马氏体不锈钢薄板焊接工艺技术

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绪论

波浪管是一种带横向波浪的圆柱形薄壁弹性壳体,是机械密封焊接金属波浪管的关键零件,焊接金属型机械密封由动环,静环,波浪管,弹簧,辅助密封圈,波浪管座,止转螺钉所组成如下图1所示.

图1

随着科技的进步,高科技波浪管机械密封产品得到研制和开发。波浪管机械密封采纳新型结构及密封材料,密封效果良好,比传统旋转式密封有更突出的特点,在油气生产设备上得到了广泛的应用。

第一章波浪管的作用和生产

1.1波浪管机械密封的优点

波浪管机械密封原理与旋转式机械密封原理差不多相同,称为端面密封,所不同的是,波浪管机械密封比旋转式密封有更突出的优点,表现为:①结构简单,安装方便,适应性强,静止环具有浮动性;②浮环结构设计,消除镶装环的各种应力;③旋转环易于更换、修复;④结构紧凑,适用于螺杆泵轴向较小的场合;⑤旋转环、静止环法兰连接、动泄漏点少。

应用中有如下特点:①密封可靠,在较长时刻使用中可不能泄漏;②使用寿命长,静环和动环高耐磨材料和一定的比压,它比旋转式密封多用半年;③摩擦功率损失小;④适用范围广,能用于低温、高温、高压、各种转速及各种耐腐蚀、易燃、易爆、有毒介质的密封;⑤弹簧强度大,抗震能力强,稳定性好。波浪管弹簧与旋转式弹簧优缺点比较见下表1。

表1波浪管弹簧与旋转式弹簧优缺点比较

阻碍因素

波浪管弹簧

旋转式弹簧

比压均匀性

端面上弹簧比压均匀

端面上弹簧比压不均匀

摩擦副

摩擦接触面积大，对中性好

摩擦接触面积小，对中性好

调整弹簧力

弹簧力调整范围大，有利于调整弹簧力

弹簧力调整范围小，不利于调整弹簧力

结构尺寸

结构紧凑，尺寸小

结构尺寸大

性能

加工周密，性能好

加工周密低，性能差

1.2机械密封的选择及常用材料

波浪管机械密封种类型号较多,按有无轴套分为集装式机械密封和非集装式机械密封两种,按密封结构型式分为两种:一种是动环采纳波浪管组件;一种是静环采纳波浪管组件。一般的选择方法为:①依照输送介质的性质和操作条件选择机械密封;②依照泵规格型号来选择机械密封;③依照端面的比压和端面的相对运动速度来选择机械密封。

就材料而言,波浪管用镍铬不锈钢、镍铬钼合金、高镍合金钢,具有硬度高、强度高、耐磨性能高、耐腐蚀、耐高温、热膨胀系数小等优点。摩擦环用浸渍树脂石墨、浸渍金属石墨、钨化硅、碳化硅、硬质合金等,它们的导热性能好,自润滑性能好在硫酸、盐酸、碱中耐腐蚀。密封圈采纳O型橡胶密封圈,具有良好的弹性和密封性,同时具有不粘性,不溶解,不老化,耐高和气耐低温等性能。材质要紧有丁腈橡胶、氟橡胶等。

1.3机械密封的使用

在喇二压气站浅冷装置油气生产设备上,大量使用波浪管机械密封,只有正确的使用和操作,才能保证机械密封的正常运行和延长使用寿命。

(1)启动前,应全面检查机械密封是否有泄漏现象。若泄漏较多,应查出缘故设法消除,或拆卸检查并重新安装。按泵旋向盘车,检查是否轻快均匀。

(2)启动前,应保持密封腔充满液体,必须盘车,防止突然启动而造成密封损坏。

(3)泵在运转中,泵的压力应平稳,应幸免发生抽空现象。

目前,开发研制和使用DBM-40A-1、DBM-35B-1等20多种波浪管机械密封,密封良好,寿命长,得到了广泛应用,并取得了显著效果。

1.4波浪管的生产

波浪管作为一种密封元件,它的形状是有专门多种的.就波的形状而言,以U型波浪管应用最为广泛,其次还有V型、和S型等;就层数而言,则分为单层和多层波浪管;随着近代工程的迅速进展,流体处理机械的使用范围不断夸大.用于密封机械装置,或作为真空管路的膨胀节,在真空、半导体、石化、仪器、医疗、航空和军事等方面都有广泛的用途.

焊接金属波浪管承受由轴向,振动而传递的交变载荷作用.其直接效果是波浪管伸长缩短.如此在中段波峰、波谷处的截面将承受较大的反复拉—压应力作用,文献表明波浪管的失效形式疲劳破坏,膜片撕裂.提高波浪管的疲劳强度,提高波浪管的弹性是目前存在的问题.同时保证可靠的密封性和延长使用寿命是当前密封研究、设计、制造、使用等方面十分重要的问题.

膜片结构对焊接金属波浪管的力学性能的阻碍较大.从国内外研制开发型新型膜片结构的波浪管来看,要充分提高焊接金属波浪管机械密封的密封性能和使用寿命,必须进一步改进膜片结构,以制造出性能更为优越的波浪管,大幅度提高波浪管的力学性能,使其在恶劣环境下具有良好的耐高温,耐疲劳的性能.在满足设计要求条件下,合理选择管形及其参数,不仅能够节约大量原材料,降低制造过程中的能源消耗,还能够降低制造工装的成本(如较为简洁的管形能够节约模具等工装费用).

