陳海濤，張晶，叢大龍，張敏，宋凱強(qiáng)，李忠盛，謝蘭川

電火花沉積鎢涂層的溫度場和殘余應(yīng)力有限元模擬

陳海濤1，張晶2，叢大龍1，張敏1，宋凱強(qiáng)1，李忠盛1，謝蘭川1

（1.西南技術(shù)工程研究所，重慶 400039；2.陸軍裝備部駐重慶地區(qū)軍事代表局駐重慶地區(qū)第六軍事代表室，重慶 400039）

通過模擬鋼基體表面電火花沉積鎢涂層過程中的熔池區(qū)域溫度場變化及其殘余應(yīng)力分布，以便更好地理解電火花沉積鎢涂層的工藝過程，得到鎢涂層成膜過程中的溫度場分布和殘余應(yīng)力形成機(jī)制。采用電極低速旋轉(zhuǎn)與上下點(diǎn)動相結(jié)合的電火花沉積工藝，由點(diǎn)到線、再到面的沉積順序，在鋼基體表面均勻制備抗燒蝕鎢涂層。同時(shí)，采用ANSYS仿真軟件對該工藝制備的鎢涂層的溫度場和殘余應(yīng)力進(jìn)行模擬與仿真。采用高斯熱源模型較好地模擬出了電火花沉積鎢涂層過程中熔池區(qū)域的溫度場分布，并在此基礎(chǔ)上，將溫度場分布數(shù)據(jù)作為應(yīng)力分析的載荷，導(dǎo)入到力學(xué)分析模型中，實(shí)現(xiàn)了溫度場與應(yīng)力場的耦合計(jì)算，得到了鎢涂層沉積過程中熔池區(qū)域的應(yīng)力變化狀態(tài)和凝固后的殘余應(yīng)力大小。隨著電火花沉積功率的增大，熔池直徑和深度均會增加，熔池峰值溫度增高，電火花沉積鎢涂層的殘余應(yīng)力增大。單排鎢涂層沉積過程中，除第一個(gè)熔池外，其余熔池都會受到前一個(gè)熔池的影響，相對于單點(diǎn)鎢涂層，殘余應(yīng)力明顯減小。多排熔池群形成的鎢涂層殘余應(yīng)力大小主要與沉積速率有關(guān)，沉積速率越快，鎢涂層的殘余應(yīng)力越大。

電火花沉積；鎢涂層；溫度場；殘余應(yīng)力；有限元模擬

為進(jìn)一步提高固體火箭發(fā)動機(jī)的工作時(shí)間和推力，要求作為動能轉(zhuǎn)換裝置的噴管必須具有優(yōu)異的抵抗高溫燃?xì)鉄g和高速固體顆粒沖刷作用的特性，在噴管喉部制備高熔點(diǎn)抗燒蝕涂層成為重要發(fā)展方向。鎢的熔點(diǎn)高達(dá)3410 ℃，室溫強(qiáng)度高達(dá)800 MPa，具有良好的化學(xué)穩(wěn)定性以及高溫特性，2000 ℃高溫環(huán)境下的導(dǎo)熱性能達(dá)(105±10) W/(m·K)，而1500 ℃時(shí)熱膨脹系數(shù)僅為7.4×10–6K–1，是非常好的噴管抗燒蝕涂層材料。相對于傳統(tǒng)的等離子噴涂、物理化學(xué)氣相沉積和激光熔覆等鎢涂層制備工藝，電火花沉積技術(shù)具有熱影響區(qū)小、工件不易變形、涂層與基體冶金結(jié)合強(qiáng)度高、工件溫升低且不影響基體材料力學(xué)性能等優(yōu)勢，非常適合鋼基體噴管喉部制備抗燒蝕、耐沖刷鎢涂層[1-8]。

