超(超)臨界鍋爐機(jī)組的頻繁調(diào)峰乃至深度調(diào)峰，使水冷壁換熱管大面積橫向開裂加劇 這個(gè)問題不僅使檢修機(jī)組時(shí)需要大面積換管，而且容易發(fā)生泄漏而導(dǎo)致非計(jì)劃停機(jī)，已經(jīng)成為影響超超臨界機(jī)組長(zhǎng)期安全運(yùn)行的極大隱患[1,2] 研究表明，出現(xiàn)橫向裂紋的原因是：交變熱應(yīng)力和高溫腐蝕介質(zhì)使水冷壁管向火側(cè)產(chǎn)生熱腐蝕疲勞開裂[3, 4] 針對(duì)此類問題，火電機(jī)組的主要措施是逢停必檢 一旦發(fā)現(xiàn)裂紋，立即更換；進(jìn)行燃燒優(yōu)化調(diào)整、常規(guī)鍋爐管噴涂等治理措施，效果不明顯 以優(yōu)化調(diào)整水冷壁管開裂區(qū)域的運(yùn)行工況為基礎(chǔ)，通過溫度場(chǎng)監(jiān)測(cè)、應(yīng)力測(cè)量及相關(guān)防護(hù)試驗(yàn)得到治理水冷壁管橫向開裂的工藝，是降低檢修成本、提高機(jī)組運(yùn)行效率和可靠性的關(guān)鍵 溫度變化是引起15CrMo水冷壁管橫向開裂的重要原因，通過常規(guī)熱障涂層隔熱策略可減弱由表面溫度變化引起的應(yīng)力幅值，進(jìn)而防止或延緩裂紋的產(chǎn)生及擴(kuò)展 盡管表面溫度相對(duì)更低，但是由于超(超)臨界鍋爐水冷壁內(nèi)外管壁的溫度梯度遠(yuǎn)高于飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)和重型燃?xì)廨啓C(jī)，采用超音速火焰噴(HVOF)和大氣等離子噴涂(APS)在現(xiàn)場(chǎng)制備的常規(guī)結(jié)構(gòu)MCrAlY/YSZ熱障涂層，在較短服役周期內(nèi)即發(fā)生剝落而失效 對(duì)現(xiàn)場(chǎng)失效涂層取樣觀察發(fā)現(xiàn)，涂層剝落主要發(fā)生在MCrAlY粘接層與YSZ陶瓷層界面，只有少量剝落發(fā)生在陶瓷層底部 這與應(yīng)用于燃?xì)廨啓C(jī)領(lǐng)域的熱噴涂制備MCrAlY/YSZ熱障涂層的失效模式，基本相同 [5, 6]

針對(duì)上述問題，考慮到影響熱障涂層剝落失效的關(guān)鍵力學(xué)性能是陶瓷層與金屬粘接層結(jié)合強(qiáng)度和陶瓷層的韌性，本文用等離子噴涂制備MCrAlY-YSZ梯度復(fù)合結(jié)構(gòu)粘接層，通過粘接層與陶瓷層界面的成分過渡提高陶瓷層的結(jié)合強(qiáng)度；在常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)陶瓷層中引入半熔化團(tuán)聚燒結(jié)YSZ粉末，通過未熔化團(tuán)聚燒結(jié)粉末對(duì)層狀結(jié)構(gòu)的釘扎作用使層間裂紋止裂，以提高陶瓷層的斷裂韌性 鑒于超(超)臨界鍋爐水冷壁的服役溫度遠(yuǎn)低于燃?xì)廨喥魅~片但溫度梯度更大的特點(diǎn)，通過加熱-水淬實(shí)驗(yàn)考察涂層在極端快冷情況下的抗剝落能力

