泡沫陶瓷增强金属基复合材料，是近年发展起来的一种新型多功能复合材料^[1]。因为在其泡沫陶瓷增强体与金属基体之间形成彼此贯穿又各自连续的结构，又称为泡沫陶瓷/金属双连续相复合材料^[2]。这种复合材料具有陶瓷的高强度、高硬度、耐磨损和金属的高韧性、高导热性等特点，在服役过程中两相物质相互支撑而发挥各自的性能优势。在化工、能源、建筑等领域，这种材料有广阔的应用前景^[3,4]。

在水力机械、泥浆泵、杂质泵、脱硫管道等设备的过流部位，液体或固体粒子以一定的速度和角度对其表面的冲击使材料的表面流失。这种液固冲蚀磨损缩短设备的使用寿命，造成极大的经济损失^[5]。Das等^[6]研究了颗粒增强Al/SiC复合材料的冲蚀规律，发现当冲蚀半径小于55 mm时该复合材料的冲蚀率几乎不变，而当攻角改变或者冲蚀半径大于55 mm时其冲蚀率变化较大，其原因是颗粒增强体从基体上剥落。Tu等^[7]研究了晶须增强Al/Al₁₈B₄O₃₃复合材料的冲蚀规律，发现当流速或者攻角较小时复合材料冲蚀率较低，但是当流速或者攻角较大时冲蚀率显著上升。其原因是，流速或攻角低时晶须能保护基体，而当流速或攻角较大时晶须断裂或从材料表面剥离。Mehmet等^[8]研究了纤维取向对玻纤增强树脂复合材料冲蚀规律的影响，发现当纤维取向为45°时复合材料耐冲蚀性能最高，但是无论取向如何在冲蚀的作用下纤维增强体都会受损并从材料表面剥离。上述结果表明，在复合材料中增强体没有受到足够的支撑和固定，因此在冲蚀磨损过程中容易剥落。Ren等^[9]应用双连续相结构中两相物质间很强的相互约束作用研制出耐液固冲蚀磨损材料，解决了增强体易从基体剥落的问题。但是，现有的双连续相耐液固冲蚀磨损复合材料还有诸多的不足之处，例如三维连续增强体材料(如Al₂O₃)或基体材料(如环氧树脂)自身的抗冲击、抗磨损等力学性能都有待提高^[9,10]，基体材料(如球磨铸铁、Al等)的耐化学腐蚀性能较差^[11]，增强体与基体材料(如Fe与SiC)在界面处发生化学反应生成性能薄弱相，使增强体不能起应有的作用^[12]。鉴于此，本文综合氮化硅(具有耐冲击、耐磨损、耐气蚀、高比强度、高比刚度以及与多种金属良好界面相容性的特点^[13])与1Cr18Ni9Ti材料(具有良好的熔铸性、易加工性、耐腐蚀性以及应用广泛等特点^[14])的优点，用丙烯酰胺体系的凝胶注模方法制备Si₃N₄泡沫增强相，用压力铸造法制备具有双连续结构的Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料，研究其冲蚀性能。

原料：聚氨酯泡沫，骨架横断面直径450 μm；α-Si₃N₄粉，粒径0.5 μm，纯度99.9%；Y₂O₃粉，粒径0.5 μm，纯度99.99%；Al₂O₃粉，纯度99.99%；MgO粉，纯度99.99%；石英砂，粒径74~150 μm。

设备：中频感应炉，GW-0.1T；马弗炉，RX-24-12；四柱液压机，YH32-315A；电子天平，AUY220，精度0.1 mg；白光干涉仪，MicroXAM-1200；Inspect F50型场发射扫描电子显微镜；D/max-2500PC型X射线衍射仪。

以聚氨酯泡沫作为模板材料，以Si₃N₄粉为主要原料，以Y₂O₃粉、Al₂O₃粉、MgO粉为烧结助剂配制体积固含量为50%的丙烯酰胺型水性凝胶注模浆料^[15]。将浆料经真空振动除气泡后浇注入聚氨酯泡沫材料的宏观三维连通开孔网孔中，固化、干燥、脱胶后用常压埋粉烧结法^[16]制备Si₃N₄泡沫陶瓷。

