陳 靜,嵇紹奇,蘆 笙,王澤鑫,陳書錦

(江蘇科技大學(xué) 江蘇省先進(jìn)焊接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,鎮(zhèn)江 212003)

15-5PH是在17-4PH基礎(chǔ)上發(fā)展的一種馬氏體沉淀硬化不銹鋼,其抗拉強(qiáng)度可高達(dá)1 300 MPa,并具有優(yōu)良的耐蝕性,廣泛應(yīng)用于航空航天、能源動(dòng)力、船舶海洋、化工和軍工等領(lǐng)域 .這類零部件的服役環(huán)境惡劣,作為焊接結(jié)構(gòu)時(shí)對接頭的質(zhì)量要求很高.15-5PH的合金元素含量高,含碳量低,淬硬傾向小,其導(dǎo)熱系數(shù)僅為低碳鋼的1/3,電阻率卻高2倍,采用普通熔化焊容易產(chǎn)生熱影響區(qū)軟化、接頭強(qiáng)度降低以及成分偏析等問題,且必須通過焊后熱處理才能改善接頭力學(xué)性能.目前,僅有少量關(guān)于馬氏體沉淀硬化不銹鋼焊接方面的研究報(bào)道.文獻(xiàn)[1]采用TIG熔敷15-5PH涂層并作時(shí)效處理,分析了時(shí)效溫度對涂層組織與性能的影響;文獻(xiàn)[2] 研究了離子氮化和碳氮共滲對高速火焰噴涂17-4PH不銹鋼涂層組織和性能的影響;文獻(xiàn)[3]針對17-4PH不銹鋼的接頭熱裂形成機(jī)制,提出了HAZ區(qū)氫脆萌發(fā)裂紋源的假設(shè).為避免馬氏體沉淀硬化不銹鋼的接頭軟化和成分偏析,應(yīng)嚴(yán)格限制線能量，固態(tài)焊接和高能束焊接具有明顯優(yōu)勢.文獻(xiàn)[4]成功地對2.6 mm厚15-5PH鋼板進(jìn)行了攪拌摩擦焊對接;文獻(xiàn)[5]對15-5PH厚板構(gòu)件進(jìn)行了電子束焊接;文獻(xiàn)[6]對630不銹鋼進(jìn)行激光焊接,研究了激光功率、光斑直徑等工藝參數(shù)對焊縫熔深、熔寬和接頭組織的影響.等離子弧焊以等離子弧為熱源,其發(fā)熱量、溫度和穩(wěn)定性均高于普通電弧,具有較大的熔透力和焊接速度,焊接熱影響區(qū)和焊接變形小,如采用小孔焊接技術(shù),還能夠?qū)崿F(xiàn)單面焊雙面一次成形[7].不足之處是,等離子弧物理過程復(fù)雜,焊接熔池受多種力共同作用,焊縫成形和焊接質(zhì)量難以控制[8].

文中采用單變量法對15-5PH不銹鋼進(jìn)行等離子弧焊接,通過對焊接熔池的受力及焊縫成形的分析,研究焊接參數(shù)對焊縫成形及性能的影響.進(jìn)而通過正交試驗(yàn),優(yōu)化焊接工藝參數(shù)和接頭性能.

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)采用150 mm×100 mm×6 mm的熱軋態(tài)15-5PH鋼板和1.2 mm的ER630焊絲,化學(xué)成分見表1,焊絲的抗拉強(qiáng)度和延伸率分別為1150 MPa和11%.焊前用砂紙去除鋼板表面氧化膜,用酒精、丙酮擦除污垢灰塵和油脂.利用Fronius等離子弧焊接裝置,以氬氣為離子氣和保護(hù)氣,對試板進(jìn)行小孔型等離子弧焊接.

焊后,利用SANA CMT5105電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行接頭拉伸試驗(yàn),加載速率為5 mm/min;采用55 mm×10 mm×5 mm小尺寸試樣和2 mm V型坡口,利用JB30D沖擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫沖擊試驗(yàn);采用ZEISS 4×1金相顯微鏡觀察焊縫組織,利用島津 XRD-6000型X射線衍射儀進(jìn)行物相分析.

表1 15-5PH及ER630的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of 15-5PH and ER630

首先,進(jìn)行A、B、C 3組單變量試驗(yàn)(表2),研究焊接電流、氬氣流量和焊接速度等參數(shù)對焊縫成形的影響.其中,A組試驗(yàn)以焊接電流為變量,B組試驗(yàn)以氬氣流量為變量,C組試驗(yàn)以焊接速度為變量.然后,基于單變量試驗(yàn)結(jié)果,進(jìn)行正交試驗(yàn),優(yōu)化工藝參數(shù)和接頭綜合力學(xué)性能.

