蘇宇航，溫禎洪，羅軍明，崔世宇

預(yù)熱溫度對(duì)機(jī)匣等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴(yán)涂層應(yīng)力場(chǎng)影響的數(shù)值模擬

蘇宇航，溫禎洪*，羅軍明，崔世宇

（南昌航空大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，南昌 330063）

為確定機(jī)匣等離子噴涂鋁硅涂層最佳預(yù)熱溫度，揭示不同預(yù)熱溫度對(duì)涂層殘余應(yīng)力的影響，優(yōu)化基體預(yù)熱溫度，降低由于過大的殘余應(yīng)力導(dǎo)致涂層剝落和失效的可能性，為實(shí)際生產(chǎn)提供指導(dǎo)?；跓釓椝苄杂邢拊碚摚褂肁NSYSWORKBENCH中穩(wěn)態(tài)熱和結(jié)構(gòu)應(yīng)力模塊，建立雙層等離子噴涂有限元模型。采用間接熱力耦合方法對(duì)不同預(yù)熱溫度下的機(jī)匣等離子噴涂溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行模擬，分析不同預(yù)熱溫度對(duì)面層/黏結(jié)層/基體系統(tǒng)溫度和應(yīng)力分布的影響，重點(diǎn)研究了預(yù)熱溫度為30、50、80、120、150、180、200 ℃時(shí)涂層的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分布。隨著基體預(yù)熱溫度的升高，基體和涂層的溫度梯度逐漸減小，面層等效應(yīng)力逐漸減小，最大等效應(yīng)力先減小后增大；軸環(huán)向應(yīng)力和軸軸向應(yīng)力分布及變化趨勢(shì)基本相同；與軸環(huán)向應(yīng)力和軸軸向應(yīng)力相比，基體預(yù)熱溫度的變化對(duì)軸徑向拉應(yīng)力、徑向壓應(yīng)力的影響更大。根據(jù)涂層的殘余應(yīng)力的分布和變化規(guī)律，等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴(yán)涂層時(shí)，基體預(yù)熱溫度應(yīng)控制在150 ℃。

鋁硅封嚴(yán)涂層；預(yù)熱溫度；應(yīng)力場(chǎng)；數(shù)值模擬

作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造的重要技術(shù)之一，采用等離子噴涂技術(shù)在壓氣機(jī)的機(jī)匣上制備封嚴(yán)涂層，改善機(jī)匣與葉片之間的密封性，減小間隙，提高熱效率，顯著提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能[1]。在材料和裝備領(lǐng)域，殘余應(yīng)力是各種加工使用過程中伴隨力或溫度或比容積等力學(xué)物理性能差異三大因素之一，或多個(gè)因素耦合而引起的彈/塑性變形不均勻性而產(chǎn)生的力學(xué)欠缺或缺陷，在物體內(nèi)部自相平衡的應(yīng)力狀態(tài)。哪里有彈/塑性變形不均勻性或不匹配，哪里就有殘余應(yīng)力存 在[2]。由于采用等離子噴涂作為機(jī)匣涂層噴涂技術(shù)，在噴涂過程中會(huì)出現(xiàn)急熱、驟冷現(xiàn)象，基體、黏結(jié)層和面層材料的熱物理性能之間通常存在差異，因此噴涂期間易對(duì)加工工件及涂層產(chǎn)生殘余應(yīng)力，而涂層殘余應(yīng)力是導(dǎo)致涂層開裂和剝落的主要原因之一，所以降低涂層殘余應(yīng)力是十分重要的。等離子噴涂前需要對(duì)基體進(jìn)行預(yù)熱處理，優(yōu)化基體的預(yù)熱溫度，能夠降低熔滴的冷卻速度，提高涂層整體溫度分布的均勻性，降低涂層的熱應(yīng)力，從而降低涂層殘余應(yīng)力[3]。因此，研究基體預(yù)熱溫度對(duì)涂層殘余應(yīng)力的影響具有重要意義。

由于熱噴涂過程中熔滴撞擊速度快、溫度高、凝固時(shí)間短，通過實(shí)驗(yàn)手段很難獲得噴涂過程中溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)數(shù)據(jù)，且實(shí)驗(yàn)受環(huán)境因素影響，偶然因素多，難以得到準(zhǔn)確的結(jié)果，所以為了準(zhǔn)確分析不同參數(shù)的影響同時(shí)避免實(shí)際中大量的實(shí)驗(yàn)工作，本研究采用數(shù)值模擬方法，模擬不同預(yù)熱溫度對(duì)涂層殘余應(yīng)力的影響，得出的結(jié)果對(duì)涂層制備具有指導(dǎo)意義。

