K-TIG welding keyhole behavior and microstructure and properties of welded joints of 6 mm thick stainless steel plates
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摘要:目的
旨在解决目前6 mm厚板材的深熔氩弧焊（K-TIG）焊接工艺和机理研究尚缺的不足。
方法对6 mm厚304不锈钢进行了K-TIG平板焊接，利用高动态范围工业相机观察不同焊接工艺参数下的小孔稳定性及对应的焊缝成形。
结果发现小孔存在焊漏、稳定穿孔和未熔透3种常见状态。试验结果表明，当焊接电流为450～525 A、焊接速度为300～400 mm/min时，能获得稳定焊接小孔与良好的单面施焊双面成形全熔透焊接接头。
结论在此基础上，微调焊接工艺参数获得完整的6 mm厚S32101双相不锈钢K-TIG对接接头，对焊接接头的显微组织进行表征，发现焊接接头由铁素体和奥氏体组成，整体仍为双相组织，但与母材相比，焊缝奥氏体含量减少。 对焊接接头进行力学性能测试，发现接头整体硬度分布较为均匀，接头平均抗拉强度为658.14 MPa，达到了母材的96%；接头断后伸长率较母材有所下降，平均为23.35%, 但与焊条电弧焊接头的断后伸长率相当。
Abstract:[Objective] The aim was to address the shortcomings in lack of researches on K-TIG welding process and mechanism for 6 mm thick stainless steel plates. [Methods] K-TIG butt welding of 304 stainless steel plates with a thickness of 6 mm was carried out. Through a high dynamic range industrial camera, stability of keyholes and corresponding weld formation under different welding parameters was investigated. [Results] It was found that there were three common states of keyholes, welding leakage, stable perforation, and lack of penetration. The test results showed that when welding current was 450～525 A and welding speed was 300～400 mm/min, full penetration welded joints with stable welding keyhole and good single-side welding with double-side formation could be obtained. [Conclusion] On this basis, complete K-TIG butt welded joints of 6 mm thick S32101 duplex stainless steel were obtained by fine-tuning welding parameters. Microstructure of welded joints was characterized. It was found that different regions of welded joints were composed of ferrite and austenite, and the whole was still a dual-phase microstructure, but austenite content in weld was reduced compared with base metal. Mechanical properties of welded joints were tested, and it was found that the overall hardness distribution of welded joints was relatively uniform, and the average tensile strength of welded joints was 658.14 MPa.
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0. 前言
