低镍含氮奥氏体不锈钢脉冲TIG焊接接头组织性能研究

冯家玮，江来珠，徐 锴，尹立孟，方乃文，王海臣，徐亦楠

1.青拓集团有限公司，福建 宁德 355006

2.哈尔滨焊接研究院有限公司，黑龙江 哈尔滨 150028

3.重庆科技学院 重庆 401331

0 前言

QN1803作为一种低Ni含N奥氏体不锈钢，相对于传统304奥氏体不锈钢，Ni含量降低了60%，成本降低1/4，具有更优异的力学性能与耐腐蚀性能，其耐点蚀当量（Pitting Resistance Equivalent Num‐ber）PREN值在19.0以上［1-2］。同时QN1803还兼具良好的成形性能和焊接性能，因此被广泛应用于建筑装饰、医疗器械、家电制品等领域［3-5］。在QN1803制造应用过程中，焊接是关键的工序之一，针对其焊接工艺的研究具有较大的工程应用价值。由于QN1803中N元素含量高于常规的奥氏体不锈钢，需制定合理的焊接工艺及技术规程，以保证焊接质量，充分发挥QN1803的优良性能，促进其工程化应用。

脉冲TIG焊（Pulsed Tungsten Inert Gas Welding）作为一种电弧焊接方法，具有比TIG焊（Tungsten Inert Gas Welding）更小的焊缝宽度、更低的热输入和更快的熔池冷却速度［6-8］，有利于改善奥氏体不锈钢焊接接头显微组织、力学性能及耐晶间腐蚀性能。国内学者对奥氏体不锈钢的脉冲TIG焊工艺进行了较多研究。黄文翔［9］等人研究了奥氏体不锈钢超窄脉冲TIG焊焊接接头腐蚀性能，指出脉冲TIG焊焊接耐腐蚀性能薄弱区为近缝区+热影响区。韩晓辉［10］等人研究了不同热输入对激光搭接焊接头晶间腐蚀敏感性的影响，研究发现随着激光热输入提升，焊接接头腐蚀性能下降，焊缝金属呈明显点蚀特征。顾玉芬［11］等人对奥氏体不锈钢脉冲TIG焊熔池表面张力影响因素进行研究，发现二组元活性剂（70% TiO2+30% CaF2）的添加有利于改善熔池表面流动性，增加熔深。方乃文［12］等人对低镍含氮奥氏体不锈钢激光-电弧复合焊的电弧特性及焊接组织性能进行了研究，发现随着保护气体中氮气比例的增加，焊接熔深增加，熔宽降低，焊接飞溅及焊接气孔也随之增加，因此得出对于QN1803不锈钢焊接保护气中氮气比例不应超过15%。根据现有文献，国内目前鲜有关于低镍奥氏体不锈钢脉冲TIG焊接工艺的研究报道。因此，本研究采用脉冲TIG焊工艺对QN1803低镍含氮奥氏体不锈钢板进行焊接，研究焊接热输入对焊接接头的显微组织、力学性能及耐腐蚀性能的影响。同时采用MSC.Marc焊接仿真软件，分析不同热输入条件下QN1803焊接接头温度场及应力场分布趋势，为其进一步研究及工程应用提供理论支持。

1 实验材料及设备

试样采用QN1803不锈钢试板，规格300 mm×200 mm×1.0 mm。材料成分如表1所示。焊接实验设备如图1所示。焊接接头形式为单面焊双面成形。焊接前不开坡口，将焊缝中心两侧10 mm范围内打磨光亮并用丙酮清洗干净。装配间隙控制在0～0.5 mm。采用控制变量法进行焊接实验，实验因素选择焊接电流。焊接参数如表2所示，焊接电流变化范围为170～210A，增量步为20A。

表1 QN1803不锈钢化学成分（质量分数，%）Table 1 QN1803 stainless steel chemical composition（wt.%）

图1 QN1803脉冲TIG焊接实验设备Fig.1 Welding process and experimental equipment of QN1803 pulsed TIG welding

表2 脉冲TIG焊工艺参数Table 2 Pulse TIG welding process parameters

2 实验结果分析

2.1 焊接接头宏观形貌及显微组织

QN1803奥氏体不锈钢脉冲TIG焊焊接接头宏观形貌如图2所示。其焊缝表面由点状熔池排列叠加而成。焊缝连续平整，无烧穿、未焊透、气孔等缺陷，焊接接头熔合良好。

图2 QN1803脉冲TIG焊接接头宏观形貌Fig.2 Macro-morphology of QN1803 Pulse TIG welded joints

对不同热输入下QN1803焊接接头元素分布进行波谱分析，如图3所示。可知焊缝区（WM）、热影响区（HAZ）、母材（BM）三个区域的N元素含量无明显变化，并未因焊接熔池搅动及焊接热输入的增加引发产生固溶N原子以游离N2形式逸出的现象。分析认为QN1803奥氏体不锈钢中的Ni、Mn、Cu等元素可以保证N在熔池中的固溶度，确保焊接接头 组织的稳定。

