李澤文１,劉擁軍２,周友龍２,何 軒１
(西南交通大學(xué) １．機(jī)械工程學(xué)院;２．焊接研究所,成都 ６１００３１)
摘 要:對(duì)地鐵轉(zhuǎn)向架用P３５５NL１鋼焊縫金屬進(jìn)行了低溫沖擊試驗(yàn),分析了焊縫金屬的顯微組織和化學(xué)成分對(duì)其低溫沖擊韌性的影響,并通過斷口形貌觀察分析了其斷裂機(jī)制.結(jié)果表明:焊縫金屬的顯微組織包括先共析鐵素體(PF)、側(cè)板條鐵素體(FSP)、細(xì)晶鐵素體(FGF)以及針狀鐵素體(AF)等;大量的 AF使其具有良好的低溫沖擊韌性;焊縫金屬中含有硅、錳、鎳等元素,促進(jìn)了 AF的生成并細(xì)化了晶粒;焊縫金屬的韌脆轉(zhuǎn)變溫度為－４２．７０ ℃;－２０~０ ℃時(shí)焊縫金屬的斷口形貌以韌窩為主,斷裂方式為韌性斷裂,斷裂機(jī)理為微孔聚集型;－４０ ℃時(shí)焊縫金屬的斷口形貌為韌窩和解理面相交織,斷裂方式為韌Ｇ脆混合斷裂;－６０ ℃時(shí)焊縫金屬的斷口形貌已經(jīng)完全變成解理斷口,斷口分布著河流狀花樣和解理臺(tái)階,為典型的脆性斷裂.
關(guān)鍵詞:P３５５NL１鋼;焊縫金屬;低溫沖擊韌性;顯微組織;斷口形貌
中圖分類號(hào):TG４２２;TG１１３．２５ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A 文章編號(hào):１０００Ｇ３７３８(２０１７)０５Ｇ０１００Ｇ０５
LowTemperatureImpactToughnessofWeldMetalof
P３５５NL１SteelUsedforMetroBogie
LIZewen１,LIUYongjun２,ZHOUYoulong
２,HEXuan１
(１．SchoolofMechanicalEngineering;２．WeldingResearchInstitute,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu６１００３１,China)
Abstract:ThelowtemperatureimpacttestwascarriedoutonweldmetalofP３５５NL１steelformetrobogie,
andtheeffectofmicrostructureandchemicalcompositiononthelowtemperatureimpacttoughnessofweldmetal
wasanalyzed．Thefractionmechanismofweldmetalwasstudiedbyfracturemorphologyobservation．Theresults
showthatthemicrostructureinweldmetalincludedproＧeutectoidferrite(PF),sideplateferrite(FSP),finegrain
ferriteandtheacicularferrite(AF)．AlargenumberofAFinweldmetalcontributedtothegoodlowtemperature
impacttoughness．ThealloyelementsSi,MnandNiofweldmetalpromotedtheformationoftheacicularferrite
andrefinedthegrainsofweldmetal．Theductilebrittletransitiontemperatureoftheweldmetalwas－４２．７０ ℃．
Thefracturemorphologyshoweddimpleswhenthetemperaturewasbetween－２０℃and０℃,thefractionmanner
wasductilefractureandthefracturemechanismwasmicrovoidcoalescencefracturetype．Whenthetemperaturewas
－４０ ℃,dimplesandcleavageplane,whichwastakenductileandbrittlemixedfracturefeature,couldbeseenon
