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江蘇激光聯盟陳長軍導讀： 　　在這項工作中對ATIG (UP-ATIG)異種焊件進行了各種機械和冶金學研究。 　　摘要 　　介紹了用50% SiO2+ 50% TiO2復合助焊劑，采用活化鎢惰性氣體(ATIG)焊接Inconel 600和AISI 316L板的工藝。對未剝皮的ATIG (UP-ATIG)異種焊件進行了各種機械和冶金學研究。結果表明，UP-ATIG焊件的拉伸破壞發生在焊縫區，主要是由于粗晶和金屬間化合物的存在。對UP-ATIG異種焊件進行激光沖擊強化(LSP)，結果表明，激光沖擊強化后的ATIG焊件抗拉強度(630.33±28.02 MPa)高于UP-ATIG焊件(573.11±41.11 MPa)，這是因為激光沖擊強化后的ATIG焊件存在壓縮殘余應力(CR)。殘余應力測試結果表明，UP-ATIG焊件在焊縫區存在拉伸殘余應力(TR)，而LP-ATIG焊件則存在CR應力。動態電位極化試驗結果表明，LP-ATIG焊件的耐蝕性略高于UP-ATIG焊件。 　　采用ER2553填料（a和b）的CCGTA焊接件的線圖分析；ERNiCu-7填料（c和d）。 　　1.介紹 　　鎳基超級合金和奧氏體不銹鋼因其在酸性、高溫和腐蝕性環境中的優異性能，經常用于高溫腐蝕環境，如核工業、發電廠、低溫發動機等。類似地，包含鎳基超級合金（如Inconel 600）和奧氏體不銹鋼（如AISI 316L）的異種接頭廣泛用于制造高溫部件。Srinivasan等人報告稱，用于在高溫下傳輸高頻信號的礦物絕緣電纜包含Inconel 600和AISI 316L雙金屬接頭。類似地，許多研究人員透露，Inconel 600和奧氏體不銹鋼的異種接頭廣泛應用于各種行業。異種焊接的主要問題是選擇合適的焊接工藝和填充金屬。填充金屬和焊接方法選擇不當會導致接頭失效，以及機械和冶金性能差。 　　Inconel 657熱影響區析出。 　　Devendranath Ramkumar等人研究了Inconel625和UNS 32205的電子束焊接件的各種性能，并報告了由于焊接件枝晶間區域的鉬偏析，焊接區發生了拉伸失效。Gobu和Mahadevan研究了Inconel 600和AISI 304L攪拌摩擦焊件的機械和冶金性能，發現接頭的抗拉強度在450℃以上急劇下降，因為高溫下的拉伸變形不成比例。Das Neves等人研究了使用Nd:YAG激光焊接制造的Inconel 600和AISI 304焊接件的微觀結構，發現焊接區存在小孔。 　　自動焊接是一種在不使用填充材料的情況下連接相似和不同金屬的顯著技術。然而，這種方法無法在單道焊中連接較厚的截面，因為其穿透能力較差。在焊接過程中使用活性焊劑是增加單程焊接熔深的首要解決方案。Zhang等人報道，在電子束焊接過程中使用活性焊劑可以顯著提高焊縫熔深。此外，作者還指出，活性劑引起的表面張力梯度和氧含量的變化歸因于焊縫熔深的增強。Huang報道，在1020碳鋼的氣體保護金屬極電弧焊中使用活性焊劑可增加焊縫熔深，并減少角變形。作者進一步指出，由于氧化物助焊劑的存在，焊接電弧柱延伸至根部開口，從而導致更高的熔深。 　?。╝） Inconel 625焊縫金屬和Inconel 718母材之間的界面：顯示熔合線附近的富Nb碳化物（b）Inconel 82焊縫金屬和310S母材之間的界面（c）310 SS焊縫金屬和310S母材之間的界面（d）310 SS焊縫金屬和IN-718母材之間的界面。 　　