手工电弧焊在Fe3Al金属间化合物表面外文翻译资料

 2022-10-08 11:48:27

Article

Journal of Materials Science

February 2008, Volume 43, Issue 4, pp 1480-1485

First online: 12 December 2007

A study of microstructure and phase constitutions of the Cr–Ni surfacing layers deposited on Fe3Al intermetallic by SMAW

Haijun MaAffiliated withKey Lab of Liquid Structure and Heredity of Materials, Ministry of Education, Shandong University ( South Campus) Email author

, Yajiang LiAffiliated withKey Lab of Liquid Structure and Heredity of Materials, Ministry of Education, Shandong University (South Campus)Material Science Department, Bauman Moscow State Technical University

, S. A. GerasimovAffiliated withMaterial Science Department, Bauman Moscow State Technical University

, Juan WangAffiliated withKey Lab of Liquid Structure and Heredity of Materials, Ministry of Education, Shandong University (South Campus)

10.1007/s10853-007-2331-1

Copyright information

Abstract

Three different Cr–Ni alloys were deposited on the surface of Fe3Al intermetallic by shielded metal arc welding (SMAW) to investigate the weldability of this material. The microstructure, phase constitutions, and fine structures of Cr–Ni surfacing layers were analyzed via metalloscope, SEM, XRD, and TEM. The results indicated that the Fe3Al/Cr–Ni joint shows no cracks when Cr25–Ni13 alloy was deposited. The surfacing layer consisted of austenite (A), pro-eutectoid ferrite (PF), carbide-free bainite (CFB), lath martensite (LM), and little acicular ferrite (AF). Phase constitutions of the joint included Fe3Al, FeAl, gamma;-(Fe,C), gamma;-(Fe,Ni), NiAl, and Ni3Al. The lattice orientation for CFB between alpha; and gamma; phases was (110)alpha;//(111)gamma;. Typical LM was composed of interlayer-carbide and alpha; ferrite of 400 nm in length and 40 nm in width.

Introduction

Fe3Al intermetallic exhibits excellent resistance to oxidation and corrosion, as well as creep resistance at high temperature, low density, and low raw material cost. It is hoped to be a new type of structural material in the aviation, petroleum, and power industries [1–4]. However, Fe3Al is very brittle and sensitive to hydrogen brittleness to suffer cold cracks during welding [5, 6]; in addition, the high linear expansion coefficient and low coefficient of thermal conductivity make it easier to produce larger residual stress to induce hot cracking [7, 8]. Therefore, solving the welding issue of Fe3Al is the key to promote its application. Fe3Al intermetallic was successfully bonded by means of vacuum diffusion bonding [9], electronic beam welding, and plasma welding. But the costly equipments, complex technologies, and the size restriction to the workpiece impede the commercial application of these welding methods for Fe3Al.

Some researchers deposited Fe3Al intermetallic on the stainless steel surface after 500 °C pre-heating the matrix and 700 °C postweld heat treatment [10]. However, it would be extremely significant to accelerate its application if the welding for Fe3Al via common welding technique at room temperature can be achieved. Therefore, the welding materials must be selected correctly. In this article, Cr–Ni alloys series with excellent anti-crack performance were used as the welding materials to investigate the technological weldability of Fe3Al. The microstructure, micro-phase constitutions, and fine structures of the surfacing layer were studied to determine optimum Cr–Ni alloy and suitable shielded metal arc welding (SMAW) parameters. And an untextured fusion zone with no cracks was expected. This will provide an important experimental and theoretical basis for accelerating the application of Fe3Al intermetallic as the engineering materials.

Materials used in the test were Fe3Al intermetallic plates and a series of Cr–Ni alloy bars. Fe3Al was melted by the vacuum induction furnace and then fabricated into plates by the hot rolled technology, whose compositions and thermo-physical properties were shown in Table 1. The compositions and mechanical properties of three Cr–Ni alloys were shown in Table 2.

