35CrMnSi是一种低合金高强度钢，属于中碳调质钢，经适当热处理后的35CrMnSi具有强度高、韧性好等优异的力学性能，同时还具有淬透性好、易于成形等诸多优点，是制造承受强载荷冲击、重载等恶劣使用工况条件构件的理想材料，已被广泛应用于航天航空、石油化工、电力、兵器等领域。35CrMnSi管件/圆环焊接、管件/管件对接等的高强焊接问题是制约35CrMnSi材料工程化应用的关键因素之一。由于35CrMnSi热敏感性强，焊接时热裂纹倾向大，焊接性较差，目前采用电弧焊、埋弧焊、等离子弧焊等传统熔焊后易产生热裂纹等焊接缺陷，严重降低了接头的力学性能[1—3]。真空电子束焊接头强度高，但受设备真空室尺寸以及焊接结构的限制，难以满足长管件/圆环类、管件/管件类等构件的焊接要求。惯性径向摩擦焊是一种将飞轮存储的动能通过相对摩擦转化为热能，使接触面达到热塑性状态，随后迅速径向顶锻从而实现连接的一种固相焊方法[4—6]，具有焊接强度高、高效、可靠性好等特点，尤其适用于管体/圆环类等异种材料构件的高强连接，已成为国内外异种材料焊接研究的热点[7—15]。文中采用惯性径向摩擦焊工艺，对10钢/35CrMnSi异种金属进行焊接试验，分析了惯性径向摩擦焊接头的力学性能与组织特征。

另外，谈及“月嫂+”，刘珺则兴奋地说道，“刚刚举办的‘月嫂+’新品发布会，上百位媒体记者参与，反馈很好。高科技设备辅助月嫂决策的新服务模式得到了几乎所有新手妈妈的认可。”

1 试验

试验材料分别为 10钢（环）和 35CrMnSi高强度钢（管），其中10钢环尺寸为Ф55 mm×4.5 mm×5 mm，其含有质量分数为 0.07%～0.13%的 C，0.17%～0.37%的Si，0.35%～0.65%的Mn，不大于0.03%的S，不大于0.03%的P，不大于0.15%的Cr，不大于0.25%的Ni，不大于0.25%的Cu，余量为Fe。焊前对10钢环进行退火处理，热处理后的显微组织见图1。可见，10钢母材由铁素体和少量珠光体组成；35CrMnSi钢管尺寸为Ф45 mm×5 mm×300 mm，其含有质量分数为0.32%～0.39%的C，1.10%～1.40%的Si，0.80%～1.10%的 Mn，不大于 0.025%的 S，不大于0.025%的 P，1.10%～1.40%的 Cr，不大于 0.03%的 Ni，不大于0.025%的Cu，余量为Fe。焊前对35CrMnSi钢管进行调质处理，热处理后的显微组织见图2。可见，35CrMnSi母材由回火索氏体和铁素体组成。

  

图1 10钢母材的显微组织Fig.1 Microstructure of 10 steel base metal

  

图2 35CrMnSi母材的显微组织Fig.2 Microstructure of 35CrMnSi base metal

试验设备为CT-30型惯性径向摩擦焊机（见图3），焊接前将10钢环安装在径向加压装置内，35CrMnSi钢管安装在焊接工装中并稳定夹持，惯性径向摩擦焊摩擦压力的加载方向及试件旋转方式见图4。前期工艺摸索优化出的焊接工艺参数如下，摩擦转速 ω1为3000 r/min，顶锻转速ω2为650 r/min，摩擦压力p1为9 MPa，顶锻压力p2为 16 MPa，保压时间t为 10 s。用此工艺参数共焊接出3组焊接试件，3组试件的径向烧损量为(1±0.2)mm，其中1#和2#试件用于剪切试验，3#试件用于显微组织分析和显微硬度测试。

行业应主动寻求潜在市场，促进行业的发展。在进一步完善成熟应用领域的基础上，加快推进同层排水塑料管道系统、地板采暖塑料管道系统、地源热泵塑料管道系统、太阳能热水塑料管道系统、中水雨水回收利用塑料管道系统、室内通风塑料管道系统等领域的应用市场。

  

图3 试验用CT-30T惯性径向摩擦焊机Fig.3 CT-30T inertia radial friction welding machine for experiment

  

图4 惯性径向摩擦焊Fig.4 Schematic diagram of inertia radial friction welding

10钢/35CrMnSi惯性径向摩擦焊接头的宏观形貌见图5。可见，10钢环外表面在工装的径向夹持力作用下形成了规则的挤压楞，且10钢环在焊接过程中沿35CrMnSi钢管轴向方向发生强烈的塑性变形，并在钢环两侧形成了结构基本对称的焊瘤（飞边），焊后钢环展开宽度约8.6 mm（不含飞边），是焊前钢环宽度的1.7～1.8倍，宽度均匀适中，成形良好。

