QT600球墨鑄鐵激光熔覆數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

許彥，李昌，賈騰輝，陳馨雪，韓興

QT600球墨鑄鐵激光熔覆數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

許彥，李昌，賈騰輝，陳馨雪，韓興

（遼寧科技大學(xué) 機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，遼寧 鞍山 114051）

揭示QT600球墨鑄鐵激光熔覆動(dòng)態(tài)演化過(guò)程的機(jī)理，為球墨鑄鐵熔覆過(guò)程中拓寬熔覆材料范圍、優(yōu)化工藝參數(shù)、改進(jìn)熔覆質(zhì)量提供理論依據(jù)。同時(shí)考慮移動(dòng)高斯熱源、材料物性參數(shù)溫變影響、熔池表面張力和浮力對(duì)熔融態(tài)金屬流動(dòng)的Marangoni效應(yīng)等因素，建立球墨鑄鐵激光熔覆多場(chǎng)耦合三維數(shù)值模型。通過(guò)QT600球墨鑄鐵激光熔覆實(shí)驗(yàn)，利用Zeiss?SIGMA HD場(chǎng)發(fā)射SEM觀察熔覆層的形貌及顯微組織，采用QNESS?Q10M硬度儀測(cè)試熔覆層和基體顯微硬度。在光源中心形成了“橢球”狀熱影響區(qū)，沿激光掃描方向溫度明顯呈單峰分布，且周期性前移，流速在1 s時(shí)達(dá)到0.24 m/s，前半部熔池呈順時(shí)針環(huán)流，后半部熔池呈逆時(shí)針環(huán)流，在活性元素影響下將導(dǎo)致熔池環(huán)流發(fā)生逆轉(zhuǎn)。受溫度梯度的影響，光斑后方呈收縮狀應(yīng)力帶。數(shù)值模擬熔覆層形貌與實(shí)驗(yàn)一致，顯微組織形態(tài)符合快速凝固原理的變化規(guī)律，驗(yàn)證了模型的有效性，熔覆層硬度明顯高于基體，約為基體的1.6倍。數(shù)值模擬揭示了溫度場(chǎng)、流場(chǎng)、塑性應(yīng)力場(chǎng)瞬態(tài)演變規(guī)律，實(shí)驗(yàn)表明激光熔覆IN625合金粉末可有效改善球墨鑄鐵件的表面質(zhì)量，提高其力學(xué)性能。

激光熔覆；球墨鑄鐵；多場(chǎng)耦合；Marangoni效應(yīng)

球墨鑄鐵的綜合性能近似于鋼，且價(jià)格較低，在機(jī)床床身、活塞、曲軸、制動(dòng)杠桿的鑄造中得到了廣泛應(yīng)用[1-4]。由于球墨鑄鐵在鑄造過(guò)程中易產(chǎn)生裂紋、砂眼等組織缺陷，處于極端苛刻使役工況下，表面易發(fā)生磨損、腐蝕失效。使用電弧焊、等離子噴涂等傳統(tǒng)表面改性技術(shù)對(duì)工件表面進(jìn)行修復(fù)與強(qiáng)化時(shí)，其溫度輸入的可控性較差，精度和穩(wěn)定性無(wú)法得到保證，修復(fù)后易產(chǎn)生氣孔、裂紋等缺陷，很難滿足實(shí)際使用要求[5-6]。

