摘要：在自保護堆焊藥芯焊絲藥粉中加入不同含量的碳化硼（B4C）粉體獲得了不同硼（B）元素含量的堆焊層。金相組織觀察發(fā)現(xiàn)，堆焊層基體為奧氏體和馬氏體復合組織結構，晶界處斷續(xù)分布著（Mo，Cr，F(xiàn)e，Nb）2B共晶產物，通過固溶強化作用可提高堆焊層的硬度和耐磨性，但存在亞穩(wěn)定相δ-鐵素體，造成堆焊層開裂。經500 ℃時效處理后，組織中δ-鐵素體會轉變?yōu)棣?鐵素體，可有效防止堆焊層開裂，同時提高堆焊層硬度和耐磨性。粉體中碳化硼（B4C）的最佳加入量為1.5%，最高硬度值為47 HRC，相對耐磨性較不加B元素藥芯焊絲獲得的堆焊層提高3倍。使用該堆焊材料修復的截止閥使用壽命得到延長，同時具有良好的耐腐蝕性，較高的經濟價值。

關鍵詞：B元素;堆焊;藥芯焊絲;組織結構硬度;耐磨性

中圖分類號：TG407 文獻標志碼：A 文章編號：1001-2303（2020）08-0027-04

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.08.05

0 前言

截止閥是石油化工和船舶制造行業(yè)中較常見的一類閥體，主要用來控制管路中流體的流量、方向和通斷。在使用過程中，截止閥常受到海水、淡水、石油和滑油的浸蝕，加之頻繁的開關使得其表面上常出現(xiàn)麻點、凹痕等缺陷，甚至產生溝槽，導致截止閥關閉不嚴，產生泄露，發(fā)生嚴重的機械故障，給安全生產帶來隱患[1-4]。當截止閥出現(xiàn)關閉不嚴時，常用的解決措施是進行修復或更換新的截止閥。但大尺寸截止閥價格昂貴，需求量大，若頻繁更換將會給企業(yè)帶來經濟負擔，因此常采取表面堆焊的形式進行修復，延長其實際使用壽命[5-6]。例如：在截止閥表面堆焊Cr-Ni-Mo-Mn系合金金屬，通過彌散強化作用使其表面強度達到40～50 HRC，增加其耐磨性和耐腐蝕性。但這種堆焊金屬容易產生開裂，常需在堆焊前預熱500 ℃以上，因而導致堆焊修復工藝復雜化。同時，焊前預熱使得堆焊時熔池尺寸增大，溫度升高，熔池存在時間增長，導致合金元素氧化物燒損。另一方面，堆焊金屬硬度與堆焊層合金元素的成分比例和鐵素體相的含量有關，因此，預熱所造成的合金元素氧化物燒損會降低堆焊層金屬硬度[7-8]，影響其耐磨性。

同時，Cr-Ni-Mo-Mn系合金金屬堆焊凝固后會形成鐵素體和奧氏體兩相組織，亞穩(wěn)定相δ-鐵素體在隨后的時效過程中轉變?yōu)棣?鐵素體[9-10]。因此，當截止閥在高溫工作介質中長期服役時，由于亞穩(wěn)定相δ-鐵素體轉變?yōu)棣?鐵素體，而σ-鐵素體的熱硬化性會導致堆焊層開裂，從而產生危險。若能夠在堆焊層金屬中加入一定比例的鐵素體和奧氏體形成元素，則可增加δ-鐵素體在堆焊層中的穩(wěn)定性，但需要精確保證堆焊的時間、溫度和熱處理工藝，不便實際操作。并且即使采取這樣的工藝措施也不能顯著提高堆焊層的耐磨性。有學者研究發(fā)現(xiàn)[11-12]，在Cr-Ni合金堆焊層中加入硼（B）化物將會顯著提高堆焊層力學性能，但有關硼元素（B）元素對彌散強化的Cr-Ni-Mo-Mn系合金金屬堆焊層耐磨性影響方面的研究還未見相關報道。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

采用軋拔法自制藥芯焊絲，鋼帶為寶鋼產SPCC鋼，尺寸為15 mm×0.3 mm。先將鋼帶清洗、烘干去除表面灰塵、油污后，經導絲輪引導進入軋絲機，在軋絲機中鋼帶經多次軋制并加入預先自制藥粉，逐漸由U形變?yōu)镺形，初次軋制后的鋼帶直徑為3.2 mm。然后將初次軋制的鋼帶導入拉絲機中經多次拉拔減徑，最終得到2.4 mm成品藥芯焊絲。自制藥粉由金屬鉻、鎳粉、電解錳、鉬粉、鈮鐵，碳化硼、硅鐵、鈦鐵和鐵粉等配制而成。藥粉配置好后放入球磨機中研磨數(shù)小時，以保證粉體粒度在80目～100目之間，取出150 ℃烘干2 h備用。

