蒲彬，唐賀清，姚屏,2，向丹

電流模式和焊接方向?qū)?16L不銹鋼增材制造成形的影響研究

蒲彬1，唐賀清1，姚屏1,2，向丹1

（1. 廣東技術師范大學，廣州 510630；2. 廣州理工學院，廣州 510000）

研究電流模式和焊接方向?qū)?16L不銹鋼增材制造成形、內(nèi)部微觀組織和硬度的影響。保持其他焊接工藝參數(shù)不變，采用Pulse、SpeedPulse、SpeedPulseXT這3種電流模式及同向和往復2種焊接方向進行單道多層堆積，采用光學顯微鏡觀察增材制造件的微觀組織并用洛氏硬度計測量其硬度值。采用不同電流模式和不同焊接方向會影響增材制造件的冷卻速率和凝固方式，進而影響增材制造件的表面成形和力學性能。同方向焊接時，隨著電流模式的改變，焊接熱輸入增大，液態(tài)金屬的流動性和鋪展行為逐漸增強，增材制造件的高度尺寸減小，寬度尺寸增大，熔合線處δ鐵素體受冷卻速率的影響由塊狀變?yōu)槿湎x狀，Pulse模式存在元素偏析；往復方向焊接時，外形尺寸沒有明顯的變化，熔合線處δ鐵素體以胞狀和蠕蟲狀為主。硬度測試結(jié)果表明，SpeedPulse模式硬度變化最小，SpeedPulseXT模式次之，Pulse模式硬度變化最大。采用MIG焊進行316L不銹鋼增材制造時，不同電流模式會對增材件的成形、內(nèi)部金相組織和硬度產(chǎn)生影響。采用同方向焊接比往復方向焊接對增材件形貌的影響更大。

電弧增材制造；電流模式；焊接方向；表面成形；微觀組織

電弧增材制造技術（Wire and Arc Additive Manufacturing，WAAM）是利用熔化極惰性氣體保護焊（MIG）、鎢極惰性氣體保護焊（TIG）以及等離子體焊（PA）等焊接方法，采用逐層累積的方式快速成形金屬零件的先進制造技術[1]。它不僅沉積效率高、成本低、整體制造周期短，還能夠成形較大尺寸的零件[2]。同時，還可在電弧增材制造過程中增加沖擊等輔助工藝從而起到優(yōu)化增材件性能的作用[3]。雖然成形表面質(zhì)量較低，但在制造復雜成形構(gòu)件方面電弧增材制造技術有其獨特的優(yōu)勢[4]。

WAAM因其具有以上優(yōu)勢而受到國內(nèi)外學者的廣泛關注，有關學者對WAAM的表面成形和內(nèi)部組織性能進行了研究。廣東技術師范大學研究團隊[5]研究了機器人焊接速度和層間冷卻時間變化對增材件形貌、熔寬、余高的影響，研究表明，焊接速度的改變將影響增材件的形貌，層間冷卻時間達到一定值后，增材件形貌變化不大。山東建筑大學研究團隊[6]在Q235基板上進行單道多層焊試驗，分析了焊接層數(shù)對成形件端部流淌的影響，研究表明，隨著焊接層數(shù)的增加，成形件兩端出現(xiàn)流淌現(xiàn)象且逐漸加劇，成形件高度表現(xiàn)為中間高兩端低。Wang等[7]采用變極性鎢極氣體保護焊工藝研究了鋁合金構(gòu)件的成形，結(jié)果表明，控制弧長、基板預熱溫度和層間溫度可以起到影響構(gòu)件尺寸精度和表面質(zhì)量的作用。不同的焊接工藝將對增材制造件的成形和微觀組織產(chǎn)生影響[8-9]。陳偉等[10]通過引入超聲波振動，研究了不同層間溫度下超聲振動對鋁青銅合金組織和拉伸性能的影響，結(jié)果表明，引入超聲振動會對鋁青銅合金的微觀組織和力學性能產(chǎn)生顯著影響。

