局部感應(yīng)釬焊鋸片基體的熱變形分析＊

侯超鵬，李奇林，丁 凱，雷衛(wèi)寧，任維彬，韓錦錦

（江蘇理工學(xué)院 機械工程學(xué)院,江蘇 常州 213001）

近年來，隨著切割技術(shù)的不斷發(fā)展，傳統(tǒng)的硬質(zhì)合金鋸片難以滿足石材以及高強鋼等的精密切割加工，金剛石鋸片憑借優(yōu)越的物理及機械性能廣泛應(yīng)用于這些加工領(lǐng)域。因傳統(tǒng)的電鍍、燒結(jié)金剛石鋸片在重負荷加工中無法滿足使用壽命等需求。燒結(jié)金剛石鋸片胎體與金剛石的結(jié)合界面上無法形成完整的碳化物層，導(dǎo)致界面結(jié)合強度提升有限[1]；電鍍金剛石鋸片制造過程中不可避免地產(chǎn)生廢氣廢液，造成環(huán)境污染[2]。相比之下，釬焊金剛石鋸片可實現(xiàn)金剛石磨粒的有序排布，保證良好的磨粒出刃高度，而且胎體、磨?？梢院突w產(chǎn)生化學(xué)冶金結(jié)合，提高刀頭結(jié)合強度[3]。因此，釬焊金剛石鋸片制造工藝的研究逐漸成為切割加工領(lǐng)域中的重點課題。然而釬焊工具制作過程中需經(jīng)歷900～950 ℃的高溫，這必然引起基體變形，導(dǎo)致鋸片自身精度降低，影響鋸片的加工效率和使用壽命[4]。

抑制鋸片基體變形的關(guān)鍵是如何通過有效的技術(shù)及方法來控制釬焊時的溫度場，進而減小其熱影響區(qū)。其中的感應(yīng)釬焊憑借其可控性好、可局部加熱等優(yōu)勢，可以彌補真空爐中釬焊整體加熱的變形量大、熱影響區(qū)大等缺陷。對此，國內(nèi)外學(xué)者進行了研究。DENKENA 等[5-6]針對釬焊溫度、界面結(jié)構(gòu)優(yōu)化以及加工性能評價等方面開展了較為廣泛和深入的研究，推動了單層釬焊超硬磨料工具技術(shù)的發(fā)展。LI 等[7]提出了用局部感應(yīng)釬焊工藝來解決工具基體的變形問題，結(jié)果顯示大尺寸基體的熱變形量得到了有效的控制。

目前，國內(nèi)外關(guān)于感應(yīng)釬焊鋸片的熱變形機理研究較少，而對工件焊接變形及相變的有限元分析有較為深入的研究。王薇等[8]采用ABAQUS 有限元分析軟件，對Q345 鋼焊接過程中的熱影響區(qū)相變進行數(shù)值模擬，準(zhǔn)確分析了焊接熱影響區(qū)相變情況。姜大鑫等[9]建立了高強鋼的多場耦合的本構(gòu)方程模型，并對其熱成型過程進行數(shù)值模擬分析，得出了鋼板殘余應(yīng)力和組織相變分布變化規(guī)律，且通過試驗驗證了仿真模型的準(zhǔn)確性。韓陽等[10]通過建立變形場和溫度場的有限元模型，研究了不同功率下6061 鋁合金薄板激光加工變形機理。孫玉杰等[11]采用ABAQUS 子程序UMAT建立溫度場、力學(xué)場以及組織場的多場耦合數(shù)學(xué)模型，獲得了裝甲鋼焊接熱循環(huán)過程中的溫度、組織及殘余應(yīng)力變化規(guī)律，并通過試驗進行了驗證。上述研究都是利用有限元仿真方法探究相變對基體材料的變形影響，其中涉及的熱彈塑性分析、多場耦合分析及其數(shù)學(xué)模型建立方法，可為金剛石鋸片熱變形問題的研究提供理論指導(dǎo)。

因此，使用SYSWELD 軟件對金剛石鋸片基體進行有限元分析，模擬其在感應(yīng)釬焊過程中的溫度場、組織場、應(yīng)力應(yīng)變場等多場耦合，分析鋸片基體的熱變形機理，并對仿真模擬進行試驗驗證。

