王 蟬 彭衛(wèi)平 張東斌 鞠鵬飛

（1 武漢大學，流體機械與動力工程裝備技術湖北省重點實驗室，武漢 430072）

（2 上海航天設備制造總廠，上海 200240）

文 摘 脈沖激光會燒蝕材料形成表面微納結構，研究該刻蝕作用下的冷噴涂沉積過程，以提高表面修復質量與效率。首先，結合脈沖激光作用過程與實驗觀測結果建立了單/多粒子與基板的沉積模型；其次，運用熱-結構耦合算法對存在表面微納結構時的粒子/基板碰撞過程開展數(shù)值模擬，研究了脈沖激光刻蝕作用對冷噴涂材料沉積過程的影響；最后，分析了脈沖激光-冷噴涂復合修復過程中材料的沉積機理。結果表明，刻蝕作用形成的微納結構使得粒子與基板的溫度分布更加均勻，形變更加復雜，特別是碰撞中心區(qū)域的形變得到顯著提升；且粒子碰撞在基板表面微納結構的波峰處時應變、溫升最大，波谷處時最小；脈沖激光-冷噴涂的沉積機理為塑性射流處的機械-物理結合與激光熔化區(qū)的冶金焊合。

0 引言

如何高質高效地修復零件表面缺陷一直是學術界和工業(yè)界研究的熱點之一。冷噴涂是一種低溫、高效的固相沉積涂層技術，也可應用在表面修復領域［1-2］。但是，低壓設備的沉積效率和質量較低，高壓設備復雜且不利于現(xiàn)場施工［3］。為提高其修復質量與效率，可通過引入外來熱源等方式改善碰撞區(qū)域塑性能力［4］，使沉積更容易發(fā)生。但對于高強合金薄壁件，過大的熱載荷會導致材料整體發(fā)生熱變形，降低結構強度。采用熱影響區(qū)小、可控性好的脈沖激光輔助冷噴涂工藝能有效解決上述問題。而脈沖激光照射基板時會燒蝕材料形成等離子體并氣化，形成大量的周期性微/納米結構［5-6］。因此，研究脈沖激光-冷噴涂修復沉積機理、刻蝕作用對沉積過程的影響，能幫助更好的理解與優(yōu)化相關工藝。

目前，沉積機理相關研究多集中在冷噴涂過程。絕熱剪切失穩(wěn)被認為是最主流的冷噴涂結合機制［7］，其通常被描述為由顆粒撞擊帶來的溫度提升效應和加工硬化之間的競爭關系。A.MORIDI［8］認為顆粒與基板材料在沖擊壓力下發(fā)生絕熱剪切失穩(wěn)產(chǎn)生金屬塑性射流，使材料互相咬合，形成機械互鎖結構。T.HUSSAIN［9］認為絕熱剪切失穩(wěn)產(chǎn)生的射流會破壞材料表面氧化膜，使得干凈金屬直接接觸從而形成鍵合。S.YIN［10］在實驗中發(fā)現(xiàn)冶金結合現(xiàn)象，形變產(chǎn)生的熱能使得碰撞界面局部達到材料熔點。Y.XIE［11］在將Ni 顆粒噴涂到鋁基板上時，在界面處發(fā)現(xiàn)了Ni3Al 金屬間化合物，說明材料形變過程的絕熱溫升會誘導化學結合。

由于冷噴涂過程中粒子與基板碰撞時間極短（從發(fā)生接觸到碰撞完成大約幾十納秒），只能對碰撞結束后的表面形貌進行觀測，因此現(xiàn)有研究結合機理的方法主要為計算機模擬或理論計算與實驗相結合。李文亞［12］采用彈塑性模型研究了Cu 顆粒碰撞后的變形行為，發(fā)現(xiàn)顆粒速度增加到某一速度后的絕熱剪切失溫現(xiàn)象。殷碩等［13］基于Euler 法計算得到銅粒子與銅基體在碰撞結束后的沉積形貌，與實驗結果吻合得很好。盡管到目前已通過試驗和數(shù)值模擬的方法對冷噴涂粒子碰撞過程進行了大量研究，但冷噴涂粒子的實際結合機理尚無定論，特別是脈沖激光作用下的冷噴涂復合機理相關研究還較少。

