用等离子喷涂方法在合金圆柱体上制备了热障涂层 ,并用水冷的方法进行了热冲击实验 ,试样的失效现象为轴向的开裂和剥落。利用有限元分析工具对热障涂层的热冲击进行模拟 ,通过对涂层内部应力随时间分布的分析发现:热冲击过程中陶瓷层表面的周向应力随着时间由拉转变为压 ,冷却初期陶瓷层的周向拉应力值较大 ,超过了陶瓷层的抗拉强度 ,因而淬冷初期的周向应力是导致轴向裂纹萌发的主要原因;陶瓷层与粘结层接触面上的径向拉应力与粘结层的氧化生长引起界面开裂;轴向裂纹和界面开裂共同导致陶瓷层的剥落。
【关键词】 热障涂层;热冲击;有限元;剥落
1 引 言
热障涂层(Thermal barrier coating ,简称 T BC)作为表面技术的一种 ,越来越广泛地运用于高温热端部件[1]和高层建筑结构的防护上 ,它能起到保护工作体不被氧化和腐蚀 ,同时还具有隔热和有效保护工作体温度的作用。由于热障涂层常常工作在高温氧化、 腐蚀及热冲击等十分恶劣的条件下 ,在使用过程中常有开裂和剥落失效发生[2 ,3 ]。热障涂层在热冲击工作条件下的开裂剥落失效成为热障涂层走向实用化所面临的最迫切需要解决的问题 ,而涂层失效过程中的应力状况分析是解决问题的关键之一[4]。本文目的在于分析热冲击过程中热障涂层的瞬态应力分
布 ,试图从应力的角度探讨热障涂层结构的失效机理。首先用等离子喷涂技术制备了圆柱形热障涂层试样 ,采用水冷方式进行了热冲击试验;然后利用有限元工具 Abaqus 对热冲击作用下涂层内应力状态随时间的变化进行了探讨 ,并结合试样的实验现象分析了热障涂层从产生裂纹到剥落的失效过程。
2 热冲击实验与失效现象
基体为圆柱体 ,材料采用 K 3 高温合金 ,双层结构热障涂层的陶瓷层(ZrO2 + 8wt . %Y 2O3 )和 NiCoCrAlY粘结层(Ni252wt . %、 Co224wt . %、 Al28wt . %、 Cr215wt . %、 Y 21wt . %)均用等离子喷涂工艺制备。热冲击实验过程如下:首先将制备好的试样放入高温电子持久试验机(型号 CSS 22905)的高温炉中 ,加热至1025℃保持 20min ,然后将试样全部放入室温水中浸淬 ,待试样完全冷透后从水中取出 ,用吹风机吹干继续放入高温炉中 ,重复以上的步骤直至出现涂层剥落 ,中间过程拍摄下有显著变化的试样。对每次冲击后的实验样品进行观测 ,发现圆柱试样在热冲击实验后热障涂层失效的表现形式是沿轴向上的裂纹和涂层的剥落 ,图 1 (a)为经过 4次冲击陶瓷层出现轴向的贯穿裂纹 , (b)为 6 次冲击后裂纹扩展陶瓷层开始剥落。
从实验现象来看热障涂层在经历几次的水冷冲击后就产生了裂纹 ,仅用氧化生长或疲劳失效[5 ,6 ]来解释是不准确的 ,因为这两个理论是建立在长时间氧化和循环冲击下的。要在短时间内产生裂纹 ,只能是涂层内应力达到裂纹产生的条件 ,因此对冲击过程中瞬态应力的分析有利于更全面地解释圆柱基体热障涂层的失效。
3 热障涂层热冲击有限元模拟及应力分析
用Abaqus有限元软件对热冲击下的热障涂层试样建立模型 ,进行瞬态的温度场和应力分析 ,从应力的角度探讨热障涂层结构的失效机理。为了简化计算并考虑到试样的对称性 ,将三维实体简化为二维模型 ,图2为圆柱试样剖面1P 4视图和有限元模型 ,基体半径为 4mm ,粘结层厚 50μm ,陶瓷层厚250 μm ,模型采用 4 节点热偶单元(CPE4T) 。在热冲击过程中各部分在图2所示平面内主要存在径向应力σr 和周向应力σ φ。基体(Substrate) 、 粘结层(BC)和陶瓷热障涂层(T BC)的材料参数见表1所示 ,其中 k 为材料的热传导率 ,ρ为密度 ,c为比热 , E为弹性模量 , v 为泊松比 ,α为热膨胀系数 ,冷水的对流传热系数为3000WP m2· ℃。
