球墨鑄鐵表面電弧增材制造Fe?Cr合金結(jié)合區(qū)組織和性能

何中璞，曾大新，史秋月，趙紅利

球墨鑄鐵表面電弧增材制造Fe?Cr合金結(jié)合區(qū)組織和性能

何中璞，曾大新，史秋月，趙紅利

（湖北汽車工業(yè)學(xué)院 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖北 十堰 442002）

在球墨鑄鐵基體上電弧增材制造Fe-Cr合金，研究結(jié)合區(qū)組織和性能，以期獲得具有良好冶金結(jié)合、滿足沖裁模具性能要求的雙金屬構(gòu)件。采用GMAW工藝增材制造，用金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡表征結(jié)合區(qū)的顯微組織，并分析其形成機(jī)制。Fe-Cr合金與球墨鑄鐵結(jié)合區(qū)無明顯裂紋和氣孔，其凝固組織為柱狀晶和等軸晶，冷卻后轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體和殘余奧氏體，但其分布不均勻，在界面處有一富奧氏體層。結(jié)合區(qū)內(nèi)球墨鑄鐵受熱影響發(fā)生奧氏體化和部分熔化，熔化發(fā)生在臨近結(jié)合界面的石墨球周圍，其冷卻后形成一層馬氏體和一層萊氏體的雙層殼型組織結(jié)構(gòu)，未熔化部位的組織為馬氏體和鐵素體，珠光體球墨鑄鐵比鐵素體球墨鑄鐵形成的馬氏體多。結(jié)合區(qū)內(nèi)硬度分布不均勻，球墨鑄鐵的硬度從基材到結(jié)合界面逐漸升高，最高達(dá)630HV，F(xiàn)e-Cr合金平均硬度為510HV。電弧增材制造Fe-Cr合金與球墨鑄鐵基體冶金結(jié)合良好，F(xiàn)e-Cr合金組織為馬氏體和殘余奧氏體，有較高的硬度，能滿足沖裁模具的性能要求。

球墨鑄鐵；電弧增材制造；Fe-Cr合金；結(jié)合區(qū)；微觀組織

鑄鐵是重要的工程材料，石墨化鑄鐵的力學(xué)性能雖然沒有鋼好，但有著許多鋼材所不及的性能，如良好的耐磨性、減震性、導(dǎo)熱性及優(yōu)良的切削加工性和鑄造性能，因此在機(jī)械制造、石油化工、交通運(yùn)輸及冶金等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1-3]。然而，石墨化鑄鐵在一些應(yīng)用場(chǎng)合還不能很好地滿足抗磨、耐腐蝕等性能要求，在工件需要抗磨、耐腐蝕的部位制備具有冶金結(jié)合的高性能合金層是提高其使用壽命、擴(kuò)大其應(yīng)用范圍的有效途徑，目前主要的制備方法有激光熔覆[4-8]、電弧堆焊[9-11]等。近年來，電弧堆焊與CAD/CAM技術(shù)相結(jié)合的電弧增材制造技術(shù)得到發(fā)展，該技術(shù)能在鑄件上制造異種材料結(jié)構(gòu)，滿足局部高性能要求，具有效率高、成本低、易于自動(dòng)化的特點(diǎn)[12-13]。模具是成形制造的重要工藝裝備，其不同部位的性能要求不同，沖裁模具刃口要求有較高的硬度以滿足抗變形和耐磨性要求，其他部位只需要有足夠的強(qiáng)度，因此，針對(duì)沖裁模具應(yīng)用需求，開展了球墨鑄鐵基材上電弧增材制造高性能刃口的研究。電弧增材制造刃口的材料選用以Cr作為主要合金元素的Fe基合金，該合金通過調(diào)整成分可獲得很好的硬度和耐磨、耐腐蝕等性能，是應(yīng)用最廣泛的堆焊材料[14-17]。