thefracturesurfaces．Whenthetemperaturewas －６０ ℃,thefracturefeaturehadbeencompletelyturnedinto
cleavagefracturewhichdistributedwithriverpatternandcleavagestep．Itwasatypicalbrittlefracturetype．
Keywords:P３５５NL１steel;weld metal;low temperatureimpacttoughness;microstructure;fracture
morphology
０ 引 言
先進(jìn)的軌道交通裝備是“中國制造２０２５”國家戰(zhàn)略中十大重點(diǎn)發(fā)展領(lǐng)域之一.發(fā)展地鐵軌道交通已經(jīng)成為我國大部分城市解決城市交通擁擠問題的重要措施.轉(zhuǎn)向架作為軌道車輛行走部分的關(guān)鍵部 件,其 主 要 組 成 部 分 為 轉(zhuǎn) 向 架 焊 接 構(gòu) 架.焊接接頭性能的好壞直接影響著轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的性能和安全,由于化學(xué)成分或組織的不均勻,以及各種焊接 缺 陷 的 存 在,使 得 焊 接 接 頭 成 為 焊 接結(jié)構(gòu)的最薄弱部位.我國南北方的最低溫度差別很大,如東北等地的冬季最低氣溫可達(dá)－４０ ℃以下,為了防止焊接結(jié)構(gòu)脆斷事故的發(fā)生,要求焊接構(gòu)架的 接 頭 必 須 具 有 良 好 的 低 溫 韌 性. 有 關(guān) 資料[１]研究表明,在焊接接頭中,焊縫金屬的低溫韌性相對(duì)較差,所 以 對(duì) 焊 縫 金 屬 低 溫 韌 性 的 研 究 具有重要意義,而有關(guān)此方面的研究報(bào)道并不多.地鐵轉(zhuǎn)向架的常用材料為 P３５５NL１鋼,因此作者通過對(duì)P３５５NL１鋼焊縫金屬在不同溫度下進(jìn)行了沖擊試驗(yàn),并對(duì)斷口的宏觀和微觀形貌以及焊縫各層的顯微組織進(jìn)行了分析,研究了焊縫金屬的低溫沖擊韌性,并分析了焊縫組織成分對(duì)其韌性的影響.１ 試樣制備與試驗(yàn)方法
１．１ 試樣制備
試驗(yàn)材料為轉(zhuǎn)向架構(gòu)架用 P３５５NL１低合金鋼板,熱軋供貨態(tài),尺寸為３５０mm×１５０mm×１２mm;焊接材料為 CHWＧ５０C６鍍銅低合金鋼氣體保護(hù)焊絲(直徑１．２mm).試驗(yàn)材料的化學(xué)成分和力學(xué)性能分別見表１和表２.
由圖１可見,對(duì)焊接試樣開雙 V 型坡口,單邊坡口角度為３０°.試驗(yàn)采用 MAG(熔化極活性氣體保護(hù)電弧焊)焊接方法,保護(hù)氣體為８０％(體積分?jǐn)?shù),下同)Ar＋２０％CO２,焊接工藝參數(shù)見表３.焊后進(jìn)行磁粉、超聲波等無損探傷.按照熱處理要求對(duì)焊接接頭進(jìn)行去應(yīng)力退火處理,加熱速率小于２２０℃??h－１,加熱升溫時(shí)間為２．５h,當(dāng)加熱至(５９０±１５)℃ 后保溫２h,然后以小于１９０ ℃??h－１的速率冷卻２．８h.
１．２ 試驗(yàn)方法
沖擊試樣按照 GB/T２６４９－１９８９制備,試樣尺寸為１０mm×１０mm×５５mm,在焊縫中心開 V 型缺口,在JBNＧ３００型沖擊試驗(yàn)機(jī)上完成沖擊試驗(yàn),沖擊試驗(yàn)溫度為－１２０,－１００,－８０,－６０,－４０,－２０,０,２０ ℃,每個(gè)試驗(yàn)溫度測(cè) ３ 個(gè)試樣取平均值.采用無水乙醇作為冷卻介質(zhì),液氮作為制冷劑,相互配合調(diào)整試驗(yàn)溫度,溫控誤差控制在±３ ℃以內(nèi),在規(guī)定的溫度下保溫１０min.保溫過程中使用保溫桶,配套有熱電偶測(cè)溫儀和溫度數(shù)顯儀.采用５００萬像素?cái)?shù)碼相機(jī)對(duì)斷口觀察并拍照;使用SＧ３４００N型掃描電鏡(SEM)觀察斷口的微觀形貌;參照 GB/T２６５０－２００８,在沖擊試樣斷口附近的焊縫中心截取金相試樣,使用金相砂紙配合拋光機(jī)磨好后,用體積分?jǐn)?shù)為４％的硝酸酒精溶液腐蝕,然后采用卡爾蔡司 A１m 型光學(xué)顯微鏡觀察顯微組織.
