D0I:10.13374/1.issm100103.2008.02.013 第30卷第2期 北京科技大学学报 Vol.30 No.2 2008年2月 Journal of University of Science and Technology Beijing Feh.2008 双相不锈钢与微合金钢异金属焊接接头的组织及性能 王晓燕张雷路民旭 北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 摘要采用ER2209焊丝对双相不锈钢SAF2205与微合金管线钢X65进行熔化极气体保护焊接，获得了具有良好力学性 能的异种钢焊接接头·焊接接头不同区域显微组织观察和成分分析表明，微合金钢与不锈钢焊缝间存在异金属熔合区和第二 类边界线，熔合区存在N、Cr的浓度梯度分布，且硬度高于两侧的焊缝和母材.通过宏观拉伸、缺口拉伸和低温冲击实验测试 了焊接接头的力学性能，并获得了接头不同部位在1molL-1NaC1溶液中的极化曲线.拉伸试样断裂发生于强度相对较低的 微合金钢母材·焊缝金属的缺口拉伸强度和冲击韧性均略低于双相不锈钢母材，但腐蚀电位略高于母材·微合金钢热影响区 与母材力学性能相当，腐蚀电位略高于母材， 关键词异种钢焊接；双相不锈钢：微合金钢：显微组织：力学性能 分类号TG406 Microstructure and properties of dissimilar weldment between duplex stainless steel and micro-alloyed steel WA NG Xiaoyan,ZHA NG Lei,LU Minxu School of Materials Science and Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China ABSTRACT Duplex stainless steel (DSS)SAF2205 and micro-alloyed steel X65 were welded by metal inertia gas welding (MIG) with ER2209 welding wires.and the welded joints have good mechanical properties.The type lI boundary dlose to the fusion line at the micro-alloyed steel side was observed by SEM.Obvious concentration gradients of Ni and Cr exist in the region between the two boundaries,where the hardness is much higher.The mechanical properties of the welded joints were investigated by using smooth and notched tensile test and low temperature impact test,and the polarization curves of different weld regions were also tested in I mol. L NaCl solution.The notched tensile strength and impact toughness of the welded metal are lower than those of DSS base metal, but the corrosion potential is higher.The mechanical properties of X65 heat-affected zone(HAZ)is as good as the base metal and the corrosion potential is higher. KEY WORDS dissimilar weld:duplex stainless steel:micro-alloyed steel:microstructure;mechanical properties 双相不锈钢(duplex stainless steel,DSS)具有优 致接头性能变差、由于两种金属热膨胀系数不同而 良的韧性、焊接性、耐氯化物应力腐蚀性能和较高的 引起热应力、由于塑性差异和应力增加引起的裂纹 强度，广泛应用于石油、化工、建筑、制药、近海结构 等问题3] 等领域[)，随着双相不锈钢的发展，关于其组织 对于碳钢/奥氏体不锈钢焊接中碳迁移引起的 和性能的研究逐渐深入，应用范围逐渐拓展，不断遇 焊接接头在服役环境下的开裂、蒸汽发动机内部异 到与其他金属材料特别是碳钢的异金属焊接问题， 金属焊接接头的服役疲劳行为，国内外已开展较多 异种钢焊接的主要困难是异种金属之间物理和化学 研究[3-7.近年来，国外也逐渐开展针对铁素体钢 性能不同，异种金属焊接时，经常会遇到碳元素的 与双相不锈钢焊接接头结构与性能的关系研 迁移、焊接过程中组织变化或产生新的组织可能导 究8]；也有研究采用埋弧焊和爆炸焊技术在碳钢 的表面堆焊双相不锈钢，以此用来提高材料的耐蚀 收稿日期：2006-11-22修回日期：2006-12-07 性[10.由于双相不锈钢和低合金钢组织成分、力 作者简介：王晓燕(1982-)，女，硕士研究生；路民旭(1954一)，男： 学和腐蚀性能差异，其焊接接头可能存在成分、组织 教授，博士生导师 的梯度变化，进而影响焊接工艺可行性、接头力学性
