Ｅ６０￣Ｂ３等级材料焊接ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢接头组织及性能黄超ꎬ徐祥久(高效清洁燃煤电站锅炉国家重点实验室哈尔滨锅炉厂有限责任公司ꎬ黑龙江哈尔滨１５００４６)摘要:采用Ｅ６０￣Ｂ３等级焊接材料对ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢进行焊接试验ꎬ研究焊接接头的微观组织㊁常温力学性能和高温力学性能ꎮ结果表明ꎬ常温状态下焊接接头拉伸㊁弯曲和冲击等力学性能均满足要求ꎻ在５２０~６００ħ的高温状态下ꎬ焊接接头的高温屈服强度高于两侧母材的屈服强度ꎻ焊接接头的焊缝组织主要为贝氏体＋铁素体ꎬ但在ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧焊缝区域呈现出宽度为２００~２６０μｍ的带状铁素体ꎬ带状的铁素体组织将导致接头的高温蠕变性能降低ꎬ影响焊接接头的高温服役寿命ꎮ关键词:ＳＡ￣３３５Ｐ９１＋１２Ｃｒ１ＭｏＶＧꎻ异种钢接头ꎻＥ６０￣Ｂ３等级材料ꎻ微观组织ꎻ力学性能中图分类号:ＴＧ４７ＭｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｄｉｓｓｉｍｉｌａｒｍｅｔａｌｊｏｉｎｔｂｅｔｗｅｅｎＳＡ￣３３５Ｐ９１ａｎｄ１２Ｃｒ１ＭｏＶＧｓｔｅｅｌｗｉｔｈＥ６０￣Ｂ３ｇｒａｄｅｗｅｌｄｉｎｇｍａｔｅｒｉａｌＨｕａｎｇＣｈａｏꎬＸｕＸｉａｎｇｊｉｕ(ＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＥｆｆｉｃｉｅｎｔａｎｄＣｌｅａｎＣｏａｌ￣ｆｉｒｅｄＵｔｉｌｉｔｙＢｏｉｌｅｒꎬＨａｒｂｉｎＢｏｉｌｅｒＣｏｍｐａｎｙＬｉｍｉｔｅｄꎬＨａｒｂｉｎ１５００４６ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｅ６０￣Ｂ３ｇｒａｄｅｗｅｌｄｉｎｇｍａｔｅｒｉａｌｗａｓｕｓｅｄｔｏｗｅｌｄｔｈｅｄｉｓｓｉｍｉｌａｒｍｅｔａｌｊｏｉｎｔｏｆＳＡ￣３３５Ｐ９１ａｎｄ１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ.Ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎬｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｔｒｏｏｍａｎｄｈｉｇｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆｔｈｅｊｏｉｎｔｗｅｒｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｒｏｏｍｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｔｅｎｓｉｌｅꎬｂｅｎｄａｎｄｉｍｐａｃｔｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｔｈｅｗｅｌｄｉｎｇｊｏｉｎｔｃａｎｍｅｅｔｔｈｅｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ.Ｔｈｅｈｉｇｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｙｉｅｌｄｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｊｏｉｎｔｗａｓｈｉｇｈｅｒｔｈａｎｂｏｔｈｏｆｔｈｅｂａｓｅｍｅｔａｌｓａｔｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒａｎｇｅｏｆ５２０－６００ħ.Ｔｈｅｗｅｌｄｓｅａｍｗａｓｃｏｍｐｏｓｅｄｍｏｓｔｌｙｏｆｂａｉｎｉｔｅａｎｄｆｅｒｒｉｔｅ.