何 箐，吳 鵬，屈 軼，汪瑞軍，王偉平

（中國(guó)農(nóng)業(yè)機(jī)械化科學(xué)研究院 表面工程技術(shù)研究所，北京100083）

熱障涂層的隔熱防護(hù)功能是提高燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)熱端部件服役壽命和使用溫度的關(guān)鍵手段，隨著燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪前溫度的不斷提高，熱障涂層的應(yīng)用已經(jīng)成為必需［1］。渦輪前溫度的提高會(huì)導(dǎo)致低熔點(diǎn)（1230～1250℃）的環(huán)境沉積物CMAS沉積在熱障涂層的高溫表面，導(dǎo)致葉片氣膜孔堵塞，熱障涂層分層剝離和加速失效，嚴(yán)重的情況下甚至?xí)?dǎo)致熱端部件的燒蝕［2］。CMAS是由于大氣中的灰塵、沙礫、火山灰等物質(zhì)被吸入航空發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部而在高溫燃?xì)庵行纬傻牡腿埸c(diǎn)化合物［3］，近年來(lái)在熱障涂層研究領(lǐng)域備受關(guān)注，其不但會(huì)對(duì)熱障涂層的服役壽命造成極大影響，甚至?xí)绊戯w行安全。如2010年歐洲冰島火山噴發(fā)引起大量火山灰噴出，導(dǎo)致了歐洲航空運(yùn)輸業(yè)中斷，其中最重要的因素是由于火山灰吸入航空發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部，導(dǎo)致部件的磨損及沖蝕，而針對(duì)渦輪熱端部件主要是CMAS沉積物的影響［4］。

熱障涂層研制和應(yīng)用過(guò)程中，深入揭示和認(rèn)識(shí)涂層的失效機(jī)理是優(yōu)化涂層材料、結(jié)構(gòu)和工藝的基礎(chǔ)。目前，國(guó)內(nèi)外研究人員多數(shù)使用等離子噴涂CMAS層和CMAS粉料涂抹，結(jié)合高溫?zé)崽幚淼姆椒ㄑ芯緾MAS對(duì)涂層失效的影響。認(rèn)為CMAS對(duì)YSZ（6%～8%氧化釓部分穩(wěn)定氧化鋯）的溶解作用，CMAS加速陶瓷層燒結(jié)和相變，CMAS滲入、凝固和表面沉積降低陶瓷層應(yīng)變?nèi)菹藓吞岣邿岵黄ヅ鋺?yīng)力是導(dǎo)致熱障涂層失效的主要因素。部分研究認(rèn)為，CMAS沉積層的臨界厚度為20～30μm，超過(guò)這一厚度時(shí)，由于熱不匹配應(yīng)力過(guò)大會(huì)導(dǎo)致陶瓷層剝離失效［5－8］。傳統(tǒng)方法通常在高于CMAS熔點(diǎn)條件下研究CMAS滲入過(guò)程和對(duì)陶瓷層的溶解反應(yīng)作用機(jī)理。這種方法的缺點(diǎn)是無(wú)法進(jìn)行CMAS耦合條件下涂層壽命測(cè)試，不能模擬高溫度梯度作用下CMAS沉積物的影響，同時(shí)也無(wú)法表征CMAS沉積物逐漸沉積過(guò)程中涂層累積損傷過(guò)程，往往會(huì)夸大CMAS沉積物對(duì)涂層損傷作用。

何箐等［9］曾利用等離子噴涂工藝在熱障涂層表面噴涂一定厚度CAMS，發(fā)現(xiàn)在1250℃下熱處理5h后，陶瓷層從基體表面整層剝離，無(wú)法進(jìn)一步研究CMAS對(duì)涂層壽命等的影響機(jī)理。本工作介紹了一種新型CMAS耦合條件下熱障涂層熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)方法，該方法結(jié)合燃?xì)饧訜帷⒏邷囟忍荻群虲MAS沉積物的模擬，更接近熱障涂層真實(shí)服役工況。同時(shí)，在無(wú)CMAS耦合，水噴射和CMAS耦合條件下對(duì)涂層的熱循環(huán)壽命進(jìn)行測(cè)試，分析不同條件下涂層失效后的微觀形貌特征，提出高溫度梯度條件下CMAS對(duì)涂層過(guò)早失效的影響因素。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 樣品制備

