高级检索

不同Nb含量X80钢管环焊热影响区的微观组织与韧性

何小东, 杨耀彬, 陈越峰, David Han, 张永青

何小东, 杨耀彬, 陈越峰, David Han, 张永青. 不同Nb含量X80钢管环焊热影响区的微观组织与韧性[J]. 焊接学报, 2024, 45(3): 75-81. DOI: 10.12073/j.hjxb.20230405001
引用本文: 何小东, 杨耀彬, 陈越峰, David Han, 张永青. 不同Nb含量X80钢管环焊热影响区的微观组织与韧性[J]. 焊接学报, 2024, 45(3): 75-81. DOI: 10.12073/j.hjxb.20230405001
HE Xiaodong, YANG Yaobin, CHEN Yuefeng, David Han, ZHANG Yongqing. Microstructure and toughness of heat-affected zone in girth welding of X80 steel pipe with different Nb content[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2024, 45(3): 75-81. DOI: 10.12073/j.hjxb.20230405001
Citation: HE Xiaodong, YANG Yaobin, CHEN Yuefeng, David Han, ZHANG Yongqing. Microstructure and toughness of heat-affected zone in girth welding of X80 steel pipe with different Nb content[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2024, 45(3): 75-81. DOI: 10.12073/j.hjxb.20230405001

不同Nb含量X80钢管环焊热影响区的微观组织与韧性

基金项目: 国家重点研发计划项目(2023YFB4707205)
详细信息
    作者简介:

    何小东,硕士,正高级工程师/国际焊接工程师;主要从事管线钢焊接工艺、材料性能测试及表征研究;Email: xiaodonghe@126.com

  • 中图分类号: TG 457.6

Microstructure and toughness of heat-affected zone in girth welding of X80 steel pipe with different Nb content

  • 摘要:

    为研究Nb含量对焊接热影响区微观组织和性能的影响,采用熔化极气体保护焊(gas metal arc welding,GMAW)和手工焊条电弧焊(shielded metal arc welding,SMAW)对0.055%Nb和0.075%Nb含量的X80钢管进行环焊. 采用夏比冲击试验和金相分析方法,研究热影响区的微观组织差异和夏比冲击韧性. 并借助扫描电镜和超高温激光共聚焦显微镜分析不同Nb含量X80管体的微观组织对热影响区性能的影响. 结果表明,在0 ℃和−20 ℃时,0.075%Nb和0.055%Nb的X80钢管GMAW环焊接头热影响区均具有较高的冲击韧性,其平均冲击吸收能量均高于150 J. 其中0.055%Nb略高于0.075%Nb的GMAW环焊接头热影响区夏比冲击吸收能量;焊接热输入较低时,0.055%Nb低于0.075%Nb的X80环焊接头粗晶区的韧脆转变温度,具有更好的低温韧性. 焊接热输入较高时,0.075%Nb的X80环焊接头粗晶区具有更高的上平台冲击吸收能量,且上平台温度和韧脆转变温度也更低,其低温韧性也更优异;还发现了X80环焊接头热影响区的冲击韧性不仅与热输入量和热影响区马氏体−奥氏体组织(M-A)的形状、大小、分布有关,而且还受管体中Nb含量、原始的强度与韧性、微观组织状态的遗传影响.

    Abstract:

    In order to study the effect of Nb content on the microstructure and properties of heat affected zone (HAZ), the 0.055%Nb and 0.075%Nb content X80 steel pipes were girth welded by Gas metal arc welding (GMAW) and shielded metal arc welding (SMAW). Charpy impact test and metallographic analysis were used to study the impact toughness and microstructure differences in the HAZ. The effects of the microstructure of X80 pipe body with different Nb content on the properties of the heat-affected zone were analyzed by scanning electron microscope and confocal laser microscope with high temperature. The results show that at 0 ℃ and −20 ℃, 0.075%Nb and 0.055%Nb X80 steel pipes have high impact toughness in the HAZ of GMAW girth welded joints, and their average impact absorbed energy are higher than 150J. However, the Charpy impact absorbed energy in the HAZ of GMAW girth welded joint of X80 steel pipe with 0.055% Nb is higher than that of X80 steel pipe with 0.075%Nb. When GMAW is used, the ductile-brittle transition temperature (DBTT) of X80 girth welded joint with 0.055%Nb is lower than that of X80 with 0.075%Nb because of the low welding heat input. When SMAW is used, due to higher heat input, the coarse grain heat affected zone (CGHAZ) of X80 girth welding joint with 0.075%Nb has higher impact absorbed energy on the upper-shelf and lower temperature of upper-shelf zone and DBTT, and its low temperature toughness is better. It is also discussed that the impact toughness of the HAZ of X80 girth welded joint is not only related to the heat input and the shape, size and distribution of M-A, but also genetically influenced by the content of Nb in the pipe body and the original strength, toughness and microstructure state.

  • 钛合金具有优良的耐蚀性、较小的密度、较高的比强度及较好的韧性和焊接性[1-2],不锈钢具有良好的耐蚀性和较高的塑韧性[3-4],而钛合金/不锈钢复合结构由于同时具备两种合金的优点,在航空航天、化工、国防军事装备等领域得到了广泛的应用[5-6].然而,由于两种材料在晶格类型、原子半径、电负性等化学性能以及冶金兼容性方面的显著差异,钛合金/不锈钢异种材料焊接存在诸多挑战,其中最主要的难题是接头易生成脆性极高的Ti-Fe金属间化合物(intermetallic compound,IMC)[7-8],导致接头力学性能显著降低[9]. 因此,钛合金/不锈钢异种材料的优质、高效焊接问题受到研究人员的广泛关注,而过渡层金属的优化是改善焊接接头性能的有效途径之一[10-12].

    目前国内外对于钛合金/不锈钢异种材料焊接用的过渡层金属方面进行了大量的研究. 研究表明,以纯Ag作为过渡层,虽然接头界面会有AgTi化合物相生成,但可获得力学性能较好的接头[13-14]. 然而,由于Ag成本的限制,Ag过渡层难以在实际工程中应用,目前主要集中在Cu,Ni等过渡层金属的研究,这是由于接头界面处形成的Cu-Ti相比Ti-Fe相具有更好的塑韧性. Zhang等人[15-16]研究了0.2和0.4 mm厚Cu箔对钛合金/不锈钢激光焊接头的影响,结果表明,添加两种厚度的Cu箔可获得抗拉强度分别为210和320 MPa的钛合金/不锈钢激光焊接头. Li等人[17]研究了添加纯Cu和Cu-Nb过渡层进行TC4钛合金/316L不锈钢激光焊接,结果表明,添加Cu-Nb过渡层接头的最高抗拉强度达到215 MPa. Wang等人[18]研究了添加0.5 mm铜片进行TA15钛合金/304不锈钢电子束焊接,获得了抗拉强度约为234 MPa的接头. 由此可见,虽然目前已有的添加Cu过渡层金属可提高钛合金/不锈钢焊接接头强度,但接头强度仍然较低,难以满足实际应用的更高强度要求.

    激光焊具有能量密度高、焊接热输入低、焊接速度快、接头热影响区小、焊接应力和变形小以及光束能量及作用位置精确可控等优势[19],且不需要真空,生产中柔性高,极易实现自动化生产. 同时,激光焊接低的热输入有利于抑制接头界面IMC的形成,减小IMC层厚度,从而提高接头的力学性能[20]. 为此,采用力学性能优异的NAB取代纯Cu作为过渡层金属进行TC4钛合金/15-5PH不锈钢对接接头的激光焊接工艺探索,分析添加NAB过渡层对TC4钛合金/15-5PH不锈钢焊接接头微观组织和力学性能的影响,为钛/钢异种材料焊接接头力学性能的提升提供理论基础和新的研究思路.

