1Cr11Ni2W2MoV殼體的焊接工藝研究

張文博，楊衛(wèi)華

（西安航天動(dòng)力研究所，陜西西安710100）

0 引言

火藥起動(dòng)器是某型號(hào)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的重要組件之一，工作時(shí)，由于火藥的瞬間引燃，產(chǎn)生高能燃?xì)?，?huì)對(duì)其主要部件-殼體產(chǎn)生很大的沖擊，對(duì)材料的強(qiáng)度及沖擊性能有很高的要求。在以往的生產(chǎn)中，殼體的材料選用強(qiáng)度、硬度較高的低合金結(jié)構(gòu)鋼30CrMnSiA。30CrMnSiA鋼是一種中碳調(diào)質(zhì)結(jié)構(gòu)鋼，焊接性較差，焊接工藝復(fù)雜（焊接前需要預(yù)熱，焊后必須通過調(diào)質(zhì)處理才能保證接頭的性能），焊后很容易產(chǎn)生焊接裂紋，并且還具有易銹蝕、切削性能差等缺點(diǎn)。因此，在某型號(hào)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的研制過程中，擬采用高強(qiáng)度、焊接性好、耐銹蝕的回火馬氏體耐熱鋼1Cr11Ni2W2MoV代替30CrMnSiA，但這種材料在殼體上首次使用，必須進(jìn)行相關(guān)焊接工藝研究，以獲得質(zhì)量可靠的焊縫，保證產(chǎn)品質(zhì)量。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所用材料為回火馬氏體耐熱鋼1Cr11Ni2W2MoV，其化學(xué)成分及力學(xué)性能與30CrMnSiA的對(duì)比見表1和表2。

從表1中可以得知，30CrMnSiA的碳含量較高。按照國際焊接學(xué)會(huì)（IIW）推薦的碳當(dāng)量公式計(jì)算，該鋼的碳當(dāng)量高達(dá)0.73%（焊接性好的鋼，其碳當(dāng)量都在0.4%以下，碳當(dāng)量大于0.4%則鋼的焊接性逐漸變差），具有較高的淬硬裂紋傾向[1]，焊接接頭極易出現(xiàn)硬脆的馬氏體組織，增大了焊接接頭的冷裂紋傾向，在以往的生產(chǎn)過程中，曾多次發(fā)生焊后產(chǎn)品焊縫開裂的現(xiàn)象。1Cr11Ni2W2MoV的碳含量、硅含量均較低，因此，其裂紋敏感性低，焊接性明顯優(yōu)于30CrMn-SiA。

表1 低合金結(jié)構(gòu)鋼30CrMnSiA與馬氏體耐熱鋼1Cr11Ni2W2MoV化學(xué)成分（Wt%）Tab.1 Chemical components of low alloy structural steel 30CrMnSiA and martensitic heat-resistant steel 1Cr11Ni2W2MoV(Wt%)

表2 低合金結(jié)構(gòu)鋼30CrMnSiA與馬氏體耐熱鋼1Cr11Ni2W2MoV力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of low alloy structural steel 30CrMnSiA and martensitic heat-resistant steel 1Cr11Ni2W2MoV

此外，1Cr11Ni2W2MoV的Cr和Ni含量明顯高于30CrMnSiA，尤其是Cr含量接近于不銹鋼（不銹鋼的共同特點(diǎn)是w（Cr）一般都在12%以上）的Cr含量，Cr是鋼能耐蝕的關(guān)鍵元素，隨著Cr含量的增加，鋼的化學(xué)穩(wěn)定性提高，耐蝕性明顯提高。

對(duì)比表2可以看出，2種材料的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度十分接近，但1Cr11Ni2W2MoV的沖擊吸收功明顯高于30CrMnSiA，這說明其沖擊性能很好，十分適用于對(duì)沖擊性能要求很高的火藥啟動(dòng)器殼體。

試驗(yàn)采用規(guī)格Φ100×130的1Cr11Ni2W2MoV棒料毛坯改鍛后車加工而成。針對(duì)以往30CrMn-SiA殼體厚鎖底邊長且厚，易在鎖底根部出現(xiàn)裂紋現(xiàn)象，對(duì)焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，改進(jìn)前、后的結(jié)構(gòu)示意圖見圖1～圖3。改進(jìn)后的焊接結(jié)構(gòu)鎖底邊厚度及長度均變小，利于焊透，減少了焊縫根部缺陷產(chǎn)生的概率。

圖1 原殼體焊接結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Welding structure of original shell

圖2 1Cr11Ni2W2MoV材料殼體焊接結(jié)構(gòu)1示意圖Fig.2 Eelding structure 1 of 1Cr11Ni2W2MoV shell

