2205双相不锈钢与Q235A异种金属焊接接头的组织与性能

1、侈生产应用2205双相不锈钢与Q235A异种金属焊接接头的组织与性能南京航空航天大学材料科学与技术学院（210016）李燕王少刚马启慧吴新强摘要采用鸽极氫弧焊（GTAW）打底，焊条电弧焊（SMAW）填充和盈面的焊接方法，分别以ER2209焊丝和 E2209焊条作为填充材料对2205双相不锈钢和Q235A异种金属的烬接进行了研究。对获得接头进行拉伸强度和 显微硬度测试，发现拉伸试样断裂位于强度相对较低的Q235A母材一侧，在接头区域Q235A母材与焊缝金属交界 面处的硕度值较高;金相组织观察腿示，在接头的Q235A与炼缝金属侧分别存在脱碳层与增破层，这是由于娜接过 程中碳元素发生迁移的结果;利用

2、扫描电镜观察接头断口形貌，接头呈明显的韧件断裂；对接头焊缝金屈区进行X 射线衍射相结构组成测定，未发现炸缝金属区中存在有害相析出，表明获得接头的质就良好，完全能够满足实际I： 程结构的使用要求。关键词：双相不锈钢Q235A异种金属接头力学性能微观组织中图分类号：TG444.72010年第8期 59侈生产应用2010年第8期 #侈生产应用0前 言2205双相不锈钢是目前工业生产中应用最广泛的 钢种之一,它是一种典型的含氮、超低碳、铁素体-奧 氏体双相不锈钢。双相不锈钢具有韧性高，脆性转变 温度低,焊接性较好，同时钢中的Cr元素含量较高以 及通过添加Mo、N等合金元素使其具有更好的耐应力 腐蚀、缝

3、隙腐蚀、ci 点蚀、晶界腐蚀以及高强度和耐高 速泥沙冲刷等优点，因此在石油化工、海洋工程利制盐 等许多领域有着广泛的应用前呆X"。在实际生产 中，为了进一步节约金属、降低产品生产成本，双相不 锈钢与异种金属的焊接零件（或构件）也得到了越來越 广泛的应用。这是由于升种金属构件不但能同时满足 不同工况对材质提岀的性能要求，而且通过焊接方法 制成的具冇不同几何形状的零部件，使生产成本大幅 度降低。但是，由丁异种金属的化学成分和物理、化学 性能等存在较大差异，使得异种金属材料的焊接较为 困难。在焊接过程中如果工艺控制不当，由于焊缝 金属的稀释作用，使获得接头的组织和性能不均匀，甚 至在接头过

4、渡区引发微裂纹，难以获得高质量的焊接 接头。因此，文中拟对2205双相不锈钢与Q235A界 种金属的焊接进行研究，以期为实际焊接生产提供理 论指导与技术支持。收稿日期：20091试验材料及方法文中试验母材为00Cr22Ni5M°3N双相不锈钢 （SAF22O5）和Q235 A碳素结构钢，将母材试样加工成 尺寸为300 mm x 150 mm x 8 mmo考虑到双相不锈钢 在成形加T后对组织和性能的要求及异种金属焊接的 特殊性，要求焊后接头的焊缝组织为奥氏体和铁素体 双相组织。冈此，根据舍夫勒组织图，工艺试验中分别 选用含Ni就较高的ER2209焊丝（直径为2 nun）和 已2209

5、焊条（査径为3.2 mm）作为填充材料，试验母材 和填充材料的化学成分见表1 ,试验母材的力学性能见 表2。一焊接接头的形式为对接接头，为了保证焊透，开V 形坡口，预留间隙1 2 mm,如图1所示。焊询先用丙 酮、酒精对试样焊接区进行严格清洗。焊接时，采用多 层多道焊,焊接次序如图1中所示。由于铸极氮弧焊 （GTAW）的热源和填充焊丝是分别控制的，热址调节 方使，适用于各种坡口的打底焊，冈此其是打底焊较理 想的焊接方迭，而焊条电弧焊操作方便灵活，效率高, 常作为焊接的填充、盖面焊。因此试验选择用鹄极氟 弧焊（GTAM）打底、焊条电弧焊（SMAW）盖面两者相 结合的焊接方式。要求每焊完一层焊缝都