    选用的母材分别为3 mm厚的TC4钛合金板与3 mm厚的15-5PH不锈钢板,过渡层金属为NAB块体材料,厚度为2 mm. 采用X射线荧光光谱法测得3种材料的化学成分如表1所示.

    表  1  材料的化学成分(质量分数,%)
    Table  1.  Chemical compositions of materials
    材料MnNiAlVCrCuFeTi
    TC4钛合金5.5 ~ 6.83.5 ~ 4.5≤0.3088.4 ~ 90.7
    NAB青铜0.5 ~ 4.03.0 ~ 6.07.0 ~ 11.077.5 ~ 82.02.0 ~ 6.0
    15-5PH不锈钢≤1.04.7 ~ 5.714 ~ 151.7 ~ 2.575.5 ~ 78.50.15 ~ 0.30
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    采用IPG公司生产的YLS-6000系光纤激光器进行双道激光焊接,焊接过程示意图如图1所示,第1道对TC4/NAB进行激光焊接,再以相同工艺参数立即对第2道NAB/15-5PH进行激光焊接,光斑均向NAB侧偏移. 为获得全熔透焊缝,优化的激光焊接工艺参数如表2所示.

    图  1  TC4/NAB/15-5PH激光焊接示意图
    Figure  1.  Schematic diagram of laser welded TC4/NAB/ 15-5PH
    表  2  优化的激光焊接工艺参数
    Table  2.  Optimized laser welding process parameters
    激光功率
    P/W
    焊接速度
    v/(mm·min−1)
    离焦量
    Δf/mm
    偏移量
    d(mm)
    氩气流量
    Q/(L·min−1)
    3500250030.420
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    焊接完成后,采用线切割对接头进行切割取样,镶样经过研磨、抛光和腐蚀后制备金相试样.钛合金和不锈钢采用的腐蚀剂分别为Keller试剂和王水. 采用LEXT OLS4100型激光共聚焦显微镜和扫描电镜(scanning electron microscope,SEM)观察接头界面IMC组织形貌及分布;采用能谱仪(energy dispersive spectrometer,EDS)进行IMC成分分析;采用HVS-1000型显微硬度仪测试钛/钢接头显微硬度;采用液压万能材料试验机进行接头拉伸试验,试样依据GB/T 2651—2008《焊接接头拉伸试验方法》标准制样,拉伸性能结果取3个试样测试的平均值.

    添加NAB过渡层的TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种材料激光焊接获得了良好冶金结合的全熔透接头,其横截面形貌如图2所示. 接头由钛合金侧热影响区(heat affected zone,HAZ)、钛侧界面及近钛合金侧过渡层区A、未熔化过渡层区B、近钢侧过渡层区C、钢侧界面及钢侧HAZ组成. 钛合金侧和不锈钢侧HAZ的宽度分别为0.21 mm和0.54 mm,钛合金侧HAZ宽度小于不锈钢侧. 过渡层焊缝中部产生一个尺寸较大的气孔,直径约为185.3 μm,未见裂纹等其它焊接缺陷.

    图  2  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头横截面形貌
    Figure  2.  Cross section of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint

    图3为TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种材料激光焊接头显微硬度分布曲线. 母材TC4钛合金和15-5PH不锈钢的平均硬度分别为347.6和405.7 HV. TC4钛合金及15-5PH不锈钢侧HAZ的硬度分别为390.5和 366.3 HV,中间过渡层焊缝铜合金区域硬度最低为211.9 HV. 由图3可见,接头TC4钛合金侧界面硬度最高,这是由于钛合金侧界面生成了脆硬的IMC. 然而,相对于TiFe2相的高硬度大于(1 000 HV),添加NAB过渡层钛合金侧界面IMC层硬度降低了约400 HV. 因此,添加NAB过渡层金属降低了钛合金侧界面区域的硬度,改善了钛合金侧界面IMC层的塑性.