對(duì)于異種材料復(fù)合構(gòu)件而言，結(jié)合區(qū)是影響構(gòu)件性能的重要因素，因此，深入了解結(jié)合區(qū)的組織特征及其形成機(jī)制對(duì)控制構(gòu)件性能有重要意義。對(duì)于球墨鑄鐵基材上電弧增材Fe-Cr合金結(jié)合區(qū)的組織特征及性能還沒有研究報(bào)道。電弧增材制造與焊接和表面熔覆工藝有相似性，都是通過高能熱源使材料熔化，凝固后材料與基材形成冶金結(jié)合，在此過程中，基材受到高溫?zé)嵫h(huán)影響發(fā)生了組織與性能的變化。關(guān)于鑄鐵焊接結(jié)合區(qū)的組織與性能，已有不少研究[18-21]。Pouranvari[18]研究了灰鑄鐵的焊接性，結(jié)果表明，焊縫和熱影響區(qū)形成馬氏體和萊氏體硬脆相，使用鎳基焊材可避免焊縫的硬脆相形成，但不能防止熱影響區(qū)硬脆相的形成。El-Banna等[19]用純Ni、Ni-Fe 合金、Ni-Cu合金、奧氏體不銹鋼等焊材修復(fù)了珠光體球墨鑄鐵，發(fā)現(xiàn)熱影響區(qū)都存在萊氏體和馬氏體，焊材影響萊氏體與馬氏體的數(shù)量。Hasegawa等[20]研究了用GTAW方法焊接鑄鐵時(shí)氣孔和萊氏體（白口）的形成，發(fā)現(xiàn)球墨鑄鐵比灰鑄鐵形成的萊氏體多，氣孔少；焊材中Ni元素含量增加會(huì)減少萊氏體，增加氣孔，而Cr元素的作用相反，且這些元素影響了C的擴(kuò)散。Malek Ghaini等[21]采用激光焊接的方法對(duì)球鐵進(jìn)行了焊接，發(fā)現(xiàn)結(jié)合界面處形成大量的馬氏體和萊氏體硬脆相，導(dǎo)致形成裂紋。對(duì)于鑄鐵表面熔覆結(jié)合區(qū)的組織與性能，也有不少的研究[4,22-24]。Weng等[4]在球墨鑄鐵上激光熔覆了鐵基合金，發(fā)現(xiàn)結(jié)合界面的組織為馬氏體和萊氏體，結(jié)合界面處易出現(xiàn)裂紋，裂紋敏感性與坡口角度和激光功率等因素有關(guān)。Li等[22-23]在球墨鑄鐵上激光熔覆了Ni-Cu合金和Fe-Cr合金，發(fā)現(xiàn)結(jié)合區(qū)的組織主要是馬氏體、萊氏體和殘留奧氏體，石墨球周圍出現(xiàn)馬氏體和萊氏體雙殼或單殼組織，單道與多道熔覆的組織有所不同。Fernandes等[24]在灰鑄鐵基體上用等離子弧熔覆制備了Ni基合金涂層，也發(fā)現(xiàn)結(jié)合界面處有馬氏體和萊氏體的形成。

上述研究結(jié)果對(duì)于分析和理解球墨鑄鐵基材上電弧增材制造結(jié)合區(qū)的組織與性能有一定的幫助。由于影響結(jié)合區(qū)組織的因素很多，對(duì)組織形成機(jī)制的分析和研究還不夠深入，因此，文中對(duì)球墨鑄鐵基材上采用氣體保護(hù)電弧焊（GMAW）工藝增材制造Fe-Cr合金的結(jié)合區(qū)組織、性能及其形成機(jī)制進(jìn)行分析，為球墨鑄鐵基材上電弧增材制造復(fù)合結(jié)構(gòu)的組織與性能調(diào)控提供一定的依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)采用三軸數(shù)控機(jī)床作為增材制造的運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)，用Panasonic YD-350GR5熔化極活性氣體保護(hù)焊機(jī)分別在珠光體和鐵素體基體的球墨鑄鐵上增材制造Fe-Cr合金層。Fe-Cr合金是直徑為1.2 mm的絲材，其化學(xué)成分如表1所示。2種球墨鑄鐵牌號(hào)分別為QT700-2、QT400-18，前者的基體組織由90%珠光體+10%鐵素體組成，后者的基體組織是90%鐵素體+10%珠光體，其顯微組織和化學(xué)成分分別如圖1和表1所示。電弧增材制造工藝參數(shù)為：電流110 A，電壓19.8 V，送絲速度2.4 m/min，沉積行進(jìn)速度6 mm/s，保護(hù)氣為Ar（80%）+CO2（20%），氣體流量為20 L/min。

