30CrMnSiNi2A超高強度鋼真空電子束焊接工藝應(yīng)用研究

莊明祥，李小曼，徐 梅，張兵憲，楊海歐

（1.中航工業(yè)西安飛機工業(yè)（集團）有限責(zé)任公司，西安 710089；（2.西北工業(yè)大學(xué)凝固技術(shù)國家重點實驗室，西安 710072）

隨著對航空裝備性能要求的不斷提高，大量先進(jìn)材料和新型結(jié)構(gòu)的選用給焊接技術(shù)提出了新的更高的要求[1]。真空電子束焊接（Electron Beam Welding, EBW）是在真空環(huán)境下，利用匯聚的高速電子流轟擊工件接縫處所產(chǎn)生的熱能，使被焊金屬熔合的一種焊接方法。具有能量密度高、穿透能力強、焊縫深寬比大、焊接速度快、熱影響區(qū)（Heat Affected Aonen，HAZ）窄、焊接變形小、電子束易受控等特點，并能有效地防止有害氣體對焊縫的影響，改善焊縫的組織和性能[2-3]，以其獨特的優(yōu)勢滿足了設(shè)計要求，在航空制造工程中得到越來越廣泛的應(yīng)用。

30CrMnSiNi2A超高強度鋼在飛機機體制造中被廣泛應(yīng)用，主要用于飛機起落架、框體、襟翼滑軌等一些重要的承力結(jié)構(gòu)。30CrMnSiNi2A超高強度鋼的含碳量及合金元素含量都較高，焊接過程中液-固相區(qū)間較大，偏析嚴(yán)重，具有較大的熱裂紋傾向。焊后由于淬火傾向大，容易在焊縫區(qū)和熱影響區(qū)形成淬硬的馬氏體，造成大的冷裂紋傾向，因而此類鋼的焊接性較差[4]。采用傳統(tǒng)的焊接方法需要較高的預(yù)熱溫度，嚴(yán)格控制其層間溫度，焊接質(zhì)量很難滿足設(shè)計要求。國內(nèi)文獻(xiàn)主要集中在對該材料電子束焊接的基礎(chǔ)性研究，而本文針對飛機機體大型構(gòu)件的制造需求，研究了30CrMnSiNi2A超高強度鋼電子束焊接接頭的力學(xué)性能和焊縫組織形貌，優(yōu)化了鎖底對接型式的真空電子束焊接工藝，實現(xiàn)了在飛機機體產(chǎn)品的焊接，具有一定的工程應(yīng)用價值[5-11]。

1 試驗材料、設(shè)備及試驗過程

1.1 試驗材料

試驗用原始材料為12mm厚30CrMnSiNi2A超高強度鋼鍛件板材，熱處理狀態(tài)為正火+高溫回火態(tài)，經(jīng)過機械加工后，試板的尺寸為150mm×75mm×10.5mm和150mm×75mm×7.5mm。

30CrMnSiNi2A超高強度鋼成分如表1所示。

表1 試驗材料30CrMnSiNi2A合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))%

1.2 試驗設(shè)備

試驗設(shè)備使用法國泰克米特GENVOA98型真空電子束焊機，該焊機屬中壓型電子束焊機，最大加速電壓70kV，最大束流值為714mA。

1.3 試驗過程

大量的焊接試驗確定了陰極直徑、加速電壓、聚焦電流、掃描波形、掃描頻率、焊接室的真空度等焊接工藝參數(shù)，重點研究了束流值、掃描幅值和焊接速度對焊縫形貌的影響，通過參數(shù)匹配，在保證熔深的前提下，實現(xiàn)不同的焊縫熔寬，焊接參數(shù)如表2所示。

2 焊接工藝分析

2.1 焊接性分析

碳當(dāng)量是以鋼材中的化學(xué)成分判斷鋼材冷裂敏感性的一種指標(biāo)。30CrMnSiNi2A超高強度鋼屬于中碳低合金調(diào)質(zhì)鋼，含碳量高，加入的合金元素也較多。根據(jù)美國焊接學(xué)會推薦的碳當(dāng)量公式[12]:

可得出30CrMnSiNi2A超高強度鋼試驗材料的碳當(dāng)量：Ceq＝0.72%，說明其焊接性很差，研究表明該材料在焊接過程中容易出現(xiàn)淬硬組織，從而造成焊縫硬度高、脆性大，因此對焊接冷裂紋甚為敏感。傳統(tǒng)的熔焊由于熱源分散、熔池及熱影響區(qū)保護(hù)不力、加熱與冷卻過程不均衡，從而使焊縫中H含量過高和焊接應(yīng)力過大，最終產(chǎn)生裂紋。采用能量密度高、焊接速度快、焊接變形小、在真空環(huán)境下的電子束焊接，可以顯著地降低焊縫對冷裂紋的敏感性，提高焊接的整體質(zhì)量。

