高级检索

TC4激光熔覆NiCrCoAlY热循环特性及组织性能

赵盛举, 祁文军, 黄艳华, 覃鑫

赵盛举, 祁文军, 黄艳华, 覃鑫. TC4激光熔覆NiCrCoAlY热循环特性及组织性能[J]. 焊接学报, 2020, 41(9): 89-96. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200521001
引用本文: 赵盛举, 祁文军, 黄艳华, 覃鑫. TC4激光熔覆NiCrCoAlY热循环特性及组织性能[J]. 焊接学报, 2020, 41(9): 89-96. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200521001
ZHAO Shengju, QI Wenjun, HUANG Yanhua, QI Xin. Research on thermal cycle characteristics and microstructure performance of TC4 laser cladding NiCrCoAlY[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2020, 41(9): 89-96. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200521001
Citation: ZHAO Shengju, QI Wenjun, HUANG Yanhua, QI Xin. Research on thermal cycle characteristics and microstructure performance of TC4 laser cladding NiCrCoAlY[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2020, 41(9): 89-96. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200521001

TC4激光熔覆NiCrCoAlY热循环特性及组织性能

基金项目: 自治区高校科研计划自然科学重点项目(XJEDU20201007);国家大学生创新训练计划项目(201910755067).
详细信息
    作者简介:

    赵盛举,1994年出生,硕士;主要从事激光表面强化方面的科研工作; Email:296528067@qq.com.

    通讯作者:

    祁文军,教授;Email:wenjuntsi@163.com.

  • 中图分类号: TG 174.44

Research on thermal cycle characteristics and microstructure performance of TC4 laser cladding NiCrCoAlY

  • 摘要: 对TC4钛合金激光熔覆NiCrCoAlY涂层的热过程进行数值模拟仿真,探究工艺参数对热循环特性的影响规律,并进行激光熔覆试验验证. 结果表明,当激光扫描速度相同时,激光功率越大,冷却速度越快,两者近似呈线性关系. 当激光功率相同时,随着扫描速度的增大,冷却速度先增大后减小,出现拐点,随着激光功率的增加,冷却速度拐点对应的扫描速度减小. 不同冷却速度得到的涂层组织和性能不同,冷却速度增加将细化晶粒提高涂层硬度,但过大将导致涂层产生缺陷. 最佳工艺参数为激光功率600 W,扫描速度3 mm/s,适宜冷却速度为820 ℃/s.
    Abstract: Numerical simulation of thermal process of laser cladding NiCrCoAlY coating on TC4 titanium alloy is studied in order to explore the influence of process parameters on thermal cycle characteristics, and laser cladding experiments are tested and verified. The results show that when the laser scanning speed is the same, the greater the laser power, the faster the cooling speed, and they are approximately linear. When the laser power is the same, as the scanning speed increases, the cooling speed increases first and then decreases, and the inflection point appears. As the laser power increases, the cooling speed of the inflection point decreases which corresponding to the scanning speed. The microstructure and properties of the coating obtained by different cooling rate are different. The increase of cooling rate will refine the grains and improve the hardness of the coating, but the excessive cooling rate will lead to defects of the coating. The best process parameters are laser power 600 W, scanning speed 3 mm/s, and suitable cooling speed 820 ℃/s.
  • 钛合金TC4(Ti6Al4V)因其优良的力学性能、抗腐蚀性能和良好的生物相容性等特点,被广泛应用于航空、航天、石油产业、海洋采矿、医疗器械等领域[1-5]. 但TC4表面硬度较低、摩擦系数大,易发生粘着磨损,在实际生产中的应用范围受到限制. 近年来,应用激光熔覆技术在TC4钛合金表面原位制备复合陶瓷涂层成为研究的热点[6].

