焊接模式對(duì)電弧增材制造316 不銹鋼組織及力學(xué)性能的影響

任香會(huì)，梁文奇，王瑞超，韓善果，武威

(1.陽(yáng)江市中烏巴頓技術(shù)研究院,陽(yáng)江,529533；2.廣東省科學(xué)院中烏焊接研究所,廣東省現(xiàn)代焊接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣州,510650；3.五邑大學(xué),智能制造學(xué)部,江門,529020；4.廣東技術(shù)師范大學(xué),廣州,510665)

0 序言

電弧增材制造是目前廣受關(guān)注的一種增材制造技術(shù) (additive manufacturing，AM)，其原理是以焊接技術(shù)產(chǎn)生的電弧作為能量源，基于分層疊加制造的原理，通過送絲系統(tǒng)輸送材料進(jìn)行逐層快速堆積成形的工藝方法.電弧增材制造更加高效、快速，且成本低廉，在小批量和單件生產(chǎn)上具有突出的特點(diǎn)，成形構(gòu)件具有化學(xué)成分均勻、結(jié)構(gòu)更為致密、較高的強(qiáng)度和良好的韌性等特點(diǎn)，可以實(shí)現(xiàn)快速低成本的加工，在航空航天、船舶交通、醫(yī)療、軍工等領(lǐng)域有著長(zhǎng)遠(yuǎn)的發(fā)展前景[1-4].傳統(tǒng)的WAAM 工藝的成形過程中，熔滴的過渡形式為短路過渡，傳統(tǒng)的短路過渡形式具有飛濺大、成形差、焊接薄板熱輸入量大[5-8]等缺點(diǎn).奧地利的福尼斯焊機(jī)公司(FRONIUS)開發(fā)的冷金屬過渡技術(shù)(CMT)，焊接的熔滴過渡形式也是短路過渡，其創(chuàng)新之處在于通過控制焊絲的往復(fù)運(yùn)動(dòng)控制熔滴過渡，從而實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定無飛濺的焊接過程，以此獲得更好成形質(zhì)量，減小熔滴飛濺，降低晶粒粗大的傾向[9-10].通過引入脈沖電流可以進(jìn)行不同的CMT焊接模式：CMT-脈沖(CMT-P)，CMT-P 工藝兼顧了CMT 低熱輸入量和脈沖電流具有較高能量的特點(diǎn)，在此基礎(chǔ)上將CMT 過渡和脈沖過渡結(jié)合，從而更進(jìn)一步的對(duì)焊接過程熱輸入量進(jìn)行精準(zhǔn)控制[11-13].

316 不銹鋼是工業(yè)生產(chǎn)中最常用金屬，以其為原材料的成形工藝及性能分析已不罕見.趙曉燕等人[14]對(duì)藥芯不銹鋼焊絲脈沖TIG 電弧增材制造電弧特性展開了研究，結(jié)合特定參數(shù)分析了其熔滴過渡形態(tài)，為不銹鋼的電弧增材制造提供了工藝參數(shù)基礎(chǔ)；朱兵鉞等人[15]進(jìn)行了CMT 增材制造410 馬氏體不銹鋼的試驗(yàn)，結(jié)果證明WAAM-CMT 增材制造構(gòu)件應(yīng)用于不銹鋼具備良好的成形性能；Pramod 等人[16]制備了347 不銹鋼 (SS347) 板件，發(fā)現(xiàn)與變形合金SS347 相比，電弧增材構(gòu)件的拉伸強(qiáng)度有所提高，且結(jié)合電子背散射衍射技術(shù)分析全面檢查了微觀結(jié)構(gòu)特征，通過反極圖 (inverse pole figure,IPF)證明沿構(gòu)建方向存在強(qiáng)織構(gòu)；Zhang 等人[17]采用自研發(fā)的藥芯雙相鋼焊絲進(jìn)行了電弧增材制造雙相不銹鋼，分析了其化學(xué)成分和微觀結(jié)構(gòu)對(duì)其強(qiáng)度和耐腐蝕性的影響，其耐腐蝕性可與熱軋2205 雙相鋼媲美；侯旭儒等人[18]分別采用 CMT-P和CMT 兩種焊接模式進(jìn)行了 304 奧氏體不銹鋼的電弧增材制造，對(duì)比分析了其力學(xué)性能的變化.不同模式的焊接熱源應(yīng)用于316 不銹鋼電弧增材制造的性能分析鮮有報(bào)道，優(yōu)化電弧增材制造的工藝，明晰CMT 不同模式與電弧增材制造中組織和性能的變化規(guī)律，將會(huì)極大提高高效電弧增材制造技術(shù)的發(fā)展，擴(kuò)大其在航空、醫(yī)學(xué)、汽車和船舶等應(yīng)用領(lǐng)域.文中對(duì)比分析不同焊接模式下電弧增材制造316 不銹鋼構(gòu)件工件的尺寸、組織及力學(xué)性能，為電弧增材工藝提供經(jīng)驗(yàn)參考.

