超音速火焰噴涂焰流特性和粒子沉積行為

陸冠雄，孫 策，郝利軍，葉福興

(1. 天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300072；2. 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點實驗室，天津 300072)

超音速火焰噴涂焰流特性和粒子沉積行為

陸冠雄1,2，孫 策1,2，郝利軍1,2，葉福興1,2

(1. 天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300072；2. 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點實驗室，天津 300072)

為了研究氧氣-空氣混合助燃超音速火焰噴涂過程中預(yù)混氣體當(dāng)量比對焰流特性的影響，基于 FLUENT軟件建立了焰流的計算流體力學(xué)(CFD)模型．運用有限元軟件LS-DYNA來研究不同粒徑Ni60粒子的撞擊行為，并與粒子截面的SEM形貌進行了對比．結(jié)果表明：合理的丙烷和全部氧氣的當(dāng)量比應(yīng)小于1.2；在燃氣過量時，焰流中過多的N2會引起熄燃；與基體結(jié)合較好的粒子尺寸為20～40,μm；粒徑小于20,μm的粒子速度高，回彈力大，與基體結(jié)合力差；粒徑大于50,μm的粒子速度低，熔化不充分，粒子與基體結(jié)合面缺陷較多．

超音速火焰噴涂；計算流體力學(xué)；主成分分析；粒子撞擊

氧氣-空氣混合助燃超音速火焰噴涂(high velocity oxygen/air fuel，HVO/AF)技術(shù)是一種低成本、多用途的新型熱噴涂方法[1-2]，被廣泛用于車輛工程和航空航天領(lǐng)域中耐腐蝕和耐磨損涂層的制備．傳統(tǒng)的氧燃料超音速火焰噴涂(HVOF)工藝氧氣消耗量大，成本高，且在噴涂金屬粉末時易引起粉末氧化，導(dǎo)致涂層氧化物夾雜較多，影響涂層質(zhì)量，限制了超音速火焰噴涂技術(shù)的應(yīng)用[3]．

HVO/AF工藝中，以壓縮空氣部分替代氧氣作為助燃氣體，與燃料預(yù)混后點燃并經(jīng)收縮擴張噴管加速后得到高溫高速的焰流，粉末被焰流加熱和加速后撞擊基體并逐層堆積，獲得結(jié)合強度高且致密的涂層．相比傳統(tǒng)的HVOF，HVO/AF焰流的溫度和氧含量更低，能夠有效地降低噴涂粒子的氧化程度，改善涂層質(zhì)量．超音速火焰噴涂過程中包含了一系列復(fù)雜的物理化學(xué)反應(yīng)，不便于直接用實驗方法進行研究，因此數(shù)值模擬技術(shù)被廣泛用于噴槍結(jié)構(gòu)設(shè)計，噴涂工藝優(yōu)化以及涂層成型原理的研究．Kamali等[4]討論了燃氣與助燃氣的總流量和當(dāng)量比對焰流流動特性的影響．Bandyopadhyay等[5]對比了單步反應(yīng)與多步反應(yīng)機理對火焰動力學(xué)特性計算結(jié)果的影響，并用實驗方法測定了粒子的速度和溫度分布的統(tǒng)計學(xué)規(guī)律．Li等[6]重點分析了粒徑對粒子在焰流中的飛行狀態(tài)和撞擊速度的影響．綜上所述，目前對于HVO/AF的模擬研究主要集中于焰流的氣體動力學(xué)行為和與粒子的相互作用方面，但對于焰流作用下不同尺寸粒子與基體的撞擊行為研究較少．

筆者以美國 Lawrence Livermore國家實驗室提供的丙烷與氧氣詳細反應(yīng)機理為基礎(chǔ)，建立了 TJ-9000型多功能超音速火焰噴涂系統(tǒng)中混合氣體預(yù)混燃燒的湍流耗散概念模型(EDC)，分析了燃氣和助燃氣的配比對火焰特性的影響．并基于火焰流場的計算結(jié)果，運用粒子軌道離散相模型(DPM)，分析了不同粒徑 Ni60粒子的飛行速度和溫度分布．之后采用基于 ALE算法的粒子撞擊模型研究了不同粒徑Ni60粒子的沉積行為，并與粒子截面的SEM形貌進行了對比．從而建立了焰流作用下不同尺寸粒子沉積行為的數(shù)學(xué)模型．

