早在 1954 年，美國 Union Carbide 公司的 Ｒob-ert Gage 就發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過壓縮的電弧能量更加集中，電弧溫度和射流速度大幅度提高［1］ 。這種電弧很快被用于切割有色金屬，隨后進(jìn)一步的試驗(yàn)研究證實(shí)，這種壓縮電弧也可用于焊接。等離子弧具有能量集中、射流速度大、電弧力強(qiáng)的特性，因此與激光焊和電子束焊同被歸入到高能密度焊［2］ ; 目前等離子焊可以焊碳鋼、不銹鋼、鎳及其合金、鈦及其合金、鎂及其合金、鑄青銅、鋁青銅等［3］ 。

工業(yè)純鎳 N6 具有優(yōu)良的耐蝕性，較高的電真空性能和電磁控制性能，同時具有優(yōu)良的焊接性能、加工性能及很好的機(jī)械性能，廣泛應(yīng)用于化工、機(jī)械電子、食品等方面，因此純鎳是工業(yè)上應(yīng)用最廣泛的材料之一。

工業(yè)純鎳 N6 的應(yīng)用不可避免要涉及到焊接加工。研究表明: N6 固液相溫度區(qū)間小，流動性小，液態(tài)時容易溶解 H 2 ，O 2 ，CO 2 等氣體且電阻率大、熱導(dǎo)率低，焊接時易形成熱裂紋、氣孔以及焊接過熱導(dǎo)致晶粒迅速長大等缺陷，因此選取合理的焊接工藝是保證焊縫質(zhì)量的關(guān)鍵 ［4 －6］ 。而目前國內(nèi)外對鎳及鎳合金焊接工藝和組織性能方面的研究和

報道主要集中在鎳基高溫合金及鎳基耐蝕合金方面，主要采用激光焊接、焊條電弧焊、氬弧焊等焊接方法，而關(guān)于純鎳的焊接報道很少 ［7］ 。因此工業(yè)純鎳 N6 等離子焊接研究為該種材料的實(shí)際應(yīng)用提供了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和理論基礎(chǔ)。

1、實(shí) 驗(yàn)

1.1 材 料

實(shí)驗(yàn)材料采用經(jīng)過固溶和保護(hù)氣氛退火熱處理后的熱軋純鎳 N6 板材(主要化學(xué)成分見表 1)，尺寸為300 mm ×100 mm ×6 mm，采用“I”型坡口，對接方式。填充 Φ1． 0 mm 牌號 EＲNi-1 焊絲，表 2為焊絲化學(xué)成分，保護(hù)氣體采用 95% 氬氣 +5% 氫氣。焊接前對試板待焊區(qū)進(jìn)行機(jī)械打磨去除表面氧化層，再用丙酮擦拭，去除表面的油污、雜質(zhì)。

1. 2 方 法

本實(shí)驗(yàn)采用一套以 PLC 作為控制核心自制小型化等離子弧焊系統(tǒng)，從而實(shí)現(xiàn)對焊接過程的自動控制［8］ 。焊接時焊槍位置保持不變，夾持工件的工作臺水平移動，要求一次焊透，單面焊雙面成形。對 6 mm 厚 N6 進(jìn)行大量焊接工藝實(shí)驗(yàn)，確定最優(yōu)等離子焊接工藝參數(shù)(表 3)。文中實(shí)驗(yàn)的保護(hù)氣體流量均為 16 ～18 L·min－1 。每個參數(shù)做 3 組測抗拉

強(qiáng)度并取平均值。焊后根據(jù)國標(biāo) GB/T2651-2008加工標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，在島津 AG-10TA 型萬能試驗(yàn)機(jī)上測試焊接接頭的力學(xué)性能; 沿垂直于焊縫方向切割制成金相試樣，焊接接頭采用10 ml 蒸餾水、50ml 硝酸、50 ml 冰醋酸混合溶液進(jìn)行腐蝕; 采用MeF 3 大型金相顯微鏡進(jìn)行焊縫微觀組織分析，JSM-6700F 型掃描電鏡(SEM)對拉伸斷口進(jìn)行 SEM 與能

譜(EDS)分析; 在 HX-1000TM 型顯微硬度計上測試焊接接頭的顯微硬度。采用 D8 ADVANCE 型 X 射線衍射儀(XＲD)對焊縫進(jìn)行物相分析。

