时间：2023-05-30 09:35:50
开篇：写作不仅是一种记录，更是一种创造，它让我们能够捕捉那些稍纵即逝的灵感，将它们永久地定格在纸上。下面是小编精心整理的12篇不锈钢焊接，希望这些内容能成为您创作过程中的良师益友，陪伴您不断探索和进步。
[ Abstract ]: the field of stainless steel is widely used in today's world, from industrial to medical treatment to people life, no need to stainless steel. With the rapid development of the industry of stainless steel, stainless steel welding highlights its importance. According to many years of experience in engineering practice, this paper mainly introduces austenitic stainless steel as an example, austenitic stainless steel the characteristics, process and in the process of welding defects, to understand the reasons and methods of prevention, as well as in the production of prevention.
[ Key words ]: austenite stainless steel; welding;
前言
不锈钢按化学成分分为铬不锈钢、铬镍不锈钢，按组织分为铁素体不锈钢、马氏体不锈钢、奥氏体不锈钢和奥氏体-铁素体双相不锈钢。在不锈钢中，奥氏体不锈钢(18-8型不锈钢)比其他不锈钢具有更优良的耐腐蚀性；强度较低，而塑性、韧性极好；焊接性能良好，其主要用作化工容器、设备和零件等，它是目前工业上应用最广的不锈钢。虽然奥氏体不锈钢有诸多优点但是若焊接工艺不正确或焊接材料选用不当，会产生很多缺陷，最终影响使用性能。
一、奥氏体不锈钢
奥氏体不锈钢，是指在常温下具有奥氏体组织的不锈钢。钢中含Cr约18%、Ni 8%~10%、C约0.1%时，具有稳定的奥氏体组织。奥氏体铬镍不锈钢包括著名的18Cr-8Ni钢和在此基础上增加Cr、Ni含量并加入Mo、Cu、Si、Nb、Ti等元素发展起来的高Cr-Ni系列钢。奥氏体不锈钢无磁性而且具有高韧性和塑性，但强度较低，不可能通过相变使之强化，仅能通过冷加工进行强化，如加入S，Ca，Se，Te等元素，则具有良好的易切削性。
二、奥氏不锈钢的焊接特点
奥氏体不锈钢具有良好的可焊性,但焊接材料或焊接工艺不正确时,会出现以下缺陷：
1.晶间腐蚀
(1)晶间腐蚀产生原因及防范措施
原因：晶间腐蚀发生于晶粒边界,所以叫晶间腐蚀。它是奥氏体不锈钢最危险的一种破坏形式,它的特点是腐蚀沿晶界深入金属内部,并引起金属机械性能和耐腐蚀性能的下降。奥氏体不锈钢在450～850℃温度区间范围内停留一定时间后,则在晶界处会析出Cr23C6,其中的铬主要来自晶粒表层,内部的铬如来不及补充,会使晶界晶粒表层的含铬量下降而形成贫铬区,在强腐蚀介质的作用下,晶界贫铬区受到腐蚀就会形成晶间腐蚀
措施：①选用超低碳C≤0.03%、添加钛或铌等稳定元素的不锈钢焊条。②采用小规范,目的是为了减少危险温度范围停留时间,采用小电流、快焊速、短弧焊及不作横向摆动。焊缝可采用强制冷却(如铜垫板、水冷)方法加快焊接接头的冷却速度,减少热影响区。多层焊时,应控制层间温度,要前一道焊缝冷却至60℃以下时再焊。③接触介质的那面焊缝最后焊接。④焊后固溶处理。将工件加热至1050～1150℃后淬火,使晶界上的Cr23C6溶入晶粒内部,形成均匀的奥氏体组织
2.热裂纹
产生原因：①液相线和固相线距离大,凝固过程温度范围大,使低熔点杂质偏析严重,而且集中在晶界处。②膨胀系数大,所以冷却收缩时的应力也大
防范措施：①控制焊缝金属组织,尽量使焊缝金属呈双相组织,铁素体的含量控制在3%～5%以下。②控制化学成分,应减少焊缝金属中的镍、碳、硫、磷含量,增加铬、钼、硅及锰等元素,可以减少热裂纹的产生。③选用适当的焊条药皮类型。④采用适当的焊接规范和冷却速度
三、焊缝成形不良
1.焊缝成形不良产生原因奥氏体不锈钢焊接时,由于焊缝中合金元素含量高,熔池流动性差,易造成焊缝表面成形不良。主要表现在根部焊道背面成形恶化及盖面焊道表面粗糙。焊缝表面成形不良对焊缝性能的影响在常温或高温工况下表现不明显,但在低温工况下,其成形不良所造成的应力集中,对焊缝低温性能的影响不亚于焊缝内部质量的影响。
2. 防止措施对于焊缝成形不良以及焊接热影响区的晶间腐蚀问题,可以通过焊接工艺来加以解决。采用钨极氩弧焊打底、较小的焊接线能量,来控制热影响区处于敏化温度区间的范围
四、奥氏体不锈钢的焊接工艺
（1）焊接方法
由于奥氏体不锈钢具有优良的焊接性，几乎所有的熔焊方法和部分压焊方法都可以焊接。但从经济、实用和技术性能方面考虑，最好采用焊条电弧焊、惰性气体保护焊、埋弧焊和等离子焊等。
（2）焊接工艺参数的选择
焊接时，为保证焊接质量，必须选择合理的工艺参数，所选定的焊接工艺参数总称为焊接工艺规范。例如，手工电弧焊的焊接工艺规范包括：焊接电流、焊条直径、焊接速度、电弧长度（电压）和多层焊焊接层数等，其中电弧长度和焊接速度一般由操作者在操作中视实际情况自行掌握，其他参数均在焊接前确定
1．焊条直径
焊条直径根据焊件的厚度和焊接位置来选择。一般，厚焊件用粗焊条，薄焊件用细焊条。立焊、横焊和仰焊的焊条应比平焊细。
2．焊接电流和焊接速度
焊接电流是影响焊接接头质量和生产率的主要因素。电流过大，金属熔化快，熔深大、金属飞溅大，同时易产生烧穿、咬边等缺陷；电流过小，易产生未焊透、夹渣等缺陷，而且生产率低。确定焊接电流时，应考虑到焊条直径、焊件厚度、接头型式、焊接位置等因素，其中主要的是焊条直径。一般，细焊条选小电流，粗焊条选大电流。焊接低碳钢时，焊接电流和焊条直径的关系可由下列经验公式确定：
I=（ 30 ~ 60 ）d 式中：I为焊接电流（A），d为焊条直径（mm）
（3）手工电弧焊重要的工艺及参数
1．焊条直径主要依据焊件的厚度，焊接位置，焊道层数及接头形式来决定。焊接件厚度较大时，选用较大直径焊条。平焊时，可采用较大电流焊接。焊条直径也相应选大。横焊、立焊或仰焊时，因焊接电流比平焊小，焊条直径也相应小些。多层焊的打底焊，用较小直径焊条。。最后收焊时可选用较大直径焊条。
2.焊接电流焊接电流大小，主要依据焊件厚度、接头型式、焊接位置，依据焊条型号、焊条直径来选择。 立焊、横焊、仰焊时，焊接电流要比平焊电流小10％～20％．不锈钢焊条、合金钢焊条因电阻大，热膨胀系数较高，焊接电流大时，焊条会因发红使药皮脱落，影响焊接质量。在施焊中，焊接电流要相应减小。
（4）不锈钢焊件焊后一般不作消除应力处理。虽然在不锈钢的焊接中也存在较高的残余应力,但由于接头各区在焊后具有良好的塑性和韧性,使残余应力的有害影响显著减小。更重要的是消除应力处理的温度范围正好处于不锈钢的敏化温度区,消除应力处理反而导致耐蚀性的降低。因此不锈钢焊件的焊后热处理的目的不应是消除接头的残余应力,而应是提高接头的耐蚀性。主要有固溶处理和稳定化处理
关键词：奥氏体不锈钢 压力容器 防治措施 焊接工艺
前言
不锈钢在航空、石油、化工和原子能等工业中得到日益广泛的应用，不锈钢按化学成分分为铬不锈钢、铬镍不锈钢，按组织分为铁素体不锈钢、马氏体不锈钢、奥氏体不锈钢和奥氏体-铁素体双相不锈钢。在不锈钢中，奥氏体不锈钢比其他不锈钢具有更优良的耐腐蚀性；强度较低，而塑性、韧性极好；焊接性能良好，其主要用作化工容器、设备和零件等，它是目前工业上应用最广的不锈钢。虽然奥氏体不锈钢有诸多优点，但是若焊接工艺不正确或焊接材料选用不当，会产生很多缺陷，最终影响使用性能。
奥氏体型不锈钢的焊接工艺
GB150-2011《压力容器》标准认可的奥氏体不锈钢分18Cr-9Ni型和18Cr12Ni-Mo型两大类，主要钢种有S30408、S30403、S32168、S31608、S31708和S31703。
总之，奥氏体不锈钢具有良好的焊接性，在焊接过程中，焊缝金属和热影响区不发生二次相变，通常焊前无需预热，焊后可不作热处理。但在拟定焊接工艺时，也要考虑下列不利因素：
（1）热膨胀系数大 奥氏体不锈钢的热膨胀系数比碳钢大50%～60%，导致焊接接头的变形增大，特别是薄板焊接时必须采取相应的工艺措施，以防止焊接变形。厚板接头焊接时应注意降低焊接残余应力。
（2）热导率低 奥氏体不锈钢的热导率约为碳钢的一半，使焊接热量不易散失，加剧了热影响区的过热，促使晶粒长大，并扩大了敏化温度区间，降低了接头的耐蚀性。为减少这种不利的影响，可采用水冷钢垫板，以及焊缝背面喷水冷却的办法加快焊接区的冷却速度。
对于不锈钢压力容器焊接来说，其最重要的是保证焊接接头的耐蚀性。奥氏体不锈钢在500-800℃的温度范围内加热时，过饱和固溶的碳向晶料间界的扩散比铬的扩散的快，在晶界附近和铬结合成碳化铬沿晶界的沉淀，这种现象称为敏化。在敏化过程中，铬在晶界与碳结合成碳化铬，促使晶界附近区贫铬而降低了这些区域的耐蚀性，其严重的程度与不锈钢本身的碳含量直接有关。大量的试验数据证明，当不锈钢的w（C）低于0.03%以下或更低时，在常规生产条件下焊接的接头一般不会出现这种敏化现象。因此，选用超低碳不锈钢母材和相应的焊接材料是保证焊接接头耐蚀性的最有效的方法之一。
