CO2激光熔覆鎳基合金粉末的組織和性能*

徐國建， 李春光， 杭爭翔， 劉珊珊， 田希玉

(沈陽工業大學 材料科學與工程學院， 沈陽 110870)

?

CO2激光熔覆鎳基合金粉末的組織和性能*

徐國建， 李春光， 杭爭翔， 劉珊珊， 田希玉

(沈陽工業大學 材料科學與工程學院， 沈陽 110870)

為了提高核發電成套設備的閥體性能，采用CO2激光器在SUS316LN奧氏體不銹鋼表面熔覆了鎳基合金粉末.利用光學顯微鏡、掃描電子顯微鏡、電子探針分析儀、X射線衍射儀、能譜分析儀、顯微硬度計和磨損試驗機等對熔覆層的組織和性能進行了研究.結果表明，從熔覆層熔合線到表面的組織依次由平面晶生長區、亞共晶區，共晶區與過共晶區組成.亞共晶組織的初晶相由γ-Ni相組成，而過共晶組織的初晶相由CrB和Cr7C3相組成.CO2激光熔覆層具有較高的維氏硬度和耐磨性能，且其裂紋斷口形貌屬于解理斷裂.

CO2激光熔覆； 鎳基合金； 過共晶組織； 共晶組織； 初晶相； 維氏硬度； 耐磨性能； 解理斷裂

激光熔覆技術是一種先進的增材制造技術，該技術利用具有高能量密度的激光束作為熱源，通過預置粉末或同軸送粉的方式，完成零件表面缺陷的修復[1].可以通過優化離焦量、激光功率、掃描速度與送粉速度來控制熔覆層的稀釋率[2-3].近年來，激光熔覆技術發展得十分迅速，在工業中得到了廣泛的應用，該技術能夠顯著提高材料的硬度、耐磨性和耐蝕性等多種性能[4-7].與傳統表面改性技術相比，激光熔覆技術具有許多優勢，可用于重載條件下零件的表面強化與修復，諸如大型齒輪、大型曲軸等零件的修復[8-9].

由于具有優異的強韌性和耐蝕性，SUS316LN奧氏體不銹鋼在核發電成套設備中得到了廣泛應用[10].然而，SUS316LN奧氏體不銹鋼的耐磨性能較差.為了提高SUS316LN奧氏體不銹鋼的耐磨性能，通常采用等離子和TIG熔覆方法在SUS316LN不銹鋼表面熔覆合金強化層.不過，由于熱輸入量和熱應力過高，在熱影響區很容易產生液化裂紋.另外，由于焊接殘余應力較大，大大提高了熔覆層的裂紋敏感性[11].激光熔覆技術具有作用時間短、熱影響區小等優勢，因而該技術成為一種理想選擇.為了提高SUS316LN奧氏體不銹鋼的性能，本文在最佳激光熔覆工藝參數條件下，采用CO2激光熔覆技術在SUS316LN不銹鋼閥體上熔覆了鎳基合金粉末，并研究了該熔覆層的顯微組織和性能.

1　材料與方法

1.1試驗材料

閥體材質為SUS316LN奧氏體不銹鋼，其形狀及尺寸如圖1所示(單位：mm).

圖1　閥體的形狀及尺寸Fig.1　Shape and size of valve body

SUS316LN奧氏體不銹鋼的化學成分為w(C)=0.03%；w(Si)=0.6%；w(Mn)=2%；w(Cr)=18%；w(Ni)=12%；w(Mo)=3%；w(N)=0.16%；w(P)=0.045%；w(S)=0.03%；余量為Fe.激光熔覆所用鎳基合金粉末的直徑范圍為47～165 μm，該粉末的化學成分為w(C)=0.7%；w(Si)=4.28%；w(Cr)=14.56%；w(Co)=0.09%；w(B)=3.37%；w(Fe)=3.80%；余量為Ni.

