王皓，胡會娥，遲鈞瀚，陳澤，馮子健

(海軍工程大學(xué),武漢,430022)

0 序言

高鉻鑄鐵具有優(yōu)異的耐磨損性能，適用于礦山機(jī)械、水泥生產(chǎn)等磨粒磨損場合[1-5].但高鉻鑄鐵韌性和止裂性能差，在承受較大的沖擊載荷作用時容易開裂報(bào)廢.將高鉻鑄鐵與韌性較好的低合金鋼復(fù)合，制成層狀金屬復(fù)合材料，使工件兼具良好的韌性和表面抗磨損性能，可大大擴(kuò)展高鉻鑄鐵的使用范圍[6-8].

目前常用的在低合金鋼(或低碳鋼)上復(fù)合大尺寸高鉻鑄鐵硬面層的方法有電弧堆焊法[9-10]和鑄造復(fù)合法[11-12].其中，電弧堆焊高鉻鑄鐵硬面層時存在極不均勻的溫度場和很大的焊接應(yīng)力，極易產(chǎn)生裂紋；而高鉻鑄鐵鑄造組織需要進(jìn)行高溫?zé)崽幚韥磉M(jìn)一步調(diào)控組織、改善性能，但鑄造復(fù)合法生產(chǎn)的復(fù)合工件為保證整體性能，不宜進(jìn)行高溫?zé)崽幚?因此，急需一種新的高鉻鑄鐵和低合金鋼復(fù)合方法，能夠克服以上復(fù)合方法的不足，高效地獲得較大尺寸的高質(zhì)量高鉻鑄鐵硬面層.電渣焊熱輸入大，加熱和冷卻速度慢，工件溫度分布均勻，焊接應(yīng)力較小.Rodionova 等人[13]用電渣堆焊在低合金鋼板表面復(fù)合高合金鋼硬面層，界面結(jié)合強(qiáng)度高且沒有裂紋缺陷.因此，可以考慮將電渣堆焊的方法應(yīng)用于高鉻鑄鐵和低合金鋼的復(fù)合.

文中用電渣堆焊的方法在低合金鋼表面堆焊了高鉻鑄鐵硬面層，分析探討了電渣堆焊溫度場以及堆焊試樣不同部分的組織性能特點(diǎn)，論證了采用電渣堆焊在低合金鋼表面復(fù)合高鉻鑄鐵硬面層，獲得無裂紋缺陷、可靠復(fù)合界面方法的可行性.

1 試驗(yàn)方法

1.1 堆焊方法

試驗(yàn)用基板為25 mm 厚的D32 低合金鋼鋼板，熔嘴為外徑10 mm、內(nèi)徑4 mm 的ISO101 鋼管，焊劑為CaF2-CaO-Al2O3燒結(jié)焊劑，堆焊采用高鉻鑄鐵藥芯焊絲.電渣堆焊如圖1 所示，熔嘴垂直插入由水冷銅塊、低合金鋼板和引弧造渣板組成的型腔中，型腔尺寸100 mm × 30 mm × 30 mm.焊接電壓35～ 37 V，焊接電流300～ 320 A.堆焊過程中，渣池位于金屬熔池上方，焊絲和熔嘴以及部分低合金鋼基材在渣池中不斷熔化并進(jìn)入下方的金屬熔池，渣池和熔池則不斷上升直至電渣堆焊過程結(jié)束，最終得到厚度約30 mm 的電渣堆焊高鉻鑄鐵硬面層.基板、熔嘴鋼管和硬面層的化學(xué)成分見表1.