1 實(shí)驗(yàn)方法

如圖1所示的熱障涂層新結(jié)構(gòu)的制備：先用超音速火焰噴涂(HVOF)在15CrMo耐熱不銹鋼表面制備厚度約為100 μm的高致密度NiCoCrAlTaY粘接層，然后以8YSZ與NiCoCrAlTaY混合粉末為原料用大氣等離子噴涂(APS)制備厚度約為100 μm的層狀結(jié)構(gòu)復(fù)合過渡層，最后以熔煉破碎8%YSZ和大粒徑納米團(tuán)聚結(jié)構(gòu)8%YSZ的混合粉末為原料用APS制備厚度約為250 μm的陶瓷層 因?yàn)閳F(tuán)聚粉末納米顆粒之間導(dǎo)熱性較差，可制備出層狀結(jié)構(gòu)與殘余團(tuán)聚粉末結(jié)合的復(fù)合組織

圖1



圖1MCrAlY/8YSZ熱障涂層復(fù)合結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

Fig.1Schematic diagram showing the design of the hybrid-structured MCrAlY/8YSZ TBCs

1.1 涂層的制備

粘結(jié)層材料為用氣霧化制備的商用NiCoCrAlTaY(Amdry 997)鎳基高溫合金粉末，其成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為Ni-23Co-20Cr-8.5Al-5.0Ta-0.6Y 圖2a、b、c分別給出了Amdry 997粉末顆粒的形貌、斷面組織和粒度分布 可以看出，噴涂粉末為球形，表面較為光滑 由NiCoCrAlTaY單個(gè)顆粒的斷面背散射電子照片可見，粉末為實(shí)心顆粒，內(nèi)部存在明暗兩種襯度，暗色部分為β-NiAl相，亮色部分為鎳基固溶體相[7] 粉末的粒徑為15~70 μm，平均粒徑為33 μm 選用8%氧化釔穩(wěn)定的氧化鋯(YSZ)粉末為陶瓷隔熱層材料 為了在涂層中產(chǎn)生有增韌效果的雙結(jié)構(gòu)陶瓷層，以用熔煉破碎方法制備的8% YSZ粉末和團(tuán)聚燒結(jié)方法制備的8% YSZ粉末為原料，以重量比為8∶2的混合粉末作為噴涂粉末 如圖2d所示，選用粒徑較小(10~30 μm)的高致密度熔煉破碎YSZ粉末使其完全熔化制備出典型的層狀結(jié)構(gòu) 為了在層狀結(jié)構(gòu)中引入具有釘扎作用且可釋放應(yīng)變能的多孔組織，選用如圖2e所示的粒徑較大的團(tuán)聚燒結(jié)8YSZ粉末，粉末的粒徑約為45~75 μm，如圖2f所示，燒結(jié)后粉末中依然有較高含量的孔隙

圖2



圖2等離子噴涂用NiCoCrAlTaY粉末 (a、b、c)與YSZ陶瓷粉末(d、e、f)的形貌、斷面與粒度分布；(a) NiCoCrAlTaY粉末形貌； (b) NiCoCrAlTaY粉末斷面 (c) NiCoCrAlTaY粉末粒度分布；(d) 熔煉破碎YSZ粉末形貌；(e) 團(tuán)聚燒結(jié)YSZ粉末形貌；(f) 團(tuán)聚燒結(jié)YSZ粉末斷面.

Fig.2Morphologies, cross-sections and size distribution of the NiCoCrAlTaY powder and YSZ powders for atmosphere plasma spray. (a), (b) and (c) are morphology, cross section and size distribution of the NiCoCrAlTaY powder, respectively. (d) the morphology of the fused and crushed YSZ powder; (e) and (f) are morphology and cross section of the agglomerated and sintered YSZ powder, respectively

