热喷涂涂层中残余应力分析和检测研究进展

第３２卷　第１期　２００２年２月２５日　力学进展　Ｖ０１．３２　Ｎｏ．１　Ｆｅｂ．２５，２００２　ＡＤＶＡＮＣＥＳ　Ｉ　ＭＥＣＨＡ　ＣＳ　热喷涂涂层中残余应力分析和检测研究进展　马维　潘文霞　张文宏　吴承康　ＤＥＳ中国科学院力学研究所，ＪＥ京１０００８０　摘要　综述热喷涂涂层中残余成力研究进展．主要内容有：对残余应力产生的最新ｉｋＮ，残余应　力分布实验测试技术、理论分析模型及其对热喷涂材料界面结合强度影响等领域的研究进展．最后　对该领域几个学术界和工程界关注的研究方向进行丁展望　关键词　热喷涤潦层，残余应力，界面韧性，应变能释放率　１引言　热喷涂材料制备工艺可以针对工件的具体工作环境改善材料的表面性能，从析达到提高工　件隔热、耐磨和抗腐蚀的目的．因此，在航空航天、石化及桉电站等高科技工程领域具有广泛的　应用潜力．　热喷涂材料的失效形式主要表现为界面“层离”．这不仅与材料界面状态有关，还与残余应　力密切相关．所以，残余应力是影响界面韧性和结合强度的主要因素．根据热力学原理　物体　的应力状态不会自发地向着应变能增加方向变化．所以残余应力只能促进、而不会阻止界面裂　纹扩展Ｉ　近年来，在残余应力的起因及其对涂层材料性能影响等方面的研究已经取得许多进　展＿ｌ　Ｊ，但大多工作仍是建立在经验之上的定性认识．相关研究主要分为两方面：一是分析涂层　沉积和冷却过程中残余应力的形成机理研究【　”　；二是残余应力的实验检测及其对材料性能影　响的研究［１４￣２ｏ］．副目前为止相关研究工作尚未形成完善的体系．事实上，在各种理论模型的　分析结果和各种实验的研究结果阈存在较大差异　其原因既与理论模型、实验测试方法有关（分　别见３、４节），还与涂层中残余应力随测试点的位置变化规律、热物理参数的选取、材料微机　制和材料制备工艺参数等多方因素有关．因此要正确认识残余应力的本质，还需要从理论和实　验进行更广泛和更深入的研究．　本文主要对当前热喷涂材料残余应力和界面韧性等性能研究领域的昂新进展做～综述．主　要从残余应力产生的起因、宏观实验测试技术、理论分析模型以及残余应力对界面韧性的影响　等几部分进行评述　昂后对该领域值得进一步研究的问题进行展望．　２残余应力产生的起因　由于热喷涂材料制备工艺涉及高温、大温变或高升温率等环节以及材料热物理性能差异的　存在，材料成品中必然存在残余应力．事实匕材料经机加工、焊接和表面改性等工艺处理都会　收稿日期：２０９０－０８－１５　修回日期：２００１—９９－２５　国家自然科学重点基金（５９８３６２２０）、中科院　九五　重大项目（ＫＪ９５－１－２０）和中科葭力学所所长基金资助项目　４１　维普资讯 http://www.cqvip.com

产生残余应力．　Ｍｕｒａ　把残余应力定义为：　“存在于无外载作用和外界约束的自然状态物体　中的自平衡内应力”．研究表明　；残余应力与诸多因素有关，如等离子体状态　基底和粉末的　性能、样品的几何尺寸和形状、固结方式、材料微结构、温度、瞬态效应和耦合效应以及工作环　境等．因此，关于残余应力的研究是一项涉及多学科、多领域的系统工程．虽然影响残余鹿力的　因素繁多，但是关丁其产生的原因可以归纳为Ｌｌ下腭个方　Ｉｓ】　２．１淬火应力　淬火应力主要描述沉积层形成过程中后继涂层的各激冷薄片（ｉｎｄｉｖｉｄｕａｌ　ｓｐｌａｔｓ）由溶点温度　冷却到先前涂层温度时发生相变和状态变化产生的残余应力　．尽管喷射粉术的温度远高　于基底的温度，应该产生很大的失配应变，但实验证实样品的淬火应力一般小于１００ＭＰａ理论　证明淬火应力的最大值为　Ｏ－　＝Ｃ日｛。ｄ（正　）　（１　Ｊ　其中Ｅｆ，ｎｄ　ｄ和　分别为沉积层的弹性　模量、热膨胀系数和溶点温馊与基底温度，ｃ　为任意常数．由于沉积层在冷却过程中存在多　种应力松弛机制，例如，各激冷薄片间的相对　滑移、陶瓷涂层中出现的微损伤和微裂纹以　及金属沉积层中发生的屈服和蠕变现象等，使　得实际淬火应力远低于由式（１）计算的理论　值（１　ＧＰａ）；沉积层的表面裂纹可以明显降低　淬火应力；基底材料对淬火应力几乎不产生影　响．。　．图１的实验测试结果　表明：不论是　大气压还是低气压等离子喷涂工艺，淬火应力　没有明显差别　２．２失配应变　山　羔　＼　＿Ｒ　社　温度／Ｋ　图ｌ大气压和低气压等离Ｆ喷棘辣层的　淬火麻力与温度的关系［２３　材料热物理参数的差异是产生残余应力的主要因素．沉积过程结束后，涂层仍然处于高温状　态．当材料由此高温冷却到常温时，涂层与基底不同的热膨胀系数可　产生充分大的失配应变．如　果制备过程中材料维持弹性，失配应变产生的残余应力可以根据热弹性理论方便地确　定［２ｅ￣２９１．分析结果　表明（图２）：在温度变化较缓慢时（０　１００Ｋ）　可以产生较大的残余应　力（０—１００ＭＰａ）；沉积层与基底的厚度之比较小时（ｈ／ｅ＝０　１），沉积层中残余应力的最大值有　所增加；对于等厚度情形（ｈ／ｅ＝１）残余应力的平均值可以很小，但其峰值没有明显的减小；　当沉积层与基底的模量之比较小时（　／　Ｅ＝０．１）＿残余应力的最大值明显减小；与Ｅ＝ｌ０ＧＰａ　的情形比较可以看出残余应力峰值与温度减小无关．失配应变对材料曲率产生影响（图３）．对于　氧化铝（涂层）和钢（基底）的厚度分别为１　ｎｌｉｎ的喷涂材料，温度发生约１００Ｋ的变化时，曲宰　可以发生大于０　１　ｍ　的明显变化；基底厚度增加（１０ｎｌｉｎ）．曲率迅速减小；对于具有较低失配　系数的钛基底或较低硬度的氧化锆ＺｒＯ２沉积层，曲率明显减小．　上述热弹性分析结果只是残余应力对材料性能影响的定性描述．要对该问题进行定量分析　和计算，不仅需要应用数值模拟技术，更需要从合理的观点出发，考虑材料热膨胀系数等热物　性参数随温度变化的影响．如果从温度　冷却到　则总失配应变由下式给出　△￡：　一ＪＴ．　Ｏ／ｓ（　）一ｎｄ（ｒ）ｌｄｒ　（２）　般涂层和基底材料的热膨胀系数都随温度升高发生显著变化（常常是增大）从实验上确　定其具体形式。　（　）和　ｄ（　）是当前广泛研究的课题．因此分析失配应变产生的残余应力时，　维普资讯 http://www.cqvip.com

把热膨胀系数作为常数或取为窀温值处理往往会产生较大误差．这是理论分析和实验结果间存　在较大差异的主要原因之一．　苫　＼　窘　导　吐　难　温度降低　Ｋ　温度降低，Ｋ　图２沉积层不同热膨睢系数产生的压应　峰值　随温度降低的变化规律口叫　国３五种不　潦层埘料的曲率　温度降低的关系【２６】　２．３非弹性机制　实际上，能够利用热弹性理论合理描述涂层材料残余应力分布的情形极为有限．如果沉积　层与基底中存在一个方向的平面内均匀失配应变，热弹性理论的计算结果是可信的．但前提条　件是：（１）在喷涂过程中样品的温度和曲率不发生显著的变化，即要求基底必须较厚和沉积层的　淬火应力较小；　（２）在喷涂和后继冷却过程中要求金属涂层或基底中不发生塑性流动和蠕变；　陶瓷涂层中不发生微损伤，即不发生非弹性机制．可是，等离子体喷涂制备工艺实际上是高温　热冲志过程、材料相变、物质状态变化、物理和化学反应等现象难免发生，材料发生非弹性机制　更是无法避免．　喷涂过程中涂层的应力、温度和非掸　因素随涂层厚度变化；金属材料的塑性屈服和蠕变　般集中在界面附近，而且随离界面距离的增加迅速减小；陶瓷涂层中微裂纹一般在涂层表面　的密度较高；材料的热物理参数是时间、空间和温度的函数；失配应变也是时间、温度和涂层　厚度的函数．在基底和沉积层的非弹性响应已知的前提下，这些局部非弹性机制的影响以及与　其相关的各种局部特征，如沉积层中的微裂纹造成的材料硬度降低等，均能在理论建模时加以　考虑．在忽略横向热流和沿厚度变化的应力条件下，　Ｇｉｌｌ等［２０，３０￣．３３Ｊ利用有限差分和有限元　方法分析了热喷涂沉积过程中残余应力、温度、曲率和能量释放率等随时间的变化规律，并进　行了实验测试（图４）　在厚、薄两种钛合金基底上沉积碳化硼（Ｂｏｒｏｎ　ｃａｒｂｉｄｅ）时，基底材料　一１　三　＼　苫　＼　置　餐　｛茎　端　镁　距界面的距离ｉｍｍ　（ａ）　界面的距离／ｍｍ　（ｂ）　图４室温条件下的厚度分别为（ａ）２ｍｍ和［ｂ）２０　ｎｌｉｌ￣的钛台蛊基底上沉积Ｌ１１１１１１的　Ｂ４Ｃ镎层时样品中残余应力的分布【冽　维普资讯 http://www.cqvip.com