表1 低合金鋼基板D32,ISO101 熔嘴鋼管和高鉻鑄鐵硬面層的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of low alloy steel substrate D32,fusion nozzle steel pipe ISO101 and high chromium cast iron hardfacing layer

圖1 電渣堆焊裝置及測溫示意圖Fig.1 Schematic diagram of electroslag surfacing device and temperature measurement

1.2 焊接溫度場測量方法

如圖1 所示，用Sat-HY-G90 型紅外熱成像儀直觀監(jiān)測堆焊穩(wěn)定階段低合金鋼背面和上表面的溫度場，并繪制等溫線圖.測量熱影響區(qū)不同部位的焊接熱循環(huán)，分別用φ3 mm 鉆頭在低合金板背面上鉆不同深度的盲孔，用儲能焊機(jī)將K 型熱電偶分別點(diǎn)焊在盲孔端部，熱電偶另一端與溫度采集裝置相連.堆焊時用LabVIEW 軟件進(jìn)行溫度數(shù)據(jù)的采集，采集頻率100 次/s，采集溫度低于200 ℃時結(jié)束程序.A 位于低合金鋼板表面，B,C,D,E 深度分別為5,10,15 和20 mm.

1.3 微觀組織觀察和力學(xué)性能測試方法

在堆焊試樣上取樣進(jìn)行微觀組織觀察和力學(xué)性能測試，取樣如圖2 所示.用標(biāo)準(zhǔn)金相制樣方法制備金相試樣，用光學(xué)顯微鏡和掃描電鏡觀察硬面層、熔合線以及低合金鋼熱影響區(qū)微觀組織，用Image-Pro-Plus 圖像分析軟件統(tǒng)計(jì)熱影響區(qū)不同部位晶粒尺寸.用XRD 檢測磨損前后高鉻鑄鐵硬面層的相組成并分別測試其洛氏硬度.按照標(biāo)準(zhǔn)ISO 148.1—2006 分別測試硬面層、結(jié)合界面和熱影響區(qū)的沖擊吸收能量.測量從基材到硬面層的維氏硬度，載荷490 g，保持時間15 s.測試高鉻鑄鐵硬面層與低合金鋼基體的結(jié)合強(qiáng)度，測試時把壓頭放入試樣凹槽中與堆焊層接觸，整體安放到WDW3200電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn).設(shè)定最大載荷為50 kN，加載速度為1 mm/min.加載后推力通過壓頭傳遞到堆焊層，使堆焊層與基體的結(jié)合面承受拉應(yīng)力，當(dāng)拉應(yīng)力超過結(jié)合面的結(jié)合強(qiáng)度時發(fā)生斷裂，斷裂面應(yīng)在二者的結(jié)合面區(qū)域附近，堆焊層與基體的結(jié)合強(qiáng)度σ為

圖2 取樣示意圖(mm)Fig.2 Schematic diagram of the sampling.(a) sampling position;(b) size of impact specimen;(c) size of interface bonding strength test specimen

式中：F為斷裂瞬間的加載載荷；S為斷裂面面積.依據(jù)ASTM G65—2004 進(jìn)行磨粒磨損試驗(yàn)，磨料為石英砂帶，摩擦速度1.57 m/s，載荷100 N，摩擦?xí)r間200 s.每組試樣分別測3 次，用精度為0.000 1 g的分析天平分別測量失重并取其平均值.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 溫度場與焊接熱循環(huán)

在堆焊試樣上建立三維坐標(biāo)軸系，如圖3 所示.x方向?yàn)槎押冈嚇訉挾确较?；y方向?yàn)槎押赣裁鎸优c低合金鋼厚度方向，與復(fù)合界面垂直；z方向?yàn)殡娫押阜较?，堆焊時渣池和金屬熔池沿z方向向上移動.圖3a 為堆焊到z=50 mm 處穩(wěn)定階段時低合金鋼基板背面(x-z面)的等溫線分布，圖3b 為堆焊到z=100 mm 時低合金鋼基板上表面(xy面)等溫線分布.

