20MnSiV Ⅲ级钢筋焊缝和热影响区拉伸脆性断裂的分析

分析了Φ32mm20MnSiVⅢ级钢筋搭接焊试样拉力试验断口—焊缝和热影响区脆性断裂。断口处HV硬度试验和扫描电镜观察表明，焊缝和热影响区存在大量魏氏组织和贝氏体,马氏体是拉伸脆性断裂的主要原因，夹杂物向晶界偏聚导致沿晶脆性断裂，小热量输入多道焊接可改善热影响区的组织和韧性。     

X65管线钢带状组织对焊接性能的影响

研究了X65管线钢不同级别带状组织对焊接接头的显微组织和力学性能的影响.试验结果表明,焊接接头焊缝处有典型的焊缝组织贝氏体,热影响区含有少量的魏氏体、珠光体、晶内成核铁素体和多边形铁素体组织,焊接接头的拉伸断裂部位在焊缝处;带状组织越严重,焊接后的钢板强度和韧性均变差,因此在X65管线钢生产中要严格控制带状组织的形成.     

K-TIG焊接中厚板的工艺窗口改进

针对穿孔深熔氩弧焊(K-TIG)工艺焊接8 mm厚Q235低碳钢板时焊接过程不稳定、焊接工艺窗口小等突出问题,首次提出在焊接工件背部铺加保护焊剂的方法改善焊接过程。采用对接焊的方式,在不开坡口、焊接过程不添加焊丝的情况下,达到单面焊双面成形的效果。最终成功的采用430～480 A范围内的直流电流对8 mm厚的Q235低碳钢进行了焊接,将焊接电流窗口扩大到50 A同时也显著的提高了焊接过程的稳定性。同时,在扩大焊接电流窗口之后,系统研究了不同焊接电流下焊接接头的组织性能。研究结果表明:在不同焊接电流下得到的焊接接头中,组织分布以及力学性能分布呈现出相同的状态。焊缝区的组织均由铁素体+珠光体+魏氏组织组成;熔合区由魏氏组织组成;热影响区由铁素体+少量的珠光体组成;此外随着焊接电流的增加,焊接接头背部的熔宽有略微增加;在焊接接头中,熔合区处硬度值最高,其次是焊缝区,之后是热影响区,母材的硬度值最低;焊接接头最终的拉伸断裂位置是在热影响区处。      

水电站座环用特厚钢板S500Q-Z35焊接性能研究

根据265 mm厚S500Q-Z35钢板的化学成分,评估冷裂敏感性和再热裂倾向,并对钢板进行Z向窗形层状撕裂试验和T型接头模拟件焊接试验,试验未发现裂纹。按美国ASME标准进行焊接工艺评定,可焊接的最大厚度为350 mm。气体保护焊GMAW和手工焊SMAW焊接后母材组织为粒状贝氏体+索氏体+少量铁素体,热影响区靠近母材区域为索氏体组织,近焊缝区为板条马氏体,并有网状析出物,焊缝区组织为针状铁素体+网状、半网状的先共析铁素体。     

Q235B焊管开裂原因分析

针对碳素结构钢Q235B在制作焊管过程中出现裂纹的问题,通过断口宏观检查、断口微观分析、化学成分分析、金相组织检验、非金属夹杂检测等方法分析开裂的原因。结果表明:焊接过程中形成焊接方向应力集中是焊管断裂的主要原因。焊接过热区出现的异常粗大魏氏组织,导致焊缝脆化,促进了焊管的断裂。     

厚规格船板钢拉伸断口分层的原因分析

针对莱钢厚规格船板钢DH36拉伸试样表面出现麻点、裂纹,拉伸断口分层,断后伸长率低的问题,利用低倍、金相及扫描电镜等分析手段,对问题试样的显微组织及断口情况进行分析。结果表明,钢板中心部位碳和合金元素偏析及夹杂物在晶界处析出导致的带状组织、魏氏组织及微裂纹是断口分层的主要原因。制定合适的加热温度,减小成分偏析,抑制心部魏氏组织,可减缓这种分层现象。     

天车吊钩断裂失效分析

吊钩在使用过程中断裂,采用金相显微镜和扫描电镜等对吊钩断裂件进行了观察和分析。结果表明,吊钩断裂部位由3块钢板焊接而成,焊缝区域有较多的未熔合和未焊透等焊接缺陷,焊缝区域组织有粗大的魏氏组织存在;分析认为焊缝区域的焊接缺陷处萌生裂纹,粗大的魏氏组织导致吊钩的综合力学性能下降,在天车起吊重物的应力作用下导致裂纹扩展至断裂。     