采用钨极惰性气体保护焊（TIG）的方式可以实现高质量的焊接[1]，由于其穿透能力的限制，采取单道TIG的方式所能焊透的板厚不超过3 mm。对于较厚的工件不仅需要开坡口，还需要填充焊丝[2]，焊接的效率低及成本高。对于中厚板（6～13 mm）的焊接，等离子弧焊（PAW）、电子束焊（EBW）、激光束焊（LBW）等是高效的焊接方式，但设备费用高昂[3 − 4]。
K-TIG（Keyhole tungsten inert gas welding） 是在传统钨极氩弧的基础上使用较大的电流（电流大于300 A）来产生高能量、穿透力强的电弧，从而实现焊接的一种新型深熔焊接技术[5]。在K-TIG焊接过程中能够形成穿透整个焊件的小孔，且平板对接不需要填充焊丝和开坡口，达到单面施焊，双面成形的效果[6]，由此可见，采取K-TIG焊接方式不仅降低了生产的成本而且也提高了焊接的效率。 K-TIG已经成功应用于众多不同材料的焊接，LATHABAI等人[7]采取K-TIG焊接中厚（12.8 mm）纯钛板，并得出焊接接头的力学性能及显微组织和TIG相似，但焊接的效率却高了很多。 LATHABAI等人[8]采用传统TIG焊接设备及大电流的焊枪实现了6.35 mm纯锆板的焊接；FENG等人[9]采用K-TIG单道焊成功焊接了10 mm厚AISI 316L不锈钢板。
国内外对中厚不锈钢板的K-TIG有大量的研究，焊接小孔的稳定性是决定焊接过程的稳定性及焊接质量的关键性因素，小孔的形态又受到多种因素的影响，涉及复杂的热、电、磁和流体动力学现象。 因此，对于小孔行为、成形规律、工艺规范等进行深层次的研究是很有意义的。 LIU等人[10]探究了8 mm厚不锈钢板K-TIG焊接小孔的参数，包括小孔的宽度、深度、长度等，并得出稳定小孔形态对应的成形工艺窗口。 CAI等人[11]对不同焊接工艺参数下3 mm厚10MnNiCr钢板的小孔形态进行探究，并得出相应的焊接成形窗口，焊接电流、焊接速度分别355～370 A和650～700 mm/min 。
文中对6 mm厚304不锈钢板进行了K-TIG平板焊接工艺窗口的探索试验，同时采用工业相机拍摄小孔背部形貌，分析了不同参数组合对小孔行为的影响，以 6 mm厚304不锈钢板的焊接工艺窗口为基础，对参数进行细微调试，并应用于6 mm厚度的S32101双相不锈钢平板对接焊，成功实现K-TIG不开坡口不填丝对接焊，通过研究S32101双相不锈钢K-TIG焊接接头的显微组织和力学性能，进一步评估焊接接头的质量。
1. 试验方法
1.1 试验材料及设备
试验材料包括304不锈钢以及S32101双相不锈钢，其尺寸分别为200 mm×100 mm×6 mm，120 mm×80 mm×6 mm，2种材料的主要化学成分见表1和表2。
表 1 304不锈钢化学成分(质量分数，%）Table 1. Chemical composition of 304 stainless steel (wt.%)Cr Ni Mn Si C S P Fe 17.0～19.0 8.0～11.0 ≤2.0 ≤1.0 ≤0.07 ≤0.03 ≤0.04 余量 表 2 S32101双相不锈钢(质量分数，%）Table 2. Chemical composition of S32101 duplex stainless steel (wt.%)Cr Ni Mn Si C S P Fe 21.0～22.0 1.35～1.70 4.0～6.0 ≤1.0 ≤0.04 ≤0.03 ≤0.04 余量 试验所用到的设备为1台奥太ZX7-1000STG焊机，其输出电流范围为60～1 000 A；1台正特CT-20（B）循环水箱，用于焊枪的水冷；1台自动化的轨道，1台调控焊接的速度；XirisXVC-1000型工业相机，用于从背部观察焊接过程中小孔的行为；钨电极直径选取6 mm，锥角为60°，且为了保证焊接过程中的电压数值，钨极尖端至板材表面的距离为2 mm；保护气为纯氩气，气体流量为20 L/min；极性选取直流正接（DCEN）。 K-TIG焊接系统如图1所示，在焊接过程中，钢板移动，而焊枪和摄像机保持不动。
1.2 焊接工艺
为了研究焊接工艺参数（焊接电流、焊接速度）对小孔行为的影响，对6 mm 304不锈钢进行了K-TIG平板焊接试验，试验中大致确定焊接电流范围为400～525 A，焊接速度范围为250～400 mm/min。
1.3 接头显微组织观察
采用电火花切割得到接头的截面试样，用于制备金相，并对制备好的金相试样进行打磨和抛光处理，对S32101双相不锈钢所用腐蚀液选取的药品为10 g CuSO4·5H2O+40 mL HCl+40 mL H2O混合配置。采用SZX12光学显微镜（OM）对焊缝截面的宏观形貌进行观察，并采用GX71光学显微镜（OM）观察焊接接头的显微组织，以及蔡司梅林紧凑型扫描电子显微镜（SEM）观察拉伸断口形貌。
1.4 接头力学性能测试
通过显微硬度计对所截取的接头部位试样进行硬度测试，测试沿所截取部位的横截面上中下3个区域进行测量，从左侧母材开始测量，经过焊缝中心位置，直至右侧母材区域结束。每2个测试点之间的距离是0.5 mm，显微硬度位置的测量示意图如图2所示，测量载荷的大小为4.9 N，载荷的持续时间为10 s。