圖3 1Cr11Ni2W2MoV材料殼體焊接結(jié)構(gòu)2示意圖Fig.3 Welding structure 2 of 1Cr11Ni2W2MoV shell

1.2 試驗(yàn)方法及設(shè)備

由于殼體結(jié)構(gòu)為規(guī)則的圓筒狀，壁厚小于6 mm，且1Cr11Ni2W2MoV材料焊接性好，適合采用TIG自動(dòng)焊焊接。相比于以往的殼體焊接所采用的手工電弧焊，TIG焊電弧燃燒穩(wěn)定、焊接過程基本無飛濺，焊后不需要清理焊渣，焊接質(zhì)量和效率均較高。自動(dòng)焊焊接速度均勻一致，相對(duì)焊接變形較小，焊縫成形規(guī)則，本試驗(yàn)采用的自動(dòng)焊設(shè)備采用頭尾座轉(zhuǎn)胎，一夾一頂，可以免去定位焊工序，既提高焊接效率，又可避免定位焊處焊接缺陷的產(chǎn)生。因此，本試驗(yàn)中殼體的焊接采用自動(dòng)TIG焊。焊接電源采用林肯-375直流TIG電源。試驗(yàn)采用2種焊絲，分別為：直徑Ф1.2 mm的 S-659焊絲及直徑 Ф1.2 mm的HGH367焊絲。焊絲主要成分見表3。

試驗(yàn)的具體流程如下：

1）試驗(yàn)件的焊接，焊接完成后對(duì)焊縫進(jìn)行外觀檢查、X光檢查、金相分析、硬度及拉伸性能檢測。

2）根據(jù)試驗(yàn)件確定合理的焊接工藝參數(shù)及焊絲，焊接產(chǎn)品模擬件，并進(jìn)行外觀檢查、X光檢查及液壓強(qiáng)度考核。

3）產(chǎn)品的焊接，并進(jìn)行外觀檢查、X光檢查及液壓強(qiáng)度考核。

表3 試驗(yàn)用焊絲主要化學(xué)成分（Wt%）Tab.3 Major chemical components of welding wires for tests(Wt%)

2 焊接熱輸入與焊接工藝選擇

焊接熱輸入 (通常以線能量表示)是影響焊縫組織、焊縫力學(xué)性能、焊接應(yīng)力變形大小和分布的關(guān)鍵因素。焊接線能量與焊接速度及熱輸入功率相關(guān)，其數(shù)學(xué)表達(dá)式[4]如下：

式中：λ為焊接過程中的線能量；q為熱輸入功率，W；v為焊接速度，m/h；t為時(shí)間，h。

影響焊接溫度場的焊接熱源主要參數(shù)是在焊接部位的熱輸入。電弧焊時(shí)，直流情況下，連續(xù)作用熱源的有效熱功率為：

式中：η為熱輸入有效系數(shù)；U為焊接電壓，V；I為焊接電流，A。

氬弧焊焊接過程中，焊接電壓基本不變化，通過更改焊接電流調(diào)節(jié)熱輸入，即焊接電流的大小反映熱輸入功率的大小。

對(duì)于回火馬氏體耐熱鋼1Cr11Ni2W2MoV的焊接而言，熱輸入過大會(huì)導(dǎo)致焊接接頭形成粗大的晶粒，使焊接接頭的強(qiáng)度和韌性都降低；熱輸入過小，容易產(chǎn)生未熔合等焊接缺陷，且焊縫層數(shù)增加，影響焊縫組織及強(qiáng)度。所以，焊接熱輸入應(yīng)嚴(yán)格控制，在保證焊接質(zhì)量和生產(chǎn)效率的前提下，應(yīng)盡量降低焊接熱輸入。

根據(jù)以上分析，本試驗(yàn)選擇的自動(dòng)TIG焊工藝試驗(yàn)參數(shù)如表4。

表4 殼體工藝試驗(yàn)件工藝參數(shù)Tab.4 Welding technological parameters for shell specimens

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 工藝試驗(yàn)件焊接結(jié)果分析

3.1.1 不同焊絲試驗(yàn)結(jié)果分析

按照表4所列的工藝參數(shù)。先進(jìn)行了1#參數(shù)及2#參數(shù)的焊接試驗(yàn)，對(duì)比選用不同焊絲，所焊試驗(yàn)件的焊縫質(zhì)量情況。

圖4 S-659焊絲所焊試驗(yàn)件的焊縫表面Fig.4 Specimen weld joint surface made through with S-659 welding wire

圖5 HGH367焊絲所焊試驗(yàn)件的焊縫表面Fig.5 Specimen weld joint surface made through with HGH367 welding wire

