冲蚀磨损机理及抗冲蚀涂层研究进展

李 力,魏天酬,刘明维,周 超

(1. 重庆交通大学 材料科学与工程学院，重庆 400074； 2. 重庆交通大学 河海学院，重庆 400074)

0 引 言

冲蚀磨损是指固体表面受流体或带有固体粒子的流体冲击导致其表面材料发生损耗的现象。冲蚀磨损过程十分复杂，受冲蚀环境、流体条件和材料性质等多种因素影响，不仅要考虑实际冲蚀环境下材料服役时的特性，还要综合分析冲蚀破坏产生的动态过程和机理[1]。因此相比于其他磨损，冲蚀磨损机理的研究难度较大。由于冲蚀磨损最先作用于材料表面，因此材料表面质量是控制冲蚀磨损损失量的关键。目前涂层保护法是防止冲蚀破坏的主要防护措施。该方法施工便利，无太多外界条件限制，且成本较低，经济环保。因此，笔者对目前为止建立的适用性较高的几大冲蚀磨损机理进行综述，并探讨了根据不同抗冲蚀磨损原理制备的涂层研究现状，最后展望了未来冲蚀磨损防护的研究方向。

1 冲蚀磨损机理

20世纪50年代至今，建立的冲蚀磨损理论大致分为两大类：塑性材料冲蚀机理和脆性材料冲蚀机理。

1.1 塑性材料冲蚀磨损机理

1958年，I. FINNIE[2]首次较为全面地定量表达了低冲击角下冲蚀率与冲击角的相互关系，提出微切削理论。其讨论时将冲击粒子视为刚体，在冲击下不开裂且不变形，故可将三维问题作二维处理。冲蚀体积V随冲击角α变化的综合表达式为：

(1)

式中:M为粒子质量；U为粒子速度；P为靶材的塑性流动应力。当α≤18.5°时，f(α)=sin2α-3sin2α；当α≥18.5°时，f(α)=(cos2α)/3。经实验证明，微切削理论能较完善地解释低冲击角下塑性材料受刚性颗粒的冲蚀情况，但却不能完全诠释高冲击角下材料的冲蚀情况。且该理论模型中粒子入射速度与受冲蚀材料失重率之间存在的二次方关系和大量实验数据有差异，不过这一问题已在I. FINNIE的后续相关文献中得到修正[3]。

1963年J. G. A. BITTER[4]提出冲蚀的变形磨损理论。其主要以冲蚀过程中的能量平衡为出发点，将冲蚀磨损划分为变形磨损和切削磨损两部分，在高冲击角下前者为主要破坏原因，而低冲击角下后者成为主要因素。J. G. A. BITTER指出，粒子冲击材料表面时入射粒子对材料的冲击力若未超过靶材的屈服强度则材料出现弹性变形，若超过靶材的屈服强度则会导致材料出现塑性变形。他认为总磨损量为变形磨损量与切削磨损量之和，并推导了变形磨损方程和切削磨损方程。该理论对塑性材料的冲蚀现象作出较好的解释，也在单颗粒冲蚀磨损试验机上得以验证,但缺乏物理模型对其提供支撑[5]。

N. P. SUH[6]曾提出著名的磨损脱层理论。该理论针对金属滑动磨损中微裂纹生展过程作出论述，认为磨损量与空穴成核率、裂纹扩展率(显微组织)、摩擦系数和硬度存在函数关系[7]，指出磨损的主要因素是显微组织而非硬度，其中空穴成核率是指单位时间内材料实体因成核引起的新空穴体积。

上述理论皆将粒子视为不开裂不变形的刚体，这与实际情况不符。而G. P. TILLY[8]考虑到粒子的破碎性，提出粒子破碎造成的二次冲蚀理论。该理论采用高速摄影术、电子显微术以及筛分法研究了磨粒断裂对塑性材料的冲蚀影响，指出当粒子粒度过小或冲击速度过低时至多出现第一次冲蚀，而粒子破碎导致的第二次冲蚀只有当粒度和冲击速度足够时才会发生。淬硬的脆性钢丸和软质钢丸冲击材料表面的实验已经证明二次冲蚀作用的存在，故冲击粒子粒度和冲击速度足够时冲蚀过程可以视为两个阶段，总冲蚀量应为两次冲蚀之和。