1 局部感應(yīng)釬焊鋸片工藝方法

感應(yīng)釬焊工藝加熱速度以及加熱效率相對傳統(tǒng)工藝提升明顯，并且在釬焊效率以及熱影響區(qū)控制方面有著明顯的優(yōu)勢。圖1 為局部感應(yīng)釬焊過程示意圖和現(xiàn)場圖。如圖1所示：將尺寸為6 mm × 6 mm × 12 mm的感應(yīng)器置于鋸片工作面上方，通入高頻電流，產(chǎn)生感應(yīng)渦流，對鋸片基體進行局部加熱，設(shè)計氣體保護罩并采用純度為99.999%的氬為保護氣體，釬焊過程中通入30 L/min 的氬防止釬焊區(qū)域氧化。鋸片達到釬焊溫度后，預(yù)置釬料層開始熔化，鋸片基體與釬料和磨粒產(chǎn)生冶金結(jié)合；同時，感應(yīng)器沿著焊接方向勻速移動1周完成釬焊。試驗中鋸片基體材料為45 鋼且選用粒度代號為80/100（平均顆粒尺寸為150～180 μm）的無鍍膜CBN 磨粒，Cu-Ag-Ti 合金釬料制備釬焊CBN鋸片。

圖1 局部感應(yīng)釬焊過程示意圖和照片F(xiàn)ig.1 Schematic diagram and photo of local induction brazing process

2 感應(yīng)釬焊有限元模型建立

2.1 多場耦合仿真計算的原理

溫度場、應(yīng)力應(yīng)變場及組織場多場耦合的過程本質(zhì)上是熱、力及相變的耦合作用過程。鋸片基體感應(yīng)釬焊時由于溫度升高產(chǎn)生熱應(yīng)力導(dǎo)致變形，變形過程中又產(chǎn)生變形熱繼續(xù)使溫度上升；溫度驅(qū)動微觀組織場發(fā)生相變，受相變潛熱的影響，其發(fā)生相變的過程中會伴隨著熱量的吸收與釋放，而導(dǎo)致溫度場的變化；因組織場內(nèi)各相比容不同，發(fā)生相變時形成相變應(yīng)力而產(chǎn)生塑性變形，塑性變形產(chǎn)生的應(yīng)力在特定溫度區(qū)間誘導(dǎo)馬氏體相變。

2.2 熱源模型簡化

鋸片感應(yīng)釬焊過程中需考慮溫度場、組織場以及應(yīng)力應(yīng)變場多場耦合，此時再增加電磁場會極大提升計算難度；而在鋸片感應(yīng)釬焊過程中，釬焊區(qū)域因集膚效應(yīng)導(dǎo)致熱量集中，可以選擇熱流作為感應(yīng)加熱過程中的輸入。試驗使用的熱源模型熱量集中在鋸片表面的高斯分布如圖2所示，由于感應(yīng)線圈投影到工作面的形狀為U 型管，可以在有限元軟件中簡化模型[12]，采用長方體高斯熱源模型替代感應(yīng)加熱器，以降低計算難度。

圖2 熱源的高斯分布Fig.2 Gaussian distribution of the heat source

在SYSWELD 軟件中建立6 mm × 6 mm × 12 mm的長方體高斯熱源模型，其熱流密度函數(shù)q為：

式中：q表示距熱源中心距離r處的熱流密度，r表示沿線圈徑向的坐標(biāo)，Q為熱源功率，R0表示熱源半徑，rH表示熱流密度的有效半徑。

2.3 網(wǎng)格劃分

如圖3所示建立直徑為300.0 mm、厚度為3.0 mm、工作面寬度為10.0 mm、工作面厚度為1.2 mm、內(nèi)孔直徑為35.0 mm 的鋸片。由于釬焊完成后釬料層的厚度僅有幾十微米，而鋸片工作面的厚度遠大于其厚度，對鋸片基體熱變形分析影響較小，在不影響仿真結(jié)果的情況下，只針對鋸片基體進行劃分。在SYSWEID 軟件的Visual-Mesh 界面中建立鋸片基體的三維模型，其鋸片基體工作面區(qū)域因釬焊過程中溫度變化快速變形，故使用高階單元方法對其網(wǎng)格細化；其余的區(qū)域由于遠離熱源影響，其溫度變化不明顯，可采用自適應(yīng)方法劃分網(wǎng)格。圖4 是鋸片基體的網(wǎng)格劃分結(jié)果。

