汽车CFRP_结构件涂层去除机理研究

第52卷第12期表面技术
2023年12月SURFACE TECHNOLOGY·369·
汽车CFRP结构件涂层去除机理研究
易茜1,2，赵洋洋2*，唐家慧3
（1.东南大学成贤学院，南京 210088；2.南京航空航天大学 江苏省精密与微细制造技术重点实验室，南京 210016；3.上海凌云工业科技有限公司 凌云汽车技术分公司，上海 201708）
摘要：目的实现汽车碳纤维增强树脂基复合材料（CFRP）结构件表面有机涂层的高效无损去除。

方法选择可回收密胺类塑料制备磨料，提出了用气射流携带并高速喷射加工的新方法。

通过单因素控制试验和数值模拟相结合的方法，在0.3 MPa射流压力下用500 μm的磨料对涂装聚氨酯涂层的CFRP试样进行冲蚀，借助SEM和超景深三维显微镜观察冲蚀形貌。

为了阐明涂层的去除机理，建立了基于能量守恒定律的微切削和重复变形模型，分析了塑性磨料的颗粒速度和撞击工件的接触应力，定量分析了磨料在0.3 MPa射流压力下的涂层去除量。

研究了磨料形状、旋转和回弹对冲蚀机理的影响。

结果当冲蚀角为30°时，涂层的材料去除量最大，去除率为5.8×104 g/s，表现为延性冲蚀行为。

此时的冲蚀机理为微耕犁和微切削，随着冲蚀角的增大，材料去除量降低。

当冲蚀角为90°时，去除率为1.2×104 g/s，冲蚀机理为重复塑性变形去除。

尖角磨料以集中应力冲击涂层，磨损后的磨料（可循环15次）以分布应力冲击涂层。

与正向旋转相比，磨料自身的反向旋转对涂层的去除量更大，大粒径磨料的回弹导致了不完整的切削路径，而小粒径磨料的回弹使涂层产生了撕裂。

结论为了实现基材不损伤，推荐使用大角度冲蚀，这样可以在保留底漆的同时实现基材不损伤。

关键词：回收利用；密胺树脂；塑料磨料；CFRP；有机涂层
中图分类号：TP69 文献标识码：A 文章编号：1001-3660(2023)12-0369-10
DOI：10.16490/ki.issn.1001-3660.2023.12.031
Coating Removal Mechanism of Automotive CFRP Structural Parts
YI Qian1,2, ZHAO Yang-yang2*, TANG Jia-hui3
(1. Southeast University Chengxian College, Nanjing 210088, China; 2. Jiangsu Key Laboratory of Precision and
Micro-manufacturing Technology, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China;
3. Lingyun Automobile Technology Branch, Shanghai Lingyun Industrial & Technology Co., Ltd., Shanghai 201708, China)
ABSTRACT: The work aims to achieve efficient and nondestructive removal of organic coatings on the surface of automotive carbon fiber reinforced resin matrix composites (CFRP) structural parts. In this work, recyclable melamine plastics were selected to prepare abrasives. A new machining method with air jet carrying and high-speed jetting was proposed. The polyurethane-coated CFRP specimens were eroded by single-factor control of the erosion angle with 500 μm abrasive at
收稿日期：2022-10-09；修订日期：2023-04-12
Received：2022-10-09；Revised：2023-04-12
基金项目：江苏省精密与微细制造技术重点实验室开放基金（JSKL2223K10）
Fund：Jiangsu Key Laboratory of Precision and Micro-Manufacturing Technology (JSKL2223K10)
引文格式：易茜, 赵洋洋, 唐家慧. 汽车CFRP结构件涂层去除机理研究[J]. 表面技术, 2023, 52(12): 369-378.
YI Qian, ZHAO Yang-yang, TANG Jia-hui. Coating Removal Mechanism of Automotive CFRP Structural Parts[J]. Surface Technology, 2023, 52(12): 369-378.
*通信作者（Corresponding author）
·370·表面技术 2023年12月
different erosion angles under 0.3 MPa jet pressure. The erosion morphology was observed with an SEM and a super depth-of-field 3D microscopy. The coating removal mechanism was illustrated by developing a micro cutting and repetitive deformation model based on the law of energy conservation. The particle velocity and contact stress, and quantitatively calculating the mass of coating loss were analyzed. The effects of abrasive shape, rotation and rebound on erosion mechanism were investigated. The results showed that the material removal rate of the coating was the largest when the erosion angle was 30°, and the removal rate was 5.8×104 g/s, which showed ductile erosion behavior, and the erosion mechanism was micro-plowing and micro-cutting at this time. The material removal rate decreased with the increase of the erosion angle, and when the erosion angle was 90°, the removal rate was 1.2×104 g/s. The erosion mechanism of the coating was repeated plastic deformation removal. Sharp angular particles impacted the coating with concentrated stress and removed the material in the form of cutting at the inclined angle. Whereas abrasives evolved from sharp angles to sub-spherical particles due to wear (which can be cycled 15 times) and impacted the coating with distributed stress. In addition, the removal of coatings by abrasives reverse rotation was greater than that of forward rotation attributed to the reverse rotation increasing the effective cutting speed.
Large particle size rebound produced incomplete cutting paths and small particle size rebound produced tearing of the coating.
In order to achieve non-destructive removal of substrate materials, it is recommended to use high erosion angle so as to retain primer and achieve non-destructive removal of substrate materials.
KEY WORDS: recyclability and reusability; milamine resin; plastic abrasives; CFRP; organic coatings
为了适应气候变化、响应低尾气排放要求，汽车架构变化成为汽车行业的一大变革，如采用混合动力汽油-电动、全电动和氢能汽车等替代传统动力系统。