以上學者主要通過控制層間停留時間和引入超聲振動等工藝來研究增材制造件的成形規(guī)律，關于電流模式對增材制造件成形影響的相關研究則較少。文中利用機器人焊接技術對316L不銹鋼進行增材焊接試驗，分析了不同電流模式和不同焊接方向?qū)υ霾闹圃旒尚渭傲W性能的影響，研究結(jié)果對了解316L不銹鋼增材成形具有一定的參考價值。

1 試驗

電弧增材制造系統(tǒng)由FANUC公司的焊接機器人、LORCH公司的MIG焊機和送絲機組成，電弧增材制造過程如圖1所示，焊機電流模式參數(shù)如表1所示。試驗所用基板為200 mm×80 mm×5 mm的316L不銹鋼板材，所用焊絲牌號為H03Cr19Ni12Mo2Si，焊絲直徑為1.2 mm，化學成分如表2所示[11]，焊接前用砂紙打磨基板去除表面氧化層。

圖1 WAAM過程示意圖

表1 LORCH焊機電流模式參數(shù)

Tab.1 Current mode parameters of LORCH welder

表2 316L不銹鋼化學成分（質(zhì)量分數(shù)）

Tab.2 Chemical composition of 316L stainless steel (mass fraction) %

.

試驗采用3種電流模式以30 cm/min的焊接速度，分別以同方向和往復方向的形式，進行長度為80 mm、層數(shù)為20的焊道堆積，焊接路徑如圖2所示，試件編號如表3所示。試驗焊接電流為80 A，層間停留時間為30 s，保護氣體為99.99%純氬氣，氣體流量為20 L/min。焊接過程中焊槍頭始終與母材保持垂直，導電嘴距離母材15 mm，每焊完一層焊槍往上抬升1.8 mm，直至焊接結(jié)束。

圖2 WAAM路徑示意圖

文中主要探究了不同電流模式和不同焊接方向?qū)?16L不銹鋼單道多層焊的成形、內(nèi)部微觀組織和硬度的影響，試驗采用單因素法進行研究，保持其他焊接工藝參數(shù)不變，依次改變電流模式和焊接方向。試驗過程中的熱積累會導致基板變形，因此在焊接過程中用夾具對母材進行夾緊防止其產(chǎn)生位移和變形。

表3 試樣編號和電流模式

Tab.3 Sample number and current mode

2 結(jié)果與分析

2.1 不同電流模式對熱輸入的影響

焊接熱輸入會影響焊縫的成形和質(zhì)量，對不同電流模式下的熱輸入進行分析有助于研究增材制造的成形規(guī)律，根據(jù)焊接熱輸入公式[12]（其中為焊接熱輸入，為焊接電壓，為焊接電流，為焊接電弧功率，取常數(shù)1），得出3種電流模式的熱輸入值，具體數(shù)值見表4。通過公式可以看出，焊接電流、焊接電壓和焊接速度是影響焊接熱輸入的主要參數(shù)，文中所用焊機的電壓與電流自動匹配，電壓無法手動調(diào)節(jié)，在焊接速度和焊接電流相同的情況下，SpeedPulseXT模式熱輸入最大、Pulse模式次之、SpeedPulse模式熱輸入值最小，同時Pulse模式和SpeedPulse模式熱輸入值相差較小。

表4 不同電流模式熱輸入值

Tab.4 Thermal input values for different current modes

2.2 外觀形態(tài)分析

每組試驗焊接結(jié)束后將增材制造件冷卻至室溫，并分別在焊道上均勻選取3個點，測量增材制造件的外形尺寸，由于起弧端和收弧端瞬間電流較大，對成形的影響較大，因此測量時避開起弧端和收弧端，測量點位置如圖3所示。通過測量得到增材制造件的外形尺寸數(shù)據(jù)并取平均值，對比分析后得出不同電流模式和不同焊接方向下增材制造件成形的變化規(guī)律。

