1、图 1高周疲劳试样尺寸图（mm）基于 X 射线成像的激光增材 Ti600 合金缺陷检测分析张晓斌，尚苏芳（河南建筑职业技术学院设备工程系，河南郑州450064）摘要：同步辐射 X 射线成像技术因其具有非破坏性、高准直的优势，可对金属材料内部进行深入探测。针对 SLM成形态 Ti600 合金抗疲劳特性采用准原位疲劳方法进行测试，深入分析缺陷分布、数量及结构情况。分析结果表明：缺陷频率在其直径小于 50 m 时达到 86%，集中区间为 1235 m；缺陷球度随等效直径不断增大而相应变小，呈现出分散性特征；在缺陷断口微观结构表面缺陷球度均小于 0.65，缺陷整体状态相对较为平整的合金组织的应力集中情
2、况更容易受到缺陷结构的影响，易造成疲劳裂纹产生；该技术可以拓宽到其他的材料内部检测领域，具有很高的市场应用价值。关键词：缺陷检测；X 射线成像；激光增材；钛合金中图分类号：TG146文献标识码：A文章编号：1672-1152（2023）05-0017-020引言疲劳损伤问题易因增材制件缺陷诱导产生，作为目前一项前沿课题及热点，在增材材料服役性能研究领域备受关注1-2。通过阅读大量相关文献得出，残余应力和缺陷作为主要本征要素对增材制件疲劳性能产生影响3。结合部分研究结论得出，根据锻件水平，尽管增材制件拉伸性能符合相关标准，但是存在较大的疲劳性能差异4-5。但是，相比之下缺陷空间形貌无法通过包括断
3、口、切片等传统二维表征手段得到，原位疲劳损伤研究开展必然会受到阻碍6。同步辐射 X 射线成像技术因其非破坏性、高准直、高亮度及高精度的优势而在近年来取得高速发展，该技术可对金属材料内部进行深入探测，在先进材料疲劳损伤行为研究领域可实现追踪疲劳损伤演化及可视化原位观测，利用该技术而成的无可替代的超级显微镜也得到广泛应用7-8。本文针对 SLM 成形态 Ti600 合金抗疲劳特性采用准原位疲劳方法进行测试，并依次深入分析和研究了缺陷分布、数量及结构情况。1实验方法选取的测试设备为 Ti600 合金圆柱增材仪器，同时在激光沉积时对轨迹蛇形完成扫描。扫描速率、激光功率及铺粉层厚度分别设置为 1 200
4、 mm/s、280 W、0.015 mm。在 X-Y 平面选取参考基准为基板面，成形沿 Z 向完成。高 80 mm、外径尺寸为 20 mm 的圆柱状试样可经堆积获取。高周疲劳试样制备标准采用 GB/T 30752008标准，分别对 SLM 成形态 Ti600 合金断面缺陷组织形态及疲劳寿命进行测试，图 1 为高周疲劳试样测试结果。通过 QBG-100 疲劳测试机进行高周疲劳测试，固定频率及应力比分别为 100 Hz、0.1。为避免缺陷形态及分布在疲劳加载过程中受到影响，先要针对初始未加载状态对全部的 X 射线成像试样进行扫描成像。疲劳试样中间段所处区域为成像区，按照体积为 6 mm3、高度为
5、2 mm 设置 X 射线成像扫描参数。其他参数具体数值设置为：空间像素尺寸 3.25 m，曝光时间 3.5 s，光子能量 60 keV，一次成像获取的射线照片共计 720 张。对试样施加一定静载荷，将 90%的离线疲劳实验加载峰值力确定为加载力，确保裂纹或损伤所呈状态为张开，同时还需要二次扫描试样，避免实质性二次加载形成。在完成成像后，再次进行离线疲劳加载，在试样失效之前按上述步骤重复扫描9-10。在完成实验后，对成像数据切片处理，采用PITRE3 图像处理软件得到 8 位试样切片数据。再针对试样疲劳裂纹及内部缺陷的三维形貌进行提取和重构，此过程需采用商业三维重构软件 Amira，在测量与统计
6、分析三维特征参数及标记、分割切片中的缺陷时，需结合开源软件 ImageJ 完成。与实际情况相比，提取得到的图像尺寸确实会有误差和噪声存在，这种情况主要是因为 X 射线成像精度和质量有限。本实验针对标准高周疲劳试样和 X 射线成像疲劳试样的断口形貌进行测试观察时，选用扫描电子显微镜（SEM）的型号为 Quanta FEG 250，可精准观测裂纹萌生源缺陷位置及具体尺寸，在对疲劳性能与疲劳源缺陷尺寸的关系进行定量表征和分析时，收稿日期：2023-03-21第一作者简介：张晓斌（1983），男，重庆人，本科，讲师，主要从事电子设计相关工作。总第 208 期2023 年第 5 期山西冶金Shanxi
