龐 銘,張嘯寒,劉 光

（1.中國民航大學 機場學院，天津 300300；2.中國兵器科學研究院 寧波分院，浙江 寧波 315103）

火箭發(fā)動機因其總推力大、節(jié)流性能強、能量效率高以及持續(xù)性強的特點，成為新型航天動力的主流動力源[1-2]。燃燒室殼體作為火箭發(fā)動機的關鍵組成部件，除面臨著高溫高壓燃氣長周期的燒蝕沖刷和熱沖擊磨損，還將承受動力飛行作業(yè)時復雜多變的環(huán)境載荷，故要求發(fā)動機燃燒室具備優(yōu)良的抗熱疲勞性能及機械性能。7A04輕質超高強鋁合金因其塑性好、比強度高、耐蝕性能佳成為制備輕量化新型航天動力火箭發(fā)動機燃燒室殼體的優(yōu)選材料[3-4]，但該材料熔點低，不耐高溫，在發(fā)動機燃燒室長周期的燒蝕沖刷作用下，易產生鼓包變形，嚴重影響發(fā)動機工作的可靠性，故需對鋁合金殼體采取有效的熱防護措施。針對發(fā)動機殼體的熱防護，國外較早開始了等離子噴涂熱防護技術的工程應用研究，如美國已針對鋁基體、碳化硅纖維和部分氧化物陶瓷材料，采用等離子噴涂工藝研制了型號空射導彈專用的固體發(fā)動機殼體，其承壓能力和抗燒蝕性能均可滿足實際作業(yè)要求[5]；美、俄等國研究和應用的熱噴涂難熔碳化物和氧化物陶瓷涂層提高了發(fā)動機殼體和噴管的抗燒蝕性能，如美國已經商品化的Ultra-2000復合涂層[6]。國內早期的發(fā)動機殼體熱防護手段主要以內襯熱性碳-酚醛為主，涂層厚度達5 mm，嚴重影響了殼體容積系數(shù)，近年來開始重視等離子噴涂熱防護涂層在發(fā)動機殼體的應用研究，如在我國某型號飛行器發(fā)動機殼體內表面制備的稀土氧化鋯-金屬復合涂層，實現(xiàn)了發(fā)動機殼體優(yōu)良的抗熱蝕沖刷等性能，取得了理想的熱防護效果[7-9]。

隨著新型輕質航天動力的發(fā)展，要求涂層具備更優(yōu)異的結合強度、厚度均勻、隔熱、耐熱震和抗沖刷等綜合性能，這對稀土氧化鋯陶瓷-金屬復合熱防護涂層的等離子噴涂技術提出了更高的挑戰(zhàn)。采用梯度結構的熱障涂層可實現(xiàn)熱物性參數(shù)在涂層厚度方向的連續(xù)平滑過渡，降低涂層的熱失配，進而有效提升涂層的結合強度與熱震性能。在等離子噴涂過程中，噴槍的行進速率對涂層溫度場的影響作用顯著，通過調控噴槍行進速率，可減小噴涂構件由溫度分布的不均勻性引起的熱應力及殘余應力，從而降低裂紋萌生的概率，提升涂層質量。目前已有噴槍行進速率對涂層性能影響規(guī)律的文獻報道，但多是針對單一的涂層、單一的噴槍行進速率，如林丹陽等[10]研究了超音速火焰噴涂噴槍行進速率對WC-CoCr涂層硬度及摩擦性能的影響規(guī)律；潘玉龍等[11]通過噴槍勻速運動條件下的圓形管道噴涂實驗，研究管道內壁涂層厚度與涂層涂著效率變化規(guī)律之間的關系，并提出機器人噴涂作業(yè)時噴槍運動速率的優(yōu)化方法；李晨希等[12]研究了等離子噴涂制備NiCoCrAlY/8YSZ熱障涂層時，不同噴槍行進速率對陶瓷面層組織性能和殘余應力的影響規(guī)律；Forghani等[13]研究了大氣等離子噴涂噴槍行進速率對TiO2涂層顯微硬度、厚度、沉積效率及孔隙度的影響規(guī)律。