最易发生的非弹性机制是蠕变．薄基底中残余应力的值可以足够高以至产生明显的蠕变现象　（图４（ａ））厚基底中线性分布的应力清楚地证实厚基底没有蠕变现象发生（图４（ｂ））；温度和曲　率变化在沉积层中产生非线性分布的应力．文献１３叫中的理论模型考虑了蠕变机制，实验测试　随时间变化的曲率与考虑蠕变效应的分析结果的基本相符证实，热喷涂沉积过程中钛合金基底　发生了蠕变．　２．４热梯度效应　热喷涂材料制备工艺的主要特点之是瞬态喷射（ｔｒａｎｓｉｅｎｔ　ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ）．即被等离子体射流加　热熔化的高温粉末溶滴瞬间内高速喷射到基底表面上（热冲击过程），在沉积层中产生热梯度；在　涂层不同深度形成非均匀的热膨胀或热收缩，产生局部失配应变．与非弹性效应一样，热梯度　现象也产生残余应力．　若喷射到基底表面的热流是稳态的，沉积层的热梯度分布是沉积层厚度的线性函数，这种　简单情形在沉积层中不产生残余应力因为线性分布的应变梯度可以通过样品的松弛效应最终　由变形曲率完全消除（假设试样没有外界约束）．然而计算表明：当整个基底在外界约束下维持　平面状态时，试样中产生残余应力．通过与其它因素产生的曲率比较可以研究瞬态喷射效应对　样品曲率的影响．在稳态热流条件下，试　样曲率＿ｓ］为　＝警　［３）　其中Ｑ为输入热流密度（Ｗ／ｍ　Ｋ是　热导系数（Ｗ／ｍ－Ｋ）．图５是由上式计算　的曲率和输入热流密度的关系曲线．曲率　大小对基底材料的选取是十分敏感的．钛　材料具有较低的热传导性和较高的热膨胀　系数，因此具有较高的曲率　热流密度较　高时　在钛基底中可以产生相当大的曲率　（Ｏ—ｌ　ｍ　）；相反，钨材料具有较高的热传　导性和较低的热膨胀系数，曲率总是较低．　３残余应力的理论模型　残余应力的理论分析是一项复杂工作．涂层沉积时等离子体射流、粉末和基底性能、环境　气氛和温度、材料相变和瞬态效应等流体和热力学因素是主控参数、逮时描述残余应力形成机　理的理论分析模型主要是涉及高温流体和材料相变的固一流耦合分析模型；材料组合体冷却过　程中的冷却方式、样品尺寸和形貌、失配应变、基底温度、涂层与基底的界面结合方式等因素是　主要影响因素、相关理论分析模型主要有双层材料模型　ｊ和增层模型　“ｊ固一流耦合　橱＾ｊ｝｛｝流密度口／ｗｍ一　圈５五种不同基雇材料的曲率与输＾热流密度的关系　分析模型涉及到流体力学以及等离子体物理和化学等方面的知识，其讨论超出了本文的内容，　有兴趣的读者可以参见文献【２　３９］这里只介绍双层材料模型和增层模型、　３．１双层材料模型（ｂｉｍａｔｅｆｉａｌ　ｍｏｄｅ１）　双层材料模型研究不同热物理参数引起的失配应变产生的残余应力．近年来，虽然研究方　法上还在用经典复合梁弯曲理论进行弹塑性分析＿２６　但内容上有了新的发展．　该模型　认为残余应力（图６（ａ））由三部分组成：第一部分是涂层和基底中的平均正应　力、可分别表示成睇ｓｄ　和　（图６（ｂ）），其中　和ｓ　为沉积层和基底的轴向应变，是样　品自然平衡状态的应变值．固整个粱处于平衡，两者合力应等于零；第二部分是沿沉积层和基　维普资讯 http://www.cqvip.com

底厚度分布的应力梯度（图６（ｃ））．若沉秘层和基底的横截面是矩形，该应力梯度沿厚度线性变　化，且平均值为零．相应的应力分布为　ｄ　Ｙｄ和　；Ｙ　在涂层和基底自由变形并处于自然　平衡状态时，上述两部分应力消失．因此　ｓ　和　四个参数完全确定了涂层材料层离　破坏的应变能释放率；第三部分是沉积层和基底中永久保留的随机分布的残余应力（图６（ｄ）），这　部分应力对裂纹驱动力没有贡献．因此利用双层材料模型残余应力可由下式表示　０－ｄ＝　打Ｙａ十Ｅ　￡ｄｒ＋０＂ｄｒｆ３）　Ｅｓｒ＋　１３）　０－　＝Ｅ　Ｋ…Ｙ＋　一般地，残余应力促使界面裂纹扩展，但计不总是降低界面韧性．例如，残余应力在沉积层　中产生表面裂纹，释放了大部分引起界面裂纹扩展所需的残余应变能，反而提高了界面韧性．　因此，表面裂纹的出现改观了界面裂纹尖端场的应力分布和扩展机制．　ｄ…（压缩）　ｏ　（拉伸）　…（压缩）　ｏ　．ａ＋ｕｅ（拉伸）　ｃ：０　ｆａ１结合应力　（ｂ）轴向力　ｄ…（压缩）　＋　（拉伸　０　０　ｄ…（压绾）　（拉伸　（Ｃ）弯矩　（ｄ）层离应力　图６豫层材料中残余应力的丹解：　（ａ）初始应力分市，　（ｂ）沉积层与基底中产生正应变的应力　（ｃ）沉积层与基底中产生曲率的应力，　（ｄ）不产生任何轴力和弯矩的剩余应力　３．２增层模型　研究　４４］表明对于金刚石涂层淬火应力的值可以达到１—２ＧＰａ，这足以对涂层的剥离　】就是分析沉积过程中产生的淬火应力．　破坏产生影响．增层模型　此模型将涂层连续的生长过程分成ｎ个有限厚度的薄层依次沉积过程（图７）．用复合梁理　论ｌ４３】可以确定第ｚ层（。＝１，２，　，ｎ）沉积到复合梁上时，该沉积层和整个复合梁中产生的轴　向拉力Ｒ，复合梁的曲率变化　一　一　，总刚度∑　和中性轴距界面的距离　为　Ｆｎ￣ａｑｂｗＩ等　一　一　）　（５）　：　！　（！：　＝酬州（　－ｃｎ　＋醒）＋Ｅ　（譬一眠　）　　＝基底上下表面和第ｎ层的应力为　维普资讯 http://www.cqvip.com

Ｃｒｓｔｎ＝Ｃｒｓｌ　＝０　妻（鲁＼嘶　１ｂ（日Ｅ　＋（ｉ一　）。）ｗＥａ圳一　）　趴　　圭　＼（　—ｂ（ＨＥ￣　　ｉ＋（一　ｉ　）一）ｕ，Ｅａ柚小　　～一）一　…　／（日　）　Ｃｒｓｂｎ：口　ｌⅣ　一Ｈ　＝　ｌ　一　，：　＝　一Ｅ　（　一　一　）（　一　Ｗ－－　）＋　（瓣　这里１　Ｊ　ｎ．图７中绘出相关残余应力的分布　第ｎ层　第Ｊ层　第２层　第１层　基底　０　图７第ｎ沉积层　复台梁结合后残余应力的分布　图８　是在ＰＫ３３基底上沉积ＮｉＣｒＡ１Ｙ（ｎ＝１，５　１００）的淬火应力分布．ｎ＝１时，即涂层　作为一整体沉积到基底上，沉积层中残余应力分布和应力梯度明显与ｎ＝５，１００的情形不同．　原因是沉积过程中各层的拉伸应力在后继沉积层的淬火过程中明显减小（６）　与界面应力相比沉　积层表面更倾向于拉应力．　ｎ＝１时，失配应变对沉积层产生影响，在沉积层中引起负应力梯　度，改变了残余应力的分布规律．事实上，当ｎ＞１时，各｝冗积层中都存在负应力梯度，ｎ＝５　的计算结果清楚地表明了这点．效应逐渐消失．残余应力分布的真实趋势是从沉积层的底部到　顶部应力逐渐增加．残余应力的这一特征在双层材料模型中是无法体现的．　事实上，热喷涂过程是涂层逐层增　厚过程，增层模型理应更真实地反映热喷　涂过程中残余应力的形成机理．随着涂层　的增厚，涂层表面上形成结晶应力；当后　继涂层沉积完成后，复合体中将叠加由于　温度变化、邻近涂层结晶应力和外界约束　等因素产生的应力；在冷却过程中，复合　体中又产生热物理参数不同引起的失配　应力；外界约束的卸除和环境的变化也　会产生应力．这些应力的矢量和构成丁　热喷涂材料的残余应力．增层模型同样　可以分析热喷涂材料温度场特性．相关　内容可见文献【３９］．　４残余应力的测试技术　残余应力的实验测试具有重要意义、随着高新技术的发展不仅形成了各种新颖的测试方法　工　皇　＼　理　嫱　甜　距界面距离ｌ／Ｉ￣ｌｌｎ　罔８　ＡＰＳ条件下的ＰＫ３３上机积ＮｉＣｒＡ［Ｙ溶层的　淬火应力的理论估计　当沉积层的层数增大时，过种负应力梯度　维普资讯 http://www.cqvip.com