Ａｂａｎｄｉｎｇｆｅｒｒｉｔｅｗｅｌｄｚｏｎｅｗｉｔｈａｗｉｄｔｈ２００－２６０μｍａｐｐｅａｒｅｄａｔｔｈｅＳＡ￣３３５Ｐ９１ｍｅｔａｌｓｉｄｅ.Ｔｈｅｂａｎｄｉｎｇｆｅｒｒｉｔｅｗｈｉｃｈｒｅｄｕｃｅｄｔｈｅｈｉｇｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｃｒｅｅｐｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｔｈｅｗｅｌｄｉｎｇｊｏｉｎｔｗｏｕｌｄｒｅｄｕｃｅｔｈｅｈｉｇｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓｅｒｖｉｃｅｌｉｆｅｏｆｔｈｅｗｅｌｄｉｎｇｊｏｉｎｔ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ＳＡ￣３３５Ｐ９１＋１２Ｃｒ１ＭｏＶＧꎻｄｉｓｓｉｍｉｌａｒｓｔｅｅｌｊｏｉｎｔꎻＥ６０￣Ｂ３ｇｒａｄｅｗｅｌｄｉｎｇｍａｔｅｒｉａｌꎻｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎻｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ０㊀前言ＳＡ￣３３５Ｐ９１钢属于高强度马氏体耐热钢ꎬ具有优良的高温强度㊁冲击韧性㊁抗氧化性能及抗高温蒸汽腐蚀性能ꎮ目前ꎬＳＡ￣３３５Ｐ９１主要用于亚临界㊁超临界火电机组锅炉的过热器㊁再热器高温段[１－２]ꎮ１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ钢３３２０１８年第４期属于珠光体耐热钢ꎬ具有较高的持久强度㊁抗氧化性和热强性ꎬ是国内火电机组锅炉受热面的主力钢种[３]ꎮ国内现有锅炉产品中ꎬ普遍存在大量ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ的异种钢焊接接头ꎮ目前ꎬ国内外对于ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢的焊接材料主要是使用与ＳＡ￣３３５Ｐ９１相近成分的Ｅ６０￣Ｂ９等级的焊接材料[４－５]ꎻＥ６０￣Ｂ９等级的焊接材料属于马氏体组织的耐热钢ꎬ焊接工艺性能差ꎬ材料成本高ꎮ考虑ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ两种材料的成分和性能差别较大ꎬ选用成分和性能介于两者之间的Ｅ６０￣Ｂ３等级的焊接材料ꎬ在保证接头性能的前提下ꎬ同时提高焊接材料的焊接工艺性能ꎮ针对ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢的焊接接头选用Ｅ６０￣Ｂ３等级焊接材料进行焊接试验ꎬ研究焊接接头的微观组织和力学性能ꎬ验证Ｅ６０￣Ｂ３等级焊接材料的适用性ꎮ１㊀试验材料及方法１.１㊀试验材料焊接试验中使用试验材料为ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ钢管ꎬ钢管规格ϕ３２４ｍｍˑ２５ｍｍꎬＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ钢管的化学成分见表１ꎮ试验中使用Ｅ６０￣Ｂ３等级焊接材料ꎬ相应的氩弧焊焊丝为ＥＲ６２￣Ｂ３ϕ２.５ｍｍꎬ焊条为Ｅ６２１５￣２Ｃ１Ｍϕ３.２ｍｍꎬϕ４.０ｍｍꎬϕ５.０ｍｍ具体的化学成分见表１ꎮ焊接材料中主要合金元素Ｃｒ含量为２.０％~２.７％ꎬ介于ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ两种钢管的Ｃｒ含量之间ꎮ表２为ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ钢管的常温及高温力学性能ꎮ１.２㊀焊接工艺ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ的焊接接头采用６０ʎＶ形坡口ꎬ采用手工氩弧焊封底焊接ꎬ焊条电弧焊进行填充和盖面焊接ꎬ焊接工艺参数见表３ꎮ焊后进行消应力热处理ꎮ１.