用HVOF喷涂Y2O3稳定的ZrO2热障涂层
Tabbetha A.Dobbins等
国外机车车辆工艺
摘 要:高速氧燃气(HVOF)热喷涂已经被成功地用来在热障涂层(TBC)应用领域沉积氧化钇稳定的氧化锆(YSZ)涂层。使用氢气作为燃气,在范围有限的喷涂条件下得到了结合良好的涂层。经对喷涂参数,如氢氧比、喷涂距离以及基体冷却进行研究发现,喷涂距离对涂层质量影响明显。在所试验的各种氢氧比的条件下,从喷枪出口起,在75 mm到125mm内得到了结合良好的涂层。与空气等离子喷涂(APS)沉积的YSZ涂层相比,HVOF沉积涂层以正方晶体相形式表现出更好的稳定性,并且具有一致的的密度、表面粗糙度和横截面显微硬度。特别值得注意的是,HVOF涂层的横断面揭示出更加均质的结构。很多理论模型预测在HVOF火焰里,YSZ不可能被熔化,因此,用这一工艺不可能沉积出可靠的YSZ涂层。在本研究工作中得到的试验结果是:在HVOF枪作业时燃烧室的压力高达0.39 MPa,使得绝热火焰温度值达到了氧化锆的熔点以上。在这种条件下,Ranz-Marshell热传输模型预测HVOF喷涂粒子的表面温度Tp高到足以使得小的氧化锆粒子(10μm)被部份熔化,Tp=(1.10～0.95)Tm。进一步的分析证明,对于较大的粒子(38μm),当粒子温度Tp=(0.59～0.60)Tm时,即产生了结合良好的涂层,这表示在HVOF喷涂中,烧结可能对氧化锆的沉积起到一定的作用。这些结果表明对于有着粒子尺寸分布范围较大的粉末可能存在着2种不同的结合机理。
关键词:HVOF;热障涂层;TBC;氧化锆;热喷涂沉积
引言
热障涂层(下称TBC)用于降低涡轮机零件表面温度,最多可降低140℃。在温度超过1 300℃的工作条件下,TBC具有允许零件在更高的温度下工作或使零件具有更长的使用寿命的潜力。然而,TBC的寿命和可靠性仍然存在问题,这是因为热冲击(由热循环引起)和结合底层的氧化可导致TBC的剥落。使用当前适用TBC涂层的技术来改善这些涂层,如电子束物理气相沉积(下称EB-PVD)或空气等离子喷涂(下称APS)均成本过高且过于费时。高速氧燃气(下称HVOF)由于其工作原理简便,既不像EB-PVD那样需要高真空,也不像APS沉积层那样需要一台高电压(直流40～80 kW)电源,所以,用它来改善涂层是一种更为简便的方法。
HVOF热喷涂技术近年来已经吸引了越来越多的注意,这是因为它能够将低熔点复合物和合金粉末,如WC-Co,Cr3C2-NiCr,TiC-Ni,Inconel 718,Inconel 725以及铜镍铟合金等,沉积出高度致密的涂层。但是由于HVOF的沉积温度低得多,可能无法在火焰中完全熔化氧化钇稳定的氧化锆(下称YSZ)粒子涂层,所以用HVOF喷涂工艺沉积YSZ涂层的可能性在很大程度上被忽视,传统上是使用APS喷涂YSZ进行TBC沉积,这是因为等离子体所产生的射流温度可高达14 000 K,此温度一般能保证在沉积时粒子的完全熔化。运用热喷涂技术沉积出可靠涂层的一个基本要求是在沉积过程中粒子的完全熔化。实际上,HVOF燃烧室中火焰的绝热温度取决于所使用燃气种类、燃气-氧气比、气体流量以及燃烧室压力。据有关报道,使用乙炔气,丙烯气和氢气在HVOF中所能达到的最高温度分别是3 160℃、2 896℃和2 856℃。然而,为维持喷枪铜喷嘴结构完整性所必须的冷却,将从火焰中带走约5～25 kW.h的热量,使得能用于加热YSZ粒子的能量更少。YSZ是一种高熔点耐火陶瓷,其熔点高达2 677℃。而且,氧化锆的低导热率(1.1 W/m/K)使粒子内部的热传导和40μm直径粒子的心部熔化造成问题。这样大小的粒子在热喷涂沉积工艺的使用材料中具有典型性。