本文采用有限元分析來模擬脈沖激光-冷噴涂修復過程中粒子與基板的碰撞過程，通過建立存在刻蝕結構的粒子/基板沉積模型，分析不同時間、不同位置粒子與基板的溫度分布、等效塑性應變（PEEQ），研究脈沖激光刻蝕作用對材料形變、結合強度的影響，為傳統(tǒng)冷噴涂工藝與薄壁件表面修復領域提供一種合適的策略。

1 粒子/基板沉積模型的建立

脈沖激光與材料的熱作用過程見圖1，刻蝕結構尺寸與激光功率P、頻率f、脈寬a、光束直徑r、相間距L、掃描速度v等相關。

使用納秒激光掃描基板實際形成的微納結構及尺寸結果見圖2，具體參數(shù)為P=60 W，f=20 kHz，a=60 ns，r=10 μm，v掃描=500 mm/s，L相間距=0.1 mm?？山普J為此時結構寬度50 μm，深度為20 μm。

圖1 脈沖激光作用過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of pulsed laser action

圖2 選定激光參數(shù)下的基板表面結構Fig.2 Substrate surface structure with selected laser parameters

圖3 選定脈沖激光參數(shù)作用下的沉積模型Fig.3 Deposition model under selected laser parameters

單粒子沉積模型見圖3（a），多粒子沉積模型見圖3（b）。根據(jù)實驗粉末形態(tài)，假設粒子形狀為球形，且不考慮自旋，粒子半徑為20 μm。單粒子碰撞時基板尺寸為顆粒半徑的10倍，足以覆蓋整個沉積區(qū)域，將刻蝕結構簡化為波浪形的周期凹坑，基板底部完全約束。多粒子碰撞時粒子個數(shù)為30。碰撞過程中，粒子初速度均為500m/s?；跓?結構耦合算法與Lagrange算法進行顯式離散求解。

在探究顆粒沉積過程時采用Von Mises 塑性屈服準則，以航天薄壁件常用材料2219鋁合金為例，涉及到的材料參數(shù)通過JMatPro 軟件計算見表1，熱導率、比熱容、剪切模量隨溫度變化見圖4。

表1 2219鋁合金材料性能Tab.1 Properties of 2219Al alloy

脈沖激光-冷噴涂碰撞時間極短，沖擊過程為絕熱過程、應變率大、塑性變形導致溫度升高。據(jù)此，選取經(jīng)典的JOHNSON-COOK 材料本構模型，能較好地反映金屬加工時材料的應變強化、應變率強化以及溫度軟化效應。此外，根據(jù)脈沖激光-冷噴涂瞬時性、大形變的特點，選擇廣泛應用于固體材料沖擊過程計算的Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程，描述脈沖激光-冷噴涂粒子碰撞過程中固體壓力與體積之間的關系，確定沖擊壓縮下固體的壓力。

圖4 2219鋁合金材料部分參數(shù)隨溫度變化曲線Fig.4 Material parameters of 2219 aluminum alloy with temperature

2 計算結果與分析

2.1 單粒子沉積過程

圖5為不同碰撞位置時碰撞結束后的PEEQ、溫度分布云圖，可以看出，粒子與基板的變形情況隨碰撞位置不同而產(chǎn)生較大區(qū)別，且PEEQ 與溫度分布趨勢基本相同。當碰撞中心為波谷時，基板擠壓粒子往中心區(qū)域形變，所以PEEQ、溫度峰值發(fā)生在粒子底部中心。當碰撞位置為中間時，粒子往基板波谷方向滑移，破壞界面間的氧化膜，同時產(chǎn)生二次碰撞，因此峰值發(fā)生在相鄰波谷附近，將導致兩側結合強度較大區(qū)別。當碰撞中心為波峰時，基板形變明顯，波峰被壓扁，顆粒材料往兩側形成射流，隨著碰撞進一步發(fā)生，粒子與基板形成的射流會“插入”相鄰基板表面，形成機械咬合結構。

