1 引言

航空发动机中常采用镍基高温合金作为涡轮叶片材料,以满足叶片的工作温度要求。虽然镍基高温合金已经能够承受1000 ℃左右的温度,但为了增大发动机的工作效率,仍希望能够持续提高叶片的工作温度。可采用的方法是在镍基合金上沉积一层对表面起到抗腐蚀、耐高温、隔热等保护作用的热障涂层(TBC)。目前,这种涂层已被广泛应用于航空发动机热端部件,在航空航天领域起着十分重要的作用^[1-3]。

通常,热障涂层系统为双层系统,即在金属基底上先后沉积金属粘结层和陶瓷层。起到隔热作用的为陶瓷层,厚度一般在0.1~0.4 mm之间,粘结层的厚度一般在0.075~0.2 mm之间^[4]。金属粘结层用于缓解陶瓷层与金属基体间的热膨胀系数不匹配,增大涂层之间的结合强度。常用的陶瓷层材料是含有质量分数为7%~8%Y₂O₃的稳定ZrO₂。在氧化锆(YSZ)材料中添加适量的Y₂O₃,既可使YSZ材料的热导率更小,从而拥有更好的隔热作用,也可以有效地抑制氧化锆在高温下的相变,有利于热障涂层的热稳定性的提高,提高抗热流冲击的能力^[5]。粘结层的材料通常为MCrAlY,其中M可以是Co、Ni或Co与Ni的混合^[6-7]。

然而,经过长期服役的热障涂层往往会出现剥落的情况,失去对基体的保护作用。影响热障涂层剥落的因素很多,热生长氧化层(TGO层)及材料性质的热不匹配等因素都可能导致涂层失效^[8]。由于陶瓷层中存在大量的孔隙,在高温环境中时,O元素会通过陶瓷层渗透到粘结层的表面,与粘结层中的Al、Cr、Ni等元素反应生成氧化物,这些氧化物聚集在一起,在粘结层与陶瓷层之间形成了不平坦的TGO层。TGO层不断生长,导致应力和变形集中,进而产生裂纹,缩短了涂层的使用寿命。陶瓷层与粘结层、基体材料的热膨胀系数不匹配引起的残余应力是陶瓷层剥落的另一重要因素^[9-11]。这种热不匹配的现象可以采用梯度涂层方法缓解,即令中间层材料ZrO₂和MCrAlY的成分含量由底面向顶面呈连续梯度变化。但是这种涂层制备工艺尚不成熟,还没有得到广泛应用。在陶瓷层和金属基底之间采用网状结构的粘结层也是一种缓解热障涂层热应力不匹配的方法^[12-14]。Merrill等^[12]以预制的蜂窝结构为粘结层,采用焊接的方法将其固定在基体材料上,再用等离子喷涂方法喷涂陶瓷粉末,这种方法可以将陶瓷层分隔开,增加了变形能力。Wallace等^[13]采用钎焊的方法,在金属基体上焊接了一定厚度的FeCrAl金属纤维。李鑫等^[14]则采用电沉积的方法,在合金基体上制备了网状粘结层。然而,采用这些方法通常需要预制网格或模板,曲面的涡轮叶片使得制备过程较困难。此外,还存在网格结构与基体结合强度低及网格的结构和尺寸难以精确控制等问题,限制了有网格衬垫的热障涂层的进一步研究及应用。关于网状衬垫在热震实验^[15]中改善热障涂层性能的研究未见报道。激光快速成型法不仅工艺简单,而且涂层与基底的结合强度高,为网状衬垫结构的制备提供了新的方法^[16]。

本文在高温镍基合金基体上,用激光快速光成型的方法分别制备了网状结构及平面结构的粘结层,然后用等离子喷涂法喷涂陶瓷层,得到有网状结构衬垫和传统两层结构的热障涂层。通过热震实验的方法对两种热障涂层进行了抗热震性能检测,结合有限元方法模拟分析了网状结构对热障涂层在热震中的应力分布的影响,探究了网状结构热障涂层在热震中的失效机理。

