超音速等離子射流中飛行粒子的熔化行為研究

張 蕾 陳洪勝 劉建和 楊佳斌 劉云龍 武晉德

1（太原科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院 太原 030024）

2（太原理工大學(xué) 機械與運載工程學(xué)院 太原 030024）

氧化釔部分穩(wěn)定的二氧化鋯（Yttria Partially Stabilized Zirconia，YSZ）由于具有斷裂韌性高、熱導(dǎo)率低、與金屬基體熱膨脹系數(shù)匹配性好等特點，而被廣泛用作核電軍工、航空航天等領(lǐng)域的熱障涂層（Thermal Barrier Coating，TBCs）材料［1-4］。作為表面處理普遍使用的工藝方法之一，熱噴涂工藝方法主要包括等離子噴涂、火焰噴涂、高速氧氣燃料噴涂等，熱噴涂中的等離子射流中心溫度能夠達到20 000 K以上，因此，噴涂材料的選擇不受限制［5-6］。對于高速制備的陶瓷涂層而言，等離子噴涂有較高的沉積效率，目前廣泛用于制備核電軍工及航空航天領(lǐng)域的熱障涂層（Thermal Barrier Coatings，TBCs）［7-8］。等離子射流具有溫度高、覆蓋區(qū)域窄且薄的特點，因此很難直接使用設(shè)備儀器來測量射流及其內(nèi)部飛行粒子的物理量（速度、溫度等），目前，普遍使用探針來進行直接測量。然而，在實際服役工況下，儀器設(shè)備測量尚且停留在實驗研究階段，其主要原因是儀器很難到達等離子火焰內(nèi)部。因此，模擬成為現(xiàn)今研究等離子射流整體及內(nèi)部多物理場的主流方法之一。

對于等離子體射流內(nèi)部的電弧形成過程，不僅涉及流體流動和傳質(zhì)傳熱過程，還應(yīng)考慮電場和磁場。目前，通過耦合電場、磁場，常用的一些模擬等離子體多物理場耦合行為的商業(yè)軟件包括：多物理場 仿 真 軟 件COMSOL［9-11］、計 算 流 體 動 力 學(xué)（Computational Fluid Dynamic，CFD）軟件（通過用戶自定義物理參數(shù)）［12-14］；使用ANSYS Fluent 軟件來考慮電磁場耦合流體和傳熱［15-18］。通過以上方法，可以建立、計算等離子噴涂內(nèi)部的流體模型。

近年來，對等離子體流動與傳熱的數(shù)值模擬計算已從一維穩(wěn)態(tài)的單溫模型逐漸發(fā)展到三維非穩(wěn)態(tài)的雙溫模型。袁行球等［19］采用二維模型獲得了普通等離子噴涂的射流特性。分析等離子體射流特性常用的三維模型主要有混合假設(shè)模型［20］、雙流體模型［21］、多時間尺度湍流模型［22］等，其中，雙流體模型不僅考慮到了低雷諾數(shù)因素，而且提供了等離子體射流的半定量信息。大渦流模擬方法能夠得到更多的基礎(chǔ)射流信息，它是目前熱等離子射流的常用模擬方法［23］。目前，通過等離子射流三維模型來實現(xiàn)模擬不同粒徑的飛行粒子能夠在更接近現(xiàn)實條件下進行。

入射原料粒子的熔化狀態(tài)是控制涂層質(zhì)量的關(guān)鍵因素，但是在實際應(yīng)用中很難對噴嘴內(nèi)部原料粒子加熱、加速情況以及飛行軌跡進行實時監(jiān)測。而且，等離子體射流與粒子的傳熱傳質(zhì)決定了粒子的加熱狀態(tài)，粒子受力則決定了粒子的加速狀態(tài)。Dalir 等［24］建立三維模型來模擬飛行粒子在懸浮液噴涂過程中的液滴霧化狀態(tài)，結(jié)果表明，隨著液滴直徑的降低，大量粒子隨之蒸發(fā)；由于粒子在溶劑中的部分蒸發(fā)，在線低速飛行粒子能夠飛越高溫等離子射流。Tian等［25］使用二維模型研究大氣等離子噴涂（Atmospheric Plasma Spraying，APS），論述了具有Mo基外殼的NiCr粒子的飛行性質(zhì)，模擬計算了Mo基外殼的NiCr粒子表面和內(nèi)部的溫度，并且闡明了在線飛行粒子表面和外殼的溫度對涂層結(jié)構(gòu)的影響作用。

