圖形摘要，從(cong) 工藝窗口、微觀結構特征、機械性能及其相互關(guan) 係（內(nei) 圈）等方麵全麵回顧了激光增材製造（LAM）工藝和關(guan) 鍵航空發動機材料的最新發展狀況。在此基礎上，還強調了航空航天部件的研究機會(hui) 、材料開發和新研發方法的前景（外圈）。

3.4. 機械性能

3.4.1. 硬度和拉伸性能

將審查的LAM加工材料的機械性能與(yu) 傳(chuan) 統製造方法中達到的標準標準進行比較和評估。補充表S1總結了LAM生產(chan) 的各種AHS以及鍛鋼的機械性能。片狀零件的YS、UTS和硬度大多高於(yu) 傳(chuan) 統鍛造零件的YS、UTS和硬度，這可歸因於(yu) 高冷卻速率和晶粒細化。然而，與(yu) 薄板零件相關(guan) 的低El可歸因於(yu) 冶金孔隙度和殘餘(yu) 應力。

補充表1 LAM生產(chan) 的AHSS的機械性能總結。

如前所述，後HTs能夠調整LAM生產(chan) 零件的機械性能，例如C300 MS，這是LAM最流行的AHS之一。Tan等人根據DSC分析確定了LPBFed C300 MS的兩(liang) 種HT程序（即AT和SAT），並對其機械性能進行了表征（結果見補充表S1）。竣工試樣的硬度和拉伸性能與(yu) 標準鍛造零件相當。AT後獲得的UTS為(wei) 2014 MPa，但El（僅(jin) 3.3%）低於(yu) 標準。然而，所有拉伸性能均符合SAT樣品的標準要求，El達到5.6%。因此，SAT是最佳HT工藝。

Mooney等人係統地研究了AT路線對LPBFed C300 MS中生成UTS和El的影響。圖12中繪製了不同HT溫度和持續時間與(yu) C300 MS樣品強度和伸長率的關(guan) 係。值得注意的是，在460–525°C溫度下，可顯著增加強度，但El顯著降低。雖然提高AT溫度會(hui) 增加El，但UTS不可避免地會(hui) 降低。有趣的是，525°C×8 h的AT處理可以平衡強度和延展性，其中YS達到1700MPa，El達到10 %. 此外，LPBFed C300 MS在600°C下僅(jin) 10分鍾的高溫將UTS從(cong) 1188顯著增加至1659 MPa（但El僅(jin) 為(wei) 1.6%）。

圖12 不同熱處理對拉伸強度和斷裂伸長率的影響

圖13總結了LAM處理C300 MS的機械性能，與(yu) 標準標準進行了比較。值得注意的是，大多數竣工樣品中的UTS略高於(yu) 標準鍛造零件中的峰值，且伸長率在標準範圍內(nei) 。熱處理後，LAMed C300 MS的強度可以顯著提高（高達2.2 GPa），這比時效處理的鍛造零件的強度更強。不幸的是，伸長率急劇下降，在滿足標準要求範圍（5–7%）方麵麵臨(lin) 挑戰。

圖13 與(yu) 標準性能相比，經LAM處理的C300馬氏體(ti) 時效鋼的機械性能總結。1600 MPa以上的散射點是在高溫條件下測量的。

圖14中繪製了LAM處理AHSS（不包括C300 MS）的UTS和El之間的關(guan) 係，其中所有樣品的UTS高於(yu) 或接近1 GPa。竣工HSLA鋼（如24CrNiMo）和PH鋼（如15-5、17-4和CX）具有高強度（高達1.2 GPa）和良好的延展性（El高達20%）。相比之下，竣工SHS的UTS較高（約1.4–1.7 GPa），但El低於(yu) 上述HSLA和PH鋼。這種強度和延展性組合在HT後也存在，其中SHS的強度可達到約2.1 GPa，遠高於(yu) PH鋼（低於(yu) 1.6 GPa），但El通常會(hui) 降低。