图2波浪管膜片分类和形状

机械密封的工作过程是如此的:当旋转轴旋转时,通过止转螺钉带动波浪管座,而波浪官座,波浪管以及动环座为焊接组合件,因此,波浪官座的旋转会带动动环一起旋转,而动环借助波浪管的弹性力及密封介质的压力使之与静环始终保持良好的贴合状态,从而完成轴封的作用图3（a）.

焊接波浪管是一种由许多以冲压方式成型的薄形中空膜片,利用周密焊接所制成的高度可弯曲及伸缩的金属管.其组成方式是由两成型中空膜片以同心圆的方式作内缘焊接组成膜片对,再将多个膜片对堆一起作外缘焊接组成波浪段,再于两端和端板金属焊接组合成波浪管组,如此便可应外部的需要与其他运动部件一起作往复运动如图3(b).

图3

焊接金属波浪管机械密封是近30年来进展较快的一种新型机械密封。因其结构形式和选用材料的专门性,其应用范围越来越广。随着国民经济的进展,特不是我国石油化工的生产能力及技术水平的进展,对轴封的要求越来越严格,使用参数也越来越高。关于温度为-200℃至-40℃,或高于200℃的介质以及一些高温高压的介质,及其变工况和易抽空的情况下,不论是泵、反应釜、高速离心压缩机密封,焊接金属波浪管机械密封一般来讲能够较好地解决。

我国自行研制的焊接金属波浪管也取得了良好的成效。1998年我国相继公布实施了泵用焊接金属波浪管机械密封标准JB/T8723—1998和焊接金属波浪管釜用机械密封标准JB/T3124—1998。薄壁管件的生产,是一种生产效率高,生产成本低的有效方法。

第二章马氏体不锈钢性质分析和热处理

2.1马氏体不锈钢的要紧技术特点

图4

马氏体不锈钢的化学组成及成分依照铁铬二元相图(见图4)能够看出,在831℃~1394℃的温度范围内,靠近纯铁的一边,存在一个封闭的γ相区(或称高温奥氏体稳定区域,是指铁和其他元素形成的面心立方晶格结构的固溶体),并存在一个窄的α和γ双相区域。马氏体确实是奥氏体通过无扩散型相变而转变成的亚稳相(具有铁磁性,其硬度、强度要紧由过饱和的碳含量决定)。因此,为了获得马氏体组织,一个差不多的先决条件,确实是在相图中必须存在有奥氏体(γ相)的区域。关于无碳Fe-Cr二元合金平衡相图而言,铬含量大于12%时,在所有温度条件下,均不存在奥氏体组织,为此只有加入能改变相图扩大γ相区的元素,(要紧是碳等),才能实现上述先决条件。

随着碳含量的增加,γ相区边界逐渐向高铬方向扩展,而铬含量的增加,又稳定铁素体和缩小奥氏体γ相区,并阻碍冷却时奥氏体向马氏体的转变,因此提高铬含量时,还需相应提高碳含量来扩大γ类相区,才能获得马氏体组织。当碳含量达0.6%时,纯(单一)奥氏体相最高铬含量达18%左右。若接着增加碳含量,因形成碳化物等而不再扩大γ相区,但能提高耐磨性。因此,马氏体不锈钢一般含铬量在12%~18%之间,含碳量在0.1%~1.0%范围内。

鉴于碳对钢的组织与性能的重大阻碍,马氏体铬不锈钢适应上可按碳含量大体分为三类:

=1\*GB3

①

低碳类:C≤0.15%,Cr12%~14%,如1Cr13;

②中碳类:C0.2%~0.4%,Cr12%~14%,如2Cr13,3Cr13等;

③高碳类:C0.6%~1.0%,Cr18%,如9Cr19,9Cr18MoV等。

为了改善铬马氏体不锈钢的性能向钢中加入少量的镍,因此形成另一类(或第四类)为含有少量镍的马氏体不锈钢。镍属于稳定奥氏体和扩大γ相区的元素,加入2%Ni时,就有明显效果。如此能够用镍代碳,如1Cr17Ni2马氏体不锈钢,因其低碳高铬加镍,比一般马氏体不锈钢具有更好的耐蚀性、强度与韧性。表2为列入国家标准的各类马氏体型不锈钢的化学成分。

