郭 衛(wèi)，孔德軍,2，王文昌

(1 常州大學 機械工程學院,江蘇 常州 213164;2 常州大學 江蘇省材料表面科學與技術重點實驗室,江蘇 常州 213164; 3 常州大學 石油化工學院,江蘇 常州 213164)

?

激光熱處理對1Cr5Mo鋼焊接接頭組織結構的影響

郭 衛(wèi)1，孔德軍1,2，王文昌3

(1 常州大學 機械工程學院,江蘇 常州 213164;2 常州大學 江蘇省材料表面科學與技術重點實驗室,江蘇 常州 213164; 3 常州大學 石油化工學院,江蘇 常州 213164)

利用CO2激光對1Cr5Mo耐熱鋼焊接接頭進行表面熱處理，通過4XC型光學顯微鏡對激光熱處理前后焊接接頭各區(qū)顯微組織和晶粒度等級進行分析，并采用X射線應力儀測定激光熱處理前后焊接接頭殘余應力和殘余奧氏體的分布規(guī)律。結果表明：經(jīng)激光熱處理后1Cr5Mo耐熱鋼焊接接頭表面晶粒發(fā)生細化，焊縫區(qū)、熔合區(qū)、過熱區(qū)和正火區(qū)晶粒等級由9級、9.8級、8級和10.7級提升至10級、10.2級、8.5級和11級，組織結構薄弱區(qū)域由過熱區(qū)、焊縫區(qū)和熔合區(qū)減少為過熱區(qū)，均勻性得到了明顯改善；激光熱處理消除了焊接接頭表面殘余拉應力，形成了深度約為0.28mm的殘余壓應力層，殘余奧氏體含量有所提高，分布更均勻，有利于改善其力學性能。

激光熱處理；1Cr5Mo耐熱鋼；焊接接頭；顯微組織；殘余應力

1Cr5Mo耐熱鋼屬于中合金耐熱鋼，具有良好的抗氧化性、抗氫蝕性和熱強性，工作溫度可達600℃，廣泛地應用于再熱蒸氣管、石油裂解管和高壓加氫設備等領域[1-4]。1Cr5Mo管道一般采用手工鎢極氬弧焊和焊條電弧焊接工藝，由于1Cr5Mo鋼的焊接性較差，其焊接組織結構成為管道最薄弱的環(huán)節(jié)，因此，焊接接頭是影響耐熱鋼管道壽命的關鍵因素之一。為了保證耐熱鋼管在高溫、高壓和各種介質中穩(wěn)定運行，需要對其焊接接頭進行表面改性處理。常用的方法主要有焊后熱處理、噴丸、超聲波和爆炸法等方法[5-8]。郝亞鑫等[5]分析了焊后熱處理對析出相尺寸與分布的影響，為焊接工藝參數(shù)提供實驗數(shù)據(jù)。李東等[6]利用高能噴丸技術在焊接接頭表面制備了納米晶層，分析了其對焊接接頭抗應力腐蝕性能的影響機理。王桂陽等[7]分析了超聲沖擊處理改善焊接接頭疲勞性能的方法，并對超聲沖擊表面納米化技術的應用前景進行展望。劉凱欣等[8]利用有限元法模擬了焊接接頭殘余應力消除過程，對爆炸前后焊接接頭的殘余應力進行定量比較，并對降低殘余應力的原理進行了探討。由于實際應用中結構的復雜性，上述表面改性處理方法的效果并不夠理想。激光熱處理可以精確地滿足工件局部部位的特殊要求，包括對形狀復雜的零件和不能用其他常規(guī)方法處理的零件的處理[9-11]。目前，有關激光熱處理改善焊接接頭耐腐蝕和疲勞性能的研究已有不少報道[12,13]，而關于激光熱處理對耐熱鋼焊接接頭微觀組織影響的研究報道較少。本工作采用CO2激光對1Cr5Mo耐熱鋼焊接接頭進行表面改性處理，通過光學顯微鏡對激光熱處理前后焊接接頭各區(qū)顯微組織和晶粒度等級進行分析，并采用X射線應力儀測試激光熱處理前后焊接接頭殘余應力和殘余奧氏體，為激光熱處理在耐熱鋼焊接接頭表面改性處理中的應用提供實驗基礎。

