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1Cr18Ni9Ti与1Cr13不锈钢的焊接试验


第 30 卷 第 1 2 期 20 09 年1 2 月









TRANSACT IONS OF THE CHINA WELDING INST ITUTION

Vol. 30 No. 12 December 2009

1

Cr18Ni9Ti 与 1Cr13 不锈钢的焊接试验
赵勇桃 ,
1

董俊慧 ,

2

赵莉萍 ,

1

麻永林 ,
014010; 010051)

1

裴晓兵

1

( 1. 内蒙古科技大学 材料与冶金学院, 内蒙古 包头 2. 内蒙古工业大学 材料科学与工程学院, 呼和浩特 摘

要: 通过钨极氩弧焊方法, 对 1Cr18Ni9Ti 与 1Cr13 实施焊接. 采用光学显微镜、 扫描

电镜对 1Cr13 马氏体型与 1Cr18Ni9Ti 奥氏体型不锈钢焊接接头进行金相组织、 断口形貌 观察及分析; 利用显微硬度计、 电子万能拉伸机 测量焊 接接头 的力学性 能; 并通过海 水 模拟 溶液浸泡试验, 测量焊接接头极化曲线和交流阻抗谱 . 结果 表明, 通过手工钨 极氩 弧焊, 采用直流正接接法, 在合适的工艺下( 焊接电流为 80 A, 焊接速度为 110 mm min) , 能够获得外观平整、 组织均匀, 力学性能与电化学性能符合要求的焊接接头. 关键词: 1Cr13; 1Cr18Ni9Ti; 焊接接头; 组织和性能 中图分类号: TG407 文献标识码: A 文章编号: 0253- 360X( 2009) 12- 0085- 04

赵勇桃

0





体不锈钢焊丝. 试验采 用手 工钨 极氩 弧焊焊 接方 法( 直 流正 接) . 焊接工艺参数见表 1.
表1 Table 1
焊接电流 氩气流量 I A 80

随着机组参数的增大, 对电站锅炉钢材使用的 要求越来越高, 由碳素钢到珠光体、 贝氏体、 马氏体 耐热钢及至耐温可达 700 的奥氏体不锈钢. 由于 奥氏体不锈钢具有优良的高温 抗氧化性及热 稳定 性, 被广泛应用于发电机组锅炉受热面管子的高温 部分; 马氏体不锈钢具有好的耐腐蚀性、 力学性能、 较好的经济性, 常被用到锅炉的低温部位. 因此, 两 种材料的焊接性对锅炉的使用寿命至关重要 . 到 目前为止, 相同材料的不锈钢熔化焊已经取得较多 的研究成果; 而不同成分不锈钢, 由于基体金属在物 理、 化学、 力学性能上的不同以及填充金属的作用, 其焊接具有较大的难度, 焊接接头组织和性能也是 复杂多变的, 相关的研究文献也较少 . 文 中以奥 氏体( 1Cr18Ni9Ti) 不锈钢与马氏体( 1Cr13) 不锈钢的 焊接试验为基础, 分析其焊接接头的组织和性能, 进 一步分析其焊接性.
[ 2] [ 1]

焊接工艺参数 Parameters of welding

焊接速度

钨极直径 对接间隙 喷嘴直径 d mm 1. 6 c mm 3 D mm 10

q ( L min- 1 ) v ( mm min- 1 ) 10 110

2

试验结果及分析

2. 1 组织观察及分析 2. 1. 1 焊接接头组织观察及分析 焊接接头的外观没有明显的裂纹、 咬边、 下榻等 缺陷, 焊缝纹路整齐, 外观平整. 焊接接头的显微组 织形貌如图 1 所示.