在制造業中，鎢極氣體保護焊（GTAW）是應用最廣泛的連接技術，因為它能夠控制焊道幾何形狀和接頭性能。但這一過程也有局限性，比如生產率低、滲透深度差。因此，許多研究人員研究了GTAW中活性焊劑的使用，稱為ATIG焊接，并報告了穿透深度和各種機械和冶金性能的顯著改善。同樣，許多研究人員研究了ATIG焊接過程中活性劑對焊縫熔深的作用，得出了電弧收縮和marangoni效應的機理。 　　采用（i）ER2553和（ii）ERNiCu-7填料的CCGTA焊接工藝獲得的Inconel 718和AISI 316L異種接頭的界面微觀結構。 　　在電弧收縮機制中，施加的活化劑在弧柱溫度下分解，產生大量正離子。這些離子會吸引弧柱中的自由電子，從而產生電弧收縮，從而導致基底金屬熔化，從而加深穿透。在marangoni效應機理中，活性劑的分解為熔池提供表面活性氧元素。氧含量通過改變從熔池邊緣到熔池中心的表面張力梯度來改變流體流動模式，從而導致更深的熔透。圖1顯示了傳統GTAW和ATIG焊接工藝的流體流動模式，以及ATIG焊接比GTAW焊接熔深的改善。 　　圖1 流體流動模式示意圖。a）GTAW ，b）ATIG焊接。 　　激光沖擊噴丸（LSP）是一種成功的強化技術，可提高金屬的強度、耐磨性和耐腐蝕性等性能。在這種LSP工藝中，高能激光束撞擊金屬表面，產生高壓等離子體，在金屬中產生沖擊波，產生鉻應力。由于鉻應力，發生塑性變形，增強了機械和冶金性能。Devendranath Ramkumar等人研究了LSP對異種焊接件的拉伸強度和沖擊韌性等機械性能的影響，并報告了LSP工藝可以改善焊接件的拉伸性能。Chandrasekar等人在比較Inconel 600的未噴丸和激光沖擊噴丸焊件時報告，激光噴丸焊件顯示出比未噴丸焊件更好的機械性能。作者進一步指出，在LSP過程中，未噴丸焊接件的TR應力轉化為CR應力，從而提高了機械性能。 　　從文獻中可以看出，關于使用復合焊劑的金屬異種焊接以及激光噴丸對鎳基超級合金和奧氏體不銹鋼異種焊接件的影響，僅有少量信息可用。因此，這項研究工作是在使用50%SiO2+50%TiO2復合焊劑通過ATIG焊接連接Inconel600和AISI 316L板材，并使用LSP工藝強化焊接件的過程中進行的。此外，還對未噴丸和激光噴丸異種焊接件進行了腐蝕、機械和冶金等各種表征。 　　2.材料和方法 　　2.1. 基材 　　在本研究中，使用了Inconel 600高鎳鉻鐵合金和AISI 316L奧氏體不銹鋼作為基底金屬。為了確定化學成分，對賤金屬樣品進行了原子發射光譜測試。 　　2.2. Inconel 600和AISI 316L異種焊接件的制造 　　焊接前，將50%SiO2+50%TiO2的復合焊劑與丙酮混合，以獲得糊狀稠度，用于涂覆在板材的上表面。本研究采用標準對接焊接結構。焊接過程中，如圖2所示，使用特殊的保護氣體供應裝置在焊縫的表面和根部供應氬保護氣體。同樣，在開始焊道之前，給焊炬足夠的時間來形成足夠的焊坑，這被稱為延遲時間。焊接后，根據ASTM標準，使用EDM工藝對焊接接頭進行各種機械和冶金試驗。圖3顯示了Inconel 600和AISI 316L的制造異種焊接件。 　　圖2 帶反吹掃裝置的焊接裝置。 　　圖3 采用ATIG焊接的Inconel 600和AISI 316L異種焊接件。 　　2.3. 冶金表征 　　制作完成后，在復合區將異種焊件切成30 mm × 10 mm × 5 mm的尺寸，進行各種冶金表征。圖4顯示了覆蓋母材、熱影響區（HAZ）和焊接區的切片試樣。試樣制備和金相檢驗遵循標準程序。