耐磨涂层

2024-05-04

耐磨涂层（精选七篇）

耐磨涂层篇1

现代航空技术飞速发展, 新材料, 新技术层出不穷。耐磨涂层的出现更解决了复杂零件内腔装配面易磨损的难题。在众多耐磨涂层中, 航空机匣多采用碳化铬 (化学式:Cr3 C2) 涂层。本文重点研究的问题是这种超硬耐磨涂层的车加工。

1 超硬耐磨涂层的车加工技术

首先我们先来了解一下碳化铬涂层的属性。碳化铬常规状态是灰色粉末, 斜方晶系, 微维氏硬度 (负荷50g) 2 700kg/mm, 密度在室温下是6.68g/mL, 熔点1 890℃, 沸点3 800℃, 热膨胀系数10.3×10-6K (非常小, 在一般的工程计算中可以忽略不计) , 是非常优质的耐磨材料。一般采用等离子喷涂技术, 将碳化铬均匀附着在车加工的工艺槽内, 经加工后涂层厚度为0.1mm~0.2mm, 非常薄。这就导致这种涂层易碎, 不耐冲击, 加工个过程中极易断裂脱落, 因此大都采取磨加工。

但是在工厂财力紧张, 没有购买磨削设备, 或者零件批量小, 不值得为其购置专门的磨削设备时, 车削则是最好的选择。下面根据涂层性质我们选择刀具、切削参数、刀具路线。

1.1 刀具选择

首先我们根据加工经验选着刀具, 刀具商专家的推荐, 只有两种刀具可以选择, 一种是立方氮化硼车刀片, 另一种是金刚石刀片。经过试切削, 立方氮化硼刀片的消耗是金刚石刀片的1.5倍, 表面质量, 加工合格率也不如金刚石刀片, 唯一的优势是价格略低, 但是在实际生产中时间是最宝贵的, 零件的质量是最重要的, 所以我们选择价格略贵, 但加工效率, 性能稳定的金刚石刀片。材质确定了, 接下来是刀具的技术条件。考虑到金刚石刀具脆性大选用的是55°不带后角的R0.8车刀片。但是加工中, 珍重刀具切削力明显不够锋利, 加工中让刀较大, 最为严重的涂层在加工中时常脱落掉块。所以又试验有后角的刀片, 涂层脱落现象少了, 让刀依旧, 最后均衡表面粗糙度, 和加工合格率, 选择了55°待后角R0.4的金刚石车刀片。

2.2 加工参数

涂层脱落断裂除了喷涂的原因外, 就是切削力大导致的。刀具已经是最锋利的了。保证切削力小, 线速度必须要低, 经过反复试验, 线速度在22m/min~25m/min是最合理的。切深粗车时是0.05mm~0.1mm, 精车0.025mm~0.05mm。由于刀具圆角R0.4mm, 为了保证涂层表面粗糙度, 进给F为0.08mm~0.1mm。

2.3 刀具路线

通常情况下, 切削开阔型面, 从一面进到, 从另一面出刀非常简单。但是这种程序往往在最后情况下出现涂层脱落。我们与专业的喷涂技术人员探讨脱落原因, 他们告诉我们涂层与及基体结合部的附着力最弱, 而涂层中间位置结合状况最好。我们根据喷涂技术人员的建议, 将程序的进到位置改至涂层中间, 圆弧进刀, 由中间向两边车削 (如下图) , 这样使进刀的冲击力抵消在结合力最好的涂层中间, 避开涂层结合薄弱点。

在加工过程中, 开始考虑到金刚石刀片和涂层的熔点都很高, 没有使用冷却液。但即使线速度仅有22m/min, 产生的切削热也足够影响零件的强度了。使用冷却液后, 涂层表面质量和尺寸的合格率非常高, 而且消除了粉尘, 保护了机床操作者。

我们实际加工的零件规格是:要求直径Φ534.025+0.05/-0.025mm, 宽度6.5mm, 车削余量0.3mm~0.5mm, 试验车涂层零件的结构强度非常不好按照试验的结果, 加工参数为:刀具:55°带后角金刚石车刀片;转速S 14R/min;进给F0.1mm/min;切深ap 0.05mm;全程喷冷却液。加工后, 直径在Φ534.025 mm~534.05mm, 表面质量1.6, 跳动, 圆度均满足要求。唯一的小瑕疵是涂层的上下两端直径有0.01mm~0.02mm的差距, 这是由于零件的结构强度造成的, 建议如果尺寸要求严格, 就编制斜线程序, 在程序中补偿, 这样就弥补了上下直径不一的缺陷。

3 结论

在后续的涂层加工中, 采用金刚石刀片车加工超硬耐磨涂层 (如碳化钨涂层) 均取得了良好的效果, 而且零件的合格率在95%以上, 达到了预期目的, 而且加工效率也很高, 刀具消耗每个零件一片刀片, 而且刀片还可以返磨, 成本非常低, 完全满足大批量生产的要求。而且不用购置专用设备, 一般的数控车床都可以加工, 节约了购置设备的成本, 也节省了车间的空间。同时车涂层可以使用冷却液, 不产生粉尘, 对机床操作者的健康也起到很大的保护作用 (耐磨涂层都是强烈的致癌物) 。因此车削超硬耐磨涂层可以推广至其他的耐磨涂层, 工业陶瓷的加工, 前景非常好。

摘要：碳化铬是一种新兴的耐磨材料, 广泛应用于航空零件的耐磨涂层, 但是由于碳化铬涂层硬度高, 脆性大很难被除磨加工以外的其它方法加工。但是采用金刚石刀具进行车加工也是可行的, 通过优化程序, 并调试切削参数, 车加工碳化铬涂层完全满足设计要求, 而且合格率, 效率也非常好。

关键词：碳化铬,涂层,金刚石,车削

参考文献

[1]邓福铭, 陈启武主编.PDC超硬复合刀具材料及其应用[M].化学工业出版社, 2003, 1.

[2]彭林中, 张宏主编.机械切削刀具及应用[M].化学工业出版社, 2009, 1.

NHW—1型涂层油管耐磨性能评价篇2

杆、管偏磨问题已成为制约抽油机井采油工艺技术发展的最大瓶颈。据调查, “十一五”末期, 大庆油田年实施维护性作业9 424井次, 其中因偏磨检泵2 117井次, 占年维护性措施工作量的22.5%。大庆油田第二采油厂水聚两驱抽油机井杆、管偏磨问题, 已成为导致该厂抽油机井检泵周期缩短和维护工作量增加的主要因素, 2005至2010年, 全厂因杆、管偏磨检泵占维护性措施工作总量的32.5%, 并呈逐年上升态势。“统一抽油杆直径, 实施全井扶正”已成为当今主要防偏磨的措施。但从措施效果来看, 存在以下两个问题:一是对偏磨井采取全井扶正措施后, 会使得抽油机井功况发生明显改变, 上行载荷进一步增加, 抽油杆下行阻力进一步加大, 交变载荷加剧, 严重时还会出现抽油杆的滞后问题, 且延缓磨损周期相对较短;二是采取防磨抽油杆接箍和其它接箍扶正措施, 虽然能够避免安装尼龙扶正器所带来的诸多问题, 但是它只能保护和延缓抽油杆接箍的磨损, 不能对杆体施加任何保护。因此, 研究了NHW-1型涂层油管防偏磨技术。

1 NHW-1型涂层油管耐磨机理

NHW-1型涂层油管是应用热喷涂方法, 将一种特殊的固态非金属粉末喷涂在油管内壁, 并通过涂层自身所具有的减磨和耐磨特性, 来保护、延缓抽油杆接箍与杆体的磨损。

1.1 涂层主要成份

内涂层的主要成份为金刚砂、复合尼龙、环氧树脂和聚合物等四种原料组成。

1.2 涂层配制工艺

(1) 将金刚砂和多元复合尼龙粉混合均匀后, 加入环氧树脂中, 搅拌均匀。

(2) 利用特制长柄喷头把搅拌均匀的混合物喷在油管内壁上。

(3) 在油管内壁上再喷涂一层多元固化聚合物和固态润滑剂。

1.3涂层耐磨机理

(1) 经特殊细化了的高硬度的金刚砂, 其硬度可达到莫氏8级, 利用金刚砂的硬度来提高涂层的耐磨能力。

(2) 采用超细、低吸水率多元复合尼龙粉来提高涂层的抗冲击能力和耐磨性能。

(3) 应用E型环氧树脂和特种固态润滑剂来提高涂层表面的光洁度, 降低涂层摩擦系数, 提高涂层附着力。E型环氧树脂结构式如下:

