戴明輝，代 野，陳大軍，張隆平

(西南技術(shù)工程研究所， 重慶 400039)

【基礎(chǔ)研究】

60Si2Mn厚壁鋼管慣性軸向摩擦焊接頭組織與性能

戴明輝，代 野，陳大軍，張隆平

(西南技術(shù)工程研究所， 重慶 400039)

對23.5 mm厚的60Si2Mn鋼管采用慣性軸向摩擦焊，通過金相、顯微硬度、拉伸試驗(yàn)、拉伸斷口掃描電鏡對焊接接頭進(jìn)行組織與力學(xué)性能分析。60Si2Mn鋼慣性軸向摩擦焊接頭由馬氏體、殘留奧氏體、少量下貝氏體與珠光體組成，焊后焊接接頭的顯微硬度、強(qiáng)度均高于母材。經(jīng)熱處理后，焊接接頭組織均為細(xì)小的回火屈氏體組織，沿直徑方向的厚壁管焊接接頭拉伸試樣的抗拉強(qiáng)度基本一致，大于1200MPa，拉伸斷口呈現(xiàn)沿晶斷裂與韌窩斷裂結(jié)合的混合斷裂特征。

慣性軸向摩擦焊；金相組織；拉伸性能；斷口形貌

60Si2Mn鋼是我國應(yīng)用較為普遍的硅錳系合金彈簧材料，具有高的屈服極限、高的屈強(qiáng)比、冷變形塑性低、切削性好的優(yōu)點(diǎn)。針對厚壁60Si2Mn鋼深盲孔管類零件，采用鍛造、沖拔等工藝成形的產(chǎn)品合格率低，且后續(xù)加工余量大，材料利用率低。將這類深盲孔類零件分兩段加工后再通過焊接成形可有效解決上述難題[1]。摩擦焊是利用金屬焊接表面摩擦加熱的一種熱壓焊接方法，具有優(yōu)質(zhì)、高效、穩(wěn)定、生產(chǎn)效率高等特點(diǎn)，在電力、汽車、石油、航空、國防工業(yè)等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。慣性軸向摩擦焊(Axial Inertia Friction Welding)與連續(xù)驅(qū)動(dòng)摩擦焊相比，在焊接接頭性能、材料的可選擇性與焊接質(zhì)量控制等方面具有優(yōu)勢[2-4]。國內(nèi)外研究工作者對慣性軸向摩擦焊的溫度場、軸向縮短量、飛邊、接頭性能與顯微結(jié)構(gòu)等進(jìn)行了大量研究，但相關(guān)研究對象主要局限于直徑為45 mm以下，或壁厚小于10 mm的小尺寸焊接試樣[5-9]。為此，本文采用慣性軸向摩擦焊技術(shù)對大直徑、厚壁60Si2Mn鋼管進(jìn)行了工藝試驗(yàn)，對其焊接頭組織均勻性與強(qiáng)度的一致性進(jìn)行相關(guān)研究與討論，對深盲孔零件制造加工提供一種新的技術(shù)方法。

1 試驗(yàn)材料、設(shè)備與方法

試驗(yàn)所用60Si2Mn鋼管為熱鍛退火態(tài)，其化學(xué)成分見表1。待焊件為機(jī)械加工后的外徑157 mm，內(nèi)徑110 mm，長240 mm的鋼管，如圖1所示，鋼管壁厚為23.5 mm。

表1 焊件材料的主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

圖1 鋼管待焊件

試驗(yàn)采用的焊機(jī)大功率慣性摩擦焊機(jī)(型號(hào)CT-130)，采用如表2所示的工藝參數(shù)進(jìn)行了60Si2Mn鋼管的慣性軸向摩擦焊試驗(yàn)，焊前對待焊接面進(jìn)行去油污/氧化皮處理，焊接過程采用二級加壓，即主軸轉(zhuǎn)速上升到一定轉(zhuǎn)速后，施加一級摩擦壓力，焊接界面接觸并摩擦溫升，處于高溫塑性狀態(tài)，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速降低到一定轉(zhuǎn)速后，施加二級頂鍛壓力至轉(zhuǎn)速下降為0，并持續(xù)保壓一段時(shí)間，其中摩擦壓力與頂鍛壓力均為焊機(jī)表壓。

表2 焊接工藝參數(shù)

從焊件上線切割切取焊接接頭試樣，金相試樣采用4%硝酸酒精溶液腐蝕；按GB/T 228.1—2010標(biāo)準(zhǔn)線切割拉伸試樣，分為圓形橫截面試樣與矩形橫截面試樣，如圖2所示，在MTS—880萬能材料試驗(yàn)機(jī)上測試焊接接頭力學(xué)性能；利用Hitachix—650掃描電子顯微鏡觀察拉伸斷口形貌；利用ZEISS Observer A1M光學(xué)顯微鏡分析結(jié)合界面微觀結(jié)構(gòu)與組織形態(tài)；利用HM-MT1000顯微硬度測試儀測試結(jié)合面的顯微硬度。