表1 Fe-Cr合金絲材和球墨鑄鐵化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of Fe-Cr alloy wire and nodular cast iron wt.%

圖1 2種球墨鑄鐵顯微組織

采用電火花線切割在增材制造的試件中部截取金相試樣，經(jīng)研磨、拋光后，試樣采用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕，然后使用光學(xué)金相顯微鏡（OM）和掃描電子顯微鏡（SEM）分析結(jié)合區(qū)的顯微組織。用顯微硬度計(jì)測(cè)定硬度，在試驗(yàn)載荷為9.8 N、加載時(shí)間為15 s的條件下測(cè)定，同一位置測(cè)量3個(gè)點(diǎn)取平均值。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 結(jié)合區(qū)顯微組織特征

圖2是球墨鑄鐵基體上電弧增材制造單道和3層多道Fe-Cr合金試樣的截面形貌，可見，F(xiàn)e-Cr合金層與球墨鑄鐵基體有良好的冶金結(jié)合，無明顯裂紋和氣孔。

圖3為珠光體球墨鑄鐵與Fe-Cr合金結(jié)合區(qū)組織的OM照片，按組織特征及其形成條件可分為沉積區(qū)（Deposited Zone，DZ）、部分熔化區(qū)（Partial Melted Zone，PMZ）、奧氏體化區(qū)（Austenitized Zone，AZ）和基體金屬區(qū)（Base Metal，BM）4個(gè)區(qū)域，如圖3a所示。DZ是電弧增材制造過程中熔化沉積在球墨鑄鐵基材的Fe-Cr合金；PMZ是球墨鑄鐵基材在增材制造加熱過程中發(fā)生部分熔化的區(qū)域；AZ是球墨鑄鐵基材部分或全部發(fā)生了奧氏體轉(zhuǎn)變的區(qū)域；BM即為沒有相變發(fā)生的區(qū)域。

DZ與PMZ的邊界即為Fe-Cr合金與球墨鑄鐵的結(jié)合界面，圖3a顯示出兩個(gè)區(qū)之間存在比較明顯的分界線，但分界線不光滑，說明在顯微尺度下結(jié)合界面不平整。從圖3b、c可以看出，界面處球墨鑄鐵一側(cè)的組織是馬氏體和斷續(xù)分布的萊氏體。由于Fe-Cr合金比球墨鑄鐵難于腐蝕，圖3中未能顯示出DZ的顯微組織。圖4為DZ的OM照片，由圖4a可見，DZ的凝固組織是柱狀晶和等軸晶，柱狀晶的生長(zhǎng)方向基本與熔合線垂直，但分布不是很有規(guī)律。分析表明，柱狀晶和等軸晶內(nèi)的相是馬氏體和奧氏體，如圖4b、c所示；不同部位的馬氏體和奧氏體分布不均勻，在界面處有一個(gè)富奧氏體層，離界面不遠(yuǎn)的內(nèi)部也觀察到富奧氏體區(qū)，如圖4d所示。