7、MetallurgyTotal 208No.5，2023DOI:10.16525/14-1167/tf.2023.05.007200mm80R50404020试（实）验研究山西冶金E-mail:第 46 卷测量统计缺陷尺寸及疲劳断口裂纹源时选用图像分析软件 ImageJ。2结果分析2.1缺陷成像与表征统计获取的激光增材 Ti600 合金缺陷尺寸的频率分布如图 2 所示。在对缺陷尺寸情况进行评价时，缺陷等效直径为同体积的圆球直径。对比分析图 2 得出，缺陷频率在其直径小于 50 m 时达到 86%，集中区间为 1235 m。另外，缺陷频率在等效直径不断提高的情况下相应降低，在总缺陷中等效直径大于
8、70 m 的缺陷占比小于 1%，整体占比很低。激光增材 Ti600 合金缺陷球度的频率分布情况可参考图 3，球度分组概率的拟合效果经正态拟合处理后更佳。所有缺陷球度的值均较低，且都小于 0.95，球度分布状态相对更为集中，主要分布在 0.40.64 区间，缺陷球度相对较低。在统计分析缺陷 Feret 直径时采用 ImageJ 软件，缺陷扁平度相对更大的情况下，意味着更大缺陷尺寸在特定方向处形成，同时还意味着偏离球形度的程度更大。缺陷球度关系在不同等效直径下的情况参考图4，缺陷扁平度对应的球度也可由此获取。对比分析得出，缺陷球度随着等效直径不断增大而相应变小，呈现出的分散性则更大。由扁平度分布规
9、律得出，扁平度在球度不断减小的情况下逐渐增大，表征缺陷形貌的要求可通过描述扁平度及球度实现。通过分析上述测试结果发现，缺陷外形结构复杂度随着缺陷尺寸的逐渐增大而加深，材料疲劳性能可通过对最大缺陷检测进行分析。2.2断口 SEM 图像分析在定量分析疲劳源缺陷外形结构及尺寸时，制备Ti600 合金选用 SLM 方法，同时对疲劳寿命及缺陷外形尺寸间关系进行判断，缺陷断口微观结构图如图 5所示，表面缺陷球度均小于 0.65，缺陷整体状态相对较为平整，此时气孔缺陷形成。且在 Ti600 合金中观察到的气孔型缺陷组织均十分规则，结构形状呈球形；相对于气孔所带来的影响，合金组织应力集中情况更容易受到缺陷结构
10、的影响，因此容易造成疲劳裂纹产生。3结论1）缺陷频率在其直径小于 50 m 时达到 86%，集中区间为 1235 m。缺陷球度随等效直径不断增大而相应变小，呈现出分散性特征。缺陷外形结构复杂度在缺陷尺寸逐渐增大的条件下而加深，材料疲劳性能可通过对最大缺陷检测进行分析。2）在缺陷断口微观结构表面缺陷球度均小于0.65，缺陷整体状态相对较为平整的合金组织的应力集中情况更容易受到缺陷结构的影响，容易造成疲劳裂纹产生。参考文献1贾广辉，袁留奎，常浩，等.基于非线性超声的 SLM 制备车用合金疲劳损伤检测J.制造技术与机床，2023（3）：184-188.2洪海铭，詹志新，王佳莹.基于损伤力学的增材制造
11、金属材料疲劳寿命预测J.北京航空航天大学学报，2022，48（6）：950-956.3莫秀珍，刘刚，黄一.深潜耐压壳钛合金材料低周疲劳预测方法J.哈尔滨工程大学学报，2022，43（7）：993-998；1050.4王习术，刘安，许巍，等.FGHxx 系列合金疲劳损伤行为表征、评价与展望J.固体力学学报，2022，43（4）：369-385.5郭萍，潘浩，贾国玉，等.高载荷条件下 TC17 钛合金常规低周疲劳和保载疲劳损伤行为J.稀有金属材料与工程，2022，51（1）：301-305.6隋天校，石多奇，王相平，等.取向相关的单晶高温合金低周疲劳寿命评估方法J.航空动力学报，2021，36（1