(4) 使用多元固化聚合物来保证环氧树脂固化强度以及涂层与油管内壁的接合强度, 进一步提高涂层的附着力。结构式如下:

1.4 喷涂工艺流程

耐磨涂层属于绝缘性粉末材料, 采用管体旋转加热、后退式喷涂工艺。喷涂温度 (240～260) ℃, 固化温度 (180～190) ℃, 涂层厚度 (0.7～0.8) mm。喷涂工艺流程主要由5部分组成:

(1) 上料准备;

(2) 喷砂除锈;

(3) 管体预热;

(4) 内壁喷涂;

(5) 涂层固化。

2 NHW-1型涂层油管耐磨性能室内研究

2.1 旋转实验

2.1.1 实验方法

(1) 试验装置

实验设备采用MG—200型高温高速摩擦磨损试验机。实验试件为45钢调质处理制成的抽油杆材料与由J55钢级的未经过和经过表面喷涂工艺处理的油管材料进行配对, 以相同工况进行耐磨性对比试验。

(2) 试验内容

a.试验介质:由于抽油杆和油管的偏磨发生在井下一定深度的油井产出液中, 选择的介质为油田产出的污水, 水中的矿物质含量:氯离子11 000mg/L、二氧化碳25mg/L、钙离子25mg/L、碳酸根离子30mg/L、镁离子13mg/L、总铁8mg/L, 介质温度为常温。

b.实验条件:试验载荷为150N, 试验转速为300r/min, 总转数为7×104r。

c.磨损量测量方法:采用称重法测量磨损量。

2.1.2 试验结果及分析

试件共12组, 其中3组试件为非涂层的J55钢级的油管材料与45钢调质处理制成的抽油杆材料, 9组试件为不同厚度涂层的J55钢级的油管材料与45钢调质处理制成的抽油杆材料。

从表1中可以看出, 表面喷涂涂层后的组合, 其耐磨性要明显好于无涂层组合, 同时对45钢抽油杆的减磨效果也非常明显, 磨损量降低近一半, 说明J55油管表面喷涂后对抽油杆和油管本身的减磨作用非常好。同时也可以看出油管表面喷涂涂层可以有效的降摩和减磨, 但涂层厚度并非越厚越好, 0.7mm是比较理想的涂层厚度。

对磨损后试件电镜扫描发现, 无涂层试件表面存在严重的粘着磨损现象, 而有涂层试件表面光滑平整、无任何损伤, 且被磨试件表面附有涂层材料成分。

2.2 往复实验

2.2.1 实验方法和结果

实验采用RFT—Ⅲ往复式摩擦磨损试验机。试件共6组。其中3组试件为涂层油管与非涂层抽油杆接箍, 3组试件为非涂层油管与非涂层抽油杆接箍。试验介质为南2-1-P132油井产出液 (含水92.7%, 含聚浓度720mg/L) , 实验环境温度18℃。

(1) 前期加载正压力20N (2.2MPa) 运行20万次, 测得无涂层试件的平均摩擦系数为0.27, 有涂层试件的平均摩擦系数为0.17;

(2) 后期加载正压力30N (3.3MPa) 运行20万次, 测得无涂层试件的平均摩擦系数为0.21, 有涂层试件的平均摩擦系数为0.12;

(3) 运行40万次后, 测得无涂层试件油管表面磨损率为4.96×10-8g/n, 抽油杆接箍表面磨损率为2.29×10-8g/n;测得有涂层试件油管表面涂层磨损率为0.72×10-8g/n, 抽油杆接箍表面磨损率为0.55×10-8g/n。

2.2.1 实验结果分析

当抽油杆接箍壁厚磨损2/3后, 就可能发生断裂或脱扣现象。因此, 将此定为临界磨损厚度。25mm抽油杆接箍壁厚7.62mm, 其临界磨损厚度为5mm。根据实验结果计算, 试件在无涂层条件下运行1 538万次 (1 183d) , 磨损量即可达到临界磨损值。但试件在有涂层条件下的磨损量仅达到临界磨损值的23.8%, 此时涂层磨损程度为55.7%, 由此推算, 应用该涂层可延长油管使用周期1.8倍, 可延长抽油杆使用周期3.2倍。

非金属复合涂层耐磨油管由于涂层中含有金刚砂和二硫化钼等多种耐磨、减磨成分, 其中金刚砂可提高涂层的抗磨能力, 而二硫化钼则使涂层具备了自润滑功能。涂层在与抽油杆相互摩擦时, 油管内壁涂层中的材料成份会运移到抽油杆表面形成保护膜, 从而降低了管杆表面磨擦系数, 有效地延缓了抽油杆表面的磨损速度, 并实现了对油管和抽油杆的双重保护功能。

3 NHW-1型涂层油管耐磨性能现场试验

2005年4月23日, 在大庆油田第二采油厂第五作业区南2-1-P132井, 下入NHW-1型φ76mm涂层油管79根, 已累计运行768d, 延长偏磨检泵周期3.2倍, 见到了较好的防磨效果。

南2-1-P132井于2001年10月投产, 并在2002年5月见聚前实施换大泵和全井扶正措施。2003年12月19日因抽油杆磨断检泵, 其检泵周期569d, 当时正常产液221t/d, 含水43%, 见聚浓度为246mg/L。此次施工更换了全井油管和扶正抽油杆。2004年8月21日因脱接器断检泵, 发现该井中下部抽油杆偏磨严重, 再次更换了全井油管和扶正抽油杆, 本次检泵周期只有243d, 当时正常产液227t/d, 含水87.4%, 见聚浓度为593mg/L。2005年4月23日该井又因抽油杆磨断检泵, 其检泵周期同样只有242d, 此时正常产液215t/d, 含水89.3%, 油井见聚浓度达到830mg/L。本次施工下入耐磨涂层试验油管79根, 更换HL级普通抽油杆95根。

2005年12月7日因脱接器失效检泵, 现场检查前期所下井的试验油管内部涂层完好, 抽油杆接箍虽有磨亮现象, 但其磨损层非常小无法测量, 将原井管杆正常下回, 继续观察防磨效果。该井本次检泵周期224d, 正常时产液208t/d, 含水92%, 油井见聚浓度达到800mg/L。

2006年10月14日因抽油泵漏失检泵, 现场检查发现第91根抽油杆中部及第77根油管公扣端发生偏磨现象, 同时底部20根抽油杆接箍表面也有不同程度的轻微偏磨现象, 但是单侧最大偏磨量只有3mm, 是接箍原壁厚的1/3, 其余管杆保持完好继续使用。该井到本次检泵时非金属复合涂层耐磨油管已在井下工作536d, 正常时产液208t/d, 含水92.7%, 油井见聚浓度达到720mg/L。

另外, 从南2-1-P132井试验前后的生产数据来看, 采用非金属复合耐磨涂层油管后, 油井上载荷明显下降, 下载荷有所增加, 抽汲状况得到了进一步改善 (表2) 。

4 结论

(1) 从试验油管解剖情况来看, 旧管涂层表面已被抽油杆磨得非常光滑, 同时抽油杆接箍表面也被磨得光亮。涂层表面变得光滑是由于抽油杆接箍在往复运动中摩擦所致, 属于正常的磨蚀;而抽油杆接箍表面的光亮现象, 则由于涂层材料成份在相互摩擦中的运移所致, 并在接箍表面形成了一层防腐膜。

