楊兆慶 李金梅 梁小武

摘要：低溫壓力容器08Ni3DR鋼在極低溫度下（-100 ℃）具有較好的強(qiáng)韌性匹配，在實(shí)際工程應(yīng)用中，保障焊接接頭的低溫沖擊韌性一直是壓力容器制造過程中的難題之一。對于實(shí)際的焊接接頭，最薄弱區(qū)域的確定以及最薄弱區(qū)域的影響對焊接接頭的表征具有重要的意義。通過將夏比V型缺口開在母材、焊縫、熱影響區(qū)不同位置處，系統(tǒng)研究了08Ni3DR壓力容器鋼焊接接頭的組織和韌性。結(jié)果表明：焊接接頭韌性最薄弱區(qū)域?yàn)榇志嵊绊憛^(qū)，其粗晶熱影響區(qū)的顯微組織為粗大的粒狀貝氏體和板條貝氏體組成的復(fù)合組織。粗晶熱影響區(qū)寬度在缺口尖端前沿所占比例越高，試樣的沖擊吸收能量越低。當(dāng)粗晶熱影響區(qū)寬度所占比例達(dá)到100%時(shí)，沖擊吸收能量為27 J，相比于母材沖擊韌性損失高達(dá)90.7%。以上兩個方面充分體現(xiàn)出焊接接頭最薄弱區(qū)域?qū)_擊韌性有很大的影響。

