高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆制備復(fù)合涂層

吳成萌，馮愛新，吳旭浩，余滿江，張成龍，徐國秀

高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆制備復(fù)合涂層

吳成萌1，馮愛新1，吳旭浩2，余滿江1，張成龍1，徐國秀1

（1.溫州大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，浙江 溫州 325035；2.浙江久恒光電科技有限公司，浙江 瑞安 325207）

研究抑制玻璃沖頭表面熱疲勞裂紋失效和粘著磨損的規(guī)律。利用高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆制備復(fù)合涂層，以Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末作為復(fù)合涂層材料，45#鋼作為基體材料，316不銹鋼網(wǎng)作為高溫松弛軟化帶，研究高溫松弛軟化帶對復(fù)合涂層組織結(jié)構(gòu)及其耐磨性能的影響。未加316不銹鋼網(wǎng)時，復(fù)合涂層表面的磨損量和摩擦因數(shù)分別0.04 g和0.32，磨痕寬度為(2120±250) μm，殘余拉應(yīng)力較大且分布不均衡，伴隨有大量裂紋產(chǎn)生。加入316不銹鋼網(wǎng)后，復(fù)合涂層表面的磨損量和摩擦因數(shù)分別為0.03 g和0.25，磨痕寬度為(1202±100) μm，殘余拉應(yīng)力小且分布較均衡，伴隨有少量裂紋產(chǎn)生。316不銹鋼網(wǎng)可以吸收復(fù)合涂層表面的殘余拉應(yīng)力，減少裂紋擴(kuò)展甚至形成無裂紋的復(fù)合涂層，使復(fù)合涂層表面縱向和橫向殘余應(yīng)力分布均衡，同時添加Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末可提高復(fù)合涂層表面的耐磨性和硬度。通過在玻璃沖頭表面加入高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆制備復(fù)合涂層可以顯著提高其硬度和耐磨性，并抑制復(fù)合涂層表面裂紋的產(chǎn)生與擴(kuò)展。

激光熔覆；復(fù)合涂層；高溫松弛軟化帶；殘余拉應(yīng)力；裂紋

國內(nèi)生產(chǎn)的模具服役壽命同國外模具服役壽命相比，只達(dá)到國外模具服役壽命的1/5～1/3，提高模具服役壽命成為適應(yīng)國內(nèi)外市場激烈競爭的關(guān)鍵[1]。在廣口瓶模壓生產(chǎn)的過程中，玻璃沖頭需要不斷與超過1100 ℃高溫熔融玻璃液料進(jìn)行碰撞擠壓，當(dāng)玻璃液料溫度由1100 ℃降到600 ℃左右時，擠壓結(jié)束，將沖頭收回，完成廣口瓶的預(yù)成型。由此可以看出，玻璃沖頭在生產(chǎn)過程中承受較高的冷-熱交替循環(huán)應(yīng)力，導(dǎo)致表面產(chǎn)生熱疲勞裂紋，同時還受到玻璃液料的擠壓摩擦和粘著磨損，更是加快了表面熱疲勞的失效，最終會形成疲勞斷裂[2-4]。因此，亟待通過表面強(qiáng)化技術(shù)來改善玻璃沖頭的表面性能，從而提高熱擠壓沖頭的服役壽命[5]。

目前，通常在基體表面制備涂層來提高材料的表面性能，而激光熔覆作為一種先進(jìn)的制造方式，有利于對其材料表面進(jìn)行改性[6-9]。激光熔覆是利用激光束將能量通過振鏡掃描的方式傳輸?shù)交w表面，基體表面短時間內(nèi)吸收大量的熱量，使基體表面緊密結(jié)合的金屬粉末快速熔化，待快速冷卻后，形成一層添料涂層。在激光熔覆過程中，涂層會產(chǎn)生裂紋，直接原因是涂層和基體之間產(chǎn)生的溫度梯度差值過大，導(dǎo)致涂層產(chǎn)生的殘余拉應(yīng)力超過了材料所能承受的彈性極限?？刂屏鸭y需要減小涂層中的溫度梯度分布，降低涂層中的殘余拉應(yīng)力，進(jìn)而避免涂層裂紋的產(chǎn)生及擴(kuò)展[10-11]。

預(yù)防涂層裂紋缺陷主要包括選擇合理的涂層材料、設(shè)計合理的工藝參數(shù)、基體預(yù)熱和后續(xù)熱處理。毛懷東和王福軍通過在基體和涂層中加入類似于過渡層的軟化帶，利用不銹鋼材料屈服強(qiáng)度較低的獨特屬性，所制備成的不銹鋼網(wǎng)具有一定的塑性變形能力，可以在激光熔覆過程中起到釋放應(yīng)力的作用，不僅可以達(dá)到降低涂層與基體之間產(chǎn)生的熱應(yīng)力，而且還能在一定程度上降低涂層材料在冷卻收縮過程中所形成的應(yīng)力，從而實現(xiàn)將涂層的應(yīng)力值控制在涂層材料的抗拉強(qiáng)度以下，達(dá)到控制涂層裂紋的目的，但其耐磨性和硬度有所下降[12-15]。為了避免耐磨性和硬度的下降，可直接添加或者原位合成一些WC、Gr、NbC、TiC、ZrN和Al2O3等粉末材料，形成復(fù)合涂層，從而提高加入軟化帶的復(fù)合涂層硬度及耐磨性[16-25]。

