超聲沖擊對(duì)厚板異種鋼T型焊接接頭組織與硬度的影響

汪子釗,張 俊,孫高輝,全順紅,劉華兵,甘 進(jìn),吳衛(wèi)國,,汪 舟

(1.武漢理工大學(xué)船海與能源動(dòng)力工程學(xué)院,武漢 430063; 2.中鐵重工有限公司,武漢430063;3.武漢理工大學(xué)綠色智能江海直達(dá)船舶與郵輪游艇研究中心,武漢 430063;4.武漢理工大學(xué)汽車工程學(xué)院,武漢 430063)

0 引 言

海洋工程、航空航天、核電裝備等工業(yè)的不斷發(fā)展,對(duì)設(shè)備中焊接結(jié)構(gòu)的性能提出越來越高的要求,焊接結(jié)構(gòu)也向著大厚度、高強(qiáng)度和大型復(fù)雜化的方向發(fā)展[1-2]。目前,厚板(厚度大于20 mm)多采用多層多道焊接方式,焊接過程中熔敷金屬經(jīng)歷多次熱循環(huán),造成焊縫區(qū)域殘余應(yīng)力分布復(fù)雜且幅值較大,當(dāng)受到外載荷的作用時(shí),兩者的疊加會(huì)加快疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展[3-4]。異種金屬焊接接頭由于組成材料之間熱物理性能、力學(xué)性能和顯微組織的差異,相較于同質(zhì)金屬焊接接頭,產(chǎn)生了更大的焊接殘余應(yīng)力[2]。因此,對(duì)大厚度異種金屬焊接結(jié)構(gòu)焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行有效調(diào)控是目前工程上亟待解決的問題。

目前,主要通過熱處理、振動(dòng)時(shí)效和表面強(qiáng)化處理方法對(duì)焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行調(diào)控。其中,表面強(qiáng)化處理方法如超聲沖擊、噴丸、激光噴丸、滾壓等均可以消除焊接殘余拉應(yīng)力并引入壓應(yīng)力及細(xì)化表層組織,從而提升其抵抗摩擦、應(yīng)力腐蝕和疲勞的能力[5-7],因而廣泛應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)中。超聲沖擊處理(ultrasonic impact treatment, UIT)是一種較新且有效的應(yīng)力調(diào)控技術(shù),具有使用靈活方便、不受工件幾何形狀和大小的限制、效率高、成本低和適用性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[1]。

研究[8-13]發(fā)現(xiàn),超聲沖擊處理可以優(yōu)化同質(zhì)金屬焊接結(jié)構(gòu)組織及消除焊接殘余拉應(yīng)力,然而目前缺乏對(duì)厚板異種鋼超聲沖擊后變形層組織、殘余應(yīng)力場(chǎng)和力學(xué)性能的綜合研究。T型焊接接頭中焊趾處較大程度的應(yīng)力集中導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力的不利影響更加突出。為了降低T型焊接接頭的焊接殘余拉應(yīng)力和焊趾處的應(yīng)力集中,作者采用超聲沖擊處理對(duì)橋梁用Q420qD/20MnMoNb異種鋼厚板T型焊接接頭進(jìn)行強(qiáng)化處理,研究了不同振幅超聲沖擊對(duì)該T型接頭顯微組織、殘余應(yīng)力分布和硬度的影響,以期為超聲沖擊在該異種鋼焊接結(jié)構(gòu)組織和殘余應(yīng)力調(diào)控方面的應(yīng)用提供一定指導(dǎo)。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

選用Q420qD/20MnMoNb異種鋼T型焊接接頭作為試驗(yàn)對(duì)象。其中,Q420qD高強(qiáng)鋼底板的尺寸為600 mm×300 mm×40 mm,20MnMoNb鍛鋼立板的尺寸為600 mm×200 mm×60 mm,立板垂立于底板中央。焊接填充材料為直徑1.2 mm的EG55-G-6實(shí)心焊絲。母材與焊絲熔敷金屬的化學(xué)成分和力學(xué)性能分別見表1和表2。采用CO2氣體保護(hù)多層多道焊制備Q420qD/20MnMoNb異種鋼T型焊接接頭,施焊前采用烘槍對(duì)焊接坡口兩側(cè)100 mm寬度范圍進(jìn)行預(yù)熱處理,預(yù)熱溫度約為150 ℃,層間溫度約為100 ℃,坡口形式及焊道布置見圖1,具體的焊接工藝參數(shù)如表3所示。焊接結(jié)束后,采用超聲波探傷對(duì)焊縫質(zhì)量進(jìn)行檢查,不得有裂紋、未熔合、夾渣、咬邊和未填滿弧坑等缺陷。

