不同t8/5條件下NM400耐磨鋼焊接熱影響區(qū)的組織及性能

斯松華，徐震霖，方俊飛

（安徽工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，馬鞍山 243000）

0 引 言

調(diào)質(zhì)耐磨鋼具有高硬度的高位錯板條狀馬氏體組織,能夠較好地抵抗磨損時裂紋的擴(kuò)展,在中等沖擊磨損條件下,具有優(yōu)越的使用性能,在礦山、水泥、冶金等行業(yè)得到廣泛應(yīng)用[1-3]。NM400調(diào)質(zhì)耐磨鋼中合金元素含量高,導(dǎo)致焊接接頭熱影響區(qū)的性能難以控制,熱影響區(qū)的粗晶區(qū)(CGHAZ)易過熱,造成顯微組織明顯長大,易產(chǎn)生局部脆化現(xiàn)象[4-5]。研究表明,某些高強(qiáng)鋼熱影響區(qū)經(jīng)過二次熱循環(huán)后,臨界粗晶區(qū)(IC CGHAZ)的沖擊性能進(jìn)一步下降,成為焊接接頭的最薄弱區(qū)域[6-7],這一現(xiàn)象在NM400鋼中也被發(fā)現(xiàn),但相關(guān)的研究還不夠深入。因此,探討不同熱循環(huán)對CGHAZ和IC CGHAZ組織及性能的影響,對制定合理的焊接工藝具有重要作用。

目前,己有不少關(guān)于NM360馬氏體耐磨鋼焊接方面研究報道[5,8],然而對于NM400鋼焊接的研究罕有報道。因此,作者采用焊接熱模擬的方法,研究了不同熱循環(huán)時NM400鋼CGHAZ和IC CGHAZ組織及性能的變化規(guī)律。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料采用南京鋼鐵公司生產(chǎn)的NM400調(diào)質(zhì)耐磨鋼板,組織為板條狀回火馬氏體。熱分析測得NM400鋼的Ac1和Ac3分別為720℃和 840℃,其化學(xué)成分見表1,常規(guī)力學(xué)性能見表2。

利用Gleeble 3500型熱模擬試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行模擬焊接熱循環(huán)試驗(yàn),模擬試樣從NM400鋼板上垂直于軋制方向截取,尺寸為70 mm×11 mm×11 mm。按圖1所示模擬焊接熱循環(huán)曲線進(jìn)行單次(4種熱輸入條件下)和二次(2種熱輸入條件下)熱循環(huán)試驗(yàn),所采用的單次和二次熱循環(huán)曲線能較準(zhǔn)確地模擬得到實(shí)際焊接中CGHAZ和IC CGHAZ。單次熱循環(huán)時從800℃冷卻到500℃所需時間t8/5分別為5,10,15,20 s;二次熱循環(huán)時t8/5分別為10 s+10 s和15 s+15 s的組合。一次熱循環(huán)峰值溫度為1 320℃,高溫停留1 s;二次熱循環(huán)熱循環(huán)峰值溫度為800℃,層間溫度為200℃,所有熱循環(huán)的加熱速率均為100℃·s-1。

表1 NM400鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of NM400 steel（mass） %

表2 NM400鋼的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of NM400 steel

圖1 不同的模擬焊接熱循環(huán)曲線Fig.1 Curves of simulating welding thermal cycle：(a) single-pass welding thermal cycle(b) twice-pass welding thermal cycle

金相試樣經(jīng)磨制、拋光后,用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精溶液腐蝕,利用ZEISS型光學(xué)顯微鏡和JSM-6490LV型掃描電鏡對試樣進(jìn)行顯微組織觀察。采用HV-1000型顯微硬度計測試樣硬度,載荷9.8 N,加載時間10 s,每個試樣測5次取平均值。沖擊試樣為標(biāo)準(zhǔn)V形缺口試樣,尺寸為55 mm×10 mm×10 mm,根據(jù) GB/T 229-2007《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》,在Zwick/Roell-Bkp450型沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行沖擊試驗(yàn),沖擊試驗(yàn)溫度為-20℃,結(jié)果取3個試樣平均值。沖擊試驗(yàn)后,利用JSM-6490LV型掃描電鏡觀察斷口微觀形貌。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

