靠性是热障涂层实际应用的前提。一些研究表明,电子束物理气相沉积(EB PVD)的热障涂层的失效通常发生在粘结层与热生长氧化物(TGO)层的界面处<3>。因此, 理解热障涂层体系的界面结合及其在使用过程中的变化将有助于进一步分析热障涂层的失效过程。 在Drory和Hutchinson<4>用压入法(Indentationtest)测试脆性薄膜与塑性基底的界面韧性的基础上,Bergley等<5>和Va sinonta<6>等分别采用该方法用楔形压头和锥形压头测试了相应热障涂层的界面韧性, 为进一步采用该方法研究各种热障涂层的界面韧性变化提供了可能。该方法可以在普通洛氏硬度计 上进行,对试样规格和制备要求少,是一种简便而实用的方法。 本研究采用阴极电弧镀方法在IC10高温合金基底上沉积HY5粘结层,随后用EBPVD方法沉积YSZ陶瓷热障层。热障涂层试样在1100℃进行等温氧化试验,用压入法测试了 不同氧化时间试样的界面韧性,并对界面韧性的变化和涂层的失效现象进行了分析。1 实验方法 1.1 热障涂层试样制备 采用阴极电弧镀的方法在定向凝固的Ni3Al基的高温合金IC 10(名义成分,wt%:Cr5.0～7.0,Ta0～2.0,Al6.5～8.0,Ti1 .0～4.0,W1.0～3.0,Mo3.0～5.0,Ni余量)高温合金表面沉积HY5( 名义成分,wt%:Cr18.0～23.0,Co10.0～15.0,Al8.0～12.0 ,Y0.1～0.5,Hf0.2～0.6,Ni余量)抗氧化涂层,IC10合金试样尺寸为1 5mm×30mm×2mm,HY5涂层厚度约为60μm。随后,用电子束物理气相沉积设备在 试样表面沉积80～90μm的8wt%Y2O3部分稳定的ZrO2陶瓷热障层。等温氧化试验 在1100℃的高温炉中进行。1.2 锥形压痕测试 用锥形压头压入热障涂层的目的是为了 通过粘结层的塑性压缩而在粘结层表面引入压应变,该应变将传递给TGO和陶瓷热障层,与涂层 内的残余应变一起产生较大的应变能释放速率,从而导致涂层的开裂,如图1所示,a为压痕半径 ,R为失附半径。 对沉积态和等温氧化40h,100h,200h和300h的TBCs样 品,在洛氏硬度计上用BraleC型金刚石压头压入热障涂层表面,然后在实体显微镜下观察和 测量压痕的a值和R值。 以上实验结束后,对相应TBCs试样用618环氧树脂冷镶,经剖面磨光和抛光后,在装配能谱仪的LEO1450扫描电镜下进行剖面微观组织和形貌的观察和分析,并测量TGO的厚度。2 EB PVDTBCs界面韧性的测试与计算 Drory和Hutchinson分析了对于脆性薄膜 与2004年4月 航 空 材 料 学 报JOURNALOFAERONAUTIC ALMATERIALS Vol.24,No.2April2004图1 (a)锥 形压痕测试示意图;(b)TBCs样品的BraleC压头压痕的光学像Fig.1 (a)s chematicoftheconeindentationtest;(b)optical imageofaBraleindentationofTBCs塑性基底从Brale压痕结 果推出界面韧性的力学过程:在压头和薄膜残余应力的共同作用下,界面裂纹沿径向(r)扩展, 当能量释放率降到界面韧性Γi时,界面裂纹将停止扩展,从而推导出了界面韧性与压痕结果的关系式<4>: ΓiEh(1-ν)=12(1+ν)<εr(R)+νεθ(R)>2(1)式中:E为薄膜弹性模量,ν 为泊松比,h为薄膜厚度,εr(R)=ε0+εIr(R),εθ(R)=ε0+εIθ(R) ,ε0为涂层内应力所产生的应变,εIr(R)和εIθ(R)分别为压头在基底表面r=R处 所产生的径向应变和周向应变。2.1 Brale压头在HY5涂层表面产生的应变计算 从 式(1)可知,要根据压痕数据计算涂层界面韧性,首先必须知道压头在基底表面所产生的应变分布。金属材料的应力(σ)应变(ε)关系一般满足经验性的Ramberg Osgood应力应变关系是: ε=σE+3σyE(σσy)1N(2)式中:E为弹性模量 ,σy为屈服应力,N为应变硬化指数。根据有关资料<7,8>,本研究对HY5涂层和IC1 0高温合金的力学参数选为:E(HY5)=200GPa,σy(HY5)=650MPa,N (HY5)=0.1,E(IC10)=150GPa,σy(IC10)=750MPa,N( IC10)=0.2,ν(HY5)=ν(IC10)=0.3。采用轴对称模型,用MSC.M ARC有限元软件计算了Brale压头在热障涂层的HY5粘结层表面产生的径向位移分布(图2)。 