預熱溫度對機匣等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴涂層應力場影響的數值模擬

蘇宇航，溫禎洪，羅軍明，崔世宇

預熱溫度對機匣等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴涂層應力場影響的數值模擬

蘇宇航，溫禎洪*，羅軍明，崔世宇

（南昌航空大學 材料科學與工程學院，南昌 330063）

為確定機匣等離子噴涂鋁硅涂層最佳預熱溫度，揭示不同預熱溫度對涂層殘余應力的影響，優化基體預熱溫度，降低由于過大的殘余應力導致涂層剝落和失效的可能性，為實際生產提供指導?；跓釓椝苄杂邢拊碚?，使用ANSYSWORKBENCH中穩態熱和結構應力模塊，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不同預熱溫度下的機匣等離子噴涂溫度場和應力場進行模擬，分析不同預熱溫度對面層/黏結層/基體系統溫度和應力分布的影響，重點研究了預熱溫度為30、50、80、120、150、180、200 ℃時涂層的溫度場和應力場分布。隨著基體預熱溫度的升高，基體和涂層的溫度梯度逐漸減小，面層等效應力逐漸減小，最大等效應力先減小后增大；軸環向應力和軸軸向應力分布及變化趨勢基本相同；與軸環向應力和軸軸向應力相比，基體預熱溫度的變化對軸徑向拉應力、徑向壓應力的影響更大。根據涂層的殘余應力的分布和變化規律，等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴涂層時，基體預熱溫度應控制在150 ℃。

鋁硅封嚴涂層；預熱溫度；應力場；數值模擬

作為航空發動機制造的重要技術之一，采用等離子噴涂技術在壓氣機的機匣上制備封嚴涂層，改善機匣與葉片之間的密封性，減小間隙，提高熱效率，顯著提高發動機性能[1]。在材料和裝備領域，殘余應力是各種加工使用過程中伴隨力或溫度或比容積等力學物理性能差異三大因素之一，或多個因素耦合而引起的彈/塑性變形不均勻性而產生的力學欠缺或缺陷，在物體內部自相平衡的應力狀態。哪里有彈/塑性變形不均勻性或不匹配，哪里就有殘余應力存 在[2]。由于采用等離子噴涂作為機匣涂層噴涂技術，在噴涂過程中會出現急熱、驟冷現象，基體、黏結層和面層材料的熱物理性能之間通常存在差異，因此噴涂期間易對加工工件及涂層產生殘余應力，而涂層殘余應力是導致涂層開裂和剝落的主要原因之一，所以降低涂層殘余應力是十分重要的。等離子噴涂前需要對基體進行預熱處理，優化基體的預熱溫度，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，降低涂層的熱應力，從而降低涂層殘余應力[3]。因此，研究基體預熱溫度對涂層殘余應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、凝固時間短，通過實驗手段很難獲得噴涂過程中溫度場及應力場數據，且實驗受環境因素影響，偶然因素多，難以得到準確的結果，所以為了準確分析不同參數的影響同時避免實際中大量的實驗工作，本研究采用數值模擬方法，模擬不同預熱溫度對涂層殘余應力的影響，得出的結果對涂層制備具有指導意義。

近年來，關于涂層應力場數值模擬的研究已有階段性進展。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熱溫度下涂層殘余應力的影響，研究表明隨著基體預熱溫度的提高，涂層軸向殘余拉應力分布范圍增大，軸向殘余壓應力分布范圍逐漸減小，基體的徑向殘余拉應力最大值、徑向殘余壓應力最大值和軸向殘余壓應力最大值增大，但基體的軸向殘余拉應力最大值呈現先減小后增大的趨勢。Liu等[5]提出了一種動態預熱方法，即在移動熔池前增加一個熱源來局部加熱，建立三維有限元模型，研究了動態預熱對多軌跡多層激光熔覆的影響，結果表明，動態預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]用等離子噴涂設備，在不同溫度下在鉻鎳鐵合金表面制備了釔穩定氧化鋯涂層，研究了基體預熱溫度對涂層顯微組織和力學性能的影響，研究發現，當基體預熱溫度為800 ℃時，涂層的硬度、韌性、界面結合強度和抗氣蝕性最佳。Sadhu等[7]研究了基體預熱溫度對鉻鎳鐵合金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熱溫度。Xie等[8]、Yu等[9]討論了預熱溫度對噴涂顆粒黏附強度和變形行為的影響，結果表明，使用預熱顆?？梢垣@得較強的黏附強度。但當顆粒預熱溫度過高時，顆粒的黏附強度降低。Rezvani等[10]、侯平均等[11]建立了具有真實粗糙度和真實孔隙率的有限元模型，考慮了黏結層和面層的沉積過程，更貼合實際地研究了預熱溫度對殘余應力的影響。