图3 QN1803焊接接头各元素分布Fig.3 Distribution of elements in QN1803 welded joint

不同热输入条件下焊缝熔合线区（PMZ）及HAZ微观组织形貌如图4a、4b、4c所示。由图可知随着热输入的增加，在PMZ出现细小、垂直于熔合线生长的柱状晶。热输入越大，柱状晶越明显。分析认为，由于母材的传热作用，熔合线-母材之间的温度梯度较大，其边界处晶粒会优先沿着最大温度梯度生长并形成柱状晶。且热输入越大，温度梯度越大，过冷度越大，柱状晶越明显。与BM相比，HAZ组织并未出现明显粗化现象。不同热输入下焊缝中心组织形貌如图4d、4e、4f所示。可知焊缝中心为铁素体+奥氏体混合组织。铁素体呈黑色蠕虫状且均匀分布。随着热输入的增加，铁素体枝晶并未出现明显长大的现象。其焊缝凝固模式为FA模式。凝固初始焊缝组织为δ铁素体，凝固过程中发生包晶反应（δ+L→γ），大部分δ铁素体转变为奥氏体，但由于焊缝凝固冷却速度较快，有部分δ铁素体未发生转变，使得焊缝中心在室温下形成铁素体+奥氏体混合组织。

图4 QN1803不同热输入焊接接头微观组织形貌Fig.4 Micro-structure morphology of QN1803 welded joints with different heat input

2.2 焊接接头力学性能分析

QN1803不锈钢在不同热输入下焊接接头力学性能如图5a所示。QN1803焊后抗拉强度为650～700 MPa，且随着热输入的增大，焊接接头力学性能无明显变化。图5b为焊接接头不同区域硬度测试结果。由图可知，母材到焊缝中心的硬度呈先减小后趋于平稳的总趋势，而非先减小后增大的趋势。这说明HAZ区力学性能并未出现明显的弱化现象。随着热输入增加，各区域显微硬度呈下降趋势。焊缝中心硬度达到240～260 HV。分析认为这是由于焊后冷却速率不同，导致焊接接头组织不均匀性，因此各区域晶粒尺寸存在差异。从焊接接头的微观组织分析结果可知，热输入越低，晶粒尺寸越小，结合Hall-Patch公式与细晶强化理论可知，晶粒越细，晶界越多，阻碍位错和抵抗局部塑性变形能力越强，显微硬度也越高。Hall-Patch公式如下：

图5 QN1803不同热输入焊接接头力学性能Fig.5 Mechanical properties of QN1803 welded joints with different heat input

式中 σy表示材料屈服强度；σ0表示移动单个位错时产生的晶格摩擦阻力；Ky为常数，与材料的种类性质及晶粒尺寸有关；d表示材料晶粒平均直径。

2.3 焊接接头腐蚀性能分析

不同热输入条件下QN1803焊接接头极化曲线、点蚀电位及晶间腐蚀（10% HNO3+3% HF）速率表征结果如图6所示。由图6可知，随着热输入的增加，焊接接头晶间腐蚀速率增大，点蚀电位降低，耐腐蚀性能下降。

图6 QN1803不同热输入焊接接头腐蚀性能Fig.6 Corrosion performance of QN1803 welded joints with different heat input

析出相成分分析结果如图7所示，对不同热输入下HAZ及焊缝中心组织进行SEM分析如图，8所示。其中图8a、8b、8c为HAZ组织；图8d、8e、8f为焊缝中心组织。分析发现，在热输入大小为3.50kJ/cm时，样品在HAZ的奥氏体晶界处存在析出相，由图7可知，析出相主要成分为Fe、Cr的碳化物（M23C6、M7C3）。主要原因是HAZ区温度处于奥氏体不锈钢敏化区间（600～800℃），在此温度范围内，C原子向奥氏体晶界处扩散，并易与Cr、Fe形成化合物，造成晶界附近含Cr量降低而形成贫铬区，容易导致焊缝耐腐蚀性能下降。

图7 焊接接头析出相成分Fig.7 Precipitated phase composition of welded joint

图8 QN1803不同热输入焊接接头析出相分布Fig.8 Distribution of precipitates in welded joints of QN1803 with different heat input