基體材料為GH3030鎳基高溫合金，樣品尺寸為φ30mm×3mm，噴涂涂層的一面邊緣倒角為R1.5mm，用來(lái)減緩壽命實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的邊緣效應(yīng)。樣品的周圍加工使用V形槽以便于裝卡，基體合金樣品的尺寸如圖1所示。

圖1 基體樣品的尺寸Fig.1 Sample geometry used in the tests

金屬黏結(jié)層材料為NiCrAlY粉末（－45～15μm，沈陽(yáng)金屬研究所），陶瓷面層材料為低雜質(zhì)含量納米YSZ噴涂粉末（－61～38μm，北京金輪坤天特種機(jī)械有限公司）。金屬黏結(jié)層使用超音速火焰噴涂工藝制備，厚度為0.08～0.12mm；陶瓷面層使用大氣等離子噴涂工藝制備，噴涂功率為45kW，噴涂距離為80mm，送粉量為20～25g／min，涂層厚度為0.25～0.30mm。分別制備3個(gè)樣品，編號(hào)為TC1，TC2和TC3，用于熱循環(huán)，水噴射耦合和CMAS耦合條件下的熱循環(huán)壽命實(shí)驗(yàn)。

1.2 熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置

圖2為實(shí)驗(yàn)裝置示意圖。實(shí)驗(yàn)裝置采用氧－丙烷燃?xì)膺M(jìn)行加熱，加熱焰流功率依靠質(zhì)量流量計(jì)控制燃?xì)饬髁?；涂層樣品正面的溫度測(cè)量使用紅外測(cè)溫儀，溫度的控制依靠PLC控制器中PID模塊控制噴槍垂直與樣品方向的前后移動(dòng)速率和燃?xì)饬髁?，涂層正面溫控精度為?0℃?；w背面溫度使用NiCr／NiSi熱電偶進(jìn)行測(cè)量，溫度控制采用PID調(diào)節(jié)背面壓縮空氣流量的方式。圖3為典型的熱循環(huán)過(guò)程中單個(gè)循環(huán)的溫度變化曲線。實(shí)驗(yàn)裝置可實(shí)現(xiàn)升溫至實(shí)驗(yàn)溫度時(shí)間為20～40s，降溫至100℃時(shí)間為40～60s，保溫時(shí)間可調(diào)，一般為5min。實(shí)驗(yàn)器的點(diǎn)火、燃?xì)夂蛪嚎s空氣通斷及流量調(diào)節(jié)均為自動(dòng)控制，可根據(jù)設(shè)定實(shí)驗(yàn)條件進(jìn)行自動(dòng)循環(huán)操作，具備無(wú)人值守條件下的涂層熱循環(huán)壽命測(cè)試功能。

圖2 熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Sketch of thermal cycling test device

圖3 熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)溫度變化曲線Fig.3 Temperature curves of thermal cycling test

1.3 實(shí)驗(yàn)方法

CMAS沉積物的化學(xué)成分為33CaO－7.2MgO－12.7Al2O3－46.7SiO2－0.4Fe2O3（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%，下同），為了保證焰流中熔融沉積到樣品表面的沉積物成分及結(jié)構(gòu)，在制備CMAS懸浮液過(guò)程中，將以上氧化物（分析純）按照比例充分混合，在高溫爐中進(jìn)行1300℃／2h熱處理，保溫結(jié)束后將熔融態(tài)CMAS進(jìn)行水淬獲得玻璃態(tài)粉末；將粉末和純水按照質(zhì)量比1∶99進(jìn)行混合后，在攪拌球磨機(jī)中球磨8h制得懸浮液。由于一定時(shí)間的靜置會(huì)引起懸浮液沉淀，因而在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中持續(xù)使用78－1型磁力攪拌儀對(duì)懸浮液進(jìn)行攪拌。

真實(shí)工況條件下，微小顆粒經(jīng)過(guò)燃?xì)饧訜?、加速后沉積到涂層表面；在模擬實(shí)驗(yàn)過(guò)程中CMAS沉積物模擬也采用高溫保溫階段輸送的方式。使用計(jì)量泵小流量、穩(wěn)定地將CMAS懸浮液輸送至焰流內(nèi)部，霧化噴槍與焰流角度為15°。為獲得均勻霧化效果，使用二流霧化噴嘴。CMAS懸浮液濃度為1%，流量控制在10mL／min，在單個(gè)循環(huán)保溫5min條件下，CMAS沉積量約為0.5～0.6g。