有限元模擬作為一種有效的科學研究方法，可以高效、準確地獲得計算對象的應力分布，近年來被熱噴涂領域的研究學者廣泛應用，然而目前針對等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴涂層的預熱處理對涂層殘余應力影響的數值模擬未見報道。為了揭示不同預熱溫度對涂層殘余應力的影響，確定等離子噴涂鋁硅涂層的最佳預熱溫度，本研究基于ANSYSWORKBENCH[12]有限元分析，以航空發動機機匣涂層為研究對象，建立涂層增層力學模型，對不同預熱溫度下等離子噴涂鋁硅涂層進行熱力耦合模擬[13-14]，計算涂層溫度場、應力場的變化情況。采用數值模擬研究預熱溫度對基體和涂層溫度場與應力場的影響，為實際涂層制備工藝優化提供參考數據。

1 研究方法

1.1 數學模型建立

因基體溫度不同時，面層/黏結層/基體系統的應力狀態不同，總有一個最佳基體溫度使面層/黏結層/基體系統的總殘余應力最小。系統的總殘余應力由淬火應力、溫升殘余應力和噴射沖擊殘余應力構成。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，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構相比，熔滴的溫度更高，在溫差的作用下，熔滴會凝結收縮，但由于基體或層狀結構的約束，熔滴的收縮不能自由發生，這種由于淬火效應而產生的殘余應力稱為“淬火應力”。當基體溫度改變時，淬火應力和溫升殘余應力受影響最大，由表達式（1）中可以看出：

因此，系統的總殘余應力為：

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，粉末顆粒與基體的撞擊會產生彈性變形和塑性變形。材料的熱彈塑性增量本構方程為：

1.3 有限元模型建立及邊界條件確定

1.3.1 模型建立及網格劃分

本文模擬在材料為0Cr16Ni4Cu3Nb的機匣基體上噴涂制備鋁硅涂層。建立的模型以飛機發動機機匣[19]為原型并加以簡化如圖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壁，黏結層和面層寬度均為20 mm，厚度分別為0.15 mm和1.2 mm。

網格劃分的目的在于將求解區域分解成合適數量的離散單元以便得到較為精確的結果。因為等離子噴涂過程是一個急熱驟冷的過程，其噴涂區域溫度梯度變化很大，所以在中間內壁處網格劃分一般選用密集網格，而遠離噴涂處的區域采用相對稀疏的網格，可以精確噴涂區域的計算和減少計算時間[20]。為了避免盲目性，對涂層部分的網格參數設置了5組比較試驗，以比較單元數、操作時間和計算結果，如表1所示。通過比較，可以得出結論：1）隨著單元數的增加，得到的應力值趨于穩定，但網格越細，可能不會更準確；2）隨著單元數的增加，計算機CPU的計算時間也會增加；3）通過比較5組參數的計算結果，最優網格參數為1.25 mm，模型計算時間更短，網格數計算結果更準確。最終網格劃分結果如圖1所示，共有124 558個節點和27 805個單元。圖1c為網格質量衡量指標，可以看出對涂層部分的網格加密后，平均質量為0.827，網格質量在0.9～0.99范圍內的單元數量占65%。

圖1 網格劃分示意圖

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組網格參數及對比結果

Tab.1 Comparison results of five groups of grid parameters

1.3.2 材料參數的設定

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

1.3.3 物理模型和邊界條件

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

基體的初始預熱溫度分別設為30、50、80、120、150、180、200 ℃，涂層溫度設為350 ℃，周圍環境溫度為22 ℃，不考慮輻射和對流的影響。噴涂開始前，工件垂直放置在工作平臺上，因此工件模型的底面是固定的，整個組件處于無應力初始狀態。

表2 基體0Cr16Ni4Cu3Nb熱物理性能參數[21]

Tab.2 Performance parameters of substrate[21]

表3 黏結層Ni-Al5%熱物理性能參數[22]

Tab.3 Performance parameters of bond layer[22]

續表3

表4 面層Al-Si12%熱物理性能參數[23]