表2 單變量試驗(yàn)安排Table 2 Arrangement of univariate experiments

*注：焊接電流和焊接電壓為一元化自動(dòng)調(diào)節(jié)，焊接電流改變時(shí)，焊接電壓相應(yīng)協(xié)同變化

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊接電流對焊縫成形及力學(xué)性能的影響

采用A組的160～220 A 5種不同焊接電流進(jìn)行焊接,焊縫正反面形貌如圖1,對應(yīng)的焊縫幾何形狀參數(shù)及接頭力學(xué)性能見表3.

隨焊接電流增加,焊縫正面熔寬逐漸增大,而正面余高逐漸減小.電流較小時(shí),電弧穿透力差,試板沒有熔透,因此熔深小;電流提高到200 A后完全焊透,背面熔寬和背面余高均顯著增加.顯然,提高焊接電流有利于電弧穿透和焊縫成形.

通過對等離子弧焊接熔池的受力分析可知,熔池受力非常復(fù)雜，包括:熔池重力F重、等離子流噴射力F等、焊縫根部的反作用力F等′、熔池溫差導(dǎo)致密度差并引起的對流力F密度,以及熔池液態(tài)金屬的表面張力F表和溫差導(dǎo)致的表面張力差F表差.各種力相互作用,不僅決定熔池形狀,也決定焊縫最終成形.其中,F等′、F密度差、F表及F表差有利于增加正面余高,減小焊縫凹陷;而F重、F等則有利于減小正面余高,增加凹陷和背面余高.

圖1 不同焊接電流下的焊縫成形Fig.1 Surface appearances of weld with different currents

如表2,保持其他焊接參數(shù)不變,逐漸提高焊接電流,焊接線能量隨之提高,焊縫熔寬相應(yīng)增加.采用較小的電流會(huì)導(dǎo)致試板未熔透,在此電流范圍內(nèi),提高焊接電流會(huì)同時(shí)引起焊縫熔寬和熔深的增加,而余高則有所降低.當(dāng)進(jìn)一步增大電流,可有效提高電弧穿透力,使焊縫產(chǎn)生穿孔并熔透,熔池金屬相應(yīng)增加,即F重提高;同時(shí),還會(huì)引起熔池整體溫度提高,并使溫度更為均勻,F表、F表差和F密度的影響下降,F重轉(zhuǎn)化為焊縫成形的主因,使得焊縫凹陷的趨勢加大,其結(jié)果是正面余高逐漸減小,而背面余高顯著增大.

眾所周知,獲得綜合性能良好的焊縫的前提是避免或減少焊接缺陷.對應(yīng)于較小焊接電流的A1、A2試樣,其焊接線能量不足,難以熔穿,因此容易形成未焊透;對應(yīng)的熔池溫度也不均勻,熔池快速冷卻,導(dǎo)致氣體不能及時(shí)逸出,從而在焊縫中形成氣孔,嚴(yán)重影響接頭強(qiáng)度.當(dāng)電流達(dá)到或高于200 A后,可以充分發(fā)揮等離子弧能量密度高和等離子流力強(qiáng)的特點(diǎn),保證產(chǎn)生貫穿小孔將焊件熔透,提高接頭焊接質(zhì)量,對應(yīng)A3～A5的接頭強(qiáng)度與延伸率分別達(dá)到ER630焊絲的92%和72%以上.

表3 焊接電流對焊縫成形及力學(xué)性能的影響Table 3 Influence of current on appearance of weld and mechanical properties

2.2 氬氣流量對焊縫成形及力學(xué)性能的影響

采用B組的2.4～3.0 L/min 5種不同氬氣流量進(jìn)行焊接,焊縫正反面形貌如圖2,表4為對應(yīng)的焊縫幾何形狀參數(shù)及接頭力學(xué)性能, 焊接試樣的拉伸斷裂位置均在焊縫處.可以看出,隨氬氣流量增大,正面熔寬逐漸收縮. 氬氣流量較小(<2.7 L/min)時(shí),出現(xiàn)未焊透和氣孔缺陷,隨氬氣流量增大焊縫正面余高也有所增加.當(dāng)氬氣流量較大(≥2.7 L/min)時(shí),試板熔透,正面余高也減少,而背面熔寬和余高均增加.上述結(jié)果表明,氬氣流量對焊縫成形也有重要作用.