1.2試驗設備

閥體的CO2激光熔覆系統如圖2所示.CO2激光器的額定功率為2 400 W.送粉系統采用鞍山煜宸科技有限公司自主研發的RC-PGF-D-2送粉器.送粉量由粉盤的旋轉速度決定，且送粉氣體為氬氣.利用AKASHI AAV-500型自動硬度測量儀測定了試樣的維氏硬度.

圖2　閥體的CO2激光熔覆系統Fig.2　CO2 laser cladding system for valve body

采用MMORPG200型磨損試驗機測試熔覆層的耐磨性能，且磨損試驗裝置示意圖如圖3所示.摩擦盤由GCr15軸承鋼制成，其尺寸為φ50 mm×10 mm、硬度為60～65 HRC.磨損試樣的尺寸為14 mm×10 mm×10 mm.熔覆層的表面需要與摩擦盤接觸，經過機械加工后，熔覆層的厚度約為1 mm.在試驗過程中，所施加載荷大小為98 N，滑動速度為62.8 m/min，試驗時間為30 min.可以根據耐磨試驗結果測定熔覆層的摩擦系數μ，其計算公式為

μ=M/RP

(1)

式中：M為摩擦力矩；R為摩擦盤的半徑；P為施加載荷.

圖3　磨損試驗裝置示意圖Fig.3　Schematic wear test device

1.3熔覆最佳工藝參數

CO2激光熔覆最佳工藝參數是激光輸出功率為2 100 W；離焦量為15 mm；CNC-XY工作臺水平行走速度為3.58 mm/min；旋轉工作臺的旋轉速度為2.96 r/min；粉末供給速度為25 g/min；送粉氣體流量為2.5 L/min；保護氣體流量為20 L/min；閥體熔覆前預熱溫度為693～723 K；熔覆層間搭接量為30%；熔覆后的冷卻工藝為空冷.

1.4組織分析

完成CO2激光熔覆后，對試樣進行切割.經研磨和拋光后，利用王水(HCl和HNO3的體積比為3∶1)進行腐蝕.采用光學顯微鏡和掃描電子顯微鏡，觀察了熔覆層的顯微組織.利用波長色散光譜儀對熔覆層進行了電子探針顯微分析.采用能譜分析儀分析了熔覆層的化學成分.利用X射線衍射儀表征了熔覆層的相組成.

2　結果與討論

2.1熔覆層的裂紋敏感性

2.1.1熔覆層的裂紋特征

采用CO2激光器分別進行焊道長度為50 mm的單道和多道熔覆試驗.圖4為單道熔覆層的裂紋形態.由圖4可見，在預熱溫度較低的情況下，單道熔覆層會產生垂直于熔覆層長度方向的橫向裂紋(見圖4a)，而單道熔覆層的縱向斷面如圖4b所示.橫向裂紋的前沿終止于熔合線附近，且未向熱影響區擴展，這是由于母材金屬具有良好強韌性的緣故.裂紋的擴展既有穿晶方式，也有沿晶方式.當預熱溫度高于673 K時，在進行單道熔覆時，可以有效防止此類橫向裂紋的產生.由試驗結果可知，熔覆層的裂紋敏感性隨著預熱溫度的升高而降低，這是因為預熱可以降低焊接殘余應力和冷卻速度.

圖5為多道熔覆層的熔覆順序和裂紋形態.由圖5可知，裂紋產生方向基本垂直于熔覆層的長度方向.當預熱溫度高于693 K時，能夠有效防止多道熔覆層中裂紋的產生.

2.1.2熔覆層的斷口形貌

CO2激光熔覆層的斷口形貌如圖6所示.由圖6可見，在熔覆層的斷口中可以觀察到明顯的山形和解理臺階斷口形貌，由此可以初步判斷，熔覆層的裂紋是由熔覆層的淬硬性造成的，且屬于解理斷裂.

