2.2 动电位极化实验

   实验测试了2种不同成分的母材和焊接接头（WJ）的极化曲线，如图 3 所示。表3为各样品测得的点蚀电位和再钝化电位。

   图 4（a）为5.1Ni16N 母材的动电位测试结果，其点蚀电位102.5mV，图 4（b）为 5.7Ni18N 母材的动电位 扫描结果，点蚀电位为88mV。结合金相结果分析， 由于两相成分的差异，5.7Ni18N 促进了高温铁素体向奥氏体相转变，使两相比例偏离平衡点，从而提高双相不锈钢整体的耐点蚀性能。但氮元素能极大提高奥氏体相耐点蚀性能。在回扫过程中， 两种成分的双相不锈钢回滞环较小，这说明母 材有很好的再钝化能力，在发生点蚀后，能阻止点蚀的进一步发展。图 4（c）为 5.1Ni16N 焊接 接头的动电位扫描结果，点蚀电位为 94.7mV， 图 4（d）为 5.7Ni18N 焊接接头，点蚀电位为199mV。5.7Ni18N 母材得到的焊接接头耐点蚀性能明显好于 5.1Ni16N，结合图 5 焊接接头点蚀形貌发现，点蚀全部发生在热影响区，且铁素体相被选择性侵蚀，由于热影响区奥氏体含量小于30%，导致在奥氏体内镍、氮等稳定化元素含量 增加，极大提高了奥氏体相的耐点蚀性能，铁素体含量超过70%，其内部铁素体稳定化元素减少， 耐点蚀性能下降，从而使铁素体发生选择性侵蚀。焊接接头在回扫过程中回滞环较大，说明焊接接 头在发生点蚀后，再钝化能力较弱，即使电位已经开始回扫，电流密度还在增大。表3中各试样再钝化电位显示，5.1Ni16N 的母材再钝化电位最高，说明该样品的再钝化能力较好，而焊接接头的再钝化电位远低于母材，这说明焊接接头的再钝化能力相比于母材较差。尽管从数值上看，焊缝的点蚀电位比母材要高，但通过对焊接接头的电化学实验样品的观察发现，母材并未发生点蚀， 这说明母材的耐点蚀性能强于焊缝热影响区，由于母材样品是单一的轧制态，而焊接接头样品包括母材-热影响区-焊缝区，二者的点蚀电位并不能直接对比。

   2.3 恒电位极化实验

   图5为2205双相不锈钢母材和焊缝的恒电 位测试结果。当低于临界点蚀温度时，电流密度很小，此时并未发生点蚀，而当温度接近临界点蚀温度时，曲线出现小幅波动，说明此时发生了亚稳态点蚀，而当温度超过临界点蚀温度后，电流密度迅速增大，此时样品表面发生稳定点蚀。

   5.7Ni18N含有较高的镍、氮含量，在焊接过程中可以促进奥氏体的形成，从而提高了焊缝的耐点蚀性能。母材为 5.1Ni16N 得到的焊接接头临界点蚀温度46℃，5.7Ni18N得到的焊接接头临界点蚀 温度为52℃，而母材的临界点蚀温度均为54℃， 其中5.1Ni16N母材临界点蚀温度略高。当达到临界点蚀温度后，焊接接头曲线的斜率要明显大于母材，这证明，焊接过程会使焊接接头的耐点蚀性能下降。

   2.4 FeCl3 溶液浸泡实验 

   对样品进行24h浸泡，根据腐蚀前后失重计算母材和焊接接头的腐蚀速率，实验结果如表4所示。结果表明焊接接头的腐蚀速率明显高于母材，试样宏观形貌如图6所示，“1”为点蚀形成 的细微点蚀坑，“2”为试验后超声波清洗对焊缝区表面造成的破坏。由于热影响区铁素体含量高，铁素体稳定化元素含量减少，其点蚀当量值 （PREN）减小，更容易受到侵蚀，因此点蚀首先发生在焊缝热影响区。当点蚀进行到一定程度， 由于焊缝区属于铸态组织，且组织粗大，因此点蚀开始向焊缝区扩展。尽管焊缝区表面完整，但内部已经造成严重腐蚀，焊缝区和热影响区是破坏最严重的区域。