從熔池受力角度看,在保持其他焊接參數(shù)不變的前提下,氬氣流量增大有利于提高熔透能力,并增加小孔直徑和F等、F等′.氬氣流量的增加能提高等離子弧的壓縮比例,使電弧更加集中,并減小正面熔寬.當(dāng)氬氣流量較小(<2.7 L/min)時(shí),不能形

圖2 不同氬氣流量下的焊縫成形Fig.2 Surface appearances of weld with different gas rates

成穿透小孔,一方面因焊接線能量不變,因此熔池金屬也不變,電弧壓縮使得熔寬減小;另一方面增大F等′使焊縫金屬減少下凹,正面余高由此增大.當(dāng)氬氣流量較大(≥2.7 L/min)時(shí),小孔直徑和F等顯著提高并形成貫穿孔,F重及F等逐步占優(yōu),并大于電弧吸力和F等′、F密度、F表、F表差及其他支撐熔池液體的外力之和,這時(shí)熔池呈現(xiàn)下凹趨勢,導(dǎo)致焊縫正面熔寬及余高減小,背面熔寬及余高增大.

表4表明,隨氬氣流量增大,接頭抗拉強(qiáng)度和延伸率顯著提高.由于B1～B3氬氣流量小,試板存在未焊透和氣孔缺陷,因此強(qiáng)度極低.當(dāng)氬氣流量為2.7和3.0L/min時(shí),焊縫成形良好,對應(yīng)的B4、B5試樣焊縫強(qiáng)度均為1 100 MPa,延伸率分別為7.9%，7.7%.

表4 氬氣流量對焊縫成形及性能的影響Table 4 Influence of gas rate on appearance of weld and properties

2.3 焊接速度對焊縫成形及力學(xué)性能的影響

采用C組的280～450 mm/min 4種不同焊接速度施焊,獲得的焊縫正反面形貌如圖3,對應(yīng)的焊縫幾何形狀參數(shù)及接頭力學(xué)性能見表5.隨焊接速度增加,焊縫正面熔寬逐漸減小,正面余高逐漸增大;而背面熔寬和余高均顯著減小.當(dāng)焊速提高到450 mm/min時(shí),背面出現(xiàn)未焊透缺陷.

圖3 不同焊接速度下的焊縫成形Fig.3 Surface appearances of weld with different speeds

隨焊接速度增大,焊接熱輸入和熔池受熱程度逐漸變小,焊縫正反兩面的熔寬隨之減小,熔池體積也相應(yīng)縮小,但熔池溫度的不均勻性則加大．這一方面會(huì)導(dǎo)致F重減小, 而F密度、F表和F表差增大,并增加熔池液態(tài)金屬向上流動(dòng)的趨勢;另一方面,熔池體積和溫度減小,會(huì)使金屬凝固速度加快,焊縫中心的液態(tài)金屬尚未完全鋪展就快速凝固.所以,當(dāng)提高焊接速度時(shí),就會(huì)出現(xiàn)焊縫正面余高逐漸增大,而背面余高則逐漸減小或焊不透的現(xiàn)象.C1～C3試樣和焊縫成形良好,抗拉強(qiáng)度都在1 100 MPa左右,延伸率也較高,達(dá)到7.9%～8.3%.

2.4 正交試驗(yàn)工藝優(yōu)化

為進(jìn)一步優(yōu)化等離子弧焊接工藝,在單變量試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,設(shè)計(jì)了一組L9(34)正交試驗(yàn),以接頭強(qiáng)度和沖擊功為評(píng)價(jià)指標(biāo)和工藝優(yōu)化的依據(jù).試驗(yàn)方案及結(jié)果如表6.

2.4.1 正交試驗(yàn)結(jié)果

由表7極差分析可知,對于焊接接頭抗拉強(qiáng)度,氬氣流量(B)的極差值大約是焊接電流(A)的2倍、焊接速度(C)的6倍.顯然,氬氣流量是主要影響因素,焊接電流其次,焊接速度影響較小.影響接頭沖擊功指標(biāo)的因素與上述規(guī)律基本相同.因此,提出可能的最優(yōu)試驗(yàn)方案:A3B3C1,對應(yīng)的焊接工藝參數(shù)為:焊接電流220 A,氬氣流量3.0 L/min,焊接速度300 mm/min.