    图  3  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头显微硬度分布
    Figure  3.  Microhardness profile of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint

    TC4钛合金、15-5PH不锈钢、NAB过渡层及TC4钛合金/15-5PH不锈钢接头的拉伸测试结果如表3所示. TC4钛合金、15-5PH不锈钢、NAB过渡层金属的抗拉强度分别为1012,980,638 MPa,而添加NAB过渡层的钛合金/不锈钢激光焊接头的抗拉强度为290 MPa. 与已有的添加Cu过渡层钛合金/不锈钢焊接研究结果相比[15-18],添加NAB过渡层激光焊接头获得了较高的抗拉强度. 图4为TC4/NAB/15-5PH激光焊接头拉伸断口形貌. 接头拉伸试样均断裂在钛合金侧界面的IMC层,断裂位置如图4a所示. 由图4b可见,钛合金侧拉伸断口的表面光滑平坦,塑性变形很小.图4c为高倍SEM断口形貌,呈现河流花纹图样,为典型的脆性解理断裂,而这种脆性断裂与钛合金侧界面处形成的IMC层组织的形貌及物相组成密切相关.

    表  3  激光焊接接头的拉伸性能
    Table  3.  Tensile properties of laser welded joints
    材料屈服强度ReL/MPa抗拉强度Rm/MPa断后伸长率
    A(%)
    TC4钛合金8651012≥10.0
    15-5PH不锈钢785980≥8.0
    NAB青铜26863815.0
    TC4/15-5PH接头试样2902.0
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    图  4  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头拉伸断口形貌
    Figure  4.  Fracture surface morphology of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint. (a) fracture location;(b) low magnification micrograph; (c) high magnification micrograph

    图5为TC4钛合金/15-5PH不锈钢接头焊缝组织形貌. 靠近钛合金侧界面的NAB过渡层熔化结晶形成的焊缝(图5a)呈现了细小的等轴晶,弥散分布着球形的IMC颗粒,对该IMC颗粒进行点扫描分析,该IMC颗粒原子组成为27.52%Ti,26.50%Fe,22.06%Ni,23.92%Cu,因此,推测此球形颗粒可能为NiTi或TiFe相. 过渡层中部区域组织(图5b)有粗大的等轴晶组成,晶界上分布着细小的IMC颗粒,证实过渡层NAB金属存在未熔的区域,未熔区域的存在对钛合金与不锈钢母材可以起到屏障作用,有利于抑制Fe,Ti在接头界面中的相互扩散[21],从而抑制Fe-Ti IMC的生成. 图5c为靠近不锈钢侧过渡层NAB金属熔化凝固形成的焊缝区,显示了网状分布的等轴树枝晶组织,与钛合金侧焊缝组织明显不同.

    图  5  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头不同位置处的过渡层区
    Figure  5.  Transition layers at different positions of TC4/NAB/15-5PH laser welded joints. (a) titanium alloy side; (b) unmelted; (c) stainless steel side

    图6为TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种接头不锈钢侧界面的组织形貌. 从图6可见,在不锈钢侧界面处无明显IMC生成,这是因为Cu和Fe能够相互溶解形成连续的固溶体界面. 在界面附近NAB过渡层金属中形成了较多的直径为0.5 ~ 1.0 μm的球形气孔,这些微气孔的存在可能会对接头拉伸断裂行为有一定的影响.

    图  6  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头钢侧界面
    Figure  6.  Interface on steel side of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint. (a) low magnification micrograph; (b) high magnification micrograph

    图7图8为激光焊接TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种材料钛合金侧界面的组织形貌. 由图7可见,TC4钛合金侧界面处形成了复杂的IMC层,依据IMC组织的晶粒形态分为Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ 3个区域,其相应的高倍SEM形貌如图8所示.