圖2 球墨鑄鐵基體上電弧增材制造Fe-Cr合金試樣截面形貌

圖3 Fe-Cr合金與珠光體球墨鑄鐵結(jié)合區(qū)組織

圖4 Fe-Cr合金沉積區(qū)的組織

PMZ存在2種組織，一種是熔化的鑄鐵冷卻轉(zhuǎn)變形成的組織，另一種是未熔化的鑄鐵經(jīng)熱循環(huán)形成的組織。鑄鐵熔化主要發(fā)生在石墨球周圍，其冷卻轉(zhuǎn)變的典型組織是萊氏體和馬氏體雙層殼型組織，如圖3b、c所示。圖5是其SEM照片，可以更清楚地看到石墨球周圍是一層馬氏體殼，馬氏體外是一層萊氏體殼。從圖3c可以看出，不同位置的組織形態(tài)有所不同，離DZ近的萊氏體層較厚，離DZ較遠(yuǎn)的萊氏體層較薄，殼型不完整。部分熔化區(qū)中未熔化的鑄鐵經(jīng)熱循環(huán)都轉(zhuǎn)變成為馬氏體和殘余奧氏體。

圖5 珠光體球墨鑄鐵中萊氏體和馬氏體雙層殼型結(jié)構(gòu)SEM照片

AZ可再分成完全奧氏體化、部分奧氏體化兩個(gè)區(qū)域，完全奧氏體化區(qū)域是離沉積區(qū)近的區(qū)域，該區(qū)域在加熱時(shí)球墨鑄鐵的基體組織全部轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，冷卻時(shí)轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，如圖3c下部所示；部分奧氏體化區(qū)域離沉積區(qū)較遠(yuǎn)，該區(qū)域中原珠光體及石墨周圍的鐵素體在加熱時(shí)奧氏體化，冷卻時(shí)轉(zhuǎn)變成馬氏體，少量未轉(zhuǎn)變的鐵素體保留在組織中，如圖3d所示。

圖6是在鐵素體球墨鑄鐵上增材制造Fe-Cr合金的結(jié)合區(qū)OM照片，可見其組織與前者基本相同，也可以分為DZ、PMZ、AZ、BM 4個(gè)區(qū)域，對(duì)比發(fā)現(xiàn)其存在一些不同之處。第一，界面處的萊氏體較多；第二，PMZ中的石墨周圍出現(xiàn)了馬氏體、萊氏體又馬氏體的3層殼，其外為鐵素體，如圖7所示。第三，AZ中原珠光體及石墨周圍的鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，其余保留為鐵素體，如圖6d所示，有大量的鐵素體存在。

2.2 硬度分布

圖8為在2種球墨鑄鐵基體上增材制造3層Fe-Cr合金后結(jié)合區(qū)的顯微硬度分布。可見，在界面處硬度變化大，與上述組織分析結(jié)果一致。PMZ的硬度最高，其平均顯微硬度約為630HV，這是因?yàn)樵搮^(qū)的組織主要為萊氏體和馬氏體。DZ的平均顯微硬度在510HV以上，比珠光體球墨鑄鐵硬度高1倍，比鐵素體球墨鑄鐵硬度高1.7倍，這是由于該區(qū)域的組織以馬氏體為主。由圖8還可看出，DZ中不同層的硬度有些差異，第1層平均硬度較高，但波動(dòng)較大，這可能是由于該區(qū)有較多的鑄鐵成分混入而混合不均勻，臨近界面處的硬度較低與其奧氏體含量高有關(guān)；第3層的硬度略高于第2層，平均顯微硬度在510HV以上，可能因?yàn)橹圃斓?層時(shí)對(duì)第2層有一定的回火作用，使第2層的硬度有一定的降低[25-26]。在AZ中，珠光體球墨鑄鐵的硬度略高于鐵素體球墨鑄鐵，是由于珠光體比鐵素體易于奧氏體化，形成的馬氏體多。