為研究B元素對堆焊層耐磨性的影響，在粉體配置時改變碳化硼（B4C）的加入量，其余金屬粉加入量在小范圍內保持不變，以鐵粉含量變化用作配比，具體含量如表1所示。

1.2 試樣制備

試驗用鋼板為Q345，尺寸為300 mm×100 mm×15 mm。焊前用角磨機打磨待堆焊一側至露出金屬光澤，并用丙酮酒精溶液進行清洗，吹干。堆焊采用MIG焊，直流反接明弧焊接，氬氣保護，焊接電流為250～270 A，電弧電壓28～32 V，堆焊速度90 cm/min，層間溫度控制在120 ℃以下，干伸長10～15 mm，堆焊層厚度在8 mm以上。焊后試件在500 ℃保溫2～6 h進行時效處理。

1.3 試驗方法

焊后試樣經研磨后用腐蝕劑溶液腐蝕10～15 s，在奧林巴斯GX-51顯微鏡下進行堆焊層金相組織觀察。腐蝕劑的配比為CuSO4粉末4 g，HCl溶液20 mL，H2O溶液20 mL。用H-800透射電子顯微鏡對微觀組織進行觀察，加速電壓為100 kV。用HR-150DT硬度計和HMV-2硬度計分別對堆焊層進行洛氏硬度和維氏硬度測量，測試5點取平均值。采用MLD-10試驗機對堆焊層進行磨粒磨損試驗，選取022Cr22Ni5Mo3N鋼作為參照。

2 試驗結果和討論

2.1 堆焊層耐磨性分析

對堆焊層進行宏觀觀察發(fā)現(xiàn)，堆焊層組織比較均勻，無氣孔和裂紋等缺陷。堆焊層縱向和橫向化學成分分布比較均勻，但與藥芯焊絲成分相比有所變化。這是因為藥芯焊絲在堆焊時，由于明弧焊接導致有合金元素燒損，使得藥粉中合金元素的過渡系數(shù)降低。不同B元素含量藥芯焊絲堆焊層的硬度值和磨粒磨損對比試驗結果如表2所示。

對比表2中不同B元素含量的藥芯焊絲堆焊后的相對耐磨性，編號D3的耐磨性最佳，此時B4C加入量為1.5%。相比于未加入B元素的編號D4藥芯焊絲堆焊層，時效后編號D3藥芯焊絲堆焊層硬度值是其1.2倍，相對耐磨性是其3倍。同時，在50%硝酸酒精溶液中進行腐蝕試驗發(fā)現(xiàn)，編號D3藥芯焊絲堆焊層的耐腐蝕性最佳，腐蝕值僅為0.011 g/m2·h。

2.2 堆焊層組織分析

編號D3藥芯焊絲堆焊層金相和透射組織觀察結果如圖1所示，堆焊層為典型的復合組織結構。以奧氏體和馬氏體為基體組織，含有過飽和合金元素的固溶體組織，在原奧氏體晶界斷續(xù)分布著（Mo，Cr，F(xiàn)e，Nb）2B共晶產物[13]。這些細小彌散分布的共晶產物因含有大量的B元素而具有較高的硬度，且隨著B元素含量的增加，共晶產物增多，在晶界形成骨架結構，如圖1a所示。同時，因在藥芯焊絲藥粉中加入了大量的鐵素體形成元素，如Mn、Mo等，在堆焊層結晶過程中組織中形成了具有不同位向的亞穩(wěn)態(tài)δ-鐵素體組織，如圖1b所示。

當堆焊層金屬在500 ℃下經過2 h時效處理后，在α/δ鐵素體的相界面上亞穩(wěn)態(tài)的δ-鐵素體組織將會減少，而σ-鐵素體將會生成[14]。晶界處析出的σ-鐵素體沉淀相如圖2所示，可以看出，沉淀相邊緣平齊，呈板條狀，尺寸為250～550 nm。這是因為在堆焊層時效過程中，晶界發(fā)生遷移，在相變過程中σ-鐵素體在α-鐵素體界面上形成。經過時效處理后，與初生δ-鐵素體相比，σ-鐵素體與α-鐵素體晶體結構更為相似，因此更加穩(wěn)定。δ-鐵素體向σ-鐵素體轉變?yōu)榈湫偷那凶冃拖嘧?，所需相變激活能小?/p>

另外，時效后堆焊層金屬硬度增加，最大值為47HRC。這是因為時效處理使得組織中存在大量細小而彌散分布的碳硼化物（Cr，Mo，F(xiàn)e，Nb，Ti）23（C，B）6和（Fe，Cr，Si）2（Mo，Ti）、（Ni，F(xiàn)e）3Ti等金屬間化合物，如圖3所示。

若在500 ℃下，堆焊層金屬延長時效時間至6 h，σ-鐵素體將會顯著長大，組織中σ-鐵素體含量也會增多。切邊相變過程中，原始剪切面繼續(xù)向前推進長大，使得σ-鐵素體板條拉長，最大板條尺寸可達1 500 nm，但仍保持透鏡狀形貌，如圖4所示。同時，板條狀σ-鐵素體周圍的成分梯度和變形程度梯度不同，阻礙了組織的球化，使得其易于向板條長度方向生長。

