GH5188高溫合金薄板CMT-Pin焊接變形研究

熊夢(mèng)如，王欣，邢麗

1.南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院 江西南昌 330063

2.珠海市福尼斯焊接技術(shù)有限公司 廣東珠海 519015

1 序言

高溫合金是指在600℃以上及一定應(yīng)力條件下長(zhǎng)期工作的金屬材料，具有優(yōu)異的綜合性能，可分為鐵基、鎳基和鈷基高溫合金三類[1]。GH5188高溫合金是固溶強(qiáng)化型鈷基高溫合金，具有良好的高溫抗氧化性能，同時(shí)具有滿意的加工成形、焊接等性能，適于制造航空發(fā)動(dòng)機(jī)上在980℃以下要求高強(qiáng)度和在1100℃以下要求抗氧化的零件[2]。

近年來(lái)，由于船舶工程、汽車工業(yè)、航空航天等大型構(gòu)件制造材料的輕量化需求，薄板構(gòu)件因其質(zhì)量輕、易加工成形等諸多特點(diǎn)被廣泛使用。但由于焊接過程中焊接應(yīng)力的釋放、熱分布不均勻等原因?qū)е卤“搴附訕O易產(chǎn)生變形，從而影響焊接質(zhì)量和焊件外觀[3]。

在焊接鈷基合金時(shí)，與鎳基合金和鐵基合金相同，焊接熱輸入是影響熱裂紋產(chǎn)生的重要因素之一。在焊接過程中，應(yīng)采用較低的焊接熱輸入，避免因金屬間化合物的析出而影響合金抗熱裂性能。合金中的雜質(zhì)元素S、P，以及低熔點(diǎn)金屬Pb、Zn、Bi等，由于不溶于鈷或者與鈷發(fā)生共晶反應(yīng)，會(huì)引起合金脆性，且這些元素可能會(huì)在焊接時(shí)引起熱裂紋，所以應(yīng)減少這些元素在合金中的含量，同時(shí)要盡可能保證這些元素不會(huì)污染焊接區(qū)。由于焊接區(qū)清潔度的保證是獲得優(yōu)質(zhì)焊縫的先決條件，同時(shí)也影響焊縫區(qū)出現(xiàn)氣孔[4]，因此焊接鈷基合金部件時(shí)，焊前清理工作極為重要。

CMT（Cold Metal Transfer）冷金屬過渡是奧地利福尼斯公司基于鋼與鋁焊接、無(wú)飛濺引弧技術(shù)以及微連接技術(shù)而成功開發(fā)的一種低熱輸入量焊接工藝[5]。在熔滴短路過渡時(shí)，焊機(jī)會(huì)收到短路信號(hào)，立即切斷焊接電源，同時(shí)將焊絲回抽以幫助熔滴脫落來(lái)實(shí)現(xiàn)熔滴的“冷過渡”。這種熱-冷-熱交替的加熱方式，極大地降低了CMT增材過程中的熱輸入[6]。

CMT焊接技術(shù)的創(chuàng)新之處在于將熔滴過渡與送絲運(yùn)動(dòng)結(jié)合，大大降低了焊接過程的熱輸入量，真正實(shí)現(xiàn)了無(wú)飛濺焊接。而CMT-Pin技術(shù)是在CMT焊接技術(shù)基礎(chǔ)上增加了精密數(shù)字過程控制系統(tǒng)和整體反向送絲裝置，進(jìn)一步提高了焊接精度。

CMT-Pin工藝就是在焊絲接觸到金屬表面起弧，而焊絲不伸出熔池，熔池和焊絲迅速冷卻凝固下來(lái)，冷卻時(shí)間長(zhǎng)短決定Pin的高度，最后焊絲通電后迅速回抽。而通過調(diào)節(jié)電流大小以及回抽時(shí)力的大小，就可以產(chǎn)生圖1所示不同的Pin頭形狀，包括“圓柱狀”“球狀”等。

圖1 CMT-Pin的Pin腳形狀

CMT-Pin技術(shù)是基于CMT焊接工藝的一種創(chuàng)新技術(shù)，其主要特點(diǎn)是精密數(shù)字過程控制和整體反向送絲裝置。本文采用CMT-Pin技術(shù)對(duì)GH5188高溫合金薄板進(jìn)行試驗(yàn)，通過改變CMT-Pin的工藝參數(shù)，研究工藝參數(shù)對(duì)Pin腳外觀成形及試板變形的影響。

2 試驗(yàn)條件及方法

2.1 試驗(yàn)材料及設(shè)備

（1）試驗(yàn)材料 試驗(yàn)采用GH5188鈷基高溫合金薄板，試板長(zhǎng)度為100mm，寬度為80mm，厚度為0.8mm、1.2mm。試驗(yàn)采用φ1.2mm 的GH5188焊絲。

