2205/1Cr18Ni9Ti釬焊接頭組織結(jié)構(gòu)及擴(kuò)散過(guò)程分析

吳文杰，張萬(wàn)欣，胡亞真

（西安航天發(fā)動(dòng)機(jī)廠，陜西西安710100）

2205/1Cr18Ni9Ti釬焊接頭組織結(jié)構(gòu)及擴(kuò)散過(guò)程分析

吳文杰，張萬(wàn)欣，胡亞真

（西安航天發(fā)動(dòng)機(jī)廠，陜西西安710100）

對(duì)新型雙相不銹鋼2205與奧氏體不銹鋼1Cr18Ni9Ti進(jìn)行釬焊性試驗(yàn)。通過(guò)設(shè)計(jì)波紋板結(jié)構(gòu)模盒，模盒爆破強(qiáng)度試驗(yàn)，開(kāi)展釬焊接頭微觀組織結(jié)構(gòu)分析，釬焊接頭元素?cái)U(kuò)散行為及其影響分析，釬焊接頭元素?cái)U(kuò)散能力計(jì)算分析，結(jié)果認(rèn)為2205與1Cr18Ni9Ti釬焊可形成結(jié)合強(qiáng)度優(yōu)良的釬焊接頭。

2205不銹鋼;模盒試驗(yàn);組織結(jié)構(gòu)分析;釬焊接頭

0 引言

新 型 不 銹 鋼 2205名 義 牌 號(hào) 022Cr22 Ni5Mo3N，目前在我國(guó)船舶、化工等領(lǐng)域已是應(yīng)用比較普遍的雙相不銹鋼品種[1-2]。2205屬超低碳雙相不銹鋼，在保證優(yōu)良力學(xué)性能及抗腐蝕性能的同時(shí)，不加入Ti元素，從而避免了Ti（C，N）類夾雜物在鋼中聚集分布的可能性。1Cr18Ni9Ti屬奧氏體不銹鋼，是目前應(yīng)用較為普遍的不銹鋼之一[3-4]。本試驗(yàn)設(shè)計(jì)波紋板結(jié)構(gòu)模盒[5-6]，使用2205作為蓋板材料，與1Cr18Ni9Ti制作的波紋板、底板進(jìn)行模盒釬焊試驗(yàn)。通過(guò)模盒爆破強(qiáng)度試驗(yàn)并開(kāi)展釬焊接頭微觀組織結(jié)構(gòu)分析，釬焊接頭各元素?cái)U(kuò)散行為及其對(duì)接頭組織性能的影響分析，接頭主要元素相互擴(kuò)散能力計(jì)算分析等，研究2205與1Cr18Ni9Ti波紋板結(jié)構(gòu)的釬焊性。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

蓋板選用壁厚2 mm的2205板材，波紋板與1 mm厚底板選用1Cr18Ni9Ti板材，裝配結(jié)構(gòu)如圖1所示，釬焊接頭選用δ0.12 mm的1#合金帶材作為釬焊料。采用真空釬焊方法，釬焊溫度1 100℃，保溫25 min。X光無(wú)損檢查焊后釬料漫流填充情況，釬焊后模盒通過(guò)液壓爆破試驗(yàn)考核釬焊接頭的連接強(qiáng)度。試驗(yàn)件共計(jì)10件。模盒所用原材料化學(xué)成分見(jiàn)表1。

爆破試驗(yàn)使用M700-41型試驗(yàn)機(jī)，焊接接頭微觀結(jié)構(gòu)觀察使用德國(guó)徠卡LEICA MEF4M型金相顯微鏡，接頭元素濃度分布分析使用牛津OXFORD6647型能譜儀。

表1 模盒試驗(yàn)件所用原材料化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of raw material used by box specimen

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 釬焊模盒液壓爆破試驗(yàn)結(jié)果及分析

10件釬焊模盒X光檢查均未發(fā)現(xiàn)未焊上現(xiàn)象，液壓爆破試驗(yàn)爆破壓強(qiáng)范圍50～56 MPa，平均爆破壓強(qiáng)53.1 MPa，大于工藝規(guī)定的50 MPa爆破值要求。爆破后模盒形貌如圖2所示。從模盒爆破斷口觀察，爆破鼓起均為1Cr18Ni9Ti底板側(cè)，且大部分?jǐn)嗫谖挥诓y板基體，2205側(cè)釬焊接頭則連接牢固。底板鼓起是由于1Cr18Ni9Ti壁厚較薄，但大部分從波紋板基體撕裂現(xiàn)象證明，釬縫連接強(qiáng)度高于波紋板基體強(qiáng)度。由此可見(jiàn)2205蓋板與1Cr18Ni9Ti波紋板通過(guò)1#合金釬焊可形成結(jié)合強(qiáng)度優(yōu)良的釬焊接頭。