Table 1

Compositions and thermo-physical properties of Fe3Al intermetallic

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手工电弧焊在Fe3Al金属间化合物表面

沉积铬镍堆焊层的组织和相组成研究

2008年2月，第43卷，第4期，第1480至1485年 首次在线：2007年12月12日

材料科学杂志

* 马海军 材料液态结构及其遗传性的重点实验室，教育部，山东大学（南校区）

* 马亚江 材料液态结构及其遗传性的重点实验室,教育部，山东大学（南校区）,材料科学系，鲍曼莫斯科国立技术大学

* S. A.格拉西莫夫 材料科学系，鲍曼莫斯科国立技术大学

* 王娟 材料液态结构及其遗传性的重点实验室，教育部，山东大学（南校区）

摘要

为了研究这种材料的可焊接性，通过屏蔽金属的焊接，三种不同的铬镍合金沉积在铝化铁金属间化合物的表面上。通过金相显微镜、SEM、XRD以及TEM，我们分析了铬镍堆焊层的微观结构，相组成以及精细的结构。结果表明：当Cr25–Ni13合金沉积时，所述的Fe3Al和铬镍接头并没有显示裂缝；并且堆焊层是由奥氏体（A）、先共析铁素体（PF）、无碳化物贝氏体（CFB）、板条状马氏体（LM）和小针状铁素体（AF）所组成的。当然，Fe3Al和铬镍接头的相组成包括Fe3Al、FeAl金属、gamma;-（Fe，C）、gamma;-（铁，镍）以及NiAl、Ni3Al金属。另外，对于alpha;相和gamma;相之间得无碳化物贝氏体（CFB）的晶格取向为（110）alpha;//（111）gamma;。典型的板条状马氏体（LM）是由中间层碳化物、长度400纳米、宽度100纳米的alpha;铁素体组成。

介绍
首先，铝化铁金属化合物展现出了它的良好的抗氧化性和耐腐蚀性，以及在高温下的抗蠕变性、低密度、和原料成本低等众多优点。因此人们希望它能成为在航空、石油和电力行业[1-4]的新型结构材料。然而，铝化铁金属是非常脆的，并且对于氢脆和在焊接期间遭受冷裂纹是非常敏感的[5,6]。此外，高的线膨胀系数和热导系数低使其更容易产生较大的残余应力以诱导热裂化[7,8]。因此，解决铝化铁在焊接方面的问题是推广其应用的关键所在。实验中铝化铁金属成功通过真空扩散接合的装置、电子束焊接和等离子焊接来接合[9]，但昂贵的设备、复杂的技术并且对工件大小的限制妨碍对Fe3Al金属这些焊接方法的商业应用。
一些研究人员研究了经过500℃下预加热基体和700℃的焊后热处理[10]沉积在不锈钢表面上的铝化铁金属间化合物。然而，如果能在室温情况下通过相同的焊接技术实现铝化铁的焊接，这对于加快其推广的步伐将具有非常重要的意义。因此，对铝化铁进行焊接时必须正确地选择焊接材料。在这篇文章中，为了调查铝化铁的技术可焊性，具有优良的抗裂性能的铬镍系列合金被用作焊接材料。实验中我们对微观结构、微相的构造以及堆焊层的精细结构进行了研究，以确定最佳的Cr-Ni合金、适合屏蔽金属手工电弧焊（SMAW）的参数。并预期得到无裂纹以及无纹理的熔合区。这对于加速Fe3Al金属间化合物的应用，为工程材料提供了重要的实验和理论依据。

试验

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在试验中使用的材料是Fe3Al金属板和一系列Cr-Ni合金棒，Fe3Al金属用真空感应炉中熔化，然后，由热轧工艺制作成板材，其组成和热物理性能在表1中示出，其组合物和三铬镍合金的机械性能在表2中示出。

首先，在焊接之前，Fe3Al金属和铬镍合金表面上的氧化膜和油污必须通过机械和化学方法除去，并且要清楚的干净，防止对后面的实验数据的准确性造成影响。然后，在室温下，三种铬镍合金分别通过手工电弧焊在铝化铁表面上进行堆焊实验，将所得的铝化铁/铬镍合金接头通过线切割的方式切成10times;10times;8立方毫米大小的方块。在实验中我们用的是在挪威生产制造并且广泛应用的主MLS2500焊机，它的焊接参数：焊接电流80 A，电弧电压20-22 V，焊接速度4.2-4.5毫米/秒，送丝速度1.2米/分钟，气体流量的进给速度大约6升/分。

铝化铁/铬镍合金接头经过研磨和抛光后，准备将其制备成金相样本。然后进行蚀刻，蚀刻溶液为HCl和HNO 3的混合溶液（3：1）。最后借助尼康AFX-A金相显微镜、JXA-840扫描电子显微镜（SEM）和H-800透射电子显微镜（TEM）等设备观察金相组织。分析该铬镍堆焊层的金相组织的形态。另外显微硬度分布和相组成分别通过微硬度计和D / MAX-RC X射线衍射（XRD）测定。

