馮 勇，陳崇剛，李曉煒，于鳳昌，唐元生，陳言華

（1.中石化廣州工程有限公司，廣東 廣州 510630；2.中石化煉化工程集團洛陽技術研發(fā)中心，河南 洛陽 471003；3.中石化第十建設有限公司，山東 青島 266400）

在石化行業(yè)中，雙相不銹鋼主要因其高強度以及耐腐蝕、耐磨蝕性能優(yōu)越而受到用戶青睞［1-3］。雙相不銹鋼一般都有配套的焊材，但在實際焊接過程中，由于焊接的影響因素較多，導致焊接接頭的性能難以保障，進而限制和影響了雙相不銹鋼的應用［4］。

在國內工程設備制造中，針對雙相不銹鋼的焊接，多選用鎳基合金焊材，但是該焊材對雙相不銹鋼焊接接頭力學性能及耐蝕性能的影響尚不明確，并且該焊材用于雙相不銹鋼的焊接缺少相關的標準參照和數(shù)據(jù)支撐［5］。基于雙相不銹鋼和鎳基合金的特性，利用鎳基合金焊材與雙相不銹鋼進行焊接，針對焊接接頭開展力學性能及耐蝕性能測試，根據(jù)評價試驗結果提出合適的焊接工藝和方法，保證雙相不銹鋼設備的長周期安全穩(wěn)定運行，可以為工程設計提供技術支撐［6-7］。

針對常用的SAF2205雙相不銹鋼，采用不同的焊材和焊接工藝制備出4種焊接接頭，通過開展拉伸性能、低溫沖擊性能等力學性能測試以及耐晶間腐蝕、點蝕和應力腐蝕等耐蝕性能測試，對比不同焊接接頭各項性能的優(yōu)劣，優(yōu)選出合適的雙相不銹鋼焊材及焊接工藝。

1 試 驗

1.1 試驗材料

試驗所用母材為SAF2205雙相不銹鋼無縫鋼管，規(guī)格為φ273 mm×14 mm，交貨狀態(tài)為固溶酸洗，其金相組織見圖1。從圖1可以看出，SAF2205雙相不銹鋼由鐵素體相（α相）與奧氏體相（γ相）兩相組成，約各占50%，其中鐵素體相顏色較暗，呈連續(xù)分布，奧氏體相則較為明亮，呈島狀均勻分布，且沿軋制方向延長。

圖1 SAF2205雙相不銹鋼的金相組織

SAF2205雙相不銹鋼的化學成分和力學性能分別見表1和表2。由表1和表2可以看出，SAF2205的化學成分和力學性能均滿足標準GB/T 21833.2—2020《奧氏體-鐵素體型雙相不銹鋼無縫鋼管》中的要求。

表1 SAF2205雙相不銹鋼的化學成分 w，%

表2 SAF2205雙相不銹鋼的力學性能

試驗所用焊材為E2209-16和ER2209雙相不銹鋼常用焊材以及ENiCrMo-3和ERNiCrMo-3鎳基合金焊材，其化學成分見表3。

表3 焊接材料的化學成分 w，%

1.2 焊接工藝

試驗采用鎢極氬弧焊（GTAW）、手工電弧焊（SMAW）和脈沖熔化極氣體保護焊（GMAW-P）等焊接工藝及其組合，其工藝參數(shù)見表4。焊接試樣厚度為14 mm，焊接道數(shù)為6，均采用V型坡口，其示意圖見圖2。

表4 焊接工藝參數(shù)

圖2 焊接試樣V型坡口示意

1.3 試驗儀器

CMT微機控制電子萬能試驗機、擺錘沖擊試驗機、WDS-10E數(shù)顯式電子彎曲試驗機、ZEISS Observer.Z1m金相顯微鏡。

1.4 焊接接頭試樣

針對SAF2205雙相不銹鋼，采用不同的焊材和焊接工藝制備出4種焊接接頭試樣，具體情況見表5。

表5 焊接接頭試樣

2 試驗結果及討論

2.1 拉伸性能

拉伸試樣的取樣及試驗方法參照標準NB/T 47014—2011《承壓設備焊接工藝評定》執(zhí)行。拉伸試樣規(guī)格如圖3所示。拉伸試驗應按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》的規(guī)定執(zhí)行。

