丁晉，舒琴，鐘代銀，王平友，黃思謙

（中國航發(fā)貴州黎陽航空動力有限公司，貴陽550014）

0 引言

近年來，隨著我國航空事業(yè)的飛速發(fā)展，如何進一步提高航空發(fā)動機的推重比，是現(xiàn)階段制約航空事業(yè)發(fā)展的一個主要問題。提高航空發(fā)動機的推重比，其核心在于要提高航空發(fā)動機的工作效率，即提高其熱效率[1]。這對于材料的耐高溫、耐沖蝕和高壓等性能提出了更高的要求(>1100℃)，這已達到高溫合金極限狀況(1075 ℃)。目前，行業(yè)內(nèi)普遍采用噴涂熱障涂層和氣膜冷卻兩大關(guān)鍵技術(shù)，來延長熱端部件的高溫使用壽命。

熱障涂層包含一層低熱導(dǎo)率的陶瓷涂層，該層主要起隔絕熱量的作用[2-5]。陶瓷層的厚度范圍主要涵蓋0.05～1 mm，具體的涂層厚度取決于發(fā)動機設(shè)計時對熱端部件表面涂層隔熱性能的要求。如發(fā)動機前級渦輪葉片往往采用電子束物理氣相沉積技術(shù)制備柱狀晶涂層，該涂層厚度一般在0.05～0.10 mm；而對于燃燒室內(nèi)壁往往采用大氣等離子噴涂技術(shù)制備層狀厚熱障涂層，其涂層厚度可以達到、甚至超過1 mm。將熱障涂層沉積在高溫合金的表面，可以保障基體材料在高溫環(huán)境中穩(wěn)定工作，有效提高了基材的使用壽命。

氣膜冷卻技術(shù)是通過對合金基材進行鉆孔，進而使部分冷氣流到熱端部件表面形成氣膜冷卻效果。在實際應(yīng)用中，氣膜冷卻的效果往往遠大熱障涂層本身的隔熱效果，因此成為了熱端部件防護的重要方式。當前，冷卻氣孔的主流加工工藝是電火花加工[6,7]，并已經(jīng)相對成熟，其優(yōu)勢在于開孔位置精準，效率高，材料可選擇范圍大。此類組件的工序一般先采取電火花打孔加工，再進行噴涂熱障涂層工序。而這樣也就不可避免的造成在噴涂的過程中，熱障涂層遮蔽或進入冷卻氣孔內(nèi)部，對冷卻氣孔的尺寸和性能造成一定影響。對于航空發(fā)動機熱端渦輪葉片的冷卻氣孔研究已經(jīng)較為廣泛[8-10]，而隨著發(fā)動機工作溫度不斷升高，發(fā)動機其他熱端部件在原先熱障涂層基礎(chǔ)上，也逐漸向增加氣膜孔設(shè)計方向發(fā)展，而目前針對其他熱端部件的氣孔膜研究鮮有報道，因此需要深入研究。

本文針對航空發(fā)動機熱端的噴嘴錐體組件進行冷卻氣孔縮孔行為的研究。由于冷卻氣孔孔徑對錐體冷卻效果及發(fā)動機效率影響很大，本文研究了不同孔徑的冷卻氣孔受熱障涂層噴涂影響下的縮孔行為。

1 試驗

本研究所用的基體為鎳基高溫合金材質(zhì)的錐體零件，其合金化學成分如表1 所示。采用電火花工藝對錐體基材進行打孔（冷卻氣孔），設(shè)計了五種冷卻氣孔直徑尺寸，分別為0.8 mm，1.0 mm，1.2 mm，1.4 mm 和1.6 mm，孔深方向與基材表面垂直。全部開孔完畢后，用砂紙對孔的邊緣進行打磨，然后用酒精進行清洗，吹干。

