工程科学学报，第40卷，第11期：1342-1350,2018年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.11:1342-1350,November 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.11.008;http://journals.ustb.edu.cn 预热对激光熔化沉积成形12CN2合金钢组织与性能 的影响 彭谦，董世运区，康学良，门平，闫世兴 陆军装甲兵学院装备再制造技术国防科技重点实验室，北京100072 ☒通信作者，E-mail:sy422@vip.sohu.com 摘要使用高功率光纤激光器的快速成形系统和电磁感应加热设备，分别在未预热和预热的情况下成形12CN2合金钢. 通过扫描电镜观察成形件微观组织、维氏硬度计测试不同部位硬度、万能材料试验机测试不同方向的拉伸性能，研究预热对 激光熔化沉积12CN2合金钢不同方向的组织，硬度、拉伸性能的影响.结果表明：未预热条件下，单道熔池组织为板条马氏 体，块状成形件熔池为回火马氏体与贝氏体混合组织，XOZ截面与YOZ截面组织没有明显的组织差别，但OZ截面整体硬度 大于XOZ截面，同时两个截面均出现了大尺寸宏观裂纹缺陷，力学性能差.在预热条件下，熔池由于温度梯度降低发生贝氏 体转变，单道熔池呈现性能优异的下贝氏体组织：块状成形件熔池没有发生回火马氏体转变，主要为粒状贝氏体.截面硬度分 布较未预热下更为均匀.在拉伸方向及搭接方向均呈现高强度、低塑性特征，抗拉强度可达1189MPa,屈服强度为951MPa,伸 长率仅为2.8%，性能没有明显的各向异性.预热能够降低熔池中温度梯度，减小热应力，有效控制裂纹缺陷，促进组织均匀 化，降低组织、性能的各向异性，提高合金钢成型件力学性能 关键词激光熔化沉积：预热：合金钢：12CN2:微观组织：硬度：拉伸性能 分类号TG142.3 Effect of preheating on the microstructure and properties of laser melting deposited 12CrNi2 alloy steel PENG Qian,DONG Shi-yun,KANG Xue-liang,MEN Ping,YAN Shi-xing National Key Laboratory for Remanufacturing,Army Academy of Armored Forces,Beijing 100072,China Corresponding author,E-mail:syd422@vip.sohu.com ABSTRACT In the case of preheating and non-preheating,the rapid prototyping system of high-power fiber laser and electromagnetic induction heating equipment was used to fabricate 12CrNi alloy steel.The microstructure of the molded parts was observed under a scanning electron microscope,and the hardness test of different parts was conducted using the Victorinox hardness tester.The tensile properties in different directions were tested using the universal material testing machine.This study investigated the effect of preheating on the microstructure,hardness,and tensile properties of laser melting deposited 12CrNi2 alloy steel in different directions.The obtained results show that the microstructure of the single-channel molten pool without preheating is lath martensite,and the molten pool of block-shaped forming parts is tempered martensite and bainite mixed structure.No obvious structural difference between XOZ and YOZ sections is observed.However,the overall hardness of the YoZ cross section is larger than that of the XOZ cross section. Large-scale macroscopic crack defects appear in both sections,and the mechanical properties are poor.Under preheating conditions, bainite transformation occurs in the molten pool because of the decrease in the temperature gradient.The single-channel molten pool 收稿日期：2018-06-12 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2016YFB1100205):国家自然科学基金资助项目(51705532)；北京市科技专项资助项目 (Z161100004916009):北京市科技计划资助项目(Z161100001516007)
工程科学学报,第 40 卷,第 11 期:1342鄄鄄1350,2018 年 11 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 11: 1342鄄鄄1350, November 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 11. 008; http: / / journals. ustb. edu. cn 预热对激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢组织与性能 的影响 彭 谦, 董世运苣 , 康学良, 门 平, 闫世兴 陆军装甲兵学院装备再制造技术国防科技重点实验室, 北京 100072 苣 通信作者, E鄄mail: syd422@ vip. sohu. com 摘 要 使用高功率光纤激光器的快速成形系统和电磁感应加热设备,分别在未预热和预热的情况下成形 12CrNi2 合金钢. 通过扫描电镜观察成形件微观组织、维氏硬度计测试不同部位硬度、万能材料试验机测试不同方向的拉伸性能,研究预热对 激光熔化沉积 12CrNi2 合金钢不同方向的组织、硬度、拉伸性能的影响. 结果表明:未预热条件下,单道熔池组织为板条马氏 体,块状成形件熔池为回火马氏体与贝氏体混合组织,XOZ 截面与 YOZ 截面组织没有明显的组织差别,但 YOZ 截面整体硬度 大于 XOZ 截面,同时两个截面均出现了大尺寸宏观裂纹缺陷,力学性能差. 在预热条件下,熔池由于温度梯度降低发生贝氏 体转变,单道熔池呈现性能优异的下贝氏体组织;块状成形件熔池没有发生回火马氏体转变,主要为粒状贝氏体. 截面硬度分 布较未预热下更为均匀. 在拉伸方向及搭接方向均呈现高强度、低塑性特征,抗拉强度可达 1189 MPa,屈服强度为 951 MPa,伸 长率仅为 2郾 8% ,性能没有明显的各向异性. 预热能够降低熔池中温度梯度,减小热应力,有效控制裂纹缺陷,促进组织均匀 化,降低组织、性能的各向异性,提高合金钢成型件力学性能. 