電極高速旋轉(zhuǎn)式電火花沉積工藝采用線接觸模式，能夠在平面類鋼基體表面沉積出厚度較為均勻的涂層，但高速旋轉(zhuǎn)的電極難以在異型內(nèi)孔表面走出規(guī)則的直線狀軌跡，無法滿足噴管喉部抗燒蝕鎢涂層的均勻制備。本文采用了電極低速旋轉(zhuǎn)與上下點(diǎn)動相結(jié)合的電火花沉積工藝，由點(diǎn)到線、再到面的沉積順序，在鋼基體噴管喉部均勻制備了抗燒蝕鎢涂層。鎢涂層沉積過程中，電極材料與鋼基體接觸的區(qū)域形成電弧放電作用，鋼基體表面在電弧作用下產(chǎn)生高溫?zé)嵩矗娀》烹妳^(qū)域受到急速的加熱作用，進(jìn)而形成熔融態(tài)熔池。熔池區(qū)域及周圍材料被急速加熱、溶化，在熱膨脹作用下，向周圍傳遞壓應(yīng)力，形成超過屈服極限的熱壓縮。當(dāng)電弧放電結(jié)束后，這部分熔融態(tài)的材料會迅速向周圍未加熱區(qū)域傳導(dǎo)熱量，形成凝固現(xiàn)象。冷卻凝固過程中，收縮變形會受到周圍較冷區(qū)域的限制，因而產(chǎn)生向內(nèi)的拉應(yīng)力，這種拉應(yīng)力不可避免[9-17]。

1 有限元模型的建立

1.1 熱源模型

電火花沉積鎢涂層過程中的脈沖放電總能量可以通過式(1)計(jì)算，為多個(gè)脈沖能量的累積。

式中：()為放電電壓；()為放電電流；b為脈沖時(shí)間；為輸出的脈沖數(shù)量。根據(jù)參考文獻(xiàn)[18]，將鎢電極上的能量分配系數(shù)選為40%，鋼基體上的能量分配系數(shù)選為20%。

鎢電極和鋼基體材料之間的熱源主要考慮高斯（Gauss）表面熱源[19-20]，如式(2)所示。

式中：()為離電弧放電中心點(diǎn)處熱流密度；m為熱流密度峰值；為能量集中系數(shù)；()為時(shí)刻熱源作用半徑。

電極與基體材料之間的每次接觸都會形成一個(gè)熔池。實(shí)驗(yàn)采用的鎢電極直徑為3 mm，為了簡化計(jì)算，單個(gè)熔池選為直徑為3 mm左右的圓，單個(gè)熔池的形貌如圖1所示。其尺寸相對于整體模擬區(qū)域比較小，在模擬中忽略熔池內(nèi)部的流動和表面的氣化，僅考慮傳熱對溫度場的影響，因此其控制方程可以通過式(3)表示[21-22]。

式中：ρ為材料密度；c為材料的比熱容；qv為有內(nèi)熱源時(shí)內(nèi)熱源產(chǎn)生的熱量。

初始和邊界條件分別為式(4)和式(5)。

式中：0為環(huán)境溫度；為模型表面法向；為電弧放電對模型的熱輸入；c為自然對流換熱系數(shù)，c=15 W/(K·m2)；b為Stefan-Boltzmann常數(shù)，b= 5.67×10–8J/(K4·m2·s)；m為材料的發(fā)射率，m=0.8。

電火花沉積鎢涂層過程中，電極材料經(jīng)歷固相-液相-固相的轉(zhuǎn)變。模擬過程中，相變潛熱的因素不可忽略，通過材料焓隨溫度變化引入，焓的計(jì)算如式(6)所示[23]。

將熱分析得到的溫度場分布數(shù)據(jù)作為應(yīng)力分析的載荷，導(dǎo)入到力學(xué)分析模型中，實(shí)現(xiàn)溫度場與應(yīng)力場的耦合計(jì)算?；谟邢拮冃卫碚摚僭O(shè)材料具有各向同性應(yīng)變硬化的特性，塑性條件滿足Von Mises屈服準(zhǔn)則，采用彈塑性增量理論P(yáng)randtl-Ruess流動法則，則在彈性變形區(qū)域的熱彈塑性本構(gòu)方程為式(7)。

