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    熱噴涂工藝對(duì)NiCr FeAl/hBN復(fù)合涂層性能的影響

    2022-06-29 07:20:16周子民熊聲健陳皓暉王長(zhǎng)亮郭孟秋崔秀芳
    金屬熱處理 2022年6期
    關(guān)鍵詞:氏硬度間距涂層

    周子民,熊聲健,陳皓暉,李 彰,王長(zhǎng)亮,郭孟秋,崔秀芳,金 國(guó)

    (1.中國(guó)航發(fā)北京航空材料研究院 航空材料先進(jìn)腐蝕與防護(hù)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100095;2.哈爾濱工程大學(xué) 材料科學(xué)與化學(xué)工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001;3.中國(guó)人民解放軍32382部隊(duì),北京 100072)

    為了有效控制航空發(fā)動(dòng)機(jī)及燃?xì)廨啓C(jī)高壓壓氣機(jī)機(jī)匣與葉片之間的對(duì)磨間隙,提高發(fā)動(dòng)機(jī)的增壓比,現(xiàn)階段常在機(jī)匣內(nèi)壁制備鎳基石墨(Ni/C)、鎳基硅藻土(Ni/De)、鎳基膨潤(rùn)土(NiCrFeAl/Be)的可磨耗封嚴(yán)涂層體系,但現(xiàn)用涂層使用溫度(<500℃)無(wú)法滿足先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓壓氣機(jī)內(nèi)部更高的服役環(huán)境。NiCrFeAl/hBN涂層由于其金屬相NiCrFeAl具有優(yōu)異的耐腐蝕、良好的抗高溫氧化性能,非金屬相六方氮化硼(hBN)在高溫下化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定,具有較好的自潤(rùn)滑性[1-2],是近年來(lái)新研發(fā)面向較高服役溫度(約600℃)的新型可磨耗封嚴(yán)涂層體系。目前,可磨耗封嚴(yán)防護(hù)涂層主要采用熱噴涂技術(shù)進(jìn)行制備,其中最常用的噴涂方法是等離子噴涂。等離子噴涂涂層致密[3],涂層孔隙率低[4],涂層硬度高耐磨性好[5],但較高硬度的涂層在服役過(guò)程中會(huì)對(duì)與之對(duì)磨部件(葉片)造成嚴(yán)重的磨損損傷;而火焰噴涂涂層由于其可控的孔洞組織具有良好的潤(rùn)滑和減摩性能,可以減小對(duì)對(duì)磨部件的損傷,進(jìn)而起到相應(yīng)防護(hù)作用[6-8],且火焰噴涂具有成本低、效率高,操作更為簡(jiǎn)便[9]的優(yōu)勢(shì)。

    氧乙炔火焰噴涂能量可調(diào)范圍大,既可以較好地熔融噴涂材料中的金屬粘結(jié)相,也可以較大程度避免噴涂材料中非金屬相的燒損,更適合大厚度(>1 mm)、硬度和結(jié)合強(qiáng)度匹配性高的可磨耗封嚴(yán)涂層制備[10-11]。而目前國(guó)內(nèi)外對(duì)NiCrFeAl/hBN這種新型涂層的制備工藝及性能研究較少,并且氧燃比、槍速及間距等噴涂工藝參數(shù)對(duì)涂層的性能如硬度、結(jié)合強(qiáng)度以及噴涂的沉積效率等都有重要影響[12],而涂層良好的硬度和結(jié)合強(qiáng)度是保證涂層具有良好服役性能的重要前提。選擇最佳噴涂工藝參數(shù)可大幅度提高涂層服役性能和涂層制備的穩(wěn)定性[13],現(xiàn)階段對(duì)噴涂工藝參數(shù)優(yōu)化的主要方法有正交試驗(yàn)法[14]和遺傳神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法[15],其中正交試驗(yàn)法應(yīng)用居多,因此很有必要研究氧乙炔噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層相關(guān)基本性能的影響,可為其盡早應(yīng)用于我國(guó)先進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵部件防護(hù)提供技術(shù)支撐。

    1 試驗(yàn)材料與方法

    1.1 試驗(yàn)材料

    試驗(yàn)基體選用綜合性能良好的Ti-Al-Mo-Zr-Si系α-β型熱強(qiáng)鈦合金(TC11),其尺寸為30 mm×20 mm×10 mm。噴涂材料NiCrFeAl/hBN粉末,其粒度為(-125±45)μm,化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)為:15~18Cr、8~10Fe、2.8~3Al、4~6BN,余量Ni。

