高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 王文瑞张峰张佳明张贺强 Particle flight behavior in hypersonic flame spraying WANG Wen-rui,ZHANG Feng.ZHANG Jia-ming.ZHANG He-qiang 引用本文： 王文瑞，张峰，张佳明，张贺强.高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究J.工程科学学报，2022,44(2：217-227.doi: 10.13374j.issn2095-9389.2021.07.24.001 WANG Wen-rui,ZHANG Feng,ZHANG Jia-ming,ZHANG He-qiang.Particle flight behavior in hypersonic flame spraying[J]. Chinese Journal of Engineering,.2022,442:217-227.doi:10.13374j.issn2095-9389.2021.07.24.001 在线阅读View online::htps:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2021.07.24.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 拉瓦尔喷管结构模式对超音速射流流动特性的影响 Effect of Laval nozzle structure on behaviors of supersonic oxygen jet flow field 工程科学学报.2020.42S:54htps:1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2020.03.15.s15 热喷涂制备高熵合金涂层的研究现状与展望 Research progress of the preparation of high entropy alloy coatings by spraying 工程科学学报.2021,43(2：170 https:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2020.10.20.001 卧式喷淋塔烟气脱硫的数值模拟 Numerical simulation of flue gas desulfurization by horizontal spray tower 工程科学学报.2018,40(1)：17 https:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.01.003 电弧炉内长电弧等离子体的数值模拟 Numerical simulation of a long arc plasma in an electric arc fumace 工程科学学报.2020,42S:60 https:1doi.org10.13374.issn2095-9389.2020.04.08.s04 钢中液态夹杂物聚并行为的数学物理模拟 Physical and numerical simulation of the coalescence of liquid inclusion particles in molten steel 工程科学学报.2019.41(10：1280 https::/doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.11.02.001 热喷涂制备非晶合金涂层性能的研究进展 Research progress on the properties of amorphous alloy coatings prepared by thermal spraying 工程科学学报.2021,433：311 https:/ldoi.org/10.13374.issn2095-9389.2020.11.20.001

高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 王文瑞 张峰 张佳明 张贺强 Particle flight behavior in hypersonic flame spraying WANG Wen-rui, ZHANG Feng, ZHANG Jia-ming, ZHANG He-qiang 引用本文: 王文瑞, 张峰, 张佳明, 张贺强. 高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究[J]. 工程科学学报, 2022, 44(2): 217-227. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.07.24.001 WANG Wen-rui, ZHANG Feng, ZHANG Jia-ming, ZHANG He-qiang. Particle flight behavior in hypersonic flame spraying[J]. Chinese Journal of Engineering, 2022, 44(2): 217-227. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.07.24.001 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.07.24.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 拉瓦尔喷管结构模式对超音速射流流动特性的影响 Effect of Laval nozzle structure on behaviors of supersonic oxygen jet flow field 工程科学学报. 2020, 42(S): 54 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.03.15.s15 热喷涂制备高熵合金涂层的研究现状与展望 Research progress of the preparation of high entropy alloy coatings by spraying 工程科学学报. 2021, 43(2): 170 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.10.20.001 卧式喷淋塔烟气脱硫的数值模拟 Numerical simulation of flue gas desulfurization by horizontal spray tower 工程科学学报. 2018, 40(1): 17 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.003 电弧炉内长电弧等离子体的数值模拟 Numerical simulation of a long arc plasma in an electric arc furnace 工程科学学报. 2020, 42(S): 60 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.08.s04 钢中液态夹杂物聚并行为的数学物理模拟 Physical and numerical simulation of the coalescence of liquid inclusion particles in molten steel 工程科学学报. 2019, 41(10): 1280 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.11.02.001 热喷涂制备非晶合金涂层性能的研究进展 Research progress on the properties of amorphous alloy coatings prepared by thermal spraying 工程科学学报. 2021, 43(3): 311 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.11.20.001

工程科学学报.第44卷，第2期：217-227.2022年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.44,No.2:217-227,February 2022 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.07.24.001;http://cje.ustb.edu.cn 高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 王文瑞12)区，张峰)，张佳明12)，张贺强) 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)北京科技大学流体与物质相互作用教育部重点实验室，北京1000833)北华航天工业学 院.廊坊065000 ☒通信作者，E-mail:gmbitwrw@ustb.edu.cn 摘要以高超音速火焰喷枪为研究对象，采用计算流体力学软件Fuet对高超音速火焰喷涂(HVOP)过程中的焰流流场以 及粒子飞行过程进行数值模拟.HVOF系统以氧气为助燃气体，煤油为燃料.研究了加入粒子前喷枪内火焰焰流温度、速度 和压力分布规律，采用离散相模型计算喷涂粒子的动力学飞行行为，探究了粒子大小、注入速度、球形度对粒子飞行行为的 影响.发现最佳粒子粒径范围应为30~50m,在此范围内粒子均匀的分布在焰流中心，且为熔融状态，更易形成结合强度较 高的涂层：小粒径粒子最佳注入速度为10~15ms,中等粒径粒子最佳注入速度为5~10ms,大粒径粒子最佳注人速度为 1~5ms';与球形颗粒相比，非球形颗粒具有较高的阻力系数，在飞行过程中获得更大的动能和更少的热量 关键词HVOF热喷涂：数值模拟：流体动力学：拉瓦尔管：飞行行为 分类号TG174.442 Particle flight behavior in hypersonic flame spraying WANG Wen-rui2,ZHANG Feng,ZHANG Jia-ming 2,ZHANG He-giang 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)The Key Laboratory of Fluid and Matter Interaction,University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China 3)North China Institute of Aerospace Engineering,Langfang 065000,China Corresponding author,E-mail:gmbitwrw@ustb.edu.cn ABSTRACT High velocity oxygen fuel(HVOF)coatings have high bonding strengths and compactness,which can improve the wear, corrosion,and fatigue resistance of an underlying matrix.These coatings are widely used in chemical industries,metallurgy,aerospace, and other fields.Here,we studied hypersonic flame spraying through simulating flame flow fields and particle flight processes using the computational fluid dynamics software Fluent.The HVOF system uses oxygen as a combustion-supporting gas and kerosene as fuel.The temperature,velocity,and pressure distributions of the flame flow in a spray gun before adding particles were studied.The dynamic flight behavior of spray particles was calculated using a discrete phase model,and the effects of particle size,injection velocity,and sphericity on particle trajectory,velocity,and temperature were investigated.The optimal particle size range was 30-50 um.Particles that were too large collided with the inner walls of the spray gun,hindering the combination of the particles and matrix.Particles that were too small were liquid during flight,and readily reacted with oxygen,leading to a reduction in the amorphous content of the prepared coatings.In the optimal size range,particles were uniformly distributed in the center of the flame flow,and the particles were in a molten state,ideal for forming coatings with higher bonding strengths.A systematic study of injection velocities on spray particle dynamics,determined the optimal injection velocity for small,medium,and large particles as 10-15,5-10,and 1-5m-s,respectively Compared with spherical particles,nonspherical particles had higher drag coefficients,greater acceleration in the flow field of the flame, and gained more kinetic energy and less heat during flight 收稿日期：2021-07-24 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2020YFA0405700)