(2) 通过2年多的现场试验, 该涂层油管的耐磨性能与室内实验结果基本吻合。从目前试验效果来看, 该涂层油管与普通油管对比, 可延长管杆使用周期2.6倍以上。

(3) 采用NHW—Ⅰ型涂层油管后, 油井上载荷明显下降, 下载荷有所增加, 抽汲泵况得到了进一步改善。

(4) NHW—Ⅰ型涂层油管, 具有非常好的抗磨、减磨及防腐性能, 对抽油杆和油管已起到了明显的双重保护作用, 是油田已有防偏磨工艺措施中较为先进的新技术。

参考文献

[1] Wang Yan, Wang Demin, Sun Zhi, et al.Technology for control ec-centric wear of sucker rods and tubing in pumping wells lifting fluidscontaining polymer.SPE89927.Society of Petroleum Engineers IncHouston, Texas, U.S.A., 26-29, September 2004

[2]潘新亮.金属表面处理新工艺新技术.北京:中国科技文化出版社.2005:81—151

[3]郑国汉.腐蚀与防护技术新进展.四川化工与腐蚀控制, 2002;5 (1) :29—31

[4]陈兴, 仝卫东, 裴志勇, 等.油井腐蚀偏磨机理研究及防治.内蒙古石油化工, 2005; (01) :19—22

[5]罗辉, 高洁.综合治理腐蚀偏磨的新突破.内江科技, 2005; (04) :27—29

耐磨涂层篇3

物体相对运动的接触表面常会产生磨损现象。其中有很大部�磨损是有害的�为了对付这类磨损�人们对磨损机理及其防护进行了许多研究[1,2,3,4]。在化工、电力和冶金领域常常还会涉及到高温条件下的磨损情况�由于磨损和高温的双重作用�更加快了机械设备的损坏速度�因此对高温磨损机理进行研究和对相关设施采取有效的防护措施具有非常重要的意义。陶瓷材料多以离子键和共价键结合�化学键能高�原子间结合力强�使�陶瓷材料具有高熔点、高硬度、高化学稳定性及摩擦系数小等优点。若能将陶瓷涂层制备于金属表面�使之形成陶瓷/金属复合体�则既可充�利用陶瓷材料的耐热、耐磨、耐腐蚀等性能�又兼具金属材料的强度、韧性和易加工等性能[5,6]。

我国火力发电大多以煤为燃料�为了使煤燃烧�更加充��常将煤破碎成粉�煤粉燃烧后变成硬度较高的玻璃质的粉煤灰�在发电厂的锅�中�这些粉煤灰有一部�被热气流带到锅�的热�换器中�由于热气流的速度较快�被携带的粉煤灰具有较高的能量�因而对热�换器的管道会产生强有力的冲刷�使�管道壁逐渐变薄�强度降低�常由此引起热�换器管道爆裂现象�不�不停�检修�造成巨大的经济损失[7,8]。特别是近年来�燃煤供应紧张�煤的质量下降�为了保证发电功率不变�必须增加单位时间的燃煤量�这就使�热气流中夹带的粉煤灰量更多�气流速度更快�由此造成的管道磨损情况更加��重。

根据燃煤火力发电厂锅�管道的磨损防护的要求�我们研制了一种可以在常温下涂刷、表干后随工作部位加热进一步固化的金属基陶瓷高温耐磨涂层�并对影响涂层性能的主要因素进行探讨和�析。

1 实验部�

1.1 原料和设备

原料:用作涂料粘结剂的材料为无机溶胶�并经一定的改性处理�骨料采用粒度为3.5~20μm的陶瓷硬质颗粒�为了提高涂料的可塑性和强度�还添加了少量高岭土和无机短纤维材料�辅助材料主要为着色剂氧化铬和提高涂层致密性的金属铝粉末。

试验设备:DJ-1电动搅拌机、箱式电阻�、QQM轻型球磨机、、SSSTTTAAA444444999CCC综合热�析仪、、偏光显微镜、PMJ-1型磨损试验机、、BBBYYY---IIIIII摆杆式漆膜硬度计、、TH-500电子天平、油漆刷

1.2 涂层的制备

1.2.1 基体材料涂覆前处理

由于未经处理的金属基体表面往往附有油脂、灰尘及氧化层等�将影响涂层对基体的附着力和涂层的使用寿命�制备涂层前应尽可能将其清除掉。本实验所进行的基体材料前处理包括除油、除锈和钝化�个部��工艺流程如图1所示。

1.2.2 复合涂层的制备

实验中采用的基体材料为45号薄钢板�试片尺寸为30×50×1mm。根据图2所示的工艺流程图�按照一定的配方配制涂料�将制备好的涂料涂刷在经过表面处理的金属基体表面上�然后通过一定硬化制度使涂层固化�即�到金属基复合涂层试片。

1.3涂层性能测试

实验采用PMJ-1型磨损试验机对不同配方制成的涂层进行耐磨性试验研究�在固定载荷为9.8N的情况下�考察涂层在一定转数时间内(5min)的磨蚀量。

采用对400℃的试样循环水冷的方法测定涂层的抗热震能力。

用STA499型综合热�析仪测定硬化后涂料的TG-DTA曲线�升温速率10℃/min�升温范围25~88000000℃℃℃��空气气氛。

用QBY-II摆杆式漆膜硬度计对涂层的硬度进行测定。

2 结果与讨论

2.1 粘结剂对涂层性能的影响

金属基高温耐磨涂料的粘结剂是影响涂层性能的关键因素。涂层的高温性能、耐磨性能、附着力与涂料中采用的粘结剂有着很大的关系。由于涂层的工作环境温度较高�本实验采用改性无机溶胶作为粘结剂�并通过热�析研究了粘结剂和各种粉料制成的涂层在高温下的稳定性�如图3所示。

从TG-DSC曲线来看�涂层在室温至120℃�间内失重比较��重�在此温度范围内�涂层粘结剂中的物理吸附水蒸发�引起明显的失重现象�DSC曲线出现一个明显的吸热峰�由于粘结剂中所含水�较多�这一阶段失重达到3.5%�在120到540℃�间内�涂层失重相对缓慢�在该温度�间�主要是高岭土失去层间水�无机溶胶进一步固化并发生缩聚反应�失去结晶水�此过程中失重率为1.7%;;在在在540℃到750℃破�间内�涂层中的金属铝开始被氧化生成Al2O3�但由于结构水的进一步减少�增重缓慢�此时铝的氧化添补了涂层中的缺陷�涂层变�更加致密。而当温度大于750℃后�铝的氧化加剧�涂层中的硅酸盐网状结构被坏�涂层防护作用逐渐失效。

从热�析可知�粘结剂和陶瓷物料可以在高温下保持较好的稳定性�750℃以下高温环境中持续工作而不破坏�热震测试在400℃对涂层试样水冷循环10次�涂层形貌仍然完好。

2.2 骨料对涂层性能的影响

在实际的涂料配置中�采用工业碳化硅为涂料的骨料�研究了碳化硅的粒径、添加量等因素对涂层耐磨性能的影响。

2.2.1 骨料粒径对涂层耐磨性能的影响

选用粒径�别为3.5μm、10μm、14μm、20μm、28μm、40μm、50μm的Si C骨料。�别按相同的添加比例(25wt%)制成涂层试样�测定的Si C粒径与涂层磨损量的关系如图4所示:

从图4中可以看出�当骨料的粒径<20μm时�涂层的磨蚀量随着骨料颗粒直径的增大而逐渐减少�涂层的耐磨性能增强�当Si C骨料的粒径为20μm时�涂层的磨蚀量最少�耐磨性达到最好�当骨料的粒径>20μm时�涂层的耐磨性能随着骨料颗粒粒径的增大反而变差。

2.2.2 骨料加入量对涂层耐磨性能的影响

选用Si C骨料粒径为20μm�骨料的加入量�别为涂层总量的10、15、20、25、30、35、40、45(wt%)进行了试验�测定的涂层耐磨性能与骨料加入量的关系示于图5。

从图5中可以看出�当涂层中的骨料含量<30%时�涂层的磨蚀量随着骨料含量的增加而减少�当涂层中的骨料含量>30%时�涂层的磨蚀量着则随着骨料的含量的增加而加大�在骨料含量30%时整个涂层体系的耐磨性能达到最好。

