沖蝕磨損機(jī)理及抗沖蝕涂層研究進(jìn)展

李 力,魏天酬,劉明維,周 超

(1. 重慶交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，重慶 400074； 2. 重慶交通大學(xué) 河海學(xué)院，重慶 400074)

0 引 言

沖蝕磨損是指固體表面受流體或帶有固體粒子的流體沖擊導(dǎo)致其表面材料發(fā)生損耗的現(xiàn)象。沖蝕磨損過程十分復(fù)雜，受沖蝕環(huán)境、流體條件和材料性質(zhì)等多種因素影響，不僅要考慮實(shí)際沖蝕環(huán)境下材料服役時(shí)的特性，還要綜合分析沖蝕破壞產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)過程和機(jī)理[1]。因此相比于其他磨損，沖蝕磨損機(jī)理的研究難度較大。由于沖蝕磨損最先作用于材料表面，因此材料表面質(zhì)量是控制沖蝕磨損損失量的關(guān)鍵。目前涂層保護(hù)法是防止沖蝕破壞的主要防護(hù)措施。該方法施工便利，無太多外界條件限制，且成本較低，經(jīng)濟(jì)環(huán)保。因此，筆者對(duì)目前為止建立的適用性較高的幾大沖蝕磨損機(jī)理進(jìn)行綜述，并探討了根據(jù)不同抗沖蝕磨損原理制備的涂層研究現(xiàn)狀，最后展望了未來沖蝕磨損防護(hù)的研究方向。

1 沖蝕磨損機(jī)理

20世紀(jì)50年代至今，建立的沖蝕磨損理論大致分為兩大類：塑性材料沖蝕機(jī)理和脆性材料沖蝕機(jī)理。

1.1 塑性材料沖蝕磨損機(jī)理

1958年，I. FINNIE[2]首次較為全面地定量表達(dá)了低沖擊角下沖蝕率與沖擊角的相互關(guān)系，提出微切削理論。其討論時(shí)將沖擊粒子視為剛體，在沖擊下不開裂且不變形，故可將三維問題作二維處理。沖蝕體積V隨沖擊角α變化的綜合表達(dá)式為：

(1)

式中:M為粒子質(zhì)量；U為粒子速度；P為靶材的塑性流動(dòng)應(yīng)力。當(dāng)α≤18.5°時(shí)，f(α)=sin2α-3sin2α；當(dāng)α≥18.5°時(shí)，f(α)=(cos2α)/3。經(jīng)實(shí)驗(yàn)證明，微切削理論能較完善地解釋低沖擊角下塑性材料受剛性顆粒的沖蝕情況，但卻不能完全詮釋高沖擊角下材料的沖蝕情況。且該理論模型中粒子入射速度與受沖蝕材料失重率之間存在的二次方關(guān)系和大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有差異，不過這一問題已在I. FINNIE的后續(xù)相關(guān)文獻(xiàn)中得到修正[3]。

1963年J. G. A. BITTER[4]提出沖蝕的變形磨損理論。其主要以沖蝕過程中的能量平衡為出發(fā)點(diǎn)，將沖蝕磨損劃分為變形磨損和切削磨損兩部分，在高沖擊角下前者為主要破壞原因，而低沖擊角下后者成為主要因素。J. G. A. BITTER指出，粒子沖擊材料表面時(shí)入射粒子對(duì)材料的沖擊力若未超過靶材的屈服強(qiáng)度則材料出現(xiàn)彈性變形，若超過靶材的屈服強(qiáng)度則會(huì)導(dǎo)致材料出現(xiàn)塑性變形。他認(rèn)為總磨損量為變形磨損量與切削磨損量之和，并推導(dǎo)了變形磨損方程和切削磨損方程。該理論對(duì)塑性材料的沖蝕現(xiàn)象作出較好的解釋，也在單顆粒沖蝕磨損試驗(yàn)機(jī)上得以驗(yàn)證,但缺乏物理模型對(duì)其提供支撐[5]。

N. P. SUH[6]曾提出著名的磨損脫層理論。該理論針對(duì)金屬滑動(dòng)磨損中微裂紋生展過程作出論述，認(rèn)為磨損量與空穴成核率、裂紋擴(kuò)展率(顯微組織)、摩擦系數(shù)和硬度存在函數(shù)關(guān)系[7]，指出磨損的主要因素是顯微組織而非硬度，其中空穴成核率是指單位時(shí)間內(nèi)材料實(shí)體因成核引起的新空穴體積。

