顏景軍，楊麗，周益春,2

(1. 湘潭大學(xué)，湖南 湘潭 411105；2. 西安電子科技大學(xué)，陜西 西安 710126）

0 引言

渦輪葉片熱障涂層服役在高溫、高速旋轉(zhuǎn)、沖蝕、腐蝕等熱力化載荷耦合的環(huán)境下[1,2]，依靠常規(guī)的拉伸、氧化、熱力疲勞等實驗方法難以準(zhǔn)確研究其失效機(jī)制，傳統(tǒng)的非接觸式無損檢測方法很難捕捉其在熱應(yīng)力、離心力、氣動力等復(fù)雜載荷作用下的損傷演變信息。研制渦輪葉片熱障涂層熱力化耦合模擬測試裝置，實現(xiàn)高速旋轉(zhuǎn)熱障涂層與燃?xì)饨换プ饔孟峦牧?、熱斑以及?fù)雜應(yīng)力場的模擬和檢測，對分析工作葉片熱障涂層的破壞機(jī)理與服役可靠性至關(guān)重要[3]。

針對熱障涂層的熱沖擊考核測試國內(nèi)外開展了大量研究[4-6]，北京航空材料研究院、北京科技大學(xué)等通過考核熱障涂層的熱循環(huán)壽命，指導(dǎo)新型涂層的設(shè)計與工藝優(yōu)化[7-9]，湘潭大學(xué)通過聲發(fā)射技術(shù)與數(shù)字圖像相關(guān)法結(jié)合的方式首次實現(xiàn)了導(dǎo)向葉片熱障涂層在服役過程中應(yīng)變演化和裂紋損傷模式的實時檢測[10]。荷蘭NLC 和加拿大NRC 研制的LCS-4 系列高速燃?xì)庋b置通過燃燒柴油等產(chǎn)生高溫、高壓燃?xì)鈱悠愤M(jìn)行加熱，實現(xiàn)熱障涂層樣品在旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下的考核[11]。美國cincinnati 大學(xué)研制的動態(tài)模擬裝置將熱障涂層樣品固定在旋轉(zhuǎn)軸上模擬離心力，燃?xì)鈬姌寣Χ鄠€旋轉(zhuǎn)樣品同時進(jìn)行加熱[12]。中國航發(fā)動研所、渦輪院等在核心機(jī)或整機(jī)試驗臺上開展了渦輪葉片動應(yīng)力測試[13,14]，實驗時在發(fā)動機(jī)前端布置引電器，通過全轉(zhuǎn)速范圍試車測試渦輪葉片的共振頻率、共振轉(zhuǎn)速以及高周疲勞損傷。然而，這些工作多數(shù)是針對熱障涂層靜止件的考核或?qū)υ嚰M(jìn)行象征性的繞軸旋轉(zhuǎn)，也有針對轉(zhuǎn)子葉片基底強(qiáng)度的考核測試但未涉及涂層失效領(lǐng)域。在熱障涂層靜止件的考核中實時檢測技術(shù)應(yīng)用比較成熟，在高溫燃?xì)鉀_擊與高速旋轉(zhuǎn)作用下熱障涂層應(yīng)變場與溫度場的實時檢測仍是領(lǐng)域內(nèi)的難點(diǎn)與空白點(diǎn)。

本文通過研制熱障涂層動態(tài)模擬測試裝置[15]以及基于高速導(dǎo)電滑環(huán)的實時檢測系統(tǒng)，實現(xiàn)了轉(zhuǎn)子葉片熱障涂層損傷演化的實時檢測與剝落機(jī)制分析。采用電子束物理氣相沉積工藝制備熱障涂層，通過火焰噴涂方法在熱障涂層表面固定高溫電阻應(yīng)變計與熱電偶，通過事后溫度補(bǔ)償?shù)姆绞嚼L制應(yīng)變熱輸出曲線，多路引線在渦輪盤表面平衡布置后通過導(dǎo)電滑環(huán)連接遠(yuǎn)端的應(yīng)變儀進(jìn)而獲取熱障涂層的應(yīng)變演化特征與溫度分布。于此同時展開了不同轉(zhuǎn)速的對比實驗，以及靜態(tài)熱沖擊考核的對比分析，最后通過掃描電子顯微鏡分析了高速旋轉(zhuǎn)與燃?xì)鉀_擊作用下熱障涂層的失效機(jī)理。