圖3 拉伸試樣規(guī)格

在不同焊材和焊接工藝下，SAF2205焊接接頭試樣的拉伸曲線見圖4。

圖4 不同焊接接頭的拉伸曲線

從圖4可以看出，試樣的拉伸曲線包括彈性階段、屈服階段、強化階段和局部塑性變形斷裂階段，試樣抗拉強度均較高（在600 MPa以上）。這是由于雙相不銹鋼中存在鐵素體相和奧氏體相兩相組織，在晶粒長大的過程中互相制約，導致雙相不銹鋼的晶粒較小，其尺寸僅相當于奧氏體不銹鋼的一半。由于細晶粒的組織晶界更多，在晶界處位錯的移動阻力增大，從而使雙相不銹鋼的強度大大提高，即細晶強化作用。

2.2 沖擊性能

由于許多焊接構件在服役過程中受到?jīng)_擊載荷的作用，因而對SAF2205雙相不銹鋼焊接接頭進行沖擊性能測試是十分必要的。沖擊試樣的取樣及試驗方法參照標準NB/T 47014—2011《承壓設備焊接工藝評定》執(zhí)行。按照國家標準GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》將不同的焊件加工成符合標準尺寸的沖擊試樣，在-40℃環(huán)境下進行沖擊試驗。

在不同焊材和焊接工藝下，SAF2205焊接接頭的-40℃沖擊試驗結果見表6。從表6可以看出，各試樣焊接熱影響區(qū)的沖擊功差別不大，均滿足標準要求，且均高于焊縫；DSS-1和DSS-2兩組試樣焊縫的沖擊功較低，其中DSS-1試樣焊縫的沖擊功平均值低于53 J。DSS-1和DSS-2兩組試樣的共同點在于焊接工藝中均采用了手工電弧焊（SMAW），該工藝焊接熱輸入較大，焊接熔池降溫速率較小，在金屬間相析出溫度區(qū)間停留時間較長。對DSS-1試樣來說，在相界和晶界等部位生成了σ相等脆硬組織，使焊縫的沖擊韌性急劇下降。對DSS-2試樣來說，鎳基金屬焊縫中的Nb和Mo等元素發(fā)生嚴重偏析，生成富含Nb和Mo的Laves中間相，如有焊接變形更會引起焊縫表面產(chǎn)生微裂紋，并導致其沖擊韌性急劇下降。

表6 不同試樣的沖擊功

2.3 金相組織

在雙相不銹鋼焊接接頭組織中，奧氏體相與鐵素體相的比例會顯著影響焊接接頭的性能。當焊接接頭組織中奧氏體相含量過高時，其強度和抗應力腐蝕性能下降；相反，當鐵素體相含量過高時，會導致接頭在475℃時脆化傾向增大。因而控制焊接接頭中熱影響區(qū)、焊縫區(qū)內的奧氏體相與鐵素體相的比例極其重要。

圖5為不同焊材及焊接工藝下試樣的熱影響區(qū)（HAZ）金相組織。從圖5可以看出，各試樣的熱影響區(qū)金相組織均為鐵素體相和奧氏體相兩相組織，但由于焊材及焊接工藝的不同，其鐵素體相質量分數(shù)略有差別。

2.4 晶間腐蝕

雙相不銹鋼的晶間腐蝕原理以 “貧鉻理論”為主，即含鉻的不銹鋼在焊接時，由于焊接產(chǎn)生的熱量使焊縫處于敏化溫度區(qū)，在晶界上容易析出碳化鉻，形成貧鉻區(qū)，與腐蝕介質接觸后則產(chǎn)生晶間腐蝕，導致晶粒間的結合力喪失。因此，焊接接頭的晶間腐蝕需引起重視。