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放涂层的残余应变能，同时监测样品曲率变化，计算残余应力的分布．图１０示意除层法的技术　过程．在磨去涂层的表面薄层后，样品中形成新的应力状态．由基底上粘贴的应变片测得样品　曲率变化量，通过理论分析确定残余应力状态．该方法存在两个问题：　（１）在去除陶瓷涂层等　脆性物质时常引起材料损伤；在去除金属或合金等韧性材料时又常引起材料屈服．虽然在采取　特殊技术处理的情况下能够避免这些问题，但样品预先具有曲率，实现均匀除层也是十分困难　的．　（２）即使在线弹性假设下，根据测得的曲率求解残余应力也不方便，往往需要应用数值计　算．目前，常用单个应变片进行曲率测试（图１０）这意味着假设样品平面内各点的曲率相等，　残余应力只是涂层厚度的函数．这种粗略的近似大大简化了理论分析过程，但也引起实验测试　和理论分析间的明显偏差．　应变花　另～种常用的物质去除法是化学除层法．　其原理是针对不同的基底（或涂层）材料选用　化学试剂，通过化学反应逐层腐蚀掉基底（豉　涂层）材料．通过监测保留材料单元的曲率确　定样品残余应力．这种方法虽然克服了，机械除　层法的多数不足，但在许多情况下同样存在难　以处理的问题．例如，腐蚀液与金属或合金材　料发生化学反应时，腐蚀液往往沿晶界快速渗　透．界面处腐蚀程度较重，首先发生基底和涂　层的分离，难以实现逐层腐蚀材料的目的．因　此，在许多场合无法应用．　４．３曲率法（ｃｕｒｖａｔｕｒｅ　ｍｅｔｈｏｄｓ）　＿三　广圈１０酬试涂层残余应力除层法的工作原理　对于热喷涂材料，曲率法是学术界和工程界普遍认为最可取的方法之一．其基本原理是通　过各种接触或非接触方法测试涂层材料的整体曲率，推算样品的残余应力分布．其特点是测试　过程中无需对样品进行“破坏”．一般热喷涂材料的曲率为１０Ｉｌｌ　量级，比较容易测试．对于再　小量级的曲率需要高精度测试仪器．曲率法没有前述几种方法的缺点．但是，从测试结果求解　相应的残余应力且是一个复杂问题．原因是一个确定应力状态，系统的曲率可　唯一地确定，　反之则不然．只有在特定边界条件下，才有可能从曲率推算系统的残余应力．　简单梁弯曲方法　常用来分析双层粱（或板）仅有　方向失配应变△ｓ的应力分布％（　）　和曲率　（图ｌ１）．对系统施加等值反向的一对外力Ｐ和一Ｐ消除失配应变．将两层梁（或板）结　合为一体，这时系统中产生非平衡弯矩　和曲率　弯矩Ｍ为　Ｍ＝ｐ（＼ｈ＋２Ｈ）　（８）　其中＾和日分别是沉积层与基底的厚度．曲率　为　Ｍ　∑是梁的刚度．失配应变为　一；（壶＋壶）　霹　ｆ１Ｏ１　（１１）　其中Ｅ　和日为基底和沉积层的Ｙｏｕｎｇ’ｓ模量，ｂ，Ｈ和ｈ分别为复合梁的宽度、基底和沉积　层的厚度．曲率和失配应变的关系为　＝磊　－瓦　厕　瓦巧厕　６Ｅ　ｄＥ￣　（ｈ　＋砑Ｈ啊　）ｈ　Ｈ　Ａｅ　丽　４８－　维普资讯 http://www.cqvip.com

●　三　匹　【例如△ｄＡＴ）　广＾　，ＭＰ　［——二■—＿二——］　　力平衡条件　／　（　）ｄ　＝０　ｂ　善　＋Ｉ萱萱ｉ　　Ｐ　Ｍ　／　『ＩＩ　Ｉｙ：＝ｈ＝　ＩＨ—Ｌ１　ｒｌ　［　矩平衡条件６／　ｈ—ｓ　Ｊ—Ｈ一　一：　——．　／　Ｐ　．～＼＿　：　＝ｏ．芝　：一Ｐ　　二三二，　二　＝＼　　＝　｝、　／１　／Ｍ　Ｐ　（　ｃ）ｙｃｄｙｃ＝０　图１１攫Ｉ试潦层残余应力曲率法盼工作原理及相关应力分布　这里失配应变△￡由温度变化产生（△Ｅ＝ｄｉａｄｌＴ）对于确定的沉积层／基底厚度比ｈ／Ｓ，上式　表明：曲率　与基底厚度日成反比．实验测试时为了确保精度，应使材料具有较大的曲率，这　就要求基底不能过厚．　如果存在正交应力　和　，与之相应的将有两个正交的主曲率　和　．考虑到Ｐｏｓｓｉｏｎ’ｓ　效应，有　：—　：Ｅ，　ｆ１２１　其中Ｙｏｕｎｇ’ｓ模量的修正形式ＥＪ在涂层材料性能的研究中很有用．　应力　和　在涂层材料中产生的多方向曲率可能导致材料变形过程中发生失稳．小变形　条件下，粱（或板）的初始平面为各向曲率相等的凸或凹的球面．当变形增大时，曲率不可能维　持各向等值．在曲率增加的路径上存在一个分岔点．这时材料一个方向的曲率急剧增大，而另一　个方向的曲率急剧减小．整个材料的中性球面变为椭球面或柱面．在分岔点，不易确定曲率和应　力的关系．事实上，对于热喷涂材料由于残余应力的存在，确定材料分岔的临界曲率本身就是　个十分复杂的问题．如果基底横截面为矩形，涂层又很薄，可以认为涂层中应力均匀分布．这　种情况下，临界曲率与弹性常数、沉积层与基底厚度比（ｈ／Ｓ）、基底厚度与长度比（Ｈ／Ｌ）、样　品宽度与长度比（ｂ／Ｌ）以及样品长度（Ｌ）有关＿４　一：　（　）｛　。　（，（万ｈ　Ｊ　２一　／２＋　ｓ　Ｉ百ｈ）（　＋（鲁））　｝　ｃ　。　其中，是沉积层与基底的剪切模量之比（Ｇｄ／Ｇ　）．１为无量纲常数　｛ｆ（鲁）　＋曲　｝＋ｓ｛，（万ｈ　＋　＋　＋　）｛（　）。＋（　）。｝　（１４）　４９－　维普资讯 http://www.cqvip.com

其中　＝（１＋　）（１一　），　＝（１＋ｐ　）（１一　）．图１２表示临界曲率的一些主要特征．　基底长度和宽长比增加时，临界曲率的值减　小；材料弹性性能和宽长比对临界曲率影响　较小；对狭长样品（ｂ／Ｌ＜Ｏ．２），几乎不可能　发生分岔失稳．因此在曲率的实际测试中常　常采用狭长形样品．　∞　壹｛＿　龃　当沉积层为薄膜时（ｈ《日），基底的残余　应力可以忽略．沉积层的淬火应力很小，失配　应变产生的应力就是沉积应力Ｏ－ｄ＝Ｅｄ△　方程（１１）简化为　期　求　基底长宽比（ｂ／Ｌ１　圈ｌ２滁层材料分岔的临界曲率随样　品基底宽长比的变化规律阻　。—　：　（ｌ　１５）　这是著名的Ｓｔｏｎｙ’ｓ方程，常用来描述薄膜涂层材料中应力与曲率间的关系；当沉积层很厚　时，沉积层与基底的应力和应力梯度是影响材料性能的重要因素．失配应变产生的应力分布可　以方便地求出（图ｉｉ）．曲率对应力和沿厚度分布的应力梯度产生明显影响，而且应力分布是尺　度无关的．　热喷涂材料在发生界面破坏时，残余应力与曲率的关系为　ｌ　盯ｄ＝———　而干－　—一：　Ｑ－ｓ：　＝———　而　＿＿＿一＋　（＋止　ｄ一　ｃ　。　ｆｌ６１　＋Ｅ（十　Ｌ　　一　ｃ　）　其中　，　ｄ，　∑ｄ和∑　分别为涂层材料的曲率、材料破坏后沉积层与基底的曲率和刚度．　和　分别为沉积层与基底中关注点距各自中性轴的距离．应力表现为线性分布规律；这些结果　的普适性为残余应力的实验研究提供了可靠的理论依据．但对厚基底／薄涂层材料有∑　》∑ｄ．　曲率差（‰一　。）是影响残余应力的敏感因素（是一微量），实验测试难以保证精度．所以应用上　述结果测试ｈ／Ｈ《１的系统的残余应力时往往产生较大误差．　５残余应力对界面结台强度的影响　残余应力对涂层材料界面韧性和结合强度的影响可以用临界应变能释放率和应力强度因子　来描述．近来，相关研究工作【　］取得了较大进展，其内容主要涉及了涂层层离时残余应力　与应变能释放率的关系等问题．　５．１界面层离的应变靛释放率　如果沉积层很薄，失配应变近似为均匀分布．应变能释放率可以认为是单位界面面积存储　的弹性应变能　Ｇ：塞＋差　其中Ｏ－ｄ和　分别是沉积层与基底中均匀分布的应力．根据平衡条件有　Ｇ：塑２Ｅａ　・Ｊ［　＋（百ｈ　ｌ　Ｅａ）｝￣　（ｉｓ）　５０－　维普资讯 http://www.cqvip.com

