氧枪喷头端面高温防护涂层及其制备方法与流程

本发明属于氧枪表面改性技术领域，具体涉及氧枪喷头端面高温防护复合涂层及其制备方法。

背景技术：

在钢铁冶金领域，氧枪喷吹转炉炼钢已成为主要的钢铁冶炼方法。氧枪作为氧气喷吹转炉炼钢的关键设备，是向转炉内供氧的主要工具，一般由氧枪喷头与几段普通20#钢管焊接而成。氧枪喷头主要由无氧铜棒材经锻压温挤加工而成，该材质在水冷低温条件下，与转炉冶炼过程中吹炼喷溅的液态钢渣润湿性好、易于粘结，氧枪喷头表面粘渣是严重影响冶炼质量和效率的关键问题，不仅降低转炉生产作业率，阻碍炼钢工艺连续性，增加现场工人操作难度和劳动强度，而且粘渣粘钢问题危及设备安全、妨碍生产调度、加大氧枪喷头投入量，增加生产成本，甚至可能会危及现场操作人员人身安全。

鞍山热能院和本钢集团以防止氧枪粘渣、提高换枪效率为目标，联合设计了一种新型氧枪—复合锥度分体式氧枪，此分体式氧枪由枪尾、对接法兰、枪身、以及氧枪喷头组成，在枪身下端圆柱设计优化为锥度设计，增加钢液与氧枪的润湿角，使钢渣易于脱落，减少粘渣。鞍钢炼钢总厂齐志宇、李泽林、梅雪辉等人从喷氧管中氧气压力、马赫数、喉口直径、喷孔夹角等因素出发，对氧枪喷头结构优化设计，使氧枪喷头粘渣失效问题降低了5.48％，其寿命由503次提高到568次。莱芜钢铁集团毕永杰、俎勇、李全君等人研究了120t转炉返干几率大、溅渣高问题，将氧枪喷头喷氧孔由四个改进为五个，发现钢液的喷溅率下降了14％，有效降低了氧枪喷头的粘渣问题。尽管优化氧枪喷头参数和特性是提高氧枪寿命、改善喷氧参数以及提高氧枪寿命的有效方法，但是不能彻底解决粘渣粘钢问题。

研究表明，采用表面工程技术优化氧枪喷头表面性能，防止氧枪喷头高温和粘渣损伤，提高氧枪寿命，才能更好解决氧枪喷头粘钢粘渣问题。例如：重庆大学和攀枝花钢铁公司的高家诚、宋启年、徐维华等人利用热喷涂技术，在氧枪枪身表面喷涂高温梯度防粘陶瓷涂层，陶瓷涂层材料与钢液较差的润湿性，有明显的防粘渣功能，同时涂层防粘技术的投资较低；首钢第二炼钢厂的王贵阳、刘瑞林、戴兵等人，开发出一种gm—c型炼钢耐高温防粘涂层，经实际生产使用，氧枪表面粘钢自行脱落，效果比较明显，一次喷头可以实现592炉不粘钢。

此外，文献cn105220102a公开了一种通过减少氧枪喷头粘渣来延长氧枪喷头寿命的方法，该方法通过蒸气除油及吹洗除去铜质氧枪喷头表面有机污垢，得到洁净的氧枪喷头；采用等离子喷枪喷涂氧枪喷头表面，使氮化硼和铜质氧枪喷头结合，形成氮化硼涂层，氮化硼涂层不仅耐高温、耐腐蚀，且不与钢渣发生反应，从而能够减少转炉炼钢过程中氧枪喷头的粘渣量，延长了氧枪喷头的使用寿命。然而，氮化硼平均线膨胀系数α＝4.92×10^-6/℃，无氧铜平均线膨胀系数α＝17.9×10^-6/℃，二者差异较大，涂层在工作热循环热疲劳损伤过程中，容易造成涂层脱落失效。

技术实现要素：

本发明目的之一在于提供一种使用寿命长、防粘防渣性能优异的氧枪喷头端面高温防护复合涂层。

为了实现上述目的，本发明采用如下技术方案。

一种氧枪喷头端面高温防护涂层，它是由粘结层和陶瓷防粘层组成，粘结层采用喷涂在氧枪喷头端面基体上的nicocraly层，陶瓷防粘层采用喷涂在粘结层表面的zro2-24mgo层。

