（材料加工工程专业论文）q550及q690高强钢焊接接头裂纹及应力分析.pdf

山东大学硕士学位论文 q 5 5 0 及q 6 9 0 高强钢焊接接头裂纹及应力分析 摘要 随着液压支架向大工作阻力和高可靠性要求的提高，支架重量也不断增加， 如何在保证强度的前提下，减轻支架重量是支架设计中迫切需要解决的问题， 采用低合金高强度钢材是最有效的途径。但对于材料抗拉强度级别大于7 0 0 m p a 的高强度钢，由于裂纹和缺口敏感性较强，因此接头易出现断裂、开焊和疲劳 强度低等现象。 本课题以液压支架用q 5 5 0 与q 6 9 0 高强钢板材为研究对象，采用a t + c 0 2 混合气体焊方法和e r 5 0 6 、m k g 6 0 、m k g 6 0 一l 、m k g h s 7 0 焊丝对q 5 5 0 与 q 6 9 0 进行焊接，研究q 5 5 0 + q 6 9 0 接头的裂纹敏感性，铁研试验结果表明，随 着焊丝强度级别从6 0 0 m p a 提高到8 0 0 m p a ，接头根部裂纹率逐渐增加；随着焊 接热输入的增加，接头根部裂纹率也逐渐提高，控制焊接热输入2 0 k j c m 以下， 接头根部裂纹率小于2 0 ，用于q s 5 0 + q 6 9 0 接头的焊接生产是安全的。 q 5 5 0 + q 6 9 0 接头力学性能试验结果表明，采用e r 5 0 6 焊丝，接头拉伸断 裂在焊缝；采用m k g 6 0 1 焊丝，接头拉伸断裂在熔合区或热影响区，显著提 高接头的强韧性，接头抗拉强度达7 4 2 m p a ，与q 5 5 0 钢母材抗拉强度相当，伸 长率为1 7 1 ，焊接热影响区冲击功达1 7 4 j ；厚板对接接头必须开坡口，但坡 口角度不宜过大( 焊缝强度随坡口角度增大而减小) ，v 形坡口角2 5 0 - - 3 5 0 为宜。 采用扫描电镜、电子探针分析q 5 5 0 + q 6 9 0 接头的显微组织特征，研究表明 接头的强韧性主要取决于焊缝中细晶针状铁素体的含量，随着焊丝中合金元素 含量的提高和焊接热输入的增加，焊缝组织中先共析铁素体含量逐渐减少，针 状铁素体的含量逐渐增加；但当合金元素含量较高、焊接热输入过大时，接头 熔合区及热影响区粒状贝氏体含量明显增加，针状铁素体含量减少，并且热影 响区粗晶区奥氏体晶粒尺寸较大，降低q 5 5 0 + q 6 9 0 接头的强韧性。 q 5 5 0 + q 6 9 0 接头冲击试样断口形貌分析表明，接头区断1 3 为脆性解理断裂 特征，采用e r 5 0 6 焊丝，焊缝启裂处的解理台阶呈放射状，解理面上有少量河 流花样，解理面呈扇形，同时有少量较浅的韧窝存在；采用m k g 6 0 1 焊丝， 解理台阶高低不平，裂纹在焊缝中的扩展路径曲折，局部区域存在大量较深的 3 摘要 韧窝，因此，采用m k g 6 0 1 焊丝获得的q 5 5 0 + q 6 9 0 接头具有较好的韧性。 采用s y s w e l d 分析软件，通过对铁研试验接头焊接应力进行数值计算， 结果表明接头根部焊接应力最大，容易产生焊接裂纹；液压支架连杆焊接时， 控制焊接热输入1 0 - - - 2 0 k j e r a ，连杆接头最大应力约为q 5 5 0 钢屈服强度的3 0 ， 可以防止接头根部产生焊接裂纹。 4 关键词：q 5 5 0 ；q 6 9 0 ；裂纹特征；断1 2 1 形貌；焊接应力 山东大学硕士学位论文 第1 章绪论 1 1 课题的目的及意义 液压支架是综采设备的重要组成部分。它能可靠而有效地支撑和控制工作 面的项板，以起到隔离采空区、防止矿石进入回采工作面和推进输送机的作用。 液压支架与采煤机配套使用，实现采煤综合机械化，解决机械化采煤工作中顶 板管理落后于采煤工作的矛盾，进一步改善和提高采煤和运输设备的效能，减 轻煤矿工人的劳动强度，最大限度保障煤矿工人的生命安全。近年来，我国液 压支架的研制工作发展很快，从基本上依靠进口，发展到自行设计、自行制造， 而品种繁多、功能齐全、质量可靠。 随着支架向大工作阻力和高可靠性要求的提高，支架重量也不断增加，给 运输、搬运和安装等环节带来了很大困难，如何在保证强度的前提下，减轻支 架重量是支架设计中迫切需要解决的问题，采用低合金高强度钢材是最有效的 途径。 低合金高强钢通常是指抗拉强度5 0 0 1 2 0 0 m p a 范围并考虑焊接性而制造的 钢材。钢铁冶金工艺的进步促进了低合金高强钢制造技术的发展，尤其是热机 械控制轧制( t m c p ) 工艺和微合金化( m a ) 等技术的开发和应用【培】，进_ 步 提高了低合金高强钢的技术含量和性能指标以及其在钢铁材料中的地位。国际 先进液压支架结构用钢已以8 0 0 - - 1 0 0 0 m p a 高强度焊接结构为主，而我国液压 支架结构用钢长期以来一直采用以5 0 0 m p a 为主。近来年，通过支架设计单位、 生产厂家以及钢铁生产企业的不懈努力，材料的升级换代已初见成效，基本上 解决了强度在在6 0 0 - 6 8 0 m p a 以下高强度板材的生产、加工与焊接问题，并在 支架设计中得到广泛应用，效果显掣圳。 