表2

牌号

化学成分/%

C

Si

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

1Cr12

≤0.15

≤0.50

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

11.50~13.0

-

1Cr13

≤0.15

≤1.00

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

11.50~13.50

-

1Cr13Mo

≤0.08~0.18

≤0.6

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

11.50~14.00

0.30~0.60

Y1Cr13

≤0.15

≤1.00

≤1.25

≤0.060

≤0.15

①

12.00~14.00

②

2Cr13

0.16~0.25

≤1.00

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

≤12.00~14.00

-

3Cr13

0.26~0.40

≤1.00

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

12.00~14.00

-

3CrMo

0.28~0.35

≤0.80

≤1.00

≤0.035

≤0.030

-

12.00~14.00

0.50~1.00

Y3Cr13

0.26~0.40

≤1.00

≤1.25

≤0.060

≤0.15

①

12.00~14.00

②

1Cr17Ni2

0.11~0.17

≤0.80

≤0.80

≤0.035

≤0.030

1.50~2.50

16.00~18.00

7Cr17

0.65~0.75

≤1.00

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

16.00~18.00

③

8Cr17

0.75~0.95

≤1.00

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

16.00~18.00

③

11Cr17

0.95~1.20

≤1.00

≤1.00

≤0.035

≤0.030

①

16.00~18.00

③

Y11Cr17

0.95~1.20

≤1.00

≤1.25

≤0.060

≤0.030

①

16.00~18.00

③

注:①同意含有≤0.60%Ni;②可加入≤0.60%Mo;③可加入≤0.75%Mo。

2.2马氏体不锈钢的工艺性能

2.2.1焊接性能分析

在各类不锈钢中,马氏体不锈钢的焊接性能较差,焊缝热阻碍区有强烈的淬硬倾向,较大的焊后残余应力以及由于氢的作用所引起的延迟裂纹。特不是高碳马氏体不锈钢更为敏感,因此焊接这类不锈钢工件时,一般采纳200℃~400℃预热以及层间保温措施,在焊完后尚未冷却时,将工件置于730℃~790℃的炉中保温,然后再进行空冷。为了清除氢引起的延迟裂纹,应注意焊条的干燥、焊缝坡口的清洁以及在干燥气氛下进行焊接等因素。可用奥氏体不锈钢焊条焊接马氏体不锈钢。

1Cr13性能近于热轧状态45钢,焊缝热阻碍区显著硬化脆性增大,残余应力也较大,因此可焊性较差。含碳量越高,裂缝敏感性越大,确实是与母材成份相同的焊缝同样易硬化。

另外,由于氢的作用亦容易引起延迟裂缝,钢性大的焊接接头也会产生裂缝。为防止焊缝硬化和产生裂缝,一般情况下焊前预热和层间保温,焊后在尚未冷却前进行高温回火,以提高焊缝和热阻碍区的塑性和韧性。

当工件不同意预热和焊后热处理时,可使焊缝金属为奥氏体组织,以提高塑性和韧性,松驰焊接应力,降低焊接接头冷裂倾向，但这种成份不一的焊接接头其母材强度大于焊缝，由于膨胀系数不同,在循环温度下工作,熔合区可产生剪应力,导致焊接接头提早破坏。

1Cr13、2Cr13不锈钢,导热率是低碳钢的1/2,线膨胀系数接近低碳钢,在500℃~600℃以上抗拉强度明显下降,也具有475℃脆性,但晶间腐蚀倾向较小。加热到淬火温度1000℃~1050℃时,其组织处在奥氏体与铁素体两相状态,加热时发生重结晶,淬火后的组织为马氏体和铁素体,从理论上讲,δ、γ的转变是可逆的,但在实际中,加热时不能使铁素体完全转变为奥氏体。高温时的奥氏体在冷却时发生γ~M转变,由于铬显著地降低近缝区的临界淬火速度,该类钢在800℃~850℃范围内具有相变点使之有明显的空气自淬倾向,因此在焊后空冷时,易得到高硬度的马氏体。焊接接头中受热超过1150℃的区域晶粒长大显著,过快或过慢的冷却速度都可能引起接头脆化。

通过以上分析,焊接含13%铬不锈钢时,一般情况下按以下要求：采纳与母材相符的马氏体不锈钢焊焊丝，由因此薄板焊接，能够不用填充焊丝，焊前预热,焊后缓冷至150℃~200℃时,立即进行730℃~750℃高温回火处理;焊缝与母材成份不要求相同时,能够不预热,焊后不进行高温回火,热阻碍区的淬硬层需在施焊中要加以注意;焊接电流取上限,以减缓冷却速度,防止裂纹的产生。

2.2.2铸造性能

马氏体不锈钢铸造时流淌性较差,应该提高浇注温度和浇注速度,这类钢浇注时裂纹敏感性较大,铸件易产生裂纹,同时也易产生气孔与针孔。这类钢的铸造收缩率一般为1.7%~2.0%。

2.2.3锻造性能

马氏体不锈钢锻造工艺参数一般是:始锻温度为1150℃左右,终锻温度为850℃~925℃(低碳的钢取下限,高碳的钢取上限)。对含碳较高的马氏体不锈钢(2Cr13~4Cr13),锻后应缓慢冷却,并随即进行软化处理,否则有可能产生裂纹。马氏体不锈钢也属于对白点敏感的钢种,关于大型不锈钢锻件,特不是采纳1Cr17Ni2钢制大型锻件时,必须从工艺上采取措施(如去白点退火),以防止锻件产生白点。另外,在锻造加热时,要防止坯料过热出现大量δ铁素体,而恶化钢的锻造性能,可能导致锻件内部出现裂纹,这种裂纹易产生在高温时奥氏体与δ铁素体的两相分界面上。

2.2.4切削性能

马氏体不锈钢在不同热处理状态下具有不同的硬度。一般锻后空冷的工件,硬度较高,难以加工,需经退火后进行切削加工，但退火钢的切削性较差,经淬火和高温回火后的钢,其切削性好得多(尽管硬度较退火钢略有增加)。

