曾威民，張 波，劉旭輝，肖愛達(dá)，歐 玲

(1.湖南華菱漣源鋼鐵有限公司技術(shù)中心，湖南 婁底 417009；2.湖南工業(yè)大學(xué)冶金與材料工程學(xué)院，湖南 株洲 412000)

低合金高強(qiáng)鋼因具有較高強(qiáng)度、良好塑韌性和較好的焊接性能，同時(shí)具備減輕鋼結(jié)構(gòu)質(zhì)量的特點(diǎn)，已被廣泛用于工程機(jī)械、海洋結(jié)構(gòu)、壓力容器、電力等領(lǐng)域[1-2]。其中，在工程機(jī)械結(jié)構(gòu)上，焊接結(jié)構(gòu)占比50%～70%，焊接結(jié)構(gòu)的優(yōu)劣直接影響到產(chǎn)品的質(zhì)量、性能及使用可靠性[3-4]。

在低合金高強(qiáng)鋼焊接過程中，熔合區(qū)t8/5(焊接過程中熔合區(qū)溫度由800 ℃降至500 ℃的時(shí)間)的確定對(duì)焊接參數(shù)選擇和焊后質(zhì)量的影響尤為重要。為避免高強(qiáng)鋼中局部脆化所帶來的危害，J.brozda等[5]研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)t8/5大于60 s時(shí)，焊接HAZ沖擊韌性顯著下降。楊景華等[6]研究了焊接熱輸入對(duì)TMCP型GR.65高強(qiáng)鋼焊接熱影響區(qū)組織及性能的影響時(shí)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)焊接線能量較小時(shí)，焊前預(yù)熱可形成細(xì)小的板條馬氏體和少量彌散分布的M-A組元等組織，有利于改善粗晶區(qū)的沖擊韌性。

目前，做焊接工藝研究時(shí)通常是根據(jù)SH-CCT曲線測(cè)定結(jié)果，并結(jié)合相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)實(shí)際線輸入能量進(jìn)行計(jì)算，從而得到相關(guān)t8/5值。而實(shí)際焊接過程中t8/5并無具體測(cè)量方法，計(jì)算與實(shí)際情況是否吻合無從得知。為此，本文針對(duì)低合金高強(qiáng)鋼的焊接過程，對(duì)實(shí)際焊接過程中t8/5值進(jìn)行測(cè)量，并對(duì)傳統(tǒng)計(jì)算公式進(jìn)行修正，得到更加符合低合金高強(qiáng)鋼焊接過程中的t8/5值計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式，為實(shí)際焊接提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用湖南華菱漣鋼生產(chǎn)的8 mm厚960低合金鋼，主要化學(xué)成分見表1。熱處理工藝為淬火+高溫回火。

表1 960QT鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

采用林肯JM-120低合金鋼氣保焊絲，其化學(xué)成分如表2所示。

表2 JM-120焊絲化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

1.2.1SH-CCT曲線測(cè)定方法

利用差熱分析法來確定960鋼的相變溫度Ac1和Ac3。以0.05 ℃/s的加熱速度從室溫加熱至峰值溫度1000 ℃，保溫15 min，測(cè)得升溫過程中相變溫度Ac1、Ac3。由膨脹法測(cè)得降溫時(shí)的馬氏體轉(zhuǎn)變溫度。

在MMS-200熱力模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行焊接熱影響區(qū)粗晶區(qū)熱模擬試驗(yàn)，用熱膨脹法測(cè)定相變溫度，對(duì)不同連續(xù)冷卻條件下的熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織轉(zhuǎn)變規(guī)律進(jìn)行測(cè)定和研究。試樣尺寸為Φ6 mm×80 mm的圓棒，模擬焊接熱循環(huán)曲線如圖1所示，加熱速度為100 ℃/s，峰值溫度為1320 ℃，保溫時(shí)間為1 s，冷卻過程中的t8/5分別為3 s、4 s、6 s、10 s、20 s、30 s、60 s、150 s、300 s、600 s、1000 s。

