熱處理對(duì)貝氏體鋼軌和珠光體鋼軌鋁熱焊接頭性能的影響

馮子凌，崔成林，楊艷玲

（1.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院，北京100081；2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院金屬及化學(xué)研究所，北京100081）

熱處理對(duì)貝氏體鋼軌和珠光體鋼軌鋁熱焊接頭性能的影響

馮子凌1，崔成林2，楊艷玲2

（1.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院，北京100081；2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院金屬及化學(xué)研究所，北京100081）

為滿足貝氏體鋼軌應(yīng)用的需要，研究了熱處理（加熱+緩冷）對(duì)貝氏體鋼軌和珠光體鋼軌異種材質(zhì)鋁熱焊接頭性能的影響。本研究采用貝氏體焊劑進(jìn)行了焊接試驗(yàn)，對(duì)比了鋁熱焊接頭熱處理前后，貝氏體焊縫和貝氏體、珠光體母材熔合界面處微觀組織以及踏面硬度、靜彎強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和軟化區(qū)寬度。結(jié)果顯示:熱處理后熔合界面附近的微觀組織較好，接頭的踏面硬度、抗拉強(qiáng)度提升，靜彎強(qiáng)度略微降低，軟化區(qū)寬度存在不確定性。

鋼軌；貝氏體；珠光體；鋁熱焊；熱處理

目前我國(guó)鐵路上使用的鋼軌主要包括880 MPa級(jí)的U71Mn、980 MPa級(jí)的U75V、1 180～1 280 MPa級(jí)的重載鐵路用U77MnCr和U78CrV（原PG4）等高強(qiáng)度耐磨鋼軌。近年來(lái)，隨著鐵路運(yùn)量增大和軸重提高，對(duì)鋼軌性能提出了更高的要求。中國(guó)鐵道科學(xué)研究院與鞍山鋼鐵集團(tuán)公司合作，成功研制了無(wú)碳化物貝氏體鋼軌。北京特冶工貿(mào)有限責(zé)任公司與包頭鋼鐵（集團(tuán)）有限責(zé)任公司等單位合作，研發(fā)了1 300 MPa級(jí)貝氏體鋼軌［1］。貝氏體鋼軌的發(fā)展是鐵路基礎(chǔ)領(lǐng)域的一項(xiàng)重要進(jìn)步。不同鋼軌化學(xué)成分如表1所示［2-3］。

貝氏體鋼軌的焊接性能直接影響了貝氏體鋼軌的應(yīng)用。珠光體鋼軌與貝氏體鋼軌焊接時(shí)，2種鋼軌的化學(xué)成分、力學(xué)性能差異是焊接的難點(diǎn)。當(dāng)采用珠光體焊劑焊接時(shí)，在珠光體焊縫和貝氏體母材熔合界面附近會(huì)出現(xiàn)一個(gè)過(guò)渡區(qū)，該過(guò)渡區(qū)寬度在1 mm左右。在正常冷卻速度下該區(qū)域會(huì)出現(xiàn)部分高碳馬氏體組織，導(dǎo)致焊接冷裂紋。裂紋走向垂直于熔合界面，與焊接接頭熱影響區(qū)中偏析帶走向一致。參照文獻(xiàn)［4］，本文采用貝氏體焊劑進(jìn)行貝氏體鋼軌和珠光體鋼軌的焊接，在無(wú)法避免異種鋼焊接的情況下，可采取一定的緩冷措施，以避免產(chǎn)生高碳馬氏體。

1　試驗(yàn)方案

對(duì)包鋼貝氏體熱處理鋼軌（U20Mn）和攀鋼珠光體熱處理鋼軌（U78CrV淬火）進(jìn)行鋁熱焊試驗(yàn)［5］，鋼軌型號(hào)為75 kg/m，選用ZTK-Ⅰ型國(guó)產(chǎn)坩堝、砂型等焊接材料，在焊接后對(duì)部分接頭進(jìn)行焊后熱處理。焊劑為自行研發(fā)的貝氏體焊劑，其成分如表2所示。該種焊劑對(duì)貝氏體+貝氏體焊接性能突出，焊接后焊縫可在空冷狀態(tài)下得到無(wú)碳化物貝氏體和粒狀貝氏體。

表1　鋼牌號(hào)及化學(xué)成分（熔煉分析）%

表2　貝氏體焊劑成分%

1.1焊接工藝

待焊鋼軌間隙為28～30 mm；預(yù)熱丙烷壓力為0.08～0.10 MPa，氧氣壓力為0.25～0.30 MPa，預(yù)熱火焰的焰心長(zhǎng)度為20～30 mm，預(yù)熱器高度為48～52 mm，預(yù)熱時(shí)間為5～7 min；鋁熱鋼水澆注后第6.5 min拆模，第8.5 min推瘤。

