摘要
为了揭示局部火烤对Q355B钢板抗拉性能的影响规律，通过火烤处理、拉伸实验、组织与断口分析，结合铁素体平均晶粒尺寸测量结果，对受火后Q355B钢板抗拉性能的变化规律进行研究。结果表明，吸热功率对钢板铁素体晶粒尺寸影响显著，当峰值温度不超过600 ℃时，吸热功率使钢板的铁素体晶粒尺寸减小；吸热功率使各板的强度升高，与母材相比，屈服强度和抗拉强度最大增幅分别为15.7%和6.5%，这是由于铁素体晶粒尺寸减小所致。火源点处抗拉强度与吸热功率呈负相关，火源点外抗拉强度与吸热功率无明显关联；各板的屈服强度都随着距火源点距离的增加呈现先降低后平稳的趋势，但各板抗拉强度的变化规律不同，当吸热功率低于0.27 J/min时，抗拉强度对距离不敏感，而当吸热功率超过0.27 J/min时，抗拉强度则与距离正相关。本文的研究结果可为改善钢板的力学性能和火灾后钢板的重复利用提供参考。
Abstract
To reveal the influence of local fire baking on the tensile properties of Q355B steel plates, the changes in the tensile properties of Q355B steel plates after exposure to fire are studied through fire heating treatment, tensile testing, microstructure and fracture analysis, combined with the measurement results of ferrite average grain size. The results show that the heat flux has a significant effect on the ferrite grain size of the steel plate. When the peak temperature is lower than 600 ℃, the endothermic power leads to the ferrite grain size of the steel plate to decrease. The endothermic power increases the strength of each plate, and the maximum increases in yield strength and tensile strength are 15.7% and 6.5% respectively compared with the base material. The tensile strength at the fire source is negatively correlated with the endothermic power, while the tensile strength outside the fire source is not significantly correlated. The yield strength of each plate decreases first and then stabilizes with the increase of the distance from the fire source point, but the variation of tensile strength of each plate is different. When the endothermic power is less than 0.27 J/min, the tensile strength is not sensitive to distance. And when it exceeds 0.27 J/min, the tensile strength is positively correlated with distance. The experimental results provide a reference for improving the mechanical properties of steel plates and reusing steel plates after fire.
Keywords
