热输入对2205双相不锈钢MIG焊接接头组织及力学性能的影响

王建军，温艳慧，吴天海，李国平，姜周华，刘春明

(1.东北大学材料科学与工程学院,沈阳110819;



热输入对2205双相不锈钢MIG焊接接头组织及力学性能的影响

王建军1,2，温艳慧1，吴天海1，李国平3，姜周华4，刘春明1,2

(1.东北大学材料科学与工程学院,沈阳110819;

2.东北大学材料各向异性与织构教育部重点实验室，沈阳110819;

3.山西太钢不锈钢股份有限公司,太原030003; 4.东北大学冶金学院,沈阳110819)

采用MIG焊接方法，对2205双相不锈钢进行了不同热输入条件下的焊接试验，对焊接接头的显微组织进行了观察与分析，并对其力学性能进行了测试.结果表明：不完全重结晶区中带状奥氏体边缘起伏随热输入的增大逐渐增强，宽度逐渐增大；焊缝中心的奥氏体大多为等轴状的块状奥氏体，而靠近熔合线则主要为魏氏奥氏体，随着热输入的增大，魏氏奥氏体逐渐减少，而块状奥氏体逐渐增多；随着热输入的增大，焊接接头的抗拉、屈服强度均有轻微降低，而断后延伸率略有升高；焊接接头的显微硬度从母材到焊缝金属先升高后降低，热影响区的显微硬度最高，硬度的变化与焊接接头各区域中奥氏体体积分数有关，随着热输入的增大，各区域中奥氏体体积分数逐渐升高，显微硬度则相应有所降低.

2205 双相不锈钢；MIG；热输入；魏氏奥氏体；力学性能

双相不锈钢由体积比接近1∶1的铁素体和奥氏体两相组成，具有优良的力学性能和耐氯化物应力腐蚀性能，在石油天然气管道、化学品运输罐以及船舶工业中的应用日益广泛[1-3].作为一种镍资源节约型不锈钢，双相不锈钢在很多场合下能够取代奥氏体不锈钢，能够有效地降低成本.双相不锈钢作为一种结构材料，在应用中总会经历焊接加工.双相不锈钢在焊接加工时，焊接接头尤其是热影响区的显微组织会发生一系列复杂的相变过程[4-6].因此，关于双相不锈钢焊接接头的显微组织及性能的研究一直是双相不锈钢研究领域的热门课题之一.研究者利用焊接热模拟的方法，研究了热输入对双相不锈钢模拟热影响区显微组织中奥氏体形貌和体积分数的影响，指出增大热输入能够有效地提高模拟热影响区中奥氏体的体积分数[7-9].此外，一些研究者提出，通过改变焊后焊接接头的冷速同样可以显著地改变双相不锈钢焊接接头中奥氏体的形貌和体积分数[10-13].本文将利用熔化极惰性气体保护焊(MIG)对2205双相不锈钢进行不同热输入条件下的焊接实验，研究MIG焊接热输入对焊接接头显微组织及力学性能的影响.

1　实验材料与方法

实验材料为 3 mm 厚的2205双相不锈钢板材，焊接前母材的显微组织如图1所示，浅色为奥氏体相，深色为铁素体相，两相呈带状交替分布，

铁素体与奥氏体的体积比接近1∶1.

图1　2205 双相不锈钢的显微组织

对2205双相不锈钢进行不同热输入条件下的单道次MIG焊接试验，选用规格为Φ1.2 mm 的ER 2209双相不锈钢焊丝作为焊接填充材料，焊丝化学成分如表1所示.焊接试验中，通过改变焊接速率来控制焊接热输入的大小，保护气体为30%He+Ar混合气体，具体的焊接工艺参数如表2所示.焊接试验后，对焊接接头的显微组织及力学性能进行测试与分析.

表1　母材及焊丝的化学成分(质量分数)

表2　MIG焊接工艺参数

2　结果与讨论

2.1热输入对焊接接头显微组织的影响

图2为不同热输入条件下焊接接头热影响区不完全重结晶区(靠近母材一侧)和粗晶区(靠近熔合线一侧)的显微组织.在不同的热输入下，热影响区的不完全重结晶区所达到的峰值温度较低，奥氏体组织仍然保留了初始的带状组织特征，但是带状奥氏体的边缘出现一些起伏，并且出现部分细碎的奥氏体.在焊接加热的过程中，该区域大部分的奥氏体并未完全溶解；而在随后的冷却过程中，带状奥氏体在厚度上有所增长，并且伴随着部分奥氏体在铁素体内形核，以细碎的奥氏体形态析出.通过测量发现，当热输入从 0.7 kJ/mm 增大至 1.1 kJ/mm 时，奥氏体的厚度从 4.6 μm 增大到约 10 μm.随着热输入的增大，带状奥氏体边缘的起伏逐渐增强，当两个带状奥氏体边缘的起伏相连接时，将演变成为一个宽化的带状奥氏体.由于粗晶区离熔合线较近，在焊接加热过程中能够达到的峰值温度较高.达到峰值温度后，原始的带状奥氏体完全溶解，铁素体晶粒发生粗化，形成单相铁素体组织；在随后的冷却过程中，奥氏体重新在铁素体的晶界形核析出，析出的晶界奥氏体将铁素体晶粒包围，形成一个封闭的结构.在冷却过程中，铁素体晶粒内部也会有少量晶内奥氏体析出.

