冷噴涂Ni-cBN防鈦火涂層及其摩擦磨損性能*

寧先進，王全勝，楊晉智，張會盈，王斌利，梁小龍，鮑佳偉

(1.北京理工大學(xué)，北京 100081；2.中國航發(fā)動力股份有限公司，陜西 西安 710068)

鈦合金具有比強度高、耐熱性好和耐腐蝕性強等特點，廣泛用于現(xiàn)代航空發(fā)動機機匣、壓氣機葉盤和轉(zhuǎn)/靜子葉片等零件[1-3]。目前，高壓壓氣機鈦合金葉片的工作溫度一般≤600 ℃，但當(dāng)葉片高速旋轉(zhuǎn)時，葉尖部位與封嚴(yán)涂層和其他機件可能發(fā)生碰撞、劇烈摩擦，導(dǎo)致葉尖出現(xiàn)嚴(yán)重的磨損和劇烈的溫升，當(dāng)溫升超過鈦合金燃點時，可能產(chǎn)生鈦火事故[4]。

針對鈦合金葉片葉尖強化和防鈦火要求，國內(nèi)外開展了大量研究。阻止鈦合金燃燒的主要思路包括開發(fā)阻燃鈦合金[5]、采用阻燃涂層、加裝摩擦條和改進鈦合金結(jié)構(gòu)等。其中，采用阻燃涂層(具有耐磨性)是一種有效的防鈦火方法，該方法是利用鈦合金葉片表面涂覆一層摩擦性能好、具有阻燃性的涂層，來阻隔轉(zhuǎn)子葉片與鈦合金機件的直接碰、擦，同時起到改善葉尖強度和封嚴(yán)效果。

cBN涂層具有高的熱導(dǎo)率和優(yōu)良的減摩抗磨性能，可作為鈦合金葉尖耐磨、防鈦火涂層材料。據(jù)國外報道，EJ200型發(fā)動機高壓壓氣機葉尖采用等離子噴涂cBN涂層，可實現(xiàn)阻燃和葉尖強化效果。劉浩[6]對鈦合金活化后采用復(fù)合電鍍方法制備了葉尖Ni-cBN強化涂層，王璐等[7]采用等離子噴涂方法在鈦合金表面制備防鈦火封嚴(yán)涂層，另外也有報道采用釬焊技術(shù)在葉尖進行強化[8]。由于鈦合金具有溫度敏感特性，采用熱噴涂、釬焊等方法制備防鈦火涂層時，葉片葉尖部位容易發(fā)生過熱，從而影響葉片性能。

冷噴涂是近年來發(fā)展起來的一種低溫、固態(tài)沉積技術(shù)。噴涂時，利用高速氣流將送入的粉末粒子進行加速、加熱后，通過粒子與基體材料發(fā)生高速碰撞，利用基材與粒子發(fā)生協(xié)同塑性變形而形成涂層。冷噴涂制備的涂層具有高致密度、低氧化等特性，適合于氧敏感、溫度敏感材料的涂層制備。噴涂過程中，基體熱輸入小，對于輕質(zhì)材料，如鋁合金、鈦合金上的涂層制備具有獨特優(yōu)勢。目前，國內(nèi)也有采用冷噴涂制備NiCrAlY-cBN涂層[9]、WC-Co涂層[10]和鎳-金剛石涂層[11]的報道。

本文采用低壓冷噴涂在TC6鈦合金基體上制備了Ni-cBN復(fù)合涂層，研究了噴涂氣體溫度、粉末配比、cBN顆粒尺寸對涂層沉積特性的影響。通過對涂層進行后續(xù)熱處理，研究了復(fù)合涂層與鈦合金基體的相容性，并針對復(fù)合涂層進行了微動摩擦磨損性能測試。

1 試驗材料與方法

采用平均粒徑(D50)為22.7 μm的氣霧化球形鎳粉與平均粒徑分別為6.2(記為W7)和10 μm(記為W14)的多角形cBN粉，按照質(zhì)量比為3∶7、1∶1和7∶3分別制備機械混合粉末。

Ni-cBN涂層制備采用KM—CDS2.3動力噴涂系統(tǒng)。工作氣體為氦氣，噴嘴入口壓力為620 kPa，氣體溫度分別為200、250和300 ℃，噴涂距離為12 mm，噴涂過程中噴槍移動速度為80 mm/s。