2.3马氏体不锈钢的热处理

为了得到较好的综合力学性能,马氏体不锈钢一般都采纳淬火加回火。

2.3.1淬火

含铬12%~14%的马氏体不锈钢,其马氏体转变点(Ms)大约在250℃~300℃之间,对尺寸不大的零件,经淬火温度加热后,于空气中冷却即可;关于大型零件,为使奥氏体充分转变为马氏体,多采纳油中淬火。对尺寸不大的零件也有采纳鼓风-喷雾的方法进行淬火。淬火温度一般选择如下:

（1)1Cr13或ZG1Cr13的淬火温度为950℃~1050℃。因为含碳量较低,加热至淬火温度时仍处于奥氏体与铁素体两相状态,淬火后的组织为马氏体和铁素体。

(2)中碳和高碳马氏体不锈钢;如2Cr13、9Cr18等,淬火温度以1000~1050℃较适宜。淬火温度低时,碳化物不能充分溶解,不仅使基体中含铬量降低,阻碍钢的耐腐蚀性能,且阻碍钢的强度及硬度。故采纳油中淬火,以防淬裂。

(3)1Cr17Ni2钢淬火温度以980℃~1000℃较合适,也有推举为1000℃~1050℃。需要指出的是,淬火温度过高会使钢中的δ-铁素体与残余奥氏体量增多,将损坏钢的性能。

2.3.2回火

为了得到较好的综合性能(力学性能和耐腐蚀性能),马氏体不锈钢通常采纳如下两种回火工艺。

(1)低温回火:回火温度为200℃~370℃。当要求最大的硬度时,可对工件进行低温回火,同时能够消除淬火过程中所形成的内应力。

(2)高温回火:回火温度为600℃~750℃。高温回火的目的是获得高的强度、塑性与冲击韧性,以及较好的耐腐蚀性能。必须指出,在高低两种回火温度间的370℃~600℃温度范围内进行回火,不仅使钢的韧性急剧降低,同时也将严峻损害钢的耐蚀性能。

2.3.3退火

对马氏体不锈钢进行退火的要紧目的是使其软化,以便于机加工。含碳量≤0.15%的第一类马氏体不锈钢,软化的方法有两种:①当需要降低硬度,又并不要求降至最低时,可采纳加热至750℃~800℃,保温1~3h,在空气中冷却,如此处理后的硬度可降至170~200HB;②当需要将硬度降至更低时,可加热至850℃~900℃,保温1~3h,然后缓冷(15℃~20℃/h)至600℃,继而在空气中冷却,可使硬度降至160HB。

关于中碳和高碳类马氏体不锈钢的软化处理,可采纳750℃~800℃,保温2~6h,进行高温回火。或者在875℃~900℃,保温2~4h,随炉冷却至500℃以下空冷。

需要指出的是,只有在对力学性能与耐蚀性能都要求不高的情况下,才使用退火状态(供货状态)的马氏体不锈钢。因为退火状态的马氏体不锈钢的力学性能专门低,耐蚀性能也不高。

2.4马氏体不锈钢耐蚀性分析

在铬含量相当的不锈钢中,一般奥氏体钢耐蚀性最好,铁素体次之,马氏体最差(如图5所示)。但马氏体不锈钢的要紧优点能够通过热处理强化,适用于对强度、硬度、耐磨性等要求较高并兼有一定耐蚀性的零部件。

图5各种不锈钢的耐蚀性(40%HNO3)

试片:7mm×60mm,淬火:1100℃,水冷;浸泡8h,沸腾

马氏体不锈钢在淬火状态时耐全面腐蚀和点腐蚀性能较好(但这种状态的钢专门脆,又难以加工,因此,在工程上的有用性专门小),其次是淬火+回火处理的调质件,而以退火状态的工件耐蚀性最差。

2.4.1耐全面腐蚀性能

马氏体不锈钢在热处理后经抛光,在室温的下列介质中具有良好的耐蚀性能:无机酸:浓度不低于1%的硝酸、硼酸;有机酸:浓醋酸和浓度低于10%的醋酸、苯甲酸、油酸、硬脂酸、苦味酸、单宁酸、焦性没食子酸及尿酸等;

盐溶液:碳酸钠、碳酸铵、碳酸钾、碳酸镁、碳酸钙、钠钾的硫酸盐,所有金属的硝酸盐,以及各种有机酸盐。

碱溶液:苛性钠、苛性钾、氨水、氢氧化钙、水等;其它介质:食用无盐醋、果汁、咖啡、茶、牛奶及工业用酒精、醚、汽油、重油、矿物油等。

马氏体不锈钢在硫酸、盐酸、氢氟酸、热磷酸、热硝酸以及熔融碱等介质中耐蚀性能专门差。

2.4.2耐局部腐蚀性能

马氏体不锈钢(如Cr13型)对专门腐蚀形式(如晶间腐蚀、点腐蚀等)是不耐蚀的,故在具有这类腐蚀特点的实际工程中不宜选用。

当Cr13型不锈钢不能满足工程上需要时,可选用1Cr17Ni2钢,因此钢中含有高达17%的铬,并含有2%的镍代替了部分的碳。镍能阻止淬火温度下δ铁素体的生成,能提高抗回火性,改善强度和韧性,改善对盐雾及稀还原性酸的耐蚀性。