圖4　單道熔覆層的裂紋形態Fig.4　Crack morphologies of single-pass cladding layer

圖5　多道熔覆層的熔覆順序和裂紋形態Fig.5　Cladding sequence and crack morphology of multi-pass cladding layer

2.2磨損試驗

CO2激光熔覆層和等離子熔覆層的摩擦系數和磨損失重如圖7所示.由圖7a可知，CO2激光熔覆層的摩擦系數介于0.42～0.48之間；等離子熔覆層的摩擦系數介于0.51～0.58之間.由圖7b可知，CO2激光熔覆層的磨損失重為6.8 mg，等離子熔覆層的磨損失重為8.8 mg.可見，CO2激光熔覆層的耐磨性能優于等離子熔覆層，且其耐磨性能約為傳統等離子熔覆層的1.3倍[12].

圖6　CO2激光熔覆層的斷口形貌Fig.6　Morphologies of fracture surface for CO2 laser cladding layer

圖7　不同熔覆層的摩擦系數和磨損失重Fig.7　Friction coefficient and wear weight loss of different cladding layers

CO2激光熔覆層磨損后的表面形態如圖8所示.由圖8可知，磨損后的熔覆層表面具有突起的硬質相(硼化物或碳化物).通過測量和計算可知，在CO2激光熔覆層的磨損表面中，硬質相所占的體積分數約為46%.CO2激光熔覆層的硬質相尺寸較為細小，尺寸約為5 μm.硬質相的存在顯著提高了熔覆層的耐磨性能.隨著硬質相體積分數的增加與尺寸的減小，熔覆層耐磨性能將會隨之提高.

圖8　CO2激光熔覆層磨損后的表面形態Fig.8　Surface morphology of CO2 laser cladding layer after wear

2.3熔覆層的硬度

CO2激光熔覆層的硬度曲線如圖9所示.由圖9可知，母材硬度介于188～210 HV之間；熔合區的硬度約為545 HV；熔覆層的硬度介于732～1 035 HV之間.可見，熔覆層的硬度明顯高于母材的硬度，由此可知激光熔覆層具有很高的硬度.

圖9　CO2激光熔覆層的硬度曲線Fig.9　Hardness curve for CO2 laser cladding layer

2.4熔覆層的顯微組織

CO2激光熔覆層的XRD圖譜如圖10所示.由圖10可以觀察到，熔覆層主要由γ-Ni、CrB和Cr7C3相組成.

CO2激光熔覆層的顯微組織如圖11所示.由圖11可見，熔覆層的上部組織由過共晶組織組成.從熔覆層熔合線到表面的組織依次為平面晶生長區、亞共晶區、共晶區和過共晶區(見圖11a).過共晶組織中的初晶相形態可以呈現針狀(見圖11b)、粒狀(見圖11c)和塊狀(見圖11d).初晶相的最

圖10　CO2激光熔覆層的XRD圖譜Fig.10　XRD spectrum for CO2 laser cladding layer

圖11　CO2激光熔覆層的顯微組織Fig.11　Microstructures of CO2 laser cladding layer

大尺寸約為5 μm.這是由于CO2激光熔覆具有快速加熱和快速冷卻的特點，從而抑制了晶粒長大的緣故.

利用電子探針分析儀(EPMA)對CO2激光熔覆層的成分進行了分析，結果如圖12所示.由圖12可知，熔覆層的初晶相主要為CrB相，且初晶相形態可以呈現粒狀、針狀、棒狀和塊狀.由圖12還可以觀察到，熔覆層中也存在少量的Cr7C3相.

圖12　CO2激光熔覆層的EPMA分析結果Fig.12　EPMA analysis results of CO2 laser cladding layer

CO2激光熔覆層亞共晶組織的EDS分析結果如圖13所示.由圖13可知，在亞共晶組織的初晶相中，Ni和Fe含量較高，而Cr和C含量較低.因此，可以初步判斷亞共晶組織初晶相由γ-Ni相組成.利用能譜成分分析儀(EDS)對CO2激光熔覆層中的松枝狀共晶組織進行分析，其結果如圖14所示.由圖14可知，松枝狀共晶組織中Ni和Fe含量較低，而Cr和C含量較高.因此，可以初步判斷松枝狀物質由Cr7C3與CrB相組成；共晶組織由γ-Ni+Cr7C3相或γ-Ni+CrB相組成.

