江苏激光联盟导读：
本文研究了低能激光冲击对Hastelloy合金C-276焊缝机械完整性的影响。本文为第二部分。
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低能激光冲击对Hastelloy合金C-276焊缝机械完整性的影响（1）
3.结果与讨论
3．1. 微观结构
无损检测分析表明，采用高Ni-Mo-Cr钎料的TIG焊工艺得到的HastelloyC-276接头完全没有任何缺陷。断面显微图还表明，Hastelloy合金C-276的焊接参数和富Ni-Mo-Cr钎料的选择是适当的，因为熔合区焊缝无气孔、飞溅和凝固裂纹等缺陷。图5(a)和(b)提供了HastelloyC-276 PCGTA焊缝接头界面的微观组织。接头界面的微观特征也证实了焊接接头绝对没有液化裂纹，没有观察到明显的热影响区(HAZ)。在UNS N06022接头的融合区，柱状和等轴状枝晶均占主导地位(图6(a))。特别是在焊缝中部和最后道次焊缝中心线处，观察到细小的等轴枝晶组织。柱状枝晶结构主要分布在焊帽区和焊接界面处。焊缝组织中还存在枝晶柱状向等轴转变(CET)。
在焊接过程中，随着未熔化晶粒的生长，固液界面的稳定性对决定熔合区显微组织的变化至关重要。焊接边界瞬时附近的热梯度和成分梯度也影响了生长是平面的、胞状的还是树枝状的。焊缝中心线处的等轴枝晶清楚地表明焊接过程中存在结构过冷。根据Savage(1980)的报道，除非合金中的溶质水平特别高，否则正常焊接条件下不会发生结构过冷。此外，热梯度在焊接界面比内部更陡峭，从而导致在焊接边界处形成柱状枝晶。焊缝区细小等轴晶的形成与焊接过程中所采用的脉冲电流有关。在脉冲模式下，焊接电流在峰值电流和背景电流之间振荡。通常在峰值电流模式下熔化，背景电流模式下凝固。
图5 采用(a) UNS N06022和(b) UNS N06686填料制备的Hastelloy C-276 PCGTA焊缝的界面组织。
图6 采用UNS N06022 (a)光学显微镜和(b)扫描电镜/能谱仪(SEM/EDS)分析Hastelloy合金C-276 PCGTA焊缝的熔合区组织。
这些电流的周期性中断导致热波动或扰动，从而搅动熔池的大小和形状。由于固液界面最大热梯度的变化趋势不断变化，新晶粒不断形成并定向良好。图6(b)中焊缝区域的SEM/EDS分析显示，UNS N06022焊件的枝晶区域和枝晶间区域的元素组成没有太多差异。EDS分析还表明，在熔合区的枝晶核中观察到Ni、Mo和W的成分，基体合金变化不大。同时，UNS N06022焊缝区完全不存在微观偏析。结果表明，采用UNS N06022填料的电流脉冲技术降低了拓扑密排(TCP)金属间化合物(如P相和μ (Mu)相)的敏感性。Ma等人(2011)在使用脉冲激光焊接Hastelloy C-276时也得到了相同的结果。
相反，在采用UNS N06686的接头熔合区发现富钼析出物偏析（图7（a）和（b））。EDS分析作为研究的一部分进行，以证明P和μ相的形成。图8所示的EDS成分分析认为，Ni和Mo的成分水平在枝晶间距和枝晶间间距上有很大差异。在枝晶间区域观察到镍元素水平的大量减少和钼、钨的富集（表4）。如Cieslak等人（1986）所述，形成此类溶质偏析的趋势应归因于Mo（2.01）原子半径的巨大差异 Å）和W（2.02 Å）比基体金属Ni（1.62 Å). 钼和钨的元素分配和相平衡不是不可预见的。这归因于这些溶质元素（钼和钨）的耐火性质和晶体结构，以及键合特征的相似性。从EDS分析中可以明显看出，UNS N06686接头的枝晶间距中发现的偏析富集在Mo-W中。这可能是P相，因为Ni的贫化程度很大。目前的研究推断，即使过合金填充丝的元素组成发生微小变化，也会产生有害的金属间相。Hastelloy合金C276 LSPwC处理熔合区的微观结构研究显示，由于喷丸过程产生的热输入不显著，因此没有任何相变迹象。在LSPwC处理的Hastelloy合金C276焊缝中，这是一个非常重要的观察结果。Nath等人（2018年）报道了类似的解释。
图7采用UNS N06686 (a)光学显微镜和(b) SE显微镜观察Hastelloy合金C-276 PCGTA焊缝的熔合区显微组织。
图8 采用UNS N06686对Hastelloy合金C-276 PCGTA焊缝熔合区进行SEM/EDS分析。
表4 HastelloyC-276接头熔合区EDS分析。