作为优选方案，nicocraly层中，ni、co、cr、al和y的质量百分比分别为27～29:34～37:25～28:8～12:0.3～0.8。

作为优选方案，粘结层是采用规格为75μm～35μm的nicocraly粉末经等离子喷涂工艺喷涂而成，粉末呈球形团聚粒子。

作为优选方案，陶瓷防粘层采用是采用规格为90μm～11μm的粉末经等离子喷涂工艺喷涂而成，粉末颗粒呈角状和/或块状和/或球状。

作为优选方案，zro2-24mgo层中，mgo质量百分比为15-30％，其余为zro2。

作为优选方案，粘结层厚度为80～120μm，陶瓷防粘层的厚度为180～220μm。

本发明目的之二在于提供前述氧枪喷头端面高温防护复合涂层的制备方法，步骤包括：

步骤1，氧枪喷头端面打磨抛光，超声清洗后烘干备用；

步骤2，氧枪喷头端面喷砂处理，喷砂粒度不大于30目；

步骤3，采用大气等离子热喷涂工艺在氧枪喷头端面(无氧铜基体表面)喷涂nicocraly层(粘结层)；

步骤4，采用大气等离子热喷涂工艺在nicocraly层表面喷涂zro2-24mgo层(陶瓷防粘层)。

作为本发明的优选方案，在步骤3中，大气等离子热喷涂工艺的主要工艺参数：电弧电压65～75v，电弧电流380～420a，主气流量85～95l/min，次气流量6-8l/min，送粉气流量0.30-0.40l/min，喷涂距离80～100mm，喷枪移动速度7～9m/s。

作为本发明的优选方案，在步骤4中，大气等离子热喷涂工艺的主要工艺参数：电弧电压75～85v，电弧电流480～520a，主气流量85～95l/min，次气流量8～10l/min，送粉气流量0.35～0.45l/min，喷涂距离80～100mm，喷枪移动速度7～9m/s。

有益效果：

(1)、本发明提供的氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层，其在使用过程中与吹炼喷溅的液态钢渣润湿性显著下降，能够抵抗熔融锌、铁、钢、铜和铝的润湿，有效降低了氧枪喷头的粘渣问题；带有本发明(复合)涂层的氧枪喷头，使用寿命可达643.3次，相较于常规氧枪喷头，其寿命得到显著提高；

(2)、采用本发明提供的氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层，降低了喷头表面温度，减缓了温度梯度；

(3)、本发明提供的氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层与氧枪喷头端面(基体)的结合力好，具有优异的耐高温、耐高温氧化和耐高温腐蚀性能；

(4)、本发明利用大气等离子热喷涂工艺就能成功构筑氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层，所得涂层表面光滑平整、致密度高，与基体结合强度高，显著延长了氧枪喷头使用寿命，并且无环境污染；本发明氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层的制备方法简单，经济实用，可用于工业化生产。

附图说明

本发明提供的氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层在附图说明中简称涂层，

图1：热循环加载过程图；

图2：涂层微观组织结构。a：涂层微观组织结构，b：涂层表面微观组织形貌，c：涂层的粘结层截面微观组织形貌，d：涂层的陶瓷防粘层截面组织形貌；

图3：基体涂层试件轴向和径向尺寸变化率趋势图；

图4：基体和涂层试件结构尺寸变化率趋势图，a：基体与涂层结构尺寸变化率，b：基体与涂层体积变化率；

图5：热循环200次后涂层表面形貌，a：热循环后涂层表面形貌，b:热循环后涂层表面析出物形貌；

图6：热循环200次之后涂层截面形貌，a热循环后涂层截面组织结构，b热循环后涂层局部放大截面组织结构，c、d热循环后陶瓷顶层截面形貌；

图7：热循环前后涂层截面sem形貌和eds能谱(a：热循环前，b：热循环后)；

图8：热循环前后粘结层截面sem形貌和eds能谱图，(a：热循环前，b：热循环后)；

图9：热循环前后陶瓷防护层sem形貌及eds能谱图(a：热循环前，b：热循环后)；

图10：本发明实施例提供的带涂层氧枪喷头热疲劳结果云图，a：氧枪喷头热疲劳损伤云图，b：氧枪喷头热疲劳寿命云图。

具体实施方式

下面结合附图和具体实施例对本发明作进一步说明，但以下实施例的说明只是用于帮助理解本发明的原理及其核心思想，并非对本发明保护范围的限定。应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明原理的前提下，针对本发明进行的改进也落入本发明权利要求的保护范围内。

