高速激光熔覆馬氏體不銹鋼涂層與電鍍層性能對比與研究

摘要：為對比研究不同液壓缸服役工況下高速激光熔覆涂層替代電鍍硬鉻層的可行性，分別制備了馬氏體不銹鋼熔覆層XG-1、XG-2和電鍍硬鉻涂層，開展了三種涂層組織、硬度、腐蝕性能及模擬不同工況（劃傷磨損、干砂摩擦磨損、滑動摩擦磨損）下磨損性能測試，探討了涂層失效行為及其應用工況。結果表明：XG-1、XG-2涂層微觀組織致密且均勻，平均顯微硬度為720.5 HV、653 HV；電鍍硬鉻涂層分布孔隙和裂紋等缺陷，自腐蝕電流密度為10.45 μA/cm2，耐腐蝕性能最差；三種磨損形式下電鍍硬鉻涂層均發生了開裂及剝落，高速激光熔覆涂層表現出更優異的耐磨性能，適用于活塞桿易拉傷、外界富集硬質顆粒污染物、大側向載荷等液壓缸服役工況。

關鍵詞：高速激光熔覆；電鍍硬鉻；磨損行為；液壓缸活塞桿；馬氏體不銹鋼涂層

中圖分類號：TG404

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2024.08.016

開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

Performance Comparison of High-speed Laser Cladding Martensitic

Stainless-steel Coatings and Electroplating Coatings

WANG Jing1，2 AI Chao1 YUAN Xiao2 ZHU Xun2 GUO Fei2

1.School of Mechanical Engineering，Yanshan University，Qinhuangdao，Hebei，066004

2.State Key Laboratory of Intelligent Manufacturing of Advanced Construction Machinery，

Jiangsu Xuzhou Construction Machinery Research Institute Co.，Ltd.，Xuzhou，Jiangsu，221004

Abstract： In order to compare the feasibility of high-speed laser cladding coatings replacing electroplated hard chrome coatings under different service conditions of hydraulic cylinders， martensite stainless steel cladding layers XG-1， XG-2 and electroplated hard chrome coatings were prepared respectively. The microstructure， hardness， corrosion performance and wear performance under simulated different conditions（scratch wear， dry sand grinding wear， sliding friction wear） of the three coatings were tested， and the coating failure behavior and application conditions were discussed. The results show that the microstructures of XG-1 and XG-2 coatings are dense and uniform， with an average microhardness of 720.5 HV and 653 HV， respectively. The electroplated hard chrome coatings contain defects such as pores and cracks， and the self-corrosion current density is about 10.45 μA/cm2， indicating the worst corrosion resistance. Under the three wear modes， the electroplated hard chrome coatings have cracked and peeled off， while the high-speed laser cladding coatings exhibit better wear resistance， which are suitable for the service conditions of hydraulic cylinders such as piston rod easily to be scratched， surrounding environment being rich in hard particle pollutants， and large lateral loads.

Key words： high-speed laser cladding; electroplated hard chromium; wear behavior; hydraulic cylinder piston rod; martensitic stainless-steel coating

0 引言

液壓缸是海工裝備、港口機械、工程機械等大型工程裝備常用的關鍵液壓執行元件，直接影響裝備的運行可靠性和作業性能［1-2］。在海洋、沿海、地下等富含腐蝕介質工況下，活塞桿長期外露，故要求活塞桿表面需具備較強的耐腐蝕性能［3-4］。此外，工程裝備液壓缸還常應用于一些嚴苛磨損工況，導致活塞桿表面出現磨損失效。典型磨損工況包括：①礦山粉塵、沼澤泥沙、海水平面硬質漂浮物等服役工況下，細小硬質顆粒進入密封配合副，導致活塞桿表面由于磨粒磨損失效出現大面積均勻磨損；②港口叉車舉升油缸、底盤轉向油缸、起重機支腿油缸等在工作過程中活塞桿表面易與周圍外界尖銳物質接觸，產生劃痕磨損，形成表面拉傷；③棧橋伸縮缸、支腿油缸、變幅油缸等常應用于大側載、大壓力服役工況，運動過程中活塞桿與金屬襯套、導向套接觸發生滑動磨損，最終導致大面積磨損缺陷。因此，大型工程裝備日益嚴苛的腐蝕與磨損服役環境對液壓缸活塞桿的耐腐蝕、抗磨損等性能提出了更高的要求。