双相不锈钢与微合金钢异金属焊接接头的组织及性能 王晓燕 张 雷 路民旭 北京科技大学材料科学与工程学院北京100083 摘 要 采用 ER2209焊丝对双相不锈钢 SAF2205与微合金管线钢 X65进行熔化极气体保护焊接获得了具有良好力学性 能的异种钢焊接接头．焊接接头不同区域显微组织观察和成分分析表明微合金钢与不锈钢焊缝间存在异金属熔合区和第二 类边界线熔合区存在 Ni、Cr 的浓度梯度分布且硬度高于两侧的焊缝和母材．通过宏观拉伸、缺口拉伸和低温冲击实验测试 了焊接接头的力学性能并获得了接头不同部位在1mol·L －1 NaCl 溶液中的极化曲线．拉伸试样断裂发生于强度相对较低的 微合金钢母材．焊缝金属的缺口拉伸强度和冲击韧性均略低于双相不锈钢母材但腐蚀电位略高于母材．微合金钢热影响区 与母材力学性能相当腐蚀电位略高于母材． 关键词 异种钢焊接；双相不锈钢；微合金钢；显微组织；力学性能 分类号 TG406 Microstructure and properties of dissimilar weldment between duplex stainless steel and micro-alloyed steel W A NG XiaoyanZHA NG LeiLU Minxu School of Materials Science and EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT Duplex stainless steel （DSS） SAF2205and micro-alloyed steel X65were welded by metal inertia gas welding （MIG） with ER2209welding wiresand the welded joints have good mechanical properties．T he type Ⅱ boundary close to the fusion line at the micro-alloyed steel side was observed by SEM．Obvious concentration gradients of Ni and Cr exist in the region between the two boundarieswhere the hardness is much higher．T he mechanical properties of the welded joints were investigated by using smooth and notched tensile test and low temperature impact testand the polarization curves of different weld regions were also tested in1mol· L －1 NaCl solution．T he notched tensile strength and impact toughness of the welded metal are lower than those of DSS base metal but the corrosion potential is higher．T he mechanical properties of X65heat-affected zone （HAZ） is as good as the base metal and the corrosion potential is higher． KEY WORDS dissimilar weld；duplex stainless steel；micro-alloyed steel；microstructure；mechanical properties 收稿日期：2006-11-22 修回日期：2006-12-07 作者简介：王晓燕（1982－）女硕士研究生；路民旭（1954－）男 教授博士生导师 双相不锈钢（duplex stainless steelDSS）具有优 良的韧性、焊接性、耐氯化物应力腐蚀性能和较高的 强度广泛应用于石油、化工、建筑、制药、近海结构 等领域［1－2］．随着双相不锈钢的发展关于其组织 和性能的研究逐渐深入应用范围逐渐拓展不断遇 到与其他金属材料特别是碳钢的异金属焊接问题． 异种钢焊接的主要困难是异种金属之间物理和化学 性能不同．异种金属焊接时经常会遇到碳元素的 迁移、焊接过程中组织变化或产生新的组织可能导 致接头性能变差、由于两种金属热膨胀系数不同而 引起热应力、由于塑性差异和应力增加引起的裂纹 等问题［3－5］． 对于碳钢／奥氏体不锈钢焊接中碳迁移引起的 焊接接头在服役环境下的开裂、蒸汽发动机内部异 金属焊接接头的服役疲劳行为国内外已开展较多 研究［3－7］．近年来国外也逐渐开展针对铁素体钢 与 双 相 不 锈 钢 焊 接 接 头 结 构 与 性 能 的 关 系 研 究［8－9］；也有研究采用埋弧焊和爆炸焊技术在碳钢 的表面堆焊双相不锈钢以此用来提高材料的耐蚀 性［10－11］．由于双相不锈钢和低合金钢组织成分、力 学和腐蚀性能差异其焊接接头可能存在成分、组织 的梯度变化进而影响焊接工艺可行性、接头力学性 第30卷 第2期 2008年 2月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．30No．2 Feb．2008 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2008．02．013
