王瑞英

海洋石油工程股份有限公司，天津 300451

管道鋼材的表面性狀對(duì)管道鋼材的性能具有重要的影響，采用陶瓷涂層改性管道鋼材表面是目前改善管道鋼材性能的重要途徑，鋼材表面熱噴涂技術(shù)是常用的鋼材表面改性方法之一[1]。然而由于涂層與基體母材物性參數(shù)存在差異，在二者界面上存在較大的殘余應(yīng)力，降低了涂層與基體母材的結(jié)合強(qiáng)度，易導(dǎo)致涂層剝落，限定了熱噴涂技術(shù)的應(yīng)用范圍。對(duì)涂層結(jié)合處殘余應(yīng)力進(jìn)行有限元分析，可明確涂層的應(yīng)力大小、分布以及引起殘余應(yīng)力的原因，這對(duì)采取措施以增強(qiáng)涂層結(jié)合力，提高涂層使用壽命具有指導(dǎo)意義。

1 有限元模型

1.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

（1）模型建立。計(jì)算所用試樣基體為45#鋼管，規(guī)格為φ15 mm×5 mm；涂層材料選用Al2O3-13%TiO2（簡(jiǎn)稱AT涂層）和NiCr-Cr3C2兩種陶瓷材料；過(guò)渡層材料為鎳包鋁，涂層厚度300 μm。沿試樣直徑方向取一矩形剖面，長(zhǎng)7.5 mm，進(jìn)行二維有限元應(yīng)力分析?？紤]到對(duì)稱性，以該截面的1/2作為分析模型，其坐標(biāo)系的選取見(jiàn)圖1。為便于有限元分析，作了如下假設(shè)：

第一，因試樣較薄，忽略了試樣內(nèi)的溫度差異、試壓應(yīng)力；試樣表面溫度為室溫，約定為20℃。

第二，涂層內(nèi)的孔隙直徑遠(yuǎn)小于涂層厚度，因此在模型中不考慮孔隙的影響[2]。

第三，管壁基體及涂層材料均為各向同性[2]，且不考慮溫度對(duì)其物性參數(shù)的影響。

第四，噴涂距離很短，認(rèn)為粒子在等離子噴涂過(guò)程中勻速飛行，速度為0.5 km/s。

圖1 有限元分析模型

第五，因涂層組織呈層狀結(jié)構(gòu)，噴涂粒子由球狀變?yōu)轱灎?，基體不變形。

第六，噴涂過(guò)程中粒子不反彈，略去沖擊過(guò)程中熱能和機(jī)械能的損失[3]。

（2）網(wǎng)格劃分。因?yàn)橹饕康氖欠治鐾繉咏Y(jié)合界面處的殘余應(yīng)力，因此為了得到精確結(jié)果，減少多余計(jì)算，本文采用不均勻網(wǎng)格劃分，即在涂層與基體母材界面處采用細(xì)網(wǎng)格劃分，遠(yuǎn)離界面處用粗網(wǎng)格劃分。

1.2 物性參數(shù)的確定

查閱材料手冊(cè)，借助簡(jiǎn)單混合比法則[4]，確定涂層、過(guò)渡層與基體的物性參數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 材料物性參數(shù)（不考慮溫度的影響）

2 殘余應(yīng)力的計(jì)算

2.1 粒子撞擊力的計(jì)算

等離子噴涂過(guò)程中，噴涂粒子對(duì)基體母材有撞擊力，并以壓應(yīng)力的形式存在于涂層內(nèi)部。因?yàn)樽矒暨^(guò)程瞬間完成，因此不能用動(dòng)量守恒定律來(lái)計(jì)算此壓應(yīng)力，只能借助能量法。根據(jù)機(jī)械能守恒定律和廣義胡克定律得：

式中：m為一個(gè)粒子的質(zhì)量，kg，m=（4/3） ρπR3；ρ為粒子密度，kg/m3；R為粒子半徑，m；V0為粒子初始速度，m/s；g為重力加速度，m/s2，取10；d表示噴涂距離，m；F表示一個(gè)粒子對(duì)基體的撞擊力，N；S為一個(gè)粒子的變形量，m。

式（1）表示噴涂粒子在沖擊過(guò)程中減少的重力勢(shì)能和動(dòng)能，將全部轉(zhuǎn)化為粒子自身的彈性應(yīng)變能。噴涂粒子平均直徑D為40 μm，其到達(dá)基體表面后，由于撞擊力，由球形變?yōu)轱灎?，為便于?jì)算，約定S為20 μm，由質(zhì)量守恒定律，可知餅狀噴涂粒子直徑約為1.2D。但由于涂層實(shí)際厚度為300 μm，撞擊后一個(gè)粒子的平均有效厚度只有20 μm，因此需要15個(gè)噴涂粒子作用在一個(gè)噴涂粒子的撞擊面積上，才能達(dá)到要求涂層的厚度。因此，涂層上的壓應(yīng)力為：

式中：σ為涂層單位面積上的壓應(yīng)力，N/m2；D為噴涂粒子平均直徑，m。

根據(jù)（2）式計(jì)算解得，AT涂層上表面的平均壓應(yīng)力為0.422×106N/m2；添加過(guò)渡層后，AT涂層上表面的平均壓應(yīng)力為1.225×106N/m2。