1 實驗材料與方法

實驗材料為1Cr5Mo耐熱鋼，其化學成分(質量分數(shù)/%)：C 0.15，Si 0.50，Mn 0.60，Cr 4.0～6.0，Mo 0.45～0.60，Ni 0.60，P 0.03，S 0.02，其余為Fe。為保證接頭與母材具有相同的高溫蠕變強度和抗氧化性，采用Cr，Mo含量與母材相當?shù)暮附z。焊接工藝：采用X型坡口，雙面焊接，工藝參數(shù)如表1所示。采用φ2.5mm的H11Cr5Mo焊絲(表2)氬弧焊打底，φ3.2mm的R507焊條(表3)進行手工焊蓋面。試樣焊縫在GLS-IB型CO2激光器上進行激光熱處理，工藝參數(shù)：光斑直徑為5mm，功率為1.2kW，掃描速率為500mm/min。顯微組織和晶粒度等級評定在4XC系列光學顯微鏡上觀察，殘余應力和殘余奧氏體在X350-A型X射線應力測試儀上分析，工藝參數(shù)：傾斜角Ψ分別為0°，25°，35°和45°，馬氏體和奧氏體起始角分別為169°和134°，終止角分別為142°和123°，掃描步距分別為0.2°和0.1°，應力常數(shù)為-318，起始角度為165°和148°，掃描速率為2.0(°)/min。

表1 焊接工藝參數(shù)Table 1 Technological parameters of welding

表2 H11Cr5Mo焊絲化學成分(質量分數(shù)/%)Table 2 Chemical composition of H11Cr5Mo welding wire (mass fraction/%)

表3 R507焊條化學成分(質量分數(shù)/%)Table 3 Chemical composition of R507 welding electrode (mass fraction/%)

2 結果與分析

2.1 顯微組織

圖1為激光熱處理前后試樣表面和截面顯微組織形貌。原始試樣與激光熱處理試樣表面和截面均由焊縫區(qū)(A，A′)、熔合區(qū)(B，B′)、過熱區(qū)(C，C′)、正火區(qū)(D，D′)和母材(E，E′)組成，表面顯微組織如圖1(a)，(c)所示，焊接接頭截面顯微組織如圖1(b)，(d)所示，這說明激光熱處理沒有改變由于局部加熱熔化和輸入熱源所形成的接頭相區(qū)的分布形態(tài)。

圖2為焊接接頭原始顯微組織。圖2(a)為原始試樣焊縫區(qū)與熔合區(qū)的顯微組織，焊縫區(qū)晶粒分布不均勻，與圖2(c)中母材相比，其晶粒尺寸較大，這說明原始試樣焊縫區(qū)組織結構性能低于母材。熔合區(qū)是焊縫區(qū)到熱影響區(qū)的過渡區(qū)域，是一個不完全融化區(qū)，晶粒較大，尺寸分布也不均勻，靠近過熱區(qū)附近的尺寸明顯增大，如圖2(a)，(b)所示。過熱區(qū)的晶粒粗大、疏松，如圖2(b)，(c)所示，這是由于熱影響區(qū)溫度達1100℃以上，形成過熱效應，晶粒異常長大，力學性能較差。過熱區(qū)與母材交界處為正火區(qū)，晶粒較小，如圖2(c)，(d)所示，這是由于焊接熱循環(huán)對這部分區(qū)域影響相當于正火工藝，冷卻后組織略小于母材，該區(qū)域材料性能較好。

圖1 激光熱處理前后試樣表面與截面顯微組織 (a)原始表面;(b)原始截面;(c)激光熱處理后表面;(d)激光熱處理后截面Fig.1 Microstructures of samples surface and section before and after LHT (a)original surface;(b)original section;(c)surface after LHT;(d)section after LHT

