焊后熱處理工藝對(duì)S355J2W鋼焊接接頭組織和力學(xué)性能的影響

李季濤，兆文忠，丁成鋼，王文華，梁樹林( .大連交通大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧大連608; .大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧大連608; .中國北車集團(tuán)長春軌道客車股份有限公司，吉林長春006)*

焊后熱處理工藝對(duì)S355J2W鋼焊接接頭組織和力學(xué)性能的影響

李季濤1，兆文忠1，丁成鋼2，王文華3，梁樹林3
( 1.大連交通大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧大連116028; 2.大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧大連116028; 3.中國北車集團(tuán)長春軌道客車股份有限公司，吉林長春130062)*

通過微觀組織分析、硬度試驗(yàn)、拉伸試驗(yàn)、彎曲試驗(yàn)和沖擊試驗(yàn)，研究了不同退火工藝對(duì)S355J2W鋼焊接接頭組織形態(tài)和力學(xué)性能的影響.結(jié)果表明，經(jīng)焊后熱處理，接頭組織中的貝氏體、珠光體及焊縫面層側(cè)板條鐵素體間的M－A組元分解，550℃×3 h的焊后熱處理組織分解較為完全;焊接接頭各部位的硬度均有所下降，較長保溫時(shí)間硬度值降低更為明顯;焊接接頭各部位沖擊功均明顯提高，550℃×0.5 h的焊后熱處理對(duì)沖擊韌性的改善更為明顯.焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)，拉伸試驗(yàn)樣本均斷裂在鄰近熱影響區(qū)的母材處，彎曲試驗(yàn)樣本焊縫均呈現(xiàn)了良好的塑性.

耐候鋼;焊后去應(yīng)力退火;顯微組織;力學(xué)性能

0 引言

S355J2W+N鋼( EN10027－1)，屬于正火軋制結(jié)構(gòu)鋼，是我國從歐洲引進(jìn)的新型低合金高強(qiáng)度耐候鋼，具有強(qiáng)度高，低溫韌性好等特點(diǎn)，在國內(nèi)軌道車輛工廠高鐵轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊接制造方面得到廣泛應(yīng)用.轉(zhuǎn)向架是高鐵車輛的關(guān)鍵部位，其焊接接頭的性能直接影響著高鐵運(yùn)營的安全.眾所周知，焊后熱處理可以在一定程度上改善材料的抗疲勞能力和力學(xué)性能，但目前從國外引進(jìn)的高鐵轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架有兩種工藝要求，一種需要在焊后進(jìn)行退火處理，目的是消除殘余應(yīng)力、降低接頭硬度、改善力學(xué)性能;而另一種則不需要進(jìn)行退火處理.國內(nèi)外的學(xué)者對(duì)此也存在兩種觀點(diǎn)［1］，一些研究人員認(rèn)為熱處理不總是必要的，焊后熱處理的采用取決于焊接工藝過程、材料和應(yīng)用條件等因素［2-7］;而另外一些研究人員則認(rèn)為焊后熱處理可以粗化焊縫和熱影響區(qū)的微觀組織，從而顯著的改進(jìn)焊接接頭的性能［8-12］.

如果高鐵轉(zhuǎn)向架構(gòu)架在焊接制造后需要進(jìn)行退火處理，則工廠不但延長了生產(chǎn)周期，同時(shí)由于極其耗能也相應(yīng)提高了生產(chǎn)成本.此外，即使去應(yīng)力退火對(duì)力學(xué)和疲勞性能有益，在不影響高鐵轉(zhuǎn)向架整體性能的基礎(chǔ)上，如何對(duì)退火的工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化以達(dá)到低成本高效率的生產(chǎn)也仍然還缺乏理論依據(jù)和可靠實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù).為此，本文對(duì)S35J2 W + N鋼焊接接頭在不同退火工藝下的微觀組織和力學(xué)性能進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)分析，之后將進(jìn)行不同退火工藝下焊接接頭疲勞特性的理論與試驗(yàn)研究，從而為工廠實(shí)施焊后熱處理工藝提供扎實(shí)的理論和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)依據(jù).

本文采用的符號(hào)說明如下:焊態(tài)( As－Welded) :無退火工藝過程; PWHT－1態(tài):采用工廠現(xiàn)行的焊后熱處理工藝，即( 550±15)℃保溫時(shí)間3 h; PWHT－2態(tài):采用改進(jìn)的焊后熱處理工藝，即( 550±15)℃保溫時(shí)間0.5 h.

