時間：2023-05-30 09:35:50
開篇：寫作不僅是一種記錄，更是一種創造，它讓我們能夠捕捉那些稍縱即逝的靈感，將它們永久地定格在紙上。下面是小編精心整理的12篇不銹鋼焊接，希望這些內容能成為您創作過程中的良師益友，陪伴您不斷探索和進步。
[ 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
不銹鋼按化學成分分為鉻不銹鋼、鉻鎳不銹鋼，按組織分為鐵素體不銹鋼、馬氏體不銹鋼、奧氏體不銹鋼和奧氏體-鐵素體雙相不銹鋼。在不銹鋼中，奧氏體不銹鋼(18-8型不銹鋼)比其他不銹鋼具有更優良的耐腐蝕性；強度較低，而塑性、韌性極好；焊接性能良好，其主要用作化工容器、設備和零件等，它是目前工業上應用最廣的不銹鋼。雖然奧氏體不銹鋼有諸多優點但是若焊接工藝不正確或焊接材料選用不當，會產生很多缺陷，最終影響使用性能。
一、奧氏體不銹鋼
奧氏體不銹鋼，是指在常溫下具有奧氏體組織的不銹鋼。鋼中含Cr約18%、Ni 8%~10%、C約0.1%時，具有穩定的奧氏體組織。奧氏體鉻鎳不銹鋼包括著名的18Cr-8Ni鋼和在此基礎上增加Cr、Ni含量并加入Mo、Cu、Si、Nb、Ti等元素發展起來的高Cr-Ni系列鋼。奧氏體不銹鋼無磁性而且具有高韌性和塑性，但強度較低，不可能通過相變使之強化，僅能通過冷加工進行強化，如加入S，Ca，Se，Te等元素，則具有良好的易切削性。
二、奧氏不銹鋼的焊接特點
奧氏體不銹鋼具有良好的可焊性,但焊接材料或焊接工藝不正確時,會出現以下缺陷：
1.晶間腐蝕
(1)晶間腐蝕產生原因及防范措施
原因：晶間腐蝕發生于晶粒邊界,所以叫晶間腐蝕。它是奧氏體不銹鋼最危險的一種破壞形式,它的特點是腐蝕沿晶界深入金屬內部,并引起金屬機械性能和耐腐蝕性能的下降。奧氏體不銹鋼在450～850℃溫度區間范圍內停留一定時間后,則在晶界處會析出Cr23C6,其中的鉻主要來自晶粒表層,內部的鉻如來不及補充,會使晶界晶粒表層的含鉻量下降而形成貧鉻區,在強腐蝕介質的作用下,晶界貧鉻區受到腐蝕就會形成晶間腐蝕
措施：①選用超低碳C≤0.03%、添加鈦或鈮等穩定元素的不銹鋼焊條。②采用小規范,目的是為了減少危險溫度范圍停留時間,采用小電流、快焊速、短弧焊及不作橫向擺動。焊縫可采用強制冷卻(如銅墊板、水冷)方法加快焊接接頭的冷卻速度,減少熱影響區。多層焊時,應控制層間溫度,要前一道焊縫冷卻至60℃以下時再焊。③接觸介質的那面焊縫最后焊接。④焊后固溶處理。將工件加熱至1050～1150℃后淬火,使晶界上的Cr23C6溶入晶粒內部,形成均勻的奧氏體組織
2.熱裂紋
產生原因：①液相線和固相線距離大,凝固過程溫度范圍大,使低熔點雜質偏析嚴重,而且集中在晶界處。②膨脹系數大,所以冷卻收縮時的應力也大
防范措施：①控制焊縫金屬組織,盡量使焊縫金屬呈雙相組織,鐵素體的含量控制在3%～5%以下。②控制化學成分,應減少焊縫金屬中的鎳、碳、硫、磷含量,增加鉻、鉬、硅及錳等元素,可以減少熱裂紋的產生。③選用適當的焊條藥皮類型。④采用適當的焊接規范和冷卻速度
三、焊縫成形不良
1.焊縫成形不良產生原因奧氏體不銹鋼焊接時,由于焊縫中合金元素含量高,熔池流動性差,易造成焊縫表面成形不良。主要表現在根部焊道背面成形惡化及蓋面焊道表面粗糙。焊縫表面成形不良對焊縫性能的影響在常溫或高溫工況下表現不明顯,但在低溫工況下,其成形不良所造成的應力集中,對焊縫低溫性能的影響不亞于焊縫內部質量的影響。
2. 防止措施對于焊縫成形不良以及焊接熱影響區的晶間腐蝕問題,可以通過焊接工藝來加以解決。采用鎢極氬弧焊打底、較小的焊接線能量,來控制熱影響區處于敏化溫度區間的范圍
四、奧氏體不銹鋼的焊接工藝
（1）焊接方法
由于奧氏體不銹鋼具有優良的焊接性，幾乎所有的熔焊方法和部分壓焊方法都可以焊接。但從經濟、實用和技術性能方面考慮，最好采用焊條電弧焊、惰性氣體保護焊、埋弧焊和等離子焊等。
（2）焊接工藝參數的選擇
焊接時，為保證焊接質量，必須選擇合理的工藝參數，所選定的焊接工藝參數總稱為焊接工藝規范。例如，手工電弧焊的焊接工藝規范包括：焊接電流、焊條直徑、焊接速度、電弧長度（電壓）和多層焊焊接層數等，其中電弧長度和焊接速度一般由操作者在操作中視實際情況自行掌握，其他參數均在焊接前確定
1．焊條直徑
焊條直徑根據焊件的厚度和焊接位置來選擇。一般，厚焊件用粗焊條，薄焊件用細焊條。立焊、橫焊和仰焊的焊條應比平焊細。
2．焊接電流和焊接速度
焊接電流是影響焊接接頭質量和生產率的主要因素。電流過大，金屬熔化快，熔深大、金屬飛濺大，同時易產生燒穿、咬邊等缺陷；電流過小，易產生未焊透、夾渣等缺陷，而且生產率低。確定焊接電流時，應考慮到焊條直徑、焊件厚度、接頭型式、焊接位置等因素，其中主要的是焊條直徑。一般，細焊條選小電流，粗焊條選大電流。焊接低碳鋼時，焊接電流和焊條直徑的關系可由下列經驗公式確定：
I=（ 30 ~ 60 ）d 式中：I為焊接電流（A），d為焊條直徑（mm）
（3）手工電弧焊重要的工藝及參數
1．焊條直徑主要依據焊件的厚度，焊接位置，焊道層數及接頭形式來決定。焊接件厚度較大時，選用較大直徑焊條。平焊時，可采用較大電流焊接。焊條直徑也相應選大。橫焊、立焊或仰焊時，因焊接電流比平焊小，焊條直徑也相應小些。多層焊的打底焊，用較小直徑焊條。。最后收焊時可選用較大直徑焊條。
2.焊接電流焊接電流大小，主要依據焊件厚度、接頭型式、焊接位置，依據焊條型號、焊條直徑來選擇。 立焊、橫焊、仰焊時，焊接電流要比平焊電流小10％～20％．不銹鋼焊條、合金鋼焊條因電阻大，熱膨脹系數較高，焊接電流大時，焊條會因發紅使藥皮脫落，影響焊接質量。在施焊中，焊接電流要相應減小。
（4）不銹鋼焊件焊后一般不作消除應力處理。雖然在不銹鋼的焊接中也存在較高的殘余應力,但由于接頭各區在焊后具有良好的塑性和韌性,使殘余應力的有害影響顯著減小。更重要的是消除應力處理的溫度范圍正好處于不銹鋼的敏化溫度區,消除應力處理反而導致耐蝕性的降低。因此不銹鋼焊件的焊后熱處理的目的不應是消除接頭的殘余應力,而應是提高接頭的耐蝕性。主要有固溶處理和穩定化處理
關鍵詞：奧氏體不銹鋼 壓力容器 防治措施 焊接工藝
前言
不銹鋼在航空、石油、化工和原子能等工業中得到日益廣泛的應用，不銹鋼按化學成分分為鉻不銹鋼、鉻鎳不銹鋼，按組織分為鐵素體不銹鋼、馬氏體不銹鋼、奧氏體不銹鋼和奧氏體-鐵素體雙相不銹鋼。在不銹鋼中，奧氏體不銹鋼比其他不銹鋼具有更優良的耐腐蝕性；強度較低，而塑性、韌性極好；焊接性能良好，其主要用作化工容器、設備和零件等，它是目前工業上應用最廣的不銹鋼。雖然奧氏體不銹鋼有諸多優點，但是若焊接工藝不正確或焊接材料選用不當，會產生很多缺陷，最終影響使用性能。
奧氏體型不銹鋼的焊接工藝
GB150-2011《壓力容器》標準認可的奧氏體不銹鋼分18Cr-9Ni型和18Cr12Ni-Mo型兩大類，主要鋼種有S30408、S30403、S32168、S31608、S31708和S31703。
總之，奧氏體不銹鋼具有良好的焊接性，在焊接過程中，焊縫金屬和熱影響區不發生二次相變，通常焊前無需預熱，焊后可不作熱處理。但在擬定焊接工藝時，也要考慮下列不利因素：
（1）熱膨脹系數大 奧氏體不銹鋼的熱膨脹系數比碳鋼大50%～60%，導致焊接接頭的變形增大，特別是薄板焊接時必須采取相應的工藝措施，以防止焊接變形。厚板接頭焊接時應注意降低焊接殘余應力。
（2）熱導率低 奧氏體不銹鋼的熱導率約為碳鋼的一半，使焊接熱量不易散失，加劇了熱影響區的過熱，促使晶粒長大，并擴大了敏化溫度區間，降低了接頭的耐蝕性。為減少這種不利的影響，可采用水冷鋼墊板，以及焊縫背面噴水冷卻的辦法加快焊接區的冷卻速度。
對于不銹鋼壓力容器焊接來說，其最重要的是保證焊接接頭的耐蝕性。奧氏體不銹鋼在500-800℃的溫度范圍內加熱時，過飽和固溶的碳向晶料間界的擴散比鉻的擴散的快，在晶界附近和鉻結合成碳化鉻沿晶界的沉淀，這種現象稱為敏化。在敏化過程中，鉻在晶界與碳結合成碳化鉻，促使晶界附近區貧鉻而降低了這些區域的耐蝕性，其嚴重的程度與不銹鋼本身的碳含量直接有關。大量的試驗數據證明，當不銹鋼的w（C）低于0.03%以下或更低時，在常規生產條件下焊接的接頭一般不會出現這種敏化現象。因此，選用超低碳不銹鋼母材和相應的焊接材料是保證焊接接頭耐蝕性的最有效的方法之一。