但对于材料抗拉强度级别在7 0 0 m p a 以上的高强度钢，由于裂纹和缺口敏 感性较强，因此焊接件易出现断裂、开焊和疲劳强度低等缺剧1 - 9 。因此，本课 题以液压支架用q 5 5 0 与q 6 9 0 高强钢板材为研究对象，针对q 5 5 0 + q 6 9 0 异种 材料焊接接头的裂纹敏感性、显微组织及结构和力学性能等进行系统试验研究， 优化焊接工艺，提高焊接接头的综合机械性能与承载能力，以满足高可靠性支 架设计需要，为解决q 5 5 0 + q 6 9 0 高强钢液压支架的焊接难题提供依据，进一步 促进更高强度级别的钢材在液压支架及其他领域的广泛应用。 5 第1 章绪论 1 2 液压支架用低合金高强钢现状 钢铁材料是社会和经济发展的基础原材料。随着中国经济的持续高速发展， 中国钢铁工业也快速增长。大量的钢铁材料生产消耗了大量矿产资源、能源、 水资源，并排放出气体和固体废弃物，带来交通运输紧张。通过采用使用优质、 高性能的低合金高强钢可直接减少钢材消耗量，减缓由于钢材大量生产所导致 的负面效果；高性能化还可以提高钢制构件和装备的工作效率和寿命，从而提 高能源使用效率，节约材料f 1 0 , 1 1 】。低合金高强钢结构钢板已广泛应用于国家能 源开发、基础设施建设、机械制造等，适用于较重要的钢结构，例如工程机械、 海洋结构、煤机、桥梁、建筑结构、军用机械装备掣1 2 】。 工程机械用低合金高强钢广泛应用于煤矿液压支架、挖掘机械、工程起重 机械、矿山机械、叉车及工业车辆等各个方面。随着我国能源建设发展进入高 涨期，煤炭行业的技术进步和结构调整将对煤炭用钢提出新要求，一是钢材用 量较大幅度提高，对钢材质量性能提出了更高要求。为提高煤矿巷道安全性， 高强度、高韧性、有一定抗冲击性的钢材需求将增加。二是高强度、高性能的 中厚板需求量将增加。这样，低合金高强钢占据了煤炭行业用钢的主导地位。 液压支架是煤矿长壁开采工作面的主要设备之一，其投资约占工作面成套 设备总投资的6 0 $ 以上其适应性和可靠性是决定工作面能否安全高效生产的关 键因素。液压支架技术水平是反映国家煤机装备水平的重要标志，长壁综合机 械化发展的实践表明，每一次液压支架架型的重大改革和进步，都会带来长壁 综合机械化开采技术的重大进步，液压支架架型的发展成为长壁综合机械化开 采技术发展阶段的重要标志。在长期的综采发展中，我国液压支架实际制造技 术得到长足进展，各种产品基本可以满足不同煤层和矿井条件的要求。 近年来，综合机械化采煤迅速发展，我国液压支架产量呈现爆发性的上升 态势，同时液压支架所承受的压力增大，这将大量使用抗拉强度在7 0 ( o 1 0 0 0 m p a 的钢板。低合金高强钢板恰好能够满足适应能源建设的长期需要，是保证煤矿 生产作业人身财产安全的重要支掣1 3 】。 随着高产高效现代化矿井的大力发展，对综采设备的生产能力和可靠性要 求也越来越高，煤矿液压支架开始向着大配套、大阻力、高可靠性方向发展 2 0 】。 液压支架主要担负着对项板的支护工作，是综合机械化采煤中重要的配套设备； 且液压支架工作环境恶劣，支架在使用过程中承受动、静载荷，因此对液压支 架结构件的要求越来越高，即要求液压支架具有高的强度、高灵活性；同时为 6 山东大学硕士学位论文 保证其动作可靠，要求支架尺寸稳定。但是随着支架阻力和可靠性要求的提高， 支架质量也在不断提高，给运输和安装带来困难，因此选用高强度钢作为支架 结构制造用材料成为不可逆转的发展趋势。 国外液压支架在设计水平上同国内差别不大，国外的设备之所以能拥有更 大的支护能力，关键是在于良好的制造技术以及所选用的材质优于国内的缘故， 同时这也是当前制约我国国内液压支架技术发展的瓶颈问题。国际先进液压支 架结构钢已经以抗拉强度7 0 0 - - - 1 0 0 0 m p a 高强度焊接结构钢为主：而在同样液压 支架参数条件时，我国生产的液压支架要比进口支架重1 0 2 0 【1 4 】。 德国d b t 公司生产的w s l 7 掩护式液压支架，支架的主要结构部件使用屈 服强度为6 9 0 m p a 的高强度( s t e 7 0 s 0 ) 优良钢板制造，其用量占总重的7 0 ， 屈服强度为5 0 0 m p a 的强度钢( s t e 5 0 s o ) 占1 4 【2 0 2 5 1 。由于材质优良，强度 大，主要焊接结构件的使用寿命可保证在井下工作循环次数大于3 万次。同时 选用高强度钢板，使得支架单重不超过2 1 t ，满足矿井运搬的要求【j 。 目前，我国液压支架生成厂商正越来越多的将高强度钢应用于液压支架的 制造。表1 1 是煤炭科学研究总院北京开采所设计的液压支架中选用高强度板材 的统计表。郑州煤矿机械集团有限责任公司是当今世界最大的液压支架生产基 地，其2 0 0 6 年制造的z y l 0 8 0 0 2 8 6 3 d 型液压支架( 图1 1 ) ，主要的结构件顶 梁、底座、掩护粱、前后连杆等部件全部是由高强度钢板焊接而成，使用的高 强铡板级别分别为7 0 k g 、8 0 k g 和1 0 0 k g 级，而7 0 k g 级以上的高强钢板占整个 钢板用量的7 7 2 l 蚶1 6 j 。 