关键词 激光熔化沉积; 预热; 合金钢; 12CrNi2; 微观组织; 硬度; 拉伸性能 分类号 TG142郾 3 收稿日期: 2018鄄鄄06鄄鄄12 基金项目: 国家重点研发计划资助项目 ( 2016YFB1100205 ); 国家自然 科 学 基 金 资 助 项 目 ( 51705532 ); 北 京 市 科 技 专 项 资 助 项 目 (Z161100004916009); 北京市科技计划资助项目(Z161100001516007) Effect of preheating on the microstructure and properties of laser melting deposited 12CrNi2 alloy steel PENG Qian, DONG Shi鄄yun 苣 , KANG Xue鄄liang, MEN Ping, YAN Shi鄄xing National Key Laboratory for Remanufacturing,Army Academy of Armored Forces, Beijing 100072, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: syd422@ vip. sohu. com ABSTRACT In the case of preheating and non鄄preheating, the rapid prototyping system of high鄄power fiber laser and electromagnetic induction heating equipment was used to fabricate 12CrNi 2 alloy steel. The microstructure of the molded parts was observed under a scanning electron microscope, and the hardness test of different parts was conducted using the Victorinox hardness tester. The tensile properties in different directions were tested using the universal material testing machine. This study investigated the effect of preheating on the microstructure, hardness, and tensile properties of laser melting deposited 12CrNi2 alloy steel in different directions. The obtained results show that the microstructure of the single鄄channel molten pool without preheating is lath martensite, and the molten pool of block鄄shaped forming parts is tempered martensite and bainite mixed structure. No obvious structural difference between XOZ and YOZ sections is observed. However, the overall hardness of the YOZ cross section is larger than that of the XOZ cross section. Large鄄scale macroscopic crack defects appear in both sections, and the mechanical properties are poor. Under preheating conditions, bainite transformation occurs in the molten pool because of the decrease in the temperature gradient. The single鄄channel molten pool
彭谦等：预热对激光熔化沉积成形12CN2合金钢组织与性能的影响 ·1343· shows an excellent bainite structure.No tempered martensite transformation in the molten pool of block-shaped forming parts,mainly granular bainite,is observed.Cross-sectional hardness distribution is more uniform with preheating than without preheating.High tensile strength and low plasticity are detected in the tensile and overlap directions.The tensile strength is up to 1189 MPa,the yield strength is 951 MPa,and the elongation is only 2.8%.No obvious anisotropy in performance is observed.Preheating can reduce the temperature gradient in the molten pool,reduce the thermal stress,effectively control the crack defects,promote the homogenization of the microstructure,reduce the anisotropy of the microstructure and properties,and improve the mechanical properties of the alloy steel forming parts KEY WORDS laser melting deposition;preheating;alloy steel;12CrNi2;microstructure;hardness;tensile properties 12CN2是用途较广的合金渗碳钢，含碳量较 且预热温度从0℃升到400℃时，内应力由压力变 低，加入镍、铬合金元素，能提高钢的淬透性和渗 为拉应力，在400℃预热温度下获得了组织性能优 碳层的强韧性).主要用来制作重负荷条件下要异的成型件.Lca等[)对比焊接前后应力大小指 求高强度、高硬度和高韧性的主轴，广泛应用于航出感应加热能够有效消除焊接过程中产生的应力， 空航天、高铁列车、核电等高科技领域.国内核电提高了焊接性能：Farahmand等4)研究发现激光熔 企业使用的核电应急柴油机凸轮轴均为国外成套 覆与感应加热结合，不仅提高了熔覆层的均匀性及 进口产品，零部件的制造与维修都依靠国外企业 表面质量，而且细化了晶粒，改善了组织.闫世兴 支持，国内用12CN2制造的凸轮轴各项性能都不 等)在不同预热温度下激光熔覆镍基涂层，研究发 是很好，与国外的水平还存在很大的差距.目前的 现提高预热温度能够降低半熔化区白口化趋势，合 凸轮轴基本上都是传统锻造和铸造而成，但由于 适的预热温度会大大提高熔覆层的强度及性能.龙 凸轮轴形状复杂、加工难度大，传统的制造技术已 日升等6]采用单元生死法模拟了基板预热对激光 经不能完全适用于凸轮轴制造业的发展.因此激 熔化沉积热应力的影响，发现预热400℃能将试样 光熔化沉积技术是合金钢制造技术的发展趋势. 的热应力降低10%，并与实验相符合.然而国内外 激光熔化沉积技术作为一种新型的快速制造 在这领域的研究大部分局限于钛合金、高温合金及 技术，其最大的特点就是通过光源将材料进行一 不锈钢等材料，对低碳合金钢的研究甚少，且研究思 层一层的堆积而成形，与传统的机械减法加工理 路过于片面，没有考虑可能存在的各向异性对实验 念完全不一样，这就使得材料的利用率和成形效 的影响. 率得到了飞跃性的提高，且制造过程设计灵活，能 本文通过对比基板未预热及预热下激光熔化沉 够制造出传统减材制造方法无法实现的零件[2-】. 积成形12CN2合金钢实验，从不同方向上研究基 由于激光熔化沉积是成形材料快速熔化-凝固的 板预热对激光熔化沉积成形12CNi2合金钢组织、 过程，那么成形材料与基体之间必然会由于热膨 硬度、拉伸性能的影响.