張志毅 汪認(rèn) 崔云龍 史春元 劉洋 金成

摘要：采用周期浸蝕試驗(yàn)研究了N800CF低碳貝氏體鋼及其焊接接頭在模擬工業(yè)大氣環(huán)境下的耐腐蝕行為，并與SMA490BW和Q345C兩種材料進(jìn)行了對(duì)比。通過計(jì)算腐蝕失重率以及電化學(xué)極化曲線分析其腐蝕行為與機(jī)理。結(jié)果表明，N800CF低碳貝氏體鋼耐工業(yè)大氣腐蝕性能低于SMA490BW耐候鋼，但好于Q345C低合金鋼;N800CF低碳貝氏體鋼接頭的耐蝕性能高于母材，且不同焊接熱輸入下的N800CF低碳貝氏體鋼接頭在腐蝕前期耐蝕性相差不大，隨著腐蝕時(shí)間的延長，線能量為15 kJ/cm時(shí)焊接接頭耐蝕性最好，當(dāng)線能量達(dá)到18 kJ/cm時(shí)其耐蝕性相對(duì)較差。

關(guān)鍵詞：N800CF低碳貝氏體鋼;焊接接頭;周期浸潤腐蝕;腐蝕失重;極化曲線

中圖分類號(hào)：TG457.11文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：1001-2303（2020）11-0098-06

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.11.18

0 前言

隨著我國高速鐵路運(yùn)輸?shù)牟粩嗵崴?，?duì)列車組的輕量化提出了更高的要求，目前我國制造高速動(dòng)車組轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的主要用鋼為SMA490BW耐候鋼和Q345C低合金鋼[1]，低碳貝氏體高強(qiáng)鋼作為一種具有高強(qiáng)度與高韌性的低合金鋼，用其代替?zhèn)鹘y(tǒng)轉(zhuǎn)向架用鋼，以實(shí)現(xiàn)高速動(dòng)車組的減重，具有廣闊的應(yīng)用前景[2-5]。

由于轉(zhuǎn)向架的可靠性在列車運(yùn)行中的重要作用，需要對(duì)比新型低碳貝氏體高強(qiáng)鋼與傳統(tǒng)轉(zhuǎn)向架用鋼的焊接接頭質(zhì)量與性能，評(píng)價(jià)其焊接接頭的可靠程度，才能進(jìn)一步討論其是否可以投入使用。李恒奎[6]等通過周期浸蝕和鹽霧實(shí)驗(yàn)分析研究了動(dòng)車組轉(zhuǎn)向架用鋼的耐候性能。胡潔[7]等研究了轉(zhuǎn)向架用耐候鋼母材與焊絲匹配對(duì)接頭應(yīng)力腐蝕性能的影響，結(jié)果表明焊接過程會(huì)在一定程度上改變母材的耐蝕性，進(jìn)而影響構(gòu)件整體的耐蝕性。文中主要研究NF800CF新一代低碳貝氏體高強(qiáng)鋼與SMA490BW耐候鋼和Q345C低合金鋼在耐腐蝕性能上的差異，并對(duì)比三種焊接熱輸入下的接頭耐腐蝕性能，為低碳貝氏體高強(qiáng)鋼在列車轉(zhuǎn)向架中的應(yīng)用提供試驗(yàn)依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料和方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)用鋼采用南鋼生產(chǎn)的N800CF低碳貝氏體高強(qiáng)鋼，板材尺寸350 mm×150 mm×12 mm，焊絲采用符合GB/T8810-1995標(biāo)準(zhǔn)的大西洋焊接材料有限責(zé)任公司生產(chǎn)的CHW-80C1（直徑φ1.2 mm）實(shí)心焊絲，N800CF鋼母材和焊絲的化學(xué)成分及力學(xué)性能如表1、表2所示。

母材耐蝕性對(duì)比試驗(yàn)用鋼采用SMA490BW耐候鋼和Q345C低合金鋼，其化學(xué)成分及力學(xué)性能分別如表3、表4所示。

1.2 試驗(yàn)方法

（1）試板的焊接。

采用常規(guī)MAG焊接工藝對(duì)N800CF低碳貝氏體鋼板進(jìn)行焊接，采用TransPuls Synergic 5000 CMT氣保護(hù)焊機(jī)，接頭形式為對(duì)接，坡口角度60°，鈍邊尺寸1.0 mm，組焊間隙1.5 mm，保護(hù)氣體流量22 L/min。焊接工藝參數(shù)如表5所示。