1 試驗

1.1 試驗樣品

試驗樣品為帶熱障涂層的燃?xì)鉁u輪轉(zhuǎn)子葉片，多個渦輪葉片在渦輪盤上呈圓周均布，通過卡具固定后隨渦輪盤高速旋轉(zhuǎn)。熱障涂層體系由基底、粘結(jié)層、陶瓷層組成，基底材料為鎳基高溫合金，采用超音速火焰噴涂工藝制備了厚度為80 μm NiCrAlY 粘結(jié)層，采用電子束物理氣相沉積工藝制備了厚度為120 μm 的YSZ 陶瓷層。

1.2 高速旋轉(zhuǎn)模擬考核試驗平臺

為了解決熱障涂層地面試車前考核評價平臺缺失、關(guān)鍵損傷參數(shù)不清的難題，研制了渦輪葉片熱障涂層熱力化耦合動態(tài)試驗?zāi)M與測試裝置。裝置通過高速電機(jī)帶動載有渦輪盤的主軸旋轉(zhuǎn)，超音速燃?xì)鈬姌屖褂煤娇彰河妥鋈剂?，純氧做助燃劑，噴槍在?dǎo)軌的帶動下可深入燃燒室對旋轉(zhuǎn)的渦輪葉片進(jìn)行加熱，渦輪葉片最大旋轉(zhuǎn)直徑為460 mm。圖1(a)、(b)分別為同時點(diǎn)燃六把燃?xì)鈬姌尯蛧姌屔钊肴紵倚Ч麍D。試驗選擇6000 r/min、1000 ℃作為主要考核工況，即渦輪葉片以6000 r/min 速度旋轉(zhuǎn)時熱障涂層表面最高溫度需要達(dá)到1000℃。一次熱沖擊循環(huán)包括升溫、保溫階段共5 min 和降溫階段5 min。實驗開始前渦輪葉片以預(yù)定轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，點(diǎn)燃的噴槍在導(dǎo)軌上前進(jìn)時開始計時。保溫階段結(jié)束后，噴槍從燃燒室中移出熱障涂層開始降溫，降溫過程結(jié)束后葉片停止旋轉(zhuǎn)。為分析不同服役轉(zhuǎn)速對涂層表面溫度以及應(yīng)變損傷的影響，對比轉(zhuǎn)速選擇5000 r/min 和4000 r/min。

圖1 導(dǎo)軌上點(diǎn)燃的燃?xì)鈬姌專?a) 同時點(diǎn)燃六把噴槍；(b) 噴槍深入燃燒室Fig. 1 Gas guns lighted on rail:(a) six spray guns been lighted at the same time; (b) the spray gun penetrates into the combustion chamber

1.3 實時檢測方式

動態(tài)裝置的實時檢測系統(tǒng)由高溫電阻應(yīng)變計、測溫?zé)犭娕?、高溫引線、導(dǎo)電滑環(huán)和分析系統(tǒng)組成[16]。應(yīng)變計和熱電偶安裝在熱障涂層表面，微小形變會引起熱障涂層表面應(yīng)變計阻值的變化，應(yīng)變儀通過采集電信號變化進(jìn)而獲取形變信息。導(dǎo)電滑環(huán)工作時轉(zhuǎn)子端（滑環(huán)外殼）高速旋轉(zhuǎn)的電刷與靜子端（被卡具固定）的金屬環(huán)時刻保持滑動接觸，從而將電信號持續(xù)、穩(wěn)定傳出。如圖2 所示，應(yīng)變計和熱電偶引線與高溫導(dǎo)線儲能焊接后在渦輪盤表面均勻布置然后接入導(dǎo)電滑環(huán)，為防止導(dǎo)線在高速旋轉(zhuǎn)過程中損壞，需使用高溫合金薄片進(jìn)行全程的點(diǎn)焊固定。信號線經(jīng)導(dǎo)電滑環(huán)靜止引出后連接遠(yuǎn)端的應(yīng)變儀、測溫儀等分析設(shè)備。

