牟淑坤，栗卓新，張飛虎，陳延清，章 軍

（1.首鋼技術(shù)研究院，北京100043；2.北京工業(yè)大學，北京100124）

0 引 言

現(xiàn)代焊接結(jié)構(gòu)日趨大型化、復(fù)雜化，對各種焊接條件下焊接接頭的性能（特別是沖擊韌性）提出了更為嚴格的要求。盡管現(xiàn)代焊接材料在全位置焊接的操作性能和焊接效率等方面有很大發(fā)展，但是在應(yīng)用焊接材料最多的船舶工程、壓力容器、重型機械、海洋平臺等行業(yè)，在很多情況下，仍難以滿足沖擊韌性的要求。為此，研究焊接位置對藥芯焊絲熔敷金屬低溫韌性的影響十分必要。

迄今為止，國內(nèi)外的焊接學者普遍認為不同焊接位置得到的熔敷金屬的性能存在差異，但尚未有深入性的研究。E81T1－K2藥芯焊絲是一種CO2氣體保護全位置藥芯焊絲，用該焊絲在各種位置焊接得到的熔敷金屬在低溫條件下均具有較高的沖擊韌性。作者通過調(diào)整焊接工藝參數(shù)，采用立向上焊（簡稱立焊，V）和平焊（F）兩種位置焊制FH36船用鋼，研究了焊接位置對E81T1－K2藥芯焊絲熔敷金屬低溫沖擊韌性的影響。

1 試樣制備與試驗方法

試驗用焊接材料為自主研發(fā)的E81T1－K2藥芯焊絲（φ1.2mm），母材選用 FH36船用鋼（300mm×150mm×20mm），其化學成分見表1；焊接時采用100%二氧化碳氣體保護，接頭試樣焊接測試符合ANSI／AWS A5.29－1998標準，焊接電流、電壓和焊接速度等工藝參數(shù)見表2；不同位置焊接方法焊道如圖1所示。試樣制作完畢后按ANSI／AWS A5.29－1998標準截取試樣進行低溫缺口沖擊試驗，沖擊試樣截取位置如圖1所示。

表1 母材鋼板的化學成分（質(zhì)量分數(shù)）Tab.1 Chemical composition of the base metal（mass）%

表2 焊接工藝參數(shù)Tab.2 Welding parameters

圖1 焊接坡口及沖擊試樣取樣示意Fig.1 Schematic diagram of welding groove and impact specimen taking

采用AMRAY－1000型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察熔敷金屬沖擊試樣的斷口形貌；金相試樣選取在沖擊試樣上垂直于焊道方向的焊縫截面，經(jīng)水磨砂紙粗磨、細磨、拋光后，采用Olympus－B51M型光學顯微鏡觀察夾雜物的形貌，然后用體積分數(shù)為3.5%的硝酸酒精溶液腐蝕，采用上述顯微鏡觀察熔敷金屬的顯微組織；采用OLYCIA－m3型自動圖像分析儀分別對焊縫中的夾雜物和顯微組織（選取不少于10個視場）進行定量統(tǒng)計。

2 試驗結(jié)果

2.1 熔敷金屬的化學成分及低溫沖擊吸收功

不同焊接位置熔敷金屬的化學成分和低溫沖擊吸收功，分別見表3和圖2。

2.2 熔敷金屬的顯微組織

不同焊接位置試樣顯微組織如圖3所示，顯微組織統(tǒng)計結(jié)果見表4，圖4為不同尺寸夾雜物的分布情況，其夾雜物特征參數(shù)統(tǒng)計結(jié)果見表5，熔敷金屬沖擊試樣焊縫中心的斷口形貌如圖5所示。

表3 熔敷金屬的化學成分（質(zhì)量分數(shù)）Tab.3 Chemical composition of the deposited metal（mass）%

圖2 不同焊接位置熔敷金屬的沖擊吸收功Fig.2 Impact absorbing energy of the deposited metal in different welding positions

3 分析與討論

3.1 顯微組織和化學成分對沖擊韌性的影響

圖3 不同焊接位置熔敷金屬中心區(qū)域的顯微組織Fig.3 Microstructure of the central area of the deposited metals in different welding positions

表4 不同焊接位置熔敷金屬顯微組織的統(tǒng)計結(jié)果Tab.4 Statistic results of microstructure of the deposited metals in different welding positions

圖4 熔敷金屬中不同尺寸夾雜物的數(shù)量比例Fig.4 Quantitative proportions of inclutions in deposited metals