1 混合氣體的預(yù)混燃燒模型

1.1 噴槍的幾何模型與網(wǎng)格劃分

TJ-9000型多功能超音速火焰噴涂系統(tǒng)以丙烷、丙烯等作為燃氣，氧氣或空氣作為助燃氣體，采用內(nèi)送粉的工作方式．噴槍的結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示，該噴槍主要由燃燒室、Laval噴管、平行噴管、送粉管路和冷卻水路組成．混合氣體被送入燃燒室，經(jīng)火花塞點燃后反應(yīng)轉(zhuǎn)化為高溫高壓的燃氣，經(jīng)過Laval噴管加速后由平行噴管噴出，形成高速射流．粉末由惰性的送粉氣送入平行噴管，通過與焰流的熱和動量交換，升溫軟化并加速到 300～600,m/s撞擊基體，形成層狀結(jié)構(gòu)的涂層[7]．

由于噴槍具有軸對稱的結(jié)構(gòu)，為了節(jié)約計算成本，只取其一半建立模型．根據(jù)文獻[6,8]確定的模型邊界條件如圖 1(a)所示．混合氣體的進口采用質(zhì)量流量入口邊界條件，噴槍管壁設(shè)定為 400,K恒溫[6]，噴涂距離設(shè)定為 300,mm．對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分如圖 1(b)所示，對流場變化較快的區(qū)域需進行網(wǎng)格細化，包括噴槍的 Laval噴管部分、平行噴管出口處以及焰流的軸線附近區(qū)域．對流場變化平緩的區(qū)域可減少網(wǎng)格數(shù)量以提高計算效率，如大氣區(qū)域中遠離焰流軸線的部位．

圖1 TJ-9000噴槍的模型設(shè)定Fig.1 Model of TJ-9000 spray torch

1.2 焰流流動的控制方程

HVO/AF噴管內(nèi)的高溫高速焰流是一種特殊狀態(tài)的流體，其流動特性遵循流體的 3個基本守恒定律，即質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律[9]．

質(zhì)量守恒方程

動量守恒方程

能量守恒方程

式中：ρg為焰流密度；pg為焰流的靜壓強；vx、vy、vz分別為焰流在x、y、z方向上的速度；Tg為焰流溫度；Fx、Fy、Fz分別為焰流在 x、y、z方向上受到的體積力；τxx、τyy、τzz、τxy、τzx、τzy為氣體黏性力；K為總傳熱系數(shù)；cpg為焰流的比定壓熱容；ST為相關(guān)源項．

1.3 焰流燃燒的化學(xué)動力學(xué)模型

本文采用湍流耗散概念模型(EDC)來求解噴管中混合氣體的燃燒過程．模型充分考慮了中間產(chǎn)物的作用，能夠精確模擬火焰的燃燒狀態(tài)，可用來分析燃氣與助燃氣體的當(dāng)量比對火焰特性的影響．

TJ-9000型超音速噴涂系統(tǒng)在 HVO/AF工作模式下的預(yù)混合氣體分為 3部分，包括燃氣、壓縮空氣和氧氣．將來自壓縮空氣的氧氣與混入的純氧氣的總流量作為助燃氣的流量．本文中燃氣和助燃氣當(dāng)量比的定義為