相比于傳統(tǒng)的雙層熱障涂層，功能梯度熱障涂層結構更為復雜，在整個噴涂作業(yè)過程中若采用單一的噴槍行進速率，勢必在噴涂構件內部產生過大的溫度梯度。目前還沒有針對噴槍空間行進速率對功能梯度熱障涂層溫度場影響規(guī)律的研究報道，本工作通過建立等離子噴涂功能梯度熱障涂層的有限元數(shù)值模型，研究噴槍空間行進速率對等離子噴涂功能梯度熱障涂層溫度場的影響規(guī)律。

1 等離子噴涂模型

1.1 等離子噴涂物理模型

圖1為等離子噴涂的物理模型?；w尺寸為60 mm×60 mm×4 mm，涂層尺寸為60 mm×20 mm ×0.6 mm。各涂層的噴涂方向相同，均按照自左向右的方向進行噴涂。基體材料選用7A04-T6鋁合金。功能梯度熱障涂層由黏結層、過渡層及陶瓷層構成，其中黏結層（0.1 mm）選用熔點為2620 ℃的純鉬金屬（Mo），有利于與金屬底層實現(xiàn)良好的抗燒蝕性能，金屬鉬還具有彈性模量高、導電性能佳、自黏結性能強等諸多優(yōu)良性能[14]；過渡層材料（0.2 mm）選用金屬鉬與（8%）氧化釔部分穩(wěn)定氧化鋯（8YSZ），兩種材料按照1∶1的混合比復合而成；陶瓷層（0.3 mm）選用熔點為2680 ℃的（8%）氧化釔部分穩(wěn)定氧化鋯陶瓷材料，具有高熔點、低導熱、高硬度的特性，能夠實現(xiàn)涂層優(yōu)異的隔熱性、耐燒蝕性及抗沖刷性能[15]。

圖1 等離子噴涂物理模型Fig.1 Physical model of plasma spraying

1.2 等離子噴涂有限元模型

圖2為等離子噴涂的有限元模型。在ANSYS仿真模擬軟件中，選用三維實體SOLID70六面體八節(jié)點熱單元進行溫度場的仿真計算，由于涂層厚度方向的溫度變化情況復雜，為了提升仿真計算的精度，將涂層厚度方向網格精細劃分，單元尺寸為0.05 mm，為了提升仿真計算的效率，將基體區(qū)域網格粗略劃分，單元尺寸為1 mm。將單層涂層的厚度設定為0.05 mm，將整個功能梯度熱障涂層分為12層進行仿真計算，其中第1～2層噴涂Mo黏結層材料，第3～6層噴涂Mo/8YSZ過渡層材料，第7～12層噴涂8YSZ陶瓷層材料，基于ANSYS“生死單元”計算的方法，在等離子噴涂過程開始前通過APDL命令將涂層單元全部“殺死”，伴隨噴涂過程的進行，然后再逐步逐層激活各涂層單元，最終完成整個等離子噴涂過程。為了研究不同噴槍行進速率下基體溫度變化情況，在基體右端面中心位置選取一個溫度監(jiān)測點；由于涂層的溫度梯度與涂層的裂紋傾向存在著緊密聯(lián)系，為了分析噴涂作業(yè)結束時不同的噴槍行進速率對噴涂構件上表面溫度梯度的影響規(guī)律，經噴涂結束時刻噴涂構件峰值溫度點所在位置，垂直于噴槍行進方向，選取一條監(jiān)測路徑，如圖2所示。

1.3 等離子噴涂的熱源模型及熱邊界條件

噴涂構件的初始溫度與室溫相同，均為25 ℃，由于高溫等離子射流的熱流分布近似為三維高斯分布，故可將等離子噴涂熱源簡化為高斯熱源，其中高斯熱源函數(shù)的數(shù)學方程為[16]：

