机械设计与制造
Machinery Design & Manufacture血糖仪排名
139
第6期
2021年6月
6mm 厚304不锈钢激光焊接接头组织及力学性能研究
陈树青1，魏昕I，赵杰魁1，王豪昭
（l.r 东工业大学机电工程学院，广东广州510006；2.广州机械科学研究院，广东广州510700）
摘要：采用光纤激光对304奥氏体不锈钢进行焊接，获得成型良好的激光焊接接头，利用光学显微镜、超景深、显微硬度
计等分析检测手段，对304不锈钢焊接接头的微观组织特点、力学性能及断口特征进行了研究并进行相应的分析。结果 表明，在激光焊接过程中，由于焊缝冷却速度较快，焊缝组织主要以垂直于熔合线的柱
状晶的形态存在，焊缝中心组织以 等轴晶为主，热影响区不明显；接头硬度分布不均匀，焊缝处硬度最高，热影响区未发生明显软化；焊接接头抗拉强度为
711.5MPa，接头拉伸后断于焊缝，拉伸性能达母材拉伸性能的97.5%，可应用于各种工程。
关键词:304不锈钢；激光焊接；微观组织；力学性能中图分类号:TH16;TG456.7文献标识码:A
文章编号:1001-3997(2021 )06-0139-04怎么下载软件
Study on Microstructure and Mechanical Properties of Lar Welded
Joint of 6mm Thick 304 Austenitic Stainless Steel
CHEN Shu-qing 1, WEI Xin 1, ZHAO Jie-kui 1, WANG Hao 12
(1. Faculty of Electrome Chanical Engineering , Guangdong University of Technology , Guangdong Guangzhou 510006, China ; 2,Guangzhou Mechanical Engineering Rearch Institute , Guangdong Guangzhou 510700, China)
Abstract ： The 304 austenitic stainless steel was welded by optical f iber lar to obtain well f ormed lar welding j oint. The micro
structure 9 mechanical properties and f racture characteristics of 304 stainless steel welded j oint were studied and analyzed by opti
cal microscope, ultra depth of f ield and microhardness tester. The results show that in the process of l ar weldings due to the rap id cooling rate of t he weld, the microstructure of t he weld is mainly in the f arm of c olumnar crystal which perpendicular to the f u
sion line, the center cfthe weld is mainly equiaxed crystal, and the heat affected zone is not obvious ; the hardness distribution of
教学经验总结the joint is not uniform, the hardness of the weld is the highest, and the heat affected zone has no obvious softening. The tensile strength of t he welded j oint is 709MPa and the tensile strength of t he j oint reaches 97.2% of t he tensile properties of t he ba metal. It can be applied to various projects.