同一方向焊接時增材制造件的整體形貌如圖4所示，增材制造件高度測量結(jié)果如表5所示，外形尺寸變化如圖5所示。由圖4可以看出增材制造件整體成形良好，層間結(jié)合平滑，形態(tài)呈現(xiàn)起弧端高、收弧端低的特點，兩端最大高度差為12.58 mm。其主要原因在于采用從左到右同一方向焊接，在焊接第1層時，基板的面積大、散熱快，液態(tài)金屬的凝固時間短，有效熔覆面積小，因此焊道呈現(xiàn)窄而高的形態(tài)，此時起弧端和收弧端的高度差異并不明顯；在焊接第2層時，由于第1層的預熱作用，液態(tài)金屬流動的穩(wěn)定性較好，在起弧端，熔滴在電弧力的作用下會吹向熔池后方，即與焊接運行相反方向，導致液態(tài)金屬在起弧端堆積形成焊瘤（見圖4b）；起弧后，液態(tài)金屬在電弧力、表面張力、重力等多種力的綜合作用下會向收弧端流淌；而在焊接結(jié)束時，瞬間熄弧會在收弧處形成弧坑，增材層數(shù)的增加使兩端的高度差不斷累積，最終導致增材制造件起弧端高于收弧端。

圖3 增材制造件測量點

圖4 同一方向焊接增材制造件形態(tài)

由表5和圖5可知，3組增材制造件的外形尺寸差異比較明顯，具體表現(xiàn)為高度尺寸L1＞L2＞L3，寬度尺寸L3＞L2＞L1。L3高度值最小而寬度值最大，可知液態(tài)金屬的流動性和鋪展行為較好，有效熔覆面積大，熱輸入較大；L1和L2高度值較大而寬度值較小，可知液態(tài)金屬的流動性和鋪展行為較差，有效熔覆面積較小，熱輸入較小。

往復方向焊接時增材制造件的整體形貌如圖6所示，增材制造件外形尺寸如表6所示，外形尺寸變化如圖7所示。由圖6可以看出，增材制造件整體成形較好，層間過渡平滑，兩端流淌比較明顯，形貌呈現(xiàn)中間高兩端低的特點，兩端最大高度差為1.42 mm，最大中心高度差為2.43 mm。其主要原因在于采用往復方向焊接時，前一層的收弧端作為后一層的起弧端，當前一層焊接結(jié)束時，后一層的起弧端由于液態(tài)金屬的流動填補了前一層熄弧所造成的弧坑，使增材制造件兩端的高度差異并不明顯。由于熔滴在電弧力的作用下吹向熔池后方，即與焊接運行相反方向，液態(tài)熔池在電弧力、重力、表面張力等多種力的綜合作用下向兩端流淌，導致兩邊起弧端塌陷，因此增材制造件形態(tài)呈現(xiàn)中間高兩端低的特點。

表5 同一方向焊接增材制造件高度數(shù)據(jù)

Tab.5 Data on height of addictive manufactured parts in the same direction mm

圖5 同一方向焊接增材制造件外形尺寸變化

通過表6和圖7可知，3組增材制造件的高度差異比較明顯，表現(xiàn)為L5＞L4＞L6，而寬度差異為L6>L5>L4。L4和L5高度值較大而寬度值較小，可知液態(tài)金屬的流動性和鋪展行為較差，有效熔覆面積較小，熱輸入較??；L6高度值最小而寬度值最大，其液態(tài)金屬的流動性和鋪展行為較好，有效熔覆面積較大，熱輸入較大。

圖6 往復方向焊接增材制造件形態(tài)

表6 往復方向焊接增材制造件高度數(shù)據(jù)

Tab.6 Data on height of additive manufactured part in reciprocating direction mm

圖7 往復方向焊接增材制造件外形尺寸變化

同方向焊接時最大高度差為12.58 mm，最大平均層高為1.41 mm，而往復方向焊接最大高度差為1.42 mm，最大平均層高為1.41 mm，高度差比同方向減小了80%，保證了增材件的成形質(zhì)量。

2.3 微觀組織分析

不同的電流模式不僅影響增材制造件的外形尺寸，還影響內(nèi)部的微觀組織，進而影響焊縫的力學性能，因此分析不同電流模式和不同焊接方向下的微觀組織有助于提高增材制造件的力學性能。

