等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末熱力耦合的有限元數(shù)值模擬

王東生，田宗軍，王涇文，段宗銀，沈理達(dá)，黃因慧

等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末熱力耦合的有限元數(shù)值模擬

王東生1,2，田宗軍2，王涇文1，段宗銀1，沈理達(dá)2，黃因慧2

(1. 銅陵學(xué)院 機(jī)械工程系，銅陵 244000；2. 南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，南京 210016)

采用有限元軟件中的間接熱力耦合方法，建立等離子噴涂納米團(tuán)聚體 ZrO2-7%Y2O3(質(zhì)量分?jǐn)?shù))粉末熱力耦合有限元模型，對噴涂過程中粉末的熱應(yīng)力進(jìn)行研究，分析粉末直徑和噴嘴出口處等離子焰流溫度對粉末應(yīng)力的影響。同時(shí)進(jìn)行相應(yīng)的等離子噴涂試驗(yàn)，并從理論上分析噴涂過程中粉末破碎的原因及破碎機(jī)理。結(jié)果表明：在等離子噴涂過程中，粉末中心存在較大的拉壓力，隨著粉末飛行時(shí)間的增加，粉末中心拉應(yīng)力先增加后減小；粉末直徑越大，粉末中心最大拉應(yīng)力越大，出現(xiàn)最大拉應(yīng)力的時(shí)間越晚；噴嘴出口處等離子體溫度越高，粉末中心的最大拉應(yīng)力也越大，而出現(xiàn)最大拉應(yīng)力的時(shí)間沒有明顯差別；等離子噴涂納米涂層的表面有3類組織，單個(gè)或少量納米粒子團(tuán)、以亞微米級(jí)尺度為主的小球以及較大尺度的不規(guī)則體；這3類組織是由等離子噴涂過程中納米團(tuán)聚體粉末內(nèi)部較大的拉應(yīng)力而引起粉末破碎形成的，其破碎形式與爆炸破碎機(jī)理相符。

納米團(tuán)聚體粉末；等離子噴涂；數(shù)值模擬；溫度場；應(yīng)力場；破碎機(jī)理

納米材料由于其結(jié)構(gòu)的特殊性，具有一般材料難以獲得的優(yōu)異性能，為表面涂層性能的提高提供有利的條件，徐濱士等[1]提出了“納米表面工程”的概念。等離子噴涂具有沉積速度快、生產(chǎn)效率高、適用范圍廣等優(yōu)勢，使其成為目前國內(nèi)、外最常用的納米涂層技術(shù)之一[2?5]。由于單個(gè)納米粒子質(zhì)量小、比表面積大、表面能高、流動(dòng)性差，不適合直接用于等離子噴涂，因此，在實(shí)際應(yīng)用中是將納米粒子制備成能夠直接進(jìn)行等離子噴涂的納米團(tuán)聚體粉末。

在等離子噴涂過程中，粉末的狀況對涂層的性能如孔隙率、結(jié)合強(qiáng)度、涂層的組織以及噴涂的沉積效率等有著重要的影響[6?7]，特別是對于等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末，在涂層中保留一定比例的納米組織是其基本目標(biāo)，同時(shí)為保證涂層的粘接強(qiáng)度，需要使粉末有適當(dāng)?shù)娜刍潭萚6]。但是，由于等離子噴涂過程中等離子焰流溫度非常高，而且粉末在等離子焰中的停留時(shí)間很短，因此，對等離子噴涂過程中粉末的狀況(如溫度和應(yīng)力)實(shí)時(shí)觀測非常困難，尤其是對粉末內(nèi)部狀況的在線觀測幾乎是不可能的。然而，了解等離子噴涂過程中粉末的狀況對優(yōu)化噴涂工藝參數(shù)、預(yù)測涂層性能以及獲得性能良好的納米結(jié)構(gòu)涂層都有著十分重要的理論和工程應(yīng)用價(jià)值。因此，對等離子噴涂過程中粉末的狀況通常用數(shù)值模擬的方法來分析，對于等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末溫度場數(shù)值模擬已有研究報(bào)道[7-11]，而針對噴涂過程中納米團(tuán)聚體粉末應(yīng)力場的數(shù)值模擬研究還很少[12]。

本文作者采用ANSYS有限元軟件中的間接熱力耦合方法，在已有的等離子噴涂納米團(tuán)聚體 ZrO2-7%Y2O3(質(zhì)量分?jǐn)?shù))粉末熔化過程數(shù)值模擬基礎(chǔ)上[13]，建立等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末熱力耦合有限元模型，并對噴涂過程中粉末的熱應(yīng)力進(jìn)行研究，分析粉末直徑和噴嘴出口處等離子焰流溫度對粉末應(yīng)力的影響，同時(shí)對納米團(tuán)聚體粉末進(jìn)行等離子噴涂試驗(yàn)，并從理應(yīng)上討論噴涂過程中粉末破碎的原因及破碎機(jī)理，以期為等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末提供一定的理論參考。