1

试验方法
试验采用 1Cr18Ni9Ti 奥氏体型不锈钢与 1Cr13

马氏体型不锈钢板作母材, 其中马氏体型不锈钢母 材经过淬火+ 高温回 火处理, 两 块钢板 尺寸为 25 mm 25 mm 2 mm, 焊接材料选用 1Cr18Ni9T i 奥氏
图 1 1Cr18Ni9Ti 和 1Cr13 不锈钢焊接接头组织形貌
收稿日期: 2008- 07- 29 基金项目: 内蒙古科技大学校内资助项目( 00810116)

Fig 1

Microstructure of 1Cr18Ni9Ti and 1Cr13 stainless steel weld

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第 30 卷

从图 1 中可以看出, 在靠近奥氏体区, 得到奥氏 体组织. 在马氏体 侧形成板条状马氏体 , 因为马 氏体不锈钢含铬量高, 淬透性好, 在焊缝金属从液态 降温时, 接近母材, 冷却速度快, 空冷时形成了马氏体 组织. 在焊接接头的熔合区得到典型的柱状晶组织. 2. 1. 2 断口 SEM 观察及分析 试样制成拉 伸标准试样 ( 国家标准 GB2975 82) , 进行拉伸试验, 对拉伸断口进行扫描电镜观察, 如图 2 所示. 图 2a 为 1Cr18Ni9T i 奥氏体不锈钢母材 拉伸断口微观组织形貌. 由图 2a 可见, 断口形貌呈 长圆形或抛物线形, 属撕裂韧窝, 有韧性断裂的微观 [ 4] 特征 . 形貌中有共晶界的存在, 在奥氏体 母材中 存在孪晶, 这与金相显微镜组织观察相吻合. 图2b
[ 3]

为 1Cr13 马氏体不 锈钢母材 拉伸断口 微观组 织形 貌, 断口 中韧 窝小 且 多, 属于 韧性 断裂. 图 2c 为 1Cr18Ni9T i 奥氏体不锈钢和 1Cr13 马氏体不锈钢焊 接接头拉伸断口微观组织形貌, 韧窝和撕裂棱混合 共存, 但撕裂棱在断口中所占的比例较小, 仍属于韧 性断裂. 断口中, 韧窝的大小和深度各不相同, 韧窝 的大小和深度相差悬殊, 这与焊接 HAZ 晶粒大小不 均匀以及析 出第 二相粒 子的 数量、 形状 和分 布有 关 . 2. 2 焊接接头力学性能 2. 2. 1 焊接接头的显微硬度 以焊缝中心为坐标原点, 两边对称取硬度点, 直 到进入两边相应的母材区, 测定的硬度曲线如图 3 所示. 由图 3 可知, 在母材 热影响区 焊缝区域 显微硬度呈波动式变化, 在焊缝和马氏体侧热影响 区交界部分显微硬度达到峰值, 焊缝的平均硬度大 于两种基体金属的硬度. 因为马氏体不锈钢母材经 过 750 回火处理, 得到回火索氏体组织, 母材的硬 度低; 奥氏体不锈钢母材经过 1 050~ 1 100 固溶 处理, 硬度低. 在焊接过程中在靠近马氏体侧的热 影响区形成了马氏体组织, 较大地提高了硬度, 是焊 接接头中显微硬度最高的区域, 硬度值约 1 150 HV. 焊接时, 熔合区所存在的强烈的元素扩散转移现象 使其具有严重的化学成分不均匀性. 此外, 熔合区 还存在较多的晶格缺陷, 而且熔合线附近是空位密 度最高的地方. 这些综合作用导致熔合区成为接头 中最薄弱的部位, 因而硬度也较低. 焊接时, 焊接热 源在使焊件局部熔化的同时也在母材上形成较大的 温度梯度场, 加热、 冷却的瞬时性与局部性等常导致 热影响区具有不同的微观结构和力学性能, 因此该 区域的硬度也存在不均匀性
[ 5] [ 4]

.

图 3 1Cr18Ni9Ti 和 1Cr13 不锈钢焊接接头显微硬度曲线 Fig 3 Microhardness of 1Cr18Ni9Ti and 1Cr13 stainless steel welding joint

图2

断口形貌( SEM)

2. 2. 2

焊接接头的力学性能

Fig 2 Facture pattern ( SEM)