自1976年美國(guó)授權(quán)第1個(gè)激光熔覆專利后，該技術(shù)受到眾多學(xué)者及生產(chǎn)制造人員的廣泛關(guān)注。目前，該技術(shù)已在汽車(chē)制造、航空航天、醫(yī)療器械等領(lǐng)域廣泛應(yīng)用[7]。2016年，張德強(qiáng)等[8]通過(guò)模擬揭示Cr12MoV激光熔覆過(guò)程溫度場(chǎng)的變化規(guī)律，其模型采用“生死”單元方法對(duì)熔覆層進(jìn)行設(shè)定，無(wú)法真實(shí)反應(yīng)熔覆層形貌的變化情況。2018年，楊鵬聰?shù)萚9]通過(guò)實(shí)驗(yàn)，分析了不同掃描速度下球墨鑄鐵顯微組織的變化規(guī)律。不過(guò)，僅憑實(shí)驗(yàn)無(wú)法分析激光熔覆的瞬態(tài)演變規(guī)律。2020年，李海洋等[10]通過(guò)數(shù)值模擬，分析了H13鋼激光熔覆鈷基合金溫度場(chǎng)的演變規(guī)律，并通過(guò)觀察熔覆層的顯微組織驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，但模型未對(duì)流場(chǎng)規(guī)律進(jìn)行分析。2020年，Gao等[11]通過(guò)數(shù)值模擬分析了激光熔覆過(guò)程中熔池溫度和熔覆層幾何形狀的變化規(guī)律，其模型未考慮材料物性參數(shù)隨溫度變化所帶來(lái)的影響。同年，鄧德偉等[12]通過(guò)盲孔實(shí)驗(yàn)方法測(cè)量了激光熔覆后基體與熔覆層的殘余應(yīng)力，但僅通過(guò)實(shí)驗(yàn)無(wú)法揭示熔覆過(guò)程及冷卻期間應(yīng)力的瞬變規(guī)律。以上研究表明，目前針對(duì)激光熔覆已有大量研究，但大部分研究都集中針對(duì)鋼類(lèi)基體，針對(duì)球墨鑄鐵方面的研究較少，可選擇的熔覆粉末具有局限性，僅依靠材料學(xué)實(shí)驗(yàn)很難獲取熔覆過(guò)程中多物理場(chǎng)耦合作用的瞬態(tài)演化規(guī)律，而且目前針對(duì)球墨鑄鐵激光熔覆的數(shù)值模擬大多局限于單一物理場(chǎng)或部分場(chǎng)，未實(shí)現(xiàn)溫度–流速–應(yīng)力的全耦合計(jì)算。

球墨鑄鐵組織和化學(xué)成分均具有很強(qiáng)的非均勻性，球墨鑄鐵石墨相中碳元素的熔覆擴(kuò)散行為導(dǎo)致熔覆過(guò)程較為復(fù)雜，因此針對(duì)球墨鑄鐵件的激光熔覆的應(yīng)用范圍較窄，針對(duì)重點(diǎn)工業(yè)領(lǐng)域球墨鑄鐵激光熔覆應(yīng)用的可行性、可靠性、有效性急需得到驗(yàn)證。激光熔覆中溫度變化會(huì)影響熔池流速，進(jìn)而影響熔池形貌，因此通過(guò)實(shí)驗(yàn)很難揭示熔覆中多場(chǎng)耦合動(dòng)態(tài)演變機(jī)理。文中基于有限元軟件，以QT600球墨鑄鐵激光熔覆IN625粉末為研究對(duì)象，同時(shí)考慮移動(dòng)高斯熱源、材料物性參數(shù)溫變影響、熔池表面張力和浮力對(duì)熔融態(tài)金屬流動(dòng)的Marangoni效應(yīng)等因素，采用ALE動(dòng)網(wǎng)格法，模擬熔池液/氣界面移動(dòng)過(guò)程，建立溫度–流速–應(yīng)力全耦合數(shù)值模型，計(jì)算結(jié)果揭示了溫度場(chǎng)、流場(chǎng)、塑性應(yīng)力場(chǎng)的瞬態(tài)演變規(guī)律。通過(guò)QT600球墨鑄鐵激光熔覆實(shí)驗(yàn)，基于Zeiss–SIGMA HD場(chǎng)發(fā)射SEM觀察熔覆層的形貌及顯微組織變化，驗(yàn)證了模型有效性。

1 激光熔覆數(shù)值模型建立

激光熔覆以激光為熱源，將不同于工件原有性能的合金粉末熔化后冷凝，與工件形成冶金結(jié)合熔覆層。激光熔覆技術(shù)屬于新型環(huán)保技術(shù)，具有急冷急熱、變形小、結(jié)合能力強(qiáng)、易操作等優(yōu)點(diǎn)，可有效解決球墨鑄鐵件缺陷修補(bǔ)和強(qiáng)化問(wèn)題，提高其硬度與耐磨性[13]，延長(zhǎng)其使用壽命。激光熔覆的原理如圖1所示。

