電弧軌跡對CMT電弧增材制造Inconel 625合金厚壁件組織與性能的影響

徐文虎，張培磊,2，蔣 旗,2，劉志強,2，于治水,2，葉 欣,2，吳 頔,2，史海川,2

(上海工程技術大學1.材料工程學院，2.上海市激光先進制造技術協同創新中心，上海 201620)

0 引 言

近幾十年來,增材制造技術在制造行業中得到廣泛的應用。與傳統的減材制造成形零件相比，增材制造成形零件具有表面精度高、生產成本低、生產效率高等優點而得到迅速發展[1]。目前，增材制造技術一般以激光、電子束、電弧等為熱源，其中以激光和電子束為熱源的增材制造技術因制造成本高昂而難以在工業上得到大規模應用，而成本低廉、成形效率高的電弧增材制造技術得到快速發展[2]。

鎳基高溫合金由于具有良好的耐腐蝕性能、拉伸性能、可焊接性和耐高溫氧化性而廣泛應用于航空航天、石油化工、船舶航海等領域[3-5]。Inconel 625合金作為一種鎳基高溫合金，通過控制其組織內部析出相的形態與大小來達到一定的強化效果[6-7]。目前，有關Inconel 625合金增材制造方面的研究主要集中在以激光為熱源的增材制造方面[8-9]。由于以激光為熱源的增材制造技術的成本高、效率低，因此很多學者將研究方向轉向效率更高、成本更低的電弧增材制造方面，而在電弧增材制造技術中研究較多的是等離子弧增材制造技術。徐富家等[10-11]分別研究了電弧軌跡和工藝參數對等離子弧增材制造Inconel 625合金組織與性能的影響，發現采用往復堆積方式獲得的合金具有較好的力學性能，并且在將熱輸入降低至18 kW·min·m-1后，組織內部不會出現明顯的轉變層，進而優化零件的力學性能。冷金屬過渡(CMT)技術是依靠短路過渡并由控制系統精密控制的一項新型技術，該技術以CMT電弧作為熱源進行電弧增材制造，具有能量密度高、表面成形好和焊接缺陷少等優點，尤其適用于大型零件的生產。已有研究[12-13]表明，電弧軌跡的合理規劃對電弧增材制造過程的順利進行，以及獲取更高精度成形件和提高成形效率均有重要意義；而目前有關電弧軌跡對CMT電弧增材制造Inconel 625合金組織與性能方面的研究較少。因此，作者采用以CMT電弧為熱源，Inconel 625合金焊絲為沉積材料的增材制造技術制備Inconel 625合金厚壁件，對比研究了擺動與兩道多層2種電弧軌跡下合金厚壁件的成形性能、顯微組織和力學性能。

圖1 CMT電弧增材制造過程中擺動和兩道多層電弧軌跡示意Fig.1 Diagram of oscillating (a) and two-pass multi-layer (b) arc trajectories during CMT arc additive manufacturing process

1 試樣制備與試驗方法

試驗用基板為316L不銹鋼，基板尺寸為200 mm×45 mm×15 mm，化學成分見表1，將基板表面打磨至無油脂和銹跡后，用酒精擦拭并烘干。試驗用沉積材料為由SPECIAL METALS 公司提供的Inconel 625合金焊絲，其化學成分見表2。

表1 316L不銹鋼基板的化學成分(質量分數)

表2 Inconel 625合金焊絲的化學成分(質量分數)Table 2 Chemical composition of Inconel 625 alloywire (mass) %