TC1，TC2和TC3樣品均根據(jù)圖3所示熱循環(huán)曲線進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，單個(gè)循環(huán)由升溫、保溫和降溫過(guò)程組成。保溫階段涂層表面溫度為1200℃，基體背面溫度為900℃，保持這一溫度的時(shí)間為5min，保溫結(jié)束后涂層降溫至100℃以下，連續(xù)按此條件進(jìn)行熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)。其中TC1樣品為常規(guī)熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)；TC2樣品是以10mL／min流量在保溫階段噴射純水，用于驗(yàn)證水噴射對(duì)涂層壽命的影響；TC3樣品進(jìn)行CMAS耦合實(shí)驗(yàn)，在上文所描述的CMAS懸浮液濃度和流量條件下，在每個(gè)循環(huán)保溫階段輸入CMAS懸浮液。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，當(dāng)涂層表面剝離面積達(dá)到20%或加熱中心測(cè)溫區(qū)域的剝離嚴(yán)重影響涂層表面溫度測(cè)量時(shí)停止實(shí)驗(yàn)，所記錄的熱循環(huán)次數(shù)定義為涂層熱循環(huán)壽命。使用S3400N掃描電鏡觀察剝離失效后涂層截面形貌；使用Link－ISIS能譜儀對(duì)涂層成分進(jìn)行測(cè)試。

2 結(jié)果及討論

不同樣品熱循環(huán)失效后外觀形貌如圖4所示。TC1涂層，熱循環(huán)573次后涂層失效，失效位置包括涂層邊緣和燃?xì)饧訜嶂行膮^(qū)域，以局部剝離和翹起為主；TC2樣品，熱循環(huán)440次后停止實(shí)驗(yàn)，由于水噴射的緣故，實(shí)驗(yàn)保溫階段會(huì)引起多次短暫的溫度下降上升（1200℃→1100℃→1200℃，2～3s），由于高溫下高溫合金具有良好塑性，這種短暫的溫度變化導(dǎo)致合金基體產(chǎn)生了較大的變形，至440次循環(huán)后，涂層邊緣出現(xiàn)了少量剝離，產(chǎn)生較大變形后樣品無(wú)法繼續(xù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)；TC3樣品，在CMAS耦合條件下熱循環(huán)壽命明顯降低，樣品中心位置發(fā)生了明顯的涂層剝離。在第61次循環(huán)時(shí)，TC3樣品加熱中心區(qū)域CMAS沉積物較厚（圖5（a））。對(duì)熱循環(huán)70次失效后樣品表面形貌（圖5（b））進(jìn)行觀察發(fā)現(xiàn)，涂層表面沉積了一層外來(lái)物質(zhì)，經(jīng)能譜分析為CMAS化合物（圖5（c）），這在一定程度上驗(yàn)證了上述實(shí)驗(yàn)方法可滿足CMAS有效沉積。

圖4 失效后涂層外觀形貌（a）TC1；（b）TC2；（c）TC3Fig.4 Morphologies of the coatings after failure（a）TC1；（b）TC2；（c）TC3

圖5 TC3樣品表面形貌及能譜分析（a）61次循環(huán)后；（b）70次循環(huán)后；（c）圖5（b）方框區(qū)域能譜分析Fig.5 Surface morphologies of TC3and EDS analysis（a）after 61cycles；（b）after 70cycles；（c）EDS analysis of pane in fig.5（b）

CMAS懸浮液中的水可能是導(dǎo)致涂層加速失效的因素之一，對(duì)比分析TC1和TC2樣品可發(fā)現(xiàn)，水噴射條件下涂層的熱循環(huán)壽命有一定程度降低。對(duì)熱循環(huán)失效后樣品截面形貌進(jìn)行了分析，樣品的切割位置如圖4（a）～（c）中虛線所示。圖6為TC1和TC2熱循環(huán)失效后樣品截面形貌?？芍?，兩種涂層的失效剝離位置均產(chǎn)生在陶瓷層內(nèi)部，以陶瓷層內(nèi)部橫向開裂為主，同時(shí)存在一定量的縱向裂紋。由于黏結(jié)層和陶瓷層為不平直界面，同時(shí)陶瓷層高溫下燒結(jié)導(dǎo)致應(yīng)變?nèi)菹藿档停そY(jié)層表面氧化導(dǎo)致界面應(yīng)力升高。界面不平直會(huì)產(chǎn)生徑向應(yīng)力，會(huì)使陶瓷層表層向下產(chǎn)生垂直與基體的裂紋。TC1涂層中縱向裂紋的尺度和數(shù)量少于TC2涂層，同時(shí)，涂層失效后TC1中殘留的孔隙更多。水噴射到焰流當(dāng)中產(chǎn)生的水蒸氣，可能會(huì)對(duì)TC2樣品YSZ陶瓷層產(chǎn)生一定的影響。