采用穩定型不銹鋼也是保證焊接接頭耐蝕性的有效措施。在這些不銹鋼中，除了有足夠含量的鉻、鎳合金元素之外，還加入了穩定碳化物的元素，如鈮、鉭和鈦等。這些合金元素與碳的親和力比鉻高得多。鈮和鈦比鉻更早形成碳化物而沉淀，奪取了可能與鉻化合的碳，從而使奧氏體晶粒內保留了足夠數量的鉻，保持了不銹鋼原有的耐蝕性。
但必須指出，在穩定型不銹鋼焊接接頭中，在一些不利條件的共同作用下，在近縫區可能產生敏化現象而形成腐蝕帶。這種腐蝕形式由于形似發刀刃，故稱為刀狀腐蝕。它是穩定型不銹鋼焊接接頭有的腐蝕現象。為消除這種敏化現象，焊后必須作穩定化熱處理。
根據上述奧氏體不銹鋼的焊接特點，這類鋼可采用各種傳統的弧焊方法進行焊接，其中包括焊條電弧焊、熔化極氣體保護焊、鎢極氬弧焊，等離子弧焊和埋弧焊等。同時應當優先采用焊接熱輸入低的焊接方法和焊接變形量小的特種焊接工藝，如窄間隙氬弧焊和窄間隙熔化極氣體保護焊等。
奧氏體不銹鋼焊接工藝要點分述：
1）焊前準備必須將可能使焊縫金屬增碳的各種污染物消除掉。焊接坡口面及兩側20mm范圍內應用丙酮和酒精脫脂去水。不得用碳鋼鋼絲刷清理坡口和焊縫表面。清渣和修速表面應用砂輪、研磨帶和不銹鋼絲刷等。
2）焊條必須存放在干凈的庫房內。使用前應按焊條藥皮類型在規定的溫度范圍內烘，使用時應將焊條放在焊條筒內。焊條保管工和焊工必須戴干凈手套搬運和領取焊條。埋弧焊和氣體保護焊用焊絲，使用前應用丙酮擦凈焊絲表面。
3）采用焊條電弧焊焊接不銹鋼薄板焊件時，可選用氧化鈦型焊條，其電弧燃燒穩定，焊縫成形美觀。
4）對于立焊和仰焊位置的焊接，推薦采用氧化鈣型焊條。其熔渣凝固較快，對焊接熔池可起一定的支托作用。
5）氣體保護焊和埋弧焊時，應選用鉻、錳含量比母材高的焊絲，以補償焊接過程中合金元素的燒損。在不銹鋼厚板接頭的焊接中，為使焊縫金屬具有較高的抗裂性，宜采用鉬和硅含量較高的不銹鋼絲。
6）在焊接耐蝕性要求較高的穩定型不銹鋼時，應采用鈮合金化的不銹鋼焊條和焊絲，不宜采用鈦合金化的焊條和焊絲。此外，還應注意焊條中的鈮都是通過藥皮過渡到焊縫金屬中的，因此不應使用藥皮脫落或開裂的焊條。
7）在焊接過程中必須將焊件保持較低的層間溫度，最高不應超過150℃。焊接不銹鋼厚板接頭時，為加快焊縫的冷卻，可多焊縫背面噴冷卻水，或用壓縮空氣吹焊縫表面，但必須注意層間清理，心止壓縮空氣中的水分污染焊接區。
8）焊條電弧焊時，應在焊條說明書規定的電流范圍內選擇焊接電流。由于不銹鋼的比電阻較大，靠近夾持端的一段焊條會受電阻熱的作用而發紅，焊條的后半段熔化速度加快面焊縫的熔深減小，焊接時會造成未熔合和浮焊等缺陷。雖然目前在市場上已出售耐發紅的不銹鋼焊條，但焊條藥皮類型局限于氧化鈦型。
10）在操作技術上要求采用窄焊道技術，焊接時盡量不擺動焊條或焊槍，在保證層間熔合良好的前提下，盡可能提高焊接速度。
11）奧氏體不銹鋼焊件焊后一般可不作消除應力處理。雖然在不銹鋼焊接接頭中也存在較高的殘余應力，但由于接頭各區在焊后狀態具有良好的塑性和韌性，使殘余應力的有害影響顯著減小。更重要的是消除應力處理的溫度范圍正好處于不銹鋼的敏化溫度區，消除應力處理可能反而會導致耐蝕性的降低，因此，不銹鋼焊件的焊后熱處理不僅是為了消除接頭的殘余應力，而且還應同時提高接頭的耐蝕性，滿足這種要求的熱處理方法只有固溶處理，即水淬和穩定化處理，即所謂的“免疫處理”。
對于大型焊件來說，穩定化處理更為適用。這種熱處理即能降低接頭的殘余應力，又可消除碳化鉻沿晶界的沉淀。穩定化處理是將焊件在700～870℃溫度下加熱，保溫足夠長的時間，一般為4～5min/mm，使鉻擴大散到晶界附近的貧鉻區，保溫結束后以緩慢的速度冷卻。穩定化處理后，接頭的殘余應力約可消除85%。
結論
綜上所述，奧氏體不銹鋼的焊接是有其獨特特點的，奧氏體不銹鋼在焊接時焊條選用尤其值得注意，通過長時間的實踐證明，采用上述措施能達到針對不同材料實施不同的焊接方法和不同材料的焊條，不銹鋼焊條必須根據母材和工作條件（包括工作溫度和接觸介質等）來選用。它對我們有很好的指導意義，這樣才有可能能達到所預期的焊接質量。
參考文獻
[1] 陳祝年；焊接工程師手冊；機械工業出版社；2002年
[2] 李智誠，朱中平，薛劍峰；世界物資出版社[M]；1995年
關鍵詞：奧氏體不銹鋼 壓力容器 焊接質量控制
中圖分類號：TF351 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2015）06（c）-0113-01
《特種設備安全監察條例》將涉及生命安全，危險性較大的壓力容器定義為特種設備。特種設備是國民經濟建設的重要基礎設備，是與人民群眾生活密切相關的重要基礎設施，廣泛應用于社會經濟建設和人民生活的各個領域，一旦發生事故，將會造成嚴重的人員傷亡及重大財產損失。
特種設備的生產制造過程離不開焊接環節，焊接是特種設備產品生產制造過程的一項關鍵工序，其質量的好壞將直接影響到特種設備安全運行和使用壽命。因此在對特種設備安全性能監督檢驗過程中焊接控制十分重要。下面就奧氏體不銹鋼制壓力容器的焊接性能及特點，施焊控制重點介紹如下。
1 奧氏體不銹鋼的焊接性能及特點
奧氏體不銹鋼可采用焊條電弧焊和氣體保護焊方法施焊，其焊接過程對氫脆不敏感，焊態下接頭也有較好的韌性和塑性，可焊性較好。但如焊接工藝控制不當，焊接接頭易存在以下問題。
（1）奧氏體不銹鋼具有較大的電阻率和線膨脹系數，較低的導熱率導致焊接過程中的焊接變形大，易形成熱裂紋。
（2）在焊接過程中，若在敏化區停留時間（對于18-8鋼，在450℃～850℃溫度之間）過長，短時加熱就很容易促使產生晶間腐蝕傾向，其原因是晶界上易形成鉻的碳化物，造成晶界貧鉻，降低抗晶間腐蝕能力。
2 施焊控制重點
2.1 焊接變形與殘余應力控制
焊接是一種局部加熱的工藝過程，這種過程會造成母材局部受熱膨脹和冷卻收縮現象，因此所有焊接均會產生不同程度的變形，這些變形有可能導致容器棱角度、直徑、橢圓度、垂直度、平面度等參數不符合設計圖樣的要求，也可能導致焊接殘余應力引起的焊接裂紋等缺陷。為減少焊接應力與變形引起的不利影響，在焊接結構設計時，應對焊縫的配置、形狀尺寸、數量等因素加以考慮。因設計時，焊縫已經確定，只能采取焊接工藝措施來控制減少變形和殘余應力的影響。在實際監督檢驗時，對壓力容器制造廠的焊接工藝以及合理施焊順序進行加以控制，盡量減少焊接接頭的拘束度是焊接工藝控制變形的基礎，也可采用反變形法和剛性固定法對設備焊接過程進行控制，使焊接變形和殘余應力降為最低。
2.2 應力腐蝕控制
奧氏體不銹鋼焊接接頭對應力腐蝕比較敏感，一般情況下，焊接接頭中存在的殘余應力為應力腐蝕創造了必要條件，焊接熱過程導致的焊接接頭碳化物析出敏化，促進了應力腐蝕的發生，控制應力腐蝕應從控制焊接變形和焊接接頭敏化區溫度著手實施。
2.3 焊接熱裂紋控制
奧氏體不銹鋼焊接時，焊縫和近縫區均可產生裂紋，而且主要是熱裂紋，裂紋特征是典型的晶間斷裂，其原因是源于奧氏體不銹鋼受熱膨脹較大，散熱較慢，焊縫在凝固過程中，造成焊縫枝晶粗大和過熱區晶粒粗化，增大偏析，形成較大的焊接內應力，因此，焊接過程應盡量采用較小的焊接熱輸入，不進行預熱并降低層間施焊溫度，控制焊接速度，減少高溫冷卻速度或適當降低焊接電流來減少焊縫熔深。另外，在焊接起弧和收弧處易產生焊接裂紋，焊接筒體縱焊縫時，應加引弧板和收弧板。
2.4 晶間腐蝕控制
奧氏體不銹鋼焊接接頭易產生晶間腐蝕，造成晶間腐蝕的機理是在焊接過程中，敏化區域溫度范圍（450℃-850℃）內，在晶界析出鉻的碳化物形成了貧鉻的晶粒邊界。在焊接工藝控制上應采用較低的焊接熱輸入，快速冷卻以減少處于敏化加熱的時間；焊接材料控制上應盡量降低含碳量，增加鈮、鉬、鈦等元素到焊接接頭中，減少或阻止晶粒邊界生成鉻的碳化物，以減少焊縫產生晶間腐蝕的可能性。
2.5 焊接材料控制
焊接材料是保證母材焊接質量的關鍵環節，需根據母材的化學成分，力學性能，焊接性能及結合容器的結構特點，使用條件，焊接方法綜合考慮選用。通常應保證焊縫金屬的力學性能高于或等于母材標準規定的下限值，或應滿足產品圖樣中技術條件的規定，針對奧氏體不銹鋼焊接特點，焊材的選擇應滿足以下幾點要求。