采用標準GB/T 4334—2020《金屬和合金的腐蝕 奧氏體及鐵素體-奧氏體（雙相）不銹鋼晶間腐蝕試驗方法》中的方法C（硝酸法）分別對不同的焊接試樣進行耐晶間腐蝕性能評價。在不同焊材及焊接工藝下，試樣試驗3個周期后的宏觀腐蝕形貌見圖6，其晶間腐蝕速率見圖7。采用金相顯微鏡對不同焊接試樣的熱影響區(qū)進行表面微觀形貌觀察，其微觀形貌見圖8。

圖6 焊接試樣的宏觀腐蝕形貌

圖7 焊接試樣的晶間腐蝕速率

從圖7可以看出，DSS-3試樣的焊縫和熱影響區(qū)腐蝕速率較高，而其他幾組試樣的腐蝕速率與母材相當。從圖8可以看出，經(jīng)過3個試驗周期后，DSS-1，DSS-2和DSS-4三組試樣晶界處有輕微腐蝕，晶界較為清晰，試樣未發(fā)生明顯的晶粒脫落；而DSS-3試樣發(fā)生了明顯的晶粒脫落，晶界模糊，晶間腐蝕嚴重。

圖8 熱影響區(qū)的微觀腐蝕形貌

2.5 耐點蝕性能

參照標準GB/T 17897—2016《金屬和合金的腐蝕不銹鋼三氯化鐵點腐蝕試驗方法》，分別對不同的焊接接頭進行耐點蝕性能評價試驗。在不同焊材和焊接工藝下，試樣的點蝕宏觀形貌見圖9。

從圖9可以看出，DSS-1和DSS-2試樣的焊縫區(qū)均有1處點蝕坑且蝕坑較淺，DSS-3試樣的焊縫區(qū)有2處點蝕坑，蝕坑也較淺，但直徑較大；DSS-1試樣的熱影響區(qū)只有1處點蝕坑，蝕坑較淺、直徑也較大，DSS-3試樣的熱影響區(qū)有1處點蝕坑，蝕坑較淺，而DSS-4試樣的焊縫和熱影響區(qū)均未發(fā)現(xiàn)明顯的點蝕坑。由此可知，與其他三組焊接試樣相比，DSS-4試樣具有更加優(yōu)良的耐點蝕性能。

圖9 焊接試樣的點蝕宏觀形貌

2.6 耐應力腐蝕開裂性能

參照標準ASTM G123—2000（2011）對焊接接頭進行耐應力腐蝕性能評價試驗，分別以焊縫和熱影響區(qū)為中心制作U型彎曲試樣。

應力腐蝕試驗結果表明，各組試樣表面均未發(fā)現(xiàn)明顯裂紋，試樣具有良好的抗應力腐蝕開裂性能。與其他類型的不銹鋼相比，雙相不銹鋼具有更高的屈服強度，且雙相不銹鋼中析出的第二相能夠對裂紋的擴展產(chǎn)生機械阻礙作用。

3 結 論

（1）鎳基合金焊材（ERNiCrMo-3）可用于SAF2205的焊接，而且耐蝕性能優(yōu)異，但要選擇合適的焊接工藝。

（2）由于SMAW 焊接熱輸入較大，焊縫冷卻緩慢，會導致焊縫表面生成富含Nb和Mo的Laves中間相，使得焊縫的沖擊韌性急劇下降，因此，選用ERNiCrMo-3作為SAF2205的焊材時不建議采用SMAW 焊接工藝。

（3）采用鎳基合金焊材ERNiCrMo-3，配合GTAW +GMAW-P焊接工藝制備的焊接試樣能夠滿足各項力學性能及耐蝕性能要求。該項研究對設備加工制造過程具有較強的指導作用，為工程設計提供了技術支撐。