用中频感应炉熔炼得到1Cr18Ni9Ti不锈钢钢液^[17]，熔炼温度为1780℃；将Si₃N₄泡沫陶瓷在马弗炉中预热至800℃后转移至模具中；用镁砂坩埚将不锈钢钢液浇注入模具中，用压力铸造方法在四柱液压机上将1Cr18Ni9Ti不锈钢钢液与预热后的Si₃N₄泡沫陶瓷复合制备出双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料。浇注温度为1500℃，铸造压力为100 MPa，保压时间为15秒。

用扫描电子显微镜观察材料的微观形貌和相的分布，用能谱(EDS)分析界面层不同微区元素分布；用D/max-2500PC型X射线衍射仪测定材料的XRD图谱，辐射源为CuK_α；使用旋转圆盘式固液双相流冲蚀磨损试验装置(图1)以石英砂/水双相流分别对1Cr18Ni9Ti不锈钢、双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料和Si₃N₄陶瓷致密块进行冲蚀磨损；用电子天平称量试样冲蚀磨损前后的质量；用白光干涉仪观测材料的冲蚀形貌。

图2给出了Si₃N₄泡沫陶瓷X射线衍射分析结果。图2表明，除主晶相β-Si₃N₄外还含有少量sialon陶瓷相，sialon陶瓷相的成分为Si_4.69Al_1.31O_1.31N_6.69。Si₃N₄是一种强共价键化合物，在1900℃以上的高温下发生分解反应，直接生成N和Si，固相的扩散速率很低，在烧结过程中不能通过固相扩散实现致密化，因此对Si₃N₄不能进行固相烧结而只能进行液相烧结。在高温烧结过程中烧结助剂与初始粉体反应生成液相，液相填充颗粒之间的间隙使粉体重排以致密化。同时，液相促进Si₃N₄由α相向β相的转变并提高传质速率降低烧结温度，从而促进Si₃N₄的烧结致密^[18]。

图3给出了Si₃N₄泡沫陶瓷的结构。从图3a可见，泡沫陶瓷的孔隙保持聚氨酯泡沫骨架的结构特征，具有良好的三维连通性。图3b给出了陶瓷骨架的局部放大图，在骨架区域可见到随机分布的气孔。气孔的成因，主要是真空振动时浆料中残存的气泡。同时，Si₃N₄自身是强共价化合物，其扩散和致密化所必须的体积扩散和晶界扩散的速度和烧结驱动力很小，因此常压烧结泡沫陶瓷不能完全致密化也出现气孔。从图3c可见，Si₃N₄泡沫陶瓷骨架主要由随机搭接的棒状β-Si₃N₄组成。

图4给出了双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料的形貌和成分。从复合材料的整体截面形貌(图4a)可见，不锈钢基体充分渗入到Si₃N₄泡沫陶瓷亚毫米级的三维连通孔隙中，三维网状结构的陶瓷骨架轮廓清晰，基体和增强体之间的界面明显，两者复合形成了陶瓷-金属双连续结构的复合材料。图4b给出了图4a中陶瓷骨架的局部放大图，可见不锈钢同样充分渗入到骨架区域的微孔中，使骨架自身也形成陶瓷-金属复合结构。因此，本文制备的双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料是一种多尺度三维连续网络结构的复合材料。从陶瓷骨架与1Cr8Ni9Ti界面处的背散射图像(图4c)可见，Si₃N₄与1Cr8Ni9Ti的界面结合良好，未见明显缺陷，且存在一个厚度约为45 μm的过渡区。在复合过程中Si₃N₄泡沫陶瓷中的低熔点Al-Si-O-N共熔物在陶瓷骨架表面少量熔化^[19]，熔体中的N与Cr反应生成CrN，从而在Si₃N₄与1Cr8Ni9Ti的界面处形成一个过渡区；Si与Fe形成Fe基固溶体。对图4c中各标识处进行EDS元素分析，结果列于表1。标识1为Si₃N₄陶瓷骨架中微米孔内的Fe基固溶体，标识2为Si₃N₄，标识3为CrN，标识4、5为不锈钢基体中不同区域的Fe基固溶体，其中标识4处的Si元素含量高于标识5处。

