陳 健,吉 祥,肖 躍

(1.江蘇科技大學(xué) 先進(jìn)焊接技術(shù)省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 鎮(zhèn)江 212003)(2.江蘇省泰州技師學(xué)院,江蘇 泰州 225300)

超聲沖擊對(duì)Q235鋼表面等離子噴涂涂層組織及抗熱震性能的影響

陳 健1,吉 祥1,肖 躍2

(1.江蘇科技大學(xué) 先進(jìn)焊接技術(shù)省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 鎮(zhèn)江 212003)(2.江蘇省泰州技師學(xué)院,江蘇 泰州 225300)

利用等離子噴涂技術(shù)在Q235鋼表面噴涂Mo涂層及Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層,對(duì)所制備的涂層進(jìn)行超聲沖擊處理.利用SEM等分析測(cè)試手段,研究了超聲沖擊前后涂層表面的宏觀及微觀組織形貌;通過熱震試驗(yàn),研究了超聲沖擊對(duì)涂層熱震性能的影響.結(jié)果表明：超聲沖擊處理對(duì)復(fù)合涂層的抗熱震性能影響不大,且均優(yōu)于 Mo涂層.但超聲沖擊處理對(duì)Mo涂層的抗熱震性能影響較大,熱震失效次數(shù)由超聲沖擊處理前的87次提高至超聲沖擊處理后的96次.Mo涂層的失效形式則主要表現(xiàn)為小塊剝落直至最終剝落面積超過總面積的1/3而失效,復(fù)合涂層的失效形式主要表現(xiàn)為整體剝落.

等離子噴涂; Mo涂層; Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層; 超聲沖擊; 抗熱震性能

熱鍍鋅是一種有效的金屬防腐表面處理工藝[1],被用于各個(gè)行業(yè)的金屬結(jié)構(gòu)設(shè)施上.但在460～600℃的鍍鋅過程中,幾乎所有的黑色金屬都會(huì)與液鋅發(fā)生反應(yīng)，造成生產(chǎn)線上熱鍍鋅鍋壁、沉沒輥、軸承等在生產(chǎn)過程中的大量損耗[2].所以對(duì)鍍鋅設(shè)備表面進(jìn)行改性處理,提高其耐熔融鋅液的腐蝕性能就顯得尤為重要.目前常用的方法主要有滲硼及熱噴涂工藝.文獻(xiàn)[3]的實(shí)驗(yàn)證明,通過滲硼在材料表面形成的Fe2B+FeB化合物層與鋅液不浸潤(rùn)，也不發(fā)生反應(yīng),具有很好的耐鋅液腐蝕能力.采用熱噴涂工藝在鍍鋅設(shè)備表面制備耐鋅液腐蝕的涂層也是有效方法之一，主要有Mo、Mo-W金屬和FeAl金屬化合物涂層及A12O3，ZrO2，B2O3，SiO2，MgO，MoCoB，WC-Co等陶瓷或金屬陶瓷涂層[4-10].為進(jìn)一步提高涂層性能,往往還需對(duì)噴涂后的涂層進(jìn)行后處理,主要有激光重熔、激光釘軋及真空擴(kuò)散熱處理等方法.

超聲沖擊處理方法是近年來國(guó)內(nèi)外研究比較多的一種改善焊接接頭應(yīng)力分布,并能提高接頭疲勞壽命的方法.通過超聲沖擊處理能夠有效地消除焊接結(jié)構(gòu)中的殘余拉應(yīng)力,形成有利的壓應(yīng)力,并能細(xì)化表層晶粒,提高焊接接頭的疲勞強(qiáng)度[11].但這種方法在涂層后處理方面的應(yīng)用目前還鮮有報(bào)導(dǎo).

文中采用等離子噴涂工藝在Q235鋼表面制備耐鋅液腐蝕的Mo涂層及Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層(打底層為Mo，工作層為A12O3-TiO2).對(duì)涂層進(jìn)行超聲沖擊處理,并主要研究超聲沖擊處理對(duì)涂層組織結(jié)構(gòu)及抗熱震性能的影響.

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料及設(shè)備

基體材料為Q235鋼,尺寸為40mm×40mm×6mm,噴涂前先用酒精或丙酮清洗試樣表面,然后用30目的白剛玉進(jìn)行噴砂粗化處理.噴涂粉末分別為北京礦冶總公司生產(chǎn)的Al2O3+13%TiO2粉末(粒度:-50～+200目)(以下稱AT粉末)和湖南華邦粉末有限公司生產(chǎn)的純Mo粉(粒度:-150～+325目).

等離子噴涂設(shè)備為美國(guó)Praxair公司生產(chǎn)的3710型等離子噴涂系統(tǒng),主氣和送粉氣選用Ar,輔氣選用N2.