圖3為激光熱處理后試樣接頭顯微組織。經(jīng)激光熱處理后焊縫區(qū)晶粒產(chǎn)生細化現(xiàn)象，其尺寸小于原始試樣焊縫區(qū)，如圖3(a)所示。晶粒尺寸變小，相界面積增大，晶面結合力增加，導致強度增加，這說明激光熱處理可以改善焊縫區(qū)的力學性能。熔合區(qū)組織與原始試樣熔合區(qū)相比，尺寸分布不均現(xiàn)象有所緩解，如圖3(a)，(b)所示。過熱區(qū)晶粒尺寸呈現(xiàn)離焊縫越近而越大的特點，但其尺寸小于原始試樣過熱區(qū)，如圖3(b)，(c)所示。正火區(qū)組織晶粒更加細化致密，如圖3(c)，(d)所示。這表明激光熱處理細化了晶粒組織，尺寸分布更加均勻，有利于改善焊接接頭的力學性能。

圖3 激光熱處理后焊接接頭顯微組織 (a)焊縫區(qū)與熔合區(qū)熔合線;(b)熔合區(qū)與過熱區(qū)熔合線; (c)過熱區(qū)與正火區(qū)熔合線;(d)正火區(qū)與母材熔合線Fig.3 Microstructures of welded joint after LHT (a)fusion line between welded zone and fusion zone(b)fusion line between fusion zone and overheated zone;(c)fusion line between overheated zone and normalized zone;(d)fusion line between normalized zone and base metal

2.2 晶粒度

采用金屬平均晶粒度評定方法對焊接接頭各區(qū)域顯微形貌進行評定，用面積法得出各區(qū)域的晶粒度等級，圖4為原始狀態(tài)焊接接頭焊縫區(qū)、熔合區(qū)、過熱區(qū)、正火區(qū)和母材晶粒度分析結果。原始試樣焊縫區(qū)晶粒粗大且疏松，晶粒度等級為9級(圖4(a))。熔合區(qū)晶粒較為疏松，晶粒度等級為9.8級(圖4(b))。過熱區(qū)晶粒尺寸大于焊縫區(qū)，且分布不均勻，晶粒度等級為8級(圖4(c))。正火區(qū)晶粒分布均勻致密，晶粒度等級為10.7級(圖4(d))。母材晶粒分布均勻致密，晶粒度等級為10級(圖4(e))。原始狀態(tài)接頭各區(qū)域晶粒大小排序為：過熱區(qū)>焊縫區(qū)>熔合區(qū)>母材>正火區(qū)，這表明焊縫區(qū)、熔合區(qū)和過熱區(qū)是原始焊接接頭組織結構較為薄弱的區(qū)域。

圖5為激光熱處理后焊接接頭各區(qū)晶粒度。經(jīng)激光熱處理后焊縫區(qū)晶粒比原始狀態(tài)焊縫區(qū)致密，晶粒度等級為10級，與母材相當(圖5(a))。熔合區(qū)晶粒度等級為10.2級，晶粒尺寸小于母材(圖5(b))。過熱區(qū)晶粒分布比原始狀態(tài)過熱區(qū)有所改善，晶粒度等級為8.5級(圖5(c))。正火區(qū)晶粒致密細小，晶粒度等級為11級(圖5(d))。其晶粒大小排序為：過熱區(qū)>焊縫區(qū)=母材>熔合區(qū)>正火區(qū)，這表明激光熱處理后焊接接頭的組織結構薄弱區(qū)域只有過熱區(qū)。

由上述分析結果可知，經(jīng)激光熱處理后焊接接頭各區(qū)晶粒尺寸有所降低，根據(jù)Hall-Petch關系和Griffith判據(jù)[14]，屈服強度為

σs=σ0+kd-1/2

(1)

解理裂紋應力

(2)