随着双碳目标的推进和经济高质量发展，低合金钢板在机械、石油化工和农业装备等领域的需求不断增加，如起重机械、压力容器和钢板仓等大型钢制对象。这些制品通常具有大型化、高承载和长服役周期等特征，所以对钢板力学性能要求日趋苛刻。服役过程中常面临局部应力过高的安全问题，在工程上通常采用局部电阻丝加热或火烤来改善性能，但是局部加热和火烤等处理方式必然对钢板的组织产生影响[1-4]，导致其力学性能发生未知变化。因此，精确评价受火处理后钢板抗拉性能的变化规律，对改善钢板力学性能和实现火灾后重复利用具有重大意义。
近年来，大量学者采用高温炉对结构钢进行高温处理，研究材料力学性能的变化规律，例如低碳钢[5]、低合金钢[6-10]、高强度钢[11-18]、特种设备用钢[19-20]等。在低碳钢方面，Ren等[5]发现Q235冷弯型钢受火温度超过600℃水冷后，极限强度显著增加。在低合金钢方面，温度低于600℃时，高温后Q355钢力学性能的变化幅度不超过10%；超过600℃时，浸水冷却的屈服和抗拉强度随温度升高而增大，而空冷则相反[6-10]。在高强钢方面，Jiang等[11]发现高强钢Q460的强度随着实验温度的增加整体呈下降趋势。宋林昕等[12]发现温度超过600℃时Q550钢的屈服和抗拉强度开始折减。高温水冷后，Q690钢的屈服和抗拉强度以700℃为分界值，都呈现先减小后增大的变化规律[14-17]。在特种用钢方面，吕晶等[19]发现温度高于600℃时，空冷后S280GD+Z钢材强度随受火温度提高而降低，而水冷则相反。在受火后力学模型方面，部分学者对不同钢材高温后力学性能进行研究，提出了火灾温度的应力-应变模型[21-22]。综上所述，学者们通过高温炉内的均匀温度场模拟火灾处理，进行了大量高温处理后钢材力学性能的研究。然而，火灾或局部火烤时产生的非均匀温度场会导致材料力学性能发生非均匀变化。因此，开展局部火烤过程中形成的非均匀温度场对钢板抗拉性能的影响规律研究，对于维护大型钢制对象的服役安全性能与实现钢材的持续利用具有重大的研究意义和应用价值。
鉴于此，本文以大型钢制对象常用钢Q355B为研究对象。首先，研究局部火烤下钢板的非均匀温度场分布特征；其次，通过微观组织观测和拉伸实验，获取受火后的微观组织和抗拉性能数据，并利用SEM分析局部火烤对材料失效断口的影响；最后，探讨局部火烤后材料组织、强度与温度场的关系，揭示局部火烤对钢板抗拉性能的影响机制，为提升钢板的服役安全性能提供数据支撑。
1 实验
1.1 局部火烤测试板
以Q355B钢板为研究对象，材料的化学成分如表1所示。火灾测试板的尺寸为1 500 mm（轧向）×210 mm（宽度）×6 mm（厚度）。
表1Q355B钢的化学成分（质量分数/%）
Table1Chemical composition of Q355B steel (wt.%)
1.2 拉伸试样
图1为拉伸试样尺寸，试样长度方向与板的轧向垂直。
图1拉伸试样尺寸图（单位:mm）
Fig.1Size diagram of tensile specimen
1.3 局部火烤实验方法
为了揭示局部火烤后Q355B钢板的力学性能变化规律，采用燃气火焰对测试板进行局部火烤实验，实验过程分为加热20 min和空冷两个阶段。各板热源处钢板的吸热功率Q由公式（1）得到[23]，吸热功率和燃气火焰的温度如表2所示。
(1)
式中试板的比热容C取600 J/（kg·℃）；密度ρ取7.85×103 kg/m3；升温速率v根据热源处20 min平均升温速率确定；体积V根据热电偶探头的直径（1 mm）和钢板厚度（6 mm）计算，为4.71×10-9 m3。
表2局部火烤热流和燃气火焰温度
Table2Local fire baking heat flux and gas flame temperature
实验是利用燃气火焰的外焰对钢板进行加热，为了揭示受火后材料力学性能的变化机理，采用热电偶监测火烤过程中试板上的温度分布，沿轧向均匀布置9个测温点；火烤实验后，在每个测温点两侧取2个标准板状拉伸试样，进行单轴拉伸实验。测温点和拉伸试样布置见图2。Ⅱ~Ⅴ板上各测温点的峰值温度统计结果如表3所示。
图2火源和测温点分布图（单位：mm）
Fig.2Distribution of fire source and temperature measurement point
表3各板测温点峰值温度测量结果
Table3Peak temperature measurement results of each plate temperature measurement point
