激光焊接KMN鋼的工藝參數及組織和性能

鄧德偉, 呂捷, 馬玉山, 張勇, 黃治冶，田鑫

(1.大連理工大學，遼寧 大連 116024; 2.沈陽鼓風機集團股份有限公司，沈陽 110869;3.吳忠儀表有限責任公司，寧夏 吳忠 751100；4.三一重機有限公司，上海201413)

0 前言

壓縮機葉輪的結構復雜，工作環境惡劣，這就對材料的性能提出了很高要求。早期引進于意大利的KMN鋼是一種低合金高強鋼，由于其含碳量低，綜合力學性能和焊接性較好，且成本較低，經常用于制造離心鼓風機和壓縮機的焊接葉輪[1-2]。

激光焊接被認為是“21世紀最有發展前景的制造技術之一”。與傳統焊接方式相比，激光焊接的焊接速度快，效率高；激光焊接的能量更集中，深寬比也較大，從而有著較小的熱影響區和較小的變形；激光焊接容易實現自動化，且對于激光束的控制很靈活[3-5]。盡管如此，激光焊接在大型風機葉輪的制造中仍很少得到研究和應用。

合適的焊接工藝參數對提高焊接葉輪的整體性能至關重要[6-7]。該文通過設計正交試驗來進行不同參數組合的激光焊接試驗，分析焊接參數對KMN鋼激光焊接的影響。將激光焊與TIG焊的焊接接頭拉伸和沖擊試驗結果進行對比，并從微觀角度分析組織對激光焊接接頭性能的影響。可以為激光焊接在KMN鋼焊接領域更進一步的應用提供技術依據，同時對于壓縮機葉輪的制造也有一定的借鑒意義。

1 試驗材料與設備

試驗選用的材料為熱軋KMN鋼板，用于激光單板自熔焊的試板規格為100 mm × 250 mm × 6 mm，用于激光對接自熔焊的試板規格為90 mm × 90 mm × 5 mm。KMN鋼板的化學成分見表1，可以看出所用材料滿足工廠成分要求。

表1 KMN鋼的化學成分(質量分數，%)

試驗使用六軸機械臂的激光焊接系統，型號為KR120 R2700 extra HA。激光束來自TruDisk 6602碟片激光器，其技術參數見表2。激光頭型號為ALO3，可通過改變聚焦的方式改變聚焦光斑的大小。圖1為焊接時使用的裝夾系統示意圖，試驗過程中背面保護氣只在對接焊時打開，出氣孔設置在焊縫下端，通過試板兩側滑塊可以將保護氣較長時間地保留在焊縫下端的空腔中，以提高背面保護效果。正面和背面保護氣送氣量均為10 L/min。

表2 激光焊接系統的技術參數

圖1 裝夾系統

焊接完成后，用電火花線切割從各個樣品焊縫位置取下合適的試樣，用200號～1 500號砂紙對試樣進行磨制并拋光，清洗后吹干，用體積分數4%硝酸酒精的試劑對試樣進行腐蝕。在Nikon ECLIPSE MA100金相顯微鏡下觀察焊縫橫截面的顯微組織，并采用Zeiss Supra55型場發射掃描電子顯微鏡進行微觀組織的觀察和晶粒尺寸的測量。通過X射線衍射儀(島津 XRD-6000)對材料的物相組成進行測定。由型號為MVC-1000B的維氏硬度計對焊縫進行顯微硬度測試，加載載荷300 g，保壓時間15 s。材料的拉伸試驗在DNS300電子萬能試驗機上進行，最大試驗力為300 kN。沖擊試驗在擺錘式沖擊試驗機JB-300B中進行，最大沖擊能量為300 J。

2 試驗過程和方法

2.1 激光焊接試驗正交參數選擇

正交試驗采用單板自熔焊的形式，選擇光斑直徑、焊接速度和激光功率3個參量作為因素，設計這3個因素的不同水平見表3。激光焊接前，用無水乙醇擦拭試板，以去除加工過程中產生的油污。

表3 正交試驗設計因素及其水平值

2.2 焊接接頭組織和性能測試

選擇能量密度較高和較低的2組參數焊接的試板，切取試樣進行金相觀察和顯微硬度測試。對焊縫橫截面拍攝不同區域的金相組織照片，隨后在焊縫橫截面中部沿水平方向測試維氏硬度。拉伸試樣按照標準GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》加工，焊縫置于試樣的中心位置。沖擊試樣按照標準GB/T 2650—2008《焊接接頭沖擊試驗方法》加工，U形缺口取在焊縫上。

3 試驗結果

3.1 激光焊接正交試驗結果

試驗以熔深和飛濺熔滴數為響應量，要求在達到較大熔深的同時獲得良好的表面質量。采用L25(56)正交表，選定的焊接工藝參數和對應焊縫的熔滴飛濺、熔深測量結果列于表4。其中：d表示光斑直徑；v為焊接速度；P為激光功率。選擇能量密度(激光功率與焊接速度和光斑直徑乘積的比值[8])作為綜合參量。

