熱噴涂工藝對(duì)NiCr FeAl/hBN復(fù)合涂層性能的影響

周子民，熊聲健，陳皓暉，李 彰，王長(zhǎng)亮，郭孟秋，崔秀芳，金 國(guó)

（1.中國(guó)航發(fā)北京航空材料研究院 航空材料先進(jìn)腐蝕與防護(hù)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；2.哈爾濱工程大學(xué) 材料科學(xué)與化學(xué)工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001；3.中國(guó)人民解放軍32382部隊(duì)，北京 100072）

為了有效控制航空發(fā)動(dòng)機(jī)及燃?xì)廨啓C(jī)高壓壓氣機(jī)機(jī)匣與葉片之間的對(duì)磨間隙，提高發(fā)動(dòng)機(jī)的增壓比，現(xiàn)階段常在機(jī)匣內(nèi)壁制備鎳基石墨（Ni/C）、鎳基硅藻土（Ni/De）、鎳基膨潤(rùn)土（NiCrFeAl/Be）的可磨耗封嚴(yán)涂層體系，但現(xiàn)用涂層使用溫度（<500℃）無(wú)法滿足先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓壓氣機(jī)內(nèi)部更高的服役環(huán)境。NiCrFeAl/hBN涂層由于其金屬相NiCrFeAl具有優(yōu)異的耐腐蝕、良好的抗高溫氧化性能，非金屬相六方氮化硼（hBN）在高溫下化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定，具有較好的自潤(rùn)滑性[1-2]，是近年來(lái)新研發(fā)面向較高服役溫度（約600℃）的新型可磨耗封嚴(yán)涂層體系。目前，可磨耗封嚴(yán)防護(hù)涂層主要采用熱噴涂技術(shù)進(jìn)行制備，其中最常用的噴涂方法是等離子噴涂。等離子噴涂涂層致密[3]，涂層孔隙率低[4]，涂層硬度高耐磨性好[5]，但較高硬度的涂層在服役過(guò)程中會(huì)對(duì)與之對(duì)磨部件（葉片）造成嚴(yán)重的磨損損傷；而火焰噴涂涂層由于其可控的孔洞組織具有良好的潤(rùn)滑和減摩性能，可以減小對(duì)對(duì)磨部件的損傷，進(jìn)而起到相應(yīng)防護(hù)作用[6-8]，且火焰噴涂具有成本低、效率高，操作更為簡(jiǎn)便[9]的優(yōu)勢(shì)。

氧乙炔火焰噴涂能量可調(diào)范圍大，既可以較好地熔融噴涂材料中的金屬粘結(jié)相，也可以較大程度避免噴涂材料中非金屬相的燒損，更適合大厚度（>1 mm）、硬度和結(jié)合強(qiáng)度匹配性高的可磨耗封嚴(yán)涂層制備[10-11]。而目前國(guó)內(nèi)外對(duì)NiCrFeAl/hBN這種新型涂層的制備工藝及性能研究較少，并且氧燃比、槍速及間距等噴涂工藝參數(shù)對(duì)涂層的性能如硬度、結(jié)合強(qiáng)度以及噴涂的沉積效率等都有重要影響[12]，而涂層良好的硬度和結(jié)合強(qiáng)度是保證涂層具有良好服役性能的重要前提。選擇最佳噴涂工藝參數(shù)可大幅度提高涂層服役性能和涂層制備的穩(wěn)定性[13]，現(xiàn)階段對(duì)噴涂工藝參數(shù)優(yōu)化的主要方法有正交試驗(yàn)法[14]和遺傳神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法[15]，其中正交試驗(yàn)法應(yīng)用居多，因此很有必要研究氧乙炔噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層相關(guān)基本性能的影響，可為其盡早應(yīng)用于我國(guó)先進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵部件防護(hù)提供技術(shù)支撐。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)基體選用綜合性能良好的Ti-Al-Mo-Zr-Si系α-β型熱強(qiáng)鈦合金（TC11），其尺寸為30 mm×20 mm×10 mm。噴涂材料NiCrFeAl/hBN粉末，其粒度為（-125±45）μm，化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）為：15～18Cr、8～10Fe、2.8～3Al、4～6BN，余量Ni。