实施例1

一种氧枪喷头端面高温防护涂层，由粘结层和陶瓷防粘层组成，粘结层采用喷涂在氧枪喷头端面基体上的nicocraly层，陶瓷防粘层采用喷涂在粘结层表面的zro2-24mgo层。其中，nicocraly层中ni、co、cr、al和y的质量百分比分别为28:35:26:10:0.5，，zro2-24mgo层中，mgo质量百分比为23％，其余为zro2。

本实施例提供的制备转炉氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层的制备方法，步骤如下：

步骤1，利用金相砂纸把转炉氧枪喷头端面打磨抛光，去除表面氧化物与污染物，用酒精将样品超声清洗10min后烘干备用；

步骤2，喷涂前样品需进行喷砂处理，喷砂粒度为30目；

步骤3，金属粘结层材料nicocraly采用大气等离子热喷涂技术在无氧铜基体表面喷涂，粘结层厚度100μm；主要工艺参数：nicocraly颗粒尺寸75μm～35μm(nicocraly粉末呈球形团聚粒子)，电弧电压70v，电弧电流400a，主气流量90l/min，次气流量7l/min，送粉气流量0.35l/min，喷涂距离90mm，喷枪移动速度8m/s；

4)陶瓷防护层材料zro2-24mgo采用大气等离子热喷涂技术在粘结层表面喷涂高温防护涂层，工作层厚度200μm，主要工艺参数：zro2-24mgo颗粒尺寸90μm～11μm(粉末颗粒呈块状)，电弧电压80v，电弧电流500a，主气流量90l/min，次气流量9l/min，送粉气流量0.4l/min，喷涂距离90mm，喷枪移动速度8m/s。

性能检测。

无氧铜作为基体材料，试样的尺寸为采用大气等离子热喷涂技术，在试样表面喷涂如前所述高温防护(复合)涂层，得到规格热疲劳试验试样。

高温防护(复合)涂层的工作层(陶瓷防护层)为zro2-24mgo陶瓷防护材料，该材料不仅具有低导热性和高熔点特性，同时能够抵抗熔融锌、铁、钢、铜和铝的润湿，所用的zro2-24mgo粉末呈块状。粘结层选择nicocraly金属粘结层材料，其具有优异的高温氧化和耐高温腐蚀性能，粉末呈球形团聚粒子，粒度比较均匀。基体为锻压成型的无氧铜材料，晶界比较明显，晶格呈块状或者条状，平均晶粒尺寸在150μm左右。通过大气等离子热喷涂技术在无氧铜基体表面喷涂高温防护涂层，粘结层厚度100μm，工作层厚度200μm。

将喷涂完成的样品放入mfl-2000箱式电阻炉中开展热循环实验，氧枪喷涂吹氧过程中其表面温度不会高于600℃，吹氧时间为20min左右，因此，热循环实验过程中一个周期为1210s，前300s将试件由常温加热到600℃，然后在600℃下保温900s，最后将试件取出加热炉，在水槽中快速冷却，历时10s。如此反复循环，直至涂层边缘出现脱落或者表面出现裂纹，终止热循环实验，热循环过程如图1所示。

对制得的涂层表面进行微观结构形貌、物相组成检测，通过配备能谱仪(eds)的扫描电镜(sem)来分析观察涂层结构、粘结层、工作层、截面形貌及元素种类和含量。采用基恩士的100vhx-600x型超景深三维显微系统观测基体和防护涂层表面的微观组织和基体腐蚀界面状况。采用荷兰帕纳客公司的xpertpowder型x射线衍射分析(xrd)分析仪对氧枪喷头基体和防护涂层的物相组成、晶体结构进行分析，检测氧枪喷头及其涂层失效前后物相组成、晶体结构、组织变化等参数，分析氧枪喷头及涂层的失效行为和失效机理。试验参数如表1所示。

表1xrd性能测试参数

利用配能谱仪的扫描电镜观察试件表面和截面形貌，分析涂层内部元素种类和含量变化，确定防护涂层的热疲劳失效行为。试样观察前，采用标准的金相研磨抛光腐蚀工艺，得到金相表面。同时为解决陶瓷层材料的低导电特性，在涂层表面进行喷金处理。