Key Words ：304 Stainless Steel ； Lar Welding ； Microstructures ； Mechanical Property
1引言
不锈钢通常由Fe-Cr 、Fe-Cr-C 、Fe-Cr-Ni 为合金系所构成
合金钢，其化学成分中含悟量高于10.5%，由于其具有较高的含 锯量，容易在空气中发生化学反应生成一层惰性氧化物附着于表
面，保护其内部金属不容易被氧化和腐蚀叫不锈钢种类较多，奥 氏体不锈钢则属于其中的一大类别，具有很强耐腐蚀性能，强度 与低碳钢相当，广泛应用于船舶制造、封密容器、核电、汽车制造
和食品医疗等领域叫
奥氏体不锈钢因其具有热膨胀系数大、导热系数小等特点, 焊接后焊件易产生以下问题：易由于焊接时热量集中产生残余应
力及变形、焊接效率低、热裂纹、焊前/焊后处理工序多等，难以
满足304不锈钢高质、高效的焊接要求。因此，针对不锈钢的这 种物理特性，现阶段主要采用高能束焊接方式进行焊接，这其中
最常见的有电子束焊接、等离子焊接、激光焊接等。激光焊接作 为当今社会日渐兴起的一种新型焊接技术，由于其具有焊接过程
热输入量小、焊接速度快以及焊后工件变形小、成形好等优点，已 受到各行各业的广泛应用，有效解决了传统焊接中常见的各类问 题，如热影响区大、焊接变形和晶粒粗化等焊接常见问题。由于
焊缝的机械性能由其宏观缺陷、微观组织所决定，而机械性能又
评估焊接接头质量的指标。因此，为提高焊接的工艺性及获得优
良的焊接接头，很有必要对激光焊接接头的微观组织、力学性能 进行研究与分析。
来稿日期：2020-04-25
基金项目：广州市产学研重大专项资助项0（201604016115）
作者简介：陈树青,（1993-），男，广东揭阳人，硕士研究也主要研究方向：激光焊接工艺及机理研究，焊接数值模拟研究;
魏 昕,（1964-），女，江西南昌人，博士研究生，教授，主要研究方向：精密与超精密加工
140陈树青等:6mm厚304不锈钢激光焊接接头组织及力学性能研究第6期
2焊接材料与试验方法
2.1焊接材料
试板材料为304奥氏体不锈钢，抗拉强度a b>520MPa，焊接试板尺寸为（150x70x6）mm，不开坡口的平板对接焊，无需填充焊料，采用氮气同轴气体保护焊，流量为25L/min，采用的焊接工艺参数为焊接功率为（2500~3300）W，焊接速度（5~25）mm/s。304不锈钢的化学成分，如表1所示。试验材料的显微组织，如图1所示。由图1可以看出，母材显微组织为等轴奥氏体晶粒并伴有李晶。在进行焊接试验之前，为排除其他外界因素对实验结果造成影响，需要用砂纸对工件表面进行打磨去除表面的氧化层，再用酒精或丙酮清洗表面的杂质及油污。3mm，并从母材至焊缝中心依次间隔O.lmmo为了比较激光对接焊接头与母材的拉伸性能，将激光焊的对接试件和母材参照GB/ T2651-2008（焊接接头拉伸试验》标准加工，采用WDW3100型电子万能实验机进行拉伸测试（抗拉强度取3个同参数试样的平均值），拉伸试样尺寸，如图4所示。
表1304不锈钢化学成分比例
Tab.1Proportion of Chemical Components
in304Stainless Steel
成分c Si s p Cr Ni N Mn 含量W0.08W1.0W0.03<0.0351&0-20.08.0-10.5<0.1W2.0
图3显微组织观察截面示意图
Fig.3Schematic Diagram of the Microstructure Obrvation Section
图4拉伸试样尺寸
Fig.4Tensile Specimen Size
3试验结果与分析
3.1焊接接头微观组织及形成缘由
图］304不锈钢显微组织
Fig.l Microstructures of304Stainless Steel
2.2试验方法
本试验采用中国武汉锐科生产的RFL-C3300激光器，波长为1080nm，焊接头准焦直径为125nm，聚焦直径为200nm，最大输出功率为3300W，配合发那科机器人（型号为FANUC M-20iA）构成机器人焊接系统实现厚度为6mm的不锈钢钢板焊接，如图2所示。焊接完成获得为全熔透焊缝，并对304不锈钢焊接接头的微观组织特点、力学性能及断口特征进行了研究、分析。