3 焊接过程数值模拟

3.1 焊接热源及网格模型建立

基于上述的研究结果，采用MSC.Marc软件对QN1803脉冲TIG焊平板建立焊接模型进行分析。本次热源模型采用双椭球模型，这是由于双椭球模型可精确描述焊接方向上能量密度不均匀性，同时可准确反映能量密度沿厚度方向的衰减特征［13］，适用于本文脉冲TIG焊工艺。双椭球模型热流分布表达式如下：

式中 Qf、Qr为前后椭球体热源功率；ff、fr分别为前后椭球热量分布函数，af、ar分别为椭球的前长和后长；b为1/2椭球宽度；c为椭球深度。

为获得准确的计算结果，模型采用六面体不均等网格划分。网格模型如图9所示。即在焊缝区采用细网格划分，在远离焊缝区使用粗网格划分。网格总3D单元数为1 140，节点数为1 628。QN1803材料物理性能如表3所示。计算工况选用热-结构工况，边界条件的热分析法焊接体积对流约束及单元面对流约束。

图9 QN1803脉冲TIG焊平板焊接网格模型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

不同热输入条件下QN1803脉冲TIG焊焊接热源校核结果如图10所示。由图可知，3D热源模拟熔池形貌与实际焊缝形貌基本相同，匹配度良好，可以验证模拟中所选双椭球热源模型的合理性，因此本模拟试验中的诸多参数可用于后续结构件的温度场、应力场等研究。

图10 不同热输入的QN1803脉冲TIG焊焊接热源校核结果Fig.10 QN1803 pulse TIG welding heat source verification results with different heat input

不同焊接热输入下QN1803脉冲TIG焊焊接模拟温度场、应力场分布云图如图11所示；其中图11a、11b、11c为焊接温度场云图，图11d、11e、11f为焊接应力场云图。由图11a、11b、11c可知，模拟得到焊接熔池长度及宽度随热输入增大而增加，且温度场高温区范围不断扩大。由图11d、11e、11f可知，焊接残余应力主要集中正在PWZ区及HAZ区，且随热输入增加，残余应力场范围不断扩大。

图11 不同焊接热输入下QN1803脉冲TIG焊焊接温度场、应力场分布云图Fig.11 QN1803 pulse TIG welding temperature field and stress field distribution cloud diagram

焊接过程中温度及残余应力动态分布曲线如图12所示，主要体现的是从焊接开始至冷却到200℃的焊接接头的残余应力与温度分布。由图可知，随着焊接过程的进行和焊接温度场变化，焊接接头应力始终呈M型分布，即残应力峰值始终处于PMZ区和HAZ区。不同热输入下残余应力峰值变化趋势如图13所示。由图可知，随着热输入的增加，残余应力峰值呈上升趋势。这是因为焊接接头温度梯度随热输入的增加而增大，且温度梯度越大，母材受热膨胀对PMZ区和HAZ区的拉应力越强，残余应力越大。

图12 不同时间的焊接接头温度及残余应力动态分布曲线Fig.12 The dynamic distribution curve of welding joint temperature and residual stress at different times

图13 不同热输入下残余应力峰值变化趋势Fig.13 Trend of peak residual stress under different heat input

4 结论

（1）采用脉冲TIG焊对节Ni含N奥氏体不锈钢QN1803进行焊接实验，得到的焊接接头与母材熔合良好，焊缝表面连续平整，未见烧穿、未焊透、气孔等缺陷。室温下焊缝中心组织由铁素体和奥氏体组成。

（2）随着热输入的增加，在PMZ区出现明显的柱状晶，而HAZ区组织未出现明显粗化现象。QN1803焊后抗拉强度在650～700 MPa，焊缝中心硬度达到240～260 HV。热输入增加对焊接接头力学性能影响不大，但会降低WM区及HAZ区耐腐蚀性能。

（3）双椭球热源模型与QN1803脉冲TIG焊焊接过程良好吻合。焊缝截面形貌与实际焊缝接近，进一步验证了热源模型的可靠性。根据模拟结果，焊接接头残余应力峰值始终处于PMZ区及HAZ区，且随着热输入增加呈上升趋势。

（4）综合试验结果和模拟数据可知，QN1803脉冲TIG焊工艺建议采用2.80～3.20 kJ/cm的热输入范围值（板厚0.8～1.2 mm），以保证其焊接接头具有理想的显微组织与良好的力学性能与耐腐蚀性能。

（5）QN1803低镍含氮奥氏体不锈钢具有良好的焊接性能，但相比较于304不锈钢，其高氮、高碳含量的设计会降低焊后接头的耐晶间腐蚀性能。因此需进一步完善其焊接工艺，改善其焊接接头耐腐蚀性能。