但大众汽车对钢、铝、镁及其合金的使用造成了能源的高消耗。

因此，汽车行业着眼于架构变化，并在不影响安全性、可靠性和耐用性的情况下使用聚合物基树脂复合材料制造更轻量化的车辆[1]，尤其是高档豪华汽车，从而使新能源的利用率最大化。

相关研究表明，车辆质量每减轻10%，燃油经济性提高约7%[2]。

这是因为在实际使用中一半的燃料用于车辆自重消耗[3]。

每减轻100 kg的质量将会导致二氧化碳排放量减少20 g/km[4]。

然而，聚合物基树脂复合材料的抗冲蚀性、耐磨性均比金属材料的低2~3个等级。

有机涂层是保护聚合物基树脂复合材料经济和便捷的方法之一。

由于长时间的磨损、腐蚀，CFRP结构件表面的涂层会出现气泡、脱落等局部损伤，为保证CFRP 结构件的使用寿命和美观，损伤涂层需进行去除和重新涂覆。

针对CFRP基材表面涂层的去除，常用化学脱漆剂的分子解离作用软化有机基体并削弱材料性能，然而化学试剂也无法去除树脂类表面的涂层[5]，因为不存在剥离的现象。

另外，化学试剂严重危害了自然环境和人体健康。

目前最先进的皮秒激光烧蚀[6]可以实现涂层的高效去除，但是因烧蚀灰的存在，必须使用其他方法进行再次清除[7-8]。

手工打磨是目前去除CFRP结构件表面涂层的一种较为经济、便利的方法，但人为错误或不均匀的压力分布使打磨极其容易造成纤维损伤且无法修复[9]。

为解决涂层去除问题，降低高昂的维修费用和提高维修效率，急需一种高效且能在不损伤基材的前提下去除CFRP结构件表面涂层的新方法。

针对以上问题，本研究选用可回收再利用的密胺类树脂（莫氏硬度3.5~5）制备磨料，通过气射流携带并高速喷射形成射流的加工方法，进行汽车CFRP 结构件表面涂层的高效无损基材去除研究。

全面解释了塑性磨料射流在不同冲蚀角度下的冲蚀机理，定量评估了涂层去除量，并且探讨了磨料形状、旋转、回弹对冲蚀机理的影响，以期为汽车CFRP结构件表面涂层的高效无损去除提供理论参考。

