林　哲，李紅斌，徐樹(shù)成，李小林

（1.華北理工大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北唐山063009；2.河北省現(xiàn)代冶金技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北唐山063009）

外焊溫度對(duì)X80鋼二次熱循環(huán)后熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織與力學(xué)性能的影響

林哲1，2，李紅斌1，2，徐樹(shù)成1，2，李小林1，2

（1.華北理工大學(xué)冶金與能源學(xué)院，河北唐山063009；2.河北省現(xiàn)代冶金技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北唐山063009）

通過(guò)熱模擬技術(shù)、V型缺口沖擊試驗(yàn)、硬度實(shí)驗(yàn)與顯微分析方法研究了外焊溫度對(duì)二次熱循環(huán)X80管線鋼粗晶熱影響區(qū)組織與性能的影響規(guī)律。結(jié)果表明：當(dāng)外焊熱循環(huán)峰值溫度在（α+γ）兩相區(qū)范圍時(shí)，X80管線鋼的韌性最低，明顯低于一次加熱粗晶區(qū)；硬度最大，明顯高于一次加熱粗晶區(qū)，金相組織中出現(xiàn)大量的粗大、富碳的M-A組元，證明內(nèi)焊亞臨界粗晶區(qū)出現(xiàn)明顯脆化和硬化現(xiàn)象。

X80管線鋼；四絲埋弧焊；二次熱循環(huán)；粗晶區(qū)

0　前言

在高鋼級(jí)管線鋼的焊接時(shí)，對(duì)于多絲埋弧焊接來(lái)說(shuō)，在打底焊完成后，內(nèi)焊和外焊都是一道完成，這就造成了內(nèi)焊的熱影響區(qū)和外焊的熱影響區(qū)相互重疊。因此內(nèi)焊熱影響區(qū)和外焊熱影響區(qū)相互作用，經(jīng)過(guò)兩次熱循環(huán)，形成二次熱影響區(qū)。內(nèi)焊時(shí)，熱影響區(qū)粗晶區(qū)在焊縫周?chē)省癠”型帶狀分布，由于這條細(xì)帶上不同的位置距離外焊熱源長(zhǎng)度不同，因此，其受到外焊的二次加熱的峰值溫度不同[1]，引起內(nèi)焊HAZ粗晶區(qū)顯微組織和性能發(fā)生變化[2]。X80管線鋼內(nèi)外焊接熱循環(huán)對(duì)母材所產(chǎn)生的熱影響區(qū)（HAZ）的組織與性能的變化情況國(guó)內(nèi)外已有大量的研究文獻(xiàn)[3-5]，但對(duì)于外焊熱循環(huán)對(duì)內(nèi)焊熱影響區(qū)組織與性能的影響目前少見(jiàn)研究報(bào)道。在此研究了外焊溫度對(duì)X80管線鋼二次熱循環(huán)后熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織與力學(xué)性能的影響，總結(jié)出隨著外焊峰值溫度的變化，其顯微組織和力學(xué)性能的變化規(guī)律，對(duì)制定合理的焊接工藝具有重要作用。

1.1試樣制備

試驗(yàn)材料選用國(guó)產(chǎn)某鋼廠生產(chǎn)的X80管線鋼，加工成的圓柱型試樣和夏比沖擊試驗(yàn)所需的方柱。其主要化學(xué)成分如表1所示。

表1　X80管線鋼化學(xué)成分Tab.1X80 pipeline steel components ％

1.2試驗(yàn)方法

試驗(yàn)?zāi)M的是四絲埋弧焊，每個(gè)焊絲直徑為φ4 mm，X80管線鋼四絲埋弧焊接內(nèi)焊重疊熱影響區(qū)示意如圖1所示。為獲取X80管線鋼在四絲埋弧焊接內(nèi)焊重疊熱影響區(qū)的組織特點(diǎn)和性能規(guī)律，利用Gleeble3500熱模擬機(jī)進(jìn)行熱模擬實(shí)驗(yàn)，采用的熱模擬實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表2所示。切割拋光后的試樣使用4％的硝酸酒精腐蝕，采用DMI5000M自動(dòng)金相顯微鏡和S-4800場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察金相組織。力學(xué)性能測(cè)試采用HVST-1000ZA顯微硬度計(jì)測(cè)試試樣的硬度，試樣選取10 mm×10 mm×55 mm的長(zhǎng)方體試樣，選擇長(zhǎng)方體的長(zhǎng)度方向不同的三個(gè)點(diǎn)進(jìn)行測(cè)試，然后取平均值；采用ZBC2602-3型沖擊試驗(yàn)機(jī)測(cè)試試樣的沖擊韌性，選取試樣三個(gè)為一組，尺寸10 mm×10 mm×55 mm，采用V型缺口。每組三次試驗(yàn)結(jié)果，取平均值作為有效值。