焊縫金屬晶體的不同形態(tài)與焊接熔池的凝固過程密切相關，熔池在凝固過程中溫度并不是均勻分布的，各個點上的溫度梯度不相同，導致各個點結(jié)晶的速度也不相同。焊接過程中，伴隨著后層溫度梯度的降低，重熔區(qū)的金屬被再次加熱、熔化，使晶體再次結(jié)晶，同時較大的熱輸入將有利于枝晶內(nèi)部的原子運動，使枝晶不斷縮小、粗化[13]。根據(jù)德龍圖的鉻鎳當量計算公式可知[14]，316L不銹鋼Creq/Nieq為1.41，所以316L不銹鋼凝固模型為F-A凝固模型，析出相為δ鐵素體。在熔覆層凝固過程中，增材制造件微觀組織遵循擇優(yōu)取向規(guī)律，與溫度梯度方向（增材方向）最接近的晶粒在枝晶形成的過程中主導了枝晶整體的生長，δ鐵素體的生長方向平行于增材方向，鐵素體形貌主要有樹枝狀和蠕蟲狀2種，不同電流模式和不同焊接方向的微觀組織存在差異。

圖8顯示了同方向焊接時增材制造件內(nèi)部的微觀組織?？梢钥闯?，增材制造件微觀組織由γ和δ鐵素體組成，L2和L3枝晶生長方向明顯。L1底部主要以長柱狀和短枝狀δ鐵素體為主，二次枝晶數(shù)量隨沉積高度的增加而增加，中部在γ基體上主要以塊狀的δ鐵素體為主，頂部主要以蠕蟲狀和骨骼狀的δ鐵素體為主（見圖8a—c），在中部和頂部可以看到密集分布的樹枝狀偏析物（見圖8b和c中虛線圓框處）。雷玉成等[15]認為在熔池進行結(jié)晶的過程中，由于冷卻速度很快，已凝固的焊縫金屬中合金元素來不及擴散，導致分布不均勻，出現(xiàn)偏析現(xiàn)象，而樹枝狀偏析是高濃度溶液和雜質(zhì)聚集在枝晶間的一種偏析現(xiàn)象。從圖8j—l可以明顯看到，在δ鐵素體晶界處（見圖8k和l）和2個鐵素體的接合處（見圖8j）存在元素富集，導致元素在晶界富集的主要原因是冷卻速度和凝固模式，在結(jié)晶初期（δ+L)，鐵素體中富集Cr元素而貧Ni元素，而在結(jié)晶終止階段（δ+γ）根據(jù)成分守恒原理，應該富Ni貧Cr。Fournier等[16]認為不同合金元素與空位發(fā)生置換的能力不同，隨著空位向晶界遷移，溶質(zhì)原子將向朝著或遠離晶界的方向遷移，從而在晶界處出現(xiàn)貧化或富集現(xiàn)象。Allent等[17]對奧氏體試樣晶界處Fe、Cr、Ni元素進行了分析，結(jié)果表明，在晶界處Ni元素富集，F(xiàn)e和Cr元素貧乏。L2底部主要以夾雜著細小塊狀晶核的柱狀δ鐵素體為主，中部在γ基體上主要以胞狀和長柱狀δ鐵素體為主，頂部主要以骨骼狀δ鐵素體為主（見圖8d—f）。L3底部γ基體上主要以蠕蟲狀δ鐵素體為主，二次枝晶不明顯，中部和頂部主要以殘留的骨骼狀δ鐵素體為主（見圖8g—i）。

圖8 同一方向焊接增材制造件微觀組織

圖9顯示了往復方向焊接時增材制造件內(nèi)部的微觀組織。往復方向焊接時，L4、L5、L6未見明顯的成分偏析，底部都以蠕蟲狀的δ鐵素體為主，但L6可以看到二次晶枝的生長趨勢，局部鐵素體已經(jīng)完全生成二次枝晶，形成了枝狀晶（見圖9g）。L5和L6在中部和頂部主要以骨骼狀的δ鐵素體為主，可以看到明顯的二次枝晶（見圖9e和f、h和i），而L4主要以長柱狀和胞狀鐵素體為主，未見明顯的二次枝晶（見圖9b和c）。

