QT600球墨鑄鐵激光熔覆數值模擬與實驗研究

許彥，李昌，賈騰輝，陳馨雪，韓興

QT600球墨鑄鐵激光熔覆數值模擬與實驗研究

許彥，李昌，賈騰輝，陳馨雪，韓興

（遼寧科技大學 機械工程與自動化學院，遼寧 鞍山 114051）

揭示QT600球墨鑄鐵激光熔覆動態演化過程的機理，為球墨鑄鐵熔覆過程中拓寬熔覆材料范圍、優化工藝參數、改進熔覆質量提供理論依據。同時考慮移動高斯熱源、材料物性參數溫變影響、熔池表面張力和浮力對熔融態金屬流動的Marangoni效應等因素，建立球墨鑄鐵激光熔覆多場耦合三維數值模型。通過QT600球墨鑄鐵激光熔覆實驗，利用Zeiss?SIGMA HD場發射SEM觀察熔覆層的形貌及顯微組織，采用QNESS?Q10M硬度儀測試熔覆層和基體顯微硬度。在光源中心形成了“橢球”狀熱影響區，沿激光掃描方向溫度明顯呈單峰分布，且周期性前移，流速在1 s時達到0.24 m/s，前半部熔池呈順時針環流，后半部熔池呈逆時針環流，在活性元素影響下將導致熔池環流發生逆轉。受溫度梯度的影響，光斑后方呈收縮狀應力帶。數值模擬熔覆層形貌與實驗一致，顯微組織形態符合快速凝固原理的變化規律，驗證了模型的有效性，熔覆層硬度明顯高于基體，約為基體的1.6倍。數值模擬揭示了溫度場、流場、塑性應力場瞬態演變規律，實驗表明激光熔覆IN625合金粉末可有效改善球墨鑄鐵件的表面質量，提高其力學性能。

激光熔覆；球墨鑄鐵；多場耦合；Marangoni效應

球墨鑄鐵的綜合性能近似于鋼，且價格較低，在機床床身、活塞、曲軸、制動杠桿的鑄造中得到了廣泛應用[1-4]。由于球墨鑄鐵在鑄造過程中易產生裂紋、砂眼等組織缺陷，處于極端苛刻使役工況下，表面易發生磨損、腐蝕失效。使用電弧焊、等離子噴涂等傳統表面改性技術對工件表面進行修復與強化時，其溫度輸入的可控性較差，精度和穩定性無法得到保證，修復后易產生氣孔、裂紋等缺陷，很難滿足實際使用要求[5-6]。

自1976年美國授權第1個激光熔覆專利后，該技術受到眾多學者及生產制造人員的廣泛關注。目前，該技術已在汽車制造、航空航天、醫療器械等領域廣泛應用[7]。2016年，張德強等[8]通過模擬揭示Cr12MoV激光熔覆過程溫度場的變化規律，其模型采用“生死”單元方法對熔覆層進行設定，無法真實反應熔覆層形貌的變化情況。2018年，楊鵬聰等[9]通過實驗，分析了不同掃描速度下球墨鑄鐵顯微組織的變化規律。不過，僅憑實驗無法分析激光熔覆的瞬態演變規律。2020年，李海洋等[10]通過數值模擬，分析了H13鋼激光熔覆鈷基合金溫度場的演變規律，并通過觀察熔覆層的顯微組織驗證了模型的準確性，但模型未對流場規律進行分析。2020年，Gao等[11]通過數值模擬分析了激光熔覆過程中熔池溫度和熔覆層幾何形狀的變化規律，其模型未考慮材料物性參數隨溫度變化所帶來的影響。同年，鄧德偉等[12]通過盲孔實驗方法測量了激光熔覆后基體與熔覆層的殘余應力，但僅通過實驗無法揭示熔覆過程及冷卻期間應力的瞬變規律。以上研究表明，目前針對激光熔覆已有大量研究，但大部分研究都集中針對鋼類基體，針對球墨鑄鐵方面的研究較少，可選擇的熔覆粉末具有局限性，僅依靠材料學實驗很難獲取熔覆過程中多物理場耦合作用的瞬態演化規律，而且目前針對球墨鑄鐵激光熔覆的數值模擬大多局限于單一物理場或部分場，未實現溫度–流速–應力的全耦合計算。