若干研究者对陶瓷粒子在HVOF射流中的飞行熔化和冲击行为进行了模型化处理。Joshi构成了一个包括Knudsen非平衡效应在内的粒子加热和加速的有限差分模型。根据Joshi模型,在HVOF火焰中,Knudsen非平衡效应对于在HVOF火焰中尺寸小于50μm喷射粒子的热传导会有很大的冲击。根据Joshi模型计算了在HVOF火焰中氧化铝和氧化锆粒子的心部温度。该模型预测对于直径小到10μm的氧化锆粒子,其心部仍残余有未熔化的部份。这一模型的结论使得用HVOF方法熔化氧化锆沉积层看来已不可能。
还有若干模型提出,为使HVOF过程能沉积出成功的氧化锆涂层,完全的熔化并非是绝对必要的。Kadyrov等将粒子与基体碰撞的效应计算在内,以决定氧化锆粒子在HVOF沉积过程中的熔化行为。它表明,如果粒子的全部动能都转化成热量,这一热量在粒子冲击时又被再吸收,那么在超音速射流中被加速的直径10μm的氧化锆粒子能达到94%的熔化状态。Kadyrov等使用一种温度达到2 727℃的化学计算平衡的氢气燃烧火焰(压力为0.97 MPa)得到了这一解答。这一模型化工作显示HVOF火焰熔化YSZ及其他高熔化温度粉末的可能性是存在的。
试验已经证明,高速火焰产生了大尺度的紊流和涡旋,它吹动细小的(5μm)的粒子流动到射流的周边区域,使它们不能经历到最高火焰温度。然而,近来对稍大的平均粒子尺寸为10μm的纳米晶体InConel 718和平均粒子尺寸为15μm氧化铝的HVOF沉积过程的研究显示:粒子尺寸小到10μm的粒子将会沿着HVOF射流的中心线飞行。Ramm等和Sturgeon等用HVOF对平均尺寸为15μm氧化铝的初始粉末进行了沉积。这些涂层与空气等离子喷涂形成的氧化铝涂层具有良好的可比性。他们的结果还揭示出在HVOF喷涂过程中,早期的理论推断和实际粒子沉积行为之间的矛盾,即在HVOF喷涂时,为了取得对高温耐火陶瓷材料的完全熔化,可能需要小的粒子尺寸,但是产生正确的沉积未必一定要粒子小到5～10μm。作为HVOF喷涂能够沉积高熔点粒子的新的证据,英国TWI在1995年发表了一个简短的报告,提出研究人员能够用HVOF喷涂YSZ涂层,但是,对这些涂层的粘着性、显微组织和总体涂层质量并未做深入的讨论。Cole等的工作是较早能清楚展示HVOF沉积YSZ涂层能力的工作。然而,在该研究中所使用的高可燃的乙炔气体,由于其很高的燃烧温度,只允许使用较低的压力(0.147MPa)。为此,需要对HVOF喷枪的供气设计进行改动,以便在输送乙炔气体的过程中不再产生更多的压力降,并且允许喷枪在接近超音速的条件下工作。总之,在高温耐火材料能否用传统的HVOF喷枪进行沉积方面,并未能取得一致意见,特别是在沉积YSZ涂层方面没有清楚的证据。因此,本研究旨在回答围绕用HVOF沉积YSZ涂层若干悬而未决的问题。
1 试验程序
1.1 材料
Tosoh公司(Belle Meade, NJ)制造了用于HVOF沉积的质量比为5.4%的Y2O3稳定的ZrO2(YSZ)初始粉末。YSZ初始粉末的化学成分见表1。用在本试验中的初始粉末中氧化钇的含量略低于6%～8%,这种比例被认为是适合TBC应用的优选成分。然而,在本试验中使用的略低的氧化钇含量对粒子的熔化温度并无明显的影响。使用Malvern Mastersizer S (Southborough,MA)粒子尺寸分析仪所确定的粒子平均体积尺寸为38μm。这些38μm粒子是由更小的、约200 nm的聚合团所组成的,后者又由27 nm的微晶构成(微晶尺寸见Tosoh公司的报道)。初始粉末中微晶粒子的尺寸也在本研究中用X射线衍射(XRD)法测定。结果表明测量出的微晶粒子尺寸(40.6 nm)略大于制造商的报道数据。初始粉末的显微金相见图1。为HVOF研究的目的,在Englehard公司(East Windsor)对25 mm×25 mm×7.5 mm镍基超合金试片的一面先用APS喷涂厚度为150μm的Ni-22Cr-10Al-1Y结合底层。
1.2 热喷涂沉积