J. R. BELLMAN[9]提出锻造挤压理论，亦被称为冲蚀“成片”理论(Platelet)。其采用增量失重法测定塑性材料的冲蚀率，即材料表面经每60 g粒子冲击后出现的失重。J. R. BELLMAN发现，经过若干次粒子冲击后材料表面才开始出现失重，这种现象用其他理论均难以解释。因此该理论将整个冲蚀过程分为两部分：初始阶段粒子冲击靶面施加挤压力，形成第一批凹坑及凸起片层但表面未出现脱落；稳态冲蚀阶段粒子继续冲击表面造成严重的塑性变形，表面靶材呈片屑流失，出现加工硬化区并逐渐达到稳态，片屑形成时可明显看出受到挤压作用。

1.2 脆性材料冲蚀磨损机理

脆性材料冲蚀理论相较于塑性材料冲蚀理论起步较晚。G. L. SHELDON[10]于20世纪60年代建立了第一个脆性材料冲蚀模型，指出当圆角粒子冲击脆性靶材的冲击速度或负荷足够大时靶面冲击点附近存在缺陷的部位可能形成赫兹裂纹(赫兹波形状的裂纹)，而尖角粒子冲击靶面则会引发径向裂纹。这两类裂纹的主要区别在于冲击过程中材料表面是否存在塑性形变。赫兹裂纹与径向裂纹之间存在过渡区，过渡区的出现与材料表面结构、断裂韧性以及硬度有关[11]。由于冲击时发生塑性形变，故对尖角形粒子的冲击作理论处理时需要比圆角粒子作更多的假设，因此导致处理问题过于简化使得该模型描述很不全面。

70年代，A. G. EVANS等[12]提出弹塑性压痕破裂理论，指出冲击时塑性区内应力与裂纹萌生有关。此模型可用于解释准静态冲击中的裂纹萌生，冲击处原有的缺陷可能是裂纹的起源，在塑性应力场中这些缺陷会因冲击而增大。因裂纹是在冲击中产生的，故应建立粒子冲击靶面时的接触力模型才能估算因冲击产生的的裂纹最终尺寸。S. M. WIEDERHORN[13]提出粒子动能完全消耗于粒子冲击靶面时产生的塑性流动，根据靶材硬度和接触时最大透入深度可计算出接触力。A. G. EVANS等提出另一接触力计算模型，他们认为冲击中接触力的计算应包括动态影响。其模型假定粒子透入靶面不发生破坏，接触压力是粒子击中靶面时建立的动态压力，粒子透入深度决定于接触时间及平均界面速度。Evans理论中提出的裂纹尺寸受粒子冲击速度的影响关系要比Wiederhorn及Lawn理论中大一些，且Wiederhorn及Lawn理论中考虑了靶材的硬度而Evans理论未考虑。两个模型在实验中都得到了一定程度的验证。

A. G. EVANS等[14]还发展了横向裂纹生成理论，从实验中发现横向裂纹尺寸与冲击时形成的径向裂纹尺寸成正比，并据此提出了横向裂纹的定量描述。其得出冲蚀磨损量V与冲蚀速度υ0、粒子尺寸r、粒子密度ρ、靶材断裂韧性Kc以及靶材硬度H关系式如：

(2)

而Wiederhorn及Lawn理论中建立的模型虽与之初始假设不同，但得到的结果十分相似：

(3)

式(2)、式(3)中硬度均占很少比重，且式(2)、式(3)皆可用于确定开始发生断裂时的临界速度。两者虽稍有不同，但皆可看出，KC、H均为VC的决定性因素，如式(4)、式(5)：

(4)

(5)

由两个模型可以看出，脆性材料冲蚀时入射粒子速度与冲蚀磨损量的指数关系值在2 ～ 4之间。而对方程式各项因素的指数值作评估时，Evans等人提出的弹塑性压痕破裂理论得到了更直接的实验证明，其理论值与试验值差距不大。但脆性材料冲蚀还需要考虑温度对冲蚀的影响，因为温度会使材料硬度以及临界应力强度发生变化，而该理论在高温条件下脆性材料冲蚀方面仍不完善[15]。