圖2 渦輪盤表面信號線的布置Fig. 2 Layout of signal lines on turbine disc surface

1.4 應(yīng)變片與熱電偶的安裝方式

固定在熱障涂層表面的應(yīng)變計、熱電偶，不僅要面臨高溫、高速旋轉(zhuǎn)的服役環(huán)境，還要承受高壓的燃?xì)鉀_刷，極易發(fā)生脫落并扯斷引線[17]。為保證信號傳輸?shù)姆€(wěn)定性，本文應(yīng)變計與熱電偶的安裝方式采用火焰噴涂法[18]。所用設(shè)備為ROKIDE 火焰噴涂系統(tǒng)，其原理是利用乙炔和氧氣燃燒產(chǎn)生的高溫火焰將氧化鋁棒材霧化成熔滴噴射在熱障涂層表面，進(jìn)而固定應(yīng)變計和熱電偶。實驗所用Vishay 應(yīng)變計型號為ZWPNC-063-120，標(biāo)稱阻值120Ω，最高工作溫度1038℃。

為保證安裝應(yīng)變計的存活率，應(yīng)變測點(diǎn)應(yīng)避開應(yīng)變梯度較大的位置，選取平整易于噴涂固定的區(qū)域。同時參考相關(guān)文獻(xiàn)[19]，應(yīng)變計最為理想的敷設(shè)位置在葉片尾緣中上部（距葉尖15 mm，距尾緣5 mm），此位置在承受較大動應(yīng)變的同時，也承受著較大的離心載荷。同一測點(diǎn)在不同方向上的應(yīng)變梯度不同，應(yīng)變示值也會存在差異，為了探究熱障涂層不同方向上的應(yīng)變梯度，如圖3 在三個葉片的吸力面測點(diǎn)互成45°安裝電阻應(yīng)變計。為了對比壓力面與吸力面應(yīng)變差異，在圖3(c)吸力面測點(diǎn)對稱的壓力面同樣以90°安裝應(yīng)變計。由于過多測點(diǎn)的噴涂會影響渦輪葉片本身的振動特性，并且難以在同一葉片上完成多條引線的平衡布置，因此將同級渦輪盤上的渦輪葉片做等效處理，即認(rèn)為同時服役的帶熱障涂層渦輪葉片狀態(tài)一致。

圖3 在不同角度安裝應(yīng)變計的熱障涂層葉片：(a) 0°; (b) 45°; (c) 90°Fig. 3 Thermal barrier coating samples with strain gauges mounted at different angles: (a) 0°; (b) 45°; (c) 90°

2 結(jié)果及分析

2.1 溫度測量結(jié)果

2.1.1 截面溫度分布

為測量高速旋轉(zhuǎn)熱障涂層的截面溫度場，在應(yīng)變測點(diǎn)所在截面選取了9 個點(diǎn)進(jìn)行溫度測量，其中測溫點(diǎn)5 和6 與尾緣應(yīng)變測點(diǎn)位置一致。6000 r/min、1000 ℃服役時設(shè)備的加熱參數(shù)如表1。

表1 轉(zhuǎn)速6000r/min、溫度1000℃時的測試參數(shù)Table 1 Testing parameters when the speed is 6000r/min and the heating temperature is 1000℃

由圖4 溫度測點(diǎn)和截面各點(diǎn)時間溫度變化曲線可知，點(diǎn)1～5的最高溫度分別是992 ℃、1000 ℃、985 ℃、948 ℃和921 ℃，點(diǎn)6～9 的最高溫度分別是905 ℃、897 ℃、921 ℃、956 ℃。整體上，吸力面溫度高于壓力面，前緣的溫度高于尾緣，其中溫度最高的位置出現(xiàn)在吸力面靠近前緣處（測點(diǎn)2，1000 ℃）、最低位置在壓力面尾緣（測點(diǎn)7，897 ℃）。這是因為在葉片旋轉(zhuǎn)過程中，高溫燃?xì)饴氏仍谖γ媾c渦輪葉片發(fā)生交互作用，吸力面被加熱的更充分；前緣靠近焰心并且正對火焰沖擊，所以在前緣整體溫度大于尾緣。在噴槍未完全進(jìn)入燃燒室之前溫升速率較慢，隨后升溫速率顯著提高，最終各測點(diǎn)相繼達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖4 熱障涂層截面溫度測量：(a) 截面溫度測點(diǎn)；(b) 吸力面溫升曲線；(c) 壓力面溫升曲線Fig. 4 Thermal barrier coating section temperature measurement: (a) temperature measuring point;(b) suction surface temperature change curve; (c) pressure surface temperature change curve

