焊接方法對(duì)鐵路撤叉用ZGMn13焊接接頭組織和性能的影響

董 顯 ，秦 建 ，裴夤崟 ，孫華為 ，呂曉春

（1.鄭州機(jī)械研究所有限公司新型釬焊材料與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河南鄭州450001；2.哈爾濱焊接研究院有限公司，黑龍江哈爾濱150028）

0 前言

撤叉是鐵路交通線的重要設(shè)備，服役過程中長期處于來自車輪的反復(fù)接觸、摩擦和沖擊應(yīng)力等惡劣工況條件[1]。隨著近年來鐵路運(yùn)輸向高速、重載方向發(fā)展，撤叉質(zhì)量對(duì)列車的平穩(wěn)安全運(yùn)行有一定的影響。由于ZGMn13經(jīng)過水韌處理后具有較高的韌性儲(chǔ)備，受到?jīng)_擊等應(yīng)力的作用后具有較高的加工硬化率及良好的沖擊和耐磨性，因此該鋼種自面世以來就長期應(yīng)用于鐵道轍叉的加工制造上，目前ZGMn13已成為高速鐵道轍叉的主要使用材料[2]。

焊接是撤叉與軌道連接的重要工序，焊接質(zhì)量的好壞直接關(guān)系著鐵路的安全運(yùn)行。近年來已有學(xué)者對(duì)高錳鋼的焊接進(jìn)行了大量的研究，該鋼種目前主要采用的焊接方法仍以焊條電弧焊及熔化極氣保護(hù)焊為主，鑒于高錳鋼自身材料的特殊性，在焊接及使用性能上仍存在質(zhì)量不穩(wěn)定的情況[3-4]。激光-電弧復(fù)合熱源焊接技術(shù)是近十年來新興的特種加工技術(shù)，目前已成熟應(yīng)用于不銹鋼、耐候鋼、低合金高強(qiáng)鋼等鋼種，但關(guān)于高錳鋼激光-電弧復(fù)合焊接的報(bào)道較少[5]。針對(duì)鐵路撤叉用高錳鋼ZGMn13，分別采用焊條電弧焊和激光-電弧復(fù)合焊進(jìn)行焊接，并對(duì)比分析不同焊接方法下的焊接接頭組織和性能，以期為優(yōu)化該鋼種的使用性能提供參考。

1 ZGMn13焊接性分析及試驗(yàn)方法

高錳鋼焊接最主要的問題是熱影響區(qū)碳化物的析出引起熱裂紋，導(dǎo)致焊接接頭破壞。焊接過程中如何抑制碳化物的析出和消除析出碳化物成為高錳鋼焊接的關(guān)鍵。高錳鋼在重新加熱到300℃～900℃內(nèi)，鋼中過飽和的碳會(huì)以碳化物的形式析出，尤其在500℃～700℃范圍內(nèi)較為突出。一般受熱溫度越高，析出速度越快。隨著受熱時(shí)間的延長，碳化物析出的數(shù)量隨之增多。高錳鋼的熱膨脹系數(shù)較大，導(dǎo)熱性較差，在焊接熱循環(huán)作用下會(huì)產(chǎn)生較大應(yīng)力，導(dǎo)致產(chǎn)生液化裂紋。焊接時(shí)應(yīng)盡量減少焊接熱輸入量，縮短焊后300℃～900℃高溫停留時(shí)間，快速冷卻焊接接頭。因此，高錳鋼的焊接不僅要采用特殊的焊接工藝，焊接材料的選擇也具有特殊性。

在眾多焊接材料中，19-9-6焊條和HS20-10L（HCr20Ni10Mn7Mo）實(shí)心焊絲與Mn13鋼性能匹配較好，選用這兩種焊接材料作為ZGMn13鋼評(píng)定用焊接材料。試驗(yàn)用母材及焊材化學(xué)成分如表1所示，母材厚度20 mm，坡口形式如圖1所示。

圖1 焊接坡口形式

焊條電弧焊和激光-電弧復(fù)合焊的焊接工藝參數(shù)如表2、表3所示。為縮短焊后300℃～900℃高溫停留時(shí)間，焊條電弧焊時(shí)采用隨焊水冷方式，由于激光-電弧復(fù)合焊的冷卻速率較快，焊后采用空冷方式。

表1 母材、焊材化學(xué)成分 %

表2 激光-電弧復(fù)合焊接工藝參數(shù)

表3 焊條電弧焊焊接工藝參數(shù)

焊后解剖試樣，焊接接頭性能試樣尺寸、制取方法和試驗(yàn)細(xì)節(jié)參照GB2650/T-2008《焊接接頭沖擊試驗(yàn)方法》、GB2651/T-2008《焊接接頭拉伸試驗(yàn)方法》、GB2653/T-2008《焊接接頭彎曲試驗(yàn)方法》、GB2654/T-2008《焊接接頭硬度試驗(yàn)方法》及相關(guān)技術(shù)要求進(jìn)行。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 宏觀金相

不同焊接方法下焊接接頭宏觀金相如圖2所示?？梢钥闯觯捎煤笚l電弧焊和激光-電弧復(fù)合焊均能獲得良好的焊縫成形，焊縫熔合良好，焊接接頭無明顯缺陷。在使用焊條電弧焊時(shí)預(yù)先在坡口兩側(cè)預(yù)堆過渡層，焊條電弧焊焊材用量及焊接道次明顯多于激光-電弧復(fù)合焊，且激光-電弧復(fù)合焊焊接速度明顯高于焊條電弧焊。結(jié)合上述各因素可以看出，采用激光-電弧復(fù)合技術(shù)能明顯提升焊接生產(chǎn)效率。

