無錫不銹鋼板廠家無錫漢能不銹鋼2019年11月26日訊  人們生產(chǎn)和使用雙相不銹鋼近80年了。這些合金的特點(diǎn)是凝固時基本上100%的鐵素體，奧氏體是在固態(tài)時必須成核和長大的。早期的合金，如可鍛合金329和鑄造合金CD4MCu內(nèi)所含的鐵素體要遠(yuǎn)遠(yuǎn)多于奧氏體。另外，人們沒有重視氮的重要性，許多合金含很少的氮，所以，在冷卻狀態(tài)下，奧氏體成核和生長速度太慢，以致在焊后不進(jìn)行熱處理時，不能在焊縫熱影響區(qū)內(nèi)獲得平衡的奧氏體量。當(dāng)為了促使熔化區(qū)內(nèi)的奧氏體形成而使用超合金化焊縫填充金屬時，這些合金的焊后熱影響區(qū)通常會變脆，耐腐蝕性能不好。氣焊的焊縫金屬也有這種缺陷。

在上世紀(jì)80年代，人們充分認(rèn)識到了氮對雙相不銹鋼的重要性，通常會規(guī)定最低的氮含量要求。通過在基本金屬加入適當(dāng)?shù)牡浚褂眉哟箧嚭康暮缚p填充金屬，可使焊件在焊后狀態(tài)具有大致相等量的奧氏體和鐵素體，這樣顯著地改進(jìn)了力學(xué)性能，提高了耐腐蝕性能。接著就是要使熱輸入合理，以便通過合適的冷卻速率來達(dá)到熱影響區(qū)內(nèi)合理的奧氏體—鐵素體平衡。熱輸入太低會導(dǎo)致鐵素體過多，熱輸入太高會導(dǎo)致金屬間相析出。現(xiàn)在常規(guī)的做法是，在焊接22%Cr雙相不銹鋼時，熱輸入在0.5～2.5kJ/mm之間，在焊接25%Cr雙相不銹鋼時，熱輸入在0.5～1.5kJ/mm之間。

盡管絕大多數(shù)雙相不銹鋼焊接件是在焊后狀態(tài)使用的，但是，至少有兩種情況通常需要進(jìn)行焊后熱處理（退火）。雙相不銹鋼鑄件幾乎毫不例外需要進(jìn)行退火處理，而且，如果通過焊接對鑄件缺陷進(jìn)行修理，就必須對焊縫進(jìn)行退火處理。通過焊接制造的大型焊接的封頭，無論是冷成型還是熱成型的，均需要進(jìn)行退火。

1.1不合理的基本金屬規(guī)范

在過去的25年中，最常見的雙相不銹鋼是稱之為2205的合金。文獻(xiàn)資料中幾乎均是利用UNSS31803的成分范圍來描述這種合金的。但是，UNS S31803氮含量最低為0.08%，實(shí)踐證明，要在焊后條件下使熱影響區(qū)和熔化區(qū)保持良好性能，這種水平的氮含量太低。在意識到這一問題后，ASTM自2000年始，利用UNSS32205來定義2205。表1所示為UNS S31803和UNS S32205的成分范圍。值得注意的是，與S31803相比，S32205除了增加最低氮含量外，最低鉻和鉬含量也有所增加。Ogawa和Koseki已充分說明了氮對控制焊接過程中鐵素體/奧氏體相平衡的重要性。

圖1～3就取自他們的報告。圖1所示為與UNS S31803成分符合，但與UNS S32205成分不符合的鍛鋼的顯微組織和其鐵素體相與奧氏體相之間的合金元素分布。對S32205來說，0.12%的氮含量太低。在圖1（a)中鐵素體為較暗的灰色，而奧氏體幾乎為白色。從圖可看出，在鐵素體相內(nèi)，富含鉻和鉬，在奧氏體相內(nèi)富含鎳和氮。

特別是鉻在鐵素體內(nèi)的含量約為25%，在奧氏體內(nèi)僅為20%，見圖1（b），鉬在鐵素體內(nèi)的__含量約為3.5%，在奧氏體內(nèi)鉬含量僅為2.5%，見圖1（d），同時，鎳在奧氏體內(nèi)的含量為7.5%，在鐵素體內(nèi)約為5%，見圖1（c），氮在奧氏體內(nèi)的含量約為0.3%，而在鐵素體內(nèi)為零，見圖1（e）。相的分布基本平衡。由于鋼是熱軋產(chǎn)品，組織呈條帶狀。

