楊海波，陳勇*，徐育烺，趙先銳，王業(yè)方，張濤

（1.南京工業(yè)職業(yè)技術(shù)大學(xué) 機械工程學(xué)院，南京 210023；2.江蘇科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212000；3.江蘇海事職業(yè)技術(shù)學(xué)院 船舶與海洋工程學(xué)院，南京 211100）

304 不銹鋼具有焊接性好、耐腐蝕性優(yōu)良等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于醫(yī)療衛(wèi)生、汽車船舶、廚衛(wèi)設(shè)備等領(lǐng)域[1-6]。但是304 不銹鋼熱導(dǎo)率低，線膨脹系數(shù)大的特點使其薄壁管件在實際焊接過程中對焊接熱輸入較為敏感，當(dāng)焊接熱輸入較低時，304 不銹鋼薄壁管件接頭易出現(xiàn)未焊透等缺陷，在使用過程中易引發(fā)開裂現(xiàn)象；反之，熱輸入過高則會出現(xiàn)錯邊變形，甚至燒穿報廢[6-13]。對此，諸多研究者針對不銹鋼薄壁管件的焊接方法和工藝展開了大量研究。

劉瑞琳等[14]采用光纖激光器成功實現(xiàn)了壁厚1.5 mm、外徑20 mm 的SUS304 不銹鋼圓管焊接，研究發(fā)現(xiàn)，焊縫區(qū)域組織為典型的激光重熔后等軸晶凝固組織，其熱影響區(qū)較為狹窄。孫兆榮等[15]采用列置雙TIG（Tungsten Inert Gas）新工藝，在提高焊接效率的同時解決了304 薄壁不銹鋼管件單TIG 焊接時焊縫表面容易出現(xiàn)咬邊及駝峰缺陷等問題。王超[16]采用高速的高頻感應(yīng)焊接方法成功實現(xiàn)了0.3 mm 超薄壁厚316 奧氏體不銹鋼管的穩(wěn)定連接。

焊接接頭的應(yīng)力分布直接影響著不銹鋼壓力容器的服役壽命。根據(jù)現(xiàn)行GB 150[17]和實際工況，奧氏體不銹鋼壓力容器在生產(chǎn)過程中通常不進行后熱處理以消除接頭應(yīng)力。因此，研究焊接接頭殘余應(yīng)力的大小和分布對焊接過程和后續(xù)生產(chǎn)過程的安全評估具有重要意義。盲孔法和殘余應(yīng)力X 射線散射法是工程構(gòu)件應(yīng)力測量的常用方法。在盲孔法應(yīng)力測試中，應(yīng)變片的黏接質(zhì)量是影響測試結(jié)果可靠性和準(zhǔn)確性的關(guān)鍵因素，而薄壁管件外徑相對較小且焊接接頭彎曲度較大，應(yīng)變儀無法水平粘貼，因此依靠傳統(tǒng)的應(yīng)力測試儀幾乎不可能準(zhǔn)確測量焊接接頭的殘余應(yīng)力。此外，X 射線應(yīng)力測試的分析和表征只關(guān)注接頭表面，不僅耗時耗力，而且效率低下。基于此，使用有限元軟件精確模擬焊接過程，揭示薄壁圓管TIG 焊接接頭中殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，變得高效、方便和經(jīng)濟[18-22]。

本文以廚衛(wèi)用2 mm 壁厚304 不銹鋼薄壁管件為研究對象，采用TIG 焊接方法，針對焊接電流、焊接速度2 個重要的試驗參數(shù)進行焊接參數(shù)優(yōu)化，以獲取成形美觀、質(zhì)量可靠、綜合性能優(yōu)良的焊接接頭，并借助ABAQUS 數(shù)值模擬軟件，探索和優(yōu)化304 不銹鋼薄壁管件TIG 焊縱縫焊接熱力耦合有限元模型，以獲得與實際測試得到的應(yīng)力場數(shù)據(jù)變化趨勢一致的模擬應(yīng)力場結(jié)果，以解決薄壁管件應(yīng)力場不便測試的問題，為2 mm 壁厚304 不銹鋼管的應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支撐和理論分析。