1 试验
基材材料选用日本东丽T700-12K预浸料，以由广东佛山智汇君彰新材料科技有限公司提供的CFRP 层合板为结构件，尺寸为80 mm×20 mm×2 mm，进行冲蚀试验，冲蚀时间为10 s。

依次将废弃的密胺类餐具、边角料等单相塑料在80~100 ℃的0.1%（质量分数）氢氧化钠溶液中浸泡并搅拌10 min，然后用自来水冲洗，之后完成去除杂质清洗、滚刀切条（3~5 mm）、分选（将杂质粉末分离）、破碎、球磨、筛分，获得粒度为30~40目（500 μm）具有尖锐棱角和次棱角的塑性磨料。

本文采用聚氨酯底漆和面漆（底漆为白色，面漆为棕色），按照GJ/B 4439—2002对CFRP层合板表面进行预处理和涂漆。

技术人员依靠经验评估涂层厚度约为100 μm（其中底漆厚度为（40±5）μm，面漆厚度为（60±5）μm）。

试样需要在21 ℃室温、50%相对湿度环境下静置7 d。

用邵氏硬度计对涂层进行硬度测试，每次测试3次，测试结果取平均值。

结果表明，涂层邵氏硬度的平均值为81D。

在自主搭载的喷射设备上进行冲蚀试验，该设备包括进料系统、喷射系统、回收系统、除尘系统和磨
第52卷第12期易茜，等：汽车CFRP结构件涂层去除机理研究·371·
屑分离系统。

试验使用直径为8 mm的圆柱体喷嘴，磨料直径为500 μm的密胺塑料磨料（莫氏硬度约3.5），喷射压力为0.3 MPa，磨料平均初始速度约为178.96 m/s，质量流量为17.61 g/s，喷嘴与工件的相对速度为8 mm/s，喷嘴与冲蚀表面的距离为30 mm。

取30°、50°、70°、90°为冲蚀角进行试验，每组试验进行2次。

试验前后，用精密电子分析天平（FA 2204N）对试样进行称重，记录试验样品的材料去除质量。

为减小试验误差，每组试样测量3次后取平均值。

用JMS-6360型扫描电镜观察冲蚀表面的形貌。

2 结果与讨论
2.1 冲蚀形貌
不同冲蚀角度下涂层去除冲蚀表面的SEM形貌微观结构如图1所示。

试验在射流压力0.3 MPa、喷嘴移动速度8 mm/s和冲蚀距离30 mm条件下进行。

30°角冲蚀形貌如图1a所示。

涂层基本完全去除，纤维裸露且清晰可见。

50°角冲蚀形貌如图1b所示。

冲蚀表面的微观结构发生了变化，平缓的厚度梯度（带箭头的黄色虚线从位置①到位置②）表明部分涂层没有去除，少部分涂层完全去除[10]。

同时，当冲蚀角增大到70°时，冲蚀表面的微观结构再次发生变化，如图1c所示。

从SEM图中看不到纤维，表明涂层没有完全去除。

这意味着随着冲蚀角度的增大，磨料的切削能力下降。

但是，沿着冲蚀方向可以看到明显的切削路径，表明磨料对涂层有耕犁作用。

当冲蚀角为90°时，如图1d所示，冲蚀表面的微观结构与其他不同，切削路径消失，冲蚀坑增加，同时，被挤压的材料堆积在冲蚀坑边缘。

为了证明上述观察结果，研究了涂层表面的相应三维（3D）表面形貌和冲蚀轮廓，如图2所示。

从图2a可以发现，当以30°角冲蚀时，涂层基本完全去除，仅有少许残留底漆，表面粗糙度接近预处理表面数值，平均深度约为10 μm，测量的表面粗糙度Ra为0.397 μm。

当以50°角冲蚀时，如图2b所示，涂层的冲蚀效果不如30°角的，所测量的范围同时包含了基材、底漆和面漆，厚度梯度层可以证明，平均深度为30 μm左右，测量的Ra为0.616 μm。

