激光熔融系統(tǒng)送粉噴嘴高溫摩擦化學(xué)磨損行為及機(jī)制

江源淵，石鵬飛，王憲，王珠風(fēng)，佘劍，陳磊，王楊，王飛，羅春明

(1.成都飛機(jī)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，四川成都 610092；2.西南交通大學(xué)前沿科學(xué)研究院，四川成都 610031；3.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，四川成都 610031)

送粉噴嘴是保障激光熔融沉積技術(shù)(LMD)順利實(shí)施的核心部件[1-3]，作為激光送粉系統(tǒng)中的重要組成部分，送粉噴嘴性能的提升可以提高粉末的利用率、降低加工成本，并確保粉末輸送的連續(xù)性、穩(wěn)定性及高匯聚性，因此成為國(guó)內(nèi)外激光熔融沉積技術(shù)研究的重點(diǎn)[4-6]。眾多學(xué)者通過(guò)優(yōu)化噴嘴內(nèi)部尺寸、添加外層導(dǎo)向氣流等方法對(duì)送粉噴嘴進(jìn)行改進(jìn)[7-10]，并且為了避免送粉頭溫度過(guò)高而影響加工精度，通過(guò)在送粉工作頭加裝溫度傳感器，以實(shí)現(xiàn)溫度的實(shí)時(shí)測(cè)控[11-13]。由于紫銅具有較好的導(dǎo)熱性能，可以保證送粉噴嘴內(nèi)相對(duì)較低的溫度，因此紫銅被廣泛應(yīng)用于制作送粉噴嘴材料[14]。在鈦合金粉末激光熔融沉積加工系統(tǒng)中，鈦合金微球粉末流在高速氣流的攜帶下經(jīng)由紫銅噴嘴被輸送至指定加工位置，在此過(guò)程中，鈦合金微球與束縛粉末流的紫銅噴嘴內(nèi)壁發(fā)生接觸和摩擦。由于鈦合金微球硬度(約330HB)遠(yuǎn)大于紫銅硬度(約40HB)，因此在鈦合金粉末流的沖蝕下，紫銅送粉噴嘴內(nèi)壁可能會(huì)出現(xiàn)磨損，使粉末流導(dǎo)引精度變差，造成粉末輸送穩(wěn)定性和匯聚性下降，進(jìn)而影響激光熔融系統(tǒng)的加工精度。然而，受限于應(yīng)用過(guò)程中設(shè)備結(jié)構(gòu)復(fù)雜、影響因素眾多等原因，送粉噴嘴的損傷機(jī)制尚不清晰，嚴(yán)重限制了激光熔融系統(tǒng)的高效可靠應(yīng)用。

為探究鈦合金微球粉末流對(duì)黃銅噴嘴內(nèi)壁造成的損傷形式和損傷機(jī)制，本文作者首先通過(guò)對(duì)紫銅制送粉噴嘴管道內(nèi)壁微觀形貌演化和化學(xué)成分的分析，探明導(dǎo)致送粉噴嘴失效的主要原因；然后通過(guò)鈦合金小球與紫銅材料在高溫下摩擦磨損試驗(yàn)?zāi)M實(shí)際工況下的摩擦學(xué)行為，為送粉噴嘴性能的提升與結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供理論支持。

1 試驗(yàn)部分

紫銅制送粉噴嘴失效試驗(yàn)在圖1所示的激光熔融沉積加工系統(tǒng)上進(jìn)行，加工材料為鈦合金粉末(TC4)，送粉速度為15 g/min，激光功率為3 000 W，激光聚集點(diǎn)溫度為1 500～2 000 ℃。送粉噴嘴將TC4粉以粉末流的形式送至激光聚焦處，高溫熔化鈦粉并使其沉積在工件表面。

圖1 激光熔融沉積加工系統(tǒng)示意

此外，基于溫度可控的球盤式摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)(UMT-V)，對(duì)鈦合金小球摩擦作用下紫銅樣品的磨損規(guī)律和機(jī)制進(jìn)行量化研究及深入探討。如圖2所示，上試樣是直徑6 mm的鈦合金小球，下試樣為20 mm×20 mm×5 mm的紫銅樣品，下試樣隨樣品臺(tái)做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。

