45/Mn13异种钢焊接温度场模拟与Mn13钢侧焊接热影响区微观组织调控

赵 伟,张 晨,胡敏东,胡红磊,胡敏珠,查 威,胡品龙,骆俊廷

(1. 南京工程学院材料科学与工程学院, 江苏 南京 211167;2. 江苏华宏科技股份有限公司, 江苏 无锡 214423;3. 燕山大学机械工程学院, 河北 秦皇岛 066004)

奥氏体高锰钢具有高韧性、高强度和良好的抗冲击、耐磨能力,经硬化后其表层布氏硬度可从HB170～230提高到HB500～800,硬化层深度可达10～20 mm,是耐磨关键件的首选材料[1-4].奥氏体高锰钢极易加工硬化[5],与其他零件的连接通常采用焊接方式.45钢以其优秀的综合力学性能与易加工性,通常与奥氏体高锰钢制成异种金属焊接结构[6].奥氏体高锰钢焊接过程中,热影响区温度升高,易析出脆性碳化物,降低高锰钢的韧性,焊后应加快冷却速率,抑制脆性相析出[7].45钢为常用中碳调质结构钢,其含碳量高导致焊接冷裂倾向大,焊前通常需预热,焊后应及时去应力退火,焊后快冷时开裂倾向增大,焊完后应采用缓冷方式[8-9].焊后要求高锰钢一侧快冷而45钢一侧缓冷成为45/Mn13异种钢异种金属焊接的技术难题[10],影响焊接件性能的稳定性,成为废金属破碎机齿板、挖掘机铲齿、铁路辙岔、球磨机衬板等制造领域关心的问题.

近年来,人们利用孪生诱导塑性 (TWIP)效应拓展了奥氏体高锰钢在工业领域的应用.在TWIP效应作用下,奥氏体高锰钢具有高强度和高韧性等优良的机械性能,但其与零部件主体的焊接是一个具有挑战性的问题[11];异种金属焊接的焊缝金属组织与性能取决于母材成分、稀释率、焊接工艺、冷却条件以及所用填料[12];文献[11,13]利用电弧熔炼技术模拟高锰钢与铁素体、马氏体钢等不同金属焊接,过程中可以实现不同金属的均匀混合,并可在水冷铜坩埚下对焊接冷却条件进行调控,为奥氏体高锰钢焊接提供了新的焊接相图;文献[13]以不同材料与奥氏体高锰钢进行熔化极气体保护焊(GMAW),验证了GMAW相图的适用性,确定该相图具有较高的预测精度,并能区分不同类型的马氏体(ε和α′);文献[14]研究高锰钢焊接中氧化物的形成机理,通过调整形成温度与不同合金元素添加量的方式,改变γ基体与MnS之间的界面能,进而调控MnS的形状和包裹方式,达到优化高锰钢焊缝力学性能的目的;文献[15]利用激光焊接方式对奥氏体高锰钢和双相不锈钢板进行异种金属焊接,得出了奥氏体高锰钢激光焊接工艺的优点和局限性,获得了无缺陷、耐腐蚀、具有良好力学性能的焊缝;文献[16]采用低热输入的线能量(即小电流低电压窄焊道工艺)成功实现高锰钢与铸铁的焊接;文献[17]采用反复水冷并锤击的方式实现了抓煤机高锰钢斗齿与结构钢斗体之间的焊接;文献[18]采用添加中间焊接材料的闪光焊实现高锰钢辙叉与碳钢钢轨的焊接.

综上所述,当前主要通过成分设计、温度调控与热应力消除的方式实现高锰钢的异种金属焊接.温度调控是奥氏体高锰钢焊接工艺的重要手段,焊接过程中通常采用较小的热输入降低母材受热、抑制脆性相析出;焊接结束后提高母材冷却速率,维持原有奥氏体组织形态.以往研究中温度调控主要通过小电流、细焊丝、激光束、水冷等方法来实现,温度场与微观组织结构难以精确控制.本文提出在奥氏体高锰钢与45钢异种金属焊接过程中对45钢侧进行加热、对奥氏体高锰钢侧进行强制冷却的新方法,控制焊接接头处温度场分布,以此调控焊缝两侧冷却速率,达到优化焊缝区域微观组织结构的目的.

1 有限元模型的建立

1.1 试验材料与焊接工艺

试验用母材为典型奥氏体高锰钢Mn13钢与45钢,将两块尺寸为200 mm×100 mm×6 mm的异种钢板进行对接焊.采用熔化极惰性气体保护焊,电弧电压U=15 V,焊接电流I=160 A,焊接速度v=10 mm/s.为调控焊接温度场,在45钢板上下表面安装两块尺寸为200 mm×50 mm×10 mm的铝制加热板,温度设定为恒定值200 ℃;在Mn13钢板上下表面安装两块尺寸为200 mm×50 mm×10 mm的铝制散热板,温度分别设定为25、0、-25、-50、-100 ℃.加热板和散热板边界与焊缝中心距离均为10 mm.为了研究可控散热条件对异种钢焊接温度场的影响规律,增设一组对比试验,对比试验中不安装加热板与散热板.

