機(jī)械沖擊對高硬激光熔覆層力學(xué)性能與微觀組織的影響

鄭麗娟 付宇明 王好平 齊 童

燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,秦皇島,066004

?

機(jī)械沖擊對高硬激光熔覆層力學(xué)性能與微觀組織的影響

鄭麗娟 付宇明 王好平 齊 童

燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,秦皇島,066004

為減少高硬合金激光熔覆層缺陷，提出了一種將機(jī)械沖擊作用于激光熔覆過程的工藝方法，在45鋼軸表面制備了Ni基、Fe基和Co基三種高硬合金熔覆層，對比分析了機(jī)械沖擊對熔覆層力學(xué)性能和微觀組織的影響。研究結(jié)果表明：加載機(jī)械沖擊可改善熔覆層表面熔覆質(zhì)量，抑制裂紋的萌生；機(jī)械沖擊對不同材料的熔覆層力學(xué)性能影響不同，Ni65WC試樣的可承受最大載荷提高了26.2%，但斷裂總伸長量卻減小了約37%，F(xiàn)e90試樣的可承受最大載荷提高了21.3%，而且斷裂總伸長量亦增大約21%，Sti6+3%WC試樣的可承受最大載荷提高了9.04%，其斷裂總伸長量無明顯變化；機(jī)械沖擊使微觀組織明顯細(xì)化，顯微硬度提高。

熔覆層；沖擊；力學(xué)性能；微觀組織

0 引言

激光熔覆是一種重要的再制造手段，采用激光束作為移動熱源。當(dāng)在普通碳鋼基材上熔覆制備高硬合金時，由于熔覆合金與基體的物性差異，熔覆層常存在裂紋、氣孔等缺陷[1-2]。為避免熔覆層缺陷，目前主要采用改善熔覆工藝、設(shè)計熔覆合金及外加超聲波或電磁場輔助作用等技術(shù)方案，這些技術(shù)手段均在熔覆層質(zhì)量控制中起到一定的作用，卻又不同程度地受到零件材料、結(jié)構(gòu)、成本等因素的限制[3-7]。本文將一種簡單、高效的機(jī)械沖擊法應(yīng)用于激光熔覆過程。機(jī)械沖擊法對激光熔覆層的作用體現(xiàn)在兩個方面：一方面對熔池的間接振動作用，使熔覆過程中熔池?zé)崃拷粨Q速度、溶液對流程度增加，枝晶破碎作用增強(qiáng)，從而促進(jìn)氣體的排出，減少組織成分偏析、枝晶粗大、晶間裂紋等現(xiàn)象[8-9]；另一方面，對已成形但仍處于高溫狀態(tài)下的凝固組織進(jìn)行高頻擊打，使其產(chǎn)生壓應(yīng)變，使受到較大拉應(yīng)力的組織塑性得以延展，減少裂紋的產(chǎn)生[10]。

考慮到不同材料熔覆層的性能差異，采用大功率半導(dǎo)體激光器，在45鋼軸表面分別制備了Ni基、Fe基和Co基高硬熔覆層，在激光熔覆過程中輔以機(jī)械沖擊，研究機(jī)械沖擊對不同材料高硬合金熔覆層表面質(zhì)量、力學(xué)性能和微觀組織的影響。

1 試驗方法

試驗采用4 kW半導(dǎo)體激光器，工作波長為976 nm，光斑尺寸為11.5 mm×2 mm，焦距為300 mm。在激光熔覆過程中利用機(jī)械沖擊裝置對熔覆層施加機(jī)械沖擊，裝置工作原理圖見圖1。通過空壓機(jī)產(chǎn)生高壓壓縮空氣，壓縮空氣通過進(jìn)氣孔11進(jìn)入A室中，推動沖擊塊9，使沖擊塊9獲得一定的初速度和動能，沖擊錘頭7帶著變形的彈簧與熔覆層6撞擊，然后沖擊錘頭7復(fù)位，完成一次機(jī)械沖擊過程，通過調(diào)節(jié)初始距離L2和空壓機(jī)壓力可調(diào)節(jié)沖擊力和頻率。