这不仅能够为激光熔化沉 胀系数、弹性模量、温度的明显差异而产生很大的 积成形低碳合金钢领域提供指导，还能促进激光熔 残余应力，残余应力的存在则促使了裂纹的形成 化沉积中缺陷控制方法的发展，对激光熔化沉积技 及扩展，对成形件的性能和疲劳寿命造成严重的 术的发展具有重要意义. 影响s-刃 1试验 为了满足激光熔化沉积成形高性能合金钢的性 能要求，很有必要采取控制措施减小成形过程的温 1.1试验材料 度梯度及残余应力，优化微观组织，提高合金钢制件 粉末材料采用自制研发的低碳合金钢12CNi2 的力学性能，当前基板预热是研究最热门也是最有 粉末，粉末是在氩气雾化条件下通过真空熔炼气雾 效的手段之一，基板预热在降低基板与成型件温度 化法制备的.其蛋尔流速为15.44s,松装密度为 梯度的同时，还能够提高金属对激光的热吸收，降低 4.87gcm-3,粒径53~180um,化学成分及含量如 冷却速度促使组织均匀化.国内外已经在预热方面表1所示.采用Quanta200型场发射扫描电镜观察 进行了一定的研究[8-).Mertens等l分析了不同 12CN2粉末表面形貌，如图1所示.粉末使用前先 预热温度对激光增材制造H13模具钢组织与性能 用真空干燥箱120℃保温2h,以除去粉末中的水 的影响，结果表明预热使得成型件发生贝氏体转变， 分，减免实验过程中气孔出现的可能性
彭 谦等: 预热对激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢组织与性能的影响 shows an excellent bainite structure. No tempered martensite transformation in the molten pool of block鄄shaped forming parts, mainly granular bainite, is observed. Cross鄄sectional hardness distribution is more uniform with preheating than without preheating. High tensile strength and low plasticity are detected in the tensile and overlap directions. The tensile strength is up to 1189 MPa, the yield strength is 951 MPa, and the elongation is only 2郾 8% . No obvious anisotropy in performance is observed. Preheating can reduce the temperature gradient in the molten pool, reduce the thermal stress, effectively control the crack defects, promote the homogenization of the microstructure, reduce the anisotropy of the microstructure and properties, and improve the mechanical properties of the alloy steel forming parts. KEY WORDS laser melting deposition; preheating; alloy steel; 12CrNi2; microstructure; hardness; tensile properties 12CrNi2 是用途较广的合金渗碳钢,含碳量较 低,加入镍、铬合金元素,能提高钢的淬透性和渗 碳层的强韧性[1] . 主要用来制作重负荷条件下要 求高强度、高硬度和高韧性的主轴,广泛应用于航 空航天、高铁列车、核电等高科技领域. 国内核电 企业使用的核电应急柴油机凸轮轴均为国外成套 进口产品,零部件的制造与维修都依靠国外企业 支持,国内用 12CrNi2 制造的凸轮轴各项性能都不 是很好,与国外的水平还存在很大的差距. 目前的 凸轮轴基本上都是传统锻造和铸造而成,但由于 凸轮轴形状复杂、加工难度大,传统的制造技术已 经不能完全适用于凸轮轴制造业的发展. 因此激 光熔化沉积技术是合金钢制造技术的发展趋势. 激光熔化沉积技术作为一种新型的快速制造 技术,其最大的特点就是通过光源将材料进行一 层一层的堆积而成形,与传统的机械减法加工理 念完全不一样,这就使得材料的利用率和成形效 率得到了飞跃性的提高,且制造过程设计灵活,能 够制造出传统减材制造方法无法实现的零件[2鄄鄄4] . 由于激光熔化沉积是成形材料快速熔化鄄鄄 凝固的 过程,那么成形材料与基体之间必然会由于热膨 胀系数、弹性模量、温度的明显差异而产生很大的 残余应力,残余应力的存在则促使了裂纹的形成 及扩展,对成形件的性能和疲劳寿命造成严重的 影响[5鄄鄄7] . 为了满足激光熔化沉积成形高性能合金钢的性 能要求,很有必要采取控制措施减小成形过程的温 度梯度及残余应力,优化微观组织,提高合金钢制件 的力学性能,当前基板预热是研究最热门也是最有 效的手段之一. 基板预热在降低基板与成型件温度 梯度的同时,还能够提高金属对激光的热吸收,降低 冷却速度促使组织均匀化. 国内外已经在预热方面 进行了一定的研究[8鄄鄄11] . Mertens 等[12] 分析了不同 预热温度对激光增材制造 H13 模具钢组织与性能 的影响,结果表明预热使得成型件发生贝氏体转变, 且预热温度从 0 益 升到 400 益 时,内应力由压力变 为拉应力,在 400 益 预热温度下获得了组织性能优 异的成型件. Luc侏a 等[13] 对比焊接前后应力大小指 出感应加热能够有效消除焊接过程中产生的应力, 提高了焊接性能;Farahmand 等[14] 研究发现激光熔 覆与感应加热结合,不仅提高了熔覆层的均匀性及 表面质量,而且细化了晶粒,改善了组织. 闫世兴 等[15]在不同预热温度下激光熔覆镍基涂层,研究发 现提高预热温度能够降低半熔化区白口化趋势,合 适的预热温度会大大提高熔覆层的强度及性能. 龙 日升等[16]采用单元生死法模拟了基板预热对激光 熔化沉积热应力的影响,发现预热 400 益 能将试样 的热应力降低 10% ,并与实验相符合. 然而国内外 在这领域的研究大部分局限于钛合金、高温合金及 不锈钢等材料,对低碳合金钢的研究甚少,且研究思 路过于片面,没有考虑可能存在的各向异性对实验 的影响. 本文通过对比基板未预热及预热下激光熔化沉 积成形 12CrNi2 合金钢实验,从不同方向上研究基 板预热对激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢组织、 硬度、拉伸性能的影响. 这不仅能够为激光熔化沉 积成形低碳合金钢领域提供指导,还能促进激光熔 化沉积中缺陷控制方法的发展,对激光熔化沉积技 术的发展具有重要意义. 1 试验 1郾 1 试验材料 粉末材料采用自制研发的低碳合金钢 12CrNi2 粉末,粉末是在氩气雾化条件下通过真空熔炼气雾 化法制备的. 其霍尔流速为 15郾 44 s,松装密度为 4郾 87 g·cm - 3 ,粒径 53 ~ 180 滋m,化学成分及含量如 表 1 所示. 采用 Quanta200 型场发射扫描电镜观察 12CrNi2 粉末表面形貌,如图 1 所示. 粉末使用前先 用真空干燥箱 120 益 保温 2 h,以除去粉末中的水 分,减免实验过程中气孔出现的可能性. ·1343·