圖6 熱循環(huán)失效后TC1（a）和TC2（b）樣品的截面形貌Fig.6 Cross－section micrographs of TC1（a）and TC2（b）samples after thermal cycling failure

另外，TC1和TC2樣品失效后截面形貌在陶瓷層剝離方式上存在差異，TC2涂層中存在局部涂層“拔離”（圖6（c））。這與水蒸氣的存在相關(guān)，水蒸氣導(dǎo)致表層短時(shí)間內(nèi)發(fā)生收縮，并產(chǎn)生壓應(yīng)力和剪切應(yīng)力作用，使涂層垂直裂紋周邊剝離。另外，水蒸氣的存在會(huì)導(dǎo)致黏結(jié)層表面熱生長(zhǎng)氧化物（Thermal Growth Oxides，TGO）生長(zhǎng)的異常。Stiger等［8］研究了1100℃，0.1MPa水蒸氣條件下熱障涂層的氧化行為，發(fā)現(xiàn)水蒸氣的存在會(huì)導(dǎo)致金屬黏結(jié)層中Ni，Cr等元素加速向TGO表面擴(kuò)散，并快速生成脆性Ni，Cr尖晶石相。在水噴射條件下，TC2涂層在少量水蒸氣作用下，TGO層為典型的黑色氧化致密層和脆性的尖晶石相（圖6（d）），而TC1涂層的TGO層基本上以黑色氧化鋁為主（圖6（b）），少量區(qū)域存在尖晶石相。尖晶石相的存在會(huì)導(dǎo)致TGO界面應(yīng)力的升高，包括不平直界面導(dǎo)致的徑向拉斷應(yīng)力，這與涂層失效形式相對(duì)應(yīng)，較大的拉斷應(yīng)力導(dǎo)致TC2涂層中縱向開裂程度遠(yuǎn)高于TC1涂層。高溫度梯度的循環(huán)實(shí)驗(yàn)條件，會(huì)加大熱不匹配應(yīng)力的作用，最終導(dǎo)致陶瓷層內(nèi)部發(fā)生分層開裂。

熱障涂層是由多層復(fù)合結(jié)構(gòu)組成的隔熱防護(hù)系統(tǒng)，存在多界面等特性，在高溫度梯度和冷熱交替循環(huán)過(guò)程中，涂層系統(tǒng)中各層間熱不匹配性會(huì)對(duì)涂層內(nèi)部應(yīng)力水平產(chǎn)生較大的影響。這種熱不匹配包含熱障涂層系統(tǒng)的各層材料在熱膨脹系數(shù)、彈性模量、泊松比等參數(shù)上的不匹配，使得在制備過(guò)程中與高溫服役條件下，涂層系統(tǒng)內(nèi)會(huì)產(chǎn)生熱失配應(yīng)力［10，11］。涂層中這種熱不匹配應(yīng)力，可用式（1）表示

式中：ΔT為所計(jì)算應(yīng)力的溫度與無(wú)應(yīng)力參考溫度的差值；Δα為陶瓷層與金屬基體熱膨脹系數(shù)的差值；E和ν分別為涂層材料的彈性模量和泊松比。式（1）是以一種簡(jiǎn)化的形式來(lái)估算涂層內(nèi)的均勻應(yīng)力，實(shí)際涂層中在厚度方向上必然存在應(yīng)力梯度，在考慮了溫度梯度分布后，其應(yīng)力狀態(tài)會(huì)更為復(fù)雜。在燃?xì)饧訜岬臒嵫h(huán)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中存在較大的溫度梯度，這種高溫度梯度的作用會(huì)改變涂層內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)。

