方孝鐘 董洪達(dá) 阮小丹 馬傳平

摘要：對(duì)比研究P355NL1鋼MAG焊接接頭去應(yīng)力退火前后的微觀組織和基本力學(xué)性能，結(jié)果表明，通過MAG焊接方法可獲得外觀良好的焊接接頭。去應(yīng)力退火處理對(duì)焊接接頭的焊縫、熱影響區(qū)和母材的微觀金相組織無明顯影響。去應(yīng)力退火處理對(duì)焊接接頭的拉伸性能、斷后伸長(zhǎng)率和彎曲性能影響不大，但接頭硬度有一定程度的降低。去應(yīng)力退火接頭焊縫沖擊功變化不大，母材和熱影響區(qū)的沖擊功有一定程度的提高。綜合來看，去應(yīng)力退火處理對(duì)P355NL1鋼MAG焊接接頭的組織及基本力學(xué)性能無明顯影響，能夠保證接頭具有良好的使用性能。

關(guān)鍵詞：去應(yīng)力退火;P355NL1鋼;焊接接頭;微觀組織;力學(xué)性能

中圖分類號(hào)：TG441.8? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? ? ? 文章編號(hào)：1001-2003（2021）07-0070-07

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.07.13

0? ? 前言

P355NL1鋼屬于正火可焊細(xì)顆粒鋼，具有良好的塑性、韌性和焊接性能，廣泛用于石油、化工、軌道交通等行業(yè)，在軌道交通行業(yè)中主要用于制造鐵路車輛的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架[1-3]。轉(zhuǎn)向架構(gòu)架是軌道列車承受交變載荷、傳力和保障列車安全運(yùn)行的關(guān)鍵部件。目前高速列車和城軌地鐵等軌道車輛的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架多為焊接構(gòu)架，由于焊接過程熱輸入不均勻的工藝特點(diǎn)決定了構(gòu)架焊接后必然存在一定的焊接殘余應(yīng)力[4-6]。為了消除焊接殘余內(nèi)應(yīng)力或使內(nèi)應(yīng)力均勻化，目前最為普遍的做法是進(jìn)行焊后熱處理，主要是去應(yīng)力退火。去應(yīng)力退火工藝是將構(gòu)架整體裝入熱處理爐內(nèi)，緩慢升溫至指定溫度并保溫一段時(shí)間，再緩慢冷卻至一定溫度后出爐，從而達(dá)到改善焊接構(gòu)架整體殘余應(yīng)力水平的目的[5-6]。目前對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架去應(yīng)力退火的研究主要集中在考察消除應(yīng)力的效果方面，而研究去應(yīng)力退火對(duì)構(gòu)架焊接接頭微觀組織及基本力學(xué)性能的影響相對(duì)較少[5-8]。而為了確保構(gòu)架運(yùn)行過程中的安全性與服役可靠性，非常有必要研究去應(yīng)力退火對(duì)P355NL1鋼焊接接頭組織及性能的影響。

本文利用轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的實(shí)際焊接工藝參數(shù)制備標(biāo)準(zhǔn)P355NL1鋼焊接試板，針對(duì)接頭去應(yīng)力退火處理前后的微觀組織和基本力學(xué)性能進(jìn)行對(duì)比研究，分析去應(yīng)力退火處理工藝對(duì)接頭組織及力學(xué)性能的影響，對(duì)評(píng)估構(gòu)架P355NL1焊接接頭的質(zhì)量和服役安全可靠性，具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料為轉(zhuǎn)向架用P355NL1鋼，其基本化學(xué)成分如表1所示;焊接材料選用低合金鋼鍍銅氣保焊絲ISO 14341-A-G 46 4 M21 4Si1，以下簡(jiǎn)稱為G 4Si1，焊絲直徑φ1.2 mm，焊絲化學(xué)成分見表2。焊接試驗(yàn)件由12 mm厚P355NL1鋼加工成350 mm×150 mm×12 mm鋼板對(duì)焊而成。采用60°V型坡口，鈍邊3 mm，焊接間隙2 mm，坡口形式及焊接順序如圖1所示。焊接方法采用t135/MAG，即手工焊MAG焊，保護(hù)氣體采用富氬混合氣φ（Ar）80%+φ（CO2）20%，氣體流量18～22 L/min。具體焊接工藝參數(shù)如表3所示。