2.1.2 不同服役轉(zhuǎn)速溫度變化

圖5 為測溫點(diǎn)2 以表1 參數(shù)加熱時不同轉(zhuǎn)速下的溫度變化曲線，在6000 r/min、5000 r/min、4000 r/min 的穩(wěn)定溫度分別為1000 ℃、1013 ℃、1022 ℃。可以看出，加熱參數(shù)不變時隨著轉(zhuǎn)速的降低，溫度呈小幅升高的趨勢。這是因為受尾跡導(dǎo)流的影響，轉(zhuǎn)速越高渦輪葉片承受的風(fēng)阻越大，帶走的熱量越多，所以涂層表面溫度越低。與此同時，周圍相對低溫的氣流會在葉片表面形成“冷卻氣膜”，轉(zhuǎn)速越高低溫氣流的冷卻效果便越顯著。

圖5 不同轉(zhuǎn)速下熱障涂層溫度變化曲線Fig. 5 Temperature variation of thermal barrier coatings at different rotation speeds

2.2 應(yīng)變測量結(jié)果

2.2.1 溫度補(bǔ)償

熱輸出是指應(yīng)變計自身受熱變形產(chǎn)生的應(yīng)變量，在應(yīng)變總量中消除熱輸出的過程稱為溫度補(bǔ)償[20]。動態(tài)實驗中，補(bǔ)償應(yīng)變計安裝在任何位置都無法在不受力的情況下與工作應(yīng)變計的溫度時刻保持一致。因此，在已準(zhǔn)確得知應(yīng)變測點(diǎn)的溫升曲線后，可通過事后補(bǔ)償?shù)姆绞綄?yīng)變示值進(jìn)行熱輸出標(biāo)定。

用于溫度補(bǔ)償?shù)纳惦娮锠t由爐膛、樣品升降臺和溫度控制系統(tǒng)等組成。實驗前，將電阻爐加熱到終態(tài)保溫溫度（反饋熱電偶在爐膛內(nèi)），同時在溫控系統(tǒng)中輸入要實現(xiàn)的時間溫度變化曲線（反饋熱電偶在熱障涂層表面）。當(dāng)載有測溫葉片的升降臺開始上升，爐膛下方隔熱擋板將自動移開，在熱輻射的作用下熱障涂層表面開始升溫。隨后樣品臺自動調(diào)節(jié)上升速率確保測點(diǎn)的實時溫度與輸入的溫升曲線一致。在保溫階段，高溫爐的反饋熱電偶會切換為熱障涂層表面的測溫?zé)犭娕?，即通過調(diào)節(jié)爐膛整體溫度來維持樣品表面溫度恒定。降溫階段，樣品臺下降的同時，周圍變頻風(fēng)扇啟動并自動調(diào)節(jié)風(fēng)速來輔助樣品降溫。隨后保存控制參數(shù)，放入應(yīng)變測試所用的熱障涂層葉片，當(dāng)升降爐執(zhí)行記憶的溫升過程，啟動應(yīng)變儀采集此過程的應(yīng)變量。吸力面和壓力面應(yīng)變測點(diǎn)的溫升重復(fù)曲線與實際溫度曲線如圖6。由圖可見溫升重復(fù)曲線與實際溫升曲線基本一致，保溫階段誤差較小，升溫和降溫階段最高存在12℃誤差，這是因為升降溫過程溫度變化較快，對程序和設(shè)備的迅速反應(yīng)要求較高。整體趨勢上，此補(bǔ)償方法滿足溫度校準(zhǔn)的需求，可用于熱輸出曲線的測量。