與圖1相比，圖2所示為UNSS31803的自熔GTA焊縫的熔化區(qū)的顯微組織和合金元素分布，該材料與圖1內(nèi)的材料相同。奧氏體在鐵素體晶粒內(nèi)分布不多，主要位于原鐵素體晶界的薄層處。很難在鐵素體和奧氏體之間分出鉻、鎳和鉬的分布。人們很難在類似圖2（a）相分布的圖2(b), 2(c)或2（d）中看出合金元素分布的圖型。但是，氮的分布表明，鐵素體晶界周圍奧氏體片條內(nèi)的氮的濃度要高于鐵素體晶粒內(nèi)的氮濃度。這可能是由于這些區(qū)域內(nèi)的氮有足夠的時間擴(kuò)散到鐵素體晶界上的奧氏體，造成奧氏體片旁邊的區(qū)域?qū)嶋H上不含氮，見圖2（e）所示。在鐵素體晶粒內(nèi)部，氮被阻擋，沒有機(jī)會進(jìn)入奧氏體，以氮化鉻析出，清晰可見，見圖(2a)。對熔化區(qū)來說，大的鐵素體晶粒和氮化鉻析出物相組合對熔化區(qū)的韌性和耐腐蝕性能非常有害。

實(shí)際上，如前所述，熔化區(qū)凝固的100%是鐵素體。然后，在開始向奧氏體進(jìn)行轉(zhuǎn)變時，需要進(jìn)行擴(kuò)散。由于鉻、鎳和鉬是置換元素，在固態(tài)中擴(kuò)散相對較慢，所以，在正常焊接冷卻條件下它們不能在鐵素體和奧氏體之間取得平衡分配。但是，氮是間隙元素，其擴(kuò)散速度比置換元素快100倍左右。結(jié)果，它有更多地進(jìn)入奧氏體的能力，雖然并非如圖2所示的成分完全進(jìn)入。

在含有0.12%氮的材料中，熱影響區(qū)的最熱部分的行為與焊縫金屬相似。特別是它是由100%鐵素體構(gòu)成，然后在固態(tài)中部分轉(zhuǎn)變成奧氏體。所以，它更傾向于形成大型鐵素體晶粒和沿原先的鐵素體晶界形成的奧氏體條片。雖然通過選用鎳含量較高的填充金屬來加速奧氏體的形成可對熔化區(qū)的成分進(jìn)行控制，但對熱影響區(qū)的控制不大。這樣一來，為了達(dá)到最佳性能，在焊后結(jié)構(gòu)中最好避免使用這種成分。

圖3所示為當(dāng)2205合金氮含量高于圖2所示的氮含量，滿足了UNS S31803和S32205的成分極限，其GTA熔化區(qū)的顯微組織和合金元素的分布。由于圖3中焊縫金屬的氮含量較高（氮含量為0.18%，與其相比，圖2的氮含量為0.12%），顯著地改變了焊后組織。特別是在圖3(a)中可清楚看出形成的奧氏體多于圖2（a）形成的奧氏體，奧氏體分散穿過整個鐵素體晶粒，而不是主要局限于鐵素體晶界。與圖2(a)相比，在圖3(a)中看不到氮化鉻的析出。相反，所有的氮都進(jìn)入了奧氏體，見圖3(e)所示。而且在圖3(b)和（d）中明顯地在該區(qū)域可看出鉻和鉬的少量的分布，沿原鐵素體晶界首先形成的奧氏體中鉻和鉬的含量要少于原鐵素體晶粒。

由于該試樣的氮含量較高，就可能造成在比0.12%N合金更高的溫度開始形成奧氏體，而且，由于在較高的溫度開始擴(kuò)散和轉(zhuǎn)變，鉬和鉻可能會擴(kuò)散得更快，擴(kuò)散的時間會更長。在圖3（a）中還可看到，整個原鐵素體晶粒上形成的奧氏體條片打碎了原來粗大的鐵素體晶粒。隨著原鐵素體晶粒被內(nèi)部奧氏體條片打成小晶粒，改進(jìn)了韌性。而且由于沒有氮化鉻析出，改進(jìn)了耐腐蝕性能。在熱影響區(qū)的高溫部分也是如此。這樣一來，就可得出結(jié)論，圖3中氮含量較高的UNSS32205明顯優(yōu)于圖2中氮含量較低的UNS S31803。

因此，很明顯，UNS S31803不適于作為焊后狀態(tài)用途的基本金屬，應(yīng)該使用UNS S32205。在雙相不銹鋼中，UNS S31803不是惟一的不適于用做焊接結(jié)構(gòu)的基本金屬。屬于UNS S32550成分的255合金的情況也是如此。表2比較了UNSS32550與用于堆焊的UNSS32520的成分，其成分大體上相同，但是，UNS S32520的最低氮含量要比UNS S32550高，所以，很清楚，UNS S32520更適用于焊后狀態(tài)的用途。另外，也可使用UNSS32550，但是，要把該鋼種成分的氮含量控制在上限才行。