為了清晰地探索微結構，使用了glyceregia (15ml HCL, 10ml甘油和5ml HNO3的混合物)蝕刻劑。為了確定母材和異種焊接件的晶粒度，使用ImageJ軟件及其顯微圖像進行了晶粒度測量。為了確定拉伸和沖擊破壞模式，對斷裂表面進行了場發射掃描電子顯微鏡（FE-SEM）檢查。同樣，在焊接區進行FE-SEM/EDAX（能量色散x射線分析），以探索各種相和化學元素的存在。 　　圖4 用于各種冶金分析的異種焊件照片a）面側b）根部側c）橫截面。 　　2.4. 機械特性 　　制造的異種焊件被切割成不同尺寸，如圖5所示，使用EDM工藝進行各種機械試驗。為了檢查重復性，在每種情況下使用三個樣品進行三次拉伸、沖擊和彎曲等所有機械試驗。在應變速率為3.3的Instron萬能試驗機上，對按照ASTM E8/E8M標準制備的樣品進行拉伸試驗，應變率為3.3?×?10?4?s?1。為了揭示接頭的延性，進行了面彎曲和根彎曲試驗。、由于異種焊件在焊接區失效，且抗拉強度低于母材，因此對異種焊件進行LSP處理，以提高其機械和冶金性能。 　　圖5 從異種焊接件獲得的各種機械和冶金特性的試件示意圖。 　　2.5. LSP工藝的實驗過程 　　圖6給出了LSP工藝的示意圖和研究中采用的參數。最初，要噴丸的區域使用粗至細等級的金剛砂片拋光，并用PVC膠帶粘合，該膠帶在LSP工藝中充當犧牲層。該犧牲層提高了激光能量吸收能力，避免了靶表面的熱效應。研制了一種XY平移臺，通過正交耦合兩臺伺服電機，使目標金屬在聚焦激光束的作用下移動。 　　圖6 LSP設置示意圖。 　　在LSP過程中，高能激光束通過聚焦透鏡聚焦到目標金屬上，聚焦透鏡蒸發犧牲層，形成高能等離子體羽流。當沖擊波的大小超過屈服強度時，這種等離子體羽流會在金屬中產生沖擊波，導致高密度的位錯陣列和CR應力的感應。這將有助于提高激光噴丸試樣的屈服強度和硬度。 　　LSP后，按照ASTM標準，使用EDM工藝切割試樣，進行拉伸、沖擊和彎曲試驗。為了確定未噴丸和激光噴丸焊接件中存在的殘余應力的大小，使用X射線衍射技術和sin2ψ方法進行了殘余應力測量。最后，對激光噴丸前后的結果進行了比較。 　　3.結果和討論 　　3.1. 異種焊接件激光噴丸前的冶金研究 　　賤金屬的光學顯微鏡結果如圖7所示。從圖7（a）可以推斷，Inconel 600板包含退火孿晶，微觀結構中存在TiC/TiN偏析。退火過程中產生的退火孿晶確保了接收板的強度。類似地，微觀結構中TiC/TiN的偏析證實了所研究的板材為商業級鎳合金，因為商業Inconel 600金屬在其微觀結構中包含TiC/TiN偏析，其形式為圓點。圖7（b）顯示了AISI 316L的微觀結構，清楚地描繪了奧氏體和鐵素體相。 　　圖7賤金屬a）Inconel 600 b）AISI 316L的光學顯微鏡結果。 　　圖8顯示了UP-ATIG異種焊接件各區域的微觀結構。從圖8（a–d）可以推斷，由于熔池的凝固行為和焊接期間在焊接區產生的高溫，焊接區的晶粒度高于母材。熔合區的晶粒粗化已通過晶粒尺寸測量得到證實，結果如圖9所示。從圖中可以看出，Inconel 600、AISI 316L和UP-ATIG異種焊接件的晶粒度為12.12?±?0.92?μm，15.78?±?1.03?μm和18.64?±?1.24?μm。Sabzi和Dezfuli證實，獲得的焊縫金屬晶粒尺寸為枝晶尺寸。此外，從圖8（a）和（b）所示的焊縫界面微觀結構可以看出，熔池邊緣的晶粒已向焊縫中心生長。這是由于熔合邊界比焊縫中心存在陡峭的熱梯度，這有利于晶粒生長，與散熱相反。