雙相不銹鋼水下濕法FCAW焊縫成形及組織的研究

易耀勇,石永華,林水強,胡玉,李志輝

(1.廣東省焊接技術研究所(廣東省中烏研究院),廣東 廣州 510650； 2.華南理工大學 機械與汽車工程學院, 廣東 廣州 510640)

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雙相不銹鋼水下濕法FCAW焊縫成形及組織的研究

易耀勇1,石永華2,林水強2,胡玉2,李志輝2

(1.廣東省焊接技術研究所(廣東省中烏研究院),廣東 廣州 510650； 2.華南理工大學 機械與汽車工程學院, 廣東 廣州 510640)

為研究水深對濕法焊接質量的影響，采用相同的焊接工藝參數在高壓艙內模擬不同水深濕法FCAW焊接雙相不銹鋼S32101。利用Matlab提取焊縫橫截面輪廓并計算主要成形尺寸(熔深、熔寬和余高)；采用光學顯微鏡和Image-Pro Plus軟件研究不同水深焊縫結合區、焊縫中心區和熱影響區的顯微組織及鐵素體含量。結果表明：不同水深焊縫橫截面輪廓差異很大，尤其是80 m水深焊縫橫截面輪廓曲線極其不光滑；隨著水深的增加，熔寬幾乎無變化，熔深先減小后增大，余高先增大后減??；焊縫結合區、焊縫中心區和熱影響區組織隨水深增加均有細化傾向；熱影響區奧氏體相含量隨水深增加而減小，但焊縫中心區奧氏體含量隨水深增加反而增大。

濕法焊接；顯微組織；焊縫成形；藥芯焊絲；水深；雙相不銹鋼

隨著深海資源開發和海洋工程建設的不斷發展，海洋工程結構的水下連接和修復工作日益頻繁，因而發展優質高效的水下焊接技術非常重要[1-2]。水下焊接技術根據作業條件可分為干法焊接、局部干法焊接和濕法焊接[3]。與前兩種水下焊接方法相比，水下濕法焊接技術因其成本低、易操作及易自動化等特點而受到越來越多的關注[4]。

焊接質量的好壞取決于焊縫成形質量和焊縫組織。 影響水下濕法焊接質量的因素主要有兩個[5]：一是熔池冷卻速率大，二是熔池溶氫量大。 因此，國內外開發了專用的水下焊接材料輔助其焊接。目前，用于濕法水下焊接的專用焊接材料主要是焊條和藥芯焊絲，相對前者，藥芯焊絲不僅更能滿足濕法水下焊接自動化和智能化的發展趨勢，而且其添加的合金元素和稀土元素使焊接質量更優異，尤其是自保護藥芯焊絲，由于受外界影響較小，更適用于水下焊接，因而在水下濕法焊接中的應用日益廣泛[6-7]。同時，雙相不銹鋼因其卓越的綜合力學性能和耐腐蝕性能而被廣泛用作海洋工程結構材料，因此研究雙相不銹鋼的水下濕法焊接工藝具有十分重要的意義[8-10]。

本文作者采用自保護藥芯焊絲，在高壓艙內模擬不同水深進行了雙相不銹鋼水下濕法焊接，對不同水深下獲得的焊縫成形及組織進行觀察分析，研究了水深對焊縫區和熱影響區(HAZ)組織的影響規律。

1 水下濕法焊接試驗

1.1 試驗裝置、材料及焊接參數

水下濕法焊接試驗裝置如圖1所示，主要包括壓力艙、三維運動平臺和電源三部分。 試驗開始前向高壓艙內注入水并使水面高出工件表面約0.1 m，然后向高壓艙內通入高壓空氣來模擬不同水深處的壓力(每0.1 MPa大氣壓力相當于水深h=10 m處的壓力)。

圖1 水下濕法藥芯焊絲焊接試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic illustration of the underwater wet FCAW system

試驗利用松下直流焊機YD-500FR，采用直徑1.6 mm的E2209-T0-4 自保護藥芯焊絲在300 mm×40 mm×8 mm S32101雙相不銹鋼板表面進行堆焊，濕法焊接電弧直接在水中點燃。 母材及熔覆金屬的主要化學成分見表1。 水下濕法焊接參數如表2所示。

表1 母材和焊絲的主要化學成分

Table 1 Chemical compositions of base metal and filler metal (wt. %)

CSiMnCrNiMoFe母材0.0190.64.8621.341.570.19Bal.熔覆金屬0.030.70.922.59.03.2Bal.