通常认为这是涂层自发层离的驱动力．与涂层厚度成线性关系．值得注意的是这里只考虑了平　面内残余应力的一个分量．实际上，涂层平面内的应力是双向等值的．在涂层与基底完全分离　时，两个方向的应力同时得到松弛．但是，裂纹扩展时裂尖区域只在平行于裂纹扩展方向上应　力得到松弛，而在沿裂纹前沿方向上应力并未得到松弛．那么在后继应力松弛过程中释放的应　变能是否可以再反馈给裂纹尖端，成为裂纹扩展所需能量的一部分，尚难确定．但由式（１２）知　裂纹前沿方向的应力分量可以通过有效弹性模量对应变能释放率产生影响．裂纹驱动力式（１８）　可用来估计界面临界应变能释放率Ｇ　。（常称为界面断裂能或界面韧性）如果已知涂层自发剥离　的应力，那么可以认为临界应变能释放率Ｇ　。等于此时的应变能释放率Ｇ．这里未考虑影响裂　纹起裂机理，只考虑裂纹稳态扩展过程的能量平衡．　对于热喷涂材料，基于一个方向沉积应力的分析结果不可能对界面断裂能做出正确估计．　涂层层离过程中应变能完全释放的假设和相关的简化计算都会产生较大误差．事实上当涂层与　基底分离时，只有试样的伸长、缩短或弯曲变形引起的应力松弛才对能量释放率有贡献．数值模　拟表明【６　０Ｊ：涂层与基底中应力为线性分布；涂层与基底分离后，这些应力保留很小的残余值，　但不为零．　界面层离时残余应力通过松弛效应转变成应变能释放率或界面断裂能．应变能释放率可以　通过热喷涂和后继冷却过程中的随时监测加以确定．图１３＿６ｌ＿是不同喷涂温度和沉积层厚度条　件下，在制备工艺相同的钢基底上沉积６种氧化铝涂层时测得的应变能释放率随时间的变化曲　线．其中四种涂层在温度冷却到室温前发生层离，相应的应变能释放率为４００—５００Ｊ／ｍ０；另外　两种涂层未发生破坏，相应的应变能释放率始终小于此破坏值．实验结果显然只与涂层材料破　坏需要的临界应变能释放率相关．　热障涂层等材料具有较厚的沉积层．涂　层中不仅存在沿界面法向的正应力分量　　Ｊ还存在界面内非均匀分布的剪应力分量．　理论上口　。】剪应力在样品的边界处达到　最大值，在对称点上为零　所以，样品的边　界点往往是材料破坏的起始点　但是，由　于热喷涂材料界面上不可避免地存在微裂　纹或微孔洞．这些微歃陷的存在改变了残　余应力在涂层界面上的宏观分布，致使材　料的破坏起始点是无法确定的．日前研究　表明ｌ６　２Ｊ：界面上的微镀昭往往是材料破坏　的起源．　。　＿得　韬　世　趱　制　目　图１３铺基底上沉积的６种氧化铝涂层发生界面层离时　篚量释放率的变化规律［６１】　５．２界面裂纹的混合度　研究界面裂纹的复杂性在于裂尖应力场不再是单纯的张开型（Ｉ型）或剪切型（ＩＩ型），而是　两种裂纹模型的组合ｌｌ１５　’６　Ｊ．基底和涂层弯曲变形松弛的残余应力在裂纹尖端产生Ｉ型　加载条件；伸缩变形松弛的残余应力产生ＩＩ型加载条件．与均匀介质中裂纹传播规律不同，界　面裂纹的传播沿特殊的几何路径，取决于界面韧性和两边介质的性质．对于热喷涂材料界面韧　性较低，界面裂纹扩展是材料的主要破坏形式．由于剪应力的存在，沿界面传播的裂纹尖端始　终处于高度混合型应力状态，不会偏离界面沿Ｉ型裂纹路径扩展．通常定义相角　表征界面裂　纹混合度．由Ｉ型和ＩＩ型裂纹的应力强度因子得　￣＝ｔａｎ－１ｆ　　ＫＩ）当　＝０。时表示纯张开型裂纹，　＝９０。时表示纯剪切型裂纹．　ｆｌ９、　５１　维普资讯 http://www.cqvip.com

裂纹面的剪应力和粗糙度造成的摩擦效应增加了裂尖区域材料的能量耗散．所　界面裂纹　扩展的断裂能普遍增高；剪应力为裂纹扩展的主要驱动力，引起材料屈服．基底表面粗糙度和　屈服现象使界面裂纹扩展的断裂能增加；残余应力、临界应变能释放率和界面断裂能对相角产　生明显影响．尽管它们对相角的具体依赖关系还未研究清楚，但已有结果陋。。】表明临界应变　能释放率随相角的增加而增大；当韧性材料发生屈服时，临界应变能释放率的增加更加明显．　５．３残余应力和外载荷共同作用　服役的热喷涂材料同时承受残余应力和外载荷作用．不论是实际应用还是界面韧性的实验　测试，弯矩是外载荷的主要形式之一．因此外加弯矩和残余应力共同作用下热喷涂材料性能的　研究长期以来倍受关注［７ｏ￣７８］．在这种复合载荷作用下材料维持线弹性，总应力等于弯矩产生的　应力与残余应力的叠加．可是材料的净应变能释放率不等于两种应力独立作用时对应应变能释　放率的简单相加．已知残余应力的独立作用加剧了界面层离，但残余应力与外加载荷共同作用　可能降低应变能释放率．已经证明ｌｌ净应变能释放率为　ｐ２　［ｄ　Ｃ￣＋　（　）ｍ（２ｏ）　这里Ｐ是外载荷，ｂ是试样宽度，ｃ是材料韧性，ｕ　是残余应力引起的位移，Ｇ　是残余应力　松弛引起的应变能释放率、即残余应力对能量释放率的贡献．　（２０）式右边第一项只是外载荷对　能量释放率的贡献ＧＰ；第二项是外载荷与残余应力相互影响对能量释放率的贡献Ｇｐｒ．图１４是　有残余应力的厚涂层材料在外载荷作用下发生层离的实验结果　．主要表示上述三个能量项　Ｇ＾ＧＰ　和Ｇ　在材料破坏时随外载荷的变化规律．碳化硼涂层残余应力项的值较高（图１４（ａ）），　氧化锆涂层残余应力项的值较低（图１４（ｂ））原因是氧化锆涂层中存在较多微裂纹和硬度低；两　种涂层材料残余应力和外载荷相互作用项Ｇｐ　具有不同的正负号导致不同应力分布；两种涂层　材料的基底处理工艺和喷涂条件相同，界面断裂韧性基本一致．　量　Ｅ　０　辟　辟　描　簿　罐　制　坦　罄　妻　罐　制　崔　载荷尸／Ｎ　（ａ）Ｂ４Ｃ探层　（ｂ）ＺｒＯ２踩　【。　图】４三种应变能释放率与外载荷的关系　６热喷涂材料力学性能研究的进一步展望　就当前热喷涂材料力学性能研究状态看需要深入开展　下方面的工作．　（１）实验测试技术关于残余应力测试技术的研究应侧重于两个连续性和一个规范性．时间　连续性：在热喷涂材料的制备过程中随时对样品进行监测，　便测试涂层沉积和样品冷却过程　中残余应力的形成过程，确定残余应力的时间历史．空间连续性：样品的残余应力是空间点的　函数，建立多点测试方法确定残余应力在样品空间内的连续分布规律．测试实验应该符合实验　力学的规范，力求标准化和简单化．　（２）瞬态效应热喷涂材料制备工艺过程实际上是热冲击过程，涉及到多种瞬态效应：如瞬　态温变和相变、高速撞击、应力波和温度波的波动现象等，最终材料中形成的残余应力状态与　５２　维普资讯 http://www.cqvip.com

这些瞬态现象密切相关．因此在热力学范围内建立理论模型时应该充分考虑时闻的瞬时性、材　料惯性和热载率等因素，考虑同体与流体相互冲击作用现象产生的瞬态效应，如高温流体与低　温固体间的瞬时热传输效应，应力波和温度波的相互影响以及热一力耦台效应等．　（３）尺度效应热喷涂材料的界面粘结层具有一定厚度，存在多种微尺度效应．能够正确刻　划界面性能的理论模型应该是可以考虑这些尺度效应的非局部理论．因此，应该对经典连续介　质力学加以改造，建立相关的非局部本构理论以及相应的分析方法．　（４）热物理参数涂层材料的热物理参数一般是时间、空间和温度的函数．热喷涂材料的制　备工艺涉及高温、瞬态等特殊现象，分析残余应力时延用常温的材料参数必然产生误差．因此，　通过实验确定材料物性参数随温度的变化规律对精确确定残余应力是必不可少的．例如热膨胀　系数ｎ（　）作为温度　的泛涵形式的确定就是目前十分关注的课题之一．该泛涵的确定对于研　究残余应力具有重要意义．　（５）材料各向异性热喷涂陶瓷涂层和烧结陶瓷间存在明显的性能差异，主要表现为材料　的机械性能和热物理性能的各向异性．如同样外载下可以引起不同的破坏现象；同样的高温环　境，引起不同的温度分布等．这方面的研究对改善隔热涂层的性能具有重要意义．　（６）界面接台方式热喷涂材料界面层形成不同物质间的化学键联结．其联结方式对残余应　力的性质和界面韧性产生重要影响．这方面的研究属于化学、力学和材料科学的交叉学科，并　且在国外也属于研究的起步阶段．　（７）极端加载条件在航空发动机中应用的热障涂层材料承受高温热冲击载荷作用，产生随　时闻剧烈变化的高幅值温度梯度，经历热疲劳和热一力耦台效应．热物理参数随温度变化、材料　发生蠕变和微结构演化．这种特定环境下估计材料的服役寿命得到工程界的特别关注．　（８）氧化失效热障涂层在热冲击和周期交变载荷作用下，界面过度层与基底间常发生氧化　失效破坏．氧化失效的形成机理以及这种现象对界面韧性和界面裂纹扩展机理的影响研究是目　前热障涂层材料性能研究的主要焦点之一．　