低鎳含氮奧氏體不銹鋼脈沖TIG焊接接頭組織性能研究

馮家瑋，江來珠，徐 鍇，尹立孟，方乃文，王海臣，徐亦楠

1.青拓集團(tuán)有限公司，福建 寧德 355006

2.哈爾濱焊接研究院有限公司，黑龍江 哈爾濱 150028

3.重慶科技學(xué)院 重慶 401331

0 前言

QN1803作為一種低Ni含N奧氏體不銹鋼，相對(duì)于傳統(tǒng)304奧氏體不銹鋼，Ni含量降低了60%，成本降低1/4，具有更優(yōu)異的力學(xué)性能與耐腐蝕性能，其耐點(diǎn)蝕當(dāng)量（Pitting Resistance Equivalent Num‐ber）PREN值在19.0以上［1-2］。同時(shí)QN1803還兼具良好的成形性能和焊接性能，因此被廣泛應(yīng)用于建筑裝飾、醫(yī)療器械、家電制品等領(lǐng)域［3-5］。在QN1803制造應(yīng)用過程中，焊接是關(guān)鍵的工序之一，針對(duì)其焊接工藝的研究具有較大的工程應(yīng)用價(jià)值。由于QN1803中N元素含量高于常規(guī)的奧氏體不銹鋼，需制定合理的焊接工藝及技術(shù)規(guī)程，以保證焊接質(zhì)量，充分發(fā)揮QN1803的優(yōu)良性能，促進(jìn)其工程化應(yīng)用。

脈沖TIG焊（Pulsed Tungsten Inert Gas Welding）作為一種電弧焊接方法，具有比TIG焊（Tungsten Inert Gas Welding）更小的焊縫寬度、更低的熱輸入和更快的熔池冷卻速度［6-8］，有利于改善奧氏體不銹鋼焊接接頭顯微組織、力學(xué)性能及耐晶間腐蝕性能。國內(nèi)學(xué)者對(duì)奧氏體不銹鋼的脈沖TIG焊工藝進(jìn)行了較多研究。黃文翔［9］等人研究了奧氏體不銹鋼超窄脈沖TIG焊焊接接頭腐蝕性能，指出脈沖TIG焊焊接耐腐蝕性能薄弱區(qū)為近縫區(qū)+熱影響區(qū)。韓曉輝［10］等人研究了不同熱輸入對(duì)激光搭接焊接頭晶間腐蝕敏感性的影響，研究發(fā)現(xiàn)隨著激光熱輸入提升，焊接接頭腐蝕性能下降，焊縫金屬呈明顯點(diǎn)蝕特征。顧玉芬［11］等人對(duì)奧氏體不銹鋼脈沖TIG焊熔池表面張力影響因素進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)二組元活性劑（70% TiO2+30% CaF2）的添加有利于改善熔池表面流動(dòng)性，增加熔深。方乃文［12］等人對(duì)低鎳含氮奧氏體不銹鋼激光-電弧復(fù)合焊的電弧特性及焊接組織性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著保護(hù)氣體中氮?dú)獗壤脑黾?，焊接熔深增加，熔寬降低，焊接飛濺及焊接氣孔也隨之增加，因此得出對(duì)于QN1803不銹鋼焊接保護(hù)氣中氮?dú)獗壤粦?yīng)超過15%。根據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)，國內(nèi)目前鮮有關(guān)于低鎳奧氏體不銹鋼脈沖TIG焊接工藝的研究報(bào)道。因此，本研究采用脈沖TIG焊工藝對(duì)QN1803低鎳含氮奧氏體不銹鋼板進(jìn)行焊接，研究焊接熱輸入對(duì)焊接接頭的顯微組織、力學(xué)性能及耐腐蝕性能的影響。同時(shí)采用MSC.Marc焊接仿真軟件，分析不同熱輸入條件下QN1803焊接接頭溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)分布趨勢(shì)，為其進(jìn)一步研究及工程應(yīng)用提供理論支持。

1 實(shí)驗(yàn)材料及設(shè)備

試樣采用QN1803不銹鋼試板，規(guī)格300 mm×200 mm×1.0 mm。材料成分如表1所示。焊接實(shí)驗(yàn)設(shè)備如圖1所示。焊接接頭形式為單面焊雙面成形。焊接前不開坡口，將焊縫中心兩側(cè)10 mm范圍內(nèi)打磨光亮并用丙酮清洗干凈。裝配間隙控制在0～0.5 mm。采用控制變量法進(jìn)行焊接實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)因素選擇焊接電流。焊接參數(shù)如表2所示，焊接電流變化范圍為170～210A，增量步為20A。