马氏体不锈钢在电耦合或非电耦合使用时,常可能发生氢脆或应力腐蚀。前者如1Cr13钢在弱酸、湿蒸汽介质中与奥氏体钢电耦合时发生应力腐蚀;后者如在油井H2S环境中产生的穿晶型氢脆断裂。在盐溶液、盐雾、或高纯水中,马氏体不锈钢易产生晶间型的应力腐蚀。抗应力腐蚀开裂性能与钢所经受的回火处理温度紧密相关,如在5%NaCl喷雾试验中410、420(国产为1Cr13)钢经480℃回火的弯曲试样,沿原奥氏体晶界产生裂纹;但经370℃以下或590℃以上回火,试验75天也不产生裂纹。410钢在3%NaCl和酸性H2S溶液中的应力腐蚀断裂途径与腐蚀几乎无关,要紧依靠于回火温度;550℃回火最易出现晶间型分枝裂纹。马氏体不锈钢,依照不同的热处理条件,有时也易发生碱脆,如固溶处理的410钢在332℃脱气的10%NaOH中,外加应力δ=90%δ0.2,经4800h未裂,仅为严峻的全面腐蚀,649℃回火(HRC=28)及565℃回火(HRC=41)也一样,而经482℃回火者(HRC=50),4800h后即产生裂纹。

1Cr13（表3）不锈钢在温度30℃以下时的弱腐蚀介质中,即在大气、蒸汽、淡水中,亦具有良好的耐腐蚀性能,因而在机械制造中得到广泛的应用。1Cr13不锈钢导热系数小(约为低碳钢的1/3),而线膨胀系数比低碳钢大,因此,在焊接后引起的变形也较大,因此,在焊接过程中应采纳相应工艺措施。1Cr13不锈钢在焊接过程中焊接性较差。因为,在焊接冷却过程中出现奥氏体向马氏体转变,由于体积发生变化,促使硬度增加和塑性降低,致使有强烈的淬硬倾向,母材含碳量越高,淬硬倾向就越大。在焊缝扩散氢和焊接应力作用下,焊接残余应力较大,易产生裂纹。因此,依照焊件厚度和刚性大小,焊接时应采取焊前预热、焊后缓冷等工艺措施。

表31Cr13的化学成分

C

Cr

Ni

Mn

Si℅

P

S

0.15℅

12.99℅

0.14℅

0.48℅

0.71

0.025℅

0.010℅

2.5焊接缺陷分析

薄壁件焊接的特点薄壁件大多为周密元器件。实际生产中薄壁管件的焊接通常有两种接头方式:平面对接和卷边对接。卷边对接用得较少,只有在平面对接无法焊接时才采纳。经常采纳的平面对接形式适用的管子厚度范围0.1―1mm。

2.5.1烧穿和变形

薄壁件大多为不锈钢材料,由于不锈钢的导热性能差,工件又为薄壁,因而焊接时极易产生焊穿和变形,故焊接时必须在夹具上进行。

(1)焊件易变形焊件为薄壁件,刚性小,热容量小,焊接时温升快,因而焊件易变形。实践证明:薄壁件焊接过程中防止和减小变形是获得优质焊缝的要紧条件之一。

(2)对焊接规范变化敏感因为焊件小、电流小,形成的焊接熔池也小,热容量必定小,因此对焊接热过程中的专门小变化,都会破坏焊接熔池的热平衡,导致焊缝尺寸的变化,甚至烧穿或未焊透。因此,焊接过程中一定要保持电弧稳定,焊接规范稳定,夹具的导热条件不变。

(3)对焊件的装配及工装夹具的要求高为了获得良好的焊缝,焊前必须保证装配精度,不同意有间隙和错边,相对应的工装夹具也应保证其精度,并具有良好的散热条件。否则,便产生烧穿等缺陷,出现废品。

(4)对焊接处的表面清理要求高因工件壁薄、焊缝小,工件表面的氧化物及油污对焊缝质量的阻碍专门大。因此要注意清除焊缝处的油污、铁锈、氧化物等。

2.5.2焊接冷裂纹

由于马氏体不锈钢在空冷的情况下就能够形成脆硬的马氏体，马氏体是典型的淬硬组织，对扩散氢敏感，假如街头拘束力大，就专门容易形成冷裂纹。

冷裂纹的表现特征

冷裂纹形成的温度大体在-100℃~100℃之间，具体温度随母材和焊接条件不同而异，产生冷裂纹的材料大都有淬硬倾向的低合金高强度钢和中高碳钢的焊接接头，裂纹大都在热阻碍区，通常发源于熔合区，有时也发生在高强度钢或钛合金的焊缝中。宏观上冷裂纹的断口有脆硬断裂的特征，表面有金属光泽，成人字形态进展，冷裂纹较多的是在焊后连续一段时刻才产生，延迟时刻不等，可能几小时，也可能几天或几十天。