    图  7  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头钛侧界面组织
    Figure  7.  Interface on Ti side of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint

    采用EDS能谱对IMC进了点扫描分析,测得各合金元素的含量如表4所示. 图8显示的IMC组织厚度约为67.50 μm,靠近TC4钛合金侧的Ⅰ区IMC组织密集分布,其中标记为1 ~ 3相富集Cu,Ti元素,由原子含量计算推测形成的IMC为CuTi2和CuTi相. 临近I区的Ⅱ区IMC组织中黑色相4和灰色相5,6的晶粒明显粗大,富集Ni,Ti元素,根据原子含量计算4相可能为CuTi,NiTi2,经Gibbs free energy公式计算[22]G(NiTi2) = −49 120 + 17.21TG(CuTi) = −17 534 + 3.37TT = 1 023 K时,G(NiTi2)(−31.5 J/mol) < G(CuTi)(−14.1 J/mol),因此4相为NiTi2;5相为NiTi相;6相可能为FeTi2和NiTi2,经计算G(FeTi2) = −15 219 − 2.29TT = 1 023 K时,G(FeTi2) (−17.6 J/mol) > G(NiTi2),因此6相为NiTi2. 由此可知,Ⅱ区IMC组织为NiTi和NiTi2相. 靠近不锈钢侧Ⅲ区IMC中黑色相7的晶粒尺寸显著细化,由原子含量计算7和9相可能为NiTi2,FeTi2相,G(FeTi2) > G(NiTi2),因此7和9相主要为NiTi2相,8相为Cu基固溶体,因此该层主要为少量的NiTi2相弥散在铜基体中形成. 因此,Ⅲ区IMC组织主要由CuTi2,CuTi,NiTi和NiTi2组成. 可见,添加NAB中间层接头钛合金侧界面形成了大量脆性相对较低的Cu-Ti,Ni-Ti相,Ti-Fe 相数量减少. 因此,添加NAB中间层有效地抑制了Fe和Ti在钛合金侧界面的相互扩散,界面处形成了大量塑性相对较好的Cu-Ti,Ni-Ti相,有利于改善接头的抗拉强度.

    表  4  TC4侧界面IMC组织的EDS分析(原子分数,%)
    Table  4.  EDS analysis of IMC structure of TC4 side interface
    区域TiVCrFeNiCu可能的物相
    1 57.47 1.29 1.01 1.19 1.55 37.50 CuTi2
    2 40.71 1.07 0.17 2.47 3.48 52.10 CuTi
    3 25.18 0.98 0.06 1.63 1.69 70.45 CuTi
    4 34.15 0 0.12 12.26 14.54 38.93 CuTi,NiTi2
    5 16.30 0.11 0.10 3.63 12.56 67.30 NiTi
    6 4.32 0 0 2.34 2.32 91.02 FeTi2,NiTi2
    7 33.69 0.25 0.24 20.56 20.50 24.76 NiTi2,FeTi2
    8 6.10 0.06 0.05 3.47 3.66 86.65 Cu 基固溶体
    9 33.01 0 0.14 16.35 15.68 34.83 NiTi2,FeTi2
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    图  8  I,II,III区高倍SEM形貌
    Figure  8.  High magnification SEM morphology of I, II and III zones. (a) I area; (b) II area; (c) III area

    (1) 添加NAB过渡层钛合金/不锈钢异种材料激光焊接可获得成形优良的全熔透钛/钢异种接头. 接头拉伸断裂于钛合金侧界面IMC层,接头的抗拉强度可达290 MPa,断后伸长率为2.0%.

    (2) 接头钛合金侧界面IMC层硬度最高为547.8 HV,相对脆性高Ti-Fe相的硬度降低了400 HV以上.

    (3) 接头钛合金侧界面形成的IMC层的宽度约为67.5 μm,主要由CuTi2,CuTi,NiTi,NiTi2相及少量的FeTi2相组成,脆性相对较低的Cu-Ti,Ni-Ti相数量增加,接头不锈钢侧界面未形成IMC.