2.3.1 冲蚀率与攻角的关系

图5给出了1Cr18Ni9Ti不锈钢、Si₃N₄陶瓷致密块和双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料的冲蚀率与攻角关系。1Cr18Ni9Ti不锈钢表现为典型的塑性材料冲蚀规律^[20]，其最大冲蚀率出现在15°。Si₃N₄陶瓷致密块在各个攻角下的冲蚀率都近似为零。其原因是，双相流中石英砂的机械能低于对Si₃N₄陶瓷表面造成损伤所需能量的最低阈值和石英砂的硬度低于Si₃N₄陶瓷的硬度。双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料的冲蚀率与攻角的关系表现为近似“W”形状，其最大冲蚀率出现在30°。材料的冲蚀率与攻角的关系跟材料的结构和特性密切相关，本文制备的复合材料的塑性组元(不锈钢基体)和脆性组元(氮化硅陶瓷增强体)形成了相互贯穿又各自连续的结构。这种复合材料良好的塑性/硬度匹配性使其冲蚀率随攻角变化较小，表现出对攻角不敏感的耐冲蚀行为^[21]。因此，将这种复合材料应用于水轮机叶轮和泥浆泵叶片，可提高其耐冲蚀性能。

2.3.2 冲蚀率与流速的关系

图6给出了1Cr18Ni9Ti不锈钢和双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料的冲蚀率与流速的关系。材料冲蚀率(E)与流速(V)的关系为E = kVⁿ,其中k和n为与材料特性有关的常数^[22]。拟合结果表明，1Cr18Ni9Ti不锈钢冲蚀率与流速呈线性关系(E∝V)；双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料的冲蚀率与流速呈指数关系(E∝V^0.67)。这表明，双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料在高流速条件下耐冲蚀磨损性能更优良。1Cr18Ni9Ti不锈钢是均质材料，其表面磨损是均匀的，因此其冲蚀率与流速呈线性关系。当流速低于7 m·s^-1时石英砂的机械能低于对不锈钢和复合材料表面造成损伤所需能量的最低阈值，因此其冲蚀率接近零。

图7给出了1Cr18Ni9Ti不锈钢和双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料冲蚀后的SEM和三维表面轮廓图(流速为12.3 m·s^-1，含沙量为20 kg·m^-3)。从图7a和7c可见，不锈钢的表面磨损是均匀的。不锈钢表面在泥沙的冲蚀作用下发生塑性变形而形成犁削沟，沟内的材料被挤出形成犁削唇，犁削唇在沙粒的冲击作用下从材料表面剥离，随着冲蚀的持续进行不锈钢表面不断形成犁削沟、犁削唇，随后又不断的被冲蚀掉，如此反复而使材料的冲蚀率线性增大^[23]。从图7b和7d可见，复合材料中的Si₃N₄泡沫陶瓷在冲蚀后仍保持原来的形貌，不锈钢基体被逐渐冲蚀掉而在材料表面形成凹坑。在Si₃N₄泡沫骨架的“迎流面”不锈钢基体冲蚀严重，而在Si₃N₄泡沫骨架的“背流面”不锈钢基体的冲蚀较轻。这表明，Si₃N₄泡沫陶瓷的“阴影保护效应”能减缓不锈钢基体的磨损^[24]。Si₃N₄泡沫陶瓷独特的三维网络连续结构，不仅传递载荷还能防止Si₃N₄泡沫陶瓷的相对“凸出”而引起的剥落。

2.3.3 冲蚀率与含沙量的关系

图8给出了1Cr18Ni9Ti不锈钢和双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料冲蚀率与含沙量的关系，可见二者的冲蚀率都与含沙量呈线性关系。旋转圆盘冲蚀实验装置的循环系统和溶液罐中安置的挡板，能充分搅动泥浆中的沙粒而实现泥浆的均匀性。沙粒冲击样品的几率随含沙量的提高而近似线性增大，使二者的冲蚀率都随着含沙量的提高而近似线性地增大。