    激光熔覆作为一种常用的表面强化与再制造修复技术,具有热影响区小、冶金结合良好和涂层组织致密等优点,但激光熔覆过程中易产生裂纹、气孔等缺陷,激光加工过程及工艺参数的选择极大地影响着涂层质量,合理优化工艺参数成为激光熔覆过程中亟待解决的问题. 由于激光熔覆工艺的参数众多以及参数对熔覆质量影响复杂[7],如果采取试验的方法寻找合适的工艺的参数,往往需要进行大量的试验,通过建立精确的激光熔覆有限元模型,研究激光熔覆工艺参数对熔覆过程温度场及热循环特性的影响,为激光熔覆试验提供理论依据和指导,可减少大量的试验工作,提高研究效率,为激光熔覆的理论研究奠定基础[8].

    近年来国内外对激光熔覆数值模拟已开展了一定的研究. Lei等人[9]利用ANSYS建立三维模型,模拟Ti6Al4V合金激光熔覆温度分布和TiC生长机理,研究了熔覆过程中基体的温度,熔融区、熔池、热影响区的形状和尺寸,模拟TiC颗粒的成核、生长速度与粒径,与试验结果吻合. Roberts等人[10]用有限元模拟了在不锈钢基底上激光加层制造多层Ti6Al4V粉末的三维瞬态温度场模拟,并使用了生死单元技术. 仿真模拟更好的理解传热过程. 王佳纬等人[11],研究了热循环对TC4合金显微组织形貌的影响;利用激光热导仪测定的不同温度下的比热、热导率等热物性参数对TC4合金的激光熔覆过程进行了温度场和相变的耦合数值模拟,合理解释了微观组织分布的特征. 张珊等人[12]利用ANSYS有限元软件对激光熔覆过程中熔池内温度场分布情况进行了研究,对激光功率参数进行了优化选择;然后使用优化的工艺参数进行激光熔覆试验,利用XRD,EPMA,SEM等试验设备对涂层形貌及相组成进行了分析,发现该工艺参数下涂层内裂纹的产生及扩展显著减少,涂层的强度和韧性显著提高.

    前人通过建立精确的有限元模型,对激光熔覆过程进行数值模拟,研究了激光熔覆温度场分布及冷却速度对显微组织的影响,为优化激光熔覆工艺参数和获得良好的激光熔覆组织性能提供较好的指导. 但未见关于激光熔覆工艺参数对热循环特性影响规律的研究报道,且数值模拟工艺参数范围过小,不能很好地展示其对热循环特性完整的影响规律. 文中基于SYSWELD软件平台,采用3D高斯热源,对TC4钛合金单道激光熔覆过程进行数值模拟,研究激光熔覆主要参数激光功率和扫描速度对热循环特性的影响规律,为激光熔覆工艺参数的选择指明方向;结合SEM图,研究热循环主要参数冷却速度对涂层组织的影响,验证了模拟结果的可靠性. 文中采用的研究方法简洁直观,缩短了试验周期,降低了研究成本,为激光熔覆工艺参数优选提供了一种新思路.

    基体材料为TC4钛合金,试样为长150 mm × 70 mm × 10 mm的长方体,用Visual-Mesh建模,并在基体的中心位置添加涂层,涂层长度为70 mm,高度和宽度由送粉速度和光斑直径的参数确定. 基体采用四边形网格(六面体单元),涂层采用四边形—三角形网格(六面体-四面体单元). 网格划分如图1所示(由于基体过大不易观察网格,图1只截选涂层左右各10 mm部分).

    图  1  有限元模型网格划分
    Figure  1.  Mesh division of finite element model

    试验使用YLS-2000-TR型号的IPG光纤激光器,文中选择与实际使用激光器输入能量形状相同的3D高斯热源模型. 分布函数为

    $$q\left({x,y,{\textit{z}},t} \right) = \frac{{3Q}}{{p{c^2}}}{{\rm{e}}^{\left({\dfrac{{ - 3{x^2}}}{{{c^2}}} - \dfrac{{3{{\left\{ {{\textit{z}} + v\left({\tau - t} \right)} \right\}}^2}}}{{{c^2}}}} \right)}}$$ (1)

    式中:Q为能量输入率;q(x, y, z, t)为时间t时刻在(x, y, z)位置的热流量;c为热源的集中系数;v为熔覆速度;τ为热源位置滞后的时间因素.

