建筑用耐火钢焊条J460FR的研制

胡鹏亮，陈林恒，张学刚，李 伟，陈 波

1.哈尔滨威尔焊接有限责任公司，黑龙江 哈尔滨 150000

2.南京钢铁股份有限公司，江苏 南京 210035

0 前言

建筑结构大致可以分为四大类：土木结构、钢筋混凝土结构、网架结构以及钢结构。目前，世界上各国的建筑物正由其他三种结构向钢结构发展。但是，普通建筑用钢在350℃以上时高温屈服强度迅速下降，低于室温屈服强度的1/2，达不到设计要求［1-3］。而建筑用耐火钢要求在600℃时，屈服强度仍能保持室温时的2/3，同时具有较好的塑性。因此在发生火灾时，耐火钢结构的建筑具有更高的安全性［4］。

目前，国内外对耐火钢材的性能机理研究比较完整，但是对不同级别耐火钢配套焊材的研究相对较少。调查表明，目前仅有少数公司，如日本神钢对耐火钢配套焊材进行了开发研究，国内暂无焊材生产商进行研制［5］。因此，为解决南京钢铁股份有限公司生产的Q460FRE耐火钢的焊接问题，对其配套焊接材料J460FR焊条进行了研制。

1 试验方法及要求

1.1 试件制备

熔敷金属力学性能试验采用Q235钢板，在坡口堆焊两层J460FR过渡层，坡口示意如图1所示。坡口形式为V型对接坡口，坡口角度β=45°，坡口根部间隙b=16 mm，试板尺寸350 mm×300 mm×20 mm。进行平焊位置焊接，焊接工艺参数如表1所示。力学性能试验分别在焊态和600℃×3 h模拟二次火灾条件下进行。

图1 坡口示意Fig.1 Schematic diagram of groove

表1 焊接工艺参数Table 1 Welding parameters

1.2 化学成分分析

按照GB/T 25777-2010标准制备熔敷金属化学分析用试样，其化学成分应与母材成分相当。耐火钢Q460FRE化学成分如表2所示。

表2 耐火钢Q460FRE化学成分（质量分数，%）Table 2 Chemical composition of Q460FRE fire-resistant steel（wt.%）

1.3 力学性能试验

力学性能试验取样位置如图2所示，试样直径Φ10 mm，按照GB/T 228.1-2010标准进行熔敷金属室温拉伸试验，按照GB/T 229-2020标准进行-40℃冲击试验。室温拉伸及冲击试验在焊态下进行，熔敷金属力学性能要求如表3所示。

图2 取样位置Fig.2 Sampling location

表3 熔敷金属力学性能要求Table 3 Requirements for mechanical properties of deposited metal

1.4 抗二次火灾试验

根据南京钢铁股份有限公司的技术要求，对焊接接头进行抗二次火灾评估试验。将焊接接头经过600℃×3 h模拟二次火灾热处理后，再按照GB/T 2651-2008标准进行600℃高温拉伸试验。抗二次火灾能力要求如表4所示。

表4 抗二次火灾能力要求Table 4 Requirements for secondary fire resistance

2 成分设计及性能研究

2.1 成分设计

相关研究表明［6］，碱性渣系有利于提高熔敷金属的冲击韧性。研发的J460FR焊条采用碱性渣系，以CaCO3-CaF2-TiO2-SiO渣系为基础，该渣系含有较多的大理石、萤石以及铁合金。

药皮中加入大理石可以提高熔渣的碱度，增加熔渣表面张力。但大理石含量过高会增加药皮熔点，使焊条药皮熔化不均匀，导致电弧不稳；含量过低会导致点互吹力不够，保护不好，电弧不稳。萤石可以增加熔渣流动性并增强脱氢，萤石含量过高会导致药皮熔点太低，焊接时出现断弧现象；含量过低会导致流动性变差，去氢效果不明显。硅铁主要作为脱氧剂，同时作为合金添加。硅铁含量过高会导致焊缝强度过高，同时降低焊缝金属的低温冲击韧性；含量过低会使焊缝脱氧不足。纯碱与海藻酸钠可改善焊条的压涂性，增加药皮的塑性与光滑性［7］。

通过调整药皮中各组分的比例，改善药皮熔化的均匀性和电弧稳定性，从而提高焊条全位置焊的工艺性能。由于耐火钢材料对高温强度有一定的要求，焊缝强度容易获得，同时要平衡满意的韧性指标，需要考虑焊接工艺影响，优化化学成分和控制杂质元素。焊缝的强度和韧性可通过主要元素进行调整。