表4 正交試驗參數和結果

采用極差分析法對結果進行分析，以熔深、飛濺程度為響應量，得到各響應量的極差見表5，影響熔深的各因素主次順序為：d，P，v，而影響飛濺數量的各因素主次順序為：d，v，P。

圖2為熔深隨各因素的變化曲線，從圖2a可以看出，d對熔深的影響比較復雜，并非呈單調變化，而是表現為隨著d的增大，先減小后增大再減小。Katayama等人[9-10]研究了不同光斑直徑下，用10 kW功率的光纖激光器焊接304不銹鋼時的焊道熔透深度。結果表明，當焊接速度在1～2 m/min(即16.7～33.3 mm/s)范圍內時，相同的焊接速度下，熔深也并未隨著光斑的增大而單調減小。溫鵬等人[11]，在用3合不同光斑直徑的光纖激光器焊接304鋼平板時也發現了類似的現象。根據激光原理[12]；聚焦光斑直徑與聚焦透鏡焦距成正比，與發散角成反比。因而當改變透鏡焦距使光斑直徑增大時，發散角減小，從而使光束在熔池中的傳播和能量的傳遞發生變化，更多的能量作用于小孔底部，使熔池的寬度減小。另外，隨著光斑直徑的增大，功率密度減小，熔透能力下降。這兩方面綜合作用，導致了熔深的變化。圖2b和2c為熔深隨焊接速度v和激光功率P的變化曲線。如圖所示，隨著v增加熔深減小，而隨著P的增加熔深變大。這是因為，其他參數不變時，v增加導致單位時間作用在單位長度上的激光能量(即熱輸入)降低，從而使熔深減小；P增加導致熱輸入升高，使得熔深也增大。

表5 正交試驗的響應量極差表

圖3為飛濺程度隨各因素的變化曲線。圖3a也呈現出非單調變化且曲線形態與圖2a相似。當d為1.0mm和2.0 mm時，飛濺的程度最小。隨著光斑直徑的增加，焊縫的橫截面逐漸由釘子形轉變為倒錐形，表明激光傳遞能量的方式也由小孔型向熱傳導型轉變。而熱傳導型焊縫的熔池相比小孔型熔池更加穩定，不易產生飛濺，因而在大光斑下飛濺較少。圖3b和圖3c為飛濺程度隨v和P變化的曲線，隨著v和P的增加，飛濺程度增大。這是因為，飛濺程度的大小與熔池的穩定性有關，增大v和P使熔池中金屬溶液的流動更加紊亂，熔體的垂直動量更容易滿足克服表面張力的要求，因而更容易產生飛濺[13-14]。

圖2 熔深隨各因素的變化

圖3 飛濺程度隨各因素的變化

焊接效果采用加權評分的方式來評估，熔深以最大值5.18 mm為10分，最小值3.38 mm為0分；飛濺以最小值4個為10分，最大值40個為0分。中間值按等間距劃分，并對熔深和飛濺評分分別乘以0.5后相加，最終得到的評分值與能量密度的關系如圖4所示。可以看到能量密度較大時評分較高，評分最高的3組編號為21號、1號和4號。考慮到21號參數組合能耗較高，選擇1號參數組合。

圖4 焊接效果與能量密度的關系

3.2 焊接接頭的組織和性能

3.2.1宏觀形貌和顯微組織分析

根據能量密度高低選取出3號和23號2個參數下的試樣，其相應的能量密度分別為214.3 J/mm2和80.4 J/mm2。圖5為3號和23號試樣的焊縫橫截面形貌，可以明顯地看出3號焊縫截面為釘子形，而23號焊縫接近倒錐形。能量密度較高的3號焊縫熔深和熔寬明顯大于23號，計算得3號和23號焊縫的深寬比分別為1.25和1.06。

圖5 高、低能量密度下激光焊焊縫橫截面宏觀形貌

圖6為3號焊縫母材和焊縫的金相組織。圖6a為母材區域，其組織為板條馬氏體(白色)和斷續鏈狀分布的鐵素體以及碳化物(黑色)。圖6b中熔化區的顯微組織主要是白色的板條馬氏體，并有少量鐵素體和細小的碳化物分布在原奧氏體晶界和馬氏體板條界處。圖6c為緊靠熔合線的熱影響區組織形貌，可看到等軸狀原奧氏體晶粒內分布著不同取向馬氏體束，此區域晶粒尺寸較大，稱為粗晶熱影響區[15]。這是由于該區靠近熔化區，高溫奧氏體區停留時間較長，使晶粒發生粗化。圖6d為遠離熔合線的熱影響區組織形貌，此區域的組織由回火馬氏體和大量彌散分布的黑色碳化物組成。該區域在焊接時被加熱到奧氏體化溫度以下，馬氏體發生回火，析出大量的碳化物[16-18]。

圖6 3號試樣的金相組織

圖7為3號和23號試樣焊縫熔化區的SEM照片，其組織中馬氏體板條寬度分別約為0.72 μm和0.50 μm。3號試樣由于焊接能量密度較高，焊縫區域的冷卻速度慢，晶粒易長大，因而馬氏體板條也較為粗大。

