焊接后热处理范文（精选10篇）
焊接后热处理 第1篇
1 17-4PH马氏体沉淀硬化不锈钢的合金成分与机械性能
17-4PH沉淀硬化不锈钢在1024-1052℃的固溶温度后得到板条状马氏体, 从而实现组织强化, 在450-620℃的时效过程中析出金属间化合物实现沉淀硬化, 这与传统合金结构淬火强化机理有着本质的区别。17-4PH化学成分及机械性能分别见ASTM564S17400及ASTM A747CB7Cu-1标准。
2 17-4PH马氏体沉淀硬化不锈钢的焊接性能分析
2.1 焊接热裂纹问题
17-4PH马氏体沉淀硬化不锈钢中含有一定数量的Cu和Ti, Cu是强烈的致热裂纹元素, Ti则与杂质S生成Ti S, 形成液化裂纹。由于含Ti量越高、钢的强度级别越高, 焊接时的热裂纹倾向就越大, 因此高强度状态下的17-4PH是不允许焊接的。
2.2 钢的物理性质所带来的问题
17-4PH马氏体沉淀硬化不锈钢的导热系数仅为低碳钢的1/3, 而电阻率却是低碳钢的2~4倍, 和奥氏体不锈钢的接近, 故焊接时所需电流比低碳钢的要小得多。
3 17-4焊接及焊后热处理工艺
3.1 焊接工艺要点及工艺流程
1) 由于马氏体沉淀硬化不锈钢的奥氏体向马氏体转变的温度较低, 为了限制逆转奥氏体的产生, 所以焊前是不需要预热的。
2) 由于马氏体沉淀硬化不锈钢马氏体转变温度MS180~200℃, 焊接过程中应严格控制层间温度, 一般以不超过175℃为宜。
3) 焊接厚板的多层多道焊接时, 为了避免降低韧性及应力腐蚀裂纹倾向, 焊后缓冷是有必要的。
4) 焊接角焊缝时, 热裂纹倾向于焊缝的深宽比、根部间隙、拘束度有关, 深宽比大的活根部间隙大, 热裂纹倾向就大, 在保证焊透的前提下, 尽量限制宽深比。
5) 按照铸件ASTM A747标准17-4必须在固溶、H1100, H1150, H1150M, H1150D状态下进行焊接, 这种要求同样适用于锻件材料;因此焊接前一定要确认材料的状态, 保证17-4是在固溶、H1100, H1150, H1150M, H1150DBL状态下进行焊接;
建议对于板厚在12mm以内的焊接件, 在以上状态下进行焊接;对于厚板的焊接, 建议在H1150, H1150DBL下进行焊接, 因为17-4在过时效状态下具有良好的韧性。
6) 对于17-4PH的焊接应选用与母材化学成分相同的630系列的焊接材料, 17-4PH焊后必须进行固溶和时效处理, 以达到最终产品所要的热处理状态及机械性能;因此17-4PH焊接工艺流程为:固溶或 (固溶+过时效) +焊接+固溶+时效。
3.2 17-4PH焊后热处理工艺
为了达到最终产品所要求的热处理状态及机械性能, 17-4PH结构焊完成后必须进行固溶和时效处理, 固溶和时效加热温度及冷却方式要求同ASTMA564及ASTMA747中材料的固溶和时效热处理要求。但在材料标准中并未对固溶的加热时间及固溶和时效的上升温度的速率给予规定, 对于17-4PH焊缝及热影响区的热处理, 为了使热影响区及焊缝达到同母材相同的机械性能, 焊后固溶时间及达到固溶和时效的上升温度一定控制好。
3.3 焊前准备
焊前必须严格控制清理, 防止N、H、O、C等有害杂质的污染。焊前采取的措施是:待焊表面周围50mm范围内, 采用钢丝轮打磨干净, 采用丙酮或无水酒精将零件焊接区及焊丝表面清洗干净, 并用砂纸打磨焊丝表面, 直至有金属光泽。
3.4 焊接方法
一般常规的焊接方法都可以焊接17-4PH, 如焊条电弧焊 (SMAW) , 手工钨极氩弧焊 (GTAW) 。我公司阀门阀内件制作中常用的焊接方法为焊条电弧焊 (SMAW) 与手工钨极氩弧焊 (GTAW) 。
3.5 17-4PH焊接材料
17-4PH焊接材料选用原则是选用与母材的化学成分一致, 只有这样才能在同一热处理制度下, 焊缝的力学性能接近于母材。17-4PH马氏体沉淀硬化不锈钢所用焊丝、焊条化学成分分别见ASMESFA-5.9/SFA-5.9MER630焊丝及ASMESFA-5.4SFA-5.4E630焊条。
4 典型阀内件17-4PH的结构焊、热处理工艺
4.1 要求最终产品状态为H1075, 壁厚为38mm阀笼结构焊
为了降低16in以上阀笼的机加工成本, 我公司部分加长型阀笼采用了坡口焊的连接方式, 17-4PH厚板的工艺评定, 开发了17-4PH板厚为38mm的大管径的焊接。
4.1.1 17-4PH厚板焊接的焊接工艺
1) 选用钨极氩弧焊+手工电弧焊两种焊接方式;
2) 选用表4及表5要求的焊接材料;
3) 为了避免应力腐蚀裂纹焊前焊接母材的状态为H1150;
4) 焊接层间温度严格控制在175℃以下;
5) 每个班次焊接完成后将焊接件放在蛭石或采用保温棉包裹的方式进行缓冷;
6) 焊接完成后按照工艺评定的要求对焊接件进行固溶+时效硬化热处理。
4.1.2 结构焊焊后热处理工艺
产品状态为H1074, 固定温度为1038℃, 时间控制在2小时, 空冷;时效温度在580℃, 则时间为4hr, 空冷。
5 结论
焊接后热处理 第2篇
关键词： 焊接；热处理；热成型
中图分类号： TG-444
Abstract： The welding， heat treatment and thermoforming processes have been investigated for the 09MnNiDR steel in this studyThe main influence factors for the performance of welded joints and raw materials after thermoforming were summarizedAccordingly， reasonable welding， heat treatment and thermoforming processes were determined for this steel.
Key words： welding；heat treatment；thermoforming
0 前言
09MnNiDR为铁素体+少量珠光体型低温用钢，可用于制备-45～-70 ℃低温压力容器。Mn，Ni为其主要合金元素，Mn通过固溶强化来提高钢材的强度，而Ni能改善铁素体的低温韧性，并具有明显降低冷脆转变温度的作用。目前，09MnNiDR钢主要应用于石油、化工设备的低温容器制造。
标准GB 3531—2014 《低温压力容器用钢板》中，将09MnNiDR 在-70 ℃低温冲击值提高到了60 J，同时硫含量降低至≤0.008%，相比于GB 3531—2008 《低温压力容器用低合金钢板》有较大的提高。特别是对冲击值要求的提高，增大了其焊接和热成型的难度，之前的研究结果不一定适应于新标准的要求。因此，文中从焊接材料的选型、焊接过程中规范的控制、焊后热处理温度及热成型温度的选择等方面开展试验研究。
1 焊接工艺研究
1.1 母材要求
标准规定09MnNiDR低温钢母材的合金成分及力学性能见表1及表2。原材料供货状态为正火状态，正火温度为910 ℃。
1.2 焊材选型
1.2.1 试验条件
根据母材性能，焊条电弧焊选择了3种焊材，分别是焊条M1 ，焊条M2，焊条M3。自动焊焊材有两种，分别是W1和W2。对以上焊材采用如图1所示的坡口进行堆焊全焊缝金属，焊接参数见表3。
在厚度为50 mm的试板上堆焊完后，按照620 ℃温度进行焊后热处理3 h，如图2所示。
1.2.2 试验结果
焊材熔敷金属合金化学成分见表4。堆焊焊缝金属的拉伸、弯曲、冲击（按NB/T47014—2011《承压设备焊接工艺评定》，下同）等力学性能试验结果见表5。
从表4， 5看出，3种焊条均能满足标准要求的抗拉强度和屈服强度值，弯曲也合格，焊条M2的抗拉强度最高，与其化学元素Si，Mn含量高有关，这两种元素均为强化元素。焊条M3冲击吸收能量不满足标准规定的60 J。焊条M1，M2均满足要求且数据很接近。因此，焊条M1，M2可以作为09MnNiDR低温钢焊条电弧焊焊接材料。
从表5数据显示，W1和W2自动焊焊材的抗拉强度均满足GB 3531—2014 《低温压力容器用钢板》标准要求，弯曲合格，冲击吸收能量W1，W2满足要求，且有较大的富裕度。因此，W1和W2埋弧焊焊材均能满足标准要求，可以用于09MnNiDR低温钢的焊接。
根据上述试验，在后续试验中，焊条选择M1，埋弧焊焊材选择W2。
1.3 焊接工艺试验
1.3.1 试验条件
在不同焊接热输入和热处理规范下进行试验，具体试验条件见表6。坡口如图3所示。[LM]
1.3.2 试验结果
试样的性能数据见表7。
从表7可见，在热输入较小和层间温度较低的情况下，焊接接头经历退火后，焊接接头中的热影响区和焊缝处的力学性能均能满足GB 3513—2014《低温压力容器用钢板》标准要求。
1.3.3 分析
[HJ*4/7]3种焊条熔敷金属化学成分值大致接近，但M2焊条的Si含量较高，是M1焊条的2倍，接近M3焊条的4倍，Mn含量也较其它两种高出约1/3，通过对比可知其强度也明显比其它两种焊材要高，这是因为Si，Mn两种元素均为强化元素。埋弧焊的两种焊接材料熔敷金属化学成分很接近，均符合低温钢埋弧焊焊丝Ni含量在3.50%左右的要求。