碳：C溶入基体形成间隙固溶体，可以显著增加基体的强度，随着碳含量的增加，材料的抗拉强度和屈服强度均会提高，但是断后伸长率和冲击韧性均下降。同时C是影响碳当量和焊接裂纹敏感性系数的主要元素，C含量过高会增加焊接时产生冷裂纹的倾向；少量的C在材料中形成微合金碳化物。

锰：Mn能扩大奥氏体相区，推迟γ-α的转变，使焊缝组织的转变温度接近针状铁素体形成温度，从而提高焊缝金属强度并改善韧性，同时Mn还是良好的脱氧剂和脱硫剂。

硅：Si主要以固溶强化的形式提高钢的强度，可以减少C在奥氏体中的溶解度，促使C脱溶以碳化物的形式析出，但Si含量过多会降低材料的塑韧性。

氧：控制熔敷金属中的含氧量，在保持焊道成形和脱渣性的条件下，含氧量越低韧性越好。

氮：N和V、Ti等元素结合易形成脆化组织，导致焊缝组织脆化，应对焊缝金属中的N含量加以控制。

杂质元素：控制焊芯的杂质元素含量，如S、P、N、O、H含量，保证焊缝金属具有较高的韧性。

国外耐火钢手工焊条采用Ni-Mo或Ni-Cr-Mo的合金系统［8］。因此，在研制的J460FR焊条中也加入了一定量Mo以改善其高温拉伸性能。

2.2 耐火钢耐火机理

研究表明耐火钢的耐火机理是组织的强化和组织稳定性的提高。其中组织的强化主要是细晶强化、析出强化和固溶强化［9］。

2.2.1 细晶强化

细晶强化是钢的主要强化方式之一。当温度低于等强温度时，晶粒的晶界强度高于晶内强度，在此温度下，细化晶粒增加了晶界面积，从而提高了耐火钢的强度。

2.2.2 析出强化

高温下的热作用会增加位错活动，同时原子扩散速率的提高也促进了位错的滑移。而稳定的析出相可以更有效地阻止位错运动，为第二相提供较高的固溶温度，保障第二相粒子在高温下产生析出强化；第二相在基体中均匀分布，由此带来的强度高于基体的强度。

2.2.3 固溶强化

某些金属元素能以固溶形式存在于铁素体中，起到强化基体的作用。固溶强化可以减缓各元素在基体中的扩散速度，固溶效果与两种元素的原子半径和电负性有关，原子半径和电负性差别较大，可以使晶格应变增加，位错的交互作用增强，得到较好的强化效果［10］。

2.3 Mo元素对耐火钢性能的影响

Mo元素是提高钢的高温强度最有效的合金元素，大部分的Mo在铁素体中以固溶形式存在，强化了铁素体基体。有学者研究认为［11-12］，含Mo耐火钢在正火后粒状组织较多，铁素体晶粒尺寸随正火温度变化不大，而无Mo耐火钢铁素体晶粒长大。高温下Mo在铁素体中的扩散速度较慢，因此可以明显提高钢的高温强度和屈服强度。同时，当Mo含量≤0.5%时，随着Mo含量的增加，高温强度增长明显，但Mo含量＞0.5%时，高温强度增长幅度减弱。因此，应将Mo含量控制在0.5%以下。

在600℃×3 h模拟二次火灾条件下，用600℃高温拉伸的屈服强度来描述熔敷金属抗二次火灾的能力。Mo含量对熔敷金属抗二次火灾能力的影响如图3所示。当Mo含量在0.1%～0.5%时，熔敷金属抗二次火灾能力随Mo含量的增加而明显增强；当Mo含量＞0.5%时，熔敷金属抗二次火灾能力随Mo含量增加而增强的效果减弱。

图3 Mo含量对熔敷金属抗二次火灾能力的影响Fig.3 Effect of Mo content on secondary fire-resistance of deposited metal

3 试验结果及分析

3.1 焊接工艺性

采用研制的耐火钢J460FR焊条，以160 A电流进行平焊，其焊接工艺性能优良，电弧稳定，飞溅小，脱渣容易。焊道成形美观，表面有金属光泽。图4、图5分别为焊条平焊脱渣前与脱渣后的宏观形貌。

图4 J460FR焊条平焊脱渣前Fig.4 Before deslagging of downhand welding with J460FR electrode

图5 J460FR焊条平焊脱渣后Fig.5 After deslagging of downhand welding with J460FR electrode

3.2 熔敷金属化学成分

J460FR焊条的熔敷金属化学成分如表5所示，满足技术要求。

表5 J460FR熔敷金属化学成分（质量分数，%）Table 5 Chemical composition of J460FR deposited metal（wt.%）