冷裂纹的分布

依照冷裂纹的分布特征，可归纳为四种类型：

焊道下裂纹：是在靠近堆焊焊道的热阻碍区所形成的焊接冷裂纹，走向大致与熔合线平行，一般不显露于焊缝表面。

焊趾处裂纹：焊缝表面与母材交界处叫做焊趾，裂纹一般向热阻碍区粗晶区扩展，有时也向焊缝中扩展。

焊根处裂纹：沿应力集中的焊缝根部所形成的焊接冷裂纹，要紧发生在含氢量较高预热不足的条件下，焊缝扩展方向能够向焊缝也能够向热阻碍区。

横向裂纹：起源于熔合线，垂直于焊缝长度方向扩展到焊缝和热阻碍区。

形成冷裂纹的差不多因素及其作用

形成冷裂纹的因素是扩散氢钢种的淬硬倾向及接头所承受的拘束应力三者共同作用的结果。

氢的阻碍:导致接头产生冷裂纹的氢要紧是扩散氢，实验证明，随着焊缝中扩散氢含量的增加，冷裂纹率提高，近年来一些学者在显微镜下观看弯曲试件的断裂情况时，还观看到在裂纹尖端附近有氢气泡析出。扩散氢含量阻碍裂纹延迟时刻的长短，扩散氢含量越高，延时越短。

钢种的淬硬倾向：一般来讲，钢种的淬硬倾向越大，则接头中出现马氏体的可能性越大，则越容易产生冷裂纹。当材料一定时，随冷却速度不同，接头的组织相应改变，冷却速度越大，使马氏体含量增加，导致裂纹率上升。

焊接的拘束应力：焊接的拘束应力包括接头在焊接过程中因加热不均所承受的热应力相变应力结构自身几何因素所决定的内应力。上述三方面的应力差不多上不可幸免的，由于与拘束条件有关而统称拘束应力。拘束应力的作用也是形成冷裂纹的重要要素之一，在其他条件一定时，拘束应力达到一定数值就会产生开裂。三个因素的相互关系

［

］

固

液

）

）

α

γ

δ

α

γ

图6氢的溶解度和扩散系数与晶格结构的关系

氢在开裂时的作用：氢在裂纹形成的过程中的作用与其溶解度和扩散规律有关。溶解度在液体金属中的氢原子，在连续冷却金属凝固和发生固态相变时，溶解度将发生突变【图6-a】，氢在γ相中的溶解度大大高于在α相中的溶解度，在快冷时，就来不及在γ—α转变时析出，而以过饱和和溶解的形式存在于α相中。

由于氢的扩散性专门强，随着时刻的延长，过饱和的氢将不断扩散，其中一部分扩散到金属外部，另一部分则在金属内部迁移。氢在不同晶格中扩散能力不同，在α相中的扩散能力比在γ相高【图6-b】。

熔合线

裂纹

焊缝

热阻碍区

接方向

液体金属熔池

图7焊接接头冷却过程中的组织分布与氢的扩散情况

因此在发生γ—α转变时氢的溶解度突降，而扩散能力突升。从接头组织分布的示意图中可知【图7】，熔池以外的焊缝和热阻碍区差不多上固态，由于焊缝与母材的成分不同，焊缝金属的奥氏体分解温度TFA高于母材的分解温度TMA，因此等TFA温面导前于等TMA温面。图中的熔合线上ab两点的两侧的组织不同，焊缝已完成奥氏体分解α＋Fe3C（或贝氏体，马氏体），而母材仍为γ相。焊缝进行奥氏体分解时，氢的溶解度突降，扩散速度突升，过多的氢必定通过熔合线向尚未转变的热阻碍区扩散。氢扩散到母材后，由于氢在γ相中溶解度而扩散度低，在快冷时就不可能据需母材内部扩散，而聚拢在熔合线附近形成高氢带。在母材也发生了相变后，氢就能够以过饱和的形式残留于马氏体（或贝氏体）中，并扩散到应力集中或晶格畸变处结合为氢分子，形成较高的局部应力，再加上热应力和组织应力的共同作用，就可能开裂。

氢与力的共同作用产生延迟现象：氢裂纹的延迟特点是埋伏期是裂纹形成的孕育期时期，实际上是氢逐渐向开裂部位扩散集中结合成分子并形成一定压力的过程。开始时，氢的分布相对比较均匀，在热应力和相变应力的作用下金属中出现一些微观缺陷，氢开始向缺陷前沿应力部位迁移。焊缝中氢的平均浓度较高，则迁移的氢的数量越多，轻易的速度也越高。当氢聚拢到发生裂纹所需要的临界浓度时开始产生微裂纹。由于裂纹尖端的应力集中，进一步使氢向尖端高应力区扩散，裂纹扩展。氢的扩散聚拢达到临界浓度都需要时刻，这就形成了裂纹的延迟特征。

氢与应力有一种互补的关系，即扩散氢含量越高，开裂所需要的应力越小，埋伏期越短；应力越大，开裂所需要的含氢量越低。

钢材淬硬倾向的作用：马氏体是典型的淬硬组织，这是由于间隙原子碳的过饱和，使铁原子偏离平衡位置，晶格发生明显畸变所致。特不是在焊接条件下，近缝区的加热温度高达1350℃-1400℃，使奥氏体晶粒严峻长大，当快速冷却是，粗大的奥氏体将转变为粗大的马氏体。硬脆的马氏体在断裂时所需要的能力较低。因此焊接接头中又马氏体存在时，裂纹易于形成和扩展。钢材的淬硬倾向越大，热阻碍区或焊缝冷却后得到的淬硬组织越多，对冷裂纹就越敏感。

