徐育烺，錢(qián) 鵬，李敬勇，石銘霄，劉嘉琦

江蘇科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003

0 前言

304奧氏體不銹鋼具有良好的塑性、韌性、耐高溫、耐腐蝕等綜合力學(xué)性能，廣泛應(yīng)用于船舶、航空、化工、醫(yī)藥等工業(yè)領(lǐng)域［1-3］。Q235價(jià)格相對(duì)低廉，含碳量較低且具有良好的焊接性能，是實(shí)際生產(chǎn)中常用的結(jié)構(gòu)鋼種，但相較于不銹鋼耐腐蝕性能較差［4］。因此，為了充分發(fā)揮材料各自的優(yōu)勢(shì)，異種鋼材料的組合應(yīng)用應(yīng)運(yùn)而生，而焊接則是實(shí)現(xiàn)異種鋼材料組合應(yīng)用的重要手段。然而，304奧氏體不銹鋼和Q235碳鋼在焊接過(guò)程中存在著熔點(diǎn)差異、熱導(dǎo)率差異、比熱容差異、線膨脹系數(shù)差異、電磁性差異等諸多影響焊接接頭質(zhì)量的問(wèn)題［5-7］。為充分發(fā)揮上述兩種材料各自的優(yōu)勢(shì)，在達(dá)到工程使用要求的同時(shí)降低成本，增加經(jīng)濟(jì)效益，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)上述類(lèi)似異種金屬焊接在焊接方法及工藝等方面進(jìn)行了深入的研究［8-10］。

黃健康等人［8］發(fā)現(xiàn)不銹鋼/碳鋼異種材料TIG焊接時(shí)，熔池表面是從不銹鋼側(cè)流向碳鋼側(cè)，利用示蹤粒子觀察發(fā)現(xiàn)采用304和316L兩種不銹鋼與Q235碳鋼焊接時(shí)，熔池表面平均流動(dòng)速度分別為25.3 mm/s和21.6 mm/s。陳今良等人［9］了研究發(fā)現(xiàn)，Q235A/304異種鋼TIG焊接中，隨著焊接電流、保護(hù)氣體流量的增大，熔合區(qū)內(nèi)碳遷移程度發(fā)生變化，焊接試樣的接頭斷裂形式由韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈詳嗔选enesh等人［10］采用氬弧焊（GTAW）焊接鐵素體鋼（SA508Gr.3Cl.1）和奧氏體鋼（SS304LN），發(fā)現(xiàn)焊縫中細(xì)小夾渣的存在顯著降低了焊縫的拉伸性能和沖擊韌性，但是射線照相技術(shù)無(wú)法檢測(cè)焊縫金屬中存在的細(xì)小夾雜物，因此，應(yīng)通過(guò)其他無(wú)損檢測(cè)（如超聲波）檢查焊接試樣的質(zhì)量。

不同于常規(guī)的填絲焊接，本文針對(duì)Q235碳鋼和304不銹鋼進(jìn)行異種鋼TIG自熔焊接，通過(guò)采取控制變量的方法，優(yōu)化焊接工藝參數(shù)，并分析其接頭微觀組織及力學(xué)性能，以獲取滿足工程實(shí)際應(yīng)用要求的優(yōu)質(zhì)焊接接頭，為Q235碳鋼和304不銹鋼異種鋼焊接的實(shí)際應(yīng)用建立了數(shù)據(jù)支撐并提供了理論參考。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 焊接材料及設(shè)備

使用型號(hào)為WSM-400R的一體式熱絲TIG焊機(jī)進(jìn)行304不銹鋼和Q235碳鋼TIG自熔焊接。試樣尺寸為100 mm×100 mm×3 mm（長(zhǎng)×寬×高），焊接接頭形式為對(duì)接，不開(kāi)坡口，無(wú)填充材料，要求單面焊雙面成型。304不銹鋼和Q235碳鋼兩種母材元素化學(xué)成分及常溫力學(xué)性能如表1所示。為減少焊接缺陷，焊前對(duì)待焊板材進(jìn)行機(jī)械打磨，保證兩側(cè)距離焊縫中心30 mm范圍內(nèi)完全光亮，并用酒精清洗，去除表面附著油污等雜質(zhì)。