圖6 熱障涂層在升降爐中的溫升重復(fù)曲線與實際溫度曲線對比：(a) 吸力面；(b) 壓力面Fig. 6 The comparison of temperature rise repeat curve and actual temperature curve in lifting furnace for the thermal barrier coatings: (a) suction surface; (b) pressure surface

2.2.2 不同安裝位置應(yīng)變結(jié)果

如圖7 所示為1000 ℃、6000 r/min 測試狀態(tài)下，4 個應(yīng)變測點(diǎn)應(yīng)變總量曲線(a)、熱輸出曲線(b)和二者作差得到的主應(yīng)變曲線(c)。對保溫時穩(wěn)定狀態(tài)的應(yīng)變進(jìn)行分析，可見熱輸出在應(yīng)變總量中占比很高。由圖7(c)可知，吸力面主應(yīng)變(0.23%)大于壓力面(0.20%)，在不同的安裝角度，0°、90°、45°方向的主應(yīng)變分別為0.24%、0.23%、0.21%。吸力面溫度高具有更大熱應(yīng)力，同時也承受著更多的氣流沖擊，因此主應(yīng)變高于壓力面。應(yīng)變計示值反應(yīng)的是應(yīng)變計敏感柵接觸范圍內(nèi)的總變形，安裝方向平行于緣板(0°)時截面方向溫度梯度高、敏感柵所受應(yīng)變梯度大，因此形變量最大。垂直于緣板方向(90°)的應(yīng)變梯度較小但與燃?xì)獾慕佑|面積變大、受到更多剪切式氣流沖刷，因此在多重機(jī)制共同作用下，0°方向應(yīng)變大于90°大于45°。

圖7 熱障涂層應(yīng)變曲線：(a)應(yīng)變總量；(b)熱輸出；(c)主應(yīng)變Fig. 7 Strain curves of thermal barrier coatings: (a) total strain; (b) heat output; (c) principal strain

2.2.3 不同服役轉(zhuǎn)速應(yīng)變變化

圖8 所示為吸力面90°方向敷設(shè)的應(yīng)變計在不同服役轉(zhuǎn)速下主應(yīng)變曲線?？梢钥吹剑S著轉(zhuǎn)速的降低主應(yīng)變呈現(xiàn)明顯的下降趨勢，在6000 r/min、5000 r/min 和4000 r/min 時分別為0.23%、0.20%和0.18%。在轉(zhuǎn)速降低時涂層表面溫度有小幅上升、熱應(yīng)力有所提高，但轉(zhuǎn)速降低后氣流激振、機(jī)械振動以及離心載荷將顯著下降，在高速旋轉(zhuǎn)過程中動應(yīng)變對涂層變形的影響起著決定性的作用，因此主應(yīng)變明顯降低。

圖8 不同轉(zhuǎn)速下熱障涂層主應(yīng)變Fig. 8 Principal strain of thermal barrier coatings at different rotational speeds

2.3 與靜態(tài)測量結(jié)果對比

2.3.1 溫度測量結(jié)果對比

為了對比動態(tài)、靜態(tài)服役過程中熱障涂層表面溫度場差異，使用同規(guī)格樣品，在靜態(tài)熱沖擊實驗臺開展了對照實驗。靜態(tài)測溫通過紅外熱像儀實現(xiàn)，測溫點(diǎn)的選取與動態(tài)一致，燃?xì)鈬姌寣?zhǔn)測溫點(diǎn)2 加熱，以保證此位置為溫度最高。與此同時，為了便于對比動、靜態(tài)熱沖擊循環(huán)過程的主應(yīng)變演化，需調(diào)節(jié)靜態(tài)測試的主控溫度使動、靜態(tài)測試時葉背尾緣測點(diǎn)5 的溫度變化一致。圖9 為動、靜測試保溫狀態(tài)下各測點(diǎn)的溫度分布，與高速旋轉(zhuǎn)熱沖擊相比，維持葉背尾緣溫度相同時，靜態(tài)測試的前緣溫度高達(dá)1123 ℃，截面溫差242 ℃遠(yuǎn)大于動態(tài)考核的103 ℃。動態(tài)測試時渦輪葉片處于環(huán)境溫度較高的燃燒室中，且高速旋轉(zhuǎn)下火焰對葉片的加熱更為均勻，而靜態(tài)熱沖擊時，遠(yuǎn)離噴槍口的尾緣受周圍低溫環(huán)境的影響升溫緩慢，終態(tài)溫度也較低，因此動靜、態(tài)測試的截面溫度分布存在明顯差異。

