Q345FRE耐火鋼SH-CCT曲線測定與分析

劉 攀， 王紅鴻， 鄢文澤， 彭思遠

(1. 武漢科技大學 理學院， 湖北 武漢 430065； 2. 武漢科技大學 省部共建耐火材料與冶金國家重點實驗室， 湖北 武漢 430081； 3. 武漢科技大學 高性能鋼鐵材料及其應用省部共建協同創新中心， 湖北 武漢 430081)

建筑用耐火鋼是現代建筑行業中的一種重要材料，廣泛應用于鋼結構建筑以及高層建筑。其能夠在發生火災(600 ℃)時仍保持2/3的室溫屈服強度，同時耐火鋼也滿足一般建筑用鋼對低屈強比、良好的低溫沖擊性能等的要求[1-3]。在實際生產活動中，一般采用焊接的方法來進行建筑用耐火鋼的連接。因而在焊接過程中，靠近熔合線的耐火鋼母材將經歷從室溫到接近熔點的焊接熱循環作用，從而形成焊接熱影響區，其組織在冷卻過程中可能發生貝氏體相變、鐵素體相變或珠光體相變。這使得耐火鋼焊接熱影響區組織與母材相比，出現不均勻、類別不同、晶粒粗大等差異，進而可能會導致耐火鋼焊接熱影響區出現性能惡化，如沖擊性能下降、高溫強度降低等[4-6]。因而耐火鋼焊接熱影響區往往會影響整個焊接接頭的安全和穩定。

目前，貝氏體和針狀鐵素體是耐火鋼的主要組織，通過沉淀強化、固溶強化等方法來提高耐火鋼的高溫性能。同時為了降低耐火鋼的成本，通過復合添加Nb、V、Ti等微合金化元素來替代昂貴的Mo元素，進而研發低C低Mo復合型耐火鋼[7-8]。對于這些新型耐火鋼來說，進行焊接熱影響區組織的研究更為重要。但實際焊接接頭中的情況較為復雜，故采用模擬焊接熱影響區連續冷卻轉變曲線(SH-CCT曲線)來研究不同焊接熱循環條件下的奧氏體相變過程和相變產物，從而分析其焊接性問題，為評定焊接性和確定適當的焊接工藝參數提供數據支持。

本文以Q345FRE耐火鋼為研究材料，采用膨脹法、杠桿法與金相-硬度分析，測定不同t8/5條件下焊接熱影響區的相變溫度，并繪制了Q345FRE耐火鋼的SH-CCT曲線，分析了不同焊接熱循環條件下其熱影響區的組織與硬度，為埋弧焊工藝給出了合適的焊接線能量范圍。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗材料為Q345FRE耐火鋼，化學成分如表1所示。試驗鋼的供貨狀態為TMCP，顯微組織為貝氏體鐵素體，如圖1所示，顯微硬度為192 HV。

表1 Q345FRE鋼的化學成分(質量分數，%)

圖1 Q345FRE鋼的原始組織Fig.1 Prior microstructure of the Q345FRE steel

1.2 試驗方法

熱模擬試樣為φ6 mm×70 mm的圓棒，在尺寸為30 mm×100 mm×400 mm的鋼板的上表面以下2 mm處進行取樣，取樣方向垂直軋制方向。按照YB/T 5128—2018《鋼的連續冷卻轉變曲線圖的測定 膨脹法》，采用Gleeble-3500熱模擬試驗機進行焊接熱模擬試驗，試驗工藝為：①測定平衡臨界相轉變溫度Ac1、Ac3，升溫速度為0.2 ℃/s，峰值溫度為1000 ℃。根據加熱過程中平衡臨界相轉變的熱膨脹曲線，得出Ac1=750 ℃，Ac3=960 ℃。②模擬不同冷卻速度下的焊接熱影響區，升溫速度為200 ℃/s，峰值溫度為1320 ℃，峰值溫度停留時間為1 s，試樣由800 ℃冷卻到500 ℃的時間t8/5分別為3、6、15、20、30、50、80、150、300、600 s，其模擬焊接熱循環的溫度-時間曲線如圖2所示。

圖2 Q345FRE鋼模擬焊接熱循環曲線Fig.2 Simulated welding heat cycle curves of the Q345FRE steel

利用切線法測得升溫過程中的平衡臨界相變溫度和不同t8/5條件下冷卻過程中熱膨脹曲線上的相變開始與結束溫度；對拐點不明顯的熱膨脹曲線，其相變點溫度則結合杠桿法和金相法來綜合測定。將熱模擬樣從徑向切開后鑲嵌制樣，經過磨制拋光和4%硝酸酒精溶液腐蝕后，利用光學顯微鏡進行組織觀察，并利用維氏硬度計測試顯微硬度(載荷砝碼1 kg)。