2、結(jié)果與討論

2.1 焊縫外觀成型

對兩種最優(yōu)工藝參數(shù)下的焊接接頭的外觀形貌進(jìn)行對比分析。分析表明，二者均采用最優(yōu)焊接工藝參數(shù)的情況下，不填絲焊縫出現(xiàn)咬邊、氣孔、焊縫塌陷等缺陷; 填絲焊縫外觀成型良好且焊縫上下表面均連續(xù)、平整、魚鱗狀波紋均勻，表面無明顯咬邊、氣孔、裂紋等缺陷(圖 1)。這是因?yàn)樘畛浜附z可以補(bǔ)充焊接過程中的材料的燒損，熔化后作為填充金屬與熔化后的母材一起形成焊縫。焊絲中含有細(xì)化晶粒的元素(Al，Ti)，研究表明向焊縫中加入細(xì)化晶粒的元素可以有效提高焊縫金屬的抗裂性。

2.2 焊接接頭力學(xué)性能分析

對最優(yōu)焊接工藝參數(shù)下的不填絲、填絲接頭進(jìn)行力學(xué)性能測試。結(jié)果表明，不填絲接頭抗拉強(qiáng)度 240 MPa，達(dá)到母材(實(shí)驗(yàn)測得為 341 MPa)的70． 5 %，延伸率 23%; 填絲接頭抗拉強(qiáng)度為 333MPa，達(dá)到母材強(qiáng)度的 97.6%，延伸率 57%; 實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，填充焊絲的焊接接頭的力學(xué)性能要明顯優(yōu)于不填絲接頭的力學(xué)性能。

2.3 焊接接頭金相組織分析

圖 2 為 6 mm 厚 N6 填絲與不填絲等離子焊縫不同區(qū)域的微觀組織。圖 2(a)為 N6 母材顯微組織，其基體為奧氏體，組織表現(xiàn)為均勻且細(xì)小的等軸晶，由于 N6 板材經(jīng)過熱軋，晶粒中出現(xiàn)退火孿晶; 圖 2(b)為填絲焊縫的熔合區(qū)，即焊縫金屬與母材的分界線; 如圖 2(c)所示，N6 填絲焊縫組織表現(xiàn)為等軸晶，晶粒較小且均勻，這是由于等離子焊接過程中填充焊絲，大量彌補(bǔ)了焊接熔池中易燒損的合金元素，致使熔池中成分過冷度增加，進(jìn)一步促使熔池中晶體的異質(zhì)形核。焊絲中 Ti(2.0%～3.5%)含量遠(yuǎn)高于母材 (0.056%)的，也

為熔池中晶體的異質(zhì)形核提供了大量的難熔質(zhì)點(diǎn)，使晶粒得到細(xì)化; 研究表明［9-10］ ，熔焊方法下，焊接熔池的結(jié)晶過程是晶核形成與晶核長大的過程，由于焊接熔池中的液態(tài)金屬處于過熱狀態(tài)，自發(fā)形核可能性較小，異質(zhì)形核是熔池液態(tài)金屬凝固的主要 機(jī) 制。圖 2 ( d) 為 填 絲 接 頭 熱 影 響 區(qū)(HAZ)，該區(qū)域晶粒比焊縫區(qū)晶粒粗大，由于熱影響區(qū)內(nèi)的變形晶粒在焊接加熱后發(fā)生重結(jié)晶，并在儲能的驅(qū)動下重新形核長大形成等軸晶，在焊接過程中，熱影響區(qū)溫度過高，其中部分晶粒發(fā)生二次再結(jié)晶，并通過晶界遷移，吞并周圍的晶粒，形成較粗大晶粒; 但是該區(qū)域的晶粒并沒有過度長大，這可能是因?yàn)樘畛浜附z以后有效地減少了熔池的過熱度，熱影響區(qū)的晶粒長大狀況可以得到一定的抑制。圖 2(e)為不填絲接頭的焊縫區(qū)，組織為粗大的奧氏體晶粒，這是因?yàn)橐獙?shí)現(xiàn) 6 mm厚板材的一次焊透，必須采用較高的熱輸入，等離子弧焊的電弧能量集中且 N6 焊接過程中易過熱，熱輸入較大，熱影響區(qū)溫度過高，其中部分晶粒發(fā)生二次再結(jié)晶，形成粗大晶粒，該區(qū)域成為不填絲接頭的薄弱區(qū)域。圖 2(f)為不填絲接頭的熱影響區(qū)，該區(qū)域晶粒比焊縫區(qū)晶粒細(xì)小且大小不均，靠近焊縫晶粒較靠近母材的晶粒粗大。從微觀組織可以看出，填絲接頭熱影響區(qū)的晶粒比不填絲接頭熱影響區(qū)的晶粒細(xì)小，組織更均勻且熱影響區(qū)也較窄。