.132 北京科技大学学报 第30卷 能和耐腐蚀性能，虽然双相不锈钢已在各领域推广 影响 应用，但其与低合金钢焊接的相关研究开展得仍然 1实验部分 有限，国内尚未见这方面的报道。因此本文将双相 不锈钢SAF2205与微合金管线钢X65进行熔化极 微合金钢侧母材选用高强管线钢APIX65,双 气体保护(MIG)焊接，通过对焊接接头的组织、力学 相不锈钢侧选用SAF2205,二者均为厚度5mm的 性能、耐蚀性能进行分析，了解焊接接头成分、组织 钢板；焊材为直径1.2mm的ER2209不锈钢焊丝 过渡特征及其对接头强度和韧性以及耐蚀性能的 实验材料成分见表1， 表1实验用母材和焊材的化学成分（质量分数） Table I Chemical composition of base material and weld metal 响 材料 C Si Mn P Cr Ni Mo N X65 0.040 0.20 1.32 0.003 0.010 0.03 0.14 0.21 SAF2205 0.008 0.49 1.62 0.006 0.024 22.44 5.84 2.90 0.19 ER2209 0.040 0.51 1.55 0.015 0.018 22.92 8.61 3.12 0.17 采用熔化极惰性气体保护焊，短路过渡，单面焊 中心、微合金钢热影响区及母材处 接.采用V形坡口，填充材料中高奥氏体形成元素 0 R25 251 的含量对优化焊缝金属中的a/Y比起着很大的作 用，应保证焊缝金属中的填充材料比例尽可能高，减 170 少熔合比.因此采用坡口和间隙相对较大的坡口形 式，坡口角度a=60~70°，钝边b=0,间隙c= 图2焊接接头整体拉伸试样（单位：mm) 2.5~3mm,如图1所示.为了获得良好的电弧稳定 Fig.2 Configuration of a tensile specimen (unit:mm) 性和焊缝熔深，实心焊丝的保护气体选用Ar十30% He+1%02(体积分数).由于SAF2205双相不锈 采用夏比(Charpy)V形缺口试样，试样尺寸为 钢中铁素体形成元素适中，适宜使用热输入(0.5 55mm×10mmX3mm,缺口分别位于双相不锈钢母 2.5k/mm)的中上水平-]，本文选用焊接热输入 材、焊缝中心、微合金钢热影响区及母材，进行 值为1.8kJ/mm·最高层间温度为150℃，测量处距 一40℃的低温冲击实验，并在扫描电子显微镜下观 坡口30~50mm. 察断口形貌 6070 用FRA PARSTAT2273电化学综合测试仪在 25℃、1molL1NaCl溶液中测试焊接接头不同区 域极化曲线，实验采用标准三电极体系，扫描速度为 1mV 's-1. 2.5-3.0mm 2结果与讨论 图1焊接坡口形式 Fig.I Configuration of welding groove 2.1显微组织 双相不锈钢与微合金钢焊接接头由不锈钢母 焊接接头金相试样微合金钢一侧和剩余部分分 别以硝酸酒精浸蚀和碱性赤血盐溶液浸蚀，在光学 材、不锈钢焊缝热影响区、焊缝、异种钢熔合区、微合 金相显微镜和扫描电子显微镜(SEM)下观察组织 金钢热影响区、微合金钢母材等部分组成，显微组织 形貌，利用能谱仪对焊接接头区域进行微区成分 由双相不锈钢特有的铁素体十奥氏体组织过渡为微 分析， 合金钢的铁素体十珠光体组织，图3所示为两种母 测量焊接接头各区域显微硬度，加载力为1,98 材显微组织的SEM照片，双相不锈钢(DSS)中奥 N,根据《GB2651一81焊接接头拉伸试验法》在300 氏体和铁素体的体积分数约各占一半，拉长的晶粒 kN电子万能试验机上进行焊接接头整体拉伸实验， 是材料经过轧制的结果，X65微合金钢的显微组织 试样形状尺寸如图2所示，焊缝位于试样中心，为 则为铁素体加极少量珠光体 进一步研究焊接接头不同区域的强度及塑性，对不 图4(a)和(b)分别为双相不锈钢热影响区(DSS 同区域进行缺口拉伸实验，缺口位置分别取在焊缝 HAZ)/焊缝(weld metal,WM)界面附近、微合金钢
能和耐腐蚀性能．虽然双相不锈钢已在各领域推广 应用但其与低合金钢焊接的相关研究开展得仍然 有限国内尚未见这方面的报道．因此本文将双相 不锈钢 SAF2205与微合金管线钢 X65进行熔化极 气体保护（MIG）焊接通过对焊接接头的组织、力学 性能、耐蚀性能进行分析了解焊接接头成分、组织 过渡特征及其对接头强度和韧性以及耐蚀性能的 影响． 1 实验部分 微合金钢侧母材选用高强管线钢 API X65双 相不锈钢侧选用 SAF2205二者均为厚度5mm 的 钢板；焊材为直径1∙2mm 的 ER2209不锈钢焊丝． 实验材料成分见表1． 表1 实验用母材和焊材的化学成分（质量分数） Table1 Chemical composition of base material and weld metal ％ 材料 C Si Mn S P Cr Ni Mo N X65 0∙040 0∙20 1∙32 0∙003 0∙010 0∙03 0∙14 0∙21 － SAF2205 0∙008 0∙49 1∙62 0∙006 0∙024 22∙44 5∙84 2∙90 0∙19 ER2209 0∙040 0∙51 1∙55 0∙015 0∙018 22∙92 8∙61 3∙12 0∙17 采用熔化极惰性气体保护焊短路过渡单面焊 接．采用 V 形坡口填充材料中高奥氏体形成元素 的含量对优化焊缝金属中的α／γ比起着很大的作 用应保证焊缝金属中的填充材料比例尽可能高减 少熔合比．因此采用坡口和间隙相对较大的坡口形 式坡口角度 α＝60～70°钝边 b ＝0间隙 c ＝ 2∙5～3mm如图1所示．为了获得良好的电弧稳定 性和焊缝熔深实心焊丝的保护气体选用 Ar＋30％ He＋1％ O2（体积分数）．由于 SAF2205双相不锈 钢中铁素体形成元素适中适宜使用热输入（0∙5～ 2∙5kJ／mm）的中上水平［1－2］本文选用焊接热输入 值为1∙8kJ／mm．最高层间温度为150℃测量处距 坡口30～50mm． 图1 焊接坡口形式 Fig．1 Configuration of welding groove 焊接接头金相试样微合金钢一侧和剩余部分分 别以硝酸酒精浸蚀和碱性赤血盐溶液浸蚀在光学 金相显微镜和扫描电子显微镜（SEM）下观察组织 形貌利用能谱仪对焊接接头区域进行微区成分 分析． 