（1）低的碳含量，以減少焊縫產生晶間腐蝕的可能性。
（2）能夠通過焊材過渡各種合金元素到焊接接頭中，使焊縫金屬成為含有確定數量的奧氏體和鐵素體組織滲透，如鈮，鉬，鈦等元素到焊接接頭中與碳形成穩定化合物，阻止晶粒邊界生成鉻的碳化物來增加耐晶間腐蝕性能。
（3）嚴格控制焊材中硫、磷含量，以減少產生焊縫熱裂紋的危險性。另外焊接材料入庫、驗收、保管、發放與回收應進行嚴格的控制。監檢人員應加以檢查、監督，保證其符合規范程序要求。
2.6 焊接工藝控制
焊接工藝評定是驗證擬定的焊接工藝正確性而進行的試驗過程及結果評價，評定內容包含焊接過程中所應控制的焊接工藝因素，該過程是選擇具體焊接工藝參數的過程，通過對焊接工藝的評定將符合焊接接頭性能要求的工藝形成焊接作業指導書，用于指導容器焊接。監檢人員應熟知和控制評定合格的焊接工藝參數，對焊接作業指導書與焊接工藝評定的一致性進行監督檢查，在施焊過程中監督、執行制定的焊接工藝方案。
3 結語
奧氏體不銹鋼制壓力容器廣泛應用于社會經濟建設和人民生活的各個領域，一旦發生事故將會造成嚴重的人員傷亡及重大財產損失，因此在奧氏體不銹鋼制壓力容器產品安全性能監督檢驗過程中，焊接控制十分重要。
該文就奧氏體不銹鋼的焊接性能和特點，有針對性的施焊控制重點進行了一定的探討，供同行參考借鑒。
參考文獻
關鍵詞：雙相不銹鋼；力學性能；耐腐蝕性能
引言
雙相不銹鋼，指鐵素體與奧氏體各約占50%，一般較少相的含量最少也需要達到30%的不銹鋼。在含C較低的情況下，Cr含量在18%～28%，Ni含量在3%～10%。有些鋼還含有Mo、Cu、Nb、Ti、N等合金元素。該類鋼兼有奧氏體和鐵素體不銹鋼的特點，與鐵素體相比，塑性、韌性更高，無室溫脆性，耐晶間腐蝕性能和焊接性能均顯著提高，同時還保持有鐵素體不銹鋼的475℃脆性以及導熱系數高，具有超塑性等特點。UNS32205雙相不銹鋼是由22-23%鉻，3.0-3.5%鉬及4.5-6.5%鎳氮合金構成的復式不銹鋼，是目前國外應用最普遍的雙相不銹鋼，它是一種典型的含N、低碳、雙相鐵素體—奧氏體不銹鋼。該類鋼種主要出現在公司承建的海水冷卻電站項目中，用于循環水冷卻系統的儀表管路、取源部件中。由于其具有優良的耐海水腐蝕性能，而在電站建設中具有廣泛的用途，因此對UNS32205雙相不銹鋼焊接性的研究具有重要的意義。
一、UNS32205雙相不銹鋼焊接工藝的選擇
（一）焊前準備
1、不銹鋼在焊接前一定要仔細清理焊接區域附近（焊縫兩側30-40mm）的油污、銹蝕等。清理方法可以采用酒精、丙酮擦洗，也可以用不銹鋼絲刷清理，徹底清理的目的是祛除氫氣產生的根源，因為雙相鋼的比奧氏體不銹鋼溶解氫氣的能力低，氫致裂紋的傾向較大。
2、雙相不銹鋼焊接時需要背部惰性氣體保護，防止合金元素燒損，影響不銹鋼的性能。本次試驗采用廢紙箱板剪裁成管子內徑大小的堵板。根據現場施工的條件，可以采用廢料制作堵板，并保證焊接完畢可以完整的取出。
3、焊接材料選用天泰ER2209/E2209。根據化學元素匹配的原則，并考慮到化學元素在高溫電弧中的燒損，采用含NI量較高的2209，使焊接區域產生相平衡。
（二）焊接方法
2205雙相不銹鋼可以采用多種焊接方法，本試驗對電站建設中應用普遍的GTAW+SMAW組合焊接方法進行研究。即打底采用氬弧焊，保證單面焊雙面成型。蓋面采用自動氬弧焊，按多層焊接規定的順序，多層數施焊，每次堆焊應清理焊道，焊后不做熱處理。試驗中使用的焊機奧太ZX7-400STG型直流焊機。
（三）焊接工藝參數
2205雙相不銹鋼要求全熔透，實驗中采用V型坡口、坡口角度為60°、鈍邊5mm、根部間隙1～2mm、外徑Φ219×9的管子對接焊。焊接時特別注意焊接線能量，控制層間溫度≦150℃。
二、焊接接頭性能的檢驗
對焊接工藝評定試件進行解剖取樣，進行組織、力學性能試驗，對擬定的焊接工藝進行評價，分析總結出影響焊接質量的關鍵因素。
（一）金相分析
從圖1中可以看到，在焊縫處晶粒明顯的比HAZ區域細小，這是因為試驗中TIG焊的焊接熱輸入較高，焊后高溫停留時間短，F向A轉化快，晶粒細小，而熱影響區溫度區間低溫時間較長。鐵素體晶粒易于長大，晶粒粗大。用鐵素體測量儀測量鐵素體含量，焊縫處為47.7%和HAZ為52.6%。
（二）力學性能
從表2中可以看到，取拉伸試驗兩件、面彎背彎各兩件、焊縫和熱影響區沖擊試樣各取三個。拉伸試樣的σb=805MPa>655Mpa（ASMEⅡ材料最低抗拉強度）。試樣均斷于母材，拉伸強度滿足合格標準。
結論
1、選擇合適的焊接線能量非常重要，當采用很小焊接線能量時，由于快速冷卻使得焊接熱影響區和焊縫的鐵素體含量偏高，對耐腐蝕性能和力學性能不利。但是過高的焊接線能量會燒損合金元素、冷卻太慢使得中間相析出，引起組織不平衡，因此，通過調整焊接線能量輸入可以獲得最佳的焊縫和熱影響區性能。
2、注意定位焊縫的長度，定位焊接時如果長度過短，焊接未建立起平衡過程即結束焊縫冷卻會很快，可能導致鐵素體含量過高、低韌性并因氮化物析出而降低耐腐蝕性能。因此如采用定位焊。對定位焊縫的最短長度應進行規定。
3、焊接過程材料的保護，材料表面的弧擊和起弧是一個瞬間的高溫過程冷卻速度很快表面顯微組織中鐵素體含量很高，這種組織對裂紋和腐蝕很敏感，應盡力避免。如果產生必須用細砂輪打磨去除。現場焊接過程中材料的保護非常重要，應避免碳鋼、銅、低熔點金屬或其它雜質對不銹鋼的污染可能情況下， 不銹鋼和碳鋼管應分開存放和焊接。焊接和切割過程中應采取措施防止飛濺、弧擊滲碳、局部過熱等。■
參考文獻
[1]張杰，宋文明.SAF2205雙相不銹鋼焊接工藝研究[J].熱加工工藝.2009（03）
【關鍵詞】不銹鋼；接頭；晶間腐蝕；控制
中圖分類號：TF764文獻標識碼： A
一、前言
當前，18-8奧氏體不銹鋼應用范圍十分廣泛，但是其晶間腐蝕性作為一種極具危險性的腐蝕破壞給不銹鋼造成極具嚴重的危害。因此，要采取相關手段進行抗腐蝕措施。
二、奧氏體不銹鋼焊接接頭晶間腐蝕試驗
18-8奧氏體不銹鋼在氧化和弱氧化介質中會產生晶間腐蝕,晶間腐蝕是由表面沿晶界深入到內部,它使材料機械強度急劇下降,稍受外力即沿晶界斷裂,而表面卻仍然光亮完好,所以晶間腐蝕是一種具有極大的危險性的腐蝕破壞。因此,要求采用不銹鋼制作的設備,母材和焊接接頭都應有足夠的抗晶間腐蝕性能。為保證產品質量,經施焊的構件設備必須進行焊接接頭晶間腐蝕傾性檢查。
1、焊接接頭晶間腐蝕試驗方法
通常采用加速方法來測定不銹鋼對晶間腐蝕的敏感性,其原理是選擇適當的浸蝕劑和條件對晶間進行加速的選擇性腐蝕。我們采用/GB4334.5—2000不銹鋼硫酸——硫酸銅腐蝕試驗方法(T法)進行。
(1)試樣的選取和制備。試樣在與產品筒體延長部位同時施焊的焊接工藝檢查試板上切取,試樣尺寸為80mm×20mm×(3~4)mm,數量為2個,焊接接頭位于試樣中部,試樣切取原則上用鋸切,用剪切時應通過切削去除剪切變形的影響部分,試樣上焊縫加強高應加工至與母材齊平。
(2)試樣的敏化處理。試樣以焊后狀態進行試驗,對焊后要經過350℃以上熱壓力加工的焊接件,試樣應在焊后進行敏化處理。敏化處理規范為加熱至650℃,保溫2h空冷。敏化后試樣表面所產生的氧化皮用砂紙打磨干凈,試樣表面粗糙度Ra值不大于0.8m。
(3)腐蝕試驗介質為硫酸)硫酸銅溶液。試劑:100g硫酸銅(CuSO4.5H2O),見GB665-65分析純;100ml硫酸(H2SO4)相對密度1.84,見GB625-77分析純;1000ml蒸餾水或去離子,銅屑純度不低于99.8%,見GB466-64四號銅。
(4)試驗程序。先將試樣用丙酮除油并洗凈干燥。試驗時先在帶磨口的錐形瓶瓶底鋪上一層5~10mm銅屑,再放入試樣,若有兩個試樣,試樣間用銅屑間隔使其相互不接觸,在試樣上再覆蓋一層銅屑。倒入配制好的試驗液,液面高出銅屑20mm左右。裝上回流冷凝器,接通冷卻水,將溶液加熱至沸騰并連續煮沸16h后取出試樣,洗凈、干燥。
2、試驗結果評定
試樣在萬能材料試驗機上進行彎曲后評定,與介質的接觸面為檢驗面(即彎曲試樣處表面),沿熔合線進行彎曲,彎曲用的壓頭直徑為5mm,試樣的彎曲角度為180度,彎曲后試樣在10倍放大鏡下觀察彎曲試樣處表面,評定有無因晶間腐蝕而產生的裂紋。
