劉崗，胡永俊*，李風，楊宏歡

（廣東工業(yè)大學材料與能源學院，廣東 廣州 510006）

【表面技術】

高錳鋼上等離子熔覆Ni60A鎳基合金的溫度場模擬

劉崗，胡永俊*，李風，楊宏歡

（廣東工業(yè)大學材料與能源學院，廣東 廣州 510006）

運用ANSYS有限元分析軟件對Mn13高錳鋼基體上單道等離子熔覆Ni60A鎳基合金過程的溫度場進行了數(shù)值模擬分析，并通過對比模擬與試驗所得熔池數(shù)據來驗證模型的可靠性。采用掃描電鏡、X射線衍射儀、顯微硬度計、材料表面性能綜合測試儀對熔覆層顯微組織、物相、顯微硬度、摩擦磨損性能進行了分析。在不同熔覆功率和掃描速率下，通過對基體表面選定節(jié)點的最高溫度、稀釋率、熔深、熔寬和熱影響區(qū)深度的綜合對比，得出等離子熔覆鎳基合金最佳工藝參數(shù)為：熔覆功率2.0 kW，掃描速率150 mm/min。熔覆層組織晶粒細小，從外到里依次為細小等軸晶、樹枝晶和胞狀晶。熔覆處理后高錳鋼的顯微硬度和耐磨性均得到顯著提高。

高錳鋼；鎳基高溫合金；等離子熔覆；溫度場；數(shù)值模擬；顯微組織；顯微硬度

First-author’s address: School of Materials and Energy， Guangdong University of Technology， Guangzhou 510006， China

高錳鋼是一種使用狀態(tài)組織為奧氏體的耐磨鋼，有良好的韌性和加工硬化性能，一直是采礦、鐵路、機械、建材、化工、冶金、磨料生產等行業(yè)的主力耐磨材料，其主要特點是能承受強烈的擠壓和高頻載荷沖擊，且表面在擠壓和沖擊過程中產生硬化而獲得良好的抗磨損特性［1-3］。在小應力、低沖擊工作環(huán)境中，高錳鋼并沒有發(fā)揮出其應有的耐磨性，甚至遠不及馬氏體鋼的耐磨性，主要的原因是高錳鋼制件尚未強化就已經表面磨損失效［4］。

等離子表面熔覆技術因為其結合了復合材料涂層優(yōu)異的性能，以及等離子束可控的形成材料表面成分改變、結構變化和溫升效應的優(yōu)勢，所以利用在構筑獨具特性的工程表面上的特性遠優(yōu)于其他工藝，是其他工藝無法取代的高新技術［5-7］。因此等離子熔覆成為了近年來最活躍的一個表面改性研究方向。

本文利用 ANSYS有限元分析軟件模擬了在高錳鋼上單道等離子熔覆鎳基高溫合金加工過程中溫度場的變化，分析了熔覆層組織形貌和性能，對不同工藝參數(shù)下的熔覆情況進行分析，進而確定最優(yōu)工藝，為實際加工提供借鑒和指導。