２ 試驗(yàn)結(jié)果與討論
２．１ 沖擊韌性隨溫度的變化規(guī)律
韌脆轉(zhuǎn)變溫度是衡量材料低溫韌性的一個(gè)重要指標(biāo),采用 Boltzmann函數(shù)[２]能夠較好地?cái)M合韌性Ｇ溫度 關(guān) 系 曲 線. 根 據(jù) 一 系 列 沖 擊 試 驗(yàn) 結(jié) 果,對(duì)P３５５NL鋼母材及焊縫金屬的沖擊功數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸處理,擬合所得的曲線如圖２所示.由圖可知:焊縫金屬的沖擊功總體上小于母材的沖擊功,這表明焊縫是焊接結(jié)構(gòu)中的薄弱環(huán)節(jié),這與文獻(xiàn)[１]的結(jié)論一致;隨著溫度的降低,母材和焊縫金屬的沖擊功均減小,材料的脆性增加而韌性降低.經(jīng)分析認(rèn)為:溫度的降低使得材料內(nèi)部的原子間距減小,增加了位錯(cuò)阻力,降低了位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)速率,從而使材料的脆性增大,韌性降低;－４０℃時(shí)母材的平均沖擊功為１５７J,焊縫金屬的為７７J,均達(dá)到了母材沖擊功的最低要求(不 小 于 ４０J),并 且 還 有 很 大 的 富 余 量,表 明P３５５NL１鋼焊縫金屬具有良好的低溫沖擊韌性.母材和焊縫金屬?zèng)_擊功的Boltzmann擬合參數(shù)見表４.由表可知,母材和焊縫金屬的韌脆轉(zhuǎn)變溫度分別為－６２．５７ ℃和－４２．７０ ℃.這表明焊縫金屬的低溫脆性敏感性較高,在－４０ ℃時(shí)已經(jīng)接近韌脆轉(zhuǎn)變點(diǎn),轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架在此溫度條件下服役時(shí)必然會(huì)表現(xiàn)出較大的低溫冷脆傾向,在進(jìn)行抗脆斷設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該考慮此因素.母材和焊縫金屬的上下平臺(tái)值相差較大,且母材的轉(zhuǎn)變溫度范圍比焊縫金屬的更大,這再次證明了焊縫為焊接接頭的薄弱環(huán)節(jié).雖然焊縫金屬在低溫條件下表現(xiàn)出了一定的脆性,但仍能滿足設(shè)計(jì)的要求,具有良好的低溫沖擊韌性,這與焊縫金屬的化學(xué)成分和顯微組織是分不開的.以下將從顯微組織和化學(xué)成分來分析其對(duì)焊縫金屬韌性的影響,并通過斷口形貌來分析焊縫的微觀斷裂機(jī)理.
２．２ 顯微組織對(duì)焊縫金屬?zèng)_擊韌性的影響
由圖３(a)可見,母材的顯微組織由鐵素體和呈帶狀分布的珠光體組成,晶粒細(xì)小而均勻,這使得母材具有較低的強(qiáng)度和較高的韌性.圖３(b)~(d)為焊縫的顯微組織,由于采用多層施焊,先焊焊道受到后焊焊道的熱作用,焊縫金屬每層的組織都有明顯的差別.圖３(b)是蓋面層,為柱狀晶組織,晶粒粗大,先共析鐵素體(PF)分布于奧氏體晶界上,側(cè)板條鐵素體(FSP)從PF的側(cè)面以板條狀向晶內(nèi)生長,晶內(nèi)為大量的針狀鐵素體(AF),未觀察到馬氏體/奧氏體島(M/A 島).圖３(c)為填充層的顯微組織,因?yàn)槭艿胶笠缓傅赖臒嶙饔?該層的組織為大量的細(xì)晶鐵素體(FGF)和 AF組織以及極少量的珠光體組織.圖３(d)為焊縫打底層的顯微組織,PF 沿原奧氏體晶界呈網(wǎng)狀析出,晶內(nèi)仍為大量的 AF組織,少量的 FSP存在于晶界中.
