岳考捷，賈 晨，王云嵩，牛方勇，馬廣義，吳東江

大連理工大學(xué)精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024

1 引 言

隨著航空航天、能源動(dòng)力、石油化工等領(lǐng)域的發(fā)展，對(duì)材料的高溫性能、耐腐蝕性能等提出越來越高的要求。鎳基合金具有強(qiáng)度高、冶金穩(wěn)定性好、加工制造性能優(yōu)良、耐腐蝕性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，逐漸在各種復(fù)雜服役環(huán)境中得到廣泛應(yīng)用[1]。例如，航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室與機(jī)匣、核主泵定/轉(zhuǎn)子屏蔽套[2]、三代核電蒸汽發(fā)生器傳熱管等[3]。在過去的二十年中，隨著鎳基合金的發(fā)展，燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)的推進(jìn)力提高了60%，而與此同時(shí)，燃料消耗量下降了20%[4]。

常用于焊接的鎳基合金薄板分為Ni-Cr 合金和Ni-Cr-Mo 合金，用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)、核電站等核心裝備部件中[5]。其中，Ni-Cr 合金在核電站傳熱管、航空發(fā)動(dòng)機(jī)的金屬封嚴(yán)圈、導(dǎo)向葉片冷氣導(dǎo)管等部件[6-8]中被廣泛應(yīng)用，因此Ni-Cr 合金焊接接頭需要具備優(yōu)異的高溫力學(xué)性能、耐應(yīng)力腐蝕等。常見的用于激光焊接的Ni-Cr 合金有Inconel 600、Inconel 718 以及我國(guó)開發(fā)的GH4169、GH3039 等[9]。Ni-Cr-Mo 合金常用在核主泵屏蔽套[2,5]和化工設(shè)備，長(zhǎng)期處于高溫、強(qiáng)腐蝕性介質(zhì)環(huán)境中，因此其焊接接頭需具有良好的耐腐蝕性。最為典型的Ni-Cr-Mo 合金為Hastelloy C-276[10]，常見的還有Hastelloy X[11-12]。

目前鎳基合金常用的焊接技術(shù)有弧焊、電子束焊接和激光焊接等[13-16]，弧焊工藝熱輸入較大，易造成較大的熱應(yīng)力應(yīng)變，焊接薄板較為困難；電子束焊接是借助電子束的加速度來形成高熱量的焊接技術(shù)，具有功率密度高、穿透能力強(qiáng)、深寬比大的特點(diǎn)，但是其設(shè)備昂貴、真空度要求高；而激光焊接具有適應(yīng)性強(qiáng)、焊接速度快、焊縫深寬比大、熱影響區(qū)小和殘余應(yīng)力小等特點(diǎn)，使得其在鎳基薄板焊接中具有明顯優(yōu)勢(shì)。

本文分別總結(jié)了鎳基合金薄板激光自熔焊接和激光填絲焊接兩種焊接技術(shù)下焊縫的微觀組織演變、力學(xué)性能和耐腐蝕性能變化，介紹多種組織和性能優(yōu)化方法，并總結(jié)焊接變形方面的研究進(jìn)展，最后指出未來可能的發(fā)展方向。

2 激光自熔焊接技術(shù)

激光自熔焊接技術(shù)是實(shí)現(xiàn)鎳基合金薄板連接的有效手段之一，具有柔性好、精度高、不受材料和磁場(chǎng)影響等優(yōu)點(diǎn)。相比于電弧焊接，激光焊接具有能量密度高、焊縫深寬比大、熱輸入小、焊后變形小等優(yōu)勢(shì)，已經(jīng)在航空航天[17]、能源動(dòng)力等領(lǐng)域的管路結(jié)構(gòu)、屏蔽套、封嚴(yán)圈、蒙皮-骨架結(jié)構(gòu)、支架等薄壁結(jié)構(gòu)的焊接中得到廣泛應(yīng)用[18]。目前，對(duì)于焊接過程的微觀組織演變、力學(xué)性能和耐腐蝕性能變化依然是研究熱點(diǎn)。

2.1 微觀組織

鎳基合金薄板母材一般采用經(jīng)過軋制處理得到的、具有固溶強(qiáng)化處理或沉淀強(qiáng)化處理狀態(tài)的板材，其中基體為奧氏體γ 相。Ni-Cr 合金中Cr 元素固溶在γ 基體中，少量Al、Ti、Nb 等元素會(huì)形成具有強(qiáng)化作用的沉淀相γ'和γ''，因此在激光焊接后，焊縫容易產(chǎn)生元素偏析和脆性相的析出。Ni-Cr-Mo 合金中Cr、Mo 元素均固溶在基體中，焊后同樣易產(chǎn)生元素偏析現(xiàn)象。目前，微觀組織的研究主要圍繞晶粒形貌與尺寸、析出相的成分和尺寸以及對(duì)微觀組織的調(diào)控。

用于激光焊接的Ni-Cr 合金薄板包括Inconel 718(對(duì)應(yīng)國(guó)產(chǎn)GH4169)、Inconel 617、GH3044 和GH188等。國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)Ni-Cr 合金薄板焊縫的微觀組織開展了大量研究。南昌航空大學(xué)孫文君等人[19]焊接GH4169 得到的焊縫微觀組織如圖1(a)所示，焊縫主要由柱狀晶組成，在焊縫中心存在少量等軸晶[20]。激光焊接過程中，熔池的快速凝固可使焊縫晶粒明顯細(xì)化[21-22]。南昌航空大學(xué)王曉光等人[23]和清華大學(xué)程昊等人[24]分別在對(duì)GH3044 和Inconel 617 激光焊接的研究中發(fā)現(xiàn)，通過提高焊接速度的方式降低焊接熱輸入，能夠有效細(xì)化焊縫晶粒，減小二次枝晶臂間距(圖1(b))。北京航空制造工程研究所的蘆偉等人[25]在對(duì)GH188 的激光焊接研究中，通過降低激光功率同樣使焊縫寬度和晶粒尺寸進(jìn)一步減小(圖1(c))。西班牙學(xué)者Hernando 等人[26]用數(shù)值模型預(yù)測(cè)Inconel 718合金焊縫幾何形貌和微觀組織，二次枝晶臂間距預(yù)測(cè)誤差在1.5 μm 以下。