  • 图  1   单侧V形坡口示意图(mm)

    Figure  1.   Schematic diagram of single side V- groove. (a) GMAW; (b) SMAW

    图  2   冲击试样缺口位于FL0.5处的示意图

    Figure  2.   Schematic diagram of notched position at FL0.5 of impact sample. (a) GMAW; (b) SMAW

    图  3   GMAW环焊热影响区不同位置的夏比冲击吸收能量

    Figure  3.   Charpy impact absorbed energy at different positions in the heat-affected zone of GMAW girth welding. (a) 0 ℃; (b) −20 ℃

    图  4   环焊接头粗晶区的韧脆转变曲线

    Figure  4.   Ductile-brittle transition curve of CGHAZ of girth welded joint. (a) GMAW; (b) SMAW

    图  5   较低热输入的GMAW环焊接头粗晶区微观组织

    Figure  5.   Microstructure of CGHAZ of GMAW girth welded joint with lower heat input. (a) N055; (b) N075

    图  6   较高热输入的SMAW环焊接头粗晶区微观组织

    Figure  6.   Microstructure of CGHAZ of SMAW girth welded joint with higher heat input. (a) N055; (b) N075

    图  7   GMAW环焊接头的硬度云图

    Figure  7.   Hardness map of GMAW girth welded joint. (a) N055; (b) N075

    图  8   X80管体SEM微观组织

    Figure  8.   SEM microstructure of X80 pipe. (a) N055; (b) N075

    图  9   X80二次热循环冷却至约296 ℃的微观组织

    Figure  9.   X80 secondary thermal cycle cooling to about 296 ℃ micrastructure. (a) N055; (b) N075

    表  1   试验钢管的化学成分(质量分数,%)

    Table  1   Chemical compositions of steel pipes

    编号CMnSiPSCrMoNiNbVTiCuBAlNFeCEPcm
    N0550.0491.740.150.0100.00250.250.0930.160.0580.00430.0110.0220.00030.0270.0031余量0.165
    N0750.0511.720.160.0130.00260.260.0880.160.0820.00450.0120.0260.00030.0250.0033余量0.167
    下载: 导出CSV

    表  2   单侧双V形坡口GMAW焊接工艺参数

    Table  2   Welding process parameters of single side double V-groove GMAW girth welding

    焊接层焊接电流
    I/A
    电弧电压
    U/V
    送丝速度
    vf/(m·min−1)
    焊接速度
    vw/(mm·min−1)
    保护气体平均热输入
    $ \overline Q $/(kJ·mm−1)
    混合比例(Ar : CO2)流量Q/(L·min−1)
    根焊150 ~ 20022 ~ 268.13 ~ 9.65460 ~ 6604∶120 ~ 250.48
    热焊180 ~ 24024 ~ 2711.43 ~ 12.92560 ~ 7604∶130 ~ 350.52
    填充焊160 ~ 22024 ~ 268.13 ~ 10.92330 ~ 4604∶125 ~ 350.75
    盖面焊150 ~ 20022 ~ 267.62 ~ 9.14330 ~ 4604∶120 ~ 300.65
    下载: 导出CSV

    表  3   单侧V形坡口SMAW焊接工艺参数

    Table  3   Welding process parameters of single side V-groove GMAW girth welding

    焊接
    层数
    焊接电流I/A电弧电压U/V焊接速度vw/(mm·min−1)平均热输入$ \overline Q $/(kJ·mm−1)
    根焊130 ~ 15024 ~ 2790 ~ 1002.10
    热焊130 ~ 15024 ~ 27100 ~ 1201.91
    填充焊170 ~ 21024 ~ 2790 ~ 1202.84
    盖面焊170 ~ 20024 ~ 2790 ~ 1202.70
    下载: 导出CSV
  • [1]

