噴槍結構對低溫超音速火焰噴涂顆粒飛行特性的影響

摘要：

建立了低溫超音速火焰噴涂傳熱和流動模型，對噴涂過程的焰流和顆粒的運動加熱歷程進行了模擬分析.研究了三種不同結構的噴槍對焰流速度與溫度分布、不同粒徑顆粒飛行特性的影響.模擬結果表明，粒徑為20 μm的Cu顆粒在撞擊基板時能達到臨界速度，且溫度低于熔點，有利于沉積并減少了顆粒氧化；槍管的擴張率對噴涂顆粒的速度影響不大，而對顆粒溫度的影響較大；延長擴張段的長度代替平直槍管有利于在保證顆粒速度的同時提高顆粒的溫度.

關鍵詞：

低溫超音速火焰噴涂； 噴槍結構； 顆粒飛行特性； 數值模擬

中圖分類號：TK 124 文獻標志碼：A

Influence of torch geometry on particles behavior in the

low-temperature oxygen-fuel spray process

SHEN Cui-hong，SHAN Yan-guang

（School of Energy and Power Engineering，University of Shanghai for Science and Technology，

Shanghai 200093，China）

Abstract：

The Low-Temperature Oxygen-Fuel spray process （LTOF） is a modification of High-Velocity Oxygen-Fuel （HVOF）.In this paper，a two-dimensional mathematical model was established to simulate the heat and momentum transfer between the supersonic flow and particles in LTOF.Three nozzles of different type were studied and the effects of nozzle structure on the temperature field and velocity distribution of the gas were investigated.In addition，the velocity and temperature of copper particles were acquired.The simulation results showed that Cu particles of 20 μm diameter can reach the critical velocity when they hit the substrate and their temperature is lower than the melting point，which is beneficial for forming high-quality coating.The nozzle expansion rate has little effect on the particle velocity，but it has a great influence on the particle temperature.Increasing the length of nozzle expansion can increase the particle temperature.

Key words：

low-temperature oxygen-fuel spray； torch geometry； particle behavior； numerical simulation

傳統超音速火焰噴涂（High Velocity Oxygen-Fuel spraying，HVOF）焰流溫度在3 000 K以上.噴涂顆粒在沉積時通常已處于熔融或者半熔融狀態.這種方式制備的涂層結合強度高、致密，涂層性能優越，但是在很多情況下高溫的焰流可能造成噴涂材料的氧化、相變或其它化學反應，同時高溫也可能對噴涂基體造成損傷^[1]，不適合噴涂容易氧化和相變敏感性材料（Cu、Ti及其合金），且熔融顆粒容易堵塞噴槍，易對超音速火焰噴涂設備造成影響.在20世紀80年代，Papyrin等提出了冷噴涂（Cold Spray）的概念.這種噴涂技術依賴高速氣流攜帶的動能，沉積時噴涂顆粒保持固體狀態，粒子以純塑性變形沉積形成涂層，對顆粒的速度（500～1 200 m·s^-1）要求很高，工作氣體的預熱溫度一般低于600℃，涂層孔隙率大，與基板的結合強度不高^[2].以上兩種噴涂技術均存在缺點，因此低溫超音速火焰噴涂（Low-Temperature Oxygen-Fuel，LTOF）成為目前熱噴涂領域一個新的研究熱點.

LTOF是指工作氣體溫度介于傳統超音速火焰噴涂與冷噴涂之間（1 000～2 500 K），但氣流速度同時具備超音速特性的一種噴涂方法^[3].它的工作原理是將燃料與助燃氣體在燃燒室內燃燒產生的高溫高壓的焰流，在混合室內與適量摻混氣體混合，通過Laval噴嘴將混合氣流加速到超音速狀態，然后通過槍管噴射入大氣環境.在此過程中噴涂顆粒與混合氣體進行換熱，升溫加速，最后以固態或者半熔融狀態沉積到基板表面形成涂層^[4-5].近年來，對低溫超音速火焰噴涂過程中氣流傳熱和流動、噴涂顆粒的飛行和沉積行為以及涂層微觀結構及性能方面的研究取得了重要進展^[6-8]，而噴槍結構對焰流及噴涂顆粒影響的研究較少.實際上，氣流的運動狀態在很大程度上影響噴涂過程中顆粒的運動和加熱歷程，而顆粒在沉積前的狀態（速度、溫度、氧化程度、軟化程度及是否相變等）是影響涂層質量的重要因素.因此，本文應用低溫超音速火焰噴涂過程氣固兩相傳熱和流動模型，對不同噴槍結構情況下噴涂過程的焰流和顆粒的運動加熱歷程進行模擬分析，預測了不同操作參數（顆粒粒徑、槍管尺寸）焰流的速度、溫度分布及噴涂顆粒的運動與加熱歷程.研究結果對于改進低溫超音速火焰噴涂噴槍結構有一定參考價值.

