CuCrZr/316LN合金管激光焊接头组织与性能

王徐建; 檀财旺; 郭迪舟; 范成磊; 董海义; 宋洪

doi:10.12073/j.hjxb.20220304001

CuCrZr/316LN合金管激光焊接头组织与性能

1.
中国科学院高能物理研究所, 北京, 100049
2.
哈尔滨工业大学(威海), 威海, 264209
3.
哈尔滨工业大学, 先进焊接与连接国家重点实验室, 哈尔滨, 150001

基金项目: 高能同步辐射光源国家重大科技基础设施资助项目(发改高技【2017】2173号)；高能环形正负电子加速器关键技术验证资助项目(Y81614106A).

详细信息

作者简介:
王徐建，博士，高级工程师；主要从事加速器真空技术、加速器真空焊接工艺方面的研究；Email: wangxujian@ihep.ac.cn

通讯作者:
董海义，研究员；Email: donghy@ihep.ac.cn.

中图分类号: TG 457.6
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出版历程
- 收稿日期: 2022-03-03
- 网络出版日期: 2023-02-17
- 刊出日期: 2023-02-24

Microstructure and mechanical properties of CuCrZr/316LN laser welding joints

1.
Institute of High Energy Physics, Chinese Academy of Sciences, Beijing, 100049, China
2.
Harbin Institute of Technology at Weihai, Weihai, 264209, China
3.
State Key Laboratory of Advanced Welding and Joining, Harbin Institute of Technology, Harbin, 150001, China

摘要

摘要: 对CuCrZr与316LN异种材料合金管进行激光焊试验，观察分析试样的接头形貌、微观组织、化学成分以及力学性能分析. 结果表明，在激光功率1 100 ~ 1 400 W、离焦量 + 20 mm、焊接速度14.5 mm/s和氩气流量15 L/min时焊缝成形良好，可实现CuCrZr/316LN合金管的全位置焊接，焊缝内部缺陷较少，但随着激光功率的增加，焊缝下塌现象明显；CuCrZr/316LN焊缝与母材连接界面元素过渡明显，由于Fe，Cu互溶，在焊缝内部主要以形状不同的富Fe的Fe/Cu固溶体存在；CuCrZr/316LN合金管激光焊接接头抗拉强度较高，主要断裂位置为晶粒粗大的铜侧热影响区位置，断裂形式以韧性断裂为主.
- CuCrZr /
- 316LN 不锈钢 /
- 激光焊 /
- 界面组织 /
- 力学性能
Abstract: In this paper, the laser butt welding experiment of CuCrZr and 316LN dissimilar material alloy tube was carried out, and the joint morphology, microstructure, chemical composition and mechanical properties of each sample were observed and analyzed. The experimental results show that the weld is in good shape under the laser power of 1100 − 1400 W, the defocus amount of + 20 mm, the welding speed of 14.5 mm/s and shielded by Ar gas of 15 L/min, which can realize all-position welding of CuCrZr/316LN tube with less internal defects. However, the phenomenon of weld collapse is obvious with the increase of welding power. The transition of the interface elements between the CuCrZr/316LN weld and the base metal is obvious, and there is mainly Fe-rich Fe/Cu solid solution in the weld due to the mutual solubility of Fe and Cu. The tensile strength of the laser welded joint of CuCrZr/316LN tube is higher, the main fracture location is the heat affected zone of copper with coarse grain, the fracture form is mainly ductile fracture.
- CuCrZr /
- 316LN stainless steel /
- laser welding /
- interface microstructure /
- mechanical properties

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0. 序言

搅拌摩擦焊是一种固相焊接工艺，焊接过程中搅拌头在待焊工件中旋转，并沿焊接方向移动.在物理摩擦和材料塑性变形的共同作用下，搅拌头使得搅拌头附近的材料热塑化，并将焊接区的材料混合，最终形成致密的固相连接^[1].相对于传统熔化焊接头，搅拌摩擦焊接头具有组织致密、热变形小等特点^[2].随着基础研究的不断深入，国内外研究机构和企业已将搅拌摩擦焊技术应用到了航空航天工业^[3]、船舶制造工业^[4-5]、汽车零部件制造^[6]、轨道交通移动装备^[7-9]等诸多领域.