图1 1z y l0 8 0 0 2 8 6 3 d 型掩护式液压支架 第1 章绪论 表1 1 北京开采所设计的液压支架中使用高强度钢材统计表 随着合金设计水平和冶金工艺技术的提高，高附加值、高技术含量的低合 金高强钢将越来越多的应用于液压支架结构的制造，必将使我国液压支架的综 合性能上升一个台阶，有利于增强我国液压支架在国际市场上的竞争力，同时 也为我国的煤炭工业科技进步提供一个强有力的支点；同时低合金高强钢在国 民经济建设和社会发展过程中发挥的战略作用将越来越大。 1 3 高强钢焊接接头裂纹及断裂研究现状 综上所述，液压支架选用高强度结构钢已成为一种不可逆转的发展趋势。 但是由于高强钢对缺口的敏感性，随之而来的问题是焊接结构件易出现裂纹、 开焊等问题。据统计分析，在液压支架结构件失效形式中因裂纹引起的结构件 失效事故占总事故的7 0 8 0 。试验表明，屈服强度大于5 0 0 m p a 的高强钢 板应力集中敏感性增强，屈服强度利用率显著减小【1 7 1 。由于高强钢对应力集中 的敏感性高，如果处理不当，高强钢的焊接结构强度反而会低于低强度钢，这 样就失去了最初选择高强钢的初衷。 高强钢焊接结构件的失效，多半是由于未能掌握焊接结构的裂纹扩展特点。 目前在支架设计中常常根据强度水平或成本来选择金属，但是材料的合金系统 对其焊接性的影响，焊接工艺对焊接接头性能的保证难易程度才是影响结构件 最终质量的因素。因此科学的选择具有优良焊接性的高强钢的合金体系，针对 所选具体材料进行焊接性的研究和焊接工艺的制定尤为重要【1 8 , 1 9 】。 低合金高强钢的焊接多采用预热焊接工艺，但预热会产生降低生产效率、 增加施工费用和难以保证焊接质量等问题。不预热条件下焊接低合金高强钢符 合焊接技术高效率、高质量、低成本、低劳动强度和低能耗的发展方向刚。焊 山东大学硕士学位论文 接接头的性能是影响钢结构整体性能的关键因素，高强钢的焊接情况复杂多变， 裂纹及强韧性不匹配、熔合区及热影响区性能恶化等问题尤为突出【2 。 熔合区是焊接接头中最薄弱的部分，焊接裂纹极易在该区域产生和发展， 特别是对超高强钢焊接，问题更为突出。高强钢熔合区萌生裂纹已成为制约其 扩大应用的关键，揭示焊接热循环对高强钢熔合区组织结构变化和微裂纹起源、 扩展内在本质的影响及控制措施，具有重要的理论意义和实用价值。 由于焊接冷裂纹对高强钢焊接结构的严重危害，近二十年来，世界各国对 焊接冷裂纹进行了大量的研究瞄- 2 7 。r 本在焊接应力和氢致裂纹研究中取得较 突出成果；欧美在裂纹微观形态研究方面取得进展。国内研究者也提出多项国 产高强钢冷裂敏感性判据公式，如h a z 最高硬度判据，插销冷裂纹试验临界拘 束应力判据和临界拘束度判据等。但是，进行焊接裂纹分析时，微观组织与裂 纹萌生、扩展及断裂机制的内在关系等方面的研究仍有待加强。 低合金钢焊接区扩散氢在熔合区和粗晶区与细晶区交界处存在局部聚集， 其峰值在扩散氢局部聚集处，表明焊接区不均匀组织是引起扩散氢分布状态变 化的重要因素。研究开裂部位的瞬态氢浓度和开裂时焊接区的残余扩散氢含量， 比研究熔敷金属中的初始氢含量更为重要。但是，测定焊接区开裂部位的局部 氢浓度十分困难，至今尚未建立这方面较完善的测试手段。目前主要是利用有 限元和计算机来推测焊接区的氢浓度分布。 满足f i c k 第二定律： i o c ：d 窑 ( 1 ) 国掰 、7 的解有高斯解、正弦解和误差函数解等，可根据不同扩散系数中溶质的浓度分 布和边界条件进行选择。焊接区扩散氢浓度分布具有变形正弦曲线的特征，采 用正弦解应分成氢的非稳态扩散和稳态扩散两个阶段。还没有形成稳态扩散的 条件下，描述氢浓度分布需考虑高次谐波： c ( 毛f ) = 4 + 【彳刀s i n ( 以k x ) + b nc o s ( 甩k s ) e x p ( - n 2 k 2 d f ) ( 2 ) 对稳态扩散条件下的扩散氢浓度分布，只需考虑基波： q 毛f ) = 4 + 4 c o in x e x p ( - n 2 k 2 d t ) s i n ( n k x ) ( 3 ) 因此，可把氢由焊缝_ 熔合区_ h a z 的扩散过程看成是以扩散氢浓度驻波 形式向前传递，波腹出现在焊缝中部、熔合区以及c g h a z 与f g h a z 的交界 处，波节出现于三个组织均匀区域。由于焊接区两波节之间距离不同和三个波 9 第1 章绪论 腹点的高度受局部氢活度的影响，致使扩散氢分布曲线最终成为变形正弦曲线。 近代开发的高强度钢，大多采用降低含碳量并加入多元微合金化元素，用 控轧或控冷达到提高强韧性的目的。除控制焊接裂纹外，如何保证熔合区韧性 则是不容忽视的问题。近年来工程结构材料断裂研究沿着两条不同但又互相依 存的道路发展：一是以美国海军研究试验室( n r l ) 的w ：s p e l l i n i 为代表所采 用的传统工程断裂试验方法，如c h a r p y 冲击试验、落锤试验等一系列评价材料 韧脆转变特性的试验方法；另一条是建立在固体力学和物理学基础上的断裂力 学方法。两者都已取得长足发展。但是由于金属断裂的复杂性和具体结构的特 殊性，上述努力并未完全阻止工程中断裂事故的发生。