表1 QN1803不銹鋼化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 QN1803 stainless steel chemical composition（wt.%）

圖1 QN1803脈沖TIG焊接實(shí)驗(yàn)設(shè)備Fig.1 Welding process and experimental equipment of QN1803 pulsed TIG welding

表2 脈沖TIG焊工藝參數(shù)Table 2 Pulse TIG welding process parameters

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 焊接接頭宏觀形貌及顯微組織

QN1803奧氏體不銹鋼脈沖TIG焊焊接接頭宏觀形貌如圖2所示。其焊縫表面由點(diǎn)狀熔池排列疊加而成。焊縫連續(xù)平整，無燒穿、未焊透、氣孔等缺陷，焊接接頭熔合良好。

圖2 QN1803脈沖TIG焊接接頭宏觀形貌Fig.2 Macro-morphology of QN1803 Pulse TIG welded joints

對(duì)不同熱輸入下QN1803焊接接頭元素分布進(jìn)行波譜分析，如圖3所示?？芍缚p區(qū)（WM）、熱影響區(qū)（HAZ）、母材（BM）三個(gè)區(qū)域的N元素含量無明顯變化，并未因焊接熔池?cái)噭?dòng)及焊接熱輸入的增加引發(fā)產(chǎn)生固溶N原子以游離N2形式逸出的現(xiàn)象。分析認(rèn)為QN1803奧氏體不銹鋼中的Ni、Mn、Cu等元素可以保證N在熔池中的固溶度，確保焊接接頭 組織的穩(wěn)定。

圖3 QN1803焊接接頭各元素分布Fig.3 Distribution of elements in QN1803 welded joint

不同熱輸入條件下焊縫熔合線區(qū)（PMZ）及HAZ微觀組織形貌如圖4a、4b、4c所示。由圖可知隨著熱輸入的增加，在PMZ出現(xiàn)細(xì)小、垂直于熔合線生長(zhǎng)的柱狀晶。熱輸入越大，柱狀晶越明顯。分析認(rèn)為，由于母材的傳熱作用，熔合線-母材之間的溫度梯度較大，其邊界處晶粒會(huì)優(yōu)先沿著最大溫度梯度生長(zhǎng)并形成柱狀晶。且熱輸入越大，溫度梯度越大，過冷度越大，柱狀晶越明顯。與BM相比，HAZ組織并未出現(xiàn)明顯粗化現(xiàn)象。不同熱輸入下焊縫中心組織形貌如圖4d、4e、4f所示?？芍缚p中心為鐵素體+奧氏體混合組織。鐵素體呈黑色蠕蟲狀且均勻分布。隨著熱輸入的增加，鐵素體枝晶并未出現(xiàn)明顯長(zhǎng)大的現(xiàn)象。其焊縫凝固模式為FA模式。凝固初始焊縫組織為δ鐵素體，凝固過程中發(fā)生包晶反應(yīng)（δ+L→γ），大部分δ鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，但由于焊縫凝固冷卻速度較快，有部分δ鐵素體未發(fā)生轉(zhuǎn)變，使得焊縫中心在室溫下形成鐵素體+奧氏體混合組織。

圖4 QN1803不同熱輸入焊接接頭微觀組織形貌Fig.4 Micro-structure morphology of QN1803 welded joints with different heat input

2.2 焊接接頭力學(xué)性能分析

QN1803不銹鋼在不同熱輸入下焊接接頭力學(xué)性能如圖5a所示。QN1803焊后抗拉強(qiáng)度為650～700 MPa，且隨著熱輸入的增大，焊接接頭力學(xué)性能無明顯變化。圖5b為焊接接頭不同區(qū)域硬度測(cè)試結(jié)果。由圖可知，母材到焊縫中心的硬度呈先減小后趨于平穩(wěn)的總趨勢(shì)，而非先減小后增大的趨勢(shì)。這說明HAZ區(qū)力學(xué)性能并未出現(xiàn)明顯的弱化現(xiàn)象。隨著熱輸入增加，各區(qū)域顯微硬度呈下降趨勢(shì)。焊縫中心硬度達(dá)到240～260 HV。分析認(rèn)為這是由于焊后冷卻速率不同，導(dǎo)致焊接接頭組織不均勻性，因此各區(qū)域晶粒尺寸存在差異。從焊接接頭的微觀組織分析結(jié)果可知，熱輸入越低，晶粒尺寸越小，結(jié)合Hall-Patch公式與細(xì)晶強(qiáng)化理論可知，晶粒越細(xì)，晶界越多，阻礙位錯(cuò)和抵抗局部塑性變形能力越強(qiáng)，顯微硬度也越高。Hall-Patch公式如下：

