本文探討了激光製造鋼的工藝進展以及麵臨(lin) 的挑戰。本文為(wei) 第三部分。

進料速度

粉末進給速度是一個(ge) 關(guan) 鍵參數，隻有在L-DED係統中可用。進給速度對鋼單軌尺寸的影響不同於(yu) 激光功率和掃描速度。圖5(a-b,e)顯示了L-DED型不鏽鋼單軌的高度和寬度隨粉末進給率的變化。Song等人報道了與(yu) 熔池高度和寬度相同的軌道高度和寬度，隨進粉速度的變化而變化。隨著進給速度的增加，寬度減小，高度增加，如圖5(a,b)所示。然而，Lu和同事報告了一個(ge) 不同的結果，單軌的寬度和高度都隨著進給速度的增加而增加，如圖5(e)所示。

這種不一致的實際原因是未知的，可能需要進一步的工作來澄清它。一般來說，與(yu) 激光功率或掃描速度不同，進粉速度越高，捕獲效率越低。盡管增加粉末進料速度可以使更多的粉末被困在熔池中，但它也增加了進入輻照區域的粉末總量。這將產(chan) 生過多的未熔化粉末，這些粉末作為(wei) 漂浮顆粒，有效地保護熔體(ti) 池不接受進一步的粉末，從(cong) 而降低捕獲效率。因此，從(cong) 這個(ge) 角度來看，一個(ge) 適當的粉末進料速度是重要的，以確保一個(ge) 具有成本效益的過程。此外,了解粉末流速的影響尺寸精度的H13工具鋼部分,CUI和同事測量的實際層厚度一層用一個(ge) L-DED製作的過程,分析了厚度誤差(實際層厚度的差異設計層厚度)。

高的粉末質量流率導致了低尺寸精度和高孔隙率(圖6(b))。這是由於(yu) 高粉流密度引起入射激光束的散射，使激光輸入能量衰減，從(cong) 而可能導致多孔性。孔隙度主要來源於(yu) 層間未熔化的粉末，這可以從(cong) 圖8(d-f)中L-DED不鏽鋼單層掃描軌跡的SEM顯微圖中得到證實。可以看出，隨著進給速度從(cong) 6.5 g min-1增加到9.8 g min-1, L-DED沉積的316L鋼的單軌表麵出現了更多的未熔化粉末。

更重要的是，對L-PBF製備的316L不鏽鋼的大量研究表明，這些未熔化的粉末顆粒和生成的氣孔可能是變形過程中裂紋的來源或擴展區，從(cong) 而顯著降低了其力學性能，特別是韌性和抗疲勞性能。一般來說，LAM加工試樣疲勞失效的原因主要與(yu) 裂紋的萌生有關(guan) ，裂紋的萌生主要來自表麵或亞(ya) 表麵的凝固缺陷，包括氣孔和未熔化粉末。Liverani等報道，在疲勞試驗過程中，裂紋形核位點與(yu) 亞(ya) 表麵(圓柱形試樣)附近未熔化粉末顆粒的存在有關(guan) ，如圖14(a)所示。Yadollahi在拉伸試驗(圓柱形試樣)中也報道了類似的結果。如圖14(b)所示，裂紋擴展路徑被觀察到是由於(yu) 這些未熔化的粉末顆粒的存在而發生偏轉。雖然裂紋萌生取決(jue) 於(yu) 合金的機製以及應用應力/應變水平(即低和高循環疲勞),un-melted地區(即夾層腔、空洞和粉末)接近表麵發現不利於(yu) 抗疲勞強度由於(yu) 他們(men) 提供高壓力濃度。

此外，這些未熔化區和粉末對塑性也有顯著的負麵影響，特別是對高強度鋼。如圖14(c,d)所示，在製備17-4析出硬化(PH)不鏽鋼的L-PBF拉伸斷口上可以觀察到缺陷(空洞、未熔化區和粉末)，這是由於(yu) 製造過程中未熔化造成的。此外，在應力過程中，顆粒-基體(ti) 界麵的脫鍵和開裂也會(hui) 導致空洞形核。與(yu) 疲勞斷裂相似，在拉伸載荷作用下，這些未熔化區域也可作為(wei) 裂紋的形核點。