圖3 鋸片尺寸示意圖Fig.3 Schematic diagram of saw blade size

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Meshing

2.4 邊界條件設(shè)置

對鋸片進行局部感應(yīng)釬焊時，鋸片基體自身的輻射以及空氣對流都會對鋸片基體上的溫度場產(chǎn)生一定影響。熱源對鋸片基體有限元模型的加熱過程是一個非線性傳熱過程，過程中的瞬態(tài)非線性傳熱方程可表述為[13]：

式中：T為材料的瞬時溫度，λ為材料熱導(dǎo)率，qi為熱源單位時間內(nèi)產(chǎn)生的熱量，ρ為材料密度，c為材料比熱容。

鋸片基體自身的輻射以及空氣的對流對鋸片的溫度場產(chǎn)生一定影響時，其對流換熱過程符合牛頓冷卻方程：

式中：qa為工件與周圍空氣的熱交換能量密度；ha為對流換熱系數(shù)，取值為1.5×10-5W/(mm2·℃)；Ts為工件表面溫度；Ta為周圍空氣溫度，取20 ℃。

輻射換熱符合Stefan-Boltzmann 定律：

式中：qr為熱輻射散失的熱量；ε為輻射系數(shù)，取值為0.8；σ為Stefan-Boltzmann 常數(shù)，取值為5.67 × 10-8W/(m2·K4)。

2.5 仿真參數(shù)設(shè)置

在進行仿真試驗時，設(shè)置的釬焊溫度主要由合金釬料完全熔化時的溫度決定，感應(yīng)釬焊時采用的Ag-Cu-Ti 釬料完全熔化的溫度在774～841 ℃。釬焊溫度高于釬料完全熔化溫度30～100 ℃時，合金釬料的流動性最佳，界面的結(jié)合強度也更好[14]。為了分析不同熱源掃描速度、熱源功率對鋸片基體熱變形的影響，試驗中設(shè)置了多組工藝參數(shù)，如表1所示。

表1 局部感應(yīng)釬焊工藝參數(shù)Tab.1 Local induction brazing process parameters

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 溫度場分析

圖5 是表1 的各熱源掃描速度下熱源功率與釬焊溫度的關(guān)系。其中，為了保持釬焊溫度為900～950 ℃（間隔10 ℃取值），掃描速度為0.25 mm/s 時的熱源功率依次為67.4，68.0，68.6，70.2 和71.0 W;掃描速度為0.50 mm/s 時對應(yīng)的熱源功率依次為106.0，107.0，108.0，109.0，110.0 和112.0 W;掃描速度為1.00 mm/s 時對應(yīng)的熱源功率依次為180.0，184.0，188.0，192.0，196.0 和200.0 W;掃描速度為2.00 mm/s 時對應(yīng)的熱源功率依次為345.0，350.0，355.0，360.0，365.0 和370.0 W。圖5 中的熱源功率與釬焊溫度呈線性關(guān)系且溫度隨功率的增大而升高，熱源功率的大小與掃描速度呈正相關(guān)且不同熱源功率下的升溫速率隨著掃描速度的增大而上升。同時，掃描速度越小，達到規(guī)定溫度范圍的熱源功率越??；反之，掃描速度越大，所需要的熱源功率也越大。

圖5 熱源功率與釬焊溫度的關(guān)系Fig.5 Relationship between heat source powers and brazing temperatures

圖6 是熱源掃描速度為1.00 mm/s，熱源功率為200.0 W 條件下，截取的瞬時時間t為201 s 時的鋸片基體瞬時溫度場云圖。如圖6所示：鋸片最高釬焊溫度達950 ℃，且其工作面加載熱源后，迅速升至最高溫度，使釬料完全融化，并在工作面附近形成準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場。同時，釬焊過程中的鋸片基體溫度隨著熱源加載位置移動不斷變化。熱源圍繞鋸片工作面旋轉(zhuǎn)1 周的加熱時間為942 s，釬焊結(jié)束后鋸片基體冷卻至室溫。

