朱東明1, 何江里2,3, 史根豪2,3, 王青峰,2,3

我國(guó)經(jīng)濟(jì)已進(jìn)入高質(zhì)量發(fā)展階段，國(guó)家基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)需求不斷提高，迫切要求深入研究具備高強(qiáng)、高韌、高效易焊的高性能橋梁鋼[1~4]。高性能Q500qE橋梁用鋼于2015年首次應(yīng)用于滬通長(zhǎng)江大橋，我國(guó)橋梁鋼已進(jìn)入屈服強(qiáng)度500 MPa級(jí)別高強(qiáng)鋼建設(shè)時(shí)代[5,6]。研究結(jié)果[7~10]表明，通過合理改進(jìn)加工方法、改良焊接工藝以及優(yōu)化焊接材料可以形成最佳的微觀組織，在母材和焊接接頭中實(shí)現(xiàn)高強(qiáng)度和高韌性的良好匹配，獲得優(yōu)異的力學(xué)性能。

高強(qiáng)鋼經(jīng)歷焊接熱循環(huán)過程后，將在粗晶熱影響區(qū)(CGHAZ)產(chǎn)生脆性組織[11]，造成粗晶脆化現(xiàn)象，導(dǎo)致其沖擊韌性惡化[12]。為改善高強(qiáng)鋼CGHAZ的沖擊韌性，其微觀組織與沖擊韌性之間的關(guān)系得到了廣泛的關(guān)注與研究[13~19]。CGHAZ中的微觀組織通常包括板條貝氏體(LB)[20]和粒狀貝氏體(GB)[21]。對(duì)于LB而言，原奧氏體晶粒(PAG)可由一個(gè)或多個(gè)貝氏體塊(packet)組成[22,23]，而一個(gè)packet又可以重新劃分為多個(gè)貝氏體束(block)[24]。目前關(guān)于PAG、packet和block等微結(jié)構(gòu)對(duì)沖擊韌性的影響尚無(wú)定論。有研究發(fā)現(xiàn)，微裂紋穿過PAG邊界，發(fā)生拐折后繼續(xù)擴(kuò)展[25]，在packet邊界處停止擴(kuò)展[26]，貝氏體packet可以作為有效控制微裂紋擴(kuò)展的結(jié)構(gòu)單元[27]；而Zhang等[28]認(rèn)為貝氏體block是控制CGHAZ沖擊韌性的微結(jié)構(gòu)單元。因此，貝氏體微結(jié)構(gòu)與沖擊性能之間的調(diào)控關(guān)系及其內(nèi)在機(jī)理仍存在爭(zhēng)議。

本工作采用Gleeble 3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)模擬了Q500qE鋼在不同焊接熱輸入下CGHAZ的焊接熱循環(huán)過程，借助光學(xué)顯微鏡(OM)、掃描電鏡(SEM)和電子背散射衍射(EBSD)等手段研究焊接熱輸入、微觀組織與沖擊韌性之間的關(guān)系及內(nèi)在機(jī)理，分析Q500qE鋼中控制CGHAZ沖擊韌性的最有效貝氏體微結(jié)構(gòu)單元。

1 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)材料選用Q500qE鋼板，板厚20 mm，其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為：C 0.06，Si 0.20，Mn 1.55，P 0.006，S 0.001，Cr 0.30，Ni 0.19，Cu 0.22，Mo 0.177，Ti 0.010，Nb 0.038，F(xiàn)e余量。在鋼的粗軋階段，開軋溫度為1150℃，終軋溫度為1080℃；精軋階段，開軋溫度為900℃，終軋溫度為820℃；開冷溫度為740℃，返紅溫度為580℃。從軋態(tài)鋼板上取樣，采用Axion-200mat OM進(jìn)行組織觀察，其原始組織為GB和鐵素體(F)，如圖1所示。

圖1

圖1   Q500qE鋼板的原始組織

Fig.1   Original microstructure of the Q500qE steel plate

參照GB/T 714-2015《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》，從Q500qE鋼板上沿平行于軋制方向(縱向)取樣，加工成直徑6 mm、長(zhǎng)80 mm的棒狀試樣和10.5 mm × 10.5 mm × 80 mm的立方體試樣若干，分別用于微觀組織和斷裂行為表征。采用Gleeble-3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)模擬Q500qE鋼氣體保護(hù)焊的CGHAZ焊接熱循環(huán)過程，其熱輸入(Ej)分別為15、20、25以及30 kJ/cm。焊接熱循環(huán)曲線采用HAZ軟件包Rykalin-3D傳熱模型生成，加熱速率為100℃/s，試樣加熱到1350℃保溫1 s，使其微觀組織完全奧氏體化，而后冷卻到200℃，相變完全結(jié)束，如圖2所示。

