·138 北京科技大学学报 第34卷 属于Ⅳ副族元素，是强碳、氨化物形成元素，也是强 (coarse grain heat affected zone,CGHAZ)低温韧性 氧化物形成元素，其氧化物熔点比钛的氧化物还要 的影响进行研究 高.有研究提出6，Zr等微量元素添加到钢中，形成 大量含锆复合氧化物夹杂，可以显著改善含T氧化 1材料及方法 物的形态，提高热输入焊接时焊接热影响区的韧性， 本文在Ti质量分数为0.01%的成分设计基础 但微量Z对钢中氧化物形态、成分、粒度、分布及其 上，采用了未添加Zx(1")与加Z(2)的两种成分设 对针状铁素体形核的影响机理尚不清楚.本文拟从 计.在北京科技大学试验室真空感应炉治炼并浇俦 含锆夹杂物诱导针状铁素体(acicular ferrite,AF)形 成25kg钢锭，经锻造后，采用TMCP工艺将其轧制 核作用对大热输入焊接F40船板钢粗晶热影响区 成16mm的板材，钢板的实际成分如表1所示. 表1钢板化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of the plate 编号 Si Mn P Al, Nb i Zr 1年 0.060 0.30 1.56 0.006 0.0043 0.03 0.040 0.010 0.32 0.00 2# 0.058 0.31 1.60 0.006 0.0042 0.04 0.038 0.011 0.30 0.01 焊接热模拟试验在北京科技大学Gleeble-3500 表340级船板钢力学性能 型热模拟试验机上进行，试样尺寸10mm×10mm× Table 3 Mechanical properties of F40 ship plates 70mm.模拟热循环加热速率130℃·s,预热温 编号Ra/(Nmm2)Rn/(Nmm2)A/%A(-60℃)小 度20℃，加热峰值温度T,为1320℃，峰值停留时间 船规 ≥390 510~660 ≥20 ≥39 为1s.本试验设置了不同的800~500℃冷却时间 510 565 27 280 Ts,如表2所示.热模拟试验后，沿热电偶丝的焊 2# 468 550 32 >300 点位置开缺口，加工成10mm×l0mm×55mm的标 准冲击样，在-60℃进行夏比V型缺口低温冲击 300 试验 250 200 表2焊接热模拟参数 Table 2 Weld thermal simulation parameters 150 100 编号 1 2 3 4 5 6 7 8 Tsis/s 20 30 4050 6080100120 2结果及分析 10 30507090110130 2.1试样的力学性能 图1各试样不同Tgs焊接热模拟下-60℃的冲击韧性 表3给出了试样焊接前的力学性能.由表可 Fig.I Toughness of the samples under weld thermal simulation with 见，两种成分钢板的强度及低温韧性均满足船级社 different Tas at-60℃ 要求，尤其是低温韧性，在-60℃冲击功均高达280 J以上.图1为两种成分钢经不同Tss模拟焊接后 小的针状铁素体+少量珠光体+极少量M/A的复 -60℃的冲击韧性变化曲线.可见，与母材相比，粗 相组织，经不同Ts焊接热模拟后，粗晶热影响区的 晶热影响区的-60℃冲击功均有所降低，然而加锆 组织大小及类型均出现了明显的变化.Ts5为20和 的2"钢粗晶热影响区的低温韧性在各Tss下均高于 40s时，组织中珠光体消失，而以M/A和针状铁素 未加锆的1"钢，如设置Tss为100s模拟焊接后，2” 体为主（图2(b)、(c)).Tss为20s时，原奥氏体晶 钢-60℃冲击功高达238J,而1"钢仅为28J.另外， 界模糊可见，组织中M/A岛所占比例较高，对材料 随Tss的增加，2"钢的低温韧性呈现一定的规律性. 的低温韧性产生不利影响：Ts提高至40s,此时组 2.2不同热输入下粗晶热影响区组织分析 织中针状铁素体所占比例较高.当Ts达60s时，观 图2给出了含Zr的2"钢不同Tg5对应粗晶热 察到组织中出现少量粒状贝氏体，针状铁素体粗化 影响区的组织形貌.由图2(a)可见，2"钢母材为细 严重，且所占比例有所下降（图2(d)),这应该是导北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 属于 IV 副族元素，是强碳、氮化物形成元素，也是强 氧化物形成元素，其氧化物熔点比钛的氧化物还要 高． 