测量焊接接头各区域显微硬度加载力为1∙98 N．根据《GB2651－81焊接接头拉伸试验法》在300 kN 电子万能试验机上进行焊接接头整体拉伸实验 试样形状尺寸如图2所示焊缝位于试样中心．为 进一步研究焊接接头不同区域的强度及塑性对不 同区域进行缺口拉伸实验缺口位置分别取在焊缝 中心、微合金钢热影响区及母材处． 图2 焊接接头整体拉伸试样（单位：mm） Fig．2 Configuration of a tensile specimen （unit：mm） 采用夏比（Charpy）V 形缺口试样试样尺寸为 55mm×10mm×3mm缺口分别位于双相不锈钢母 材、焊缝中心、微合金钢热影响区及母材进行 －40℃的低温冲击实验并在扫描电子显微镜下观 察断口形貌． 用 FRA PARSTAT 2273电化学综合测试仪在 25℃、1mol·L －1 NaCl 溶液中测试焊接接头不同区 域极化曲线实验采用标准三电极体系扫描速度为 1mV·s －1． 2 结果与讨论 2∙1 显微组织 双相不锈钢与微合金钢焊接接头由不锈钢母 材、不锈钢焊缝热影响区、焊缝、异种钢熔合区、微合 金钢热影响区、微合金钢母材等部分组成显微组织 由双相不锈钢特有的铁素体＋奥氏体组织过渡为微 合金钢的铁素体＋珠光体组织．图3所示为两种母 材显微组织的 SEM 照片．双相不锈钢（DSS）中奥 氏体和铁素体的体积分数约各占一半拉长的晶粒 是材料经过轧制的结果X65微合金钢的显微组织 则为铁素体加极少量珠光体． 图4（a）和（b）分别为双相不锈钢热影响区（DSS HAZ）／焊缝（weld metalWM）界面附近、微合金钢 ·132· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第2期 王晓燕等：双相不锈钢与微合金钢异金属焊接接头的组织及性能 .133. 50m 50m 图3双相不锈钢SAF2205(a)与微合金钢X65(b)母材显微组织 Fig.3 SEM microstructures of DSS SAF2205(a)and X65 (b) 热影响区(X65HAZ)/焊缝界面附近的组织形貌， 相对较快，奥氏体在原铁素体晶界形核长大，形成晶 从图中可以看出焊接热影响区和熔合区的组织过渡 界无定形的奥氏体组织[12一13]， 情况.双相不锈钢焊缝区与母材相比，奥氏体体积 相比之下，微合金钢一侧由于存在成分差异，焊 分数明显增加，晶粒尺寸较小，多呈枝条状，这是由 缝金属与热影响区之间的组织界线明显，图4(b)中 于焊材Ni含量高于双相不锈钢母材，使焊缝区奥氏 显示，不仅存在焊缝与微合金钢的熔合线(fusion 体含量明显增加，焊接熔化和快速冷却过程中，形成 line),在焊缝一侧还存在异种金属焊接特有的第二 有别于母材的组织形态，双相不锈钢母材与焊缝金 类边界(typeⅡboundary),两者之间形成一定宽度 属间没有明显的熔合区，存在一个约100m宽的热 的异种钢焊接熔合区，热影响区中紧靠熔合线附近 影响区，热影响区中的奥氏体组织形态与焊接冷却 的粗晶区宽度相对较窄，这可能与MIG焊接工艺热 过程中铁素体向奥氏体的转变有关，由于冷却速度 输入较为集中有关 (a) (b) 焊缝、母材界面 焊材 第二类边界 熔合线 DSS热影响区 50m X65热影响区 50m 图4焊接接头熔合线附近的组织形貌.()双相不锈钢热影响区/焊缝界面：(b)微合金钢热影响区/焊缝界面 Fig.4 Microstructures near the fusion line:(a)DSS HAZ/WM:(b)X65 HAZ/WM 图5所示SEM照片显示焊缝与微合金钢热影 一侧第二类边界线和熔合线之间的熔合区硬度最 响区之间熔合区的形貌和能谱分析，微合金钢对于 高，母材及热影响区硬度相对较低（如图6所示）， 不锈钢焊缝的稀释作用导致熔合线附近的浓度梯 双相不锈钢一侧，母材与焊缝金属硬度相当 度，又由于焊缝熔池边缘的冷却速度快，在熔合区内 对焊接接头整体进行拉伸实验表明，试样的断 可能形成Cr的碳化物或者类马氏体，因而与焊缝金 裂位置均发生在微合金钢母材侧，而不是热影响区 属的铁素体一奥氏体双相组织间形成明显的第二类 或者焊缝处（如图7所示），抗拉强度约为690MPa, 边界，根据能谱分析，焊缝金属与微合金钢之间的 延仲率28%.双相不锈钢母材、焊缝、微合金钢热影 熔合区中Cr、Ni元素含量呈现明显的梯度分布，在 响区及母材缺口拉伸实验结果如图8所示，双相不 靠近熔合线附近Cr含量降低尤为明显，而Ni含量 锈钢热影响区宽度有限，无法精确测量其抗拉强度， 在整个熔合区内逐渐降低， 焊接接头的双相不锈钢母材抗拉强度最高，焊缝中 2.2力学性能 心次之，微合金钢及其热影响区强度较低，合金元 焊接接头的显微硬度测试表明，X65微合金钢 素含量较高的双相不锈钢与微合金的X65钢强度
图3 双相不锈钢 SAF2205（a）与微合金钢 X65（b）母材显微组织 Fig．3 SEM microstructures of DSS SAF2205（a） and X65（b） 热影响区（X65 HAZ）／焊缝界面附近的组织形貌． 从图中可以看出焊接热影响区和熔合区的组织过渡 情况．双相不锈钢焊缝区与母材相比奥氏体体积 分数明显增加晶粒尺寸较小多呈枝条状．这是由 于焊材 Ni 含量高于双相不锈钢母材使焊缝区奥氏 体含量明显增加焊接熔化和快速冷却过程中形成 有别于母材的组织形态．双相不锈钢母材与焊缝金 属间没有明显的熔合区存在一个约100μm 宽的热 影响区．热影响区中的奥氏体组织形态与焊接冷却 过程中铁素体向奥氏体的转变有关由于冷却速度 相对较快奥氏体在原铁素体晶界形核长大形成晶 界无定形的奥氏体组织［12－13］． 相比之下微合金钢一侧由于存在成分差异焊 缝金属与热影响区之间的组织界线明显．