    1.2 試驗(yàn)方法

    采用美科6P型氧乙炔火焰噴涂設(shè)備進(jìn)行噴涂試驗(yàn),噴涂前基體試樣經(jīng)打磨、除油、噴砂等預(yù)處理。參考可磨耗封嚴(yán)涂層常用的噴涂參數(shù)[16],選擇氧燃比、槍速及噴涂間距為主要參數(shù)設(shè)計(jì)了3水平工藝試驗(yàn),如表1所示。參考4因素3水平的L9(34)配置因素與水平數(shù)方案表設(shè)計(jì)3因素3水平正交試驗(yàn)表,并對(duì)其進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)。通過(guò)極差R判斷不同試驗(yàn)因素的作用大小,R越大表明該因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響越大,為主要因素;R越小表明該因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響越小,為次要因素[17]。具體分組如表2所示。其余工藝參數(shù):Ar2載氣流量4.0~4.5 L/min,噴涂距離150 mm,冷卻時(shí)間3 s,涂層厚度控制為1.0 mm。

    表1 試驗(yàn)涂層影響因素與水平數(shù)Table 1 Influencing factors and levels of the tested coating

    表2 正交試驗(yàn)分組情況Table 2 Groupings of orthogonal experiments

    1.3 分析及測(cè)試方法

    采用X Pert Pro MPD型X射線衍射儀(XRD)對(duì)涂層進(jìn)行物相分析,掃描參數(shù):測(cè)量方式為步進(jìn)、步進(jìn)角度0.02°/s、采樣時(shí)間0.2 s、管電壓為40 kV、管電流為30 mA、溫度設(shè)置25℃。

    采用QUANTA200型掃描電鏡(SEM)觀察涂層試樣的組織形貌,主要參數(shù):加速電壓為20 kV,掃描電流為30 mA。由于涂層中含有非導(dǎo)體(hBN),在用掃描電鏡觀察之前需對(duì)觀察面做噴金處理。

    涂層的表面洛氏硬度測(cè)試參照HB 5147—1996《金屬表面洛氏硬度試驗(yàn)方法》,采用TH310表面洛氏硬度計(jì)測(cè)量涂層表面洛氏硬度,施加載荷和保持時(shí)間分別為30 N和3 s,在涂層表面隨機(jī)選取10個(gè)點(diǎn)測(cè)其硬度值并取平均值。

    涂層的結(jié)合強(qiáng)度測(cè)試參考GB/T 8642—2002《熱噴涂抗拉結(jié)合強(qiáng)度的測(cè)定》,采用WE-100型液壓式萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)量其結(jié)合強(qiáng)度值。使用強(qiáng)力膠(抗拉強(qiáng)度超過(guò)70 MPa)將涂層試樣兩端固定于兩對(duì)偶件中,隨后將對(duì)偶件試樣至于萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上以不超過(guò)10 kN/min的速度連續(xù)緩慢加載,直至對(duì)偶件被拉開(kāi),最后記錄分離時(shí)的涂層試樣表面積和載荷,經(jīng)換算得出結(jié)合強(qiáng)度值,測(cè)5個(gè)試樣取其平均值作為該涂層的結(jié)合強(qiáng)度數(shù)值。

    2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

    2.1 涂層X(jué)RD物相

    圖1為正交試驗(yàn)制備的9組涂層的XRD圖譜,可以看出不同噴涂工藝參數(shù)下涂層的物相保持一致,均為具有最強(qiáng)峰的NiCrFeAl合金相以及弱峰的hBN非金屬相,這說(shuō)明在噴涂過(guò)程中沒(méi)有出現(xiàn)明顯的氧化或者分解,且這9組噴涂工藝參數(shù)下涂層成分都保持一致,在整體試驗(yàn)過(guò)程中僅存在工藝參數(shù)這唯一變量,可排除9組涂層因成分不一致而造成的影響。

    圖1 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCrFeAl/hBN涂層X(jué)RD圖譜Fig.1 XRD patterns of the NiCrFeAl/hBN coatings prepared by using different thermal spraying parameters