1 模型的建立

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

模型所用粉末是采用噴霧干燥然后燒結(jié)制備的美國Inframat公司牌號(hào)為Nanox S4007納米團(tuán)聚體粉末，其名義成分為 ZrO2-7%Y2O3(質(zhì)量分?jǐn)?shù))，粉末尺寸分布范圍為40~100 μm。圖1所示為相應(yīng)的納米團(tuán)聚體粉末形貌。由圖 1(a)可看出，團(tuán)聚體粉末為很好的球形顆粒。從圖1(b)可以看出，由于制備過程的燒結(jié)作用，粉末表面的納米粒子已經(jīng)有所長大。從圖 1(c)粉末的內(nèi)部形貌可以看出，內(nèi)部納米粒子幾乎沒有長大，基本維持了原始30~80 nm的納米尺度，只是由于制備過程的燒結(jié)作用使納米粒子界面有一定的程度的縮頸和粘連。另外從圖中可以看出粉末內(nèi)部的孔隙率較高，由粉末的松裝密度得到其孔隙率大約為0.7。

圖1 納米團(tuán)聚體ZrO2-7%Y2O3粉末的SEM像Fig.1 SEM images of nanostructured agglomerated ZrO2-7%Y2O3 powder: (a) All powder; (b) Powder surface; (c)Powder inner

為簡化模型，對納米團(tuán)聚體粉末作如下簡化假設(shè)：1) 粉末為標(biāo)準(zhǔn)球形；2) 材料連續(xù)和各向同性；3) 忽略粉末四周等離子射流的溫度梯度；4) 不考慮初始應(yīng)力。考慮到模型及邊界條件的對稱性，為減小計(jì)算量，在建模過程中，按八分之一球體建模。嚴(yán)格地說，在等離子噴涂過程中，納米團(tuán)聚體粉末的溫度場與應(yīng)力場是雙向耦合的，但應(yīng)力場對溫度場的影響相對較小，為了簡化分析過程，采用熱力單向耦合，忽略應(yīng)力場對溫度場的影響[14]。在模擬過程中，先進(jìn)行等離子噴涂過程中粉末溫度場分析，然后將溫度場的結(jié)果作為應(yīng)力場分析的載荷，進(jìn)行應(yīng)力場的分析。關(guān)于等離子噴涂過程中的等離子弧焰流溫度、粉末速度分布以及粉末在等離子體中的傳熱模型可參考文獻(xiàn)[13]。對于溫度場模型，選用 Solid70三維實(shí)體熱單元，采用映射網(wǎng)格劃分策略，整個(gè)模型包括16 384個(gè)單元，17 985個(gè)節(jié)點(diǎn)，所建立的有限元模型如圖2所示。應(yīng)力場分析的模型和網(wǎng)格劃分與溫度場分析完全相同，只是把Solid70熱分析單元轉(zhuǎn)換成 Solid45三維實(shí)體結(jié)構(gòu)單元。另外，對模型的3個(gè)平面施加對稱位移約束。

1.2 材料的熱物性參數(shù)

材料的熱物性參數(shù)對納米團(tuán)聚體粉末模型的計(jì)算結(jié)果有至關(guān)重要的影響，ANSYS程序中以表格的方式給定各典型溫度處的參數(shù)值，利用插值法和外推法確定各未知溫度處的值。ZrO2-7%Y2O3陶瓷的熱物性參數(shù)見表 1[15]。而納米團(tuán)聚體粉末有較高的孔隙率，孔隙的存在對材料熱物性參數(shù)有很大的影響。對于密度和比熱容直接換算：ρ=ρ0(1?φ)，c=c0(1?φ)，其中 ρ0和c0為致密材料的密度和比熱容；ρ和c為換算的材料密度和比熱容；φ為孔隙率；熱傳導(dǎo)系數(shù)用麥?zhǔn)戏匠陶鬯鉡13]：λ=λ0(1?φ)/(1+φ)，式中 λ0和 λ分別為致密材料和折算后材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)；對于彈性模量用如下公式換算[16]：E=E0(1?1.9φ+0.9φ2)，E0、E 分別為致密材料和折算后材料的彈性模量。經(jīng)過換算的納米團(tuán)聚體ZrO2-7%Y2O3粉末的熱物性參數(shù)見表2。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 模型計(jì)算結(jié)果