从焊接界面到10钢母材（D区）的显微组织见图 12。可见，10钢侧（C区）形成了一层具有明显金属流线的塑性变形层，其中靠近焊接界面区域的变形尤为剧烈，形成了厚度约150 μm的细晶区，其组织为少量马氏体和铁素体，越远离焊接界面，晶粒变形程度越小。细晶区的形成原因初步分析由惯性径向摩擦焊工艺的特点所决定，在焊接界面的相互摩擦生热过程中，10钢同时承受很大的径向压力和周向剪切力，在热-力耦合作用下，10钢侧发生了快速而强烈的塑性变形，存储了大量变形能，降低了焊缝金属的再结晶温度，加上靠近焊接界面区域的焊接温度很高，造成再结晶晶粒的成核率很大。由于惯性径向摩擦焊接时间仅数秒，加之焊缝区温度梯度大，冷却速度快，大量再结晶晶粒来不及长大就结束，从而在靠近焊接界面的10钢侧形成了一层细晶区。随着离焊接界面距离的增加，塑性变形层的晶粒变形程度和形变硬化效果逐渐变小，致使其显微硬度逐渐降低，这也与图8所示的显微硬度分布规律相吻合。

2 结果及分析

2.1 焊接效果

采用CSS44100电子万能试验机测试焊接接头的剪切强度；采用HM-MT1000显微维氏硬度计测试焊接接头的显微硬度，加载载荷为300 g，各测试点间隔为 100 μm；采用超声测试评价焊接接头的焊接质量，测试条件为面扫描，纵波，探头频率为15 MHz；采用OLYMPUS-BX60M光学金相显微镜观察焊接接头的显微组织。

  

图5 焊接试件的宏观形貌Fig.5 Macro morphology of welding sample

10钢/35CrMnSi惯性径向摩擦焊接头的显微硬度分布曲线见图8。可见，焊接接头的显微硬度呈现出中间高两头低的特征，在焊接界面及距离焊接界面100 μm以内区域的显微硬度值最高，达到500HV0.3以上。随着离焊接界面距离的增加，接头显微硬度值逐渐减小，在35CrMnSi侧离焊接界面500 μm区域的显微硬度值快速降至208HV0.3，基本与母材显微硬度相同；而在10钢侧离焊接界面300 μm处显微硬度快速降至230HV0.3后缓慢下降，在600 μm处才基本与母材相同。由于 35CrMnSi显微硬度高于 10钢，导致钢管侧显微硬度高于10钢环侧的显微硬度。

  

图6 焊接接头的超声检测图谱Fig.6 Ultrasonic testing figure of welding joints

2.2 剪切强度

基于管件/环类构件惯性径向摩擦焊接头的结构特点，试验采用剪切强度来考核焊接接头强度，从1#和2#焊接试件上分别制取4个剪切试样，剪切试验后获得的剪切强度见图7。可见，10钢/35CrMnSi惯性径向摩擦焊接头的剪切强度处于 510～530 MPa之间，平均剪切强度达到520 MPa。对10钢母材上制取相同的 4个试样进行剪切试验表明，10钢母材的平均剪切强度为492 MPa，说明惯性径向摩擦焊接头的剪切强度略高于母材，具有优异的剪切强度性能。

  

图7 焊接接头的剪切强度值Fig.7 Shear strength of welding joints

2.3 显微硬度

10钢/35CrMnSi惯性径向摩擦焊接头的超声检测图谱见图6。可见，焊缝两侧的检测图谱表现为连续的红色带（宽度约2～2.5 mm），说明在焊接飞边处存在大量未熔合等弱连接缺陷；焊接飞边中间区域为焊合区，检测图谱表现为连续且宽度均匀的蓝色带（宽度约9～10 mm），未发现裂纹、夹渣、未熔合等焊接缺陷，说明焊合区的焊合率100%，焊接质量好。

35CrMnSi母材（A区）和热影响区（B区）的显微组织见图 11。可见，热影响区（B区）厚度约500 μm，其组织为晶粒细小的马氏体和少量贝氏体，这主要由于此区域焊接峰值温度处于Ac3以上，组织经历了奥氏体化，经快速冷却后形成了细小马氏体和少量贝氏体，致使35CrMnSi侧热影响区显微硬度值较高，这与图8所示的显微硬度分布规律相吻合。靠近热影响区的35CrMnSi组织形态与母材一致，未见明显变形。

  