３．２．关节的机械完整性
3.2.1 微观硬度
采用维氏硬度计对焊缝区域进行显微硬度压痕试验。如图9(a)和(b)所示，在未喷砂的条件下，接头的硬度轮廓表明，对于这两种填料，候选金属和接头区的硬度数据没有很大的差异。平均硬度值为240 ± 11 HV和241 ± 14 在焊态条件下，焊接区域的cap区和母材的cap区报告了HV（230 ± 12 HV）。根据位错理论，硬度或强度受位错迁移率和密度的影响。熔合区中细小析出相的存在表现出沉淀强化和弥散作用，阻碍了位错的运动。因此，这导致硬度的增加，也给予良好的强度的接头。此外，由于脉冲电流的作用，熔合区形成了更细小的等轴晶，这也提高了硬度值。然而，作者在使用UNS N06686时观察到焊缝区域的硬度读数存在一些异常，这是由于多次焊接循环导致的不同道次中元素的不均匀分布所致。在不同的焊道中，接头盖区由于散热速度较快，硬度高于其他焊道。
图9 硬度剖面(a)和(b)显示了焊接条件下Hastelloyc -276接头整个宽度的读数，以及(c)Hastelloyc -276焊缝在不同脉冲密度的激光冲击下，硬度随熔合区深度的变化。
通过改变脉冲密度，研究了低能LSPwC对两种焊缝硬度的影响。对不同截面深度的接头区进行了硬度测量，激光处理后的贴片在不同脉冲密度下的硬度趋势如图9(c)所示。
硬度变化趋势表明，激光脉冲密度为2500 脉冲/cm2的低能量LSPwC可使UNS N06022焊件在不同深度处的硬度值较高。使用UNS N06686进行激光喷丸处理后，焊缝区域的硬度测量值也有所上升。本研究还证明了激光脉冲密度对激光喷丸试样的显微硬度有显著影响，结果与Rubio-González 等(2011)一致。图10所示的直方图突出了未喷丸和喷丸情况下焊接接头硬度数据的对比。喷丸强化后焊缝区域硬度的增加归因于塑性变形，而塑性变形又导致位错的扩散和移动，Kalainathan等人(2012)报道了这一现象。激光将激波打入熔合区，引起表面和亚表面的塑性变形并产生压应力，从而使反复激光照射的熔合区硬化。Tanaka等人(2006)认为，残余压应力是由未变形区域的弹性约束激发的。
图10使用富Ni-Mo-Cr钎料的HastelloyC276焊缝在激光喷丸和不加激光喷丸的情况下，熔合区的平均硬度值的比较图表。
此外，XRD残余应力分析数据与硬度图吻合较好。在未喷丸的情况下，发现焊缝区域有一个名义量的压缩应力，这可以确定在熔合区基体中存在Ni、Mo和W(图11(a)和11(b))。XRD数据表明，在不同的截面深度处，残余压应力均有所降低。结果还表明，在深度低于200 μm的情况下，没有压应力的迹象，熔化区在焊接状态下主要有拉应力(图11(c))。HastelloyC-276接头在未喷砂和LSPwC条件下的硬度值的详细比较见表5。
图11 采用Sin2ψ x射线衍射法分析Hastelloyc -276焊接件在未喷丸(a, b, c)和激光喷丸(d, e, f, g)条件下的残余应力。
表5 HastelloyC-276接头在未喷丸和LSPwC条件下的硬度数据。
由残余XRD研究推测，在熔合区两侧进行的双喷丸、LSPwC显示出深度的残余压应力，如图11(d-g)所示。结果还表明，采用2500 脉冲/cm2时，压缩应力略高于7500 脉冲/cm2。计算结果与硬度数据吻合较好。LSPwC处理过的焊缝区域的显微硬度值的稳定下降与位错密度的衰减有关。Nath等人(2018)报道，受到多次激光照射的区域通常会经历最大的冲击压力，并逐渐向深度减小。塑性变形的程度与激波压力有关，变形随深度的增加而减小。因此，硬度曲线有下降的趋势。作者还认为，随着脉冲密度的增加，显微硬度出现这种轻微的轮廓，可能是由于没有吸收涂层而导致的热效应导致局部变形的增加。表6给出了用XRD进行残余应力分析的对比分析。同样，与UNS N06686焊缝相比，由于无偏析或偏析减少，UNS N06022焊缝的压应力和硬度值较高。
表6 未喷丸和LSPwC条件下HastelloyC-276接头熔合区XRD分析。
在(a) 900 pul/cm2， (b) 1600 pul/cm2， (c) 2500 pul/cm2时，试样截面上的显微组织。
上图为2205双相不锈钢在不同激光脉冲密度下试样截面的显微组织。暗区为铁素体(δ)，亮区为奥氏体(γ)。这些显微图对应的区域接近激光处理的侧面。在不同的激光脉冲密度下，δ和γ相没有明显的差异。众所周知，在奥氏体和铁素体的界面中，由于加热，σ相会析出。然而，LSP是一个非常快的过程，不影响2205双相不锈钢的相结构。
