超薄不銹鋼端接接頭微束TIG工藝特性

許 輝， 余愛武， 余子開， 堵同亮， 夏佩云， 尹玉環(huán)， 趙慧慧

上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245

0 引言

超薄不銹鋼端接結(jié)構(gòu)常見于焊接波紋管，焊接波紋管具有精度高、位移量大、容積補(bǔ)償能力大以及使用壽命長(zhǎng)等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于航空航天的機(jī)械密封結(jié)構(gòu)［1］。超薄不銹鋼接頭重疊在一起后采用自熔焊方法在二者端頭處焊接形成密封的端接接頭，因母材厚度薄且接頭根部容易應(yīng)力集中，可能造成接頭力學(xué)性能下降并引發(fā)裂紋、泄露等缺陷而失效。

超薄不銹鋼端接接頭的焊接國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究主要采用微束等離子焊、電子束以及激光焊等，這幾種方法能量密度高、焊接速度快，但成本較高、對(duì)中難度大［2-4］。關(guān)于微束TIG 焊研究較少［5-7］，微束TIG 焊具有參數(shù)易控制、操作較為簡(jiǎn)單、成本較低、生產(chǎn)效率高等特點(diǎn)，被較多用于工業(yè)的批量生產(chǎn)。

本研究以0.2 mm厚度1Cr18Ni9Ti為母材，開展超薄不銹鋼端接結(jié)構(gòu)微束TIG 焊接試驗(yàn)，采用連續(xù)焊接和脈沖焊接兩種形式，主要研究焊接電流和焊接速度對(duì)接頭尺寸、力學(xué)性能和微觀組織的影響。

1 試驗(yàn)方法

采用1Cr18Ni9Ti奧氏體不銹鋼薄片，成分見表1，半硬態(tài)，厚度為0.2 mm，并沖壓為環(huán)狀，稱為膜片。焊接設(shè)備采用Weldlogic 公司的微束TIG 焊接系統(tǒng)，鎢極直徑1.0 mm。波紋管焊縫焊接后不適合進(jìn)行酸洗，為保證焊后焊縫的光亮性，采用具有一定還原性的氬氫混合氣（7%氫氣）作為保護(hù)氣體，減少焊接過程中焊縫的氧化。焊接接頭形式及焊接示意如圖1所示，薄片焊前采用清洗劑去除油污，并使用工裝將膜片夾緊進(jìn)行焊接試驗(yàn)。

圖1 試驗(yàn)過程示意Fig.1 Sketch of test process

表1 1Cr18Ni9Ti不銹鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical compositions of 1Cr18Ni9Ti（wt.%）

微束TIG焊的焊接參數(shù)主要包括焊接電流和焊接速度，分為連續(xù)焊接和脈沖焊接。采用脈沖焊接時(shí)，以峰值電流Ip/基值電流Ib的形式表示焊接電流，占空比50%，并以有效電流與連續(xù)焊接進(jìn)行對(duì)比。焊接過程中保護(hù)氣流量為15～20 L/min，焊前預(yù)通氣10 s，焊后延時(shí)關(guān)氣10 s。

采用INSTRON-5967 電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)測(cè)試接頭力學(xué)性能，采用金相顯微鏡及相應(yīng)的軟件測(cè)量接頭尺寸。將焊接后的環(huán)形膜片對(duì)加工成寬為10 mm的拉伸試樣（見圖1b），并沿焊縫將膜片對(duì)展開進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，獲得抗拉力。對(duì)拉伸數(shù)據(jù)進(jìn)行橫向?qū)Ρ龋治霾煌附訁?shù)獲得的焊縫相對(duì)強(qiáng)度。

2 結(jié)果與討論

2.1 工藝參數(shù)對(duì)接頭尺寸的影響

圖1c為膜片焊縫橫截面示意圖，焊后的接頭稱為焊菇，目前端接接頭缺乏專用的焊接標(biāo)準(zhǔn)評(píng)估。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，接頭的外形尺寸對(duì)焊縫性能影響較大，因此以接頭的寬度D和熔透深度h為研究對(duì)象，分析焊接參數(shù)對(duì)接頭寬度和熔透深度的影響。

2.1.1 焊接電流的影響

采用脈沖焊接和連續(xù)焊接兩種方法，分析焊接電流對(duì)接頭尺寸的影響，連續(xù)焊接電流為4～7 A，脈沖焊接電流為7 A/1 A（有效電流4 A）、9 A/1 A（有效電流5 A）和11 A/1 A（有效電流6 A）、13 A/1 A（有效電流7 A）。焊接電流對(duì)接頭尺寸的影響如圖2和圖3所示。