1 數學物理模型

低溫超音速火焰噴涂系統包括燃燒室、混合室、Laval噴嘴、平直槍管和射流區域五個部分，如圖1所示.

為簡化模型，作如下假設：（1）整個過程中氣體按理想氣體處理，遵循理想氣體狀態方程，比熱容（比定壓熱容和比定容熱容的比值）為常數；（2）槍管內壁面采用無滑移速度邊界條件和常壁溫溫度邊界條件；（3）由于焰流在Laval噴嘴和平直槍管中停留的時間很短，故可認為焰流在其中流動的過程中燃燒產物保持不變^[9]；（4）甲烷與氧氣完全燃燒，不考慮涉及任何中間產物及中間反應^[10]；（5）假設噴涂顆粒為球形，受熱均勻，顆粒內部不存在溫度梯度，顆粒在噴涂過程中不變形，顆粒之間不發生碰撞；（6）在未噴入顆粒前整個過程流動和傳熱按二維軸對稱問題處理，噴入顆粒后按二維問題處理.

對單相可壓縮氣體的流動，考慮氣體的粘性影響，忽略重力作用.控制方程包括質量、動量、能量守恒方程，通用形式為

式中，dp為顆粒粒徑；CD為阻力系數^[12]；υp為顆粒速度；Tp為顆粒溫度；ρp為顆粒密度；ρg為焰流密度；υ為焰流速度；Tg為焰流溫度；mp為顆粒質量；Cp為顆粒比定熱容；Ap為顆粒的表面積；Tm為噴涂顆粒的熔點；θm為熔化質量比，0≤θ≤1；Lm為粒子相的熔化焓；Nu為努謝爾數；h為表面對流傳熱系數；k為傳熱系數；Rep為雷諾數；Pr為普朗特數.

2 模擬過程

2.1 邊界條件

采用甲烷為燃料，氧氣作為助燃氣體，氮氣作為摻混冷卻氣體.對于甲烷、氧氣與氮氣的入口，選擇質量入口邊界條件，初始溫度為300 K.出口處選擇壓力出口邊界條件，出口壓力為101.325 kPa，溫度為300 K.槍管、燃燒室、混合室壁面采用恒壁溫邊界條件，溫度為300 K.噴涂基板溫度為500 K.噴涂材料為Cu顆粒，粒徑范圍為1～50 μm，溫度為300 K，采用軸向噴入方式，入射速度為20 m·s^-1.

2.2 網格劃分

計算區域網格的劃分采用四邊形結構網格.圖2給出了燃燒室與平直槍管出口處的網格圖.在網格生成過程中考慮到計算精度，對于參數變化梯度大的氣體入口、Laval噴嘴喉部及噴嘴出口處網格劃分密度較大，以保證計算精度，更好地模擬噴槍內的流動和傳熱過程及捕捉噴槍出口處的馬赫錐，其它部分適當減少網格密度，相應地減少計算對內存的要求.

2.3 數值模擬方法

采用有限體積法對模型進行數值求解，用Simple算法處理壓力和速度之間的耦合.燃燒過程運用一步燃燒機理^[10]，并采用渦耗散模型計算甲烷和氧氣的預混燃燒的反應速率.由于噴涂顆粒的體積分數小于整個流體體積的4%，所以采用單向耦合方法.

3 計算結果分析

3.1 模型可靠性分析為了驗證模型的可靠性，將模擬結果與文獻[13]中相同條件下的實驗結果進行了比較.文獻[13]中實驗測量的Laval噴嘴喉部直徑為2 mm，出口截面為2 mm×10 mm的矩形截面，采用銅粉作為噴涂顆粒，溫度為300 K，以25 m·s^-1的速度從Laval噴嘴入口射入，工作氣體為空氣，入口溫度為800 K，入口壓力2.0 MPa.計算結果與實驗數據對比如圖3所示，模擬結果與實驗數據吻合程度較好，證明所建模型合理.