�析原因:由于涂层中Si C骨料的加入量不同�形成的涂层内部结构也有差别�这使它们在磨损时的失效机理也不相同。当涂料中骨料的加入量较少时�骨料的周围有较多的粘结剂�形成的涂层如图6(A)。由于复合涂层中胶粘剂的硬度远低于骨料硬度�磨损中胶粘剂的磨损速度快于骨料�使�骨料突出于涂层表面�形成硬质点�骨料比例小时�则涂层中的硬质点少�因而涂层耐磨性差�磨损量较大;随着骨料加入量的增加�骨粒周围包裹有适量的粘结剂�且涂层的内部缺陷(如气孔等)大大减少�涂层的硬度较高�磨损主要发生在较硬的骨料上�磨损主要表现在骨料颗粒的脱落�涂层的耐磨性取决于结合剂的粘结强度�粘结强度高时涂层的磨损量可大大降低。但当骨料的加入量达到某一临界比例后�随着骨料加入量的增多�胶粘剂不能充�浸润骨料的表面�使�骨料与粘结剂的结合强度降低�骨料在外力作用下易脱落�在涂层表面形成缺陷�如图6(C)所示�从而加剧了涂层的磨损。由以上�析可知:骨料的加入量有一临界值�即骨料所形成的空隙恰好能由粘结剂完全填充时的骨料的量�如图6(B)�当骨料的加入量达到此值时�涂层具有最佳的耐磨性能。

2.3 纤维材料对涂层的影响

本实验中采用的无机纤维材料在涂层中主要起增韧、抑制裂纹生长和扩展的作用。在制备高温耐磨陶瓷涂层时�除了要求纤维要有良好的耐高温性能外�还要求纤维具有一定的长径比�以及较好的�散均匀性。

在同一球料比(66∶∶11)))下下��研研究究不不同同球球磨磨时时间间下下所所�纤维对涂层性能的影响。�别取90min�120min�130min�140min和150min球磨过的纤维�在偏光显微镜下观察它们的长径比�当纤维长径比较大时�纤维堆积过程中形成的空隙越大�因此�涂层的致密性越差。相反�纤维长径比较小时�其形状近似呈球形�堆积过程更趋向于平行排列�其堆积密度越大�空隙率越低�但是当纤维长径比很小时�则不能起到增强和抑制裂纹生长的作用�实验中发现经过150min球磨后的纤维具有合适的长径比10~20�同时还可在涂料中�到均匀�散�制备出的涂层性能较好。

实验还研究了添加不同百�含量纤维对涂层性能的影响�发现当纤维添加量小于4%时�经600℃加热固化后的涂层裂纹较多�容易剥落;当纤维添加量大于8%后�纤维在涂料中�散性逐渐变差�且气孔增多�涂料易结团;而当纤维添加量大于12%时�纤维在涂料体系已很难�散开。实验中发现�添加量为5~7%时�纤维在涂层中既可起到很好的牵扯增强作用�又不至于导致出现涂料体系的�散问题。

2.4 辅助材料对涂层性能的影响

由于Cr2O3硬度高�耐高温性能良好�因此在涂层中可起到提高涂层强度的作用。此外Cr2O3有消泡、改善涂层表面形貌的作用。实验中发现�当Cr2O3含量在5%左右时�消泡效果好�涂层表面形貌致密�机械强度较高。而当Cr2O3含量大于8%时�涂层与金属基体间的结合强度降低�最明显的表现就是涂层有微裂纹产生、受热冲击时容易剥落。�析原因:当在涂料体系中添加Cr2O3时�由于Cr3+的半径为0.064nm�在烧结的过程中容易渗进金属基体界面而与铁基固溶形成界面过渡层�产生“扎钉”效应[9]�保证涂层形成致密和坚硬的整体�经测试高温400℃处理后的涂层硬度为摆杆硬度0.7-0.8。

金属铝粉在涂层中也发挥了重要的作用�从前面热�析可知在高温时铝粉氧化后体积增大�填补了涂层中产生的缺陷�此外铝粉作为低电势金属粉末�当涂敷在基体表面时可以发挥一定的阳极保护作用�延缓基体材料的腐蚀。实验中发现添加1~3%的铝粉能保证涂层在高温下具有较好的稳定性。

3 结论

(1)采用的改性无机粘结剂和陶瓷物料制成的涂层在高温下可以稳定的存在�最高耐热温度达到750℃。

(2)陶瓷骨料碳化硅的粒径为20um�在涂料体系中含量为30%时�涂层可以获�较佳的耐磨性能。

(3)在球料比6∶1�经过150min球磨后无机纤维在涂层中起到较好的牵扯增强作用。

(4)涂料体系中添加4~6%的Cr2O3和2~4%的铝粉�可以起到改善涂层高温机械性能的效果。

参考文献

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耐磨涂层篇4

聚碳酸酯表面涂覆的透明涂层(厚度一般小于10μm),往往具有不同于块体材料的物理化学和力学性能,块体材料使用的机械测量方法对几个微米乃至几个纳米膜层的力学性能表征已经无能为力。而常用的涂层宏观力学测试方法,如铅笔硬度法、摆杆硬度法以及刮擦耐磨实验,只能给出定性或半定量的结果,关于精确测试涂层耐磨性能和硬度一直是重要的研究方向。微/纳米压痕技术,具备多种测试功能并能给出精确的定量结果,如硬度、模量和摩擦因数等,可以连续记录压入过程中载荷和深度的关系,压入深度分辨率可达纳米量级,压入所需载荷的分辨率达到微牛顿量级甚至更低[5-7]。许多国内外的研究者利用微/纳米压入法开展了涂层的弹性模量、硬度、摩擦因数等方面的研究。张海霞等[8]通过纳米压痕和划痕检测不同工艺制备的氧化硅薄膜的力学性质,获得了近表面弹塑性变形和断裂等信息,制备了硬度和模量较大的SiO2薄膜。Liu等[9]通过纳米压痕技术,对利用TMS- PECVD技术在PC和PMMA塑料基材上制备的SiOx硬质薄膜的力学性质(硬度、弹性模量)进行了定量比较,说明中间缓冲层的加入会增加SiOx硬质薄膜的附着力。Wang等[10]利用纳米压痕和划痕技术比较了PC膜和纳米SiO2/PC共混薄膜的纳米力学性能, 纳米SiO2填料显著增强了PC膜的硬度及耐磨性。本课题组[11，12]采用压痕技术研究了PC以及涂层的硬度和模量随环境老化实验的变化情况,验证涂层老化过程中应力的形成,完成涂层附着失效分析。Chariti- dis等[13，14]通过纳米压痕技术比较了PC以及耐刮擦有机涂层的硬度与摩擦因数,说明涂层能够有效增强PC表面的硬度及耐磨性。目前,纳米压痕技术仍处于实验的发展阶段,研究领域多集中在无机材料的力学及摩擦学[15，16],关于有机涂层的报道相对较少,纳米压痕用于有机薄涂层的力学研究具有重要的意义。

本工作选用典型的有机硅涂料作为PC上透明涂层纳米力学的研究对象,比较纳米硅溶胶对涂层硬度及耐磨性的影响,并进一步研究涂层硬度、模量及耐磨性随涂层深度的变化情况,从而揭示涂层近表面与体相的纳米力学和耐磨行为的区别。

1实验

1.1原料及制备

实验用聚碳酸酯板为GE LEXAN的光学级双酚A型板材。板材经中性清洗剂浸泡后,用去离子水清洗,再用分析纯无水乙醇脱水后吹干,于100℃烘箱中烘2h后,放入洁净间中待用。