2.2 焊縫剖面形貌分析

試驗采用的焊接接頭形式如圖1所示。

圖1 接頭形式Fig.1 Joint type

圖2 焊縫形貌Fig.2 Weld profile

表2 30CrMnSiNi2A 鋼電子束焊接工藝參數(shù)

從結(jié)構(gòu)功能的角度來看，把2mm寬的鎖底寬度全部熔合，即達(dá)到圖2中焊縫形貌1的形式，屬于最理想狀況，優(yōu)勢在于尖角處的疲勞源/裂紋源消失，缺點是焊縫寬度增大，接頭熱輸入增加，從而導(dǎo)致焊接變形增大、接頭性能有所下降。而從接頭的性能來看，圖2中焊縫形貌2是最佳選擇，優(yōu)勢在于焊縫窄、熱影響區(qū)小，力學(xué)性能相對提高；缺點是未熔合的鎖底寬度可能成為疲勞源，對飛機安全造成一定的威脅。通過大量的焊接試驗，在保證鎖底部分不焊透的前提下，全部熔合鎖底寬度無法實現(xiàn)，最終選擇為盡量減小未熔合的鎖底寬度，控制在0.5～0.8mm范圍內(nèi)。

2.3 預(yù)熱焊與消除焊接應(yīng)力的選擇

通過焊接工藝試驗，選用合理的預(yù)熱焊對焊縫成形和提高焊縫質(zhì)量作用明顯，尤其是抑制冷裂紋的產(chǎn)生。試驗采用較小熱輸入的焊接參數(shù)進(jìn)行電子束預(yù)焊，預(yù)焊的目的是預(yù)熱和對焊接部位進(jìn)行封焊，預(yù)焊一般選用正式焊接束流值的1/2進(jìn)行施焊。在焊后0.5h內(nèi)進(jìn)行高溫回火以消除焊接應(yīng)力，加熱溫度為650℃左右，保溫1h后空冷。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 金相分析

從30CrMnSiNi2A超高強度鋼6組工藝參數(shù)對應(yīng)的焊縫外觀與橫截面形貌（見圖3～圖4）可以看出：圖3（a）～（c）焊縫正面成形非常好，焊縫寬度一致，魚鱗紋分布均勻，無咬邊。圖4（a）的焊縫截面形態(tài)為釘子狀，底部形態(tài)較尖銳，且焊縫底部距離材料邊緣還有一段距離，焊接熔深明顯不足；當(dāng)掃描幅值相同時，隨著束流值的增加，焊縫熔池深度明顯增加，但是焊縫底部形態(tài)仍然較尖銳，可見束流值的大小影響熔池深度，束流越大，熔池越深，同時對比圖 4（c）～（d）和圖（e）～（f），可以得到同樣的結(jié)論。除了束流值對焊縫熔深的影響外，掃描幅值對對焊縫形貌也有很大的影響，對比圖4（b）與（c）、圖 4（d）與（e），在束流值相同時，適當(dāng)降低焊接速度，增加掃描幅值，可以發(fā)現(xiàn)焊縫形態(tài)有一定的改善，特別是焊縫底部由尖銳趨于圓滑，隨著掃描幅值的繼續(xù)增大，焊縫形態(tài)有明顯的變化，焊縫底部更加圓滑，整體形態(tài)也較為理想，可見掃描幅值的大小對焊縫形態(tài)的影響效果顯著。但隨著掃描幅值的增加，在保證焊縫熔深的前提下，焊接過程往往需要增加束流值，適當(dāng)降低焊接速度，繼續(xù)加大焊接熱輸入量。圖3（a）～（b）出現(xiàn)了類似氣孔的缺陷，產(chǎn)生氣孔的原因主要有：（1）焊縫快速凝固過程中母材溶解的氣體來不及溢出；（2）凝固過程中，由于液態(tài)金屬體積收縮引起的收縮孔，也叫冷隔，如圖5所示，于是圖3（c）繼續(xù)增加了掃描幅值、降低了焊接速度，如此有益于熔池氣體的溢出和避免冷隔的形成。從6組金相照片（見圖4）來看，焊縫鑄區(qū)外觀呈不對稱狀，其原因主要是不等厚鎖底對接，焊接過程接頭散熱不對稱。

圖3 30CrMnSiNi2A 超高強度鋼電子束焊縫外觀形貌（焊縫正面與背面）Fig.3 Appearance shape of 30CrMnSiNi2A ultra-high strength steel (front and back) by EBW

圖4 30CrMnSiNi2A 鋼電子束焊縫橫截面形貌Fig.4 Cross section shape of 30CrMnSiNi2A steel by EBM

綜合考慮焊縫熔深、截面形貌和內(nèi)部缺陷的控制，最終選取了圖4（e）對應(yīng)的焊接工藝參數(shù)進(jìn)行電子束焊接，得到了較為理想的焊縫形貌（近似鐘罩形），并經(jīng)X光和磁粉探傷，結(jié)果完全滿足GJB 1718A-2005中I級焊縫的要求。

