馮旭 劉杰

1 遼寧裝備制造職業(yè)技術(shù)學(xué)院（沈陽 110161） 2 三一重型裝備有限公司（沈陽 110027）

熱軋27SiMn 中碳合金結(jié)構(gòu)鋼管是國內(nèi)外油缸制造企業(yè)廣泛選用的材料，油缸筒體和缸底環(huán)縫焊接常采用埋弧焊、混合氣體保護電弧焊以及窄間隙氣保焊等方法，上述方法都存在熔合不良、氣孔等缺陷。 通過油缸產(chǎn)品的焊接結(jié)構(gòu)分析，認為該環(huán)縫特別適合摩擦焊接方法，且摩擦焊具有高效率、高品質(zhì)、節(jié)能環(huán)保等特點，在油缸產(chǎn)品焊接領(lǐng)域具有極大的推廣應(yīng)用價值。

具體技術(shù)研究工作分兩個階段進行：前期焊接工藝分析及設(shè)計并進行焊接試驗；后期焊接接頭焊后熱處理、焊接接頭力學(xué)性能、金相、硬度檢驗及分析。

1 焊接接頭的型式設(shè)計

油缸的制造工藝過程是先進行缸筒內(nèi)壁、缸底粗精加工，然后進行缸筒、缸底裝配焊接，焊接后不再進行內(nèi)孔加工。眾所周知，摩擦焊接頭有內(nèi)外翻邊，焊后需去除翻邊，由于工藝要求不能進行二次加工，因此需要特別設(shè)計油缸環(huán)縫摩擦焊接的接頭形式。

圖1 油缸試件摩擦焊接頭結(jié)構(gòu)示意圖

設(shè)計的特殊接頭形式如圖1 所示，試件缸筒為φ 240 壁厚22 mm。為了將缸筒和缸底摩擦焊接時內(nèi)壁產(chǎn)生的飛邊去除并將其保留在容削槽內(nèi)，對飛邊體積和容削槽體積進行了計算。圖2 為飛邊和容削槽體積計算尺寸圖。

內(nèi)壁飛邊體積：

D1：油缸外徑尺寸240 mm

D2：油缸內(nèi)徑尺寸196 mm

L1：油缸焊接總的變形量，依據(jù)設(shè)計要求設(shè)定總的變形量為14 mm。

圖2 飛邊及容削槽體積計算尺寸

說明：由于在內(nèi)壁和外壁產(chǎn)生的飛邊量基本相同，所以總的變形量的1/2 變?yōu)楹附訒r內(nèi)壁產(chǎn)生的飛邊量。

積削槽體積：

經(jīng)過計算，當(dāng)變形量為14 mm 時，容削槽體積100 670 mm3略小于內(nèi)壁飛邊的體積105 416 mm3，經(jīng)計算當(dāng)變形量為12.70 mm 時，內(nèi)壁飛邊的體積和容削槽的體積相等。通過調(diào)整焊接變形量，完全可以將飛邊切除并保留在容削槽內(nèi)。

表1 HSMZ-200 混合型摩擦焊機技術(shù)參數(shù)

2 焊接工藝試驗

試 驗 設(shè) 備 采用哈爾濱焊接研究所自主研制的HSMZ-200 混合型連續(xù)驅(qū)動摩擦焊機，摩擦焊機的技術(shù)參數(shù)如表1 所示，摩擦焊接工藝參數(shù)如表2。經(jīng)計算缸筒和缸底的焊接面積為15 060 mm2，在摩擦焊機焊接參數(shù)范圍內(nèi)，HSMZ-200 混合型連續(xù)驅(qū)動摩擦焊機中碳合金結(jié)構(gòu)鋼的焊接面積可達17 000 mm2。

表 2 摩擦焊接工藝參數(shù)

采用上述摩擦焊接工藝參數(shù)對三組試件進行焊接。第一組試件焊接時缸筒和缸底中心發(fā)生偏心，且由于2 級摩擦位移設(shè)定過小，摩擦產(chǎn)熱不夠沒有形成良好的摩擦塑性層，出現(xiàn)焊接熔合不良，第二、三組試件焊接成功，內(nèi)飛邊完全容留在容削槽內(nèi)。

3 摩擦焊縫力學(xué)性能及硬度檢驗和分析

試件2 進行了焊后直接檢驗和經(jīng)650℃高溫回火熱處理后檢驗，從兩組試件上分別取1 個拉伸試樣、3個沖擊試樣以及1 個彎曲試樣，并在PLL-30 萬能試驗機上進行力學(xué)性能試驗，其中拉伸試樣與沖擊試樣力學(xué)性能檢測結(jié)果如表3、表4。彎曲試樣按照d=4a彎曲180°，兩組試件制取的彎曲試樣表面均未發(fā)現(xiàn)裂紋等缺陷，說明試件的塑性滿足要求。

表3 拉伸試驗數(shù)據(jù)

表4 沖擊試驗數(shù)據(jù)

從表3可以看出摩擦焊接態(tài)和摩擦焊接加650℃高溫回火熱處理后的試件抗拉強度基本一致，并且其它參數(shù)差別也不大，說明回火后焊縫的力學(xué)性能改善不是很明顯。兩組試件均斷裂在母材側(cè)，但摩擦焊接加650℃高溫回火熱處理后的試樣拉伸時收縮比較均勻，而摩擦焊接態(tài)的試件出現(xiàn)多處頸縮，并且摩擦焊接態(tài)試樣在焊縫附近經(jīng)過腐蝕后可以看出焊縫與母材顏色差別較大，而經(jīng)過650℃高溫回火熱處理后的試件焊縫與母材顏色差別不大。將試件沿軸向剖開，制取尺寸為22 mm×15 mm×10 mm 的顯微硬度試樣。