圖6 Fe-Cr合金與鐵素體球墨鑄鐵結(jié)合區(qū)顯微組織

圖7 鐵素體球墨鑄鐵中3層殼型組織SEM照片

圖8 2種基體球墨鑄鐵與Fe-Cr合金結(jié)合區(qū)的顯微硬度分布

2.3 結(jié)合區(qū)組織形成機(jī)制分析

結(jié)合區(qū)組織的形成是一個(gè)復(fù)雜的冶金過程，與沉積材料、基體材料、增材制造過程中的熱循環(huán)等因素有關(guān)。

DZ的組織是Fe-Cr合金沉積材料與球墨鑄鐵基材在電弧作用下熔化、混合、凝固后，再經(jīng)固態(tài)相變形成的，凝固過程成形了柱狀晶和等軸晶，在冷卻到室溫的過程中發(fā)生馬氏體相變，有部分奧氏體殘留，因此，其室溫組織是馬氏體和奧氏體。由于沉積材料與基材在凝固前難以充分混合，DZ中存在化學(xué)成分的不均勻性，導(dǎo)致了組織的不均勻性，DZ中富奧氏體區(qū)的出現(xiàn)是由于碳分布不均勻造成的。球墨鑄鐵中碳含量高，熔化后通過對(duì)流和擴(kuò)散與沉積材料混合，由于界面處流動(dòng)速度低，以擴(kuò)散混合為主，混合速度慢，富集了碳，而碳增加了殘余奧氏體量，結(jié)合界面處出現(xiàn)了富奧氏體層；離界面不遠(yuǎn)的內(nèi)部觀察到富奧氏體區(qū)是富碳的熔體在對(duì)流作用下被帶入內(nèi)部，還沒有充分?jǐn)U散而形成的。

PMZ中馬氏體、萊氏體殼型組織的形成與球墨鑄鐵熔化和凝固特點(diǎn)有關(guān)。球墨鑄鐵的組織由鋼基體和石墨組成，鋼基體可以是鐵素體、珠光體或鐵素體加珠光體，在共晶溫度前加熱時(shí)轉(zhuǎn)變成奧氏體，由于它們的熔點(diǎn)高于共晶溫度，加熱到共晶溫度時(shí)還不會(huì)熔化，需要石墨中的碳在化學(xué)驅(qū)動(dòng)力的作用下向其擴(kuò)散，待其熔點(diǎn)降至加熱溫度后才發(fā)生熔化。石墨球周圍的奧氏體易于獲得石墨中的碳，所以球墨鑄鐵的熔化從石墨球周圍開始，熔化速度受加熱溫度和石墨中碳原子的溶解與擴(kuò)散速度影響，碳原子的溶解與擴(kuò)散是熔化速度的限制性環(huán)節(jié)，因此，熔化區(qū)從石墨向外輻射擴(kuò)展。由于增材制造過程熱循環(huán)速度快，石墨中的碳原子來不及充分溶解與擴(kuò)散，熔化在非平衡條件下進(jìn)行，這將導(dǎo)致PMZ的溫度超出平衡相圖上的液相線，最高溫度可達(dá)鐵素體的液相線，考慮熔化的熱力學(xué)和碳的擴(kuò)散動(dòng)力學(xué)因素，可以得到結(jié)合區(qū)中各區(qū)域的溫度范圍，如圖9所示。球墨鑄鐵的這種熔化特點(diǎn)使得熔化邊界與等溫線不一致，從而導(dǎo)致結(jié)合界面不平整。

