張忠科，王小龍，王希靖，向 凱

（1.蘭州理工大學 有色金屬先進加工與再利用省部共建國家重點實驗室，蘭州730050；2.甘肅藍科石化高新裝備股份有限公司，蘭州730050）

0 前 言

目前國內(nèi)的許多機械制造企業(yè)對16Mn鋼小直徑圓管的焊接大都是通過手工焊接的方式來實現(xiàn)的[1]。但是手工操作具有不穩(wěn)定性，焊接過程中焊池通道容易燒穿或在仰焊位置形成根焊內(nèi)凹，坡口經(jīng)過打磨清理，焊道外觀成型存在超高、過窄、咬肉等缺陷，接頭強度和硬度受到影響，焊后存在著薄厚不均的情況[2]。同時利用手工焊的工作效率和工件的合格率都較低。

本研究利用TIG管道焊接機成功實現(xiàn)了16Mn鋼小直徑圓管的自動化焊接[3-4]，找到了自動化焊接的最佳工藝參數(shù)[5-6]。筆者分析了工藝參數(shù)對接頭組織和力學性能的影響[7-10]，以期能夠應用于該行業(yè)中來改善目前的手工焊所帶來的一些問題。

1 試驗方法及設備

試驗采用管壁厚度6 mm的16Mn鋼小直徑圓管，尺寸為φ57 mm×6 mm，表1為 16Mn鋼材料化學成分。

試驗所用的焊機是專門為小直徑圓管焊接設計的TIG管道焊接機，可以實現(xiàn)小直徑圓管的自動化焊接。焊絲選用φ1.2 mm的H0Cr20Ni10Ti實芯焊絲，焊前開60°～65°V形坡口，焊接電流90～120 A，填絲速度0.3～0.4 mm/min焊接速度為55 mm/min。

試驗按GB 4708—2000的規(guī)定來完成試件的制備，小直徑圓管焊接完成后截取所需試樣并進行機械拋光，然后用硝酸酒精進行腐蝕，腐蝕后分別利用MeF3大型光學顯微鏡下觀察分析焊接參數(shù)的變化對焊接接頭組織及晶粒大小的影響。并利用島津AG－10TA程控萬能材料實驗機通過拉伸試驗和三點彎曲試驗對接頭進行力學性能測試，拉伸試驗按GB/T 228規(guī)定的試驗方法測定焊接接頭的抗拉強度。拉伸試樣尺寸如圖1所示，彎曲試驗尺寸見表2。彎曲試驗按GB/T 232規(guī)定的試驗方法測定焊接接頭的完好性和塑性。6 mm厚16Mn鋼小直徑圓管焊接工藝參數(shù)見表3。

表1 16Mn鋼的化學成分%

圖1 焊接接頭拉伸試樣

表2 彎曲試驗尺寸

表3 6 mm厚16Mn鋼小管徑圓管工藝參數(shù)

2 試驗結果及分析

2.1 焊接電流對焊縫組織的影響

圖2～圖4是16Mn低合金鋼在不同電流下的焊接接頭組織金相照片。焊縫金屬熔化焊時，經(jīng)歷了重新熔化、結晶凝固和A轉變過程，其組織特征呈現(xiàn)出一次結晶的鑄態(tài)組織粗大樹枝晶狀的特點，在冷卻速度較快情況下，鐵素體從晶界出發(fā)，與基體金屬保持一定位向關系，向晶內(nèi)生長，構成魏氏組織形態(tài)（見圖2（a），圖3 （a）和圖4（a））。在由液態(tài)向固態(tài)過渡的熔合區(qū)內(nèi)，可觀察到鑄態(tài)組織與晶粒粗大的過熱組織混合 （見圖 2（b），圖 2（c），圖 3（b），圖 3 （c），圖 4 （b）和圖4（c）），然而3組焊接試驗得到的正火區(qū)晶粒明顯細小、 均勻（見圖 2 （d），圖 3（d）和圖 4（d））。 分別對比圖2和圖3的焊縫區(qū)、熔合區(qū)、過熱區(qū)和正火區(qū)4個區(qū)域，可見，隨著焊接電流由小到大變化時，同一特征區(qū)域的晶粒趨于細化，但是通過對比圖2、圖3與圖4可以觀察到，焊接電流為120 A和110 A的焊件的熔合區(qū)的鐵素體和珠光體晶粒均比焊接電流為90 A的粗大 （見圖3（b）和4（b）），由于鐵素體晶粒越細小，其力學性能越好，粒狀珠光體的機械性能較片狀珠光體優(yōu)良；焊接電流為120 A和110 A的焊件的過熱區(qū)組織中出現(xiàn)大塊鐵珠光體晶粒，并且魏氏體組織過多，這是由于在焊速一定的情況下，焊接電流大時，焊接線能量大，冷卻速度較小，先共析鐵素體以塊狀析出，魏氏組織鐵素體片變厚 （見圖3 （c）和圖4（c）），并且在 120 A 的焊接電流的情況下，焊件的接頭組織有缺陷。由此可以得知，在3種電流中，焊接電流為90 A的焊件的接頭接顯微組織最優(yōu)。