超聲沖擊設(shè)備由江蘇科技大學(xué)自主研制,主要由3部分組成:超聲發(fā)生器、振動(dòng)系統(tǒng)和手持式操作機(jī)構(gòu).

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

利用等離子噴涂技術(shù)在Q235鋼表面噴涂Mo涂層及Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層,主要工藝參數(shù)見表1,其他工藝參數(shù)為:載氣流量為10L/min，噴槍移動(dòng)速度為200mm/s，步距為3mm.送粉方式為外送粉,基體預(yù)熱溫度100℃,涂層厚度控制在0.3mm左右.

表1等離子噴涂工藝參數(shù)

Table1Optimizationparametersofplasmaspraying

涂層噴涂距離/mm主氣流量/(L·min-1)送粉速率/(L·min-1)功率/kWMo100602025Mo/A12O3-TiO2100603025

對(duì)Mo涂層以及Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層進(jìn)行超聲沖擊試驗(yàn),觀察沖擊前后涂層的組織形貌,然后參照中華人民共和國(guó)航空標(biāo)準(zhǔn)[12]HB7269-96,對(duì)試樣進(jìn)行熱震實(shí)驗(yàn)，方法為在普通箱式爐中于460℃下保溫15min,取出后迅速淬入室溫的水中,如此重復(fù)上述操作不斷對(duì)涂層進(jìn)行冷熱循環(huán),將試樣邊角處第一次出現(xiàn)宏觀裂紋的循環(huán)次數(shù)定為熱震宏觀起裂次數(shù);將涂層剝落1/3面積時(shí)的循環(huán)次數(shù)定為熱震失效次數(shù).

2 結(jié)果與分析

2.1 涂層表面的宏觀形貌

如圖1,無論是Mo涂層還是Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層,沖擊后原本灰暗粗糙的表面均變得相對(duì)光滑并帶有一定的金屬光澤.這是由于超聲沖擊使涂層表面的氧化膜破損并產(chǎn)生了少量塑性變形的緣故.

a) Mo沖擊前

b) Mo沖擊后

c)Mo/Al2O3-TiO2沖擊前

d) Mo/Al2O3-TiO2沖擊后

2.2 涂層表面的微觀形貌

圖2為超聲沖擊前后涂層表面微觀形貌的電鏡照片.比較圖2a),b)可知:沖擊前Mo涂層表面非常粗糙,存在大量孔隙,涂層致密性差;而沖擊之后的涂層,表面則變得非常平整,凸起部分幾乎全部消失,僅剩下一部分凹陷,表面的孔隙、疏松被壓實(shí),這對(duì)涂層的性能是有益的.沖擊前后涂層表面形貌的變化明顯是由于Mo涂層在超聲沖擊作用下發(fā)生了塑性變形的緣故.比較圖2a),c)可以發(fā)現(xiàn):沖擊前復(fù)合涂層中的工作層即A12O3-TiO2陶瓷涂層表面較為平整致密,這可能與AT粉末較細(xì)，噴涂時(shí)粉末熔融較充分有關(guān).比較圖2c),d)還可發(fā)現(xiàn):陶瓷涂層經(jīng)超聲沖擊后其表面形貌也有所變化,但沒有Mo涂層那么明顯,這是因?yàn)樘沾赏繉铀苄圆?、不易變形的緣?

a) Mo沖擊前

b) Mo沖擊后

c) Mo/A12O3-TiO2沖擊前

d) Mo/A12O3-TiO2沖擊后

2.3 超聲沖擊對(duì)涂層抗熱震性能的影響

表2,3為超聲沖擊處理前后涂層的熱震試驗(yàn)結(jié)果,熱震試驗(yàn)溫度為460℃.比較表2，3可發(fā)現(xiàn),經(jīng)超聲處理后,Mo涂層的宏觀啟裂次數(shù)由87次增加至96次,說明涂層的熱震壽命有了一定程度的提高,而Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層的宏觀起裂次數(shù)幾乎沒有發(fā)生變化.涂層在熱震條件下的失效,其實(shí)質(zhì)是在循環(huán)熱應(yīng)力作用下的疲勞失效.循環(huán)熱應(yīng)力主要是由于涂層材料與基體材料線膨脹系數(shù)不匹配以及急冷急熱形成的不均勻溫度場(chǎng)這兩方面原因引起的.此外,涂層的致密度亦會(huì)影響其熱震壽命,致密度越大,孔隙率越低,則涂層的結(jié)合強(qiáng)度與硬度越高,熱震疲勞壽命越大.對(duì)Mo而言,由于涂層經(jīng)超聲沖擊處理后產(chǎn)生了塑性變形,降低了涂層中的孔洞與裂紋,提高了涂層的致密度,因此可有效地防止基體被氧化[13].因此,超聲沖擊處理提高了涂層的熱疲勞壽命.對(duì)Mo/A12O3-TiO2涂層而言,由于工作層即A12O3-TiO2陶瓷涂層本身脆性大、硬度高,在超聲沖擊下,難以發(fā)生明顯的塑性變形,所以超聲沖擊對(duì)復(fù)合涂層熱震性能的影響不大.