在传统的单轴肩搅拌摩擦焊过程中，下压量是保证焊接质量关键参数^[4].因此，在焊接位置的背面提供有效的刚性支撑是实现良好焊接的必要先决条件.然而，对于具有封闭、中空等复杂结构的工件，当无法提供背部刚性支撑时，单轴肩搅拌摩擦焊便无法实施.虽然在部分情况中，可以通过接头结构的设计为单轴肩搅拌摩擦焊位置提供所需的背部支撑结构，但势必会增加工件的整体重量，影响产品整体的轻量化效果.新型双轴肩搅拌摩擦焊，在焊接工具结构中增设下轴肩，取代了单轴肩搅拌摩擦焊所需的背部刚性支撑，在无需轴向压紧力的条件下，即可实现中空复杂结构的搅拌摩擦焊^[10].因此，在复杂结构工件，特别是中空型材的搅拌摩擦焊中，双轴肩搅拌摩擦焊具有广阔的应用前景.

双轴肩搅拌摩擦焊的焊接工具由上轴肩、搅拌针、下轴肩3个主要部分构成，搅拌针与下轴肩一般一体成型，并通过螺纹与上轴肩连接成为一个整体.上轴肩、搅拌针、下轴肩分别与材料摩擦产生热量，为双轴肩搅拌摩擦焊的主要热输入^[11-12].针对轨道交通领域中常用的6061-T6铝合金中空薄壁型材进行双轴肩搅拌摩擦焊试验，基于热输入理论分析，建立焊接工具结构尺寸特征值与板厚关系的工程模型，指导设计焊接工具结构，优化结构尺寸.通过优化焊接工艺参数(如搅拌头转速、焊接速度等)，获得抗拉强度和弯曲性能优异的6061-T6铝合金中空薄壁型材对接接头.

1. 试验方法

试验采用FSW-HD型重载搅拌摩擦焊设备. 图1为焊接设备及工装. 在双轴肩搅拌摩擦焊过程中，需要通过垫板、挡板、定位块、压板等组成的工装(图1b)对待焊型材进行装夹和固定，防止在焊接过程中待焊型材分离，保证焊接质量.

图 1 焊接设备及工装

Figure 1. Welding equipment and fixture. (a) FSW-HD type friction stir welding equipment; (b) welding fixture

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实施双轴肩搅拌摩擦焊前，首先将型材焊接端面铣平，保证对接装配后待焊型材之间无间隙；然后将待焊型材清洗干净，安装在工装中；最后沿焊接方向调节装配的平行度及高度，为双轴肩搅拌摩擦焊做好准备. 在焊接过程中，根据搅拌头转速变化特点，可将焊接过程分为起始加速、匀速焊接、结尾退出3个阶段. 焊接完成后，获得成形良好的对接焊缝，并沿焊缝方向截取标准拉伸试样、弯曲试样，通过力学性能测试分析并评价焊缝性能.

按照GB/T 2651—2008《焊接接头拉伸试验方法》标准在EMSYS电子万能材料试验机上进行拉伸试验；按照GB/T 2653—2008《焊接接头弯曲试验方法》标准在Z1000电子万能材料试验机上进行弯曲试验.

6061-T6是Al-Mg-Si系铝合金，具有较好的可加工性、耐腐蚀性能和焊接性等特点，常通过挤压成型的方式制成具有一定功能特性截面结构的型材. 采用轨道交通产品中常用的6061-T6铝合金中空薄壁型材作为双轴肩搅拌摩擦焊工艺研究的材料.该型材由安徽鑫铂铝业股份有限公司加工制造. 型材结构如图2所示，多个型材对接，可以形成具有空腔的大型部件(图2b)，该部件为轨道交通产品的关键部件.对接位置板厚为2.5 mm.

图 2 型材结构

Figure 2. Extruded profile structure. (a) cross section schematic of extruded profile; (b) large area structure formed by multiple components

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通过化学成分分析，验证型材成分满足GB/T 3190—2008 《变形铝及铝合金化学成分》中规定的6061铝合金化学成分要求，具体结果如表1所示.