這種晶粒生長被稱為柱狀枝晶晶粒生長，本研究獲得的結果與作者早期的研究非常一致。 　　圖8 UP-ATIG異種焊接件的光學顯微鏡結果a）Inconel 600的焊接界面和焊接區b）AISI 316L的焊接界面和焊接區c）靠近熔合邊界的焊接區d）中心的焊接區。 　　圖9 Inconel 600、AISI 316L、未噴丸和激光噴丸異種焊接件的晶粒度測量結果。 　　圖8（c）顯示了靠近焊接界面區域的焊接區微觀結構。從圖中可以觀察到，在界面區域柱狀枝晶占主導地位，在焊縫中心存在等軸枝晶。圖8（d）顯示了焊縫中心線中細等軸樹枝晶的存在。正如Reddy等人所報告的那樣，由于凝固過程中較高程度的局部過冷，鎢極氣體保護焊工藝會在焊接區產生等軸枝晶。此外，熔融金屬的快速冷卻和焊接區較低的熱梯度促進了焊接中心等軸枝晶的形成。本研究中獲得的微觀結構結果與Devendranath Ramkumar等人報告的結果非常一致。從圖8（d）可以進一步觀察到，由于ATIG焊接過程中產生的熱應力，焊接區包含遷移的晶界（MGB）。這些熱應力是由于熔合邊界和焊縫中心的熱梯度不同而產生的，這些熱梯度使裂紋沿著晶粒邊界形核和擴展。此外，焊縫中粗晶粒的存在有利于MGB的形成。 　　為了識別焊接區中存在的化學元素和各種相，對UP-ATIG異種焊接件進行了SEM/EDAX分析，結果如圖10所示。從圖中可以觀察到，焊接區的晶界中含有白色斑點，EDAX點分析表明這些斑點富含Mo、Cr和C元素，這些元素可能是Mo2C、Cr23C6、Fe3Mo3C和laves相的金屬間相。X射線衍射（XRD）或電子探針顯微分析儀（EPMA）分析可用于準確發現本研究中未進行的化合物。正如Sambasiva Rao等人所報告的，焊縫處金屬間相的形成受母材化學成分的差異和冷卻速度的差異的影響。此外，許多研究人員報告說，鉬的原子半徑更大，在凝固過程中，鉬不能完全溶解在奧氏體基體中。由于上述現象，Mo在枝晶和枝晶間區域偏析，這有助于在熔合區形成金屬間相。在本研究中，金屬間相的形成是由于Inconel 600和AISI 316l母材的化學成分不同，以及焊縫中心和焊縫界面之間的熱梯度的差異導致了凝固行為。 　　圖10 UP-ATIG異種焊接件焊接區的SEM/EDAX分析結果。 　　3.2. 噴丸前異種焊接件的力學研究 　　對按照ASTM標準制備的UP-ATIG異種焊接件樣品進行了拉伸研究。試驗后的拉伸試樣如圖11所示，值得紀念的是，在所有試驗中，由于粗晶結構和焊接區中存在的MGB，焊接區出現斷裂。此外，焊接區中存在的有害金屬間相促進了焊接區的拉伸破壞。SEM/EDAX分析結果證實了熔合區存在金屬間相。焊接區存在TR應力可能會降低抗拉強度，導致焊接區斷裂。圖12顯示了UP-ATIG和LP-ATIG焊接件的殘余應力測量結果。從圖中可以推斷，UP-ATIG焊件具有TR應力，該應力在焊縫中心線處最大，并隨著距離焊縫中心的增加而逐漸下降。UP-ATIG焊接件中存在的平均TR應力計算為349? MPa。 　　圖11 試驗后UP-ATIG異種焊接件的拉伸試驗樣品。 　　圖12 UP-ATIG和LP-ATIG異種焊接件的殘余應力測量結果。 　　焊態試樣的抗拉強度為585.21 MPa，602.11?MPa和532? MPa。UP-ATIG異種焊接件的平均抗拉強度和延性計算為573.11?MPa，標準偏差為41.11?MPa和50%。圖13顯示了母材、UP-ATIG和LP-ATIG異種焊件試樣的拉伸曲線。UP-ATIG異種焊件的抗拉強度低于母材Inconel 600和AISI 316L，抗拉強度分別為624.90? MPa和585.31? MPa。