经过拉伸试验, 1Cr18Ni9Ti 奥 氏体不锈钢母材

第 12 期

赵勇桃, 等: 1Cr18Ni9T i 与 1Cr13 不锈钢的焊接试验

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的抗拉强度为 547 MPa, 1Cr13 马氏体不锈钢母材的 抗拉 强度为 659 MPa, 1Cr18Ni9Ti 奥氏体 不锈钢 和 1Cr13 马氏体不锈钢组成的焊接接头的抗拉强度为 535 MPa, 与奥氏体不锈钢母材相比, 抗拉强度下降 了 2. 04% ; 与马氏体不锈钢母材相比, 抗拉 强度下 降了 12. 9% , 断裂部位发生在奥氏体不锈钢一侧热 影响区, 说明焊缝的力学性能较好. 2. 3 焊接接头的电化学性能 试验采用 3. 5% 的氯化钠水溶液模拟海水进行 海水腐蚀试验, 测量母材及焊接接头各区域的极化 曲线和交流阻抗谱. 腐蚀试样编号见表 2.
表 2 腐蚀试样编号 Table 2 Corrosion proof samples
试样序号 1 2 3 试样材料 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢母材 1Cr13 马氏体不锈钢母材 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢和 1Cr13 马氏体不 锈钢焊接接 头奥氏体侧热影响区 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢和 1Cr13 马氏体不 锈钢焊接接 头马氏体侧热影响区 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢和 1Cr13 马氏体不 锈钢焊接焊 缝区

下降; 两种母材, 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢使用状态 为单相的奥氏体组织, 耐蚀性强, 马氏体使用状态下 经过淬火与高温回火后得到回火索氏体组织, 其实 质是在铁素体基体上分布着颗粒状碳化物的两相组 织, 其耐蚀性低. 2. 3. 2 极化曲线对比分析 图 5 为焊接接头各区域的极化曲线, 从图 5 中 可以看出, 各区域的自然腐蚀电位及腐蚀电流密度 是不同的. 利用极化曲线 Cview2 软件可以计算出焊 接接头中各个区域电流密度值见表 3.

4

5

图5 Fig

室温下 1Cr18Ni9Ti 和 1Cr13 焊接接头各区域极化曲线 5 Each region polarization curve of 1Cr18Ni9Ti and 1Cr13 steel weld joint at room temperature 表 3 塔菲尔拟合结果 Table 3 Results of Tafel fit
腐蚀电流密度 J ( 10- 11 A cm - 2 ) 7. 7 517. 0 32. 4 12. 5 61. 7

2. 3. 1 焊接接头的交流阻抗对比分析 图 4 为焊接接头各区域的交流阻抗谱. 从图 4 中可以看 出, 阻抗 弧由小到大的试 样编号为 2 号, 5 号, 4 号, 3 号, 1 号, 阻抗弧越小, 相对应的低频阻 抗幅值越小, 所以腐蚀速度越快, 所以腐蚀率由大到 小的变化顺序为 2 号, 5 号, 4 号, 3 号, 1 号. 这是由 于在靠近奥氏体、 马氏体母材的热影响区, 得到单相 的奥氏体、 马氏体组织, 耐蚀性相对于双相或多相组 织要强; 在焊缝区, 马氏体不锈钢和奥氏体不锈钢焊 接熔合的过程中, 两种不锈钢所含的镍 Ni, Cr, T i 等 元素扩散转移, 化学成分不均匀性使焊缝区可能得 到双相或多相的混合组织, 从而使焊缝的耐腐蚀性

试样序号 1 2 3 4 5

阴极塔非尔斜率 298. 05 86. 57 671. 62 69. 98 103. 97

腐蚀电流密度越大, 腐蚀速率越高. 反之, 腐蚀 电流 越小, 则越耐腐 蚀 . 从表 3 中 可以看出, 在 1Cr18Ni9T i 奥氏体不锈钢和 1Cr13 马氏体不锈钢焊 接接头中, 腐蚀电流密度大小顺序为: 2 号> 5 号> 3 号> 4 号> 1 号. 所以 耐腐蚀性由弱 到强依次为 2 号, 5 号, 3 号, 4 号, 1 号, 即马氏体母材耐蚀性最 差, 奥氏体母材耐蚀性最强, 这与交流阻抗分析结果 相吻合.
[ 6]

3
图 4 室温下 1Cr18Ni9Ti 和 1Cr13 焊接接头交流阻抗谱 Fig 4 Each region EIS of 1Cr18Ni9Ti and 1Cr13 weld joi nt at room temperature





( 1) 2 mm 厚 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢和 1Cr13 马氏体不锈钢板材的焊接采用 TIG 焊( 直流正接) ,

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第 30 卷
tenitic stainless steels [ J] . Materials & Design, 2004, 25( 4) : 317329. 黄振东. 钢 铁金 相图谱 ( 二 ) [ M ] . 北京: 中国科 技文 化出 版 社, 2005. 董俊慧, 姚 军, 李建国, 等. 超纯铁素 体 Cr30Mo2 钢焊接 接