参考文献　ｔｅｒ．１９９４　４２：２８２３￣２８３６　ｌ　Ｈｏｗａｒｄ　Ｓ　Ｊ．Ｔｓｕｉ　Ｙ　Ｃ．Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ．Ｔｈｅ　ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｄｅｂｏｎｄｉｎｇ　ｏｆ　ｃｏａｔｉｎｇｓ－Ｉ　Ａ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ　ａｔ　ａ　ｂｌｍａｔｅｒｉａｌ　ｉｎｔｅｒｆａｃｅ．Ａｃｔａ　Ｍｅｔａｌｌ　２　Ｎｏｙａｎ　Ｉ　Ｃ．Ｃｏｈｅｎ　Ｊ　Ｂ＋Ｒｅｓｉｄｕａｌ　Ｓｔｒｅｓｓ－Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ　ｂｙ　Ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｉｎｔｅｒｐｒｅｔａｔｉｏｎ．ＮＹ：Ｓｐｒｉｎｇｅｒ－Ｖｅｒｌａｇ．　１９８９　３　ＴｓｕｉＹＣ．ＨｏｗａｒｄＳ　Ｊ　ＣｌｙｎｅＴＷ．Ｔｈｅ　ｅｆｆｅｃｔｏｆｒｅｓｉｄｕＭ　ｓｔｒｅｓｓｅｓｏｎｔｈｅｄｅｂｏｎｄｉｎｇｏｆｃｏａｔｉｎｇｓ－ＩＩ：Ａｎ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｓｔｕｄｙ　ｏｆａ　ｔｈｅｒｍａｌｌｙ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｓｙｓｔｅｍ．　ｎ　Ｓｏｌｉｄ　Ｆｉｌｍｓ　１９９４　３０６：２８３７￣２８４４　４　Ｔｓｕｉ　Ｙ　Ｃ．Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ．Ａｎ　ａｎａｌｙｔｉｃａｌ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｐｒｏｇｒｅｓｉｖｅｌｙ　ｄｅｐｏｓｉｔｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｐａｒｔ　１：ＰＩｏ．ａａｒ　ｇｅｏｍｅｔｒｙ．Ｔｈｉｎ　Ｓｏｌｉｄ　Ｆｉｆ　１９９７　３０６：２３￣３３　５　Ｔｓｉｎ　Ｙ　Ｃ、Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ　Ａｎ　ａｎａｌｙｔｉｃａｌ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅｌｙ　ｄｅｐｏｓｉｔｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｐａｒｔ　２：Ｃｙｌｉｎｄｒｉｃａｌ　ｇｅｏｍｅｔｒｙ．Ｔｈｌｎ　Ｓｏｌｉｄ　Ｆｉｌｍｓ．１９９７　３０６：３４￣５１　６　Ｔｓｕｉ　Ｙ　Ｃ，Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ　Ａｎ　ａｎａｌｙｔｉｃａｌ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅｌｙ　ｄｅｐｏｓｉｔｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｐａｒｔ　３　Ｆｕｒｔｈｅｒ　ｄｅｘ￣ｌｏｐｍｅｎｔ　ａｎｄ　ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ　Ｔｈｉｎ　Ｓｏｌｉｄ　Ｆｉｌｍｓ．１９９７，３０６：５２￣６１　７　Ｍｅｌｌａｌｉ　Ｍ，Ｆａｕｃｈａｌｓ　Ｐ，Ｇｒｉｍａｕｄ　Ａ　Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｓｕｂｓｔｒａｔｅ　ｒｏｕｇｈｎｅｓｓ　ａｎｄ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｏｎ　ｔｈｅ　ａｄｈｅｓｉｏｎ／ｃｏｈｅｓｉｏｎ　ｏｆ　ａｌｕｍｉｎａ　ｃｏａｔｉｎｇ．Ｓｕ　如ｃｅ　ａｎｄ　Ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，１９９６ｌ　８ｌ：２７５￣２８６　８　Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ．Ｇｉｌｌ　Ｓ　Ｃ．Ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｔｈｅｒｍａｌｌｙ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　ａｎｄ　ｔｈｅｉｒ　ｅｆｆｅｃｔ　ｏｎ　ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ　ａｄｈｅｓｉｏｎ；Ａ　ｅｖｉｒｅｗ　ｏｆ　ｒｅｃｅｎｔ　ｗｏｒｋ　Ｊ　Ｔｈｅｒｍａｌ　Ｓｐｒａｙ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ、１９９６ｌ　５ｆ４）：４０１￣４０８　９　Ｒｉｃｋｅｒｂｙ　Ｄ　Ｓ｝Ｓｃｏｔｔ　Ｋ　Ｔ，Ｅｃｋｏｌｄ　Ｇ　Ａｎａｌｙｓｍ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ．Ｉｎ：Ｅｓｃｈｎａｕｅｒ　Ｈ，Ｒｕｂｅｒ　Ｐ｝Ｎｉｃｏｌｌ　Ａ　Ｒ．Ｂｌｕｍ－Ｓａｎｄｍｅｉｅｒ　Ｓ，ｅｄｓ　Ｐｒｏｅ　１ｓｔ　Ｐｌａｓｍａ－Ｔｅｃｈｎｌｋ　Ｓ）Ｉｎｐ，ｐｌｓｍ￣Ｔｅｃｈｎｌｋ，Ｗｏｈｌｅｎ，ａ　Ｓｗｉｔｚｅｒｌｎｄ，１９８８　２６７￣２７６　ａｌ０　Ｅｌｓｌｎｇ　Ｒ，Ｋｎｏｔｅｋ　Ｏ．Ｂａｉｔｉｎｇ　Ｕ　Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｉｎ　ｐｌａｓｍａ－ｓｐｒ￣ｖｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｌ　Ｓｕｒｆ　Ｃｏａｔ　Ｔｅｃｈｎｏｌ，１９９０，４３／４４：４１６￣４２５　１１　Ｔａｋｅｕｃｈｌ　Ｓ　Ｉｔｏ　Ｍ　Ｔａｋｅｄａ　Ｋ．Ｍｄｅｌｌｉｎｇ　ｏｆ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓ　ｉｎ　ｐｌａｓｍａ－ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇ：Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｓｕｂｓｔｒａｔｅ　ｔｅｍｐｅｒ－　ａｔｕｒｅ　Ｓ州Ｃｏａｌ　Ｔｅｃｈｗｏｌ，１９９０，４３／４４：４２６￣４３５　维普资讯 http://www.cqvip.com