从B1与B2，C1与C2，D1与D2的对比知，在其余条件相同的情况下，590 ℃和620 ℃热处理的焊缝和热影响区的冲击吸收能量均能达到标准要求，相对来说590 ℃热处理的焊缝冲击吸收能量比620 ℃热处理的焊缝冲击吸收能量高一些，这与相关资料[1]研究结果比较符合。通过B1与C1，B2与C2比较可得出这样一个规律，焊接热输入增大对热影响区和焊条电弧焊焊焊缝的冲击吸收能量影响较明显，热输入增大，冲击吸收能量降低，在一定范围内，对埋弧焊焊缝影响不大，冲击功没有降低，仍能保持较高的冲击吸收能量。由C1与D1比较，C2与D2比较可得出这样一个规律，层间温度升高，热影响区的冲击吸收能量降低，焊条电弧焊焊缝的冲击吸收能量也降低，对埋弧焊影响不明显。
2 热成型工艺研究
由于在制造过程中，母材要通过高温卷圆，而材料冷脆转变温度与铁素体晶粒直径有着线性关系，母材经热成型后应保证其晶粒度级别不降低。为此母材高温卷圆加热温度的选择是在保证合金元素充分溶入固溶体的前提下，控制加热温度不过高于正火温度。如果高温卷圆加热温度过高，容易造成晶粒粗大，后续正火校圆过程其细化晶粒、恢复性能效果会稍差。正火校圆由于变形量相对小，其温度刚好控制在原材料正火温度区间，这样既可正火校圆也可对母材进行正火。
nlc202309032143
按照GB 150—2011《压力容器》规定最终产品还要进行焊后热处理，因此母材经历的热处理状态为正火卷圆+正火校圆或正火+焊后热处理。为了便于热压，一般希望热压温度较高，但较高的热压温度是否会对性能有影响，需要在试验中进行研究。
2.1 原材料热成型工艺研究
2.1.1 试验条件
对于热卷筒节和封头压制，由于经历热成型和其后的热校圆或正火，需要进行两次Ac3以上的热处理，之后还要进行整体焊后热处理。因此，具体试验条件见表8。
2.1.2 试验结果
原材料经过不同正火热处理后，力学性能见表9。
通过表9数据可知， 经2#热处理方案热处理后，综合力学性能最佳。3#，4#冲击吸收能量中各出现一值低于标准要求，这与正火卷圆温度过高有关。
2.2 接头热成型工艺研究
2.2.1 试验条件
对于热卷筒节，由于热卷在纵缝焊接前进行，因此焊缝只经历一次正火+一次焊后热处理。对于封头，由于焊缝要经历热压+正火+焊后热处理，因此需要两次正火+一次焊后热处理，结合2.1的结果，为保证原材料性能，对经历两次正火的焊缝，选择910 ℃+910 ℃+590 ℃进行验证试验。具体试验条件见表10。
2.2.2 试验结果
不同热处理规范下焊接接头力学性能见表11。
从表11中数据可知，焊条电弧焊接头单次正火+焊后热处理后，其接头力学性能更为优异，但其经过两次正火后，虽然焊缝冲击值明显降低，但仍能满足要求。
2.3 分析
正火温度通常在奥氏体化温度以上，不同的正火温度对试样的组织影响很大。奥氏体化的保温温度与保温时间对晶粒的粗细起着重要的作用，在奥氏体化保温时间相同的情况下，奥氏体化温度越高，原子扩散越快、晶界迁移速度越快、晶粒长大的速度也就越快、得到的奥氏体晶粒越粗大，最终冷却后得到的组织也就越粗大[2]。根据公式σs=σ0+Kd-1/2 [3]可知，金属材料的晶粒变粗大后，会导致原材料强度降低。因此，焊缝经过正火后，晶粒发生显著长大，导致其强度有不同程度的下降。
3 结论
（1） 焊接热输入、层间温度对冲击吸收能量有影响，随着热输入量和层间温度的升高，热影响区和焊条电弧焊焊缝的冲击吸收能量降低。焊条电弧焊热输入宜在15 kJ/cm以内，埋弧焊热输入在15 kJ/cm以内，层间温度不超过160 ℃可满足要求。
（2） 焊后热处理温度对接头冲击吸收能量有一定的影响，590 ℃热处理的接头冲击性能优于620 ℃。
（3） 对于热成型的产品，热成型温度应在910～960 ℃，正火温度应在910 ℃，最终退火温度应为590～620℃，最佳规范为910 ℃+910 ℃+590 ℃。
参考文献
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焊接接头焊后处理工艺研究现状 第3篇
焊接工艺是一种以加热方式接合金属或其他热塑性材料的制造工艺技术,是工程上常用的材料加工方式,它可以稳定有效地将不同工件连接,随着科技发展逐渐形成了多种金属焊接方法,主要包括熔焊、压焊和钎焊3种,极大地满足了工业上不同材料不同环境的加工要求,使得焊接技术在各个领域都得到广泛应用。
局部的迅速加热和冷却是焊接的显著特点,焊接区由于受到四周工件本体的拘束而不能自由膨胀和收缩,冷却后在焊件中便产生焊接应力和变形。由于焊接技术自身的工艺特点,以及不同焊接材料的差异将导致焊接后焊缝周围会出现外观粗糙、组织不均匀、应力集中以及气孔、夹杂等焊接缺陷,导致其腐蚀性能、疲劳性能及强韧性降低,使焊缝成为了整个工件的薄弱环节,这将极大地减弱工件整体的使用性能。从焊接技术发展开始,就一直伴随着由于焊接质量不过关导致的事故:从1938年比利时哈赛尔特发生的全焊空腹桁架桥破坏,到二战中有二百多艘在此期间建造的焊接船舶损坏,1981年香港某铝厂的压铸机因焊接不达标使用了45天突然断裂倒塌,再到近些年北京地铁亦庄线由于焊接缺陷导致的断轨事件。由此可见提高焊接质量对提高焊接件寿命至关重要。
通过焊后处理可以显著提高焊缝质量,至今已经有许多研究人员在这方面开展了大量的研究工作,总体分为3种途径来消除焊接缺陷提高焊缝质量:(1)焊后热处理;(2)焊后化学处理;(3)机械处理。本文将从这3个方面介绍焊接后处理的研究情况。
1 处理工艺与原理
1.1 焊后热处理
焊后热处理是指通过对焊接后的工件退火、回火或时效等处理来降低焊接后的残余拉应力以及改善焊接后的组织,从而提高焊缝的力学性能、腐蚀性能及疲劳性能。焊接残余应力是降低材料疲劳强度和应力腐蚀性能的主要因素之一,而通过焊后热处理可以显著消除焊接残余应力。
王国庆等[1]对埋弧自动焊Q235 钢焊接件分别进行700℃保温15min,600 ℃保温1h,500 ℃保温4h,400 ℃保温16h,300 ℃保温64h的热处理,让这些试件随炉冷却至室温,采用小盲孔法测定处理后各试板的焊接残余应力,结果表明适当升温或延长保温时间可有效降低Q235钢焊接残余应力。闫萍[2]在对Q235钢焊后热处理研究中得到了相似结果。钛合金因其强度高、耐蚀性好、耐热性高等特点而被广泛用于各个领域,其焊后也会产生残余应力,极大地影响了使用寿命,胡美娟等[3]对TC4合金通过ZD150-15A电子束焊接机进行焊接及局部热处理(热处理时以200 Hz频率对焊缝重新扫描3min),如图1所示,热处理后最大纵向拉应力降低了76%,最大横向拉应力降低了65%,从而使抗拉强度和焊接接头的韧性都得到了提高。
焊后热处理对焊缝的组织性能提升也有很好的效果。姜峰等[4]对Al-Mg-Sc合金板进行手工非熔化极惰性气体保护焊(TIG焊),并对焊接接头进行350 ℃保温1h的焊后热处理,显著改善了焊缝区柱状组织,图2为热处理前后焊缝区的TEM组织,处理前为典型的铸态组织。在图2(a)中可以看到未经热处理的焊缝区存在部分位错线及少量马蹄型的析出相粒子,图2(b)为焊缝区经350 ℃ 下1h处理后的TEM组织,可以看出焊缝区的组织明显改善,位错消失,晶界宽化,晶内析出了大量弥散分布的马蹄型粒子(如箭头所指处)。组织的改善使其性能得以提升,拉伸强度从332MPa增至410MPa,焊接接头延伸率由5.6%增加至14.4%,并且焊缝区的显微硬度大幅度提高。
丁吉坤[5]对AA2219 铝合金利用变极性氩弧焊(VP-TIG)焊接,使焊接后组织加热至535 ℃保温30min,水冷后再人工时效(175 ℃,12h),同样使微观组织得到显著改善,其屈服强度、抗拉强度、疲劳强度分别提升了43.6%、43.1%和18.4%。
实验表明,通过热处理可以有效地消除材料焊接后的残余应力[6]并改善组织与力学性能[7]。焊接后的组织处于不稳定状态而且位错在晶粒中的分布极不均匀造成了残余应力,而热处理为位错的移动、消失提供能量,消除了位错的聚集,使位错数量下降并均匀分布于组织中。另外,升温可使原子活动加快,有利于材料中的合金元素的原子进行扩散与重组,从而使不稳定的不平衡组织逐步转变为稳定的平衡组织,有效地降低了残余应力。
1.2 焊后化学处理
焊接后的化学处理一般指对焊接后的工件进行化学或电化学处理,使工件表面氧化、涂镀或表面沉积,可在焊缝表面形成一层致密的保护膜或涂层,阻止了腐蚀介质与基材接触,增强工件耐蚀性;或在基材表面沉积一层高硬度材料从而达到增加其表面硬度、耐磨性等特性的目的。
通过镀膜技术来提高金属的耐腐蚀性已经在钢铁材料[8,9,10]、钛及其合金[11,12]、镁合金[13,14]等多种材料中得到广泛应用,将表面氧化、涂镀或沉积技术应用于焊缝强化也得到研究人员关注。
孙转平[15]对镁合金的微弧氧化焊接接头腐蚀与防护进行了研究,分别对TIG焊、熔化极惰性气体保护焊(MIG焊)和搅拌摩擦焊焊缝区进行微弧氧化和热处理后微弧氧化,然后进行电化学腐蚀,将焊缝、氧化后处理的焊缝、热处理后微弧氧化的焊缝极化曲线进行比较,发现微弧氧化和热处理后微弧氧化焊缝的腐蚀电位都发生了右移。图3为TIG焊腐蚀防护前后极化曲线,图中可见,单独微弧氧化后腐蚀电位提高了100mV左右,热处理后微弧氧化焊缝腐蚀电位提高了200mV左右。对比可得,微弧氧化及热处理加氧化均能使焊接接头耐蚀性提高,但后者效果更佳。崔建红[16]、Li[17]在其研究中通过镀膜同样提高了材料焊缝的耐蚀性。
通过表面涂镀或氧化可以有效提高焊缝的耐腐蚀性,然而其对焊接过程中产生的组织粗大,以及焊后残余拉应力的改善十分有限,这就阻碍了其在工程中的发展,但是在一些特殊的腐蚀环境中,这种方法还是对工件有十分明显的保护作用。
