激光熔融系統送粉噴嘴高溫摩擦化學磨損行為及機制

江源淵，石鵬飛，王憲，王珠風，佘劍，陳磊，王楊，王飛，羅春明

(1.成都飛機工業(集團)有限責任公司，四川成都 610092；2.西南交通大學前沿科學研究院，四川成都 610031；3.西南交通大學機械工程學院，四川成都 610031)

送粉噴嘴是保障激光熔融沉積技術(LMD)順利實施的核心部件[1-3]，作為激光送粉系統中的重要組成部分，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性、穩定性及高匯聚性，因此成為國內外激光熔融沉積技術研究的重點[4-6]。眾多學者通過優化噴嘴內部尺寸、添加外層導向氣流等方法對送粉噴嘴進行改進[7-10]，并且為了避免送粉頭溫度過高而影響加工精度，通過在送粉工作頭加裝溫度傳感器，以實現溫度的實時測控[11-13]。由于紫銅具有較好的導熱性能，可以保證送粉噴嘴內相對較低的溫度，因此紫銅被廣泛應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中，鈦合金微球粉末流在高速氣流的攜帶下經由紫銅噴嘴被輸送至指定加工位置，在此過程中，鈦合金微球與束縛粉末流的紫銅噴嘴內壁發生接觸和摩擦。由于鈦合金微球硬度(約330HB)遠大于紫銅硬度(約40HB)，因此在鈦合金粉末流的沖蝕下，紫銅送粉噴嘴內壁可能會出現磨損，使粉末流導引精度變差，造成粉末輸送穩定性和匯聚性下降，進而影響激光熔融系統的加工精度。然而，受限于應用過程中設備結構復雜、影響因素眾多等原因，送粉噴嘴的損傷機制尚不清晰，嚴重限制了激光熔融系統的高效可靠應用。

為探究鈦合金微球粉末流對黃銅噴嘴內壁造成的損傷形式和損傷機制，本文作者首先通過對紫銅制送粉噴嘴管道內壁微觀形貌演化和化學成分的分析，探明導致送粉噴嘴失效的主要原因；然后通過鈦合金小球與紫銅材料在高溫下摩擦磨損試驗模擬實際工況下的摩擦學行為，為送粉噴嘴性能的提升與結構改進提供理論支持。

1 試驗部分

紫銅制送粉噴嘴失效試驗在圖1所示的激光熔融沉積加工系統上進行，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示意

此外，基于溫度可控的球盤式摩擦磨損試驗機(UMT-V)，對鈦合金小球摩擦作用下紫銅樣品的磨損規律和機制進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，下試樣隨樣品臺做旋轉運動。

圖2 溫度可控的旋轉式滑動摩擦試驗原理

激光聚集點即鈦粉熔融區的溫度為1 500～2 000 ℃，為防止過熱，銅噴嘴內部的水冷管道會將銅嘴溫度控制在600 ℃以下，因此文中選取的高溫溫度為600 ℃，同時選取室溫(24 ℃)試驗進行對照；試驗采用的相對滑動速度為所使用激光熔融沉積加工系統的常用相對運動速度，即設置鈦合金球與紫銅基底之間滑動速度為0.08 m/s；實際工況中，較難對粉末與噴嘴內壁間的接觸應力進行準確計算，因此接觸應力的選取為所用摩擦試驗機的典型加載，即選擇接觸應力為400 MPa。摩擦試驗時間為10 min，每組試驗重復3次。試驗后分別通過光學顯微鏡 (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)測試件磨損區域宏觀和微觀形貌，通過能譜儀(EDX，ULTIM ，Max65，UK)分析化學成分變化。

2 結果與討論

2.1 送粉噴嘴的磨損規律

圖3所示為激光熔融系統(功率3 000 W)工作24 h后，送粉噴嘴內壁的光學圖像。如圖3(b)和圖3(c)所示，噴嘴內壁的損傷形式有明顯的區別，當距離噴嘴出口大于1 600 μm時，噴嘴內壁出現大量沖蝕凹坑；當距離噴嘴出口小于1 600 μm時，噴嘴內徑明顯增大，同時伴隨著大量磨斑，并且內壁顏色由紫銅色變為黑褐色。當距離噴嘴出口較遠時，噴嘴內壁的損傷主要歸因于氣-固兩相流的不斷沖擊，致使接觸區域發生擠壓形變，最終導致噴嘴內壁產生大量由沖擊產生的凹坑；當距離噴嘴出口較近時，受熔融粉末反彈和激光反射的影響，噴嘴出口產生極高的溫度[15]，致使接觸區域受到沖擊作用、溫度場等耦合疊加作用，進而導致噴嘴出口處發生更為嚴重的磨損。

圖4展示了運行24 h后失效噴嘴遠離出口(喉部)以及出口處內壁的SEM形貌及相應區域的EDX測試結果。從圖4(b)中可以觀察到，在喉部內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壁，在機械應力作用下送粉噴嘴喉部發生了輕微的疲勞磨損和磨粒磨損。與喉部內壁處的形貌相比，圖4(e)所展示的出口處內壁表面更為疏松，可能更易在氣-固兩相流的不斷沖擊下發生磨損。EDX結果表明，除氧元素外，喉部以及出口處內壁的其他元素比例未發生明顯變化。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；而在遠離出口處，由于水冷系統的運行，其溫度遠低于噴嘴出口處的溫度；同時，對圖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，表明噴嘴出口處發生了更為嚴重的氧化反應。從圖5中可以觀察到，送粉噴嘴出口的表面疏松區域出現了明顯的由鈦微球運動造成的劃痕，由此認為噴嘴出口表面形成的易去除的疏松結構，可能由高溫作用下銅內壁被氧化導致。

