焊后熱處理對09MnNiDR鋼焊接接頭組織與性能的影響

焦洪軍 馬世成 周丙峰 李大偉 趙向儒 劉西光（德州市特種設備檢驗研究院 德州 253000）

焊后熱處理對09MnNiDR鋼焊接接頭組織與性能的影響

焦洪軍 馬世成 周丙峰 李大偉 趙向儒 劉西光
（德州市特種設備檢驗研究院 德州 253000）

采用掃描電子顯微鏡、硬度試驗和沖擊試驗等方法，通過比較09MnNiDR鋼在焊態(tài)及焊后熱處理條件下焊接接頭組織性能的變化，著重研究了焊后熱處理對焊接接頭M-A組元的影響以及M-A組元對焊接接頭韌性的影響。結果表明，09MnNiDR鋼在焊態(tài)條件下焊縫和HAZ中均有M-A組元出現(xiàn)，而經(jīng)焊后熱處理后大部分M-A組元分解；焊后熱處理對焊接接頭硬度影響不大，但明顯改善韌性，而M-A組元對沖擊韌性危害很大，基體組織的變化和M-A組元的分解是焊接接頭韌性改變的原因，其中后者是焊接接頭韌性改善的最主要原因。

焊后熱處理 09MnNiDR鋼 M-A組元 沖擊韌性

焊后熱處理（簡稱PWHT）是鍋爐及壓力容器等焊接結構產(chǎn)品制造的工序之一[1]。焊后熱處理不僅可以消除焊殘接余應力，而且可以降低焊接接頭的硬度，改善力學性能等，成為保障壓力容器設備質量的一個重要途徑。

09MnNiDR鋼是我國自主開發(fā)的一種低溫壓力容器用鋼，因其具有良好的低溫韌性，在低溫壓力容器中獲得廣泛應用。09MnNiDR鋼為滿足-70℃下的使用性能需要進行焊后熱處理。關于09MnNiDR焊接粗晶區(qū)性能及焊后熱處理方面的研究已有報道[2-7]，其中對09MnNiDR鋼焊后熱處理的研究多集中在焊后熱處理溫度方面，很少有人探討焊后熱處理對焊接接頭M-A組元的影響，本文通過比較09MnNiDR在焊態(tài)和焊后熱處理條件下的焊接接頭組織與性能的變化，重點研究了焊后熱處理對焊接接頭M-A組元變化的影響以及M-A組元對焊接接頭韌性的影響。

1　試驗材料及方法

試驗所用材料為熱軋09MnNiDR鋼又經(jīng)正火+回火處理的鋼板，其化學成分見表1。焊接試驗所用焊絲為H09MnNiDR低溫鋼用鍍銅氣保焊絲，其化學成分見表2。

表1　試驗用鋼化學成分（質量分數(shù)，%）

表2　焊絲化學成分（質量分數(shù)，%）

本次試驗焊接方法為埋弧焊，所用焊機型號為林肯雙絲埋弧焊機，采用直流反接。焊縫垂直于軋向，焊接鋼板尺寸為350mm×120mm，焊接坡口為V形，坡口焊前保持清潔干燥。焊劑使用前在300～350℃下保溫烘干2h，并保持干凈。并將其中的一塊焊后鋼板進行焊后熱處理（PWHT），其工藝如圖1所示。

圖1　焊后熱處理工藝示意圖

分別從焊接鋼板和焊后熱處理鋼板上截取一定尺寸的小樣，依次經(jīng)鑲嵌、打磨、拋光后并用4%的硝酸酒精腐蝕一定的時間，在FEI Quanta 600掃描電子顯微鏡觀察其顯微組織；對焊接接頭從焊縫到母材的顯微硬度進行測定，測定距離間隔為0．5mm，所用顯微硬度計為FV-700微觀維氏硬度計，載荷50 gf，加載時間10s；分別將焊接態(tài)和焊后熱處理態(tài)條件下的試樣加工為10mm×10mm×55mm的V型缺口標準沖擊試樣，然后按照GB/T 229—2007的要求在INSTRON 9250HV落錘沖擊試驗機上進行70℃低溫沖擊試驗。

