彭和思，陳兵華，唐景龍，鄧時累，陳根余，陳 焱

(大族激光智能裝備集團(tuán) 聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室,深圳 518100)

引 言

目前，帶渦輪增壓的發(fā)動機(jī)在汽車領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用，在國民經(jīng)濟(jì)發(fā)展中占據(jù)重要地位。作為發(fā)動機(jī)的重要部件，渦輪增壓器對發(fā)動機(jī)性能的改善具有顯著的作用，其中放氣閥作為渦輪增壓器的重要組件，其質(zhì)量對實(shí)現(xiàn)渦輪增壓的功能具有很大的影響。放氣閥的關(guān)鍵部位通常是由鑄態(tài)高溫合金與鐵基合金焊接而成的，這兩種材料的熱物性能相差很大，屬于典型的異種材質(zhì)焊接，且焊接形狀為環(huán)形結(jié)構(gòu)。目前該種焊接使用的方法主要有電子束焊和摩擦焊，但是電子束焊要求真空環(huán)境，所以焊接工件尺寸不能太大，焊接效率低、成本高，且電子束焊接過程中會產(chǎn)生對人體有害的X射線。摩擦焊的焊接接頭質(zhì)量差，經(jīng)常會發(fā)生低溫應(yīng)力破壞。TOLLETT[1]等人對這3種焊接工藝進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)與其它焊接相比，激光焊接對基體的熱影響是最小的，而在高溫合金的焊接中，熱裂紋與焊接熱輸入和熱影響區(qū)的范圍有關(guān)。MONTAZERI[2]等人研究發(fā)現(xiàn)，在高溫合金的焊接中，通過降低功率來減小熱輸入的方法可以有效地控制液化裂紋。

K418是一種典型的沉淀強(qiáng)化型高溫合金，這種合金在凝固過程中形成的γ奧氏體基體相，沉淀強(qiáng)化元素會形成二次強(qiáng)化相γ′來實(shí)現(xiàn)合金的強(qiáng)化。在國標(biāo)中K418合金的沉淀強(qiáng)化Al，Ti含量分別達(dá)到了6.0%和1%，其焊接難易程度根據(jù)焊接手冊[3]可知。隨著Al,Ti含量的增加，γ′相體積分?jǐn)?shù)增加，甚至有人認(rèn)為當(dāng)其質(zhì)量分?jǐn)?shù)超過0.06為不可焊材料。所以綜上所述，K418合金的焊接難度較大。

雖然目前對激光焊接高溫合金的報道已經(jīng)很多[4-8]，但專門針對K418合金裂紋的研究還相對較少。本文中針對這一現(xiàn)象研究激光焊接工藝參量(焊接功率、焊接速率、離焦量、焊接路徑的選擇等)對焊縫質(zhì)量、裂紋形成、焊縫熔深、力學(xué)性能等方面進(jìn)行了研究，為激光焊接K418合金與不銹鋼的異種金屬的研究提供了一定的參考。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

本實(shí)驗(yàn)中所使用的材料為?8mm的圓柱形鑄態(tài)鎳基K418合金和軋制態(tài)的0Cr18Ni9，厚度為1.6mm，化學(xué)成分分別如表1和表2所示。實(shí)驗(yàn)中所使用的激光器為IPG-4000型光纖激光器，最大輸出功率為4000W。激光焊接頭準(zhǔn)直距離為150mm，聚焦距離為200mm，控制系統(tǒng)使用的是公司自主研發(fā)的Page Admin (PA)系統(tǒng)，保護(hù)氣體為高純氬氣。工件配合間隙小于0.03mm，焊接設(shè)備重復(fù)定位精度高于0.02mm，焊接最高速率為30m/min。利用線切割沿起弧收弧處和垂直于起弧收弧處進(jìn)行焊縫截面取樣，利用銑床銑去表面1.1mm進(jìn)行層面取樣。樣品利用100目～2000目的砂紙進(jìn)行打磨后進(jìn)行拋光，并利用王水進(jìn)行腐蝕。通過光學(xué)顯微鏡觀察焊縫宏觀形貌，利用掃描電鏡觀察斷口形貌。

