高韌性鋼Q345LCLA焊接工藝研究

肖德政，劉須收，吳建英，黃鈺豪

（中信重工機械股份有限公司焊接工藝研究所，河南 洛陽471039）

0 前 言

目前國內(nèi)外用于球磨機筒體板的材質(zhì)主要有ASTM A36和Q235B。其中，Q235B的抗拉強度≥375 MPa，室溫沖擊吸收功為27 J；ASTM A36的抗拉強度≥400 MPa，對沖擊吸收功不做要求。

中信重工機械股份有限公司生產(chǎn)的φ4.9m×8.1m溢流型球磨機[1-3]的筒體板及法蘭采用新材質(zhì)Q345LCLA。該材質(zhì)含有少量能夠細化晶粒的Nb[4]，具有高韌性（要求室溫沖擊功不小于34J，實測室溫沖擊吸收功高達237～301J）、高強度 （不小于470 MPa）的特點[5-7]。與ASTM A36和Q235B相比較，新材質(zhì)Q345LCLA抗拉強度≥470MPa，沖擊吸收功257～301 J，具有更高的沖擊韌性和強度，因此選擇與其相匹配的焊接材料、制定合理的焊接工藝難度較大。

本研究通過按照AWSD1.1—2010對2種焊接材料進行焊接工藝評定[8-9]，針對焊接接頭進行了拉伸和彎曲試驗，并在不同溫度條件下進行沖擊試驗，經(jīng)維氏硬度和金相分析[10-12]，以評定其是否與Q345LCLA相匹配，同時形成焊接規(guī)范，并用于筒體焊接。

1 試驗過程

1.1 試驗前期準備

按照AWSD1.1—2010對2種焊接材料進行焊接工藝評定，采用45mm厚400mm×400 mm的焊接試板，焊接接頭如圖1所示，焊接規(guī)范見表1。

圖1 焊接接頭形式

表1 接頭形式及焊接規(guī)范

1.2 焊接試驗

焊接前采用煤氣對試板進行100℃的預(yù)熱處理，層間溫度控制在100～200℃。正面焊完后，采用碳弧氣刨進行清根，再用砂輪打磨，徹底清除氧化皮后再進行背面焊接，如圖2所示。焊后對焊縫進行UT和MT探傷，達到AWSD1.1—2010要求。焊后進行去應(yīng)力退火，退火時溫度為600℃，保溫時間≥2 h，退火曲線如圖3所示。

圖2 試驗中溫度控制過程

圖3 退火曲線

2 試驗結(jié)果

2.1 拉伸、側(cè)彎試驗

對2種焊接接頭按照AWSD1.1—2010制備拉伸、側(cè)彎試樣，并進行拉伸以及側(cè)彎試驗。第一組焊接材料為H10Mn2/SJ101，第二組焊接材料為Primerweld Ni1K/JF-B。兩組材料的導向彎曲試驗結(jié)果見表2和表3，拉伸試驗結(jié)果見表4和表5。

表2 H10Mn2/SJ101焊材焊接接頭導向彎曲試驗結(jié)果

表3 Primerweld Ni1K/JF-B焊材焊接接頭導向彎曲試驗結(jié)果

從表2和表3可以知道，焊接接頭側(cè)彎試驗全部合格，2種材料的塑性均滿足AWSD 1.1—2010標準要求;從表4和表5可知，2種焊接材料的焊接接頭均斷裂于母材，其接頭強度均滿足AWSD1.1—2010標準要求。

2.2 沖擊試驗

表4 H10Mn2/SJ101焊接接頭拉伸試驗結(jié)果

表5 Primerweld Ni1K/JF-B焊接接頭拉伸試驗結(jié)果

圖3 H10Mn2/SJ101焊接接頭沖擊功曲線

圖4 Primerweld Ni1K/JF-B焊接接頭沖擊功曲線

對2種焊接接頭分別在室溫，0℃，-20℃和-40℃四種溫度條件下進行沖擊試驗。第一組焊接材料H10Mn2/SJ101，其焊縫及熱影響區(qū)的溫度-沖擊功曲線如圖3所示。第二組焊接材料為Primerweld Ni1K/JF-B，其焊縫及熱影響區(qū)溫度-沖擊曲線如圖4所示。由圖3和圖4可知，2種焊材焊制的焊接接頭，其焊縫及熱影響區(qū)的沖擊韌性均高于母材規(guī)定的值，達到AWSD1.1—2010標準要求。比較而言，進口焊材Primierweld weldNi1K/JF-B在各種試驗溫度下，焊縫的沖擊吸收功均高于相同溫度下國產(chǎn)焊接材料H10Mn2/SJ101的沖擊吸收功，兩種焊接接頭的熱影響區(qū)均具有較好的沖擊韌性。

2.3 維氏硬度檢測

對2種焊接接頭進行維氏硬度檢測，第一組焊接材料為H10Mn2/SJ101，其硬度分布及曲線圖如圖5所示。第二組焊接材料為Primerweld Ni1K/JF-B，其硬度分布圖及曲線圖分別如圖6所示。

圖5 H10Mn2/SJ101焊接接頭的硬度分布

圖6 Primerweld Ni1K/JF-B焊接接頭的硬度分布

從圖5和圖6可知，2種焊接材料焊接接頭的硬度均與母材接近，焊縫及熱影響區(qū)的硬度值均在母材范圍之內(nèi)，未出現(xiàn)淬硬性很高的點，其采用的焊接規(guī)范及預(yù)熱溫度比較合理。