    2.2 工藝參數(shù)對(duì)涂層硬度的影響

    表3為涂層表面洛氏硬度的正交試驗(yàn)與極差分析結(jié)果,對(duì)氧燃比(O2/C2H2)、槍速及間距進(jìn)行極差分析,其極差大小依次為0.6、4.2和6.8,因此對(duì)于涂層硬度的影響因素,主次順序依次為間距>槍速>氧燃比。而對(duì)于最優(yōu)參數(shù)方案的選擇,主要依據(jù)參數(shù)不同水平數(shù)下的平均值大小,取其最大值,因此氧燃比的最優(yōu)水平數(shù)為2,槍速對(duì)應(yīng)最優(yōu)水平數(shù)為1,間距的最優(yōu)水平數(shù)為2,對(duì)應(yīng)表1得出,最優(yōu)工藝參數(shù)O2/C2H2為35/29,槍速400 mm/s,間距8 mm。

    表3 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCr FeAl/hBN涂層的表面洛氏硬度及極差分析Table 3 Surface Rockwell hardness and range analysis of the NiCr FeAl/hBN coating prepared by using different thermal spraying parameters

    圖2為表面洛氏硬度指標(biāo)的3因素效應(yīng)關(guān)系圖,從圖2可以看出噴涂間距對(duì)涂層硬度影響最大,當(dāng)間距從6 mm增加到8 mm時(shí),涂層硬度從53.72 HR15Y顯著增加到60.49 HR15Y,而當(dāng)間距增加到12 mm時(shí),硬度又顯著下降到54.94 HR15Y。這主要是因?yàn)閯傞_(kāi)始噴涂間距較短時(shí),噴涂粉末在未能得到充分的熔融之前就到達(dá)了基體表面,粒子濕潤(rùn)性不好,且粒子速度不能得到充分加速,到達(dá)基體表面時(shí),粒子的動(dòng)能較小,對(duì)基體的撞擊效果不好,粒子間的堆疊不夠緊密,氣孔數(shù)量較多因此硬度不高[13]。但當(dāng)間距超過(guò)8 mm時(shí),此時(shí)粒子的加速過(guò)程已經(jīng)完成,間距增大反而會(huì)降低粒子速度,進(jìn)而造成涂層的硬度減少[13]。噴涂的氧燃比(O2/C2H2)對(duì)涂層硬度影響結(jié)果較小,幾乎可以忽略。600 mm/s的槍速是涂層硬度的一個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn),槍速400~600 mm/s區(qū)間涂層硬度從58.11 HR15Y降低到53.94 HR15Y,600~800 mm/s區(qū)間涂層硬度從53.94 HR15Y增加到57.09 HR15Y。

    圖2 熱噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度的影響Fig.2 Effect of thermal spraying parameters on surface Rockwell hardness of the NiCrFeAl/hBN coating

    2.3 工藝參數(shù)對(duì)涂層結(jié)合強(qiáng)度的影響

    表4為涂層結(jié)合強(qiáng)度的正交試驗(yàn)與極差分析結(jié)果,氧燃比(O2/C2H2)、槍速及間距的極差大小依次為0.6、0.3和2.3,因此對(duì)于涂層結(jié)合強(qiáng)度影響因素,主次依次為間距>氧燃比>槍速。根據(jù)不同水平數(shù)下的結(jié)合強(qiáng)度平均值大小,選擇最優(yōu)的工藝參數(shù)O2/C2H2為26/20,槍速600 mm/s,間距12 mm。

    表4 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCr FeAl/hBN涂層的結(jié)合強(qiáng)度及極差分析Table 4 Bonding strength and range analysis of the NiCr FeAl/hBN coating prepared by using different thermal spraying parameters