1.2不合理的焊接熱輸入

關(guān)于焊接熱輸入的傳統(tǒng)觀點(diǎn)是， 在焊接含鉻量22%的雙相不銹鋼時，熱輸入應(yīng)限制在0.5～2.5kJ/mm，在焊接含鉻量25%的超級雙相不銹鋼時，熱輸入應(yīng)限制在0.5～1.5kJ/mm。當(dāng)采用更低（這里指＜0.5kJ/mm，熱輸入小，熱量小，冷速快！）的熱輸入時，即使對含高氮的雙相鋼，在非?？斓睦鋮s速度下奧氏體的形成也不充分。當(dāng)采用更高（這里指＞1.5kJ/mm，熱輸入大，熱量大，冷速慢！）的熱輸入時，在慢的冷卻條件下，在鐵素體內(nèi)有金屬間化合物析出的趨勢。25%Cr超級雙相不銹鋼與22%Cr雙相不銹鋼相比，25%Cr超級雙相不銹鋼的趨勢更加明顯。

Karlsson等人指出，在含氮量較高的，含22%Cr雙相不銹鋼，如UNS S32205的焊接過程中形成析出物的趨勢相當(dāng)?shù)?，在焊接過程中，只要遵守上述焊接熱輸入限制就沒有風(fēng)險。但是，他還進(jìn)一步指出，當(dāng)焊接25%Cr的超級雙相不銹鋼時，即使將焊接熱輸入限制在0.5～1.5kJ/mm，也不能保證多道焊縫沒有析出物。在這些高合金鋼中，焊縫的多次加熱循環(huán)會導(dǎo)致氮化鉻、二次奧氏體和包括σ相在內(nèi)的各種金屬間化合物的析出。表3列出了基本金屬和焊條的成分范圍。

請注意，除了按照慣例促使在焊后狀態(tài)形成奧氏體，填充金屬的鎳含量高外，填充金屬中還添加了少量銅和鎢，為了使其與基本金屬相匹配。許多填充金屬制造廠家推薦填充金屬/基本金屬的組合材料。工藝評定測試用的板厚為9.5mm。接頭坡口形式是單面V型坡口，坡口角度為60度，根部間隙為1.5mm，鈍邊為3mm。最初的工藝評定測試使用的是3.2mm的電焊條。在V型坡口中進(jìn)行焊接十次后，對根部進(jìn)行清根，使其露出完好的金屬，然后再焊兩個道次完成焊接。所有焊道的平均焊接熱輸入為0.7kJ/mm。在－40℃從焊縫金屬和熱影響區(qū)切取了小尺寸（8mm厚的）夏比V型缺口試樣并進(jìn)行了測試。沖擊試驗(yàn)要求是27J，熱影響區(qū)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了該要求。但是在對焊縫金屬進(jìn)行初次實(shí)驗(yàn)和重復(fù)試驗(yàn)時，三個夏比V型缺口試樣中的兩個試樣沒有達(dá)到27J。

為了找出焊縫金屬沖擊試驗(yàn)結(jié)果不高的原因，利用掃描電子顯微鏡檢測了工藝評定測試用的焊縫試樣。圖4所示為試樣中部厚度附近焊縫金屬的顯微組織。僅在鐵素體內(nèi)就有大量的有角析出物。但是沒有準(zhǔn)確確定到底是什么析出物。我們的結(jié)論是析出物是在對測試試樣進(jìn)行十二道次的焊接時反復(fù)重復(fù)加熱產(chǎn)生的。

因此，使用相同的接頭設(shè)計和電焊條，又進(jìn)行了一次新的工藝評定測試。在新的工藝測試中，為了使焊接熱輸入在1.2～1.3 kJ/mm之間，降低了焊接速度，焊接是通過在上部進(jìn)行四個道次的焊接，在清根后進(jìn)行一個道次的焊接完成的。在溫度為－40℃時，大小相同的小尺寸夏比V型缺口沖擊試樣完全超過了27J的要求。顯微組織內(nèi)也沒有各種析出物。

管道內(nèi)的根部焊道有呈現(xiàn)出不當(dāng)熱輸入特殊情況的可能。在培訓(xùn)碳鋼管道的焊接人員時，要求他們在進(jìn)行根部焊道的焊接時要采用相當(dāng)快的速度進(jìn)行焊接，通常，在向下立焊時，使用纖維素電焊條，然后，采用“熱焊道”的高熱輸入，防止碳鋼產(chǎn)生氫致裂紋。但是，在熱輸入較高的“熱焊道”后，進(jìn)行低熱輸入的根部焊道的焊接會使根部焊道過熱，造成超級雙相不銹鋼的根部焊道內(nèi)金屬間化合物的析出。

因?yàn)樵谑褂眠^程中，根部焊道表面通常與腐蝕介質(zhì)接觸，這種情況非常危險。