   2.5 电子探针分析 

   对母材、焊缝热影响区及焊缝区的各相进行成分分析，其结果如表5所示。根据PREN理论，双相不锈钢耐点蚀性能主要取决于较弱相的耐点蚀性能，当两相PREN值越相近时，不锈钢表现出来的耐点蚀性能越好。PREN 计算公式如式（1）（2）所示，目前对于α相的PREN值没有争议，而对于γ相中N元素对点蚀当量值的影响，尚存争议。Heo-Young Ha 等人分析了不同 相比例的2205双相不锈钢材料，研究了不同x值与点蚀电位的关系，但并没有得出明确结论。

   J.W.Simmons 等人认为 x=30 时，点蚀当量同临界点蚀温度具有线性关系。M. Rosso 等人研究了退火和加工硬化两种工艺对耐点蚀性能的影响，认为x=16时，PREN 值同耐点蚀性能具有较好的对应性。文中分别取 x=16 和 x=30 分别计算焊接接头各区域的PREN值，结合电化学 实验结果分析N元素对PREN值的影响。当x值取16时。母材中γ相PREN值较低， 此时点蚀应优先发生在γ相上，然而电化学实验 中，点蚀优先发生在α相上，结合图5点蚀形貌 分析，当发生稳定点蚀后，母材点蚀坑内部表面光滑，未发现明显的选择性腐蚀，这说明母材中奥氏体和铁素体的PREN相当，其耐点蚀性能差别不大。所以x=16时，氮元素对PREN值的贡献被低估。当x=30时，两相PREN值相当，γ相PREN值略高，同电化学实验现象符合，因此x=30 更为合理。

PRENα=Cr+3.3Mo…………………………（1）

PRENγ=Cr+3.3Mo+xN-Mn…………………（2）

   2.6 点蚀形貌 

   图7为试样经动电位扫描后，扫描电镜下的点蚀形貌。图 7（a）为母材的点蚀形貌，可以看到，点蚀坑内相对光滑，没有明显的选择性腐蚀， 母材中两相的PREN值相近，因此两相的耐点蚀性能相近。图 7（b）点蚀坑出现在焊接接头的热 影响区，点蚀的形核和长大过程主要发生在铁素体相上，当扩散至铁素体与奥氏体相界时，点蚀扩散受到阻碍，对板条状组织进行能谱分析，发现这类板条状组织的钼等铁素体形成元素偏低， 而镍等奥氏体形成元素偏高，即这类板条状组织为奥氏体相，因此在原铁素体晶界和晶界内的板条状奥氏体保留了下来，根据PREN30值计算结果，热影响区铁素体PREN值为33，而奥氏体相PREN值为43，两相PREN值相差达到10， 铁素体为较弱相，因此铁素体被选择性腐蚀，从而在宏观表现出热影响区较差的耐点蚀性能。

   3 讨论

   提高镍、氮含量后，母材的耐点蚀性能有轻微下降，主要是因为奥氏体含量增多，通常认为奥氏体相含量在50%时，耐点蚀性能最好。因此对于5.7Ni18N 的2205双相不锈钢，应根据其相图重新制定固溶工艺，使母材铁素体 / 奥氏体比例为 1。在扫描电镜下观察到，焊接接头的点蚀主要发生在焊缝的热影响区，且选择性地侵蚀铁素体相，而当点蚀扩展到奥氏体相时，点蚀过程会受到阻碍。由于焊接时，焊接接头热影响区温度较低，冷却速度较快，导致铁素体向奥氏体转变不充分，使奥氏体和铁素体比例严重失调， 热影响区的铁素体含量通常可以达到70%以上， 铁素体内的钼、铬被稀释，而这两种元素是提高铁素体相抗点蚀性能的主要元素，因此热影响区的铁素体相在侵蚀性环境中，会受到选择性侵蚀。

   4 结论

   （1）采用TIG焊实现了1.2mm厚2205双相不锈钢焊接。结果表明，焊接接头质量合格，微观组织为铁素体和奥氏体的复相组织。由于材料本身的局限性，热影响区奥氏体偏低，耐点蚀性能较差，通过调整母材中合金元素含量，可在一定程度得到改善。焊接接头的薄弱环节在热影响区，点蚀优先在铁素体相形核并长大。 

   （2）通过调整钢的成分，可以一定程度上提高热影响区奥氏体含量，并较为明显改善 2205双相不锈钢的焊接接头的耐点蚀性能。 

   （3）焊接接头点蚀首先在热影响区的铁素体 相上形核，当点蚀发生到一定程度时，由热影响区点蚀坑底部向焊缝区扩展，从而对整个焊接接头造成破坏。