文中采用Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末為復(fù)合涂層材料，利用光纖耦合半導(dǎo)體激光器進(jìn)行熔覆工藝，玻璃沖頭材料屬于低碳鋼，選擇了在45#鋼表面加入316不銹鋼網(wǎng)作為高溫松弛軟化帶進(jìn)行多道搭接制備復(fù)合涂層的方式，對涂層的顯微組織及力學(xué)性能進(jìn)行表征，并采用高溫干滑動磨損實驗進(jìn)一步分析，討論了有無加入316不銹鋼網(wǎng)軟化帶對Ni60+ 35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末復(fù)合涂層表面裂紋分布、殘余應(yīng)力變化以及摩擦磨損性能的影響。

1 實驗

1.1 原理

復(fù)合涂層在激光熔覆時會產(chǎn)生熱應(yīng)力和約束應(yīng)力，冷卻過程中，基體的結(jié)構(gòu)不變，其約束應(yīng)力可以忽略不計，如果總的熱應(yīng)力大于復(fù)合涂層材料的抗拉強(qiáng)度，復(fù)合涂層表面將產(chǎn)生裂紋，該復(fù)合涂層總的熱應(yīng)力th可以用式(1)來表示[12-14]。

式中：th1為復(fù)合涂層產(chǎn)生的熱應(yīng)力；th2為因復(fù)合涂層與基體材料之間熱膨脹系數(shù)差異而產(chǎn)生的熱應(yīng)力；th3為軟化帶產(chǎn)生的熱應(yīng)力；c為復(fù)合涂層的楊氏模量；s為基體的楊氏模量；r為軟化帶的楊氏模量；Δ為復(fù)合涂層與基體溫度的差值；c為復(fù)合涂層厚度；s為基體的厚度；為復(fù)合涂層的泊松比；s為復(fù)合涂層的熱膨脹系數(shù)；c為基體的熱膨脹系數(shù)；r為軟化帶的熱膨脹系數(shù)。

1.2 實驗方法

實驗基體材料為45#鋼，具體尺寸為100 mm× 100 mm×8 mm，復(fù)合涂層材料為鎳碳化鎢Ni60+ 35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）（粉末直徑為45～100 μm），選擇形狀為正方形，網(wǎng)孔邊長為2.1 mm，直徑為0.4 mm的316不銹鋼網(wǎng)。激光熔覆實驗前，需要對基體用角磨機(jī)打磨，去除表面的氧化層，然后用丙酮清洗，316不銹鋼網(wǎng)還需要經(jīng)過退火工藝，以降低網(wǎng)的彈性，然后把316不銹鋼網(wǎng)通過夾具平鋪于所需要激光熔覆的45#鋼表面上，復(fù)合涂層材料選用Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）合金粉末（來源于中冶鑫盾合金），還要將Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末烘干1 h。在激光熔覆實驗過程中，分別對未加和加入316不銹鋼網(wǎng)添加Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末材料形成的復(fù)合涂層，其復(fù)合涂層大小為30 mm×60 mm×1.5 mm，具體的激光熔覆工藝參數(shù)見表1，實驗設(shè)備如圖1所示，高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆過程如圖2所示。其中，圖2a為高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆截面圖，運(yùn)動機(jī)構(gòu)為五軸聯(lián)動機(jī)床，激光熔覆頭在加工過程中吹氬氣，復(fù)合涂層厚度設(shè)置為1.5 mm，設(shè)定激光熔覆工藝參數(shù)及移動路徑。圖2b為高溫松弛軟化帶抑制裂紋擴(kuò)展原理的平面圖，裂紋產(chǎn)生的原因是復(fù)合涂層產(chǎn)生的殘余應(yīng)力大于復(fù)合涂層所能承受的彈性極限，且橫向殘余應(yīng)力大于縱向殘余應(yīng)力，裂紋沿著復(fù)合涂層表面縱向方向擴(kuò)展，而軟化帶具有一定的伸縮性，可以產(chǎn)生塑性變形，能夠起到松弛應(yīng)力的作用，從而能夠抑制裂紋擴(kuò)展。316不銹鋼網(wǎng)及其材料的化學(xué)成分如表2所示，采用自制夾具將316不銹鋼網(wǎng)固定在基體表面上，如圖3所示。

