《工程科学学报》：预热对激光熔化沉积成形12CrNi2合金钢组织与性能的影响.pdf_大学文库

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·

·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·