焊接电流为 80 A, 焊接速度为 110 mm min, 能获得的 外观良好、 组织均匀的焊接接头. ( 2) 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不 锈钢和 1Cr13 马 氏体 不锈钢板材的焊缝组织为典型的柱状晶组织. ( 3) 1Cr18Ni9Ti 奥氏体不 锈钢和 1Cr13 马 氏体 不锈钢焊接接头显微硬度呈波动式变化, 在马氏体 侧的热影响区硬度达到最大; 焊缝的平均硬度高于 母材; 焊接接头抗拉强度与奥氏体不锈钢母材相接 近, 断裂发生在奥氏体侧的热影响区. ( 4) 通过分析 1Cr18Ni9Ti 和 1Cr13 不锈钢焊接 接头各区域的交流阻抗谱和极化曲线得出焊缝区的 耐腐蚀性介于两种母材之间.
[ 6] [ 3] [ 4]

头的组织和力学性能[ J] . 焊接学报, 2000, 21( 1) : 94- 96. Dong Junhui , Yao Jun, Li Jianguo, et al . The welding joint s micro structure and mechanical properties of pure ferrit e Cr30Mo2 steel [ J ] . Transact ions of the China Welding Inst itut ion, 2000, 21( 1) : 94- 96. [ 5] 许泽建, 李玉龙, 李鹏州. 0Cr18N i10Ti 不锈钢焊接接头的显微 硬度研究[ J] . 金属学报, 2008, 44( 5) : 636- 640. Xu Zejian, Li Yulong, Li Pengzhou. The micro -hardness study on w eld ing joints of 0Cr18Ni10Ti stainless steel [ J] . A cta Metallurgica Sinica, 2008, 44( 5) : 636- 640. 张丽华, 金云 学, 郭宇航. 钛 基复合 材料 的耐腐 蚀性 能研 究 [ J] . 全面腐蚀控制, 2007, 21( 4) : 12- 14. Zhang Lihua, JinYunxue, Guo Yuhang. The study on corrosion resis tant of Ti compound mat erials [ J] . Complete Corrosion Control, 2007,

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21( 4) : 12- 14.

作者简介:
篇.

赵勇桃, 女, 1974 年出生, 硕士, 讲师. 主要从事金属 材

料组织转变及热加工工 艺方面 的科研 和教 学工 作. 发 表论文 10 余

Email:

zyt2304391@ tom. ccm

2009, Vol. 30, No. 12

TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION
welded blank. The cupping value of weld seam reduces to some ex tent compared with that of base metal, which indicates that the form ability of weld seam is not good as that of base metal. Key words: tures; cupping test Welding experiment on 1Cr18Ni9Ti and 1Cr13 stainless steels ZHAO Yongtao1 , DONG Junhui2 , ZHAO Liping1 , MA Yonglin1 , PEI Xiaobing1 ( 1. Material and Metallurgy Engineering School, UST Inner Mongolia, Baotou 014010, China; 2. Materials Science and Eng ineering, Inner Mongolia University of Technology, Huhhot 010051, China) . p 85- 88 Abstract: The stainless steels of 1Cr18Ni9Ti and 1Cr13 were welded through deterministic craft by tungsten iner- gas ( TIG) weld t ing. The microstructure and fracture pattern of weld joints of 1Cr13 martensite and 1Cr18Ni9Ti austenite stainless steels were observed and analyzed by means of LOM and SEM, the mechanical properties of the weld joints were measured with micro hardness tester and elec tronic universal stretcher, and the polarization curves and AC imped ance spectroscopy of weld joints were tested by seawater immersion test of simulation solution. The results show that adopting manual TIG welding through electrode negative to direct current soldering machine to weld 1Cr18Ni9Ti austenite stainless steel and 1Cr13 mar tensite stainless steel is feasible; under suitable process ( welding current is 80 A, welding speed is 110 mm min) , weld joints can ob tain good appearance and uniform structure; mechanical properties and galvano chemistry properties can meet use requirements. Key words: ture and properties Microstructures and properties of Ti17 alloy inertia friction welded joints XU Hongji1 , YIN Lixiang2 , WEI Zhiyu3 , XIE Ming , ZHANG T iancang4 ( 1. School of Materials Science and Engi neering, Dalian Jiaotong University, Dalian 116028, China; 2. Linde Engineering ( Dalian) Co. , Ltd, Dalian 116113, China; 3. Dalian CIMC Containers Co. , Ltd, Dalian 116600 China; 4. Bei jing Aeronautical Manufacturing Technology Research Institute, Bei jing 100024, China) . p 89- 92 Abstract: The microstructures and properties of Ti17 alloy joints welded by inertia friction welding ( IFW) were investigated by room -temperature tensile test, high temperature tensile test and metallographic analyses. The results show that the joint with good perfor mance at room and high temperature for Ti17 alloy can be obtained in IFW. Both the tensile strengths of welded joints at room tempera ture and at high temperature are not less than those of the base metal. The microstructure of Ti17 alloy is + phase is distributing on the phase, and the needle phase. While welding, different weld 1