圖9 熱障涂層截面溫度分布Fig. 9 Cross-sectional temperature distribution of thermal barrier coatings

2.3.2 應(yīng)變損傷演化對比

為了分析熱障涂層失效的損傷演變過程及其失效機(jī)理，對動、靜態(tài)熱循環(huán)過程進(jìn)行了應(yīng)變損傷演化的實時檢測。綜合考慮應(yīng)變測點(diǎn)的穩(wěn)定性與典型性，選擇在吸力面90°安裝的應(yīng)變計對熱循環(huán)過程進(jìn)行應(yīng)變采集。涂層失效判定條件為剝落面積達(dá)到10%或剝落長度大于10 mm，每20次循環(huán)進(jìn)行一次采樣繪制。圖10 為帶熱障涂層渦輪葉片動態(tài)與靜態(tài)熱沖擊循環(huán)考核過程中最大主應(yīng)變演化曲線。圖中可以看出，動態(tài)熱沖擊主應(yīng)變在0.23%～0.82%之間，靜態(tài)熱沖擊主應(yīng)變在0.04%～0.67%之間，均為拉伸變形。動態(tài)熱沖擊實驗熱障涂層經(jīng)歷128 次循環(huán)剝落失效，低于靜態(tài)測試的194 次，但失效前最大主應(yīng)變高于靜態(tài)。在動態(tài)與靜態(tài)熱沖擊循環(huán)考核過程中，雖然測點(diǎn)的溫度變化一致，但動態(tài)測試在高速旋轉(zhuǎn)過程需要承受氣流激振力與離心力等多種復(fù)雜載荷，因此相同循環(huán)次數(shù)下的主應(yīng)變高于靜態(tài)。對比失效前最后的應(yīng)變狀態(tài)，二者主應(yīng)變差值有所減小，說明涂層的剝落失效是疲勞損傷的累積過程，剝落時最大主應(yīng)變需要達(dá)到一定的臨界條件。

圖10 熱沖擊循環(huán)過程熱障涂層的應(yīng)變損傷演化Fig. 10 Strain damage evolution of thermal barrier coatings during thermal shock cycles

2.3.3 宏觀形貌演變對比

如圖11 所示為熱障涂層在動態(tài)熱沖擊循環(huán)下的宏觀形貌演變。測試前熱障涂層表面光滑整潔，由于存在煤油燃燒產(chǎn)物的沉積，隨著循環(huán)次數(shù)的增加表面逐漸暗淡。熱循環(huán)60 次后，熱障涂層開始出現(xiàn)剝落，剝落區(qū)域集中在受燃?xì)鉀_刷較為嚴(yán)重的吸力面前緣中上部。隨著熱循環(huán)的進(jìn)行，剝落區(qū)域逐漸向周圍蔓延，葉冠附近剝落最為嚴(yán)重。循環(huán)128 次時剝落面積達(dá)到總面積的10%，涂層已經(jīng)失效。圖12 所示為靜態(tài)熱沖擊循環(huán)時熱障涂層的宏觀形貌演變，原始形貌仍然干凈整潔，隨著熱循環(huán)的進(jìn)行，涂層表面出現(xiàn)黑色斑點(diǎn)。循環(huán)90 次時，涂層表面出現(xiàn)可見裂紋，裂紋位置為正對燃?xì)鉀_擊區(qū)域。隨后剝落面積逐漸擴(kuò)大最終在194 次熱循環(huán)后失效，但剝落區(qū)域未向葉冠擴(kuò)散。對比發(fā)現(xiàn)，熱沖擊循環(huán)考核過程中熱障涂層率先剝落區(qū)域均為受外力沖擊最大且溫度最高的位置，然后向周圍擴(kuò)展。當(dāng)存在離心載荷時，熱障涂層的剝落位置會向離心力最大的葉冠方向擴(kuò)散。

