0. 引言

熱電聯(lián)產(chǎn)、集中供熱等的大力推廣使得熱力管道的需求量越來越大[1-2]。12CrMoV鋼因具有良好的耐高溫和耐腐蝕性能而成為制造熱力管道的常用材料[3-4]。目前,在我國熱力管道的制造中,常采用火焰切割的方式對(duì)板材進(jìn)行加工,并利用焊接方法制成鋼管[5]。隨著激光加工方式的普及,激光切割加工也應(yīng)用十分廣泛。激光切割與火焰切割均屬于熱切割,會(huì)導(dǎo)致材料中的元素與氧氣或輔助氣體發(fā)生化學(xué)反應(yīng),最終影響材料的化學(xué)成分,同時(shí)切割熱量較大時(shí)也會(huì)導(dǎo)致材料組織和性能發(fā)生變化,這些因素都將影響焊接接頭的性能[6-7]。因此,為了保證焊接質(zhì)量,需要對(duì)切割出的焊接坡口進(jìn)行打磨或采用再加工的方式去除表面的氧化皮和污染物[8]。目前,隨著熱切割技術(shù)的不斷發(fā)展,熱切割方法的自動(dòng)化水平提高,使得熱切割表面質(zhì)量大幅度上升[9]。若能實(shí)現(xiàn)熱切割坡口無需加工直接焊接,將在很大程度上節(jié)約時(shí)間,提高生產(chǎn)效率,降低生產(chǎn)成本,對(duì)于提高產(chǎn)品的競(jìng)爭(zhēng)水平具有十分重要的現(xiàn)實(shí)意義,但是目前這種工藝還未在焊接結(jié)構(gòu)中得到廣泛應(yīng)用。馬清波等[10]研究指出,Q345E鋼在經(jīng)過火焰切割后直接進(jìn)行焊接的接頭與經(jīng)過機(jī)械加工后焊接的接頭相比,組織與力學(xué)性能基本相同,故在保證火焰切割面質(zhì)量的前提下直接進(jìn)行焊接是可行的。TINGAEV等[11]研究發(fā)現(xiàn),采用火焰切割方法對(duì)S345、S390低合金鋼進(jìn)行切割后,切削區(qū)碳含量增加,硅、錳、鉻含量降低,而采用等離子切割,主要合金元素含量變化不大。DIEKHOFF等[12]采用火焰切割20mm厚S355N和S690Q建筑鋼板,發(fā)現(xiàn)切割邊緣的缺陷對(duì)焊接接頭疲勞強(qiáng)度的影響不大。研究[13]表明,在切割參數(shù)合理的情況下激光切割的表面質(zhì)量遠(yuǎn)優(yōu)于火焰切割。為了驗(yàn)證不同方式熱切割坡口直接焊接的可行性,作者分別采用火焰切割和激光切割2種方式在12CrMoV鋼板上加工出坡口,然后直接對(duì)鋼板進(jìn)行氬弧焊接,對(duì)比研究了不同坡口切割方式下接頭的顯微組織和力學(xué)性能,以期為熱力管道、壓力容器等產(chǎn)品的生產(chǎn)提供理論依據(jù)。

1. 試樣制備與試驗(yàn)方法

母材為熱軋態(tài)12CrMoV低合金結(jié)構(gòu)鋼板,尺寸為300mm×150mm×10mm,組織主要由珠光體+鐵素體組成。焊材選用YT50-6型焊絲,直徑為1.2mm。母材和焊絲的化學(xué)成分見表1。