1.2熱處理工藝

分為加熱+緩冷2部分。焊頭冷卻至100℃以下時(shí)，在焊接接頭外封裝特制熱處理砂型，利用預(yù)熱器對(duì)接頭進(jìn)行全端面火焰加熱，加熱寬度為焊頭兩側(cè)各50 mm，全端面加熱至900～1 000℃，加熱時(shí)間10～15 min。加熱火焰采用如下參數(shù)：丙烷壓力0.08～0.10 MPa，氧氣壓力0.25～0.30 MPa，焰心長(zhǎng)度20～30 mm。隨后封箱，緩慢冷卻接頭。

1.3未熱處理接頭

未熱處理接頭在焊接后進(jìn)行組織分析時(shí)，接頭編號(hào)為1103-1，接頭取樣長(zhǎng)度100 mm；進(jìn)行力學(xué)性能分析時(shí)接頭編號(hào)為1130-1至1130-13，接頭長(zhǎng)度1.2 m。

1.4熱處理接頭

熱處理接頭在焊接后進(jìn)行組織分析時(shí)，接頭編號(hào)為1103-1R，接頭取樣長(zhǎng)度100 mm；進(jìn)行力學(xué)性能分析時(shí)，接頭編號(hào)為1130-1R至1130-13R，接頭長(zhǎng)度1.2 m。

2　微觀組織對(duì)比

試驗(yàn)所采用的貝氏體焊劑基于貝氏體鋁熱焊研發(fā)，組織均勻且一致性好。該種焊劑用于焊接2種不同材質(zhì)鋼軌時(shí)，接頭兩側(cè)熔合界面被認(rèn)為是薄弱環(huán)節(jié)，故對(duì)熔合界面附近微觀組織進(jìn)行觀察，取樣位置參照《鋼軌焊接第3部分：鋁熱焊接》（TB/T 1632.3—2014）［6］。

鋁熱焊接頭1103-1未做熱處理，其熔合區(qū)組織見(jiàn)圖1。圖1（a）為U78CrV一側(cè)熔合區(qū)，圖中左側(cè)為U78CrV鋼軌母材，熔合界面過(guò)渡明顯，界面處未發(fā)現(xiàn)馬氏體組織。圖1（b）為U20Mn一側(cè)熔合區(qū)，左側(cè)為焊縫，右側(cè)為U20Mn鋼軌母材，鋼軌母材焊接熱循環(huán)后在熔合區(qū)附近出現(xiàn)針狀組織。

鋁熱焊接頭1103-1R在焊接后進(jìn)行熱處理，其熔合區(qū)組織見(jiàn)圖2。圖2（a）為U78CrV一側(cè)熔合區(qū)，圖中可見(jiàn)U78CrV鋼軌母材在熱處理后晶粒細(xì)化，熔合界面處存在互溶現(xiàn)象。圖2（b）為U20Mn一側(cè)熔合區(qū)，左側(cè)為焊縫，右側(cè)為U20Mn鋼軌母材，熱處理后熔合區(qū)內(nèi)有方向性的白色條狀和針狀組織消失，組織均勻一致。

圖1　1103-1接頭熔合區(qū)組織

圖2　1103-1R接頭熔合區(qū)組織

3　力學(xué)性能測(cè)試對(duì)比

針對(duì)是否進(jìn)行熱處理2種方案，分別參照TB/T 1632.3—2014中型式檢驗(yàn)的要求，開(kāi)展焊接接頭的力學(xué)性能對(duì)比測(cè)試，研究了靜彎、踏面硬度、拉伸、軟化區(qū)4個(gè)項(xiàng)目。

3.1靜彎測(cè)試

熱處理前后，分別焊接10個(gè)接頭進(jìn)行靜彎測(cè)試，支距為1 m，未熱處理測(cè)試接頭編號(hào)為1130-1至1130-10，熱處理后測(cè)試接頭編號(hào)為1130-1R至1130-10R，具體結(jié)果如表3所示。結(jié)果顯示：在未熱處理時(shí)，鋁熱焊接頭平均靜彎值為2 004.44 kN，撓度均＞10 mm；在熱處理（加熱+緩冷）后，鋁熱焊接頭平均靜彎值為1 909.22 kN，撓度均＞10 mm。

對(duì)比2種方案的靜彎測(cè)試結(jié)果，可知使用貝氏體焊劑對(duì)2種材質(zhì)鋼軌進(jìn)行焊接時(shí)，不同熱處理狀態(tài)的焊接接頭均滿足TB/T 1632.3—2014對(duì)靜彎強(qiáng)度的要求，未熱處理情況下接頭靜彎強(qiáng)度高于熱處理后的接頭。