國外多個研究燃燒學(xué)的機構(gòu)，如美國的Lawrence Livermore國家實驗室和德國的Heidelberg大學(xué)等，通過大量實驗和計算給出了各種常見的碳氫化合物的詳細化學(xué)反應(yīng)機理，這些機理在廣泛的溫度區(qū)間都有著很強的適用性[10]．本文選取其中丙烷與空氣的詳細化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)機理，包括幾十種物質(zhì)和幾百個基元反應(yīng)．在燃燒計算中，需要對組分濃度的耦合微分速率方程組進行積分，計算量很大，因此需要簡化反應(yīng)機理以便提高計算效率．常用的化學(xué)反應(yīng)機理簡化算法包括敏感性因子分析法、主成分分析法和準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)假定法[11]．本文中選用由 Matlab軟件開發(fā)的主成分分析法軟件包來簡化機理，該方法適應(yīng)性強，計算量小，簡化后的機理規(guī)模約為原始詳細反應(yīng)機理的30%．主成分分析法的計算過程可表示為式中：為詳細反應(yīng)機理的正交化敏感性系數(shù)矩陣；為中的元素；′為第 i個反應(yīng)的反應(yīng)速率常數(shù)；fj'為第j個物質(zhì)的凈生成速率為第i個反應(yīng)中第j種物質(zhì)的化學(xué)計量系數(shù)；′為第i個反應(yīng)的反應(yīng)速率；n為反應(yīng)總個數(shù)；Q代表了基元反應(yīng)對總反應(yīng)速率所造成的影響值．

對 Q求特征值和特征向量．分別給定特征值和特征向量中元素的絕對值的閾值 Tλ和 Te，對于絕對值大于 Tλ的特征值，它們的和占特征值總和的比例就是這些特征值所代表的化學(xué)反應(yīng)占總反應(yīng)體系比例的數(shù)值．這些特征值所對應(yīng)的特征向量，其絕對值超過閾值 Te的元素所對應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)是重要的化學(xué)反應(yīng)．經(jīng)過簡化后的反應(yīng)機理可代表總反應(yīng)機理的99%，其規(guī)模適用于EDC模型的計算要求．

2 粒子行為的數(shù)學(xué)模型

2.1 粒子在焰流中的飛行動力學(xué)模型

噴涂粒子在焰流中的運動遵循牛頓第二定律，主要受到焰流對粒子的牽引力作用，而其受到的重力、熱泳力、布朗力、薩夫曼升力等由于數(shù)值較小可忽略不計．因此粒子的運動方程在笛卡爾坐標(biāo)系下可以表示[9]為

式中：vp為粒子速度；vg為焰流速度；t為粒子在火焰中飛行的時間；μ 為焰流的分子黏性系數(shù)；dp為粒子當(dāng)量直徑；ρp為粒子的密度；CD為拖曳力系數(shù)；Re為相對雷諾數(shù)．其中，

對于球形粒子，在一定的雷諾數(shù)范圍內(nèi)，式(11)中的α1、α2、α3為常數(shù)．

2.2 粒子與焰流的熱交換模型

粒子沉積前的溫度決定其軟化和氧化的程度，進而影響涂層與基體的結(jié)合．粒子剛進入焰流時，其與焰流的速度和溫度差很大，粒子與焰流之間的對流換熱和熱輻射作用強烈，粒子的溫度迅速升高，焰流對粒子的加熱作用遵循如下控制方程[12]，即

式中：cpp為粒子的比定壓熱容；mp為粒子質(zhì)量；Tp為粒子的溫度；Tm為粒子材料的熔點；Ap為粒子的表面積；ΔHm為粒子的熔化潛熱；fp為粒子的熔化部分占總質(zhì)量的比率；Sh代表由于熱輻射和氧化作用需要添加的源項；h為傳熱系數(shù)．

2.3 粒子的沉積行為模型

本文選用球狀的 Ni60粉末來研究 HVO/AF噴涂過程中不同粒徑粒子與基體的撞擊行為．粉末的粒度分布為 10～70,μm，粉末的形貌示于圖 2中，熱物理性質(zhì)列于表1中．選用顯式有限元分析軟件LSDYNA，基于質(zhì)量、動量與能量守恒 3個基本控制方程，采用ALE算法來模擬Ni60粒子與304不銹鋼基體的撞擊過程．其中，Johnson-Cook材料模型被用來計算粉末在撞擊過程中的應(yīng)變和應(yīng)力變化．該模型考慮了應(yīng)變強化、應(yīng)變速率強化以及高溫軟化等效應(yīng)對粒子撞擊行為的影響，其形式[13]為

式中：σ 為等效應(yīng)力；ε為等效塑性應(yīng)變；A、B、C、l和 r為材料相關(guān)常數(shù)；ε?為正交化塑性應(yīng)變速率；Tr代表室溫；Tn代表鎳基合金的熔點．模型所需常數(shù)列于表2中[14-15]．