３㊀试验方法研究ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢焊接接头的常温性能㊁高温性能及微观组织ꎮ根据标准ＮＢ/Ｔ４７０１４ ２０１１«承压设备焊接工艺评定»的要求[６]ꎬ制备焊接接头的拉伸㊁弯曲和冲击韧性等试样进行常温力学性能测试ꎻ并使用Ａｘｉｏｖｅｒｔ２００ＭＡＴ蔡司金相显微镜对焊接接头微观组织进行观察和分析ꎻ按照标准ＧＢ/Ｔ４３３８ ２００６«金属材料高温拉伸试验方法»的要求[７]ꎬ制备焊接接头的高温拉伸试样ꎬ分别进行５２０ħꎬ５４０ħꎬ５６０ħꎬ５８０ħꎬ６００ħ不同试验温度下的高温力学性能测试ꎮ表１㊀母材和焊接材料的化学成分牌号ＣＳｉＭｎＰＳＣｒ１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ０.０８~０.１５０.１７~０.３７０.４０~０.７０ɤ０.０２５ɤ０.０１０.９０~１.２０ＳＡ￣３３５Ｐ９１０.０８~０.１２０.２０~０.５００.３０~０.６０ɤ０.０２０ɤ０.０１８.００~９.５０ＥＲ６２￣Ｂ３０.０７~０.１２０.４０~０.７００.４０~０.７００.０２５０.０２５２.３０~２.７０Ｅ６２１５￣２Ｃ１Ｍ０.０５~０.１２１.０００.９００.０３０.０３２.００~２.５０牌号ＭｏＶＮｉＮｂＮＣｕ１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ０.２５~０.３５０.１５~０.３０ɤ０.３０ ɤ０.２０ＳＡ￣３３５Ｐ９１０.８５~１.０５０.１８~０.２５ɤ０.４００.０６~０.１００.０３~０.０７ɤ０.２０ＥＲ６２￣Ｂ３０.９０~１.２０ ０.２０ ０.３５Ｅ６２１５￣２Ｃ１Ｍ０.９０~１.２０表２㊀ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ钢管的力学性能牌号抗拉强度Ｒｍ/ＭＰａ冲击吸收能量(室温)ＫＶ２/Ｊ硬度Ｈ(ＨＢＷ)高温屈服强度Ｒｐ０.２/ＭＰａ５００ħ５５０ħ６００ħ１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ４７０~６４０ȡ２７(横向)１４５~１９５２０１１８７ ＳＡ￣３３５Ｐ９１５８５~８３０ȡ２７(横向)１９０~２５０３０６２６０１９８４３２０１８年第４期表３㊀焊接工艺参数焊层焊接方法规格ｄ/ｍｍ电源极性焊接电流Ｉ/Ａ电弧电压Ｕ/Ｖ焊接速度ｖ/(ｃｍ ｍｉｎ－１)最大热输入Ｅｍａｘ/(ｋＪ ｃｍ－１)１Ｍ￣ＧＴＡＷ２.５ＤＣＥＮ１００~１３０１１~１３５~８２０.２８其它ＳＭＡＷ３.２ꎬ４.０ꎬ５.０ＤＣＥＰ１１０~２４０２２~２８１０~２０４０.３２２㊀试验结果与分析２.１㊀焊接接头微观组织通过金相显微镜对ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ焊接接头中两侧母材㊁热影响区(ＨＡＺ)和焊缝的微观组织进行观察分析ꎮ图１为ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ两种母材的组织ꎬ其中ＳＡ￣３３５Ｐ９１组织为回火马氏体ꎬ１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ组织为铁素体＋贝氏体＋珠光体ꎮ50 μm（a）SA鄄335P91（b）12Cr1MoVG50 