3. 1 整体的温度场和应力
用Abaqus对模型进行冲击下的传热分析 ,初始条件为整个结构处于 1025℃的温度场中 ,并假设试样在 1025℃时处于零应力状态。然后在陶瓷层表面施加热流边界条件 ,对流传热系数为000WP m2· ℃,下限温度为室温25℃。从模型不同位置取点考察温度的变化情况 ,图 3 为陶瓷层表面 r= 4. 3mm、 陶瓷层内侧 r = 4. 05mm、 粘结层 r = 4mm以及基体中心 r = 0处在前5秒内温度 T随冷却时间 t 变化曲线。
冷水的对流传热系数很高 ,因此热障涂层表面散热速度很大而内部的传热速度较低 ,开始的瞬间陶瓷层表面的温度发生急剧变化 ,短时间内产生很高的温度降。陶瓷层在0. 2秒内的温度降可达 300℃,然而此时基体中心的温度仍未发生变化,因此试样内沿径向形成温度差。随着时间的增加试样从外向内冷却,内外温差缩小并最终达到稳定态。
当温度降低时试样会产生热变形而收缩 ,应变为ε=α ΔT,在冲击开始初期陶瓷层外表面的温度降ΔT远高于内部 ,因此表面的热应变大于内部的应变 ,各部分应变的不协调在结构中产生周向和径向的应力。在有限元模型中沿半径方向建立路径输出应力值 ,得出如图 4 所示不同时刻周向应力σ φ的分布。在冷却开始的瞬间 ,陶瓷层表面产生很高温度降 ,而陶瓷内侧以及基体温度未发生改变 ,因此陶瓷层表面的收缩受基体的限制而产生很高的拉应力。随后的很短一段时间内 ,陶瓷层温度继续降低 ,表面拉应力继续增加。随着冷却时间的增加 ,陶瓷层内外表面的温度差降低同时基体的温度也开始下降 ,陶瓷层的应变将被基体的变形所缓和 ,因此陶瓷层的拉应力开始下降。同时基体表面的应力逐渐变为拉应力 ,但基体内部的压应力却越来越大。
当基体大范围冷却后 ,陶瓷层、 粘结层和基体间温度的差异减小 ,由于基体的热膨胀系数高于陶瓷层 ,基体的收缩变形将超过陶瓷层 ,在基体变形约束下陶瓷层的周向应力逐渐由拉应力转变为压应力。继续冷却陶瓷层周向压应力增加 ,基体的应力完全变为拉应力。冷却 20 秒后试样达到稳态 ,此时试样内的残余应力由各部分热膨胀系数的失配引起 ,陶瓷层表面周向应力为 - 30MPa ,内侧为 - 455MPa ,粘结层为 - 155MPa ,基体上拉应力为30MPa。3. 2 陶瓷层上的周向应力和径向应力分布图5 为陶瓷层外表面 r = 4. 3mm与粘结层接触面 r =4. 05mm在冷却过程中随时间 t 周向应力σ φ 的演变曲线。从图中可见陶瓷的周向应力在热冲击初期短时间内变化十分剧烈 ,随着冷却时间的增加周向应力由拉应力转变为压应力。陶瓷层表面的周向拉应力最大值为 125MPa ,出现在冲击开始后的 0. 1秒 ,从最大值125MPa降低到 - 315MPa 只经历了5秒。冷却初期陶瓷表面的降温速度远大于内侧 ,内外表面的应力相差很大;到中后期整个陶瓷层的温度趋于一致 ,其变形主要是受到基体的影响 ,因此具有相同的变化趋势;降温达到稳态后 ,陶瓷层内侧的残余压应力大于表面 ,此时的残余压应力可达 - 455MPa。
