基于正交試驗的超音速火焰噴涂WC-12Co涂層抗沖蝕性能研究

郭華鋒，朱聰聰，趙恩蘭，，李龍海，于萍，劉磊,楊海峰

(1. 徐州工程學院機電工程學院，江蘇 徐州 221018; 2. 中國礦業大學機電工程學院，江蘇 徐州 221116)

航空發動機葉片、燃煤電廠鍋爐管道等金屬零部件的表面經常受到氣/固兩相流中硬質顆粒的撞擊而發生沖蝕磨損，導致零件損傷破壞，加速設備失效[1-2].設計和制備抗沖蝕磨損涂層進行零件表面防護是解決該問題的主要有效途徑[3-4].WC/Co系列金屬陶瓷涂層是通過黏結相Co將高硬度的WC顆粒緊密包裹在一起，從而具有良好的耐磨性能，在金屬零部件的表面防護領域中發揮了重要作用[5].與等離子噴涂工藝相比，超音速火焰噴涂(high-velocity oxygen-fuel，HVOF)的焰流具備低溫、高速優勢，可有效抑制WC顆粒的分解，粉末高速撞擊后形成組織致密的硬質顆粒彌散強化型耐磨涂層，特別適合制備WC/Co系列涂層[6-7].當前利用HVOF技術制備的WC/Co涂層表現出優異的耐磨粒磨損特性，但在沖蝕磨損工況下，涂層損傷受控于材料因素、沖蝕粒子特性、沖蝕環境等，所表現出的損傷形式和機理較為復雜.因此，有必要深入研究WC/Co涂層抗沖蝕性能和沖蝕磨損機制，進一步挖掘涂層應用潛力.

諸多學者對TiN[8]、AlCrN[9]、SiC[10]和Al2O3[11]等涂層的抗沖蝕性能進行了較為深入的研究，發現塑性材料和脆性材料由于性質不同在磨粒沖蝕下表現出不同的損傷形式，兩者沖蝕磨損機理也截然不同[12].研究表明材料顯微組織細化可以有效減輕沖蝕損傷[13]，溫度升高可改變材料韌塑性，導致抗沖蝕性能增強[14].沖蝕磨粒的粒度、硬度和形狀均會影響靶材的沖蝕損傷程度.但更多學者更關注沖蝕工藝參數對涂層沖蝕性能的影響，如沖蝕角度增加通常導致脆性涂層沖蝕率升高[15-17]，涂層在承受低角度和高角度沖蝕時表面損傷的形式和程度不同，說明沖蝕角度的改變會導致沖蝕機理改變.另一方面，材料性質不同導致出現最大沖蝕率時的沖蝕角度差異很大，因此沖蝕角度對沖蝕率的影響成為大多數學者關注的問題.相比沖蝕角度而言，關于沖蝕距離和沖砂量對涂層抗沖蝕性能的研究相對較少.當前，對WC-12Co涂層的研究主要集中在耐磨性[18]、抗腐蝕性[19]等方面，對其在固體顆粒作用下抗沖蝕性能的研究尚不夠深入，尤其是綜合研究沖蝕工藝參數對沖蝕性能的影響規律，并且從沖蝕表面和截面全面分析沖蝕機理的研究更是鮮有報道.

基于此，采用正交試驗法綜合研究沖蝕距離、沖蝕角度和沖砂量因素對HVOF噴涂WC-12Co涂層沖蝕率的影響規律.采用SEM、EDS等手段分析不同沖蝕角度下涂層表面及截面的微觀形貌和元素組成，深入揭示涂層抗沖蝕機理，旨在為WC-12Co涂層抗沖蝕設計提供試驗依據.

1 材料與試驗設計

1.1 試驗材料與性能表征

噴涂粉末采用微米級WC-12Co粉末，粒徑為15～45 μm，微觀形貌如圖1所示.由圖1可看出，粉末球形度較好、表面疏松多孔，有利于充分受熱熔融，在撞擊時充分變形.WC顆粒呈明顯多角狀，高速撞擊時易于嵌入基體或基相，增強涂層和基體間的結合強度以及涂層內聚力.基體為5 mm厚Ti6Al4V鈦合金板，線切割成50 mm×50 mm.噴涂工藝流程如下：超聲清洗試樣—棕剛玉噴砂粗化表面—潔凈壓縮氣體凈化表面—噴槍預熱—噴涂涂層.采用立佳HV-80-JP型超音速火焰噴涂系統制備涂層，主要工藝參數：噴涂距離380 mm，煤油流量34.5 L/h，氧氣流量37 m3/h，送粉速率75 g/min.沖蝕磨粒選用鄭州越馳磨料磨具有限公司生產的60目白剛玉，硬度為2 000～2 200 kg/mm2，微觀形貌和能譜分別見圖2和圖3，圖中I為衍射峰強度.可以看出，磨粒呈不規則角狀，存在大量銳邊和尖角.實測化學成分主要為Al和O元素，存在極少量Si元素.