Tab.4 Performance parameters of top layer[23]

2 數值模擬結果及分析

2.1 不同預熱溫度下涂層溫度場模擬結果及分析

利用Temperature命令[29]施加溫度載荷，求解出溫度場如圖2～8所示（圖中溫度單位為℃）。當預熱溫度從30 ℃提高到200 ℃時，基體與涂層界面的平均溫度從47.78 ℃上升到208.33 ℃，通過對7組不同預熱溫度下得到的溫度場云圖進行觀察比較，可以發現基體與面層間存在熱傳導，在基體預熱溫度逐漸提高、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，基體與涂層結合界面處的溫度逐漸提高，且基體與涂層間的溫度分布規律大致相同，即離涂層表面越遠，溫度越低。

圖2 預熱溫度為30 ℃下的溫度場

圖3 預熱溫度為50 ℃下的溫度場

圖4 預熱溫度為80 ℃下的溫度場

圖5 預熱溫度為120℃下的溫度場

圖7 預熱溫度為180 ℃下的溫度場

圖8 預熱溫度為200 ℃下的溫度場

2.2 不同預熱溫度下涂層應力場模擬結果及分析

采用間接耦合法，將所求得的所有節點溫度作為載荷施加到結構應力分析中[30]，在理論上假定基體/涂層應力場服從馮·米塞斯（Von-Mises）屈服準則[31]，求出等效應力場（Equivalent Stress），依據如圖9所示的柱坐標系，插入正應力（Normal Stress）[32]命令，得到沿軸徑向應力、軸環向應力、軸軸向應力云圖（圖中應力單位為MPa，正值為拉應力，負值為壓應力）。

圖10為預熱溫度為30 ℃下的應力場云圖。從圖10a中可以看出預熱溫度為30 ℃時，最大等效應力位于面層表面，達到576.66 MPa，應力值由面層表面向基體方向遞減，基體和黏結層內等效應力值處于較低水平；從圖10b中可以看出沿軸徑向方向，基體處于拉應力狀態，黏結層和面層呈現為涂層中間為拉應力狀態，涂層兩側邊緣部分為壓應力狀態，且最大壓應力位于黏結層與面層結合邊緣處達到328.55 MPa；從圖10c中可以看出，沿軸環向方向，最大拉應力位于基體處達到65.212 MPa，黏結層中間部分處于拉應力狀態，黏結層邊緣部分處于壓應力狀態，面層部分處于壓應力狀態且最大壓應力位于面層表面達到608.2 MPa，壓應力呈現由面層中間向邊緣兩側遞減的規律，距離面層越遠，壓應力越小的規律；從圖10d中可以看出，沿軸軸向方向，拉應力集中在基體和黏結層結合界面處達到229.53 MPa，且應力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達基體表面時應力狀態轉變為壓應力狀態，到達面層表面時達到最大壓應力為540.92 MPa。

圖9 幾何模型的柱坐標系

圖11為預熱溫度為50 ℃下的應力場云圖。從圖11a中可以看出，預熱溫度為50 ℃時，最大等效應力位于面層表面，達到555.74 MPa；從圖11b中可以看出，沿軸徑向方向，基體處于拉應力狀態，最大拉應力集中在黏結層和面層結合界面處達到146.11 MPa，最大壓應力集中在黏結層和面層結合邊緣處達到317.15 MPa；從圖11c中可以看出，沿軸環向方向，最大拉應力位于基體處達到66.093 MPa，涂層部分處于壓應力狀態且最大壓應力位于面層表面達到586.94 MPa，與預熱溫度為30 ℃時不同的是此時黏結層也為壓應力狀態；從圖11d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應力集中在基體和黏結層結合界面處達到230 MPa，且應力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達基體表面時應力狀態轉變為壓應力狀態，到達面層表面時達到最大壓應力為519.73 MPa。

圖12為預熱溫度為80 ℃下的應力場云圖。從圖12a中可以看出，在預熱溫度為80 ℃時，最大等效應力位于面層表面，達到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力狀態且應力分布均勻，最大拉應力位于黏結層和面層結合界面處達到140.53 MPa，最大壓應力位于黏結層和面層結合邊緣處達到339.15 MPa；從圖12c中可以看出，沿軸環向方向，最大拉應力位于基體處達到67.416 MPa，涂層部分處于壓應力狀態且最大壓應力位于面層表面達到555.35 MPa；從圖12d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應力集中在基體和黏結層結合界面處達到230.7 MPa，且應力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達基體表面時應力狀態轉變為壓應力狀態，到達面層表面時達到最大壓應力為487.93 MPa。