图2激光焊接系统
Fig.2Lar Welding System
在金相试样制取中，沿垂直于焊缝的方向截取试样，如图3所示，尺寸为（25x20x6）mm，按照标准金相制作方法制取金相样件，腐蚀液选择王水溶液（浓盐酸：浓硝=3：1），腐蚀时间为30s左右。随后，在光学显微镜和超景深下观察焊接接头的显微组织。采用显微硬度计（型号为HV-1000）对焊接接头显微硬度进行测量，加载载荷和加载时间分别200g和10s，测量点位置距离表面
表2焊接工艺参数
Tab.2Welding Process Parameters
焊接功率焊接速度离焦量保护气流量保护气保护方式2900w15mm/s0mm25L/Min同轴保护
(c)焊缝截面形貌
图5304不锈钢焊缝表面形貌及接头宏观形貌
Fig.5Surface Morphology and Macro Morphology
of304Stainless Steel
Weld
No.6
June.2021机械设计与制造141
本试验采用的焊接工艺参数由表2给出，焊后的304不锈钢焊缝表面、接头宏观形貌，如图5所示。由图可见，得到的焊缝不仅完全熔透且成型良好，宏观形貌呈“丁”字型，且无气孔、裂纹、咬边、飞溅等常见缺陷。从宏观上看，焊接接头可以分为焊缝区、热影响区和母材区。其中，热影响区不明显，没有明显的晶粒粗化现象，焊缝上部、中部、底部都可见柱状晶，其垂直于接头熔合线向焊缝中心生长，到焊缝中心相遇而停止生长。
母材的微观组织为单相块状的等轴奥氏体晶粒，与焊缝组织截然不同，如图6所示。这是由于在焊过程中，焊接区域经历了一个快速加热而后迅速冷却过程，导致了焊后焊缝的微观组织发生了变化。焊缝熔合线附近微观组织，如图7所示。从图可看出，在熔合线附近出现了垂直于熔合线的方向生长的柱状晶区域，柱状晶区域的放大图。如图8所示。其金相组织由铁素体与奥氏体组成，造成这样结晶形态主要是由熔池结晶过程中散热方向决定的，熔池金属在凝固过程中通过依附于未熔化母材晶粒表面形核，由于熔池只受单一热源的影响且熔池的最大温度梯度方向大致与熔合线垂直，所以晶粒垂直于熔池壁往焊缝中心生长，最终形成图8所看到的平行柱状晶问。
图6母材显微组织
Fig.6Microstructure of Parent Material 枝晶组成。这主要是由于激光焊接是一个能量集中的加热过程，作用面积小，输入量较传统焊接方式小，焊缝区域快速加热而后快速冷却，晶粒来不及长大，造就了焊缝晶粒尺寸相比于母材晶粒明显变小。
图9焊缝中心显微组织
Fig.9Microstructure of Weld Center
而从上面金相图我们可以观察到焊缝不同区域出现了不同的结晶形态。根据金属凝固学，金属的结晶后的形态取决于熔池金属的结晶速度R和溶质的浓度c。和金属熔池的温度梯度d71，金属结晶形态与温度梯度G、结晶速度V的关系图，如图10所示。在熔合线往焊缝中心一侧，由于熔池金属靠近母材，未熔化的母材金属具有较高的导热率，导致在焊缝边缘具有较大的温度梯度G及较小的结晶速率V，过冷度较小，促使柱状晶的形成。随着熔池液态金属向焊缝中心不断凝固结晶，熔池温度梯度G不断减小且晶粒结晶速率V加快，加上在焊缝金属的凝固过程中，杂质元素被排挤到焊缝中心而引起区域偏析，增加溶质的浓度C。，过冷度的增加，促进了等轴晶的形成性
恤
赳
总
•
ms E
v
t
/
/
3
翹
送
悝
蜩
图7焊缝热影响区显微组织
Fig.7Microstructure of Heat Affected Zone of Weld
图8焊缝上部边缘显微组织
Fig.8Microstructure of the Upper Edge of the Weld Seam
焊缝区中心的微观组织。如图9所示。焊缝中心由等轴树
结晶速度R
图10结晶形态与G和R的关系
Fig.10Relationship between Crystalline Morphology and G and R 从图8可以看出,HAZ由一条明显的熔合线与焊缝分开，与图6母材晶粒的大小相比，热影响区的晶粒粗化现象并不明显，这与以往对文献3。］的研究表现出宽广、晶粒粗大的热影响区有很大的不同，极大的提高了焊件的机械性能和腐