1.3 焊后机械处理
机械强化一般是通过机械冲击产生应变强化,从而改善材料组织性能的处理方法。由于其优良的可操纵性、可重复性、广泛的适应性及优良的强化效果,广泛应用于各种工程领域。目前对焊缝的机械处理一般有表面喷丸、表面机械碾压、超声冲击、激光冲击等。
通过机械强化,一般可以有效地消除或减弱焊接过程中遗留的残余拉应力,改变焊缝形貌,改善焊缝晶粒组织,从而有效提高焊缝抗腐蚀性、强韧性及疲劳性能等。
机械处理可通过喷丸、碾压、冲击等多种方式达到处理效果,而且处理过程中的可控参数多,使得机械处理的选择空间非常大。通过改变不同加工参数,机械处理就可以广泛应用于多种环境的多种材料中,因此机械处理改善材料性能是目前研究最广泛的领域。
1.3.1 机械碾压
机械碾压又称机械滚压,早在20世纪60年代,前苏联莫斯科包伍曼技术学校研究人员通过碾压焊缝的方法提高了AMr6合金焊接接头的硬度,这使通过碾压技术强化焊接接头成为了现实。图4为机械滚压示意图,滚轮以一定的压力,沿一定方向一次或多次碾压工件,使其表面发生变形,从而强化工件表面。
哈尔滨工业大学是国内较早对碾压强化进行研究的,在早期研究中他们认为碾压位置也是碾压处理的一个重要参数。他们通过碾压焊缝两侧显著强化了焊趾:碾压可使焊趾处钝化,使其过渡平滑,从而减小应力集中。他们认为,用较大的碾压力碾压焊趾、再用较小的碾压力碾压焊缝,强化效果最好[18]。
近些年来随着科技发展出现了很多新的机械设备,而且检测手段也得到很大改进,这使人们对碾压工艺有了新的研究与认识。白涛等[19]对304L不锈钢进行表面机械滚压处理,其转速为63r/min,滚轮直径45mm,试样移动速度0.42mm/s,分别滚压2次、60次、100次后研究其组织性能,图5为碾压不同周次后XRD图谱,可以观察到碾压过后试样衍射峰明显宽化,表明表面晶粒显著细化。图6显示经过碾压后试样衍射环比较连续且晶粒尺寸达到了纳米级。
此外,碾压还可以有效降低残余应力,孙立华[20]发现不锈钢焊缝经碾压后残余应力下降趋势明显,平均减少约50%。
除了单纯的焊缝碾压外,人们还将碾压与冲击相结合形成了冲击碾压工艺。范成磊等[21]对LY12CZ铝合金焊接接头进行冲击碾压,发现冲击碾压后焊缝区晶粒明显细化,组织更加致密,气孔、缩松等缺陷大大减少;并且接头区的硬度有了明显提高;而拉伸、疲劳和三点弯曲实验结果表明冲击碾压之后接头的抗拉强度、塑性及疲劳寿命等力学性能也都得到不同程度的提高。
通过机械碾压工艺,可获得很好的表面粗糙度;可获得较高的表面硬度,提高耐磨性;可有效降低焊后残余应力,提高疲劳强度;还可使工件表层金属组织纤维化和细化。但由于辊子的自身形状,难以处理复杂的曲面,这方面还有待研究。
1.3.2 喷丸强化
喷丸强化是利用刚性丸粒,在高频作用下从各个方向撞击材料表面,使得材料表面产生严重的塑性变形,表面晶粒通过位错增殖、运动、湮灭、重排等过程,尺寸得以细化,并且表面层与材料的整体成分保持不变。喷丸强化中包含高能喷丸、超音速轰击、表面机械研磨等多种工艺。一般通过喷丸可以使工件表面形成一定厚度的强化层,使表层硬度提高;可以有效去除焊接过程中的残余拉应力,形成均匀分布的残余压应力场;可以极大地细化表层晶粒组织。
在喷丸强化中弹丸大小、弹丸材质、喷丸速度、喷丸时间、喷丸角度等皆为可控参数,通过调整工艺参数就可使喷丸应用于各种材料。 研究人员通过对钢[22,23]、钛及其合金[24]、铝合金[25]等应用不同的喷丸工艺,都达到了表面强化的目的。表面机械研磨处理(SMAT)是一种典型的喷丸强化工艺,如图7所示,在一密闭容器内放入硬质弹丸,工件固定于箱体上部,通过振动发生器将弹丸撞击到工件表面,导致材料表面层严重塑性变形而使表层晶粒细化至纳米量级。
张淑兰等[27]在真空条件下对工业纯钛的焊接接头表面进行处理,容器的振动频率为50 Hz,弹丸材料为GCr15,弹丸直径为8mm,处理时间分别为15min和60min。图8为处理60min焊缝区表面TEM照片,从图中可以看出晶粒经过处理细化到纳米级,达到了50nm左右,衍射花样基本成环,可认为晶粒尺寸细化到纳米级且取向是随机分布的。图9为其处理前后显微硬度随深度变化曲线,处理后材料表面硬度显著提高,热影响区尤为明显,且焊缝和热影响区的硬度实现了均匀化,实验结果表明SMAT可以使焊缝有效强化。王宇[28]用SMAT技术处理X80管线钢焊接接头也使其得到了强化。
除了SMAT外,还有其他多种喷丸强化工艺,虽然种类繁多,但其强化机理一致。Lu Zhiming[29]对304不锈钢进行高能喷丸,其所选弹丸为直径5mm铸钢丸,距离试样表面150mm,在0.3~0.6Pa的多种压力下喷丸5min,经过处理,表层硬度显著提高、表层晶粒明显细化,此外其还发现喷丸压力是影响其应力腐蚀敏感性的重要因素。逯瑶等[30]对7A52铝合金焊接接头高能喷丸处理后得到类似结果。
通过设定不同的喷丸参数即可实现不同材料焊接接头的强化。与原始试样比较,强化后的焊接接头表层硬度显著提高;表层组织显著细化;并可形成均匀分布的残余压应力。从而可提高工件的耐磨性、耐腐蚀性以及延长疲劳寿命,因此在工程中得到广泛应用。
1.3.3 超声冲击
超声冲击(UIT/UP)技术由世界闻名的乌克兰Paton焊接研究所率先提出,最早用于前苏联海军船只,目的是降低焊接残余应力,引入有益的压应力。在我国,该技术最早由天津大学王东坡[31]开发成功。如图10所示,超声冲击是利用大功率超声波发生器推动冲击工具以每秒104次以上的频率冲击金属物体表面,由于超声波高频、高效和聚集下的高能量,使金属表层产生较大的压缩塑性变形;同时超声冲击改变了原有应力场,产生一定数值的压应力,使被冲击部位得以强化,从而达到提高焊接结构强度和疲劳性能的目的[32]。
李占明等[33,34,35]采用ZJ-Ⅱ型超声波冲击设备对2A12铝合金TIG双面焊焊接接头进行了全覆盖超声冲击处理,冲击枪沿垂直于焊缝方向以1.0~1.5m/min的速度往复冲击3次,超声冲击处理冲击时工作电流为0.8~1.0A,冲击工具头的振幅为30~40μm,超声振动频率为20kHz。图11为超声冲击处理后距焊缝表面下方约50μm处的TEM像,可以看出,经超声冲击强化处理后接头表层晶粒大幅细化,因剧烈塑性变形在晶体内形成高密度的位错和位错缠结;选区电子衍射呈现多晶环且比较连续完整,说明选区内分布着大量的晶粒而且晶粒取向随机分布。由于位错强化与加工硬化的共同作用,表层硬度必然会显著提高,由图12可以看出处理后显微硬度提升400 MPa左右。组织性能的强化会表现在力学性能上,通过单向拉伸实验对处理和未处理的焊接接头的力学性能测试和分析表明,与未处理试样相比,超声冲击处理试样的抗拉强度提高了17.4%,伸长率增加了28%。
M.Daavari[36]对A106-B管线钢焊接接头利用瑞士MPI冲击设备在20kHz下进行1min冲击处理,同样使接头得到强化,提升了表面硬度、引入残余压应力。此外,在其研究中观察到焊趾形貌得到改善,如图13 所示,焊趾角度降低50%,焊趾半径明显增大,从而有效减小焊趾处应力集中降低了裂纹形成与开裂几率。
众多研究结果表明,通过超声冲击可以提高焊接接头疲劳性能[37,38,39];可以有效减少焊接缺陷、细化组织并形成一定厚度的变形层[40,41,42];可以消除残余拉应力形成残余压应力从而极大提高焊件的整体性能。由于超声冲击设备本身具有体积小、灵活方便的特点,并且该处理技术具有低噪音、低能耗等优点,已经广泛应用于工程生产中。
1.3.4 激光技术冲击
激光冲击处理又称激光喷丸,是20世纪70年代发展起来的一种新型表面强化技术。如图14所示,它是利用大功率、短脉冲的激光束透过透明的约束层,辐照涂有涂层的金属靶材表面,使涂层材料迅速气化、电离后形成等离子体。在约束层的作用下,等离子体爆炸产生的高强度冲击波冲击金属靶材表面并向内部传播,形成密集、稳定的位错结构的同时,使靶材表面发生塑性变形并残留很大的压应力。经过激光冲击后金属材料的多种性能(如疲劳性能、强度、抗应力腐蚀性能等)得到了显著的提高。激光喷丸处理的能量源是激光诱导的冲击能波,其强化原理是一种“光力学效应”,即将激光光能转化为冲击波的机械能来进行强化。
由于激光冲击能细化晶粒、引入残余压应力,可以有效地解决焊接后的焊接接头组织粗大、残余拉应力等缺陷,因此应用激光冲击处理焊接接头逐渐受到关注。
在Omar Hatamleh[43,44]的研究中,AA 2195 铝合金搅拌摩擦焊接头经激光喷丸,强度为0.008~0.012A,覆盖率为200%,与试样表面呈75°冲击,处理后焊接拉应力转变为压应力,材料的抗裂纹扩展能力有效提高。
我国的激光冲击技术起步较晚,但是发展迅速,中国科技大学[45]、南京航空航天大学[46]、中国科学院沈阳自动化研究所[47]等研究院校已经开展了大量工作。
孔德军等[48,49,50]对X70管线钢进行埋弧自动焊,利用高功率KQ开关钕玻璃脉冲激光对X70管线钢焊接接头表面进行冲击,以0.1mm厚铝箔作为涂层,以水作为约束层,激光波长为1.054nm,脉宽为23ns左右,激光脉冲功率为2×109W,输出激光焦距为2mm,光斑直径为6mm。他们发现经过激光冲击强化后,冲击波可以使焊接接头表面形成塑性变形层,而且显微硬度明显提高,组织均匀性也得到了明显改善,激光冲击消除了焊接接头表面残余拉应力,形成了残余压应力,并且显著提高了焊接接头抗应力腐蚀性能。