式中：q為等離子射流的熱流密度值；r為任意點至等離子射流高溫光斑圓心的距離；rN為等離子射流的加熱半徑；qm為等離子射流中心的大熱流密度，其表達式為[16]：

圖2 等離子噴涂有限元模型Fig.2 Finite element model of plasma spraying

式中：P為噴涂功率，在仿真計算中將等離子噴涂的功率值保持50 kW不變；I為噴涂電流；U為噴涂電壓；η為噴涂材料對熱源能量的吸收率。

在噴涂構件表面，等離子高溫射流直接作用的區(qū)域，考慮噴涂熱源熱流密度的直接輸入，該區(qū)域的傳熱方程為[17]：

式中：Sx、Sy、Sz分別為x、y、z方向上的方向余弦。

在噴涂構件表面，等離子高溫射流非直接作用的區(qū)域，考慮噴涂構件與外界環(huán)境的對流換熱，該區(qū)域的傳熱方程為[17]：

式中：Ts為噴涂構件所處環(huán)境溫度；T0為噴涂構件已知邊界上的溫度；μ為對流換熱系數(shù)，包括熱對流及熱輻射。

1.4 等離子噴涂相變潛熱的處理

在ANSYS仿真模擬軟件中，當材料溫度超過其的相變點時，需通過焓值的變化考慮材料的相變潛熱，其中焓值的計算方程為[18]：

式中：H為焓值；ρ為材料密度；c為材料比熱容。

1.5 材料的熱物性參數(shù)

材料的熱物性參數(shù)是溫度的函數(shù)，在仿真計算中，若未考慮材料熱物性參數(shù)隨溫度的變化情況，將造成較大的計算誤差。本工作的模擬計算考慮材料的熱物性參數(shù)隨溫度的變化，其中7A04鋁合金的熱物性參數(shù)見表1，Mo的熱物性參數(shù)見表2，8YSZ的熱物性參數(shù)見表3，通過差值及外推的方法獲取基體及涂層材料未知溫度下的熱物性參數(shù)。其中過渡層梯度材料的熱物性參數(shù)，采用混合定律進行計算[16]：

表1 7A04鋁合金的熱物性參數(shù)[19]Table 1 Thermal property parameters of 7A04 aluminum alloy[19]

表2 Mo的熱物性參數(shù)[20]Table 2 Thermal property parameters of Mo[20]

表3 8YSZ的熱物性參數(shù)[21-22]Table 3 Thermal property parameters of 8YSZ[21-22]

式中：i為材料編號；n為材料的個數(shù)；Xa為按照混合定律計算獲得的熱物性參數(shù)；Xb為按照對數(shù)定律計算獲得的熱物性參數(shù)；X為性能的有效值；K為材料在混合材料中所占的質量分數(shù)。

2 數(shù)值模擬結果分析與討論

圖3為等離子噴涂不同時刻構件瞬態(tài)溫度場云圖。圖3給出了兩種噴涂方式，其一為在噴涂黏結層、過渡層和陶瓷層的過程中，噴槍均保持500 mm/s的行進速率不變，其二為在噴涂不同種類涂層材料時，噴槍行進速率均不同，即噴涂黏結層的噴槍行進速率為500 mm/s、噴涂過渡層的噴槍行進速率為1000 mm/s、噴涂陶瓷層的噴槍行進速率為1500 mm/s。從圖3可以觀察到：在等離子噴涂過程中，噴涂構件各部分呈現(xiàn)了不同的溫度分布情況，涂層中間區(qū)域及與涂層相鄰的基體中間區(qū)域溫度較構件其他區(qū)域高，這是由于粉末經高溫等離子射流加熱至熔融或半熔融態(tài)后，加速撞擊到基體上表面，粉末熔滴發(fā)生塑性變形，鋪展形成層片，這一過程伴隨著熔滴與基體間的導熱及基體各部分間的導熱，再加上構件各部分與外界環(huán)境的對流換熱，兩者共同作用使得噴涂構件各部分呈現(xiàn)出了不同的溫度分布情況；伴隨著涂層厚度的增加，噴涂構件的最大溫度值增大，一方面是由于先沉積的涂層對后沉積的涂層存在一個預熱作用，另一方面是由于陶瓷材料的熱導率小，陶瓷層熱量散失速率慢，兩者共同作用使得噴涂構件的最大溫度值增大；在等離子噴涂過程的同一時刻，噴槍的行進速率越大，噴涂構件的最大溫度值越小，這是由于噴槍的行進速率越大，單位長度內噴槍與構件相互作用的時間越少，高溫粉末熔滴與構件交換的熱量越少，噴涂構件的最大溫度值越小。

圖3 等離子噴涂不同時刻構件瞬態(tài)溫度場云圖（單位：℃）Fig.3 Transient temperature field cloud diagrams of components at different time points of plasma spraying（Unit：℃）（a）t=0.28 s，500 mm/s；（b）t=0.28 s，500 mm/s；（c）t=0.47 s，500 mm/s；（d）t=0.47 s，1000 mm/s；（e）t=0.75 s，500 mm/s；（f）t=0.75 s，1500 mm/s.