應(yīng)用ANSYS的參數(shù)化設(shè)計(jì)語言建立等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末熱力耦合有限元模型，計(jì)算納米團(tuán)聚體ZrO2-7%Y2O3粉末在等離子噴涂過程中的溫度和熱應(yīng)力情況。模擬計(jì)算的參數(shù)為：納米團(tuán)聚體粉末直徑為70 μm，粉末孔隙率為0.7，粉末初始溫度為80 ℃，粉末初始速度(噴嘴出口)為250 m/s，噴嘴出口處等離子弧溫度為 15 000 K，等離子體換熱系數(shù)為 5 000 W·m?2·K?1，噴涂距離為 100 mm，距離因子參數(shù)為 0.2。在此參數(shù)下，納米團(tuán)聚體粉末從噴嘴出口飛行至基板的時(shí)間為0.446 ms。

圖2 納米團(tuán)聚體粉末有限元模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of finite element model of nanostructured agglomerated powder: (a) Geometric model; (b) Mesh generation

表1 ZrO2-7%Y2O3粉末的熱物性參數(shù)[15]Table 1 Thermal-physical properties of ZrO2-7%Y2O3 powders[15]

圖3所示為等離子噴涂過程中納米團(tuán)聚體粉末飛行0.1、0.2、0.3和0.4 ms時(shí)(從離開噴嘴開始計(jì)時(shí))的溫度場分布。關(guān)于噴涂過程中粉末的溫度歷程以及工藝參數(shù)對其影響的詳細(xì)分析內(nèi)容見文獻(xiàn)[13]。

圖4所示為不同時(shí)刻納米團(tuán)聚體粉末的應(yīng)力場分布。由圖4可見，在粉末表面有最大的壓應(yīng)力，在粉末中心的拉壓力最大，應(yīng)力從粉末表面到中心梯度變化。另外，粉末表面總是表現(xiàn)為壓應(yīng)力，而粉末中心總是拉應(yīng)力。這是由于在等離子噴涂過程中，粉末受熱溫度升高，但粉末表面的溫度要高于粉末內(nèi)部的溫度，因此粉末表面的體積膨脹受到粉末內(nèi)部的約束，表現(xiàn)為壓應(yīng)力，相應(yīng)的粉末內(nèi)部受拉應(yīng)力作用。而納米團(tuán)聚體粉末內(nèi)部的較大的拉應(yīng)力有使粉末破碎的趨勢，在后面將對此作詳細(xì)的討論。

不同時(shí)刻粉末徑向應(yīng)力分布曲線如圖5所示。由圖5可知，比較幾條曲線可以看出，在開始階段(t=0.1 ms)，粉末表面有較高的應(yīng)力值，并且徑向有較高的應(yīng)力梯度，隨著時(shí)間的增加，應(yīng)力值和應(yīng)力梯度逐漸減小。分析其原因如下：在粉末進(jìn)入等離子射流的初期，由于粉末表面與等離子體之間有較大的溫差，因此，粉末表面升溫較塊，溫度梯度較大，所以表面有較大的應(yīng)力；隨著溫差的減少，升溫速度開始變慢，溫度梯度變小，相應(yīng)的應(yīng)力值和應(yīng)力梯度也減小。而粉末內(nèi)部的應(yīng)力變化規(guī)律與表面應(yīng)力變化有一定的區(qū)別，隨著時(shí)間的增加，其應(yīng)力值和應(yīng)力梯度先增加后減小。這主要是由于ZrO2-7%Y2O3陶瓷材料熱導(dǎo)率較低，再加上團(tuán)聚體粉末較高的孔隙率，使其熱導(dǎo)率進(jìn)一步降低，表面熱量較難傳遞到粉末內(nèi)部。在初期，粉末內(nèi)部升溫很慢，溫度梯度也較小，因此熱應(yīng)力和應(yīng)力梯度都較小；而在中間階段，隨著加熱時(shí)間的增加，中心溫度逐漸增加，應(yīng)力和應(yīng)力梯度也有所增大；而到后期，與表面溫度變化類似，由于與外部溫差的減少粉末內(nèi)部溫度增加趨勢也逐漸變小，應(yīng)力和應(yīng)力梯度又開始變小。另外，與粉末表面壓應(yīng)力徑向梯度相比，粉末內(nèi)部拉應(yīng)力徑向梯度明顯要小，表現(xiàn)為應(yīng)力曲線比較平緩。

表2 換算后納米團(tuán)聚體ZrO2-7%Y2O3粉末的熱物性參數(shù)Table 2 Equated thermal-physical properties of nanostructured agglomerated ZrO2-7%Y2O3 powder

圖3 不同時(shí)刻納米團(tuán)聚體粉末溫度場分布Fig.3 Temperature field distributions of nanostructured agglomerated powder at different times: (a) 0.1 ms; (b) 0.2 ms; (c) 0.3 ms;(d) 0.4 ms

圖4 不同時(shí)刻納米團(tuán)聚體粉末應(yīng)力場分布Fig.4 Stress field distributions of nanostructured agglomerated powder at different times: (a) 0.1 ms; (b) 0.2 ms; (c) 0.3 ms; (d) 0.4 ms