圖14 極限抗拉強度與(yu) 斷裂伸長率（不包括C300 MS）

圖14和圖13揭示了大多數AHSS在強度-延性權衡方麵的困境。例如，在LPBF處理的PH鋼中，UTS從(cong) 1229-1255 MPa增加到1381-1478 MPa，但在高溫處理後，El從(cong) 16.2%的最大值降低到2.9%的最小值[84111]。CX SS還顯示UTS增加（從(cong) 約1到1.1 GPa到1.5-1.6 GPa），同時延展性降低（從(cong) 16.3%到7.3-9.3%）。然而，高溫超導後，LPBF處理的AISI 4340、H11和300 M顯示出UTS與(yu) El的良好組合。

此外，根據Tan等人的報告，經高溫處理的AISI 420的強度和延伸率均增加，其中YS和El分別從(cong) 767增加到1186 MPa和18%增加到22.9%，表明超高強度（UTS 1.57 GPa）具有出人意料的高延展性。AISI 420 SS中優(you) 異的強度-塑性組合歸因於(yu) 激光加工過程中固有的回火效應，這促進了高比例金屬碳化物的形成，從(cong) 而在竣工條件下獲得比傳(chuan) 統製造方法更好的機械性能，並促進後續熱處理以獲得優(you) 異的機械性能。

表4總結了文獻中LAM生產(chan) 的AHSS獲得的最佳性能以及標準或鍛造零件的相應性能。幾乎所有LAM加工的AHSS都能夠達到標準或與(yu) 傳(chuan) 統鍛造零件相當。強度和延伸率的乘積（PSE）表明了AHSS在許多潛在工程應用中強度和延展性的平衡。如圖15所示，與(yu) 其他AHS相比，竣工的24CrNiMo、AISI 4130、AISI 4340和AISI 4140具有較高的YS（>1.2 GPa）和PSE（>20 GPa%）。高溫處理後，LAMed 17-4PH、H13、300 M和C300 MS中的PSE和YS都可以增加。HT後，LAMed AISI 420的PSE從(cong) 約13 GPa%大幅增加至35.66 GPa%，遠高於(yu) 其他AHSS。HTed 15-5PH還表現出PSE和YS的良好平衡。值得注意的是，300米和C300米都具有較高的YS(1700 MPa）和約18-20 GPa%的卓越PSE。

表4 與(yu) 標準標準或鍛造零件相比，LAM生產(chan) 的AHSS可實現的最佳性能。

圖15 LAM加工AHSS的抗拉強度（UTS）和伸長率（El）與(yu) 屈服強度的乘積。

3.4.2. 力學性能各向異性

零件的成型方向（Z軸）與(yu) 基板之間的角度通常定義(yi) 為(wei) 成型角度。在LAM中逐層沉積可導致沿不同構建方向的微結構的不同形態/尺寸和取向，這有助於(yu) 機械各向異性。如表5所示，與(yu) As LPBFed H11鋼[56]和H13鋼[90]中沿垂直方向（0°）測試的試樣相比，沿與(yu) 構建方向平行方向（90°）提取和測試的試樣表現出更好的機械性能，特別是UTS和El。相反，在LAM處理的CS 300 MS[37]、4140 SS[53]和17-4PH[106]以及A131鋼[121]中，平行於(yu) 構建方向的樣品顯示出低於(yu) 水平方向的性能。

表5 建造方向對LPBF生產(chan) 的AHSS機械性能的影響。

由於(yu) 不同的熱曆史，沿垂直方向提取的樣品顯示出不同的性質，因為(wei) 它們(men) 可能在後續層沉積期間經曆了短暫的回火或退火，這預計會(hui) 影響凝固微觀結構和相分數。例如，在17-4PH的LBPF期間，與(yu) 垂直樣品（3 vol%）相比，水平構建樣品（7 vol%）中形成了更多的殘餘(yu) 奧氏體(ti) ，這是因為(wei) 水平樣品的每層沉積麵積更大，從(cong) 而導致更長的時間間隔(相對於(yu) 垂直層，熔化層之間為(wei) 160 s）(55 s）。

