高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆制備復合涂層

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 機電工程學院，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律。利用高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆制備復合涂層，以Ni60+35%WC（質量分數）粉末作為復合涂層材料，45#鋼作為基體材料，316不銹鋼網作為高溫松弛軟化帶，研究高溫松弛軟化帶對復合涂層組織結構及其耐磨性能的影響。未加316不銹鋼網時，復合涂層表面的磨損量和摩擦因數分別0.04 g和0.32，磨痕寬度為(2120±250) μm，殘余拉應力較大且分布不均衡，伴隨有大量裂紋產生。加入316不銹鋼網后，復合涂層表面的磨損量和摩擦因數分別為0.03 g和0.25，磨痕寬度為(1202±100) μm，殘余拉應力小且分布較均衡，伴隨有少量裂紋產生。316不銹鋼網可以吸收復合涂層表面的殘余拉應力，減少裂紋擴展甚至形成無裂紋的復合涂層，使復合涂層表面縱向和橫向殘余應力分布均衡，同時添加Ni60+35%WC（質量分數）粉末可提高復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合涂層可以顯著提高其硬度和耐磨性，并抑制復合涂層表面裂紋的產生與擴展。

激光熔覆；復合涂層；高溫松弛軟化帶；殘余拉應力；裂紋

國內生產的模具服役壽命同國外模具服役壽命相比，只達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國內外市場激烈競爭的關鍵[1]。在廣口瓶模壓生產的過程中，玻璃沖頭需要不斷與超過1100 ℃高溫熔融玻璃液料進行碰撞擠壓，當玻璃液料溫度由1100 ℃降到600 ℃左右時，擠壓結束，將沖頭收回，完成廣口瓶的預成型。由此可以看出，玻璃沖頭在生產過程中承受較高的冷-熱交替循環應力，導致表面產生熱疲勞裂紋，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，亟待通過表面強化技術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的制造方式，有利于對其材料表面進行改性[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到基體表面，基體表面短時間內吸收大量的熱量，使基體表面緊密結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，涂層會產生裂紋，直接原因是涂層和基體之間產生的溫度梯度差值過大，導致涂層產生的殘余拉應力超過了材料所能承受的彈性極限。控制裂紋需要減小涂層中的溫度梯度分布，降低涂層中的殘余拉應力，進而避免涂層裂紋的產生及擴展[10-11]。

預防涂層裂紋缺陷主要包括選擇合理的涂層材料、設計合理的工藝參數、基體預熱和后續熱處理。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度較低的獨特屬性，所制備成的不銹鋼網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力的作用，不僅可以達到降低涂層與基體之間產生的熱應力，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力，從而實現將涂層的應力值控制在涂層材料的抗拉強度以下，達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，形成復合涂層，從而提高加入軟化帶的復合涂層硬度及耐磨性[16-25]。

文中采用Ni60+35%WC（質量分數）粉末為復合涂層材料，利用光纖耦合半導體激光器進行熔覆工藝，玻璃沖頭材料屬于低碳鋼，選擇了在45#鋼表面加入316不銹鋼網作為高溫松弛軟化帶進行多道搭接制備復合涂層的方式，對涂層的顯微組織及力學性能進行表征，并采用高溫干滑動磨損實驗進一步分析，討論了有無加入316不銹鋼網軟化帶對Ni60+ 35%WC（質量分數）粉末復合涂層表面裂紋分布、殘余應力變化以及摩擦磨損性能的影響。