    圖3為結(jié)合強(qiáng)度指標(biāo)的3因素效應(yīng)關(guān)系圖,從圖3可以看出,噴涂間距對(duì)涂層結(jié)合強(qiáng)度影響最大,當(dāng)噴涂間距從6 mm增加到8 mm時(shí),涂層的結(jié)合強(qiáng)度從6.2 MPa增加至8.4 MPa,而當(dāng)間距增加到12 mm時(shí),結(jié)合強(qiáng)度提高至8.5 MPa。主要原因跟涂層硬度變化原因相似,剛開(kāi)始噴涂間距僅為6 mm時(shí),噴涂粉末未得到足夠的加熱時(shí)間進(jìn)行充分的熔融,且粒子到達(dá)基體表面時(shí)動(dòng)能較小,不能對(duì)基體形成有效的沖擊,涂層結(jié)合較弱;此外由于間距較短,噴槍焰流容易使基體表面形成過(guò)熱氧化,從而進(jìn)一步影響涂層與基體的結(jié)合,在一定范圍內(nèi)隨著間距的增加,涂層的結(jié)合強(qiáng)度進(jìn)一步增大[13,18]。噴涂的槍速對(duì)涂層結(jié)合強(qiáng)度的影響結(jié)果較小,隨著槍速的變化,涂層的結(jié)合強(qiáng)度值變化很小。當(dāng)氧燃比(O2/C2H2)從30/27(1.1)增加至26/20(1.3)時(shí),涂層的結(jié)合強(qiáng)度從7.5 MPa增加至8.1 MPa,當(dāng)氧燃比較低(30/27)時(shí),焰流溫度較低,粒子融化不夠充分,噴涂的粒子為未熔或半熔融狀態(tài),造成涂層間結(jié)合不夠緊密;此外氧燃比低,在噴涂過(guò)程中噴涂速率較低,粒子飛行到達(dá)基體時(shí)沖擊能量較低,造成涂層與基體的結(jié)合較弱,所以結(jié)合強(qiáng)度較低[19-20]。當(dāng)氧燃比提高后,焰流溫度高,充分熔融的粒子以更高的速度沖擊到基體表面,最終形成致密度高的層狀扁平涂層結(jié)構(gòu),涂層的結(jié)合強(qiáng)度也進(jìn)一步提高。

    圖3 熱噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層結(jié)合強(qiáng)度的影響Fig.3 Effect of thermal spraying parameters on bonding strength of the NiCrFeAl/hBN coating

    2.4 最優(yōu)工藝參數(shù)的綜合判定

    為了綜合考慮結(jié)合強(qiáng)度和洛氏硬度兩個(gè)評(píng)定指標(biāo)對(duì)涂層質(zhì)量的綜合影響,按照指標(biāo)的重要程度進(jìn)行加權(quán),綜合加權(quán)評(píng)分值Yi的計(jì)算公式為:

    式中:aij為系數(shù);yij為評(píng)定指標(biāo)[21]。

    根據(jù)評(píng)定指標(biāo)的趨勢(shì)是否一致來(lái)確定系數(shù)aij的符號(hào),如果趨勢(shì)一致則取相同符號(hào),反之則取相反符號(hào)[21]。本試驗(yàn)中涂層結(jié)合強(qiáng)度值越大越好,所以取“+”;而防護(hù)涂層的硬度要求不能太高,所以應(yīng)偏小適中為好,應(yīng)取“-”。綜合評(píng)分滿分為100分,依據(jù)涂層需要,將結(jié)合強(qiáng)度滿分定為50分,洛氏硬度滿分定為50分。

    將各性能指標(biāo)的變化范圍定義為K,即K=最大值-最小值,所以結(jié)合強(qiáng)度K1=9.4-5.7=3.7,洛氏硬度K2=64.73-50.64=14.09。系數(shù)aij=分值/K,代入相關(guān)數(shù)值計(jì)算得:ai1=50/3.7=13.5,ai2=50/14.09=3.5。

    依據(jù)上述評(píng)分標(biāo)準(zhǔn)得出涂層性能綜合評(píng)分表,如表5所示,圖4為綜合得分指標(biāo)下涂層因素效應(yīng)關(guān)系圖。綜合表5和圖4中相關(guān)數(shù)值變化規(guī)律得出,噴涂間距對(duì)涂層綜合性能的影響最大,其次依次為槍速和氧燃比。通過(guò)平均綜合得分可以得出綜合最優(yōu)工藝參數(shù)為:氧燃比26/20、槍速600 mm/s、間距12 mm,此參數(shù)與結(jié)合強(qiáng)度指標(biāo)確定的最優(yōu)參數(shù)一致,故最終確定采用此最優(yōu)工藝參數(shù)方案。

    表5 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCr FeAl/hBN涂層性能綜合評(píng)分表Table 5 Comprehensive performance evaluation of the NiCr FeAl/hBN coating prepared by using different thermal spraying parameters

    圖4 熱噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層性能綜合評(píng)分的影響Fig.4 Effect of thermal spraying parameters on comprehensive performance evaluation score of the NiCrFeAl/hBN coating

