690 MPa級(jí)低合金高強(qiáng)鋼焊接接頭組織性能

婁宇航，肖紅軍，彭 云，王愛(ài)華，田志凌，彭增華

(1.昆明理工大學(xué)材料科學(xué)與工程，昆明650093，E-mail:louyuhangcqut@163.com;2.鋼鐵研究總院，北京100081)

690 MPa級(jí)低合金高強(qiáng)鋼焊接接頭組織性能

婁宇航1，2，肖紅軍2，彭 云2，王愛(ài)華2，田志凌2，彭增華1

(1.昆明理工大學(xué)材料科學(xué)與工程，昆明650093，E-mail:louyuhangcqut@163.com;2.鋼鐵研究總院，北京100081)

為探討690 MPa級(jí)低合金高強(qiáng)鋼焊接接頭組織與性能的關(guān)系，采用手工電弧焊(SMAW)和埋弧焊(SAW)獲得成形良好的焊接接頭，經(jīng)過(guò)拉伸、沖擊、彎曲試驗(yàn)及光學(xué)顯微鏡、掃描電鏡和透射電鏡分析，對(duì)兩種焊接方法的接頭組織性能進(jìn)行研究.結(jié)果表明：兩種焊接方法的焊縫組織主要為板條狀貝氏體和少量針狀鐵素體，粗晶區(qū)為粗大貝氏體和少量馬氏體;焊縫中含有大量分布均勻的微小球形夾雜物;兩種焊接方法所得焊接接頭都具有較高力學(xué)性能，－50℃的沖擊斷口形貌為韌窩、準(zhǔn)解理混合型;埋弧焊焊縫沖擊韌性低于手工電弧焊，手工電弧焊熔合線處沖擊吸收功小于埋弧焊，但隨距熔合線距離增加其值增加更快.顯微組織和夾雜物是影響接頭性能的主要因素.

顯微組織;焊縫;熱影響區(qū);夾雜物;焊接接頭性能

具有高強(qiáng)度、較高韌性、良好焊接性能的低合金高強(qiáng)度中厚板鋼廣泛應(yīng)用于工程機(jī)械、油氣管線、大型電鏟、鉆井平臺(tái)等領(lǐng)域，其需求量越來(lái)越多.低合金高強(qiáng)鋼(HSLA)是由美國(guó)海軍在20世紀(jì)80年代初為代替HY鋼首先提出并研究的.20世紀(jì)90年代后，美國(guó)研制的屈服強(qiáng)度大于690 MPa的HSLA－100鋼強(qiáng)韌性超過(guò)HY－100.但是，由于對(duì)焊接材料及焊接工藝的研究滯后鋼的研究，焊接問(wèn)題成為這類低合金高強(qiáng)鋼面臨的主要問(wèn)題.許多研究人員［1－3］針對(duì)HSLA－100鋼先后研制了與母材匹配的焊接材料，并通過(guò)合理的焊接工藝獲得理想的焊接接頭.J A Gianetto［4］研究了配套埋弧焊絲并進(jìn)行埋弧焊焊接試驗(yàn)，結(jié)果表明焊縫金屬達(dá)到規(guī)定的性能要求(Rp0.2:703 MPa、CVN:－18℃時(shí)81 J、－51℃時(shí)61 J).我國(guó)低合金高強(qiáng)鋼的發(fā)展較國(guó)外較晚，近10年來(lái)首鋼［5］、寶鋼等也成功研制了690 MPa級(jí)低合金高強(qiáng)鋼.但受高強(qiáng)度鋼焊接難度大、工藝復(fù)雜、易出現(xiàn)焊接缺陷等因素影響，對(duì)這類鋼材的焊接研究、特別是焊接接頭性能的報(bào)道不多見(jiàn).

690 MP級(jí)低合金高強(qiáng)鋼采用控制軋制和控制冷卻技術(shù)，并對(duì)軋后鋼板進(jìn)行調(diào)質(zhì)(淬火+回火)熱處理，實(shí)現(xiàn)了較低的碳當(dāng)量和低合金含量的成分設(shè)計(jì)，其基體組織由貝氏體和少量馬氏體組成［6］.焊接性能是評(píng)價(jià)鋼材使用性能的主要標(biāo)志之一，相應(yīng)配套焊材的研發(fā)以及獲得優(yōu)良焊接接頭成為發(fā)展690 MPa低合金高強(qiáng)鋼的關(guān)鍵.