１２　Ｌｅｅ　Ｊ　Ｄ，Ｒａ　Ｈ　Ｖ，Ｈｏｎｇ　Ｋ　Ｔ，Ｈｕｔ　Ｓ　Ｋ　Ａｎ￣ｌｙｅｉｓ　ｏｆ　ｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎ　ｐｈｅｎｏｍｅｎａ　ａｎｄ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅ＊ｓ　ｉｎ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ．Ｓｕ玎Ｃｏａｔ　Ｔｅｃｈｎｏｌ，１９９０，５０：２７￣３７　１３　Ｇｒｅｙｉｎｇ　Ｄ　Ｊ，Ｒｙｂｉｃｋｌ　Ｅ　Ｆ，Ｓｈａｄｌｅｙ　Ｊ　Ｒ　Ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｅｖａｌｕａｔｉｏｎｓ　ｏｆｔｈｅｒｍＭ　ｓｐｒａｙ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　ｂｙ　ａ　ｍｏｄｉｆｉｅｄ　ｌａｙｅｒ　ｒｅｎ１０　ｌ　ｍｅｔｈｏｄ．ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙ　ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ　ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ　Ｉｎ：Ｂｅｒｎｄｔ　Ｃ　Ｃ　Ｓａｍｐａｔｈ　Ｓ１　ｅｄｓ　ＡＳＭ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｌ９９４．６４７￣６６２　，　１４　Ｈｏｂｂｓ　Ｍ　Ｋ，Ｒｅｌｉｅｒ　Ｈ．Ｒ￣ｉｄｕＭ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ＺｒＯａ—ｇ％ＹｚＯａ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒａ）ｎ￣ｄ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｂａｒｒｉｅｒ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｔｅｃｈｎｏｌ，１９８８，３４：３３￣４２　Ｃｏａｔ　１５　Ｚｈｕｅ．ｎｇ　Ｈ，Ｇｕ　Ｃ　Ａ　ｓｔｕｄ）＂ｃａｎ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ＺｒＯ＋ＭｇＯ　ｐｌａｓｍ￣ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇ　Ｉｎ：Ｅｓｃｈｎａｕｅｒ　Ｈ．Ｈｕｂｅｒ　Ｐ，　Ｎｉｃｏｌｌ　Ａ　Ｒ，Ｂｌｕｌｎ—Ｓａｎｄｍｅｌｅｒ　Ｓ，ｅｄｓ　Ｐｒｏｃ　１ｓｔ　Ｐｌａｓｍａ－Ｔｅｃｈｎｉｋ　Ｓ）ｍａｐ　Ｐｌ￣ｍａ－Ｔｅｃｈｎｉｋ，￣￣ｂｈｌｅｎ，Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ，　１９８８　２７７～２８４　１６　ＳｅｌｖａｄｕｒＭ　Ｕ．Ｒｅｉｍｅｒ８　Ｗ　Ｃｈ￣ａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｐｈａｓｅ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｓｔａｔｅ　ｉｎ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｅｒａｍｉｃ　ｃｏａｔｉｎｇｓ，ｈｉｇｈ　ｐｅｒｆｏｒｍａｃｅ　ｃｅｒａｍｉｃ　ｆｉｌｍｓ　ａｎｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｉｎ：Ｖｉｎｃｅｎｚｉｎｉ　Ｓｃｉｅｎｃｅ，１９９０　３１９￣３２８　１７　Ｓｔｏｖｅｒ　Ｄ，Ｊａｇｅｒ　Ｄ　Ａ．Ｓｃｈｕｔｚ　Ｈ　Ｇ　Ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｉｎ　ｌｏｗ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｈｒｏｍｉａ　ｃｏａｔｉｎｇ　Ｉｎ：Ｂｅｒｎｅｒｃｋｉ　Ｔ　Ｆ．ｅｄｓ．Ｐｒｏｅ　４ｔｈ　Ｎａｔｉｏｎａｌ　ＴｈｅｒｍＭ　Ｓｐｒａｙ　Ｃｏｎｆ，Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ　Ｓｏｃｉｅｔｙ．１９９１　２１５～２１９　ｅｄ．Ａｍｓｔｅｒｄａｍ：Ｅｌｓｅｖｅｒ　１８　Ｋｉｎｇｓｗｅｌｌ　Ｒ，Ｓｃｏｔｔ　Ｋ　Ｔ　Ｓｏｒｅｎｓｅｎ　Ｂ　Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ　ｏｆ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｉｎ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｅｒａｍｉｃ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｉｎ：　Ｂｈｉｍ－Ｓａｎｄｍｅｉｅｒ　Ｓ　Ｅｓｃｈｎａｕｅｒ　Ｈ，Ｈｕｂｅｒ　Ｐ，Ｎｉｃｏｌｌ　Ａ　Ｒ，ｅｄｓ　Ｐｒｏｃ　２ｒｉｄ　Ｐｌａｓｍａ－Ｔｅｃｈｎｉｋ　Ｓｙｍｐ　ｐｌａｓｍａ－Ｔｅｃｈｎｉｋ，　Ｖｇｏｈｌｅｎ，Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ，１９９１　３７７￣３８８　１９　Ｂｒｏｗｎ　Ｓ　Ｒ，Ｔｕｒｎｅｒ　Ｉ　Ｇ，Ｒｅｌｉｅｒ　Ｈ　Ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ　ｉｎ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｈｙｄｃ￣ｘｙａｐａｔｉｔｅ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　ＪＭａｔｅｒＳｏｌＭａｔｅｒＭａｔ，１９９４　５：７５６￣７．５９　２０　Ｇｉｌｌ　Ｓ　Ｃ．Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ　Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ　ｄｕｒｉｎｇ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙｉｎｇ　ｂｙ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ　ｃｕｒｖａｔｕｒｅ　ｍｅ￣ｕｒｅｍｅｎｔ　ｎｍ　Ｓｏｌｉｄ　Ｆｉｌｒｎｓ．１９９４　２５０：１７２￣１８０　２１　ＭｕＦ＆Ｔ．Ｍｅｃｈａ￣ｉｃａｌ　０ｆ　Ｄｅｆｅｃｔｓ　ｉｎ　Ｓｏｌｉｄｓ　Ｎｅｔｈｅｒｌａｎｄｓ：Ｍａｒｔｉｎｕｓ　Ｎ￣ｈｏｆｆ　Ｐｕｂｌｉｓｈｅｒｓ．Ｈａｇｕｅ，１９８２　２２　Ｋｕｒｏｄａ　Ｓ．ＯＩ｝￣ｅ　ＴⅥ　．Ｔｈｅ　ｏｒｉｇｉｎ　ａｎｄ　ｑｕａｎｔｉｉｃａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｆｔｈｅ　ｑｕｅｎｃｈｉ￣．ｇ　ｓｔｒｅｓｓ　ａｓｓｏｃｉａｔｅｄ　ｗｉｔｈ　ｓｐｌａｔ　ｃｏｏｌｉｎｇ　ｄｕｒｉｎｇ　ｓｐｒａｙ　ｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎ．Ｉｎ：Ｎｉｃｏｌ［Ａ，Ｅｓｃｈｎａｕｅｒ　Ｈ　Ｈｕｈｅｒ　Ｐ，Ｓａｎｄｍｅｉｅｒ　Ｓ　Ｂ．ｅｄｓ．Ｐｒｏｃ　ｇｎｄ　Ｐｌａｓｍａ－Ｔｅｃｈｎｉｋ　Ｓｙｍｐ　Ｐｌａｓｍａ－Ｔｅｃｈｎｉｋ　ｌｅｎ，Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ，１９９１．２７３￣２８４　ｎ　Ｓｏｔｉｄ　Ｆｉｌｍｓ　１９９１。２００：４９￣６６　２３　Ｋｕｒｏｄａ　Ｓ，Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ　Ｔｈｅ　ｑｕｅｎｃｈｉｎｇ　ｓｔｒｅｓｓ　ｉｎ　ｔｈｅｒｍａｌｌｙ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　２４　Ｋｕｒｏｄａ　Ｓ．Ｆｕｋｕｓｈｉｍａ　Ｔ．Ｋｉｔａｈａｒａ　Ｓ．