HVOF噴涂WC-17Co粉末的粒子撞擊行為研究

葉福興，牛安寧，郭 磊，丁坤英

（1. 天津大學材料科學與工程學院，天津 300072；2. 天津市先進連接技術重點實驗室，天津 300072；3. 中國民航大學理學院，天津 300300）

HVOF噴涂WC-17Co粉末的粒子撞擊行為研究

葉福興1，2，牛安寧1，2，郭 磊1，2，丁坤英3

（1. 天津大學材料科學與工程學院，天津 300072；2. 天津市先進連接技術重點實驗室，天津 300072；3. 中國民航大學理學院，天津 300300）

超音速火焰（HVOF）噴涂粒子與基體的撞擊是一個復雜的動力學過程，了解粒子與基體高速高溫的撞擊行為對控制HVOF噴涂過程至關重要.本文采用ABAQUS/Explicit有限元程序，依據(jù)實驗過程中的數(shù)據(jù)建立模型與施加載荷，研究在HVOF噴涂中WC-17Co粒子與IN718基體的撞擊行為.結果表明：WC-17Co粒子在撞擊過程中由固態(tài)轉變?yōu)榘肴廴趹B(tài)；撞擊發(fā)生后，粒子的撞擊變形與基體撞擊凹坑的幾何尺寸與粒子初始直徑的比值基本恒定，但粒子初始直徑對粒子撞擊變形及基體凹坑的形貌基本沒有影響；粒子與基體撞擊的動態(tài)持續(xù)時間與粒子的初始直徑成正比，粒子的初始直徑越大，撞擊過程持續(xù)時間越長.

超音速火焰（HVOF）；有限元分析；粒子撞擊；WC-17Co；IN718

超音速火焰（high velocity oxy-fuel，HVOF）噴涂是自等離子噴涂之后出現(xiàn)的一種熱噴涂技術，HVOF涂層結合強度高、致密性好、耐磨損性能優(yōu)越，HVOF噴涂技術被廣泛地應用于零件表面的耐腐蝕及耐磨防護等領域［1-3］.與等離子噴涂相比，HVOF噴涂粒子速度高、溫度較低，在與基體表面撞擊前粒子的溫度一般在固相線附近，因此粒子溫度軟化現(xiàn)象明顯，使得其高速撞擊的動力學過程甚為復雜［4-5］.為了能更好地控制 HVOF噴涂過程，了解粒子與基體高速高溫撞擊的動力學行為至關重要［6-7］.但迄今為止，相關的研究鮮有報道.

IN718合金高溫環(huán)境下仍能保持較高的抗拉強度、疲勞強度、斷裂強度和抗蠕變強度，因而大量應用在燃氣渦輪發(fā)動機的高溫部件.在實際的運行環(huán)境下，燃氣渦輪發(fā)動機內部氣流對合金構件的沖蝕嚴重影響相關構件的壽命，在構件表面涂覆 WC-17Co耐磨涂層可顯著改善合金的耐磨損性能，從而延長壽命［8-9］.鑒于此，筆者針對在 IN718基體上噴涂 WC-17Co耐磨涂層的工藝過程，采用數(shù)值計算的方法，研究HVOF噴涂條件下的粒子撞擊行為.

1　有限元分析模型

在 HVOF噴涂過程中，撞擊粒子的運動速度為400～800，m/s，溫度為1，500～2，000，K，撞擊過程中粒子變形劇烈，幾何非線性情況嚴重.本文使用在求解非線性動力學問題上有突出優(yōu)勢的 ABAQUS/ Explicit有限元程序求解和分析 WC-17Co粒子對IN718基體的動態(tài)撞擊過程.

1.1有限元撞擊模型

HVOF熱噴涂實驗使用的是美國 TAFA公司生產的1343VM型WC-17Co粉末，其產品形狀近似球形（見圖1），粒徑范圍在 15～45，μm之間.為此，采用1/4球形粒子建立WC-17Co粒子與IN718基體撞擊的三維幾何模型（見圖2）.