（2）試驗(yàn)設(shè)備 試驗(yàn)采用福尼斯TPS CMT Advanced 4000型焊接電源、VR7000 CMT送絲系統(tǒng)和RCU 5000i遙控器配合使用，它能夠直接進(jìn)行送絲并且確保高精度的送絲距離，配備機(jī)器人可以實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化生產(chǎn)。圖2為CMT-Pin焊接工藝。

圖2 CMT-Pin焊接系統(tǒng)

2.2 CMT-Pin焊接夾具

圖3所示為專用CMT-Pin焊接夾具，蓋板采用在高溫下仍能保持硬度和強(qiáng)度的TC4鈦合金板材，底板采用具有較高強(qiáng)度且導(dǎo)熱性能良好的5A06鋁合金板材。焊接時(shí)為了使試板散熱充分，會(huì)采用導(dǎo)熱性能好的銅板放置于底板上。

圖3 CMT-Pin焊接夾具

2.3 試驗(yàn)方法

（1）試驗(yàn)過程及方法 將0.8mm厚的GH5188高溫合金板材切割成長(zhǎng)度為100mm、寬度為80mm的試樣。為使焊后試板變形測(cè)量不受其他因素影響，焊接前用無(wú)水酒精溶液清洗待焊工件、去除表面有機(jī)物質(zhì)及油污等，避免因雜質(zhì)對(duì)后期試驗(yàn)過程產(chǎn)生不良影響。

圖4所示為CMT-Pin焊接示意，表1為焊接參數(shù)。拘束狀態(tài)焊接時(shí)，將焊接試板與專用CMT-Pin焊接夾具固定安裝于工作臺(tái)上，根據(jù)夾具蓋板上的預(yù)留孔位置，通過在線編程控制焊接機(jī)器人沿行走路徑進(jìn)行焊接。

表1 焊接參數(shù)

圖4 CMT-Pin焊接示意

（2）試板變形測(cè)量及數(shù)據(jù)處理 焊接試驗(yàn)完成后，待試樣冷卻后再將其從專用焊接夾具中取出，并對(duì)焊后試板進(jìn)行編號(hào)，依次測(cè)量。

1）平面外變形測(cè)量。焊接變形發(fā)生于結(jié)構(gòu)板材平面之外的稱之為平面外變形。焊后試板發(fā)生的平面外變形即為沿Z方向（板厚方向）的變形值記為ΔH，在測(cè)量試板平面外變形值時(shí)，將試板放置于水平工作臺(tái)面，以中心Pin柱作為基準(zhǔn)進(jìn)行測(cè)量。測(cè)量的起始點(diǎn)從試板兩中心線開始，兩測(cè)量點(diǎn)距為10mm，直至試板兩邊的邊緣處，用變形云圖的方式表示試板的平面外變形。試板板長(zhǎng)和板寬方向的中心線為A—A、B—B線，沿試板中心線測(cè)量平面外變形，兩測(cè)量點(diǎn)間距10mm，直至中心線兩端處。并且規(guī)定沿板長(zhǎng)方向平面外變形為ΔHc，沿板寬方向平面外變形為ΔHk，變形值為正表示為上翹變形，變形值為負(fù)表示為下翹變形。

2）數(shù)據(jù)處理。根據(jù)焊后試板平面內(nèi)變形的測(cè)量數(shù)據(jù)，用Origin擬合出不同焊接熱輸入時(shí)，沿板邊收縮變形量的數(shù)據(jù)圖。用Origin軟件處理焊后試板平面外變形的測(cè)量數(shù)據(jù)，并運(yùn)用Origin作出不同板厚和焊接熱輸入時(shí)的平面外變形云圖以及沿試板板長(zhǎng)和板寬方向的中心線A—A、B—B的最大變形量的折線圖，以分析平面外變形與各因素之間的關(guān)系。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 CMT-Pin焊接的焊縫截面形貌

圖5所示為0.8mm的試板在拘束狀態(tài)下，熱輸入為50.9J/mm的焊縫橫截面的宏觀形貌。從圖中可以看出，焊縫與母材熔合良好，有一定的熔深。腐蝕后的試樣分為三層，最上層A區(qū)域?yàn)镻in柱（焊絲段），中間B區(qū)域?yàn)楹缚p，最底層C區(qū)域?yàn)槟覆摹?/p>

圖5 焊縫橫截面的宏觀形貌

圖6所示為焊縫熔合線處顯微組織形貌。從圖6中可以看出，熔合線附近發(fā)生了明顯的組織轉(zhuǎn)變，沿Pin腳向上方向晶粒由胞狀晶轉(zhuǎn)變?yōu)橹鶢罹А?/p>