這使得更多的熱能從(cong) 熔池消散到周圍環境，從(cong) 而在激光加工過程中使水平樣品具有更高的溫度梯度和更高的冷卻速率。同時，經LPBF處理的時效硬化C300 MS樣品中的γ含量也受構建方向的影響，在水平和垂直構建的樣品中測量的γ含量分別為(wei) 6.4±0.7 vol%和9.6±1.3 vol%。

3.4.3. 加強機製

AHSS中的強化行為(wei) 主要歸因於(yu) 以下機製：

(一)晶界強化

晶粒尺寸對金屬強度有很大影響，因為(wei) 晶界會(hui) 阻礙位錯運動。具體(ti) 而言，不同取向的相鄰晶粒導致晶界處的高晶格無序特性，從(cong) 而阻止位錯在連續滑移麵內(nei) 移動。晶界強化遵循Hall-Petch機製，其中增加的屈服強度（Δσy）可通過以下公式計算：

d是平均晶粒尺寸，k是不同材料的強化係數。通常，不同激光加工條件和高溫超導條件下的晶粒尺寸不會(hui) 顯著影響硬度/強度。例如，當P在300 M的LAM中從(cong) 300 W到1900 W變化時，晶粒尺寸在2.2到6.5μM之間，合成硬度在340到382 HV之間。硬度值的差異可以減小到將P範圍降低至300–800W時為(wei) 23 HV。通過對大範圍激光功率的參數研究，對硬度變化的影響幾乎可以忽略不計，表明激光功率P對高密度零件的晶粒尺寸和最終機械性能的影響有限。晶粒細化引起的Δσy接近標準偏差大小，在LAM處理的304 L鋼中，預計僅(jin) 為(wei) 7–8 MPa。

(ii) 通過奧羅萬(wan) 弓形強化降水

根據沉澱的臨(lin) 界尺寸，通過沉澱硬化的強度增量可以使用Orowan（環）或顆粒切割（剪切）機製來描述。當沉澱尺寸大於(yu) 臨(lin) 界半徑Rc（通常約10 nm）時，強化機製遵循Orowan彎曲/旁路機製：

其中Δσo是增加的YS，G是基體(ti) 的剪切模量，b是Burgers矢量，d和λ分別是沉澱之間的直徑和空隙。v是矩陣的泊鬆比，K與(yu) v有關(guan) 。這種Orowan機製解釋了ATs後LPBF處理C300 MS和CX SS中的強化行為(wei) 。在LPBF處理的C300 MS中，如Tan等人所報告，馬氏體(ti) 基體(ti) 的YS與(yu) 溶液處理試樣的YS相似（即962 MPa），分散分布的針狀納米沉澱（簡化的等效體(ti) 積為(wei) 直徑d=14 nm的球體(ti) ）的平均λ為(wei) 25nm增強了基體(ti) 。取G=71 GPa，v=0.3，b=0.249 nm，從(cong) 理論上計算了時效硬化試樣中的Δσo=1180 MPa，這與(yu) 測量的YS增量（1005 MPa）相當吻合。

(iii)顆粒切割沉澱強化

尺寸小於(yu) Rc的沉澱不足以抵抗位錯移動。在這種情況下，YS增量來自切割機製，包括三個(ge) 因素：相幹強化（Δσc）、有序強化（Δσod）和模量失配強化（Δσm）。