2 热障涂层的制备及其抗热震性能检测

2.1 激光快速成型制备热障涂层

制备了传统两层结构和有网状衬垫的热障涂层试样,进而比较其抗热震性能。图1给出了制备的两种涂层的截面结构以及有网状衬垫热障涂层的网格平面结构。对于传统两层结构的热障涂层,如图1(a)所示,涂层由下而上依次为基体、粘结层和陶瓷层,其中粘结层的厚度H_B为0.2 mm,陶瓷层厚度H_T为0.3 mm。对于有网状衬垫的热障涂层,如图1(b)左图所示,在粘结层上再制备一层网状衬垫,网格衬垫的厚度H_S为0.2 mm,其他部分厚度与传统结构保持一致。在平面上,如图1(b)右图所示,网状结构为由棱构成的正方形,棱中心间距L为2 mm,棱宽度W由激光加工参数决定,这里为0.6 mm。在材料方面,GH4169是铌强化的沉淀硬化型铁镍基高温合金,强度高,耐腐蚀性好,常被用来制备叶片等关键部位,这里作为基体材料。同时,以NiCrAlY为粘结层,含有质量分数为7%~8%Y₂O₃的部分稳定ZrO₂为陶瓷层。

图 1. (a)传统两层热障涂层的截面结构;(b)有网状衬垫热障涂层的截面(左)和平面结构(右)

Fig. 1. (a) Cross-section of TBC with traditional two-layer structure; (b) cross section (left) and planar structure (right) of TBC with network structure

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将NiCrAlY粉末铺在高温合金基体上,利用德国IPG公司的YLR1000激光器(中心波长为1070 nm),以激光快速成型法在基体上制备一层平面的粘结层。采用的激光功率为400 W,扫描速度为15 mm/s,离焦量为30 mm,搭接率为0.3。然后将试样切割成2 cm×2 cm的试样,将粘结层磨平,并保证其厚度为200 μm。图2给出了抛光后试样粘结层表面的宏观图和截面图,粘结层的厚度控制为0.2 mm。

图 2. 利用激光快速成型方法制备的粘结层。(a)宏观图;(b)微观截面图

Fig. 2. Bond coating layer fabricated by laser rapid prototyping. (a) Superficial photo; (b) cross sectional structure

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对于传统结构,试样已经做好了制备陶瓷层的准备,而对于具有网状衬垫的热障涂层,还需进行网格制备这一关键步骤。将粉末铺在有粘结层的试样上,利用激光快速成型方法进行选区烧结,图1(b)右图中虚线给出了激光扫描的路径。采用的激光功率仍为400 W,扫描速度为20 mm/s,离焦量为5 mm。此后,再将制备得到的网格厚度H_S磨至0.2 mm。图3给出了制备的正方形网格的宏观形貌图和截面形貌图,粘结层与棱之间结合良好,棱宽约为0.6 m,其余尺寸也与设计情况基本一致。

图 3. 利用激光快速成型法制备的网状结构。(a)宏观图;(b)单个棱的横截面微观图

Fig. 3. Network structure fabricated by laser rapid prototyping. (a) Superficial photo; (b) cross sectional structure of single edge

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分别对具有平面粘结层及有网状衬垫的试样进行喷砂处理,采用大气等离子喷涂的方法进行陶瓷层的制备。喷涂中采用的电弧电流为550 A,电弧电压为65 V,喷涂距离为100 mm,送粉速度为38 g/min,并且通过控制喷涂的时间,使得陶瓷层厚度H_T约为0.3 mm。图4给出了制备的传统两层结构和有网状衬垫的热障涂层的宏观图及截面结构图,可以看出,喷涂的陶瓷涂层孔隙较少,与粘结层及网格间的结合良好,为下一步抗热震性能实验打下了基础。

图 4. 传统结构(左)和有网状衬垫(右)热障涂层。(a)(b)宏观图;(c)(d)截面图

Fig. 4. TBCs with traditional structure (left) and network structure (right). (a)(b) Superficial photo; (c)(d) cross sectional structure

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2.2 热障涂层的抗热震性能检测

通过热震实验比较两种热障涂层的抗热震性能,以研究网格衬垫结构对热障涂层服役寿命的影响。在实验中,对试样进行了多次热震处理,直到涂层失效。每次热震是指将试样放入1050 ℃的管式炉中5 min,然后迅速取出放入20 ℃的水中冷却5 min。当涂层脱落面积分数超过5%时,视涂层失效^[17]。

