基于焊接熱輸入對16MnDR鋼焊接接頭的影響研究

胡彬，馬凱夫，彭玲陽

中車株洲電力機車有限公司 湖南株洲 412001

1 序言

隨著貨運列車、提速旅客客車、重載貨運列車、高速列車及復興號動車組的快速發(fā)展，使得我國的鐵路發(fā)展越來越走向國際化[1]。轉(zhuǎn)向架是軌道車輛中最重要的承載結構之一，擔負著支撐車體、運行、轉(zhuǎn)向等功能，它決定著客車的運行品質(zhì)和行車安全[2]。構架是軌道車輛轉(zhuǎn)向架最關鍵的零部件之一，也是轉(zhuǎn)向架其他零部件的安裝基礎，在軌道車輛的牽引運行中承受、傳遞各種作用力及載荷，因此，轉(zhuǎn)向架構架的可靠性對軌道車輛的性能和安全性有著重大影響[3]。

焊接工藝控制不嚴格，會導致接頭性能變化，尤其是焊接熱影響區(qū)性能的降低，因此為了能得到性能優(yōu)良的焊接接頭，需要把焊接參數(shù)控制在一定范圍。電弧電壓、焊接電流以及焊接速度是焊接熱輸入的集中體現(xiàn)，因此，研究焊接熱輸入對材料焊縫和熱影響區(qū)組織性能的影響對提高接頭性能具有重要意義[4]。本文主要通過對構架常用材料16MnDR鋼在不同焊接熱輸入下的典型焊接接頭的微觀組織分析及力學性能測試，研究不同焊接熱輸入下的焊接變形量，為構架焊接時焊接變形提供一定的理論數(shù)據(jù)。

2 試驗過程

2.1 試驗材料

母材為轉(zhuǎn)向架構架常用材料12mm厚16MnDR鋼，使用的焊接材料為ISO 14341-A-G 38 4 M21 2Si，保護氣體為富氬混合氣（Ar80%+CO220%）。

2.2 焊接試驗

（1）試驗條件 采用熱輸入值為10～15k J/c m、15～20k J/c m和20～25k J/c m，分別對兩塊300mm×150mm×12mm板材對接焊縫焊接（見圖1），焊接方法為MAG焊。

圖1 試驗條件

（2）焊接試驗方案 具體試驗方案如下。

方案1：組裝時試板平直（不做任何反變形），不采用剛性固定，讓焊接試板自由變形，焊后檢測試板變形尺寸（以邊緣翹起高度作為變形量）。

方案2：組裝同方案1，焊接時采用剛性固定后進行焊接，壓緊位置保持一致。焊后檢測同方案1。

方案3：組裝時預留反變形（反變形角度保持一致），不采用剛性固定，讓焊接試板自由變形。焊后檢測同方案1。

方案4：組裝同方案3，不采用剛性固定，讓焊接試板自由變形，焊后對試板進行退火處理，采用現(xiàn)有城軌構架去應力退火工藝。

4種方案材料編號及焊接工藝見表1。

（3）試驗步驟 具體試驗步驟如下。

1）組裝對接試板，組裝時保證對接間隙為3mm，焊縫背面貼陶瓷墊板，保證兩試板平直度。

表1 材料編號及焊接工藝

2）采用手工MAG焊進行對接試板定位焊，焊點為距兩端部25mm，反面焊接，焊接電流220A，電弧電壓24V。

3）焊前采用點溫計測量對接試板離焊縫中心50mm處的溫度，并將數(shù)據(jù)進行記錄。

4）采用機械手焊接對接試板，焊接時分別采用預定的3種熱輸入值進行焊接。根據(jù)熱輸入進行編程，確定焊接參數(shù)。道間溫度控制在150～200℃。熱輸入以機械手自動輸出的數(shù)值為準，另記錄焊接過程中焊接時間、焊接電流、電弧電壓等數(shù)據(jù)。

5）焊接完成后，立即使用點溫計測量對接試板離焊縫中心50mm處溫度，并將數(shù)據(jù)進行記錄。

6）待焊縫冷卻后測量對接試板的外形，并根據(jù)編號進行試板數(shù)據(jù)記錄。

7）檢測焊縫余高、焊縫蓋面寬度，并根據(jù)編號進行試板數(shù)據(jù)記錄。

8）待焊縫冷卻后，對試板進行超聲波檢測，檢測合格后對焊縫上下表面光焊，余留10mm有效厚度，光焊后進行磁粉檢測。

9）根據(jù)試驗條件及其焊接方案進行取樣，并進行相關力學性能試驗。

2.3 試驗類型與方法

（1）金相組織 按ISO 17639：2003《金屬焊接接頭的破壞性試驗-焊縫的宏觀和微觀試驗》執(zhí)行，對樣件進行宏觀金相試驗，其金相試樣如圖2所示。采用20%硝酸酒精水溶液作為腐蝕劑并通過光學顯微鏡和相機進行拍照。

