丁玉明　汪雄飛　劉　霞　蘆鳳桂

(1.上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上?！?00240；2.上海電氣電站設(shè)備有限公司上海汽輪機(jī)廠，上?！?00240)

隨著人類社會(huì)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，對(duì)能源的需求日益激增。據(jù)報(bào)道，目前火力發(fā)電量仍在整個(gè)中國(guó)的能源結(jié)構(gòu)中占有較大比重[1- 2]。然而傳統(tǒng)的火力發(fā)電技術(shù)由于發(fā)電效率低、消耗大量石化資源及對(duì)環(huán)境污染嚴(yán)重，已不能滿足當(dāng)代能源的發(fā)展需求[3- 4]。研究表明，提高熱電設(shè)備的蒸氣壓力及溫度，可使發(fā)電效率得到大幅提升，因此超超臨界發(fā)電機(jī)組得到了廣泛的應(yīng)用[5- 6]。汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子是汽輪機(jī)的核心部件，因其巨大的直徑在運(yùn)行中承受巨大的離心力。而在實(shí)際工況中需要轉(zhuǎn)子具有很高的安全性和穩(wěn)定性[7- 8]，因此有必要對(duì)汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子的力學(xué)性能進(jìn)行研究。

蔡志鵬等[9]對(duì)比研究了25Cr2Ni2MoV鋼焊接轉(zhuǎn)子熱處理前后的殘余應(yīng)力分布情況，結(jié)果表明轉(zhuǎn)子深窄間隙接頭處存在較為明顯的軸向壓應(yīng)力；內(nèi)、外圈在熱處理時(shí)均會(huì)產(chǎn)生較大的切向拉應(yīng)力；熱處理后，殘余應(yīng)力大大降低，表明加工過(guò)程具有很高的穩(wěn)定性。沈紅衛(wèi)等[10]進(jìn)行了25Cr2Ni2MoV鋼的試制及性能試驗(yàn)，結(jié)果表明該材料具有良好的淬透性和綜合力學(xué)性能，能滿足核電低壓焊接轉(zhuǎn)子的設(shè)計(jì)和使用要求。和平安等[11]研究了25Cr2Ni2MoV鋼焊接接頭中焊縫及母材的熱膨脹特性，結(jié)果表明不同溫度范圍焊縫及母材發(fā)生的固態(tài)相變是其熱膨脹特性的原因。李明等[12]借助JMatPro軟件對(duì)25Cr2Ni2MoV鋼進(jìn)行了焊接性計(jì)算分析，間接評(píng)定了其工藝焊接性，計(jì)算可得焊絲的加入可降低焊縫區(qū)的裂紋傾向，從而提高焊縫的強(qiáng)度，且母材與焊材的匹配性良好。預(yù)熱溫度為200～250 ℃時(shí)，焊接接頭的性能滿足設(shè)計(jì)要求。

隨著焊接工藝的發(fā)展，焊接接頭的性能日益受到關(guān)注。本研究旨在全面考察25Cr2Ni2MoV鋼焊接接頭的組織及常規(guī)力學(xué)性能，包括微觀組織及顯微硬度、常溫及高溫拉伸性能、抗彎及沖擊性能等，為同種焊接轉(zhuǎn)子的安全設(shè)計(jì)及運(yùn)行提供試驗(yàn)依據(jù)。

1　試驗(yàn)材料和方法

1.1　 試驗(yàn)材料

本試驗(yàn)所用材料為NiCrMoV轉(zhuǎn)子鋼，采用鎢極氬弧焊(TIG)對(duì)焊接模擬件進(jìn)行打底，接著采用埋弧焊(SAW)進(jìn)行多層多道填充，焊后進(jìn)行相應(yīng)的熱處理以消殘余應(yīng)力并穩(wěn)定焊縫組織。母材及焊縫的化學(xué)成分如表1所示。

1.2　顯微組織觀察及硬度分析

表1　母材及焊絲的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1　Chemical composition of the base and fire metals (mass fraction) 　%

