李曉波，田松亞，桂鵬千

（河海大學(xué)，江蘇常州213022）

13MnNiMoR埋弧焊接頭焊后熱處理的組織和韌性

李曉波，田松亞，桂鵬千

（河海大學(xué)，江蘇常州213022）

采用埋弧焊焊接13MnNiMoR厚鋼板，焊絲為H10Mn2NiMoA，焊劑為SJ102。對(duì)經(jīng)熱沖壓模擬、正火、亞溫正火、高溫回火的焊接接頭進(jìn)行了-20℃沖擊試驗(yàn)。采用顯微鏡觀察各熱處理狀態(tài)下的焊縫和熱影響區(qū)的金相組織。結(jié)果表明：未高溫回火前，焊接接頭的組織以粒狀貝氏體為主，M-A尺寸均較大；亞溫正火后還存在部分鐵素體，粒狀M-A組元呈鏈狀分布，沖擊功最高僅為19 J；高溫回火后，M-A組元大量分解，其面積比例及最大尺寸大大降低，基體組織為回火索氏體與回火貝氏體，沖擊功得到較大提高，最低值為46 J。

13MnNiMoR；粒狀貝氏體；M-A組元；沖擊韌性

0 前言

壓力容器在高溫、高壓、中子輻射、腐蝕或極低溫等惡劣環(huán)境服役，要求其用鋼具有較高性能，這相應(yīng)地提高了焊接接頭性能要求。13MnNiMoR因具有較高的抗拉強(qiáng)度和較好的韌性被用來(lái)制造壓力容器，根據(jù)國(guó)標(biāo)要求選用H08Mn2MoA焊絲匹配SJ101焊劑進(jìn)行埋弧焊[1]，焊態(tài)或焊后消應(yīng)力處理的接頭性能高于標(biāo)準(zhǔn)要求。經(jīng)高溫壓制的焊接封頭，需重新正火+回火處理，以恢復(fù)母材的力學(xué)性能，但焊縫是鑄態(tài)組織，且焊縫的成分與母材差別較大，熱處理后焊接接頭的性能變化與母材不同，有必要對(duì)其進(jìn)行研究。

本研究采用埋弧焊焊接13MnNiMoR厚板，以H10Mn2NiMoA焊絲匹配SJ102焊劑，研究焊接接頭焊后熱處理過(guò)程中組織和韌性的變化，揭示M-A組元的面積比例、最大尺寸與韌性的關(guān)系。

1 試驗(yàn)材料和方法

母材為60mm厚的13MnNiMoR鋼板，供貨狀態(tài)為正火+高溫回火。該鋼的相變點(diǎn)Ac1為709℃，Ac3為821℃。屈服強(qiáng)度ReL≥380 MPa，Rm=520～720 MPa，伸長(zhǎng)率δ≥18％，V型缺口橫向Akv≥52 J（-20℃）?；瘜W(xué)成分如表1所示。母材坡口采用冷加工成型，尺寸及形狀如圖1所示。

表1 13MnNiMoR鋼板的化學(xué)成分％

圖1 坡口形式

埋弧焊焊接接頭采用φ4.0mm的J607焊條打底，填充層及蓋面層焊接均采用φ4.0mm的H10Mn2NiMoA焊絲匹配SJ102焊劑，焊接工藝參數(shù)如表2所示。H10Mn2NiMoA焊絲和SJ102焊劑化學(xué)成分見(jiàn)表3、表4。焊劑使用前經(jīng)（300℃～400℃）×2 h烘焙，堆積厚度不超過(guò)5 cm，試板焊前進(jìn)行200℃～220℃預(yù)熱。焊接接頭的焊后熱處理工藝參數(shù)如表5所示。

表2 埋弧焊接工藝參數(shù)

表3 H10Mn2NiMoA焊絲化學(xué)成分％

表4 SJ102焊劑化學(xué)成分％

表5 焊后熱處理工藝

焊接接頭沖擊試驗(yàn)利用PTM-2100A1型擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)，測(cè)試溫度為-20℃。試樣按國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T2650中的相關(guān)規(guī)定加工[2]。

金相試樣經(jīng)機(jī)械磨制拋光后用4％硝酸酒精溶液腐蝕，在光學(xué)顯微鏡下觀察顯微組織。再經(jīng)Lepera試劑腐蝕觀察M-A組元。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 焊接接頭微觀組織