1 等離子熔覆溫度場計算模型

1.1 溫度場數(shù)學模型

等離子熔覆過程遵循熱力學第一定律（能量守恒定律）。對于三維瞬態(tài)溫度場，其溫度變量T（ x， y， z， t）在直角坐標中應滿足的微分方程［8］為：

式中，ρ為涂層的密度；C為材料比熱容；λ為導熱系數(shù)；Vq為單位體積散失的熱量；gq為等離子弧功率熱密度。

在等離子熔覆前，高錳鋼基體和涂層溫度均勻分布，為室溫0T，因此初始條件可表示為：

在等離子熔覆過程中，涂層的上表面和各側面均發(fā)生著熱交換形式中的熱對流和熱輻射，其邊界條件［9］可表示如下。

（1） 邊界上熱流密度分布：

（2） 與周圍介質熱交換邊界：

以上兩式中，sq為單位面積上的外部輸入熱源；β為表面換熱系數(shù)；0T為周圍介質溫度；sT為邊界上溫度；xn、 ny、 nz分別為邊界外法線方向的余弦。

相變潛熱問題通過熔覆涂層與基體隨溫度改變的焓值（H）變化來處理，數(shù)學表達式［10］為：

1.2 有限元數(shù)學模型

利用ANSYS有限元軟件并考慮到基體、熔覆層的對稱性，建立10 mm × 60 mm × 60 mm的模型尺寸。由于等離子弧能量密度分布不均勻，能量在中心多而邊緣少，可以把移動熱源熱流密度分布用近似正態(tài)分布的高斯數(shù)學模型來表達，因此選用高斯熱源作為熱源模型。劃分網格時，為了保證計算的精度且縮短計算分析的時間，對熔覆層和周邊進行細化，遠離熔覆區(qū)的部位被劃分成較粗糙的網格。三維幾何模型及網格劃分見圖1。

2 溫度場模擬結果及分析

2.1 熔覆材料選取

等離子熔覆材料選取自熔性Ni60A合金粉末（C 0.85%，Cr 16.00%，B 3.40%，Si 4.50%，F(xiàn)e 4.50%，Ni余量），其掃描電鏡照片如圖 2所示。考慮材料的物理性能隨溫度的變化并假設材料是各向同性的，采用外推法得到基體材料Mn13和熔覆鎳基合金材料的高溫物理性能參數(shù)［3， 11］，見表1所示。

圖2 自熔性Ni60A合金粉末的SEM照片F(xiàn)igure 2 SEM image of self-fluxing Ni60A alloy powder

表1 Ni60A合金和Mn13高錳鋼的物理性質隨溫度的變化Table 1 Variation of physical properties of Ni60A alloy and high-manganese steel Mn13 with temperature

2.2 溫度場分布的有限元模擬

對建立的有限元模型施加高斯熱源，依照實際情況，以對流和換熱作為邊界條件，在等離子弧輸出功率P = 2 kW、掃描速率v = 150 mm/min的實驗條件下，沿X軸正向移動，等離子弧掃描移動7 s和14 s時送粉式單道等離子熔覆過程的溫度場分布情況如圖3所示。

圖3 不同時刻溫度場分布云圖Figure 3 Contour diagram showing the distribution of temperature field at different time

由圖 3可知，等離子弧加熱瞬間，基體表層溫度急速上升；等離子弧移過后，受到自冷作用，溫度快速下降，表現(xiàn)出急熱急冷特征，等離子弧掃描區(qū)域內熱源中心節(jié)點的溫度最高。由整個溫度場分布可知，在等離子加工過程中整個熔覆層表面模擬等溫線呈現(xiàn)類似橢圓狀，沿掃描方向，在光斑中心前端等溫線分布密集，溫度梯度較大，而在熔池后端等溫線較稀疏，溫度梯度小。

2.3 特征點熱循環(huán)曲線分析

圖4 不同功率對選定節(jié)點溫度時間歷程的影響Figure 4 Effect of power on temperature-time history of the selected node

由圖 4可知：取樣點在不同等離子弧功率參數(shù)下的溫度變化趨勢大致相同，升溫階段較陡，而降溫比較平緩。隨著等離子弧功率升高，節(jié)點溫度峰值相應變大；當功率高于1.0 kW時，節(jié)點最高溫度高于熔覆鎳基自熔性合金粉末和基體材料的熔點（1 350 °C左右），確保了熔覆層與基體能形成良好的冶金結合。

2.4 等離子弧功率和掃描速率對溫度場的影響

在ANSYS軟件中通過調整等離子弧功率和掃描速率對單道等離子熔覆進行模擬，可分析得出熔深、熔寬和熱影響區(qū)（HAZ）深度。表2為掃描速率為150 mm/min時，不同功率對溫度場中熔深、熔寬和HAZ深度的影響。由表2可知，等離子弧功率從1.0 kW增加到2.5 kW，熔覆層最高溫度從1 210 °C升高到2 440 °C，熔深從0 mm增加到5.1 mm，熔寬從0 mm增加到16 mm，HAZ深度從4.2 mm增加到6.7 mm。由此可知，增大功率會使熔池尺寸增大，增大稀釋率，更利于熔池內金屬液體對流形成粗糙組織，對熔覆層性能影響很大。

表2 等離子弧功率對溫度場的影響（掃描速率150 mm/min）Table 2 Effect of plasma arc power on temperature field （scan rate 150 mm/min）