由表4可見，對于立焊位置的熔敷金屬，其顯微組織中的柱狀晶面積所占比例為11.8%～13.9%，小于平焊熔敷金屬的（15.6%～20.4%）。分析認為，相比平焊位置，在立焊時電流、電壓較小，焊接熔池的形成主要靠剛凝固熔渣的托扶作用，由下向上移動，并非處于水平位，而是處于與垂直板成銳角的位置。熔池的幾何尺寸較小，抑制了柱狀晶組織的形核與長大，有利于等軸晶的形核［1－2］，所以其組織相對細小（見圖3）。同時，由于立焊速度較慢，熔池中液態(tài)金屬在高溫停留時間延長，過熱度增大，抑制了柱狀晶組織的形核與長大［3］，而柱狀晶在長大過程中所釋放的結(jié)晶潛熱又會抑制其周圍剛形成的柱狀晶晶核的長大，使得柱狀晶面積進一步減少。此外，由于采用每層雙道焊接，如圖1所示，焊道間熔敷金屬結(jié)合區(qū)域增大，焊縫中心部位重結(jié)晶區(qū)增多，也減少了柱狀晶的面積比例。同時，立焊熔敷金屬高溫停留時間延長使得冷卻速率較小，已經(jīng)生成的柱狀晶沿長度方向線生長速度變小，使其向熔敷金屬中心推移緩慢；但是，寬度方向基本上不存在溫度梯度，柱狀晶因冷卻速率小而容易長大，得到較寬的柱狀晶組織，立焊熔敷金屬柱狀晶的寬度為151～187μm，大于平焊熔敷金屬（97～112μm）的。

表5 夾雜物參數(shù)的統(tǒng)計結(jié)果Tab.5 Statistic results of inclusions in deposited metals

圖5 不同沖擊試樣斷口SEM形貌Fig.5 SEM morphology of impact fracture of different specimens

由表4還可看出，立焊熔敷金屬中針狀鐵素體的面積所占比例為84.4%～85.2%，多于平焊位置（77.8%～80.2%）的，并且針狀鐵素體的平均有效尺寸僅為3.35～3.64μm，比平焊熔敷金屬（4.35～5.26μm）的更細小。立焊熔敷金屬中柱狀晶面積比例較小，寬度較大，因此其晶界較少，晶界鐵素體形成面積比例減少，為9.7%～11.7%；側(cè)板條鐵素體是在晶界鐵素體的基礎(chǔ)上向晶內(nèi)發(fā)展的，所以其面積比例也較小，為4.7%～5.1%；而較大的晶內(nèi)空間和晶內(nèi)較多小尺寸的夾雜物促進了大量晶內(nèi)針狀鐵素體的形核，并相互抑制長大，使其顯微組織比平焊熔敷金屬的更加均勻細化。平焊熔敷金屬中大量晶界使晶界鐵素體的面積比例增加到13.1%～14.9%，側(cè)板條鐵素體易于長大，而晶內(nèi)針狀鐵素體的數(shù)量減少，降低了其熔敷金屬的低溫沖擊韌性［4］。

此外，由圖2可以看出，立焊熔敷金屬的沖擊韌性高于平焊熔敷金屬的。由表3可見，平焊熔敷金屬的主要合金元素含量略低于立焊熔敷金屬的。這是因為在立焊時，焊接速度較慢，熔池中的液態(tài)金屬在高溫停留的時間較長，而立焊電流較小，使藥芯中的有益合金元素（如錳、鎳、鈦等）向熔敷金屬的擴散充分，有利于提高熔敷金屬的低溫韌性，但當焊縫中的鎳和錳含量過多時，固溶強化作用大大提高，反而會抵消針狀鐵素體的有利作用，給沖擊韌性帶來負面影響［4］。

由圖5可以看出，平焊和立焊熔敷金屬的斷口表面都呈韌窩狀，這說明他們都是以微口斷裂為機制的塑性斷裂；不同的是后者形成的韌窩數(shù)量更多、更細小、變形量更大。在平焊熔敷金屬斷口韌窩的某些部位還存在尺寸較大的夾雜物粒子，而在立焊熔敷金屬斷口中雖然也含存在一些夾雜物，但其尺寸較小。

3.2 夾雜物對沖擊韌性的影響

由表5可見，立焊熔敷金屬中夾雜物總數(shù)為1 912個，平焊中的僅為1 713個，但其夾雜物總面積（1 181.192 5μm2）和面積平均值（0.617 7μm2）卻都小于平焊位置（1 456.994 5μm2，0.617 7μm2）的，這說明在立焊熔敷金屬中大顆粒夾雜物較少。由圖4可見，在平焊熔敷金屬中面積大于3μm2的夾雜物數(shù)量比例為17.6%，多于立焊熔敷金屬（7.4%）的，而小于2μm2的小尺寸夾雜物的數(shù)量比例為56.9%，小于立焊熔敷金屬（72.6%）的；立焊熔敷金屬中夾雜物的平均長寬比為1.36，小于平焊熔敷金屬中（1.71）的，其平均圓度值（1.23μm）也小于平焊熔敷金屬（1.65μm）的，這說明立焊熔敷金屬中夾雜物的尖銳度較小，圓度更大。在立焊熔敷金屬中夾雜物的各參數(shù)標準差均小于平焊熔敷金屬的，這說明在立焊熔敷金屬中的夾雜物更為均勻。分析認為在立焊時，由于熔池高溫液體存在的時間延長，有利于氧化和脫氧反應(yīng)產(chǎn)物從熔池中逸出，減少了熔敷金屬中的大顆粒夾雜物。在立焊熔敷金屬中氧的質(zhì)量分數(shù)為0.004 6%～0.004 8%，小于平焊試樣（0.004 9%～0.005 3%），也說明在立焊熔敷金屬中夾雜物總量較少。