焊接接頭采用對(duì)接接頭形式,坡口形式為“V”形坡口,坡口角度為單邊30°±5°,對(duì)接間隙在1~2mm。采用火焰切割和激光切割2種方式加工坡口：火焰切割時(shí)采用CG1-30型改進(jìn)型半自動(dòng)氣割機(jī),火焰類型為甲烷,流量為5L·min−1,切割速度為30mm·min−1,噴嘴高度為5mm；激光切割時(shí)采用G24030LB型光纖激光切割機(jī),切割激光功率為9000W,切割速度為2200mm·min−1。選擇切割表面質(zhì)量好、表面干凈且無明顯可見的污染物或缺陷的鋼板進(jìn)行觀察。由圖1可以看出：火焰切割后坡口表面較粗糙,存在一層黑色氧化皮,邊緣處存在掛渣；激光切割后坡口表面存在周期性條紋狀溝壑,無明顯熱變形、變質(zhì)、掛渣等缺陷。采用WSM-400型逆變直流脈沖氬弧焊機(jī)對(duì)開坡口鋼板進(jìn)行對(duì)接焊接,焊前預(yù)熱溫度為150~250℃,焊接層間溫度控制在150~250℃,具體焊接參數(shù)見表2。

圖 1不同方式切割坡口的表面形貌

Figure 1.Appearance of groove surface by different cutting methods: (a) flame cutting and (b) laser cutting

焊接完成后,先檢查接頭是否存在外觀缺陷,再采用XXG-3505D型陶瓷定向型便攜式X射線探傷機(jī)對(duì)焊縫進(jìn)行無損檢測(cè),使用DL-2000+型LED工業(yè)射線底片觀光燈分析焊縫中是否存在焊接缺陷。采用電火花線切割機(jī)床以焊縫為中心切割出尺寸為45mm×10mm×10mm的試樣,進(jìn)行打磨、拋光,再用體積分?jǐn)?shù)4%硝酸乙醇溶液腐蝕后,采用Nikon-MR5000型光學(xué)顯微鏡觀察接頭顯微組織,利用電子探針分析熱影響區(qū)粗晶區(qū)的微區(qū)成分。按照GB/T4240—2019《不銹鋼絲》,采用YZHV-1000C型顯微維氏硬度計(jì)分別測(cè)試接頭填充層和蓋面層的硬度,從焊縫中心向母材一側(cè)進(jìn)行測(cè)試,載荷為200N,保載時(shí)間為15s,測(cè)試間距為0.5mm,距焊縫中心相同距離處測(cè)3次取平均值。按照GB/T 228—2002《金屬材料 室溫拉伸試驗(yàn)方法》,在接頭上以焊縫為中心垂直于焊接方向截取如圖2所示的拉伸試樣,采用WDW2200型萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)在室溫下進(jìn)行拉伸試驗(yàn),拉伸速度為2mm·min−1。按照GB/T 229—2007《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》和GB/T 2650—2008《焊接接頭沖擊試驗(yàn)方法》,在接頭上截取尺寸為55mm×5mm×10mm的沖擊試樣,缺口分別位于焊縫和熔合線處,采用FIT 302B型全自動(dòng)落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫沖擊試驗(yàn)。采用Sigma500型掃描電鏡（SEM）觀察拉伸和沖擊斷口形貌。按照GB/T 2653—2008《焊接接頭彎曲試驗(yàn)方法》,在接頭上以焊縫為中心垂直于焊接方向截取尺寸為60mm×20mm×3mm的彎曲試樣,采用WDW-G型萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫三點(diǎn)面彎和背彎試驗(yàn),彎軸直徑為10mm。

