Inconel690与06Cr18Ni11Ti异种钢插套角焊缝自动焊接缺陷分析及对策

潘晓冬，薛敬凯，付荣真，宋怡漾，王 建

（1.中国核动力研究设计院四所，四川 成都610041；2.中核核电运行管理有限公司，浙江嘉兴314300）

Inconel690与06Cr18Ni11Ti异种钢插套角焊缝自动焊接缺陷分析及对策

潘晓冬1，薛敬凯1，付荣真2，宋怡漾1，王 建1

（1.中国核动力研究设计院四所，四川 成都610041；2.中核核电运行管理有限公司，浙江嘉兴314300）

针对核电站稳压器Inconel690/06Cr18Ni11Ti异种钢插套型式角焊缝自动TIG焊试验中出现的焊缝根部未焊透、表面咬边、焊塌问题，开展缺陷影响分析、成因判定及缺陷防止措施验证研究。结合两种材料的冶金特点、焊缝结构形式、自动焊电弧特性等改进各工艺要素，总结不同缺陷形式的应对措施，最终消除此类缺陷。提出的处理措施及对策对于核电站类似材质及结构型式焊缝的焊接及维修具有指导作用和借鉴意义。

稳压器；异种插套角焊缝；自动TIG焊；缺陷

0 前言

Inconel690合金是一种w（Cr）=30%的奥氏体型镍基耐蚀合金，因其优异的耐腐蚀性能及较高的强度逐渐取代对晶间腐蚀（IGA）及晶间应力腐蚀开裂（IGSCC）敏感的Inconel600合金，成为理想的核电Ⅰ级部件用材；06Cr18Ni11Ti（美TP321）奥氏体不锈钢同样因其较好的热稳定性和耐蚀性，广泛应用于压水堆型核电站核级管道、稳压器、热交换器等耐蚀部件及高温焊接构件。在核电站一回路设备关键承压部件连接部位，涉及到大量Inconel690合金及06Cr18Ni11Ti不锈钢这两类不同材料的连接，均采用传统TIG焊[1]，而未见自动焊接工艺的应用及相关报道。主要原因是：虽然目前自动焊接设备具有自动化程度高、焊接过程稳定和焊接一致好等优点，但自动焊接时的冶金过程和手工焊差别很大，加之自动焊接非一元化的焊接特性以及异种金属材质物理性能的差异性，工艺制定耗费的时间是手工焊的几倍到几十倍；特别是对于某些外观成形、焊缝尺寸、焊缝内部质量要求很高的角焊缝的焊接，焊接工艺的制定过程相比其他型式焊缝更加复杂，容易出现外观成形不良及焊缝内部质量缺陷[2]。

针对上述问题，以核电站稳压器Inconel690/ 06Cr18Ni11Ti插套角焊缝为研究对象（见图1），从技术探索角度出发，开展自动焊接试验研究。针对角焊缝自动焊接过程中易出现的外观成形不良及焊缝内部质量缺陷，分析原因并制定防止措施。既满足了建造安装期间的技术需求，达到提高焊接质量和焊接效率的目的，又为在役运行期间的故障性维修提供技术支持。

1 基本工艺概述

试验采用母材为Inconel690管材和06Cr18Ni11Ti锻件，焊接材料为直径φ1.0mm的ERNiCrFe-7A焊丝，母材及焊材化学成分如表1所示。

图1 Inconel690/06Cr18Ni11Ti插套角焊缝连接示意Fig.1 Sketch diagram of Inconel690/06Cr18Ni11Ti dissimilar socket weld

插套角焊缝焊接试件焊接部位的结构尺寸和实际核电站按1∶1比例进行设计加工。焊接时，首先进行试件的点焊装配定位，满足2～3 mm插接间隙要求后，采用经改造后的Polysoude 350PC自动氩弧管焊机进行横角焊位置的焊接（见图2），分为自熔打底和填充添丝两个步骤，根据经验制定最初的焊接工艺参数，工件装配及焊缝示意如图3所示，焊接参数如表2所示。

表1 母材及焊材化学成分Table 1 Chemical composition of experimental materials %

焊接过程中，根据焊缝尺寸要求确定焊道的层次和焊道数量，并注意层间清理，层间温度控制在100℃以下。针对插接根部焊接，在保证熔透的前提下尽量采用较小热输入、低压短弧施焊、缩短高温停留时间、减小冷却速度，避免产生焊接缺陷。