圖2 溫度可控的旋轉(zhuǎn)式滑動(dòng)摩擦試驗(yàn)原理

激光聚集點(diǎn)即鈦粉熔融區(qū)的溫度為1 500～2 000 ℃，為防止過(guò)熱，銅噴嘴內(nèi)部的水冷管道會(huì)將銅嘴溫度控制在600 ℃以下，因此文中選取的高溫溫度為600 ℃，同時(shí)選取室溫(24 ℃)試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)照；試驗(yàn)采用的相對(duì)滑動(dòng)速度為所使用激光熔融沉積加工系統(tǒng)的常用相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度，即設(shè)置鈦合金球與紫銅基底之間滑動(dòng)速度為0.08 m/s；實(shí)際工況中，較難對(duì)粉末與噴嘴內(nèi)壁間的接觸應(yīng)力進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算，因此接觸應(yīng)力的選取為所用摩擦試驗(yàn)機(jī)的典型加載，即選擇接觸應(yīng)力為400 MPa。摩擦試驗(yàn)時(shí)間為10 min，每組試驗(yàn)重復(fù)3次。試驗(yàn)后分別通過(guò)光學(xué)顯微鏡 (Axio Lab.A1，Zeiss，Germany)、白光干涉儀(WLI，Chotest SuperView W1，Chotest Technology Inc.，China)和電子顯微鏡檢 (SEM，Inspect F50，Thermo Fisher，USA)測(cè)試件磨損區(qū)域宏觀和微觀形貌，通過(guò)能譜儀(EDX，ULTIM ，Max65，UK)分析化學(xué)成分變化。

2 結(jié)果與討論

2.1 送粉噴嘴的磨損規(guī)律

圖3所示為激光熔融系統(tǒng)(功率3 000 W)工作24 h后，送粉噴嘴內(nèi)壁的光學(xué)圖像。如圖3(b)和圖3(c)所示，噴嘴內(nèi)壁的損傷形式有明顯的區(qū)別，當(dāng)距離噴嘴出口大于1 600 μm時(shí)，噴嘴內(nèi)壁出現(xiàn)大量沖蝕凹坑；當(dāng)距離噴嘴出口小于1 600 μm時(shí)，噴嘴內(nèi)徑明顯增大，同時(shí)伴隨著大量磨斑，并且內(nèi)壁顏色由紫銅色變?yōu)楹诤稚．?dāng)距離噴嘴出口較遠(yuǎn)時(shí)，噴嘴內(nèi)壁的損傷主要?dú)w因于氣-固兩相流的不斷沖擊，致使接觸區(qū)域發(fā)生擠壓形變，最終導(dǎo)致噴嘴內(nèi)壁產(chǎn)生大量由沖擊產(chǎn)生的凹坑；當(dāng)距離噴嘴出口較近時(shí)，受熔融粉末反彈和激光反射的影響，噴嘴出口產(chǎn)生極高的溫度[15]，致使接觸區(qū)域受到?jīng)_擊作用、溫度場(chǎng)等耦合疊加作用，進(jìn)而導(dǎo)致噴嘴出口處發(fā)生更為嚴(yán)重的磨損。

圖4展示了運(yùn)行24 h后失效噴嘴遠(yuǎn)離出口(喉部)以及出口處內(nèi)壁的SEM形貌及相應(yīng)區(qū)域的EDX測(cè)試結(jié)果。從圖4(b)中可以觀察到，在喉部?jī)?nèi)壁有大量鈦微球沖擊造成的凹坑，并有部分鈦微球嵌在送粉噴嘴內(nèi)壁，在機(jī)械應(yīng)力作用下送粉噴嘴喉部發(fā)生了輕微的疲勞磨損和磨粒磨損。與喉部?jī)?nèi)壁處的形貌相比，圖4(e)所展示的出口處內(nèi)壁表面更為疏松，可能更易在氣-固兩相流的不斷沖擊下發(fā)生磨損。EDX結(jié)果表明，除氧元素外，喉部以及出口處內(nèi)壁的其他元素比例未發(fā)生明顯變化。受熔融粉末反彈和激光反射的影響，噴嘴出口處的溫度較高；而在遠(yuǎn)離出口處，由于水冷系統(tǒng)的運(yùn)行，其溫度遠(yuǎn)低于噴嘴出口處的溫度；同時(shí)，對(duì)圖4(c)和圖4(f)所示的元素含量占比，出口處的氧元素占比是喉部的7倍，表明噴嘴出口處發(fā)生了更為嚴(yán)重的氧化反應(yīng)。從圖5中可以觀察到，送粉噴嘴出口的表面疏松區(qū)域出現(xiàn)了明顯的由鈦微球運(yùn)動(dòng)造成的劃痕，由此認(rèn)為噴嘴出口表面形成的易去除的疏松結(jié)構(gòu)，可能由高溫作用下銅內(nèi)壁被氧化導(dǎo)致。