表1 304&Q235的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）及力學(xué)性能Table 1 Chemical compositions of 304&Q235（wt.%）and mechanical properties

1.2 焊接工藝參數(shù)

針對(duì)焊接電流和焊接速度采用控制變量的方法進(jìn)行試驗(yàn)，通過(guò)前期試焊試驗(yàn)，參數(shù)設(shè)置如表2所示。焊接電流變化依次為300A、310A、320A、330A、340 A，焊接速度為 10 mm/s、13 mm/s、16 mm/s。TIG焊接過(guò)程中，使用純度為99.99%的氬氣進(jìn)行正面保護(hù)，氣體流量為15 L/min。鎢極直徑2 mm，尖端角度45°。

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding process parameters

由于Q235碳鋼和304不銹鋼這兩種板材的耐蝕性差異較大，同一腐蝕劑下無(wú)法侵蝕出理想效果，因此在本研究中對(duì)焊接接頭兩側(cè)進(jìn)行分區(qū)腐蝕，采用4% HNO3+酒精溶液腐蝕Q235碳鋼界面?zhèn)?，混合體積比例為1∶24；采用王水（HCl+HNO3）腐蝕304不銹鋼界面?zhèn)?，混合體積比例為3∶1。金相試樣制備完成后在Olympus SZ61體式顯微鏡下觀察焊接接頭宏觀形貌；采用Olympus BX51M光學(xué)顯微鏡觀察焊接接頭內(nèi)焊縫中心及熔合線附近微觀組織演變過(guò)程；采用Hitachi-S3400N電子掃描顯微鏡（SEM）進(jìn)一步觀察焊接接頭內(nèi)微觀組織精細(xì)結(jié)構(gòu)并定量分析焊縫中心元素組成；采用XRD-6000型X射線衍射分析儀對(duì)焊縫區(qū)域進(jìn)行物相分析。采用SANS萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)及HXD-1000型顯微硬度計(jì)分別測(cè)定焊接試樣拉伸性能及焊接接頭顯微硬度。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊接接頭宏觀特征

由于304不銹鋼的導(dǎo)熱能力遠(yuǎn)低于Q235碳鋼，約為Q235碳鋼的1/3，因此，熱源同時(shí)作用在304不銹鋼和Q235碳素鋼時(shí)，Q235碳鋼散熱更快，且Q235碳鋼一側(cè)燒損現(xiàn)象更為明顯。焊接過(guò)程中如果熱輸入不足，則容易出現(xiàn)未焊透和未熔合現(xiàn)象，如圖1a所示；反之熱輸入過(guò)大，焊接試板會(huì)因?yàn)檫^(guò)熱而發(fā)生燒穿現(xiàn)象，如圖1b所示。

圖1 焊接接頭宏觀形貌Fig.1 Macro-morphology of welded joint

通過(guò)控制變量試驗(yàn)優(yōu)化焊接工藝參數(shù)范圍發(fā)現(xiàn)，當(dāng)設(shè)定其他參數(shù)不變，調(diào)整焊接電流I=330 A，焊接速度v=13 mm/s時(shí)，焊接接頭成形美觀，焊縫表面平滑，焊趾處過(guò)渡圓滑，無(wú)表面氣孔、裂紋等宏觀焊接缺陷，如圖1c所示。不同焊接工藝參數(shù)下所得304不銹鋼與Q235鋼TIG焊接接頭表面宏觀形貌和橫截面形貌相似，焊縫正面和背面成形良好。焊縫橫截面超景深圖片中焊縫均呈現(xiàn)為上部較寬、下部相對(duì)較窄的“碗狀”結(jié)構(gòu)。后續(xù)分析試驗(yàn)均以此參數(shù)作為研究基礎(chǔ)。

