劉水根，操 戈，鄭鵬華

(1.海軍裝備部，湖北 武漢 430030；2.中國機(jī)械總院集團(tuán)武漢材料保護(hù)研究所有限公司，湖北 武漢 430030；3.特種表面保護(hù)材料及應(yīng)用技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗室，湖北 武漢 430030)

0 前 言

在船舶管道系統(tǒng)中，為保證管道系統(tǒng)具有一定的耐腐蝕能力，液壓系統(tǒng)主要采用奧氏體不銹鋼管。船舶管子焊接一般要求采用單面焊雙面成型，要求根部焊透。奧氏體不銹鋼由于自身特性，在焊接及使用過程中，易出現(xiàn)晶間腐蝕[1]、熱裂紋[2]等缺陷，具有一定的焊接難度，為保證不銹鋼管子的焊接質(zhì)量，常采用TIG 焊工藝。

采用管子自動焊工藝能有效提高焊接效率，保證焊接質(zhì)量的穩(wěn)定性。在船臺階段，自動焊工藝只能采用管子固定、焊槍轉(zhuǎn)動的方式焊接，為全位置焊接，自動焊難度較大。焊接過程中，由于重力的影響，在不同的位置，熔池的運(yùn)動形式有較大不同[3]，宜采用不同的焊接參數(shù)[4，5]。當(dāng)處于平焊位置時，焊縫會向管內(nèi)凸起；當(dāng)處于仰焊位置時，管內(nèi)焊縫形成凹坑，因此選取合適的工藝參數(shù)對于焊接接頭的性能至關(guān)重要。

另外，金屬焊接接頭成形過程中受到溫度場[6]、應(yīng)力場、顯微組織場[7]三者的直接作用[8]，內(nèi)部各區(qū)域微觀組織改變各異，直接反映為其一接頭各區(qū)域的電化學(xué)電位不同[9]，其二接頭內(nèi)組織重新生長的過程受溫度場作用，在不同區(qū)域出現(xiàn)化學(xué)成分偏析導(dǎo)致化學(xué)成分各異，降低了接頭內(nèi)部化學(xué)成分上的均質(zhì)化程度[10]，這種電化學(xué)不均勻性和化學(xué)成分均質(zhì)化程度會導(dǎo)致材料耐蝕性的改變。

由于船舶使用環(huán)境特殊，接觸的多數(shù)介質(zhì)為強(qiáng)酸強(qiáng)堿，此類系統(tǒng)在日常操作或者保養(yǎng)不當(dāng)時會導(dǎo)致管路的腐蝕泄漏，不僅會污染船舶的液貨品質(zhì)，更會影響船舶的正常營運(yùn)，甚至?xí)绊懘暗倪\(yùn)行安全，所以研究船舶不銹鋼管道焊接接頭的腐蝕行為非常重要。

近年來，對不銹鋼焊接接頭的腐蝕行為開展了大量研究。Mirshekari 等[11]探討了單通道和多通道鎢極氬弧焊工藝對304L 不銹鋼焊接接頭顯微組織、硬度和腐蝕行為的影響，結(jié)果顯示熔合區(qū)顯微組織均為枝狀組織加少量條狀δ 鐵素體，且δ 鐵素體在焊縫區(qū)內(nèi)的含量隨焊接通道數(shù)量的增多而不斷提升，相應(yīng)導(dǎo)致焊縫區(qū)硬度和耐腐蝕性能的提高。Sarlak 等[12]對雙相不銹鋼板進(jìn)行不同參數(shù)下攪拌摩擦焊，分析了焊縫表面的顯微組織，利用動電位極化、開路電位評估了焊縫表面在H2SO4溶液中的腐蝕行為，結(jié)果表明，提高焊接速度可以減小雙相不銹鋼α 相和γ 相的晶粒尺寸，提高攪拌區(qū)的耐腐蝕性。Dadfar 等[13]利用SEM、動電位極化法、XRD 等手段分析和研究了316L 不銹鋼焊接接頭在[生理溶液0.9%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))NaCl]中的腐蝕行為，發(fā)現(xiàn)焊縫區(qū)內(nèi)作為腐蝕發(fā)生點(diǎn)的第二相在焊接過程中溶解，導(dǎo)致其耐腐蝕性高于母材區(qū)。另外對焊縫區(qū)進(jìn)行焊后熱處理后，可以有效消除該區(qū)域的殘余應(yīng)力，促進(jìn)晶粒長大，減少晶界數(shù)量，平衡母材/熱影響區(qū)和熱影響區(qū)/焊縫區(qū)邊界化學(xué)成分的均質(zhì)化程度，降低腐蝕電流密度，提高耐蝕性。