3 結論

（1）在Cr-Ni-Mo-Mn系藥芯焊絲粉體中加入適量的碳化硼（B4C），焊接后可獲得復雜組織結構的堆焊層。該堆焊層以奧氏體和馬氏體組織為基體，（Mo，Cr，F(xiàn)e，Nb）2B共晶產物在原奧氏體晶界斷續(xù)分布。因藥粉中加入了Mn、Mo等利于鐵素體形核的合金元素，導致亞穩(wěn)相δ-鐵素體存在于馬氏體層片間。

（2）藥芯焊絲粉體中碳化硼（B4C）的最佳加入量為1.5%，堆焊層組織中含有大量細小而彌散分布的共晶組織，硬度較高，最佳硬度值為47 HRC。較不加B元素藥芯焊絲獲得的堆焊層硬度值可提高1.2倍，相對耐磨性提高3倍。

（3）堆焊層金屬經過500 ℃時效2 h后，亞穩(wěn)相δ-鐵素體發(fā)生切變型轉變?yōu)棣?鐵素體，具有板條狀形貌，尺寸為250～550 nm。同時，在時效過程中，生成的大量細小而彌散分布的碳硼化物（Cr，Mo，F(xiàn)e，Nb，Ti）23（C，B）6、（Fe，Cr，Si）2（Mo，Ti）、（Ni，F(xiàn)e）3Ti等金屬間化合物導致堆焊層金屬硬度和耐磨性增加。

（4）藥芯焊絲粉體中加入碳化硼（B4C）不僅可以顯著提高堆焊層金屬耐磨性，同時經50%硝酸酒精溶液腐蝕試驗發(fā)現(xiàn)，堆焊層金屬具有良好的耐腐蝕性，腐蝕值僅為0.011 g/m2·h。

參考文獻：

[1] 張濤. 船用截止閥密封面修復方法[J]. 世界海運，2012，35（4）：29-30.

[2] Stepin V S，Starchenko E G，Volobuev Y S，et al. Modern surfacing materials for sealing surfaces of valves of nuclear power plants and thermal power plants[J]. Armature，2006 （2）：55-56.

[3] Wang P，Lu S P，Xiao N M，et al. Effect of delta ferrite on impact properties of low carbon 13Cr-4Ni martensitic stainless steel[J]. Materials Science and Engineering，2010（A527）：3210-3216.

[4] Liu Y，Li B，Li J，et al. Effect of titanium on the ductilization of Fe-B alloys with high boron content[J]. Materials Letters，2010（11）：1299-1301.

[5] 楊慶祥，高聿為，廖波，等. 夾雜物在中高碳鋼堆焊金屬中成為初生奧氏體非均質形核核心的探討[J]. 中國稀土學報，2000，18（2）：138-141.

[6] 李達，楊育林，劉利剛，等. 稀土氧化物及合金元素對堆焊金屬顯微組織的影響[J]. 焊接學報，2010，31（1）：3740.

[7] 張元彬，史耀武. 鈮在堆焊金屬中的應用[J]. 材料導報， 2006（20）：408-412.

[8] 潘川，吳智武，王移山，等. Nb在高鉻鑄鐵型堆焊金屬中的作用[J]. 中國表面工程，2012，25（1）：104-109.

[9] Artemev A A，Sokolov G N，Dubtsov Y N，et al. Formation of the composite structure of a wear-resistant weld metal with boride hardening[J]. Powder metallurgy and functional coatings，2011（2）：44-48.

[10] 方偉. B對超粗耐磨藥芯焊絲堆焊金屬組織和性能的影響[J]. 現(xiàn)代焊接，2013（3）：29-32.

[11] Y N Yeremin，A S Losev. Mechanical properties and thermal stability a maraging steel with borides，deposited with a flux-cored wire[J]. Welding International，2014（6）：465-468.

[12] Eremin E N. Using boride compounds in flux-cored wires for depositing maraging steel[J]. Welding International，2013（2）：144-146.

[13] Eremin E N，Losev A S. Effect of borides on the processes?in metal deposited with 0Ni13Mo5Cr4VSiTiAl flux-cored wire at elevated temperatures[J]. Welding International， 2016（1）：48-54.

[14] Eremin E N，Losev A S. A flux-core wire for hardfacing?sealing surfaces of stop valves[J]. Welding International， 2016（3）：216-219.

收稿日期：2020-03-23

基金項目：遼寧省教育廳2019年度科學研究經費項目（LJJF

201902）;2018年遼寧裝備制造職業(yè)技術學院應用性研究專項課題（2018YYYJ-5）。

作者簡介：裘榮鵬（1977— ），男，博士，教授，主要從事高強鋼焊接材料制備以及異種金屬焊接方面的研究。E-mail：18040051787@qq.com。