在裂纹形核和扩展过程中，试件在热循环条件下，轴向和径向会发生变形，从而引起表面形貌损伤。为比较热循环前后，试件表面微观结构变化，使用sem扫描电镜进行分析。同时，在观察表面的基础上，为进一步分析裂纹从表面向内部二次萌生扩展的情况，将试件沿轴向切割，手工进行粗磨与细磨，并在抛光机上机械抛光后，用扫描电镜观察轴向裂纹的数目和形貌。

将切割研磨抛光后的试件，使用盛有无水乙醇的超声波清洗机中进行清洗，并用fecl侵蚀剂对截面侵蚀10s左右，fecl试剂成分和含量为l0gfec13+30m1hcl+120m1无水乙醇，清洗吹干之后使用eds分析分析截面上夹杂物和析出物元素成分，定性分析热疲劳过程中元素种类和含量变化。

根据氧枪喷头实际工况条件，基于ansysworkbench有限元分析软件建立考虑转炉内温度变化、冷却水循环、喷氧压力等条件的热力耦合模拟模型，模拟氧枪从开始吹氧到完成一炉钢冶炼的全过程，分析氧枪喷头温度和热应力随时间变化规律。并且以有限元分析结果为基础，结合ncodedesignlife可靠性分析软件对氧枪喷头的寿命进行预测。

采用其thermo-mechanicalfatigue(tmf)模块，通过使用ansysworkbench有限元模拟的应力和温度结果，为高温疲劳和蠕变提供解算器，计算出零件和部件的损伤和寿命。

性能检测结果如下。

大气等离子喷涂涂层微观组织结构如图2所示，a：高温防护涂层微观组织结构，图中可以清楚的看出涂层的双层结构模型。涂层截面由三部分组成，最底部的为无氧铜基体层、中部的nicocraly粘结层以及顶部的zro2-mgo陶瓷防粘层。此外，粘结层和陶瓷防粘层的厚度不是很均匀，是喷涂工艺控制不良造成的，粘结层平均厚度100μm，陶瓷层平均厚度200μm。粘结层与基体层分界面以相互咬合的方式结合在一起，有利于提高涂层的结合强度。b:涂层表面微观组织形貌，涂层表面呈现凹凸不平形貌，内部存在少量未熔和半熔颗粒，组织比较不均匀、致密，并且其表面存在一定的孔隙，这种表面形貌特征是由于大气等离子喷涂的喷涂机理造成的。zro2-mgo粉末颗粒在高温等离子射流中融化为熔融状态液滴，在高速焰流作用下不断冲击基体表面，液滴在基体表面快速凝固收缩，以扁平状平铺在基体表面形成涂层。由于涂层是zro2-mgo粉末熔融液滴的相互交错堆叠而成，因此，涂层表面易呈现出凹凸不平波浪式堆积的层状结构形貌。c：涂层粘结层截面微观组织形貌，粘结层截面由光亮平整的熔融区域、蠕虫状或蚯蚓状未熔和半熔区域组成，且明显呈层状结构，截面上存在孔隙和裂纹。这是由于喂料粒度不均和等离子喷涂过程中喂料受热不均，在涂层内存在未熔和半熔颗粒，完全融化颗粒未能完全覆盖未熔和半熔颗粒，最终保留在粘结层，进而使涂层保持层状结构同时在其表面出现蚯蚓状形貌，易在其接触面上形成孔隙和微裂纹。d：涂层陶瓷防粘顶层截面组织形貌，从图中可以看出陶瓷防粘层完全由融凝组织交错堆叠而成，同时陶瓷防粘层中存在孔隙和微小裂纹，裂纹和孔隙主要分布在未熔和半熔颗粒交错区域，且分散分布，相互不贯通，这些孔隙和微裂纹的存在一方面有利于释放涂层内部热应力，减缓涂层热疲劳损伤，另一方面为孔隙和裂纹区域易发生氧化，造成外部热应力集中，加速裂纹扩展。

基体涂层试件轴向和径向尺寸变化率趋势如图3所示，涂层试件在轴向变形率显著，且远大于其径向变形，因此，涂层试件表面的疲劳损伤变形主要是由于试件在轴向的大变形造成的，加强涂层抵抗轴向变形能力是提高其热疲劳寿命的有效途径。