透明耐磨涂层选用厦门威亮公司制备的无底涂的有机硅耐磨涂层材料。耐磨涂层材料的原料组成为至少两个官能度的烷氧基硅烷及其组合物(甲基三乙氧基硅烷、四乙氧基硅烷和二甲基二乙氧基硅烷组合物)、酸性硅溶胶、水、酸催化剂、稀释剂、聚合物多元醇(聚碳酸酯二元醇)、硅烷偶联剂(γ-(2,3-环氧丙氧)丙基三甲氧基硅烷)、流平剂和固化剂。将至少两个官能度的烷氧基硅烷及其组合物、水和酸性硅溶胶混合反应;再加入酸催化剂,升温回流,加入聚合物多元醇继续回流,冷却后加入硅烷偶联剂、固化剂、流平剂和稀释剂,得到聚碳酸酯表面无底涂的耐磨透明涂层材料。本实验选用同一系列产品STC2000和STC2200两个牌号的涂层,其中STC2200添加的酸性硅溶胶含量大于STC2000,对比研究硅溶胶对涂层表面纳米力学和耐磨行为的影响。

采用淋涂方法,将两种涂料分别淋涂于清洗后的PC板上,置于60~70℃烘箱中预烘干10min,然后放于120℃烘箱中固化2h,得到厚度约5μm的耐磨涂层。

1.2分析测试

利用Magna-IRTM spectrometer 750型傅里叶红外光谱(FTIR)测量两种涂层的化学结构。

采用TriboIndenter系统(TI 950)进行涂层的纳米压痕和纳米划痕实验。该系统是集压痕/划痕设备和扫描探针显微镜于一体的低载荷原位纳米力学测试系统,它能够提供和测量正向和侧向载荷。本实验使用的传感器最大压入载荷为10mN,压入载荷分辨率为1nN,传感器位移分辨率为0.04nm,从而保证力学测试达到纳米级分辨率,实现对有机涂层从近表面到体相纳米力学行为的精确测量。纳米压痕实验使用压痕模式,选用压针为三棱锥金刚石Berkovich压针(锥角为143.2°)。纳米划痕实验采用划痕模式,选用曲率半径为1μm圆锥金刚石探针。

2结果与讨论

2.1红外光谱表征

两种涂层在120℃下固化2h后的红外透射光谱如图1所示。可以看到,两种涂层的红外光谱基本相似,硅溶胶的添加量对涂层的红外光谱影响不明显。 770cm-1处为Si—C伸缩振动峰;910cm-1处的环氧端基不对称伸缩振动峰完全固化后消失,说明交联固化的完成;甲基、亚甲基弯曲振动吸收峰出现在1406cm-1和1465cm-1处;2900cm-1处为甲基伸缩振动特征峰;1740cm-1处为羰基伸缩振动特征吸收峰; 特别指出的是980~1270cm-1宽峰主要是固化交联后形成的Si—O—Si伸缩振动吸收峰,其中1275cm-1处是Si—CH3的变形振动。有机硅涂层中Si—O—Si交联呈刚性网络结构,使有机硅涂层具有良好的硬度及耐磨性。

2.2纳米压痕实验

对于有机涂层材料,为了避免涂层蠕变的影响,本实验中采用10s加载-10s保载-10s卸载的曲线,典型的曲线如图2所示,通过载荷-深度曲线计算出硬度和模量。在加载过程中,材料产生同压针形状相同的压入接触深度hc和接触半径。在卸载过程中,硬度和模量可从最大压力Pmax、最大压入深度hmax、卸载后的残余深度hf和卸载曲线的顶部斜率中获得[17]。由图2可见,在3000μN同样加载力的情况下,STC2000涂层的最大压入深度(约862nm)明显大于STC2200(约730nm)。通过该系统的成像模式,对3000μN加载力卸载后的涂层表面形貌进行表征。图3为两种涂层卸载后的表面形貌,图4为涂层发生弹性恢复后的残余深度。可以看到,3000μN的加载力会对涂层产生破坏性,卸载后涂层无法发生完全弹性形变,涂层表面出现三棱锥形状的凹坑,并且STC2000的凹坑深度(约5.1nm)明显小于STC2200的凹坑深度(约12.1nm)。在相同加载情况下,STC2000涂层的压入深度大于STC2200的压入深度,但是待涂层发生弹性恢复后,STC2000的残余深度却明显小于STC2200涂层,说明STC2000的柔韧性和抗冲击性能优于STC2200。

为了研究涂层不同压入深度的力学性质,从20~ 4000μN之间以等比递增的载荷压入16个点(4×4点阵),可以获得不同接触深度的模量和硬度,见图5。典型的曲线如图5中STC2000所示,可以看到随着接触深度的增加,硬度和模量先快速增加到最大值区,再慢慢减小,直至进入数值平稳阶段,然后数值又开始略有增加。最大值区是由于涂层的表面效应引起的,平稳区可以看作涂层的体相力学数值,在末端数值的增加可能是由于基材PC的影响造成的。特别指出的是最大值与平稳区的过渡阶段可以看作从表面到体相的过渡,可以看出,近表面的硬度与模量会大于体相的硬度与模量。

比较两种涂层的硬度及模量数值,其表面粗糙度接近(STC2000和STC2200的Ra分别为0.48nm和0.50nm),故涂层的表面粗糙度对涂层力学测量的影响较小。由图5可见,涂层STC2200硬度和模量都大于STC2000,相同接触深度下两种涂层的硬度差和模量差分别约为(0.132±0.020)GPa和(0.97±0.05) GPa。两种涂层的硬度和模量随压入深度的变化规律基本一致,并且两种涂层在近表面和体相区的硬度差与模量差没有明显变化。纳米压痕技术可以改变压入载荷,精确研究从表面到体相区的涂层力学性质。

蠕变现象会影响材料硬度和模量的测试,纳米压入技术能量化蠕变参数,发展压入蠕变的等效表达式。在图2典型压入曲线中,改变保载时间,记录保载阶段(恒力阶段)压针深度随保载时间的变化,可用于表征材料的压入蠕变性质。本实验选用1000μN为最大载荷,分别计算保载期间的压入深度(保载时间分别为5,10,25,50,100s),可以得到两种涂层在保载期间的压入深度随保载时间的变化曲线,如图6所示。可以看到,两种涂层的压入深度都随着保载时间而逐渐增加;但随着保载时间的延长,深度变化越来越平缓,说明保载时间越长,涂层卸载曲线受蠕变的影响越小。比较两种涂层,相同保载时间下,STC2000的压入深度明显大于STC2200,说明STC2000比STC2200的蠕变大,硅溶胶可以改善涂层的抗蠕变性能。

图5两种涂层在20～4000μN载荷下的硬度(a)及弹性模量(b)随接触深度的变化曲线Fig.5Hardness(a)andmodulus(b)atdifferentindentationdepthswithincreasingloadbetween20μNand4000μN

图6两种涂层在最大载荷为1000μN保载下的压入深度随保载时间的变化曲线Fig.6Creepdepthchangesoftwokindsofcoatingwithdwelltimeatmaximumload1000μN

2.3纳米划痕实验

在划痕实验中,有两种方式可用于表征涂层的耐磨性。一方面,压针压入深度直接与材料的硬度有关, 而卸载后表面的残余深度直接与材料表面的耐磨性相关联,残余深度越深表示材料表面耐磨性越差,材料容易被破坏,反之耐磨性好;另一方面,通过划痕测试计算得到材料表面的摩擦因数可以直接定量表征涂层的耐磨性。

关于残余深度表征涂层的耐磨性方面,本实验采用恒力划痕,划痕长度为10μm,分别测量不同划痕力下两种涂层的残余深度。图7为1000μN划痕力作用后,两种涂层的表面形貌。可以看到,相同力划痕后, 涂层STC2000的残余深度明显大于STC2200的深度,直观地表现出涂层STC2200耐磨性优于STC2000。为了系统研究从表层到体相区两种涂层的耐磨性能,实验中选用不同的力进行划痕实验。图8 (a)为涂层STC2200不同划痕力作用后的残余深度随划痕距离的变化情况。取划痕长度10μm范围内的平均残余深度为该划痕力作用后的残余深度,绘制残余深度随划痕力的变化曲线图,如图8(b)所示。可以看到,两种涂层的残余深度都随着划痕力的增加而增加,但残余深度随划痕力呈非线性增长,并且斜率越来越大,说明近表层的耐磨性要优于涂层体相的耐摩擦性能。比较两种涂层的耐磨性,由图8(b)可知,STC2000的划痕残余深度明显大于STC2200,并且随着划痕力的增加,两种涂层的残余深度差异越来越明显,涂层STC2000的斜率也比STC2200的越来越大。