首先，當顆粒和基體(ti) 之間的界麵是相幹的時，會(hui) 發生相幹強化（Δσc），這是由界麵失配應變引起的，如下所述：

公式中，a_m是基體(ti) 的晶格參數，ε是晶格失配參數，M是泰勒因子（對於(yu) 處於(yu) 拉伸狀態的bcc金屬，M=2.9），r、f、a_p、G_P和V_P分別是沉澱的平均半徑、體(ti) 積分數、晶格參數、剪切模量和泊鬆比。Tan等人[37]發現，相幹強化也有助於(yu) 高溫處理後LPBF處理的C300 MS中的強化，其中認為(wei) 小晶粒尺寸（約0.31μm）、高含量HAGBs（52.5%）以及高位錯密度促進了相幹沉澱的形核[131132]。然而，彈性相幹應變的強化是有限的。

這是因為(wei) ，對於(yu) 小顆粒，相幹應變硬化隨著顆粒尺寸的增大而增大，而對於(yu) 較大顆粒，相幹應變硬化隨著顆粒尺寸的增大而減小。當粒徑達到15 nm時，強度增量小於(yu) 100 MPa。相反，在LPBF處理的17–4 PH鋼中觀察到球形fcc Cu沉澱與(yu) bcc馬氏體(ti) （α-Fe）不一致。

第二，當位錯穿過有序析出物時，會(hui) 產(chan) 生具有特定能量的反相界麵（APB），導致有序強化效應。有序強化（Δσod）可以描述為(wei) ：

第三，當位錯從(cong) 基體(ti) 移動到顆粒時，位錯能量發生變化，不同的剪切模量會(hui) 導致模量失配強化效應。模量（Δσm）表示為(wei) ：

其中ΔG是沉澱和基體(ti) 之間的剪切模量失配（即G-Gp），m=0.85是一個(ge) 常數，其他參數與(yu) 上述定義(yi) 相同。Hadadzadeh等人報告，高溫處理後LPBFed CX鋼中的β-NiAl沉澱約為(wei) 7.6 nm；因此，析出物主要通過顆粒剪切作用對約600 MPa的強化作出貢獻，即：

(iv) 位錯強化

由於(yu) 析出物和基體(ti) 之間的熱膨脹係數（CTE）不同，在析出物周圍產(chan) 生了局部應力，導致位錯區域更加集中。位錯密度（ρ）可以表示為(wei)

其中Δα為(wei) 基體(ti) 與(yu) 沉澱的CTE差值，ΔT為(wei) 材料加工與(yu) 測試的溫差。位錯強化Δσd可以通過Bailey-Hirsch關(guan) 係預測:

其中ξ為(wei) 常數，其他參數與(yu) 上述定義(yi) 相同。

發現位錯強化對LDEDD 304 L的屈服強度（438–553 MPa）有很大的貢獻（166–191 MPa）。Rafi等人還報告了LPBFed 17-4PH中的位錯強化，因為(wei) 在HT過程中納米夾雜物周圍產(chan) 生了局部應力，導致納米夾雜物之間CTE的顯著差異（0.55×10）形成高密度位錯6/°C）和基體(ti) （16×106/°C）。

(v)其他加強機製

Sub-boundary硬化。金屬AM工藝的一個(ge) 顯著優(you) 勢是產(chan) 生的分層組織，其中不同長度尺度的微觀結構特征有助於(yu) 材料強度。LPBFed CX鋼AT後的顯微組織由微米和亞(ya) 微米特征組成，包括馬氏體(ti) 板條、預先存在的位錯網絡和納米級β-NiAl析出相。這種微米到納米特征的等級成分可以通過亞(ya) 邊界硬化(Δσsb)提高LPBFed CX鋼的屈服強度，與(yu) 馬氏體(ti) 板條相關(guan) 的Δσsb表示為(wei) :

