龐 銘,劉全秀

（中國民航大學(xué) 機(jī)場學(xué)院，天津 300300）

起落架減震支柱是飛機(jī)安全著陸的重要保障，承受高的沖擊載荷，其使用環(huán)境非常惡劣。為滿足使用要求，減震支柱選用綜合力學(xué)性能優(yōu)良的300M超高強(qiáng)鋼制造，但該材料抗磨損和耐蝕性能差，對應(yīng)力腐蝕比較敏感。為了提高300M超高強(qiáng)鋼表面的耐磨和耐蝕性能，傳統(tǒng)的方法是在飛機(jī)起落架減震支柱上鍍硬鉻，但此方法容易產(chǎn)生鉻層微裂紋、氣密性差和易形成氫脆，且制備的涂層在飛機(jī)服役過程中，鍍層經(jīng)常出現(xiàn)腐蝕、被劃傷和脫落等失效，導(dǎo)致減震支柱出現(xiàn)泄露和掉壓等故障，會誘發(fā)高強(qiáng)鋼減震支柱腐蝕開裂，降低其強(qiáng)度，影響飛機(jī)的安全運(yùn)營。一些研究者采用超音速火焰噴涂方法在減震支柱表面制備耐磨防腐蝕涂層，制備的涂層易出現(xiàn)剝落、剝離、起皮和裂紋等缺陷，涂層與基體結(jié)合力差[1-5]。

鑒于現(xiàn)有方法的不足，利用激光功率密度高、能量精細(xì)可控、熱影響區(qū)極小、激光熔覆形成的熔覆層組織致密、熔覆層和基體結(jié)合力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[6]，采用激光熔覆方法在起落架減震支柱300M超高強(qiáng)鋼材料表面制備耐磨防腐自潤滑涂層，可克服涂層與基體結(jié)合力差、產(chǎn)生裂紋等力學(xué)性能的缺陷。隨著涂層的磨損，耐磨防腐自潤滑涂層不斷暴露出新的潤滑劑，持續(xù)不斷地為涂層表面潤滑，從而使起落架減震支柱在工作時的具有減磨抗磨性能，改善了300M超高強(qiáng)鋼材料的耐磨性，適于重載荷、長時間工況下安全使用[7-10]?，F(xiàn)有研究表明，激光熔覆自潤滑涂層具有硬度高、摩擦磨損性能良好的特點(diǎn)[11-12]，制備耐磨防腐自潤滑涂層的關(guān)鍵環(huán)節(jié)是參數(shù)優(yōu)選，保證實(shí)現(xiàn)耐磨和抗腐蝕材料和自潤滑材料都能熔化，但又不會形成過渡熔化，進(jìn)而影響熔覆層的耐磨和抗腐蝕綜合性能[13-16]。

本工作通過構(gòu)建激光熔覆參數(shù)對耐磨防腐自潤滑涂層制備的溫度影響仿真模型，揭示激光熔覆速率、激光功率對制備過程溫度分布及其溫度隨時間的變化規(guī)律。

1 有限元仿真模型

1.1 物理模型

有限元模型如圖1所示，基體材料為300M超高強(qiáng)鋼，尺寸為 20 mm × 10 mm × 5 mm，激光熔覆區(qū)域尺寸為 10 mm × 2 mm × 1 mm，熔覆區(qū)域材料為鈷基和鎳包二硫化鉬的復(fù)合材料，采用鎳包二硫化鉬是為了減少二硫化鉬在激光熔覆過程中的氧化分解，鈷基和鎳包二硫化鉬的質(zhì)量比分別為90%和10%，激光熔覆過程粉末的輸送方式為同步送粉法。激光束掃描方向?yàn)閄正方向。為了表征在不同區(qū)域的監(jiān)測點(diǎn)溫度隨時間的變化，在圖1的有限元網(wǎng)格模型中定義了1個溫度提取點(diǎn)A。仿真模型選用三維實(shí)體SOLID70六面體八節(jié)點(diǎn)熱單元，由于激光熔覆區(qū)域溫度梯度大，該區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化，細(xì)化的網(wǎng)格尺寸為0.25 mm。采用ANSYS軟件的生死單元法模擬熔覆層逐漸堆積過程。在熔覆開始時刻，激光熔覆區(qū)域?qū)儆跉⑺绬卧?，伴隨熔覆過程的進(jìn)行，激光掃描到的熔覆區(qū)域被激活。

激光熔覆300M試件形成的溫度場是一個非線性三維瞬態(tài)溫度場，溫度場的數(shù)值模擬均建立在熱傳導(dǎo)微分方程基礎(chǔ)上。對于三維瞬態(tài)溫度場，其溫度場變量 T（x，y，z，t）在解域內(nèi)滿足如下熱傳導(dǎo)微分方程[17]：