從圖3a 可以看出，在40 mm ≤z≤ 60 mm 區(qū)間內(nèi)溫度變化平緩，當(dāng)z<40 mm 和z>60 mm 區(qū)間內(nèi)溫度下降速度基本恒定；從圖3b 可以看出溫度在y軸方向上線性變化.對試樣中的溫度梯度進(jìn)行簡化分析，建立溫度分布模型.假設(shè)電渣堆焊穩(wěn)定狀態(tài)下某瞬時渣池中心所在高度為z0，渣池厚度為h，在試樣表面與渣池等高位置溫度為T0，渣池?zé)崃砍浞謧鲗?dǎo)到試樣表面，模型可近似認(rèn)為渣池溫度均勻，則在z0±h/2 區(qū)間內(nèi)溫度梯度為0，z＞z0+h/2 時溫度梯度為θz1，z＜z0-h/2 時溫度梯度為θz2.在x軸方向上，除去試樣邊緣小范圍的溫度陡降區(qū)，溫度在整個x軸方向上的溫度分布比較均衡，溫度梯度θx=0；y軸方向的溫度梯度為θy0，可得到此時電渣堆焊低合金鋼試樣中各點(diǎn)的溫度.

圖3 準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)低合金鋼基板表面等溫線分布圖Fig.3 Quasi-steady isotherm distribution diagram of low alloy steel substrate surface.(a) isotherm distribution of substrate x-z plane (z=50 mm);(b) isotherm distribution of substrate x-y plane (z=100 mm)

根據(jù)圖3 可知，當(dāng)z0=50 mm 時，T0=1 070 ℃；y軸方向上在25 mm 厚度范圍內(nèi)，峰值溫度從1 300 ℃降到1 070 ℃，θy0=9.2 ℃/mm；z軸方向上，試樣在渣池上方部分的升溫主要靠堆焊過程中渣池的熱傳導(dǎo)，θz1=-21.25 ℃/mm，試樣在渣池下方部分溫度的保持靠渣池?zé)醾鲗?dǎo)和堆焊金屬凝固時的結(jié)晶潛熱共同作用，θz2=16.25 ℃/mm.將以上初始條件代入式(2)可得低合金鋼試樣的溫度分布.其中，x? [0,30],y? [0,25],z? [0,100].

應(yīng)力σ計(jì)算公式為

式中：E為低合金鋼的楊氏模量；α為線膨脹系數(shù)；ε為應(yīng)變；θ為溫度梯度；L取1 mm.借助JMatPro(Java-based Materials Properties software)軟件中的“General Steel”數(shù)據(jù)庫計(jì)算D32 低合金鋼在不同溫度下的線膨脹系數(shù)α(圖4)和楊氏模量E(圖5).

圖4 D32 低合金鋼在不同溫度下的線脹系數(shù)Fig.4 Linear expansion coefficient of D32 low alloy steel at different temperatures

圖5 D32 低合金鋼在不同溫度下的楊氏模量Fig.5 Young's modulus of D32 low alloy steel at different temperatures

將低合金鋼內(nèi)部坐標(biāo)軸方向溫度梯度θx,θy,θz1和θz2分別代入式(4)，計(jì)算得到低合金鋼內(nèi)部沿各坐標(biāo)軸的熱應(yīng)力，溫度T沿x軸方向沒有變化，即T(x,y,z)=T(y,z)，試樣中與x軸垂直的y-z各相鄰平行層面幾乎不產(chǎn)生應(yīng)力.試樣在y軸方向熱應(yīng)力為23.1 MPa，在z軸方向溫度梯度最大，最大熱應(yīng)力σz=53.4 MPa.低合金鋼熱影響區(qū)內(nèi)不同方向的熱應(yīng)力均遠(yuǎn)低于D32 低合金鋼的抗拉強(qiáng)度440～ 570 MPa，不產(chǎn)生裂紋.

電渣堆焊復(fù)合高鉻鑄鐵和低合金鋼試樣如圖6，左側(cè)為高鉻鑄鐵堆焊層，右側(cè)為D32 低合金鋼.可以看出，堆焊層和基材熔合線在穩(wěn)定階段平整清晰，未發(fā)現(xiàn)裂紋等缺陷.從圖6 還可以看出，堆焊試樣底部熔合線向硬面層一側(cè)偏離，這是電渣堆焊開始時在底部引弧造渣，大部分熱量用于熔化焊劑，產(chǎn)生熱量不足以熔化基材所致.當(dāng)穩(wěn)定的渣池建立后，熔合線變得平直.