圖1 焊接接頭的坡口形式和焊道布置Fig.1 Bevel form (a) and welding channel arrangement (b) of welded joint

表1 母材和焊絲熔敷金屬的化學(xué)成分

表2 母材和焊絲熔敷金屬的力學(xué)性能

表3 焊接工藝參數(shù)

采用HJ-III型超聲沖擊設(shè)備對(duì)焊接接頭進(jìn)行超聲沖擊處理,沖擊區(qū)域?yàn)樽蟆⒂覀?cè)焊縫(每側(cè)各包括2道焊趾,共4道焊趾),如圖2所示。在焊趾部位沿著焊縫方向進(jìn)行勻速超聲沖擊處理,沖擊寬度為10 mm,超聲頻率為17.9 kHz,沖擊振幅為18,27 μm,單根沖擊針的直徑為3 mm,沖擊處理速度為60 mm·min-1。超聲沖擊完成后,若用10倍放大鏡能查看到焊趾區(qū)域形成一條連續(xù)、均勻、光亮的凹槽,則說明原有焊趾全部被沖擊處理到。

圖2 超聲沖擊處理部位Fig.2 Ultrasonic impact treatment site

1.2 試驗(yàn)方法

利用線切割設(shè)備切割T型焊接接頭焊縫的一側(cè)超聲沖擊處理區(qū)域,試樣尺寸為5 mm×5 mm×5 mm,試樣經(jīng)鑲嵌、打磨、拋光,用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸乙醇溶液腐蝕后,利用AxioVert A1型光學(xué)顯微鏡對(duì)焊趾處的截面顯微組織進(jìn)行觀察。采用Miniflex 600型X射線衍射儀(XRD)對(duì)超聲沖擊前后焊趾1和焊趾2表面進(jìn)行微觀結(jié)構(gòu)分析,采用銅靶,管電壓和管電流分別為40 kV和30 mA,掃描速率為2 (°)·min-1,掃描步長(zhǎng)為0.02°。采用Voigt單峰分析法[14-15]對(duì)XRD譜進(jìn)行線形分析處理,計(jì)算得到表層的亞晶尺寸和微觀應(yīng)變。利用Williamson方法[16]計(jì)算超塑性變形層的位錯(cuò)密度ρ,計(jì)算公式為

(1)

式中:b為伯氏矢量,2.482 5 nm;〈ε2〉為微觀應(yīng)變?chǔ)诺募訖?quán)平均值;D為亞晶尺寸。

利用μ-X360s型便攜式X射線殘余應(yīng)力分析儀對(duì)超聲沖擊前后T型焊接接頭焊趾處的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)定,測(cè)試路徑為沿塑性變形層深度方向,在測(cè)試過程中采用電解拋光機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行電化學(xué)腐蝕剝層,電化學(xué)腐蝕介質(zhì)為飽和NaCl溶液,電壓為15 V,每次腐蝕10 s,腐蝕后用乙醇和丙酮對(duì)表面進(jìn)行擦拭。采用HV-1000A型顯微硬度計(jì)對(duì)焊趾部位的不同深度硬度進(jìn)行測(cè)試,測(cè)試點(diǎn)位于焊趾表面中心部位并垂直于表面方向,通過電化學(xué)腐蝕剝層處理達(dá)到不同深度,剝層深度通過高精度千分表測(cè)得,電化學(xué)腐蝕剝層過程與殘余應(yīng)力測(cè)試時(shí)一致。硬度測(cè)試時(shí)載荷為1.96 N,保載時(shí)間為15 s,測(cè)試間距為50 μm。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 表面粗糙度和塑性變形層深度