采用稳定型不锈钢也是保证焊接接头耐蚀性的有效措施。在这些不锈钢中，除了有足够含量的铬、镍合金元素之外，还加入了稳定碳化物的元素，如铌、钽和钛等。这些合金元素与碳的亲和力比铬高得多。铌和钛比铬更早形成碳化物而沉淀，夺取了可能与铬化合的碳，从而使奥氏体晶粒内保留了足够数量的铬，保持了不锈钢原有的耐蚀性。
但必须指出，在稳定型不锈钢焊接接头中，在一些不利条件的共同作用下，在近缝区可能产生敏化现象而形成腐蚀带。这种腐蚀形式由于形似发刀刃，故称为刀状腐蚀。它是稳定型不锈钢焊接接头有的腐蚀现象。为消除这种敏化现象，焊后必须作稳定化热处理。
根据上述奥氏体不锈钢的焊接特点，这类钢可采用各种传统的弧焊方法进行焊接，其中包括焊条电弧焊、熔化极气体保护焊、钨极氩弧焊，等离子弧焊和埋弧焊等。同时应当优先采用焊接热输入低的焊接方法和焊接变形量小的特种焊接工艺，如窄间隙氩弧焊和窄间隙熔化极气体保护焊等。
奥氏体不锈钢焊接工艺要点分述：
1）焊前准备必须将可能使焊缝金属增碳的各种污染物消除掉。焊接坡口面及两侧20mm范围内应用丙酮和酒精脱脂去水。不得用碳钢钢丝刷清理坡口和焊缝表面。清渣和修速表面应用砂轮、研磨带和不锈钢丝刷等。
2）焊条必须存放在干净的库房内。使用前应按焊条药皮类型在规定的温度范围内烘，使用时应将焊条放在焊条筒内。焊条保管工和焊工必须戴干净手套搬运和领取焊条。埋弧焊和气体保护焊用焊丝，使用前应用丙酮擦净焊丝表面。
3）采用焊条电弧焊焊接不锈钢薄板焊件时，可选用氧化钛型焊条，其电弧燃烧稳定，焊缝成形美观。
4）对于立焊和仰焊位置的焊接，推荐采用氧化钙型焊条。其熔渣凝固较快，对焊接熔池可起一定的支托作用。
5）气体保护焊和埋弧焊时，应选用铬、锰含量比母材高的焊丝，以补偿焊接过程中合金元素的烧损。在不锈钢厚板接头的焊接中，为使焊缝金属具有较高的抗裂性，宜采用钼和硅含量较高的不锈钢丝。
6）在焊接耐蚀性要求较高的稳定型不锈钢时，应采用铌合金化的不锈钢焊条和焊丝，不宜采用钛合金化的焊条和焊丝。此外，还应注意焊条中的铌都是通过药皮过渡到焊缝金属中的，因此不应使用药皮脱落或开裂的焊条。
7）在焊接过程中必须将焊件保持较低的层间温度，最高不应超过150℃。焊接不锈钢厚板接头时，为加快焊缝的冷却，可多焊缝背面喷冷却水，或用压缩空气吹焊缝表面，但必须注意层间清理，心止压缩空气中的水分污染焊接区。
8）焊条电弧焊时，应在焊条说明书规定的电流范围内选择焊接电流。由于不锈钢的比电阻较大，靠近夹持端的一段焊条会受电阻热的作用而发红，焊条的后半段熔化速度加快面焊缝的熔深减小，焊接时会造成未熔合和浮焊等缺陷。虽然目前在市场上已出售耐发红的不锈钢焊条，但焊条药皮类型局限于氧化钛型。
10）在操作技术上要求采用窄焊道技术，焊接时尽量不摆动焊条或焊枪，在保证层间熔合良好的前提下，尽可能提高焊接速度。
11）奥氏体不锈钢焊件焊后一般可不作消除应力处理。虽然在不锈钢焊接接头中也存在较高的残余应力，但由于接头各区在焊后状态具有良好的塑性和韧性，使残余应力的有害影响显著减小。更重要的是消除应力处理的温度范围正好处于不锈钢的敏化温度区，消除应力处理可能反而会导致耐蚀性的降低，因此，不锈钢焊件的焊后热处理不仅是为了消除接头的残余应力，而且还应同时提高接头的耐蚀性，满足这种要求的热处理方法只有固溶处理，即水淬和稳定化处理，即所谓的“免疫处理”。
对于大型焊件来说，稳定化处理更为适用。这种热处理即能降低接头的残余应力，又可消除碳化铬沿晶界的沉淀。稳定化处理是将焊件在700～870℃温度下加热，保温足够长的时间，一般为4～5min/mm，使铬扩大散到晶界附近的贫铬区，保温结束后以缓慢的速度冷却。稳定化处理后，接头的残余应力约可消除85%。
结论
综上所述，奥氏体不锈钢的焊接是有其独特特点的，奥氏体不锈钢在焊接时焊条选用尤其值得注意，通过长时间的实践证明，采用上述措施能达到针对不同材料实施不同的焊接方法和不同材料的焊条，不锈钢焊条必须根据母材和工作条件（包括工作温度和接触介质等）来选用。它对我们有很好的指导意义，这样才有可能能达到所预期的焊接质量。
参考文献
[1] 陈祝年；焊接工程师手册；机械工业出版社；2002年
[2] 李智诚，朱中平，薛剑峰；世界物资出版社[M]；1995年
关键词：奥氏体不锈钢 压力容器 焊接质量控制
中图分类号：TF351 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2015）06（c）-0113-01
《特种设备安全监察条例》将涉及生命安全，危险性较大的压力容器定义为特种设备。特种设备是国民经济建设的重要基础设备，是与人民群众生活密切相关的重要基础设施，广泛应用于社会经济建设和人民生活的各个领域，一旦发生事故，将会造成严重的人员伤亡及重大财产损失。
特种设备的生产制造过程离不开焊接环节，焊接是特种设备产品生产制造过程的一项关键工序，其质量的好坏将直接影响到特种设备安全运行和使用寿命。因此在对特种设备安全性能监督检验过程中焊接控制十分重要。下面就奥氏体不锈钢制压力容器的焊接性能及特点，施焊控制重点介绍如下。
1 奥氏体不锈钢的焊接性能及特点
奥氏体不锈钢可采用焊条电弧焊和气体保护焊方法施焊，其焊接过程对氢脆不敏感，焊态下接头也有较好的韧性和塑性，可焊性较好。但如焊接工艺控制不当，焊接接头易存在以下问题。
（1）奥氏体不锈钢具有较大的电阻率和线膨胀系数，较低的导热率导致焊接过程中的焊接变形大，易形成热裂纹。
（2）在焊接过程中，若在敏化区停留时间（对于18-8钢，在450℃～850℃温度之间）过长，短时加热就很容易促使产生晶间腐蚀倾向，其原因是晶界上易形成铬的碳化物，造成晶界贫铬，降低抗晶间腐蚀能力。
2 施焊控制重点
2.1 焊接变形与残余应力控制
焊接是一种局部加热的工艺过程，这种过程会造成母材局部受热膨胀和冷却收缩现象，因此所有焊接均会产生不同程度的变形，这些变形有可能导致容器棱角度、直径、椭圆度、垂直度、平面度等参数不符合设计图样的要求，也可能导致焊接残余应力引起的焊接裂纹等缺陷。为减少焊接应力与变形引起的不利影响，在焊接结构设计时，应对焊缝的配置、形状尺寸、数量等因素加以考虑。因设计时，焊缝已经确定，只能采取焊接工艺措施来控制减少变形和残余应力的影响。在实际监督检验时，对压力容器制造厂的焊接工艺以及合理施焊顺序进行加以控制，尽量减少焊接接头的拘束度是焊接工艺控制变形的基础，也可采用反变形法和刚性固定法对设备焊接过程进行控制，使焊接变形和残余应力降为最低。
2.2 应力腐蚀控制
奥氏体不锈钢焊接接头对应力腐蚀比较敏感，一般情况下，焊接接头中存在的残余应力为应力腐蚀创造了必要条件，焊接热过程导致的焊接接头碳化物析出敏化，促进了应力腐蚀的发生，控制应力腐蚀应从控制焊接变形和焊接接头敏化区温度着手实施。
2.3 焊接热裂纹控制
奥氏体不锈钢焊接时，焊缝和近缝区均可产生裂纹，而且主要是热裂纹，裂纹特征是典型的晶间断裂，其原因是源于奥氏体不锈钢受热膨胀较大，散热较慢，焊缝在凝固过程中，造成焊缝枝晶粗大和过热区晶粒粗化，增大偏析，形成较大的焊接内应力，因此，焊接过程应尽量采用较小的焊接热输入，不进行预热并降低层间施焊温度，控制焊接速度，减少高温冷却速度或适当降低焊接电流来减少焊缝熔深。另外，在焊接起弧和收弧处易产生焊接裂纹，焊接筒体纵焊缝时，应加引弧板和收弧板。
2.4 晶间腐蚀控制
奥氏体不锈钢焊接接头易产生晶间腐蚀，造成晶间腐蚀的机理是在焊接过程中，敏化区域温度范围（450℃-850℃）内，在晶界析出铬的碳化物形成了贫铬的晶粒边界。在焊接工艺控制上应采用较低的焊接热输入，快速冷却以减少处于敏化加热的时间；焊接材料控制上应尽量降低含碳量，增加铌、钼、钛等元素到焊接接头中，减少或阻止晶粒边界生成铬的碳化物，以减少焊缝产生晶间腐蚀的可能性。
2.5 焊接材料控制
焊接材料是保证母材焊接质量的关键环节，需根据母材的化学成分，力学性能，焊接性能及结合容器的结构特点，使用条件，焊接方法综合考虑选用。通常应保证焊缝金属的力学性能高于或等于母材标准规定的下限值，或应满足产品图样中技术条件的规定，针对奥氏体不锈钢焊接特点，焊材的选择应满足以下几点要求。
（1）低的碳含量，以减少焊缝产生晶间腐蚀的可能性。
（2）能够通过焊材过渡各种合金元素到焊接接头中，使焊缝金属成为含有确定数量的奥氏体和铁素体组织渗透，如铌，钼，钛等元素到焊接接头中与碳形成稳定化合物，阻止晶粒边界生成铬的碳化物来增加耐晶间腐蚀性能。
（3）严格控制焊材中硫、磷含量，以减少产生焊缝热裂纹的危险性。另外焊接材料入库、验收、保管、发放与回收应进行严格的控制。监检人员应加以检查、监督，保证其符合规范程序要求。
2.6 焊接工艺控制
焊接工艺评定是验证拟定的焊接工艺正确性而进行的试验过程及结果评价，评定内容包含焊接过程中所应控制的焊接工艺因素，该过程是选择具体焊接工艺参数的过程，通过对焊接工艺的评定将符合焊接接头性能要求的工艺形成焊接作业指导书，用于指导容器焊接。监检人员应熟知和控制评定合格的焊接工艺参数，对焊接作业指导书与焊接工艺评定的一致性进行监督检查，在施焊过程中监督、执行制定的焊接工艺方案。
3 结语
奥氏体不锈钢制压力容器广泛应用于社会经济建设和人民生活的各个领域，一旦发生事故将会造成严重的人员伤亡及重大财产损失，因此在奥氏体不锈钢制压力容器产品安全性能监督检验过程中，焊接控制十分重要。
该文就奥氏体不锈钢的焊接性能和特点，有针对性的施焊控制重点进行了一定的探讨，供同行参考借鉴。
参考文献
关键词：双相不锈钢；力学性能；耐腐蚀性能
引言