（2）周浸腐蝕試驗(yàn)。

分別對(duì)三種母材及三種不同焊接熱輸入下的焊接接頭進(jìn)行周期浸潤腐蝕試驗(yàn)，試驗(yàn)參照標(biāo)準(zhǔn)TB/T2375-93進(jìn)行，腐蝕環(huán)境為模擬工業(yè)大氣（溶液為初始濃度1.0×10-2 mol/L的NaHSO3溶液，補(bǔ)充液為2.0×10-2 mol/L的NaHSO3溶液，溶液溫度為45±2 ℃，濕度為70±5%RH）。腐蝕試樣尺寸為60 mm×40 mm×3 mm，焊接接頭試樣焊縫位于試樣中心線，試樣中心線一端加工φ2.5通孔，用于懸掛試樣。將試件表面打磨光滑，先后用石油醚及酒精和丙酮清洗表面，采用FL-65型周期浸潤腐蝕試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)分為25 h、50 h、75 h、100 h、125 h、150 h六個(gè)周期，每個(gè)周期取4個(gè)平行試樣（1個(gè)進(jìn)行組織觀察，3個(gè)進(jìn)行失重測量），每一循環(huán)周期60±3 min，浸潤時(shí)間為12±1.5 min，烘烤后試樣表面最高溫度為70 ℃±10 ℃。稱重試樣在試驗(yàn)后采用含緩蝕劑的鹽酸溶液去除表面銹層，隨后用清水清洗，再用無水乙醇、丙酮浸泡后吹干，干燥24 h后進(jìn)行稱重，并計(jì)算試樣腐蝕失重率，計(jì)算方法如下：

式中 W為腐蝕失重率（單位：g/m2·h）;G0為試樣原始質(zhì)量（單位：g）;G1為試樣試后質(zhì)量（單位：g）;a、b、c分別為試樣的長度、寬度、厚度（單位：mm）;t為試驗(yàn)時(shí)間（單位：h）。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 周浸試驗(yàn)失重結(jié)果

（1）N800CF低碳貝氏體鋼母材。

通過模擬工業(yè)大氣環(huán)境下周期浸潤試驗(yàn)的失重情況，比較N800CF貝氏體高強(qiáng)鋼、SMA490BW耐候鋼以及Q345C低合金鋼母材的腐蝕性能，結(jié)果如表6所示。由表6可知，三種母材的腐蝕失重率均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，其原因是在腐蝕過程中，基體表面形成銹層，并且阻礙反應(yīng)的繼續(xù)進(jìn)行，隨著腐蝕周期的增加，銹層厚度不斷累積，阻礙作用不斷提高，腐蝕失重率會(huì)在循環(huán)周期為75 h時(shí)達(dá)到最大值。根據(jù)失重率對(duì)比，其中Q345C低合金鋼母材具有最高的失重率，N800CF貝氏體鋼次之，SMA490BW耐候鋼失重率最低。由此可見，工業(yè)大氣條件下，Q345C低合金鋼耐蝕性最差，SMA490BW耐候鋼耐蝕性最好，N800CF低碳貝氏體鋼耐蝕性介于二者之間。

不同焊接熱輸入下N800CF低碳貝氏體鋼的焊接接頭周浸腐蝕失重率如表7所示，其變化趨勢與母材一致，均為先增后減，其中在75 h時(shí)，由于前期腐蝕失重率較大，腐蝕速率較快，銹層厚度增長也較快，12 kJ/cm和18 kJ/cm低碳貝氏體鋼焊接接頭及母材在此時(shí)失重率達(dá)到最大;而15 kJ/cm低碳貝氏體鋼焊接接頭前期腐蝕速率較慢，銹層形成且加厚的速度較慢，其失重率最大值出現(xiàn)滯后至100 h。通過比較周浸腐蝕失重?cái)?shù)值可知，不同焊接熱輸入的低碳貝氏體鋼焊接接頭腐蝕失重率均高于母材，其中18 kJ/cm的焊接接頭腐蝕失重率最高，12 kJ/cm接頭腐蝕失重率在腐蝕周期75 h之前高于15 kJ/cm，腐蝕周期大于75 h時(shí)，由于15 kJ/cm接頭腐蝕失重率曲線峰值的滯后，其腐蝕失重率高于12 kJ/cm接頭。由上述分析可得出，N800CF低碳貝氏體鋼的MAG焊對(duì)接接頭的耐蝕性能整體優(yōu)于母材，熱輸入18 kJ/cm接頭耐蝕性最差，腐蝕周期75 h前，12 kJ/cm接頭耐蝕性高于15 kJ/cm接頭，75 h后反之。