1.缸體 2.激光束 3.送粉管 4.粉末 5.工件 6.熔覆單道 7.沖擊錘頭 8.拉簧 9.沖擊塊 10.泄氣孔 11.進(jìn)氣孔圖1 熔覆過程機(jī)械沖擊機(jī)構(gòu)工作原理Fig.1 Mechanical impact mechanism of cladding process

熔覆試件選用45鋼實心軸，尺寸為φ40 mm×200 mm，熔覆材料分別選用Ni基、 Fe基 和Co基高硬合金粉末，粉末粒度為150～325目，基體與熔覆材料合金成分如表1、表2所示。激光熔覆功率為3200 W，熔覆速度為320 mm/min。沖擊錘頭為直徑8 mm的圓柱形，固定距離L2約30 mm，距光斑中心圓周距離約20 mm，此時錘頭對熔覆面的沖擊應(yīng)力約2.3 MPa。

表1 基材的化學(xué)成分

表2 熔覆材料的化學(xué)成分

拉伸試驗在WDW3100萬能試驗機(jī)上進(jìn)行，試件分3組，每組4個試樣，試件尺寸參照《GB/T 228-2002矩形橫截面比例試樣》，如圖2所示，標(biāo)距為36 mm，拉伸速度為1 mm/min，輸出載荷-位移線圖。制備金相試樣，經(jīng)過打磨、拋光，選用王水(V(HCL)∶V(HNO3)=3∶1)進(jìn)行腐蝕，根據(jù)不同合金耐酸腐蝕性能控制腐蝕時間(Fe基約30 s，Ni基約1 min，Co基約2 min)，然后將試件沖洗、吹干，在Axiovert200光學(xué)顯微鏡下對組織進(jìn)行觀察分析，其他待觀察試樣用定性濾紙包裝。鑒于機(jī)械沖擊對物相影響不大，采用D/max-2500/Pc型衍射儀，僅對不同基材未經(jīng)沖擊試件進(jìn)行物相分析，2θ確定為20°～100°，掃描速度為3°/min，得到各試樣的衍射曲線。采用FM-ARS9000顯微硬度測量系統(tǒng)對試件進(jìn)行顯微硬度測試，該系統(tǒng)的壓頭是金剛石壓頭，由于熔覆層硬度較高，故加載質(zhì)量500 g，保持時間為15 s。

圖2 拉伸試件Fig.2 Tensile specimen

2 結(jié)果與討論

2.1 機(jī)械沖擊對熔覆層表面質(zhì)量的影響

在45鋼軸外表面將每種熔覆材料熔覆5道，調(diào)節(jié)沖擊頻率為0、10 Hz、20 Hz、30 Hz和40 Hz，對應(yīng)每道編號為0～4，熔覆后的覆層表面如圖3所示。圖3a所示為Ni65WC熔覆層，檢測熔覆層表面發(fā)現(xiàn)：表面無裂紋，呈暗灰色，與未受沖擊的0號熔覆層相比，1～4號熔覆層厚度變薄，這主要是因為機(jī)械沖擊引起的工件高頻振動使粉末均勻增密，進(jìn)而使熔覆層致密度增大。圖3b所示為Fe90熔覆層，覆層表面無裂紋，但施加沖擊的覆層顏色明顯深于無沖擊覆層顏色，說明施加沖擊后，其表面溫度升高，熔池溫度梯度相對減小，熔池攪拌劇烈，使粉末熔覆所需的比能量相對減小，體現(xiàn)了機(jī)械沖擊對熔池溫度的均勻性、熔池的對流強(qiáng)度等有明顯的作用，同時覆層厚度變化與圖3a相同，但熔覆表面有錘擊凹坑。圖3c所示為Sti6+3%WC熔覆層，其表層呈明亮的銀灰色，由于熱物理參數(shù)的差異及殘余應(yīng)力大等原因，出現(xiàn)了多道軸向裂紋，其中4號覆層表面與其他覆層相比，厚度小，且極為光亮，表面綠色氧化皮少，沒有出現(xiàn)熔池向前推進(jìn)時的類波紋現(xiàn)象，說明該熔覆層熔化較為充分，機(jī)械沖擊對涂層質(zhì)量作用顯著，加載一定頻率的機(jī)械沖擊后其裂紋數(shù)目明顯減少，表3所示為圖3c工件表面裂紋數(shù)目統(tǒng)計，體現(xiàn)出機(jī)械沖擊熔覆層的裂紋抑制效果較為明顯。