2.2 焊接接頭顯微組織分析

2.2.1 母材及焊縫中心顯微組織分析

圖2a為冷軋制而成的304不銹鋼母材金相組織示意圖，其組織是具有孿晶結(jié)構(gòu)的奧氏體，沿著軋制方向排列著少量殘留的高溫鐵素體（δ鐵素體），合理的鐵素體含量可以增加奧氏體鋼的穩(wěn)定性。圖2b中的灰色塊狀多面體組織為鐵素體，黑色多面體組織為珠光體，珠光體較為均勻地混合分布在鐵素體晶界及晶內(nèi)。根據(jù)直讀光譜中元素含量測(cè)試結(jié)果，并結(jié)合舍弗勒相圖中Creq、Nieq計(jì)算公式，得到焊縫區(qū)域Creq=10.21，Nieq=5.92，由Creq、Nieq計(jì)算結(jié)果可預(yù)測(cè)本試驗(yàn)焊接接頭內(nèi)微觀組織為馬氏體。經(jīng)計(jì)算焊縫中碳含量約為0.055%，屬于低碳鋼范疇，而低碳鋼馬氏體通常呈現(xiàn)板條狀。

圖2 母材及焊縫金相組織Fig.2 Metallurgical structure of base metal and weld zone

焊縫金相組織如圖2c所示，可以清晰地觀察到不同位向板條狀馬氏體。原因是焊接熱循環(huán)過(guò)程具有一定的特殊性，焊接完成之后降溫速度較快，熔池金屬在較快的冷卻速度下發(fā)生非平衡凝固過(guò)程，焊縫金屬在非平衡凝固過(guò)程中急劇降溫至馬氏體轉(zhuǎn)變溫度（MS）以下，通過(guò)Creq、Nieq計(jì)算公式得出本研究中［Cr/Ni］eq=1.72，結(jié)合Fe-Cr-Ni三元截面相圖［11］，熔池金屬高溫狀態(tài)屬于γ+δ+L三相共存狀態(tài)，隨著急劇降溫冷卻過(guò)程中鋼在奧氏體狀態(tài)下擴(kuò)散型分解受到抑制而發(fā)生了無(wú)擴(kuò)散相變過(guò)程，最終室溫下形成了馬氏體組織。焊縫中心微觀組織圖驗(yàn)證了舍弗勒相圖中Creq、Nieq計(jì)算結(jié)果對(duì)于焊縫微觀組織為板條馬氏體的推論。

為進(jìn)一步確認(rèn)焊縫中心組織，利用掃描電鏡對(duì)其焊縫區(qū)域組織進(jìn)行面掃描分析，合金元素含量測(cè)試結(jié)果如圖3a所示。利用舍弗勒相圖中Creq、Nieq計(jì)算公式得出Creq=6.44，Nieq=5.16，結(jié)合計(jì)算結(jié)果以及實(shí)際焊后焊縫急劇冷卻發(fā)生非平衡凝固過(guò)程，得出焊縫中心組織室溫下為馬氏體。因此，從舍弗勒相圖計(jì)算結(jié)果推論、金相組織分析和掃描電鏡分析三個(gè)角度均可以論證Q235碳鋼和304不銹鋼TIG自熔焊焊縫室溫微觀組織為馬氏體。

圖3 焊縫能譜分析Fig.3 Energy spectrum analysis of weld zone

2.2.2 熔合線附近微觀組織

圖4a為異種鋼焊接接頭的橫截面形貌，左側(cè)熔合線微觀組織區(qū)域包括焊縫與Q235碳鋼側(cè)，右側(cè)熔合線微觀組織區(qū)域包括焊縫與304不銹鋼側(cè)。