上述理論皆將粒子視為不開裂不變形的剛體，這與實(shí)際情況不符。而G. P. TILLY[8]考慮到粒子的破碎性，提出粒子破碎造成的二次沖蝕理論。該理論采用高速攝影術(shù)、電子顯微術(shù)以及篩分法研究了磨粒斷裂對(duì)塑性材料的沖蝕影響，指出當(dāng)粒子粒度過小或沖擊速度過低時(shí)至多出現(xiàn)第一次沖蝕，而粒子破碎導(dǎo)致的第二次沖蝕只有當(dāng)粒度和沖擊速度足夠時(shí)才會(huì)發(fā)生。淬硬的脆性鋼丸和軟質(zhì)鋼丸沖擊材料表面的實(shí)驗(yàn)已經(jīng)證明二次沖蝕作用的存在，故沖擊粒子粒度和沖擊速度足夠時(shí)沖蝕過程可以視為兩個(gè)階段，總沖蝕量應(yīng)為兩次沖蝕之和。

J. R. BELLMAN[9]提出鍛造擠壓理論，亦被稱為沖蝕“成片”理論(Platelet)。其采用增量失重法測(cè)定塑性材料的沖蝕率，即材料表面經(jīng)每60 g粒子沖擊后出現(xiàn)的失重。J. R. BELLMAN發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過若干次粒子沖擊后材料表面才開始出現(xiàn)失重，這種現(xiàn)象用其他理論均難以解釋。因此該理論將整個(gè)沖蝕過程分為兩部分：初始階段粒子沖擊靶面施加擠壓力，形成第一批凹坑及凸起片層但表面未出現(xiàn)脫落；穩(wěn)態(tài)沖蝕階段粒子繼續(xù)沖擊表面造成嚴(yán)重的塑性變形，表面靶材呈片屑流失，出現(xiàn)加工硬化區(qū)并逐漸達(dá)到穩(wěn)態(tài)，片屑形成時(shí)可明顯看出受到擠壓作用。

1.2 脆性材料沖蝕磨損機(jī)理

脆性材料沖蝕理論相較于塑性材料沖蝕理論起步較晚。G. L. SHELDON[10]于20世紀(jì)60年代建立了第一個(gè)脆性材料沖蝕模型，指出當(dāng)圓角粒子沖擊脆性靶材的沖擊速度或負(fù)荷足夠大時(shí)靶面沖擊點(diǎn)附近存在缺陷的部位可能形成赫茲裂紋(赫茲波形狀的裂紋)，而尖角粒子沖擊靶面則會(huì)引發(fā)徑向裂紋。這兩類裂紋的主要區(qū)別在于沖擊過程中材料表面是否存在塑性形變。赫茲裂紋與徑向裂紋之間存在過渡區(qū)，過渡區(qū)的出現(xiàn)與材料表面結(jié)構(gòu)、斷裂韌性以及硬度有關(guān)[11]。由于沖擊時(shí)發(fā)生塑性形變，故對(duì)尖角形粒子的沖擊作理論處理時(shí)需要比圓角粒子作更多的假設(shè)，因此導(dǎo)致處理問題過于簡(jiǎn)化使得該模型描述很不全面。

70年代，A. G. EVANS等[12]提出彈塑性壓痕破裂理論，指出沖擊時(shí)塑性區(qū)內(nèi)應(yīng)力與裂紋萌生有關(guān)。此模型可用于解釋準(zhǔn)靜態(tài)沖擊中的裂紋萌生，沖擊處原有的缺陷可能是裂紋的起源，在塑性應(yīng)力場(chǎng)中這些缺陷會(huì)因沖擊而增大。因裂紋是在沖擊中產(chǎn)生的，故應(yīng)建立粒子沖擊靶面時(shí)的接觸力模型才能估算因沖擊產(chǎn)生的的裂紋最終尺寸。S. M. WIEDERHORN[13]提出粒子動(dòng)能完全消耗于粒子沖擊靶面時(shí)產(chǎn)生的塑性流動(dòng)，根據(jù)靶材硬度和接觸時(shí)最大透入深度可計(jì)算出接觸力。A. G. EVANS等提出另一接觸力計(jì)算模型，他們認(rèn)為沖擊中接觸力的計(jì)算應(yīng)包括動(dòng)態(tài)影響。其模型假定粒子透入靶面不發(fā)生破壞，接觸壓力是粒子擊中靶面時(shí)建立的動(dòng)態(tài)壓力，粒子透入深度決定于接觸時(shí)間及平均界面速度。Evans理論中提出的裂紋尺寸受粒子沖擊速度的影響關(guān)系要比Wiederhorn及Lawn理論中大一些，且Wiederhorn及Lawn理論中考慮了靶材的硬度而Evans理論未考慮。兩個(gè)模型在實(shí)驗(yàn)中都得到了一定程度的驗(yàn)證。