Lsb為(wei) 板條馬氏體(ti) 的寬度，Δσsb估計為(wei) 247 MPa，占CX總YS(1527 MPa)的16%。

成分強化。成分效應包括固溶體(ti) 強化和成分微觀偏析，據報道，這有助於(yu) 強化經LDED處理的304 L鋼。

3.4.4. 疲勞性能

超過80–90%的大多數工程部件因疲勞循環載荷而失效；因此，AHSS材料的疲勞性能可能是一個(ge) 更為(wei) 關(guan) 鍵的性能指標，因為(wei) 它模擬了實際航空發動機應用中的動態工作條件。通常，必須將LAM加工零件的疲勞性能與(yu) 傳(chuan) 統加工方法進行比較。表6總結了LAM處理AHSS的疲勞性能，包括107次循環時的疲勞極限（σL）。

表6 總結了LAM加工AHSS的疲勞性能。

圖16a和b繪製了LAM加工AHSS與(yu) 鍛造零件的代表性S-N曲線，其中LAM加工C300 MS、15-5PH和17-4PH的疲勞循環明顯低於(yu) 相關(guan) 鍛造零件的疲勞循環。因此，提高疲勞性能的策略對於(yu) 擴展AHSS在航空發動機中的應用至關(guan) 重要。然而，Suryawanshi等人聲稱，在AT後LPBFed C300 MS的斷裂韌性和疲勞裂紋擴展速率與(yu) 鍛造零件相當。Molaei等人報告，熱等靜壓後17–4 PH處理的LPBF的疲勞性能與(yu) 鍛造零件非常接近。一般來說，需要進行更嚴(yan) 格的研究，以生成數據庫，並為(wei) LAMed AHSS零件的預期疲勞壽命製定指南。

圖16 (a)應力比R =1下的S-N曲線。(b)不同構建方向和處理(拉力，R =1)下17-4 PH的S-N曲線。(c)缺陷和組織對疲勞各向異性的潛在影響機製

總的來說，除了激光工藝參數導向的結果（缺陷、晶粒尺寸和紋理）外，疲勞性能還可能受到表麵條件、成型方向和樣品後處理的影響。

關(guan) 於(yu) 表麵條件，Spierings等人報告了LPBF處理的高延展性316 L在三種不同表麵條件（即拋光、機加工和裝配）下的拉伸疲勞性能存在微小差異。可能的原因是，在外加應力範圍內(nei) ，表麵熔化的球形粉末顆粒不會(hui) 導致明顯的應力集中和表麵疲勞裂紋的萌生。然而，表麵條件導致LAM加工AHSS的疲勞性能存在明顯差異。

LAM加工的17–4 PH機加工樣品顯示出492 MPa的疲勞強度遠高於(yu) 在竣工表麵條件下測試的樣品（219 MPa）。Nezhadfar等人的LPBFed 17-4PH也支持這一發現，其中機加工試樣400 MPa的跳動疲勞強度在107次反轉後高於(yu) 竣工試樣（僅(jin) 300 MPa）。因此，通過機械加工去除表麵層並降低表麵粗糙度，可以顯著提高疲勞強度。

應力消除、固溶退火和熱等靜壓（HIP）等後熱處理程序可分別通過消除殘餘(yu) 應力、改變微觀結構和減小氣孔尺寸和形狀來改善LAM零件的疲勞性能。秋田等人對LPBFed和LPBF HTed（1050°C，4小時，水淬）17–4 PH試樣進行了四點旋轉彎曲疲勞試驗，107次循環後，相應的σL分別為(wei) 350 MPa和400 MPa。HT後疲勞極限的增加歸因於(yu) 硬度（從(cong) 275 HV到340 HV）和強度的提高，因為(wei) σL在100–400 HV範圍內(nei) 隨維氏硬度（H）的增加而線性增加，遵循σL=1.6×H的關(guan) 係。Nezhadfar等人還證明，HT可以顯著提高低周和高周疲勞狀態下LPBFed C300 MS試樣的疲勞強度。