焊后獲得的兩塊焊接試板分別編號(hào)為1#和2#，將1#試板焊后放進(jìn)熱處理爐進(jìn)行去應(yīng)力退火處理，2#試板不處理。去應(yīng)力退火工藝曲線如圖2所示，焊接試件入爐溫度不高于200 ℃，在590±15 ℃ 的溫度下保溫3 h，控制升溫速度不高于150 ℃，冷卻速度不高于120 ℃/h ，并在爐內(nèi)溫度低于200 ℃時(shí)取出焊接試件。

金相試樣垂直于焊接方向用線切割機(jī)取樣，取樣位置為焊接試板中間，金相試樣經(jīng)過打磨、拋光處理后，采用5%硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕，腐蝕時(shí)間為10～15 s，然后在型號(hào)為AX10 ZEISS的顯微鏡下觀察接頭不同區(qū)域的顯微組織。拉伸試驗(yàn)參照GB/T 2651-2008 和GB/T 228-2010中的試驗(yàn)方法，根據(jù)要求制成矩形橫截面平滑拉伸試樣，拉伸試樣中部為焊縫，厚度為試樣實(shí)際厚度，拉伸試樣的取樣位置為去除焊接試板邊緣焊縫長(zhǎng)度50 mm后開始取樣。拉伸試驗(yàn)采用DNS300電子萬能試驗(yàn)拉伸機(jī)進(jìn)行，拉伸速度3 mm/min，平行樣數(shù)量為3個(gè)。彎曲試驗(yàn)參照GB/T 2653-2008進(jìn)行取樣及試驗(yàn)，采用拉伸機(jī)的彎曲試驗(yàn)?zāi)K進(jìn)行測(cè)試，跨距為80 mm，壓頭直徑50 mm，彎曲角180°。面彎和背彎各取3個(gè)平行試樣進(jìn)行試驗(yàn)。使用HVS-30D維氏硬度計(jì)測(cè)量接頭各區(qū)域的硬度值，試驗(yàn)載荷為3 kg，載荷持續(xù)時(shí)間為15 s，硬度點(diǎn)之間的間隔距離為1 mm，測(cè)試方向?yàn)閺暮缚p中心向母材方向。參考標(biāo)準(zhǔn)GB/T 229-2007 和GB/T 2650-2008進(jìn)行焊接接頭沖擊性能試驗(yàn)。擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)型號(hào)為JBN-300。采用夏比V型缺口沖擊試樣，缺口分別開在焊縫、熱影響區(qū)和母材部位，平行樣為3個(gè)，試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 金相組織分析

體視顯微鏡下的去應(yīng)力退火（1#）和未去應(yīng)力退火（2#）接頭的宏觀形貌如圖3所示，由圖可知接頭均為多層多道焊，焊縫與母材之間過渡良好，未發(fā)現(xiàn)有焊接氣孔、裂紋、夾渣等缺陷，焊接質(zhì)量良好。圖中的a、b、c分別對(duì)應(yīng)焊縫（蓋面焊道）、熱影響區(qū)和母材各區(qū)的顯微組織觀察部位。由圖4a、圖5a可知，1#和2#接頭焊縫組織均為先共析鐵素體（PF）沿柱狀晶內(nèi)分布，無碳貝氏體（CFB）沿晶界向晶內(nèi)平行生長(zhǎng)，晶內(nèi)有針狀鐵素體（AF）、粒狀貝氏體（GB）和珠光體（P）。圖4b、圖5b為1#和2#接頭熱影響區(qū)組織，由于焊接接頭的熱影響區(qū)緊靠熔合區(qū)，受到較強(qiáng)的熱循環(huán)作用，晶粒獲得足夠能量而變粗大，因此熱影響區(qū)的晶粒相比母材會(huì)有一定程度的粗化，原先條帶狀分布的珠光體也聚集粗化呈點(diǎn)狀分布了。由圖4c、圖5c可知，1#和2#接頭母材組織均為白色塊狀鐵素體（GF）沿帶狀分布，黑色珠光體呈條帶狀分布。由圖4、圖5可知，去應(yīng)力退火對(duì)接頭組織無明顯影響，這是因?yàn)槿?yīng)力退火過程是“ 回復(fù) ”過程，這個(gè)過程只是亞結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，比如位錯(cuò)數(shù)量的減少，在光學(xué)顯微鏡中觀察不到，因此金相顯微組織無明顯變化[9]。