圖1 實驗設(shè)備

圖2 316不銹鋼網(wǎng)軟化帶輔助激光熔覆過程示意圖

圖3 316不銹鋼網(wǎng)固定在基體夾具

在激光熔覆實驗完成后，先通過進(jìn)口熒光磁粉溶液進(jìn)行表面裂紋染色檢測，然后采用電火花線切割機(jī)分別在熔覆基體上以及未熔覆基體上進(jìn)行取樣，將試樣通過XF-1電解拋光后，沿復(fù)合涂層表面平行和垂直于激光熔覆方向測量1 mm，增量為0.1 mm，用LXRD型X射線衍射儀檢測復(fù)合涂層表面的殘余應(yīng)力；然后將試樣分別進(jìn)行打磨、拋光，使用ZEISS分析腐蝕過的復(fù)合涂層金相組織；選用D/max-2500/ PCX射線衍射儀對經(jīng)過激光熔覆的基體樣品進(jìn)行物相分析，選擇Cu靶作為實驗的靶材，功率為1.6 kW（40 kV，40 mA），X射線波長為0.154 056 nm(Cu/Kα)，并設(shè)置掃描角度區(qū)間為10°～90°，掃描速度為4 (°)/min；選用Bruker D8 Discover微區(qū)X射線衍射儀對經(jīng)過激光熔覆的復(fù)合涂層樣品進(jìn)行物相分析，選擇Co靶作為實驗的靶材，功率為20 W（40 kV，0.5 mA），X射線波長為0.178 897 nm（Co）；使用HV-1000A型萊州華銀顯微硬度計測定復(fù)合涂層表面的硬度，測試載荷加載質(zhì)量為1000 g，保壓10 s，沿著復(fù)合涂層橫截面，從復(fù)合涂層表面最高點開始到基體結(jié)束，每次間隔0.2 mm，測試10次復(fù)合涂層表面的顯微硬度；利用MT-1000接觸疲勞模擬實驗機(jī)，實驗參數(shù)如表3所示，其中與試樣進(jìn)行對磨時用的是Si3N4陶瓷球，工作溫度為800 ℃，試樣加載載荷取10 N；試樣在摩擦磨損實驗前后，要經(jīng)過10 min的超聲波清洗，迅速用吹風(fēng)機(jī)吹干試樣表面的乙醇溶液，使用電子天平稱重，每次稱重3次，取算術(shù)平均值作為摩擦磨損質(zhì)量的變化值。

表1 激光熔覆工藝參數(shù)

Tab.1 Laser cladding process parameters

表2 實驗材料的化學(xué)成分

Tab.2 Chemical composition of experimental materials used wt.%

表3 摩擦磨損實驗參數(shù)

Tab.3 Experimental parameters and friction and wear

2 分析與討論

2.1 宏觀形貌

圖4為有無加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面的宏觀形貌。從圖4a可知，未加316不銹鋼網(wǎng)的復(fù)合涂層表面較光滑平整，但存在凹坑和未熔化的粉末，這可能是因為激光器在剛開始出光時，未達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，造成有未熔化的粉末滴落在表面，達(dá)到穩(wěn)態(tài)時，則未出現(xiàn)大面積沒有熔化的粉末滴落。從圖4b可知，加入316不銹鋼網(wǎng)后的復(fù)合涂層表面不太均勻，這是因為Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末與316不銹鋼網(wǎng)以及基體之間熱物性參數(shù)差異較大，在激光熔覆過程中，加入316不銹鋼網(wǎng)可能會對復(fù)合涂層表面均勻性產(chǎn)生影響。文中為了避免復(fù)合涂層表面均勻性的降低，加入不銹鋼網(wǎng)后選擇的激光功率大于未加入316不銹鋼網(wǎng)時選擇的激光功率，從而在一定程度上有利于提高復(fù)合涂層表面的均勻性[14]。

圖4 復(fù)合涂層表面宏觀形貌

2.2 殘余應(yīng)力與裂紋分布

圖5為激光熔覆實驗完成后復(fù)合涂層表面的殘余應(yīng)力對比，假設(shè)只考慮激光熔覆后溫度低于650 ℃的熱應(yīng)力，并且均在彈性范圍內(nèi)，復(fù)合涂層與基體的溫度差值為40 ℃，Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）復(fù)合涂層材料的楊氏模量c為2.04×105MPa，泊松比ν為0.31，熱膨脹系數(shù)c為1.27×10?5℃?1，45#鋼基體材料的楊氏模量s為2×105MPa，熱膨脹系數(shù)s為1.3×10?5℃?1，316不銹鋼網(wǎng)的楊氏模量r為1.95× 105MPa，熱膨脹系數(shù)r為1.83×10?5℃?1，估算出未加316不銹鋼網(wǎng)的熱應(yīng)力值可達(dá)55 MPa，而加入316不銹鋼網(wǎng)的熱應(yīng)力值為?152 MPa。試樣通過X殘余應(yīng)力射線衍射儀測試復(fù)合涂層表面殘余應(yīng)力的分布，未加316不銹鋼網(wǎng)時復(fù)合涂層和基體之間所產(chǎn)生的殘余拉應(yīng)力較大，橫向殘余應(yīng)力平均值為74 MPa，縱向殘余應(yīng)力平均值?157 MPa，而加入316不銹鋼網(wǎng)后復(fù)合涂層和基體之間所產(chǎn)生的殘余拉應(yīng)力較小，橫向殘余應(yīng)力平均值為?148 MPa，縱向殘余應(yīng)力平均值為?239 MPa，同理論計算的預(yù)期結(jié)果趨勢一致。表明316不銹鋼網(wǎng)對復(fù)合涂層殘余拉應(yīng)力具有一定的吸收作用，并呈現(xiàn)出橫向殘余應(yīng)力大于縱向殘余應(yīng)力，即沿激光熔覆方向復(fù)合涂層表面的殘余應(yīng)力大于垂直于激光熔覆方向復(fù)合涂層表面的殘余應(yīng)力，原因是激光熔覆在剛開始時，熔覆軌跡較短，復(fù)合涂層的寬度和長度近似相等，橫向與縱向的溫度梯度分布不明顯，相對應(yīng)產(chǎn)生的縱向殘余應(yīng)力與橫向殘余應(yīng)力也基本均衡；隨著激光熔覆的距離不斷增加，熔覆軌跡變長，復(fù)合涂層的寬度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于長度，橫向與縱向的溫度梯度分布不斷增加，相對應(yīng)產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力大于縱向殘余應(yīng)力，導(dǎo)致了裂紋產(chǎn)生，并沿著垂直于激光熔覆軌跡的方向擴(kuò)展。此外，未加316不銹鋼網(wǎng)時，復(fù)合涂層表面呈現(xiàn)出拉應(yīng)力，而加入316不銹鋼網(wǎng)時，復(fù)合涂層表面表現(xiàn)出較小的拉應(yīng)力，表明316不銹鋼網(wǎng)對復(fù)合涂層表面殘余拉應(yīng)力具有一定的吸收作用，能夠平衡復(fù)合涂層表面縱向和橫向的殘余應(yīng)力，抑制復(fù)合涂層表面裂紋的產(chǎn)生。