图4（b）中 显示不仅存在焊缝与微合金钢的熔合线（fusion line）在焊缝一侧还存在异种金属焊接特有的第二 类边界（type Ⅱ boundary）两者之间形成一定宽度 的异种钢焊接熔合区．热影响区中紧靠熔合线附近 的粗晶区宽度相对较窄这可能与 MIG 焊接工艺热 输入较为集中有关． 图4 焊接接头熔合线附近的组织形貌．（a）双相不锈钢热影响区／焊缝界面；（b）微合金钢热影响区／焊缝界面 Fig．4 Microstructures near the fusion line：（a） DSS HAZ／WM；（b） X65HAZ／WM 图5所示 SEM 照片显示焊缝与微合金钢热影 响区之间熔合区的形貌和能谱分析．微合金钢对于 不锈钢焊缝的稀释作用导致熔合线附近的浓度梯 度又由于焊缝熔池边缘的冷却速度快在熔合区内 可能形成 Cr 的碳化物或者类马氏体因而与焊缝金 属的铁素体－奥氏体双相组织间形成明显的第二类 边界．根据能谱分析焊缝金属与微合金钢之间的 熔合区中 Cr、Ni 元素含量呈现明显的梯度分布．在 靠近熔合线附近 Cr 含量降低尤为明显而 Ni 含量 在整个熔合区内逐渐降低． 2∙2 力学性能 焊接接头的显微硬度测试表明X65微合金钢 一侧第二类边界线和熔合线之间的熔合区硬度最 高母材及热影响区硬度相对较低（如图6所示）． 双相不锈钢一侧母材与焊缝金属硬度相当． 对焊接接头整体进行拉伸实验表明试样的断 裂位置均发生在微合金钢母材侧而不是热影响区 或者焊缝处（如图7所示）抗拉强度约为690MPa 延伸率28％．双相不锈钢母材、焊缝、微合金钢热影 响区及母材缺口拉伸实验结果如图8所示．双相不 锈钢热影响区宽度有限无法精确测量其抗拉强度． 焊接接头的双相不锈钢母材抗拉强度最高焊缝中 心次之微合金钢及其热影响区强度较低．合金元 素含量较高的双相不锈钢与微合金的 X65钢强度 第2期 王晓燕等： 双相不锈钢与微合金钢异金属焊接接头的组织及性能 ·133·
.134 北京科技大学学报 第30卷 400 第二类边界熔合处 320 240 1 80 112 120 100 0 Ni 2m 0 30 50 71 9 112 距离m 图5焊缝/微合金钢熔合线附近Cr、Ni分布 Fig.5 Cr and Ni contents across the WM/X65 interface 280 熔合线 260 240 220 X63母材 焊材 200 第二类边界 180 -150-100 -50 0 50 100150 20山m 距离Hm 图6焊缝/微合金钢熔合线附近显微硬度的变化 Fig-6 Variation of microhardness across the WM/X65 interface 差异较大，焊缝金属则由于铁素体含量低于不锈钢 1000 母材，其强度在两者之间，微合金钢热影响区与母 800 材强度相当，与焊缝区共同成为不锈钢与碳钢间良 好的强度过渡区，因此焊接接头整体拉伸实验时， 600 断裂均发生在强度最低的微合金钢母材处，而其抗 400 拉强度值也已达到X65钢抗拉强度要求的上限，因 此这种异种钢焊接接头足以满足工程应用的强度 要求 DSS WM X65 HAZ X65 试样 图8双相不锈钢微合金钢焊接接头不同区域缺口拉伸强度 X65 焊缝 DSS Fig.8 Notched tensile strength of different regions in the weld joint of DSS and X65 高于母材，体积分数约为65%~70%，但焊缝韧性 图7双相不锈钢微合金钢焊接接头拉伸实验断裂位置 比双相不锈钢母材的韧性要低，一是因为焊缝处可 Fig.7 Macrograph of the cracking position in a tensiletested speci- 能有CV化合物析出所致；二是因为双相不锈钢母 men 材奥氏体和铁素体两相晶粒分布均匀，相界平滑，更 图9所示为一40℃下双相不锈钢母材、焊缝金 易抵抗裂纹扩展，焊缝处奥氏体呈枝晶形态，且晶 属、微合金钢热影响区及母材的冲击韧性比较，由 粒细小，晶界面积更大，且部分晶粒呈现类似魏氏组 于奥氏体含量较高，不锈钢和焊缝金属韧性较高，微 织形态，不利于抵抗裂纹扩展 合金钢热影响区韧性最低，虽然焊缝中奥氏体含量 图10所示为缺口冲击试样断裂的宏观照片
图5 焊缝／微合金钢熔合线附近 Cr、Ni 分布 Fig．5 Cr and Ni contents across the WM／X65interface 图6 焊缝／微合金钢熔合线附近显微硬度的变化 Fig．6 Variation of microhardness across the WM／X65interface 差异较大焊缝金属则由于铁素体含量低于不锈钢 母材其强度在两者之间．微合金钢热影响区与母 材强度相当与焊缝区共同成为不锈钢与碳钢间良 好的强度过渡区．因此焊接接头整体拉伸实验时 断裂均发生在强度最低的微合金钢母材处而其抗 拉强度值也已达到 X65钢抗拉强度要求的上限因 此这种异种钢焊接接头足以满足工程应用的强度 要求． 图7 双相不锈钢－微合金钢焊接接头拉伸实验断裂位置 Fig．7 Macrograph of the cracking position in a tensile-tested specimen 图9所示为－40℃下双相不锈钢母材、焊缝金 属、微合金钢热影响区及母材的冲击韧性比较．由 于奥氏体含量较高不锈钢和焊缝金属韧性较高微 合金钢热影响区韧性最低．虽然焊缝中奥氏体含量 图8 双相不锈钢－微合金钢焊接接头不同区域缺口拉伸强度 Fig．8 Notched tensile strength of different regions in the weld joint of DSS and X65 高于母材体积分数约为65％～70％但焊缝韧性 比双相不锈钢母材的韧性要低．