图2　不同焊接工艺下热影响区的显微组织(左侧为不完全重结晶区，右侧为粗晶区)

图3　不同热输入下焊缝的显微组织(左侧靠近热影响区，右侧靠近焊缝中心)

图4　不同热输入下魏氏奥氏体的形貌

图5　焊接接头拉伸力学性能随热输入的变化曲线

图3为不同热输入条件下靠近热影响区和靠近焊缝中心的焊缝金属的显微组织.比较相同热输入下靠近热影响区和焊缝中心的显微组织，可以发现，从焊缝的边缘向焊缝中心靠近时，显微组织中板条状的魏氏奥氏体不断减少，而接近等轴状的块状奥氏体的数量不断增加；靠近热影响区的焊缝组织中，奥氏体主要为板条状的魏氏奥氏体，魏氏奥氏体板条大都呈聚集性出现，聚集在一起的板条之间相互平行.比较不同热输入下靠近热影响区和焊缝中心的显微组织，可以明显地观察到，随着热输入的增大，板条状魏氏奥氏体的数量逐渐减少，而块状奥氏体的数量不断增加.

在扫描电镜下进一步研究了热输入对魏氏奥氏体板条宽度的影响.图4为不同热输入条件下焊缝金属中魏氏奥氏体的形貌.随着热输入的增大，魏氏奥氏体板条的宽度发生了明显的增大，魏氏奥氏体板条的宽度从热输入为0.7 kJ/mm时的2 μm增大到热输入为1.1 kJ/mm 时的4 μm，同时，魏氏奥氏体板条的长度也有明显的增长.此外还可以看出，魏氏奥氏体的形核位置有两种：一种是依附于先形成的晶界奥氏体形核，然后向铁素体中长大；另一种是直接以铁素体晶界为形核位置，然后向铁素体中长大.不论以哪种方式形核，魏氏奥氏体都是沿着特定的取向，以板条状平行地向铁素体中生长.

2.2热输入对焊接接头力学性能的影响

图5为焊接接头拉伸力学性能测试结果.从图中可以看出，随着热输入的增加，抗拉强度和屈服强度总体呈下降趋势，但是下降较缓慢.在本文所使用的热输入范围内，热输入的变化对焊接接头的抗拉强度和屈服强度的影响不大.随着热输入的增加，焊接接头的断后延伸率呈上升趋势，延伸率均在25%以上，焊接接头的塑性较好.

图6为焊接接头各区域显微硬度的变化曲线.从图中可以看出，材料的显微硬度从母材-热影响区-焊缝金属(BM-HAZ-WM)，呈现出先上升后降低的变化趋势.热影响区的显微硬度最大，焊缝金属的显微硬度略高于母材.显微硬度的变化主要取决于材料显微组织中铁素体与奥氏体两相的比例，图7为不同热输入条件下，热影响区和焊缝金属中奥氏体体积分数的变化情况.在各个热输入条件下，热影响区中铁素体的含量均远远超过50%，高于焊缝金属和母材，因此热影响区的显微硬度明显高于焊缝金属和母材.焊缝金属中奥氏体体积分数较高，随着热输入的增大逐渐接近50%，因此其显微硬度低于热影响区.由于焊接时选用的填充金属ER 2209双相不锈钢焊丝的合金元素含量高于母材，因此当焊缝金属中奥氏体体积分数接近50%时，其显微硬度仍然会略高于母材.随着热输入的增加，无论在焊缝还是热影响区，奥氏体的体积分数均呈上升趋势，因此热影响区和焊缝金属的显微硬度均随着热输入的增大呈下降趋势.

图6　不同热输入下焊接接头不同区域中显微硬度的变化曲线

图7　热影响区和焊缝金属中奥氏体体积分数随热输入的变化曲线

3　结　论

(1)热影响区的显微组织受焊接热循环影响较大：距离熔合线较远的不完全重结晶区中带状奥氏体边缘起伏随热输入的增大逐渐增强，带状奥氏体的宽度逐渐增大；靠近熔合线的粗晶区中晶界奥氏体形成封闭的结构将铁素体包围，铁素体晶内析出的奥氏体较少.

(2)在不同区域的焊缝金属中奥氏体形貌存在显著差异：靠近焊缝中心的奥氏体组织大多为等轴状的块状奥氏体，而靠近熔合线的奥氏体组织则比较粗大，以魏氏奥氏体为主.随着热输入的增加，焊缝金属中魏氏奥氏体逐渐减少，而块状奥氏体的数量逐渐增多.

(3)随着热输入的增大，焊接接头的抗拉强度和屈服强度均有轻微降低.热影响区和焊缝金属中奥氏体的体积分数逐渐升高、魏氏奥氏体的减少以及块状奥氏体的增多能稍微提高焊接接头的断后延伸率.