使用JP-8000煤油HVOF噴涂系統(tǒng)，在如表1所示的優(yōu)化噴涂參數(shù)條件下在噴砂后的15CrMo耐熱不銹鋼表面制備厚度約為100 μm的NiCoCrAlTaY粘接層 采用如表2所示的參數(shù)通過APS制備NiCoCrAlTaY/8YSZ復(fù)合過渡層 為了制備類似貝殼內(nèi)脆性材料與韌性材料的層狀間隔結(jié)構(gòu)，選用圖2a~c所示粒徑較小的NiCoCrAlY粉末與如圖2d所示的熔煉破碎8YSZ粉末作為制備復(fù)合結(jié)構(gòu)過渡層的原料 噴涂前將上述兩種粉末按照6:4的體積比使用滾動(dòng)式球磨機(jī)充分混合2 h，作為噴涂粉末 選用如圖2d所示的熔煉破碎8YSZ粉末和如圖2e、f所示的團(tuán)聚燒結(jié)8YSZ粉末作為制備復(fù)合結(jié)構(gòu)8YSZ陶瓷隔熱層原料，噴涂前將兩種粉末按8:2的比例機(jī)械混合后作為噴涂粉末 采用APS噴涂技術(shù)、使用混合YSZ粉末根據(jù)如表2所示的噴涂參數(shù)制備復(fù)合結(jié)構(gòu)陶瓷隔熱層 為了與常規(guī)結(jié)構(gòu)熱障涂層比較，按如表1所示的HVOF參數(shù)和文獻(xiàn)[7]所示的APS優(yōu)化參數(shù)分別制備具有致密NiCoCrAlTaY過渡層和層狀結(jié)構(gòu)8YSZ的熱障涂層

Table 1

表1

表1NiCoCrAlTaY粘接層的HVOF噴涂參數(shù)

Table 1HVOF spraying parameters for NiCoCrAlTaY bond-coat

Oxygen flow rate (slpm)	Kerosene flow rate /h-1	Stand-off distance/mm	Powder feed rate /g·min-1	Gun traverse speed /mm·s-1
1850	22.7	370	75	1000

Table 2

表2

表2復(fù)合結(jié)構(gòu)粘接層與陶瓷隔熱層的等離子噴涂參數(shù)

Table 2Plasma spraying parameters for the hybrid structured bond-coat and 8YSZ coating

Parameters	NiCoCrAlTaY/8YSZ bond coat	8YSZ coating
Power/kW	30	39
Pressure of primary gas/Ar/MPa	0.8	0.8
Flow of primary gas/h-1	55	55
Pressure of secondary gas/H2/MPa	0.4	0.4
Flow of secondary gas/SLM	7.0	7.0
Pressure of feeding gas/N2/MPa	0.2	0.2
Flow of feeding gas/SLM	7	4
Rotation speed of powder feeder/r·min-1	6	3
Standoff distance/mm	100	85

1.2 涂層組織與性能的表征

用掃描電子顯微鏡(SEM，TESCAN)表征了涂層的顯微組織 依照ASTM C633 標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層與常規(guī)結(jié)構(gòu)熱障涂層的結(jié)合強(qiáng)度 為了防止液態(tài)環(huán)氧樹脂膠在固化過程中滲入多孔的YSZ陶瓷層從而對(duì)測(cè)試結(jié)果造成影響，選用FM1000薄膜膠粘接涂層表面與對(duì)偶件 分別選用兩種涂層的5個(gè)試樣進(jìn)行測(cè)試，以平均值作為涂層結(jié)合強(qiáng)度的衡量值 用努氏硬度壓痕法(500 g, 30 s)在拋光涂層斷面測(cè)試涂層的彈性模量，每個(gè)樣品測(cè)試10個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，以平均值作為彈性模量和斷裂韌性的衡量值 該方法測(cè)試的涂層彈性模量E基于壓痕的彈性恢復(fù)實(shí)現(xiàn) 滿載荷時(shí)壓頭接觸面對(duì)角線尺寸由壓頭的幾何形狀所決定，即其長(zhǎng)對(duì)角線與短對(duì)角線長(zhǎng)度比值為7.11 卸載時(shí)壓痕短對(duì)角線長(zhǎng)度由于彈性恢復(fù)會(huì)變小，而長(zhǎng)對(duì)角線基本不受影響而保持不變 彈性恢復(fù)的程度與硬度與彈性模量間的比值Hv/E成正比例關(guān)系[7]，通過上述關(guān)系即可獲得涂層的彈性模量 采用維氏壓痕法(5 kg，30 s)在拋光涂層斷面測(cè)試YSZ陶瓷層的斷裂韌性，每個(gè)樣品測(cè)試5個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，以平均值作為彈性模量和斷裂韌性的衡量值，測(cè)試中采用維氏硬度壓頭壓裂涂層斷面，通過測(cè)試壓痕四角的裂紋長(zhǎng)度即可估算涂層的彈性模量 其他條件不變的情況下，裂紋長(zhǎng)度越長(zhǎng)表示涂層抗開裂能力越差，涂層的斷裂韌性越低[8]