圖5 復(fù)合涂層表面殘余應(yīng)力對比

圖6為復(fù)合涂層表面殘余應(yīng)力的半峰全寬（Full Width at Half Maxima，F(xiàn)WHM），在垂直于激光熔覆方向上，加入316不銹鋼網(wǎng)的半峰全寬（FWHM）的平均值為3.07°，要高于未加316不銹鋼網(wǎng)半峰全寬（FWHM）的平均值2.77°。在沿著激光熔覆的方向上，加入316不銹鋼網(wǎng)半峰全寬（FWHM）的平均值3.17°要略低于未加316不銹鋼網(wǎng)半峰全寬（FWHM）的平均值3.21°。可以看出加入316不銹鋼網(wǎng)可以提高FWHM值，表明高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆后，有可以起到細(xì)化晶粒、降低激光熔覆過程產(chǎn)生殘余應(yīng)力的作用。

圖6 復(fù)合涂層表面殘余應(yīng)力FWHM對比

分析認(rèn)為，這與殘余應(yīng)力的分布情況非常吻合，因為在加入316不銹鋼網(wǎng)后，可以使復(fù)合涂層和基體形成更好的冶金結(jié)合，有利于提高復(fù)合涂層的位錯密度，表現(xiàn)出的殘余拉應(yīng)力較小，避免了裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展，而未加316不銹鋼網(wǎng)時，由于激光熔覆過程的熱應(yīng)力超過了復(fù)合涂層材料的彈性極限，表現(xiàn)出的殘余拉應(yīng)力較大，導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展。

激光熔覆后復(fù)合涂層表面裂紋分布見圖7，可以看出，進(jìn)口熒光磁粉溶液染色清洗后，可以直觀地觀察到染色后復(fù)合涂層表面裂紋分布，其中未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面（見圖7a）呈現(xiàn)出大量裂紋，而加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面（見圖7b）呈現(xiàn)出少量裂紋。這是因為316不銹鋼網(wǎng)具有一定的伸縮性，可以產(chǎn)生塑性變形，當(dāng)復(fù)合涂層在發(fā)生熱膨脹變形時吸收一定的熱應(yīng)力，從而抑制裂紋擴(kuò)展，降低裂紋的產(chǎn)生；而未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層，由于復(fù)合涂層的熱應(yīng)力大于材料自身可承受的彈性極限，從而出現(xiàn)大量裂紋。

圖7 激光熔覆后復(fù)合涂層表面裂紋分布

2.3 顯微組織分析

圖8和圖9為復(fù)合涂層的橫截面金相組織，可以看出，復(fù)合涂層與基體之間組織存在明顯的區(qū)別，不管有無加入316不銹鋼網(wǎng)，復(fù)合涂層顯微組織中均出現(xiàn)有大量片狀體，復(fù)合涂層呈現(xiàn)出較為細(xì)小的樹枝晶，并且還伴隨有WC硬質(zhì)相，過渡層組織中出現(xiàn)有細(xì)化的珠光體和鐵素體，而基體組織中出現(xiàn)有粗化的珠光體和鐵素體，表明基體與復(fù)合涂層之間的冶金結(jié)合性較好，并且在垂直復(fù)合涂層過渡界面處的組織較為細(xì)化。此外，加入316不銹鋼網(wǎng)后，復(fù)合涂層顯微組織沒有出現(xiàn)明顯的組織差異，在復(fù)合涂層和基體之間未出現(xiàn)明顯的孔洞或微凹坑，由于316不銹鋼網(wǎng)熔點溫度為1375～1400 ℃，在激光熔覆過程中的熔池溫度要遠(yuǎn)高于316不銹鋼網(wǎng)的熔點溫度，所以316不銹鋼網(wǎng)基本是處于完全熔化狀態(tài)。

圖8 未加軟化帶復(fù)合涂層顯微組織

圖9 加入軟化帶復(fù)合涂層顯微組織

b) the composite coating layer; c) transition layer; d) matrix

為進(jìn)一步分析高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆后復(fù)合涂層成分的變化，對比了有無加入316不銹鋼網(wǎng)激光熔覆復(fù)合涂層及45#鋼的XRD圖譜，對激光熔覆復(fù)合涂層和45#鋼進(jìn)行物相分析，分別如圖10和圖11所示。