图7涂层STC2000(a)与STC2200(b)在1000μN划痕力作用后的表面形貌Fig.7Surfacemorphologiesafterscratchesunder1000μNfortwokindsofcoating(a)STC2000;(b)STC2200

图8涂层STC2200在不同划痕力作用后的残余深度随划痕距离变化曲线(a)以及两种涂层的残余深度随划痕力的变化曲线(b)Fig.8ResidualheightchangeswithscratchdistanceoftheSTC2200coatingunderdifferentscratchforces(a)andthevariationsoftheaverageresidualheightversusthescratchforceforSTC2200andSTC2000coatings(b)

摩擦因数是表征涂层耐磨性的常用指标,利用纳米划痕技术可以获得涂层的摩擦因数。典型恒力划痕方式下的摩擦因数随划痕时间或划痕距离的变化曲线如图9(a)所示,其中摩擦因数平稳阶段为划痕阶段, 该区间的平均值为该划痕力情况下的摩擦因数值。通过选用不同的划痕力,可以得到摩擦因数随负载的变化情况,如图9(b)所示。涂层STC2000的摩擦因数明显大于STC2200,说明STC2200的耐磨性优于STC2000。如果选用恒速变力划痕模式,可以获得摩擦因数随连续加载力的变化情况,图10是0~5000μN连续负载情况下两种涂层的摩擦因数变化曲线。与恒力划痕结果类似,两种涂层的摩擦因数都随着加载力的提高而增加,说明涂层近表面区的耐磨性要优于体相区域。另外,无论在何种模式下测量摩擦因数,涂层STC2000的摩擦因数都会大于STC2200的摩擦因数。

图9两种涂层在1000μN恒力划痕下的摩擦因数随划痕时间/划痕距离的变化曲线(a)以及两种涂层的摩擦因数随划痕力的变化曲线(b)Fig.9Variationofthefrictionalcoefficientwithscratchtimeanddistanceunder1000μN(a)andfrictionalcoefficientversusscratchforce(b)fortwokindsofcoating

图10两种涂层在变力划痕模式下摩擦因数随0～5000μN连续负载的变化曲线Fig.10Variationofthefrictionalcoefficientoftwokindsofcoatingwithcontinuousforcefrom0μNto5000μN

上述划痕实验,无论是从残余深度方面,还是从摩擦因数方面,都可以定量表征两种涂层的耐磨性能,获得涂层近表面区和体相区摩擦性能的区别。

3结论

(1)高硅溶胶含量的STC2200涂层的硬度、模量及耐磨性能都优于低硅溶胶含量的STC2000涂层,说明硅溶胶增加了涂层中Si-O-Si网络结构的刚性, 提高涂层的硬度、模量及耐磨性能,降低涂层的柔韧性。

耐磨涂层篇5

我厂生产的XK2850型龙门铣产品的横梁导轨最初采用铝导轨板, 机加装配对横梁的精度不易控制, 采用钳工刮研结合的方法保证, 不但增加了多工序、返工序成本, 也增加了装配刮研及天车反复吊装等成本, 还延长了产品的生产周期。后将TN-1型耐磨涂层材料应用于机床横梁, 成功地保证了导轨的精度, 不但提高了产品质量, 而且降低了产品成本、提高了工作效率。

2 耐磨涂层材料的性能与作用

表1是TN-1型耐磨涂层材料的性能与作用。

3 横梁导轨的涂层施工过程与精度保证

3.1 涂层前龙门框架的调整保证

如图1所示, 该龙门框架主要由左、右立柱和联结梁组成。龙门框架具体调整方法如下:

(1) 将左、右立柱吊至左、右滑座上, 通过在立柱内侧面的加工工艺面, 利用侧顶调整立柱位置来保证立柱工艺面与滑座内侧工艺面平行, 从而保证立柱导轨与床身导轨垂直度在0.01mm;

(2) 用测量表杆及立柱外侧面距丝杠中心的实测值来调整立柱左右位置, 以保证其丝杠中心线尺寸;

(3) 利用电子水平仪调整立柱导轨的垂直度, 要求立柱B导轨与床身导轨面的垂直度为0.03mm/1000mm (只许向前倾) , 同时立柱C导轨与床身导轨面的垂直度为0.015mm/1000mm (只许向前倾) 。

(4) 将钢丝平面仪固定到左右立柱导轨面上, 利用测量装置测量钢丝到导轨面的距离, 通过调整滑座位置来保证钢丝距左右立柱导轨面的尺寸一致性在0.02mm内;同时用专用表杆测量两立柱内侧导轨面之间的平行度在0.02mm内;

(5) 按装配图纸安装联接梁保证左右立柱与联接梁接缝对齐, 结合面0.03mm塞尺不入;

3.2 涂层施工具体过程与精度控制

(1) 将加工好的横梁 (如图2) 拉毛处上残留的污物用钢丝刷清除并用三氯乙烯清洗剂清洗干净;

(2) 将横梁吊放至两工艺小车上, 利用人力推动小车使横梁与立柱导轨接触, 通过水平仪和百分表等工具、工装调整横梁的前导轨, 对立柱导轨平行在0.02mm内 (横梁抬头) , 同时要保证横梁水平导轨对立柱的垂直度在0.03mm/1000mm内;

(3) 几何精度保证后, 利用塞规出数, 确定每一工艺垫片的厚度值并磨削保证, 然后将工艺垫片按顺序附着在横梁拉毛周围的支撑边上;

(4) 按横梁大件图导轨油线的分布将导轨条粘在立柱导轨上, 这样涂层后导轨油线可直接形成, 然后将脱模剂均匀地涂在立柱导轨上;

(5) 用三氯乙烯清洗剂清洗干净, 再次清洗横梁导轨涂层处, 然后将TN-1型耐磨涂层材料按说明进行均匀搅拌, 搅拌后将其放到便于涂层的500mm×500mm的小平板上并再次搅拌;用刮刀将该涂层材料涂敷在横梁导轨上, 并连续进行3至4次 (第一次要求用力摊压涂料, 以保证消除洞穴获得较大的附着力) 。涂后利用辅助小车将横梁推动靠近立柱导轨, 并用工艺压板将横梁和立柱固定 (在此过程中要检验横梁对立柱的相关精度并要求对工艺压板的紧固力逐步加大) 。

(6) 在24h固化后, 拆卸横梁工艺压板, 横梁进行起

模, 检查涂层表面有无空洞并将涂层导轨周围的多用涂料除掉。用三氯乙烯清除立柱导轨上残余的油槽模痕迹及脱模剂。最后粗刮涂层后的横梁导轨, 横梁导轨起模后光洁度较高, 不易存油, 横梁运动过程中容易爬行, 经实践涂层经粗刮后可使横梁在移动中获得良好的润滑效果。

1-改进前铝导轨对铸铁导轨的磨损2-耐磨涂层横梁导轨对立柱导轨的磨损

4 涂层导轨的磨损

通过图3涂层导轨对铝导轨的磨损量分析比较, XK2850型龙门铣产品的横梁涂层导轨的年磨损量约为0.005mm, 磨损非常少, 是铝导轨板磨损量的二分之一。

5 结论

耐磨涂层篇6

在航空、航天、冶金、矿山等技术领域,机械零部件( 活塞环、汽轮机叶片、密封阀门等) 在真空、高温、重载、密封等恶劣环境下工作时,润滑油和润滑脂已不能发挥作用。固体润滑涂层在恶劣环境下能保持自润滑,降低摩擦系数和减少磨损量[1]。目前制备固体润滑涂层的常见方法有等离子喷涂[2]、磁控溅射[3]、热压烧结[4]、电镀及化学镀、激光熔覆等。其中,热压烧结法制备的涂层与基体为机械结合,结合强度较低,在高温和重载下容易脱落; 等离子喷涂制备工艺参数复杂,涂层中含有过多的气孔、熔渣夹杂和微观裂纹,涂层较薄; 化学镀和电镀对环境污染严重,不符合绿色环保要求; 磁控溅射制备的涂层虽然具有较好的结合强度和表面粗糙度,但其必须在真空室制备,且涂层只有几十微米厚,限制了其应用。激光熔覆技术是一种高效率( 可自动控制) 的表面改性技术,它利用高能量激光束在零件表面熔覆特定厚度的涂层,熔覆层与基体为冶金结合,保证了涂层与基体的结合强度。激光熔覆能在一些表面性能差、价格便宜的基体金属表面制备出硬度高、耐氧化、耐磨损等不同性能的合金层,用以取代昂贵的整体零件,从而大幅降低成本[5]。