用激光脈沖法測(cè)量?jī)煞N結(jié)構(gòu)YSZ涂層的熱導(dǎo)率 先利用熱導(dǎo)率測(cè)試儀(LFA-247， Netzsch)測(cè)量測(cè)試無基體YSZ層(直徑12 mm、厚度1.2 mm、雙面石墨噴霧涂覆)的熱擴(kuò)散系數(shù)，用阿基米德方法測(cè)試樣品的密度，通過和LFA-247測(cè)試的標(biāo)準(zhǔn)YSZ材料進(jìn)行對(duì)比測(cè)試比熱 將上述三個(gè)參量相乘即可得到熱導(dǎo)率數(shù)值，測(cè)試溫度范圍為室溫到1100℃，溫度間隔為200℃

在厚度為5 mm、直徑為25.4 mm的15CrMo耐熱不銹鋼表面分別制備常規(guī)結(jié)構(gòu)和復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層后，通過加熱、水冷的方式考核其在極端熱沖擊條件下的抗剝落能力 考慮到超(超)臨界鍋爐水冷壁的表面最高溫度約為750℃，每個(gè)循環(huán)周次將樣品放入溫度設(shè)定為750℃的馬弗爐中加熱30 min后立即放入常溫水中冷卻，并觀察涂層的開裂及剝落情況 以樣品表面陶瓷層剝落面積達(dá)到總面積的20%作為失效判據(jù)，以失效時(shí)的臨界周次評(píng)價(jià)涂層的抗剝落能力

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果2.1 噴涂態(tài)復(fù)合結(jié)構(gòu)MCrAlY/8YSZ熱障涂層的顯微結(jié)構(gòu)

用HVOF和APS制備的復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層的斷面結(jié)構(gòu)，如圖3所示 由圖3a可見，復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層由三層構(gòu)成，底層為厚度為110~140 μm的高致密度NiCoCrAlTaY層，中間層為厚度為90~115 μm的復(fù)合結(jié)構(gòu)涂層，頂層是厚度為250~280 μm的8YSZ 陶瓷層 陶瓷頂層呈現(xiàn)出兩種典型的特征，相對(duì)致密的組織中有如圖3a中的紅色虛線框所示的多孔區(qū)域，是涂層中未熔化的團(tuán)聚粉末形成的 統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，多孔區(qū)域的面積約占整個(gè)YSZ陶瓷截面的11.6%，低于混合粉末中團(tuán)聚粉末的比例 多孔區(qū)域，是在等離子噴涂過程中團(tuán)聚YSZ粉末的表層發(fā)生熔化所致 如圖3b所示，HVOF噴涂NiCoCrAlTaY涂層的組織致密，沒有明顯的孔隙，只在涂層內(nèi)極少部分顆粒界面處發(fā)現(xiàn)如圖3b中的條帶狀氧化物

圖3



圖3復(fù)合結(jié)構(gòu)MCrAlY/8YSZ熱障涂層的斷面顯微結(jié)構(gòu)