表 1 6061铝合金中空薄壁型材化学成分(质量分数，%)

Table 1. Chemical compositions of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

项目	Mg	Si	Cu	Cr	Fe	Zn	Mn	Al
实测值	0.851	0.688	0.161	0.086	0.143	0.016	0.081	余量
标准值	0.8 ~ 1.2	0.4 ~ 0.8	0.15 ~ 0.4	0.04 ~ 0.35	0 ~ 0.7	0 ~ 0.25	0 ~ 0.15	余量

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通过力学性能测试获得母材的显微硬度为111 HV0.2，抗拉强度为298 MPa，屈服强度为276 MPa，断后伸长率为7.0%.具体测试结果如表2所示.

表 2 6061铝合金中空薄壁型材的力学性能

Table 2. Mechanical properties of 6061-T6 aluminum alloy extruded profile

编号	抗拉强度 R_m/MPa	屈服强度 R_eL/MPa	断后伸长率 A(%)	显微硬度 H(HV0.2)
母材1	297	273	8.02	110
母材2	298	276	6.75	113
母材3	300	279	6.45	111
平均	298	276	7.07	111

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2. 试验结果与分析

2.1 理论分析

根据搅拌摩擦焊焊接过程的产热特点，焊接工具的结构参数显著影响焊接过程的热输入，进而影响焊缝的成形质量^[13].双轴肩搅拌摩擦焊工具的上、下轴肩间距与板厚存在一定的对应关系，且上轴肩直径、下轴肩直径、搅拌针直径等诸多结构参数均会对焊接质量产生影响. 针对特定厚度的待焊工件，如何能够快速和高效地选定焊接工具的主要结构参数、减少工具设计的迭代次数、降低开发成本是双轴肩搅拌摩擦焊工艺研发过程中必要且关键的问题. 通过对搅拌摩擦焊热输入的理论分析，推导并建立工具结构特征值与待焊工件厚度之间的经验方程，进而指导6061-T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊的工具选型，有效地解决了上述问题.

搅拌摩擦焊技术发展至今，其热源模型已有较多的研究^[14-17]. 虽然不同学者对于模型的简化和等效方向不同，得出的热源解析模型也有一定的区别，但学界得到的一点共识是，搅拌摩擦焊过程中总的热输入Q_total等于焊接工具与材料的摩擦产热Q_f与材料塑性变形产热Q_t之和^[18]，如式(1)所示，且摩擦产热占总热输入的80%以上^[16].

$$ Q_{{\rm{total}}} = Q_{{\rm{f}}} + Q_{{\rm{t}}} $$

(1)

塑性变形产热Q_t由材料本身物化性质决定，而摩擦产热Q_f与工具的结构参数密切相关.因此，进一步解析摩擦产热Q_f的表达，为寻求摩擦产热Q_f与工具结构参数之间的关系打下基础. 焊接工具与工件之间摩擦产热主要包括上轴肩与工件的摩擦产热、搅拌针与工件的摩擦产热以及下轴肩与工件之间的摩擦产热^[16]，即

$$ Q_{{\rm{f}}} = Q_{{\rm{u}}} + Q_{{\rm{p}}} + Q_{{\rm{d}}} $$

(2)

式中：Q_u为上轴肩与工件的摩擦产热；Q_p为搅拌针与工件的摩擦产热；Q_d为下轴肩与工件的摩擦产热.

为了简化分析，假设与工件接触的轴肩为无附加结构的水平面，搅拌针为无附加结构的规则圆柱体，轴肩与搅拌针之间直接过渡，无圆角、倒角等结构.