1.2 試驗(yàn)方法

采用美科6P型氧乙炔火焰噴涂設(shè)備進(jìn)行噴涂試驗(yàn)，噴涂前基體試樣經(jīng)打磨、除油、噴砂等預(yù)處理。參考可磨耗封嚴(yán)涂層常用的噴涂參數(shù)[16]，選擇氧燃比、槍速及噴涂間距為主要參數(shù)設(shè)計(jì)了3水平工藝試驗(yàn)，如表1所示。參考4因素3水平的L9（34）配置因素與水平數(shù)方案表設(shè)計(jì)3因素3水平正交試驗(yàn)表，并對(duì)其進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)。通過(guò)極差R判斷不同試驗(yàn)因素的作用大小，R越大表明該因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響越大，為主要因素；R越小表明該因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響越小，為次要因素[17]。具體分組如表2所示。其余工藝參數(shù)：Ar2載氣流量4.0～4.5 L/min，噴涂距離150 mm，冷卻時(shí)間3 s，涂層厚度控制為1.0 mm。

表1 試驗(yàn)涂層影響因素與水平數(shù)Table 1 Influencing factors and levels of the tested coating

表2 正交試驗(yàn)分組情況Table 2 Groupings of orthogonal experiments

1.3 分析及測(cè)試方法

采用X Pert Pro MPD型X射線衍射儀（XRD）對(duì)涂層進(jìn)行物相分析，掃描參數(shù)：測(cè)量方式為步進(jìn)、步進(jìn)角度0.02°/s、采樣時(shí)間0.2 s、管電壓為40 kV、管電流為30 mA、溫度設(shè)置25℃。

采用QUANTA200型掃描電鏡（SEM）觀察涂層試樣的組織形貌，主要參數(shù)：加速電壓為20 kV，掃描電流為30 mA。由于涂層中含有非導(dǎo)體（hBN），在用掃描電鏡觀察之前需對(duì)觀察面做噴金處理。

涂層的表面洛氏硬度測(cè)試參照HB 5147—1996《金屬表面洛氏硬度試驗(yàn)方法》，采用TH310表面洛氏硬度計(jì)測(cè)量涂層表面洛氏硬度，施加載荷和保持時(shí)間分別為30 N和3 s，在涂層表面隨機(jī)選取10個(gè)點(diǎn)測(cè)其硬度值并取平均值。

涂層的結(jié)合強(qiáng)度測(cè)試參考GB/T 8642—2002《熱噴涂抗拉結(jié)合強(qiáng)度的測(cè)定》，采用WE-100型液壓式萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)量其結(jié)合強(qiáng)度值。使用強(qiáng)力膠（抗拉強(qiáng)度超過(guò)70 MPa）將涂層試樣兩端固定于兩對(duì)偶件中，隨后將對(duì)偶件試樣至于萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上以不超過(guò)10 kN/min的速度連續(xù)緩慢加載，直至對(duì)偶件被拉開(kāi)，最后記錄分離時(shí)的涂層試樣表面積和載荷，經(jīng)換算得出結(jié)合強(qiáng)度值，測(cè)5個(gè)試樣取其平均值作為該涂層的結(jié)合強(qiáng)度數(shù)值。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 涂層X(jué)RD物相

圖1為正交試驗(yàn)制備的9組涂層的XRD圖譜，可以看出不同噴涂工藝參數(shù)下涂層的物相保持一致，均為具有最強(qiáng)峰的NiCrFeAl合金相以及弱峰的hBN非金屬相，這說(shuō)明在噴涂過(guò)程中沒(méi)有出現(xiàn)明顯的氧化或者分解，且這9組噴涂工藝參數(shù)下涂層成分都保持一致，在整體試驗(yàn)過(guò)程中僅存在工藝參數(shù)這唯一變量，可排除9組涂層因成分不一致而造成的影響。

圖1 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCrFeAl/hBN涂層X(jué)RD圖譜Fig.1 XRD patterns of the NiCrFeAl/hBN coatings prepared by using different thermal spraying parameters

2.2 工藝參數(shù)對(duì)涂層硬度的影響

表3為涂層表面洛氏硬度的正交試驗(yàn)與極差分析結(jié)果，對(duì)氧燃比（O2/C2H2）、槍速及間距進(jìn)行極差分析，其極差大小依次為0.6、4.2和6.8，因此對(duì)于涂層硬度的影響因素，主次順序依次為間距>槍速>氧燃比。而對(duì)于最優(yōu)參數(shù)方案的選擇，主要依據(jù)參數(shù)不同水平數(shù)下的平均值大小，取其最大值，因此氧燃比的最優(yōu)水平數(shù)為2，槍速對(duì)應(yīng)最優(yōu)水平數(shù)為1，間距的最優(yōu)水平數(shù)為2，對(duì)應(yīng)表1得出，最優(yōu)工藝參數(shù)O2/C2H2為35/29，槍速400 mm/s，間距8 mm。

