工程科学学报，第39卷，第6期：846853,2017年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.6:846-853,June 2017 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2017.06.005:http://journals.ustb.edu.cn 钛稀土复合处理对CMn钢粗晶热影响区组织及韧性 的影响 张圣华12，宋波2)，宋明明》，高启瑞2 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京100083 3)武汉科技大学耐火材料与治金国家重点实验室，武汉430081 ☒通信作者，E-mail:songbo@metall.ustb.cdu.cn 摘要利用Gleeble--一l50OD热模拟机进行焊接热影响区热循环模拟实验，研究了在焊接热输入为65k·cm时稀土单独处 理和钛稀土复合处理对C一M钢粗晶热影响区组织及冲击韧性的影响，并利用扫描电镜观察和分析了实验钢中的夹杂物和 冲击断口形貌，利用光镜观察了热循环模拟后实验钢中的微观组织.实验结果表明：稀土单独处理和钛稀土复合处理的试样 微观组织分别主要是晶界铁素体+块状铁素体+针状铁素体和晶界铁素体+晶内针状铁素体.经稀土单独处理的试样中夹 杂物为La,O,S+锰铝硅酸盐+MnS复合夹杂：钛稀土复合处理的试样中的夹杂主要是La2O,S+TiO,+锰铝硅酸盐+MnS复 合夹杂.钛稀土复合处理钢中的复合夹杂更细小，有利于形成细小的晶内针状铁素体.钛稀土复合处理极大地改善了实验钢 的焊接热影响区低温冲击韧性，比稀土单独处理对试样的冲击性能提升效果更好 关键词碳一锰钢：粗晶热影响区：针状铁素体：显微组织：冲击韧性 分类号TG142.1 Influence of Ti-rare earth addition on microstructure and toughness of coarse grain heat-affected zone in C-Mn steel ZHANG Sheng-hua,SONG Bo,SONG Ming-ming,GAO Qi-rui) 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)State Key Laboratory for Refractories and Metallurgy,Wuhan University of Science and Technology,Wuhan 430081,China Corresponding author,E-mail:songbo@metall.ustb.edu.cn ABSTRACT The influences of rare earth (RE)and Ti-RE complex treatment on the microstructures and toughness in the coarse grain heat-affected zone (CGHAZ)of C-Mn steel were investigated using a Gleeble-1500D thermal simulator with input heat energy of 65 kJcm.The inclusions and impact fracture morphology were observed and analyzed by scanning electron microscopy (SEM) and energy-dispersive X-ray (EDX),and the microstructure was characterized using an optical microscope (OM).The results show that the microstructures in the CGHAZs of RE-and Ti-RE-treated samples are mainly grain boundary ferrite (GBF)+polygonal fer- rite (PF)+intragranular acicular ferrite (IAF)and grain boundary ferrite intragranular acicular ferrite,respectively.Inclusions in the RE-treated specimen are La,O,S Mn-Al-Si-0 MnS,while those in the Ti-RE-treated specimen are La,O,S TiO, Mn-Al-Si-0 MnS.The complex inclusions in Ti-RE-treated steel are smaller than those in RE-treated steel,and the size of IAF in Ti-RE-treated steel is smaller.The impact properties of the CGHAZ in Ti-RE-treated C-Mn steel is improved significantly,and the material is tougher than RE-treated steel. 收稿日期：2016-10-10 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51274269)
工程科学学报，第 39 卷，第 6 期: 846--853，2017 年 6 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 39，No． 6: 846--853，June 2017 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2017． 06． 005; http: / /journals． ustb． edu． cn 钛稀土复合处理对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及韧性 的影响 张圣华1，2) ，宋 波1，2) ，宋明明3) ，高启瑞1，2) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 3) 武汉科技大学耐火材料与冶金国家重点实验室，武汉 430081 通信作者，E-mail: songbo@ metall． ustb． edu． cn 收稿日期: 2016--10--10 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51274269) 摘 要 利用 Gleeble--1500D 热模拟机进行焊接热影响区热循环模拟实验，研究了在焊接热输入为 65 kJ·cm － 1时稀土单独处 理和钛稀土复合处理对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及冲击韧性的影响，并利用扫描电镜观察和分析了实验钢中的夹杂物和 冲击断口形貌，利用光镜观察了热循环模拟后实验钢中的微观组织． 实验结果表明: 稀土单独处理和钛稀土复合处理的试样 微观组织分别主要是晶界铁素体 + 块状铁素体 + 针状铁素体和晶界铁素体 + 晶内针状铁素体． 经稀土单独处理的试样中夹 杂物为 La2O2 S + 锰铝硅酸盐 + MnS 复合夹杂; 钛稀土复合处理的试样中的夹杂主要是 La2O2 S + TiOx + 锰铝硅酸盐 + MnS 复 合夹杂． 钛稀土复合处理钢中的复合夹杂更细小，有利于形成细小的晶内针状铁素体． 钛稀土复合处理极大地改善了实验钢 的焊接热影响区低温冲击韧性，比稀土单独处理对试样的冲击性能提升效果更好． 