球墨鑄鐵組織和化學成分均具有很強的非均勻性，球墨鑄鐵石墨相中碳元素的熔覆擴散行為導致熔覆過程較為復雜，因此針對球墨鑄鐵件的激光熔覆的應用范圍較窄，針對重點工業領域球墨鑄鐵激光熔覆應用的可行性、可靠性、有效性急需得到驗證。激光熔覆中溫度變化會影響熔池流速，進而影響熔池形貌，因此通過實驗很難揭示熔覆中多場耦合動態演變機理。文中基于有限元軟件，以QT600球墨鑄鐵激光熔覆IN625粉末為研究對象，同時考慮移動高斯熱源、材料物性參數溫變影響、熔池表面張力和浮力對熔融態金屬流動的Marangoni效應等因素，采用ALE動網格法，模擬熔池液/氣界面移動過程，建立溫度–流速–應力全耦合數值模型，計算結果揭示了溫度場、流場、塑性應力場的瞬態演變規律。通過QT600球墨鑄鐵激光熔覆實驗，基于Zeiss–SIGMA HD場發射SEM觀察熔覆層的形貌及顯微組織變化，驗證了模型有效性。

1 激光熔覆數值模型建立

激光熔覆以激光為熱源，將不同于工件原有性能的合金粉末熔化后冷凝，與工件形成冶金結合熔覆層。激光熔覆技術屬于新型環保技術，具有急冷急熱、變形小、結合能力強、易操作等優點，可有效解決球墨鑄鐵件缺陷修補和強化問題，提高其硬度與耐磨性[13]，延長其使用壽命。激光熔覆的原理如圖1所示。

1.1 溫度場、流場、塑性應力場控制方程

球墨鑄鐵的激光熔覆溫度場控制方程符合傅里葉定律，金屬熔化帶來的潛熱也應該被考慮[14]，方程見式（1）。

式中：為潛熱；為液相分數。

式中：下標l代表液相；下標s代表固相。

球墨鑄鐵的激光熔覆流場控制方程符合Navier– Stokes動量方程[15]，見式（4）。

式中：為動力黏度；為壓力；為單位矩陣。

在流場計算中，Navier–Stokes方程配合連續性方程共同求解，連續性方程見式（5）。

球墨鑄鐵的激光熔覆塑性應力場遵循牛頓第二定律，其微分控制方程見式（6）。

式中：為應力；volume為體積力。

在塑性應力場計算中，基于von Mises屈服準則判別材料是否發生塑性轉變[16]，其判斷表達式見（7）。

總應變表達式見式（8）。

式中：為總應變；st為應力引起的應變；th為熱應變；el為彈性應變；pl為塑性應變。

1.2 溫度場、流場、塑性應力場邊界條件

在球墨鑄鐵激光熔覆中，邊界條件主要有激光熱源輸入、熱對流、熱輻射等[17]。為了符合實際工況，采用隨時間變化的高斯熱源作為輸入熱通量[18]，見式（9）。

式中：為激光功率；為激光吸收率；為激光半徑；s為激光掃描速度；、分別為激光移動過程中光斑中心的瞬時坐標值。

熱對流和熱輻射方程分別見式（10）—（11）。

在球墨鑄鐵激光熔覆流場中，最顯著的特征為浮力和表面張力對熔融態金屬流動的Marangoni效應[19]。浮力與表面張力方程分別見式（12）—（13）。

式中：為重力加速度；為熱膨脹系數；M為熔點溫度；1為純金屬表面張力；0為恒定表面張力梯度。

采用任意拉格朗日–歐拉（ALE）動網格法，模擬熔覆層動態成形過程[20]。移動方程見式（14）。

在激光熔覆中，應力場包括彈性階段和塑性階段[21]。彈性階段采取的條件見式（15）。

式中：el為彈性應力；為彈性張量；ext為外部應力。

塑性階段采用的條件見式（16）。

式中：ys為屈服應力；ys0為初始屈服應力；ysf為飽和流動應力；為飽和指數；epe為等效塑性應變。

1.3 幾何模型與材料參數

基于有限元軟件建立球墨鑄鐵激光熔覆幾何模型，模型尺寸為16 mm×30 mm×6 mm，與軸成左、右對稱分布，整體采用自由四面體劃分網格，共包含140 561個域單元、7 420個邊界元和300個邊單元，求解自由度的數量為784 121（加上156 007個內部自由度）。添加固體傳熱、層流、固體力學、ALE動網格模塊對溫度場、流場和應力場動態演變過程進行計算，模型示意圖如圖2所示?；w采用QT600，熔覆粉末采用IN625，材料元素的組成如表1所示。激光熔覆工藝參數如表2所示。