由圖2,3可知,單次熱循環(huán)t8/5為5 s時,在冷卻過程中馬氏體發(fā)生自回火,得到回火馬氏體組織,掃描電鏡下可以看到,馬氏體板條上有彌散分布的碳化物顆粒;t8/5為10 s時,板條馬氏體上的碳化物顆粒發(fā)生粗化,且出現(xiàn)少量下貝氏體;t8/5增加到15 s后,出現(xiàn)大量板條狀上貝氏體,碳化物分布在上貝氏體的鐵素體片條之間。經(jīng)過二次熱循環(huán)后,IC CGHAZ發(fā)生不完全重結(jié)晶,出現(xiàn)大量粒狀貝氏體,原馬氏體也轉(zhuǎn)變成粗大的板條狀上貝氏體。當(dāng)t8/5為10 s+10 s時,重結(jié)晶主要發(fā)生在奧氏體晶界處,這是由于晶界處位錯密度大,重結(jié)晶更易形核;當(dāng)t8/5為15 s+15 s時,高溫停留時間延長,重結(jié)晶驅(qū)動力增大,原奧氏體晶粒內(nèi)也發(fā)生不完全重結(jié)晶現(xiàn)象。

2.2 力學(xué)性能

由表3可以看出,隨著t8/5的增加,CGHAZ和IC CGHAZ的硬度均呈下降趨勢。t8/5為5 s時,CGHAZ硬度最高(415 HV);t8/5為20 s時,CGHAZ硬度最低(337 HV);t8/5為10 s+10 s時,IC CGHAZ硬度較高(290 HV)。隨著t8/5的增加,CGHAZ 沖擊韌性先增加后減小,當(dāng)t8/5為10 s時,沖擊吸收功達(dá)到最大(64 J),當(dāng)t8/5為20 s時,沖擊吸收功最小(21 J);而經(jīng)過二次熱循環(huán)后,IC CGHZ沖擊韌性總體上低于CGHAZ 的;t8/5為10 s+10 s時,IC CGHAZ 沖擊吸收功略高于t8/5為15 s+15 s的。

圖2 不同熱循環(huán)條件下模擬NM4 00鋼焊接接頭CGHAZ及IC CGHAZ的OM形貌Fig.2 OM morphology of CGHAZ and IC CGHAZ in joints of NM400 steel welded under different thermal cycle conditions

圖3 不同熱循環(huán)條件下模擬NM400鋼焊接接頭CGHAZ及IC CGHAZ的SEM形貌Fig.3 SEM morphology of CGHAZ and IC CGHAZ in joints of NM400 steel welded under different thermal cycle conditions

根據(jù)低合金高強(qiáng)度調(diào)質(zhì)鋼板HAZ硬度經(jīng)驗(yàn)公式[9],見式(1)～(3),可計算得到NM400鋼組織為全馬氏體時的硬度HM及組織為全貝氏體時的硬度HB分別為 417 HV 和 238 HV。

表3 不同熱循環(huán)條件下模擬焊接NM400鋼接頭粗晶區(qū)及臨界粗晶區(qū)的力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of CGHAZ and IC CGHAZ in joints of NM400 steel welded under different thermal cycle conditions

HM=804wC+305 (1)

HB=350wEB+101 (2)

wEB=wC+wMn/8++wSi/11+wNi/17+wCr/5+wCu/9+wMo/6+wV/3 (3)

式中:w為各元素在鋼中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

單次熱循環(huán)t8/5為5 s時,CGHAZ的組織幾乎全部為板條狀回火馬氏體,板條馬氏體中有高密度的位錯,故硬度最高,且與HM值吻合。t8/5為10 s時,冷卻速率減慢,馬氏體板條析出的顆粒狀碳化物更加粗大,且出現(xiàn)少量下貝氏體,故硬度有所降低。隨著t8/5增加,高溫停留時間延長,原母材中的合金元素及彌散分布的碳化物被大量溶解,出現(xiàn)大量板條狀上貝氏體,導(dǎo)致CGHAZ硬度下降。經(jīng)過二次熱循環(huán)IC CGHAZ的硬度低于一次熱循環(huán)CGHAZ的,這是由于在IC CGHAZ奧氏體晶界處發(fā)生了不完全重結(jié)晶,形成大量粒狀貝氏體,晶界位錯能下降,且上貝氏體嚴(yán)重粗化;隨著t8/5增加,奧氏體晶粒內(nèi)也發(fā)生重結(jié)晶,硬度進(jìn)一步下降。

當(dāng)t8/5為5 s時,由于焊接冷卻速率較快,GCHAZ又形成的馬氏體有較高的硬度且組織單一,不能有效阻止裂紋的擴(kuò)展,此時沖擊韌性較差。當(dāng)t8/5為10 s時,CGHAZ沖擊韌性最好,這是由于形成了板條馬氏體和少量下貝氏體的混合組織。另外馬氏體冷卻過程中自回火較為充分,這種混合組織中有更多的大角度晶界,馬氏體板條束被下貝氏體分割,裂紋擴(kuò)展時在馬氏體板條束界或馬氏體和下貝氏體邊界處受阻而轉(zhuǎn)向,因而能有效阻止裂紋的擴(kuò)展[10]。隨著t8/5的增加,相變溫度以上高溫停留時間延長,奧氏體晶界更加平直,晶粒趨于正多邊形,見圖2(c),多邊形相鄰邊之間的內(nèi)夾角也不斷增大[11],且出現(xiàn)板條狀上貝氏體,馬氏體板條束的寬度也不斷增加。由于上貝氏體韌性較差,導(dǎo)致CGHAZ沖擊韌性下降。而經(jīng)歷800℃二次熱循環(huán)的IC CGHAZ,由于二次熱循環(huán)峰值溫度處于Ac1和Ac3之間,發(fā)生不完全重結(jié)晶生成大量粒狀貝氏體,且原有板條馬氏體轉(zhuǎn)化為粗大板條狀上貝氏體。重結(jié)晶的發(fā)生使晶粒位錯密度大幅度降低,且粒狀貝氏體脆性較大,對裂紋擴(kuò)展的阻擋能力下降,導(dǎo)致IC CGHAZ沖擊韌性下降。