電鍍硬鉻層（EHC涂層）是液壓缸活塞桿常用的表面強化手段［5］。然而，EHC涂層結合力差、耐腐蝕性能低，且加工過程具有高污染，因此行業內一直在尋找新的解決方案［6-7］。熱噴涂、激光熔覆作為新型替代技術方案，已經有許多學者開展了相關技術研究。熱噴涂涂層的耐腐蝕、抗磨損性能顯著優于電鍍層［8］，但其制備成本較高，限制了大規模工程化應用推廣。激光熔覆加工過程對基體的熱輸入較高，容易形成較大的殘余應力［9］，導致長徑比大的活塞桿產生變形，影響液壓缸的服役可靠性。

高速激光熔覆技術具有熱輸入低、加工效率高、成本低等優點，且涂層成形精度高、晶粒尺寸小、耐腐蝕及抗磨損性能優異［10-11］。許多學者已經對高速激光熔覆涂層的微觀組織、耐腐蝕、抗磨損等性能進行了研究［12-14］，然而結合液壓缸服役工況開展相關的性能分析與對比的研究未見報道。本文結合工程化應用需求，利用高速激光熔覆技術制備了成本較低的馬氏體不銹鋼涂層，同時結合液壓缸實際服役工況，對比研究了高速激光熔覆涂層與EHC涂層的性能，探討了不同磨損形式下高速激光熔覆馬氏體不銹鋼涂層和EHC涂層的失效行為，為不同液壓缸服役工況下高速激光熔覆層的選型提供參考依據。

1 試驗設計

1.1 試驗設備及材料

試驗采用EHLA-Compact高速激光熔覆設備（亞琛聯合科技（天津）有限公司生產），如圖1所示。試驗設備配備立式和臥式轉臺，能夠在試樣的平面和圓柱面表面制備涂層。激光器采用LDM-6000半導體激光器（Laserline生產），激光光斑能量分布較為均勻。激光熔覆頭激光光斑直徑為2 mm，采用HINO50 W同軸環形高速送粉噴嘴（Fraunhofer ILT生產），粉末匯聚斑點直徑不大于1.5 mm。采用PF2-2雙筒同步送粉器（亞琛聯合科技（天津）有限公司生產），氬氣作為送粉氣體，適用于粒度20～100 μm的粉末輸送。

軸類試樣和平面試樣尺寸分別為50 mm ×300 mm（外直徑×長度）和100 mm×30 mm×20 mm（外直徑×內直徑×厚度），基體材料為45鋼。熔覆完成后采用線切割、磨削、拋光等處理方法將涂層試樣切割成所需尺寸，用于涂層組織、硬度、磨粒磨損、劃痕摩擦磨損、滑動摩擦磨損和電化學腐蝕等性能測試。熔覆前采用砂帶拋光機去除待熔覆表面的銹蝕及殘留切屑液等污物，砂帶目數為100，并采用無水乙醇進行清洗。高速激光熔覆用金屬粉末為不銹鋼鐵基粉末，粉末代號分別為XG-1、XG-2，基材與鐵基粉末的主要化學成分見表1，粉末粒徑為25～53 μm。熔覆前將粉末放入烘干機中進行烘干處理，溫度為120 ℃，時間為60 min。

1.2 試驗工藝參數設計

基于上述高速激光熔覆設備及粉末材料分別制備了兩種高速激光熔覆涂層的平面試樣和軸類試樣，制備工藝參數見表2。同時，為進行性能對比分析，還制備了EHC涂層的平面試樣和軸類試樣，三種涂層試樣的整體宏觀形貌如圖2所示。

1.3 測試方法

1.3.1 金相組織與硬度測試

利用線切割對三種涂層平面試樣進行切樣，并進行鑲樣、研磨和拋光，再用王水（V（HCL）∶V（HNO3）=3∶1）腐蝕試樣表面。采用DMI5000M型倒置式金相顯微鏡對涂層組織進行測試與分析。采用KB顯微維氏硬度儀對涂層縱截面顯微硬度進行測定，沿平行于涂層與基體結合界面方向每隔0.1 mm 取點，每種涂層測試8個點，載荷為100 g，加載時間為15 s。

