Cr-Ni不銹鋼帶極電渣堆焊接頭組織特征分析

張志璽 包曄峰 楊可 蔣永鋒

摘要：通過采用帶極電渣焊在Q235表面堆焊Cr-Ni不銹鋼得到堆焊接頭試樣。金相觀察表明：帶極電渣堆焊接頭的熔合區(qū)形貌豐富，存在“ 小島 ”和“ 半島 ”形貌。采用EDS分析橫跨“ 半島 ”熔合區(qū)的成分特點(diǎn)。從電渣堆焊熔滴過渡和堆焊熔池特點(diǎn)兩方面分析了 “ 小島 ”和“ 半島 ”的形成機(jī)理。堆焊層金相分析表明，堆焊過程中的焊接熱輸入和冷卻速度是影響堆焊組織形貌的主要因素。隨著焊接熱輸入的降低以及冷卻速度的提高，堆焊金屬中的δ鐵素體含量逐漸增加，其形態(tài)由蠕蟲狀和斷續(xù)狀變?yōu)榧?xì)長連續(xù)的骨架狀，最后呈現(xiàn)為密集粗大的骨架狀和板條狀。

關(guān)鍵詞：組織形貌;化學(xué)成分;δ-γ相變;帶極電渣堆焊

中圖分類號(hào)：TG455 ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A ? ? ? ? 文章編號(hào)：1001-2003（2021）05-0077-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.05.14

0 ? ?前言

在碳鋼上堆焊不銹鋼耐蝕層，既能節(jié)約Cr、Ni等合金材料、降低設(shè)備制造成本，又能發(fā)揮碳鋼和不銹鋼各自性能的優(yōu)點(diǎn)，在石油化工行業(yè)的加氫反應(yīng)器、原流合成塔、煤液化反應(yīng)器及核電站的厚壁壓力容器的生產(chǎn)中得到了應(yīng)用，而堆焊技術(shù)的關(guān)鍵在于控制堆焊層金屬的成分。堆焊時(shí)局部熔化的母材溶入焊縫中，對(duì)熔敷金屬有稀釋作用，堆焊接頭熔合區(qū)的化學(xué)成分、組織和性能既與母材和焊絲的成分有關(guān)，又與堆焊方法和工藝有關(guān)。帶極電渣堆焊（ESW，electroslag strip welding）是一種高效穩(wěn)定的堆焊方法，具有熔敷率高、稀釋率低和成型性好的特點(diǎn)，在石油化工、電力能源等行業(yè)被廣泛采用[1]。文中通過觀察帶極電渣堆焊接頭的組織形貌，結(jié)合熔合區(qū)化學(xué)成分的變化趨勢(shì)，分析了熔合區(qū)中“ 小島 ”和“ 半島 ”的形成機(jī)理，研究了堆焊金屬的組織特征及熱輸入對(duì)組織形貌的影響。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料及堆焊工藝

試驗(yàn)設(shè)備采用MZ-1000電源和FD11-200T平焊小車配自制送帶裝置。試驗(yàn)用母材為Q235鋼，規(guī)格為400 mm×200 mm×10 mm;焊帶為Cr-Ni不銹鋼，規(guī)格為寬25 mm×厚0.4 mm，母材和焊帶的化學(xué)成分如表1所示。

選用自制ESW專用燒結(jié)焊劑ESW-SJ18/8進(jìn)行堆焊試驗(yàn)，渣系為CaF2-Al2O3-MgO-SiO2，堿度3.7～

4.0，獲得堆焊接頭試樣。堆焊工藝參數(shù)如表2所示。

1.2 顯微組織觀察試驗(yàn)

從ESW堆焊試板上截取金相試樣，經(jīng)打磨、拋光和腐蝕后，利用XJG-05型光學(xué)金相顯微鏡觀察其顯微組織。

1.3 合金元素能譜分析試驗(yàn)

在HITACHI S2400-N型掃描電子顯微鏡下用EDS線掃的方法測量了熔合區(qū)不同位置的Cr、Ni、C等合金元素含量，以分析ESW堆焊接頭熔合區(qū)成分的變化趨勢(shì)，用EDS定點(diǎn)測量了熔敷金屬γ相和δ相中的鉻、鎳等合金元素含量。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 熔合區(qū)“ 小島 ”“ 半島 ”形貌及其形成機(jī)理