式中：c為比熱容；ρ為密度；k為導(dǎo)熱系數(shù)；T為溫度；?為內(nèi)熱源強(qiáng)度（激光源熱量和相變潛熱）；τ為時間；div（gradt）是溫度的拉普拉斯算子。其中c，ρ，k為溫度函數(shù)，數(shù)值隨溫度變化。熱平衡方程的求解是分析熱傳導(dǎo)問題的關(guān)鍵。對于瞬態(tài)的熱傳導(dǎo)問題，求解上述熱傳導(dǎo)微分方程，需要初始條件和邊界條件。

激光未熔覆時，初始條件滿足初始溫度T0是均勻[13]，即初始溫度與環(huán)境溫度均為25 ℃：

1.2 邊界條件

（1）激光輻射區(qū)域激光熱源及邊界條件

模擬激光熔覆模型過程的工藝參數(shù)：激光熱源為圓形平頂激光束，激光光斑半徑為1 mm，激光功率為 1500 W，1800 W，2100 W，2400 W。每個功率參數(shù)下對應(yīng)的激光掃描速率分別為0.004 m/s，0.006 m/s，0.008 m/s，0.01 m/s。激光功率密度為[18]：

式中：q為激光功率密度；P為激光功率；R為激光光斑半徑；η為基板材料對激光的吸收率。激光輻射區(qū)域滿足第二類邊界條件的偏微分方程[13]：

式中，n是換熱表面的外法線方向。

（2）非激光輻射區(qū)域邊界條件

非激光輻射區(qū)域，有邊界與外界環(huán)境的對流換熱。非輻射區(qū)域邊界滿足第三類邊界條件的偏微分方程[17]：

式中：b為對流換熱系數(shù)；T為基體300M表面邊界溫度，T0為周圍介質(zhì)溫度。

基體300M底面與耐火磚相接觸，將300M下表面處理為絕熱狀態(tài)，如式（6）：

1.3 材料和熱物性參數(shù)

基體300M超高強(qiáng)鋼的密度為7740 kg/m3，熔點(diǎn)為1500 ℃，相變溫度Ac1值為760 ℃，熱物性參數(shù)如表1所示[19]。

表1 300M 鋼的熱物性參數(shù)Table 1 Thermophysical parameters of 300M steel

二硫化鉬熔點(diǎn) 1185 ℃，密度 4800 kg/m3；鈷基熔點(diǎn) 1495 ℃，密度 8550 kg/m3。300 M 激光熔覆材料為鈷基和鎳包二硫化鉬，采用混合定律[20]式（7）折算復(fù)合材料的熱物性參數(shù)，其熱物性參數(shù)如表2所示。

式中：yi為混合前材料的熱物性參數(shù)；yc為混合后材料的熱物性參數(shù)；ki為材料i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

兩相復(fù)合材料的密度ρ為[21]：

式中：ρ和w分別為復(fù)合材料各相的密度和質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

表2 鈷基和鎳包二硫化鉬的復(fù)合材料的熱物性參數(shù)Table 2 Thermophysical parameters of composites of cobaltbased and nickel-coated molybdenum disulfide

1.4 相變潛熱的處理

激光熔覆耐磨防腐自潤滑涂層的相變潛熱采用熱焓法處理，即考慮材料的焓值時，同時應(yīng)考慮發(fā)生相變時對應(yīng)的相變潛熱在不同溫度下對溫度場的影響。即當(dāng)某節(jié)點(diǎn)的溫度超過材料相變點(diǎn)時，ANSYS可由已知的密度和比熱容來計(jì)算該節(jié)點(diǎn)溫度對應(yīng)的熱焓值，其中密度一般不隨溫度的變化，比熱容是溫度的函數(shù)。一般求材料的焓值可用材料的密度和比熱容的乘積對時間的積分，即[22-23]：

式中：?H為熱焓；c（t）為材料的比熱容。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 激光熔覆耐磨防腐自潤滑涂層溫度場分布

圖2和圖3的激光熔覆參數(shù)為：激光功率為2400 W、激光光斑半徑為1 mm、激光掃描速率為4 mm/s。

圖2 激光熔覆耐磨防腐自潤滑涂層縱截面熔池形態(tài)圖Fig. 2 Laser cladding self-lubricating coating vertical section molten pool shape diagram

圖3 激光熔覆層縱截面熔池示意圖Fig. 3 Schematic diagram of laser cladding layer vertical section molten pool