圖14 (a)亞(ya) 表麵缺陷內(nei) 未熔化的顆粒，導致裂紋形核;(b)疲勞斷口擴展區未熔化顆粒引起的二次裂紋和路徑偏差，插圖顯示擴大的區域;(c) 17-4 PH值的L-PBF不鏽鋼拉伸斷口的低放大率和(d)高放大率，箭頭表示未熔化的粉末顆粒。

層厚度

設置正確的層厚對於(yu) 保持零件的幾何精度非常重要，由於(yu) 沉積噴嘴(L-DED)或粉床工作台(L-PBF)沿著平行於(yu) 建築方向的Z方向移動，因此也被稱為(wei) Z增量或切片厚度。值得注意的是，預先設定的層厚不能視為(wei) 印刷層厚，印刷層厚取決(jue) 於(yu) 熔體(ti) 池的實際深度。這通常是由所有參數的組合控製的。在這篇綜述中，術語“層厚度”是用來指設置層厚度。在實際應用中，通常將層厚設置為(wei) 略高於(yu) 平均粒徑的值。近年來，在L-PBF和L-DED技術中，研究了層厚對鋼性能的影響。

Bi等通過監測熔池的紅外(IR)溫度信號，研究了z增量(設置層厚度)對L-DED構建的316L樣品質量的影響。結果表明，隨著z增量從(cong) 0.05增加到0.25 mm，樣品頂麵由光滑變為(wei) 高度波動/不均勻，說明z增量較大的薄壁樣品尺寸精度較差(圖15(a,b))。這是因為(wei) 印刷層厚度或熔池深度與(yu) 高設定的0.25 mm的z增量值不匹配。因此，在幾層後，熔池轉移到粉末噴射的發散部分，從(cong) 而少量粉末沉積到熔池中。

圖15 (a、b)用L-DED打印的316L薄壁前視圖，尺寸為(wei) 0.05和0.25 mm，分別為(wei) [56];(c)不同層厚和掃描速度(激光功率= 50 W)的316L鋼激光燒結軌跡俯視圖。

對於(yu) L-PBF工藝，研究發現，設置層厚度越高，孔隙度越高，如圖6(d)和圖7(f-h)所示。圖15(c)綜合了層厚和掃描速度對L-PBF構建的316L不鏽鋼單軌行為(wei) 的影響。在厚度小於(yu) 50 μm時，所有316L粉末(-25 μm)與(yu) 激光光斑(70 μm)內(nei) 的激光輻射相互作用，形成連續軌跡。在恒定的掃描速度下，在臨(lin) 界層厚度上，單軌由連續轉變為(wei) 不連續，如圖15(c)中的虛線曲線所示。在建立在臨(lin) 界層厚度之上的軌道上，可以識別出嚴(yan) 重的球化現象。臨(lin) 界層厚度與(yu) 高孔隙率有關(guan) ，因為(wei) 夾層未融合。此外，從(cong) 圖15(c)中還可以看出，為(wei) 了保證單軌的連續，掃描速度越低，臨(lin) 界層厚度越大。這是因為(wei) 較低的掃描速度與(yu) 較高的激光能量輸入相關(guan) 聯，從(cong) 而能夠熔化較厚的粉末層。

在連續軌跡的臨(lin) 界值以下，降低層厚可以細化L-PBF鋼的組織。如圖16(a-c)所示，L-PBF生產(chan) 的304鋼的奧氏體(ti) 晶粒隨著層厚從(cong) 150 μm減小到60 μm而不斷細化。此外，這些顆粒中的細胞亞(ya) 結構也被相應地細化，如圖16(d-f)所示。這種微觀結構的細化主要歸因於(yu) 相對較高的冷卻速率與(yu) 較低的層厚有關(guan) 。

Mazumder等人的實驗結果證實了LAM期間的冷卻速率既依賴於(yu) 層厚又依賴於(yu) 比能(見圖17)。從(cong) 圖17(a)可以看出，隨著層厚的減小，冷卻速率顯著增加。因此，在L-PBF製備的鋼中，厚度越薄，冷卻速度越快，組織越細。