圖1 WC-12Co粉末微觀形貌

圖2 沖蝕磨粒微觀形貌

圖3 沖蝕磨粒能譜

采用美國FEI公司生產的Quanta FEG250型掃描電鏡觀察粉末、磨粒以及涂層沖蝕前后表面和截面的微觀形貌.采用EDAX EDS Element系統分析粉末、磨粒和涂層成分.通過自制的常溫沖蝕試驗機開展沖蝕試驗，壓強為0.6～0.8 MPa.

1.2 正交試驗設計

表1 正交試驗因素水平表

2 結果與討論

2.1 涂層微觀結構分析

圖4為WC-12Co涂層截面微觀形貌和能譜分析.由圖4a可以看出，涂層組織較為均勻，存在少量孔隙，主要由WC顆粒和黏結相Co構成.WC顆粒大小不一，緊密排列在Co相上且無明顯偏聚.粉末經高速焰流加熱后，多角狀WC顆粒以較大的動能撞擊并嵌入基體，與基體相互咬合和互鎖，改善了兩者結合狀態.結合面處面能譜分析(圖4b)結果顯示，涂層/基體分界線清晰，涂層中元素W，Co并未向基體擴散，而基體中Ti，V等主要元素也未向涂層中擴散，因此涂層和基體間主要以牢固的機械結合為主.

圖4 WC-12Co涂層截面微觀形貌及能譜

2.2 正交試驗結果分析

極差R可直觀反映試驗因素對沖蝕率的影響，R越大則影響越大，反之則影響越小.表2為正交試驗結果與極差分析，可以看出，沖蝕距離的極差值最大、沖蝕角度次之、沖砂量最小，即沖蝕距離對沖蝕率的影響最顯著、沖蝕角度次之、沖砂量最小.

表2 正交試驗結果與極差分析

圖5為沖蝕率隨因素水平變化趨勢.可以看出，沖蝕率隨沖蝕距離的增大而減小，兩者呈負相關.分析認為沖蝕距離越大，磨粒飛行時間越長，速度衰減導致動能損失較大，撞擊靶材時侵蝕力變小，去除材料能力變弱；此外，沖蝕距離的加大導致磨料流發散角增大，同質量磨料下撞擊靶材的磨粒數目減少，兩者共同導致涂層沖蝕率急劇減小，這意味著沖蝕距離的影響占據主導.沖蝕率隨沖蝕角度的增大而增大，兩者呈正相關，這與FENG等[15]、 CHEN等[16]、ANAND等[17]的研究結果一致.沖蝕角度由小到大使涂層沖蝕機理發生改變進而導致沖蝕率增大是當前的研究共識.但涂層材料不同，損傷形式和程度不同，因此需對沖蝕機理進行深入研究.沖砂量對于沖蝕率的影響表現為先減小后輕微增大.分析認為：沖蝕初期，沖砂量較少時磨粒對Co相進行犁削和擠壓，形成較大片狀且易于剝落的擠壓唇，同時使WC顆粒裸露、松動并脫落，形成凹坑，導致沖蝕率迅速出現峰值.隨著沖砂量的增加，沖蝕表面被反復撞擊，沖蝕過程趨于穩定，唇片尺寸變小且較難脫落.此外沖砂量的增多增加了磨粒在飛行過程中發生碰撞的概率，導致速度衰減，降低了沖蝕損傷程度.加之上階段嵌入涂層表面的少量磨料也參與抵御后續粒子撞擊保護涂層，多因素共同導致沖蝕率有所降低.當沖砂量進一步增加，撞擊持續進行，小唇片也開始疲勞脫落，少量WC顆粒也進入新的脫落循環周期，沖蝕率有所增加，但總體趨勢明顯變緩.