目前，在等離子噴涂過程中通過調(diào)控噴涂參數(shù)獲得的納米結(jié)構(gòu)粒子的在線飛行性質(zhì)，很難對射流內(nèi)部進行直接觀察和定量表征。納米結(jié)構(gòu)涂層內(nèi)部形成未熔顆粒的根本原因是飛行粒子內(nèi)部存在一定含量的低溫未熔區(qū)域，其保留了原始粉末的形貌和結(jié)構(gòu)。但是，對等離子噴涂參數(shù)調(diào)控在線飛行粒子熔化程度和受力狀態(tài)的影響作用的研究至今仍不深入。因此，本文通過CFD方法建立了一個涉及梯度超音速等離子體的流場模型，選用納米YSZ粉末作為噴涂原始粉末，系統(tǒng)地研究了在拉伐爾噴嘴結(jié)構(gòu)中不同參數(shù)下的等離子體射流特性，確定相應(yīng)粒子內(nèi)部的熔化和受力狀態(tài)，以期闡明噴涂參數(shù)—等離子體射流特性—粒子飛行性質(zhì)之間的內(nèi)在關(guān)系。

1 實驗設(shè)計與建立

1.1 模型建立及方法

首先，等離子體流場模型中涉及諸如流場、熱場和電磁場的方程，主要包括流體控制方程、Maxwell電磁場方程、粒子輸運方程等，本文選用非局域熱平衡的雙溫等離子體，并考慮了等離子體電離復(fù)合和化學(xué)反應(yīng)等。其次，進一步研究了飛行粒子與等離子體間的相互作用。其中，對于飛行粒子而言，主要受到氣流拖拽力、壓力梯度力和熱泳力等作用。最后，分析了單個飛行粒子撞擊基體前其內(nèi)部的熔化特性。針對上述三個部分的分析研究，將等離子體射流的影響與飛行粒子的熔化和受力狀態(tài)緊密結(jié)合，為涂層結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了理論指導(dǎo)。

在等離子噴涂過程中，等離子體的產(chǎn)生主要受電磁場的影響。噴嘴處的電磁場主要由陰、陽極固體的導(dǎo)電及電離后氣體的導(dǎo)電電離和運動產(chǎn)生。所涉及基本控制方程主要包括電流的連續(xù)性方程［26］：

等離子體磁場中的控制方程如下［26］：

式中：ρ 為電荷密度，C·m-3；為電流密度矢量，A·m-2；?為對矢量做偏導(dǎo)；為等離子體向量磁位；μ為等離子體介質(zhì)的導(dǎo)磁系數(shù)，μ = μrμo；ε為等離子體介質(zhì)的介電系數(shù)，ε = εrεo；φ 為電勢，V；為其他源項。

因此，電場與磁場的相互耦合關(guān)系可進一步通過Maxwell方程求解得出。通過理論計算得到了等離子體熱力學(xué)屬性和輸運系數(shù)。然而，在實際大氣等離子噴涂過程中會涉及不同組分氣體的混合，因此，為了減少計算所帶來的誤差，模型需要考慮Ar、Ar+、H、H2、H+等多組分的電離與復(fù)合反應(yīng)對等離子體熱力學(xué)屬性與輸運系數(shù)的影響。

當(dāng)電子能量分布符合Maxwell 能量分布時，可以從Boltzmann方程中得到電子和重粒子（分子、原子和粒子）的輸運方程［27］：

式中：f0(ε)為電子能量分布函數(shù)的0階項。其中，電子密度因子：

當(dāng)電子能量分布符合Maxwell 分布時，即f0(ε)= C0exp(- ε/Te)。等離子噴嘴內(nèi)的等離子體氣體中的電子遷移率和擴散率如下［28］：

在以上重粒子能量的驅(qū)動下，基于漂移通量守恒原理，可以得到離子的漂移速度和遷移率。因此，通過耦合并求解以上控制方程，構(gòu)建了基于等離子體電離與復(fù)合反應(yīng)的非化學(xué)平衡的等離子體流場模型。這一模型適用于計算和分析等離子噴嘴內(nèi)部復(fù)雜的物理化學(xué)過程，同時也為電弧與電極表面的相互作用提供理論支撐。