圖16 (a - c)光學和掃描電鏡(d - f)在激光功率密度為(wei) 104-105 W mm-2的截麵上拍攝的304鋼L-PBF的顯微照片，其層厚度分別為(wei) 60 μm (a,d)、100 μm (b,e)和150 μm (c,f)。樣品沿著平行於(yu) 建築平麵的剖麵(即XY剖麵)進行查看。

圖17 層厚(a)和比能(b)對L-DED型鋼H13模具鋼冷卻速率的影響。

需要指出的是，上述解析模型(即式(3))估算的冷卻速率僅(jin) 反映了整體(ti) 的冷卻狀態，並不能反映熔池的熱曆史演化。熱曆史(如熱梯度和冷卻速率)隨熔池中的位置而顯著變化，這一點在LAM和焊接過程中都得到了證實。這導致了熔池組織和力學性能的不均勻性。由於(yu) 在實驗中很難監測這種小規模熔體(ti) 池中凝固過程，這種熔體(ti) 池在任何給定點隻存在幾十微秒，因此通常通過數值模擬來估計熔體(ti) 池內(nei) 的熱曆史，例如Grong等人描述的模型。然而，建模的精度高度依賴於(yu) 選擇適當的輸入參數和網格。

分層策略

基於(yu) 零件不同的幾何形狀或結構特征，分層切片策略也會(hui) 發生變化。如圖18所示，Xu等將已發表的切片方法分為(wei) 三大類:L-PBF和L-DED係統中采用的傳(chuan) 統切片方法(即基本和自適應切片方法)、L-DED係統中采用的多向切片方法和無分層切片方法。在本文中，術語“無層明智切片”被替換為(wei) “自由方向切片”，以避免爭(zheng) 議，因為(wei) 部件仍然使用所謂的“無層明智切片”方法逐層打印(參見圖18)。

圖18 基於(yu) LAMed樣本幾何特征的切片方法示意圖。

對於(yu) 幾何形狀簡單、無懸垂、特征精細的零件，通常采用基於(yu) 分層的基本切片方法，將CAD模型沿預定的方向進行平行切片。但是，基本的切片方法會(hui) 生成具有階梯狀特征的表麵，導致表麵光潔度較差，特別是對於(yu) 曲麵高度彎曲的零件。LAM零件上的階梯狀特征被稱為(wei) “階梯效應”，該效應通過層厚和表麵傾(qing) 角來量化。與(yu) 基本切片方法中采用的等層厚度方法不同，自適應切片方法考慮CAD模型沿建造方向的幾何形狀，隨層厚度變化，以減少樓梯效應，提高表麵光潔度，減少建造時間。

通過對L-PBF係統中粉床厚度和L-DED過程中噴嘴尖端高度等加工變量的實時動態控製，實現了自適應切片策略。這種策略雖然可以降低樓梯效應，但無法處理具有懸垂特征的複雜結構。對於(yu) 懸挑結構，不可避免地需要支撐結構，這既費時又耗材料。作為(wei) 一種替代方案，針對相對複雜的形狀，提出了多方向切片，目的是緩解樓梯效應，去除支撐結構。多方向方法沒有采用單向並行切片策略，而是相應地旋轉分支結構的切片方向(如圖18中的0°和90°)。然而，當旋轉具有分支結構的樣本的方向時，可能會(hui) 發生碰撞。此外，多方向切片法仍不能消除階梯效應。此外，對於(yu) 有內(nei) 腔的複雜零件，實現起來很複雜，計算起來也很昂貴。

為(wei) 了克服上述問題，Ruan等人和Wang等人提出了L-DED係統的幾種自由方向切片方法。這些方法涉及非平行和可變的分層方向，從(cong) 而導致分層厚度不均勻。從(cong) 理論上講，自由方向切片方法可以解決(jue) 無限方向維度複雜性問題，並能較好地逼近無支撐結構的複雜曲麵。然而，自由方向切片方法的應用提出了更高的要求，包括解析模型、層厚控製係統和多軸機器人設備。到目前為(wei) 止，自由方向切片方法在LAM過程中的應用報道較少，需要做更多的研究。