1.3.2 電化學腐蝕性能測試

利用辰華CHI660E電化學工作站對涂層進行電化學腐蝕性能測試，測試溶液采用質量分數3.5%的NaCl溶液，測試環境溫度為25 ℃。采用三電極體系，工作電極分別是經過磨削和拋光后的高速激光熔覆涂層軸類試樣和EHC涂層軸類試樣，測試過程中試樣的暴露面積約48 cm2。此外，利用銀/氯化銀和鉑片分別作為參比電極和輔助電極。首先將試樣浸入溶液中，直到開路腐蝕電位達到平衡后進行動電位極化測試，在-0.8～0.8 V范圍內，以0.1 mV/s的電位步長進行持續測試。每種涂層測試1個試樣，并采用ZVIEW 3.1軟件對實驗數據進行分析。

1.3.3 劃痕磨損測試

基于三種涂層平面試樣，利用線切割制備出尺寸為25 mm×16 mm×10 mm的試樣，經磨削、拋光后采用奧地利安東帕RST3劃痕測試儀對涂層抗劃痕磨損性能進行測試，選用金剛石壓頭，錐角α為120°，尖端半徑R為0.2 mm，主要試驗參數如下：劃痕速度3 mm/min，加載速度100 N/min，劃痕長度5 mm，正壓力200 N。每種涂層試樣表面試驗3次，然后利用Tescan Mira掃描電子顯微鏡對3個殘留劃痕末端位置的磨損形貌、磨痕尺寸進行測試并取平均值，用于表征涂層的抗劃痕磨損性能。

1.3.4 干砂磨粒磨損測試

利用線切割分別對三種涂層平面試樣進行加工，以制備尺寸為75 mm×25 mm×12 mm的試樣。采用LGM-130干砂橡膠輪式磨損試驗機對涂層進行磨粒磨損性能測試，試驗加載力為130 N，橡膠輪轉速為245 r/min，橡膠輪總旋轉圈數為6000，磨損介質選用60目人造石英砂，其莫氏硬度為7.0。每種涂層試驗3次，試驗結束后使用無水乙醇對試樣進行20 min超聲清洗，清洗吹干后采用電子天平對涂層進行稱重。同時，分別采用Inspect S50鎢燈絲掃描電子顯微鏡和布魯克Contour GT-K1 三維光學顯微鏡對磨痕的微觀形貌和三維形貌進行分析。最后分別對每種涂層試驗后的3個試樣的磨損失重量、磨損凹坑深度最大值、磨損凹坑深度的測試結果取平均值，用于評價涂層的抗磨粒磨損性能。

1.3.5 環塊滑動摩擦磨損測試

參照試環試塊滑動摩擦磨損測試國家標準GB/T 12444進行試樣制備，試環為涂層試樣，試塊采用YG8超硬鎢鋼材料，其平均硬度為HRC63。涂層滑動摩擦磨損性能測試采用MRH-3型高速環塊摩擦磨損試驗機，試驗力為100 N，試環轉速為200 r/min，測試時間為60 min。每種涂層測試3個試樣，試驗結束后采用電子天平對試樣進行稱重，分析涂層的磨損失重量，并取平均值。最后，采用Inspect S50鎢燈絲掃描電子顯微鏡對磨痕的微觀形貌進行分析。

2 結果與分析

2.1 涂層金相組織

高速激光熔覆XG-1、XG-2涂層厚度約0.6 mm，EHC涂層厚度約0.05 mm。圖3a、圖3b所示為高速激光熔覆涂層的金相組織，由于高速激光熔覆熱輸入小、線速度高、冷卻速度快，故涂層微觀組織整體細小均勻［15］，且涂層與基體之間形成了冶金結合，內部均比較致密，無明顯孔隙、裂紋等缺陷。進一步還可以發現XG-2涂層的晶粒組織更細小、更均勻。這是因為XG-2涂層中Mo元素含量更高，能夠提高碳化物形核率，并抑制奧氏體的生長，進而細化晶粒，且可改善碳化物的分布形態［16-17］。圖3c所示為EHC涂層的金相組織，可以看出EHC涂層的厚度較為均勻，涂層內部隨機分布大量孔隙和微小裂紋等缺陷。