在Q235上進(jìn)行Cr-Ni不銹鋼帶極電渣堆焊獲得的堆焊接頭顯微組織如圖1所示，整個(gè)接頭主要由焊縫區(qū)（堆焊層金屬）、熔合區(qū)和母材區(qū)（熱影響區(qū)）3個(gè)區(qū)域組成。觀察發(fā)現(xiàn)，熔合區(qū)并非理想的線狀，一些位置存在“ 小島 ”和“ 半島 ”形貌。圖2a中的L（little island）由塊狀游離母材組織進(jìn)入熔敷金屬區(qū)域形成，形貌類似小島，故稱其為“ 小島 ”[2];圖2a、2b中的P（peninsula）由熔敷金屬與母材金屬組織相互咬合或嵌入形成，凸入焊縫中的母材形似半島，故稱之為“ 半島 ”[2]。根據(jù)金相形貌可初步判斷L和P的成分與母材類似，為了進(jìn)一步分析L和P的成分構(gòu)成，用能譜分析熔合區(qū)各區(qū)域中Cr、Ni、C等元素含量。試驗(yàn)采用線性掃描方式，從焊縫區(qū)域開始，即圖3a中的A，經(jīng)過“ 半島 ”B，焊縫C，逐漸掃描至母材D，結(jié)果如圖3b所示。

由圖3可知，焊縫區(qū)域A的Cr含量約為15%～

25%，Ni為4%～8%，與焊材成分接近。從A至B的過程中鉻鎳含量逐漸減少，到達(dá)“ 半島 ”B時(shí)，鉻鎳

含量驟降，Cr含量僅為4%～6%，Ni為2%～4%，到焊

縫C區(qū)，鉻鎳合金元素含量又有所回升，分別為8%～

10%和4%～6%，區(qū)域D的w（Cr）<3%，w（Ni）<3%，與母材的原始成分基本相同。

從EDS線掃描結(jié)果可以看出，“ 半島 ”區(qū)域B的Cr、Ni合金元素的含量比母材區(qū)域D的高得多。其原因?yàn)椋喊雿u雖然是由熔池底部不完全熔化的母材伸入液態(tài)熔池形成，但由于其三面均為液態(tài)焊縫金屬，高溫停留時(shí)間長，液態(tài)焊縫金屬中的鉻鎳元素通過擴(kuò)散大量進(jìn)入該區(qū)域，故半島中的合金元素比母材多。焊縫區(qū)域C的鉻、鎳含量明顯低于區(qū)域A，原因是該區(qū)域更接近熔池底部，受母材的稀釋作用強(qiáng)。母材區(qū)域D因焊接時(shí)受焊接熱的作用溫度較高，少量合金元素?cái)U(kuò)散至該區(qū)域，但其在高溫時(shí)間短于區(qū)域B，且與液態(tài)焊縫金屬僅為單側(cè)接觸，故受焊縫金屬元素?cái)U(kuò)散的影響較小，元素含量少。

“ 小島 ”“ 半島 ”形貌的形成機(jī)理可以從帶極電渣堆焊的特點(diǎn)及堆焊熔池的形成兩個(gè)方面進(jìn)行分析。

不同于電弧焊依靠電弧熱熔化焊材和母材，帶極電渣堆焊是利用電流流過液態(tài)熔渣產(chǎn)生的電阻熱熔化焊帶和母材表層形成液態(tài)金屬熔池，凝固后成為堆焊層。在電弧焊過程中，工件和焊絲間產(chǎn)生電弧，而電弧的高溫使得焊絲端部熔化形成熔滴，熔滴脫離焊絲，穿過電弧氣氛進(jìn)入金屬熔池，熔滴在自身重力、電磁收縮力和等離子流力等電弧力的作用下，從焊絲端頭到熔池的運(yùn)動(dòng)過程中不斷加速，電弧的本質(zhì)是一種電離狀態(tài)的氣體，對(duì)熔滴的阻礙作用很小，當(dāng)熔滴到達(dá)熔池時(shí)具有較高的動(dòng)能，對(duì)熔化的母材表層產(chǎn)生強(qiáng)烈的沖刷作用，電弧力除通過熔滴對(duì)熔池有作用力外，自身對(duì)熔池也有直接作用，熔池中的液態(tài)金屬在力的作用下產(chǎn)生攪拌運(yùn)動(dòng)，成分趨于均勻化。帶極電渣堆焊時(shí)，焊帶端頭在渣池電阻熱作用下熔化所形成的熔滴，脫落焊帶后必須穿過液態(tài)渣池才能進(jìn)入金屬熔池，熔滴受力情況與電弧焊相比有所變化。