高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 王文瑞1,2) 苣，张    峰1)，张佳明1,2)，张贺强3) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083    2) 北京科技大学流体与物质相互作用教育部重点实验室，北京 100083    3) 北华航天工业学 院，廊坊 065000 苣通信作者， E-mail: gmbitwrw@ustb.edu.cn 摘    要    以高超音速火焰喷枪为研究对象，采用计算流体力学软件 Fluent 对高超音速火焰喷涂 (HVOF) 过程中的焰流流场以 及粒子飞行过程进行数值模拟. HVOF 系统以氧气为助燃气体，煤油为燃料. 研究了加入粒子前喷枪内火焰焰流温度、速度 和压力分布规律，采用离散相模型计算喷涂粒子的动力学飞行行为，探究了粒子大小、注入速度、球形度对粒子飞行行为的 影响. 发现最佳粒子粒径范围应为 30～50 μm，在此范围内粒子均匀的分布在焰流中心，且为熔融状态，更易形成结合强度较 高的涂层；小粒径粒子最佳注入速度为 10～15 m·s−1，中等粒径粒子最佳注入速度为 5～10 m·s−1，大粒径粒子最佳注入速度为 1～5 m·s−1；与球形颗粒相比，非球形颗粒具有较高的阻力系数，在飞行过程中获得更大的动能和更少的热量. 关键词    HVOF 热喷涂；数值模拟；流体动力学；拉瓦尔管；飞行行为 分类号    TG174.442 Particle flight behavior in hypersonic flame spraying WANG Wen-rui1,2) 苣 ，ZHANG Feng1) ，ZHANG Jia-ming1,2) ，ZHANG He-qiang3) 1) School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) The Key Laboratory of Fluid and Matter Interaction, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 3) North China Institute of Aerospace Engineering, Langfang 065000, China 苣 Corresponding author, E-mail: gmbitwrw@ustb.edu.cn ABSTRACT    High velocity oxygen fuel (HVOF) coatings have high bonding strengths and compactness, which can improve the wear, corrosion, and fatigue resistance of an underlying matrix. These coatings are widely used in chemical industries, metallurgy, aerospace, and other fields. Here, we studied hypersonic flame spraying through simulating flame flow fields and particle flight processes using the computational fluid dynamics software Fluent. The HVOF system uses oxygen as a combustion-supporting gas and kerosene as fuel. The temperature, velocity, and pressure distributions of the flame flow in a spray gun before adding particles were studied. The dynamic flight behavior of spray particles was calculated using a discrete phase model, and the effects of particle size, injection velocity, and sphericity on particle trajectory, velocity, and temperature were investigated. The optimal particle size range was 30–50 μm. Particles that were too large collided with the inner walls of the spray gun, hindering the combination of the particles and matrix. Particles that were  too  small  were  liquid  during  flight,  and  readily  reacted  with  oxygen,  leading  to  a  reduction  in  the  amorphous  content  of  the prepared coatings. In the optimal size range, particles were uniformly distributed in the center of the flame flow, and the particles were in a  molten  state,  ideal  for  forming  coatings  with  higher  bonding  strengths.  A  systematic  study  of  injection  velocities  on  spray  particle dynamics, determined the optimal injection velocity for small, medium, and large particles as 10–15, 5–10, and 1–5 m·s−1, respectively. Compared with spherical particles, nonspherical particles had higher drag coefficients, greater acceleration in the flow field of the flame, and gained more kinetic energy and less heat during flight. 收稿日期: 2021−07−24 基金项目: 国家重点研发计划资助项目（2020YFA0405700） 工程科学学报，第 44 卷，第 2 期：217−227，2022 年 2 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 44, No. 2: 217−227, February 2022 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.07.24.001; http://cje.ustb.edu.cn

218 工程科学学报，第44卷，第2期 KEY WORDS HVOF thermal spraying;numerical simulation;fluid dynamics:Laval nozzle;flight behavior 超音速火焰喷涂(HVOF)是热喷涂表面处理 火焰喷涂流场特性，对于颗粒飞行行为的研究较 技术中一种极其重要的手段.得益于适中的焰流 少.因此本文通过计算流体动力学软件Fluent探 温度(1300℃~3000℃)和较高的焰流速度（可达 究煤油燃料热喷涂枪的燃烧特性，研究氧气及煤 2000ms),实现了热能和动能的良好结合，所制 油流量比、粒子直径、粒子注入速度及粒子球形度 备的涂层孔隙率低、结合强度高且耐腐蚀性能好， 对粒子飞行行为的影响，选择合适的制备工艺参数 非常适合冶金结合涂层的制备-)热喷涂过程是 1模型建立 一个复杂的过程，涉及燃烧和传热、可压缩超音速 流动、湍流混合和多相相互作用-.影响喷涂工 1.1物理模型 艺的因素众多，当粒子具有较高的飞行速度能够 本文主要研究超音速火焰喷涂工艺在镁合金 形成较密的涂层：粒子为半熔融状态则有利于提 基体上制备铁基非晶涂层时的物理过程.此过程 高涂层与基体的结合强度；粒子温度过低会导致 中选用的超音速火焰喷涂系统为常规的单级HVOF 涂层与基体结合强度的不足；因此有必要对喷涂 热喷涂系统，喷枪为径向送粉结构，主要由高压燃 过程中粒子行为进行研究来确定较为合适的工艺 烧室、拉法尔管、平直喷管、径向送粉口及冷却管 参数 道组成，其喷枪示意图如图1所示 Tabbara和Gu)建立了JPs000液体燃料超音 Water cooling 速火焰喷枪的几何模型，采用计算流体力学Fluent Combustion chamber 软件研究了燃料液滴尺寸对气相焰流的影响.Patel Fuel Oxygen Nozzle 等研究了氧燃比、总气体流量及燃烧室尺寸对 Streams 超音速火焰喷枪气态焰流的影响，结果表明，燃烧 室温度随氧燃比的增加呈现先增高后降低的趋 Powder injection points 势.王汉功等9运用Fluent软件，在气固两相流的 图1超音速火焰喷枪示意图 基础上，计算了纯氧、空气及氧-空气联合助燃3种 Fig.I Schematic diagram of a supersonic flame spray gun 情况下超音速火焰喷涂的燃烧特性.王建文和李 系统使用煤油为燃料，助燃气体为氧气，氧气 智o以D-jet型喷嘴为研究对象，采用数值模拟技 和煤油在燃烧室内混合，点火后剧烈燃烧，产生大 术对超音速火焰喷涂过程的焰流进行数值模拟， 量高温高压气体，气体经喷枪的收缩扩张结构一 研究喷嘴几何参数的变化对焰流的影响。何新宝 拉瓦尔管加速后达到超音速，铁基非晶粉末由径 等采用数值模拟技术研究喷涂距离对铁基非晶 向注人高温高速气流中，经过气流的加热、加速最 涂层孔隙率的影响，当喷涂距离为360~380mm 终撞击到基板上进而形成涂层.在此过程中，气相 时，非品粉末颗粒在撞击基板时处于半融化状态， 焰流的行为决定了粒子的飞行行为，而粒子撞击 可获得孔隙率较低的涂层.Liu等2-对比了不同 基板时的状态对涂层的性能有着很大的影响 拉瓦尔喷管结构在高温条件下的射流马赫数分 1.2几何模型及网格划分 布、动压及射流卷吸特性 采用的超音速火焰喷枪及外流场的儿何模型 近年来，对于超音速火焰喷涂的研究大多集中 如图2所示，为了更具体的分析喷枪射流流场的 在以气体为燃料的喷涂特性上，对于液体燃料喷 情况，外流场区域应划分足够大，本文划分外流场 涂特性的研究很少5-，并且主要分析在于超音速 范围为400mm×220mm.喷枪具体几何参数见表1. Powder injection points F/O inlet Combustion Nozzle Barrel Outer flow field chamber 图2喷枪及外流场的几何模型 Fig.2 Geometric model of a spray gun and external flow field