式中：d為應(yīng)力增量；e為彈性矩陣；dθ為溫度應(yīng)變增量；d為全應(yīng)變增量，由彈性應(yīng)變增量和溫度應(yīng)變增量相加而成。

在塑性應(yīng)變區(qū)域，熱彈塑性本構(gòu)方程為式(8)。

式中：dp為塑性應(yīng)變增量；d由彈性應(yīng)變增量、塑性應(yīng)變增量和溫度應(yīng)變增量相加而成。

金屬材料的溫度變化引起體積的膨脹或收縮，由于膨脹或收縮受到約束，從而導(dǎo)致金屬材料內(nèi)部產(chǎn)生熱應(yīng)力。此時(shí)，如果同時(shí)受到機(jī)械載荷，根據(jù)彈性力學(xué)理論可知，總應(yīng)力是熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力的綜合效果，耦合分析結(jié)果應(yīng)該滿足平衡方程、物理方程和協(xié)調(diào)方程等3個(gè)方程[24-25]。

平衡方程：

物理方程：

協(xié)調(diào)方程：

=1,2,3，=1,2,3，且≠(12)

熱固耦合計(jì)算有限元方程式如式(13)所示。

式中：為結(jié)構(gòu)阻尼矩陣；′為比熱矩陣；為質(zhì)量矩陣；為剛度矩陣；′為熱傳導(dǎo)矩陣；為總等效節(jié)點(diǎn)力列陣；為總等效節(jié)點(diǎn)熱流率向量。

1.3 有限元模型

根據(jù)電火花沉積鎢涂層的厚度和結(jié)構(gòu)特征，在通用有限元網(wǎng)格劃分軟件HYPERMESH中進(jìn)行幾何建模和網(wǎng)格劃分。為提高模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，對仿真模型進(jìn)行簡化，鋼基體即選取80 mm×80 mm方形結(jié)構(gòu)，鎢涂層厚度取100 μm，劃分4層網(wǎng)格，放電熱源區(qū)域取與電極直徑相同的3 mm，總體網(wǎng)格尺寸約為0.2 mm，單元總量為20萬，網(wǎng)格模型如圖2所示。

計(jì)算模型的位移邊界條件為：釋放邊界方向的平動自由度，限制其轉(zhuǎn)動自由度，向邊界釋放全部自由度，如圖3所示。電火花沉積鎢涂層的殘余應(yīng)力模擬仿真中，計(jì)算模型初始條件選取室溫25 ℃。殘余應(yīng)力模擬仿真模型分別模擬3種熱載荷工況，即單個(gè)熔池的殘余應(yīng)力狀態(tài)分析，殘余應(yīng)力分析模型中，熔池為1個(gè)；單排熔池群的殘余應(yīng)力分析，殘余應(yīng)力分析模型中，熔池為10個(gè)，從左到右依次沉積；多排熔池群的殘余應(yīng)力分析，模型中的熔池為70個(gè)，以從左到右和從上到下的順序依次沉積。