在Drexel大学(DU-CPPM,Philadelphia,PA)的等离子材料工艺中心用Stellite涂层公司(Goshen,IN)的Jet-Kote II-A系统沉积了YSZ粉末,使用的喷嘴长153 mm,内径6.35 mm。本试验中使用的燃烧室全压(Po)是0.39 MPa。本试验中使用了氧气—燃气比分别为0.385、0.420和0.463的富氢火焰。粉末用Plasmadyne(Santa Anna,CA)的容积式料仓送粉器送粉,载气为氩气。基体试片固定在一个静止支座上,喷枪安装在Sulzer Metco(Westbury,NY)的x-y轴走行机构上。工作距离分别是75 mm、100 mm和125 mm。枪在水平方向上沿基体从右到左或从左到右运动。需要用彼此相接的多次(4次)往复运动来复盖整个试片。当整个试片以这种方式完全覆盖上,才算作一遍。150～300 nm厚的涂层一般需要4～5遍。在某些情况下,通过对置于试片下部的铜冷却块通水(25℃)来冷却试片。在所有情况下,都在不送YSZ粉末的状态下,用喷枪先对试片进行一次空喷以预热试片。表2列出了HVOF涂层的喷涂参数。
1.3 特性分析技术
HVOF和APS喷涂YSZ涂层样品使用真空渗透环氧树脂镶样,并且切割出横截面。金相横截面用1μm金刚石研磨膏抛光并且用扫描电镜进行检查。两种类型的断面用扫描电镜作金相分析和比较。孔隙体积在500倍金相照片上用点计数法决定。所报告的孔隙率的平均值和标准偏差是根据6个不同的HVOF涂层的测量结果得出的。
YSZ的表面粗糙度用Tencor仪器公司(Milpitas,CA)的Alpha-Step 200触针式跟踪表面轮廓仪测量的。触针针尖在以250μm/s的扫描速度在试样表面上扫描2 000μm距离。表面粗糙度值(Ra)是在YSZ涂层表面不同区域上测得的4个不同值的平均值。对Ni-22Cr-10Al-1Y结合底层的表面粗糙度也进行了测量。APS和HVOF沉积的YSZ样品都用了同一种结合底层。结合底层是在Engelhard公司进行喷涂的。
用LeCo V-100-C1(St.Joseph,MI)硬度计测量了抛光断面上的维氏显微硬度。涂层上的压痕是使用0.3 kg载荷保持5 s得到的。报告的显微硬度值是6个试样的平均值,其中每个样品都在沿试样横截面上随机压出10个压痕。同时对已知密度的压实烧结块也测量了显微硬度用作对比。烧结块是用TosoHVOF公司的商用YSZ粉末制备的。烧结块的密度是根据阿基米德原理,以水为介质采用浸入法决定的。报告的显微硬度值是烧结块横截面的随机位置上6个压痕的平均值。
对APS和HVOF沉积的YSZ涂层都进行了XRD分析,以测定晶体的相结构。使用了理光Geigerflex X射线衍射仪(Wakefield,MA)。依据Scherrer技术,位于30.168°的正方相(111)的XRD线宽(XRDLB)被用来确定涂层中的晶体尺寸。
2 结果和讨论
2.1 粒子和气体动力学
2.1.1 氢-氧比的作用
使用由GTT技术公司(Aashen,Germany)开发的Chem-Sage热化学平衡模型化软件,对各种不同火焰平衡化学条件下的绝热温度进行了计算。Chem-Sage热化学平衡计算是在考虑了平衡反应的情况下进行的。
H2+0.5ΦO2→aH2O+bOH+cH+dO+eO3+
fH2O2+gHO2+hH2+iO2(1)…………………式中,Φ是氢氧比的表达式,称为等价比,它定义为:Φ=H2O2H2O2化学计量值(2)…………………且a～i是不同气体种类的平衡量。尽管在实际的HVOF喷枪作业过程中,燃烧室里的反应并不产生平衡产物,绝大多数HVOF气体动力学的计算模型仍然假定反应是平衡反应。工作中所取的等价比(Φ)对应于3种不同的绝热火焰温度2 965℃、2 983℃和2 989℃分别是1.29、1.18和1.07。
2.1.2 燃烧室压力的作用