KEY WORDS    HVOF thermal spraying；numerical simulation；fluid dynamics；Laval nozzle；flight behavior 超音速火焰喷涂（HVOF）是热喷涂表面处理 技术中一种极其重要的手段. 得益于适中的焰流 温度（1300 ℃～3000 ℃）和较高的焰流速度（可达 2000 m·s−1），实现了热能和动能的良好结合，所制 备的涂层孔隙率低、结合强度高且耐腐蚀性能好， 非常适合冶金结合涂层的制备[1−2] . 热喷涂过程是 一个复杂的过程，涉及燃烧和传热、可压缩超音速 流动、湍流混合和多相相互作用[3−6] . 影响喷涂工 艺的因素众多，当粒子具有较高的飞行速度能够 形成较密的涂层；粒子为半熔融状态则有利于提 高涂层与基体的结合强度；粒子温度过低会导致 涂层与基体结合强度的不足；因此有必要对喷涂 过程中粒子行为进行研究来确定较为合适的工艺 参数. Tabbara 和 Gu[7] 建立了 JP5000 液体燃料超音 速火焰喷枪的几何模型，采用计算流体力学 Fluent 软件研究了燃料液滴尺寸对气相焰流的影响. Patel 等[8] 研究了氧燃比、总气体流量及燃烧室尺寸对 超音速火焰喷枪气态焰流的影响，结果表明，燃烧 室温度随氧燃比的增加呈现先增高后降低的趋 势. 王汉功等[9] 运用 Fluent 软件，在气固两相流的 基础上，计算了纯氧、空气及氧−空气联合助燃 3 种 情况下超音速火焰喷涂的燃烧特性. 王建文和李 智[10] 以 D-jet 型喷嘴为研究对象，采用数值模拟技 术对超音速火焰喷涂过程的焰流进行数值模拟， 研究喷嘴几何参数的变化对焰流的影响. 何新宝 等[11] 采用数值模拟技术研究喷涂距离对铁基非晶 涂层孔隙率的影响，当喷涂距离为 360～380 mm 时，非晶粉末颗粒在撞击基板时处于半融化状态， 可获得孔隙率较低的涂层. Liu 等[12−14] 对比了不同 拉瓦尔喷管结构在高温条件下的射流马赫数分 布、动压及射流卷吸特性. 近年来，对于超音速火焰喷涂的研究大多集中 在以气体为燃料的喷涂特性上，对于液体燃料喷 涂特性的研究很少[15−16] ，并且主要分析在于超音速 火焰喷涂流场特性，对于颗粒飞行行为的研究较 少. 因此本文通过计算流体动力学软件 Fluent 探 究煤油燃料热喷涂枪的燃烧特性，研究氧气及煤 油流量比、粒子直径、粒子注入速度及粒子球形度 对粒子飞行行为的影响，选择合适的制备工艺参数. 1    模型建立 1.1    物理模型 本文主要研究超音速火焰喷涂工艺在镁合金 基体上制备铁基非晶涂层时的物理过程. 此过程 中选用的超音速火焰喷涂系统为常规的单级 HVOF 热喷涂系统，喷枪为径向送粉结构，主要由高压燃 烧室、拉法尔管、平直喷管、径向送粉口及冷却管 道组成，其喷枪示意图如图 1 所示. Water cooling Fuel Oxygen Streams Combustion chamber Nozzle Powder injection points 图 1    超音速火焰喷枪示意图 Fig.1    Schematic diagram of a supersonic flame spray gun 系统使用煤油为燃料，助燃气体为氧气，氧气 和煤油在燃烧室内混合，点火后剧烈燃烧，产生大 量高温高压气体，气体经喷枪的收缩扩张结构—— 拉瓦尔管加速后达到超音速. 铁基非晶粉末由径 向注入高温高速气流中，经过气流的加热、加速最 终撞击到基板上进而形成涂层. 在此过程中，气相 焰流的行为决定了粒子的飞行行为，而粒子撞击 基板时的状态对涂层的性能有着很大的影响. 1.2    几何模型及网格划分 采用的超音速火焰喷枪及外流场的几何模型 如图 2 所示，为了更具体的分析喷枪射流流场的 情况，外流场区域应划分足够大，本文划分外流场 范围为 400 mm×220 mm. 喷枪具体几何参数见表 1. F/O inlet Combustion chamber Nozzle Powder injection points Barrel Outer flow field 图 2    喷枪及外流场的几何模型 Fig.2    Geometric model of a spray gun and external flow field · 218 · 工程科学学报，第 44 卷，第 2 期

王文瑞等：高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 219. 表1喷枪儿何参数 式中，1为时间，p为气流密度，k为湍流动能，为耗 Table 1 Geometric parameters of a spray gun 散率，为方向上的速度，μ为黏性系数，4为湍流 Geometric parameter Length/mm Diameter/mm 动能黏度，Gk为由于平均速度而产生的湍动能， Combustion chamber 92.5 37.8 G为由于浮力而产生的湍动能，Z为可压缩湍流 Nozzle 37.5 7.9 脉动膨胀对总耗散率的影响系数，C1、C2、C3为 Barrel 111.1 11 经验常数，σk和σE为k和ε的湍流普朗特数，Sk和 Outer flow field 400 220 S为自定义源项 网格划分采用ICEM进行，选用中等密度网格 对于燃料燃烧中化学物种守恒方程的求解， 用作计算，模型的网格划分情况如图3所示，模型 ANSYS Fluent的计算方式是求解超音速焰流中各 共包含91083个节点，90099个单元.对于流场变 个物种的对流扩散方程，以此来对燃料燃烧的反 化较大的喉管处，网格划分的足够细以保证计算 应物及生成物的局部质量分数进行预测.这个守 的准确性，对于远离中心线射流区域的外流场，网 恒方程的一般形式为： 格划分稍粗以节省计算时间 品0+p-(划=-+R+g (3) Pressure outlet 式中，Y:为物种的质量分数，为传输速度矢量， Wall 为物种的质量扩散通量，R为化学反应产生的 F/O inlet Axis 物种的净产生速率，Q为离散相导致的物种的产 图3喷枪及外流场的网格划分情况 生速率 Fig.3 Grid division of a spray gun and external flow field ANSYS Fluent中的拉格朗日离散相模型遵循 1.3边界条件及湍流模型 Euler-Lagrange方法2-2).其主要方法是求解Navier-- 选择合适的边界条件有利于计算的收敛，合 Stokes方程，将超音速火焰喷涂中的气相视为一个 理的边界条件同样影响计算结果的准确性.在本 连续体，通过计算气态焰流流场跟踪铁基非晶颗 文中，选用的边界条件如下：燃料及氧气的入口 粒及煤油液滴来求解分散相24-2：模型通过对超 处，选用质量入口边界条件(Mass flow inlet):外流 音速焰流气相中的铁基非晶粒子的力平衡进行积 场的边界处，选用压强出口边界条件(Pressure 分来计算粒子的位置，以此达到对其轨迹的预测 outlet)；由于实际喷枪壁面采用冷却水冷却，因此 这个力平衡方程为： 模拟过程中选用恒温非滑移壁面. 此外，超音速火焰为高速剧烈流动的焰流，涉 _立-立2+8mp+下 dr" (4) Tr Pp 及到强烈的湍流问题？，主项为焰流气相，而相 对于气相来讲，煤油液滴及铁基非晶颗粒的体积 式中，i为颗粒速度，为连续相的流速，，为粒子 占比很小，因此液滴及粒子的存在对气相的影响 的弛豫时间，8为重力加速度，Pp为粒子密度，F为 不大.为此，计算中选用的是离散相模型. 压力梯度引起的附加作用力 超音速火焰焰流中存在旋转的气相流动.与 铁基非晶粒子在飞行过程中，不可避免的会 标准k-s模型相比，Realizable k-s将旋转及曲率相 发生旋转，会对粒子在流体中运动的轨迹产生影 关内容引入了方程，这种额外的旋转效应在对超 响，为了解决粒子旋转问题，需要为粒子的角动量 音速火焰焰流模拟计算时，优于标准的k-ε模型， 求解一个附加的常微分方程： 因此在本次计算中被选用2w-2刘在Realizablek-s 湍流模型中，传输方程为： -c方-7 22 (5) 品+品a品+台) 式中，p为粒子转动惯量，⑦为粒子的角速度，d为 颗粒直径，C为旋转阻力系数，T为应用于流体域 Gk+Gb-ps-ZM+Sk (1) 中粒子的扭矩，与粒子-流体角速度有关，其计算 公式为： -vxur-Up (6) C2G+C.G-C2p+Se (2) 式中，为流体速度

