陶瓷基热喷涂涂层硬度和刚度的测试方法

王灵秀 项斌峰 张利俊 邱洪华 蔡素燕 张瑞

（中国建材检验认证集团北京天誉有限公司，北京 100113）

0 前言

不同于众多涂层制备工艺，热喷涂涂层通过高速喷枪将快速熔化的熔融金属或陶瓷片直接堆积在基材表面，撞击在基材表面的熔滴极速凝固并通过内聚力形成层状微结构涂层，在这一过程中，原材料的物理特性、熔融颗粒分布、热源的温度以及颗粒的温度与喷射速度均会对涂层的性能产生影响，可直接造成涂层内部产生孔隙和外部产生开裂[1]。

在热喷涂涂层制备过程中，常使用燃烧热源（火焰、高速氧气喷雾（HVOF）等）、电能、超声空气震动等提供热量以融化粉末原料，在实际使用过程中需控制粒径的分布在20-60µm，从而减小孔隙的产生，若使用纳米颗粒作为原料，需提前将初级纳米尺寸的颗粒预团聚成微米级的原料，以提高涂层的完整性。从以上表述中可以发现，原料的尺寸和物理特性对涂层微观结构的影响非常明显，孔隙率的多少往往直接影响涂层的机械性能。因此，需要对涂层存在的某些通用机械性能进行评价，从而确定热喷涂涂层各组件的结构完整性。本文对热喷涂涂层硬度和刚度测量技术进行评价，以便更好地理解结构与性能之间的关系[2]。

1 热喷涂涂层的硬度测试

热喷涂涂层硬度测试中常使用压痕测试来衡量其硬度大小，是在涂层表面施加一定负载来测量其抗形变的能力。在众多测试方法中，常用努氏硬度或维氏硬度这两种压痕测试方法。在努氏硬度中，针对陶瓷材料的测试标准有ASTM C1326-08（美标）、CEN ENV 843-4（欧标）、JIS R1610（日标）和ISO 4516（国际标准）等，在维氏硬度中，常用的测试标准有ASTM C1327-08（美标）、CEN ENV 843-4（欧标）、JIS R1610（日标）以及ISO 4516（国际标准）等。从这些测试标准的内容可以发现，陶瓷基涂层的测试过程更易产生裂纹，因此在测试过程中需降低压痕或微压痕的测试负载（通常小于100gf/cm2），同时需在压痕间保留足够的间距来预防裂纹的产生。相关细节可在ASTM C1326 219和ASTM C1327 220测试标准中查看。

维氏硬度与努氏硬度两种压痕测试方法在表面不造成过多裂缝的条件下，测试载荷选择应足够大，以允许更好地观察压痕。维氏压痕测试常使用正方形的金字塔形金刚石压头，维氏硬度HV的计算方法如式（1）所示：

式中，P是测试载荷（N），θ是压头向对面之间的夹角（136°），d是测得的压痕的两个对角线的平均长度（mm）。

维氏硬度使用拉伸强度或弹性模量的单位GPa来表示，表明硬度可能与材料的固有特性相关，因此硬度大小和弹性模量之间存在一定关系。然而，硬度涉及材料的塑性变形和脆性破坏，具有比弹性模量更复杂的参考因素，在不考虑微观结构变化时，分析硬度大小可能产生一定的偏差。

与维氏硬度测试不同，努氏硬度测试的压痕仅需测量所得压痕的长对角线长度，同时努氏硬度的大小通过施加的测试负载与损伤表面上投影面积的比率进行计算，假设短对角线的弹性回复可忽略不计，努氏硬度HK的计算方法如式（2）所示：