對(duì)比圖4及圖5可以得知，采用S-659焊絲焊接的試件，正面焊縫飽滿、寬度均勻一致；背面焊漏較均勻，局部不連續(xù)。而采用HGH367焊絲焊接的試件正面、背面焊縫都不均勻，焊縫形貌較差。X光檢查焊縫質(zhì)量發(fā)現(xiàn)，采用HGH367焊絲焊接試驗(yàn)件焊縫存在5mm長的未熔合一處，不符合QJ1842-95 I級(jí)要求，而采用S-659焊絲焊接的試驗(yàn)件，焊縫質(zhì)量達(dá)到QJ1842-95 I級(jí)要求。對(duì)比2種焊絲的化學(xué)成分（見表3），可以得知，這是因?yàn)镾-659焊絲化學(xué)成分更接近于母材成分，母材與填充金屬的液態(tài)流動(dòng)性能、抗氧化性能等更加接近，能夠更好的熔合，故而焊縫成形及焊縫內(nèi)部質(zhì)量均較好。

對(duì)2種焊絲所焊試驗(yàn)件進(jìn)行硬度檢測，結(jié)果見表5。從表5可知，2種焊絲所焊的焊縫中心硬度值存在很大的差別，HGH367焊絲焊縫硬度明顯偏低。從表3可知，S-659焊絲的合金元素含量明顯高于HGH367焊絲，且成分更接近于母材成分，這說明S-659焊絲強(qiáng)度較HGH367焊絲高，屬于超強(qiáng)或等強(qiáng)匹配接頭，且X光檢查及理化分析均未發(fā)現(xiàn)裂紋，不存在開裂風(fēng)險(xiǎn)。與之相反，采用HGH367焊絲屬于低強(qiáng)匹配接頭，故焊縫強(qiáng)度及硬度均較低。

表5 焊接試樣各部位硬度分布（HV0.5）Tab.5 Hardness distribution of different zones of welding specimens(HV0.5)

2組試件的焊縫橫截面宏觀形貌見圖6和圖7。焊縫寬度約8～9 mm，焊縫內(nèi)無缺陷，熱影響區(qū)寬度約3～4 mm。由于參數(shù)1所焊試件采用結(jié)構(gòu)1，故焊縫熔深小于參數(shù)2所焊試件。

焊縫的金相組織見圖8。從圖8可以看出，試件母材的組織為板條狀的回火馬氏體組織。參數(shù)1所焊試件焊縫為垂直于熔化界面生長的鑄態(tài)組織，焊縫組織呈枝晶分布，參數(shù)2所焊試件焊縫中心因采用HGH367焊絲，且熔有少量的母材，形成了富鎳鑄態(tài)組織，故而焊縫中心硬度較低。

圖6 選用S-659焊絲所焊試驗(yàn)件（參數(shù)1）的焊縫截面形貌Fig.6 Cross section morphology of specimen weld joint made through with S-659 welding wire(Parameter 1)

圖7 選用HGH367焊絲所焊試驗(yàn)件（參數(shù)2）的焊縫截面形貌Fig.7 Cross section morphology of specimen weld joint made through with HGH367 welding wire(Parameter 2)

3.1.2 不同焊接參數(shù)試驗(yàn)結(jié)果分析

選取表4中的參數(shù)1、參數(shù)3及參數(shù)4進(jìn)行試驗(yàn)件的焊接。焊接完成后進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，結(jié)果見表6。

表6 焊接試件抗拉強(qiáng)度對(duì)比Tab.6 Comparison of tensile strength of welded specimens

從表6可知，參數(shù)1所焊試件焊縫強(qiáng)度較低，不足母材強(qiáng)度（1 080 MPa）的90%，不滿足QJ1842-95 I級(jí)要求；而參數(shù)3和參數(shù)4所焊試件焊縫強(qiáng)度較高，滿足QJ1842-95 I級(jí)要求。這是因?yàn)?，參?shù)3和參數(shù)4焊接電流及焊接速度均較大，是一種“大規(guī)范”的焊接參數(shù)，所以焊接時(shí)，熔池附近的溫度梯度較大，液態(tài)金屬的冷卻速度快，焊縫晶粒來不及長大，焊縫晶粒小，焊縫強(qiáng)度較高。此外，“大規(guī)范”的焊接參數(shù)由于焊接速度快，在較短的時(shí)間內(nèi)完成環(huán)焊縫焊接，能夠減少產(chǎn)品的焊接變形。