·1344. 工程科学学报，第40卷，第11期 表1自行研制合金粉末组成成分（质量分数） Table 1 Composition of self-made alloy powder % Cr Si Ni Mn Mo B P Fe 0.12 1.5 1.01.2 2.0 c0.5 0.5-1.0 0.5 0.035 0.035 余量 备维修技术国防重点实验室的激光快速成形系统 上完成的，该系统主要由PG YLS-4000光纤激光 器、Faunc机器人、送粉器、PRECITEC YC52熔覆 头组成.激光工作面光斑直径为3mm,光斑能量 均匀分布.实验选取250mm×250mm×20mm的 45钢基板，经砂纸打磨并用酒精清洗表面污渍后 吹干.激光熔化沉积成形12CNi2合金钢单道试 验采用的工艺参数为：激光功率2500W,扫描速度 50m 5mm·s-1,送粉速率1l.6gmin-1,在单道工艺的 基础上，选用搭接率50%，Z轴提升量1mm,成形 图112CxN2粉末微观形貌 尺寸为110mm×70mm×10mm的立体块件.采用 Fig.1 Micromorphology of 12CrNiz powder 电磁感应加热器对基体进行预热300℃，试样采用 1.2激光熔化沉积成形合金钢 石棉进行包覆，缓冷至室温.试验现场及样件如图 激光熔化沉积成形12CrN2合金钢实验是在装 2所示. b 00 图2试验过程(a)及成型件(b) Fig.2 Test process (a)and molding parts (b) 1.3性能测试与组织观察 2实验结果与分析 对样品进行线切割获取不同的截面，采用 Quanta200型场发射扫描电镜观察熔池不同部位 2.1组织分析 的微观组织，并用维氏硬度计测量距离熔池顶部 2.1.1单道沉积组织 不同距离的硬度大小，将立体块件分别沿扫描方 图4为未预热与预热情况下激光熔化沉积 向和搭接方向制成拉伸试样，采用万能材料试验 12CNi2单道试样不同部位的显微组织，(a),(b)为 机对拉伸试样进行力学性能测试，加载速度为 热影响区，(c)~(h)分别为熔池底部、中部、顶部. 0.5 mm.min1,取样位置及拉伸试样尺寸如图3 从图中可知未预热下热影响区为针状马氏体组织， 所示。 预热下为索氏体组织，这是同种基体在不同冷却速
工程科学学报,第 40 卷,第 11 期 表 1 自行研制合金粉末组成成分(质量分数) Table 1 Composition of self鄄made alloy powder % C Cr Si Ni Mn Mo B S P Fe 0郾 12 1郾 5 1郾 0 ~ 1郾 2 2郾 0 < 0郾 5 0郾 5 ~ 1郾 0 0郾 5 0郾 035 0郾 035 余量 图 1 12CrNi2 粉末微观形貌 Fig. 1 Micromorphology of 12CrNi2 powder 1郾 2 激光熔化沉积成形合金钢 激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢实验是在装 备维修技术国防重点实验室的激光快速成形系统 上完成的,该系统主要由 IPG YLS鄄鄄4000 光纤激光 器、Faunc 机器人、送粉器、PRECITEC YC52 熔覆 头组成. 激光工作面光斑直径为 3 mm,光斑能量 均匀分布. 实验选取 250 mm 伊 250 mm 伊 20 mm 的 45 钢基板,经砂纸打磨并用酒精清洗表面污渍后 吹干. 激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢单道试 验采用的工艺参数为:激光功率 2500 W,扫描速度 5 mm·s - 1 ,送粉速率 11郾 6 g·min - 1 ,在单道工艺的 基础上,选用搭接率 50% ,Z 轴提升量 1 mm,成形 尺寸为110 mm 伊 70 mm 伊 10 mm 的立体块件. 采用 电磁感应加热器对基体进行预热 300 益 ,试样采用 石棉进行包覆,缓冷至室温. 试验现场及样件如图 2 所示. 图 2 试验过程(a)及成型件(b) Fig. 2 Test process (a) and molding parts (b) 1郾 3 性能测试与组织观察 对样品 进 行 线 切 割 获 取 不 同 的 截 面, 采 用 Quanta200 型场发射扫描电镜观察熔池不同部位 的微观组织,并用维氏硬度计测量距离熔池顶部 不同距离的硬度大小,将立体块件分别沿扫描方 向和搭接方向制成拉伸试样,采用万能材料试验 机对拉伸试样进 行 力 学 性 能 测 试,加 载 速 度 为 0郾 5 mm·min - 1 ,取样位置及拉伸试样尺寸如图 3 所示. 2 实验结果与分析 2郾 1 组织分析 2郾 1郾 1 单道沉积组织 图 4 为未预热与预热情况下激光熔化沉积 12CrNi2 单道试样不同部位的显微组织,(a),(b)为 热影响区,(c) ~ (h)分别为熔池底部、中部、顶部. 从图中可知未预热下热影响区为针状马氏体组织, 预热下为索氏体组织,这是同种基体在不同冷却速 ·1344·
彭谦等：预热对激光熔化沉积成形12CN2合金钢组织与性能的影响 ·1345· 回 半径2.5 单位：mm = 20 15 60 图3取样位置及拉伸性能测试试样尺寸.(a)取样位置示意图：(b)拉伸试样尺寸 Fig.3 Sample location and tensile test specimen size:(a)sample location;(b)tensile test specimen size (a) (b) (c) 10 Hm 10μm 10m 5 (d) (f) 10μm 10μm 10m (g) (b) 10um 10m 图4单道熔池微观组织.未预热单道熔池热影响区(a)、底部(c)、中部()、顶部(g);预热单道熔池热影响区(b)、底部(d)、中部()、顶 部(h) Fig.4 Microstructure of a single-channel molten pool:the heat-affected zone (a)and the bottom (e),middle (e),and top (g)of a non-preheated single-channel pool;the heat-affected zone (b)and the bottom (d),middle (f),and top (h)of a preheated single-channel pool 度下转变的结果，预热基体减小了基体与熔池的温 的降低使得熔池冷却速度未达到临界冷却速度，过 度梯度，较大程度降低了冷却速度.熔池中，未预热 冷奥氏体发生贝氏体转变.预热前后两者的组织差 熔池底部、中部、顶部均为板条马氏体组织，预热下 异很大，但是品粒生长方式相同.两者熔池底部组 熔池则为没有择优取向的下贝氏体组织，温度梯度 织均呈现垂直界面外延生长特征，有明显的柱状品
彭 谦等: 预热对激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢组织与性能的影响 图 3 取样位置及拉伸性能测试试样尺寸. (a) 取样位置示意图; (b) 拉伸试样尺寸 Fig. 3 Sample location and tensile test specimen size: (a) sample location; (b) tensile test specimen size 图 4 单道熔池微观组织. 未预热单道熔池热影响区(a)、底部(c)、中部(e)、顶部(g); 预热单道熔池热影响区( b)、底部( d)、中部( f)、顶 部(h) Fig. 4 Microstructure of a single鄄channel molten pool: the heat鄄affected zone (a) and the bottom (c), middle (e), and top (g) of a non鄄preheated single鄄channel pool; the heat鄄affected zone (b) and the bottom (d), middle (f), and top (h) of a preheated single鄄channel pool 度下转变的结果,预热基体减小了基体与熔池的温 度梯度,较大程度降低了冷却速度. 熔池中,未预热 熔池底部、中部、顶部均为板条马氏体组织,预热下 熔池则为没有择优取向的下贝氏体组织,温度梯度 的降低使得熔池冷却速度未达到临界冷却速度,过 冷奥氏体发生贝氏体转变. 预热前后两者的组织差 异很大,但是晶粒生长方式相同. 两者熔池底部组 织均呈现垂直界面外延生长特征,有明显的柱状晶, ·1345·