表2 初设焊接参数Table 2 Initial welding parameters

2 缺陷的产生及分析

焊接试验完成后，参照ASME标准进行外观尺寸、液体渗透及金相检验，检测发现焊缝中存在未焊透及外观成形不良等缺陷，并分析缺陷影响及产生原因。

2.1 角焊缝缺陷影响

2.1.1 根部未焊透

图2 焊接设备实物Fig.2 Pictorial diagram of automatic welding equipment

图3 工件装配及焊缝示意Fig.3 Sketch diagram of assembly and welding seam

完工焊缝的横截面金相如图4所示。焊缝根部位置出现了未完全熔透现象，经测量，未焊透区为419 μm×307 μm×553 μm三角形截面区域，是一种面积缺陷，该类缺陷对接头承载截面积的减小非常明显，会降低接头的力学性能，且未焊透的边缘处易产生应力集中，会在边缘处向外扩展成裂纹，导致整个焊缝的开裂。因为角焊缝不方便作射线或超声波探伤检查，只能考虑通过严谨可靠的工艺来避免出现根部未焊透，保证接头的质量和性能。

2.1.2 外观成形不良

外观成形不良主要表现为焊缝咬边及焊塌（见图5），主要出现在添丝填充焊过程。由图5可知，在Inconel690与 06Cr18Ni11Ti插套角焊缝接头的Inconel690侧，焊趾边沿呈现出断续、由浅至深的咬边，深度0.2～0.5 mm，而局部区段接近1 mm，属于典型的宽型咬边。咬边缺陷会造成焊趾部位的应力集中，增加裂纹生成的风险。

图5 焊缝咬边及焊塌缺陷Fig.5 Undercut and turned-down edge on the welding joints

由图5还可知，在06Cr18Ni11T侧的焊趾边缘位置，集中在300°～360°的焊缝区间内均出现不同程度的焊塌，工件焊塌不仅无法满足设计图纸对角接头焊缝K值和a值的要求，同时扩展了焊缝热影响区，增加高温敏化风险，对邻近不锈钢母材组织性能造成不良影响[3]。

另外，电加热元件在频繁的加热和冷却循环下，Inconel690与 06Cr18Ni11Ti插套角接接头及其附近部位受到较大的轴向交变热应力，在焊缝表面及根部附近容易产生大量的环向热疲劳裂纹。特别有缺陷处通过冷热疲劳也会导致疲劳开裂，并随冷热交换次数增加而扩展。因此，需从工艺、操作技能等方面加以分析，达到消除此类缺陷的目的。

2.2 缺陷形成原因

2.2.1 根部未焊透

形成未焊透的主要原因是焊接电流太小，焊接速度过快、坡口尺寸不合适或焊丝未对准焊缝中心等[4]。

（1）焊接电流偏小，使电弧穿透力不足，产生的电阻热减小，整体热输入量不足。

（2）焊接速度过快，导致焊接坡口或根部金属未得到充分熔化。

（3）工件表面存在氧化物、锈、油、水等污物，使一部分热量损失在熔化杂物上，剩余热量不足以熔化坡口。

（4）焊枪角度偏离正常位置，使熔化金属不能流动填充焊缝夹角根部。

（5）焊件散热过快，造成熔化金属结晶过快，导致与母材金属之间得不到充分熔合。

2.2.2 咬边及焊塌

（1）咬边缺陷。

出现在Inconel690侧的焊趾咬边属于典型的宽型咬边，这类咬边易出现在大的热输入量和熔池呈紊流状态下；同时，由于横角焊位置的特殊性，在焊缝盖面焊部位也极易造成这类咬边。其主要原因是：由于电弧力搅拌冲刷和铁水重力下坠的双重作用，造成邻近焊趾的Inconel690合金母材金属（坡口边缘处）产生凹坑，而送入熔池内的熔化焊丝没有及时流回焊趾凹坑进行填充或填充量不够，当电弧移走后，在焊趾边缘处凝固形成咬边。

（2）焊塌缺陷。

对于手工焊，焊塌是属于操作造成的焊接缺陷，可在不改变工艺参数的前提下灵活采取变速焊和变角度焊的方式避免。而针对自动焊非一元化的焊接特性，需要综合各项工艺要素多方面分析原因。造成工件焊塌的主要原因有电弧过长、装配精度不高、焊接电流过大等；观察发现，Inconel690/06Cr18Ni11Ti角焊缝焊塌现象仅出现在最后1/4圈焊缝近收弧区域，且具有规律性。对于这种下塌现象，可从焊缝成形过程进行分析。在焊接过程中，焊缝各处的散热条件不同。其中，06Cr18Ni11T不锈钢材质本身散热较差，盖面焊在边缘处热量易积聚。特别是焊炬行至熄弧处时，热量累计最多，散热条件也最差，沿焊接方向的熔池前方热量吸收率慢，此时熔池流动性也更强，在熄弧时的电弧吹力甚至熄弧后瞬间在保护气体的吹动下，极易沿着焊接方向和焊缝两侧流动，造成06Cr18Ni11T侧边缘母材的部分烧损和焊塌。