    根据钛合金表面激光熔覆选材原则[13]确定采用熔覆材料为NiCrCoAlY粉末,成分如表1所示. 由于粉末为多元复合材料,其属性需要通过计算获得,文中采用可以较准确计算出材料高温物理性能的JMatPro软件计算,其经验证误差低于10%[14].

    表  1  NiCrCoAlY粉末的化学成分(质量分数,%)
    Table  1.  Chemical composition of NiCrCoAlY powder
    NiCrCoAlFeCYO
    69.222.33.730.50.50.30.5
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    为保证仿真模拟的准确性,在仿真计算之前对热源模型进行校核,并结合预试验的熔池形貌,修正热源参数,确定试验熔覆材料的激光吸收率,之后编写命令流文件,设置热源函数、散热函数、材料参数、计算步长、生死单元、热源速度和方向等重要仿真参数,编写好命令流文件后提交SYSWELD软件计算.

    在激光熔覆主要参数激光功率、扫描速度、光斑直径和送粉速度中,光斑直径和送粉速度主要影响涂层的高度和宽度,而对温度场的分布和热循环特性影响很小[15]. 因此文中不再分析光斑直径和送粉速度对激光熔覆温度场分布和热循环特性的影响,主要分析激光功率和扫描速度对激光熔覆温度场分布和热循环特性的影响.

    通过预先试验设定涂层高度和宽度分别1.0 mm和2.4 mm (对应光斑直径为2.4 mm,送粉速度为0.8 r / min). 为探究工艺参数对激光熔覆热循环特性的影响,在保证工艺参数合理的情况下,尽可能选取较大的参数范围进行数值模拟. 文中选定的工艺参数范围为:激光功率400 ~ 900 W,扫描速1 ~14 mm/s,熔覆时间由扫描速度决定,冷却结束时间为100 s. 合理的工艺参数应该是最高温度达到涂层熔点即涂层能够熔化、无明显熔池过深即稀释率合适、无熔化区域超出涂层区域过大的情况. 对数值模拟得到的温度云图按上述要求进行分析,当功率为400 W时,即使扫描速度低至1 mm/s,最高温度未达到涂层熔点,因此不能完全熔化;当激光功率500 ~ 900 W时,均能找到符合上述条件的工艺参数范围,如表2所示. 功率为500 ~ 700 W时的温度云图如图2所示,图中红色区域为熔化区,周围黄色至蓝色渐变为热影响区. 由温度云图可知:当激光功率相同时,扫描速度越慢,最高温度越高,扫描速度越快,最高温度越低. 当激光扫描速度相同时,激光功率越大,最高温度越高,激光功率越小,最高温度越低.

    表  2  合理的工艺参数范围
    Table  2.  Reasonable process parameter range
    激光功率P/W扫描速度v/(mm·s−1)
    400
    5001 ~ 2
    6002 ~ 4
    7003 ~ 5
    8004 ~ 7
    9005 ~ 8
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    图  2  功率500 ~ 700 W下不同扫描速度温度云图分布
    Figure  2.  Temperature distribution of temperature at different scanning speeds at 500 ~ 700 W power. (a) laser power 500 W; (b) laser power 600 W; (c) laser power 700 W

    热循环特性研究在热加工领域中有着重要的意义,为选择材料、制定最佳工艺、消除加工缺陷、提高加工质量等均提供重要的指导[16]. 在热循环特性参数中冷却速度对材料热加工后的组织和性能影响极为重要,因此文中主要研究激光功率和扫描速度对激光熔覆冷却速度的影响,通过分析冷却速度对涂层组织性能的影响,得到合适的冷却速度,进而确定最佳工艺参数. 由于距离热源不同位置的热循环特性不同,文中选取距离涂层顶部0.25 mm处中心线的热循环曲线为研究对象. 为了提高数据的准确性,选取3个不同时间点相同位置的数据取平均值,绘制不同工艺参数下该位置的热循环曲线.

    在扫描速度为2 mm/s不变的情况下,选取激光功率500 ~ 900 W,得到热循环曲线如图3所示,文中定义温度峰值和达到峰值温度后1 s的温度差除以时间间隔1 s为该点的冷却速度,并绘制其冷却速度曲线如图4所示.