圖4 送粉噴嘴喉部和出口處內(nèi)壁的SEM和EDX分析結(jié)果：(a)，(b)噴嘴喉部掃描電鏡形貌；(c)噴嘴喉部電子能譜分析結(jié)果；(d)，(e)噴嘴出口處掃描電鏡形貌；(f)噴嘴出口處電子能譜分析結(jié)果

圖5 送粉噴嘴疏松結(jié)構(gòu)區(qū)域的劃痕

2.2 高溫對(duì)銅制送粉噴嘴材料的影響

激光熔融系統(tǒng)紫銅送粉噴嘴出口處的磨損，嚴(yán)重影響粉末流的匯聚性，導(dǎo)致鈦微球無(wú)法被送達(dá)至預(yù)設(shè)的位置，進(jìn)而大幅降低系統(tǒng)的加工精度。雖然在實(shí)際工況中鈦合金微球和噴嘴內(nèi)壁間的運(yùn)動(dòng)形式為沖擊-滾-滑復(fù)合運(yùn)動(dòng)，但是，綜合對(duì)比送粉噴嘴內(nèi)壁喉部和出口處的形貌以及元素組成(見(jiàn)圖4和圖5)，可以發(fā)現(xiàn)鈦微球?qū)Ω邷匮趸杷山Y(jié)構(gòu)的滑動(dòng)磨損去除，有可能是導(dǎo)致紫銅噴嘴磨損失效的關(guān)鍵因素。然而，受限于案例中氣-固兩相流作用復(fù)雜、結(jié)果重復(fù)性難以保證等原因，難以對(duì)激光熔融系統(tǒng)紫銅噴嘴出口的失效形式及機(jī)制進(jìn)行更深入的探討。為此，采用溫度可控的球盤式摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)(UMT-V)對(duì)受溫度影響的Cu/Ti配副的摩擦行為進(jìn)行研究。

室溫和高溫環(huán)境下(受設(shè)備和工裝性能限制，試驗(yàn)的高溫為600 ℃)，鈦合金小球與銅試樣摩擦副的摩擦磨損測(cè)試結(jié)果如圖6所示。室溫條件下，鈦合金小球與銅試樣摩擦副的摩擦因數(shù)在0.21左右；而在高溫環(huán)境下，摩擦因數(shù)數(shù)值大幅度升高，并且在0.4～0.6之間波動(dòng)。比較高溫和常溫環(huán)境下紫銅樣品摩擦磨損后的表面光學(xué)形貌，可見(jiàn)常溫環(huán)境下磨痕為紫銅色，而高溫下則展現(xiàn)為黑褐色的磨痕；此外，高溫環(huán)境下磨痕寬度在500 μm左右，大幅高于常溫下的200 μm。

圖6 室溫和高溫條件下，Cu/Ti摩擦副摩擦因數(shù)曲線及劃痕區(qū)域形貌

圖7所示為室溫和高溫條件下，紫銅基底劃痕區(qū)域的三維形貌和輪廓曲線。白光干涉儀測(cè)試結(jié)果表明，高溫下紫銅樣品的磨損更為嚴(yán)重，其磨損體積是室溫下的13.97倍。這主要?dú)w因于在高溫條件下的摩擦因數(shù)是室溫下的2～3倍(見(jiàn)圖6)；同時(shí)高溫條件下銅的力學(xué)性能明顯降低容易被去除[16-17]；此外受高溫的影響，Cu/Ti摩擦副的磨損形式發(fā)生了變化，圖6中劃痕區(qū)域顏色的變化表明接觸界面可能發(fā)生了摩擦化學(xué)反應(yīng)，促進(jìn)了紫銅樣品的磨損[18]。

圖7 室溫和高溫條件下，紫銅基底劃痕區(qū)域的三維形貌圖和輪廓曲線

圖8所示為室溫條件下，銅樣品劃痕區(qū)域的微觀形貌和成分分析結(jié)果。從劃痕區(qū)域可以觀察到較淺的裂紋，以及材料輕微剝落的現(xiàn)象，這主要?dú)w因于滑動(dòng)過(guò)程中對(duì)摩副微凸體及磨屑對(duì)接觸區(qū)域反復(fù)沖擊、剪切等機(jī)械力耦合作用[19-20]。同時(shí)圖8(e)的結(jié)果表明氧含量依然很低，進(jìn)一步證明室溫下銅管喉部的磨損主要由疲勞磨損導(dǎo)致。

