304不銹鋼TIG焊接工藝及數值模擬

趙先銳 左敦穩 張強勇 劉桂香 杜訓柏

摘要：采用TIG焊對304不銹鋼進行平板焊接試驗，并從微觀組織、力學性能方面對試驗結果進行分析，選出最佳工藝參數為：焊接電流310 A、焊接速度13 mm/s。通過金相組織表征、X射線熒光衍射和電子背散射衍射等分析方法得出焊接接頭的焊縫組織奧氏體和鐵素體組成。采用大型通用有限元模擬軟件Abaqus，選用雙橢球熱源模型對TIG焊接過程進行模擬。將模擬獲得的焊縫截面形貌與試驗獲得的焊縫截面形貌進行對比，并根據對比結果優化模擬模型，為實現工藝參數優化提供參考。

關鍵詞：304不銹鋼;TIG焊接;溫度場;數值模擬

中圖分類號：TG457.11 ? ? ?文獻標志碼：A ? ? ? ? 文章編號：1001-2003（2021）05-0049-07

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.05.09

0 ? ?前言

304奧氏體不銹鋼因具有優良的高溫力學性能和高溫抗氧化性能，焊接性能良好，廣泛應用于工業領域[1]。在工業生產中經常采用鎢極氬弧焊（TIG）焊接不銹鋼，自動鎢極氬弧焊具有高效、優質、成形美觀等優點，適用于薄板自熔焊接[2]。

針對304不銹鋼TIG焊接，國內外研究者做了大量的研究工作。王麗[3]在進行304不銹鋼焊接時對比了涂敷和未涂敷活性焊劑，結果表明在涂敷活性焊劑時候焊縫熔寬顯著增加，熔深有所減少。郭富永[4]結合304不銹鋼焊接特點進行了手工鎢極氬弧焊的評定性試驗，結果表明在合適的工藝參數下，焊接接頭宏觀檢查未發現焊接缺陷、力學性能滿足要求、耐晶間腐蝕能力強、鐵素體含量穩定，評定結果合格，可用于實際生產。高翔宇[5]針對工藝參數對TIG焊接溫度場的影響規律進行了有限元模擬研究，結果表明焊接電流對焊接熱循環的峰值溫度影響顯著。方逸塵[6]研究了焊接速度對304奧氏體不銹鋼薄板焊接接頭組織性能的影響，結果表明焊接接頭組織均由奧氏體和鐵素體組成，焊接速度增大的同時，焊縫區鐵素體含量增大。

文中采用Abaqus數值模擬軟件，選用雙橢球熱源模型，分析了304奧氏體不銹鋼焊接中溫度場分布情況[7]，并將實際試驗結果與模擬結果進行對比分析，反復修正熱源模型參數，保證實際與模擬的焊縫形貌的匹配度良好，為進一步研究奧氏體不銹鋼焊接性能積累基礎科學數據。

1 試驗材料及焊接方法

304不銹鋼試驗板材規格為：100 mm×100 mm

×3 mm （長×寬×厚）。焊接接頭形式為平板對接，焊接前不開破口。焊前通過直讀光譜儀測定304不銹鋼母材的元素含量，結果如表1所示。其中Cr、Ni含量比符合18-8型304奧氏體不銹鋼的要求。

試驗選用奧太熱絲TIG焊機，型號WSM-400R，其主要性能參數如表2所示。焊接試驗選取不填絲的方法，即TIG自熔焊接。

針對焊接電流和焊接速度采用控制變量的方法進行試驗，工藝參數變化規律如表3所示。焊接電流分別為290 A、300 A、310 A、320 A。在實際試驗中，當焊接速度低于10 mm/s時，熱源停留時間長，試板極易焊穿;焊接速度大于16 mm/s時，由于熱輸入不足，焊接板材易出現未焊透現象。因此結合華威自動小車檔位設置規范，本次試驗焊接速度為10 mm/s、13 mm/s、16 mm/s。TIG焊接焊件與鎢電極尖端的距離設定為4 mm，正面保護氣體為氬氣純度99.99%，氣體流量15 L/min。

2 焊接接頭微觀組織及力學性能分析

2.1 焊接接頭微觀組織分析

軋制奧氏體不銹鋼微觀組織如圖1a所示，可以明顯看出沿著軋制方向排列著少量高溫殘留鐵素體（δ鐵素體），δ鐵素體是由于凝固和熱-機械加工時鐵素體主要生成元素（鉻）發生偏聚而產生的，呈條狀，其體積分數較低（一般少于2%～3%）。