圖6所示為納米團(tuán)聚體粉末表面點(diǎn)和中心點(diǎn)在噴涂過程中的應(yīng)力循環(huán)曲線。由圖6可見，隨著噴涂的進(jìn)行，粉末表面壓應(yīng)力先快速增加然后緩慢減少，在0.075 9 ms時(shí)，粉末表面有最大的壓應(yīng)力17.42 MPa。而粉末中心的拉應(yīng)力也是先增加后減少，但其應(yīng)力變化較表面要平緩；在0.169 6 ms時(shí)，粉末表面的拉應(yīng)力最大，達(dá)到14.09 MPa。因此，如果粉末在噴涂過程中發(fā)生破碎，那么應(yīng)該發(fā)生在內(nèi)部拉應(yīng)力達(dá)時(shí)最大值前，也就是說不超過0.169 6 ms，即噴涂的前半程。

2.2 工藝參數(shù)對粉末應(yīng)力的影響分析

在等離子噴涂過程中，影響粉末狀況的因素有很多，如粉末的粒度和等離子體溫度等。這些因素直接影響著粉末在噴涂過程中的溫度和應(yīng)力狀況，因此，研究這些因素是如何影響粉末應(yīng)力至關(guān)重要。

圖5 不同時(shí)刻粉末徑向應(yīng)力曲線Fig.5 Stress curves along powder radial direction at different times

圖6 粉末上不同點(diǎn)的應(yīng)力循環(huán)曲線Fig.6 Stress evolutions of different points of powder

2.2.1 粉末直徑對粉末應(yīng)力的影響

圖7所示為直徑分別是40、70以及100 μm的粉末表面點(diǎn)和中心點(diǎn)在等離子噴涂過程中的應(yīng)力循環(huán)曲線。從圖7中可以看出，粉末直徑越大，在噴涂過程中中心點(diǎn)的最大拉應(yīng)力越大，但出現(xiàn)最大拉應(yīng)力的時(shí)間越晚，如直徑40 μm的粉末在0.075 9 ms時(shí)，中心點(diǎn)就出現(xiàn)最大拉應(yīng)力10.46 MPa；而直徑100 μm的粉末在0.288 0 ms時(shí)，粉末中心點(diǎn)才出現(xiàn)最大拉應(yīng)力，為14.54 MPa。這表明直徑越大，粉末在噴涂過程中破碎的可能性越大，但在不同直徑的粉末都出現(xiàn)破碎的情況下，直徑越大的粉末發(fā)生破碎的時(shí)間越晚，位置也越靠近基體。另外，比較噴涂過程中不同直徑的粉末中心的最大拉應(yīng)力可以看出，隨著直徑的增加，在初期最大拉應(yīng)力有較大增加，直徑70 μm的粉末的最大抗應(yīng)力比40 μm的粉末高25.76%；而到后期增加明顯減少，直徑100 μm的粉末只比70 μm的粉末高3.19%。對于粉末表面的應(yīng)力，雖然粉末直徑越大最大壓應(yīng)力也越大，但粉末直徑對表面出現(xiàn)最大壓應(yīng)力的時(shí)間影響不大。

圖7 不同直徑粉末表面和中心點(diǎn)的應(yīng)力循環(huán)曲線Fig.7 Stress evolutions of center and surface of powders with different diameters

2.2.2 噴嘴出口處等離子焰流溫度對粉末應(yīng)力的影響

在等離子噴涂過程中，等離子體溫度主要由等離子體的密度、動(dòng)力粘度、比熱容及導(dǎo)熱系數(shù)決定，而這些因素又與噴涂功率(電流、電壓)、氣體組分(主氣、輔氣、載體氣)及流量有關(guān)。在不同噴嘴出口溫度下直徑為70 μm的粉末的應(yīng)力循環(huán)曲線如圖8所示。由圖8可見，噴嘴出口處等離子體溫度越高，粉末表面和中心的最大應(yīng)力越大，就達(dá)到相同的應(yīng)力水平而言，噴嘴出口溫度越高同一位置越早達(dá)到，但出現(xiàn)最大應(yīng)力的時(shí)間差別并不大。也就是說，與較低的噴嘴出口溫度相比，較高的等離子體溫度不但使粉末更易破碎，而且發(fā)生破碎的時(shí)間也越早。

圖8 不同噴嘴出口溫度下直徑為70 μm粉末的徑向溫度分布曲線Fig.8 Stress distributions of powders with diameter of 70 μm at different jet nozzle temperatures

