汽車罐車罐體用17MNNIVNBR鋼焊接試驗

徐 亮 ，王 利 ，房務農 ，顧先山 ，李書瑞，丁慶豐

（1.合肥通用機械研究院，安徽 合肥 230031；2.武漢鋼鐵(集團)公司 技術中心，湖北 武漢 430080）

0 前言

在能源及石化等工業(yè)產業(yè)的發(fā)展過程中，汽車罐車以其靈活、方便的特點，在液態(tài)（或氣液態(tài)）燃料及化工原料的存儲和輸送中起著重要和不可替代的作用。然而長期以來，我國罐車罐體用鋼按GB150可供選擇的正火型壓力容器用低合金高強鋼中，由于15MnVR和15MnVNR鋼的沖擊韌性和焊接性能均不夠理想，致使國內的罐車罐體材料幾乎全部采用強度級別較低的16MnR鋼（Rm=500 MPa級），導致罐體壁厚較厚，自重系數大，罐車的容重比小和運載效率低，限制了國產高參數汽車罐車的發(fā)展。合肥通用機械研究院與武漢鋼鐵（集團）公司（以下簡稱武鋼）等單位共同開發(fā)了抗拉強度Rm=600 MPa級的正火型汽車罐車罐體專用低合金鋼17MnNiVNbR，并對該鋼進行了較全面的力學性能試驗[1-2]，試驗結果表明：采用Rm≥590 MPa級的正火型低合金高強鋼，一方面可有效減少罐體的壁厚，降低自重系數，增加罐車的容重比，提高運載效率，同時因具有優(yōu)良的沖擊韌性，大大提高了罐體使用的安全可靠性。

本研究對不同焊接工藝制備的17MnNiVNbR鋼焊接接頭進行了力學性能試驗[3]，對消除應力熱處理（以下簡稱SR處理）后的焊接接頭進行了測定無塑性轉變溫度落錘試驗[4]和測定斷裂韌性的裂紋尖端張開位移（CTOD）試驗[5]；還對焊條電弧焊和埋弧自動焊制備的焊接接頭的焊縫金屬、熱影響區(qū)以及母材進行了金相組織觀察。根據試驗結果對其進行綜合評價。

1 試驗用材料和焊接接頭技術要求

試驗材料17MnNiVNbR鋼板（δ=12.5 mm）的供貨熱處理狀態(tài)為正火態(tài)。分別采用焊條電弧焊和埋弧焊不對稱X形坡口焊接。焊條電弧焊材料采用J607RH高韌性超低氫型焊條；埋弧焊材料采用MK600S-Ⅲ焊絲配SJ101焊劑。焊接工藝評定試件力學性能及冷彎性能的檢驗結果應符合表1規(guī)定。

表1 17MnNiVNbR焊接工藝評定試件力學性能及冷彎性能技術要求Tab.1 Mechanical property requirement for welding joint of 17MnNiVNbR steel

2 試驗方法和試驗結果

2.1 焊接工藝試驗

試驗所用焊接試板的制備采用了6種不同焊接工藝（見表2），并進行了（570℃±15℃）×1 h SR處理。試驗對焊接試板按NB/T 47014-2011《承壓設備焊接工藝評定》的規(guī)定取樣，進行了沖擊、拉伸和側彎試驗。其中沖擊試樣的缺口軸線分別位于焊縫金屬和焊接熱影響區(qū)，沖擊試驗溫度分別為20℃、-20℃、-40℃和-50℃。試驗結果如表3、表4所示。

表2 焊接工藝對照Tab.2 List of different welding procedures

表3 沖擊吸收能量試驗結果Tab.3 Test results of impact absorbed energies

表4 焊接接頭拉伸、冷彎試驗結果Tab.4 Testresultsof stretchand cold bend of weldingjoints

由表3中可知，無論是焊條電弧焊還是埋弧自動焊，焊縫金屬的沖擊吸收能量都隨著焊接線能量的增大呈現遞減趨勢，尤其是埋弧自動焊的沖擊吸收能量隨線能量的增大下降幅度較大，而焊接熱影響區(qū)的沖擊吸收能量隨焊接線能量的變化規(guī)律不明顯；如果以AKV2≥31 J（-20℃）為合格指標，則埋弧自動焊的線能量應控制在40 kJ/cm以下，焊條電弧焊線能量應控制在30 kJ/cm以下較為合適。