圖2 焊接接頭宏觀金相

2.2 顯微組織

不同焊接方法下焊接接頭各分區(qū)顯微組織如圖3、圖4所示。ZGMn13基體組織由等軸奧氏體及沿晶分布的析出物構(gòu)成；采用焊條電弧焊后焊縫的顯微組織為柱狀晶形態(tài)的奧氏體組織和分布相對(duì)均勻的δ-鐵素體組織。焊接熱影響區(qū)仍保持原等軸奧氏體形態(tài)，但相比原母材晶粒略有長大，晶界弱化不明顯。

ZGMn13在采用激光焊后焊縫組織為晶界不明顯的柱狀?yuàn)W氏體+極少量的δ-鐵素體組織，由于激光-電弧復(fù)合焊接技術(shù)冷卻速率相對(duì)較快及焊接熱輸入較小，抑制了焊縫組織在固相轉(zhuǎn)變時(shí)鐵素體組織的析出，同時(shí)晶粒尺寸相比焊條電弧焊焊縫組織較為細(xì)小。這一規(guī)律在激光-電弧復(fù)合焊的熱影響組織中也得到了相應(yīng)體現(xiàn)，ZGMn13的激光-電弧復(fù)合焊接接頭熱影響區(qū)組織為晶粒相對(duì)細(xì)小的等軸奧氏體組織及少量沿晶界析出物，相比焊條電弧焊的熱影響區(qū)顯微組織，其晶界弱化明顯。

對(duì)焊條電弧焊熱影響區(qū)的晶界析出相進(jìn)行能譜測(cè)試分析結(jié)果，如圖5所示，焊接熱影響區(qū)的晶界析出物主要為碳化物，其原因是鋼中過飽和的碳在冷卻過程中以碳化物形式在晶界析出，結(jié)合圖3、圖4可知，采用激光-電弧復(fù)合焊能明顯抑制熱影響區(qū)晶界碳化物的析出。

圖3 焊條電弧焊焊接接頭各分區(qū)顯微組織

2.3 彎曲性能試驗(yàn)

將不同焊接方法焊后的試板參照GB2653/T－2008《焊接接頭彎曲試驗(yàn)方法》沿垂直于焊接方向制取側(cè)彎試樣，并測(cè)試彎曲性能。試樣尺寸20 mm×10 mm×300 mm，壓頭直徑40 mm。試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知，兩種焊接方法下的焊接接頭彎曲試樣均未出現(xiàn)裂紋，無論是采用焊條電弧焊還是激光-電弧復(fù)合焊均能獲得具有良好韌性儲(chǔ)備的焊縫。

2.4 硬度測(cè)試

參照GB2654/T－2008《焊接接頭硬度試驗(yàn)方法》分別測(cè)試不同焊接方法下焊接接頭的母材、焊縫及焊接熱影響區(qū)的布氏硬度，測(cè)試結(jié)果如圖7所示?？梢钥闯觯捎煤笚l電弧焊和激光-電弧復(fù)合焊的熱影響區(qū)硬度均略有升高，這主要是由于多重焊接熱循環(huán)下焊接熱影響區(qū)析出相增多所致。不同焊接方法焊縫硬度較原始母材變化不大，整體上看激光-電弧復(fù)合焊接接頭的焊縫及熱影響區(qū)硬度略高于焊條電弧焊。

圖4 激光-電弧復(fù)合焊焊接接頭各分區(qū)顯微組織

圖5 焊條電弧焊焊接熱影響析出相能譜分析結(jié)果

2.5 沖擊韌性試驗(yàn)

不同焊接方法下焊接接頭各位置的室溫沖擊試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果如圖8所示。結(jié)果表明，兩種焊接方法下焊接熱影響區(qū)沖擊韌性均出現(xiàn)不同程度的下降，這是由于在多重焊接熱循環(huán)下過飽和碳化物沿晶界析出所致。焊縫沖擊吸收功較母材有較大的提升幅度，這主要?dú)w功于焊接材料的合適選取。相比焊條電弧焊，激光-電弧復(fù)合焊焊縫及熱影響區(qū)沖擊韌性分別達(dá)到67J和116J，高于焊條電弧焊的59J和90J，表現(xiàn)出更為優(yōu)異的韌性儲(chǔ)備，這主要是因?yàn)榧す?電弧復(fù)合焊接技術(shù)在快速冷卻速率下抑制了焊縫中δ-鐵素體的析出和熱影響區(qū)中晶界碳化物的析出。

圖6 彎曲試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

圖7 硬度測(cè)試結(jié)果

3 結(jié)論

（1）針對(duì)ZGMn13高錳鋼，采用焊條電弧焊和激光-電弧復(fù)合焊均能夠獲得綜合性能優(yōu)異的焊接接頭。

（2）不同焊接方法下焊接熱影響區(qū)均有過飽和碳化物析出，相比焊條電弧焊，激光-電弧復(fù)合焊熱影響區(qū)析出物較少。

圖8 沖擊吸收功測(cè)試結(jié)果

（3）不同焊接方法下焊縫組織均為奧氏體+δ-鐵素體組織，激光-電弧復(fù)合焊由于冷卻速率較快，焊縫組織中δ-鐵素體組織含量較少。

（4）相比焊條電弧焊，采用激光-電弧復(fù)合焊能夠明顯提升焊接生產(chǎn)效率，且獲得的綜合力學(xué)性能更為優(yōu)異。

參考文獻(xiàn)：

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