由圖3可以看到:當(dāng)超聲沖擊振幅為18 μm時(shí),接頭焊趾處表面凹凸不平,近表層組織嚴(yán)重變形,呈流線狀分布特征,塑性變形層深度約為120 μm,塑性變形層與未變形區(qū)過渡良好,未出現(xiàn)明顯界面;當(dāng)超聲沖擊振幅增大至27 μm時(shí),表面凹凸不平程度增加,塑性變形層深度增至144 μm。這表明提升超聲沖擊振幅會(huì)增加接頭焊趾處的表面粗糙度以及塑性變形層深度。

圖3 經(jīng)不同振幅超聲沖擊后焊趾1處的截面顯微組織Fig.3 Sectional microstructures at weld toe 1 after ultrasonic impact with different amplitudes

2.2 亞晶尺寸與位錯(cuò)密度

由圖4可以看出:超聲沖擊處理前后焊趾處的主要物相均為鐵相(JCPDS No.06-0696),說明超聲沖擊不會(huì)改變焊接接頭表面的物相組成;超聲沖擊處理后的衍射峰寬度明顯增加,并且沖擊振幅為18 μm的衍射峰寬度更大,這主要與超聲沖擊引起的晶粒細(xì)化和微觀應(yīng)變有關(guān)[17]。

圖4 未沖擊焊趾和不同振幅超聲沖擊焊趾表面的XRD譜Fig.4 Surface XRD spectra of unimpacted weld toe and of weld toe after ultrasonic impact with different amplitudes

由表4可以看出:與超聲沖擊前相比,超聲沖擊后焊趾表層的亞晶尺寸明顯減小,微觀應(yīng)變?cè)龃?位錯(cuò)密度提高了約2個(gè)數(shù)量級(jí)。推測(cè)超聲沖擊處理使接頭表層產(chǎn)生劇烈的塑性變形,從而細(xì)化了表層亞晶尺寸,導(dǎo)致晶格發(fā)生了嚴(yán)重的畸變,并引入了大量位錯(cuò)。當(dāng)沖擊振幅由18 μm增加至27 μm后,亞晶尺寸進(jìn)一步細(xì)化,晶格畸變更加嚴(yán)重,位錯(cuò)密度進(jìn)一步增大。由于不同焊趾處母材的組織不一致,經(jīng)超聲沖擊處理后的塑性變形程度不同,因此晶粒細(xì)化程度和位錯(cuò)密度不同。

表4 超聲沖擊前后焊趾表層的亞晶尺寸、微觀應(yīng)變和位錯(cuò)密度

2.3 殘余應(yīng)力

由圖5可以看出,未經(jīng)過超聲沖擊處理的焊趾表面存在焊接殘余拉應(yīng)力,達(dá)到200～270 MPa。由圖6可以看出:經(jīng)過超聲沖擊處理后,焊趾表層出現(xiàn)較高水平的殘余壓應(yīng)力,且最大殘余壓應(yīng)力均出現(xiàn)在表面,隨著距表面距離的增大,殘余壓應(yīng)力減小并轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力。超聲沖擊殘余應(yīng)力場(chǎng)的分布規(guī)律可以利用WOHLFAHRT等[18]提出的赫茲壓力模型進(jìn)行解釋,即殘余應(yīng)力的分布主要由表層的塑性延伸和赫茲壓力引起次表層的塑性變形2個(gè)相互競(jìng)爭(zhēng)的過程決定;由于試驗(yàn)研究的異種鋼T型焊接結(jié)構(gòu)在其焊趾處的硬度低于300 HV,超聲沖擊針頭與焊趾處接觸面積較大,表層的塑性延伸會(huì)吸收沖擊針大部分的能量,因此最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在表面。在焊趾1處,隨著沖擊振幅由18 μm增加到27 μm,表面最大殘余壓應(yīng)力由403 MPa增至433 MPa,增加幅度為7%,殘余壓應(yīng)力的影響深度由1 190 μm增至1 390 μm。在焊趾2處,表面最大殘余壓應(yīng)力由363 MPa增至419 MPa,提高幅度為15%,殘余壓應(yīng)力的影響深度由1 260 μm增至1 410 μm。焊趾1和焊趾2在相同超聲沖擊振幅下的殘余壓應(yīng)力大小和影響深度也存在差異,即焊趾1處的表面殘余壓應(yīng)力更大,但影響深度較淺,這主要是由于這2個(gè)區(qū)域的初始組織、焊接殘余應(yīng)力等均存在差異,經(jīng)過相同強(qiáng)度超聲沖擊處理后的塑性變形程度不一致。

