李昌范 郝永魁 古典 宮兆超 張永強(qiáng)

摘要：研究Q345E鋼的4 mm單道及6 mm雙道焊在焊縫熔合區(qū)一次補(bǔ)焊對(duì)接頭性能的影響，通過(guò)拉伸、硬度、彎曲等力學(xué)性能試驗(yàn)分析了補(bǔ)焊對(duì)接頭力學(xué)性能的影響。分析補(bǔ)焊前后焊縫區(qū)的室溫金相組織;分析了原焊縫區(qū)與補(bǔ)焊后熱影響重疊區(qū)域的金相組織;分別對(duì)比了經(jīng)一、二次熱循環(huán)的熱影響區(qū)補(bǔ)焊前后的室溫金相組織，為進(jìn)一步評(píng)價(jià)接頭性能提供了理論依據(jù)。

關(guān)鍵詞：熔合區(qū)補(bǔ)焊;Q345E;單道及雙道焊;力學(xué)性能;金相組織

中圖分類號(hào)：TG457.11 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1001-2303（2020）10-0050-07

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.10.10

0 前言

低合金高強(qiáng)鋼Q345E的焊接性能良好，廣泛應(yīng)用于軌道車(chē)輛以及船舶、石油化工、橋梁結(jié)構(gòu)等領(lǐng)域[1-2]。中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)車(chē)組列車(chē)的車(chē)下懸掛結(jié)構(gòu)如充電機(jī)、蓄電池等主體框架均使用Q345E鋼焊接而成，其焊接接頭一般為單道焊和雙道焊，在新造或五級(jí)修階段，常需要通過(guò)返修焊來(lái)消除焊接缺欠，但有些標(biāo)準(zhǔn)及書(shū)籍中也明確說(shuō)明了返修焊可能會(huì)降低焊接接頭性能[3]，并且軌道車(chē)輛執(zhí)行的EN 15085焊接體系對(duì)返修焊的工藝評(píng)定沒(méi)有相關(guān)規(guī)定，故對(duì)返修焊接頭進(jìn)行驗(yàn)證是必要的。國(guó)內(nèi)許多學(xué)者如劉秋菊[4]等研究了焊縫返修次數(shù)對(duì)S355J2W+N鋼焊接接頭疲勞性能的影響，常力、宮平[5-7]等研究了S355J2W+N鋼焊接接頭的多次返修焊對(duì)接頭的力學(xué)性能、金相組織和中值疲勞壽命的影響。目前針對(duì)此類低合金高強(qiáng)鋼的返修焊的研究主要還是集中在焊縫區(qū)返修次數(shù)對(duì)焊接接頭的影響，而生產(chǎn)實(shí)際中焊接缺陷如咬邊、裂紋等常出現(xiàn)在薄弱的焊縫熔合區(qū)，與焊縫區(qū)補(bǔ)焊相比，熔合區(qū)補(bǔ)焊會(huì)使焊接接頭寬度增大，原熔合區(qū)變?yōu)樾碌暮缚p區(qū)，一側(cè)形成新的熱影響區(qū)，與未補(bǔ)焊接頭的熱影響區(qū)相同，一側(cè)為原焊縫區(qū)變?yōu)闊嵊绊憛^(qū)，故熔合區(qū)補(bǔ)焊得到的焊接接頭因受熱位置與焊縫區(qū)補(bǔ)焊不同，其接頭性能仍需驗(yàn)證。鑒于此，文中分別針對(duì)Q345E鋼的單道焊和雙道焊焊縫熔合區(qū)的一次補(bǔ)焊對(duì)接頭性能的影響進(jìn)行試驗(yàn)分析，為生產(chǎn)制造提供必要的依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為符合GB/T1591-2008標(biāo)準(zhǔn)要求的Q345E板材，規(guī)格350 mm×150 mm×4 mm和350 mm×150 mm×6 mm，化學(xué)成分如表1所示，力學(xué)性能如表2所示。焊材采用ER70S-6的G3Si1，直徑φ1 mm，屈服強(qiáng)度470 MPa，抗拉強(qiáng)度560 MPa。

