Microstructure and properties of Ni-based alloy coatings on steel surface by sintering cladding
-
摘要: 采用Ni25、Ni45、Ni60合金粉末通过烧结熔覆法在45钢表面制备出不同成分的镍基合金涂层。通过金相显微镜观察和X射线衍射分析等手段对合金涂层的组织形貌、相组成和界面结构进行研究，并对涂层显微硬度进行了测试。结果表明：通过烧结熔覆可以在45钢表面获得较为致密的镍基合金涂层。Ni25合金涂层组织主要为比较粗大的γ-(Ni, Fe)奥氏体以及少量的Cr23C6碳化物相；Ni45和Ni60合金涂层中除了γ-(Ni, Fe)奥氏体和Cr23C6碳化物之外，还出现了CrB硼化物。不同成分镍基合金涂层与45钢基体在界面处均形成了良好的冶金结合。当烧结温度1100 ℃、保温时间15 min时，涂层微观组织致密，硬质相颗粒尺寸较小，分布均匀。Ni60合金涂层的硬度最高，约为HV 735；Ni45合金涂层次之，约为HV 534；Ni25合金涂层硬度最低，只有HV 236。Abstract: Ni-based alloy coatings on the 45 steel surface were prepared by sintering cladding method, using Ni25, Ni45, and Ni60 alloy powders, respectively. The microstructure, phase composition, and interface structure of the alloy coatings were analyzed by metallographic microscope and X-ray diffractometer, and the microhardness of the coatings was tested. The results show that, the relatively compacted Ni-based alloy coatings on the 45 steel surface can be obtained by sintering cladding technology. Ni25 alloy coatings are mainly consisted of the coarse γ-(Ni, Fe) austenite and a small amount of Cr23C6 carbide phase. In addition to the γ-(Ni, Fe) austenite and Cr23C6 carbide phases, the CrB boride phases also appear in the Ni45 and Ni60 alloy coatings. All of the three Ni-based alloy coatings have the good metallurgical bonding with the 45 steel matrix. The coatings show the dense microstructure with the fine particles uniformly distributed in the matrix, when the sintering temperature is 1100 ℃ and the holding time is 15 min. The Ni60 alloy coatings have the highest hardness, about HV 735; that of the Ni45 alloy coatings are the next, about HV 534; and the Ni25 alloy coatings show the lowest hardness, only HV 236.
-
Keywords:
- sintering cladding /
- nickel-based alloys /
- coatings /
- microstructure /
- microhardness
-
电容器级钽丝是用于制作钽电解电容器的阳极引线，其优点是钽丝的表面氧化膜介电常数大，可靠性高。电容器级钽丝是以钽粉为原料，利用粉末冶金方法烧结成钽条后，再经轧制、拉拔等金属塑性加工手段制成的，其重要性能指标包括抗拉强度、直线度、化学成分组成和漏电流等。近几年，随着钽电解电容器向小型化和耐高压方向发展，钽丝的生产工艺也在不断完善和更新；在稳定力学性能、化学成分和电性能的前提下，要提高钽丝的直线度，保证电容器成形过程中钽丝不弯曲，从而提高电容器的可靠性[1]。