Table 1 Chemical composition of K418 alloy

Table 2 Chemical composition of 0Cr18Ni9 alloy

2 結(jié)果與分析

2.1 焊接工藝對焊縫形貌的影響

K418 高溫合金和0Cr18Ni9激光焊接接頭宏觀形貌如圖1所示。從圖1中可以看出，通過控制合適的激光焊接工藝參量能獲得外觀質(zhì)量較好的焊縫宏觀形貌。

Fig.1 Macromorphology of laser welded joint between K418 superalloy and 0Cr18Ni9

2.1.1 激光光斑偏離量對焊縫質(zhì)量的影響 圖2所示為激光光斑在不同偏移量下的焊縫截面圖。圖2a為激光光斑位于焊縫中間，圖2b為激光光斑偏向0Cr18Ni9一側(cè)。從圖中可以看出，當(dāng)激光光斑位于焊縫正中間時0Cr18Ni9一側(cè)會出現(xiàn)部分未融合的現(xiàn)象，這主要是因?yàn)?Cr18Ni9的熔點(diǎn)高于K418合金，而且K418合金的熱導(dǎo)率比0Cr18Ni9的低很多，這就會使得當(dāng)激光光斑位于焊縫中間進(jìn)行焊接時， 0Cr18Ni9一側(cè)的熱量散失大于K418合金一側(cè)。所以在相同條件下0Cr18Ni9熔化所需的熱量大于K418合金，為了保證焊接最佳效果，激光光斑應(yīng)偏向0Cr18Ni9一側(cè)。

Fig.2 Cross section of weld

2.1.2 焊接裂紋的形成及防治 高溫合金特別是沉淀強(qiáng)化高溫合金焊接時產(chǎn)生裂紋的傾向很大[9]，焊接過程中產(chǎn)生的裂紋以熱裂紋為主，主要有凝固裂紋和液化裂紋，同時K418合金在焊后處理過程中還容易產(chǎn)生時效應(yīng)變裂紋[10-11]。圖3所示為典型的凝固熱裂紋。形成該類裂紋的主要原因是焊縫液態(tài)金屬在凝固過程中，當(dāng)固相含量達(dá)到一定百分比時，形成的固相骨架將未凝固的液態(tài)金屬分離開來，限制了液態(tài)金屬的流動，使其凝固得不到充分的補(bǔ)縮[12]。焊接過程中激光具有明顯的集中熱輸入，而焊縫外溫度較低，這樣會形成較大的溫度梯度，在這種作用下材料內(nèi)部的熱應(yīng)力顯著，在應(yīng)力作用下會將未得到補(bǔ)縮的枝晶拉斷形成凝固熱裂紋，同時焊接過程中的熱輸入會使得焊縫處晶粒組織變得粗大從而降低了材料的塑性，這也會導(dǎo)致凝固熱裂紋的產(chǎn)生。為了防止這種熱裂紋的發(fā)生，應(yīng)該盡量地延長焊縫的凝固時間，使得液態(tài)金屬在凝固過程中能得到充分的補(bǔ)縮 ，所以從這方面來說應(yīng)盡量減小焊接速率，延遲凝固時間。

Fig.3 Hot crack of weld

圖4所示為焊接時產(chǎn)生的液化裂紋。這種裂紋是高溫合金焊接時發(fā)生在熱影響區(qū)的一種主要形式的裂紋，所以也叫做熱影響區(qū)裂紋。這種裂紋具有沿晶開裂，從融合線向母材擴(kuò)展的特性[13]。在K418合金中晶界處聚集了少量的碳化物和Al,Ti形成的低熔點(diǎn)化合物，這些相存在熔點(diǎn)低的共性，在進(jìn)行激光焊接時熱影響區(qū)的溫度達(dá)到其熔點(diǎn)，在晶界會形成一層液態(tài)薄膜，造成晶界液化。當(dāng)這種晶界的液化薄膜承受不住材料的拉應(yīng)力時會被拉裂形成液化裂紋。研究發(fā)現(xiàn)：在高溫合金中，Al,Ti等γ′相形成元素和C含量越高，液化裂紋形成傾向約嚴(yán)重[14-15]。為了盡量減少焊縫處γ′的析出，可以通過上述的將光斑偏向激光光斑應(yīng)偏向0Cr18Ni9一側(cè)，這樣能有效地稀釋焊縫中γ′相形成元素的濃度，另一方面應(yīng)該盡量地減少熱影響區(qū)的范圍和熱量，使得熱影響區(qū)的溫度不超過低熔點(diǎn)化合物的熔點(diǎn)，在實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)該控制光斑直徑，將激光能量束集中在熔池中間，以減少周邊熱輸入。