一是因为焊缝处可 能有 C－N 化合物析出所致；二是因为双相不锈钢母 材奥氏体和铁素体两相晶粒分布均匀相界平滑更 易抵抗裂纹扩展．焊缝处奥氏体呈枝晶形态且晶 粒细小晶界面积更大且部分晶粒呈现类似魏氏组 织形态不利于抵抗裂纹扩展． 图10所示为缺口冲击试样断裂的宏观照片． ·134· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第2期 王晓燕等：双相不锈钢与微合金钢异金属焊接接头的组织及性能 .135. 80 当缺口开在双相不锈钢母材、微合金钢母材及其热 影响区时，断裂路径较平直（图10(a))·但将缺口开 60 在焊缝中心时，断裂路径先沿焊缝中心发展，然后向 微合金钢一侧偏移（图10(b)·这是由于焊缝处的 % 韧性高于微合金钢侧，在断裂过程中微合金钢热影 响区和熔合区对焊缝断裂过程引起的局部应变起到 20 一定的限制作用，导致裂纹向相对较脆的一侧发展 0 图11所示为缺口冲击试样断口形貌的SEM照 DSS BM WM X65 HAZ X65 BM 试样 片.双相不锈钢韧脆转变温度一般低于一50℃，因 此双相不锈钢母材处断口呈韧性断裂特征· 图9双相不绣钢微合金钢焊接接头不同区域一40℃缺口冲击 图11(b)显示了焊缝区缺口冲击试样中裂纹未偏移 韧性 时的韧性断口，韧窝比双相不锈钢母材处断口浅且 Fig.Impact toughness of different regions in the weld joint of DSS and X65at-40℃ 细小，这种断口形貌正是由于奥氏体晶粒形态和奥 (b) X65 DSS X65 DSS 图10冲击试样断裂路径宏观形貌.缺口位于微合金钢热影响区(a)和焊缝中心(b) Fig.10 Macrographs of the fracture path in impact specimens:(a)notch in X65 HAZ:(b)notch in WM 20m 20m 20山m 图11冲击试样断口显微形貌.(a)双相不锈钢母材；(b)焊缝中心；(c)焊缝靠近异金属熔合区；()微合金热影响区 Fig-11 Micrographs of impact specimens:(a)DSS:(b)middle of WM:(e)WM near fusion zone:(d)X65 HAZ 氏体/铁素体存在更多相界所致，也使韧性略低，图 纹逐渐偏向异金属熔合区一侧发展，并快速断裂，形 11(c)则显示了当裂纹向微合金钢一侧偏移并接近 成脆性断口 异金属熔合区时，焊缝断口表现为以解理为主的脆 2.3腐蚀性能 性特征，即焊缝中心处先发生韧性断裂，由于一侧 图12为焊接接头不同区域在1 mol .L NaC1 的异金属熔合区硬度很高，与另一侧的双相钢存在 溶液中的极化曲线.耐蚀性良好的双相不锈钢母材 明显差异，造成两侧局部应变可能有所不同，导致裂 表现为较高的腐蚀电位(E)和钝化特征，焊缝成分
图9 双相不锈钢－微合金钢焊接接头不同区域－40℃缺口冲击 韧性 Fig．9 Impact toughness of different regions in the weld joint of DSS and X65at －40℃ 当缺口开在双相不锈钢母材、微合金钢母材及其热 影响区时断裂路径较平直（图10（a））．但将缺口开 在焊缝中心时断裂路径先沿焊缝中心发展然后向 微合金钢一侧偏移（图10（b））．这是由于焊缝处的 韧性高于微合金钢侧在断裂过程中微合金钢热影 响区和熔合区对焊缝断裂过程引起的局部应变起到 一定的限制作用导致裂纹向相对较脆的一侧发展． 图11所示为缺口冲击试样断口形貌的 SEM 照 片．双相不锈钢韧－脆转变温度一般低于－50℃因 此双 相 不 锈 钢 母 材 处 断 口 呈 韧 性 断 裂 特 征． 图11（b）显示了焊缝区缺口冲击试样中裂纹未偏移 时的韧性断口韧窝比双相不锈钢母材处断口浅且 细小．这种断口形貌正是由于奥氏体晶粒形态和奥 图10 冲击试样断裂路径宏观形貌．缺口位于微合金钢热影响区（a）和焊缝中心（b） Fig．10 Macrographs of the fracture path in impact specimens：（a） notch in X65HAZ；（b） notch in WM 图11 冲击试样断口显微形貌．（a） 双相不锈钢母材；（b） 焊缝中心；（c） 焊缝靠近异金属熔合区；（d） 微合金热影响区 Fig．11 Micrographs of impact specimens：（a） DSS；（b） middle of WM；（c） WM near fusion zone；（d） X65HAZ 氏体／铁素体存在更多相界所致也使韧性略低．图 11（c）则显示了当裂纹向微合金钢一侧偏移并接近 异金属熔合区时焊缝断口表现为以解理为主的脆 性特征．即焊缝中心处先发生韧性断裂由于一侧 的异金属熔合区硬度很高与另一侧的双相钢存在 明显差异造成两侧局部应变可能有所不同导致裂 纹逐渐偏向异金属熔合区一侧发展并快速断裂形 成脆性断口． 2∙3 腐蚀性能 图12为焊接接头不同区域在1mol·L －1 NaCl 溶液中的极化曲线．耐蚀性良好的双相不锈钢母材 表现为较高的腐蚀电位（ E）和钝化特征．焊缝成分 第2期 王晓燕等： 双相不锈钢与微合金钢异金属焊接接头的组织及性能 ·135·