圖8 兩件試樣的金相組織圖Fig.8 Metallographic structures of two specimens

3.2 產(chǎn)品模擬件焊接結(jié)果分析

根據(jù)上述試驗(yàn)件的焊接結(jié)果及分析，選用了2組較為合理的焊接參數(shù)，完成了8件產(chǎn)品模擬件的焊接，相關(guān)的焊接參數(shù)及結(jié)果見表7。由表7可知，2組參數(shù)所焊的模擬件X光檢查、30 MPa液壓試驗(yàn)及23 MPa氣密試驗(yàn)考核均合格。但對(duì)比2組參數(shù)，參數(shù)A焊接2層，參數(shù)B焊接3層。焊接層數(shù)越多，越容易導(dǎo)致已焊焊縫的局部晶粒變粗大，焊接缺陷產(chǎn)生的概率增大，且焊接效率較低。故推薦參數(shù)A進(jìn)行產(chǎn)品的焊接。

表7 產(chǎn)品模擬件的焊接參數(shù)及結(jié)果Tab.7 Welding parameters and results of simulated products

此外，經(jīng)過試驗(yàn)件及產(chǎn)品模擬件的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)采用結(jié)構(gòu)1（見圖2）的焊接坡口形式，焊接過程根部不易焊透，在X光底片上環(huán)槽邊線影像與背面焊漏熔合線影像較近，易導(dǎo)致X光誤判。故建議正式產(chǎn)品采用結(jié)構(gòu)2（見圖3）的焊接坡口形式。

4 產(chǎn)品的焊接情況

通過工藝試驗(yàn)件及產(chǎn)品模擬件的焊接試驗(yàn)，確定了焊接1Cr11Ni2W2MoV殼體的合理焊接參數(shù)如下：焊接電流195A，焊接速度11 m/h，焊絲Φ1.2mm的S-659焊絲。以此參數(shù)進(jìn)行了1件正式產(chǎn)品的焊接，焊后的產(chǎn)品焊縫X光檢查符合QJ1842-95Ⅰ級(jí)要求，經(jīng)過了30 MPa液壓試驗(yàn)、21MPa氣密試驗(yàn)強(qiáng)度考核。

5 結(jié)論

1）1Cr11Ni2W2MoV材料的抗拉強(qiáng)度與30CrMnSiA相當(dāng)，但抗沖擊性能更好，碳含量、硅含量均較低，焊接性更優(yōu)，鉻含量較高，抗蝕性能更好。因此，比較適合用于某型號(hào)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)火藥起動(dòng)器殼體上，代替原來的30CrMnSiA。

2）通過工藝試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：采用S-659焊絲焊接的試驗(yàn)件，其焊縫成形較好，焊縫強(qiáng)度及硬度均較高，焊縫組織為鑄態(tài)枝晶組織，且無裂紋等缺陷，滿足QJ1842-95Ⅰ級(jí)要求；采用大電流高速焊的“大規(guī)范”的焊接參數(shù)焊接殼體，所得的焊縫組織及性能更好。

3）通過工藝試驗(yàn)件及產(chǎn)品模擬件的焊接，獲得了較為優(yōu)化的參數(shù)：I=195 A，v=11 m/h；焊絲：S-659；焊接層數(shù)：2層，應(yīng)用在產(chǎn)品的焊接上，所焊產(chǎn)品焊縫X光檢查符合QJ1842-95Ⅰ級(jí)要求，通過了30 MPa液壓試驗(yàn)和21 MPa氣密試驗(yàn)強(qiáng)度考核。

[1]吳悅計(jì),孫立明,屈轉(zhuǎn)利.30CrMnSiA鋼脈沖TIG焊工藝研究[J].航天工藝,2001,10(5)：11-13.

[2]王月華,石興玉.30CrMnSiA薄板的焊接[J].金屬鑄鍛焊技術(shù),2009,38(17)：132-133.

[3]黃春峰,航空1Cr11Ni2W2MoV鋼葉片的熱加工工藝與力學(xué)性能[J].航空精密制造技術(shù),1998,34(2)：27-29.

[4]陳祝年,焊接工程師手冊(cè) [M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社,2002.

[5]郭會(huì)民.15CrMoR+Incoloy825復(fù)合板的焊接工藝[J].火箭推進(jìn),2010,36(4)：53-58.Guo Humin.Welding technology of 15CrMoR+Incoloy 825 composite plate[J].Journal of Rocket Propulsion,2010,36(4)：53-58.

[6]郭會(huì)民.鈦合金TA10焊接技術(shù)在燃料儲(chǔ)罐上的應(yīng)用[J].火箭推進(jìn),2008,34(4)：37-42.Guo Humin.Titanium alloy TA10 welding technology for fuel tank application[J].Journal of Rocket Propulsion,2008,34(4)：37-42.

[7]徐杏杏,何軍剛,胡鍇,等.1Cr11Ni2W2MoV不銹鋼沖擊性能不合格原因探討[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2014,50(8)：596-598.

[8]賈坤榮,岳珠峰.1Cr11Ni2W2MoV焊接接頭中低溫低周疲勞實(shí)驗(yàn)研究[J].西安工程大學(xué)學(xué)報(bào),2009,23(6)：48-52.