圖2 拉伸試樣尺寸

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 焊接接頭顯微組織分析

圖3為60Si2Mn鋼管慣性摩擦焊接頭的金相試樣，由圖可見焊接接頭處無氣孔、裂紋等焊接缺陷，焊接質(zhì)量良好。內(nèi)外焊縫的飛邊均勻，軸向燒損量為12.8 mm，初步可以判斷出接頭焊接效果較好。

圖3 金相試樣

慣性軸向摩擦焊焊接接頭一般分為焊縫區(qū)(weld zone)、熱力影響區(qū)(heat and force affected zone)和母材區(qū)(based metal)組成。60Si2Mn鋼管慣性軸向摩擦焊焊接接頭組織如圖4所示，圖4(a)為60Si2Mn鋼管慣性摩擦焊接頭的焊縫區(qū)組織，焊縫區(qū)在焊接面接觸摩擦后，是整個(gè)焊接過程中熱量產(chǎn)生區(qū)域，溫度快速升高，達(dá)到Ac3線溫度以上，組織完全奧氏體化[10-12]，在連續(xù)的摩擦剪切力與軸向壓力的作用下使晶核大量形成并被擠出，同時(shí)焊縫區(qū)摩擦產(chǎn)生的熱量向焊件兩端及飛邊大量迅速擴(kuò)散，焊縫區(qū)冷卻速度介于淬火冷卻速度與正火冷卻速度之間，最終形成的淬火+正火的組織，其中黑色組織為片狀珠光體，珠光體晶間有少量鐵素體析出，白色塊狀組織為板條馬氏體、下貝氏體與殘留奧氏體混合組織。慣性摩擦焊接頭的熱力影響區(qū)在焊縫區(qū)高溫作用下發(fā)生軟化，同時(shí)，軸向壓力與摩擦剪切力使接近焊縫區(qū)的晶粒破碎[10-12]，圖4(b)為熱力影響區(qū)組織，主要為細(xì)小的片狀珠光體與鐵素體，晶粒尺寸比母材更加細(xì)小，這種變化持續(xù)在焊接過程中，導(dǎo)致破碎晶粒無法長大，形成細(xì)晶區(qū)。圖4(c)為母材組織，由粒狀珠光體與少量鐵素體組成。

圖4 慣性軸向摩擦焊接頭顯微組織(500×)

對焊后試樣進(jìn)行900 ℃淬火1 h(油冷)+560 ℃回火3 h(空冷)的熱處理，并對焊接接頭進(jìn)行金相分析，60Si2Mn慣性摩擦焊接頭高溫回火宏觀形貌發(fā)現(xiàn)，整個(gè)接頭組織分布均勻，焊后接頭組織分區(qū)現(xiàn)象完全消失。圖5為焊接接頭高溫回火后光鏡照片，從圖中可以看出經(jīng)過淬火+回火處理后，焊接接頭組織轉(zhuǎn)變?yōu)榧?xì)小的回火屈氏體組織，接頭回火組織達(dá)到2級。

2.2 焊接接頭力學(xué)性能與斷口分析

圖6為60Si2Mn鋼管慣性軸向摩擦焊焊后接頭中心位置軸向方向的顯微硬度分布。由圖6可見，接頭組織硬度呈現(xiàn)梯度分布的特點(diǎn)，焊縫區(qū)距熔合線兩側(cè)0.8 mm內(nèi)顯微硬度最高，但該區(qū)域硬度變化較大，這是由于焊縫區(qū)馬氏體、下貝氏體組織與珠光體組織之間硬度值不同導(dǎo)致，不同顯微組織的顯微硬度壓痕如圖7所示。熱力影響區(qū)的顯微硬度隨著距焊縫中心距離的增大而逐漸降低，在距焊縫中心4 mm左右處顯微硬度過渡到與母材區(qū)相同。硬度分布表明焊接接頭焊縫區(qū)的寬度約2 mm，熱力影響區(qū)寬度約3 mm。

圖5 回火后焊接接頭組織(500×)

圖6 焊接接頭顯微硬度

圖7 不同顯微組織的顯微硬度壓痕(400×)

對焊后焊接接頭取圓形標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣進(jìn)行拉伸性能檢測，檢測結(jié)果如表3所示。從表3中拉伸試樣斷裂位置可以看出，60Si2Mn鋼管的慣性軸向摩擦焊接頭的抗拉強(qiáng)度高于母材，與焊接接頭顯微硬度分析一致。