2.2 釬焊接頭微觀組織結(jié)構(gòu)分析

10件爆破模盒2205蓋板與1Cr18Ni9Ti波紋板側(cè)釬焊接頭均未發(fā)生鼓起開(kāi)裂現(xiàn)象，本試驗(yàn)僅對(duì)2205與1Cr18Ni9Ti釬焊接頭微觀組織結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。金相觀察，釬焊縫釬料填充飽滿，釬角釬料堆積較為充足，釬焊縫寬度 40 μm至50 μm，釬焊縫整體形貌如圖3（a）所示。

2205側(cè)基體經(jīng)過(guò)釬焊高溫后，在靠近釬縫0.3 mm寬度范圍內(nèi)鐵素體晶粒迅速粗化，而奧氏體相（γ）相應(yīng)減少。根據(jù)雙相不銹鋼相變特點(diǎn)，γ相在高溫是不穩(wěn)定的，隨著加熱溫度的升高，鐵素體相逐漸增多，甚至有γ相消失的現(xiàn)象。但本試驗(yàn)鐵素體長(zhǎng)大僅在靠近釬縫附近0.3 mm范圍內(nèi)，該區(qū)域γ相含量?jī)H在25%水平，而遠(yuǎn)離焊縫的基體則維持著基本的相比例平衡，奧氏體及鐵素體含量各占50%，這種現(xiàn)象顯然與釬焊縫1#合金釬料的擴(kuò)散作用密切相關(guān)。1#合金作為Mn基釬料，雖然Mn和Ni元素是奧氏體穩(wěn)定元素，但其在2205基體的擴(kuò)散作用并不足以阻止鐵素體晶粒長(zhǎng)大，相反元素強(qiáng)烈的互擴(kuò)散作用所引起的濃度起伏，促進(jìn)了兩類穩(wěn)定元素的再分布，提供了鐵素體晶界擴(kuò)長(zhǎng)的相變驅(qū)動(dòng)力，因此會(huì)出現(xiàn)在釬縫附近鐵素體的長(zhǎng)大增多現(xiàn)象。在鐵素體晶界，可看到奧氏體呈不規(guī)則形態(tài)向鐵素體晶粒內(nèi)生長(zhǎng)，這主要是高溫冷卻過(guò)程中形成的二次奧氏體γ2。大量研究表明[7-10]，過(guò)大比例的鐵素體，尤其是γ相比例低于20%時(shí)，會(huì)降低雙相鋼基體的韌塑性能以及抗腐蝕能力，本試驗(yàn)奧氏體含量在25%，基本滿足相比例控制要求。

1Cr18Ni9Ti波紋板側(cè)在距釬縫0.1 mm范圍內(nèi)形成細(xì)晶區(qū)，這主要是因?yàn)殁F焊升溫過(guò)程中，伴隨釬料Mn和Ni元素向1Cr18Ni9Ti基體的擴(kuò)散，大量γ相重新形核并長(zhǎng)大，但在擴(kuò)散成分的阻礙作用下，同時(shí)釬焊過(guò)程提供晶粒長(zhǎng)大所需熱能不足，重新奧氏體化的晶粒形成一層相對(duì)于基體的細(xì)晶區(qū)，如圖3（b）所示。根據(jù)奧氏體不銹鋼特點(diǎn)，細(xì)晶奧氏體對(duì)材料基體韌性有利，因此1Cr18Ni9Ti側(cè)的組織相對(duì)較為理想。

2.3 釬焊接頭元素分布及影響分析

由釬焊接頭基體及釬料主要元素能譜線掃描結(jié)果可知，釬縫中Mn和Ni元素均已向兩側(cè)基體擴(kuò)散，但主要仍分布于釬縫中。2205側(cè)Mo元素向釬焊縫有一定程度的擴(kuò)散。Cr和Fe元素由于在兩側(cè)基體濃度均高于在釬料中的濃度，所以發(fā)生由兩側(cè)基體向釬縫中擴(kuò)散現(xiàn)象，但擴(kuò)散濃度仍低于兩側(cè)基體。