    图  3  扫描速度为2 mm/s时不同功率下温度循环曲线
    Figure  3.  Temperature cycling curve at different powers at a scanning speed of 2 mm/s
    图  4  扫描速度为2 mm/s时不同功率下的冷却速度
    Figure  4.  Cooling speed under different power when scanning speed is 2 mm/s

    图3可知,当扫描速度不变时,激光功率越高,温度峰值越高,且5个工艺参数下温度在同一时间全部达到峰值,由图4可知,随着激光功率的增加,冷却速度也随之增加,近似呈线性增长的趋势. 综合两图发现,激光功率越高,在扫描速度不变时,热量输入越高,激光熔覆过程中的温度峰值随之增加,温度峰值越高,温度梯度越大,热量散失越快,冷却速度也随之增加.

    在保证激光功率不变的情况下分析扫描速度对冷却速度的影响. 选取激光功率600 W,扫描速度为1 ~ 14 mm/s,绘制热循环曲线和冷却速度曲线,如图5图6所示. 同时由于扫描速度较低时,冷却速度随扫描速度的改变变化较大,而扫描速度较大时,冷却速度随扫描速度的改变变化较小,为了便于观察,将扫描速度对冷却速度的影响分为低速区段的图6a和高速区段图6b.

    图  5  激光功率为600 W时不同扫描速度下温度循环曲线
    Figure  5.  Temperature cycling curve at different scanning speeds when the laser power is 600 W
    图  6  激光功率为600 W时不同扫描速度下的冷却速度
    Figure  6.  Cooling speed at different scanning speeds when the laser power is 600 W. (a) scanning speed 1 ~ 6 mm/s; (b) scanning speed 7 ~ 14 mm/s

    图5可知,当激光功率相同时,随着扫描速度的增大,热输入量减小,温度峰值越来越小,达到温度峰值的时间也提前,这种影响在扫描速度较低时(≤ 7 mm/s)作用更明显. 由图6可知,随着扫描速度的增加冷却速度先增大后减小,在扫描速度为11 mm/s时达到峰值. 在冷却速度增大阶段,越靠近峰值点冷却速度增速越慢,远离峰值点冷却速度增速越快. 在冷却速度减小阶段也呈现同样的趋势,越靠近峰值点冷却速度减小越慢. 在低扫描速度区间(≤ 7 mm/s),扫描速度变化对冷却速度影响较大,冷却速度随扫描速度的变化率约为240 (℃·s−1)/(mm·s−1);在冷却速度峰值附近(扫描速度8 mm/s至12 mm/s),扫描速度的变化对冷却速度影响较小,冷却速度随扫描速度的变化率约为1.67 (℃·s−1)/(mm·s−1);在高扫描速度区间(≥ 12 mm/s),扫描速度变化对冷却速度影响逐渐增强,变化率约为16.5 (℃·s−1)/(mm·s−1). 上述现象是由于扫描速度较小时,虽然峰值温度较高,但热源在某点停留时间较长,相当于存在一定的保温效果,降低了热量散失速度,所以此时冷却速度较低;随着扫描速度的增加,热源停留时间越短,峰值温度下降,保温效果越来越小,冷却速度随之增加. 当扫描速度增加到某一值时,保温效果消失,冷却速度随之增加至该功率下的峰值;此后继续增大扫描速度,保温效果已不存在,只有峰值温度的降低,故而冷却速度也随之下降. 所以冷却速度在某一扫描速度下(此时保温效果恰好消失)达到峰值后会减小,该扫描速度对应冷却速度的拐点,也是该功率下理论上能达到的冷却速度的峰值. 综合两图分析可知当激光功率相同时,热源热量相同,扫描速度变化使冷却速度出现拐点,为了探究激光功率对冷却速度拐点的影响规律,绘制激光功率500 ~ 900 W、扫描速度7 ~ 14 mm/s的冷却速度曲线,如图7所示.