接头拉伸性能的测试依照GB/T 2651—2008《焊接接头拉伸试验方法》利用电火花线切割机切出所需拉伸试样，拉伸试样尺寸如图3所示，试样厚度为6 mm。 试验采用电子万能材料试验机，型号为AG-X plus 250 kN，拉伸试验时加载的速度为2.0 mm/min，抗拉强度和断后伸长率取3组数据的平均值。
2. 试验结果及分析
2.1 6 mm不锈钢K-TIG小孔行为与焊接工艺建立
在不同的焊接工艺参数下小孔表现出不同的形态，文中主要研究焊接速度及焊接电流对于小孔行为的影响，如图4所示，列出了小孔的3种行为，分别是焊漏、稳定穿孔、未熔透。从图4可以看出：当焊接速度一定时，焊接电流逐渐增加的过程中，热输入也在不断增加，在相同焊接速度下，焊接电流过小，热输入不够，就不能形成穿透的小孔；焊接电流过高，热输入过高，所产生的小孔不稳定，沿焊道之间会发生焊漏，甚至是切割的现象；焊接电流和焊接速度在合适范围内时，可以产生穿透的小孔，对于6 mm厚304不锈钢来说，产生稳定穿孔的焊接工艺参数范围为焊接电流450～525 A，焊接速度为300～400 mm/min，以及其焊接工艺窗口的焊接电流/焊接速度值大致在1.3～1.6范围内。
对不同焊接工艺参数下典型的焊接过程进行拍摄，得到的背部小孔如图5所示。图5(a)中可以看出：在焊接速度为300 mm/min情况下，焊接电流为425 A时，电流较低导致电弧压力及热输入不够，因此无法形成完全穿孔的小孔，图6(a)为对应的焊缝成形，可见并未形成完全熔透的焊缝。图5(b)中在前期1.35～9.40 s内形成了稳定穿孔的小孔，但是在后期11.77～14.35 s内并未形成小孔，小孔从开始到后期经历了一个逐渐闭合的过程，在这个参数下并不能获得持续且稳定的小孔，图6(b)观察到前一部分板子能够熔透，而后一部分板子无法熔透。图5(c)中可以看出：在焊接电流为475 A、焊接速度为350 mm/min时，小孔在焊接过程的任意时刻都稳定存在，该参数下的焊缝宏观形貌如图6(c)所示，焊缝平滑，无下榻、凹陷等缺陷，成形良好。 图5(d)中发生了焊漏的现象，该参数下焊接电流过高，导致热输入与电弧压力过大，导致前方的熔融的金属无法及时的流到后方填充孔而产生了焊漏的现象，图6(d)中产生了切割的现象。
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图 5 不同焊接工艺参数下6 mm厚不锈钢板背部小孔形态Figure 5. Back keyhole status of 6 mm thick stainless steel plates under different welding parameters. (a) 425 A-300 mm/min; (b) 475 A-400 mm/min; (c) 475 A-350 mm/min; (d) 550 A-300 mm/min![]()
图 6 不同焊接工艺参数下焊缝成形Figure 6. Weld appearance under different welding parameters. (a) 425 A-300 mm/min; (b) 475 A-400 mm/min; (c) 475 A-350 mm/min; (d) 550 A-300 mm/min对S32101双相钢采取K-TIG对接焊的方式，可以实现不开坡口不填丝的焊接，对接焊几乎无间隙，对焊接过程和质量的影响很小，因此前文对304不锈钢K-TIG平板焊所得到的稳定穿孔焊接工艺参数经微调后可以应用于S32101双相钢K-TIG平板对接焊，取304不锈钢焊接工艺窗口靠中部的参数组合进行对接试验，并对参数进行细微修改和调试，得到的K-TIG焊接试样如图7所示。可见在S32101双相钢上，上述工艺窗口参数应用较好，能够实现稳定的穿孔焊接，接头宏观形貌较佳。
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图 7 6 mm厚不锈钢KIG表面成形与横截面形貌Figure 7. Appearance and cross-section of 6 mm thick stainless steel butt welded joints. (a) 475 A-320 mm/min; (b) 450 A-300 mm/min2.2 双相不锈钢K-TIG焊接接头组织与性能
S32101双相不锈钢焊接接头微观组织如图8所示。母材的微观组织组成为50%铁素体（F）和50%奥氏体（A），如图8(a)所示，其中，呈现浅色且轮廓较为圆滑的区域为奥氏体，其余颜色较深的区域为铁素体。