圖9 Fe-C-Si相圖及電弧增材制造過程中各區(qū)域達(dá)到的溫度

PMZ中熔化的鐵液冷卻凝固時(shí)可按Fe-Gr（石墨）或Fe-Fe3C相圖共晶轉(zhuǎn)變，前者為穩(wěn)系，后者為介穩(wěn)定系。從結(jié)晶動(dòng)力學(xué)來看，焊接熱循環(huán)冷卻速度快，有利于按介穩(wěn)定系轉(zhuǎn)變，但在石墨球周圍的鐵液按穩(wěn)定系轉(zhuǎn)變時(shí)石墨不需要形核，轉(zhuǎn)變?nèi)菀走M(jìn)行，所以鐵液將首先按穩(wěn)定系進(jìn)行一些轉(zhuǎn)變，先在石墨球周圍形成一層奧氏體殼。當(dāng)石墨球被奧氏體殼包圍后，按穩(wěn)定系轉(zhuǎn)變需要鐵液中的碳原子通過奧氏體擴(kuò)散到石墨上，轉(zhuǎn)變變得不易進(jìn)行；而按介穩(wěn)定系轉(zhuǎn)變時(shí)碳原子的擴(kuò)散距離短，轉(zhuǎn)變更容易，剩余鐵液將轉(zhuǎn)變?yōu)槿R氏體，這樣就在石墨球周圍形成了奧氏體和萊氏體的雙層殼型組織形態(tài)。在快速冷卻條件下，奧氏體發(fā)生馬氏體相變，最終組織成為馬氏體和萊氏體的雙層殼型組織。

PMZ中沒有熔化的鋼基體在高溫下轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，但不同位置的奧氏體碳含量不同，取決于加熱前基體組織中的碳含量和從石墨中得到的碳含量。石墨球周圍及加熱前為珠光體的地方含碳量高，在隨后的冷卻過程中轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體；加熱前為鐵素體并距離石墨球較遠(yuǎn)的部位含碳量低，隨后冷卻轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體，因此，在鐵素體球墨鑄鐵石墨周圍出現(xiàn)了馬氏體、萊氏體又馬氏體的3層殼型組織形態(tài)，后一層馬氏體是鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體后從熔化的鐵液中獲得了碳，在之后的快速冷卻過程中轉(zhuǎn)變形成的，馬氏體外的鐵素體應(yīng)是由于奧氏體中碳含量低，隨后冷卻轉(zhuǎn)變形成的。

AZ區(qū)在球墨鑄鐵共晶轉(zhuǎn)變與共析轉(zhuǎn)變溫度之間，該區(qū)域沒有液相出現(xiàn)，只有固態(tài)相變。不同位置的奧氏體化數(shù)量及奧氏體的碳含量不同，取決于熱循環(huán)的最高溫度、加熱前的基體組織及石墨中碳原子在基體中的擴(kuò)散。AZ中的珠光體在加熱時(shí)能完全奧氏體化，冷卻過程中轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體；鐵素體需要更高的溫度或從石墨中獲得碳才能奧氏體化，距離石墨球遠(yuǎn)處的鐵素體難以獲得石墨溶解出來的碳，所以鐵素體球墨鑄鐵在距離PMZ遠(yuǎn)處只有石墨球周圍發(fā)生奧氏體化，冷卻時(shí)轉(zhuǎn)變成馬氏體，形成圖6d所示的馬氏體環(huán)，其余為鐵素體。

以上根據(jù)熱力學(xué)和碳的擴(kuò)散動(dòng)力學(xué)分析了結(jié)合區(qū)組織形成過程與機(jī)制，由于球墨鑄鐵基體和石墨的熔點(diǎn)相差大，石墨作為碳的集散地，參與組織轉(zhuǎn)變，在快速加熱和冷卻的非平衡轉(zhuǎn)變條件下，其向基體溶解的碳擴(kuò)散不均勻?qū)е滦纬闪硕喾N組織，并決定了所形成的組織特征。

根據(jù)上述分析可以繪制結(jié)合區(qū)的組織形成過程示意圖，如圖10所示。

圖10 珠光體球墨鑄鐵與Fe-Cr合金結(jié)合區(qū)組織形成示意圖

3 結(jié)論

采用GMAW工藝在球墨鑄鐵基體上增材制造Fe-Cr合金層，研究了結(jié)合區(qū)的組織及其形成機(jī)制，得出以下主要結(jié)論。

1）電弧增材的Fe-Cr合金層與球墨鑄鐵基體冶金結(jié)合良好，F(xiàn)e-Cr合金的組織為馬氏體和奧氏體，其分布不均勻，在結(jié)合界面處有一個(gè)富奧氏體層。