圖2 劃分網(wǎng)格后的幾何模型

圖3 電火花沉積鎢涂層過程的有限元模型

1.4 材料屬性

由于熔池的形成過程是瞬態(tài)非線性加熱過程，金屬材料的物理化學(xué)性能參數(shù)（如比熱、導(dǎo)熱系數(shù)等）受溫度的影響較大。電火花沉積鎢涂層過程中，溫度變化速度較快，為了精確模擬電弧放電過程的溫度場，需要知道涂層和基體材料的熱物理性能參數(shù)，及其與溫度之間的變化關(guān)系。本文電極材料為純鎢，鎢的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到99%以上?；w材料為PCrNi3MoVA炮鋼，其成分見表1。涂層和基體材料的基本物理性能參數(shù)見表2。涂層與鋼基體之間為冶金結(jié)合，通過能譜分析表明，涂層材料中含有30%左右的鋼基體成分，因此對材料屬性作如下假設(shè)：（1）涂層材料的主要成分為鎢，質(zhì)量百分?jǐn)?shù)為70%，鋼基體成分為30%；（2）涂層材料均勻且各向同性，不考慮微觀缺陷；（3）涂層材料的熱物理性能為溫度的函數(shù)，采用專業(yè)軟件（JMATPRO等）對這些函數(shù)進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖4所示。

表1 鋼基體的化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of the steel matrix wt%

表2 材料的基本物理性能參數(shù)

Tab.2 Basic physical properties parameters of the materials

圖4 涂層材料的熱物理性能參數(shù)與溫度的關(guān)系

2 結(jié)果與討論

2.1 溫度場分析

電火花沉積功率為900、1200 W時(shí)，模型中1點(diǎn)處多個(gè)脈沖放電結(jié)束后，單個(gè)熔池的溫度場分布如圖5所示?？梢钥闯?，電源輸出功率為1200 W時(shí)，熔池核心溫度最高，達(dá)1744 ℃。不同功率條件下，電火花沉積的鎢涂層，在基體材料上形成熔池的直徑都與采用的鎢合金電極直徑相近。相對于低功率900 W電火花沉積的鎢涂層，1200 W沉積鎢涂層過程中，形成的單個(gè)熔池的直徑和深度都明顯增大。此外，隨沉積停留時(shí)間的延長，單個(gè)熔池的熱影響區(qū)變大、變深。

圖5 沉積功率為900 W（a,b）和1200 W（c,d）時(shí)模型中1點(diǎn)處熔池的表面溫度場和截面溫度場分布

由圖5a、b可見，900 W條件下，當(dāng)沉積停留時(shí)間為0.72 s時(shí)，單個(gè)熔池的熱影響區(qū)直徑為3.06 mm，熱影響區(qū)深度為0.27 mm；當(dāng)沉積停留時(shí)間增加到1.10 s后，直徑增加到3.52 mm，深度增加到0.36 mm；當(dāng)沉積停留時(shí)間達(dá)到1.53 s后，單個(gè)熔池的熱影響區(qū)直徑達(dá)到3.98 mm，熱影響區(qū)深度達(dá)到0.45 mm。由圖5c、d可以看出，在1200 W條件下，當(dāng)沉積停留時(shí)間為0.72 s時(shí)，單個(gè)熔池的熱影響區(qū)直徑達(dá)到了3.39 mm，熱影響區(qū)深度為0.34 mm。隨沉積停留時(shí)間的延長，單個(gè)熔池的熱影響區(qū)直徑和深度都有較大的增加趨勢，且形成的溫度梯度更明顯。

電火花沉積鎢涂層過程中，單個(gè)熔池的形態(tài)、尺寸，需要與鎢電極保持協(xié)調(diào)，否則會導(dǎo)致結(jié)合力不足、厚度不均和涂層孔洞等缺陷。單個(gè)熔池的形態(tài)、尺寸主要與電火花沉積過程中的電源輸出功率、沉積停留時(shí)間等參數(shù)有關(guān)。如果熔池過小，表明電源輸出的功率不足，或者沉積停留時(shí)間過短，會造成熔池不完整和熔融深度不足，進(jìn)而導(dǎo)致熔池之間的重疊部位不統(tǒng)一，嚴(yán)重影響沉積的鎢涂層的均勻性、結(jié)合力等性能；反之若熔池過大，表明電源輸出的功率太大，或者沉積停留時(shí)間過長，呈熔融態(tài)的熔池材料會發(fā)生比較嚴(yán)重的“飛濺”現(xiàn)象，造成涂層厚度降低，涂層均勻性不好，甚至形成氣泡、孔洞等缺陷。因此，電源輸出功率和沉積停留時(shí)間是影響熔池形態(tài)和尺寸的主要因素。通過ANSYS模擬仿真軟件計(jì)算得到的熔池狀態(tài)，可以獲得熔池狀態(tài)隨工藝參數(shù)變化的趨勢，進(jìn)而優(yōu)化電流、電壓、沉積速率等工藝參數(shù)。

