大厚度DH36高強(qiáng)海工鋼GMAW+SAW 焊接接頭的微結(jié)構(gòu)與力學(xué)性能

那雪冬,雷承志,羅 偉

(1.南通泰勝藍(lán)島海洋工程有限公司,江蘇 啟東 311305；2.浙江大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,浙江 杭州 310027)

1 前 言

海洋資源開發(fā)是我國資源可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略依托[1]。近年來,海洋資源開發(fā)重點(diǎn)已由近海向深遠(yuǎn)海轉(zhuǎn)移,所需海洋工程結(jié)構(gòu)用鋼(海工鋼)的強(qiáng)度越來越高,厚度越來越大。海洋平臺、海上風(fēng)電承載基礎(chǔ)等大型海工裝備是典型的焊接結(jié)構(gòu),因此,大厚度高強(qiáng)海工鋼高效優(yōu)質(zhì)焊接制造技術(shù)的研發(fā)顯得尤為重要。目前國內(nèi)外對高強(qiáng)海工鋼焊接已有較廣泛的實(shí)踐與應(yīng)用,中厚板主要焊接方法有SAW、氣電立焊和窄間隙焊[2-4],氣電立焊和窄間隙焊因其高效率,對于厚板焊接有優(yōu)勢,但因其對焊接裝備和/或焊接位置有特殊要求,因而應(yīng)用受到很大制約,在實(shí)際焊接生產(chǎn)中遠(yuǎn)不及SAW 應(yīng)用廣泛。為了進(jìn)一步提升SAW 的生產(chǎn)效率,雙絲或三絲四絲SAW,以及大熱輸入埋弧焊就應(yīng)運(yùn)而生[4-6]。

海工裝備長期受到海水侵蝕,耐蝕性尤為重要[7]。355 MPa級高強(qiáng)海工鋼DH36耐蝕性好,在海洋工程中應(yīng)用非常廣泛[8-9],如海上風(fēng)電承載結(jié)構(gòu)的導(dǎo)管架、管樁、塔筒等,都是由DH36(包括Z25和Z35)構(gòu)成的焊接結(jié)構(gòu)。從材料焊接性分析,DH36熔化焊焊接性良好,但大厚板焊接時,焊接拘束度大,勢必導(dǎo)致很大的焊接應(yīng)力,大大增加焊接難度。大厚度板對接焊時,傳統(tǒng)采用多層多道SAW 焊,鈍邊2～4 mm 的對稱或不對稱雙Y 型坡口,焊接2～3道后需對背面碳弧氣刨清根后再焊接,焊接效率較低,焊縫也容易出現(xiàn)夾渣、裂紋等缺陷。另外,為減弱甚至消除焊接殘余應(yīng)力的不利影響,焊后通常得進(jìn)行后熱處理[10-11],勢必增加大型結(jié)構(gòu)的制造技術(shù)難度,制造周期和成本也會大幅增加。CO2GMAW 具有成本低、焊接效率高等優(yōu)點(diǎn),應(yīng)用較廣泛[12-13]。本研究對60 mm 厚DH36-Z35高強(qiáng)海工鋼進(jìn)行CO2GMAW+SAW 半自動、自動組合焊,重點(diǎn)研究焊后熱處理對焊接接頭組織和力學(xué)性能的影響,旨在為研發(fā)高效焊接制造技術(shù)提供理論支撐。

2 實(shí)驗(yàn)方法

2.1 實(shí)驗(yàn)材料

所用母材為舞鋼DH36-Z35,厚度60 mm,正火態(tài),屈服強(qiáng)度ReH438 MPa,抗拉強(qiáng)度Rm533 MPa,斷后伸長率A 28.5%,其主要化學(xué)成分為(wt%):0.07C,0.23Si,1.51Mn,0.04Cr,0.01Ni,0.03Cu,0.003Ti,0.002V,0.017P,0.0042S,余量Fe。焊接時采用半自動CO2GMAW+自動SAW 組合焊,GMAG焊絲為Φ1.2 mm 大西洋CHW50C6SM,其主要化學(xué)成分為(wt%):0.073C,0.87Si,1.48Mn,0.013Cr,0.015Ni,0.035Cu,0.003Al,0.013Mo,0.002Ti+Zr,0.003V,0.009P,0.014S,余量Fe；SAW 焊劑為大西洋CHF101,焊絲為Φ4.0 mm 大西洋CHW-S3,其主要化學(xué)成分為(wt%):0.096C,0.046Si,1.48Mn,0.048Cr,0.037Ni,0.040Cu,0.005Al,0.003Mo,0.014P,0.011S,余量Fe。