1.4 局部火烤实验的火焰形貌与热量扩散
为了揭示吸热功率和距火源点距离对钢板的抗拉强度影响，明确不同吸热功率下的火焰形貌和局部火烤过程中热量扩散至关重要。本文的燃气火焰形貌与火烤过程中热量扩散情况分别如图3和图4所示。
图3不同吸热功率下的火焰形貌
Fig.3Flame morphology of different endothermic power： (a) 0.77 J/min; (b) 0.35 J/min; (c) 0.27 J/min; (d) 0.26 J/min
图4局部火烤实验过程中的热量扩散示意图
Fig.4Schematic diagram of heat diffusion during local fire baking test
2 实验结果及分析
2.1 各板微观组织观测结果
不同吸热功率下5#~9#测温点温度均低于52.4℃，其组织相同，因此为了揭示局部火烤吸热功率对Q355B钢板微观组织的影响，对不同吸热功率下1#~4#和7#测温点的（距火源点0、160、320、480和960 mm）微观组织进行观测，观测结果如图5~9所示，根据GB / T6394—2017《金属平均晶粒度测定方法》，采用截线法对各测温点处铁素体晶粒的平均尺寸进行统计，统计结果如图10所示。
图5不同吸热功率下火源点的微观组织形貌
Fig.5Microstructure morphology of fire source under different heat flux： (a) 0 J/min; (b) 0.77 J/min; (c) 0.35 J/min; (d) 0.27 J/min; (e) 0.26 J/min
图6不同吸热功率下距火源点160 mm处的微观组织形貌
Fig.6Microstructure morphology of 160 mm from the fire source under different heat flux： (a) 0 J/min; (b) 0.77 J/min; (c) 0.35 J/min; (d) 0.27 J/min; (e) 0.26 J/min
图7不同吸热功率下距火源点320 mm的微观组织形貌
Fig.7Microstructure morphology of 320 mm from the fire source under different heat flux： (a) 0 J/min; (b) 0.77 J/min; (c) 0.35 J/min; (d) 0.27 J/min; (e) 0.26 J/min
图8不同吸热功率下距火源点480 mm的微观组织形貌
Fig.8Microstructure morphology of 480 mm from the fire source under different heat flux： (a) 0 J/min; (b) 0.77 J/min; (c) 0.35 J/min; (d) 0.27 J/min; (e) 0.26 J/min
图9不同吸热功率下距火源点960 mm的微观组织形貌
Fig.9Microstructure morphology of 960 mm from the fire source under different heat flux： (a) 0 J/min; (b) 0.77 J/min; (c) 0.35 J/min; (d) 0.27 J/min; (e) 0.26 J/min
由图5~9可知，未受火的Q355B钢微观组织由铁素体和珠光体组织构成，吸热功率为0.26~0.77 J/min时，受火处理后各板的组织均未发生相变，但高温会导致铁素体晶粒尺寸d改变、部分珠光体溶解。
图10局部火烤后各板材不同位置处的铁素体晶粒尺寸统计结果
Fig.10Statistical results of ferrite grain size at different positions of each plate after local fire baking
根据图10可知，母材（未受火）铁素体晶粒尺寸d的均值为7.51 μm，与母材相比，除了 0.77 J/min时火源点处铁素体晶粒尺寸d增大39.1%外，其余各处铁素体晶粒尺寸d均降低，最大降幅为12.1%。晶粒尺寸变大的原因是Q355B钢再结晶温度在600~800℃，这一温度范围内钢材的晶粒会重新结晶并长大；受火温度低于500℃并空冷至室温，钢材出现晶粒细化现象使其晶粒尺寸变小。非火源点的铁素体晶粒尺寸d与吸热功率的关系不明确。Q为0.77和0.35 J/min时，随着距火源点距离的增加，d总体呈减小的趋势；钢板吸热功率为0.27和0.26 J/min时，随着距离的增加，d的波动不大。
