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厚规格汽车桥壳用钢的焊接性能*

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发表于 21-8-2007 21:47:17 | 显示全部楼层 |阅读模式

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随着我国汽车工业的发展,对汽车用钢的要求越来越高,然而目前国内尚无成型的用于汽车桥壳方面的专用钢种.为填补国内这项空白,由冶金部、上海宝钢及东北大学共同研究开发了几种厚规格桥壳钢.本文主要研究了厚规格汽车桥壳钢焊接性能,且考查了微合金元素对其焊接性能的影响.1 试验方法
  试钢由宝钢提供,采用100kg非真空感应炉熔炼,经锻造后采用控轧控冷工艺,轧成8mm和14mm厚的钢板.试钢的化学成分见表1.其中A1,B1,D1为第一批试钢,A2,B2,D2及E2为第二批试钢.
表1 试钢的化学成分(质量分数)  %
钢种CSiMnSPNbAlTiBMo
A1钢0.050.181.65<0.014<0.0050.0160.041
B1钢0.060.121.63<0.013<0.0050.0110.0490.016
D1钢0.060.151.59<0.011<0.0050.0140.0470.0180.0019
A2钢0.110.151.33<0.015<0.0050.0420.018
B2钢0.080.141.64<0.012<0.0050.0330.0470.019
D2钢0.080.181.66<0.009<0.0050.0350.0460.0160.0019
E2钢0.090.121.62<0.011<0.0050.0340.0490.0190.21
   试钢于某汽车车桥厂按现场工艺条件进行CO2气体保护焊,其工艺参数为:电压22~24V,电流为200A,走丝速度20cm.min-1,线能量13.8kJ.cm-1,焊丝材料08Mn2Si,焊丝直径1.2mm,不预热.
  焊接热模拟试验是在中国科学院沈阳金属研究所Gleeble-1500型热模拟机上进行的,峰值温度tm分别为:1300,1200,1080℃.τ8/5分别采用经验公式和线算图法进行对照[1]确定为30s.
  本文亦采用国际焊接学会推荐的插销试验来评定试钢的冷裂敏感性,另外对试验钢焊后的性能进行了测定,并对组织进行了金相及电镜观察.
2 结果及分析
2.1 试钢焊后的性能及组织
  试钢焊后及母材的拉伸性能见表2.

表2 试钢力学性能
状 态厚度/mmσs/MPaσb/MPaδ/%σs/σb
A1横向焊8380457270.83
A1纵向焊8350430280.81
A1母材8400470360.84
B1横向焊8371442290.84
B1纵向焊8364451320.81
B1母材8390465340.84
D1横向焊14369448250.82
D1母材14380485320.78
B2横向焊8479547210.87
B2母材8476558240.85
D2横向焊8460541190.85
D2母材8470570250.82
E2横向焊8485547180.88
E2母材8505585220.86
E2横向焊14512600190.85
E2母材14510610260.84
   由表2看出:试钢A1,B1,D1焊后的拉伸性能及母材性能均高于BS440HP(σs=290MPa,σb=440MPa);试钢B2,D2,E2焊后性能及母材性能均高于B510L(σs=350MPa,σb=510MPa)性能.拉伸后断口均断在母材区域,表明试钢在强度设计及焊接性能上已达到预定要求.比较横纵向性能看出,性能差小于30MPa,说明试钢焊后性能对方向性不明显,且焊后强度降较小,试钢屈强比分别在0.81~0.84,0.85~0.88之间且塑性较好,表明适合冷冲压成型,故试钢可替代BS440HP及B510L用作桥壳钢种.试钢焊接部位的金相组织见图1所示.
图1 试钢A1焊接部位组织
(a)—焊缝;(b)—熔合区;(c)—细晶区;(d)—母材.
  由图1看出,其组织属典型的低合金钢焊接组织[2,3].
  焊缝处:白色先共析铁素体沿柱状晶分布,无碳贝氏体沿晶界向晶内平行生长,晶内有针状铁素体和粒状贝氏体;
  熔合区:左侧为焊缝组织,右侧为过热区组织,即非等轴铁素体,少量针状铁素体、粒状贝氏体和珠光体;
  细晶区:即完全正火区,经相变重结晶后,组织为细等轴先共析铁素体及少量细珠光体;
  母材:铁素体及少量珠光体,组织仍有热轧后的带状特征.
  各试钢相应部位的组织与图1基本相同,但随Nb,Ti,B复合加入晶粒明显细化.分析认为,母材晶粒细化与铌、钛复合加入阻止形变奥氏体再结晶细化有关.而过热区及焊缝的晶粒细化则与铌、钛碳化物阻止焊接过热引起的奥氏体晶粒长大有关,从而明显细化焊缝组织,提高焊后性能.
  金相观察发现焊缝处及热影响区都没有出现马氏体组织,分析其原因有:
  (1) 试钢的碳当量Ceq值较低,故淬透性低.碳当量按文献[4]中的公式(9)计算.A1,B1,D1试钢的碳当量分别为0.393,0.395,0.389.
  (2) 参比试钢D1的CCT曲线[5]可以看出试钢焊后冷却要转变成马氏体是很困难的,由曲线可知其τ8/5<5s尚无马氏体相变.
  (3) 试钢中微合金元素Nb,Ti等加入后,在焊接条件下,由于加热速度快,高温停留时间短,故合金元素不能充分溶入奥氏体中,因此降低了淬硬倾向[6],且稳定的微合金碳、氮化物阻止了奥氏体晶粒粗化而降低了淬透性.总之,由于热影响区及焊缝区不出现马氏体组织,故排除了热影响区因马氏体脆化及回火脆化倾向,且由于微合金元素的加入阻止了热影响区晶粒长大,故晶粒长大脆化倾向低.试钢中微合金元素Ti,Al等的加入,可减轻N,C和S产生的不利影响,从而也减少了时效脆化倾向.
2.2 试钢焊接部位硬度测定
  试钢A1,B1,D1的焊接部位硬度分布如图2所示.由图2可知,试钢焊缝处硬度最高,随与焊缝的距离增加,硬度逐渐降低,三个钢种硬度曲线变化规律基本相同.试钢A1,B1和D1焊缝处硬度分别为180,190和210.而母材硬度分别为125,135和178.各试钢硬度梯度差较小且焊缝硬度远低于HV400,表明无脆化倾向.
图2 试钢焊区的硬度分布曲线
—A1;●—B1;○—D1.
  试钢母材硬度及热影响区(HAZ)硬度随碳量增加而增高.当碳量增加到0.09%时,HAZ硬度增加到180,试钢的碳当量增加到0.42,趋于碳当量的临界值.如再增加碳量,焊接性能可能变差.
2.3 试钢焊接热模拟分析
  选取A1,B1两种试钢及三个不同的峰值温度进行热模拟试验,并进行了热模拟性能测定与组织观察,结果如表3,图3所示.
表3 热模拟试钢的性能
试 样tm/℃τ8/5/sσb/MPaδ/%
A1钢1#13003054419
A1钢2#12003054121
A1钢3#10803055924
B1钢1#13003057319
B1钢2#12003058922
B1钢3#10803059421
 