3 缺陷处理措施的制定及验证

3.1 解决根部未焊透

根据上述结论，针对未焊透缺陷不同成因制定工艺调整措施，并通过试验验证是否能够改善或避免未焊透缺陷的发生。通过开展3组摸索性试验，不断优化改进焊接参数，解决了角焊缝根部未焊透缺陷。具体试验措施及结果如下：

（1）第一组试验。

在初步焊接工艺的基础上进行优化调整：将峰值电流从107A增加至119A，基值电流从39A大幅增加至85 A，电压由9.8 V调低至9 V，焊接速度由60mm/min降低至50mm/min，脉冲比1∶1增加至2∶1，基值时间50ms增加至100ms；同时加强工件表面状态检查，特别是待焊区域内Inconel690与06Cr18Ni11Ti装配插接部位的杂质清理；在自动焊接过程中，时刻保持焊枪尖端精确对准焊缝根部夹角中心位置，确保焊接质量。第一组试验焊接参数如表3所示，金相检验结果如图6所示。

由图6可知，焊缝根部位置仍有未完全熔透现象；经测量，未焊透区三角形截面区域尺寸为246μm ×369 μm×492 μm，较参数调整前未焊透截面积减少37.2%，改善效果明显。可见，通过增加电流、降低焊接速度来增加热输入，降低弧压提高电弧挺度和穿透力，增加脉冲比增强电弧力搅拌作用，增加基时时间维持深宽比等措施均可较好地防止未焊透。

图6 第1组试验焊缝金相图Fig.6 Morphology of welding joints in the first test

表3 改进焊接参数表1Table 3 The improved welding parameters 1

进一步观察发现，焊缝根部未焊透均倾向于在Inconel690合金侧出现，该侧母材与焊缝金属间的未熔合程度较不锈钢侧更加明显。在两侧不同母材受热一致的情况下，Inconel690合金母材相对于06Cr18Ni11T不锈钢母材未充分熔化，且夹角位置缺少足量的液态金属回填，原因是：镍基合金流动性差、熔敷率低对未焊透存在一定影响。

（2）第二组试验。

第二组试验焊接参数与第一组试验参数相同，采取的措施为：焊枪相对于套管倾斜角由45°调减为35°±5°，且钨极尖端从指向夹角正中心位置偏移向夹角部位的套管侧，焊接位置角度调整示意如图7所示，目的是让更多的熔敷金属流到焊缝根部填充死角。

第二组试验焊缝金相如图8所示。仅在焊缝根部Inconel690侧出现极微小的未完全熔透缺陷；未焊透区三角形截面区域尺寸146μm×182μm×281μm，相比第一次改进试验未焊透截面积再次减少83.2%，缺陷情况进一步得到改善。由此可见，通过合理调整焊接角度，充分熔化Inconel690合金母材金属，并利用电弧吹力增强其镍基合金液态金属流动性，及时填充易产生缺陷的焊缝夹角根部，对防止未焊透作用效果明显。

图7 焊接位置及角度调整示意Fig.7 Sketch diagram of welding target positions and welding torch angles

图8 第二组试验焊缝金相图Fig.8 Morphology of welding joints in the second test

（3）第三组试验。

前两组试验反馈证实工艺得到了优化改进。鉴于镍基合金的液体流动性差、不易润湿展开，不易流到焊缝两边[5]，尤其是在横角焊位置还受到重力作用影响，焊缝金属更不易熔敷在Inconel690合金母材表面，第三次试验在前两次试验基础上，在工艺允许范围内再次调整焊接电流，增加峰值电流至140 A，其余条件不变，焊接参数如表4所示。

第三组试验焊缝金相如图9所示。焊缝根部Inconel690合金与06Cr18Ni11Ti不锈钢母材在插套焊缝夹角位置充分熔合，焊缝根部未熔透缺陷完全消除。这是因为随着焊接峰值电流的加大，焊件整体热输入量增加、熔池区域在合理范围内适宜扩大，并进一步加强了前期工艺优化有利因素产生的作用，最终解决了异种金属角焊缝根部未焊透问题。