在電源輸出頻率為100 Hz，沉積功率為900、1200 W的條件下，模型中1點(diǎn)處熔池溫度隨時(shí)間的變化曲線如圖6所示?？梢钥闯?，在電火花沉積鎢涂層的開始階段，鎢電極與鋼基體表面熔池的溫度急劇升高到4000 ℃，但是會在0.004 s內(nèi)迅速回落到1500～ 1700 ℃，并趨于穩(wěn)定。電源輸出頻率為100 Hz時(shí)，1個(gè)脈沖周期為0.01 s。如果鎢電極在鋼基體表面停留0.72 s，則該段時(shí)間內(nèi)會有72個(gè)脈沖，每個(gè)脈沖都會形成一個(gè)4000 ℃的峰值，并迅速回落的溫度曲線，最終得到如圖6所示的溫度曲線。熔池溫度場由多個(gè)脈沖周期形成的電弧放電疊加而成。此外，仿真結(jié)果表明，當(dāng)采用900 W的電火花沉積功率時(shí)，電弧放電溫度明顯低于采用1200 W沉積功率形成的電弧放電溫度。

圖6 不同沉積功率下模型1點(diǎn)處熔池溫度隨時(shí)間的變化曲線

在沉積停留時(shí)間為0.72 s，沉積功率為900、 1200 W的條件下，模型1點(diǎn)處熔池溫度隨深度的變化曲線如圖7所示?？梢钥闯?，此時(shí)涂層的表面溫度最高。隨著深度的增加，涂層及基體材料受到的熱影響急劇變小，溫度隨深度的增加而快速降低。同時(shí)可以看到，同一深度條件下，采用的沉積功率越高，基體材料的溫度越高，對涂層及基體材料在深度方向的影響也越大。

圖7 不同沉積功率下模型1點(diǎn)處熔池溫度隨深度的變化曲線

2.2 殘余應(yīng)力分析

2.2.1 單個(gè)熔池殘余應(yīng)力分析

沉積單點(diǎn)涂層形成的單個(gè)熔池在、方向的應(yīng)力變化云圖及其應(yīng)力變化曲線如圖8所示。從應(yīng)力變化云圖可以看到，當(dāng)沉積停留時(shí)間為0.72 s時(shí)，可以得到與熔池形狀幾乎相同的應(yīng)力分布狀態(tài)，并向熔池周圍擴(kuò)散。此時(shí)，峰值應(yīng)力主要集中在–309～244 MPa，拉應(yīng)力和壓應(yīng)力并存，熔池中心部位以壓應(yīng)力為主，最大壓應(yīng)力集中在熔池邊緣，熔池周圍的應(yīng)力以拉應(yīng)力為主。從圖8a可以看到，方向應(yīng)力集中于熔池邊緣，以壓應(yīng)力為主，遠(yuǎn)離熔池中心的區(qū)域呈正向的拉應(yīng)力，正負(fù)交替的變化速率較大，應(yīng)力曲線以軸為對稱軸呈左右對稱狀態(tài)。從圖8b可以看到，方向的應(yīng)力曲線以軸為對稱軸呈左右對稱狀態(tài)。