圖6 電渣堆焊試樣宏觀形貌Fig.6 Macromorphology of electroslag surfacing sample

2.2 微觀組織

2.2.1 熔合區(qū)微觀組織

高鉻鑄鐵電渣堆焊層和基材結(jié)合界面如圖7.從圖7a 可以看出，低合金鋼和高鉻鑄鐵硬面層的熔合界面平直.從圖3a 可以看出，電渣堆焊時，作為熱源的渣池溫度分布較為均勻.渣池與低合金鋼接觸面在x方向上熱流密度分布均勻，溫度梯度θx=0，從而使渣池界面處的低合金鋼金屬同步熔化和凝固，獲得均勻平直的熔合線.從圖7b 可以看出，在堆焊層和基材的結(jié)合面存在寬度約50 μm 的奧氏體帶狀區(qū)域.對圖7b 方框區(qū)域進(jìn)行放大，可見奧氏體帶狀區(qū)域左側(cè)共晶區(qū)分布著短桿狀M7C3型碳化物，如箭頭a 所示，這些碳化物不連續(xù)分布，保證了基體的連續(xù)性.奧氏體帶狀區(qū)域右側(cè)與低合金鋼熔合線在微觀上并不平整，如箭頭b 所示，鋸齒狀界面增加了界面結(jié)合面積.奧氏體相硬度較低，具有良好的塑韌性，奧氏體帶狀區(qū)域的存在有助于提高結(jié)合界面的斷裂韌性和結(jié)合強(qiáng)度.

圖7 高鉻鑄鐵電渣堆焊層和基材結(jié)合界面Fig.7 Interface of surfacing layer and substrate.(a)macromorphology; (b) microstructure at the interface

2.2.2 低合金鋼基材熱影響區(qū)微觀組織

對于普通的低合金鋼，其晶粒急劇長大的開始溫度約為1 100 ℃，從圖8 和表2 可以看出，低合金鋼中測試點(diǎn)B,C,D,E 的峰值溫度均超過1 100 ℃，因此B,C,D,E 均處于粗晶區(qū)，其顯微組織均含有魏氏組織.圖9 為低合金鋼熱影響區(qū)不同區(qū)域的金相組織，根據(jù)GB/T 13299—1991《鋼的顯微組織評定方法》對不同位置的組織進(jìn)行分級，圖9a 為低合金鋼測溫點(diǎn)E 處的金相組織，該區(qū)域緊鄰熔合線，堆焊時峰值溫度達(dá)到1 300 ℃，1 000 ℃以上高溫停留時間約182 s，奧氏體晶粒長得非常粗大，冷卻后形成粗大針狀及厚網(wǎng)狀的非常明顯的魏氏體組織，為A4 級魏氏組織；圖9b 中低合金鋼測溫點(diǎn)D 處為A3 級魏氏組織，可見鐵素體網(wǎng)向晶內(nèi)生長，呈針狀分布于晶粒內(nèi)部；圖9c 低合金鋼測溫點(diǎn)C 處為A2 級魏氏組織，塊狀鐵素體間隙出現(xiàn)個別針狀組織區(qū)；圖9d 低合金鋼測溫點(diǎn)B 處為A1 級組織，鐵素體組織中呈現(xiàn)不規(guī)則的塊狀鐵素體；圖9e 低合金鋼測溫點(diǎn)A 處為A1 級組織，為均勻的鐵素體和珠光體組織.測試點(diǎn)A 的峰值溫度為1 070 ℃，處于Ac3到晶粒急劇長大溫度1 100 ℃之間，該區(qū)域在加熱和冷卻過程中經(jīng)受了兩次重結(jié)晶相變的作用，晶粒顯著細(xì)化，其平均晶粒尺寸只有3 μm，顯微組織沒有魏氏組織特征.