2.3.4 冲蚀率与时间的关系

图9给出了1Cr18Ni9Ti不锈钢、双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料和Si₃N₄陶瓷致密块的冲蚀率与时间的关系。可以看出，1Cr18Ni9Ti不锈钢的冲蚀率在各个时间段基本相同，约为3 g·m^-2·h^-1，表明不锈钢的冲蚀磨损随着时间的延长而近似线性增长。双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料的冲蚀率随着时间的延长而降低，冲蚀40 h后其冲蚀磨损率稳定于约0.5 g·m^-2·h^-1；复合材料40 h的平均冲蚀率为1 g·m^-2·h^-1，为1Cr18Ni9Ti不锈钢平均冲蚀率的三分之一。可见这种复合材料的耐冲蚀磨损性能明显优于1Cr18Ni9Ti不锈钢。本文实验中的冲蚀强度对氮化硅陶瓷的磨损作用非常小，Si₃N₄陶瓷致密块的冲蚀率在各个时间段都近似为零。

为了进一步定量研究复合材料中陶瓷相和金属相各自的局部冲蚀率，图10给出了在复合材料表面建立恰当的冲蚀前基准面条件下分别测得的复合材料截面中陶瓷相区域和金属相区域冲蚀前后的白光干涉高度差的线分布情况(攻角为30°，流速为10.5 m·s^-1，含沙量为20 kg·m^-3，冲蚀时间为8 h)，得到复合材料中陶瓷相区域的局部冲蚀率E_C≈0.09 g·m^-2·h^-1，金属相区域的局部冲蚀率E_M≈2.73 g·m^-2·h^-1。

双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料耐冲蚀性随冲蚀时间的延长而提高，其主要原因是Si₃N₄泡沫增强体对1Cr18Ni9Ti基体的阴影保护效应。在冲蚀的初期，复合材料中的不锈钢基体和泡沫陶瓷增强体位于同一平面，不锈钢基体在泥浆的冲蚀作用下很快磨损，复合材料表现出相对较高的冲蚀率。随着冲蚀时间的延长Si₃N₄泡沫陶瓷的阴影保护效应逐渐显现(图11)，β为金属相冲蚀后表面与初始表面间的夹角。在阴影保护效应的作用下冲蚀8 h后复合材料中不锈钢基体的实际攻角(α-β)小于初始攻角α(图11a)，复合材料的冲蚀率开始降低；冲蚀 16 h后复合材料中不锈钢基体的实际攻角进一步减小(图11b)，直至冲蚀24 h后复合材料中不锈钢基体的实际攻角趋近零(图11c)，复合材料的冲蚀率进一步降低，泡沫陶瓷骨架的阴影保护效应充分发挥；随着冲蚀时间的进一步延长β大于α，双相流在复合材料表面形成局部“湍流”(图11d)。但是，由于局部“湍流”中固体粒子用于冲蚀的动能损失严重，复合材料的冲蚀率达到最低值并趋于稳定。

用凝胶注模和压力铸造两步法制备的双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料具有比1Cr18Ni9Ti更高的耐冲蚀性能。Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料的冲蚀率先随着冲蚀时间的延长而降低然后趋于稳定，1Cr18Ni9Ti则保持稳定的高冲蚀率；与攻角呈近似“W”形关系，1Cr18Ni9Ti则呈“倒V”形关系；与流速呈指数关系(E∝V^0.67)，1Cr18Ni9Ti则呈线性关系(E∝V)；二者的冲蚀率与含沙量都呈线性关系(E∝C)。双连续Si₃N₄/1Cr18Ni9Ti复合材料具有良好的塑性/硬度匹配特性，其三维网络结构的陶瓷增强体在冲蚀过程中对不锈钢基体有较好的“阴影保护”作用，使其耐冲蚀性能提高。