關(guān)鍵詞：08Ni3DR;最薄弱區(qū)域;粗晶熱影響區(qū);沖擊韌性

0? ? 前言

近幾十年來隨著石油、化工產(chǎn)品的消費(fèi)迅速上升，尤其是乙烯工業(yè)的飛速發(fā)展，對低溫及超低溫用結(jié)構(gòu)材料的需求越來越大，低溫材料作為重要的戰(zhàn)略物資，國內(nèi)各大鋼廠都在進(jìn)行研究，這就對大型低溫裝置的建設(shè)提出了更高的要求[1-3]。低溫壓力容器08Ni3DR鋼在極低溫度下（-100 ℃）具有較好的強(qiáng)韌性匹配，已被廣泛用于存儲包括乙烯、低溫甲醇洗、城市燃?xì)?、二氧化碳等低溫裝置中。在實(shí)際的工程應(yīng)用中，熔焊技術(shù)是制造大型壓力容器結(jié)構(gòu)必不可少的技術(shù)。但是，保障焊接接頭的低溫沖擊韌性一直是壓力容器制造過程中的難題之一。焊接接頭熱影響區(qū)（heat affected zone，HAZ）中的粗晶熱影響區(qū)（coarse grain heat affected zone，CGHAZ）有可能產(chǎn)生粗大晶粒和損害韌性的微觀組織，例如粒狀貝氏體、上貝氏體、馬氏體、側(cè)板條鐵素體等[4-6]，從而成為誘發(fā)解理裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展，引發(fā)斷裂的最薄弱區(qū)域[7-8]。因此這不僅需要提高壓力容器設(shè)備的沖擊性能，而且還必須具有優(yōu)良的可焊接性[9]。目前，國內(nèi)外學(xué)者大多采用熱模擬技術(shù)或通過改變焊接參數(shù)來研究熱影響區(qū)的性能，其結(jié)果僅能反映焊接接頭在一定熱模擬參數(shù)下的力學(xué)性能，并不能反映鋼材的真實(shí)可焊性及其對焊接的適應(yīng)性。實(shí)際焊接接頭中的熱影響區(qū)是一個很窄的區(qū)域，最薄弱的粗晶熱影響區(qū)是一個狹小的微區(qū)，單獨(dú)表征實(shí)際焊接接頭中熱影響區(qū)的沖擊韌性是非常困難的，并且熱影響區(qū)特別是粗晶熱影響區(qū)占缺口尖端8 mm韌帶不同比例時(shí)沖擊韌性是不一樣的。因此通過將缺口尖端開在焊接接頭熱影響區(qū)不同位置處，通過一系列實(shí)驗(yàn)得出不同比例的粗晶熱影響區(qū)試樣所對應(yīng)的沖擊韌性以及焊接接頭最低的沖擊韌性，綜合以上兩個方面來體現(xiàn)焊接接頭最薄弱區(qū)域?qū)_擊韌性的影響?；诖耍闹薪沂玖?8Ni3DR焊條電弧焊焊接接頭的最薄弱區(qū)域，結(jié)合熱影響區(qū)的組織、硬度、斷口形貌，從理論上研究了缺口位于熱影響區(qū)不同位置時(shí)最薄弱區(qū)域在缺口試樣8 mm韌帶上占的比例與沖擊韌性之間的關(guān)系。為承壓設(shè)備常用材料焊接接頭最薄弱區(qū)域韌性的合格指標(biāo)提供數(shù)據(jù)支撐，為建立鋼材焊接最薄弱區(qū)域?qū)_擊韌性的評價(jià)方法提供理論基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)?zāi)覆牟捎?8Ni3DR壓力容器低溫鋼板，厚度32 mm，母材化學(xué)成分如表1所示。焊前預(yù)熱溫度為120～160 ℃，焊后熱處理工藝為590 ℃，保溫4 h，開V型坡口。焊條電弧焊采用 OERLIKON 公司生產(chǎn)的 E7016-C2L 焊條，其熔敷金屬化學(xué)成分如表2所示。焊接工藝參數(shù)為：熱輸入15 kJ/cm，焊接電流150～160 A，焊接電壓30 V，焊接速度10 m/h。在板厚的1/4處取橫向試樣，缺口方向垂直于焊接方向。試樣參照并執(zhí)行國家標(biāo)準(zhǔn) GB/T 2650-2008《焊接接頭沖擊試驗(yàn)方法》進(jìn)行取樣加工，標(biāo)準(zhǔn)的夏比V型缺口分別取在母材（base metal，BM），焊縫（weld metal，WM）和熱影響區(qū)。將熱影響區(qū)劃分為粗晶熱影響區(qū)（CGHAZ），細(xì)晶熱影響區(qū)（fine grained heat affected zone，F(xiàn)GHAZ），臨界熱影響區(qū)（intercritical heat affected zone，ICHAZ），亞臨界熱影響區(qū)（subcritical heat affected zone，SCHAZ）。選取熔合線較為平直的試樣，將缺口取在熔合線處（粗晶熱影響區(qū)），如圖1所示。細(xì)晶熱影響區(qū)缺口開在距離熔合線1 mm處，臨界熱影響區(qū)缺口開在距離熔合線1.5 mm處，亞臨界熱影響區(qū)缺口開在距離熔合線2 mm處。通過帶有千分尺的光學(xué)顯微鏡在左右移動距離為0.1 mm的范圍內(nèi)統(tǒng)計(jì)出缺口尖端粗晶熱影響區(qū)寬度所占8 mm缺口尖端前沿的比例。使用CIEM-300-CPC電氣測量沖擊試驗(yàn)機(jī)在-100 ℃下進(jìn)行低溫沖擊試驗(yàn)。其中，母材、焊縫各制備5個沖擊試樣，粗晶熱影響區(qū)制備50個沖擊試樣，熱影響區(qū)其他區(qū)域制備10個沖擊試樣。采用Quanta450FEG型掃描電子顯微鏡（SEM）分析組織和斷口形貌。采用HAT-1000A數(shù)字顯示顯微硬度儀測量顯微硬度。