2.2 焊接工藝及試驗(yàn)設(shè)備

焊接試板為標(biāo)準(zhǔn)試板,長×寬為600 mm×190 mm,對接接頭,帶鈍邊非對稱X 坡口(見圖1)。焊接為雙面多層多道平焊,無預(yù)熱CO2GMAW 打底,SAW 中間及蓋面,層間溫度60～200 ℃。四副焊接試板(編號1～4)采用BZ-WPS-1焊接工藝+分別后熱80 ℃-1 h、200 ℃-1 h、350 ℃-1 h 和 無 后 熱BZWPS-2焊接工藝(焊接電流900A)焊接,直流反接,焊接規(guī)范參數(shù)見表1～2。

圖1 焊接試板焊接坡口圖Fig.1 Welding groove diagram

表1 BZ-WPS-1焊接工藝參數(shù)Table 1 Welding parameters of BZ-WPS-1

表2 BZ-WPS-2焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding parameters of BZ-WPS-2

焊接接頭力學(xué)性能測試取樣位置及其尺寸參照NB/T 47014ˉ2011“承壓設(shè)備焊接工藝評定”進(jìn)行,分別按照GB/T 228.1ˉ2010“金屬材料拉伸試驗(yàn)第一部分”、GB/T 2653ˉ2008“焊接接頭彎曲試驗(yàn)方法”和GB/T 229ˉ2020“金屬材料夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法”進(jìn)行試樣拉伸、彎曲和低溫沖擊試驗(yàn)。為研究大厚板多層多道焊的不同層(道)的力學(xué)性能,在板厚度方向等厚取7個拉伸試樣,編號-1～-7,其中-4為試板厚度的中間位置；除標(biāo)準(zhǔn)試樣外,還設(shè)計了對上下表面不進(jìn)行任何焊后處理的原始焊接狀態(tài)的彎曲試樣,試驗(yàn)條件按相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的條件以及更為苛刻的條件進(jìn)行兩級試驗(yàn)。拉伸、彎曲和沖擊試驗(yàn)分別采用SANS CHT4106和WE-30液壓式萬能試驗(yàn)機(jī)以及SANSZBC2302-3金屬擺錘沖擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行。

通過光學(xué)顯微鏡OM(Reichert MeF-3)和掃描電鏡SEM(Hitachi S-3400N)對焊接接頭微觀組織結(jié)構(gòu)及力學(xué)性能試樣斷口進(jìn)行觀察與分析。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 焊接接頭力學(xué)性能及顯微組織觀察

力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果見表3～5。拉伸試驗(yàn)時斷裂部位皆位于HAZ,說明HAZ 為焊接接頭的薄弱區(qū)域。由表3～5數(shù)據(jù)分析可知,所有焊接接頭的ReH和Rm平均值都不低于正火態(tài)母材,說明焊接并未導(dǎo)致材料軟化,且Rm、ˉ20 ℃沖擊吸收功KV2和彎曲試驗(yàn)結(jié)果都高于NB/T 47014ˉ2011規(guī)定值,說明本研究所選焊接填充材料合理,焊接工藝正確,可滿足產(chǎn)品制造要求。另外,焊后后熱處理對焊接接頭力學(xué)性能的影響很小,采用BZ-WPS-2焊接工藝無后熱處理的焊接接頭(試板4)強(qiáng)度和沖擊韌性最高,ReH和Rm平均值分別為458 MPa和575 MPa,焊縫和HAZ沖擊韌性平均值分別為84.5 J和153 J。采用BZ-WPS-1焊接工藝,后熱350 ℃的焊接接頭(試板3)ReH最低(442 MPa)；后熱200 ℃(試板2)的Rm和沖擊韌性最低,Rm平均值為533 MPa,焊縫和HAZ沖擊韌性平均值分別為46 J和140.5 J；后熱80 ℃(試板1)的塑性最好(A 為23.6%),而試板2 的塑性最差(A 為22.6%)。從數(shù)據(jù)平均值分析,試板4的綜合力學(xué)性能最好,其強(qiáng)度和沖擊韌性最高,盡管塑性不是最好,但彎曲試驗(yàn)合格,而試板2的綜合力學(xué)性能最低。力學(xué)性能試驗(yàn)表明本研究涉及的60 mm 厚DH36-Z35鋼板對接焊接,采用BZ-WPS-2焊接工藝(無后熱處理)得到的焊接接頭綜合力學(xué)性能優(yōu)于采用BZ-WPS-1焊接工藝(分別后熱80℃-1 h、200℃-1 h和350℃-1 h),因此,可以取消焊接后的后熱處理,以簡化焊接制造流程提高焊接生產(chǎn)效率和降低生產(chǎn)成本。關(guān)于焊接殘余應(yīng)力對焊接接頭承載能力的影響,還有待進(jìn)一步的研究。另外,從表3數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)中間或近中間層(道)強(qiáng)度最低,而表面層(道)最高,因此,大厚板焊接時,第一層(道)焊接非常重要,在實(shí)際工程焊接制造中必須引起足夠的重視。

表3 焊接試板拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 3 Results of tensile test

表4 焊接試板彎曲試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 4 Results of bending test

表5 試板沖擊試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 5 Impact test results