圖9 往復方向焊接增材制造件微觀組織

為了更直觀顯示不同電流模式下采用不同焊接方向焊接時熔合線處微觀組織的差異，圖10顯示了同一方向焊接時熔合線處的微觀組織，圖11顯示了往復方向焊接時熔合線處的微觀組織。

同一方向焊接時，L1的枝晶尺寸最大，L2和L3次之。L1以長枝狀和塊狀δ鐵素體為主，分布均勻（見圖10a），熔池和母材聯(lián)生結(jié)晶，枝晶貫穿整個熔合區(qū)。L2以柱狀和胞狀δ鐵素體為主（見圖10b）。L3的整個熔合區(qū)只有少量的柱狀δ鐵素體存在，熔合線處主要以蠕蟲狀δ鐵素體為主（見圖10c）。

往復方向焊接時，晶體的生長規(guī)律和同方向焊接一致（見圖11）。L4不同于L1以長枝狀和塊狀δ鐵素體為主，L4熔合線處主要由長柱狀和胞狀δ鐵素體組成，且枝晶間距比L1更?。ㄒ妶D11a）。L5和L6差別不明顯，主要以蠕蟲狀δ鐵素體為主（見圖11b和c）。

在奧氏體不銹鋼中，相組織的種類、析出的先后順序和冷卻速度決定其凝固模式，進而影響其凝固組織[18]。文中除了電流模式和焊接方向外，所選用的母材、焊絲和工藝參數(shù)完全相同，但熔合線處的凝固組織存在差異，這與凝固模式和冷卻速率直接相關。不同電流模式提供的熱輸入直接影響著熔池的凝固模式和凝固速率。同方向焊接時不同電流模式下鐵素體差異明顯，有塊狀鐵素體和蠕蟲狀鐵素體，而往復方向焊接時鐵素體差異不明顯，以蠕蟲狀為主。L1、L2、L3采用同方向焊接，L1熱輸入較小，液態(tài)金屬還未完全鋪展就開始凝固，因此在成形上表現(xiàn)為窄而高，其凝固組織受較快冷卻速率的影響，抑制了固態(tài)相變（δ-γ），鐵素體向奧氏體轉(zhuǎn)變的時間較短，鐵素體以塊狀形態(tài)保留于奧氏體中（見圖10a）。L3熱輸入最大，熔池的鋪展行為較好，成形上表現(xiàn)為矮而寬，其冷卻速率較慢，鐵素體有足夠的時間發(fā)生固態(tài)相變，大量的鐵素體向奧氏體轉(zhuǎn)變，最終以蠕蟲狀鐵素體保留于奧氏體中（見圖10c）。L4、L5、L6的凝固模式和同一方向焊接時相同，由于采用了往復焊接的方式，其熱積累比同一方向焊接時更大，有助于鐵素體的固態(tài)相變，因此在熔合線處鐵素體不是以塊狀而是以蠕蟲狀和柱狀保留在奧氏體中。

圖10 同一方向焊接增材制造件熔合線微觀組織

圖11 往復方向焊接增材制造件熔合線微觀組織

2.4 硬度分析

增材制造件的力學性能主要受內(nèi)部微觀組織的影響，不同的電流模式可以提供不同的熱輸入，導致冷卻速率存在差異，影響增材制造件微觀組織的生成，從而對硬度產(chǎn)生影響。對增材制造件進行硬度測試時，截取試樣經(jīng)打磨后用洛氏硬度儀進行硬度測試，圖12展示了采用不同電流模式下增材制造件的硬度變化。