圖8 室溫條件下，銅試樣劃痕區(qū)域的SEM((a)，(b)，(c)，(d))和EDX(e)分析結(jié)果

如圖9所示，與室溫下的磨損形式不同，高溫下銅試樣劃痕區(qū)域觀察到明顯的且較深犁溝(見(jiàn)圖9(d))，并伴隨著大塊的物料剝落現(xiàn)象(見(jiàn)圖9(a)(b))；此外圖9(c)中發(fā)現(xiàn)大量疏松表面，與圖3(e)中送粉噴嘴出口處的形貌相似。同時(shí)與室溫下相比，高溫條件下銅樣品劃痕內(nèi)氧含量增加了6倍。這表明，在高溫和機(jī)械應(yīng)力作用下，促使銅樣品摩擦界面生成大量銅氧化物，致使接觸區(qū)域疏松極易被機(jī)械去除；在多物理場(chǎng)耦合作用下界面可能發(fā)生了摩擦化學(xué)反應(yīng)，生成了鈦銅金屬間化合物[21-23]，由于鈦銅金屬間化合物較脆[24]，容易導(dǎo)致產(chǎn)生裂紋，進(jìn)而導(dǎo)致劃痕區(qū)域產(chǎn)生大量犁溝和大塊物料剝落現(xiàn)象。

圖6所示的高溫摩擦磨損試驗(yàn)結(jié)果表明，高溫會(huì)導(dǎo)致Cu/Ti體系摩擦因數(shù)增高。這可能歸因于2個(gè)原因，一是由于高溫導(dǎo)致摩擦界面生成大量氧化物微凸體，二是高溫導(dǎo)致銅彈性模量降低，進(jìn)而增大了接觸面積，導(dǎo)致該體系潤(rùn)滑性能退化[25-27]。因此在激光熔融系統(tǒng)加工過(guò)程中，送粉噴嘴出口處受激光以及反彈后吸附于送粉噴嘴表面熔融鈦的影響產(chǎn)生局部高溫，致使出口界面發(fā)生嚴(yán)重的氧化反應(yīng)(見(jiàn)圖4)，進(jìn)而導(dǎo)致出口處摩擦因數(shù)高于喉部的摩擦因數(shù)。此外在溫度-應(yīng)力多物料場(chǎng)耦合作用下促使界面發(fā)生了摩擦化學(xué)反應(yīng)，致使接觸界面產(chǎn)生大量疏松結(jié)構(gòu)和脆性金屬間化合物；同時(shí)改變了噴嘴出口處的磨損形式，從以疲勞磨損和磨粒磨損為主轉(zhuǎn)變?yōu)榱艘匝趸p為主的機(jī)械化學(xué)磨損，最終導(dǎo)致噴嘴出口更為嚴(yán)重的磨損。

因此，從損傷機(jī)制出發(fā)，為提升高溫環(huán)境中鈦粉末流摩擦作用下紫銅送粉噴嘴的可靠性和使用壽命，需對(duì)噴嘴材料抗氧化、力學(xué)、抗黏附等性能進(jìn)行提升。但是出于熱傳導(dǎo)性能及材料成本的考慮，很難對(duì)送粉噴嘴的基體材料即紫銅進(jìn)行更換，因而需要對(duì)與鈦粉末流接觸的噴嘴內(nèi)壁進(jìn)行表面改性。類金剛石薄膜(DLC)由于具有高硬度、高穩(wěn)定性、良好的耐磨性能和潤(rùn)滑性能，廣泛用作防護(hù)涂層及潤(rùn)滑涂層[28-29]。采用類金剛石涂層對(duì)噴嘴內(nèi)壁進(jìn)行表面改性，有望在大幅降低鈦粉末流與紫銅噴嘴間摩擦力的同時(shí)，避免鈦粉粘在噴嘴內(nèi)壁上，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)紫銅送粉噴嘴的高可靠性和長(zhǎng)壽命。

3 結(jié)論

(1)激光熔融系統(tǒng)送粉噴嘴內(nèi)喉部與出口處磨損程度不同，以距離噴嘴出口1 600 μm為臨界值，小于臨界值時(shí)噴嘴內(nèi)徑明顯增大，致使粉末的匯聚性降低，嚴(yán)重影響了加工精度。

(2)送粉噴嘴出口嚴(yán)重的磨損主要?dú)w因于激光和反彈熔融鈦粉致使出口處局部高溫，高溫導(dǎo)致出口內(nèi)壁產(chǎn)生氧化物微凸體，并導(dǎo)致噴嘴材料變軟，進(jìn)而使得摩擦因數(shù)增加；此外溫度-應(yīng)力多物理場(chǎng)耦合作用促使界面發(fā)生摩擦化學(xué)反應(yīng)，生成大量金屬氧化物吸附于接觸界面，形成了疏松結(jié)構(gòu)；另外界面可能生成脆性鈦銅金屬間化合物，最終導(dǎo)致送粉噴嘴出口處發(fā)生劇烈的磨損。