表 1 喷枪几何参数 Table 1   Geometric parameters of a spray gun Geometric parameter Length/ mm Diameter/ mm Combustion chamber 92.5 37.8 Nozzle 37.5 7.9 Barrel 111.1 11 Outer flow field 400 220 网格划分采用 ICEM 进行，选用中等密度网格 用作计算，模型的网格划分情况如图 3 所示，模型 共包含 91083 个节点，90099 个单元. 对于流场变 化较大的喉管处，网格划分的足够细以保证计算 的准确性，对于远离中心线射流区域的外流场，网 格划分稍粗以节省计算时间. F/O inlet Wall Wall Axis Pressure outlet Pressure outlet Pressure outlet 图 3    喷枪及外流场的网格划分情况 Fig.3    Grid division of a spray gun and external flow field 1.3    边界条件及湍流模型 选择合适的边界条件有利于计算的收敛，合 理的边界条件同样影响计算结果的准确性. 在本 文中，选用的边界条件如下：燃料及氧气的入口 处，选用质量入口边界条件（Mass flow inlet）；外流 场的边界处 ，选用压强出口边界条件 （ Pressure outlet）；由于实际喷枪壁面采用冷却水冷却，因此 模拟过程中选用恒温非滑移壁面. 此外，超音速火焰为高速剧烈流动的焰流，涉 及到强烈的湍流问题[17−18] ，主项为焰流气相，而相 对于气相来讲，煤油液滴及铁基非晶颗粒的体积 占比很小，因此液滴及粒子的存在对气相的影响 不大[19] . 为此，计算中选用的是离散相模型. k−ε k−ε k−ε k−ε 超音速火焰焰流中存在旋转的气相流动. 与 标准 模型相比，Realizable 将旋转及曲率相 关内容引入了方程，这种额外的旋转效应在对超 音速火焰焰流模拟计算时，优于标准的 模型， 因此在本次计算中被选用[20−21] . 在 Realizable 湍流模型中，传输方程为： ∂ ∂t (ρk)+ ∂ ∂xj ( ρkuj ) = ∂ ∂xj [(µ+ µt σk ) ∂k ∂x j ] + Gk +Gb −ρε−ZM +S k （1） ∂ ∂t (ρε)+ ∂ ∂xj ( ρεuj ) = ∂ ∂xj [(µ+ µt σε ) ∂ε ∂x j ] + C1ε ε k (Gk +C3εGb)−C2ερ ε 2 k +S ε （2） ρ k ε uj j µ µt Gk Gb ZM C1ξ C2ξ C3ξ σk σε k ε S k S ε 式中，t 为时间， 为气流密度， 为湍流动能， 为耗 散率， 为 方向上的速度， 为黏性系数， 为湍流 动能黏度， 为由于平均速度而产生的湍动能， 为由于浮力而产生的湍动能， 为可压缩湍流 脉动膨胀对总耗散率的影响系数， 、 、 为 经验常数， 和 为 和 的湍流普朗特数， 和 为自定义源项. 对于燃料燃烧中化学物种守恒方程的求解， ANSYS Fluent 的计算方式是求解超音速焰流中各 个物种的对流扩散方程，以此来对燃料燃烧的反 应物及生成物的局部质量分数进行预测. 这个守 恒方程的一般形式为： ∂ ∂t (ρYi)+∇ ·( ρ −→ν Yi ) = −∇ ·−→ji +Ri + Qi （3） Yi i −→ν −→ji i Ri i Qi i 式中， 为物种 的质量分数， 为传输速度矢量， 为物种 的质量扩散通量， 为化学反应产生的 物种 的净产生速率， 为离散相导致的物种 的产 生速率. ANSYS Fluent 中的拉格朗日离散相模型遵循 Euler-Lagrange 方法[22−23] . 其主要方法是求解 Navier￾Stokes 方程，将超音速火焰喷涂中的气相视为一个 连续体，通过计算气态焰流流场跟踪铁基非晶颗 粒及煤油液滴来求解分散相[24−25] . 模型通过对超 音速焰流气相中的铁基非晶粒子的力平衡进行积 分来计算粒子的位置，以此达到对其轨迹的预测. 这个力平衡方程为： d −→u p dt = −→u − −→u p τr + −→g ( ρp −ρ ) ρp + −→F （4） −→u p −→u τr −→g ρp −→F 式中， 为颗粒速度， 为连续相的流速， 为粒子 的弛豫时间， 为重力加速度， 为粒子密度， 为 压力梯度引起的附加作用力. 铁基非晶粒子在飞行过程中，不可避免的会 发生旋转，会对粒子在流体中运动的轨迹产生影 响，为了解决粒子旋转问题，需要为粒子的角动量 求解一个附加的常微分方程： Ip d −→ωp dt = ρp 2 ( d 2 )5 Cω −→Ω = −→T （5） Ip −→ωp d Cω −→T −→Ω 式中， 为粒子转动惯量， 为粒子的角速度， 为 颗粒直径， 为旋转阻力系数， 为应用于流体域 中粒子的扭矩， 与粒子−流体角速度有关，其计算 公式为： −→Ω = 1 2 ∇ ×−→u f − −→ωp （6） 式中， −→u f 为流体速度. 王文瑞等： 高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 · 219 ·

220 工程科学学报，第44卷.第2期 1.4喷枪及外流场网格无关验证 采用相同尺寸的超音速火焰喷枪，运用4种不同 本文在计算中选用的是结构化网格，其高计 密度的网格，计算出的喷枪焰流温度分布云图如 算效率及计算精度非常适合可压缩流体的计算 图4所示 (a)Temperature/K (b)Temperature/K 2898 12903 640 (c) (d)Temperature/k 2905 48i 图4不同网格质量下温度结果对比.(a)粗化网格结果：(b)正常密度网格结果：(c)细化网格结果：(d)极细化网格 Fig.4 Temperature results under different mesh qualities:(a)coarse mesh;(b)medium mesh;(c)fine mesh;(d)finer mesh 可以看出，在网格逐渐加密的过程中，喷枪焰 1.5火焰流场仿真结果 流温度计算结果为震荡状态，计算结果的最大值 选取氧气流量0.0144kgs,煤油流量为 与最小值之差为10K,小于计算结果的1%，可以 0.0036kgs,即氧气煤油流量比n=4作为超音速 说明计算结果与网格密度无关，证明网格收敛性 火焰喷涂数值模拟工艺参数，喷枪气相焰流流场 较好 的温度、速度、压强分布云图如图5所示 (a)Temperature/K (b)Magnitude velocity/(m-s) 600 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 (c)Pressure/Pa 5xi0 518×105 0x10s 03×105 1 800x10P 图5喷枪焰流特征分布云图.(a)焰流温度：(b)焰流速度：(c)焰流压强 Fig.5 Flame flow characteristic distributions of a spray gun:(a)flame temperature;(b)flame velocity;(c)flame pressure 由流场温度分布云图可以看出，燃烧室靠近 越小，因此拉法尔喉管内压强迅速降低.喷管出口 氧气及煤油入口的部分，煤油液滴尚未蒸发，因此 附近存在明显的马赫锥，由于焰流与大气混合导 尚未发生燃烧化学反应，温度最低；而燃烧室靠近 致焰流速度波动剧烈，马赫锥的产生致使压强随 拉法尔管的部分，煤油完全蒸发，在燃烧室内形成 之剧烈变化，在速度较大的马赫锥内部，压强较小 了高温剧烈燃烧区，温度较高 2超音速火焰喷涂颗粒飞行行为研究 由流场速度、压强分布云图可以看出，在燃烧室 内部焰流速度较小、压强值最大，燃气流经横截面 超音速火焰喷涂制备铁基非晶涂层时，铁基 较小的拉法尔喉管时，气流流速达到超音速状态并 非晶颗粒飞行行为对涂层的性能影响很大.本文 产生一系列的速度波动，而流速越大的地方压强 采用计算流体力学(C℉D)方法研究颗粒的飞行行