根據Fe-Cr-Ni系w（Fe）=70%的偽二元相圖可知，奧氏體不銹鋼焊接完成后焊縫的室溫微觀組織取決于凝固行為和隨后的固態相變，熔池金屬凝固析出的初始相是奧氏體或鐵素體，合金成分18Cr-12Ni是這兩種凝固初始析出相的分界線。同時結合本試驗材料的Cr/Ni含量的比值20/8，高于18/12，可見奧氏體不銹鋼凝固初始相為鐵素體，凝固終了前由包共晶反應生成奧氏體，即凝固模式為FA。由于Fe-Cr-Ni三元素中w（Fe）=70%的偽二元相圖中奧氏體和鐵素體的固溶線都有一個向右的彎曲度，因此在最終冷卻至室溫時，將呈現出奧氏體和鐵素體的混合組織，焊縫中心主要有等軸的奧氏體基體和部分樹枝狀的δ鐵素體組成（見圖1b）。在平衡凝固條件下，304不銹鋼的組織主要由奧氏體（γ-Fe）組成。然而，在非平衡快速凝固條件下，較高的冷卻速度會導致δ鐵素體→γ奧氏體轉變不完全，一些亞穩態δ-Fe不可避免地會保留下來[8-9]。因此，本研究對于焊接過程中溫度場分布規律的后續研究極具價值。

在熔合線附近存在細小的柱狀樹枝晶區域（見圖1c），且柱狀晶沿著垂直于熔合線的方向生長，這是因為焊縫熔合線附近材料由于母材的冷卻作用，溫度梯度較大，此時依附于熔合區母材表面形成的晶核會優先沿著最大溫度梯度方向生長，形成柱狀晶。相比于母材，熱影響區的晶粒并未出現明顯的晶粒粗化現象，這是因為焊接速度快，且只在焊縫局部區域加熱，母材受到的熱作用較小，因此熱影響區的晶粒并未發生明顯的長大。

焊接接頭低倍、高倍斷口形貌如圖2所示。從低倍斷口形貌可以觀察到焊接接頭表面滑移和頸縮區，這是“ 杯錐型 ”斷裂的典型特征，如圖2a黑色圈所示。通過高倍斷口形貌對不同微區進行詳細研究，以進一步確定斷裂的性質，焊接粗韌窩周圍有尺寸較小的韌窩，如圖2b所示，此斷裂類型為韌性斷裂。

2.2 焊接接頭物相分析

2.2.1 焊縫區域XRD分析

由于鐵素體向奧氏體轉變是一個擴散控制過程，而焊接過程中的快速冷卻不能提供足夠的時間來完成相變。因此，不完全轉變導致骨架δ-Fe樹枝晶在奧氏體基體中保留。

在本次X射線熒光衍射試驗中，掃描角度范圍30°～105°，掃描速度3 °/min。TIG焊焊接接頭的XRD分析結果如圖3所示，發現了δ-Fe相和γ-Fe相。TIG焊焊接接頭的γ（200）衍射峰波峰強度最高。

2.2.2 焊接接頭EDS分析

對TIG焊接接頭焊縫組織中析出相進行EDS成分測試，以推斷焊縫物相組成。焊縫中心處EDS點成分測試部位如圖4所示，可以看出，在TIG焊接接頭的焊縫中心，隨著高溫δ鐵素體→γ奧氏體轉變的進行，殘余鐵素體中的Cr等鐵素體形成元素不斷富集，Ni等奧氏體形成元素不斷貧化，隨著焊縫金屬的冷卻，當處于鐵素體擴散受到限制的較低溫度時，相變受到遏制，轉變過程逐漸穩定，最終呈現蠕蟲狀（骨架狀）鐵素體，此凝固模式為標準的FA模式。

焊縫中心處析出相EDS測試點主要元素含量如表4所示。由SEM圖片和EDS測試結果可以看出，304不銹鋼TIG奧氏體基體中析出相為高Cr、低Ni的Fe-Cr金屬間化合物，稱為σ相，σ相性硬而脆，其硬度可達68 HRC。σ相的析出導致焊縫的沖擊韌度急劇下降，該現象稱為“ σ相脆化 ”。通常認為，σ相是由鐵素體演變而來，當鋼中鐵素體的體積分數超過5%時，很快就會形成σ相。因此，為了防止高溫下工作的不銹鋼出現σ相，必須控制鐵素體含量。為了消除已經生成的σ相，恢復焊接接頭韌度，可以將焊接接頭加熱到1 000～1 050 ℃后快速冷卻。

2.3 不同焊接參數拉伸性能分析

按照GB/T-2651規定制備焊接接頭拉伸試樣。拉伸試驗在電子萬能試驗機進行，試驗拉伸速率為5 mm/min，獲取焊接接頭的抗拉強度和延伸率，斷裂位置均為焊縫中心。