圖11 動態(tài)考核過程熱障涂層的宏觀形貌演變：(a) 0 次循環(huán)；(b) 20 次循環(huán)；(c) 40 次循環(huán)；(d) 60 次循環(huán)；(e) 80 次循環(huán)；(f) 100 次循環(huán)；(g) 120 次循環(huán)；(h) 128 次循環(huán)Fig. 11 Morphology evolution of thermal barrier coatings during dynamic testing: (a) 0 cycle; (b) 20 cycles; (c) 40 cycles;(d) 60 cycles; (e) 80 cycles; (f) 100 cycles; (g)120 cycles ;(h) 128 cycles

圖12 靜態(tài)考核過程熱障涂層的宏觀形貌演變：(a) 0 次循環(huán)；(b) 30 次循環(huán)；(c) 60 次循環(huán)；(d) 90 次循環(huán)；(e) 120 次循環(huán)；(f) 150 次循環(huán)；(g) 180 次循環(huán)；(h) 194 次循環(huán)Fig. 12 Morphology evolution of thermal barrier coatings during static testing: (a) 0 cycle; (b) 30 cycles; (c) 60 cycles;(d) 90 cycles; (e) 120 cycles; (f) 150 cycles; (g)180 cycles ;(h) 194 cycles

2.4 微觀結(jié)構(gòu)分析

為了對高速旋轉(zhuǎn)熱障涂層進(jìn)行失效模式分析，采用SEM 觀測了剝落區(qū)域熱障涂層微觀結(jié)構(gòu)特征。斷面顯微圖片如圖13，從圖可以看出未剝落區(qū)域的熱障涂層依舊保持完整形貌。剝落區(qū)明顯可見熱障涂層柱狀晶已經(jīng)折斷或完全從粘接層脫離，并且被折斷的涂層因為受到嚴(yán)重侵蝕產(chǎn)生大量表面垂直裂紋。涂層剝落的原因可歸結(jié)為以下幾點(diǎn)：(1) 剝落集中在葉背的高溫區(qū)，此處溫度梯度高、應(yīng)變梯度大；(2) 高溫、高壓燃?xì)獾臎_刷導(dǎo)致柱狀晶逐漸減薄，從而引發(fā)涂層剝落；(3) 高速旋轉(zhuǎn)加速了柱狀晶的折斷以及裂紋的生長，促使剝落區(qū)域集中在離心載荷最大的葉冠處。

圖13 動態(tài)熱沖擊循環(huán)失效后熱障涂層的微觀結(jié)構(gòu)Fig. 13 Microstructure of thermal barrier coatings after dynamic thermal shock cycles

3 結(jié)論

針對航空發(fā)動機(jī)渦輪葉片熱障涂層臺架試車前考核平臺缺失、關(guān)鍵損傷數(shù)據(jù)缺乏的難題，研制了基于高溫?zé)釠_擊與高速旋轉(zhuǎn)的模擬考核平臺，并開發(fā)了涂層損傷的實時檢測系統(tǒng)，主要結(jié)論包括：

(1) 高速旋轉(zhuǎn)的渦輪葉片熱障涂層表面溫度分布均勻，截面溫差為103℃低于靜態(tài)熱沖擊考核的242℃截面溫差。吸力面溫度大于壓力面，降低轉(zhuǎn)速溫度會有小幅提升。

(2) 熱障涂層在平行于緣板方向應(yīng)變梯度最大，45 度方向最小。熱障涂層吸力面主應(yīng)變大于壓力面，當(dāng)轉(zhuǎn)速降低表面主應(yīng)變顯著下降。

(3) 渦輪葉片熱障涂層經(jīng)歷128 次動態(tài)熱沖擊循環(huán)剝落失效，失效前表面主應(yīng)變范圍在0.23%～0.82%，大于靜態(tài)熱沖擊的0.04%～0.67%。失效位置在葉背靠近前緣處，失效原因是外力的沖擊以及離心載荷作用下各類裂紋的快速擴(kuò)展，涂層失效形式為減薄式剝落，最終從粘接層脫離。