圖7 3號和23號試樣焊縫的SEM二次電子像

圖8給出了母材、3號試樣和23號試樣焊縫的X射線衍射譜。衍射譜中3個試樣均只含有α相的衍射峰而沒有γ相的衍射峰，表明焊縫組織主要為馬氏體而沒有大量的殘余奧氏體。

圖8 母材、3號和23號試樣焊縫的X射線衍射譜

3.2.2顯微硬度分析

圖9為3號和23號焊接試樣不同區域的硬度曲線。3號試樣的熔化區平均硬度為428 HV，母材平均硬度為368 HV，約為熔化區的86%。硬度最低的位置出現在熱影響區中緊靠熔合線的位置，硬度約為326 HV，僅為熔化區的76%。結合金相觀察可知，晶粒粗化是該區域硬度下降的主要原因。遠離熔合線的熱影響區硬度逐漸升高，甚至略高于母材，這與該區在焊接時不完全奧氏體化，冷卻過程中形成部分馬氏體以及碳化物彌散分布有關。23號與3號相似，最高硬度值同樣出現在熔化區，約為447 HV，最低硬度值出現在熔合線附近的熱影響區，約為386 HV，是熔化區的86%。可以看到除母材外，23號試樣各區域硬度均高于3號相應區域，這與能量密度降低使晶粒細化有關。

圖9 3號和23號焊接試樣不同區域的硬度曲線

3.2.3激光對接焊接頭形貌及拉伸性能

經單板激光自熔焊正交試驗優化參數后，對KMN鋼進行對接焊。對接焊由于間隙的存在，光束更容易到達試板底部，故相同參數的激光束在對接時獲得的熔深更大，因此對接焊時需對前述優化參數進行適當調整，在保證全熔透的同時，盡量減少飛濺和塌陷等缺陷。調整后的激光參數為：激光光斑直徑0.8 mm，焊接速度30 mm/s，激光功率4.5 kW。圖10為利用該參數得到焊縫的外觀形貌，焊縫上表面周圍較光滑且沒有飛濺，大部分區域呈金黃色，局部因氧化而呈灰黑色，焊縫呈連續的魚鱗狀；下表面的飛濺也較少，焊縫均勻連續，因背面的保護氣裝置效果較好，導致焊縫背面未受氧化整體呈銀白色。

圖10 優化參數下激光對接焊焊縫表面宏觀形貌

為了考察焊縫是否符合工程要求，采用工廠中普遍使用的焊接方法——手工TIG填絲焊(焊絲牌號為ER 90S-B3，直徑1.2 mm)焊接相同厚度的KMN鋼板(焊接電流105 A，電弧電壓13 V)，焊后檢測其拉伸性能并與激光焊焊縫進行對比。表6列出了兩種焊接方法獲得焊接接頭的力學性能，激光焊接頭的抗拉強度、屈服強度及斷后伸長率均高于手工TIG填絲焊接頭，而沖擊韌性略低。

表6 優化參數下激光焊接頭與TIG焊接頭力學性能對比

圖11a為優化參數激光對接焊試板的拉伸斷裂試樣，接頭位于試樣的中間位置，從圖中可以看出試樣斷裂在母材處，表明焊縫的強度高于母材。圖11b為激光焊拉伸試樣斷口，主要由纖維區和剪切唇組成，說明材料的塑性較好。圖11c、圖11d為TIG填絲焊拉伸斷裂試樣及其斷口，可以看出，試樣斷裂面與拉伸方向呈一定角度貫穿整個焊縫，斷口近似呈階梯型。由于其斷口處發生頸縮，且斷裂延伸率為10.5%，可以推斷其發生塑性斷裂。但因填充材料的強度低于母材，導致斷裂發生在焊縫區。

圖11 優化參數下激光焊接頭與TIG焊接頭拉伸斷裂試樣對比

4 結論

(1)在選定的試驗參數范圍內，通過極差分析可知，隨著激光光斑直徑d從0.8 mm增大到2.0 mm，KMN鋼激光自熔焊焊縫的熔深值和焊縫表面的飛濺數量的變化規律接近，均呈非單調變化，在d= 1.2 mm時達到最大，在d= 2.0 mm時最小；隨著焊接速度的增大，焊縫熔深值緩慢減小，而飛濺數量緩慢增多；焊縫熔深值和飛濺數量均隨著激光功率的增大而增大。通過加權評分的方法得到的優焊接參數為：光斑直徑0.8 mm，焊接速度24 mm/s，激光功率4.2 kW。

(2)焊縫熔化區顯微組織為白色板條馬氏體，并含有少量鐵素體和細小碳化物，緊靠熔合線的熱影響區處，原奧氏體為較粗的等軸晶，而遠離熔合線的熱影響區組織為馬氏體和彌散分布的黑色碳化物。能量密度高時，焊縫熔深和熔寬較大，形成的馬氏體較為粗大；能量密度低時，與之相反。

(3)接頭熔化區的硬度最高，母材次之，熱影響區最低；能量密度低的焊接接頭各區域顯微硬度高于能量密度高的焊接接頭；激光對接焊拉伸試樣在母材處發生斷裂，相比于手工TIG焊接接頭，激光焊接接頭的強度、塑性更高，而沖擊韌性略低。