2）結(jié)合區(qū)內(nèi)球墨鑄鐵受熱影響發(fā)生了奧氏體化和部分熔化，部分熔化發(fā)生在臨近結(jié)合界面的石墨球周圍，其冷卻后在石墨球周圍形成一層馬氏體殼和一層萊氏體殼的雙層殼型組織形態(tài)；未熔化部位的組織為馬氏體和鐵素體；珠光體球墨鑄鐵比鐵素體球墨鑄鐵形成的馬氏體多。

3）結(jié)合區(qū)的硬度分布不均勻，球墨鑄鐵從基材到結(jié)合界面硬度逐步升高，最高達(dá)630HV，增材制造的Fe-Cr合金平均硬度為510HV，比珠光體球墨鑄鐵基體高1倍，比鐵素體球墨鑄鐵基體高1.7倍。

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Microstructure and Property of Bonding Zone of Fe-Cr Alloy Prepared by Arc Additive Manufacturing on Nodular Cast Iron

HE Zhong-pu, ZENG Da-xin, SHI Qiu-yue, ZHAO Hong-li

(School of Materials Science and Engineering, Hubei University of Automotive Technology, Hubei Shiyan 442002, China)

The work aims to prepare Fe-Cr alloy by arc additive manufacturing on nodular cast iron substrate, and study the microstructure and property of the bonding zone, in order to obtain bimetallic components with good metallurgical bonding that can meet the performance requirements of blanking die. GMAW process was used for additive manufacturing. The microstructure of the bonding zone was characterized by optical microscope and scanning electron microscope, and its formation mechanism was analyzed. There were no obvious cracks and pores in the bonding zone of Fe-Cr alloy and nodular cast iron. The solidification structure of Fe-Cr alloy was columnar crystal and equiaxed crystal, which transformed into martensite and retained austenite after cooling, but the distribution was uneven and there was an austenite-rich layer at the interface. The nodular cast iron in bonding zone was austenitized and melted partially by heat effect. Melting occurred at the place around the nodular graphite near interface and the melted metal transformed to a double-layer shell structure of martensite and ledeburite around the nodular graphite after cooling. The unmelted metal existed as martensite and ferrite and there was more martensite formed in pearlite nodular cast iron than ferritic nodular cast iron. The hardness distribution in the bonding zone was uneven. The hardness of nodular cast iron increased gradually from substrate to bonding interface, up to 630 HV, and the average hardness of Fe-Cr alloy was 510 HV. Fe-Cr alloy with good metallurgical bonding with nodular cast iron can be prepared by arc additive manufacturing and its microstructure is composed of martensite and retained austenite with high hardness, which can meet the performance requirements of blanking die.

nodular cast iron; arc additive manufacturing; Fe-Cr alloy; bonding zone; microstructure

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.02.013

TG455

A

1674-6457(2023)02-0105-09

2022?02?16

2022-02-16

何中璞（1994—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)殡娀≡霾闹圃臁?/p>

HE Zhong-pu (1994-), Male, Postgraduate, Research focus: wire and arc additive manufacturing.

曾大新（1962—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)榻饘俨牧霞庸ぁ?/p>

ZENG Da-xin (1962-), Male, Doctor, Professor, Research focus: metal material processing.

何中璞, 曾大新, 史秋月, 等. 球墨鑄鐵表面電弧增材制造Fe?Cr合金結(jié)合區(qū)組織和性能[J]. 精密成形工程, 2023, 15(2): 105-113.

HE Zhong-pu, ZENG Da-xin, SHI Qiu-yue, et al. Microstructure and Property of Bonding Zone of Fe-Cr Alloy Prepared by Arc Additive Manufacturing on Nodular Cast Iron[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(2): 105-113.