报导的绝热燃烧火焰温度的总压力通常为0.098MPa。应用Chem-Sage热化学计算软件,可以计算出在各种压力下的绝热火焰温度。图2显示了在不同压力下绝热火焰温度相对于等价比(Φ)的变化。图2中使用的燃烧室压力分别是0.098 MPa、0.39 MPa、0.78 MPa和0.98 MPa。在本研究中,假设在喷枪喷嘴中的气体流动是绝热的和各向同性的,使用Jet-Kote喷枪的几何学和气体流量计算了燃烧室压力。如果假定喷枪的内壁是平滑的,因而磨擦效应可以忽略,而且气体粘度为零,从而可以认为流体流动是不可逆的,那么这些假设是成立的。结果表明,HVOF沉积试验是在0.39 MPa的燃烧室压力下进行的(见表2)。正如表2所示,随着燃烧室内总气体压力的变化,绝热火焰温度的变化最多可达300℃。如果使用0.39 MPa的总压力,则等价比(Φ)约在0.35和2.2之间的火焰平衡化学成分都具有高于YSZ熔点的温度。
2.1.3 HVOF火焰温度和速度曲线
Tawfik等对HVOF火焰得出了一组气体速度和温度的经验普适公式。此公式在马赫数Mj等于1.5和2.5之间有效。使用一个用煤油气体燃烧的Hobert Tafa JP-5000喷枪,对这些普适公式作了试验验证。火焰速度的普适公式是:UUj=1-exp(α1-X/Xc) (3)………………式中,U是气体速度,Uj是最大气体速度,α是指数衰减常数,取0.85(20)。X是沿喷枪枪筒的轴向距离,XC是潜在的气体心部长度。潜在的气体心部是指包含菱形激波结构在内的超声区,并且其长度(XC)是喷嘴直径(D)和射流马赫数的函数:XcD=3.5+1.0Mj2(4)……………………就物理特性而言,潜在的心部长度(XC)和指数衰减常数都与焰流及其环境条件下的火焰密度比有关。指数衰减常数α又与马赫数有关。Stellite涂层公司的Jet-Kote II喷枪的喷嘴直径(D)是6.33 mm。射流马赫数如前所述是Mj=1.97。由于马赫数是1.97,根据本研究中使用的气流条件,在出口平面计算而得的最大气体速度为2 690 m/s。
将前期研究中得到的普适公式应用于本次研究,产生了H2-O2燃烧火焰的火焰温度和速度曲线而不需要进一步的修正。然而,普适火焰公式值和现有的氢火焰速度的数据的对比证明,潜在的心部长度(XC)和指数衰减常数的标准偏差分别是0.6 mm和0.8 。图3(a)根据普适火焰速度公式用图形显示了火焰速度沿喷枪轴线的变化。在此情况下,潜在心部长度XC是50.8 mm。计算出的潜在心部长度与用激光多普勒速度计测得的40～50 mm的潜在心部长度吻合良好。这种吻合表明潜在心部长度并不随马赫数的变化而发生明显的变化。原先的氢火焰的速度测量已经证明它具有较大的指数衰减常数(α≌2)。但是,速度是在火焰以亚音速喷射时测量的,因此并不能说明与α值直接相关。对于HVOF喷枪系统设立了用于普适火焰公式的指数衰减常数α值,它与本研究更加密切相关。
图3(b)显示了由下述公式产生的火焰温度曲线:T-TaTj-Ta=1-exp(1.251-X/Xc) (5)…………式中,Ta是室温(25℃),而Tj是最大射流温度。公式中使用的最大射流温度Tj是2 965℃,绝热火焰温度在Φ=1.29,Po=0.39 MPa,不考虑铜喷嘴所产生的冷却效应。
2.1.4 HVOF粒子温度和速度曲线
试验参数的某种组合使HVOF工艺可产生出结合良好的YSZ涂层。能生成结合良好的YSZ涂层的氢-氧等价比(Φ)是1.29、1.18和1.07,喷涂距离小于125±5 mm。对动量和热传导方程求其解析解,以决定在沉积中粒子的温度和速度。动量传导方程的解析解略去了重力,或作用在粒子上的离心力。对动量传导方程进行数值求解为:Vp=U-(U-Vop)exp(- tτ) (6)…………式中,Vp,U和Vop分别是粒子速度、射流速度和初始粒子速度。变量τ由下式表达:τ=24ρsd2p18ηgCdRe(7)……………………………式中,ρs是氧化锆粒子的密度(6.08 g/CC),dp是粒子速度,Cd是粘滞阻力而Re是雷诺数。作为雷诺数函数的球形颗粒的粘滞阻力系数由下式描述:
Cd=24Re(1+1.015Re0.687) Re≤1 000
Cd=0.44 Re>1 000 (8)……………
粒子的雷诺数由下式算出:
Re=ηg=( Vg-Vp )ρgdp(9)………………
式中,ρg是整个气体的平均密度。
Renz-Marshall热传导方程用来决定粒子温度:
Tp=Tg-(Tg-T0p)exp(-6h tρscpdp) (10)…………
式中Tp、Tg和T0p分别是粒子温度、气体温度和初始粒子温度。cp是氧化锆粒子的比热(604 J/kg.K),h是热传导系数。热传导系数h的表达式是:
h=Nu·kgdp(11)……………………………
式中,Nu是纽塞特数,kg是整个气体的平均导热率。求解动量和热传输问题的数值方法将另文给出。
图3(a)说明了气体和粒子在飞离喷嘴150 mm内的速度轨迹线。模型中所采用的粒子初始注入速度取20 m/s。图3(b)显示10μm氧化锆粒子在离开出口到90 mm的喷涂距离内将处于熔化温度以上的温度。从试验上讲,涂层将在75～125 mm之间的喷涂距离内获得。因此,一个10μm粒子将经历从1.10～0.95Tm范围内的温度,这表示在连续的喷涂过程中这些粒子发生了部份熔化。图3(C)和图3(d)说明了38μm粒子在喷枪外的温度和速度曲线,这是所使用粉末的粒子平均尺寸。对于38μm而言,粒子在连续的喷涂过程中将经历从0.59～0.60Tm范围内的温度,这提示较大粒子的相互粘结的机制更多的是烧结而非熔化。
2.2 HVOF和APS喷涂YSZ涂层的性能
2.2.1 HVOF与APS喷涂YSZ涂层的显微组织之比较
图4表示为对应表2所列出的各种喷涂条件的若干HVOF涂层样品(№1～№8)的金相照片。发生剥落的试样(№4)也做了金相检查。HVOF和APS喷涂YSZ涂层的显微组织见图5。HVOF喷涂YSZ涂层的厚度平均值为250μm,是在5～10遍喷涂后得到的。HVOF喷涂YSZ涂层表现出具有垂直裂纹和小尺度层间薄片状孔隙的特点。这可能在涂层中存在高度致密区域,这可能会生成更高的模量,从而在一定的应变条件下造成较高的内应力。HVOF和APS沉积YSZ涂层的显微形貌都有层间薄片状孔隙,它是与热喷涂涂层的薄片结构相一致的。然而,在HVOF涂层中的层间薄片状孔隙显得更细小,且在图6中可见到跨接在薄片边界的单个晶粒,而APS喷涂涂层中则含有HVOF涂层中见不到的大的圆形的孔隙。单晶体跨孔隙的桥接在APS涂层中未能发现,相反,APS涂层中的大孔隙在所有各边都与非桥接的晶体接邻。在HVOF涂层中观察到的单晶体跨孔隙桥接可能表明在沉积时发生了固态烧结。HVOF和APS热喷涂YSZ涂层孔隙体积率根据点计数结果分别是21±6.3和26±4.3vol%。两类YSZ涂层的总孔隙率均在标准偏差的范围内,差别并不显著。
图7可以定性地说明HVOF涂层比APS涂层具有更均匀的粒子尺寸分布。APS涂层中的非均匀晶粒尺寸的原因可归结于等离子流体的高热量所致的晶粒粗化,在多道沉积过程中,APS过程将输入远比HVOF过程为多的热量。由XRDLB测定的HVOF和APS沉积涂层的平均晶粒尺寸分别是141nm和172 nm。
2种涂层的断裂表面的横截面图片如图8所示。APS断面所含的薄片间的柱状组织表明冲击粒子发生了定向固化。在HVOF断面缺少此类定向固化表明了熔化的程度较低。HVOF涂层更细的和更均质的显微组织可能会有某些性能上的优点,如各向同性的模数,在高温下和在较长时间内保持理想的正方相,并且具有更少的可以作为裂纹源而最终导致涂层失效的缺陷。
2.2.2 HVOF和APS沉积YSZ涂层的表面粗糙度比较