在上轴肩与工件摩擦的圆环面上，设搅拌针半径为R_p，上轴肩直径为R_u，可以得到图3中黑色微单元上摩擦产热功率d_q为^[19]，

图 3 轴肩与工件摩擦的圆环面示意图

Figure 3. Schematic diagram of the ring area of friction between shoulder and workpiece

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$$ d_{{\rm{q}}}=w r \tau \cdot r {\rm{d}} \theta {\rm{d}} r=\tau a^{2} {\rm{d}} \theta {\rm{d}} r $$

(3)

式中：r为微单元到中心的距离；ω为焊接工具转速；τ为单位面积所受的摩擦力^[20].将式(3)在圆环上积分，可以得到Q_u，即

$$ {Q}_{\rm {u }}=\int_{R_{{\rm{p}}}}^{R_{\rm {u }}} \tau \omega r^{2} {\rm{d}} r \int_{0}^{2 {\text{π}}} {\rm{d}} \theta=\frac{2}{3} {\text{π}} \tau \omega\left(R_{\rm {u }}^{3}-R_{{\rm{p}}}^{3}\right) $$

(4)

设搅拌针高度为H，可以得到Q_n，即

$$ {Q}_{\rm {p }}=\int_{0}^{H} \tau \omega R_{{\rm{p}}}^{2} {\rm{d}} l \int_{0}^{2 {\text{π}}} {\rm{d}} \theta=2 {\text{π}} \tau \omega R_{{\rm{p}}}^{2} H $$

(5)

$$ {Q}_{\rm {d }}=\int_{R_{{\rm{p}}}}^{R_{{\rm{d}}}} \tau \omega r^{2} {\rm{d}} r \int_{0}^{2 {\text{π}}} {\rm{d}} \theta=\frac{2}{3} {\text{π}} \tau \omega\left(R_{\rm {d }}^{3}-R_{{\rm{p}}}^{3}\right) $$

(6)

联立式(2)、式(4)、式(5)和式(6)，得到焊接工具与工件之间摩擦产热Q_f .

$$ {Q}_{\mathrm{f}}={Q}_{\rm {u }} + {Q}_{\rm {p }} + {Q}_{\rm {d }}=\frac{2}{3} {\text{π}} \tau \omega\left[R_{\rm {u }}^{3} + R_{\rm {d }}^{3}-R_{{\rm{p}}}^{2}\left(2 R_{{\rm{p}}}-3 H\right)\right] $$

(7)

由式(7)可见，决定焊接过程中热输入的参数时，除材料本身特性参数和焊接工艺参数外，焊接工具的结构参数也起到重要作用.该结构参数包含了上轴肩直径R_u、下轴肩直径R_d、搅拌针直径R_p、轴肩间距H等焊接工具的关键结构尺寸.将其定义为焊接工具的结构特征值S，即

$$ S=R_{\rm {u }}^{3} + R_{\rm {d }}^{3}-R_{{\rm{p}}}^{2}\left(2 R_{{\rm{p}}}-3 H\right) $$

(8)

在此基础上，通过调研针对某一种特定待焊材料的双轴肩搅拌摩擦焊的研究成果，可以获得焊接工具结构特征值S与待焊工件厚度d之间的关系，从而建立工程模型，指导焊接工具选型.

针对6061-T6的双轴肩搅拌摩擦焊，综合分析了国内外已报道的研究结果，获得焊接不同厚度d的工件使用的双轴肩搅拌摩擦焊工具的结构特征值S，详细数据如表3所示.

表 3 部分6061-T6铝合金双轴肩搅拌摩擦焊研究结果

Table 3. Reported results of 6061-T6 aluminum alloy bobbing tool FSW

文献编号	待焊材料厚度 d/mm	上轴肩直径 R_u/mm	下轴肩直径 R_d/mm	轴肩间距 H/mm	搅拌针直径 R_p/mm	抗拉强度 R_m/MPa	接头系数 η(%)	特征值 S
[21]	4	18	16	3.8	8	230	72	1 295.4
[22]	5	18	16	4.9	8	221	77	1 348.2
[23]	6	16	16	5.8	8	203	59	1 174.4
[24]	7.8	23	23	7.65	10	191	74	3 365.5
[25]	4	18	16	3.94	8	188	66	1 302.1
[26]	4	18	16	3.9	8	195	69	1 300.2
[27]	4	18	18	4	8	182	66	1 522
[28]	5	18	16	4.95	8	224	75	1 350.6
[29]	6.35	22	22	6	8	229	93	2 822
[30]	8	24	24	7.7	11.9	237	82	3 852.5