圖2 金相試樣結

（2）硬度測試 按ISO 9015-2：2011《金屬材料破壞性試驗-硬度試驗第二部分：弧焊接頭的顯微硬度試驗》執(zhí)行，加載載荷為9.8N，每個硬度點間距為1mm，測試區(qū)域包括母材、熱影響區(qū)及焊縫金屬。本項目中板材厚度＞6mm，測量位置選取距上下板面各1mm以及厚度中間的位置。

（3）拉伸試驗 按ISO 4136：2011《金屬材料焊縫的破壞性試驗-橫向拉伸試驗》執(zhí)行，對樣件進行拉伸試驗，用于評價母材及焊接接頭的強度和塑性。

（4）彎曲試驗 按ISO 5173：2009《金屬材料焊縫的破壞性試驗-彎曲試驗》執(zhí)行，彎曲角度為180°。彎曲試驗判定標準參見ISO 15614-2：2005，試樣在任何方向上都不應出現(xiàn)＞3mm的單條裂紋。試驗過程中出現(xiàn)在試樣角部的裂紋，可以在評估時忽略不計。

（5）沖擊試驗 沖擊試驗按GB/T 229—2007《金屬夏比擺錘沖擊試驗方法》執(zhí)行，試樣上預先制備符合國標的V型缺口，機械加工成形，試樣正中開一深2mm、45°V型缺口；缺口分別開在焊縫區(qū)及熱影響區(qū)，用于表征材料缺口敏感性（韌性），試驗溫度為－40℃。

3 試驗過程

（1）焊接參數(shù)調(diào)試及其試板焊接 根據(jù)試驗條件及試驗方案可知，采用機械手焊接對接試板，焊接時分別采用10～15kJ/cm、15～20kJ/cm、20～25kJ/cm的焊接熱輸入進行焊接。首先需要根據(jù)熱輸入進行編程，確定焊接參數(shù)。

焊接熱輸入由下式計算：

式中E——焊接熱輸入（kJ/cm）；

U——電弧電壓（V）；

I——焊接電流（A）；

v——焊接速度（cm/s）；

η——熱效率系數(shù)，氬弧焊取0.5，氣保焊取0.6～0.8，埋弧焊取0.8～0.9。

依據(jù)前面所述試驗條件及試驗方案，根據(jù)上述優(yōu)化的焊接參數(shù)對所有編號的試板，按照對應試驗條件及試驗方案進行焊接試驗。兩層兩道焊縫及背面焊縫形貌如圖3所示。

圖3 兩層兩道焊縫及背面焊縫形貌

（2）焊接參數(shù)及變形量 在不同焊接方案和不同焊接參數(shù)條件下，變形量控制有所差別，在不做反變形及剛性固定時產(chǎn)生的變形量較大；焊接2層變形量為4.5mm，焊接3層變形量為3mm，焊接4層變形量為6.5mm。由于12mm厚焊接試板焊接4層較難控制，余高較高，總焊接量較大，所以變形量最大。剛性固定對于焊接量較大的試板，無法完全控制；采用反變形可減少焊接量較大的試板變形尺寸。

（3）試板無損檢測 將所有焊接完的試板打磨后進行X射線檢測，結果均合格。

4 試驗結果及分析

4.1 焊接接頭的硬度結果

根據(jù)所有焊接試樣的硬度值統(tǒng)計分析可知，在焊接方案1、2條件下，16MnDR鋼在不同焊接熱輸入下的試樣各區(qū)域的母材表面硬度分布曲線如圖4所示。

由圖4可知，16MnDR鋼在不同焊接熱輸入下的試樣各區(qū)域的硬度分布差別不大，三種不同焊接熱輸入下硬度均符合標準要求（≤380HV），硬度最高值均在熱影響區(qū)，且熱影響區(qū)硬度值在熱輸入為10～15kJ/cm時最高。

根據(jù)不同焊接試樣的硬度值可知，在焊接方案3、4條件下，16MnDR鋼在不同焊接熱輸入下的試樣各區(qū)域的母材表面硬度分布曲線如圖5所示。

由圖5可知，16MnDR鋼在退火和不退火的焊接工藝下，不同焊接熱輸入下的試樣各區(qū)域的硬度分布均呈現(xiàn)出退火工藝的焊接母材表面硬度值小于不退火工藝，符合母材退火軟化（退火消除加工硬化和應力）后，硬度相應降低的情況。

圖4 不同焊接熱輸入下的試樣各區(qū)域的母材表面硬度分布曲線

圖5 不同焊接熱輸入下的試樣各區(qū)域的母材表面硬度分布曲線

4.2 焊接接頭力學性能

根據(jù)不同焊接接頭的拉伸試驗結果表明，根據(jù)GB/T 3531—2014《低溫壓力容器用鋼板》拉伸試驗抗拉強度為490～620MPa的要求，低熱輸入下（10～15kJ/cm）的退火工藝試板抗拉強度屬于不合格，其他試板拉伸試驗的平均抗拉強度在3種試驗條件下的焊接差異不大，均合格。