圖8 單個(gè)熔池X和Y方向的應(yīng)力變化云圖及其應(yīng)力變化曲線

單點(diǎn)鎢涂層的電火花沉積過程中，僅在鋼基體表面形成單個(gè)熔池，不會受到周圍熔池的影響，殘余應(yīng)力大小主要受到電火花沉積功率和沉積停留時(shí)間等參數(shù)的影響。沉積停留時(shí)間為0.72 s時(shí)，不同沉積功率下制備的鎢涂層的等效殘余應(yīng)力Mises計(jì)算結(jié)果如圖9所示。結(jié)果表明，隨沉積功率的增加，制備的鎢涂層等效殘余應(yīng)力呈增加的趨勢。當(dāng)沉積功率由900 W增加到1200 W后，鎢涂層表面的殘余應(yīng)力從290 MPa增加到了340 MPa。同時(shí)可以看到，隨著深度的增加，殘余應(yīng)力快速減小。

圖9 不同沉積功率下的等效殘余應(yīng)力

2.2.2 單排熔池殘余應(yīng)力分析

在鋼基體表面進(jìn)行直線狀鎢涂層的電火花沉積，采用從左到右的沉積順序沉積9個(gè)點(diǎn)，對其形成的單排熔池群殘余應(yīng)力進(jìn)行仿真分析，得到了如圖10所示的應(yīng)力變化云圖。分析表明，鎢涂層既存在–200 MPa的壓應(yīng)力，也存在171 MPa的拉應(yīng)力，方向的應(yīng)力σ從左到右呈遞減的趨勢，即左面主要受拉應(yīng)力，右面主要受壓應(yīng)力。這是因?yàn)樵诜较颍?dāng)前熔池會受到前一個(gè)熔池的高溫和殘余應(yīng)力的影響，由于兩個(gè)熔池間的沉積間隔時(shí)間較短，前一個(gè)熔池的高溫相當(dāng)于對鋼基體表面進(jìn)行了預(yù)熱處理，減少了鎢涂層與基體材料之間的溫度梯度。方向的應(yīng)力σ以軸為對稱軸呈對稱狀態(tài)，這與單個(gè)熔池的殘余應(yīng)力狀態(tài)幾乎相同。

圖10 單排熔池X和Y方向的應(yīng)力變化云圖及其應(yīng)力變化曲線

對方向和方向的主應(yīng)力區(qū)進(jìn)行分析，以當(dāng)前熔池圓心為原點(diǎn)，沉積移動方向?yàn)檩S，建立坐標(biāo)系，以位置坐標(biāo)為軸，主應(yīng)力為軸，建立主應(yīng)力區(qū)位置坐標(biāo)曲線，如圖10中應(yīng)力變化曲線所示?？梢钥吹?，方向的應(yīng)力變化曲線呈左高右低的變化趨勢，形成了一個(gè)拉應(yīng)力到壓應(yīng)力的過渡區(qū)，方向的應(yīng)力大小以軸為對稱軸而對稱。

電火花沉積鎢涂層是一個(gè)局部不均勻加熱和冷卻的過程，受熔池及其周圍熱影響區(qū)的高溫影響，在鎢涂層內(nèi)將產(chǎn)生非均勻殘余應(yīng)力分布。試驗(yàn)結(jié)果表明，基體材料預(yù)熱對電火花沉積的鎢涂層的殘余應(yīng)力影響較大?；w材料預(yù)熱和不預(yù)熱沉積的鎢涂層的殘余應(yīng)力大小對比如圖11所示。可以看到，沉積鎢涂層前，將基體材料進(jìn)行300～400 ℃的預(yù)熱處理后，可以明顯減小鎢涂層的殘余應(yīng)力。這主要是因?yàn)閷w材料進(jìn)行預(yù)熱處理，既可以減少鎢涂層沉積過程中涂層與鋼基體之間的溫度梯度，降低基體材料對鎢涂層的約束度，同時(shí)也能減少鎢涂層冷卻過程中形成的收縮拉應(yīng)力。