如圖6所示，當碰撞位置為波谷時，顆粒受擠壓被“拉長”，所以扁平度較低；當碰撞位置為中間時，垂直于接觸面方向的扁平度達到30%左右；當碰撞位置為波峰時，豎直方向扁平度最高。當顆粒撞擊位置不同時，接觸面積均受基板結構形狀影響；碰撞位置在波峰與波谷之間時，由于發(fā)生二次碰撞，接觸面積大大地增加，但接觸區(qū)域結合強度取決于后續(xù)剩余動能。

圖5 單粒子沉積云圖Fig.5 Contours of single particle deposition

如圖7圖8為粒子/基板不同位置由碰撞帶來的PEEQ 與溫升變化曲線，可以看出，當碰撞位置為波峰時，顆粒與基板的應變、溫升最大，絕熱剪切失穩(wěn)程度最高。其次是波峰與波谷中間，碰撞位置為波谷時最小。在碰撞區(qū)域顆粒與基板的局部溫升超過200 K，即若初始溫度較高，材料可能發(fā)生局部熔化。

圖6 單粒子沉積的豎直方向扁平度及接觸面積Fig.6 Flat rate and contact area of single particle deposition

綜上所述，刻蝕作用形成的微納結構對冷噴涂沉積過程影響較大，且不同碰撞位置的結合質量也有一定區(qū)別。其中，碰撞位置為波峰時，絕熱剪切失穩(wěn)現(xiàn)象帶來的塑性射流最明顯，機械咬合程度也最高。碰撞位置在波峰波谷之間時，由于滑移破壞氧化膜，物理結合程度較高，且加大顆粒初始動能可有效增加二次碰撞結合強度。實際過程中，顆粒隨機分布且不可控，適當增大基板表面的微納結構復雜程度能改善顆粒的碰撞情況，從而提高結合質量。

圖7 不同位置的粒子參數(shù)Fig.7 Particle parameters at different positions

圖8 不同位置的基板參數(shù)Fig.8 Substrate parameters at different positions

2.2 多粒子沉積過程

圖9圖10分別為多粒子撞擊基板各時刻溫度/PEEQ 分布云圖?？梢钥闯?，結合界面的形貌表現(xiàn)為顆粒與基板上表面材料的互相嵌合，即刻蝕形成的微納結構不僅增強了材料形變，還顯著提高了結合界面的機械咬合程度。由于顆粒在撞擊、擠壓的作用下材料具有往旁邊孔隙流動形成射流的趨勢，結合界面、射流交匯處容易形成“渦流”狀咬合，氧化膜破壞程度也更高。后續(xù)顆粒的持續(xù)夯實作用也能顯著降低顆粒與基板之間、顆粒與顆粒之間的孔隙率，當沉積層達到一定厚度后，底層顆粒與基板基本不再發(fā)生形變，已形成穩(wěn)定固連。同時多顆粒撞擊基板時整體形變量更大，溫升也較高。原孔隙存在處也是溫度、PEEQ的較高值區(qū)域。

圖9 多粒子沉積各時刻溫度分布云圖Fig.9 Contours of multi-particles deposition temperature at different times

圖10 多粒子沉積各時刻PEEQ分布云圖Fig.10 Contours of multi-particles deposition PEEQ at different times

2.3 復合修復沉積機理

冷噴涂工藝中材料的結合機理主要是機械結合、物理結合，且一般發(fā)生在碰撞區(qū)域邊緣，即射流形成處。通過上述模擬，將脈沖激光-冷噴涂修復過程中的沉積行為歸納為以下3種。