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图 8 接头微观组织Figure 8. Microstructure of welded joints. (a) base metal; (b) heat affected zone; (c) weld双相不锈钢在经过焊接过程由熔化到凝固的过程中生产了100%的铁素体，之后部分组织经固相转变形成了奥氏体[12]，双相不锈钢的相变过程是经过L→L+F→F+A的反应凝固成形的。当温度下降到铁素体的固溶线以下后，奥氏体由铁素体的晶界形成。图8(b)中可以看到，在热影响区和焊缝的奥氏体形态不一样，热影响区的奥氏体晶粒相较于母材发生了形态上的转变，母材中较为圆滑的形状转变为周围带小刺针叶状的奥氏体，分析认为此处的奥氏体由于受到热量有限，在母材奥氏体为完全转变为铁素体的时刻，即进入了F→F+A的反应阶段，最终以原奥氏体为核心，在其周围奥氏体继续生长，出现了较为锋利的边缘，最终出现了棱角较为分明的奥氏体分布[13]。图8(c)可以观察到焊缝的奥氏体呈现针条状，焊缝热量足够，母材在焊接过程中完全熔化，凝固后完全形成铁素体，之后沿着铁素体晶界生长，可以大致看出铁素体的晶粒，且能观察到铁素体数量有所下降，因此焊缝的塑性有所下降。
对焊接接头的试样的上、中、下3个区域进行了硬度的测试，得到接头的硬度分布曲线图，如图9所示。2种参数下接头硬度分布图可知，硬度分布整体上相对均匀。由此可见，通过 K-TIG 方法焊接的 S32101 双相不锈钢接头，硬度与母材基本持平，能满足实际生产使用要求。
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图 9 接头硬度分布图Figure 9. Hardness distribution of welded joints. (a) 450 A-300 mm/min; (b) 475 A-320 mm/min分别对母材及2组参数下焊接接头的3组试样进行拉伸试验，试样断后如图10所示，观察可得：焊接件均断裂在焊缝部位，焊缝部位是其最薄弱的部位，这与组织形态相对应。
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图 10 拉伸试样断后图Figure 10. Fracture appearance of tensile samples. (a) 475 A-320 mm/min; (b) 450 A-320 mm/min; (c) base metal图11给出了K-TIG焊接接头的抗拉强度与断后伸长率。其中，图11(b)的XUT-1～XUT3为刘先文等人[14]对S32101双相不锈钢进行焊条电弧焊（SMAW）多层多道焊接接头测试结果，XUT1为DCEP，60～100 A，7～30 V，5～200 mm/min；XUT2为DCEP，70～130 A，17～30 V，5～200 mm/min； XUT3 为 DCEP，80～180 A，18～30 V，5～200 mm/min。图11(a)中可以看出：抗拉强度的数值仅有很小的下降，能达到母材的95%。图11(b)中的数据表明：焊接件与母材相比，断后伸长率的下降较为明显，约为母材的50%，但与焊条电弧焊接头的断后伸长率相当。这说明K-TIG平板对接焊接S32101的焊接接头拉伸性能良好。
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图 11 接头的抗拉强度及断后伸长率Figure 11. Tensile strength and elongation of welded joints. (a) tensile strength; (b) elongation图12为S32101不锈钢焊件的宏观断口形貌。可以看出：断口呈现杯锥状，有明显的塑性断裂的特征，断口处发生了明显的颈缩，从断口背面观看呈45°断裂。由图12(b)可以看出：在扫描电镜下观察断口截面，可以看到许多韧窝。由此分析，试样呈明显的韧性断裂，断口形式为剪切滑移型断口，是微孔聚集型断裂。颈缩开始后，在断面部位出现显微孔洞，并逐渐长大聚合，最后在剪应力最大的45°方向上发生断裂。
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图 12 焊接接头的拉伸断口形貌Figure 12. Tensile fracture of morphology of welded joints. (a) front fracture; (b) microfracture; (c) side of fracture3. 结论
（1） 对6 mm厚304不锈钢采取K-TIG平板焊接试验，不同焊接工艺参数下能获得不同的小孔行为，主要表现为焊漏、稳定穿孔、未焊透3种小孔状态。产生稳定焊接小孔的焊接工艺参数范围为焊接电流450～525 A，焊接速度为300～400 mm/min，焊接电流/焊接速度值大致在1.3～1.6范围内，对参数进行微调可实现6 mm厚S32101双相不锈钢K-TIG对接焊。
（2） 双相钢K-TIG焊接接头的组织不同区域呈现不同的形貌，母材由50%奥氏体和50%铁素体组成，其中奥氏体形态轮廓较为圆滑；热影响区奥氏体转变为具有锋利边缘的针叶状，铁素体和奥氏体各自占比仍和母材类似。焊缝奥氏体沿着铁素体晶界生长，奥氏体呈现枝条状，并且铁素体的体积分数有所下降。