Ｓｉｇｎｉｉｃａｎｃｅ　ｏｆｔｈｅ　ｑｕｅｎｃｈｉｎｇ　ｓｔｒｆ。啪ｓ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｃｏｈｅｓｉｏｎ　ｅｎｄ　ａｄｅｓｉｏｎ　ｏｆｔｈｅｒｍａｌｌｙ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｉｎ：Ｂｅｒｎｄｔ　Ｃ　Ｃ　ｅｄ．Ｐｒｏｃ　１３ｒｄ　Ｉｎｔ　Ｃｏｎｆ　Ｔｈｅｒｎ￣ｌ　Ｓｐｒａｙｉｎｇ．ＡＳＭ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，１９９２　９０３￣９０９　２５　Ｐａｗｌｏｗｓｋｉ　Ｌ．Ｔｈｅ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｅｎ西ｎ￣ｄｎｇ　ｏｆ　Ｔｈｅｒｍａｌ　Ｓｐｒａｙ　Ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｏｈｉｃｈｅｓｔｅｒ，Ｕ　Ｋ：Ｊｏｈｎ％ｒｉｌｅｙ＆Ｓｏｎｅ，　１９９５　２０　Ｏｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ　Ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｓｕｒｆａｃｅ　ｃｏａｔｉｎｇ　ａｎｄ　ｔｈｅｉｒ　ｅｆｆｅｃｔｓ　ｏｎ　ｉｎｔｅｒｆａｃｉＭ　ｄｅｂｏｎｄｉｎｇ．Ｋｅｙ　Ｅｎ９　Ｍａｔｅｒ，１９９６，　１１６／７：３０７￣３３０　２７　Ｓｕｈｉｒ　Ｅ　Ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　Ｂｉ－ｍｅｔａｌ　ｔｈｅｒｍｏｓｔａｔｓ　Ｊ　Ａｐｐｌ　Ｍｅｃｈ。１９８６，５３：６５７￣６６０　２８　Ｓｕｈｉｒ　Ｅ　ＩｎｔｅｄａｃｉａＩ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｂｉｍｅｔａｌ　ｔｈｅｒｍｏｓｔａｔｓ　Ａｐｐｌ　Ｍｅｃ　１９８９　５０：５９５￣６００　２９　Ｓｕｈｉｒ　Ｅ　Ａｐｐｒｏｘｉｍａｔｅ　ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｌａｓｔｉｃ　ｉｎｔｅｒｒａｃｉａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｔｈｉｎ　ｆｉｌｍｓ　ｗｉｔｈ　ａｐｐｈｃａｔｉｏｎ　ｔｏ　ｈ￣ｇｈ－Ｔｃ　ｓｕｐｅｒｃｏｎｄｕｃｔｉｎｇ　ｃｅｒａｍｉｃｓ　ｌｎｔ　Ｊ　Ｓｏｌｉｄｓ　Ｓｔｔ￣＊ｃｔｕｒｅ，１９９１，２７（８）：１０２５￣１０３４　３０　Ｔｓｕｉ　Ｙ　Ｃ，Ｇｉｌｌ　Ｓ　Ｃ，Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ　Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｃｒｅｅｐ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｓｔｒｅｓｓ　ｆｉｅｌｄｓ　ｄｕｒｉｎｇ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙｉｎｇ　ｏｎｔｏ　ｔｉｔａｎｉｕｍ　ｇｎｂｓｔｒａｔｅｓ　Ｃｏａｔ　Ｔｅｃｈｎｏｌ，１９９４．ｇ４：６Ｌ～６８　＿３１　Ｇｉｌｌ　Ｓ　Ｃ　Ｏｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ．Ｔｈｅ　ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｓｕｈｓｔｒａｔｅ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ａｎｄ　ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ　ｏｎ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅ￣ｉｎ　ｐｌａｓｍａ　ｓｐｒ￣ｖｅｄ　ｄｅｐｏｓｉｔｓ　ｄｕｒｉｎｇ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙｅｄ　Ｉｎ：ｅ１３＇ｎｅ　Ｔ　Ｗ．￣Ｖｉｔｈｅｒｓ　Ｐ　Ｊ．ｅｄｓ．２ｎｄ　Ｅｕｒｏｐｅａｎ　Ｃｏｎｆ　Ａｄｖａｎｃｅｄ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　ｅｎｄ　Ｐｒｏｃ舒ｓｅｓ（Ｅｕｒｏｍａｔ’９１），Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ．１９９２　２８９￣２９７　３２　Ｇｉｌｌ　Ｓ　Ｃ　Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ．Ｓｔｒｅｓｓ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓ　ａｎｄ　ｍａｔｅｒｉａｌ　ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｉｎ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒ％ｒｉｎｇ　ｏｆ　ｍｅｔＭｌｉｃ　ａｎｄ　ｃｅｒａｍｉｃ　ｄｅｐｏｓｉｔｓ　Ｍｅｔａｌｌ　肿Ｂ．１９９０　２１Ｂ：３７７￣３８５　３３　Ｇｉｌｌ　ＳＣ，ＣｌｙｎｅＴＷ　Ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇｏｆ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙｉｎｇｂｙ　ｃｕｒｖａｔｕｒｅｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ．　Ｉｎ：Ｂｅｒｎｄｔ　Ｃ　Ｃ，Ｓａｍｐａｔｈ　Ｓ　ｅｅｌｓ　ＴｈｅｒｍＭ　Ｓｐｒａｙ　Ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ　Ａｐｐｈｃａｔｉｏｎｓ　ＡＳＭ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，１９９４　５８１￣５８６　３４　Ｓｏｕ　Ｚ，Ｈｕｔｃｈｉｎｓｏｎ　Ｊ　Ｗ．Ｓａｎｄｗｉｃｈ　ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ　ｆｏｒ　ｍｅａｓｕｒｉｎｇ　ｉｎｔｅｒｆａｃｅ　ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ．Ｊ　Ｍａｔｅｒ　Ｓｃｉ　Ｅ　１０７：１３５　Ｈ３　，Ａ　１９９０．　３５　Ｓｏｕ　Ｚ．Ｆａｉｌｕｒｅ　ｏｆ　ｂｒｉｔｔｌｅ　ａｄｈｅｓｉｖｅ　ｊｏｉｎｔｓ　Ａｐｐｌ　Ｍｅｃｈ　Ｒｅｖ，１９９０，４ａ（５Ｊ：￥２７６￣￥２７９　３０　Ｂｒｅｎｎｅｒ　Ａ　ｅｎｄ　Ｓｅｎｄｅｒｏｆｆ　Ｓ　ＣＭｃｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｓｔｒｅｓｓ　ｉｎ　ｅｌｅｃｔｒｏｄｅｐｏｓｉｔｓ　ｆｒｏｍ　ｔｈｅ　ｃｕｒｖａｔｕｒｅ　ｏｆ　ａ　ｐｌａｔｅｄ　ｓｔｒｉｐ　Ｊ冗ｅｓ　Ｎａｔｌ　ｍｒ　Ｓｔａｎｄ，１９９４．４ｇ：１０５￣１２３　３７　Ｈｓｕｃｈ　Ｃ　Ｈ，Ｅｖａｎｓ　Ａ　Ｇ．Ｒｅ￣ｉｄｕＭ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｍｅｔａｌ／ｃｅｒａｍｉｃ　ｂｏｎｄｅｄ　ｓｔｒｉｐｓ　Ｊ　Ａｍ　ｍｍ　Ｓｏｃ，１９８５　６８：２４１￣２４８　３８　Ｓｕｒｅ￣ｈ　Ｓ，Ｇｉｅ．ｎｎａｋｏｐｏｕｌｓ　Ａ　Ｂ，Ｏｌｏｓｓｏｎ　Ｍ　Ｅｌａｓｔｏｐａｓｔｉｃ　ａｎａＩｙｓ￣ｏｆｔｈｅｒｍＭ　ｃｙｃｌｉｎｇ：ｌａｙｅｒｅｄ　ｍａｔｅｒｉＭｓ　ｗｉｔｈ　ｓｈ　ｐ　ｉｎｔｅｆｆａｃｅｓ　Ｊ　Ｍｅｃｈ跏５　Ｓｏｌｉｄｓ，１９９４，４２：９７９￣１０１８　船巴尔维诺克Ｂ．Ａ．等离子体喷徐性能正其应力状态的控制唐福林译．中国科学院力学研究既　２０００　维普资讯 http://www.cqvip.com