圖11 基體預(yù)熱對鎢涂層X和Y方向殘余應(yīng)力的影響

2.2.3 多排熔池殘余應(yīng)力分析

按照圖3模型的順序在鋼基體表面完成一個(gè)面的鎢涂層沉積，對其殘余應(yīng)力進(jìn)行了模擬與仿真。電火花沉積鎢涂層的和方向的應(yīng)力分布狀態(tài)如圖12所示?？梢钥吹剑娀鸹ǔ练e鎢涂層過程中，同時(shí)存在正向的拉應(yīng)力和負(fù)向的壓應(yīng)力，這與前面單個(gè)熔池和單排熔池的應(yīng)力狀態(tài)相同。拉應(yīng)力最大達(dá)到130 MPa以上，新形成的熔池及其周圍主要受壓應(yīng)力作用，局部壓應(yīng)力峰值達(dá)到–225 MPa，壓應(yīng)力以新熔池為中心向熔池周圍輻射。每個(gè)新形成的熔池會受到周圍已經(jīng)形成的熔池的高溫和殘余應(yīng)力的影響，所以與單個(gè)熔池和單排熔池的應(yīng)力狀態(tài)有較大的區(qū)別。對新熔池及其周圍的主應(yīng)力區(qū)進(jìn)行分析，建立應(yīng)力變化曲線。由于受到周圍已經(jīng)形成的熔池的影響，方向受到的應(yīng)力不再對稱，而是呈左高右低的狀態(tài)，壓應(yīng)力峰值集中在距離原點(diǎn)2.4 mm位置，達(dá)到–225 MPa；從方向的應(yīng)力變化曲線可以看到，方向受到的應(yīng)力上下大小相差不大，表明已經(jīng)形成的熔池對現(xiàn)有熔池在方向的應(yīng)力狀態(tài)影響不大，但對方向應(yīng)力大小的影響較大。

圖12 多排熔池X和Y方向的應(yīng)力變化云圖及其應(yīng)力變化曲線

對單個(gè)熔池經(jīng)過0.72 s沉積停留時(shí)間形成的多排熔池的第一主應(yīng)力進(jìn)行模擬與仿真，結(jié)果如圖13所示。模擬過程中，選取沉積與冷卻時(shí)間為6718 s，模擬得到的應(yīng)力即為電火花沉積的鎢涂層殘余應(yīng)力。結(jié)果表明，鎢涂層的殘余應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，局部殘余應(yīng)力達(dá)到213 MPa以上。

圖13 多排熔池的第一主應(yīng)力變化云圖

電火花沉積大面積鎢涂層過程中，當(dāng)前熔池會受到周圍已經(jīng)形成的熔池的影響，影響的大小與沉積速率有關(guān)。采用相同工藝參數(shù)，熔池間不同沉積間隔時(shí)間條件下，計(jì)算得到模型36點(diǎn)處的等效殘余應(yīng)力Mises狀態(tài)如圖14所示?？梢钥吹?，電火花沉積的鎢涂層表面的等效殘余應(yīng)力最大，約為250 MPa，隨著深度的增加，等效殘余應(yīng)力逐漸減小。此外，隨熔池間沉積間隔時(shí)間的延長，鎢涂層的等效殘余應(yīng)力Mises呈減小的趨勢。這可能是因?yàn)橹車鄢氐睦瓚?yīng)力會部分抵消正在沉積的熔池形成的壓應(yīng)力，而沉積間隔時(shí)間越長，抵消的壓應(yīng)力越多，得到的鎢涂層的殘余應(yīng)力越低。

圖14 不同沉積間隔時(shí)間下的等效殘余應(yīng)力

采用ANSYS仿真軟件和X射線測試儀，對厚度為100 μm左右的鎢涂層的殘余應(yīng)力進(jìn)行了仿真與測試，結(jié)果如圖15所示?？梢钥吹?，鎢涂層的殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與測試值吻合較好，殘余應(yīng)力主要集中在鎢涂層內(nèi)部及其與鋼基體之間的過渡區(qū)，鋼基體內(nèi)部的熱影響區(qū)也存在一定的殘余應(yīng)力，但是比鎢涂層表面的殘余應(yīng)力明顯小得多。