1 試驗

試驗?zāi)覆倪x用壁厚2 mm（外徑89 mm）的304奧氏體不銹鋼薄壁管件，管件長度為200 mm。在焊接試驗開始前，對304 奧氏體不銹鋼母材進行直讀光譜測試，結(jié)果如表1 所示。焊接試驗采用TIG 焊方法，鎢針直徑為1.5 mm，焊接電源型號為WSM-400R（山東奧太生產(chǎn)），其輸出電流調(diào)節(jié)范圍為5～400 A，輸出空載電壓為73 V，鎢針直徑范圍為1～6 mm。

表1 304 不銹鋼合金元素含量Tab.1 Element content of 304 stainless steel alloy wt.%

試驗參數(shù)如表2 所示，氣流量為15 L/min，焊接速度調(diào)節(jié)范圍為15～114 cm/min，焊接電流調(diào)節(jié)范圍為110～190 A。

表2 TIG 焊試驗參數(shù)Tab.2 Test parameters of TIG welding

焊后通過線切割切取金相、硬度及拉伸試樣。采用光學(xué)顯微鏡（SZ61 和BX51M；Olympus Co., Ltd.）觀察焊接接頭的微觀結(jié)構(gòu)；采用能量色散光譜儀（S3400N；Hitachi Co., Ltd.）檢測焊接接頭中物相元素的含量；使用維氏硬度計（KB30S；KB）對焊接接頭的橫截面在100 g 載荷下以0.2 mm 的間隔進行15 s 的硬度測量。

在焊接過程中，采用有限元軟件ABAQUS6.14.4完成焊接接頭熱力場的數(shù)值模擬。由于在焊接過程中，特征點材料屬性如彈性模量等參數(shù)隨著溫度的改變也在發(fā)生非線性變化，因此，在模擬過程中材料屬性是依據(jù)溫度變化進行賦予的。焊接過程共分為初始步、加熱步和冷卻步。其中加熱步熱源是通過添加子程序的方式實現(xiàn)的，子程序的添加是利用FORTRON語言同時關(guān)聯(lián)Visual Studio2012 和Intel Visual Fortran2013 實現(xiàn)的。熱源模型選用Goldak 等[23]提出的雙橢球熱源模型。結(jié)合最優(yōu)工藝參數(shù)進行子程序中熱源的編寫，并反復(fù)校對熱源參數(shù)，直至與實際焊縫形貌匹配。

在模擬與外界環(huán)境的交互作用過程中，將初始溫度設(shè)定為室溫20 ℃，被焊工件對流換熱系數(shù)設(shè)置為5 W/(m2·K)。采用靜態(tài)網(wǎng)格劃分技術(shù)，以達到節(jié)約計算時間的目的并保證計算精度，即將焊件分為網(wǎng)格細化的焊接區(qū)、網(wǎng)格漸進過渡的熱影響區(qū)以及網(wǎng)格稀疏的母材區(qū)域，如圖1 所示，網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為92 850，單元數(shù)目為47 750。此外，在模擬過程中采用完全耦合方式，即采用溫度-位移耦合單元。為了確保計算結(jié)果收斂，在焊件兩側(cè)添加位移約束以在實際焊接過程中起到夾具的作用，使焊件在加載過程中不會因為熱應(yīng)力作用而發(fā)生剛體位移。

圖1 網(wǎng)格劃分及邊界約束Fig.1 Mesh division and boundary constraints

2 結(jié)果及討論

2.1 焊接接頭表面宏觀形貌

在表2 試驗參數(shù)下得到的焊接接頭宏觀形貌如圖2 所示。當(dāng)焊接熱輸入過大時，即焊接電流過大或焊接速度較慢時，出現(xiàn)了焊縫燒穿、接頭熔寬過大、焊件明顯變形等現(xiàn)象，如圖2a、圖2e、圖2f 和圖2g所示；當(dāng)焊接熱輸入不足時，即焊接電流過小或焊接速度過快時，焊縫成形較差，出現(xiàn)未焊透、焊道不連續(xù)等明顯焊接缺陷，如圖2c、圖2d、圖2h 和圖2i所示。對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)焊接電流為150 A、焊接速度為66 cm/min 時，焊接接頭表面成形良好，無明顯缺陷，如圖2b 所示。