3.2 不同噴槍結構時焰流傳熱和流動特性

甲烷、氧氣、氮氣的質量流量分別為0.596 g·s^-1、2.380 g·s^-1、6.250 g·s^-1，噴涂Cu顆粒初始溫度為300 K，采用軸向噴入方式，入射速度為20 m·s^-1.

表1給出了三個不同結構噴槍（G1、G2、G3）的結構尺寸，其中：Ldiv 為Laval噴嘴漸擴段長度；

圖4給出了沿中心軸線方向的焰流溫度和速度變化.在G1與G2兩種噴槍中的焰流溫度沿著流動方向逐漸降低，焰流速度在Laval噴嘴出口處達到最大值，然后沿著流動方向逐漸降低.由于在Laval噴嘴出口處膨脹波的影響，焰流溫度和速度出現了小幅波動.G3中由于沒有平直槍管，焰流在噴槍中持續膨脹，焰流速度增大而溫度降低.當噴槍G1中焰流進入自由射流階段后，由于焰流壓力高于環境壓力，處于欠膨脹狀態，形成了馬赫波使靠近槍管出口的位置焰流速度與溫度都出現了大幅度的波動，而噴槍G2、噴槍G3中的焰流壓力接近環境壓力，焰流速度與溫度的波動不是很明顯.射流進入自由空間后，與周圍空氣介質發生動量、熱量及質量交換，并不同程度地帶動周圍靜止空氣加速、升溫，使氣流本身的溫度和速度降低.

比較圖4中三種情況下溫度與速度曲線，可以看出不管是增大擴張率還是用Laval擴張段的長度代替平直槍管，對焰流溫度的影響很小，但是對焰流速度有顯著影響.

3.3 不同顆粒尺寸時粒子的加熱和運動特性

圖5為G1條件下，不同粒徑的Cu顆粒速度和溫度變化.不同粒徑的噴涂粒子在噴槍中運動時速度和溫度都增加，但是在自由射流階段，小尺寸顆粒的速度和溫度隨著氣流溫度和速度的衰減而降低，而大尺寸顆粒溫度和速度曲線趨于平坦.這是因為大尺寸顆粒的動量慣性和熱量慣性較大，速度和溫度改變比小尺寸顆粒要困難.小尺寸顆粒在熱噴涂過程中容易獲得較高的速度和溫度，但是其對氣流的跟隨性太強，在槍管出口處顆粒溫度與速度都出現了波動.由于氣流在自由射流階段湍流特性明顯，焰流除了沿中心軸線方向存在軸向速度外，還具有徑向速度，而小尺寸顆粒可能獲得較大徑向速度而飛離自由射流核心區域，不能達到基板.這也說明尺寸過小的顆粒不適合用于熱噴涂.粒徑為20 μm的Cu顆粒在撞擊基板時的速度達到了其臨界速度（570 m·s^-1）^[14]，且溫度低于熔點，有利于沉積并減少顆粒氧化.粒徑過大（大于40 μm）的顆粒在熱噴涂過程中升溫和加速的過程都比小尺寸顆粒慢，當其撞擊基板時粒子速度低于其臨界速度，不能有效地沉積于基板表面形成涂層，而且會對基體產生“噴丸”或沖蝕作用^[1]，因此尺寸過大的顆粒也不適用于熱噴涂.

3.4 不同噴槍結構時顆粒的加熱和運動特性

圖6為三種不同噴槍條件下20 μm Cu顆粒沿中心軸線方向速度和溫度變化曲線.顆粒速度受槍管尺寸的影響很小，而溫度變化較大.這是因為顆粒的速度與焰流的速度與密度有關，隨著焰流速度的增大而增大，隨著焰流密度的減小而降低.雖然G2的擴張率比G1大，噴槍G2有利于增大焰流的速度，但是由于焰流的質量流量是不變的，焰流的速度增大必然導致密度的降低，所以槍管擴張率的變化對顆粒速度的影響不是很明顯.顆粒溫度與焰流的密度有關，密度越大與顆粒的換熱效率越高.噴槍G2的擴張率大氣流密度小，從而導致顆粒溫度比其它兩種噴槍低.因此，噴槍的擴張率對噴涂顆粒的速度影響不大，而對顆粒溫度影響較大.噴槍G3中顆粒的溫度大于其它兩種噴槍，主要是由于噴槍G3采用延長Laval噴管擴張段代替平直槍管，噴槍G3中焰流的平均速度低于G1與G2中焰流的平均速度，顆粒在焰流中停留的時間長，增大了顆粒與焰流換熱的時間.

