嚴(yán)春妍，姜心怡，周倩雯，張可召，趙立娟，王寶森

(1.河海大學(xué),常州,213022；2.寶鋼集團(tuán)中央研究院,上海,200431)

0 序言

隨著石油和天然氣的需求量不斷增加，管線鋼的設(shè)計(jì)不斷朝著大直徑、薄壁厚、高輸送壓力的方向發(fā)展，管線鋼的強(qiáng)度級(jí)別不斷提高[1-2].目前，X80 管線鋼已大量投入生產(chǎn)使用，而X100 管線鋼因可以進(jìn)一步提高輸送壓力、降低建設(shè)成本[3]，將是未來油氣輸送管道工程建設(shè)的主流鋼種[4].現(xiàn)有X80 級(jí)管道和未來的高強(qiáng)度級(jí)別管道之間的連接將涉及到異種材質(zhì)的連接，而異種鋼之間的化學(xué)成分和力學(xué)性能之間存在一定的差異，焊接難度比較大[5-6].

激光電弧復(fù)合焊接是近年來出現(xiàn)的一種高效焊接方法，在高速列車、汽車、船舶、管道和油罐等領(lǐng)域具有良好的應(yīng)用前景.目前，采用激光電弧復(fù)合焊接技術(shù)進(jìn)行連接的鋼鐵材料主要有高強(qiáng)結(jié)構(gòu)鋼、不銹鋼、船用鋼和管線鋼，并且有學(xué)者已展開一些異種鋼激光電弧復(fù)合焊接的研究.Casalino 等人[7]采用光纖激光/TIG(tungsten inert gas,TIG)復(fù)合熱源對(duì)AISI 304/ AISI 410 異種不銹鋼進(jìn)行焊接，結(jié)果表明當(dāng)激光和電弧采用較大的熱輸入時(shí)可以獲得較低的氣孔率、良好的塑性和較高的抗拉強(qiáng)度.周曙君等人[8]對(duì)比研究了25CrMo4/33MnCrB5-2異種鋼激光-MIG(metal inert gas,MIG)和MIG 兩種焊接接頭的顯微組織和力學(xué)性能，認(rèn)為激光-MIG 復(fù)合焊的焊縫硬度高于MIG 焊縫，焊縫成形更好、焊縫顯微組織細(xì)小、接頭質(zhì)量更好.Zhang 等人[9]研究了EH36/316L 異種鋼激光-MIG 復(fù)合焊接頭元素分布、顯微組織和力學(xué)性能，結(jié)果表明混合區(qū)中Cr，Ni 元素含量高于激光區(qū)，激光區(qū)焊縫具有較多的馬氏體，復(fù)合焊接頭拉伸試樣均斷裂于EH36 低合金高強(qiáng)鋼一側(cè).Zhou 等人[10]研究了激光/電弧能量比對(duì)AH36/316L 異種鋼激光-MIG 復(fù)合焊接頭過渡區(qū)的顯微組織和力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)過渡區(qū)的顯微組織分布和結(jié)晶特征受激光/電弧能量比的影響較大，激光/電弧能量比降低可導(dǎo)致馬氏體含量下降、晶粒尺寸增加、硬度下降和韌性提高.目前，對(duì)于中厚板異種鋼激光電弧復(fù)合焊接的研究較少，對(duì)中厚板管線鋼異種鋼激光電弧復(fù)合焊接的相關(guān)研究也非常欠缺.因此，研究X80/X100異種鋼焊接接頭的顯微組織分布和力學(xué)性能對(duì)于推廣激光電弧復(fù)合焊技術(shù)的應(yīng)用具有重要的工程實(shí)用價(jià)值.

文中采用光纖激光-MIG 復(fù)合焊接方法對(duì)中厚板X80/X100 管線鋼進(jìn)行焊接，研究了激光功率變化對(duì)異種鋼復(fù)合焊接焊縫形貌、接頭的顯微組織分布和力學(xué)性能的影響，為高強(qiáng)度級(jí)別異種鋼激光電弧復(fù)合焊接工藝的優(yōu)化和力學(xué)性能的改善提供數(shù)據(jù)支持和理論指導(dǎo).