（3） 双相钢接头硬度和母材相当，拉伸试样断裂在焊缝，接头平均抗拉强度为658.14 MPa，达到母材96%左右；接头断后伸长率较母材下降50%左右，平均断后伸长率为23.35%。
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图 5 不同焊接工艺参数下6 mm厚不锈钢板背部小孔形态
Figure 5. Back keyhole status of 6 mm thick stainless steel plates under different welding parameters. (a) 425 A-300 mm/min; (b) 475 A-400 mm/min; (c) 475 A-350 mm/min; (d) 550 A-300 mm/min
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图 6 不同焊接工艺参数下焊缝成形
Figure 6. Weld appearance under different welding parameters. (a) 425 A-300 mm/min; (b) 475 A-400 mm/min; (c) 475 A-350 mm/min; (d) 550 A-300 mm/min
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图 7 6 mm厚不锈钢KIG表面成形与横截面形貌
Figure 7. Appearance and cross-section of 6 mm thick stainless steel butt welded joints. (a) 475 A-320 mm/min; (b) 450 A-300 mm/min
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图 8 接头微观组织
Figure 8. Microstructure of welded joints. (a) base metal; (b) heat affected zone; (c) weld
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图 9 接头硬度分布图
Figure 9. Hardness distribution of welded joints. (a) 450 A-300 mm/min; (b) 475 A-320 mm/min
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图 10 拉伸试样断后图
Figure 10. Fracture appearance of tensile samples. (a) 475 A-320 mm/min; (b) 450 A-320 mm/min; (c) base metal
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图 11 接头的抗拉强度及断后伸长率
Figure 11. Tensile strength and elongation of welded joints. (a) tensile strength; (b) elongation
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图 12 焊接接头的拉伸断口形貌
Figure 12. Tensile fracture of morphology of welded joints. (a) front fracture; (b) microfracture; (c) side of fracture
表 1 304不锈钢化学成分(质量分数，%）
Table 1 Chemical composition of 304 stainless steel (wt.%)
Cr Ni Mn Si C S P Fe 17.0～19.0 8.0～11.0 ≤2.0 ≤1.0 ≤0.07 ≤0.03 ≤0.04 余量 
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表 2 S32101双相不锈钢(质量分数，%）
Table 2 Chemical composition of S32101 duplex stainless steel (wt.%)
Cr Ni Mn Si C S P Fe 21.0～22.0 1.35～1.70 4.0～6.0 ≤1.0 ≤0.04 ≤0.03 ≤0.04 余量
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