圖 2 為t= 1.5 s，激光熔覆耐磨防腐自潤滑涂層縱截面熔池形態(tài)圖。從圖2可以觀察到，激光熔覆層縱截面熔池為一個勺狀熔池形狀，其熔池形成原理示意圖如圖3所示。形成縱截面熔池的過程是一個加熱-冷卻復(fù)雜的過程。當(dāng)激光作用時，熔池中心附近稱為熔化前端，由于高熱量激光集中作用在熔化前端，在同步送粉過程中，激光加熱粉末形成熔池，粉末形成的熔池通過熱傳導(dǎo)傳遞給基體金屬，通過熔化的金屬粉末傳熱等綜合作用能量超過基體熔化的能量臨界值，基體熔化。凝固前端為激光掃描過的區(qū)域，熔化前端的激光熱量會通過熔池的換熱對凝固前端傳遞能量補(bǔ)充，凝固前端通過基體的導(dǎo)熱和與外界的換熱進(jìn)行能量的擴(kuò)散，凝固前端能量的補(bǔ)充和能量的擴(kuò)散有個競爭關(guān)系，當(dāng)補(bǔ)充的能量低于能量的擴(kuò)散，溫度就迅速下降，下降到低于熔點(diǎn)就凝固，由于不同區(qū)域能量的補(bǔ)充和擴(kuò)散速率差異，就形成了勺狀熔池。

圖 4 為 t = 1.5 s，熔池橫截面不同方向上的溫度梯度分布圖。從圖4可以觀察到，在激光熔覆過程，X 方向的溫度梯度為 1.55 × 106℃/m，Y 方向的溫度梯度為 1.79 × 106℃/m，Z 方向的溫度梯度為4.90 × 106℃/m，由于激光熔覆過程快速加熱，激光熔覆區(qū)域與基體溫差較大，通過基體的導(dǎo)熱和與外界的換熱，使該區(qū)域溫度迅速降低。導(dǎo)致大的溫度梯度主要集中在激光熔覆區(qū)域。從圖4可以觀察到Z方向溫度梯度大。

圖4 不同方向溫度梯度等值線圖 （a）X 方向；（b）Y方向；（c）Z方向Fig. 4 Temperature gradient isotherm diagram in different directions （a）X direction；（b）Y direction；（c）Z direction

2.2 激光功率變化對溫度場的影響

圖5 、圖6和圖7的激光熔覆參數(shù)為：掃描速率為 6 mm/s、激光光斑半徑為1 mm。圖5為不同激光功率監(jiān)測點(diǎn)A溫度時間歷程曲線圖，從圖5可以觀察到，激光功率提高，監(jiān)測點(diǎn)峰值的溫度升高。在激光熔覆到該監(jiān)測點(diǎn)時，其溫度快速上升，在激光離開該區(qū)域，溫度迅速下降，且下降速率隨冷卻時間的增加有降低趨勢，這是因?yàn)殡S著冷卻的進(jìn)行，激光熔覆區(qū)域與基體溫差逐漸減小，所以冷卻速率隨之減小。從圖5還可以觀察到，隨激光功率的增加，冷卻速率增加，這是因?yàn)閷?dǎo)體傳熱存在一定的滯后現(xiàn)象，隨著激光功率的增加不能對基體溫度產(chǎn)生顯著影響，在相同時間內(nèi)同一激光熔覆區(qū)域的能量增加，最高溫度增加，熔覆區(qū)域與基材間的溫差增加，冷卻驅(qū)動力增加，所以最大冷卻速率增加。

圖5 不同功率下同一監(jiān)測點(diǎn)溫度時間歷程曲線Fig. 5 Temperature=time course curves of the same monitoring point with different power

圖6 激光功率對熔池縱截面高度和寬度的影響Fig. 6 Effect of laser power on the height and width of the vertical section of the molten pool

圖6 為不同激光功率對熔池縱截面高度和寬度的影響圖，從圖6可以觀察到，隨激光功率的增加，熔池的寬度和高度均增加，且熔池高度增加速率先降低再增加。激光熔覆的熔池高度包括同步送粉粉末被熔化的高度及其基體被熔化的高度，本工作是通過控制粉末被熔化的高度保持不變，熔化的高度變化主要體現(xiàn)在基體被熔化的深度，隨激光功率的增加，激光熔覆的熔池高度和基體被熔化的高度變化趨勢一致。熔池高度增加率的變化主要是由于增加的激光功率作用在同步送粉的粉末上，增加了粉末形成的熔池的溫度，高溫粉末通過熱傳導(dǎo)傳導(dǎo)到基體的能量一部分被基體熱擴(kuò)散消耗掉，只有部分能量被用于加熱基體，當(dāng)增加的能量沒有達(dá)到基體熔化能量臨界值時，基體熔化高度不會改變。由于基體材料熔化需要達(dá)到熔化的能量臨界值及基體對能量的熱擴(kuò)散損耗等綜合作用，導(dǎo)致激光熔覆過程熔凝層高度增加速率隨激光功率的增加先降低后增加。當(dāng)激光掃描功率為1500 W時，高度為0.87 mm，寬度為1.36 mm；當(dāng)激光掃描功率為 2400 W 時，高度為 1.38 mm，寬度為 3.25 mm。從圖6可以觀察到，當(dāng)功率從1800 W增加到2100 W時，熔池寬度比高度變化明顯。