近年來，關(guān)于涂層應(yīng)力場(chǎng)數(shù)值模擬的研究已有階段性進(jìn)展。Pang等[4]使用ANSYS研究了等離子噴涂Mo/8YSZ梯度功能熱障涂層在不同預(yù)熱溫度下涂層殘余應(yīng)力的影響，研究表明隨著基體預(yù)熱溫度的提高，涂層軸向殘余拉應(yīng)力分布范圍增大，軸向殘余壓應(yīng)力分布范圍逐漸減小，基體的徑向殘余拉應(yīng)力最大值、徑向殘余壓應(yīng)力最大值和軸向殘余壓應(yīng)力最大值增大，但基體的軸向殘余拉應(yīng)力最大值呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。Liu等[5]提出了一種動(dòng)態(tài)預(yù)熱方法，即在移動(dòng)熔池前增加一個(gè)熱源來局部加熱，建立三維有限元模型，研究了動(dòng)態(tài)預(yù)熱對(duì)多軌跡多層激光熔覆的影響，結(jié)果表明，動(dòng)態(tài)預(yù)熱可以使各層溫度梯度顯著減小，冷卻速率顯著降低。Deng等[6]用等離子噴涂設(shè)備，在不同溫度下在鉻鎳鐵合金表面制備了釔穩(wěn)定氧化鋯涂層，研究了基體預(yù)熱溫度對(duì)涂層顯微組織和力學(xué)性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)基體預(yù)熱溫度為800 ℃時(shí)，涂層的硬度、韌性、界面結(jié)合強(qiáng)度和抗氣蝕性最佳。Sadhu等[7]研究了基體預(yù)熱溫度對(duì)鉻鎳鐵合金718直接激光沉積NiCrSiBC-60%WC陶瓷涂層裂紋緩解的影響，研究表明通過改變掃描速度來改變冷卻速度并不能緩解裂紋，為了降低冷卻速度和溫度梯度只能采用不同的基體預(yù)熱溫度。Xie等[8]、Yu等[9]討論了預(yù)熱溫度對(duì)噴涂顆粒黏附強(qiáng)度和變形行為的影響，結(jié)果表明，使用預(yù)熱顆?？梢垣@得較強(qiáng)的黏附強(qiáng)度。但當(dāng)顆粒預(yù)熱溫度過高時(shí)，顆粒的黏附強(qiáng)度降低。Rezvani等[10]、侯平均等[11]建立了具有真實(shí)粗糙度和真實(shí)孔隙率的有限元模型，考慮了黏結(jié)層和面層的沉積過程，更貼合實(shí)際地研究了預(yù)熱溫度對(duì)殘余應(yīng)力的影響。

有限元模擬作為一種有效的科學(xué)研究方法，可以高效、準(zhǔn)確地獲得計(jì)算對(duì)象的應(yīng)力分布，近年來被熱噴涂領(lǐng)域的研究學(xué)者廣泛應(yīng)用，然而目前針對(duì)等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴(yán)涂層的預(yù)熱處理對(duì)涂層殘余應(yīng)力影響的數(shù)值模擬未見報(bào)道。為了揭示不同預(yù)熱溫度對(duì)涂層殘余應(yīng)力的影響，確定等離子噴涂鋁硅涂層的最佳預(yù)熱溫度，本研究基于ANSYSWORKBENCH[12]有限元分析，以航空發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)匣涂層為研究對(duì)象，建立涂層增層力學(xué)模型，對(duì)不同預(yù)熱溫度下等離子噴涂鋁硅涂層進(jìn)行熱力耦合模擬[13-14]，計(jì)算涂層溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)的變化情況。采用數(shù)值模擬研究預(yù)熱溫度對(duì)基體和涂層溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的影響，為實(shí)際涂層制備工藝優(yōu)化提供參考數(shù)據(jù)。

1 研究方法

1.1 數(shù)學(xué)模型建立

因基體溫度不同時(shí)，面層/黏結(jié)層/基體系統(tǒng)的應(yīng)力狀態(tài)不同，總有一個(gè)最佳基體溫度使面層/黏結(jié)層/基體系統(tǒng)的總殘余應(yīng)力最小。系統(tǒng)的總殘余應(yīng)力由淬火應(yīng)力、溫升殘余應(yīng)力和噴射沖擊殘余應(yīng)力構(gòu)成。等離子噴涂過程中，噴涂顆粒被高溫等離子射流加熱至熔融或半熔融狀態(tài)，并以高速撞擊基體或沉積在涂層的上表面，與基體或沉積的層狀結(jié)構(gòu)相比，熔滴的溫度更高，在溫差的作用下，熔滴會(huì)凝結(jié)收縮，但由于基體或?qū)訝罱Y(jié)構(gòu)的約束，熔滴的收縮不能自由發(fā)生，這種由于淬火效應(yīng)而產(chǎn)生的殘余應(yīng)力稱為“淬火應(yīng)力”。當(dāng)基體溫度改變時(shí)，淬火應(yīng)力和溫升殘余應(yīng)力受影響最大，由表達(dá)式（1）中可以看出：

因此，系統(tǒng)的總殘余應(yīng)力為：

1.2 熱彈塑性有限元理論

在等離子噴涂過程中，基體與高溫等離子射流相互作用時(shí)，粉末顆粒與基體的撞擊會(huì)產(chǎn)生彈性變形和塑性變形。材料的熱彈塑性增量本構(gòu)方程為：

1.3 有限元模型建立及邊界條件確定

1.3.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

本文模擬在材料為0Cr16Ni4Cu3Nb的機(jī)匣基體上噴涂制備鋁硅涂層。建立的模型以飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)匣[19]為原型并加以簡(jiǎn)化如圖1所示，基體是高度為100 mm、外徑為227 mm、厚度為3.5 mm的空心圓柱體。涂層位于圓柱形基體的中間內(nèi)壁，黏結(jié)層和面層寬度均為20 mm，厚度分別為0.15 mm和1.2 mm。