1 試驗(yàn)方法

采用直徑為 1.2 mm的ER316 型不銹鋼焊絲作填充材料，化學(xué)成分如表1 所示.選用300 mm ×200 mm × 8 mm的316 不銹鋼板作為試驗(yàn)基板.

表1 ER316焊絲化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical composition of ER316 welding wire

試驗(yàn)開始前，用角磨機(jī)將不銹鋼基板的表面打磨平整，再用酒精擦拭表面、去除雜質(zhì).通入15 L/min的97.5% Ar+2.5% CO2混合氣體作為保護(hù)氣，采用自主搭建的雙電弧增材制造系統(tǒng)，系統(tǒng)采用KUKA KR20 6 軸焊接機(jī)器人控制前端運(yùn)動(dòng)，集成了Fronius TPS 5000 CMT 熱源和Fronius VR 7000 送絲機(jī)構(gòu).采用在固定送絲速度條件下基于Fronius焊機(jī)專家?guī)爝M(jìn)行一元化控制，不同焊接模式下電壓和電流波形如圖1 所示，CMT 模式下以短路過渡時(shí)焊絲回抽的時(shí)機(jī)為時(shí)間節(jié)點(diǎn)形成一個(gè)完整的焊接循環(huán)，DC-P 模式下則是以穩(wěn)定的周期使電流和電壓在基值與峰值之間來回切換，CMT-P 則是在不同的CMT 階段間插入若干波數(shù)的脈沖電流，以此為一個(gè)完整的焊接循環(huán).調(diào)節(jié)焊槍與基板距離至約10 mm，在基板上按表2的工藝參數(shù)進(jìn)行3 組316 不銹鋼電弧增材制造試驗(yàn)，增材制造過程中焊槍按“Z”字形路徑進(jìn)行往復(fù)堆積，沉積60層，如圖2 所示，過程中始終保持焊絲與基板垂直.

圖1 不同焊接模式下預(yù)設(shè)電流和電壓波形示意圖Fig.1 Schematic diagram of current and voltage waveforms of different welding modes.(a) CMTP;(b) CMT;(c) DC-P

圖2 CMT 電弧增材制造沉積路徑Fig.2 Deposition path of CMT-WAAM

表2 電弧增材制造316 不銹鋼預(yù)設(shè)工藝參數(shù)Table 2 Preset process parameters of 316 stainless steel by WAAM

用電火花線切割機(jī)床對(duì)成形樣品進(jìn)行線切割加工，取樣位置和方向如圖3 所示，取成形試樣中間部分進(jìn)行顯微組織觀察.將金相試樣鑲嵌，由粗到細(xì)依次使用金相砂紙對(duì)試樣進(jìn)行打磨，然后用金剛石拋光膏在拋光機(jī)上對(duì)試樣進(jìn)行拋光，選用濃鹽酸與硝酸濃度比為3∶1的混合液對(duì)試樣進(jìn)行腐蝕，然后用Zeiss MM-440D 光學(xué)顯微鏡進(jìn)行金相組織觀察，使用Phenom XL 及配套EDS 探頭進(jìn)行元素分析.取構(gòu)件中段部分小樣進(jìn)行電解拋光，使用背EBSD 進(jìn)行顯微取向分析.采用Wilson VH1202 維氏顯微硬度儀進(jìn)行硬度測(cè)試，加載力設(shè)定為0.3 N，采用GP-TS 2000M/300kN 伺服控制萬能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，拉伸速率為1 mm/min，使用Metek Hikari 系列電子顯微鏡進(jìn)行斷口觀察.