μm图１㊀母材组织ＳＡ￣３３５Ｐ９１与１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ两种母材的金相组织存在较大的差异性ꎬ因此ꎬ整个焊接接头中与两侧母材相邻的热影响区的微观组织也不同ꎮ图２为１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ母材侧热影响区及相邻的焊缝区的微观组织ꎬ热影响区为铁素体＋贝氏体＋珠光体组织ꎮ热影响区组织的晶粒尺寸呈现由细到粗的变化ꎬ图２ａ中１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ侧的热影响区远离熔池中心的高温区ꎬ而靠近１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ母材一侧的低温区ꎬ焊后冷却速度较快形成尺寸相对细小的微观组织ꎻ图２ｂ中热影响区与焊缝的界线清晰ꎬ焊缝区为贝氏体＋铁素体组织ꎬ而与焊缝相邻的热影响区ꎬ由于焊缝熔池温度高㊁冷却速度慢ꎬ晶粒尺寸相对粗大ꎮ200 μmHAZ焊缝200 μmHAZ12Cr1MoVG（a）12Cr1MoVG/HAZ（b）HAZ/焊缝图２㊀１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ侧焊缝和热影响区组织图３为ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧焊缝和热影响区组织ꎬ由于焊缝填充金属与马氏体钢ＳＡ￣３３５Ｐ９１组织的不同ꎬ因此ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧焊缝㊁热影响区和母材的组织界限明显ꎬ焊缝组织为贝氏体＋铁素体ꎬ而在紧邻ＳＡ￣３３５Ｐ９１母材侧的焊缝区域中出现带状分布的铁素体区域ꎬ铁素体区域宽度２００~２６０μｍꎮ分析产生铁素体带状区域的原因主要是ＳＡ￣３３５Ｐ９１母材中含有大量的ＣｒꎬＭｏꎬＶ等强碳化物形成的元素ꎬ易与焊缝金属的Ｃ元素形成碳化物ꎬ而且Ｃ原子尺寸小ꎬ扩散速度快ꎬ因而在ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧形成碳化物富集的马氏体组织ꎬ形成ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧热影响区ꎻ而在焊缝一侧由于Ｃ元素迁移形成铁素体带状区域ꎬ硬度较低和蠕变５３２０１８年第４期２０１８年第４期性能较差的铁素体组织直接导致焊接接头的蠕变性能降低[８－１１]ꎮ200 μm焊缝铁素体SA 鄄335P9140 μmSA 鄄335P91HAZ（a ）焊缝/SA 鄄335P91（b ）铁素体区/HAZ/SA 鄄335P91图３㊀ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧焊缝和热影响区组织２.２㊀焊接接头力学性能根据标准ＮＢ/Ｔ４７０１４ ２０１１«承压设备焊接工艺评定»的取样要求ꎬ制备焊接接头的拉伸㊁弯曲和冲击韧性等试样进行常温力学性能测试ꎮ表４为焊接接头的常温拉伸和弯曲的试验结果ꎬ其中焊接接头的抗拉强度均高于表２中１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ母材抗拉强度的下限值ꎬ而且断裂位置均在１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ母材上ꎻ焊接接头的横向侧弯试样也未发现开裂现象ꎮＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢中匹配焊接接头的常温拉伸和弯曲性能均能满足要求ꎮ表４㊀焊接接头拉伸和弯曲试验结果抗拉强度Ｒｍ/ＭＰａ断裂位置横向侧弯试验(α＝１８０ʎꎬｄ＝４ａ)５１３ꎬ５１０ꎬ５１４ꎬ５０８母材合格对焊接接头的焊缝及两侧的热影响区进行冲击试验ꎮ试样尺寸为５５ｍｍˑ１０ｍｍˑ１０ｍｍꎬ每个位置取３个冲击试样ꎬ冲击试验温度为２０ħꎬ冲击试验结果见表５ꎬ焊缝和热影响区的冲击吸收能量均满足要求ꎮ表５㊀冲击试验结果取样位置冲击吸收能量(２０ħ)ＫＶ２/Ｊ焊缝区１４３ꎬ７６ꎬ１５３ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧热影响区７９ꎬ１５６ꎬ９８１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ侧热影响区２６３ꎬ２６２ꎬ１９０由于ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢焊接接头多用于过热器㊁再热器等部件受热面中ꎬ运行温度在５００~５８０ħ范围内ꎬ因此ꎬ对焊接接头进行高温性能试验ꎮ按照标准ＧＢ/Ｔ４３３８ ２００６«金属材料高温拉伸试验方法»的要求加工高温拉伸试样ꎬ拉伸试样的中心设置在１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ侧的热影响区ꎬ试样尺寸如图４所示ꎮ试验温度分别为５２０ħꎬ５４０ħꎬ５６０ħꎬ５８０ħꎬ６００ħꎮ5056114340.8251×45°R 5准12焊缝M 16-6h准10±0.020.020.03A R 5其余1.62-B1.6/5G B /T 145—1985A 图４㊀焊接接头高温拉伸试样㊀㊀表６为不同温度下的拉伸试验结果ꎮ图５为高温拉伸试验后的断裂位置ꎬ可以看出断裂均发生在１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ母材上ꎮ与表２中两种母材的高温屈服强度比较ꎬ可以看出焊接接头的高温屈服强度普遍高于６３表６㊀高温拉伸试验结果试验温度Ｔ/ħ屈服强度Ｒｐ０.２/ＭＰａ抗拉强度Ｒｍ/ＭＰａ断后伸长率Ａ(％)５２０３４５ꎬ３４５３８０ꎬ３８０２９.０ꎬ２９.５５４０３０５ꎬ３２０３４０ꎬ３４０３２.０ꎬ３１.５５６０２９５ꎬ２９５３４０ꎬ３３５３４.０ꎬ３３.５５８０２８０ꎬ２７５３２５ꎬ３３０３５.０ꎬ３５.５６００２４０ꎬ２６０３００ꎬ３０５３６.０ꎬ３６.０焊缝520 ℃540 ℃560 ℃580 ℃600 ℃SA鄄335P91图５㊀高温拉伸试样断裂位置两种母材ꎬ均能满足要求ꎮ３㊀结论(１)ＳＡ￣３３５Ｐ９１＋１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢焊接接头ꎬ焊缝区为贝氏体＋铁素体组织ꎬ紧邻ＳＡ￣３３５Ｐ９１侧的焊缝区出现带状的铁素体ꎬ宽度为２００~２６０μｍꎬ易导致焊接接头的蠕变性能降低ꎬ影响焊接接头的高温服役寿命ꎮ(２)ＳＡ￣３３５Ｐ９１＋１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢焊接接头ꎬ常温状态下焊接接头的抗拉强度㊁弯曲性能和冲击韧性均能满足要求ꎮ(３)ＳＡ￣３３５Ｐ９１＋１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ异种钢焊接接头ꎬ在５２０~６００ħ高温状态下ꎬ焊接接头的高温屈服强度高于ＳＡ￣３３５Ｐ９１和１２Ｃｒ１ＭｏＶＧ两种母材的屈服强度值ꎬ均能满足要求ꎮ参考文献㊀[１]㊀张建强ꎬ吴甦ꎬ赵海燕ꎬ等.１０Ｃｒ９Ｍｏ１ＶＮｂＮ/１２Ｃｒ１ＭｏＶ异种钢焊接接头的蠕变损伤及界面失效[Ｊ].焊接学报ꎬ２００２ꎬ２３(２):７５－７６.㊀[２]㊀肖强ꎬ张建强ꎬ章应霖.９Ｃｒ１ＭｏＶＮｂＮ/１２Ｃｒ１ＭｏＷＶＴｉＢ异种钢焊接接头的力学性能及界面失效行为研究[Ｊ].焊接技术ꎬ２００２ꎬ３１(４):１６－１８.㊀[３]㊀郑楷ꎬ赵大军ꎬ张雪莲.超(超)临界火电机组ＳＡ３３５Ｐ９１钢与１２Ｃｒ１ＭｏＶ钢焊接性能[Ｊ].焊接学报ꎬ２０１２ꎬ３３(８):７７－７８.㊀[４]㊀葛兆祥ꎬ王学.高强匹配Ｔ９１/１２Ｃｒ１ＭｏＶ异种钢焊接接头力学性能[Ｊ].焊接ꎬ２００４(１１):１８－２１.㊀[５]㊀伍光凤.Ｇｒ９１/１２Ｃｒ１ＭｏＶ异种钢的焊接接头研究[Ｊ].焊接ꎬ２０１０(８):４７－５０㊀[６]㊀杨松ꎬ杨佩良ꎬ雷万庆ꎬ等.ＮＢ/Ｔ４７０１４－２０１１承压设备焊接工艺评定[Ｓ].北京:新华出版社ꎬ２０１１.㊀[７]㊀赵俊平ꎬ李久林ꎬ祝铁柱ꎬ等.ＧＢ/Ｔ４３３８ ２００６金属材料高温拉伸试验方法[Ｓ].北京:中国标准出版社ꎬ２００６.㊀[８]㊀张燕ꎬ王延峰.Ｐ９１钢焊缝蠕变过程中薄弱带状区域的生成机理[Ｊ].动力工程学报ꎬ２０１４ꎬ３４(３):２４１－２４７.㊀[９]㊀何晓东ꎬ刘玉民ꎬ刘东ꎬ等.Ｐ９１钢高温持久性能及蠕变损伤研究[Ｊ].