通過圖12a可以看出，同一方向焊接時，增材制造件硬度表現(xiàn)為L3>L2>L1，其中L2和L3變化較小，L1變化較大。其原因在于同一方向焊接時，SpeedPulseXT模式的熱輸入和熱積累最大，冷卻速率較慢，凝固過程中固態(tài)相變時間較長，鐵素體在δ+γ轉(zhuǎn)化過程中生成蠕蟲狀的高溫鐵素體，從而使增材制造件硬度較高。SpeedPulse模式的熱輸入和熱積累最小，冷卻速率較快，鐵素體在δ+γ轉(zhuǎn)化過程中生成柱狀和骨骼狀的高溫鐵素體。Pulse模式的熱輸入和熱積累居中，在增材制造件底部由于鐵素體在轉(zhuǎn)化過程中生成板條狀的低溫鐵素體導致硬度較低，隨著熱積累增加，二次枝晶得到生長，以及枝晶間化學元素的析出，中部硬度值逐漸變大，頂部由于冷卻速率加快，鐵素體未充分轉(zhuǎn)化，主要以破碎的枝狀殘留于奧氏體基體上，同時隨著元素偏析逐漸減少，增材制造件頂部硬度逐漸降低。

通過圖12b可以看出，往復方向焊接時增材制造件硬度值整體變化較小，只有L6中部發(fā)生了較大變化。由于采用了往復焊接的方式，相對同一方向焊接而言熱積累更大，冷卻速率降低，這一點從熔合線處的微觀組織可以看出。3組增材制造件的冷卻速率變化不大，導致最終的硬度值變化也較小。L6中部硬度的突然變化，分析認為和熱積累有關，SpeedPluseXT模式的熱輸入最大，中部經(jīng)歷多次的熱積累效應，較低的冷卻速率使鐵素體的殘留減少，導致其硬度突然變化。蘇峰等[19]通過304L奧氏體不銹鋼增材制造試驗也發(fā)現(xiàn)在沉積層中部由于多次的熱積累效應導致增材制造件中部硬度突然變化。通過以上分析可知，L2和L4在不同焊接方向下硬度值較穩(wěn)定，L1和L6硬度值變化較大。

圖12 不同電流模式下增材制造件硬度變化

3 結(jié)論

1）316L不銹鋼增材制造時，電流模式和焊接方向會對增材制造件的成形產(chǎn)生影響。同一方向焊接時，隨著電流模式的改變，成形件的寬度逐漸增大，同時起弧端和收弧端的高度差較大；往復方向焊接時，起弧端和收弧端的高度差較小，呈兩端低中間高的形態(tài)。

2）增材制造件的微觀組織由γ和δ鐵素體組成，δ鐵素體沿沉積方向生長，具有明顯的定向凝固特征。

3）不同電流模式的熱輸入不同，使增材制造件內(nèi)部微觀組織不同。同方向焊接時Pulse模式熱輸入較小，熔合區(qū)組織為塊狀δ鐵素體，成形件存在元素偏析；往復方向焊接時微觀組織變化不大，為蠕蟲狀和骨骼狀δ鐵素體。

4）采用不同電流模式時，SpeedPulse模式下增材制造件的硬度值變化最小，SpeedPulseXT模式次之，Pulse模式增材制造件硬度值變化最大。采用不同焊接方向時，往復方向焊接增材制造件的整體硬度值比同方向焊接時更大。

[1] 田彩蘭, 陳濟輪, 董鵬, 等. 國外電弧增材制造技術的研究現(xiàn)狀及展望[J]. 航天制造技術, 2015(2): 57-60.

TIAN Cai-lan, CHEN Ji-lun, DONG Peng, et al. Current State and Future Development of the Wire Arc Additive Manufacture Technology Abroad[J]. Aerospace Manufacturing Technology, 2015(2): 57-60.

[2] 黃春平, 黃碩文, 劉奮成. 金屬材料增材制造技術[J]. 金屬加工(熱加工), 2016(2): 34-38.

HUANG Chun-ping, HUANG Shuo-wen, LIU Fen-cheng. The Addictive Technology of Metal Materials[J]. MW Metal Forming, 2016(2): 34-38.

[3] 劉小軍, 陳偉, 黃志江, 等. 電弧增材制造航空鈦合金構(gòu)件組織及力學性能研究現(xiàn)狀[J]. 精密成形工程, 2019, 11(3): 66-75.