2 結(jié)果與分析

2.1 焊接接頭各區(qū)域的沖擊吸收能量

08Ni3DR鋼焊接接頭在-100 ℃下各區(qū)域的沖擊吸收能量如表3所示。-100 ℃時(shí)，母材、亞臨界熱影響區(qū)、臨界熱影響區(qū)、細(xì)晶熱影響區(qū)的平均沖擊吸收能量均在270 J以上，都具有優(yōu)異的沖擊韌性，焊縫的平均沖擊吸收能量為158 J，沖擊韌性表現(xiàn)良好。通過一系列實(shí)驗(yàn)得到缺口尖端沖擊試樣前沿含有粗晶熱影響區(qū)的沖擊吸收能量最低只有41 J，粗晶熱影響區(qū)的沖擊吸收能量相比焊接接頭其他區(qū)域差異巨大，其沖擊吸收能量相比于母材損失了約86%，成為韌性最薄弱的區(qū)域。08Ni3DR鋼焊接接頭各區(qū)域在-100 ℃下的沖擊斷口形貌如圖2所示。母材、亞臨界熱影響區(qū)、臨界熱影響區(qū)、細(xì)晶熱影響區(qū)的斷口都被韌性斷裂區(qū)覆蓋，在微觀斷口發(fā)現(xiàn)了大量密集的韌窩和撕裂棱，表現(xiàn)為完全的韌性斷裂。焊縫金屬的斷口由解理區(qū)和韌性斷裂區(qū)共同組成，在微觀斷口上展現(xiàn)出河流狀花樣的解理臺階、韌窩、撕裂脊共存的現(xiàn)象，表現(xiàn)為準(zhǔn)解理斷裂。

2.2 焊接接頭各區(qū)域的微觀組織及硬度

08Ni3DR鋼焊接接頭各區(qū)域的顯微組織如圖3所示。亞臨界熱影響區(qū)組織與母材相比，均為塊狀鐵素體，且基體上彌散分布有少許碳化物。臨界熱影響區(qū)組織為晶粒尺寸差異較大的鐵素體，這可能是由于一部分組織發(fā)生奧氏體化，在冷卻的過程中轉(zhuǎn)變?yōu)榧?xì)小的晶粒，其余部分仍保持原來晶粒較大的尺寸。因此，此區(qū)域的組織由一部分未轉(zhuǎn)變的較粗大晶粒和已轉(zhuǎn)變的細(xì)小晶粒組成。細(xì)晶熱影響區(qū)的組織由晶粒尺寸均一且細(xì)小的塊狀鐵素體（Block ferrite，BF）組成。粗晶熱影響區(qū)組織發(fā)生嚴(yán)重的粗化，在冷卻過程中，產(chǎn)生粒狀貝氏體（Granular? ferrite，GB）和板條貝氏體（Lath bainite，LB）組成的復(fù)合組織。焊縫一次組織為粗大的柱狀晶，分布有少量碳化物，在晶界內(nèi)形成細(xì)小的針狀鐵素體（Acicular ferrite，AF）。二次組織為塊狀鐵素體，且尺寸較為均勻。晶粒尺寸分布如圖4所示。由圖可知，母材的平均晶粒尺寸為13.5 μm，最大為27 μm;亞臨界熱影響區(qū)的平均晶粒尺寸為13.7 μm，最大為27 μm;臨界熱影響區(qū)的平均晶粒尺寸為11.5 μm，最大為26 μm;細(xì)晶熱影響區(qū)的平均晶粒尺寸為7.8 μm，最大為18 μm;而粗晶熱影響區(qū)的平均晶粒尺寸為25 μm，最大為55 μm。通過比較圖3的微觀組織以及圖4的晶粒尺寸分布可知，母材、細(xì)晶熱影響區(qū)、粗晶熱影響區(qū)的晶粒尺寸差異較大。雖然臨界熱影響區(qū)的晶粒尺寸不均勻，但平均晶粒尺寸和母材、亞臨界熱影響區(qū)的晶粒尺寸相近。相比細(xì)晶熱影響區(qū)，粗晶熱影響區(qū)的晶粒尺寸粗化顯著。焊縫、熱影響區(qū)以及母材的硬度分布如圖5所示。遠(yuǎn)離熔合線的亞臨界熱影響區(qū)平均硬度最小，顯微硬度值為157～164 HV，相對于母材硬度值的168～181 HV發(fā)生少許軟化。臨界熱影響區(qū)和細(xì)晶熱影響區(qū)相比母材，硬度有所提升。緊鄰熔合線的焊縫和粗晶熱影響區(qū)的硬度較高，而粗晶熱影響區(qū)表現(xiàn)出最高的硬度，硬度平均值達(dá)到210～231 HV。