(a) - (b): XY (build)平麵上形狀相似;(c) - (d):對應的XZ(profile)平麵圖顯示不同的熔體(ti) 池深度。

Raghavan等人將實時熔池溫度與(yu) 亞(ya) 表麵溫度、冷卻速度以及通過DLD製備的Ti-6Al-4V零件的後加工機械性能聯係起來。采用焊接模型來逼近LENS過程，並建立傳(chuan) 熱和液態金屬流動模型來計算Ti-6Al-4V合金激光加工過程中的熔體(ti) 池形狀和熱循環。結果表明，對於(yu) LBAM需要一種更全麵的控製方法，因為(wei) 僅(jin) 基於(yu) 保持目標頂麵幾何形狀的反饋控製可能會(hui) 受到限製。結果表明，僅(jin) 監測/控製熔體(ti) 熔池表麵積不足以生產(chan) 出目標零件的質量。

這主要是因為(wei) 頂麵熔體(ti) 幾何形狀的監測並不能提供足夠的信息來準確預測熔體(ti) 池深度。盡管頂麵輪廓相似，但整個(ge) 池的幾何形狀可以有很大的變化，如上圖所示。此外，由於(yu) 峰值溫度與(yu) 熔體(ti) 池幾何形狀之間的明顯相關(guan) 性並不明顯，僅(jin) 基於(yu) 熔體(ti) 池頂表麵溫度廓線的熱成像可能難以準確實現過程控製。Raghavan等人還證明，隨著零件本體(ti) 溫度的增加，以及通過修改激光功率來控製熔體(ti) 池形狀，可以觀察到局部凝固的變化——這表明在利用熔體(ti) 池空中形狀/激光控製顯微組織方麵存在缺陷。

由於(yu) 高幾何複雜性零件的LAM加工尚未商業(ye) 化推廣，與(yu) 其他參數(如激光功率和掃描速度)相比，切片策略的研究相對有限，特別是對顯微組織和機械性能的研究。考慮到層厚的變化直接影響整體(ti) 能量輸入，與(yu) 切片策略相關(guan) 的關(guan) 鍵問題是微觀組織的均勻性，從(cong) 而影響機械性能。因此，在改變切片策略時，可能需要相應地調整激光功率、掃描速度等其他加工參數，以保持能量輸入的一致性，從(cong) 而保持整個(ge) 零件的微觀結構均勻性。從(cong) 這方麵來看，要想在工業(ye) 上吸納高鐵，就必須在這方麵進行更全麵的調查。

樣本幾何

LAM生產(chan) 的鋼件質量與(yu) 工藝參數密切相關(guan) 。因此，可以認為(wei) ，如果使用相同的加工參數和相同的LAM機器，可以生產(chan) 出質量穩定一致的零件。然而，一些複雜幾何形狀的零件在不同的截麵內(nei) 會(hui) 經曆不同的熱演化過程，導致零件的微觀結構和力學性能不均勻(如晶粒形態、織構、相組成、孔隙率、殘餘(yu) 應力等)。因此，建築幾何形狀(如不同形狀、大小和位置)對LAM生產(chan) 的鋼構件的微觀結構的影響是另一個(ge) 需要解決(jue) 的問題。

為(wei) 了研究和理解幾何形狀對LAM零件的影響，使用L-PBF製作了不同厚度和傾(qing) 角的316L薄壁結構(圖19)。Leicht等人和Alsalla等人報道稱，薄壁厚度或構建取向與(yu) 孔隙/缺陷的發生似乎沒有相關(guan) 性。雖然沒有文獻報道薄壁厚度和建築朝向對熔體(ti) 池幾何形狀的影響，但考慮到熔體(ti) 池的形狀主要由係統中輸入的能量控製，可以忽略這種影響。從(cong) 微觀結構上看，如圖19(a)所示，較薄的試樣(