圖2 電流為90 A焊接后的焊接接頭組織

圖3 電流為110 A焊接后焊接接頭組織

2.2 組對間隙對接頭組織的影響

先對不同的組對間隙焊成的試件的焊接接頭熱影響區(qū)中的組織變化進行分析，并且跟鐵－碳相圖作比較。不完全相變區(qū)金相組織形貌如圖5所示，正火區(qū)金相組織形貌如圖6所示。

由圖5可以看出，整個組織由未發(fā)生轉變的鐵素體和經(jīng)部分相變后形成的細小鐵素體和珠光體組成，結合鐵－碳相圖可以推斷出，此處的加熱溫度在Ac1～Ac3之間，即 700～900℃。在焊接過程中，當溫度超過Ac1時，珠光體先轉變?yōu)閵W氏體；溫度進一步升高時，部分鐵素體逐步溶解于奧氏體中，溫度越高，溶解的越多，直至Ac3時，鐵素體將全部溶解在奧氏體中，焊后冷卻時又從奧氏體中析出細小的鐵素體，一直冷卻到Ar1時，殘余的奧氏體就轉變?yōu)楣参鼋M織－珠光體。由此可以看出，此區(qū)域只有一部分組織發(fā)生了相變重結晶過程，而始終未熔入奧氏體的鐵素體，在加熱過程中長大，變成較粗大的鐵素體組織，所以該區(qū)域的金屬組織不是均勻的，晶粒也大小不一，一部分是經(jīng)過重結晶的晶粒細小的鐵素體和珠光體，另一部分是粗大的鐵素體。由于該區(qū)域組織的不均勻性，決定了機械性能的各處不同。由于針狀鐵素體的力學性能較大塊狀和側板條鐵素體的好，結合圖5可以得出：組對間隙為1.0 mm的組織中針狀鐵素體分布較多，其機械性能也就相對較好。

圖4 電流為120 A焊接后的焊接接頭組織

圖5 不完全相變區(qū)金相組織形貌

圖6 正火區(qū)金相組織形貌

圖6中的金相組織由均勻細小的鐵素體和珠光體組織構成，結合鐵－碳相圖可以推斷：此處的加熱溫度范圍為Ac3～Tks（Tks為晶粒開始急劇粗化的溫度），即此區(qū)域加熱溫度為Ac3～1 100℃，在加熱過程中，鐵素體和珠光體全部轉變?yōu)閵W氏體，產(chǎn)生了金屬的重結晶現(xiàn)象。由于加熱溫度稍高于Ac3，奧氏體晶粒尚未長大，冷卻后將獲得均勻而細小的鐵素體和珠光體，相當于熱處理時的正火組織，故又稱為正火區(qū)或相變重結晶區(qū)。該區(qū)的組織比退火狀態(tài)的母材組織細小。由圖6可以得知，組對間隙為1.0 mm時鐵素體組織更加細小，力學性能更加良好。

圖7為過熱區(qū)金相組織形貌，該區(qū)域中較大的針狀鐵素體－魏氏體組織和珠光體組織。結合鐵－碳相圖可知加熱溫度在Tks～Tm（Tm為熔點）之間，奧氏體晶粒劇烈長大。該區(qū)域的加熱溫度范圍為1 100～1 350℃，由于受熱溫度較高，使奧氏體晶粒發(fā)生嚴重的長大現(xiàn)象，冷卻后得到晶粒粗大的過熱組織，故稱為過熱區(qū)。此區(qū)域的塑性和韌性最差，并且導熱條件不是很好，這種情況下形成了部分魏氏體組織。通過對金相組織的觀察分析發(fā)現(xiàn)，組對間隙為1.0 mm時得到的焊縫，其過熱區(qū)的寬度要比組對間隙1.5 mm的窄，由于過熱區(qū)是焊接熱影響區(qū)中性能最差的區(qū)域，其晶粒粗大，力學性能較差，塑性下降較大，呈脆性。要想提高焊接接頭的性能，就要盡量獲得較窄的過熱區(qū)，另外，焊接結構失效多發(fā)生在過熱區(qū)，這說明組對間隙為1.0 mm的焊接接頭比組對間隙為1.5 mm的焊接接頭在過熱區(qū)發(fā)生結構破壞的可能性小，因此間隙為1.0 mm的焊接接頭的性能優(yōu)于組對間隙為1.5 mm。