表2 超聲沖擊前涂層抗熱震試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of coating thermal shock test beforerultrasonic impacting

表3 超聲沖擊后涂層抗熱震試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Results of coating thermal shock test afterultrasonic impacting

比較表2,3還可發(fā)現(xiàn),無論是否經(jīng)過超聲沖擊處理,Mo/A12O3-TiO2復(fù)合涂層的熱震性能均優(yōu)于單一Mo涂層.這是因?yàn)镸o涂層較為疏松,而復(fù)合涂層中Mo打底層較薄,后續(xù)噴涂工作層時(shí),較細(xì)的呈熔融狀態(tài)的AT粉末粒子能嵌入Mo打底層的疏松處,使較薄的Mo打底層變得致密,因而復(fù)合涂層的熱震性能較好.

圖3為超聲沖擊處理后兩種涂層經(jīng)熱震試驗(yàn)后失效的形貌.圖3a),b)中的Mo涂層中,熱震裂紋首先出現(xiàn)在試樣的邊緣處,然后不斷向涂層中心方向擴(kuò)展，同時(shí)沿涂層與基體的結(jié)合界面擴(kuò)展,造成小塊剝落直至最終剝落面積超過總面積的1/3而失效.圖3c),d)的復(fù)合涂層中,熱震裂紋首先主要出現(xiàn)在試樣的邊角處,使涂層在邊角處與基體分離,然后不斷沿涂層與基體的結(jié)合界面擴(kuò)展,其失效形式主要表現(xiàn)為整體剝落.

a) 沖擊熱震后Mo涂層角部開裂

b) 沖擊熱震后Mo涂層失效

c) 沖擊熱震后Mo/A12O3-TiO2涂層角部開裂

d) 沖擊熱震后Mo/A12O3-TiO2涂層失效

3 結(jié)論

1) 超聲沖擊處理后Mo涂層發(fā)生了較大的塑性變形,表面形貎變化明顯,提高了Mo涂層表面的致密度和平整度.

2) 超聲沖擊對(duì)復(fù)合涂層的表面形貌影響不明顯,這是由于工作層A12O3-TiO2涂層本身的脆性大和硬度高,不易發(fā)生塑性變形的緣故.

3) 超聲沖擊處理后,Mo涂層的抗熱震壽命有一定程度的提高,涂層的宏觀啟裂次數(shù)由沖擊前的87次提高至96次.而復(fù)合涂層的抗熱震性變化不大,涂層的宏觀啟裂次數(shù)由沖擊前的116次略降至113次.

4) Mo涂層的失效形式主要表現(xiàn)為小塊剝落直至最終剝落面積超過總面積的1/3而失效,而復(fù)合涂層的失效形式主要表現(xiàn)為整體剝落.

References)

[1] 張啟富, 劉邦津, 仲海峰. 熱鍍鋅技術(shù)的最新進(jìn)展[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào),2002，14(4):65-72. Zhang Qifu,Liu Bangjin,Zhong Haifeng.Development trend of hot-dip galvanizing technology[J].JournalofIronandSteelResearch,2002，14(4):65-72. (in Chinese)

[2] Marder A R. The metallurgy of zinc-coated steel[J].MaterialsScience,2000, 45(3):191-271.

[3] 曹曉明, 姜信昌, 溫鳴, 等. 耐液態(tài)鋅腐蝕材料的研究和應(yīng)用[J]. 金屬熱處理學(xué)報(bào), 1997，18(2):27-31. Cao Xiaoming,Jiang Xinchang, Wen Ming,et al.Study and applications of materials resistant to liquid zinc corrosion [J].TransactionsofMetalHeatTreatment,1997，18(2):27-31. (in Chinese)

[4] Shin Nippon Seitetsu K K. Member with high corrosion resistance immersed in hot galvanizing bath:60029457[P].1985.

[5] Saburo W,Akihiko S.Iron-based alloy having excellent molten zinc corrosion resistance:8002161[P].1980-10-16.