1 試驗(yàn)材料及試件制備

1.1試驗(yàn)材料

母材選用12 mm厚的S355J2W + N鋼板，其化學(xué)成分和力學(xué)性能參數(shù)見表1和表2所示.母材的金相組織特征是鐵素體+珠光體，珠光體為黑色條帶狀沿軋制方向分布.

表1 S355J2W + N鋼的化學(xué)成分( EN 10027－1)

表2 S355J2W + N鋼力學(xué)性能參數(shù)( EN 10027－1)

1.2對(duì)接接頭試件焊接工藝

本試驗(yàn)對(duì)接接頭試板采用MAG多層焊焊接工藝，以80% Ar + 20% CO2混合氣體為保護(hù)氣體，采用φ1.2 mm規(guī)格的NiCu1－IG焊絲.

圖1 對(duì)接接頭焊接示意圖

對(duì)接試板規(guī)格為120 mm×150 mm×12 mm，采用單面焊雙面成形焊接，開V形坡口，坡口角度60°，鈍邊為0.5～1.0 mm，分4層焊接.焊接接頭形式如圖1所示.參照EN1011－2標(biāo)準(zhǔn)和工廠提供的焊接工藝規(guī)程制定焊接工藝，焊接工藝參數(shù)如表3所示.

表3 焊接工藝參數(shù)

1.3對(duì)接接頭焊后熱處理

焊接接頭焊后熱處理工藝規(guī)范由工廠提供.具體要求如下:①工件裝爐溫度不得大于200℃，從室溫升溫加熱至200℃期間，加熱速度可不進(jìn)行控制;②升溫加熱到( 550±15)℃期間，加熱速度控制在60～180℃/h之間;③加熱溫度到( 550±15)℃時(shí)，保持恒溫至少2 h，最長不超過3 h;④從550℃冷卻至300℃期間，工件隨爐冷卻;⑤當(dāng)爐內(nèi)工件溫度降溫低于300℃后，可取出工件進(jìn)行自然空冷，自然空冷時(shí)室溫不低于4℃.去應(yīng)力退火工藝曲線如圖2所示.

圖2 對(duì)接接頭焊后去應(yīng)力退火工藝曲線

2 試驗(yàn)設(shè)備及實(shí)驗(yàn)方法

( 1)對(duì)接接頭金相觀察和組織分析.用BX－50金相顯微鏡觀察焊態(tài)、PWHT－1態(tài)、PWHT－2態(tài)對(duì)接接頭的組織形貌，分析其組織特征，金相腐蝕劑用4%的硝酸酒精溶液;

( 2)對(duì)接接頭硬度分析.參照ISO 9015－1: 2001“Hardness test on arc welded joints”標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，測(cè)定焊態(tài)、PWHT－1態(tài)、PWHT－2態(tài)焊接接頭的硬度HV10，測(cè)量區(qū)域(線)及測(cè)量點(diǎn)如圖3所示;

圖3 對(duì)接接頭硬度HV10測(cè)量點(diǎn)示意

( 3)對(duì)接接頭拉伸試驗(yàn).參照ISO 4136－2011“鋼熔化焊接頭拉伸試驗(yàn)”標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，在WE－30液壓式萬能試驗(yàn)機(jī)上測(cè)定焊態(tài)、PWHT－1態(tài)、PWHT－2態(tài)接頭的抗拉強(qiáng)度;

( 4)對(duì)接接頭彎曲試驗(yàn).參照ISO5173－2009“焊接接頭彎曲試驗(yàn)”標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，在WE－30液壓式萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行彎曲試驗(yàn)，評(píng)定焊態(tài)、PWHT－1態(tài)、PWHT－2態(tài)焊縫的塑性;

( 5)對(duì)接接頭常溫沖擊試驗(yàn).采用JXB－300型沖擊試驗(yàn)機(jī)，參照ISO 9016－2008“焊接接頭沖擊試驗(yàn)方法”標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，進(jìn)行接頭3種狀態(tài)室溫( 18℃)沖擊功的測(cè)定，沖擊試樣取焊縫、熔合區(qū)、熱影響區(qū)和母材4個(gè)部位.

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1對(duì)接接頭微觀組織分析

焊態(tài)焊縫呈較為明顯的柱狀晶形態(tài)，組織為先共析鐵素體GBF、針狀鐵素體AF、側(cè)板條鐵素體FSP(板條間分布有少量條狀M－A組元)以及少量的粒狀貝氏體BG.如圖4 ( a)所示，F(xiàn)Z為粗大的塊狀鐵素體F、珠光體P和少量的BG，交界處的少量小塊狀鐵素體呈帶狀分布，晶粒較小，這是第四層焊縫與第三層焊縫交界處彼此熱處理作用的結(jié)果.如圖4( b)所示，HAZ為鐵素體、珠光體和少量的BG.

