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.重慶科技學院 重慶 401331

0 前言

QN1803作為一種低Ni含N奧氏體不銹鋼，相對于傳統304奧氏體不銹鋼，Ni含量降低了60%，成本降低1/4，具有更優異的力學性能與耐腐蝕性能，其耐點蝕當量（Pitting Resistance Equivalent Num‐ber）PREN值在19.0以上［1-2］。同時QN1803還兼具良好的成形性能和焊接性能，因此被廣泛應用于建筑裝飾、醫療器械、家電制品等領域［3-5］。在QN1803制造應用過程中，焊接是關鍵的工序之一，針對其焊接工藝的研究具有較大的工程應用價值。由于QN1803中N元素含量高于常規的奧氏體不銹鋼，需制定合理的焊接工藝及技術規程，以保證焊接質量，充分發揮QN1803的優良性能，促進其工程化應用。

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、力學性能及耐晶間腐蝕性能。國內學者對奧氏體不銹鋼的脈沖TIG焊工藝進行了較多研究。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為近縫區+熱影響區。韓曉輝［10］等人研究了不同熱輸入對激光搭接焊接頭晶間腐蝕敏感性的影響，研究發現隨著激光熱輸入提升，焊接接頭腐蝕性能下降，焊縫金屬呈明顯點蝕特征。顧玉芬［11］等人對奧氏體不銹鋼脈沖TIG焊熔池表面張力影響因素進行研究，發現二組元活性劑（70% TiO2+30% CaF2）的添加有利于改善熔池表面流動性，增加熔深。方乃文［12］等人對低鎳含氮奧氏體不銹鋼激光-電弧復合焊的電弧特性及焊接組織性能進行了研究，發現隨著保護氣體中氮氣比例的增加，焊接熔深增加，熔寬降低，焊接飛濺及焊接氣孔也隨之增加，因此得出對于QN1803不銹鋼焊接保護氣中氮氣比例不應超過15%。根據現有文獻，國內目前鮮有關于低鎳奧氏體不銹鋼脈沖TIG焊接工藝的研究報道。因此，本研究采用脈沖TIG焊工藝對QN1803低鎳含氮奧氏體不銹鋼板進行焊接，研究焊接熱輸入對焊接接頭的顯微組織、力學性能及耐腐蝕性能的影響。同時采用MSC.Marc焊接仿真軟件，分析不同熱輸入條件下QN1803焊接接頭溫度場及應力場分布趨勢，為其進一步研究及工程應用提供理論支持。

1 實驗材料及設備

試樣采用QN1803不銹鋼試板，規格300 mm×200 mm×1.0 mm。材料成分如表1所示。焊接實驗設備如圖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10 mm范圍內打磨光亮并用丙酮清洗干凈。裝配間隙控制在0～0.5 mm。采用控制變量法進行焊接實驗，實驗因素選擇焊接電流。焊接參數如表2所示，焊接電流變化范圍為170～210A，增量步為20A。

表1 QN1803不銹鋼化學成分（質量分數，%）Table 1 QN1803 stainless steel chemical composition（wt.%）

圖1 QN1803脈沖TIG焊接實驗設備Fig.1 Welding process and experimental equipment of QN1803 pulsed TIG welding

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

2 實驗結果分析

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。其焊縫表面由點狀熔池排列疊加而成。焊縫連續平整，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

對不同熱輸入下QN1803焊接接頭元素分布進行波譜分析，如圖3所示。可知焊縫區（WM）、熱影響區（HAZ）、母材（BM）三個區域的N元素含量無明顯變化，并未因焊接熔池攪動及焊接熱輸入的增加引發產生固溶N原子以游離N2形式逸出的現象。分析認為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（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出現細小、垂直于熔合線生長的柱狀晶。熱輸入越大，柱狀晶越明顯。分析認為，由于母材的傳熱作用，熔合線-母材之間的溫度梯度較大，其邊界處晶粒會優先沿著最大溫度梯度生長并形成柱狀晶。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組織并未出現明顯粗化現象。不同熱輸入下焊縫中心組織形貌如圖4d、4e、4f所示。可知焊縫中心為鐵素體+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明顯長大的現象。其焊縫凝固模式為FA模式。凝固初始焊縫組織為δ鐵素體，凝固過程中發生包晶反應（δ+L→γ），大部分δ鐵素體轉變為奧氏體，但由于焊縫凝固冷卻速度較快，有部分δ鐵素體未發生轉變，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 焊接接頭力學性能分析