式中，P是测试载荷（N），Ap是压痕的投影面积（mm2），a是测得的压痕的长对角线的长度（mm）。

对于相同的试样，在相同测试载荷下，努氏压痕的长对角线长度比维氏压痕的对角线长度长2-8倍。维氏压头的压痕深度比努氏压头的压痕深度约深1-5倍，因此维氏压痕更可能导致陶瓷涂层表面产生破裂。通常，由于凹痕尖端和边缘处的变形，裂纹会影响对角线长度的测量，可能改变压痕的变形过程，从而影响硬度的测试结果。由于热喷涂涂层是一种层状结构涂层，这使得涂层表面的硬度比截面部分约高1-5倍，此即热喷涂涂层的各向异性，因此在使用努氏硬度测量时，应针对平行于喷射方向及垂直于喷射方向进行不同的压痕测试[3]。ASTM标准针对维氏和努氏硬度测试要求进行十次压痕测试来降低孔隙和裂纹网络的随机分布对硬度结果的影响，但是考虑到热喷涂涂层各向异性的特性，为确保数据的可信度，不应只选择涂层中的密实区域进行压痕测试，这会使得测试结果偏高，而应在涂层表面的不同区域进行测试，得到多条压痕数据，将测试的硬度平均数值与计算的硬度平均数值进行比较，才能得到更准确的数据[4]。

努氏硬度测试由于压头本身一端比较细长，所以其压痕形状中长对角线的末尾比较细长，使得长度测量难以精确辨别，这对于多阶段热喷涂层的影响更为明显，有损测试精度。

从上述内容可以看出，维氏和努氏硬度测量结果具有不同的压头几何形状，在涂层表面的压痕不同，即努氏硬度和维氏硬度标度之间没有数值上的等效性，因此，讨论热喷涂涂层的硬度时不建议将二者联系在一起讨论。

2 热喷涂涂层的刚度测试

材料的刚度大小往往通过弹性模量（Ec）进行衡量，而热喷涂层的弹性模量通常与相应的块状材料有较大差值，尤其是对于陶瓷涂层。弹性模量常根据应力-应变曲线中初始线性部分的斜率进行评估，超出弹性极限时样品会发生塑性变形，屈服并最终断裂。对于块状陶瓷材料，相关的弹性极限、弹性模量和断裂强度都可以计算。但是，对于陶瓷基热喷涂涂层，其弹性模量受熔滴薄片间的内聚力、孔隙和裂纹网络分布等因素影响。当涂层受到外部载荷影响时，涂层的不均匀片状结构可能导致薄片相互滑动，从而使涂层具有一定的延展性，最终影响弹性模量的测试结果。同时，陶瓷基热喷涂涂层平行于涂层表面的模量与垂直方向的弹性模量是不同的。因此，确定弹性模量的大小具有挑战性。

热喷涂涂层的弹性模量大小取决于涂层或多相涂层中不同相的浓度、形状、连续性和空间分布。考虑到陶瓷基热喷涂涂层常由两个各向同性的相所组成，当涂层受到外部载荷时，载荷会在每个相中产生相等的应变，总复合应力的大小是每个独立相所承受的应力之和。基于这一理论，目前测试热喷涂涂层弹性模量的方法大致有微压痕测试法、3点/4点弯曲测试法、压缩实验、拉伸实验、悬臂梁测试法、激光超声波法以及共振超声光谱测试等。在众多测试方法中，常用的是微压痕测试法，但与其他方法相比，微压痕测试的结果与测试人员的主观性相关，当压痕处于涂层密集区域时，得到的弹性模量数值常偏高，如果测试选取的区域不当，测试结果可能出现较大偏差[5]。因此，在实际应用中应在涂层表面的不同区域进行测试。

3 总结与展望

热喷涂涂层是由层状微结构构成的，该层状结构由撞击的熔滴的快速凝固和各熔滴间的内聚力形成。这种结构使热喷涂涂层存在各向异性的机械性能，在对热喷涂层进行机械性能表征时，必须注意此特征。在得到热喷涂涂层的刚度或硬度数据时，应提前评估整个涂层系统的结构完整性。由于涂层的微观结构不均匀以及孔隙和裂纹的影响，很难得到热喷涂涂层的应力-应变关系。但是，可对涂层中各组成成分进行分析得到相应结果。

目前的研究仍缺乏评估热喷涂涂层机械性能的整体框架，常常只关注特定涂层的工艺或性能而忽略了整个热喷涂涂层之间的结构关系。尽管有大量文献记录了涂层材料或工艺的发展，但缺乏将材料结构、工艺和性能整合在一起的系统评估方法。因此，需要对热喷涂涂层中可能出现的特性进行关联整合，才能从完整的角度分析涂层的机械性能。