由圖4可見,t8/5為10 s時,CGHAZ斷口為準(zhǔn)解理和微孔聚集混合型斷裂,呈現(xiàn)河流花樣、解理臺階及小而密的韌窩;其他熱循環(huán)條件下(因形貌相似僅保留二次熱循環(huán)的),沖擊斷口均為準(zhǔn)解理型,解理臺階較為平滑,河流花樣較長,與試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖4 不同熱循環(huán)條件下模擬焊接NM400鋼接頭沖擊斷口的SEM形貌Fig4 SEM morphologies of impact fracture in joints of NM400 steel welded under different thermal cycle conditions

3 結(jié) 論

(1)單次和二次熱循環(huán)時,隨著t8/5的增加,試驗(yàn)鋼焊接熱影響區(qū)粗晶區(qū)和臨界粗晶區(qū)的硬度均不斷下降。

(2)單次熱循環(huán)隨著t8/5的增大,粗晶區(qū)-20℃沖擊吸收功先增加后減小;t8/5為10 s時,沖擊吸收功最高(64 J),沖擊斷口為準(zhǔn)解理和微孔聚集混合型斷口,這是由于形成了回火馬氏體和少量下貝氏體的混合組織,且馬氏體發(fā)生了自回火。

(3)經(jīng)歷二次熱循環(huán)的臨界粗晶區(qū)沖擊韌性下降,沖擊斷口為準(zhǔn)解理型,這是由于不完全重結(jié)晶形成了大量粒狀貝氏體和粗大上貝氏體組織。

(4)此鋼種進(jìn)行焊接時,t8/5應(yīng)控制在10 s左右。

[1]DUDZI?SKI W,KONAT ?,P?KALSKI G.Structural and strength characteristics of wear-resistant martensitic steels[J].Archives of Foundry Engineering,2008,8(2)∶21-26.

[2]李文斌,費(fèi)靜,曹忠孝,等.我國低合金高強(qiáng)度耐磨鋼的生產(chǎn)現(xiàn)狀及發(fā)展方向[J].機(jī)械工程材料,2012,36 (2)∶6-10.

[3]王佳,時捷,王存宇,等.新型馬氏體耐磨鋼的沖擊磨料磨損性能[J].機(jī)械工程材料,2009,33(12)∶54-58.

[4]劉偉建,李 晶,霍向東.高強(qiáng)度低合金耐磨鋼NM400的強(qiáng)韌化機(jī)制[J].鋼鐵研究學(xué)報,2014,26(7)∶77-82.

[5]GAO Z,NIU J.Study on microstucture and impact ductility of simulated weld HAZ of high-strength wear-resistant steel NM360[J].Reviews on Advanced Materials Science,2013,33(3)∶232-237.

[6]MOEINIFAR S,KOKABI A H,MADAAH HOSSEINI H R.Influence of peak temperature during simulation and real thermal cycles on microstructure and fracture properties of the reheated zones[J].Materials ＆ Design,2010,31(6)∶2948-2955.

[7]BONNEVIE E,FERRIERE G,IKHLEF A,et al.Morphological aspects of martensite-austenite constituents in intercritical and coarse grain heat affected zones of structural steels[J].Materials Science and Engineering∶A,2004,385(1)∶352-358.

[8]杜全斌,馬成勇,張元杰,等.NM360鋼SH-CCT曲線測定及組織分析[J].熱加工工藝,2013,42(17)∶192-195.

[9]ZACZEK Z,CWIEK J.Predic tion of HAZ hardness in welds of quenched and tempered HSLA steels[J].Welding Journal,1993,72∶37-40.

[10]李亞江,蔣慶磊,暴一品,等.焊接熱輸入對Q690高強(qiáng)鋼熱影響區(qū)組織和韌性的影響[J].中國科技論文在線,2011,6(2)∶98-102.

[11]趙洪運(yùn),劉甲坤,駱宗安,等.焊接熱輸入對800MPa超級鋼焊接接頭組織性能的影響[J].焊接學(xué)報,2011,32(8)∶5-8.