    图  7  不同功率和扫描速度下冷却速度曲线
    Figure  7.  Cooling speed curve under different power and scanning speed. (a) scanning speed 1 ~ 6 mm/s; (b) scanning speed 7 ~ 14 mm/s

    图7中冷却速度曲线均符合上述描述规律. 但当激光功率由500 W增加至900 W时,冷却速度的拐点对应的扫描速度由12 mm/s减小到8 mm/s,即拐点左移;同时当激光功率增大时,同一冷却速度下的扫描速度在曲线上升段也左移,如功率600 W时,冷却速度为1000 ℃/s对应的扫描速度为4 mm/s,功率700 W时,冷却速度为1000 ℃/s对应的扫描速度为3.5 mm/s;在曲线下降段将右移,即对应的扫描速度将增大. 可知冷却速度的变化是由激光功率和扫描速度共同影响的. 当激光功率增加时,温度峰值增加,温度梯度增大,冷却速度随之增加(图3图4图7均可观察到),在扫描速度较低时虽然也有保温效果,但温度梯度增大,散热加快,使保温效果消失的扫描速度提前,因此冷却速度拐点随着激光功率的增加左移,即随着激光功率增加,冷却速度峰值所对应的扫描速度减小;不同功率下相同冷却速度对应的扫描速度点左移也是由于此原因;在冷却速度下降段,由于已经没有保温效果,激光功率增加,热源热量增大,欲得到相同的冷却速度,只有增大扫描速度,即对应的扫描速度点右移. 因此,同一激光功率下,相同的冷却速度对应两个扫描速度,一个在冷却速度上升阶段,另一个在冷却速度下降阶段,在实际应用中,由于扫描速度过大时,热输入量过小,常会导致涂层材料未完全熔化,或者因散热太快产生气孔或裂纹等缺陷,因此一般选择冷却速度上升阶段的扫描速度.

    文中选取激光功率600 W,扫描速度2 ~ 4 mm/s的3组工艺参数进行激光熔覆试验,其熔覆涂层截面如图8所示,提取获取涂层上部的SEM图像和维氏显微硬度值,如图910所示,并结合冷却速度分析. 由图9可以看出,当扫描速度较低时组织较为稀疏,主要由粗大的树枝晶、柱状晶以及枝晶间的共晶组成,随着扫描速度的增加,晶粒变得越来越细小,组织变得较为致密. 由图10可以看出,随着扫描速度的增加,硬度越来越高. 结合图6a冷却速度曲线,扫描速度为2 mm/s时对应冷却速度为550 ℃/s,扫描速度为 3 mm/s时,冷却速度为820 ℃/s,扫描速度为4 mm/s时,冷却速度为1020 ℃/s.随着扫描速度的增加,冷却速度增加,使晶粒细化,硬度提高. 这是由于当扫描速度较低时,冷却速度较小,熔池凝固所需时间较长,小晶粒有充分的时间合并、长大;当扫描速度增大,冷却速度增大,使小晶粒没有足够的时间长大,因此使晶粒细化,当扫描速度从2 mm/s增加到3 mm/s时硬度增加约130 HV, 但当扫描速度从3 mm/s增加到4 mm/s时硬度只增加了约10 HV,且出现气孔,因此针对文中研究对象,适宜的冷却速度为820 ℃/s左右. 结合实际成形及激光熔覆效率,文中确定该冷却速度对应的工艺参数为最优,即激光功率600 W,扫描速度 3 mm/s. 由数值模拟可知,当激光功率较小时(≤ 500 W)最高温度不易达到基体和粉末的熔点1700 ℃,而当激光功率较大时(> 700 W),由图7可知,冷却速度820 ℃/s对应的扫描速度将减小,这将影响激光熔覆效率.

