无冷却喷涂工艺对其制备的热障涂层的裂纹系统和寿命的影响

摘 要：无冷却喷涂形成的热障涂层裂纹体系，可提高陶瓷顶层应变容限． 但目前缺乏对裂纹体系的系统研究，特别是横向分叉裂纹． 因此，文中研究送粉率和基体预热温度对陶瓷顶层裂纹系统的定量影响，并比较不同裂纹系统的热循环寿命. 结果表明，增加送粉率，垂直裂纹密度和横向分叉裂纹长度均呈现先大后小的趋势． 预热温度的提高可增加涂层中垂直裂纹数量，但横向分叉裂纹长度呈现先增后降的趋势． 热循环试验表明，维持一定垂直裂纹的同时，降低横向分叉裂纹可提高涂层热循环寿命．

关键词：热障涂层；横向分叉裂纹；垂直裂纹；热循环

0 序 言

热障涂层作为热端部件的保护性涂层，目前已经被广泛地运用到燃气轮机领域[1]． 陶瓷顶层较大的刚度和有限的应变容限，导致其在热循环之后内部存在有较大的残余应力和较高的应变能密度，从而极易导致热障涂层陶瓷层发生开裂失效[2]． 已有研究表明，在涂层与基体间的界面发生剥落失效之前，陶瓷顶层内的开裂就已经出现[3]，因此，通过引入垂直裂纹的方式来提高陶瓷层的应变容限，成了延长涂层寿命的有效途径之一． 但以往在以无冷却工艺制备陶瓷顶层研究过程中，仅考虑了喷涂工艺参数对于垂直裂纹密度的影响[4]． 但该涂层内部不仅有垂直裂纹，而且还存在大量的横向分叉裂纹． 无论从数量角度还是长度尺度，这些横向分叉裂纹都不容忽视． 文中将系统研究送粉率、基体预热温度对涂层内垂直裂纹和横向分叉裂纹的影响，从而探讨不同裂纹系统下的热障涂层的热循环寿命和失效模式．

1 试验方法

1.1 试样制备

文中选用YSZ(Y2O3-8%ZrO2)烧结破碎粉(-325目)制备陶瓷顶层． 基体材料为IN-738 (Φ25.4 mm×3 mm)，金属粘结层材料为NiCrAlY粉末(-150～+320目)． 喷涂前，对基体进行喷砂粗化处理． 喷涂设备为APS-2000型等离子喷涂系统． 喷涂时的试验主气为氩气，辅助气体为氢气，送粉气体也是氩气． 主气压力为0.4 MPa，辅助气体压力为0.25 MPa． 喷涂陶瓷顶层过程中不采取任何冷却措施． 基体的预热温度及喷涂过程之中的温度，由插入基体背部的K型热电偶测得． 送粉设备为DPSF-2型双筒送粉器，试验中所用的送粉率通过电子天平标定． 文中所采用的7组喷涂参数均列于表1中． 其中第1～6组试样在陶瓷顶层制备过程中，没有附加冷却工艺，而第7组试样的制备时，利用压缩空气对试样的上表面和下表面同时冷却．

表1 陶瓷顶层制备工艺

Table 1 Spraying parameters for ceramic coating

试样编号喷涂距离L/mm送粉率vp/(g·min-1)喷枪速度vg/(mm·s-1)喷枪功率P/kW预热温度Tp/℃基体温度Ts/℃冷却165915036650650～740无2651815036650650～780无3652215036650650～760无490915036500500～680无590915036650650～720无690915036750750～760无790915036250有

1.2 微观结构分析和热循环试验

将完成喷涂的圆片形试样沿着径向切开，使用光镜在100倍放大倍数下，统计陶瓷顶层内的垂直裂纹数量以及横向分叉裂纹的长度和数量． 垂直裂纹是指垂直基体/涂层界面的裂纹，而横向分叉裂纹是指平行于界面、且起始于垂直裂纹的裂纹． 为了避免试样边缘效应的影响，从试样中部向两侧选取整个径向长度的80%作为统计长度．

按照ASTM C1525-02的试验标准 [5]，将试样在1 050℃下保温10分钟后，迅速放入去离子水中冷却，文中将剥落面积占表面积20%时的热循环次数作为涂层的使用寿命[6]．

2 结果与讨论

2.1 送粉率对微观结构的影响

送粉率对垂直裂纹密度和横向分叉裂纹数量的影响如图1所示． 其中，垂直裂纹密度是指统计长度内总的垂直裂纹数量与统计长度的比值． 比较前三组试样可见，在现有工艺条件下，保持其他喷涂参数不变，当送粉率从9 g/min增加到18 g/min时，垂直裂纹密度和分叉裂纹的总长度均呈现上升趋势． 但随送粉率进一步增加到22 g/min时，垂直裂纹密度和横向分叉裂纹的长度均有所降低． 垂直裂纹密度随送粉率的变化关系与前人采用得出的结论一致[4]． 这主要由于随着送粉率进一步增加，采用现有工艺制备的涂层疏松多孔，如图2所示． 由于无冷却工艺所产生的残余应力，可以通过大量的小孔隙得以释放，因此垂直裂纹密度和横向分叉裂纹的长度都小于第2组试样．