·1346. 工程科学学报，第40卷，第11期 熔池顶部出现了等轴晶组织.激光熔化沉积是非平 光熔化沉积成形12CN2立体块截面XOZ面的显 衡态快速凝固过程，在熔池底部温度梯度最大，品粒 微组织.XOZ截面组织与YOZ截面组织一致，未 生长方向与热流方向相反，随着凝固的进行，临近表 预热熔池底部、中部为回火马氏体与贝氏体混合 面温度梯度明显降低，凝固速度增加，温度梯度/凝 组织，顶部为下贝氏体组织.预热熔池底部、中部 固速率(G/R)降低，成分过冷造成熔池内大量自发 为粒状贝氏体，顶部为上贝氏体组织.总体来看， 形核向等轴晶转变 同种处理的情况下两个截面组织没有什么差异， 2.1.2立体沉积组织 预热使得熔池内部没有发生马氏体回火热处理转 图5(a)~(c)和(d)~(f)分别为未预热和预 变过程，整体以贝氏体组织为主，具有均匀较好的 热下激光熔化沉积成形12CrNi2立体块截面YOZ 组织特征 面的显微组织.未预热熔池底部和中部均为回火 2.2硬度分析 马氏体和贝氏体混合组织，这是由于激光在沉积 图7为未预热和预热下单道熔池的硬度分布， 过程中对已经凝固的组织进行了回火热处理，马 从图中可知未预热熔池硬度为552~672HV,且自 氏体在热积累及热循环的作用下分解形成低碳α 顶部到底部呈升高的趋势，这是由于顶部温度梯度 相和碳化物.由于沉积过程中熔池热量不断积累， 小，冷却速度慢，过冷奥氏体发生转变前产生了先共 温度上升，熔池已经渐渐发生贝氏体转变.熔池顶 析铁素体，降低了熔池硬度，热影响区由于含碳量比 部为下贝氏体组织，已经沉积凝固的熔覆层作为 熔池高，形成的针状马氏体使得硬度再次上升，最高 下一层的基体，相当于产生了一定的预热效果，使 达到了765HV.预热熔池组织均匀，均是下贝氏体， 得顶部温度梯度比较小，冷却速度慢，发生贝氏体 平均硬度值为424HV,热影响区为屈氏体组织，硬 转变.预热熔池底部、中部在铁素体基体上出现了 度较低 许多小岛状，属于粒状贝氏体组织.顶部为上贝氏 图8(a)为未预热和预热下激光熔化沉积 体组织，这可能是由于预热温度过高，加上熔池不 I2CNi2试样YOZ截面的硬度分布，未预热熔池顶 断的热积累，使得熔池温度高形成上贝氏体.图6部、中部、底部平均硬度值分别为482、476、447HV, (a)~(c)和(d)~(f)分别为未预热和预热下激 平均硬度随着距熔池顶部距离增大而减小.这是由 b 10 um 10m 10μm (e) (f) 10m 104m 104m 图5立体块件YO2截面微观组织.未预热熔池底部(a)、中部(b)、顶部(c):预热熔池底部(d)、中部(e)、顶部() Fig.5 Microstructure of the YOZ cross section of a solid block:the bottom (a),middle (b),and top (e)of a non-preheated pool;the bottom (d),middle (e),and top (f)of a preheated pool
工程科学学报,第 40 卷,第 11 期 熔池顶部出现了等轴晶组织. 激光熔化沉积是非平 衡态快速凝固过程,在熔池底部温度梯度最大,晶粒 生长方向与热流方向相反,随着凝固的进行,临近表 面温度梯度明显降低,凝固速度增加,温度梯度/ 凝 固速率(G / R)降低,成分过冷造成熔池内大量自发 形核向等轴晶转变. 2郾 1郾 2 立体沉积组织 图 5 立体块件 YOZ 截面微观组织. 未预热熔池底部(a)、中部(b)、顶部(c); 预热熔池底部(d)、中部(e)、顶部(f) Fig. 5 Microstructure of the YOZ cross section of a solid block: the bottom ( a), middle ( b), and top ( c) of a non鄄preheated pool; the bottom (d), middle (e), and top (f) of a preheated pool 图 5( a) ~ ( c)和( d) ~ ( f)分别为未预热和预 热下激光熔化沉积成形 12CrNi2 立体块截面 YOZ 面的显微组织. 未预热熔池底部和中部均为回火 马氏体和贝氏体混合组织,这是由于激光在沉积 过程中对已经凝固的组织进行了回火热处理,马 氏体在热积累及热循环的作用下分解形成低碳 琢 相和碳化物. 由于沉积过程中熔池热量不断积累, 温度上升,熔池已经渐渐发生贝氏体转变. 熔池顶 部为下贝氏体组织,已经沉积凝固的熔覆层作为 下一层的基体,相当于产生了一定的预热效果,使 得顶部温度梯度比较小,冷却速度慢,发生贝氏体 转变. 预热熔池底部、中部在铁素体基体上出现了 许多小岛状,属于粒状贝氏体组织. 顶部为上贝氏 体组织,这可能是由于预热温度过高,加上熔池不 断的热积累,使得熔池温度高形成上贝氏体. 图 6 ( a) ~ ( c)和( d) ~ ( f) 分别为未预热和预热下激 光熔化沉积成形 12CrNi2 立体块截面 XOZ 面的显 微组织. XOZ 截面组织与 YOZ 截面组织一致,未 预热熔池底部、中部为回火马氏体与贝氏体混合 组织,顶部为下贝氏体组织. 预热熔池底部、中部 为粒状贝氏体,顶部为上贝氏体组织. 总体来看, 同种处理的情况下两个截面组织没有什么差异, 预热使得熔池内部没有发生马氏体回火热处理转 变过程,整体以贝氏体组织为主,具有均匀较好的 组织特征. 2郾 2 硬度分析 图 7 为未预热和预热下单道熔池的硬度分布, 从图中可知未预热熔池硬度为 552 ~ 672 HV,且自 顶部到底部呈升高的趋势,这是由于顶部温度梯度 小,冷却速度慢,过冷奥氏体发生转变前产生了先共 析铁素体,降低了熔池硬度,热影响区由于含碳量比 熔池高,形成的针状马氏体使得硬度再次上升,最高 达到了 765 HV. 预热熔池组织均匀,均是下贝氏体, 平均硬度值为 424 HV,热影响区为屈氏体组织,硬 度较低. 图 8 ( a) 为 未 预 热 和 预 热 下 激 光 熔 化 沉 积 12CrNi2 试样 YOZ 截面的硬度分布,未预热熔池顶 部、中部、底部平均硬度值分别为 482、476、447 HV, 平均硬度随着距熔池顶部距离增大而减小. 这是由 ·1346·
彭谦等：预热对激光熔化沉积成形12CN2合金钢组织与性能的影响 ·1347· (c 10m 10m 10m d ) 10μm 10um 10μm 图6立体块件XO2截面微观组织.未预热熔池底部(a)、中部(b)、顶部(c):预热熔池底部(d)、中部（ε）、顶部() Fig.6 Microstructure of the XOZ cross section of a solid block:the bottom (a),middle (b),and top (c)of a non-preheated pool;the bottom (d),middle (e),and top (f)of a preheated pool 800 。未顶热 覆层会在下一道激光扫描时形成一个微小的熔池， ·一预热 激光重熔的效果使得微小熔池内部的晶粒大小与未 700 熔化的熔覆层不一致，从而引起了硬度的上下波动 600 图8(b)为未预热和预热下激光熔化沉积12CrN2 熔池 热影响区 基体 试样XOZ截面的硬度分布，未预热熔池顶部、中部、 400 底部平均硬度值分别为454、458、451HV,预热熔池 300 顶部、中部、底部平均硬度值分别为408、405、 406HV,同一熔池XOZ面上平均硬度基本保持不 200 变，可见该面上组织较为均匀.对比XOZ面和YOZ 0.05 1.01.52.02.53.0354.0 距熔池顶部臣离/mm 面，发现XOZ面硬度较低些，这可能是由于激光在 图7单道熔池硬度分布 X方向上经过的时间比Y方向长，使得能量在X方 Fig.7 Hardness distribution of a single-channel molten pool 向积累相对较多，导致冷却速度相对较慢，在Y方 于熔池顶部未经历激光能量的类似回火热处理，为 向较快的冷却速度促使YOZ面得到性能更为优异 贝氏体组织，且晶粒呈现细小等轴特征.中部和下 的组织 部均经历了激光的重熔及热积累的回火处理过程， 2.3拉伸性能 下部组织为粗大的柱状品，硬度最小.预热熔池顶 图9为未预热下激光融化沉积12CN2合金钢 部、中部、底部的平均硬度值为422、426、428HV,整 试样XOZ、YOZ截面宏观形貌图，从图中可以看出 体平均硬度基本保持一致性.可见预热后熔池组织 在熔覆层内部均出现了明显的大尺寸裂纹，在YOZ 特别均匀，温度梯度的降低使得熔池没有出现马氏 面上裂纹沿着第一熔覆层与基体截面方向扩展，这 体回火转变的组织，均为贝氏体.而未预热熔池为 是由于在成形过程中基体与第一层温度梯度过大， 回火马氏体、贝氏体的混合组织，这导致了未预热熔 造成基体与成形材料热膨胀不一致，产生了很大的 池整体平均硬度高于预热熔池.从图中还可以发现 热应力，热应力超过了材料的强度极限就产生了裂 硬度均呈现了一定的波动，这是由于已经成形的熔 纹.在XOZ面上裂纹沿垂直界面方向扩展，一直贯