关键词 碳--锰钢; 粗晶热影响区; 针状铁素体; 显微组织; 冲击韧性 分类号 TG142. 1 Influence of Ti-rare earth addition on microstructure and toughness of coarse grain heat-affected zone in C--Mn steel ZHANG Sheng-hua1，2) ，SONG Bo1，2) ，SONG Ming-ming3) ，GAO Qi-rui1，2) 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 3) State Key Laboratory for Ｒefractories and Metallurgy，Wuhan University of Science and Technology，Wuhan 430081，China Corresponding author，E-mail: songbo@ metall． ustb． edu． cn ABSTＲACT The influences of rare earth ( ＲE) and Ti--ＲE complex treatment on the microstructures and toughness in the coarse grain heat-affected zone ( CGHAZ) of C--Mn steel were investigated using a Gleeble--1500D thermal simulator with input heat energy of 65 kJ·cm － 1 ． The inclusions and impact fracture morphology were observed and analyzed by scanning electron microscopy ( SEM) and energy-dispersive X-ray ( EDX) ，and the microstructure was characterized using an optical microscope ( OM) ． The results show that the microstructures in the CGHAZs of ＲE--and Ti--ＲE--treated samples are mainly grain boundary ferrite ( GBF) + polygonal ferrite ( PF) + intragranular acicular ferrite ( IAF) and grain boundary ferrite + intragranular acicular ferrite，respectively． Inclusions in the ＲE-treated specimen are La2O2 S + Mn--Al--Si--O + MnS，while those in the Ti--ＲE--treated specimen are La2O2 S + TiOx + Mn--Al--Si--O + MnS． The complex inclusions in Ti--ＲE--treated steel are smaller than those in ＲE-treated steel，and the size of IAF in Ti--ＲE--treated steel is smaller． The impact properties of the CGHAZ in Ti--ＲE--treated C--Mn steel is improved significantly，and the material is tougher than ＲE--treated steel．
张圣华等：钛稀土复合处理对C-M钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 ·847· KEY WORDS carbon-manganese steel:coarse grain heat-affected zone (CGHAZ);acicular ferrite (AF);microstructure:impact toughness 随着焊接技术的进步，单面埋弧焊、电渣焊和气 复合处理组织中的针状铁素体更加细小；Nako等☑ 电焊等大线能量焊接技术的广泛应用使得焊接效率 发现TiRE-Zr复合氧化物夹杂比Ti、AI氧化物更有 得到了大幅提高，同时焊接结构的体积越来越大、焊 利于针状铁素体的形核.目前，有关钛稀土复合处理 接时要求的参数越来越高，这就要求钢材具备更高 对C-Mn钢粗晶热影响区组织及性能的影响还鲜有 的焊接性能.大量研究表明钢材在焊接热循环 研究.本文利用Gleeble-l500D热模拟机研究在焊 过程中由于焊接热影响区冷速的不同会产生不同的 接热输入为65kJ·cm时稀土单独处理和钛稀土复 组织，进而导致焊接热影响区性能的差异，其中粗晶 合处理对C-M钢粗晶热影响区组织及冲击韧性的 区的组织最为粗大，其韧性和强度较差.20世纪80 影响，为稀土处理改善C一M钢焊接热影响区的性 年代以来，国内外很多学者研究认为以夹杂物为形 能提供依据. 核核心形成的细小、交错的针状铁素体组织可以提 高钢焊接热影响区的韧性和强度P,60.1990年氧 1实验方法 化物治金技术被提出以后，很多学者研究了不同氧 为对比实验效果，共治炼出3种不同成分的钢，分 化物诱导形成针状铁素体的能力和机理.关于钛氧 别为未进行合金处理的TRI钢，经La单独处理的 化物的研究2-发现Ti,0,夹杂能促进Ti脱氧C-Mn TR2钢和经La、Ti复合处理的TR3钢.将5.5kgC- 钢中晶内针状铁素体的形成：Lee和Pan圆认为Ti的 Mn钢在真空感应炉中加热至熔清，精炼2min后， 硫氧化物比Ti氧化物和Ms夹杂诱导形成针状铁 TR1钢不做变质处理，TR2钢和TR3钢分别加入La 素体更有效：Song等研究表明当Mg的质量分数 和La、Ti进行变质处理，保温3min后浇铸进钢锭模中 为0.0015%~0.0026%时，含Ti0.008%左右的C- 空冷至室温.成型的锭子加热到1200℃开锻，900℃ Mn钢中的Ti-MgO+MnS复合夹杂对针状铁素体 终锻，成为直径15mm的棒材.随后对其进行700℃保 形核最有利：Song等a还发现稀土La和Ce均可促 温30min的退火处理，以消除内部应力.实验钢的成 进针状铁素体形成，且当La和Ce添加比例为3：1时 分见表1. 表1实验钢化学成分（质量分数） Table 1 Chemical compositions of tested steels 试样编号 C Si Mn P Al T雪 La 0 TRI* 0.15 0.34 1.28 0.028 0.017 0.001 0 0 0.0025 0.0040 TR2* 0.15 0.34 1.32 0.026 0.016 0.001 0 0.019 0.0068 0.0043 TR3 0.16 0.34 1.38 0.025 0.016 0.001 0.015 0.021 0.0063 0.0044 将3种钢加工成为10.5mm×10.5mm×55mm的 观察试样显微组织，用带有能谱的JSM-6480LV型扫描 焊接热模拟试样，在Gleeble--l5OOD热模拟机上进行 电子显微镜分析钢中夹杂物的尺寸和成分 焊接热影响区热循环模拟实验，模拟焊接热输入为65 表2模拟焊接热影响区热循环参数 k·cm,峰值温度Tx=1350℃，热循环模拟相关的 Table 2 Simulated thermal cycle parameters of heat affected zone 工艺参数根据雷卡林二维导热模型确定，峰值温度 焊接线能量， 高温停留时间，tH/s T停留时间设置为Is,由室温加热到T的升温速率 E/(k小em-i) >900℃ >1100℃ tasIs 设置为300℃·s1,相关热循环模拟参数见表2. 65 62 41 129 经过模拟焊接热影响区热循环实验后的试样，加 工成10mm×10mm×55mm开V型槽的标准冲击试 注：*为800℃到500℃的冷却时间. 样，在JB300B型摆锤式冲击试验机上进行低温冲击试 2 实验结果 验，利用JSM-6480LV型扫描电子显微镜观察冲击试 样断口.取中10mm×10mm圆柱试样，清洗、打磨和抛 2.1实验钢中的夹杂物 光后，在光学显微镜1000倍视场下随机拍摄60张夹 利用Factsage6(.4热力学计算软件计算了冷却过 杂物照片，并用Imagel软件统计夹杂物的数量和尺寸. 程中3种实验钢中夹杂物随温度的析出情况.如图1 抛光后的试样用4%硝酸乙醇溶液侵蚀，在光学显微镜下 (a)所示，未加合金处理的TR1钢中的夹杂主要是