热加工工艺ꎬ２０１３ꎬ４２(１０):７９－８２.[１０]㊀陈云翔ꎬ严伟ꎬ胡平ꎬ等.Ｔ/Ｐ９１钢在高应力条件下蠕变行为的ＣＤＭ模型模拟[Ｊ].金属学报ꎬ２０１１ꎬ４７(１１):１３７２－１３７７.[１１]㊀张建强ꎬ何洁ꎬ张国栋ꎬ等.焊缝蠕变强度对马氏体/贝氏体异种钢接头界面蠕变损伤的影响[Ｊ].焊接学报ꎬ２００８ꎬ２９(３):１０１－１０４.收稿日期:２０１８－０２－０８黄超简介:１９８５年出生ꎬ工学硕士ꎬ工程师ꎻ主要从事电站锅炉及压力容器的焊接工艺研究工作ꎻｈｕａｎｇｃ＠ｈｂｃ.ｃｏｍ.ｃｎꎮ７３２０１８年第４期。
高强钢焊接工艺及接头组织与性能研究摘要高强钢具有高强度、高韧性的优点，被广泛用在液压支架、汽车车壳上。
本文从焊接工艺、焊接接头组织、力学性能等特点对国内外高强钢焊接方面的研究成果进行了综述，得出高强钢焊接接头各个区域的组织与性能不同，在不同焊接规范下相同区域的金相组织基本相似，熔合区因组织不均匀为最薄弱环节，指出防止高强钢热影响区的脆性破坏以及提高钢的韧性是今后高强钢焊接研究的重点。
关键词：高强钢，焊接工艺，组织，力学性能Study on Welding Process and Microstructure and Propertyof High Strength SteelAbstractHigh strength steel with high strength, high toughness advantages, are widely used in hydraulic support, car shell. From aspects of welding process, joint microstructure and mechanical properties of high strength steel welding, the research results of the high strength steel welding at home and abroad were summarized. It indicates that the microstructure and mechanical properties of high strength steel weld joints are different in different regions, while the metallographic structures of the same region are basically similar under different welding parameters, the fusion zone is the weakest area due to the inhomogeneous microstructure. It is pointed out that to prevent the heat affected zone ( HAZ ) from brittle failure and to improve the toughness of the HAZ are the focus of future research on high strength steel welding．Key words：High strength steel, Welding process, organization, Mechanical properties目录摘要 (I)Abstract (II)前言 (1)1. 高强钢的发展状况 (2)1.1 高强钢的生产与发展 (2)1.2 高强钢的性能与分类 (2)1.3 高强钢的应用前景 (5)2. 高强钢焊接研究现状 (6)2.1 激光焊接 (6)2.2 气体保护焊 (7)2.3 电阻点焊 (7)3. 高强钢焊接工艺 (8)4. 高强钢焊接接头组织与性能研究 (9)4.1 焊接接头组织分析 (9)4.2 焊接接头力学性能分析 (10)5. 结语 (10)参考文献 (11)前言高强钢作为21世纪新一代钢铁材料，具有高强度和良好的塑韧性等力学性能，为现代制造业开启了新的发展空间。