基于此，本工作以316L 奧氏體不銹鋼管為對象，通過改變分區(qū)焊接參數(shù)來研究全位置TIG 自動焊對焊縫成型及焊接接頭力學(xué)性能、焊接試樣母材區(qū)和熱影響區(qū)耐蝕性能的影響，同時通過對焊接接頭的力學(xué)性能的檢測，來確保焊接接頭的焊接質(zhì)量，從而實(shí)現(xiàn)船舶不銹鋼管道的TIG 自動焊；還對該焊接工藝下焊接后不銹鋼管道的腐蝕行為進(jìn)行研究，通過鹽霧干濕交替/SO2氣體循環(huán)加速腐蝕試驗、對室內(nèi)加速試驗后試樣的母材區(qū)和熱影響區(qū)的腐蝕發(fā)展情況進(jìn)行分析，并對試樣表面進(jìn)行點(diǎn)蝕深度、表面腐蝕微觀形貌和微區(qū)電化學(xué)試驗測試，從而了解焊接件的腐蝕行為規(guī)律。

1 試 驗

1.1 焊接工藝設(shè)計

坡口設(shè)計:采用U 型坡口設(shè)計，坡口形式如圖1 所示，無坡口間隙，根部設(shè)計為平臺形式，可保證坡口根部尺寸均勻。

圖1 U 型坡口示意圖Fig.1 Schematic diagram of U-shaped groove

焊接電流形式設(shè)計:采用較小的焊接電流或焊接線能量、不預(yù)熱、降低層間溫度的方式。

焊接參數(shù)分區(qū)控制:管子水平固定時，焊接為全位置焊接，當(dāng)焊接區(qū)域處于不同的位置時，焊接參數(shù)也應(yīng)有相應(yīng)的調(diào)整以保證良好的焊接質(zhì)量。開始焊接時，鋼管溫度較低，需要較大的焊接電流保證焊縫熔透。隨著焊接時間的延長，焊接區(qū)域溫度升高，需要適當(dāng)減小焊接電流以防止熔池過大。因此，不銹鋼管在全位置焊接時，有必要針對不同的焊接位置區(qū)間對焊接參數(shù)做出適當(dāng)調(diào)整，以使焊縫成型均勻，提高焊縫質(zhì)量。一般可將不銹鋼管環(huán)形焊縫分成4 個區(qū)間，如圖2 所示，焊接過程在1 點(diǎn)起??；1～2 點(diǎn)區(qū)間為I 區(qū)；2～3 點(diǎn)區(qū)間為II 區(qū)；3 ～4 點(diǎn)區(qū)間為III 區(qū)；4 ～1 點(diǎn)區(qū)間為IV 區(qū)；IV 區(qū)結(jié)束后，電流逐漸減小并熄弧。

圖2 焊接起弧位置和焊接區(qū)間分布Fig.2 Welding arc starting position and welding interval distribution

焊接保護(hù)氣體選擇:在采用無坡口間隙的自動焊時，為保證根部焊透，采用了Ar+3%H2的混合氣體。表1 為焊接參數(shù)選擇。

表1 焊接參數(shù)選擇Table 1 Selection of welding parameters

焊接工藝試驗:根據(jù)以上參數(shù)選擇，進(jìn)行焊接工藝試驗。采用直徑為45 mm，壁厚為5 mm 的316L 奧氏體不銹鋼管進(jìn)行焊接試驗。將裝配后的對接管裝在脈沖TIG 自動焊機(jī)上進(jìn)行焊接。采用全位置焊接，焊槍轉(zhuǎn)動。焊接時采用的鎢棒直徑為2.4 mm，保護(hù)氣體為Ar+3%H2，正面保護(hù)氣體流速為10 L/min。焊前用密封塞密封鋼管接縫兩端面，并于鋼管內(nèi)通氣體保護(hù)，保護(hù)氣體流速為3.5 L/min。