帶極電渣堆焊時(shí)，熔滴受力模型如圖4所示，焊帶端頭形成的熔滴受到的力有：表面張力σ、電磁力F、重力G和熔渣的浮力f [3]。熔滴從焊帶端頭脫落進(jìn)入液態(tài)渣池后，受到的力有重力G、電磁力F和浮力f，電弧焊時(shí)，電弧氣氛的密度很小，熔滴在電弧中的浮力可以忽略;但帶極電渣堆焊時(shí)，熔渣密度為2.8～3.2 g/cm3，熔滴在熔池中受到的浮力與自身重力在同一數(shù)量級(jí)，是熔滴在渣池中運(yùn)動(dòng)的阻力，因此促進(jìn)熔滴運(yùn)動(dòng)的力比電弧氣氛中低得多，當(dāng)熔滴到達(dá)金屬熔池時(shí)，熔滴速度小，對(duì)熔池底部局部熔化的母材的沖刷作用弱，熔滴運(yùn)動(dòng)對(duì)熔池內(nèi)液態(tài)金屬的攪拌作用也比電弧熔滴過渡小，影響熔化焊材與熔化的母材之間的均勻混合，為“ 小島 ”或“ 半島 ”的形成提供了可能。

帶極電渣堆焊時(shí)，熔融態(tài)渣池的溫度較低，為1 700～2 200 ℃，遠(yuǎn)低于電弧焊接時(shí)電弧的溫度，使得熔池底部靠近固態(tài)母材的區(qū)域溫度較低，過熱度小，受熱后難以徹底熔化，母材晶界處易形成元素偏析，因此晶界處的微觀缺欠相對(duì)晶核內(nèi)部較多，熔池中熔化的金屬可沿晶界熔入母材，這種溶蝕作用使部分塊狀金屬從母材中分離飄入熔池，加上熔池液態(tài)金屬的流動(dòng)性差、凝固冷卻快、液態(tài)停留時(shí)間短，滯留在焊縫中形成“ 小島 ”，而沒有完全與母材基體分離的則成為“ 半島 ”。C、Cr、Ni等元素的擴(kuò)散受“ 小島 ”或“ 半島 ”溫度的制約，化學(xué)成分難以均勻，形成如圖2所示的分布特點(diǎn)。

2.2 堆焊金屬的組織特征及其形成過程

根據(jù)堆焊材料的鉻、鎳當(dāng)量和Fe70%-Cr-Ni偽二元合金相圖[4-5]可以確定，試驗(yàn)堆焊熔池在冷卻凝固過程中以FA（Ferrite and Austenite，鐵素體-奧氏體模式）模式凝固結(jié)晶，首先從液態(tài)金屬中析出一次δ鐵素體，隨著溫度的下降，在δ鐵素體枝晶晶界處發(fā)生δ-γ轉(zhuǎn)變，析出二次奧氏體，形成如圖5所示的金屬組織。圖5中黑色為δ鐵素體相，整體上沿柱狀晶方向生長，灰白色為γ奧氏體基體，這種混合組織有利于抗熱裂紋[5]。

采用能譜（EDS）分析圖6中γ相和δ相的鉻、鎳合金元素的含量，結(jié)果如表3所示。

由表3可知，奧氏體對(duì)應(yīng)點(diǎn)的鉻含量為17%～

18%，鎳含量約為8%，成分起伏較小;δ相內(nèi)鉻含量為18%～23%，鎳含量為3.8%～7.6%，成分變化較大。產(chǎn)生差異的原因與焊縫金屬冷卻過程中的凝固和相變有關(guān)。Cr為鐵素體形成元素，Ni為奧氏體形成元素，焊接過程中焊縫金屬在高溫停留時(shí)間短，凝固速度快，合金成分均勻化受到限制。Cr、Ni元素在奧氏體-鐵素體邊界的擴(kuò)散控制了相變的性質(zhì)與速率，決定了堆焊金屬的組織形貌變化。