2.2 拉伸與彎曲性能分析

去應(yīng)力退火處理和未處理接頭拉伸斷裂試樣形貌如圖6所示，去應(yīng)力退火處理和未處理的接頭的拉伸性能試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。由表6可知，相對(duì)于未處理的接頭，去應(yīng)力退火處理的接頭抗拉強(qiáng)度平均值下降約1%，在試驗(yàn)誤差范圍內(nèi)。斷后伸長(zhǎng)率平均值提高約2%，差異很小。所有試樣拉伸斷裂的部位一致，均斷于母材（見圖6）。去應(yīng)力退火處理和未處理的接頭面彎和背彎性能均非常良好，不管是面彎還是背彎，均未出現(xiàn)裂紋。從拉伸試驗(yàn)和彎曲試驗(yàn)結(jié)果來看，去應(yīng)力退火處理對(duì)P355NL1鋼焊接接頭的抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率及彎曲性能影響不大。

去應(yīng)力退火處理和未處理接頭的拉伸斷口SEM形貌如圖7所示，兩種接頭拉伸斷口均呈現(xiàn)為韌窩形貌，斷口上分布著較多的撕裂棱和韌窩，而且有些韌窩較大和較深，大韌窩包圍著小韌窩，說明試樣在斷裂前發(fā)生了明顯的塑性變形，試樣為韌性斷裂，斷裂機(jī)制均為微孔聚集型。兩種接頭的拉伸斷裂部位均為母材，在斷裂過程中母材區(qū)沿晶界產(chǎn)生了一定塑性變形，宏觀上呈纖維狀，實(shí)際上是由塑性變形中眾多微細(xì)紋的不斷擴(kuò)展和相互連接造成的，從微觀上可以看到大量韌窩。這些韌窩形成是由于在正應(yīng)力的作用下，顯微空洞周邊均勻增長(zhǎng)，斷裂之后形成近似圓形的等軸韌窩。

2.3 沖擊試驗(yàn)結(jié)果及分析

去應(yīng)力退火處理和未處理接頭沖擊試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。由表可知，焊接接頭不管是否經(jīng)過去應(yīng)力退火處理，焊縫的沖擊功均值都低于熱影響區(qū)和母材，焊縫的粗大柱狀晶是造成沖擊功低于母材和熱影響區(qū)的主要原因。焊縫的韌性主要取決于先共析鐵素體和針狀鐵素體組織所占的比例大小，因?yàn)橄裙参鲨F素體會(huì)導(dǎo)致焊縫的韌性下降，而針狀鐵素體則強(qiáng)度和韌性好。去應(yīng)力退火處理的接頭焊縫沖擊功平均值188.3 J略低于未處理接頭的191 J，但熱影響區(qū)和母材的沖擊功平均值均高于未處理接頭，說明經(jīng)過去應(yīng)力退火處理，母材和熱影響區(qū)的沖擊功有一定程度的提高，分別比未處理狀態(tài)提高了7.8%和3.0%，韌性更好，這是由于去應(yīng)力退火處理消除了焊接接頭的殘余應(yīng)力，從而改善了接頭的沖擊韌性[10]。