众所周知，在拉拔过程中，随着加工量的增加，不论是钽丝还是其他材料的线材都会因为抵抗变形而产生大量的残余应力，导致线材的直线度变差。钽电解电容器对其阳极引线—钽丝的直线度要求很高，所以需要通过一种矫直的方法来均匀或消除这种残余应力。目前，在硬态钽丝的生产中采用拉弯矫直的原理[2]，依靠矫直机两辊(中间内凹，双曲线辊)的角度变化对钽丝进行反复弯曲，使钽丝的残余应力均匀的分布在钽丝内部组织中，从而达到矫直的目的。常用的矫直方法还有热应力矫直方法，即通过连续走线的方式，将钽丝置于高温环境中，利用再结晶消除钽丝内部的残余应力[3]。钽丝之所以弯曲，是因为在拉拔过程中受到拉应力和压应力，两种力的作用大小不一而形成的；热应力矫直法是在放线张力和高温的作用下，消除钽丝中原有的拉应力和压应力，使弯曲的钽丝完全变直的过程。矫直后的钽丝在放线张力下绕在一定曲率半径的绕线盘上，绕线盘的曲率半径对钽丝的直线度影响很大，尤其对退火态钽丝的直线度影响更大。采用高温连续走线退火方法生产钽丝，钽丝微观组织细小、均匀，是生产高性能和直线度良好电容器级钽丝的有效工艺。本文通过优化连续退火工艺和矫直收线工艺来改善钽丝的直线度，从而提高钽丝的适用性。
1. 原料钽粉对钽丝直线度的影响
根据用户对钽丝耐高温性能要求的不同，以掺杂或非掺杂钽粉为原料，采用粉末冶金法生产具有耐高温性能的钽丝。在钽粉中掺杂可提高钽丝再结晶退火温度，细化钽丝晶粒度，提高钽丝强度，增加钽丝的抗变形能力[4]。
1.1 钽丝再结晶程度对直线度的影响
不同直线度的非掺杂钽丝(直径为0.8 mm)再结晶组织如图 1和图 2所示。从再结晶钽丝的晶粒度分析，直线度好的钽丝晶粒细小，没有出现晶粒长大的情况，说明退火不完全，没有将金属内部的残余应力完全消除。由于晶粒之间存在一定的变形抗力，在1800 ℃高温条件下退火，钽丝内部晶粒出现再结晶，晶粒明显细化且很均匀，说明晶粒之间存在的变形应力被完全消除，钽丝的直线度较好，退火后钽丝产品的抗拉强度较小。
![]()
图 1 直线度为4/100钽丝晶粒度Figure 1. Grain size of the tantalum wire with the straightness of 4/100![]()
图 2 直线度为0.4/100钽丝晶粒度Figure 2. Grain size of the tantalum wire with the straightness of 0.4/1001.2 原料钽粉掺杂和非掺杂对钽丝直线度的影响
采用掺杂(钇、硅)[5]钽粉制备钽丝，可在钽丝高温退火过程中细化钽丝组织晶粒度，起到细晶韧化、固溶强化和弥散强化的作用[6]，使钽丝具有更好的室温力学性能、漏电流、烧结折丝及抗氧脆性性能，因此在生产耐高温有机电容器中被普遍使用。在原料钽粉中掺杂钇制备钽丝，研究钽丝在高温退火后的直线度。
图 3和图 4所示为掺杂钇元素和非掺杂钽丝的显微组织晶粒度。由图可知，在相同退火条件下，掺杂钽丝的晶粒细小、均匀，非掺杂钽丝的晶粒粗大、不均匀。这表明掺杂钽丝的结晶程度不如非掺杂钽丝，这是因为钽丝中掺杂的钇元素均匀镶嵌在钽晶界上，抑制了钽晶粒的长大和回复，无法将残留在晶界上的残余应力消除干净[7]。为了完全消除掺杂钽丝中的残余应力，建议将高温连续退火温度控制在1650~1900 ℃，走线速度控制在10~40 m·min-1。晶界上的钇元素含量随着温度的升高逐渐降低，金属的抗拉强度也会逐渐降低，从而达到回复的目的。掺杂后的钽丝经过高温退火能有效提高其再结晶度，使退火后钽丝的直线度得到显著改善。
![]()
图 3 0.8 mm掺杂钇元素钽丝的晶粒度Figure 3. Grain size of the tantalum wire doping by yttrium element in the diameter of 0.8 mm![]()
图 4 0.8 mm非掺杂钽丝的晶粒度Figure 4. Grain size of the tantalum wire without doping in the diameter of 0.8 mm在相同退火条件下，掺杂和非掺杂钽丝的直线度如表 1所示。由表可知，在高温连续退火后，掺杂和非掺杂钽丝直线度的标准偏差分别为0.24和0.23，没有明显差异；经精绕密排后，掺杂钽丝直线度的标准偏差为0.16，非掺杂钽丝直线度的标准偏差为0.36，掺杂钽丝直线度的变化比非掺杂钽丝要小的多，其稳定性好。在相同退火条件下，虽然掺杂钽丝的再结晶过程已经形成，但晶粒大小远不及非掺杂钽丝晶粒的粗大，因此晶粒与晶界之间的应力相应也较大，相对抵制塑性变形的能力也较大。因此，在精绕密排过程中，掺杂钽丝即便发生一定的塑性变形，也没有非掺杂钽丝那么明显，掺杂钽丝的直线度明显好于非掺杂钽丝[8]。为满足轧制片式钽电解电容器阳极引线的要求，阳极引线优先选用掺杂的钽丝。