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７１　Ｈｕｔｅｈｉｎｓｏｎ　Ｊ　Ｗ，Ｓｕｏ　Ｚ　Ｍｉｘｅｄ　ｍｏｄｅ　ｃｒａｃｋｉｎｇ　ｉｎ　ｌａｙｅｒｅｄ　ｍａｔｅｒｉａｌｓ．Ａｄｖ　Ａｐｐｔ　Ｍｅｃｈ　１９９１．２９：６３￣１９１　７２　Ｅｖａｎｓ　Ａ　Ｇ，Ｄｒｏｒｙ　Ｍ　Ｄ，Ｗｕ　Ｍ　Ｓ．Ｔｈｅ　ｃｒａｃｋｉｎｇ　ａｎｄ　ｄｅｃｏｈｅ￣ｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｌｎ　ｆｉｌｍｓ　３１７５～３１９９　Ｍａｔｅｒ　Ｒｅ８，１９８８．３：１０４３￣１０４９　７３　Ａｋｉｓａｎｙａ　Ａ　Ｒ．Ｆｌｅｃｋ　Ｎ　Ａ　Ｔｈｅ　ｅｄｇｅ　ｃｒａｃｋｉｎｇ　ａｎｄ　ｄｅｃ　ｃｏｈｅｓｉｏａ　ｏｆ　ｔｈｉｎ　ｆｉｌｍｓ　／ｎｔ　Ｓｏｌｉｄｓ　Ｓｔｒｕｃｔ．１９９４．３１：　７４　Ｍｕ１］ｚ　Ｄ．Ｙａｎｇ　Ｙ　Ｙ　Ｓｔｔｅｓｓ　ｓｉｎｇｕｌａｒｉｔｉｅｓ　ａｔ　ｔｈｅ　ｉｎｔｅｒｆａｃｅ　ｉｎ　ｂｏｎｄｅｄ　ｄＬ＊ｓｉｍｉｌａｒ　ｍａｔｅｒｉａｌｓ　ｕｎｄｅｒ　ｍｅｃｈａｎｉｃａ１　ａｎｄ　ｔｈｅｒｍａＩ　ｌｏａｄｉｎｇ．Ｊ　Ａｐｐｔ　Ｍｅｃｈ　１９９２．５９：８５７～８６ｌ　７５　ＭｕⅡｚ　Ｄ．Ｓｃｋｕｈｒ　Ｍ　Ａ　Ｙａｎｇ　Ｙ　Ｙ．Ｔｈｅｒｍ￣Ｉ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｃｅｒａｍｌｃ－ｍｅｔａｌ　ｊｏｉｎｔｓ　ｗｉｔｈ　ａｎ　ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ．Ｊ　Ａｔｎ　Ｃｅｒａｍ　Ｓｏｃ，　１９９５　７８：２８５～２９０　７６　Ｈｏ　Ｓ１　Ｈｉｌｌｍａ￣Ｃ，Ｌａｎｇｅ　Ｆ　Ｆ，Ｓｕｏ　Ｚ　Ｓｕｒｆａｃｅ　ｃｒａｃｋｉｎｇ　ｉｎ　ｌ￣ｙｅｒｓ　ｕｎｄｅｒ　ｂｉａｘｌａｌ１　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ　ｓｔｒｅｓｓ．Ｊ　Ａｍ　帅ｔｎ　Ｓｏｃ　１９９５　７８：２３５３～２３５９　７７　Ｂｅｕｔｈ　Ｊ　Ｌ＿ＣｒａＥｌｃｉｎＥ　０ｆ　ｔｈｉｎ　ｂｏｎｄｅｄ　ｆｉｌｍｓ　ｉｎ　ｒｅｓｉｄｕａ１　ｔｅｎｓｉｏｎ．／ｎｔ　口ｃ油Ｓｔｒｕｃｔ，１９９２，２９：１６５７～１６７５　７８　Ｉｔｏｈ　Ａ，Ｃｌｙｎｅ　Ｔ　Ｗ　Ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｉｎｔｅｒｒａｃｉａｌ　ｃｒａｃｋｓ　ｄｕｒｉｎｇ　ｓｐｏｎｔｎｅｏｕｓ　ｄｅｂｏｎｄｉｎｇ　ｏｆ　ｔｈｅｒｍａｌｌｙ　ｓｐｒａｙｅｄ　ｃｏａｔｉｎｇｓ　Ｉｎ：Ｂｅｒｎｄｔ　Ｃ　Ｃ，Ｓａｍｐａｔｈ　Ｓ，ｅｄｓ．Ａｄｖａｎｃｅ￣ｉｎ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙ　ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ．ＡＳＭ　ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，１９９５　４２５￣４３１　Ａ　ＲＥＶＩＥＷ　ｏＦ　ＲＥＳＥＡＲＣＨＥＳ　ｏＮ　ＴＨＥ　ＲＥＳＩＤＵＡＬ　ＳＴＲＥＳＳ　ＩＮ　ＴＨＥＲＭＡＬ　ＳＰＲＡＹ　Ｃｏ　ＡＩＴＩＮＧＳ　ＭａＷｅｉ　ＰａｎＷｅｎｘｉａ　ＺｈａａｇＷｅｎｈｏｎｇ　ＷｕＣｈｅｎｇｋａｎｇ　ＤＥＳ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，Ｃｈｉｎｅｓｅ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｏｆ　Ｓｃｉｅｎｃｅｓ，Ｂｅｉｊｉｎｇ　１０００８０，Ｃｈｉｎａ　Ａｂｓｔｒａｃｔ　Ａｎ　ｏｖｅｒｖｉｅｗ　ｉｓ　ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　ｏｆ　ｒｅｓｅａｒｃｈｅｓ　ｏｉｌ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｉｎ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙ　ｃｏａｔｉｎｇｓ．Ｉｔ　ｉｎｃｌｕｄｅｓ　ｓｏｍｅ　ｎｅｗ－ｉｄｅａｓ　ｏｌｌ　ｔｈｅ　ｏｒｉｇｉｎｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ，ｔｈｅ　ｍａｉｎ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｔｅｃｌｍｉｑｕｅｓ　ｆｏｒ　ｍｅａｓｕｒｅｍｅｉｌｔ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ，ｔｈｅ　ａｎａｌｙｔｉｃ　ｍｏｄｅｌｓ　ｆｏｒ　ｄｅｔｅｒｍｉｎｉｎｇ　ｔｈｅ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓｅｓ　ａｎｄ　ｔｈｅｉｒ　ｅｆｆｅｃｔｓ　ｏｉｌ　ｉｎｔｅｒｆａｃｅ　ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ　Ｆｉｎａｌｌｙ．ｓｏｍｅ　ｐｒｏｓｐｅｃｔｉｖｅ　ｒｅｓｅａｒｃｈ　ｔｏｐｉｃｓ　ｉｎ　ｔｈｉｓ　ｆｉｅｌｄ，ｗｈｉｃｈ　ａｒｅ　ｉｎｔｅｒｅｓｔｉｎｇ　ｂｏｔｈ　ｉｎ　ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．ａｒｅ　ｇｉｖｅｎ．　Ｋｅｙｗｏｒｄｓ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｓｐｒａｙ　ｃｏａｔｉｎｇｓ，ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｓｔｒｅｓｓ，ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ　ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ，ｓｔｒａｉｎ　ｅｎｅｒｇｙ　ｒｅｌｅａｓｅ　ｒａｔｅ　Ｔｈｅ　ｐｒｏｊｅｃｔ　ｓｕｐｐｏｒｔｄ　ｂｙ　ｅｔｈｅ　Ｎａｔｉｏｎａｌ　Ｎａｔｕｒｅ．］Ｓｃｉｅｎｃｅｓ　Ｆｏｕｎｄａｔｉｎｎ　ｏｆ　Ｃｈｉｎａ（５￣．３６２２ｏ），Ｃｈｉｎｅｓｅ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｏｆ　Ｓｃｉｅｎｃｅｓ【Ｋ３９５１－１—２０），ａｎｄ　Ｄｉｒｅｃｔｏｒ　Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ　ｏｆ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，ＣＡＳ