张圣华等: 钛稀土复合处理对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 KEY WOＲDS carbon--manganese steel; coarse grain heat-affected zone ( CGHAZ) ; acicular ferrite ( AF) ; microstructure; impact toughness 随着焊接技术的进步，单面埋弧焊、电渣焊和气 电焊等大线能量焊接技术的广泛应用使得焊接效率 得到了大幅提高，同时焊接结构的体积越来越大、焊 接时要求的参数越来越高，这就要求钢材具备更高 的焊接性能． 大量研究［1--5］表明钢材在焊接热循环 过程中由于焊接热影响区冷速的不同会产生不同的 组织，进而导致焊接热影响区性能的差异，其中粗晶 区的组织最为粗大，其韧性和强度较差． 20 世纪 80 年代以来，国内外很多学者研究认为以夹杂物为形 核核心形成的细小、交错的针状铁素体组织可以提 高钢焊接 热 影 响 区 的 韧 性 和 强 度［2，6--11］． 1990 年氧 化物冶金技术被提出以后，很多学者研究了不同氧 化物诱导形成针状铁素体的能力和机理． 关于钛氧 化物的研究［12--14］发现 Ti2O3夹杂能促进 Ti 脱氧C--Mn 钢中晶内针状铁素体的形成; Lee 和 Pan［8］认为 Ti 的 硫氧化物比 Ti 氧化物和 MnS 夹杂诱导形成针状铁 素体更有效; Song 等［15］研究表明当 Mg 的质量分 数 为 0. 0015% ～ 0. 0026% 时，含 Ti 0. 008% 左右的 C-- Mn 钢中的Ti--Mg--O + MnS 复合夹杂对针状铁素体 形核最有利; Song 等［16］还发现稀土 La 和 Ce 均可促 进针状铁素体形成，且当 La 和 Ce 添加比例为 3∶ 1时 复合处理组织中的针状铁素体更加细小; Nako 等［17］ 发现 Ti--ＲE--Zr 复合氧化物夹杂比 Ti、Al 氧化物更有 利于针状铁素体的形核． 目前，有关钛稀土复合处理 对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及性能的影响还鲜有 研究． 本文利用 Gleeble--1500D 热 模 拟 机 研 究 在 焊 接热输入为 65 kJ·cm － 1时稀土单独处理和钛稀土复 合处理对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及冲击韧性的 影响，为稀土处理改善 C--Mn 钢焊接热影响区的性 能提供依据． 1 实验方法 为对比实验效果，共冶炼出 3 种不同成分的钢，分 别为未进 行 合 金 处 理 的 TＲ1# 钢，经 La 单独 处 理 的 TＲ2# 钢和经 La、Ti 复合处理的 TＲ3# 钢． 将 5. 5 kg C-- Mn 钢在 真 空 感 应 炉 中 加 热 至 熔 清，精 炼 2 min 后， TＲ1# 钢不做变质处理，TＲ2# 钢和 TＲ3# 钢分别加入 La 和 La、Ti 进行变质处理，保温 3 min 后浇铸进钢锭模中 空冷至室温． 成型的锭子加热到 1200 ℃ 开锻，900 ℃ 终锻，成为直径 15 mm 的棒材． 随后对其进行 700 ℃保 温 30 min 的退火处理，以消除内部应力． 实验钢的成 分见表 1． 表 1 实验钢化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical compositions of tested steels % 试样编号 C Si Mn S P Al Ti La O N TＲ1# 0. 15 0. 34 1. 28 0. 028 0. 017 0. 001 0 0 0. 0025 0. 0040 TＲ2# 0. 15 0. 34 1. 32 0. 026 0. 016 0. 001 0 0. 019 0. 0068 0. 0043 TＲ3# 0. 16 0. 34 1. 38 0. 025 0. 016 0. 001 0. 015 0. 021 0. 0063 0. 0044 将 3 种钢加工成为 10. 5 mm × 10. 5 mm × 55 mm 的 焊接热模拟试样，在 Gleeble--1500D 热模拟机上进行 焊接热影响区热循环模拟实验，模拟焊接热输入为 65 kJ·cm － 1，峰值温度 Tmax = 1350 ℃，热循环模拟相关的 工艺参数根据雷卡林二维导热模型确定，峰值温度 Tmax停留时间设置为 1 s，由室温加热到 Tmax的升温速率 设置为 300 ℃·s － 1，相关热循环模拟参数见表 2． 经过模拟焊接热影响区热循环实验后的试样，加 工成 10 mm × 10 mm × 55 mm 开 V 型槽的标准冲击试 样，在 JB300B 型摆锤式冲击试验机上进行低温冲击试 验，利用 JSM--6480LV 型扫描电子显微镜观察冲击试 样断口． 取 10 mm × 10 mm 圆柱试样，清洗、打磨和抛 光后，在光学显微镜 1000 倍视场下随机拍摄 60 张夹 杂物照片，并用 ImageJ 软件统计夹杂物的数量和尺寸． 抛光后的试样用4%硝酸乙醇溶液侵蚀，在光学显微镜下 观察试样显微组织，用带有能谱的 JSM--6480LV 型扫描 电子显微镜分析钢中夹杂物的尺寸和成分． 表 2 模拟焊接热影响区热循环参数 Table 2 Simulated thermal cycle parameters of heat affected zone 焊接线能量， E/( kJ·cm － 1 ) 高温停留时间，tH / s ＞ 900 ℃ ＞ 1100 ℃ t * 8 /5 / s 65 62 41 129 注: * 为 800 ℃到 500 ℃的冷却时间． 2 实验结果 2. 1 实验钢中的夹杂物 利用 Factsage6. 4 热力学计算软件计算了冷却过 程中 3 种实验钢中夹杂物随温度的析出情况． 如图 1 ( a) 所示，未加合金处理的 TＲ1# 钢中的夹杂主要是 · 748 ·