然而，高溫超導對高周疲勞有不同的影響（HCF，5×104<N≤ 107）和低周疲勞（LCF）強度。這是因為(wei) AM組件的HCF強度較少依賴於(yu) 其抗拉強度和硬度，且對雜質、缺陷和微觀結構特征（如沉澱）更敏感；而LCF強度更依賴於(yu) 抗拉強度和其他單調特性。正如Yadollahi等人所報告的，HT（即溶液退火後的峰值時效）有利於(yu) LCF，但不利於(yu) LPBFed 17–4 PH SS的HCF強度，這是由於(yu) HT期間的沉澱強化所致。此外，HCF和LCF都會(hui) 受到殘餘(yu) 應力的影響。

具有柱狀和球狀微觀結構的Ti-Si-N薄膜的場發射SEM圖像。a） 膜的最大硬度為(wei) H≈48 GPa，5.8 at.%Si，柱狀微結構和結構，對應於(yu) 從(cong) 晶相到非晶相的轉變；b）11.2 at.%Si的薄膜，球狀微結構和非晶結構。

應力消除熱處理顯著提高了LPBF處理H13鋼的HCF和LCF強度。熱等靜壓處理還可能通過減小缺陷尺寸影響許多LAM加工材料的疲勞性能。然而，根據材料和載荷，低於(yu) 臨(lin) 界尺寸限製（範圍為(wei) 10至100μm）的缺陷不會(hui) 顯著影響疲勞行為(wei) 。這與(yu) Molaei等人報告的結果一致，盡管缺陷尺寸從(cong) 70-80μm減小到10-20μm，但在扭轉疲勞試驗期間，LPBF處理的非HIPed和HIPed 17-4 PH試樣的疲勞行為(wei) 沒有顯著差異。

此外，微觀結構織構也可能影響疲勞性能。一些研究人員對LPBFed C300 MS進行了相關(guan) 研究。Suryawanshi等人對沿0°和90°方向構建的試樣進行了疲勞裂紋擴展試驗。結果表明，沿兩(liang) 個(ge) 方向加載的試樣的應力強度因子和疲勞裂紋擴展速率幾乎相同。類似地，Croccolo等人對具有三個(ge) 不同構建方向的樣品進行了彎曲疲勞試驗，發現沿著0°、45°和90°的樣品在107次循環時的疲勞極限分別為(wei) 595、589和605 MPa，表明構建方向對LPBFed C300 MS的疲勞性能沒有實質性影響。

相反，如圖16b所示，Yadollahi等人報告了建造方向（垂直和水平）對疲勞性能的明顯影響，水平建造樣品的疲勞強度較高，盡管垂直樣品的孔隙率（0.55%）低於(yu) 水平（0.75%）樣品。潛在原因如圖16c所示。對於(yu) 垂直試樣，弱界麵層垂直於(yu) 拉伸載荷方向，為(wei) 孔洞生長和聚結提供了更多潛在的位置和路徑。然而，這些層平行於(yu) 水平樣品中的加載軸，可能會(hui) 阻礙空隙的開口和擴展。這些發現表明，層狀材料的疲勞性能可能比疲勞加載方向對缺陷更敏感。為(wei) 了深入了解各向異性微觀結構對疲勞性能的影響，需要在不同應力條件下進行更全麵的研究。

簡而言之，本節介紹了LAM加工AHSS的工藝窗口、典型微觀結構、相組成和轉變、晶體(ti) 織構、納米沉澱、靜態和動態力學性能。AHSS有一個(ge) 相對較大的激光處理窗口，可實現>99%的高RD。LAMed AHSS可實現的靜態機械性能也與(yu) 鍛造零件相當或高於(yu) 鍛造零件。熱處理後對調整AHS的機械性能至關(guan) 重要，並總結了潛在的強化機製。一般而言，拉坯AHSS的疲勞性能不如鍛造零件，但後HT和HIP能夠改善疲勞性能。

來源：Progress and perspectives in laseradditivemanufacturing of key aeroengine materials，International Journal of Machine Tools andManufacture ，10.1016/j.ijmachtools.2021.103804

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