圖5 沖蝕率隨因素水平變化趨勢

方差分析統計量F大小亦可判斷各因素對沖蝕率影響的顯著性，正交試驗的顯著性水平取0.05，沖蝕率分析結果見表3，表中，ε為誤差.可以看出，沖蝕距離F值最大、沖蝕角度次之、沖砂量最小，即沖蝕距離對沖蝕率E的影響最大、沖蝕角度次之、沖砂量的影響不顯著，方差分析與極差分析結果一致.

表3 沖蝕率方差分析

現有工藝參數下涂層沖蝕率最小的工況為沖蝕距離150 mm、沖蝕角度30°、沖砂量400 g；沖蝕率最大的工況為沖蝕距離90 mm、沖蝕角度90°、沖砂量200 g.

綜合上述分析，沖蝕距離對沖蝕率的影響占據主導，但沖蝕機理相對簡單，而沖砂量對沖蝕率的影響幾乎可忽略.沖蝕角度對沖蝕機理的影響雖不是最為顯著但卻相對復雜，因此有必要深入研究沖蝕角度對涂層沖蝕機理的影響.

2.3 涂層沖蝕機理分析

圖6為30°攻角下WC-12Co涂層沖蝕表面形貌.由圖6a可看出，涂層表面分布著大量具有明顯方向性和流動特征的切削痕跡、犁削溝槽和擠壓唇.由于磨粒硬度遠大于涂層，30°沖蝕時涂層主要受磨粒銳邊的切削作用而去除材料，或受磨粒尖角犁削作用導致基相發生塑性變形，形成犁溝，犁溝前方和兩側隆起形成擠壓唇，擠壓唇在后續粒子的反復撞擊下被去除，符合塑性材料微切削理論[20].由圖6b可看出，在磨粒垂直分量的錘擊作用下，涂層局部表面萌生了長度較短的主裂紋，后續磨粒的持續撞擊會導致主裂紋進一步擴展成“人字形”分枝裂紋，裂紋交匯后將材料分割成碎片，進而剝落.由圖6c可看出，碎片剝落后涂層表面存在明顯的斷裂面，斷口光亮、鋒利，表現出典型的脆性斷裂特征.

圖6 30°攻角下WC-12Co涂層沖蝕表面形貌

圖7為30°攻角下WC-12Co涂層沖蝕截面形貌.由圖7a可看出，犁溝長度遠大于深度，形成的犁溝方向與沖蝕方向基本一致.涂層僅表層發生破壞，沖蝕損傷較小，沖蝕率較低，抗低角度沖蝕性能較好.圖7b表明，30°沖蝕過程中涂層容易從應力相對集中的孔隙處萌生裂紋，裂紋沿WC和Co結合面向最小阻力方向擴展，大量裂紋貫通后材料被去除，形成清晰、曲折的斷口以及較長的切痕和犁溝.由圖7c可看出，材料去除導致WC顆粒裸露在外并失去Co相支撐作用，WC顆粒間內聚力減小，在后續磨粒撞擊下發生松動，進而脫落后形成剝落孔洞.

圖7 30°攻角下WC-12Co涂層沖蝕截面形貌

因此，WC-12Co涂層30°沖蝕時沖蝕機理主要表現為微觀切削和犁削損傷，并伴有局部的脆性斷裂和剝落，具有較強的抗低角度沖蝕性能.

圖8為90°攻角下WC-12Co涂層沖蝕表面形貌.可以看出，與30°沖蝕表面相比，大量磨粒的垂直撞擊使涂層表面產生長寬方向尺寸相差不大的深凹坑(圖8a)，并且擠壓唇數量顯著增多、相互交疊，表面凹凸不平度明顯增加.

圖8 90°攻角下WC-12Co涂層沖蝕表面形貌

如圖8b所示，由鍛造擠壓理論[20]可知，涂層經過反復錘擊和鍛打后，被擠壓成薄片狀，進而發生疲勞脫落，產生大面積的片狀分層和剝落臺階.磨粒產生的正壓力使材料萌生主裂紋，在后續磨粒持續作用下裂紋向阻力最小方向擴展(圖8c)，在主裂紋一側萌生次裂紋.同時主裂紋的擴展阻止了次裂紋向另一側擴展，最終形成了“T狀”裂紋.而且裂紋貫穿長度遠大于30°沖蝕下的裂紋(圖6b)，大量裂紋交匯使涂層呈片狀脆斷(圖8c)，導致大面積剝落，其損傷程度遠大于30°沖蝕時.