激光熔覆屬于動態溫變過程，熔覆材料的物性參數會受到溫度的影響，這里采用Calculation of Phase Diagram（CALPHAD）法對溫變物性參數進行計算[22]，計算結果如圖3所示。

圖2 數值模型示意圖

表1 基體和粉末材料元素組成

Tab.1 Elemental composition of matrix and powder materials wt.%

表2 激光熔覆工藝的參數

Tab.2 Laser cladding process parameters

2 數值計算與結果分析

運用DELL T7920塔式40核工作站對模型進行計算，提取不同時刻的激光熔覆溫度云圖，分別如圖4所示。

由CALPHAD法計算得出QT600開始熔化溫度為1 453 K。圖4表明，在0.1 s時熔覆最高溫度為1 940 K，基體開始熔化。隨著光源的移動，溫度持續上升，在0.6 s時熱輸入與熱損失逐漸達到平衡，最高溫度維持在2 360 K，在2.0 s時整個熔覆過程完成。由圖4可以看出，在光源中心形成了“橢球”狀熱影響區。圖4中等溫線表明，隨著熔覆的進行，在熱傳導作用下，基體熱影響區逐漸增大。光源中心由于溫度集中而導致等溫線密集，從光源中心向四周呈梯度遞減，且沿掃描路徑正向的密集程度大于沿掃描路徑反向的密集程度。這是由于在熱輻射和熱對流的作用下已熔覆區域對未熔覆區域有一定預熱作用，已熔覆區域的熱量快速散失，符合激光熔覆急熱、急冷的技術特性[23]。

圖3 QT600和IN625溫變物性參數

圖4 不同時刻溫度場云圖

為了進一步揭示球墨鑄鐵激光熔覆溫度場的瞬態演變規律，按照圖5數據采集線提取數據，結果如圖6所示。線1為沿激光掃描路徑，位于–平面內且平行于軸。線2為–平面內垂直于激光掃描路徑，始終處于熔池的橫向切面內，且標距長度隨著熔覆的進行不斷變化。

由圖6a可知，溫度沿線1方向呈明顯的單峰分布，且周期性前移，峰值溫度呈現出逐漸增大后保持穩定的趨勢，在0.8 s時溫度達到最大值（1 601 K）。由數據點分布看出，光源前方溫度梯度大于光源后方，且在熱對流與熱傳導作用下，已熔覆區域會對未熔覆區域產生預熱作用，已熔覆區域的溫度快速散失。由圖6b可知，隨著熔覆時間的增加，基體整體溫度隨之升高，越接近光斑中心處的溫度越高，溫度變化梯度較大，遠離光斑中心位置處，溫度變化梯度趨于平緩，不同位置溫度由基體表面至底部均快速降低，在底部逐漸接近室溫。

圖5 數據采集線

提取不同時刻激光熔覆流場云圖，如圖7所示。由圖7可知，在0.1 s時基體熔化，熔池開始形成，此時流速較低，沒有明顯的分布規律；隨著熔覆的進行，熔池變寬、變深，逐漸呈現中心流速小、邊緣流速大的特點，且熔池邊緣呈均勻分布。隨著熔覆粉末逐漸落入熔池熔化，熔覆層逐漸升高，流速在1 s時達到最大，為0.24 m/s。通常情況下表面張力系數為負值，在浮力與表面張力共同作用下發生了Marangoni效應，熔池前方呈現順時針環流，后方呈現逆時針環流，在環流的影響下，部分熔池底部流體重新涌向頂部。當熔覆粉末中VIA 族的O、S、Se等活性元素含量較大時，表面張力系數會發生逆轉，由負值變為正值[24]。此時，流體的流動規律發生逆轉（圖8），流體由熔池邊緣流向熔池中心，熔池左側環流為順時針，右側環流為逆時針。比較圖8和圖7c可知，流速依舊呈現中心小、邊緣大的特點，且熔池邊緣流速均勻分布，但完全熔化區下方的流速明顯增大，最大值為0.16 m/s。