(a)Ni65WC熔覆層

(b)Fe90熔覆層

(c)Sti6+3%WC熔覆層圖3 熔覆層表面形貌圖Fig.3 Surface topography of cladding layer

熔覆層0號1號2號3號4號裂紋數(shù)65521

2.2 機(jī)械沖擊對拉伸性能的影響

拉伸試驗所得載荷位移曲線如圖4所示。從圖4a可以看出：未受沖擊試樣在拉斷前有多個臺階，主要原因是45鋼塑性高于高硬熔覆層塑性，出現(xiàn)熔覆層先于基材出現(xiàn)裂紋和斷裂現(xiàn)象，當(dāng)施加40 Hz沖擊后，表層在變薄的同時強(qiáng)度明顯提高，無明顯先于基材早期斷裂現(xiàn)象，可承受最大載荷提高了4900 N，提高比例為26.2%，但斷裂總伸長量卻減小約37%。由圖4b可以看出：受沖擊試件在拉伸過程中無明顯屈服現(xiàn)象，可承受最大載荷提高了3600 N，提高比例為21.3%，而且斷裂總伸長量亦增加約21%。由圖4c可以看出：施加沖擊后的試件仍出現(xiàn)明顯的屈服現(xiàn)象，可承受最大載荷提高了1700 N，提高比例為9.04%，其斷裂總伸長量無明顯變化。

(a)Ni65WC熔覆層

(b)Fe90熔覆層

(c)Sti6+3%WC熔覆層圖4 各拉伸試件的載荷-位移曲線Fig.4 Load displacement curve of each tensile specimen

2.3 機(jī)械沖擊對微觀組織的影響

由于熔覆層結(jié)合處的元素成分變化最劇烈，應(yīng)力、溫度梯度變化大，同時基材表面的疲勞層等去除不干凈等因素，使結(jié)合處易產(chǎn)生微裂紋，若裂紋擴(kuò)展，則會穿過熔覆層成為宏觀裂紋，或產(chǎn)生熔覆層受載剝落等現(xiàn)象。圖5為Ni65WC熔覆層與基材結(jié)合處的顯微組織圖與物相分析圖。由圖5可明顯看出，經(jīng)過機(jī)械沖擊的覆層塊狀WC尺寸減小，使硬質(zhì)相的彌撒強(qiáng)化作用增強(qiáng)，同時振動引起強(qiáng)烈攪拌作用使WC不再過多沉積于底部，這對微裂紋的產(chǎn)生有抑制作用。圖6、圖7分別為Fe90熔覆層和Sti6+3%WC熔覆層與基材結(jié)合處的顯微組織圖與物相分析圖。從圖6、圖7中可以看出，F(xiàn)e90熔覆層中白色的枝晶主要由奧氏體組成，為Fe-Cr固溶體組織，由于含Cr較高，故形成大量碳化物(Fe，Cr)7C3，作為硬質(zhì)相在枝晶間呈網(wǎng)狀分布，對組織的強(qiáng)度等有重要作用；Sti6+3%WC熔覆層白色枝晶為f.c.c的鈷固溶體，同時在晶界處與C形成高硬度碳化物(Cr，W)7C3，而且其對晶間的耐腐蝕起著重要的作用；由受沖擊和未受沖擊試樣組織形貌對比可以看出，機(jī)械振動作用引起的“強(qiáng)烈紊流”作用，使枝晶方向與正溫度梯度方向夾角增大，抑制枝晶沿梯度成長，由于粗大枝晶在強(qiáng)烈的熔池對流沖擊下破碎成多方向多小段枝晶，故熔覆層性能各向異性減弱，枝晶間距離明顯減小，熔覆層致密性增強(qiáng)，細(xì)晶強(qiáng)化作用顯著。

(a)未受沖擊 (b)受沖擊

(c)X衍射圖5 Ni65WC熔覆層微觀組織與物相分析Fig.5 Microstructure and phase analysis of Ni65WC cladding layer