圖6 焊縫熔合線處顯微組織形貌

3.2 CMT-Pin焊后試板平面外變形

（1）平面外變形特征 圖7所示為0.8mm的試板在拘束狀態(tài)下，只改變焊接熱輸入時(shí)焊后試板平面外變形的實(shí)物，圖7a、b分別為焊接熱輸入30.2J/mm和57.8J/mm。從圖7中可以觀察到，焊后試板沿厚度方向出現(xiàn)了高低不平的平面外變形，在沿試板板長(zhǎng)方向出現(xiàn)上翹變形，沿試板寬度方向出現(xiàn)了下翹變形，焊后試板變形整體呈現(xiàn)典型的失穩(wěn)形態(tài)。

圖7 不同焊接熱輸入下的平面外變形宏觀實(shí)物

圖8所示為0.8mm的試板在拘束狀態(tài)下，只改變焊接熱輸入時(shí)焊后試板平面外變形云圖，圖8a、b分別為焊接熱輸入30.2J/mm和57.8J/mm，圖中紅色區(qū)域表示焊后試板發(fā)生上翹變形，藍(lán)色區(qū)域表示下翹變形。從圖8中可以觀察到，焊后試板的最大上翹變形量出現(xiàn)在板寬的兩端，沿板長(zhǎng)方向的中間中心線附近；焊后試板的最大下翹變形量出現(xiàn)在板長(zhǎng)的兩端，沿板寬方向的中間中心線附近，焊后試板整體呈現(xiàn)典型的波浪形失穩(wěn)形態(tài)。

圖8 不同焊接熱輸入下平面外變形云圖

分析認(rèn)為其產(chǎn)生的原因主要包括兩個(gè)方面：一方面，在CMT-Pin焊接過程中，試件中性面以上部分的熔化面積大，使得中性面以上部分的收縮力大于中性面以下部分的收縮力，使其產(chǎn)生上翹變形；另一方面，由于薄板為矩形件且厚度小，且離焊點(diǎn)較遠(yuǎn)處拘束應(yīng)力大，反之則小。拘束應(yīng)力較大的位置將對(duì)收縮變形產(chǎn)生一定的阻礙作用，使得薄板產(chǎn)生了殘余壓應(yīng)力。當(dāng)殘余壓應(yīng)力超過薄板的臨界失穩(wěn)應(yīng)力時(shí)，就會(huì)產(chǎn)生失穩(wěn)變形。其失穩(wěn)臨界應(yīng)力可表示為

式中σcr——臨界應(yīng)力（MPa）；

δ——板的厚度（mm）；

B——板的寬度（mm）；

K——與拘束情況有關(guān)的系數(shù)。

由上式可知，當(dāng)拘束情況和板厚一定時(shí)，與板寬方向垂直的端面（A—A中心線方向）寬厚比小于與小于板長(zhǎng)方向垂直的端面（B—B中心線）寬厚比，造成其失穩(wěn)的臨界應(yīng)力較小。同時(shí)，為了協(xié)調(diào)薄板變形，在沿板長(zhǎng)方向會(huì)產(chǎn)生上翹（或下翹）的變形大于沿板寬方向。當(dāng)焊接熱輸入較大時(shí)，沿板邊的上翹和下翹變形所產(chǎn)生較大的彎矩相互作用，導(dǎo)致沿板長(zhǎng)方向中心線處出現(xiàn)最大上翹（或下翹）變形，最終形成沿板邊方向的凹-凸形變形。

（2）板材厚度的影響 圖9所示為焊接試板在拘束狀態(tài)下，熱輸入量為44.0J/mm時(shí)，只改變板材厚度的大小，經(jīng)測(cè)量焊后試板平面外變形量后的數(shù)據(jù)圖。其中，圖9a、b分別為不同板材厚度下沿板寬平面外變形ΔHk和沿板長(zhǎng)平面外變形ΔHc。

結(jié)合圖9分析，同一厚度下的焊接試板，焊后沿板材中心線A—A兩側(cè)平面外變形ΔHc的最大值大于焊后沿板材中心線B—B兩側(cè)平面外變形ΔHk的最大值。在拘束狀態(tài)下焊接1.2mm的試板焊后測(cè)得ΔHc的最大值為0.04mm，ΔHk的最大值為0.04mm，試板整體最大變形量為0.04mm；在拘束狀態(tài)下焊接0.8mm的試板焊后測(cè)得ΔHc的最大值為0.16mm，ΔHk的最大值為0.15mm，試板整體最大變形量為0.16mm。