除上述理论以外，林福严等[16]提出了以低周疲劳为主的冲蚀理论。他们对低冲击角下几种金属材料的冲蚀磨损机理进行实验研究，对比了不同延性的材料受冲蚀磨损破坏的动态过程，指出金属材料延性较大时，磨损初期以塑性形变为主，经历了形成压坑与变形唇，再到反复压坑、形唇、剥落的过程，主要产生块状磨屑，有明显的潜伏期。而材料延性较小时破坏则以微切削磨损为主，主要产生长条状切削性磨屑，冲蚀磨损过程没有明显的潜伏期。多数材料两种破坏形态并存，相对比例视延性大小而定。

2 抗冲蚀磨损涂层

目前抗冲蚀磨损涂层按其抗冲蚀作用原理大致可分为硬质与超硬涂层、弹性涂层、自润滑涂层以及仿生涂层等。

2.1 硬质与超硬涂层

硬质涂层起步较早且应用最广，其材料通常是过渡族金属与非金属构成的化合物、金属间化合物等，其硬度一般在10 GPa以上，其中硬度在40 GPa以上的称为超硬涂层[17]。除高硬度以外，高韧性也同样重要。保证自身的高硬度和高韧性同时具备并且达到一个最佳比例才能使涂层具有良好的抗冲蚀磨损性能。硬质与超硬涂层制备技术包含物理气相沉积(PVD)、化学气相沉积(CVD)以及热喷涂等。

PVD技术主要应用于薄且致密的涂层制备方面，其制备的TiN涂层和TiAlN涂层可用作涡轮发动机部件的表面冲蚀防护涂层，能有效地提高涡轮机的抗冲蚀磨损性能[18]。而CVD技术与之相比沉积时速度低且温度较高，仅适用于硬质合金或陶瓷类基体，其制备的TiN涂层和TiC涂层同样能有效地抵抗固体粒子冲蚀[19]。B. BORAWSKI等[20]采用磁控溅射方法制备了多层膜结构涂层，其中硬质子层采用TiN，软质子层分别采用了Ti、Zr、Hf和Nb，得出具有较高的杨氏模量和泊松比的Nb能够为TiN子层提供有效的支撑，从而提高了涂层的韧性，进一步改善了TiN/Nb多层膜结构涂层的抗冲蚀能力。

热喷涂技术在材料表面冲蚀防护方面应用广泛，其涂层主要以金属陶瓷和陶瓷材料为主，材料主要包含Ni、Fe、Cr、Co、Ti等及其合金，制备技术涉及等离子喷涂、电弧喷涂及火焰喷涂等[21]。XU Jiaying等[22]采用大气等离子喷涂技术制备的Al2O3-TiB2-TiC/Al复合涂层与基底结合良好，具有高硬度及优异的耐磨性。张卫涛等[23]利用超音速电弧喷涂技术在高强不锈钢基体上分别制备NiTi涂层和NiTi/NiAl混合涂层，分析测试得出NiTi/NiAl混合涂层在耐冲蚀方面优于单一涂层，这主要是由于NiTi/NiAl混合涂层具有高硬度与高韧性等良好的综合性能。D. S. ARENSBURGER等[24]研究表明，利用高速火焰喷涂(HVOF)制备涂层能获得较高的致密性，一般孔隙率均小于3%，材料表面耐冲蚀性能可提高10倍以上。并且得出在低角度冲蚀条件下，涂层需兼具高硬度和高韧性才能保证其抗冲蚀性能。

2.2 弹性涂层

郭源君[25]针对水轮机等过流件冲蚀情况作出研究，对比了绕流边界层扰动波与流道边壁表面冲蚀波纹形貌的相似特征，得出边界层扰动挟带近壁粒子作振荡运动形成的对边壁的周期性冲击所产生的冲击力使粒子运动轨迹适应于表面形貌，最终导致表面冲蚀磨损。在此基础上他提出了采用弹性涂层实现回避粒子接触的抗冲蚀设计理论并建立了弹性涂层冲蚀损伤的定量描述模型。由于涂层容易发生弹性形变，可将入射粒子的冲击能转化为本身的弹性应变从而保护基材不受冲蚀，提高了涂层的抗冲蚀能力。