双相不锈钢，指铁素体与奥氏体各约占50%，一般较少相的含量最少也需要达到30%的不锈钢。在含C较低的情况下，Cr含量在18%～28%，Ni含量在3%～10%。有些钢还含有Mo、Cu、Nb、Ti、N等合金元素。该类钢兼有奥氏体和铁素体不锈钢的特点，与铁素体相比，塑性、韧性更高，无室温脆性，耐晶间腐蚀性能和焊接性能均显著提高，同时还保持有铁素体不锈钢的475℃脆性以及导热系数高，具有超塑性等特点。UNS32205双相不锈钢是由22-23%铬，3.0-3.5%钼及4.5-6.5%镍氮合金构成的复式不锈钢，是目前国外应用最普遍的双相不锈钢，它是一种典型的含N、低碳、双相铁素体—奥氏体不锈钢。该类钢种主要出现在公司承建的海水冷却电站项目中，用于循环水冷却系统的仪表管路、取源部件中。由于其具有优良的耐海水腐蚀性能，而在电站建设中具有广泛的用途，因此对UNS32205双相不锈钢焊接性的研究具有重要的意义。
一、UNS32205双相不锈钢焊接工艺的选择
（一）焊前准备
1、不锈钢在焊接前一定要仔细清理焊接区域附近（焊缝两侧30-40mm）的油污、锈蚀等。清理方法可以采用酒精、丙酮擦洗，也可以用不锈钢丝刷清理，彻底清理的目的是祛除氢气产生的根源，因为双相钢的比奥氏体不锈钢溶解氢气的能力低，氢致裂纹的倾向较大。
2、双相不锈钢焊接时需要背部惰性气体保护，防止合金元素烧损，影响不锈钢的性能。本次试验采用废纸箱板剪裁成管子内径大小的堵板。根据现场施工的条件，可以采用废料制作堵板，并保证焊接完毕可以完整的取出。
3、焊接材料选用天泰ER2209/E2209。根据化学元素匹配的原则，并考虑到化学元素在高温电弧中的烧损，采用含NI量较高的2209，使焊接区域产生相平衡。
（二）焊接方法
2205双相不锈钢可以采用多种焊接方法，本试验对电站建设中应用普遍的GTAW+SMAW组合焊接方法进行研究。即打底采用氩弧焊，保证单面焊双面成型。盖面采用自动氩弧焊，按多层焊接规定的顺序，多层数施焊，每次堆焊应清理焊道，焊后不做热处理。试验中使用的焊机奥太ZX7-400STG型直流焊机。
（三）焊接工艺参数
2205双相不锈钢要求全熔透，实验中采用V型坡口、坡口角度为60°、钝边5mm、根部间隙1～2mm、外径Φ219×9的管子对接焊。焊接时特别注意焊接线能量，控制层间温度≦150℃。
二、焊接接头性能的检验
对焊接工艺评定试件进行解剖取样，进行组织、力学性能试验，对拟定的焊接工艺进行评价，分析总结出影响焊接质量的关键因素。
（一）金相分析
从图1中可以看到，在焊缝处晶粒明显的比HAZ区域细小，这是因为试验中TIG焊的焊接热输入较高，焊后高温停留时间短，F向A转化快，晶粒细小，而热影响区温度区间低温时间较长。铁素体晶粒易于长大，晶粒粗大。用铁素体测量仪测量铁素体含量，焊缝处为47.7%和HAZ为52.6%。
（二）力学性能
从表2中可以看到，取拉伸试验两件、面弯背弯各两件、焊缝和热影响区冲击试样各取三个。拉伸试样的σb=805MPa>655Mpa（ASMEⅡ材料最低抗拉强度）。试样均断于母材，拉伸强度满足合格标准。
结论
1、选择合适的焊接线能量非常重要，当采用很小焊接线能量时，由于快速冷却使得焊接热影响区和焊缝的铁素体含量偏高，对耐腐蚀性能和力学性能不利。但是过高的焊接线能量会烧损合金元素、冷却太慢使得中间相析出，引起组织不平衡，因此，通过调整焊接线能量输入可以获得最佳的焊缝和热影响区性能。
2、注意定位焊缝的长度，定位焊接时如果长度过短，焊接未建立起平衡过程即结束焊缝冷却会很快，可能导致铁素体含量过高、低韧性并因氮化物析出而降低耐腐蚀性能。因此如采用定位焊。对定位焊缝的最短长度应进行规定。
3、焊接过程材料的保护，材料表面的弧击和起弧是一个瞬间的高温过程冷却速度很快表面显微组织中铁素体含量很高，这种组织对裂纹和腐蚀很敏感，应尽力避免。如果产生必须用细砂轮打磨去除。现场焊接过程中材料的保护非常重要，应避免碳钢、铜、低熔点金属或其它杂质对不锈钢的污染可能情况下， 不锈钢和碳钢管应分开存放和焊接。焊接和切割过程中应采取措施防止飞溅、弧击渗碳、局部过热等。■
参考文献
[1]张杰，宋文明.SAF2205双相不锈钢焊接工艺研究[J].热加工工艺.2009（03）
【关键词】不锈钢；接头；晶间腐蚀；控制
中图分类号：TF764文献标识码： A
一、前言
当前，18-8奥氏体不锈钢应用范围十分广泛，但是其晶间腐蚀性作为一种极具危险性的腐蚀破坏给不锈钢造成极具严重的危害。因此，要采取相关手段进行抗腐蚀措施。
二、奥氏体不锈钢焊接接头晶间腐蚀试验
18-8奥氏体不锈钢在氧化和弱氧化介质中会产生晶间腐蚀,晶间腐蚀是由表面沿晶界深入到内部,它使材料机械强度急剧下降,稍受外力即沿晶界断裂,而表面却仍然光亮完好,所以晶间腐蚀是一种具有极大的危险性的腐蚀破坏。因此,要求采用不锈钢制作的设备,母材和焊接接头都应有足够的抗晶间腐蚀性能。为保证产品质量,经施焊的构件设备必须进行焊接接头晶间腐蚀倾性检查。
1、焊接接头晶间腐蚀试验方法
通常采用加速方法来测定不锈钢对晶间腐蚀的敏感性,其原理是选择适当的浸蚀剂和条件对晶间进行加速的选择性腐蚀。我们采用/GB4334.5—2000不锈钢硫酸——硫酸铜腐蚀试验方法(T法)进行。
(1)试样的选取和制备。试样在与产品筒体延长部位同时施焊的焊接工艺检查试板上切取,试样尺寸为80mm×20mm×(3~4)mm,数量为2个,焊接接头位于试样中部,试样切取原则上用锯切,用剪切时应通过切削去除剪切变形的影响部分,试样上焊缝加强高应加工至与母材齐平。
(2)试样的敏化处理。试样以焊后状态进行试验,对焊后要经过350℃以上热压力加工的焊接件,试样应在焊后进行敏化处理。敏化处理规范为加热至650℃,保温2h空冷。敏化后试样表面所产生的氧化皮用砂纸打磨干净,试样表面粗糙度Ra值不大于0.8m。
(3)腐蚀试验介质为硫酸)硫酸铜溶液。试剂:100g硫酸铜(CuSO4.5H2O),见GB665-65分析纯;100ml硫酸(H2SO4)相对密度1.84,见GB625-77分析纯;1000ml蒸馏水或去离子,铜屑纯度不低于99.8%,见GB466-64四号铜。
(4)试验程序。先将试样用丙酮除油并洗净干燥。试验时先在带磨口的锥形瓶瓶底铺上一层5~10mm铜屑,再放入试样,若有两个试样,试样间用铜屑间隔使其相互不接触,在试样上再覆盖一层铜屑。倒入配制好的试验液,液面高出铜屑20mm左右。装上回流冷凝器,接通冷却水,将溶液加热至沸腾并连续煮沸16h后取出试样,洗净、干燥。
2、试验结果评定
试样在万能材料试验机上进行弯曲后评定,与介质的接触面为检验面(即弯曲试样处表面),沿熔合线进行弯曲,弯曲用的压头直径为5mm,试样的弯曲角度为180度,弯曲后试样在10倍放大镜下观察弯曲试样处表面,评定有无因晶间腐蚀而产生的裂纹。
三、不锈钢焊接接头晶间腐蚀的金相特征
1、焊接后组织状态
在显微镜下观察,正常的焊缝组织为奥氏体加少量呈树状结晶的铁素体,焊缝和母材熔合良好。热影响区母材组织变化较大,紧靠熔合线热影响区组织为单相奥氏体,其晶界呈细线状,奥氏体边界平直,晶内能见到孪晶线(图1)。距熔合线3.7~4mm处组织仍为奥氏体,但晶界发生较大的变化,沿晶界析出点状碳化物,点状碳化物形成半封闭网络,平直的奥氏体晶界趋向圆滑(图2),该组织宽约3.5mm。母材为正常单相奥氏体组织。
图1紧靠熔合线母材组织
图2热影响区母材组织
2、焊后敏化处理并经晶间腐蚀试验
试样在显微镜下观察,焊缝与母材熔合良好,热影响区与该区母材组织均相同,为单相奥氏体,晶粒边界圆滑,晶界有点状碳化物形成半封闭网络(图3),所不同的是在试样近表面处能明显看见晶间裂纹,表面有时能明显见到晶粒脱落,晶间腐蚀是由表面向中心推进的,总深度约为0.9~1mm(图4)。该组织具有典型的晶间腐蚀微观特征。
图3焊缝母材组织
图4 母材表面晶间腐蚀
四、晶间腐蚀机理
用公认的贫铬理论能完满解释奥氏体不锈钢晶间腐蚀。在一定的温度范围奥氏体内过饱和碳析出并与固溶体的铬结合形成Cr23C6碳化物,由于晶粒内碳的扩散速度大于铬的扩散速度,故碳很易扩散到晶界与铬形成Cr23C6碳化物,并在晶界沉淀析出,这个温度范围与不锈钢的含碳量有关,约在450~850℃,称为危险温度范围。在危险温度范围内,由于碳化物的析出使固溶体内的铬大大降低,当铬含量低于13%时基体就会丧失抗腐蚀能力而产生腐蚀。
金相分析结果表明,直接焊态试样,离焊缝熔合线4~7.5mm的热影响区母材处于危险温度范围内,焊后敏化处理试样,因敏化温度在危险温度范围内,均在晶界析出大量Cr23C6碳化物,使不锈钢产生晶界腐蚀。而焊接接头晶间腐蚀也可能发生在焊缝区和熔合线上。在焊缝区多层多道焊的前一层焊道的熔敷金属,在后一道焊缝施焊时,同样经历了一个热循环,存在一个热影响区,在敏化温度的区域停留过长也会在晶界析出Cr23C6碳化物,形成贫铬的晶粒边界,若该区正好暴露在焊缝表面并与腐蚀介质接触则会产生晶间腐蚀。在熔合线上产生的晶间腐蚀则是一种特殊的晶间腐蚀,俗称刀状腐蚀。
五、提高焊接接头抗晶间腐蚀能力的措施
由于晶界碳化铬沉淀析出而引起晶界贫铬是奥氏体不锈钢晶间腐蚀的主要原因,因此提高抗晶间腐蚀能力,防止晶间腐蚀的途径都是从控制碳化铬的沉淀来考虑,即从碳化铬沉淀的分量、部位和沉淀物形成动力等方面考虑。
1、焊接方法选择
选择适当的焊接方法尽可能缩短焊件在敏化温度区段下停留的时间,减低危险温度对它的影响。对于薄件、小件,采用高能量的真空电子束焊或等离子焊;对于中等厚度板材,采用熔化极自动或半自动气体保护焊;对于大厚度板材,采用埋弧焊;焊条电弧焊为最常用的方法。
2、焊接材料控制
焊接材料通常根据奥氏体不锈钢的材质、工作条件(介质、温度)来选择,原则上选择与母材相近的焊接材料,为保证焊缝区抗晶间腐蚀性能,采用以下措施:
(1)选用低碳或超低碳的不锈钢焊材。最大限度降低碳在焊缝金属中的含量,达到碳在不锈钢中室温溶解极限以下,使碳形成碳化铬的可能性减到最小,从而根除贫铬区的形成,提高焊缝金属抗晶间腐蚀能力。
(2)选择添加了钛、铌、钽等稳定化元素的焊材。钛、铌、钽等稳定化元素与碳的亲和力要比铬大得多,碳与它们优先结合成钛、铌、钽的碳化物,并以颗粒弥散分布在晶内,使奥氏体内的固溶碳含量(质量分数)降低,若碳降至0.01%以下,就不能形成碳化铬,从而可提高抗腐蚀能力。
(3)采用具有C-D双相组织的焊材。熔敷金属中若有5%~10%的D铁素体则可降低发生晶间腐蚀的趋势,这是由于D/C相界面能低于奥氏体晶界C/C的界面能,因而碳化物择优在D相一侧析出,减少了碳化物在奥氏体相界面的析出量。而铬在D铁素体中扩散速度较在奥氏体中快10倍,在危险的敏化温度停留所造成的贫铬区很快从铁素体边得到补充而消失,同时,铁素体在奥氏体晶界上以一个个孤立小岛分布,破坏了奥氏体晶界的连续性,显著增加了晶粒晶界的总面积,故具有双相组织的不锈钢有降低晶间腐蚀的趋势。
(4)焊材直径的控制。材料的直径直接关系到焊接热输入量的大小,在保证焊接质量(全焊透)的情况下,为降低焊接时的热量输入应尽量选用直径较小的焊材。
3、焊接参数控制
在保证完全焊透、全熔合的情况下尽量选用小电流、低电压(短弧焊)焊接,以减少热输入量,改善焊接接头性能。
4、焊接过程控制
(1)焊前准备清洁焊件,焊件坡口应去除油漆、油污;自动焊丝表面应除油、除锈并保存于干净、干燥处;电弧焊焊丝必须烘干并保存在保温筒中。
(2)焊接过程焊接时采用直线运条,不允许作横向摆动,多层焊时层间温度不能过高,应冷至60℃以下清渣后再继续焊接。层间接头应错开,收弧一定要填满。必要时采用强制焊区快速冷却,最适用的方法是一边施焊一边用水冷却焊缝,以水不浸入焊接熔池为准。有条件的也可在焊缝背面通水、通惰性气体,既可加速冷却,又保护焊缝。总之,采取有效措施减少焊接时的热量输入,并快速冷却,使焊件在危险温度区间停留时间最短,以降低不锈钢焊接件晶间腐蚀倾向。
5、焊接环境控制
焊接奥氏体不锈钢的场地应清洁,以免由于环境中的油、锈或风等不利因素影响了焊接接头的强度和耐蚀性能。
六、结束语
在不锈钢焊接构件过程中，只有对焊接质量进行控制，降低碳化物的沉淀析出，才能防止不锈钢晶界腐蚀，提高构建质量。
参考文献
关键词：复合钢板，Q345R＋316L，焊接
中图分类号：P755.1文献标识码： A
1、焊接性分析
Q345R＋316L不锈钢复合钢板的结构形式见图一，基层为Q345R，属碳锰低合金钢，其焊接工艺较简单；复层为316L，属奥氏体不锈钢。Q345R＋316L的焊接工艺难点是Q345R和316L过渡层和316L不锈钢的焊接。
图一不锈钢复合钢板焊缝的结构
316L不锈钢焊接时，易发生HAZ敏化区晶间腐蚀，对于316L，发生敏化区间并非在平衡加热时的450—85O℃，而是有一个过热度，可达600－1000℃。因为焊接过程是一个快速加热和冷却的过程，而铬碳化合物沉淀是一个扩散过程，为足够扩散需要一定的“过热度”，其焊接工艺应采用快速过程。以减少处于敏化区加热的时间。所以焊接过渡层应用小热输入、反极性、直线运条和多层多道焊。
316L的导热系数小．线膨胀系数大，热量不易散失，很容易形成所需尺寸的熔地，而旦在自由状态下，易产生较大的焊接变形。因此，在焊接复层316L时，应采用小电流、快速焊、窄焊道的多层多道焊接，要控制道间温度在6O℃以下。
2 制造工艺
2.1 下料划线：禁止在复层表面上切割线内用针划线打样冲眼，不得用墨汁、油漆涂写，尽量避免铁器碰伤划伤表面。
2.2 切割：试样材料厚度为 14mm＋3mm，采用切割机进行切割时复层朝下，从基层侧开始切割并严禁熔渣溅到复层表面。切割前留有加工余量，切割后用刨边机把切割的热影响区刨掉。坡口也采用刨边机进行加工，加工后的坡口要进行外观检验，不得有裂纹和分层，否则要进行修补。
2.3 组对：组对前坡口两侧各 2O mm 内外表面要用不锈钢丝刷清理，复层距坡口 100 mm 范围内要涂防飞溅材料。组对时应以复层为标准，保证对口错边量≤1mm，间隙 l～2 mm 。
3、焊接工艺
3.1 焊材及焊接方法：基层外面一层采用埋弧焊，其他层采用焊条电弧焊焊接。根据不同的焊接位置，选用不同的焊接材料。焊接 Q345R时选用Φ3.2 mm，Φ4.0 mm 的 E5O15，过渡层的焊接选用Φ3.2 mm 的A042，复层焊接选用Φ3.2 mm 的 A022焊条，埋弧焊选用Φ4.O mm 的 H08MnSi焊丝。
3.2 坡口形式及尺寸见图二，焊接工艺参数见表1。
图二：坡口形式及尺寸
表1：焊接工艺参数表
3.3焊接要点:
（l）焊基层第1层时须特别注意不得将低合金金属沉积到复层上。
（2）基层或过渡层焊后经射线探伤合格后才能开始过渡层或复层的焊接。
（3）焊复层前必须清除坡口边缘复层坡口上的飞溅物。
（4）过渡层的熔敷金属必须完全盖满钢层b＝1－2mm，并盖过不锈钢与碳钢交界面 a＝O.5—1.5 mm，见图一。
（5）过渡层第1遍焊接要采用小参数、反极性、直道多道焊，以降低对复层的稀释。
（6）复层焊接过程中为保证焊接质量要用小直径焊条进行多道焊，对焊层的堆焊高度要控制到最小，不超过1－8 mm 。
（7）复层焊接时，必须彻底清除过渡层熔渣及其它表面附着物，道间温度控制在6O℃以下，并用MT检查无缺陷时，方可焊接下一层。
（8）焊接时应注意引弧和熄弧的质量，收弧应将弧坑填满，多层焊时的层间接头应错开。
4、表面处理及检验
复层表面划伤深度在0.2-0.5 mm 时必须修磨，>0.5 mm 时须补焊。每焊完一道焊缝，特别是复层和过渡层，必须按要求进行检验，发现超标缺陷，必须进行返修。
5、工艺评定及产品焊接试板
按上述工艺制作了焊接工艺评定试板，试板尺寸为 600mm ×300 mm ×（14 mm + 3 mm ）。焊缝经过外观及X射线探伤检查，全部合格，其弯曲、冲击试验结果表明，强度、韧性等力学性能均达到要求。
按上述确定的工艺参数焊接不锈钢复合钢容器，经过无损检测，一次合格率为 96.93％，焊接质量良好。
6、结语
通过焊接工艺评定及产品焊接，证实Q345R＋316L不锈钢复合钢板制造、焊接工艺合理，可在生产中广泛应用。
作者简介：
姓名：郭建波
籍贯：辽宁盘锦
出生日期：1980-01-11
学历：工程硕士
1、设备好机器合理的调节，一般铝焊接用交流氩弧焊，不锈钢用直流氩弧焊。
2、气体流量调节好，气体流量调节好。
3、参数调节，以能够打开熔池为好，及焊接的时候添丝速度可以赶上母体熔池形成速度。
4、扣枪第一枪看清熔池，往熔池里面添加焊丝。
（来源：文章屋网 ）
【关键词】不锈钢工艺；现状；进展
0.前言
众所周知，我国的各种技术在改革开放以后得到了很大的进步，不锈钢也不例外，他的需求以超乎人们想象的速度高速发展。它不仅仅在家居方面发挥着重大的作用，同样发挥作用的还有船舶方面，可是对于不锈钢而言不可忽视的问题就是他的焊接问题，因为他的焊接问题直接涉及到他的使用情况，本文对于不锈钢的焊接情况也将作出一定程度的介绍。
1.几种不锈钢的简介与特点
1.1关于奥氏体不锈钢
奥氏体不锈钢是几种不锈钢的合称，其中高铬镍钢及高铬锰氮钢均属此类，奥氏不锈钢是所有种类的不锈钢中应用比较广泛的一种 同时也占据着比较重要的地位。他在我国很多重大的工程例如石油方面有着比较重要的应用，这主要是因为奥氏不锈钢在各个方面的稳定性都是比较突出的，加之在耐腐蚀性以及加工性能方面的优良表现使得奥氏不锈钢得到很多领域的青睐。当然，即使再优良的材料也存在一定的缺点，奥氏不锈钢存在的缺陷就是接头的刀状腐蚀和应力腐蚀开裂， 以及含镍较高的单相奥氏体钢接头热裂问题， 有时也会有接头热强性和再热裂纹问题。首先我们介绍一下在奥氏不锈钢的热裂纹的现象。通过多年的经验可以发现一种不锈钢的裂纹出现的程度与不锈钢中存在的镍的多少有关，并且随着镍的增多，裂纹的情况也会更加明显。而相对应的结晶（凝固）裂纹是在凝固后期产生的。奥氏体不锈钢导热系数小，线膨胀系数大，使得焊缝在结晶过程中产生较大的收缩变形和拉伸应力，在凝固期间存在较大拉应力是产生凝固裂纹的必要条件。接下来涉及的还有奥氏不锈钢的耐腐蚀性。不锈钢的出现是因为我们平时所应用的钢铁耐腐蚀性太差才应运而生的，即使不锈钢的耐腐蚀性得到了很大程度的提高，但是他依然存在这这方面的问题。我们通常所说的腐蚀包括三个方面的腐蚀为晶间腐蚀、应力腐蚀和孔蚀。其中晶间腐蚀我们采取的办法是减少碳的存在，碳含量的减少大大减少晶间腐蚀，而应力腐蚀则与各种力的作用和种种化合物的作用有关，孔蚀则是非金属的作用产生的。
1.2关于马氏体不锈钢
以铬的同位素铬12铬13为主的不锈钢是马氏体不锈钢的主要组成。不可否认的是，马氏体不锈钢同样存在着一些不如人意的地方。马氏体不锈钢主要存在的问题在接头方面，是接头的冷裂与脆化的问题。马氏体含有较高的奥氏体形成元素碳。这类钢中高温下存在的奥氏体在通常不太慢的冷却条件下会发生奥氏体到马氏体的转变， 属于淬硬组织的钢种。不锈钢在使用的时候必须接受的一种方式变化便是焊接，由于温度的影响，在完成焊接以后，马氏体不锈钢会变得比较坚硬，我们通过日常的知识可以得出，如果，变成坚硬的固体经常会出现裂纹，并且，以前使用的经验也说明，这种裂纹与碳的含量息息相关，碳的含量越多，出现的裂纹就会越大。在焊接的时候会面临着冷却的阶段，这也是出现问题比较多的一个阶段，如果冷却的速度比较慢的话，会出现较大的一些晶粒，柔韧性会受到一定的影响，但是与此相反的，如果冷却的速度过大的话，同样会对柔韧性产生比较大的影响，所以这就对于技术人员提出比较高的要求。
2.关于不锈钢的工艺特点以及不足
2.1关于奥氏不锈钢的工艺特点以及存在的不足