2.2 單層涂層殘余應(yīng)力的計(jì)算

AT涂層試樣在不同邊界條件下的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖2～5所示。由圖2可知，在只考慮溫度因素時(shí)，基體內(nèi)部殘余應(yīng)力分布均勻，且應(yīng)力值很小，在基體與涂層界面上存在著一個(gè)很大的應(yīng)力突變，并且界面處應(yīng)力值很大。這是因?yàn)橥繉优c基體物性參數(shù)存在很大差異，界面處由于變形的協(xié)調(diào)性，存在較大的應(yīng)力集中。

圖2 無(wú)沖擊力時(shí)AT涂層試樣在x=2 mm路徑上的等效應(yīng)力

圖3 有沖擊力時(shí)AT涂層試樣在x=2 mm路徑上的等效應(yīng)力

圖4 無(wú)沖擊力時(shí)AT涂層試樣在y=5 mm路徑上的等效應(yīng)力

圖5 有沖擊力時(shí)AT涂層試樣在y=5 mm路徑上的等效應(yīng)力

對(duì)比圖2、圖3可知，當(dāng)考慮噴涂粒子沖擊力時(shí)，試樣內(nèi)的殘余應(yīng)力的值增加了近2個(gè)數(shù)量級(jí)，應(yīng)力分布趨勢(shì)也明顯改變：基體內(nèi)的應(yīng)力梯度增大，應(yīng)力最大值由界面轉(zhuǎn)移到了涂層表面，最小值位于基體內(nèi)部。這是因?yàn)椋簢娡苛Ｗ記_擊力會(huì)使試樣發(fā)生微量彎曲變形，中性面附近，變形最小，彎曲應(yīng)力最小，離中性面越遠(yuǎn)，彎曲應(yīng)力越大；彎曲應(yīng)力與殘余熱應(yīng)力相互疊加，形成圖5所示的情況[5-6]。

對(duì)比圖4、圖5可知，不考慮噴涂粒子沖擊應(yīng)力時(shí)，等效殘余應(yīng)力最大值位于界面邊緣處，最小值存在于距離x=6 mm處，靠近中心軸，應(yīng)力分布均勻；考慮噴涂粒子沖擊力時(shí)，等效殘余應(yīng)力最大值位于距離x=3 mm處，最小值位于界面邊緣。二者分布趨勢(shì)明顯不同。

綜上所述，噴涂粒子沖擊力不僅使應(yīng)力值發(fā)生明顯變化，還會(huì)影響殘余應(yīng)力的分布趨勢(shì)。因此在分析涂層失效原因時(shí)，不能忽略噴涂粒子的沖擊力。

2.3 雙層涂層殘余應(yīng)力的計(jì)算

當(dāng)在陶瓷涂層和基體之間增加一層厚100 μm的鎳包鋁過(guò)渡層，從而形成雙層涂層后，仍采用上述模型進(jìn)行殘余應(yīng)力的計(jì)算。AT涂層添加過(guò)渡層后的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖6～8。

圖6 AT涂層添加過(guò)渡層后在x=2 mm路徑上的等效應(yīng)力

圖7 AT涂層添加過(guò)渡層后在y=5 mm路徑上的等效應(yīng)力

圖8 AT涂層添加過(guò)渡層后在y=5.1mm路徑上的等效應(yīng)力

比較圖6和圖3可知，增加過(guò)渡層后，在相同的x=2 mm路徑上，殘余應(yīng)力值明顯降低，界面處應(yīng)力突變程度也明顯緩和。這是因?yàn)椋哼^(guò)渡層物性參數(shù)介于基體和AT涂層之間，可明顯緩和界面處物性突變，降低應(yīng)力集中，進(jìn)而使整體殘余應(yīng)力明顯降低。

對(duì)比圖7、圖8可發(fā)現(xiàn)，二者應(yīng)力分布趨勢(shì)大致相同，只是后者應(yīng)力值比前者稍大。這是因?yàn)椋旱谝唬^(guò)渡層與基體之間的物性參數(shù)差異，要比過(guò)渡層與涂層之間的物性參數(shù)差異小得多；第二，過(guò)渡層與涂層界面離涂層表面較近些，其彎曲應(yīng)力較大些。

3 結(jié)論

通過(guò)以上對(duì)殘余應(yīng)力的計(jì)算和分析，得出以下結(jié)論：

（1）在只考慮溫度因素時(shí)，基體內(nèi)部殘余應(yīng)力分布均勻，且應(yīng)力值很小，在基體與涂層界面上存在著一個(gè)很大的應(yīng)力突變，并且界面處應(yīng)力值很大。

（2）噴涂過(guò)程中的粒子沖擊力，在涂層表面產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，使試樣的殘余等效應(yīng)力值增大了近2個(gè)數(shù)量級(jí)，其分布趨勢(shì)也發(fā)生了顯著變化，最大值由界面轉(zhuǎn)移到了涂層表面，最小值位于基體中部，并且基體內(nèi)應(yīng)力梯度顯著增大。

（3）在基體和陶瓷涂層之間添加過(guò)渡涂層而形成雙層涂層后，可有效緩解界面處的應(yīng)力突變。