由表4可知，焊接接頭的抗拉強度Rm≥590MPa，且冷彎性能良好。

2.2 焊接接頭的力學性能試驗

2.2.1 焊條電弧焊焊接接頭沖擊、拉伸和冷彎試驗

在汽車罐車的罐體封頭制造過程中，有些焊縫經歷多次的SR處理，為了考察SR次數對17MnNi VNbR鋼焊縫性能的影響，本試驗對采用焊接線能量為23.3 kJ/cm和28.8k J/cm的焊條電弧焊焊制的試板進行了1次和3次SR處理，然后按照GB/T229-2007《金屬夏比沖擊試驗方法》在JB-50A沖擊試驗機上進行了沖擊試驗，試驗溫度選取20℃、-20℃、-40℃和-50℃。其中SR處理工藝都是（570℃±15℃）×1h。

試驗結果列于表5和表6，結果表明經歷3次SR處理后沖擊、拉伸和冷彎性能沒有明顯變化，且焊接接頭的沖擊吸收能量滿足其合格指標[AKV2≥31 J（-20℃）]。

表5 焊條電弧焊SR處理后的沖擊試驗結果Tab.5 Impact test results of welding joints by SMAW after SR treatment

表6 焊條電弧焊SR處理后焊接接頭拉伸、冷彎試驗結果Tab.6 Tensile and cold bend test results of welding joints by SMAW after SR treatment

2.2.2 埋弧自動焊焊接接頭沖擊、拉伸和冷彎試驗

對采用焊接線能量為38.3 kJ/cm埋弧自動焊焊制的兩塊焊接試板進行了1次（570℃±15℃）×1 h SR處理后，試驗其沖擊、拉伸和冷彎性能，結果如表7和表8所示。

試驗結果表明，線能量為38.3 kJ/cm埋弧自動焊焊接接頭沖擊吸收能量優(yōu)良，遠高于合格指標

2.3 落錘試驗測定焊接接頭無塑性轉變溫度(NDTT)

對焊接線能量為28.8 kJ/cm焊條電弧焊試板和焊接線能量為38.3 kJ/cm埋弧焊試板進行焊后（570℃±15℃）×1 h SR處理，對焊縫金屬取P4型（12 mm×50 mm×130 mm）試樣進行落錘試驗，測定其無塑性轉變溫度（NDTT）。試驗按GB/T 6803-2008標準進行。

表7 埋弧自動焊并1次SR處理后的沖擊試驗結果Tab.7 Impact test results of welding joints by SAW after SR treatment at one time

表8 埋弧自動焊并1次SR處理后的拉伸、冷彎試驗結果Tab.8 Stretch and cold bend test results of welding joints by SAW after SR treatment at one time

表9的試驗結果表明，焊條電弧焊焊縫金屬的無塑性轉變溫度（NDTT）為-65℃，埋弧焊焊縫金屬無塑性轉變溫度（NDTT）為-55℃。說明17MnNiV NbR鋼焊縫金屬具有較優(yōu)良的低溫韌性。焊條電弧焊試板落錘試驗后的試樣照片如圖1所示。

表9 焊接試板落錘試驗結果Tab.9 Drop-weight test results of test piece for welding

2.4 裂紋尖端張開位移（CTOD）試驗測定焊接接頭的斷裂韌性

對焊條電弧焊（J607RH焊條、焊接線能量為28.8 kJ/cm）和埋弧自動焊（MK600S-Ⅲ焊絲+SJ101焊劑、焊接線能量為38.3 kJ/cm）焊制的試板進行（570℃±15℃）×1 h焊后SR處理，取三點彎曲試樣（尺寸10 mm×20 mm×100 mm）進行裂紋尖端張開位移（CTOD）試驗，測定斷裂韌性參數δ0.05、δ0.2。試驗方法按GB/T21143-2007《金屬材料 準靜態(tài)斷裂韌度的統(tǒng)一試驗方法標準》執(zhí)行，試樣尺寸10 mm×20 mm×100 mm，初始裂紋長度a0與試樣寬度W之比為0.55，疲勞預制裂紋長度4 mm，試樣跨距為4W。預制裂紋位置：焊縫金屬的預制裂紋軸線位于焊縫中心線上，熱影響區(qū)的預制裂紋軸線最大限度通過熱影響區(qū)。試驗在INSTRON-1251型電液伺服萬能材料試驗機上進行。試驗條件和試驗結果見表10，不同試樣狀態(tài)的δR-Δa關系曲線如圖2～圖5所示。

圖1 焊條電弧焊試板落錘試驗后的試樣Fig.1 Test pieces of drop-weight test by SMAW

表10 SR處理狀態(tài)焊接接頭CTOD試驗結果Tab.10 CTOD test results of welding joints at SR treatment state