Fig.4 Liqueficaiton craks

2.1.3 保護(hù)氣體對焊接質(zhì)量的影響 在激光焊接中特別是快速激光焊接中氣孔是一種非常常見的問題。在激光焊接中側(cè)吹保護(hù)氣能對焊縫起到保護(hù)的效果，同時能夠一定程度地吹散等離子氣體，在本實(shí)驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)保護(hù)氣的選擇、吹氣方向、氣流量等因素都會對焊縫質(zhì)量產(chǎn)生明顯的影響。實(shí)驗(yàn)表明，焊接過程中保護(hù)氣體的流量控制至關(guān)重要，當(dāng)氣流量過小時無法吹散等離子體，同時對焊縫表面的保護(hù)效果也很差，當(dāng)氣流量過大時,對熔池產(chǎn)生較大的擾動，甚至?xí)⒁簯B(tài)金屬吹離熔池，很容易產(chǎn)生氣孔等缺陷。實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，氣流量約為12L/min時能達(dá)到較理想的焊接效果。

圖5所示為不同保護(hù)氣體對焊縫形貌的影響。從圖中可以看出,用N2做護(hù)氣體比Ar做保護(hù)氣體能有效地減少氣孔的產(chǎn)生，這主要是因?yàn)槎栊詺怏wAr在高溫下與母材不會發(fā)生反應(yīng)，當(dāng)焊縫金屬凝固時卷入熔池中的氣體來不及溢出會形成如圖5a所示的氣孔。而在高溫下N2能與0Cr18Ni9發(fā)生反應(yīng)，所以焊縫內(nèi)殘留的氣孔較少。

Fig.5 Effect of different protective gases on weld morphology

2.2 焊縫力學(xué)性能

圖6所示為焊縫周邊材料的硬度。從圖中可以看出,依次從0Cr18Ni9側(cè)到焊縫再到K418側(cè)，硬度出現(xiàn)了先增大后減小再增大的現(xiàn)象，0Cr18Ni9的熱影響區(qū)硬度高于母材，而K418的熱影響區(qū)硬度變化不明顯，焊縫的硬度值位于兩者之間。這主要是因?yàn)榧す夂附訜嵊绊憛^(qū)小，冷卻速率極快，使得熱影響區(qū)域出現(xiàn)一定的淬火硬化現(xiàn)象。焊縫的硬度低于K418合金母材的硬度是因?yàn)樵诩す夂附又锌焖偃刍?Cr18Ni9對K418合金起到了稀釋的作用，從而減少了焊縫區(qū)域內(nèi)的強(qiáng)化相γ′相的濃度，導(dǎo)致其硬度下降[16-18]。對焊縫進(jìn)行拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明，焊縫約為0Cr18Ni9母材的89%，采用掃描電鏡對斷口進(jìn)行觀察，其結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出，焊縫區(qū)域存在一定數(shù)量的韌窩，說明焊縫具有良好的韌性。

Fig.6 Micro hardness of laser welding joint

Fig.7 Micromorphology of fracture surface

3 結(jié) 論

(1)在利用激光對0Cr18Ni9與K418高溫合金進(jìn)行焊接過程中，由于兩者的熱物性參量的區(qū)別，焊接時為了保證焊接最佳效果，激光光斑應(yīng)偏向0Cr18Ni9一側(cè)。

(2)為了防止焊接過程中裂紋的產(chǎn)生，焊接時盡量使熱影響區(qū)的溫度不超過低熔點(diǎn)化合物的熔點(diǎn)，在實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)該控制光斑直徑，將激光能量束集中在熔池中間，以減少周邊熱輸入。