本文在對(duì)690 MPa級(jí)低合金高強(qiáng)度鋼配套焊材研究基礎(chǔ)上，對(duì)中厚板(板厚30 mm)進(jìn)行手工電弧焊和埋弧焊焊接試驗(yàn).通過(guò)對(duì)焊接接頭組織和性能進(jìn)行分析研究，為690 MPa級(jí)低合金高強(qiáng)鋼使用和發(fā)展提供一定的試驗(yàn)基礎(chǔ).

1 試驗(yàn)

試驗(yàn)所用690 MPa鋼板的尺寸為590 mm× 230 mm×30 mm，表1為試驗(yàn)鋼板的化學(xué)成分，其屈服強(qiáng)度770 MPa、抗拉強(qiáng)度835 MPa、－50℃低溫沖擊吸收功為215 J.手工電弧焊用直徑4 mm的配套堿性焊條.埋弧焊用Mn－Ni－Mo系焊絲，直徑4 mm，焊劑為燒結(jié)焊劑105.使用WPS－5000焊機(jī)進(jìn)行手工電弧焊，使用Dimension 1250埋弧自動(dòng)焊機(jī)進(jìn)行埋弧焊.兩種焊接方法焊前對(duì)工件進(jìn)行80℃預(yù)熱處理，無(wú)后熱處理，焊接工藝參數(shù)見(jiàn)表2.所得焊接接頭焊縫金屬化學(xué)成分見(jiàn)表3.

表1 試驗(yàn)鋼板的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

表2 焊接工藝參數(shù)

表3 焊縫金屬化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

參照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB 2649—89分別對(duì)焊接接頭進(jìn)行取樣，并按GB 2651—89進(jìn)行拉伸試驗(yàn)、按GB 2653—89進(jìn)行彎曲試驗(yàn)、按GB 2650—89進(jìn)行沖擊試驗(yàn).在焊接接頭取樣制備金相試樣，試樣經(jīng)砂紙研磨、拋光后，用體積分?jǐn)?shù)3%的硝酸酒精腐蝕.利用LeicaMEF－4M光學(xué)顯微鏡觀察分析焊接接頭微觀組織.利用HV－5型維氏硬度儀測(cè)定硬度.利用日立S－4300型冷場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡及附帶EDS分析沖擊斷口形貌和微區(qū)成分.利用H－800透射電鏡研究微觀精細(xì)結(jié)構(gòu).

2 結(jié)果及分析

2.1 顯微組織

焊接過(guò)程中，當(dāng)焊接熱源離開(kāi)以后熔池金屬便開(kāi)始凝固.熔池結(jié)晶主要依附于熔合區(qū)附近加熱到半熔化狀態(tài)的晶粒表面，并以柱狀晶的形態(tài)向焊縫中心成長(zhǎng)，形成柱狀?yuàn)W氏體晶粒.隨著連續(xù)冷卻過(guò)程的進(jìn)行，焊縫金屬由奧氏體發(fā)生組織轉(zhuǎn)變，轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體、貝氏體或者馬氏體等.由于熔池中冶金條件和冷卻條件的不同，可得到不同的焊縫組織.根據(jù)日本鈴木等提出的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.034%～0.254%，抗拉強(qiáng)度在400～900 MPa的低合金高強(qiáng)鋼適應(yīng)的碳當(dāng)量公式(1)［7］，可以計(jì)算出手工電弧焊和埋弧焊焊縫熔敷金屬的碳當(dāng)量分別為0.25、0.28.

式中:CEN是碳當(dāng)量;A(C)是碳的適應(yīng)系數(shù)，A(C)=0.75+0.25tanh［20(C－0.12)］，tanh為雙曲正切函數(shù).

根據(jù)理論經(jīng)驗(yàn)提出的從800℃冷卻到500℃的t8/5計(jì)算式(2)分別計(jì)算出手工電弧焊和埋弧焊焊縫的t8/5［7］分別為8.0、13.4 s.

式中:T0為初始溫度;η為焊接方法的相對(duì)熱效率(SAW:1.0，SMAW:0.8);E為焊接熱輸入;F3為傳熱接頭系數(shù)0.7.