圖2 焊條電弧焊焊縫δR-Δa曲線Fig.2 δR-Δa curves of weld seam by SMAW

圖3 焊條電弧焊熱影響區(qū)δR-Δa曲線Fig.3 δR-Δa curves of HAZ by SMAW

圖4 埋弧自動焊焊縫δR-Δa曲線Fig.4 δR-Δa Curves of weld seam by SAW

2.5 焊接接頭金相組織

試驗從焊接線能量為28.8 kJ/cm的焊條電弧焊和焊接線能量為38.3 kJ/cm的埋弧自動焊焊接試板上截取全板厚金相試樣，進行了金相組織觀察，試驗結果如表11、表12所示。

圖5 埋弧自動焊熱影響區(qū)δR-Δa曲線Fig.5 δR-Δa Curves of HAZ by SAW

3 結論

（1）不同線能量焊接工藝的焊接試板試驗結果表明，焊條電弧焊在焊接線能量不超過28.8 kJ/cm、埋弧自動焊在焊接線能量不超過38.3 kJ/cm時，其焊接接頭-20℃的沖擊吸收能量均滿足等于或大于31 J的技術要求；該鋼對焊接線能量要求不苛刻，且其焊接接頭具有良好的綜合性能。

表11 焊條電弧焊（28.8 kJ/cm）試樣的金相組織Tab.11 Metallographic structures of test pieces by SMAW（28.8 kJ/cm）

圖6 焊條電弧焊（28.8 kJ/cm）（3×)Fig.6 Metallographic picture of test piece by SMAW at 3 times magnification

圖7 焊縫金屬（1/4處）（200×）Fig.7 Metallographic picture of weld seam at 200 times magnification

圖8 一側熔合區(qū)（1/4處）（200×）Fig.8 Metallographic picture of fusion zone at 200 times magnification

圖9 另側熔合區(qū)（1/4處）（200×）Fig.9 Metallographic picture of fusion zone at 200 times magnification

圖10 一側HAZ粗晶區(qū)（1/4處）（200×）Fig.10 Metallographic picture of HAZ at 200 times magnification

表12 埋弧自動焊（38.3 kJ/cm）試樣的金相組織明細Tab.12 Metallographic structures of test pieces by SAW（38.3 kJ/cm）

圖11 埋弧焊（38.3 kJ/cm）（3×）Fig.11 Metallographic picture of test piece by SAW at 3 times magnification

圖12 焊縫金屬（1/4處）（200×）Fig.12 Metallographic picture of weld seam at 200 times magnification

圖13 一側熔合區(qū)（1/4處）（200×）Fig.13 Metallographic picture of fusion zon at 200 times magnification

圖14 另側熔合區(qū)（1/4處）（200×）Fig.14 Metallographic picture of fusion zone at 200 times magnification

（2）正火態(tài)17MnNiVNbR鋼板的焊接接頭力學性能試驗結果表明，經歷3次SR處理后，沖擊、拉伸和冷彎性能沒有明顯變化，且焊接接頭的沖擊吸收能量滿足其合格指標[AKV2≥31J（-20℃）]。

（3）正火態(tài)17MnNiVNbR（WH590）鋼板焊接接頭的落錘試驗和裂紋尖端張開位移試驗結果表明，焊接接頭的無塑性轉變溫度最低為-55℃，具有較好的低溫沖擊韌性和低溫斷裂韌性。

（4）17MnNiVNbR鋼板焊接接頭試驗數據結果表明，該鋼焊接接頭的金相組織都比較均勻穩(wěn)定，該鋼具有較高的強度、良好的韌性和焊接性能，能夠全面滿足汽車罐車罐體的制造要求。

圖15 一側HAZ粗晶區(qū)（1/4處）（200×）Fig.15 Metallographic picture of HAZ at 200 times magnification

[1]陳 曉，秦曉鐘.高性能壓力容器和壓力鋼管用鋼[M].北京：機械工業(yè)出版社，2007

[2]許 強，王 利，徐 亮，等.汽車罐車罐體用WH590（17MnNiVNbR）鋼的開發(fā)和試驗研究[J].壓力容器，2010，27（3）：7-12.

[3]王 利，章小滸，顧先山，等.17MnNiVNbR鋼焊接接頭的性能[J].機械工程材料，2011，27（3）：7-12.

[3]NB/T 47014-2011《承壓設備焊接工藝評定》[S].

[4]GB/T 6803-2008《鐵素體鋼的無塑性轉變溫度落錘試驗方法》[S].

[5]GB/T21143-2007《金屬材料準靜態(tài)斷裂韌度的統(tǒng)一試驗方法標準》[S].