奧氏體不銹鋼復合板采用SAW焊接基層的焊接工藝研究

侯仰博

(菏澤市產(chǎn)品檢驗檢測研究院，山東 菏澤 274000)

【新材料】

奧氏體不銹鋼復合板采用SAW焊接基層的焊接工藝研究

侯仰博

(菏澤市產(chǎn)品檢驗檢測研究院，山東 菏澤 274000)

通過對S30408+Q245R復合板基層進行SAW焊接接頭顯微硬度測量、鐵素體含量測量、金相顯微鏡觀察等研究，探討焊接線能量、冷卻速度對復合板基層焊縫組織和母材覆層析出σ相的影響。研究結果表明，基層使用SAW焊接時，焊縫硬度比使用SMAW焊接時略低；母材覆層鐵素體含量、焊縫過渡層/覆層鐵素體含量均比基層使用SMAW焊接時所測含量略低；兩種焊接方法的焊縫基層顯微組織基本相同。但焊縫覆層/過渡層采用SMAW和GTAW焊接時金相組織有所不同，使用SAW焊接基層時焊縫組織無明顯晶粒粗大特征，且母材覆層和焊縫過渡層/覆層均不會析出σ相。

奧氏體；復合板；SAW；焊接工藝

奧氏體不銹鋼具有無磁性、較高的塑性和韌性、加工成型性好等特點，在酸性腐蝕介質中的耐蝕性能優(yōu)良。奧氏體不銹鋼復合板由碳鋼或低合金鋼(基層)與奧氏體不銹鋼(覆層)復合而成，覆層具備奧氏體不銹鋼在耐腐蝕方面的優(yōu)點，基層具備碳鋼或低合金鋼強度和硬度較高等優(yōu)點。奧氏體不銹鋼復合板組成中奧氏體不銹鋼僅占1/5～1/6，不僅極大地節(jié)省了不銹鋼，而且成本僅為不銹鋼板材的30%～40% 。例如，某石化公司催化煙氣脫硫塔采用16MnR+304L不銹鋼復合板，造價費用比采用整體不銹鋼板節(jié)約 465 萬元[1]。

近幾年來，國內(nèi)外對奧氏體不銹鋼復合板焊接的研究日益重視。范祎欣等[2]對近年來不銹鋼復合材料的焊接技術研究現(xiàn)狀做了總結，對不同的焊接方法、焊后工藝、焊縫力學性能及組織、過渡層焊接、焊縫耐蝕性及未來的發(fā)展趨勢做了研究。馮玉蘭等[3]對Q245R/0Cr18Ni9不銹鋼復合板焊接工藝及接頭力學性能做了研究，焊接工藝為基層采用PAW和SAW焊接，過渡層和覆層采用GTAW焊接。付洪亮等[4]對不銹鋼復合板壓力容器的焊接特點進行了理論分析及研究，總結出其焊接工藝，重點研究了焊接的三要素：焊接坡口、焊接材料和參數(shù)焊接順序，并進行了機理和物理性能檢驗分析。王慶暉等[5]對不銹鋼復合材料的焊接質量控制管理方面做了研究。趙剛[6]對16MnR/0Cr18Ni9的不銹鋼復合板壓力容器筒體出現(xiàn)裂紋的原因進行了研究，并且針對焊接工藝和坡口形式提出了相應措施。

為提高生產(chǎn)效率，在工程條件允許的情況下，奧氏體不銹鋼復合板的基層可以使用SAW進行焊接。與SMAW相比，SAW具有焊接速度快、生產(chǎn)效率高、焊縫質量穩(wěn)定、勞動強度低、節(jié)省焊材等特點。但SAW一般情況下用于焊接水平焊縫，環(huán)境適應性差，焊接線能量較大，較適合長焊縫的焊接[7]。

本文對S30408+Q245R復合板的基層分別使用SMAW和SAW進行焊接并將兩種方法形成的基層焊縫進行比較，分析基層使用SAW時線能量大、冷卻速度慢是否會造成基層焊縫組織的晶粒粗大并導致母材覆層析出σ相。同時對復合板的過渡層/覆層采用GTAW和SMAW焊接, 分析兩種不同焊接工藝對焊縫過渡層/覆層的影響。

1 焊接工藝

坡口角度越大，熔合比越小，稀釋率越?。幌喾?，坡口角度越小，熔合比越大，稀釋率越大。不銹鋼復合板焊接選用如圖1所示坡口型式和尺寸。坡口下料時，采用火焰與機械切割相結合的方法。火焰切割時覆層向下，并防止基層的熔渣濺到覆層表面；切割時預留加工余量，切割完畢后，采用機械加工方法把熱影響區(qū)刨掉，坡口完成后，按NB/T47013.5—2015[8]進行滲透檢測，確保無分層和裂紋。