A. G. EVANS等[14]還發(fā)展了橫向裂紋生成理論，從實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)橫向裂紋尺寸與沖擊時(shí)形成的徑向裂紋尺寸成正比，并據(jù)此提出了橫向裂紋的定量描述。其得出沖蝕磨損量V與沖蝕速度υ0、粒子尺寸r、粒子密度ρ、靶材斷裂韌性Kc以及靶材硬度H關(guān)系式如：

(2)

而Wiederhorn及Lawn理論中建立的模型雖與之初始假設(shè)不同，但得到的結(jié)果十分相似：

(3)

式(2)、式(3)中硬度均占很少比重，且式(2)、式(3)皆可用于確定開始發(fā)生斷裂時(shí)的臨界速度。兩者雖稍有不同，但皆可看出，KC、H均為VC的決定性因素，如式(4)、式(5)：

(4)

(5)

由兩個(gè)模型可以看出，脆性材料沖蝕時(shí)入射粒子速度與沖蝕磨損量的指數(shù)關(guān)系值在2 ～ 4之間。而對(duì)方程式各項(xiàng)因素的指數(shù)值作評(píng)估時(shí)，Evans等人提出的彈塑性壓痕破裂理論得到了更直接的實(shí)驗(yàn)證明，其理論值與試驗(yàn)值差距不大。但脆性材料沖蝕還需要考慮溫度對(duì)沖蝕的影響，因?yàn)闇囟葧?huì)使材料硬度以及臨界應(yīng)力強(qiáng)度發(fā)生變化，而該理論在高溫條件下脆性材料沖蝕方面仍不完善[15]。

除上述理論以外，林福嚴(yán)等[16]提出了以低周疲勞為主的沖蝕理論。他們對(duì)低沖擊角下幾種金屬材料的沖蝕磨損機(jī)理進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)比了不同延性的材料受沖蝕磨損破壞的動(dòng)態(tài)過程，指出金屬材料延性較大時(shí)，磨損初期以塑性形變?yōu)橹鳎?jīng)歷了形成壓坑與變形唇，再到反復(fù)壓坑、形唇、剝落的過程，主要產(chǎn)生塊狀磨屑，有明顯的潛伏期。而材料延性較小時(shí)破壞則以微切削磨損為主，主要產(chǎn)生長(zhǎng)條狀切削性磨屑，沖蝕磨損過程沒有明顯的潛伏期。多數(shù)材料兩種破壞形態(tài)并存，相對(duì)比例視延性大小而定。

2 抗沖蝕磨損涂層

目前抗沖蝕磨損涂層按其抗沖蝕作用原理大致可分為硬質(zhì)與超硬涂層、彈性涂層、自潤(rùn)滑涂層以及仿生涂層等。

2.1 硬質(zhì)與超硬涂層

硬質(zhì)涂層起步較早且應(yīng)用最廣，其材料通常是過渡族金屬與非金屬構(gòu)成的化合物、金屬間化合物等，其硬度一般在10 GPa以上，其中硬度在40 GPa以上的稱為超硬涂層[17]。除高硬度以外，高韌性也同樣重要。保證自身的高硬度和高韌性同時(shí)具備并且達(dá)到一個(gè)最佳比例才能使涂層具有良好的抗沖蝕磨損性能。硬質(zhì)與超硬涂層制備技術(shù)包含物理氣相沉積(PVD)、化學(xué)氣相沉積(CVD)以及熱噴涂等。

PVD技術(shù)主要應(yīng)用于薄且致密的涂層制備方面，其制備的TiN涂層和TiAlN涂層可用作渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)部件的表面沖蝕防護(hù)涂層，能有效地提高渦輪機(jī)的抗沖蝕磨損性能[18]。而CVD技術(shù)與之相比沉積時(shí)速度低且溫度較高，僅適用于硬質(zhì)合金或陶瓷類基體，其制備的TiN涂層和TiC涂層同樣能有效地抵抗固體粒子沖蝕[19]。B. BORAWSKI等[20]采用磁控濺射方法制備了多層膜結(jié)構(gòu)涂層，其中硬質(zhì)子層采用TiN，軟質(zhì)子層分別采用了Ti、Zr、Hf和Nb，得出具有較高的楊氏模量和泊松比的Nb能夠?yàn)門iN子層提供有效的支撐，從而提高了涂層的韌性，進(jìn)一步改善了TiN/Nb多層膜結(jié)構(gòu)涂層的抗沖蝕能力。