為檢驗(yàn)厚壁摩擦焊接頭力學(xué)性能均勻性，對熱處理后的焊接接頭割取矩形標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣進(jìn)行拉伸性能檢測，取樣位置為沿直徑方向由外到內(nèi)，檢測結(jié)果如表4所示，拉伸試驗(yàn)后試樣照片如圖8所示。從表中可以看出60Si2Mn鋼管的23.5 mm壁厚方向上焊接接頭抗拉強(qiáng)度均超過1200MPa，所有試樣拉伸過程均有屈服過程，并且具有一定的斷后伸長率，表現(xiàn)出一定的塑性性能，表明采用軸向慣性摩擦焊可以獲得優(yōu)質(zhì)的焊接接頭。其中1號(hào)、4號(hào)、7號(hào)試樣斷裂位置為焊縫中心，2號(hào)、3號(hào)、5號(hào)、6號(hào)、8號(hào)試樣斷裂位置為遠(yuǎn)離焊縫中心的母材，如圖8所示。斷裂位置為焊縫的試樣抗拉強(qiáng)度與斷后伸長率普遍低于斷裂于母材的試樣。

表3 60Si2Mn鋼慣性軸向摩擦焊接頭焊后拉伸試驗(yàn)結(jié)果

表4 熱處理后60Si2Mn鋼摩擦焊接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)果

圖8 拉伸試驗(yàn)后的片狀拉伸試樣

為進(jìn)一步研究拉伸試樣斷裂位置差異的原因，對2號(hào)拉伸試樣與7號(hào)拉伸試樣進(jìn)行斷口掃描電電鏡分析。圖9與為2號(hào)拉伸試樣的斷口掃描電鏡形貌，從斷口整體形貌中可以看出，斷口形貌呈現(xiàn)出沿晶斷裂與韌窩斷裂結(jié)合的混合斷裂特征。其中，從內(nèi)到外依次為纖維區(qū)、放射區(qū)與剪切唇區(qū)。剪切唇區(qū)呈現(xiàn)韌窩斷裂，擴(kuò)散區(qū)呈現(xiàn)放射狀，無撕裂棱；剪切唇區(qū)與放射區(qū)存在二次裂紋。斷裂首先發(fā)生在纖維區(qū)，并以放射狀擴(kuò)展，在邊緣有0.5 mm左右的剪切唇區(qū)，斷口平齊、光亮與拉伸應(yīng)力垂直。由圖9(b)可以看出2號(hào)試樣纖維區(qū)斷裂方式屬于微孔聚集型斷裂，斷裂原因?yàn)?0Si2Mn鋼母材中自身存在的顯微氣孔在拉伸應(yīng)力作用下產(chǎn)生塑性變形而形成較大的韌窩。

圖9 2號(hào)拉伸試樣斷口形貌

圖10為7號(hào)拉伸試樣的斷口掃描電鏡形貌，斷口形貌也呈現(xiàn)出沿晶斷裂與韌窩斷裂結(jié)合的混合斷裂特征。7號(hào)試樣斷裂位置在焊縫中心的斷口纖維區(qū)，引起纖維區(qū)斷裂的原因應(yīng)是焊接過程中焊接界面上殘留的夾雜物或者未完全焊合導(dǎo)致，如圖10(b)、(c)中黑色光亮帶所示。分析認(rèn)為，由于60Si2Mn鋼管壁厚達(dá)到23.5 mm，焊接過程中形成的高溫塑性區(qū)寬度不夠，導(dǎo)致焊前試樣表面上未清理干凈的夾雜、氧化物或清洗劑在焊接過程中未被完全擠出形成飛邊，在焊接過程形成夾雜物或者顯微氣孔殘留在焊縫區(qū)域內(nèi)，在拉伸應(yīng)力作用下引起開裂。為提高焊接接頭綜合機(jī)械性能，需要進(jìn)一步優(yōu)化慣性軸向摩擦焊焊接工藝，使焊接接頭形成足夠?qū)挼母邷厮苄詤^(qū)，并選擇較大頂鍛壓力，使高溫塑性區(qū)的氧化金屬及其它有害夾雜完全擠出形成飛邊。

圖10 7號(hào)拉伸試樣斷口形貌

3 結(jié)論

1) 60Si2Mn鋼慣性軸向摩擦焊焊后接頭主要組織為珠光體、鐵素體、馬氏體與下貝氏體混合組織，經(jīng)熱處理后，焊接接頭組織差異性消失。焊后焊接接頭拉伸試樣斷裂位置位于遠(yuǎn)離焊縫中心的母材，焊接接頭的顯微硬度、強(qiáng)度均高于母材。