表5 焊接速度對焊縫成形及性能的影響Table 5 Influence of weld speed on appearance of weld and properties

表6 正交試驗(yàn)方案與結(jié)果Table 6 Arrangement and results of the orthogonal experiments

2.4.2 優(yōu)化工藝參數(shù)的確定與驗(yàn)證

由表2和表6可見,單變量試驗(yàn)B5和正交試驗(yàn)8#和9#均與正交優(yōu)化試驗(yàn)方案的參數(shù)接近,也均獲得了綜合力學(xué)性能優(yōu)良的焊接接頭.

表7 正交試驗(yàn)分析Table 7 Analysis on the orthogonal experiments

從表7還可看出,隨因素A(焊接電流)或B(氬氣流量)的數(shù)值增大,焊縫力學(xué)性能均顯著單調(diào)增大,因素C(焊接速度)的影響則相反,呈下降趨勢,但降幅很小.這說明焊接電流及氬氣流量的增大有利于焊縫性能的提高,而焊接速度的影響較小.但是否應(yīng)進(jìn)一步提高焊接電流及(或)氬氣流量,還需考慮15-5PH不銹鋼本身的特點(diǎn)及工程實(shí)際的需要.由于15-5PH不銹鋼容易產(chǎn)生成分偏析、熱影響區(qū)軟化等問題,必須嚴(yán)格限制焊接線能量,以減小焊縫熔寬,降低HAZ對接頭性能的不良影響,因此沒有必要進(jìn)一步加大電流;而進(jìn)一步加大氬氣流量有可能使小孔直徑過大而不能保證焊縫成形,導(dǎo)致焊縫塌陷,正面余高不足,并增加成本等問題.反之,焊接速度在一定范圍內(nèi)變化對接頭成形和力學(xué)性能影響均較小.因此認(rèn)為,可以適當(dāng)提高焊接速度,在保證焊接質(zhì)量的前提下,達(dá)到減小焊接線能量,提高焊接效率,降低焊接成本的良好效果.

綜上分析,提出了優(yōu)化的15-5PH不銹鋼等離子弧焊接工藝:焊接電流 220 A,氬氣流量3.0 L/min,焊接速度 400 mm/min,對應(yīng)的焊接線能量為12.4 J/mm. 在此工藝下進(jìn)行焊接,焊縫成形如圖4，表面均勻光滑,無裂紋、焊瘤、咬邊等缺陷,焊縫正面熔寬7.25 mm,反面熔寬2.4 mm,正反面余高分別為2.26 mm和1.75 mm. 按照J(rèn)B/T 4730.2-2005標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行X射線探傷,焊縫未發(fā)現(xiàn)圓形和條形缺陷,無未焊透、裂紋等其他缺陷,焊縫評(píng)定等級(jí)為Ⅰ級(jí).對應(yīng)的接頭抗拉強(qiáng)度1 100 MPa,沖擊韌性20.5 J,延伸率8.0%,綜合性能優(yōu)良.

圖4 優(yōu)化工藝下的焊縫形貌Fig.4 Morphology of weld with optimized parameters

2.4.3 焊接接頭組織分析

通過固溶+時(shí)效熱處理,15-5PH不銹鋼會(huì)順序發(fā)生奧氏體→淬火馬氏體→時(shí)效馬氏體組織轉(zhuǎn)變.優(yōu)化工藝獲得的15-5PH不銹鋼等離子弧焊接接頭如圖5，可分為:焊縫區(qū)、粗晶熱影響區(qū)、細(xì)晶熱影響區(qū)、兩相熱影響區(qū)和母材區(qū),其中兩相區(qū)和細(xì)晶區(qū)分界不明顯.圖6 的XRD圖譜表明,接頭組織以馬氏體為主,此外還有少量奧氏體.

圖5 焊接接頭宏觀形貌Fig.5 Macrostructure of the joint

圖6 焊接接頭的XRD衍射圖Fig.6 XRD pattern of joint

15-5PH不銹鋼接頭各區(qū)域的光學(xué)金相如圖7.焊縫區(qū)以柱狀晶為主,焊接過程中熔池15-5PH母材與ER630焊絲融合,垂直熔合線向焊縫中心生長,焊后快速冷卻,形成以淬火馬氏體為基體組織的焊縫;粗晶熱影響區(qū)受焊接熱循環(huán)的高溫影響,原奧氏體晶粒長大較為嚴(yán)重,冷卻后的組織以回火馬氏體為主;而細(xì)晶熱影響區(qū)和兩相熱影響區(qū)離焊縫中心較遠(yuǎn),溫度不均勻,溫度較高的部分發(fā)生轉(zhuǎn)變形成逆轉(zhuǎn)變奧氏體,冷卻時(shí)又形成馬氏體,溫度較低的部分則形成回火馬氏體;母材區(qū)仍然為原始的板條馬氏體組織.

