不同霧化氣體對1Cr18Ni9Ti熱噴涂層性能影響

馬安博，高翔

（1.西安航空職業技術學院，陜西西安 710089；2.中國空間技術研究院西安分院，陜西西安 710048）

不同霧化氣體對1Cr18Ni9Ti熱噴涂層性能影響

馬安博1，高翔2

（1.西安航空職業技術學院，陜西西安 710089；2.中國空間技術研究院西安分院，陜西西安 710048）

研究了氬氣、壓縮空氣及氧氣對1Cr18Ni9Ti熱噴涂層性能的影響規律，并進一步分析了噴涂粒子氧化機理。結果發現,氬氣作為霧化氣體，噴涂粒子的霧化效果最好，粒徑在20～40 μm之間；氧氣為霧化氣體時，粒子霧化效果最差；氬氣、壓縮空氣、氧氣為霧化氣體時，霧化粒子的含氧量分別為16.66%、25.34%、42.48%。粒子氧化主要發生在粒子的高溫飛行階段，氬氣為霧化氣體制備的涂層有Cr元素的擴散，結合面比較緊密，結合強度為12.5 MPa，而以壓縮空氣為霧化氣體制備的涂層不存在Cr元素的擴散，結合面有明顯的空隙，結合強度僅為5.8 MPa。

電弧噴涂；霧化氣體；氧化；結合強度

熱噴涂技術在表面強化，制備非晶材料、納米材料等方面已得到了廣泛地應用[1]，但是一個完整的熱噴涂過程，材料必須經過高溫熔化，霧化，飛行，冷卻幾個階段[2]，高溫霧化后的噴涂粒子在飛行的過程中與空氣相接觸，霧化的粒子粒徑小，比表面積大，這使得高溫氧化過程速率加快，導致制備的功能材料純度低，金屬熱噴涂層的雜質含量高，涂層的孔隙率大，結合強度差等[3,4,5]。

針對以上情況，本文選用壓縮空氣，氬氣以及氧氣為霧化氣體，研究熱噴涂過程的氧化機理以及霧化氣體對涂層性能的影響規律，為其在功能材料領域的應用提供理論依據與試驗支撐。

1 實驗方法

1.1 實驗材料

本實驗采用基體材料為20鋼；噴涂材料為1Cr18Ni9Ti絲材，直徑為2 mm。絲材以及基體材料的化學成份見表1。

1.2 試樣制備與檢測

霧化粒子收集是將噴涂粒子直接噴入水中，以噴槍距離水面為25 mm，分別以壓縮空氣、氬氣和氧氣作為霧化氣體進行噴涂，對收集的粉末過濾、干燥；熱噴涂層制備是先對基體進行50 μm的金剛砂噴丸處理[6]，然后將基體材料固定在試驗臺上，噴涂距離控制在25 mm進行噴涂，霧化氣體為壓縮空氣和氬氣。

表1 絲材及20鋼的化學成份表

利用JSM-6700F型掃描電子顯微鏡和能譜儀對顆粒的粒徑及表面氧化物含量進行分析；根據GB8642—88標準，將涂層與相同試樣表面用環氧樹脂粘結，固化48 h，然后再通過WE-100萬能材料拉伸試驗機測得涂層的結合強度[7]。

2 實驗結果

2.1 不同霧化氣體噴涂的顆粒形貌及成份檢測

不同霧化氣體噴涂后粒子的形貌見圖1，不同霧化氣體噴涂后粒子表面元素能譜圖見圖2，元素成份及含量如表2。

圖1 不同霧化氣體對噴涂粒子表面形貌的影響

圖2 不同霧化氣體對粒子表面能譜影響

表2 不同霧化氣體顆粒表面的元素分布與含量

由圖1、圖2及表2可見，電弧噴涂時，壓縮空氣為霧化氣體，顆粒的粒徑主要集中在40和80 μm左右，過小的粒子和過大的粒徑相對較少，顆粒的粒徑分布較均勻，顆粒表面氧元素含量為25.34%；氬氣為霧化氣體時，相同噴涂距離收集的顆粒的直徑明顯減小，顆粒的直徑主要集中在20和40 μm左右，與壓縮空氣相比，顆粒的直徑相對減小了一半，顆粒表面氧元素含量為16.66%；而氧氣霧化下，粒子的直徑主要集中在20和120 μm左右，粒徑范圍跨度大，顆粒表面氧元素的含量為42.48%。

2.2 不同霧化氣體涂層的結合強度

結合強度是噴涂層一個極其重要的性能，測得不同霧化氣體下涂層結合強度結果如表3。

表3 不同霧化氣體下涂層結合強度

由表3可見，以氬氣作為霧化氣體，涂層的結合強度為12.5 MPa，涂層均大部分脫落，而以壓縮空氣作為霧化氣體，制備的涂層結合強度僅為5.8 MPa，結合強度增大了1倍多，且是在粘結處斷裂，說明結合強度值要大于此值。