對(duì)焊接模擬件進(jìn)行切割、磨削、拋光等處理，然后用體積比為3∶3∶5的HCl+HNO3+H2O溶液進(jìn)行腐蝕，再用乙醇清洗樣品表面并吹干。采用Imager A2m蔡司金相顯微鏡和JSM7600F掃描電子顯微鏡觀察樣品的顯微組織。顯微硬度測(cè)試的試驗(yàn)力為1 kg，進(jìn)行兩排測(cè)試，左右間隔500 μm，上下間隔300 μm，保壓時(shí)間15 s。

1.3　拉伸試驗(yàn)

分別按照GB/T 228.1—2010金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法和GB/T 4338—2006金屬材料高溫拉伸試驗(yàn)方法進(jìn)行室溫和高溫拉伸性能試驗(yàn)。試驗(yàn)溫度分別為室溫、100、150、200、250、300、350 ℃，每個(gè)溫度進(jìn)行三組試驗(yàn)，拉伸速率為1 mm/min，預(yù)載力為150 N，加熱速度根據(jù)所需溫度的不同分別選擇3～8 ℃/min，加熱到設(shè)定溫度后保溫5 min。拉伸試樣的尺寸示意圖如圖1所示。

圖1　拉伸試樣尺寸示意圖Fig.1　Schematic diagram of the tensile test sample

1.4　抗彎性能試驗(yàn)

側(cè)彎試樣取樣時(shí)覆蓋全埋弧焊焊縫。試驗(yàn)參數(shù)如表2所示。試樣彎曲后的角度在140°左右，平均最大應(yīng)力為20.02 kN。

1.5　 沖擊性能試驗(yàn)

沖擊試驗(yàn)試樣V型缺口位置分別處于母材、焊縫中心、焊縫1/4處及熱影響區(qū)4個(gè)不同部位，試樣尺寸如圖2所示。焊縫中心的沖擊試驗(yàn)溫度變化范圍為-60～60 ℃，以獲得其韌脆轉(zhuǎn)變溫度，其余位置的沖擊試驗(yàn)均在常溫下進(jìn)行。由于熱影響區(qū)的不均勻性，故在此處加工了9組試樣以獲得統(tǒng)計(jì)性的試驗(yàn)結(jié)果，以充分反映熱影響區(qū)的沖擊性能。

表2　彎曲試驗(yàn)參數(shù)Table 2　Parameters for bending test specimen

圖2　沖擊試樣尺寸示意圖Fig.2　Schematic diagram of the impact test specimens

2　結(jié)果與討論

2.1　顯微組織與硬度

焊接接頭各區(qū)域的顯微組織如圖3所示?？梢钥闯?，整個(gè)接頭呈典型的多層多道焊形貌，焊縫寬度約20 mm。由圖3(c)可知，焊縫中心細(xì)晶區(qū)的晶粒很細(xì)，主要為回火貝氏體。圖3(d)～3(g)分別為熱影響區(qū)、母材、粗晶區(qū)及細(xì)晶區(qū)的組織?？梢娔覆木Я４执螅饕獮榛鼗鹚魇象w；細(xì)晶區(qū)晶粒較細(xì)且分布均勻，粗晶區(qū)晶粒較大且分布不均勻，兩者均為回火馬氏體/貝氏體組織。

圖4為焊接接頭的顯微硬度測(cè)試結(jié)果?？梢姾附咏宇^的顯微硬度大致呈對(duì)稱分布，母材硬度約為265 HV，焊縫處的硬度波動(dòng)較大，約在225～275 HV，焊縫中心細(xì)晶區(qū)存在明顯的軟化區(qū)，硬度約為240 HV。兩側(cè)粗晶區(qū)的組織為板條馬氏體，因此該區(qū)域的硬度最高，達(dá)350 HV左右。兩側(cè)熱影響區(qū)均存在明顯軟化區(qū)，硬度約為240 HV。兩側(cè)熱影響區(qū)及焊縫中心細(xì)晶區(qū)的軟化區(qū)硬度都較低，易成為整個(gè)接頭的薄弱環(huán)節(jié)。