当冲蚀角度为70°时，如图2c所示，基本没有基材裸露，能看到的基材冲蚀坑宽度仅为80 μm，大多底漆仍存在，涂层厚度梯度不明显，仅有20 μm，证明大部分面漆被塑性磨料冲蚀，测量的Ra为0.766 μm。

当冲蚀角为90°时，如图2d所示，仅有部分冲蚀坑可以观察到白色底漆，涂层厚度梯度表明仅有约10 μm的面漆去除，但底漆最大深度达到了30 μm，测量的Ra为0.648 μm。

综上，涂层的去除率随着冲蚀角度的改变而改变，材料去除率在冲蚀角为30°时最大，随着冲蚀角的增大，涂层的去除质量降低。

这反映了随着冲蚀角的增大，对涂层的切削作用减弱，挤压变形增多，验证了图1中冲蚀形貌的观察结果。

由表面粗糙度Ra可
图1 不同冲蚀角度下的CFRP样品SEM形貌
Fig.1 SEM morphology of CFRP samples at different erosion angles
·372· 表 面 技 术 2023年12月
图2 不同冲蚀角度下涂层表面的3D 形貌和剖面轮廓
Fig.2 3D morphology and profile of coating surface at different erosion angles
知，在底漆保留较多的情况下表面粗糙度较大，当涂层完全去除时，Ra 接近预处理表面的粗糙度0.343 μm 。

2.2 冲蚀机理
在塑性磨料射流加工中，高速磨料对工件表面的冲蚀分为倾斜角冲蚀和法向冲蚀，CFRP 结构件表面涂层不同冲蚀角度下的去除机制如图3所示。

在倾斜角冲蚀时，法向力促使磨料穿刺工件，而切向力促使磨料对工件产生微耕犁和微切削（见图3a 和图3b ）；在法向冲蚀时，磨料反复冲击工件，工件材料的去除机制是多次塑性变形（见图3c ）。

当涂层完全去除时，磨料对基材再次冲蚀，纯环氧树脂表现为塑性冲蚀行为，去除机制类似于涂层去除机制[11]。

但由于纤维的
影响，顶层树脂硬度增大，在冲击时出现微裂纹（见图3d ），在颗粒多次冲蚀的过程中，纤维间的树脂被切掉（见图3d ），从而出现图2a 中的波谷。

事实上，冲蚀表面形貌与磨料的形状息息相关，为了验证磨料形状对冲蚀形貌的影响，进一步研究了磨料的微观形貌。

如图4所示。

从图4a 可以看出，未使用的磨料具有尖锐的棱角和次棱角，这些尖锐的角对涂层的切割具有促进作用。

而使用5次后的磨料出现了磨损现象（见图4b ），但此时磨料保持了之前的角形状。

随着使用次数的增加，使用10次后的磨料更加磨钝（见图4c ），表面出现微裂纹，同时尖锐的角基本消失，这是由于多次撞击导致尖角处应力高度集中，从而导致尖角断裂。

第52卷 第12期 易茜，等：汽车CFRP 结构件涂层去除机理研究 ·373·
图3 塑性磨料对工件的冲蚀机制
Fig.3 Erosion mechanism of plastic abrasive on workpiece: a) cutting mechanism; b) ploughing
mechanism; c) deformation mechanism; d) fracture mechanism; e) fatigue mechanism
图4 未使用的磨料和循环使用数次的磨料
Fig.4 Unused and multiple recycled used abrasives:a) new abrasive; b) used for 5 times; c) used for 10 times; d) used for 15 times
当使用次数大于15时，磨料已经接近亚球形（见图4d ），与最初的磨料相比，可推断此时的磨料切削性能下降，从而可能导致材料去除质量下降。

2.3 涂层去除建模
塑性磨料射流对工件的冲蚀动能来源于压缩空气对颗粒的加速，由压缩空气的压力能转化为空气的动能，再转化为磨料的动能。

工件材料的去除归因于颗粒动能的转化，由能量守恒定律可知，颗粒的动能E k 可转化为工件的弹性变形能E e 、塑性变形能E p 、断裂能E f 、热能E h 和其他类型的能量E o ，如式（1）所示。