鑒于15-5PH不銹鋼具有馬氏體沉淀硬化的特征,后續(xù)擬采用TEM等手段,對焊縫微觀組織作進(jìn)一步分析研究．

圖7 焊接接頭各區(qū)域的金相組織Fig.7 Microstructure of different regions of joint

3 結(jié)論

(1) 15-5PH馬氏體沉淀硬化不銹鋼的等離子弧焊接的單變量工藝試驗(yàn)表明,焊接電流和氬氣流量是焊縫成形和力學(xué)性能的主要影響因素. 在一定范圍內(nèi)增加焊接電流及氬氣流量,可提高電弧穿透能力,確保焊縫成形良好,提高焊縫力學(xué)性能.

(2) 在保證焊縫焊透的前提下,隨焊接電流增大,焊縫正反面熔寬增大,正面余高減小,而反面余高增大;隨氬氣流量增加,等離子弧熔透能力增強(qiáng),焊縫正面熔寬和余高減小,背面熔寬和余高增大;隨焊接速度加快,熱輸入降低,正反面熔寬均減小,正面余高增大,背面余高減小.

(3) 在正交試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,優(yōu)化了15-5PH不銹鋼等離子弧焊的工藝參數(shù):焊接電流220 A,氬氣流量3.0 L/min,焊接速度400 mm/min,接頭組織以馬氏體為主,其抗拉強(qiáng)度達(dá)1 100 MPa,沖擊韌性為20.5 J,延伸率為8.0%.

參考文獻(xiàn)(References)

[ 1 ] 齊彥昌, 張曉牧, 彭云, 等. 時(shí)效溫度對15-5PH 沉淀硬化不銹鋼熔敷金屬組織和性能的影響[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2012, 33(10):105-108.

QI Yanchang, ZHANG Xiaomu, PENG Yun, et al.Effect of aging temperature on microstructure and properties of deposited metal for type 15-5PH precipitation hardened stainless steel[J].Transactions of the China Welding Institution, 2012, 33(10):105-108. (in Chinese)

[ 2 ] PARK G, BAE G, MOON K, et al. Effect of plasma nitriding and nitrocarburizing on HVOF-sprayed stainless steel coatings[J]. Journal of Thermal Spray Technology, 2013, 22(8): 1366-1373. DOI:10.1007/s11666-013-0035-4.

[ 3 ] ZIEWIEC A, CZECH J, TASAK E. Welded joint cracking in martensitic stainless steel precipitation-sthregthened with copper/p?kanie z?cz spawanych stali nierdzewnej martenzytycznej utwardzanej wydzieleniowo miedzi?[J]. Archives of Metallurgy and Materials, 2012, 57(4):DOI:10.2478/v10172-012-0117-1.

[ 4 ] WEINBERGER T, ENZINGER N, CERJAK H. Microstructural and mechanical characterisation of friction stir welded 15-5PH steel[J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2009, 14(3): 210-215. DOI:10.1179/136217109x406956.

[ 5 ] TURNER A J.Electron beam welding thick section precipitation-hardening steel[J]. Welding Journal, 1981,60(1):18-26.

[ 6 ] SUFIZADEH A R, MOUSAVI S A A A. Investigations on the effects of process parameters for Nd:YAG pulsed laser welding of 630 and 321 stainless steels[J]. International Journal of Microstructure and Materials Properties, 2010, 5(2): 221. DOI:10.1504/ijmmp.2010.035941.

[ 7 ] HU Q X, WU C S, ZHANG Y.M. Finite element analysis of keyhole plasma arc welding based on an adaptive heat source mode[J]. China Welding, 2007, 16(2):55-58.

[ 8 ] 胡慶賢,王曉麗,王艷輝.穿孔等離子弧焊接熱效率的選取及應(yīng)用[J].江蘇科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2011,25(6):549-552.

HU Qingxian, WANG Xiaoli, WANG Yanhui. Selection and application of thermal effciency during keyhole plasma arc welding[J].Journal of Jiangsu University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2011,25(6):549-552. (in Chinese)