2 試驗結果與分析

2.1 顯微組織與硬度

圖3為不同t8/5條件下Q345FRE鋼焊接熱影響區的顯微組織。當t8/5為3～6 s時，試驗鋼的焊接熱影響區組織為粒狀貝氏體和上貝氏體，貝氏體內的鐵素體板條細密，黑色第二相主要呈粒狀和短棒狀，少量呈長條狀，并且在貝氏體內的鐵素體板條間和基體上均有分布；當t8/5為15～30 s時，試驗鋼的焊接熱影響區組織仍為粒狀貝氏體和上貝氏體，但貝氏體內鐵素體板條逐漸變寬，第二相明顯粗化且數量逐漸減少，其形狀多為長條狀或短棒狀，少量為粒狀；當t8/5為50 s時，試驗鋼的焊接熱影響區組織為粒狀貝氏體，貝氏體內鐵素體板條寬度進一步增大，板條界面逐漸模糊不清，在晶界處出現了黑色第二相；當t8/5為80 s時，試驗鋼的焊接熱影響區組織主要為貝氏體和鐵素體，不規則塊狀鐵素體逐漸增多，并在晶界處出現少量微細團狀珠光體組織；當t8/5為150 s時，試驗鋼的焊接熱影響區組織為塊狀鐵素體+貝氏體+珠光體，貝氏體占比進一步減少，塊狀鐵素體的尺寸增大，在晶界處出現板條狀的珠光體；當t8/5為300～600 s時，試驗鋼的焊接熱影響區組織為塊狀鐵素體+珠光體，珠光體為大塊片層狀區域，晶粒尺寸進一步增大。采用劃線法測量了不同t8/5條件下的晶粒尺寸，結果表明，隨著t8/5的增加，即隨著冷卻速度的減小，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區的平均晶粒尺寸由約35 μm增大到約60 μm。

圖3 不同t8/5條件下Q345FRE鋼熱影響區的顯微組織Fig.3 Microstructure of HAZ in the Q345FRE steel under different t8/5 conditions(a) 3 s; (b) 6 s; (c) 15 s; (d) 20 s; (e) 30 s; (f) 50 s; (g) 80 s; (h) 150 s; (i) 300 s; (j) 600 s

不同t8/5下熱模擬試樣的顯微硬度如圖4所示，隨著t8/5時間的增大，Q345FRE耐火鋼在焊接熱影響區的顯微硬度逐漸減小。其中，t8/5為600 s時，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區的硬度最小(179 HV，低于母材硬度192 HV)，t8/5為3 s時，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區的顯微組織硬度最大(215 HV，比母材硬度高23 HV)，淬硬傾向較小，不易產生冷裂紋。

圖4 不同t8/5條件下Q345FRE鋼熱影響區的顯微硬度Fig.4 Microhardness of HAZ in the Q345FRE steel under different t8/5 conditions

2.2 相變溫度

圖5為不同t8/5條件下Q345FRE鋼熱影響區的膨脹曲線，通過切線法測定不同t8/5條件下Q345FRE鋼焊接熱影響區的部分相變溫度，如表2所示。結合圖3中的顯微組織可知，t8/5為3～80 s時，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區發生貝氏體相變；t8/5為150～600 s時，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區則發生貝氏體相變、鐵素體相變和珠光體相變。但t8/5為150、300、600 s時，膨脹曲線上僅顯示了鐵素體相變開始點和貝氏體相變結束點(或珠光體相變結束點)，其他相變的拐點不明顯，因而這些拐點需要結合杠桿法和金相法來綜合評定[9]。采用杠桿法計算在過冷奧氏體連續冷卻轉變過程中的奧氏體轉變量(即新相生成量)，繪制奧氏體轉變量-溫度曲線，如圖6所示。由多張金相照片統計可知，t8/5為150 s時顯微組織為40%鐵素體+1%珠光體+59%貝氏體，則可在圖6中t8/5=150 s的曲線上找到轉變量為41%的點對應的溫度717 ℃，即為貝氏體開始轉變點；利用同樣的方法還可得到t8/5為300、600 s時珠光體開始轉變溫度分別為697、760 ℃。

圖5 不同t8/5條件下Q345FRE鋼熱影響區的熱膨脹量-溫度曲線Fig.5 Dilateometer-temperature curves of HAZ in the Q345FRE steel under different t8/5 conditions

圖6 不同t8/5條件下Q345FRE鋼熱影響區的奧氏體轉變量-溫度曲線Fig.6 Austenite transformation amount-temperature curves of HAZ in the Q345FRE steel under different t8/5 conditions

2.3 SH-CCT曲線

根據表2繪制Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區的連續冷卻轉變曲線，如圖7所示。可以看出，在較大冷卻速度范圍內(t8/5為3～80 s)，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區的組織以貝氏體為主；在較小冷卻速率范圍內(t8/5為300～600 s)時，其焊接熱影響區的組織以鐵素體為主，存在少量珠光體(小于5%)。