有研究提出［6］，Zr 等微量元素添加到钢中，形成 大量含锆复合氧化物夹杂，可以显著改善含 Ti 氧化 物的形态，提高热输入焊接时焊接热影响区的韧性， 但微量 Zr 对钢中氧化物形态、成分、粒度、分布及其 对针状铁素体形核的影响机理尚不清楚． 本文拟从 含锆夹杂物诱导针状铁素体( acicular ferrite，AF) 形 核作用对大热输入焊接 F40 船板钢粗晶热影响区 ( coarse grain heat affected zone，CGHAZ) 低温韧性 的影响进行研究． 1 材料及方法 本文在 Ti 质量分数为 0. 01% 的成分设计基础 上，采用了未添加 Zr( 1# ) 与加 Zr( 2# ) 的两种成分设 计． 在北京科技大学试验室真空感应炉冶炼并浇铸 成 25 kg 钢锭，经锻造后，采用 TMCP 工艺将其轧制 成 16 mm 的板材，钢板的实际成分如表 1 所示． 表 1 钢板化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of the plate % 编号 C Si Mn P S Als Nb Ti Ni Zr 1# 0. 060 0. 30 1. 56 0. 006 0. 004 3 0. 03 0. 040 0. 010 0. 32 0. 00 2# 0. 058 0. 31 1. 60 0. 006 0. 004 2 0. 04 0. 038 0. 011 0. 30 0. 01 焊接热模拟试验在北京科技大学 Gleeble--3500 型热模拟试验机上进行，试样尺寸 10 mm × 10 mm × 70 mm． 模拟热循环加热速率 130 ℃·s － 1 ，预热温 度 20 ℃，加热峰值温度 Tp为 1 320 ℃，峰值停留时间 为 1 s． 本试验设置了不同的 800 ～ 500 ℃ 冷却时间 T8 /5，如表 2 所示． 热模拟试验后，沿热电偶丝的焊 点位置开缺口，加工成 10 mm × 10 mm × 55 mm 的标 准冲击样，在 － 60 ℃ 进行夏比 V 型缺口低温冲击 试验． 表 2 焊接热模拟参数 Table 2 Weld thermal simulation parameters 编号 1 2 3 4 5 6 7 8 T8 /5 /s 20 30 40 50 60 80 100 120 2 结果及分析 2. 1 试样的力学性能 表 3 给出了试样焊接前的力学性能． 由表可 见，两种成分钢板的强度及低温韧性均满足船级社 要求，尤其是低温韧性，在 － 60 ℃ 冲击功均高达 280 J 以上． 图 1 为两种成分钢经不同 T8 /5 模拟焊接后 － 60 ℃的冲击韧性变化曲线． 可见，与母材相比，粗 晶热影响区的 － 60 ℃ 冲击功均有所降低，然而加锆 的 2# 钢粗晶热影响区的低温韧性在各 T8 /5下均高于 未加锆的 1# 钢，如设置 T8 /5为 100 s 模拟焊接后，2# 钢 － 60 ℃冲击功高达 238 J，而 1# 钢仅为 28 J． 另外， 随 T8 /5的增加，2# 钢的低温韧性呈现一定的规律性． 2. 2 不同热输入下粗晶热影响区组织分析 图 2 给出了含 Zr 的 2# 钢不同 T8 /5 对应粗晶热 影响区的组织形貌． 由图2( a) 可见，2# 钢母材为细 表 3 F40 级船板钢力学性能 Table 3 Mechanical properties of F40 ship plates 编号 Rel /( N·mm －2 ) Rm /( N·mm －2 ) A/% Akv ( －60 ℃) /J 船规 ≥390 510 ～ 660 ≥20 ≥39 1# 510 565 27 280 2# 468 550 32 ＞ 300 图 1 各试样不同 T8 /5焊接热模拟下 － 60 ℃的冲击韧性 Fig． 1 Toughness of the samples under weld thermal simulation with different T8 /5 at － 60 ℃ 小的针状铁素体 + 少量珠光体 + 极少量 M/A 的复 相组织，经不同 T8 /5焊接热模拟后，粗晶热影响区的 组织大小及类型均出现了明显的变化． T8 /5为 20 和 40 s 时，组织中珠光体消失，而以 M/A 和针状铁素 体为主( 图 2( b) 、( c) ) ． T8 /5为 20 s 时，原奥氏体晶 界模糊可见，组织中 M/A 岛所占比例较高，对材料 的低温韧性产生不利影响; T8 /5提高至 40 s，此时组 织中针状铁素体所占比例较高． 当 T8 /5达 60 s 时，观 察到组织中出现少量粒状贝氏体，针状铁素体粗化 严重，且所占比例有所下降( 图 2( d) ) ，这应该是导 ·138·