3　結　論

采用CO2激光器在SUS316LN奧氏體不銹鋼閥體上熔覆了鎳基合金粉末，并對熔覆層的組織和性能進行了分析，得出如下結論：

圖13　CO2激光熔覆層亞共晶組織的EDS分析Fig.13　EDS analysis for hypoeutectic structure in CO2 laser cladding layer

圖14　CO2激光熔覆層共晶組織的EDS分析Fig.14　EDS analysis for eutectic structure in CO2 laser cladding layer

1) 熔覆層從熔合線到表面的組織依次由平面晶生長區、亞共晶組織區、共晶組織區和過共晶組織區組成.

2) 熔覆層亞共晶組織初晶相由γ-Ni相組成；過共晶組織初晶相由CrB與Cr7C3相組成；共晶組織均由γ-Ni+CrB相或γ-Ni+Cr7C3相組成.

3) 熔覆層具有較高的硬度和耐磨性能.熔覆層硬度范圍約為732～1 035 HV，摩擦系數約為0.42～0.48，磨損失重約為6.8 mg.

4) 在單道熔覆過程中，當預熱溫度高于673 K時，可以有效防止橫向裂紋的產生；在多道熔覆過程中，當預熱溫度高于693 K時，可以有效防止橫向裂紋的產生.

[1]Cheikh H E，Courant B，Branchu S，et al.Analysis and prediction of single laser tracks geometical characteristics in coaxial laser cladding process [J].Optical and Laser Engineering，2012，50(3)：413-422.

[2]徐國建，殷德洋，杭爭翔，等.激光堆焊Co基合金與VC混合粉末組織和性能 [J].沈陽工業大學學報，2012，34(1)：26-30.

(XU Guo-jian，YIN De-yang，HANG Zheng-xiang，et al.Microstructure and property of laser overlaid layer of mixed Co-based alloy and VC powder [J].Journal of Shenyang University of Technology，2012，34(1)：26-30.)

[3]徐國建，丁小粉，王志一，等.蒸汽發電機葉片激光堆焊層的性能 [J].沈陽工業大學學報，2014，36(3)：269-274.

(XU Guo-jian，DING Xiao-fen，WANG Zhi-yi，et al.Performances of laser overlay cladding on blade of steam generator [J].Journal of Shenyang University of Technology，2014，36(3)：269-274.)

[4]趙彥華，孫杰，李劍峰.KMN鋼激光熔覆FeCr合金修復層組織性能及耐磨、耐蝕性研究 [J].機械工程學報，2015，51(8)：37-43.

(ZHAO Yan-hua，SUN Jie，LI Jian-feng.Research on microstructure properties and wear and corrosion resistance of FeCr repaired coating on KMN steel by laser cladding [J].Journal of Mechanical Engineering，2015，51(8)：37-43.)

[5]潘斌，宋曉航，黃旺華，等.Ti6Al4V合金表面激光熔覆Al2O3基涂層的研究進展 [J].熱加工工藝，2015，44(16)：19-21.

(PAN Bin，SONG Xiao-hang，HUANG Wang-hua，et al.Research progress of laser cladding Al2O3based coatings on surface of Ti6Al4V alloy [J].Hot Working Technology，2015，44(16)：19-21.)

[6]張培磊，李鑄國，姚成武，等.激光制備Fe-Ni基非晶復合涂層退火性能分析 [J].焊接學報，2011，32(4)：13-16.