圖4b為Q235一側(cè)熔合線附近區(qū)域微觀組織形貌?？拷酆暇€附近左側(cè)過(guò)熱區(qū)由于熱輸入大，溫度長(zhǎng)時(shí)間停留在Ac3（完全奧氏體化溫度）以上，高溫狀態(tài)下碳化物在奧氏體晶內(nèi)沿一定方向析出并呈針狀生長(zhǎng)，最終形成網(wǎng)格狀、羽毛狀的粗大魏氏組織。Q235側(cè)熱影響區(qū)金相組織由鐵素體和珠光體組成，并且越靠近熔合線處，珠光體數(shù)量越少。熔池邊緣靠近母材處，相比于焊縫中心，熔池金屬液態(tài)停留時(shí)間短，且受到機(jī)械攪拌作用偏弱，因此，越靠近母材的焊縫區(qū)域母材成分所占的比例越大，且微觀組織形態(tài)越接近過(guò)熱區(qū)，使得焊縫邊緣位置與焊縫中心化學(xué)成分有較大的差別，最終呈現(xiàn)出焊縫不同區(qū)域顯微組織存在明顯的差異性。

在焊縫與304不銹鋼交界處形成了與焊縫、熱影響區(qū)組織均不相同的熔合區(qū)，如圖4c所示，熔合區(qū)沿著奧氏體晶界分布著細(xì)小且不連續(xù)分布的蠕蟲(chóng)狀鐵素體，其寬度約為25 μm，熱影響區(qū)附近組織基體為奧氏體等軸晶上分布著帶狀鐵素體，晶粒大小相對(duì)于母材晶粒未發(fā)生顯著變化，且相較于母材熱影響區(qū)內(nèi)帶狀鐵素體數(shù)量顯著增加。

圖4 焊接接頭焊縫與母材交界處金相組織Fig.4 Metallurgical structure of the junction between weld zone and base metal

2.3 焊接接頭碳遷移過(guò)程

為了更清晰地觀察Q235一側(cè)碳遷移過(guò)程，對(duì)其進(jìn)行SEM觀察，結(jié)果如圖5a所示，碳元素由235碳鋼熔合區(qū)一側(cè)向焊縫中遷移，在Q235碳鋼一側(cè)形成脫碳層，在焊縫金屬中形成黑色條帶狀區(qū)域?yàn)樵鎏紝?，即碳遷移過(guò)渡層。從圖4c中可以看出，脫碳過(guò)程也是珠光體不斷分解為鐵素體的過(guò)程。這是因?yàn)樵诤附舆^(guò)程中，焊接接頭存在碳原子擴(kuò)散遷移，在焊縫一側(cè)出現(xiàn)了增碳層。碳遷移現(xiàn)象原因如下：首先，碳原子屬于間隙型原子，間隙原子的擴(kuò)散系數(shù)比置換型原子要大105～106倍；其次，由于對(duì)304不銹鋼的稀釋作用，焊縫中存在大量Cr元素，而碳化物形成元素Cr會(huì)降低碳的活度系數(shù)，因此，碳在焊縫中活度系數(shù)較小，Q235碳鋼側(cè)的碳原子將會(huì)向焊縫一側(cè)擴(kuò)散；最后，碳在α-Fe中的活度系數(shù)大于碳在γ-Fe中的活度系數(shù)，因此在冷卻過(guò)程中，Q235碳鋼珠光體中的碳原子就會(huì)向奧氏體中擴(kuò)散［12-13］。為更加清晰地分析焊縫與304交界處微觀組織，同樣使用SEM觀察，結(jié)果如圖5b所示，熔合線附近清晰可見(jiàn)的是奧氏體基體上分布的鐵素體組織。鐵素體的存在可有效清除單相奧氏體組織的方向性從而達(dá)到細(xì)化奧氏體晶粒的目的，可顯著減少晶間偏析，進(jìn)而提高焊接接頭抗裂性能及耐晶間腐蝕性能。