2.3 內(nèi)部拉應(yīng)力對粉末的影響

由于等離子焰流的加熱作用，在等離子噴涂過程中納米團(tuán)聚體粉末會(huì)有劇烈的溫度變化，從而在粉末內(nèi)部產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到某個(gè)臨界點(diǎn)時(shí)，粉末中將產(chǎn)生裂紋，隨著裂紋的擴(kuò)展將最終導(dǎo)致粉末的破碎。而破碎后的粉末碎片將沿原來的運(yùn)動(dòng)軌跡繼續(xù)向前飛行，當(dāng)碎片中的應(yīng)力再次達(dá)到臨界點(diǎn)時(shí)將發(fā)生二次破碎，以此類推。對等離子噴涂過程中納米團(tuán)聚體ZrO2-7%Y2O3粉末的破碎主要有2種機(jī)理[12]：1)ZrO2-7%Y2O3為脆性陶瓷材料，粉末中裂紋一旦形成將迅速擴(kuò)展而導(dǎo)致粉末破碎，破碎后的碎片會(huì)繼續(xù)發(fā)生二次、三次破碎而形成更小的碎片，即漸近破碎機(jī)理，其破碎過程如圖9(a)所示；2) 納米團(tuán)聚體粉末是由許多納米粒子組成的，由于納米粒子的增韌作用，相對于常規(guī)ZrO2-7%Y2O3陶瓷材料，納米團(tuán)聚體粉末將表現(xiàn)出一定的塑性，在裂紋形成過程中粉末內(nèi)部將形成密集的網(wǎng)狀裂紋，同時(shí)能有效地阻止裂紋向粉末外部擴(kuò)展貫穿，直到能量積累達(dá)到臨界水平，粉末才劇烈破碎，可以形成很小的碎片，甚至有可能破碎成組成納米團(tuán)聚體粉末的單個(gè)納米粒子，即爆炸破碎機(jī)理，相應(yīng)的破碎過程如圖9(b)所示。

圖9 粉末漸近破碎(a)和爆炸破碎(b)的示意圖[12]Fig.9 Schematic diagram of gradual disintegration (a) and rear disintegration (b) of powders

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

試驗(yàn)用基體材料為鋼鐵研究總院高溫材料研究所熔煉的 γ-TiAl基合金(TAC-2)，其名義化學(xué)成分為Ti-46.5Al-2.5V-1Cr (摩爾分?jǐn)?shù)，%)，尺寸為20 mm×16 mm×5 mm，噴涂前試樣經(jīng)打磨、除油、噴砂處理。等離子噴涂在美國普萊克斯公司生產(chǎn)的 3710型等離子噴涂系統(tǒng)上進(jìn)行，為了緩解 ZrO2-7%Y2O3陶瓷與TiAl合金之間較大的物理性能差異，以北京礦冶研究總院金屬材料所生產(chǎn)的粒度為45~105 μm，名義成分為 Ni-20Co-18Cr-15Al-2Y2O3(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)的 KF-113A合金粉末作為過渡層，以松弛應(yīng)力，避免涂層開裂，相對優(yōu)化的噴涂工藝參數(shù)見表3。涂層SEM像采用 JSM?7100F型(JEOL)場發(fā)射掃描電子顯微鏡(FESEM)觀察。

表3 等離子噴涂參數(shù)Table 3 Plasma spraying parameters

圖 10所示為等離子噴涂納米團(tuán)聚體ZrO2-7%Y2O3粉末后涂層的表面形貌。從圖10中可以看出，噴涂后納米陶瓷涂層表面凹凸不平，呈等離子噴涂態(tài)的典型片層狀堆積結(jié)構(gòu)，同時(shí)有一些孔隙和微裂紋，另外還有如下3類組織：1) 單個(gè)或少量納米粒子團(tuán)；2) 以亞微米級(jí)尺度為主的小球；3) 較大尺度的不規(guī)則體(非球形)。對表面納米粒子的成因主要有2種較合理的解釋：1) 涂層表面的納米粒子是由在等離子噴涂過程中未完全熔化的納米團(tuán)聚體粉末撞擊已沉積表面時(shí)，熔化或融合的表面破裂而內(nèi)部納米粒子被濺出；2) 由于納米團(tuán)聚體粉末的力學(xué)性能較差，在噴涂過程中會(huì)發(fā)生破碎成納米粒子。前一種觀點(diǎn)可以在一定程度上解釋涂層表面存在的納米粒子，但卻不能很好地解釋表面存在的亞微米級(jí)小球。結(jié)合等離子噴涂過程中粉末應(yīng)力場的分析，本文作者認(rèn)為涂層表面的這些組織更大的可能性是由等離子噴涂過程中納米團(tuán)聚體粉末破碎而形成的。