图中U为径向位移,a为压头与粘结层的接触半径(图1),Ua和r a分别为归一化的径向图2 Brale压头在粘结层HY5表面产生的径向位移分布Fig.2 Surfacedisplacementdistributioninrdirection alongthesurfaceofbondcoatfromtheindentation forcasewheretheroleofTBCandTGOhasbeenneglected位移和距离,Ua～r a只与材料性能有关,而与a无关,这样方便了对于不同载荷压痕结果的处理。U a～r a曲线的拟合方程为(拟合曲线如图2中虚线所示): Ua=0.02815(ra)-2.0 9707(3)因此有:εIr=dUdr=-0.05903(ra)-3.09707,εI θ=Ur=0.02815(ra)-3.09707,该结果与Johnson关于锥形压痕在 弹性区内的应变渐进分析结果符合得较好<5>: εr(x)=(1+ν)(Hσy)<ε2ytanθ6(1-ν)>13(ar)3(4)2.2 EB PVDTBCs界面韧性的测试结果 对于EB PVD热障涂层体系,脆性层包括热障层TBC和粘结层的热生长氧化物层TGO,为了根据压痕测 试结果按式(1)计算该体系的界面韧性,按照Vasinonta等<6>的处理方法,把TB C和TGO简化为一个等效的单层,其等效残余应力、等效杨氏模量Eeff及等效残余应变εe ff0分别为: σeff0=σTBC0hTBC+σTGO0hTGOhTBC+hTGO ; Eeff=ETBChTBC+ETGOhTGOhTBC+hTGO;(5) εef f0=σeff0Eeff; E=E1-ν式中:h为TBC与TGO的相应厚度。根据文献 <3>,选取TGO和TBC的典型材料性能参数用于计算界面韧性:ETBC=40GPa,σ TBC=-50MPa,ETGO=380GPa,σTGO=-3.5GPa,νTGO=νT BC=0.3。对于本试验,TBC厚度为hTBC=85μm;TGO的厚度随试验时间而变化,可以测量,hTGO=0.2～4μm。 本实验所制备的热障涂层界面韧性的测量结果如表1所示,Ra和hTGO均为测试的平均值,所测界面韧性值在38～45J m2之间;随等温暴露时间的增加,界面韧性的变化较小,没有较明显的损失。表1 EB PVDTBCs1100℃等温氧化不同时间的界面韧性测试结果Table1 MeasuredinterfacialtoughnessvaluesofEB PVDTBCsat1100℃forvariousoxidationtimes1100℃isothermaloxidationtime hRahTGO μmΓi J·cm-202.6070.2543.38402.8901.040.001003.420 2.035.792003.6213.044.223305.2804.038.343 结 果讨论 从测试结果看不出在等温暴露过程中热障涂层界面韧性的明显损失,这表明用压入法直 接测试热障涂层的界面韧性随实验过程的变化存在较大误差,主要与计算和测试过程中的一些简化 有关,如把界面简化为平直界面、内应力假定为定值以及TGO厚度取为平均值等。只有积累更多 的实验数据和进一步完善其计算和测试模型,才能更准确地测定热障涂层界面韧性的变化。 为 了分析界面韧性与涂层失效之间的关系,有必要考虑涂层内残余应力与TGO增厚对界面韧性的影 响。残余应力所产生的涂层单位面积弹性能可以表示为<4>: G0=(1+ν)Eh2(1 -ν)ε20(6) G0是涂层内残余应力和涂层厚度的函数,残余应力的增加和涂层的增厚都将导致G0的增大。当G0≥Γi时,涂层将全部剥落而失效。对于涂层残余应力和厚度发生变化的情形,用ΓiG0作为归一化的界面韧性会更好的体现残余应力和涂层增厚的影响。对于热障涂层,仍然把TGO和TBC处理为一个等效单层,如式(5)所示,依照表1计算的G0和归一化的界面韧性ΓiG0如图3所示。从该图可以看出,随着等温暴露时间的延长,由于TGO的不断增厚,G0显著增大,这主要与TGO具有较大的弹性模量E有关;而归一化的界面韧性Γi G0在初始保温阶段急剧下降,然后逐渐趋于1,当Γi G0=1时涂层将完全剥落。从Γi G0的变化趋势可以进一步看出,由于残余应力所引起的涂层内弹性能的急剧增加,使得界面裂纹形 核与扩展所需的能量大大降低,裂纹将优先在界面缺陷等能量起伏的地方形核与生长(图4)。因 此,提高粘结层的抗氧化性能,从而降低TGO的生长速率,将会明显的延长热障涂层的使用寿命。图3 1100℃等温暴露过程中热障涂层Γi,G0和ΓiG0的变化Fig.3 PlotsofΓi,G0andΓi G0asafunctionofexposuretimeforTBCsystemat1100℃ 界面韧性是表征界面结合强度的一个物理量,如果界面韧性比涂
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