焊接順序一般為，先焊基層焊縫，再焊過渡層焊縫，最后焊覆層焊縫，如圖1所示。

組對前應對坡口表面及兩側仔細清洗，基層應去除鐵屑、氧化皮、水分、油污等雜質，在覆層不銹鋼坡口表面采用丙酮液擦洗干凈。組對時應以覆層為基礎進行，應保障覆層錯邊量不超標。

選用S30408+Q245R(3 mm+12 mm)復合板焊接4塊試件，焊接方法的選擇為：試件1的基層采用SMAW,過渡層/覆層采用GTAW；試件2的基層采用SMAW, 過渡層/覆層采用SMAW；試件3的基層采用SAW,過渡層/覆層采用GTAW；試件4的基層采用SAW,過渡層/覆層采用SMAW。采用SAW時使用碳弧氣刨進行清根。焊接參數(shù)采用表1中的焊接工藝規(guī)程。

基層焊接采用雙面SAW時，為研究在線能量較大的情況下對焊縫基層的組織性能的影響以及是否會造成母材覆層析出σ相，在焊接工藝規(guī)程中對SAW選用了較大工藝參數(shù)。線能量的計算公式為q=IU/v(I為焊接電流，A；U為電弧電壓，V；v為焊接速度，cm/s；q為線能量，kJ/cm)。焊接試驗中，基層第一道焊縫焊接電流為582 A，電弧電壓為33.7～ 34.9 V，焊接速度為0. 747 cm/s，最大線能量為27.2 kJ/cm?；鶎拥诙篮缚p焊接電流為462 A，焊接電壓為32.6～34.1 V，焊接速度為0.718 cm/s，最大線能量為21.9 kJ/cm。

圖1 不銹鋼復合板焊接坡口與焊接順序示意圖Fig.1 Welding groove and welding sequence diagram of stainless steel composite plate

表1 焊接工藝規(guī)程

2 試驗結果與分析

2.1 顯微硬度試驗及分析

試件1～4的接頭試件經(jīng)打磨拋光后用體積分數(shù)為4%的硝酸酒精作侵蝕劑進行侵蝕，使用HV-10B維氏硬度計測量接頭不同區(qū)域的硬度值。測量點的具體位置見圖2。測定條件為：加載負荷100 g，持續(xù)時間15 s。對圖2所示的9個區(qū)域，每個區(qū)域至少測3點后求平均值，最終得到的硬度值見表2。

圖2 顯微硬度試驗測量點位置示意圖Fig.2 Sketch map of measuring point position in microhardness measurement

表2 試件1～4母材及焊接接頭顯微硬度值(HV)

試件母材基層成分一致，硬度測量值偏差較小。母材結合面、母材覆層硬度測量值偏差略大，是因為爆炸復合板的制造工藝，爆炸結合的強度和壓縮度有局部不同。焊縫基層、焊縫過渡層和焊縫覆層的硬度值增減趨勢為焊縫基層和焊縫熔合線硬度較低，焊縫過渡層和焊縫覆層硬度較高。焊縫基層熱影響區(qū)和過渡層熱影響區(qū)比母材基層硬度值偏高，是因為受到焊縫熱量的影響，生成的組織不再是帶狀分布特征，而是不規(guī)則分布。

試件1和2在焊材基層、焊材熔合線、焊材過渡層熱影響區(qū)所測硬度值比試件3和4在相同區(qū)域所測硬度值偏高。經(jīng)分析是因為試件1和2的基層采用SMAW焊接，3和4采用SAW焊接。SAW焊接由于焊接時線能量大，又有焊劑覆蓋，冷卻速度較慢，生成淬硬組織可能性小。SMAW焊接時線能量小，冷卻速度快，生成淬硬組織相對較多。

2.2 鐵素體含量測量及分析

使用MF300F+型數(shù)字式鐵素體含量測試儀對試件1～4的母材及焊接接頭鐵素體含量進行測量，測量結果如表3。

表3 試件1～4母材及焊接接頭鐵素體質量分數(shù)

復合板的覆層在冷卻至600 ～ 820 ℃范圍內(nèi)，有析出σ相的傾向。加熱時間越長,σ相析出的可能性越大?？梢酝ㄟ^限制金屬中的鐵素體質量分數(shù)的方法來防止σ相的析出。一般來說，復合板的母材或焊縫覆層鐵素體質量分數(shù)低于10%，不會析出σ相。