圖6 瞬時溫度場云圖Fig.6 Instantaneous temperature field nephogram

沿鋸片基體徑向方向間隔5.0 mm 選取A，B，C，D4 個節(jié)點，如圖7所示。圖7 中：A點是釬焊工作面位置，B，C和D點是逐漸遠離工作面的位置。圖8 為使用軟件后處理功能生成的4 個節(jié)點的溫度時間變化曲線。如圖8所示：在釬焊過程中，工作面上的A點以極快的加熱速度達到最高溫度950 ℃，其等效釬焊時間（最高溫度下的持續(xù)時間）為5 s；B點因在熱源區(qū)域范圍內(nèi)，其升溫和降溫速率以及最高溫度與A點的基本一致；而C和D點的最高溫度與A點的相比逐級明顯下降，且均未達到釬焊最高溫度。說明釬焊時工作面附近產(chǎn)生熱影響區(qū)域，熱源對鋸片其他區(qū)域的影響逐漸減小。

3.2 組織場分析

圖9 為圖7 的工作面上A點位置在熱源掃描速度為1.00 mm/s、熱源功率為200.0 W、最高釬焊溫度為950 ℃時的鐵素體、珠光體、奧氏體、貝氏體以及馬氏體5 種組織的體積分?jǐn)?shù)與溫度隨時間的變化曲線。由圖9 可以看出：鋸片基體表層室溫時的初始組織為鐵素體和珠光體，其體積分?jǐn)?shù)為65.00%和35.00%；當(dāng)釬焊溫度達到630 ℃時，組織場內(nèi)的鐵素體和珠光體開始向奧氏體轉(zhuǎn)變；當(dāng)釬焊溫度達到950 ℃時，組織場內(nèi)鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)分別降至10.38%和24.74%，此時奧氏體的體積分?jǐn)?shù)增至64.88%；隨著保溫進行，組織繼續(xù)奧氏體化，奧氏體的體積分?jǐn)?shù)增至最大為89.01%，鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)降至最低分別為7.12%和3.87%。

圖7 節(jié)點位置示意圖Fig.7 Schematic diagram of node location

圖8 溫度時間曲線Fig.8 Temperature time curves

圖9 感應(yīng)釬焊時組織體積分?jǐn)?shù)及溫度隨時間的變化Fig.9 Change of microstructure volume fraction and temperature with time in induction brazing

此后，隨著冷卻進行，奧氏體開始向鐵素體轉(zhuǎn)變，當(dāng)溫度降至730 ℃時，珠光體的體積分?jǐn)?shù)開始增加；溫度下降至580 ℃時，貝氏體開始出現(xiàn)，鐵素體和珠光體體積分?jǐn)?shù)達到最高值為12.35%和72.57%并趨于穩(wěn)定，奧氏體的體積分?jǐn)?shù)減小到15.08%；溫度降至360 ℃時，過冷奧氏體發(fā)生中溫轉(zhuǎn)變[15]，貝氏體的體積分?jǐn)?shù)達到最大值14.78%，殘余的奧氏體開始轉(zhuǎn)化為馬氏體，其體積分?jǐn)?shù)達到0.04%，奧氏體的體積分?jǐn)?shù)降為0.29%，此時碳的過飽和度大，基體的位錯密度高。同時，由于馬氏體的比容較大，奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體時，體積不斷膨脹，導(dǎo)致工作面表面產(chǎn)生較大的內(nèi)應(yīng)力，鋸片工作面的硬度、塑性以及韌性得到提升，有利于提高鋸片基體的抗疲勞強度。基體冷卻至室溫后，最終形成的鐵素體、珠光體、貝氏體、馬氏體以及殘余奧氏體5 種組織的體積分?jǐn)?shù)分別為12.35%、72.57%、14.78%、0.29%、0.01%，可以看出冷卻后的馬氏體和奧氏體殘余量極少，可忽略不計。

圖10所示是釬焊溫度為950 ℃時，不同掃描速度條件下基體最終冷卻至室溫時各組織的體積分?jǐn)?shù)變化情況。需要指出的是，由于基體冷卻后奧氏體殘余量極少，因此將其忽略。由圖10 可知：隨掃描速度從0.25 mm/s 增大到2.00 mm/s，鐵素體的體積分?jǐn)?shù)從25.10%降低到4.53%；珠光體體積分?jǐn)?shù)從74.40%增至峰值82.20%，后下降到72.57%；貝氏體體積分?jǐn)?shù)從0.03%增大到22.90%；而馬氏體體積分?jǐn)?shù)維持在0.30%左右，且未發(fā)生顯著變化，含量極少也可忽略不計。