    3 優(yōu)化參數(shù)的驗(yàn)證及分析討論

    圖5為最優(yōu)工藝參數(shù)和非最優(yōu)工藝參數(shù)下制備涂層的截面組織形貌圖,分別選取優(yōu)化前表面洛氏硬度及結(jié)合強(qiáng)度最低的1號(hào)涂層和最高的6號(hào)涂層與優(yōu)化工藝制備涂層進(jìn)行對(duì)比分析。如圖5(a)所示,優(yōu)化前1號(hào)涂層充分熔融區(qū)域較少,含有較多未充分熔融的顆粒區(qū)域,此外涂層中存在較大的孔洞,這樣就造成涂層顆粒之間結(jié)合不夠緊密,涂層致密度下降,因此涂層結(jié)合強(qiáng)度及表面洛氏硬度值較低;圖5(b)中優(yōu)化前6號(hào)涂層粒子充分熔融狀態(tài)相對(duì)于1號(hào)涂層得到提高,孔洞區(qū)域減少,涂層性能相對(duì)于1號(hào)得到一定提高。如圖5(c)所示,優(yōu)化工藝制備涂層截面中完全熔融的扁平區(qū)域明顯占比增多,涂層中僅存在極小部分未充分熔融的粒子及細(xì)微裂紋孔洞,涂層熔融狀態(tài)好。

    圖5 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層的截面形貌Fig.5 Section morphologies of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

    圖6為最優(yōu)工藝參數(shù)和非最優(yōu)工藝參數(shù)下制備涂層的表面組織形貌圖。從圖6(a)可以看出,優(yōu)化前1號(hào)涂層表面的粒子熔融狀態(tài)較差,存在許多未充分熔融的顆粒鑲嵌在涂層之中,且粒子之間還存在較大的孔洞;圖6(b)中6號(hào)涂層粒子熔融狀態(tài)得到一定改善,孔洞面積減少。而從圖6(c)中可以看出,優(yōu)化后最優(yōu)參數(shù)制備涂層其表面較為平整,顆粒熔融狀態(tài)好,表面呈堆疊效果好的扁平化狀態(tài)。

    圖6 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層的表面形貌Fig.6 Surface morphologies of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

    最優(yōu)參數(shù)制備涂層表現(xiàn)出更好的熔融狀態(tài)主要是因?yàn)閮?yōu)化工藝參數(shù)后,噴涂的氧燃比、間距及噴涂速度都處于最佳配合狀態(tài)。最優(yōu)參數(shù)下,涂層粒子得以充分熔融,其流動(dòng)性更好,噴涂時(shí),粒子能夠以更高的沖擊速度和能量抵達(dá)基體表面,對(duì)基體以及先沖擊的涂層形成很好的撞擊效果,產(chǎn)生一定的壓應(yīng)力,涂層結(jié)合的更為緊密,涂層整體的結(jié)合強(qiáng)度更好,涂層的疏松孔洞結(jié)構(gòu)得到一定的改善,使其硬度適中[19,22]。

    圖7為優(yōu)化前后涂層表面洛氏硬度對(duì)比圖,從圖7中可以看出,優(yōu)化前1號(hào)涂層的平均表面洛氏硬度為53.4 HR15Y,優(yōu)化工藝制備涂層的平均表面洛氏硬度為54.9 HR15Y,相比之下,優(yōu)化后涂層的表面洛氏硬度值小于表3中6號(hào)涂層的表面洛氏硬度值(64.73 HR15Y),大于最低表面洛氏硬度值,大小適中。最優(yōu)參數(shù)制備涂層由于其孔洞數(shù)量得到一定程度的改善,所以表面洛氏硬度值正好符合其防護(hù)涂層對(duì)硬度的要求,即涂層硬度適中。硬度太低,不具備一定的耐磨性;硬度太高,在實(shí)際服役過(guò)程中防護(hù)涂層會(huì)損傷相關(guān)轉(zhuǎn)子及葉片,起不到防護(hù)作用。

    圖7 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度對(duì)比Fig.7 Surface Rockwell hardness comparison of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