1 試驗(yàn)步驟

母材為等厚度X80 和X100 管線鋼板，MIG 焊絲選用直徑為φ1.2 mm 的JM-80 低合金鋼焊絲，所用試驗(yàn)材料主要化學(xué)成分見表1.兩種材質(zhì)鋼板均加工成180 mm × 60 mm × 14.3 mm 的規(guī)格，采用IPG YSL-10000 光纖激光器搭配Fronius TPS-500 MIG/MAG 焊機(jī)對(duì)試板進(jìn)行焊接，焊接接頭為對(duì)接接頭形式，坡口形狀及尺寸如圖1 所示.為保證較大的熔深和良好的焊縫成形，采用激光在前、MIG 電弧在后的位置排列方式，激光束前傾并與垂直方向成5°夾角，MIG 焊槍后傾并與焊板上表面成60°夾角，光絲間距為2 mm.焊件初始溫度為20 ℃，層間溫度為150 ℃，其它焊接工藝參數(shù)見表2.

表1 試驗(yàn)材料化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 The chemical composition of the experimental materials

表2 異種鋼焊接工藝參數(shù)Table 2 Process parameters of dissimilar steels welding

圖1 坡口形狀示意圖(mm)Fig.1 Schematic diagram of groove shape

采用OLYMPUS SZ61 體視顯微鏡觀察焊縫截面宏觀形貌，并測量焊縫的熔寬和熔深.采用Zeiss Gemini SEM 300 場發(fā)射掃描電鏡觀察焊接接頭不同區(qū)域的顯微組織.采用萊州華銀HV-1000 顯微維氏硬度計(jì)沿圖2 所示的L1(穿過電弧作用區(qū))和L2(穿過激光作用區(qū))兩條直線測定接頭的硬度分布，硬度測點(diǎn)間距0.2 mm，試驗(yàn)載荷為1.96 N，加載15 s.

圖2 硬度測量示意圖Fig.2 Schematic diagram of hardness measurement

為研究激光功率對(duì)焊接接頭的影響，在上部焊縫激光作用區(qū)部位進(jìn)行取樣，根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228.1—2021，采用三思UTM5105 拉伸試驗(yàn)機(jī)對(duì)復(fù)合焊接頭進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸試樣具體尺寸如圖3所示.根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 229—2020，采用三思PTM 2302-B 擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行0 ℃夏比V 形缺口沖擊試驗(yàn)，復(fù)合焊接頭沖擊試樣尺寸為55 mm ×10 mm × 10 mm，缺口位于焊縫中心.采用Zeiss Gemini SEM 300 場發(fā)射掃描電鏡對(duì)拉伸試樣和沖擊試樣的斷口形貌進(jìn)行觀察.

圖3 拉伸試樣示意圖(mm)Fig.3 Schematic diagram of tensile specimens

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 焊縫宏觀形貌

因四組試驗(yàn)中打底焊參數(shù)相同，故以蓋面焊縫為研究對(duì)象，分析激光功率對(duì)焊縫形貌參數(shù)變化的影響.蓋面焊縫形貌特征參數(shù)表示方法如圖4 所示,焊縫形貌參數(shù)隨激光功率的變化規(guī)律如圖5 所示.隨著激光功率的增加，蓋面焊縫熔寬B、熔深HT、電弧區(qū)熔深HA和激光區(qū)熔深HL均有不同程度的增加，只是電弧區(qū)熔深HA增加幅度較小.當(dāng)激光功率大于3 kW 時(shí)，HL明顯增加，焊縫呈明顯的釘狀.此時(shí)激光束與電弧的協(xié)同作用較為顯著，激光的能量利用率較高，小孔效應(yīng)明顯，激光可以到達(dá)更深的部位.

圖4 焊縫形貌參數(shù)Fig.4 Schematic drawing of weld geometry parameters

圖5 不同激光功率下焊縫形貌參數(shù)Fig.5 Weld geometry parameters with different laser powers

2.2 焊接接頭顯微組織

圖6 為X80 和X100 管線鋼母材的顯微組織.可以看出，兩種管線鋼母材顯微組織均由準(zhǔn)多邊形鐵素體(quasi-polygonal ferrite,QPF)和粒狀貝氏體(granular bainite,GB)組成，但X100 管線鋼中的GB 含量略多于X80 管線鋼.

圖6 母材顯微組織SEM 照片F(xiàn)ig.6 SEM micrographs of base metals.(a) X80 pipeline steel;(b) X100 pipeline steel

為研究激光功率對(duì)焊接接頭顯微組織變化的影響，考察蓋面焊縫及其熱影響區(qū)(heat affected zone,HAZ)的顯微組織變化.

