东南大学孙桂芳教授团队水下激光直接金属沉积技术

来源：长三角G60激光联盟

导读：针对海洋工程装备的原位修复重大需求，东南大学孙桂芳教授团队将陆上的激光金属沉积技术（定向能量沉积技术之一）拓展至水下环境，成功实现0~35 m水深（0.01~0.35 MPa）处受损海工装备的原位修复。


针对海洋工程装备的原位修复重大需求，东南大学孙桂芳教授团队将陆上的激光金属沉积技术（定向能量沉积技术之一）拓展至水下环境，成功实现0~35 m水深（0.01~0.35 MPa）处受损海工装备的原位修复。搭建了水下激光直接金属沉积技术(Underwater laser direct metal deposition, UDMD)的装备集成制造、研究了水下环境对原位修复成型性能的影响机制。本文基于三种典型的海工用钢，针对UDMD技术所存在的共性及个性基础问题分别进行了讨论。研究成果表明水下环境对修复试样的微观组织演变、相析出、元素分布有显著影响。水下修复试样的综合力学性能与陆上修复试样的相当甚至更优。本研究奠定了直接金属沉积技术在海洋工程领域应用的基础，同时为水下修复技术提供了一种新型的备选方案。

1. 背景

海洋工程装备经常遭受表面损伤从而导致结构件发生难以预料的损坏，开展受损部件的水下原位修复可极大地提高海工装备服役寿命。为应对现有水下原位修复所面临的高成本、低效率、修复质量差等系列问题，本课题组提出基于送粉式的水下局部干法直接金属沉积技术，该技术可高效、高柔性、高质量、低成本地实现海工用钢的水下原位修复。

2. UDMD实验

如图1所示，UDMD系统主要包括：激光器、激光熔覆头、压力容器、空压机及其它配套设备。在密封的压力容器内开展UDMD实验，通过向压力容器内注入压缩空气模拟水下压力环境。基于安装在熔覆头上的排水罩，实现沉积区域稳定的局部干区。基于水下运动平台，实现熔覆头的空间三维运动。设计扫描轨迹实现受损区域的高效快速修复。

图1 (a) UDMD设备示意图, (b) 模拟损伤区域的基板, (c) 球形粉末作为填充材料, (d) 同轴相机拍摄的实时熔池形貌。

3. 共性基础问题

3.1 水下环境

水下环境对熔池的影响主要体现在四个方面。（1）水下高压环境压力压缩熔池表面。（2）水环境对基板的强制冷却，提高熔池的冷却速率。（3）采用大流量的送粉气、保护气和载气以保证较高的成型，但大流量气体会进一步加快熔池散热，提升冷却速率。（4）修复后的沉积层直接暴露于水环境中，水的淬冷作用会使凝固组织快速冷却。

图2 陆上水下激光直接金属沉积修复过程散热边界条件对比图。（a）水下。（b）陆上

图3 陆上水下激光直接金属沉积过程示意图。（a，b）陆上；（c，d）水下。

3.2 温度历程

有限元仿真和实际热电偶测量结果表明：水下环境更有利于熔池散热，降低了水下修复试样的热积累，并且水下熔池尺寸稍小于陆上熔池尺寸。

3.3 熔池对流

在水下高压环境及局部干区内增强的气体双重作用下，水下环境中产生的熔池被压缩并趋于扁平化。此外，在气流的作用下熔池内的Marangoni对流得到加强，从而改善了熔池内元素偏析及组织不均匀性等问题。

图4 陆上水下熔池对流对比，(a-c)陆上，(d-f)水下环境

3.4 凝固组织尺寸

在水下激光直接金属沉积过程中，水对基板的激冷作用及局部干区内大气流加快熔池散热，故水下熔池内的冷却速率较陆上中会有大幅提升，从而细化晶粒，提高位错密度。

图5 陆上水下凝固组织晶粒尺寸对比，(a-c)水下环境，(d-f)陆上环境

3.5 高压氮化

在氮气保护氛围下开展水下激光直接能量沉积修复，水下高压环境提高了熔池内氮的溶解度和沉积层的氮含量。

4 个性基础问题

4.1 水下HNS修复

4.1.1 水下环境对IHT效应的影响

水对基板的强制冷却作用不利于水下修复试样的热积累，从而显著降低了沉积层间的本征热处理效应（IHT）。修复完成后沉积材料暴露在水环境中，水的淬冷作用减少了修复区域的高温（1000 ℃-600 ℃）持续时间。

图6 陆上及水下试样的热积累及高温持续时间对比结果

4.1.2 水下环境对HNS修复试样微观组织的影响

与陆上试样相比，水下环境造成的高冷却促进了修复试样中富Cr碳化物析出。不同沉积层间的IHT效应及冷却过程中所带来的高温持续时间差异直接影响了层间碳化物形貌及含量。陆上试样在缓慢空冷过程中促进了不稳定的奥氏体转变为铁素体和晶内层片状碳化物。此外，水下环境中增大的环境压力提升了氮在熔池中的溶解度从而降低了层错能，导致水下试样中孪晶和层错的出现。