2.4 焊接接頭析出物及相的組成

焊接接頭的 X 射線衍射圖譜如圖 3 所示。圖 3(a)為不填絲焊縫的 X 射線衍射圖譜，主要為 γ(Fe)相; 圖 3(b)為填絲焊縫的 X 射線衍射圖譜，焊縫中的相組成與母材類似，主要為奧氏體基體 γ相，同時析出以 Ni 3 (Al，Ti)C 為主的 γ'相，這說明該合金在焊接過程中沒有發(fā)生二次相變，焊縫金屬保持母材原有的奧氏體相，只是焊縫中的奧氏體微觀形貌與母材不同。γ'相是面心立方有序結(jié)構(gòu)相，γ'相是特殊的金屬間化合物相，它在 γ-γ'組織中，通過繞過和切割粒子機(jī)制，與位錯相互作用，起到很強(qiáng)的強(qiáng)化作用，γ'相強(qiáng)度隨溫度升高而增加。此外，γ'相固有的塑性使它本身不會成為斷裂源［11］ 。焊縫中 Al，Ti 元素主要來自于焊絲。

焊絲中存在 Al(1． 5%)，Ti(2. 0%～ 3. 5%)元素，其中 Al 是強(qiáng)烈的脫氧元素之一，故用 Al 作為脫氧劑，可以有效地抑制在熔池中產(chǎn)生的 CO 氣體的化學(xué)反應(yīng)，提高抗 CO 氣孔的能力; 另外，Al 還能和 N 化合而起固氮作用，故也能減少氮?dú)饪住i也一種強(qiáng)烈的脫氧元素，且能和 N 化合成 TiN 而起固氮作用，提高焊縫金屬抗氮?dú)饪椎哪芰Γ诖嗽蛱罱z焊縫中沒有氣孔存在。用掃描電子顯微鏡以及能譜分析對填絲接頭析出物進(jìn)行顯微組織觀察(圖 4，表 4)，圖 4(a)中A 處為含 C，Si 的化合物; 圖 4(b)中 B 處為球形的富含 C，N 元素的氧化物; 圖4(c)中 C 處析出物是尺寸大概為 3 μm 呈多邊形的 TiN，其中，可能還含有少量碳形成的 Ti(C，N) ［12］ ，但是由于含量較少，故無法檢測出。可以認(rèn)為 TiN 粒子可能由于鋼液的成分起伏使局部 N，Ti 溶度積大于臨界溶度積，而在兩相區(qū)中的液相析出，故尺寸較小(1~3μm) ［13］ 。TiN 的溶解度較小，在鋼中常能看到液態(tài)

析出的大顆多邊形粒子，尺寸為微米級，在以后的熱處理中也不溶解，對阻 止 晶 粒 粗 化 沒 有 作用［13 －14］ 。圖 4(d)中 D 為背散射電子像，EDS 分析表明 C，Ti 元素含量較高，可以判定該碳化物為MC 型碳化物，尺寸一般在 1.5 ～7.0 μm 之間。

2.5 斷口分析

對拉伸斷口進(jìn)行 SEM 分析。圖 5(a)為不填絲接頭的斷口形貌，觀察到斷口上存在明顯的河流狀花樣，可以判斷接頭斷裂形式為解理斷裂，屬于典型的脆性斷裂; 圖5(b)為填絲焊接接頭拉伸斷口，可以觀察到斷口上存在的纖維區(qū)和放射區(qū)均較粗糙，放射區(qū)范圍較大，以脆性斷裂為主，斷口局部存在韌窩形貌，韌窩大而淺且斷口處有二次相析出，可以判斷拉伸斷口屬于脆性-韌窩混合性斷裂。同時可以在斷口上觀察到夾雜物或第二相粒子的存在。

對斷口上的夾雜物或第二相粒子進(jìn)行 SEM 及EDS 分析，如圖 6 及表 5 所示。這些夾雜物主要是由 C，Si 元素組成的硬脆化合物，這些夾雜物或第二相粒子在斷裂中起著很重要的作用; 質(zhì)點(diǎn)越大，裂紋萌生的幾率越高［15］ 。