2.3 不同霧化氣體涂層與基體界面的掃描結果

為了進一步分析測試涂層與基體的結合情況，本試驗對噴涂距離250 ㎜，霧化氣體分別為壓縮空氣和氬氣的噴涂涂層試樣進行了截面線掃描與能譜分析，如圖3與圖4所示。

圖3 不同霧化氣下涂層與基體界面掃描形貌

圖4 不同霧化氣下涂層與基體界面能譜圖

圖中基體與涂層結合處已用黑線標示出，上方為涂層，下方為基體。由圖3可見，氬氣霧化下，涂層主要呈層狀分布，而壓縮空氣霧化下涂層產生了類似柱狀晶的結構。圖4.b中發現有Fe元素擴散現象。

3 結果分析

3.1 飛行粒子的氧化性分析

壓縮空氣霧化下，出現顆粒的粒徑在40和80 μm左右的原因是電弧的兩根絲走絲速度不同，一根稍慢，另一根稍微快引起。氬氣霧化下顆粒粒徑相對減小了一半，其原因是氬氣在電弧的作用下，極易產生等離子體，形成等離子氣氛，等離子氣的溫度高，因此同樣壓力流體流量、電弧電壓和電流下，氬氣作為霧化氣體的溫度較高。兩種霧化氣體下，對顆粒的含氧量進行分析發現，噴涂顆粒在氬氣作為霧化氣體時，氧含量明顯降低，降低約為1/3。根據熱噴涂原理可知，噴涂的不銹鋼材料首先在端點加熱至熔點，然后被高壓氣流吹成霧化的粒子，在氬氣作為霧化氣體時，不銹鋼材料加熱熔化的端點，氬氣的壓力較大，噴涂時采用的霧化氣壓力為0.7 MPa，因此不可能有空氣即氧氣的卷入，因此在噴槍的霧化端點，霧化氣的氧含量為零，由此可以推斷，粒子的氧化是在霧化粒子的飛行過程中氧化或收集之后氧化的，當粒子收集到檢測階段，由于粒子溫度較低，不銹鋼粒子的低溫氧化與飛行過程的高溫氧化相比較，高溫氧化較快，由此推斷熱噴涂霧化粒子的氧化主要是在粒子飛行階段。在粒子飛行階段，氬氣噴射入大氣中，霧化氣壓與大氣壓相同，快速飛行的高溫氣流就卷入周圍冷空氣，因此將氧氣帶入霧化氣流中，霧化氣流中的氧與高溫飛行的粒子發生高溫氧化，由于霧化氣流中，氧的含量較低，因此氬氣作為霧化氣體時，熱噴涂粒子的氧含量低于空氣作為霧化氣體時粒子的氧含量。為對比霧化氣中氧含量變化對霧化粒子含氧量的影響，專門以氧氣作為霧化氣體，試驗了在富氧的霧化氣流中，飛行粒子的含氧量變化。

純氧氣作為霧化氣流，對電弧噴涂的收集到的粒子進行能譜分析，其粒徑變化大的原因是由于氧氣作為霧化氣體，在金屬絲加熱熔化段就有氧氣的加入，高溫氧化和電弧的雙重作用，導致電弧的電流難以恒定，因此，熱噴涂時粒子的粒徑變化較大。由粒子的含氧量分析表2可見，收集粒子的含氧量為42.48﹪，大大的高于壓縮空氣作為霧化氣體的值，這主要是由于高溫條件下，金屬的氧化來源于氧的擴散機制，純氧氣作為霧化氣體，減薄了氧的擴散層[8,9]，另外，充足的氧氣，也加速了粒子氧化。

3.2 不同霧化氣體制備涂層結合強度的分析

氬氣作為霧化氣體，涂層強度高的主要原因是粒子的霧化性能好，粒子的半徑小，霧化粒子的含氧量低，表面的硬度低，粒子中心基本熔化，因此在碰撞基體表面時，粒子的變形大，噴涂粒子形成的涂層與基體鑲嵌咬合比較好。而以空氣作為霧化氣體時，粒子的直徑大，粒子的中心存在部分半熔化的硬芯，加之霧化粒子表面氧含量高，表面氧化后，表面硬度高于未氧化的粒子表面硬度，這些原因造成在飛行粒子撞擊基體表面時，粒子的變形差，噴涂層與基體的鑲嵌咬合性差，涂層的結合強度低。

圖3是涂層與基體界面的掃描照片，由圖可見，氬氣作為霧化氣體，涂層的結合面非常細小，涂層與基體的咬合相當緊密，而由壓縮空氣霧化制備的涂層結合層有較大的空隙，涂層與基體結合面咬合程度差。