6、应彻底清理 打磨干净，再焊下一层焊缝。严格控制层间温度，以尽 赧减少焊缝在脆性温度区间内的停留时间，降低焊缝 中脆性相析出的可能性，因此要求层间温度不得高于2010年第8期 #侈生产应用2010年第8期 #冷扌牛产应用150 ro试验中所用的焊接设备为ZX7 -400型逆变体为纯Ar气,纯度为99.99%。经过优化的焊接工艺式直流弧焊机，采用直流正接法，氮弧焊所用的保护气参数见表3。材质抗拉强度屈服强度断后伸长率心/MPa心/MPaA(%)SAF22O53620>506>25Q235A375 -460M235M26*2试验母材的力学性能图】坡口形式及尺寸表1母材和填充材料的化学成分

7、（质分数.）材质CMnPSSiCrNiMoNSAF22050.0160.820.0240.0010.3622.485.463. 120. 16母材Q235A0. 18()0.500.4500.0500. 30 ER22090.0131.540.0180.0070.4922.928.613180. 17填充材料E22090.0260.900.0250.0020.9022. 110.002.840. 182010年第8期 612010年第8期 #表3焊接工艺参数焊接层数焊接电流“A电弧电压/ V焊接速度v/( cm - min'1 )保护气体流1（打底）110-13012-148-108-

8、1224（填充和盖面）130 15015-1710-122010年第8期 #2010年第8期 #2试验结果及分析2.1力学性能测试2.1.1接头拉伸强度根据GB/T 26512008焊接接头拉伸试验法， 将接头试样加工成标准的拉伸试样，然后在CMT5105 型电子万能试验机上进行接头拉伸试验,测试条件为: 加载速率8 mm/min,加载载荷10 kN,拉伸试验结果见 表4。表4拉伸试验结果试样号抗拉强度Z?w/MPa断后伸氏率A（%）断裂位置1438.416.7Q235A母材2445.61&9Q235A母材3440.21&4Q235A母材从表4可看出，接头的抗拉强度平均值为44

9、1.4MPa,且拉伸试样均断裂在强度相对较低的Q235A皓 材一侧，从获得的接头强度来看，接头的力学性能是 合格的，完全能够满足工程结构对接头的强度要求。 这是由于在焊接工艺试验中采用了含Ni址较高的 ER2209焊丝和E2209焊条，大大降低了低碳钢母材对 焊缝金属的稀释作用，减少熔合区中碳的扩散，避免了 接头焊缝中的脆性相析出，同时有利于焊缝组织保持 为合理的奥氏体和铁素体双相组织，使接头具有较高 的抗裂性能。与此同时，试验采用多层多道炜的焊接 工艺，进行每一层焊接的同时乂对上一层焊道起到热 处理的作用,有利于细化组织晶粒，促进接头热影响区 中的铁素体向奥氏体转变，在一定程度12降低接头的

10、 残余应力，从而获得满意的焊接接头。2.1.2 显微硬度测试采用HXS - 1000A熨显微硬度计沿“母材-热影 响区-焊缝金属”测母接头区域的显微硕度分布，测试 条件为：负荷lOOg,加载时间15 s,测虽点之间的间隔 约为50 pun,毎个点均测址3次然后求其平均值，测得 接头界面的硬度分布如图2所示。2010年第8期 #2010年第8期 #生产应用修荡2010年第8期 #2010年第8期 #(AH)«»«F-500 -400 -300 -200-100 0100 200 300距熔合线的(a) 0235A/WS*界面28()26024022020018016

11、0140(AH)««3i能熔合线的距离/jim(b) 2205/WSt 界面图2接头显微硕度分布曲线807570652 2 2 25 0 5 0 5 0252524242323-500 -400 -300 -200-100 0体，使组织中两相的比例保持在合适范围内，从而获得 具有良好力学性能的焊接接头。2.2微观结构分析 2.2.1金相组织观察2205双相不锈钢与Q235A的焊接接头由2205母 材、2205母材热影响区、焊缝金属即异种钢熔合区、 Q235A热影响区、Q235A母材等部分组成*对接头试 样的不同区域采用不同腐蚀剂进行腐蚀,然后在MM6 型光学金相显微镜上观察