2.3 粗晶熱影響區(qū)寬度占缺口尖端前沿比例與沖擊吸收能量的關(guān)系

通過一系列缺口試樣的研究，將缺口開在熔合線處，發(fā)現(xiàn)沖擊吸收能量在41～305 J范圍內(nèi)波動，說明缺口尖端前沿粗晶熱影響區(qū)組織比例的不同，會嚴(yán)重影響缺口試樣的沖擊韌性。缺口尖端開在熔合線處，但韌帶上含有不同比例不同區(qū)域的混合組織斷口形貌如圖6所示。比較圖6可知，缺口尖端呈現(xiàn)準(zhǔn)解理斷裂區(qū)域的不同，最后決定了不同試樣存在不同的沖擊韌性，而且隨著呈現(xiàn)準(zhǔn)解理斷裂區(qū)域的粗晶熱影響區(qū)比例的增加，沖擊韌性隨之降低。通過測量缺口尖端粗晶熱影響區(qū)寬度分布比例，得到不同粗晶熱影響區(qū)寬度的斷口形貌。當(dāng)沖擊吸收能量在270 J以上時(shí)，缺口尖端并沒有粗晶熱影響區(qū)組織的存在，因而對其韌性并沒有削弱。當(dāng)沖擊沖擊吸收能量下降到233 J時(shí)，測得粗晶熱影響區(qū)寬度所占比例達(dá)到整個韌帶區(qū)的21.7%，斷口由大量的韌性斷裂區(qū)和21.7%的脆性解理斷裂區(qū)組成。當(dāng)沖擊吸收能量下降到123 J時(shí)，粗晶熱影響區(qū)寬度所占比例達(dá)到了62.1%，斷口由少量的韌性斷裂區(qū)和62.1%的脆性解理斷裂區(qū)組成。當(dāng)沖擊吸收能量降低到47 J時(shí)，粗晶熱影響區(qū)寬度所占比例達(dá)到了86.5%，斷口上大部分由脆性解理斷裂區(qū)組成，僅有少許韌性斷裂區(qū)，此時(shí)，相比于母材沖擊吸收能量損失了約86%。雖然在實(shí)際施焊條件下，并沒有出現(xiàn)粗晶熱影響區(qū)寬度所占百分比例的缺口試樣，但是可以通過粗晶熱影響區(qū)的分布比例與沖擊韌性的分布曲線（見圖7），通過函數(shù)擬合公式，從而間接地計(jì)算出100%粗晶熱影響區(qū)寬度所占比例相對應(yīng)的沖擊韌性。完整的粗晶熱影響區(qū)的沖擊吸收能量擬合值為27 J （非實(shí)驗(yàn)線性擬合值）。從曲線分布來看，總體趨勢為：隨著粗晶熱影響區(qū)所占缺口尖端前沿的比例增加沖擊韌性逐漸降低。

2.4 焊接接頭最薄弱區(qū)域的確定

焊接接頭熱影響區(qū)中的局部脆性大多是由粗晶熱影響區(qū)引起的。由于晶粒的顯著粗化，這使得熱影響區(qū)和母材的性能嚴(yán)重失配。粗晶熱影響區(qū)的顯微組織通常是粒狀貝氏體、多邊形鐵素體和M-A組元組成的混合微觀組織，區(qū)別主要在于貝氏體、鐵素體的晶粒尺寸以及M-A組元的尺寸和含量[10-13]。在本研究中，母材、細(xì)晶熱影響區(qū)、粗晶熱影響區(qū)的平均晶粒尺寸分別為13.5 μm、7.8 μm、25 μm，最大平均晶粒尺寸為27 μm、18 μm、55 μm。細(xì)晶熱影響區(qū)的平均晶粒尺寸約為粗晶熱影響區(qū)晶粒尺寸的1/3。結(jié)合焊接接頭各區(qū)域的硬度值，臨界熱影響區(qū)與細(xì)晶熱影響區(qū)的硬度相比母材有所提升，其原因可能是晶粒細(xì)化所導(dǎo)致的細(xì)晶強(qiáng)化。同時(shí)，粗晶熱影響區(qū)的組織為粒狀貝氏體和板條貝氏體組成。而其他區(qū)域?yàn)閱我坏蔫F素體組成。因此，韌性的提高是由更細(xì)小的單一晶粒組織引起的。粗晶熱影響區(qū)和細(xì)晶熱影響區(qū)之間沖擊韌性的主要差異是晶粒尺寸和組織的不同所致[14-15]。對比各個區(qū)域的顯微組織，由于粗晶熱影響區(qū)有貝氏體出現(xiàn)，而其他區(qū)域并不存在，因而表現(xiàn)出更高的硬度（210～231 HV），大于焊接接頭任何區(qū)域的硬度。所以，顯微組織由粗大的粒狀貝氏體以及板條貝氏體組成的粗晶熱影響區(qū)表現(xiàn)出最差的沖擊韌性，而晶粒尺寸較細(xì)小且組織組成較單一的母材、亞臨界影響區(qū)、臨界熱影響區(qū)、細(xì)晶熱影響區(qū)擁有更好的沖擊韌性。上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，08Ni3DR鋼焊接接頭的最薄弱區(qū)域是粗晶熱影響區(qū)，而粗大的粒狀貝氏體+板條貝氏體是韌性最弱的顯微組織，這是粗晶熱影響區(qū)韌性差的最直接原因。

