霍松波，姜金星，黃一新，左秀榮，張展展

(1.南京鋼鐵股份有限公司 研發(fā)中心，南京 210035;2.鄭州大學(xué) 物理工程學(xué)院，鄭州 450052)

由于輸送石油和天然氣的管道運(yùn)輸環(huán)境復(fù)雜，管線鋼需具備優(yōu)異的性能.為了提高輸送效率，減少運(yùn)輸成本，研究和生產(chǎn)高級別管線鋼已成為發(fā)展的趨勢.目前高級別X80管線鋼已是國際上成熟和標(biāo)準(zhǔn)的管線鋼綱級，已被世界許多國家廣泛研究并大規(guī)模生產(chǎn).我國首次在西氣東輸二線主干線應(yīng)用X80管線鋼管，其管線長度、輸送壓力、鋼管的壁厚都超出世界現(xiàn)有的X80鋼管管道水平.

X80管線鋼典型組織為針狀鐵素體，其晶粒隨機(jī)取向，尺寸大小不一，晶粒內(nèi)部分布著高密度位錯(cuò).在成分設(shè)計(jì)上，針狀鐵素體X80管線鋼采用了較低的碳含量和較高的Mn含量，并通過Nb、Ti、V 微合金化和適量添加 Mo、Cu、Ni、Cr 等合金元素以強(qiáng)化基體，從而能夠保證X80管線鋼具有良好的強(qiáng)度、低溫韌性以及優(yōu)異的焊接性能［1］.

在鋼管成形過程中，焊接是關(guān)鍵環(huán)節(jié).管道出現(xiàn)裂紋的位置主要集中在焊接接頭處.小角度晶界對裂紋擴(kuò)展影響較小，但大角度晶界及分布著MA薄膜的小角度晶界能有效阻止位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)和裂紋擴(kuò)展［2］.X80管線鋼的針狀鐵素體晶界為高角度晶界，裂紋在擴(kuò)展過程中受到晶界的強(qiáng)烈阻礙作用［3］，同時(shí)彌散分布的第二相粒子對位錯(cuò)有較強(qiáng)的釘扎作用，有效地提高了韌性，因此裂紋不易在針狀鐵素體組織中形成和擴(kuò)展.X80管線鋼焊接熱影響區(qū)(HAZ)組織形態(tài)由母材的針狀鐵素體組織轉(zhuǎn)變?yōu)榘鍡l貝氏體和粒狀貝氏體［4］，晶粒顯著粗化，韌性降低.

本文以X80管線鋼焊接接頭為主要研究對象，通過硬度測試及SEM觀察，分析焊接接頭處硬度和顯微組織變化規(guī)律，為軋制及焊接工藝的制定奠定基礎(chǔ).

1 試驗(yàn)材料及試驗(yàn)方案

試驗(yàn)選取國內(nèi)某廠生產(chǎn)的X80管線鋼焊接接頭，管體厚度為16.4 mm.其化學(xué)成分如表1所示.圖1為鋼管焊接接頭的宏觀形貌，由圖1可見，焊接接頭主要由3部分組成，即近焊縫管體母材(BM)、熱影響區(qū)(HAZ)、焊縫(WM)，HAZ 又分為熱影響區(qū)粗晶區(qū)(CGHAZ)、熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)(FGHAZ)和熱影響區(qū)部分重結(jié)晶區(qū)(ICHAZ).在HVS－50數(shù)顯維氏硬度計(jì)上進(jìn)行硬度試驗(yàn)，載荷為10 kg，加載持續(xù)時(shí)間為15 s.焊接接頭硬度測試點(diǎn)分布如圖2所示.在距離鋼管內(nèi)、外表面1.5 mm處及厚度中心處，從焊縫中心到近焊縫管體母材進(jìn)行硬度測試(見圖2中“1”“2”“3”位置);在焊縫處，從距外焊邊緣1.5 mm到距內(nèi)焊邊緣1.5 mm進(jìn)行硬度測試(見圖2中“4”位置).在日本JSM－6700F掃描電子顯微鏡(SEM)下觀察焊接接頭顯微組織.試樣經(jīng)研磨拋光后，用4%的硝酸酒精進(jìn)行腐蝕，然后再進(jìn)行觀察.