圖1、2分別給出了兩種焊接方法的焊縫、熔合區(qū)、粗晶區(qū)顯微組織，圖3、4給出了焊縫組織在透射電鏡下的精細(xì)組織.由圖1(a)、2(a)、3和4可知，兩種焊接方法焊縫組織細(xì)小，原始奧氏體晶界清晰，柱狀晶寬度為50 μm左右，沒(méi)有晶界鐵素體，以板條貝氏體為主.手工電弧焊焊縫貝氏體板條寬度0.6 μm，埋弧焊焊縫貝氏體板條寬度1 μm，組織中都存在少量粒狀貝氏體和以?shī)A雜物為形核點(diǎn)的針狀鐵素體.由圖3(c)、4(c)發(fā)現(xiàn)，板條之間存在殘余奧氏體，這主要是因?yàn)楹缚p中存在Mn、Ni、Cu奧氏體形成元素，它能提高過(guò)冷奧氏體的穩(wěn)定性，當(dāng)焊縫冷卻后在板條間形成殘余奧氏體，改善焊縫韌性.由圖1(b)、1(c)、2(b)、2(c)可知，兩種焊接方法熔合線附近粗晶區(qū)晶粒都有粗化現(xiàn)象，手工電弧焊中原奧氏體平均晶粒尺寸約75 μm，埋弧焊中原奧氏體晶粒平均尺寸約100 μm，組織均為貝氏體和少量馬氏體.這是因?yàn)槁窕『竧8/5大于手工電弧焊，在相同焊前預(yù)熱溫度和層間溫度條件下，埋弧焊的熱影響區(qū)高溫停留時(shí)間大于后者，增加了晶粒粗化程度.

圖1 手工電弧焊接頭顯微組織

圖2 埋弧焊接頭顯微組織

圖3 手工電弧焊焊縫透射圖片

圖4 埋弧焊焊縫透射圖片

2.2 力學(xué)性能

分別對(duì)兩種焊接方法焊接的接頭進(jìn)行維氏硬度測(cè)試.考慮到多層多道焊中后一道焊縫對(duì)前一道焊縫有影響作用，測(cè)試點(diǎn)位置選擇受影響最小的后焊面表面下2 mm.從母材到熱影響區(qū)、焊縫的連續(xù)打點(diǎn)測(cè)試，載荷為5 kg.硬度測(cè)試結(jié)果如圖5所示.焊縫的硬度取決于其化學(xué)成分和冷卻條件，通過(guò)熔敷金屬的碳當(dāng)量(CEN)和焊接條件下的t8/5反映硬度值的大小.一般情況下，隨著鋼中碳當(dāng)量的增加，硬度增加［8］.從圖5可以看出，埋弧焊的焊縫硬度值明顯高于手工電弧焊焊縫的硬度值且其大小在一定范圍內(nèi)部規(guī)則波動(dòng).經(jīng)分析其原因?yàn)?1)由前面計(jì)算可知，埋弧焊焊縫熔敷金屬碳當(dāng)量大于手工電弧焊，而試驗(yàn)中t8/5的不同引起的組織變化不大，焊縫組織以板條貝氏體為主，所以前者焊縫硬度值高于后者;2)其次，由于焊接冶金反應(yīng)時(shí)，焊縫金屬中合金成分的分布不均勻和組織組成及形態(tài)的不均勻使焊縫截面硬度分布不均勻.

圖5 焊接接頭的硬度分布曲線

埋弧焊熱影響區(qū)的寬度大于手工電弧焊熱影響區(qū)寬度，兩者熱影響區(qū)出現(xiàn)硬化現(xiàn)象，且最大值接近330 HV5，這主要是因?yàn)楹附訜嵊绊憛^(qū)在焊接過(guò)程中受熱循環(huán)影響的作用，晶粒粗化，且在快速冷卻情況下產(chǎn)生淬硬馬氏體組織.

表5給出了兩種焊接方法焊接接頭的拉伸、彎曲試驗(yàn)結(jié)果.由此可知，兩種焊接方法焊接接頭都具有較高的抗拉強(qiáng)度.手工電弧焊焊接接頭斷裂位置為焊縫，其強(qiáng)度低于母材強(qiáng)度，而埋弧焊焊接接頭斷裂位置為母材.對(duì)比可知，埋弧焊焊接接頭強(qiáng)度性能優(yōu)于手工電弧焊接頭強(qiáng)度性能.