不同參數下試樣拉伸性能結果如表5所示。由表5可知，當焊接電流為310 A、焊接速度為13 mm/s時，拉伸力達到最大值25.49 kN，拉伸試樣抗拉強度為629.38 MPa，達到母材抗拉強度的88.98%。此時延伸率達到47.50%。當焊接速度為10 mm/s時，接頭抗拉強度急劇下降。這是因為在焊接電流相同的前提下，焊接速度慢，則焊接接頭的熱輸入大，高溫停留時間長，接頭內部的晶粒有足夠的熱量長大，抵抗變形的能力變差，從而導致接頭抗拉強度急劇下降。

如圖5a所示，控制焊接速度13 mm/s不變，試樣的峰值應力隨著焊接電流的增大呈現先增大后減小的趨勢，在310 A時峰值應力、抗拉強度達到峰值。同理，如圖5b所示，控制焊接電流不變，改變焊接速度，在13 mm/s時峰值應力、抗拉強度達到峰值。

2.4 不同焊接參數顯微硬度分析

制取金相試樣后，從焊縫中心到兩側取30個測試點，且測試點沿焊縫中心點對稱分布，測試區域包括焊縫中心、熔合線、熱影響區及母材區域。

不同焊接參數下焊接接頭顯微硬度分布如圖6所示。圖6a為控制焊接速度13 mm/s不變，焊接電流選取290 A和310 A，圖6b為控制焊接電流310 A不變，焊接速度選取13 mm/s和16 mm/s。對比發現，整體上焊縫區域顯微硬度低于母材區域，當焊接熱輸入較大時焊縫區域受到焊接熱循環作用，可能會發生一定程度的晶粒增大，硬度略有降低。

3 焊接溫度場數值模擬

3.1 基本熱傳導方程及熱源模型

304不銹鋼熱物性參數隨溫度的變化十分明顯，因此溫度變化對材料的力學性能有顯著影響，故對于焊接殘余應力、焊接變形等研究必須建立在準確的三維瞬態溫度場的基礎上[9]。

TIG焊接過程需要考慮厚度方向上熱量傳遞的過程，因此屬于三維瞬態熱傳導過程，依據能量守恒定理和傳熱學中經典的傅里葉方程，在笛卡爾坐標系中，考慮厚度方向能量傳遞，可以建立非線性的三維瞬時熱傳導方程為：

式中 ρ為材料密度（單位：kg/m3）;C為材料比熱容[單位：J/ （kg·K）];T為關于位置和時間的溫度分布函數;Kx、Ky、Kz分別為材料沿x、y、z方向的熱傳導系數（單位：W/m2·K）;Q=Q （x，y，z，T）為物體內部的熱流密度。上述參數除了時間t外都與溫度相關，對于一般焊接過程而言，焊接本身并不產生內熱量，因此Q=0。

該偏微分方程式是傳熱理論最基本的公式，適用傳導問題的數學描述，如焊接、熱處理、鑄造等熱過程。然而實現焊接溫度場模擬僅僅運用上述微分方程是不夠的，要結合實際工況中模型的初始條件和復雜的邊界條件加以求解[10]。

Goldak[11]提出了現階段應用較為廣泛的雙橢球熱源模型，適合于模擬氣保焊等常見焊接方法。雙橢球模型是由兩個軸長不同的橢球體的1/4組成的，其熱流密度函數也分為兩部分，分別由qf、qr表示，其中qf+qr=2，其值所占比例大小，根據經驗并對比實際試驗結果反復修正所得。

式中 qf、qr為熱源前、后部分的熱流密度分布函數;af、ar、bh、ch為雙橢球體熱源的形狀參數;ff、fr為熱輸入，熱源前、后部分熱輸入的比重。

3.2 溫度場模擬過程

文中利用CAE軟件Abaqus對焊接過程進行數值模擬，從創建物理模型開始，完成前處理操作之后提交計算。本次模擬試驗參數選取TIG焊接試驗最佳參數焊接電流310 A，焊接電壓為12 V，焊接速度13 mm/s，焊接熱效率0.7。將計算結果與實際試驗結果進行對比分析，如焊縫輪廓是否匹配，溫度場分布是否趨近。反復修正模型以達到預期結果，模擬過程如圖7所示。