随着工程机械向高参数、 大型化的发展，钢材强度级别不断提高，服役条件愈加苛刻，对接头综合性能 的要求越来越高。 早在八十年代就开始了对解理断裂的研究，相继产生了著名的s t r o h - z e n e r 位错塞积模型( 图1 2 a ) 、c o t t r e l l 位错反应模型( 图1 2 b ) 和s m i t h 晶界碳化物 开裂模型( 图1 2 c ) 等【2 8 0 0 1 。 f 蚕 二二 ；考 上上 上 上上工工n 矿 f f f 图1 2三种典型的解理断裂模型 其中s t r o h - z e n e r 模型是典型的生核控制模型，不能反映应力状态对形成解 理裂纹的影响。c o t t r e l l 模型强调了拉应力的作用，并将裂纹扩展的临界应力同 材料的屈服行为及晶粒大小联系起来，这两个模型都是针对单相铁素体组织提 l o 山东大学硕士学位论文 出的。s m i t h 模型的特点在于考虑了第二相的作用，后来被引伸为脆性相生核的 一般模型。对于组织状态更为复杂的钢种，除碳化物外，人们运用类比方法先 后发现了其他多种能导致解理的脆性粒子，如贝氏体、马氏体、m a 组元以及 夹杂物等。 上述各种模型实质上均为解理裂纹的萌生模型，而解理断裂是由裂纹萌生 于扩展两个阶段组成。对实际工程材料而言，裂纹的扩展比其萌生消耗更多的 能量，因而也更为困难。八十年代初，t e m 原位观察把断裂研究引入到直接观 察位错运动的层次，导致了无位错区( d f z ，d i s l o c a t i o nf r e ez o n e ) 的发现， 这在认识解理断裂本质过程中前进了一大步，目前这方面的研究方兴未艾。但 是，对在透射薄膜及一定尺寸的单晶中观察到的现象，对大尺寸实际工程材料 适应程度仍有待进一步研究。 1 4 高强钢焊缝组织的特征及控制 低合金高强钢焊缝金属是在熔焊过程中熔化的母材和填充金属混合而成 的，其焊缝组织通常由先共析铁素体、针状铁素体、侧板条铁素体、贝氏体等 组织组成【3 1 3 2 1 。由于针状铁素体的组织具有高强度和高韧性因而并认为是最优 的焊缝组鲥3 ”6 1 ，所以为得到最优强韧性匹配的焊缝，希望在焊缝中得到以针 状铁素体为主的组织。焊缝的强度和韧性取决于其显微组织，而焊缝的显微组 织是由焊丝的化学成分和焊接时的冷却速度决定的【了7 1 。焊丝中通常加入c r 、m n 、 t i 、n i 、m o 和n b 等化学元素以期获得最佳的焊缝组织及力学性能。 ( 1 ) 焊缝中的组织转变 低合金钢焊缝连续冷却曲线及在冷却过程中可能发生的相变示意图如图 1 3 所示【3 8 , 3 9 1 。当焊缝开始冷却时，液态熔池中溶解的氧以及脱氧元素首先形成 复杂的夹杂物，尺寸约为0 1 l g m ( 图1 3a ) ；当温度冷却到1 7 0 0 - 1 6 0 0 区间 时，包含夹杂物的体心立方6 铁素体开始形成，并在稍低温度时转变为面心立 方的奥氏体( 图1 3b ) ；在1 6 0 0 - - 8 0 0 温度区间，奥氏体晶粒开始粗化( 图1 3 3 c ) 。 在8 0 0 - - 3 0 0 c 温度区间( 图1 3d g ) ，奥氏体分解成各种形貌的铁素体：首 先在奥氏体边界上形成先共析铁素体( 图1 3d 、e ) ，当温度持续降低，侧板条 铁素体在铁素体奥氏体界面上形核并向晶内生长( 图1 3f ) ；随后针状铁素体 在奥氏体晶内夹杂物上形核( 图1 3g ) ，如果没有足够的夹杂物提供形核质点， 第1 章绪论 奥氏体将转变为贝氏体铁素体。最后尚未转变的奥氏体将有可能部分或者全部 转变为马氏体，即形成马氏体奥氏体组元( m - a 组元) 。 图1 3 低合金钢焊缝金属连续冷却曲线及相变示意副4 5 , 4 6 1 ( 2 ) 针状铁素体的形核及相变机制 针状铁素体是在奥氏体晶内的夹杂物上形核，属中温转变组织；其与贝氏 体的区别在于前者在奥氏体晶内的夹杂物上形核向四周生长，而后者在奥氏体 晶界上形核并向晶内生长 4 0 , 4 1 1 。因此夹杂物对针状铁素体的形核有重要的作用， 通过控制夹杂物形核质点的数量，可以实现对形成针状铁素体和贝氏体组织的 控制。而目前关于针状铁素体的形成机制及相变理论尚无定论，学者之间的观 点并不统一【3 9 1 。s s b a b u 对焊缝金属中针状铁素体的形核总结出四种机制【3 8 1 ： 焊缝中的夹杂物提供惰性界面，降低激活能，促进针状铁素体的异质形 核( 图1 4 a ) ，且随着夹杂物尺寸的增大，夹杂物形核的激活能与均质形核的激 活能比率降低，越有利于促进针状铁素体的形成 4 2 , 4 3 。 夹杂物与铁素体之间好的晶格匹配性降低了针状铁素体的形核激活能 ( 图1 4b ) ，而铁素体与奥氏体之问由于新的位向存在较大的拘束作用，使得铁 素体在奥氏体和铁素体的边界生长变得更困难，所以针状铁素体优先在夹杂物 表面形核 4 4 , 4 5 ) 。 夹杂物的形成使得夹杂物周围元素( 如c 、m n 、s i 等) 含量降低( 图 1 4c ) ，在夹杂物表面附近增加了奥氏体向铁素体转变的驱动力【删。 