(4)焊接接头的显微硬度从母材到焊缝金属呈先升高后降低的变化趋势，热影响区的显微硬度最高.显微硬度的变化与焊接接头各区域中奥氏体体积分数有关，随着热输入的增大，各区域中奥氏体积分数逐渐升高，显微硬度会相应有所降低.

[1]吴玖.双相不锈钢[M].北京: 冶金工业出版社,1999: 1-3.

(Wu Jiu.Duplex stainless steel[M].Beijing: Metallurgical Industry Press,1999: 1-3.)

[2]Olsson J,Snis M.Duplex - A new generation of stainless steels for desalination plants[J].Desalination,2007,205(2):104-113.

[3]霍春勇,熊庆人.2205双相不锈钢[M].西安: 陕西科学技术出版社,2006: 10-11.

(Huo Chunyong,Xiong Qingren.2205 duplex stainless steel[M].Xi’an: Shanxi Science and Technology Press,2006: 10-11.)

[4]Badji R,Bouabdallah M,Bacroix B,etal.Phase transformation and mechanical behavior in annealed 2205 duplex stainless steel welds[J].Materials Characterization,2008,59(4): 447-453.

[5]Nilsson J O,Karlsson L,Andersson J O.Secondary austenite formation and its relation to pitting corrosion in duplex stainless steel weld metal[J].Materials Science and Technology,1995,11(3): 276-283.

[6]Sieurin H,Sandstrom R.Austenite reformation in the heat-affected zone of 2205 duplex stainless steel[J].Materials Science and Engineering,2006,418(1): 250-256.

[7]Chen T H,Yang J R.Microstructural characterization of simulated heat affected zone in a nitrogen-containing 2205 duplex stainless steels[J].Materials Science and Engineering A,2002,338(1): 166-181.

[8]Ramirez A J,Brandi S D,Lippold J C.Secondary austenite and chromium nitride precipitation in simulated heat affected zones of duplex stainless steels[J].Science and Technology of Welding and Joining,2004,9(4): 301-313.

[9]Liou H Y,Hsieh R I,Tsai W T.Microstructure and pitting corrosion in simulated heat-affected zones of duplex stainless steels[J].Materials Chemistry and Physics,2002,74(1): 33-42.

[10]Kordatos D,Fourlaris G,Papadimitriou G.The effect of cooling rate on mechanical and corrosion properties of SAF 2205(UNS 31803)duplex of stainless steel welds[J].Scripta Materials,2001,44(3): 401-408.

[11]Mohammed A M,Kulkarni A S,Sathiya P,etal.The impact of heat input on the strength,toughness,microhardness,microstructure and corrosion aspects of friction welded duplex stainless steel joints[J].Journal of Manufacturing Processes,2015,18(1): 92-106.

[12]Badji R,Bacroix B,Bouabdallah M.Texture,microstructure and anisotropic properties in annealed 2205 duplex stainless steel welds[J].Materials Characterization,2011,62(9): 833-843.

[13]Urena A,Otero E,Utrilla M.V,etal.Weldability of a 2205 duplex stainless steel using plasma arc welding[J].Journal of Materials Processing Technology,2007,182(3): 624-631.

Influence of heat input on microstructure and mechanical properties of 2205 DSS metal inert-gas welding joints

Wang Jianjun1,2,Wen Yanhui1,Wu Tianhai1,Li Guoping3,Jiang Zhouhua4,Liu Chunming1,2

(1.School of Materials Science and Engineering,Northeastern University,Shenyang 110819,China;2.Key Laboratory for Anisotropy and Texture of Materials,Northeastern University,Shenyang 110819,China;3.Shanxi Taigang Stainless Steel Co.Ltd.,Taiyuan 030003,China; 4.School of Metallurgy,Northeastern University,Shenyang 110819,China)

2205 duplex stainless steel plates with a thickness of 3 mm were welded by MIG welding under different heat inputs.Microstructures and properties of the welding joints were tested and analyzed in detail.The results are as follows: the edge fluctuation of the banded austenite in the incomplete recrystallization zone increases and the width of austenite band increases gradually with increase of the heat input.Austenites in the weld center are mostly blocky austenite while widmanstatten austenite dominates in the weld metal near the fusion line.Widmanstatten austenite decreases and the blocky austenite increases with increase of the heat input.The tensile strength and yield strength of the welding joints decreases mildly with increase of the heat input while the elongation increases slightly.The microhardness of the welding joints from the parent metal to the weld metal first increases and then decreases,while the highest microhardness appears in the heat affected zone.Change of the microhardness is related to the volume fraction of austenite in different regions of the welding joints: the volume fraction of austenite in each region increases gradually with increase of the heat input which leads to reduction of the microhardness.

2205 duplex stainless steel; MIG; heat input; widmanstatten austenite; microhardness

10.14186/j.cnki.1671-6620.2016.02.012

TG113

A

1671-6620(2016)02-0137-06