夾雜物的線膨脹系數(shù)比金屬小得多，冷卻過程中，因其收縮變形小會在夾雜物附近形成高應(yīng)變能場，促進針狀鐵素體的形核，生成大量針狀鐵素體［5－8］。并非所有的夾雜物都能誘發(fā)針狀鐵素體形核、長大，根據(jù)文獻［9］報道，直徑為0.4～2.0μm、尖銳度較小的非金屬夾雜物才能作為針狀鐵素體的形核質(zhì)點，才有利于針狀鐵素體的形核，進而有利于提高焊縫的低溫沖擊韌性。因此在立焊熔敷金屬中數(shù)量較多的小尺寸夾雜物作為針狀鐵素體的形核位置，形成了更多（面積比例84.4%～85.2%）的針狀鐵素體。平焊熔敷金屬中大尺寸夾雜物的數(shù)量較多，可以提供大量的晶內(nèi)形核表面積，但減小了奧氏體晶粒的尺寸，使晶界面積增大，有利于晶界鐵素體的形成；而且夾雜物數(shù)量的增加，相間距減小，協(xié)同形核的新生針狀鐵素體將被相鄰鐵素體或夾雜物阻止，限制了針狀鐵素體的形成，因此平焊熔敷金屬中的針狀鐵素體面積比例（77.8%～80.2%）較少，降低了其低溫沖擊吸收功。

4 結(jié) 論

（1）立焊熔敷金屬在－60℃時的低溫沖擊吸收功為65～71J，平焊熔敷金屬的為39～46J。

（2）立焊熔敷金屬中的柱狀晶面積比例為11.8%～13.9%，平均寬度為151～187μm，針狀鐵素體面積比例為84.4%～85.2%，平均有效尺寸為3.35～3.64μm；平焊熔敷金屬中柱狀晶面積比例為15.6%～20.4%，平均寬度為97～112μm，針狀鐵素體面積比例為77.8%～80.2%，平均有效尺寸為4.35～5.26μm；立焊熔敷金屬中數(shù)量較多、尺寸較小的針狀鐵素體是其具有較高沖擊韌性的主要原因。

（3）在立焊熔敷金屬中面積小于2.0μm2夾雜物數(shù)量比例小于平焊熔敷金屬的，夾雜物分布更均勻，尖銳度較小，圓度更大，有利于針狀鐵素體的形核，增加了立焊熔敷金屬中針狀鐵素體的比例，提高了沖擊韌性。

［1］WONGPANYA P，BOELLINGHAUS T，LOTHONGKUM，G.Effects of preheating and interpass temperature on stresses in S1100QL multi－pass butt－welds［J］.Welding in the World，2008，52（3）：79－92.

［2］SVOBODA H G，RAMINI N M，SURIAN E S.The effect of welding procedure on ANSI／AWS A5.29－98E81T1－Ni1flux cored arc weld metal deposits［J］.Welding Journal，2004（11）：301－307.

［3］YAOWU S，HAN Z.Effect of weld thermal cycle on microstructure and fracture toughness of simulated heat－affected zone for a 800MPa grade high strength low alloy steel［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007（12）：30－39.

［4］栗卓新，陳邦固，金立鴻，等.自保護藥芯焊絲熔敷金屬韌化的機理［J］.焊接學報，2001，22（4）：5－8.

［5］國旭明，錢百年，王玉.夾雜物對微合金鋼熔敷金屬針狀鐵素體形核的影響［J］.焊接學報，2007，28（12）：5－11.

［6］SUGDEN A A B，BHADESHIA H K D H.Nonuniform distribution of inclusions in low－alloy steel weld deposits［J］.Material Science and Technology，2005，19（3）：669－674.

［7］黃安國，余圣甫，謝明立，等.低合金鋼焊縫的針狀鐵素體微觀組織［J］.焊接學報，2008，29（3）：45－48.

［8］SCHUMAN G O，F(xiàn)RENCH I E.Effect of microstructure and non－metallic inclusions on the impact properties of flux－cored weld metals［J］.Scripta Materialia，1997，36（12）：1143－1450.

［9］LEE T K，KIM H J，YANG B Y，et al.Effect of inclusion size on the nucleation of acicular ferrite in welds［J］.Mater Science Technology，2002，40：1260－1268.