圖5 QN1803不同熱輸入焊接接頭力學(xué)性能Fig.5 Mechanical properties of QN1803 welded joints with different heat input

式中 σy表示材料屈服強(qiáng)度；σ0表示移動(dòng)單個(gè)位錯(cuò)時(shí)產(chǎn)生的晶格摩擦阻力；Ky為常數(shù)，與材料的種類性質(zhì)及晶粒尺寸有關(guān)；d表示材料晶粒平均直徑。

2.3 焊接接頭腐蝕性能分析

不同熱輸入條件下QN1803焊接接頭極化曲線、點(diǎn)蝕電位及晶間腐蝕（10% HNO3+3% HF）速率表征結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，隨著熱輸入的增加，焊接接頭晶間腐蝕速率增大，點(diǎn)蝕電位降低，耐腐蝕性能下降。

圖6 QN1803不同熱輸入焊接接頭腐蝕性能Fig.6 Corrosion performance of QN1803 welded joints with different heat input

析出相成分分析結(jié)果如圖7所示，對(duì)不同熱輸入下HAZ及焊縫中心組織進(jìn)行SEM分析如圖，8所示。其中圖8a、8b、8c為HAZ組織；圖8d、8e、8f為焊縫中心組織。分析發(fā)現(xiàn)，在熱輸入大小為3.50kJ/cm時(shí)，樣品在HAZ的奧氏體晶界處存在析出相，由圖7可知，析出相主要成分為Fe、Cr的碳化物（M23C6、M7C3）。主要原因是HAZ區(qū)溫度處于奧氏體不銹鋼敏化區(qū)間（600～800℃），在此溫度范圍內(nèi)，C原子向奧氏體晶界處擴(kuò)散，并易與Cr、Fe形成化合物，造成晶界附近含Cr量降低而形成貧鉻區(qū)，容易導(dǎo)致焊縫耐腐蝕性能下降。

圖7 焊接接頭析出相成分Fig.7 Precipitated phase composition of welded joint

圖8 QN1803不同熱輸入焊接接頭析出相分布Fig.8 Distribution of precipitates in welded joints of QN1803 with different heat input

3 焊接過程數(shù)值模擬

3.1 焊接熱源及網(wǎng)格模型建立

基于上述的研究結(jié)果，采用MSC.Marc軟件對(duì)QN1803脈沖TIG焊平板建立焊接模型進(jìn)行分析。本次熱源模型采用雙橢球模型，這是由于雙橢球模型可精確描述焊接方向上能量密度不均勻性，同時(shí)可準(zhǔn)確反映能量密度沿厚度方向的衰減特征［13］，適用于本文脈沖TIG焊工藝。雙橢球模型熱流分布表達(dá)式如下：

式中 Qf、Qr為前后橢球體熱源功率；ff、fr分別為前后橢球熱量分布函數(shù)，af、ar分別為橢球的前長(zhǎng)和后長(zhǎng)；b為1/2橢球?qū)挾?；c為橢球深度。

為獲得準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果，模型采用六面體不均等網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格模型如圖9所示。即在焊縫區(qū)采用細(xì)網(wǎng)格劃分，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)使用粗網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格總3D單元數(shù)為1 140，節(jié)點(diǎn)數(shù)為1 628。QN1803材料物理性能如表3所示。計(jì)算工況選用熱-結(jié)構(gòu)工況，邊界條件的熱分析法焊接體積對(duì)流約束及單元面對(duì)流約束。

圖9 QN1803脈沖TIG焊平板焊接網(wǎng)格模型Fig.9 Mesh model of QN1803 pulse TIG welding plate welding

表3 QN1803材料物理性能Table 3 Physical properties of QN1803 materials

不同熱輸入條件下QN1803脈沖TIG焊焊接熱源校核結(jié)果如圖10所示。由圖可知，3D熱源模擬熔池形貌與實(shí)際焊縫形貌基本相同，匹配度良好，可以驗(yàn)證模擬中所選雙橢球熱源模型的合理性，因此本模擬試驗(yàn)中的諸多參數(shù)可用于后續(xù)結(jié)構(gòu)件的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)等研究。