1.4    喷枪及外流场网格无关验证 本文在计算中选用的是结构化网格，其高计 算效率及计算精度非常适合可压缩流体的计算. 采用相同尺寸的超音速火焰喷枪，运用 4 种不同 密度的网格，计算出的喷枪焰流温度分布云图如 图 4 所示. (a) Temperature/K 2898 2628 2358 2088 1818 1548 1278 1008 738 468 (b) Temperature/K 2903 2640 2376 2113 1849 1586 1322 1059 795 532 (c) Temperature/K 2908 2638 2369 2099 1830 1560 1290 1021 751 482 (d) Temperature/K 2905 2636 2366 2097 1828 1559 1289 1020 751 481 图 4    不同网格质量下温度结果对比. (a) 粗化网格结果; (b) 正常密度网格结果; (c) 细化网格结果; (d) 极细化网格 Fig.4    Temperature results under different mesh qualities: (a) coarse mesh; (b) medium mesh; (c) fine mesh; (d) finer mesh 可以看出，在网格逐渐加密的过程中，喷枪焰 流温度计算结果为震荡状态，计算结果的最大值 与最小值之差为 10 K，小于计算结果的 1%，可以 说明计算结果与网格密度无关，证明网格收敛性 较好. 1.5    火焰流场仿真结果 选 取 氧 气 流 量 0.0144 kg·s−1， 煤 油 流 量 为 0.0036 kg·s−1，即氧气煤油流量比 n=4 作为超音速 火焰喷涂数值模拟工艺参数，喷枪气相焰流流场 的温度、速度、压强分布云图如图 5 所示. (a) Temperature/K 3600 3280 2960 2640 2320 2000 1680 1360 1040 720 400 (b) Magnitude velocity/(m·s−1) 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 (c) Pressure/Pa 4.60×105 4.13×105 3.65×105 3.18×105 2.70×105 2.23×105 1.75×105 1.28×105 8.00×104 图 5    喷枪焰流特征分布云图. (a) 焰流温度; (b) 焰流速度; (c) 焰流压强 Fig.5    Flame flow characteristic distributions of a spray gun: (a) flame temperature; (b) flame velocity; (c) flame pressure 由流场温度分布云图可以看出，燃烧室靠近 氧气及煤油入口的部分，煤油液滴尚未蒸发，因此 尚未发生燃烧化学反应，温度最低；而燃烧室靠近 拉法尔管的部分，煤油完全蒸发，在燃烧室内形成 了高温剧烈燃烧区，温度较高. 由流场速度、压强分布云图可以看出，在燃烧室 内部焰流速度较小、压强值最大. 燃气流经横截面 较小的拉法尔喉管时，气流流速达到超音速状态并 产生一系列的速度波动，而流速越大的地方压强 越小，因此拉法尔喉管内压强迅速降低. 喷管出口 附近存在明显的马赫锥，由于焰流与大气混合导 致焰流速度波动剧烈，马赫锥的产生致使压强随 之剧烈变化，在速度较大的马赫锥内部，压强较小. 2    超音速火焰喷涂颗粒飞行行为研究 超音速火焰喷涂制备铁基非晶涂层时，铁基 非晶颗粒飞行行为对涂层的性能影响很大. 本文 采用计算流体力学（CFD）方法研究颗粒的飞行行 · 220 · 工程科学学报，第 44 卷，第 2 期

王文瑞等：高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 221· 为，遴选合适的工艺参数 过对不同体系Fe基非晶合金进行分子动力学模 2.1超音速火焰喷涂颗粒体系选择 拟发现，Fe41Co7Cr1sMo14C1sB6Y2合金具有较高的 结合现有的关于Fe基非晶涂层合金成分体系 非晶含量. 的研究，针对应用需求，添加微量元素改性，W、 为进一步对Fe41Co7Cr1sMo14C1sB6Y2体系粉末 Mo元素可以提高合金的熔点，Cr、Mn元素可以提 进行研究，对该成分的合金进行气雾化制粉，观察 高非晶合金的耐腐蚀性能，Y可显著提高非晶的 粉末的球形度并测定其非晶含量，研究路线图如 形成能力，B可提高非晶转变温度和结晶温度.通 图6所示 High purity raw metal Structural characterization Sphericity Copper mold suction Atomization casting comminuting process Thermal stability Amorphous content characterization 国6铁基非品合金粉末研究路线图 Fig.6 Research roadmap of Fe-based amorphous alloy powders 对该成分合金气雾化制粉后，筛选粉末粒度 范围为33~50um,粉末的扫描电镜(SEM)形貌如 图7所示，可以看出粉末的表面较为光滑，具有较 好的流动性，非晶合金粉末的X射线衍射图 (XRD)如图8所示，图像上出现了典型的“馒头 状”非晶相衍射峰，表明合金体系具有较好的非晶 形成能力 0 40 50 60 7080 20() 图8铁基非品合金粉末XRD图谐 Fig.8 X-ray diffraction pattern of a Fe-based amorphous alloy powder 表2铁基非品颗粒材料物性 Table 2 Physical properties of iron-based amorphous granular materials 20m Density/(kg'm)Specific heat capacity/(JkgK)Melting point/K 7700 520 1388 图7铁基非晶合金粉末SEM形貌图 Fig.7 Scanning electron microscope image of a Fe-based amorphous 均会撞击到喷枪的内壁，粒子撞击内壁会减弱粒 alloy powder 综上所述，本文选用Fe41Co7Cr1sMo14C1sB6Y2 子的动能，不利于粒子与基体的结合.当=5.5时， 体系铁基非晶颗粒作为研究对象，铁基非晶粉末 粒径为50m的粒子同样撞击到喷枪内壁，应尽 的材料物性见表2 量避免，因此本文将不再讨论=5.5时粒子的飞行 2.2铁基非晶颗粒大小对颗粒飞行行为的影响 速度及飞行温度. 不同粒径的铁基非晶粒子飞行轨迹分别如 不同粒径的铁基非晶粒子飞行速度如图10所 图9所示.当氧气煤油流量比=4、4.5及5时，直 示，粒径在5~10m的粒子在远离喷枪进人大气 径为60m、70um的粒子运动轨迹均发生了改 环境时，喷枪外部的空气流速小，施加在高速粒子 变，考虑到数值模拟计算过程中，离散相的壁面边 上的空气阻力较大，因此直径较小粒子速度下降 界条件设置为reflect,.因此直径大于50um的粒子 更为明显.制备时很难控制小粒径粒子撞击基板

为，遴选合适的工艺参数. 2.1    超音速火焰喷涂颗粒体系选择 结合现有的关于 Fe 基非晶涂层合金成分体系 的研究，针对应用需求，添加微量元素改性，W、 Mo 元素可以提高合金的熔点，Cr、Mn 元素可以提 高非晶合金的耐腐蚀性能，Y 可显著提高非晶的 形成能力，B 可提高非晶转变温度和结晶温度. 通 过对不同体系 Fe 基非晶合金进行分子动力学模 拟发现，Fe41Co7Cr15Mo14C15B6Y2 合金具有较高的 非晶含量. 为进一步对 Fe41Co7Cr15Mo14C15B6Y2 体系粉末 进行研究，对该成分的合金进行气雾化制粉，观察 粉末的球形度并测定其非晶含量，研究路线图如 图 6 所示. High purity raw metal Copper mold suction casting Structural characterization Atomization comminuting process Sphericity Amorphous content Thermal stability characterization 图 6    铁基非晶合金粉末研究路线图 Fig.6    Research roadmap of Fe-based amorphous alloy powders 对该成分合金气雾化制粉后，筛选粉末粒度 范围为 33～50 μm，粉末的扫描电镜 (SEM) 形貌如 图 7 所示，可以看出粉末的表面较为光滑，具有较 好的流动性 . 非晶合金粉末 的 X 射线衍射图 （XRD）如图 8 所示，图像上出现了典型的“馒头 状”非晶相衍射峰，表明合金体系具有较好的非晶 形成能力. 20 μm 图 7    铁基非晶合金粉末 SEM 形貌图 Fig.7     Scanning  electron  microscope  image  of  a  Fe-based  amorphous alloy powder 综上所述，本文选用 Fe41Co7Cr15Mo14C15B6Y2 体系铁基非晶颗粒作为研究对象，铁基非晶粉末 的材料物性见表 2. 2.2    铁基非晶颗粒大小对颗粒飞行行为的影响 不同粒径的铁基非晶粒子飞行轨迹分别如 图 9 所示. 当氧气煤油流量比 n=4、4.5 及 5 时，直 径为 60 μm、70 μm 的粒子运动轨迹均发生了改 变，考虑到数值模拟计算过程中，离散相的壁面边 界条件设置为 reflect，因此直径大于 50 μm 的粒子 均会撞击到喷枪的内壁，粒子撞击内壁会减弱粒 子的动能，不利于粒子与基体的结合. 当 n=5.5 时， 粒径为 50 μm 的粒子同样撞击到喷枪内壁，应尽 量避免，因此本文将不再讨论 n=5.5 时粒子的飞行 速度及飞行温度. 不同粒径的铁基非晶粒子飞行速度如图 10 所 示，粒径在 5～10 μm 的粒子在远离喷枪进入大气 环境时，喷枪外部的空气流速小，施加在高速粒子 上的空气阻力较大，因此直径较小粒子速度下降 更为明显. 制备时很难控制小粒径粒子撞击基板 表 2    铁基非晶颗粒材料物性 Table 2    Physical properties of iron-based amorphous granular materials Density/ (kg·m−3) Specific heat capacity/ (J·kg−1·K−1) Melting point/ K 7700 520 1388 30 40 50 2θ/(°) Intensity (a.u.) 60 70 80 90 图 8    铁基非晶合金粉末 XRD 图谱 Fig.8    X-ray diffraction pattern of a Fe-based amorphous alloy powder 王文瑞等： 高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 · 221 ·