彭 谦等: 预热对激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢组织与性能的影响 图 6 立体块件 XOZ 截面微观组织. 未预热熔池底部(a)、中部(b)、顶部(c); 预热熔池底部(d)、中部(e)、顶部(f) Fig. 6 Microstructure of the XOZ cross section of a solid block: the bottom ( a), middle ( b), and top ( c) of a non鄄preheated pool; the bottom (d), middle (e), and top (f) of a preheated pool 图 7 单道熔池硬度分布 Fig. 7 Hardness distribution of a single鄄channel molten pool 于熔池顶部未经历激光能量的类似回火热处理,为 贝氏体组织,且晶粒呈现细小等轴特征. 中部和下 部均经历了激光的重熔及热积累的回火处理过程, 下部组织为粗大的柱状晶,硬度最小. 预热熔池顶 部、中部、底部的平均硬度值为 422、426、428 HV,整 体平均硬度基本保持一致性. 可见预热后熔池组织 特别均匀,温度梯度的降低使得熔池没有出现马氏 体回火转变的组织,均为贝氏体. 而未预热熔池为 回火马氏体、贝氏体的混合组织,这导致了未预热熔 池整体平均硬度高于预热熔池. 从图中还可以发现 硬度均呈现了一定的波动,这是由于已经成形的熔 覆层会在下一道激光扫描时形成一个微小的熔池, 激光重熔的效果使得微小熔池内部的晶粒大小与未 熔化的熔覆层不一致,从而引起了硬度的上下波动. 图 8(b) 为未预热和预热下激光熔化沉积 12CrNi2 试样 XOZ 截面的硬度分布,未预热熔池顶部、中部、 底部平均硬度值分别为 454、458、451 HV,预热熔池 顶部、 中 部、 底 部 平 均 硬 度 值 分 别 为 408、 405、 406 HV,同一熔池 XOZ 面上平均硬度基本保持不 变,可见该面上组织较为均匀. 对比 XOZ 面和 YOZ 面,发现 XOZ 面硬度较低些,这可能是由于激光在 X 方向上经过的时间比 Y 方向长,使得能量在 X 方 向积累相对较多,导致冷却速度相对较慢,在 Y 方 向较快的冷却速度促使 YOZ 面得到性能更为优异 的组织. 2郾 3 拉伸性能 图 9 为未预热下激光融化沉积 12CrNi2 合金钢 试样 XOZ、YOZ 截面宏观形貌图,从图中可以看出 在熔覆层内部均出现了明显的大尺寸裂纹,在 YOZ 面上裂纹沿着第一熔覆层与基体截面方向扩展,这 是由于在成形过程中基体与第一层温度梯度过大, 造成基体与成形材料热膨胀不一致,产生了很大的 热应力,热应力超过了材料的强度极限就产生了裂 纹. 在 XOZ 面上裂纹沿垂直界面方向扩展,一直贯 ·1347·
.1348 工程科学学报，第40卷，第11期 600 600 ·一未预热 。一未预热 。一预热 ·一预热 500 500 400 400 顶部 中部 底部 顶部 中部 底部 300 300 200- 200 10 距熔池顶部距离/mm 距熔池顶部距离/mm 图8立体块件熔池不同截面硬度分布.(a)YOZ面：(b)XOZ面 Fig.8 Hardness distribution of different sections of a solid block molten pool:(a)Y0Z cross section:(b)XOZ cross section 穿了整个熔覆层，这主要是由于未预热下造成第一 试数据如表2所示，从表中可以看出两个方向均有 层与基体的温度梯度过大，严重影响了热量的散失 很好的强度，尤其是沿扫描方向抗拉强度达到 及组织的生长，也容易形成温度场不均匀的熔池，这 1189MPa,屈服强度为951MPa,远远超过了铸造技 些因素都导致了热应力的不断积累，最后在成形过 术水平标准，且已经达到了锻造技术水平标准.但 程中形成热裂纹.由此可知，大尺寸裂纹的存在表 两个方向延伸率都比较低，仅不到3%，与标准还有 明未预热下成形试样强度很低，拉伸性能差 很大差距.总体来看，激光熔化沉积12CNi2合金 钢强度高、塑形差，扫描方向的拉伸性能略微比搭接 方向好，没有发现明显的各向异性 图10为激光熔化沉积12CNi2合金钢拉伸方 向与搭接方向的断口照片，两者均为没有明显塑性 变形的脆性断裂，在断口处发现了大量平坦的解理 面，微观形貌主要以河流花样为主，在河流花样中存 在大量相互平行的解理台阶，断裂机制均为典型的 解理断裂.发生这种断裂的原因可能是预热下激光 图9未预热合金钢件不同截面宏观形貌.(a)YOZ面：(b) 熔化沉积12CN2合金钢过程中热积累不断增加， XOZ面 热量散失慢使得已经成形的熔覆层一直保持较高的 Fig.9 Morphologies of different sections of non-preheated alloy steel 温度，而长时间的高温环境下导致合金钢热脆性明 parts:(a)YOZ cross section:(b)XOZ cross section 显，冷却后塑形明显下降.同时粉末中含有一定量 预热下激光熔化沉积12CN2合金钢试样沿扫 的S、P杂质元素，很容易出现成分偏析，造成合金 描方向及搭接方向（垂直扫描方向）的拉伸性能测 钢脆性明显增加 表2预热合金钢件不同方向拉伸性能数据 Table 2 Data of the tensile properties of preheated alloy steel parts in different directions 扫描方向 搭接方向 样品 抗拉强度/MPa 屈服强度/MPa 延伸率/% 样品 抗拉强度/MPa 屈服强度/MPa 延伸率/% 1199 935 2.5 1102 920 2.5 2 1175 915 3.0 1118 935 2.5 3 1195 1004 3.0 6 1115 950 3.0 平均值 1189 951 2.8 平均值 1112 935 2.7 铸造标准 785 590 12 锻造标准 1032 855 11.5
工程科学学报,第 40 卷,第 11 期 图 8 立体块件熔池不同截面硬度分布. (a) YOZ 面; (b) XOZ 面 Fig. 8 Hardness distribution of different sections of a solid block molten pool: (a) YOZ cross section; (b) XOZ cross section 穿了整个熔覆层,这主要是由于未预热下造成第一 层与基体的温度梯度过大,严重影响了热量的散失 及组织的生长,也容易形成温度场不均匀的熔池,这 些因素都导致了热应力的不断积累,最后在成形过 程中形成热裂纹. 由此可知,大尺寸裂纹的存在表 明未预热下成形试样强度很低,拉伸性能差. 图 9 未预热合金钢件不同截面宏观形貌. ( a) YOZ 面; ( b) XOZ 面 Fig. 9 Morphologies of different sections of non鄄preheated alloy steel parts: (a) YOZ cross section; (b) XOZ cross section 预热下激光熔化沉积 12CrNi2 合金钢试样沿扫 描方向及搭接方向(垂直扫描方向)的拉伸性能测 试数据如表 2 所示,从表中可以看出两个方向均有 很好的强度, 尤其是沿扫描方向抗拉强度达到 1189 MPa,屈服强度为 951 MPa,远远超过了铸造技 术水平标准,且已经达到了锻造技术水平标准. 但 两个方向延伸率都比较低,仅不到 3% ,与标准还有 很大差距. 总体来看,激光熔化沉积 12CrNi2 合金 钢强度高、塑形差,扫描方向的拉伸性能略微比搭接 方向好,没有发现明显的各向异性. 图 10 为激光熔化沉积 12CrNi2 合金钢拉伸方 向与搭接方向的断口照片,两者均为没有明显塑性 变形的脆性断裂,在断口处发现了大量平坦的解理 面,微观形貌主要以河流花样为主,在河流花样中存 在大量相互平行的解理台阶,断裂机制均为典型的 解理断裂. 发生这种断裂的原因可能是预热下激光 熔化沉积 12CrNi2 合金钢过程中热积累不断增加, 热量散失慢使得已经成形的熔覆层一直保持较高的 温度,而长时间的高温环境下导致合金钢热脆性明 显,冷却后塑形明显下降. 同时粉末中含有一定量 的 S、P 杂质元素,很容易出现成分偏析,造成合金 钢脆性明显增加. 表 2 预热合金钢件不同方向拉伸性能数据 Table 2 Data of the tensile properties of preheated alloy steel parts in different directions 扫描方向 样品 抗拉强度/ MPa 屈服强度/ MPa 延伸率/ % 1 1199 935 2郾 5 2 1175 915 3郾 0 3 1195 1004 3郾 0 平均值 1189 951 2郾 8 搭接方向 样品 抗拉强度/ MPa 屈服强度/ MPa 延伸率/ % 4 1102 920 2郾 5 5 1118 935 2郾 5 6 1115 950 3郾 0 平均值 1112 935 2郾 7 铸造标准 785 590 12 锻造标准 1032 855 11郾 5 ·1348·