圖1　X80管線鋼內(nèi)焊熱影響區(qū)粗晶區(qū)受外焊作用的重疊區(qū)Fig.1Overlapping area of external welding on coarse grain zone of internal welding heat affected zone of X80 pipeline steel

表2　內(nèi)焊重疊熱影響區(qū)的熱模擬參數(shù)Tab.2Thermal simulation parameters of overlapping area on interior welding heat affected zone

2　試驗(yàn)結(jié)果和討論

2.1內(nèi)焊熱影響區(qū)粗晶區(qū)重疊區(qū)顯微組織與力學(xué)性能

在內(nèi)焊熱影響區(qū)，距離熔融區(qū)相同距離的“U”型區(qū)域內(nèi)，熱循環(huán)歷程完全相同，且有相同的峰值溫度（1 300℃）。內(nèi)焊結(jié)束后，經(jīng)歷1 000 s的冷卻過(guò)程，然后經(jīng)歷外焊過(guò)程的再次升溫。由于此“U”型區(qū)域所處的位置距離外焊熔融區(qū)垂直距離不同，因此在外焊二次加熱時(shí)，其峰值溫度不同（在此取600℃、800℃、900℃、1 000℃、1 200℃進(jìn)行研究），導(dǎo)致X80管線鋼模擬內(nèi)焊粗晶熱影響區(qū)的硬度差異很大，隨著外焊峰值溫度的變化，X80模擬內(nèi)焊熱影響區(qū)粗晶區(qū)的硬度如圖2a所示。沖擊韌性與外焊峰值溫度的規(guī)律如圖2b所示。

鋼的熱影響區(qū)的韌性取決于內(nèi)焊一次熱循環(huán)和外焊二次熱循環(huán)過(guò)程中形成的特定組織及其分布形態(tài)[6]。當(dāng)模擬內(nèi)焊熱影響區(qū)峰值溫度為1 300℃，外焊熱影響區(qū)峰值溫度不同時(shí)，這種熱循環(huán)下所形成的顯微組織分別如圖3所示。

由圖3可知，X80多絲埋弧焊接在內(nèi)焊峰值溫度為1 300℃時(shí)，外焊熱循環(huán)隨峰值溫度的變化有一定的規(guī)律性[7]。當(dāng)外焊熱循環(huán)峰值溫度在Ac1以下時(shí)即600℃（見(jiàn)圖3a），一次熱循環(huán)粗晶區(qū)經(jīng)歷了一個(gè)短時(shí)回火過(guò)程：（1）存在部分鐵素體的再結(jié)晶；（2）部分M-A組元的分解；（3）少量碳化物的析出。外焊時(shí)由于升溫的峰值溫度為600℃，沒(méi)有發(fā)生相轉(zhuǎn)變，只發(fā)生了組織的輕微轉(zhuǎn)變即回火軟化過(guò)程，各相含量不變，強(qiáng)度硬度下降，韌性升高[8]。

圖2　不同外焊熱循環(huán)峰值溫度下X80鋼模擬內(nèi)焊粗晶區(qū)的力學(xué)性能分布規(guī)律Fig.2Distribution law of mechanical properties of simulated internal welding coarse grain zone under the peak temperature of different external welding thermal cycle

圖3　不同外焊熱循環(huán)峰值溫度下模擬內(nèi)焊粗晶區(qū)的顯微組織Fig.3Microstructure of simulated internal welding coarse grain zone under the peak temperature of different external welding thermal cycle

當(dāng)外焊熱循環(huán)峰值溫度高于Ac3溫度時(shí)即1 100℃（見(jiàn)圖3d），此時(shí)奧氏體完全重結(jié)晶，其組織明顯細(xì)化。綜合以上實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)內(nèi)焊峰值溫度為1 300℃，外焊峰值溫度在Ac1以下和Ac3以上時(shí)，材料韌性優(yōu)良，韌性和硬度沒(méi)有明顯變化。