基体和涂层试件结构尺寸变化率趋势如图4所示。涂层试件的变形率明显高于基体试件，涂层试件在轴向变形大于径向，基体试件在长宽高三个方向上的变形率基本一致。可以证实涂层试件的轴向热疲劳大变形主要是基体、粘结层和工作层沿轴向的受热膨胀，并且三者的热膨胀速率不同步，最终导致涂层与基体在边界处开裂。同时由图b可知，热循环过程中涂层试件体积变化率远高于基体，说明热喷涂使涂层基体内部存在较大残余应力，热循环过程促使涂层试件内部热应力增加，造成涂层疲劳破坏。

热循环200次后涂层表面形貌如图5所示，对比图2-b，热循环使涂层表面沿晶界有裂纹萌生，且裂纹易在三叉晶处萌生和扩展，这是由于在三叉晶、晶界和裂纹末端易吸收热循环热应力，造成应力集中，从而促使裂纹萌生和扩展。同时随着裂纹的扩展在裂纹处有氧化物析出，阻止裂纹的闭合，进一步加剧裂纹扩展(如图a、b)。因此，可以证实涂层表面的热疲劳裂纹是氧化和热应力共同作用的结果。

热循环200次之后涂层截面形貌如图6所示，对比图4-a，在无氧铜基体与粘结层之间有热生长氧化层生成，厚度达到48.01μm左右，越靠近涂层边缘，氧化越严重(如图a、b)。同时在陶瓷防护层也出现了氧化区域，但其分布比较分散，而且陶瓷防护层中有水平和垂直裂纹萌生，垂直裂纹主要萌生于涂层表面存在缺陷和微裂纹处，随着热循环加剧，裂纹不断扩展，在垂直裂纹末端扩展出二次枝状裂纹(如图c、d)。

热循环前后涂层截面sem形貌与eds能谱如图7所示。分析对比a、b图可知，热循环200次之后，在基体和粘结层之间al元素和o元素突增，说明在基体与粘结层生长的氧化物为al2o3，涂层的热疲劳翘边失效是热生长al2o3生长造成的。

热循环前后粘结层截面形貌和能谱图如图8所示，对比a-b发现：热循环不仅使粘结层内部出现氧化、裂纹萌生扩展损伤，而且其内部元素种类和含量同样发生变化。热循环后粘结层内部元素含量整体下降，ω(ni)由29.46％下降到25.87％，ω(co)由36.05％下降到29.60％，ω(cr)由27.14％下降到21.57％，ω(al)由10.04％下降到6.42％，证实热循环使粘结层内部元素发生扩散。

热循环前后陶瓷防护层形貌及能谱图如图9所示。对比图a-b发现：热循环后涂层内部出现明显的分散分布裂纹，且内部元素含量发生变化，其中ω(o)由43.47％上升到49.18％，ω(mg)由16.34％下降到12.62％，ω(zr)由21.39％下降到14.43％，说明热循环使工作内部氧化显著，造成mg和zr元素消耗流失。

氧枪喷头为循环对称结构，为提高有限元计算效率，只对1/5的氧枪喷头模型(常规模型)进行有限元分析，对氧枪喷头的工况进行分析：喷头在吹炼期间，a、b、c面为氧枪喷头的外侧面，承受着转炉内钢液的热辐射和渣流以及金属液滴的冲刷；c面喷头的前端面，即靠近转炉炉底钢液的一侧；d侧面为与氧枪端部直接焊接在一起，可以看作完全固定面和绝热面；e、f面为冷却循环水通道，冷却水从e面流入，f面流出，从而使喷头冷却降温；h面为氧气通道，作为高压氧气内部射流通道。

喷涂涂层氧枪喷头热疲劳损伤和寿命云图如图10所示，由图a可知，氧枪喷头最先开始热疲劳损伤的位置在节点209369，且一次热循环损伤量为1.555e-3，由疲劳累积损伤理论，损伤量累积达到1，模型热疲劳失效。结合图b寿命云图，氧枪喷头寿命最短的位置在节点209369，最小寿命为643.3次，相较于实际生产中氧枪喷头的使用寿命510次左右，喷涂防护涂层技术对氧枪喷头寿命的提高显著。同时疲劳损伤和寿命满足倒数关系，即life＝1/damage,所以最小寿命位置和最先损伤位置一致。此外，疲劳寿命为此有限元分析载荷下的循环次数，载荷时长完全模拟转炉炼钢过程为1800s一次，则其寿命换算为时间为life＝循环次数×载荷时长＝643.3×1800＝1157940s＝321.65h。