(a)未受沖擊 (b)受沖擊

(c)X衍射圖6 Fe90熔覆層微觀組織與物相分析Fig.6 Microstructure and phase analysis of cladding layer by Fe90

2.4 機(jī)械沖擊對顯微硬度的影響

在測量顯微硬度時，從距熔覆層表面約0.2 mm處開始到基材一共取9個點，圖8為不受沖擊試樣和受沖擊頻率為40 Hz試樣的顯微硬度曲線圖。從圖8可以看出，施加機(jī)械沖擊使不同材料熔覆層的顯微硬度均得到提高，而且顯微硬度提高的位置包括熔覆層的上部、中部和底部，但不同材料不同部分的提高比例并不相同，如表4所示。由表4可以看出，由于各覆層的屈服強(qiáng)度不同，相同頻率的沖擊力對熔覆層表面硬度改變量并不相同，屈服強(qiáng)度較低的Fe90熔覆層更易產(chǎn)生應(yīng)變強(qiáng)化。結(jié)合顯微組織分析可知，沖擊后顯微硬度提高的原因是應(yīng)變強(qiáng)化和組織細(xì)化。

(a)未受沖擊 (b)受沖擊

(c)X衍射圖7 Sti6+3%WC熔覆層微觀組織與物相分析Fig.7 Microstructure and phase analysis of cladding layer by Sti6+3%WC

(a)Ni65WC熔覆層

(b)Fe90熔覆層

(c)Sti6+3%WC熔覆層圖8 各材料熔覆層橫截面顯微硬度Fig.8 Cross section microhardness of the cladding layers

表4 各工件受沖擊熔覆層橫截面顯微硬度提高比例

3 結(jié)論

(1)在激光熔覆過程中對熔覆層施加一定強(qiáng)度的機(jī)械沖擊是改善熔覆層表面質(zhì)量、抑制裂紋萌生的有效手段，但熔覆層厚度會有所減小，表面由于機(jī)械沖擊會產(chǎn)生凹坑。

(2)在同樣的試件尺寸和測試條件下，計算拉伸位移和斷裂載荷的變化，證明施加機(jī)械沖擊可提高熔覆試件的強(qiáng)度，但不同材料提高比例不同，Ni65WC試樣的可承受最大載荷提高了26.2%，但斷裂總伸長量卻減小約37%；Fe90試樣的可承受最大載荷提高了21.3%，斷裂總伸長量亦提高約21%；Sti6+3%WC試樣的可承受最大載荷提高了9.04%，其斷裂總伸長量無明顯變化。

(3)施加機(jī)械沖擊的熔覆層顯微硬度明顯提高，一方面是因為施加沖擊力的應(yīng)變強(qiáng)化作用，另一方面是由于機(jī)械振動引起的細(xì)晶強(qiáng)化作用。

[1] FALLAH V, ALIMARDANI M, CORBIN S F, et al. Impact of Localized Surface Preheating on the Microstructure and Crack Formation in Laser Deposition of Stellite1 on AISI 4340 Steel[J]. Applied Surface Science,2010,257:1716-1723.

[2] 劉貴仲，鐘文華,高原.激光熔覆涂層缺陷的形成及防治[J].表面技術(shù),2012,41(5):89-92. LIU Guizhong, ZHONG Wenhua, GAO Yuan. Formation and Resolving Method of the Structure Defect about Laser Cladding Coatings[J]. Surface Technology,2012,41(5):89-92.

[3] 楊寧,李立凱.激光熔覆層的開裂行為及其防治[J].材料熱處理技術(shù),2011,40(24):150-152. YANG Ning, LI Likai. Cracking Behavior and Preventing Methods of Laser Cladding Layer[J]. Material & Heat Treatment,2011,40(24):150-152.

[4] HUANG Yongjun, ZENG Xiaoyan. Investigation on Cracking Behavior of Ni-based Coating by Laser-induction Hybrid Cladding[J]. Applied Surface Science,2010,256(20):5985-5992.