焊態(tài)下的焊縫微觀組織形貌金相照片如圖6所示，焊縫區(qū)域組織以粗大的板條馬氏體為主，并有少量的殘余奧氏體。這是因為電子束焊接熱量集中，峰值溫度很高，而對于30CrMnSiNi2A超高強度鋼材料其AC3大約在800℃，在其奧氏體化過程中，奧氏體長大速度非?？?，由于在高溫區(qū)保持時間很短，之后的快速冷卻使這種粗大的奧氏體組織過冷后形成了板條狀馬氏體組織，但是仍有少數(shù)奧氏體由于來不及轉(zhuǎn)變而殘留下來，形成了板條狀馬氏體+殘余奧氏體的組織。

圖5 EBW焊接缺陷——冷隔形態(tài)Fig.5 EBW weld defect—cold shut

圖6 焊態(tài)下焊縫處高倍光學(xué)顯微金相組織Fig.6 Optical metallographic morphology of welding beam without heat treatment

經(jīng)過900℃油淬加低溫回火的焊縫組織形貌照片如圖7所示，在掃描電鏡下，焊縫和熱影響區(qū)的顯微組織主要為回火馬氏體和殘余奧氏體。觀察發(fā)現(xiàn)熱影響區(qū)的組織較母材和焊縫區(qū)域的組織晶粒稍微增大，焊縫和熱影響區(qū)相比，組織細(xì)且均勻[13]。仔細(xì)對比會發(fā)現(xiàn)焊縫和熱影響區(qū)的晶粒排布有一定的方向性，而母材沒有，排布無序，出現(xiàn)這種方向性的原因在于焊接和冷卻過程中晶粒生長的方向受溫度梯度和焊接方向的影響，晶粒以焊縫中心為分界線，向焊縫兩側(cè)橫向生長，從而使得晶粒排布出現(xiàn)一定的方向性。

3.2 顯微硬度

材料經(jīng)調(diào)質(zhì)熱處理（淬火至σb=（1670±100）MPa）后顯微硬度測試結(jié)果如圖8所示，在焊縫中線沿深度方向上，焊縫區(qū)域的顯微硬度值分布沒有明顯區(qū)別；在焊縫寬度方向上，焊縫區(qū)域的顯微硬度略大于母材處，由于試驗取點數(shù)量較少，所以對HAZ區(qū)域的顯微硬度難以分析。

3.3 機械性能

采用工藝3A焊接并調(diào)質(zhì)熱處理后進(jìn)行了常規(guī)力學(xué)性能檢測，試驗結(jié)果如表3、表4所示。母材要求熱處理后的抗拉強度為（1670±100）MPa。拉伸試件均斷在母材處，說明斷裂處的拉伸應(yīng)力大于母材的抗拉強度，焊接接頭的拉伸性能優(yōu)于母材，沖擊性能達(dá)到母材的78.5%。

圖7 調(diào)質(zhì)熱處理后掃描電鏡下接頭組織Fig.7 Microstructures of the EBM joints under the SEM after tempering heat treatment

圖8 工藝3A接頭顯微硬度Fig.8 Microhardness of process 3A

表3 接頭拉伸試驗結(jié)果

3.4 工程產(chǎn)品的焊接

采用EBM工藝得到的飛機機體零件如圖9所示。零件為腔體結(jié)構(gòu)，焊縫在上下表面呈對稱分布，每條焊縫均為封閉型平面焊縫，現(xiàn)已將此焊接工藝成功應(yīng)用于該零件的焊接。

表4 接頭沖擊試驗結(jié)果

圖9 采用EBM工藝得到的機體零件Fig.9 Airframe parts by EBM

4 結(jié)論

（1）通過焊接工藝試驗，得出工藝3A為最佳的焊接參數(shù)，焊接接頭經(jīng)X光和磁粉探傷檢測滿足I級焊縫要求。

（2）焊態(tài)下焊縫的組織主要以粗大板條馬氏體組織為主，并有少量的殘余奧氏體。經(jīng)調(diào)質(zhì)熱處理后焊縫和熱影響區(qū)的顯微組織主要為回火馬氏體+殘余奧氏體。熱影響區(qū)的組織較母材和焊縫區(qū)域的組織晶粒稍微增大，焊縫和熱影響區(qū)相比，組織細(xì)且均勻。焊縫和熱影響區(qū)的晶粒排布有一定的方向性。

（3）焊接接頭在調(diào)質(zhì)熱處理后的強度優(yōu)于母材強度，σb達(dá)到1680MPa以上，且均斷在母材，沖擊性能達(dá)到母材的78.5%,焊縫顯微硬度略高于母材。

（4）已將此焊接工藝成功地應(yīng)用于飛機機體產(chǎn)品的焊接。

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