关于在焊接方面的问题仍然是我们不得不提的一个问题，但是前面我们提过奥氏不锈钢是应用比较广泛的一种不锈钢，也就是说他在某些方面有着其他的不锈钢无法比拟的特点。奥氏不锈钢的焊接技术还是比较成熟的，经过多年的发展，只要我们应用比较合理的方法，就可以避免我们一直无法解决的问题。奥氏不锈钢对于焊接技术的要求并不是十分的苛刻。其中在焊接的方法方面使用最多的是焊条电弧焊和气体保护焊， 以机械化快速焊为好。即使奥氏不锈钢在焊接方面的应用比较多，但是仍然有几个方面的问题是不可忽视的。为了防止在焊接的过程中出现一些裂纹，影响奥氏不锈钢的使用的性能，我们一般尽可能地采取U型与X型的坡口，这种焊接的形状应该时刻注意。在进行焊接的时候，应该采取一定的措施进行固定，不锈钢越薄就越应该采取固定措施，不然就会出现角焊接的现象，焊接的顺序同样是我们不可忽视的问题，在多年的摸索过程中我们发现，先中间后两头，或者分段进行焊接的方式，能够让不锈钢发挥最大的效力。在进行焊接的时候由于焊丝的电阻率大、导热系数小， 所以熔化系数大， 焊丝伸出长度要短一些。 尽量采用短弧焊并不做摆动， 以防止合金元素不必要的烧损。在焊接的时候我们应该控制好气体的作用，这样可以避免气孔的产生。同样的奥氏不锈钢在焊接的时候，我们应该注意采用比较小的电流进行焊接，因为奥氏不锈钢比较容易熔化，在进行焊接的时候我们也不用采取预热，但是如果奥氏不锈钢中铁素比较少或者根本不存在的时候预热就必不可少了，在焊接过后，我们也要采取一定的护理。常规碳含量不锈钢结构需要进行固溶处理；含稳定化元素的和超低碳的不锈钢结构需进行稳定化和消除应力热处理。
2.2关于马氏体不锈钢的工艺特点以及不足
不得不承认，马氏体不锈钢在焊接方面的不足还是比较多的。前面我们提到，在焊接的过程中会出现一定奥氏体转向马氏体的趋向，最重要的在转变的过程中，体积也会发生一定带个变化，会使性能也随之改变，并且会出现比较强烈的淬硬倾向。母材含碳量越高， 淬硬倾向就越大。并且在焊接的焊缝中各种应力的作用也会出现各种裂纹，所以在焊接马氏体不锈钢中，我们总结了一些比较可行的方式来避免这些不足。控制焊缝金属的化学成分。焊缝金属的化学成分主要取决于焊接材料， 最好是用与母材金属成分相同或相接近的焊接材料。在这个过程部分区域会出现硬化的现象，需要将硫，磷以及硅的含量控制在一定的范围之内，并且与此同时，添加一些铝，氮更好的控制硬化的现象，但是在裂缝里添加了这么多的外来的物质，与原先的不锈钢在很多元素的组成方面有了区别，如果存在着比较大的差异的话会弄巧成拙。在奥氏不锈钢中我们提到不需要预热，与奥氏不锈钢相反马氏体不锈钢的预热是不可或缺的一个程序，材料越容易出现硬化的现象在预热的时候我们就应该采取越高的温度，在焊接完成之后的处理同样是比较重要的，焊接后的处理得到最大的改善的是柔韧性。
3.结语
关于不锈钢消费逐年增加的现象从另一个侧面反映出了我国经济的不断发展，人们对于生活质量的要求不断地提高，对于不锈钢的要求也不断提高。目前我国在不锈钢方面仍然存在着一些不足，我们要做的是不断地改善不锈钢的品质满足人们的要求。不断地培养起一批这方面的专业人才，提高他们的素质，为我国的不锈钢产业做出贡献。而且，不可忽视的是我国的发展水平与发达国家仍然存在着一定的差距，我们应该努力缩小这种差距，达到国际先进水平。 [科]
【参考文献】
[1]林企曾，李成.迅速发展的中国不锈钢工业[J].钢铁，2006，41（12）：1.
关键词： 铁素体不锈钢；焊接工艺；接头性能；模拟计算
中图分类号： TG406
Abstract： The situation and development of welding of ferrite stainless steel is discussed in detail， generally speaking， the ferrite stainless steels are always subjected to excessive grain growth in the fusion zone and heat affected zone， which would cause a deleterious effect on the mechanical and corrosion resistance properties of the steels. Laser beam welding， hybrid welding， pulsed arc welding and friction stir welding are used to obtain joints with better properties. And control of heat input， raising cooling rate， adding stabilization elements，electro magnetic stirring and ultrasonic vibration are used to get fine grain. In recent year， simulation and calculation are also used to study the welding of ferrite stainless steels.
Key words： ferrite stainless steel； welding process； properties of joints； simulation and calculation
0 前言
随着工业技术的日益发展，不锈钢的使用量不断增大。近年来，由于稀有金属镍、钼、钒等价格大幅上
涨[1]，奥氏体不锈钢的应用和发展面临成本问题，并且奥氏体不锈钢焊接接头易出现晶间腐蚀、缝隙腐蚀和点蚀等问题。铁素体不锈钢（Ferrite Stainless Steel，简称FSS）是一种不含Ni的不锈钢，具有优良的耐高温氧化和氯化物腐蚀的性能[2，3]，与奥氏体不锈钢相比，其成本低，线膨胀系数小，热疲劳性能好[4]，可在多种腐蚀介质环境下替代304不锈钢，广泛应用在石油设备、汽车，采矿、铁路及化工行业[5-7]。近些年来，铁素体不锈钢的使用量已占到不锈钢的30%[8]。而我国作为世界上最大的不锈钢消费国，如果能够更好地应用和发展成本低廉、性能优良的铁素体不锈钢，必然会产生明显的经济和社会效益。
最基本的低Cr铁素体不锈钢为00Cr12，但其抗高温氧化性能较差，容易产生晶间腐蚀。可以通过增加Cr的含量，来提高不锈钢的腐蚀电位，但是必须控制C和N的含量，同时添加稳定元素Nb和Ti来稳定铁素体和防止晶间贫Cr，在铁素体不锈钢中添加Mo可以提高抗高温氧化性能。国内外已经发展出多种牌号的FSS，典型牌号有AISI410、 433、 444[4，6]，中国生产的TCS345，Sandvik生产的5Cr12Ti和JFR生产的410RW等[9]。
随着FSS应用的增多，其焊接问题日益突出，主要是由于焊接热循环导致焊缝和热影响区塑性、韧性、疲劳和耐热耐蚀性能下降[10]，因此，对焊接工艺及其对接头组织影响进行研究，进而提高接头性能，具有重要意义。
1 铁素体不锈钢的焊接性分析
FSS在室温下为纯铁素体组织，AISI410S钢的原始组织如图1所示[5]。铁素体热膨胀系数小，且S、P在铁素体中溶解度较大[11]，不易在晶间形成低熔点共晶，所以焊接过程中接头一般不会出现热裂纹和冷裂纹。但是通常来说，铁素体不锈钢比奥氏体不锈钢的焊接性要差，接头一般会出现以下几个问题。
1.1 塑性和韧性下降
焊缝冷却过程不发生固态相变，极容易产生粗大的柱状晶。热影响区受到单纯的热过程，晶粒尺寸有明显长大的倾向。特别是加热到950 ℃以上，晶粒甚至可以长大0级[12]。晶粒粗化后，接头塑性和韧性显著下降，耐蚀性能也随之降低。HAZ出现晶粒粗大以后，不能通过热处理消除。
1.2 晶间腐蚀
当焊接温度高于950℃后冷却过程中，晶界容易沉淀出Cr的碳化物和氮化物，由于Cr的扩散速度慢，造成晶界上出现贫Cr区，在腐蚀环境中易出现晶间腐蚀。为了消除晶间腐蚀，需要在650～800℃进行短时间保温，或者缓慢冷却，使Cr充分扩散[13]。其次，要控制C和N的含量，并且加入优先与C和N化合的Ti和Nb元素，避免贫Cr区的形成。
1.3 接头脆化
FSS接头会出现多种脆化现象。首先是σ相脆化，σ相是FeCr金属间化合物[14]，一般当Cr含量大于20%时，会产生σ相，一些铁素体不锈钢中存在Mo，会促使在较低Cr含量下形成σ相，σ相大多分布在晶界，显著降低接头韧性。其次是475℃脆性，Cr含量大于15%的铁素体不锈钢在400～500℃长期加热，会因为铁素体调幅分解产生富Cr的α'相，造成接头脆化。此外，Mo能促进脆硬χ相的析出，其组成为Fe36Cr12Mo10，还可能析出脆硬的Laves[15]相，Mo、Ti、Nb都容易形成Laves相，成分为（Fe， Ni， Cr）2Nb。
2 铁素体不锈钢焊接工艺的进展
2.1 焊接材料的选择
在焊接FSS时，填充材料主要有两种，一是同质的铁素体，如0Cr13。Mukherjee[7]认为，使用铁素体型焊丝焊接FSS，由于焊缝和热影响区晶粒粗大，接头塑韧性和耐蚀性差，所以用同质铁素体焊丝一般难以得到满意的接头。
现在普遍采用奥氏体型焊丝焊接FSS，焊缝中可以生成部分低碳马氏体，阻碍晶粒长大，并且低碳马氏体具有良好的韧性，使接头韧性和强度提高。Mukherjee[7]使用308L和316L奥氏体不锈钢焊丝焊接FSS，发现由于308L有更高的Creq/Nieq，马氏体形成温度较低，焊缝马氏体含量高，在热输入为0.6kJ/mm时，接头的冲击韧性超过母材。[16]用ER308L焊接超低碳、氮的12 %Cr铁素体不锈钢，在HAZ粗晶区形成板条状的低碳马氏体，抑制了晶粒的长大。但是使用奥氏体型焊接材料，由于母材和焊缝热膨胀系数不同，会导致接头抗氧化和热疲劳性能差[4]。