三、不銹鋼焊接接頭晶間腐蝕的金相特征
1、焊接后組織狀態
在顯微鏡下觀察,正常的焊縫組織為奧氏體加少量呈樹狀結晶的鐵素體,焊縫和母材熔合良好。熱影響區母材組織變化較大,緊靠熔合線熱影響區組織為單相奧氏體,其晶界呈細線狀,奧氏體邊界平直,晶內能見到孿晶線(圖1)。距熔合線3.7~4mm處組織仍為奧氏體,但晶界發生較大的變化,沿晶界析出點狀碳化物,點狀碳化物形成半封閉網絡,平直的奧氏體晶界趨向圓滑(圖2),該組織寬約3.5mm。母材為正常單相奧氏體組織。
圖1緊靠熔合線母材組織
圖2熱影響區母材組織
2、焊后敏化處理并經晶間腐蝕試驗
試樣在顯微鏡下觀察,焊縫與母材熔合良好,熱影響區與該區母材組織均相同,為單相奧氏體,晶粒邊界圓滑,晶界有點狀碳化物形成半封閉網絡(圖3),所不同的是在試樣近表面處能明顯看見晶間裂紋,表面有時能明顯見到晶粒脫落,晶間腐蝕是由表面向中心推進的,總深度約為0.9~1mm(圖4)。該組織具有典型的晶間腐蝕微觀特征。
圖3焊縫母材組織
圖4 母材表面晶間腐蝕
四、晶間腐蝕機理
用公認的貧鉻理論能完滿解釋奧氏體不銹鋼晶間腐蝕。在一定的溫度范圍奧氏體內過飽和碳析出并與固溶體的鉻結合形成Cr23C6碳化物,由于晶粒內碳的擴散速度大于鉻的擴散速度,故碳很易擴散到晶界與鉻形成Cr23C6碳化物,并在晶界沉淀析出,這個溫度范圍與不銹鋼的含碳量有關,約在450~850℃,稱為危險溫度范圍。在危險溫度范圍內,由于碳化物的析出使固溶體內的鉻大大降低,當鉻含量低于13%時基體就會喪失抗腐蝕能力而產生腐蝕。
金相分析結果表明,直接焊態試樣,離焊縫熔合線4~7.5mm的熱影響區母材處于危險溫度范圍內,焊后敏化處理試樣,因敏化溫度在危險溫度范圍內,均在晶界析出大量Cr23C6碳化物,使不銹鋼產生晶界腐蝕。而焊接接頭晶間腐蝕也可能發生在焊縫區和熔合線上。在焊縫區多層多道焊的前一層焊道的熔敷金屬,在后一道焊縫施焊時,同樣經歷了一個熱循環,存在一個熱影響區,在敏化溫度的區域停留過長也會在晶界析出Cr23C6碳化物,形成貧鉻的晶粒邊界,若該區正好暴露在焊縫表面并與腐蝕介質接觸則會產生晶間腐蝕。在熔合線上產生的晶間腐蝕則是一種特殊的晶間腐蝕,俗稱刀狀腐蝕。
五、提高焊接接頭抗晶間腐蝕能力的措施
由于晶界碳化鉻沉淀析出而引起晶界貧鉻是奧氏體不銹鋼晶間腐蝕的主要原因,因此提高抗晶間腐蝕能力,防止晶間腐蝕的途徑都是從控制碳化鉻的沉淀來考慮,即從碳化鉻沉淀的分量、部位和沉淀物形成動力等方面考慮。
1、焊接方法選擇
選擇適當的焊接方法盡可能縮短焊件在敏化溫度區段下停留的時間,減低危險溫度對它的影響。對于薄件、小件,采用高能量的真空電子束焊或等離子焊;對于中等厚度板材,采用熔化極自動或半自動氣體保護焊;對于大厚度板材,采用埋弧焊;焊條電弧焊為最常用的方法。
2、焊接材料控制
焊接材料通常根據奧氏體不銹鋼的材質、工作條件(介質、溫度)來選擇,原則上選擇與母材相近的焊接材料,為保證焊縫區抗晶間腐蝕性能,采用以下措施:
(1)選用低碳或超低碳的不銹鋼焊材。最大限度降低碳在焊縫金屬中的含量,達到碳在不銹鋼中室溫溶解極限以下,使碳形成碳化鉻的可能性減到最小,從而根除貧鉻區的形成,提高焊縫金屬抗晶間腐蝕能力。
(2)選擇添加了鈦、鈮、鉭等穩定化元素的焊材。鈦、鈮、鉭等穩定化元素與碳的親和力要比鉻大得多,碳與它們優先結合成鈦、鈮、鉭的碳化物,并以顆粒彌散分布在晶內,使奧氏體內的固溶碳含量(質量分數)降低,若碳降至0.01%以下,就不能形成碳化鉻,從而可提高抗腐蝕能力。
(3)采用具有C-D雙相組織的焊材。熔敷金屬中若有5%~10%的D鐵素體則可降低發生晶間腐蝕的趨勢,這是由于D/C相界面能低于奧氏體晶界C/C的界面能,因而碳化物擇優在D相一側析出,減少了碳化物在奧氏體相界面的析出量。而鉻在D鐵素體中擴散速度較在奧氏體中快10倍,在危險的敏化溫度停留所造成的貧鉻區很快從鐵素體邊得到補充而消失,同時,鐵素體在奧氏體晶界上以一個個孤立小島分布,破壞了奧氏體晶界的連續性,顯著增加了晶粒晶界的總面積,故具有雙相組織的不銹鋼有降低晶間腐蝕的趨勢。
(4)焊材直徑的控制。材料的直徑直接關系到焊接熱輸入量的大小,在保證焊接質量(全焊透)的情況下,為降低焊接時的熱量輸入應盡量選用直徑較小的焊材。
3、焊接參數控制
在保證完全焊透、全熔合的情況下盡量選用小電流、低電壓(短弧焊)焊接,以減少熱輸入量,改善焊接接頭性能。
4、焊接過程控制
(1)焊前準備清潔焊件,焊件坡口應去除油漆、油污;自動焊絲表面應除油、除銹并保存于干凈、干燥處;電弧焊焊絲必須烘干并保存在保溫筒中。
(2)焊接過程焊接時采用直線運條,不允許作橫向擺動,多層焊時層間溫度不能過高,應冷至60℃以下清渣后再繼續焊接。層間接頭應錯開,收弧一定要填滿。必要時采用強制焊區快速冷卻,最適用的方法是一邊施焊一邊用水冷卻焊縫,以水不浸入焊接熔池為準。有條件的也可在焊縫背面通水、通惰性氣體,既可加速冷卻,又保護焊縫。總之,采取有效措施減少焊接時的熱量輸入,并快速冷卻,使焊件在危險溫度區間停留時間最短,以降低不銹鋼焊接件晶間腐蝕傾向。
5、焊接環境控制
焊接奧氏體不銹鋼的場地應清潔,以免由于環境中的油、銹或風等不利因素影響了焊接接頭的強度和耐蝕性能。
六、結束語
在不銹鋼焊接構件過程中，只有對焊接質量進行控制，降低碳化物的沉淀析出，才能防止不銹鋼晶界腐蝕，提高構建質量。
參考文獻
關鍵詞：復合鋼板，Q345R＋316L，焊接
中圖分類號：P755.1文獻標識碼： A
1、焊接性分析
Q345R＋316L不銹鋼復合鋼板的結構形式見圖一，基層為Q345R，屬碳錳低合金鋼，其焊接工藝較簡單；復層為316L，屬奧氏體不銹鋼。Q345R＋316L的焊接工藝難點是Q345R和316L過渡層和316L不銹鋼的焊接。
圖一不銹鋼復合鋼板焊縫的結構
316L不銹鋼焊接時，易發生HAZ敏化區晶間腐蝕，對于316L，發生敏化區間并非在平衡加熱時的450—85O℃，而是有一個過熱度，可達600－1000℃。因為焊接過程是一個快速加熱和冷卻的過程，而鉻碳化合物沉淀是一個擴散過程，為足夠擴散需要一定的“過熱度”，其焊接工藝應采用快速過程。以減少處于敏化區加熱的時間。所以焊接過渡層應用小熱輸入、反極性、直線運條和多層多道焊。
316L的導熱系數小．線膨脹系數大，熱量不易散失，很容易形成所需尺寸的熔地，而旦在自由狀態下，易產生較大的焊接變形。因此，在焊接復層316L時，應采用小電流、快速焊、窄焊道的多層多道焊接，要控制道間溫度在6O℃以下。
2 制造工藝
2.1 下料劃線：禁止在復層表面上切割線內用針劃線打樣沖眼，不得用墨汁、油漆涂寫，盡量避免鐵器碰傷劃傷表面。
2.2 切割：試樣材料厚度為 14mm＋3mm，采用切割機進行切割時復層朝下，從基層側開始切割并嚴禁熔渣濺到復層表面。切割前留有加工余量，切割后用刨邊機把切割的熱影響區刨掉。坡口也采用刨邊機進行加工，加工后的坡口要進行外觀檢驗，不得有裂紋和分層，否則要進行修補。
2.3 組對：組對前坡口兩側各 2O mm 內外表面要用不銹鋼絲刷清理，復層距坡口 100 mm 范圍內要涂防飛濺材料。組對時應以復層為標準，保證對口錯邊量≤1mm，間隙 l～2 mm 。
3、焊接工藝
3.1 焊材及焊接方法：基層外面一層采用埋弧焊，其他層采用焊條電弧焊焊接。根據不同的焊接位置，選用不同的焊接材料。焊接 Q345R時選用Φ3.2 mm，Φ4.0 mm 的 E5O15，過渡層的焊接選用Φ3.2 mm 的A042，復層焊接選用Φ3.2 mm 的 A022焊條，埋弧焊選用Φ4.O mm 的 H08MnSi焊絲。
3.2 坡口形式及尺寸見圖二，焊接工藝參數見表1。
圖二：坡口形式及尺寸
表1：焊接工藝參數表
3.3焊接要點:
（l）焊基層第1層時須特別注意不得將低合金金屬沉積到復層上。
（2）基層或過渡層焊后經射線探傷合格后才能開始過渡層或復層的焊接。
（3）焊復層前必須清除坡口邊緣復層坡口上的飛濺物。
（4）過渡層的熔敷金屬必須完全蓋滿鋼層b＝1－2mm，并蓋過不銹鋼與碳鋼交界面 a＝O.5—1.5 mm，見圖一。