熱噴涂技術(shù)在材料表面沖蝕防護(hù)方面應(yīng)用廣泛，其涂層主要以金屬陶瓷和陶瓷材料為主，材料主要包含Ni、Fe、Cr、Co、Ti等及其合金，制備技術(shù)涉及等離子噴涂、電弧噴涂及火焰噴涂等[21]。XU Jiaying等[22]采用大氣等離子噴涂技術(shù)制備的Al2O3-TiB2-TiC/Al復(fù)合涂層與基底結(jié)合良好，具有高硬度及優(yōu)異的耐磨性。張衛(wèi)濤等[23]利用超音速電弧噴涂技術(shù)在高強(qiáng)不銹鋼基體上分別制備NiTi涂層和NiTi/NiAl混合涂層，分析測(cè)試得出NiTi/NiAl混合涂層在耐沖蝕方面優(yōu)于單一涂層，這主要是由于NiTi/NiAl混合涂層具有高硬度與高韌性等良好的綜合性能。D. S. ARENSBURGER等[24]研究表明，利用高速火焰噴涂(HVOF)制備涂層能獲得較高的致密性，一般孔隙率均小于3%，材料表面耐沖蝕性能可提高10倍以上。并且得出在低角度沖蝕條件下，涂層需兼具高硬度和高韌性才能保證其抗沖蝕性能。

2.2 彈性涂層

郭源君[25]針對(duì)水輪機(jī)等過流件沖蝕情況作出研究，對(duì)比了繞流邊界層擾動(dòng)波與流道邊壁表面沖蝕波紋形貌的相似特征，得出邊界層擾動(dòng)挾帶近壁粒子作振蕩運(yùn)動(dòng)形成的對(duì)邊壁的周期性沖擊所產(chǎn)生的沖擊力使粒子運(yùn)動(dòng)軌跡適應(yīng)于表面形貌，最終導(dǎo)致表面沖蝕磨損。在此基礎(chǔ)上他提出了采用彈性涂層實(shí)現(xiàn)回避粒子接觸的抗沖蝕設(shè)計(jì)理論并建立了彈性涂層沖蝕損傷的定量描述模型。由于涂層容易發(fā)生彈性形變，可將入射粒子的沖擊能轉(zhuǎn)化為本身的彈性應(yīng)變從而保護(hù)基材不受沖蝕，提高了涂層的抗沖蝕能力。

2.3 自潤(rùn)滑涂層

自潤(rùn)滑耐磨機(jī)理在于包裹或鑲嵌在涂層周圍的自潤(rùn)滑材料隨著摩擦過程中涂層被磨損而逐漸裸露出并分布在磨痕表面，形成納米厚的自潤(rùn)滑薄膜。沖蝕過程中沖擊粒子與材料表面間的相對(duì)滑動(dòng)可以部分被自潤(rùn)滑薄膜之間的相對(duì)滑動(dòng)代替，起到自潤(rùn)滑耐磨作用，可明顯提升涂層的抗沖蝕性能。

A. YAKOVLEV等[26]以CuSn作為自潤(rùn)滑材料，采用激光熔覆技術(shù)制備的耐磨損復(fù)合涂層摩擦系數(shù)低且硬度較高，具有良好的抗磨損性能。相占鳳等[27]選用Ni60+5%h-BN混合金屬粉末制備的含h-BN潤(rùn)滑相的自潤(rùn)滑復(fù)合涂層摩擦系數(shù)和磨損率都遠(yuǎn)低于其鈦合金基體。田浩亮等[28]采用氧化石墨烯作為自潤(rùn)滑材料制備氧化石墨烯改性WC-Co自潤(rùn)滑耐磨涂層，發(fā)現(xiàn)氧化石墨烯與WC-Co粉末復(fù)合情況較好，氧化石墨烯的添加對(duì)涂層結(jié)合力影響不大并且明顯提高了涂層的抗沖蝕性能。