2.2 焊接工艺的进展
对于铁素体不锈钢，基本上所有的焊接方法均可用。但是需要控制热输入，采用合适的冷却方式，以避免热过程造成晶粒粗大。一些新型的焊接方法被越来越多地用在铁素体不锈钢的焊接上，如激光焊，脉冲电弧焊，复合热源焊接，搅拌摩擦焊等。
手工电弧焊接热输入较大，一般不推荐用来焊接铁素体不锈钢，Silva[5]使用手工电弧焊焊接410铁素体不锈钢，焊缝和HAZ区晶粒严重长大，塑性和耐蚀性下降。Amuda[8]发现对430FSS薄板，虽然保证了较低的热输入，但是晶粒还是长大5～8倍，损失近58%的塑性。Mohandas[10]对比了GTAW和SMAW焊接430铁素体不锈钢组织和性能的差异，发现由于焊缝区生成了等轴晶，GTAW接头的强度和塑性更好。
激光焊接能量密度高，热输入小，接头焊缝和热影响区窄，同时，焊后冷却速度高，适合用来焊接铁素体不锈钢，张红霞[17]采用钨极氩弧焊、脉冲钨极氩弧焊和脉冲激光焊三种焊接方法进行焊接433铁素体不锈钢，发现大的热输入会导致焊接接头的粗晶组织与性能脆化等问题，采用脉冲激光焊接方法可以细化组织，有效提高接头的综合性能。Kaul等人[18]研究了激光焊和TIG焊工艺对17%Cr铁素体不锈钢焊接接头组织及性能的影响，发现与激光焊相比，TIG焊使焊缝和热影响区的晶粒粗化严重，降低了接头的塑性。Lakshminarayanan[19]也使用激光焊接409M铁素体不锈钢，发现由于冷却速度快，粗大的铁素体转变为细小等轴晶，接头强度提高31%，冲击韧性也比母材提高3%。
将多个热源复合在一起，可以提高焊接效率并减小热输入。Taban[20]使用PAW+GTA复合热源焊接了12%Cr，使用奥氏体309L和316L焊丝，获得了性能良好的接头。王旭友[21]用激光+MAG复合热源焊接了T4003和TCS铁素体不锈钢，焊接效率与常规电弧焊相比可以提高1倍以上，接头热影响区粗晶区变窄，接头的低温冲击韧性可以提高50%以上。
搅拌摩擦焊是一种高效固相连接技术，由于焊接过程中母材处于固态，避免了不利的冶金反应，同时焊核区发生动态再结晶，使晶粒细化，热影响区晶粒也不发生明显长大，因此搅拌摩擦焊适宜用来焊接FSS。Lakshminarayanan[22] 使用搅拌摩擦焊的方法焊接
409FSS，由于搅拌摩擦焊使母材发生剧烈塑性变形，母材晶粒转变为细小铁素体+马氏体双相组织，力学性能提高。Cho[23]使用立方氮化硼搅拌头焊接409FSS，得到了高质量、无缺陷的的接头，焊核区晶粒细化。Ahn[24]用Si3N4搅拌头搅拌摩擦焊接409LFSS，转速
700 rpm，焊接速度60 mm/min，焊核区为等轴铁素体，接头的力学性能、耐晶间腐蚀、耐点蚀性能与母材相同。可见，FSW焊接FSS可以得到高质量的接头，但由于FSS与轻质合金相比，强度和硬度均比较高，焊接时均采用脆硬的陶瓷作为搅拌头，所以焊接过程中搅拌头的损耗率可能会比较高。
3 焊接接头的性能研究进展
由于焊接过程对FSS的影响以及考虑FSS的服役条件，FSS焊接接头的塑韧性、耐热疲劳性能及耐蚀性能最受关注，通过各种途径可以提高接头的这些性能。
3.1 塑性和韧性
焊接热过程使焊缝和HAZ区晶粒长大，接头的塑韧性严重下降，提高塑性和韧性的关键是限制晶粒的长大，可采用以下方法。
3.1.1 提高冷却速度
由于HAZ经历的是单纯的热过程，所以提高冷却速度可以防止晶粒严重长大。杨文平[3]用ER309L作为填充材料，焊接FSS，采用随焊水冷强制冷却，缩短了接头的高温停留时间，提高了冷却速度，遏制了晶粒的长大，接头冲击韧性较自然冷却的接头提高约55%。Amuda[8]使用液氮强制冷却接头，焊缝尺寸减小35%，产生细小等轴晶，晶粒尺寸受液氮流速的影响，当流速为0.0013 L/min时，晶粒尺寸比母材减小45%。
3.1.2 添加沉淀相形成元素
Villafuerte[25]使用GTAW方法焊接FSS，发现铁素体会在TiN上异质形核，形成等轴晶，单独加Ti并不能起到这样的作用。Gurram[6]发现添加Al元素后，析出的Al4C3和Al2O3可以使焊缝晶粒细化。Villaret[2]发现焊丝中Ti含量提高时，焊缝柱状晶变为细小等轴晶，塑性提高。同时加入较高含量的Ti、Nb，经过合适的热处理，能够获得较高的强度和塑性。
3.1.3 电磁搅拌
Gurram[6]提到有学者采用交流GTAW焊接FSS时，交变电流产生的电磁场对熔池的搅拌作用，可以起到细化焊缝晶粒的作用。Mridha[26]使用交变电流GTAW焊接FSS，产生的电磁搅拌作用能够打碎枝晶，细化晶粒，焊缝中产生较多的细小等轴晶，接头力学性能为母材的65%。
3.1.4 超声振动
超声振动也能起到与电磁搅拌类似的作用，Watanabe[27]通过焊丝向熔池导入超声，超声振动使焊缝中部产生部分等轴晶，随着焊速增加，等轴晶比例提高，接头强度和伸长率提高，伸长率可提高40%，焊接示意图如图2所示。
3.2 热疲劳性能
由于FSS的应用环境，经常要关注其热疲劳和高温力学性能，Oh[28]研究了Nb、W、V合金元素对铁素体不锈钢HAZ热疲劳性质的影响，发现接头在200～900℃的热疲劳寿命不仅与粗大碳化物相和Laves相有关，同时也与固溶体中Nb的含量和晶粒大小有关。Han[29]关注了HAZ组织对18Cr热疲劳性能的影响，发现由于Nb的溶解，粗大MC和Laves相的析出以及晶粒的长大，都会造成接头热疲劳性能的下降。
3.3 耐腐蚀性能
田劲松[30]研究了409L和410L接头的耐晶间腐蚀的性能，发现409L由于C、N含量较低且含稳定化元素Ti，接头无晶间腐蚀倾向，而410L接头由于析出了富Cr的碳化物和氮化物而形成局部贫铬区。张勇[31]用ER309焊丝，气体保护焊接四种不同的FSS，在 1 mol/L的NaCl溶液中，四种接头与母材耐电化学腐蚀性能无明显差异，而在 1 mol/L的 Na2SO4溶液中，TCS345和JFE410RW不锈钢接头的腐蚀性能优于T4003和Nirosta4003。
4 模拟计算在FSS焊接中的应用
使用模拟计算可以节省试验成本，模拟一些试验中无法观察的演变过程，并能够通过合理的模拟计算来优化工艺参数。莫春立[32]提出了一种用Monte-Carlo模拟铁素体不锈钢接头HAZ晶粒长大行为的方法，应用有限元方法计算出焊接热循环，并且结合晶粒长大的Arrhenius公式，结果显示，M-C模拟可以很好地反映HAZ晶粒生长的动力学过程。成功预测了HAZ中晶粒的分布，并提出，当HAZ中存在很陡的温度梯度时，可以一定程度抑制晶粒长大。Zhang[33]用Monte-Carlo的方法模拟了激光+脉冲GMAW焊接铁素体不锈钢HAZ晶粒的长大行为，模拟结果与实验测量吻合，发现熔合线附近的晶粒与母材相比长大了10～18倍，焊趾附近的晶粒尺寸更大。
5 结论
（1）铁素体不锈钢由于成本低廉，性能优良，有广阔的应用前景，其焊接面临的最大问题是焊接热循环导致焊缝和HAZ区晶粒严重长大，造成接头性能下降。
（2）奥氏体型焊接材料适宜用来焊接FSS，几乎所有的方法都可以用来焊接FSS，但必须严格控制热输入，激光焊、复合热源焊接、脉冲电弧焊及搅拌摩擦焊等方法热输入低、焊接效率高，能够获得优质的接头。
（3）通过提高冷却速度、添加稳定元素、电磁搅拌或超声振动能够细化晶粒，提高接头性能。接头韧性、热疲劳性能和耐腐蚀性能是其应用的关键。
（4）近些年来，模拟计算也被用到铁素体不锈钢焊接的研究当中，模拟结果能够很好地吻合试验结果。
参考文献
[1] 张心保， 王志斌， 赵春林. 热输入对 TCS 铁素体不锈钢焊接 HAZ 组织的影响研究[J]. 金属加工・热加工， 2008 （8）： 45-48.
[2] Villaret V， Deschaux-Beaume F， Bordreuil C， et al. Characterization of gas metal arc welding welds obtained with new high Cr-Mo ferritic stainless steel filler wires[J]. Materials & Design， 2013， 51： 474-483.
[3] 杨文平， 闫志峰， 王文先， 等. 443 铁素体不锈钢随焊激冷焊接接头的组织性能[J]. 材料热处理学报， 2012， 33（10）： 96-100.
[4] Villaret V， Deschaux-Beaume F， Bordreuil C， et al. Influence of filler wire composition on weld microstructures of a 444 ferritic stainless steel grade[J]. Journal of Materials Processing Technology， 2013， 213： 1 538-1 547.
[5] Silva C C， Miranda H C， De Sant’Ana H B， et al. Austenitic and ferritic stainless steel dissimilar weld metal evaluation for the applications as-coating in the petroleum processing equipment[J]. Materials & Design， 2012， 47： 1-8.