·848· 工程科学学报，第39卷，第6期 MS和锰铝硅酸盐.经La处理的TR2钢中出现了析 (b)所示.TR2钢中主要是以La,O,S和锰铝硅酸盐为 出温度高于1700℃的La,0,S和少量LaA10,夹杂.当 核心，MnS包裹在外层的复合夹杂，尺寸3um左右，呈 加入La和T处理后，TR3*钢中析出的夹杂物变成了 球形，如图2(c)所示.TR3钢中的复合夹杂核心除 MnS+La,0,S+LaAlO,+Ti,O,+锰铝硅酸盐.图2所 La202S和锰铝硅酸盐外，还含有钛的氧化物，形状与 示为扫描电镜下各实验钢中的典型夹杂微观形貌和成 TR2钢中的夹杂相同都为球形，如图2()所示.由此 分.可以看出，TRI中主要是长条状或球状的MnS夹 可知，各试样中由能谱分析得到的夹杂物种类与Fact- 杂和球状的锰铝硅酸盐复合夹杂，如图2(a)和图2 Sage软件计算的结果一致 0.09 (a) 009 0.08 0.08 0.07 0.07 0.06 MnS 0.06 MnS 0.04 0.04 0.03 0.03 La,O,S 0.02 Mn-Al-Si-0 0.02 0.01 0.01 Mn-AI-Si-0 LaAlO, 10001100120013001400150016001700.1800 100011001200130014001500160017001800 温度/℃ 温度℃ .09⊙ 0.08 0.07 0.06 MnS 0.05 0.04 0.03 LaO.S 0.02 0.01 Ti,O Mn-Al-Si-0 LaAlO; fb001100 1200130014001500160017001800 温度℃ 图1实验钢在冷却过程中夹杂物的种类和析出顺序.(a)TR1:(b)TR2:(c)TR3# Fig.1 Types and precipitated sequences of inclusions during cooling of tested steels:(a)TRI*:(b)TR2*:(c)TR3* 2.2实验钢显微组织 TR1钢，侧板条铁素体和块状铁素体在TR3钢中的数 图3所示为3组实验钢的锻后组织，从图中可以 量大幅减少 看出三组试样所得到的锻后组织均为弥散分布的块状 2.3实验钢冲击韧性 铁素体和珠光体组织，其中经钛稀土复合处理的TR3 表3所示为焊接热输入65kJ·cm'时各试样-20℃ 钢中的块状铁素体块最为细小.图4是各实验钢在焊 的夏比冲击功.从表中可以看出，与未进行焊接热影 接热输入为65kJ·cm条件下热模拟后的粗晶热影响 响区模拟的母材相比，3组试样的低温冲击韧性均有 区的金相组织.总的来看，3种试样的微观组织都是以 所降低.其中，TR1钢降低的幅度最大，下降了71%. 铁素体为主.T1钢中主要是粗大的晶界铁素体和从 TR2*钢的低温冲击功从149.5J降低为65.6J,相对母 晶界向晶内长大的侧板条铁素体，还有少量的块状铁 材降低了56%，较T1钢的冲击功有所改善.降幅最 小的T3钢的低温冲击韧性较母材仅降低了17%，且 素体，见图4(a).观察TR2钢和TR3钢中的组织，明 其冲击值155.3J比TR1钢母材的冲击值124J还要 显可以看出其中的晶界铁素体较TR1“钢中的要细小， 高.这表明钛稀土复合处理明显改善了C-Mn钢的焊 且由晶界铁素体勾勒出的晶粒尺寸也明显小很多 接热影响区低温冲击韧性，并且比稀土单独处理的冲 TR2钢中出现了一些晶内针状铁素体，侧板条铁素体 击性能提升效果更好 数量减少，块状铁素体尺寸也有所减小，见图4(b). 而TR3钢中在晶内明显可以看到很多以夹杂物为核 3实验结果讨论 心形成的晶内针状铁素体，并且这些针状铁素体更加3.1夹杂物分析 细小，在晶内也更加连锁交错，见图4（℃）.相对于 夹杂物的尺寸对针状铁素体的形成有较大影响
工程科学学报，第 39 卷，第 6 期 MnS 和锰铝硅酸盐． 经 La 处理的 TＲ2# 钢中出现了析 出温度高于 1700 ℃的 La2O2 S 和少量 LaAlO3夹杂． 当 加入 La 和 Ti 处理后，TＲ3# 钢中析出的夹杂物变成了 MnS + La2O2 S + LaAlO3 + Ti3O5 + 锰铝硅酸盐． 图 2 所 示为扫描电镜下各实验钢中的典型夹杂微观形貌和成 分． 可以看出，TＲ1# 中主要是长条状或球状的 MnS 夹 杂和球状的锰铝硅酸盐复合夹杂，如图 2 ( a) 和图 2 ( b) 所示． TＲ2# 钢中主要是以 La2O2 S 和锰铝硅酸盐为 核心，MnS 包裹在外层的复合夹杂，尺寸 3 μm 左右，呈 球形，如图 2 ( c) 所示． TＲ3# 钢中的复合夹杂核心除 La2O2 S 和锰铝硅酸盐外，还含有钛的氧化物，形状与 TＲ2# 钢中的夹杂相同都为球形，如图 2( d) 所示． 由此 可知，各试样中由能谱分析得到的夹杂物种类与 FactSage 软件计算的结果一致． 图 1 实验钢在冷却过程中夹杂物的种类和析出顺序 . ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# Fig． 1 Types and precipitated sequences of inclusions during cooling of tested steels: ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# 2. 2 实验钢显微组织 图 3 所示为 3 组实验钢的锻后组织，从图中可以 看出三组试样所得到的锻后组织均为弥散分布的块状 铁素体和珠光体组织，其中经钛稀土复合处理的 TＲ3# 钢中的块状铁素体块最为细小． 图 4 是各实验钢在焊 接热输入为 65 kJ·cm － 1条件下热模拟后的粗晶热影响 区的金相组织． 总的来看，3 种试样的微观组织都是以 铁素体为主． TＲ1# 钢中主要是粗大的晶界铁素体和从 晶界向晶内长大的侧板条铁素体，还有少量的块状铁 素体，见图 4( a) ． 观察 TＲ2# 钢和 TＲ3# 钢中的组织，明 显可以看出其中的晶界铁素体较 TＲ1# 钢中的要细小， 且由晶界铁素体勾勒出的晶粒尺寸也明显小很多． TＲ2# 钢中出现了一些晶内针状铁素体，侧板条铁素体 数量减少，块状铁素体尺寸也有所减小，见图 4 ( b) ． 而 TＲ3# 钢中在晶内明显可以看到很多以夹杂物为核 心形成的晶内针状铁素体，并且这些针状铁素体更加 细小，在晶内也更加连锁交错，见 图 4 ( c) ． 相 对 于 TＲ1# 钢，侧板条铁素体和块状铁素体在 TＲ3# 钢中的数 量大幅减少． 2. 3 实验钢冲击韧性 表3 所示为焊接热输入 65 kJ·cm－ 1时各试样 － 20 ℃ 的夏比冲击功． 从表中可以看出，与未进行焊接热影 响区模拟的母材相比，3 组试样的低温冲击韧性均有 所降低． 其中，TＲ1# 钢降低的幅度最大，下降了 71% ． TＲ2# 钢的低温冲击功从 149. 5 J 降低为 65. 6 J，相对母 材降低了 56% ，较 TＲ1# 钢的冲击功有所改善． 降幅最 小的 TＲ3# 钢的低温冲击韧性较母材仅降低了 17% ，且 其冲击值 155. 3 J 比 TＲ1# 钢母材的冲击值 124 J 还要 高． 这表明钛稀土复合处理明显改善了 C--Mn 钢的焊 接热影响区低温冲击韧性，并且比稀土单独处理的冲 击性能提升效果更好． 3 实验结果讨论 3. 1 夹杂物分析 夹杂物的尺寸对针状铁素体的形成有较大影响． · 848 ·
张圣华等：钛稀土复合处理对C-M钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 849· 600 400 Mn 200 0 0 能量keV 2μm (b 1500 1200 900 0 6 00 A 能量/keV (c) 400 矩形-1 La 100 0 e 6 600 矩形-2 1 um 能量kev (d) 300 矩形-1 2004 100 Si S 400 矩形-2 300 200 n 0 能量keV 图2实验钢中夹杂物的形貌和成分.(a),(b)TR1:(c)TR2:(d)TR3 Fig.2 Morphology and composition of inclusions in tested steels:(a),(b)TRI*;(c)TR2;(d)TR3* 表3试样-20℃的冲击功 见，夹杂物尺寸在3um以下的比例在各试样中均占 Table 3 Impact absorption energy of samples at -20C 90%以上，其中尺寸在1~2μm的夹杂物比例最大，占 焊接线能量/ TR1冲击功/TR2冲击功/TR3冲击功/ 50%以上，TR3钢中该尺寸的夹杂物比例较其他两种 (kJ.cm-1) J 钢略多.值得注意的是，TR3钢中尺寸小于2μm的夹 0(母材) 124.0 149.5 186.4 杂物所占比例约为80%，而TR2钢中尺寸在2~3um 65 36.1 65.6 155.3 的夹杂物所占比例近80%，这表明T的添加使得稀土 处理钢中的夹杂物更加细小.表4为试样中所统计的 图5为3种实验钢中夹杂物尺寸的统计结果.由图可 夹杂物个数，数密度和直径平均尺寸.由表4可以看