圖4 送粉噴嘴喉部和出口處內壁的SEM和EDX分析結果：(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果

圖5 送粉噴嘴疏松結構區域的劃痕

2.2 高溫對銅制送粉噴嘴材料的影響

激光熔融系統紫銅送粉噴嘴出口處的磨損，嚴重影響粉末流的匯聚性，導致鈦微球無法被送達至預設的位置，進而大幅降低系統的加工精度。雖然在實際工況中鈦合金微球和噴嘴內壁間的運動形式為沖擊-滾-滑復合運動，但是，綜合對比送粉噴嘴內壁喉部和出口處的形貌以及元素組成(見圖4和圖5)，可以發現鈦微球對高溫氧化疏松結構的滑動磨損去除，有可能是導致紫銅噴嘴磨損失效的關鍵因素。然而，受限于案例中氣-固兩相流作用復雜、結果重復性難以保證等原因，難以對激光熔融系統紫銅噴嘴出口的失效形式及機制進行更深入的探討。為此，采用溫度可控的球盤式摩擦磨損試驗機(UMT-V)對受溫度影響的Cu/Ti配副的摩擦行為進行研究。

室溫和高溫環境下(受設備和工裝性能限制，試驗的高溫為600 ℃)，鈦合金小球與銅試樣摩擦副的摩擦磨損測試結果如圖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在0.21左右；而在高溫環境下，摩擦因數數值大幅度升高，并且在0.4～0.6之間波動。比較高溫和常溫環境下紫銅樣品摩擦磨損后的表面光學形貌，可見常溫環境下磨痕為紫銅色，而高溫下則展現為黑褐色的磨痕；此外，高溫環境下磨痕寬度在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摩擦副摩擦因數曲線及劃痕區域形貌

圖7所示為室溫和高溫條件下，紫銅基底劃痕區域的三維形貌和輪廓曲線。白光干涉儀測試結果表明，高溫下紫銅樣品的磨損更為嚴重，其磨損體積是室溫下的13.97倍。這主要歸因于在高溫條件下的摩擦因數是室溫下的2～3倍(見圖6)；同時高溫條件下銅的力學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生了變化，圖6中劃痕區域顏色的變化表明接觸界面可能發生了摩擦化學反應，促進了紫銅樣品的磨損[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，銅樣品劃痕區域的微觀形貌和成分分析結果。從劃痕區域可以觀察到較淺的裂紋，以及材料輕微剝落的現象，這主要歸因于滑動過程中對摩副微凸體及磨屑對接觸區域反復沖擊、剪切等機械力耦合作用[19-20]。同時圖8(e)的結果表明氧含量依然很低，進一步證明室溫下銅管喉部的磨損主要由疲勞磨損導致。

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

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域觀察到明顯的且較深犁溝(見圖9(d))，并伴隨著大塊的物料剝落現象(見圖9(a)(b))；此外圖9(c)中發現大量疏松表面，與圖3(e)中送粉噴嘴出口處的形貌相似。同時與室溫下相比，高溫條件下銅樣品劃痕內氧含量增加了6倍。這表明，在高溫和機械應力作用下，促使銅樣品摩擦界面生成大量銅氧化物，致使接觸區域疏松極易被機械去除；在多物理場耦合作用下界面可能發生了摩擦化學反應，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]，容易導致產生裂紋，進而導致劃痕區域產生大量犁溝和大塊物料剝落現象。

圖6所示的高溫摩擦磨損試驗結果表明，高溫會導致Cu/Ti體系摩擦因數增高。這可能歸因于2個原因，一是由于高溫導致摩擦界面生成大量氧化物微凸體，二是高溫導致銅彈性模量降低，進而增大了接觸面積，導致該體系潤滑性能退化[25-27]。因此在激光熔融系統加工過程中，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生局部高溫，致使出口界面發生嚴重的氧化反應(見圖4)，進而導致出口處摩擦因數高于喉部的摩擦因數。此外在溫度-應力多物料場耦合作用下促使界面發生了摩擦化學反應，致使接觸界面產生大量疏松結構和脆性金屬間化合物；同時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變為了以氧化磨損為主的機械化學磨損，最終導致噴嘴出口更為嚴重的磨損。

因此，從損傷機制出發，為提升高溫環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，需對噴嘴材料抗氧化、力學、抗黏附等性能進行提升。但是出于熱傳導性能及材料成本的考慮，很難對送粉噴嘴的基體材料即紫銅進行更換，因而需要對與鈦粉末流接觸的噴嘴內壁進行表面改性。類金剛石薄膜(DLC)由于具有高硬度、高穩定性、良好的耐磨性能和潤滑性能，廣泛用作防護涂層及潤滑涂層[28-29]。采用類金剛石涂層對噴嘴內壁進行表面改性，有望在大幅降低鈦粉末流與紫銅噴嘴間摩擦力的同時，避免鈦粉粘在噴嘴內壁上，進而實現紫銅送粉噴嘴的高可靠性和長壽命。

3 結論

(1)激光熔融系統送粉噴嘴內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，小于臨界值時噴嘴內徑明顯增大，致使粉末的匯聚性降低，嚴重影響了加工精度。

(2)送粉噴嘴出口嚴重的磨損主要歸因于激光和反彈熔融鈦粉致使出口處局部高溫，高溫導致出口內壁產生氧化物微凸體，并導致噴嘴材料變軟，進而使得摩擦因數增加；此外溫度-應力多物理場耦合作用促使界面發生摩擦化學反應，生成大量金屬氧化物吸附于接觸界面，形成了疏松結構；另外界面可能生成脆性鈦銅金屬間化合物，最終導致送粉噴嘴出口處發生劇烈的磨損。