圖1 Ni-Cr 合金焊縫微觀組織。(a) 熔合線附近和焊縫中心微觀組織[19];(b) 焊接速度對(duì)焊縫枝晶的影響[24];(c) 激光功率對(duì)焊縫微觀組織的影響[25];(d) 微觀組織預(yù)測(cè)[26]Fig.1 Microstructure of Ni-Cr alloy welds.(a) Microstructure near the fusion line and in the weld center[19];(b) The effect of welding velocity on weld dendrites[24];(c) The effect of laser power on microstructure of welds[25];(d) Prediction of microstructure[26]

Ni-Cr-Mo 合金焊接則主要針對(duì)Hasetlloy C-276和Hastelloy X 兩種材料。國(guó)內(nèi)大連理工大學(xué)馬廣義等人[27-28]在Hastelloy C-276 激光焊接研究中，發(fā)現(xiàn)焊縫主要由過渡熔化區(qū)(靠近邊緣處)的柱狀晶和中心的等軸晶組成，焊縫邊緣存在平面晶和胞狀晶(圖2(a))。由于激光焊接中的快速凝固，焊縫晶粒得到了顯著細(xì)化。在晶粒形貌調(diào)控方面，大連理工大學(xué)周思雨等人[31-32]通過施加隨焊超聲振動(dòng)，使焊縫晶粒及析出相的尺寸減小，焊縫等軸晶尺寸約為未施加超聲焊縫晶粒尺寸的一半。并且，施加超聲后，焊縫晶粒間的取向差降低，晶粒之間結(jié)合度提高(圖2(d))。

伊朗學(xué)者Azimzadegan 等人[29]和法國(guó)學(xué)者Graneix 等人[12]對(duì)Hastelloy X 的激光焊接研究發(fā)現(xiàn)，焊縫邊緣同樣存在細(xì)長(zhǎng)的柱狀晶(圖2(b))。使用相場(chǎng)法模擬Hastelloy X 焊縫中的晶粒形貌(圖2(c))，分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)初生枝晶臂間距大于3 μm 時(shí)，會(huì)有裂紋產(chǎn)生[30]。

圖2 Ni-Cr-Mo 合金焊縫微觀組織。(a) Hastelloy C-276 母材、熱影響區(qū)和焊縫中心處的微觀組織[27?28];(b) Hatelloy X 焊縫邊緣微觀組織[29];(c) 使用相場(chǎng)法模擬焊縫中的柱狀晶[30];(d) 母材及超聲作用前后焊縫的微觀組織EBSD 圖[31]Fig.2 Microstructure of Ni-Cr-Mo alloy welds.(a) Microstructure of Hastelloy C-276 base metal,heat affected zone and weld center[27?28];(b) Microstructure of Hastelloy X weld edge[29];(c) The phase field simulation of columnar grains in weld [30];(d) EBSD microstructure of base metal and the weld with or without ultrasonic vibration[31]

焊縫中的元素偏析和析出相是微觀組織特征的重要組成部分。在Ni-Cr 合金焊接中，印度學(xué)者Janaki Ram 等人[33]使用脈沖激光焊接Inconel 718 合金，在焊縫中和熔合線附近的晶界處觀察到顆粒狀的Laves 相，如圖3(a) 所示。印度學(xué)者Sonar 等人[1]指出，高能量密度的激光焊接工藝可有效減少 Inconel 718 焊縫中的Nb 偏析 (10～12%) 和相應(yīng)的Laves 相發(fā)展 (4～6%)。其他學(xué)者的研究同樣表明，激光焊接過程中熔池的快速凝固，有效抑制了由Nb、Mo 等元素產(chǎn)生的脆性相在晶界處的析出，同時(shí)還有利于具有強(qiáng)化效果的γ′相的產(chǎn)生[34-36]。然而，由于快速冷卻(10000 ℃/s)，焊接接頭存在孔隙缺陷和熱影響區(qū)液化開裂傾向[33]。此外，清華大學(xué)程昊等人[24]通過降低熱輸入有效降低了Inconel 617 焊縫元素偏析程度，減小脆性相的析出(圖3(b))。

Ni-Cr-Mo 合金的元素分布和析出相特征同樣是研究重點(diǎn)之一。大連理工大學(xué)馬廣義等人[28]指出，Hastelloy C-276 焊縫中元素的微觀偏析程度降低(與傳統(tǒng)電弧焊接相比)，并且焊縫中的脆性相在快速凝固過程中得到了抑制。大連理工大學(xué)周思雨等人[31]使用超聲振動(dòng)調(diào)控微觀組織的研究中，焊縫內(nèi)析出相的尺寸減小，其含量相較于未施加超聲由2.15%降低至0.62%，且焊縫金屬的元素分布更加均勻(圖3(c))。伊朗學(xué)者Jelokhani-Niaraki 等人[37]焊接Inconel 625 時(shí)，發(fā)現(xiàn)在焊縫中仍有Laves 相產(chǎn)生。伊朗學(xué)者Azari M等人[38]調(diào)整激光能量密度，發(fā)現(xiàn)激光熱導(dǎo)焊接和匙孔焊接兩種模式下，焊縫組織和元素分布基本一致。