1.2 測試表征

1.2.1 焊接接頭的力學(xué)性能試驗

接頭拉伸試驗:試驗參考GB/T 228-2002“金屬材料室溫拉伸試驗方法”進(jìn)行。打磨焊縫表面以去除表面缺陷。在室溫下采用AG-X50KN 型電子萬能試驗機(jī)進(jìn)行拉伸測試，拉伸方向垂直于焊縫，以3 組測試數(shù)據(jù)的平均值作為拉伸試驗的最后結(jié)果。

接頭彎曲試驗:試驗參考GB/T 232-1999“金屬材料 彎曲試驗方法”進(jìn)行。接頭面彎是彎曲試樣受拉面為焊縫正面的彎曲。具有較大焊縫寬度的面為正面，當(dāng)兩面焊縫寬度相等時則先完成蓋面層焊縫一側(cè)為正面。接頭背彎是彎曲試樣受拉面為焊縫背面的彎曲。

接頭宏觀金相組織判定:試驗參考GB/T 13298-1991“金屬顯微組織檢驗方法”進(jìn)行。對接頭宏觀金相組織進(jìn)行判定。

按表2 中的試驗項目進(jìn)行了相應(yīng)力學(xué)性能測試，表2 中給出了相應(yīng)的測試合格標(biāo)準(zhǔn)。表2 中D表示彎心直徑，a表示試樣厚度，θ表示彎曲角度。

表2 試驗項目Table 2 Test items

1.2.2 加速腐蝕試驗

對焊接后的316L 奧氏體不銹鋼管焊接件試樣進(jìn)行鹽霧干濕交替/SO2氣體循環(huán)加速腐蝕試驗，試驗周期設(shè)置4、8、24、48、60 d 為第一至第五周期，每周期各3 塊平行樣。加速腐蝕試驗單次循環(huán)時間參數(shù)如表3所示。鹽霧為濃度為(50±5) g/L 的NaCl 溶液。

表3 鹽霧干濕交替/SO2氣體循環(huán)加速腐蝕試驗單次循環(huán)時間hTable 3 Single cycle time of salt spray alternating wet and dry /SO2 gas cycle accelerated corrosion test h

1.2.3 腐蝕深度分析

參照GB/T 16545-1996“金屬和合金的腐蝕 腐蝕試樣上腐蝕產(chǎn)物的清除”對不銹鋼焊接件室內(nèi)加速試樣進(jìn)行化學(xué)除銹，參照GB/T 18590-2001“金屬和合金的腐蝕點(diǎn)蝕評定方法”對試樣進(jìn)行點(diǎn)蝕評定，對室內(nèi)加速試驗后試樣母材區(qū)和熱影響區(qū)的腐蝕發(fā)展情況進(jìn)行分析。

1.2.4 表面腐蝕形貌分析

采用JSM-6510LV 掃描電子顯微鏡觀察試樣表面的腐蝕情況。

1.2.5 微區(qū)電化學(xué)試驗

采用M370 微區(qū)掃描電化學(xué)工作站中SKP 組塊(掃描開爾文探針系統(tǒng))對不銹鋼焊接件試樣腐蝕不同周期后的局部腐蝕行為進(jìn)行研究，在不干擾、不接觸測定體系的條件下獲知試樣腐蝕后母材區(qū)和熱影響區(qū)的腐蝕電位分布。

采用M370 微區(qū)電化學(xué)工作站獲知各區(qū)域腐蝕電位分布，在室溫下測試，采用面掃描step scan 模式，不銹鋼焊接件試樣各區(qū)域的掃描面積設(shè)置為2 000 μm×2 000 μm，掃描步長為150 μm×150 μm，SKP 探針振動振幅為30 μm，控制探針距離受試面在100 μm左右。

2 結(jié)果與討論

2.1 打底焊焊接試驗及結(jié)果

首先采用不同的焊接參數(shù)進(jìn)行了打底焊焊接試驗，打底焊焊接參數(shù)如表4 所示。

表4 脈沖TIG 自動焊打底焊焊接試驗參數(shù)Table 4 Welding test parameters of priming welding for pulsed TIG automatic welding