张圣华等: 钛稀土复合处理对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 图 2 实验钢中夹杂物的形貌和成分 . ( a) ，( b) TＲ1# ; ( c) TＲ2# ; ( d) TＲ3# Fig． 2 Morphology and composition of inclusions in tested steels: ( a) ，( b) TＲ1# ; ( c) TＲ2# ; ( d) TＲ3# 表 3 试样 － 20 ℃的冲击功 Table 3 Impact absorption energy of samples at － 20 ℃ 焊接线能量/ ( kJ·cm － 1 ) TＲ1# 冲击功/ J TＲ2# 冲击功/ J TＲ3# 冲击功/ J 0( 母材) 124. 0 149. 5 186. 4 65 36. 1 65. 6 155. 3 图 5 为 3 种实验钢中夹杂物尺寸的统计结果． 由图可 见，夹杂物尺寸在 3 μm 以下的比例在各试样中均占 90% 以上，其中尺寸在 1 ～ 2 μm 的夹杂物比例最大，占 50% 以上，TＲ3# 钢中该尺寸的夹杂物比例较其他两种 钢略多． 值得注意的是，TＲ3# 钢中尺寸小于 2 μm 的夹 杂物所占比例约为 80% ，而 TＲ2# 钢中尺寸在 2 ～ 3 μm 的夹杂物所占比例近 80% ，这表明 Ti 的添加使得稀土 处理钢中的夹杂物更加细小． 表 4 为试样中所统计的 夹杂物个数，数密度和直径平均尺寸． 由表 4 可以看 · 948 ·
·850. 工程科学学报，第39卷，第6期 50 um 50 pm 50 um 图3实验钢锻后组织.(a)TRI:(b)TR2:(c)TR3# Fig.3 Microstructure of forged tested steels:(a)TR1*;(b)TR2*;(c)TR3* b 50 um 50m 50n 图4实验钢粗品热影响区组织.(a)TR1“:(b)TR2:(c)TR3 Fig.4 CGHAZ microstructure of tested steels:(a)TR1*;(b)TR2*;(c)TR3 出，3种试样中的夹杂物平均尺寸差别不大，总数和数 表4试样中夹杂物的个数，数密度和直径平均尺寸统计 密度依次增加，其中TR3钢中夹杂物较其他两种钢明 Table 4 Number,number density and average diameter of inclusions in 显增多，说明的加入使得钢中的夹杂物增多.一般 samples 认为细小弥散的夹杂物所形成的针状铁素体将更加细 试样 夹杂物总数 数密度/mm2直径平均尺寸/m 小，由图6可见，实验钢中细小的夹杂物形成了更细小 TRI* 639 272 1.63 的针状铁素体 TR2* 768 372 1.77 TR3* 954 406 1.57 60 Z2☑TR1 TR2 0 TR3 平行束状贝氏体间晶界为小角度晶界.T1钢中主要 组织为晶界铁素体，平行的侧板条铁素体和较规则的 40 晶内铁素体，晶界角度小，裂纹在晶体间扩展时阻力 小，对应的钢的冲击功就小：TR2钢中出现了一定量 的针状铁素体，但形成的针状铁素体较宽（见图6 (a),而且分布在晶界的块状铁素体较多：而TR3钢 中有大量可以作为针状铁素体形核核心的尺寸较小的 钛稀土复合夹杂，形成的细小晶内针状铁素体增多 1-2 23 3-4 >4 (见图6(b)),且这些针状铁素体间的交错更复杂，角 夹杂物尺寸范围/um 度更大，裂纹扩展时需不断变化方向，遇到阻力变大， 图5实验钢中夹杂物尺寸统计 对应钢的冲击功增大.另外，从晶界铁素体勾勒出的 Fig.5 Statistics of inclusion size in tested steels 晶粒尺寸变小，也说明稀土单独处理或钛稀土复合处 3.2微观组织分析 理的钢中一些细小的夹杂可能有钉扎晶界的作用，细 通过对3组实验钢微观组织观察，发现不同的组 化晶粒，增大了晶粒间的接触面积，不利于裂纹的 织对冲击功有很大影响.Byun等网研究了Mn含量对 扩展. 钛脱氧低碳钢微观组织的影响，发现以T,O,为核心形 3.3冲击断口形貌分析 成的针状铁素体间为大角度晶界，在奥氏体内形成的 冲击断口宏观形貌可分为剪切唇区、纤维区和放
工程科学学报，第 39 卷，第 6 期 图 3 实验钢锻后组织 . ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# Fig． 3 Microstructure of forged tested steels: ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# 图 4 实验钢粗晶热影响区组织 . ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# Fig． 4 CGHAZ microstructure of tested steels: ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# 出，3 种试样中的夹杂物平均尺寸差别不大，总数和数 密度依次增加，其中 TＲ3# 钢中夹杂物较其他两种钢明 显增多，说明 Ti 的加入使得钢中的夹杂物增多． 一般 认为细小弥散的夹杂物所形成的针状铁素体将更加细 小，由图 6 可见，实验钢中细小的夹杂物形成了更细小 的针状铁素体． 图 5 实验钢中夹杂物尺寸统计 Fig． 5 Statistics of inclusion size in tested steels 3. 2 微观组织分析 通过对 3 组实验钢微观组织观察，发现不同的组 织对冲击功有很大影响． Byun 等［18］研究了 Mn 含量对 钛脱氧低碳钢微观组织的影响，发现以 Ti2O3为核心形 成的针状铁素体间为大角度晶界，在奥氏体内形成的 表 4 试样中夹杂物的个数，数密度和直径平均尺寸统计 Table 4 Number，number density and average diameter of inclusions in samples 试样 夹杂物总数 数密度/mm － 2 直径平均尺寸/μm TＲ1# 639 272 1. 63 TＲ2# 768 372 1. 77 TＲ3# 954 406 1. 57 平行束状贝氏体间晶界为小角度晶界． TＲ1# 钢中主要 组织为晶界铁素体，平行的侧板条铁素体和较规则的 晶内铁素体，晶界角度小，裂纹在晶体间扩展时阻力 小，对应的钢的冲击功就小; TＲ2# 钢中出现了一定量 的针状 铁 素 体，但 形 成 的 针 状 铁 素 体 较 宽 ( 见 图 6 ( a) ) ，而且分布在晶界的块状铁素体较多; 而 TＲ3# 钢 中有大量可以作为针状铁素体形核核心的尺寸较小的 钛稀土复合夹杂，形成的细小晶内针状铁素体增多 ( 见图 6( b) ) ，且这些针状铁素体间的交错更复杂，角 度更大，裂纹扩展时需不断变化方向，遇到阻力变大， 对应钢的冲击功增大． 另外，从晶界铁素体勾勒出的 晶粒尺寸变小，也说明稀土单独处理或钛稀土复合处 理的钢中一些细小的夹杂可能有钉扎晶界的作用，细 化晶粒，增 大 了 晶 粒 间 的 接 触 面 积，不 利 于 裂 纹 的 扩展． 3. 3 冲击断口形貌分析 冲击断口宏观形貌可分为剪切唇区、纤维区和放 · 058 ·