網(wǎng)格劃分的目的在于將求解區(qū)域分解成合適數(shù)量的離散單元以便得到較為精確的結(jié)果。因?yàn)榈入x子噴涂過程是一個(gè)急熱驟冷的過程，其噴涂區(qū)域溫度梯度變化很大，所以在中間內(nèi)壁處網(wǎng)格劃分一般選用密集網(wǎng)格，而遠(yuǎn)離噴涂處的區(qū)域采用相對(duì)稀疏的網(wǎng)格，可以精確噴涂區(qū)域的計(jì)算和減少計(jì)算時(shí)間[20]。為了避免盲目性，對(duì)涂層部分的網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置了5組比較試驗(yàn)，以比較單元數(shù)、操作時(shí)間和計(jì)算結(jié)果，如表1所示。通過比較，可以得出結(jié)論：1）隨著單元數(shù)的增加，得到的應(yīng)力值趨于穩(wěn)定，但網(wǎng)格越細(xì)，可能不會(huì)更準(zhǔn)確；2）隨著單元數(shù)的增加，計(jì)算機(jī)CPU的計(jì)算時(shí)間也會(huì)增加；3）通過比較5組參數(shù)的計(jì)算結(jié)果，最優(yōu)網(wǎng)格參數(shù)為1.25 mm，模型計(jì)算時(shí)間更短，網(wǎng)格數(shù)計(jì)算結(jié)果更準(zhǔn)確。最終網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1所示，共有124 558個(gè)節(jié)點(diǎn)和27 805個(gè)單元。圖1c為網(wǎng)格質(zhì)量衡量指標(biāo)，可以看出對(duì)涂層部分的網(wǎng)格加密后，平均質(zhì)量為0.827，網(wǎng)格質(zhì)量在0.9～0.99范圍內(nèi)的單元數(shù)量占65%。

圖1 網(wǎng)格劃分示意圖

Fig.1 Schematic diagram of grid division: a) front view of the model; b) sectional view of the model; c) element metrics

表1 5組網(wǎng)格參數(shù)及對(duì)比結(jié)果

Tab.1 Comparison results of five groups of grid parameters

1.3.2 材料參數(shù)的設(shè)定

模擬噴涂的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)必須確定材料的密度、楊氏模量、泊松比、比熱容、熱膨脹系數(shù)和導(dǎo)熱率，考慮了材料的熱物理性能參數(shù)隨溫度的變化，見表2～4。

1.3.3 物理模型和邊界條件

由于機(jī)匣等離子噴涂過程涉及多種瞬態(tài)效應(yīng)，與諸多因素密切相關(guān)，例如熔滴沉積[24]、隨溫度變化的熱物性參數(shù)[25]和涂層系統(tǒng)的缺陷[26]等。為簡(jiǎn)化研究不同預(yù)熱溫度對(duì)噴涂過程的影響，對(duì)該等離子噴涂模型作如下假設(shè)：1）預(yù)熱溫度和涂層溫度狀態(tài)都是穩(wěn)態(tài)[27]，模擬噴涂結(jié)束后基體/涂層系統(tǒng)的應(yīng)力狀態(tài)；2）層與層間的界面處結(jié)合光滑且牢固；3）忽略涂層內(nèi)部孔隙；4）不考慮熱流密度、掃描速度等噴涂工藝參數(shù)[28]對(duì)涂層溫度的影響。

基體的初始預(yù)熱溫度分別設(shè)為30、50、80、120、150、180、200 ℃，涂層溫度設(shè)為350 ℃，周圍環(huán)境溫度為22 ℃，不考慮輻射和對(duì)流的影響。噴涂開始前，工件垂直放置在工作平臺(tái)上，因此工件模型的底面是固定的，整個(gè)組件處于無應(yīng)力初始狀態(tài)。

表2 基體0Cr16Ni4Cu3Nb熱物理性能參數(shù)[21]

Tab.2 Performance parameters of substrate[21]

表3 黏結(jié)層Ni-Al5%熱物理性能參數(shù)[22]

Tab.3 Performance parameters of bond layer[22]

續(xù)表3

表4 面層Al-Si12%熱物理性能參數(shù)[23]

Tab.4 Performance parameters of top layer[23]

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1 不同預(yù)熱溫度下涂層溫度場(chǎng)模擬結(jié)果及分析

利用Temperature命令[29]施加溫度載荷，求解出溫度場(chǎng)如圖2～8所示（圖中溫度單位為℃）。當(dāng)預(yù)熱溫度從30 ℃提高到200 ℃時(shí)，基體與涂層界面的平均溫度從47.78 ℃上升到208.33 ℃，通過對(duì)7組不同預(yù)熱溫度下得到的溫度場(chǎng)云圖進(jìn)行觀察比較，可以發(fā)現(xiàn)基體與面層間存在熱傳導(dǎo)，在基體預(yù)熱溫度逐漸提高、涂層溫度不變的情況下，基體和涂層間的溫度梯度逐漸減小，基體與涂層結(jié)合界面處的溫度逐漸提高，且基體與涂層間的溫度分布規(guī)律大致相同，即離涂層表面越遠(yuǎn)，溫度越低。