1.2.2t8/5實(shí)際測(cè)定方法

在熱模擬試驗(yàn)的基礎(chǔ)上選取參數(shù)進(jìn)行實(shí)際焊接試驗(yàn)，焊接使用直徑1.2 mm的JM-120焊絲，采用氣體保護(hù)焊。焊接前在試樣背面的邊部和中心位置分別焊接1～2組熱電偶測(cè)溫絲，在焊接過程中將熱電偶連接測(cè)量器，并以0.2 s為周期將測(cè)量數(shù)據(jù)導(dǎo)入計(jì)算機(jī)。采用originPro 8.0 對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析，得到實(shí)測(cè)t8/5值，如圖2所示。

圖1 模擬焊接熱循環(huán)曲線

圖2 焊接過程中實(shí)測(cè)t8/5

2 SH-CCT圖的測(cè)定

利用差熱分析法確定960鋼的相變溫度。以0.05 ℃/s的加熱速度將960鋼從室溫加熱至峰值溫度1000 ℃，如圖3所示，保溫15 min，測(cè)得升溫過程中相變溫度Ac1、Ac3，由膨脹法測(cè)得降溫時(shí)的馬氏體轉(zhuǎn)變溫度，如表3所示。

圖3 960鋼的DAT曲線

Ac1/℃Ac3/℃Ms/℃733868450

根據(jù)所測(cè)得的各t8/5條件下的熱膨脹曲線，確定材料在各個(gè)冷卻速度下對(duì)應(yīng)的組織轉(zhuǎn)變開始點(diǎn)和結(jié)束點(diǎn)，從而確定各相變點(diǎn)溫度，進(jìn)而繪制試驗(yàn)用鋼的SH-CCT曲線，如圖4所示。由圖4可見，隨著焊接熱輸入的增加，焊后冷卻速度由快變慢，960鋼熱影響區(qū)粗晶區(qū)發(fā)生了M、M+B和B三種不同類型的組織轉(zhuǎn)變。當(dāng)t8/5≤6 s時(shí)，熱影響區(qū)粗晶區(qū)發(fā)生的是100%的M相變；當(dāng)t8/5在6 s和60 s之間時(shí)，粗晶區(qū)發(fā)生的是M和B的相變；當(dāng)t8/5>150 s時(shí)，發(fā)生的是完全的B相變。

圖4 960鋼的焊接SH-CCT結(jié)果

3 t8/5與線能量關(guān)系研究

3.1 理論公式計(jì)算

SH-CCT圖主要是用于指導(dǎo)實(shí)際焊接生產(chǎn)，預(yù)測(cè)粗晶區(qū)的性能，而冷卻時(shí)間t8/5主要與焊接線能量E及預(yù)熱溫度T0有關(guān)。因此，為了將960鋼的SH-CCT圖更方便的應(yīng)用于實(shí)際焊接，利用經(jīng)驗(yàn)公式將t8/5與線能量及預(yù)熱溫度聯(lián)系起來。關(guān)于t8/5計(jì)算的經(jīng)驗(yàn)公式較多，下面以最常用的D.Vwer理論經(jīng)驗(yàn)公式和稻垣道夫公式進(jìn)行計(jì)算分析。

D.Vwer(烏威)的理論經(jīng)驗(yàn)公式[7]：

三維傳熱(厚板)：

(1)

二維傳熱(薄板)：

t8/5=(0.043-4.3×10-5T0)

(2)

臨界板厚：

(3)

式中：E為焊接線能量(J/cm)；δ為板厚(cm)；δcr為了臨界板厚(cm)；T0為初始溫度；F為接頭系數(shù)，取值為0.9；η為熱效率，取值為0.85。

根據(jù)式(3)取焊接時(shí)線能量E=12 kJ/cm，預(yù)熱溫度T0=100 ℃，計(jì)算得到臨界板厚值δcr=8.25 mm。按D.Vwer公式計(jì)算的不同預(yù)熱溫度下厚板和薄板(以8 mm為例)t8/5與線能量的關(guān)系曲線如圖5所示。

圖5 不同預(yù)熱溫度下D.Vwer公式計(jì)算的LG960QT鋼焊接線能量與t8/5的關(guān)系曲線

根據(jù)稻垣道夫等[8]建立的經(jīng)驗(yàn)公式：

(4)

式中E為焊接線能量，E=60UI/v(J/cm)[I為焊接電流(A)；U為焊接電壓(V)；v為焊接速度(cm/min)]；β為厚板(mm)；T0為被焊件的初始溫度(℃)；采用CO2氣體保護(hù)焊，K為焊接線能量系數(shù)，取0.345；n為焊接線能量指數(shù)，取1.7；β為接頭系數(shù)，取1；δ0為厚板補(bǔ)償項(xiàng)，取13；α為板厚修正系數(shù)，取3.5；T為冷卻區(qū)間的溫度特征值，取600 ℃。