可能正是因夾雜物或第二相粒子的存在，拉伸時在應(yīng)力的作用下，這些二次相與基體金屬界面脫離形成微小的裂紋，然后這些微小的裂紋在應(yīng)力的作用下不斷長大，并且聚集在一起產(chǎn)生新的孔洞，最終導(dǎo)致焊接接頭的斷裂，這些韌窩內(nèi)的二次析出相，應(yīng)該是焊接接頭拉伸斷裂的裂紋發(fā)源地。

2. 6 接頭顯微硬度

對焊接接頭進(jìn)行顯微硬度測定，以焊縫為中心向母材移動，分別測試兩種焊縫的顯微硬度分布圖。載荷250N，加載時間15s，每隔1 mm 取點(diǎn)測試。曲線圖如圖 7 所示。

焊接接頭顯微硬度測試表明，二者母材硬度的變化趨勢基本一致，為熱軋態(tài)組織，晶粒細(xì)小均勻，硬度較高; 兩種接頭硬度最低值均出現(xiàn)在焊接熱影響區(qū)，這是因?yàn)闊嵊绊憛^(qū)受到電弧的熱作用容易過熱，導(dǎo)致晶粒粗大，進(jìn)而導(dǎo)致硬度下降，但從圖7 中看出，填絲接頭熱影響區(qū)的硬度要高于不填絲接頭的硬度，這是因?yàn)樘畛浜附z可以有效的減少熔池過熱度，晶粒長大狀況可以得到一定抑制，晶粒不會過于粗大，但是焊接過程中，不填絲接頭的熱影響區(qū)會過熱，導(dǎo)致晶粒粗大。

根據(jù)單晶和多晶材料位錯塞積理論總結(jié)出來的材料屈服強(qiáng)度 (或硬度) 與晶粒尺寸的關(guān)系，即 Hall-Petch 公 式 ［16］ ，用 硬 度 表 示 可 改 寫 成:

HV = H o + kd－1/2 ，式中 d 為晶粒直徑，HV 為材料的顯微硬度，H o 和 k 對不同材料分別為不同的常數(shù)，這是長期以來提高金屬材料強(qiáng)度的指導(dǎo)規(guī)律之一。顯微硬度中 k 值(即屈服應(yīng)力隨 d－1/2 變化的函數(shù)曲線的斜率)顯然與材料所包含的缺陷及材料表面的光潔度等有關(guān)，并與材料的密度有直接關(guān)系 ［17］ 。根據(jù) H-P 公式可以解釋填絲接頭熱

影響區(qū)顯微硬度高于不填絲接頭熱影響區(qū)硬度的原因。

3、結(jié) 論

1． 采用填絲等離子焊接能實(shí)現(xiàn) N6 的焊接，在不開坡口的條件下可以實(shí)現(xiàn)單面焊雙面成形，焊縫成形良好且無明顯焊接缺陷，可以獲得高質(zhì)量的焊接接頭。

2． 工業(yè)純鎳 N6 進(jìn)行填充焊絲焊接以后，焊接接頭力學(xué)性能有較大的提升; 填充 EＲNi-1 焊絲等離子焊接與不填絲焊接的焊縫區(qū)與母材的相組成無本質(zhì)區(qū)別，填充焊絲更利于消除焊接過程中的熱裂紋和氣孔傾向，焊絲中的 Ti，Al 元素都可以提高晶間液相的流動性與結(jié)晶溫度，從而縮小結(jié)晶溫度區(qū)間，同時可以細(xì)化焊縫晶粒; 熱影響區(qū)較窄，填充焊絲可以有效地減少熔池過熱度，晶粒長大狀況可以得到一定抑制。

3． 填絲焊接接頭斷口為混合斷裂，不填絲接頭為脆性斷裂，二者斷口處均存在含有 C，Si 元素的析出物，正是這些析出物成為焊接接頭拉伸斷裂的裂紋發(fā)源地。

4． 工業(yè)純鎳 N6 焊接時易出現(xiàn)裂紋、氣孔、晶粒粗大等缺陷，另外 N6 熱導(dǎo)率低在焊接過程中易過熱，導(dǎo)致焊縫晶粒迅速長大，N6 晶粒一旦粗化后，很難用熱處理的方法來改善，嚴(yán)重影響焊接接頭的機(jī)械性能和耐蝕性能，因此純鎳 N6 在焊接時應(yīng)嚴(yán)格控制焊接熱輸入。

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