圖3 鎳基合金焊縫析出相。(a) Inconel 718 焊縫中的Laves 相[33];(b) 熱輸入變化對(duì)Inconel 617 焊縫析出相的影響[24];(c) 超聲振動(dòng)對(duì)Hastelloy C-276 焊縫析出相的影響[31]Fig.3 The precipitation phase in nickel-based alloy welds.(a) The Laves phase in the Inconel 718 weld[33];(b) The effect of heat input on the precipitation phase of the Inconel 617 weld[24];(c) The effect of ultrasonic vibration on the precipitation phase in Hastelloy C-276 welds[31]

因此，目前對(duì)于鎳基合金薄板焊接微觀組織演變已經(jīng)有了比較深入的認(rèn)識(shí)，并且能夠通過工藝參數(shù)調(diào)整，如提高焊接速度、降低激光功率等手段和采用輔助工藝方法，如施加隨焊超聲等對(duì)晶粒形貌、元素偏析及析出相進(jìn)行調(diào)控(表1)，這對(duì)于進(jìn)一步優(yōu)化焊接接頭使用性能，控制焊接質(zhì)量具有重要的作用。但是在微觀組織的數(shù)值模擬預(yù)測(cè)方面國(guó)內(nèi)的研究相對(duì)較少，為了進(jìn)一步推進(jìn)鎳基合金激光焊接技術(shù)的發(fā)展，需要在微觀組織預(yù)測(cè)方面展開深入研究。

表1 自熔焊微觀組織研究現(xiàn)狀Table 1 Research status of microstructure of autogenous

2.2 力學(xué)性能

鎳基合金因其具有優(yōu)異的力學(xué)性能和耐腐蝕性能，成為嚴(yán)酷服役環(huán)境下不可或缺的材料。顯微硬度是表征焊接接頭性能均勻性和接頭軟化行為的有效手段。在鎳基合金薄板激光焊接研究中，焊縫顯微硬度分布均勻，且均優(yōu)于母材，這與焊縫晶粒細(xì)化和硬脆的析出相有關(guān)[37]。通過調(diào)整激光功率和焊接速度，降低焊接熱輸入，能夠提高焊縫的顯微硬度[21,23]，如圖4所示。

圖4 不同焊接熱輸入下接頭的顯微硬度[23]Fig.4 Microhardness of the welded joint with different heat input[23]

室溫拉伸性能是評(píng)價(jià)焊接接頭強(qiáng)度、塑性和斷裂行為的重要手段，因此對(duì)鎳基合金室溫抗拉性能的研究較多。針對(duì)Ni-Cr 合金的室溫拉伸性能研究表明，焊接接頭強(qiáng)度均可達(dá)到母材的90%以上，接頭伸長(zhǎng)率均明顯低于母材伸長(zhǎng)率，焊縫為接頭中最薄弱的區(qū)域[19,25,31,35-36,39-42]。從斷口形貌分析可知，焊接接頭均發(fā)生韌性斷裂(圖5(a))[43]。對(duì)拉伸性能進(jìn)行調(diào)控始終是研究的重點(diǎn)內(nèi)容。目前普遍認(rèn)為，細(xì)化晶粒，減少有害脆性相在晶界處的析出是提高抗拉強(qiáng)度的關(guān)鍵方式[23]。因此，在保證焊縫成形質(zhì)量良好時(shí)，通過增大焊接速度和減小激光功率，減小焊接熱輸入，能夠有效提高焊接接頭的抗拉強(qiáng)度和韌性[23,25-26]，如圖5(c)所示。南昌航空大學(xué)陳玉華等人[44]在稀土元素對(duì)GH4169 激光焊接接頭的影響的研究中，通過在焊縫中添加CeO2提高了焊縫的韌性和塑性。此外，焊縫的幾何形貌和晶粒形貌的不均勻使得焊縫在拉伸變形中各區(qū)域變形不協(xié)調(diào)，從而導(dǎo)致焊接接頭強(qiáng)度的降低[23]。

Ni-Cr-Mo 合金薄板激光焊接接頭具有相似的拉伸性能。國(guó)外Jelokhani-Niaraki 等人[37]發(fā)現(xiàn)熱輸入過低而無法形成熔透的焊縫時(shí)，會(huì)有裂紋缺陷的存在，焊縫抗拉強(qiáng)度低。而國(guó)內(nèi)大連理工大學(xué)馬廣義等人[45]在Hastelloy C-276 激光焊接接頭的拉伸性能研究中，發(fā)現(xiàn)焊接接頭的常溫抗拉強(qiáng)度為原始母材的88.6%，斷裂發(fā)生在焊縫位置，斷口呈韌性斷裂特征(圖5(b))。焊縫性能的降低與元素偏析導(dǎo)致的析出物和快速凝固引起的非平衡空位缺陷有關(guān)[45]。此外，接頭形貌變化較大的位置產(chǎn)生的應(yīng)力集中，也是導(dǎo)致焊接接頭室溫抗拉強(qiáng)度低于母材的原因之一[33,46]。

圖5 Ni-Cr-Mo 合金焊接接頭拉伸性能。(a) Ni-Cr 合金的母材與焊縫拉伸斷口形貌[46];(b) 通過調(diào)整熱輸入調(diào)控抗拉強(qiáng)度[23];(c) Ni-Cr-Mo 合金的母材與焊縫拉伸斷口形貌[45]Fig.5 Tensile properties of Ni-Cr-Mo alloy welded joints.(a) Fracture surfaces of Ni-Cr alloy base metal and weld[46];(b) Tensile strength with different heat input[23];(c) Fracture surfaces of Ni-Cr-Mo alloy base metal and weld[45]