1.2 有限元模型与热源模型

利用UG三维软件进行三维实体建模,导入ANSYS软件后调整实体空间位置并进行网格划分.单元类型选取SOLID 70三维热实体八节点六面体单元,网格划分采用近焊缝处细密、远焊缝处网格稀疏的方法,如图1所示.

(a) 未安装加热、散热装置

(b) 安装加热、散热装置

本文采用高斯热源模型,距离加热中心任一点的热流密度计算公式为:

(1)

1.3 材料物理性能参数与边界条件

焊接母材Mn13钢、45钢以及铝制加热板、散热板的相关材料物理性能参数参考文献[20-22],低温与高温缺乏部分采用插值法、外推法获得.文中模拟温度场的边界条件分为安装控温装置条件与未安装控温装置条件.未安装控温装置条件主要是与空气的对流换热以及热辐射,简化模拟过程,设置表面传热系数为30 W/(m2·℃)[19];安装控温装置条件主要是加热、散热板与焊接工件之间的接触热传导,焊接工件与空气的对流换热和热辐射可以忽略,设置铝制加热板、散热板与焊接工件之间的接触热导率为10 000 W/(m2·℃),两块异种钢焊接工件之间焊前紧密贴合、焊中熔融金属对流、焊后成为一个整体,设置接触热导率为2×106W/(m2·℃)[19].

2 模拟结果

2.1 初始温度场

图2为不同温控条件下45/Mn13异种钢对接焊的初始温度场.图2(a)为不安装散热板、加热板的普通对接焊,焊接初始时,将45钢板加热至200 ℃,与25 ℃(常温)的Mn13钢板对接在一起,此时温度场以焊缝为临界线产生突变,焊缝区域截面的上层节点温度如图3所示;图2(b)为安装散热、加热板时的对接焊初始温度场,右侧45钢板上下表面安装了温度恒定为200 ℃的加热板,左侧Mn13钢板上下表面安装了温度恒定为25 ℃的散热板,经过一段时间,温度场进入稳定状态时,45钢板主体温度为200 ℃,Mn13钢板主体温度为25 ℃,焊缝区域温度分布由右至左逐渐降低,焊缝区域截面的上层节点温度如图3所示,温度渐变区宽度约为20 mm,随着Mn13钢侧散热板温度的降低,温度渐变区宽度基本不变,焊缝区域的温度梯度增大,平均温度逐渐降低,如图2(b)至图2(f)与图3所示.由图3可见,焊缝区域温度梯度以焊缝为分界线,45钢侧温度梯度相对较小,Mn13钢侧温度梯度相对较大.

(a) 未安装温控装置

(b) 散热板温度为25 ℃

(c) 散热板温度为0 ℃

(d) 散热板温度为-25 ℃

(e) 散热板温度为-50 ℃

(f) 散热板温度为-100 ℃

图3 焊缝区域温度场分布

2.2 焊接温度场

焊接热源从原点开始沿Y轴向正方向移动,图4为不同工艺条件下热源移动到Y=140 mm处的焊接温度场分布,焊缝的左边为Mn13,右边为45钢.对比图4(a)与图4(b)可知,45钢板预热后直接对接焊的熔池呈水滴状,横截面宽度约为8.1 mm;安装温控装置的熔池呈接近圆形的椭球形,横截面宽度约为12.6 mm,这是由于安装温控装置的焊缝区域焊接初始时温度场处于稳态,传热阻力较大,焊接热源输入的热量容易积聚,最终形成尺寸较大、形状近圆形的熔池.因此,在安装温控装置条件下焊接时,可以选择较小的电流或较大的焊接速度.如图4(b)至图4(f)所示,随着散热板温度的降低,熔池形状与大小几乎未发生变化,这说明单纯降低Mn13钢侧散热板的温度,只能改变焊缝区域的平均温度与温度梯度,对熔池形状与大小无影响;熔池温度场具有不对称性,这是由异种材料的物理性能参数不同、导热能力不同导致;熔池整体向Mn13钢侧偏移,这与实际情况相符,因为Mn13导热系数远低于45钢的,约为45钢的1/3,从而传热慢,更容易形成热量积聚.

(a) 未安装温控装置

(b) 散热板温度为25 ℃

(c) 散热板温度为0 ℃

(d) 散热板温度为-25 ℃

(e) 散热板温度为-50 ℃

(f) 散热板温度为-100 ℃

2.3 热循环曲线

2.3.1 距离焊缝距离相同点的热循环曲线

图5为不同位置(Y=40、80、120、160 mm)与焊缝距离相同点的热循环曲线.由图5可见,在焊接到Y=40 mm时已经形成了准稳态温度场,热源周围各点以稳定的温度与热源一起移动;未安装温控装置时Mn13钢侧热影响区的降温速率逐渐减小,直至焊接结束温度仍旧处于400 ℃以上;安装温控装置(散热板温度为25 ℃)时热影响区温度达到最大值后迅速降低,在400 ℃以上持续时间不足3.4 s.由此可确定,安装温控装置对抑制Mn13钢侧热影响区晶粒长大与脆性相析出效果显著.