圖1　1343VM型WC-17Co粒子形態(tài)Fig.1 Morphology of type 1343VM WC-17Co particles

圖2　粒子與基體的1/4對稱模型Fig.2 1/4 symmetric model of particle and substrate

在圖2的幾何模型中，IN718基體尺寸在長度和寬度方向上均為WC-17Co粒子直徑的4倍，高度方向為粒子直徑的 7倍.相對大的基體尺寸可以避免模型邊界對粒子撞擊區(qū)域的影響.在計算中，WC-17Co粒子直徑分別取為15，μm、30，μm和45，μm.

在圖2的有限元幾何模型中，在基體底面上施加全約束，在WC-17Co粒子與IN718基體的1/4對稱面上施加面對稱約束，模型其他表面為自由狀態(tài).基體的初始溫度設為常溫，為 298，K.粒子與基體的撞擊接觸采用面-面接觸算法，并假設粒子與基體一旦接觸就不再分離.

1.2材料屬性

在本文計算中，WC-17Co粒子與 IN718基體撞擊的彈性響應采用線彈性模型，塑性響應使用Johnson-Cook材料模型［10］，此模型同時考慮了材料的應變強化、應變率強化和溫度軟化效應，適合動態(tài)沖擊模型，其具體表達式為

表1　WC-17Co粉末與IN718基體的材料屬性Tab.1 Material properties of WC-17Co powder and IN718 substrate

1.3WC-17Co粒子飛行參數(shù)測量

HVOF噴涂實驗使用美國TAFA公司的JP-5000超音速火焰噴涂設備進行，燃料介質為煤油，助燃劑為氧氣，噴槍口與基體表面的距離為 400，mm.用芬蘭Osier公司的Spray Watch 2i型熱噴涂在線監(jiān)控系統(tǒng)測量噴涂粒子的飛行特征，測量傳感器安裝在噴涂火焰?zhèn)让?250，mm處，正對火焰中心.實際測得的WC-17Co粒子的飛行速度和溫度如圖3所示.由圖3可見，WC-17Co粒子到達IN718基體表面時，粒子的平均飛行速度為 722，m/s，平均溫度為 1，590，K，環(huán)境溫度為室溫.

圖3　飛行過程中WC-17Co噴涂粒子的速度與溫度Fig.3 Velocity and temperature of WC-17Co particles during flight

2　結果與討論

圖4為直徑 30，μm的 WC-17Co單個粒子與IN718基體撞擊后，有限元計算與HVOF噴涂試驗的粒子變形形貌對比，其中有限元結果為等效塑性應變云圖.由圖4可見，計算的與試驗觀測的粒子變形形態(tài)類似，均出現(xiàn)了粒子中心內凹、邊緣濺射以及撞擊對 IN718基體的擠壓，表明使用此有限元模型研究HVOF噴涂過程中粒子的撞擊行為是可行的.

圖4　30，μm直徑粒子的計算撞擊形態(tài)與試驗觀測結果對比Fig.4 Comparison between computed impact morphology and experimental observation of 30，μm particle

2.1粒子與基體撞擊的動態(tài)變形行為

由于1343VM型WC-17Co粉末的平均直徑為30，μm，本節(jié)將以直徑 30，μm的 WC-17Co粒子來研究粒子的撞擊變形行為.圖5為直徑30，μm的WC-17Co粒子與IN718基體撞擊動態(tài)變形過程中不同時刻的等效塑性應變云圖.如圖5所示，撞擊起始階段粒子變形劇烈，40，ns之后撞擊變形趨緩，到 80，ns時，WC-17Co粒子成扁平狀，上部中心內凹，邊緣向側上方濺射，粒子嵌入 IN718基體上的撞擊凹坑，該凹坑邊緣稍微向上凸起.