圖10 激光熔覆復(fù)合涂層的XRD圖譜

圖11 激光熔覆基體45#鋼的XRD圖譜

由圖10可以看出，未加316不銹鋼網(wǎng)時，復(fù)合涂層主要由-γ Ni(200)、-γ Ni(220)和-γ Ni(222)構(gòu)成，而加入316不銹鋼網(wǎng)后，復(fù)合涂層主要由-γ Ni、-γ Ni(220)和-γ Ni(222)構(gòu)成。對比未加316不銹鋼網(wǎng)的復(fù)合涂層材料與加入316不銹鋼網(wǎng)的復(fù)合涂層材料可以發(fā)現(xiàn)，各物相衍射峰的位置基本重合，物相組成變化不大，但是不同物相組成含量有一定的變化，主衍射峰的高度有一定程度的增加，衍射峰的強(qiáng)度增加說明晶粒尺寸有一定的增大，表明加入316不銹鋼網(wǎng)激光熔覆后，由于316不銹鋼網(wǎng)吸收了激光熔覆過程產(chǎn)生的熱應(yīng)力，降低了復(fù)合涂層的溫度梯度，從而可以起到松弛應(yīng)力，抑制裂紋產(chǎn)生及擴(kuò)展的目的。

由圖11可以看出，未加316不銹鋼網(wǎng)時，45#鋼主要由Fe(110)、Fe(200)和Fe(211)構(gòu)成，而加入316不銹鋼網(wǎng)后，45#鋼主要由Fe(110)、Fe(200)和Fe(211)構(gòu)成。對比未加316不銹鋼網(wǎng)的基體材料與加入316不銹鋼網(wǎng)的基體材料可以發(fā)現(xiàn)，各物相衍射峰的位置基本重合，物相組成變化不大，但是不同物相組成含量有一定的變化，主衍射峰的高度和半高寬都有一定程度的增加，衍射峰的強(qiáng)度增加說明晶粒尺寸增大，衍射峰的半高寬度略有增大說明了晶粒細(xì)化，這可歸因于以下2個原因：①由于激光熔覆粉末材料中加有WC陶瓷相，能夠吸收冷卻過程中的熱收縮量，降低激光熔覆粉末材料整體的熱膨脹系數(shù)；②在激光熔覆復(fù)合涂層與45#鋼之間加入316不銹鋼網(wǎng)，由于316不銹鋼網(wǎng)具有較好的塑性、韌性，能夠減小激光熔覆過程中復(fù)合涂層與基體之間的溫度梯度，降低了激光熔覆復(fù)合涂層與45#鋼之間的熱收縮差異和伴隨產(chǎn)生的應(yīng)力應(yīng)變，從而將復(fù)合涂層的應(yīng)力值控制在涂層材料的抗拉強(qiáng)度以下，實現(xiàn)達(dá)到控制激光熔覆裂紋的目的。

2.4 顯微硬度及耐磨性能

復(fù)合涂層顯微硬度分布如圖12所示，可知未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層平均硬度為817HV，加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層的平均硬度為843HV，原因是316不銹鋼網(wǎng)有類似于釘扎的作用，能夠使WC硬質(zhì)相分布相對均勻，從而在一定程度上進(jìn)一步提升復(fù)合涂層的硬度。顯微硬度總體上隨復(fù)合涂層表面距離的增加，而呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢，且加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層的顯微硬度均勻性比未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層的顯微硬度均勻性好。

圖12 復(fù)合涂層顯微硬度分布

復(fù)合涂層表面摩擦因數(shù)如圖13所示，可以看到對試樣進(jìn)行摩擦磨損實驗后，未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面的磨損量和摩擦因數(shù)分別為0.04 g和0.32，而加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面的磨損量和摩擦因數(shù)分別為0.03 g和0.25，其中剛開始摩擦磨損時，無論是否加入316不銹鋼網(wǎng)，復(fù)合涂層表面的摩擦因數(shù)都迅速增加，隨后復(fù)合涂層表面的摩擦因數(shù)開始下降，最后復(fù)合涂層表面的摩擦因數(shù)波動幅度逐漸趨于穩(wěn)定，而且無論在磨合階段還是穩(wěn)定階段，加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面的摩擦因數(shù)和磨損量均小于未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面的摩擦因數(shù)和磨損量。這是由于在摩擦磨損實驗初期，復(fù)合涂層表面的粗糙度比較高，導(dǎo)致摩擦力在剛開始就急劇增加，復(fù)合涂層表面的軟質(zhì)相組織將最先被磨損，因此摩擦因數(shù)在剛開始會迅速上升；隨著摩擦?xí)r間逐漸增加到9 min時，復(fù)合涂層中WC硬質(zhì)相將起到支撐骨架的作用，增加了復(fù)合涂層表面承載Si3N4對磨球之間的摩擦力，摩擦因數(shù)進(jìn)一步增加；當(dāng)繼續(xù)磨損到30 min時，復(fù)合涂層表面與Si3N4對磨球之間有氧化物生成，使復(fù)合涂層摩擦表面趨向光滑，摩擦因數(shù)逐漸穩(wěn)定。