表 1 掺杂和非掺杂钽丝(0.8 mm)直线度Table 1. Straightness of the tantalum wires (0.8 mm) with and without doping次数 掺杂钽丝直线度，x/100 非掺杂钽丝直线度，x/100 连续退火后 产品精绕密排 连续退火后 产品精绕密排 第一次 0.80/100 1.70/100 0.80/100 2.80/100 第二次 1.00/100 1.70/100 1.00/100 2.40/100 第三次 1.40/100 1.50/100 1.20/100 3.10/100 第四次 0.80/100 1.30/100 0.80/100 2.20/100 第五次 0.80/100 1.50/100 0.60/100 2.40/100 第六次 0.80/100 1.40/100 0.60/100 2.20/100 均值 0.93/100 1.52/100 0.83/100 2.52/100 标准差 0.24/100 0.16/100 0.23/100 0.36/100 2. 高温退火工艺对钽丝直线度的影响
2.1 钽丝高温退火前的直线度对退火后钽丝直线度的影响
选用同批次ϕ0.6 mm掺杂钽丝。在高温连续退火前，对部分钽丝进行矫直，对另外一部分钽丝未进行矫直，两种钽丝经高温退火后直线度的对比试验结果如表 2所示[9]。从表 2可以看出，退火前钽丝的直线度对退火后钽丝的直线度有显著影响，这是因为走线式连续退火不可能将钽丝的残余内应力完全消除，退火后钽丝发生的塑性变形是不完全的，丝材弯曲一侧的压应力和另一侧的拉应力没有被完全消除[10]。在高温退火前对钽丝进行一次热应力矫直过程，均衡了弯曲两侧的拉应力和压应力，使得丝材的直线度变得均匀可控。
表 2 退火前钽丝直线度对退火后钽丝直线度的影响Table 2. Effect of the tantalum wire straightening before annealing on the tantalum wire straightening after annealing工艺 钽丝直线度，x/100 退火前矫直 退火前未矫直 退火前 3.00/100 6.00/100 退火后 2.00/100 3.50/100 均值 2.50/100 4.75/100 标准差 0.71/100 1.77/100 2.2 走线式连续退火的放线张力对钽丝直线度的影响
选用同批次ϕ0.8 mm掺杂钽丝，在高温连续退火过程中(温度1650~1900 ℃，走线速度10~40 m·min-1)，采用不同放线张力(0.5 kg和0.9kg)进行试验，退火后钽丝的直线度如图 5所示。由图可知，随着张力的增大，退火后钽丝的直线度在逐渐变好，由原来最大5.0/100变为最小0.8/100。这是因为钽丝在连续走线式退火过程中，张力的增大给直线度差的钽丝一个拉应力和一个压应力，这种拉应力、压应力越大，在高温再结晶回复越明显[11]。但是这种拉应力、压应力不可能无限制增加，在钽丝不发生塑性变形的前提下，可以提高拉应力、压应力，否则钽丝在高温下极易发生塑性变形[12]，从而在宏观上表现为钽丝变细。通过试验发现，当钽丝直径大于ϕ0.6 mm时，张力增加到0.9 kg对钽丝直径影响不大。
![]()
图 5 退火放线张力对钽丝直线度的影响Figure 5. Effect of the payoff tension on the straightness of tantalum wire during annealing2.3 连续退火出炉口定位轮直径对退火后钽丝直线度的影响
走线式连续退火炉因为是连续走线，钽丝在出炉口时温度很高，在出炉后经过出炉口定位轮时，由于走线方向发生一定角度的转向，此时定位轮会给钽丝施加一定的外力(F外，如式(1)所示)，这种外力极易让钽丝发生塑性变形，从而影响钽丝直线度。为了减少这种外力，唯一可以改变的是增大定位轮的直径。由向心力公式(式(2))可知，增加定位轮直径，可以减小定位轮转动产生的向心力(F向)[13]。
$$ F_{\text {外 }}=F_{\text {向 }} $$ (1) $$ F_{\text {向 }}=M v^{2} / R $$ (2) 式中：F外为定位轮给钽丝施加的外力；F向为定位轮转动产生的向心力；R为定位轮直径；M为定位轮质量；v为定位轮转速。