圖19 EBSD方位圖在L-PBF搭建的316L薄壁樣品的搭建方向上，不同厚度(a)和傾(qing) 角(b)。

試樣幾何形狀引起的非均勻性也反映在機械性能上，尤其是疲勞抗力方麵。Shrestha等人研究了L-PBF製備的17-4 PH鋼在不同幾何形狀下的抗疲勞性能。研究發現，與(yu) 大塊試樣相比，dog-bone幾何形狀的試樣具有更高的孔隙率，因此疲勞強度較低。作者將此歸因於(yu) dog-bone標本的較高冷卻速率，這使得氣泡逸出的時間更短。但這需要通過實驗或模擬來驗證。

雖然在LAM中，樣品幾何形狀的影響很少被報道，但由於(yu) 它們(men) 在加工條件上的相似性，可以從(cong) 焊接過程中借鑒相關(guan) 知識。之前的大量研究表明，半徑較小的尖焊縫趾在凝固時具有較高的冷卻速率。這可能導致不期望的相變(如鋼焊接中的馬氏體(ti) 相變)和局部殘餘(yu) 應力，使焊縫脆性。此外，與(yu) 光滑斷麵相比，銳斷麵在加載、開裂和降低焊縫疲勞抗力時存在較大的局部應力集中。因此，在激光焊接中，通常可以避免尖銳的過渡，如尖銳的焊接趾、切邊和重入角。這些幾何特征也應通過優(you) 化結構設計或建築物朝向，在LAM過程中加以控製。

建築方向

之前的研究表明，即使對於(yu) 尺寸和形狀相同的零件，LAM加工鋼的性能也會(hui) 隨著不同方向而變化。如圖19所示，與(yu) 圖19（b）所示的垂直L-PBF構建316L樣品中

Yadollahi及其同事研究了建築方向（垂直和水平方向）對L-PBF製造的17-4 PH不鏽鋼拉伸和疲勞性能的影響，發現垂直構建的樣品的伸長率明顯低於(yu) 水平構建的樣品（見圖20（c））。認為(wei) 垂直於(yu) 建築方向（見圖14（d））的平麵上形成的層間空洞/孔洞是低延展性的原因，因為(wei) 此類缺陷是拉伸載荷下孔洞生長和合並的快速路徑。此外，建築方向也導致相位成分的差異，如圖20（a，b）中的EBSD方向圖所示。盡管兩(liang) 個(ge) 樣品的晶粒尺寸似乎相似，但水平構建的樣品具有較高的殘餘(yu) 奧氏體(ti) 含量(∼7%）高於(yu) 垂直樣本(∼3%) 。殘餘(yu) 奧氏體(ti) 分數的這種差異可被認為(wei) 是兩(liang) 個(ge) 樣品製造過程中可區分的熱曆史的結果，尤其是冷卻速度。垂直建造的樣品比水平建造的樣品具有更高的冷卻速率。此外，建築朝向對疲勞性能也起著重要作用。如圖20（d）所示，由於(yu) 垂直建造的樣品中存在更多的層間空洞，水平建造的樣品顯示出比垂直建造的樣品更高的疲勞強度。

圖20 （a）垂直和（b）水平-L- PBF構建17-4PH不鏽鋼樣品中間區域中選定區域的EBSD和相位圖；（c） L-PBF製造的17-4 PH不鏽鋼在不同條件下的典型工程應力-應變曲線；（d） L-PBF製造的17-4 PH不鏽鋼在不同條件下的S-N曲線。

有趣的是，建築朝向的效果因材料而異。與(yu) 17-4 PH不鏽鋼不同，垂直構建的L-DED預製304L和316L不鏽鋼的強度較低，但延伸率遠高於(yu) 水平構建的樣品。Griffith及其同事認為(wei) ，這與(yu) 可能引發斷裂的缺陷有關(guan) 。然而，根據斷口分析，未在層界麵處觀察到斷裂萌生。據作者所知，各向異性拉伸行為(wei) 很可能與(yu) 通過外延生長沿建築方向形成的細長柱狀晶粒有關(guan) ，從(cong) 而最小化了層間邊界。當加載方向與(yu) 建築方向垂直時，位錯滑移沿橫向拉伸方向發生，並在晶界附近堆積。由於(yu) 沿構建方向的晶粒拉長，沿橫向的晶界密度遠高於(yu) 沿構建方向的晶界密度，從(cong) 而導致更高的位錯運動阻力，從(cong) 而在水平構建的樣品中獲得更高的強度和更低的延展性。