Evans等［13］提出了涂層在熱梯度條件下的三種失效機(jī)制：（1）由于穿過(guò)陶瓷層的熱流引起陶瓷層內(nèi)部發(fā)生分層，繼而發(fā)生從陶瓷層內(nèi)部剝落；（2）在熱梯度沖擊下陶瓷層內(nèi)部發(fā)生剝落；（3）由于燒結(jié)產(chǎn)生的應(yīng)力導(dǎo)致陶瓷層內(nèi)部剝落。TC2涂層中，水噴射條件下會(huì)加快涂層的燒結(jié)，同時(shí)會(huì)加快TGO界面尖晶石相的生成，從而增大涂層中熱不匹配應(yīng)力和燒結(jié)應(yīng)力。在復(fù)雜的應(yīng)力梯度作用下，涂層失效過(guò)程加快，也說(shuō)明了在較長(zhǎng)的水噴射循環(huán)周期內(nèi)（440次），對(duì)涂層的熱循環(huán)壽命會(huì)產(chǎn)生一定的影響。

在CMAS耦合作用下，TC3涂層熱循環(huán)壽命為70次，相對(duì)TC1涂層明顯降低，為了驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)方法可行性，對(duì)涂層的截面形貌進(jìn)行分析，如圖7所示。TC3涂層表面沉積了厚度為10～20μm的致密CMAS層。涂層失效后，陶瓷層表層和內(nèi)部的顯微形貌存在較大差異，分別呈現(xiàn)為與CMAS交互作用的致密層和致密層下方的多孔層的特征（圖7（a））。圖7（c），（d）為涂層局部的背散射圖，可以明顯發(fā)現(xiàn)，CMAS沉積物沿陶瓷層表面微裂紋和孔隙向陶瓷層內(nèi)部滲入。TC3樣品的陶瓷層剝離失效主要存在兩種形式，一種是在CMAS沉積、滲入影響下，涂層內(nèi)部孔隙和裂紋的加速閉合，降低了涂層的應(yīng)變?nèi)菹?，同時(shí)，涂層表面沉積CMAS層會(huì)增大熱不匹配應(yīng)力的影響，冷卻過(guò)程中各層收縮失配加大涂層中熱應(yīng)力水平，最終導(dǎo)致陶瓷層層間開裂（圖7（b））；另外，高溫下熔融的CMAS沉積物滲入到陶瓷層表層中，降溫過(guò)程中CMAS凝固的同時(shí)，會(huì)使陶瓷層表層產(chǎn)生橫向微裂紋，一定厚度的致密CMAS沉積物粘附在陶瓷層表面，CMAS自身剝離的同時(shí)會(huì)導(dǎo)致陶瓷層從表層剝離。隨熱循環(huán)次數(shù)增加，陶瓷層產(chǎn)生表層剝離后，CMAS沉積到殘留陶瓷層表面，這一表層剝離現(xiàn)象會(huì)繼續(xù)出現(xiàn)（圖7（b））。通過(guò)以上分析，可將CMAS耦合作用下熱障涂層失效的形式歸結(jié)為逐層剝離。

圖7 TC3樣品熱循環(huán)失效后二次電子像（a），（b）和背散射像（c），（d）Fig.7 Secondary electron images（a），（b）and back scattered images（c），（d）of TC3sample after thermal cycling failure

圖8為CMAS中主要元素Ca，Si和YSZ中主要元素Zr在涂層截面上的元素面分布結(jié)果，CMAS滲入主要作用在陶瓷層表層，從Ca，Si和Zr元素面分布結(jié)果對(duì)應(yīng)可得出這一結(jié)論，同時(shí)圖7（c），（d）也反映了這一現(xiàn)象。

圖8 TC3樣品中Zr，Ca，Si元素面分布結(jié)果Fig.8 Element distribution of Zr，Ca and Si in TC3sample

通過(guò)以上分析，驗(yàn)證了CMAS耦合條件下新型熱障涂層熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)方法可用于模擬熱障涂層高溫度梯度工況條件，也可用于CMAS耦合作用對(duì)涂層壽命影響實(shí)驗(yàn)。該方法可為進(jìn)一步揭示涂層失效模式和失效機(jī)理，發(fā)展CMAS防護(hù)技術(shù)的研究和抗CMAS滲入的熱障涂層材料、結(jié)構(gòu)的優(yōu)化奠定良好的基礎(chǔ)。