圖15 鎢涂層殘余應(yīng)力測試值與模擬值對比

3 結(jié)論

1）熔池的溫度和大小受沉積功率、沉積停留時(shí)間等因數(shù)的影響，沉積功率越大、沉積停留時(shí)間越長，熔池的溫度越高，熔池直徑也越大。

2）沉積鎢涂層前，將基體材料在300～400 ℃下進(jìn)行預(yù)熱處理，可以明顯減小鎢涂層的殘余應(yīng)力。

3）采用電極低速旋轉(zhuǎn)與上下點(diǎn)動相結(jié)合的電火花沉積工藝，在鋼基體表面采用由點(diǎn)到線、再到面的沉積順序完成了鎢涂層的制備，這有利于減小鎢涂層的殘余應(yīng)力。

4）鎢涂層的最終殘余應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，局部殘余應(yīng)力達(dá)到213 MPa以上。

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Finite Element Simulation of the Temperature Field and Residual Stress of Tungsten Coating Deposited by Electro-spark Deposition

1,2,1,1,1,1,1

(1. Southwest Institute of Technology and Engineering, Chongqing 400039, China; 2. The 6th Military Representative Office of the Military Representative Bureau of the Army Equipment Department in Chongqing, Chongqing 400039, China)

Through simulation of the temperature field variation and residual stress distribution in the molten pool during the process of electro-spark deposition of tungsten coating on steel substrate, this paper aims to better explore the process of electro-spark deposition of tungsten coating and to obtain temperature field distribution and formation mechanism of residual stress during the process. Through the methods of low-speed electrode rotation and up-and-down inching, an anti-ablation tungsten coating is made on the surface of steel substrate from point, line to plane. The temperature field and residual stress of tungsten coating are simulated by ANSYS software. The result shows that the Gauss heat source model can simulate the temperature field distribution and residual stress in the process of electro-spark deposition. On this basis, the temperature field data is put into mechanical analysis model so that the coupling calculation of temperature field and stress field and the stress variation status and residual stress after solidification of tungsten coating in the molten pool are obtained. The simulation results show that with the increase of electro-spark deposition power, the diameter and depth of the molten pool will increase and the peak temperature will increase. The residual stress of the tungsten coating increases with the increase of molten pool temperature. In the process of single row tungsten coating deposition, except the first molten pool, the other molten pools will be affected by the previous molten pool and have obviously less residual stress compared with a single point tungsten coating. The residual stress of tungsten coating formed by multi-row pool group is mainly related to the deposition rate, and the faster the deposition rate, the greater the residual stress.

electro-spark deposition; tungsten coating; temperature field; residual stress; finite element simulation

2021-03-18；

2021-07-08

CHEN Hai-tao (1981—), Male, Master, Senior engineer, Research focus: surface engineering.

叢大龍（1985—），男，博士，高級工程師，主要研究方向?yàn)楸砻婀こ獭?/p>

Corresponding author：CONG Da-long (1985—), Male, Doctor, Senior engineer, Research focus: surface engineering.

陳海濤, 張晶, 叢大龍, 等.電火花沉積鎢涂層的溫度場和殘余應(yīng)力有限元模擬[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(1): 140-149.

TG174

A

1001-3660(2022)01-0140-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.01.015

2021-03-18；

2021-07-08

聯(lián)合基金資助（6141B02030201）

Fund：Supported by Joint Fund (6141B02030201)

陳海濤（1981—），男，碩士，高級工程師，主要研究方向?yàn)楸砻婀こ獭?/p>

CHEN Hai-tao, ZHANG Jing, CONG Da-long, et al. Finite Element Simulation of the Temperature Field and Residual Stress of Tungsten Coating Deposited by Electro-spark Deposition[J]. Surface Technology, 2022, 51(1): 140-149.