采用ABB IRB 4600機器人、IRBP A250變位器、IRT 501導軌一起組成的聯動協同9軸運動平臺,再通過device-net將伏能士CMT Advance4000焊機同機器人結合在一起，共同搭建CMT電弧增材制造快速成形系統平臺，利用該平臺制備Inconel 625合金厚壁件。由于在高溫空氣環境中Inconel 625合金表面易氧化，因此在制備過程中采取添加氣罩保護的方式，該方式還可減少飛濺產生[14]。采用擺動和兩道多層2種電弧軌跡，具體路徑如圖1所示；在路徑規劃中均采用往復方式，以防止出現起弧處凸起與收弧處塌陷的現象[15]。采用擺動電弧軌跡時焊槍機械擺動寬度為10 mm，擺動長度為3 mm，左側停留距離L為0.3 mm，中間停留距離C為0.1 mm，右側停留距離R為0.3 mm，送絲速度為8.5 m·min-1,焊接速度為8 mm·s-1，平均電流為165 A，平均電壓為21.3 V；采用兩道多層電弧軌跡時，送絲速度為6.5 m·min-1,焊接速度為8 mm·s-1，平均電流為139 A，平均電壓為17.8 V。2種電弧軌跡下制備得到厚壁件試樣的尺寸均為160 mm×14 mm×85 mm。

沿垂直于沉積方向截取金相試樣，經預磨、拋光，用王水腐蝕后，采用VHX-5000型光學顯微鏡觀察組織。按照GB/T 13329-2006，沿垂直于沉積方向與平行于沉積方向采用線切割方法加工拉伸試樣，分別記作垂直試樣和平行試樣，并在同一位置附近分別取3個試樣，拉伸試樣的取樣位置與尺寸如圖2所示。在AG-25TA型萬能材料拉伸試驗機上進行室溫拉伸試驗，拉伸速度為2 mm·min-1，試驗結束后采用TESCAN VEGA3型掃描電鏡(SEM)觀察斷口形貌。

圖2 拉伸試樣的取樣位置與尺寸Fig.2 Sampling location and size of tensile sample

2 試驗結果與討論

2.1 成形性能

由圖3可以看出：在擺動電弧軌跡增材制造過程中出現了飛濺現象，這是因為在焊槍擺動過程中電弧的挺度不足，由電弧產生的洛倫茲力發生偏移，難以維持熔滴在電弧推力下進行平穩的過渡而產生的；在無機械擺動的兩道多層電弧軌跡增材制造過程中，熔滴過渡穩定，無明顯飛濺現象，在熔滴過渡過程中，電弧穩定，成形件表面光滑平整。

2.2 顯微組織

由圖4可以看出：采用不同電弧軌跡增材制造的厚壁件成形均勻，無明顯氣孔、夾渣等缺陷，沉積層間分層明顯，且沉積層間存在明顯的熔合線與重熔區；擺動電弧軌跡下重熔區在厚壁件中間部分較寬。在擺動過程中當電弧移動到邊緣時停留時間較短[16]，并且當上一層金屬沉積結束后，在后續冷卻過程中厚壁件邊緣與空氣接觸，導致邊緣的溫度較低，因此當下一層金屬沉積在邊緣時，在溫度較低和熱輸入較低的條件下重熔金屬較少，導致該區域重熔區不明顯。在每一道沉積層中都存在一個半橢球形的區域，該區域處在電弧的中心位置，即重熔區，這是由于電弧中心區域的熱流密度較大，使得電弧中心部位的熔深較大而導致的。不同電弧軌跡增材制造厚壁件的截面組織均主要為向外延生長的樹枝晶，且樹枝晶中存在二次枝晶以及三次枝晶，而擺動電弧軌跡下的三次枝晶較多。兩道多層電弧軌跡下厚壁件重熔區的枝晶較為細小，這是因為重熔區是已經沉積的金屬重新熔化而形成的，其周圍已經沉積的金屬溫度已降低，且金屬的散熱速率大于空氣的散熱速率，導致重熔區在結晶時的溫度梯度較大，因此形成的晶粒較細小。

圖3 擺動與兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的宏觀形貌Fig.3 Macromorphology of additive manufactured thick-wall parts with oscillating (a) and two-pass multi-layer (b) arc trajectories

參考文獻[17]，焊接熱輸入的計算公式為

(1)