通常認(rèn)為熱處理可以提升鋁熱焊接頭的強(qiáng)度［7］，但使用貝氏體焊劑焊接的異種材質(zhì)鋼軌經(jīng)熱處理后，靜彎強(qiáng)度卻出現(xiàn)降低的現(xiàn)象。鋁熱焊接頭靜彎斷口的斷裂起始位置均位于U78CrV一側(cè)的軌底下表面，故觀察了2種狀態(tài)下焊接接頭軌底下表面微觀組織。熱處理前后，珠光體鋼軌一側(cè)均出現(xiàn)了不同程度的脫碳現(xiàn)象，但熱處理前的脫碳是由于焊接前預(yù)熱和焊接冷卻造成的，熱處理后的脫碳則是由于熱處理的熱循環(huán)導(dǎo)致的。圖3為軌底下表面熱處理前后組織對(duì)比，由圖可見(jiàn)，未經(jīng)熱處理的接頭下表面脫碳層深度和范圍明顯小于熱處理后，熱處理后脫碳區(qū)域的晶粒細(xì)小且呈彌散分布。推測(cè)這兩點(diǎn)是造成接頭熱處理后靜彎強(qiáng)度降低的原因。

表3　接頭熱處理前后靜彎測(cè)試結(jié)果

圖3　軌底下表面熱處理前后組織對(duì)比

3.2踏面硬度測(cè)試

表4為熱處理前后接頭踏面硬度測(cè)試結(jié)果?？芍?，未熱處理的焊接接頭踏面平均硬度為304 HB；熱處理后的焊接接頭踏面平均硬度為312 HB。即對(duì)焊接接頭進(jìn)行加熱+緩冷后，踏面硬度提升了8 HB。

對(duì)焊接接頭取樣，在500倍光學(xué)顯微鏡下觀察后發(fā)現(xiàn)：熱處理前，焊縫由貝氏體+少量殘余奧氏體組成；熱處理后，焊縫微觀組織中殘余奧氏體消除，只有貝氏體組織。可見(jiàn)，該種熱處理工藝可以優(yōu)化焊縫組織，使焊縫僅包含均勻一致的貝氏體組織。組織的均勻一致性提升了焊縫的硬度。

表4　熱處理前后接頭踏面硬度測(cè)試結(jié)果（HBW10/3000）

3.3拉伸測(cè)試

按TB/T 1632.3—2014要求取樣，對(duì)比2種方案下焊接接頭的抗拉性能，具體取樣位置如圖4所示。拉伸試樣直徑d0=10 mm，取樣長(zhǎng)度l0=5d0。測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表5。結(jié)果顯示，未熱處理接頭的1#—9#測(cè)試樣平均抗拉強(qiáng)度為756.6 MPa，未達(dá)到現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)的要求；熱處理后，焊接接頭的R1#—R9#測(cè)試樣抗拉強(qiáng)度明顯提升，平均為809.9 MPa，滿足現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)要求。熱處理前后抗拉強(qiáng)度的提升與圖1的組織變化相符。

3.4軟化區(qū)寬度測(cè)試

對(duì)未熱處理的1103-13焊接接頭和熱處理后的1103-13R焊接接頭取樣，測(cè)試軟化區(qū)寬度。取焊接接頭縱向斷面，在一條距軌頂面4 mm的縱向線上檢測(cè)洛氏硬度，從兩側(cè)熔合線開(kāi)始逐漸延伸，測(cè)點(diǎn)間距為2 mm，采用HRC標(biāo)尺。測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖5、圖6，其中線1為鋼軌母材的平均硬度值線，線2為軟化區(qū)寬度測(cè)量線，線2與線1相差3 HRC。

結(jié)果顯示：在40 mm寬度范圍內(nèi)，U20Mn一側(cè)熱處理前鋼軌母材10點(diǎn)平均硬度為41.04 HRC（圖5（a）線1），熱處理后平均硬度為34.26 HRC（圖6（a）線1）；U78CrV一側(cè)熱處理前鋼軌母材10點(diǎn)平均硬度為32.55 HRC（圖5（b）線1），熱處理后平均硬度為35.29 HRC（圖6（b）線1）。在焊接熔合區(qū)外20 mm處，熱處理使得U20Mn一側(cè)鋼軌硬度降低，而使U78CrV一側(cè)鋼軌硬度提升；未經(jīng)熱處理的接頭，U20Mn一側(cè)未發(fā)現(xiàn)硬度明顯下降區(qū)，硬度過(guò)渡平穩(wěn)，U78CrV一側(cè)距熔合線34 mm處出現(xiàn)硬度降低，至40 mm處仍低于線2；熱處理后的接頭，在U20Mn一側(cè)軟化區(qū)寬度為12 mm，U78CrV一側(cè)軟化區(qū)寬度為6 mm。依據(jù)現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)，在焊縫熔合線外側(cè)測(cè)試的20點(diǎn)洛氏硬度，貝氏體軟化區(qū)寬度測(cè)試結(jié)果與典型珠光體軟化區(qū)寬度測(cè)量圖不一致，軟化區(qū)測(cè)試結(jié)果存在不確定性，建議增加測(cè)試點(diǎn)數(shù)量。