（5）過渡層第1遍焊接要采用小參數、反極性、直道多道焊，以降低對復層的稀釋。
（6）復層焊接過程中為保證焊接質量要用小直徑焊條進行多道焊，對焊層的堆焊高度要控制到最小，不超過1－8 mm 。
（7）復層焊接時，必須徹底清除過渡層熔渣及其它表面附著物，道間溫度控制在6O℃以下，并用MT檢查無缺陷時，方可焊接下一層。
（8）焊接時應注意引弧和熄弧的質量，收弧應將弧坑填滿，多層焊時的層間接頭應錯開。
4、表面處理及檢驗
復層表面劃傷深度在0.2-0.5 mm 時必須修磨，>0.5 mm 時須補焊。每焊完一道焊縫，特別是復層和過渡層，必須按要求進行檢驗，發現超標缺陷，必須進行返修。
5、工藝評定及產品焊接試板
按上述工藝制作了焊接工藝評定試板，試板尺寸為 600mm ×300 mm ×（14 mm + 3 mm ）。焊縫經過外觀及X射線探傷檢查，全部合格，其彎曲、沖擊試驗結果表明，強度、韌性等力學性能均達到要求。
按上述確定的工藝參數焊接不銹鋼復合鋼容器，經過無損檢測，一次合格率為 96.93％，焊接質量良好。
6、結語
通過焊接工藝評定及產品焊接，證實Q345R＋316L不銹鋼復合鋼板制造、焊接工藝合理，可在生產中廣泛應用。
作者簡介：
姓名：郭建波
籍貫：遼寧盤錦
出生日期：1980-01-11
學歷：工程碩士
1、設備好機器合理的調節，一般鋁焊接用交流氬弧焊，不銹鋼用直流氬弧焊。
2、氣體流量調節好，氣體流量調節好。
3、參數調節，以能夠打開熔池為好，及焊接的時候添絲速度可以趕上母體熔池形成速度。
4、扣槍第一槍看清熔池，往熔池里面添加焊絲。
（來源：文章屋網 ）
【關鍵詞】不銹鋼工藝；現狀；進展
0.前言
眾所周知，我國的各種技術在改革開放以后得到了很大的進步，不銹鋼也不例外，他的需求以超乎人們想象的速度高速發展。它不僅僅在家居方面發揮著重大的作用，同樣發揮作用的還有船舶方面，可是對于不銹鋼而言不可忽視的問題就是他的焊接問題，因為他的焊接問題直接涉及到他的使用情況，本文對于不銹鋼的焊接情況也將作出一定程度的介紹。
1.幾種不銹鋼的簡介與特點
1.1關于奧氏體不銹鋼
奧氏體不銹鋼是幾種不銹鋼的合稱，其中高鉻鎳鋼及高鉻錳氮鋼均屬此類，奧氏不銹鋼是所有種類的不銹鋼中應用比較廣泛的一種 同時也占據著比較重要的地位。他在我國很多重大的工程例如石油方面有著比較重要的應用，這主要是因為奧氏不銹鋼在各個方面的穩定性都是比較突出的，加之在耐腐蝕性以及加工性能方面的優良表現使得奧氏不銹鋼得到很多領域的青睞。當然，即使再優良的材料也存在一定的缺點，奧氏不銹鋼存在的缺陷就是接頭的刀狀腐蝕和應力腐蝕開裂， 以及含鎳較高的單相奧氏體鋼接頭熱裂問題， 有時也會有接頭熱強性和再熱裂紋問題。首先我們介紹一下在奧氏不銹鋼的熱裂紋的現象。通過多年的經驗可以發現一種不銹鋼的裂紋出現的程度與不銹鋼中存在的鎳的多少有關，并且隨著鎳的增多，裂紋的情況也會更加明顯。而相對應的結晶（凝固）裂紋是在凝固后期產生的。奧氏體不銹鋼導熱系數小，線膨脹系數大，使得焊縫在結晶過程中產生較大的收縮變形和拉伸應力，在凝固期間存在較大拉應力是產生凝固裂紋的必要條件。接下來涉及的還有奧氏不銹鋼的耐腐蝕性。不銹鋼的出現是因為我們平時所應用的鋼鐵耐腐蝕性太差才應運而生的，即使不銹鋼的耐腐蝕性得到了很大程度的提高，但是他依然存在這這方面的問題。我們通常所說的腐蝕包括三個方面的腐蝕為晶間腐蝕、應力腐蝕和孔蝕。其中晶間腐蝕我們采取的辦法是減少碳的存在，碳含量的減少大大減少晶間腐蝕，而應力腐蝕則與各種力的作用和種種化合物的作用有關，孔蝕則是非金屬的作用產生的。
1.2關于馬氏體不銹鋼
以鉻的同位素鉻12鉻13為主的不銹鋼是馬氏體不銹鋼的主要組成。不可否認的是，馬氏體不銹鋼同樣存在著一些不如人意的地方。馬氏體不銹鋼主要存在的問題在接頭方面，是接頭的冷裂與脆化的問題。馬氏體含有較高的奧氏體形成元素碳。這類鋼中高溫下存在的奧氏體在通常不太慢的冷卻條件下會發生奧氏體到馬氏體的轉變， 屬于淬硬組織的鋼種。不銹鋼在使用的時候必須接受的一種方式變化便是焊接，由于溫度的影響，在完成焊接以后，馬氏體不銹鋼會變得比較堅硬，我們通過日常的知識可以得出，如果，變成堅硬的固體經常會出現裂紋，并且，以前使用的經驗也說明，這種裂紋與碳的含量息息相關，碳的含量越多，出現的裂紋就會越大。在焊接的時候會面臨著冷卻的階段，這也是出現問題比較多的一個階段，如果冷卻的速度比較慢的話，會出現較大的一些晶粒，柔韌性會受到一定的影響，但是與此相反的，如果冷卻的速度過大的話，同樣會對柔韌性產生比較大的影響，所以這就對于技術人員提出比較高的要求。
2.關于不銹鋼的工藝特點以及不足
2.1關于奧氏不銹鋼的工藝特點以及存在的不足
關于在焊接方面的問題仍然是我們不得不提的一個問題，但是前面我們提過奧氏不銹鋼是應用比較廣泛的一種不銹鋼，也就是說他在某些方面有著其他的不銹鋼無法比擬的特點。奧氏不銹鋼的焊接技術還是比較成熟的，經過多年的發展，只要我們應用比較合理的方法，就可以避免我們一直無法解決的問題。奧氏不銹鋼對于焊接技術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條電弧焊和氣體保護焊， 以機械化快速焊為好。即使奧氏不銹鋼在焊接方面的應用比較多，但是仍然有幾個方面的問題是不可忽視的。為了防止在焊接的過程中出現一些裂紋，影響奧氏不銹鋼的使用的性能，我們一般盡可能地采取U型與X型的坡口，這種焊接的形狀應該時刻注意。在進行焊接的時候，應該采取一定的措施進行固定，不銹鋼越薄就越應該采取固定措施，不然就會出現角焊接的現象，焊接的順序同樣是我們不可忽視的問題，在多年的摸索過程中我們發現，先中間后兩頭，或者分段進行焊接的方式，能夠讓不銹鋼發揮最大的效力。在進行焊接的時候由于焊絲的電阻率大、導熱系數小， 所以熔化系數大， 焊絲伸出長度要短一些。 盡量采用短弧焊并不做擺動， 以防止合金元素不必要的燒損。在焊接的時候我們應該控制好氣體的作用，這樣可以避免氣孔的產生。同樣的奧氏不銹鋼在焊接的時候，我們應該注意采用比較小的電流進行焊接，因為奧氏不銹鋼比較容易熔化，在進行焊接的時候我們也不用采取預熱，但是如果奧氏不銹鋼中鐵素比較少或者根本不存在的時候預熱就必不可少了，在焊接過后，我們也要采取一定的護理。常規碳含量不銹鋼結構需要進行固溶處理；含穩定化元素的和超低碳的不銹鋼結構需進行穩定化和消除應力熱處理。
2.2關于馬氏體不銹鋼的工藝特點以及不足
不得不承認，馬氏體不銹鋼在焊接方面的不足還是比較多的。前面我們提到，在焊接的過程中會出現一定奧氏體轉向馬氏體的趨向，最重要的在轉變的過程中，體積也會發生一定帶個變化，會使性能也隨之改變，并且會出現比較強烈的淬硬傾向。母材含碳量越高， 淬硬傾向就越大。并且在焊接的焊縫中各種應力的作用也會出現各種裂紋，所以在焊接馬氏體不銹鋼中，我們總結了一些比較可行的方式來避免這些不足。控制焊縫金屬的化學成分。焊縫金屬的化學成分主要取決于焊接材料， 最好是用與母材金屬成分相同或相接近的焊接材料。在這個過程部分區域會出現硬化的現象，需要將硫，磷以及硅的含量控制在一定的范圍之內，并且與此同時，添加一些鋁，氮更好的控制硬化的現象，但是在裂縫里添加了這么多的外來的物質，與原先的不銹鋼在很多元素的組成方面有了區別，如果存在著比較大的差異的話會弄巧成拙。在奧氏不銹鋼中我們提到不需要預熱，與奧氏不銹鋼相反馬氏體不銹鋼的預熱是不可或缺的一個程序，材料越容易出現硬化的現象在預熱的時候我們就應該采取越高的溫度，在焊接完成之后的處理同樣是比較重要的，焊接后的處理得到最大的改善的是柔韌性。
3.結語
關于不銹鋼消費逐年增加的現象從另一個側面反映出了我國經濟的不斷發展，人們對于生活質量的要求不斷地提高，對于不銹鋼的要求也不斷提高。目前我國在不銹鋼方面仍然存在著一些不足，我們要做的是不斷地改善不銹鋼的品質滿足人們的要求。不斷地培養起一批這方面的專業人才，提高他們的素質，為我國的不銹鋼產業做出貢獻。而且，不可忽視的是我國的發展水平與發達國家仍然存在著一定的差距，我們應該努力縮小這種差距，達到國際先進水平。 [科]
【參考文獻】
[1]林企曾，李成.迅速發展的中國不銹鋼工業[J].鋼鐵，2006，41（12）：1.