圖6 不同采集路徑溫度曲線

圖7 不同時刻流場云圖

圖8 添加活性元素流場云圖

按照圖5數據采集線提取無活性元素流場數據，結果如圖9所示。由圖9a可知，流速沿線1方向呈“駝峰”分布，隨著熔覆的進行，流速逐漸增大，且熔池前方略大于后方，在1 s時熔池前方的最大流速為0.227 m/s，因熔池中心完全熔化，所以流速始終接近0 m/s。由圖9b可知，熔池自頂部到底部呈現先增大后減小趨勢，且熔池深度不斷增加，受熔池底部溫度較低的影響，最大流速僅為0.056 m/s。

提取不同時刻的應力場云圖，如圖10所示。由圖10a可知，在0.1 s時基體開始熔化，此時應力的最大值為391 MPa。隨著熔覆的持續進行，溫度影響區不斷擴大，應力不斷增加。由圖10b可知，在0.6 s時應力最大值位于熔池前方，為400 MPa。不同時刻光斑后方溫度梯度下降的速度大于光斑前方和兩側的，導致光斑后方的熱影響收縮速度大于前方和兩側的，光斑后方呈收縮狀應力帶，光斑前方和兩側呈發散狀。在2 s時應力云圖見圖10c，此時光斑離開基體，基體被冷卻，部分應力得到釋放，應力僅為392 MPa。繼續運算至2 000 s，此時基體溫度降至環境溫度（293.15 K），如圖10d所示，此時von Mises殘余塑性應力為429 MPa，較激光熔覆結束時略有增大。這是因為激光掃描結束后基體溫度快速下降，基體發生了固態相變和析出強化，導致整個熔覆區域固相組分分布不均，基體von Mises殘余塑性應力峰值相對于熔覆結束時有所增加。

圖9 不同采集路徑流速曲線

圖10 不同時刻應力場云圖

按照圖5數據采集線提取應力場數據，如圖11所示。由圖11a可知，沿線1方向光斑中心處的應力為0 MPa，熔池邊緣處最大值僅為50 MPa。由于熔覆區對未熔覆區有一定預熱作用，導致熔池前方的應力大于熔池后方的應力，隨著光源的不斷移動，熔池后方的應力逐漸趨于穩定。在0.6～0.8 s時，應力呈雙峰分布，并周期性前移，應力最大值在0.8 s時達到穩定。在0.1～0.8 s時熔池前方的應力最大值為396.7 MPa，熔池后方的應力最大值僅為360.7 MPa，在2 s時隨著熱量的散失，已熔覆區域應力逐漸穩定在390 MPa。沿線2方向應力曲線見圖11b，表明應力自光斑中心到基體底部呈現先增大后減小趨勢，受溫度的影響，熔池底部的最大應力僅為362.6 MPa。由不同時刻應力數據點分布密集程度可看出，自熔池底部到基體底部的數據點分布由稀疏變密集，表明應力先急劇下降，后緩慢變化，應力在基體底部趨近于穩定，約為50 MPa。

圖11 不同采集路徑應力曲線

3 實驗分析與驗證

為了驗證數值模型的有效性、分析球墨鑄鐵激光熔覆IN625合金粉末的可行性，采用TruDisk4002碟片激光器搭配機械手臂進行激光熔覆實驗，粉末粒徑為53～150 μm，粉末顆粒形貌如圖12a所示。在實驗結束后，用電火花線切割將試件剖開，采用砂紙對試件逐級打磨。經多次拋光后，基體使用質量分數為4%的硝酸溶液腐蝕，熔覆層使用王水腐蝕，腐蝕后基體的顯微組織如圖12b所示。使用Zeiss–SIGMA HD場發射SEM觀察熔覆層的形貌和顯微組織，采用QNESS–Q10M對熔覆層顯微硬度進行測試。

經測量，實驗熔覆層的寬度為5.067 mm，高度為579.5 μm，數值模擬熔覆層寬度為4.843 mm，高度為535.6 μm，寬度誤差約為4.4%，高度誤差約為7.6%，誤差均在合理范圍內，驗證了數值模型的有效性。熔覆層輪廓的對比如圖13所示。