2.2　拉伸性能

圖5(a)為焊接接頭的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度隨試驗(yàn)溫度的變化曲線。可見室溫下的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度最大，分別約為730和790 MPa。隨著試驗(yàn)溫度的升高，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度逐漸降低，但當(dāng)溫度高于200 ℃時(shí)逐漸趨于穩(wěn)定，且在250 ℃時(shí)屈服強(qiáng)度有最小值約640 MPa，350 ℃時(shí)抗拉強(qiáng)度有最小值約699 MPa。圖5(b)為斷面收縮率及斷后伸長(zhǎng)率隨溫度的變化曲線?？梢娛覝叵碌臄嗪笊扉L(zhǎng)率約為15%，斷面收縮率約為68%，隨著溫度的升高，斷后伸長(zhǎng)率小幅度增加，但在300 ℃時(shí)明顯降低至約12.5%，而斷面收縮率隨溫度的升高無(wú)明顯變化。

圖3　焊接接頭的宏觀組織(a)和焊縫(b)、焊縫中心細(xì)晶區(qū)(c)、熱影響區(qū)(d)、母材(e)、粗晶區(qū)(f)、 細(xì)晶區(qū)(g)的顯微組織Fig.3　 Macrostructure of welded joints(a) and microstructures of WM(b), FGZ of the welded center (c), HAZ (d),BM (e),CGZ (f),FGZ (g)

圖4　焊接接頭的顯微硬度Fig.4　Micro- hardness across the welded joint

圖6為不同溫度拉伸試驗(yàn)后試樣的斷口微觀形貌。由圖6(a)～6(d)可以看出,拉伸試樣均為韌性斷裂，斷口的主要特征為等軸韌窩，部分韌窩中可見到顆粒，且高溫拉伸試樣的大尺寸韌窩的比例比室溫拉伸試樣的更高。由圖6(e)～6(f)可見，350 ℃拉伸的試樣除了等軸韌窩這一明顯特征外，還在斷口處觀察到一定數(shù)量的孔洞，該類空洞深且大，尺寸遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)周圍的韌窩，部分孔洞中還可觀察到第二相粒子的存在。此外所有溫度下的拉伸試樣均斷在了焊縫中心的細(xì)晶區(qū)處，這是由于焊縫中心的硬度為整個(gè)接頭的最低值，易成為整個(gè)接頭的薄弱環(huán)節(jié)。

圖5　焊接接頭的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度(a)和斷面收縮率、斷后伸長(zhǎng)率(b)隨試驗(yàn)溫度的變化Fig.5　Variation of yield strength, tensile strength (a) and reduction in area, elongation (b) of the welded joint with test temperature

圖6　室溫(a)、100 ℃(b)、300 ℃(c)和350 ℃(d～f)拉伸試驗(yàn)后試樣的斷口微觀形貌Fig.6　Fracture morphologies of the specimens after tensile testing at RT(a), 100 ℃(b), 300 ℃(c) and 350 ℃(d～f)

圖7　試樣抗彎試驗(yàn)后的宏觀照片F(xiàn)ig.7　Macrograph of the specimens after bending test

2.3　抗彎性能

圖7為抗彎試驗(yàn)后試樣的宏觀照片。由側(cè)彎試驗(yàn)結(jié)果可見，4片寬度為20 mm的側(cè)彎試樣上均未出現(xiàn)裂紋，表明焊接接頭的抗彎性能合格。

2.4　沖擊性能

圖8為焊縫中心的韌脆轉(zhuǎn)變溫度曲線。通過(guò)擬合計(jì)算不同溫度下焊縫中心沖擊試樣的脆性斷口率，以脆性斷口率為50%時(shí)對(duì)應(yīng)的溫度作為韌脆轉(zhuǎn)變溫度，得到焊縫中心的韌脆轉(zhuǎn)變溫度FATT為-17.0 ℃，這與文獻(xiàn)中焊接接頭焊縫的韌脆轉(zhuǎn)變溫度較為接近[13]，說(shuō)明擬合得到的韌脆轉(zhuǎn)變溫度是準(zhǔn)確且合理的。

圖8　焊接接頭焊縫中心的韌脆轉(zhuǎn)變溫度曲線Fig.8　Ductile- brittle transition temperature curve of the welded center