表3為通過模擬得出功率為2.0 kW時等離子弧掃描速率對溫度場中熔深、熔寬和HAZ深度的影響。由表3可知，等離子弧掃描速率從100 mm/min增加到250 mm/min，熔覆層最高溫度從1 950 °C降低到1 538 °C，熔深從4.4 mm減小到1.3 mm，熔寬從14.8 mm減小到4.4 mm，HAZ深度從7.5 mm減小到4.8 mm。由此可知，增大掃描速率，熱源作用時間減少，熔池存在時間變短，稀釋率變小，由于急速冷卻作用，容易得到細小晶粒，提高材料性能，但是過快的掃描速率使得熔覆層受熱不充分，易形成各種缺陷。

表3 等離子弧掃描速率對溫度場的影響（等離子弧功率2.0 kW）Table 3 Effect of plasma arc scanning rate on temperature field （plasma arc power 2.0 kW）

綜合分析，等離子單道熔覆鎳基合金最佳工藝參數(shù)為：功率2.0 kW，掃描速率150 mm/min。

3 數(shù)值模擬的驗證和熔覆層組織分析

3.1 模型的驗證

根據得到的最優(yōu)工藝參數(shù)，即功率P = 2.0 kW、掃描速率v = 150 mm/min，利用氬氣作為保護氣氛進行單道熔覆實驗，得到一定深度和寬度的熔覆層。實驗完成后，沿熔覆試樣中心橫截面切開，制備金相試樣。為了方便計算和測量，選取試樣的一半進行模擬和實驗的形貌對比，如表4所示。

表4 熔池幾何尺寸的實測值與模擬值的對比Table 4 Comparison between calculated and measured dimensions of molten pool

由表 4可知，本文建立的模型所得模擬結果與實測值很接近，誤差也在較小的范圍，可驗證模型的準確性和可靠性。

(二)在鎮(zhèn)街層面，非稅收入預算編制形式化，鎮(zhèn)街在非稅收入預算編制方面嚴肅性較差，鎮(zhèn)街在非稅收入預算編報時不夠精準，部分非稅收入沒有預算，支出也沒有計劃，無計劃無預算問題突出，使得預算的約束力形同虛設。管理基礎薄弱且執(zhí)行力不強，鎮(zhèn)街收取非稅收入直接繳入財政所賬戶，待需要上繳時再上繳財政專戶，在執(zhí)收過程中，有的先上繳再征收、手續(xù)不夠完備。票據管理不夠規(guī)范，有的票據的領用使用沒有規(guī)范的程序進行監(jiān)管，有的未能嚴格執(zhí)行“交舊領新”的管理制度，有的鎮(zhèn)街票據填開不夠規(guī)范。

3.2 熔覆層的微觀組織

在高錳鋼基體上等離子單道熔覆鎳基合金后，得到試樣的組織分別為熔覆層、熱影響區(qū)和基體三部分。熔覆層為高能等離子弧與受熱熔化的基體發(fā)生冶金結合的區(qū)域，其組織從上到下依次為細小等軸晶、樹枝晶和胞狀晶（見圖5），與基體結合處存在光亮的平面晶層。等離子熔覆試樣升溫速率和冷卻速率極大，溫度梯度極高，導致成分過冷，易獲得細小晶粒。

圖5 熔覆層上部、中部和下部的顯微組織Figure 5 Microstructures of upper， middle and bottom parts of cladding layer

圖6所示為熔覆層組織的X射線衍射譜圖?？芍入x子熔覆層中主要存在碳化物相Fe3Ni2和Fe7Ni3以及少量分布的FeCr0.29Ni0.16C0.06相。

3.3 熔覆層的顯微硬度分布

沿著等離子熔覆試樣縱截面的中心線每隔0.5 mm取一個點測試顯微硬度，結果如圖7所示。由圖7可知，顯微硬度從等離子熔覆表層到基體之間變化明顯，熔覆層顯微硬度高而熱影響區(qū)和基體顯微硬度較低，最大硬度出現(xiàn)在熔覆層胞狀晶處，可達950 HV。通過顯微組織觀察和XRD分析可知，由于極大的溫度梯度和冷卻速率，熔覆層表層形成細小的等軸晶粒和過飽和固溶體，析出碳化物，提高了材料硬度和性能。同時，合金粉末中含有的大量合金元素起到固溶強化作用，使熔覆層硬度變高。熱影響區(qū)由于等離子弧熱源掃描加熱試樣而形成，對于高錳鋼而言相當于淬火處理，因此硬度較高。試樣截面各區(qū)域硬度比較如下：熔覆層 ＞ 熱影響區(qū) ＞ 基體?？梢姷入x子熔覆處理極大提到了材料的硬度。