1 2 山东大学硕士学位论文 奥氏体与夹杂物热胀系数的不同导致奥氏体央杂物界面处有较高的热 应力( 图1 4 d ) ，热应力的存在降低了铁素体形核激活甜4 7 1 。 n 赫 0 芝饥1 5 fo 1 0 0 0 g 0 02 0t 0舯8 01 0 0 x 6 饶蠢体在矗 相形镶，潘夹 象材井堑生长 针状援曩律在 夹杂铀上形拄 与夹杂暂其有 k - , q k w 取自 美薹 图1 4 焊缝中针状铁素体在火杂物上形核机制示意图 吴丌明等【4 8 】利用电子背散射衍射分析技术观察到由同一夹杂物生长、沿同 一直线方向背向生长的针状铁素体取向相同，沿不同方向生长的针状铁素体取 向不同，说明其沿原奥氏体惯习面生长，并非与夹杂物共格。 焊缝中针状铁素体的形核也有可能是多种机制的共同作用，例如余圣甫【4 9 】 等的研究认为央杂物在其附近造成较大的应变能是针状铁素体形核的重要因素 之一，但夹杂物作为一种惰性介质表面，对诱导针状铁素体的形核起决定性作 用。 针状铁素体的生长相变机制也有一定的争议。一些学者研究表明针状铁素 体板条与奥氏体基体保持n w 或k s 位向关烈5 0 , 5 1 】，针状铁索体在长大过程中， 伴随有浮凸效应、不变平面应变特刎5 2 1 。j r y a n g 等【5 3 1 研究了焊缝针状铁素体 转变的热力学，认为针状铁素体的形成温度即贝氏体开始转变温度，随过冷度 的增大而增加；针状铁素体相变和贝氏体相变相似，具有典型的不完全转变特 征。 f f l 志凌等 5 4 , 5 5 】采用热膨胀法测出不同热输入下微合金钢焊缝金属组织中针 状铁索体相变丌始温度及终止温度，得出针状铁索体相变温度范围为6 6 8 - 5 4 1 ，认为针状铁素体相变为典型扩散性相变。吴毅雄、雷毅等【5 6 】根据预相变形 1孳；，)，囊戳偻 h (fio；，蓑；、，巧3r蒋肄 麟 釉 蛳 渤 期 啪 毛黾“ l l l t l i “ 第1 章绪论 成奥氏体贫碳区的特点，建立f e - c - x 系微合金焊缝针状铁素体在奥氏体贫碳区 切变转变的相变热力学模型；分析认为针状铁素体相变驱动力随着奥氏体贫碳 区碳含量的降低而增加，随着相变温度的降低而增加；状铁素体在奥氏体贫碳 区很可能具有切变转变的相变过程。 ( 3 ) 焊缝组织的控制 焊缝中的合金元素含量影响焊缝的淬硬性，很大程度决定了焊缝最终的组 织类型，同时也决定了焊缝中夹杂物的类型。针状铁素体形核于奥氏体晶粒内 的夹杂物上，因此夹杂物的尺寸、分布、形状以及数量都对针状铁素体的含量 有重要的影响。在焊接过程中采用的焊接热输入是影响冷却速度和晶粒尺寸的 主要因素，对焊缝的组织类型也有重要影响。因而合金元素、夹杂物和焊接热 输入是控制焊缝组织的关键因素，对焊缝的强度、韧性以及抗裂纹扩展性能都 有重要的影响。 虽然针状铁素体和贝氏体都属于中温转变组织，但对焊缝的性能却有不同 的影响。为提高焊缝的冲击韧性，尤其是低温冲击韧性，希望焊缝中尽可能形 成针状铁素体而减少贝氏体组织含量。 1 ) 合金元素的作用 通过总结其他学者的相关研究，可将合金元素对焊缝组织的作用分为【5 刀： 第一，改变奥氏体铁素体的转变温度，如m n 、n i 等为奥氏体化元素，a 1 、s i 、 c r 、m o 等铁素体化元素：第二，形成夹杂物促进晶内针状铁素体的形核；第三， 元素( 如b ) 在奥氏体晶界发生偏聚，增加铁素体在晶界上的形核壁垒 5 8 - 6 1 】。 彭云等1 6 2 】研究了c 对高强钢焊缝金属组织和性能的影响，研究表明随着c 元素含量的增加，焊缝金属主要组织由针状铁素体转变为马氏体，并使马氏体 更加细小。锰和镍能促进针状铁素体的形成，锰相对于镍来说有更强的能力去 抑制侧板条铁素体的形成。镍能影响柱状晶的宽度，一定量的镍含量能细化柱 状晶组织，过量反而导致粗化6 3 1 。杨军等【6 4 1 研究发现，通过向焊缝金属过渡适 量的b 和稀土元素，可有效抑制先共析铁素体的析出，使焊缝获得细小、均 匀的针状铁素体组织。j o r g d 6 5 j 研究了c r 对焊缝组织和性能的影响，研究表明 适量c f 可以促进针状铁素体的形成，抑制先共析铁素体，但过量的c r 将导致 针状铁素体被贝氏体和马氏体所替代。 2 ) 夹杂物的影响 虽然针状铁素体在夹杂物上的形核机制尚有分歧，但夹杂物对针状铁素体 1 4 山东大学硕士学位论文 的有效促核作用是经过相关研究证明的。国内外的一些学者针对夹杂物对针状 铁素体的影响进行了研究，夹杂物的尺寸、数量和成分都对焊缝中针状铁素体 的形成有影响。国旭明等惭】研究了微合金钢熔敷金属中夹杂物大小、尺寸分布 和化学成分对针状铁素体形核的影响，结果表明作为针状铁素体形核核心的夹 杂物，其尺寸大多数位于0 2 o 6 p m 之间，并且是含有多种元素的复合夹杂物， 具有化学成分不均匀的性质。b a r b a d o 等【明的研究显示尺寸约为0 4 p m 的夹杂 物最有利于针状铁素体的形核。l d 6 8 1 的研究表明尺寸为0 2 5 , 4 ) 8 岫的夹杂物 具有很好的促核作用。 