.136 北京科技大学学报 第30卷 与双相钢母材接近，腐蚀电位几乎相同，腐蚀电流 (吴玖.双相不锈钢.北京：冶金工业出版社，1999：1) ()甚至略低，其维钝能力与母材相同，微合金钢侧 [2]Zhang J H.State of art of welding duplex stainless steels.Dev Appl Mater,1995,10(5):25 腐蚀电位均明显低于不锈钢侧，但微合金钢母材腐 (张京海.双相不绣钢焊接技术状况.材料开发与应用，1995， 蚀电位略低于其热影响区，需实施适当防腐措施， 10(5):25) 1500 [3]Zou Y,Pan CX,Fu Q,et al.In situ observations for corrosion -DSS 1000 ---WM process at fusion boundary of Cr5Mo dissimilar steel welded joints X65 HAZ in H2S containing solution.Acta Metall Sin.2005.41(4):421 500H --…X65 (邹杨，潘春旭，傅强，等，C5Mo异种钢焊接熔合区H2S腐 0 蚀过程的原位观察.金属学报，2005,41(4)：421) DSS BM WM- [4]Jiang F,Zhao K.Kang W,et al.Crack propagation along the in- -500X65HAZ X65 terface of explosive bonded 1Cr18NiTi/20G plate.Acta Metall -1000 Sim,2002,38(5):463 -7 -6-5-4-3-2-1 (江蜂，赵康，康伟，等.1Cr18Ni9Ti/20G双金属爆炸焊接界 lg[(Acm)】 面裂纹的扩展行为.金属学报，2002,38(5)：463) [5]Pan C.ZhangZ.Morphologies of the transition region in dissimi- 图12焊接接头不同区域的极化曲线 lar austenitie-ferritic welds.Mater Charact,1996.36:5 Fig.12 Polarization curves of different parts of the weldment in 1 [6]Omar AA.Effects of welding parameters on hard zone formation mol-L NaCl solution at dissimilar metal welds.Weld 1998,77,86 [7]Li G F.Congleton J.Stress corrosion eracking of a low alloy steel 3结论 to stainless steel transition weld in PWR primary waters at 292 C.Corras Sci.2000,42:1005 (1)利用惰性气体保护焊接工艺制备双相不锈 [8]Barnhouse E J.Lippold J C.Microstructure property relation 钢SAF2205和微合金钢X65焊接接头，接头具有良 ships in dissimilar welds between duplex stainless steels and carbon steels.Weld J.1998,77:477 好的力学性能， [9]MePherson N A.Chi K,Mclean MS,et al.Structure and prop- (2)对焊接接头不同区域的组织观察表明，微 erties of carbonsteel to duplex stainless steel submerged arc welds. 合金钢热影响区与焊缝金属间存在熔合线和第二类 Mater Sci Technol.2003,19,219 边界线，两者之间存在异金属熔合区，熔合区中N、 [10]Rajeev R.Samajdar I,Raman R.et al.Origin of hard and soft C元素存在浓度梯度，且硬度明显高于两侧， zone formation during cladding of austenitic/duplex stainless steel (3)焊接接头的抗拉强度为690MPa,延伸率 on plain carbon steel.Mater Sci Technol,2001,17:1005 [11]Kocar R.Acarer M.Microstructure property relationship in ex- 28%,断裂发生在微合金钢母材区，双相不锈钢的 plosively welded duplex stainless steel-steel.Mater Sci Eng. 韧性高于不锈钢焊缝，微合金钢及其热影响区韧性 2003,A363:290 相对较低. [12]Zhang Y,Qian B N.Wang Z J.et al.Effect of HAZ mi- (4)焊缝处的腐蚀电位与双相不锈钢母材相 crostructure on toughness of 0025Ni7 Mo3N duplex stainless 当，腐蚀电流略低，微合金钢热影响区的腐蚀电位 steel.Chin J Mater Res.2001.15(2):219 (张艳，钱百年，王宗杰，等.00C25Ni7Ma3N双相不锈钢 则略高于其母材， HAZ组织对韧性的影响，材料研究学报，2001,15(2)：219) 参考文献 [13]Sicurin H.Sandstrom R.Austenite reformation in the heat-af- fected zone of duplex stainless steel 2205.Mater Sei Eng. [1]Wu J.Duplex Stainless Steel.Beijing:Metallurgical Industry 2006,A418,250 Pres5,1999:1