2　試驗結果及分析

2.1顯微組織分析

圖2為焊態(tài)、焊后熱處理條件下焊縫和HAZ的掃描（SEM）組織，從圖2(a)可以看出，焊縫的組織為在針狀鐵素體基體上分布著塊狀和長條狀的M-A組元；從圖2(c)可以看出，焊態(tài)的HAZ的組織為在針狀鐵素體基體上分布著長條狀的M-A組元，由此可見，焊態(tài)條件下M-A組元不僅出現(xiàn)在焊縫中，也會出現(xiàn)在焊接熱影響區(qū)；經(jīng)焊后熱處理后的焊縫和 HAZ中的組織如圖2(b)、圖2(d)所示，與焊態(tài)條件下相比，晶界上M-A組元區(qū)域明顯縮小或消失，晶界上只剩下一些疑似未完全分解的M-A組元小顆粒相，有可能是未完全分解的M-A組元[8]；結果表明，焊后熱處理后大部分M-A組元分解。

圖2　焊態(tài)、焊后熱處理條件下焊縫和HAZ掃描組織

2.2硬度測試分析

圖3為焊態(tài)和焊后熱處理條件下焊接接頭顯微硬度的比較，在兩者情況下，焊接接頭硬度變化趨勢一致，比較發(fā)現(xiàn)，較焊態(tài)條件下經(jīng)焊后熱處理后的焊縫、HAZ和母材的硬度都略有下降，主要是在570℃×2h熱處理條件下回火進行很不充分，組織仍保留為針狀鐵素體基體形態(tài)，硬度變化很小，只是略有下降；說明焊后熱處理對焊接接頭的硬度影響不大，同時也說明基體組織的變化對韌性貢獻有限。

圖3　焊態(tài)和焊后熱處理條件下焊接接頭顯微硬度的比較

2.3沖擊試驗分析

表3為焊態(tài)、焊后熱處理條件下焊縫和HAZ在-70℃的沖擊試驗結果，結果表明，焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)的焊接接頭的沖擊功均符合標準。這主要是由于針狀鐵素體可提高HAZ的力學性能，針狀鐵素體的相變溫度處于晶界鐵素體與貝氏體之間，轉變時無需鐵原子的重新排列，而且與原奧氏體保持共格或半共格關系，并遵循N-W或K-S關系，這種相變往往使針狀鐵素體中產(chǎn)生較大的應變和位錯密度，加之其位向雜亂，位相差小，以大角度晶界分布，具有高密度位錯的組織形態(tài)，能夠較好地阻止裂紋擴展，進而提高材料的韌性[1]。

表3　-70℃沖擊試驗結果

從表3還可以看出焊后熱處理條件下的焊接接頭的沖擊功明顯優(yōu)異于焊態(tài)條件下的沖擊功，因為在焊態(tài)條件下出現(xiàn)了對韌性不利的M-A組元。文獻[9-11]都認為大塊狀上的M-A組元對韌性非常不利，當M-A組元呈大塊狀或者長條狀分布在鐵素體基體上時，當受外力而發(fā)生變形時，強度很高的M-A組元不易發(fā)生變形，強度很低的鐵素體極易發(fā)生變形，由于這種變形的不協(xié)調(diào)，在M-A組元和基體界面容易產(chǎn)生應力集中，容易萌發(fā)生微裂紋，從而成為裂紋的通道[12]，所以M-A組元對沖擊韌性特別是低溫沖擊韌性危害很大。

焊后熱處理后原始奧氏體晶粒尺寸有所長大，而其沖擊韌性明顯增強，這主要是因為經(jīng)焊后熱處理后M-A組元大部分分解，尺寸都很小，達不到解理斷裂的致裂條件[13-14]。

基于上述分析，M-A組元對沖擊韌性特別是低溫沖擊韌性危害很大，基體組織的變化和M-A組元的分解是焊接接頭韌性改變的原因，其中M-A組元的分解是焊接接頭韌性改善的主要原因。

3　結論

1）09MnNiDR鋼在焊態(tài)條件下，焊縫和HAZ都有M-A組元出現(xiàn)；而經(jīng)焊后熱處理后大部分M-A組元分解。

2）焊后熱處理對焊接接頭硬度影響不大，但明顯改善韌性，M-A組元對沖擊韌性危害很大，基體組織的變化和M-A組元的分解是焊接接頭韌性改變的原因，其中M-A組元的分解是焊接接頭韌性改善的主要原因。

[1] 董福軍，趙和明，劉小林，等. 模擬焊后熱處理對13MnNiMoR鋼板組織和性能的影響[J]. 江西冶金，2014，34(1)：9-12.