由以上分析可知，在等離子噴涂過程中，粉末內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，直徑為40、70和100 μm的粉末中心的最大拉應(yīng)力分別達(dá)到10.46、14.09和14.54 MPa，拉應(yīng)力有使粉末破碎的趨勢。而本試驗(yàn)所用Nanox S4007是噴霧干燥法制備的，該粉末加工具體過程：首先將普通納米粒子配成膠狀懸浮液，再加入一定的添加劑和粘結(jié)劑后，將該膠狀懸浮液進(jìn)行噴霧干燥。然后將上面得到的小顆粒先后進(jìn)行250 ℃左右的低溫?zé)Y(jié)和1 000 ℃左右的高溫?zé)Y(jié)，獲得球狀的微米級(jí)納米團(tuán)聚陶瓷顆粒。由于要限制納米粒子在燒結(jié)過程中的過度長大，采用的燒結(jié)溫度相對較低，因此由燒結(jié)作用引起的納米粒子間縮頸和粘連程度有限，粉末內(nèi)部的結(jié)合強(qiáng)度不是很高，對于那些內(nèi)聚力較差的粉末在噴涂過程中會(huì)發(fā)生破碎。其中對于直徑較小的粉末，破碎發(fā)生在等離子噴涂的初期，此處等離子體溫度相對較高。

圖10 等離子噴涂納米結(jié)構(gòu)ZrO2-7%Y2O3涂層的表面形貌Fig.10 Surface morphologies of plasma-sprayed ZrO2-7%Y2O3 coating with nanostructure

另外，由于離基體較遠(yuǎn)，破碎后的碎片將在等離子焰流中經(jīng)歷相對較長的時(shí)間，因此，對于破碎后的由單個(gè)納米粒子或極少量納米粒子團(tuán)組成的碎片將發(fā)生燒蝕，對于由少量納米粒子團(tuán)組成的碎片將發(fā)生熔化，由于表面張力和內(nèi)聚力的作用，使其具有最小的表面積，冷凝時(shí)，凝聚成細(xì)小的圓球顆粒，因此噴涂后的表面有以不少亞微米級(jí)為主的小球。而對于直徑較大的粉末，破碎發(fā)生在靠近基體處，在較低的等離子體溫度和較短的時(shí)間內(nèi)不足以使破碎后的納米粒子熔化，因此，噴涂后的表面還有部分單個(gè)或少量納米粒子團(tuán)。對于較大尺度的不規(guī)則體，可能是由于發(fā)生破碎時(shí)粉末表面已經(jīng)熔化，由熔化區(qū)再凝固形成的。觀察粉末破碎后的組織，基本上都是納米或亞微米級(jí)尺度的，因此粉末的破碎機(jī)理更符合爆炸破碎。

由于較小顆粒的納米團(tuán)聚體粉末在破碎后納米粒子基本上會(huì)熔化重結(jié)晶成亞微米級(jí)小球，因此，不利于在涂層中保留納米組織，所以納米團(tuán)聚體粉末粒度不能太小。另外，增加粉末的內(nèi)聚力是減少等離子噴涂過程中粉末發(fā)生破碎傾向的有效方法，可以通過改進(jìn)納米團(tuán)聚體粉末制備中的粘結(jié)劑以及燒結(jié)工藝來提高其內(nèi)聚力。圖11所示為相應(yīng)的涂層的橫截面形貌。由圖11可以看出，在噴涂過程中未發(fā)生破碎的納米團(tuán)聚體粉末沉積后可以形成外部是完全熔化區(qū)，內(nèi)部為部分熔化區(qū)的組織，整個(gè)涂層呈特殊的兩相結(jié)構(gòu)，因此采取措施減少納米團(tuán)聚體粉末在等離子噴涂過程中發(fā)生破碎對獲得納米結(jié)構(gòu)涂層是非常有必要的。

圖11 等離子噴涂納米結(jié)構(gòu)ZrO2-7%Y2O3涂層的橫截面形貌Fig.11 Cross-sectional morphology of plasma-sprayed ZrO2-7%Y2O3 coating with nanostructure

事實(shí)上，在等離子噴涂過程中粉末表面溫度達(dá)到2 480 ℃(ZrO2-7%Y2O3陶瓷熔點(diǎn))時(shí)，粉末表面開始熔化，將有可能對整個(gè)粉末的應(yīng)力場產(chǎn)生一定的重構(gòu)，在本模型中沒有考慮這種影響，但是數(shù)值模擬的結(jié)果仍然可以很好地解釋試驗(yàn)結(jié)果，說明這種忽略在一定程度上是可取的，應(yīng)力場的仿真結(jié)果可以在相當(dāng)程度上反映等離子噴涂過程中粉末內(nèi)部的應(yīng)力變化情況，對等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末的理論研究仍然具有一定的指導(dǎo)意義。