堆焊金屬凝固時(shí)，從熔池液態(tài)金屬中析出的初始δ鐵素體在形核過程中產(chǎn)生了Cr偏析，生成的一次鐵素體樹枝晶晶核處富鉻貧鎳，枝晶間和晶界處富鎳貧鉻。隨著溫度的下降，當(dāng)過冷度滿足δ-γ轉(zhuǎn)變時(shí)，在富鎳貧鉻的δ鐵素體樹枝晶的晶界處開始形成二次奧氏體的晶核，并沿著一次鐵素體枝晶的邊界向晶粒中心迅速生長。隨著奧氏體晶粒的長大，剩余的一次δ鐵素體的體積越來越小，因溫度下降速度很快，δ-γ轉(zhuǎn)變處于非平衡狀態(tài)，較多的富鉻貧鎳的δ-鐵素體相晶核來不及轉(zhuǎn)變被保留下來，成為殘余δ-鐵素體，分散在新生的二次奧氏體晶粒之間，二次奧氏體的生長程度決定了殘余δ-鐵素體的形貌。

二次奧氏體晶粒的長大與焊接過程的熱輸入、冷卻速度、鉻鎳元素的擴(kuò)散速率等密切相關(guān)[6]。當(dāng)焊接熱輸入為142.8 kJ/cm時(shí)，焊縫金屬凝固冷卻速度緩慢，二次奧氏體晶粒有充足的時(shí)間沿一次δ鐵素體枝晶界向中心長大，彼此相鄰的晶粒能長到相互接觸，殘留的δ鐵素體位于原一次δ鐵素體的晶核處，被二次奧氏體晶粒包圍，形成了斷續(xù)、彎曲的蠕蟲狀形貌，如圖5a所示。

當(dāng)焊接熱輸入為58.5 kJ/cm時(shí)，熱輸入較小，冷卻速度加快，Cr和Ni等合金元素奧氏體-鐵素體邊界的擴(kuò)散受到影響，相變反應(yīng)緩慢，二次奧氏體晶粒沒有足夠的時(shí)間長大，相鄰晶粒長不到相互接觸就停止了相變，δ鐵素體仍舊彼此相連，形成了網(wǎng)絡(luò)狀結(jié)構(gòu)，形態(tài)酷似骨架，故稱之為骨架狀δ鐵素體，圖5b中即為細(xì)長連續(xù)的骨架狀組織。

當(dāng)焊接熱輸入為44.6 kJ/cm時(shí)，冷卻速度進(jìn)一步提高，熱量損失加劇，相變時(shí)間減小，鉻、鎳等元素的擴(kuò)散成為制約δ-γ相變過程二次奧氏體晶粒長大的主要因素，為滿足相變需求，元素的擴(kuò)散只能縮短擴(kuò)散距離，相變以緊密排列的板條狀形態(tài)進(jìn)行。δ鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)闄M切過原始枝狀晶或胞狀晶生長方向的板條狀δ鐵素體組織，如圖5c的左側(cè)所示，圖5c右側(cè)為密集、粗大、連續(xù)的骨架狀δ鐵素體。

3 結(jié)論

（1）ESW堆焊時(shí)，熔滴因受渣池浮力的影響，進(jìn)入金屬熔池的速度小，對(duì)熔池底部熔化母材的沖刷作用和對(duì)熔池內(nèi)液態(tài)金屬的攪拌作用弱，是熔合區(qū)形成“ 小島 ”和“ 半島 ”形貌的條件之一，液態(tài)金屬沿母材晶界的熔蝕，使塊狀母材飄入熔池是“ 小島 ”和“ 半島 ”形貌形成的另一原因?！?小島 ”和“ 半島 ”區(qū)域的成分分布特點(diǎn)，與電渣堆焊液態(tài)熔池的過熱度小、流動(dòng)性差、凝固冷卻快、液態(tài)停留時(shí)間短，化學(xué)成分難以均勻有關(guān)。

（2）ESW堆焊金屬的組織為奧氏體+殘余δ鐵素體。殘余δ-鐵素體的形貌由堆焊金屬固態(tài)相變時(shí)二次奧氏體的析出程度決定。焊接熱輸入和冷卻速度是影響二次奧氏體析出的主要因素。焊接熱輸入越低，冷卻速度越高，二次奧氏體的析出越不完善，殘余δ鐵素體量越多，形貌由蠕蟲狀、斷續(xù)狀演變?yōu)榧?xì)長連續(xù)的骨架狀和密集粗大的骨架狀，直到密排的板條狀。

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