[2] 周中喜，王銳，張暉，等. -70 ℃用壓力容器焊接熱影響區(qū)組織與韌性[J]. 金屬鑄鍛技術，2010，39(15)：141.

[3] Lambert-Perlade A, Gourgue A F, Besson J, et al. Mechanisms and Modeling of Cleavage Fracture in Simulated Heat-Affected Zone Microstructures of a High-Strength Low Alloy Steel [J]. Metallurgical and Materials Transactions, 2004, 34A: 1040.

[4] 鐘春燕，畢曉敏. 09MnNiDR低溫容器的焊接熱處理研究[J]. 現(xiàn)代焊接，2011(3)：38.

[5] 王占英，馬軼群，張?zhí)m娣，等. 低溫材料09MnNiDR的焊接工藝[J]. 焊接，2006(2)：65.

[6] 徐來忠，喬蕾，莫德敏，等. 模擬焊后熱處理制度對09MnNiDR鋼板強韌性能的影響[J]. 寬厚板，2012，18(2)：31.

[7] 石琳，任晶波，郭智，等. 09MnNiDR鋼壓力容器焊后熱處理溫度評述[J]. 中國特種設備安全，2013，29(9)：34-36.

[8] 王學，常建偉，陳方玉，等. 焊后熱處理改善WB36鋼臨界再熱粗晶區(qū)韌性分析[J]. 焊接學報，2008，29(3)：9-12.

[9] Bonnevie E, Ferriere G, Ikhlef A. Morphological aspects of martensite-austenite constituents in intercritical and coarse grain heat affected zones of structural steels[J]. Materials Science and Engineering A, 2004, 385(1-2): 352-358.

[10] Davis C L, King J E. Effect of cooling rate on intercritically reheated microstructure and toughness in high strength low alloy steel[J]. Materials Science and Technology, 1993, 9(1): 8-15.

[11] 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(qū)韌性的影響[J]. 焊接學報，2009，30(1)：109.

[12] 洪永昌，單軍戰(zhàn). S355J鋼粗晶熱影響區(qū)M-A組元對韌性影響的研究[J]. 熱處理，2012，27(3)：45-50.

[13] Lee S, Kim B C, Kwon D. Fracture toughness analysis of heat-affected zone in high-strength low-alloyed steel welds [J]. Metall Transaction, 1993, 24A: 1133-1141.

[14] 荊洪陽，霍立興，張玉鳳，等. 馬氏體-奧氏體組元對高強鋼焊接熱影響區(qū)韌性的影響[J]. 機械工程學報，1995，31(6)：102-106.

Influence of Post-Weld Heat Treatment on Microstructure and Mechanical Properties of 09MnNiDR Steel Welding Joint

Jiao Hongjun Ma Shicheng Zhou Bingfeng Li Dawei Zhao Xiangru Liu Xiguang
(Dezhou Special Equipment Inspection and Research Institute Dezhou 253000)

By using SEM, hardness test and impact test, the changes of microstructure and mechanical properties of welded and post-weld heat treated welding joint are compared. The influence of post-weld heat treatment on M-A constituent of welding joint and the influence of M-A constituent on toughness of welding joint are studied. The results show that M-A constituent is exist in welding seam and HAZ of welded 09MnNiDR steel, and most of M-A constituent decompose after post-weld heat treatment. The post-weld heat treatment has little impact on hardness of welding joint, but can obviously improve the toughness. The M-A constituent is greatly harmful to impact toughness. The changes of toughness result from the change of matrix structure and the decomposition of M-A constituent, and the latter the most important.

Post-weld heat treatment 09MnNiDR steel M-A constituent Impact toughness

X923

B

1673-257X(2016)01-0025-03

10．3969/j．issn．1673-257X．2016．01．006

焦洪軍(1971～)，男，本科，工程師，主要從事承壓類特種設備檢驗及無損檢測工作。

（2015-07-14）