表2 水下濕法藥芯焊絲焊接參數

Table 2 Welding parameters of underwater wet FCAW

電流/A電壓/V焊接速度/(mm·s-1)導電嘴到工件距離/mm水深/m250307200～80

1.2 焊縫成形及組織測試方法

圖2為0.1 m水深下濕法焊接的焊縫圖。 衡量焊縫成形質量的尺寸指標主要為熔深、熔寬、余高和熔合比。 對不同水深焊后試樣都取焊接中間位置處進行焊縫成形質量檢測，各取三次取平均值，誤差0.05mm，并進行金相組織觀察。對焊后試樣進行X射線氣孔檢測。

圖2 0.1 m水深處焊縫Fig.2 Bead welded under 0.1 m water depth

利用Matlab實現焊縫橫截面圖像的邊緣提取，如圖3所示，其中，w為焊縫熔寬，h為焊縫余高，s為焊縫熔深，H為焊縫母材厚度，Fm為母材熔化區域橫截面面積，Ft為焊縫中高于母材表面部分的橫截面面積。利用Matlab的像素比例計算焊縫的主要成形尺寸：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：w1、s1、h1、H1分別為圖4中熔寬w、熔深s、余高h和母材厚度H的像素點數，Fm1、Ft1分別為母材熔化區域橫截面所包圍的像素點數和焊縫中填充金屬的橫截面所包圍的像素點數，θ為熔合比。

圖3 焊縫主要成形尺寸示意圖Fig.3 The schematic drawing of main weld size

利用線切割方法沿垂直于焊接方向截取30mm×10mm×6mm焊縫試塊，并按照常規金相試樣制備方法制取焊縫橫截面金相試樣，拋光后依據GB/T13305-2008對試樣先電解腐蝕后用加熱的堿性鐵氰化鉀腐蝕數分鐘，電解液為10g草酸和100ml水，堿性鐵氰化鉀的配方為：鐵氰化鉀(K3Fe(CN)6)10g～15g，氫氧化鉀(鈉)10g～30g(7g～20g)，水約100ml。用金相觀察的方法分析焊縫微觀組織。用Image-ProPlus軟件計算鐵素體的含量，取三處的鐵素體含量平均值作為該試樣的鐵素體含量。

2 不同水深焊縫成形質量分析

相比陸地焊接，濕法水下焊接直接在水中起弧，焊接過程中電弧在動態氣泡中燃燒，一方面，其焊接電弧由于受到水壓、水流擾動、熔池中逸出的氣泡等因素的影響極不穩定，對焊縫成形質量影響很大；另一方面，熔池冷卻速度快，熔池中來不及逸出的氣泡形成氣孔，對焊縫成形質量也有影響，其焊縫最終的成形質量主要由這兩方面決定。 隨著水深的增加，由于水壓的作用，水不易受焊接產生的氣泡的擾動，對焊接電弧的干擾減小，只要選擇合適的電流電壓，焊接電弧穩定性并不會降低；但是，隨著水深進一步增大，水壓阻礙了氣泡的長大，頻繁的短路過渡使熔池產生劇烈的飛濺，且滿足電弧穩定的電壓電流匹配范圍更窄，相比淺水區，電弧穩定性極易降低[11]。

隨著水深的增大，焊縫氣孔率越來越大，依次為1.51%，9.08%，11.17%，圖4為水深40 m時的焊縫X射線氣孔檢測圖。這主要是因為相同工藝參數焊接時，隨著水深增加，水環境對熔池的冷卻作用增強，熔池中愈來愈多的氣體來不及逸出，使焊縫中氣孔率愈加增多。