    Morrison W B. Microalloy steels - the beginning[J]. Materials Science and Technology, 2009, 25(9): 1066 − 1073. doi: 10.1179/174328409X453299

    [2]

    Deardo A, Hua M, Cho K, et al. On strength of microalloyed steels: an interpretive Review[J]. Materials Science and Technology, 2009, 25(9): 1074 − 1082. doi: 10.1179/174328409X455233

    [3]

    Fateh F, Matthias M. Effect of Nb on austenite formation and decomposition in an X80 linepipe steel[J]. Journal of Iron and Steel Research International, 2011, 18: 658 − 663.

    [4] 缪成亮, 尚成嘉, 王学敏, 等. 高Nb X80管线钢焊接热影响区显微组织与韧性[J]. 金属学报, 2010, 46(5): 541 − 546. doi: 10.3724/SP.J.1037.2009.00803

    Miao Chengliang, Shang Chengjia, Wang Xuemin, et al. Microstructure and toughness of HAZ in X80 pipeline steel with high Nb content[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2010, 46(5): 541 − 546. doi: 10.3724/SP.J.1037.2009.00803

    [5]

    Teixeira P, Loureiro A, Rodrigues D, et al. Effect of the HAZ microstructural gradient on the unstable fracture behaviour of welds in a high strength steel[J]. Materials Science Forum, 2006, 514-516(5): 539 − 543.

    [6] 徐杰, 卓小敏, 李朋朋. 温度对X80管线钢韧/脆转变区断裂韧性的影响[J]. 工程力学, 2016, 33(S): 56 − 61.

    Xu Jie, Zhuo Xiaomin, Li Pengpeng. Effect of temperature on the fracture toughness of X80 pipeline steel in ductile-to-brittle transition region[J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(S): 56 − 61.

    [7] 袁军军, 禅志善, 曹睿, 等. 多层多道平焊接头冲击性能不稳定的原因分析[J]. 焊接学报, 2017, 38(5): 100 − 103.

    Yuan Junjun, Chan Zhishan, Cao Rui, et al. Analysis of impact toughness variation for flat position multi-pass weld joint[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2017, 38(5): 100 − 103.

    [8]

    Mohammadijoo M, Collins L, Rashid M F, et al. Influence of steel chemistry and field girth welding procedure on performance of API X70 line pipe steels[C]//International Pipeline Conference. ASME, Virtual, Online, 2020.

    [9]

    Wang H, Wang J, Tong Z, et al. Characterization of Nb interface segregation during welding thermal cycle in microalloyed steel by atom probe tomography[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2018(12): 6224 − 6230.

    [10] 赵建平, 张秀敏, 沈士明. 材料韧脆转变温度数据处理方法探讨[J]. 石油化工设备, 2004, 33(4): 29 − 32.

    Zhao Jianping, Zhang Xiumin, Shen Shiming. On the method of data processing for ductile-brittle transition temperature[J]. Petro-chemical Equipment, 2004, 33(4): 29 − 32.

    [11] 周昌玉, 夏翔鸣. CrMo钢材料韧脆转变温度曲线的回归分析[J]. 压力容器, 2003, 20(6): 13 − 18.

    Zhou Changyu, Xia Xiangming. Regression analysis of ductile- brittle transition temperature curve for CrMo steel[J]. Pressure Vessel Technology, 2003, 20(6): 13 − 18.

    [12] 周腾飞, 关凯书. 不同缺口形式小冲杆试样测试3Cr1MoV钢韧脆转变温度的对比[J]. 机械工程材料, 2018, 42(12): 21 − 26.

    Zhou Tengfei, Guan Kaishu. Comparison of ductile-brittle transition temperature testing of 3CrlMoV steel with small punch specimens of different notch forms[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2018, 42(12): 21 − 26.