图8 焊接接头的显微硬度分布Fig.8 Micro-hardness distribution of welding joints

2.4 显微组织

10钢/35CrMnSi惯性径向摩擦焊接头的横截面显微组织见图 10。可见，惯性径向摩擦焊接头可分为4个区域：A区为35CrMnSi母材，B区为35CrMnSi热影响区，C区为10钢塑性变形区，D区为10钢母材。还可看出，在10钢塑性变形区（C区）和35CrMnSi热影响区（B区）内均出现金属流线形态的组织，且10钢/35CrMnSi焊接界面为明显的“锯齿状”咬和，这说明焊接过程中10钢和35CrMnSi金属均受大顶锻力作用发生了快速而强烈的塑性变形，实现了冶金结合。

  

图9 焊接接头的纵截面显微组织Fig.9 Longitudinal section microstructure of welding joints

10钢/35CrMnSi惯性径向摩擦焊接头的纵截面显微组织见图9。可见，接头中未见裂纹、夹渣、未熔合等焊接缺陷，焊接飞边主要由10钢侧塑性金属挤出而形成，而35CrMnSi侧很少形成飞边。还可以看出，由于受焊接过程的旋转摩擦、顶锻压力以及热传导等综合作用，35CrMnSi侧热影响区中部宽度最大（约450～500 μm），从中部到边缘逐渐变小（约60 μm），这主要由于中部区域金属流变困难，加之散热慢，温度最高，导致热影响区宽度大；而边缘处高温金属易被挤出，热传导迅速，温度较低，因而热影响区宽度最小。

  

图10 焊接接头的横截面显微组织Fig.10 Cross section microstructure of welding joints

多元积分学是高等数学的主要内容之一，而三重积分的计算是其重点和难点。教学实践中，从教学反馈和考试情况来看，学生往往反映难度很大，特别是在将三重积分转化为累次积分时，很难顺利地确定累次积分的积分上限和积分下限；主要原因在于没有真正理解教材中的投影法和截面法。而一般教材和已有文献多是简单地介绍在直角坐标下三重积分的投影法和截面法，[2]介绍了在柱面坐标下的一个投影法，即将积分区域投影到极坐标面上，将三重积分转化为先一后二的积分，再将外层的二重积分转化为二次积分，最终实现将三重积分转化为三次积分。然而，柱面坐标下三重积分的投影法还不够完善。

  

图11 35CrMnSi母材（A区）和热影响区（B区）的显微组织Fig.11 Microstructure of 35CrMnSi base metal (A zone)and heat affected zone (B zone)

“由多个步骤组成的管理过程，使风险管理工作更有序化、制度化和具体化。”是“澳新风险管理标准”的重磅亮点。

  

图12 焊接界面到10钢母材（D区）的显微组织Fig.12 Microstructure from welding interface to 10 steel (D zone)

3 结论

1)采用惯性径向摩擦焊技术实现了 10钢/35CrMnSi异种金属的高强连接。

语言文字是人类最重要的交际工具，学习语文课的一个主要目的是使学生初步学会运用祖国语言文字进行沟通交流。语文课程标准也指出，口语交际是听与说双方的互动过程。因而，在口语教学中师与生，生与生双向互动，才能体现交际。

2)10钢/35CrMnSi惯性径向摩擦焊接头焊合区内未发现裂纹、夹渣、未熔合等焊接缺陷，焊合率100%。

3)接头显微硬度分布呈现出中间高两头低的特征，平均剪切强度达520 MPa，略高于10钢母材。

4)10钢/35CrMnSi焊接界面为明显的“锯齿状”咬和。35CrMnSi侧的热影响区为细小马氏体和少量贝氏体组织；10钢侧形成了一层具有明显金属流线的塑性变形层，靠近焊接界面的塑性变形层为厚度约150 μm的细晶区，其组织为少量马氏体和铁素体。

参考文献：

[1]解瑞军, 李林货, 陈芙蓉. 35CrMnSi钢电子束焊接头显微组织和力学性能研究[J]. 焊接技术, 2009, 38(1): 6—8.XIE Rui-Jun, LI Lin-huo, CHEN Fu-rong. Study on Microstructure and Mechanical Property of Joint of 35CrMnSi Steel Plate by EBW[J]. Welding Technology,2009, 38(1): 6—8.

[2]吕世雄, 杨士勤, 王海涛, 等. 堆焊铜合金/35CrMnSiA接头的界面结构特征[J]. 焊接学报, 2007, 28(2): 63—66.LYU Shi-xiong, YANG Shi-qin, WANG Hai-tao, et al.The Interface Structure Features of the Copper Alloy/35CrMnSiA Joint[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2007, 28(2): 63—66.

[3]陈国庆, 张秉钢, 王振兵, 等. 真空电子束焊接35CrMnSi钢[J]. 焊接学报, 2011, 32(9): 33—36.CHEN Guo-qing, ZHANG Bing-gang, WANG Zhen-bing,et al. Vacuum Electron Beam Welding of 35CrMnSi Steel[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2011,32(9): 33—36.

[4]周君. 摩擦焊技术发展与展望[J]. 机械工人(热加工),2006(2): 27－29.ZHOU Jun. Development and Prospect of Friction Welding Technology[J]. Machinist Metal Forming, 2006(2):27—29.