22k p pi p pr p e f h o 1122E m v m v E E E E E =
-++++=
(1) 式中：m p 为磨料颗粒的质量；v pi 为磨料入射速度；v pr 为磨料回弹速度。

为了获得磨料相对工件的冲击力，必须获得磨料入射速度。

磨料从喷嘴高速喷射的示意图如图5所示。

假设压缩气体在喷嘴中等熵流动，并且没有热变化或摩擦行为[8]。

喷嘴出口处的纯空气喷射速度v A 如式（2）所示[12]。

12
1C
0A 2
11r T
P v P κκκκ-⎛⎫⎡⎤⋅⋅⎛⎫ ⎪
=-⎢⎥ ⎪ ⎪-⎝⎭⎢⎥⎣⎦⎝⎭
(2)
·374· 表 面 技 术 2023年12月
图5 颗粒速度及喷射示意图 Fig.5 Schematic diagram of particle
velocity and jet streams
式中：κ为空气绝热指数；r C 为特定气体常数；Τ为空气绝对温度；P 为气压；P 0为标准大气压。

当磨料经过喷嘴时，与喷嘴内的气流混合产生运动阻力，从而使磨料加速。

假设它们是近似球形的，根据牛顿第二定律，喷嘴中磨料的受力F 如式（3）所示。

p p F m a = (3) 式中：a p 为加速度。

磨料颗粒主要受空气射流曳
力F D 的影响，F D 的计算如式（4）所示[13]。

2
D D p A A p01
()2F C A v v ρ=-
(4) 式中：C D 为空气阻力系数（C D ≈0.5）；A p 为磨料的横截面积；ρA 为空气密度；v p0为初始颗粒速度。

m p 和A p 的计算分别如式（5）~（6）所示。

3
p p p
1π6m d ρ= (5) 2
p p 1π4A d =
(6)
式中：d p 和ρp 分别为磨料的直径和密度。

结合式（3）~（6）可知颗粒的加速度a p 如式（7）所示。

2D A
p A p0p p 3()4C a v v d ρρ=-
(7) 假设磨料在喷嘴中的加速度保持不变，并且将v p0设置为0，喷嘴出口处磨料速度v p 如式（8）所示[14]。

12
D A N p A p p 32C L v v d ρρ⎛⎫= ⎪ ⎪⎝⎭ (8)
式中：L N 为喷嘴长度；v p 为磨料颗粒的出口速度。

在颗粒速度已知的前提下，材料的去除取决于磨料对工件的冲击力，它们的接触可简单理解为准静态接触，该过程符合Hertz 接触理论。

单个磨料对涂层冲击力F 的计算如式（9）所示[15]。

2
3
265
2
5p 2c
5p p p
p c 1120π63F r v E E ννρ-⎡⎤⎛⎫--⎛⎫=+⎢⎥
⎪ ⎪ ⎪⎝⎭⎢⎥⎝
⎭⎣⎦
(9) 式中：νp 和E p 分别为磨料的泊松比和弹性模量；νc 和E c 分别为涂层的泊松比和弹性模量。

然而，实
际加工往往以一定的倾斜角度进行。

因此，单个磨料的冲击速度可根据冲蚀角分解为其法向分量和切向分量，即v y 0和v x 0，如式（10）~（11）所示
0p sin y v v θ
=
(10) 0p cos x v v θ= (11) 式中：θ为冲蚀角。

因此，单个磨料的冲击力可
以分解为法向分量和切向分量。

结合式（9）~（11）可知，法向力F n 和切向力F t 分别如式（12）~（13）所示
2326625
5
p
2c
55
n p p p
p
c 1145πsin 34v v F r v E E ρθ-
⎡⎤--⎛⎫
=+⎢
⎥ ⎪⎝⎭⎢⎥⎣⎦
(12)
23
266
25
5
p
2c
5
5t p p p p c 1145πcos 34v v F r v E E ρθ-
⎡⎤--⎛⎫=+⎢⎥ ⎪⎝⎭⎢⎥⎣⎦
(13)
由式（1）和（9）可知，随着磨料粒径和硬度的增大，接触力F 和动能E k 相对增大。