由于熱沖壓模擬及正火均采用空冷，冷卻速度緩慢，高溫停留時(shí)間長(zhǎng)，易形成鐵素體、上貝氏體、粒狀貝氏體等組織[3]。如圖2～圖5所示，焊接接頭經(jīng)熱沖壓模擬及正火后的顯微組織均為粒狀貝氏體。熱沖壓模擬溫度為980℃，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于母材Ac3的821℃，已完全奧氏體化，且接近過(guò)熱區(qū)的下限溫度，使得HAZ中成分均勻化，冷卻至室溫后，HAZ其他區(qū)域均轉(zhuǎn)變?yōu)榕c過(guò)熱區(qū)相同的組織。再經(jīng)920℃正火，使得成分進(jìn)一步均勻，細(xì)化晶粒，并消除了部分區(qū)域內(nèi)組織的不均勻性。

經(jīng)過(guò)亞溫正火后，組織改變?yōu)殍F素體+粒狀貝氏體，該鐵素體是在兩相區(qū)保溫過(guò)程中產(chǎn)生的，鐵素體為穩(wěn)定相，在隨后的冷卻過(guò)程中不發(fā)生改變。高溫回火后，M-A組元大量分解，貝氏體鐵素體發(fā)生側(cè)板條融合，最終形成回火貝氏體+回火索氏體+少量M-A組元。

2.2 M-A組元變化

由于貝氏體鐵素體的形成使得未轉(zhuǎn)變過(guò)冷奧氏體富碳，富碳后奧氏體穩(wěn)定性提高，但富碳奧氏體（A富）中碳含量差別極大，在繼續(xù)冷卻過(guò)程中A富轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，與殘留至室溫的A富形成M-A組元。試樣經(jīng)4％硝酸酒精預(yù)腐蝕后再經(jīng)Lepera試劑腐蝕，基體呈灰黑色，M-A組元呈白亮色[4]，結(jié)果如圖6～圖9所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，焊接接頭經(jīng)各道熱處理工序后，其組織中均存在數(shù)量、形態(tài)各異的MA組元。

圖2 方案1焊接接頭微觀組織

圖3 方案2焊接接頭微觀組織

圖4 方案3焊接接頭微觀組織

圖5 方案4焊接接頭微觀組織

圖6 方案1焊接接頭M-A組元

圖7 方案2焊接接頭M-A組元

圖8 方案3焊接接頭M-A組元

焊接接頭經(jīng)980℃熱沖壓模擬后，焊縫及熱影響區(qū)中的M-A組元主要呈塊狀、粒狀及長(zhǎng)條狀隨機(jī)分布于基體上，焊縫中大塊及長(zhǎng)條狀M-A組元數(shù)量多于HAZ，粒狀M-A組元的數(shù)量少于HAZ。

再經(jīng)920℃正火后，焊縫及熱影響區(qū)中M-A組元數(shù)量增多，焊縫中單個(gè)M-A組元面積增大，HAZ處單個(gè)M-A組元的面積無(wú)明顯變化。980℃和920℃正火獲得的組織中M-A組元形態(tài)基本不變，仍呈塊狀+粒狀+長(zhǎng)條狀隨機(jī)分布于基體中。

經(jīng)740℃亞溫正火后，焊縫及熱影響區(qū)中M-A組元為粒狀，粒狀M-A組元呈鏈狀分布。與前兩道正火相比，焊縫中的M-A組元明顯細(xì)化。再經(jīng)640℃高溫回火后，M-A組元大量分解，但焊縫和熱影響區(qū)仍有少量的粒狀M-A組元?dú)埩簟?/p>

2.3 沖擊試驗(yàn)結(jié)果

四種方案焊接接頭的-20℃沖擊韌度見(jiàn)表6。由表6可知：①未回火前，焊接接頭的沖擊韌度變化不大，最低值與最高值僅相差10 J，且最高值只有19 J，這是因?yàn)楦骱负鬅崽幚硭没w組織均為粒狀貝氏體，M-A組元數(shù)量較多，存在塊狀及長(zhǎng)條狀M-A組元。②回火后，沖擊韌度大幅上升，焊縫三個(gè)沖擊試樣平均值達(dá)到132 J，HAZ達(dá)到55 J。這是由于回火后大部分M-A組元分解，剩余少量呈粒狀的M-A組元，減少了對(duì)基體韌性的影響。③試驗(yàn)中大部分HAZ沖擊韌度高于焊縫。