此外，對于等離子體性質(zhì)的計算，考慮到等離子噴嘴內(nèi)部的射流中心區(qū)和電弧產(chǎn)生區(qū)最高溫度可達到20 000 K 以上，再加上溫度對氣體的熱物理性質(zhì)影響顯著，例如密度、黏度、熱導(dǎo)率、比熱、熱焓值及電導(dǎo)率等。因此，分別采用理想氣體方程和Sutherland定律來計算氣體的密度與黏度，具體方程如下［28］：

式中：wm為分子量；A為常數(shù)，選取A=1.460 5×10-6；B為常數(shù)，選取B=112。

由于飛行粒子在射流中的蒸發(fā)與等離子體非連續(xù)效應(yīng)導(dǎo)致了等離子體和粒子之間的傳熱作用較為復(fù)雜。其中，飛行粒子內(nèi)部的熱傳導(dǎo)如下［29］：

式中：r為粒子徑向距離，m；H為熱焓值，J·kg-1；Kp為熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1。

飛行粒子在等離子體射流中受到的作用力主要為氣流拖拽力和自身重力，計算方程如下［29］：

式中：md為粒子的質(zhì)量，kg；υ 為粒子速度的矢量，m·s-1，υ = ui + νj + wk；CD為氣體的阻力系數(shù)；ρ 為粒子周圍氣體的密度，kg·m-3；U 為氣流的速度，m·s-1；Ad為粒子的迎風(fēng)面積，m2，Ad= πd24；g 為重力加速度的矢量，m·s-2。

當(dāng)粒子在空間的隨機位置分布服從高斯分布，則其概率分布函數(shù)為［28］：

式中：ηp，i為平均粒子的位置協(xié)方差；σijp為時間的函數(shù)，這一函數(shù)是為了確保上式中的空間分布隨時間變化。

選用商業(yè)CFD-ACE 軟件（ESI 公司，法國）并結(jié)合計算流體動力學(xué)方法建立等離子體流場及其與飛行粒子相互作用的三維模型。模擬計算中的噴涂參數(shù)基于噴涂試驗中的優(yōu)化參數(shù)（表1）。在單個粒子的熔化模型中，計算控制區(qū)域尺寸為120 μm×400 μm，此區(qū)域主要包括氣體和粒子。飛行粒子尺寸設(shè)定為40 μm，這可以更好地模擬整體粒子的平均熔化程度，呈現(xiàn)YSZ納米飛行粒子的內(nèi)部未熔化狀態(tài)。拉伐爾噴嘴模型結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。本研究中，拉伐爾噴嘴（一種收縮擴張型噴嘴）是典型的超音速等離子噴涂工藝使用的噴嘴。拉伐爾噴嘴結(jié)構(gòu)主要包含陰極、陽極、送粉口、主氣流道與出口大氣的主要組成部分。在拉伐爾噴嘴結(jié)構(gòu)中，噴嘴的陽極內(nèi)腔喉部直徑為4.9 mm，出口直徑為5.6 mm，送粉口沿中心軸線的水平方向的夾角為76°。

圖1 (a) 拉伐爾噴嘴網(wǎng)格劃分的模型結(jié)構(gòu)，(b) 拉伐爾噴嘴模型結(jié)構(gòu)Fig.1 (a) Computational model of plasma spraying with a de Laval nozzle, (b) In-flight particles simulation in the de Laval nozzle

表1 超音速等離子噴涂參數(shù)Table 1 Spray parameters of YSZ coatings

1.2 實驗設(shè)計及方法

試驗選用的原料粉末粒子為YSZ 納米粉末。在本試驗中，采用超音速等離子噴涂工藝（拉伐爾噴嘴結(jié)構(gòu)），具體的工藝參數(shù)見表1。從表1可以看出，噴涂參數(shù)N1～N4、噴涂的電流、電壓和二次氣體流量均逐步降低。其中，噴涂參數(shù)N1～N4的選取是基于本實驗室已建立的噴涂參數(shù)數(shù)據(jù)庫，在確保飛行粒子有效熔化的前提下，為研究噴涂參數(shù)對飛行粒子內(nèi)部熔化行為的影響，最終選取了噴涂試驗中的優(yōu)化參數(shù)N1～N4，即隨著噴涂功率的逐漸遞減，探究飛行粒子內(nèi)部的熔化行為。