然而，对于高硬度颗粒，由于动能E k 倾向于转化为弹性能E e ，颗粒变形较小，对工件的塑性变形能较大。

相反，对于较低硬度颗粒（或其硬度接近涂层），由于动能E k 倾
向于转化为塑性变形能E p ，
颗粒的塑性破坏更容易发生。

根据上述分析可以推断，具有中等硬度的塑性磨料，动能E k 、弹性波能E e 、变形能E p 和断裂能E f 减小，冲击应力小于纤维的极限强度，可保障基材在不损伤的前提下去除涂层。

在颗粒切削工件时，它在运动中扫过的体积与宽度w 、最大深度y max 和路径长度L max 的乘积成正比，去除体积ΔQ C 的计算如式（14）所示。

C C max max Q C wy L ∆=
(14)
式中：C C 为切削去除系数，该参数是材料承受塑性变形能力的量度。

假设宽度与有效粒径相同，当y 方向的速度为0时，达到压痕的最大深度y max ，如式（15）所示[16]。

1/2
p max 0eff V πy m y v d H ⎛⎫= ⎪⎝⎭
(15) 式中：v y 0为法向速度；H V 为工件硬度；d eff 为颗粒的有效粒径，一般取颗粒粒径的1/10。

切削路径的长度L 如式（16）所示。

2p 0
max 1/21/2
V max IC
(,)x m v L w H y K =
(16)
联立式（15）和（16），微切削产生的材料去除
体积ΔQ C 如式（17）所示[17]。

3/4
2.5
5/4C p 1/41/2
eff V IC
21/2p C cos sin (π)C m d H K v Q θθ
⋅⋅∆=
(17)
“变形”冲蚀是由重复塑性变形导致的裂纹扩展引起的，因此模型应包含疲劳断裂模型，基于低周疲劳的Coffin-Manson 准则的重复变形产生的材料去除体积ΔQ D 如式（18）所示[18]。

第52卷 第12期
易茜，等：汽车CFRP 结构件涂层去除机理研究 ·375·
11/4D p 21/2D p 1/11/43/4f V
eff (sin )b
b b b b
C m Q v H d αε+++∆=
(18)
式中：b 为经验系数，取b =0.6，以保证速度指数在2.7~3的范围内。

忽略2种冲蚀机制的相互影响，总的材料去除体积ΔQ 如式（19）所示。

3/4
5/4C p 1/4
1/2ef C D 2.5
21/2p 11/f V 4D p
21/2p 1/IC
11/43/4f V
eff
cos sin (sin )(π)b
b
b b
b C m d H K
Q Q Q v C m v H
d
θθ
αε+++∆=∆∆=
+⋅+ (19)
用MATLAB 软件求解颗粒速度和冲击力的数学模型。