12、0）：2 139-2 148.7闫鹏，冯寅楠，乔双，等.镍基变形高温合金低周疲劳研究进展J.稀有金属，2021，45（6）：740-748.图 2激光增材 Ti600 合金缺陷尺寸的频率分布图 3激光增材 Ti600 合金缺陷球度的频率分布图 4不同等效直径缺陷的形貌表征图 5气孔缺陷断口 SEM 图像403020100频率/%020406080100缺陷尺寸/m403020100频率/%0.00.20.40.60.81.0缺陷球度1.00.80.60.40.20.0缺陷球度020406080100缺陷尺寸/m20 m（下转第 31 页）182023 年第 5 期也表现出持续向增大后下降的特点
13、。在液面波动和气体压力方面，不同喷口夹角对两者的影响相对较小，可适当忽略相关影响。4铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计及工程应用基于某钢铁企业现有单喷口直顶枪吹气辅助扒渣工艺，综合以上研究成果，提出以下铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计，具体设计方案如图 7 所示。方案中喷口轴向夹角为 150，喷口数量为 4 个，喷口材料采用耐火材料。在对铁水扒渣顶枪喷口结构进行优化设计后，在保障生产安全性的情况下，将设计应用于某钢铁企业实际生产流程中，铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计对应的喷口平均使用寿命为 50 次，最大使用寿命为 67次，实际扒渣效率提高 24.5，扒渣时间缩短20.22，优化设计具有较强的可行性和应用
14、价值。5结语针对某钢铁企业现有单喷口直顶枪吹气辅助扒渣工艺存在的不足，提出一种铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计。此设计主要采用四喷口结构，喷口外夹角为 150，并使用耐火采用。实际应用表明，可有效提高喷口使用寿命和铁水扒渣效率，具有较高的应用价值，可在后续喷口设计中进行参考应用。另外，钢铁企业也需要根据现有生产流程对铁水扒渣顶枪喷口结构实施动态化调整，促使喷口结构更适用于生产实践，推动企业实现持续健康发展。参考文献1李明晖，李远兵，欧阳德刚，等.100 t 铁水脱硫顶吹辅助扒渣工艺水模型试验和应用J.特殊钢，2015，36（5）：9-12.2丁金发，李胜超.KR 铁水脱硫顶吹扒渣工艺试验研究J.钢
15、铁研究，2015，43（6）：48-51.3白登涛.铁水罐吹气辅助扒渣技术探讨J.大科技，2016（11）：287-288.4万雪峰，曹东，马勇，等.铁水罐涌动式扒渣技术研究J.炼钢，2016，32（3）：8-11；17.5紫建华.浅谈轧钢生产中新工艺新技术的应用J.绿色环保建材，2017（9）：138.（编辑：郭萍茹）图 7铁水扒渣顶枪喷口结构优化设计Design of a Nozzle Structure for Hot Metal Slag Removal Top GunWen Xianglin,Teng Cui（Qingdao City College,Qingdao Shandong
16、 266106）Abstract:Based on the shortcomings of the existing single nozzle straight top gun blowing assisted slag removal process in a certain steelenterprise,an optimized design of the nozzle structure of the hot metal slag removal top gun is proposed.In the specific design,numericalsimulation methods are used to construct a simulation model for the auxiliary slag removal of the top blowing of the hot metal tank.Based onthis,the top blowing nozzle structure is optimized from three perspectives:no