焊接完成后，對根部焊道的成型情況進(jìn)行了外觀檢查，發(fā)現(xiàn)3 號試樣的根部局部未焊透；2 號試樣的根部焊道完全焊透，且根部焊縫成型良好；1 號試樣的根部焊道完全焊透，但鋼管頂部位置的根部焊道內(nèi)凸較多，底部位置的根部焊道內(nèi)凹較多。結(jié)合表3 可知，當(dāng)鈍邊厚度為2 mm 時，根部焊道的焊接參數(shù)應(yīng)大于等于2 號試樣的焊接參數(shù)。當(dāng)鈍邊厚度變化時，根部焊道的焊接參數(shù)應(yīng)做適當(dāng)調(diào)整。為保證焊接過程的穩(wěn)定性，應(yīng)盡量保證鈍邊厚度的均勻一致。

2.2 焊接接頭的力學(xué)性能試驗及結(jié)果

根據(jù)2.1 節(jié)中的試驗及結(jié)果，以表4 中2 號試樣的焊接參數(shù)作為打底焊焊接參數(shù)，將焊接接頭焊滿。焊接過程中，保證層間溫度＜60 ℃。焊接參數(shù)如表5所示。

表5 脈沖TIG 自動焊焊接參數(shù)Table 5 Welding parameters of pulsed TIG automatic welding

焊接完成后，對焊縫進(jìn)行了射線探傷檢查和滲透探傷檢查，探傷缺陷等級為I 級。

對焊接后的不銹鋼試樣進(jìn)行了相應(yīng)的力學(xué)性能測試，測試結(jié)果見表6。

表6 試驗結(jié)果及合格指標(biāo)Table 6 Test results and qualification index

由以上試驗及結(jié)果可知，形成的管子水平固定脈沖TIG 自動焊工藝及參數(shù)可行，可確保焊縫質(zhì)量。

2.3 腐蝕深度分析

以表4 中2 號試樣的焊接參數(shù)作為打底焊焊接參數(shù)，將焊接接頭焊滿。焊接參數(shù)如表5 所示。對不銹鋼焊接件室內(nèi)加速試樣進(jìn)行化學(xué)除銹，再對其各區(qū)域不同周期最大點(diǎn)蝕深度進(jìn)行分析，結(jié)果如圖3 所示。

圖3 不銹鋼焊接件各區(qū)域最大點(diǎn)蝕深度隨試驗時間的變化Fig.3 Change of maximum pitting depth in each area of stainless steel welding parts with test time

從圖3 中可以看出，不銹鋼焊接件試樣母材區(qū)和熱影響區(qū)最大點(diǎn)蝕深度隨試驗時間的延長而增大，并且每個周期試樣熱影響區(qū)的最大點(diǎn)蝕深度均大于同一周期試樣母材區(qū)的最大點(diǎn)蝕深度。可以看出，試樣母材區(qū)的耐蝕性能優(yōu)于熱影響區(qū)。從第二個周期開始，試樣熱影響區(qū)和母材區(qū)的最大點(diǎn)蝕深度增長速度開始減慢。數(shù)據(jù)表明，不銹鋼初期發(fā)生腐蝕受焊縫熱影響較明顯，銹層快速增長，由于密集的銹層具有一定的阻礙作用，使得點(diǎn)蝕深度增長更緩慢，這說明生成的銹層可以有效阻礙腐蝕性介質(zhì)滲入基材。