圖4 等離子噴涂不同時刻構件瞬態(tài)溫度梯度云圖（單位：℃/m）Fig.4 Transient temperature gradient cloud diagrams of components at different time points of plasma spraying（Unit：℃/m）（a）t=0.28 s，500 mm/s；（b）t=0.28 s，500 mm/s；（c）t=0.47 s，500 mm/s；（d）t=0.47 s，1000 mm/s；（e）t=0.75 s，500 mm/s；（f）t=0.75 s，1500 mm/s

圖4為等離子噴涂不同時刻構件瞬態(tài)溫度梯度云圖，各分圖中的噴槍行進速率與圖3一致。從圖4可以觀察到：等離子噴涂過程中，噴涂構件各部分呈現(xiàn)了不同的溫度梯度分布情況，這是由于涂層與涂層、涂層與基體及基體自身各部分的熱傳導及構件各部分與外界環(huán)境的對流換熱作用的共同結果；隨著涂層厚度的增加，噴涂構件的最大溫度梯度值增大，這是由于黏結層材料金屬鉬的熱導率與鋁合金基體接近，在噴涂黏結層材料時，如圖4（a）和圖4（b）所示，隨著金屬鉬粉末熔滴在基體上表面的沉積附著，在溫差作用下，熱量由粉末熔滴傳入基體后迅速散失；當噴涂過渡層材料時，如圖4（c）和圖4（d）所示，過渡層材料添加了50%的陶瓷粉末，因8YSZ的熱導率較Mo小，在過渡層與黏結層界面處存在著較大的溫度梯度；當噴涂陶瓷層材料時，如圖4（e）和圖4（f）所示，隨著陶瓷層厚度的增加，構件的溫度增大，熱量散失速率減小，造成構件溫度梯度的增大；在等離子噴涂過程的同一時刻，噴槍行進速率越大，構件的最大溫度梯度值越小，構件表面能在極短的時間內實現(xiàn)溫度的均勻分布，避免了噴槍行進速率過慢造成粉末熔滴對構件局部加熱時間過長、局部溫度過高、溫度梯度較大的情況。圖4對比圖3發(fā)現(xiàn)，選取不同的噴槍行進速率進行噴涂可提升構件溫度分布的均勻性，減小噴涂構件溫度梯度。

圖5為不同噴槍行進速率下構件的最大溫度值。從圖5可以觀察到：在噴涂陶瓷層時，改變噴槍行進速率對噴涂構件最大溫度值的影響較過渡層更高，這是由于陶瓷層材料的熱導率較基體和其他涂層材料小，熱量散失速率慢，改變噴槍的行進速率對其影響作用更為明顯。當噴涂黏結層噴槍行進速率為500 mm/s，噴涂陶瓷層噴槍行進速率為1500 mm/s時，若改變噴涂過渡層的噴槍行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，t=0.75 s構件的最大溫度值分別為2265 ℃、2220 ℃、2204 ℃，隨著噴槍行進速率的增大，構件的最大溫度值減??；當噴涂黏結層和過渡層的噴槍行進速率均為500 mm/s時，若改變噴涂陶瓷層的噴槍行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，t=0.75 s構件的最大溫度值分別為2912 ℃、2481 ℃、2265 ℃，隨著噴槍行進速率的增大，構件的最大溫度值減?。划攪娡筐そY層的噴槍行進速率為500 mm/s時，若同時改變噴涂過渡層和陶瓷層的噴槍行進速率，即噴涂過渡層和陶瓷層的噴槍行進速率分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，t=0.75 s構件的最大溫度值分別為2912 ℃、2441 ℃、2204 ℃，隨著噴涂過渡層與粘結層時噴槍行進速率的增大，噴涂構件的最大溫度值減小。

在等離子噴涂過程中，采用僅改變噴涂過渡層噴槍行進速率、僅改變噴涂陶瓷層噴槍行進速率或同時改變噴涂過渡層和陶瓷層噴槍行進速率的三種噴涂工藝方式，隨著噴槍行進速率的增大，構件的最大溫度值均會降低，這是由于隨著噴槍行進速率的增大，使得單位長度內噴槍與構件相互作用的時間縮短，經粉末熔滴傳遞到構件內的熱量減小，故構件的最大溫度值減小。