式中：σ0為單個點陣摩擦力；k為常數(shù)；d為晶粒尺寸；

圖4 激光熱處理前焊接接頭各區(qū)晶粒度等級 (a)焊縫區(qū);(b)熔合區(qū);(c)過熱區(qū);(d)正火區(qū);(e)母材Fig.4 Grain size grades of welded joints before LHT (a)welded zone;(b)fusion zone;(c)overheated zone; (d)normalized zone;(e)base metal

圖5 激光熱處理后焊接接頭各區(qū)晶粒度等級 (a)焊縫區(qū);(b)熔合區(qū);(c)過熱區(qū);(d)正火區(qū)Fig.5 Grain size grades of welded joints after LHT (a)welded zone;(b)fusion zone;(c)overheated zone;(d)normalized zone

γ為材料基體組織表面能；μ為泊松比。

由式(1)，(2)可知，晶粒細化能夠提高材料的屈服強度和斷裂強度。當晶粒尺寸變小時，相界面積增大，晶面結合力增加，可以有效增加位錯運動的阻力，提高試樣表面塑性變形抗力。經(jīng)激光熱處理后焊接接頭各區(qū)的晶粒度等級都有所提高，其組織性能得到了有效的改善。

2.3 殘余應力與殘余奧氏體

圖6為焊接接頭殘余應力分布。圖6(a)為激光熱處理前后焊接接頭在焊縫中心橫向上的殘余應力分布，原始試樣殘余應力從焊縫區(qū)到母材呈逐漸減小的趨勢，焊縫區(qū)、熔合區(qū)、過熱區(qū)和正火區(qū)殘余應力為拉應力，其中焊縫區(qū)殘余應力最大，為118MPa。母材的殘余應力為壓應力，較平穩(wěn)，約為-20MPa。經(jīng)激光熱處理后焊縫區(qū)、熔合區(qū)、過熱區(qū)和正火區(qū)的殘余應力都表現(xiàn)為壓應力，其中焊縫區(qū)壓應力值最大，為-225MPa，隨著遠離焊縫中心而逐漸減小。這是由于在激光熱處理過程中產(chǎn)生的塑性變形使焊接接頭形成的殘余拉應力得到釋放，最終轉變?yōu)閴簯Φ木壒?。通過電解拋光法測得激光熱處理后殘余應力在焊縫深度方向上分布情況，如圖6(b)所示，焊縫表面至內(nèi)部方向上殘余壓應力逐漸減小，形成了約0.28mm的殘余壓應力層。殘余壓應力可以部分地抵消工作中產(chǎn)生的循環(huán)拉應力，延緩裂紋的產(chǎn)生與擴展，提高材料力學性能[15]。

圖6 焊接接頭殘余應力分布 (a)表面;(b)激光熱處理后深度方向Fig.6 Distributions of residual stress on welded joints (a)surface;(b)depth direction after LHT

圖7為激光熱處理前后焊接接頭殘余奧氏體含量的分布規(guī)律。原始試樣焊縫區(qū)、熔合區(qū)和熱影響區(qū)殘奧的平均含量分別為7.5%，8%和12%，均小于母材的13%。經(jīng)激光熱處理后焊縫區(qū)、熔合區(qū)和熱影響區(qū)的殘奧含量比原始試樣均有所增加，接近或超過母材殘奧含量。殘奧是一種韌化相，硬化能力強[15]，容易形成強化效果，而原始接頭的殘奧含量低于母材，表明其力學性能比母材差。對于經(jīng)激光熱處理試樣，焊接接頭表面各個區(qū)域的殘奧含量均有所增加，可以達到改善焊接接頭力學性能的目的。

圖7 激光熱處理前后焊接接頭殘余奧氏體含量分布Fig.7 Distributions of content of residual austenite on welded joints before and after LHT

3 結論

(1)經(jīng)激光熱處理后，1Cr5Mo焊接接頭的焊縫區(qū)、過熱區(qū)、正火區(qū)和母材的晶粒度等級分別由9級、9.8級、8級和10.7級提升至10級、10.2級、8.5級和11級。晶粒大小順序：過熱區(qū)>焊縫區(qū)>熔合區(qū)>母材>正火區(qū)，變?yōu)檫^熱區(qū)>焊縫區(qū)=母材>熔合區(qū)>正火區(qū)，薄弱區(qū)域有所減少。