1.1 溫度場(chǎng)、流場(chǎng)、塑性應(yīng)力場(chǎng)控制方程

球墨鑄鐵的激光熔覆溫度場(chǎng)控制方程符合傅里葉定律，金屬熔化帶來(lái)的潛熱也應(yīng)該被考慮[14]，方程見(jiàn)式（1）。

式中：為潛熱；為液相分?jǐn)?shù)。

式中：下標(biāo)l代表液相；下標(biāo)s代表固相。

球墨鑄鐵的激光熔覆流場(chǎng)控制方程符合Navier– Stokes動(dòng)量方程[15]，見(jiàn)式（4）。

式中：為動(dòng)力黏度；為壓力；為單位矩陣。

在流場(chǎng)計(jì)算中，Navier–Stokes方程配合連續(xù)性方程共同求解，連續(xù)性方程見(jiàn)式（5）。

球墨鑄鐵的激光熔覆塑性應(yīng)力場(chǎng)遵循牛頓第二定律，其微分控制方程見(jiàn)式（6）。

式中：為應(yīng)力；volume為體積力。

在塑性應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算中，基于von Mises屈服準(zhǔn)則判別材料是否發(fā)生塑性轉(zhuǎn)變[16]，其判斷表達(dá)式見(jiàn)（7）。

總應(yīng)變表達(dá)式見(jiàn)式（8）。

式中：為總應(yīng)變；st為應(yīng)力引起的應(yīng)變；th為熱應(yīng)變；el為彈性應(yīng)變；pl為塑性應(yīng)變。

1.2 溫度場(chǎng)、流場(chǎng)、塑性應(yīng)力場(chǎng)邊界條件

在球墨鑄鐵激光熔覆中，邊界條件主要有激光熱源輸入、熱對(duì)流、熱輻射等[17]。為了符合實(shí)際工況，采用隨時(shí)間變化的高斯熱源作為輸入熱通量[18]，見(jiàn)式（9）。

式中：為激光功率；為激光吸收率；為激光半徑；s為激光掃描速度；、分別為激光移動(dòng)過(guò)程中光斑中心的瞬時(shí)坐標(biāo)值。

熱對(duì)流和熱輻射方程分別見(jiàn)式（10）—（11）。

在球墨鑄鐵激光熔覆流場(chǎng)中，最顯著的特征為浮力和表面張力對(duì)熔融態(tài)金屬流動(dòng)的Marangoni效應(yīng)[19]。浮力與表面張力方程分別見(jiàn)式（12）—（13）。

式中：為重力加速度；為熱膨脹系數(shù)；M為熔點(diǎn)溫度；1為純金屬表面張力；0為恒定表面張力梯度。

采用任意拉格朗日–歐拉（ALE）動(dòng)網(wǎng)格法，模擬熔覆層動(dòng)態(tài)成形過(guò)程[20]。移動(dòng)方程見(jiàn)式（14）。

在激光熔覆中，應(yīng)力場(chǎng)包括彈性階段和塑性階段[21]。彈性階段采取的條件見(jiàn)式（15）。

式中：el為彈性應(yīng)力；為彈性張量；ext為外部應(yīng)力。

塑性階段采用的條件見(jiàn)式（16）。

式中：ys為屈服應(yīng)力；ys0為初始屈服應(yīng)力；ysf為飽和流動(dòng)應(yīng)力；為飽和指數(shù)；epe為等效塑性應(yīng)變。

1.3 幾何模型與材料參數(shù)

基于有限元軟件建立球墨鑄鐵激光熔覆幾何模型，模型尺寸為16 mm×30 mm×6 mm，與軸成左、右對(duì)稱分布，整體采用自由四面體劃分網(wǎng)格，共包含140 561個(gè)域單元、7 420個(gè)邊界元和300個(gè)邊單元，求解自由度的數(shù)量為784 121（加上156 007個(gè)內(nèi)部自由度）。添加固體傳熱、層流、固體力學(xué)、ALE動(dòng)網(wǎng)格模塊對(duì)溫度場(chǎng)、流場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)動(dòng)態(tài)演變過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，模型示意圖如圖2所示?；w采用QT600，熔覆粉末采用IN625，材料元素的組成如表1所示。激光熔覆工藝參數(shù)如表2所示。