激光熔覆技術具有急熱、急冷的特點，直接影響金屬凝固的組織形態與尺寸。由快速凝固原理可知，溫度梯度和界面法向移動速度為主要的影響因素[25]，溫度梯度與界面法向移動速度的乘積會影響晶粒尺寸，乘積越大晶粒越細小、致密。溫度梯度與界面法向移動速度的商會影響組織形態，所得結果較小，晶粒從平面晶逐漸向等軸晶轉變。通過數值計算得出，溫度梯度與界面法向移動速度的乘積從熔池底部至熔池頂部依次增加，溫度梯度與界面法向移動速度的商從熔池底部至熔池頂部依次較小。

圖12 粉末和基體材料的顯微觀測結果

圖13 熔覆層輪廓對比

觀察熔覆層不同位置的顯微組織，如圖14所示。由圖14a—d可知，自基體與熔覆層結合處至熔覆層頂部，顯微組織依次為平面晶、胞晶、樹枝晶和等軸晶，符合快速凝固原理中組織形態的變化規律[26]，與激光熔覆技術急熱、急冷的特性相一致。

采用QNESS–Q10M顯微硬度儀分別測量基體和熔覆層的維氏硬度值。將試樣清洗、拋光后放置于試驗臺上，采用正四棱錐體金剛石壓頭，垂直于測試面施加0.980 7 N的載荷，載荷持續15 s后撤去。在測試面形成了菱形壓痕，儀器根據菱形壓痕對角線長度自動計算硬度值，并記錄數據。為了減小誤差，分別在基體和熔覆層上縱深等距取5個點進行測量，基體與熔覆層的顯微硬度壓痕如圖15所示。

熔覆層與基體的顯微硬度結果對比如圖16所示?；w5點的硬度分別為171HV、200HV、186HV、177HV、225HV，熔覆層5點的硬度分別為341HV、286HV、319HV、291HV、282HV。基體的平均維氏硬度為191.8HV，熔覆層的平均維氏硬度為303.8HV。顯微硬度結果表明，熔覆層硬度明顯高于基體，約為基體的1.6倍。實踐表明，硬度測試是球墨鑄鐵激光熔覆的重要評價標準之一，通過顯微硬度測試可知，激光熔覆IN625合金粉末能有效改善球墨鑄鐵件的表面質量，提高其力學性能，延長其使用壽命，可為提升熔覆質量、拓寬可用熔覆材料范圍提供理論依據。

圖14 熔覆層不同位置顯微組織

圖15 熔覆層與基體顯微硬度壓痕

圖16 熔覆層與基體顯微硬度結果對比

4 結論

建立了QT600球墨鑄鐵激光熔覆溫度–流速–應力全耦合數值模型，揭示了熔覆過程中溫度場、流場和塑性應力場的瞬時演變規律。結果表明，在光源中心形成了“橢球”狀熱影響區, 溫度沿激光掃描方向呈單峰分布。流速在1 s時為0.24 m/s，前部熔池呈順時針環流，后部呈逆時針環流。在2 s時光斑離開基體，應力僅為392 MPa；在2 000 s時冷卻至室溫，材料發生了固態相變和析出強化，應力上升至429 MPa。

對比數值模擬與實驗結果可知，熔覆層的寬度誤差為4.4%，高度誤差為7.6%，誤差在合理范圍內，驗證了數值模型的有效性。從基體至熔覆層頂部，顯微組織依次為平面晶、胞晶、樹枝晶和等軸晶，符合快速凝固原理中組織形態的變化規律。熔覆層與基體冶金結合良好，表面未出現裂紋、氣孔等缺陷，且通過顯微硬度測試，熔覆層硬度約為基體的1.6倍，驗證了在球墨鑄鐵上激光熔覆鎳基合金的可行性，為球墨鑄鐵熔覆過程中拓寬可用熔覆材料范圍提供了理論依據。

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Numerical Simulation and Experimental Research on the Laser Cladding Process of QT600 Nodular Iron

,,,,

(School of Mechanical Engineering & Automation, University of Science and Technology Liaoning, Liaoning Anshan 114051, China)

Laser cladding is an emerging environment-friendly advanced manufacturing technology that effectively solves the defect repair and strengthening of the nodular iron castings, improving hardness and wear resistance, and prolonging service life. Due to the strong heterogeneity of nodular iron structure and chemical composition, complicated cladding process caused by the carbon diffusion of the graphite phase, and the limited selection of cladding powder. It is difficult to obtain the transient evolution law of multi-field coupling in the cladding process only by material science experiments. Therefore, in this paper, numerical modeling and experimental analysis are combined to study the transient evolution mechanism of IN625 laser cladding on QT600 nodular iron.