(2)經(jīng)激光熱處理后，焊縫表面殘余應力由拉應力轉變?yōu)閴簯Γ纬傻募s0.28mm壓應力層為激光熱處理強化層。

(3)原始狀態(tài)焊接接頭的殘奧含量波動較大，經(jīng)激光熱處理后焊接接頭的殘奧含量分布趨于穩(wěn)定，含量有所提高。

[1] 鄒楊, 潘春旭, 傅強, 等. Cr5Mo異種鋼焊接融合區(qū)H2S腐蝕過程的原位觀察[J]. 金屬學報,2005,41(4):421-426.

ZOU Y, PAN C X, FU Q, et al. In situ observations for corrosion process at fusion boundary of Cr5Mo dissimilar steel welded joints in H2S containing solution[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2005,41(4):421-426.

[2] ZHAO J, HAN S Q, XIE S M, et al. Remaining life assessment of a 1Cr5Mo steel by using Z parameter method[J]. Acta Metallurgica Sinica (English Letters),2004,17(4):601-605.

[3] 王小紅, 施宜君, 邵春宇, 等. 高硫高酸值原油溫度對1Cr5Mo鋼耐蝕性能的影響[J]. 材料熱處理學報,2012,34(10):160-164.

WANG X H, SHI Y J, SHAO C Y, et al. Effect of high sulfur and high acid value crude oil temperature on corrosion resistance of 1Cr5Mo steel[J].Transactions of Materials and Heat Treatment,2012,34(10):160-164.

[4] 陳嵩. 1Cr5Mo鋼高溫應力腐蝕及防護方法的研究現(xiàn)狀[J]. 熱加工工藝,2013,42(12):29-32.

CHEN S. Research status of high temperature stress corrosion and protective methods for 1Cr5Mo steel[J]. Hot Working Technology,2013,42(12):29-32.

[5] 郝亞鑫, 王文, 徐瑞琦, 等. 焊后熱處理對7A04鋁合金水下攪拌摩擦焊接接頭組織性能的影響[J]. 材料工程,2016,44(6):70-75.

HAO Y X, WANG W, XU R Q, et al. Effect of post weld heat treatment on microstructure and mechanical properties of submerged friction stir welded 7A04 aluminum alloy[J]. Journal of Materials Engineering,2016,44(6):70-75.

[6] 李東, 陳懷寧, 徐宏. 表面納米化對SS400鋼焊接接頭應力腐蝕性能的影響[J]. 焊接學報,2009,30(3):65-69.

LI D, CHEN H N, XU H. Effect of surface nanocrystallization on stress corrosion cracking of SS400 welded joint[J]. Transactions of the China Welding Institution,2009,30(3):65-69.

[7] 王桂陽, 王海斗, 張玉波，等. 超聲沖擊法提高焊接接頭疲勞特性研究進展[J]. 材料導報A, 2016, 30(5): 87-94.

WANG G Y, WANG H D, ZHANG Y B,et al. Development of research in improving fatigue properties of welded joints[J]. Materials Review A,2016,30(5):87-94.

[8] 劉凱欣, 張晉香, 劉穎, 等. 爆炸法消除焊接接頭殘余應力的數(shù)值模擬[J]. 應用力學學報,2004,21(2):10-16.

LIU K X, ZHANG J X, LIU Y, et al. Numerical simulation on the relief of welding residual stress through an explosive treatment[J]. Chinese Journal of Applied Mechanics,2004,21(2):10-16.

[9] 梁二軍, 梁會琴. 激光淬火及熔覆層性能與物相變化的拉曼光譜研究[J]. 中國激光,2006,33(1):120-123.

LIANG E J, LIANG H Q. Study on the properties and phase transition in laser quenching and cladding layers by Raman spectroscopy[J]. Chinese Journal of Lasers,2006,33(1):120-123.