圖5 不同噴槍行進速率下噴涂構件的最大溫度值Fig.5 Maximum temperature of components at differenttravel speeds of spray gun

圖6 不同噴槍行進速率下構件的最大溫度梯度值Fig.6 Maximum temperature gradient of components atdifferent travel speeds of spray gun

圖6為不同噴槍行進速率下構件的最大溫度梯度值。從圖6可以觀察到：噴涂黏結層結束時與噴涂過渡層結束時，構件的溫度梯度差距甚小，但當噴涂陶瓷層結束時，構件的峰值溫度梯度出現(xiàn)了數(shù)量級的增加，這是由于金屬鉬與鋁合金材料的熱導率接近，過渡層材料中添加了陶瓷組元，使過渡層的復合熱導率減小，造成構件溫度分布的均勻性降低，故在過渡層噴涂結束時相比于黏結層噴涂結束時，構件的最大溫度梯度值有小幅度的升高；當噴涂陶瓷層時，由于陶瓷材料的熱導率較其他涂層材料小，熱量散失速率慢，隨陶瓷層厚度的增加，構件的最大溫度梯度值逐漸增大；在噴涂黏結層和過渡層的過程中，改變噴槍的行進速率，對構件溫度梯度的影響作用較小，而在噴涂陶瓷層的過程中，改變噴槍的行進速率，對構件溫度梯度的影響作用較大，這是由于黏結層與基體的熱物性參數(shù)相近，而過度層中的梯度設計實現(xiàn)了熱物性參數(shù)在涂層厚度方向的平滑過渡，熱量在涂層厚度方向的傳遞速率快，使得過渡層、黏結層和基體三者溫度分布較陶瓷層均勻，故改變噴槍行進速率對構件的最大溫度梯度值影響較小，在噴涂陶瓷層材料時，當噴槍的行進速率較小時，陶瓷粉末熔滴與構件表面局部的換熱作用增強，構件的溫度分布的均勻性較小，當噴槍的行進速率較大時，構件上表面的溫度分布更加均勻，構件的最大溫度梯度值較小。觀察圖6發(fā)現(xiàn)，在噴涂黏結層、過渡層、陶瓷層時，當噴槍的行進速率分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，構件的最大溫度梯度值最小。若想進一步減小構件厚度方向的溫度梯度，實現(xiàn)構件溫度分布的均勻性，則需在噴涂熱導率小的涂層材料時，采用較大的噴槍行進速率，噴涂熱導率大的涂層材料時，采用較小的噴槍行進速率。

圖7 不同噴槍行進速率下監(jiān)測路徑的溫度分布Fig.7 Temperature distribution of the monitored path atdifferent travel speeds of spray gun

圖7為不同噴槍行進速率下監(jiān)測路徑的溫度分布。從圖7可以觀察到：改變噴槍的行進速率并沒有改變監(jiān)測路徑的溫度分布趨勢，在不同的噴槍行進速率下，構件表面監(jiān)測路徑溫度分布情況相似，均呈現(xiàn)了中間高、兩端低的分布情況，這是由于在噴涂過程中，高溫等離子射流中心熱流密度較四周大，噴涂粉末經送粉氣體送入噴槍槍室時，與高溫等離子射流中心相互作用的粉末粒子吸收的熱量多，熔融效果好，而與射流周邊相互作用的粉末粒子吸收的熱量少，熔融效果差，甚至并未達至熔融態(tài)，粉末粒子經高溫等離子射流加熱后，以極高的速率撞擊在基體上表面，在基體上表面形成了噴涂區(qū)域中心溫度高、四周溫度低的溫度場分布。若以監(jiān)測路徑溫度變化曲線的斜率大小表征監(jiān)測路徑的溫度梯度大小，可知中心區(qū)域的溫度梯度較四周大，在距離監(jiān)測路徑兩端點0.005 m處的達到溫度梯度最大值。當噴涂粘結層噴槍行進速率為500 mm/s，噴涂陶瓷層噴槍行進速率為1500 mm/s時，若改變噴涂過渡層的噴槍行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，隨著噴涂過渡層噴槍行進速率的增大，監(jiān)測路徑同一位置的溫度梯度減??；當噴涂黏結層和過渡層噴槍行進速率均為500 mm/s時，若改變噴涂陶瓷層的噴槍行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，隨著噴涂陶瓷層噴槍行進速率的增大，監(jiān)測路徑同一位置的溫度梯度減小；當噴涂黏結層噴槍行進速率為500 mm/s時，若同時改變噴涂過渡層和陶瓷層的噴槍行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，隨著噴涂過渡層與粘結層噴槍行進速率的增大，監(jiān)測路徑同一位置的溫度梯度減小。