圖4 40 m水深焊縫X射線孔檢測圖Fig.4 X-ray detection of weld in 40 m water depth

通過Matlab程序提取的不同水深相同焊接位置的焊縫橫截面輪廓如圖5所示，可以看出，不同水深的焊縫成形橫截面輪廓有很大不同，尤其是當水深增加到80 m時，焊縫的上部輪廓曲線極其不光滑，焊縫表面凹凸不平。如圖6所示，隨著水深的增加，焊縫熔寬、熔深和熔合比呈現先減小后增大的變化趨勢，而余高的變化則為先增大后減??；40 m水深焊縫的余高最大，但是其熔寬、熔深最小，最終其焊縫的熔合比最小，只有12.45%，可以明顯看出，隨水深增加，熔寬的變化趨勢最不明顯，熔合比的變化趨勢最明顯，各成形指標受水深的影響為：熔合比最大，余高次之，熔深其次，熔寬最小。相比0.1 m水深焊縫，40 m水深焊縫熔寬略有減小、熔深明顯減小、余高大幅增加，熔合比急劇減小，這主要是因為水深的增加使水環境帶走電弧熱量的能力增強，到達工件的電弧熱量大幅減少所致。相比40 m水深焊縫，80 m水深焊縫的熔寬、熔深并沒減小，是因為水壓太大致使熔滴短路過渡，實際到達工件的熱量并沒減少，這可以從熔合比的數值看出，但此時熔池飛濺嚴重，且30 V的電壓此時已不足以維穩定的電弧[11]，電弧穩定性很差，80 m水深焊縫橫截面輪廓可見。

圖5 焊縫的橫截面輪廓曲線圖Fig.5 The cross-section outlines of welds

圖6 焊縫主要成形尺寸隨水深的變化Fig.6 Diagram of main forming weld sizes e along with the change of the water depth

3 不同水深焊縫組織分析

3.1 母材及熔合區組織形貌

母材腐蝕后呈現明顯的帶狀交替組織，如圖7所示，奧氏體不受浸蝕保持白亮色，而鐵素體染成棕褐色，長條狀的奧氏體均勻分散在鐵素體基體中，計算可知母材的鐵素體含量為51%。

圖7 母材的顯微組織Fig.7 The microstructure of the base material

圖8為不同水深焊接的熔合區金相組織圖。 如圖8所示，靠近熔合線附近的焊縫顯微組織表現為典型的焊接組織：沿熔合線生長的胞狀晶、沿垂直于熔合線方向生長的粗大的柱狀枝晶。不同水深下焊接的焊縫區組織形貌差異很大，隨著水深的增加，40 m和80 m水深熔合線附近焊縫組織明顯細化，樹枝晶枝干越來越細。隨著與熔合線距離的增大，焊縫組織越來越細，尤其是80 m水深的焊縫，可以明顯看出粗枝晶到細晶的過渡線，最早出現細小的等軸晶。由圖8可以看出，0.1 m水深熱影響區最大，約為0.15 mm，40 m和80 m水深熱影響區依次減小，分別約為0.1 mm和0.08 mm。

3.2 焊縫中心區組織

如圖9所示，不同水深的焊縫中心區組織形態有很大不同，0.1 m水深焊縫中心區組織粗大， 40 m水深和80 m水深焊縫中心區組織形態更細、更均一化。 0.1 m水深焊縫中心區組織形態不一，主要為不規則的奧氏體條狀組織，兼有塊狀組織；40 m水深焊縫中心區組織形態主要為兩相交織分布的塊狀組織，塊狀的奧氏體相被鐵素體相包圍；80 m水深的焊縫中心區組織形態則為大量方位不一、形狀不一的奧氏體和點綴在其間隙的鐵素體組成。不同水深的焊縫中心區不僅組織形態不同，而且其鐵素體含量也有所差異，表3列出了各水深的焊縫中心區鐵素體含量，三種水深條件下焊縫中心區的鐵素體含量都低于30%，且40 m水深焊縫中心區鐵素體含量稍高于0.1 m水深焊縫中心區鐵素體含量，80 m水深焊縫中心區鐵素體含量最少，僅有15.5%。

圖8 不同水深熔合區顯微組織Fig.8 The microstructure of base metal-bead seam interface zone under different water depth

圖9 不同水深焊縫中心區顯微組織(奧氏體因耐蝕性較鐵素體強而呈亮色)Fig.9 The microstructure of middle weld zone under different water depth (bright phase is austenite for its higher resistance)

圖10為Fe-Cr-Ni偽二元相圖(變種)，鉻、鎳當量之比根據WRC-1992公式計算[12]。

[Creq]=w(Cr)+w(Mo)+0.7w(Nb)

(5)

[Nieq]=w(Ni)+35w(C)+20w(N)+0.25w(Cu)

(6)