[6] 王文俊,林均品,王艷麗,等.316不銹鋼/WC-Co涂層在鋅液中的腐蝕[J]. 航空材料學(xué)報(bào),2006，26(4):56-60. Wang Wenjun,Lin Junpin,Wang Yanli,et al.Corrosion of 316stainless steel/WC-Co coating in liquid zinc [J].JournalofAeronauticalMaterials,2006，26(4):56-60. (in Chinese)

[7] 辛鋼,高陽(yáng),黑祖昆. 高速火焰噴涂層耐鋅腐蝕性能的比較[J]. 大連海事大學(xué)學(xué)報(bào),2002，28(1):103-107. Xin Gang, Gao Yang, Hei Zukun.Durability of the coatings sprayed by the high velocity oxygen fuel immerged in liquid zinc bath [J].JournalofDalianMaritimeUniversity,2002,28(1):103-107. (in Chinese)

[8] 孫宏飛,徐勇,于美杰,等.耐熔鋅腐蝕涂層在熱鍍鋅設(shè)備中的應(yīng)用[J]. 腐蝕科學(xué)與防護(hù)技術(shù),2004,16(6):378-380. Sun Hongfei, Xu Yong, Yu Meijie,et al.Applications of liquid zinc corrosion resistant coatings for hot zin-galvanizing equipment [J].CorrosionScienceandProtectionTechnology,2004,16(6):378-380. (in Chinese)

[9] Tani K, Tomita T, Kobayashietal Y. Durability of WC/Co sprayed coating in molten pure zinc[J].ISUInternational, 1993, 33(9):982-983.

[10] Seong B G,Hwang S Y,Kim M C.Observation on the WC/Co coating used in a zinc pot of a continuous galvani-zing line[C]∥ProceedingsoftheInternational,ThermalSprayConference,United States:ASN International,2000:1159-1167.

[11] 陳健,方鍇, 崔庭,等.超聲沖擊工藝對(duì)鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力的影響 [J].江蘇科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2012,26(5):444-447. Chen Jian,Fang Kai,Cui Ting,et al.Influence of ultrasonic impact treatment on residual stress of aluminum alloy joint [J].JournalofJiangsuUniversityofScienceandTechnology:NaturalScienceEdition,2012,26(5):444-447. (in Chinese)

[12] 中國(guó)航空工業(yè)公司.HB7269-96, 熱噴涂熱障涂層質(zhì)量檢驗(yàn)[S].北京，中國(guó)航空工業(yè)公司，1996.

[13] 陳健,呂林,崔庭,等. 超聲沖擊處理提高超音速等離子噴涂Cr3C2-NiCr涂層性能[J]. 焊接學(xué)報(bào),2014,35(2):95-98. Chen Jian, Lü Lin, Cui Ting,et al.Properties improvement of supersonic plasma spraying Cr3C2-NiCr coating by ultrasonic impact treatment [J].TransactionsoftheChinaWeldingInstitution,2014,35(2):95-98.(in Chinese)

(責(zé)任編輯：繆文樺)

StructureandheatshockresistanceofcoatingpreparedbyplasmasprayingontheQ235steelafterultrasonicimpacttreatment

Chen Jian1,Ji Xiang1,Xiao Yue2

(1.Provincial key Laboratory of Advanced Welding Techology, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang Jiangsu 212003,China)(2.Technican College of Taizhou in Jiangsu Province, Taizhou Jiangsu 225300,China)

The Mo coating and Mo/A12O3-TiO2composite coating were prepared by plasma spraying on the Q235steel; the ultrasonic impact treatment of the prepared coatings was

. Macro and micro structure of these coatings before and after the ultrasonic impact treatment were investigated by means of SEM and others. The thermal shock property of the coating by the ultrasonic impact treatment was studied. The results show that: ultrasonic impact treatment has little effect on the thermal shock resistance of the composite coating and is better than the Mo coating. But there is bigger impact on the thermal shock resistance of the Mo coating by the ultrasonic impact treatment. The number of times for thermal shock failure of Mo coating after the ultrasonic impact treatment increased to 96from 87before the Ultrasonic impact treatment. The main thermal shock failure performance of the Mo coating is that the coating surface was flaked by small pieces till 1/3proportion of the all coating flaked then the coating completely failed, and the main thermal shock failure performance of the composite coating is flaked by a whole piece.

plasma spraying; Mo coating; Mo/A12O3-TiO2composite coating; ultrasonic impact treatment; thermal shock property

10.3969/j.issn.1673-4807.2014.04.006

2014-04-02

陳 健(1963—)，男，高級(jí)工程師，研究方向?yàn)楦咝阅茔~合金的開發(fā)、焊接、等離子噴涂.E-mail:jsch168@geah.net.

U661.44;0327

A

1673-4807(2014)04-0332-05