2.2 应力-应变曲线
局部火烤后在每个温度监测点两侧各取2个标准板状拉伸试样，进行单轴拉伸实验，实验结果作为各测点的抗拉性能测试结果，各测点典型应力-应变曲线如图11所示。由图11可知，Q为0.26和0.27 J/min时各测温点的屈服和强化阶段无明显变化；Q为0.35和0.77 J/min时，靠近火源点强度有明显变化，其原因是Q大于0.35 J/min时温度梯度大、热量传导快，导致靠近火源点的测温点的温度急剧上升。
图11不同热流下各板材的应力-应变曲线
Fig.11Stress-strain curves of each plate under different heat flux: (a) 0.77 J/min; (b) 0.35 J/min; (c) 0.27 J/min; (d) 0.26 J/min
2.3 局部火烤后Q355B抗拉强度结果分析
对每块板上各测温点的2侧标准板状拉伸试样进行测试，将2个试样的抗拉强度均值作为该测点的抗拉强度测试结果，对不同吸热功率下的抗拉强度Rm、峰值温度T与距火源点距离进行统计，结果如图12所示。
图12不同热流下各板材的Rm、T与D的统计结果
Fig.12Statistical results of Rm, T and D of each plate under different heat flux: (a) 0.77 J/min; (b) 0.35 J/min; (c) 0.27 J/min; (d) 0.26 J/min
由图12可知，各板材局部火烤形成的温度场具有典型的非均匀性特征，距离小于600 mm时，随着距离的增大，测温点的T急剧降低，并接近室温；距离超过600 mm时，各测点T基本相同。火源点的抗拉强度以吸热功率0.35 J/min为临界值先升高后降低；Q为0.77 J/min时火源点的抗拉强度降低3.7%，距离大于160 mm时抗拉强度无明显变化；Q为0.35 J/min时抗拉强度在距火源点320 mm内无明显变化，320 mm外增幅4.6%~6.5%。根据图12（c）、（d）可知，局部火烤时各试样峰值温度均不超过300℃，各测温点的抗拉强度均高于母材，Q为0.27和0.26 J/min时，两块板材抗拉强度的平均升高幅度分别为3.9%和4.9%。
2.4 局部火烤后Q355B屈服强度结果分析
对不同吸热功率下各板的屈服强度ReL、峰值温度T与距火源点距离D进行统计，统计结果如图13所示。由图13可知，局部火烤后，各板材的屈服强度相较常温均有所升高。Q在0.26~0.77 J/min时，火源点屈服强度随吸热功率增大而升高。根据图13（a），Q为0.77 J/min时，屈服强度在距火源点320 mm内平均升高14.4%，在320~1 400 mm内则无明显变化；图13（b）表明当Q为0.35 J/min时，屈服强度在距火源点160 mm内增幅12.7%~15.6%，而160 mm外的增幅为4.9%~7.4%。由图13（c）、（d）可知，Q为0.27和0.26 J/min时，当距离小于320 mm时，两板材的屈服强度平均升高幅度分别为7.7%和8.0%， D大于320 mm时的平均升高幅度分别为3.4%和4%。
2.5 热流与Rm、 ReL及距离关系
为揭示吸热功率与Rm、ReL及距离之间的内在关系，采用多项式拟合的方法，分别对不同吸热功率条件下的抗拉强度和屈服强度进行拟合，拟合结果如图14、公式（2）~（5）所示。由图14可知不同Q下随着D增加ReL总体呈现先下降后稳定的趋势；Q低于0.35 J/min时随着D增加Rm波动不明显; Q超过0.35 J/min时随着D增加Rm呈上升趋势。
图13不同热流下各板材的ReL、T与D的统计结果
Fig.13Statistical results of ReL, T and D of each plate under different heat flux: (a) 0.77 J/min; (b) 0.35 J/min; (c) 0.27 J/min; (d) 0.26 J/min
图14不同热流下各板的Rm（a）、ReL（b）的拟合结果
