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(xié)同創(chuàng)新中心， 湖北 武漢 430081)

建筑用耐火鋼是現(xiàn)代建筑行業(yè)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(fā)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(chǎn)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(jīng)歷從室溫到接近熔點的焊接熱循環(huán)作用，從而形成焊接熱影響區(qū)，其組織在冷卻過程中可能發(fā)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(qū)組織與母材相比，出現(xiàn)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(qū)出現(xiàn)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(qū)往往會影響整個焊接接頭的安全和穩(wěn)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(fā)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(qū)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(qū)連續(xù)冷卻轉變曲線(SH-CCT曲線)來研究不同焊接熱循環(huán)條件下的奧氏體相變過程和相變產(chǎn)物，從而分析其焊接性問題，為評定焊接性和確定適當?shù)暮附庸に噮?shù)提供數(shù)據(jù)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(qū)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(huán)條件下其熱影響區(qū)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(tài)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(shù)，%)

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(xù)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(jù)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(qū)，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(huán)的溫度-時間曲線如圖2所示。

圖2 Q345FRE鋼模擬焊接熱循環(huán)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(jīng)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(qū)的顯微組織。當t8/5為3～6 s時，試驗鋼的焊接熱影響區(qū)組織為粒狀貝氏體和上貝氏體，貝氏體內(nèi)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(nèi)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(qū)組織仍為粒狀貝氏體和上貝氏體，但貝氏體內(nèi)鐵素體板條逐漸變寬，第二相明顯粗化且數(shù)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(qū)組織為粒狀貝氏體，貝氏體內(nèi)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(xiàn)了黑色第二相；當t8/5為80 s時，試驗鋼的焊接熱影響區(qū)組織主要為貝氏體和鐵素體，不規(guī)則塊狀鐵素體逐漸增多，并在晶界處出現(xiàn)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(qū)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(xiàn)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(qū)組織為塊狀鐵素體+珠光體，珠光體為大塊片層狀區(qū)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(qū)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(qū)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(qū)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(qū)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(qū)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(chǎn)生冷裂紋。

圖4 不同t8/5條件下Q345FRE鋼熱影響區(qū)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(qū)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(qū)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(qū)發(fā)生貝氏體相變；t8/5為150～600 s時，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區(qū)則發(fā)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(xù)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(tǒng)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(qū)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(qū)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(jù)表2繪制Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區(qū)的連續(xù)冷卻轉變曲線，如圖7所示?？梢钥闯?，在較大冷卻速度范圍內(nèi)(t8/5為3～80 s)，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區(qū)的組織以貝氏體為主；在較小冷卻速率范圍內(nèi)(t8/5為300～600 s)時，其焊接熱影響區(qū)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(qū)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(chǎn)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(fā)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?yōu)橹?，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(qū)間寬度相近。這表明Q345FRE鋼SH-CCT圖中的貝氏體相變區(qū)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(fā)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(huán)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(wěn)定性，擴大奧氏體相區(qū)，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(xù)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(qū)在較大t8/5范圍內(nèi)不能保持組織穩(wěn)定，且隨著Nb、Mn的含量減少，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區(qū)發(fā)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(shù)，以保持焊接熱影響區(qū)組織的穩(wěn)定，從而確保焊接接頭的安全和穩(wěn)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(qū)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(qū)組織能夠穩(wěn)定保持為貝氏體，即t8/5為3～80 s時Q345FRE耐火鋼熱影響區(qū)組織能保持良好的高溫性能。根據(jù)三維傳熱t(yī)8/5理論經(jīng)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(shù)，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(nèi)，Q345FRE耐火鋼焊接熱影響區(qū)將發(fā)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(qū)組織能夠穩(wěn)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。