激光冲击可以显著提升焊接接头的力学性能。邹世坤[51]使用染料调Q钕玻璃激光设备,在脉冲能量9~14J、脉宽20ns、光斑直径为6mm条件下对1.66mm厚的镍基高温合金GH30、1.2mm厚的奥氏体不锈钢1Cr18Ni9Ti板材焊缝进行了单面冲击,对比了激光冲击处理试件和未经激光冲击处理试件焊逢的表层显微硬度、残余应力、抗拉强度和疲劳寿命,发现激光冲击处理能提高高温合金CH30焊接接头抗拉强度12%,提高不锈钢1Cr18Ni9Ti焊接接头疲劳寿命300%以上。
激光冲击作为一种较为先进的强化工艺,是当代先进制造技术的前沿和重要发展方向,具有特别的技术优势,能够有效地提高材料的强度性能、疲劳性能、耐磨性能、耐腐蚀性能,从而提高材料的使用寿命,因此在现代国防、航空航天、能源、机械、汽车制造、医药等工业部门中具有广阔的应用前景。然而高昂的成本导致其目前尚未得到广泛应用。
2 结语与展望
焊后处理可以显著降低焊接缺陷,改善焊缝质量,从而提高焊接工件使用寿命。
焊后热处理针对焊接残余应力的消除有很好的效果,并可以在一定程度上改善焊缝组织。控制热处理效果的因素大致有两个方面,一是热处理工艺参数(如升温速度、保温时间等)的合理设定;二是热处理设备的合理选择及操作。若控制不当将出现过热、过烧、热裂纹、氧化等危害,而影响处理效果。目前对热处理工艺本身的研究已十分完善,但有关实际操作中的工艺确定的资料较少,而操作工艺却极大地影响着处理效果,实际操作的研究也将制约热处理工艺的发展。
化学处理对特定环境焊缝的耐蚀性、耐磨性的提高有很大的潜力,但其局限性也显而易见,通过表面涂镀沉积的保护层易从机体上脱落丧失保护效果,此外化学处理对焊接残余应力消除、焊后组织改善作用微弱,这也限制了它的发展。未来在面对一些极端情形时,将化学处理与热处理或机械处理结合有着良好的前景。
机械处理可以引入有益的残余压应力、细化晶粒组织、改善焊缝形貌,显著提高其强韧性、疲劳性能、腐蚀性能,其可控参数多、适应性好、处理效果优良,现已应用于各个工程领域。各种处理工艺都有其自身的优点,但也有其局限性,机械碾压难以应对复杂曲面加工,喷丸处理有弹丸损耗且难以处理大型工件,超声冲击会影响表面粗糙度,激光冲击价格昂贵等等。目前为止,尚未出现一种工艺可以广泛适应各种工程领域。
随着科技的发展,人们对焊接质量以及焊接精度的要求越来越严格,除了改善焊接工艺本身,对焊接工件进行合理的后处理也已经受到了研究人员广泛关注并在许多工程领域得到应用。随着对焊接后处理研究的深入,对于每种工艺的实际操作中的过程控制研究也显得十分重要,开发出操作简单、成本低廉、适用范围广、处理精度高的焊后处理技术将是焊后处理发展的方向。
摘要：概述了焊接接头的后处理工艺,分析了焊后热处理、化学处理及机械处理的原理及处理效果,并重点阐述了机械处理的各种强化技术。焊后热处理可以调整残余应力场、改善焊后组织;化学处理可达到增强工件耐蚀性、硬度、耐磨性等特性的目的;焊后机械处理可以引入有益的残余压应力、细化晶粒、提高表面硬度,从而显著延长焊接接头疲劳寿命、增强耐磨性、提升耐蚀性。
焊接后热处理 第4篇
关键词：汽车后流水槽；后组合灯；焊接工艺
中图分类号： U462 文献标识码： A 文章编号： 1673-1069（2016）26-170-2
1 后流水槽及后尾灯侧围部分焊点
1.1 瑞风M3
1.1.1 存在问题
M3尾门无组合尾灯，考虑后立柱焊接，存在如下问题：①下部后保安装托架与侧围外板搭接弧面150mm长度无焊点固定，存在钣金接触异响风险（图1）；②上部流水槽长约200mm无焊点（图2）；③为后组合灯安装托架总成中部犄角在夹具上无稳定控制（图3）。
1.1.2 当前解决方案
问题1：由于产品造型，该处搭接量小，外板曲面，无法焊接，设计无焊点，无涂胶，通过设计验证，未反馈问题；
问题2：由于产品造型，该处外板曲面，无法焊接，设计无焊点，采取涂金属结构胶。由于涂金属结构胶要求钣金搭接间隙为0，故该处工装应加以控制。下面还以M3调试过程中的案例加以说明：
对M3涂装车身进行拆解，发现部分车身涂金属结构胶区域钣金无搭接（该后立柱处也是），金属结构胶无法起到作用。
原因分析：由于该处无焊点，工装在设计后立柱外板与侧围外办后段上部搭接时在Y方向上无定位机构，钣金在没有搭接的情况下，即完成如上图所示的两端点定。
整改措施：夹具在图示三处位置增加定位单元，确保钣金的搭接状态-间隙为0。（M3当前正在实施整改）
问题3：M3车型调试中出现了两侧外板开张尺寸过小的问题，究其原因，为后组合灯安装托架总成中部犄角在夹具上无稳定控制，其分总成焊接完成后强度增大，分总成与外板配合后，由于相关位置设计为贴合，分总成犄角将外板犄角带动内收，外板受力而导致开张减小。因此，为解决上述问题，需要在分总成夹具上对犄角位置进行控制，并检测犄角位置面差，或者将此焊点更改至外板总成上件工位焊接。
1.2 X瑞X豹X虎X光/上海XX新XX纳
如图所示，X瑞X豹X虎X光在后流水槽处长约20mm无焊点，采取涂金属结构胶的工艺方法。上海XX新XX纳在该处采取弧焊方式。
1.3 总结
综上所述，对后流水槽的解决方案有：
①产品造型约束，从根本上消除该处焊接不可达问题。
a如图所示，为保证可达性，搭接焊点50mm内外板造型需沿搭接边法向延伸，不能呈锐角。b该处侧围避免圆角过度，否则冲压考虑到起皱，焊接料边无法达到15mm。c采取图8所示三代MPV，尾门与侧围YZ面匹配，避免侧围X向圆弧过度，但仍然有3-4cm左右焊点无法打到。
②涂金属结构胶。这里特别关注钣金的搭接，原则上金属结构胶长度不能超过250mm，设计上结构胶两端必须有点定焊点，确保在涂装之前板件之间不发生窜动，另，在焊接夹具上要增加该处的定位单元，确保钣金之间的搭接间隙符合设计要求。
③MIG弧焊。在该处增加3-5处弧焊。该方案焊接牢固可靠，但要求车间打磨到位，否则影响外观DTS。
2 尾门组合尾灯
2.1 S2/S3（见图9，图10，图11）
由于产品造型，尾门后组合灯处焊点（一般5-6个）焊接困难，如图所示：S2有4个焊点打不到，S3下部两焊点需用大焊钳且焊接姿态不良，焊点扭曲严重，会导致外板棱线位置出现凹凸不平的问题。当前生产线状态为上部3个焊点采用点焊，下部2个焊点不焊接，在门盖包边后弧焊补焊并打磨。
2.2 北汽某款SUV（见图12，图13）
如图所示，北汽某款SUV图示6个焊点，由于产品造型缘故（下部造型弧面较小），均能焊接到。
3 总结
对于尾门组合灯的解决方案有：
①产品造型约束，从根本上消除该处焊接不可达问题。在设计SE阶段，对下部造型型面约束为倾斜度不是很大的平面，而不建议采用S3类似的大弧面。参考车型如和悦RS、现代IX45等。（见图14）
如图所示，为保证可达性，搭接焊点50mm内外板造型需沿搭接边法向延伸，不能呈锐角或负角。
②对打不到的点采取CO2弧焊或者MIG弧焊+打磨的方法，该方案焊接牢固可靠，但要求车间打磨到位，否则影响外观DTS。
③参照C2夹具结构，尾门外板与左右尾灯安装加强板焊接采用傀儡焊接，共10个焊点。夹具加工周期为75天。优点：可以将左右5/5个焊点都打到，且产品精度稳定；缺点：傀儡焊接易出现假焊，车间需要进行假焊管控，并进行电极帽修磨100点/次，并及时更换电极帽。
T91/P91钢的焊接及热处理 第5篇
T91/P91钢是一种改良的Cr-Mo钢,与传统的Cr-Mo钢相比较,T91/P91钢可以减小钢结构的设计壁厚,降低结构的整体重量,提高结构钢的设计参数。T91/P91钢的冷裂纹敏感性较低,无热裂纹和再热裂纹倾向,但对氢致裂纹较为敏感,易产生氢致脆断,对其焊接及热处理工艺要求严格,稍有不慎就会产生裂纹。焊前预热、焊后保温、后热及焊后热处理是降低焊缝中氢含量、改善焊接接头力学性能的有效措施。目前,这种T91/P91钢大量用于火电机组中,如HG-1900/25.4-YM3型600 MW超临界机组中屏式过热器、末级过热器、高温再热器管排、过热器连接管道、主蒸汽管道、再热蒸汽管道等都使用了T91/P91钢。1台机组T91钢焊口为5 000只,P91钢焊口为400只。在火电机组安装过程中,焊接及热处理施工难度较大,应严格控制焊接及热处理工艺以保证焊接接头的质量。
1 T91/P91钢的焊接
1.1 焊接设备
a.焊机为ZXT-400STG型逆变式焊机。
b.所有仪表必须经过校验,合格后方可使用。
c.电焊机要性能良好、运转正常,电焊机的电流表、电压表要检验合格,接地装置良好。
d.氩气表检验合格,氩弧焊把及氩气带无泄露,氩气带内部要保持干燥不能受潮。氩弧焊枪导电端接触良好,氩气压力正常。
e.电焊机要有防护棚,保证焊接工作正常进行。
1.2 焊接材料的选择
根据火力发电厂金属材料及焊接工艺选择ER90S-B9型焊丝、E9015-B9型焊条。
a.施焊前对焊丝进行100%光谱分析,合格后方可使用。焊后应对焊缝进行光谱分析,以保证材质的正确性。对焊条分批量熔敷后进行光谱抽查。
b.钨极氩弧焊用的电极宜采用铈钨棒,规格为ϕ2.5mm。
c.氩气的纯度应≥99.5%。
d.焊条使用前应按说明书要求进行烘干,重复烘干不得超过2次,使用时装入温度100～120 ℃的专用保温箱(筒)内,随用随取。
1.3 T91/P91钢焊接方法
a.T91钢的焊接采用全氩弧焊接、直流正接(工件接正极)。
b.引弧方法为接触引弧而且在坡口内引弧,引燃后应保证起弧点熔透,严禁在被焊件表面引燃电弧、试验电流或随意焊接临时支撑物。
