陶瓷基熱噴涂涂層硬度和剛度的測試方法

王靈秀 項斌峰 張利俊 邱洪華 蔡素燕 張瑞

（中國建材檢驗認證集團北京天譽有限公司，北京 100113）

0 前言

不同于眾多涂層制備工藝，熱噴涂涂層通過高速噴槍將快速熔化的熔融金屬或陶瓷片直接堆積在基材表面，撞擊在基材表面的熔滴極速凝固并通過內聚力形成層狀微結構涂層，在這一過程中，原材料的物理特性、熔融顆粒分布、熱源的溫度以及顆粒的溫度與噴射速度均會對涂層的性能產生影響，可直接造成涂層內部產生孔隙和外部產生開裂[1]。

在熱噴涂涂層制備過程中，常使用燃燒熱源（火焰、高速氧氣噴霧（HVOF）等）、電能、超聲空氣震動等提供熱量以融化粉末原料，在實際使用過程中需控制粒徑的分布在20-60μm，從而減小孔隙的產生，若使用納米顆粒作為原料，需提前將初級納米尺寸的顆粒預團聚成微米級的原料，以提高涂層的完整性。從以上表述中可以發現，原料的尺寸和物理特性對涂層微觀結構的影響非常明顯，孔隙率的多少往往直接影響涂層的機械性能。因此，需要對涂層存在的某些通用機械性能進行評價，從而確定熱噴涂涂層各組件的結構完整性。本文對熱噴涂涂層硬度和剛度測量技術進行評價，以便更好地理解結構與性能之間的關系[2]。

1 熱噴涂涂層的硬度測試

熱噴涂涂層硬度測試中常使用壓痕測試來衡量其硬度大小，是在涂層表面施加一定負載來測量其抗形變的能力。在眾多測試方法中，常用努氏硬度或維氏硬度這兩種壓痕測試方法。在努氏硬度中，針對陶瓷材料的測試標準有ASTM C1326-08（美標）、CEN ENV 843-4（歐標）、JIS R1610（日標）和ISO 4516（國際標準）等，在維氏硬度中，常用的測試標準有ASTM C1327-08（美標）、CEN ENV 843-4（歐標）、JIS R1610（日標）以及ISO 4516（國際標準）等。從這些測試標準的內容可以發現，陶瓷基涂層的測試過程更易產生裂紋，因此在測試過程中需降低壓痕或微壓痕的測試負載（通常小于100gf/cm2），同時需在壓痕間保留足夠的間距來預防裂紋的產生。相關細節可在ASTM C1326 219和ASTM C1327 220測試標準中查看。

維氏硬度與努氏硬度兩種壓痕測試方法在表面不造成過多裂縫的條件下，測試載荷選擇應足夠大，以允許更好地觀察壓痕。維氏壓痕測試常使用正方形的金字塔形金剛石壓頭，維氏硬度HV的計算方法如式（1）所示：

式中，P是測試載荷（N），θ是壓頭向對面之間的夾角（136°），d是測得的壓痕的兩個對角線的平均長度（mm）。

維氏硬度使用拉伸強度或彈性模量的單位GPa來表示，表明硬度可能與材料的固有特性相關，因此硬度大小和彈性模量之間存在一定關系。然而，硬度涉及材料的塑性變形和脆性破壞，具有比彈性模量更復雜的參考因素，在不考慮微觀結構變化時，分析硬度大小可能產生一定的偏差。

與維氏硬度測試不同，努氏硬度測試的壓痕僅需測量所得壓痕的長對角線長度，同時努氏硬度的大小通過施加的測試負載與損傷表面上投影面積的比率進行計算，假設短對角線的彈性回復可忽略不計，努氏硬度HK的計算方法如式（2）所示：