對應沒有采用退火工藝的熱輸入10～15kJ/cm試板的硬度均值大于采用退火工藝的硬度值，即退火后的試板相對較軟，從而導致退火后的試板抗拉強度減小，即低熱輸入下的焊接試板不宜進行退火處理。

根據(jù)焊接接頭的彎曲試驗結果表明，所有編號試板在180°彎曲角度下均滿足要求，未開裂。

根據(jù)16MnDR鋼在焊接方案1～4的焊接接頭的沖擊性能試驗結果可知，16MnDR鋼在不同焊接熱輸入下的焊縫和熱影響區(qū)的平均沖擊吸收能量分布曲線如圖6所示。

圖6 焊縫和熱影響區(qū)的平均沖擊吸收能量曲線

根據(jù)G B/T 3531—2014《低溫壓力容器用鋼板》規(guī)定，16MnDR鋼沖擊吸收能量≥47J，通過試驗結果可知，當焊接熱輸入為20～25kJ/cm時的試板沖擊吸收能量不合格，另外兩種焊接熱輸入的沖擊吸收能量合格。同時由圖6可知，16MnDR鋼在不同焊接熱輸入下的平均沖擊吸收能量不同，且焊縫和熱影響區(qū)的平均沖擊吸收能量均隨熱輸入的減少而增大，焊縫區(qū)的平均沖擊吸收能量在熱輸入為15～20kJ/cm時最高。

采用退火工藝的3種焊接熱輸入對應試板熱影響區(qū)的平均沖擊吸收能量，均小于沒有采用退火工藝的平均沖擊吸收能量；而對于焊縫區(qū)的平均沖擊吸收能量，3種焊接熱輸入下試板的平均沖擊吸收能量基本相同。

4.3 微觀金相組織

由圖7可知，不同焊接熱輸入下的焊接接頭微觀組織在母材區(qū)、熱影響區(qū)、焊縫區(qū)的金相組織基本相同，母材區(qū)的微觀組織主要包括鐵素體+呈帶狀分布的珠光體；熱影響區(qū)的微觀組織包括貝氏體+索氏體，沒有采用退火工藝的熱輸入20～25kJ/cm試板還包括鐵素體；焊縫區(qū)的微觀組織區(qū)域中白色先共析鐵素體沿柱狀晶分布，無碳貝氏體沿晶界向晶內(nèi)生長，晶內(nèi)為針狀鐵素體+粒狀貝氏體+珠光體，但是其晶粒大小和形態(tài)有所差異。焊接熱輸入為20～25kJ/cm的試板金相晶粒較大，而焊接熱輸入為10 ～15kJ/cm的試板金相晶粒較小。

圖7 焊接試板微觀金相組織

相同試驗條件及其焊接熱輸入下，采用退火工藝的3種焊接熱輸入試板金相組織和沒有采用退火工藝的3種焊接熱輸入試板金相組織基本相同，但是其晶粒大小和形態(tài)有所差異。退火工藝的3種焊接熱輸入試板金相晶粒，均小于對應沒有退火工藝的金相晶粒。

由焊接方案3的3種焊接熱輸入試板的微觀金相組織分析可知，20～25kJ/cm試板的熱影響區(qū)含有鐵素體，而針狀鐵素體具有良好的韌性[5]，即存在熱影響區(qū)熱輸入20～25kJ/cm試板的沖擊吸收能量大于熱輸入15～20kJ/cm試板的現(xiàn)象。由焊接方案4的3種焊接熱輸入試板的沖擊吸收能量可知，熱影響區(qū)的15～20kJ/cm試板沖擊吸收能量比10～15kJ/cm試板高。綜上試驗結果表明，沖擊吸收能量隨熱輸入的減少而增大。

5 結束語

通過對轉(zhuǎn)向架構架常用材料（16MnDR鋼）在不同焊接熱輸入下典型焊接接頭的微觀組織分析及力學性能測試，對比分析16MnDR鋼在不同焊接熱輸入下的接頭微觀組織、常規(guī)力學性能（彎曲、拉伸、沖擊、硬度），可以得到以下結論。

1）焊接過程中，焊接變形量和焊接熱輸入有關，焊接總熱輸入值越大，其焊接變形越大。

2）不同焊接熱輸入下，母材焊接接頭的拉伸性能滿足要求，低熱輸入下的退火工藝抗拉強度較低。

3）不同焊接熱輸入下硬度均滿足要求，焊接接頭硬度非熱處理時≤380HV，熱處理時≤320HV。

4）不同焊接熱輸入對焊接接頭的沖擊性能影響比較大，10～15kJ/cm焊接熱輸入焊縫和熱影響區(qū)的沖擊性能最??；退火后的沖擊性能在熱影響區(qū)均有所下降，其中20～25kJ/cm焊接熱輸入的沖擊性能下降超過60%，退火后的沖擊性能在焊縫區(qū)基本差別不大。

綜上所述，采用剛性固定、預留反變形的焊接方式在15～20kJ/cm焊接熱輸入下，針對標準常用材料12mm厚16MnDR鋼試板，所得焊接接頭的微觀組織及力學性能測試最優(yōu)。