3 結(jié)論

（1）高溫度梯度常規(guī)熱循環(huán)條件下（1200℃／900℃，保溫5min），熱不匹配應(yīng)力是等離子噴涂熱障涂層層間開裂剝離失效的主要因素；水蒸氣會(huì)加劇TGO中尖晶石相的生成，并對(duì)陶瓷層產(chǎn)生一定的影響；CMAS耦合作用下，涂層70次熱循環(huán)后失效，CMAS沉積物是導(dǎo)致涂層過(guò)早失效的主要因素。

（2）CMAS滲入到陶瓷層表層，導(dǎo)致陶瓷層形成與CMAS交互作用的致密層，降低涂層應(yīng)變?nèi)菹?；同時(shí)，CMAS滲入和凝固后使陶瓷層表層橫向微裂紋增多，導(dǎo)致熱障涂層陶瓷層逐層剝離失效。

（3）該實(shí)驗(yàn)方法有效模擬了高溫度梯度、燃?xì)饧訜岷虲MAS沉積物的影響，與真實(shí)工況具有一定對(duì)等性，可為涂層質(zhì)量?jī)?yōu)化提供良好的基礎(chǔ)。

［1］RAJENDRAN R.Gas turbine coatings－an overview［J］.Engineering Failure Analysis，2012，26：355－369.

［2］KR?MER S，F(xiàn)AULHABER S，CHAMBERS M，et al.Mecha－nisms of cracking and delamination within thick thermal barrier systems in aero－engines subject to calcium－magnesium－aluminasilicate（CMAS）penetration［J］.Materials Science and Engineering：A，2008，490（1）：26－35.

［3］LI L，HITCHMAN N，KNAPP J.Failure of thermal barrier coatings subjected to CMAS attack［J］.Journal of Thermal Spray Technology，2010，19（1－2）：148－155.

［4］DREXLER J M，GLEDHILL A D，SHINODA K，et al.Jet engine coatings for resisting volcanic ash damage［J］.Advance Materials，2011，23（21）：2419－2424.

［5］KRAMER S，YANG J，LEVI C G.Thermo－chemical interaction of thermal barrier coatings with molten CaO－MgO－SiO2－Al2O3（CMAS）deposits［J］.Journal of the American Ceramic Society，2006，89（10）：3167－3175.

［6］MOHAN P，PATTERSON T，YAO B，et al.Degradation of thermal barrier coatings by fuel impurities and CMAS：thermochemical interactions and mitigation approaches［J］.Journal of Thermal Spray Technology，2010，19（1－2）：156－167.

［7］DREXLER J M，CHEN C H，GLEDHILL A D，et al.Plasma sprayed gadolinium zirconate thermal barrier coatings that are resistant to damage by molten Ca－Mg－Al－silicate glass［J］.Surface and Coatings Technology，2012，206（19－20）：3911－3916.

［8］CHEN X.Calcium－magnesium－alumina－silicate（CMAS）delamination mechanisms in EB－PVD thermal barrier coatings［J］.Surface and Coatings Technology，2006，200（11）：3418－3427.

［9］何箐，劉新基，柳波，等.CMAS滲入對(duì)等離子噴涂YSZ熱障涂層形貌的影響［J］.中國(guó)表面工程，2012，25（4）：42－48.HE Q，LIU X J，LIU B，et al.Influence of CMAS infiltration on microstructure of plasma－sprayed YSZ thermal barrier coating［J］.China Surface Engineering，2012，25（4）：42－48.

［10］STILGER M J，YANAR N M，TOPPING M G，et al.Thermal barrier coatings for the 21st century［J］.Zeitschr Metallk，1999，90（12）：1069－1078.

［11］MARTENA M，BOTTO D，F(xiàn)INO P，et al.Modelling of TBC system failure：stress distribution as a function of TGO thickness and thermal expansion mismatch［J］.Engineering Failure Analysis，2006，13（3）：409－426.

［12］宮聲凱，鄧亮，徐惠彬.陶瓷熱障涂層制備技術(shù)及發(fā)展趨勢(shì)［J］.材料導(dǎo)報(bào)，1999，13（6）：31－34.GONG S K，DENG L，XU H B.Recent development in preparation techniques of thermal barrier coatings［J］.Materials Re－view，1999，13（6）：31－34.

［13］EVANS A G，HUTCHINSON W J.The mechanics of coating delamination in thermal gradients［J］.Surface and Coating Technology，2007，201（18）：7905－7916.