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)、核主泵等裝備中，材料通常會(huì)在較高的溫度下服役，因此鎳基合金焊接接頭的高溫力學(xué)性能評(píng)價(jià)對(duì)于焊接工藝的選取具有重要意義。在鎳基合金薄板激光焊接技術(shù)中，高溫力學(xué)性能主要以重慶大學(xué)曲鳳盛等人[47]和大連理工大學(xué)吳東江等人[43]的研究為主，主要在高溫塑性和高溫拉伸強(qiáng)度兩方面。在高溫塑性方面，Inconel 718 (Ni-Cr 合金)焊接接頭在橫向拉力下，950 ℃時(shí)最大伸長(zhǎng)率達(dá)到458.56%，焊縫未產(chǎn)生變形。在縱向拉伸條件下，965 ℃時(shí)最大伸長(zhǎng)率為178.96%，焊縫和基體均發(fā)生變形。在高溫拉伸變形下，焊縫晶粒發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，原來的柱狀枝晶轉(zhuǎn)變?yōu)橹鶢钪Ш偷容S晶的混合組織。并且高溫變形后，焊縫中部分Laves 相轉(zhuǎn)變?yōu)棣?相，但焊縫中仍有一小部分殘余Laves 相(圖6(a))[47]。在高溫強(qiáng)度方面，Hastelloy C-276 (Ni-Cr-Mo 合金)焊縫的高溫抗拉強(qiáng)度與母材基本一致(圖6(b))，焊縫與母材產(chǎn)生均勻的塑性變形，具有相同的加工硬化趨勢(shì)，拉伸斷口如圖6(c)所示[43]。

圖6 鎳基合金高溫拉伸性能。(a) Ni-Cr 合金高溫拉伸前后焊縫中的Laves 相[47];(b) Ni-Cr-Mo 合金在不同溫度下的拉伸曲線[43];(c) Ni-Cr-Mo 合金400 ℃拉伸斷口[43]Fig.6 High temperature tensile properties of nickel-based alloy.(a) The Laves phase in the weld of Ni-Cr alloy before and after high temperature tensile test[47];(b) Curves of tensile strength of Ni-Cr-Mo alloy welded joints in different temperatures[43];(c) Fracture surfaces of Ni-Cr-Mo alloy welded joint in 400 °C [43]

鎳基合金焊接接頭在航空發(fā)動(dòng)機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)、核主泵等服役環(huán)境中往往伴隨有高強(qiáng)度振動(dòng)，因此疲勞強(qiáng)度對(duì)于需要長(zhǎng)期服役的焊接接頭至關(guān)重要。目前針對(duì)鎳基合金薄板激光自熔焊接接頭疲勞性能的研究集中在Ni-Cr-Mo 合金。在Hastelloy C-276 疲勞試驗(yàn)研究中[48]，焊接接頭和母材的S-N 曲線斜率基本相同(圖7(a))，焊接接頭疲勞性能和母材的基本相當(dāng)，焊接接頭在母材和焊縫處隨機(jī)斷裂。疲勞失效行為的研究同樣具有重要價(jià)值。Hastelloy C-276 焊縫區(qū)斷口的疲勞裂紋起源于側(cè)表面棱角處和焊縫表面，主要沿厚度方向進(jìn)行擴(kuò)展，焊縫表面是主要裂紋源。疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)呈現(xiàn)出準(zhǔn)解理斷裂特征(圖7(b))。

圖7 Ni-Cr-Mo 合金的疲勞性能測(cè)試[48]。(a) 母材和焊縫的S-N 曲線;(b) 焊縫區(qū)疲勞斷口(700 MPa 循環(huán))Fig.7 Fatigue proporty of Ni-Cr-Mo alloy welded joint[48].(a) S-N curves for base metal and welded joints;(b) Fatigue fracture furface of the weld (cycling at 700 MPa)

2.3 腐蝕性能

鎳基合金常被用在具有腐蝕性介質(zhì)的場(chǎng)合，如核電站、船舶工業(yè)等，因此可靠的耐腐蝕性是對(duì)鎳基合金焊接接頭的嚴(yán)格要求。目前，鎳基合金薄板激光自熔焊接接頭的腐蝕性能研究集中在Ni-Cr-Mo 合金。大連理工大學(xué)馬廣義等人[27]研究發(fā)現(xiàn)，Hastelloy C-276 激光焊接接頭在NaCl 溶液中，母材發(fā)生選擇性腐蝕，而由于元素偏析，焊縫以晶間腐蝕為主，如圖8(a)。在酸性溶液中，焊縫和母材腐蝕趨勢(shì)基本相當(dāng)，但焊縫處腐蝕速度明顯較慢。在強(qiáng)堿性溶液條件下，焊縫處腐蝕趨勢(shì)較強(qiáng)，腐蝕速度比母材慢。通過隨焊超聲方式可對(duì)焊縫耐腐蝕性能進(jìn)行調(diào)控。大連理工大學(xué)周思雨等人[31]研究表明，超聲可抑制焊縫內(nèi)Mo 元素的偏析，減小p 相的含量，從而降低焊縫晶界腐蝕敏感性，提高其耐腐蝕性。因此，Ni-Cr-Mo合金激光焊接接頭同樣具有良好的耐腐蝕性。