    图  8  功率为600 W时不同扫描速度下熔覆层截面图
    Figure  8.  Cross-sectional view of the cladding layer under different scanning speeds when the power is 600 W. (a) scanning speed 2 mm/s; (b) scanning speed 3 mm/s; (c) scanning speed 4 mm/s
    图  9  激光功率为600 W时不同扫描速度下显微组织形貌
    Figure  9.  Microstructure morphology at different scanning speeds when the laser power is 600 W. (a) microstructure morphology when scanning speed is 2 mm/s; (b) microstructure morphology when scanning speed is 3 mm/s; (c) microstructure morphology when scanning speed is 3 mm/s
    图  10  功率为600 W时不同扫描速度下硬度曲线
    Figure  10.  Hardness curve at different scanning speeds when the power is 600 W

    为了验证仿真模拟的结果的准确性,确定模拟结果与实际试验结果的误差范围,激光熔覆后测量出最优工艺参数试样的熔池深度、熔覆层宽度,并提取仿真模拟中对应位置的热循环曲线,将仿真模拟得到的熔池深度和熔覆层宽度与试验数据相对照,具体方法参照文献[17],由此证明数值模拟结果与实际情况吻合良好,验证了模拟结果的正确性和方法的有效性.

    (1) 对TC4钛合金激光熔覆NiCrCoAlY涂层进行数值模拟,探究工艺参数对热循环特性影响发现,当激光扫描速度相同时,激光功率越大,温度峰值越大,冷却速度越快,冷却速度和扫描速度近似呈线性关系. 当激光功率相同时,随着扫描速度的增大,冷却速度先增大后减小,出现拐点即冷却速度峰值点,随着激光功率的增加冷却速度的拐点对应的扫描速度减小.

    (2) 不同的冷却速度得到的涂层显微组织不同,冷却速度增大将细化晶粒使硬度提高,但冷却速度过大将会产生气孔、裂纹、与基体结合不良及涂层未熔化等缺陷,因此应根据涂层组织和性能要求选择合适的冷却速度.

    (3) 最佳工艺参数为激光功率600 W,扫描速度3 mm/s,较适宜的冷却速度为820 ℃/s. 该工艺参数下熔覆完全,涂层与基体结合良好,具有较好的组织性能,且熔覆效率相对较高.

  • 图  1   有限元模型网格划分

    Figure  1.   Mesh division of finite element model

    图  2   功率500 ~ 700 W下不同扫描速度温度云图分布

    Figure  2.   Temperature distribution of temperature at different scanning speeds at 500 ~ 700 W power. (a) laser power 500 W; (b) laser power 600 W; (c) laser power 700 W

    图  3   扫描速度为2 mm/s时不同功率下温度循环曲线

    Figure  3.   Temperature cycling curve at different powers at a scanning speed of 2 mm/s

    图  4   扫描速度为2 mm/s时不同功率下的冷却速度

    Figure  4.   Cooling speed under different power when scanning speed is 2 mm/s

    图  5   激光功率为600 W时不同扫描速度下温度循环曲线

    Figure  5.   Temperature cycling curve at different scanning speeds when the laser power is 600 W

    图  6   激光功率为600 W时不同扫描速度下的冷却速度

    Figure  6.   Cooling speed at different scanning speeds when the laser power is 600 W. (a) scanning speed 1 ~ 6 mm/s; (b) scanning speed 7 ~ 14 mm/s

    图  7   不同功率和扫描速度下冷却速度曲线

    Figure  7.   Cooling speed curve under different power and scanning speed. (a) scanning speed 1 ~ 6 mm/s; (b) scanning speed 7 ~ 14 mm/s

    图  8   功率为600 W时不同扫描速度下熔覆层截面图

    Figure  8.   Cross-sectional view of the cladding layer under different scanning speeds when the power is 600 W. (a) scanning speed 2 mm/s; (b) scanning speed 3 mm/s; (c) scanning speed 4 mm/s

    图  9   激光功率为600 W时不同扫描速度下显微组织形貌

    Figure  9.   Microstructure morphology at different scanning speeds when the laser power is 600 W. (a) microstructure morphology when scanning speed is 2 mm/s; (b) microstructure morphology when scanning speed is 3 mm/s; (c) microstructure morphology when scanning speed is 3 mm/s

    图  10   功率为600 W时不同扫描速度下硬度曲线

    Figure  10.   Hardness curve at different scanning speeds when the power is 600 W

    表  1   NiCrCoAlY粉末的化学成分(质量分数,%)