表5 焊接接頭的力學(xué)性能

圖6給出了不同溫度下兩種焊接方法焊縫中心的沖擊吸收功，－50℃的沖擊吸收功均大于27 J.由圖6可知，埋弧焊的焊縫沖擊韌性明顯小于手工電弧焊焊縫沖擊韌性.其原因可以從焊縫顯微組織、夾雜物兩方面做出解釋:首先，焊縫最終顯微組織由化學(xué)成分和冷卻速度決定，通過(guò)顯微組織觀察可知兩種焊接方法焊縫組織主要為板條貝氏體組織，手工電弧焊貝氏體板條寬度小于埋弧焊貝氏體板條寬度.貝氏體板條寬度是有效晶粒尺寸，板條寬度越小，晶界面積越大，在一定的區(qū)域內(nèi)變形進(jìn)而裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展所消耗的能量越大，韌性越好，所以手工電弧焊焊縫韌性高于埋弧焊焊縫韌性.其次，夾雜物韌性比基體差且不能容納塑性變形，易造成應(yīng)力集中形成微裂紋，使斷裂韌度明顯降低［9］.通過(guò)對(duì)金相試樣進(jìn)行拋磨可觀察到焊縫中均勻分布著小于3 μm的夾雜物.選擇相同大小的視場(chǎng)對(duì)兩種焊接方法焊縫中夾雜物數(shù)量、大小進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析.所選相同大小視場(chǎng)中手工電弧焊中顆粒數(shù)為880個(gè)，最大直徑2.3 μm，平均直徑0.4 μm.埋弧焊焊縫中顆粒數(shù)1014個(gè)，最大直徑為2.8 μm，平均直徑為0.5 μm.

圖7給出兩種焊接方法焊縫夾雜物尺寸和對(duì)應(yīng)尺寸夾雜物占總數(shù)百分比的直方圖.由圖7可知，手工電弧焊焊縫夾雜物尺寸大于1.2 μm占0.44%，而埋弧焊占3.95%.由顯微組織分析可知，兩種焊接方法柱狀晶寬度以及顯微組織差別不大，而埋弧焊焊縫夾雜物數(shù)量、尺寸都大于手工電弧焊焊縫夾雜物數(shù)量和尺寸，這也是手工電弧焊焊縫低溫沖擊韌性高于埋弧焊焊縫的重要原因.

圖6 不同溫度下焊縫中心Akv

圖7 焊縫夾雜物統(tǒng)計(jì)分布

圖8給出了－50℃時(shí)兩種焊接方法熱影響區(qū)不同位置的沖擊吸收功.由圖8可知，手工電弧焊熔合線處沖擊吸收功小于埋弧焊，隨著距熔合線距離的增加沖擊吸收功都成直線增加，但手工電弧焊沖擊吸收功增長(zhǎng)直線斜率大.熱影響區(qū)晶粒粗大、淬硬組織及微觀組織分布不均勻，使得韌性分布不均勻，其韌性低于母材.因?yàn)槭止る娀『笩嵊绊憛^(qū)寬度比埋弧焊熱影響區(qū)窄，所以其熱影響區(qū)沖擊吸收功隨具熔合線的距離增加能更快接近母材沖擊吸收功水平.

圖8 －50℃時(shí)HAZ不同位置Akv

沖擊斷口由纖維區(qū)、放射區(qū)和剪切唇3個(gè)區(qū)組成，隨著溫度的降低，放射區(qū)的比例有所增加.圖9和10分別給出了掃描電鏡(SEM)下兩種焊接方法焊縫和熔合線處斷口中部區(qū)域典型的－50℃沖擊斷口形貌，斷口均以穿晶斷裂為主.

圖9 手工電弧焊低溫沖擊斷口形貌

圖9為手工電弧焊低溫沖擊斷口典型的準(zhǔn)解理形貌，可以看到小解理刻面，河流花樣、撕裂棱以及聚集分布的韌窩.解理區(qū)間存在由小韌窩組成的延性脊［10］，有助于改善沖擊韌性，這也正好解釋斷口存在解理區(qū)卻同樣保持較好的韌性.當(dāng)然韌窩或者韌窩型延性脊在解理區(qū)中的多少也就反應(yīng)斷口沖擊韌性值的高低，這也解釋了斷口形貌相似的(a)(b)沖擊值卻不相同.圖10為埋弧焊低溫沖擊斷口典型形貌，焊縫的斷口形貌與手工電弧焊相似，而熔合線區(qū)的斷口形貌以韌窩為主，由圖10(b)看出斷口形貌由大而淺的韌窩和連接它們的深而小的韌窩組成.由圖9、10斷口形貌反應(yīng)的低溫沖擊韌性高低與圖8所示結(jié)果一致.