那个地点的淬硬倾向包括淬透性和淬硬性两个方面，也确实是冷裂纹的倾向大小，即取决于马氏体的数量，更取决于马氏体本身的韧性。含碳量不同时。得到不同形态马氏体的韧性差不较大的。假如以马氏体的数量对不不同钢种的冷裂纹敏感性，会造成较大误差。不同组织对冷裂纹的敏感性大致按下列顺序递增：铁素体或珠光体→贝氏体→条状马氏体→马氏体+贝氏体→针状马氏体。

防止冷裂纹的措施

（1）严格操纵氢的来源：选用优质焊接材料或低氢的焊接方法，严格规定对焊接材料进行烘焙及焊前清理工作。

（2）提高金属的塑性和韧性：通过焊接材料向焊缝过渡Ti,Nb,Mo,V,B.Te或稀土元素来韧化焊缝，利用焊缝的塑性储备减轻热阻碍区的负担，从而降低整个焊接接头的冷裂纹的敏感性。

（3）焊前预热：焊前预热能够有效降低冷却速度，从而改善接头组织，降低拘束应力，并有利于氢的析出，可有效地防止冷裂纹，是生产中常用的方法。

（4）操纵线能量：线能量增加能够降低冷却速度，从而降低冷裂纹的倾向。但线能量过大，则可能造成焊缝及热阻碍区的晶粒粗化，而粗大的奥氏体一旦转变为粗大的马氏体，裂纹倾向反而增大。

（5）焊后热处理：焊后进行不同的热处理，可分不起到清除扩散氢，降低和清除残余应力，改善组织或降低硬度等作用。焊后常用的热处理制度有削氢处理，消除应力退火，正火和淬火或淬火+回火。具体选用视产品的需要而定。

第三章薄壁件焊接的几种差不多方法

3.1微束等离子弧焊

一般电弧焊的电弧是在工件上的空气中自由燃烧,不受约束;而等离子弧是一种受压缩气体约束的电弧。

维束等离子弧焊接作为薄壁件的常用焊接方法,其缘故在于微束等离子弧焊接具有以下特点:

电弧能量密度高、电弧稳定性好、电弧刚性好、弧长变化对焊件的热阻碍小、工件变形小等。

微束等离子弧焊接的工艺参数,要紧是焊接电流、焊接速度、工作气体流量、爱护气体流量、电弧长度、焊嘴直径等,它们对焊缝的形状和焊接质量都有阻碍。

(1)为了加强爱护效果、提高焊缝质量,常采纳以氩气为主的混合气体为爱护气。焊接不锈钢时,在爱护气中加入5%左右的氢气,效果最佳。

(2)微束等离子弧焊接的接头形式和尺寸有其特不之处,下图8所示为常用的几种接头形式。

图8

(3)为了获得良好的焊缝背面成型,常在焊道背面放置紫铜垫板,垫板上均有成形槽,槽宽2~3mm,槽深0.2~0.5mm。

3.2小电流氩弧焊

小电流直流氩弧焊具有:焊接时电弧稳定无飞溅、明弧熔池观看清晰、焊接电流量小、氩气流量小、可焊异种金属、焊缝美观的特点,广泛用于薄壁件的焊接。

正确地选择焊接工艺参数,是进行薄壁件焊接时获得优良焊缝的差不多条件。另外,在专门情况下,薄壁件焊接还能够采纳小功率钎焊或激光焊接。

另外,在专门情况下,薄壁件自动焊接还能够采纳小功率钎焊或激光焊接。

第四章马氏体不锈钢焊接工艺

1Cr13的焊接工艺金属波浪管作为弹性敏感元件，是仪器仪表和自动化装置上的重要元件之一。金属波浪管属于超薄零件，壁厚在0.05一0.3mm之间。从节约成本，本文将讨论用TIG焊完成壁厚0.3mm的金属波浪管的焊接。

由于不锈钢的焊接性良好，因此超薄不锈钢零件焊接的技术关键是防止烧穿和保证良好的焊缝成形。

金属表面若有油污和氧化皮，会降低液体的表面张力而破坏熔池的动态平衡，造成管烧穿。因此，对超薄不锈钢零件焊接时，必须进行除油和酸洗。

4.1下料及板材成型

图8模片

超薄型波浪管的加工过程通常是先冲压出膜片（图8），然后将各膜片依次焊接起来，2个膜片的内圆焊接后，再与另外膜片的外圆焊接，直到所需的长度，如图9所示。

图9波浪管

波浪管材料为牌号为1Cr13不锈钢，厚度0.3mm管外径60mm内径42mm，如图8所示。由于波浪管的焊缝是由电弧熔化膜片边缘所形成的，因此膜片边缘凸出夹具表面的形状和尺寸对焊缝成形有极大阻碍。由文献知，膜片边缘凸出夹具表面的高度由下式决定：

h=h1+△h;△h=s/2δ0

式中s为焊缝的横截面积；△h为熔化偏差量；δ0为膜片厚度。

当焊缝的横截面直径在2.5δ0～3.5δ0范围内变化时，焊缝质量较好。通过理论计算和实际焊接试验，取膜片边缘凸出夹具表面高度为0.45mm。

膜片装配时的同心度及间隙、错边尺寸也是阻碍焊接质量的重要因素。膜片焊前装配时，要求间隙及错边量不得大于0.05mm。如此严格的要求，只能通过周密的夹具来保证。夹具由带有散热片的分离半圆形零件组成，在焊接波浪管外圆焊缝时，散热面作为中心定位部件，如图10所示。内焊缝是利用专门的锥盘形夹具来定位的，如图11所示。