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以待焊工件厚度d为自变量，结构特征值S为因变量，通过线性拟合的方法，可以获得S-d的拟合方程.由表3可以看出，对于文献[23]的研究结果，其焊接接头的抗拉强度仅达到母材强度的59%，未达到其它研究成果的平均水平(65%以上)，说明该研究中，双轴肩搅拌摩擦焊的焊接工具及工艺还有优化的空间.当不考虑文献[23]的数据时，如图4所示，S-d关系线性拟合的拟合度r₀可达0.965.在特征值S与工件厚度d之间的关系表达为

图 4 S-d曲线的拟合方程

Figure 4. Fitted curve of S-d relation

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$$ S = 508.6d - 703.1 $$

(9)

2.2 焊接工具优化

根据3.1节建立的焊接工具结构特征值S与待焊工件厚度d的关系的工程模型，当待焊工件厚度为2.5 mm时，焊接工具尺寸特征值S计算值为568.4. 基于特征值S对焊接工具结构进行设计，考虑理论模型与实际试验情况之间的偏差，认为设计的焊接工具结构特征值S在图4所示虚线区域内即为满足要求.共设计3种不同结构尺寸的焊接工具，焊接工具具体结构参数如表4所示. 焊接工具3的搅拌针为圆锥体，靠上轴肩侧锥台直径为6 mm，靠下轴肩侧锥台直径为4.5 mm.

表 4 FSW工具结构的尺寸参数

Table 4. Dimension parameter of the FSW tool

工具编号	上轴肩直径 R_u/mm	下轴肩直径 R_d/mm	轴肩间距 H/mm	搅拌针直径 R_p/mm	特征值S
1	16	16	2.3	6	1 032
2	12	12	2.3	6	440
3	14	12	2.3	6，4.5	552

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当使用1号工具时，焊缝无法成形，且热塑化的材料易于粘黏在焊接工具的两个轴肩之间，如图5所示.焊接工具旋转经过待焊位置时，热塑化的材料沿焊接工具旋转线速度方向拉长，但无法完全填充搅拌针后留下的空隙，形成一个尺寸小于搅拌针直径的间隙.而且，焊接工具移动过程中，热塑化的材料受到轴肩施加的轴向挤压力，挤出焊接工具摩擦范围，生成连续飞边.通过试验现象分析后得知，焊接工具的上、下轴肩直径过大，导致因轴肩与工件摩擦产生的热输入过大，材料软化严重、流动性过强. 不仅使热塑化的材料易于被挤出焊接区域，还使得过于软化的材料在表面张力的作用下更倾向于粘附在上、下轴肩之间的间隙中，从而导致热塑化材料无法填充搅拌针移动方向后方的空隙，焊缝无法成形.

图 5 1号工具焊接接头照片

Figure 5. Picture of welded joints by tool No.1

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当使用2号工具时，焊缝虽在部分区域可以融合，但整体出现连续沟槽缺陷.即使通过调整焊接工艺参数，沟槽缺陷仍难以避免，如图6所示. 通过试验现象分析，认为焊接工具的上、下轴肩直径偏小，轴肩产生的热输入不足，使得材料不能充分软化，流动性不佳，从而导致材料无法充分流动并填充搅拌针后方的空隙，导致产生连续沟槽缺陷.

图 6 2号工具焊接接头照片

Figure 6. Pictures of welded joints by tool No.2

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当使用3号工具时，可以有效实现工件的焊接，焊缝成形良好、美观.通过对比分析可以发现，当上、下轴肩直径适中时，焊接热输入适当，良好的材料流动使得搅拌针后方的空隙得到良好的填充，从而可以实现成功的焊接，如图7所示.