余圣甫等【4 9 】测量了低合金高强钢药芯焊丝焊缝中夹杂物尺寸大小、分布状 况，分析表明药芯焊丝焊缝中，适量的n i 、m n 和m o 有利于提高焊缝显微组 织中的针状铁素体质量分数，n i 、m n 和m o 的质量分数和焊接热输入对夹杂物 的尺寸大小、化学成分影响不大，诱导针状铁素体形核、长大的夹杂物是币、 m n 、s i 、a 1 、c u 形成的氧硫复合物。 g - r o n g 6 9 】把这些尺寸约l p m 且能有效促进针状铁素体形核的夹杂物称为“弥 散相 ，主要是由于夹杂物尺寸较小，对材料的力学性能没有损害作用，这也是 与传统夹杂物的重要区别。 另一个影响焊缝中针状铁素体含量的重要因素是有效夹杂物的数量。k i m 等【7 0 】研究指出针状铁素体的含量与小于2 岬的夹杂物的数量密度成比例。国旭 明等【7 i 】的研究表明电磁搅拌使尺寸位于0 2 o 6 肛m 之间夹杂物数量增加，促进 奥氏体晶粒内针状铁素体的生成和细化。o h 等【_ 7 2 】的研究表明在促进针状铁素体 形成方面，夹杂物的体积分数比夹杂物的类型或者尺寸分布更为重要。 受焊缝合金元素多元化的影响，焊缝中形成的夹杂物的种类很多，主要有 氧化物( 如s i 0 2 、a 1 2 0 3 、t i 2 0 3 、m n o ) 、氮化物( 如t i n 、b n ) 、硫化物( 如 m n s 、c a s ) 以及多种相复合的夹杂物( 如a 1 2 0 3 m n s ) 等。不同成分的夹杂物 对针状铁素体的形核的作用与针状铁素体的形核机制相关。焊缝中的夹杂物根 据其对针状铁素体的形核作用可以分为活性和惰性两类，即不是所有的夹杂物 都有利于针状铁素体的形核。研究表明大多数活性的夹杂物都是复合或者多相 夹杂物。 3 ) 焊接热输入的影响 焊后冷却速度是影响其组织的主要因素之一，冷却速度决定于焊接热输入。 热输入越高，冷却速度越大。当冷却速度较小时，奥氏体转变为马氏体或贝氏 1 5 第1 章绪论 体组织；冷却速度适中时，生成针状铁素体、侧板条铁素体等；而到冷却速度 较大时，焊缝中将生成多边形铁素体或者珠光体f 7 引。而焊缝中生成针状铁素体 的最佳冷却速度与焊缝的合金元素种类及含量有关。此外焊接热输入还影响焊 缝中奥氏体晶粒尺寸的大小，而奥氏体晶粒尺寸是影响奥氏体向贝氏体或者针 状铁素体转变的重要因素。 ( 4 ) 热影响区的组织和性能 热影响区的组织主要由母材的化学成分和焊接过程中的热循环决定的。对 于指定的低合金高强钢，热影响区的组织主要由焊接热输入决定的。在焊接热 输入的作用下，靠近焊缝的母材被加热到一定的温度，组织发生明显的变化。 在焊接热循环的加热阶段，母材基体组织会奥氏体化，高的峰值温度将导致奥 氏体晶粒的粗化，母材中的析出物会发生粗化或重溶。而在冷却过程中，奥氏 体组织将转变成马氏体、铁素体或者贝氏体组织等，粗化的或者重新生成的析 出物将分散其中。最终形成的高强钢热影响区组织是一个连续变化并具有陡峭 组织梯度的区域，组织的不均匀性必然导致力学性能的不均匀【7 4 7 5 1 。 在低合金高强钢焊接中为防止焊接裂纹，多采用焊前预热工艺。随着高强 钢强度级别的提高和板厚的增加，焊接预热温度需要提高。焊前预热对热影响 区组织性能不利，并且降低生产效率，增加焊接成本。实现高强钢的不预热焊 接，需要对母材、焊接材料及焊接工艺进行系统考虑，才能取得好的效果【7 6 1 。 d h u a 等【7 7 1 在无预热和无焊后热处理的情况下采用熔化极气体保护焊方法焊接 1 4 m m 厚的h s l a - 1 0 0 钢，研究表明采用焊接热输入为2 0 k j c m ，可获得无缺陷 的焊接接头。 热影响区的组织类型主要有马氏体、粒状贝氏体、上贝氏体、下贝氏体、 铁素体、珠光体及马氏体奥氏体组元( m a 组元) 。不同的组织类型对热影响 区的性能具有不同的影响，而组织主要受焊接热输入的影响。在热输入的作用 下，热影响区的奥氏体晶粒尺寸会长大，而奥氏体晶粒尺寸会影响晶粒内的组 织相变以及热影响区的性能7 3 朋。因此，选择合理的焊接热输入可优化焊接热 影响区的性能。 由于热影响区热循环和组织变化的特殊性，对热影响区组织和性能的研究 多采用热模拟技术。杨才福等f _ 7 4 l 在热模拟试验机上分析了不同焊接热循环对含 铜时效钢热影响区组织和性能的影响，研究表明冷却速度较快时，粗晶区组织 主要为板条贝氏体；冷却速度较慢时，板条贝氏体明显减少，粒状贝氏体显著 1 6 山东大学硕士学位论文 增多；大尺寸粒状贝氏体的增多是导致该性能下降的主要原因。常铁军等【8 0 】采 用模拟焊接热循环的方法研究了3 种焊接热输入状态下的1 0 n i 5 c r m o v 钢热影 响区的组织和性能，其结果指出热输入为2 4 k j c r n 时热影响区的低温韧性最好， 此时的组织为马氏体+ 上贝氏体+ 粒状贝氏体。l i u 等【8 l 】采用热模拟技术分析了 低合金高强钢热影响的组织和冲击韧性，表明当热影响区的组织为马氏体+ 下贝 氏体时，热影响区的冲击韧性最高。 热影响区晶粒尺寸的变化受到焊接热输入、母材合金元素及母材原始晶粒 尺寸的影响。有些学者1 8 2 , 8 3 】采用热模拟的方法研究了高强钢热影响区的奥氏体 晶粒尺寸的变化。