LIU Xiao-jun, CHEN Wei, HUANG Zhi-jiang, et al. Research Progress of Microstructure and Mechanical Properties of Aerospace Titanium Alloy Members by Wire Arc Additive Manufacturing Technology[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2019, 11(3): 66-75.

[4] 林泓延, 姚屏, 李道良, 等. 機器人電弧增材制造技術研究現(xiàn)狀與趨勢[J]. 自動化與信息工程, 2019, 40(6): 8-19.

LIN Hong-yan, YAO Ping, LI Dao-liang, et al. Research Status and Trend of Arc Additive Manufacturing Technology for Robot[J]. Automation & Information Engineering, 2019, 40(6): 8-19.

[5] 林泓延, 黃舒薇, 姚屏, 等. 工藝參數(shù)對機器人電弧增材制造成形的影響研究[J]. 精密成形工程, 2020, 12(4): 100-106.

LIN Hong-yan, HUANG Shu-wei, YAO Ping, et al. Influence of Process Parameters on Robot Wire and Arc Additive Manufacturing Forming[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2020, 12(4): 100-106.

[6] 孫高超, 霍玉雙. 單道多層焊電弧增材制造成形研究[J]. 山東建筑大學學報, 2020, 35(3): 56-60.

SUN Gao-chao, HUO Yu-shuang. Research on Single-Pass and Multilayer Welding Arc Additive Manufacturing[J]. Journal of Shandong Jianzhu University, 2020, 35(3): 56-60.

[7] WANG H, KOVACEVIC R. Rapid Prototyping Based on Variable Polarity Gas Tungsten Arc Welding for a 5356 Aluminium Alloy[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture, 2001, 215(11): 1519-1527.

[8] YAO Ping, XUE Jia-xiang, ZHOU Kang, et al. Symmetrical Transition Waveform Control on Double-Wire MIG Welding[J]. Journal of Materials Processing Tech, 2015, 229: 111-120.

[9] YAO Ping, ZHOU Kang, HUANG Shu-wei. Process and Parameter Optimization of the Double-Pulsed GMAW Process[J]. Metals, 2019, 9(9): 1-22.

[10] 陳偉, 陳玉華, 溫濤濤, 等. 超聲振動對電弧增材制造鋁青銅合金組織和拉伸性能的影響[J]. 中國有色金屬學報, 2020, 30(10): 2280-2294.

CHEN Wei, CHEN Yu-hua, WEN Tao-tao, et al. Effect of Ultrasonic Vibration on Microstructure and Tensile Properties of Aluminum Bronze Alloy Produced by Wire Arc Additive Manufacturing[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2020, 30(10): 2280-2294.

[11] 徐亮, 楊可, 王秋雨, 等. 熱處理對電弧增材制造316L不銹鋼組織和性能的影響[J]. 電焊機, 2020, 50(10): 29-34.

XU Liang, YANG Ke, WANG Qiu-yu, et al. Effect of Heat Treatment on Microstructure Properties of Austenitic Stainless Steel 316L Using Arc Additive Manufacturing[J]. Electric Welding Machine, 2020, 50(10): 29-34.

[12] 金錦德. 關于焊接熱輸入公式的探討[J]. 焊接, 2001(6): 42-43.

JIN Jin-de. Discussion on Welding Heat Input Formula[J]. Welding & Joining, 2001(6): 42-43.

[13] 陳平昌. 材料成形原理[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 2001: 109-113.

CHEN Ping-chang. Material Forming Principle[M]. Beijing: China Machine Press, 2001: 109-113.

[14] HOCHANADEL P. Hot Cracking Phenomena in Welds III[J]. Springer Berlin Heidelberg, 2011, 45(15): 145-160.

[15] 雷玉成, 汪建敏, 賈志安. 金屬材料成型原理[M]. 北京: 化學工業(yè)出版社, 2006: 127-128.

LEI Yu-cheng, WANG Jian-min, JIA Zhi-an. Material Forming Principle[M]. Beijing: China Industry Press, 2006: 127-128.