圖8 低合金鋼y 軸方向不同部位熱循環(huán)曲線Fig.8 Thermal cycle curve of different parts in y-axis direction of low alloy steel

圖9 低合金鋼D32 熱影響區(qū)微觀組織Fig.9 Microstructures of heat affected zone of low alloy steel D32.(a) at measuring point E;(b) at measuring point D;(c) at measuring point C;(d) at measuring point B;(e) at measuring point A

表2 電渣堆焊過程焊接熱循環(huán)特征參數(shù)Table 2 Characteristic parameters of welding thermal cycle during electroslag surfacing

2.2.3 硬面層微觀組織

圖10 為高鉻鑄鐵硬面層表面向下3 mm 處金相組織照片，為硬面層顯微組織.從圖10a 可以看出高鉻鑄鐵硬面層中含有大量的團(tuán)塊狀初晶奧氏體，從圖10b 可以看出在初晶奧氏體晶界分布著共晶組織，共晶組織中M7C3型碳化物呈桿狀或長條狀均勻分布在初晶奧氏體晶界處，硬面層組織均勻.如圖11 所示，XRD 分析結(jié)果表明復(fù)合硬面層由奧氏體相、M7C3型碳化物相和馬氏體相組成.

圖10 高鉻鑄鐵硬面層金相組織Fig.10 Microstructure of high chromium cast iron hardfacing layer.(a) microstructure (low);(b) microstructure (high)

圖11 高鉻鑄鐵硬面層XRD 分析Fig.11 XRD analysis of high chromium cast iron hardfacing layer

2.3 力學(xué)性能

2.3.1 硬度

圖12 為低合金鋼基材、熱影響區(qū)、熔合區(qū)和高鉻鑄鐵硬面層的顯微硬度圖.熱影響區(qū)的t8/5時間大于180 s，在冷卻過程中整個試樣冷卻緩慢，沒有馬氏體的產(chǎn)生，硬度在330～ 400 HV 之間，其中過熱區(qū)存在粗大的魏氏組織，硬度較高，達(dá)到了400 HV，離熔合線距離增加，晶粒細(xì)化，魏氏組織減少，硬度隨之降低；在熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)晶粒比較細(xì)小，綜合力學(xué)性能好，硬度略有提高；在熔合區(qū)，高鉻鑄鐵中的碳元素向低合金鋼中擴(kuò)散，硬度隨碳含量的增多明顯升高；堆焊硬面層發(fā)生亞共晶轉(zhuǎn)變，共晶碳化物程顆粒狀分布在奧氏體基體上，硬度達(dá)到了700 HV，約為低合金鋼D32 硬度的2 倍.

圖12 試樣顯微硬度變化曲線Fig.12 Microhardness change curve of sample

2.3.2 界面結(jié)合強(qiáng)度

測定熔合界面的結(jié)合強(qiáng)度，當(dāng)載荷F為14.4 kN，試樣發(fā)生斷裂，斷裂面面積S為150 mm2，計(jì)算得到斷裂強(qiáng)度σ為96 MPa.圖13 是試樣斷裂位置及其斷口特征.圖13a 為斷口側(cè)邊宏觀形貌，裂紋首先在高鉻鑄鐵堆焊層中萌生，裂紋萌生位置距離堆焊層與基材界面約1 mm，而后裂紋在高鉻鑄鐵堆焊層中擴(kuò)展，到達(dá)熔合界面后沿界面擴(kuò)展，直至到達(dá)試樣表面.在裂紋擴(kuò)展到熔合界面處產(chǎn)生次生裂紋，次生裂紋進(jìn)入低合金鋼粗晶熱影響區(qū)，擴(kuò)展到細(xì)晶熱影響區(qū)停止，并沒有貫穿到試樣表面.可見，低合金鋼與高鉻鑄鐵結(jié)合界面并不是熔合區(qū)最薄弱環(huán)節(jié)，結(jié)合強(qiáng)度滿足使用要求.圖13b 為斷口的微觀形貌特征，高鉻鑄鐵為脆硬性材料，裂紋斷面存在較多穿晶斷裂解離面，解離面之間形成河流狀花樣，為解離性脆性斷裂.但由于高鉻鑄鐵硬面層中含有較多的初晶奧氏體，韌性相對較高，如圖13b 中箭頭所示，在界面層存在少量塑性變形后留下的撕裂狀形貌.