2.3 自润滑涂层

自润滑耐磨机理在于包裹或镶嵌在涂层周围的自润滑材料随着摩擦过程中涂层被磨损而逐渐裸露出并分布在磨痕表面，形成纳米厚的自润滑薄膜。冲蚀过程中冲击粒子与材料表面间的相对滑动可以部分被自润滑薄膜之间的相对滑动代替，起到自润滑耐磨作用，可明显提升涂层的抗冲蚀性能。

A. YAKOVLEV等[26]以CuSn作为自润滑材料，采用激光熔覆技术制备的耐磨损复合涂层摩擦系数低且硬度较高，具有良好的抗磨损性能。相占凤等[27]选用Ni60+5%h-BN混合金属粉末制备的含h-BN润滑相的自润滑复合涂层摩擦系数和磨损率都远低于其钛合金基体。田浩亮等[28]采用氧化石墨烯作为自润滑材料制备氧化石墨烯改性WC-Co自润滑耐磨涂层，发现氧化石墨烯与WC-Co粉末复合情况较好，氧化石墨烯的添加对涂层结合力影响不大并且明显提高了涂层的抗冲蚀性能。

2.4 仿生涂层

仿生学是生物学、数学与工程技术的结合，将生物表面结构、特征的研究应用到了工程领域[29]。国外学者发现某些生物体表的特殊结构在极度恶劣环境里具有优异的抗冲蚀磨损性能，因此运用仿生技术将仿生学的原理应用到冲蚀磨损研究中，研发新型仿生涂层用以提高材料耐冲蚀性能[30]。

德国柏林技术大学的W. BAUMGARTNER等[31]研究了沙鱼体表特殊结构对抗冲蚀性能的影响，发现沙鱼的脊、锥形凸起和坚硬的角质层皆对降低体表的磨损有促进作用。尹维[32]研究了白城地区红柳的抗冲蚀磨损机理，以红柳为原型设计加工的抗冲蚀仿生表面试样与光滑试样相比抗冲蚀磨损性能提高了约26%。同时分析了红柳及其炭化后的内部孔道分布特性，并利用其特性进行环氧树脂冲蚀磨损表面自修复性能的探索性研究，为抗冲蚀功能表面的仿生工程应用和自修复功能表面的设计、制备提供了理论基础和新的思路。高峰等[33]以新疆岩蜥为生物原型进行冲蚀磨损试验，探讨了对仿生耦合试样冲蚀磨损造成影响的多个因素，结果表明仿岩蜥试样有效地提高了材料表面抗冲蚀性能。张俊秋[34]对沙漠蝎子耐冲蚀性能进行了生物耦合研究，提取了凹坑形、凹槽形、圆环形3种形态耦元并进行冲蚀磨损测试，探讨其不同形态抗冲蚀性能差异以及仿生形态表面的冲蚀机理，得出冲击粒子与仿生形态表面碰撞时出现的绕流可改变冲击粒子的入射速度和运动轨迹，减轻冲击粒子对材料表面的磨损，对提升抗冲蚀磨损性能有明显作用。于东云[35]利用仿生的超疏水薄膜制备了一种碳钢表面应用的复合涂层，显著提高了碳钢的耐冲蚀性。这些研究成果对采用仿生技术研发抗冲蚀涂层有一定的借鉴和参考价值，为抗冲蚀涂层的制备提供了理论基础和新的思路。

3 结 语

现有冲蚀磨损机理与模型普遍存在主观假设、适用局限与片面性，与实际情况不完全相符，并且缺乏验证所提出模型的良好实验，导致冲蚀磨损机理建立过程中由微观观察转化为宏观磨损模型的速度缓慢，因此目前为止尚未建立一套完整的理论体系或冲蚀模型可适用于所有实际应用情况。而在抗冲蚀涂层研发方面，皆是基于各自的冲蚀理论体系进行涂层失效机理分析，缺乏统一性和关联性。综上所述，将涂层的冲蚀破坏机理研究分析透彻是研发出更有效的冲蚀防护涂层的前提，因此涂层的冲蚀机理将是接下来研究的重点。除此之外应该加强冲蚀磨损实验的测试装置和测试方法研究，统一规范和性能表征指标，才能准确判断和对比涂层抗冲蚀能力的差异，进行抗冲蚀涂层的研发。