2.5 最薄弱區(qū)域比例對沖擊韌性的影響規(guī)律

由于缺口位置的差異，沖擊吸收能量的差異超過了250 J左右。粗晶熱影響區(qū)的寬度隨熱影響區(qū)熔合線中缺口位置的微小變化而發(fā)生顯著變化。隨著缺口尖端的粗晶熱影響區(qū)分?jǐn)?shù)的增加，沖擊吸收能量逐漸降低，直到達(dá)到27 J（非實(shí)驗(yàn)線性擬合值），這表明缺口尖端的微觀組織對沖擊韌性有很大的影響。與母材和熱影響區(qū)其他區(qū)域的韌性相比，最薄弱的粗晶熱影響區(qū)的沖擊韌性降低了約90.7%。因此，也進(jìn)一步說明最薄弱區(qū)域在缺口尖端前的分布位置和所占比例對整體焊接接頭沖擊韌性有很大的影響。當(dāng)缺口尖端前沿沒有粗晶熱影響區(qū)時(shí)，沖擊吸收能量大于270 J，缺口尖端前沿的組織由韌性較好的細(xì)晶熱影響區(qū)所組成，試樣為完全的韌性斷裂。因此，08Ni3DR焊接接頭試樣中沖擊吸收能量從41 J變化到305 J，斷裂模式從解理斷裂—準(zhǔn)解理斷裂—韌性斷裂逐漸轉(zhuǎn)變，其中主要的原因是在缺口尖端韌帶上存在一定比例的粗晶熱影響區(qū)。這表明除了粗晶熱影響區(qū)外，其他區(qū)域的組織在實(shí)驗(yàn)溫度下表現(xiàn)出更好的韌性。如果在實(shí)際焊接條件下無法獲得完整粗晶熱影響區(qū)的沖擊韌性，根據(jù)圖7可以通過函數(shù)模型擬合公式計(jì)算出完整的粗晶熱影響區(qū)所對應(yīng)的沖擊韌性?；谏鲜鲇懻?，焊接接頭缺口試樣沖擊韌性的差異主要來自于缺口尖端前沿最薄弱區(qū)域的分布位置和比例。而最薄弱區(qū)域的組織組成決定了該區(qū)域的強(qiáng)韌性，因而最薄弱區(qū)域在缺口尖端前沿的比例也就影響著缺口試樣的沖擊韌性。

3 結(jié)論

（1） 08Ni3DR鋼焊條電弧焊焊接接頭在熱輸入為15 kJ/cm的情況下，最薄弱區(qū)域?yàn)榇志嵊绊憛^(qū)，微觀組織由粗大的粒狀貝氏體以及板條貝氏體組成，其沖擊吸收能量為27 J（非實(shí)驗(yàn)線性擬合值）。相對于母材沖擊吸收能量降低約90.7%。粗晶熱影響區(qū)韌性惡化的根本因素是微觀組織的轉(zhuǎn)變以及晶粒的粗化。