激光熔覆屬于動(dòng)態(tài)溫變過(guò)程，熔覆材料的物性參數(shù)會(huì)受到溫度的影響，這里采用Calculation of Phase Diagram（CALPHAD）法對(duì)溫變物性參數(shù)進(jìn)行計(jì)算[22]，計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

圖2 數(shù)值模型示意圖

表1 基體和粉末材料元素組成

Tab.1 Elemental composition of matrix and powder materials wt.%

表2 激光熔覆工藝的參數(shù)

Tab.2 Laser cladding process parameters

2 數(shù)值計(jì)算與結(jié)果分析

運(yùn)用DELL T7920塔式40核工作站對(duì)模型進(jìn)行計(jì)算，提取不同時(shí)刻的激光熔覆溫度云圖，分別如圖4所示。

由CALPHAD法計(jì)算得出QT600開(kāi)始熔化溫度為1 453 K。圖4表明，在0.1 s時(shí)熔覆最高溫度為1 940 K，基體開(kāi)始熔化。隨著光源的移動(dòng)，溫度持續(xù)上升，在0.6 s時(shí)熱輸入與熱損失逐漸達(dá)到平衡，最高溫度維持在2 360 K，在2.0 s時(shí)整個(gè)熔覆過(guò)程完成。由圖4可以看出，在光源中心形成了“橢球”狀熱影響區(qū)。圖4中等溫線表明，隨著熔覆的進(jìn)行，在熱傳導(dǎo)作用下，基體熱影響區(qū)逐漸增大。光源中心由于溫度集中而導(dǎo)致等溫線密集，從光源中心向四周呈梯度遞減，且沿掃描路徑正向的密集程度大于沿掃描路徑反向的密集程度。這是由于在熱輻射和熱對(duì)流的作用下已熔覆區(qū)域?qū)ξ慈鄹矃^(qū)域有一定預(yù)熱作用，已熔覆區(qū)域的熱量快速散失，符合激光熔覆急熱、急冷的技術(shù)特性[23]。

圖3 QT600和IN625溫變物性參數(shù)

圖4 不同時(shí)刻溫度場(chǎng)云圖

為了進(jìn)一步揭示球墨鑄鐵激光熔覆溫度場(chǎng)的瞬態(tài)演變規(guī)律，按照?qǐng)D5數(shù)據(jù)采集線提取數(shù)據(jù)，結(jié)果如圖6所示。線1為沿激光掃描路徑，位于–平面內(nèi)且平行于軸。線2為–平面內(nèi)垂直于激光掃描路徑，始終處于熔池的橫向切面內(nèi)，且標(biāo)距長(zhǎng)度隨著熔覆的進(jìn)行不斷變化。

由圖6a可知，溫度沿線1方向呈明顯的單峰分布，且周期性前移，峰值溫度呈現(xiàn)出逐漸增大后保持穩(wěn)定的趨勢(shì)，在0.8 s時(shí)溫度達(dá)到最大值（1 601 K）。由數(shù)據(jù)點(diǎn)分布看出，光源前方溫度梯度大于光源后方，且在熱對(duì)流與熱傳導(dǎo)作用下，已熔覆區(qū)域會(huì)對(duì)未熔覆區(qū)域產(chǎn)生預(yù)熱作用，已熔覆區(qū)域的溫度快速散失。由圖6b可知，隨著熔覆時(shí)間的增加，基體整體溫度隨之升高，越接近光斑中心處的溫度越高，溫度變化梯度較大，遠(yuǎn)離光斑中心位置處，溫度變化梯度趨于平緩，不同位置溫度由基體表面至底部均快速降低，在底部逐漸接近室溫。