圖 2拉伸試樣尺寸

Figure 2.Size of tensile sample

2. 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 宏觀缺陷

通過外觀檢查發(fā)現(xiàn)：不同坡口切割方式下焊縫均成形良好,表面無氣孔、夾渣、咬邊、燒穿、塌陷等缺陷,焊縫紋路勻稱,焊縫余高未超過母材厚度的10%,焊縫背面未出現(xiàn)焊瘤；接頭整體變形程度較小,僅存在輕微的角變形現(xiàn)象。由圖3可見：火焰切割方式下接頭焊縫內(nèi)存在細(xì)小的不規(guī)則點(diǎn)狀陰影（方框區(qū)域所示）,黑度變化無規(guī)律,說明該焊縫內(nèi)部存在夾渣缺陷,但未見其他缺陷存在；激光切割方式下焊縫內(nèi)部無明顯黑色陰影存在,說明焊縫內(nèi)部無氣孔、裂紋、夾渣、未焊透等現(xiàn)象,該焊縫質(zhì)量良好。根據(jù)NB/T 47013.2—2015《承壓設(shè)備無損檢測(cè) 第2部分：射線檢測(cè)》,2種坡口切割方式下接頭均評(píng)定為Ⅰ級(jí)接頭。

圖 3不同坡口切割方式下焊縫的X射線檢測(cè)結(jié)果

Figure 3.X-ray detection results of welds under different groove cutting methods: (a) flame cutting and (b) laser cutting

2.2 顯微組織

焊接接頭均由焊縫區(qū)、熱影響區(qū)（粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū)）、母材區(qū)組成。由圖4可見,2種坡口切割方式下接頭的組織基本相同,焊縫區(qū)的組織主要為先共析鐵素體+貝氏體+少量碳化物,熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織為貝氏體+鐵素體,細(xì)晶區(qū)為細(xì)小的鐵素體+珠光體,火焰切割方式下熱影響區(qū)粗晶區(qū)的鐵素體含量比激光切割方式下高。由于火焰切割低合金鋼時(shí),切割面會(huì)發(fā)生選擇性氧化,導(dǎo)致碳、鎳、鉬和銅等元素含量升高,而錳、鉻、硫等元素含量降低[14],同時(shí)焊縫成分主要取決于焊絲,因此對(duì)熱影響區(qū)粗晶區(qū)進(jìn)行元素定量分析。由表3可知,火焰切割方式下熱影響區(qū)粗晶區(qū)的合金元素總的質(zhì)量分?jǐn)?shù)比激光切割方式下低0.49%。低合金鋼中的鉬元素對(duì)奧氏體分解成珠光體有著很強(qiáng)抑制作用,鉬、鉻元素可以擴(kuò)大貝氏體轉(zhuǎn)變溫度范圍,有利于粒狀貝氏體形成,釩元素能夠抑制其他碳化物的析出,有效減少上貝氏體的形成[15-16]。因此,12CrMoV低合金鋼在焊接后極易得到粒狀貝氏體。2種坡口切割方式下接頭熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)受焊接熱循環(huán)的影響較小,組織分布均勻,晶粒大小無明顯差異。

圖 4不同坡口切割方式下接頭不同區(qū)域的顯微組織

Figure 4.Microstructures of different areas of joints under different groove cutting methods: (a) flame cutting, weld; (b) laser cutting, weld; (c) flame cutting, coarse-grained heat-affected zone; (d) laser cutting, coarse-grained heat-affected zone; (e) flame cutting, fine-grained heat-affected zone and (f) laser cutting, fine-grained heat-affected zone

2.3 顯微硬度

由圖5可見：不同坡口切割方式下接頭的顯微硬度分布不均勻,焊縫硬度略高于熱影響區(qū),母材的平均顯微硬度在160HV左右；蓋面層的硬度略高于填充層,這是因?yàn)楹罄m(xù)焊接的熱輸入對(duì)填充層進(jìn)行了類似熱處理的作用,從而降低了填充層的顯微硬度。接頭的維氏硬度都滿足GB/T 2654—2008《焊接接頭硬度試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)要求（焊縫的維氏硬度不能超過母材105HV左右）,但激光切割方式下接頭熱影響區(qū)的硬度分布比火焰切割方式下更均勻,說明激光切割坡口后得到的接頭熱影響區(qū)組織更加均勻。

圖 5不同坡口切割方式下接頭的硬度分布

Figure 5.Hardness distribution of joints under different groove cutting methods: (a) flame cutting and (b) laser cutting