2.4 腐蝕形貌觀察

圖4 分別是不銹鋼焊接試樣母材區(qū)和熱影響區(qū)在鹽霧干濕交替/SO2氣體循環(huán)加速腐蝕環(huán)境中的第一周期和第五周期腐蝕微觀SEM 形貌變化情況。試驗進(jìn)行102 h 后，各區(qū)域表面腐蝕均以點(diǎn)蝕為主，分布不均勻。熱影響區(qū)部位能看到明顯團(tuán)狀腐蝕產(chǎn)物。而試樣母材區(qū)部位點(diǎn)蝕較為輕微，以黑色腐蝕點(diǎn)分布在試樣表面并逐漸向外延伸，向內(nèi)擴(kuò)展。腐蝕產(chǎn)物隨腐蝕時間延長逐漸生長，體積變大。腐蝕后期，試驗1 446 h 后，腐蝕產(chǎn)物已基本覆蓋試樣表面，起始階段不均勻的點(diǎn)蝕產(chǎn)物連在一起形成了較為完整的銹層。試樣母材區(qū)由102 h 時表面細(xì)小的黑色腐蝕點(diǎn)發(fā)展成不規(guī)則、重復(fù)堆疊的團(tuán)狀物，表面凹凸不平，不僅出現(xiàn)腐蝕產(chǎn)物分層，還伴隨有多孔隙和多裂縫。相似的現(xiàn)象在熱影響區(qū)也能觀察到，程度較試樣母材區(qū)更高[14]。

圖4 不銹鋼焊接件不同區(qū)域在室內(nèi)加速腐蝕環(huán)境中的腐蝕形貌Fig.4 Corrosion morphology of stainless steel welding parts in different areas in an indoor accelerated corrosion environment

2.5 微區(qū)電化學(xué)試驗分析

使用SKP 模塊測量金屬焊接件試樣室內(nèi)加速第一周期、第五周期腐蝕試驗后各區(qū)域表面電位分布情況，可以在不損壞試樣工作面的情況下探究其各區(qū)域經(jīng)過不同加速周期腐蝕試驗后的局部腐蝕行為。

圖5 為不銹鋼焊接接頭室內(nèi)不同周期腐蝕試驗后各區(qū)域局部表面SKP 電位分布塊狀圖與三維立體圖。對不同周期加速腐蝕試驗后不同區(qū)域的SKP 電位分布進(jìn)行Gauss 擬合[15]，擬合結(jié)果見圖6，擬合公式見式(1):

圖5 加速試驗后不銹鋼焊接件各區(qū)域表面SKP 電位分布Fig.5 SKP potential distribution in each area of the surface of stainless steel welding parts after accelerated test

式中，A為常數(shù)；y0表示縱坐標(biāo)的偏移程度；μ表示SKP電位分布圖中電位分布集中位置；σ2表示電位分布的集中程度，其值越小，說明電位分布越集中于μ值附近。擬合結(jié)果列于表7。

表7 加速試驗后不銹鋼焊接件各區(qū)域SKP 電位分布的Gauss 擬合結(jié)果Table 7 Gauss fitting results of SKP potential distribution in each area of stainless steel welding parts after accelerated test

從SKP 電位分布圖及Gauss 擬合結(jié)果可知，在加速腐蝕102 h 后不銹鋼焊接件母材區(qū)和熱影響區(qū)的電位分布均處于一個高低不平的狀態(tài)。其中102 h 試樣母材區(qū)的電位值高于試樣熱影響區(qū)的電位值，從電位值的高低可以看出，熱影響區(qū)相對于母材區(qū)更容易發(fā)生腐蝕。試樣母材區(qū)腐蝕102 h 后，從SKP 電位分布圖及Gauss 擬合圖中可以看到該區(qū)域電位集中程度較試樣熱影響區(qū)高，基本分布在0.3 V 左右，電位分布上更均勻，說明試樣母材區(qū)表面上有較多隨機(jī)分布的活性點(diǎn)，這些活性點(diǎn)在模擬環(huán)境中較易受外界腐蝕性介質(zhì)氯離子侵蝕，表面的鈍化膜被破壞，使其周圍的金屬基材裸露在腐蝕環(huán)境中。同時觀察熱影響區(qū)和母材區(qū)，可以看到熱影響區(qū)不同掃描位置的電位起伏較高，表面電位分布的集中程度不高，說明試樣表面已經(jīng)出現(xiàn)了明顯的陰極區(qū)和陽極區(qū)，陽極區(qū)不斷發(fā)生腐蝕，陰極區(qū)受保護(hù)。