為定量分析釬焊縫及兩側(cè)近距離元素濃度分布規(guī)律及其影響，用能譜點(diǎn)掃描分析10個(gè)點(diǎn)的元素濃度，點(diǎn)間隔為8.4 μm，10點(diǎn)分布情況如圖4所示，其中1至3點(diǎn)位于2205側(cè)，4至7點(diǎn)位于釬縫，8至10點(diǎn)位于1Cr18Ni9Ti側(cè)。由定量分析結(jié)果可知，經(jīng)歷高溫?cái)U(kuò)散過(guò)程后，2205側(cè)基體各元素分布濃度仍遵循兩相分布規(guī)律，Cr、Ni元素在2205側(cè)基體濃度存在起伏，引起了α與γ相重新分布的變化，圖4中1點(diǎn)Cr和Ni含量分別為20.16%和7.10%，與γ相成分一致；而2點(diǎn)Cr和Ni含量分別為23.62%和5.54%，與α相成分一致，3點(diǎn)與2點(diǎn)相同。同時(shí)因?yàn)镸n和Mo元素在兩相中的溶解度不同，也存在相同的濃度分布規(guī)律，即1點(diǎn)濃度Mn高M(jìn)o低，2點(diǎn)和3點(diǎn)濃度Mn低Mo高。釬縫內(nèi)元素?cái)U(kuò)散后，主成分 Mn被 Fe元素取代，F(xiàn)e濃度最高達(dá)到53.62%，同時(shí)Cr向釬縫中也有大量擴(kuò)散，最高濃度達(dá)到14.90%，Mn濃度大幅下降，Ni濃度下降幅度不大，隨著Ni、Cr元素在釬縫中總體比重增大，同時(shí)微量Mo元素的進(jìn)入，可顯著提高釬焊縫的抗腐蝕性能。在釬縫中心因?yàn)镸n元素的擴(kuò)散作用，在原位形成細(xì)微空穴，將成為應(yīng)力條件下裂紋擴(kuò)展的源區(qū)。在波紋板1Cr18Ni9Ti側(cè)，Mn、Ni元素與γ-Fe無(wú)限互溶，在以?shī)W氏體為基體的1Cr18Ni9Ti中擴(kuò)散則比較容易，濃度相對(duì)較高，同時(shí)在擴(kuò)散過(guò)程中為γ相重新形核長(zhǎng)大提供條件，促使靠近釬縫區(qū)域基體形成奧氏體細(xì)晶區(qū)，有利于提高材料基體的韌性性能。

2.4 釬焊過(guò)程元素?cái)U(kuò)散能力的計(jì)算

2.4.1 擴(kuò)散系數(shù)求解模型建立

為反映在本試驗(yàn)釬焊高溫條件下，釬焊接頭主要元素的相互擴(kuò)散能力，根據(jù)金屬學(xué)原理定量計(jì)算主要元素?cái)U(kuò)散系數(shù)，以便于今后對(duì)釬焊參數(shù)下主要元素?cái)U(kuò)散程度進(jìn)行預(yù)測(cè)。擴(kuò)散系數(shù)求解數(shù)學(xué)模型是根據(jù)經(jīng)典A·Fick擴(kuò)散第二定律：，為求解方便，認(rèn)為與擴(kuò)散物質(zhì)濃度無(wú)關(guān)，通常作為常數(shù)處理。詳細(xì)推導(dǎo)過(guò)程不再敖述，利用邊界條件和初始條件可得（1）式：

式中：C1為基體某一元素含量；C2為擴(kuò)散元素初始時(shí)刻初始位置含量。

假設(shè)各元素?cái)U(kuò)散互不影響，引入中間變量后，利用誤差函數(shù) 表查出β值，進(jìn)一步計(jì)算出某點(diǎn)擴(kuò)散系數(shù)D值，其中t=1 500 s。

2.4.2 Mn元素?cái)U(kuò)散系數(shù)的計(jì)算與分析

Mn作為釬料主要元素，釬焊后在釬縫中濃度大幅下降，雖然兩側(cè)基體中Mn濃度并不高，但其仍作為主要擴(kuò)散元素對(duì)兩側(cè)基體產(chǎn)生影響，因此有必要對(duì)其擴(kuò)散系數(shù)進(jìn)行計(jì)算。用能譜點(diǎn)掃描分析2205側(cè)和1Cr18Ni9Ti側(cè)各20個(gè)點(diǎn)元素濃度，能譜點(diǎn)間距分別為 2205側(cè) 26.6 μm，1Cr18Ni9Ti側(cè)24.9 μm，以焊縫中心為原點(diǎn)建立一維坐標(biāo)系。根據(jù)能譜定量分析結(jié)果得出各點(diǎn)Mn元素實(shí)測(cè)C值，由（1）式計(jì)算出在每個(gè)點(diǎn)的擴(kuò)散系數(shù)，然后求出擴(kuò)散系數(shù)平均值DMn，其中2205側(cè)基體C1=1.06%，C2=69.88%；1Cr18Ni9Ti側(cè)基體C1=1.77%，C2=69.88%。利用得到的DMn值再根據(jù)（1）式求解出Mn元素在各點(diǎn)濃度的計(jì)算值，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較，分析求解的擴(kuò)散系數(shù)DMn的擬合性。