在计算中，所用的试验和材料性能参数如表1所示。

在0.3 MPa 喷射压力下，随着间隔距离的变化，磨料速度的变化情况如图6a 所示。

在给定的喷射压力下，磨料速度先增大后减小，这是因为纯空气速度与喷嘴出口处的磨料速度不一致。

在大约距离喷嘴出口处6.2d N （其中d N 为喷嘴直径）的下游范围内，磨料速度与空气速度趋于一致，而空气速度在此之前发
生衰减[19]。

由于磨料保持了一定的惯性，磨料速度最
终会大于空气速度。

在此之后，磨料速度逐渐发生衰 减。

随着冲蚀角的增大，切向力与法向力的变化情况如图6b 所示。

可以看出，磨料的法向接触力随着冲蚀角的增大而增大，切向接触力随着冲蚀角的增大而减小，当冲蚀角为90°时，切向力为0。

不同冲蚀角下冲蚀涂层的材料去除曲线如图7所示。

其中红色虚线表示微切削产生的材料去除[20]，
黑色点划线表示重复变形产生的材料去除[21]，
绿色实线表示模型计算的材料去除，蓝色点表示试验值。

可以看出，当冲蚀角为30°时，材料去除最多，与图1形貌分析结果一致。

研究表明，塑性磨料对有机涂层的冲蚀表现为延性冲蚀行为。

2.4 磨料形状对冲蚀机理的影响
磨料形状会影响磨料与工件的接触方式，也会影
响冲蚀机理[22]。

磨料形状对冲蚀机理的影响如图8所示。

不规则尖角磨料与工件的接触面较小，在切向力的作用下磨料以集中载荷的方式对涂层切削，涂层在切削力的作用下因拉伸力导致的塑性变形而产生
（冲击）碎片（见图8a ）。

当磨料使用15次后，亚 表1 数学模型中用到的参数
Tab.1 Parameters used in mathematical model
Parameters Valus
Parameters Valus
Jet pressure P /Pa 0.3×106 Particle size d p /m
5×10−4 Erosion angle θ/(°)
0-90 Abrasive density ρp /(kg·m −3) 1661 Standard atmospheric pressure P 0/Pa
0.1×106
Elastic modulus E p /Pa
2.34×109 Absolute temperature T /K 293 Poisson's ratio νp 0.4 Diameter of nozzle d N /m 0.008 Coating density ρc /(kg·m −3) 1 270 Length of nozzle L N /m 0.035 Elastic modulus E c /P) 4.57×106 Air density ρA /(kg·m −3) 1.293 Poisson's ratio νc 0.376 Resistance coefficient of air C D 0.5 Coating H V /MPa
232.5
Thermal insulation index κ
1.3
Coating K IC /(MPa·m 1/2
)
0.8
Specific gas constant r C /(J·kg −1·K −1)
287
图6 模型计算结果
Fig.6 Calculation results of numerical model: a) particle velocity νp ;
b) normal and tangential impact force F
·376·表面技术 2023年12月
图7 不同冲蚀角的材料去除
Fig.7 Material removal at different erosion angles
球形（磨钝边缘）磨料与工件的接触面较大，在切向力的作用下以分布载荷的形式对涂层造成挤压堆积，从而形成凹坑和片层（见图8b）[23]。

不同颗粒形状冲蚀形貌的SEM图如图8c和图8d所示。

比较而言，不规则角颗粒的切削路径明显，而磨钝颗粒的挤压变形明显。

因此，选用尖锐的颗粒可有效提高材料的去除质量。

当涂层被完全去除后，磨料颗粒有很大可能与纤维直接接触。

不论是尖角颗粒还是亚球形颗粒，当冲击应力大于纤维的极限强度时，纤维发生破损、断裂、脱黏和移位等损伤[24]。

因此，保留底漆是实现基材不损伤的最佳选择（见图1c）。

2.5 磨料旋转对冲蚀机理的影响
2.4节考虑了不规则磨料形状对冲蚀机理的影响。

实际上，不规则磨料在射流中加速受到湍流的影响后，会发生自身旋转。

旋转会影响冲蚀机理和冲蚀速率的大小[25]。

Zang等[26]研究了旋转颗粒冲蚀韧性材料对表面损伤的影响。

研究表明，与正向自旋或无自旋相比，以反向旋转撞击目标的角颗粒对表面的冲蚀率更大。

反旋颗粒产生高片层，而正旋颗粒产生小片层。

由颗粒旋转导致的材料去除示意图如图9所示。

当不规则尖角磨料在冲击瞬间向后旋转时，涂层被“铲起”，如图9a所示，这个过程类似于铲子铲土。

相反，尖角磨料向前旋转时会产生冲击坑，如图9b 所示。

然而，亚球形（磨钝）颗粒似乎对自身旋转的影响不大。

出现上述不同的原因是磨料对工件的有效切削速度不同。

当颗粒旋转时，工件的受力分析如图9c和图9d所示，它们的不同在于v t的分量方向不同：当颗粒反向旋转时，对工件产生向上的力，从而产生更多的材料堆积，并伴随切屑的产生；当颗粒正向旋转时，对工件产生向下的力，从而使材料受到向下的挤压力。