2.4 仿生涂層

仿生學(xué)是生物學(xué)、數(shù)學(xué)與工程技術(shù)的結(jié)合，將生物表面結(jié)構(gòu)、特征的研究應(yīng)用到了工程領(lǐng)域[29]。國(guó)外學(xué)者發(fā)現(xiàn)某些生物體表的特殊結(jié)構(gòu)在極度惡劣環(huán)境里具有優(yōu)異的抗沖蝕磨損性能，因此運(yùn)用仿生技術(shù)將仿生學(xué)的原理應(yīng)用到?jīng)_蝕磨損研究中，研發(fā)新型仿生涂層用以提高材料耐沖蝕性能[30]。

德國(guó)柏林技術(shù)大學(xué)的W. BAUMGARTNER等[31]研究了沙魚體表特殊結(jié)構(gòu)對(duì)抗沖蝕性能的影響，發(fā)現(xiàn)沙魚的脊、錐形凸起和堅(jiān)硬的角質(zhì)層皆對(duì)降低體表的磨損有促進(jìn)作用。尹維[32]研究了白城地區(qū)紅柳的抗沖蝕磨損機(jī)理，以紅柳為原型設(shè)計(jì)加工的抗沖蝕仿生表面試樣與光滑試樣相比抗沖蝕磨損性能提高了約26%。同時(shí)分析了紅柳及其炭化后的內(nèi)部孔道分布特性，并利用其特性進(jìn)行環(huán)氧樹脂沖蝕磨損表面自修復(fù)性能的探索性研究，為抗沖蝕功能表面的仿生工程應(yīng)用和自修復(fù)功能表面的設(shè)計(jì)、制備提供了理論基礎(chǔ)和新的思路。高峰等[33]以新疆巖蜥為生物原型進(jìn)行沖蝕磨損試驗(yàn)，探討了對(duì)仿生耦合試樣沖蝕磨損造成影響的多個(gè)因素，結(jié)果表明仿巖蜥試樣有效地提高了材料表面抗沖蝕性能。張俊秋[34]對(duì)沙漠蝎子耐沖蝕性能進(jìn)行了生物耦合研究，提取了凹坑形、凹槽形、圓環(huán)形3種形態(tài)耦元并進(jìn)行沖蝕磨損測(cè)試，探討其不同形態(tài)抗沖蝕性能差異以及仿生形態(tài)表面的沖蝕機(jī)理，得出沖擊粒子與仿生形態(tài)表面碰撞時(shí)出現(xiàn)的繞流可改變沖擊粒子的入射速度和運(yùn)動(dòng)軌跡，減輕沖擊粒子對(duì)材料表面的磨損，對(duì)提升抗沖蝕磨損性能有明顯作用。于東云[35]利用仿生的超疏水薄膜制備了一種碳鋼表面應(yīng)用的復(fù)合涂層，顯著提高了碳鋼的耐沖蝕性。這些研究成果對(duì)采用仿生技術(shù)研發(fā)抗沖蝕涂層有一定的借鑒和參考價(jià)值，為抗沖蝕涂層的制備提供了理論基礎(chǔ)和新的思路。

3 結(jié) 語

現(xiàn)有沖蝕磨損機(jī)理與模型普遍存在主觀假設(shè)、適用局限與片面性，與實(shí)際情況不完全相符，并且缺乏驗(yàn)證所提出模型的良好實(shí)驗(yàn)，導(dǎo)致沖蝕磨損機(jī)理建立過程中由微觀觀察轉(zhuǎn)化為宏觀磨損模型的速度緩慢，因此目前為止尚未建立一套完整的理論體系或沖蝕模型可適用于所有實(shí)際應(yīng)用情況。而在抗沖蝕涂層研發(fā)方面，皆是基于各自的沖蝕理論體系進(jìn)行涂層失效機(jī)理分析，缺乏統(tǒng)一性和關(guān)聯(lián)性。綜上所述，將涂層的沖蝕破壞機(jī)理研究分析透徹是研發(fā)出更有效的沖蝕防護(hù)涂層的前提，因此涂層的沖蝕機(jī)理將是接下來研究的重點(diǎn)。除此之外應(yīng)該加強(qiáng)沖蝕磨損實(shí)驗(yàn)的測(cè)試裝置和測(cè)試方法研究，統(tǒng)一規(guī)范和性能表征指標(biāo)，才能準(zhǔn)確判斷和對(duì)比涂層抗沖蝕能力的差異，進(jìn)行抗沖蝕涂層的研發(fā)。