如屈朝霞【8 9 】基于热模拟试验技术，建立了高强钢焊接热影响 区奥氏体晶粒长大的动力学方程，研究结果表明，晶粒长大预测结果与实测数 据相吻合。s a n g h ou h m 等科】在考虑母材原始晶粒尺寸的基础上，建立热影响区 的晶粒尺寸预测方程，结果表明，在高温时预测结果与实测结果符合较好。日 本n k k 产品规范中通过对合金钢热影响区的组织和性能进行研究，认为抗拉强 度5 9 0 m p a 以上的低合金高强钢热影响区韧性恶化的主要原因在于( 1 ) 奥氏体 晶粒尺寸增大；( 2 ) 奥氏体晶粒内生成了上贝氏体组织；( 3 ) 马氏体奥氏体 ( m a ) 组元的形成。因此可提出提高高强钢热影响区韧性的方法主要是细化 奥氏体晶粒及品内组织和限制m - a 组元的形成。 1 5 研究内容 ( 1 ) q 5 5 0 + q 6 9 0 高强钢接头裂纹分析：在不预热条件下，采用自动送丝熔 化极气体保护焊方法，选用不同合金成分的焊接材料和不同的焊接工艺参数对 q 5 5 0 + q 6 9 0 高强钢进行接头抗裂性试验，分析接头的裂纹率，研究焊接工艺参 数和焊丝合金成分对接头开裂倾向的影响。 ( 2 ) q 5 5 0 + q 6 9 0 高强钢接头力学性能研究：对不同强度匹配的焊接接头进 行拉伸试验和冲击性能试验，研究q 5 5 0 及q 6 9 0 钢同种及异种接头焊缝区微观 组织结构，研究焊丝合金元素和焊接工艺对焊缝显微组织尤其是针状铁素体组 织的影响；研究促进焊缝中针状铁素体形成的措施，分析夹杂物对针状铁素体 的影响；并结合焊缝区的冲击韧性，提出优化焊缝冲击韧性的措施。 ( 3 ) q 5 5 0 + q 6 9 0 异种接头区裂纹及断裂机制研究：对q 5 5 0 和q 6 9 0 钢进行 焊接接头抗裂性能试验，研究不同强度匹配焊丝及焊接工艺对接头裂纹率的影 响；分析接头区显微组织及焊缝中的夹杂物对接头区裂纹扩展的影响；研究冲 1 7 第1 章绪论 击试样断口形貌特征，分析不同区域的冲击断裂机制。 ( 4 ) 采用s y s w e l d 分析软件计算铁研试验用试样及液压支架连杆中焊接 接头的应力分布，分析焊接热输入对接头应力的影响。 1 8 山东大学硕士学位论文 第2 章试验材料及方法 2 1 试验材料 ( 1 ) 试验用母材 试验采用的钢材分别为q 5 5 0 和q 6 9 0 低合金高强度钢。其中q 5 5 0 钢制造 工艺为控轧控冷( t m c p ) ；q 6 9 0 钢供货状态为淬火+ 回火( q t ) 。q 5 5 0 和q 6 9 0 钢的化学成分和力学性能见表2 1 和表2 2 。 表2 1q 5 5 0 和q 6 9 0 钢的化学成分和力学性能 根据以下公式i1 】分别计算三种钢的碳当量c 岛和冷裂纹敏感系数尸啪： 。= c + 警+ 丁( c r + m o + v ) + 1 ( n i + 厂c u ) ( 2 - 1 )o)工) 尸埘：c + 罢+ ( m n + c u + c r ) i - _ n i + 一m o + 旦+ 5 曰 ( 2 2 ) 3 02 06 01 5l o 、7 q 4 6 0 、q 5 5 0 和q 6 9 0 钢的碳当量c 岛分别为：0 4 5 、0 3 7 和0 5 0 ，冷裂纹 敏感系数分别为：0 2 8 、o 1 8 、0 2 2 。 q 5 5 0 和q 6 9 0 钢的显微组织如图2 1 所示。由图可见，q 5 5 0 钢主要为粒状 贝氏体组织，以及少量的块状铁素体。q 6 9 0 钢是由条状贝氏体组织和少量块状 铁素体，以及少量的高碳相组成。 ( 2 ) 焊接材料 为了研究不同强度匹配和不同合金成分的焊丝对接头焊缝组织及力学性能 的影响，试验中选用5 0 0 m p a 、6 0 0 m p a 和7 0 0 m p a 共3 种不同强度级别、5 种 不同合金系的实心焊丝，分别为e r 5 0 6 、m k g 6 0 、m k o g 6 0 - 1 、m k g h s 7 0 1 9 第2 章试验材料及方法 和m k g h s 7 0 g 。这 种焊丝的化学成分及其熔敷金属的力学性能见表2 2 。 ( a ) q 5 5 0 钢 ( b ) q 6 9 0 钢 图2 1q 5 5 0 和q 6 9 0 钢的显微组织 表2 2试验用焊丝的化学成分及其熔敷金属的力学性能 采用的焊丝直径为1 2 m m ，采用8 0 a r + 2 0 c 0 2 混合气体保护焊，焊接设 备为n b c 5 0 0 型c 0 2 气体保护焊机。 2 0 2 2 试验方法 ( 1 ) 【y 坡l 1 对接裂纹试验 山东大学硕士学位论文 为了研究q 5 5 0 及q 6 9 0 钢焊接接头的冷裂纹倾向，采用直y 坡口对接裂纹 试验。试板的制备及试验方法按照原国标g b 4 6 7 5 1 进行。直y 坡口对接裂纹 试验试板尺寸如图2 2 所示。 为了研究焊接热输入对焊接接头冷裂纹倾向的影响，进行了1 8 种对接试板 焊接。每种试板通过调整焊接电流和焊接速度采用6 组不同的焊接热输入施焊。 焊接方法为熔化极混合气体保护焊，保护气体为8 0 a r + 2 0 c 0 2 ，气体流量 为1 8 - - - 2 0l m i n ，环境温度为2 5 ，焊接工艺参数见表2 3 。 ( a ) 试板示意图嘞截面尺寸 图2 2 直y 坡口对接裂纹试验试板尺寸( m r n ) 表2 3 对接裂纹试验焊接工艺参数 试板焊后在室温中放置4 8 小时，进行表面裂纹率和断面裂纹率的测定和统 计。对所有对接裂纹试验试板进行表面裂纹观察，根据焊接热输入大小选取部 分焊接试板进行线切割，每个试验焊道截取5 段，然后进行磨、铣，最后进行 根部裂纹的测量和统计。 ( 2 ) 力学性能试验 力学性能试验试板母材为q 5 5 0 和q 6 9 0 ，对接试板尺寸为3 0 0 m m x1 4 8 m m ， 试板厚度为2 0 m m 。为研究不同坡口角、焊丝合金成分及焊接热输入等对低合 金高强钢焊接接头力学性能的影响，力学性能试验试板采用v 形坡口，坡口角 2 l 第2 章试验材料及方法 度分别为5 0 。、7 0 。和9 0 。，钝边尺寸为4 m m ，对接间隙为2 m m 。力学性能 试板示意图及坡口角尺寸如图2 3 所示。 力学性能试板的焊接同样采用8 0 a r + 2 0 c 0 2 熔化极气体保护焊，气体 流量为1 8 , - , 2 0l m i n ，环境温度为2 5 。使用的焊丝为e r 5 0 - 6 和m k g 6 0 1 。 试板的焊接采用多层多道焊，焊前不预热，焊后不进行焊接热处理。焊接工艺 参数见表2 4 。 ( a ) 试板示意图( b ) 坡e l 角尺寸 图2 3 力学性能试板示意图及坡口角尺寸( r a m ) 表2 4力学性能试板焊接工艺参数 山东大学硕士学位论文 试板 厚度坡口 焊丝道序焊接电压焊接电流时问焊接速字焊接热鼍入 备注 r a m | n|k i sl e n a 一 k j c 瓜1 l2 9 43 0 4 3 1 64 3 2 20 6 4 81 3 8 1 4 3 82 9 42 9 1 0 0 54 2 9 l0 6 5 31 3 1 1 3 7 切割坡口 后打磨 采用线切割对力学性能焊接试板进行加工，制备力学性能试验。焊接接头 拉伸试样取板状试样，试样的制备和试验步骤参考国家标准g b t2 2 8 2 0 0 2 和 g b t2 6 5 1 2 0 0 8 ，试样的尺寸如图2 4 所示。每种接头制备2 个拉伸试样，做2 次拉伸试验，取平均值作为接头的抗拉强度。在室温条件下进行拉伸性能试验， 试验采用的设备为w a w - 6 0 0 型微机控制电液伺服万能试验机。 第2 章试验材料及方法 图2 4 板状拉伸试样尺寸( r a m ) 焊接接头夏比冲击试样的制备和试验步骤参考国家标准g b t2 2 9 2 0 0 7 和 g b t2 6 5 0 - 2 0 0 8 ，试样尺寸为1 0 m mx 1 0 m m 5 5 m m ，缺口形式为v 形，缺口 方垂直于焊缝表面，缺口分别位于焊缝中部，熔合区和热影响区。在制备冲击 试样之前，依次对切割试板进行砂布打磨、5 硝酸酒精溶液腐蚀，使熔合线位 置清晰的显示出来，以便于精确地确定缺口位置。图2 5 为冲击试样的取样位置 及冲击试样的尺寸。每种冲击试样制备3 个，取3 次冲击试验的平均值作为该 冲击试样的冲击韧性。夏比冲击性能试验设备为3 0 0 j 型金属材料冲击试验机， 试验温度为0 * c 。 ( a ) 冲击试样取样位置 缺u 位鬣 ( b ) 冲击试样尺寸 图2 5 夏比冲击试样取样位置及试样尺寸( 姗) 壶= 山东大学硕士学位论文 ( 3 ) 接头区结构及裂纹分析 采用线切割方法从焊接试板中切取系列接头试样。对切割好的试样采用砂 纸进行磨制，然后进行机械抛光和腐蚀。试验采用c r 2 0 3 悬浊液作为抛光剂。 试样的腐蚀采用5 的硝酸酒精溶液，腐蚀时间为5 1 0 s 。 抛光腐蚀过的接头试样采用n i k o na f x - a 型金相显微镜和j s m 6 6 1 0 l ，v 型 扫描电镜( s e m ) 观察热影响区、熔合区及焊缝区的显微组织特征，分析接头 区的裂纹扩展形态，研究焊接热输入、微观组织对裂纹扩展机制的影响。并利 用能谱分析仪( e d s ) 分析断面韧窝中夹杂物的成分。采用s e m 观察冲击断口 形貌，分析断口形成机理，研究焊接热输入、微观组织对断口形貌的影响，分 析焊接热输入、微观组织、冲击吸收功及断口形貌之间的关系。 ( 4 ) 接头区焊接应力的数值模拟 接头区焊接应力的数值模拟采用e s i 公司的商用软件s y s w e l d 。该软件 实现了机械、热传导和金属冶金的耦合计算。s y s w e l d 能够耦合模拟诸如电 磁、传热、扩散和沉积、相变和力学性能等复杂物理现象，利用高度优化的数 值方法来计算焊接过程，能够考虑焊接和热处理过程的物理现象。 山东大学硕士学位论文 第3 章接头裂纹率及裂纹形态分析 3 1 铁研试验 高强钢焊接时，由于材料的淬硬性较大，最容易产生焊接冷裂纹，影响焊 接件的使用性能。因此，如何控制接头裂纹成为保证高强钢接头质量的关键。 针对焊接裂纹的产生及防止，采用铁研试验研究q 5 5 0 及q 6 9 0 高强钢焊接接头 的裂纹敏感性。 对