Fig.3Cross sectional microstructure of the hybrid-structured MCrAlY/8YSZ TBCs (a) full-size view of the hybrid coating; (b), and (c) are close views of HVOF NiCoCrAlTaY bond coat and APS hybrid structure NiCoCrAlTaY buffer layer, respectively. (d) and (e) are close views of layered structured YSZ coating area and porous YSZ coating area, respectively

如圖3c所示，APS制備的NiCoCrAlTaY/8YSZ復(fù)合過渡層致密度高，未見明顯的孔隙 NiCoCrAlTaY與8YSZ均呈典型的層狀分布，兩者的界面結(jié)合緊密，未見明顯的裂紋，陶瓷扁平粒子內(nèi)的縱向裂紋也顯著減少 這與常規(guī)APS噴涂單一8YSZ涂層中扁平粒子之間出現(xiàn)層間裂紋顯著不同 其原因是，在沉積過程中，不同材質(zhì)的陶瓷和金屬混合粉末顆粒碰撞的時(shí)間間隔極短，金屬粒子沉積后溫度極高時(shí)陶瓷熔滴即與其碰撞、鋪展和凝固 極高的溫度使下方的金屬扁平粒子屈服強(qiáng)度極低，陶瓷粒子在凝固冷卻過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力可通過下部金屬粒子表面的塑性變形得以釋放，因此陶瓷粒子不須自身開裂釋放應(yīng)力[9] 碰撞前金屬扁平粒子表面較高的溫度也有助于形成無裂紋金屬/陶瓷界面 如圖3d所示，陶瓷層的大部分表現(xiàn)為典型的層狀結(jié)構(gòu)，相鄰扁平粒子之間出現(xiàn)平行于涂層水平方向的層間裂紋，單個(gè)扁平粒子內(nèi)部有大量的縱向裂紋，涂層內(nèi)同時(shí)存在一定量的球狀孔隙 多孔區(qū)域的高倍組織，如圖3e所示 對(duì)比圖1f中粉末的原始組織可以發(fā)現(xiàn)，粉末內(nèi)部也熔化了，但是大部分孔隙得以保留

2.2 噴涂態(tài)復(fù)合結(jié)構(gòu)MCrAlY/8YSZ熱障涂層的力學(xué)性能和熱導(dǎo)率

熱障涂層的結(jié)合強(qiáng)度是表征涂層抗剝落能力的重要指標(biāo) YSZ陶瓷層的彈性模量顯著影響涂層的應(yīng)變?nèi)菹?，其斷裂韌性決定了涂層抗開裂能力的優(yōu)劣，因此測(cè)試了上述三種涂層關(guān)鍵力學(xué)性能 先依照ASTM C633標(biāo)準(zhǔn)對(duì)比了常規(guī)結(jié)構(gòu)熱障涂層與復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層的結(jié)合強(qiáng)度，測(cè)試結(jié)果如圖4所示 復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可使熱障涂層的結(jié)合強(qiáng)度平均值由25.8 MPa 提高到38.6 MPa，提升幅度達(dá)49% 對(duì)拉伸失效后的樣品表面的觀察發(fā)現(xiàn)，斷裂主要發(fā)生在陶瓷層與過渡層的界面，約40%的斷裂發(fā)生在陶瓷層內(nèi)部 發(fā)生在陶瓷層內(nèi)部的比例，比常規(guī)熱障涂層的更高 其原因是，過渡層中30%的YSZ使YSZ陶瓷層中的YSZ粒子與同質(zhì)的YSZ接觸的比例顯著提高

圖4



圖4復(fù)合結(jié)構(gòu)MCrAlY/8YSZ熱障涂層與常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)熱障涂層結(jié)合強(qiáng)度的對(duì)比

Fig.4A comparison of the adhesion strength between conventional structured TBCs and hybrid-structured MCrAlY/8YSZ TBCs