圖9 方案4焊接接頭M-A組元

表6 各工藝焊接接頭沖擊值

3 M-A組元對(duì)沖擊韌性的影響

采用統(tǒng)計(jì)軟件Image-Pro Plus 6.0及透明網(wǎng)格對(duì)焊接接頭M-A組元的體積分?jǐn)?shù)V及多個(gè)視場(chǎng)內(nèi)M-A組元最大尺寸a進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果如表7所示。由表7可知：①焊接接頭經(jīng)熱沖壓模擬后，組織中M-A組元的數(shù)量較兩種正火處理后的少，但尺寸較兩種正火處理的大，三種熱處理方案所得MA組元的數(shù)量及尺寸均較大，其中M-A組元面積比例最大為23.52％，最大尺寸達(dá)到28.87 μm。②高溫回火后，M-A組元數(shù)量及尺寸均有不同程度的減小，主要是因?yàn)榛鼗鸨剡^(guò)程中M-A組元大量分解所致。

表7 M-A組元體積分?jǐn)?shù)

粒貝中鐵素體基體是塑性相，M-A組元是脆性相，M-A組元的數(shù)量、尺寸及形態(tài)影響著粒貝的韌性[5]。方案1和方案2焊縫及熱影響區(qū)的組織均為粒貝，因此粗大的塊狀或條狀M-A組元對(duì)該區(qū)域的韌性有著較大的影響。文獻(xiàn)[6]中M-A組元的尺寸和面積比例對(duì)韌性的影響：①M(fèi)-A組元在粒貝中為脆性相，其尺寸越大時(shí)，越易引起解理斷裂，韌性越差，此結(jié)論與本實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。②M-A組元面積比例減少，塑性的α相在變形時(shí)的滑移自由程增加，將提高粒貝的韌性。對(duì)比兩方案，方案1中M-A組元的面積比例較小，尺寸較大；方案2中M-A組元的面積比例較大，尺寸相對(duì)較??；兩種方案的加熱溫度均遠(yuǎn)高于Ac3，雖然方案2在方案1的基礎(chǔ)上又進(jìn)行了一次溫度稍低的正火，但對(duì)細(xì)化奧氏體晶粒的作用有限，奧氏體晶粒嚴(yán)重長(zhǎng)大且尺寸相近，空冷至室溫獲得相同的組織，因此兩方案的沖擊韌度相近且均較低。

方案3增加740℃亞溫正火，保溫過(guò)程中逆轉(zhuǎn)變奧氏體于原奧氏體晶界和M-A組元邊界形成并將原奧氏體晶粒分割，使得晶粒細(xì)化；M-A組元雖有一定程度的細(xì)化，但分布形式改

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Microstructure and toughness of 13MnNiMoR steel welding joint after PWHT for SAW

LI Xiaobo，TIAN Songya，GUI Pengqian
（Hohai University，Changzhou 213022，China）

13MnNiMoR thick steel plate was welded by submerged arc welding with H10Mn2NiMoA and SJ102.The welding joint was suffered from hot-stamping simulation,normalizing，subcritical normalizing，tempering.Their impact test were carried out under-20℃，microstructure of the weld and heat affected zone for each heat treatment condition were observed by optical microscope.The results show that the welded joint's microstructure is mainly granular bainite，M-A constitutes'length are large before tempering；ferrite and particle M-A constitute's morphology are in chain distribution after subcritical normalizing，impact toughness of the above joints is only up to 19 J.A plenty of M-A constitutes are decomposed after high-temperature tempering，the area ratio and maximum length are greatly reduced，the microstructure of matrix is tempered sorbite and tempered bainite，impact toughness is greatly improved，the lowest value is 46 J.

13MnNiMoR；granular bainite；M-A constitute；impact toughness

TG441.8

A

1001－2303（2017）01－0063-06

10.7512/j.issn.1001-2303.2017.01.12

獻(xiàn)

李曉波，田松亞，桂鵬千.13MnNiMoR埋弧焊接頭焊后熱處理的組織和韌性[J].電焊機(jī)，2017，47（1）：63-67，105.

2016-07-27；

2016-11-20

李曉波（1991—），男，江蘇南通人，在讀碩士，主要從事熱加工材料組織性能方面的研究。