选用同批次ϕ0.8 mm掺杂钽丝，通过将连续退火出炉口定位轮直径由原来的220 mm增加到300 mm，在速度v不变的情况下，减少外力F外的方法进行试验，改进钽丝的直线度，结果如表 3所示。从表可知，经过增加连续退火出炉口定位轮直径后，钽丝的直线度得到明显改善。
表 3 续退火出炉口定位轮直径对退火后钽丝直线度的影响Table 3. Effect of the wheel diameter of tap hole on the straightness of tantalum wire after annealing导轮直径/ mm 钽丝直线度，x/100 220 2.4/100 300 0.8/100 3. 钽丝精绕密排中收线盘直径的大小对钽丝直线度的影响
通常钽丝经过高温退火后，收线排列比较松散，需要对钽丝进行精绕密排，防止钽丝发生松丝、乱丝的现象，在存储、搬运和使用过程中影响钽丝的直线度。选用同批次ϕ0.8 mm掺杂钽丝，采用直径不同的收线盘进行精绕密排试验，在相同的精绕密排工艺条件下，钽丝的直线度如表 4所示。从表 4可以看出，对于密排前直线度相同的钽丝，在相同的精绕密排工艺条件下，密排到直径不同的收线盘上，测试出的钽丝直线度有明显的差距，随着收线盘直径的增大，其直线度变好。通常钽丝的精绕密排过程是需要一定的张力，这种张力情况与前面提到的退火收线一样，对钽丝也会造成一定的塑性变形，塑性变形在弹性变形范围之内发生，一定程度上会有回复，但塑性变形发生在弹性变形范围之外，就会产生永久性变形，从而影响钽丝的直线度。
表 4 矫直收线盘直径的大小对钽丝直线度的影响Table 4. Effect of the straightening coil diameter on the straightness of tantalum wire精绕收线盘直径/ mm 钽丝直线度，x/100 密排前 密排后 230 1.2/100 2.4/100 300 1.2/100 1.3/100 4. 结论
(1) 通过高温连续退火，掺杂钽丝的晶粒比非掺杂钽丝晶粒小且更加均匀，晶粒与晶界之间的应力也相应较大，抵制塑性变形的能力也较大，掺杂钽丝的直线度明显好于非掺杂钽丝。为满足轧制片式钽电解电容器阳极引线的要求，阳极引线优先选用掺杂的钽丝。
(2) 钽丝退火前的直线度极大影响着退火后产品的直线度，因此在退火前必须进行去应力矫直过程。
(3) 走线式连续退火的放线张力对钽丝直线度有一定的影响，张力越大，直线度越好，但不能无限增加，否则钽丝直径会发生变化。
(4) 连续退火出炉口定位轮直径越大，钽丝的直线度越好；矫直收线盘的直径越大，钽丝的直线度越好。
-
![]()
图 2 不同成分镍基合金涂层的X射线衍射图谱：（a）Ni25；（b）Ni45；（c）Ni60
Figure 2. XRD patterns of the nickel-based alloy coatings with different compositions: (a) Ni25; (b) Ni45; (c) Ni60
![]()
图 3 不同成分镍基合金涂层的微观形貌：（a）Ni25；（b）Ni45；（c）Ni60
Figure 3. Microstructure of the nickel-based alloy coatings with different compositions: (a) Ni25; (b) Ni45; (c) Ni60
![]()
图 4 不同成分镍基合金涂层的界面形貌：（a）Ni25；（b）Ni45；（c）Ni60
Figure 4. Interfacial morphology for the nickel-based alloy coatings with different compositions: (a) Ni25; (b) Ni45; (c) Ni60
![]()
图 5 不同烧结条件下Ni60合金涂层的微观形貌：（a）1000 ℃、15 min；（b）1000 ℃、30 min；（c）1000 ℃、45 min；（d）1100 ℃、15 min；（e）1100 ℃、30 min；（f）1100 ℃、45 min
Figure 5. Microstructure of the Ni60 alloy coatings under the different sintering conditions: (a) 1000 ℃, 15 min; (b) 1000 ℃, 30 min; (c) 1000 ℃, 45 min; (d) 1100 ℃, 15 min; (e) 1100 ℃, 30 min; (f) 1100 ℃, 45 min
![]()