圖2 預(yù)熱溫度為30 ℃下的溫度場(chǎng)

圖3 預(yù)熱溫度為50 ℃下的溫度場(chǎng)

圖4 預(yù)熱溫度為80 ℃下的溫度場(chǎng)

圖5 預(yù)熱溫度為120℃下的溫度場(chǎng)

圖7 預(yù)熱溫度為180 ℃下的溫度場(chǎng)

圖8 預(yù)熱溫度為200 ℃下的溫度場(chǎng)

2.2 不同預(yù)熱溫度下涂層應(yīng)力場(chǎng)模擬結(jié)果及分析

采用間接耦合法，將所求得的所有節(jié)點(diǎn)溫度作為載荷施加到結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析中[30]，在理論上假定基體/涂層應(yīng)力場(chǎng)服從馮·米塞斯（Von-Mises）屈服準(zhǔn)則[31]，求出等效應(yīng)力場(chǎng)（Equivalent Stress），依據(jù)如圖9所示的柱坐標(biāo)系，插入正應(yīng)力（Normal Stress）[32]命令，得到沿軸徑向應(yīng)力、軸環(huán)向應(yīng)力、軸軸向應(yīng)力云圖（圖中應(yīng)力單位為MPa，正值為拉應(yīng)力，負(fù)值為壓應(yīng)力）。

圖10為預(yù)熱溫度為30 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖。從圖10a中可以看出預(yù)熱溫度為30 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力位于面層表面，達(dá)到576.66 MPa，應(yīng)力值由面層表面向基體方向遞減，基體和黏結(jié)層內(nèi)等效應(yīng)力值處于較低水平；從圖10b中可以看出沿軸徑向方向，基體處于拉應(yīng)力狀態(tài)，黏結(jié)層和面層呈現(xiàn)為涂層中間為拉應(yīng)力狀態(tài)，涂層兩側(cè)邊緣部分為壓應(yīng)力狀態(tài)，且最大壓應(yīng)力位于黏結(jié)層與面層結(jié)合邊緣處達(dá)到328.55 MPa；從圖10c中可以看出，沿軸環(huán)向方向，最大拉應(yīng)力位于基體處達(dá)到65.212 MPa，黏結(jié)層中間部分處于拉應(yīng)力狀態(tài)，黏結(jié)層邊緣部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)，面層部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)且最大壓應(yīng)力位于面層表面達(dá)到608.2 MPa，壓應(yīng)力呈現(xiàn)由面層中間向邊緣兩側(cè)遞減的規(guī)律，距離面層越遠(yuǎn)，壓應(yīng)力越小的規(guī)律；從圖10d中可以看出，沿軸軸向方向，拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處達(dá)到229.53 MPa，且應(yīng)力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達(dá)基體表面時(shí)應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)，到達(dá)面層表面時(shí)達(dá)到最大壓應(yīng)力為540.92 MPa。

圖9 幾何模型的柱坐標(biāo)系

圖11為預(yù)熱溫度為50 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖。從圖11a中可以看出，預(yù)熱溫度為50 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力位于面層表面，達(dá)到555.74 MPa；從圖11b中可以看出，沿軸徑向方向，基體處于拉應(yīng)力狀態(tài)，最大拉應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合界面處達(dá)到146.11 MPa，最大壓應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處達(dá)到317.15 MPa；從圖11c中可以看出，沿軸環(huán)向方向，最大拉應(yīng)力位于基體處達(dá)到66.093 MPa，涂層部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)且最大壓應(yīng)力位于面層表面達(dá)到586.94 MPa，與預(yù)熱溫度為30 ℃時(shí)不同的是此時(shí)黏結(jié)層也為壓應(yīng)力狀態(tài)；從圖11d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處達(dá)到230 MPa，且應(yīng)力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達(dá)基體表面時(shí)應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)，到達(dá)面層表面時(shí)達(dá)到最大壓應(yīng)力為519.73 MPa。

圖12為預(yù)熱溫度為80 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖。從圖12a中可以看出，在預(yù)熱溫度為80 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力位于面層表面，達(dá)到524.62 MPa；從圖12b中可以看出，沿軸徑向方向，基體和部分涂層部位處于壓應(yīng)力狀態(tài)且應(yīng)力分布均勻，最大拉應(yīng)力位于黏結(jié)層和面層結(jié)合界面處達(dá)到140.53 MPa，最大壓應(yīng)力位于黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處達(dá)到339.15 MPa；從圖12c中可以看出，沿軸環(huán)向方向，最大拉應(yīng)力位于基體處達(dá)到67.416 MPa，涂層部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)且最大壓應(yīng)力位于面層表面達(dá)到555.35 MPa；從圖12d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處達(dá)到230.7 MPa，且應(yīng)力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達(dá)基體表面時(shí)應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)，到達(dá)面層表面時(shí)達(dá)到最大壓應(yīng)力為487.93 MPa。