(ZHANG Pei-lei，LI Zhu-guo，YAO Cheng-wu，et al.Fe-Ni-based amorphous coatings fabricated by laser and annealing performance [J].Transactions of the China Welding Institution，2011，32(4)：13-16.)

[7]李剛，劉麗，侯俊英，等.激光熔覆Ni-Zr-Nb-Al非晶復合涂層組織結構及性能研究 [J].激光技術，2011，35(2)：185-188.

(LI Gang，LIU Li，HOU Jun-ying，et al.Study on microstructure and performance of laser cladding Ni-Zr-Nb-Al amorphous composite coating [J].Laser Technology，2011，35(2)：185-188.)

[8]Boussaha E，Aouici S，Bahloul A，et al.Optimization of geometrical features of laser cladding obtained by powder injection [J].Physics Procedia，2009，2(3)：1147-1152.

[9]Majumdar J D，Kumar A，Li L.Direct laser cladding of SiC dispersed AISI 316L stainless steel [J].Tribo-logy International，2009，42(5)：750-753.

[10]楊曉雅，何岸，張海龍，等.核電用316LN奧氏體不銹鋼延性斷裂閾值研究 [J].熱加工工藝，2015，44(21)：94-97.

(YANG Xiao-ya，HE An，ZHANG Hai-long，et al.Study on ductile fracture threshold of 316LN austenitic stainless steel for nuclear power [J].Hot Working Technology，2015，44(21)：94-97.)

[11]張佳虹，孫榮祿.激光熔覆Ni基復合涂層氣孔及裂紋敏感性的研究 [J].熱加工工藝，2015，44(4)：141-144.

(ZHANG Jia-hong，SUN Rong-lu.Research on poro-sity and cracking sensitivity of Ni-based composite coating by laser cladding [J].Hot Working Technology，2015，44(4)：141-144.)

[12]劉珊珊.Ni基合金堆焊性能的研究 [D].沈陽：沈陽工業大學，2015：43-46.

(LIU Shan-shan.Research of Ni-base alloy welding performance [D].Shenyang：Shenyang University of Technology，2015：43-46.)

(責任編輯：尹淑英英文審校：尹淑英)

Microstructure and performance of Ni-based alloy powder prepared with CO2laser cladding

XU Guo-jian, LI Chun-guang, HANG Zheng-xiang, LIU Shan-shan, TIAN Xi-yu

(School of Materials Science and Engineering, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China)

In order to improve the performance of valve body in the complete nuclear power generation equipment, the Ni-based alloy powder was deposited on the surface of SUS316LN austenitic stainless steel with CO2laser. The microstructure and performance of cladding layer were analyzed with the optical microscope (OM), scanning electronic microscope (SEM), electronic probe microanalyzer (EPMA), X ray diffractometer (XRD), energy dispersive spectrometer (EDS), micro-hardness tester and wear tester. The results show that the microstructures from the fusion line of cladding layer to the surface are composed of the planar crystal growth zone, hypoeutectic zone, eutectic zone and hypereutectic zone, respectively. The primary phase in the hypoeutectic microstructure is γ-Ni phase, and the primary phases in the hypereutectic structure consist of CrB and Cr7C3phases. The CO2laser cladding layer has higher Vickers hardness and wear resistance, and the fracture mode of the layer belongs to the cleavage fracture.

CO2laser cladding; Ni-based alloy; hypereutectic structure; eutectic structure; primary phase; Vickers hardness; wear resistance; cleavage fracture

2015-12-23.

遼寧省科技創新重大專項計劃項目(201411004).

徐國建(1959-)，男，遼寧大連人，教授，博士生導師，主要從事激光加工工藝及成套加工設備等方面的研究.

10.7688/j.issn.1000-1646.2016.04.05

TG 456.7

A

1000-1646(2016)04-0384-07

*本文已于2016-05-12 14∶01在中國知網優先數字出版. 網絡出版地址： http：∥www.cnki.net/kcms/detail/21.1189.T.20160512.1401.038.html