图 6 不同成分镍基合金涂层的剖面显微硬度分布
Figure 6. Microhardness distribution on the cross section of the Ni-based alloy coatings with different compositions
表 1 Ni25、Ni45、Ni60合金粉末化学成分（质量分数）
Table 1 Chemical compositions of the Ni25, Ni45, Ni60 alloy powders
% 合金 C Cr B Si Fe Ni Ni25 0.20 6.5 1.5 3.0 6.0 余量 Ni45 0.36 12.8 2.6 3.5 9.0 余量 Ni60 0.80 15.5 3.5 3.5 15.0 余量 
下载: 导出CSV
-
[1] 赵健, 刘光, 马冰, 等. 铜表面激光合金化和激光熔覆制备Ni/NiCrBSi梯度涂层. 兵器材料科学与工程, 2018, 41(2): 53 Zhao J, Liu G, Ma B, et al. Ni/NiCrBSi gradient coating on copper surface fabricated by combination of laser surface alloying and laser cladding. Ordn Mater Sci Eng, 2018, 41(2): 53
[2] 余廷, 陈杰, 饶锡新, 等. 激光熔覆NiCrBSi涂层的高温摩擦行为. 激光与光电子学进展, 2019, 56(10): 101601 DOI: 10.3788/LOP56.101601 Yu T, Chen J, Rao X X, et al. High temperature wear behaviors of laser cladded NiCrBSi coatings. Laser Optoelectron Prog, 2019, 56(10): 101601 DOI: 10.3788/LOP56.101601
[3] 刘祥庆, 郭志猛, 高克玮, 等. 感应熔覆Ni60涂层显微组织及耐蚀性. 材料热处理学报, 2012, 33(增刊 1): 96 Liu X Q, Guo Z M, Gao K W, et al. Microstructure and corrosion resistance of Ni60 coating prepared by induction cladding. Trans Mater Heat Treat, 2012, 33(Suppl 1): 96
[4] 杨理京, 李祉宏, 李波, 等. 超音速激光沉积法制备Ni60涂层的显微组织及沉积机理. 中国激光, 2015, 42(3): 0306005 DOI: 10.3788/CJL201542.0306005 Yang L J, Li Z H, Li B, et al. Microstructure and deposition mechanism of Ni60 coatings prepared by supersonic laser deposition. Chin J Lasers, 2015, 42(3): 0306005 DOI: 10.3788/CJL201542.0306005
[5] 肖逸锋, 曾凡检, 匡雯慧, 等. 真空烧结熔覆Ni60涂层的组织和性能. 金属热处理, 2017, 42(7): 83 Xiao Y F, Zeng F J, Kuang W H, et al. Microstructure and properties of Ni60 coating by vacuum sintering cladding. Heat Treat Met, 2017, 42(7): 83
[6] 徐峰, 王丹, 周小平. 添加金刚石颗粒的Ni60涂层组织和性能研究. 表面技术, 2016, 45(9): 100 Xu F, Wang D, Zhou X P. Study on microstructure and properties of Ni60 coating by adding diamond particles. Surf Technol, 2016, 45(9): 100
[7] 李朋洋, 余新泉, 黄怡, 等. 火焰喷焊和等离子堆焊制备Ni60及Ni60–WC涂层的组织与性能. 机械工程材料, 2017, 41(10): 38 Li P Y, Yu X Q, Huang Y, et al. Microstructure and properties of Ni60 and Ni60–WC coatings by flame spraying and plasma arc surfacing. Mater Mech Eng, 2017, 41(10): 38