圖2 TIG 焊接接頭表面成形Fig.2 Surface forming of TIG welded joints: a) burnt-through;b) good formation; c) narrow and discontinuous; d) narrow and discontinuous; e) large weld width; f) obvious deformation; g) burnt-through; h) narrow and discontinuous;i) narrow weld width

2.2 焊接接頭橫截面形貌

焊接熱輸入不足（對應(yīng)表2 參數(shù)9）、熱輸入適中（對應(yīng)表2 參數(shù)2）及熱輸入過大（對應(yīng)表2 參數(shù)5）3 種情況下焊接接頭橫截面形貌如圖3a～c 所示。圖3d 為在上述3 種焊接參數(shù)下，焊接接頭上表面熔寬和深寬比的變化趨勢。

圖3 焊縫輪廓及相關(guān)參數(shù)Fig.3 Weld seam profile and related parameters: a) incomplete penetration; b) bowl shape;c) large weld width; d) weld seam size under different heat inputs

如圖3a 所示，當(dāng)焊接熱輸入不足時，焊接接頭存在明顯的未焊透缺陷，焊接接頭的深寬比最低，僅為0.18，此時焊接接頭未形成有效連接，接頭強度也處于較低狀態(tài)。隨著熱輸入增大至合理狀態(tài)，焊縫的橫截面形貌呈現(xiàn)穩(wěn)定的“碗狀”，如圖3b 所示，此時焊縫宏觀成形良好，無表面裂紋等明顯宏觀冶金缺陷，此時深寬比達到最大值0.37。隨著焊接熱輸入的進一步增大，焊縫的上熔寬急劇增大，如圖3c 所示，焊接接頭的深寬比也逐漸降低，此時焊接接頭宏觀形貌未達到理想狀態(tài)。

2.3 焊接接頭微觀組織

由參數(shù)2（表2）得到的焊接接頭微觀組織形貌如圖4 所示。焊縫中心微觀組織形貌如圖4a 和圖4b所示。可以看到，相較于母材，焊縫區(qū)域組織發(fā)生了一定程度的粗化，且焊縫中的鐵素體含量較高。焊縫中心上部區(qū)域為細小的等軸晶組織，在奧氏體基體上分布了骨架狀和蠕蟲狀的鐵素體。結(jié)合奧氏體不銹鋼凝固模式、偽二元相圖[24-25]和鉻鎳當(dāng)量計算（見式（1）～（2），式中的元素符號均表示該元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)）可知，試驗中Creq/Nieq為2.03，屬于FA 凝固模式，根據(jù)Fe-Cr-Ni 系ω(Fe)=70%的偽二元相圖發(fā)現(xiàn)，當(dāng)名義成分為 20Cr-10Ni 的不銹鋼在低于1 000 ℃時，在平衡凝固過程中大部分或全部鐵素體將轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體。然而焊接是典型的非平衡凝固過程，鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體的相變過程將受到遏制，因而出現(xiàn)了殘留高溫鐵素體。在熔池凝固和冷卻過程中，奧氏體是通過消耗鐵素體而不斷生長的。隨著相變過程的不斷推進，在高溫狀態(tài)下的殘留鐵素體中Cr 等鐵素體元素不斷富集，而Ni 等奧氏體化元素則不斷被消耗，隨著溫度的不斷降低，鐵素體將在一個較低的溫度下達到穩(wěn)定狀態(tài)，最終形成分布于奧氏體基體上面的骨架狀和蠕蟲狀的鐵素體，如圖4a 和圖4b 所示。

圖4 焊接接頭各區(qū)域金相組織Fig.4 Metallographic structure of each zone in the welded joint: a) high magnification metallographic structure of weld seam center; b) low magnification metallographic structure of weld seam center; c) metallographic structure near the fusion line of the weld seam; d) profile of the weld seam