c. P91钢焊接采用氩电连焊焊接方法。
d.施焊过程中始终保持层间温度200～300 ℃,T91钢焊接打底前使用中性火焰加热,用远红外测温仪监控温度。当达到120 ℃时开始充氩保护,充氩由管口一端进行,开始流量为10～20 L/min,施焊过程中流量应保持在8～10 L/min。焊接打底封口时,应停止冲氩。利用管内的残留氩气进行焊接收头,要求收头停留时间尽可能短,熔合了即可。焊接打底结束后再用火焰加热至240 ℃开始次层的填充,每层焊接结束焊下一层前都要用测温仪监控,以确保施焊的层间温度保持在200～300 ℃。
e. P91钢焊口焊接不用充氩保护而采用专用的“太阳” 免充氩焊接保护剂。使用免充氩保护剂的原因是使用方法简单、现场有些大口径管做气室比较困难。
1.4 太阳免充氩焊接保护剂使用方法
a.先清除油污。“太阳” 焊接保护剂对灰尘和氧化膜有清除作用,在涂前应当清除油渍。
b.混合“太阳”焊接保护剂在供货状态下为粉末状,使用时需要与甲醇(或酒精)专用粘合剂混合。
粉末与甲醇的重量混合比例为2∶1,搅拌均匀后为奶油状的混合物,将混合物停留约5 min后涂于焊口的背面,停留2～3 min,就可以进行焊接。该方法主要用于被焊工件在装配或焊接过程中无严重震动的情况。若有严重震动,则可能造成涂层的脱落。此时,需采用与专用粘合剂混合方法。为防止由震动造成的涂层脱落,可以将粉末和专用粘合剂按照5∶1～8∶1的比例(质量比)进行混合,然后再加入丙酮将混合物稀释成为奶油状,将混合物涂于焊口背面,宽度约3 mm,厚度约1 mm。停留约5～8 min后,就可以进行焊接。
c.焊接电流。用正常的焊接电流施焊或大于正常焊接电流的10%进行焊接。
d.对口间隙。一般对口间隙为2.5 mm,对口前将免充氩保护剂按要求涂抹在内坡口上;对口不进行固定,调好间隙让其处于自由状态。
1.5 环境
a.施焊环境温度必须在5 ℃以上。
b.焊接施工现场应搭设防护棚,做到防风、防雨、防潮、防寒。
c.焊接场所应保证有足够的施焊空间,焊接场所的安全措施应布置合理。
d.焊接场所5 m内不允许有易燃易爆物品。
1.6 坡口的清理准备及对口
a.坡口及管子外壁距坡口10～15 mm范围内应清理干净,除去油漆、垢锈直至发出金属光泽,内壁10 mm范围内同样清理。
b.坡口有影响焊接质量的缺陷,应修复或补焊至符合要求。
c.焊口两侧内径不等时应进行修磨,修磨时坡口角度不大于15°,坡口钝边为0.5～2.0 mm,坡口间隙为1～3 mm。
d.对口前考虑留有足够的焊接及热处理空间。
e.T91钢管对口前在管子1端距坡口500 mm处用可溶纸堵好,形成气室。
f.T91钢管不能强力对口,在坡口根部用点焊固定2点(点固焊前用火焰加热到规范要求,并要充氩保护)。
2 焊前预热、伴热、后热及焊后热处理
2.1 设备
a.所用设备为WKGDHL-C型热处理自动控温柜,各种仪表及热电偶等必须经过计量校验合格且均在有效期限内。
b.输入电压。交流380 V/220 V±10%,50 Hz (三相四线制) ;输出电压每相为0～220 V,而且调节范围为0～100%,输出电源线为多心橡胶铜线。
c.工作环境。环境温度为-10～50 ℃,相对湿度85%。
d.热电偶为NiCr-NiSi铠装热电偶。规格为ϕ6800 mm,补偿导线为铜-康铜。
2.2 预热
a.氩弧打底前,环境温度应保证在5℃以上,T91钢焊口用火焰加热,预热温度为100～150 ℃。氩弧打底结束后再升温到200～300 ℃后开始焊接。
b.焊接预热时将热电偶布置在坡口边缘40 mm,管径大于273 mm的布置2只热电偶。1只布置在加热器开口处,另1只布置在对面180°处,水平管道应上下布置,埋在加热器内的热电偶用石棉布与加热器隔开。
c.加热器布置在离坡口20 mm处,坡口两侧各布置1片加热器,布置后用石棉布将两侧的加热器进行保温,外面用保温棉包好,开始加热 。待加热到120 ℃时保温一定的时间,然后打开保温棉用远红外测温仪进行监测,温度达到要求时开始焊接。如温度达不到要求,应将保温棉包好继续加热,直到温度达到后开始焊接。
d. 焊接打底结束后,包好保温棉再进行加热。加热到240 ℃,保温一段时间后打开保温棉,再用远红外测温仪进行监测,待温度达到要求后进行电焊焊接。
2.3 伴热
为防止层间温度过低,保证焊接时层间温度,焊接过程中要全过程跟踪伴热,采用较小的线能量,这样不会使层间温度过高。每层焊接结束,下一层焊接前都要用远红外线测温仪进行现场监控。
2.4 后热
焊接工作停止后,立即将焊件加热(温度为300～400 ℃),保温时间为2～4 h,使焊件缓慢冷却下来,以加速氢的逸出。
a.后热时机的选择。从组织转变机理分析,立即后热冷却到室温,残余奥氏体可以转变为马氏体,经焊后热处理最终组织为回火马氏体,达到最终效果。
b.对壁厚≥70 mm的钢管,为防止冷裂纹产生,焊到20 mm时要进行根部透照检测。根部透照检测之前,要对焊接接头进行后热处理,即加热到350 ℃、保温2 h的后热处理工艺。
2.5 焊后热处理
2.5.1 T91钢小径管的焊后热处理
a.T91钢管可以降到室温再进行热处理。单根管、管排、返修焊口选用同规格的加热器,带鳍片或间距过小的管排选用与管排周长相当的加热器。
b.热电偶的布置应根据所处理的焊口数量(5只焊口至少布置1只,5只焊口以上布置2只以上),布置在温度最高和最低处。
c.保温棉的宽度不宜过宽,保温层厚为20 mm。对于成组管排,每根管保温尽可能相同以保证每根管温差较小。
d.热处理温度选择(760±10)℃的恒温温度。
e.保温时间的选择。T91钢管壁厚度5 mm的保温30 min,管壁厚度大于5 mm、小于10mm的保温60 min。
f.T91钢的升降温速度150 ℃为宜。降温至300 ℃以下不控制,可随炉冷却至室温。
2.5.2 P91钢的焊后热处理工艺
a.热电偶的布置。待马氏体转变结束后,将伴热的石棉布、加热器拆除,把伴热的热电偶移到焊缝上用铁线绑扎牢固,再将加热器布置好。管径大于273 mm的管道应布置2只热电偶,1只布置在加热器开口处,另1只埋在加热器内,埋在加热器内的热电偶用石棉布将其与加热器隔开。
b.加热器布置在焊缝中心两侧,加热的宽度从焊缝中心算起,每侧不小于管子壁厚的3倍且不小于60 mm。
c.保温棉的布置。保温棉的宽度从焊缝中心算起每侧不小于管子壁厚的6倍。为减小热损失,保温棉的厚度不应小于40 mm。焊口包好后,正确连接热电偶与电源线进行热处理。
d.升、降温速度的选择。T91/P91钢的热处理升、降温速度按(6 250/壁厚)℃/h计算,且150 ℃/h,降温至300 ℃以下可不控制,随炉冷却至室温。
e. P91钢恒温温度与T91钢一样,选取(760±10)℃。经过工艺评定,P91钢的保温时间至少4 h,否则机械性能难以保证,管壁厚度不大于100 mm的保温4 h,管壁厚度大于100 mm小于、125 mm的保温5h。
f.P91钢的热处理工艺曲线。管径<273 mm、壁厚<70 mm的管道热处理工艺曲线如图1所示;管径<273 mm、壁厚≥70 mm的管道热处理工艺曲线如图2所示;管径≥273 mm、壁厚≥70 mm的管道热处理工艺曲线如图3所示。
图1中曲线斜率按(6 250/壁厚)℃/h而且150 ℃/h。第一段保温温度为氩弧打底温度(100～150 ℃)。第二段恒温温度为层间焊接及伴热温度(200～300 ℃)。第三段恒温温度为马氏体转变温度(100～120 ℃)。第四段恒温温度为焊后热处理温度,选(760±10)℃。
管径<273 mm、壁厚≥70 mm的管道在实际工作中不多见,它的热处理工艺曲线与管径≥273 mm、壁厚≥70 mm的管道热处理工艺曲线基本相同,只是测温点不同。壁厚≥70 mm管道焊接到20 mm厚时需进行根部射线检验,因此热处理工艺分成了两段,监视炉内温度至少应布置2个测温点。
图3中曲线斜率按(6 250/壁厚)℃/h而且小于等于150 ℃/h。曲线1为打底后热处理曲线。第一段保温温度为氩弧打底温度(100～150 ℃),第二段恒温温度为层间焊接及伴热温度(200～300 ℃),第三段恒温温度为后热温度(300～400 ℃)。
曲线2为检验合格后焊接及热处理曲线。第一段恒温温度为层间焊接及伴热温度(200～300 ℃)第二段恒温温度为马氏体转变温度(100～120 ℃),第三段恒温温度为热处理温度(760±10 ℃)。
预热温度、伴热温度的选取应根据现场的实际工作环境决定,工作环境温度相对较低时可选取上限,环境温度较高时可选取下限。
3 结论
在火电厂安装施工中,T91、P91钢的焊接及热处理工艺应重点注意以下几个方面:a.保证焊口根部焊接质量,一定要做好T91焊口的充氩保护,否则很容易产生未焊透和未熔合缺陷;P91焊口要使用专用的免充氩保护剂进行根部保护。b.采用自动控温装置严格控制T91、P91钢焊接过程的层间温度。T91焊口用火焰加热,现场应随时监控层间温度;P91钢焊接采用电加热,整个焊接过程跟踪伴热,热处理设备为远距离控制,现场应随时对层间施焊温度进行监控;c.焊后待马氏体转变结束后立即进行热处理。
参考文献
[1]电力行业电站焊接标准化技术委员会.DL/T 869—2004火力发电厂焊接技术规程[S].北京:中国电力出版社,2004.
[2]中国特种设备检验协会.承压类特种设备无损检测相关知识:2版.北京:中国劳动社会保障出版社,2007.