通過(guò)計(jì)算的得出Mn在兩側(cè)基體的平均擴(kuò)散系數(shù)為DMn-2205=4.30×10-8cm2/s，DMn-1Cr18Ni9Ti=4.65× 10-8cm2/s。利用擴(kuò)散系數(shù)DMn計(jì)算得出的Mn元素在2205基體和1Cr18Ni9Ti基體分布濃度與實(shí)測(cè)值比較圖如圖5～6所示。

由圖5和圖6 Mn元素濃度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較可知，在靠近釬縫中心約100 μm范圍內(nèi)，Mn元素濃度的吻合性較差，尤其距離釬縫越近差異性越大，造成這種差異的原因一是由于實(shí)際D值往往是隨濃度變化的，求解過(guò)程中發(fā)現(xiàn)距離釬縫越遠(yuǎn)處D值越大。二是測(cè)試點(diǎn)的隨機(jī)性，會(huì)導(dǎo)致越靠近焊縫位置，所用數(shù)據(jù)偏離實(shí)際越多。但從元素?cái)U(kuò)散深度比較，兩者吻合性較好，從焊接工藝預(yù)測(cè)方面考慮，雖然成分濃度有一定誤差，但也可在一定程度上反映出釬料元素?cái)U(kuò)散情況，擴(kuò)散系數(shù)與釬焊溫度、時(shí)間均有密切關(guān)系，對(duì)擴(kuò)散不充分、求解的擴(kuò)散系數(shù)低于本試驗(yàn)所得數(shù)值情況下，則需確認(rèn)擴(kuò)散溫度與時(shí)間是否在要求范圍之內(nèi)、或者真空度等其他引起的擴(kuò)散系數(shù)降低的因素，擴(kuò)散系數(shù)的求解對(duì)工藝改進(jìn)仍具有指導(dǎo)作用。

3 結(jié)論

1）試驗(yàn)?zāi)：锈F縫釬料填充飽滿，液壓爆破平均壓強(qiáng)53.1 MPa，2205蓋板與1Cr18Ni9Ti波紋板通過(guò)1#合金釬焊可形成結(jié)合強(qiáng)度優(yōu)良的釬焊接頭。

2）釬焊接頭2205側(cè)基體靠近釬縫0.3 mm范圍內(nèi)鐵素體長(zhǎng)大，相含量占比75%；1Cr18Ni9Ti側(cè)基體靠近釬縫0.1 mm范圍形成一層奧氏體細(xì)晶區(qū)，有利于提高波紋板韌性。

3）釬焊擴(kuò)散規(guī)律為Mn和Ni向兩側(cè)基體擴(kuò)散，F(xiàn)e，Cr和Mo向釬縫擴(kuò)散；釬縫內(nèi)元素?cái)U(kuò)散后，主成分Mn被Fe取代，Ni，Cr和Mo在釬縫中總體比重增大，可提高抗腐蝕性能。Mn和Ni向1Cr18Ni9Ti中擴(kuò)散促進(jìn)了奧氏體細(xì)晶的形核。

4）本試驗(yàn)條件下Mn元素?cái)U(kuò)散系數(shù)求解為DMn-2205=4.30×10-8cm2/s，DMn-1Cr18Ni9Ti=4.65×10-8cm2/s，可一定程度上反映出釬料擴(kuò)散情況，對(duì)工藝改進(jìn)具有指導(dǎo)作用。

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（編輯：陳紅霞）

Analysis on microstructure and diffusion process of 2205/1Cr18Ni9Ti brazed joint

WU Wenjie,ZHANG Wanxin,HU Yazhen
（Xi’an Space Engine Factory,Xi’an 710100,China）

The brazability of new duplex stainless steel 2205 and Austenitic stainless steel 1Cr18Ni9Ti was tested.The microstructure,element diffusion behavior and its effect of the brazed joint were analyzed by the bursting strength tests of designed mould box specimens with corrugated plate structure.And the element diffusibility of the brazed joint was analyzed as well.It's found that the reliable brazed joint with excellent bonding strength can be formed by the brazing of 2205 stainless steel and Austenitic stainless steel 1Cr18Ni9Ti.

2205 stainless steel;mould box specimen test;microstructure analysis;brazed joint

V434-34

A

1672-9374(2017)01-0060-05

2016-08-09；

2016-09-13

吳文杰（1982—），男，工程師，研究領(lǐng)域?yàn)椴牧辖鹣喾治?/p>