激光熔覆技术一般采用增韧、增强复合粉末提高零件的表面硬度和耐磨性[6~8],两零件摩擦一般有2种情况: 一种是硬质合金在软质合金表面进行摩擦,虽然激光熔覆增加了零件表面的硬度并提高了涂层耐磨性,但会在软质合金( 对偶件) 表面产生严重的犁削和擦伤,增大了摩擦系数,加剧了软质合金表面的磨损;另一种是硬质合金在硬质合金表面进行摩擦,实际接触面积减少,接触点的应力增大,使得凸出硬质颗粒容易发生断裂,由于脱落的硬质颗粒在摩擦表面进行磨粒磨损,经过长时间摩擦,摩擦表面形成三体磨料磨损,严重加剧零件和对偶件表面磨损。如果在零件表面用激光熔覆技术制备一层由连续分布于涂层的增韧基体、增强颗粒、润滑颗粒等物相组成的固体润滑耐磨涂层能解决上述2 种问题: 涂层中的基体用于粘结和支撑作用,硬质颗粒增加涂层的硬度,润滑颗粒会在摩擦副之间形成一层固体润滑转移膜,降低摩擦副之间摩擦系数,减少零件和对偶件的磨损量。

本工作以国内外的文献为依据,综述了激光熔覆制备自润滑耐磨复合涂层的材料体系和相关性能及其存在的问题,提出了一些解决对策,总结了激光熔覆制备自润滑耐磨复合涂层的发展趋势。

1 固体润滑材料

1. 1软金属类粉末

以Ag,Cu等为代表的软金属应用最广,由于软金属具有较低的剪切力以及晶体各向同性,其润滑效果与高黏度流体的润滑相同,起到很好的减摩润滑效果[9]。这类软金属由于具有特殊的面心立方体晶体结构,没有低温脆性,在低温环境中也不会丧失润滑性能。温度升高时,Ag,Cu受热变软,在熔覆层和对偶件之间形成了较好的润滑膜,发挥了良好的润滑效果。

1. 2金属化合物粉末

以金属的硫化物( Mo S2、WS2等) 、卤化物( Ca F2、Ba F2等) 为代表的金属化合物粉末应用最广,金属硫化物属于层状结构,每层原子与原子属于共价键结合,断裂强度很高,而层与层属于分子键结合,受范德华力影响,层与层之间很容易发生剪切滑移,在摩擦中起着减摩润滑效果[10]。卤化物以Ca F2作为固体润滑剂应用最为广泛,因为Ca F2具有c F12 形层状晶体结构,具有较好的延展性,在温度高( 约600 ℃) 时容易发生脆性与韧性转变而表现出优异的高温自润滑性能[11]。

1. 3无机类粉末

无机物类固体润滑材料以石墨、氟化石墨、h -BN等为主,具有层状六方晶体结构,很容易受到剪切滑移作用,摩擦阻力小[12]。在室温条件下探讨石墨的摩擦磨损机理表明,石墨的颗粒越小,其摩擦系数越小,减磨自润滑效果越好[13]。在Si C /h -BN涂层表面进行不同温度摩擦磨损试验,在室温下,h -BN没有明显润滑效果,但在800 ℃ 下,h -BN表现优异自润滑效果,Si C发生氧化反应并脱落,h -BN形成一层致密自润滑涂层,不仅使摩擦系数和磨损量都减小,而且可阻止氧气与Si C发生氧化反应[14]。

2自润滑耐磨复合涂层

激光熔覆制备自润滑耐磨涂层是以金属合金粉末或陶瓷粉末添加固体润滑粉末,利用激光束制备具有高强度、高耐磨性及自润滑效果的复合材料涂层,其涂层润滑机理[15]: 当激光熔覆制备的自润滑涂层材料被置于滑动摩擦条件下时,由于法向载荷的作用,涂层受到挤压,润滑颗粒会脱落而转移到摩擦表面形成润滑膜,降低摩擦系数,减少磨损量。根据基体材料的类型,激光熔覆制备的自润滑涂层分为金属基自润滑涂层和陶瓷基自润滑涂层。

2. 1 金属基自润滑复合涂层

金属基自润滑复合涂层是以合金金属相作为涂层基体,在涂层中连续分布起支撑和粘结作用,固体润滑剂作为分散相用于减摩[16]。其中Ni基、Co基、Ni -Cr基、Fe基等耐高温、耐磨复合合金材料使用较为广泛。激光熔覆Ni基粉末时涂层中的主要增韧相为 γ -( Ni,Fe) 固溶体、增强相为CrxCy颗粒。用激光熔覆技术在中碳钢表面熔覆Ni60 + WS2金属基自润滑混合涂层,由于WS2为层状结构,零件在进行摩擦时,摩擦副之间易形成润滑转移膜,熔覆层的摩擦系数比Ni60 熔覆层低0. 2,而磨损量仅为Ni60 熔覆层的1 /3[17]。在Ni基合金中添加Mo S2固体自润滑相,利用激光熔覆技术在20Cr Mo钢基材表面制备Mo S2/ Ni基复合涂层,在20 ~800 ℃ 温度范围内,复合自润滑涂层的摩擦系数比Ni基合金涂层的显著降低[18]。在激光熔覆Ni-Cr金属基粉末中加入石墨和Ca F2,所得涂层以 γ-Ni基固溶体为增韧相,原位生成的Ti C和Al4C3作为增强相,Ca F2颗粒均匀分布于涂层中,涂层具有很好的自润滑耐磨性能[19]。由于陶瓷颗粒有很高的硬度和耐磨性,被广泛地加入金属基自润滑粉末中,用激光熔覆技术在Co合金中加入增强颗粒Ti C和润滑相Ca F2在铜合金表面熔覆自润滑混合涂层,其熔覆层比Co合金熔覆层的磨损量明显降低[20]。用Ni -Cr金属粉末作为金属基体材料,Cr3C2为陶瓷增强相,先后加入Ca F2,WS2及其混合物的固体润滑颗粒制备激光熔覆层,结果熔覆层的硬度为基材的3 ~ 4 倍,摩擦系数和磨损量都比不添加润滑颗粒时明显降低[21~24]。在不锈钢表面激光熔覆γ -Fe( Cr) -h -BN金属基自润滑复合材料后摩擦系数明显降低,磨损量最多减少了96%[25]。

2. 2陶瓷基自润滑耐磨复合涂层

陶瓷基自润滑复合材料以陶瓷颗粒为基体用于支撑和增加涂层的耐磨性,固体润滑剂作为分散相用于减摩。陶瓷材料具有高硬度、高强度以及优异的化学稳定性和高温力学性能等特点,在摩擦学领域得到了相当广泛的应用,但其摩擦系数大,使对偶件加剧磨损,难以推广。因此,有关陶瓷基自润滑复合材料摩擦学性能的研究变得越来越重要。Ca F2有良好的自润滑效果,激光熔覆Ca F2/ Al2O3陶瓷基自润滑材料,其耐磨性较基体材料提高了29 倍,摩擦系数从0. 60 减小到0. 48[26]。在Si3N4基陶瓷材料中添加1% h-NB颗粒的激光熔覆层的磨损量比熔覆Si3N4材料的减少了78%[27]。激光熔覆Al2O3/ Ca F2陶瓷基高温自润滑耐磨复合涂层集中了Al2O3氧化物陶瓷材料优异的高温耐磨性、高温抗氧化性及Ca F2高温自润滑相的优异高温自润滑性能,从而具有优异的摩擦学性能,同激光熔覆Al2O3陶瓷涂层相比,其磨损量及摩擦系数均大幅降低[28]。利用h -BN( 白石墨) 的优异润滑层状结构将其引入Al2O3陶瓷基体之中制备了陶瓷摩擦材料,摩擦过程中由于h -BN的润滑作用使得陶瓷摩擦材料的摩擦平稳性得到明显提高,具有较低的磨损率以及良好的稳定性[29]。

