張加恒 ， 黃 祎 ， 郭 順 ， 楊東青 ，， 閆德俊 ， 李 東 ， 王克鴻

1.南京理工大學(xué) 受控電弧智能增材技術(shù)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210094

2.中船黃埔文沖船舶有限公司 廣東省艦船先進(jìn)焊接技術(shù)企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510715

0 前言

電弧增材制造（Wire Arc Additive Manufacturing，WAAM）是近年來發(fā)展迅猛的一種快速成形技術(shù)［1］，具有制造成本低、制造自由度高等優(yōu)點(diǎn)［2］。相比單絲增材制造，多絲多弧增材工藝由于效率高［3］、成形快［4］，近年來受到越來越多的關(guān)注。國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對多絲電弧增材制造進(jìn)行了大量研究［5］，馮曰海等人［6］驗(yàn)證了等離子弧雙填絲增材制造工藝可實(shí)現(xiàn)快速增材制造，顯著降低生產(chǎn)成本，并提高生產(chǎn)效率和試樣性能。張?zhí)燹鹊热耍?］用旁路耦合三絲電弧焊的方法對Q345低碳鋼進(jìn)行增材制造，通過調(diào)整旁路電流獲得了形貌最優(yōu)的單道試樣并進(jìn)行增材制造，試驗(yàn)表明沉積速率高達(dá)13.3 kg/h，且熔覆效率高、熱輸入小，顯著改善了試樣的顯微組織。

但在多弧情況下，仍然存在熔深不足、質(zhì)量不穩(wěn)定［8］等問題。為改善金屬材料的組織與性能，在電弧增材制造工藝中引入超音頻脈沖電流早已成為一項(xiàng)重要技術(shù)［9］。王海龍等人［10］在高壓環(huán)境下采用超音頻直流脈沖TIG焊方法對焊縫性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明該方法在高壓環(huán)境下能夠減小熱影響區(qū)，進(jìn)而提高接頭質(zhì)量，而當(dāng)脈沖頻率相同時，環(huán)境壓力的增加會使焊縫硬度增大。賀鉑昌等人［11］將自主研發(fā)的新型超音頻脈沖方波電弧熱源用于鎂合金電弧增材制造，通過合理控制電流參數(shù)和增材過程參數(shù)，實(shí)現(xiàn)了對AZ31鎂合金增材成形的有效控制。

根據(jù)以往研究，在合適的電弧脈沖頻率下，脈沖電弧形成的壓力波對焊接熔池有高頻振蕩作用［12］，有利于細(xì)化晶粒、減少氣孔等缺陷［13］，并在一定程度上改善焊縫組織的機(jī)械性能。基于此，本文提出超音頻輔助三絲電弧增材工藝，在提高熔敷效率的基礎(chǔ)上研究分析超音頻電弧對增材成形組織的形態(tài)及分布的影響。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)?zāi)覆臑槌叽?00 mm×200 mm×10 mm的304不銹鋼板，填充材料為直徑1.2 mm的ER316L不銹鋼實(shí)芯焊絲，母材及絲材的化學(xué)成分如表1所示。

表1 母材與絲材的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of wire and base metal （wt.%）

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)設(shè)備示意如圖1所示，主要包括：3臺MIG焊接電源及其送絲機(jī)構(gòu)、直線式三絲增材槍、送氣機(jī)構(gòu)、冷卻裝置等。單絲MIG輔助電弧增材試驗(yàn)的第一電源為法國SAF公司的自動MIG焊接電源；三絲MIG輔助電弧增材試驗(yàn)的第一、第二電源為法國SAF公司的自動MIG焊接電源，第三電源為超音頻MIG焊接電源。三絲焊槍間距為25 mm，且三絲均垂直于水平方向向下。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備示意Fig.1 Schematic diagram of test equipment

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)基本參數(shù)為：電弧移動速度（TS）7 mm/s，送絲速度（WFS）8 m/min，氣流量25 L/min，絲材干伸長10 mm?？紤]到三根絲材之間的絕對間距25 mm較大，設(shè)計(jì)垂直于增材方向的絲材與絲材之間的偏移量為8.5 mm。每組試驗(yàn)采用的焊絲均為316L，焊接電源采用脈沖模式，引入頻率分別為20 kHz、25 kHz、30 kHz、35 kHz、40 kHz、45 kHz、50 kHz的超音頻MIG輔助工藝，得到不同頻率下的單道成形件，并觀察試樣的宏觀形貌和顯微結(jié)構(gòu)。在無超音頻和有超音頻的情況下進(jìn)行三絲單道多層的單墻體增材成形，并測定無超音頻試件和30 kHz超音頻試件的顯微硬度和拉伸性能。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 宏觀形貌