式中：[Creq]表示鉻當量，[Nieq]表示鎳當量。

表3 不同水深焊縫中心區鐵素體含量

Table 3 The ferrite content of middle weld zone under different water depth

焊縫中心區/m04080鐵素體含量/%21.124.315.5

圖10 Fe-Cr-Ni偽二元相圖(變種)Fig.10 Modified Fe-Cr-Ni pseudo binary diagram

熔覆材料的鉻鎳當量之比[Creq]/[Nieq]為2.56。由圖10可以看出，高溫下雙相不銹鋼的相組成為單一的高溫鐵素體組織δ相，但在冷卻過程中高溫鐵素體δ相會轉變成常溫鐵素體α相和奧氏體γ相，并形成最終的雙相組織。 由于α相和γ相的生長條件和生長速度不同，且鐵素體析出奧氏體的過程為擴散控制的形核與長大過程，因此影響雙相不銹鋼相比例的主要因素為合金成分與降溫速度[13-14]。 隨著水深增大，熔池冷卻速度越來越快，但是由于焊縫中心區Ni元素被母材稀釋程度變小，Ni元素作為奧氏體相穩定元素使得焊縫中心區仍有大量的奧氏體相析出[15]；但是，熔池冷卻速度的加快限制了奧氏體相的長大，因此隨著水深的增加奧氏體相所占比例盡管增加，但是組織越來越細，有利于提高焊縫綜合性能[16]。

4 結論

1)隨著水深的增加，焊縫熔寬和熔深先減小后增大，余高先增大后減小，熔合比先減小后增大，這主要是因為隨水深的增加，水環境對熔池的冷卻作用增強，減小了工件獲得的熱量，同時增大了熔池的冷卻速率；當水深進一步增大，頻繁的短路過渡使實際到達工件的熱量并沒減小，但是會引起熔池劇烈的飛濺。

2)隨著水深的增加，電弧向周圍散失的熱量增多且熔池冷卻速率增大，使得焊縫組織越來越細；同時，由于焊縫中心組織中的Ni元素被母材稀釋的程度減小，促使了熔池冷卻過程中鐵素體向奧氏體的轉變，奧氏體相含量并沒明顯減少，尤其80 m水深焊縫中心區奧氏體相反而高于40 m。

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本文引用格式：

易耀勇,石永華,林水強,等. 雙相不銹鋼水下濕法FCAW焊縫成形及組織的研究[J]. 哈爾濱工程大學學報， 2017， 38(6)： 956-960,968.

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Research on the weld forming and microstructure of underwater wet flux-cored arc welding (FCAW) duplex stainless steel

YI Yaoyong1, SHI Yonghua2, LIN Shuiqiang2, HU Yu2, LI Zhihui2

(1.Guangdong Welding Institute (China-Ukraine E.O. Paton Institute of Welding), Guangzhou 510650, Guangdong, China; 2.School of Mechanical and Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

To study the influence of water depth on the quality of wet welding, we use the same welding parameters to simulate different water depths while welding duplex stainless steel S32101 by wet flux-cored arc welding (FCAW) in a hyperbaric chamber. We extract the cross section of each weld, and we use MATLAB to calculate the main shaping dimensions (penetration, weld width, and excess weld metal). We inspect the microstructures of the binding areas, central areas, and heat-affected zones using an optical microscope, and we apply the Image-Pro Plus software to determine the ferrite content of each weld. The results show considerably different cross-sectional features at different water depths. In particular, the weld cross-section at a water depth of 80 m is extremely coarse. As the water depth is increased, the weld width remains roughly the same. The penetration decreases initially with water and then increases, whereas the excess weld metal increases initially and then decreases. The microstructure morphologies of the binding areas, center areas, and heat-affected zones become more refined with increasing water depth: the austenite content decreases in the heat-affected zones, but becomes progressively higher in the center area of the weld.

wet welding; microstructure; weld forming; wet flux-cored arc welding (FCAW); water depth; duplex stainless steel

2015-03-14. 網絡出版日期：2017-03-30.

國家自然科學基金項目(51374111，51175185)；廣東省科技計劃項目(2015B050502005，2014B050503004)；廣東省科學院基金項目 (2016GDASPT-0205).

易耀勇(1966-),男,高級工程師,博士.

易耀勇, E-mail: yiyaoyong@hotmail.com.

10.11990/jheu.201603061

http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170330.1000.014.html

TG456.5

A

1006-7043(2017)06-0956-06