2 結(jié)果與討論

2.1 等離子體射流特性與粒子飛行行為

2.1.1 噴涂參數(shù)對射流特性的影響

等離子體產(chǎn)生是在陰、陽極之間通上正負電，工作氣體進入噴嘴，陰、陽極間產(chǎn)生高溫壓縮電弧將工作氣體加速、加熱和電離，形成等離子體射流。原料粒子在高速高溫的等離子體射流中加速熔化，最終撞擊到基體上堆垛形成涂層。本試驗中，為防止噴涂過程中過熱，在陰、陽極周圍使用水冷卻。噴涂所用氣體為氬、氫混合氣體。通過對氬、氫混合氣體的比例調(diào)節(jié)來改變等離子體射流的導(dǎo)電率、導(dǎo)熱率及熱焓值，達到調(diào)節(jié)射流速度、溫度的數(shù)值分布，進而調(diào)控飛行粒子的飛行狀態(tài)，最終決定涂層的結(jié)構(gòu)和性能。表2 為CFD 模擬過程中YSZ 粒子的物理屬性參數(shù)。表3為拉伐爾結(jié)構(gòu)等離子噴嘴計算模擬條件及邊界條件設(shè)置。

表2 YSZ粒子的物理屬性參數(shù)[30]Table 2 Physical property parameters of YSZ particles[30]

表3 拉伐爾噴嘴計算模型條件設(shè)置[31]Table 3 De Laval nozzle calculation model conditionparameters[31]

為了比較不同噴涂參數(shù)下的射流特性和粒子飛行狀態(tài)，在拉伐爾噴嘴結(jié)構(gòu)的等離子噴涂工藝下使用YSZ納米結(jié)構(gòu)粉末進行試驗。

對于噴涂參數(shù)N1～N4（表1），模擬結(jié)果顯示的等離子體射流的速度、溫度分布見圖2；圖3 為不同噴涂參數(shù)下的拉伐爾等離子噴嘴產(chǎn)生的射流中心最高的速度、溫度。對于噴涂參數(shù)N1～N4，當(dāng)噴涂功率從71 kW 變化到36 kW，噴涂功率逐漸降低了49.2%，等離子體射流的最高速度從3 360 m·s-1降低到2 980 m·s-1，最高溫度從23 400 K 降低到18 600 K，即最高速度降低了8.5%，最高溫度降低了22.2%。

圖3 不同噴涂參數(shù)下的等離子體射流中心的速度、溫度最大值Fig.3 Maximum velocity and temperature of plasma jet center under different spraying parameters

不同工藝參數(shù)下拉伐爾噴嘴產(chǎn)生的等離子體射流的速度、溫度沿中心軸線分布曲線如圖4 所示。其中，陰極尖端作為初始零點位置。從圖4可知，當(dāng)噴涂工藝參數(shù)從N1 變化到N4，噴涂功率從71 kW降低到36 kW，等離子體噴嘴內(nèi)部射流的速度、溫度分布隨噴涂參數(shù)中電壓（U）、電流（I）、二次氣體流量（Flowing Gas Rate）的增加而提高。

圖4 不同噴涂參數(shù)下的等離子體射流的速度(a)和溫度(b)分布曲線Fig.4 Velocity (a) and temperature (b) distribution in plasma jet under different spraying parameters

2.1.2 等離子體射流與飛行粒子的傳熱傳質(zhì)過程

建立飛行粒子在超音速射流中的加速加熱模型時，粒子計算模型中大氣部分的寬度為200 mm，高度為70 mm。粒子在射流中主要受到氣流拖拽力、壓力梯度力和熱泳力作用。原料粒子的進入干擾了送粉口周圍氣流的穩(wěn)定性。噴嘴出口的高溫氣流高速涌入大氣中，由于大量空氣的卷入，氣流變形明顯，尤其是其尾部的變形。飛行粒子在內(nèi)送粉和強烈拖拽的氣流作用下，其飛行軌跡大部分集中在沿射流中心軸線的位置，這有利于粒子的加速和熔化。當(dāng)粒子進入射流時，粒子處于加熱加速的初始階段，伴隨著粒子的速度、溫度值逐漸升高；而當(dāng)噴涂距離在80 mm之后，飛行粒子的速度、溫度隨著飛行距離的增加而逐漸降低。