圖10 預(yù)熱溫度為30 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖11 預(yù)熱溫度為50 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖12 預(yù)熱溫度為80 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖13為預(yù)熱溫度為120 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖。從圖13a中可以看出，在預(yù)熱溫度為120 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力位于面層表面，達(dá)到483.5 MPa；從圖13b中可以看出，沿軸徑向方向，基體處于低水平拉應(yīng)力狀態(tài)，最大拉應(yīng)力位于黏結(jié)層和面層結(jié)合界面處達(dá)到133.08 MPa，最大壓應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處達(dá)到485.58 MPa；從圖13c中可以看出，沿軸環(huán)向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體內(nèi)部達(dá)到69.179 MPa，基體部分表面呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài)，涂層部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)且最大壓應(yīng)力位于面層表面達(dá)到515.08 MPa；從圖13d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處達(dá)到232.16 MPa，應(yīng)力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達(dá)基體表面時(shí)應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)，到達(dá)面層表面時(shí)達(dá)到最大壓應(yīng)力為445.54 MPa。

圖14為預(yù)熱溫度為150 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖。從圖14a中可以看出，在預(yù)熱溫度為150 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力依舊集中在面層表面達(dá)到453.09 MPa；從圖14b中可以看出，沿軸徑向方向，基體和部分面層部位處于拉應(yīng)力狀態(tài)且應(yīng)力分布均勻，最大拉應(yīng)力位于黏結(jié)層和面層結(jié)合界面處達(dá)到127.5 MPa，最大壓應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處達(dá)到598.53 MPa；從圖14c中可以看出，沿軸環(huán)向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體內(nèi)部達(dá)到70.502 MPa，基體部分表面呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài)，涂層部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)且最大壓應(yīng)力位于面層表面達(dá)到484.88 MPa；從圖14d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處達(dá)到233.69 MPa，應(yīng)力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達(dá)基體表面時(shí)應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)，到達(dá)面層表面時(shí)達(dá)到最大壓應(yīng)力為413.92 MPa。

圖15為預(yù)熱溫度為180 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖。從圖15a中可以看出，在預(yù)熱溫度為180 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力分布相較于之前有了顯著變化，位于黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處，達(dá)到479.76 MPa，面層表面應(yīng)力約為411.28 MPa；從圖15b中可以看出，沿軸徑向方向，基體和部分涂層部位處于拉應(yīng)力狀態(tài)且應(yīng)力分布均勻，最大拉應(yīng)力位于黏結(jié)層和面層結(jié)合界面處達(dá)到121.91 MPa，最大壓應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處達(dá)到711.47 MPa；從圖15c中可以看出，沿軸環(huán)向方向，涂層部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)且最大壓應(yīng)力位于面層表面達(dá)到481.85 MPa，最大拉應(yīng)力集中在基體內(nèi)部達(dá)到71.824 MPa，基體部分表面呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài)；從圖15d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處達(dá)到235.32 MPa，應(yīng)力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達(dá)基體表面時(shí)應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)，到達(dá)黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處時(shí)達(dá)到最大壓應(yīng)力為475.84 MPa，面層表面應(yīng)力值約為396.82 MPa。

圖13 預(yù)熱溫度為120 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖14 預(yù)熱溫度為150 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖15 預(yù)熱溫度為180 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖16為預(yù)熱溫度為200 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖。從圖16a中可以看出，在預(yù)熱溫度為200 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力分布相較于之前有了顯著變化，位于黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處，達(dá)到515.84 MPa，面層表面應(yīng)力約為458.58 MPa；從圖16b中可以看出，沿軸徑向方向，基體和部分涂層部位處于拉應(yīng)力狀態(tài)且應(yīng)力分布均勻，最大拉應(yīng)力位于黏結(jié)層和面層結(jié)合界面處達(dá)到118.19 MPa，最大壓應(yīng)力始終集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處達(dá)到786.77 MPa；從圖16c中可以看出，沿軸環(huán)向方向，涂層部分處于壓應(yīng)力狀態(tài)且最大壓應(yīng)力分布相較于之前有了顯著變化，位于黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處達(dá)到544.99 MPa，最大拉應(yīng)力始終集中在基體處達(dá)到72.706 MPa；從圖16d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處達(dá)到236.4 MPa，應(yīng)力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達(dá)基體表面時(shí)應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)，到達(dá)黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處時(shí)達(dá)到最大壓應(yīng)力為539.47 MPa，面層表面應(yīng)力值約為453.27 MPa。