Q345B热轧带钢冷弯开裂成因分析

针对热连轧厂生产的Q345B冷弯型钢用钢带在生产矩形管过程中出现的焊缝开裂、热影响区压扁开裂和弯曲弧开裂问题,通过对Q345B带钢成分、组织、夹杂物、气体、硫偏析等检验、分析以及对焊接工艺研究,得出焊接工艺不合理是造成焊缝开裂和热影响区压扁开裂的主要原因;原料中夹杂物多、带钢中存在的孔洞(或微裂纹)是造成弯曲弧开裂的主要原因。通过改进焊接工艺、减少钢中硫含量和提高钙处理效果等提高了矩形管合格率。     

汽车车轮钢闪光对接焊成形开裂失效分析

对闪光对焊成型开裂失效的汽车车轮钢试样进行化学成分、显微组织、夹杂物SEM和焊接工艺分析。结果表明,开裂失效的汽车车轮钢化学成分符合标准要求,开裂试样焊缝区微观组织为F+P+B+W,断口为脆性和塑性开裂混合断口,汽车车轮钢闪光对接焊成型开裂的主要原因是焊接时工艺参数控制不合理、焊缝处存在非金属夹杂物、焊缝处组织粗大、组织不均匀,存在魏氏组织也会引起开裂,提出了预防措施。     

新型工程机械用Q550钢气保焊性能研究

采用Φ1.2mm的WH70-G的实芯气保焊丝对16mm厚的新型Q550D钢板进行富氩气体保护对接焊,针对焊接接头分析了显微组织,进行了拉伸、弯曲、冲击、硬度等力学性能检测。接头断面上没有发现气孔、夹杂、裂纹等明显缺陷,焊缝区组织为针状铁素体+先共析铁素体,热影响区粗晶区组织为粒状贝氏体;接头抗拉强度达到760 MPa,断裂位置均位于母材,D=3a,180°冷弯试验合格,接头塑性良好,焊缝、熔合线、热影响区-20℃冲击功均大于47J。表明所采用不预热的焊接工艺能够满足Q550D钢的焊接技术要求。     

08MnNiVR储油罐钢模拟焊接热影响区组织与韧性研究

利用焊接热模拟、示波冲击韧性和光学金相试验,研究了不同焊接热循环对鞍钢08MnNiVR储油罐钢板热影响区组织与性能的影响。试验结果表明,08MnNiVR钢板粗晶区在低热输入时具有很高的韧性且组织以粒状贝氏体为主,随着热输入的增加,组织向块状铁素体和珠光体转变,粗晶区的裂纹扩展功降低,韧性恶化。     

TA1中厚板电子束焊接头疲劳裂纹扩展速率研究

针对厚度为30 mm的TA1工业纯钛试板开展电子束焊接试验。通过对焊接接头的母材、热影响区和焊缝进行微观组织及维氏硬度测试,分析焊接过程对TA1材料组织及性能的影响。将疲劳裂纹扩展特性与接头各区域组织相结合,论述微观组织分布差异对焊接试样宏观裂纹扩展路径及裂纹扩展速率的影响。结果表明:与TA1母材相比,电子束焊接头焊缝及热影响区具有更高的疲劳裂纹扩展抗力,导致疲劳裂纹扩展路径发生偏折并最终偏向母材。与具有等轴α相的母材相比,电子束焊接过程中生成的锯齿α及α柱状晶对疲劳裂纹扩展具有阻碍作用。在应力比为0.1的试验条件下,焊缝处的疲劳裂纹扩展速率最低,热影响区其次,母材最高。     

高强管线钢焊接裂纹产生的原因及控制

高强管线钢焊接热影响区(HAZ)受焊接热循环影响,韧性降低,成为焊接接头的薄弱位置.由于焊接粗晶区粗大晶粒及焊趾处产生的应力集中,裂纹通常起源于焊趾处靠近熔合线的热影响区粗晶区.夹杂物与基体界面处、MA岛与基体界面处、存在MA岛的晶界以及MA岛内部是裂纹形核的主要位置.裂纹沿着晶界扩展,或从晶粒内部穿过,或沿着基体与夹杂物之间的缝隙扩展.控制焊接热输入减少MA岛数量、细化奥氏体晶粒及利用氧化物冶金的方法促进晶内形核铁素体的生成,有助于提高焊接热影响区粗晶区韧性.     

氩弧焊焊接18Ni马氏体时效钢(250)薄板焊接接头的组织和力学性能研究

采用氩弧焊对3 mm厚的18Ni马氏体不锈钢(250)薄板实施焊接,并针对获得的焊接接头的表观质量、显微组织和力学性能进行了分析研究.结果表明,焊接试样的焊缝宽度约6mm,焊缝组织由等轴晶、柱状晶、树枝晶和逆转变奥氏体构成;熔合区是焊缝区与热影响区的过渡区域,宽度很窄;热影响区主要分为HAZ1(黑色区域Ⅰ)、HAZ2(...     