圖5 數(shù)據(jù)采集線

提取不同時(shí)刻激光熔覆流場(chǎng)云圖，如圖7所示。由圖7可知，在0.1 s時(shí)基體熔化，熔池開(kāi)始形成，此時(shí)流速較低，沒(méi)有明顯的分布規(guī)律；隨著熔覆的進(jìn)行，熔池變寬、變深，逐漸呈現(xiàn)中心流速小、邊緣流速大的特點(diǎn)，且熔池邊緣呈均勻分布。隨著熔覆粉末逐漸落入熔池熔化，熔覆層逐漸升高，流速在1 s時(shí)達(dá)到最大，為0.24 m/s。通常情況下表面張力系數(shù)為負(fù)值，在浮力與表面張力共同作用下發(fā)生了Marangoni效應(yīng)，熔池前方呈現(xiàn)順時(shí)針環(huán)流，后方呈現(xiàn)逆時(shí)針環(huán)流，在環(huán)流的影響下，部分熔池底部流體重新涌向頂部。當(dāng)熔覆粉末中VIA 族的O、S、Se等活性元素含量較大時(shí)，表面張力系數(shù)會(huì)發(fā)生逆轉(zhuǎn)，由負(fù)值變?yōu)檎礫24]。此時(shí)，流體的流動(dòng)規(guī)律發(fā)生逆轉(zhuǎn)（圖8），流體由熔池邊緣流向熔池中心，熔池左側(cè)環(huán)流為順時(shí)針，右側(cè)環(huán)流為逆時(shí)針。比較圖8和圖7c可知，流速依舊呈現(xiàn)中心小、邊緣大的特點(diǎn)，且熔池邊緣流速均勻分布，但完全熔化區(qū)下方的流速明顯增大，最大值為0.16 m/s。

圖6 不同采集路徑溫度曲線

圖7 不同時(shí)刻流場(chǎng)云圖

圖8 添加活性元素流場(chǎng)云圖

按照?qǐng)D5數(shù)據(jù)采集線提取無(wú)活性元素流場(chǎng)數(shù)據(jù)，結(jié)果如圖9所示。由圖9a可知，流速沿線1方向呈“駝峰”分布，隨著熔覆的進(jìn)行，流速逐漸增大，且熔池前方略大于后方，在1 s時(shí)熔池前方的最大流速為0.227 m/s，因熔池中心完全熔化，所以流速始終接近0 m/s。由圖9b可知，熔池自頂部到底部呈現(xiàn)先增大后減小趨勢(shì)，且熔池深度不斷增加，受熔池底部溫度較低的影響，最大流速僅為0.056 m/s。

提取不同時(shí)刻的應(yīng)力場(chǎng)云圖，如圖10所示。由圖10a可知，在0.1 s時(shí)基體開(kāi)始熔化，此時(shí)應(yīng)力的最大值為391 MPa。隨著熔覆的持續(xù)進(jìn)行，溫度影響區(qū)不斷擴(kuò)大，應(yīng)力不斷增加。由圖10b可知，在0.6 s時(shí)應(yīng)力最大值位于熔池前方，為400 MPa。不同時(shí)刻光斑后方溫度梯度下降的速度大于光斑前方和兩側(cè)的，導(dǎo)致光斑后方的熱影響收縮速度大于前方和兩側(cè)的，光斑后方呈收縮狀應(yīng)力帶，光斑前方和兩側(cè)呈發(fā)散狀。在2 s時(shí)應(yīng)力云圖見(jiàn)圖10c，此時(shí)光斑離開(kāi)基體，基體被冷卻，部分應(yīng)力得到釋放，應(yīng)力僅為392 MPa。繼續(xù)運(yùn)算至2 000 s，此時(shí)基體溫度降至環(huán)境溫度（293.15 K），如圖10d所示，此時(shí)von Mises殘余塑性應(yīng)力為429 MPa，較激光熔覆結(jié)束時(shí)略有增大。這是因?yàn)榧す鈷呙杞Y(jié)束后基體溫度快速下降，基體發(fā)生了固態(tài)相變和析出強(qiáng)化，導(dǎo)致整個(gè)熔覆區(qū)域固相組分分布不均，基體von Mises殘余塑性應(yīng)力峰值相對(duì)于熔覆結(jié)束時(shí)有所增加。