[6] Gurram M， Adepu K， Pinninti R R， et al. Effect of copper and aluminium addition on mechanical properties and corrosion behaviour of AISI 430 ferritic stainless steel gas tungsten arc welds[J]. Journal of Materials Research and Technology， 2013， 2（3）： 238-249.
[7] Mukherjee M， Pal T K. Influence of heat input on martensite formation and impact property of ferritic-austenitic dissimilar weld metals[J]. Journal of Materials Science & Technology， 2012， 28（4）： 343-352.
[8] Amuda M O H， Mridha S. Grain refinement and hardness
distribution in cryogenically cooled ferritic stainless steel welds[J]. Materials & Design， 2013， 47： 365-371.
[9] 郑淮北， 叶晓宁， 张雪峰， 等. 12% Cr 铁素体不锈钢粗晶区组织转变和晶粒长大及析出相分析[J]. 焊接学报， 2011， 32（6）： 37-40.
[10] Mohandas T， Madhusudhan Reddy G， Naveed M. A comparative evaluation of gas tungsten and shielded metal arc welds of a “ferritic” stainless steel[J]. Journal of Materials Processing Technology， 1999， 94（2）： 133-140.
[11] 张心保， 王志斌. 微合金元素对 00Cr12NiTi 铁素体不锈钢焊接接头HAZ组织及力学性能的影响[J]. 焊接， 2008（6）： 12.
[12] 杨文平. 433铁素体不锈钢随焊冷却焊接接头的组织和性能研究[D].太原： 太原理工大学硕士论文： 6-7.
[13] 李亚江. 焊接冶金学・材料焊接性[M]. 北京： 机械工业出版社， 2006： 136.
[14] Silva C C， Farias J P， Miranda H C， et al. Microstructural characterization of the HAZ in AISI 444 ferritic stainless steel welds[J]. Materials Characterization， 2008， 59（5）： 528-533.
[15] Han K， Hong S， Lee C. The effect of the precipitates type on the thermal fatigue properties of 18% Cr ferritic stainless steel weld HAZ[J]. Materials Science and Engineering： A， 2012， 546： 97-102.
[16] ， 马立， 叶晓宁， 等. 12% Cr 铁素体不锈钢的焊接热影响区组织特征[J]. 宝钢技术， 2007（3）： 70-73.
[17] 张红霞， 裴飞飞， 王志斌， 等. 热输入对超薄 443 铁素体不锈钢组织性能的影响[J]. 焊接学报， 2013， 34（4）： 15-18.
[18] Kaul R， Ganesh P， Tripathi P， et al. Comparison of laser and gas tungsten arc weldments of stabilized 17 wt% Cr ferritic stainless steel[J]. Materials and Manufacturing Processes， 2003， 18（4）： 563-580.
[19] Lakshminarayanan A K， Balasubramanian V. Evaluation of microstructure and mechanical properties of laser beam welded AISI 409M grade ferritic stainless steel[J]. Journal of Iron and Steel Research International， 2012， 19（1）： 72-78.
[20] Taban E， Kaluc E， Dhooge A. Hybrid （plasma+ gas tungsten arc） weldability of modified 12% Cr ferritic stainless steel[J]. Materials & Design， 2009， 30（10）： 4 236-4 242.
[21] 王旭友， 雷振， 毛辉， 等. 铁素体不锈钢激光-MAG 复合热源焊缝成形及接头冲击韧性分析[J]. 焊接学报， 2009， 30（12）： 21-25.
[22] Lakshminarayanan A K， Balasubramanian V. An assessment of
microstructure， hardness， tensile and impact strength of friction stir welded ferritic stainless steel joints[J]. Materials & Design， 2010， 31（10）： 492-496.
[23] Cho H H， Han H N， Hong S T， et al. Microstructural analysis of friction stir welded ferritic stainless steel[J]. Materials Science and Engineering： A， 2011， 528（6）： 2 889-2 894.
[24] Ahn B W， Choi D H， Kim D J， et al. Microstructures and properties of friction stir welded 409L stainless steel using a Si3N4 tool[J]. Materials Science and Engineering： A， 2012， 532： 476-479.
[25] Villafuerte J C， Kerr H W， David S A. Mechanisms of equiaxed grain formation in ferritic stainless steel gas tungsten arc welds[J]. Materials Science and Engineering： A， 1995， 194（2）： 187-191.
[26] Mridha S， Amuda M O H. Grain refinement in ferritic stainless steel welds： the journey so far[J]. Advanced Materials Research， 2010， 83： 1 165-1 172.
[27] Watanabe T， Shiroki M， Yanagisawa A， et al. Improvement of mechanical properties of ferritic stainless steel weld metal by ultrasonic vibration[J]. Journal of Materials Processing Technology， 2010， 210（12）： 1 646-1 651.
[28] Oh D， Han K， Hong S， et al. Effects of alloying elements on the thermal fatigue properties of the 15 wt% Cr ferritic stainless steel weld HAZ[J]. Materials Science and Engineering： A， 2012， 555：44-51.
[29] Han K， Hong S， Lee C. The effect of the precipitates type on the thermal fatigue properties of 18% Cr ferritic stainless steel weld HAZ[J]. Materials Science and Engineering： A， 2012， 546： 97-102.
[30] 田劲松， 朱朝明， 毛惠刚. 409L 和 410L 铁素体不锈钢焊接接头力学和腐蚀性能对比[J]. 焊接， 2008（8）： 53-56.
[31] 张勇， 覃作祥， 许鸿吉， 等. 经济型铁素体不锈钢焊接接头组织与耐蚀性能[J]. 焊接学报， 2012， 33（12）： 18-22.
[32] 莫春立， 李殿中， 钱百年， 等. 铁素体不锈钢焊接热影响区晶粒长大过程模拟[J]. 金属学报， 2001， 37（3）： 307-310.
[33] Zhang Z Z， Wu C S. Monte Carlo simulation of grain growth in heat-affected zone of 12 wt.% Cr ferritic stainless steel hybrid welds[J]. Computational Materials Science， 2012， 65： 442-449.
关键词：不锈钢薄板；异形构件；焊接变形；焊接工装
中图分类号：TG404 文献标识码：B
国内某核电设备上一组件中的构件采用3mm厚ASTM TP304不锈钢薄板拼焊而成。该构件焊接结构比较复杂，既有连续坡口焊缝又有断续角焊缝，涉及到多个零件之间组对和装配。该构件是一种异形构件，难以采用诸如反变形方法来抵消焊后的变形，使得焊接变形控制起来难度更大，且一旦变形，矫形非常困难。
目前对焊接应力变形的控制以及焊后应力消除甚至低应力无变形研究较多，比如预拉伸法、静动态温差拉伸法、随焊锤击法、随焊冲击碾压法、随焊旋转挤压法和振动法等，这些方法能在一定程度上减小应力和变形，但是都不能够解决本结构的所有变形问题。因而，对该部件焊接变形进行分析研究，确定可靠的焊接变形控制方法显得尤为重要。
1 产品介绍
整个组件由8个构件装配而成（如图1所示）。所有构件均为不锈钢薄板焊接结构，零件尺寸公差多为±1.5mm，构件间装配间隙要求为1.6mm，构件到中心组装精度为0，+3.2mm，要想满足这些要求，每个构件的制造精度就需要更加精密。本文述及的异形构件的结构形式及典型焊接焊接节点如图2所示，构件高度为1420mm，是采用3mm厚A240 TP304L不锈钢薄板制造。焊接接头外侧为坡口焊缝，内侧焊缝为断续角焊缝。
2 变形趋势分析
不锈钢相对碳钢导热系数小，线膨胀系数大，焊接时变形较大，薄板的焊接变形就更为复杂。通过理论分析，构成构件主要结构的角形结构会发生图3所示的焊接变形，即焊缝纵向收缩引起的棱边弯曲及棱边长度缩短；焊缝横向收缩引起的α1和α2的改变，使得α1和α2减小或增大，且α1≠α2等。这些变形综合反应到构件上，将使构件的变形有诸多的不确定性。
3 焊接试验及结果分析
3.1 焊接方法的选择
对于3.0mm奥氏体不锈钢薄板的焊接，比较适合的焊接方法有钨极氩弧焊、焊条电弧焊、等离子弧焊、激光焊、电子束焊等。综合考虑产品结构特点，设计要求、操作难易程度以及投资成本情况，确定选择手工钨极氩弧焊和焊条电弧焊。
3.2 小尺寸试件焊接
结语
4.1 不锈钢热系数小，线膨胀系数大，焊接时变形较大，对于精度要求高的薄板焊接件的焊接变形不采取有效的措施进行控制难以保证尺寸精度。
4.2 采用适宜的焊接工装，结合大间隔跳焊工艺可以将焊接变形控制在较小的范围内。
4.3 目前已采用上述方法成功地制造了8件产品，尺寸精度完全满足设计要求。
参考文献
[1]中国机械工程学会焊接学会.焊接手册：第3卷[M].北京：机械工业出版社，2007.
[2]田锡堂.焊接结构[M].北京：机械工业出版社，1982.
[3]关桥，张崇显，冯德伦.动态控制的低应力无变形焊接新技术[J].焊接学报，1994，15（1）：8-13.
[4]徐文立，代保昌，刘雪松，等.随焊锤击对高强铝合金焊接接头应变分布的影响[J].焊接学报，2003，24（2）：27-30.
[5]郭绍庆，徐文立，刘雪松，等.温差拉伸控制铝合金薄板的焊接变形[J].焊接学报，1999，20（1）：34-41.
[6]郭绍庆，袁鸿，徐文立，等.温差拉伸和随焊激冷配合使用控制焊接变形[J].焊接学报，2004，25（6）：82-86.