    Table  1   Chemical composition of NiCrCoAlY powder

    NiCrCoAlFeCYO
    69.222.33.730.50.50.30.5
    下载: 导出CSV

    表  2   合理的工艺参数范围

    Table  2   Reasonable process parameter range

    激光功率P/W扫描速度v/(mm·s−1)
    400
    5001 ~ 2
    6002 ~ 4
    7003 ~ 5
    8004 ~ 7
    9005 ~ 8
    下载: 导出CSV
  • [1]

    Diao Y, Zhang K. Microstructure and corrosion resistance of TC2 Ti alloy by laser cladding with Ti/TiC/TiB2 powders[J]. Applied Surface Science, 2015, 352: 163 − 168. doi: 10.1016/j.apsusc.2015.04.030

    [2]

    Bai L L, Li J, Chen J L, et al. Effect of the content of B4C on microstructural evolution and wear behaviors of the laser-clad coatings fabricated on Ti6Al4V[J]. Optics & Laser Technology, 2016, 76: 33 − 45.

    [3]

    Farayibi P K, Abioye T E, Clare A T. A parametric study on laser cladding of Ti-6Al-4V wire and WC/W2C powder[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2016(1): 1 − 10.

    [4] 房卫萍, 肖铁, 张宇鹏, 等. 超厚板TC4钛合金电子束焊接接头应力腐蚀敏感性[J]. 焊接学报, 2019, 40(12): 121 − 128.

    Fang Weiping, Xiao Tie, Zhang Yupeng, et al. Stress corrosion crack sensitivity of ultra-thick TC4 titanium alloy electron beam welding joints[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(12): 121 − 128.

    [5] 郭春富, 刘帛炎, 董春林, 等. TC4厚壁管全位置PAW工艺及接头性能分析[J]. 焊接学报, 2019, 40(7): 121 − 126.

    Guo Chunfu, Liu Boyan, Dong Chunlin, et al. All-position plasma arc welding process for thick TC4 tube and mechanical properties of welded joints[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(7): 121 − 126.

    [6] 何倩, 孙德恩, 曾宪光. TC4钛合金表面沉积CrSiN/SiN纳米多层膜在3.5%NaCl溶液中的腐蚀磨损性能[J]. 中国表面工程, 2018, 31(1): 74 − 80. doi: 10.11933/j.issn.1007-9289.20170820001

    He Qian, Sun Ende, Zeng Xianguang. Wear corrosion resistance of CrSiN/SiN nano-multilayer coatings deposited on TC4 titanium alloy in 3.5% NaCl solution[J]. China Surface Engineering, 2018, 31(1): 74 − 80. doi: 10.11933/j.issn.1007-9289.20170820001

    [7] 雷靖峰, 祁文军, 谢亚东, 等. U71Mn钢表面激光熔覆Ni60-25%WC涂层工艺参数优化的研究[J]. 表面技术, 2018, 47(3): 66 − 71.

    Lei Jingfeng, Qi Wenjun, Xie Yadong, et al. Optimization of process parameters of laser cladding Ni60-25%WC coating on U71Mn steel[J]. Surface Technology, 2018, 47(3): 66 − 71.

    [8] 郭卫, 李凯凯, 柴蓉霞, 等. 激光熔覆304不锈钢稀释效应的数值模拟与实验[J]. 激光与光电子学进展, 2019, 56(5): 161 − 169.

    Guo Wei, Li Kaikai, Chai Rongxia, et al. Numerical simulation and experimental of dilution effect in laser cladding 304 stainless steel[J]. Laser and Optoelectronics Progress, 2019, 56(5): 161 − 169.

    [9]

    Lei Yiwen, Sun Ronglu, Tang Ying, et al. Nu-merical simulation of temperature distribution and tic growth kinetics for high power laser clad TiC/NiCrB-SiC composite coatings[J]. Optics and Laser Technology, 2012, 44(4): 1141 − 1147. doi: 10.1016/j.optlastec.2011.09.030

    [10]

    Roberts I A, Wang C J, Esterlein R, et al. A three-dimensional finite element analysis of the temperature field during laser melting of metal powders in additive layer manufacturing[J]. International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2009, 49(12–13): 916 − 923.