首先，以各預(yù)熱溫度下的等效應(yīng)力為研究對(duì)象，當(dāng)基體進(jìn)行30 ℃預(yù)熱處理時(shí)，最大等效應(yīng)力位于面層表面，隨著基體預(yù)熱溫度的升高，面層表面最大等效應(yīng)力分布范圍逐漸減小，面層表面處應(yīng)力值逐漸降低，當(dāng)預(yù)熱溫度到達(dá)150 ℃以上時(shí)，最大等效應(yīng)力分布從面層表面轉(zhuǎn)移到黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處；隨著基體預(yù)熱溫度升高，最大等效應(yīng)力分布改變，數(shù)值變化趨勢(shì)為先減小后增大。圖17為在基體的不同預(yù)熱溫度下基體/黏結(jié)層/面層最大等效應(yīng)力值，當(dāng)預(yù)熱溫度從30 ℃提高到200 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力值從576.66 MPa下降到453.09 MPa再上升到515.84 MPa；黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處最大等效應(yīng)力值從220.58 MPa上升到515.84 MPa；面層表面處的等效應(yīng)力值從576.66 MPa下降到390.53 MPa。最大等效應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處有可能使其結(jié)合界面處萌生裂紋，并沿著界面或者平行于界面擴(kuò)展，致使涂層分層或者翹曲失效[33]。為了更直觀、清晰地對(duì)結(jié)果進(jìn)行比較分析，將不同預(yù)預(yù)熱溫度下的最大等效應(yīng)力值、分布位置列出，如表5所示。從表5中可以看出，最大等效應(yīng)力在預(yù)熱溫度為150 ℃時(shí)取得最小值，預(yù)熱溫度低于150 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力隨預(yù)熱溫度升高而減小，應(yīng)力集中部位位于面層表面；預(yù)熱溫度高于150 ℃時(shí)，應(yīng)力值增加，應(yīng)力集中部位轉(zhuǎn)移到黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處。由此可以說明，預(yù)熱溫度在150 ℃時(shí)，基體/黏結(jié)層/面層系統(tǒng)等效應(yīng)力值較小。

圖16 預(yù)熱溫度為200 ℃下的應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖17 不同預(yù)熱溫度下基體/黏結(jié)層/面層最大等效應(yīng)力值

以各預(yù)熱溫度下的軸徑向應(yīng)力為研究對(duì)象，由于徑向應(yīng)力是沿著半徑方向的應(yīng)力，故選取由面層上一點(diǎn)到基體上一點(diǎn)的連線為路徑如圖18所示，插入正應(yīng)力（Normal Stress）命令，得到圖19為不同預(yù)熱溫度下路徑的徑向應(yīng)力分布圖（圖中的正值是拉伸應(yīng)力，負(fù)值是壓縮應(yīng)力）。為了降低涂層剝離失效的概率，必須確保在涂層邊緣的厚度方向上只有單一形式的殘余應(yīng)力。以0～1.35 mm的路徑范圍為研究對(duì)象，當(dāng)基體預(yù)熱溫度為150～200 ℃時(shí)，路徑范圍內(nèi)僅存壓應(yīng)力，其他溫度條件下，該路徑范圍內(nèi)拉應(yīng)力和壓應(yīng)力均存在。與路徑的其他區(qū)域相比，在1.1～1.3 mm的路徑范圍內(nèi)存在較大的應(yīng)力突變，以1.1 mm和 1.3 mm對(duì)應(yīng)的曲線上的應(yīng)力值為兩個(gè)端點(diǎn)（圖19中紅色虛線部分），用兩個(gè)端點(diǎn)連接的線段的斜率來表示路徑上徑向應(yīng)力的突變。據(jù)計(jì)算，不同基體預(yù)熱溫度下的應(yīng)力突變幅度和突變量如表6所示。當(dāng)基體預(yù)熱溫度為150 ℃時(shí)，應(yīng)力突變幅度為?1 646.45 mpa/mm，應(yīng)力突變值為?329.29 mpa；當(dāng)基體預(yù)熱溫度為180 ℃時(shí)，應(yīng)力突變幅度為?2 246.05 mpa/mm，應(yīng)力突變值為?449.21 mpa；當(dāng)基體預(yù)熱溫度為200 ℃時(shí)，應(yīng)力突變幅度為?2 645.75 mpa/mm，應(yīng)力突變值為?529.15 mpa。與其他預(yù)熱溫度相比，當(dāng)基體預(yù)熱溫度為150 ℃，涂層厚度方向的徑向應(yīng)力突變最小。綜上所述，當(dāng)基體預(yù)熱溫度為150 ℃時(shí)，涂層厚度方向的徑向殘余應(yīng)力分布更加合理。

表5 最大等效應(yīng)力及分布位置

Tab.5 Maximum equivalent stress and distribution position

note: S is the substrate, B is the bonding layer, T is the surface of the surface layer, and B/T is the bonding edge between the bonding layer and the surface layer.