12、接头区域的金相组织。如图 3中所示分别为两种母材的金相组织。图3a中,2205 的显微组织存在明显的方向性，呈带状组织分布，在铁 索体基体上分布着氏条状的奥氏体，奥氏体和铁索体 相的含就约各占一半。图3b中Q235A的显微组织为 铁素体和珠光体,其中的黑色部分为珠光体。(a) 2205双相不镌钢2010年第8期 63从图2中可以看出，沿a线和沿b线测得的接头显 微硬度值变化规律基本一致，总体上焊缝金属的硬度 要比Q235A母材和热影响区的高，而且在熔合线附近 硬度值有突变，过了该区域后，硬度值均呈现平缓变 化。存在这种突变的原因可能是:由于Q235A 钢中除了 Fe和C两种元素以外，含其他合金

13、元索较 少,焊接时合金元素的扩散作用将造成对整个焊缝金 属产生稀释作用，会使焊缝中的奥氏体形成元素含就 减少，因此易在异种金属接头的熔合区出现马氏体、碳 化物等脆性相;由于C元素的迁移，将在Q235A 一侧 形成珠光体脱碳层而使接头发生软化，而在焊缝一侧 形成了奇硕度的黑色增碳层，使得该区的硕度值明显 提高。图2b中,2205母材一侧热影响区的硬度值高于 2205母材本身和焊缝金属硕度，这可能是由于热影响 区受到了复杂的热循环作用，在焊接高温条件下，组织 中的奥氏体(丁)含就冇所减少，而铁素体(a)的硬度 高于奥氏体，因此硕度明显增加，最高硬度达268 HVO 所以,在焊接时必须控制适当的热输

14、入就和冷却速率, 使得接头热影响区中的铁素体能够充分转变为奥氏(b) Q235A图3母材金相组织图4所示为焊缝金属的显微组织，从图中可以看 出，焊缝区的组织为奥氏体和铁素体，但不同的焊接工 艺对焊缝的组织形态有一定影响。其中图4“中奥氏 体氏短不一,呈针状分布在铁素体基体上，而图4b中 的奥氏体呈骨架状分布在铁素体基体上，且图4b中奥 氏体的晶粒比图4a中的晶粒粗大。这是由于盖面采 用的焊条电弧焊，焊接热输入较大，冷却较慢，因此凝 固后焊缝的组织较粗大。依据文献7采用网格法对2010年第8期 #2010年第8期 #嬉荡生产应用2010年第8期 #2010年第8期 #焊缝组织中的T相和a相含li

15、t进行定量测定，测得接 头焊缝金屈中奥氏体的含械分别为64.6%和57%。这 是由于焊条E2209中的含Ni址大于ER2209,而Ni是 烈形成、稳定和扩大奥氏体相区的元索，所以获得了奥 氏体相相对占优的烬缝组织。但总体上两种焊缝金属中 的双相比例较为理想.能够使接头保持较高的力学性能。 迁移也产生一定作用，C在a-Fe中的活度系数大于 碳在丫 - Ft中的活度系数，因此在焊缝冷却结晶过程 中，珠光体组织中的碳也会向焊缝扩散，过渡层岀现 在碳钢和异种金屈焊接过程中是不可避免的，但是可 通过优化焊接匸艺和选择合适的焊接材料以减少过渡 层的宽度。2010年第8期 #2010年第8期 #(a)盈而层

16、炸乩金以(b)打底尺焊缝金属图4娜缝金属显微组织BBESSri 、门(a) 2205 球材/HAZ(b) Q235A/W81 界面图5接头热影响区的金相组织2010年第8期 #图5a为2205母材与热影响区界面的金相组织，从 图中可看岀，热影响区的组织形态与2205母材的组织 形态有所不同，其中的铁索体晶粒较粗大，在铁索体晶 界上析出了条块状的奥氏体相，该热影响区组织形态 的形成与文献8中所报道的相一致。图5b为Q235A 母材与焊缝的界面处组织,从图中可看出，在焊缝-侧 岀现了很窄的增碳层，而在Q235A侧出现了脱碳层。 接头界面处增碳层和脱碳层的出现在碳钢与异种金属 的焊接过程中一般都能观