综上，反旋颗粒对材料冲蚀率较正旋颗粒的大。

2.6 磨料回弹对冲蚀机理的影响
式（1）中颗粒动能E k的大部分能量用于颗粒回弹。

借助CCD高速摄像机测试了入射颗粒速度和回弹速度。

回弹系数e是描述弹塑性球体接触行为的有用指标，等于回弹速度与入射速度的比值，它反映了颗粒在冲击前后的动能耗散。

数值越大，表明在冲击过程中工件的弹性能、塑性变形能及断裂能、热能等越小。

不同粒径的磨料在0.3 MPa射流压力下的回弹系数如表2所示。

可以看到，回弹系数e均大于0.5，说明一半多的能量用于颗粒回弹，仅有不到一半的颗粒动能作用于工件。

事实上，一部分能量用于磨料自身的变形或破损。

图8 磨料形状对冲蚀机理的影响
Fig.8 Effect of abrasive shape on erosion mechanism: a) irregularly sharp abrasives; b) sub-spherical abrasives
第52卷 第12期 易茜，等：汽车CFRP 结构件涂层去除机理研究 ·377·
图9 旋转颗粒冲击工件表面示意图
Fig.9 Schematic diagram of rotating particles impact on workpiece surface
表2 回弹系数e
Tab.2 Rebound coefficient e
Particle size/mesh 0.3 MPa
20-30 0.671
30-40 0.616
40-50 0.733
50-60 0.610
不同粒径的颗粒回弹对冲蚀机理的影响如图10所示。

图10a 展示了较大粒径的角颗粒回弹后的冲蚀形貌。

由于颗粒作用在涂层表面的能量不足，塑性材料被颗粒切削时的路径没有完成，涂层材料未被切削
脱离工件表面从而形成堆积。

在这种情况下，材料并未被去除，这些堆积材料在后续的颗粒冲蚀中极易被去除。

图10b 展示了较小粒径的颗粒回弹后的冲蚀形貌。

粒径较小的磨料在冲击中容易穿刺到涂层内部，在回弹过程中对冲击坑周围表面涂层产生连带效果，
即对涂层产生撕裂作用。

部分涂层可能因回弹角度的
影响而出现弹塑性断裂，从而导致材料去除机理的局
部改变。

由于颗粒回弹，在工件表面上方容易形成“屏蔽层”，导致部分入射磨料与回弹磨料相撞，只有一部分磨料会与工件作用。

被撞击的一部分回弹磨料会二次撞击工件，再次冲蚀工件。

图10 颗粒回弹对冲蚀机理的影响
Fig.10 Effect of particle rebound on erosion mechanism: a) large particle rebound; b) small particle rebound
·378·表面技术 2023年12月
3 结论
提出了使用可回收密胺类塑性磨料射流加工方法去除高档汽车CFRP结构件表面涂层的方法，建立了基于能量守恒的切削和变形模型，分析了颗粒速度和接触力，充分阐明了不同冲蚀角对涂层去除的冲蚀机理，研究了磨料形状、旋转和回弹对冲蚀机理的影响，获得如下结论：
1）进行了不同冲蚀角度的涂层去除试验，定量获得了涂层去除质量。

结果表明，聚氨酯涂层在小冲蚀角度下的材料去除明显高于大冲蚀角度下的，表现为塑性冲蚀行为。

2）聚氨酯涂层的冲蚀机理主要是小冲蚀角下的微切削、中等角度下的微耕犁和法向冲蚀角下的重复变形去除。

3）研究了磨料形状、磨料旋转、磨料回弹对冲蚀机理的影响。

与亚球形磨料相比，尖锐角磨料的材料去除更高；磨料反向旋转比正向旋转的材料去除更高。

大粒径回弹导致了不完整的切削，小粒径回弹导致涂层撕裂。

4）密胺类树脂可回收再利用于制备塑性磨料，可用于汽车、飞机、船舶等CFRP结构件表面涂层的高效无损去除，是一种具有前景的绿色加工方法。

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