圖9 不同采集路徑流速曲線

圖10 不同時(shí)刻應(yīng)力場(chǎng)云圖

按照?qǐng)D5數(shù)據(jù)采集線提取應(yīng)力場(chǎng)數(shù)據(jù)，如圖11所示。由圖11a可知，沿線1方向光斑中心處的應(yīng)力為0 MPa，熔池邊緣處最大值僅為50 MPa。由于熔覆區(qū)對(duì)未熔覆區(qū)有一定預(yù)熱作用，導(dǎo)致熔池前方的應(yīng)力大于熔池后方的應(yīng)力，隨著光源的不斷移動(dòng)，熔池后方的應(yīng)力逐漸趨于穩(wěn)定。在0.6～0.8 s時(shí)，應(yīng)力呈雙峰分布，并周期性前移，應(yīng)力最大值在0.8 s時(shí)達(dá)到穩(wěn)定。在0.1～0.8 s時(shí)熔池前方的應(yīng)力最大值為396.7 MPa，熔池后方的應(yīng)力最大值僅為360.7 MPa，在2 s時(shí)隨著熱量的散失，已熔覆區(qū)域應(yīng)力逐漸穩(wěn)定在390 MPa。沿線2方向應(yīng)力曲線見(jiàn)圖11b，表明應(yīng)力自光斑中心到基體底部呈現(xiàn)先增大后減小趨勢(shì)，受溫度的影響，熔池底部的最大應(yīng)力僅為362.6 MPa。由不同時(shí)刻應(yīng)力數(shù)據(jù)點(diǎn)分布密集程度可看出，自熔池底部到基體底部的數(shù)據(jù)點(diǎn)分布由稀疏變密集，表明應(yīng)力先急劇下降，后緩慢變化，應(yīng)力在基體底部趨近于穩(wěn)定，約為50 MPa。

圖11 不同采集路徑應(yīng)力曲線

3 實(shí)驗(yàn)分析與驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值模型的有效性、分析球墨鑄鐵激光熔覆IN625合金粉末的可行性，采用TruDisk4002碟片激光器搭配機(jī)械手臂進(jìn)行激光熔覆實(shí)驗(yàn)，粉末粒徑為53～150 μm，粉末顆粒形貌如圖12a所示。在實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，用電火花線切割將試件剖開(kāi)，采用砂紙對(duì)試件逐級(jí)打磨。經(jīng)多次拋光后，基體使用質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4%的硝酸溶液腐蝕，熔覆層使用王水腐蝕，腐蝕后基體的顯微組織如圖12b所示。使用Zeiss–SIGMA HD場(chǎng)發(fā)射SEM觀察熔覆層的形貌和顯微組織，采用QNESS–Q10M對(duì)熔覆層顯微硬度進(jìn)行測(cè)試。

經(jīng)測(cè)量，實(shí)驗(yàn)熔覆層的寬度為5.067 mm，高度為579.5 μm，數(shù)值模擬熔覆層寬度為4.843 mm，高度為535.6 μm，寬度誤差約為4.4%，高度誤差約為7.6%，誤差均在合理范圍內(nèi)，驗(yàn)證了數(shù)值模型的有效性。熔覆層輪廓的對(duì)比如圖13所示。

激光熔覆技術(shù)具有急熱、急冷的特點(diǎn)，直接影響金屬凝固的組織形態(tài)與尺寸。由快速凝固原理可知，溫度梯度和界面法向移動(dòng)速度為主要的影響因素[25]，溫度梯度與界面法向移動(dòng)速度的乘積會(huì)影響晶粒尺寸，乘積越大晶粒越細(xì)小、致密。溫度梯度與界面法向移動(dòng)速度的商會(huì)影響組織形態(tài)，所得結(jié)果較小，晶粒從平面晶逐漸向等軸晶轉(zhuǎn)變。通過(guò)數(shù)值計(jì)算得出，溫度梯度與界面法向移動(dòng)速度的乘積從熔池底部至熔池頂部依次增加，溫度梯度與界面法向移動(dòng)速度的商從熔池底部至熔池頂部依次較小。

圖12 粉末和基體材料的顯微觀測(cè)結(jié)果

圖13 熔覆層輪廓對(duì)比

觀察熔覆層不同位置的顯微組織，如圖14所示。由圖14a—d可知，自基體與熔覆層結(jié)合處至熔覆層頂部，顯微組織依次為平面晶、胞晶、樹(shù)枝晶和等軸晶，符合快速凝固原理中組織形態(tài)的變化規(guī)律[26]，與激光熔覆技術(shù)急熱、急冷的特性相一致。