图7 陆上及水下试样不同沉积层间微观组织对比

图8 陆上及水下试样的微观组织演变对比结果

4.1.2 水下环境对HNS修复试样力学性能的影响

水冷效应细化了水下试样中的碳化物，其对冲击韧性的负面影响稍有改善，配合细晶强化的正面影响，故水下试样的冲击韧性稍好于陆上试样。虽然修复试样是奥氏体基体，但试样内部普遍存在的碳化物使得冲击韧性显著弱于同类产品。富Cr碳化物的析出弱化了奥氏体基体的固溶强化，高的能量输入抑制碳化物析出，使更多的Cr固溶在基体中，在位错强化有所减弱的情况下仍带来了更高的拉伸强度，优于同类产品。

图9 陆上及水下试样的力学性能对比结果

4.2 NV E690钢修复方面

4.2.1 水下环境对NV E690钢修复试样微观组织的影响

与陆上DMD修复试样相比，水的淬火效应提高了UDMD试样的位错密度，高冷却速率抑制了板条马氏体向回火马氏体的转变，降低了沉积层的本征热处理效应(IHT)。此外，在0.35 MPa压力下，在沉积层中发现（Ti, V）N纳米颗粒的析出。

图10 微观组织形貌

4.2.2 NV E690钢修复试样内(Ti, V)N 颗粒的析出动力学分析

水下环境的高压氮化导致NV E690钢沉积层内溶解的氮含量是陆上试样的2倍左右，这导致了由TiN和VN互溶而形成的（Ti, V）N纳米颗粒的析出。理论计算表明，VN在先析出的TiN颗粒上形核，最终形成（Ti, V）N颗粒。此外，（Ti, V）N颗粒因具有极高的溶解温度和极低的粗化速率而呈现出高度热稳定性。

图11 氮在液相熔池中的溶解度及TiN和VN析出动力学计算结果

图12 (Ti, V)N颗粒的析出过程及强化机理

4.2.3 水下环境对NV E690钢修复试样力学性能的影响

与陆上DMD修复样品相比，水的淬火作用导致UDMD修复样品具有较高的硬度。所有样品在常温下均为韧性拉伸断裂，此外，当水下环境压力P ≤ 25MPa时，UDMD试样拉伸断裂于修复区，试样的拉伸性能和低温冲击性能与水下环境压力之间没有明显的关系。当P = 0.35 MPa时, 加压氮化析出的热稳定的（Ti, V）N颗粒强化了修复区，UDMD修复试样拉伸断裂于母材。

图 13 陆上修复试样和水下修复试样的拉伸性能

4.3 HSLA-100钢修复方面

4.3.1 水下环境对HSLA-100钢修复试样微观组织的影响

EBSD分析表明水下样品的初生奥氏体边界较为模糊，水下样品的初生奥氏体尺寸小于陆上样品的初生奥氏体尺寸，水下样品中的马氏体板条块体较为明显。而陆上样品内的初生奥氏体晶粒中产生了孪生相关关系变体对(V1/V2)。转变后的孪晶马氏体与初生的奥氏体晶粒保持Kurdjumov-Sachs取向关系。

图14 (a, b)水下微观组织形貌，(c, d)陆上微观组织形貌

4.3.2 水下环境对HSLA-100钢纳米Cu析出动力学影响

水下试样马氏体板条内部分布有大量的ε-Cu纳米析出相，这些析出相的等效直径约为12.2 ± 3.0 nm。边界处的ε-Cu纳米析出相的长轴平行于边界，而板条内部为随机取向。陆上沉积试样组织内部同样有ε-Cu纳米析出，这些析出相外观为近似球形，边界较为模糊，尺寸略大于水下试样的析出相尺寸。

图 15 水下修复试样和陆上修复试样的纳米Cu析出特征对比

4.3.3 水下环境对HSLA-100钢修复试样力学性能的影响

水下沉积试样的平均显微硬度高于陆上沉积试样，这主要是由于水下沉积试样具有较细的板条组织、较高的位错密度和较多的纳米析出相造成的。而陆上沉积试样由于较慢的散热速率造成组织发生自回火，降低了晶内缺陷密度，因而降低了显微硬度。

水下30 m沉积试样均断裂在基体上，说明修复区具有较高的强度和良好的冶金结合性，能够满足焊接件的要求。基体断裂处断口主要由韧窝组成，表明基体区域为韧性断裂。陆上沉积试样断裂在热影响区，一方面是由于自回火作用导致修复区的硬度和机械强度较低，另一方面是较大的热输入导致热影响区的组织较为粗大。

5. UDMD修复数据汇总

UDMD修复和DMD修复后各种海工材料的力学性能相当，虽然低温冲击韧性略有降低，但是针对海工钢材，都可以满足ISO 16834：2006 标准规定-40 ℃冲击韧性不低于27 J的要求。

6. 启示

本研究将传统的陆上DMD技术拓展至水下环境，基于送粉式的水下激光直接金属沉积技术(UDMD)，开展了针对不同海工钢的水下原位修复实验。研究结果揭示了水下环境对熔池传热、传质及元素分布的影响机理。阐明了水下沉积工艺-组织-力学性能关联机制。此外，首次将传统的加压氮化理论应用于水下原位修复领域，为在后续大水深原位沉积高氮沉积层提供了理论基础。本研究所作工作可为水下激光加工提供理论依据及数据基础。

本文由由孙桂芳团队供稿。

课题组在水下直接金属沉积领域已发表的学术论文

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