[8] 赵志平, 李新勇. 重熔处理对火焰热喷涂Ni60A涂层件疲劳性能的影响. 粉末冶金技术, 2015, 33(4): 285 Zhao Z P, Li X Y. The influence of remelting treatment on fatigue performance of flame thermal spraying components with Ni60A coating. Powder Metall Technol, 2015, 33(4): 285
[9] Yong Y W, Fu W, Zhang X, et al. In-situ synthesis of WC/TaC reinforced nickel-based composite alloy coating by laser cladding. Rare Met Mater Eng, 2017, 46(11): 3176 DOI: 10.1016/S1875-5372(18)30024-9
[10] Shu D, Li Z G, Zhang K, et al. In situ synthesized high volume fraction WC reinforced Ni-based coating by laser cladding. Mater Lett, 2017, 195: 178 DOI: 10.1016/j.matlet.2017.02.076
[11] 杜际雨, 李方义, 鹿海洋, 等. 大气等离子喷涂NiCrBSi–Mo/Ni涂层中黏结层对NiCrBSi–Mo复合工作层性能的影响. 材料工程, 2017, 45(9): 86 Du J Y, Li F Y, Lu H Y, et al. Effects of bond coating on NiCrBSi–Mo composite functional coating properties in plasma spraying NiCrBSi–Mo/Ni coating. J Mater Eng, 2017, 45(9): 86
[12] Liu J W, Bolot R, Costil S, et al. Transient thermal and mechanical analysis of NiCrBSi coatings manufactured by hybrid plasma spray process with in-situ laser remelting. Surf Coat Technol, 2016, 292: 132 DOI: 10.1016/j.surfcoat.2016.03.031
[13] Chen J B, Dong Y C, Wan L N, et al. Effect of induction remelting on the microstructure and properties of in situ TiN-reinforced NiCrBSi composite coatings. Surf Coat Technol, 2018, 340: 159 DOI: 10.1016/j.surfcoat.2018.02.024
[14] 曹佑青, 蒋朋, 吕玉廷, 等. 有氧烧结Ni60–WC/Cr12MoV双金属复合材料的组织和性能. 热加工工艺, 2012, 41(8): 109 Cao Y Q, Jiang P, Lü Y T, et al. Microstructure and property of Ni60–WC/Cr12MoV bimetallic composite prepared by aerobic sintering. Hot Working Technol, 2012, 41(8): 109
[15] 丁小芹, 韩小云, 游航, 等. 烧结方法对Ni60B自熔合金组织与性能的影响. 金属热处理, 2010, 35(7): 47 Ding X Q, Han X Y, You H, et al. Effect of sintering methods on microstructure and properties of Ni60B self-fluxing alloy. Heat Treat Met, 2010, 35(7): 47
计量
- 文章访问数: 564
- HTML全文浏览量: 131
- PDF下载量: 60