表3 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCr FeAl/hBN涂層的表面洛氏硬度及極差分析Table 3 Surface Rockwell hardness and range analysis of the NiCr FeAl/hBN coating prepared by using different thermal spraying parameters

圖2為表面洛氏硬度指標(biāo)的3因素效應(yīng)關(guān)系圖，從圖2可以看出噴涂間距對(duì)涂層硬度影響最大，當(dāng)間距從6 mm增加到8 mm時(shí)，涂層硬度從53.72 HR15Y顯著增加到60.49 HR15Y，而當(dāng)間距增加到12 mm時(shí)，硬度又顯著下降到54.94 HR15Y。這主要是因?yàn)閯傞_(kāi)始噴涂間距較短時(shí)，噴涂粉末在未能得到充分的熔融之前就到達(dá)了基體表面，粒子濕潤(rùn)性不好，且粒子速度不能得到充分加速，到達(dá)基體表面時(shí)，粒子的動(dòng)能較小，對(duì)基體的撞擊效果不好，粒子間的堆疊不夠緊密，氣孔數(shù)量較多因此硬度不高[13]。但當(dāng)間距超過(guò)8 mm時(shí)，此時(shí)粒子的加速過(guò)程已經(jīng)完成，間距增大反而會(huì)降低粒子速度，進(jìn)而造成涂層的硬度減少[13]。噴涂的氧燃比（O2/C2H2）對(duì)涂層硬度影響結(jié)果較小，幾乎可以忽略。600 mm/s的槍速是涂層硬度的一個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，槍速400～600 mm/s區(qū)間涂層硬度從58.11 HR15Y降低到53.94 HR15Y，600～800 mm/s區(qū)間涂層硬度從53.94 HR15Y增加到57.09 HR15Y。

圖2 熱噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度的影響Fig.2 Effect of thermal spraying parameters on surface Rockwell hardness of the NiCrFeAl/hBN coating

2.3 工藝參數(shù)對(duì)涂層結(jié)合強(qiáng)度的影響

表4為涂層結(jié)合強(qiáng)度的正交試驗(yàn)與極差分析結(jié)果，氧燃比（O2/C2H2）、槍速及間距的極差大小依次為0.6、0.3和2.3，因此對(duì)于涂層結(jié)合強(qiáng)度影響因素，主次依次為間距>氧燃比>槍速。根據(jù)不同水平數(shù)下的結(jié)合強(qiáng)度平均值大小，選擇最優(yōu)的工藝參數(shù)O2/C2H2為26/20，槍速600 mm/s，間距12 mm。

表4 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCr FeAl/hBN涂層的結(jié)合強(qiáng)度及極差分析Table 4 Bonding strength and range analysis of the NiCr FeAl/hBN coating prepared by using different thermal spraying parameters