    [11] 王佳纬. TC4合金激光增材制造显微组织的表征与数值模拟[D]. 上海: 上海交通大学, 2016.

    Wang Jiawei. Characterization and numerical simulation on the microstructure of laser additive manufactured TC4 alloy[D]. Shanghai: Shanghai Jiao Tong University, 2016.

    [12] 张珊. 钛合金激光熔覆钴基涂层的制备及数值模拟[D]. 大连: 大连理工大学, 2015.

    Zhang Shan. Fabrication and numerical simulation of cobalt-based composite coating on titanium alloy surface by laser cladding[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2015.

    [13] 林翠, 杜楠. 钛合金选用与设计[M]. 北京: 化学工业出版社, 2014.

    Lin Cui, Du Nan. Titanium alloy selection and design[M]. Beijing: Chemical industry press, 2014.

    [14] 陈晶, 李少华, 颜飞雪, 等. JMatPro软件在GH3039真空扩散焊工艺研究中的应用[J]. 热加工工艺, 2018, 47(11): 232 − 235.

    Chen Jing, Li Shaohua, Yan Feixue, et al. Application of JMatPro software in research of GH3039 vacuum diffusion welding process[J]. Hot Working Technology, 2018, 47(11): 232 − 235.

    [15] 刘学林. 激光熔覆镍基复合涂层有限元模拟[D]. 南昌: 华东交通大学, 2018.

    Liu Xuelin. Finite element simulation of laser cladding nickel-base composite coatings[D]. Nanchang: East China Jiaotong University, 2018.

    [16] 夏佩云, 王春明, 胡席远, 等. 基于Labview的激光焊接多点热循环曲线测量技术研究[J]. 电焊机, 2012, 42(1): 59 − 63. doi: 10.3969/j.issn.1001-2303.2012.01.015

    Xia Peiyun, Wang Chunming, Hu Xiyuan, et al. Detection of thermal cycles of laser welding based on Labview[J]. Electric Welding Machine, 2012, 42(1): 59 − 63. doi: 10.3969/j.issn.1001-2303.2012.01.015

    [17] 赵盛举, 祁文军, 黄艳华, 等. TC4表面激光熔覆Ni60基涂层温度场热循环特性数值模拟研究[J]. 表面技术, 2020, 49(2): 301 − 308.

    Zhao Shengju, Qi Wenjun, Huang Yanhua, et al. Numerical simulation study on thermal cycle characteristics of temperature field of TC4 surface laser cladding Ni60 based coating[J]. Surface Technology, 2020, 49(2): 301 − 308.

  • 期刊类型引用(5)

    1. 李博远,舒林森,陈向东,陈彦龙,王家胜. IN718合金多道熔覆热循环特性模拟及实验验证. 材料热处理学报. 2024(04): 207-215+224 . 百度学术
    2. 李蕊,王浩,张天刚,牛伟. Ti811合金表面激光熔覆Ti_2Ni+TiC+Al_2O_3+Cr_xS_y复合涂层的组织和性能. 材料研究学报. 2022(01): 62-72 . 百度学术
    3. 王旭祥,祁文军,左小刚. 搭接率对TC4多道熔覆NiCrCoAlY热循环特性的影响. 应用激光. 2022(12): 45-52 . 百度学术
    4. 包晔峰,谢秉錡,宋亓宁,蒋永锋. 高熵合金FeCoCrNiB_(0.2)Mo_x激光熔覆层抗冲蚀性能. 焊接学报. 2021(05): 7-13+97-98 . 本站查看
    5. 王磊磊,刘婷,段舒尧,占小红. 元素分布对FeCoCrNi高熵合金涂层微观组织的影响. 焊接学报. 2021(11): 57-64+100 . 本站查看

    其他类型引用(2)

图(10)  /  表(2)
计量
  • 文章访问数:  673
  • HTML全文浏览量:  58
  • PDF下载量:  21
  • 被引次数: 7
出版历程
  • 收稿日期:  2020-05-20
  • 网络出版日期:  2020-11-06
  • 刊出日期:  2020-09-24

目录

/

返回文章
返回