表3為室溫下母材、焊縫中心、焊縫1/4處及熱影響區(qū)的沖擊吸收能量，可以看出室溫下母材的沖擊性能明顯優(yōu)于焊縫1/4處。母材及焊縫1/4處的沖擊吸收能量均比較穩(wěn)定，分別為252.4和43.8 J。熱影響區(qū)的沖擊吸收能量數(shù)據(jù)較為分散，最大及最小沖擊吸收能量分別為6號(hào)試樣的293.8 J和3號(hào)試樣的56.3 J，因此選取了4個(gè)具有代表性的沖擊試樣(2、3、6、8號(hào))，觀察其斷口附近的組織特征。如圖9所示，4個(gè)試樣在沖擊過(guò)程中均發(fā)生了斷裂路徑的偏轉(zhuǎn)，2號(hào)試樣偏向了焊縫的柱狀晶區(qū)，3號(hào)試樣則完全沿焊縫的熔合線發(fā)生斷裂，6號(hào)試樣偏向了母材，8號(hào)試樣斷裂的路徑一部分位于焊縫柱狀晶區(qū)，而另一部分則沿焊縫的熔合線。對(duì)比可知熱影響區(qū)沖擊試樣的斷裂路徑不同是造成其沖擊性能差別較大的原因。

表3　室溫下母材、焊縫中心、焊縫1/4處及熱影響區(qū)的沖擊吸收能量Table 3　Impact energies of the BM, welding center, 1/4 WM and HAZ at room temperature　J

圖9　熱影響區(qū)沖擊試樣斷口附近的光鏡圖片(白色箭頭為缺口位置)Fig.9　Optical images of location near the fracture of the impact specimen in HAZ (the white arrow represents the notch position)

圖10為缺口在焊縫中心的試樣在不同溫度沖擊試驗(yàn)后的斷口微觀形貌?？梢钥闯?在-60 ℃時(shí)(見圖10(a))，斷口特征全部為解理平面；在0、20 ℃時(shí)，斷口特征變?yōu)轫g窩與解理平面同時(shí)存在，且隨著溫度的降低，韌窩的數(shù)量和尺寸均減小(見圖10(b)～10(c))。在60 ℃時(shí)，斷口特征全部為撕裂型韌窩(見圖10(d))。隨著溫度由60 ℃降低到-60 ℃，沖擊試樣的斷裂類型由韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)闇?zhǔn)解理斷裂最后變?yōu)榻饫頂嗔眩詫?dǎo)致沖擊吸收能量逐漸降低。

3　結(jié)論

(1)焊接接頭在室溫下的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度值最大，約為730和790 MPa，斷后伸長(zhǎng)率約為15%，斷面收縮率約為68%。隨著試驗(yàn)溫度的升高，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度逐漸降低。但當(dāng)溫度高于200 ℃時(shí)逐漸趨于穩(wěn)定，斷后伸長(zhǎng)率小幅度增加，但在300 ℃時(shí)明顯降低，而斷面收縮率隨溫度的升高無(wú)明顯變化。不同溫度下試樣均斷裂在焊縫中心。

(2)室溫下母材的沖擊吸收能量最高，均值約250 J，焊縫中心和1/4處的沖擊吸收能量均值分別約97和44 J，熱影響區(qū)的沖擊吸收能量分散性較大，在56～293 J內(nèi)波動(dòng)，這主要是由裂紋的擴(kuò)展路徑產(chǎn)生偏折導(dǎo)致的。

圖10　在-60 ℃(a)、0 ℃(b)、20 ℃(c)、60 ℃(d)沖擊試驗(yàn)后下焊縫中心試樣的斷口形貌Fig.10　Fracture morphologies of the impact specimen taken from the welded center after impact testing at temperatures of -60 ℃(a),0 ℃(b),20 ℃(c) and 60 ℃(d)

(3)焊縫中心處的沖擊吸收能量隨試驗(yàn)溫度的降低而減小，沖擊試樣的斷裂類型由韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)闇?zhǔn)解理斷裂最后變?yōu)榻饫頂嗔?，其韌脆轉(zhuǎn)變溫度為-17 ℃。焊接接頭的抗彎性能符合設(shè)計(jì)要求，表明基于多層多道技術(shù)的埋弧焊工藝是一種適合NiCrMoV轉(zhuǎn)子鋼的焊接方法。

致謝：

本文受上海市科學(xué)技術(shù)委員會(huì)科研計(jì)劃項(xiàng)目資助(No.13DZ1101502)，謹(jǐn)以此致謝！

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