圖6 熔覆層XRD譜圖Figure 6 XRD pattern of cladding layer

圖7 熔覆層截面的顯微硬度分析Figure 7 Analysis of microhardness along the cross-section of cladding layer

3.4 熔覆層的摩擦磨損性能分析

通過CFT-1型材料表面性能綜合測試儀測出基體和熔覆層材料的磨損量和摩擦因數(shù)，列于表5。

表5 熔覆涂層和基體的摩擦磨損試驗對比Table 5 Comparison between the friction and wear test results of cladding layer and substrate

由表5可知，熔覆層摩擦因數(shù)較基體小，磨痕寬度和深度約為基體的1/3，磨損量也遠遠小于基體磨損量，可見等離子熔覆加工顯著提高了試樣的耐磨性。材料的耐磨性受硬度、韌性和塑性的綜合影響，等離子熔覆加工過程極大的溫度梯度和冷卻速率可細化晶粒，提高材料的綜合性能，包括涂層的韌性和耐磨性，從而增強了材料抵抗磨損的能力。熔覆層凝固過程析出的碳化物造成彌散分布的第二相強化，而且這些硬質碳化物在摩擦磨損中起到磨鈍、阻抗磨料顆粒的作用，提高了熔覆層的耐磨性。

4 結論

（1） 建立了三維瞬態(tài)溫度場有限元模型，較準確反映出等離子熔覆過程中溫度場分布的規(guī)律，為優(yōu)化等離子熔覆加工工藝參數(shù)提供了可靠依據。

（2） 為得到理想的組織，等離子單道熔覆鎳基合金最佳工藝參數(shù)為：等離子弧功率2.0 kW，等離子弧掃描速率150 mm/min。

（3） 熔覆層組織從上到下分別為細小等軸晶、樹枝晶和胞狀晶，熔池冷卻過程形成過飽和固溶體，析出碳化物，改善了材料的性能。

（4） 熔覆層的硬度為900 HV左右，約為基體材料硬度的5倍，而摩擦磨損試驗中，熔覆層磨痕寬度和深度約為基體的1/3。熔覆加工顯著提高了試樣的硬度和耐磨性。

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［ 編輯：溫靖邦 ］

Numerical simulation of temperature field for plasma cladding of Ni60A nickel-based superalloy on high-manganesesteel steel

// LIU Gang， HU Yong-jun*， LI Feng， YANG Hong-huan

The temperature field during single-track plasma cladding of Ni60A nickel-based superalloy on Mn13 high-manganese steel substrate was numerically simulated by ANSYS， a finite element analysis software.The reliability of the model was verified by comparing the calculated and measured results about the dimensions of molten pool.The microstructure，phase composition， microhardness and tribological properties of cladding layer were characterized by scanning electron microscope， X-ray diffractometer， microhardness meter， and material surface comprehensive performance tester.The highest temperature of selected node at substrate surface， dilution rate， depth and width of molten pool， and depth of heat-affected zone were compared under different plasma arc powers and scan rate.The optimal cladding parameters were obtained as follows: plasma arc power 2.0 kW and scan rate 150 mm/min.The microstructure of cladding layer is characterized by small grains which are equiaxed， dendritic and cellular from outside to inside successively.The clad high-manganese steel has improved microhardness and wear resistance.

high-manganese steel； nickel-based superalloy； plasma cladding； temperature field； numerical simulation；microstructure； microhardness

TG132.32； TG178

A

1004 - 227X （2016） 06 - 0325 - 06

2015-12-31

2016-01-21

劉崗（1988-），男，河北石家莊人，在讀碩士研究生，主要從事等離子熔覆計算機仿真研究。

胡永俊，副教授，（E-mail） dahutu985@163.com。