圖3 室溫拉伸、沖擊試樣外形尺寸以及取樣位置Fig.3 Room temperature tensile and impact sample dimensions and sampling locations.(a) tensile sample;(b) sampling locations

2 結(jié)果與討論

2.1 宏觀形貌與尺寸

電弧增材制造制得到各組多層316 不銹鋼薄壁件的成形情況較好，無塌陷，構(gòu)件寬度均勻一致，表面伴有清晰的熔合線，宏觀形貌及尺寸如圖4 和表3 所示.CMT 及CMT-P 模式下的構(gòu)件的平均層高約為1.2 mm，而DC-P 模式下的構(gòu)件平均層高約為1.55 mm，其中CMT-P 模式下成形的構(gòu)件表面最為平整，起伏最小且較為均勻，CMT 構(gòu)件平整度次之，且構(gòu)件整體尺寸與前者相差不大，DC-P 模式的構(gòu)件表面平整度最差.工件表面波紋主要受其焊接模式的影響，由于DC-P 模式下熔滴過渡階段中熔池中的熱輸入較大，流動(dòng)性更強(qiáng)、冷卻速度更慢，因此更易造成構(gòu)件側(cè)壁有清晰的起伏和熔合線，成形精度降低.CMT-P 及CMT 模式由于其每個(gè)焊接循環(huán)中所具有的焊絲回抽階段，熔滴在還未充分凝聚的情況下受重力作用完成過渡，生成的熔池尺寸較小，成形構(gòu)件的高度相比較DC-P 模式下的構(gòu)件更低.

圖4 構(gòu)件宏觀形貌Fig.4 Macroscopic morphology of components.(a) CMT-P;(b) CMT;(c) DC-P

表3 構(gòu)件宏觀尺寸Table 3 Macroscopic dimensions of components

2.2 顯微組織

不銹鋼在非平衡凝固過程中，其熔池的凝固模式受Cr 和Ni 元素含量影響，鉻、鎳當(dāng)量計(jì)算式為[19]

根據(jù)式(1)及表1 計(jì)算得到，電弧增材制造技術(shù)制備的316 不銹鋼的鎳當(dāng)量{Ni}eq約為14.84%，鉻當(dāng)量{Cr}eq約為23.25%，{Cr/Ni}eq值約為1.6，由此結(jié)合Schaeffler 圖(圖5[20])可知凝固模式為FA 模式[21]，在熔池金屬開始凝固時(shí)優(yōu)先析出δ 鐵素體，δ 鐵素體與液相發(fā)生包晶轉(zhuǎn)變生成γ 奧氏體(L → L+F → L+F+(A+F)→ F+A)[22]，結(jié)合圖6(a)XRD 圖譜可確定室溫下由δ-Fe 和γ-Fe 組成.根據(jù)圖6(b)和圖6(c) SEM，EDS 分析及圖7(a)高倍顯微金相組織形貌，得知亮區(qū)基體組織為γ 奧氏體，暗區(qū)網(wǎng)狀組織為δ 鐵素體，且綜合圖6(a)～圖6(c) XRD,SEM,EDS 分析可確定γ-Fe 除C 外的化學(xué)組成為Cr0.19Fe0.7Ni0.11,而由于δ-Fe 含量較低導(dǎo)致XRD 衍射峰較弱、EDS 分析存在較大誤差，因此無法進(jìn)行定量.如圖7(b)～ 圖7(d)所示，三種模式的組織以柱狀樹枝晶為主，并且伴隨有大量的二次枝晶和胞狀晶，柱狀晶沿著沉積方向生長(zhǎng)[23-24].三種模式晶粒大小由小到大規(guī)律為CMT-CMT-PDC-P，這與三種模式的熱輸入大小相關(guān)，即更大的熱輸入會(huì)造成晶粒粗化、枝晶間距增大的趨勢(shì).