針對上述現(xiàn)象，提取出圖4 中的等離子體射流流場和飛行粒子的速度、溫度分布數(shù)值，對噴涂參數(shù)N1中的飛行粒子在不同噴涂距離時的平均速度、溫度及拖拽力的數(shù)值結(jié)果進行對比（圖5），氣流的速度、溫度隨噴涂距離的增加而逐漸降低，粒子的速度、溫度隨著噴涂距離的增加，呈現(xiàn)出先增加后降低的趨勢。粒子在不同的噴涂距離處的飛行狀態(tài)可以分為三個階段：一是加速飛行和高溫加熱熔化狀態(tài)；二是等速飛行和熔化狀態(tài)；三是減速飛行和降溫狀態(tài)。當(dāng)噴涂距離小于80 mm 時，等離子體射流的速度、溫度明顯高于飛行粒子的速度、溫度，飛行粒子被高溫高速的氣流加速且開始熔化（300～500 m·s-1，1 000～3 000 K）；當(dāng)噴涂距離范圍在80～100 mm 時（450～550 m·s-1，4 000～5 000 K），等離子體射流的速度、溫度與飛行粒子的速度、溫度相差不大，同時粒子的速度、溫度達到最大，基本維持在等速熔化的飛行狀態(tài)；當(dāng)噴涂距離大于100 mm時（350～450 m·s-1，4 000～2 000 K），氣流的速度、溫度低于飛行粒子的速度、溫度，此時氣流對飛行粒子起到阻礙飛行和冷卻的作用。

圖5 等離子體射流和粒子在不同距離時的平均速度(a)和溫度(b)Fig.5 Velocity (a) and temperature (b) distribution of plasma jet and in-flight particles at different spraying distances

噴涂參數(shù)為N1 時，單個飛行粒子的平均速度、溫度及拖拽力沿中心軸線變化的結(jié)果曲線如圖6所示。對于同一參數(shù)的飛行粒子，等離子體射流的速度場、溫度場與粒子的拖拽力沿中心軸線的趨勢一致。因此，射流的速度、溫度決定了粒子所受的拖拽力，并隨著粒子的平均速度、溫度先增加后降低（80～100 mm 為轉(zhuǎn)折點）。其中，初始階段達到拖拽力最大值，隨后其逐漸降低直至成為阻力。

圖6 飛行粒子在不同噴涂距離下平均速度、溫度及拖拽力Fig.6 Average velocities, temperatures, and drag forces of inflight particles at different spraying distances

圖7 為飛行粒子平均速度、溫度分布及拖拽力隨噴涂距離的變化曲線。對于噴涂參數(shù)N1～N4，飛行粒子在等離子體射流沿中心軸線處所受平均拖拽力逐漸降低，說明粒子在氣流中的加速與變形程度逐漸降低。整體上，在射流中心處的速度、溫度數(shù)值最高，拖拽力最大。其中，拖拽力為粒子飛行的推動力。隨著噴涂距離增加，等離子體射流的速度、溫度及拖拽力逐漸降低；特別地，當(dāng)噴涂距離大于100 mm，拖拽力由粒子飛行動力轉(zhuǎn)變?yōu)樽枇Α?/p>

圖7 飛行粒子平均速度(a)、溫度分布(b)及拖拽力(c)隨噴涂距離變化曲線Fig.7 Average velocity (a), temperature distributions (b), and drag force (c) of in-flight particles relative to spraying distance

表4、5 列出了關(guān)于飛行粒子速度、溫度的在線實測和模擬結(jié)果，兩種結(jié)果均代表了大量粒子在不同噴涂距離處的平均值。將在線實測結(jié)果與模擬結(jié)果對比可以發(fā)現(xiàn)，在線飛行粒子的速度、溫度的試驗實測值和模擬計算結(jié)果相對誤差均控制在15%以內(nèi)，表明模擬結(jié)果與試驗結(jié)果基本一致。由于目前對等離子體射流的速度、溫度場缺少精確的測量手段，因此，通過對比等離子體射流中飛行粒子的速度、溫度，間接驗證出所構(gòu)建的等離子體流場模型的準(zhǔn)確性。