圖5 焊接接頭兩側(cè)界面處SEM形貌Fig.5 SEM morphology of welded joint interface

2.4 焊縫物相分析

焊接接頭界面Fe、Cr、Ni、C合金元素通過(guò)SEM線掃描測(cè)試后含量分布如圖6所示。圖6a掃描方向?yàn)镼235碳鋼至焊縫中心，可以看出，隨著箭頭方向逐漸移至焊縫中心，Cr、Ni合金元素顯著增加，其中Cr元素含量在靠近熔合線處突變；Ni元素變化程度次之，原因是304不銹鋼中的Cr、Ni元素被稀釋至焊縫中。Fe元素略有下降，原因是Cr、Ni元素含量的提高。C元素降低則是因?yàn)楹附舆^(guò)程中存在碳遷移過(guò)程。圖6b中掃描方向?yàn)楹缚p中心至304不銹鋼一側(cè)，沿著箭頭方向Cr、Ni合金元素含量逐漸升高，F(xiàn)e元素略有下降，反映了異種鋼焊接過(guò)程中304不銹鋼中Cr、Ni合金元素含量被Q235碳鋼稀釋。上述測(cè)試范圍內(nèi)，遠(yuǎn)離熔合區(qū)合金元素分布均勻，未發(fā)生合金元素偏聚的現(xiàn)象。

圖6 兩側(cè)熔合線附近線掃描Fig.6 Line scan near fusion line on both sides

圖7a為焊縫碳化物（M23C6）及σ相生成的演變過(guò)程，右圖7b為焊縫剖面X射線衍射測(cè)試結(jié)果。在焊接過(guò)程中，不銹鋼焊接接頭內(nèi)容易出現(xiàn)σ相和M23C6等有害二次析出相，因?yàn)殂t鎳奧氏體不銹鋼在427～800℃溫度范圍內(nèi)加熱時(shí)，在晶界處容易出現(xiàn)碳化鉻沉淀，發(fā)生敏化現(xiàn)象。在敏化過(guò)程中鉻原子在晶界處與碳原子容易形成碳化鉻如M23C6，該析出相會(huì)使奧氏體晶界附近產(chǎn)生貧鉻現(xiàn)象，引起焊接接頭的晶間腐蝕，導(dǎo)致焊接接頭該區(qū)域的耐蝕性能降低。σ相是四角形晶體結(jié)構(gòu)的Fe-Cr化合物，會(huì)沿著孿晶界或者晶界析出，以塊狀或者片狀的魏氏體組織存在。所以焊接過(guò)程中要合理控制焊接熱輸入，防止M23C6和σ相的析出。結(jié)合X射線衍射儀測(cè)試結(jié)果，通過(guò)與標(biāo)準(zhǔn)PDF卡片比對(duì)，確定焊縫由α-Fe、γ-Fe兩相組成，未發(fā)現(xiàn)M23C6和σ相等有害析出相生成。這表明焊接工藝比較合理，焊接接頭質(zhì)量?jī)?yōu)異，滿足實(shí)際工程使用要求。

圖7 焊縫物相分析Fig.7 Phase analysis of weld zone

2.5 顯微硬度測(cè)試結(jié)果分析

最佳焊接工藝參數(shù)下焊縫橫截面顯微硬度測(cè)試點(diǎn)位置示意及焊接接頭顯微硬度分布規(guī)律圖如圖8所示。三條測(cè)試平行線位置分別位于距上表面0.5 mm、下表面0.5 mm及試板厚度中心，測(cè)試點(diǎn)間隔0.09 mm。圖8中左側(cè)區(qū)域?yàn)?04奧氏體不銹鋼的顯微硬度值，右側(cè)為Q235碳鋼母材的顯微硬度值。對(duì)比發(fā)現(xiàn)不同層的304奧氏體不銹鋼母材的顯微硬度均大于Q235碳鋼母材的顯微硬度，其平均顯微硬度分別為250 HV和150 HV，且不同層之間硬度差別非常小，反映了焊接接頭厚度方向上的組織均勻性。