[5] 徐成偉,姜偉,胡芳友.稀土元素和工藝參數(shù)對激光熔覆層微觀形貌的影響[J].表面技術(shù)，2009,38(3)：58-60. XU Chengwei, JIANG Wei, HU Fangyou. The Effect of Rare Earth Elements and Craft Parameters on the Microstructureby CO2Laser Cladding[J].Surface Technology,2009,38(3)：58-60.

[6] 傅戈雁,石世宏,張赟，等.多沖碰撞載荷下激光涂層的裂紋損傷及機(jī)理分析[J].中國機(jī)械工程,2006,17(21):2296-2299. FU Geyan, SHI Shihong, ZHANG Yun, et al. An-alysis to Flaw Damaging and Mechanism of Laser Coating under Repeated Impact Load [J]. China Mechanical Engineering, 2006,17(21):2296-2299.

[7] 許華,鄭啟光,丁周華，等.電磁攪拌輔助激光熔覆硬質(zhì)合金的研究[J].激光技術(shù),2005,29(5):449-469. XU Hua, ZHENG Qiguang, DING Zhouhua,et al. Study on Laser Cladding Hard Alloy with Electromagnetic Stirring[J]. Laser Technology,2005,29(5):449-469.

[8] 王傳琦,劉洪喜,周榮，等.機(jī)械振動輔助激光熔覆NiCrBSi-TiC復(fù)合涂層中顆粒相行為特征[J]. 金屬學(xué)報,2013,49(2):221-228. WANG Chuanqi, LIU Hongxi, ZHOU Rong, et al. Characteristic Behaviors of Particle Phases in NiCrBSi-TiC Composite Coating by Laser Cladding Assisted by Mechanical Vibration[J]. Acta Metallurgica Sinica,2013,49(2):221-228.

[9] 王維,郭鵬飛,張建中，等.超聲波BT20鈦合金激光熔覆過程的作用[J].中國激光,2013,40(8):1-5. WANG Wei, GUO Pengfei, ZHANG Jianzhong, et al. Ultrasonic Effect on Laser Cladding BT20 Titanium Alloy Process[J]. Chinese Journal of Lasers,2013,40(8):1-5.

[10] 徐文立,黎明,劉雪松，等.動態(tài)低應(yīng)力小變形無熱裂隨焊錘擊焊接技術(shù)研究[J].材料科學(xué)與工藝,2001,9(1)：126-129. XU Wenli, LI Ming, LIU Xuesong, et al. Dynamic Low Stress-little Distortion-hot Crackfree Welding Technology by Ttrailing Peening[J]. Materials Science&Technology,2001,9(1)：126-129.

(編輯 袁興玲)

Effects of Mechanical Shocks on Mechanics Properties and Microstructures of High Hardness Laser Cladding

ZHENG Lijuan FU Yuming WANG Haoping QI Tong

School of Mechanical Engineering,Yanshan University, Qinhuangdao，Hebei，066004

In order to reduce the defects of high hardness alloy cladding layers, a new technique for the laser cladding processes was presented. The Ni based, Fe based and Co based three kinds of high hardness alloy cladding layers were prepared on the surfaces of 45 steel. The effects of mechanical shocks on the mechanics properties and microstructures of the cladding layers were compared and analyzed. Research results show that the surface cladding quality of cladding layers may be improved by loading the mechanical shocks, restrian cracks. Mechanical shocks have different impacts on mechanics properties of cladding layers of different materials. Ni65WC specimen may withstand the maximum load increased by 26.2%, but the total elongation is reduced by about 37%, the ratio of the maximum load to the Fe90 sample may be increased to 21.3%, and the total elongation is also approximately improved, the ratio of the maximum load to the Sti6+3%WC sample may be increased to 9.04%, no obvious changes in the total elongation. Mechanical impacts make the microstructure significantly refined, micro hardness improved.

laser cladding; impact; mechanics property; microstructure

2016-10-14

國家自然科學(xué)基金資助項目(51105325);河北省自然科學(xué)基金資助項目(E2015203217，E2014203223)

TH117.1

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.13.015

鄭麗娟，女，1971年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授、博士。主要研究方向為激光熔覆強(qiáng)化與再制造技術(shù)。發(fā)表論文70余篇。付宇明(通信作者)，男，1971年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授。E-mail:fymzlj@163.com。王好平，男，1989年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。齊 童，男，1992年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。