表1 試驗(yàn)鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition(mass fraction)of the X80 pipeline steel %

圖1 鋼管焊接接頭的宏觀形貌Fig.1 Macrostructure of welded joint

圖2 維氏硬度測試點(diǎn)分布示意圖Fig.2 Location of hardness tests

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 X80管線鋼焊接接頭的硬度分析

圖3為焊接接頭硬度變化.由圖3(a)可知，距內(nèi)焊邊緣1.5 mm處焊縫(WM)的硬度遠(yuǎn)大于距外焊邊緣1.5 mm和焊縫厚度中心處焊縫的硬度，硬度值最高達(dá)到256 HV;在靠近焊縫基體(BM)處，外焊附近的BM硬度值略大于內(nèi)焊附近和厚度中心的BM.由于受熱循環(huán)影響，熱影響區(qū)可以分為粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)和部分重結(jié)晶區(qū).在熱影響區(qū)，硬度隨遠(yuǎn)離焊縫而降低，靠近基體時(shí)達(dá)到最小值，但最低硬度仍達(dá)到201 HV.隨著遠(yuǎn)離HAZ，基體硬度逐漸增大，最后保持不變.從內(nèi)焊邊緣附近到外焊內(nèi)焊交界處，焊縫硬度逐漸降低，但外焊硬度變化不大，內(nèi)焊焊縫硬度(256 HV)遠(yuǎn)大于外焊焊縫硬度(228 HV).

2.2 X80管線鋼焊接接頭的微觀組織分析

圖4為距外焊縫邊緣1.5 mm處，從焊縫到熱影響區(qū)的顯微組織變化.由圖4(a)可見，原始組織為針狀鐵素體組織.由圖4(b)可知，焊縫的顯微組織主要是晶內(nèi)形核鐵素體，鐵素體相互交鎖緊密排列.圖4(c)為熱影響區(qū)粗晶區(qū)的顯微組織.由圖4(c)可知，這部分組織主要是粗大的貝氏體，原奧氏體晶界清晰可見.貝氏體分成兩種，一種是板條貝氏體，板條馬氏體/奧氏體(M/A)島在鐵素體基體上相互平行分布;另一種是粒狀貝氏體，島狀的M/A島散亂分布在鐵素體基體上.在熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)，晶粒細(xì)小，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于粗晶區(qū)晶粒(圖4(d))，且晶內(nèi)出現(xiàn)一些塊狀鐵素體.在熱影響區(qū)部分重結(jié)晶區(qū)，顯微組織由多邊形鐵素體、向上浮突的準(zhǔn)多邊形鐵素體和分布在鐵素體晶內(nèi)和晶界上的M－A島組成(圖4(e)).

圖3 焊接接頭硬度變化Fig.3 Variation of hardness in welded joint

受焊接熱循環(huán)的影響，靠近焊縫的熱影響區(qū)粗晶區(qū)的加熱溫度高達(dá)1 350～1 400℃，組織完全奧氏體化，同時(shí)冷卻速度較快，組織主要為粗大的粒狀貝氏體和板條貝氏體(圖4(c))，該區(qū)域硬度較高.由于粒狀貝氏體中大塊的高硬度MA島分布在鐵素體基體上，會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致微裂紋的產(chǎn)生［5］，特別是位于晶界的MA極易造成裂紋的形核和擴(kuò)展［6］，使沖擊韌性顯著降低.板條貝氏體具有高密度的高角度晶界，同時(shí)有效晶粒直徑更小，有助于韌性的提高［7，8］.隨距離焊縫距離的增加，受熱循環(huán)影響的峰值溫度逐漸降低，出現(xiàn)熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)，此處晶粒細(xì)小，同時(shí)晶內(nèi)有鐵素體出現(xiàn)，使硬度減小.該區(qū)域是熱影響區(qū)韌性最好的區(qū)域.