[16] FOURNIER L, SENCER B H, WAS G S, et al. The Influence of Oversized Solute Additions on Radiation-Induced Changes and Post-Irradiation Intergranular Stress Corrosion Cracking Behavior in High-Purity 316 Stainless Steels[J]. Journal of Nuclear Materials, 2003, 321(2): 192-209.

[17] ALLENT T R. On the Mechanism of Radiation-Induced Segregation in Sustenitic Fe-Cr-Ni Alloys[J]. Journal of Nuclear Materials, 1998, 255(1): 44-58.

[18] 王爽. 新型奧氏體不銹鋼微觀組織及電化學腐蝕性能研究[D]. 秦皇島: 燕山大學, 2020: 12-13.

WANG Shuang. The Investigation on Microstructure and Electrochemical Corrosion Performance of New Austenitic Stainless Steels[D]. Qinhuangdao: Yanshan University, 2020: 12-13.

[19] 蘇峰, 馬春偉, 張?zhí)炖? 等. 電弧增材制造304L奧氏體不銹鋼的顯微組織和高溫力學性能研究[J]. 熱加工工藝, 2019, 48(24): 70-74.

SU Feng, MA Chun-wei, ZHANG Tian-lei, et al. Research on Microstructure and High Temperature Mechanical Properties of 304L Austenitic Stainless Steel Made by Arc Additive Manufacturing[J]. Hot Working Technology, 2019, 48(24): 70-74.

Effects of Current Mode and Welding Direction on Forming of 316L Stainless Steel Additive Manufacturing

PU Bin1, TANG He-qing1, YAO Ping1,2, XIANG Dan1

(1. Guangdong Technical Normal University, Guangzhou 510630, China; 2. Guangzhou Institute of Technology, Guangzhou 510000, China)

The work aims to study the effects of current mode and welding direction on the forming, microstructure and hardness of 316L stainless steel in additive manufacturing. Other welding parameters were kept unchanged. Three current modes of Pulse, SpeedPulse and SpeedPulseXT and two welding directions of the same direction and reciprocating direction were used to carry out single-channel multi-layer stacking. The microstructure of the additive manufactured parts was observed by optical microscope and their hardness was measured by Rockwell hardness tester. Different current modes and different welding directions can affect the cooling rate and solidification mode of the additive manufactured parts, and then affect the surface forming and mechanical properties of the additive manufactured parts. When welding in the same direction, with the change of current mode, the heat transport of welding increased gradually, the fluidity and spreading behavior of liquid metal increased gradually, the height size of additive manufactured parts decreased, and the width size increased. The δ ferrite at the fusion line changed from massive to wormlike under the effect of cooling rate, and there was element segregation in Pulse mode. There was no obvious change in the shape of δ ferrite in the reciprocating direction, and the δ ferrite was mainly cellular and wormlike at the fusion line. The hardness test results showed that SpeedPulse mode had the least change in hardness, followed by SpeedPulseXT mode and Pulse mode had the most change in hardness. When MIG welding is used in additive manufacture of 316L stainless steel, different current modes will affect the forming, internal metallographic structure and hardness of the additive. The effect of the welding in the same direction on the morphology of the additive is greater than that of the welding in the reciprocating direction.

arc additive manufacturing; current mode; welding direction; surface forming; microstructure

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.04.016

TG444+.72

A

1674-6457(2022)04-0129-10

2021-06-12

國家自然科學基金（51805099）；廣東省省級科技計劃（2017B090914005）；廣東省研究生教育創(chuàng)新計劃（2017QTLXXM38）；2018年廣東省聯(lián)合培養(yǎng)研究生示范基地項目；廣州市科技計劃（201805010001）；廣東省普通高校重點領域?qū)ｍ棧ㄖ悄苤圃欤?020ZDZX2019，2020ZDZX2002）

蒲彬（1993—），男，碩士生，主要研究方向為機器人電弧增材制造、智能制造。

姚屏（1978—），女，博士，教授，主要研究方向為工業(yè)機器人及智能控制等。

責任編輯：蔣紅晨