彭谦等：预热对激光熔化沉积成形12CN2合金钢组织与性能的影响 ·1349. 20m 20m 图10预热合金钢件不同方向拉伸断口微观形貌.(a)扫描方向：(b)搭接方向 Fig.10 Tensile fracture in different directions of preheated alloy steel parts:(a)scanning direction;(b)lap direction [3]Sears J W.Development of laser-powder additive manufacturing for 3结论 Industry:historical perspective,current and future applications / (1)预热降低了熔池与基体的温度梯度，使得 Marquis F D S.Pouder Materials:Current Research and Industrial Practices IlI.Hoboken:John Wiley Sons,Ine,2014:211 单道熔池不发生马氏体转变，为性能优异的下贝氏 [4]Zhang A F,Li D C.Liang S D.et al.Development of laser addi- 体组织：块状成形件熔池中未出现回火马氏体转变， tive manufacturing of high-performance metal parts.Aeron Manuf 主要以均匀的粒状贝氏体为主.未预热块状成形件 Technol,2016,517(22):16 熔池为回火马氏体与贝氏体的混合组织，且顶部、中 (张安蜂，李涤尘，梁少端，等.高性能金属零件激光增材制 部、上部组织有差异.预热能够降低熔池内部不同 造技术研究进展.航空制造技术，2016,517(22)：16) [5]Liu QC,Elambasseril J,Sun SJ,et al.The effect of manufactur- 位置的冷却速度差值，使得组织均匀化，减小组织上 ing defects on the fatigue behaviour of Ti-6Al-4V specimens fabri- 的各向异性 cated using selective laser melting.Ado Mater Res,2014,891 (2)未预热熔池XOZ面硬度随着距熔池顶部距 892:1519 离增大而减小，YOZ面硬度基本保持不变，而预热 [6]Shamsaei N,Yadollahi A,Bian L,et al.An overview of direct la- 使得熔池两个不同截面组织更为均匀，硬度分布明 ser deposition for additive manufacturing;part Il:mechanical be- 显稳定.预热熔池整体以贝氏体为主，硬度比混合 havior,process parameter optimization and control.Addit Manyf, 2015,8:12 组织的未预热熔池稍低. [7]Zheng DL.Fabrication of H13 Steel by Selective Laser Melting and (3)未预热下激光熔化沉积12CrNi2合金钢试 Residual Stress Analysis Dissertation ]Harbin:Harbin Institute 样由于热应力积累大，温度梯度差异明显，试样表面 of Technology,2016 及内部出现大尺寸宏观裂纹，造成拉伸性能差.预 (郑东来.H13钢的选择性激光熔化制备及残余应力分析[学 位论文].哈尔滨：哈尔滨工业大学，2016) 热下合金钢件无明显缺陷，拉伸方向和搭接方向均 [8] Bian H Y,Zhao X P,Qu S,et al.Effect of substrate preheating 呈现强度高、塑性差的力学特征，断裂方式为以解理 on property of GH4169 alloys repaired by laser deposition.ChinJ 断裂为主的脆性断裂.预热能够降低成形过程中热 Lasers,2016,43(7):0702003-1 应力，避免了裂纹的产生 (卞宏友，赵翔鹏，曲伸，等.基体预热对激光沉积修复 GH4169合金性能的影响.中国激光，2016,43(7)：0702003- 1) 参考文献 [9]Xiang K.Yang G,Ren Y H,et al.The effect of BT20 alloy laser cladding forming with preheating.Mach Des Manuf,2015(6): [1]Weng Y Q,Yang C F,Shang C J.State-of-the-art and develop- 148 ment trends of HSLA steels in China.fron Steel,2011,46(9):1 (项坤，杨光，任宇航，等.预热对激光熔覆成形BT20合金影 (翁宇庆，杨才福，尚成嘉.低合金钢在中国的发展现状与趋 响.机械设计与制造，2015(6)：148) 势.钢铁，2011,46(9)：1) [10]Li Y Q,Zhao H,Zhang W H,et al.Laser lap welding of alumi- [2]Huang W D,Lin X.Research progress in laser solid forming of num alloy with preheating.J Mech Eng,2009,45(2):251 high performance metallic component.Mater China,2010,29 (李永强，赵贺，张伟华，等.预热铝合金搭接激光焊.机械 (6):12 工程学报，2009,45(2)：251) (黄卫东，林鑫.激光立体成形高性能金属零件研究进展.中 [11]Bian H Y,Lei Y,Li Y,et al.Effects of induction preheating on 国材料进展，2010,29(6)：12) microstructure and residual stress of laser deposition repair TAl5