圖6給出了按稻垣道夫公式計(jì)算的不同預(yù)熱溫度下t8/5與線能量的關(guān)系曲線。

圖6 不同預(yù)熱溫度下稻垣道夫公式計(jì)算的焊接線能量與t8/5的關(guān)系曲線

3.2 實(shí)測(cè)熱影響區(qū)t8/5

采用不同的線輸入能量進(jìn)行實(shí)際焊接，并對(duì)焊接過程中t8/5進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量結(jié)果如表4所示。將熱影響區(qū)實(shí)測(cè)t8/5值與計(jì)算值進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)實(shí)測(cè)結(jié)果與D·Vwer薄板公式計(jì)算結(jié)果較為相近。

表4 960鋼實(shí)測(cè)t8/5值與計(jì)算值

(5)

f(T0)為與材料導(dǎo)熱λ、比熱容等熱物理常數(shù)相關(guān)的溫度函數(shù)表達(dá)式。

對(duì)表4中的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，推導(dǎo)出LG960QT的t8/5值與線能量E的關(guān)系式如下：

t8/5=(0.0576-1.57×10-4T0)

(6)

式中：E為焊接線能量(J/cm)；δ為板厚(cm)；T0為初始溫度；F為接頭系數(shù)，取值為0.9；η為熱效率，取值為0.85。

3.3 960鋼實(shí)際焊接工藝組織對(duì)比

選取t8/5=30 s，代入式(6)進(jìn)行計(jì)算得到線能量為E=1.3 kJ/mm，并結(jié)合實(shí)際情況得到焊接工藝參數(shù)如表5所示。按表中的工藝參數(shù)進(jìn)行實(shí)際焊接實(shí)驗(yàn)，并對(duì)焊后粗晶區(qū)進(jìn)行取樣檢測(cè)。對(duì)比熱模擬實(shí)驗(yàn)與實(shí)際焊接過程中的組織及硬度對(duì)比。

表5 焊接工藝參數(shù)

如圖7所示，熱模擬試樣粗晶區(qū)和實(shí)際焊接接頭的組織類型，均以板條馬氏體為主，存在少量板條貝氏體。平均硬度值分別為325.4HV1和320HV1。可見，t8/5為30 s時(shí)熱模擬粗晶區(qū)和實(shí)際焊接接頭粗晶區(qū)組織和硬度是一致的。同時(shí)，與公式(6)推導(dǎo)出來的t8/5和線能量的計(jì)算公式也是吻合的。

4 結(jié)論

(1)獲得了LG960QT的SH-CCT圖及不同t8/5條件下熱影響區(qū)粗晶區(qū)的組織和顯微維氏硬度值。結(jié)果表明：隨著t8/5的增大，熱影響區(qū)顯微組織硬度呈逐漸降低的趨勢(shì)。t8/5在3～6 s時(shí)，組織主要為板條馬氏體組織。當(dāng)t8/5在10～60 s時(shí)，隨著t8/5的增加，過熱區(qū)組織中板條馬氏體逐漸減少，板條貝氏體逐漸增加。當(dāng)t8/5為150 s時(shí)，開始出現(xiàn)粒狀貝氏體。當(dāng)t8/5大于600 s后，顯微組織以粒狀貝氏體為主，顯微硬度變化不大。

(a)熱模擬t8/5=30 s，325.4 HV1 (b)E=1.3 kJ/mm(層溫120℃)，320 HV1圖7 熱模擬粗晶區(qū)與實(shí)際焊接粗晶區(qū)組織比較

(2)經(jīng)驗(yàn)證發(fā)現(xiàn)D·Vwer建立的薄板經(jīng)驗(yàn)公式適合于8 mm厚960鋼實(shí)際焊接過程中t8/5的計(jì)算，根據(jù)實(shí)測(cè)t8/5修正公式，建立了960鋼焊接線能量與t8/5的關(guān)系公式，t8/5為30s時(shí)熱模擬粗晶區(qū)和實(shí)際焊接接頭(E=1.3 kJ/mm)粗晶區(qū)組織和硬度是一致的。