3.2.2 焊接和LSPwC条件下的拉伸性能
HastelloyC276接头在未开启条件下进行了拉伸试验，以了解其机械行为，拉伸失效的照片如图12(a)所示。采用UNS N06022和UNS N06686填料时，Hastelloy合金C-276焊缝的接头强度分别为799和805 MPa。虽然HastelloyC-276接头的抗拉强度与母材(792 MPa)基本相同或略高于母材(792 MPa)，但接头的抗拉破坏主要发生在熔合区。与Manikandan等人(2015)的早期工作相比，使用过合金填充剂提高了接头强度，结果更大。在UNS N06686焊件中，以微观偏析形式存在的二次相是裂纹的起裂点，有利于裂纹的扩展。从x射线衍射分析的残余应力分布可以看出，两个焊接接头的熔合区均以拉应力为主。这是一个合理的理由，以排除拉伸失效在焊接区域。熔合区的应力变化也反映在硬度数据中。
图12 a)HastelloyC-276焊接接头的照片显示了焊接条件下熔合区拉伸失效。b)HastelloyC-276焊接接头的照片显示了HastelloyC-276母材在LSPwC条件下的拉伸失效。
相反，HastelloyC276焊缝的抗拉强度在激光喷击后显著提高，这一次母材的抗拉失效中出现了完全漂移(图12(b))。激光脉冲密度分别为2500和7500 /cm2时，UNS N06022和UNS N06686的焊接接头拉伸强度分别为840、832 MPa和822、810 MPa。激光喷丸处理后，焊接接头的屈服强度明显高于未喷丸处理和候选金属处理。焊接接头的机械强度得到了很大程度的提高，作者认为，这种拉伸性能的提高可能是由于激光脉冲在不同深度获得了适当的应力阶梯，使残余应力得到了重新平衡。Chen等(2014)和Zhang等(2011)观察到了合金800H焊缝和ANSI 304不锈钢焊缝在采用双喷焊LSP时的拉伸性能的类似进展。
此外，激光喷丸在表面产生的强烈的局部永久变形也会导致位错密度的增加和堆积。由此可知，激光喷丸焊件具有较强的抗拉强度倾向，这相当于降低了载荷，从而提高了屈服强度和抗拉强度。Ren et al.(2011)也报道了类似的发现。此外，HastelloyC-276具有面心立方(FCC)晶体结构，由于滑移系统较多，容易发生滑移。然而，在喷丸强化过程中，由于受到高速冲击、长滑移的冲击脉冲的影响，时间不够，因此会发生更多的位错纠缠和晶粒孪晶。透射电镜的应用为我们提供了更多的证据和更清晰的认识，这是目前研究中所没有的。表7给出了HastelloyC-276焊缝在未喷砂和LSPwC条件下的机械完整性的分析和比较。
表7 HastelloyC-276接头PCGTAW焊件在未喷砂和LSPwC条件下的平均拉伸性能。
未喷焊条件下焊缝的SEM断口形貌如图13所示。从断口形貌特征可以看出，UNS N06022焊缝是延性破坏，主要表现为微观和宏观空洞的存在。采用UNS N06686对焊接接头进行扫描电镜断口形貌观察，发现熔合基体中存在裂纹区，二次相片分散在熔合基体中。如前所述，UNS N06686焊件中出现的微观偏析是裂纹萌生和扩展的部位。由于这些失效均发生在焊件母材处，是由于激光喷丸作用造成的，因此没有必要提供焊缝的断口特征。
图13 SEM断口图显示了在焊接状态下，未喷砂状态下使用(a) UNS N06022和(b) UNS N06686填料进行拉伸测试的HastelloyC276。
3.2.3 冲击和弯曲试验
采用Charpy v型缺口冲击试验机对未喷砂和LSPwC条件下的焊接接头进行了缺口韧性研究，结果如表6所示。结果表明，与母材相比，两种接头在焊接条件下的缺口冲击韧性值略低。采用UNS N06686的焊缝冲击韧性(56 ± 2.5 J)低于采用UNS N06022的焊缝(65 ± 3.6 J)。UNS N06686焊缝缺口冲击韧性的降低主要是由于显微偏析的影响，在破坏过程中出现了完全断裂。而采用UNS N06022的焊缝会导致v形缺口变形(图14)，并且在施加冲击载荷时具有较高的能量吸收。XRD结果表明，两种接头的韧性值略有下降，这与不均匀应力的出现有关，尤其是在熔合区占主导地位的拉应力。
图14 采用UNS N06022和UNS N06686在(a)未喷砂和(b) LSPwC条件下对HastelloyC-276 PCGTA焊缝进行冲击测试。