不同頻率下單道成形件的形貌如圖2所示，所有試樣表面均比較光滑，沒有明顯缺陷。施加超音頻脈沖的試樣兩側(cè)比未施加超音頻的試樣更平整，當(dāng)頻率較高時（見圖2b）試樣兩側(cè)甚至有明顯堆積。

圖2 不同頻率下的單道增材成形形貌Fig.2 Appearances of single-channel additive forming under different frequencies

采用天遠(yuǎn)三維掃描設(shè)備測量不同頻率下單道的二維尺寸并計(jì)算寬高比，結(jié)果如表2所示。施加超音頻輔助后，試件寬高比顯著下降，隨著超音頻頻率的增加，寬高比基本不變，超音頻30 kHz時單道高度最高且寬高比最小。由此可見，不同的超音頻頻率下三絲單道單層成形的熔敷道外形基本穩(wěn)定且成形良好，有利于沉積道之間的搭接和成形。

表2 不同超音頻熔敷道數(shù)據(jù)Table 2 Different superaudio cladding channel data

2.2 顯微組織

利用線切割技術(shù)按照GB/T228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》在單道成形件上切割出金相試樣，然后打磨、拋光、經(jīng)氯化鐵鹽酸溶液腐蝕，用XSP500型光學(xué)顯微鏡分別對左、中、右絲材的顯微組織進(jìn)行分析。

常規(guī)脈沖成形試件的左、中、右絲材所成熔敷道的顯微組織如圖3所示。熔合線（圖3b白線）附近存在大量有明確生長趨向的柱狀晶和零散分布的少量等軸晶粒，且柱狀晶穿越熔合線生長。對比圖3d～3f可以看到，中間熔敷道的組織晶粒更為粗大，這是由于三絲增材過程中的熱輸入非常大且集中，中間熔敷道的散熱條件比左、右兩邊差，熔池內(nèi)部溫度梯度最小且最后完全凝固，故中間熔敷道的微觀組織沒有明顯的擇優(yōu)生長取向，各向異性沒有明顯體現(xiàn)，且在較強(qiáng)的熱效應(yīng)下多成長為粗大的等軸晶粒。

圖3 常規(guī)脈沖電弧三絲單道增材成形的微觀組織Fig.3 Microstructure of conventional pulsed arc triple-wire single-channel additive forming

對中間道的絲材施加50 kHz超音頻脈沖電弧后，左、中、右絲材所成熔敷道的顯微組織如圖4所示。從圖4b、4e可看出，中間熔敷道組織明顯細(xì)化，樹枝狀結(jié)構(gòu)傾向明顯被打破，其微觀組織由大量等軸晶粒組成，同時隨機(jī)分布著少量柱狀晶粒。左、右邊絲所成熔敷道的微觀組織更加明顯地關(guān)于中間絲材呈鏡面對稱，且生長方向指向中間絲材。從圖4d～4f可看出，中間絲材的晶粒尺寸較兩邊絲材有所增加，這是由于超音頻頻率增加，熔池內(nèi)部的能量增加而冷卻速度減緩，導(dǎo)致了組織粗大。

圖4 50 kHz超音頻脈沖電弧三絲單道增材成形的微觀組織Fig.4 Microstructure of 50 kHz superaudio pulsed arc triple-wire single-channel additive forming

對不加高頻、加35 kHz和50 kHz超音頻電弧試樣的顯微組織（見圖5、圖6）進(jìn)行分析對比。與不加超音頻的試樣（見圖5a）相比，超音頻試件（見圖5b、5c）組織中的枝晶排列呈現(xiàn)有序性，枝晶生長方向與堆積方向一致，35 kHz 時組織為等軸樹枝晶和柱狀晶的混合組織，50 kHz時組織為等軸樹枝晶組織，其中細(xì)小的等軸非枝晶組織呈帶狀分布，由此可以看出超高頻脈沖電弧對顯微組織具有一定的細(xì)化作用。

從圖6可以看出，隨著頻率增大，平均晶粒尺寸呈現(xiàn)先減后增的趨勢，這是因?yàn)槌纛l促進(jìn)了熔池內(nèi)部攪拌，枝晶破碎，使得晶核數(shù)目增加，同時固液界面處也變得不穩(wěn)定，粗大枝晶破碎，這都能夠細(xì)化晶粒。但隨著頻率進(jìn)一步增加，超音頻帶來的能量會減緩冷卻速度，導(dǎo)致枝晶粗大。

圖6 500倍下不同超音頻頻率下脈沖電弧三絲單道增材成形的微觀組織Fig.6 Microstructure of pulsed arc triple-wire single-channel additive forming under different superaudio frequencies at 500 times

