汪 勇，周新遠(yuǎn)，宋占永，黃艷斐，張 偉

（裝甲兵工程學(xué)院 裝備再制造技術(shù)國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100072）

熱噴涂技術(shù)［1］（等離子噴涂技術(shù)、火焰噴涂技術(shù)、電弧噴涂技術(shù)、電爆噴涂技術(shù)等）是機(jī)械零部件再制造的關(guān)鍵技術(shù)之一，具有操作簡單、靈活高效，涂層種類多等特點(diǎn)，近年來得到了越來越多的應(yīng)用。熱噴涂技術(shù)是指利用某種熱源將噴涂材料加熱到熔化或半熔化狀態(tài)，再經(jīng)高速氣流或焰流霧化后加速噴射在經(jīng)預(yù)處理的零件表面上，使材料表面得到強(qiáng)化和改性而獲得具有某種功能（如耐磨、防腐、抗高溫等）表面的一種應(yīng)用性很強(qiáng)的材料表層復(fù)合技術(shù)［2，3］。

本研究針對常用的鐵基類涂層材料，利用超音速等離子噴涂（HEPS）、爆炸噴涂（DGS）和高速電弧噴涂（HVAS）三種熱噴涂技術(shù)制備了涂層，分析比較了三種涂層的摩擦學(xué)性能，同時結(jié)合涂層表面殘余應(yīng)力場、半高寬與納米硬度的分析，探討了涂層表面摩擦學(xué)性能與殘余應(yīng)力場之間的內(nèi)在聯(lián)系。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

鐵基材料為Fe－Cr－B－Si粉末和 Fe－Cr－B－Si－Mo粉芯絲材，化學(xué)成分見表1，基體材料為45鋼。

1.2 試樣制備

先對基體材料的表面進(jìn)行倒角和噴砂處理，然后分別利用三種噴涂方法（HEPS，HVAS，DGS）制備涂層，采用間歇噴涂方式。具體噴涂工藝參數(shù)見表2。

表1 Fe－Cr－B－Si粉末、Fe－Cr－B－Si－Mo粉芯絲材的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%）Table 1 Chemical composition of two materials（mass fraction／%）

1.3 殘余應(yīng)力與涂層顯微特征測量

采用QUANTA－200型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察了三種涂層截面處形貌，利用TR240便攜式粗糙度儀對三種涂層進(jìn)行了粗糙度測試。采用X－350A型X射線應(yīng)力測定儀分別分析了三種涂層的殘余應(yīng)力及半高寬［4］，殘余應(yīng)力測試條件為：Cr靶，管電壓20kV，管電流5mA。每個涂層表面取3個點(diǎn)，然后選取3次測量的平均值作為涂層表面的殘余應(yīng)力值和半高寬。硬度測試試樣截面拋光處理，粗糙度Ra為0.8。采用納米測試儀（nanotest 600）對三種涂層的納米硬度進(jìn)行了測試壓頭壓入深度：150nm；最大載荷：50mN；初始載荷：0.03mN；加載速率：0.1mN／s。每一個涂層表面測量5個點(diǎn)，然后選取5次測量的平均值作為涂層表面的納米硬度值。

表2 三種噴涂方式的工藝參數(shù)Table 2 The processing parameters of three kinds of coatings

1.4 摩擦磨損性能測試

采用CETR UMT－3型摩擦磨損測試考察三種涂層在室溫條件下的摩擦環(huán)的摩擦磨損性能。摩擦磨損實(shí)驗(yàn)條件的選擇：選擇旋轉(zhuǎn)式摩擦接觸形式。上試樣選擇φ4.0mm GCr15鋼球，下試樣為不同噴涂方法獲得的涂層，涂層表面經(jīng)過拋光處理。載荷為10.0N；滑動頻率為5Hz；摩擦?xí)r間為1200s；溫度23～26℃。摩擦環(huán)境：大氣下干摩擦。實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，采用誤差為0.1mg的光學(xué)天平進(jìn)行稱重，所得數(shù)值與原樣重量之差即為磨損量。