關鍵詞： 鐵素體不銹鋼；焊接工藝；接頭性能；模擬計算
中圖分類號： 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
隨著工業技術的日益發展，不銹鋼的使用量不斷增大。近年來，由于稀有金屬鎳、鉬、釩等價格大幅上
漲[1]，奧氏體不銹鋼的應用和發展面臨成本問題，并且奧氏體不銹鋼焊接接頭易出現晶間腐蝕、縫隙腐蝕和點蝕等問題。鐵素體不銹鋼（Ferrite Stainless Steel，簡稱FSS）是一種不含Ni的不銹鋼，具有優良的耐高溫氧化和氯化物腐蝕的性能[2，3]，與奧氏體不銹鋼相比，其成本低，線膨脹系數小，熱疲勞性能好[4]，可在多種腐蝕介質環境下替代304不銹鋼，廣泛應用在石油設備、汽車，采礦、鐵路及化工行業[5-7]。近些年來，鐵素體不銹鋼的使用量已占到不銹鋼的30%[8]。而我國作為世界上最大的不銹鋼消費國，如果能夠更好地應用和發展成本低廉、性能優良的鐵素體不銹鋼，必然會產生明顯的經濟和社會效益。
最基本的低Cr鐵素體不銹鋼為00Cr12，但其抗高溫氧化性能較差，容易產生晶間腐蝕。可以通過增加Cr的含量，來提高不銹鋼的腐蝕電位，但是必須控制C和N的含量，同時添加穩定元素Nb和Ti來穩定鐵素體和防止晶間貧Cr，在鐵素體不銹鋼中添加Mo可以提高抗高溫氧化性能。國內外已經發展出多種牌號的FSS，典型牌號有AISI410、 433、 444[4，6]，中國生產的TCS345，Sandvik生產的5Cr12Ti和JFR生產的410RW等[9]。
隨著FSS應用的增多，其焊接問題日益突出，主要是由于焊接熱循環導致焊縫和熱影響區塑性、韌性、疲勞和耐熱耐蝕性能下降[10]，因此，對焊接工藝及其對接頭組織影響進行研究，進而提高接頭性能，具有重要意義。
1 鐵素體不銹鋼的焊接性分析
FSS在室溫下為純鐵素體組織，AISI410S鋼的原始組織如圖1所示[5]。鐵素體熱膨脹系數小，且S、P在鐵素體中溶解度較大[11]，不易在晶間形成低熔點共晶，所以焊接過程中接頭一般不會出現熱裂紋和冷裂紋。但是通常來說，鐵素體不銹鋼比奧氏體不銹鋼的焊接性要差，接頭一般會出現以下幾個問題。
1.1 塑性和韌性下降
焊縫冷卻過程不發生固態相變，極容易產生粗大的柱狀晶。熱影響區受到單純的熱過程，晶粒尺寸有明顯長大的傾向。特別是加熱到950 ℃以上，晶粒甚至可以長大0級[12]。晶粒粗化后，接頭塑性和韌性顯著下降，耐蝕性能也隨之降低。HAZ出現晶粒粗大以后，不能通過熱處理消除。
1.2 晶間腐蝕
當焊接溫度高于950℃后冷卻過程中，晶界容易沉淀出Cr的碳化物和氮化物，由于Cr的擴散速度慢，造成晶界上出現貧Cr區，在腐蝕環境中易出現晶間腐蝕。為了消除晶間腐蝕，需要在650～800℃進行短時間保溫，或者緩慢冷卻，使Cr充分擴散[13]。其次，要控制C和N的含量，并且加入優先與C和N化合的Ti和Nb元素，避免貧Cr區的形成。
1.3 接頭脆化
FSS接頭會出現多種脆化現象。首先是σ相脆化，σ相是FeCr金屬間化合物[14]，一般當Cr含量大于20%時，會產生σ相，一些鐵素體不銹鋼中存在Mo，會促使在較低Cr含量下形成σ相，σ相大多分布在晶界，顯著降低接頭韌性。其次是475℃脆性，Cr含量大于15%的鐵素體不銹鋼在400～500℃長期加熱，會因為鐵素體調幅分解產生富Cr的α'相，造成接頭脆化。此外，Mo能促進脆硬χ相的析出，其組成為Fe36Cr12Mo10，還可能析出脆硬的Laves[15]相，Mo、Ti、Nb都容易形成Laves相，成分為（Fe， Ni， Cr）2Nb。
2 鐵素體不銹鋼焊接工藝的進展
2.1 焊接材料的選擇
在焊接FSS時，填充材料主要有兩種，一是同質的鐵素體，如0Cr13。Mukherjee[7]認為，使用鐵素體型焊絲焊接FSS，由于焊縫和熱影響區晶粒粗大，接頭塑韌性和耐蝕性差，所以用同質鐵素體焊絲一般難以得到滿意的接頭。
現在普遍采用奧氏體型焊絲焊接FSS，焊縫中可以生成部分低碳馬氏體，阻礙晶粒長大，并且低碳馬氏體具有良好的韌性，使接頭韌性和強度提高。Mukherjee[7]使用308L和316L奧氏體不銹鋼焊絲焊接FSS，發現由于308L有更高的Creq/Nieq，馬氏體形成溫度較低，焊縫馬氏體含量高，在熱輸入為0.6kJ/mm時，接頭的沖擊韌性超過母材。[16]用ER308L焊接超低碳、氮的12 %Cr鐵素體不銹鋼，在HAZ粗晶區形成板條狀的低碳馬氏體，抑制了晶粒的長大。但是使用奧氏體型焊接材料，由于母材和焊縫熱膨脹系數不同，會導致接頭抗氧化和熱疲勞性能差[4]。
2.2 焊接工藝的進展
對于鐵素體不銹鋼，基本上所有的焊接方法均可用。但是需要控制熱輸入，采用合適的冷卻方式，以避免熱過程造成晶粒粗大。一些新型的焊接方法被越來越多地用在鐵素體不銹鋼的焊接上，如激光焊，脈沖電弧焊，復合熱源焊接，攪拌摩擦焊等。
手工電弧焊接熱輸入較大，一般不推薦用來焊接鐵素體不銹鋼，Silva[5]使用手工電弧焊焊接410鐵素體不銹鋼，焊縫和HAZ區晶粒嚴重長大，塑性和耐蝕性下降。Amuda[8]發現對430FSS薄板，雖然保證了較低的熱輸入，但是晶粒還是長大5～8倍，損失近58%的塑性。Mohandas[10]對比了GTAW和SMAW焊接430鐵素體不銹鋼組織和性能的差異，發現由于焊縫區生成了等軸晶，GTAW接頭的強度和塑性更好。
激光焊接能量密度高，熱輸入小，接頭焊縫和熱影響區窄，同時，焊后冷卻速度高，適合用來焊接鐵素體不銹鋼，張紅霞[17]采用鎢極氬弧焊、脈沖鎢極氬弧焊和脈沖激光焊三種焊接方法進行焊接433鐵素體不銹鋼，發現大的熱輸入會導致焊接接頭的粗晶組織與性能脆化等問題，采用脈沖激光焊接方法可以細化組織，有效提高接頭的綜合性能。Kaul等人[18]研究了激光焊和TIG焊工藝對17%Cr鐵素體不銹鋼焊接接頭組織及性能的影響，發現與激光焊相比，TIG焊使焊縫和熱影響區的晶粒粗化嚴重，降低了接頭的塑性。Lakshminarayanan[19]也使用激光焊接409M鐵素體不銹鋼，發現由于冷卻速度快，粗大的鐵素體轉變為細小等軸晶，接頭強度提高31%，沖擊韌性也比母材提高3%。
將多個熱源復合在一起，可以提高焊接效率并減小熱輸入。Taban[20]使用PAW+GTA復合熱源焊接了12%Cr，使用奧氏體309L和316L焊絲，獲得了性能良好的接頭。王旭友[21]用激光+MAG復合熱源焊接了T4003和TCS鐵素體不銹鋼，焊接效率與常規電弧焊相比可以提高1倍以上，接頭熱影響區粗晶區變窄，接頭的低溫沖擊韌性可以提高50%以上。
攪拌摩擦焊是一種高效固相連接技術，由于焊接過程中母材處于固態，避免了不利的冶金反應，同時焊核區發生動態再結晶，使晶粒細化，熱影響區晶粒也不發生明顯長大，因此攪拌摩擦焊適宜用來焊接FSS。Lakshminarayanan[22] 使用攪拌摩擦焊的方法焊接
409FSS，由于攪拌摩擦焊使母材發生劇烈塑性變形，母材晶粒轉變為細小鐵素體+馬氏體雙相組織，力學性能提高。Cho[23]使用立方氮化硼攪拌頭焊接409FSS，得到了高質量、無缺陷的的接頭，焊核區晶粒細化。Ahn[24]用Si3N4攪拌頭攪拌摩擦焊接409LFSS，轉速
700 rpm，焊接速度60 mm/min，焊核區為等軸鐵素體，接頭的力學性能、耐晶間腐蝕、耐點蝕性能與母材相同。可見，FSW焊接FSS可以得到高質量的接頭，但由于FSS與輕質合金相比，強度和硬度均比較高，焊接時均采用脆硬的陶瓷作為攪拌頭，所以焊接過程中攪拌頭的損耗率可能會比較高。
3 焊接接頭的性能研究進展
由于焊接過程對FSS的影響以及考慮FSS的服役條件，FSS焊接接頭的塑韌性、耐熱疲勞性能及耐蝕性能最受關注，通過各種途徑可以提高接頭的這些性能。
3.1 塑性和韌性
焊接熱過程使焊縫和HAZ區晶粒長大，接頭的塑韌性嚴重下降，提高塑性和韌性的關鍵是限制晶粒的長大，可采用以下方法。
3.1.1 提高冷卻速度
由于HAZ經歷的是單純的熱過程，所以提高冷卻速度可以防止晶粒嚴重長大。楊文平[3]用ER309L作為填充材料，焊接FSS，采用隨焊水冷強制冷卻，縮短了接頭的高溫停留時間，提高了冷卻速度，遏制了晶粒的長大，接頭沖擊韌性較自然冷卻的接頭提高約55%。Amuda[8]使用液氮強制冷卻接頭，焊縫尺寸減小35%，產生細小等軸晶，晶粒尺寸受液氮流速的影響，當流速為0.0013 L/min時，晶粒尺寸比母材減小45%。
3.1.2 添加沉淀相形成元素
Villafuerte[25]使用GTAW方法焊接FSS，發現鐵素體會在TiN上異質形核，形成等軸晶，單獨加Ti并不能起到這樣的作用。Gurram[6]發現添加Al元素后，析出的Al4C3和Al2O3可以使焊縫晶粒細化。Villaret[2]發現焊絲中Ti含量提高時，焊縫柱狀晶變為細小等軸晶，塑性提高。同時加入較高含量的Ti、Nb，經過合適的熱處理，能夠獲得較高的強度和塑性。
3.1.3 電磁攪拌