圖2 噴涂粒子的SEM圖Fig.2 SEM morphology of spray particles

表1 鎳基合金熱物理性能Tab.1 Thermophysical properties of nickel alloy

表2 鎳基合金Johnson-Cook模型參數(shù)Tab.2 Parameters of Johnson-Cook model of nickel alloy

3 結(jié)果與分析

3.1 焰流在噴管中的流動特性

圖3中顯示了丙烷和氧氣的當(dāng)量比為1(即平衡條件下丙烷恰好完全燃燒時的流量配比)時的焰流參數(shù)分布，包括焰流的溫度、壓強和速度等物理量．焰流在燃燒室中的最高溫度為 2,650,K，壓強可達 6× 105,Pa．焰流在燃燒室中處于等壓狀態(tài)，流動速度只有約 10,m/s．焰流進入 Laval噴管收縮段后，隨著噴管截面變窄，焰流速度迅速增加，同時壓力明顯降低.在 Laval噴管的喉部，焰流的馬赫數(shù)約為 1．焰流進入 Laval噴管的擴張段后繼續(xù)得到加速至超音速狀態(tài)，在Laval噴管出口處達到1,700,m/s，馬赫數(shù)達到2. 由于焰流的過膨脹，其在出口處的壓力小于大氣壓，這有利于焰流對剛進入噴管的粒子進行加速[12].焰流進入平行噴管后，焰流與管壁的熱交換時間較長，大量的熱量被冷卻水帶走，導(dǎo)致焰流的溫度逐漸降低，到達平行噴管出口時已降至 1,700,K左右．另外，由于焰流與管壁的摩擦對焰流的運動有阻礙作用，焰流到達平行噴管出口處時速度已降至1,200,m/s，而壓強則上升至2×105,Pa．由于焰流速度遠高于空氣中的聲速，在噴管出口處可以觀察到數(shù)個明顯的馬赫錐．此處的焰流壓力高于大氣壓力，形成過膨脹波，由于膨脹波前方氣流受到劇烈壓縮，出現(xiàn)斜激波，實驗中可以聽到激波振動導(dǎo)致的巨大聲響．處于過膨脹狀態(tài)的焰流在激波邊界上被反射后，壓強和速度急劇變化，轉(zhuǎn)變?yōu)閴嚎s波，這個過程循環(huán)進行，造成大量的能量損失，焰流的壓力、溫度和速度迅速下降．焰流雷諾數(shù)較大，處于湍流狀態(tài)，卷吸入大量的空氣，使得大量的熱量耗散在空氣中．噴涂距離為 300,mm時，焰流到達基體時的溫度只有400～500,K，由于噴槍移動速度較快，因此焰流對基體的影響較?。?/p>

圖3 當(dāng)量比為1時噴槍中的焰流特性云圖Fig.3 Contours of flame properties with equivalence ratio of 1

焰流成分隨流動距離的變化情況示于圖 4中．可以看到，預(yù)混氣體被點燃后得到的焰流主要成分為CO、CO2、H2O、OH、H2、H和O等，與丙烯和煤油等燃料的燃燒情況類似[6]．除了這些主要產(chǎn)物外，焰流中還含有未參與燃燒反應(yīng)的 O2和 N2．根據(jù)文獻[12]，超音速湍流狀態(tài)下，燃氣與氧氣完全燃燒的當(dāng)量比為 1.02，對應(yīng)于平衡燃燒條件下的燃料過量狀態(tài)，即當(dāng)量比為 1時氧氣是過量的．如圖 4所示，燃燒反應(yīng)主要發(fā)生在燃燒室中，焰流成分在平行噴管中變化很小，進入大氣以后，氣態(tài)的H2O和CO2等隨焰流卷吸入空氣中，對基體沒有影響．

圖4 焰流中的燃燒產(chǎn)物分布Fig.4 Distribution of combustion products in flame

3.2 燃氣與助燃氣的當(dāng)量比對焰流特性的影響

為了便于研究燃氣和助燃氣的當(dāng)量比對焰流特性的影響，現(xiàn)將丙烷的流量設(shè)定為 1,m3/h，通過調(diào)節(jié)空氣與氧氣的配比和總流量來改變丙烷與助燃氣的當(dāng)量比，模型所用6種配比列于表 3中．其中，由于隨空氣混入的氮氣過多，導(dǎo)致第6組中的焰流無法持續(xù)燃燒，所以改用第4組的流量配比來研究當(dāng)量比為1.1時的火焰特性．