ER 5356铝合金焊丝焊接接头组织及力学性能摘要：随着我国轨道交通行业的飞速发展，铝及铝合金凭借密度小、密封性良好、使用过程中噪声小等诸多优势，在高铁列车、汽车等多个领域内倍受青睐。
当这些交通工具在运行过程中，车体由于路况等原因长时间承受振动及冲击载荷等作用。
作为我国现代轨道交通运输设备制造过程中的一项重要技术，焊接生产效率高低及焊接质量的优劣直接影响其产品的制造效率与质量安全。
并且铝合金有良好的铸造性和塑性加工性，良好的导电、导热性、耐蚀性和焊接性，可作为结构材料使用。
其焊接方法和工艺优化一直是工业生产的研究焦点，若我国焊材厂家生产的高品质铝合金焊丝的成分、性能等指标能够满足轨道交通装备铝合金焊接质量要求，就能够替代国外进口品牌并扩大应用。
针对以上情况，按照《系列化中国标准地铁列车研制及实验》拟对国产铝焊丝进行焊丝焊接接头的力学性能与组织进行研究，可以推进铝合金在轨道交通中的研究。
充分了解材料的性能和影响因素，以便于掌握铝合金先进焊接技术；通过铝合金焊接材料的国产化替代研究，为下一步扩大材料国产化、降低制造成本提供技术和质量保障。
关键词：ER 5356铝合金；焊接1 试验材料及试验方法1.1 试验材料试验材料为6005A-T6铝合金和ER 5356铝合金焊丝，抗拉强度Rm=255 MPa, 屈服强度ReL=200 MPa, 伸长率A5介于6%～9%之间。
采用熔化极惰性气体保护焊，保护气体为氩气。
6005A-T6铝合金及ER 5356铝合金焊丝的化学成分见表1和表2。
表1 6005A-T6铝合金的化学成分(质量分数)(%)表2 ER 5356铝合金焊丝的化学成分(质量分数)(%)1.2 试验方法对国产ER 5356铝合金焊丝进行平板对接焊工艺试验，对接焊工艺试件制备按照图1要求制备，焊接试板尺寸为300 mm×150 mm×12 mm, 坡口形式为70° X形坡口，试验材料为厚12 mm的ENAW-6005A-T6铝合金板材。
45#钢与Q235焊接焊接接头组织性能分析XXXX（XXXXX）（swjtu材料学院成型一班）摘要：焊缝组织性能和母材有所区别，选择45#钢与Q235焊接接头作为研究对象，进行手工焊后取样，通过研究硬度分布情况和焊缝、热影响区以及母材的金相组织的变化，分析所需要的结果。
关键词：硬度分布45#钢与Q235接头组织性能焊缝及热影响区的显微组织是评价焊接接头质量的重要指标之一。
焊接金相检验的目的，一方面是为了检验焊接接头的质量是否符合有关标准的规定；另一方面是通过对一些焊接接头的进行分析鉴别金相组织各区域的缺陷的分布、性质，从而判定缺陷产生的原因，45#钢与Q235焊接在定位构件等制造中有重要的应用。
一、实验材料和方法：1.1实验材料：焊接使用的材料为45#钢与Q235钢焊接接头试样1.2.1金相组织观察取焊接接头试样经240#、600#、800#、1000#、1200#、1500#水磨砂纸打磨后抛光，抛光至无划痕，用4%硝酸酒精试剂腐蚀，用光学显微镜对制备好金相试样进行组织观察与分析。
1.2.2显微硬度测试试样截取方位，数量及方法按《GB/T2649—81焊接接头机械性能试验取样方法》规定。
截取的样坯应包括焊接接头的所有区域。
试样表面必须与支撑面相互平行，表面粗糙度应符合相应硬度测试法《GB/T4340.1—2009金属材料维氏硬度试验》的规定。
本次试验采用的是HVA-10A型小负荷维氏硬度计和HVS-30型数显维氏硬度计。
本实验中硬度试样为45#钢与Q235焊接焊接接头，硬度点沿垂直于焊缝方向分布，硬度取样点可垂直于焊缝，每个0.5mm测1点，离焊缝较远后可距离大些（母材），2mm 测1点。
2试验结果2.1 金相试验结果45#与Q235焊接接头的金相组织见图1所示。
(a) (b) (c)(a)45#母材组织（b）45#热影响区组织（c）焊缝组织(d)Q235母材组织图1（a）中为为45#母材的金相组织，为大块区珠光体与块状多面体晶粒铁素体混合分布。
