08Ni3DR鋼焊接接頭最薄弱區域與沖擊韌性之間的關系

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 ℃）具有較好的強韌性匹配，在實際工程應用中，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。對于實際的焊接接頭，最薄弱區域的確定以及最薄弱區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、熱影響區不同位置處，系統研究了08Ni3DR壓力容器鋼焊接接頭的組織和韌性。結果表明：焊接接頭韌性最薄弱區域為粗晶熱影響區，其粗晶熱影響區的顯微組織為粗大的粒狀貝氏體和板條貝氏體組成的復合組織。粗晶熱影響區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。當粗晶熱影響區寬度所占比例達到100%時，沖擊吸收能量為27 J，相比于母材沖擊韌性損失高達90.7%。以上兩個方面充分體現出焊接接頭最薄弱區域對沖擊韌性有很大的影響。

關鍵詞：08Ni3DR;最薄弱區域;粗晶熱影響區;沖擊韌性

0? ? 前言

近幾十年來隨著石油、化工產品的消費迅速上升，尤其是乙烯工業的飛速發展，對低溫及超低溫用結構材料的需求越來越大，低溫材料作為重要的戰略物資，國內各大鋼廠都在進行研究，這就對大型低溫裝置的建設提出了更高的要求[1-3]。低溫壓力容器08Ni3DR鋼在極低溫度下（-100 ℃）具有較好的強韌性匹配，已被廣泛用于存儲包括乙烯、低溫甲醇洗、城市燃氣、二氧化碳等低溫裝置中。在實際的工程應用中，熔焊技術是制造大型壓力容器結構必不可少的技術。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（heat affected zone，HAZ）中的粗晶熱影響區（coarse grain heat affected zone，CGHAZ）有可能產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、側板條鐵素體等[4-6]，從而成為誘發解理裂紋失穩擴展，引發斷裂的最薄弱區域[7-8]。因此這不僅需要提高壓力容器設備的沖擊性能，而且還必須具有優良的可焊接性[9]。目前，國內外學者大多采用熱模擬技術或通過改變焊接參數來研究熱影響區的性能，其結果僅能反映焊接接頭在一定熱模擬參數下的力學性能，并不能反映鋼材的真實可焊性及其對焊接的適應性。實際焊接接頭中的熱影響區是一個很窄的區域，最薄弱的粗晶熱影響區是一個狹小的微區，單獨表征實際焊接接頭中熱影響區的沖擊韌性是非常困難的，并且熱影響區特別是粗晶熱影響區占缺口尖端8 mm韌帶不同比例時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不同位置處，通過一系列實驗得出不同比例的粗晶熱影響區試樣所對應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焊接接頭最薄弱區域對沖擊韌性的影響?；诖?，文中揭示了08Ni3DR焊條電弧焊焊接接頭的最薄弱區域，結合熱影響區的組織、硬度、斷口形貌，從理論上研究了缺口位于熱影響區不同位置時最薄弱區域在缺口試樣8 mm韌帶上占的比例與沖擊韌性之間的關系。為承壓設備常用材料焊接接頭最薄弱區域韌性的合格指標提供數據支撐，為建立鋼材焊接最薄弱區域對沖擊韌性的評價方法提供理論基礎。

1 實驗材料與方法

實驗母材采用08Ni3DR壓力容器低溫鋼板，厚度32 mm，母材化學成分如表1所示。焊前預熱溫度為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 公司生產的 E7016-C2L 焊條，其熔敷金屬化學成分如表2所示。焊接工藝參數為：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。試樣參照并執行國家標準 GB/T 2650-2008《焊接接頭沖擊試驗方法》進行取樣加工，標準的夏比V型缺口分別取在母材（base metal，BM），焊縫（weld metal，WM）和熱影響區。將熱影響區劃分為粗晶熱影響區（CGHAZ），細晶熱影響區（fine grained heat affected zone，FGHAZ），臨界熱影響區（intercritical heat affected zone，ICHAZ），亞臨界熱影響區（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），如圖1所示。細晶熱影響區缺口開在距離熔合線1 mm處，臨界熱影響區缺口開在距離熔合線1.5 mm處，亞臨界熱影響區缺口開在距離熔合線2 mm處。通過帶有千分尺的光學顯微鏡在左右移動距離為0.1 mm的范圍內統計出缺口尖端粗晶熱影響區寬度所占8 mm缺口尖端前沿的比例。使用CIEM-300-CPC電氣測量沖擊試驗機在-100 ℃下進行低溫沖擊試驗。其中，母材、焊縫各制備5個沖擊試樣，粗晶熱影響區制備50個沖擊試樣，熱影響區其他區域制備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數字顯示顯微硬度儀測量顯微硬度。