分析計算得到XG-1、XG-2涂層的Cr當量分別為17.05、18.68，Ni當量［18］分別為8.98、8.02，根據熔覆層Schaeffler相圖［19］，可推測XG-1、XG-2熔覆層主要由馬氏體（M）、奧氏體（A）、鐵素體（F）組成。為進一步確定物相組成，采用XRD對熔覆層進行測試，結果如圖4所示。可以看出，兩種涂層組織主要由M、M23C6（M為Fe、Cr等）和少量奧氏體組成。

2.2 涂層顯微硬度

如圖5所示，XG-1、XG-2、EHC三種涂層的顯微硬度均顯著大于基體硬度，平均值分別為720.5HV、653HV、782HV，且不同位置處涂層的硬度分布較為均勻，說明涂層內部組織結構及元素分布較為一致。同時，還可以發現XG-1涂層的硬度明顯高于XG-2涂層的硬度，其原因可能是XG-1合金粉末中C、B等元素含量較高，在高溫下有利于硬質相的形成。此外，Mo元素會使涂層中M7C3相的數量減少，從而導致XG-2涂層硬度較低［20-21］。

2.3 涂層腐蝕性能

XG-1、XG-2、EHC涂層和45鋼的動電位極化曲線如圖6所示。當外加電位超過腐蝕電位時，兩種涂層表面的腐蝕反應均加快，腐蝕電流密度均升高。當電位繼續升高，XG-2涂層表面進入鈍化狀態，此時涂層表面的鈍化膜起到了防護作用，限制了涂層的活化溶解，電流密度不再升高。XG-1涂層未出現明顯的鈍化狀態，其腐蝕電流密度隨腐蝕電壓的增大而逐漸增大，其原因是涂層Cr含量相對較低、C含量相對較高，進而影響了涂層耐腐蝕性能［22］。進一步分析可以發現，EHC涂層腐蝕電流密度隨腐蝕電位的增加而持續增大，其原因是電鍍層內部貫穿微裂紋形成了腐蝕介質滲入通道，腐蝕介質直接與基體發生腐蝕反應，隨著腐蝕電壓的增加，腐蝕反應持續加?。?］。采用塔菲爾外推方法計算三種涂層和45鋼的自腐蝕電流密度和自腐蝕電位（表3），可以看出，XG-2涂層的自腐蝕電流較XG-1、EHC涂層和45鋼的自腐蝕電流顯著降低，且自腐蝕電位也明顯增大，進一步說明了XG-2涂層具有優異的耐腐蝕性能。

2.4 涂層抗劃痕磨損性能

相同試驗條件下XG-1、XG-2、EHC涂層的劃痕磨損測試結果見表4，可以看出，表面殘留劃痕的深度、寬度的最大值方面，XG-1、XG-2均顯著小于EHC涂層。上述測試結果說明XG-1、XG-2在抗劃痕磨損性能方面要優于EHC涂層，這與涂層顯微硬度測試結果是相違背的。由圖7a、圖7b可以看出，XG-1、XG-2涂層經劃痕磨損測試后所形成的凹槽表面更加光滑和平整，凹槽內涂層表面未見裂紋、凹坑等缺陷，凹槽兩側發生了材料隆起和明顯塑性變形。圖7c所示EHC涂層劃痕凹坑表面分布著許多微裂紋，局部區域發生剝落，凹坑兩側也發生了材料隆起現象，說明也發生了材料塑性變形。根據Greenwood和Williamson理論［23］，材料的塑性流動與彈性模量E和硬度H的比值（E/H）成正比。查閱文獻［24-25］得到EHC涂層彈性模量E為248GPa，與XG-1/XG-2含有相似元素成分的激光熔覆涂層彈性模量E平均值為230 GPa，45鋼彈性模量E為210 GPa，導致E/H（GPa/HV）比值由小到大依次為EHC（0.317）、XG-1/XG-2（0.319/0.352）、45鋼（0.84）。換言之，EHC、XG-1、XG-2三種涂層均具有較高的抵抗塑性變形能力。然而，EHC涂層厚度較小，劃痕磨損測試中正壓力主要由基體材料承受。由于基體材料的E/H值最大，基材表面發生較大的材料塑性變形，最終形成深度、寬度、體積較大的劃痕凹槽。同時，EHC涂層與基體間結合較差，且EHC涂層硬度高、脆性大，最終導致EHC涂層發生開裂及脫落，使得涂層耐腐蝕性能顯著降低。