對比發(fā)現(xiàn)，焊縫中心下部區(qū)域的晶粒尺寸較焊縫中心上部區(qū)域的明顯更大，且存在一定的分層現(xiàn)象，這主要是因為焊縫下面的金屬蒸氣在管內(nèi)散熱較慢，對焊縫區(qū)域起到了保溫的作用，所以焊縫中下部區(qū)域的晶粒尺寸較上部區(qū)域的發(fā)生了長大現(xiàn)象。奧氏體晶粒長大的驅(qū)動力來源于晶界能的降低，在較高溫度或較長冷卻時間狀態(tài)下，不規(guī)則的晶界或者小晶粒之間發(fā)生相互吞并現(xiàn)象，晶粒不斷長大，晶界最終也趨于平滑，整體的界面能降低，但晶粒的長大會受到限制，其中高度彌散的、難溶的第二相粒子對晶界“擴張”有阻礙作用。在焊接過程中，熔池區(qū)域溫度較高，在焊接接頭熔池以外的母材區(qū)域存在較大的溫度梯度和過冷度，因此熔池內(nèi)金屬冷卻較快，且冷卻時間幾乎一致，所以焊縫中心區(qū)域主要形成了等軸晶組織。熔合線區(qū)域因靠近母材，是最大的溫度梯度方向，最終形成了近似于垂直熔合線并向焊縫中心區(qū)域生長的柱狀晶，如圖4c 所示。

對TIG 焊接接頭焊縫中心區(qū)域進行EDS 成分測試，焊縫中心處掃描電鏡形貌如圖5a 所示，主要元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖5b 所示，與表1 對比發(fā)現(xiàn)，焊縫中心元素成分含量與母材元素成分含量沒有明顯差異，鐵素體組織呈現(xiàn)蠕蟲狀、骨架狀。

圖5 焊縫區(qū)域EDS 測試Fig.5 EDS test in the weld seam zone: a) SEM; b) EDS

2.4 焊接接頭顯微硬度

不銹鋼焊件的力學(xué)性能主要包括焊接接頭的拉伸性能和顯微硬度。由于不銹鋼管件拉伸樣的制備較為困難，因此不易對接頭的拉伸性能進行直接測試。屈服強度和顯微硬度之間呈現(xiàn)正相關(guān)規(guī)律，即屈服強度正比于顯微硬度，因此本文采用抵抗微小區(qū)域內(nèi)變形的顯微硬度試驗來評估不銹鋼薄壁管件焊接接頭的力學(xué)性能。

顯微硬度測試區(qū)域包括整個焊接接頭，具體測試點位置及測試結(jié)果如圖6 所示?？梢钥吹剑附咏宇^熱影響區(qū)的平均硬度為197HV，母材區(qū)平均硬度為194HV，焊縫區(qū)平均硬度為162HV，熔合線附近的平均硬度為145HV。各部位顯微硬度分布規(guī)律是熱影響區(qū)硬度＞母材硬度＞焊縫硬度＞熔合線硬度。熱影響區(qū)硬度最高是因為在焊接及冷卻過程中，熱影響區(qū)經(jīng)歷了高溫?zé)嵫h(huán)過程，分布于基體上的鐵素體含量增多，晶界數(shù)量增加，起到了晶界強化的作用。焊縫區(qū)域硬度較低是因為焊縫區(qū)域高溫停留時間最長，晶粒尺寸相對于母材發(fā)生了長大，晶界數(shù)量減少，使硬度降低。此外，奧氏體不銹鋼在敏化區(qū)間溫度范圍內(nèi)析出了碳化鉻，進一步導(dǎo)致該區(qū)域硬度降低。由于熔合線區(qū)域接近粗晶區(qū)，根據(jù)Hall-Petch 公式，材料的顯微硬度由平均晶粒尺寸決定，即晶粒尺寸越大，顯微硬度越小，所以該區(qū)域硬度值最低。