表3 用于TJ-9000超音速火焰噴涂系統(tǒng)工藝研究的氣體流量與當(dāng)量比Tab.3 Specified gas flow rate and fuel-oxygen equivalence ratio for process analysis of TJ-9000 HVOF system

如圖 5所示，隨著當(dāng)量比逐漸增加，焰流從助燃氣過量狀態(tài)向丙烷過量狀態(tài)轉(zhuǎn)變，焰流的速度逐漸下降，馬赫錐個數(shù)減少，火焰的高溫內(nèi)焰變短．焰流在燃燒室中的溫度在當(dāng)量比為1.1時達到最高．燃燒室內(nèi)的壓強受當(dāng)量比的影響最大，由 8.6×105,Pa逐漸下降至3.8×105,Pa．對于第1組和第2組配比方案，增加壓縮空氣的流量，會降低混合氣體的當(dāng)量比，有利于燃燒反應(yīng)的充分進行，并且通過增大混合氣體的總流量，焰流的速度和壓強得以提高．但是過多的空氣也會引入多余的氮氣，帶走大量的熱量，從而降低了焰流的溫度．

在第 5組的配比條件下，丙烷過量，當(dāng)量比較高，燃燒反應(yīng)不能充分進行，混合氣體的化學(xué)能轉(zhuǎn)化為熱能和動能的效率低，導(dǎo)致焰流的溫度、壓強和速度都較低．焰流在燃燒室內(nèi)的溫度只有 2,300,K，壓強為3.8×105,Pa，使得焰流通過Laval噴管時的加速過程減弱．另外在Laval噴管出口處有送粉管引入的氮氣，使燃燒情況進一步惡劣，導(dǎo)致焰流速度迅速下降．在平行噴管出口處，焰流已不能形成明顯的膨脹波，觀察不到馬赫錐．焰流進入自由射流階段以后，速度下降很快，這種焰流已不適用于噴涂工藝．

3.3 焰流中不同粒徑的粒子行為

3.3.1 粒徑對粒子飛行速度和溫度的影響

圖5 燃氣和氧氣當(dāng)量比對焰流特性的影響Fig.5 Influence of fuel-oxygen equivalence ratio on flame properties

Ni60合金粉末的熔點高，硬度大，應(yīng)選擇焰流溫度較高、速度適中的工藝參數(shù)進行噴涂．此處選擇第3組配比條件下的焰流來研究不同尺寸粒子的沉積行為．熱噴涂用的粉末是多尺度分布的，粒子的尺寸對于其在飛行過程中的速度和溫度的變化有著重要的影響．在 TJ-9000噴涂系統(tǒng)中，送粉入口位于噴槍Laval噴管擴張段出口處，粒子以一定的角度進入焰流中．不同尺寸的 Ni60粒子在焰流中的溫度和速度變化如圖6所示，粒子在噴管內(nèi)部和進入自由射流階段初期，速度和溫度均遠低于焰流，通過與焰流的動量交換和熱交換，被加速和加熱．粒子的質(zhì)量與粒徑成正比，小尺寸的粒子由于質(zhì)量小，由牛頓第二定律，會獲得更大的加速度，因此其速度隨焰流的改變比較快．由于熱慣性小，小尺寸粒子的溫度改變也較快．而大尺寸粒子在焰流中的升溫和加速都帶有明顯的滯后性．進入自由射流階段以前，小粒子獲得的最高速度和最高溫度均高于大粒子．但是直徑10,μm的小尺寸粒子，其最高徑向速度可達20,m/s以上，易發(fā)生與管壁的碰撞，影響飛行狀態(tài)．進入自由射流階段以后，焰流的能量損失很快，溫度和速度迅速下降．小尺寸粒子的速度和溫度均隨著焰流而明顯減小，而粒徑較大的粒子則沒有明顯的變化．在與基體發(fā)生撞擊時，直徑 10,μm的粒子溫度已經(jīng)隨焰流降至 900,K以下，軟化程度較小，且仍有較大的飛行速度，撞擊時易發(fā)生回彈現(xiàn)象，與基體結(jié)合差．直徑在20～40,μm 的中等尺寸粒子，與基體撞擊前速度在340～450,m/s之間，動量適中，溫度在 950～1,100,K之間，處于半熔化狀態(tài)，適合于噴涂工藝的要求．而直徑在 50,μm以上的大粒子，速度在 300,m/s以下，且溫度較低，剛性大，與基體碰撞時塑性變形不充分，不能形成與基體的有效結(jié)合．