图3 试钢tm-σb曲线
●—B1;○—A1.
  由表中数据看出试钢B1的强度比相同条件下A1钢的强度高.这一结果与实物焊硬度曲线结果相吻合.图3绘出了二种试钢峰值温度与强度关系曲线,由曲线看出,峰值温度升高,焊后强度降低,分析认为,这与微合金元素Nb及Ti碳、氮化合物随温度升高,阻止晶粒长大及沉淀强化作用的减少有关.
  组织观察可以看出,tm=1300℃,τ8/5=30s模拟后的热影响区组织与实际焊接的组织基本相同,但热模拟后各区晶粒明显细化,表明其组织细化和强度提高有较好的一致性.
  图4是试钢A1,B1的HAZ的透射电镜照片.可以看出热影响区组织中仍有一定数量的纳米级的微合金元素碳氮化物析出.有研究表明,各种微合金元素的碳氮化物溶入奥氏体的温度不同,TiC为1000℃以上,NbC为1100℃,AlN为1150℃,而TiN则大于1450℃[7]
图4 试钢HAZ析出相的电镜组织
(a)—A1钢;(b)—B1钢.
  对于试钢A1,B1,Nb或Nb,Ti的碳、氮化物一部分溶入到奥氏体内,起阻碍扩散的作用.同时自身的扩散也受到抑制,而在晶界处的未溶碳、氮化物对晶界起拖拽作用,阻止奥氏体晶粒长大.对于B1钢,由于Nb,Ti的复合加入降低了碳、氮化物的活度,增加了微合金元素的固溶度,造成低温时晶内析出物增多,更有利于抑制奥氏体晶粒长大,细化晶粒,从而起到提高热影响区强度及韧性的作用.适量的Ti,B的加入更有利于提高热影响区的韧性.
2.4 冷裂纹敏感性试验
  采用插销试验法研究试钢冷裂纹敏感性.由试钢A1,B1,D1制成的插销试样在标准条件下焊接后分别在420,440和440MPa力作用下保载24h,均未发生断裂,同时也未发生明显塑性变形.加大载荷拉断后,发现断在母材处,并未断在缺口处,且试钢影响区未出现冷裂纹,说明试钢在采用CO2气体保护焊工艺条件下的焊接热影响区性能较好.研究表明,这种低碳微合金钢热影响区不易产生冷裂纹.
3 结  论
  (1) 所开发的厚规格汽车桥壳钢焊接性能良好,模拟和测试结果表明性能达到了预定指标.
  (2) 采用tm=1300℃,τ8/5=30s条件下焊接热模拟方法研究试钢的焊接性能与实际工艺焊接结果有较好的一致性.
  (3) 微合金元素Nb及Nb-Ti-B的复合加入显著细化晶粒,并有效阻止焊接热影响区晶粒长大,是对厚规格汽车桥壳用钢的力学性能和焊接性能进行综合改善的有效途径.


该用户从未签到

发表于 25-8-2007 12:59:18 | 显示全部楼层
:handshake :handshake


该用户从未签到

发表于 15-9-2008 20:10:41 | 显示全部楼层
hao    hao


该用户从未签到

发表于 15-1-2013 16:55:52 | 显示全部楼层
很好,可能会有需要的参考
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