圖5　30，μm直徑粒子的動態(tài)撞擊過程Fig.5 Impacting process of 30，μm particle

高速撞擊使 WC-17Co粒子和 IN718基體升溫.圖6為直徑30，μm的粒子撞擊后80，ns時粒子與基體的溫度分布云圖.由圖6可見，80，ns時，粒子和基體的最高溫度均位于撞擊區(qū)邊緣內側.WC-17Co粒子的溫度高于其初始撞擊溫度（1，590，K），位于固相線與液相線之間，說明在撞擊過程中粒子由固態(tài)轉變?yōu)榘肴廴趹B(tài).IN718基體的溫升幅度較小，80，ns時撞擊凹坑內的最高溫度僅為342.5，K.

圖6　直徑30，μm粒子撞擊后80，ns時的溫度分布Fig.6　Temperature distribution of 30，μm particle impacted at 80，ns

與圖5所示撞擊過程相對應，WC-17Co粒子上各追蹤點（見圖2）處的等效塑性應變隨時間的變化過程如圖7所示.從圖7顯示的不同追蹤點位置開始出現(xiàn)等效塑性應變的時間順序可以看出，在撞擊開始后，塑性應變首先從粒子底部中心位置（追蹤點 1）開始，隨后按順序沿粒子表面向上發(fā)展.若定義某時刻追蹤點的等效塑性應變率為等效塑性應變增量與時間增量的比值，則各追蹤點的等效塑性應變率在粒子撞擊塑性應變啟動時最大，之后隨時間推移逐漸減小直至為零（對應的時間約為 60，ns）.從等效塑性應變幅度上看，追蹤點 1處最小，追蹤點 3處最大，說明追蹤點3處的粒子變形最為劇烈.

圖7　30，μm直徑粒子各追蹤點的等效塑性應變歷程Fig.7 Equivalent plastic strain histories at tracer positions of 30，μm particle

2.2WC-17Co粒子撞擊的動能變化

設粒子動能為 E，粒子初始直徑為 D，則單位表面積上的粒子動能為 E/（πD2），定義 E/（πD2）值下降至5%，及以下時粒子撞擊過程結束.圖8示出了計算的 E/（πD2）值與撞擊時間的關系.由圖8可見，對于不同直徑的粒子，E/（πD2）與撞擊時間首先表現(xiàn)為線性遞減關系，且粒子單位表面積上的初始動能越大，撞擊持續(xù)時間越長.

圖8　不同直徑粒子撞擊下E/（πD2）與時間的關系Fig.8 Relationship between E/（πD2） and time for particles with different diameters

設粒子的動能變化率為η，其表達式為

設tter為撞擊過程終止時間，則

撞擊過程中不同直徑粒子的η/（πD2）值如表2所示，其數(shù)值基本恒定.為此，由式（5）可知，WC-17Co粒子與 IN718基體撞擊過程的持續(xù)時間與粒子的初始直徑 D呈線性關系.直徑為 15，μm、30，μm和45，μm 的粒子撞擊過程結束的時間分別為 22.0，ns、41.5，ns和60.5，ns（如表3所示），表明粒子直徑越大，撞擊持續(xù)時間越長.

表2　不同直徑粒子撞擊的η/（πD2）值Tab.2 η/（πD2） for particles with different diameters

表3　不同直徑粒子撞擊的E/（πD2）值Tab.3 E/（πD2） for particles with different diameters

2.3WC-17Co粒子直徑對撞擊變形的影響

圖9為不同直徑WC-17Co粒子撞擊IN718基體后粒子與基體的等效塑性應變分布.WC-17Co粒子直徑對撞擊后粒子與基體的等效塑性應變分布幾乎沒有影響，其最大等效塑性應變值分別位于粒子下邊緣內側和基體凹坑邊緣內側（見圖9），表明此部位的撞擊變形最為劇烈.對于IN718基體而言，塑性應變僅存在于撞擊界面附近，而對于粒子，撞擊塑性應變則分布于整個粒子空間.相比于IN718基體，WC-17Co粒子的變形更為劇烈.