圖5 未超聲沖擊焊趾表面的殘余應(yīng)力分布Fig.5 Residual stress distribution on surface of non-ultrasonic impact weld toe

圖6 不同振幅超聲沖擊處理后焊趾1和焊趾2處的殘余應(yīng)力隨距表面距離的變化曲線Fig.6 Curves of residual stress vs distance from surface of weld toe 1 and weld toe 2 after ultrasonic impact with different amplitudes

2.4 顯微硬度

由圖7可以看出,超聲沖擊處理后,焊趾處表面的顯微硬度最高,隨距表面距離的增大顯微硬度逐漸降低直至基體硬度(250 HV)。經(jīng)過振幅為18 μm和27 μm的超聲沖擊處理后,焊趾1處的表面硬度分別為315,400 HV,較基體提高了26%和60%,而焊趾2處的表面硬度分別為287,390 HV,較基體分別提高了22%和66%。當(dāng)超聲沖擊振幅為18 μm時(shí),焊趾處硬化層的深度約為600 μm,而當(dāng)沖擊振幅提高到27 μm時(shí),硬化層深度也增加至約900 μm,可見隨著沖擊振幅的增加,加工硬化層深度增大。

圖7 不同振幅超聲沖擊處理后焊趾1和焊趾2處的硬度隨距表面距離的變化曲線Fig.7 Curves of microhardness vs distance from surface of weld toe 1 and weld toe 2 after ultrasonic impact with different amplitudes

TABOR等[19]認(rèn)為,顯微硬度可以直接反映材料的加工硬化程度,間接反映材料的屈服強(qiáng)度大小。顯微硬度H與屈服強(qiáng)度σ之間存在以下關(guān)系[20]:

H=Cσ

(2)

式中:C為常數(shù),取0.3。

根據(jù)Hall-Petch經(jīng)驗(yàn)公式[21],屈服強(qiáng)度和晶粒尺寸之間的關(guān)系如下:

σ=σ0+KD-1/2

(3)

式中:σ0為材料充分退火后的屈服強(qiáng)度;K為取決于材料晶體結(jié)構(gòu)的常數(shù)。

此外,可以用Bailey-Hirsch公式[22]來描述位錯(cuò)密度和屈服強(qiáng)度之間的關(guān)系,公式如下:

σ=σ0+βμbρ1/2

(4)

式中:μ為材料的切變模量;β為常數(shù)。

由式(3)和式(4)可知,減小晶粒尺寸和增加位錯(cuò)密度均能夠提高材料的硬度。超聲沖擊處理明顯細(xì)化了焊趾區(qū)域表層的晶粒尺寸并引入了大量位錯(cuò),并且27 μm沖擊振幅下的表面晶粒細(xì)化程度更高,引入的位錯(cuò)更多,因此硬度更高。

3 結(jié) 論

(1) 超聲沖擊處理后Q420qD/20MnMoNb異種鋼T型焊接接頭焊趾區(qū)域表層出現(xiàn)塑性變形層,當(dāng)超聲沖擊振幅由18 μm增至27 μm時(shí),塑性變形層深度由約120 μm增大至144 μm;與超聲沖擊前相比,超聲沖擊后焊趾表層的亞晶尺寸明顯減小,微觀應(yīng)變?cè)龃?位錯(cuò)密度提高約2個(gè)數(shù)量級(jí),并且當(dāng)沖擊振幅由18 μm增加至27 μm后,亞晶尺寸進(jìn)一步細(xì)化至約25 nm,位錯(cuò)密度進(jìn)一步增大至約2.48×1014m-2。

(2) 超聲沖擊處理在焊趾表層引入了較高水平的殘余壓應(yīng)力,最大殘余壓應(yīng)力出現(xiàn)在表面;當(dāng)沖擊振幅由18 μm增加至27 μm后,表面殘余壓應(yīng)力增大至約433 MPa,影響深度增大至約1 410 μm。

(3) 超聲沖擊通過細(xì)化晶粒和引入位錯(cuò)提升了焊趾表層的硬度,且硬度最大值出現(xiàn)表面;當(dāng)沖擊振幅由18 μm增加至27 μm時(shí),表面硬度增大至約400 HV,硬化層深度增加至約900 μm。