圖13 復(fù)合涂層表面摩擦因數(shù)對比

復(fù)合涂層磨損量變化見圖14，可以看出，加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層的磨損量為0.03 g，小于未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層的磨損量0.04 g，表明通過在45#鋼表面熔覆復(fù)合涂層后，材料表面耐磨性得到了提高。此外，在激光熔覆過程中，45#鋼表面的316不銹鋼鐵網(wǎng)在復(fù)合涂層中完全熔化時，只對復(fù)合涂層的成分起到了調(diào)節(jié)作用，不能達(dá)到控制復(fù)合涂層表面的裂紋擴(kuò)展，316不銹鋼網(wǎng)在未完全熔化時，則能夠起到阻礙激光熔覆熔池中熔體對流的作用，從而降低了復(fù)合涂層表面的平整性，有利于熔池中WC硬質(zhì)相均勻分布，使加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層的耐磨性比未加316不銹鋼鐵網(wǎng)復(fù)合涂層的耐磨性增加了20%～30%。

圖15為復(fù)合涂層在高溫干滑動摩擦條件下的磨痕形貌，其中，加入316不銹鋼網(wǎng)后，復(fù)合涂層表面磨損寬度可達(dá)（1202±100）μm，小于未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面磨損寬度（2120±250）μm。從圖15a可以看出，復(fù)合涂層表面在沿著Si3N4對磨球滑動方向產(chǎn)生有較深的犁溝，WC硬質(zhì)相從基體表面脫落形成磨屑，45#鋼表面產(chǎn)生粘著磨損；從圖15b可以看出，復(fù)合涂層表面相對光滑，表面沒有出現(xiàn)明顯剝落坑，表明通過加入Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末形成了復(fù)合涂層，復(fù)合涂層表面與Si3N4對磨球生成了一定的氧化物，有利于提高加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層的耐磨性。

圖14 復(fù)合涂層磨損量變化

圖15 復(fù)合涂層磨痕形貌

3 結(jié)論

1）加入316不銹鋼網(wǎng)可以降低復(fù)合涂層與基體之間的熱膨脹系數(shù)差異，平衡復(fù)合涂層表面的殘余拉應(yīng)力，有效抑制裂紋產(chǎn)生及擴(kuò)展，從而形成無裂紋缺陷的復(fù)合涂層。

2）通過使用Ni60+35%WC（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）粉末進(jìn)行激光熔覆，復(fù)合涂層表面主要呈現(xiàn)輕微磨粒磨損特征，極大提升了復(fù)合涂層表面的耐磨性和硬度，從而彌補(bǔ)加入316不銹鋼網(wǎng)后復(fù)合涂層表面耐磨性和硬度的下降。

3）高溫松弛軟化帶在激光熔覆過程中，可以吸收復(fù)合涂層表面的殘余拉應(yīng)力，達(dá)到抑制裂紋的產(chǎn)生及擴(kuò)展的目的，并通過進(jìn)一步添加陶瓷相來增加復(fù)合涂層表面的耐磨性和硬度，從而避免單獨加入高溫松弛軟化帶導(dǎo)致復(fù)合涂層表面耐磨性和硬度下降的現(xiàn)象。

4）在耐磨性能對比實驗中，未加316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面的磨損量、摩擦因數(shù)和磨損寬度分別為0.04 g、0.32、(2120±250) μm，而加入316不銹鋼網(wǎng)復(fù)合涂層表面的磨損量、摩擦因數(shù)和磨損寬度分別為0.03 g、0.25、(1202±100) μm，表明玻璃沖頭經(jīng)過文中的激光熔覆強(qiáng)化后，其表面耐磨性能夠超過原來約20%～30%，可以達(dá)到進(jìn)一步提升玻璃沖頭表面耐磨性的預(yù)期效果。

[1] 閆忠琳, 葉宏. 激光熔覆技術(shù)及其在模具中的應(yīng)用[J]. 激光雜志, 2006, 27(2): 73-74.

YAN Zhong-lin, YE Hong. The Technique of Laser Cladding and Its Application on Dies[J]. Laser Journal, 2006, 27(2): 73-74.

[2] 白英杰. 基于三維打印的玻璃制品模具金屬激光熔覆技術(shù)研究[D]. 南京: 南京師范大學(xué), 2017: 16-18.

BAI Ying-jie. Research on Laser Cladding Technology of Glass Product Mold Metal Based on 3D Printing[D]. Nanjing: Nanjing Normal University, 2017: 16-18.

[3] BOURAHIMA F, HELBERT A L, REGE M, et al. Laser Cladding of Ni Based Powder on a Cu-Ni-Al Glassmold: Influence of the Process Parameters on Bonding Quality and Coating Geometry[J]. Journal of Alloys & Compounds, 2018, 771: 1018-1028.

[4] 柳桑. 鑄鐵玻璃模具的裂紋失效分析及材質(zhì)改進(jìn)研究[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2013: 1-2.

LIU Sang. Research on the Crack Failure Mechanism and Materials Improvement of Cast Iron Mould[D]. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology, 2013: 1-2.

[5] 李國祿, 李少凡, 董麗虹, 等. 表面強(qiáng)化后梯度結(jié)構(gòu)與殘余應(yīng)力對疲勞壽命的影響[J]. 表面技術(shù), 2019, 48(9): 1-10.

LI Guo-lu, LI Shao-fan, DONG Li-hong, et al. Influence of Gradient Structure and Residual Stress on Fatigue Life after Surface Hardening[J]. Surface Technology, 2019, 48(9): 1-10.