圖3為結(jié)合強(qiáng)度指標(biāo)的3因素效應(yīng)關(guān)系圖，從圖3可以看出，噴涂間距對(duì)涂層結(jié)合強(qiáng)度影響最大，當(dāng)噴涂間距從6 mm增加到8 mm時(shí)，涂層的結(jié)合強(qiáng)度從6.2 MPa增加至8.4 MPa，而當(dāng)間距增加到12 mm時(shí)，結(jié)合強(qiáng)度提高至8.5 MPa。主要原因跟涂層硬度變化原因相似，剛開(kāi)始噴涂間距僅為6 mm時(shí)，噴涂粉末未得到足夠的加熱時(shí)間進(jìn)行充分的熔融，且粒子到達(dá)基體表面時(shí)動(dòng)能較小，不能對(duì)基體形成有效的沖擊，涂層結(jié)合較弱；此外由于間距較短，噴槍焰流容易使基體表面形成過(guò)熱氧化，從而進(jìn)一步影響涂層與基體的結(jié)合，在一定范圍內(nèi)隨著間距的增加，涂層的結(jié)合強(qiáng)度進(jìn)一步增大[13，18]。噴涂的槍速對(duì)涂層結(jié)合強(qiáng)度的影響結(jié)果較小，隨著槍速的變化，涂層的結(jié)合強(qiáng)度值變化很小。當(dāng)氧燃比（O2/C2H2）從30/27（1.1）增加至26/20（1.3）時(shí)，涂層的結(jié)合強(qiáng)度從7.5 MPa增加至8.1 MPa，當(dāng)氧燃比較低（30/27）時(shí)，焰流溫度較低，粒子融化不夠充分，噴涂的粒子為未熔或半熔融狀態(tài)，造成涂層間結(jié)合不夠緊密；此外氧燃比低，在噴涂過(guò)程中噴涂速率較低，粒子飛行到達(dá)基體時(shí)沖擊能量較低，造成涂層與基體的結(jié)合較弱，所以結(jié)合強(qiáng)度較低[19-20]。當(dāng)氧燃比提高后，焰流溫度高，充分熔融的粒子以更高的速度沖擊到基體表面，最終形成致密度高的層狀扁平涂層結(jié)構(gòu)，涂層的結(jié)合強(qiáng)度也進(jìn)一步提高。

圖3 熱噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層結(jié)合強(qiáng)度的影響Fig.3 Effect of thermal spraying parameters on bonding strength of the NiCrFeAl/hBN coating

2.4 最優(yōu)工藝參數(shù)的綜合判定

為了綜合考慮結(jié)合強(qiáng)度和洛氏硬度兩個(gè)評(píng)定指標(biāo)對(duì)涂層質(zhì)量的綜合影響，按照指標(biāo)的重要程度進(jìn)行加權(quán)，綜合加權(quán)評(píng)分值Yi的計(jì)算公式為：

式中：aij為系數(shù)；yij為評(píng)定指標(biāo)[21]。

根據(jù)評(píng)定指標(biāo)的趨勢(shì)是否一致來(lái)確定系數(shù)aij的符號(hào)，如果趨勢(shì)一致則取相同符號(hào)，反之則取相反符號(hào)[21]。本試驗(yàn)中涂層結(jié)合強(qiáng)度值越大越好，所以取“+”；而防護(hù)涂層的硬度要求不能太高，所以應(yīng)偏小適中為好，應(yīng)取“-”。綜合評(píng)分滿分為100分，依據(jù)涂層需要，將結(jié)合強(qiáng)度滿分定為50分，洛氏硬度滿分定為50分。

將各性能指標(biāo)的變化范圍定義為K，即K=最大值-最小值，所以結(jié)合強(qiáng)度K1=9.4-5.7=3.7，洛氏硬度K2=64.73-50.64=14.09。系數(shù)aij=分值/K，代入相關(guān)數(shù)值計(jì)算得：ai1=50/3.7=13.5，ai2=50/14.09=3.5。

依據(jù)上述評(píng)分標(biāo)準(zhǔn)得出涂層性能綜合評(píng)分表，如表5所示，圖4為綜合得分指標(biāo)下涂層因素效應(yīng)關(guān)系圖。綜合表5和圖4中相關(guān)數(shù)值變化規(guī)律得出，噴涂間距對(duì)涂層綜合性能的影響最大，其次依次為槍速和氧燃比。通過(guò)平均綜合得分可以得出綜合最優(yōu)工藝參數(shù)為：氧燃比26/20、槍速600 mm/s、間距12 mm，此參數(shù)與結(jié)合強(qiáng)度指標(biāo)確定的最優(yōu)參數(shù)一致，故最終確定采用此最優(yōu)工藝參數(shù)方案。

表5 不同熱噴涂工藝參數(shù)制備N(xiāo)iCr FeAl/hBN涂層性能綜合評(píng)分表Table 5 Comprehensive performance evaluation of the NiCr FeAl/hBN coating prepared by using different thermal spraying parameters

圖4 熱噴涂工藝參數(shù)對(duì)NiCrFeAl/hBN涂層性能綜合評(píng)分的影響Fig.4 Effect of thermal spraying parameters on comprehensive performance evaluation score of the NiCrFeAl/hBN coating