2.4 沖擊性能

由表4可以看出：火焰切割方式下接頭焊縫的沖擊吸收能量滿足GB/T 2650—2008標(biāo)準(zhǔn)要求（3個(gè)沖擊試樣沖擊吸收能量的算術(shù)平均值不應(yīng)低于母材標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的最低值,允許其中1個(gè)試樣低于規(guī)定值,但不得低于規(guī)定值的70%,母材的室溫沖擊吸收能量為78J）,熱影響區(qū)的沖擊吸收能量不滿足標(biāo)準(zhǔn)要求；激光切割方式下接頭焊縫和熱影響區(qū)的沖擊吸收能量均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。火焰切割方式下接頭的沖擊性能不合格,說明火焰切割坡口后直接進(jìn)行焊接對(duì)焊接接頭的沖擊性能有不利影響。由圖6可見,不同坡口切割方式下接頭熱影響區(qū)的沖擊斷口均存在明顯的變形,說明熱影響區(qū)的斷裂類型為韌性斷裂,此外火焰切割方式下熱影響區(qū)沖擊斷口還存在裂紋?；鹧媲懈钇驴诤蟊砻鏆埩粲醒趸?會(huì)阻止焊接過程中金屬的熔化,使得需要增加熱輸入來保證焊接過程的進(jìn)行,這會(huì)引起焊接區(qū)局部溫度升高,熱影響區(qū)寬度增加,導(dǎo)致熱影響區(qū)的沖擊性能降低；同時(shí)坡口表面存在的氧化皮會(huì)導(dǎo)致熔池不穩(wěn)定,影響焊接質(zhì)量,使得熱影響區(qū)形成細(xì)小裂紋[17],在沖擊過程中裂紋擴(kuò)展。不同坡口切割方式下接頭熱影響區(qū)的沖擊斷口均由放射區(qū)和纖維區(qū)組成,放射區(qū)主要由解理面匯合形成的河流花樣組成,纖維區(qū)分布著大量的韌窩。與激光切割方式相比,火焰切割方式下接頭熱影響區(qū)沖擊斷口中的河流花樣較為平坦,韌窩數(shù)量少且尺寸??；火焰切割方式下接頭熱影響區(qū)的沖擊性能較差。

圖 6不同坡口切割方式下接頭熱影響區(qū)沖擊斷口的宏觀形貌和SEM形貌

Figure 6.Macromorphology (a–b) and SEM morphology (c–d) of impact fracture of heat affected zone of joints under different groove cutting methods: (a, c) flame cutting and (b, d) laser cutting

2.5 拉伸性能

JB/T 4730.2—2005《承壓設(shè)備無損檢測(cè) 第2部分：射線檢測(cè)》標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定,焊接接頭橫向抗拉強(qiáng)度不得低于低合鋼母材規(guī)定值（12CrMoV鋼母材規(guī)定值為440~640MPa）的下限,斷后伸長率應(yīng)不小于母材（12CrMoV鋼母材規(guī)定值為22%）?；鹧婧图す馇懈罘绞较陆宇^的抗拉強(qiáng)度分別為510,517MPa,斷后伸長率分別為22.70%,24.45%?？梢?2種坡口切割方式下接頭的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長率均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。觀察發(fā)現(xiàn),所有拉伸試樣斷口處均存在明顯的頸縮現(xiàn)象,形成杯狀的剪切唇,說明試樣均發(fā)生韌性斷裂,且斷裂位置均位于母材。可知,2種坡口切割方式下接頭的拉伸性能均滿足要求。焊縫和熱影響區(qū)形成的粒狀貝氏體有助于提高接頭的強(qiáng)度[18],因此試樣均在母材處斷裂。