將制備的Ni-cBN涂層置于真空管式爐中，在氬氣保護下分別于600、650和750 ℃處理1.5～2 h。涂層的結(jié)合強度按照HB 5476—1991標(biāo)準(zhǔn)進行測試；采用掃描電子顯微鏡觀察涂層組織形貌；涂層顯微硬度采用LECO LM700顯微硬度儀測試，加載載荷為20g，加載時間為15 s，測試10個點取平均值；采用UMT-2微摩擦試驗機測試在室溫、無潤滑條件下Ni-cBN涂層的摩擦磨損性能，以φ10 mm氧化鋯球作為摩擦副，載荷為30 N，摩擦頻率為4 Hz，沖程為5 mm，摩擦總行程為72 m。

2 結(jié)果與分析

2.1 Ni-cBN粉末沉積特性與涂層顯微組織

質(zhì)量配比為1∶1的Ni-cBN粉末分別在200、250和300 ℃噴涂氣體溫度下制備涂層，其單道厚度如圖1所示。

圖1 不同噴涂氣體溫度下所制備涂層的單道厚度

由圖1可以看出，氮化硼粒度較小時，隨著噴涂氣體溫度提高，涂層沉積效率提高有限；但當(dāng)?shù)鸪叽巛^大時，在相同條件下，隨著噴涂氣體溫度的提高，涂層沉積效率顯著提高。

針對質(zhì)量配比為1∶1的Ni-cBN粉末，定量金相法測得涂層中cBN含量見表1。采用W14的cBN時，其硼顆粒尺寸接近鎳顆粒平均尺寸，涂層中cBN含量較低。噴涂氣體溫度主要影響涂層沉積效率，對涂層中cBN含量影響不大。

表1 不同Ni-cBN涂層中cBN含量 (vol %)

噴涂氣體溫度為250 ℃時，2種尺寸cBN粉末制備的Ni-cBN涂層微觀組織如圖2所示。由于沉積時W7類型的cBN與鎳顆粒尺寸差異較大，涂層中cBN顆粒主要分布在鎳變形粒子界面處，形成涂層中cBN顆粒的局部富集(見圖2a)。

圖2 不同cBN粒度制備的Ni-cBN涂層截面形貌

冷噴涂過程中，金屬顆粒高速撞擊塑性基體時，當(dāng)粒子速度超過臨界速度，粒子與基體接觸界面處發(fā)生絕熱剪切失穩(wěn)，從而由“冷焊”效應(yīng)而形成粒子的沉積。在金屬與陶瓷的機械混合粉末中，由于陶瓷粒子無法直接進行沉積，復(fù)合涂層的形成主要依賴于混合粉末中金屬粒子的沉積，同時將陶瓷顆?！肮搿背练e的金屬粒子界面，從而形成復(fù)合涂層(見圖3)。這一沉積機制是導(dǎo)致cBN顆粒尺寸顯著影響涂層微觀結(jié)構(gòu)和cBN分布均勻性的根本原因。添加的硬質(zhì)相顆粒與金屬粒子尺寸接近時，涂層內(nèi)部均勻性顯著提高。

圖3 冷噴涂Ni-cBN復(fù)合涂層沉積過程示意圖

粉末配比對涂層cBN含量及結(jié)合強度的影響如圖4所示。當(dāng)cBN尺寸較小時，其在鎳粒子界面的分布具有一定的團聚特性，這在一定程度上降低了鎳粒子界面的有效接觸；當(dāng)cBN尺寸較大時，對已沉積粒子產(chǎn)生了一定的沖擊作用，一定程度上提高了已沉積涂層的表面粗糙度。這些差異導(dǎo)致了較大尺寸cBN(W14)所制備的Ni-cBN復(fù)合涂層的結(jié)合強度(58 MPa±8 MPa)明顯高于較小尺寸cBN(W7)所制備涂層的結(jié)合強度(20 MPa±1 MPa)。

圖4 粉末配比對Ni-cBN(W14)涂層cBN含量和結(jié)合強度的影響

2.2 后續(xù)熱處理對Ni-cBN涂層/基體界面相容性的影響

質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1∶1的混合粉末所制備的Ni-cBN(W14)涂層中鎳基體硬度隨熱處理溫度的變化如圖5所示。

圖5 熱處理溫度對Ni-cBN(W14)涂層顯微硬度的影響

噴涂態(tài)涂層由于鎳粒子強烈的塑性變形，涂層中存在明顯加工硬化現(xiàn)象，因此鎳基體的硬度較高，經(jīng)600 ℃以上熱處理后，涂層中鎳發(fā)生了再結(jié)晶，其顯微硬度明顯下降，這與文獻(xiàn)報道結(jié)果類似[12]。