[6] 黃蕾, 周建忠, 徐家樂, 等. H13鋼表面激光熔覆NiCr/Cr3C2涂層組織及其摩擦學(xué)性能[J]. 應(yīng)用激光, 2019, 39(4): 556-562.

HUANG Lei, ZHOU Jian-zhong, XU Jia-le, et al. Micro-structure and Tribological Properties of Laser Cladding NiCr/Cr3C2Coating on H13 Steel Surface[J]. Applied Laser, 2019, 39(4): 556-562.

[7] 易偉, 陳輝, 吳影, 等. 原位NbC對激光熔覆Co基涂層組織和磨損性能的影響[J]. 中國激光, 2020, 47(3): 0302010.

YI Wei, CHEN Hui, WU Ying, et al. Effect of in Situ NbC on Microstructure and Wear Properties of Laser Cladding Co-Based Coatings[J]. Chinese Journal of Lasers, 2020, 47(3): 0302010.

[8] 姜春凱. 玻璃模具激光熔覆的溫度場數(shù)值模擬及工藝實驗研究[D]. 南京: 南京師范大學(xué), 2018: 1-3.

JIANG Chun-kai. Numerical Simulation of Temperature Field and Process Experimental Study of Glass Mold Laser Cladding[D]. Nanjing: Nanjing Normal University, 2018: 1-3.

[9] 唐楷, 巫沅恒, 代高芬. 玻璃模具用金屬表面耐熱抗疲勞涂層研究進(jìn)展[J]. 內(nèi)江科技, 2020, 41(7): 75-76.

TANG Kai, WU Yuan-heng, DAI Gao-fen. Research Progress of Heat-Resistant and Anti-Fatigue Coatings on Metal Surfaces for Glass Molds[J]. Neijiang Science and Technology, 2020, 41(7): 75-76.

[10] 張瑞珠, 李林杰, 唐明奇, 等. 激光熔覆技術(shù)的研究進(jìn)展[J]. 熱處理技術(shù)與裝備, 2017, 38(3): 7-11.

ZHANG Rui-zhu, LI Lin-jie, TANG Ming-qi, et al. Research Progress of Laser Cladding Technology[J]. Heat Treatment Technology and Equipment, 2017, 38(3): 7-11.

[11] 謝長生, 王愛華, 黃開金, 等. 鑄鐵表面激光熔覆裂紋的形成原因[J]. 鋼鐵, 1994(8): 48-53.

XIE Chang-sheng, WANG Ai-hua, HUANG Kai-jin, et al. Formation of Cracks on Laser Cladded Cast Iron Surface [J]. Iron and Steel, 1994(8): 48-53.

[12] 毛懷東, 張大衛(wèi), 劉澤福. 激光復(fù)合涂層網(wǎng)狀添加物對裂紋控制的影響[J]. 天津大學(xué)學(xué)報, 2008, 41(5): 553-557.

MAO Huai-dong, ZHANG Da-wei, LIU Ze-fu. Influence of Stainless Steel Net on Crack Control in Laser Clad Layer[J]. Journal of Tianjin University, 2008, 41(5): 553- 557.

[13] 毛懷東. 激光復(fù)合涂層裂紋控制方法與實踐[D]. 天津: 天津大學(xué), 2007: 49-51.

MAO Huai-dong. The Study of Controlling Cracks in Laser Clad Layer[D]. Tianjin: Tianjin University, 2007: 49-51.

[14] WANG Fu-jun, MAO Huai-dong, ZHANG Da-wei, et al. The Crack Control during Laser Cladding by Adding the Stainless Steel Net in the Coating[J]. Applied Surface Science, 2009, 255(21): 8846-8854.

[15] 孫越. 汽輪機(jī)葉片Stellite6涂層應(yīng)力控制及其組織和性能[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué), 2017: 6-7.

SUN Yue. Study on the Stellite6 Coating off Steam Turbine Blades: Residual Stress Control, Microstructures and Pro-perties[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2017: 6-7.

[16] ZHANG Dan, CUI Xiu-fang, JIN Guo, et al. Effect of In-Situ Synthesis of Multilayer Graphene on the Micro-structure and Tribological Performance of Laser Cladded Ni-Based Coatings[J]. Applied Surface Science, 2019, 495(30): 143581.1-143581.9.

[17] TUOMINEN J, PAJUKOSKI H, VUORISTO P, et al. Sliding Wear Performance of Metallic Laser Coatings Against Composite PTFE Seals[J]. Materialwissenschaft und Werkstofftechnik, 2018, 49(10): 1263-1277.

[18] CHEN Zhen-da, LIM L C, QIAN Ming. Laser Cladding of WC-Ni Composite[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1996, 62(4): 321-323.

[19] ZHANG Wei, FENG Qiu-hong, WANG Er-yi, et al. Microstructure and Property of Fe-Based Wear-Resistant Alloy Coating Prepared by Laser Cladding on the Surface of Super High-Speed Elevator Parts[J]. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2019, 585: 012006.

[20] ZHU Zhen-cai, LI Jian-feng, PENG Yu-xing, et al. In-Situ Synthesized Novel Eyeball-Like Al2O3/TiC Composite Ceramics Reinforced Fe-Based Alloy Coating Produced by Laser Cladding-Science Direct[J]. Surface and Coatings Technology, 2020, 391(15): 125671 .