2.4 金相組織

分別對2種焊接接頭進行金相組織分析。第一組焊接材料為H10Mn2/SJ101，其焊接接頭金相組織如圖7所示。

圖7 H10Mn2/SJ101焊接接頭金相組織形貌

圖7（a）為焊縫區(qū)柱狀晶金相組織，在柱狀晶的晶界上分布著白色的先共析鐵素體，晶內(nèi)為粒狀貝氏體和少量的珠光體，鐵素體百分比占40%，晶粒度為2級；圖7（b）為焊縫區(qū)等軸晶金相組織，主要為塊狀鐵素體，并含有少量的粒狀貝氏體和珠光體，塊狀鐵素體約占75%，晶粒度為8級；圖7（c）為焊熱影響區(qū)粗晶區(qū)金相組織，為羽毛狀貝氏體，并含有少量的塊狀鐵素體，鐵素體含量約占20%，晶粒度為6級；圖7（d）為焊熱影響區(qū)正火區(qū)金相組織，呈塊狀的鐵素體和珠光體，鐵素體含量約占75%，晶粒度為8級。

第二組焊接材料為Primerweld Ni1K/JF-B，其焊接接頭金相組織如圖8所示。

圖8（a）為焊縫區(qū)柱狀晶金相組織，在柱狀晶的晶界上分布著白色的先共析鐵素體，晶內(nèi)為粒狀貝氏體和少量的珠光體，鐵素體百分比占30%，晶粒度為1級；圖8（b）為焊縫區(qū)等軸晶金相組織，主要為塊狀鐵素體，并含有少量的粒狀貝氏體和珠光體，塊狀鐵素體約占75%，晶粒度為8級；圖8（c）為焊熱影響區(qū)粗晶區(qū)金相組織，為羽毛狀貝氏體，并含有少量的塊狀鐵素體，鐵素體含量約占20%，晶粒度為6級；圖8（d）為焊熱影響區(qū)正火區(qū)金相組織，呈塊狀的鐵素體和珠光體，鐵素體含量約占75%，晶粒度為8級。

圖8 Primerweld Ni1K/JF-B焊接接頭金相組織形貌

3 結(jié) 論

（1）采用合適的預(yù)熱溫度及焊接規(guī)范，選擇H10Mn2/SJ101和Primerweld Ni1K/JF-B來焊接Q345LCLA，均可以獲得力學性能良好的焊接接頭，其焊接接頭的強度以及塑性均可以達到AWSD1.1—2010標準的要求，并且其具有較好的低溫和常溫的沖擊韌性，相對而言，進口焊接材料Primerweld Ni1K/JF-B的沖擊吸收功稍高。

（2）采用合適的預(yù)熱溫度及焊接規(guī)范，選擇H10Mn2/SJ101和Primerweld Ni1K/JF-B焊接Q345LCLA，焊縫及熱影響區(qū)的硬度值均在母材范圍之內(nèi)，未出現(xiàn)淬硬性很高的點。2種焊接材料的金相組織比較接近，焊縫及熱影響區(qū)未出現(xiàn)晶粒粗大的魏氏組織及脆硬的馬氏體組織，具有良好的金相組織。

（3）本試驗的預(yù)熱溫度及焊接規(guī)范，已成功用于中信重工機械股份有限公司為巴西某公司生產(chǎn)的φ4.9m×8.1m溢流型球磨機筒體的焊接，得到用戶的好評。

[1]韓德久.大型球磨機的控制與保護[J].礦業(yè)工程，2010，8（02）：29-31.

[2]張靜，劉紅楓.球磨機45鋼大齒輪的焊接[J].金屬加工，2012（24）：32-33.

[3]康清華，高海勇，熊健，等.大型球磨機振動測試分析[J].礦山機械，2011，39（10）：70-72.

[4]繆成亮，劉振偉，郭暉，等.Nb含量和熱輸入量對X80管線鋼焊接粗晶區(qū)的影響[J].材料熱處理學報，2012，33（01）：99-105.

[5]馮兆龍，鄭曉光.00Cr21Ni14Mo2Mn5N鋼立焊HAZ沖擊韌性偏低的原因分析[J].電焊機，2012，42（02）：26-29.

[6]逯來俊，任世宏，馬小兵，等.電流種類對Cr-Mo-V鋼埋弧焊焊縫沖擊韌性的影響[J].電焊機，2012，42（08）：53-56.

[7]王好林，李信峰.低合金高強度結(jié)構(gòu)鋼焊接強度試驗研究[J].煤礦機械，2009，30（01）：41-43.

[8]于華，段世新，馬巖，等.φ5 m×80 m大型回轉(zhuǎn)窯筒體的焊接工藝評定[J].焊接技術(shù)，2010，39（10）：23-25.

[9]尚賀軍，田寶林，牟永田，等.2530鋼焊接工藝評定[J].金屬加工，2012（04）：46-47.

[10]曹揚，陳光，盛婧，等.Nb對Zr基塊體金屬玻璃形成能力與顯微硬度的影響[J].有色金屬，2011，63（01）：62-65.

[11]章友誼，冉傳海，侯勇.12Cr2Mo1R鋼焊接接頭顯微組織及顯微硬度分析[J].熱加工工藝，2012，41（09）：62-65.

[12]劉進益，袁紅霞，張鴻.熔化焊縫金相分析[J].東方電機，2007（03）：66-69.