表4 飛行粒子速度的平均監(jiān)測試驗結(jié)果與模擬結(jié)果的對比Table 4 Comparison of average monitoring and simulation results of velocities of in-flight particles

表5 飛行粒子溫度的平均監(jiān)測試驗結(jié)果與模擬結(jié)果的對比Table 5 Comparison of average monitoring and simulation results of temperatures of in-flight particles

2.2 飛行粒子熔化特性分析

在等離子噴涂中，粒徑是影響粒子飛行軌跡和熔化狀態(tài)的關(guān)鍵因素。對于等離子體射流中粒徑小于100 μm的粒子而言，拖拽力為其主要作用力。圖8為在線飛行粒子的熔化和受力示意圖。將熔融粒子表面到未熔區(qū)域圓心的直線距離中熔化部分的距離定義為dm，即飛行粒子內(nèi)部的熔化半徑。對于參數(shù)N1～N4，隨著粒子內(nèi)部熔化程度和粒子熔化半徑dm降低，拖拽力逐漸降低，且同一粒子在表面不同位置的dm數(shù)值不同，說明粒子發(fā)生了非均勻熔化。隨著噴涂功率降低（N1～N4），飛行粒子速度、溫度逐漸降低，拖拽力降低，粒子的不均勻熔化現(xiàn)象逐漸降低，甚至在N4參數(shù)下經(jīng)過噴涂的粒子有一部分存在僅外殼熔化，內(nèi)部基本存在大量未熔納米顆粒的現(xiàn)象，并且整體形貌基本保持原始粒子形貌的圓形形狀。

圖8 在線飛行粒子的熔化示意圖Fig.8 Schematic of melting state of in-flight particles

根據(jù)飛行粒子在等離子體射流中飛行狀態(tài)不同，粒子表面及內(nèi)部會發(fā)生不同程度的蒸發(fā)、熔化現(xiàn)象。因此，單個飛行粒子同時呈現(xiàn)三種狀態(tài)：粒子表面氣態(tài)部分，外部的熔融部分及內(nèi)部未熔化的固體部分。其中，粒子表面蒸發(fā)、熔化的邊界條件為［32］：

式中：rp為粒子半徑，m；kp為粒子熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；T為粒子溫度，K；?conv為熱對流傳速率，J·s-1；?vap為蒸發(fā)傳熱速率，J·s-1。同時，粒子內(nèi)部溫度主要受熱傳導(dǎo)控制。

由于粒子的熔化是固液界面推進的過程，當(dāng)粒子熔化時，在外殼熔融部分和內(nèi)部未熔部分的邊界處存在一個熔化界面，如圖8 所示。熱流方向是由熔化區(qū)傳向未熔區(qū)。根據(jù)熱力學(xué)第一定律，在界面處的熔化遵循以下公式［32］：

式中：rm為未熔固相的半徑，m；Lm為熔化潛熱，kJ·kg-1；r+m為液固界面固相側(cè)；為液固界面液相側(cè)。在計算加熱過程中，粒子的加熱與冷卻主要依靠與周圍等離子體之間的對流換熱，其中對流傳熱速率為［33］：

式中：Tc為粒子表面等離子體溫度，K；Ts為粒子表面溫度，K；h為粒子與周圍等離子體之間的對流換熱系數(shù)。

根據(jù)以上公式，之前研究中大多認為飛行粒子在等離子體射流中是等溫熔化。根據(jù)式（14）可以很好地預(yù)測粒子在流體中傳熱和拖拽力的關(guān)系［33］：

式中：Dc為無量綱的拖拽力；Nu為努賽爾數(shù)；Pr為普朗特常數(shù)；x為坐標(biāo)點上從停滯點沿著粒子表面向粒子兩側(cè)方向的位移；用Nu/Pr0.4來描述光滑球體的傳熱。從式（14）中可知，粒子的傳熱狀態(tài)和拖拽力成正比，即熔化程度高的粒子所受拖拽力較大。