圖4 焊態(tài)對(duì)接接頭面層微觀組織

由圖5( a)可以看出，經(jīng)550℃×3 h較長的保溫時(shí)間( PWHT－1態(tài))，焊接接頭原始組織中的P、BG、M－A會(huì)明顯分解，形成F +碳化物，焊縫中的碳化物已開始聚集，且呈長大趨勢(shì).由圖5 ( b)可以看出，經(jīng)550℃×0.5 h較短的保溫時(shí)間( PWHT－2態(tài))，焊縫中方向性M－A組元大部分消失，轉(zhuǎn)而成為較小的顆粒狀或島狀的M－A組元，P開始分解為F +碳化物.

總體來看，焊態(tài)下，熔合區(qū)和過熱區(qū)的粗晶區(qū)組織主要為先共析鐵素體、較多的珠光體和一定量的粒狀貝氏體;經(jīng)PWHT后，珠光體和粒狀貝氏體分解，碳化物相開始析出;較長時(shí)間熱時(shí)效( PWHT－1態(tài))的碳化物相析出較多.

圖5 PWHT對(duì)接接頭面層微觀組織

3.2對(duì)接接頭硬度試驗(yàn)結(jié)果及分析

焊態(tài)、PWHT－1態(tài)、PWHT－2態(tài)對(duì)接接頭硬度HV10的測(cè)試結(jié)果見表4所示.比較焊接接頭各區(qū)域的硬度及其分布規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，接頭硬度峰值在HAZ靠近熔合線部位，平均硬度值較高;焊縫，母材平均硬度值最低;從硬度均值比較分析發(fā)現(xiàn)( WM和HAZ)，接頭面層硬度大于底層硬度，這是由于底層焊縫受到后續(xù)焊縫特殊熱處理作用的原因.

表4 焊接接頭硬度HV10測(cè)試結(jié)果

焊后熱處理使對(duì)接接頭各部位WM、HAZ和BM硬度值下降.以面層( Layer 4)為例，如圖6所示，可以看出:①PWHT－1態(tài)，經(jīng)550℃×3 h的熱時(shí)效，HAZ硬度下降約10%，WM硬度下降約7%，BM硬度下降約9%;②PWHT－2態(tài)，經(jīng)550℃×0.5h的熱時(shí)效，HAZ硬度下降約2%，WM硬度下降約6%，BM硬度下降約6%.

由此可知，較短的保溫時(shí)間( PWHT－2態(tài)) 對(duì)HAZ硬度峰值的“消峰”作用較為有限，但可使焊縫、母材的硬度下降.較長的保溫時(shí)間( PWHT－1態(tài))，能夠使組織分解、碳化物相析出較為充分，所以硬度值降低較為明顯.

圖6 Layer 4焊接接頭硬度HV10測(cè)試結(jié)果

3.3對(duì)接接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)果及分析

對(duì)接接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示.斷裂前有較為明顯的塑性變形，其斷裂位置在鄰近焊縫的母材處(圖7 ( a) ) ;與拉伸軸呈45°角，是典型的切斷型斷裂(圖7 ( b) ) ;斷口宏觀形貌有明顯纖維區(qū)、放射區(qū)和剪切唇，剪切唇表面光滑(圖7 ( c) ).

圖7 拉伸后對(duì)接接頭斷裂形貌、方向和斷口宏觀形貌

拉伸試驗(yàn)結(jié)果見表5所示.對(duì)接接頭經(jīng)PWHT后，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均有所下降，屈服強(qiáng)度略低于母材標(biāo)稱值; PWHT－1態(tài)和PWHT－2態(tài)的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度差別不大，較長時(shí)間的熱時(shí)效( PWHT－1態(tài))接頭強(qiáng)度反而略低.

表5 焊接接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)果

3.4對(duì)接接頭彎曲試驗(yàn)結(jié)果及分析

對(duì)接接頭彎曲試驗(yàn)試樣形貌如圖8所示，試驗(yàn)結(jié)果見表6所示.無論焊態(tài)、PWHT－1態(tài)還是PWHT－2態(tài)，彎曲角度180°時(shí)，在彎曲受拉面無裂紋，焊縫均呈現(xiàn)了良好的塑性.