圖8 不同噴槍行進速率下監(jiān)測點溫度變化曲線Fig.8 Temperature change curves of monitoring points atdifferent travel speeds of spray gun

圖8為不同噴槍行進速率下監(jiān)測點溫度變化曲線。從圖8可以觀察到：在等離子噴涂過程中，基體監(jiān)測點溫度呈現(xiàn)出了“臺階式”升高的變化趨勢，當噴槍行進至基體監(jiān)測點上方時，由于高溫粉末熔滴的直接作用，使得基體監(jiān)測點溫度快速升高，當噴槍離開基體監(jiān)測點上方時，基體監(jiān)測點溫度出現(xiàn)了小幅度的下降，再加上先沉積的涂層對后沉積的涂層存在一個預熱作用，這就使得監(jiān)測點溫度呈現(xiàn)出了“臺階式”的溫度變化趨勢；在0～0.28 s的時間范圍內，基體監(jiān)測點的溫度波動幅度較其他時間范圍大，在0.28～0.47 s的時間范圍內，基體監(jiān)測點的溫度波動幅度次之，在0.47～0.75 s的時間范圍內，基體監(jiān)測點的溫度波動幅度最小；當噴涂黏結層噴槍行進速率為500 mm/s，噴涂陶瓷層噴槍行進速率為1500 mm/s時，若改變噴涂過渡層的噴槍行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，隨著噴涂過渡層材料噴槍行進速率的增大，監(jiān)測點在噴涂結束時刻的溫度值減小，且監(jiān)測點的溫度波動幅度降低；當噴涂黏結層和過渡層噴槍行進速率均為500 mm/s時，若改變噴涂陶瓷層的噴槍行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，隨著噴涂陶瓷層時的噴槍行進速率的增大，監(jiān)測點在噴涂結束時刻的溫度值減小，且監(jiān)測點的溫度波動幅度降低；當噴涂黏結層噴槍行進速率為500 mm/s時，若同時改變噴涂過渡層和陶瓷層噴槍的行進速率，分別為500 mm/s、1000 mm/s、1500 mm/s時，隨著噴涂過渡層與粘結層噴槍行進速率的增大，監(jiān)測點在噴涂結束時刻的溫度值減小，且監(jiān)測點的溫度波動幅度降低。這是由于黏結層材料的熱導率較其他涂層材料大，且與基體相似，故在噴涂黏結層材料時，噴涂構件熱量散失速率快，基體監(jiān)測點的溫度波動幅度大，在噴涂過渡層材料時，由于增加了陶瓷組元，使得涂層材料的散熱速率減慢，熱量經涂層向基體傳遞減少，故相比于噴涂黏結層材料時，噴涂過渡層材料時基體的溫度波動幅度較小，在噴涂陶瓷層材料時，隨著陶瓷層厚度的增加，涂層的熱阻增加，涂層的整體散熱效果變差，對構件起到了良好的保溫效果，使基體內部溫度分布的均勻性增加，基體監(jiān)測點的溫度波動幅度減小。

3 結論

（1）在等離子噴涂過程的同一時刻，隨著噴槍行進速率的增大，單位長度內噴槍與構件相互作用的時間減少，涂層與構件交換的熱量減少，構件的最大溫度值減小。

（2）在等離子噴涂過程的同一時刻，隨著噴槍行進速率的增大，噴涂構件上表面溫度分布的均勻性升高，構件的最大溫度梯度值減小。

（3）先沉積的涂層對后沉積的涂層存在預熱作用，使基體溫度呈現(xiàn)了“臺階式”升高的變化趨勢，隨著涂層厚度的增加，涂層的熱阻增加，基體溫度的波動幅度逐漸減小。

（4）按照黏結層最大、過渡層次之、陶瓷層最小的噴槍行進速率進行噴涂，構件的溫度梯度最小。