4 結論

（1） 在噴涂過程中，焰流進入自由射流階段后，由于焰流的壓力高于環境壓力，處于欠膨脹狀態，形成了馬赫波使靠近槍管出口位置焰流的速度與溫度出現了大幅度的波動.隨后與周圍空氣介質發生動量、熱量或質量交換，使射流本身的溫度和速度降低.不管是改變擴槍管張率還是延長Laval擴張段代替平直槍管，對焰流的溫度的影響很小，對槍管出口焰流速度影響較大.

（2）小尺寸噴涂顆粒對焰流有很強的跟隨性，而大尺寸顆粒熱量慣性與動量慣性大，受焰流的影響較小；若顆粒尺寸過大，則撞擊基板時沒有達到臨界速度不能沉積于基板形成涂層；若尺寸過小，則可能飛離自由射流核心區域，而不能達到基板，粒徑為20 μm的顆粒在撞擊基板時能達到臨界速度，且溫度低于熔點，有利于沉積并減少顆粒氧化.

（3）在初始條件相同的條件下，顆粒溫度與槍管的擴張率有關，隨著擴張率的增大而減小，而槍管的擴張率對噴涂顆粒的加速影響不大.增大Laval噴嘴漸擴段長度代替平直槍管，有利于提高顆粒的溫度.

參考文獻：

[1] 卜恒勇，盧晨.冷噴涂技術的研究現狀及進展[J].材料工程，2010 （1）：94-98.

[2] 饒瓊，周香林.超音速噴涂技術及其應用[J].熱加工工藝，2004（10）：49-52.

[3] KATANODA H，KIRIAKL T，TACHIBANAKL T.Mathematical modeling and experimental validation of the warm spray （two-stage HVOF） process[J].Journal of Thermal Spray Technology，2009，18（5）：401-410.

[4] KAWAKITA J，KURODA S，KREB S.In situdensification of Ti coatings by the warm spray （two-stage HVOF） process[J].Mater Trans，2006，47（7）：1631-1637.

[5] KAWAKITA J，KURODA S，KREBS S.Densetitanium coating by modified HVOF spraying[J].Surf Coat Technol，2006，201（3/4）：1250-1255.

[6] KIM K，WATANABE M，KAWAKITA J.Grainrefinement in a single titanium powder particle impacted at high velocity[J].Scr Mater，2008，59（7）：768-771.

[7] KIM K，WATANABE M，KURODA M.Thermalsoftening effect on the deposition efficiency and microstructure of warm sprayed metallic powder[J].Scr Mater，2009，60（8）：710-713.

[8] KIM K，WATANABE M，KURODA S.Jetting-out phenomenon associated with bonding of warm-sprayed titanium particles onto steel substrate[J].Journal of Thermal Spray Technology，2009，18（4）：490-499.

[9] LI M.Multiscalemodeling and control of thermal spray processing of nanostructured coating[D].Los Angeles：University of California Los Angeles，2004.

[10] HASSAN B，LOPEAZ A R，TALPALLKAR W.Analysis of a high-velocity oxygen-fuel （HVOF） thermal spray torch-part II：computation results[J].Journal of Thermal Spray Technology，1996，5（1）：62-68.

[11] GILMORE D L，DYKHUIZEN R C，NEISER R A.Particle velocity and deposition efficiency in the cold spray process[J].Journal of Thermal Spray Technology，1999，8（4）：576-582.

[12] MORSI S A，ALEXANDER A J.An investigation of particle trajectories in two-phase flow systems [J].Journal of Fluid Mechanics，1972，55（2）：193-208.

[13] DYKUIZEN R C，SMITH M F.Gas dynamic principles of cold spray[J].Journal of Thermal Spray Technology，1998，7（2）：205-212.

[14] STOLTENHOFF T，KREYE H，RICHTER H J.An analysis of the cold spray process and its coating[J].Journal of Thermal Spray Technology，2002，11（4）：542-500.