以各預(yù)熱溫度下軸環(huán)向應(yīng)力[34]為研究對(duì)象，當(dāng)基體進(jìn)行30 ℃預(yù)熱處理時(shí)，基體處于拉應(yīng)力狀態(tài)，最大拉應(yīng)力位于基體和部分黏結(jié)層處，黏結(jié)層邊緣和面層處于壓應(yīng)力狀態(tài)，最大壓應(yīng)力位于面層表面；隨著基體預(yù)熱溫度的升高，基體始終處于拉應(yīng)力狀態(tài)，拉應(yīng)力集中范圍呈現(xiàn)先減小后增大；當(dāng)基體預(yù)熱溫度達(dá)到180 ℃時(shí)，最大拉應(yīng)力始終位于基體內(nèi)部，最大壓應(yīng)力由面層表面轉(zhuǎn)移至黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處，且最大壓應(yīng)力值呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。圖20為在基體不同預(yù)熱溫度下最大軸環(huán)向應(yīng)力值（圖中正值為拉應(yīng)力，負(fù)值為壓應(yīng)力），當(dāng)預(yù)熱溫度從30 ℃提高到200 ℃時(shí)，軸環(huán)向拉應(yīng)力由65.212 MPa上升到72.706 MPa；軸環(huán)向壓應(yīng)力由608.2 MPa下降到481.85 MPa再上升到544.99 MPa。為了更直觀、清晰地對(duì)結(jié)果進(jìn)行比較分析，將不同預(yù)熱溫度下的軸環(huán)向最大拉應(yīng)力值、最大壓應(yīng)力值和應(yīng)力集中部位列出，如表7所示。環(huán)向應(yīng)力是環(huán)繞著筒體方向，圓周切線方向的力，這種環(huán)向邊緣拉應(yīng)力和界面壓應(yīng)力會(huì)使界面邊緣的微裂紋向界面中心區(qū)域擴(kuò)展，最終導(dǎo)致涂層的分離失效[35]。從表7中可以看出，當(dāng)預(yù)熱溫度為150～180 ℃時(shí)，軸環(huán)向應(yīng)力取得較低水平拉應(yīng)力和壓應(yīng)力；處于面層表面的壓應(yīng)力容易引發(fā)涂層彎曲變形，最大壓應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處容易使涂層間產(chǎn)生間隙導(dǎo)致涂層分離，因此，綜合應(yīng)力大小和應(yīng)力分布兩個(gè)因素來看，預(yù)熱溫度在150 ℃到180 ℃范圍內(nèi)時(shí)，涂層失效幾率最小。

圖18 面層到基體的路徑示意圖（圖中1為起始點(diǎn)，2為終點(diǎn)）

圖19 不同預(yù)熱溫度下該路徑的徑向應(yīng)力分布圖

表6 預(yù)熱溫度120～200 ℃時(shí)軸徑向應(yīng)力突變

Tab.6 Sudden changes in axial residual stress of the path at a preheating temperature of 120 to 200 ℃

圖20 基體不同預(yù)熱溫度下最大y軸環(huán)向應(yīng)力值

表7軸環(huán)向最大拉應(yīng)力/壓應(yīng)力及分布位置

Tab.7 Maximum tensile stress/compressive stress and distribution position in y-axis circumferential direction at different preheating temperatures of substrate

note: S is the matrix, S/B is the interface between the matrix and the bonding layer, B is the bonding layer, T is the surface of the surface layer, and B/T is the bonding edge between the bonding layer and the surface layer.

以各預(yù)熱溫度下軸軸向應(yīng)力為研究對(duì)象，當(dāng)基體進(jìn)行30 ℃預(yù)熱處理時(shí)，最大拉應(yīng)力集中在基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處，最大壓應(yīng)力集中在面層表面；隨著預(yù)熱溫度的升高，位于基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處的拉應(yīng)力集中范圍逐漸增大；當(dāng)基體預(yù)熱溫度達(dá)到180 ℃時(shí)，最大壓應(yīng)力由面層表面逐漸轉(zhuǎn)移到黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處，基體和黏結(jié)層結(jié)合界面處始終處于拉應(yīng)力狀態(tài)。圖21為在基體不同預(yù)熱溫度下最大軸軸向應(yīng)力值（圖中正值為拉應(yīng)力，負(fù)值為壓應(yīng)力），當(dāng)預(yù)熱溫度從30 ℃提高到200 ℃時(shí)，軸軸向最大拉應(yīng)力由229.53 MPa上升到236.4 MPa；軸軸向最大壓應(yīng)力由?540.92 MPa下降到?413.92 MPa再上升到?539.47MPa。為了更直觀、清晰地對(duì)結(jié)果進(jìn)行比較分析，將不同預(yù)預(yù)熱溫度下的軸軸向最大拉應(yīng)力值、最大壓應(yīng)力值和應(yīng)力集中部位列出，如表8所示。軸向應(yīng)力是垂直于涂層噴涂方向的縱向應(yīng)力，這種軸向邊緣拉應(yīng)力和界面壓應(yīng)力會(huì)使界面邊緣的微裂紋向界面中心區(qū)域擴(kuò)展，最終導(dǎo)致涂層的分離失效。從表8中可以看出，當(dāng)預(yù)熱溫度為150 ℃時(shí)，軸軸向應(yīng)力取得最小壓應(yīng)力；處于面層表面的壓應(yīng)力容易引發(fā)涂層彎曲變形，最大壓應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層結(jié)合邊緣處容易使涂層間產(chǎn)生間隙導(dǎo)致涂層分離，因此，綜合應(yīng)力大小和應(yīng)力分布兩個(gè)因素來看，預(yù)熱溫度在150 ℃時(shí)，涂層失效幾率最小。

圖21 基體不同預(yù)熱溫度下最大z軸軸向力值

表8軸軸向最大拉應(yīng)力/壓應(yīng)力及分布位置

Tab.8 Maximum tensile stress/compressive stress and distribution position in z-axis direction at different preheating temperatures of substrate

note: S/B is the interface between the substrate and the bonding layer, T is the surface of the surface layer, and B/T is the bonding edge between the bonding layer and the surface layer.