图5所示为传统两层结构和有网状衬垫的热障涂层经历不同次数热震后的表面形貌图。对于传统两层结构热障涂层,如图5(b)所示,经过35次的热震,试样尚未失效,仅在上方两侧的边界处出现少许涂层的剥落;甚至在第44次热震后,涂层表面情况仍与之前保持一致;在第45次热震后,涂层右下角突然发生大面积剥落,剥落面积分数达到了14%,判定涂层失效。对于有网状衬垫的热障涂层,如图5(e)所示,试样在90次热震后边界发生剥落,剥落面积分数约为4%;此后,边界剥落情况进一步加剧,在经过111次热震后,如图5(f)所示,剥落面积分数达到12%,涂层失效。两种涂层均是位于边界处的涂层发生剥落。在网状结构衬垫作用下,涂层热震寿命提高了约两倍,且即使在失效时,仍未出现整块剥落的情况。

图 5. 热震后的(a)(b)(c)传统两层结构热障涂层和(d)(e)(f)具有网状衬垫的热障涂层

Fig. 5. (a)(b)(c) TBCs with traditional two-layer-structure and (d)(e)(f) TBCs with network structure after thermal shocks

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图6给出了失效后的两种结构热障涂层的截面结构图。对于传统两层结构的热障涂层,在粘结层与陶瓷层的界面间形成了一层TGO层,如图6(a)所示。TGO层局部区域呈波浪起伏状。冷却后,波峰沿Y方向出现残余拉应力集中,波谷承受压应力^[12],导致陶瓷层和粘结层间出现裂纹,裂纹不断扩展,进而陶瓷层发生剥落。激光快速成型法制备的粘结层与基体为冶金结合,未出现剥落,但在基体部分出现了沿Y方向的裂纹。对于有网状衬垫的热障涂层,也观察到了沿着粘结层及网格衬垫表面生长的TGO层以及陶瓷层的剥落。可见,两种结构的热障涂层的主要失效机理一致,均是由TGO层的生长和应力集中而导致的。然而,这无法解释两种涂层结构具有不同的热震寿命。

图 6. 经过热震实验后失效的热障涂层侧面图。(a)传统两层结构;(b)有网状衬垫

Fig. 6. Side views of TBCs after failure in thermal shock test. (a) Traditional two-layer structure; (b) network structure

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除了TGO层生长原因之外,涂层的剥落和失效还包含多种复杂因素,如涂层的高温蠕变、屈曲及热不匹配等,需要进行综合考虑。根据文献[ 18]可知,边界处的涂层剥落可能是由层间材料性质的热不匹配导致的。据此分析,网状衬垫的加入可以改善热不匹配导致的涂层内应力分布情况。另一方面,网格衬垫增大了陶瓷层与粘结层的咬合面积,也是涂层加固的潜在因素。

3 热障涂层在热震下的应力分布数值模型

热障涂层的制备较为繁琐,其抗热震性能的检测周期较长,下面将通过数值模型进一步讨论两种结构热障涂层的应力分布,以研究网状结构衬垫对涂层抗热震寿命的影响。

3.1 热障涂层模型

基于有限元法及弹塑性力学理论,依据实验建立数值模型,模拟热障涂层在热震中的应力分布与演变。传统两层结构热障涂层模型基体长20 mm,高5 mm,有网状衬垫的热障涂层模型的陶瓷层、粘结层及网格的参数与实验中一致。研究者对TGO层带来的涂层失效进行了大量的实验和数值分析,实验中也观察到了TGO层对两种结构涂层失效的作用,但无法解释网格的作用。此外,考虑到TGO层厚度一般不超过10 μm,波峰与波谷的间隔也在几个微米范围内,而这里主要关注棱宽为0.6 mm、棱间距为1.4 mm的网格对应力分布的影响,因此模拟中未引入TGO层的生长。

如图1所示,设定模型左下角O点处为固定约束,右下角A点处Y方向位移限制为0,以防止模型发生刚性位移。应力自由温度设为25 ℃。在模型四条边界进行温度加载,模拟热震情况,如图7所示。设定一个热震周期中,温度在1 min内由20 ℃线性升温至1050 ℃,保温4 min,然后1 min内降回20 ℃,持续冷却4 min。如此重复,计算四个周期的应力变化情况。