by using blowhole resistance as function and computer software, and then the trend diagrams of effects of every ingredient and the math ematical model between blowhole resistance of stainless steel elec trode and 11 coating components were given. The effect of feldspar and muscovite on the mark of blowhole resistance is positive by trend diagrams. There are interactions between most coating components and blowhole resistance by mathematical model. The searching and forecasting can be done by using mathematical model and computer program. Key words: stainless steel electrode; new slag system; blowhole; uniform design Numerical simulation on thermal fatigue behavior of CuCGA soldered joints XIAO Zhengxiang1 , XUE Songbai1 , JIN Chu 2 1 nyu , ZHANG Liang , GAO Lili1 ( 1. College of Materials Science and T echnology, Nanjing University of Aeronautics and Astronau tics, Nanjing 210016, China; 2. College of Mathematical Sciences, Heilongjiang University , Haerbin 150080, China) . p 77- 81 Abstract: The constitutive equation of Sn3. 9Ag0. 6Cu and 63Sn37Pb were established based on creep law, and the stress strain distribution of soldered joints in copper column grid array ( CuCGA) devices was analyzed under the loadings of different temperature cy cles. Results indicate that no matter how the change of temperature cycle range, the maximum creep strain is located in the soldered joint where the location from the device center is foremost, in which the stress concentration is found and cracks appear, therefore, the corner soldered joint is the most fragile area in the whole device. Creep strain of Sn3. 9Ag0. 6Cu soldered joints is smaller than that of 63Sn37Pb soldered joints. Lower stress and creep strain are exhibit ed for both Sn3. 9Ag0. 6Cu and 63Sn37Pb when the temperature cy cles range is shortened. Sn3. 9Ag0. 6Cu soldered joints show higher thermal fatigue life than 63Sn37Pb soldered joints under the same temperature cycle. Key words: law; fatigue life copper column grid array; reliability; creep

galvanized sheet; TIG welding ; microstruc -

1Cr13; 1Cr18Ni9Ti; welding joint; microstruc -

Formability and microstructure characteristics of galvanized plate by TIG welding PENG Bendong1 , ZHANG Jian 1 , LI 1 2 Yuntao , YANG Lijun , LIU Guangda1 ( 1. School of Materials Sci ence and Engineering, Tianjin University of Technology, Tianjin 300191, China; 2. School of Materials Science and Engineering, Tianjin University, Tianjin 300191, China) . p 82- 84 Abstract: The microstructure and micro hardness of welded joint of SGCC by tungsten iner-gas ( TIG) welding are studied, and t the cupping test of Tailor welded blank and base metal are studied. The results show that in the welding process, the microstructure of weld will have great diversity at local region closing parent metal be cause of the different cooling condition of the parent metal. The mi crostructure of welding fusion zone is massive sheet proeutectoid fer rite distribution along the columnar grain boundaries, intragranular organizations are Widmanstatten and sheet pearlite structure, and the microstructure in HAZ is massive pearlite and ferrite, which make the micro hardness value of welding seam and HAZ higher than that of base metal and lead negative influence to the formability of Tailor -

ing parameters can not affect the microstructures of the HAZ and the weld seam. The microstructure of HAZ is the same as that of the base metal, and that of the welded seam is fine equiaxed crystal. Key words: Ti17 alloy ; inertia friction welding; room tem - perature tensile test; high temperature tensile test -


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