采用光學(xué)顯微鏡觀察到的焊縫橫截面組織如圖2所示,為典型的枝晶組織,由鐵素體和少量珠光體構(gòu)成。比較發(fā)現(xiàn),所有焊縫組織差異不大,試板3的焊縫組織最為細(xì)小,表明焊接后熱處理因?yàn)闇囟炔桓?最高350 ℃),對組織的影響很小,焊縫組織的SEM 觀察分析證實(shí)了這一分析(見圖3)。HAZ橫截面組織如圖4所示,為鐵素體和珠光體構(gòu)成的等軸晶組織(黑色部分為珠光體,分布在灰色區(qū)域即鐵素體的晶界處)。通過比較發(fā)現(xiàn),試板3組織最為細(xì)小,而試板1組織最為粗大,表明焊接后熱處理可以細(xì)化HAZ 組織,SEM 觀察分析結(jié)果與上述結(jié)論一致(見圖5)。另外,試板4 HAZ組織中的珠光體數(shù)量更多,表明大電流焊接促進(jìn)珠光體的析出。更精細(xì)的組織觀察分析還有待于進(jìn)一步的電子背散射衍射(EBSD)檢測分析。

圖2 焊縫組織 (a)試板1；(b)試板2；(c)試板3；(d)試板4Fig.2 Morphologies of weld of welding test plates (a)1#；(b)2#；(c)3#；(d)4#

圖3 焊縫組織SEM 照片 (a)試板2；(b)試板3Fig.3 SEM images of weld of welding test plates (a)2#；(b)3#

圖4 由光學(xué)顯微鏡觀察到的焊接HAZ組織 (a)試板1；(b)試板2；(c)試板3；(d)試板4Fig.4 Morphologies of HAZ of welding test plates (a)1#；(b)2#；(c)3#；(d)4#

圖5 焊接HAZ組織的SEM 照片 (a)試板1；(b)試板3Fig.5 SEM images of HAZ of welding test plates (a)1#；(b)3#

3.2 焊接接頭低溫沖擊斷口形貌

焊接接頭低溫沖擊斷口SEM 形貌見圖6和圖7。由圖6可知,試板1～3焊縫低溫沖擊斷口出現(xiàn)韌性斷裂的韌窩,但呈現(xiàn)解理斷裂特征,因而斷裂方式為混合斷裂；試板4斷口韌窩特征很明顯,為典型的韌性斷裂。斷口分析和前述低溫沖擊試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)相對應(yīng),即試板1和2焊縫低溫沖擊吸收功相當(dāng),數(shù)值最低,試板3焊縫低溫韌性中等,而試板4焊縫低溫韌性最好,沖擊吸收功數(shù)值最高。由圖7 可以發(fā)現(xiàn),試板1 的HAZ斷口幾乎無韌窩,為典型的解理斷裂,因此其沖擊吸收功數(shù)值最??；試板2和3的HAZ 斷口韌窩逐漸增多,為解理斷裂和韌性斷裂的混合斷裂,解理斷裂占主導(dǎo)；試板4的HAZ斷口韌窩特征明顯,盡管其韌窩大小不一,但屬于典型的韌性斷裂,韌性好。斷口形貌觀察分析所得結(jié)論與沖擊試驗(yàn)結(jié)果一致,同時顯示350 ℃及以下溫度1h的焊接后熱處理,對低溫沖擊韌性有一定程度的不利影響。焊后熱處理對焊接接頭微觀組織及力學(xué)性能的影響機(jī)制,尚待開展進(jìn)一步研究。

圖6 焊縫低溫沖擊斷口SEM 照片 (a)試板1；(b)試板2；(c)試板3；(d)試板4Fig.6 SEM images of impact fracture for weld of welding test plates (a)1#；(b)2#；(c)3#；(d)4#

圖7 HAZ低溫沖擊斷口SEM 照片 (a)試板1；(b)試板2；(c)試板3；(d)試板4Fig.7 SEM images of impact fracture for HAZ of welding test plates (a)1#；(b)2#；(c)3#；(d)4#

4 結(jié) 論

1.正火態(tài)60 mm 厚DH36-Z35鋼板對接平焊,采用帶鈍邊非對稱X 坡口,半自動CO2GMAW+自動SAW 組合焊,GMAW 焊絲為CHW50C6SM,SAW 焊劑為CHF101,焊絲為CHW-S3,焊接接頭未發(fā)現(xiàn)軟化現(xiàn)象,力學(xué)性能滿足NB/T 47014ˉ2011要求。

2.350 ℃及以下溫度1h的焊接后熱處理可細(xì)化HAZ組織,但對焊縫組織的影響很??；對焊接接頭強(qiáng)度和低溫沖擊韌性有一定程度的不利影響。3.大厚板焊接時,無預(yù)熱CO2GMAW 焊打底層是焊接接頭力學(xué)性能的薄弱層,對此必須引起足夠的重視。