某型飛機散熱器下蓋堆焊修復(fù)工藝研究

文/查也涵 張 迪 張維維 李 濤 王 斌

（國營蕪湖機械廠）

一、引言

鎢極氬弧焊（TIG）是以鎢極或鎢極合金作為電極，利用氬氣作為保護氣體的一種氣體保護電弧焊方法，具有易于引弧、保護良好、電流密度大、熱量集中、焊接變形小、操作方便等特點[1,2]。

1Cr18Ni9Ti 鋼是典型的（18-8 型）鉻鎳奧氏體不銹鋼，由于具有較高的強度、良好的韌性以及較強的抗疲勞性能而被廣泛應(yīng)用于航空航天工業(yè)領(lǐng)域。但是，在焊接過程中熱輸入量較大時，其焊接接頭易產(chǎn)生熱裂紋及脆化，造成焊接接頭焊接工藝性不能滿足技術(shù)要求[3-6]。

某型飛機散熱器下蓋采用1Cr18Ni9Ti，在使用過程中局部出現(xiàn)缺損問題，如圖1 所示，需補焊。通過手工鎢極氬弧焊對1Cr18Ni9Ti 鋼板采用0Cr19Ni9Ti 焊絲，以堆焊形式模擬缺口修補，改變焊接電流與保護氣流量，焊后對焊接接頭先進行目視檢查，后進行拉伸、金相等試驗。研究結(jié)果表明，采用適當(dāng)?shù)暮附庸に嚕⑶覈?yán)格控制焊接熱輸入和保護氣流量，可獲得力學(xué)性能優(yōu)良的修復(fù)層。

圖1 空氣散熱器下蓋缺陷圖

二、試驗材料和方法

1.試驗材料

為保證與飛機中選材的一致性，本試驗的材料為1Cr18Ni9Ti 鋼板，試板厚為2.0 mm，本次試驗采用平板堆焊工藝試驗?zāi)M實際產(chǎn)品中遇到的裂紋修補，鋼板的化學(xué)成分見表1；按照等強匹配原則，填充材料選擇為氬弧焊絲0Cr19Ni9Ti，焊絲規(guī)格為Φ2.4 mm，化學(xué)成分見表1。

表1 試驗用1Cr18Ni9Ti 鋼材及0Cr19Ni9Ti 焊絲的化學(xué)成分（%）

2.試驗方法

飛機散熱器下蓋修復(fù)采用鎢極氬弧焊（TIG），焊接設(shè)備選用林肯交直流方波精密氬弧焊機Precision TIG 375。

堆焊試驗焊接工藝試驗參數(shù)見表2。工藝流程為：調(diào)節(jié)工藝參數(shù)→打磨母材、焊絲→堆焊→焊后打磨。

表2 堆焊試驗TIG 焊接工藝試驗參數(shù)

焊接完成后，根據(jù)工藝標(biāo)準(zhǔn)和設(shè)計規(guī)范完成相應(yīng)目視檢驗（VT）。堆焊后取樣，經(jīng)砂紙打磨，拋光機拋光，再用4%硝酸酒精腐蝕出焊縫、熱影響區(qū)，采用蔡司顯微鏡分析金相組織，并按照國家標(biāo)準(zhǔn)《金屬材料拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）進行拉伸試驗。

三、試驗結(jié)果與分析

1.某型飛機散熱器下蓋堆焊修復(fù)工藝研究

試驗堆焊層宏觀形貌如圖2 所示。

圖2 1Cr18Ni9Ti 不銹鋼堆焊工藝試驗焊縫成型

在1Cr18Ni9Ti 不銹鋼堆焊試驗中，堆焊工藝成型變化如圖4 所示。

圖4 1Cr18Ni9Ti 不銹鋼堆焊工藝成型變化

試驗中，當(dāng)保護氣流量由12 L/min 增大到15 L/min 時，堆焊中焊縫的熔寬由5.15 mm 減小到4.15 mm，熔寬增加，背面透過金屬增加，填充金屬量增加，焊縫熱影響區(qū)由19.05 mm 減小到17.25 mm，熱影響區(qū)變窄，但同時焊縫成型變灰暗，保護效果變差。對此分析：根據(jù)最小電壓原理，電弧被周圍保護氣流量冷卻作用增加，要求電弧產(chǎn)生更多熱量來補償，電弧自動收縮斷面，減小散熱，但是斷面不能收縮太小，否則電流密度大使焊接線能量增大太多，最終結(jié)果是電弧自動調(diào)整收縮的程度導(dǎo)致電弧收縮熱量集中，使得熔寬減小，由5.15 mm 減小到4.15 mm，背面透過金屬增加。線能量E 增加熔化金屬量增加導(dǎo)致填充金屬量增加。熱量更為集中，給焊縫兩側(cè)金屬熱輸入減少，使得焊縫熱影響區(qū)由19.05 mm 減小到17.25 mm。根據(jù)伯努利方程，當(dāng)保護氣流量增加，保護效果變差，原因是焊縫中心由于氣體流速變快產(chǎn)生負壓，使得周邊環(huán)境中空氣卷入，導(dǎo)致焊縫在高溫下產(chǎn)生氧化，保護效果變差。保護氣體流量的增大會加劇電弧的橫向波動，尤其是對小電流焊接的影響更為劇烈，將引起電弧的大幅擺動。這是由于小電流焊接時，電弧的挺度較低，而較大的保護氣體流量增加了對電弧的擾動。