圖5 Schaeffler 圖[20]Fig.5 Schaeffler diagram [20]

圖6 掃描電鏡能譜分析Fig.6 Scanning electron microscope spectroscopy.(a)XRD and SEM-EDS analysis;(b) location;(c)point 1 energy spectrum analysis;(d) point 2 energy spectrum analysis

圖7 增材構(gòu)件金相組織Fig.7 Metallographic organization of additive components.(a) typical microstructure;(b) CMT zone;(c) CMT-P zone;(d) DC-P zone

對(duì)增材構(gòu)件yOz剖面進(jìn)行EBSD 分析，如圖8所示，[001]方向的IPF 圖像中的各種顏色對(duì)應(yīng)于晶粒取向，其中以紅色區(qū)域分布為主，電弧增材制造316 不銹鋼構(gòu)件組織具有強(qiáng)<001>//z 織構(gòu).立方結(jié)構(gòu)中晶粒優(yōu)先生長(zhǎng)的方向與<001>方向一致[25-26]，WAAM 過程中316 不銹鋼的凝固組織以面心立方晶體(奧氏體) 為主，其晶粒生長(zhǎng)方向主要呈現(xiàn)<001>方向生長(zhǎng)，該方向基本與xOy面平行.除決定性<001>取向外，DC-P 構(gòu)件還存在部分<101>取向的晶體，分析認(rèn)為可能是部分γ 奧氏體晶粒經(jīng)歷再加熱重熔后形核時(shí)繼承了δ 鐵素體母相的取向.

圖8 增材構(gòu)件沿yOz 剖面EBSD 晶粒取向Fig.8 EBSD grain orientation along yOz profile of additive member.(a) CMT-P;(b) CMT and (c)DC-P

2.3 力學(xué)性能

對(duì)三種焊接模式下的構(gòu)件進(jìn)行了室溫拉伸試驗(yàn)，數(shù)據(jù)結(jié)果如圖9 所示，構(gòu)件在不同方向上具有不同的微觀組織分布，因此在水平方向和垂直方向上的力學(xué)性能可能存在差異.在相同方向上，3 組構(gòu)件的抗拉強(qiáng)度沒有明顯的差異，抗拉強(qiáng)度達(dá)鍛造件(約680 MPa)的80%～ 90%，最大抗拉強(qiáng)度可達(dá)到550 MPa.分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，DC-P 模式的構(gòu)件熱輸入量較大導(dǎo)致晶粒粗化，抵抗裂紋擴(kuò)展的能力較差，加之過大的熱輸入使得焊縫凝固時(shí)表面氧化傾向更大，降低了層與層結(jié)合界面的強(qiáng)度，垂直和水平方向上的屈服點(diǎn)皆在150 MPa 左右.

圖9 增材構(gòu)件的力學(xué)性能Fig.9 Mechanical properties of additive components

對(duì)材料不同方向上力學(xué)性能的各向異性進(jìn)行描述，計(jì)算式為

式中：σx為水平方向強(qiáng)度；σz為垂直方向強(qiáng)度.從方向的角度分析，由于枝晶大體沿著垂直方向生長(zhǎng)，因此垂直方向上的拉伸試驗(yàn)通常會(huì)獲得更高強(qiáng)度數(shù)值，試驗(yàn)中抗拉強(qiáng)度的各向異性系數(shù)約為-10%，而屈服強(qiáng)度幾乎不存在各向異性.構(gòu)件在水平方向上的晶粒排布更為密集，再加之熔池金屬在凝固開始時(shí)表面可能存在輕微的氧化現(xiàn)象，從而加大試樣在垂直方向上力學(xué)性能薄弱的位置發(fā)生沖擊脆斷的傾向，因此水平方向斷后伸長(zhǎng)率都優(yōu)于垂直方向.如圖10(a)和圖10(b)所示，在拉伸試驗(yàn)中樣品出現(xiàn)了明顯的頸縮現(xiàn)象，圖10(f)顯示斷口存在大量韌窩，韌窩底部存在第二相，是典型的韌性斷裂特征.通過對(duì)比圖10(a)與圖10(b)的斷口形貌能夠看出，水平拉伸時(shí)平均會(huì)產(chǎn)生更顯著的頸縮現(xiàn)象，這意味著水平方向上通常會(huì)具有更大的斷后伸長(zhǎng)率，這與室溫拉伸試驗(yàn)的結(jié)果相對(duì)應(yīng).對(duì)比圖10(c)～ 圖10(e)不同焊接模式下316 不銹鋼電弧增材構(gòu)件的拉伸斷口微觀形貌可以發(fā)現(xiàn)，DCP 構(gòu)件的韌窩尺寸和深度明顯大于其他二者，室溫拉伸試驗(yàn)中該模式構(gòu)件的斷后伸長(zhǎng)率最高，可達(dá)52%，雖可在較大應(yīng)變情況下不發(fā)生斷裂，但其實(shí)際承受的應(yīng)力強(qiáng)度遠(yuǎn)不如其他二者.