圖10 預熱溫度為30 ℃下的應力場云圖

圖11 預熱溫度為50 ℃下的應力場云圖

圖12 預熱溫度為80 ℃下的應力場云圖

圖13為預熱溫度為120 ℃下的應力場云圖。從圖13a中可以看出，在預熱溫度為120 ℃時，最大等效應力位于面層表面，達到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力狀態，最大拉應力位于黏結層和面層結合界面處達到133.08 MPa，最大壓應力集中在黏結層和面層結合邊緣處達到485.58 MPa；從圖13c中可以看出，沿軸環向方向，最大拉應力集中在基體內部達到69.179 MPa，基體部分表面呈現壓應力狀態，涂層部分處于壓應力狀態且最大壓應力位于面層表面達到515.08 MPa；從圖13d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應力集中在基體和黏結層結合界面處達到232.16 MPa，應力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達基體表面時應力狀態轉變為壓應力狀態，到達面層表面時達到最大壓應力為445.54 MPa。

圖14為預熱溫度為150 ℃下的應力場云圖。從圖14a中可以看出，在預熱溫度為150 ℃時，最大等效應力依舊集中在面層表面達到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力狀態且應力分布均勻，最大拉應力位于黏結層和面層結合界面處達到127.5 MPa，最大壓應力集中在黏結層和面層結合邊緣處達到598.53 MPa；從圖14c中可以看出，沿軸環向方向，最大拉應力集中在基體內部達到70.502 MPa，基體部分表面呈現壓應力狀態，涂層部分處于壓應力狀態且最大壓應力位于面層表面達到484.88 MPa；從圖14d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應力集中在基體和黏結層結合界面處達到233.69 MPa，應力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達基體表面時應力狀態轉變為壓應力狀態，到達面層表面時達到最大壓應力為413.92 MPa。

圖15為預熱溫度為180 ℃下的應力場云圖。從圖15a中可以看出，在預熱溫度為180 ℃時，最大等效應力分布相較于之前有了顯著變化，位于黏結層和面層結合邊緣處，達到479.76 MPa，面層表面應力約為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力狀態且應力分布均勻，最大拉應力位于黏結層和面層結合界面處達到121.91 MPa，最大壓應力集中在黏結層和面層結合邊緣處達到711.47 MPa；從圖15c中可以看出，沿軸環向方向，涂層部分處于壓應力狀態且最大壓應力位于面層表面達到481.85 MPa，最大拉應力集中在基體內部達到71.824 MPa，基體部分表面呈現壓應力狀態；從圖15d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應力集中在基體和黏結層結合界面處達到235.32 MPa，應力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達基體表面時應力狀態轉變為壓應力狀態，到達黏結層和面層結合邊緣處時達到最大壓應力為475.84 MPa，面層表面應力值約為396.82 MPa。

圖13 預熱溫度為120 ℃下的應力場云圖

圖14 預熱溫度為150 ℃下的應力場云圖

圖15 預熱溫度為180 ℃下的應力場云圖

圖16為預熱溫度為200 ℃下的應力場云圖。從圖16a中可以看出，在預熱溫度為200 ℃時，最大等效應力分布相較于之前有了顯著變化，位于黏結層和面層結合邊緣處，達到515.84 MPa，面層表面應力約為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力狀態且應力分布均勻，最大拉應力位于黏結層和面層結合界面處達到118.19 MPa，最大壓應力始終集中在黏結層和面層結合邊緣處達到786.77 MPa；從圖16c中可以看出，沿軸環向方向，涂層部分處于壓應力狀態且最大壓應力分布相較于之前有了顯著變化，位于黏結層和面層結合邊緣處達到544.99 MPa，最大拉應力始終集中在基體處達到72.706 MPa；從圖16d中可以看出，沿軸軸向方向，最大拉應力集中在基體和黏結層結合界面處達到236.4 MPa，應力以此界面為界限分別向基體和面層方向遞減，到達基體表面時應力狀態轉變為壓應力狀態，到達黏結層和面層結合邊緣處時達到最大壓應力為539.47 MPa，面層表面應力值約為453.27 MPa。