從斷裂面拍攝的FE-SEM圖像如圖14所示。從圖中可以看出，斷裂發生在韌性模式中，因為韌性撕裂脊、宏觀/微觀孔隙聚結和凹陷面在斷口圖中占主導地位。 　　圖13 拉伸結果a）Inconel 600 b）AISI 316L c）UP-ATIG異種焊件d）LP-ATIG異種焊件。 　　圖14 UP-ATIG異種焊接件拉伸試樣的FE-SEM斷口圖。 　　對UP-ATIG和LP-ATIG異種焊接件進行維氏顯微硬度研究，結果如圖15所示。從UP-ATIG焊件的硬度分布可以發現，整個復合區的硬度差異不大。盡管焊接區存在粗晶粒，但由于存在金屬間相，熔合區的硬度略高于AISI 316L。SEM/EDAX分析結果表明，焊縫區存在金屬間相。計算得到UP-ATIG異種焊件的平均硬度為212.81 HV，高于AISI 316L的187.81 HV，略低于Inconel 600的220.70 HV。 　　圖15 UP-ATIG和LP-ATIG異種焊接件的硬度曲線。 　　為了確定UP-ATIG焊件對突然載荷的響應，對從焊件上取下的樣品進行了夏比V型缺口沖擊試驗，如圖16所示。從圖中可以看出，試樣經歷了明顯的塑性變形，而不是完全斷裂，三個試樣的沖擊強度為79.4?J、 75?J和77?分別是J。發現UP-ATIG異種焊接件的平均沖擊強度為77.13?J，略低于AISI 316L 83的沖擊強度?J，略高于鉻鎳鐵合金600的沖擊強度76.1?J.沖擊結果與本研究中獲得的拉伸結果一致。此外，如圖17所示的FE-SEM斷口分析結果表明，通過觀察凹陷面和韌性撕裂脊，破壞模式為韌性。在UP-ATIG異種焊件上進行180°面彎曲和根部彎曲試驗，圖18中的結果顯示，表面上沒有裂紋和裂縫，表明制造的異種焊件具有良好的延展性。 　　圖16 試驗后UP-ATIG異種焊接件的沖擊試驗樣品。 　　圖17 UP-ATIG異種焊接件沖擊試樣的FE-SEM斷口圖。 　　圖18 UP-ATIG異種焊件180°彎曲試驗結果a）面彎曲b）根部彎曲。 　　3.3. 噴丸后異種焊接件的力學研究 　　在UP-ATIG異種焊接件上進行LSP工藝，以提高其物理性能。圖19顯示了LP-ATIG異種焊接件機械特性結果的合并照片。從圖19（a）可以推斷，由于激光噴丸的影響，斷裂發生在AISI 316L側較弱的母材中，而不是焊縫和其他母材中。激光噴丸焊件的拉伸試驗結果如圖13所示。在LSP過程中，由于金屬的塑性變形，焊接件中產生了CR應力，這導致激光噴丸焊接件具有更高的抗拉強度。圖12、圖20顯示了激光噴丸焊件中存在的CR應力，從圖中可以看出，未噴丸焊件具有TR應力，而激光噴丸焊件具有CR應力。此外，圖20顯示，焊縫表面的CR應力更高，并且隨著距離表面深度的增加，CR應力直線下降。 　　圖19 樣品LP-ATIG異種焊接件機械特性結果的合并照片a）拉伸試驗b）沖擊試驗c）180°面彎曲和根部彎曲試驗。 　　圖20 UP-ATIG和LP-ATIG異種焊件的深度殘余應力測量結果。 　　3.4. 腐蝕研究 　　圖21（a–d）顯示了Inconel 600、AISI 316L、UP-ATIG和LP-ATIG異種焊接件的動電位循環極化試驗結果。在動電位循環極化試驗中，可使用Ecorr和Icorr值評估樣品的腐蝕敏感性。Igual Munoz等人使用Icorr值來表征三種不銹鋼的腐蝕行為，即EN 14311、EN 14429和EN 14462。作者報告說，由于最低的Icorr，EN 14429和EN 14462的總體耐腐蝕性更高。