圖4 焊縫、熱影響區(qū)的微觀組織Fig.4 Microstructure of HAZ

圖5 熱影響區(qū)附近基體微觀組織Fig.5 Microstructure of base metal near HAZ

受焊接熱循環(huán)影響，熱影響區(qū)部分重結(jié)晶區(qū)組織加熱溫度在Ac1至Ac3之間，使得這部分區(qū)域的組織只發(fā)生部分奧氏體轉(zhuǎn)變.奧氏體形成主要包括形核和長大，這兩個(gè)過程是受擴(kuò)散控制的相轉(zhuǎn)變過程.奧氏體形核受原始組織的影響較大［9］.原始的針狀鐵素體組織加熱到臨界區(qū)溫度范圍時(shí)，不規(guī)則的鋸齒狀晶界及板條界給奧氏體提供了大量的形核點(diǎn)，同時(shí)非等軸針狀鐵素體內(nèi)的亞結(jié)構(gòu)和高密度的位錯(cuò)逐漸溶解，邊界逐漸平直，冷卻后轉(zhuǎn)變?yōu)榈容S的多邊形鐵素體加MA島組織.

圖5為靠近熱影響區(qū)的基體.由圖5可見，靠近熱影響區(qū)的基體，加熱溫度低于Ac1，造成M/A島分解，使這部分區(qū)域軟化.隨著遠(yuǎn)離熱影響區(qū)，基體受熱循環(huán)影響減小，M/A島分解的數(shù)量和程度相應(yīng)減小，硬度回升.當(dāng)加熱到一定溫度時(shí)，M/A島內(nèi)部碳原子活動(dòng)能力增加，較低溫度下，碳原子一般作短距離遷移，在微觀缺陷處偏聚;較高溫度下，碳原子可作長距離的遷移，馬氏體中的過飽和碳原子基本脫溶，析出更穩(wěn)定的碳化物.

圖6為內(nèi)焊和外焊顯微組織掃描電鏡照片.由圖6(a)可知，外焊焊縫的顯微組織主要是晶內(nèi)形核鐵素體、粒狀貝氏體和多邊形鐵素體.焊縫金屬中的某些夾雜物，可作為晶內(nèi)形核鐵素體的形核核心.在奧氏體內(nèi)部首先形成針狀鐵素體，把原始奧氏體分割成小區(qū)域，有效細(xì)化了組織，從而大大地提高了焊縫的沖擊韌性［10］.

由圖6(c)可知，靠近外焊的內(nèi)焊焊縫的組織受二次熱循環(huán)的影響，組織為粒狀貝氏體和塊狀的鐵素體.遠(yuǎn)離外焊的內(nèi)焊焊縫的組織受二次熱循環(huán)影響較小，組織和外焊焊縫組織相差不大，仍保持原始的晶內(nèi)形核鐵素體、粒狀貝氏體和多邊形鐵素體組織形貌.受二次焊接熱循環(huán)的影響，內(nèi)焊組織中析出物的數(shù)量遠(yuǎn)大于外焊焊縫組織.

在直縫雙面埋弧焊焊接過程中，先進(jìn)行內(nèi)焊后進(jìn)行外焊，因此，在進(jìn)行外焊時(shí)，內(nèi)焊必然會(huì)受到外焊熱輸入的影響，組織會(huì)發(fā)生變化，進(jìn)而影響內(nèi)焊硬度.內(nèi)焊峰值溫度最高的位置(靠近外焊)，組織發(fā)生完全奧氏體化，冷卻時(shí)生成粒狀貝氏體加少量鐵素體組織，同時(shí)內(nèi)焊的組織中析出物的數(shù)量遠(yuǎn)大于外焊，析出強(qiáng)化效果顯著.在內(nèi)焊中，隨著遠(yuǎn)離外焊，峰值溫度逐漸降低.隨著溫度進(jìn)一步降低，內(nèi)外焊組織幾乎相差不大，但在內(nèi)焊組織中有較多的析出物.因此，析出強(qiáng)化是內(nèi)焊的硬度大于外焊的主要原因.