图 7. 温度加载示意图

Fig. 7. Sketch of temperature loading

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模拟中所用的涂层材料和基体属性参数如表1所示,其中T为温度,E为弹性模量,ν为泊松比,k为导热系数,C是比热容,ρ为密度,α为线膨胀系数,σ_s为屈服强度,H为切变模量。表1中未给出的对应温度下的参数将用线性插值的方法补充。

3.2 模拟结果与分析

在第四次热震周期中,传统两层结构热障涂层在第35 min后(保温后)和第40 min后(冷却后)沿X方向的应力分布图如图8所示。由于粘结层、基底层、陶瓷层的热膨胀系数依次减小,如图8(a)所示,在保温过程中,基体的较大热膨胀变形对陶瓷层起到了拉动作用,因此陶瓷层整体处于拉应力状态,拉应力约为67 MPa。作为过渡层的粘结层应力则转变为压应力,这个压应力值在基体处变得较小。在边界附近,由于边界的变形自由,应力将得到释放,则各层应力水平较低。但在边界的陶瓷层和粘结层界面上,材料性质的差异产生了压应力集中,最大值达到120 MPa。压应力可能导致材料局部挤压并凸起,进而出现裂纹。冷却后,如图8(b)所示,陶瓷层发生了较小体积收缩变化,而粘结层体积收缩变化较大。因此,可观察到陶瓷层受到压应力的作用,而粘结层和基体受到拉应力作用。在热障涂层边缘陶瓷层与粘结层的界面上,应力水平为170 MPa的拉应力集中将可能导致涂层失效。

图 8. 传统两层结构热障涂层在第四次热震周期(a)保温和(b)冷却阶段沿着X方向的应力分布图

Fig. 8. Distributions of stress along X direction in TBCs with traditional structure during (a) temperature holding and (b) cooling stages of the fourth thermal shock test

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图 9. 传统两层结构热障涂层在第四次热震周期(a)保温和(b)冷却阶段沿着Y方向的应力分布图

Fig. 9. Distributions of stress along Y direction in TBCs with traditional structure during (a) temperature holding and (b) cooling stages of the fourth thermal shock test

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在第四次热震周期中,传统两层结构热障涂层在第35 min后(保温后)和第40 min后(冷却后)沿Y方向的应力分布图如图9所示。如图9(a)所示,保温阶段涂层整体呈压应力状态,且应力水平较低,约为16 MPa。但在热障涂层边缘位置的陶瓷层和粘结层界面(A区)上,出现了拉应力集中,应力值为230 MPa。考虑到这个拉应力值超过了热障涂层的抗拉强度值(约215 MPa)^[19],因此,在保温阶段,边缘两层界面处将产生裂纹。再结合X方向的应力分析,如图8(a)所示,冷却后界面位置X方向的拉应力将导致裂纹的进一步扩展。在经历多次热震周期后,扩展的裂纹将和TGO层形成的局部裂纹连通,最终导致陶瓷层的剥落。这就解释了实验中观察到的陶瓷涂层剥落的现象。冷却后的大部分涂层沿Y方向的应力转变为应力水平仍然较低的拉应力。最大压应力仍然集中在边缘处陶瓷层和粘结层界面上。

在第四次热震周期中,具有网状结构衬垫结构的热障涂层在第35 min后(保温后)和第40 min后(冷却后)沿X方向的应力分布图如图10所示。整体而言,涂层拉应力或压应力的分布与传统结构热障涂层情况(图8与图9)基本一致,主要区别在于网格区域的应力分布及应力水平。如图10(a)所示,在保温阶段,由于网格的存在,陶瓷层和粘结层中间区域的应力分布呈现周期性,较薄陶瓷层部分的拉应力值为75~87 MPa,较厚部分应力略有下降,为55~66 MPa。边界陶瓷层和粘结层界面(A区)的压应力值约为100 MPa。在冷却后,如图10(b)所示,拉应力集中的位置由边界棱的顶端转变到了底部(A区),应力水平较高,为210 MPa。