圖6 顯微硬度測試結(jié)果Fig.6 Results of microhardness test

2.5 焊接接頭熱力耦合

在最佳焊接工藝參數(shù)（表2 試驗參數(shù)2）條件下模擬計算得到的溫度場和應(yīng)力場如圖7 所示。圖7a上半部分為模擬所獲取的焊接接頭橫截面形貌，熔池液相線為1 450 ℃，圖7a 下半部分為試驗獲得的實際焊縫截面形貌。對比模擬和試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，焊縫橫截面形貌一致，熔深和熔寬數(shù)值相當(dāng)。由于TIG 電弧熱源集中在上部，實際焊縫橫截面下半部分會比模擬結(jié)果稍微窄一些，因此模擬結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，該有限元模型能夠較好地反映出焊接溫度場的分布情況。

圖7 焊縫形貌對比及焊件變形位移分布特征Fig.7 Comparison of weld seam morphology and deformation characteristics of the weldment:a) temperature field cloud map; b) equivalent stress; c) displacement

在熱源瞬時加載、準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)作用及成形冷卻過程中，被焊工件在時空上存在巨大溫度梯度，使被焊工件中焊縫與母材區(qū)域的收縮趨勢不一致，焊縫區(qū)域因為溫度更高而收縮趨勢較大，非焊接接頭的其他區(qū)域因溫度較低而收縮趨勢較小。因此，被焊工件最終發(fā)生了一定的焊接變形，最終焊縫及周圍產(chǎn)生了與焊縫方向相同的縱向拉應(yīng)力。被焊工件冷卻完成后，經(jīng)過模擬軟件自動計算呈現(xiàn)出來的等效應(yīng)力云圖如圖7b所示，可清晰地看見焊接接頭起始位置變形較為嚴(yán)重。焊接完成后整個焊件的特征點位移分布規(guī)律如圖7c 所示。由于焊接過程中邊界約束起到了固定夾持作用，且焊件上方焊接區(qū)域發(fā)生了明顯的熱脹冷縮，故其變形量明顯大于焊件底部區(qū)域的變形量。

為了進一步分析接頭應(yīng)力場的分布情況，定義沿焊縫方向的應(yīng)力為縱向應(yīng)力（用S33 表示），垂直于焊縫方向的應(yīng)力為橫向應(yīng)力（用S11 表示），焊件板厚方向上的應(yīng)力為厚度方向應(yīng)力（用S22 表示）。由于凝固的焊接起始端對后續(xù)凝固的金屬起到了固定約束的作用，并且凝固的金屬在橫向收縮過程中受到了母材的約束作用，因此，焊接接頭終了位置表現(xiàn)為橫向拉應(yīng)力。為保持橫向應(yīng)力截面內(nèi)部的自平衡，焊縫起始端也受到橫向拉應(yīng)力，所以焊道中間穩(wěn)定區(qū)域表現(xiàn)為壓應(yīng)力。由于焊接過程中橫向和縱向收縮是同步發(fā)生的，因此最終的橫向應(yīng)力是由橫向收縮導(dǎo)致的橫向應(yīng)力和因縱向收縮而產(chǎn)生的橫向應(yīng)力兩者的矢量和。模擬結(jié)果顯示，焊接接頭的橫向應(yīng)力（S11）由橫向收縮主導(dǎo)，起始和結(jié)束端呈現(xiàn)拉應(yīng)力，中間區(qū)域呈現(xiàn)壓應(yīng)力，如圖8a 所示。

圖8 焊件等效應(yīng)力及不同方向殘余應(yīng)力Fig.8 Equivalent stress and residual stress in different directions of the weldment:a) transverse stress; b) longitudinal stress; c) radial stress