3 結(jié)論

(1)受焊接熱循環(huán)的影響，熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織主要為粗大的粒狀貝氏體和板條貝氏體，硬度較高.靠近熱影響區(qū)的基體，由于M/A島分解，硬度值降低.隨著遠(yuǎn)離熱影響區(qū)，基體受熱循環(huán)影響的減小，M/A島分解的數(shù)量和程度相應(yīng)減小，硬度逐漸回升.

(2)外焊焊縫的顯微組織主要是晶內(nèi)形核鐵素體.焊縫金屬中的某些夾雜物，可作為晶內(nèi)形核鐵素體的形核核心，有效細(xì)化組織.靠近外焊的內(nèi)焊焊縫的組織受二次熱循環(huán)的影響較大，組織為粒狀貝氏體和塊狀的鐵素體.受二次焊接熱循環(huán)的影響，內(nèi)焊組織中析出物的數(shù)量遠(yuǎn)大于外焊焊縫組織，析出強(qiáng)化效果顯著，使內(nèi)焊的硬度大于外焊的硬度.

［1］ Zhao M C，Hanamura T，Qiu H，et al.Lath boundary thinfilm martensite in acicular ferrite ultralow carbon pipeline steels［J］.Materials Science and Engineering A，2005，A395:327－332.

［2］ Zhong Y，Xiao F R，Zhang J W，et al.In situ TEM study of the effectofM/A films atgrain boundaries on crack propagation in an ultra － fine acicular ferrite pipe line steel［J］.Acta Materialia，2006，54:435 －443.

［3］ Hwang B，Kim Y G，Lee S，et al.Effective grain size and charpy impact properties of high－toughness X70 pipeline steels［J］.Metallurgical and materials transactions A，2005，36A:2107－2114.

［4］陳玉華，王勇，韓彬.X70管線鋼在役焊接局部脆化區(qū)的組織及精細(xì)結(jié)構(gòu)［J］.材料熱處理學(xué)報(bào)，2007，28(1):79－82.

(Chen Y H，Wang Y，Han B.Metallurgical microstructure and fine structure in local brittle zone of in－service welding of X70 pipeline steel［J］.Transactions of Materials and Heat Treatment，2007，28(1):79 －82.)

［5］ Zhang Y Q，Zhang H Q，Li J F，et al.Effect of heat input on microstructure and toughness of coarse grain heat affected zone in Nb microalloyed HSLA steels［J］.Journal of iron and steel research International，2009，16(5):73 －80.

［6］Moeinifar S，Kokabi A H，Madaah Hosseini H R.Role of tandem submerged arc welding thermal cycles on properties of the heat affected zone in X80 microalloyed pipe line steel［J］.Journal of Materials Processing Technology，2011，211:368 －375.

［7］Zhao W G，Wang W，Chen S H，et al.Effect of simulated welding thermal cycle on microstructure and mechanical properties of X90 pipeline steel［J］.Materials Science and Engineering A，2011，528:7417－7422.

［8］繆成亮，尚成嘉，王學(xué)敏，等.高Nb X80管線鋼焊接熱影響區(qū)顯微組織與韌性［J］.金屬學(xué)報(bào)，2010，46(5):541－546.

(Miao C L，Shang C J，Wang X M.Microstructure and toughness of HAZ in X80 pipeline steel with high Nb content［J］.Acta Metallurgica Sinica，2010，46(5):541 －546.)

［9］ Hu Y Y，Zuo X R，Li R T，et al.Effect of initial microstructures on the properties of ferrite－martensite dualphase pipeline steels with strain － based design［J］.Materials Research，2012，15(2):317－322.

［10］ Wan X L，Wei R，Wu K M.Effect of acicular ferrite formation on grain refinement in the coarse－grained region of heat－affected zone［J］.Materials characterization，2010，61:726－731.