圖10 增材構(gòu)件拉伸斷口Fig.10 Tensile fracture of additive components.(a)vertical macroscopic fracture morphology of CMT-P component;(b) horizonal macroscopic fracture morphology of CMT-P component;(c)CMT-P fracture morphology;(d) CMT fracture morphology (low power);(e) DC-P fracture morphology;(f) CMT fracture morphology (high power)

電弧增材制造的316 不銹鋼構(gòu)件由一道道焊道堆積而成，垂直方向上的微觀組織按焊道內(nèi)組織和重熔區(qū)組織的順序來回變換.重熔區(qū)中存在著更粗的晶粒、更大的二次枝晶間距以及更高的δ/γ值，因此垂直方向上的硬度值會(huì)在一定范圍內(nèi)波動(dòng).除此之外，由于基板的散熱作用，前幾層堆積時(shí)的凝固溫度梯度大，在非平衡凝固條件下更大的過冷度意味著更細(xì)的晶粒和更小的枝晶間距，整體的硬度值較高.而隨著高度的增加，每道次焊縫堆積時(shí)的散熱條件越差，溫度梯度變小，直到工件所受熱輸入和散熱速度基本達(dá)到平衡時(shí)，其硬度值在小范圍內(nèi)隨著組織變化而周期性地波動(dòng).在工件頂部由于不會(huì)受到后續(xù)道次的重熔作用，因此冷卻速度要優(yōu)于中間段，因此其頂部硬度值整體會(huì)有略微上升的趨勢(shì).如圖11 所示，CMT-P 模式的構(gòu)件整體硬度最高，大幅高于其他兩種模式，平均硬度值為209 HV0.3；CMT 構(gòu)件次之，平均值為166 HV0.3，且硬度分布最為穩(wěn)定；DC-P 構(gòu)件硬度表現(xiàn)最差，平均值為160 HV0.3，且其硬度分布較其他構(gòu)件最為離散，在135～ 210 HV0.3 范圍內(nèi)大幅度波動(dòng).由此可見，較大的熱輸入會(huì)使得每道之間的重熔區(qū)的奧氏體晶粒粗化，因此具有更大的數(shù)值波動(dòng)性，具體表現(xiàn)為CMT 模式的構(gòu)件硬度值最為穩(wěn)定，DC-P 模式的構(gòu)件硬度分布最為離散，平均值低于其他模式.

圖11 增材構(gòu)件硬度分布Fig.11 Hardness distribution of additive components

3 結(jié)論

(1)三種焊接模式下的WAAM 316 不銹鋼薄壁件成形情況較好，寬度相對(duì)穩(wěn)定，平均層厚為1.2～ 1.55 mm,表面伴有清晰的熔合線.CMTP 及CMT 模式下的構(gòu)件平整度較佳，而DC-P 模式下的構(gòu)件表面凹凸起伏最明顯.

(2)構(gòu)件組織以柱狀樹枝晶為主，并伴隨有大量的二次枝晶、胞狀晶，組織具有強(qiáng)<001>//z 織構(gòu)，構(gòu)件中段穩(wěn)態(tài)區(qū)的平均枝晶間距隨不同焊接模式下的熱輸入變化而變化：由小到大依次為CMT —CMT-P —DC-P.組織包括γ 奧氏體(Cr0.19Fe0.7Ni0.11)，基體間網(wǎng)狀組織為δ 殘余鐵素體.

(3)構(gòu)件在水平方向和垂直方向上的力學(xué)性能可能存在一定程度差異.在相同方向上，3 組構(gòu)件的抗拉強(qiáng)度沒有明顯的差異，最大抗拉強(qiáng)度可達(dá)到550 MPa.不同方向上，抗拉強(qiáng)度的各向異性系數(shù)約為-10%，而屈服強(qiáng)度幾乎不存在各向異性，水平方向斷后伸長(zhǎng)率整體優(yōu)于垂直方向，斷裂方式為韌性斷裂.CMT 模式構(gòu)件硬度分布最集中，在160～180 HV0.3 范圍內(nèi)，CMT-P 模式的構(gòu)件整體硬度最高，達(dá)到209 HV0.3.