结果与讨论

铬镍堆焊层的微观结构形态

当Cr18–Ni8 和Cr18–Ni13合金沉积时，堆焊合金焊接时飞溅十分严重，并形成不良外观堆焊层，分布在熔合区的纵向和横向裂纹非常明显，参见图1A。当用CR25-Ni13合金进行试验时，几乎没有飞溅作用，得到无网纹、无裂纹的熔合区，参见图1B。并且，在熔合区呈现出两个微观层，在铝化铁基板附近形成白色的微结构层和在近堆焊层形成的黑暗的微结构层。由于较大的传热率作用，靠近熔合区的CR25-Ni13堆焊层形成了粗奥氏体和定向奥氏体（A）。

图一 Cr-Ni合金堆焊层组织特征 （一）CR18堆焊层 （二）CR25-Ni13堆焊层

当用CR25-Ni13合金进行焊接试验时，固化时的单相主delta;铁素体首先从熔池沉淀。单相初级delta;铁素体首先从熔池凝固时析出。当然同时，从主delta;铁素体到gamma;奥氏体的相变，从gamma;奥氏体到铁素体（F）中、马氏体（M）以及贝氏体（B）的转变也在持续不断发生。冷却下来之后，在室温下堆焊层的基体主要是奥氏体（A），保留了很少一部分的delta;铁素体、马氏体（M）以及贝氏体（B）分布在奥氏体晶界或晶内，参见图2。

图二 CR25-Ni13堆焊层组织特征 （一）带有更多B的CR25-Ni13堆焊层 （二）带有更多板条状马氏体（LM）的CR25-Ni13堆焊层

在CR25-Ni13堆焊层中的微观结构是非常复杂的。最开始析出的铁素体（PF）沿奥氏体（A）晶界析出，形成了铁素体网络。贝氏体（B）起源于奥氏体（A）晶界，然后继续扩展，最终平行于奥氏体晶界方向。贝氏体（B）是组成PF板的重要组织，并且很容易出现在含有Si或Al的合金中。由于Fe3A1衬底的稀释作用，在堆焊层中的Al浓度增加，从而促进了贝氏体（B）的形成。小针状铁素体（AF）和某些板条状马氏体（M）分布在一些奥氏体（A）晶界中，参见图2。

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在堆焊层的一些区域中，存在更多的贝氏体（B）和较少的板条马氏体（LM）。大量的白色块状区域是贝氏体组织（B），见图 2A。但是，在其他区域中中有更多的的板条马氏体（LM）以及较少的贝氏体（B）中，参见图2B。而贝氏体（B）和板条马氏体（LM）的数量可能与冷却速度和局部Al浓度有关。总的说来，在Al浓度更大的区域或者是冷却速度较慢的区域中，贝氏体（B）将会更多，相反，当冷却速度较快时，将会出现大量的板条马氏体（LM）。板条马氏体（LM）具有更高的强度，硬度更高，韧性更好有利于提高堆焊层的力学性能。

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Fe3A1/ CR25-Ni13接头附近的显微硬度和相组成

尽管CR25-Ni13合金能实现令人满意的沉淀，但是CR25-Ni13表面层的性能还是由显微硬度和相位组成决定的，其中显微硬度是由岛津微硬度计来测量，测试参数是：加载100 g，且加载时间10秒。靠近Fe3A1/ CR25-Ni13接头的显微硬度分布示于图3。

图三 靠近Fe3A1/ CR25-Ni13接头的显微硬度

显微硬度如图3所示，该熔融区域的宽度大约为0.1毫米，并且该熔合区的显微硬度明显低于该Fe3A1热影响区（HAZ）和CR25-Ni13堆焊层的显微硬度。这种中心低级和周围更高的硬度分布可视为低强度匹配焊接，从而保证该熔融区域的延展性以避免焊接裂纹。熔合区的平均显微硬度大约为250HV，最低为210HV。

从CR25-Ni13堆焊层一侧穿过熔合区到热影响区侧，显微硬度首先下降然后上升，参照图3。从图中我们可以明显看出，在CR25-Ni13堆焊层附近熔合区的显微硬度明显低于附近热影响区（HAZ）的显微硬度。既然熔合区的显微硬度较低，那么一些硬度较低的相很可能产生在那里。考虑到实验材料的组成，这些显微硬度更低的相很有可能是韧性更好的Ni–Al化合物，这就有必要研究Ni–Al化合物性能到底是什么样的。

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Fe3A1/ CR25-Ni13接头附近的相组成得由D / MAX-RC X射线衍射（XRD）来进一步确定。

用铜靶进行的X射线衍射分析必须满足下列条件：电压40千伏，电流40毫安。X射线衍射分析结果如图四所示。它的相组成非常复杂的。除了基础的Fe3Al和gamma;-（铁，C）分别对应于母材和堆焊层组织，还有FeAl金属，NiAl金属，gamma;-（铁，镍）和Ni3Al等相组织。