圖2

圖2   不同熱輸入下粗晶熱影響區(qū)(CGHAZ)的焊接熱循環(huán)曲線

Fig.2   Welding thermal cycles of CGHAZs with different heat inputs (CGHAZ—coarse grained heat affected zone)

將焊接熱模擬后的棒狀試樣沿?zé)犭娕妓诮孛媲虚_，經(jīng)磨制、機(jī)械拋光和4% (體積分?jǐn)?shù))硝酸酒精溶液腐蝕后，在Axion-200mat OM和S-3400N SEM下觀察CGHAZ的微觀組織。借助Image Pro Plus軟件，隨機(jī)統(tǒng)計(jì)20個(gè)SEM視場(chǎng)下至少50個(gè)PAG的等效圓直徑，取其直徑的平均值作為PAG的平均尺寸(Dγ )；統(tǒng)計(jì)20個(gè)SEM視場(chǎng)下至少50個(gè)貝氏體packet的平均長(zhǎng)度(L1)與寬度(L2)，packet的平均尺寸(DP)為L = (L1·L2)1/2的算術(shù)平均值。然后，使用10%HClO4 + 90%CH3OH (體積分?jǐn)?shù))溶液對(duì)試樣進(jìn)行電解拋光，利用S-3400N SEM搭載的EBSD組件定量表征CGHAZ中板條貝氏體的block寬度，借助Image Pro Plus軟件，采用線截距法統(tǒng)計(jì)5個(gè)EBSD圖中至少50個(gè)貝氏體block的寬度，求其寬度的算術(shù)平均值作為block的平均寬度(WB)。

將經(jīng)焊接熱模擬后的立方體試樣加工成標(biāo)準(zhǔn)Charpy V型缺口沖擊試樣，尺寸為10 mm × 10 mm × 55 mm，V型缺口加工在熱電偶所在截面上，在JB-300B型半自動(dòng)沖擊試驗(yàn)機(jī)上測(cè)試不同熱輸入下CGHAZ的沖擊功KV2 (-40℃)。并且，利用S-3400N SEM觀察不同熱輸入下CGHAZ的沖擊斷口形貌和二次裂紋形貌，分析微觀組織對(duì)Q500qE鋼沖擊韌性的影響規(guī)律及其作用機(jī)理。其中，解理面尺寸(Df)通過Image Pro Plus軟件隨機(jī)統(tǒng)計(jì)每個(gè)CGHAZ樣品在20個(gè)SEM視場(chǎng)下至少50個(gè)解理面的等效圓直徑，求其等效圓直徑的算術(shù)平均值獲得。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 CGHAZ的微觀組織

Q500qE鋼不同熱輸入下CGHAZ顯微組織的OM像如圖3所示。各熱輸入下的微觀組織主要是LB和GB。當(dāng)焊接熱輸入為30 kJ/cm時(shí)，CGHAZ組織主要由LB和少量GB構(gòu)成；隨著焊接熱輸入的降低，LB增多，GB減少，組織逐漸細(xì)化。

圖3

圖3   不同熱輸入下CGHAZ顯微組織的OM像

Fig.3   OM images of CGHAZs with different heat inputs (LB—lath-like bainite, GB—granular-like bainite)

(a) 15 kJ/cm (b) 20 kJ/cm (c) 25 kJ/cm (d) 30 kJ/cm

不同熱輸入下CGHAZ微觀組織的典型SEM像如圖4所示，其微觀結(jié)構(gòu)尺寸(包括PAG和貝氏體packet尺寸)測(cè)量結(jié)果見表1。由圖4可知，CGHAZ的原奧氏體晶粒可以被劃分成數(shù)個(gè)取向各異的貝氏體packet，用描白邊的黑線對(duì)SEM視野下具有典型特征的貝氏體packet加以界定；隨著焊接熱輸入的降低，PAG和貝氏體packet的尺寸均逐漸減小。由表1可知，隨著熱輸入的降低，Dγ 從99.3 μm降至41.2 μm，DP從78.8 μm降至18.9 μm。