圖7 過熱區(qū)金相組織形貌

圖8 熔合區(qū)金相組織形貌

圖8為熔合區(qū)金相組織形貌。該區(qū)域晶粒粗大，組織不太均勻，由很難分辨清的魏氏體組織和珠光體組織構成。該區(qū)域對于焊接接頭的強度和塑性都有很大影響，在多數(shù)情況下，該區(qū)域是產(chǎn)生裂紋或局部脆性破壞的發(fā)源地。焊接時，該區(qū)域的金屬處于局部熔化狀態(tài)，加熱溫度在固液相溫度區(qū)間，在一般的焊接條件下，此區(qū)域有2～3個晶粒的寬度，即使在顯微鏡下也難以辨認。

2.3 焊接接頭力學性能測試結果及分析

圖9為拉伸試樣斷裂照片。從圖9可以看出，兩組焊接參數(shù)下得到的拉伸試件均斷裂于母材，而未在焊縫處斷裂，可見無論組對間隙是1.0 mm還是1.5 mm，焊接工藝均能達到生產(chǎn)要求。

在拉伸試驗中，組對間隙為1.0 mm的試樣的抗拉強度為551.5 MPa，延伸率為36%；組對間隙為1.5 mm時，抗拉強度為426.5 MPa，延伸率為23%。組對間隙為1.0 mm的抗拉強度高于組對間隙為1.5 mm的，并且組對間隙1.0 mm的拉伸試件的延伸率也比組對間隙1.5 mm的好。

試樣彎曲到規(guī)定的角度后，其拉伸面上沿任何方向不得有單條長度大于3 mm的裂紋或者缺陷，試樣的棱角開裂一般不計，但是由夾渣或其他焊接缺陷引起的棱角開裂長度應該計入在內(nèi)。焊縫彎曲試驗結果如圖10所示，即在彎曲角度達到180°時，均未出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象，并且試樣表面沒有裂紋，這說明在這兩個參數(shù)下焊縫均具有較好的韌性，均可達到應用所需的要求。

圖9 拉伸試樣斷裂照片

圖10 焊縫彎曲試驗結果

3 結 論

（1）用TIG管道自動焊接機可以實現(xiàn)16 Mn鋼小直徑圓管的焊接，在適當?shù)墓に噮?shù)下可以得到整潔美觀，無變形焊接接頭。

（2）16 Mn鋼小管徑薄壁圓管焊接過程中組對間隙對接頭塑性影響較大，焊接電流對抗拉強度影響較大。

（3）焊接接頭的熔合區(qū)組織較粗大，隨著焊接電流的增大，熔合區(qū)內(nèi)的條狀鐵素體組織增多，使得接頭性能變差，是焊接接頭的薄弱環(huán)節(jié)。

（4）16 Mn鋼小管徑圓管的最優(yōu)工藝參數(shù)：焊接電流為90 A，組對間隙為1.0 mm。

［1］吳立斌.管道焊接技術的發(fā)展及對未來的展望［J］.電焊機，2004，34（05）：138-142.

［2］李鵬寧，王智平，朱根榮，等.斷弧焊在小管徑焊接中的應用［J］.新技術新工藝，2011，31（02）：72-73.

［3］任小民，李建國.小直徑管子熔化對接焊的方案研究［J］.礦山機械，2004（03）：97-98

［4］鄒勇，梁亞軍，薛龍，等.焊接機器人管道全自動打底焊研究［J］.電焊機，2008，38（08）：48-50.

［5］孫樹山，楊利娜，秦增偉，等.L245NB+316L小管徑復合鋼管焊接工藝研究［J］. 金屬加工，2009，59（14）：43-45.

［6］唐識，王海東.脈沖TIG自動焊工藝在核工程中的應用［J］.電焊機，2010，40（04）：11-17.

［7］吳軍.T92鋼管焊接接頭組織和性能研究［D］.山東：山東大學，2008.

［8］閆霞，屈金山.高溫下16Mn鋼雙絲自動埋弧焊接頭性能分析［J］.電焊機，2010，40（01）：86-89.

［9］刑淑清，陳重毅.60 mm厚16Mn特厚板焊接接頭組織及力學性能研究［J］.熱加工工藝，2009，38（19）：21-27.

［10］FU Yuming，CHAI Xuan，ZHENG Lijuan，et al.Pulse Discharge Strengthening of 16Mn Welded Joint and Mechanical Performance［J］.New and advanced Materials，2011，197（01）：1460-1463.