1.2 試驗(yàn)方法

試件的焊接及補(bǔ)焊均使用MAG焊，保護(hù)氣體為φ（Ar）84%+φ（CO2）16%混合氣體，氣體流量12 L/min。焊機(jī)選用福尼斯TPS3200，DCEP/+，4 mm板材焊接采用45°單邊V型坡口，6 mm板材采用60° V型坡口，坡口間隙及鈍邊均為0.5～1 mm，其接頭示意如圖1所示。

焊接兩種厚度的合格試件各2塊，4 mm板采用單層單道，6 mm板采用雙層雙道，焊接工藝參數(shù)如表3所示，待試件焊后充分冷卻，在兩種板厚的焊接試件中各取1塊，用角磨機(jī)在焊縫熔合區(qū)鑿補(bǔ)焊槽，4 mm板材開(kāi)槽深度2 mm、寬3 mm，6 mm板材開(kāi)槽深度3 mm、寬5 mm，形狀均為拇指狀，如圖2所示。對(duì)其進(jìn)行補(bǔ)焊，補(bǔ)焊參數(shù)及試件編號(hào)如表4所示，不補(bǔ)焊的4 mm試件編號(hào)為P0，6 mm試件編號(hào)為A0。

1.3 試驗(yàn)項(xiàng)點(diǎn)

焊接接頭力學(xué)性能試驗(yàn)項(xiàng)點(diǎn)按照ISO 15614-1金屬材料焊接工藝規(guī)程及評(píng)定中的要求進(jìn)行。

（1）根據(jù)ISO 4136《金屬材料焊縫的破壞性試驗(yàn)-橫向拉伸試驗(yàn)》對(duì)焊接接頭進(jìn)行全厚度的室溫拉伸試驗(yàn)，每個(gè)試件中取兩個(gè)拉伸試樣。

（2）焊接接頭的彎曲試驗(yàn)按照ISO 5173：2009《金屬材料焊縫的破壞性試驗(yàn)—彎曲試驗(yàn)》進(jìn)行，每個(gè)試件分別取兩個(gè)面彎和兩個(gè)背彎試樣。

（3）焊接接頭的硬度試驗(yàn)按照ISO 9015-1：2001《金屬材料焊接的破壞性試驗(yàn)—硬度試驗(yàn)》進(jìn)行，每個(gè)試件各取一個(gè)試樣，4 mm試樣在距焊縫上表面2 mm以內(nèi)打一排15個(gè)點(diǎn)，6 mm試樣分別在距焊縫上下表面2 mm以內(nèi)及兩道焊縫之間打一排15個(gè)點(diǎn)進(jìn)行硬度試驗(yàn)，每排15點(diǎn)的分布從左到右分別為母材1（3點(diǎn)）—熱影響區(qū)1（3點(diǎn)）—焊縫區(qū)（3點(diǎn)）—熱影響區(qū)2（3點(diǎn)）—母材2（3點(diǎn)），其中補(bǔ)焊試樣硬度取樣點(diǎn)如圖3所示。

為對(duì)比補(bǔ)焊前后接頭組織變化情況，根據(jù)GB/T 13298-2015《金屬顯微組織檢驗(yàn)方法》分別對(duì)P0、P1、A0、A1四個(gè)試件的焊縫中心區(qū)，按照?qǐng)D4標(biāo)記的位置取樣進(jìn)行金相試驗(yàn)，其位置Ⅰ、Ⅲ分別表示原焊縫區(qū)與補(bǔ)焊后接頭的熱影響區(qū)的重疊位置，位置Ⅱ、Ⅳ分別表示經(jīng)一、二次熱循環(huán)熱影響區(qū)及補(bǔ)焊再次受熱的熱影響區(qū)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 拉伸試驗(yàn)

拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明，無(wú)論是4 mm單層單道還是6 mm雙層雙道接頭在熔合區(qū)補(bǔ)焊后的抗拉強(qiáng)度均高于標(biāo)準(zhǔn)要求的470 MPa，且斷裂位置位于母材，滿足使用要求。4 mm板補(bǔ)焊前后接頭的平均抗拉強(qiáng)度變化不大，略有增加;6 mm板補(bǔ)焊后接頭的平均抗拉強(qiáng)度下降了22.5 MPa。由此可見(jiàn)，在熔合區(qū)補(bǔ)焊對(duì)雙層雙道焊焊接頭的抗拉強(qiáng)度可能會(huì)產(chǎn)生一定的影響，拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。

2.2 彎曲試驗(yàn)

4 mm和6 mm板補(bǔ)焊前后面彎和背彎試樣如圖5所示，每幅圖的四個(gè)試樣中從左到右前兩個(gè)為面彎試樣，后兩個(gè)為背彎試樣。彎曲試驗(yàn)結(jié)果表明，補(bǔ)焊對(duì)焊接接頭的冷彎性能及塑性無(wú)不利影響。僅未補(bǔ)焊試件A0的兩個(gè)背彎試樣出現(xiàn)了裂紋，其中一個(gè)試樣裂紋長(zhǎng)度為2.06 mm和0.84 mm，出現(xiàn)在熔合線處，由根部未熔合造成;另外一個(gè)試樣裂紋長(zhǎng)度為2.74 mm，出現(xiàn)在試樣邊緣，由細(xì)小的裂紋源產(chǎn)生，如圖5c所示。裂紋長(zhǎng)度均小于3 mm，滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，其余試樣均未出現(xiàn)裂紋。

2.3 硬度試驗(yàn)

硬度試驗(yàn)結(jié)果表明，補(bǔ)焊前接頭硬度均呈馬鞍形分布，補(bǔ)焊后4 mm和6 mm中排焊縫區(qū)域硬度仍保持原來(lái)的分布趨勢(shì)，硬度值浮動(dòng)不大;補(bǔ)焊后的6 mm上排及下排焊縫區(qū)域硬度呈凸形分布，前者硬度峰值相比補(bǔ)焊前有所下降，而后者硬度峰值在熱影響區(qū)2處達(dá)到了226 HV10，該區(qū)域正好為經(jīng)二次熱循環(huán)熱影響區(qū)的補(bǔ)焊再受熱區(qū)，但硬度值都在標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)，滿足使用要求，硬度分布如圖6所示，接頭區(qū)域硬度值如表6所示。

2.4 微觀金相試驗(yàn)

2.4.1 焊縫區(qū)金相組織分析

4 mm和6 mm板補(bǔ)焊前后焊縫區(qū)室溫組織如圖7所示。由圖7可知，4 mm板補(bǔ)焊前焊縫區(qū)組織由塊狀鐵素體、粒狀貝氏體和少量索氏體組成，補(bǔ)焊后貝氏體增多，鐵素體減少。因貝氏體是一種在介于珠光體轉(zhuǎn)變與馬氏體轉(zhuǎn)變溫度之間形成的過(guò)冷奧氏體，故貝氏體增多可能是由于補(bǔ)焊時(shí)線能量較補(bǔ)焊前低，補(bǔ)焊后在貝氏體轉(zhuǎn)變溫度區(qū)間停留時(shí)間長(zhǎng)造成的。6 mm板補(bǔ)焊前后組織也是由鐵素體、貝氏體和索氏體組成，但補(bǔ)焊前索氏體較多，索氏體是一種高溫珠光體轉(zhuǎn)變，由于6 mm板為雙層雙道焊，雖然補(bǔ)焊前第二道焊縫和補(bǔ)焊時(shí)的線能量相差不大，但焊接第二道時(shí)由于存在一定的層間溫度，故高溫停留時(shí)間更長(zhǎng)，這可能是索氏體較多的主要原因。

2.4.2 原焊縫區(qū)與補(bǔ)焊后接頭熱影響區(qū)重疊位置金相組織分析

4 mm和6 mm板補(bǔ)焊后熱影響區(qū)與原焊縫區(qū)重疊位置的金相組織如圖8所示。圖8a的金相組織主要為粒狀貝氏體、鐵素體以及索氏體，與圖7a對(duì)比發(fā)現(xiàn)，補(bǔ)焊后該區(qū)域粒狀貝氏體和索氏體均增多，且組織變得均勻;圖8b的金相組織主要為粒狀貝氏體和鐵素體，與圖7c對(duì)比發(fā)現(xiàn)，補(bǔ)焊后組織也更均勻，其原因可能是熱作用對(duì)原焊縫區(qū)進(jìn)行了一次類似正火處理。