以焊縫為中心，從焊縫至兩側(cè)母材每隔2 mm 打一點，共七點，以壁厚中心為起點，向內(nèi)壁、外壁兩個方向每隔3 mm 打一點，共七點，在試樣面積區(qū)域內(nèi)共取7×7 個網(wǎng)狀顯微硬度點。圖4 為顯微硬度試驗點分布圖和顯微硬度值圖，表5 為顯微硬度數(shù)值。

表5 顯微硬度值

4 摩擦焊縫金相組織檢驗和分析

圖5 斷口形貌

應(yīng)用掃描電鏡對焊態(tài)和回火熱處理試樣的拉伸斷口、沖擊斷口觀察，圖5 為拉伸試樣斷口和沖擊試樣斷口形貌。拉伸試樣斷裂在母材，斷口韌窩和解理混合斷口，并出現(xiàn)二次裂紋，為韌性斷裂，韌窩淺，韌性較差。沖擊試樣在焊縫處斷裂，斷口為解理斷口。

制取摩擦焊后工件的金相試樣，并在光學(xué)顯微鏡下對母材、焊縫中心、過渡區(qū)、正火區(qū)組織進行觀察分析。金相組織形貌見圖6。

27SiMn 母材為塊狀鐵素體+珠光體，有帶狀特征，見圖6a；焊縫區(qū)為先共析鐵素體+鐵素體魏氏組織+珠光體，見圖6b；兩側(cè)距焊縫中心線3-6 mm 區(qū)域為正火區(qū)，組織細小的鐵素體+珠光體，見圖6d；位于焊縫區(qū)和正火區(qū)之間的為不完全正火區(qū)，不足1 mm 寬度，組織為鐵素體+較破碎的珠光體，見圖6c。焊縫界面為一條較直的線，未見夾雜、氣孔與未焊透現(xiàn)象。但是，由于魏氏組織的存在，導(dǎo)致焊縫沖擊韌性變差，沖擊功降低。

圖6 焊態(tài)焊縫組織形貌

5 魏氏組織的消除

魏氏組織是因摩擦焊接過熱使奧氏體粗化，在較快的冷卻速度條件下形成的特殊組織。可以通過優(yōu)化焊接工藝參數(shù)，適當(dāng)降低焊縫區(qū)熱量輸入，減少或不產(chǎn)生魏氏組織。對存在魏氏組織的焊接件采取兩種方案消除魏氏組織：（1）650℃高溫回火熱處理，保溫30min，爐冷到450℃空冷；（2）910℃正火熱處理，保溫15 分鐘，空冷。這兩種熱處理方案獲得的焊縫組織如圖7 所示。

圖7 焊縫熱處理后組織形貌

通過對650℃回火熱處理后金相組織觀察，焊縫區(qū)、過熱區(qū)、正火區(qū)、過渡區(qū)和母材金相組織與摩擦焊后金相組織相比，除珠光體有輕微球化外，未見明顯變化，以圖7a 回火熱處理后焊縫區(qū)金相形貌為例。由此可見，回火熱處理對魏氏組織的消除和組織改善沒有明顯效果。

圖7b 為910℃正火熱處理后焊縫區(qū)金相組織形貌，為鐵素體+珠光體，尚可見原來魏氏組織鐵素體（呈片狀鐵素體）痕跡，較摩擦焊后組織和650℃回火熱處理的金相組織細化；910℃正火熱處理后的過熱區(qū)金相組織見圖7c，為鐵素體+珠光體，可見原來粗大奧氏體晶粒和魏氏組織鐵素體（呈大片狀鐵素體）痕跡；910℃正火熱處理后母材金相組織見圖7d，為鐵素體+珠光體，較原始母材細化。由此可見通過910℃正火熱處理，焊縫區(qū)、過熱區(qū)魏氏組織明顯消除，只殘留一小部分，并且母材的組織明顯細化，正火熱處理對改善接頭組織具有明顯效果。由于正火熱處理保溫時間短，仍可見魏氏組織的痕跡，通過適當(dāng)延長保溫時間，魏氏組織應(yīng)當(dāng)完全可以消除。此外，相信910℃正火熱處理的工程油缸焊縫的力學(xué)性能應(yīng)當(dāng)優(yōu)于摩擦焊后和650℃高溫回火熱處理后焊縫的力學(xué)性能。

6 結(jié)論

(1)對于φ240 壁厚22 mm 大截面27SiMn 鋼管試件，通過哈爾濱焊接研究所自主研制的HSMZ-200 型摩擦焊機成功實現(xiàn)焊接。

(2)27SiMn 油缸環(huán)縫焊接試件摩擦焊接接頭具有高于母材的強度，所以拉伸試驗試件斷在母材一側(cè)。

(3)焊縫界面為一條較直的線，未見夾雜與未焊透。焊縫兩側(cè)正火區(qū)晶粒明顯細化。

(4)焊縫區(qū)與過熱區(qū)存在魏氏組織，導(dǎo)致其韌性下降，通過910℃正火熱處理可以大部分消除魏氏組織并得到較細的鐵素體+珠光體組，適當(dāng)延長正火保溫時間，以徹底消除魏氏組織

(5)接頭形式可將內(nèi)壁飛邊去除并將其保留在容削槽內(nèi)。

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