圖9中基體凹坑與變形粒子的相關幾何尺寸定義與標識如圖10所示，其中Db表示基體凹坑直徑，hb表示基體凹坑深度，Dp表示撞擊變形后粒子的直徑，hp表示撞擊變形后粒子的中心厚度.不同直徑的WC-17Co粒子撞擊 IN718基體后，基體凹坑幾何尺寸（Db、hb）與變形粒子幾何尺寸（Dp、hp）的具體數(shù)值及其與初始粒子直徑的比值如表4所示.

圖9　不同直徑WC-17Co粒子撞擊的等效塑性應變分布Fig.9 Equivalent plastic strain distributions for WC-17Co particles with different diameters

圖10　基體凹坑與變形粒子的尺寸定義與標識Fig.10　Definitions and identifiers of the dimensions for substrate dent and deformed particle

表4　WC-17Co粒子撞擊IN718基體后基體凹坑和變形粒子的相關幾何尺寸Tab.4 Dimensions for substrate dents and deformed particles after WC-17Co particles impacting on IN718 substrate

由表4可見，不同直徑的 WC-17Co粒子撞擊IN718基體后，基體凹坑和變形粒子的幾何尺寸與粒子初始直徑的比值（Db/D、hb/D、Dp/D、hp/D）基本恒定.結合圖9可知，撞擊后基體凹坑和變形粒子的幾何尺寸與 WC-17Co粒子的初始直徑成正比，而粒子初始直徑對粒子的撞擊變形與基體凹坑形貌幾乎沒有影響.

圖11為不同直徑的WC-17Co粒子上追蹤點3處（見圖2）的等效塑性應變歷程.由圖11可見，不同直徑的WC-17Co粒子撞擊后追蹤點3處達到的最大等效塑性應變值基本相同，約為 2.9；對于直徑分別為15，μm、30，μm 和45，μm的粒子，撞擊后達到最大等效塑性應變的時間分別為32，ns、64，ns和96，ns，表明粒子直徑越大，粒子達到最大變形所需要的時間越長.

圖11　WC-17Co粒子追蹤點3處的等效塑性應變歷程Fig.11　Equivalent plastic strain histories at tracer position 3 of WC-17Co particles

3　結　論

（1） 測定了 WC-17Co熱噴涂粒子撞擊 IN718基體的速度和溫度參數(shù)，采用有限元計算的 WC-17Co粒子在 IN718基體撞擊形態(tài)與實驗結果相吻合，表明使用有限元模型研究 HVOF噴涂過程中粒子的撞擊行為可行.

（2） 高速撞擊使 WC-17Co粒子與 IN718基體升溫，WC-17Co粒子最高溫度可達 1，627，K，粒子在撞擊過程中發(fā)生固態(tài)到半融熔狀態(tài)的轉變.

（3） WC-17Co粒子與IN718基體撞擊的動態(tài)持續(xù)時間與粒子的初始直徑成正比，粒子的初始直徑越大，撞擊過程持續(xù)時間越長.

（4） WC-17Co粒子的撞擊變形和IN718基體撞擊凹坑的幾何尺寸與粒子初始直徑的比值基本恒定，但粒子初始直徑對粒子的撞擊變形及基體凹坑的形貌基本沒有影響.

［1］ Kamnis S，Gu S. 3-D modelling of kerosene-fuelled HVOF thermal spray gun［J］. Chemical Engineering Science，2006，61（16）：5427-5439.

［2］ Kamnis S，Gu S. Numerical modelling of propane combustion in a high velocity oxygen-fuel thermal spray gun［J］. Chemical Engineering and Processing：Process Intensification，2006，45（4）：246-253.

［3］ Zeoli N，Gu S，Kamnis S. Numerical simulation of inflight particle oxidation during thermal spraying［J］. Computers & Chemical Engineering，2008，32（7）：1661-1668.