图10波浪管外圆焊接夹具

图11波浪管内圆焊接夹具

夹具与膜片接触面的宽度直接阻碍到散热量的大小，也对焊缝成形有重要阻碍。为了防止出现锯齿状焊缝，夹具与膜片接触面的宽度由实验调定为1mm。

4.2焊前预备

除油:用有机溶剂(丙酮、酒精、四氯化碳等)擦洗焊接接头。

酸洗：:关于1Cr13不锈钢,采纳以下配方:H3PO410%、HF5%、H2SO45%、H2O80%酸洗时刻:5分钟(室温)。酸洗后用弱碱溶液中和,然后用流淌水冲洗凉干

4.3焊接工艺参数的选择及焊接

(l)接头形式为端接接头，组装工艺应合理，使模片之间紧密配合，可提高波浪管的成品率。

(2)焊接设备使用NzA21一120一1型弧焊机(电源电压380V、额定功率3kw、调节范围5一120A)。

(3)焊接电流和焊接速度，焊接电流是阻碍焊接质量的要紧参数。电流过大或焊速过慢，会使焊接线能量增大，将导致波浪管烧穿。焊接电流过小或焊接速度过快，会造成电弧的稳定性差和金属的熔化量不足，也无法获得良好的焊缝成形。

依照经验和试验确定，焊接电流为20一25A，焊接速度6一7mm/s。

（4）嘴尺寸和氩气流量的选择，我们采纳自制的喷嘴,喷嘴直径为ф8mm,喷嘴长度比一般喷嘴要长,确定为40mm,如此能够使氩气平行流出,不致发生紊流,又可压缩电弧,使电弧更集中,提高了电弧的稳定性,保证焊缝的成形。氩气流量为:6-8升/分。数据的确定按下列公式计算

D=(2.5-3.5)dW

D为喷嘴直径，dW为钨极直径。

Q=(0.8-1.2)D

Q为气体流量，D为喷嘴直径

(5)电弧长度尽可能小焊接中采纳短弧焊，弧长操纵在1mm以下，这时氢气爱护效果好，电弧稳定。

(6)钨极直径和端头形状采纳的钨极直径为1.6mm，端头磨成30度锥角。如此可提高引弧和稳弧性能，保证焊缝的成形。

钨极伸出长度一般为5-6mm.

（7）进行焊接，焊后的接头组织见下图12。差不多操作，引弧时提早送气5-10秒钟；收弧时延迟断气10秒钟左右。焊缝内不填充焊丝。

图12

（8）焊件冷却至室温后，进行外观检测，不能有烧穿，咬边，未熔合，裂纹等缺陷。

（9）焊后热处理对焊件进行700-750℃回火处理，保温一小时，然后空冷。

（10）100%对焊件进行1.6MPa水压强度试验,检验焊件的密封性是否合格。

（11）表4是本工艺的焊接工艺卡，焊接工艺的参数都在上面。

表4

焊接接头

焊接顺序

焊接工艺卡编号

0001

先焊接外焊缝

图号

0001

再焊接内焊缝

接头名称

端接接头

街头编号

0001

焊接工艺评定报告编号

N0001

焊工持证项目

检验

序号

本厂

锅检所

第三方或用户

母材mm

1Cr13

厚度mm

0.3

焊缝金属mm

1Cr13

厚度mm

0.3

焊接位置

平焊

层道

焊接方法

填充材料

焊接电流

电弧电压（V）

焊接速度

（cm∕min）

线能量

（KJ∕cm）

牌号

直径

极性

电流（A）

焊后热处理

回火700℃-750℃

自动钨极氩弧焊

正接

20-25

36~42

钨丝直径

1.6mm

喷嘴直径

8mm

气体成分

纯Ar

气体流量

正面

6-8升/分

背面

4.4焊接中的工艺缺陷及产生缘故

(l)烧穿起弧端烧穿的缘故为短路瞬间电流大，内、外托环与波浪管间隙大。烧穿是由于局部间隙过大，电弧瞬时不稳成偏弧。

(2)波浪管未焊住头之间间隙过大，使波浪管端面它两件未对齐，会造成局部虚焊和漏焊而未焊住，试压时漏水。

(3)成形不规则、熔宽过窄，是由于钨极距焊接缝距离大，使弧长过大，电弧刚度不造成的。

4.5结论

本文采纳TIG焊焊接超薄零件，降低了成本。按以上的焊接结构设计和焊接工艺进行焊接后，对焊接零件观检验，焊缝表面平滑光亮，经试验未发生漏现象，讲明波浪管接头强度高，气密性好，满足使用要求。

第五章1Cr13波浪管的焊接工艺评定

5.1试件的制取

把厚度为0.3mm母材1Cr13制成规格为50×250mm板材若干,然后按上述工艺制成焊接试件。

5.2焊接接头的力学试验

（1）焊接接头的拉伸试