3.2 外观成形不良缺陷

3.2.1 解决措施

（1）咬边缺陷。

采取措施：降低脉冲比、提高焊接速度以及改变焊道分布。将基值时间从100 ms提高至200 ms来降低脉冲比至1∶1，以减小电弧搅拌冲刷造成的熔池紊乱；将机头旋转速度从60mm/min提高至70mm/min，从而降低线能量，减少焊接热输入对Inconel690合金母材金属的耗蚀；优化焊道分布顺序，使熔池保持在相对稳定状态，防止铁水随意流动形成凹坑，优化前后的焊道分布顺序如图10所示。交换第3道与第4道盖面焊的焊接顺序后，第3道盖面焊形成的焊道凸起阻碍了第4道盖面焊熔池铁水向下流淌，防止产生凹坑并形成咬边。

表4 改进焊接参数表2Table 4 Improved welding parameters 2

图9 第三组试验焊缝金相图Fig.9 Morphology of welding joints in the third test

（2）焊塌缺陷。

采取措施：减小焊接电流和降低弧压，通过焊接参数分区控制，在0°～270°采取原有焊接参数，在270°～360°适当降低焊接电流和弧压，减少熄弧段热积聚程度，避免出现焊塌缺陷。

（3）解决措施效果验证。

综合上述各项措施，采取改进的焊接参数（见表5）开展验证性试验，焊接实物如图11所示。

由图11可知，焊缝表面均匀美观，无咬边、焊塌等成形不良缺陷，角接头焊缝K值和a值满足设计图纸的技术要求。改进后的焊接工艺和相关措施可防止焊缝外观成形不良的缺陷。

图10 焊道顺序优化调整前后示意Fig.10 Sketch diagram of welding sequence optimization

表5 改进焊接参数表3Table 5 Improved welding parameters 3

图11 验证试验件焊接实物Fig.11 Pictorial diagram of welding proof-test

4 结论

（1）产生角焊缝未焊透缺陷时，可通过增加电流、降低焊接速度、降低弧压、增加脉冲比、增加基值时间，以及合理调整焊接角度等措施予以解决。

（2）产生角焊缝成形不良缺陷时，可通过减小热输入量、降低脉冲比、优化焊道分布顺序，以及焊接参数分区控制等措施予以解决。

[1]中国核动力研究设计院.稳压器电加热元件套管及其连接件技术条件[S]．

[2]姚肖洁，侯振国，王陆钊，等.轨道车辆用铝合金厚板角接自动焊工艺[J].电焊机，2013，43（5）:147-151.

[3]孙晋峰，雷宏刚.钢结构焊接缺陷及角焊缝超标浅析[J].科学之友，2007（2）:14-15.

[4]王为辉，田甜，齐艳丽.WB36CN1材质联箱角焊缝焊接缺陷的分析及处理[J].焊接，2013（10）:54-57.

[5]于世行，郝丁华.镍基耐腐蚀合金焊接工艺[J].石油化工应用，2008，27(3):87-89.

Defect analysis and countermeasure for Inconel690/06Cr18Ni11Ti dissimilar socket weld with automatic TIG welding

PAN Xiaodong1，XUE Jingkai1，FU Rongzhen2，SONG Yiyang1，WANG Jian1
（1.Nuclear Power Institute of China Fourth Institute，Chengdu 610041，China；2.CNNP Nuclear Power Operations Management Co.，Ltd.，Jiaxing 314300，China）

For some kinds of defects such as incomplete penetration，undercut and turned-down edge occurred in automatic TIG welding experiments which are performed on Inconel690/06Cr18Ni11Ti dissimilar socket weld,a series of defect influence analysis, cause determination and preventive measures verification research are carried out.And technologies are improved by considering the metallurgical characteristics of two types of materials，weld structure and automatic TIG arc characteristics.The results show the measures against the three defects are effective and ultimately eliminate these defects.Meanwhile，the proposed measures and countermeasures have much reference and significance for welding and maintenance of similar material and structural weld in nuclear power plants.

pressurizer；dissimilar socket weld；automatic TIG welding；defect

TG409

A

1001－2303（2017）04－00

10.7512/j.issn.1001-2303.2017.04.

献

郭吉昌，朱志明，闫国瑞，等.基于UG的弧焊机器人离线编程系统开发[J].电焊机，2017，47（03）：1-6.

2017-01-18；

：2017-03-20

潘晓冬（1982—），男，湖北人，硕士，主要从事核电相关的焊接工艺研发工作。