涂層的努氏硬度對(duì)涂層內(nèi)的缺陷極為敏感，因此用努氏硬度壓痕法測(cè)試了YSZ陶瓷層的彈性模量，并使用維氏硬度壓頭誘導(dǎo)裂紋的方法測(cè)試了YSZ陶瓷層的斷裂韌性，結(jié)果在圖5中給出 如圖5a所示，與常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)陶瓷層相比，復(fù)合結(jié)構(gòu)YSZ陶瓷層的彈性模量略有降低 研究表明[8, 10]，影響APS陶瓷層彈性模量的因素，除了材料本征特性，還有扁平粒子間的結(jié)合程度 結(jié)合質(zhì)量越高，涂層的彈性模量越高 本文復(fù)合結(jié)構(gòu)8YSZ陶瓷層中如圖3a所示的熔化程度較差的團(tuán)聚粉末，使彈性模量發(fā)生降低的趨勢(shì)，但是較低的含量并沒有產(chǎn)生明顯的影響 同時(shí)，使用努氏硬度壓頭測(cè)量彈性模量時(shí)，盡管選取500 g較高的載荷，壓痕的短對(duì)角線長(zhǎng)度僅為數(shù)十微米量級(jí)，大約是10層偏平粒子厚度，只反映了局部孔隙與層間結(jié)合質(zhì)量對(duì)彈性模量的影響，在一定程度上也影響測(cè)試結(jié)果 斷裂韌性測(cè)試結(jié)果表明，常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)YSZ陶瓷層的斷裂韌性為1.43±0.27 MPa m0.5，與文獻(xiàn)報(bào)道的數(shù)值相當(dāng) 復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可使8YSZ陶瓷層的斷裂韌性提高1倍以上，達(dá)到2.97±0.34 MPa m0.5，實(shí)現(xiàn)了涂層設(shè)計(jì)效果 壓痕形貌的分析結(jié)果表明，在單一層狀結(jié)構(gòu)YSZ涂層中，壓痕誘發(fā)的裂紋沿層間界面優(yōu)先擴(kuò)展，最終在平行于粒子間界面方向形成較長(zhǎng)的裂紋 而在復(fù)合結(jié)構(gòu)涂層中，裂紋遇到具有疏松團(tuán)狀結(jié)構(gòu)的未完全熔化的團(tuán)聚YSZ粉末區(qū)域時(shí)將停留在多孔組織內(nèi)，有“釘扎”裂紋的作用，從而對(duì)涂層有增韌效果[11]

圖5



圖5復(fù)合結(jié)構(gòu)/8YSZ陶瓷層與常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)8YSZ陶瓷層彈性模量和斷裂韌性的對(duì)比

Fig.5A comparison of the elastic modulus (a) and fracture toughness (b) between conventional structured TBCs and hybrid-structured MCrAlY/8YSZ TBCs

隔熱是熱障涂層的主要功能，而YSZ陶瓷層的熱導(dǎo)率是決定涂層隔熱性能的重要因素 本文用激光脈沖法測(cè)試并對(duì)比了常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)與復(fù)合結(jié)構(gòu)YSZ層的熱導(dǎo)率，結(jié)果如圖6所示 可以發(fā)現(xiàn)，在不同測(cè)試溫度復(fù)合結(jié)構(gòu)YSZ的熱導(dǎo)率比常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)YSZ略有降低，其差值在誤差范圍內(nèi)，二者隨測(cè)試溫度的變化趨勢(shì)完全相同 研究結(jié)果表明[12]，保留在涂層中的團(tuán)聚粉末中的初始多孔結(jié)構(gòu)，可增大涂層內(nèi)顆粒間熱傳導(dǎo)的熱阻，從而使熱導(dǎo)率更低 但是本文中未熔化粒子的數(shù)量較少，未表現(xiàn)出對(duì)降低整體涂層熱導(dǎo)率的貢獻(xiàn)