【关键词】激光焊；应力场；数值模拟
激光焊接时由于激光束的能力密度高，局部的快速加热与冷却，在焊接过程中和焊接冷却后会产生相当大的焊接残余应力和残余变形。它不仅可使焊缝产生裂纹，降低强度和韧性，而且这些残余应力与工作应力叠加，使结构的应力强度增加，影响焊接结构的安全可靠性。因此为了保证结构的安全使用，准确的评估焊接结构的残余应力和变形已成为一个极为重要的研究课题。
激光焊接是不均匀的局部加热，工件温度变化范围较大，要经历急速升温和降温的过程，是非静态的。材料在高温会发生相变，材料的机械性能和热物理性能均随温度变化，是非线性的。所以激光焊接过程非常复杂，它包含相变、塑性和非线性等因素影响的热弹塑性问题。只有借助与有限元法才能使这种复杂过程的数值分析与计算成为可能。
1 焊接应力场的模型的建立
本文采用顺序耦合方法进行焊接应力场的数值模拟。将前一个分析的结果作为载荷施加到下一个分析中的方式进行耦合。激光焊接应力应变场分析是典型的热-应力顺序耦合分析，先模拟出温度场，再将热分析中得到节点温度作为“体载荷”施加到结构分析中。
2 网格划分
对激光焊应力场的计算时，采用和温度场模拟相同的网格。在温度场的计算中，可将焊接过程看做是准稳态的过程，在长度方向可以取较短的一部分进行计算，而在应力应变场的计算中，模型尺寸的大小直接决定了焊接结构的约束状态，对应力及应变场的模拟结果影响很大。如果在应力场的计算中采用和温度场模拟中一样的网格粗细大小，由于焊接长度的增加，会使得应力场计算的时间大大加长。如果采用较粗的网格，就会损失一定的温度场计算的精度。因此，需要在计算精度与计算时间之间做出妥协。
模型使用映射网格，在计算应力场之前，首先把间隙板中的单元全部杀死，然后在计算焊接过程的子步中，逐步激活间隙板中的熔融温度以上的单元加入计算，以此来模拟激光焊接熔池的形成。这样，叠接的两块工件之间只有焊缝处的单元才结合在一起。
3 材料的力学性能参数
需定义20钢和304不锈钢的弹性模量E、热膨胀系数α、泊松比μ、屈服强度σs、热膨胀系数，材料塑性选项选取等向强化屈服准则。
4 初始条件和约束条件
设焊前母材的初始应力为0，初始温度设为环境温度25℃。本模型中不承受外载荷力，体积力、重力均忽略不计，只考虑热应力的作用。读入各节点的温度值，即温度场计算的结果，进行热应力计算，时间步长与温度场计算时一样，有利于温度载荷的读入和计算精度的提高。对焊接构件自由度进行约束，加载边界条件要注意两点：一是防止有限元计算过程中产生位移，二是不能严重阻碍焊接过程中应力自由释放和焊接结构自由变形。
图1为有限元模型的位移约束示意图。在焊缝中心面E-F上施加对称约束，对称面约束指的是将该面的所有节点在平面外的移动和平面内旋转都被设置为零。即限制E-F面的节点在垂直该面（Z轴方向）的位移和绕其它两个轴（X、Y轴方向）的旋转，总之，该面的节点只能在XY轴方向做平移运动。在有限元模型的A-D边施加Y方向位移约束，在A-B边和C-D边施加Z方向的位移约束。这样，即防止了数值模拟中产生位移，又没有严重阻碍焊接过程中应力的自由释放和焊接结构的自由变形。
5 应力场计算结果及分析
以下结果均是在焊接工艺参数为I=350A，V=100mm/min，Δf=-1mm时计算出来的。平行于焊缝方向的残余应力称为纵向焊接残余应力，记为σx，垂直于焊缝方向的残余应力称为横向焊接残余应力，记为σy，由于板的厚度很小，所以沿着厚度方向的残余应力较小，一般不作考虑。
图2为焊后冷却到259.88s之后的上表面等效残余应力云图，在焊缝及其热影响区附近，存在着较大的残余应力，为200-400MPa之间，个别区域大于400MPa，从焊缝中心向两边残余应力迅速降低。下表面在激光焊接的起始区域和结束区域，残余应力最大，存在着明显的边界效应，特别是靠近焊接结束的地方，残余应力达到最大值，而终焊点的前端存在着一个低应力区，如图3。
焊接结束后，焊缝末端由于没有热量继续施加，焊缝终了区域熔池中的液态金属冷却的速度比别处的要快很多，使此区域的温度梯度很大，所以此区域的残余应力较其它区域要高，焊缝中最大的残余应力出现在此区域。
6 结论
焊缝及其热影响区附近，存在着较大的残余应力，从焊缝中心向两边残余应力迅速降低。激光焊接的起始区域和结束区域，残余应力最大，存在着明显的边界效应，特别是靠近焊接结束的地方，残余应力达到最大值，而终焊点的前端存在着一个低应力区。
参考文献：
关键词：不锈钢 氩弧焊工艺 分析
中图分类号：TG457.6 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2014）06（c）-0082-02
在电站锅炉高压给水（包括汽包、过热蒸汽减温水、高压旁路减温水）、EH油、顶轴油在在电站锅炉高压给水（包括汽包、过热蒸汽减温水、高压旁路减温水）、EH油、顶轴油取样管采用1Cr18Ni9Ti或0Cr18Ni9无缝钢管，尤其在φ16×3 mm～φ12×2 mm取样管，由于管径小、管壁薄，又要承受高温高压介质输送。因此必须制定科学规范的焊接工艺，否则将危及机组的安全稳定运行。为此，为了保证焊接质量，对此类焊口的焊接工艺进行分析、试验及运用是十分必要的。
在我公司#7机组A级检修中，对热工DHS调速系统进行了技术改造，针对施工前期火焊焊接质量不良的现实，决定采用不留钝边、间隙，打底层焊缝不填焊丝的全氩弧焊接工艺施焊。
1 问题的提出及分析
1Cr18Ni9Ti 不锈钢仪表采样管由于横截面积小，管子细小且薄，越是难于焊接。其主要问题在于无论用什么方法焊接，最容易出现烧穿，产生焊瘤，堵塞管子内径，很难掌握焊缝熔透程度。
施焊时遇到焊接技术问题，焊接质量差，经过金属探伤发现所焊接的20个焊口无一合格，为此，经过分析焊接缺陷产生原因，通过多种焊接工艺方法对比，故决定以φ14×3 mm管子，采用不制作钝边、不留间隙，打底层焊缝不填焊丝的TIG焊接工艺技术。
2 焊接方法选用
（1）焊接设备：焊机选用ZX7―400IGBT，直流正接；氩弧焊枪选用QQ85°/160A-1，喷嘴口径8 mm，钨极选用Wce―20，φ1.6 mm，钨极锥度30°。
（2）焊接材料：焊丝选用上海电力修造厂生产的TGS―308L，φ1.6 mm，用砂纸将焊丝上油污打磨干净，露出金属光泽。
（3）坡口制备：准备φ14×3 mm不锈钢管8节，长度100 mm。开V型坡口，破口角度50°～60°，无钝边，管口齐平，距管坡口端外壁10 mm，内壁5 mm范围内的铁锈、油污用砂纸和锉刀打磨干净，直至露出金属光泽。
（4）焊前准备和要求。
①焊接特点：质量上要求焊透，耐压不漏不堵。经过反复试焊的焊接工艺参数见表一。经过反复试焊的焊接工艺参数见表一。
②试件组队，焊件用氩弧焊定位焊时，焊点和实际焊接焊缝标准一样；管径小于或等于φ42 mm时，可定位焊一处，位置在管子顶部上中偏左位置。定位焊长度5～8 mm，定位焊应保证质量，如有未熔合、未焊透、气孔等缺陷，应清除后重新定位焊。
③焊接要点，焊接操作由持有锅炉压力容器焊接操作合格证项目的高压焊工担任；不开坡口采用承插式接口，可一次焊接成型；注意接头质量，保证焊缝余高1.5～2.0 mm；采用小规范焊接参数，在保证焊透和熔合良好的条件下，采用小电流、短电弧、窄焊道、快速焊的方法，控制好层间温度；焊后可采用强制冷却，水冷防止晶间腐蚀；不要在焊缝以外的地方引弧，地线要接好，以免损伤金属表面而使其耐腐蚀性下降。
在打底焊道上引弧后，焊枪在坡口边缘间上下摆动，当始焊部位的打底焊道和坡口边缘熔化形成熔池后，焊丝向坡口上部边缘填充。电弧熔化焊丝后焊枪向坡口下部边缘摆动，稍作停顿后，焊枪回到坡口上部边缘，依次循环。要求熔池形状和大小基本一致，焊道收尾时，头尾搭接10 mm左右，然后用电流衰减法收弧。
④焊缝质量，氩弧焊施焊工作应在室内进行，并有适当的防风措施。通常情况下，氩气流量为6～10 L/min，氩气流量太小时，电弧不能得到应有的保护，易产生气孔；太大时，会造成气流紊乱电弧不稳。钨极氩弧焊的钨棒直径可根据焊件的厚度来选择，焊件壁厚为3～6 mm，钨棒直径2.0～3 mm，钨棒伸出喷嘴的长度根据焊件尽可能短，一般为4～6 mm。
焊接过程中，焊工应严格按工艺规范操作，注意观察熔池，保证熔透及单面焊双面成形。壁厚3～6 mm的管子采用两层焊接，当焊接中断，再次起焊应与原焊缝重叠6～8 mm。焊缝焊完后，焊工应检查焊缝外观质量，修磨表面缺陷，并按规定打上焊工钢印。
焊缝外观尺寸应符合设计图样和工艺文件的规定，焊缝高度不低于母材表面，焊缝与母材应圆滑过渡。焊缝及其热影响区表面无裂纹、夹渣、弧坑和气孔。管子焊缝咬边深度不超过0.5 mm，管子焊缝两侧咬边总长度管对接水平固定对接焊接，从6点钟位置开始焊，焊至12点钟位置结束。在打底焊道上引弧后，焊枪在坡口边缘间上下摆动，当始焊部位的打底焊道和坡口边缘熔化形成熔池后，焊丝向坡口上部边缘填充。电弧熔化焊丝后焊枪向坡口下部边缘摆动，稍作停顿后，焊枪回到坡口上部边缘，依次循环。要求熔池形状和大小基本一致，焊道收尾时，头尾搭接10左右，然后用电流衰减法收弧。
焊缝处于仰焊位时前进的速度加快，下一个熔池落在前一个已凝固熔池的1/3处。立焊位时下一个熔池落在前一个已凝固熔池的1/2处。平焊位时下一个熔池落在前一个已凝固熔池的2/3处。否则容易出现满溢、焊缝上坡口咬边和焊缝余高不足。采用划擦法在坡口内侧引弧，从6点钟位置开始焊，焊接的实质是根据熔滴上的作用力原理，掌握熔池的结晶规律和凝固特点，达到熔合良好、焊缝尺寸符合要求，焊缝圆滑过度成型美观。
（5）实验结果。
通过制定科学规范的焊接工艺指导书，选择按照“考规”规定经相应试件考试合格优秀的焊工上岗焊接了4件试样，经焊缝外观评定、无损探伤、端口检查未发现超标缺陷。
3 现场实际应用
2006年8月，在我公司#7机组大修中，对热工DHS调速系统改造中，我们采用了上述氩弧焊焊接工艺，在对φ16×3 mm、φ13×3 mm、φ12×2 mm三种规格1Cr18Ni9Ti不锈钢高压取样管的焊接中，焊口一次合格率（见表2）高达98%以上，效果良好，成效显著。
4 结语
综合分析不锈钢高压仪表取样小径管TIG焊接工艺，采用不留间隙、不开坡口、不留顿边、采用承插式接口新技术。该焊接技术达到耐压、不漏、不堵为设备自动化改造，热工仪表管的焊接提供了技术支持，焊接质量优良，提高了焊接效率。
参考文献
[1] 薛松柏.焊接材料手册[M].北京：机械工业出版社，2006.
[2] 傅积和，孙玉林，主编.焊接数据资料手册[M].北京：机械工业出版社，1994.
[3] 中国机械工程学会焊接协会等编. 焊工手册[M].北京：机械工业出版社，2006.
[4] 吴非文.火力发电厂高温金属运行[M].北京：水利电力出版社，1979.