圖2 焊接電流對(duì)接頭寬度的影響Fig.2 Influence of welding current to welding width

圖3 焊接電流對(duì)熔透深度的影響Fig.3 Influence of welding current to penetration depth

由圖2可知，當(dāng)其他參數(shù)不變時(shí)，隨著焊接電流的增加，接頭寬度均增大；焊接電流較小時(shí)（4～5.5 A），脈沖焊接的接頭寬度更大，焊接電流較大（5.5～7 A）時(shí)，脈沖焊接的接頭寬度更小。由圖3可知，隨著焊接電流的增加，熔透深度也在增加，采用脈沖焊接能夠獲得更大的熔透深度。在連續(xù)焊接與脈沖焊接的平均電流相同時(shí)，由于脈沖峰值電流瞬間獲得的熔池更深，形成的接頭熔透深度也相應(yīng)較大，該現(xiàn)象與楊明軒［7-8］等人的研究結(jié)果較為吻合，脈沖電流能夠減小電弧的作用面積，增強(qiáng)熔池表面所受的軸向力，造成熔池液面凹陷，焊接熱源能夠到達(dá)更深處，從而增強(qiáng)了電弧穿透能力，呈現(xiàn)接頭寬度減小、熔透深度增加的現(xiàn)象。

2.1.2 焊接速度的影響

保持焊接電流不變，連續(xù)電流采用6 A，脈沖電流采用11 A/1 A，對(duì)比分析了焊接速度為1.6 mm/s、2.7 mm/s、3.8 mm/s 和4.9 mm/s 對(duì)接頭尺寸的影響。焊接速度對(duì)接頭寬度和熔透的影響如圖4、圖5所示，可以看出，隨著焊接速度的增加，接頭寬度逐漸減小，熔透深度也隨之減小。在相同的焊接速度下，脈沖焊接能夠獲得更小的接頭寬度和更大的熔透深度。焊接速度較低時(shí)，單位長(zhǎng)度熔化金屬量增加，熔池體積增大，容易形成較大的接頭寬度和熔透深度，隨著焊接速度的升高，電弧輸入給母材的熱量降低，熔池體積減小，接頭寬度和熔透深度也相應(yīng)減小。

圖4 焊接速度對(duì)接頭寬度的影響Fig.4 Influence of welding speed to welding width

圖5 焊接速度對(duì)熔透深度的影響Fig.5 Influence of welding speed to penetration depth

2.2 接頭力學(xué)性能

2.2.1 焊接電流對(duì)接頭強(qiáng)度的影響

焊接電流與接頭抗拉力的關(guān)系如圖6所示。采用連續(xù)焊接，在焊接電流為6 A 時(shí)獲得最佳抗拉力為950 N；采用脈沖焊接，在焊接電流為11 A/1 A（有效電流6 A）時(shí)獲得的最佳抗拉力為1 070 N。

圖6 焊接電流對(duì)抗拉力的影響Fig.6 Influence of welding current to tensile resistance

接頭的力學(xué)性能與接頭尺寸存在一定的聯(lián)系。接頭尺寸較小時(shí)，由于熔透深度較小，焊縫強(qiáng)度較弱，但隨著接頭尺寸的增加，接頭根部的應(yīng)力集中越明顯，從而降低了接頭抗拉力。在有效電流相同時(shí)，采用脈沖焊接有利于提高接頭強(qiáng)度，一方面能夠在較小的接頭寬度下獲得更大的熔透深度，提高接頭的熔合面并降低應(yīng)力集中；另一方面，脈沖電弧周期性作用使熔池受到振動(dòng)，增加了熔池的流動(dòng)性，并促使凝固枝晶破碎，增加了熔池的形核中心，焊縫晶粒更加均勻和細(xì)化，從而提高了接頭的強(qiáng)度。

2.2.2 焊接速度對(duì)接頭強(qiáng)度的影響

保持焊接電流不變，連續(xù)電流采用6 A，脈沖電流采用11 A/1 A，對(duì)比分析焊接速度為1.6 mm/s、2.7 mm/s、3.8 mm/s 和4.9 mm/s 對(duì)接頭抗拉力的影響。圖7 為焊接速度與接頭抗拉力的關(guān)系，隨著焊接速度的增加，接頭抗拉力總體上呈先上升后下降的趨勢(shì)，連續(xù)焊接接頭抗拉力變化相對(duì)較小，在有效電流一致時(shí)，采用脈沖焊接方法有助于提高接頭的強(qiáng)度。

圖7 焊接速度對(duì)抗拉力的影響Fig.7 Influence of welding speed to tensile resistance

焊接速度主要影響焊接線能量密度。在焊接端接結(jié)構(gòu)時(shí)，焊接速度越大，焊接線能量密度越小，越有利于抑制焊縫組織的粗化，從而提高接頭強(qiáng)度，但同時(shí)焊接速度也會(huì)影響接頭尺寸，焊接速度增加的同時(shí)，接頭寬度和熔深都會(huì)減小，因此當(dāng)焊接速度超過3.8 mm/s 時(shí)接頭強(qiáng)度開始下降。與焊接電流對(duì)接頭抗拉力的影響相似，相同焊接速度下采用脈沖電流獲得的接頭強(qiáng)度更高。