圖10 不同熱輸入的QN1803脈沖TIG焊焊接熱源校核結(jié)果Fig.10 QN1803 pulse TIG welding heat source verification results with different heat input

不同焊接熱輸入下QN1803脈沖TIG焊焊接模擬溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)分布云圖如圖11所示；其中圖11a、11b、11c為焊接溫度場(chǎng)云圖，圖11d、11e、11f為焊接應(yīng)力場(chǎng)云圖。由圖11a、11b、11c可知，模擬得到焊接熔池長(zhǎng)度及寬度隨熱輸入增大而增加，且溫度場(chǎng)高溫區(qū)范圍不斷擴(kuò)大。由圖11d、11e、11f可知，焊接殘余應(yīng)力主要集中正在PWZ區(qū)及HAZ區(qū)，且隨熱輸入增加，殘余應(yīng)力場(chǎng)范圍不斷擴(kuò)大。

圖11 不同焊接熱輸入下QN1803脈沖TIG焊焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)分布云圖Fig.11 QN1803 pulse TIG welding temperature field and stress field distribution cloud diagram

焊接過程中溫度及殘余應(yīng)力動(dòng)態(tài)分布曲線如圖12所示，主要體現(xiàn)的是從焊接開始至冷卻到200℃的焊接接頭的殘余應(yīng)力與溫度分布。由圖可知，隨著焊接過程的進(jìn)行和焊接溫度場(chǎng)變化，焊接接頭應(yīng)力始終呈M型分布，即殘應(yīng)力峰值始終處于PMZ區(qū)和HAZ區(qū)。不同熱輸入下殘余應(yīng)力峰值變化趨勢(shì)如圖13所示。由圖可知，隨著熱輸入的增加，殘余應(yīng)力峰值呈上升趨勢(shì)。這是因?yàn)楹附咏宇^溫度梯度隨熱輸入的增加而增大，且溫度梯度越大，母材受熱膨脹對(duì)PMZ區(qū)和HAZ區(qū)的拉應(yīng)力越強(qiáng)，殘余應(yīng)力越大。

圖12 不同時(shí)間的焊接接頭溫度及殘余應(yīng)力動(dòng)態(tài)分布曲線Fig.12 The dynamic distribution curve of welding joint temperature and residual stress at different times

圖13 不同熱輸入下殘余應(yīng)力峰值變化趨勢(shì)Fig.13 Trend of peak residual stress under different heat input

4 結(jié)論

（1）采用脈沖TIG焊對(duì)節(jié)Ni含N奧氏體不銹鋼QN1803進(jìn)行焊接實(shí)驗(yàn)，得到的焊接接頭與母材熔合良好，焊縫表面連續(xù)平整，未見燒穿、未焊透、氣孔等缺陷。室溫下焊縫中心組織由鐵素體和奧氏體組成。

（2）隨著熱輸入的增加，在PMZ區(qū)出現(xiàn)明顯的柱狀晶，而HAZ區(qū)組織未出現(xiàn)明顯粗化現(xiàn)象。QN1803焊后抗拉強(qiáng)度在650～700 MPa，焊縫中心硬度達(dá)到240～260 HV。熱輸入增加對(duì)焊接接頭力學(xué)性能影響不大，但會(huì)降低WM區(qū)及HAZ區(qū)耐腐蝕性能。

（3）雙橢球熱源模型與QN1803脈沖TIG焊焊接過程良好吻合。焊縫截面形貌與實(shí)際焊縫接近，進(jìn)一步驗(yàn)證了熱源模型的可靠性。根據(jù)模擬結(jié)果，焊接接頭殘余應(yīng)力峰值始終處于PMZ區(qū)及HAZ區(qū)，且隨著熱輸入增加呈上升趨勢(shì)。

（4）綜合試驗(yàn)結(jié)果和模擬數(shù)據(jù)可知，QN1803脈沖TIG焊工藝建議采用2.80～3.20 kJ/cm的熱輸入范圍值（板厚0.8～1.2 mm），以保證其焊接接頭具有理想的顯微組織與良好的力學(xué)性能與耐腐蝕性能。

（5）QN1803低鎳含氮奧氏體不銹鋼具有良好的焊接性能，但相比較于304不銹鋼，其高氮、高碳含量的設(shè)計(jì)會(huì)降低焊后接頭的耐晶間腐蝕性能。因此需進(jìn)一步完善其焊接工藝，改善其焊接接頭耐腐蝕性能。