隨腐蝕時間的延長，當(dāng)試驗進(jìn)行到1 446 h 時，不銹鋼焊接件試樣熱影響區(qū)的電位出現(xiàn)輕微正移，主要是因為在這一區(qū)域中，不銹鋼在焊接過程中受外界強(qiáng)熱輸入作用顯微組織與母材區(qū)相比發(fā)生明顯改變，耐蝕性降低。起始階段不銹鋼焊接件試樣母材區(qū)的電位是高于熱影響區(qū)的，熱影響區(qū)會優(yōu)先發(fā)生腐蝕，其被試驗環(huán)境中腐蝕性介質(zhì)侵蝕后表面能夠及時響應(yīng)，加之濕熱環(huán)境的明顯加速作用會導(dǎo)致表面形成的鈍化膜處于一個循環(huán)破壞-修復(fù)的過程，腐蝕過程持續(xù)進(jìn)行，快速生成腐蝕產(chǎn)物并向四周擴(kuò)展，這些腐蝕產(chǎn)物會不斷生長并相互連接成片，完整覆蓋整個熱影響區(qū)表面，隨著熱影響區(qū)腐蝕產(chǎn)物的密集堆積，能夠有效阻礙腐蝕性介質(zhì)滲入基材引發(fā)腐蝕繼續(xù)發(fā)生，這一原因致使腐蝕電位增大，該區(qū)域的耐蝕性略有提高。而試樣母材區(qū)的電位出現(xiàn)明顯負(fù)移，但電位仍然高于熱影響區(qū)，原因在于母材區(qū)域在腐蝕進(jìn)程中起始階段作為活性點(diǎn)的位置，因氯離子侵蝕鈍化膜被破壞，基材裸露同腐蝕性介質(zhì)接觸，腐蝕持續(xù)進(jìn)行，耐蝕性降低。在反應(yīng)后期，母材區(qū)域表面電位集中程度降低，出現(xiàn)陽極區(qū)和陰極區(qū)，自身腐蝕程度提高，同時臨近的熱影響區(qū)電位的提升會形成母材區(qū)的陽極加速腐蝕作用，在后期母材區(qū)腐蝕電位出現(xiàn)明顯負(fù)移[16]。微觀電化學(xué)測試所呈現(xiàn)的焊接件試樣母材區(qū)與熱影響區(qū)耐蝕性能評價與室內(nèi)加速腐蝕不同周期后的點(diǎn)蝕評定是一致的。

3 結(jié) 論

(1)采用無間隙U 型坡口的脈沖TIG 自動焊可有效保證打底焊成型質(zhì)量及焊縫性能。管子水平固定自動焊時，宜根據(jù)不同的位置將焊縫分區(qū)焊接，并設(shè)置不同的參數(shù)，以保證焊接過程均勻穩(wěn)定。

(2)管子水平固定脈沖TIG 自動焊工藝及參數(shù)可確保焊縫質(zhì)量，焊接接頭的力學(xué)性能合格。

(3)不銹鋼焊接件試樣母材區(qū)和熱影響區(qū)最大點(diǎn)蝕深度隨測試周期延長而增大，第三周期后，各區(qū)域最大點(diǎn)蝕深度增大的速率明顯小于前2 個周期，銹層的增多對基材起到保護(hù)作用。

(4)不銹鋼金屬焊接材料在模擬鹽霧濕熱/SO2大氣環(huán)境中進(jìn)行腐蝕試驗時以點(diǎn)腐蝕為主，腐蝕產(chǎn)物為不規(guī)則、重復(fù)堆疊的團(tuán)狀物，且隨著腐蝕過程繼續(xù)進(jìn)行，腐蝕產(chǎn)物不斷成長，相互連接成片，形成完整銹層，對基材起到保護(hù)作用，延緩腐蝕向基材深入。

(5)微區(qū)電化學(xué)試驗顯示加速腐蝕起始時試樣母材區(qū)的耐蝕性優(yōu)于試樣熱影響區(qū)。隨著腐蝕時間延長，不銹鋼焊接件試樣熱影響區(qū)的電位出現(xiàn)輕微正移，試樣母材區(qū)的電位出現(xiàn)明顯負(fù)移，但母材區(qū)的電位仍然高于熱影響區(qū)，說明試樣母材區(qū)的耐蝕性始終高于熱影響區(qū)。