QN1803不銹鋼在不同熱輸入下焊接接頭力學性能如圖5a所示。QN1803焊后抗拉強度為650～700 MPa，且隨著熱輸入的增大，焊接接頭力學性能無明顯變化。圖5b為焊接接頭不同區域硬度測試結果。由圖可知，母材到焊縫中心的硬度呈先減小后趨于平穩的總趨勢，而非先減小后增大的趨勢。這說明HAZ區力學性能并未出現明顯的弱化現象。隨著熱輸入增加，各區域顯微硬度呈下降趨勢。焊縫中心硬度達到240～260 HV。分析認為這是由于焊后冷卻速率不同，導致焊接接頭組織不均勻性，因此各區域晶粒尺寸存在差異。從焊接接頭的微觀組織分析結果可知，熱輸入越低，晶粒尺寸越小，結合Hall-Patch公式與細晶強化理論可知，晶粒越細，晶界越多，阻礙位錯和抵抗局部塑性變形能力越強，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性能Fig.5 Mechanical properties of QN1803 welded joints with different heat input

式中 σy表示材料屈服強度；σ0表示移動單個位錯時產生的晶格摩擦阻力；Ky為常數，與材料的種類性質及晶粒尺寸有關；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、點蝕電位及晶間腐蝕（10% HNO3+3% HF）速率表征結果如圖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

析出相成分分析結果如圖7所示，對不同熱輸入下HAZ及焊縫中心組織進行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。分析發現，在熱輸入大小為3.50kJ/cm時，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區溫度處于奧氏體不銹鋼敏化區間（600～800℃），在此溫度范圍內，C原子向奧氏體晶界處擴散，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，容易導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 焊接過程數值模擬

3.1 焊接熱源及網格模型建立

基于上述的研究結果，采用MSC.Marc軟件對QN1803脈沖TIG焊平板建立焊接模型進行分析。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，同時可準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，af、ar分別為橢球的前長和后長；b為1/2橢球寬度；c為橢球深度。

為獲得準確的計算結果，模型采用六面體不均等網格劃分。網格模型如圖9所示。即在焊縫區采用細網格劃分，在遠離焊縫區使用粗網格劃分。網格總3D單元數為1 140，節點數為1 628。QN1803材料物理性能如表3所示。計算工況選用熱-結構工況，邊界條件的熱分析法焊接體積對流約束及單元面對流約束。

圖9 QN1803脈沖TIG焊平板焊接網格模型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焊焊接熱源校核結果如圖10所示。由圖可知，3D熱源模擬熔池形貌與實際焊縫形貌基本相同，匹配度良好，可以驗證模擬中所選雙橢球熱源模型的合理性，因此本模擬試驗中的諸多參數可用于后續結構件的溫度場、應力場等研究。

圖10 不同熱輸入的QN1803脈沖TIG焊焊接熱源校核結果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、應力場分布云圖如圖11所示；其中圖11a、11b、11c為焊接溫度場云圖，圖11d、11e、11f為焊接應力場云圖。由圖11a、11b、11c可知，模擬得到焊接熔池長度及寬度隨熱輸入增大而增加，且溫度場高溫區范圍不斷擴大。由圖11d、11e、11f可知，焊接殘余應力主要集中正在PWZ區及HAZ區，且隨熱輸入增加，殘余應力場范圍不斷擴大。

圖11 不同焊接熱輸入下QN1803脈沖TIG焊焊接溫度場、應力場分布云圖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力動態分布曲線如圖12所示，主要體現的是從焊接開始至冷卻到200℃的焊接接頭的殘余應力與溫度分布。由圖可知，隨著焊接過程的進行和焊接溫度場變化，焊接接頭應力始終呈M型分布，即殘應力峰值始終處于PMZ區和HAZ區。不同熱輸入下殘余應力峰值變化趨勢如圖13所示。由圖可知，隨著熱輸入的增加，殘余應力峰值呈上升趨勢。這是因為焊接接頭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PMZ區和HAZ區的拉應力越強，殘余應力越大。

圖12 不同時間的焊接接頭溫度及殘余應力動態分布曲線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力峰值變化趨勢Fig.13 Trend of peak residual stress under different heat input

4 結論

（1）采用脈沖TIG焊對節Ni含N奧氏體不銹鋼QN1803進行焊接實驗，得到的焊接接頭與母材熔合良好，焊縫表面連續平整，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區出現明顯的柱狀晶，而HAZ區組織未出現明顯粗化現象。QN1803焊后抗拉強度在650～700 MPa，焊縫中心硬度達到240～260 HV。熱輸入增加對焊接接頭力學性能影響不大，但會降低WM區及HAZ區耐腐蝕性能。

（3）雙橢球熱源模型與QN1803脈沖TIG焊焊接過程良好吻合。焊縫截面形貌與實際焊縫接近，進一步驗證了熱源模型的可靠性。根據模擬結果，焊接接頭殘余應力峰值始終處于PMZ區及HAZ區，且隨著熱輸入增加呈上升趨勢。

（4）綜合試驗結果和模擬數據可知，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、高碳含量的設計會降低焊后接頭的耐晶間腐蝕性能。因此需進一步完善其焊接工藝，改善其焊接接頭耐腐蝕性能。