焊接后热处理 第6篇
高压球型气瓶是容器产品, 主体材料是15Mn Mo VN钢, 经过多年的试验及生产实践证明, 为保证其性能达到要求, 一般采用淬火+回火的热处理工艺。但因钢厂生产及用户性能复验均采用小试样进7行, 往往与实际生长性能有一定差距。所以生产中时常出现调质热处理后冲击韧性不合格的情况, 需进行反复热处理。不仅大大增加了制造成本, 而且严重影响了生产周期。
同时, 高压球型气瓶过去采用埋弧焊进行拼接焊缝, 效率较低, 严重的影响生产。根据工厂实际情况, 决定采用电渣焊拼接焊缝, 但解决电渣焊接头的韧性问题较困难。国家曾组织过锅炉行业企业对15Mn Mo VN钢电渣焊接头韧性低的问题进行攻关, 亦未找到很好的解决途径。按常规, 一般对15Mn Mo VN钢只做正火+回火热处理。这样的热处理工艺不能保证电渣焊接头韧性不出现问题, 特别是低温韧性。
根据上述情况, 决定采用调质处理加亚温淬火的热处理技术, 以次来改善韧性。对于像高压球型气瓶这样尺寸大、材料壁厚的大型产品, 应用亚温淬火面临很大困难, 并且没有成熟的经验可以借鉴。为此, 我们通过试验, 在生产中的应用亚温淬火技术, 目的是使产品的性能均一次合格, 保证生产的顺利进行, 为解决材料及焊接接头韧性低的问题, 开拓一条新路。
2 试验材料与方法
2.1 试验材料
以15Mn Mo VN高压球型容器钢为研究对象, 选取同一材料批号的15Mn Mo VN钢板八块, 其尺寸为250×250×66 (mm) , 15Mn Mo VN钢的化学成分表2-1所示。
2.2 焊丝、焊剂及焊接工艺
15Mn Mo VN钢经力学性能复验及超声波探伤合格后, 采用H10Mn2Ni Mo焊丝和HJ431焊剂, 焊接成B×W×δ=600×600×100 (mm) 的试板, 其电渣焊工艺参数如表2-2所示, 焊接接头的化学成分如表2-3所示, 焊接接头的力学性能如表2-4所示。接头经检查合格。
2.3 实验用钢试样及电渣焊接头热处理工艺
取上述各四块15Mn Mo VN钢试板分别按照表2-5和表2-6所列的调质热处理和亚温淬火热处理工艺进行热处理。经电渣焊后的试板所选择的原正火工艺和亚温淬火工艺如表2-7和表2-8所示。加热设备为型号RT-14-12的加热炉, 冷却设备为淬火水槽。
*15Mn Mo VN钢的AC1:755℃, AC3:885℃
2.4 试样制备及显微组织观察
将按表2-5、2-6和表2-7、2-8热处理15Mn Mo VN钢和电渣焊接头的试板加工成标准的拉伸、弯曲及冲击试样, 分别在60TWE-80、WE-30和JB-300试验机上进行拉伸、弯曲和冲击性能的测试, 并制备金相试样在牛伏特-Ⅱ金相显微镜和S-80扫描电镜进行组织分析;同时制备透射电镜薄膜试样在飞利浦CM12电镜进行精细组织分析。
将试样腐蚀后利用光学显微镜进行奥氏体晶粒度测定, 并利用定量金相仪进行铁素体含量的测定。
3 热处理工艺对容器钢组织与性能影响的研究小结
3.1 实验用钢经调质处理与亚温淬火处理相比较, 组织类型虽然相同, 但组织细化的程度不同, 亚温淬火处理时, 由于奥氏体晶粒和亚结构的细化, 进一步改善了钢的强韧化效果。
3.2 实验用钢经亚温淬火处理后的力学性能完全可以满足技术标准的规定。其最佳工艺是950~970℃×2.5h 10%Na Cl水溶液冷却+850~870℃×1.5h 10%Na Cl水溶液冷却+650~670℃×7h空冷。
4 热处理工艺对容器钢电渣焊接头组织与性能影响的研究小结
4.1 实验用钢电渣焊后经正火加亚温淬火加回火工艺处理, 母材及焊缝金属的冲击韧性有较大幅度的提高, 强度也保持了较高的水平。
4.2 高压球型容器经920-940℃×2.5h空冷, 850-870℃×2.5h水冷, 630-650℃×5h空冷工艺参数处理, 取得了良好的强韧化效果。
5 结论
本文通过研究热处理工艺对高压球型容器钢及电渣焊接头的组织、性能影响, 得到如下结论:
5.1 与调质工艺相比较, 实验用钢经亚温淬火处理后, 细化奥氏体晶粒和亚结构, 使钢的韧性AkV (-20℃) 提高到40J以上。
5.2 实验用钢经亚温淬火处理后的力学性能满足技术标准。其最佳工艺是950~970℃×2.5h 10%Na Cl水溶液冷却+850~870℃×1.5h 10%Na Cl水溶液冷却+650~670℃×7h空冷。
5.3 与正火+回火工艺相比较, 实验用钢电渣焊后经正火+亚温淬火+回火工艺处理, 母材及焊缝金属的冲击韧性有较大幅度的提高, 强度也保持了较高的水平。
5.4 实验用钢电渣焊接头经920-940℃×2.5h空冷, 850-870℃×2.5h水冷, 630-650℃×5h空冷工艺参数处理, 取得了良好的强韧化效果。
印制板焊接后免清洗工艺研究 第7篇
印制板免清洗研制过程可分为以下几个阶段:免清洗助焊剂的选型、免清洗助焊剂使用条件的确定、研制结果的验证测试。
1 免清洗助焊剂的选型
免清洗助焊剂是由成膜树脂、活化剂、添加剂和溶剂等组成。并要求在保持足够活性的前提下, 焊接后的残留物要少、无腐蚀性, 具有较高的绝缘电阻和极低的离子残留物。为此应采用符合以下条件的免清洗助焊剂:
固体含量不大于2%-5%, 应无卤素离子, 助焊性其扩展率应不小于80%, 其绝缘电阻应大于2106.cm。免清洗
2.3 PLC控制系统设计与实现
基于PLC控制的电控系统主要由以下几个部分组成:矢量变频调速系统、冗余PLC控制系统、信号系统以及上位机系统。
(1) 矢量变频调速系统。借助变频器的变频调速功能可以将工频电能转换成为可调的驱动交流电动机, 这样便能够达到对交流电动机转速进行控制的目的。通过矢量变频调速控制技术的应用, 可获得与直流传动系统最为近似的调速效果。与传统的电动机转子串联电阻调速相比, 矢量变频调速具有以下优越性:其一, 当电网的电压出现波动时, 恒转矩会随之相应提升, 这样便不会使系统受到电网波动而影响负载提升性能;其二, 可以实现电机软启动, 因启动力矩相对较大, 故此具有较强的带负载能力;其三, 可对电机实现无极调速, 并且电流冲击非常小, 可确保调速平滑;其四, 由于采用的是PLC外电路接口与智能芯片统一控制相结合的方式, 从而使调速系统的可靠性更高, 并且借助PLC本身强大的控制能力能够实现灵活的控制方式;其五, 系统具有较广的适应范围, 可在四象限运行, 节能效果十分明显。
(2) 冗余PLC控制系统。这是整个电控系统的核心部分, 其主要负责安全保护、行程的速度给定以及主令控制。若是采用单一的PLC控制虽然也能达到对提升系统的控制目的, 但是如果PLC发生故障便会直接导致设备停机, 这样将会对矿井的正常生产造成严重影响, 而采用冗余型PLC作为主控助焊剂的品种很多, 根据免清洗助焊剂的性能, 为了免清洗助焊剂焊接后能达到最佳效果, 结合种种因素, 我们选择3家公司生产的免清洗阻焊剂共5种来分别进行焊接效果试验。通过印制板实际试验其中有两家的免清洗助焊剂均能达到我公司印制板的清洁度要求。
2 免清洗助焊剂使用条件的确定
首先了解免清洗助焊剂的特性, 再根据其特性调整波峰焊机的各种参数。助焊剂的涂布:免清洗助焊剂由于追求低的固体含量, 所加的发泡剂量较少, 焊剂的粘度低, 在焊接前, 必须将焊剂均匀、适量的涂布于印制板的板面。我们使用的波峰焊机是喷雾式涂复焊剂, 助焊剂是放在密封容器中, 焊剂不易挥发、不易吸收空气中的水分, 易保持焊剂成分的稳定, 涂复均匀。印制板是通孔插装元件的双面和多层印制板, 在进行涂复时, 焊剂不易喷入孔内, 焊剂量少容易造成焊点透锡不良, 焊剂多容易造成印制板上焊剂残渣多, 合适的剂量就可以避免上述不良现象。由于印制板上所插器件不同及大小不同, 所需的喷雾量大小也不同, 波峰焊喷头喷雾调节量的调节范围为“0-8”。经过多次试验, 使喷头调节在合适位置上“4-6”, 助焊剂使用效果最佳。预热区的温度设定:预热促进助焊剂的活化, 提高焊料在焊盘上的扩展及促进印制板和助焊
部分的核心, 便可以显著提高系统的可靠性, 不会因为PLC故障而影响矿井正常生产。
(3) 信号系统。采用的是分布式I/O ET200, 其主要负责实现对各个水平装卸站的主令控制以及信号采集。为了进一步简化电气线路的连接方式, 在设计时采用了方便、快捷的冗余式现场总线与远程站通讯的方式, 借助两根通讯电缆取代了大量错综复杂的信号线, 这不但增强了系统的安全性和可靠性, 而且还使设备的安装和维护成本大幅度降低。
(4) 上位机系统。以组态软件为软件平台, 并以工控机为硬件平台, 开发本地及远程监控和数据传输系统。其中监控系统负责监视和保护提升系统的运行状态, 具有故障报警、数据记录等功能。为满足无人值守的要求, 还开发了Web发布功能, 以此来为远程计算机提供查看。
参考文献:
[1]吴俊海, 郑伯学.基于PLC技术的矿井提升机电控系统安
全可靠性设计[J].煤矿机械, 2007 (8)
[2]闫兵.基于冗余技术提高矿井提升机可靠性的技术措施[J].
电气自动化, 2008 (6)
方向为矿山机电。剂中气体的挥发。免清洗助焊剂采用的是不含卤素的活化剂, 活性相对较低, 因此预热时间要求适当的延长, 预热温度适当提高。用温度曲线测试仪测定符合免清洗助焊剂的相应预热升温曲线和各温度的保持时间, 使焊剂中活性物质和溶剂充分挥发。我们使用的波峰焊机有两个预热区, 预热时间较长;预热区设定温度在印制板元件面温度为90-120℃时, 能保证助焊剂使用最佳效果。
双层印制板:a预热区温度:印制板焊接面温度90-110℃;b运行速度:1200mm/min。
四层印制板:a预热区温度:印制板焊接面温度95-110℃;b运行速度:1200mm/min。
焊接温度的设定:为了使焊剂得到充分的挥发、分解和转化, 对焊接温度的设定要求为250±5℃。经多次实验, 该焊接温度的焊接效果最佳, 完全可以满足产品要求。
3 研制结果的验证测试
印制板清洁度的测试:不同零部件的清洗对象 (污染物) 千差万别, 清洗后的质量要求也不一样, 印制板的清洗对象是离子污染物和各种非离子污染物, 目前电子产品的清洗质量清洁度分为五个等级:
最高级:离子污染物含量<1.5ug Na Cl/cm2, 或助焊剂残留物小于40ug/cm2或绝缘电阻大于2106.cm。
高级:离子污染物含量在1.5-5.0ug Na Cl/cm2, 或助焊剂残留物小于100ug/cm2或绝缘电阻大于2106.cm范围内。
中级:离子污染物含量5.0-10.0ug Na Cl/cm2, 或助焊剂残留物小于200ug/cm2或绝缘电阻大于2106.cm范围内。
普通级:离子污染物含量>10.0ug Na Cl/cm2。
低级:不作具体要求。
由于我们生产的产品使用环境较为恶劣, 因此, 产品印制板的清洁度等级选择为最高级, 经相关质量监督检验中心进行印制板清洁度测试, 测量了表面离子污染物, 其残留离子污物物1.5ug/cm2。说明所选免清洗助焊剂完全可以达到印制板清洁度的最高级要求, 满足印制板的生产。
4 印制板的环境试验
将装配好器件的印制板 (其中3块为使用松香助焊剂焊接后使用氟利昂清洗液清洗过的印制板, 3块为使用免清洗助焊剂焊接的印制板) 。印制板调试所需仪器即印制板专用调试台、数字式三用表、示波器COS6100G (大于50MHZ) 各一台。调试、检查项目及检验参数按印制板调试说明中的要求进行。印制板外观检查:将3块经氟利昂清洗液清洗过的印制板与3块免清洗的印制板进行比较式的目测检查。检查印制板板面、焊点是否有发霉、腐蚀痕迹。
印制板环境试验:a存储温度下限:印制板置高低温箱内, 温度降至-25℃, 保持16h, 然后随高低温箱内温度升到试验的标准大气条件, 热平衡12h。不做电气性能检测, 仅对印制板外观进行检查。b存储温度上限:温度升至+70℃, 保持2h, 然后降温至试验的标准大气条件。热平衡2h, 不做电气性能检测, 仅对印制板外观进行检查。存储条件湿度, 温度升至+40℃, 温度稳定后, 湿度升至93%RH, 贮存2d后, 温度保持+40℃, 湿度降至85%RH, 贮存12h, 不做电气检测, 对印制板外观进行检查及检验。
电气性能检测:以上试验完成后, 常温恢复24h后, 进行印制板调试, 检测印制板电气性能。环境试验完成后, 各种指标均能达到技术要求。
5 难点及解决方法
免清洗助焊剂的残留物在焊接过程中能否充分挥发, 是这个课题研究的难点, 它主要取决于峰焊机喷雾量和预热区温度的参数设定。我们将双层和四层印制板分别做试验。
预热区温度的设定:预热区温度过低, 免清洗助焊剂的残留物不能充分挥发, 影响印制板焊接清洁度, 预热区温度过高, 印制板易变形、降低某些元器件的性能、影响焊接质量。双面板印制板:将Ⅰ预热区温度设定140℃, Ⅱ预热区温度设定150℃, 用温度曲线测试仪测试, 保证印制板焊接面温度在90℃-110℃范围内, 焊接质量与印制板残留物挥发均能达到最佳效果。四层印制板:将Ⅰ预热区温度设定150℃, Ⅱ预热区温度设定160℃, 用温度曲线测试仪测试, 保证印制板焊接面温度在95℃-120℃范围内, 焊接质量与印制板残留物挥发均能达到最佳效果。
免清洗助焊剂喷雾量的设定:免清洗助焊剂喷雾量过少, 焊盘过锡不好, 影响焊接质量, 免清洗助焊剂喷雾量过多, 焊接后印制板上免清洗助焊剂的残留物多, 影响印制板清洁度。根据不同的印制板, 喷头调节在合适位置上“4-6”, 助焊剂使用效果最佳。
6 存在的问题
补焊部位的胶痕:由于在补装元器件的焊盘处需贴阻焊胶带, 焊接后, 撕掉阻焊胶带后印制板上留有胶痕, 虽然这种轻微胶痕对印制板清洁度有轻微影响, 但不影响整体印制板的清洁度。现市场上有一种硅胶, 专用于贴补装焊盘的, 焊接后将硅胶撕去, 虽不留胶痕, 但价格较贵。权衡利弊, 仍选择现用的阻焊胶带。波峰焊机爪子处的痕迹:波峰焊机链条上的夹持指爪是半圆弧形式, 印制板放在指爪上后, 由于半圆弧挡着, 免清洗助焊剂喷不到印制板上, 焊接后在印制板两边沿处留有半圆弧痕迹, 影响印制板的视觉, 但不影响印制板清洁度。
参考文献
[1]顾霭云.SMT学习园地波峰焊工艺介绍[J].世界产品与技术, 2002 (3)
[2]鲜飞.波峰焊接工艺技术的研究[J].电子与封装, 2007 (1)
[3]徐大林, 宋向辉, 张玲.表面组装件制作中的免清洗工艺技术[J].电子工艺技术, 1999 (5)
焊接后热处理 第8篇
随着航空发动机设计性能的不断提高, 其机匣的设计精度越来越高, 重量越来越轻, 使之机匣的设计结构越来越趋于复杂, 机匣材料难加工, 这给机匣在加工中如何控制变形, 如何提高加工效率带来了极大的难度, 特别是壁厚在1.5的较为复杂型面的焊接机匣加工和轴承座类整体环形机匣, 其变形量的控制更是机匣制造技术提升的关键。
2 研究目标
通过掌握控制大型焊接机匣和轴承座类整体环形机匣变形的加工方法, 为大型焊接机匣和轴承座类整体环形机匣制造技术的提升打下良好的基础, 解决零件变形的控制问题, 提高零件的加工效率, 后机匣装配组合件要求加工后检查相对A、G基准的轴承座C、D表面跳动分别为0.05和0.03。
2.1 设计要求
2.1.1 零件结构及技术要求
2.1.2 零件材料
后机匣机加组件零件材料GH4169+K4169
轴承座 零件材料TA15.