Gurram[6]提到有學者采用交流GTAW焊接FSS時，交變電流產生的電磁場對熔池的攪拌作用，可以起到細化焊縫晶粒的作用。Mridha[26]使用交變電流GTAW焊接FSS，產生的電磁攪拌作用能夠打碎枝晶，細化晶粒，焊縫中產生較多的細小等軸晶，接頭力學性能為母材的65%。
3.1.4 超聲振動
超聲振動也能起到與電磁攪拌類似的作用，Watanabe[27]通過焊絲向熔池導入超聲，超聲振動使焊縫中部產生部分等軸晶，隨著焊速增加，等軸晶比例提高，接頭強度和伸長率提高，伸長率可提高40%，焊接示意圖如圖2所示。
3.2 熱疲勞性能
由于FSS的應用環境，經常要關注其熱疲勞和高溫力學性能，Oh[28]研究了Nb、W、V合金元素對鐵素體不銹鋼HAZ熱疲勞性質的影響，發現接頭在200～900℃的熱疲勞壽命不僅與粗大碳化物相和Laves相有關，同時也與固溶體中Nb的含量和晶粒大小有關。Han[29]關注了HAZ組織對18Cr熱疲勞性能的影響，發現由于Nb的溶解，粗大MC和Laves相的析出以及晶粒的長大，都會造成接頭熱疲勞性能的下降。
3.3 耐腐蝕性能
田勁松[30]研究了409L和410L接頭的耐晶間腐蝕的性能，發現409L由于C、N含量較低且含穩定化元素Ti，接頭無晶間腐蝕傾向，而410L接頭由于析出了富Cr的碳化物和氮化物而形成局部貧鉻區。張勇[31]用ER309焊絲，氣體保護焊接四種不同的FSS，在 1 mol/L的NaCl溶液中，四種接頭與母材耐電化學腐蝕性能無明顯差異，而在 1 mol/L的 Na2SO4溶液中，TCS345和JFE410RW不銹鋼接頭的腐蝕性能優于T4003和Nirosta4003。
4 模擬計算在FSS焊接中的應用
使用模擬計算可以節省試驗成本，模擬一些試驗中無法觀察的演變過程，并能夠通過合理的模擬計算來優化工藝參數。莫春立[32]提出了一種用Monte-Carlo模擬鐵素體不銹鋼接頭HAZ晶粒長大行為的方法，應用有限元方法計算出焊接熱循環，并且結合晶粒長大的Arrhenius公式，結果顯示，M-C模擬可以很好地反映HAZ晶粒生長的動力學過程。成功預測了HAZ中晶粒的分布，并提出，當HAZ中存在很陡的溫度梯度時，可以一定程度抑制晶粒長大。Zhang[33]用Monte-Carlo的方法模擬了激光+脈沖GMAW焊接鐵素體不銹鋼HAZ晶粒的長大行為，模擬結果與實驗測量吻合，發現熔合線附近的晶粒與母材相比長大了10～18倍，焊趾附近的晶粒尺寸更大。
5 結論
（1）鐵素體不銹鋼由于成本低廉，性能優良，有廣闊的應用前景，其焊接面臨的最大問題是焊接熱循環導致焊縫和HAZ區晶粒嚴重長大，造成接頭性能下降。
（2）奧氏體型焊接材料適宜用來焊接FSS，幾乎所有的方法都可以用來焊接FSS，但必須嚴格控制熱輸入，激光焊、復合熱源焊接、脈沖電弧焊及攪拌摩擦焊等方法熱輸入低、焊接效率高，能夠獲得優質的接頭。
（3）通過提高冷卻速度、添加穩定元素、電磁攪拌或超聲振動能夠細化晶粒，提高接頭性能。接頭韌性、熱疲勞性能和耐腐蝕性能是其應用的關鍵。
（4）近些年來，模擬計算也被用到鐵素體不銹鋼焊接的研究當中，模擬結果能夠很好地吻合試驗結果。
參考文獻
[1] 張心保， 王志斌， 趙春林. 熱輸入對 TCS 鐵素體不銹鋼焊接 HAZ 組織的影響研究[J]. 金屬加工?熱加工， 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] 楊文平， 閆志峰， 王文先， 等. 443 鐵素體不銹鋼隨焊激冷焊接接頭的組織性能[J]. 材料熱處理學報， 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] 鄭淮北， 葉曉寧， 張雪峰， 等. 12% Cr 鐵素體不銹鋼粗晶區組織轉變和晶粒長大及析出相分析[J]. 焊接學報， 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] 張心保， 王志斌. 微合金元素對 00Cr12NiTi 鐵素體不銹鋼焊接接頭HAZ組織及力學性能的影響[J]. 焊接， 2008（6）： 12.
[12] 楊文平. 433鐵素體不銹鋼隨焊冷卻焊接接頭的組織和性能研究[D].太原： 太原理工大學碩士論文： 6-7.
[13] 李亞江. 焊接冶金學?材料焊接性[M]. 北京： 機械工業出版社， 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] ， 馬立， 葉曉寧， 等. 12% Cr 鐵素體不銹鋼的焊接熱影響區組織特征[J]. 寶鋼技術， 2007（3）： 70-73.
[17] 張紅霞， 裴飛飛， 王志斌， 等. 熱輸入對超薄 443 鐵素體不銹鋼組織性能的影響[J]. 焊接學報， 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， 毛輝， 等. 鐵素體不銹鋼激光-MAG 復合熱源焊縫成形及接頭沖擊韌性分析[J]. 焊接學報， 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] 田勁松， 朱朝明， 毛惠剛. 409L 和 410L 鐵素體不銹鋼焊接接頭力學和腐蝕性能對比[J]. 焊接， 2008（8）： 53-56.
[31] 張勇， 覃作祥， 許鴻吉， 等. 經濟型鐵素體不銹鋼焊接接頭組織與耐蝕性能[J]. 焊接學報， 2012， 33（12）： 18-22.
[32] 莫春立， 李殿中， 錢百年， 等. 鐵素體不銹鋼焊接熱影響區晶粒長大過程模擬[J]. 金屬學報， 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.
關鍵詞：不銹鋼薄板；異形構件；焊接變形；焊接工裝
中圖分類號：TG404 文獻標識碼：B
國內某核電設備上一組件中的構件采用3mm厚ASTM TP304不銹鋼薄板拼焊而成。該構件焊接結構比較復雜，既有連續坡口焊縫又有斷續角焊縫，涉及到多個零件之間組對和裝配。該構件是一種異形構件，難以采用諸如反變形方法來抵消焊后的變形，使得焊接變形控制起來難度更大，且一旦變形，矯形非常困難。
目前對焊接應力變形的控制以及焊后應力消除甚至低應力無變形研究較多，比如預拉伸法、靜動態溫差拉伸法、隨焊錘擊法、隨焊沖擊碾壓法、隨焊旋轉擠壓法和振動法等，這些方法能在一定程度上減小應力和變形，但是都不能夠解決本結構的所有變形問題。因而，對該部件焊接變形進行分析研究，確定可靠的焊接變形控制方法顯得尤為重要。
1 產品介紹
整個組件由8個構件裝配而成（如圖1所示）。所有構件均為不銹鋼薄板焊接結構，零件尺寸公差多為±1.5mm，構件間裝配間隙要求為1.6mm，構件到中心組裝精度為0，+3.2mm，要想滿足這些要求，每個構件的制造精度就需要更加精密。本文述及的異形構件的結構形式及典型焊接焊接節點如圖2所示，構件高度為1420mm，是采用3mm厚A240 TP304L不銹鋼薄板制造。焊接接頭外側為坡口焊縫，內側焊縫為斷續角焊縫。
2 變形趨勢分析
不銹鋼相對碳鋼導熱系數小，線膨脹系數大，焊接時變形較大，薄板的焊接變形就更為復雜。通過理論分析，構成構件主要結構的角形結構會發生圖3所示的焊接變形，即焊縫縱向收縮引起的棱邊彎曲及棱邊長度縮短；焊縫橫向收縮引起的α1和α2的改變，使得α1和α2減小或增大，且α1≠α2等。這些變形綜合反應到構件上，將使構件的變形有諸多的不確定性。
3 焊接試驗及結果分析
3.1 焊接方法的選擇
對于3.0mm奧氏體不銹鋼薄板的焊接，比較適合的焊接方法有鎢極氬弧焊、焊條電弧焊、等離子弧焊、激光焊、電子束焊等。綜合考慮產品結構特點，設計要求、操作難易程度以及投資成本情況，確定選擇手工鎢極氬弧焊和焊條電弧焊。
3.2 小尺寸試件焊接
結語
4.1 不銹鋼熱系數小，線膨脹系數大，焊接時變形較大，對于精度要求高的薄板焊接件的焊接變形不采取有效的措施進行控制難以保證尺寸精度。
4.2 采用適宜的焊接工裝，結合大間隔跳焊工藝可以將焊接變形控制在較小的范圍內。
4.3 目前已采用上述方法成功地制造了8件產品，尺寸精度完全滿足設計要求。
參考文獻
[1]中國機械工程學會焊接學會.焊接手冊：第3卷[M].北京：機械工業出版社，2007.
[2]田錫堂.焊接結構[M].北京：機械工業出版社，1982.
[3]關橋，張崇顯，馮德倫.動態控制的低應力無變形焊接新技術[J].焊接學報，1994，15（1）：8-13.
[4]徐文立，代保昌，劉雪松，等.隨焊錘擊對高強鋁合金焊接接頭應變分布的影響[J].焊接學報，2003，24（2）：27-30.
[5]郭紹慶，徐文立，劉雪松，等.溫差拉伸控制鋁合金薄板的焊接變形[J].焊接學報，1999，20（1）：34-41.
[6]郭紹慶，袁鴻，徐文立，等.溫差拉伸和隨焊激冷配合使用控制焊接變形[J].焊接學報，2004，25（6）：82-86.