2 結(jié)果與討論

2.1 涂層組織與納米硬度

圖1所示為高速電弧噴涂（HVAS）、超音速等離子噴涂（HEPS）和爆炸噴涂（DGS）三種熱噴涂技術(shù)制備了涂層截面形貌，可以看出涂層呈現(xiàn)出特有的層狀結(jié)構(gòu)，這是由于熱噴涂層的沉積方式為扁平顆粒堆積形成的。納米測試儀檢測結(jié)果顯示HVAS，HEPS，DGS三種涂層的表面納米硬度均值分別為7.3，7.5，9.6GPa，這是由于相比HVAS與HEPS涂層，DGS制備的涂層結(jié)構(gòu)致密，孔隙相對較少。

圖1 三種涂層的截面形貌（a）爆炸噴涂涂層；（b）超音速等離子噴涂涂層；（c）高速電弧噴涂涂層Fig.1 SEM morphology of three kinds of coating cross section（a）DGS coating；（b）HEPS coating；（c）HVAS coating

圖2為用三種熱噴涂技術(shù)所制備涂層的X射線衍射結(jié)果，從圖2可以看出，涂層的主要成分為Fe，其結(jié)構(gòu)為面心立方結(jié)構(gòu)，采用不同熱噴涂方法所制備的鐵基涂層，其物相沒有明顯區(qū)別。

圖2 三種涂層的X射線衍射結(jié)果Fig.2 XRD pattern of three kinds of coating

表3為采用三種熱噴涂技術(shù)所制備涂層表面的Ra值，從表3中可以看出：DGS噴涂工藝制備的涂層Ra最低，僅為9μm左右，高速電弧噴涂（HVAS）涂層Ra最高，達(dá)到19.7μm左右，HEPS涂層次之。表面粗糙度對涂層的許多性能有重要影響，諸如對于實(shí)現(xiàn)配合的可靠與穩(wěn)定，減少摩擦和磨損等，對摩擦磨損性能的影響具體參見摩擦磨損性能分析部分。

表3 涂層表面粗糙度評定參數(shù)（GPa）Table 3 The coating surface roughness assessment parameters（GPa）

圖3為采用三種熱噴涂技術(shù)所制備涂層的表面形貌，由圖3可以看出：DGS涂層和HEPS涂層表面相對平整、均勻、致密，觀察不到未變形粗大顆粒的存在，且未熔顆粒較多，扁平顆粒直徑在100μm以內(nèi)。HVAS涂層的扁平化程度較高，涂層致密。上述表面形貌特征與三種熱噴涂過程熔融粒子的飛行速率差異較大有關(guān)，分析認(rèn)為主要由于粒子的動能與速率的平方成正比，爆炸噴涂熔融粒子的飛行速率比另外兩種涂層高出很多，因此粒子沖擊工件基體表面的動能顯著提高，有利于顆粒之間結(jié)合強(qiáng)度的提高和表面粗糙度的降低。

圖3 三種涂層的表面形貌（a）爆炸噴涂涂層；（b）超音速等離子噴涂涂層；（c）高速電弧噴涂涂層Fig.3 SEM images of cross section morphologies of three kinds of coating（a）DGS coating；（b）HEPS coating；（c）HVAS coating

2.2 涂層殘余應(yīng)力與半高寬

對三種涂層的表面不同部位殘余應(yīng)力與（211）晶面半高寬分別進(jìn)行測定，結(jié)果見表4。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：高效超音速等離子噴涂（HEPS）制備的Fe－Cr－B－Si涂層表面殘余應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力，平均拉應(yīng)力值為76.5MPa；而由爆炸噴涂（DGS）制備的同種材料的涂層表面殘余應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力，平均壓應(yīng)力值為－42.7MPa。高速電弧噴涂（HVAS）制備的Fe－Cr－B－Si－Mo涂層表面殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力，數(shù)值較大，在320MPa左右。這是由于DGS噴涂工藝的氣流溫度高（3500～4000℃），沖擊力大，粉末飛行速率快（1200～1500m／s），產(chǎn)生的壓應(yīng)力效果抵消了在沉積的過程中不可避免本征應(yīng)力和熱失配應(yīng)力［5－7］。

表4 三種涂層表面不同部位殘余應(yīng)力與半高寬測量值Table 4 Measured surface residual stress and width at half height value of coating

同時比較三種涂層表面的半高寬數(shù)值，DGS噴涂工藝制備的涂層半高寬數(shù)值明顯要高于另外兩種工藝制備的涂層。這是由于DGS噴涂工藝由于相對速率快，沖擊力大，導(dǎo)致了大量晶粒細(xì)化，有研究證實(shí)［8－10］：隨著材料晶粒尺寸的減小，材料晶格畸變程度將明顯增加，表面為X射線光譜譜峰的半高寬將增加。而材料晶粒尺寸的變化將直接影響材料的宏觀性能。