表6 對(duì)接接頭彎曲試驗(yàn)結(jié)果

3.5對(duì)接接頭沖擊試驗(yàn)結(jié)果及分析

沖擊試驗(yàn)試樣形貌見圖9所示，試驗(yàn)結(jié)果如表7所示.接頭經(jīng)PWHT，沖擊韌性普遍提高.與PWHT－1態(tài)相比，接頭PWHT－2態(tài)的沖擊韌性較好，這可能與高溫回火過程中焊接接頭的組織變化有關(guān)，其組織轉(zhuǎn)變類型及規(guī)律還有待做進(jìn)一步的研究.

圖8 對(duì)接接頭彎曲試驗(yàn)試樣形貌

圖9 對(duì)接接頭沖擊試驗(yàn)試樣形貌

表7 對(duì)接接頭沖擊吸收功 Akv/J

4 結(jié)論

( 1)在多層焊工藝條件下，焊接接頭的組織是不均勻的:面層組織呈較為粗大的柱狀晶形態(tài)，多為鐵素體(先共析鐵素體、針狀鐵素體、側(cè)板條鐵素體)和少量粒狀貝氏體組織;底層焊縫為較為細(xì)小、均勻的塊狀鐵素體和珠光體組織;熔合區(qū)和過熱區(qū)組織主要為先共析鐵素體、較多的珠光體和一定量的粒狀貝氏體;

( 2)經(jīng)焊后熱處理，接頭組織中的貝氏體、珠光體及焊縫面層側(cè)板條鐵素體間的M－A組元開始分解.其中，PWHT－1態(tài)，組織分解較為完全，析出相(碳化物)較多; PWHT－2態(tài)，M－A組元的連續(xù)性受到破壞，變?yōu)閿嗬m(xù)分布;

( 3)經(jīng)焊后熱處理，焊接接頭WM、HAZ、BM的硬度均有所降低; PWHT－2工藝對(duì)消除焊接接頭HAZ硬度峰值的作用沒有PWHT－1明顯;

( 4)焊態(tài)、PWHT－1態(tài)、PWHT－2態(tài)，焊接接頭的靜載拉伸試樣均斷裂在遠(yuǎn)離焊縫的母材處，呈典型的切斷特性，為塑性斷裂;

( 5)經(jīng)焊后熱處理，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度有一定程度下降(約7%)，但PWHT－1態(tài)和PWHT－2態(tài)接頭強(qiáng)度值差別不明顯;

( 6)焊態(tài)、PWHT－1態(tài)、PWHT－2態(tài)焊接接頭塑性良好，其正彎和背彎角度均達(dá)到180°，沒有出現(xiàn)任何裂紋;

( 7) HAZ的沖擊功值明顯高于WM的沖擊功值，表明焊接接頭HAZ的沖擊韌性較好;經(jīng)焊后熱處理，焊接接頭WM、FZ、HAZ的沖擊功均有所提高;與PWHT－1工藝相比，PWHT－2工藝對(duì)沖擊韌性的改善作用更為明顯.

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Effect of Post-Weld Heat Treatment Procedures on Microstructures and Mechanical Properties of S355J2W Steel Welded Joints

LI Jitao1，ZHAO Wenzhong1，DING Chenggang2，WANG Wenhua3，LIANG Shulin3
( 1.School of Traffic＆Transportation Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China; 2.School of Materials Science＆Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China; 3.CNR Changchun Railway Vehicles Co.，Ltd，Changchun 130062，China)

The influences of PWHT on microstructure and mechanical properties at different procedures are studied with metallographic examination and hardness，tensile，bending and impact tests.The results show that after PWHT，the bainite，pearlite and M-A islands in the ferrite matrix are decomposed，and carbide quantity is increased significantly in 550℃×3 h condition.Hardness across the welded joints after PWHT is decreased，and the hardness value is significantly decreased in 550℃×3 h condition.The impact toughness of the welded joints is increased after PWHT and the toughness of weld is significantly improved in 550℃×0.5 h condition.In as-welded and after PWHT，tension test samples are fractured in the base metal adjacent to the heat-affected zone，and all of the samples pass the 180°bend test.

weather resistance steel; stress relieving post-weld heat treatment; microstructure; mechanical property

A

1673-9590( 2016) 01-0064-06

2015-04-24

李季濤( 1971－)，男，副教授，博士研究生，主要從事機(jī)械CAE方面的研究

E-mail: to_lijitao@ djtu.edu.cn.