當(dāng)外焊熱循環(huán)峰值溫度處于Ac1～Ac3之間，即相變臨界區(qū)（α+γ）溫度范圍時(shí)（在此選取800℃），顯微組織如圖3b所示。此時(shí)力學(xué)性能則發(fā)生明顯變化[9]，硬度最高，表現(xiàn)為內(nèi)焊焊接臨界粗晶區(qū)（IICGHAZ）脆化。隨著溫度的降低，奧氏體和部分高溫馬氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w、馬氏體、鐵素體和殘余奧氏體。

2.2內(nèi)焊熱影響區(qū)重疊區(qū)亞臨界粗晶區(qū)局部脆化機(jī)理

（1）晶粒粗大導(dǎo)致脆化。

X80管線鋼的內(nèi)焊焊接熱循環(huán)粗晶區(qū)在經(jīng)歷Ac3即900℃以上溫度的外焊接熱循環(huán)后，微觀組織發(fā)生轉(zhuǎn)變，奧氏體發(fā)生完全重結(jié)晶，故其組織得到明顯細(xì)化。與此不同的是，X80鋼的內(nèi)焊熱循環(huán)粗晶區(qū)經(jīng)歷峰值溫度在Ac1～Ac3之間溫度時(shí)，即（α+γ）兩相區(qū)間的外焊接熱循環(huán)后，雖然發(fā)生了部分重結(jié)晶，但經(jīng)歷外焊熱循環(huán)后，內(nèi)焊焊接熱循環(huán)粗晶區(qū)經(jīng)歷并沒(méi)有明顯細(xì)化，變?yōu)閮?nèi)焊亞臨界粗晶區(qū)。

內(nèi)焊接熱循環(huán)粗晶區(qū)形成了少量針狀鐵素體。這些組織在奧氏體某一取向上以切變方式生成，并與母相保持著某種位向關(guān)系。當(dāng)內(nèi)焊熱循環(huán)粗晶區(qū)的這些非平衡組織受到（α+γ）兩相區(qū)溫度區(qū)間的外焊二次熱循環(huán)時(shí)，重結(jié)晶奧氏體為減小相變阻力，形核時(shí)力求與結(jié)晶學(xué)有序組織在密排面和密排方向上保持平行。這種有取向形核導(dǎo)致重結(jié)晶奧氏體繼承了內(nèi)焊熱循環(huán)粗晶區(qū)的粗大組織。所以在外焊熱循環(huán)時(shí)，雖然發(fā)生了部分重結(jié)晶，但是組織大小不均，已重結(jié)晶的部分會(huì)細(xì)化，沒(méi)有重結(jié)晶的部分不細(xì)化。導(dǎo)致二次熱循環(huán)形成的內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)韌性較差。與此不同的是，當(dāng)二次焊接熱循環(huán)的峰值溫度超過(guò)900℃時(shí)，已形成的奧氏體由于相變硬化現(xiàn)象而發(fā)生重結(jié)晶，導(dǎo)致晶粒細(xì)化，從而使韌性提高[10]。

（2）M-A組元致脆。

管線鋼在內(nèi)焊一次焊接熱循環(huán)過(guò)程中形成的M-A組元是除晶粒大小之外內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)局部脆化的形成主要機(jī)理[11]。X80管線鋼的內(nèi)焊亞臨界粗晶區(qū)，內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)，內(nèi)焊過(guò)臨界粗晶區(qū)，內(nèi)焊未變粗晶區(qū)的顯微組織分別如圖4所示。

圖4　內(nèi)焊熱影響區(qū)重疊區(qū)不同區(qū)域的SEM圖像Fig.4SEM images of ISCGHAZ，IICGHAZ，ISCCGHAZ，IUCGHAZ

由于經(jīng)歷內(nèi)焊過(guò)程的粗晶熱影響區(qū)晶粒粗大，為相變過(guò)程M-A組元的形成提供了必要條件，因而M-A組元優(yōu)先在原奧氏體晶界處形成，在形態(tài)上表現(xiàn)為“散開(kāi)的珠子”結(jié)構(gòu)[12]。