2.5 涂層磨粒磨損性能分析

磨粒磨損后三種涂層表面磨痕的三維形貌和微觀形貌如圖8所示，可以看出三種涂層的磨粒磨損表面形貌存在較大差異。由圖8a可以看出XG-1涂層磨損表面分布著大尺寸犁溝，整體呈均勻的波浪形分布。同時，在大尺寸犁溝表面還均勻分布著微小犁溝（圖8b）。

圖8c所示的XG-2涂層磨損表面分布著許多小尺寸犁溝，整體較為平整。由圖8d可以看出磨損表面隨機分布著微小犁溝，且磨損表面隨機分布著一些平滑區域。因此，可以推斷在磨粒磨損中高速激光熔覆涂層磨損行為包括以下三大類型：①磨粒持續犁削涂層表面，形成微小犁溝；②犁溝處有利于磨粒的進入，加劇犁削作用，犁溝逐漸增大，形成大尺寸犁溝，且大尺寸犁溝表面在磨粒作用下持續形成微小犁溝；③犁溝兩側凸起在對磨副的壓力及摩擦力的作用下發生滑動磨損，最終形成平滑區域。因此，涂層失效機理類型包括磨粒磨損和滑動磨損。XG-1涂層硬度較高，涂層抵抗滑動磨損能力較強，其失效機理主要為磨粒磨損。XG-2涂層硬度相對較低，其失效機理為磨粒磨損和滑動磨損。

圖8e所示為EHC涂層磨損表面三維形貌，可以看出涂層表面隨機分布著高度各異、方向一致的波峰和波谷，且波峰和波谷棱角呈圓弧形態。進一步，由圖8f所示涂層磨損表面微觀形貌可以看出涂層表面分布著許多方向各異的微小裂紋，局部區域還分布著EHC涂層剝落坑、微小凹坑和犁溝。上述磨損形貌產生的原因是EHC涂層具有硬度高、結合力差、內部存在微裂紋和孔隙等特點，在磨粒的循環往復摩擦作用下，EHC涂層內部形成疲勞應力，導致EHC涂層持續剝落［26］，且尖角處的EHC涂層由于結合力差優先發生剝落，最終形成圓弧形態的波峰和波谷。另外，EHC涂層持續剝落使其內部的微小裂紋和孔隙等缺陷逐漸顯現，且局部區域由于與基體結合力差而出現涂層整體剝落，形成剝落坑，進而大幅影響涂層的防腐蝕性能。

圖9為XG-1、XG-2和EHC三種涂層磨損表面的截面輪廓圖，可以看出XG-2涂層的磨損深度最大，EHC涂層的磨損深度最小。表5所示為三種涂層的磨損失重量和磨損深度值。假設相對失重量為λ，其計算公式為

λ= m / h

其中，m為涂層磨損失重量，h為磨損凹坑最大深度，計算得到XG-1、XG-2和EHC三種涂層的λ分別為1.83 mg/μm、1.62 mg/μm、7.81 mg/μm。可以看出，兩種高速激光熔覆涂層的λ差異較小，而EHC涂層的λ最大。其原因是磨損過程中EHC涂層因結合力差發生了整體剝落，導致磨損失重量顯著增大。

2.6 涂層滑動摩擦磨損性能分析

XG-1、XG-2和EHC三種涂層試樣的滑動磨損表面形貌如圖10所示。圖10a、圖10b顯示XG-1和XG-2兩種涂層表面分布著大量的黏著物，且XG-2表面附著的黏著物更多。進一步分析發現，XG-1和XG-2涂層表面還分布著少量的犁溝。這表明由于YG8對磨試塊表面存在微凸起，且硬度較高，進而在磨損過程中對涂層表面產生了犁削作用。同時，試環試塊滑動摩擦磨損為干摩擦條件，對磨副之間產生大量的熱量，導致局部區域由于溫度過高而形成金屬黏著［27］，試驗過程循環往復運動導致對磨副之間不斷產生“金屬黏著基體撕裂”的現象。因此，XG-1和XG-2兩種涂層滑動磨損機理以黏著磨損為主。此外，由于XG-2涂層的顯微硬度較低、塑性更高，其磨損過程中黏著磨損行為更加顯著［28］，導致表面附著了更多的黏著物。

