炸喷油涂层的截面微观形貌及成分分析结果。可见, 涂层呈爆炸喷油典型的水纹状结构, 层与层之间结合 紧密; 3种不同衬度的物质: 灰白色区(标识A, 主要 是NiCr) 、黑色区(标识B, 主要是Cr2O3、BaF2 /CaF2 共晶及部分孔洞) 、灰黑色区(标识C, 包含有NiCr、 Cr2O3 和BaF2 /CaF2 ) 在涂层中呈相对均匀分布, 局部 有黑色物质的团聚及空隙的存在; 涂层与基体结合紧 密, 界面处无裂纹, 只有少量的孔隙存在。涂层均匀 致密的微观组织结构导致高的显微硬度和结合强度, 从而使该类涂层具有好的耐磨性能。 涂层材料的摩擦磨损性能不仅取决于涂层组织结 构, 而且还受摩擦试验条件的影响。图3 示出了 NiCr2Cr2O3 2BaF2 /CaF2 爆炸喷油涂层与Si3N4 球在 SRV高温摩擦试验机上对磨时测试的摩擦因数曲线。 可见, 试验温度对涂层的摩擦因数有显著的影响。25 ℃干滑动摩擦初期, 摩擦因数急剧增加, 在经历130 s的跑合阶段的波动后稍有降低, 进入稳定阶段并在 随后的摩擦过程中维持在0172 ( ±0101) 附近; 500 ℃干滑动摩擦, 摩擦因数在经历跑合阶段的剧烈波动 后, 在130 s 时迅速降低并达到稳定值( 0120 ± 0101) , 相比室温摩擦因数约降低7212% , 且在随后 的滑动接触过程中保持不变。 在摩擦过程中, NiCr2Cr2O3 2BaF2 /CaF2 爆炸喷油 涂层及Si3N4 球两摩擦副表面由于机加工而造成的表 面粗糙度在相对运动的作用下逐渐被磨平滑, 表面真 实接触面积逐渐增大, 当符合于所作用载荷的平衡尺 寸时, 完成跑合阶段并进入稳定阶段, 摩擦因数趋于 恒定值。500 ℃干滑动摩擦条件下, BaF2 /CaF2 高温 润滑组元发生脆性到韧性的结构转变并从涂层内部转 移到接触表面, 形成润滑转移膜从而很好地起到了润 滑作用, 故500 ℃摩擦因数相对于25 ℃摩擦因数明 显降低, 说明高温条件能够改善涂层摩擦面的微观结 构, 有利于增强涂层的高温润滑特征。 图4 示出了NiCr2Cr2O3 2BaF2 /CaF2 爆炸喷油层 在25 ℃下磨损表面形貌。由磨痕整体形貌( a) 可 见, 涂层磨面黏附有片状或粒状磨屑, 测量涂层磨 面磨痕宽度为1118 mm; 磨痕放大图( b) 显示磨 面有平行于上试样滑动方向的犁沟及剪切应力导致 裂纹(箭头标示) 的存在, 裂纹放大图( c) 显示 裂纹周围有磨屑的聚集; 图( d) 显示磨面边缘有 黏块呈层状堆积的痕迹, 磨面呈典型的黏着磨损和 磨粒磨损特征。 干滑动摩擦条件下, 两摩擦副对偶面在法向压力 作用下相互接触, 部分微凸体发生塑性变形和断裂, 逐渐在磨面不断累积, 一方面导致裂纹和凹槽的形 成, 另一方面使整个表面布满了被剪断的接点和转移 过来的黏块、磨屑而产生黏着磨损[ 8 ]。试验测得 NiCr2Cr2O3 2BaF2 /CaF2 爆炸喷油层和Si3N4 球显微硬 度分别为HV 57811和大于等于HV1 400, 两者之比 约等于0141, 当材料表面的硬度Hm 与磨粒硬度Ha 之比Hm /Ha 在015～018之间时, 材料发生硬磨粒磨 损[ 9 ] , 故在此条件下NiCr2Cr2O3 2BaF2 /CaF2 涂层磨面 上容易出现犁沟。出现犁沟时, 一部分微凸体被切削 而形成切屑; 一部分发生塑变, 形成黏块, 被推向两 侧和前缘, 而黏块与磨屑在磨面的黏附, 阻碍了摩擦 副两对偶面的相对滑动, 导致涂层产生高的摩擦因数 (如图2所示) 及磨损加剧。 图5示出了NiCr2Cr2O3 2BaF2 /CaF2 爆炸喷油涂层 在500 ℃下磨损表面形貌。从( a) , ( b) , ( c) 可以 看到, 复合涂层磨面覆盖一层润滑膜, 局部有润滑膜 未覆盖的涂层, 润滑膜表面无裂纹产生; 磨面有平行 于上试样滑动方向的犁沟, 与25 ℃下磨面相比, 犁 沟深度明显降低。从( d) 可以看到, 在磨面上呈现 少量的块状或细小颗粒状磨屑, 磨面呈现严重塑性变 形和轻微磨粒磨损特征。由( a) 测量得出复合涂层 磨面磨痕宽度为0163 mm, 相对于25 ℃磨痕宽度减 小4616% , 显示出优异的耐磨性能。 |