4 結(jié)論

1) 在已有的等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末溫度場數(shù)值模型的基礎(chǔ)上，采用ANSYS有限元軟件中的間接熱力耦合方法，建立了等離子噴涂納米團(tuán)聚體ZrO2-7%Y2O3粉末熱力耦合有限元模型，對噴涂過程中粉末的熱應(yīng)力進(jìn)行了研究，并分析粉末直徑和噴嘴出口處等離子焰流溫度對粉末應(yīng)力的影響，同時(shí)對納米團(tuán)聚體粉末進(jìn)行了等離子噴涂試驗(yàn)，并從理應(yīng)上討論噴涂過程中粉末破碎的原因及破碎機(jī)理。

2) 在等離子噴涂程中，粉末表面有最大的壓應(yīng)力，粉末中心有最大的拉壓力；粉末表面和中心的應(yīng)力都是先增加后減小，但表面壓應(yīng)力比中心拉應(yīng)力更早出現(xiàn)最大值；粉末直徑越大，粉末中心和表面的最大應(yīng)力越大，但粉末中心出現(xiàn)最大拉應(yīng)力的時(shí)間越晚，而粉末表面出現(xiàn)最大壓應(yīng)力的時(shí)間差別不大；噴嘴出口處等離子體溫度越高，粉末表面和中心的最大應(yīng)力越大，而出現(xiàn)最大應(yīng)力的時(shí)間差別不大。

3) 等離子噴涂納米 ZrO2-7%Y2O3涂層的表面凹凸不平，呈等離子噴涂態(tài)的典型片層狀堆積結(jié)構(gòu)，同時(shí)有一些孔隙和微裂紋，另外還有3類組織：單個(gè)或少量納米粒子團(tuán)、以亞微米級(jí)尺度為主的小球、較大尺度的不規(guī)則體。這3類組織是由等離子噴涂過程中納米團(tuán)聚體粉末內(nèi)部較大的拉應(yīng)力而引起粉末破碎形成的，其中單個(gè)或少量納米粒子團(tuán)成因于較大直徑的粉末在靠近基體處的破碎，而亞微米小球由較小直徑的粉末在噴涂初期破碎的碎片熔化后，在表面張力作用下凝固而來；由于納米粒子的增韌作用，納米團(tuán)聚體粉末表現(xiàn)出一定的塑性，因此其破碎機(jī)理更接近于爆炸破碎。

REFERENCES

[1] 徐濱士, 歐忠文, 馬世寧, 喬玉林, 張 偉. 納米表面工程[J].中國機(jī)械工程, 2000, 11(6): 707?712.XU Bin-shi, OU Zhong-wen, MA Shi-ning, QIAO Yu-lin,ZHANG Wei. Nano-surface-engineering[J]. China Mechanical Engineering, 2000, 11(6): 707?712.

[2] SONG E P, AHN J E, LEE S, KIM N J. Effects of critical plasma spray parameter and spray distance on wear resistance of Al2O3-8wt.%TiO2coatings plasma-sprayed with nanopowders[J].Surface and Coatings Technology, 2008, 205(15): 3625?3632.

[3] PAWLOWSK L. Finely grained nanometric and submicrometric coatings by thermal spraying: A review[J]. Surface and Coatings Technology, 2008, 202(18): 4318?4328.

[4] 林 鋒, 于月光, 蔣顯亮, 曾克里, 任先京, 李振鐸. 等離子體噴涂納米結(jié)構(gòu)熱障涂層微觀組織及性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2006, 16(3): 482?487.LIN Feng, YU Yue-guang, JIANG Xian-liang, ZENG Ke-li,REN Xian-jing, LI Zhen-duo. Microstructures and properties of nanostructured TBCs fabricated by plasma spraying[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2006, 16(3): 482?487.

[5] 王東生, 田宗軍, 沈理達(dá), 劉志東, 黃因慧. 等離子噴涂納米復(fù)合陶瓷涂層的組織結(jié)構(gòu)及其形成機(jī)理[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2009, 19(1): 77?83.WANG Dong-sheng, TIAN Zong-jun, SHEN Li-da, LIU Zhi-dong, HUANG Yin-hui. Microstructures and formation mechanism of plasma-sprayed nanostructured composite ceramic coatings[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009,19(1): 77?83.

[6] AHMED I, BERGMAN T L. Optimization of plasma spray processing parameters for deposition of nanostructured powders for coating formation[J]. Journal of Fluids Engineering, 2006,128(2): 394?401.

[7] FRIIS M, PERSSON C, WIGREN J. Influence of particle in-flight characteristics on the microstructure of atmospheric plasma sprayed yttria stabilized ZrO2[J]. Surface and Coatings Technology, 2001, 141(2/3): 115?127.

[8] AHMED I, BERGMAN T L. Three-dimensional simulation of thermal plasma spraying of partially molten ceramic agglomerates[J]. Journal of Thermal Spray Technology, 2000,9(2): 215?224.