[10] SANTHANAKRISHNAN S, KOVACEVIC R. Hardness prediction in multi-pass direct diode laser heat treatment by on-line surface temperature monitoring[J]. Journal of Materials Processing Technology,2012,212(11):2261-2271.

[11] 何強, 蘇華字, 劉宏昭, 等. 高速主軸用40Cr鋼的激光相變硬化工藝[J]. 中國激光,2009,36(8):2192-2196.

HE Q, SU H Y, LIU H Z, et al. Research on 40Cr steel for high-speed spinde laser transformation hardening techniques[J]. Chinese Journal of Lasers,2009,36(8):2192-2196.

[12] KONG D J, GU W. Effects of laser heat treatment on salt spray corrosion of 1Cr5Mo heat-resistant steel welded joints[J]. Journal of Central South University: Science and Technology,2015,22(10):3722-3730.

[13] 葉存冬, 孔德軍. 激光熱處理對X80管線鋼焊接接頭疲勞性能的影響[J]. 材料熱處理學報,2014,35(10):64-69.

YE C D, KONG D J. Effect of laser heat treatment on fatigue resistance of X80 pipeline steel welded joints[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment,2014,35(10):64-69.

[14] ZHANG K, ZHANG M H, GUO Z H, et al. A new effect of retained austenite on ductility enhancement in high-strength quenching-partitioning-tempering martensitic steel[J]. Materials Science and Engineering: A,2011,29(30):8486-8491.

[15] 黃麗婷, 陳明和, 謝蘭生, 等. 超聲沖擊載荷對CP3鈦合金焊接接頭殘余應力的影響[J]. 航空材料學報,2014,34(1):52-55.

HUANG L T, CHEN M H, XIE L S, et al. Influence of ultrasonic impact load on residual stresses distribution of welded joints for CP3 titanium alloy[J]. Journal of Aeronautical Materials,2014,34(1):52-55.

(本文責編：王 晶)

Effect of Laser Heat Treatment on Microstructures of 1Cr5Mo Steel Welded Joint

GUO Wei1,KONG De-jun1,2,WANG Wen-chang3

(1 School of Mechanical Engineering,Changzhou University,Changzhou 213164,Jiangsu,China;2 Jiangsu Key Laboratory of Materials Surface Science and Technology,Changzhou University, Changzhou 213164,Jiangsu,China;3 School of Petrochemical Engineering,Changzhou University,Changzhou 213164,Jiangsu,China)

The surface of 1Cr5Mo heat-resistant steel welded joint was treated with CO2laser, the microstructure and grain size grades of welded joints before and after laser heat treatment (LHT) were analyzed with 4XC type optical microscope (OM), and the distribution of residual stress and retained austenite content in the surface of the welded joints were measured with X-ray diffraction (XRD) stress tester. The results show that the grains of 1Cr5Mo steel welded joints are refined by LHT, and the microstructure uniformity improves significantly, the grain levels of welded zone, fusion zone, overheated zone and normalized zone increase from level 9, level 9.8, level 8 and level 10.7 to level 10, level 10.2, level 8.5 and level 11 respectively, the mechanical weak areas reduce from overheated zone, welded zone and fusion zone to the overheated zone. The tensile residual stress in the welded joint surface is eliminated by LHT and a layer of compressive residual stress with thickness of about 0.28mm is formed. The residual austenite content in the welded joint surface increases after LHT, of which the distribution is more uniform and conducive to the improvement of mechanical properties.

laser heat treatment;1Cr5Mo heat-resistant steel;welded joint;microstructure;residual stress

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.000237

TN249；TG115.21

A

1001-4381(2017)01-0065-07

江蘇省科協(xié)首席專家(工程師)資助項目(2013-216); 江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計劃資助項目(CXLX14-1098)

2015-03-02；

2016-09-08

孔德軍(1966-)，男,教授,博士,主要從事激光表面改性處理方面的研究工作，聯(lián)系地址:江蘇省常州市常州大學機械工程學院(213164),E-mail:kong-dejun@163.com