图 7 3号工具焊接接头照片

Figure 7. Picture of welded joints by tool No.3

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考虑使用 2.1 节中的工程模型式(8)计算得到的焊接工具结构特征值对焊接工具设计的指导意义. 1号工具的特征值S₁为1 032，大于计算值，因此在焊接试验过程中容易引起过大的焊接热输入；2号工具的特征值S₂为440，小于计算值，容易导致焊接热输入不足；3号工具的特征值S₃为552，与计算值的差值较小，此时焊接热输入适当，可以实现焊接. 因此，当工具特征值与模型计算值之间偏差较小时，通过焊接工艺的调整实现焊缝的成形情况；但当工具特征值与模型计算值之间偏差较大时，焊接工艺的调整无法弥补因工具尺寸不合适导致的焊缝成形问题.

2.3 焊接工艺优化

使用3号工具进行试验，研究焊接工艺参数对接头力学性能的影响.以接头的抗拉强度与弯曲角度作为力学性能指标评价焊接工艺参数.为实现型材的对接焊，需在正、反两面分别施加双轴肩搅拌摩擦焊，并对正、反两面焊接接头力学性能进行综合评价.

图8为焊接速度为600 mm/min的条件下，不同搅拌头转速对焊接接头力学性能的影响.由图8可知，当搅拌头转速为1 000 r/min时，正、反两面焊接接头的抗拉强度均达到最大值，分别为231，226 MPa，且正、反两面焊接接头的弯曲角度均达到180°. 因此，该工艺参数焊接得到的焊接接头综合力学性能最佳.

图 8 不同转速下焊接接头的力学性能

Figure 8. Mechanical properties of FSW joints with different rotation speeds

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为了满足工业应用及生产的需要，便于焊接工艺的实施，应扩大工艺参数窗口. 当搅拌头转速为1500 r/min时，正、反两面焊接接头也可以得到较高的抗拉强度，分别为210，179 MPa，且正、反两面焊接接头的弯曲角度也均达到180°. 因此，在搅拌头转速分别为1 000，1 500 r/min的条件下，继续对焊接速度进行优化，如图9所示. 从图9a可以看出，在搅拌头转速为1000 r/min时，仅当焊接速度为600 mm/min的工艺条件下，正、反两面焊接接头的弯曲角度可以达到180°，且抗拉强度较高，为231，226 MPa. 而在搅拌头转速为1500 r/min时，焊接速度为450，600，750 mm/min的工艺条件均能获得抗拉强度较高且弯曲角度达到180°的焊接接头，如图9b所示.

图 9 不同焊接速度下焊接接头的力学性能

Figure 9. Mechanical properties of FSW joints with different weld speeds. (a) rotation speed of 1 000 r/min; (b) rotation speed of 1 500 r/min

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通过焊接工艺的优化，获得了4个较优的焊接工艺参数，可以获得综合力学性能良好的焊接接头，分别为搅拌头转速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min，搅拌头转速1500 r/min、焊接速度450 mm/min，搅拌头转速1500 r/min、焊接速度600 mm/min，搅拌头转速1500 r/min、焊接速度750 mm/min. 其中，搅拌头转速1000 r/min、焊接速度600 mm/min工艺下获得的焊接接头综合力学性能最佳.

3. 结论

(1) 通过双轴肩搅拌摩擦焊热输入理论分析，推导出焊接工具结构参数特征值S. 根据国内外公布的6061-T6双轴肩搅拌摩擦焊的研究成果，建立工程模型表征特征值S与板厚d之间的关系为S = 508.6d - 703.1.

(2) 利用工程模型计算适用于焊接2.5 mm铝合金6061-T6的焊接工具特征值，并根据计算特征值设计3种焊接工具. 其中，3号工具上、下轴肩直径分别为14，12 mm，其结构特征值与工程模型计算值之间的差值最小. 从试验结果发现，3号工具的轴肩与待焊板材之间接触面积适当，热输入合适，材料流动使得材料可以流动并填充搅拌针后方的空隙，焊缝成形良好.

(3) 通过焊接工艺优化，获得4个较优的焊接工艺参数，可以获得综合力学性能良好的焊接接头. 其中，搅拌头转速1 000 r/min、焊接速度600 mm/min工艺下获得的焊接接头综合力学性能最佳，正面焊缝焊接接头抗拉强度可达231 MPa，为母材抗拉强度的77%，弯曲角度达180°；反面焊缝焊接接头抗拉强度可达226 MPa，为母材抗拉强度的76%，弯曲角度达180°.