[21] YANG Cheng-yuan, CHENG Xu, TANG Hai-bo, et al. Influence of Microstructures and Wear Behaviors of the Microalloyed Coatings on TC11 Alloy Surface Using Laser Cladding Technique[J]. Surface & Coatings Tech-nology, 2017, 337: 97-103.

[22] 周建忠, 何文淵, 徐家樂, 等. 激光熔覆Al2O3/Fe901復(fù)合涂層的強(qiáng)化機(jī)制及耐磨性[J]. 光學(xué)學(xué)報, 2019(5): 211-219.

ZHOU Jian-zhong, HE Wen-yuan, XU Jia-le, et al. Stren-gthening Mechanism and Wear Resistance of Al2O3/Fe901 Composite Coating Prepared by Laser Cladding[J]. Acta Optica Sinica, 2019(5): 211-219.

[23] 江國業(yè), 謝金蕾, 龐銘, 等. 蠕墨鑄鐵激光熔覆鎳基WC合金組織及性能表征[J]. 激光與光電子學(xué)進(jìn)展, 2020, 57(15): 127-133.

JIANG Guo-ye, XIE Jin-lei, PANG Ming, et al. Micro-structure and Properties of Ni-Based WC Alloy by Laser Cladding of Compacted Graphite Cast Iron[J]. Laser & Optoelectronics Progress, 2020, 57(15): 127-133.

[24] 孫寧, 方艷, 張家奇, 等. WC-12Co添加量對激光熔覆Inconel 625基復(fù)合材料微觀組織和耐磨性能的影響[J]. 中國激光, 2021, 48(6): 87-96.

SUN Ning, FANG Yan, ZHANG Jia-qi, et al. Effect of WC-12Co Addition on Microstructure and Wear Resis-tance of Inconel 625 Matrix Composites Prepared by Laser Cladding[J]. Chinese Journal of Lasers, 2021, 48(6): 87-96.

[25] ZHU Y Y, LI Z G, LI R F, et al. Microstructure and Property of Fe-Co-B-Si-C-Nb Amorphous Composite Coating Fabricated by Laser Cladding Process[J]. Applied Surface Science, 2013, 280: 50-54.

Preparation of Composite Coating by High Temperature Relaxation Softening Zone Aided with Laser Cladding

1,1,2,1,1,1

(1. School of Mechanical and Electrical Engineering, Wenzhou University, Wenzhou 325035, China; 2. Zhejiang Jiuheng Optoelectronics Technology Co., Ltd., Ruian 325207, China)

The work aims to study the law of inhibiting the failure of thermal fatigue crack and adhesive wear on the surface of glass punch. The composite coating was prepared by high temperature relaxation softening zone aided with laser cladding, and the effect of high temperature relaxation softening zone on the structure and wear resistance of composite coating was studied with Ni60+35% WC (mass fraction) powder as a composite coating material, 45#steel as base material, and 316 stainless steel mesh as high temperature relaxation softening zone. Before adding 316 stainless steel mesh, the surface abrasion and friction coefficient of the composite coating were 0.04 g and 0.32 respectively. In addition, the width of the wear scar on the surface of the composite coating was (2120±250) μm The residual tensile stress was large and unevenly distributed, accompanied by a large number of cracks. After adding 316 stainless steel mesh, the surface abrasion and friction coefficient of the composite coating were 0.03 g and 0.25, respectively, the width of the wear scar was (1202±100) μm. The residual tensile stress was small and evenly distributed. The 316 stainless steel mesh can absorb the residual tensile stress of composite coating, inhibit the propagation of cracks and even form a crack-free composite coating, so that the longitudinal and transverse residual stress distribution of composite coating surface can be balanced. At the same time, the surface of the composite coating had high wear resistance and hardness due to the simultaneous addition of Ni60+35% WC (mass fraction) powder. The final result fully shows that, high temperature relaxation softening zone aided with laser cladding on the surface of the glass punch can significantly improve the hardness and wear resistance of the composite coating, and inhibit the generation and propagation of surface cracks of the composite coating.

laser cladding; composite coating; high temperature relaxation softening zone; residual tensile stress; crack

2021-03-10；

2021-08-25

WU Cheng-meng (1995—), Male, Postgraduate, Research focus: Laser processing and quality inspection control technology.

馮愛新（1970—），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向為激光加工與質(zhì)量檢測調(diào)控技術(shù)。

FENG Ai-xin (1970—), Male, Doctor, Professor, PhD supervisor, Research focus: Laser processing and quality inspection control technology.

吳成萌, 馮愛新, 吳旭浩, 等. 高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆制備復(fù)合涂層[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(3): 353-362.

TG115.5

A

1001-3660(2022)03-0353-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.03.038

2021-03-10；

2021-08-25

溫州市科技計劃（2018ZG018）

Fund：Wenzhou City Science and Technology Program (2018ZG018)

吳成萌（1995—），男，碩士研究生，主要研究方向為激光加工與質(zhì)量檢測調(diào)控技術(shù)。

WU Cheng-meng, FENG Ai-xin, WU Xu-hao, et al. Preparation of Composite Coating by High Temperature Relaxation Softening Zone Aided with Laser Cladding[J]. Surface Technology, 2022, 51(3): 353-362.