3.3 熔敷金属力学性能

J460FR焊条熔敷金属力学性能如表6所示，其拉伸性能和冲击韧性都满足技术要求，且余量较大，-40℃冲击吸收能量平均值达到93 J。

表6 熔敷金属力学性能Table 6 Mechanical properties of deposited metal

3.4 显微组织

熔敷金属焊态、模拟二次火灾状态的显微组织分别如图6～图9所示。

图6 焊态焊缝中心显微组织Fig.6 Microstructure of as-welded weld center

图7 焊态重热过热区显微组织Fig.7 Microstructure of as-welded overheated zone

图8 热处理态焊缝中心显微组织Fig.8 Microstructure of weld center in heat treatment state

图9 热处理态重热过热区显微组织Fig.9 Microstructure of overheated zone in heat treatment state

试验结果表明，焊缝中心呈柱状晶，组织为先共析铁素体和贝氏体；重热区中过热位置晶粒尺寸较大，也由先共析铁素体和贝氏体组成。经600℃×3 h热处理后，焊缝中心和重热过热区组织均为先共析铁素体和贝氏体回火组织，回火作用使贝氏体产生碳化物析出，导致其强度降低。

3.5 耐火性能试验

针对南京钢铁股份有限公司的技术条件，J460FR焊条的耐火性能由其抗二次火灾能力进行评估。将对接接头焊缝及熔敷金属进行600℃×3 h的热处理来模拟二次火灾状态，随炉冷却再进行600℃高温拉伸试验。

按照GB/T 228.2-2015标准进行熔敷金属600℃高温拉伸试验，按照GB/T 2651-2008标准进行对接接头600℃高温拉伸试验。试验结果分别如表7、表8所示。

表7 抗二次火灾熔敷金属力学性能Table 7 Mechanical properties of secondary fire-resistance deposited metal

表8 抗二次火灾对接接头力学性能Table 8 Mechanical properties of secondary fire-resistance butt joint

试验结果表明，经600℃×3 h的模拟二次火灾热处理后，屈服强度明显下降，但仍满足技术要求。

3.6 焊接工艺评定

焊接工艺评定选用的母材为南京钢铁股份有限公司生产的Q460FRE耐火钢板，按照GB 50661-2011《钢结构焊接规范》进行焊接工艺评定，选用试板尺寸为500 mm×150 mm×20 mm，坡口形式为V型对接坡口，焊接位置为平焊。焊接工艺参数如表9所示。

表9 焊接工艺参数Table 9 Welding parameters

试件外观未发现裂纹、未焊满、未熔合、焊瘤、气孔、夹渣等缺陷，焊缝外观尺寸符合Ⅰ级焊缝要求。射线探伤符合国家标准GB/T 3323-2005《金属熔化焊焊接接头射线照相》的有关规定，焊缝质量为BⅠ级。

3.6.1 对接接头拉伸试验

拉伸试样的加工及试验应符合现行国家标准GB/T 2651-2008《焊接接头拉伸试验方法》的规定，取全截面拉伸试样，试验结果如表10所示。

表10 工艺评定拉伸结果Table 10 Tensile results of procedure qualification

3.6.2 对接接头弯曲试验

弯曲试样的加工及试验应符合现行国家标准GB/T 2653-2008《焊接接头弯曲试验方法》的规定，取4件全截面侧弯试样，试样厚度10 mm，弯心直径40 mm，弯曲角度180°，弯曲试验均合格，见表11。

表11 工艺评定弯曲结果Table 11 Bending results of procedure qualification

3.6.3 对接接头冲击试验

冲击试样的加工及试验应符合现行国家标准GB/T 2560-2008《焊接接头冲击试验方法》的规定，分别取焊缝中心及热影响区的冲击试样，缺口加工位置如图10所示，冲击试验结果如表12所示。

图10 对接接头冲击试样缺口加工位置Fig.10 Notch machining position of impact sample of butt joint

表12 工艺评定冲击试验结果Table 12 Impact results of procedure qualification

试验结果表明，工艺评定焊态拉伸、侧弯和冲击结果以及抗二次火灾能力均满足技术要求，研制的J460FR焊条可用于Q460FRE耐火钢的焊接。

4 结论

（1）Mo元素对焊缝的高温拉伸屈服强度有显著影响，当Mo含量在0.1%～0.5%时，其抗二次火灾能力随Mo含量的增加而增强；当Mo含量＞0.5%时，其抗二次火灾能力增强效果减弱。

（2）经模拟二次火灾（600℃×3 h）热处理后，焊缝中心和重热过热区组织均为先共析铁素体和贝氏体回火组织，回火作用使贝氏体产生碳化物析出，导致其强度降低。

（3）新研制的J460FR焊条具有一定的耐火能力和抗二次火灾能力，各项性能均满足设计要求，可用于Q460FRE耐火钢的焊接。