2 結果與分析

2.1 焊接接頭各區域的沖擊吸收能量

08Ni3DR鋼焊接接頭在-100 ℃下各區域的沖擊吸收能量如表3所示。-100 ℃時，母材、亞臨界熱影響區、臨界熱影響區、細晶熱影響區的平均沖擊吸收能量均在270 J以上，都具有優異的沖擊韌性，焊縫的平均沖擊吸收能量為158 J，沖擊韌性表現良好。通過一系列實驗得到缺口尖端沖擊試樣前沿含有粗晶熱影響區的沖擊吸收能量最低只有41 J，粗晶熱影響區的沖擊吸收能量相比焊接接頭其他區域差異巨大，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域。08Ni3DR鋼焊接接頭各區域在-100 ℃下的沖擊斷口形貌如圖2所示。母材、亞臨界熱影響區、臨界熱影響區、細晶熱影響區的斷口都被韌性斷裂區覆蓋，在微觀斷口發現了大量密集的韌窩和撕裂棱，表現為完全的韌性斷裂。焊縫金屬的斷口由解理區和韌性斷裂區共同組成，在微觀斷口上展現出河流狀花樣的解理臺階、韌窩、撕裂脊共存的現象，表現為準解理斷裂。

2.2 焊接接頭各區域的微觀組織及硬度

08Ni3DR鋼焊接接頭各區域的顯微組織如圖3所示。亞臨界熱影響區組織與母材相比，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生奧氏體化，在冷卻的過程中轉變為細小的晶粒，其余部分仍保持原來晶粒較大的尺寸。因此，此區域的組織由一部分未轉變的較粗大晶粒和已轉變的細小晶粒組成。細晶熱影響區的組織由晶粒尺寸均一且細小的塊狀鐵素體（Block ferrite，BF）組成。粗晶熱影響區組織發生嚴重的粗化，在冷卻過程中，產生粒狀貝氏體（Granular? ferrite，GB）和板條貝氏體（Lath bainite，LB）組成的復合組織。焊縫一次組織為粗大的柱狀晶，分布有少量碳化物，在晶界內形成細小的針狀鐵素體（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;亞臨界熱影響區的平均晶粒尺寸為13.7 μm，最大為27 μm;臨界熱影響區的平均晶粒尺寸為11.5 μm，最大為26 μm;細晶熱影響區的平均晶粒尺寸為7.8 μm，最大為18 μm;而粗晶熱影響區的平均晶粒尺寸為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、細晶熱影響區、粗晶熱影響區的晶粒尺寸差異較大。雖然臨界熱影響區的晶粒尺寸不均勻，但平均晶粒尺寸和母材、亞臨界熱影響區的晶粒尺寸相近。相比細晶熱影響區，粗晶熱影響區的晶粒尺寸粗化顯著。焊縫、熱影響區以及母材的硬度分布如圖5所示。遠離熔合線的亞臨界熱影響區平均硬度最小，顯微硬度值為157～164 HV，相對于母材硬度值的168～181 HV發生少許軟化。臨界熱影響區和細晶熱影響區相比母材，硬度有所提升。緊鄰熔合線的焊縫和粗晶熱影響區的硬度較高，而粗晶熱影響區表現出最高的硬度，硬度平均值達到210～231 HV。

2.3 粗晶熱影響區寬度占缺口尖端前沿比例與沖擊吸收能量的關系

通過一系列缺口試樣的研究，將缺口開在熔合線處，發現沖擊吸收能量在41～305 J范圍內波動，說明缺口尖端前沿粗晶熱影響區組織比例的不同，會嚴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，缺口尖端呈現準解理斷裂區域的不同，最后決定了不同試樣存在不同的沖擊韌性，而且隨著呈現準解理斷裂區域的粗晶熱影響區比例的增加，沖擊韌性隨之降低。通過測量缺口尖端粗晶熱影響區寬度分布比例，得到不同粗晶熱影響區寬度的斷口形貌。當沖擊吸收能量在270 J以上時，缺口尖端并沒有粗晶熱影響區組織的存在，因而對其韌性并沒有削弱。當沖擊沖擊吸收能量下降到233 J時，測得粗晶熱影響區寬度所占比例達到整個韌帶區的21.7%，斷口由大量的韌性斷裂區和21.7%的脆性解理斷裂區組成。當沖擊吸收能量下降到123 J時，粗晶熱影響區寬度所占比例達到了62.1%，斷口由少量的韌性斷裂區和62.1%的脆性解理斷裂區組成。當沖擊吸收能量降低到47 J時，粗晶熱影響區寬度所占比例達到了86.5%，斷口上大部分由脆性解理斷裂區組成，僅有少許韌性斷裂區，此時，相比于母材沖擊吸收能量損失了約86%。雖然在實際施焊條件下，并沒有出現粗晶熱影響區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的分布比例與沖擊韌性的分布曲線（見圖7），通過函數擬合公式，從而間接地計算出100%粗晶熱影響區寬度所占比例相對應的沖擊韌性。完整的粗晶熱影響區的沖擊吸收能量擬合值為27 J （非實驗線性擬合值）。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 焊接接頭最薄弱區域的確定