圖8 Ni-Cr-Mo 合金腐蝕性能[27]。(a) 腐蝕后的母材和焊縫形貌(NaCl 溶液);(b) NaCl 溶液電化學(xué)極化曲線;(c) 酸性溶液電化學(xué)極化曲線;(d) 堿性溶液電化學(xué)極化曲線Fig.8 Corrosion properties of Ni-Cr-Mo alloy[27].(a) Corrosion morphology of the base metal and the weld (in NaCl solution);(b) Polarization curves in NaCl solution;(c) Polarization curves in acid solution;(d) Polarization curves in alkaline solution

綜上所述，激光焊接自熔焊接中，在微觀組織方面，由于熔池的快速凝固，焊縫中的晶粒得到細(xì)化，微觀偏析程度減小，析出相得到一定程度的抑制。通過工藝參數(shù)調(diào)整和輔助調(diào)控手段，是使這些效果進(jìn)一步提升的有效方式。力學(xué)性能方面，鎳基合金焊接接頭室溫抗拉強(qiáng)度均不及母材，而高溫性能則與母材相當(dāng)。Ni-Cr-Mo 合金激光焊接接頭在中性、酸性和堿性溶液中均表現(xiàn)出優(yōu)異的耐腐蝕性能。此外，在一些情況下，鎳基合金薄板激光自熔焊接過程中會(huì)有缺陷產(chǎn)生，這對(duì)焊縫性能具有十分不利的影響[30,49-56]。

3 激光填絲焊接技術(shù)

為了進(jìn)一步提升鎳基合金薄板激光焊接接頭的力學(xué)性能和耐腐蝕性能，開發(fā)了激光填絲焊接技術(shù)。填絲焊接具有更強(qiáng)的間隙容錯(cuò)能力，可降低對(duì)工件焊前加工和裝夾精度的要求。除此之外由于填充金屬的加入，焊縫微觀組織與性能得到了進(jìn)一步調(diào)控，與自熔焊相比焊接接頭的拉伸強(qiáng)度明顯提高。目前針對(duì)鎳基合金薄板的激光填絲焊接研究集中在Ni-Cr-Mo 合金，本節(jié)將從微觀組織、力學(xué)性能和耐腐蝕性能三方面加以介紹。

3.1 微觀組織

Ni-Cr-Mo 合金薄板激光填絲焊接中，對(duì)微觀組織的研究包括晶粒形貌、析出相以及微觀組織調(diào)控方法。晶粒形貌方面(圖9(a))，大連理工大學(xué)吳冬冬等人[57]對(duì)Hastelloy C-276 激光填絲焊接接頭研究發(fā)現(xiàn)，焊縫上、下余高由邊緣的柱狀晶和中心等軸晶組成(圖9(b))，焊縫中部區(qū)域主要由焊縫中心等軸晶和靠近焊縫邊緣的柱狀晶組成，在熔合線處存在少量平面晶和胞狀晶(圖9(c))。與母材組織相比，焊縫微觀組織得到顯著細(xì)化；與自熔焊接相比，中心等軸晶的尺寸略有增大。通過工藝參數(shù)調(diào)整和輔助工藝，可進(jìn)一步調(diào)控焊縫的晶粒形貌。大連理工大學(xué)柴東升等人[58]研究發(fā)現(xiàn)脈沖寬度和脈沖頻率通過影響脈沖激光占空比而影響微觀組織。占空比減小的同時(shí)，熱輸入降低，晶粒尖端生長(zhǎng)速率和溫度梯度顯著增大[59]，從而使焊縫晶粒細(xì)化(圖9(d)～(g))，這與激光自熔焊接的研究結(jié)果一致[46]。大連理工大學(xué)程波等人[60]在焊接過程中施加低溫冷卻，提高熔池凝固速度，可使得焊縫晶粒進(jìn)一步細(xì)化。

圖9 Ni-Cr-Mo 合金激光填絲焊接接頭形貌與微觀組織。(a) 焊縫整體形貌[57];(b) 上、下余高邊緣及中心處微觀組織[57];(c) 焊縫中心、熔合線與過渡熔合區(qū)的微觀組織[57];(d) 脈沖寬度為4 ms 時(shí)微觀組織[46];(e) 脈沖寬度為8 ms 時(shí)微觀組織[46];(f) 脈沖頻率為50 Hz 時(shí)微觀組織[46];(g) 脈沖頻率90 Hz 時(shí)微觀組織[46]Fig.9 Morphology and microstructure of Ni-Cr-Mo alloy welded joints in laser welding with filler wire.(a) Morphology of the welded joint[57];(b) Microstructure in edge and center of the reinforcement[57];(c) Microstructure of the weld center,fusion line and transition fusion zone[57];(d) Microstructure with the pulse duration of 4 ms[46];(e) Microstructure with the pulse duration of 8 ms[46];(f) Microstructure with the pulse frequency of 50 Hz[46];(g) Microstructure with the pulse frequency of 90 Hz[46]

在微觀偏析與析出相研究方面，Ni-Cr-Mo 合金激光填絲焊接接頭的元素偏析與自熔焊接基本一致，與電弧焊接相比，元素偏析程度明顯降低[57]。Mo 元素的微觀偏析使焊縫晶界處產(chǎn)生富含Mo 元素的p 相和μ 相，這些析出相孤立、隨機(jī)分布在焊縫晶界處。此外，焊縫中存在少量分布于柱狀枝晶晶界的鏈狀析出物[61]，如圖10(a)，這些析出物加劇了焊縫中元素微觀不均勻性，而且會(huì)在析出相附近形成貧Mo 區(qū)，對(duì)焊縫的腐蝕性能不利。調(diào)整脈沖寬度和脈沖頻率可以實(shí)現(xiàn)對(duì)焊縫中析出相的調(diào)控[61]。如降低脈沖寬度與頻率的比值或減小占空比，均可減少M(fèi)o 元素的偏析，如圖10(b)～(c)。低溫冷卻的方式對(duì)調(diào)控析出相同樣有效[60]，可使析出相含量由1.78%下降為0.60%，降低了近66.0%(圖10(d)～(e))。