根据触针式跟踪仪所测定的结果,结合涂层的表面粗糙度(Ra)为8.95(±0.52)μm。表3列出了其上覆盖的YSZ涂层的表面粗糙度(Ra)。APS和HVOF沉积YSZ涂层的表面粗糙度值分别是10.13±1.40μm和13.10±1.61μm。HVOF沉积YSZ涂层的表面粗糙度落在APS沉积YSZ涂层的表面粗糙度的试验误差范围内。所发现的相近的表面粗糙度是未曾预料的,这是因为典型的APS沉积的氧化铝涂层的表面粗糙度大约是HVOF沉积氧化铝涂层的3倍。
与APS沉积的氧化铝涂层相比,HVOF沉积氧化铝涂层较低的表面粗糙度可归功于在沉积时对粒子所具有的更高的冲击速度以及HVOF喷枪熔化氧化铝的能力。按照α-Al2O3和γ-Al2O3γ相对量的比较结果,HVOF沉积α-Al2O3时,初始粉末的88%发生了熔化。
2.2.3 HVOF和APS沉积YSZ涂层的显微硬度比较
APS和HVOF沉积YSZ涂层的维氏显微硬度值分别是5.20±0.69 GPa和5.46±0.56 GPa。APS和HVOF沉积YSZ涂层的显微硬度的差别并不显著并且没有超出试验误差的范围。以前有报道,对于含有17.5%体积比孔隙率的等离子喷涂的YSZ涂层的维氏硬度是4.5 GPa。图9为HVOF和APS沉积YSZ涂层的维氏显微硬度和密度之间的关系,以及由本次和以前的工作所得到的已知密度的氧化锆烧结块的数据。此图清楚说明烧结块和热喷涂沉积涂层的显微硬度与孔隙率呈指数关系,这与其他报道的结果相一致。
图10为HVOF和APS沉积涂层的XRD衍射谱线,与之对比的还有喷前进给粉末的谱线。单斜晶体尽管存在于供HVOF沉积用的喷前的粉末中,但在由这种粉末形成的涂层中,这一组成相不再出现,这表明在本研究中,在热喷涂过程中,粒子所达到的温度已经高到足以诱发从单斜晶体相到正方晶体相的转变,这一转变始于590℃,并终止于800℃。很显然,正方晶体相是HVOF涂层中的基本相。与此相比较,在APS涂层中发现了少量的单斜相,如图10所示。从72°～76°使用了0.1°/min的慢扫描,以确认在初始粉末和在两种涂层中都不存在立方相。在HVOF和APS涂层中,衍射图在44°处都显示出一个小峰,这对应了打底的结合层NiCrAlY的{111}峰。
2.2.4 HVOF和APS沉积YSZ涂层的相组成比较
在APS热障涂层的喷涂中,淬火正方相是常见的。但单斜相则是有害的。超过5%体积比的单斜相意味着在冷却时可能存在涂层的不稳定化,这将导致涂层的开裂,从而过早剥落。一般而言,含0～1%单斜相体积比的APS涂层对热冲击有更高的承受力。在本研究中,从27°～29°的慢扫描确认在Engelhard公司沉积的APS涂层中存在少量(<1%体积比)的单斜相,而在HVOF涂层中未发现任何单斜相。
3 结论
用HVOF喷涂了氧化钇稳定的氧化锆涂层(YSZ),喷涂距离保持在很窄的范围内(75～125mm),并且使用了绝热温度在YSZ熔化温度以上的若干氢氧比火焰。与APS沉积的YSZ涂层相比,HVOF沉积的YSZ涂层性能良好。HVOF和APS沉积的YSZ涂层的孔隙率、显微硬度、晶粒尺寸和组成相都十分相似。此外,HVOF沉积的YSZ涂层还具有一些其他的优点,包括涂层更精细、更均质的晶粒显微组织,以及形成高度稳定的涂层。
本研究中使用的粉末平均粒子尺寸为38μm,其中包含了2%体积比的10～20μm的粒子。对氢燃料气体在HVOF喷枪内部和沿火焰路径的绝热火焰温度的计算表明,此温度高到足以部份熔化小的(高达10μm)氧化锆粒子。使用经试验确定的喷涂条件是生成良好结合涂层所必需的(如喷涂距离75～125mm),对小的(高达10μm)和平均直径的(高达38μm)粒子的沉积所需的粒子温度进行了模型化处理。平均直径(高达38μm)粒子经历的温度仅仅达到0.59～0.60Tm,表明对于这类粒子,在HVOF热喷涂沉积过程中,有助于粒子结合的不是熔化而是烧结。
参考文献略
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