600 ℃熱處理2 h后，涂層與基體界面形貌如圖6所示。圖6a中1、2兩位置的能譜分析結(jié)果為2處的Ni、Ti、Al原子比分別為98.93∶1.07∶0和1.71∶89.79∶8.5，精細(xì)分析(見圖6b)結(jié)果為界面局部位置處的Ni、Ti原子比為75.55∶24.45，結(jié)合Ni-Ti二元相圖，可以判定界面局部位置在熱處理后出現(xiàn)Ni3Ti金屬間化合物相。進一步提高熱處理溫度至750 ℃(見圖7)后發(fā)現(xiàn)，涂層/基體界面處靠近TC6基體側(cè)出現(xiàn)厚度約1.5 μm的明顯擴散層，能譜分析表明，該擴散層Ni、Ti原子比為23.53∶76.47，接近1∶3，表明750 ℃熱處理后涂層中的鎳擴散至鈦合金基體，并生成了NiTi3金屬間化合物相。

圖6 600 ℃熱處理后Ni-cBN涂層/基體界面形貌

圖7 750 ℃熱處理后Ni-cBN涂層/基體界面形貌

涂層600、650、750 ℃熱處理后的結(jié)合強度分別為(65±3.8)、(67±2.9)和(66±3.5) MPa，較噴涂態(tài)有所下降，分析認(rèn)為熱處理后涂層結(jié)合強度的降低可能來源于界面金屬間化合物的生成。

2.3 冷噴涂Ni-cBN涂層的摩擦磨損性能

不同cBN種類和含量粉末所制備Ni-cBN涂層與氧化鋯球?qū)δr的摩擦因數(shù)和磨損量見表2。Ni-cBN(W14)涂層中，cBN含量較低時，摩擦因數(shù)基本相當(dāng)，當(dāng)鎳與cBN的比例增加至3∶7時，其摩擦因數(shù)略有上升，最大摩擦因數(shù)值與較小尺寸cBN(W7)所制備的Ni-cBN涂層相當(dāng)。值得注意的是，以氧化鋯為摩擦副時，涂層摩擦因數(shù)均高于基體材料，其原因是Ni-cBN復(fù)合涂層表面暴露的cBN硬質(zhì)相顆粒硬度遠(yuǎn)高于氧化鋯，在摩擦過程中增加了與氧化鋯表面的摩擦因數(shù)。

表2 Ni-cBN涂層微動磨損的摩擦因數(shù)和磨損量

相同條件下，含較小尺寸cBN(W7)的涂層，其磨損量明顯高于基體和含較大尺寸cBN(W14)的涂層，其原因在于小尺寸cBN顆粒在鎳粒子界面的富集(見圖2a)在一定程度上降低了涂層內(nèi)部金屬界面的結(jié)合性能，在摩擦過程中容易剝落并在摩擦界面形成夾雜型磨粒(見圖8a)，強化了對涂層的切削作用，從而加劇了涂層的磨損。而Ni-cBN(W14)涂層中cBN均勻分布，對鎳粒子界面的弱化作用較小，其磨痕表現(xiàn)出典型的粘著磨損特征(見圖8b)。

圖8 不同尺寸cBN所制備的Ni-cBN涂層的磨痕形貌

熱處理溫度對Ni-cBN(W14)涂層的磨損量的影響如圖9所示。由圖9可以看出，600和650 ℃熱處理后涂層磨損量均高于噴涂態(tài)涂層，750 ℃熱處理后涂層磨損量降至3 mg。一般冷噴涂層在再結(jié)晶溫度以上熱處理時，涂層內(nèi)部粒子界面可能擴散而形成冶金結(jié)合，顯著提高涂層的韌性和內(nèi)聚強度。Ni-cBN涂層中金屬和陶瓷相的物理、力學(xué)性能差異，可能是造成600和650 ℃熱處理后Ni-cBN涂層耐磨性能出現(xiàn)異常的原因，詳細(xì)機制有待后續(xù)研究。

圖9 熱處理溫度對Ni-cBN(W14)涂層磨損量的影響

3 結(jié)語

采用冷噴涂工藝能夠在鈦合金葉尖涂覆Ni-cBN耐磨強化涂層，當(dāng)cBN的粒度與鎳顆粒尺寸相當(dāng)時，能夠獲得相對均勻的Ni-cBN涂層組織和高的結(jié)合強度。600 ℃以上熱處理時，涂層/基體界面處生成少量Ti-Ni金屬間化合物，一定程度上降低了涂層的結(jié)合強度，但顯著減少了涂層的磨損量。涂層與基體在長時、高溫下的組織、性能演化仍需要進行深入研究。

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* XX型號技術(shù)攻關(guān)項目(ZHDL-ZKK-KJB-201605-18)