圖7 為2.0 kW、3.5 kW 激光功率下的蓋面焊縫顯微組織.激光功率為2.0 kW 時(shí)，電弧區(qū)焊縫組織由針狀鐵素體(acicular ferrite,AF)、GB 和側(cè)板條鐵素體(ferrite side plate,FSP)組成，激光區(qū)焊縫組織由條狀貝氏體(lath bainite,LB)、GB 和AF 組成.當(dāng)激光功率增加至3.5kW 時(shí)，電弧區(qū)焊縫組織中含有較多的AF、FSP 和少量的GB，激光區(qū)焊縫組織為較多的AF 和少量的GB.可以看出，隨著激光功率增加，焊接熔池的冷卻速度下降，導(dǎo)致激光區(qū)焊縫顯微組織中AF 數(shù)量增加，LB 數(shù)量減少.

圖7 不同功率下焊縫顯微組織Fig.7 Microstructures of weld metal with different laser powers.(a) arc zone (2.0 kW);(b) laser zone (2.0 kW);(c) arc zone (3.5 kW);(d) laser zone (3.5 kW)

圖8、圖9 分別為2.0 kW、3.5 kW 激光功率下蓋面焊HAZ 顯微組織.不同激光功率下的X80 側(cè)和X100 側(cè)電弧區(qū)部位的粗晶熱影響區(qū)(coarse grained heat affected zone,CGHAZ)顯微組織差別不是很大，而激光區(qū)部位的顯微組織存在較大的變化.激光區(qū)CGHAZ 的顯微組織類型基本相同，均由LB 和GB 組成，區(qū)別在于X100 側(cè)CGHAZ 中LB 的數(shù)量相比X80 側(cè)更多一些.X100 側(cè)FGHAZ主要由LB、GB 和QPF 組成；X80 側(cè)FGHAZ 顯微組織則主要為GB 和QPF，幾乎看不到LB.當(dāng)激光功率從2.0 kW 增大至3.5 kW 時(shí)，激光區(qū)CGHAZ的晶粒尺寸有所增加，顯微組織明顯變得更加粗大，并且兩側(cè)的CGHAZ 中GB 含量增加、LB 含量下降，F(xiàn)GHAZ 中QPF 含量略有增加.

圖8 熱影響區(qū)顯微組織(P=2.0 kW)Fig.8 Microstructures in HAZ (P=2.0 kW).(a) arc zone CGHAZ (X100 side);(b) arc zone CGHAZ (X80 side);(c)laser zone CGHAZ (X100 side);(d) laser zone CGHAZ (X80 side);(e) laser zone FGHAZ (X100 side);(f) laser zone FGHAZ (X80 side)

圖9 熱影響區(qū)顯微組織(P=3.5 kW)Fig.9 Microstructures in HAZ (P=3.5 kW).(a) arc zone CGHAZ (X100 side);(b) arc zone CGHAZ (X80 side);(c)laser zone CGHAZ (X100 side);(d) laser zone CGHAZ (X80 side);(e) laser zone FGHAZ (X100 side);(f) laser zone FGHAZ (X80 side)

2.3 硬度分布

圖10 為不同激光功率下復(fù)合焊接頭電弧區(qū)(L1線)和激光區(qū)(L2線)的硬度分布.可以看出，焊縫兩側(cè)硬度分布并不對(duì)稱，電弧區(qū)L1線和激光區(qū)L2線的最高硬度值均出現(xiàn)在X100 管線鋼母材一側(cè)的熔合區(qū)部位，電弧區(qū)焊縫硬度和兩側(cè)母材硬度相差不大，激光區(qū)焊縫硬度略高于兩側(cè)母材.電弧區(qū)和激光區(qū)最高硬度值均未超過ISO 3 183標(biāo)準(zhǔn)的硬度上限值325 HV，因此復(fù)合焊接頭的淬硬傾向不是很大.隨著激光功率增加，電弧區(qū)HAZ 最高硬度值從295 HV 降至287 HV，電弧區(qū)焊縫的硬度變化不大；激光區(qū)HAZ 最高硬度從291 HV 降至277 HV，激光區(qū)焊縫硬度有所降低.激光功率增大后，焊縫和HAZ 的冷卻速度降低[11]，焊縫和HAZ 顯微組織淬硬傾向降低，焊縫中LB 的含量降低、AF 含量增加，熔合區(qū)附近的顯微組織中LB 含量下降、GB 含量增加，因此硬度水平有所降低.