由上述分析可知，90°沖蝕時WC-12Co涂層的沖蝕機理主要表現為錘擊效應引起的脆性斷裂和片狀疲勞剝落.相對于低角度沖蝕，涂層沖蝕機理發生改變，沖蝕損傷較大，說明WC-12Co涂層抗高角度沖蝕性能較差.

圖9為90°攻角下WC-12Co涂層沖蝕截面形貌.由變形磨損理論可知，隨著沖蝕角度增大，切削作用減小，錘擊作用增大，當沖蝕角為90°時，材料只受正向錘擊作用.由圖9a可看出，單個沖蝕凹坑深度較犁溝深度(圖7a)明顯增加、長度減小，沖蝕表面大量凹坑緊密排布.凹坑內有大量的WC顆粒裸露出來(圖9b)，在后續磨粒正向錘擊作用下，將發生松動或剝落.同時反復錘擊產生的循環應力促使疲勞裂紋產生并快速向涂層次表層傳導，裂紋優先沿著弱結合面處發生“沿晶斷裂”或“穿晶斷裂”(圖9c)，進而交匯相連導致剝落.

圖9 90°攻角下WC-12Co涂層沖蝕截面形貌

圖10為30°和90°攻角下WC-12Co涂層沖蝕表面能譜分析.由圖10可以看出，2種攻角下涂層沖蝕損傷區域中W，Co元素含量明顯減少，沖蝕表面出現了一定量的Al，O元素，說明涂層材料被去除的同時有磨料嵌入，并且30°攻角下(圖10a)涂層表面Al，O元素分布明顯多于90°攻角時(圖10b).這是由于低攻角時，磨料在涂層表面進行刻劃、擠壓并產生強烈的摩擦，當撞擊到硬質相時，磨料的尖角處容易產生應力集中進而發生脆性斷裂，但低攻角侵入時，磨粒反彈能力較差，因此更容易嵌入涂層表面.當沖蝕角度為90°時，垂直撞擊導致磨粒自身脆斷成小尺寸顆粒的傾向更大，而且所受的反作用力增加，反彈較多，因此其表面磨粒嵌入相對較少.

圖10 30°和90°攻角下WC-12Co涂層沖蝕表面能譜分析

為了對沖蝕截面處化學元素的分布情況進行深入了解，對沖蝕截面進行了EDS表征，結果如圖11所示.由圖11沖蝕截面(30°攻角)EDS看出，涂層沖蝕表層犁溝內的磨粒元素(Al，O)含量遠大于涂層內部，表明低攻角下較小的錘擊力使破碎的磨粒嵌入深度較淺.由圖12可明顯看出，白色顆粒尺寸遠大于WC顆粒，但遠小于原始磨粒平均尺寸(250 μm)，因此該顆粒應為磨粒的碎片.結合圖10涂層沖蝕表面能譜分析，可斷定在30°和90°沖蝕角度下，磨粒均發生了破碎并嵌入材料表面.

圖11 30°攻角時涂層截面能譜

圖12 90°攻角時涂層截面磨粒嵌入

3 結 論

1) 采用HVOF技術制備了WC-12Co涂層，涂層組織較為均勻，僅有少量孔隙，涂層和基體間形成了較為牢固的“互鎖”界面，結合方式以機械結合為主.

2) 沖蝕距離對WC-12Co涂層沖蝕率的影響最為顯著、沖蝕角度次之、沖砂量最小.沖蝕率隨沖蝕距離的增大而減小，隨沖蝕角度的增大而增大.在沖蝕角度為30°時涂層沖蝕率最小，90°時沖蝕率最大，涂層抗低角度沖蝕性能較強、抗高角度沖蝕性能較弱.

3) 30°和90°沖蝕下的涂層表面和截面形貌均存在明顯差異，且30°沖蝕時涂層沖蝕深度遠小于90°時.30°沖蝕時，WC-12Co涂層沖蝕機理主要表現為微觀切削和犁削損傷，并伴有局部的脆斷和剝落.90°沖蝕時，其沖蝕機理主要表現為正向錘擊作用引起的脆性斷裂和片狀疲勞剝落.