圖10 Ni-Cr-Mo 激光填絲焊縫微觀組織。(a) 焊縫中的鏈狀析出物[61];(b) 脈沖寬度對(duì)Mo 元素偏析影響[61];(c) 脈沖頻率對(duì)Mo 元素偏析影響[61];(d) 未施加低溫冷卻的焊縫微觀組織[60];(e) 施加低溫冷卻后的焊縫微觀組織[60]Fig.10 Microstructure of the Ni-Cr-Mo alloy weld of laser welding with filler wire.(a) Precipitate chain in the weld[61];(b) The effect of pulse duration on the segregation of Mo[61];(c) The effect of pulse frequency on segregation of Mo[61];(d) Microstructure of the weld without low temperature cooling process[60];(e) Microstructure of the weld with low temperature cooling process[60]

由此可知，目前對(duì)Ni-Cr-Mo 合金激光填絲焊接微觀組織演變機(jī)制已有較為深入的理解，并且能夠通過調(diào)整工藝參數(shù)如脈沖寬度和頻率等方法和施加低溫冷卻等輔助工藝，實(shí)現(xiàn)對(duì)焊縫晶粒形貌、元素偏析及析出相進(jìn)行調(diào)控。而對(duì)于Ni-Cr 合金填絲焊接的研究則仍舊有所欠缺。

3.2 力學(xué)性能

激光填絲焊接接頭由于余高的存在，其在服役過程中受力情況與失效形式均與自熔焊接不同，因此需要對(duì)其力學(xué)性能進(jìn)行研究。目前對(duì)激光填絲焊接接頭力學(xué)性能的研究同樣集中在Ni-Cr-Mo 合金。

在顯微硬度方面，大連理工大學(xué)吳冬冬等人[62]研究發(fā)現(xiàn)，Hastelloy C-276 激光填絲焊接接頭中，橫向不同晶粒形態(tài)區(qū)域以及縱向不同區(qū)域的顯微硬度分布均勻一致，且與母材硬度值相當(dāng)，在焊縫邊緣未發(fā)現(xiàn)熱影響區(qū)軟化現(xiàn)象，如圖11 所示[57]。拉伸性能研究方面，激光焊接對(duì)焊縫產(chǎn)生細(xì)晶強(qiáng)化作用，填絲后產(chǎn)生的余高也可提高焊縫強(qiáng)度，因此填絲焊接接頭拉伸試驗(yàn)均斷于母材位置處，焊接接頭抗拉強(qiáng)度高于母材和激光自熔焊接接頭，激光填絲焊接接頭和母材的屈服強(qiáng)度結(jié)果較為相近[63]。因此，在滿足表面形貌要求的前提下，激光填絲焊接是提高Ni-Cr-Mo 合金焊接接頭拉伸性能的有效方式。

圖11 Ni-Cr-Mo 合金激光焊接接頭顯微硬度[57]Fig.11 Microstructure of Ni-Cr-Mo alloy welded joints of laser welding with filler wire[57]

為研究服役環(huán)境中的變化載荷對(duì)激光填絲焊接接頭性能產(chǎn)生影響，保證Ni-Cr-Mo 合金長(zhǎng)期服役時(shí)的可靠性，需要對(duì)其疲勞性能進(jìn)行研究。大連理工大學(xué)于京令等人[64]對(duì)Hastelloy C-276 激光填絲焊接接頭的高周疲勞性能進(jìn)行研究(圖12(a))，發(fā)現(xiàn)接頭高周疲勞強(qiáng)度為396.6 MPa。Ni-Cr-Mo 合金接頭失效時(shí)，裂紋主要在焊縫上表面焊趾附近萌生，并沿板厚方向擴(kuò)展，在沿焊接方向擴(kuò)展過程中會(huì)跨越熔合線，在焊縫區(qū)內(nèi)和相鄰母材區(qū)內(nèi)擴(kuò)展(圖12(b))。裂紋源區(qū)斷口表面呈解理特征，在裂紋擴(kuò)展區(qū)呈現(xiàn)典型的疲勞條紋特征(圖12(a))[64]。因此，盡管填絲焊接對(duì)提高接頭靜態(tài)強(qiáng)度有利，但余高與母材過渡位置成為疲勞失效的重點(diǎn)部位。

圖12 Ni-Cr-Mo 合金激光填絲焊接接頭疲勞性能[64]。(a) 焊縫附近斷裂表面;(b) 焊趾處萌生的裂紋沿板厚方向擴(kuò)展Fig.12 Fatigue property of Ni-Cr-Mo alloy welded joints of laser welding with filler wire[64].(a) Fracture surfaces near welds;(b) The crack that initiated from the weld toe propogates in the direction of thickness

3.3 腐蝕性能

激光填絲焊接接頭的腐蝕性能仍舊是研究的重點(diǎn)內(nèi)容，而對(duì)腐蝕性能的研究依然以Ni-Cr-Mo 合金為主，尤其以Hastelloy C-276 為代表。大連理工大學(xué)吳冬冬等人[63]對(duì)Hastelloy C-276 焊接接頭的腐蝕性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)激光填絲焊接接頭與激光自熔焊接接頭的電化學(xué)腐蝕特性相同，焊縫在中性和酸性溶液中的耐腐蝕性能均不亞于母材。此外，采用低溫冷卻方式能夠進(jìn)一步提高焊接接頭的腐蝕性能[65]。除了電化學(xué)腐蝕，大連理工大學(xué)柴東升等人使用超聲空蝕測(cè)試平臺(tái)對(duì)激光填絲焊接接頭的空蝕性能進(jìn)行了研究[66](圖13)，發(fā)現(xiàn)焊縫金屬組織細(xì)化以及焊縫金屬中含有大量亞晶界，因此焊縫與母材相比有更好的抗空蝕性能。由于晶粒取向差較大，焊縫中空蝕最嚴(yán)重的區(qū)域位于焊縫中心兩側(cè)沿焊接方向生長(zhǎng)的樹枝晶與指向焊縫中心的樹枝晶交匯區(qū)域。由此可知，Ni-Cr-Mo 合金激光填絲焊接接頭同樣具有優(yōu)異的耐腐蝕特性。