图1 送粉率与垂直裂纹密度、横向分叉裂纹长度的关系

Fig.1 Relationship between feeding rate and density of vertical cracks and length of branch cracks

此外，涂层中的残余应力也对裂纹系统有一定影响． 比较试样1与试样2在喷涂过程中的基体温度范围(表1)可以发现，试样2在喷涂过程中，基体的最高温度较高． 基体和涂层体系从更高的温度降低到室温，因此体系内的残余应力更大，从而在2号试样中更容易产生垂直裂纹和横向分叉裂纹． 而1号和3号试样在喷涂过程中的最高基体温度较小，从而裂纹密度和裂纹长度均偏小．

图2 不同送粉率时制备的涂层的微观形貌

Fig.2 Microstructure of ceramic coatings with different feeding rates

在这三组不同送粉率条件下，横向分叉裂纹的总长度均达到了统计长度的51.6%及以上，而且单条横向裂纹的平均长度分别达到了171.8，226.1和154.2 m． 结果表明，喷涂态涂层的层间结合率为30%左右[7]，远小于无冷却涂层的横向裂纹所占比例． 涂层中的横向分叉裂纹将作为涂层中裂纹扩展的直接通路，故为提高涂层的服役稳定性，需控制横向分叉裂纹的数量和长度．

2.2 预热温度对微观结构的影响

由2.1节可知，以65 mm作为喷涂距离所制备的涂层横向裂纹过大，从而可能造成陶瓷顶层在之后的热循环中发生开裂失效． 所以文中以90 mm作为喷涂距离来制备涂层，以降低制备过程引入的横向分叉裂纹． 具体喷涂参数见表1中的4～6号试样所示． 随基体温度的增加，垂直裂纹密度和横向分叉裂纹长度的变化如图3所示． 在只提高预热温度的条件下，涂层内的垂直裂纹数量增大，这一结果与前人的研究相一致[4]． 而随预热温度提高，横向分叉裂纹的长度呈现出先增大后减小的规律．

图3 基体预热温度与垂直裂纹密度、横向分叉裂纹长度之间的关系

Fig.3 Relationship between substrate preheating temperature and density of vertical cracks and length of branch cracks

通过改变预热温度，实际就是改变了喷涂过程中基体的温度，从而造成涂层的残余应力发生变化． 对等离子喷涂YSZ涂层的研究表明，YSZ涂层的粒子形貌转变温度为740 ℃． 当基体温度超过740 ℃后，喷涂粒子呈现柱状晶结构，各层粒子间的结合更加紧密[8]． 该涂层结构使其层间断裂韧性增大，从而可以起到抑制横向分叉裂纹扩展的作用，减小了横向分叉裂纹的数量和长度[3]． 涂层层间结合紧密，此时涂层的开裂或许更多的是沿垂直生长的柱状晶晶界扩展，故而垂直裂纹密度增加． 这也说明了预热温度从650 ℃上升至750 ℃时，垂直裂纹密度的增幅较大的原因．

研究过基体温度与垂直裂纹密度和分叉裂纹长度的关系[9]，但其影响趋势与文中不同． 这是因为前人文章中的三组喷涂参数，除了基体温度发生变化外，喷涂距离与功率也在同时变化，因而很难与文中研究结果相对应． 从垂直裂纹和横向分叉裂纹产生的机理来看，均是由于残余应力和涂层微观结构耦合作用的结果． 在微观结构相近的情况下，当预热温度低于转变温度时，这两种裂纹均应随着温度的升高呈现出增加的趋势．

对比图1和图3发现，当喷涂距离较小时，涂层中的垂直裂纹密度和横向分叉裂纹的长度均较小． 即使对于喷涂距离为90 mm的涂层，单条横向分叉裂纹的平均值仍然高达91 μm，远大于单个原始未结合长度分布范围[10]． 由此看来，采用无冷却工艺制备的热障涂层，其使用寿命会受到垂直裂纹和横向分叉裂纹的共同作用影响． 即不仅要产生高密度的垂直裂纹，而且要抑制横向分叉裂纹的出现．

2.3 热循环寿命的比较

当以65 mm作为喷涂距离时，涂层内虽然会产生大量的增加陶瓷层应变容限的垂直裂纹，但是横向分叉裂纹的长度和数量亦较大． 因此文中仅对于含较多垂直裂纹的试样2，5，6号和常规工艺制备的试样7进行热循环试验． 四组涂层的热循环寿命依次为41，21，50和14次．