2.3 涂層摩擦磨損性能

圖4給出的是高速電弧噴涂（HVAS）、超音速等離子噴涂（HEPS）和爆炸噴涂（DGS）摩擦因數(shù)與時間之間的關(guān)系曲線。比較三者的關(guān)系曲線不難發(fā)現(xiàn)高速電弧噴涂涂層的摩擦因數(shù)約為0.58～0.61，超音速等離子噴涂涂層的摩擦因數(shù)約為0.53～0.56，爆炸噴涂涂層的摩擦因數(shù)約為0.38～0.42。通過對比三種涂層摩擦磨損的試驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)涂層表面殘余應(yīng)力的數(shù)值，特別是殘余壓應(yīng)力對涂層的摩擦磨損性能有明顯的影響。

圖4 三種涂層摩擦因數(shù)和時間關(guān)系曲線Fig.4 Relationship between friction coefficient and time of the three coating

通過光學(xué)天平對高速電弧噴涂（HVAS）、超音速等離子噴涂（HEPS）和爆炸噴涂（DGS）三種涂層的磨損量進(jìn)行稱重，發(fā)現(xiàn)DGS涂層的磨損量小于另外兩種涂層，磨損量僅為12.3mg，而在相同的條件下HEPS涂層的磨損量為18.4mg，而HVAS涂層的磨損量達(dá)到了21.2mg。分析原因?yàn)椋河捎贒GS噴涂過程中的高速、高沖擊力導(dǎo)致涂層表面的晶粒細(xì)化及晶格畸變程度的增加使涂層的納米硬度顯著提高，有效地減弱了摩擦過程中的犁溝效應(yīng)，所以DGS噴涂的耐磨性要比另外兩種涂層要好。

圖5為三種涂層磨痕的宏觀形貌圖，從圖5（a）中可以看出爆炸噴涂涂層表面相對平整、均勻、致密，磨痕較小，HEPS涂層（圖5（b））和 HVAS涂層（圖6（c））磨痕都較明顯。

圖5 三種涂層磨痕的宏觀形貌圖 （a）爆炸噴涂涂層；（b）超音速等離子噴涂涂層；（c）高速電弧噴涂涂層Fig.5 Wear surface morphologies of the three coatings （a）DGS coating；（b）HEPS coating；（c）HVAS coating

進(jìn)一步對經(jīng)過磨損試驗(yàn)后的三種涂層磨損表面的磨痕微區(qū)形貌進(jìn)行觀察，結(jié)果如圖6所示。

圖6（a）為DGS涂層磨痕的微區(qū)形貌，磨痕表面平整，部分區(qū)域有凹坑出現(xiàn)，說明涂層的抗壓強(qiáng)度和內(nèi)聚強(qiáng)度高，涂層致密。圖6（b）為HEPS涂層磨痕的微區(qū)形貌，磨痕上沒有明顯的犁溝和涂層剝落現(xiàn)象，分析認(rèn)為主要原因在于等離子噴涂層致密度高，孔隙率低，在摩擦副的高載荷作用下，有效的抵抗了涂層微裂紋的萌生和擴(kuò)展，涂層發(fā)生剝層失效的概率較低，同時隨著摩擦過程的進(jìn)行，α－Fe韌性基體先于硬質(zhì)相Fe2B被磨掉，硬質(zhì)相起到彌散強(qiáng)化的作用，阻礙了涂層在摩擦過程中的塑性變形，微凸起的硬質(zhì)相減小了涂層和摩擦副之間的接觸面積，涂層的抗高載摩擦性能提高。圖6（c）為HVAS涂層磨痕的微區(qū)形貌，表面出現(xiàn)明顯的犁溝失效及塑性變形，磨損表現(xiàn)為磨粒磨損與黏著磨損。這是因?yàn)?，電弧噴涂層存在一定的孔隙和氧化物，在摩擦過程中出現(xiàn)氧化物和磨屑雜質(zhì)剝落，夾雜在摩擦副之間，通常氧化物硬度較高，這些高硬度氧化物和磨屑雜質(zhì)黏附在球形摩擦副上，對涂層起到劃傷作用，這是磨痕表面犁溝現(xiàn)象的原因。其次，電弧噴涂層相比爆炸噴涂和等離子噴涂層的層狀結(jié)構(gòu)更為明顯，層狀結(jié)構(gòu)的抗塑性流變性能較低?？偨Y(jié)得出，爆炸噴涂技術(shù)制備涂層的性能優(yōu)于等離子噴涂和電弧噴涂。