圖4

圖4   不同熱輸入下CGHAZ的典型SEM像

Fig.4   Typical SEM images of CGHAZs with different heat inputs (PAGB—prior austenite grain boundary)

(a) 15 kJ/cm (b) 20 kJ/cm (c) 25 kJ/cm (d) 30 kJ/cm

表1   不同熱輸入下CGHAZ的微結(jié)構(gòu)尺寸測(cè)量結(jié)果和解理面尺寸統(tǒng)計(jì)

Table 1  Size measurement results of microstructure and statistics of cleavage face size of CGHAZs with different heat inputs

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Q500qE鋼在不同熱輸入下CGHAZ中板條貝氏體的block寬度測(cè)量結(jié)果見表1，其CGHAZ不同熱輸入(15~30 kJ/cm)下的EBSD像如圖5所示。可知，不同熱輸入下CGHAZ均具有明顯的相同取向的貝氏體block微結(jié)構(gòu)，隨著熱輸入的降低，block的平均寬度WB相應(yīng)減小，當(dāng)焊接熱輸入為30 kJ/cm時(shí)，貝氏體block的WB = 5.6 μm；當(dāng)焊接熱輸入降低到15 kJ/cm，貝氏體block的WB減小到4.0 μm。

圖5

圖5   不同熱輸入下CGHAZ的EBSD像

Fig.5   EBSD images of CGHAZs with different heat inputs

(a) 15 kJ/cm (b) 20 kJ/cm (c) 25 kJ/cm (d) 30 kJ/cm

2.2 CGHAZ的沖擊性能

不同熱輸入下CGHAZ的-40℃沖擊功如圖6所示。當(dāng)焊接熱輸入在15~30 kJ/cm范圍內(nèi)，CGHAZ的KV2隨熱輸入的降低而升高。當(dāng)熱輸入為30 kJ/cm時(shí)，KV2 = 52 J，低溫韌性較差；隨著焊接熱輸入的降低，沖擊功在20 kJ/cm時(shí)緩慢升至74 J；當(dāng)熱輸入降低到15 kJ/cm，沖擊功顯著升高到153 J，低溫韌性明顯改善。

圖6

圖6   不同熱輸入下CGHAZ的Charpy沖擊功

Fig.6   Charpy impact energies at -40oC for CGHAZs with different heat inputs

不同熱輸入下CGHAZ的沖擊斷口形貌如圖7所示。當(dāng)熱輸入為15~30 kJ/cm時(shí)，各試樣沖擊斷口均表現(xiàn)出明顯的解理斷裂特征，表面存在解理臺(tái)階，在一定條件下發(fā)展成為“河流花樣”。對(duì)不同熱輸入下沖擊斷口Df進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如表1所示，Df與KV2 (-40℃)存在良好的匹配關(guān)系，隨著熱輸入的降低，解理面尺寸逐漸減小，沖擊功持續(xù)升高。

圖7

圖7   不同熱輸入下CGHAZ的沖擊斷口形貌

Fig.7   Impact fracture morphologies of CGHAZs with different heat inputs

(a) 15 kJ/cm (b) 20 kJ/cm (c) 25 kJ/cm (d) 30 kJ/cm

將典型熱輸入為15和25 kJ/cm沖擊斷裂的試樣沿垂直于斷裂表面的平面中心取樣，通過SEM觀察典型熱輸入下CGHAZ的二次裂紋形貌，如圖8所示。2種熱輸入下CGHAZ的二次裂紋都在一個(gè)貝氏體packet中沿直線傳播，筆直穿過貝氏體block，在貝氏體packet邊界處止裂。由此可見，貝氏體packet能夠阻礙裂紋擴(kuò)展，而block不能阻礙裂紋的擴(kuò)展。此外，隨著焊接熱輸入的降低，二次裂紋擴(kuò)展的單位距離變短，表明微裂紋擴(kuò)展的阻力明顯增大。

圖8

圖8   典型熱輸入下CGHAZ的二次裂紋形貌

Fig.8   Secondary crack morphologies of CGHAZs with typical heat inputs of 15 kJ/cm (a) and 25 kJ/cm (b)