2.4.3 經(jīng)一、二次熱循環(huán)熱影響區(qū)金相組織分析

圖9a、9b分別為4 mm板補(bǔ)焊前經(jīng)一次熱循環(huán)及補(bǔ)焊后的HAZ的室溫組織圖片，補(bǔ)焊前熱影響區(qū)組織主要是粒狀貝氏體、針狀鐵素體及索氏體，補(bǔ)焊時(shí)因熱作用使該區(qū)域晶粒長(zhǎng)大，但補(bǔ)焊線能量并不高，故晶粒粗化程度不大。圖9c、9d分別為6 mm板補(bǔ)焊前經(jīng)二次熱循環(huán)的HAZ區(qū)和補(bǔ)焊再受熱HAZ區(qū)的室溫組織圖片，補(bǔ)焊前該區(qū)域組織主要是針狀鐵素體、貝氏體和索氏體，補(bǔ)焊后索氏體占比有所下降，但貝氏體增加，這可能也是該區(qū)域硬度較高的原因，補(bǔ)焊受熱后晶粒也有所長(zhǎng)大。對(duì)比圖9a、9c發(fā)現(xiàn)，經(jīng)二次熱循環(huán)熱影響區(qū)的組織比經(jīng)一次熱循環(huán)均勻，原因可能是第二次熱循環(huán)的熱作用相當(dāng)于對(duì)前一道焊縫進(jìn)行了正火，對(duì)比圖9a、9b以及圖9c、9d發(fā)現(xiàn)，補(bǔ)焊也相當(dāng)于對(duì)該區(qū)域增加了一次熱循環(huán)，但補(bǔ)焊后組織并沒(méi)有未更均勻，所以補(bǔ)焊并不像6 mm板焊接第二道焊縫時(shí)存在一定的層間溫度。

3 結(jié)論

（1）熔合區(qū)補(bǔ)焊對(duì)接頭強(qiáng)度、硬度、冷彎性能均未產(chǎn)生明顯的不利影響，但6 mm板補(bǔ)焊后接頭抗拉強(qiáng)度有所下降，經(jīng)二次熱循環(huán)的熱影響區(qū)在補(bǔ)焊后會(huì)提高硬度值，補(bǔ)焊未影響4 mm板和6 mm板中排焊縫區(qū)域硬度分布，仍呈馬鞍形分布，但改變了6 mm板上排和下排的焊縫區(qū)域硬度分布，使其呈凸形分布。

（2）補(bǔ)焊后焊縫區(qū)及熱影響區(qū)室溫組織均為貝氏體、鐵素體和索氏體，僅組織占比有所不同;原焊縫區(qū)與補(bǔ)焊后的熱影響區(qū)重疊位置組織較均勻;補(bǔ)焊后經(jīng)一次和二次熱循環(huán)的熱影響區(qū)室溫組織的晶粒都有所長(zhǎng)大;由于層間溫度的存在，經(jīng)二次熱循環(huán)比經(jīng)一次熱循環(huán)熱影響區(qū)的組織均勻，補(bǔ)焊不會(huì)再對(duì)該區(qū)域組織的均勻程度產(chǎn)生影響。

（3）總體來(lái)說(shuō)，補(bǔ)焊后焊接接頭力學(xué)性能良好，焊縫區(qū)及經(jīng)一、二次熱循環(huán)的熱影響區(qū)的室溫組織均比較理想，可見(jiàn)Q345E鋼單層單道和雙層雙道焊接頭在熔合區(qū)一次補(bǔ)焊具有很高的安全性。值得注意的是，此結(jié)論僅對(duì)類似材料及在一定板厚范圍內(nèi)適用，其他還需做更多的試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

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