(3)焊接過程中保護(hù)氣體的流量控制至關(guān)重要，當(dāng)氣流量約為12L/min時能起到較理想的保護(hù)效果。從焊接氣孔來看，使用N2可以降低氣孔的生成,但是N2在高溫下能與母材發(fā)生反應(yīng)降低焊接接頭的力學(xué)性能。

(4)激光焊接熱影響區(qū)小，冷卻速率極快，使得熱影響區(qū)域出現(xiàn)一定的淬火硬化現(xiàn)象，而焊縫的硬度值位于兩母材硬度之間，焊接接頭的強(qiáng)度約為母材的89%。

[1] TOLLETT B. Welding with laser powder fusion and plasma wire feed systems [J]. Engine Yearbook, 2003,10(3):84-89.

[2] MONTAZERI M, GHAINI F M.The liquation cracking behavior of In738LC superalloy during low power Nd∶YAG pulsed laser welding [J].Materials Characterization,2012,67(6):65-73.

[3] GAO X L. Welding process manual[M]. Beijing: Machinery Industry Press, 1992:42-43(in Chinese).

[4] AO S S, LUO Zh, SHAN P. Microstructure of inconel 601 nickel-based superalloy laser welded joint [J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals 2015, 25(8):2099-2107(in Chinese).

[5] GUO L, WANG F, ZHANG Q M,etal. Research of techniques of laser-MIG hybrid welding of 304 stainless steel [J]. Laser Techology,2013,37(6):781-785(in Chinese).

[6] WANG D D, YU Sh F, LIU Y. Effect of laser power on performance of dissimilar joints between Cu-Ni coated low carbon steel and stainless steel [J]. Laser Techology, 2016,40(6):806-809(in Chinese).

[7] LEI Zh L, DONG Zh J, CHEN Y B,etal. Effect of heat input on the microstructures and mechanical properties of laser welded Ti2AlNb alloys[J].Rare Metal Materials and Engineering, 2014,43(3)579-584(in Chinese).

[8] YAN F, WANG Ch M, HU X Y. Study of the process of laser welding for low expansion superalloy GH909[J]. Electric Welding Machine, 2014, 44(9):6-9(in Chinese).

[9] KELLY T J. Welding metallurgy of investment cast nickel-based superalloy [C]//Proceedings from Weldability of Materials Conference. New York, USA:ACM Press,1990: 151-157.

[10] LINGENFELTER A C. Welding metallurgy of nickel alloys in gas turbine components [C]//Proceedings from Materials Solutions ’97 on Joining and Repair of Gas Turbine Components. New York,USA:IEEE, 1997: 3-6.

[11] HENDERSON M B, ARRELL D, LARSSON R,etal. Nickel based superalloy welding practices for industrial gas turbine applications [J].Science and Technology of Welding and Joining, 2004, 9(1): 13-21.

[12] DYE D, HUNZIKER O, REED R C. Numerical analysis of the weldability of superalloys [J]. Acta Materialia, 2001, 49(4): 683-697.

[13] OJO O A, CHATURVEDI M C. On the role of liquatedγ′ precipitates in weld heat affected zone microfissuring of a nickel-based superalloy [J]. Materials Science and Engineering, 2005, A403(1/2): 77-86.

[14] OJO O A, RICHARDS N L, CHATURVEDI M C. Liquation of various phases in HAZ during welding of cast Inconel 738LC [J]. Materials Science and Technology, 2004, 20(8): 1027-1034.

[15] OJO O A, RICHARDS N L, CHATURVEDI M C. Contribution of constitutional liquation of gamma prime precipitate to weld HAZ cracking of cast Inconel 738 superalloy [J]. Scripta Materialia,2004, 50(5): 641-646.

[16] PANG M, YU G, WANG H H,etal.Microstructure and mechanical properties of K418 and 42CrMo dissimilar metal laser welding [J]. Transactions of the China Welding Institution，2008,29(2)：85-88(in Chinese).

[17] SEKHAR N C, REED R C. Power beam welding of thick section nickelbase superal loys[J] .Science and Technology of Welding and Joining ,2002, 7(2):77-87.

[18] LIU X B, YU G, PANG M,etal. Laser welding of superalloy K418 to 42CrMo steel[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2008, 18(3):444-448(in Chinese).