张圣华等：钛稀土复合处理对C-M钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 851· 400 300 200 0 100 MnFe 0 能量/keV b 300 200 100 人Fe 0 4 6 0 能量keV 1m 图6实验钢中典型的晶内针状铁素体及形核夹杂物成分.()TR2:(b)TR3 Fig.6 Typical intragranular acicular ferrite and inclusion compositions in tested steels:(a)TR2*;(b)TR3 射区.剪切唇区和纤维区所占比例越大，放射区比例 区.图8为3组试样冲击断口脆性解理区的微观形 越小，则试样冲击韧性越好，反之冲击韧性越差.图7 貌.由图可看出，3组试样断口均呈现出解理断裂的典 为3组试样低温冲击断口的宏观形貌.由图可知，3组 型形貌一扇形河流花样，相比较而言，TR1钢的河 钢均为韧一脆混合断口，明显可以看出TR1、T2、流花样单元由很多小的河流花样汇集而成，尺寸较大， TR33组试样相比塑性变形量越来越大，对应的冲击如图8(a)所示.而T3钢中的河流花样单元尺寸较 功值也越来越大.TRI钢冲击断口形貌主要为放射 小，与螺位错形成小的解理台阶.从裂纹传播路径来 区，可看到较多放射状条纹，剪切唇区和纤维区比例极 看，图8(a)中还可以观察到一些沿晶断裂和二次裂 小，见图7(a).T2钢断口区域边缘可看到剪切唇区 纹，断裂面勾勒出较完整的晶粒轮廓，而经稀土和钛稀 和纤维区，比例有一定增加，但是断口还是以放射区为 土复合处理的试样中主要是沿着某一晶面方向扩展的 主，见图7(b).经钛稀土复合处理的T3钢的断口形 不连续的穿晶断裂，如图8(b)和图8(c)所示，这可能 貌可明显看到剪切唇区和纤维区，约占整个断口区域 是由于大角度晶界和晶粒之间连续性差形成的，使得 的60%~70%，只有断口的中下部有部分放射区，见 裂纹传播阻力更大. 图7(c). 图9为3组实验钢断口延性韧窝区的微观形貌， 由于3组实验钢冲击断口均为韧一脆混合断口， 从图中可以看出3组试样的延性断裂区主要为抛物线 其微观形貌可分为脆性断裂解理区和延性断裂韧窝 状的撕裂韧窝.图9(a)中TR1钢断口的韧窝直径大， (a) (b) (c) 44558E1 图7试样宏观断口形貌.(a)TR1*:(b)TR2:(c)TR3* Fig.7 Macroscopic fracture surfaces of samples:(a)TR1;(b)TR2;(e)TR3*
张圣华等: 钛稀土复合处理对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 图 6 实验钢中典型的晶内针状铁素体及形核夹杂物成分 . ( a) TＲ2# ; ( b) TＲ3# Fig． 6 Typical intragranular acicular ferrite and inclusion compositions in tested steels: ( a) TＲ2# ; ( b) TＲ3# 射区． 剪切唇区和纤维区所占比例越大，放射区比例 越小，则试样冲击韧性越好，反之冲击韧性越差． 图 7 为 3 组试样低温冲击断口的宏观形貌． 由图可知，3 组 钢均为韧―脆混合断口，明显可以看出 TＲ1# 、TＲ2# 、 TＲ3# 3 组试样相比塑性变形量越来越大，对应的冲击 功值也越来越大． TＲ1# 钢冲击断口形貌主要为放射 区，可看到较多放射状条纹，剪切唇区和纤维区比例极 小，见图 7( a) ． TＲ2# 钢断口区域边缘可看到剪切唇区 和纤维区，比例有一定增加，但是断口还是以放射区为 主，见图 7( b) ． 经钛稀土复合处理的 TＲ3# 钢的断口形 貌可明显看到剪切唇区和纤维区，约占整个断口区域 的 60% ～ 70% ，只有断口的中下部有部分放射区，见 图 7( c) ． 图 7 试样宏观断口形貌 . ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# Fig． 7 Macroscopic fracture surfaces of samples: ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# 由于 3 组实验钢冲击断口均为韧―脆混合断口， 其微观形貌可分为脆性断裂解理区和延性断裂韧窝 区． 图 8 为 3 组试样冲击断口脆性解理区的微观形 貌． 由图可看出，3 组试样断口均呈现出解理断裂的典 型形貌———扇形河流花样，相比较而言，TＲ1# 钢的河 流花样单元由很多小的河流花样汇集而成，尺寸较大， 如图 8( a) 所示． 而 TＲ3# 钢中的河流花样单元尺寸较 小，与螺位错形成小的解理台阶． 从裂纹传播路径来 看，图 8( a) 中还可以观察到一些沿晶断裂和二次裂 纹，断裂面勾勒出较完整的晶粒轮廓，而经稀土和钛稀 土复合处理的试样中主要是沿着某一晶面方向扩展的 不连续的穿晶断裂，如图 8( b) 和图 8( c) 所示，这可能 是由于大角度晶界和晶粒之间连续性差形成的，使得 裂纹传播阻力更大． 图 9 为 3 组实验钢断口延性韧窝区的微观形貌， 从图中可以看出 3 组试样的延性断裂区主要为抛物线 状的撕裂韧窝． 图 9( a) 中 TＲ1# 钢断口的韧窝直径大， · 158 ·
·852· 工程科学学报，第39卷，第6期 b 1004m 100μm 100um 图8试样断口脆性解理区形貌.(a)TR1:(b)TR2:(c)TR3 Fig.8 Brittle cleavage fracture zone morphology of samples:(a)TRI;(b)TR2:(c)TR3" 100m 100m 100m 图9试样断口延性韧窝区形貌.(a)TR1:(b)TR2*:()TR3 Fig.9 Ductile fracture dimple zone morphology of tested steels:(a)TRI*:(b)TR2*:(c)TR3* 深度小，对应钢的塑性变形能力小，韧性差.单独稀土 参考文献 处理的钢韧窝尺寸变小，密度变大，见图9()，对应钢 [Capdevila C,Garcia-Mateo C.Chao J,et al.Advanced vanadium 的韧性有所提高.钛稀土复合处理的T3"钢断口延 alloyed steel for heavy product applications.Mater Sci Technol, 性断裂区韧窝尺寸更小，密度和深度也更大，部分韧窝 2009,25(11):1383 Zhang X Y,Gao H L,BiZ Y,et al.Effects of welding heat input 中还包裹着细小的夹杂，见图9（©），其对应的钢的韧 on microstructure and properties of welding seam in X80 grade 性最好 welded pipe.J Mater Eng,2010(9):66 4结论 (张骁勇，高惠临，毕宗岳，等.焊接热输入对X80焊管焊缝 组织与性能的影响.材料工程，2010(9)：66) (1)在焊接热输入为65kJ小cm条件下，稀土单独 B3]Li X Q,Teng Y L,Chu Y J,et al.Influence of welding thermal 处理的试样微观组织主要是晶界铁素体、少量侧板条 cycle on microstructural brittleness of T92 steel.Trans China Weld ms,2010,31(3):9 铁素体、尺寸较小的块状铁素体和针状铁素体，而钛稀 (李晓泉，滕亚兰，初雅杰，等.焊接热循环对92钢组织脆 土复合处理的试样微观组织主要是晶界铁素体和细小 化的影响.