圖6



圖6復(fù)合結(jié)構(gòu)8YSZ涂層與常規(guī)層狀結(jié)構(gòu)8YSZ涂層熱導(dǎo)率的對(duì)比

Fig.6A comparison of the thermal conductivity between conventional structured 8YSZ coating and the hybrid-structured 8YSZ coating

2.3 復(fù)合結(jié)構(gòu)MCrAlY/8YSZ熱障涂層的抗剝落能力

采用750℃馬弗爐加熱、水淬冷卻的循環(huán)熱沖擊試驗(yàn)測(cè)試了涂層的抗剝落能力 當(dāng)涂層剝落面積達(dá)到整個(gè)表面積約20%時(shí)即認(rèn)為涂層失效，測(cè)試結(jié)果如圖7所示 可以發(fā)現(xiàn)，與常規(guī)結(jié)構(gòu)熱障涂層相比，復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可使熱障涂層的平均壽命從19.7次提高到72.1，幅度約為2.6倍，表明抗剝落能力顯著提升 實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，涂層首次出現(xiàn)肉眼可見裂紋的次數(shù)，也從7.4次增大到48.3次，達(dá)到5.5倍

圖7



圖7常規(guī)熱障涂層與復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層的水淬熱沖擊壽命的對(duì)比

Fig.7A comparison of the lifetime to spallation cooling between conventional structured 8YSZ coating and the hybrid-structured 8YSZ coating upon water quenching from 750℃

用掃描電鏡觀察了兩種失效涂層的表面形貌，結(jié)果如圖8所示 可以發(fā)現(xiàn)，常規(guī)熱障涂層的剝落主要發(fā)生在陶瓷層與金屬粘接層界面，圖8a中的暗色區(qū)域即為NiCoCrAlTaY粘接層表面的熱生長(zhǎng)氧化物；復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層的剝落發(fā)生在YSZ陶瓷層內(nèi)部，如圖8b所示，斷裂面表面未發(fā)現(xiàn)NiCoCrAlTaY粒子 NiCoCrAlTaY/YSZ復(fù)合過渡層的添加，使常規(guī)結(jié)構(gòu)熱障涂層中粘接層與YSZ陶瓷層的界面不再是涂層體系中的最薄弱環(huán)節(jié)[8,12,13] 盡管剝落發(fā)生在陶瓷層內(nèi)部，但是復(fù)合陶瓷層的彈性模量沒有變化，斷裂韌性的顯著提高使涂層的抗剝落能力隨之顯著提高

圖8



圖8常規(guī)熱障涂層和復(fù)合結(jié)構(gòu)熱障涂層熱循環(huán)失效后樣品表面形貌的對(duì)比

Fig.8A comparison of the surface morphology of the failed conventional structured 8YSZ coating (a) and the hybrid-structured 8YSZ coating (b) upon water quenching from 750℃

3 結(jié) 論

(1) 層狀復(fù)合結(jié)構(gòu)的NiCoCrAlTaY/8YSZ過渡層和雙結(jié)構(gòu)8YSZ陶瓷隔熱層可使熱障涂層的結(jié)合強(qiáng)度由25.7±4.4 MPa提高到38.6±3.7 MPa 層狀/納米團(tuán)聚復(fù)合結(jié)構(gòu)可使8YSZ陶瓷隔熱層的平均斷裂韌性從1.42 MPa·m0.5提高到2.97 MPa·m0.5，陶瓷層彈性模量沒有顯著的變化

(2) 復(fù)合結(jié)構(gòu)對(duì)YSZ層的熱導(dǎo)率沒有明顯的影響 復(fù)合結(jié)構(gòu)使涂層的抗剝落能力大幅度提高，在750 ℃水淬熱沖擊條件下復(fù)合結(jié)構(gòu)使熱障涂層出現(xiàn)20%面積剝落的沖擊周次由19.7次提高到72.1次

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