從圖9可以看出，隨著板材厚度的增加，沿板材中心線A—A的最大變形量ΔHk逐漸降低，沿板材中心線B—B的最大變形量ΔHc逐漸降低，試板整體變形量逐漸降低。

圖9 不同板材厚度下平面外變形

對(duì)于上述現(xiàn)象分析認(rèn)為，在焊接時(shí)產(chǎn)生的薄板變形趨勢(shì)和原因是由于薄板的剛度小，焊后試板產(chǎn)生了失穩(wěn)變形，因而使得上翹、下翹變形方向不定。由失穩(wěn)的臨界應(yīng)力公式可知，焊接試板的厚寬比越小，臨界失穩(wěn)應(yīng)力也就越小，此試驗(yàn)使用的試板為矩形板，因此沿板長(zhǎng)方向的臨界失穩(wěn)應(yīng)力小于沿板寬方向，在同一厚度試板焊接時(shí)即承受相同壓應(yīng)力的作用下，沿板材中心線A—A兩側(cè)平面外變形ΔHc大于沿板材中心線B—B兩側(cè)平面外變形ΔHk。當(dāng)板材厚度增加時(shí)，板材剛度較大，拘束度越大，導(dǎo)致產(chǎn)生的變形量較小。因此，隨著試板厚度的增加，焊后變形程度降低。

（3）拘束狀態(tài)的影響 圖10所示為0.8mm的試板在拘束狀態(tài)下，熱輸入量為44.0J/mm時(shí)，只改變焊接時(shí)板材的拘束狀態(tài)，經(jīng)測(cè)量焊后試板平面外變形量后的數(shù)據(jù)圖。其中圖10a、b分別為不同拘束狀態(tài)下沿板寬平面外變形ΔHk和沿板長(zhǎng)平面外變形ΔHc。

結(jié)合圖10進(jìn)行分析，同一拘束狀態(tài)下的焊接試板，焊后沿板材中心線A—A兩側(cè)平面外變形ΔHc的最大值大于焊后沿板材中心線B—B兩側(cè)平面外變形ΔHk的最大值。在無(wú)拘束狀態(tài)下焊接0.8mm的試板焊后測(cè)得ΔHc的最大值為0.23mm，ΔHk的最大值為0.20mm，試板整體最大變形量為0.23mm；在拘束狀態(tài)下焊接0.8mm的試板焊后測(cè)得ΔHc的最大值為0.16mm，ΔHk的最大值為0.15mm，試板整體最大變形量為0.16mm。

由圖10可以看出，同一厚度的板材在拘束狀態(tài)下進(jìn)行焊接時(shí)，沿板材中心線A—A的最大變形量ΔHc比在無(wú)拘束狀態(tài)下進(jìn)行焊接的最大變形量小，沿板材中心線B—B的最大變形量ΔHk也比在無(wú)拘束狀態(tài)下進(jìn)行焊接的最大變形量小，并且拘束狀態(tài)下進(jìn)行焊接，焊后試板整體變形量降低。

圖10 不同拘束狀態(tài)下平面外變形

對(duì)于上述現(xiàn)象分析認(rèn)為，在焊接時(shí)產(chǎn)生的薄板變形趨勢(shì)和原因是由于薄板的剛度小，焊后試板產(chǎn)生了失穩(wěn)變形，所以使其上翹、下翹變形方向不定，也是由于焊接試板上多處角變形疊加引起的波浪變形。由失穩(wěn)的臨界應(yīng)力公式可知，焊接試板的厚寬比越小，臨界失穩(wěn)應(yīng)力也就越小，此試驗(yàn)使用的試板為矩形板，因此沿板長(zhǎng)方向的臨界失穩(wěn)應(yīng)力小于沿板寬方向，在同一厚度試板焊接時(shí)即承受相同壓應(yīng)力的作用下，沿板材中心線A—A兩側(cè)平面外變形ΔHc大于沿板材中心線B—B兩側(cè)平面外變形ΔHk。同時(shí)在拘束狀態(tài)下由于產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力作用，使得焊后試板的外觀變形量小于自由狀態(tài)下的外觀變形。因此，在拘束狀態(tài)下的焊后試板變形程度小于無(wú)拘束狀態(tài)下的變形。由于收縮變形沿著焊點(diǎn)周圍各個(gè)方向上分布不均勻，并且當(dāng)焊點(diǎn)距板邊緣較近時(shí)散熱慢產(chǎn)生的變形大，距板邊緣較遠(yuǎn)時(shí)散熱快產(chǎn)生的變形較小，所以造成焊后試板平面外變形出現(xiàn)在板邊中心有較大的上翹或下翹變形。

4 結(jié)束語(yǔ)

1）在拘束狀態(tài)下進(jìn)行焊接，焊后試板平面外變形程度明顯小于在無(wú)拘束狀態(tài)下的變形程度；在有拘束的情況下，熱輸入量不變，隨著板材厚度的增加，試板的外變形減少。

2）試驗(yàn)中平面外變形都呈現(xiàn)典型的波浪形失穩(wěn)形態(tài)狀。