在飛行粒子及周圍射流的速度、溫度場分布疊加的模擬計算結(jié)果基礎(chǔ)之上，對粒子的邊界層厚度和性質(zhì)進行了分析。首先，在粒子迎風(fēng)表面及氣流尾部一側(cè)的中心位置，形成了一個速度駐點，模擬結(jié)果顯示此處速度為0。燃燒粒子在前停滯點（粒子迎風(fēng)表面的速度駐點）附近區(qū)域形成典型的層流，并在分離點到粒子尾部形成了典型的尾流區(qū)。粒子不均勻熔化現(xiàn)象主要是由于粒子表面不同位置處的邊界層厚度和性質(zhì)不一樣，這直接導(dǎo)致了粒子不同部位的換熱系數(shù)不同。根據(jù)傳熱理論，粒子前停滯點處為溫度最高點，在粒子運動前方，層流區(qū)中的粒子邊界層厚度較薄，熱導(dǎo)率較高；相反，在粒子運動后方的尾流區(qū)中的粒子邊界層厚度較厚，熱導(dǎo)率較低。因此，相對于單個粒子，其表面和內(nèi)部的溫度從前停滯點處達到最高并且逐漸向兩邊遞減。根據(jù)模擬和試驗結(jié)果可知，粒子從前停滯點向兩邊的dmelted逐漸減小，粒子在等離子體射流中表現(xiàn)出非均勻熔化現(xiàn)象。同時，對于單個粒子而言，在拖拽力的作用下，已經(jīng)熔融的液相分布于粒子的運動前方，而未熔的固相部分由于慣性較大，分布于整個粒子的運動后方，同時，粒子周圍的等離子體射流的溫度也從前停滯點開始向兩端逐漸降低。

高阻熱、長壽命一直是YSZ熱障涂層的追求目標(biāo)。因其具有低熱導(dǎo)率、高抗熱沖擊性能，YSZ納米結(jié)構(gòu)熱障涂層仍是今后研究的熱點。本研究中所建立的等離子體流場數(shù)學(xué)模型及基于此基礎(chǔ)上分析的粒子熔化行為，通過調(diào)控噴涂參數(shù)，控制飛行粒子內(nèi)部的熔化行為，以期對涂層的內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)進行調(diào)控，可為納米涂層結(jié)構(gòu)的精確控制提供強有力的技術(shù)支撐，為未來噴涂生產(chǎn)所需的高性能納米TBCs結(jié)構(gòu)涂層的精確控制提供理論指導(dǎo)。

3 結(jié)語

本文基于CFD 建立了與超音速等離子噴涂（Supersonic AtmosphericPlasma Spraying，SAPS）相關(guān)的等離子體流場數(shù)學(xué)分析模型，深入研究了噴涂參數(shù)對等離子體射流特性的影響規(guī)律以及等離子體射流與YSZ 粒子之間的傳熱傳質(zhì)過程揭示了等離子噴涂參數(shù)—射流特性—飛行粒子熔化行為間的關(guān)系，結(jié)果表明：

1）對于噴涂參數(shù)N1～N4，當(dāng)噴涂功率下降了49.2%時，等離子體射流的最高速度、溫度分別降低了8.5%和22.2%；等離子體射流的速度、溫度隨噴涂電流、電壓、二次氣體流量的增加而提高，飛行粒子的速度、溫度也隨之提高；

2）整體上，在射流中心處的速度、溫度數(shù)值最高，拖拽力最大。其中，拖拽力為粒子飛行的推動力。隨著噴涂距離增加，等離子體射流的速度、溫度及拖拽力逐漸降低；特別地，當(dāng)噴涂距離大于100 mm，拖拽力由粒子飛行動力轉(zhuǎn)變?yōu)樽枇Γ?/p>

3）試驗結(jié)果與模擬計算結(jié)果相對誤差小于15%，這間接驗證了等離子體流場模型的準(zhǔn)確性；

4）入射粒子內(nèi)部的非均勻熔化主要是由于粒子表面不同位置處的邊界層厚度和性質(zhì)不同，這直接導(dǎo)致了飛行粒子在不同部位的換熱系數(shù)和拖拽力不同，入射粒子的熔化半徑從前停滯點處向兩邊逐漸減小。

作者貢獻聲明張蕾負責(zé)文章構(gòu)思，撰寫；陳洪勝負責(zé)工作支持；劉建和、楊佳斌、劉云龍、武晉德參與研究。