2.2.3 接頭斷裂特性

從圖8 可以看出，接頭斷裂位置位于接頭的根部，隨著接頭寬度的增加，接頭與母材的夾角減小，在接頭根部容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，因此接頭寬度超過一定值后，會(huì)對(duì)接頭拉伸性能產(chǎn)生不利影響。

斷口掃描如圖9所示，斷口有不均勻且數(shù)量較多的韌窩，韌窩邊緣的金屬纖維分布緊密，在拉伸過程中微孔持續(xù)長(zhǎng)大，接頭具有良好的韌性，且采用脈沖焊接獲得的接頭斷口韌窩尺寸較大，接頭韌性更好。

圖9 接頭斷口形貌Fig.9 Fracture morphology of joint

2.3 接頭微觀組織

母材材料為1Cr18Ni9Ti，母材組織為多邊形奧氏體，有少量黑色δ 鐵素體。奧氏體不銹鋼焊縫顯微組織是由結(jié)晶方式及鐵素體向奧氏體轉(zhuǎn)化的固態(tài)相變共同決定，母材經(jīng)過焊接后，在焊縫的邊緣區(qū)域，由于導(dǎo)熱快、冷卻速率高，易于形成柱狀晶，過渡到焊縫中心區(qū)域，因而發(fā)生柱狀晶向等軸晶的生長(zhǎng)轉(zhuǎn)變，發(fā)生了等軸晶的形核和生長(zhǎng)，如圖10所示。焊縫中心冷卻速度稍低，溫度梯度減小，鐵素體—奧氏體固態(tài)相變時(shí)鐵素體形成元素?cái)U(kuò)散受到影響，逐漸出現(xiàn)等軸晶結(jié)構(gòu)，且晶粒有粗化的趨勢(shì)［9］。

圖10 接頭微觀組織Fig.10 Microstructure of joint

對(duì)比分析連續(xù)焊接和脈沖焊接兩種焊接方法，采用脈沖焊接時(shí)，焊縫經(jīng)過腐蝕后呈層狀結(jié)構(gòu)（見圖10b），連續(xù)焊接時(shí)，焊縫內(nèi)部無分層的現(xiàn)象（見圖10a），熔合區(qū)與母材之間存在明顯的熔合線。焊縫熔合線左右對(duì)稱，中下部呈“八”字狀，焊縫上部呈倒“八”字狀。

焊縫受熱熔化，熔池冷卻過程中，凝固初期形成鐵素體，溫度在低于鐵素體—奧氏體相變溫度點(diǎn)后，鐵素體晶界處開始析出奧氏體，熔合線處溫度下降更快，元素長(zhǎng)距離擴(kuò)散受到限制，向鐵素體晶內(nèi)生長(zhǎng)的奧氏體短距離相變，與鐵素體間隔分布，從而在熔合線附近形成蠕蟲狀鐵素體［10-11］。

脈沖焊接過程中，焊縫受到峰值電流作用，熔池熔化，在基值電流時(shí)熔池凝固，但由于脈沖電流的周期性作用以及焊接速度的影響，熔池溫度梯度更大，具有更多的溫度差異明顯的等溫線，凝固的金屬局部出現(xiàn)重復(fù)熔化的現(xiàn)象，重新凝固的金屬形成新的熔合線，因此出現(xiàn)了分層現(xiàn)象。由于熔化初期熔池在重力作用下向兩側(cè)鋪展下沉，從而在焊縫下部形成“八”字狀熔合線，焊縫上部由于中心溫度高，熔合線呈正常的倒“八”字狀。

3 結(jié)論

（1）1Cr18Ni9Ti 奧氏體不銹鋼端接接頭寬度隨著焊接電流的增加而增大，熔透深度也隨之增大，在有效電流相同的情況下，采用脈沖焊接能夠獲得更小的接頭寬度和更大的熔透深度。

（2）接頭抗拉力隨著焊接電流的增加先增大后減小，采用脈沖焊接有利于提高接頭的抗拉力，接頭抗拉力最大達(dá)到1 070 N，高于連續(xù)焊接的950 N。

（3）奧氏體晶粒的母材經(jīng)過焊接后出現(xiàn)了較多的δ 鐵素體，采用脈沖焊接的接頭被熔合線分為多層結(jié)構(gòu)，中下部呈“八”字狀，焊縫上部呈倒“八”字狀，熔合線處的組織為奧氏體晶粒上分布黑色蠕蟲狀的δ鐵素體。