圖6 粒徑對粒子狀態(tài)的影響Fig.6 Influence of particle size on particle state

3.3.2 粒徑對粒子沉積行為的影響

為了節(jié)省計算資源，且由于粒子的對稱性，模型只包括了粒子和基體的一半．圖7給出了Ni60粒子與304不銹鋼基體撞擊的有限元模型．

圖7 噴涂粒子的撞擊模型Fig.7 Impact model of spray particles

此處以之前離散相模型(DPM)所計算出的碰撞時刻不同粒徑粒子的溫度和速度為初始邊界條件．并通過HITACHI-S4800掃描電子顯微鏡來觀察不同粒徑 Ni60粒子與基體撞擊后的截面形貌作為對比．根據(jù)相關(guān)研究，粒子與基板碰撞時產(chǎn)生金屬射流的臨界速度對應(yīng)于界面處發(fā)生剪切失穩(wěn)的碰撞速度．當(dāng)粒子速度低于臨界速度時，碰撞過程主要使基板產(chǎn)生塑性變形，界面處發(fā)生剪切失穩(wěn)的區(qū)域有限．而當(dāng)粒子速度高于臨界速度時，界面處發(fā)生剪切失穩(wěn)，形成絕熱剪切層，產(chǎn)生金屬射流，界面處形成金屬鍵合[16-17]．

在本文所用噴涂工藝條件下，粒徑小于 20,μm或大于 60,μm的粒子與基體碰撞時有效結(jié)合面積不足，大部分此粒徑區(qū)間的粒子在噴涂過程中都從基體表面彈開了，僅在基體表面留下由塑性變形所致的弧坑．從圖8和圖9所示的粒子截面SEM圖片和對應(yīng)的模擬結(jié)果可以看出，粒子和基體的塑性變形區(qū)主要集中在二者的接觸面附近，而最大的塑性應(yīng)變區(qū)出現(xiàn)在接觸面的邊緣，而不在碰撞區(qū)域的中心．根據(jù)離散相模型的計算結(jié)果，可能與基體發(fā)生有效結(jié)合粒子的碰撞速度在 300～450,m/s之間，低于鎳基合金粒子發(fā)生明顯剪切失穩(wěn)的臨界碰撞速度[16]，因此該條件下粒子與基體的結(jié)合方式有著自身的特點．粒子撞擊基體后，基體的碰撞中心區(qū)域發(fā)生塑性變形而下凹，同時粒子沿界面發(fā)生滑動，產(chǎn)生較大的塑性變形，造成粒子的鋪展和扁平化，這使粒子嵌入基體表面，形成機械結(jié)合．同時由于界面處溫度和壓力迅速升高，有利于形成界面處冶金結(jié)合[16]，剪切失穩(wěn)現(xiàn)象只在粒子與基體界面的邊緣處發(fā)生．