試驗中，當(dāng)焊接電流由45 A 增大到55 A 再增大到65 A 時，堆焊中焊縫的熔寬由4.30 mm 增大到4.85 mm 再增大到5.15 mm，熔寬增加，背面透過金屬也同時增加，熱影響區(qū)由17.45 mm 增大到18.15 mm 再增大到19.05 mm，熱影響區(qū)變寬，同時焊縫成型變灰暗。當(dāng)焊接電流增大時，熱輸入增大導(dǎo)致熔寬增大，由于焊接電流增大，電弧寬度變寬，焊接熱循環(huán)作用區(qū)域變大，晶體獲得外界吉布斯自由能多，能量起伏大，晶粒生長時間較長。

試驗中，電流增大、焊縫氧化嚴(yán)重導(dǎo)致焊縫成型變灰暗。對此分析：由于焊接電流增大，電弧寬度變寬，電弧作用面積變寬，熱輸入變大，同時給焊縫兩側(cè)能量大，焊縫變寬，熱影響區(qū)也同時變寬。熱輸入增大引起的試板過熱、焊縫氧化嚴(yán)重導(dǎo)致焊縫成型變灰暗。

在1Cr18Ni9Ti 不銹鋼堆焊試驗中，對于板厚為1.5 cm 的1Cr18Ni9Ti 不銹鋼堆焊，最終確定采用焊接電流為45 A、保護氣流量為12 L/min 的方案，可以得到單面焊雙面成型且表面成型較好的堆焊層。

2.焊接接頭組織形貌分析

（1）焊接接頭橫截面組織如圖4 所示。接頭組織主要分為焊縫區(qū)、熔合區(qū)、熱影響區(qū)以及母材四個部分。焊接接頭組織較為粗大。

圖4 焊接接頭橫截面組織

（2）焊縫區(qū)中分布鐵素體、粗大的珠光體以及魏氏組織，如圖5 所示。圖5 的3 個分圖對比說明，熔合區(qū)顯微組織與焊接接頭中心有較大差異，熔合區(qū)及熱影響區(qū)為粗大的奧氏體及長條狀鐵素體組織，母材為奧氏體組織。

（3）隨焊接電流增大，熔合線淡化，鐵素體減少，粗大的珠光體增多，如圖6 所示。這是因為焊縫中心鐵素體與奧氏體的比例主要與焊接電流有關(guān)，在強規(guī)范焊接下焊接電流增大導(dǎo)致焊接電弧變寬，熱輸入增大引起試板過熱，焊縫金屬停留在高溫區(qū)時間長，晶粒生長時間較長，針狀鐵素體減少，粗大的珠光體增多。

3.焊接接頭力學(xué)性能分析

力學(xué)性能測試結(jié)果見表3。隨焊接電流由45 A 增大到65 A，抗拉強度平均值由380 MPa 增大到383 MPa。對此分析：焊接電流增大，焊接速度增大，導(dǎo)致金屬停留在過熱區(qū)時間短，焊接熱循環(huán)作用區(qū)域變小，晶體獲得外界吉布斯自由能少，能量起伏小，晶粒生長時間短，奧氏體晶粒粗化程度小，抗拉強度高。

表3 焊接接頭拉伸力學(xué)性能

試驗拉伸斷裂后的形態(tài)如圖7 所示。在工藝參數(shù)范圍內(nèi)，斷裂部位均發(fā)生于母材兩側(cè)的熱影響區(qū)，說明焊縫強度能滿足使用要求。但焊接熱影響區(qū)未發(fā)生冶金反應(yīng)僅受到焊接熱循環(huán)作用，存在軟化和晶粒粗大等問題而成為接頭的薄弱區(qū)域。在四組工藝參數(shù)中，最小抗拉強度為379 MPa，在此工藝范圍內(nèi)，均可以得到符合性能要求的焊接接頭。采用焊接電流為65 A，保護氣流量為12 L/min 得到的堆焊層抗拉強度最好，為383 MPa。

圖7 拉伸斷裂試樣

四、結(jié)論

1.在1Cr18Ni9Ti 不銹鋼堆焊試驗中，對于板厚為1.5 cm 的1Cr18Ni9Ti 不銹鋼采用堆焊，焊接電流為45 A，保護氣流量為12 L/min，可以得到單面焊雙面成型且表面成型較好的堆焊層，并在實際產(chǎn)品上得到應(yīng)用。

2.在1Cr18Ni9Ti 不銹鋼TIG 堆焊試驗中，焊縫區(qū)分布粗大的珠光體以及魏氏組織，熔合區(qū)及熱影響區(qū)則為粗大的奧氏體及長條狀鐵素體組織。母材為奧氏體組織部分。焊接電流增大，鐵素體減少，粗大的珠光體增多。

3.在四組工藝參數(shù)中，最小抗拉強度為379 MPa，在此工藝范圍內(nèi)，均可以得到符合性能要求的焊接接頭。采用焊接電流為65 A、保護氣流量為12 L/min 得到的堆焊層抗拉強度最好，為383 MPa。

4.在工藝參數(shù)范圍內(nèi)，斷裂部位均發(fā)生于母材兩側(cè)的熱影響區(qū)，焊接熱影響區(qū)未發(fā)生冶金反應(yīng)僅受到焊接熱循環(huán)作用，存在軟化和晶粒粗大等問題而成為接頭的薄弱區(qū)域。