3.3 模擬焊縫橫截面與實際焊縫橫截面對比

焊接模擬穩定狀態下的焊縫橫截面與實際拍攝的焊縫橫截面超景深圖片進行對比，如圖8所示，忽略實際焊縫的下塌量，焊縫形貌基本相同，可以驗證模擬中熔池形貌的正確性。

3.4 焊接不同時刻表面溫度場云圖

焊接過程中，焊接各時刻表面溫度場云圖如圖9所示。由圖9a可知，焊接前，焊件處于室溫狀態為20 ℃;當熱源作用到焊件時，溫度急劇升高，如圖9b所示;隨著焊接過程的進行，溫升區域逐漸擴大，如圖9c所示;焊接結束后，隨著焊件向周圍散熱，溫度逐漸降低，如圖9d所示。

3.5 焊接不同時刻側面溫度場云圖

焊接過程中不同時刻焊縫縱截面溫度場模擬結果如圖10所示。可以看出，熔池的最高溫度區域都集中在電弧作用范圍內，與熔池表面的溫度場分布相同，焊接過程中孔外的溫度場沿著焊接相反的方向擴散，范圍不斷擴大，且擴散邊緣溫度場分布比靠近小孔中心稀疏得多，溫度梯度也小得多。

3.6 焊接穩定時刻溫度場3D云圖

電弧作用到焊件瞬間，焊件溫度急劇升高，在極短時間內達到基體金屬的熔點，焊縫區域的母材金屬達到完全熔融狀態。高溫區域主要集中在焊縫兩側2 mm范圍內。

焊件上表面溫度分布如圖11所示，由圖11可知，在焊接開始階段，焊件受到激光熱源作用的范圍較小，其中心處溫度最高，可達2 000 ℃。焊縫區溫度處于不穩定且持續升高的狀態。隨著激光熱源的移動，材料受熱形成熔池范圍增大，分布形狀類似于橢球形，此時溫度云圖形狀近似準穩態。

4 結論

（1）通過TIG焊接獲取了無明顯缺陷的304不銹鋼全熔透焊接接頭，通過控制變量的方法截取最佳工藝參數下（焊接電流310 A，焊接速度13 mm/s）

焊接接頭的拉伸試樣，抗拉強度達到母材的88.98%，延伸率達到47.50%。

（2）TIG焊接接頭組織是奧氏體基體上分布著骨架狀、蠕蟲狀鐵素體組織，存在明顯的過渡帶和熱影響區。拉伸斷口形貌呈現“ 杯錐狀 ”，斷裂類型為韌性斷裂。

（3）雙橢球熱源模型的焊縫形貌與實際試驗獲得的焊縫形貌吻合良好，進一步驗證了模型的可靠性，能較好地模擬304不銹鋼TIG焊接過程。焊接過程中相對于熱源中心位置，溫度場沿著焊接相反方向的擴散區域越來越廣，且擴散邊緣溫度場分布比靠近熱源中心稀疏得多，溫度梯度也小得多。

參考文獻：

楊斯達，劉立安，趙淘，等. 兩種奧氏體不銹鋼TIG焊接頭力學性能及組織對比研究[J]. 電焊機，2019，49（3）：110-114.

崔麗，朱學軍，栗卓新. 不銹鋼薄板高速鎢極氬弧焊的研究[J]. 熱加工工藝，2005（4）：25-27.

王麗，梁文武，鄭崇林，等. 304不銹鋼A-TIG焊的試驗研究[J]. 機械研究與應用，2010（5）：67-68.

郭富永，丁雪興，李永紅，等. 奧氏體不銹鋼304的TIG焊接[J]. 現代焊接，2010（5）：63-65.

劉翔宇. 工藝參數對TIG焊接溫度場影響規律的有限元模擬[J]. 承德石油高等?？茖W校學報，2016，18（2）：22-27.

方逸塵，韋春華，郭建超，等. 焊接速度對不銹鋼薄板鎢極氬弧焊接頭組織性能的影響[J]. 熱加工工藝，2019（7）：.

劉兆全，張玉妥，董文超. 310S奧氏體不銹鋼TIG自熔焊熱源模型與溫度場模擬[J]. 沈陽理工大學學報，2017（5）：57-60.

Decroix J H. Deformation Under Hot Working Conditions. The Iron and SteelInstitute，London，1968.

H Hanninen，J Romu，R Ilola，et al. Effects of processing and manufacturing of high nitrogen-containing stainless steels on their mechanical，corrosion and wear properties[J]. Journal of Materials Processing Technology，2001.

徐育烺. 6061-T6鋁合金激光焊接頭組織性能及熱力耦合研究[D]. 江蘇：江蘇科技大學， 2019.

Goldak J，Chakravarti A，Bibby M . A new finite element model for welding heat sources[J]. Metallurgical Transactions B，1984，15（2）：299-305.