    [13] 李学达, 尚诚嘉, 韩昌柴, 等. X100 管线钢焊接热影响区中链状M-A组元对冲击韧性和断裂机制的影响[J]. 金属学报, 2016, 52(9): 1025 − 1035.

    Li Xueda, Shang Chengjia, Han Changchai, et al. Influence of necklace-type M-A constituent on impact toughness and fracture mechanism in the heat affected zone of X100 pipeline steel[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2016, 52(9): 1025 − 1035.

    [14] 李学达, 李春雨, 曹宁, 等. 高强管线钢焊接临界再热粗晶区中逆转奥氏体的逆相变晶体学[J]. 金属学报, 2021, 57(8): 967 − 976.

    Li Xueda, Li Chunyu, Cao Ning, et al. Crystallography of reverted austenite in the intercritically reheated coarse-grained heat-affected zone of high strength pipeline steel[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2021, 57(8): 967 − 976.

    [15]

    Qi Xiaonan, Huan Pengcheng, Wang Xiaonan, et al. Effect of root welding heat input on microstructure evolution and fracture mechanism in intercritically reheat-coarse grained heat-affected zone of X80 pipeline steel[J]. Materials Today Communications, 2022, 31: 1 − 9.

    [16] 王学林, 李学达, 尚成嘉. 高强度管线钢焊接热影响区显微组织精细表征[J]. 焊管, 2019, 42(7): 27 − 37.

    Wang Xuelin, Li Xueda, Shang Chengjia. Fine characterization of high strength pipeline steel welding HAZ microstructure[J]. Weld Pipe and Tube, 2019, 42(7): 27 − 37.

  • 期刊类型引用(9)

    1. 刘烁,贾旭,陈树海,余腾义,周磊磊. 电弧熔炼Fe-V合金的凝固组织与转变规律研究. 金属加工(热加工). 2024(04): 89-95 . 百度学术
    2. 余曦,李琪,常荣辉,秦彬皓,张宇鹏,尹立孟,王海燕. 焊接工艺参数对TA15/304不锈钢真空扩散焊接头组织与抗剪强度影响. 焊接学报. 2024(05): 64-73 . 本站查看
    3. 周自宝. 铜-镍中间层对钛/钢激光焊接头组织与性能的影响. 安徽职业技术学院学报. 2024(02): 20-25 . 百度学术
    4. 孔华,赵振家,邹江林,王紫,黄泽泓. 匙孔内光纤激光致喷发蒸汽对焊接过程的影响. 焊接学报. 2023(05): 20-26+130 . 本站查看
    5. 刘自刚,代锋先,陆刚,张航,沈志永. 钛合金激光焊研究现状与展望. 材料导报. 2023(S1): 354-359 . 百度学术
    6. 杨环宇,徐信坤,巴现礼,陶星空,刘黎明. 低功率激光-双电弧焊接钛合金中厚板工艺及机理. 机械制造文摘(焊接分册). 2023(03): 1-8 . 百度学术
    7. 常敬欢,余刚,曹睿,闫英杰,隋然,席筱蓓. 钛合金/铜-镍/不锈钢焊接接头的组织与性能. 焊接学报. 2023(07): 48-55+131-132 . 本站查看
    8. 张世豪. 304不锈钢与PMMA异种材料激光焊接试验研究. 中国新技术新产品. 2023(15): 30-32 . 百度学术
    9. 杨环宇,徐信坤,巴现礼,陶星空,刘黎明. 低功率激光-双电弧焊接钛合金中厚板工艺及机理. 焊接学报. 2022(12): 12-19+113-114 . 本站查看

    其他类型引用(1)

图(9)  /  表(3)
计量
  • 文章访问数:  137
  • HTML全文浏览量:  14
  • PDF下载量:  34
  • 被引次数: 10
出版历程
  • 收稿日期:  2023-04-04
  • 网络出版日期:  2024-01-01
  • 刊出日期:  2024-03-24

目录

/

返回文章
返回