3 分析討論

3.1 熱輸入對(duì)CGHAZ微觀組織的影響

圖9為不同熱輸入下焊接熱循環(huán)中冷卻過程的熱膨脹曲線，采用切線法標(biāo)示出不同熱輸入下冷卻過程中奧氏體向鐵素體轉(zhuǎn)變開始溫度(Ar3)。可以看出，隨著熱輸入的降低，Ar3逐漸降低。

圖9

圖9   不同熱輸入下CGHAZ的熱膨脹曲線以及對(duì)應(yīng)的奧氏體向鐵素體轉(zhuǎn)變開始溫度

Fig.9   Expansion curves and Ar3 of CGHAZs with different heat inputs (Ar3—the starting temperature for γ→α transformation)

研究認(rèn)為，γ→GB相變過程主要在PAG晶界形核，而LB主要在晶粒內(nèi)部形核[29]；由于γ→GB相變溫度一般高于γ→LB相變溫度，所以γ→GB相變過程的形核一般先于γ→LB相變過程[15]。由圖9可知，當(dāng)焊接熱輸入為30 kJ/cm時(shí)，γ→α組織轉(zhuǎn)變具有最高的Ar3 (610℃)，表明該條件下在γ→GB + LB相變過程中具有最高的起始溫度；隨著熱輸入分別降低到25、20和15 kJ/cm，Ar3分別降低到596、583和574℃，溫度降低導(dǎo)致在晶粒內(nèi)部LB的形核與生長(zhǎng)的驅(qū)動(dòng)力相應(yīng)增加，而GB的形核與生長(zhǎng)受到抑制，所以LB成為該組織中的主相[30]。

從表1中看出，貝氏體packet和block微結(jié)構(gòu)平均尺寸DP和WB隨著熱輸入的降低而減小。當(dāng)焊接熱輸入為15 kJ/cm時(shí)，由于其高溫停留時(shí)間最短，Ar3最低，所以在此熱輸入下的PAG尺寸細(xì)小，γ→α轉(zhuǎn)變的過冷度最大，形核速率達(dá)到最大，貝氏體packet、block微結(jié)構(gòu)尺寸最小[31]。

3.2 晶粒尺寸對(duì)CGHAZ沖擊行為的影響

由于不同熱輸入下沖擊斷口表面都表現(xiàn)出明顯的解理斷裂特征，所以將CGHAZ試樣斷口的Df與Dγ 、DP、WB進(jìn)行擬合比較，如圖10所示，其對(duì)應(yīng)的擬合方程如式(1)~(3)所示，以此分析CGHAZ沖擊韌性與PAG、貝氏體微結(jié)構(gòu)之間的內(nèi)在關(guān)聯(lián)。

圖10

圖10   解理面尺寸與PAG尺寸、貝氏體packet尺寸和block寬度的擬合關(guān)系

Fig.10   Cleavage facet size as functions of PAG size, bainitic packet size, and bainitic block width

擬合方程(1)~(3)的線性相關(guān)系數(shù)分別為0.96、0.99和0.87，可見Dγ 和DP與Df之間的相關(guān)性明顯優(yōu)于WB，表明PAG和packet是控制CGHAZ沖擊韌性的有效微結(jié)構(gòu)單元。由圖8可知，當(dāng)熱輸入為15和25 kJ/cm時(shí)，CGHAZ的二次裂紋都在一個(gè)貝氏體packet中直線傳播，并在該packet邊界處終止，再結(jié)合其與Df良好的線性關(guān)系，相較于PAG，貝氏體packet應(yīng)該是最有效控制CGHAZ沖擊韌性的微結(jié)構(gòu)單元。

4 結(jié)論

(1) Q500qE鋼粗晶熱影響區(qū)的微觀組織主要是板條貝氏體和粒狀貝氏體；隨著焊接熱輸入的降低，板條貝氏體增多，粒狀貝氏體減少，Ar3逐漸降低，原奧氏體晶粒、貝氏體packet和block微結(jié)構(gòu)的平均尺寸減小。

(2) 隨著焊接熱輸入的降低，粗晶熱影響區(qū)的沖擊功KV2 (-40℃)顯著提高；不同熱輸入的沖擊斷口都呈現(xiàn)出明顯的解理斷裂特征，其解理面尺寸隨著熱輸入的降低而減小。

(3) 對(duì)于Q500qE鋼而言，貝氏體packet是控制粗晶熱影響區(qū)沖擊韌性的最有效微觀結(jié)構(gòu)單元，packet邊界能夠有效阻止二次裂紋的擴(kuò)展。