焊縫金屬的顯微組織是決定其力學(xué)性能的關(guān)鍵因素.打底層和蓋面層的組織主要為 PF、FSP 和AF,填充層主要為 FGF 和 AF.PF 組織內(nèi)部的位錯(cuò)密度較低,是低屈服點(diǎn)的脆弱相,會(huì)導(dǎo)致焊縫金屬的韌性下降.FSP 組織也會(huì)使焊縫金屬的韌性顯
著下降,抗裂性變差.大量出現(xiàn)的 FGF 組織,尤其是 AF組織,則使得焊縫金屬具有較高的強(qiáng)度和較好的低溫沖擊韌性[３],這與沖擊試驗(yàn)結(jié)果相符合.AF存在于原奧氏體晶粒內(nèi)部,并以大角度分布,其取向自由度大,幾乎可以向任何方向生長,所以 AF的強(qiáng)度和韌性高,抗裂性能好,是各類鐵素體中性能最好的一種.因此,在低碳低合金鋼的焊縫組織中希望得到大量的 AF,同時(shí)減少晶界鐵素體和 FSP的析出[４].有研究發(fā)現(xiàn)[５],焊縫金屬具有優(yōu)良性能的最理想組織是獲得大于６５％(面積分?jǐn)?shù))的針狀鐵素體組織,并且平均板條尺寸約為１μm.
２．３ 化學(xué)成分對(duì)焊縫金屬?zèng)_擊韌性的影響
另外,在有碳存在的情況下,鎳和錳增大了焊縫組織中殘余奧氏體的數(shù)量和穩(wěn)定性[５];從另一角度來看,鎳增加了層錯(cuò)能,促進(jìn)螺型位錯(cuò)交滑移,使裂紋擴(kuò)展消耗功增加,進(jìn)而提高了焊縫金屬的沖擊韌性.添加銅后,焊縫金屬的組織可得到一定程度的細(xì)化,并且奧氏體晶界上的 PF組織逐漸減少,而 AF則有逐漸增多的趨勢(shì)[７].經(jīng)分析后認(rèn)為,焊縫中的微量合金元素銅能夠保證一定量非金屬夾雜物的形成,并在隨后的固態(tài)相變過程中充當(dāng)了 AF形核的核心,從而促進(jìn)焊縫金屬中形成 AF[８].
２．４ 斷口形貌
由圖４可見,隨著試驗(yàn)溫度的降低,母材沖擊試樣的斷口形貌由韌窩轉(zhuǎn)變?yōu)闇?zhǔn)解理,韌性特征越來越少,脆性特征越來越明顯.在０,－２０,－４０ ℃的斷口上分布著較多的撕裂棱和韌窩,而且韌窩較大和較深,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)制為微孔聚集型.隨著溫度的下降,撕裂棱和韌窩尺寸逐漸變小,韌窩深度逐漸變淺.－６０ ℃的斷口形貌表現(xiàn)為韌窩和解理面相交織,表明材料已經(jīng)開始向脆性轉(zhuǎn)變.－８０ ℃和－１００ ℃的斷口形貌為解理扇形河流花樣,這是因?yàn)樵谕饬ψ饔孟?解理裂紋通過晶界后,在新晶粒中的某一點(diǎn)上形核,然后裂紋從
該處開始擴(kuò)展至整個(gè)晶粒.在這個(gè)晶粒內(nèi),河流花樣以裂紋源為中心,以扇形的方式向外擴(kuò)展,從而形成扇形解理[９],這是典型的脆性斷裂.由圖５可見:焊縫金屬?zèng)_擊試樣斷口上的韌窩和撕裂棱也隨著試驗(yàn)溫度的降低而逐漸減少.在０ ℃和－２０ ℃時(shí),斷口上分布著形狀、大小不一的韌窩,韌窩尺寸較小,深度較淺,仍為微孔聚集型斷裂機(jī)制,斷裂方式為韌性斷裂.經(jīng)分析認(rèn)為,韌窩的大小、深淺及數(shù)量取決于材料斷裂時(shí)夾雜物或第二相粒子的大小、間距、數(shù)量以及材料的塑性和試驗(yàn)溫度等[１０].將圖５(a)放大可以看出,大部分韌窩底部均有夾雜物或者第二相粒子,表明了焊縫金屬的塑性變形能力小.－４０ ℃時(shí),斷口形貌為韌窩和解理面相交織,表明試樣的斷裂方式為韌Ｇ脆混合型斷裂.