（2）在實(shí)際焊接接頭中，最薄弱區(qū)域在缺口尖端前沿所占的比例越多，相對應(yīng)的沖擊韌性越低。最薄弱區(qū)域占缺口尖端前沿韌帶60%～70%時(shí)，沖擊吸收能量相比母材損失了約70%。當(dāng)最薄弱區(qū)域占缺口尖端前沿的90%～100%時(shí)，沖擊吸收能量相比母材損失了約90%，充分展現(xiàn)出焊接接頭最薄弱區(qū)域?qū)θ笨谠嚇拥臎_擊韌性有巨大影響。如果在實(shí)際施焊條件下，沒有得到完整的最薄弱區(qū)域的沖擊韌性，可以通過擬合的函數(shù)模型，從而間接計(jì)算出最薄弱區(qū)域?qū)挾人急壤鄬?yīng)的沖擊韌性。

參考文獻(xiàn)：

張勇.低溫壓力容器用鋼的現(xiàn)狀與發(fā)展概況[J].壓力容器，2006，23（4）：31-34.

徐亮，章小滸，黃金國，等.首臺-100 ℃用08Ni3DR鋼制3 000 m3乙烷球罐的制造焊接工藝[J].電焊機(jī)，2017，47（5）：137-143.

李道清，高小紅，任世宏，等.3.5Ni 低溫鋼的焊接[J].電焊機(jī)，2012，42（10）：52-57.

Lan L Y，Qiu C L，Zhao D W，et al.Microstructural chara-cteristics and toughness of the simulated coarse grained heat affected zone of high strength low carbon bainitic steel[J].Materials Science and Engineering A，2011，529（11）：192-200.

張英喬，張漢謙，劉偉明.M-A組元對石油儲罐用鋼粗晶熱影響區(qū)韌性的影響[J].焊接學(xué)報(bào)，2009，30（1）：112-115.

Yang Y，Cheng J S，Nie W J，et al.Investigation on the microstructure and toughness of coarse grained heat affected zone in X-100 multi-phase pipeline steel with high Nb content[J].Materials Science and Engineering A，2012，558（12）：692-701.

秦華，蘇允海，連景寶.BWELDY960Q鋼焊接熱模擬熱影響區(qū)組織與性能[J].焊接學(xué)報(bào)，2018，39（11）：97-101.

白世武，李午申，邸新杰，等.07MnNiCrMoVDR鋼焊接粗晶熱影響區(qū)的韌化機(jī)理[J].焊接學(xué)報(bào)，2008，29（3）：25-28.

Xie H，Du L X，hu J，et al.Microstructure and mechanical properties of a novel 1000 MPa grade TMCP low carbon microalloyed steel with combination of high strength and excellent toughness[J].Materials Science and Engineering A，2014，612（8）：123-130.

文明月，董文超，龐輝勇，等.一種Fe-Cr-Ni-Mo高強(qiáng)鋼焊接熱影響區(qū)的顯微組織與沖擊韌性研究[J].金屬學(xué)報(bào)，2018，54（4）：501-511.

崔冰，彭云，彭夢都，等.熱循環(huán)對Q890鋼焊接熱影響不同區(qū)域組織及性能的影響[J].焊接學(xué)報(bào)，2017，38（7）：35-39.

Zhou Y L，Jia T，Zhang X J，et al.Microstructure and toughness of the CGHAZ of an offshore platform steel[J].Journal of Materials Processing Technology，2015，219（5）：314-320.

陳延清，杜則裕，許良紅.X80管線鋼焊接熱影響區(qū)組織和性能分析[J].焊接學(xué)報(bào)，2010，31（5）：18-22.

Cao R，Yang Z Q，Chan Z S，et al.The determination of the weakest zone and the effects of the weakest zone on the impact toughness of the 12Cr2Mo1R welded joint[J].Journal of Manufacturing Processes，2020，50（2）：539-546.

Yang S，Ju L，Cong W.On the heterogeneous microstructure development in the welded joint of 12MnNiVR pressure vessel steel subjected to high heat input electrogas welding[J].Journal of Materials Science & Technology，2019，35（8）：1747-1752.