2.3 顯微硬度

將無超音頻輔助單道墻體試件和30 kHz成形墻體試件沿垂直于成形方向截斷，并對截面進(jìn)行磨制拋光，用HVS-1000ZB型顯微硬度計(jì)進(jìn)行維氏硬度的測定，參考龐義斌［14］測試顯微硬度的方法，在顯微硬度測試過程中，加載力為500 N，加載時間為10 s，在墻體橫截面橫向每隔2 mm打一個點(diǎn)，縱向每隔1 mm打一個點(diǎn)（打點(diǎn)位置見圖7），取其平均值作為最終結(jié)果。

圖7 打點(diǎn)位置示意Fig.7 Schematic diagram of hitting position

表3、表4分別為無高頻試件與30 kHz試件各位置顯微硬度。由表3可知，熔敷道底部硬度達(dá)到190 HV，從熔敷道底部到試件表面硬度一開始呈現(xiàn)陡降趨勢，而后隨著與熔合線距離的增大，硬度下降趨勢變得平緩，在熔合線與成形表面的中間位置顯微硬度逐漸趨于穩(wěn)定，而在靠近成形表面時硬度又呈現(xiàn)出比較明顯的上升趨勢。分析認(rèn)為，靠近熔合線處硬度最高，是因?yàn)槿酆暇€附近尺寸大的晶粒數(shù)量很少，遠(yuǎn)離熔合線的位置晶胞變大，硬度下降，而成形件表面由于散熱性良好，易出現(xiàn)等軸晶區(qū)，所以硬度反而提高。

表3 無高頻試件各位置顯微硬度Table 3 No superaudio specimen microhardness at each position

表4 30 kHz試件各位置顯微硬度Table 4 Microhardness of 30 kHz specimen at each position

加入超音頻后，在熔合線向基板的過渡區(qū)出現(xiàn)了明顯的軟化現(xiàn)象，與常規(guī)脈沖電弧相比，該處硬度有所下降。經(jīng)過顯微組織的分析得知超音頻電弧增材試件的顯微組織細(xì)小，因而顯微硬度整體高于常規(guī)脈沖電弧增材試件的顯微硬度。綜上，引入超音頻脈沖并未改變試件硬度的變化規(guī)律，但是整體提高了試件的顯微硬度。

2.4 拉伸力學(xué)性能

用UMT4303型萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)分別對無音頻輔助單道墻體試件和30 kHz單道墻體試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。按照GB/T228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》切割出拉伸試樣并打磨拋光，在xoy平面方向（成形速度方向，水平拉伸）和yoz平面方向（垂直于沉積方向，橫向拉伸）各選取3個試樣，如圖8所示，測試其抗拉強(qiáng)度，通過記錄原始標(biāo)距和斷后標(biāo)距計(jì)算斷后伸長率，所得數(shù)據(jù)分別如表5和表6所示。30 kHz超音頻增材試件的橫向和水平平均抗拉強(qiáng)度分別為559 MPa、521 MPa，與常規(guī)脈沖電弧增材試件相比均有所提高。而且30 kHz試件在水平方向上的平均斷裂延伸率達(dá)到39.3%，與無超音頻試件相比有大幅提升。材料的力學(xué)性能受顯微組織的影響較大，加入超音頻脈沖電弧后，試件的顯微組織得到了不同程度的細(xì)化，所以其抗拉強(qiáng)度也得到了不同程度的提升。

圖8 取樣位置Fig.8 Sampling position

表5 無高頻試件拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 5 No superaudio tensile test data

表6 30 kHz試件拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 6 Tensile test data of 30 kHz specimen

3 結(jié)論及展望

（1）開展了超音頻三絲電弧增材制造工藝研究試驗(yàn)，自主搭建了超音頻三絲電弧增材制造平臺，在采用常規(guī)脈沖MIG電弧和給中間絲材施加一系列大于等于20 kHz超音頻頻率的情況下進(jìn)行三絲電弧增材制造，結(jié)果表明，超音頻為30 kHz時單道高度為3.8 mm，寬高比為6.81，此時外貌最好，后續(xù)以此制備單墻體。

（2）顯微組織對比分析表明，在超音頻輔助作用下，兩邊絲材的微觀組織更明顯地關(guān)于中間絲材鏡面對稱，而中間絲材的晶粒得到一定程度的細(xì)化。但如果頻率超過30 kHz時，超聲波在介質(zhì)中產(chǎn)生的能量過高，冷卻速度減緩，導(dǎo)致了晶粒粗化。

（3）力學(xué)性能試驗(yàn)表明，引入超音頻脈沖整體提高了試件顯微硬度，水平平均抗拉強(qiáng)度從441 MPa提升到521 MPa，橫向平均抗拉強(qiáng)度從536 MPa提升到559 MPa，水平平均斷裂延伸率提高39.3%。

（4）本文中加入超音頻輔助后試樣硬度未獲得明顯提高，下一步將對提高墻體硬度等方面進(jìn)行研究，促使該增材方法在工程中的應(yīng)用。