為了研究復合板基層使用SAW焊接是否會造成母材覆層奧氏體σ相析出，對比試件1、2中母材覆層鐵素體質量分數(shù)測量值與試件3、4中母材覆層鐵素體質量分數(shù)測量值。結果表明基層使用SAW焊接時試件母材覆層鐵素體質量分數(shù)比基層使用SMAW焊接時質量分數(shù)略小。這是因為復合板基層采用SAW焊接時線能量大，又有焊劑覆蓋，冷卻速度較慢。SAW焊接和SMAW焊接的試件母材覆層鐵素體質量分數(shù)均小于10%，不會析出σ相。

GTAW焊接的焊縫覆層鐵素體質量分數(shù)較SMAW焊接偏高，主要是因為焊接材料中Cr元素燒損較少、焊縫厚度、線能量和冷卻速度不同引起的。因此GTAW焊接時應當注意控制焊縫覆層鐵素體的質量分數(shù)。

2.3 金相試驗及分析

奧氏體不銹鋼復合板基層侵蝕劑為體積分數(shù)4%硝酸酒精，侵蝕時間約20 s。覆層侵蝕劑為王水，侵蝕時間約3 s。

試件1、2的基層為SMAW焊接，試件3、4的基層為SAW焊接。用金相顯微鏡放大至500倍觀察基層焊接接頭和母材金相組織，其金相照片見圖3。白色組織為鐵素體，黑色組織為珠光體。圖3a為基層SMAW焊縫區(qū)，圖3c、d為基層SAW焊縫區(qū)。兩種焊接方法的金相組織基本相同。圖3b與e同為不完全重結晶區(qū)，只是基層的焊接方法不同。兩種焊接方法的金相組織基本相同，鐵素體呈不規(guī)則的帶狀分布，珠光體呈片狀分布。圖3e中組織比圖3b略粗大，這是因為基層使用SAW焊接時線能量較大、冷卻速度較慢。導致了組織的結構較為粗大。圖3f中基層母材為軋制鋼板，所以組織沿著軋制方向呈明顯帶狀分布。

試板1～4的焊縫覆層及過渡層由于采用不同的焊接方法，導致焊縫過渡層及覆層金相組織有所不同。同樣的焊接方法，焊縫過渡層金相組織和覆層略有差距。由圖4可知復合板的母材覆層組織為固溶狀態(tài)，焊縫覆層和過渡層不再是固溶狀態(tài)。覆層金相組織為黑色鐵素體分布在灰色的奧氏體之間，鐵素體分布基本成樹枝狀或蠕蟲狀。圖4b中黑色的鐵素體比圖4c中鐵素體含量高，這與使用鐵素體測量儀所測結果一致，證明了鐵素體測量儀測量結果的準確性。按照壓力容器制造的相關要求，使用標準GB/T 4334—2008[9]中方法E，對試件3和4的焊接接頭覆層的晶間腐蝕傾向進行性能評價，試樣的試驗結果評定均為合格。

根據(jù)奧氏體材料焊接特點，焊縫中的填充金屬從液態(tài)向固態(tài)轉變過程中，最先析出的是δ鐵素體，隨著填充金屬溫度的降低，當溫度冷卻至1 573～1 073 K 范圍時，γ奧氏體開始在鐵素體晶粒邊界處析出。由于δ鐵素體轉變?yōu)閵W氏體是一個擴散過程，在焊接過程中的冷卻速度較快，δ鐵素體轉變?yōu)閵W氏體不完全，焊縫中將有部分δ鐵素體呈樹枝狀或蠕蟲狀存在于奧氏體基體中[10]。

a 試件2基層焊縫(500倍);b 試件2母材基層熱影響不完全重結晶區(qū)(500倍);c 試件4基層上焊縫近中心(500倍); d 試件4基層下焊縫近中心(500倍);e 試件4母材基層熱影響不完全重結晶區(qū)(500倍);f S30408+Q245R母材基層(500倍)。圖3 試件2和4基層焊接接頭及母材金相組織Fig.3 Base layer Welded joint and metallographic structure of test coupon 2 and 4

a 母材覆層固溶狀態(tài)(200倍)；b 試件3焊縫覆層(500倍)；c 試件4焊縫覆層(500倍)。圖4 母材覆層和焊縫覆層金相組織Fig.4 Metallographic structure of base metal coating and weld coating

2.4 焊縫物相分析

為驗證鐵素體含量低于10%時不會析出σ相，對焊縫覆層使用XRD作物相分析，如圖5所示。試件1和試件3的焊縫覆層采用相同的工藝焊接，試件2和試件4的焊縫覆層采用相同的工藝焊接，因此XRD試驗部位為試件1和2的焊縫覆層。

試件1焊縫覆層為GTAW焊接，試件2焊縫覆層為SMAW焊接。焊接方法的不同導致了覆層的物相差異。對比圖5a和圖5b發(fā)現(xiàn)試件1覆層為奧氏體加鐵素體，試件2覆層為奧氏體。表3中試件1和2的焊縫覆層鐵素體質量分數(shù)分別為9.7%和3.1%。物相分析顯示試件2覆層為奧氏體，是因為鐵素體含量較低無法測出。使用鐵素體測量儀所得結果與物相分析結果符合性較好。