焊接学报，2010,31(3)：9) 的晶内针状铁素体，粗晶区组织明显得到细化 [4] Chen Y Q,Du Z Y,Xu L H,et al.Microstructure and mechani- (2)经稀土单独处理的T2*试样中夹杂是 cal properties of heat affected zone for X80 pipeline steel.Trans La,O,S+锰铝硅酸盐+MnS复合夹杂：钛稀土复合处 China Weld Ins,2010,31(5):101 (陈延清，杜则裕，许良红.X80管线钢焊接热影响区组织和 理的TR3试样中夹杂主要是La,0,S+Ti0,+锰铝硅 性能分析.焊接学报，2010,31(5)：101) 酸盐+Mns复合夹杂.TR3钢中夹杂物尺寸小于 Cui B,Peng Y,Zhao L,et al.Effects of weld thermal cycle on TR2钢，Ti的添加有利于形成更多细小的复合夹杂 microstructure and properties of 1000 MPa grade weld metal.Mater 物，从而诱导形成更加细小的晶内针状铁素体 Sci Technol,2016,24(1):44 (崔冰，彭云，赵琳，等.焊接热循环对1000MPa级焊缝金属 (3)钛稀土复合处理明显改善了C-Mn钢焊接热 组织性能的影响.材料科学与工艺，2016,24(1)：44) 影响区的低温冲击韧性，并且比稀土单独处理的试样 [6]Farrar R A,Harrison P L.Acicular ferrite in carbon-manganese 冲击性能提升效果更好. weld metals:an overview.J Mater Sci,1987,22(11):3812
工程科学学报，第 39 卷，第 6 期 图 8 试样断口脆性解理区形貌 . ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# Fig． 8 Brittle cleavage fracture zone morphology of samples: ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# 图 9 试样断口延性韧窝区形貌 . ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# Fig． 9 Ductile fracture dimple zone morphology of tested steels: ( a) TＲ1# ; ( b) TＲ2# ; ( c) TＲ3# 深度小，对应钢的塑性变形能力小，韧性差． 单独稀土 处理的钢韧窝尺寸变小，密度变大，见图 9( b) ，对应钢 的韧性有所提高． 钛稀土复合处理的 TＲ3# 钢断口延 性断裂区韧窝尺寸更小，密度和深度也更大，部分韧窝 中还包裹着细小的夹杂，见图 9( c) ，其对应的钢的韧 性最好． 4 结论 ( 1) 在焊接热输入为 65 kJ·cm － 1条件下，稀土单独 处理的试样微观组织主要是晶界铁素体、少量侧板条 铁素体、尺寸较小的块状铁素体和针状铁素体，而钛稀 土复合处理的试样微观组织主要是晶界铁素体和细小 的晶内针状铁素体，粗晶区组织明显得到细化． ( 2 ) 经 稀 土 单 独 处 理 的 TＲ2# 试 样 中 夹 杂 是 La2O2 S + 锰铝硅酸盐 + MnS 复合夹杂; 钛稀土复合处 理的 TＲ3# 试样中夹杂主要是 La2O2 S + TiOx + 锰铝硅 酸盐 + MnS 复 合 夹 杂． TＲ3# 钢 中 夹 杂 物 尺 寸 小 于 TＲ2# 钢，Ti 的添加有利于形成更多细小的复合夹杂 物，从而诱导形成更加细小的晶内针状铁素体． ( 3) 钛稀土复合处理明显改善了 C--Mn 钢焊接热 影响区的低温冲击韧性，并且比稀土单独处理的试样 冲击性能提升效果更好． 参 考 文 献 ［1］ Capdevila C，García-Mateo C，Chao J，et al． Advanced vanadium alloyed steel for heavy product applications． Mater Sci Technol， 2009，25( 11) : 1383 ［2］ Zhang X Y，Gao H L，Bi Z Y，et al． Effects of welding heat input on microstructure and properties of welding seam in X80 grade welded pipe． J Mater Eng，2010( 9) : 66 ( 张骁勇，高惠临，毕宗岳，等． 焊接热输入对 X80 焊管焊缝 组织与性能的影响． 材料工程，2010( 9) : 66) ［3］ Li X Q，Teng Y L，Chu Y J，et al． Influence of welding thermal cycle on microstructural brittleness of T92 steel． Trans China Weld Ins，2010，31( 3) : 9 ( 李晓泉，滕亚兰，初雅杰，等． 焊接热循环对 T92 钢组织脆 化的影响． 焊接学报，2010，31( 3) : 9) ［4］ Chen Y Q，Du Z Y，Xu L H，et al． Microstructure and mechanical properties of heat affected zone for X80 pipeline steel． Trans China Weld Ins，2010，31( 5) : 101 ( 陈延清，杜则裕，许良红． X80 管线钢焊接热影响区组织和 性能分析． 焊接学报，2010，31( 5) : 101) ［5］ Cui B，Peng Y，Zhao L，et al． Effects of weld thermal cycle on microstructure and properties of 1000 MPa grade weld metal． Mater Sci Technol，2016，24( 1) : 44 ( 崔冰，彭云，赵琳，等． 焊接热循环对 1000 MPa 级焊缝金属 组织性能的影响． 材料科学与工艺，2016，24( 1) : 44) ［6］ Farrar Ｒ A，Harrison P L． Acicular ferrite in carbon-manganese weld metals: an overview． J Mater Sci，1987，22( 11) : 3812 · 258 ·