    采用最優(yōu)工藝參數(shù)(氧燃比26/20、槍速600 mm/s、間距12 mm)制備了5組防護(hù)涂層試樣,并對(duì)其進(jìn)行結(jié)合強(qiáng)度測(cè)試。圖8為優(yōu)化前后涂層的結(jié)合強(qiáng)度對(duì)比圖,優(yōu)化后最佳工藝參數(shù)制備涂層的平均結(jié)合強(qiáng)度為10.3 MPa,相對(duì)于表4中優(yōu)化前1號(hào)涂層最低結(jié)合強(qiáng)度值(5.7 MPa)提高了近2倍,相對(duì)于表4中優(yōu)化前6號(hào)涂層最高結(jié)合強(qiáng)度值(9.4 MPa)提高了近1 MPa,優(yōu)化后涂層的結(jié)合強(qiáng)度均大于優(yōu)化前表4中數(shù)值。綜合圖5及圖6涂層的組織形貌分析可知,優(yōu)化后最優(yōu)工藝參數(shù)下涂層粒子熔融狀態(tài)得到良好的改善,涂層致密度提高,因此最優(yōu)工藝參數(shù)下制備的涂層其結(jié)合強(qiáng)度得到了有效的提升。

    圖8 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層結(jié)合強(qiáng)度對(duì)比Fig.8 Bonding strength comparison of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

    綜合比較3組優(yōu)化前后涂層的組織形貌及性能可知,6號(hào)涂層和最優(yōu)涂層的粒子熔融狀態(tài)、硬度及結(jié)合強(qiáng)度等相關(guān)性能都要優(yōu)于1號(hào)涂層。對(duì)比3種涂層的工藝參數(shù)可得出相關(guān)規(guī)律:6號(hào)涂層和最優(yōu)涂層的氧然比(1.3)要高于1號(hào)涂層氧燃比(1.1),而乙炔在不同氧含量環(huán)境下會(huì)發(fā)生不同的化學(xué)反應(yīng),釋放的能量也存在差異。當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)過(guò)量,乙炔完全燃燒可用化學(xué)方程式(2)表示,反應(yīng)所產(chǎn)生的熱量隨著乙炔體積分?jǐn)?shù)的增加而逐漸增加;當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)不足,乙炔過(guò)量不能充分燃燒主要發(fā)生化學(xué)反應(yīng)(3),反應(yīng)(3)所產(chǎn)生的熱量明顯小于反應(yīng)(2)[23]。

    當(dāng)氧燃比O2/C2H2為30/27(1.1)時(shí),乙炔不能充分燃燒,燃燒所產(chǎn)生的能量較低,粒子飛行速度以及粒子與基材碰撞時(shí)的動(dòng)能都比較低,最終形成的涂層結(jié)合不夠緊密,結(jié)合強(qiáng)度及硬度較低[24-25];當(dāng)氧燃比O2/C2H2提高到26/20(1.3)時(shí),此時(shí)氧氣過(guò)量,乙炔能充分燃燒釋放更高的能量,粉末粒子所獲得的動(dòng)能足夠高,足以使它們變形,進(jìn)而以更好的熔融狀態(tài)及更高的速度抵達(dá)基體表面,形成的涂層更加致密,涂層與基體結(jié)合得到改善,其結(jié)合強(qiáng)度和硬度更高[25-26]。

    4 結(jié)論

    1)NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度的正交試驗(yàn)極差分析結(jié)果表明,工藝參數(shù)影響的主次順序?yàn)殚g距、槍速、氧燃比;較優(yōu)工藝參數(shù)氧燃比(O2/C2H2)為35/29,槍速400 mm/s,間距8 mm。

    2)NiCrFeAl/hBN涂層結(jié)合強(qiáng)度的正交試驗(yàn)極差分析結(jié)果表明,工藝參數(shù)影響的主次順序?yàn)殚g距、氧燃比、槍速;較優(yōu)工藝參數(shù)氧燃比(O2/C2H2)為26/20,槍速600 mm/s,間距12 mm。

    3)NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度和結(jié)合強(qiáng)度為綜合指標(biāo)進(jìn)行加權(quán)綜合分析,結(jié)果表明工藝參數(shù)影響的主次順序?yàn)殚g距、氧燃比、槍速;最終確定最優(yōu)工藝參數(shù)氧燃比(O2/C2H2)為26/20,槍速600 mm/s,間距12mm。

    4)最優(yōu)工藝制備N(xiāo)iCrFeAl/hBN涂層熔滴粒子扁平效應(yīng)和組織結(jié)合狀態(tài)較好,平均結(jié)合強(qiáng)度高達(dá)10.3 MPa,平均表面洛氏硬度為54.9 HR15Y。

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