蚀性能。这主要是由于激光焊接过程中，热输入量少且焊接速度快，熔池尺寸小，使得熔池热量的散失速度、冷却速度极快，热影响区晶粒来不及长大，晶粒粗化不明显。文献1的研究中，同样也出现了热影响区晶粒粗化不明显的现象。
3.2焊接接头的硬度试验结果与分析
硬度测量图，如图11所示。304奥氏体不锈钢激光焊接接头厚度1/2处的显微硬度分布曲线，如图12所示。从曲线图可以看出，焊接接头的硬度分布并不均匀，显微硬度场大致呈“"”
形分
布。与母材相比，焊缝区硬度明显增高，其中母材、焊缝和热影响区的平均硬度分别为231HV.263HV和228HV，这是由于接头硬度与金属材料的晶粒大小、合金元素含量等因素有关，晶粒越细小，晶界越多，对位错运动的阻碍能力越强，抵抗塑性变形能力就愈强叫从而使该区域显微硬度增高。从上面的金相组织图可以看出，焊缝区的晶粒较母材和热影响区明显变小，硬度也就最高，同时焊缝中心硬度相较于焊缝的其他区域略高，这是由于熔池中的合金元素、杂质元素受到向依附熔合线生长的柱状晶排挤而聚集到焊缝中心，引起区域偏析，溶质的溶度C。增大，焊缝中心合金元素融入固溶体发生固溶强化使得焊缝中心的硬度增大。从图12还可以看出，热响区硬值较母材变化不明显。这主要是由于激光焊接过程中，由于热输入量少且焊接速度快，熔池尺寸小，使得熔池热量的散失速度、冷却速度极快，热影响区晶粒来不及长大，从而未出现晶粒粗化的趋势，硬度值变化不明显。以上所得结果正与揭示了晶粒尺寸与硬度之间紧密关系的Hall-Petch公式相吻合网。
图11激光焊焊缝硬度测试图
Fig.ll Test Chart of Hardness of Lar Welding Seam
280-1
275-
270-
265-
9260：
®255-
約50：
I245'
H240：
235-
230;
225;
220：
-
1.0-0.8-0.6-0.4-0.20.00.20.40.60.8 1.0
Distance(mm)
一卡通怎么办理图12显微硬度分布图
Fig.12Microhardness Distribution Diagram
3.3焊接接头的抗拉强度
表3拉伸试验统计表
Tab.3Statistical Table of Tensile Test
抗拉强度延伸率屈服力母材729.9MPa0.561373.8
焊接试样709.1MPa0.552362.3
选择最优工艺参数的焊接件与母材进行拉伸试验，统计其延伸率、抗拉强度，并与母材进行对比，验证是否满足要求。试验中，需要对母材室温拉伸试件、焊接完成后试件各制备3个，将拉伸数据求平均值以提高试验的准确性与可靠性，试验统计结果，如表3所示。焊接件拉伸试验所得到的结果，如
图13所示。反映了焊件在外在拉力作用下从塑性变形直至到断裂的整个过程。
O
O
O
O
O
O
O
O
O
O
O
O
O
O
O
5
5
5
5
5
5
5
7
6
6
5
5
4
4
3
3
2
2
1
1
2-
昱
氏
词
51015202530354045
伸长［位移］(mm)
图13焊接件拉伸曲线图
Fig.13Drawing Curve of Welding Parts
从表3试验数据可以看出，母材的抗拉强度为729.9MPa，延伸率为56.1%，采用最优参数下的焊接试件抗拉强度达711.5MPa，平均延伸率为55.2%，达到母材抗拉强度的97.5%，接近于母材的强度，屈服力稍低于母材，焊接接头的断裂位置均为焊缝区，这是因为在焊接过程中焊缝区虽形成了较小晶粒，但是由于焊件是无填充金属焊接，存在轻微的凹陷，容易造成应力集中。
4结论
(1)
304奥氏体不锈钢激光焊接焊缝区域为柱状晶与等轴晶组织，在焊缝边缘形成了垂宜于熔合线方向生长的柱状晶，焊缝中心则为较边缘柱状晶细小的等轴晶，热影响区并不明显，晶粒未发生明显粗化。(2)通过对焊接接头水平方向进行硬度测试，测试结果表明，焊缝区域整体显微硬度高于母材，焊缝显微硬度场均大致呈“n”形分布这主要跟金属材料的晶粒大小、合金元素含量等因素有关。⑶通过对焊接试样与母材进行拉伸试验，所得焊接试样断于焊缝处，拉伸强度为711.5MPa，其强度可达到母材的97.5%，接近于母材，平均延伸率为55.2%，表现出良好的机械性能。
参考文献
[1]陈俊科，石岩，刘佳•奥氏体不锈钢激光焊接工艺研究[J].应用激光,
2015,35(3):335-338.