圖10 各掃描速度下組織體積分?jǐn)?shù)的變化Fig.10 Changes of tissue proportions at various scanning speeds

原因是熱源掃描速度越快，釬焊溫度停留的時間越短，冷卻速度越快，因此組織發(fā)生相變的速率加快，鐵素體的轉(zhuǎn)變量增加，體積分?jǐn)?shù)持續(xù)降低。當(dāng)熱源掃描速度大于0.50 mm/s 時，過冷奧氏體進行中溫轉(zhuǎn)變開始轉(zhuǎn)變成貝氏體，且其含量隨著掃描速度增大而增加，導(dǎo)致珠光體和鐵素體的含量降低。當(dāng)掃描速度大于1.00 mm/s 時，過冷奧氏體發(fā)生低溫轉(zhuǎn)變[16]，生成微量馬氏體。

圖11 是鋸片基體在熱源掃描速度為1.00 mm/s、熱源功率為200.0 W、最高釬焊溫度為950 ℃時，感應(yīng)釬焊完成且冷卻后鋸片基體工作面附近的鐵素體、珠光體、貝氏體以及馬氏體4 種組織的體積分?jǐn)?shù)及剖視云圖。從圖11 的剖視云圖可以看出：鋸片釬焊過程中，鋸片基體發(fā)生組織相變且相變集中在熱源所經(jīng)過的工作面附近，相變層厚度為4.9 mm，但鋸片基體大部分未發(fā)生組織變化。鋸片基體冷卻至室溫下的組織分別為鐵素體、珠光體、貝氏體以及極少量的低碳馬氏體[17]，馬氏體含量極少可忽略不計。

圖11 組織場云圖Fig.11 Organization field nephogram

圖12 為圖11 的同等條件下不同掃描速度時，基體冷卻至室溫時組織的相變層厚度變化情況。如圖12所示：相變層厚度與掃描速度大小呈負相關(guān)，隨掃描速度增大，相變層厚度從5.5 mm 降至4.7 mm。由于鋸片基體工作面厚度較薄，其相變層厚度隨掃描速度的變化不明顯。

圖12 各掃描速度下組織的相變層厚度變化Fig.12 Thickness change of phase change layer of microstructure at various scanning speeds

在鋸片局部感應(yīng)釬焊后，用電火花線切割沿徑向取下基體工作面附近的試樣，試樣經(jīng)研磨拋光后，使用脫脂棉球并蘸濃硝酸對其擦拭，然后放在光學(xué)顯微鏡上觀察其金相組織，結(jié)果如圖13所示。如圖13所示：圖7 中的A點區(qū)域的組織形貌主要是網(wǎng)狀鐵素體、球狀珠光體以及針狀貝氏體。而從圖9 可知：在仿真條件下鋸片基體表層的主要組織為鐵素體、珠光體、貝氏體、馬氏體和奧氏體，馬氏體和奧氏體的體積分?jǐn)?shù)極低，導(dǎo)致在試驗條件下觀察不到其明顯存在，因此試驗結(jié)果與仿真模擬基本一致。圖7 中離表層頂端徑向深度為5 mm 的B點區(qū)域的組織形貌貌主要是鐵素體和珠光體。而圖11 中的相變層厚度為4.9 mm，且離表層頂端沿徑向深度為5 mm 的區(qū)域形貌應(yīng)為初始組織形貌，即是鐵素體和珠光體組織。因此，試驗觀察的形貌與仿真模擬的組織形貌一致。

圖13 工作面附近的組織場形貌Fig.13 Morphology of the organization field near the working face

3.3 焊后殘余應(yīng)力及變形量分析

在Visual-Mesh 界面中選取如圖14所示的路徑進行釬焊，釬焊完成后在Visual-Viewer 模塊中得到從起點到終點的變形量和殘余應(yīng)力變化，如圖15所示。由圖15 可知：殘余應(yīng)力、變形量主要集中在鋸片外圈的工作面位置，且沿徑向距離增大迅速減小。工作面部分的殘余應(yīng)力峰值達到425 MPa 且沿徑向方向急劇下降，使工作面以外的其他部分殘余應(yīng)力幾乎為0。原因是熱源模型位于感應(yīng)釬焊鋸片工作面的上方，導(dǎo)致熱量集中在工作面區(qū)域，產(chǎn)生的熱影響區(qū)域較小，造成應(yīng)力集中、變形量較大；距離熱源較遠的其他部分，則接受的熱量較少，產(chǎn)生的熱影響區(qū)域較小，甚至部分區(qū)域未達到組織相變溫度，因此這部分的殘余應(yīng)力和變形量均較小。同時，圖15 中的殘余應(yīng)力和變形量的下降幅度幾乎同步，即殘余應(yīng)力下降至最低點時，變形量也下降到最小值，說明殘余應(yīng)力直接影響變形量。