類似地，Kangazian等人利用Stern–Grary方程確定了使用鎳基和不銹鋼填充絲制造的鎳基合金和超雙相不銹鋼異種接頭的腐蝕行為。 　　圖21 動電位極化結果a）鉻鎳鐵合金600 b）AISI 316?L c）UP-ATIG焊件d）LP-ATIG焊件在室溫下置于3.5%的NaCl溶液中。 　　從圖21（c）可以看出，UP-ATIG異種焊接件的鈍化率低于母材Inconel 600。這是由于焊接區存在粗晶結構和氧含量。Liu等人報告說，腐蝕敏感性隨著晶粒尺寸的增加而增加，Alsabti等人指出，ATIG焊接件中的氧氣會惡化接頭的機械和腐蝕性能。在本研究中，未噴丸焊接件的晶粒度高于母材（見圖8、圖9），焊接區的氧氣含量較高（見圖10）。此外，從圖21（c）可以看出，UP-ATIG異種焊接件的Icorr遠低于母材AISI 316L，因為焊縫區域中存在高鎳和低鐵含量，表明未噴丸焊接件的腐蝕敏感性低于母材。 　　圖21(d)為LP-ATIG異種焊件的動電位極化結果。從圖中可以看出，激光噴丸焊件的循環極化曲線相對于未噴丸焊件有正向偏移。激光噴丸焊件的Icorr為0.19±0.02 mA/cm2，略高于未噴丸焊件的0.21±0.05mA/cm2，這是由于激光噴丸焊區內存在CR應力和細長強鈍化層。激光噴丸過程中，在焊件中產生CR應力，其原因可能是強化了焊接區鈍化層，提高了腐蝕電位。 　　4.結論 　　本文介紹了采用ATIG焊接工藝對Inconel 600和AISI 316L板進行異種焊接的方法。清楚地闡述了焊接件的機械、冶金和腐蝕特性。LSP處理前，熔合區發生拉伸斷裂，抗拉強度低于母材。LSP處理后，拉伸斷裂發生在遠離焊縫的地方，位于較弱的金屬AISI 316L側。本研究的結果如下。 　　?采用50%SiO2的ATIG焊接工藝，可成功制備Inconel 600和AISI 316L異種接頭?+?50%TiO2復合助焊劑。 　　?顯微研究表明，由于熔合區溫度升高和母材熱性能差異，焊接件具有粗晶粒和MGB。 　　?SEM分析表明焊縫區存在金屬間化合物，EDAX測試表明金屬間化合物富含鉬、碳和鉻元素。 　　?噴丸前，由于金屬間化合物的存在，焊接件在焊接區失效，而在LSP工藝后，由于熔合區中誘發的CR應力，焊接件在較弱的母材AISI 316L側失效。 　　?硬度研究證實，由于鉻應力，激光噴丸焊接區的硬度高于未噴丸熔合區。 　　?沖擊研究表明，激光噴丸焊接件的韌性低于未噴丸焊接件。 　　?動電位極化研究表明，由于激光噴丸焊接區存在CR應力和細長的強鈍化層，LSP工藝后制造的異種焊接件的耐蝕性略有提高。 　　來源：Investigation on un-peened and laser shock peened dissimilar weldments of Inconel 600 and AISI 316L fabricated using activated-TIG welding technique，Journal of Manufacturing Processes， 　　doi.org/10.1016/j.jmapro.2018.09.004 　　參考文獻：H. Naffakh, M. Shamanian, F. Ashrafizadeh，Dissimilar welding of AISI 310 austenitic stainless steel to nickel-based alloy Inconel657，J Mater Process Technol, 209 (2009), pp. 3628-3639 　　江蘇激光聯盟陳長軍原創作品！