2.2 零件类型
后机匣机加组件为整体环形薄壁焊接机匣。
轴承座为整体环形机匣。
3 工艺
3.1 设备选择
根据生产车间的设备配置情况, 后机匣机加组件的机械加工选为数控立车进行加工。轴承座为数控卧车进行加工。
3.2 轴承座工艺分析
3.2.1 零件结构特点
轴承座为整体环形机匣 (见图2)
3.2.2 对成品零件进行测量
针对10台轴承座, 统一问题是尺寸Ф180±0.009和圆度0.02超差, 影响后机匣组件装配质量。鉴于上述问题对其中5台进行测量和数据统计来看, 电火花槽处尺寸及圆度变化较大。由于轴承座属于高精度零件, 尺寸Ф180±0.009和圆度0.02超差直接影响后机匣装配质量。
3.2.3 工艺路线安排
原工艺路线分析
原工艺路线总体上是可行的, 因零件为钛合金薄壁件, 而毛料又为自由锻件, 加工余量大, 毛料的利用率很低 (仅占6.34%) , 机匣在加工后将产生不同程度的变形, 变形原因主要是在精铣凸台平面时, 去除余量很大, 产生应力也很大, 尺寸Ф180±0.009内表面产生断裂式开放, 使内应力释放导致尺寸及圆度超差。
3.2.4 改进措施
3.2.4. 1 调整工艺路线
对比说明:新工艺路线较原工艺路线多了一次细车工序, 确定了先半精车单边留0.5mm余量, 然后电火花, 再精车的加工方案, 这样余量更加均匀, 目的先释放内应力, 再精加工尺寸Ф180±0.009内表面。电火花之后安排精车工序, 基本消除了电火花加工后对零件直径变形和跳动不好的影响。
3.2.4. 2 关键工序加工过程控制
(1) 精铣凸台平面后的修复基准工序。精铣凸台平面后的修复基准工序是减少机匣变形的关键之一。此工序的关键是保证机匣在自由状态下小端面的平面度≤0.03 mm, 这样可保证零件在基准修复后自由状态下有较好的平面度。 (2) 对关键工序编制操作说明书指导生产。 (3) 优化数控程序a.半精车工序采用切刀沿加工型面轴向排刀方式加工, 减少空走刀, 提高有效的切削时间, 极大的提高了加工效率。b.精车工序1mm精车余量, 去除前0.7mm余量采用偏刀分层循环方式走刀 (每层0.35mm) , 无需工人介入加工过程, 只做替换磨损刀片工作。
3.2.4. 3 试验
(1) 通过对10台轴承座进行了试验跟踪加工, 较好地保证工艺方案改进措施的落实, 使机匣的变形控制达到了较好的结果, 满足后机匣组件装配和发动机装配的要求, 轴承座各表面尺寸和技术条件基本达到了设计图纸的要求。
(2) 采用数控铣床加工, 高效放电铣, 减少后续铣加工余量, 达到减小加工内应力。
3.3 后机匣机加组件工艺分析
后机匣机加组件属于薄壁焊接环形机匣。由6部分单件焊接组成, 尺寸87个技术条件22项, 所有尺寸及技术条件允许在机床上检查。焊接组合件材料为GH4169+K4169, 机加部位材料均为GH4169, 该材料硬度大, 切削时塑性变形抗力大, 切削负荷重, 切削温度高, 加工后零件表面层的加工硬化及残留应力大, 对所使用刀具的刀尖及边界磨损极其严重, 因此对刀具的选择就显得尤为重要。
3.3.1 原方案工艺路线
按照设备利用率最大的原则和控制零件变形方面的考虑, 原方案工艺路线无缺陷。
3.3.2 数据及成因分析
2009年和2010年两年时间共对现场加工的44台3842E进行跟踪调查, 确定零件变形主要形成于精车工序.如有效控制该工序的变形量就成为整个项目的关键。
3.3.3 变形控制改进方案
3.3.3. 1 增加自然时效控制。
针对同一批次材料数量及现场单台份周转时间, 计划将放置时间限定为3天, 将放置时间段选定为稳定处理后, 精车工序之前, 增加半精车工序, 调整加工余量, 放置期间零件保证自由状态。
3.3.3. 2 优化深槽加工参数及加工路线。
深槽加工按刀具特点重新安排走刀, 力求效率与变形控制平衡。
3.3.3. 3 优化定位夹具。
改制专用夹具压紧位置螺栓使用限力扳手进行紧固, 同时在辅助支撑处使用长条形面接触代替原有的局部点接触支撑方式, 这样增加受力面积, 使承力面受力更均匀。
3.3.3. 4 细化加工前找正状态:
调整车加工部分工序加工前找正面, 将原找正非机加焊接面调整为找正机加车加工面, 从而提高各工序中径向尺寸及轴向尺寸精度。
3.3.3. 5 优化加工程序:
调整钻孔加工中走刀顺序, 将原有的周向顺序走刀改为先0°后180°对称式的走刀方式, 减少由于走刀时应力集中而产生的零件变形。 (1) 已测量的后机匣装配组件44台0.05跳动全部合格。 (2) 已测量轴承座30台尺寸Ф180±0.009合格, 圆度0.02合格。
结论
通过工艺路线调整, 程序优化, 固化切削参数, 合理选择刀具材料, 提高了数控切削率, 降低了刀具消耗, 编制关键工序操作说明书, 使后机匣跳动一次合格率大大提高, 解决公司生产瓶颈, 达到了预期的效果, 为各类机匣的生产提供了宝贵经验.
摘要：后机匣装配组件是发动机中重要组件之一, 组合件要求加工后检查相对A、G基准的轴承座C、D表面跳动分别为0.05和0.03, 焊接后机匣机加组件的定位面平面度和轴承座内孔ф180的直径和跳动合格率, 直接影响到整台发动机装配质量。针对焊接机匣变形和整体环形机匣变形的这一问题, 从工艺路线、切削参数、加工方法等方面进行分析及试验研究, 制定出合理的工艺路线, 零件变形得到很好控制, 零件加工质量得到保证, 为其它机种及未来新型号机匣的研制提供了可借鉴的工艺方法。
关键词：高温合金,焊接机匣,自然时效,定位夹具,整体环形机匣,加工工艺
参考文献
[1]工程材料实用手册.中国标准出版社[M].