圖13 Ni-Cr-Mo 焊接接頭空蝕性能[66]。(a) 焊縫空蝕后形貌;(b) 發(fā)生空蝕的焊縫晶界;(c) 發(fā)生空蝕的母材孿晶界Fig.13 Cavitation erosion property of Ni-Cr-Mo alloy welded joint [66].(a) The morphology of the weld after cavitation erosion;(b) Cavitation eroded grain boundary in the weld;(c) Cavitation eroded twin boundary in base metal

綜上所述，目前國(guó)內(nèi)外對(duì)鎳基合金薄板激光填絲焊接的研究相對(duì)較少，并且集中在Ni-Cr-Mo 合金。在激光焊接熔池的快速凝固下，Ni-Cr-Mo 合金激光填絲焊接接頭的微觀組織得到明顯細(xì)化，接頭具有優(yōu)異的室溫力學(xué)性能，但由于焊縫余高的存在，焊趾處成為疲勞斷裂的重要位置。焊接接頭表現(xiàn)出良好的耐腐蝕性能，能夠滿足多種復(fù)雜的服役環(huán)境。針對(duì)Ni-Cr 合金填絲焊接的研究仍有較大的欠缺，為了減少偏析和抑制析出相產(chǎn)生、抑制熱影響區(qū)裂紋，提高焊接接頭質(zhì)量，Ni-Cr 合金薄板焊接一般采用低功率激光或脈沖激光，因此激光光斑直徑極小，在精密構(gòu)件的焊接過程中對(duì)工件和焊絲的對(duì)中性要求大大增加。此外，目前的激光填絲焊接設(shè)備體積較大，靈活性差，在某些狹小空間內(nèi)難以應(yīng)用。因此對(duì)Ni-Cr 合金填絲焊接的研究和應(yīng)用仍舊較少。但是，Ni-Cr-Mo 合金薄板激光填絲焊接研究結(jié)果證明，填絲焊接在提高成形質(zhì)量、調(diào)控微觀組織、提升接頭力學(xué)及耐腐蝕性能等方面具有較大的潛力，因此未來仍舊需要開展相關(guān)的研究工作。

4 焊接變形

由于薄板的剛度較差，在鎳基合金薄板激光焊接的研究中，焊接變形是一個(gè)不可忽視的問題，焊接變形的存在對(duì)于焊接結(jié)構(gòu)件的制造以及使用性能都將產(chǎn)生很大影響。在焊接過程中材料的不均勻受熱、熱梯度、材料的局部塑性應(yīng)變及焊接殘余應(yīng)力的作用是產(chǎn)生各種焊接變形的根本原因[67-68]。由于焊接變形控制的難度較大，目前關(guān)于鎳基合金薄板激光焊接變形問題的研究仍然較少，主要以大連理工大學(xué)吳東江團(tuán)隊(duì)和北京工業(yè)大學(xué)肖榮詩(shī)團(tuán)隊(duì)的研究為主。薄板焊接變形主要分為面內(nèi)變形和面外變形，面內(nèi)變形主要是橫向、縱向收縮變形，而面外變形主要為撓曲變形和角變形[67]。此外，鎳基合金均以Ni 元素為基體，因此薄板的變形問題與材料化學(xué)成分的關(guān)聯(lián)較小。

其中針對(duì)焊接產(chǎn)生的面內(nèi)變形，郭玉泉等人[27,69]開展了Hastelloy C-276 薄板激光自熔焊接變形有限元模擬(圖14 所示)，發(fā)現(xiàn)通過調(diào)整夾具拘束距離可以有效地控制焊接橫向收縮變形，夾具拘束距離減小后，橫向收縮變形減小約3.6 倍。北京工業(yè)大學(xué)曹政等人[70]采用隨焊高頻沖擊的方法對(duì)GH3128 高溫合金進(jìn)行激光自熔焊接，通過在熔池后方施加高頻沖擊使得焊縫處的焊后殘余應(yīng)力由無沖擊時(shí)的390.9 MPa 降低至116.1 MPa，減小了約70%，使焊接構(gòu)件沿焊縫方向的尺寸收縮降低80%，如圖15 所示。

圖14 焊接變形有限元模擬[69]。(a) 模擬結(jié)果;(b) 測(cè)量結(jié)果Fig.14 Finite element simulation of welding deformation[69].(a) Simulation results;(b) Measurement results

圖15 隨焊沖擊方式抑制焊接變形[70]。(a),(d) 無沖擊;(b),(e) 焊后沖擊;(c),(f) 隨焊沖擊Fig.15 Suppressed welding deformation with in-site high frequency peening[70].(a),(d) Without peening;(b),(e) Peening after welding;(c),(f) In-site peening in welding