由圖10c可看出，EHC涂層表面未發現明顯的黏著物，但磨損區域出現了大量微裂紋和微小凹坑，局部區域分布著大體積凹坑。EHC涂層與YG8對磨試塊接觸后，在磨損初期階段，EHC涂層表面會產生黏著磨損和磨粒磨損。然而，由于EHC涂層內部、涂層與基體之間結合力較小，反復摩擦作用導致EHC涂層內部產生疲勞應力。一方面最表層的EHC涂層持續均勻剝落，導致淺表層的內部裂紋和孔隙等缺陷逐漸顯現;另一方面由于與基體間結合力較差，局部區域EHC涂層出現整體剝落，形成大體積凹坑。因此，EHC涂層的滑動摩擦磨損機理以疲勞磨損為主。

表6所示為三種涂層的滑動摩擦磨損失重量，可以看出XG-1、XG-2磨損失重量相差較小，且XG-1失重量最小，其原因是XG-1的顯微硬度相對更高、塑性相對較低，抵制黏著磨損和磨粒磨損的性能更優。然而，EHC涂層的磨損失重量顯著大于高速激光熔覆涂層的磨損失重量，其原因是疲勞磨損導致EHC涂層出現均勻剝落和整體剝落。由此可以看出，磨損失重量測試結果與磨損形貌分析得到的涂層磨損失效機理是一致的。

2.7 涂層應用工況分析探討

基于XG-1、XG-2、EHC涂層的耐腐蝕性能及不同磨損形式下失效機理，探討分析每種涂層的應用工況，如圖11所示。

EHC涂層耐腐蝕性能較差，適用于內陸大氣等常規腐蝕及一般磨損服役工況。XG-1、XG-2涂層具有更優的耐腐蝕性能，適用于海洋、沿海、地下施工等嚴苛腐蝕工況。高速激光熔覆涂層表現出優異的抗磨損性能，更加適用于嚴苛磨損工況，原因如下：①磨粒磨損失效形成的大尺寸犁溝會加速密封件的磨損進程，且顯著影響腐蝕防護性能，因此XG-2涂層更適用于外界富集硬質顆粒、且硬質污染物易進入密封配合副的液壓缸服役工況；②XG-1涂層E/H值最高，適用于活塞桿易與外界尖銳物質接觸導致表面劃痕磨損的液壓缸服役工況；③XG-1涂層表現出更高的硬度及抗黏著磨損性能，適用于大側向載荷、大壓力下活塞桿表面發生滑動磨損的液壓缸服役工況。

3 結論

（1）EHC涂層顯微硬度最高，但其內部大量缺陷導致耐腐蝕性能最差。高速激光熔覆馬氏體不銹鋼涂層微觀組織細小均勻，更適用于嚴苛腐蝕性服役工況。

（2）EHC涂層劃痕磨損易發生開裂及脫落，導致耐腐蝕性能顯著降低。XG-1涂層磨損凹槽最小，且未發生開裂及脫落，更適用于活塞桿表面易拉傷或劃傷的液壓缸服役工況。

（3）干砂摩擦磨損中，EHC涂層磨損機理主要為疲勞磨損，且易發生整體剝落。隨著顯微硬度的逐漸增大，高速激光熔覆涂層失效機理由磨粒磨損+滑動磨損轉變為磨粒磨損，磨損表面平整性變差。因此，XG-2涂層更適用于外界富集硬質顆粒、且易浸入密封配合副的液壓缸使用工況。

（4）高速激光熔覆涂層和EHC涂層滑動摩擦磨損的主要失效機理分別為黏著磨損和疲勞磨損，對于大側向載荷下活塞桿易發生滑動磨損的工況，應優先采用高速激光熔覆涂層。

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（編輯 陳 勇）