1 實驗

1.1 原理

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

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

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，復合涂層材料為鎳碳化鎢Ni60+ 35%WC（質量分數）（粉末直徑為45～100 μm），選擇形狀為正方形，網孔邊長為2.1 mm，直徑為0.4 mm的316不銹鋼網。激光熔覆實驗前，需要對基體用角磨機打磨，去除表面的氧化層，然后用丙酮清洗，316不銹鋼網還需要經過退火工藝，以降低網的彈性，然后把316不銹鋼網通過夾具平鋪于所需要激光熔覆的45#鋼表面上，復合涂層材料選用Ni60+35%WC（質量分數）合金粉末（來源于中冶鑫盾合金），還要將Ni60+35%WC（質量分數）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不銹鋼網添加Ni60+35%WC（質量分數）粉末材料形成的復合涂層，其復合涂層大小為30 mm×60 mm×1.5 mm，具體的激光熔覆工藝參數見表1，實驗設備如圖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，運動機構為五軸聯動機床，激光熔覆頭在加工過程中吹氬氣，復合涂層厚度設置為1.5 mm，設定激光熔覆工藝參數及移動路徑。圖2b為高溫松弛軟化帶抑制裂紋擴展原理的平面圖，裂紋產生的原因是復合涂層產生的殘余應力大于復合涂層所能承受的彈性極限，且橫向殘余應力大于縱向殘余應力，裂紋沿著復合涂層表面縱向方向擴展，而軟化帶具有一定的伸縮性，可以產生塑性變形，能夠起到松弛應力的作用，從而能夠抑制裂紋擴展。316不銹鋼網及其材料的化學成分如表2所示，采用自制夾具將316不銹鋼網固定在基體表面上，如圖3所示。

圖1 實驗設備

圖2 316不銹鋼網軟化帶輔助激光熔覆過程示意圖

圖3 316不銹鋼網固定在基體夾具

在激光熔覆實驗完成后，先通過進口熒光磁粉溶液進行表面裂紋染色檢測，然后采用電火花線切割機分別在熔覆基體上以及未熔覆基體上進行取樣，將試樣通過XF-1電解拋光后，沿復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射線衍射儀檢測復合涂層表面的殘余應力；然后將試樣分別進行打磨、拋光，使用ZEISS分析腐蝕過的復合涂層金相組織；選用D/max-2500/ PCX射線衍射儀對經過激光熔覆的基體樣品進行物相分析，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)，并設置掃描角度區間為10°～90°，掃描速度為4 (°)/min；選用Bruker D8 Discover微區X射線衍射儀對經過激光熔覆的復合涂層樣品進行物相分析，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合涂層表面的硬度，測試載荷加載質量為1000 g，保壓10 s，沿著復合涂層橫截面，從復合涂層表面最高點開始到基體結束，每次間隔0.2 mm，測試10次復合涂層表面的顯微硬度；利用MT-1000接觸疲勞模擬實驗機，實驗參數如表3所示，其中與試樣進行對磨時用的是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，要經過10 min的超聲波清洗，迅速用吹風機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，取算術平均值作為摩擦磨損質量的變化值。

表1 激光熔覆工藝參數

Tab.1 Laser cladding process parameters

表2 實驗材料的化學成分

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

表3 摩擦磨損實驗參數

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不銹鋼網復合涂層表面的宏觀形貌。從圖4a可知，未加316不銹鋼網的復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，未達到穩定狀態，造成有未熔化的粉末滴落在表面，達到穩態時，則未出現大面積沒有熔化的粉末滴落。從圖4b可知，加入316不銹鋼網后的復合涂層表面不太均勻，這是因為Ni60+35%WC（質量分數）粉末與316不銹鋼網以及基體之間熱物性參數差異較大，在激光熔覆過程中，加入316不銹鋼網可能會對復合涂層表面均勻性產生影響。文中為了避免復合涂層表面均勻性的降低，加入不銹鋼網后選擇的激光功率大于未加入316不銹鋼網時選擇的激光功率，從而在一定程度上有利于提高復合涂層表面的均勻性[14]。