表2 不同t8/5條件下Q345FRE鋼熱影響區的相變溫度

圖7 Q345FRE鋼的SH-CCT曲線Fig.7 SH-CCT curves of the Q345FRE steel

3 討論

3.1 SH-CCT曲線

Q345FRE耐火鋼是一種低C低Mo含Nb的微合金鋼，Mo元素在鋼中的含量僅在0.2%左右，能夠有效降低耐火鋼的生產成本。圖8為課題組前期研究Q420FRE耐火鋼的SH-CCT圖[10]，其與Q345FRE鋼同為低C低Mo含Nb的復合型高強耐火鋼，二者成分體系相近，主要的差異在于Nb的添加量(Q420FRE鋼的Nb含量高于Q345FRE鋼)和Mn的添加量(Q420FRE鋼的Mn含量高于Q345FRE鋼，但二者的Mn含量均小于1wt%)。將兩者的SH-CCT圖進行對比后可知，Q420FRE耐火鋼在t8/5為3～600 s時主要發生貝氏體轉變，而Q345FRE鋼只有在t8/5為3～80 s時才以貝氏體轉變為主，且Q345FRE耐火鋼中t8/5為80 s時的貝氏體相變開始溫度與Q420FRE鋼中t8/5為600 s時的貝氏體相變開始溫度相同，同時兩者貝氏體相變的溫度區間寬度相近。這表明Q345FRE鋼SH-CCT圖中的貝氏體相變區相對于Q420FRE鋼SH-CCT圖中的向左平移，并且Q345FRE耐火鋼在較低冷速(t8/5為150～600 s)時主要發生鐵素體轉變和珠光體轉變。

圖8 Q420FRE鋼的SH-CCT曲線[10]Fig.8 SH-CCT curves of the Q420FRE steel[10]

在焊接熱循環條件下，固溶于鋼中的Nb元素將會在奧氏體晶界處偏聚，使得晶界處的能量降低，從而抑制鐵素體的形核，并且固溶的Nb元素還能起到溶質拖曳的作用，阻礙C原子的擴散，從而抑制鐵素體長大[11]；同時，Nb元素與C、N又有著極強的親和力，容易形成Nb(C, N)析出物，阻礙晶界遷移，從而阻礙鐵素體的長大[12]；Mo元素能有效提高鋼材的高溫強度，固溶的Mo元素則能有效推遲過冷奧氏體的高溫轉變，顯著抑制鐵素體轉變與珠光體轉變，使得貝氏體轉變能夠在較小的冷卻速率下進行[13-14]；Mn元素能增加過冷奧氏體的穩定性，擴大奧氏體相區，降低相變溫度，且Mn元素對高溫轉變的推遲作用比其對貝氏體轉變的推遲作用更強[15]。因此，試驗鋼中添加的Nb、Mn等合金元素對其過冷奧氏體連續冷卻過程中的相轉變有著重要的影響[16]。

綜上所述，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區在較大t8/5范圍內不能保持組織穩定，且隨著Nb、Mn的含量減少，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區發生貝氏體相變的t8/5范圍將進一步減小。因此，Q345FRE耐火鋼在減少合金元素的含量、降低成本的同時，需要謹慎選取合適的焊接工藝參數，以保持焊接熱影響區組織的穩定，從而確保焊接接頭的安全和穩定。

3.2 焊接線能量的選擇

有研究表明，耐火鋼中的針狀鐵素體與貝氏體能夠有效地提升其高溫性能[17-18]。對于耐火鋼來說，其焊接熱影響區組織同樣需要具備一定的高溫強度。而當t8/5為3～80 s時，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區組織能夠穩定保持為貝氏體，即t8/5為3～80 s時Q345FRE耐火鋼熱影響區組織能保持良好的高溫性能。根據三維傳熱t8/5理論經驗公式[19]：

(1)

式中：T0為鋼材的初始溫度，無預熱時取25 ℃；E為焊接線能量，kJ/cm；η為不同焊接方法的相對熱效率，對于埋弧焊取1；F3為三維傳熱時的接頭系數，取1。由式(1)計算可得，Q345FRE耐火鋼的合理焊接線能量的最大值為150 kJ/cm，在實際應用中，厚板埋弧焊的最小線能量為15 kJ/cm，故Q345FRE耐火鋼的焊接線能量范圍應為15～150 kJ/cm。

4 結論

1) 繪制了Q345FRE耐火鋼的SH-CCT曲線，測得了其Ac1和Ac3分別為750和960 ℃。

2) 在t8/5為3～600 s的范圍內，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區將發生貝氏體相變、鐵素體相變和珠光體相變，且硬度隨t8/5增大而減小，硬度范圍為179～215 HV。

3)t8/5為3～80 s時，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區組織能夠穩定為貝氏體，對于埋弧焊，無預熱的情況下，其合適的焊接線能量選取范圍為15～150 kJ/cm。