由表3可見，氬氣作為霧化氣體制備的涂層硬度大于壓縮空氣為霧化氣體制備的涂層硬度，這是由于氬氣作為霧化氣體時，粒子的變形大，噴涂粒子形成的涂層比較密實，涂層的的孔隙率低，使得氬氣作為霧化氣體制備的涂層硬度高。

由圖4截面的能譜圖可見，在以壓縮空氣為霧化氣體制備的涂層，不銹鋼中Cr的元素有明顯的梯度變化，并且兩種霧化氣體制備的涂層截面上 Cr含量的變化差異較小；Fe元素的分布在壓縮空氣制備的涂層截面含量變化臺階明顯，而在以氬氣為霧化氣體制備的涂層界面Fe元素的分布為連續狀態，梯度較小，說明在氬氣為霧化氣體制備的涂層界面上，發生了Fe元素的相互擴散，這種元素的擴散，使基體與涂層之間出現冶金結合，從而導致了氬氣作為霧化氣體制備的涂層結合強度提高。

4 結論

（1）相同工藝參數噴涂1Cr18Ni9Ti材料，純氬氣、壓縮空氣、氧氣作為霧化氣體，得到的霧化粒子的氧含量分別為16.66﹪、25.14﹪、42.48﹪。

（2）氬氣作為霧化氣體，粒子在飛行階段，空氣中的氧會卷入氬氣氣流中，形成飛行粒子的氧化劑來源；在引弧區域產生Ar+等離子體，噴涂的溫度提高，粒子的霧化效果好，霧化粒子的直徑比壓縮空氣作為霧化氣體時減少了一半，在20～40 μm范圍內。

（3）氬氣作為霧化氣體制備的涂層結合面緊密，涂層與基體之間元素發生擴散，結合強度達12.5 MPa；壓縮空氣為霧化氣體，制備的涂層界面明顯，有明顯空隙，無元素擴散，結合強度僅為5.8 MPa。

[1] 杜小紅. 電弧噴涂技術在中國的發展和應用[J].表面技術，2000,29(5):21-23.

[2] 栗卓新,方建筠,等.國內外熱噴涂涂層形成機理的研究進展[J].中國機械工程，2006,17(11):1198-1202.

[3] 李鐵藩. 金屬高溫氧化和熱腐蝕[M].北京：化學工業出版社，2003:13-53.

[4] 陳永雄,梁秀兵,等.電弧噴涂快速成形技術研究現狀[J].材料工程，2010，(2):91-96.

[5] 劉美淋,孫宏飛,等.降低熱噴涂孔隙率的方法[J].腐蝕與防護，2007,28(4)：171-173.

[6] 李輝,栗卓新,等.熱噴涂中表面預處理的技術現狀與發展[J].熱噴涂技術，2009,1(2):15-18.

[7] 王軍，田春英,等. 涂層結合強度研究現狀與發展[J]. 焊接，2010,(11):19-23.

[8] Volenik K, Novak V, Dubsky J , e t al . Properties of alloy steel coatings oxidized during plasma spraying [J]. Materials Science and Engineering,1997,234: 493 -496.

[9] Chen H C, Duan Z , He berlein J , e t al . Inf luence of shroud gas flow and swirl magnitude on arc j et stability and coating quality in plasma spray . Proc 9th National Thermal Spray Conference [C]. Las Vegas: ASM international,1996,553- 559.

Effect of different atomizing gas on 1Cr18Ni9Ti thermal spraying layer performance

MA AnBo1, Gao Xiang2
（ 1.Xi′an Aeronautical Polytechnic Institute,Xi′an 710089, shaanxi,China; 2. Xi′an branch of China Academy of Space Technology, Xi′an 710048, shaanxi,China）

Effect of argon, compressed air and oxygen on 1Cr18Ni9Ti thermal spraying layer performance was studied. Furthermore, spray particle oxidation mechanism was analyzed. The results indicated that spray particle atomization is best when the atomization gas is argon,which particle size is between 20～40 μm. When the atomizing gas is oxygen , particle atomization is worst. The argon, compressed air, oxygen as the atomizing gas, the oxygen of atomized particles were 16.66%, 25.34%, 42.48%. Oxidation occurs mainly in the high-temperature phases of flight particles. The argon as the atomizing gas, the coating prepared is with diffusion of Cr, combined with the surface more closely, the bonding strength of 12.5 MPa. While the compressed air is the atomizing gas, and diffusion of Cr element does not exist. There are obvious gaps joint surface, combined strength of only 5.8 MPa.

arc spraying; atomizing gas; oxidation; bond strength

TG174.442；

A；

1006-9658（201 6）04-0049-04

10.3969/j.issn.1 006-9 658.2016.04.01 2

2016-01-28

稿件編號: 1601-1240

馬安博（1986—），男，講師，主要從事金屬材料表面處理方面研究.