表5　熱處理前后抗拉強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果

圖4　拉伸測(cè)試取樣位置（單位：mm）

圖5　1103-13未處理接頭軟化區(qū)測(cè)試

圖6　1103-13R熱處理接頭軟化區(qū)測(cè)試結(jié)果

4　小結(jié)

使用貝氏體焊劑對(duì)貝氏體和珠光體異種材質(zhì)鋼軌鋁熱焊后，熱處理對(duì)接頭焊接性能有下列影響：

1）熱處理可明顯改善熔合界面處微觀組織，貝氏體鋼軌熔合區(qū)一側(cè)針狀組織消失，珠光體鋼軌熔合區(qū)一側(cè)晶粒細(xì)化明顯。

2）由于軌底下表面脫碳狀態(tài)的變化和熔合界面組織晶粒的細(xì)化，熱處理后的鋁熱焊接頭靜彎強(qiáng)度平均值為1 909.22 kN，低于熱處理前的2 004.44 kN。

3）熱處理有利于焊縫范圍內(nèi)獲得均勻一致的貝氏體組織，可以提升踏面硬度，熱處理后接頭踏面硬度為312 HB，高于熱處理前的304 HB。

4）熱處理后接頭抗拉強(qiáng)度明顯提升，為809.89 MPa，高于熱處理前的756.56 MPa，與觀察到的貝氏體焊縫和貝氏體、珠光體母材熔合界面處微觀組織變化情況相符。

5）熱處理會(huì)降低貝氏體鋼軌一側(cè)硬度，提升珠光體鋼軌一側(cè)硬度。熱處理后軟化區(qū)寬度滿足TB/T 1632.3—2014要求，未熱處理的鋁熱焊接頭軟化區(qū)測(cè)定存在不確定性，建議對(duì)貝氏體鋁熱焊軟化區(qū)測(cè)試時(shí)增加硬度測(cè)試點(diǎn)數(shù)量。

［1］周清躍，張銀花，陳朝陽(yáng)，等.我國(guó)鐵路鋼軌鋼的研究及選用［J］.中國(guó)鐵路，2011（11）：47-51.

［2］中華人民共和國(guó)鐵道部.TB/T 2344—201243 kg/m～75 kg/m鋼軌訂貨技術(shù)條件［S］.北京：中國(guó)鐵道出版社，2012.

［3］中國(guó)鐵路總公司.TJ/GW 117—2013U20Mn2SiCrNiMo貝氏體鋼軌暫行技術(shù)條件［S］.北京：中國(guó)鐵道出版社，2014.

［4］趙國(guó)，李力，丁韋.貝氏體鋼軌鋁熱焊接頭缺陷原因分析［J］.鐵道建筑，2014（1）：117-120.

［5］李歡，陳春秋.鋼軌鋁熱焊接技術(shù)在高速鐵路上的應(yīng)用［J］.鐵道建筑，2013（3）：118-120.

［6］國(guó)家鐵路局.TB/T 1632.3—2014鋼軌焊接第3部分：鋁熱焊接［S］.北京：中國(guó)鐵道出版社，2015.

［7］宋宏圖，王亮明，賈運(yùn)滿，等.正火熱處理對(duì)高速鐵路轍叉鋁熱焊接頭性能的影響［J］.材料熱處理技術(shù)，2012，41（10）：172-188.

（責(zé)任審編周彥彥）

Influence of Heat Treatment on Performance of Bainite Rail and Pearlite Rail Thermite Welding Joint

FENG Ziling1，CUI Chenglin2，YANG Yanling2
（1.China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China；2.Metals and Chemistry Research Institute，China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China）

In order to meet the applications of bainite rail，the influence of heat treatment（heating+slow cooling）on performance of bainite and pearlite heterogeneous material thermite welding joint was studied.T he paper performed welding test based on bainite flux，made the comparison of melting interface microstructure of the bainite weld，the bainite/pearlite base metal and tread hardness，static bending strength，tensile strength and softened zone width before and after heat treatment.T he results show that the microstructure of melting interface is preferred after heat treatment；the performance of tread hardness and tensile strength of the joints is improved；the static bending strength decreases slightly；the softened zone width remains uncertain.

Rail；Bainite；Pearlite；T hermite welding；Heat treatment

U213.3+6；TG451+.1

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2016.10.31

1003-1995（2016）10-0116-05

2016-03-23；

2016-06-05

中國(guó)鐵路總公司科技研究開(kāi)發(fā)計(jì)劃（2015G004-B）

馮子凌（1990—），男，碩士研究生。