Taking IN625 laser cladding on QT600 nodular iron as the research object, a 16 mm×30 mm×6 mm finite element model was established. The final mesh contains 140 561 domain elements, 7 420 boundaries, and 300 edge elements. The number of freedom degrees that need to be solved is 784 121 (plus 156 007 internal freedom degrees). The effects of moving Gaussian heat source, the temperature variation of material physical parameters, molten pool surface tension and buoyancy on the Marangoni flow of molten metal were considered. Based on the ALE dynamic mesh method, the liquid/gas interface movement of the molten pool was simulated. A temperature-flow velocity-stress full coupled numerical model of the cladding process was established. The calculation results show that an "ellipsoidal" heat-affected zone is formed in the cladding process with the center of the light source. The temperature along the laser scanning direction is in an obvious unimodal distribution which moves forward periodically. The flow velocity reaches 0.24 m/s at 1 s. The first half of the molten pool circulates clockwise, and the second half of the molten pool circulates anticlockwise. Under the influence of active elements, the circulation of the molten pool will be reversed. Affected by the temperature gradient, there is a shrinkage stress band behind the light spot.

The TruDisk4002 disc laser was used with a 6-DOF serial robotic arm to operate laser cladding experiments. After the experiment, the test piece was divided by EDM wire cutting and polished step by step with sandpapers. After repeated polishing, the substrate was corroded by the 4% nitric acid solution, and the cladding layer was corroded with the aqua regia. The Zeiss-SIGMA HD field emission SEM was used to observe the morphology and microstructure of the cladding layer, and the QNESS-Q10M was used to test the microhardness of the cladding layer. The experimental results show that from the junction between the substrate and cladding layer to the top of the cladding layer, the microstructures are plane crystal, cellular crystal, dendrite and equiaxed crystal in turn, which conforms to the morphology change law of the rapid solidification principle. The comparison between the experimental cladding profile and the numerical calculation results shows that the width error is 4.4% and the height error is 7.6%, which further verifies the validity of the numerical model. After laser cladding, the surface quality of the nodular iron was significantly improved, and the hardness of the cladding layer is approximately 1.6 times that of the substrate.

This study reveals the transient evolution mechanism of QT600 nodular iron laser cladding, and verifies the feasibility of the laser cladding nickel-based alloys on nodular iron, widens the optional range of cladding materials in the repair and strengt-hening of ductile iron, and provides a significant theoretical basis for further optimizing the process parameters and improving the quality of the cladding layer.

laser cladding; nodular cast iron; multi-physics coupling; Marangoni effect

TG174.44

A

1001-3660(2022)07-0377-11

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.07.038

2021–08–28；

2022–03–14

2021-08-28；

2022-03-14

遼寧省自然科學基金（2019ZD0277）；遼寧科技大學創新團隊建設項目（601009830）；遼寧省高等學校創新人才支持計劃（20201020）

Liaoning Provincial Natural Science Foundation (2019ZD0277); Innovation Team Construction Project of University of Science and Technology Liaoning (601009830); Innovation Talent Support Plan of Colleges and Universities in Liaoning Province (20201020)

許彥（1996—），男，碩士，主要研究方向為激光熔覆。

XU Yan (1996-), Male, Master student, Research focus: laser cladding.

李昌（1980—），男，博士，教授，主要研究方向為機械可靠性工程、激光熔覆及激光表面處理

LI Chang (1980-), Male, Doctor, Professor, Research focus: mechanical reliability engineering, laser cladding and laser surface treatment.

許彥, 李昌, 賈騰輝, 等. QT600球墨鑄鐵激光熔覆數值模擬與實驗研究[J]. 表面技術, 2022, 51(7): 377-387.

XU Yan, LI Chang, JIA Teng–hui, et al. Numerical Simulation and Experimental Research on the Laser Cladding Process of QT600 Nodular Iron[J]. Surface Technology, 2022, 51(7): 377-387.

責任編輯：彭颋