［4］ Hanson T C，Hackett C M，Settles G S. Independent control of HVOF particle velocity and temperature［J］. Journal of Thermal Spray Technology，2002，11（1）：75-85.

［5］ 韋福水. 氬等離子焰流特性參數(shù)的分析［J］. 天津大學學報，1986（3）：33-40. Wei Fushui. Analysis of the characteristics parameters in argon plasma flow［J］. Journal of Tianjin University，1986（3）：33-40（in Chinese）.

［6］ Kamnis S，Gu S. Numerical modelling of droplet impingement［J］. Journal of Physics D：Applied Physics，2005，38（19）：3664-3673.

［7］ Gu S，Kamnis S. Bonding mechanism from the impact of thermally sprayed solid particles［J］. Metallurgical and Materials Transactions A，2009，40（11）：2664-2674.

［8］ Thomas A，El-Wahabi M，Cabrera J M，et al. High temperature deformation of inconel 718［J］. Journal of Materials Processing Technology，2006，177（1）：469-472.

［9］ 丁坤英，王立君. 涂覆 WC-17Co涂層的 Ni718合金在不同環(huán)境溫度中的疲勞性能［J］. 焊接學報，2014，35（2）：87-90. Ding Kunying，Wang Lijun. Bending fatigue behaviors of the inconel 718 alloy with a WC-17Co coating at different temperatures［J］. Transactions of the China Welding Institution，2014，35（2）：87-90（in Chinese）.

［10］ Johnson G R，Cook W H. Fracture characteristics of three metals subjected to various strains，strain rates，temperatures and pressures［J］. Engineering Fracture Mechanics，1985，21（1）：31-48.

［11］ Thiele S，Sempf K，Jaenicke-Roessler K，et al. Thermo-physical and microstructural studies on thermally sprayed tungsten carbide-cobalt coatings［J］. Journal of Thermal Spray Technology，2011，20（1/2）：358-365.

［12］ Zhou Z，Gill A S，Qian D，et al. A finite element study of thermal relaxation of residual stress in laser shock peened IN718 superalloy［J］. International Journal of Impact Engineering，2011，38（7）：590-596.

（責任編輯：田 軍）

Impact Behavior of WC-17Co Particle in HVOF Spraying

Ye Fuxing1，2，Niu Anning1，2，Guo Lei1，2，Ding Kunying3
（1.School of Materials Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2.Tianjin Key Laboratory of Advanced Joining Technology，Tianjin 300072，China；3.School of Science，Civil Aviation University of China，Tianjin 300300，China）

The impact process of high velocity oxy-fuel（HVOF）thermal spraying particles on substrate is complex.To better control the spraying process，it's important to understand the high temperature and high velocity impact behavior.The impact behavior of HVOF spraying WC-17Co particle upon IN718 substrate was analyzed by using finite element analysis program ABAQUS/Explicit.The data used to create finite element models and apply loading conditions came from experiments.The results showed that WC-17Co particle was transformed from solid state into semi-molten state when it impacted on substrate.After impacting，the ratios of dimensions of deformed particles and substrate dents to initial particle diameters were constant.But initial diameter had no effect on the morphology of deformed particles and substrate dents.The dynamic duration of particle impacting on substrate was proportional to initial particle diameter.The larger the initial particle diameter was，the longer the duration of the impact process was.

high velocity oxy-fuel（HVOF）；finite element analysis；particle impact；WC-17Co；IN718

TG178

A

0493-2137（2016）08-0882-06

10.11784/tdxbz201502042

2015-02-15；

2015-05-12.

工信部重大專項資助項目（2011zx04014-021）；國家自然科學基金資助項目（51375332）；天津市自然科學基金資助項目（16JCYBJC18700）.

葉福興（1974— ），男，博士，教授，yefx@tju.edu.cn.

牛安寧，niuanninghappy@163.com.