3 存在的问题与解决方法

3. 1 存在的问题

激光熔覆技术是一种制备自润滑耐磨涂层的有效方法,但固体润滑剂存在熔点低、湿润性差、易氧化等缺点。由于零件工作条件苛刻、影响因素复杂,从固体润滑被发现至今,还没有单一润滑相涂层从室温至1 000 ℃ 高温都具有稳定的摩擦系数和较低的磨损率。

由于激光束的能量很高,使混合粉末迅速融化,石墨在高温下迅速融化转化为碳原子,激光熔覆熔池的凝固是非平衡凝固过程,碳原子一部分与氧气生成一氧化碳或二氧化碳进入大气,另一部分与涂层其他元素生成碳化物。在钛合金( Ti -Al合金) 表面激光熔覆Ni -Cr -Ca F2金属基自润滑复合粉末中加入石墨,涂层中产生了大量Al4C3和Ti C增强颗粒,在摩擦试验中没有发现石墨的润滑效果[30]。由于Ca F2的熔点低( 1 270 ~ 1 350 ℃) 、密度低( 3. 18 g /cm3) ,激光熔覆过程中,熔池中大量Ca F2上浮、分解、蒸发,使Ca F2的润滑效果严重受损,在工业生产中难以推广[11]。而h -BN的物理特性与金属有很大差别,湿润角很大,湿润性差,激光熔覆时飞溅现象严重,在涂层中留下的h -BN润滑相很少[31]。激光熔覆Ni Cr -Cr3C2/ WS2混合粉末,当温度升到600 ℃ 进行摩擦时,WS2易分解和氧化,其磨损量比300 ℃时增大了近2 倍[22]。

3. 2解决方法

为了保留激光熔覆后熔池的润滑颗粒,结合现有结果,总结了3 种方法: ( 1) 选择合理的激光工艺参数,特别是选择合适的能量密度,一般采取控制激光输出功率和扫描速度来控制润滑颗粒的分解与飞溅,利用有限元热分析最优工艺参数[32,33]; ( 2) 对润滑粉末进行包覆,分别对固体润滑剂Ca F2和WS2化学镀Ni-P,此方法使Ca F2与金属基粉末的湿润性得到有效改善,减少了Ca F2和WS2上浮和分解,有效保留了大量润滑相颗粒[30,34]; ( 3) 原位自生形成润滑相,用激光在45 号钢表面熔覆Ni45-Ca F2-WS2粉末制备自润滑复合涂层,虽然润滑相WS2发生分解,但在熔池中原位生成了新的润滑相CrxSy和Ca WO4,它们有着与WS2和Ca F2相似的结构,对摩擦表面起到了很好的润滑效果[35]。

此外,选择合适的激光器也值得关注,分别用CO2激光器和Nd: YAG激光器对Ni45 + Ca F2+ WS2复合固体润滑粉末进行激光熔覆试验,CO2激光熔覆层中含有WS2、Ca F2,并生成了新润滑相Ca WO4、Cr S,而Nd: YAG激光熔覆层中WS2、Ca F2大部分都分解和上浮溢出,只生成了少量的Cr S[36]。由于CO2激光熔覆层比能量和激光能量密度较小,吸收率低,减缓WS2、Ca F2分解和上溢,给Ca WO4的生成提供了较好的热力学和动力学条件。对激光快速凝固组织进行热处理,调节退火时间使亚稳相快速凝固共晶渗碳体部分转变为石墨,成功地制备了既含快速凝固共晶渗碳体又含弥散石墨的新型多相铁基耐磨材料[37]。

分别采用激光熔覆法制备Ni3Al -Ba F2/ Ca F2-Ag和Ni Cr / Cr3C2-Ag - Ba F2/ Ca F2混合自润滑涂层,在400 ℃以下,低温润滑相Ag有效发挥着抗磨减摩的作用,当温度超过400 ℃时,高温润滑相Ba F2/ Ca F2共晶发挥着润滑效果并协同Ag的作用,可有效降低摩擦表面的摩擦系数和磨损量[38,39]。

4 结语

耐磨涂层篇7

金属材料的磨损、腐蚀问题一直的材料科学工作者致力于解决的难题, 为满足工作在复杂工况条件下耐蚀、抗磨性能的要求, 除努力改善材质和优化结构设计外, 更多的工作是研究在零件表面制备具有特殊性能的强化层。激光熔覆作为一种同时改变零件表面成分和性能的技术, 兼具激光加工与表面涂层技术的优点, 是目前改性领域研究最为活跃的一种新技术。Fe基合金激光熔覆是研究较多、经济性较好的一种方法。本文以Fe基合金熔覆粉末为熔覆材料, 用激光熔覆在Fe-C合金表面制备耐磨性良好的熔覆层。

1 实验过程

在灰铸铁、45钢表面做单道预置粉激光熔覆实验。把按一定配比配制的熔覆粉末研磨均匀, 调制成糊状预涂覆在加工清洗过的试样表面, 预涂覆厚度1.4~2.0mm, 干燥待用。实验采用3KWCO2激光器, 光斑直径D=3.5~5mm, 侧吹保护气保护熔池。

用电火花切割机沿垂直激光扫描方向切下小块试样, 制备金相试样供金相组织观察和硬度测试。将实验中不同激光熔覆方案制备的环块磨损试样完成精磨加工, 在MHK-500环块磨损试验机上按标准规范做摩擦学对比实验, 试验用环为淬火态GCr15钢 (洛氏硬度HRC58~62) 。

2 实验结果

2.1 组织形貌

实验表明, 在钢和铸铁表面激光熔覆均能获得连续、光滑、缺陷少或无缺陷的激光熔覆层。熔覆层堆高一般为0.9~1.4mm, 单道宽度4.5mm。图1为熔覆道横截面形貌, 自上而下分别为熔覆区、熔合区、热影响区和基体。金相显微镜下观察熔覆层组织为细小的近共晶介稳组织 (图2) , 奥氏体枝晶逆热流方向由熔池底部向熔池内生长, 个别粗大枝晶从熔池底部一直长到熔池中部。

2.2 显微硬度

所有熔覆层显微硬度测试均在HX-200型显微硬度计上进行, 加载200g, 加载时间20秒, 保载时间15秒。沿熔覆层深度方向, 从表面每隔0.05~0.1mm左右的距离测量2~3点, 取这些点的算术平均值作为该深度的显微硬度值。

图3~5为Fe基合金激光熔覆层显微硬度纵深分布曲线。熔覆层显微硬度分布比较均匀, 平均显微硬度在HV0.2700以上, 其中共晶组织熔覆层显微硬度分布非常均匀, 这与其均匀细化的组织特征相适应。

2.3 耐磨性研究

图6 (a、b、c) 为典型的环块磨损试验的磨痕横截面图 (曲线水平放大2000X, 水平放大50X) 。基体磨痕最深最宽 (图6.a) , 渗碳淬火层次之 (图6.b) , 激光熔覆处理层的磨痕最浅最窄 (图6.c) 。

表1为三种试块表面磨痕截面积统计结果。激光熔覆处理层耐磨性比基体提高了8.4倍, 比渗碳淬火层提高了5.2倍。

3 结论

3.1 利用激光熔覆在Fe-C合金表面获得的近共晶介稳组织。

3.2熔覆层平均显微硬度在HV0.2700以上且分布均匀, 其中共晶组织熔覆层显微硬度高而且分布非常均匀。

3.3激光熔覆层耐磨性比基体提高了8倍多, 比渗碳淬火层提高了5倍多。

参考文献

[1]王保国.传热学[M].北京:机械工业出版社.