2.3.1 塑性射流與氧化膜破碎

如圖11所示，剪切失穩(wěn)加速材料的切向流動，導致局部剪切應變并產(chǎn)生射流，同時破碎粒子和基板表面的氧化膜，使兩者露出的新鮮金屬表面在高壓下緊密接觸，從而形成物理鍵合，結合力的大小與氧化膜破壞區(qū)域的接觸面積有較大關系，只有該面積足夠大才能提供可靠的結合。

圖11 射流與氧化膜破壞導致的物理結合Fig.11 Physical bonding of jet and oxide film damage

2.3.2 顆粒間的交互作用

如圖12（a）所示，沉積過程中，中間顆粒產(chǎn)生的塑性射流與鄰近顆粒發(fā)生交互作用，射流嵌入鄰近顆粒，并與基板、鄰近顆粒的射流一起形成機械咬合結構。如圖12（b）所示，鄰近顆粒還會對中間顆粒帶來嵌合作用，兩邊顆粒形成的塑性射流會將中間顆?！鞍逼饋?，從而對中間顆粒形成了擠壓限制作用。

后續(xù)顆粒對先前顆粒的夯實作用也具有重要意義。如圖13所示，后續(xù)顆粒的撞擊使得沉積完成的先前顆粒產(chǎn)生二次形變，提高了粒子扁平度，使形成的射流更加明顯。多粒子沉積時后續(xù)顆粒的夯實會使材料繼續(xù)變形，降低涂層整體孔隙率。

圖12 鄰近顆粒間的交互作用Fig.12 Interaction between adjacent particles

圖13 后續(xù)粒子夯實作用引起的變形Fig.13 Deformation caused by subsequent particle compaction

2.3.3 局部熔化與重凝

沉積過程中，顆粒與基板的塑性耗散能轉化為熱量，可能在接觸界面局部達到熔點，發(fā)生熔化。冷噴涂工藝實際發(fā)生熔化的比例很小，但除了刻蝕作用外，脈沖激光的引入會帶來局部的熱量集中，導致材料氣化/熔化（圖14）。當顆粒與基板的熔化區(qū)接觸或局部溫升達到熔點時，沉積機理主要為冶金結合。

綜上所述，脈沖激光-冷噴涂復合修復技術除了在射流處形成更牢固的機械咬合、物理鍵合，還會在脈沖激光作用區(qū)帶來一定的冶金焊合；同時，刻蝕形成的微納結構加大了碰撞界面復雜程度，使得原本不易形成射流的地方，氧化膜也被破壞，能顯著提高其它接觸區(qū)域機械結合、物理結合程度。

圖14 脈沖激光作用下的冷噴涂冶金結合過程Fig.14 Metallurgical bonding process of cold spray under the action of pulsed laser

3 結論

（1）脈沖激光刻蝕形成的微納結構使得粒子與基板的溫度分布更加均勻、形變更加復雜，特別是碰撞中心區(qū)域的形變得到顯著提升，會加大碰撞區(qū)域機械結合、物理結合程度。碰撞位置為波峰時，絕熱剪切失穩(wěn)現(xiàn)象帶來的塑性射流最明顯，機械咬合程度也最高；碰撞位置在波峰波谷之間時，由于滑移破壞氧化膜，物理結合程度較高。

（2）脈沖激光-冷噴涂復合修復技術中的沉積行為包括塑性射流與氧化膜破碎、顆粒間的咬合與夯實、局部熔化與重凝，即沉積機理除了在射流處形成機械咬合、物理鍵合外，還有脈沖激光作用區(qū)的部分冶金焊合。

（3）建議冷噴涂前使用脈沖激光進行預處理，適當增大基板表面的微納結構復雜程度來改善顆粒的碰撞情況，從而提高結合質量；加大顆粒初始動能以增加顆?；坪蟮亩闻鲎步Y合強度。