采用QNESS–Q10M顯微硬度儀分別測(cè)量基體和熔覆層的維氏硬度值。將試樣清洗、拋光后放置于試驗(yàn)臺(tái)上，采用正四棱錐體金剛石壓頭，垂直于測(cè)試面施加0.980 7 N的載荷，載荷持續(xù)15 s后撤去。在測(cè)試面形成了菱形壓痕，儀器根據(jù)菱形壓痕對(duì)角線長(zhǎng)度自動(dòng)計(jì)算硬度值，并記錄數(shù)據(jù)。為了減小誤差，分別在基體和熔覆層上縱深等距取5個(gè)點(diǎn)進(jìn)行測(cè)量，基體與熔覆層的顯微硬度壓痕如圖15所示。

熔覆層與基體的顯微硬度結(jié)果對(duì)比如圖16所示。基體5點(diǎn)的硬度分別為171HV、200HV、186HV、177HV、225HV，熔覆層5點(diǎn)的硬度分別為341HV、286HV、319HV、291HV、282HV?；w的平均維氏硬度為191.8HV，熔覆層的平均維氏硬度為303.8HV。顯微硬度結(jié)果表明，熔覆層硬度明顯高于基體，約為基體的1.6倍。實(shí)踐表明，硬度測(cè)試是球墨鑄鐵激光熔覆的重要評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)之一，通過(guò)顯微硬度測(cè)試可知，激光熔覆IN625合金粉末能有效改善球墨鑄鐵件的表面質(zhì)量，提高其力學(xué)性能，延長(zhǎng)其使用壽命，可為提升熔覆質(zhì)量、拓寬可用熔覆材料范圍提供理論依據(jù)。

圖14 熔覆層不同位置顯微組織

圖15 熔覆層與基體顯微硬度壓痕

圖16 熔覆層與基體顯微硬度結(jié)果對(duì)比

4 結(jié)論

建立了QT600球墨鑄鐵激光熔覆溫度–流速–應(yīng)力全耦合數(shù)值模型，揭示了熔覆過(guò)程中溫度場(chǎng)、流場(chǎng)和塑性應(yīng)力場(chǎng)的瞬時(shí)演變規(guī)律。結(jié)果表明，在光源中心形成了“橢球”狀熱影響區(qū), 溫度沿激光掃描方向呈單峰分布。流速在1 s時(shí)為0.24 m/s，前部熔池呈順時(shí)針環(huán)流，后部呈逆時(shí)針環(huán)流。在2 s時(shí)光斑離開(kāi)基體，應(yīng)力僅為392 MPa；在2 000 s時(shí)冷卻至室溫，材料發(fā)生了固態(tài)相變和析出強(qiáng)化，應(yīng)力上升至429 MPa。

對(duì)比數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，熔覆層的寬度誤差為4.4%，高度誤差為7.6%，誤差在合理范圍內(nèi)，驗(yàn)證了數(shù)值模型的有效性。從基體至熔覆層頂部，顯微組織依次為平面晶、胞晶、樹(shù)枝晶和等軸晶，符合快速凝固原理中組織形態(tài)的變化規(guī)律。熔覆層與基體冶金結(jié)合良好，表面未出現(xiàn)裂紋、氣孔等缺陷，且通過(guò)顯微硬度測(cè)試，熔覆層硬度約為基體的1.6倍，驗(yàn)證了在球墨鑄鐵上激光熔覆鎳基合金的可行性，為球墨鑄鐵熔覆過(guò)程中拓寬可用熔覆材料范圍提供了理論依據(jù)。

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Numerical Simulation and Experimental Research on the Laser Cladding Process of QT600 Nodular Iron

,,,,

(School of Mechanical Engineering & Automation, University of Science and Technology Liaoning, Liaoning Anshan 114051, China)

Laser cladding is an emerging environment-friendly advanced manufacturing technology that effectively solves the defect repair and strengthening of the nodular iron castings, improving hardness and wear resistance, and prolonging service life. Due to the strong heterogeneity of nodular iron structure and chemical composition, complicated cladding process caused by the carbon diffusion of the graphite phase, and the limited selection of cladding powder. It is difficult to obtain the transient evolution law of multi-field coupling in the cladding process only by material science experiments. Therefore, in this paper, numerical modeling and experimental analysis are combined to study the transient evolution mechanism of IN625 laser cladding on QT600 nodular iron.