3 優(yōu)化參數(shù)的驗(yàn)證及分析討論

圖5為最優(yōu)工藝參數(shù)和非最優(yōu)工藝參數(shù)下制備涂層的截面組織形貌圖，分別選取優(yōu)化前表面洛氏硬度及結(jié)合強(qiáng)度最低的1號(hào)涂層和最高的6號(hào)涂層與優(yōu)化工藝制備涂層進(jìn)行對(duì)比分析。如圖5（a）所示，優(yōu)化前1號(hào)涂層充分熔融區(qū)域較少，含有較多未充分熔融的顆粒區(qū)域，此外涂層中存在較大的孔洞，這樣就造成涂層顆粒之間結(jié)合不夠緊密，涂層致密度下降，因此涂層結(jié)合強(qiáng)度及表面洛氏硬度值較低；圖5（b）中優(yōu)化前6號(hào)涂層粒子充分熔融狀態(tài)相對(duì)于1號(hào)涂層得到提高，孔洞區(qū)域減少，涂層性能相對(duì)于1號(hào)得到一定提高。如圖5（c）所示，優(yōu)化工藝制備涂層截面中完全熔融的扁平區(qū)域明顯占比增多，涂層中僅存在極小部分未充分熔融的粒子及細(xì)微裂紋孔洞，涂層熔融狀態(tài)好。

圖5 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層的截面形貌Fig.5 Section morphologies of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

圖6為最優(yōu)工藝參數(shù)和非最優(yōu)工藝參數(shù)下制備涂層的表面組織形貌圖。從圖6（a）可以看出，優(yōu)化前1號(hào)涂層表面的粒子熔融狀態(tài)較差，存在許多未充分熔融的顆粒鑲嵌在涂層之中，且粒子之間還存在較大的孔洞；圖6（b）中6號(hào)涂層粒子熔融狀態(tài)得到一定改善，孔洞面積減少。而從圖6（c）中可以看出，優(yōu)化后最優(yōu)參數(shù)制備涂層其表面較為平整，顆粒熔融狀態(tài)好，表面呈堆疊效果好的扁平化狀態(tài)。

圖6 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層的表面形貌Fig.6 Surface morphologies of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

最優(yōu)參數(shù)制備涂層表現(xiàn)出更好的熔融狀態(tài)主要是因?yàn)閮?yōu)化工藝參數(shù)后，噴涂的氧燃比、間距及噴涂速度都處于最佳配合狀態(tài)。最優(yōu)參數(shù)下，涂層粒子得以充分熔融，其流動(dòng)性更好，噴涂時(shí)，粒子能夠以更高的沖擊速度和能量抵達(dá)基體表面，對(duì)基體以及先沖擊的涂層形成很好的撞擊效果，產(chǎn)生一定的壓應(yīng)力，涂層結(jié)合的更為緊密，涂層整體的結(jié)合強(qiáng)度更好，涂層的疏松孔洞結(jié)構(gòu)得到一定的改善，使其硬度適中[19，22]。

圖7為優(yōu)化前后涂層表面洛氏硬度對(duì)比圖，從圖7中可以看出，優(yōu)化前1號(hào)涂層的平均表面洛氏硬度為53.4 HR15Y，優(yōu)化工藝制備涂層的平均表面洛氏硬度為54.9 HR15Y，相比之下，優(yōu)化后涂層的表面洛氏硬度值小于表3中6號(hào)涂層的表面洛氏硬度值（64.73 HR15Y），大于最低表面洛氏硬度值，大小適中。最優(yōu)參數(shù)制備涂層由于其孔洞數(shù)量得到一定程度的改善，所以表面洛氏硬度值正好符合其防護(hù)涂層對(duì)硬度的要求，即涂層硬度適中。硬度太低，不具備一定的耐磨性；硬度太高，在實(shí)際服役過(guò)程中防護(hù)涂層會(huì)損傷相關(guān)轉(zhuǎn)子及葉片，起不到防護(hù)作用。

圖7 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度對(duì)比Fig.7 Surface Rockwell hardness comparison of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