去應(yīng)力退火處理和未處理接頭不同區(qū)域沖擊試樣斷口宏觀形貌如圖8所示，去應(yīng)力退火處理和未處理接頭焊縫區(qū)域沖擊斷口SEM形貌如圖9所示。由圖9可知，焊接接頭的沖擊斷口均呈現(xiàn)韌性斷裂，斷口SEM微觀形貌均呈現(xiàn)韌窩形貌。韌窩是材料在微區(qū)范圍內(nèi)塑性變形產(chǎn)生的顯微空洞，經(jīng)形核-長(zhǎng)大-聚集，最后相互連接而導(dǎo)致斷裂后，在斷口表面所留下的痕跡。對(duì)比兩種處理狀態(tài)的接頭焊縫的沖擊斷口可以發(fā)現(xiàn)，去應(yīng)力退火處理和未處理的焊縫斷口韌窩均分布密集，韌窩形貌和尺寸大小也相近，沖擊吸收功的數(shù)值也十分相近，說明去應(yīng)力退火處理對(duì)接頭焊縫的沖擊韌性影響不大，主要原因是在文中的熱處理溫度條件下焊縫的顯微組織基本未發(fā)生變化，先共析鐵素體和針狀鐵素體組織所占的比例沒發(fā)生改變，因此焊縫的沖擊韌性變化不大。

2.4 硬度測(cè)試結(jié)果及分析

去應(yīng)力退火處理和未處理接頭的硬度分布曲線如圖10所示。由圖可知，經(jīng)過去應(yīng)力退火處理和未處理的P355NL1焊接接頭硬度分布規(guī)律相同，均隨著遠(yuǎn)離焊縫中心，硬度值逐漸下降直至母材變得平穩(wěn)。相對(duì)于未去應(yīng)力退火處理接頭，去應(yīng)力退火處理后焊接接頭焊縫、熱影響區(qū)和母材的硬度均有一定程度的下降，但下降幅度不大，焊縫和母材硬度分別降低約5%（約10 HV）和3.3%（約5 HV），說明去應(yīng)力退火后整個(gè)焊接接頭發(fā)生了一定程度的軟化。這是因?yàn)槿?yīng)力退火處理工藝可以消除或者均勻化焊接接頭的內(nèi)應(yīng)力，大大降低焊接接頭高應(yīng)力區(qū)的晶格畸變程度，從而使焊接接頭硬度也有一定程度的降低。

3 結(jié)論

（1）由于去應(yīng)力退火處理屬于“ 回復(fù) ”階段，這個(gè)過程只是亞結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，在金相顯微鏡中無明顯變化，因此去應(yīng)力退火處理對(duì)P355NL1鋼焊接接頭微觀金相組織基本不產(chǎn)生影響。

（2）去應(yīng)力退火處理和未處理接頭的抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率分別為510.7 MPa、515.7 MPa和25.87%、25.31%，經(jīng)過去應(yīng)力退火處理抗拉強(qiáng)度僅下降不到1%，斷后伸長(zhǎng)率提高約2%，彎曲性能均良好。去應(yīng)力退火處理和未處理接頭的拉伸斷口均為韌性斷口，呈現(xiàn)為韌窩形貌。

（3）去應(yīng)力退火處理的接頭焊縫沖擊功與未處理接頭接近，分別為188.3 J和191 J，但由于去應(yīng)力退火處理消除了焊接接頭的殘余應(yīng)力，改善了接頭的沖擊韌性，使得熱影響區(qū)和母材的沖擊功分別提高約7.8%和3%。

（4）相對(duì)于未去應(yīng)力退火處理接頭，去應(yīng)力退火處理后焊接接頭各區(qū)的硬度均有一定程度的下降，但下降幅度不大，焊縫和母材硬度分別降低約5%和3.3%，說明去應(yīng)力退火后整個(gè)焊接接頭發(fā)生了一定程度的軟化。

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