由圖7可見：火焰切割方式下拉伸試樣斷口在低倍下呈現(xiàn)凹凸不平的纖維狀形貌,高倍下斷口分布著大小不一的韌窩,主要以小韌窩為主,大韌窩數(shù)量較少,斷口參差不齊,斷裂形式為韌性斷裂,同時(shí)局部存在解理面,說明該區(qū)域發(fā)生脆性斷裂；激光切割方式下拉伸試樣斷口呈韌窩形貌,斷裂形式為韌性斷裂。這是因?yàn)榛鹧媲懈罘绞较陆宇^組織不均勻,部分區(qū)域硬度較高,在拉伸時(shí)局部出現(xiàn)脆性斷裂,而激光切割方式下組織均勻,在拉伸時(shí)只發(fā)生韌性斷裂。

圖 7不同坡口切割方式下接頭拉伸試樣的斷口SEM形貌

Figure 7.SEM morphology of fracture of tensile samples of joint under different groove cutting methods: (a) flame cutting, at low magnification; (b) flame cutting, at high magnification; (c) laser cutting, at low magnification and (d) laser cutting, at high magnification

2.6 彎曲性能

由圖8可見,面彎試驗(yàn)后火焰切割方式下試樣表面沒有明顯缺陷,背彎試驗(yàn)后試樣棱邊存在連續(xù)開裂現(xiàn)象,說明接頭的塑性較差?；鹧媲懈钇驴谟醒趸ご嬖?坡口底部有掛渣現(xiàn)象,焊接時(shí)需要更大的焊接熱輸入,這會(huì)增加焊縫及熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力,而這些殘余應(yīng)力在結(jié)構(gòu)承載時(shí)會(huì)與工作應(yīng)力疊加,形成更高的應(yīng)力集中；同時(shí)由于接頭內(nèi)部還存在連續(xù)的夾渣缺陷,在彎曲應(yīng)力作用下該缺陷易產(chǎn)生應(yīng)力集中,成為裂紋源,從而出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。激光切割方式下接頭試樣面彎和背彎試驗(yàn)后表面均未見明顯缺陷,未出現(xiàn)開裂現(xiàn)象,這表明該接頭具有良好的塑性。

圖 8不同坡口切割方式下接頭面彎和背彎后的宏觀形貌

Figure 8.Macromorphology of joints under different groove cutting methods after face bending (a–b) and back bending (c–d): (a, c) flame cutting and (b, d) laser cutting

3. 結(jié)論

（1）2種坡口切割方式下焊縫表面均成形良好,但火焰切割方式下焊縫內(nèi)部存在夾渣缺陷,而激光切割方式下焊縫內(nèi)部無明顯缺陷。2種坡口切割方式下接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織均由粒狀貝氏體和鐵素體構(gòu)成,火焰切割方式下的鐵素體含量更高,合金元素總含量較激光切割方式下低0.49％。

（2）2種坡口切割方式下接頭的硬度均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求,但激光切割方式下接頭熱影響區(qū)的硬度分布更均勻?；鹧媲懈罘绞较陆宇^熱影響區(qū)的室溫沖擊吸收能量不滿足標(biāo)準(zhǔn)要求,沖擊性能較差,而激光切割方式下的室溫沖擊吸收能量滿足標(biāo)準(zhǔn)要求,沖擊性能較好,沖擊斷口中韌窩數(shù)量更多,尺寸更大。2種坡口切割方式下接頭的拉伸性能均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求,且均優(yōu)于母材。彎曲試驗(yàn)后火焰切割方式下接頭出現(xiàn)連續(xù)開裂現(xiàn)象,塑性較差,而激光切割方式下接頭未見裂紋,塑性較好。

（3）對(duì)于不重要或者對(duì)服役性能要求不高的結(jié)構(gòu),可以考慮采用激光切割坡口后直接進(jìn)行焊接,而對(duì)于一些重要的承載結(jié)構(gòu),仍需對(duì)坡口進(jìn)行機(jī)加工后再進(jìn)行焊接。

文章來源——材料與測(cè)試網(wǎng)