(a) 未安装温控装置(X=4.1 mm)

(b) 散热板温度为25 ℃(X=6.4 mm)

2.3.2 与焊缝距离不同点的热循环曲线

图6为与焊缝距离不同点(0、1、2 mm)的热循环曲线.由图6可见,随着与焊缝距离的增大,热影响区峰值温度逐渐减小,但焊后冷速逐渐减小,尤其未安装温控装置时,远离焊缝边界的热影响区降温速率大小接近0,且温度长时间维持在400 ℃以上.这一结果进一步证明了在控温条件下进行对接焊意义重大.

2.3.3 散热板温度对热循环的影响

为了进一步确认单纯降低散热板温度是否可以影响Mn13钢侧热影响区组织结构,计算分析了不同散热板温度下热影响区的热循环曲线,如图7所示.图7中选取的特征点为不同散热板温度下焊缝边界处热影响区对应节点,可以看出,单纯降低散热板温度对Mn13钢侧热影响区热循环曲线影响不大.随着散热板温度降低,热影响区对应节点的峰值温度略有下降,但变化量较小,可以忽略;此外,对应节点在高温区持续的时间也基本相同.因此可以认定单纯降低散热板温度无法用来调控Mn13钢侧热影响区显微组织结构.

(a) 未安装温控装置

(b) 散热板温度为25 ℃

图7 不同散热板温度下Mn13钢侧焊缝边界处热影响区的热循环曲线

3 试验分析与验证

为了验证有限元模拟分析所得出的结论,设置两组焊接试验,采用熔化极惰性气体保护焊.第一组为未安装温控装置的普通对接焊,Mn13钢板为常温(25 ℃),45钢板预热至200 ℃;第二组安装温控装置,Mn13钢侧散热板温度为25 ℃,45钢侧加热板温度为200 ℃,温度场基本稳定后进行对接焊.图8为Mn13钢侧热影响区的光学显微图像,对比图8(a)与图8(b)可以看出:未安装温控装置的焊接试样未完全混合区较宽,安装温控装置的焊接试样未完全混合区明显变窄,这也证明了在温控条件下对接焊具有积极意义;未安装温控装置的焊接试样热影响区晶粒明显长大,而安装温控装置的焊接试样热影响区晶粒细小,相对于基体部分,晶粒尺寸变化不大.试验验证与有限元模拟分析的结果是一致的.

(a) 未安装温控装置

(b) 散热板温度为25 ℃

为了探究Mn13钢侧热影响区是否有脆硬相析出,对在两种工艺条件下获得的焊接试样进行纳米压痕测试,测试区域为焊缝边界处的热影响区.通过分析两个焊接试样的微观力学性能,得到了150 μm×150 μm区域内纳米硬度空间分布的等值线图,如图9所示.纳米压痕测试使用曲率半径为260 nm的金刚石Berkovich针尖,编程使所有凹痕穿透深度都为100 nm,相邻凹痕在垂直和水平方向上的间距为10 μm.由图9可见,未安装温控装置的焊接试样中出现了一些纳米硬度超过4.1 GPa的硬点,而安装温控装置的焊接试样纳米硬度分布均匀,无硬点出现.这说明在温控条件下脆硬相的析出被抑制,这与有限元模拟分析结果一致.对比图9(a)与图9(b)可以发现,未安装温控装置的焊接试样除硬点以外的其他区域平均纳米硬度较低,这可能是由于脆硬相析出和晶粒变粗的缘故.通常Mn13加热后析出的脆硬相为碳化物,碳化物的析出会引起其余部分含碳量减少,进而导致对应区域纳米硬度降低.

(a) 未安装温控装置

(b) 散热板温度为25 ℃

4 结论

1) 通过安装温控装置优化45/Mn13异种钢焊接件中Mn13钢侧热影响区的焊接热循环,进而成功抑制Mn13钢侧热影响区晶粒长大与脆硬相的析出;

2) 有限元模拟结果显示,在安装温控装置条件下,焊接开始时稳态温度场的渐变区位于焊缝区域,随着Mn13钢侧散热板温度的降低,渐变区宽度基本不变,温度梯度逐渐增大,焊接过程中熔池尺寸比未安装温控装置的焊接熔池的大,随着散热板温度的降低,熔池尺寸基本不变;

3) 通过有限元模拟发现,未安装温控装置条件下,Mn13钢侧焊缝边界处热影响区焊后冷速逐渐减小,且长时间维持在400 ℃以上,安装温控装置后温度达到峰值后迅速降低,400 ℃以上持续时间不超过3.4 s,但单纯降低散热板温度对Mn13钢侧热影响区热循环影响不大.