另一方面，LSPwC对焊接接头的冲击韧性有一个合理的提升。表8的结果表明，激光喷丸焊后的所有壳体的缺口韧性都优于母材。UNS N06022焊缝的冲击韧性值分别提高了29%和21%;而在UNS N06686焊缝中，当脉冲密度分别为2500和7500 脉冲/cm2时，与母材相比，这一比例分别为17%和14%。激光冲击冲击韧性的提高是由于残余压应力的存在和HastelloyC-276接头焊缝区位错密度的普遍存在，残余x射线衍射分析进一步证实了这一点。认为激光喷丸强化产生的残余压应力能有效地抑制裂纹的扩展，从而提高冲击韧性。这些观察结果与魏光等(2016)的研究结果很好地吻合。
表8 HastelloyC-276接头在未喷丸和LSPwC条件下的平均冲击韧性数据。
Kong和Zhang(2014)认为，晶粒细化、位错的产生和变形孪晶的产生会主动延缓裂纹的萌生和扩展，从而有助于提高冲击韧性。冲击试验试样的SEM断口形貌如图15所示。
图15 SEM断口图分别显示了(a) UNS N06022和(b) UNS N06686钎料在焊接条件下的冲击断口形貌。
UNS N06022焊件中存在以撕裂脊为特征的微孔洞/韧窝，表明其为韧性断裂;而UNS N06686的断口特征为断口不连续，边界脊断裂，宏观孔洞稀少，表明其在焊接条件下的脆性破坏。图16显示了激光喷丸冲击试验焊缝的断口特征。这两种焊接件在激光喷丸作用下均产生了切口变形，明显证明了激光喷丸对焊缝的高能吸收作用。激光喷丸作用减小了裂纹的孔洞，在冲击载荷作用下，压缩应力对裂纹的产生具有较大的抑制作用。焊缝180°U弯曲试验表明，在焊接和LSPwC条件下，焊缝区域或焊缝界面均未出现裂纹或微观/宏观裂纹，从而保证了接头的弯曲延性和完整性(图17)。研究结果表明，焊丝的选择和所采用的焊接工艺参数是合理的。
图16 (a) UNS N06022和(b) UNS N06686填料在LSPwC条件下的冲击断口形貌。
图17 HastelloyC-276焊缝在焊接和LSPwC条件下的表面弯曲试验。
简单地说，这项工作涵盖了焊接5 mm厚HastelloyC276板的过合金填料的影响。由于固溶强化合金不能采用焊后热处理，本文报道了利用激光喷丸技术改善焊缝力学性能的成熟方法。LSPwC的重要性可以在评估关节疲劳寿命的基础上得到很好的确定，这在目前的研究中没有报道。本研究建议在HastelloyC-276接头上采用LSPwC，以获得更好的强度和韧性。
4. 结论
(1）在TIG焊接过程中采用脉冲电流方法，使用过合金的富Ni-Mo填充剂，导致Hastelloy合金C-276接头无凝固裂纹、液化裂纹和气孔。
（2）在UNS N06686焊缝中，枝晶臂间存在富mo相，形成微观偏析。
（3）根据x射线衍射分析，在焊接条件下，拉伸失效发生在焊接区域，这是由于拉伸应力占主导地位。
（4）LSPwC技术的使用导致了焊缝在不同深度处的高压应力，从而使不同深度处的焊缝区域具有较高的硬度值。
（5）在所有情况下，低能量的LSPwC导致拉伸断裂位置完全向母材偏移。
(6）激光冲击强化抑制了裂纹的扩展和残余压应力的扩散，提高了焊缝的冲击韧性。
(7）基于机械完整性测试，本研究推荐使用脉冲电流GTA焊接，采用UNS N06022填料连接HastelloyC-276。采用该填料进行焊接，可获得脉冲密度为2500 脉冲/cm2的LSPwC，从而提高焊缝机械性能。
来源：Effect of low energy laser shock peening on the mechanical integrityof Hastelloy C-276 welds，Journal of Materials Processing Technology，doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2019.116296
参考文献：K.G. Abdullahi, M. Mamoun，Laser peeningprocess and its impact on materials properties in comparison with shot peeningand ultrasonic impact peening，Materials, 7 (2014), pp. 7925-7974
江苏激光联盟陈长军原创作品！