圖4 復合涂層表面宏觀形貌

2.2 殘余應力與裂紋分布

圖5為激光熔覆實驗完成后復合涂層表面的殘余應力對比，假設只考慮激光熔覆后溫度低于650 ℃的熱應力，并且均在彈性范圍內，復合涂層與基體的溫度差值為40 ℃，Ni60+35%WC（質量分數）復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s為1.3×10?5℃?1，316不銹鋼網的楊氏模量r為1.95× 105MPa，熱膨脹系數r為1.83×10?5℃?1，估算出未加316不銹鋼網的熱應力值可達55 MPa，而加入316不銹鋼網的熱應力值為?152 MPa。試樣通過X殘余應力射線衍射儀測試復合涂層表面殘余應力的分布，未加316不銹鋼網時復合涂層和基體之間所產生的殘余拉應力較大，橫向殘余應力平均值為74 MPa，縱向殘余應力平均值?157 MPa，而加入316不銹鋼網后復合涂層和基體之間所產生的殘余拉應力較小，橫向殘余應力平均值為?148 MPa，縱向殘余應力平均值為?239 MPa，同理論計算的預期結果趨勢一致。表明316不銹鋼網對復合涂層殘余拉應力具有一定的吸收作用，并呈現出橫向殘余應力大于縱向殘余應力，即沿激光熔覆方向復合涂層表面的殘余應力大于垂直于激光熔覆方向復合涂層表面的殘余應力，原因是激光熔覆在剛開始時，熔覆軌跡較短，復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，相對應產生的縱向殘余應力與橫向殘余應力也基本均衡；隨著激光熔覆的距離不斷增加，熔覆軌跡變長，復合涂層的寬度遠遠小于長度，橫向與縱向的溫度梯度分布不斷增加，相對應產生的橫向殘余應力大于縱向殘余應力，導致了裂紋產生，并沿著垂直于激光熔覆軌跡的方向擴展。此外，未加316不銹鋼網時，復合涂層表面呈現出拉應力，而加入316不銹鋼網時，復合涂層表面表現出較小的拉應力，表明316不銹鋼網對復合涂層表面殘余拉應力具有一定的吸收作用，能夠平衡復合涂層表面縱向和橫向的殘余應力，抑制復合涂層表面裂紋的產生。

圖5 復合涂層表面殘余應力對比

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

圖6 復合涂層表面殘余應力FWHM對比

分析認為，這與殘余應力的分布情況非常吻合，因為在加入316不銹鋼網后，可以使復合涂層和基體形成更好的冶金結合，有利于提高復合涂層的位錯密度，表現出的殘余拉應力較小，避免了裂紋的產生和擴展，而未加316不銹鋼網時，由于激光熔覆過程的熱應力超過了復合涂層材料的彈性極限，表現出的殘余拉應力較大，導致裂紋的產生和擴展。

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

圖7 激光熔覆后復合涂層表面裂紋分布

2.3 顯微組織分析

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

圖8 未加軟化帶復合涂層顯微組織

圖9 加入軟化帶復合涂層顯微組織

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

為進一步分析高溫松弛軟化帶輔助激光熔覆后復合涂層成分的變化，對比了有無加入316不銹鋼網激光熔覆復合涂層及45#鋼的XRD圖譜，對激光熔覆復合涂層和45#鋼進行物相分析，分別如圖10和圖11所示。

圖10 激光熔覆復合涂層的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不銹鋼網時，復合涂層主要由-γ Ni(200)、-γ Ni(220)和-γ Ni(222)構成，而加入316不銹鋼網后，復合涂層主要由-γ Ni、-γ Ni(220)和-γ Ni(222)構成。對比未加316不銹鋼網的復合涂層材料與加入316不銹鋼網的復合涂層材料可以發現，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，衍射峰的強度增加說明晶粒尺寸有一定的增大，表明加入316不銹鋼網激光熔覆后，由于316不銹鋼網吸收了激光熔覆過程產生的熱應力，降低了復合涂層的溫度梯度，從而可以起到松弛應力，抑制裂紋產生及擴展的目的。

由圖11可以看出，未加316不銹鋼網時，45#鋼主要由Fe(110)、Fe(200)和Fe(211)構成，而加入316不銹鋼網后，45#鋼主要由Fe(110)、Fe(200)和Fe(211)構成。對比未加316不銹鋼網的基體材料與加入316不銹鋼網的基體材料可以發現，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；②在激光熔覆復合涂層與45#鋼之間加入316不銹鋼網，由于316不銹鋼網具有較好的塑性、韌性，能夠減小激光熔覆過程中復合涂層與基體之間的溫度梯度，降低了激光熔覆復合涂層與45#鋼之間的熱收縮差異和伴隨產生的應力應變，從而將復合涂層的應力值控制在涂層材料的抗拉強度以下，實現達到控制激光熔覆裂紋的目的。