2) 經(jīng)熱處理后，23.5 mm厚的60Si2Mn鋼管管壁上各位置的抗拉強(qiáng)度基本一致，抗拉強(qiáng)度均達(dá)到 1 200 MPa以上，拉伸斷口呈現(xiàn)沿晶斷裂與韌窩斷裂結(jié)合的混合斷裂特征。

3) 采用軸向慣性摩擦焊工藝可實(shí)現(xiàn)60Si2Mn厚壁鋼管的高強(qiáng)度連接。本文的研究結(jié)果對高碳鋼、高強(qiáng)鋼厚壁鋼管的高強(qiáng)度連接具有一定的指導(dǎo)意義和參考價(jià)值。

[1] 柳燕, 錢小亮, 姜春茂.60Si2Mn鋼摩擦焊后熱處理工藝的改進(jìn)[J].精密成形工程, 2011, 3(3): 25-28.

[2] 沈世瑤.焊接方法及設(shè)備[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社, 1982, 183-198.

[3] LI Wenya, VAIRIS A, PREUSS M, MA Tiejun.Linear and rotary friction welding review[J].International Materials Reviews, 2016, 61(2): 71-100.

[4] AHMAD C, MOHAMMAD J, JONATHAN C.A Review on Inertia and Linear Friction Welding of Ni-Based Superalloys[C].Metallurgical and Materials Transactions A, 2015, 46A: 1639-1669.

[5] BENNETT C J, HYDE T H, SHIPWAY P H.A transient finite element analysis of thermoelastic effect during inertia friction welding[J].Computational Materials Science, 2011, 50(9): 2592-2598.

[6] Nirmal S, Kalsi Vishal S, Sharma.A statistical analysis of rotary friction welding of steel with varying carbon in workpieces[J].The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2011, 57: 957-967.

[7] HUANG Z W, LI H Y, BAXTER G, et al.Electron microscopy characterization of the weld line zones of an inertia friction welded superalloy[J].Journal of Material processing Technology, 2011(12): 1927-1936.

[8] 桂方亮, 張全忠, 張立文.GH4169合金大型環(huán)形件慣性摩擦焊數(shù)值模擬[J].航空制造技術(shù), 2006(10): 78-81.

[9] 王非凡, 李文亞.軸向壓力對軸向慣性摩擦焊的影響數(shù)值分析[J].焊接學(xué)報(bào), 2012, 33(2): 41-44.

[10] 卜文德, 劉金合, 徐韋鋒, 徐曉菱, 吳瑋.GH4169高溫合金慣性摩擦焊接頭溫度場分布及變化規(guī)律[J].航空制造技術(shù), 2010(7): 84-88.

[11] 楊軍, 樓松年, 嚴(yán)雋民.GH4169高溫合金慣性摩擦焊接頭晶粒分布特征[J].焊接學(xué)報(bào), 2001, 22(3): 33-35.

[12] MOAT R J, KARADGE M, et al.Detailed Diffraction and Electron Microscopy Study of Inertia-friction-Welded Dissimilar High-Strength Steels[J].Metallurgical and Materials Transactions A, 2011, 42A: 3130-3140.

AnalysesonMicrostructureandMechanicalPropertiesofAxialInertiaFrictionWeldedJointof60Si2MnThickSteelPipe

DAI Minghui, DAI Ye, CHEN Dajun, ZHANG Longping

(Southwest Technology and Engineering Research Institute, Chongqing 400039, China)

The axial inertia friction welding experiment of 60Si2Mn steel pipe which has 23.5 mm thickness was carried out. The inertia friction welded joint were analyses by microstructure, microhardness, tensile properties and SEM fractography. The results showed that the phases of welded joint comprise of lath-martensite, γ-ferrite, pearlite, lower bainite; microhardness and tensile strength were higher more than the base metal; after heat-treatment, the phases of welded joint turn to fine equiaxed troostite; tensile properties across the thick-wall were roughly similar and the tensile strength more than 1 200 MPa; SEM fractography revealted that intergranular cracking and transgranular cracking were both present on the tensile fracture.

IFW; microstructure; tensile strength; fractography

2017-09-20；

2017-10-11

戴明輝(1987—)，碩士，工程師，主要從事慣性摩擦焊研究。

10.11809/scbgxb2017.12.062

本文引用格式：戴明輝，代野，陳大軍，等.60Si2Mn厚壁鋼管慣性軸向摩擦焊接頭組織與性能[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2017(12):287-291.

formatDAI Minghui, DAI Ye, CHEN Dajun, et al.Analyses on Microstructure and Mechanical Properties of Axial Inertia Friction Welded Joint of 60Si2Mn Thick Steel Pipe[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(12):287-291.

TG457

A

2096-2304(2017)12-0287-05

(責(zé)任編輯楊繼森)