通过比较各试样热循环寿命可见，试样7的热循环寿命最小，可见含有一定密度的垂直裂纹确实能够起到延长热障涂层寿命的作用． 尤其是预热温度达到750 ℃的第6组试样，其热循环次数达到了常规涂层(7号试样)的3倍以上． 6号试样之所以相对于试样2具有较长的热循环寿命，是因为6号试样不仅具有较高密度的垂直裂纹，而且横向分叉裂纹也明显小于2号试样，从而垂直裂纹增加应变容限的作用更加显著． 此外，由于制备6号试样时，预热温度超过YSZ的转变温度，使得涂层层间结合更加紧密，从而对横向分叉裂纹在热循环过程中的扩展起到抑制作用． 而5号试样的热循环寿命较小则与其垂直裂纹密度较低而横向裂纹较多相关． 因此采用无冷却工艺制备的热障涂层，其产生的较为致密的垂直裂纹可以起到延长热循环寿命的作用，但是其寿命不仅仅取决于垂直裂纹密度，而且与横向分叉裂纹也有着密切的联系．

进一步比较6号试样与7号试样在热循环过程中的剥落形貌(图4)可以发现，引入垂直裂纹的试样6的剥落面上存在明显的撕裂形貌，如图4所示． 这样的剥落表面，表明了含有垂直裂纹的陶瓷层，其内部的横向裂纹扩展路径中会发生明显转向，从而出现了撕扯面． 而常规工艺的涂层，由于涂层内只有横向的未结合、三维孔隙和少许的层内垂直裂纹，所以它更易于直接发生横向的剥离． 由此可见，含有垂直裂纹的陶瓷层，其微观结构延长了内部裂纹的扩展路径，也起到了延长涂层寿命的作用．

图4 热障涂层经历热循环后的表面形貌

Fig.4 Surface morphologies of sample

3 结 论

(1) 文中采用烧结破碎粉，以无冷却的大气等离子喷涂工艺，制备出了含有垂直裂纹的热障涂层． 通过调节喷涂的工艺参数，研究了垂直裂纹和横向分叉裂纹的数量、尺寸与送粉率和预热温度关系． 在此基础上，比较了常规工艺制备的热障涂层和含垂直裂纹的热障涂层的热循环寿命，说明了垂直裂纹和横向分叉裂纹所起到的作用．

(2) 在现有的研究范围内，增加送粉率，垂直裂纹密度和横向分叉裂纹长度均呈现增大后减小的趋势． 而随着预热温度的增加，垂直裂纹数量会逐渐增加，但是横向分叉裂纹的总长度呈现出先上升后下降的趋势． 上述变化趋势与涂层中的残余应力 和涂层微观结构耦合相关． 在不同的喷涂工艺下，涂层中的单条横向分叉裂纹的平均长度均达到了90 μm以上，其尺度大于原始未结合的长度范围． 而热循环的试验表明，当保持一定的垂直裂纹密度的同时，降低横向分叉裂纹的数量，可以有效提高涂层的热循环寿命．

参考文献：

[1] Padture N P, Gell M, Jordan E H. Thermal barrier coatings forgas-turbine engine applications[J]. Science, 2002, 296(5566): 280-284.

[2] Evans A G, Mumm D R, Hutchinson J W, et al. Mechanisms controlling the durability of thermal barrier coatings[J]. Progress of Materials and Science, 2001, 46(5): 505-553.

[3] Li C J, Li Y, Yang G J, et al. Evolution of lamellar interface cracks during isothermal cyclic test of plasma-sprayed 8YSZ coating with a columnar-structured YSZ interlayer[J]. Journal of Thermal Spray Technology, 2013, 22(8): 1374-1382.

[4] Guo H B, Vaben R, Stäver D. Atmospheric plasma sprayed thick thermal barrier coatings with high segmentation crackdensity[J]. Surface and Coatings technology, 2004, 186(3): 353-363.

[5] ASTMC1525-02. Standard test method for determination of thermal shock resistance for advanced ceramics by water quenching, annual book of ASTM Standards[S]. ASTM International, PA, USA, 2002.

[6] Loghman-EstarkiM R, ShojaRazavi R, Edris H, et al. Life time of new SYSZ thermal barrier coatings produced by plasma spraying method under thermal shock test and high temperature treatment[J]. Ceramics International, 2014, 40(1): 1405-1414.

[7] LiC J, Ohmori A. Relationship between the microstructure and properties of thermally sprayed deposits[J]. Journal of Thermal Spray Technology, 2002, 11(3): 365-374.

[8] XingY Z, Li Y, Li C J, et al. Influence of substrate temperature on microcracks formation in plasma-sprayed yttria-stabilized irconia splats[J]. Key Engineering Materials, 2008, 373: 69-72.

[9] Guo H, Murakami H, Kuroda S. Effects of heat treatment on microstructures and physical properties of segmented thermal barrier coatings[J]. Materials Transactions, 2005, 46(8): 1775-1778.

[10] Wang W Z, Wang L B, Yu Z X, et al. Effect of pore size on the plasma sprayed coating’s stress distribution[C]∥ITSC2014, Spain Barcelona, 2014: 444-450.