由圖9和10可發(fā)現(xiàn)在斷口韌窩內(nèi)存在球形夾雜物，通過(guò)能譜分析可得出夾雜物的化學(xué)組成，見(jiàn)表6.1#、2#分別表示手工電弧焊斷口焊縫、熔合線區(qū)，3#、4#分別表示埋弧焊斷口焊縫、熔合線區(qū).對(duì)4個(gè)區(qū)域的夾雜物成分分析如下:C、O在夾雜物中以化合物形式存在，Ca、Mg通過(guò)焊條藥皮或是焊劑在焊接過(guò)程中進(jìn)入接頭且形成夾雜;S因?yàn)槠浜亢苌?，不易形成夾雜物，3#中的S是由于焊接過(guò)程中焊縫快速冷卻S未及時(shí)逸出并與Mn等合金元素形成硫化物，S的存在降低沖擊韌性; Ni不易形成氧化物，且基體中含有大量Ni，因此推斷3#、4#中Ni的值來(lái)源于基體.所以?shī)A雜物主要由C、O、Al、Si、Ti、Mn、Cr、Ca、Mg、Fe組成，并以化合物和復(fù)合物的形式存在，如SiO2、MnO、Al2O3、TiO2及復(fù)合物等.

圖10 埋弧焊低溫沖擊斷口形貌

表6 斷口中不同位置夾雜物的能譜分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

3 結(jié)論

1)通過(guò)手工電弧焊、埋弧焊兩種焊接方法對(duì)690 MPa低合金高強(qiáng)鋼中厚板進(jìn)行焊接，獲得具有較好成形性能的焊接接頭.通過(guò)低碳微合金設(shè)計(jì)，兩種焊接方法所得焊縫組織都以板條貝氏體為主，有少量以球形夾雜物為核心形核的針狀鐵素體.熱影響區(qū)顯微組織都為貝氏體和少量馬氏體，因?yàn)楹附訜彷斎氪笥谑止る娀『?，埋弧焊粗晶區(qū)原奧氏體晶粒尺寸大于手工電弧焊原奧氏體晶粒尺寸.

2)兩種焊接方法焊接接頭都具有較高的抗拉強(qiáng)度，從斷裂位置看埋弧焊焊接接頭強(qiáng)度性能優(yōu)于手工電弧焊接頭強(qiáng)度性能，埋弧焊焊縫硬度值高于手工電弧焊焊縫硬度值，這與埋弧焊焊縫金屬碳當(dāng)量高于手工電弧焊有關(guān).

3)兩種焊接方法所得焊縫和熔合區(qū)在－50℃的沖擊吸收功均大于27 J，都屬于穿晶斷裂.兩種焊接方法接頭斷口形貌以韌窩、準(zhǔn)解理形貌為主，其中沖擊吸收功越大，韌窩和韌窩型延性脊分布越多.焊縫夾雜物分析表明，手工電弧焊焊縫中夾雜物數(shù)量、尺寸小于埋弧焊焊縫中夾雜物數(shù)量，這解釋了其低溫沖擊吸收功高于埋弧焊低溫沖擊吸收功.

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Study on microstructure and properties of welded joints of a 690 MPa grade HSLA steel

LOU Yu-hang1，2，XIAO Hong-jun2，PENG Yun2，WANG Ai-hua2，TIAN Zhi-ling2，PENG Zeng-hua1
(1.Department of Material Science and Engineering of Kunming University of Science and Technology，Kunming 650093，China，E-mail:louyuhangcqut@163.com;2.China Iron and Steel Research Institute Group，Beijing 100081，China)

To reveal the relationship between microstructures and mechanical properties of a 690 MPa grade high strength low alloyed(HSLA)steel，the welded joints without developing any defects were obtained by SMAW and SAW，and the mechanical properties(tensile strength，toughness，flexural strength)were measured，the microstructures were studied by OP，SEM and TEM.The results indicated that both microstructures of the welds from two welding processes mainly consisted of lath bainite and a little acicular ferrite，and the coarse grain heat affected zones(CGHAZ)revealed a predominately coarse bainite structure and a little martensite.Numerous spherical inclusions，small and uniformly distributed，were founded in both weld metals.The welded joints of the two welding processes had fine mechanical properties.At－50℃ both the fracture surfaces exhibited a mixed fractograph of dimples and quasi-cleavage.Impact energy of SMAW at weld interface was lower than that of SAW，but it increased more significantly with the increase of distance from weld interface.Microstructures and inclusions play an important role in welded joints.

microstructure;weld metal;HAZ;inclusions;properties of weld joints

TG44 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1005－0299(2012)02－0101－07

2011－06－30.

婁宇航(1986－)，男，碩士研究生;

彭 云(1963－)，男，教授，博士生導(dǎo)師.

(編輯 程利冬)