－１００~－６０ ℃時(shí),斷口形貌呈河流狀花樣、扇形花樣和解理臺(tái)階,斷裂機(jī)制為解理斷裂,為典型的脆性斷裂.與母材相比,焊縫沖擊試樣斷口形貌中的韌窩及撕裂棱較少.－４０ ℃時(shí),斷口形貌中已經(jīng)出現(xiàn)解理面,而母材在此溫度時(shí)仍以韌性斷裂為主,表明焊縫區(qū)的韌性有所惡化,這也與焊縫區(qū)較低的沖擊功值相一致.－６０ ℃時(shí),焊縫金屬?zèng)_擊試樣斷口上的裂紋由晶界向晶內(nèi)發(fā)展,呈現(xiàn)出河流狀花樣,而在此溫度下,母材正發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變.斷口形貌隨溫度的變化表明低溫對(duì)焊縫金屬?zèng)_擊韌性的影響十分明顯,隨著溫度的下降,焊縫金屬?zèng)_擊韌性下降,塑性變形越來越小,脆性特征越來越明顯,最終由韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈詳嗔?
３ 結(jié) 論
(１)在－４０ ℃時(shí),P３５５NL１鋼母材沖擊功的平均值為１５７J,焊縫金屬的為７７J,均達(dá)到了母材沖擊功的最低要求(不小于４０J),并且有很大的富余量,表明P３５５NL１鋼焊縫金屬具有良好的低溫沖擊韌性;母材的韌脆轉(zhuǎn)變溫度為－６２．５７ ℃,焊縫金屬的為－４２．７０ ℃,表明焊縫金屬的低溫脆性敏感性較高,在－４０ ℃時(shí)已經(jīng)接近韌脆轉(zhuǎn)變,焊接構(gòu)架在此溫度下服役將表現(xiàn)出較大的冷脆傾向.
(２)焊縫金屬的組織包括先共析鐵素體、側(cè)板條鐵素體、細(xì)晶鐵素體以及針狀鐵素體,大量的針狀鐵 素體使其具有良好的低溫沖擊韌性;焊縫金屬中發(fā)生了明顯的變形,焊板完全冷卻并拆除夾具后,鎂/鈦焊接接頭的最大殘余應(yīng)力出現(xiàn)在鈦板側(cè)熱影響區(qū),最大 Mises等效應(yīng)力值為３６３MPa.
(２)隨著焊接過程的進(jìn)行,焊縫處的橫向應(yīng)力
由壓應(yīng)力向拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變,等待焊板完全冷卻后,鎂側(cè)的最 大 橫 向 殘 余 拉 應(yīng) 力 為 ８８ MPa,鈦 側(cè) 的 為１９２MPa;焊縫處的縱向應(yīng)力的變化規(guī)律與橫向應(yīng)力的相同,焊縫兩側(cè)的殘余拉應(yīng)力峰值基本相等,大約為２２０MPa,鈦側(cè)的殘余壓應(yīng)力值較大,其最大值為２６５MPa.
(３)模型采用耦合約束后,焊板的殘余應(yīng)力值與試驗(yàn)測(cè)試值更接近.合金元素硅、錳以及鎳促進(jìn)了針狀鐵素體的生成,細(xì)化了晶粒,提高了焊縫金屬的沖擊韌性.
(３)與母材相比,焊縫金屬斷口上的韌窩及撕裂棱較少,韌窩較小且較淺;－２０~０ ℃時(shí),母材和焊縫金屬的斷裂機(jī)制均為微孔聚集型斷裂;在－４０ ℃時(shí),焊縫金屬為韌Ｇ脆混合性斷裂,而母材則以韌性斷裂為主;－１００~－６０ ℃時(shí),焊縫金屬的斷裂機(jī)制為解理斷裂,表現(xiàn)為河流狀花樣、扇形花樣和解理臺(tái)階,為典型的脆性斷裂;而在－６０ ℃的溫度下,母材正發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變,在之后的低溫下才發(fā)生脆性斷裂.