222 工程科学学报，第44卷，第2期 (a)0.020 -5m+-10um-20um-30um (b)0.020 .-5m◆-10m4-20um-30um +-40um◆-50m+-60um◆-70im ◆-40um-50m60um -◆-70m 0.015 0.015 0.010 0.010 4.5 0.005 0.005 0.000 0.000 0.0 0.3 0.4 0.5 0.6 0.0 0.3 0.4 0.5 0.6 -0.005 -0.005 -0.010 Wall -0.010 -0.015 -0.015 -0.020 -0.020 -0.0254 Axis distance/m Axis distance/m (c)0.020 +-5m+-10m-20um-30um (d)0.020 ◆-5um.+-10m4-20um◆-30um +-40um-50μm ,60ium◆70m ◆-40um-50um +60m ◆-70um 0.015 0.015 0.010 0.010 0.005 1=5.5 0.005 0.000 0.0 0.3 0.4 0.5 0.6 0.000 。 -0.005 0.0 0.3 0.4 0.5 0.6 -0.005 0.010 Wall -0.015 0.010 0.020 -0.015 0.025 -0.020 Axis distance/m Axis distance/m 图9不同工艺参数下不同粒径的粒子飞行轨迹.(a)=4;(b)=4.5;(c)=5;(d=5.5 Fig.9 Flight trajectories of different particle sizes under different process parameters:(a)n=4;(b)/4.5;(c)n=5;(d)n=5.5 时的速度，无法保证其结合强度及致密程度，因此 以后，大直径的粒子如60μm及70um的粒子撞击 粒子直径应大于10um较为合适 到了喷枪壁面并发生了反射，继续增大粒子速度， 不同粒径粒子飞行温度变化曲线如图11所 40um及50um的粒子同样撞击到喷枪内壁，这不 示，三种工况下，直径为5、10及20m的粒子其 利于涂层的制备 最高温度均在1500K以上，远高于熔点(1388K), 颗粒直径d为5~70m的粒子主要可以分为 证明这些粒子在飞行过程中为高温液态，高温液 三个范围，即粒径小于20m小粒径粒子、粒径大 态的铁基非晶粒子易与氧气发生反应，制备出的 于60um的大粒径粒子和直径在30~50um的中 铁基非品涂层中非晶含量降低，这不利于涂层硬 等粒径粒子.分别选取具有代表性的5、40及70μm 度、耐腐蚀性能的提高，因此粒子粒径应选20m 的粒子为研究对象.在=5工况下，绘制出粒子速 以上 度随y,的变化曲线如图13所示 综合考虑粒子不能撞击枪管造成枪管的堵塞、 对于小粒径粒子，，为10ms和15ms时， 工艺参数易于控制、降低涂层制备难度等因素，超 粒子的飞行速度较大且基本保持不变，结合粒子 音速火焰喷涂最佳粒径范围为30~50μm. 的运动轨迹可以发现，当，大于10ms的小粒径 2.3颗粒注入速度对颗粒飞行行为的影响 粒子更靠近焰流中心，因此，小粒径粒子”，应在 为了研究粒子注入速度对粒子运动轨迹的影 10ms以上较为合适.对于中等粒径的粒子，粒 响，以=5工艺参数为例，粒径为5~70um的粒子 子飞行速度随y的变化不明显，'，的选择范围较 在不同注入速度下的运动轨迹如图12所示.当粒 大.对于大粒径粒子，当y,=15ms1时，粒子飞行 子速度v,=1ms时，5~70um的粒子未能穿过焰 速度下降明显，因此，大直径粒子y,应在10ms 流中心，此时不利于焰流对粒子的加速.当，增加 以内较为合适 到5ms时，较大直径的粒子穿过焰流中心而较 5、40及70um的粒子温度随v,的变化曲线如 小直径的粒子未能穿过焰流中心，此时，粒子较为 图14所示 均匀的分布在中心轴线两侧.当y,增加到10ms 对于小粒径的粒子，？，增大时，小粒径粒子更

时的速度，无法保证其结合强度及致密程度，因此 粒子直径应大于 10 μm 较为合适. 不同粒径粒子飞行温度变化曲线如图 11 所 示，三种工况下，直径为 5、10 及 20 μm 的粒子其 最高温度均在 1500 K 以上，远高于熔点（1388 K）， 证明这些粒子在飞行过程中为高温液态，高温液 态的铁基非晶粒子易与氧气发生反应，制备出的 铁基非晶涂层中非晶含量降低，这不利于涂层硬 度、耐腐蚀性能的提高，因此粒子粒径应选 20 μm 以上. 综合考虑粒子不能撞击枪管造成枪管的堵塞、 工艺参数易于控制、降低涂层制备难度等因素，超 音速火焰喷涂最佳粒径范围为 30～50 μm. 2.3    颗粒注入速度对颗粒飞行行为的影响 为了研究粒子注入速度对粒子运动轨迹的影 响，以 n=5 工艺参数为例，粒径为 5～70 μm 的粒子 在不同注入速度下的运动轨迹如图 12 所示. 当粒 子速度 vy=1 m·s−1 时，5～70 μm 的粒子未能穿过焰 流中心，此时不利于焰流对粒子的加速. 当 vy 增加 到 5 m·s−1 时，较大直径的粒子穿过焰流中心而较 小直径的粒子未能穿过焰流中心，此时，粒子较为 均匀的分布在中心轴线两侧. 当 vy 增加到 10 m·s−1 以后，大直径的粒子如 60 μm 及 70 μm 的粒子撞击 到了喷枪壁面并发生了反射，继续增大粒子速度， 40 μm 及 50 μm 的粒子同样撞击到喷枪内壁，这不 利于涂层的制备. 颗粒直径 d 为 5～70 μm 的粒子主要可以分为 三个范围，即粒径小于 20 μm 小粒径粒子、粒径大 于 60 μm 的大粒径粒子和直径在 30～50 μm 的中 等粒径粒子. 分别选取具有代表性的 5、40 及 70 μm 的粒子为研究对象. 在 n=5 工况下，绘制出粒子速 度随 vy 的变化曲线如图 13 所示. 对于小粒径粒子，vy 为 10 m·s−1 和 15 m·s−1 时， 粒子的飞行速度较大且基本保持不变，结合粒子 的运动轨迹可以发现，当 vy 大于 10 m·s−1 的小粒径 粒子更靠近焰流中心，因此，小粒径粒子 vy 应在 10 m·s−1 以上较为合适. 对于中等粒径的粒子，粒 子飞行速度随 vy 的变化不明显，vy 的选择范围较 大. 对于大粒径粒子，当 vy=15 m·s−1 时，粒子飞行 速度下降明显，因此，大直径粒子 vy 应在 10 m·s−1 以内较为合适. 5、40 及 70 μm 的粒子温度随 vy 的变化曲线如 图 14 所示. 对于小粒径的粒子，vy 增大时，小粒径粒子更 (a) 0.020 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 40 μm 50 μm 60 μm 70 μm n=4 0.015 0.010 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.005 Wall Axis distance/m Radial posion/m 0.000 −0.005 −0.010 −0.015 −0.020 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 (b) 0.020 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 40 μm 50 μm 60 μm 70 μm 0.015 0.010 0.005 Wall Axis distance/m Radial posion/m 0.000 −0.005 −0.010 −0.015 −0.020 −0.025 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 (c) 0.020 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 40 μm 50 μm 60 μm 70 μm 0.015 0.010 0.005 Wall Axis distance/m Radial posion/m 0.000 −0.005 −0.010 −0.015 −0.020 −0.025 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 (d) 0.020 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 40 μm 50 μm 60 μm 70 μm 0.015 0.010 0.005 Wall Axis distance/m Radial posion/m 0.000 −0.005 −0.010 −0.015 −0.020 n=4.5 n=5 n=5.5 图 9    不同工艺参数下不同粒径的粒子飞行轨迹. (a) n=4; (b) n=4.5; (c) n=5; (d) n=5.5 Fig.9    Flight trajectories of different particle sizes under different process parameters: (a) n=4; (b) n=4.5; (c) n=5; (d) n=5.5 · 222 · 工程科学学报，第 44 卷，第 2 期