2.4 顯微硬度及耐磨性能

復合涂層顯微硬度分布如圖12所示，可知未加316不銹鋼網復合涂層平均硬度為817HV，加入316不銹鋼網復合涂層的平均硬度為843HV，原因是316不銹鋼網有類似于釘扎的作用，能夠使WC硬質相分布相對均勻，從而在一定程度上進一步提升復合涂層的硬度。顯微硬度總體上隨復合涂層表面距離的增加，而呈現逐漸減小的趨勢，且加入316不銹鋼網復合涂層的顯微硬度均勻性比未加316不銹鋼網復合涂層的顯微硬度均勻性好。

圖12 復合涂層顯微硬度分布

復合涂層表面摩擦因數如圖13所示，可以看到對試樣進行摩擦磨損實驗后，未加316不銹鋼網復合涂層表面的磨損量和摩擦因數分別為0.04 g和0.32，而加入316不銹鋼網復合涂層表面的磨損量和摩擦因數分別為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，復合涂層表面的摩擦因數都迅速增加，隨后復合涂層表面的摩擦因數開始下降，最后復合涂層表面的摩擦因數波動幅度逐漸趨于穩定，而且無論在磨合階段還是穩定階段，加入316不銹鋼網復合涂層表面的摩擦因數和磨損量均小于未加316不銹鋼網復合涂層表面的摩擦因數和磨損量。這是由于在摩擦磨損實驗初期，復合涂層表面的粗糙度比較高，導致摩擦力在剛開始就急劇增加，復合涂層表面的軟質相組織將最先被磨損，因此摩擦因數在剛開始會迅速上升；隨著摩擦時間逐漸增加到9 min時，復合涂層中WC硬質相將起到支撐骨架的作用，增加了復合涂層表面承載Si3N4對磨球之間的摩擦力，摩擦因數進一步增加；當繼續磨損到30 min時，復合涂層表面與Si3N4對磨球之間有氧化物生成，使復合涂層摩擦表面趨向光滑，摩擦因數逐漸穩定。

圖13 復合涂層表面摩擦因數對比

復合涂層磨損量變化見圖14，可以看出，加入316不銹鋼網復合涂層的磨損量為0.03 g，小于未加316不銹鋼網復合涂層的磨損量0.04 g，表明通過在45#鋼表面熔覆復合涂層后，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不銹鋼鐵網在復合涂層中完全熔化時，只對復合涂層的成分起到了調節作用，不能達到控制復合涂層表面的裂紋擴展，316不銹鋼網在未完全熔化時，則能夠起到阻礙激光熔覆熔池中熔體對流的作用，從而降低了復合涂層表面的平整性，有利于熔池中WC硬質相均勻分布，使加入316不銹鋼網復合涂層的耐磨性比未加316不銹鋼鐵網復合涂層的耐磨性增加了20%～30%。

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

圖14 復合涂層磨損量變化

圖15 復合涂層磨痕形貌

3 結論

1）加入316不銹鋼網可以降低復合涂層與基體之間的熱膨脹系數差異，平衡復合涂層表面的殘余拉應力，有效抑制裂紋產生及擴展，從而形成無裂紋缺陷的復合涂層。

2）通過使用Ni60+35%WC（質量分數）粉末進行激光熔覆，復合涂層表面主要呈現輕微磨粒磨損特征，極大提升了復合涂層表面的耐磨性和硬度，從而彌補加入316不銹鋼網后復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，可以吸收復合涂層表面的殘余拉應力，達到抑制裂紋的產生及擴展的目的，并通過進一步添加陶瓷相來增加復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致復合涂層表面耐磨性和硬度下降的現象。

4）在耐磨性能對比實驗中，未加316不銹鋼網復合涂層表面的磨損量、摩擦因數和磨損寬度分別為0.04 g、0.32、(2120±250) μm，而加入316不銹鋼網復合涂層表面的磨損量、摩擦因數和磨損寬度分別為0.03 g、0.25、(1202±100) μm，表明玻璃沖頭經過文中的激光熔覆強化后，其表面耐磨性能夠超過原來約20%～30%，可以達到進一步提升玻璃沖頭表面耐磨性的預期效果。

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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，博士生導師，主要研究方向為激光加工與質量檢測調控技術。

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合涂層[J]. 表面技術, 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量檢測調控技術。

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.