与双相钢母材接近腐蚀电位几乎相同腐蚀电流 （ i）甚至略低其维钝能力与母材相同．微合金钢侧 腐蚀电位均明显低于不锈钢侧但微合金钢母材腐 蚀电位略低于其热影响区需实施适当防腐措施． 图12 焊接接头不同区域的极化曲线 Fig．12 Polarization curves of different parts of the weldment in 1 mol·L －1 NaCl solution 3 结论 （1） 利用惰性气体保护焊接工艺制备双相不锈 钢 SAF2205和微合金钢 X65焊接接头接头具有良 好的力学性能． （2） 对焊接接头不同区域的组织观察表明微 合金钢热影响区与焊缝金属间存在熔合线和第二类 边界线两者之间存在异金属熔合区．熔合区中 Ni、 Cr 元素存在浓度梯度且硬度明显高于两侧． （3） 焊接接头的抗拉强度为690MPa延伸率 28％断裂发生在微合金钢母材区．双相不锈钢的 韧性高于不锈钢焊缝微合金钢及其热影响区韧性 相对较低． （4） 焊缝处的腐蚀电位与双相不锈钢母材相 当腐蚀电流略低．微合金钢热影响区的腐蚀电位 则略高于其母材． 参 考 文 献 ［1］ Wu J． Duplex Stainless Steel．Beijing：Metallurgical Industry Press1999：1 （吴玖．双相不锈钢．北京：冶金工业出版社1999：1） ［2］ Zhang J H．State-of-art of welding duplex stainless steels．Dev Appl Mater199510（5）：25 （张京海．双相不锈钢焊接技术状况．材料开发与应用1995 10（5）：25） ［3］ Zou YPan CXFu Qet al．In situ observations for corrosion process at fusion boundary of Cr5Mo dissimilar steel welded joints in H2S containing solution．Acta Metall Sin200541（4）：421 （邹杨潘春旭傅强等．Cr5Mo 异种钢焊接熔合区 H2S 腐 蚀过程的原位观察．金属学报200541（4）：421） ［4］ Jiang FZhao KKang Wet al．Crack propagation along the interface of explosive bonded1Cr18Ni9Ti／20G plate．Acta Metall Sin200238（5）：463 （江峰赵康康伟等．1Cr18Ni9Ti／20G 双金属爆炸焊接界 面裂纹的扩展行为．金属学报200238（5）：463） ［5］ Pan CZhang Z．Morphologies of the transition region in dissimilar austenitic-ferritic welds．Mater Charact199636：5 ［6］ Omar A A．Effects of welding parameters on hard zone formation at dissimilar metal welds．Weld J199877：86 ［7］ Li G FCongleton J．Stress corrosion cracking of a low alloy steel to stainless steel transition weld in PWR primary waters at 292 ℃．Corros Sci200042：1005 ［8］ Barnhouse E JLippold J C．Microstructure property relationships in dissimilar welds between duplex stainless steels and carbon steels．Weld J199877：477 ［9］ McPherson N AChi KMclean M Set al．Structure and properties of carbonsteel to duplex stainless steel submerged arc welds． Mater Sci Technol200319：219 ［10］ Rajeev RSamajdar IRaman Ret al．Origin of hard and soft zone formation during cladding of austenitic／duplex stainless steel on plain carbon steel．Mater Sci Technol200117：1005 ［11］ Kocar RAcarer M．Microstructure-property relationship in explosively welded duplex stainless stee-l steel． Mater Sci Eng 2003A363：290 ［12］ Zhang YQian B NWang Z Jet al．Effect of HAZ microstructure on toughness of 0025Ni7Mo3N duplex stainless steel．Chin J Mater Res200115（2）：219 （张艳钱百年王宗杰等．00Cr25Ni7Mo3N 双相不锈钢 HAZ 组织对韧性的影响．材料研究学报200115（2）：219） ［13］ Sieurin HSandström R．Austenite reformation in the heat-affected zone of duplex stainless steel 2205． Mater Sci Eng 2006A418：250 ·136· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