圖7 不同功率 Z 方向溫度梯度等值線圖Fig. 7 Temperature gradient isotherm diagram of Z directions in different power （a）1500 W；（b）1800 W；（c）2100 W；（d）2400 W；

圖7 為不同激光功率同一橫截面Z方向溫度梯度等值線圖，從圖7可以觀察到，伴隨激光功率的增加，Z方向溫度梯度逐漸增加。激光功率越大，激光能量密度越高，激光輸入能量越多。由于激光的快速加熱，能量主要集中在激光熔覆區(qū)域，導(dǎo)致熔覆區(qū)域與基體的溫差增加，溫度梯度增大。

2.3 激光掃描速率對溫度場的影響

圖8、圖9和圖10的激光熔覆參數(shù)為：激光功率為2400 W、激光光斑半徑為1 mm。圖8不同激光掃描速率監(jiān)測點(diǎn)A溫度時間-歷程曲線。從圖8可以觀察到，激光掃描速率提高，監(jiān)測點(diǎn)峰值溫度降低。這是由于單位區(qū)域激光輸入能量降低，所以峰值點(diǎn)溫度下降。伴隨激光掃描速率的增加，最大冷卻速率有降低趨勢，這是因?yàn)閽呙杷俾试黾?，相同時間內(nèi)同一激光熔覆區(qū)域的能量減少，最高溫度降低，熔覆區(qū)域與基材的溫差減小，冷卻動力減小，所以最大冷卻速率降低。

圖8 不同激光掃描速率A點(diǎn)溫度時間歷程曲線Fig. 8 Temperature-time course curves of different laser scanning velocities at the point A

圖9 激光熔覆掃描速率對熔池縱截面寬度和高度的影響Fig. 9 Effect of laser scanning velocity on the height and width of the vertical section of the molten pool

圖9 為不同激光掃描速率對熔池縱截面高度和寬度的影響。從圖9可以觀察到，隨著掃描速率的增大，熔池高度及寬度逐漸減小，隨激光掃描速率的增加，降低速率先小后大。隨激光掃描速率的增加，單位面積上激光輸入能量降低導(dǎo)致。降低的熔池溫度通過熱傳導(dǎo)傳遞的能量降低及當(dāng)溫度沒有降低到熔點(diǎn)以下熔池依然存在等綜合影響，導(dǎo)致熔池的高度隨激光掃描速率的增加，其變化速率不同。從圖9可以觀察到，掃描速率為4 mm/s時，熔池高度和寬度分別為 1.52 mm、3.69 mm，增加到10 mm/s，寬度和深度分別為 0.81 mm、2.21 mm，可以看出掃描速率的增加對寬度影響大。

圖10為不同激光掃描速率同一橫截面Z方向溫度梯度等值線。從圖10可以觀察到，激光掃描速率提高，溫度梯度值隨之減小。這是由于溫度梯度的大小與空間的溫度分布差值密切相關(guān)，隨激光掃描速率提高，單位區(qū)域激光輸入能量降低，導(dǎo)致激光熔覆區(qū)域總的溫度降低。由于激光的快速加熱和凝固，能量降低對溫度的影響和速率增加對溫度的均勻性降低有一個競爭關(guān)系，當(dāng)溫度降低對溫度梯度的影響大于溫度均勻性降低對溫度梯度的影響時，就會出現(xiàn)伴隨激光掃描速率的提高，溫度梯度值隨之減少。

圖10 不同速率 Z 方向溫度梯度等值線圖Fig. 10 Temperature gradient isotherm diagram of Z directions in different velocities （a）4 mm/s；（b）6 mm/s；（c）8 mm/s；（d）10 mm/s

3 結(jié)論

（1）300M超高強(qiáng)鋼激光同步送粉熔化過程是粉末熔化形成的熔池通過熱傳導(dǎo)熔化基體同步進(jìn)行的過程，由于基體的熔化需要傳導(dǎo)到該區(qū)域的有效能量達(dá)到其熔化的臨界值，基體的熔化高度增加率隨激光功率的增加先降低然后增加，隨激光掃描速率的增加先增加后降低。

（2）激光熔覆過程是熔池形成與凝固同時進(jìn)行，由于不同區(qū)域的溫度、冷卻速率等差異，激光熔覆形成的高溫熔池的縱截面為勺狀熔池。

（3）隨激光熔覆功率的增加，由于局部的快速升溫及熱傳遞的滯后效應(yīng)綜合影響，Z方向溫度梯度增加。

（4）隨激光掃描速率的增加，單位面積的輸入能量降低，Z方向溫度梯度值隨之減小。