(Chen Jun-ke,Shi Yan,Liu Jia.A study of austenitic stainless steel lar welding process[J].Applied Lar,2015,35(3)：335-338.)
[2]包仁东，苏轩，陶汪.奥氏体不锈钢激光焊接工艺研究[J].应用激光,
2018(1).
(Yao Ren-dong,Su Xuan,Tao Wang.Study on lar welding technology of austenitic stainless steel[J].Applied Lar,2018(1).)
[3]杨晓倩.304不锈钢PAW+GTAW组合焊接头组织性能及应变强化特
性[D]•济南：山东大学,2017.
(Yang Xiao-qian.Study on microstructure performance and strain strengthening characteristic of PAW+GTAW combined welding joints for 304SS[D].J i5nan:Shandong U n i v ersity,2017.)
[4]Liu F,Xiaobin Y U,Huang C.Microstructure and mechanical properties
of AerMet100Ultra-high strength steel joints by lar welding[J].Journal of Wuhan University of Technology：Materials Science Edition,2015, 30(4):827-830.
[5]郭国林，戴国洪，周自强.激光扫描速度对304不锈钢薄板组织和性能
的影响[J].机械设计与制造,2018(3).
(下转第146
页)
小，反之，影响程度就越大。同时，切削深度增大时对材料的切削力也就增大，刀具后刀面对加工表面的挤压也增大，刀具对材料的力学影响程度就越大。结合这两点进行分析可知，刀具对工件的力学
影响程度远小于切削热对材料表面应力影响程度，所以随着切削深度增大时，热应力影响作用减小，材料塑性变形程度减小，表面残余拉应力及内部压应力就越小，材料内表层影响深度1也就越小。
战胜敌人的三大法宝综上所述，在一定条件下，适当的增大切削层深度，可以有效的降低残余应力对材料表面的影响程度，材料内部塑性变形的影响深度也相对减小。
500
400
300
|200
转氨酶偏高是什么原因£100
<0
-100比例的意义
-200
-300
0.00.10.20.30.40.5
距离表面深度Z(mm)
图6不同切削深度下表面残余应力分布曲线(v=200m/min)
Fig.6Surface Residual Stress Distribution Curves
under Different Cutting Depths(«/=200m/min)
5总结
(1)利用商业软件DEFORM-2D建立了SKD11淬硬钢材料干式切削仿真模型，通过实验验证的方法，设计相同的实验和仿真试验条件，对实验数据分析验证得出仿真模型的正确性(误差小于16%)。(2)切削深度一定时，适当的增大切削速度，单位时间内刀具对工件的挤压和摩擦效应增强，导致材料表面残余拉应力增大，但却降低了材料变质层的深度2。(3)切削速度一定时，适当的增大切削深度，可以有效的降低残余应力对材料表面的影响程度，其材料内部塑性变形的影响深度1也相对减小。
参考文献
[1]景璐璐，陈明，安庆龙.SKD11硬切削锯齿形切屑形成机理试验研究
[J].中国机械工程,2014-12-0413：31
(jing Lu-lu,Cheng Ming,An Qing-long.The formation mechanism of SKD11rra-ted chips in hard cutting[J].China Mechanical Engineering,2014-12-0413：31.)
⑵何志锋，唐德文，吕希建.45淬硬钢干式切削温度试验研究[J].装备制
造2016(2)：11-12+24.
关于莲花的古诗句(He Zhi—wang,Tang De-wang,Lv Xi-jian.Experimental study on dry cutting tempe—rature of hardened steel[j].Equipment Manufacturing Technology,2016(2):11-12+24.)
[3]程耀楠，王海婷，刘利•面向绿色制造的切削加工环境研究探讨[J].哈
尔滨理工大学学报,2013(6)：100-107.