[9] BERGMAN T L. Simulation of thermal plasma spraying of partially molten ceramics: effect of carrier gas on particle deposition and phase change phenomena[J]. Journal of Heat Transfer, 2001, 123(1): 188?192.

[10] HUREVICH V, SMUROV I, PAWLOWSKI L. Theoretical study of the powder behavior of porous particles in a flame during plasma spraying[J]. Surface and Coatings Technology, 2002,151/152: 370?376.

[11] ROYCHOUDHARY S, BERGMAN T L. Response of agglomerated, multiceramic particles to intense heating and cooling for thermal plasma spraying simulation[J]. Numerical Heat Transfer A, 2004, 45(3): 211?233.

[12] FOGARASSY P, GERDAY D, LODINI A. Agglomerated nanostructured particles disintegration during the plasma thermal spraying process[J]. Mechanics Research Communications, 2005,32(2): 221?239.

[13] 王東生, 田宗軍, 沈理達(dá), 劉志東, 黃因慧. 等離子噴涂納米團(tuán)聚體粉末熔化過程數(shù)值模擬[J]. 中國機(jī)械工程, 2009, 20(4):417?422.WANG Dong-sheng, TIAN Zong-jun, SHEN Li-da, LIU Zhi-dong, HUANG Yin-hui. Numerical simulation of nanostructured agglomerated powder melting process during plasma spraying[J]. China Mechanical Engineering, 2009, 20(4):417?422.

[14] 王東生, 田宗軍, 沈理達(dá), 劉志東, 邱明波, 黃因慧. TiAl合金表面激光重熔等離子噴涂MCrAlY涂層熱力耦合有限元分析[J]. 應(yīng)用激光, 2008, 28(2): 92?98.WANG Dong-sheng, TIAN Zong-jun, SHEN Li-da, LIU Zhi-dong, QIU Ming-bo, HUANG Yin-hui. Thermal-mechanical coupling finite element analysis of laser remelting MCrAlY coating prepared by plasma spraying on TiAl alloy surface[J].Applied Laser, 2008, 28(2): 92?98.

[15] KHOR K A, GU Y W. Effects of residual stress on the performance of plasma sprayed functionally graded ZrO2/NiCoCrAlY coatings[J]. Materials Science and Engineering A, 2000, 277(1): 64?76.

[16] ZHANG T, GAWNE D T, LIU B. Computer modeling of the influence of process parameters on the heating and acceleration of particles during plasma spraying[J]. Surface and Coatings Technology, 2000, 132(2/3): 233?243.

Finite element numerical simulation of thermal-mechanical coupling of nanostructured agglomerated powder during plasma spraying process

WANG Dong-sheng1,2, TIAN Zong-jun2, WANG Jing-wen1, DUAN Zong-yin1, SHEN Li-da2, HUANG Yin-hui2

(1. Department of Mechanical Engineering, Tongling College, Tongling 244000, China;2. College of Mechanical and Electrical Engineering,Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China)

A finite element model for analyzing the stress field of nanostructured agglomerated ZrO2-7%Y2O3(mass fraction) powders during plasma spraying process was established by an indirect thermal-mechanical coupling method.And the influence of powders diameter and temperature of jet nozzle exit on feedstock’s stress was studied. Meanwhile,the plasma spraying experiment of using nanostructured agglomerated powders was carried out, and the disintegration mechanism of powder was discussed according to the results of the stress filed and experiment. The results show that the maximal tensile stress locates at the powder center, and the tensile stress of powder center increases at first and then reduces with increasing flying time during the plasma spraying process. With the increase of the powder diameter, the maximal tensile stress increases, while the maximal tensile stress comes late. With the increase of the temperature of jet nozzle exit, the maximal tensile stress also increases, and the temperature of jet nozzle exit has no obviously effect on the time of reaching the maximal tensile stress. The surface morphology of the plasma-sprayed nanostructured coating exhibits some pieces of feedstock, which is composed of single or a few agglomerated nanoparticles, submicron spheres and irregular pieces. The formation of these pieces is attributed to the disintegration of feedstock due to the high tensile stress of the powder center. The disintegration mechanism of nanostructured agglomerated powders is an explosive disintegration.

nanostructured agglomerated powders; plasma spraying; numerical simulation; temperature field; stress field;disintegration mechanism

TG 174.44；TN249

A

1004-0609(2010)10-1962-09

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(59975046；50305010)；江蘇省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(BK2004005；BK2009375)；2011年安徽省高等學(xué)校省級(jí)自然科學(xué)研究資助項(xiàng)目；銅陵學(xué)院自然科學(xué)研究資助項(xiàng)目(2010tlxy20)

2009-10-10；

2010-04-16

王東生，博士；電話：13856292657；E-mail：wangdongsheng@tlu.edu.cn；wangds@nuaa.edu.cn

(編輯 李艷紅)