內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)局部脆化受到M-A組元的形態(tài)、含量和大小的影響。分析掃描電鏡照片可知，內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)中的M-A組元形態(tài)主要分為塊狀和條狀兩類。研究表明，M-A組元的含量和大小是引起局部脆化的重要因素，M-A組元誘發(fā)裂紋輔助因素。由圖4可知，在內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)中有比內(nèi)焊亞臨界粗晶區(qū)、內(nèi)焊過(guò)臨界粗晶區(qū)、內(nèi)焊未變粗晶區(qū)中含量更多、尺寸更粗大的M-A組元，這種粗大形態(tài)的M-A組元是導(dǎo)致內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)脆性增強(qiáng)的主要原因。

研究表明，對(duì)內(nèi)焊一次焊接熱循環(huán)粗晶區(qū)進(jìn)行外焊二次焊接熱循環(huán)到（α+γ）混合區(qū)再冷卻后，MA組元的含量和尺寸發(fā)生變化，而且形成的M-A組元的形態(tài)發(fā)生特定的變化。分析表明，鋼的熱影響區(qū)經(jīng)一次熱循環(huán)形成的非平衡組織具有一定位向性，當(dāng)外焊二次熱循環(huán)的峰值溫度處于Ac1～Ac3之間時(shí)，即（α+γ）兩相區(qū)，由于碳原子易于作定向分布，使得碳的濃度分布不均勻。由于在奧氏體、鐵素體兩相混合區(qū)內(nèi)，鐵素體的形成過(guò)程伴隨著其碳元素的析出，使得形成的奧氏體的含碳量高于單相奧氏體。隨著冷卻的進(jìn)行，這種富碳的γ會(huì)轉(zhuǎn)變成為含碳量更高的M-A組元。這種M-A組元極易誘發(fā)顯微裂紋和成為裂紋擴(kuò)展的通道，致使韌性嚴(yán)重降低。

3　結(jié)論

（1）在內(nèi)焊熱影響區(qū)粗晶區(qū)內(nèi)，當(dāng)外焊熱循環(huán)峰值溫度在（α+γ）兩相區(qū)范圍時(shí)，X80管線鋼的韌性最低，明顯低于一次加熱粗晶區(qū)；硬度最大，明顯高于一次加熱粗晶區(qū)，證明內(nèi)焊臨界粗晶區(qū)出現(xiàn)明顯脆化和硬化現(xiàn)象。

（2）大量粗大、富碳的M-A組元引起組織脆化和硬化，使內(nèi)焊亞臨界粗晶區(qū)組織性能較內(nèi)焊熱影響區(qū)重疊區(qū)內(nèi)的其他區(qū)域差。

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Influence of the external welding temperature on microstructure and mechanical properties of coarse grain heat-affected zone after secondary welding thermal cycle in an X80 steel

LIN Zhe1，2，LI Hongbin1，2，XU Shucheng1，2，LI Xiaolin1，2
（1.College of Metallurgy and Energy North China University And Technolgy，Tangshan 063009，China；2.Hebei Province Key Laboratory of Modern Metallurgical Technology，Tangshan 063009，China）

The influence law of external welding temperature on microstructure and property of coarse grain heat-affected zone in a X80 pipeline steel during double welding thermal cycle was investigated by thermal simulation technique，Charpy V test，Hardness test and microscopic analysis method.The results indicated that the toughness of X80 pipeline steel was the lowest when external welding peak temperature during double welding thermal cycle was in two phase(α+γ)temperature range，which was significantly inferior to primary coarse grain heat-affected zone；and the hardness of X80 pipeline steel was the biggest in the same case，which was significantly higher than the primary coarse grain heat-affected zone，lots of M-A component which was thick and carbon-rich appeared in the metallographic structure，proved that the embrittlement and hardening phenomenon had happened in subcritical coarse grain zone of internal welding.

X80 pipeline steel；four wire submerged arc welding；secondary thermal cycle；coarse grain zone

TG457.11

A

1001－2303（2016）03－0084-05

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.03.18

2015－10－11

相變法制備亞微米鐵素體研究（E2015209243）

林哲（1990—），男，廣西欽州人，碩士，主要從事焊接熱影響區(qū)組織及力學(xué)性能演變的研究。