[2]金属切削手册[M].上海科学技术出版社
焊接后热处理 第9篇
关键词：余热发电 锅炉 工作原理 焊接处理方法
1、余热锅炉的构成和工作原理
热发电是利用生产过程中多余的热能转换为电能的技术。余热发电不仅节能，还有利于环境保护。余热发电的重要设备为余热锅炉，余热锅炉一般是利用生产中的热废气作为热源，生产蒸汽用于发电。而锅炉的烟风管道则承担着热废气的输入输出的重要任务。
余热锅炉由锅筒、活动烟罩、炉口段烟道、斜1段烟道、斜2段烟道、末1段烟道、末2段烟道、加料管（下料溜）槽、氧枪口、氮封装置及氮封塞、人孔、微差压取压装置、烟道的支座和吊架等组成。 余热锅炉共分为六个循环回路，每个循环回路由下降管和上升管组成，各段烟道给水从锅筒通过下降管引入到各个烟道的下集箱后进入各受热面，水通过受热面后产生蒸汽进入进口集箱，再由上升管引入锅筒。 各个烟道之间均用法兰连接。
燃烧设备出来的高温烟气经烟道输送至余热锅炉入口，再流经过热器、蒸发器和省煤器，最后经烟囱排入大气，排烟温度一般为 150～180℃，烟气温度从高温降到排烟温度所释放出的热量用来使水变成蒸汽。锅炉给水首先进入省煤器，水在省煤器内吸收热量升温到略低于汽包压力下的饱和温度进入锅筒。进入锅筒的水与锅筒内的饱和水混合后，沿锅筒下方的下降管进入蒸发器吸收热量开始产汽，通常是只用一部分水变成汽，所以在蒸汽器内流动的是汽水混合物。汽水混合物离开蒸发器进入上部锅筒通过汽水分离设备分离，水落到锅筒内水空间进入下降管继续吸热产汽，而蒸汽从锅筒上部进入过热器，吸收热量使饱和蒸汽变成过热蒸汽。根据产汽过程的三个阶段对应三个受热面，即省煤器、蒸发器和过热器，如果不需要过热蒸汽，只需要饱和蒸汽，可以不装过热器。当有再热蒸汽时，则可加设再热器。
2、余热锅炉烟风管道的焊接的特点
由于很多余热发电为老线改造，从热废气源取风至锅炉的途中常会有设备或建筑物的阻隔，管道走势较为复杂；由于工质（热废气）温度不是非常高，故锅炉体积大，进出风口的位置会很高，部分水泥线窑尾SP锅炉管道接口会高达40m；由于取风量和风速的要求，烟风管道的管径一般较大，通常为2m 以上，一些万吨水泥线项目则达到5m 左右； 除部分可以预制的直管段、弯头等，很大一部分的焊接工作如阀门、补偿器、法兰等连接将会在现场安装时施行。铁质杂质在矿渣中不仅仅以金属原态存在，更多的是以熔融态包裹在矿渣中，如何尽可能多的除去矿渣中的铁质杂质，以达到尽可能延长矿渣立磨的关键粉磨部件-磨辊辊套和磨盘衬板的使用寿命的目的， 是一个非常重要和最为基本的技术要求。
3、烟风管道的焊接缺陷类型以及一般处理方法
焊接缺陷的种类很多，在不同的标准中也有不同的分类方法。考虑到与余热锅炉烟风管道施工方式紧密结合，本文主要讨论焊缝的成型缺陷。常见焊缝成型缺陷有咬边、夹渣、未熔合、未焊透、烧穿和烧融、气孔、焊瘤、裂纹等缺陷。其中对管道使用寿命影响最大的就是未焊透和裂纹等开口性缺陷，有时甚至会直接导致管道的断裂、坍塌，酿成工程事故。
3.1 咬边
咬边是指沿着焊趾，在母材部分形成的凹陷或沟槽，它是由于电弧将焊缝边缘的母材熔化后没有得到熔敷金属的充分补充所留下的缺口。烟风管道焊接施工中产生咬边的主要原因是电流过大，焊条进给速度过慢所造成的。焊接操作时焊条与工件间角度不正确，摆动不合理，电弧拉得过长，焊接次序不合理等都会造成咬边。由于烟风管道的形状限制，需要进行很多现场空间对接，在焊接横、立、仰位置时会加剧咬边。咬边减小了母材焊接连接的有效截面积，降低管道的承载能力， 在一些悬臂结构的管道上尤其要注意。咬边同时还会造成应力集中，发展为裂纹源，产生事故隐患。选用合理的焊接规范，矫正操作姿势，采用正确的焊接顺序，以及采用良好的焊条的运条方式都会有利于消除咬边。焊条运条摆动时可以在坡口边缘稍作停留，稍慢一些而中间焊缝可以略快一些。对焊接过程中出现的焊缝咬边，非承载管段上的轻微的或较浅的可不做处理，承载管段上或较严重的咬邊需要用电弧将焊道进行修整，必要时进行补焊。
3.2 夹渣
夹渣是指焊缝中存在的熔渣、铁锈或其他物质。在焊道根部、层间均有可能存在，最常见的就是层间夹渣。由于烟风管道对接时采用多层焊接，焊接过程中焊条产生的焊渣没有清理干净是夹渣产生的重要原因。其次焊接的坡口角度不合理、坡口太小，或上层焊道与坡口间形成了夹角，导致熔渣不能充分融化浮出熔池。另外焊接电流过小也会导致熔渣不能充分融化浮出熔池。夹渣形状不同，大小不一，其中危害最大的就是呈尖锐形的夹渣，影响焊道的塑性，尤其是在垂直管道上焊道受拉应力时产生严重的应力集中，发展为裂纹源，甚至导致管道的断裂，脱落。清除干净焊接管道坡口以及附近表面上的油污、铁锈、水分以及其他杂物，多层焊缝时彻底清除每一层焊道焊接时产生的焊渣， 选用合理的焊接规范，选用合适的焊条，坡口选择合理的尺寸均可以有效的避免夹渣的出现，另外焊前进行预热，延缓冷却时间也可以利于焊渣浮出熔池，进行清理。出现夹渣的焊缝，需要用机械的方式清除夹渣处的金属，进行补焊，继续焊接时，首先修整前段焊道的弧坑，再焊接后段焊道。
3.3 未熔合
未熔合是指焊接时焊道与母材坡口或上层焊道与下层焊道之间没有完全熔化结合形成的缺陷。焊接电流过小，焊接速度过快，使母材或前一层焊缝金属未得到充分熔化就被填充金属敷盖从而造成未熔合。操作时焊条偏向于坡口的一边或焊条偏芯，造成偏弧导致电弧偏于一侧，也容易造成未熔合。烟风管道多层焊接时，前一层焊道表面的铁锈，污物没有得到彻底清理，焊接时温度不够，未能将其熔化浮出熔池，就直接敷盖填充金属，造成了层间未熔合。未熔合是一种面积型缺陷，任何位置的未熔合都
将会明显减少焊缝的承载截面积， 应力集中比较严重，其危害性仅次于裂纹。适当调整焊接电流，使熔池达到一定温度，让熔渣充分浮出，采用工艺性能良好的焊条，仔细清理母材上的污物或前一层焊道上的焊渣，密切注意坡口两侧的熔合情况，均是避免焊缝未熔合的有效方法。对管道焊接未熔合的焊缝必须进行采用机械的方式清除，修整焊道后重新焊接，必要时需适当调整焊机参数。
3.4 未焊透
未焊透是母材金属未熔化，焊缝金属没有进入接头根部的现象，一般情况下指根部未熔合。
焊接电流过小，熔深较浅；对接管段之间间隙尺寸不合理；坡口尺寸不合理，钝边太大；层间及焊根清理不良，均会导致未焊透。未焊透对焊道的危害很大，它使焊道的有效截面积减少，同时由于属于开口性缺陷，又能造成严重的应力集中。在烟风管道进行空中吊装作业或承压很高的情况时，如果未焊透深度很深，会出现焊道沿未焊透处撕裂现象，直接导致事故的发生。使用较大的电流来焊接是防止未焊透的基本方法；合理设计坡口并加强清理；使用短弧焊等措施也可以有效防止未焊透的产生。对管道非承载管段上的未焊透的焊缝可在焊缝背面直接补焊， 对于不能直接补焊的重要承载管段，应采用机械的方式去除未焊透的焊缝金属，修整焊道后重新焊接，必要时需适当调整焊机参数。
4、结语
焊接后热处理 第10篇
在启动分离器设备到场后, 根据《压力容器安全技术监察规程》, 广东电研锅炉压力容器检验中心有限公司立即对设备进行了检查, 经磁粉探伤检查发现2号锅炉左右两启动分离器的球形封头与筒体的对接环焊缝上都存在大量裂纹, 不能满足将来机组的正常运行。经相关技术人员共同研究方案, 最终根据裂纹特性, 进行挖补去除, 消除了容器的重大设备隐患, 保障了以后机组的安全运行。
1 裂纹情况分析
经磁粉探伤确定, 左侧启动分离器的上部封头对接焊缝有7处线性磁痕显示, 长度都在80mm左右, 下部封头对接焊缝有3处线性磁痕显示, 其中一条显示在焊缝中心, 长约80mm, 另外两条长度分别为20mm;右侧启动分离器的上部封头对接焊缝有3处线性磁痕显示, 长度分别为20mm。
裂纹多表现为表面纵向裂纹 (见照片1) 和熔合线裂纹 (见照片2) 。裂纹多为密集状区段分布 (各焊缝裂纹情况见表1) 。
2 启动分离器的焊补修复工艺
启动分离器形状复杂, 壁厚很大且不均匀, 裂纹深而长, 挖补缺陷要解决厚大件压力容器结构焊接应力、变形和裂纹问题, 因此对容器焊缝裂纹采用如下工艺进行焊接挖补。
(1) 使用角向磨光机沿裂纹方向对裂纹进行挖除;如果有较深的裂纹可采用碳弧气刨来挖除;在使用碳弧气刨以前, 应使用氧-乙炔中性焰加热挖补区, 加热范围是挖补区的5倍, 加热温度为大于或等于150℃, 并在缺陷挖除的整个过程中保持如一。
(2) 碳弧气刨挖除后, 用磨光机将2 m m-3mm的渗碳层打磨清除。缺陷挖除后要经着色探伤以保证缺陷被完全挖除。在保证焊接质量和操作方便的前提下尽量减小坡口角度, 对较深的缺陷采用U型坡口, 坡口表面平整外形不急剧变化, 避免存在尖角。
(3) 采用手工电弧焊进行补焊, 焊条采用Ф3.2 m m及Ф4.0 m m的T E N A C L T O 6 5 R。焊条按照说明书烘干后使用。
(4) 焊接预热采用电阻加热, 电脑温度控制仪进行温度控制, 焊接过程当中保持预热温度在170℃~190℃之间。
(5) 为了降低焊接应力, 采用不摆动, 多层多道的焊接方法;焊接过程中严格控制工艺参数, 工艺参数见表1。
(6) 焊接时, 每一道焊毕, 必须把焊渣清理干净, 方可进行下一到焊接。在焊接过程当中一旦发现有焊接缺陷, 立即清除完毕才继续焊接。
3 热处理工艺
容器修复后待温度下降到室温时升温进行热处理工作, 主要热处理工艺如下。
(1) 采用局部热处理工艺。
(2) 热处理机具选择, 根据热处理经验公式:热处理功率 (kVA) =管子直径管子壁厚÷640=812.887.09÷640=110kVA;考虑热处理机的负荷不能过高 (以防机器烧毁) 。要求热处理机的额定输出功率大于启动分离器所需功率的1.5倍, 即165kw。因此热处理机选择了型号为DWK-A-180的电脑温控仪, 其额定功率为1 8 0 k w。
(3) 因容器为水平放置, 则测温点上下对称布置, 温度分区控制;选择合适的履带和绳状加热器进行加热, 加热范围为焊缝两侧各270mm;通过保温层厚度减小管道上下部分温差, 保温范围每侧4 5 0 m m。
(4) 焊后回火热处理温度620℃~640℃, 恒温时间4h, 升降温速度100℃/h (热处理曲线见图2) 。
4 检验
(1) 经机加工和局部磨光后, 修补处的焊缝表面不存在咬边和气孔等缺陷。
(2) 经着色检验, 修复处无裂纹等缺陷。
5 结语
启动分离器属于超临界机组的重要压力容器结构, 且SA302C属压力容器用锰-钼-镍合金钢板, 这种材质的焊接在电厂安装焊接中比较稀少, 这次焊接修补和热处理的成功, 为以后的类似的结构和钢种的焊接提供了可借鉴的经验。
摘要：广东华厦阳西电厂2号锅炉启动分离器设备到货检查时发现, 厂家焊缝存在大量的裂纹缺陷, 严重影响以后机组的运行, 厂家和安装单位焊接技术人员根据启动分离器的结构和材质特点共同研究制定了有效的启动分离器焊补和热处理工艺, 确保了以后机组的正常运行。
关键词：启动分离器,修复,焊接,热处理
参考文献
[1]DL/T819-2002, 火力发电厂焊接热处理技术规程[S].
[2]DL/T869-2004, 火力发电厂焊接技术规程[S].
[3]ASME锅炉及压力容器规范[S].