式中，P是測試載荷（N），Ap是壓痕的投影面積（mm2），a是測得的壓痕的長對角線的長度（mm）。

對于相同的試樣，在相同測試載荷下，努氏壓痕的長對角線長度比維氏壓痕的對角線長度長2-8倍。維氏壓頭的壓痕深度比努氏壓頭的壓痕深度約深1-5倍，因此維氏壓痕更可能導致陶瓷涂層表面產生破裂。通常，由于凹痕尖端和邊緣處的變形，裂紋會影響對角線長度的測量，可能改變壓痕的變形過程，從而影響硬度的測試結果。由于熱噴涂涂層是一種層狀結構涂層，這使得涂層表面的硬度比截面部分約高1-5倍，此即熱噴涂涂層的各向異性，因此在使用努氏硬度測量時，應針對平行于噴射方向及垂直于噴射方向進行不同的壓痕測試[3]。ASTM標準針對維氏和努氏硬度測試要求進行十次壓痕測試來降低孔隙和裂紋網絡的隨機分布對硬度結果的影響，但是考慮到熱噴涂涂層各向異性的特性，為確保數據的可信度，不應只選擇涂層中的密實區域進行壓痕測試，這會使得測試結果偏高，而應在涂層表面的不同區域進行測試，得到多條壓痕數據，將測試的硬度平均數值與計算的硬度平均數值進行比較，才能得到更準確的數據[4]。

努氏硬度測試由于壓頭本身一端比較細長，所以其壓痕形狀中長對角線的末尾比較細長，使得長度測量難以精確辨別，這對于多階段熱噴涂層的影響更為明顯，有損測試精度。

從上述內容可以看出，維氏和努氏硬度測量結果具有不同的壓頭幾何形狀，在涂層表面的壓痕不同，即努氏硬度和維氏硬度標度之間沒有數值上的等效性，因此，討論熱噴涂涂層的硬度時不建議將二者聯系在一起討論。

2 熱噴涂涂層的剛度測試

材料的剛度大小往往通過彈性模量（Ec）進行衡量，而熱噴涂層的彈性模量通常與相應的塊狀材料有較大差值，尤其是對于陶瓷涂層。彈性模量常根據應力-應變曲線中初始線性部分的斜率進行評估，超出彈性極限時樣品會發生塑性變形，屈服并最終斷裂。對于塊狀陶瓷材料，相關的彈性極限、彈性模量和斷裂強度都可以計算。但是，對于陶瓷基熱噴涂涂層，其彈性模量受熔滴薄片間的內聚力、孔隙和裂紋網絡分布等因素影響。當涂層受到外部載荷影響時，涂層的不均勻片狀結構可能導致薄片相互滑動，從而使涂層具有一定的延展性，最終影響彈性模量的測試結果。同時，陶瓷基熱噴涂涂層平行于涂層表面的模量與垂直方向的彈性模量是不同的。因此，確定彈性模量的大小具有挑戰性。

熱噴涂涂層的彈性模量大小取決于涂層或多相涂層中不同相的濃度、形狀、連續性和空間分布。考慮到陶瓷基熱噴涂涂層常由兩個各向同性的相所組成，當涂層受到外部載荷時，載荷會在每個相中產生相等的應變，總復合應力的大小是每個獨立相所承受的應力之和。基于這一理論，目前測試熱噴涂涂層彈性模量的方法大致有微壓痕測試法、3點/4點彎曲測試法、壓縮實驗、拉伸實驗、懸臂梁測試法、激光超聲波法以及共振超聲光譜測試等。在眾多測試方法中，常用的是微壓痕測試法，但與其他方法相比，微壓痕測試的結果與測試人員的主觀性相關，當壓痕處于涂層密集區域時，得到的彈性模量數值常偏高，如果測試選取的區域不當，測試結果可能出現較大偏差[5]。因此，在實際應用中應在涂層表面的不同區域進行測試。

3 總結與展望

熱噴涂涂層是由層狀微結構構成的，該層狀結構由撞擊的熔滴的快速凝固和各熔滴間的內聚力形成。這種結構使熱噴涂涂層存在各向異性的機械性能，在對熱噴涂層進行機械性能表征時，必須注意此特征。在得到熱噴涂涂層的剛度或硬度數據時，應提前評估整個涂層系統的結構完整性。由于涂層的微觀結構不均勻以及孔隙和裂紋的影響，很難得到熱噴涂涂層的應力-應變關系。但是，可對涂層中各組成成分進行分析得到相應結果。

目前的研究仍缺乏評估熱噴涂涂層機械性能的整體框架，常常只關注特定涂層的工藝或性能而忽略了整個熱噴涂涂層之間的結構關系。盡管有大量文獻記錄了涂層材料或工藝的發展，但缺乏將材料結構、工藝和性能整合在一起的系統評估方法。因此，需要對熱噴涂涂層中可能出現的特性進行關聯整合，才能從完整的角度分析涂層的機械性能。