图6为陶瓷层与粘结层接触面 r = 4. 05mm处的径向应力σr 随冷却时间t 的变化曲线。径向应力与周向应力有着相似的变化趋势 ,在冲击开始的瞬间变化很大。基体限制了陶瓷层的收缩 ,因此径向应力为压 ,大约在 0. 1秒时达到最大值 - 4. 5MPa。随着冷却时间的增加基体开始降温 ,在基体变形的缓和下径向压应力逐渐减小。当基体变形超过陶瓷层时 ,陶瓷层的径向应力变为拉 ,冷却稳定时径向残余应力为 26. 2MPa。径向应力为压时不会影响到陶瓷层和基体的结合 ,而拉应力可能在接触面较脆弱处产生裂纹。
4 失效分析
4. 1 轴向裂纹
陶瓷层最初的失效形式是出现沿轴向的裂纹 ,这说明冲击过程中周向应力曾超过陶瓷层的强度。大气等离子喷涂 ZrO2 陶瓷涂层的孔隙率很高(通常为 10 % ～ 15 %)以及缺陷的存在 ,导致其抗拉强度远低于烧结陶瓷 ,一般为20 ～50MPa[10 ,11]。由图5 可知冷却开始瞬间陶瓷层表面的周向拉应力可达125MPa ,由于陶瓷为脆性材料塑性很低 ,因此在较薄弱或存在缺陷处首先出现沿试样轴向表面微裂纹。虽然短时间内高应力下形成的表面裂纹很浅 ,不会贯穿整个陶瓷层 ,但是在多次的循环热冲击和疲劳损伤下 ,裂纹扩展为贯穿裂纹 ,如图1 (a)所示 ,因此冲击开始瞬间过大的周向拉应力是引起陶瓷层失效的关键。
4. 2 氧化生长
当陶瓷层上出现裂纹后 ,氧气便能更快渗透到粘结层 ,从而将粘结层表面氧化形成一层氧化膜 ,图 7 展示了电镜下氧化层的微观形貌。通过分析失效后的样品发现在粘结层和 ZrO2 陶瓷层的结合界面附近的断口上发现了 Al2O3、NiO 及Ni (Cr、 Co、 Al) 2O4 尖晶石[12 ]。一般认为 Al2O3 薄膜对热障涂层的热冲击寿命没有大的影响 ,甚至还能保护粘结底层以免进一步被氧化腐蚀 ,并能阻挡粘结底层的合金元素向 ZrO2 陶瓷面层扩散。但 NiO及 Ni (Cr、 Co、 Al) 2O4 生长速率快 ,称为热生长氧化物(TG O) ,TG O 的形成和长大会在陶瓷层的显微缺陷处引起(或增加)垂直于陶瓷层粘结层分界面的应力。
4. 3 界面开裂和屈曲
等离子喷涂陶瓷层和粘结层之间的连接形式属于机械结合和冶金结合 ,结合强度通常为30 ～ 70MPa[9],同时氧化层的生长将破坏粘结层与陶瓷的粘结 ,使其结合强度更低。从图6可知冷却过程中粘结层和陶瓷层接触面存在径向拉应力 ,最大值可达 26. 2MPa ,出现在冷却稳定后。在径向残余应力和氧化时形成的生长应力共同作用下 ,陶瓷层与粘结层的结合较弱处形成界面裂纹 ,裂纹随着冲击次数而扩展。当裂纹扩展至临界屈曲尺寸时 ,陶瓷层在残余压应力的作用下发生屈曲而与基体分离 ,这与陶瓷层内轴向的贯穿裂纹共同作用导致如图1 (b)所示的陶瓷层剥落。
5 结 论
圆柱基体热障涂层试样在热冲击实验后的失效形式表现为陶瓷层沿轴向的开裂和剥落。利用有限元工具对冲击过程中试样涂层内应力随时间的变化进行了分析 ,并结合实验现象给出陶瓷层失效的原因:冷却开始瞬间 ,陶瓷层表面的周向拉应力超过其抗拉强度 ,表面萌发轴向微裂纹 ,短时间内形成的微裂纹在多次冲击下贯穿陶瓷层;贯穿裂纹导致粘结层被氧化而破坏陶瓷层与粘结层的粘结 ,在径向拉应力的作用下发生界面开裂;开裂后陶瓷层内的残余压应力引起局部屈曲 ,屈曲与轴向贯穿裂纹共同导致陶瓷层剥落。
参考文献略
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