(Chen Yao-lan,Wang Hai-ting,Liu Li.Study on machining environment for green manufacturing[j].Journal of Harbin Institute of Technology,2013(6)：100-107.)
[4]Chang,Y.P.,Chou,H.M.,Wang,G.,&Wang,J.C.An experimental study
on the tribological properties of the pressing dies of WC and SKD11in the high viscosity oil[j].Key Engineering Materials,2015,642.
[5]Liu,Y.C.,Tang,D.W.,Zou,S.L.,He，乙F.,&Xie,Y.P.Numerical Study
of Residual Stress Induced by High Speed Milling Hardened SKD11 Steel[C]//Applied Mechanics and Materials.Trans Tech Publications, 2015(713):2769-2774.
[6]Ho,J.K.,Tsai,C.H.,Tsai,M.Y.,Tu,M.X.,&Sung,J-C.Development of a
novel cooling system-assisted minimum quantity lubrication method for improvement of milling performance[J].J ournal of the Chine Institute of Engineers,2015,38(3):322-331.
[7]刘海涛，卢泽生，孙雅洲.切削加工表面残余应力研究的现状与进展
[J].航空精密制造技术,2008(1)：17-19+31.
(Liu Hai-tao,Lu Ze-sheng,Sun Ya-zhou.Rearch status and progress of residual stress on machined surface[J].Aerospace Precision Manufacturing Technology,2008(1)：17-19+31.)
[8]Sresomroeng B,Chumrum P,Premanond V.Residual Stress Measure
ment for Coated Film on Cold Work Tool Steel[C]//Advanced Materials Rearch.Trans Tech Publications,2011(299):1136-1141.
⑼李传民，王向丽，闫华军.DEFORM5.03金属成形有限元分析实例指导
教程[M].北京；机械工业出版社,2007.
(Li Chuan-ming,Wang Xiang-li,Yan Hua-jun.DEFOR陋5.03Finite ele-Ment Analysis Guide for Metal Forming[M].Beijing China Mechine Press,2007.)
[10]Tang,D.W.,He,Z.F.,Lv,X.J.,Peng,C.Effect Residual Stress on Mate
rial Hardness by Finite Element Simulation during the Process of High Speed Cutting[C]//Key Engineering Materials.Trans Tech Publications,2017(719)：23-27.
(上接第142页)
(Guo Guo-lin,Dai Guo-hong,Zhou Zi-qiang.Influence of lar scanning speed on microstructure and properties of304stainless steel sheet [j].Machinery Design&Manufacture,2018(3).)
[6]张文钺.焊接冶金学：基本原理[M].北京：机械工业出版社,2004.
(Zhang Wen-yue.Welding Metallurgy：Basic Principles[M],Beijing：China Machine Press,2004.)
[7]胡汉起.金属凝固原理[M].北京：机械工业出版社,2000.
(Hu Han-Qi.Solidification Principle of Metals[M].Beijing：China Machine Press,2000.)
⑻谢模宇-SUS304奥氏体不锈钢薄板高速激光焊接技术研究[D].华中
科技大学,2014.
(Xie Mo-Yu.Rearch on high speed lar welding of SUS304austenitic stainless steel[D].Huazhong University of Science and Technology, 2014.)[9]Shome M.Effect of heat-input on austenite grain size in the heat-affect
ed zone of HSLA-100steel[j].Materials Science&Engineering A, 2007,445(6):454-460.
[10]Maurer W,Ernst W,Rauch R.Evaluation of the factors influencing the
strength of HSLA steel weld joint with softened HAZ[J].W elding in the World,2015,59(6)：809-822.
[11]Liu S,Mi G,Yan F.Real weld geometry determining mechanical proper
ties of high power lar welded medium plates[J].Optics&Lar Technology,2018(102)：100-110.
[12]Yan J,Gao M,Zeng X.Study on microstructure and mechanical proper
ties of304stainless steel joints by TIG,lar and lar TIG hybrid weld-ing[J].Optics&Lars in Engineering,2010,48(4)：512-517.
[13]Petch N J.The cleavage strength of polycrystals[J].J Iron Steel Inst,
1953,174(1):25-28.