彭 谦等: 预热对激光熔化沉积成形 12CrNi2 合金钢组织与性能的影响 图 10 预热合金钢件不同方向拉伸断口微观形貌. (a) 扫描方向; (b) 搭接方向 Fig. 10 Tensile fracture in different directions of preheated alloy steel parts: (a) scanning direction; (b) lap direction 3 结论 (1)预热降低了熔池与基体的温度梯度,使得 单道熔池不发生马氏体转变,为性能优异的下贝氏 体组织;块状成形件熔池中未出现回火马氏体转变, 主要以均匀的粒状贝氏体为主. 未预热块状成形件 熔池为回火马氏体与贝氏体的混合组织,且顶部、中 部、上部组织有差异. 预热能够降低熔池内部不同 位置的冷却速度差值,使得组织均匀化,减小组织上 的各向异性. (2)未预热熔池 XOZ 面硬度随着距熔池顶部距 离增大而减小,YOZ 面硬度基本保持不变,而预热 使得熔池两个不同截面组织更为均匀,硬度分布明 显稳定. 预热熔池整体以贝氏体为主,硬度比混合 组织的未预热熔池稍低. (3)未预热下激光熔化沉积 12CrNi2 合金钢试 样由于热应力积累大,温度梯度差异明显,试样表面 及内部出现大尺寸宏观裂纹,造成拉伸性能差. 预 热下合金钢件无明显缺陷,拉伸方向和搭接方向均 呈现强度高、塑性差的力学特征,断裂方式为以解理 断裂为主的脆性断裂. 预热能够降低成形过程中热 应力,避免了裂纹的产生. 参 考 文 献 [1] Weng Y Q, Yang C F, Shang C J. State鄄of鄄the鄄art and develop鄄 ment trends of HSLA steels in China. Iron Steel, 2011, 46(9): 1 (翁宇庆, 杨才福, 尚成嘉. 低合金钢在中国的发展现状与趋 势. 钢铁, 2011, 46(9): 1) [2] Huang W D, Lin X. Research progress in laser solid forming of high performance metallic component. Mater China, 2010, 29 (6): 12 (黄卫东, 林鑫. 激光立体成形高性能金属零件研究进展. 中 国材料进展, 2010, 29(6): 12) [3] Sears J W. Development of laser鄄powder additive manufacturing for Industry: historical perspective, current and future applications / / Marquis F D S. Powder Materials: Current Research and Industrial Practices III. Hoboken: John Wiley & Sons, Inc, 2014: 211 [4] Zhang A F, Li D C, Liang S D, et al. Development of laser addi鄄 tive manufacturing of high鄄performance metal parts. Aeron Manuf Technol, 2016, 517(22): 16 (张安峰, 李涤尘, 梁少端, 等. 高性能金属零件激光增材制 造技术研究进展. 航空制造技术, 2016, 517(22): 16) [5] Liu Q C, Elambasseril J, Sun S J, et al. The effect of manufactur鄄 ing defects on the fatigue behaviour of Ti鄄鄄6Al鄄鄄4V specimens fabri鄄 cated using selective laser melting. Adv Mater Res, 2014, 891鄄 892: 1519 [6] Shamsaei N, Yadollahi A, Bian L, et al. An overview of direct la鄄 ser deposition for additive manufacturing; part 域:mechanical be鄄 havior, process parameter optimization and control. Addit Manuf, 2015, 8: 12 [7] Zheng D L. Fabrication of H13 Steel by Selective Laser Melting and Residual Stress Analysis [Dissertation]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2016 (郑东来. H13 钢的选择性激光熔化制备及残余应力分析[学 位论文]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2016) [8] Bian H Y, Zhao X P, Qu S, et al. Effect of substrate preheating on property of GH4169 alloys repaired by laser deposition. Chin J Lasers, 2016, 43(7): 0702003鄄1 (卞宏友, 赵翔鹏, 曲伸, 等. 基体预热对激光沉积修复 GH4169 合金性能的影响. 中国激光, 2016, 43(7): 0702003鄄 1) [9] Xiang K, Yang G, Ren Y H, et al. The effect of BT20 alloy laser cladding forming with preheating. Mach Des Manuf, 2015 ( 6 ): 148 (项坤, 杨光, 任宇航, 等. 预热对激光熔覆成形 BT20 合金影 响. 机械设计与制造, 2015(6): 148) [10] Li Y Q, Zhao H, Zhang W H, et al. Laser lap welding of alumi鄄 num alloy with preheating. J Mech Eng, 2009, 45(2): 251 (李永强, 赵贺, 张伟华, 等. 预热铝合金搭接激光焊. 机械 工程学报, 2009, 45(2): 251) [11] Bian H Y, Lei Y, Li Y, et al. Effects of induction preheating on microstructure and residual stress of laser deposition repair TA15 ·1349·
·1350. 工程科学学报，第40卷，第11期 titanium alloy.Infrared Laser Eng,2016,45(7):0705003-1 and La203-Ceram Int,2014,40(10):15421 (卞宏友，雷洋，李英，等.感应预热对激光沉积修复TA15 [15]Yan S X,Dong S Y.Xu BS,et al.Effect of preheating temper- 钛合金显微组织和残余应力的影响.红外与激光工程， ature on microstructure and property of laser clad Ni-based alloy 2016,45(7):0705003-1) coating on gray cast iron substrate.I Mater Eng,2015,43(1): [12]Mertens R,Vrancken B.Holmstock N.et al.Influence of pow- 30 der bed preheating on microstructure and mechanical properties of (闫世兴，董世运，徐滨士，等.预热温度对灰铸铁表面激光 H13 tool steel SLM parts.Phys Procedia,2016,83:882 熔覆镍基涂层组织与性能的影响.材料工程，2015,43(1)： [13]Lucia 0,Maussion P,Dede E J,et al.Induction heating tech- 30) nology and its applications:past developments,current technolo- [16]Long R S,Liu W J,Xing F,et al.Effects of substrate prehea- gy,and future challenges.IEEE Trans Ind Electron,2014,61 ting on thermal stress during laser metal deposition shaping. (5):2509 Mech Eng,2009,45(10):241 [14]Farahmand P,Liu S,Zhang Z.et al.Laser cladding assisted by (龙日升，刘伟军，邢飞，等.基板预热对激光金属沉积成形 induction heating of Ni-WC composite enhanced by nano-WC 过程热应力的影响.机械工程学报，2009,45(10)：241)
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