從圖 6可以看出，粒徑在20,～30,μm之間的粒子碰撞前速度約為 400,m/s，溫度約為 1,100,K．但由于質(zhì)量較小，碰撞時能量小，造成基體的塑性變形有限．且由于小粒子冷速快，扁平化的時間較短，因此粒子的變形不明顯，與基體的有效結(jié)合面積?。鐖D8(b)和 9(b)所示，粒徑在 30～40,μm之間的粒子與基體結(jié)合良好．該尺寸范圍的粒子碰撞前的速度在300～400,m/s之間，溫度 1,000,K左右．由于粒子的尺寸更大，增加了碰撞能量，使基體產(chǎn)生更大的塑性變形，粒子的扁平化過程也得以延長．當(dāng)粒徑在50,μm以上時，粒子未完全受熱，粒子沿徑向可看作兩部分．其中心部分接近原始粉末的性能，硬度高，只有外層部分發(fā)生軟化．一部分熔化程度較低的粒子與基體碰撞后產(chǎn)生了較小的塑性變形和較大的彈性變形，彈性能的釋放導(dǎo)致粒子得到向上的加速度，粒子發(fā)生回彈．如圖 8(c)和 9(c)所示，一部分熔化程度較高的粒子碰撞時表層區(qū)域發(fā)生較大的塑性變形，與基體發(fā)生了局部的結(jié)合．但由于自身熔化程度低，剛度大，粒子在撞擊產(chǎn)生的高應(yīng)變速率下發(fā)生斷裂．

圖8 粒子撞擊后的截面SEM形貌Fig.8 Cross sectional SEM morphology of particles after impacting

圖9 粒子撞擊后的塑性變形Fig.9 Plastic strain of particles after impacting

綜上所述，粒子和基體的結(jié)合與粒子的熔化狀態(tài)和碰撞速度有著緊密的聯(lián)系，而兩者均受到粒子尺寸的較大影響．通過合理調(diào)節(jié)混合氣體的配比和流量來控制焰流的工藝參數(shù)，從而影響不同尺寸粒子的熔化狀態(tài)和撞擊速度，能夠?qū)崿F(xiàn)對粒子與基體結(jié)合情況的有效控制．

4 結(jié) 論

(1) 焰流經(jīng) Laval噴管加速后可達到超音速狀態(tài)，在擴張段和平行噴管出口處焰流的參數(shù)都劇烈變化．燃燒室中排出的焰流中除了主要產(chǎn)物外還有過量的O2和大量不參與反應(yīng)的N2．

(2) 隨當(dāng)量比的增大，焰流的壓力和速度降低．燃料過量狀態(tài)下，N2流量過大會引起熄燃．當(dāng)量比小于1.2時的焰流適用于噴涂工藝．

(3) 粒徑在 20,μm以下的小粒子溫度和速度隨焰流的變化較快，撞擊前速度高，但回彈力大，與基體結(jié)合力差．粒徑大于50,μm的粒子速度低，熔化不充分，粒子與基體撞擊時易發(fā)生斷裂，導(dǎo)致結(jié)合面缺陷較多．

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（責(zé)任編輯：田 軍）

Gas Flow Characteristics and Particle Impact Behavior in High Velocity Oxygen/Air Fuel Process

Lu Guanxiong1,2，Sun Ce1,2，Hao Lijun1,2，Ye Fuxing1,2
(1. School of Materials Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Key Laboratory of Advanced Joining Technology，Tianjin 300072，China)

To clarify the relationship between flame flow state and equivalence ratio of the premixed gas in high velocity oxygen/air fuel(HVO/AF)process，a computational fluid dynamic(CFD)model based on FLUENT software was established. Subsequently，the impact behavior of Ni60 particles with different diameters was simulated by employing finite element software LS-DYNA，the results of which were compared with the cross sectional SEM morphologies of the particles. The results indicate that the reasonable propane-oxygen equivalence ratio should beless than 1.2. The excessive nitrogen would extinguish the flame，when the flame is in the fuel-rich condition. The diameter of the particle showing fairly good adhesion with the substrate ranges from 20 μm to 40 μm. Particles with a diameter under 20 μm have high velocity and rebound force，which weakens the adhesion between particles and substrate. By contrast，the velocity and melting of the particles with a diameter above 50 μm are both very low，creatinglots of defects at the interfaces between particles and substrate.

high velocity oxygen/air fuel(HVO/AF)；computational fluid dynamics(CFD)；principal component analysis；particle impact

TG174

A

0493-2137(2015)03-0275-09

10.11748/tdxbz201401066

2014-01-30；

2014-04-05.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51375332)；天津市自然科學(xué)基金資助項目(12JCYBJC12300).

陸冠雄（1985— ），男，博士研究生，a04208222@163.com.

葉福興，yefx@tju.edu.cn.

時間：2014-04-15.

http://www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201401066.html.