17、察到，其原因“在于： Q235A钢中的碳含试明显离于由ER22O9和E2209形 成的焊缝金属中碳含址，因此存在碳的浓度梯度，并同 时受到焊接热循环的作用，导致碳元索从Q235A 一侧 向焊缝金厲中扩散，最终形成脱碳层;同时，由于碳 化物形成元索Cr会降低碳的活度系数，而在焊缝金属 中含有大址的Cr元索，因此，碳住焊缝金属中的活度 系数较小，导致其易向悍缝中扩散;晶体结构对碳的2.2.2拉伸断口扫描在Quanta 200型扫描电镜上观察接头拉伸试样的 断口微观形貌，拍摄的扫描电镜照片如图6所示。从 图中可以看出，断口形貌特征为典型的等轴状韧娈断 口，韧窝的数址多且分布密集，韧窝尺寸较小，其断裂

18、 机制为微孔聚集型断裂。在正应力作用下，由于滑移 面上有位错堆积在局部产生许多微小空洞，或因夹杂 物与金属界面脱离而形成微小空洞，然后这些微孔不 断的形核、长大、连接聚集并继续产生新的微孔。由于 局部刻性变形使夹杂物界面上首先形成的微裂纹并不 扩展，在夹杂物与金属基体之间局部区域产生“内缩 颈”，当缩颈的尺寸达到一定的程度后被撕裂而使空洞 连接，最终导致整个接头的断裂，在断口上显示的是大 小不一的韧窝结构。图6中的断口形貌呈明显韧性断 裂特征，说明所获得的接头质肚良好，完全能够满足实 际使用要求。图6拉伸试样断n SEM照片2.2.3接头过渡层XRD相结构分析在焊接过程中，接头局部区域经历了高

19、温焊接热 循环作用，因此焊缝组织中除了含有铁素体和奥氏体 相外,还可能含有如M23C6xCr2N以及类马氏体零有序 相，这些有害相锁而脆，如在焊缝中形成将会显蔷降低 接头的塑性、韧性；此外，还可能导致接头部位出现贫 锯区而使接头的耐腐蚀性能降低。采用08 Advance型 X射线衍射仪对靠近Q235A母材一侧的焊缝金属进行 XRD相结构组成分析,测得的X射线衍射曲线如图7 中所示。从图中可看岀，接头焊缝中主要含有a和丫 两种组成相，并未发现有MCCN和a竽有害相析 出因此进一步表明，接头焊缝组织符合嬰求，采用的 焊接工艺可行。忻射角2次。)图7接头炸缝金属的XRD相结构分析曲线3结论(1) 采

20、用鸭极粗弧焊(GTAW)打底焊条电弧焊 (SMAW)盖而,ER22O9悍丝和E2209焊条作填充材料 对2205双相不锈钢和Q235A碳钢异种金屈进行焊接, 通过优化工艺，获得了质址良好的焊接接头。(2) 对获得接头进行力学性能测试,拉伸试样断裂 在Q235A母材一侧；2205双相不锈钢一侧热影响区的 显微硬度要高干2205母材本身和焊缝金属的迢微硬 度，而在Q235A和焊缝交界面处的硬度值较高,这是由 于焊接过程中发生了 C元素的迁移。(3) 接头金相组织观察表明，焊缝纽织为奥氏体和 铁素体双相组织,且焊缝中铁索体含就控制在所要求 的范围内。对焊接接头过渡区进行XRD分析,接头焊 缝中主要含

21、有a和丫两种组成相，并未发现有MdC6a Cr2N和a等有害相在焊缝金属中析出。参考文献1 Santos 1 0, Zhang W. (Goncalves V M t et al. Weld bonding of stainless steel J International Journal of Machine Tools & Manurdclure, 2004 , 44 (14): 1431 - 1439.2 巾艳丽，孟庆供，张丙静.等.焊接工艺对2205双相不 锈钢炸接接头综合性能的彫响J焊接 2007(6) ； 47 52.3 Sinesha Mt Shankar V. Alb

22、ert S Kt et al. Microstructural features of dissimilar welds between 316LN ufiMenilic stain- 1cm steel and alloy 800 J . Materials Science and Engineering A. 20001 292( 1) ：74 824 李亚江特殊及堆焊材料的焊接M 化学工业出版社，20035 Srinivasan P Bt Muthupandi V, Dielzel Wt el al. An as- M*ssnw*nt of impact strength an<l corroHion Iwdiaviour of shiel- ded metal arc weld&l dissiniilar weldmrutu I between UNS 31803 and IS 2062 steels J . Materials and Design, 2006.27(3)： 182-191.6 McPherson N At Chi K. Mclean M St ct al. Structure and pmper