图四 靠近Fe3A1/ CR25-Ni13接头的X射线衍射结果

在Fe3Al和CR25-Ni13合金熔解的期间，铁，铝，铬，镍元素扩散并混合以诱导一系列化学反应，以产生一些新的相。其中在铝浓度较高的地方形成FeAl ，镍 - 铝化合物，即Ni3Al 和NiAl，形成与否取决于Ni和Al含量，其中值得一提的是Ni3Al金属具有优良的室温韧性和更低的硬度。对应于Fe3A1/ CR25-Ni13接头附近的显微硬度分布状态，这是在熔合区形成的镍铝化合物。而且Ni3Al金属的存在能够迁移脆性，以确保熔融区域有足够的韧性，以避免焊接裂纹。 所以Ni3Al金属的形成对于在室温下的Fe3Al焊接是非常重要的。它提供了改善的Fe3Al的焊接性技术的新途径。

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CR25-Ni13堆焊层的TEM分析

为进一步明确各组成相的细微结构，从CR25-Ni13堆焊层切薄一些的薄片用TEM和电子衍射分析。TEM形态，电子衍射图和指数示意图显示在图。图5和6。

图五 无碳化物贝氏体（CFB）的精细结构 （a）是TEM的形态。 （b）电子衍射图案。 （c）示意指数图。

图6 板条马氏体（LM）的精细结构。 （a）是TEM的形态。 （b）电子衍射图案。 （c）示意指数图

我们可以在图五中看到在有alpha;相内存在大量的位错，因此形成了位错聚集带；相反，在gamma;相只有很少的错位。图5c为我们展示了alpha;，gamma;相的电子衍射图案的组合索引图，所选区域中轴线上依次为Balpha;=[111]和Bgamma;=[211]。 alpha;和gamma;相之间的晶格取向为（110）alpha;//（111）gamma;，对应于特殊取向关系N-W。因此，选择用于电子衍射图案的相为无碳化物的贝氏体（CFB），如图2所示。alpha;相核和沿着某些习惯平原长大111}gamma;的gamma;相。这些相组成子晶体结构，没有任何明显的脆化相和微缺陷，如孔和裂纹。

图6在为我们展示了透射电镜形态和典型的板条状马氏体（LM）相应的电子衍射图案。

图中选中的区域轴是Balpha;=[111]，其中平行排列的黑色带状结构是长400纳米，宽40纳米alpha;铁素体；此外，alpha;铁素体之间的白色夹层是碳化物偏析，alpha;铁素体和层间碳化物构成板条状马氏体（LM）。由于板条状马氏体（LM）的存在使得工件具有优异的机械性能，所以可以提高Fe3A1/ CR25-Ni13接头的裂纹抗性。

结论

（1）当CR25-Ni13合金被用作堆焊材料时，Fe3A1/ CR25-Ni13接头显示没有裂缝，并且可以获得精细的微观结构，还有熔合区似乎形成两个不同的微结构的层。手工电弧焊 SMAW的参数：在室温下焊接，焊接电流80 A，电弧电压20-22伏，焊接速度4.2-4.5毫米/秒，送丝速度大约为1.2米/分钟，气体流量约6升/分钟。

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（2）CR25-Ni13堆焊层是由奥氏体（A）基体、先共析铁素体（PF）、无碳化物贝氏体（CFB）、板条马氏体（LM）、和小针状铁素体（AF）组成的。 其中贝氏体（B）和板条状马氏体（LM）的含量与冷却速度和合金元素的浓度直接相关。无碳化物贝氏体（CFB）的晶格取向是（110）alpha;//（111）gamma;。典型的板条状马氏体（LM）是由层间碳化物和长度为400nm，宽度为40nm的alpha;铁素体所组成。而这种马氏体在改善Fe3A1/ CR25-Ni13接头裂纹抗性方面是有利的。

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（3）在焊接过程中，铁、铝、铬镍元素一直在不断地混合并且扩散，由此产生了一些新的相组织，除了Fe3Al和gamma;-（铁，C）这两个基本相组织外，还包括FeAl、NiAl和gamma;-（铁，镍）等新的相。在熔融区域形成的Ni3Al金属是能够降低脆性和确保足够的韧性和熔融区域的低硬度以防止焊接裂纹。

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致谢

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该项目由中国国家自然科学基金（50375088）和山东省（2006BS04004）的博士点基金，山东省科技发展计划（2007GG10004016）赞助。

参考文献

1、Fair GH, Wood JV (1994) J Mater Sci 29:1935. doi:​10.​1007/​BF00351317 剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料

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Compositions (wt.%)

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Cr

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