张圣华等：钛稀土复合处理对C-M钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 ·853 Mills A R,Thewlis G,Whiteman J A.Nature of inclusions in 1999,47(9):2751 steel weld metals and their influence on formation of acicular fer- [13]Byun JS,Shim J H,Cho Y W,et al.Non-metallic inclusion rite.Mater Sci Technal,1987,3(12)1051 and intragranular nucleation of ferrite in Ti-illed C-Mn steel. [8]Lee J L,Pan Y T.Effect of sulfur content on the microstructure Acta Mater,2003,51(6):1593 and toughness of simulated Heat-Affected zone in Ti-Killed steels [14]Chai F,Su H,Yang C F,et al.Nucleation behavior analysis of Metall Trans A,1993,24(6):1399 intragranular acicular ferrite in a Ti-killed C-Mn steel.J fron Suzuki S,Ichimiya K,Akita T.High tensile strength steel plates Steel Res Int,2014,21(3)369 with excellent HAZ toughness for shipbuilding:JFE EWEL tech- [15]Song MM,Song B,Hu C L,et al.Formation of acicular ferrite nology for excellent quality in HAZ of high heat input welded in Mg treated Ti-bearing C-Mn steel.ISIJ Int,2015,55(7): joints.JFE Tech Rep,2005,5:24 1468 [10]Hu J,Du L X,Wang JJ,et al.Effect of welding heat input on [16]Song MM,Song B.Xin W B,et al.Effeets of rare earth addi- microstructures and toughness in simulated CGHAZ of V-N high tion on microstructure of C-Mn steel.fronmaking Steelmaking, strength steel.Mater Sci Eng A,2013,577:161 2015,42(8):594 [11]Shi M H,Zhang P Y,Wang C,et al.Effect of high heat input [17]Nako H,Okazaki Y,Speer JG.Acicular ferrite formation on Ti- on toughness and microstructure of coarse grain heat affected zone rare earth metal-Zr complex oxides.IS//Int,2015,55(1):250 in Zr bearing low carbon steel.IS/J Int,2014,54(4):932 [18]Byun J S,Shim J H,Cho Y W.Influence of Mn on microstruc- [12]Shim J H,Cho Y W,Chung S H,et al.Nucleation of intragran- tural evolution in Ti-illed C-Mn steel.Scripta Mater,2003,48 ular ferrite at Ti2O;particle in low carbon steel.Acta Mater, (4):449
张圣华等: 钛稀土复合处理对 C--Mn 钢粗晶热影响区组织及韧性的影响 ［7］ Mills A Ｒ，Thewlis G，Whiteman J A． Nature of inclusions in steel weld metals and their influence on formation of acicular ferrite． Mater Sci Technol，1987，3( 12) : 1051 ［8］ Lee J L，Pan Y T． Effect of sulfur content on the microstructure and toughness of simulated Heat-Affected zone in Ti-Killed steels． Metall Trans A，1993，24( 6) : 1399 ［9］ Suzuki S，Ichimiya K，Akita T． High tensile strength steel plates with excellent HAZ toughness for shipbuilding: JFE EWEL technology for excellent quality in HAZ of high heat input welded joints． JFE Tech Ｒep，2005，5: 24 ［10］ Hu J，Du L X，Wang J J，et al． Effect of welding heat input on microstructures and toughness in simulated CGHAZ of V--N high strength steel． Mater Sci Eng A，2013，577: 161 ［11］ Shi M H，Zhang P Y，Wang C，et al． Effect of high heat input on toughness and microstructure of coarse grain heat affected zone in Zr bearing low carbon steel． ISIJ Int，2014，54( 4) : 932 ［12］ Shim J H，Cho Y W，Chung S H，et al． Nucleation of intragranular ferrite at Ti2O3 particle in low carbon steel． Acta Mater， 1999，47( 9) : 2751 ［13］ Byun J S，Shim J H，Cho Y W，et al． Non-metallic inclusion and intragranular nucleation of ferrite in Ti-killed C--Mn steel． Acta Mater，2003，51( 6) : 1593 ［14］ Chai F，Su H，Yang C F，et al． Nucleation behavior analysis of intragranular acicular ferrite in a Ti-killed C--Mn steel． J Iron Steel Ｒes Int，2014，21( 3) : 369 ［15］ Song M M，Song B，Hu C L，et al． Formation of acicular ferrite in Mg treated Ti-bearing C--Mn steel． ISIJ Int，2015，55( 7) : 1468 ［16］ Song M M，Song B，Xin W B，et al． Effects of rare earth addition on microstructure of C--Mn steel． Ironmaking Steelmaking， 2015，42( 8) : 594 ［17］ Nako H，Okazaki Y，Speer J G． Acicular ferrite formation on Tirare earth metal-Zr complex oxides． ISIJ Int，2015，55( 1) : 250 ［18］ Byun J S，Shim J H，Cho Y W． Influence of Mn on microstructural evolution in Ti-killed C--Mn steel． Scripta Mater，2003，48 ( 4) : 449 · 358 ·