圖13 推離試樣斷口形貌Fig.13 Fracture morphology of push-off sample.(a)macromorphology of the fracture;(b) microstructure of the fracture

2.3.3 沖擊韌性

分別在高鉻鑄鐵硬面層、低合金鋼基材，復(fù)合界面熔合區(qū)和細(xì)晶熱影響區(qū)取沖擊試樣，測得各部分的室溫(25 ℃)沖擊吸收能量見表3.熱影響區(qū)不同區(qū)域的沖擊韌性差別較大，細(xì)晶區(qū)的晶粒細(xì)小均勻，其沖擊韌性甚至好于基材，該區(qū)域的沖擊吸收能量為基材的116%，而復(fù)合界面熔合區(qū)包含粗晶熱影響區(qū)，粗大的魏氏組織使得熔合區(qū)沖擊吸收能量只有低合金鋼基材的32%，但仍為高鉻鑄鐵硬面層的沖擊韌性的5 倍，復(fù)合后沖擊韌性明顯提高.

表3 復(fù)合試樣不同位置的沖擊吸收能量Akv(25 ℃)(J)Table 3 Impact absorption energy at different positions of the composite specimen Akv(25 ℃)

2.3.4 耐磨性能

磨粒磨損試驗(yàn)測得高鉻鑄鐵電渣硬面堆焊層摩擦平均失重為0.256 1 g，圖14 為磨損表面形貌.可見磨損面犁溝細(xì)小且分布均勻，沒有發(fā)現(xiàn)開裂和硬面層剝離現(xiàn)象，說明硬面層具有一定塑韌性和較高的硬度，在較大摩擦載荷下具有優(yōu)良的耐磨粒磨損性能.對比圖11 和圖15 的XRD 分析結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)磨損后硬面層中奧氏體相含量降低，馬氏體相含量增多，磨損前硬面層洛氏硬度為46 HRC±3 HRC，磨損后硬面層洛氏硬度為53 HRC±5 HRC，磨損后硬面層平均硬度提高了7 HRC.這是因?yàn)閵W氏體韌性較好，磨損過程中奧氏體在承受較大沖擊載荷時發(fā)生了馬氏體相變，使得硬面層硬度和耐磨損性能提高.因此，在承受較大沖擊載荷的磨粒磨損條件下，具有奧氏體基體的電渣堆焊高鉻鑄鐵硬面層有良好的耐磨損性能.

圖14 硬面層磨損形貌Fig.14 Wear morphology of hardfacing layer

圖15 磨損試樣磨損面XRD 分析Fig.15 XRD analysis of wear surface

3 結(jié)論

(1) 電渣焊熱輸入大，用電渣堆焊的方法在低合金鋼D32 表面復(fù)合高鉻鑄鐵硬面層，工件溫度分布均勻，溫度梯度小，可避免硬面層和結(jié)合界面產(chǎn)生裂紋.

(2) 電渣堆焊時熱影響區(qū)焊接熱循環(huán)峰值溫度1 100 ℃以上區(qū)域?yàn)榇志^(qū)，其t8/5時間大于180 s，沒有馬氏體，但含有魏氏組織；在高鉻鑄鐵硬面層和低合金鋼界面形成寬度約50 μm 的奧氏體帶狀區(qū)，可有效提高界面韌性和結(jié)合強(qiáng)度；高鉻鑄鐵硬面層組織穩(wěn)定，含有大量的奧氏體組織.

(3) 電渣堆焊高鉻鑄鐵/低合金鋼復(fù)合試樣沖擊韌性較高鉻鑄鐵硬面層沖擊韌性提高了5 倍；界面結(jié)合力測試時，斷裂發(fā)生在高鉻鑄鐵硬面層一側(cè)，斷裂強(qiáng)度96 MPa；電渣堆焊高鉻鑄鐵硬面層中奧氏體在100 N 摩擦載荷下發(fā)生馬氏體相變，磨損前后硬面層硬度提高了7 HRC，具有良好的耐磨損性能.