圖8 焊縫橫截面顯微硬度分布Fig.8 Microhardness distribution of weld cross section

從圖8可以看出，每一層的顯微硬度值均呈現(xiàn)一個(gè)凸起的形狀，凸起部分即為焊縫金屬的顯微硬度值。焊縫區(qū)的顯微硬度明顯高于兩側(cè)的母材硬度，這是由于焊縫組織為高硬度的馬氏體組織，焊縫區(qū)域內(nèi)顯微硬度差值不大，其平均顯微硬度值約為400 HV，說(shuō)明焊縫區(qū)域成分均勻且組織相似。焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)的顯微硬度均介于各自母材和焊縫之間。焊接過(guò)程中，由于碳原子的擴(kuò)散遷移，Q235鋼靠近熔合線形成一層脫碳層使得焊接接頭發(fā)生明顯的軟化，形成一個(gè)軟化區(qū)域，其顯微硬度平均值略低于母材。而在靠近Q235一側(cè)焊縫內(nèi)形成了高硬度的增碳層，使得該區(qū)域內(nèi)顯微硬度平均值高于焊縫其他區(qū)域。焊接接頭內(nèi)顯微硬度分布規(guī)律為：焊縫＞304側(cè)熱影響區(qū)＞304母材＞Q235熱影響區(qū)＞Q235母材。對(duì)比焊接接頭內(nèi)304不銹鋼側(cè)熱影響區(qū)Ⅰ和Q235碳鋼側(cè)熱影響區(qū)Ⅱ發(fā)現(xiàn)，后者明顯寬于前者，且寬度約為前者的2倍，原因是Q235碳鋼的熱傳導(dǎo)系數(shù)約為304不銹鋼的3倍，因此焊接過(guò)程中Q235碳鋼一側(cè)熱擴(kuò)散效率更高，熱影響區(qū)更寬。

2.6 拉伸性能測(cè)試結(jié)果分析

依據(jù)GB/T-2651標(biāo)準(zhǔn)制備焊接接頭拉伸試樣，并在電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。各組焊接工藝參數(shù)下拉伸試樣性能測(cè)試結(jié)果如圖9所示，焊接試樣1參數(shù)為焊接電流300A、焊接速度13 mm/s，此時(shí)焊接熱輸入不足，焊接接頭未完全熔透，該工藝參數(shù)下焊接接頭斷裂于焊縫位置，抗拉強(qiáng)度僅為218 MPa，斷后延伸率僅為5%。由圖9可知，采用合適的焊接工藝參數(shù)，可以使焊接接頭的抗拉強(qiáng)度超過(guò)異種金屬中強(qiáng)度較低的母材，除了試樣1因熱輸入不足而存在未熔合缺陷以外的剩余試樣均斷裂于Q235碳鋼母材側(cè)，從斷裂位置方面分析，焊接接頭中焊縫的組織和性能均合格，焊縫不是整個(gè)焊接接頭薄弱區(qū)域，滿足工程實(shí)踐中對(duì)于焊接接頭抗拉強(qiáng)度的要求。焊接試樣斷裂于Q235碳鋼母材原因主要如下：首先焊縫中的馬氏體組織提高了焊縫的強(qiáng)度；其次，焊縫中Cr、Ni等合金元素含量高于Q235母材，在高溫重熔時(shí)置換金屬晶格中的Fe原子，擾亂了原來(lái)的晶格排列順序，能夠起到置換或者間隙強(qiáng)化的作用，在拉伸過(guò)程中能夠釘扎位錯(cuò)，起到阻礙位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的作用，從而使焊縫區(qū)域具有更高的抗拉強(qiáng)度。在一定范圍的工藝窗口內(nèi)，斷裂于Q235碳鋼母材試樣的焊接接頭均有較大的延伸率，且差值不大，約為11.0%，相比于斷裂于焊縫的焊接接頭試樣，這些理想?yún)?shù)范圍內(nèi)的焊接試樣斷面存在一定的斷面收縮，而斷在焊縫中心位置的試樣幾乎沒(méi)有斷面收縮。此外，控制焊接電流不變時(shí)，焊接速度過(guò)慢，熱輸入過(guò)大會(huì)嚴(yán)重降低焊接接頭的斷后延伸率，如試樣2；同理，控制焊接速度不變，焊接電流過(guò)小，熱輸入不足也會(huì)嚴(yán)重降低焊接接頭的斷后延伸率，如試樣6。