綜合試驗結果，可以得出結論：為保證過渡層/覆層不析出σ相，應當嚴格控制過渡層/覆層焊接工藝，防止鐵素體質量分數(shù)超過10%。

圖5 覆層金屬物相分析Fig.5 XRD of covering metal

3 結語

S30408+Q245R復合板的基層使用SAW焊接時，因焊接線能量大且焊劑覆蓋，冷卻速度較慢，基層生成淬硬組織的可能性小，硬度較低。SMAW焊接時線能量小，冷卻速度快，生成淬硬組織相對較多，硬度較高。兩種焊接方法的基層焊縫金相組織基本相同， SAW試件的母材基層熱影響區(qū)不完全重結晶區(qū)略粗大，但不影響焊接接頭性能?；鶎邮褂肧AW焊接時母材覆層鐵素體質量分數(shù)比使用SMAW焊接時的質量分數(shù)略低，兩種焊接方法所測質量分數(shù)均小于10%。過渡層/覆層焊縫鐵素體質量分數(shù)符合一般規(guī)律。過渡層/覆層使用GTAW焊接時，其鐵素體質量分數(shù)比過渡層/覆層使用SMAW焊接時偏高。S30408+Q245R復合板基層使用SAW焊接，無論是母材覆層還是焊縫過渡層/覆層均沒有析出σ相。

[1]王牛. 復合板塔器焊縫裂紋的返修[J]. 壓力容器，2012,29(10):71-74.

[2] 范祎欣，吳志生，李巖，等. 不銹鋼/碳鋼層狀金屬材料焊接技術研究現(xiàn)狀[J]. 山西冶金， 2016,162(4):53-56.

[3] 馮玉蘭，蔡積虎. Q245R/0Cr18Ni9不銹鋼復合板焊接工藝及接頭力學性能[J]. 電焊機，2016,46(9):68-72.

[4] 付洪亮，付林也，侯斯允. 不銹鋼復合板壓力容器焊接工藝的研究[J]. 沈陽工程學院學報(自然科學版)，2016,12(4):378-380.

[5] 王慶暉，郭超. 淺談不銹鋼復合鋼材料的焊接質量控制[J]. 石油化工建設，2016,1:67-69.

[6] 趙剛.不銹鋼復合板筒體出現(xiàn)裂紋的原因及防止措施[J]. 科技創(chuàng)新與應用，2014,2:114.

[7] 陳裕川.鋼制壓力容器焊接工藝[M]．北京：機械工業(yè)出版社，2007：122.

[8] 國家能源局.NB/T 47013.5—2015承壓設備無損檢測等5部分：滲透檢測[S].北京：新華出版社，2015.

[9]中華人民共和國國家質量監(jiān)督檢驗檢疫總局，中國國家標準化管理委員會. GB/T 4334-2008 金屬和合金的腐蝕不銹鋼晶間腐蝕試驗方法[S]. 北京：中國標準出版社，2009.

[10] 陳忱．不銹鋼/碳鋼復合板的焊接工藝及接頭組織性能研究 [D]．南京: 南京航空航天大學，2012．

Study on welding technology of austenitic stainless steel composite plate by submerged arc welding

HOU Yang-bo

(Heze Institute of Inspection and Testing, Heze 274000 China)

∶The microhardness measurement, the ferrite content measurement and the metallographic microscopic observation of SAW (submerged arc welding) welding joint of S30408 + Q245R composite board were carried out. Through these studies, the influence of welding line energy and the cooling rate on the microstructure of welding in the composite board base layer and the precipitation of the σ phase in the parent metal coating was discussed.Results showed that when using SAW welding in the base layer, the weld hardness was slightly lower than that of welding with SMAW (shielded metal arc welding) and the ferrite content in the base metal coating and that in the weld transition layer/coating were both slightly lower than those measured by SMAW in the base layer. The metallurgical structures of the weld layer of the two welding methods were basically the same. But the microstructure of weld coating/transition layer were different when using SMAW and GTAW (gas tungsten arc welding). when using SAW in weld base layer, the weld microstructure has no obvious coarse grain characteristics, and neither parent metal coating nor the weld transition layer/coating would make the precipitation of σ phase happen.

∶austenite; composite plate; submerged arc welding; welding process

10.3976/j.issn.1002-4026.2017.04.007

2017-03-20

侯仰博(1982—)，男，工程師，工程碩士，研究方向為壓力容器檢驗和焊接。

TG457.11

A

1002-4026(2017)04-0038-07