2.2 銹層分析

腐蝕周期25 h、150 h后三種母材試樣表面宏觀形貌分別如圖1、圖2所示。周浸腐蝕過程中，試樣表面出現(xiàn)表層黃褐色以及底層黑色兩種腐蝕產(chǎn)物。其中腐蝕周期為25 h時(shí)，試件表面銹層主要為表層的黃褐色腐蝕產(chǎn)物，隨著腐蝕進(jìn)行至150 h后，疏松的黃褐色產(chǎn)物逐漸從試件表面脫落，顯露出緊貼基體并且較為致密的黑色腐蝕產(chǎn)物，黑腐蝕產(chǎn)物的形成表明腐蝕產(chǎn)物中二價(jià)鐵氧化物逐漸增多[8-9]。Q345C母材試樣表面黃褐色產(chǎn)物脫落最為明顯，N800CF次之，SMA490BW母材腐蝕產(chǎn)物脫落最不明顯。

不同焊接熱輸入下低碳貝氏體鋼焊接接頭腐蝕表面宏觀形貌如圖3所示。腐蝕周期為25 h時(shí)，在腐蝕前期母材與焊縫表面均為黃褐色腐蝕產(chǎn)物，隱約可以分辨出焊縫和母材，并且不同焊接熱輸入下焊縫腐蝕表面區(qū)別不明顯，說明在腐蝕前期不同焊接熱輸入焊縫耐蝕性能接近，結(jié)果與表7接頭試樣周浸腐蝕失重?cái)?shù)據(jù)相吻合。腐蝕進(jìn)行到150 h后，三種焊接熱輸入下腐蝕表面宏觀形貌特征基本相同，試樣表層黃褐色腐蝕產(chǎn)物部分脫落，露出下層較為致密的黑色腐蝕產(chǎn)物，其中焊縫區(qū)黑色腐蝕產(chǎn)物較為明顯。

2.3 極化曲線

三種材料母材在模擬工業(yè)大氣環(huán)境浸泡30 min以及14天的極化曲線如圖4所示。結(jié)合表8的自腐蝕電流密度及自腐蝕電位測量值可知，自腐蝕電位高低依次為SMA490BW耐候鋼>N800CF低碳貝氏體鋼>Q345C，自腐蝕電流密度SMA490BW耐候鋼

浸泡14天后，三種材料的自腐蝕電位下降，自腐蝕電流密度增大，相比30 min時(shí)耐蝕性均有所下降，其中SMA490BW耐候鋼自腐蝕電位耐蝕性變化最小，說明其長時(shí)間浸泡形成的質(zhì)量相對(duì)較高，在一定程度上阻礙了反應(yīng)的進(jìn)行，而N800CF低碳貝氏體鋼及Q345C鋼自腐蝕電位明顯下降，自腐蝕電流密度也明顯增大，說明其形成的銹層質(zhì)量較差，對(duì)反應(yīng)的阻礙作用較小[10]。

結(jié)合周浸腐蝕結(jié)果可以看出，三種母材的耐蝕性能依次為：SMA490BW耐候鋼>N800CF低碳貝氏體鋼>Q345C。這是因?yàn)镃r元素的加入能夠促進(jìn)腐蝕過程中鈍化膜的形成，明顯提高鋼的耐蝕性[11]，耐候鋼中加入的Cr元素含量明顯高于另外兩種母材，所以其耐蝕性優(yōu)于N800CF低碳貝氏體鋼和Q345C;N800CF中加入的Mo元素能夠起到細(xì)化晶粒、增大晶界比例的作用，當(dāng)加入較少的Mo元素會(huì)降低P、S在晶界上的濃度，提高局部耐蝕性能，但由于N800CF低碳貝氏體鋼中Mo的含量高于0.1%，晶粒過于細(xì)化，會(huì)使晶界反應(yīng)自由能降低并且低于晶粒本身，從而導(dǎo)致材料的耐蝕性能下降，低于SMA490BW耐候鋼[9];Cu元素在材料表面的富集，是材料表面形成穩(wěn)定氧化膜的基礎(chǔ)，Q345中Cu元素含量相對(duì)較低，因此其形成的氧化膜質(zhì)量最差，耐蝕性最低[12]。