保護氣體(ti)

以往激光切割和激光焊接的研究表明，加工氣氛對樣品質量具有重要作用。Song等人最近的一項研究研究了保護氣體(ti) (空氣、Ar和N2)對用L-DED製作的420不鏽鋼熔體(ti) 熔池幾何形狀的影響。如圖5(a,b)所示，保護氣體(ti) 對熔池幾何形狀有顯著影響，但這種影響對工藝參數不敏感。在氬氣和氮氣氣氛下製備的樣品具有相似的熔體(ti) 池幾何形狀，而在空氣中製備的樣品顯著增加了熔體(ti) 池的寬度和高度。這是由於(yu) L-DED在空氣中的劇烈放熱氧化，增加了粉末吸收的有效能量。這種氧化過程也消耗了鋼內(nei) 的溶質元素(如C和Cr)，降低了幾何精度。

此外，控製保護氣體(ti) 成分似乎是另一種有效的方法來調整LAM加工鋼形成的組織。如Rafi等報道，保護氣體(ti) 對17-4PH鋼組織的影響與(yu) 粉末原料的使用密切相關(guan) 。對於(yu) 氬氣霧化法製備的粉末，無論保護氣體(ti) (Ar或N2)是氬氣還是氬氣，均可在試樣中獲得馬氏體(ti) 組織。而對於(yu) 17-4PH鋼，N2氣氛比Ar氣氛顯著提高了奧氏體(ti) 的含量。此外，納米顆粒在18Ni-300鋼基體(ti) 中隨機分布，形成core–shell結構，core中為(wei) 氧化鋁，shell中為(wei) 氮化鈦(TiN)。Shamsdini和同事認為(wei) ，通過Marangoni效應，被捕獲的氮形成了被Al2O3殼包圍的球形TiN。這說明LAM過程中的氣(如氬氣或氮氣)對馬氏體(ti) 時效鋼的二次相和性能有顯著的影響，特別是那些含有化學活性Ti的馬氏體(ti) 時效鋼。

加工參數的交互作用

流程映射

本文綜述了各工藝參數對激光焊接鋼幾何精度、顯微組織和機械性能的影響。然而，在大多數情況下，它們(men) 的影響是相互影響的。因此，開發了各種工藝圖來詳細說明和理解不同參數的綜合影響，特別是激光功率和掃描速度。根據輸出變量，當前可用的LAM流程圖可以分為(wei) 三組。它們(men) 是熱圖(如冷卻速率和熱梯度)、缺陷圖(如孔隙度)和幾何圖(如熔池大小和單軌形態)。在這三組中，熱和熔體(ti) 池大小過程圖通常是基於(yu) 解析和數值結果創建的，這已經由Shamsaei等人審查和評估。一個(ge) 典型的熔體(ti) 池尺寸過程圖可以展示熔體(ti) 池長度如何受基板歸一化高度和熔體(ti) 溫度的影響;而熱過程圖顯示了歸一化熔體(ti) 溫度和熔體(ti) 池內(nei) 相對深度對冷卻速率/熱梯度的影響。根據Shamsaei等人的研究，雖然從(cong) 地圖上的預測提供了大規模L-DED過程中最優(you) 工藝參數的可能範圍，但由於(yu) 模型外推的誤差，仍然存在不準確性。此外，大多數基於(yu) 模擬的熱或熔體(ti) 池尺寸過程圖尚未得到實驗驗證，因為(wei) 在LAM過程中難以測量熔體(ti) 池的冷卻速率和熱梯度。因此，在本節中，重點是直接從(cong) 實驗結果建立的過程圖，其中加工參數被用作輸入變量。