王文瑞等：高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 223· (a)1000rm=4 10μm (b)1000r4.5 m 50m m 10 um 30 um 800 -40m +-50μm 800 -401m +-50m -60um ◆-704m 一60um -70um )pn 600 600 400 400 200 200 0.0 0.1 0.20.30.40.50.6 0.0 0.1020.30.40.50.6 Axis distance/m Axis distance/m (c)1000 「=5 8m 800 -40m -60μm 600 400 200 0.00.1020.30.40.50.6 Axis distance/m 图10不同工艺参数下不同粒径的粒子飞行速度.(a)=4;(b)=4.5;(c=5 Fig.10 Flight velocities of different particle sizes under different process parameters:(a)=4;(b)n=4.5;(c)n=5 靠近焰流中心，粒子温度呈现出上升趋势.对于中 往往为球形或近似球形，对于不同的材料，制备出的粉 等粒径的粒子，当由1ms增加到10ms时， 末形状一般不同.一般用球形度(Shape Factor,.以 粒子温度呈现出先增加后减小的趋势，而当y,增 下简称SF)来表示粒子的形状，不同球形度粒子形 加到15ms时，粒子温度再次升高，结合运动轨 状如表4所示.本部分研究不同球形度(SF)的颗 迹可以发现，”，为15ms时，粒子发生发射，焰流 粒在焰流中的飞行行为，以揭示其对铁基非晶涂 对粒子进行了二次加热导致粒子温度的升高，所 层制备的影响 以，=15ms不适合中等粒径的粒子选用.考虑 在n=5且注入速度为5ms的工况下，粒径 到粒子在整个运动过程中未能达到熔点1388K, 为50um时不同形状的粒子飞行轨迹如图15所 而半熔融状态的粒子更易形成结合强度较高的涂 示.随着SF的减小，粒子运动轨迹更加靠近焰流 层，所以应让中等粒径粒子温度较高些，即”，应 中心，这是由于较低SF值的粒子，粒子进入气态 在5~10ms较为合适.对于大粒径的粒子，y,=1ms 流场后受到的阻力更大，进而导致粒子轴向速度 时，粒子的温度较低；当y,增加到5ms时，由于 增大，粒子轨迹也就越靠上 粒子经过焰流中心的加热而导致粒子温度相对较 不同SF值下粒子飞行速度变化曲线如图16所 高.，大于10ms时，粒子与喷枪内壁发生碰撞， 示.随着SF的降低，粒子的最高飞行速度由200m's 因此大粒径粒子y,应大于1ms且小于5ms 增加到600ms,这表明随着SF的降低，粒子在 综合考虑注入速度对不同粒径粒子飞行轨 焰流中的受力是不断增加的，致使粒子在焰流中 迹、温度、速度的影响，不同粒径粒子最佳注入速 有较高的加速度，粒子加速明显.同样SF越小的 度如表3所示 粒子其远离喷枪后减速更加明显 2.4粒子形状对颗粒飞行行为的影响 不同SF值下粒子温度变化曲线如图17所示 采用超声气体雾化法制备出的铁基非晶粉末 随着SF的降低，粒子的温度是逐渐降低的.SF越

靠近焰流中心，粒子温度呈现出上升趋势. 对于中 等粒径的粒子，当 vy 由 1 m·s−1 增加到 10 m·s−1 时， 粒子温度呈现出先增加后减小的趋势，而当 vy 增 加到 15 m·s−1 时，粒子温度再次升高，结合运动轨 迹可以发现，vy 为 15 m·s−1 时，粒子发生发射，焰流 对粒子进行了二次加热导致粒子温度的升高，所 以 vy=15 m·s−1 不适合中等粒径的粒子选用. 考虑 到粒子在整个运动过程中未能达到熔点 1388 K， 而半熔融状态的粒子更易形成结合强度较高的涂 层，所以应让中等粒径粒子温度较高些，即 vy 应 在5～10 m·s−1 较为合适. 对于大粒径的粒子，vy=1 m·s−1 时，粒子的温度较低；当 vy 增加到 5 m·s−1 时，由于 粒子经过焰流中心的加热而导致粒子温度相对较 高. vy 大于 10 m·s−1 时，粒子与喷枪内壁发生碰撞， 因此大粒径粒子 vy 应大于 1 m·s−1 且小于 5 m·s−1 . 综合考虑注入速度对不同粒径粒子飞行轨 迹、温度、速度的影响，不同粒径粒子最佳注入速 度如表 3 所示. 2.4    粒子形状对颗粒飞行行为的影响 采用超声气体雾化法制备出的铁基非晶粉末 往往为球形或近似球形，对于不同的材料，制备出的粉 末形状一般不同. 一般用球形度（Shape Factor，以 下简称 SF）来表示粒子的形状，不同球形度粒子形 状如表 4 所示. 本部分研究不同球形度（SF）的颗 粒在焰流中的飞行行为，以揭示其对铁基非晶涂 层制备的影响. 在 n=5 且注入速度为 5 m·s−1 的工况下，粒径 为 50 μm 时不同形状的粒子飞行轨迹如图 15 所 示. 随着 SF 的减小，粒子运动轨迹更加靠近焰流 中心，这是由于较低 SF 值的粒子，粒子进入气态 流场后受到的阻力更大，进而导致粒子轴向速度 增大，粒子轨迹也就越靠上. 不同 SF 值下粒子飞行速度变化曲线如图 16 所 示. 随着 SF 的降低，粒子的最高飞行速度由 200 m·s−1 增加到 600 m·s−1，这表明随着 SF 的降低，粒子在 焰流中的受力是不断增加的，致使粒子在焰流中 有较高的加速度，粒子加速明显. 同样 SF 越小的 粒子其远离喷枪后减速更加明显. 不同 SF 值下粒子温度变化曲线如图 17 所示. 随着 SF 的降低，粒子的温度是逐渐降低的. SF 越 (a) 1000 800 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 40 μm 50 μm 60 μm 70 μm 600 400 200 0 0.0 0.1 0.2 0.3 Axis distance/m Particle velocity magnitude/(m·s−1) 0.4 0.5 0.6 (b) 1000 800 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 40 μm 50 μm 60 μm 70 μm 600 400 200 0 0.0 0.1 0.2 0.3 Axis distance/m Particle velocity magnitude/(m·s−1) 0.4 0.5 0.6 (c) 1000 800 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 40 μm 50 μm 60 μm 70 μm 600 400 200 0 0.0 0.1 0.2 0.3 Axis distance/m Particle velocity magnitude/(m·s−1) 0.4 0.5 0.6 n=4 n=4.5 n=5 图 10    不同工艺参数下不同粒径的粒子飞行速度. (a) n=4; (b)n=4.5; (c)n=5 Fig.10    Flight velocities of different particle sizes under different process parameters: (a)n=4; (b) n=4.5; (c) n=5 王文瑞等： 高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 · 223 ·