焊接接頭熱影響區中的局部脆性大多是由粗晶熱影響區引起的。由于晶粒的顯著粗化，這使得熱影響區和母材的性能嚴重失配。粗晶熱影響區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、細晶熱影響區、粗晶熱影響區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。細晶熱影響區的平均晶粒尺寸約為粗晶熱影響區晶粒尺寸的1/3。結合焊接接頭各區域的硬度值，臨界熱影響區與細晶熱影響區的硬度相比母材有所提升，其原因可能是晶粒細化所導致的細晶強化。同時，粗晶熱影響區的組織為粒狀貝氏體和板條貝氏體組成。而其他區域為單一的鐵素體組成。因此，韌性的提高是由更細小的單一晶粒組織引起的。粗晶熱影響區和細晶熱影響區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]。對比各個區域的顯微組織，由于粗晶熱影響區有貝氏體出現，而其他區域并不存在，因而表現出更高的硬度（210～231 HV），大于焊接接頭任何區域的硬度。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表現出最差的沖擊韌性，而晶粒尺寸較細小且組織組成較單一的母材、亞臨界影響區、臨界熱影響區、細晶熱影響區擁有更好的沖擊韌性。上述實驗結果表明，08Ni3DR鋼焊接接頭的最薄弱區域是粗晶熱影響區，而粗大的粒狀貝氏體+板條貝氏體是韌性最弱的顯微組織，這是粗晶熱影響區韌性差的最直接原因。

2.5 最薄弱區域比例對沖擊韌性的影響規律

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。粗晶熱影響區的寬度隨熱影響區熔合線中缺口位置的微小變化而發生顯著變化。隨著缺口尖端的粗晶熱影響區分數的增加，沖擊吸收能量逐漸降低，直到達到27 J（非實驗線性擬合值），這表明缺口尖端的微觀組織對沖擊韌性有很大的影響。與母材和熱影響區其他區域的韌性相比，最薄弱的粗晶熱影響區的沖擊韌性降低了約90.7%。因此，也進一步說明最薄弱區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。當缺口尖端前沿沒有粗晶熱影響區時，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晶熱影響區所組成，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—準解理斷裂—韌性斷裂逐漸轉變，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。這表明除了粗晶熱影響區外，其他區域的組織在實驗溫度下表現出更好的韌性。如果在實際焊接條件下無法獲得完整粗晶熱影響區的沖擊韌性，根據圖7可以通過函數模型擬合公式計算出完整的粗晶熱影響區所對應的沖擊韌性?；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域的分布位置和比例。而最薄弱區域的組織組成決定了該區域的強韌性，因而最薄弱區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，最薄弱區域為粗晶熱影響區，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（非實驗線性擬合值）。相對于母材沖擊吸收能量降低約90.7%。粗晶熱影響區韌性惡化的根本因素是微觀組織的轉變以及晶粒的粗化。

（2）在實際焊接接頭中，最薄弱區域在缺口尖端前沿所占的比例越多，相對應的沖擊韌性越低。最薄弱區域占缺口尖端前沿韌帶60%～70%時，沖擊吸收能量相比母材損失了約70%。當最薄弱區域占缺口尖端前沿的90%～100%時，沖擊吸收能量相比母材損失了約90%，充分展現出焊接接頭最薄弱區域對缺口試樣的沖擊韌性有巨大影響。如果在實際施焊條件下，沒有得到完整的最薄弱區域的沖擊韌性，可以通過擬合的函數模型，從而間接計算出最薄弱區域寬度所占比例相對應的沖擊韌性。

參考文獻：

張勇.低溫壓力容器用鋼的現狀與發展概況[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，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，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韌性的影響[J].焊接學報，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組織與性能[J].焊接學報，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的韌化機理[J].焊接學報，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高強鋼焊接熱影響區的顯微組織與沖擊韌性研究[J].金屬學報，2018，54（4）：501-511.

崔冰，彭云，彭夢都，等.熱循環對Q890鋼焊接熱影響不同區域組織及性能的影響[J].焊接學報，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組織和性能分析[J].焊接學報，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.