采用最優(yōu)工藝參數(shù)（氧燃比26/20、槍速600 mm/s、間距12 mm）制備了5組防護(hù)涂層試樣，并對(duì)其進(jìn)行結(jié)合強(qiáng)度測(cè)試。圖8為優(yōu)化前后涂層的結(jié)合強(qiáng)度對(duì)比圖，優(yōu)化后最佳工藝參數(shù)制備涂層的平均結(jié)合強(qiáng)度為10.3 MPa，相對(duì)于表4中優(yōu)化前1號(hào)涂層最低結(jié)合強(qiáng)度值（5.7 MPa）提高了近2倍，相對(duì)于表4中優(yōu)化前6號(hào)涂層最高結(jié)合強(qiáng)度值（9.4 MPa）提高了近1 MPa，優(yōu)化后涂層的結(jié)合強(qiáng)度均大于優(yōu)化前表4中數(shù)值。綜合圖5及圖6涂層的組織形貌分析可知，優(yōu)化后最優(yōu)工藝參數(shù)下涂層粒子熔融狀態(tài)得到良好的改善，涂層致密度提高，因此最優(yōu)工藝參數(shù)下制備的涂層其結(jié)合強(qiáng)度得到了有效的提升。

圖8 熱噴涂參數(shù)優(yōu)化前后NiCrFeAl/hBN涂層結(jié)合強(qiáng)度對(duì)比Fig.8 Bonding strength comparison of the NiCrFeAl/hBN coating before and after thermal spraying parameter optimization

綜合比較3組優(yōu)化前后涂層的組織形貌及性能可知，6號(hào)涂層和最優(yōu)涂層的粒子熔融狀態(tài)、硬度及結(jié)合強(qiáng)度等相關(guān)性能都要優(yōu)于1號(hào)涂層。對(duì)比3種涂層的工藝參數(shù)可得出相關(guān)規(guī)律：6號(hào)涂層和最優(yōu)涂層的氧然比（1.3）要高于1號(hào)涂層氧燃比（1.1），而乙炔在不同氧含量環(huán)境下會(huì)發(fā)生不同的化學(xué)反應(yīng)，釋放的能量也存在差異。當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)過(guò)量，乙炔完全燃燒可用化學(xué)方程式（2）表示，反應(yīng)所產(chǎn)生的熱量隨著乙炔體積分?jǐn)?shù)的增加而逐漸增加；當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)不足，乙炔過(guò)量不能充分燃燒主要發(fā)生化學(xué)反應(yīng)（3），反應(yīng)（3）所產(chǎn)生的熱量明顯小于反應(yīng)（2）[23]。

當(dāng)氧燃比O2/C2H2為30/27（1.1）時(shí)，乙炔不能充分燃燒，燃燒所產(chǎn)生的能量較低，粒子飛行速度以及粒子與基材碰撞時(shí)的動(dòng)能都比較低，最終形成的涂層結(jié)合不夠緊密，結(jié)合強(qiáng)度及硬度較低[24-25]；當(dāng)氧燃比O2/C2H2提高到26/20（1.3）時(shí)，此時(shí)氧氣過(guò)量，乙炔能充分燃燒釋放更高的能量，粉末粒子所獲得的動(dòng)能足夠高，足以使它們變形，進(jìn)而以更好的熔融狀態(tài)及更高的速度抵達(dá)基體表面，形成的涂層更加致密，涂層與基體結(jié)合得到改善，其結(jié)合強(qiáng)度和硬度更高[25-26]。

4 結(jié)論

1）NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度的正交試驗(yàn)極差分析結(jié)果表明，工藝參數(shù)影響的主次順序?yàn)殚g距、槍速、氧燃比；較優(yōu)工藝參數(shù)氧燃比（O2/C2H2）為35/29，槍速400 mm/s，間距8 mm。

2）NiCrFeAl/hBN涂層結(jié)合強(qiáng)度的正交試驗(yàn)極差分析結(jié)果表明，工藝參數(shù)影響的主次順序?yàn)殚g距、氧燃比、槍速；較優(yōu)工藝參數(shù)氧燃比（O2/C2H2）為26/20，槍速600 mm/s，間距12 mm。

3）NiCrFeAl/hBN涂層表面洛氏硬度和結(jié)合強(qiáng)度為綜合指標(biāo)進(jìn)行加權(quán)綜合分析，結(jié)果表明工藝參數(shù)影響的主次順序?yàn)殚g距、氧燃比、槍速；最終確定最優(yōu)工藝參數(shù)氧燃比（O2/C2H2）為26/20，槍速600 mm/s，間距12mm。

4）最優(yōu)工藝制備N(xiāo)iCrFeAl/hBN涂層熔滴粒子扁平效應(yīng)和組織結(jié)合狀態(tài)較好，平均結(jié)合強(qiáng)度高達(dá)10.3 MPa，平均表面洛氏硬度為54.9 HR15Y。