图 1 CuCrZr/316LN管件焊缝横截面形貌

Figure 1. Weld cross section morphology of CuCrZr/316LN pipe. (a) 1 000 W; (b) 1 100 W; (c) 1 200 W; (d) 1 300 W; (e) 1400 W

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图 2 CuCrZr/316LN接头的微观组织

Figure 2. Microstructure of CuCrZr/316LN welded joint. (a) weld at CuCrZr side; (b) copper side base metal; (c) weld center; (d) weld at 316LN side

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图 3 焊缝线扫描位置和结果

Figure 3. Line scanning position and results of weld. (a) line scanning position of weld at CuCrZr side; (b) line scanning results of weld at CuCrZr side; (c) line scanning position of weld at 316LN side; (d) line scanning results of weld at 316LN side

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图 4 焊缝EDS位置

Figure 4. EDS location of weld

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图 5 CuCrZr/316LN接头抗拉强度

Figure 5. Tensile strength of CuCrZr/316LN joint

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图 6 CuCrZr/316LN焊接接头的断口形貌

Figure 6. Fracture morphology of CuCrZr/316LN welded joint

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表 1 316LN不锈钢的化学成分(质量分数，%)

Table 1 Chemical compositions of 316LN stainless steel

C Si Mn P S Ni Cr Mo N C + N Fe

≤0.03 ≤0.75 ≤2.00 ≤0.03 ≤0.02 10.00 ~ 14.00 16.00 ~ 18.50 0.12 ~ 0.17 0.12 ~ 0.17 ≤0.15 余量

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表 2 CuCrZr的化学成分(质量分数，%)

Table 2 Chemical compositions of CuCrZr

Al Mg Zr Cr Fe Si P 杂质 Cu

0.10 ~ 0.25 0.10 ~ 0.25 0.65 0.65 0.05 0.05 0.01 0.2 余量

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表 3 焊接工艺参数

Table 3 Welding process parameters

离焦量△f /mm 转速n/(mm·min⁻¹) 氩气流量Q/(L·min⁻¹) 激光偏移量δ/mm 焊接速度v/(mm·min⁻¹)

+ 20 300 15 0 870

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表 4 焊缝成分分析结果(原子分数，%)

Table 4 Analysis results of weld compositions

位置 Fe Cr Cu Ni Zr

P1 50.25 22.37 20.67 6.06 0.65
P2 52.51 20.65 20.26 5.30 1.28
P3 54.13 21.26 18.14 4.86 1.61

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参考文献(19)

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0. 序言
1. 试验方法
2. 试验结果与分析
2.1 理论分析
2.2 焊接工具优化
2.3 焊接工艺优化
3. 结论

C	Si	Mn	P	S	Ni	Cr	Mo	N	C + N	Fe
≤0.03	≤0.75	≤2.00	≤0.03	≤0.02	10.00 ~ 14.00	16.00 ~ 18.50	0.12 ~ 0.17	0.12 ~ 0.17	≤0.15	余量

Al	Mg	Zr	Cr	Fe	Si	P	杂质	Cu
0.10 ~ 0.25	0.10 ~ 0.25	0.65	0.65	0.05	0.05	0.01	0.2	余量

离焦量△f /mm	转速n/(mm·min⁻¹)	氩气流量Q/(L·min⁻¹)	激光偏移量δ/mm	焊接速度v/(mm·min⁻¹)
+ 20	300	15	0	870

位置	Fe	Cr	Cu	Ni	Zr
P1	50.25	22.37	20.67	6.06	0.65
P2	52.51	20.65	20.26	5.30	1.28
P3	54.13	21.26	18.14	4.86	1.61

CuCrZr/316LN合金管激光焊接头组织与性能

作者简介: 王徐建，博士，高级工程师；主要从事加速器真空技术、加速器真空焊接工艺方面的研究；Email: wangxujian@ihep.ac.cn

通讯作者: 董海义，研究员；Email: donghy@ihep.ac.cn.

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