在面外變形研究方面，通過調(diào)整工藝參數(shù)控制撓曲變形是簡(jiǎn)單可行的方式。大連理工大學(xué)劉俊等人[62]指出，線能量增大會(huì)使產(chǎn)生焊接變形的等效載荷增大，使樣件的縱向撓曲變形呈增大趨勢(shì)(圖16(a))；增大相對(duì)送絲量可以在等效載荷不變的情況下增大樣件彎曲剛度，進(jìn)而減小縱向撓曲變形(圖16(b))。隨焊激冷的方法可對(duì)變形進(jìn)一步調(diào)控[71]，通過在焊接熱源后面適當(dāng)位置設(shè)置同步移動(dòng)的、對(duì)焊縫及近縫區(qū)產(chǎn)生急劇冷卻作用的熱沉，在焊縫區(qū)產(chǎn)生局部可控的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)畸變場(chǎng)來控制由殘余應(yīng)力導(dǎo)致的面外變形。當(dāng)冷卻強(qiáng)度為15000 W/(m2?K)時(shí)，面外變形可完全消除，如圖16(c)～(e)。隨焊高頻沖擊方法[70]同樣對(duì)面外變形有較好的調(diào)控效果，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，該方法可使構(gòu)件垂直于焊縫方向撓曲變形量降低74.5%。

圖16 Hastelloy C-276 薄板焊接變形。(a) 線能量密度對(duì)撓曲變形的影響[62];(b) 相對(duì)送絲量對(duì)撓曲變形的影響[62];(c) 未施加熱沉的殘余變形[71];(d) 冷卻流量水流量48 mL/min 的殘余變形[71];(e) 冷卻流量水流量68 mL/min 的殘余變形[71]Fig.16 Welding deformation of Hastelloy C-276 sheet.(a) Effect of linear energy density on deflection[62];(b) Effect of the relative wire speed on the deflection[62];(c) Residual deformation without heat sink[71];(d) Residual deformation with the flow rate of 48 mL/min[71];(e) Residual deformation with the flow rate of 68 mL/min[71]

綜上所述，鎳基合金薄板激光焊接變形主要以面內(nèi)橫縱向收縮和面外撓曲變形和角變形為主，與自熔焊接相比，填絲焊接對(duì)于焊縫起到了填充金屬的作用，一定程度彌補(bǔ)了由于面內(nèi)變形產(chǎn)生的收縮，因此填絲焊接對(duì)于面內(nèi)收縮變形有一定的調(diào)控作用，而面外變形兩者沒有明顯區(qū)別。使用有限元手段可對(duì)變形進(jìn)行預(yù)測(cè)，通過工藝參數(shù)調(diào)整和工藝調(diào)控手段如改變夾具拘束距離、隨焊激冷、隨焊高頻沖擊，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)焊接變形的控制。但是對(duì)于焊接變形的預(yù)測(cè)精確性及抑制方法的多樣性還需要不斷探索和深入研究，從而進(jìn)一步促進(jìn)鎳基合金薄板激光焊接技術(shù)的發(fā)展。

5 結(jié)論與展望

激光自熔焊接技術(shù)和激光填絲焊接技術(shù)是實(shí)現(xiàn)鎳基合金薄板連接的有效方式，在微觀組織演變、力學(xué)性能和耐腐蝕性能變化和焊接變形規(guī)律方面已有較多研究。

1) 微觀組織方面，熔池的快速凝固使得自熔焊接的焊縫晶粒得到顯著細(xì)化，并可在一定程度上抑制微觀偏析現(xiàn)象和析出相的產(chǎn)生。通過工藝參數(shù)控制和施加輔助工藝可實(shí)現(xiàn)對(duì)微觀組織的調(diào)控。激光填絲焊接的研究目前僅針對(duì)Ni-Cr-Mo 合金，具有與自熔焊接相似的特征。

2) 力學(xué)性能方面，自熔焊接接頭的室溫力學(xué)性能低于母材，但高溫力學(xué)性能則與母材相當(dāng)。焊縫余高的形成使得激光填絲焊接接頭的室溫拉伸性能優(yōu)于母材，但余高邊緣的焊趾成為疲勞失效的重要位置。自熔焊接接頭和填絲焊接接頭均表現(xiàn)出優(yōu)異的耐腐蝕性能。

3) 焊接變形方面，采用有限元方法可實(shí)現(xiàn)變形的預(yù)測(cè)，并通過工藝參數(shù)調(diào)整、拘束度控制和輔助工藝能夠有效抑制鎳基合金薄板的變形。但該方面的研究仍舊較少。

盡管目前對(duì)鎳基合金薄板的激光焊接技術(shù)已有較為深入的理解，但在多個(gè)方面仍舊需要進(jìn)一步的研究。首先，需要開發(fā)Ni-Cr 合金的激光填絲焊接技術(shù)，并對(duì)其微觀組織演變機(jī)制、力學(xué)和耐腐蝕性能進(jìn)行研究；其次，針對(duì)焊接接頭的微觀組織、力學(xué)和耐腐蝕性能，仍需提出更多用于調(diào)控的工藝方法和用于精準(zhǔn)預(yù)測(cè)的模型，并提出微觀組織、力學(xué)和耐腐蝕性能的自適應(yīng)調(diào)控策略，進(jìn)而開發(fā)出新型智能化焊接工藝；針對(duì)焊接變形問題，需要提出更多可靠的抑制方法和更加先進(jìn)的精確預(yù)測(cè)技術(shù)，如采用實(shí)測(cè)變形數(shù)據(jù)與有限元模擬變形結(jié)果相結(jié)合進(jìn)行樣本采集，通過樣本學(xué)習(xí)、測(cè)試和誤差訓(xùn)練確定傳遞函數(shù)，得到焊接變形人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型等先進(jìn)的焊接變形預(yù)測(cè)方法，促進(jìn)鎳基合金薄板激光焊接技術(shù)的進(jìn)一步應(yīng)用。