在焊件焊接接頭冷卻過程中，由于空間上的溫度梯度，被焊工件中焊縫與母材存在巨大差異，兩者的收縮趨勢不一致，最終焊縫區(qū)域產(chǎn)生了與焊縫方向一致的縱向拉應(yīng)力，如圖8b 所示。而縱向拉應(yīng)力的存在必然會導(dǎo)致靠近焊縫一側(cè)母材產(chǎn)生與之抵消的壓應(yīng)力。而母材為了阻礙該趨勢的繼續(xù)進行，則會產(chǎn)生一個彎矩使其平衡，因此，由縱向應(yīng)力收縮引起的應(yīng)力變形會影響橫向應(yīng)力分布，最終中間呈現(xiàn)拉應(yīng)力，兩側(cè)呈現(xiàn)壓應(yīng)力。另外，對于2 mm 的薄壁管件，與縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力相比，厚度方向上的殘余應(yīng)力數(shù)值較小，且發(fā)生應(yīng)力變形的區(qū)域相對較小，如圖8c 所示。

為了進一步驗證模擬計算過程中仿真模型的可靠性和正確性，結(jié)合文獻[26]針對壁厚2.77 mm、外徑219.1 mm 的薄壁管件的縱向焊縫殘余應(yīng)力試驗數(shù)據(jù)進行對比分析。文獻[26]以X 射線法為殘余應(yīng)力測試法，具體測試點位置為焊縫中心處及焊縫兩側(cè)8、16、24 mm 處，共計7 個點。模擬和實測的應(yīng)力分布圖如圖9a 所示，其中圓形點劃線是文獻[26-27]實測數(shù)據(jù)，方框點劃線為模擬計算提取的相應(yīng)點的縱向焊縫殘余應(yīng)力值。對比發(fā)現(xiàn)，模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)趨勢接近，誤差主要在于模型不能完全復(fù)制實際焊接熱輸入。依據(jù)圖8 中被焊工件冷卻至室溫應(yīng)力場云圖，在焊接接頭z軸中心面，即準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段，提取各方向的殘余應(yīng)力值，殘余應(yīng)力分布結(jié)果如圖9b 所示，其中縱向應(yīng)力最大值甚至超過材料的屈服強度，在距離焊縫中心約20 mm 處，當(dāng)縱向殘余應(yīng)力從母材向焊縫中心過渡時，由壓應(yīng)力逐步轉(zhuǎn)化為拉應(yīng)力；焊縫中心橫向應(yīng)力呈現(xiàn)出壓應(yīng)力，向兩側(cè)母材過渡時應(yīng)力值逐漸趨近于0。焊縫厚度方向殘余應(yīng)力變化幅度較小，且數(shù)值較低。

圖9 模擬和實測對比及焊縫不同方向殘余應(yīng)力Fig.9 Comparison between simulated and measured data and residual stress in different directions of weld seam:a) simulated and measured data; b) residual stresses in different directions

3 結(jié)論

1）當(dāng)焊接電流為150 A、焊接速度為66 cm/min時，焊接接頭全部熔透，且表面成形連續(xù)均勻，焊道邊緣平直，橫截面呈現(xiàn)“碗狀”的可靠結(jié)構(gòu)。焊縫中心上部區(qū)域呈現(xiàn)細小的等軸晶，下部區(qū)域因散熱較慢，呈現(xiàn)尺寸較大的等軸晶，熔合線附近表現(xiàn)為柱狀組織，熱影響區(qū)分布著較多的蠕蟲狀鐵素體組織。

2）焊接接頭顯微硬度分布規(guī)律近似為U 形，其中熱影響區(qū)顯微硬度（197HV）大于焊縫區(qū)域顯微硬度（162HV），熔合線附近顯微硬度值（145HV）最低，可推斷熔合線附近為焊接接頭的薄弱區(qū)域。

3）使用有限元軟件可以精確模擬焊接接頭熱力場，能夠正確揭示薄壁圓管TIG 焊接接頭中的殘余應(yīng)力分布規(guī)律。

4）在不銹鋼薄壁管件縱向焊接過程中，當(dāng)縱向殘余應(yīng)力從母材向焊縫中心過渡時，由壓應(yīng)力逐步轉(zhuǎn)化為拉應(yīng)力；焊縫中心橫向應(yīng)力呈現(xiàn)出壓應(yīng)力，向兩側(cè)母材過渡時應(yīng)力值逐漸趨近于0。焊縫厚度方向殘余應(yīng)力變化幅度較小，且數(shù)值較低。