Fig.14Fitting results of Rm (a) and ReL (b) of each plate under different heat flux
(2)
(3)
(4)
(5)
2.6 局部火烤后Q355B断口形貌
为研究局部火烤后各板材的失效形式，对各板材峰值温度处试样的断口形貌进行观测，如图15所示。
图15不同热流下断口微观组织形貌
Fig.15Fracture microstructure morphology under different heat flux: (a) 0 J/min; (b) 0.77 J/min; (c) 0.35 J/min; (d) 0.27 J/min; (e) 0.26 J/min
由图15可知，局部火烤后钢的断裂形式表现出韧性断裂，断口以韧窝（Dimple）和微空洞（Microvoid）为主。由图15（a）可知，未火烤的断口上有大量韧窝且周边伴有微空洞，材料表现出韧性断裂的形式。图15（b）表明，Q为0.77 J/min时（最大峰值温度697.7℃）断口的韧窝尺寸变大且韧窝周围的微空洞消失，只有极少数的韧窝和微空洞保存，此时材料韧性大幅下降。根据图15（c），Q为0.35 J/min时3#板的峰值温度为451.9℃，韧窝和微空洞比2#板增多，明显表现为韧性断裂的形式。根据图15（d）、（e），Q为0.27（271.6℃）和0.26 J/min（278.2℃）时，断口的韧窝和微空洞数量增多，同时韧窝尺寸变小。由此可知，局部火烤后Q355B钢断裂形式为韧性断裂，随Q的增加，峰值温度处断口的韧窝和微空洞数量减少，韧窝尺寸增大。
3 局部火烤后材料的强度与其晶粒尺寸之间关系讨论
为了揭示吸热功率对钢板抗拉性能的影响规律，对不同吸热功率下钢板抗拉强度Rm、屈服强度ReL、铁素体晶粒尺寸d与距火源点距离D之间的关系进行统计，结果如图16所示。
由图16可知，局部火烤后各板的屈服强度和抗拉强度升高是由于铁素体晶粒尺寸减小导致的，这与材料细晶强化的机理相符[24]。与母板相比，距离小于320 mm时，由于受火的温度较高，导致钢板强度变化明显；当距离大于320 mm时，虽然受火温度较低，但钢板强度有所升高。鉴于本文使用的Q355B钢板的制造工艺为热轧，热轧过程中的受力不均和温度变化等原因引起的内部应力在外部载荷解除后仍然存在，在受火后钢板的内部应力会得到释放，从而使钢板的强度有所升高[25]。
图16不同热流下强度、晶粒尺寸与距离的关系
Fig.16The relationship between strength, d and distance under different heat flux: (a) 0.77 J/min; (b) 0.35 J/min; (c) 0.27 J/min; (d) 0.26 J/min
4 结论
根据吸热功率为0.26、0.27、0.35和0.77 J/min（对应火源点峰值温度分别为234.8、249.3、321.7和697.7℃）4种火烤条件下Q355B钢板的微观组织形貌特征、铁素体晶粒尺寸变化情况、峰值温度处的断口形貌特征以及抗拉性能测试结果，揭示了局部火烤对材料抗拉性能的影响规律，所得结论如下。
1）局部火烤吸热功率对材料铁素体晶粒尺寸d影响较大，与母材铁素体晶粒尺寸（7.51 μm）相比，0.77 J/min时火源点处铁素体晶粒尺寸增大39.1%，而其余各板铁素体晶粒尺寸均降低，最大降幅为12.1%（0.27 J/min）；受火温度高于600℃时Q355B钢发生再结晶，导致其晶粒尺寸变大；受火温度低于500℃并空冷至室温，使其晶粒尺寸变小。对于非火源点，Q与d的关系不明确。与母材相比，吸热功率使峰值温度处断口上的韧窝和微空洞数量减少，而且韧窝尺寸随着吸热功率的增加不断增大。
2）与母材相比，受火后各板材各测试点的屈服强度都升高，且当距离小于 320 mm时屈服强度增幅更明显，最大增幅为15.7%（0.77 J/min）；局部火烤后材料的抗拉强度与母材相比总体升高，最大增幅为6.5%（0.35 J/min），这与铁素体晶粒尺寸减小有关；火源点处抗拉强度与吸热功率呈负相关，火源点外抗拉强度与吸热功率无明显关联。
3）不同局部火烤吸热功率条件下，各板材的屈服强度随着距离的增加呈先降低后平稳的趋势，而抗拉强度随距离的变化规律不同。当吸热功率为0.26和0.27 J/min时，随着距离的增加，抗拉强度基本不变；而当吸热功率为0.35和0.77 J/min时，随着距离的增大，抗拉强度增大，距离最大时的抗拉强度与火源点相比分别增大4.5%和6.6%。