在第四次热震周期中,具有网状衬垫的热障涂层在第35 min后(保温后)和第40 min后(冷却后)沿Y方向的应力分布图如图11所示。在保温阶段,如图11(a)所示,涂层边缘区域的陶瓷层和粘结层界面(A区)存在拉应力集中,应力值约为168 MPa。在陶瓷层和网格界面处(B区),网格内为压应力集中(57 MPa),陶瓷部分为拉应力集中(70 MPa)。这样的应力在网格两侧呈现周期性的分布。在冷却后,如图11(b)所示,边缘处应力集中现象更加明显,A处的压应力约为230 MPa,B处的拉应力则达到了210 MPa。中间区域网格和陶瓷界面位置的应力水平则在100 MPa左右。

图 10. 具有网状衬垫的热障涂层在第四次热震周期(a)保温和(b)冷却阶段沿着X方向的应力分布图

Fig. 10. Distributions of stress along X direction in TBCs with network structure during (a) temperature holding and (b) cooling stages of the fourth thermal shock test

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图 11. 具有网状衬垫的热障涂层在第四次热震周期(a)保温和(b)冷却阶段沿着Y方向的应力分布图

Fig. 11. Distributions of stress along Y direction in TBCs with network structure during (a) temperature holding and (b) cooling stages of the fourth thermal shock test

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根据上述分析,传统结构热障涂层边缘剥落的原因如下:1) 保温阶段陶瓷层与粘结层界面处沿X方向的压应力集中(120 MPa),这导致了涂层凸起并产生裂纹;2) 保温阶段边界陶瓷层与粘结层界面沿Y方向的应力集中,这可能导致平行于界面裂纹的产生,冷却阶段界面沿X方向的应力将导致裂纹进一步扩展。与之比较,对于具有网状衬垫的热障涂层,保温阶段界面处沿X方向压应力(100 MPa)减小了约20%,由界面凸起而产生裂纹的可能性降低。另外,保温阶段界面边界位置沿Y方向的应力下降到168 MPa,界面裂纹萌生的可能性降低。在冷却阶段,边界网格与陶瓷层界面沿X方向的拉应力增加到了210 MPa,但由于保温阶段未产生界面裂纹,因此无扩展裂纹。此外,网格结构与陶瓷层相互咬合,冷却阶段沿X方向的拉应力抑制了界面错动,进而抑制了裂纹的扩展。然而,不可忽视的是,冷却后网格与陶瓷层界面沿Y方向的拉应力值较大,应力方向几乎与界面平行,则可能造成两层材料沿界面间的错动,导致涂层剥落。同时,由于这个应力仅集中在涂层边界的棱上,因此将主要表现为边界区域的涂层剥落,从而解释了实验结果。

4 结论

结合激光快速成型方法和大气等离子喷涂法,制备了具有网状衬垫的热障涂层,比较了其与传统两层结构热障涂层的抗热震性能。基于热弹塑性理论,通过有限元数值模拟,分析了网状衬垫对热震中涂层应力分布的影响。实验结果表明,传统结构和有网状衬垫的热障涂层分别在经历了45次和111次热震周期后,出现了由陶瓷层剥落导致的涂层失效。对于两种结构的热障涂层,陶瓷层和粘结层界面间生长的TGO层是导致陶瓷层剥落的主要原因。进一步数值分析表明,对于传统结构热障涂层,应力主要集中在陶瓷层与粘结层界面边缘处,保温阶段沿Y方向的拉应力集中将导致裂纹萌生,而冷却后沿X方向的拉应力则使裂纹不断扩展,最终导致陶瓷层剥落。网状衬垫的加入缓解了保温阶段位于陶瓷层与粘结层界面边界处沿X方向的压应力集中(约减小20%),降低了涂层凸起并产生裂纹的可能性;改善了保温阶段界面边缘处沿Y方向的拉应力集中(约减小了1/3),从而不易萌生平行于界面的裂纹;冷却后,网格与陶瓷层的相互咬合抑制了由沿X方向拉应力引起的两层材料的错动。垂直于网格与陶瓷层界面沿Y方向的拉应力则是引起边缘陶瓷层剥落的主要原因。研究结果为热障涂层寿命的提高、具有网状衬垫的热障涂层的快速制备及其进一步结构优化提供了一定的参考。