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

圖16 預熱溫度為200 ℃下的應力場云圖

圖17 不同預熱溫度下基體/黏結層/面層最大等效應力值

以各預熱溫度下的軸徑向應力為研究對象，由于徑向應力是沿著半徑方向的應力，故選取由面層上一點到基體上一點的連線為路徑如圖18所示，插入正應力（Normal Stress）命令，得到圖19為不同預熱溫度下路徑的徑向應力分布圖（圖中的正值是拉伸應力，負值是壓縮應力）。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力。以0～1.35 mm的路徑范圍為研究對象，當基體預熱溫度為150～200 ℃時，路徑范圍內僅存壓應力，其他溫度條件下，該路徑范圍內拉應力和壓應力均存在。與路徑的其他區域相比，在1.1～1.3 mm的路徑范圍內存在較大的應力突變，以1.1 mm和 1.3 mm對應的曲線上的應力值為兩個端點（圖19中紅色虛線部分），用兩個端點連接的線段的斜率來表示路徑上徑向應力的突變。據計算，不同基體預熱溫度下的應力突變幅度和突變量如表6所示。當基體預熱溫度為150 ℃時，應力突變幅度為?1 646.45 mpa/mm，應力突變值為?329.29 mpa；當基體預熱溫度為180 ℃時，應力突變幅度為?2 246.05 mpa/mm，應力突變值為?449.21 mpa；當基體預熱溫度為200 ℃時，應力突變幅度為?2 645.75 mpa/mm，應力突變值為?529.15 mpa。與其他預熱溫度相比，當基體預熱溫度為150 ℃，涂層厚度方向的徑向應力突變最小。綜上所述，當基體預熱溫度為150 ℃時，涂層厚度方向的徑向殘余應力分布更加合理。

表5 最大等效應力及分布位置

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.

以各預熱溫度下軸環向應力[34]為研究對象，當基體進行30 ℃預熱處理時，基體處于拉應力狀態，最大拉應力位于基體和部分黏結層處，黏結層邊緣和面層處于壓應力狀態，最大壓應力位于面層表面；隨著基體預熱溫度的升高，基體始終處于拉應力狀態，拉應力集中范圍呈現先減小后增大；當基體預熱溫度達到180 ℃時，最大拉應力始終位于基體內部，最大壓應力由面層表面轉移至黏結層和面層結合邊緣處，且最大壓應力值呈現先減小后增大的趨勢。圖20為在基體不同預熱溫度下最大軸環向應力值（圖中正值為拉應力，負值為壓應力），當預熱溫度從30 ℃提高到200 ℃時，軸環向拉應力由65.212 MPa上升到72.706 MPa；軸環向壓應力由608.2 MPa下降到481.85 MPa再上升到544.99 MPa。為了更直觀、清晰地對結果進行比較分析，將不同預熱溫度下的軸環向最大拉應力值、最大壓應力值和應力集中部位列出，如表7所示。環向應力是環繞著筒體方向，圓周切線方向的力，這種環向邊緣拉應力和界面壓應力會使界面邊緣的微裂紋向界面中心區域擴展，最終導致涂層的分離失效[35]。從表7中可以看出，當預熱溫度為150～180 ℃時，軸環向應力取得較低水平拉應力和壓應力；處于面層表面的壓應力容易引發涂層彎曲變形，最大壓應力集中在黏結層和面層結合邊緣處容易使涂層間產生間隙導致涂層分離，因此，綜合應力大小和應力分布兩個因素來看，預熱溫度在150 ℃到180 ℃范圍內時，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，2為終點）

圖19 不同預熱溫度下該路徑的徑向應力分布圖

表6 預熱溫度120～200 ℃時軸徑向應力突變

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

圖20 基體不同預熱溫度下最大y軸環向應力值

表7軸環向最大拉應力/壓應力及分布位置

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.

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

圖21 基體不同預熱溫度下最大z軸軸向力值

表8軸軸向最大拉應力/壓應力及分布位置

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 結論

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

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

3）與軸環向應力和軸軸向應力相比，基體預熱溫度的變化對軸徑向殘余拉應力、徑向殘余壓應力的分布位置影響更大。

4）根據涂層的殘余應力的數值和分布位置的變化，基體預熱溫度應控制在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

江西省自然科學基金項目（20202BABL204006）；南昌航空大學基金（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.預熱溫度對機匣等離子噴涂鋁硅可磨耗封嚴涂層應力場影響的數值模擬[J]. 表面技術, 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）

責任編輯：萬長清