3 結(jié)論

1）隨著基體預(yù)熱溫度的升高，基體和涂層的溫度梯度逐漸減??；最大等效應(yīng)力值以預(yù)熱溫度150 ℃為界限先減小后增大，當(dāng)預(yù)熱溫度小于150 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力集中在面層表面；當(dāng)預(yù)熱溫度大于150 ℃時(shí)，最大等效應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層的結(jié)合邊緣。

2）隨著基體預(yù)熱溫度的升高，軸環(huán)向應(yīng)力和軸軸向應(yīng)力分布及變化趨勢(shì)基本相同，最大拉應(yīng)力變化不大，最大壓應(yīng)力值以預(yù)熱溫度150 ℃為界限先減小后增大，當(dāng)預(yù)熱溫度小于150 ℃時(shí)，最大壓應(yīng)力集中在面層表面；當(dāng)預(yù)熱溫度大于150 ℃時(shí)，最大壓應(yīng)力集中在黏結(jié)層和面層的結(jié)合邊緣。

3）與軸環(huán)向應(yīng)力和軸軸向應(yīng)力相比，基體預(yù)熱溫度的變化對(duì)軸徑向殘余拉應(yīng)力、徑向殘余壓應(yīng)力的分布位置影響更大。

4）根據(jù)涂層的殘余應(yīng)力的數(shù)值和分布位置的變化，基體預(yù)熱溫度應(yīng)控制在150 ℃。

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Effect of Substrate Preheating Temperature on Residual Stress of Aluminum-Silicon Abrasion-Sealing Coatings by Plasma Spraying

,*,,

(School of Material Science and Engineering, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063, china)

As a wearable sealing coating, the Al-Si alloy coating has the advantages of low surface roughness, no chipping during coating operation, and the more polished the coating is, the smoother it will become. However, there are few reports on the finite element analysis of the Al-Si alloy sealing coating. Al-Si sealing coatings of the cartridge receiver are sprayed by plasma spraying as the spraying technology. During the coating spraying process, there will be sudden heating and cooling, so it is easy to generate residual stress on the machined workpiece and coating during spraying. The coating residual stress is one of the main reasons for the cracking and peeling of the Al-Si coating, so it is very important to reduce the coating residual stress. Before plasma spraying, the substrate needs to be preheated. Optimize the preheating temperature of the substrate, which can reduce the cooling rate of the droplets, improve the uniformity of the temperature distribution of the coating system, reduce the thermal stress of the coating, and thus reduce the residual stress of the coating. Therefore, it is necessary to determine an optimal preheating temperature of the substrate to improve the effect of residual stress on the coating stability.

Based on the thermal elastic plastic finite element theory and ANSYSWORKBENCH finite element analysis software, this paper establishes a double-layer coating model, uses the indirect thermal mechanical coupling method to study the effect of different substrate preheating temperatures on the residual stress and distribution of Al-Si coating, and analyzes the value and distribution of the equivalent stress,-axis radial stress,-axis circumferential stress, and-axis axial stress of the surface layer/bonding layer/substrate system. The purpose is to find the best preheating temperature of the substrate for spraying Al-Si coating. It can be found that when the preheating temperature is lower than 150 ℃, the maximum equivalent stress decreases with the increasing preheating temperature, and the stress concentration is located on the surface of the surface layer; When the preheating temperature is higher than 150 ℃, the stress value increases, and the stress concentration part is transferred to the bonding edge of bonding layer and the surface layer. Compared with other preheating temperatures, when the substrate preheating temperature is 150 ℃, the radial stress mutation in the coating thickness direction is minimum. When the preheating temperature is 150 ℃ to 180 ℃, the-axis circumferential stress achieves low horizontal tensile stress and compressive stress. The compressive stress on the surface of the surface layer is easy to cause bending deformation of the coating. The maximum compressive stress concentrate at the bonding edge of the bonding layer and the surface layer is easy to cause gaps between the coatings and lead to coating separation. For the-axis circumferential stress, the coating failure probability is minimum when the preheating temperature is 150 ℃ to 180 ℃. With the increase of preheating temperature, the distribution and change trend of shaft circumferential stress and-axis axial stress are basically the same. Compared with-axis circumferential stress and-axis axial stress, the change of substrate preheating temperature has greater effect on-axis radial tensile stress and radial compressive stress. It can be concluded that the preheating temperature of the substrate should be controlled at 150 ℃ when plasma spraying Al-Si wearable sealing coating.

aluminum silicon abrasion coating; preheating temperature; stress field; numerical simulation

2022-10-20；

2023-02-18

tg174.442

A

1001-3660(2023)10-0335-15

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2023.10.029

2022-10-20；

2023-02-18

江西省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（20202BABL204006）；南昌航空大學(xué)基金（EA201801211）

Supported by Natural Science Foundation of Jiangxi Province (20202BABL204006); Nanchang Hangkong University Foundation, China (EA201801211)

蘇宇航, 溫禎洪, 羅軍明, 等.預(yù)熱溫度對(duì)機(jī)匣等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴(yán)涂層應(yīng)力場(chǎng)影響的數(shù)值模擬[J]. 表面技術(shù), 2023, 52(10): 335-349.

SU Yu-hang, WEN Zhen-hong, LUO Jun-ming, et al. Effect of Substrate Preheating Temperature on Residual Stress of Aluminum-Silicon Abrasion-Sealing Coatings by Plasma Spraying[J]. Surface Technology, 2023, 52(10): 335-349.

通信作者（Corresponding author）

責(zé)任編輯：萬長(zhǎng)清