实施例2

一种氧枪喷头端面高温防护涂层，由粘结层和陶瓷防粘层组成，粘结层采用喷涂在氧枪喷头端面基体上的nicocraly层，陶瓷防粘层采用喷涂在粘结层表面的zro2-24mgo层。其中，nicocraly层中ni、co、cr、al和y的质量百分比分别为27:34:25:8:0.3，zro2-24mgo层中，mgo质量百分比为15％，其余为zro2。

本实施例提供的制备转炉氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层的制备方法，步骤如下：

步骤1，利用金相砂纸把转炉氧枪喷头端面打磨抛光，去除表面氧化物与污染物，用酒精将样品超声清洗12min后烘干备用；

步骤2，喷涂前样品需进行喷砂处理，喷砂粒度为20目；

步骤3，金属粘结层材料nicocraly采用大气等离子热喷涂技术在无氧铜基体表面喷涂，粘结层厚度80μm；主要工艺参数：nicocraly颗粒尺寸75μm～+35μm(nicocraly粉末呈球形团聚粒子)，电弧电压68v，电弧电流390a，主气流量88l/min，次气流量6.8l/min，送粉气流量0.33l/min，喷涂距离85mm，喷枪移动速度8.5m/s；

步骤4，陶瓷防护层材料zro2-24mgo采用大气等离子热喷涂技术在粘结层表面喷涂高温防护涂层，工作层厚度180μm，主要工艺参数：zro2-24mgo颗粒尺寸90μm～11μm(粉末颗粒呈角状、块状、球状)，电弧电压79v，电弧电流490a，主气流量88l/min，次气流量8.8l/min，送粉气流量0.38l/min，喷涂距离85mm，喷枪移动速度8.5m/s。

实施例3

一种氧枪喷头端面高温防护涂层，由粘结层和陶瓷防粘层组成，粘结层采用喷涂在氧枪喷头端面基体上的nicocraly层，陶瓷防粘层采用喷涂在粘结层表面的zro2-24mgo层。其中，nicocraly层中ni、co、cr、al和y的质量百分比分别为29:37:28:12:0.8，zro2-24mgo层中，mgo质量百分比为30％，其余为zro2。

本实施例提供的制备转炉氧枪喷头端面高温防护(复合)涂层的制备方法，步骤如下：

步骤1，利用金相砂纸把转炉氧枪喷头端面打磨抛光，去除表面氧化物与污染物，用酒精将样品超声清洗15min后烘干备用；

步骤2，喷涂前样品需进行喷砂处理，喷砂粒度为20-30目；

步骤3，金属粘结层材料nicocraly采用大气等离子热喷涂技术在无氧铜基体表面喷涂，粘结层厚度120μm；主要工艺参数：nicocraly颗粒尺寸75μm～35μm(nicocraly粉末呈球形团聚粒子)，电弧电压72v，电弧电流410a，主气流量92l/min，次气流量7.2l/min，送粉气流量0.37l/min，喷涂距离95mm，喷枪移动速度7.5m/s；

4)陶瓷防护层材料zro2-24mgo采用大气等离子热喷涂技术在粘结层表面喷涂高温防护涂层，工作层厚度220μm，主要工艺参数：zro2-24mgo颗粒尺寸90μm～11μm(粉末颗粒呈角状、块状、球状)，电弧电压82v，电弧电流510a，主气流量92l/min，次气流量9.2l/min，送粉气流量0.42l/min，喷涂距离95mm，喷枪移动速度7.5m/s。

在其余实施方式中，zro2-24mgo颗粒尺寸-90μm～+11μm(粉末颗粒呈球状或者球状与块状的混合物)。

以上优选实施例仅用以说明本发明的技术方案而非限制，事实上，本发明中基体氧枪喷头，其具体形状及尺寸也没有限制；本发明参数也不限于实施例中所公开数值，但其工艺参数需满足如下要求。热喷涂参数：金属粘结层材料nicocraly颗粒尺寸分布75μm～35μm，粘结层厚度80-120μm。电弧电压65-75v，电弧电流380-420a，主气流量85-95l/min，次气流量6-8l/min，送粉气流量0.3-0.4l/min，喷涂距离80-100mm，喷枪移动速度7-9m/s；陶瓷防护层材料zro2-24mgo颗粒尺寸90μm～11μm，工作层厚度180-220μm，电弧电压75-85v，电弧电流480-520a，主气流量85-95l/min，次气流量8-10l/min，送粉气流量0.35-0.45l/min，喷涂距离80-100mm，喷枪移动速度7-9m/s。