Ca系氧化物冶金工艺对夹杂物及组织的影响

基于实验室数据,研究了Ca系氧化物冶金工艺中Ca含量对大线能量焊接热影响区夹杂物和组织的影响。与传统工艺相比,Ca系氧化物冶金工艺微米夹杂物的密度增加,平均尺寸减少,纳米夹杂物密度增加60%,平均尺寸减小25%,热影响区组织由传统工艺的粗大原奥氏体晶粒和魏氏组织为主转变为细小原奥氏体晶粒和晶内针状铁素体为主。随着Ca质量分数从4×10-6增加到27×10-6,微米夹杂物密度增加而尺寸变化不大;纳米夹杂物的密度增加尺寸变小。采用Ca系氧化物冶金工艺的50 mm厚板,大线能量焊接热影响区低温韧性提高到原来的4倍。     

桥梁钢Q420qD焊接热影响区组织性能研究

桥梁钢Q420q要求同时具有优异的强韧性和良好的可焊性,焊接热影响区(HAZ)的显微组织和性能直接影响构件焊接接头质量。20 mm厚度控轧控冷型Q420qD钢板在不进行焊前预热和焊后热处理条件下进行焊接试验,并针对其焊接热影响区的组织和性能展开分析研究。结果表明:当焊接线能量为15 kJ/cm时,焊接接头的力学性能达到国家标准;焊接接头各区域断口均由韧窝组成,呈现韧性断裂形貌;-20℃冲击功≥279 J,超过国家标准要求值;焊接接头区域未出现明显的软化、硬化现象;焊缝显微组织以针状铁素体为主,能有效阻碍裂纹扩展;熔合线显微组织包含粒状贝氏体、侧板条铁素体、针状铁素体和多边形铁素体;粗晶区的显微组织为粒状贝氏体、板条贝氏体、针状铁素体及少量多边形铁素体的混合组织;细晶区的显微组织为大量多边形铁素体、珠光体及少量渗碳体。     

Q550D高强度钢板组织及焊接性能分析

包钢通过成分优化和轧制工艺的优化研制了工程机械用高强度钢Q550D。通过热影响区最高硬度、插销试验、斜Y坡口焊接裂纹试验对Q550D高强度钢的焊接性能进行分析,研究结果表明:Q550D钢板热影响区最高硬度(HV10)为297。插销试验结果表明,在中等拘束条件下,采用HS-70焊丝焊接20 mm厚Q550D钢板,不预热没有裂纹的产生。同时斜Y坡口焊接裂纹试验表明对于20 mm厚Q550D钢板,在不预热条件下焊接,两组试样表面裂纹率和断面裂纹率均为零。     

管20钢焊缝开裂分析

通过对焊管理化检测及断口分析,确认了焊缝是由于钢中存在有大量的MnS夹杂物,在经高频焊接时焊缝区、熔合区形成较多球状MnS夹杂、大块状铁的氧化物及硫氧复合型夹杂物的同时也产生了裂纹,热景簪存有大量MnS夹杂物,在应力作用下又产生裂纹。另外,由于焊接质量等因素的影响使熔合区内的氧难以被有效排出,最终在焊缝区形成较大裂纹（或未熔透）和较大块状的氧化物夹杂、硫氧复合型夹杂,从而导致裂纹的产生及氧化。     

08MnNiVR(B610E)高强度调质钢板的焊接性能

时32mm厚08MnNiVR(B610E)高强度调质钢进行了全面的焊接试验研究.测定了模拟焊接热影响区连续冷却转变(CCT)图,分析了不同冷却速度下的模拟焊接热影响区组织变化;钢板在不预热条件下,焊接热影响区最高硬度为HV327;钢板在焊前预热75℃时,斜Y坡口试验未发现焊接冷裂纹;在平板对接反面拘束裂纹试验和斜Y型坡口焊接裂纹试样sR(Residual-stress relief)处理模拟再热裂纹试验中,没有发现再热裂纹发生.试验结果表明:08MnNiVR(B610E)高强度调质钢具有良好的抗冷裂纹和抗再热裂纹的能力.     

NM450耐磨钢焊接裂纹产生原因探析

针对中厚耐磨钢板NM450焊接过程中产生的裂纹缺陷,采用夏比冲击试验机、布氏硬度计、金相显微镜、扫描电镜、第四代夹杂物自动分析仪等手段,对裂纹处试样进行力学性能检测、裂纹组织形貌观察、非金属夹杂物类型、数量以及尺寸分布统计.结果 表明:裂纹处试样中的非金属夹杂物与正常NM450钢板中的类型一致;钢板在经过冷变形后,变形...