圖21(a - d)為(wei) L-DED和L-PBF過程圖，顯示了激光功率和掃描速度對粉末熔化效率和熔池缺陷或316L不鏽鋼單軌缺陷的綜合影響。在圖21(a)中，四個(ge) 區域代表了使用L-DED搭建316L單軌時不同的粉末熔化行為(wei) 。在區域I內(nei) ，激光由於(yu) 能量輸入過多而導致等離子體(ti) 的形成，從(cong) 而不會(hui) 發生熔化。在第二區域，由於(yu) 能量輸入不足，金屬粉末隻有部分熔化。區域III對應於(yu) 不完全熔化和球化。區域IV表示激光功率和掃描速度的適當組合，導致粉末完全熔化。此工藝圖是316L不鏽鋼最早的工藝圖之一。因此，需要驗證其重現性。值得注意的是，與(yu) L-PBF相比，L-DED預製鋼的加工圖有限。然而，考慮到L-DED和L-PBF在熔體(ti) 熔池中形成的緊密的物理冶金，這兩(liang) 種方法的缺陷隨工藝參數的演變趨勢相似。

圖21 (a) L-DED 316L鋼，(b) L-PBF建造316L鋼，(c) L-PBF建造314L鋼，(d) L-PBF建造316L鋼，(f) L-PBF建造超高強度鋼;(e)不同激光功率和掃描速度下L-PBF製備的17-4 PH鋼的孔隙度過程擬合圖。

使用L-PBF製造不鏽鋼單軌的工藝圖如圖21(b-d)所示。這些地圖取自不同的參考文獻。從(cong) 圖21(b,c)可以看出，較高的激光功率和較慢的掃描速度更容易產(chan) 生連續的全密度跡線，如圖21(b)中的區域IV和圖21(c)中的區域b所示。低激光功率與(yu) 高掃描速度相結合，可以導致無熔體(ti) 或高孔隙率的部分熔體(ti) 。在高功率和高速條件下，單齒或離散或成球。低功率和低速度相結合，意味著沒有熔化或部分熔化。然而，Yadroitsev和同事的結果]如圖21(d)所示，表明即使在低得多的激光功率下，在特定的掃描速度範圍內(nei) 也可以形成連續而密集的軌跡。這種不一致可能歸因於(yu) 所使用的機器的不同，這與(yu) 處理參數的不同設置有關(guan) 。此外，工藝圖也因材料而異。從(cong) 圖21(b,c)所示的L-PBF工藝圖中可以發現，當激光功率超過175W左右時，產(chan) 生了全密316L的軌跡，而生產(chan) 314L鋼單軌所需的最小值為(wei) 40 W左右。這一結果意味著需要為(wei) 單個(ge) 合金建立工藝圖。

為(wei) 了研究激光功率(P)和掃描速度(V)在LAM過程中對孔隙度鋼的聯合影響，Tapia和同事開發了一個(ge) 基於(yu) 空間統計的框架來預測L-PBF製備的17-4PH鋼的孔隙度，以盡量減少實驗次數。如圖21(e)所示，基於(yu) 實驗數據，采用基於(yu) 高斯過程的預測模型擬合出不同功率-速度組合下的孔隙度過程圖。從(cong) 圖21(e)中可以識別出導致低孔隙度為(wei) 0.325%的最佳加工參數。P = 50 W, V = 275 mm s-1。不幸的是，這種最優(you) 功率-轉速組合可能不適用於(yu) 316L不鏽鋼和超高強度鋼(AF9628)，因為(wei) 根據圖21(d,f)所示的工藝圖，如果使用這些參數，會(hui) 出現單軌不連續和熔合不足的情況。

此外，如前文所述，改變工藝參數不僅(jin) 控製了缺陷類型和分數，還影響了形成的顯微組織和相組成，協同影響了LAM加工鋼的機械性能。因此，在過程圖中包含這些特征將是卓有成效的，它可以提供更全麵的指導，以最大限度地提高樣品質量。這可以參考Dye等人之前的工作，在該工作中，IN718合金的可焊性圖是通過考慮缺陷形成和顯微組織特征的精確數值模擬來開發的。

來源：Laser additive manufacturing of steels，InternationalMaterials Reviews，doi.org/10.1080/09506608.2021.1983351

參考文獻：Gibson I, Rosen DW, Stucker B. Additive manufacturing technologies.Vol. 17. Cham, Switzerland: Springer; 2014. Brandt M. Laser additivemanufacturing: materials, design, technologies, and applications. Duxford:Woodhead Publishing; 2016.