圖9 焊接接頭拉伸性能Fig.9 Tensile properties of welded joints

2.7 斷口形貌分析

最優(yōu)TIG焊接工藝參數(shù)下焊接接頭斷口在掃描電子顯微鏡下的微觀形貌如圖10所示，由于該接頭斷裂位置在碳鋼母材一側(cè)，符合低碳鋼自身的斷裂機(jī)理及斷口形狀特征。在高倍放大條件下，斷口被大量的韌窩覆蓋，分布密集且數(shù)量較多，這是典型的韌性斷裂特征。主要原因是在拉伸應(yīng)力的作用下，滑移面大量的位錯(cuò)堆積，因而產(chǎn)生許多微小孔洞；其次由于材料內(nèi)部析出物、夾雜物在亞晶界或晶界處形成位錯(cuò)堆積而產(chǎn)生微小孔洞，隨后這些小孔不斷形成與長(zhǎng)大，在外界載荷的持續(xù)作用下，不斷聚集、連接并生成新的孔洞。隨著外界應(yīng)力的逐步增大，材料局部位置發(fā)生“內(nèi)縮頸”。當(dāng)縮頸尺寸達(dá)到一定大小之后被撕裂，最終導(dǎo)致整個(gè)焊接接頭的斷裂，在斷口表面呈現(xiàn)出大小、形狀或深淺不一的韌窩狀結(jié)構(gòu)。

圖10 焊接試樣斷口分析Fig.10 Fracture analysis of welding sample

3 結(jié)論

（1）Q235碳素鋼/304不銹鋼異種鋼TIG焊接過(guò)程中，采用控制變量方法，通過(guò)調(diào)整焊接參數(shù)，可以得到成形美觀，滿足工程實(shí)踐要求的焊接接頭，在本次試驗(yàn)范圍中的最佳參數(shù)為：焊接電流330 A，焊接速度13 mm/s。

（2）Q235碳素鋼/304不銹鋼異種鋼TIG焊接接頭中焊縫組織為板條馬氏體，Q235一側(cè)出現(xiàn)脫碳層，焊縫一側(cè)出現(xiàn)增碳層；304一側(cè)熔合區(qū)組織為奧氏體基體上分布細(xì)小且不連續(xù)的蠕蟲(chóng)狀鐵素體組織。

（3）若無(wú)明顯焊接缺陷，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度大于Q235碳鋼母材的抗拉強(qiáng)度，拉伸斷裂位置為Q235母材一側(cè)，呈現(xiàn)韌性斷裂特征。焊接接頭各區(qū)域顯微硬度分布規(guī)律為：焊縫＞304側(cè)熱影響區(qū)＞304母材＞Q235熱影響區(qū)＞Q235母材。

異種鋼焊接過(guò)程中，由于不同鋼材之間的熱導(dǎo)率和熱膨脹系數(shù)存在明顯的差異性，局部集中的熱源會(huì)導(dǎo)致焊件呈現(xiàn)非均勻的溫度場(chǎng)特征，這一特點(diǎn)必然會(huì)導(dǎo)致焊接接頭存在殘余應(yīng)力及變形，進(jìn)而影響接頭乃至整個(gè)焊接構(gòu)件的靜載強(qiáng)度、精度、尺寸穩(wěn)定性以及應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂等性能，最終降低焊接結(jié)構(gòu)的承載能力和服役壽命。后續(xù)將針對(duì)這一問(wèn)題展開(kāi)對(duì)異種鋼焊接接頭殘余應(yīng)力及變形的探索，在實(shí)際應(yīng)力測(cè)試試驗(yàn)的基礎(chǔ)上利用數(shù)值模擬手段形成一個(gè)較為系統(tǒng)的研究體系。