[5]耿培皓, 秦国梁. 惯性摩擦焊接技术及其在航空工业领域的应用[J]. 精密成形工程, 2017, 9(5): 73—82.GENG Pei-hao, QIN Guo-liang. Inertia Friction Welding Technology and Its Application in Aviation Industry Field[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2017,9(5): 73—82.

[6]秦国梁, 梁永亮, 周军, 等. 初始转速对惯性径向摩擦焊接头成形的影响[J]. 焊接学报, 2015, 36(2): 19—22.QIN Guo-liang, LING Yong-liang, ZHOU Jun, et al. Influence of the Initial Rotation Speed on the Formation of Inertial Radial Friction Welding Joint[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2015, 36(2): 19—22.

[7]陈大军, 徐晓菱, 徐元泽, 等. K418涡轮盘与 42CrMo轴异种材料惯性摩擦焊研究[J]. 焊接, 2008(6): 58—60.CHEN Da-jun, XU Xiao-ling, XU Yuan-ze, et al. Inertia Friction Welding of Dissimilar Materials Between K418 Turbine Disk and 42CrMo Shaft[J]. Welding & Joining,2008(6): 58—60.

[8]赵衍华, 张丽娜, 孙秀京, 等. LF6铝合金与不锈钢异种金属惯性摩擦焊工艺技术研究[J]. 宇航材料工艺,2016(5): 68—71.ZHAO Yan-hua, ZHANG Li-na, SUN Xiu-jing, et al. Inertia Friction Welding Between LF6 Aluminum Alloy and Stainless Steel[J]. Aerospace Materials & Technology,2016(5): 68—71.

[9]陈五星, 戴明辉, 陈大军, 等. 不锈钢与渗碳钢惯性摩擦焊接头的组织与性能[J]. 精密成形工程, 2017, 9(5):198—202.CHEN Wu-xing, DAI Ming-hui, CHEN Da-jun, et al.Microstructure and Properties of Inertia Friction Welded Joint of Stainless Steel and Carburizing Steel[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2017, 9(5): 198—202.

[10]吴玮, 徐晓菱, 徐元泽. 典型铜合金 T3、B5、H96与35CrMnSi的摩擦焊接性研究[J]. 兵器材料科学与工程,2006, 29(5): 55—58.WU Wei, XU Xiao-ling, XU Yuan-ze. Study on Radial Friction Welding of Typical Copper-alloy T3, B5, H96 with Steel 35CrMnSi[J]. Ordnance Material Science and Engineering, 2006, 29(5): 55—58.

[11]罗键, 赵国际, 徐晓菱, 等. 飞轮转速对 35CrMnSi/T3惯性径向摩擦焊接特性的影响[J]. 重庆大学学报,2010(9): 24—28.LUO Jian, ZHAO Guo-ji, XU Xiao-ling, et al. Effects of Flywheel Rotation Speed on Properties of 35CrMnSi/T3 Inertial Radial Friction Welding[J]. Journal of Chongqing University, 2010(9): 24—28.

[12]罗键, 孙玉, 刘德佳, 等. 小尺寸 T3/35CrMnSi钢异种材料惯性径向摩擦焊接头的特性[J]. 中国有色金属学报, 2010, 20(7): 1309—1314.LUO Jian, SUN Yu, LIU De-jia, et al. Characteristics of Intertial Radial Friction Welding Joints of Small Size T3/35CrMnSi Dissimilar Metal Materials[J]. The China Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(7): 1309—1314.

[13]秦国梁, 张春波, 周军, 等. 37CrMnMo钢管径向摩擦焊接头组织与性能[J]. 焊接学报, 2012, 33(1): 21—25.QIN Guo-liang, ZHANG Chun-bo, ZHOU Jun, et al. Microstructure and Properties of Radial Friction Welded Joint of 37CrMnMo Steel Pipe[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2012, 33(1): 21—25.

[14]徐晓菱, 徐元泽, 吴玮, 等. 小口径炮弹弹带摩擦焊技术[J]. 兵工学报, 2007, 28(3): 346—348.XU Xiao-ling, XU Yuan-ze, WU Wei, et al. Study on Radial Friction Welding Band of Small Shell[J]. Acta Arma- mentarii, 2007, 28(3): 346－348.

[15]罗键, 赵国际, 徐晓菱, 等. 35CrMnSi/T3惯性径向摩擦焊接复合界面的元素扩散[J]. 西安交通大学学报,2010, 44(3): 63—67.LUO Jian, ZHAO Guo-ji, XU Xiao-ling, et al. Element Diffusion on Interface of 35CrMnSi/T3 Intertial Radial Friction Weld[J]. Journal of Xi'an Jiao Tong University,2010, 44(3): 63—67.