式中：E為焊接熱輸入；η為熱效率系數，取0.8；U為電壓；I為電流；v為焊接速度。

計算得到擺動和兩道多層電弧軌跡下的焊接熱輸入分別為351.45,247.42 J·mm-1?？芍獢[動電弧軌跡下的焊接熱輸入較高，結晶時間較長，結晶速率低，因此厚壁件組織中的三次枝晶較多，且枝晶間距較大；同時長時間的結晶導致枝晶間偏析出大量低熔點元素，形成低熔點共晶相，這些共晶相不耐腐蝕，因此腐蝕后枝晶間距較大。

2.3 拉伸性能

由圖5可以看出：擺動電弧軌跡下厚壁件的拉伸性能較均勻，載荷-位移曲線重合度高，這是由于在擺動電弧軌跡下，每層重熔的金屬量相近，且分布較均勻導致的；在兩道多層電弧軌跡下，每一道沉積層中都存在一個重熔區，且重熔區內過冷度較大，易產生元素偏析，導致重熔區組織不均勻，從而造成厚壁件出現拉伸性能不均勻的現象。

圖4 擺動與兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的截面形貌Fig.4 Cross section morphology of additive manufactured thick-wall parts with oscillating (a-b) and two-pass multi-layer (c-d) arc trajectories: (a, c) at low magnification and (b, d) at high magnification

圖5 擺動與兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件在拉伸過程中的載荷-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of additive manufactured thick-wall parts with oscillating (a) and two-pass multi-layer (b) arc trajectories during tensile

由表3可以看出：不同電弧軌跡增材制造厚壁件在垂直于沉積方向的斷后伸長率都高于平行于沉積方向的，平行于沉積方向的抗拉強度均大于垂直于沉積方向的；兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的平均抗拉強度為716 MPa，高于擺動電弧軌跡增材制造厚壁件的(674 MPa)。

增材制造試樣的抗拉強度各向異性百分比A的計算公式為

表3 擺動與兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的拉伸性能

(2)

式中：Pmax為試樣的最大抗拉強度；Pmin為試樣的最小抗拉強度。

計算得到擺動與兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的抗拉強度各向異性百分比分別為4%，4.5%?？芍?，這兩種電弧軌跡增材制造厚壁件的垂直與水平抗拉強度的差異很小，可以忽略[18]。

由圖6可以看出：2種電弧軌跡增材制造厚壁件的拉伸斷口上均存在大量韌窩，斷裂類型均為韌性斷裂，并且平行于沉積方向的拉伸斷口上存在凹槽。厚壁件的晶粒生長方式都是外延生長，生長方向基本一致，在拉伸時于拉伸方向上發生韌性斷裂，而枝晶間的析出相與低熔點共晶相的塑性較差，易發生脆斷而形成凹槽狀斷口。

圖6 擺動和兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的拉伸斷口SEM形貌Fig.6 SEM morphology of tensile fracture of additive manufactured thick-wall parts with oscillating (a-b) and two-pass multi-layer (c-d) arc trajectories: (a, c) parallel samples and (b, d) vertical samples

3 結 論

(1) 在擺動電弧軌跡增材制造過程中出現飛濺現象，厚壁件表面粗糙，而兩道多層電弧軌跡增材制造過程中，無明顯飛濺現象，厚壁件表面光滑平整。

(2) 擺動與兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的成形均勻，無明顯氣孔、夾渣等缺陷，沉積層間存在明顯的熔合線與重熔區，樹枝晶的生長方式均為外延生長，且樹枝晶中存在二次枝晶以及三次枝晶；兩道多層電弧軌跡下厚壁件的枝晶間距小于擺動電弧軌跡下的，且三次枝晶較多。

(3) 兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的平均抗拉強度為716 MPa，高于擺動電弧軌跡增材制造厚壁件的(674 MPa)；擺動與兩道多層電弧軌跡增材制造厚壁件的抗拉強度各向異性百分比均很小，分別為4%，4.5%；2種電弧軌跡增材制造厚壁件的拉伸斷口上均存在大量韌窩，斷裂類型均為韌性斷裂。