不同焊接熱輸入下焊縫區(qū)極化曲線如圖4所示，自腐蝕電流密度及自腐蝕電位測量值如表9所示。

由圖4a所示，在浸泡30 min后，三種焊接熱輸入下焊縫的極化曲線形狀相同，自腐蝕電位和自腐蝕電流密度差別不大，說明在腐蝕前期，三種焊接熱輸入下接頭焊縫區(qū)耐蝕性能相當(dāng)。由圖4b可知，浸泡14天后，不同焊接熱輸入下焊縫的自腐蝕電位均有所下降，相比腐蝕前期耐蝕性降低，其中焊接熱輸入為15 kJ/cm時(shí)，自腐蝕電位下降最不明顯，12 kJ/cm次之，18 kJ/cm時(shí)自腐蝕電位明顯下降。結(jié)果表明，三種焊接熱輸入下，在腐蝕前期不同焊接熱輸入耐蝕性能差別不大，隨著腐蝕的進(jìn)行，15 kJ/cm焊縫耐蝕性逐漸優(yōu)于12 kJ/cm和18 kJ/cm焊縫，18 kJ/cm形成銹層質(zhì)量相對(duì)最差，耐蝕性最低。

3 結(jié)論

（1）N800CF低碳貝氏體鋼耐模擬工業(yè)大氣腐蝕性能低于SMA490BW耐候鋼，但好于Q345C低合金鋼。

（2）不同焊接熱輸入下N800CF低碳貝氏體鋼接頭耐蝕性能均高于母材。

（3）不同焊接熱輸入下的N800CF低碳貝氏體鋼接頭在腐蝕前期耐蝕性相差不大，隨著腐蝕時(shí)間的延長，15 kJ/cm焊接接頭耐蝕性最好，12 kJ/cm次之，18 kJ/cm耐蝕性相對(duì)較差。

參考文獻(xiàn)：

[1] 謝旭，吳向陽，張志毅，等. 焊接工藝對(duì)SMA490BW耐候鋼接頭腐蝕行為的影響[J]. 表面技術(shù)，2018，47（10）：267-272.

[2] Kamimura T，Hara S，Miyuki H，et al. Composition and pr-otective ability of rust layer formed on weathering steel ex-posed to various environments[J]. Corros Sci，2006，48（9）：2799.

[3] Moon D W，F(xiàn)onda R W，Spanos G. Microhardness variat-ions in HSLA-100 welds fabricated with new ultra-low-carbon weld consumables[J]. Welding Journal，2000，79（10）：278-284.

[4] Deloach J J，Null C，F(xiàn)iore S，et al. The right welding wire couldhelp U.S.navy save millions[J]. Welding Journal，1999，78（6）：55-58.

[5] 薛小懷，錢百年，國旭明，等. 超低碳貝氏體（ULCB）焊接材料的研究進(jìn)展[J]. 焊接學(xué)報(bào)，2001，22（4）：93-96.

[6] 李恒奎，馬利軍，李曉燕，等. 動(dòng)車組轉(zhuǎn)向架構(gòu)架板材耐候性分析[J]. 腐蝕科學(xué)與防護(hù)技術(shù)，2014，26（1）：8-12.

[7] 胡潔，黃翠，何亞玲，等. 耐候鋼母材與焊絲匹配對(duì)焊接接頭應(yīng)力腐蝕性能的影響[J]. 腐蝕與防護(hù)，2018，39（6）：425-430.

[8] Morcillo M，Chico B，Díaz I，et al. Atmospheric Corrosion Data of Weathering Steels. A review[J]. Corrosion Science，2013（77）：6-24.

[9] 崔雷，楊善武，王樹濤，等. 低碳貝氏體鋼在三種典型環(huán)境中的腐蝕行為和腐蝕產(chǎn)物[J]. 工程科學(xué)學(xué)報(bào)，2009，31（3）：306-311.

[10] 邵長靜. 貝氏體耐候鋼模擬海洋大氣腐蝕極化曲線研究[J]. 河南科技，2014（10）：69-70.

[11] 陸春潔，曲錦波，楊漢，等. Mo元素對(duì)貨油艙下底板用船板鋼耐腐蝕性能的影響[J]. 腐蝕與防護(hù)，2017，38（4）：273-277.

[12] 許家彥，劉清友，XU Jiayan，等. Cu-P-Cr-Ni-Nb系超細(xì)組織高強(qiáng)度耐大氣腐蝕鋼帶開發(fā)[J]. 鋼鐵，2005，40（3）：66-69.