【關鍵詞】激光焊；應力場；數值模擬
激光焊接時由于激光束的能力密度高，局部的快速加熱與冷卻，在焊接過程中和焊接冷卻后會產生相當大的焊接殘余應力和殘余變形。它不僅可使焊縫產生裂紋，降低強度和韌性，而且這些殘余應力與工作應力疊加，使結構的應力強度增加，影響焊接結構的安全可靠性。因此為了保證結構的安全使用，準確的評估焊接結構的殘余應力和變形已成為一個極為重要的研究課題。
激光焊接是不均勻的局部加熱，工件溫度變化范圍較大，要經歷急速升溫和降溫的過程，是非靜態的。材料在高溫會發生相變，材料的機械性能和熱物理性能均隨溫度變化，是非線性的。所以激光焊接過程非常復雜，它包含相變、塑性和非線性等因素影響的熱彈塑性問題。只有借助與有限元法才能使這種復雜過程的數值分析與計算成為可能。
1 焊接應力場的模型的建立
本文采用順序耦合方法進行焊接應力場的數值模擬。將前一個分析的結果作為載荷施加到下一個分析中的方式進行耦合。激光焊接應力應變場分析是典型的熱-應力順序耦合分析，先模擬出溫度場，再將熱分析中得到節點溫度作為“體載荷”施加到結構分析中。
2 網格劃分
對激光焊應力場的計算時，采用和溫度場模擬相同的網格。在溫度場的計算中，可將焊接過程看做是準穩態的過程，在長度方向可以取較短的一部分進行計算，而在應力應變場的計算中，模型尺寸的大小直接決定了焊接結構的約束狀態，對應力及應變場的模擬結果影響很大。如果在應力場的計算中采用和溫度場模擬中一樣的網格粗細大小，由于焊接長度的增加，會使得應力場計算的時間大大加長。如果采用較粗的網格，就會損失一定的溫度場計算的精度。因此，需要在計算精度與計算時間之間做出妥協。
模型使用映射網格，在計算應力場之前，首先把間隙板中的單元全部殺死，然后在計算焊接過程的子步中，逐步激活間隙板中的熔融溫度以上的單元加入計算，以此來模擬激光焊接熔池的形成。這樣，疊接的兩塊工件之間只有焊縫處的單元才結合在一起。
3 材料的力學性能參數
需定義20鋼和304不銹鋼的彈性模量E、熱膨脹系數α、泊松比μ、屈服強度σs、熱膨脹系數，材料塑性選項選取等向強化屈服準則。
4 初始條件和約束條件
設焊前母材的初始應力為0，初始溫度設為環境溫度25℃。本模型中不承受外載荷力，體積力、重力均忽略不計，只考慮熱應力的作用。讀入各節點的溫度值，即溫度場計算的結果，進行熱應力計算，時間步長與溫度場計算時一樣，有利于溫度載荷的讀入和計算精度的提高。對焊接構件自由度進行約束，加載邊界條件要注意兩點：一是防止有限元計算過程中產生位移，二是不能嚴重阻礙焊接過程中應力自由釋放和焊接結構自由變形。
圖1為有限元模型的位移約束示意圖。在焊縫中心面E-F上施加對稱約束，對稱面約束指的是將該面的所有節點在平面外的移動和平面內旋轉都被設置為零。即限制E-F面的節點在垂直該面（Z軸方向）的位移和繞其它兩個軸（X、Y軸方向）的旋轉，總之，該面的節點只能在XY軸方向做平移運動。在有限元模型的A-D邊施加Y方向位移約束，在A-B邊和C-D邊施加Z方向的位移約束。這樣，即防止了數值模擬中產生位移，又沒有嚴重阻礙焊接過程中應力的自由釋放和焊接結構的自由變形。
5 應力場計算結果及分析
以下結果均是在焊接工藝參數為I=350A，V=100mm/min，Δf=-1mm時計算出來的。平行于焊縫方向的殘余應力稱為縱向焊接殘余應力，記為σx，垂直于焊縫方向的殘余應力稱為橫向焊接殘余應力，記為σy，由于板的厚度很小，所以沿著厚度方向的殘余應力較小，一般不作考慮。
圖2為焊后冷卻到259.88s之后的上表面等效殘余應力云圖，在焊縫及其熱影響區附近，存在著較大的殘余應力，為200-400MPa之間，個別區域大于400MPa，從焊縫中心向兩邊殘余應力迅速降低。下表面在激光焊接的起始區域和結束區域，殘余應力最大，存在著明顯的邊界效應，特別是靠近焊接結束的地方，殘余應力達到最大值，而終焊點的前端存在著一個低應力區，如圖3。
焊接結束后，焊縫末端由于沒有熱量繼續施加，焊縫終了區域熔池中的液態金屬冷卻的速度比別處的要快很多，使此區域的溫度梯度很大，所以此區域的殘余應力較其它區域要高，焊縫中最大的殘余應力出現在此區域。
6 結論
焊縫及其熱影響區附近，存在著較大的殘余應力，從焊縫中心向兩邊殘余應力迅速降低。激光焊接的起始區域和結束區域，殘余應力最大，存在著明顯的邊界效應，特別是靠近焊接結束的地方，殘余應力達到最大值，而終焊點的前端存在著一個低應力區。
參考文獻：
關鍵詞：不銹鋼 氬弧焊工藝 分析
中圖分類號：TG457.6 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2014）06（c）-0082-02
在電站鍋爐高壓給水（包括汽包、過熱蒸汽減溫水、高壓旁路減溫水）、EH油、頂軸油在在電站鍋爐高壓給水（包括汽包、過熱蒸汽減溫水、高壓旁路減溫水）、EH油、頂軸油取樣管采用1Cr18Ni9Ti或0Cr18Ni9無縫鋼管，尤其在φ16×3 mm～φ12×2 mm取樣管，由于管徑小、管壁薄，又要承受高溫高壓介質輸送。因此必須制定科學規范的焊接工藝，否則將危及機組的安全穩定運行。為此，為了保證焊接質量，對此類焊口的焊接工藝進行分析、試驗及運用是十分必要的。
在我公司#7機組A級檢修中，對熱工DHS調速系統進行了技術改造，針對施工前期火焊焊接質量不良的現實，決定采用不留鈍邊、間隙，打底層焊縫不填焊絲的全氬弧焊接工藝施焊。
1 問題的提出及分析
1Cr18Ni9Ti 不銹鋼儀表采樣管由于橫截面積小，管子細小且薄，越是難于焊接。其主要問題在于無論用什么方法焊接，最容易出現燒穿，產生焊瘤，堵塞管子內徑，很難掌握焊縫熔透程度。
施焊時遇到焊接技術問題，焊接質量差，經過金屬探傷發現所焊接的20個焊口無一合格，為此，經過分析焊接缺陷產生原因，通過多種焊接工藝方法對比，故決定以φ14×3 mm管子，采用不制作鈍邊、不留間隙，打底層焊縫不填焊絲的TIG焊接工藝技術。
2 焊接方法選用
（1）焊接設備：焊機選用ZX7―400IGBT，直流正接；氬弧焊槍選用QQ85°/160A-1，噴嘴口徑8 mm，鎢極選用Wce―20，φ1.6 mm，鎢極錐度30°。
（2）焊接材料：焊絲選用上海電力修造廠生產的TGS―308L，φ1.6 mm，用砂紙將焊絲上油污打磨干凈，露出金屬光澤。
（3）坡口制備：準備φ14×3 mm不銹鋼管8節，長度100 mm。開V型坡口，破口角度50°～60°，無鈍邊，管口齊平，距管坡口端外壁10 mm，內壁5 mm范圍內的鐵銹、油污用砂紙和銼刀打磨干凈，直至露出金屬光澤。
（4）焊前準備和要求。
①焊接特點：質量上要求焊透，耐壓不漏不堵。經過反復試焊的焊接工藝參數見表一。經過反復試焊的焊接工藝參數見表一。
②試件組隊，焊件用氬弧焊定位焊時，焊點和實際焊接焊縫標準一樣；管徑小于或等于φ42 mm時，可定位焊一處，位置在管子頂部上中偏左位置。定位焊長度5～8 mm，定位焊應保證質量，如有未熔合、未焊透、氣孔等缺陷，應清除后重新定位焊。
③焊接要點，焊接操作由持有鍋爐壓力容器焊接操作合格證項目的高壓焊工擔任；不開坡口采用承插式接口，可一次焊接成型；注意接頭質量，保證焊縫余高1.5～2.0 mm；采用小規范焊接參數，在保證焊透和熔合良好的條件下，采用小電流、短電弧、窄焊道、快速焊的方法，控制好層間溫度；焊后可采用強制冷卻，水冷防止晶間腐蝕；不要在焊縫以外的地方引弧，地線要接好，以免損傷金屬表面而使其耐腐蝕性下降。
在打底焊道上引弧后，焊槍在坡口邊緣間上下擺動，當始焊部位的打底焊道和坡口邊緣熔化形成熔池后，焊絲向坡口上部邊緣填充。電弧熔化焊絲后焊槍向坡口下部邊緣擺動，稍作停頓后，焊槍回到坡口上部邊緣，依次循環。要求熔池形狀和大小基本一致，焊道收尾時，頭尾搭接10 mm左右，然后用電流衰減法收弧。
④焊縫質量，氬弧焊施焊工作應在室內進行，并有適當的防風措施。通常情況下，氬氣流量為6～10 L/min，氬氣流量太小時，電弧不能得到應有的保護，易產生氣孔；太大時，會造成氣流紊亂電弧不穩。鎢極氬弧焊的鎢棒直徑可根據焊件的厚度來選擇，焊件壁厚為3～6 mm，鎢棒直徑2.0～3 mm，鎢棒伸出噴嘴的長度根據焊件盡可能短，一般為4～6 mm。
焊接過程中，焊工應嚴格按工藝規范操作，注意觀察熔池，保證熔透及單面焊雙面成形。壁厚3～6 mm的管子采用兩層焊接，當焊接中斷，再次起焊應與原焊縫重疊6～8 mm。焊縫焊完后，焊工應檢查焊縫外觀質量，修磨表面缺陷，并按規定打上焊工鋼印。
焊縫外觀尺寸應符合設計圖樣和工藝文件的規定，焊縫高度不低于母材表面，焊縫與母材應圓滑過渡。焊縫及其熱影響區表面無裂紋、夾渣、弧坑和氣孔。管子焊縫咬邊深度不超過0.5 mm，管子焊縫兩側咬邊總長度管對接水平固定對接焊接，從6點鐘位置開始焊，焊至12點鐘位置結束。在打底焊道上引弧后，焊槍在坡口邊緣間上下擺動，當始焊部位的打底焊道和坡口邊緣熔化形成熔池后，焊絲向坡口上部邊緣填充。電弧熔化焊絲后焊槍向坡口下部邊緣擺動，稍作停頓后，焊槍回到坡口上部邊緣，依次循環。要求熔池形狀和大小基本一致，焊道收尾時，頭尾搭接10左右，然后用電流衰減法收弧。
焊縫處于仰焊位時前進的速度加快，下一個熔池落在前一個已凝固熔池的1/3處。立焊位時下一個熔池落在前一個已凝固熔池的1/2處。平焊位時下一個熔池落在前一個已凝固熔池的2/3處。否則容易出現滿溢、焊縫上坡口咬邊和焊縫余高不足。采用劃擦法在坡口內側引弧，從6點鐘位置開始焊，焊接的實質是根據熔滴上的作用力原理，掌握熔池的結晶規律和凝固特點，達到熔合良好、焊縫尺寸符合要求，焊縫圓滑過度成型美觀。
（5）實驗結果。
通過制定科學規范的焊接工藝指導書，選擇按照“考規”規定經相應試件考試合格優秀的焊工上崗焊接了4件試樣，經焊縫外觀評定、無損探傷、端口檢查未發現超標缺陷。
3 現場實際應用
2006年8月，在我公司#7機組大修中，對熱工DHS調速系統改造中，我們采用了上述氬弧焊焊接工藝，在對φ16×3 mm、φ13×3 mm、φ12×2 mm三種規格1Cr18Ni9Ti不銹鋼高壓取樣管的焊接中，焊口一次合格率（見表2）高達98%以上，效果良好，成效顯著。
4 結語
綜合分析不銹鋼高壓儀表取樣小徑管TIG焊接工藝，采用不留間隙、不開坡口、不留頓邊、采用承插式接口新技術。該焊接技術達到耐壓、不漏、不堵為設備自動化改造，熱工儀表管的焊接提供了技術支持，焊接質量優良，提高了焊接效率。
參考文獻
[1] 薛松柏.焊接材料手冊[M].北京：機械工業出版社，2006.
[2] 傅積和，孫玉林，主編.焊接數據資料手冊[M].北京：機械工業出版社，1994.
[3] 中國機械工程學會焊接協會等編. 焊工手冊[M].北京：機械工業出版社，2006.
[4] 吳非文.火力發電廠高溫金屬運行[M].北京：水利電力出版社，1979.