圖14 路徑示意圖Fig.14 Schematic diagram of path

圖15 路徑上的變形量及殘余應(yīng)力變化Fig.15 Deformation and residual stress changes on the path

圖16、圖17 是鋸片在不同熱源掃描速度條件下，熱源功率為180.0～200.0 W（即最高釬焊溫度在900～950 ℃）時，鋸片基體的最大變形量和殘余應(yīng)力隨溫度變化的情況。從圖16、圖17 中可以看出：熱源掃描速度對殘余應(yīng)力與最大變形量的影響尤為明顯。隨著掃描速度增大，最大變形量和殘余應(yīng)力平均值分別從0.41 mm、482 MPa 增至0.82 mm、667 MPa。在相同的熱源掃描速度下，不同溫度下的殘余應(yīng)力和最大變形量都在小范圍內(nèi)上下波動，變化相對穩(wěn)定；在不同的掃描速度下，各溫度下的殘余應(yīng)力和最大變形量變化明顯。對比掃描速度為1.00 mm/s 和0.25 mm/s 時的結(jié)果，前者的殘余應(yīng)力提升了約120 MPa，最大變形量增加了約0.30 mm，而后者的殘余應(yīng)力及最大變形量最小。局部感應(yīng)釬焊后，通過三坐標(biāo)測量儀測量鋸片基體釬焊前后的平面度，從而得出鋸片基體的變形量，測量示意圖如圖18所示。將仿真得到的數(shù)據(jù)與測量的結(jié)果進行對比，結(jié)果如圖19所示。從圖19 中可以看出：側(cè)面M的平面度仿真與試驗結(jié)果變化稍大，其誤差約為0.03 mm；而側(cè)面N的平面度仿真與試驗結(jié)果誤差較小，在0.03 mm以內(nèi)。因此，組織形貌以及平面度的試驗結(jié)果證明仿真模擬結(jié)果較準(zhǔn)確。

圖16 變形量隨溫度的變化Fig.16 Variation of deformation amount with temperature

圖17 殘余應(yīng)力隨溫度的變化Fig.17 Variation of residual stress with temperature

圖18 三坐標(biāo)測量示意圖Fig.18 Schematic diagram of three-coordinate measurement

圖19 試驗值與仿真數(shù)據(jù)對比Fig.19 Comparison of experimental values and simulation data

4 結(jié)論

（1）通過仿真發(fā)現(xiàn)鋸片基體的相變只發(fā)生在鋸片的工作面附近，當(dāng)熱源掃描速度從0.25 mm/s 增至2.00 mm/s 時，其相變層厚度從5.8 mm 降至4.7 mm。

（2）釬焊過程中鋸片基體的殘余應(yīng)力、變形量主要集中在鋸片外圈的工作面位置，其數(shù)值沿徑向距離增大迅速減小。隨著掃描速度增大，鋸片基體的最大變形量從0.41 mm 增至0.82 mm，殘余應(yīng)力從482 MPa增至667 MPa。

（3）熱源掃描速度對鋸片基體的殘余應(yīng)力和最大變形量的影響比較明顯，而釬焊溫度對其殘余應(yīng)力和最大變形量的影響較小。且當(dāng)掃描速度為0.25 mm/s時，不同釬焊溫度鋸片基體的殘余應(yīng)力和最大變形量值均最小。

（4）鋸片基體經(jīng)過感應(yīng)釬焊后，表層頂端區(qū)域的主要組織形貌為鐵素體、珠光體以及貝氏體；表層頂端沿徑向深度5 mm 區(qū)域的主要組織的面貌為鐵素體和珠光體，試驗觀察與仿真的結(jié)果一致。同時，鋸片側(cè)面的平面度測量結(jié)果與仿真誤差較小，仿真模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確。