圖10 不同激光功率下復(fù)合焊接頭硬度分布Fig.10 Hardness distribution in hybrid welded joints with different laser powers.(a) line L1;(b) line L2

2.4 焊接接頭的力學(xué)性能

2.4.1 拉伸性能

不同激光功率下拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表3 所示，焊接接頭拉伸試樣斷裂位置如圖11 所示.不同激光功率下復(fù)合焊接頭拉伸試樣的斷裂位置均為X80管線鋼一側(cè)的母材，斷后抗拉強(qiáng)度范圍在675.5～688.6 MPa 之間，相差不大.說明X80/X100 異種鋼復(fù)合焊的焊縫強(qiáng)度高于X80 管線鋼母材，接頭強(qiáng)度取決于X80 管線鋼母材.

表3 復(fù)合焊接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Tensile test results of the hybrid welded joints

圖11 拉伸試樣斷裂位置Fig.11 Fracture locations of tensile specimens

2.4.2 沖擊韌性

不同激光功率下試樣的沖擊試驗(yàn)結(jié)果如表4所示.復(fù)合焊接頭試樣的沖擊吸收能量在93.7～119.0 J 之間，隨著激光功率增大，焊縫沖擊吸收能量呈下降趨勢.這是因?yàn)楫?dāng)激光功率從2.0 kW 增加到3.5 kW 時(shí)，一方面因總熱輸入增加，焊縫晶粒變得粗大，電弧區(qū)焊縫部分的FSP 數(shù)量增加，可能導(dǎo)致韌性變差；另一方面，由于激光區(qū)焊縫中LB 減少、AF 含量增加，而AF 含量增加則有利于改善韌性.綜合分析看，焊縫韌性下降應(yīng)為電弧區(qū)焊縫組織粗化導(dǎo)致.圖12 為不同激光功率下的沖擊試樣斷口形貌，可以看出斷口由大量韌窩構(gòu)成，屬于韌性斷裂.

表4 沖擊試驗(yàn)結(jié)果Table 4 The results of impact test

圖12 不同激光功率下的斷口形貌Fig.12 Fracture morphology with different laser powers.(a) P=2.0 kW;(b) P=2.5 kW;(c) P=3.0 kW;(d) P=3.5 kW

3 結(jié)論

(1) 2.0 kW 至3.5 kW 激光功率下，X80/X100異種鋼激光-MIG 復(fù)合焊接可以獲得良好的焊縫成形.激光功率對(duì)蓋面焊激光區(qū)焊縫尺寸影響較大，隨著激光功率增加，電弧區(qū)熔深變化不大，激光區(qū)熔深明顯增加.

(2) 激光功率對(duì)蓋面焊激光區(qū)的顯微組織影響較大，當(dāng)激光功率從2.0 kW 增加至3.5 kW 時(shí)，激光區(qū)焊縫中AF 含量明顯增加，LB 含量顯著減小；激光區(qū)CGHAZ 的晶粒尺寸增加，焊縫兩側(cè)的CGHAZ 中GB 含量增加、LB 含量下降.

(3) 電弧區(qū)焊縫硬度與兩側(cè)母材硬度水平相當(dāng)，激光區(qū)焊縫硬度較高，電弧區(qū)和激光區(qū)部位的最高硬度出現(xiàn)在X100 側(cè)的熔合區(qū)部位，電弧區(qū)和激光區(qū)最高硬度值均未超過325 HV，接頭的淬硬傾向不是很大.隨著激光功率增大，焊接接頭最高硬度下降.

(4) 不同激光功率下X80/X100 復(fù)合焊接頭的抗拉強(qiáng)度在675.5～ 688.6 MPa 之間，與X80 管線鋼母材相當(dāng)，焊縫強(qiáng)度高于X80 管線鋼;激光功率從2.0 kW 增加到3.5 kW 時(shí)，X80/X100 復(fù)合焊接頭的韌性從119.0 J 降至93.7 J，沖擊試樣斷口均呈現(xiàn)大量的韌窩，為韌性斷裂;.