224 工程科学学报，第44卷，第2期 3500 3500 -5 um ◆一 (a) (b) 40m -10m 50m 3000 =4 3000 =4.5 20μm 60m 30 um 70 jum 2500 2500 2000 2000 1500 1500 1000 1000 5 um 40 um 500 10um -501m -20μm 500 ◆-60 0 30m 70m 0 0.1 0.20.3 0.4 0.5 0.6 0 0.1 0.20.30.40.5 0.6 Axis distance/m Axis distance/m 3000 (c) 40m 10m +-50m 250D0 1=5 20m ◆-60m 30 70m 2000 1500 1000 500 0 0 0.1 0.20.30.40.5 0.6 Axis distance/m 图11不同工艺参数下不同粒径的粒子温度曲线.(a)严4；(b)4.5,(C)=5 Fig.11 Temperature curves of different particle sizes under different process parameters:(a)n=4:(b)n=4.5:(c)=5 0.020 0.020 (a) (b) 0.015 0.015 0.010 0.010 0.005 0.005 0 0 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0 030405 0.6 -0.005 -0005 ,=ms1 ,=5ms1 0.010 -0.010 -0.015 ◆一5um ◆-40m -0.015 ◆-5m ◆-40m -0.020 ,10m +-50m -10μm 4-50m m m -0.020 m -0.025 -0.025 Axis distance/m Axis distance/m 0.020 (c) (d) 0.015 0.03 0.010 ,=10ms V,=15 m-s-1 0.02 0.005 0.01 0 0 03 0.4 0.5 0.6 -0.005 0 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Wall 0010 -000 Wall -0.015 5 um ◆-40m 5 um 一◆一 40m ◆10 501m -0.002 10 um 50m -0.020 60m 20 60 um -0.025 30m 70m 30μm 70 um -0.003 Axis distance/m Axis distance/m 图12 不同注人速度下粒子的运动轨迹.(a),=1ms:(b),=5ms(c),=10ms,(d),=15ms1 Fig.12 Flight trajectories of particles under different injection velocities:(a)v=1 m's;(b)v=5 m's;(c)v=10 m's;(d)v,=15 m's

0 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle static temperature/K 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 (a) n=4 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 70 μm 40 μm 50 μm 60 μm 0 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle static temperature/K 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 (b) n=4.5 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 70 μm 40 μm 50 μm 60 μm 0 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle static temperature/K 500 1000 1500 2000 2500 3000 (c) n=5 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 70 μm 40 μm 50 μm 60 μm 图 11    不同工艺参数下不同粒径的粒子温度曲线. (a) n=4; (b) n=4.5; (c) n=5 Fig.11    Temperature curves of different particle sizes under different process parameters: (a) n=4; (b) n=4.5; (c) n=5 −0.015 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Radial position/m −0.010 −0.020 −0.005 −0.025 0 0.005 0.010 0.015 0.020 (a) 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 70 μm 40 μm 50 μm 60 μm vy=1 m·s−1 −0.015 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Radial position/m −0.010 −0.020 −0.005 −0.025 0 0.005 0.010 0.015 0.020 (b) 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 70 μm 40 μm 50 μm 60 μm vy=5 m·s−1 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Radial position/m −0.002 −0.001 −0.003 0 0.01 0.02 0.03 (d) 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 70 μm 40 μm 50 μm 60 μm vy=15 m·s−1 Wall −0.015 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Radial position/m −0.010 −0.020 −0.005 −0.025 0 0.005 0.010 0.015 0.020 (c) 5 μm 10 μm 20 μm 30 μm 70 μm 40 μm 50 μm 60 μm vy=10 m·s−1 Wall 图 12    不同注入速度下粒子的运动轨迹. (a) vy =1 m·s−1; (b) vy =5 m·s−1; (c) vy =10 m·s−1; (d) vy =15 m·s−1 Fig.12    Flight trajectories of particles under different injection velocities: (a) vy =1 m·s−1; (b) vy =5 m·s−1; (c) vy =10 m·s−1; (d) vy =15 m·s−1 · 224 · 工程科学学报，第 44 卷，第 2 期

王文瑞等：高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 225 1000 300 (b) 800 ,=1ms1 =5ms1 =15 600 20 100 d=40 um 200 50 -V.=1ms1 0 -=15ms-1 -50 0.1 020.3 0.4 0.5 0.6 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Axis distance/m Axis distance/m 250 (c) 200 150 100 d=70μm 50 -v=1 ms- =5m-s-I 0 0 0.20.30.4 0.50.6 Axis distance/m 图13不同注入速度下不同粒径的粒子飞行速度.(a)仁5um,(b)d=40um;(c)左70um Fig.13 Flight velocities of different particle sizes under different injection velocities:(a)d=5 um;(b)d=40 um;(c)d=70 um 3000 1500 (a) d=5 um (b) 2500 一=lms v=5 m's- 1200 =10m-s- 2000 =15 m's- 900 1500 600 000 d-40m 500 300 上m -i =10ms -v,=15ms 0.1 0.20.3 0.4 0.5 0.6 0 0.1 0.20.3 0.4 0.5 0.6 Axis distance/m Axis distance/m 1000 (c) 900 6 d止70um =Im's =5 m'si 300 =0ms ,=15ms1 200 0.1 0.20.30.4 0.50.6 Axis distance/m 图14注人速度对不同粒径的粒子温度彩响.(a)=5um;(b)六40um;,(c)d-70um Fig.14 Flight temperatures of different particle sizes under different injection velocities:(a)d=5 um;(b)d=40 um;(c)d=70 um

200 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle velocity magnitude/(m·s−1 ) 400 0 600 800 1000 (a) vy=15 m·s−1 vy=10 m·s−1 d=5 μm vy=1 m·s−1 vy=5 m·s−1 50 0 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle velocity magnitude/(m·s−1 ) 100 −50 150 200 250 300 (b) vy=15 m·s−1 vy=10 m·s−1 d=40 μm vy=1 m·s−1 vy=5 m·s−1 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle velocity magnitude/(m·s−1 ) 50 0 100 150 250 200 (c) vy=15 m·s−1 vy=10 m·s−1 d=70 μm vy=1 m·s−1 vy=5 m·s−1 图 13    不同注入速度下不同粒径的粒子飞行速度. (a) d=5 μm; (b) d=40 μm; (c) d=70 μm Fig.13    Flight velocities of different particle sizes under different injection velocities: (a) d=5 μm; (b) d=40 μm; (c) d=70 μm 1000 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle static temperature/K 1500 500 0 2000 2500 3000 (a) vy=15 m·s−1 vy=10 m·s−1 d=5 μm vy=1 m·s−1 vy=5 m·s−1 300 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle static temperature/K 600 0 900 1200 1500 (b) vy=15 m·s−1 vy=10 m·s−1 d=40 μm vy=1 m·s−1 vy=5 m·s−1 300 400 500 0 0.1 0.2 Axis distance/m 0.3 0.4 0.5 0.6 Particle static temperature/K 600 200 700 800 1000 900 (c) vy=15 m·s−1 vy=10 m·s−1 d=70 μm vy=1 m·s−1 vy=5 m·s−1 图 14    注入速度对不同粒径的粒子温度影响. (a) d=5 μm; (b) d=40 μm; (c) d=70 μm Fig.14    Flight temperatures of different particle sizes under different injection velocities: (a) d=5 μm; (b) d=40 μm; (c) d=70 μm 王文瑞等： 高超音速火焰喷涂粒子飞行行为研究 · 225 ·