Taking IN625 laser cladding on QT600 nodular iron as the research object, a 16 mm×30 mm×6 mm finite element model was established. The final mesh contains 140 561 domain elements, 7 420 boundaries, and 300 edge elements. The number of freedom degrees that need to be solved is 784 121 (plus 156 007 internal freedom degrees). The effects of moving Gaussian heat source, the temperature variation of material physical parameters, molten pool surface tension and buoyancy on the Marangoni flow of molten metal were considered. Based on the ALE dynamic mesh method, the liquid/gas interface movement of the molten pool was simulated. A temperature-flow velocity-stress full coupled numerical model of the cladding process was established. The calculation results show that an "ellipsoidal" heat-affected zone is formed in the cladding process with the center of the light source. The temperature along the laser scanning direction is in an obvious unimodal distribution which moves forward periodically. The flow velocity reaches 0.24 m/s at 1 s. The first half of the molten pool circulates clockwise, and the second half of the molten pool circulates anticlockwise. Under the influence of active elements, the circulation of the molten pool will be reversed. Affected by the temperature gradient, there is a shrinkage stress band behind the light spot.

The TruDisk4002 disc laser was used with a 6-DOF serial robotic arm to operate laser cladding experiments. After the experiment, the test piece was divided by EDM wire cutting and polished step by step with sandpapers. After repeated polishing, the substrate was corroded by the 4% nitric acid solution, and the cladding layer was corroded with the aqua regia. The Zeiss-SIGMA HD field emission SEM was used to observe the morphology and microstructure of the cladding layer, and the QNESS-Q10M was used to test the microhardness of the cladding layer. The experimental results show that from the junction between the substrate and cladding layer to the top of the cladding layer, the microstructures are plane crystal, cellular crystal, dendrite and equiaxed crystal in turn, which conforms to the morphology change law of the rapid solidification principle. The comparison between the experimental cladding profile and the numerical calculation results shows that the width error is 4.4% and the height error is 7.6%, which further verifies the validity of the numerical model. After laser cladding, the surface quality of the nodular iron was significantly improved, and the hardness of the cladding layer is approximately 1.6 times that of the substrate.

This study reveals the transient evolution mechanism of QT600 nodular iron laser cladding, and verifies the feasibility of the laser cladding nickel-based alloys on nodular iron, widens the optional range of cladding materials in the repair and strengt-hening of ductile iron, and provides a significant theoretical basis for further optimizing the process parameters and improving the quality of the cladding layer.

laser cladding; nodular cast iron; multi-physics coupling; Marangoni effect

TG174.44

A

1001-3660(2022)07-0377-11

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.07.038

2021–08–28；

2022–03–14

2021-08-28；

2022-03-14

遼寧省自然科學(xué)基金（2019ZD0277）；遼寧科技大學(xué)創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)建設(shè)項(xiàng)目（601009830）；遼寧省高等學(xué)校創(chuàng)新人才支持計(jì)劃（20201020）

Liaoning Provincial Natural Science Foundation (2019ZD0277); Innovation Team Construction Project of University of Science and Technology Liaoning (601009830); Innovation Talent Support Plan of Colleges and Universities in Liaoning Province (20201020)

許彥（1996—），男，碩士，主要研究方向?yàn)榧す馊鄹病?/p>

XU Yan (1996-), Male, Master student, Research focus: laser cladding.

李昌（1980—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)闄C(jī)械可靠性工程、激光熔覆及激光表面處理

LI Chang (1980-), Male, Doctor, Professor, Research focus: mechanical reliability engineering, laser cladding and laser surface treatment.

許彥, 李昌, 賈騰輝, 等. QT600球墨鑄鐵激光熔覆數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(7): 377-387.

XU Yan, LI Chang, JIA Teng–hui, et al. Numerical Simulation and Experimental Research on the Laser Cladding Process of QT600 Nodular Iron[J]. Surface Technology, 2022, 51(7): 377-387.

責(zé)任編輯：彭颋