圖6 三種涂層磨痕的微區(qū)形貌 （a）爆炸噴涂涂層；（b）超音速等離子噴涂涂層；（c）高速電弧噴涂涂層Fig.6 Wear surface micromorphologies of the three coatings （a）DGS coating；（b）HEPS coating；（c）HVAS coating

3 結(jié)論

（1）和高效超音速等離子噴涂和高速電弧噴涂涂層相比，爆炸噴涂獲得的涂層結(jié)構(gòu)致密，孔隙率相對較低。

（2）在相同的條件下，通過爆炸噴涂技術(shù)得到的涂層，殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，而利用高效超音速等離子噴涂方法和高速電弧噴涂方法得到的涂層，其應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力。

（3）表面殘余應(yīng)力和納米硬度與涂層摩擦性能有很好的對應(yīng)關(guān)系。

（4）晶粒細(xì)化與涂層表面晶格畸變的增加可以有效地提高涂層的耐磨性能。

［1］徐濱士，譚俊，陳建敏.表面工程領(lǐng)域科學(xué)技術(shù)發(fā)展［J］.中國表面工程，2011，24（2）：1－12.XU Bin－shi，TAN Jun，CHEN Jian－min.Science and technology development of surface engineering［J］.China Surface Engineering，2011，24（2）：1－12.

［2］徐濱士，李長久.表面工程與熱噴涂技術(shù)及其發(fā)展［J］.中國表面工程，1998，1（1）：3－9.XU Bin－shi，LI Chang－jiu.Surface engineering and thermal spraying technology and their developments［J］.China Surface Engineering，1998，1（1）：3－9.

［3］WILLIAMSON R L，F(xiàn)INCLE J R，CHENG C H.A computational examination of the sources of statistical variance in particle parameters during thermal plasma spraying［J］.Plasma Chemistry and Plasma Processing，2000，20（3）：299－324.

［4］張定輇，何家文.材料中殘余應(yīng)力的X射線衍射分析何作用［M］.西安：西安交通大學(xué)出版社，1997.168－171.

［5］馬維，潘文霞，張文宏，等.熱噴涂涂層中殘余應(yīng)力分析和檢測研究發(fā)展 ［J］.力學(xué)進(jìn)展，2002，32（1）：41－56.MA Wei，PAN Wen－xia，ZHANG Wen－h(huán)ong，et al.Residual stress analysis and detection of research and development in thermal spray coatings［J］.Advances in Mechanics，2002，32（1）：41－56.

［6］ZHANG Xian－cheng，XU Bin－shi，WANG Hai－dou，et al.Analyses on some typically approximate solutions of residual stress within a thin film on a substrate［J］.Journal of Applied Physics.2005，12（2）：142－144.

［7］YANG Y C，CHANG E.Measurements of residual stresses in plasma－sprayed hydroxyapatite coatings on titanium alloy ［J］.Surface and Coatings Technology，2005，190（1）：122－131.

［8］李家寶，蓋秀穎，徐建輝.硬狀態(tài)鋼噴丸層組織強(qiáng)化的表征 ［J］.材料研究學(xué)報，2003，17（2）：214－219.LI Jia－bao，GAI Xiu－ying，XU Jian－h(huán)ui.Characterization of structure strengthening for shot peening affected layers of steels in hard state［J］.Chinese Journal of Materials Research，2003，17（2）：214－219.

［9］NOBRE J P，DIAS A M，GIBMEIER J，et al.Local stress－ratio criterion for incremental hole－drilling measurements of shot－peening stresses［J］.Journal of Engineering Materials and Technology，2006，128（2）：193－201.

［10］高玉魁，殷源發(fā)，李向斌，等.噴丸強(qiáng)化對0Cr13Ni8Mo2Al鋼疲勞性能的影響［J］.材料工程，2011，（12）：46－48.GAO Yu－kui，YIN Yuan－fa，LI Xiang－bin，et al.Influence of shot peening on fatigue property for 0Cr13Ni8Mo2Al steel［J］.Journal of Materials Engineering，2011，（12）：46－48.