表1 鎳基高溫合金基材的成分Table 1 The composition of nickel-based superalloy substrate

采用大氣等離子噴涂技術(shù)進行熱障涂層底層和面層的制備。選用的熱障涂層底層和面層粉末分別為NiCrAlY 粉末（礦冶科技集團有限公司，KF-308）和氧化釔部分穩(wěn)定氧化鋯（礦冶科技集團有限公司，KF-230），其成分如表2 和表3 所示。噴涂前，先用80 目白玉砂對基材進行吹砂處理，保證零件表面具有較高的粗糙度。采用Metco Unicoat F4 噴涂系統(tǒng)在錐體零件表面進行熱障涂層制備，噴涂時噴槍與基材表面垂直，錐體自軸旋轉(zhuǎn)，噴槍進行水平往復(fù)運動，從而完成對錐體表面整體的噴涂?？刂频讓訃娡亢穸燃s0.1 mm 左右，控制面層噴涂厚度在0.2 mm 左右。

表2 原料NiCrAlY 粉末成分Table 2 Composition of NiCrAlY powder

表3 原料ZrO2-Y2O3 粉末成分Table 3 Composition of ZrO2-Y2O3 powder

在涂層噴涂后，一部分涂層會在冷卻氣孔邊緣外延沉積（該部分被定義為噴涂余量），導(dǎo)致冷卻孔直徑變小，造成縮孔現(xiàn)象，進而影響零件使用時的氣流總量?？s孔現(xiàn)象可以采用縮孔率進行定量描述。本文采用兩種方法測試和計算縮孔率，一種是通規(guī)法（又稱機械法），該法采用不同測量尺寸（相鄰規(guī)格相差0.05 mm）的通規(guī)對每個氣膜孔逐個進行測量，測量出噴涂前后的孔徑，對同一名義孔徑的測量孔徑進行算數(shù)平均，可以獲得噴涂前后的實際孔徑，進而計算出縮孔率（該法縮孔率等于噴涂前后孔徑之差與噴涂前孔徑之比）；另一種是金相法，該法是使用圖像分析軟件，在放大300～500 倍的圖像中進行測量，測出噴涂余量的長度（該法縮孔率等于噴涂余量平均值與孔徑半徑之比）。在噴涂前后錐體充分冷卻后進行測量，錐體合金基材的孔隙自身絕對尺寸未發(fā)生變化，因此不影響以上縮孔率的測試和計算。

2 結(jié)果及分析

2.1 涂層整體組織分析

圖1 展示了錐體零件不同孔徑的冷卻氣孔及氣孔處熱障涂層結(jié)構(gòu)。從宏觀尺度看，不同孔徑尺寸處的熱障涂層整體結(jié)構(gòu)、涂層厚度并無明顯差異，說明錐體噴涂熱障涂層具有較好的結(jié)構(gòu)一致性；同時，所有樣品上熱障涂層均呈現(xiàn)良好的結(jié)合，未觀察到涂層剝落或掉塊現(xiàn)象。所有試樣氣孔邊緣過渡區(qū)的涂層與基材界面處均存在一定的組織缺陷，后文將對此進行詳細分析。

圖1 錐體零件冷卻孔處噴涂涂層組織：(a)名義孔徑0.8 mm；(b)名義孔徑1.0 mm；(c) 名義孔徑1.2 mm；(d) 名義孔徑1.4 mm；(e) 名義孔徑1.6 mmFig.1 The coating microstructure at the cooling holes of the conical assembly: (a) nominal hole size of 0.8 mm；(b) nominal hole size of 1.0 mm；(c) nominal hole size of 1.2 mm；(d) nominal hole size of 1.4 mm；(e) nominal hole size of 1.6 mm

圖2 展示了典型的熱障涂層顯微結(jié)構(gòu)，最外側(cè)的等離子噴涂陶瓷面層呈現(xiàn)典型的噴涂層狀結(jié)構(gòu)，涂層內(nèi)存在大量的孔隙和微裂紋形貌，采用圖像法測定孔隙率約20%，面層厚度約0.2 mm，與設(shè)計值相符；合金底層也由等離子噴涂，呈現(xiàn)層狀結(jié)構(gòu)，合金顆粒在大氣環(huán)境中出現(xiàn)一定氧化現(xiàn)象，因此形成的涂層內(nèi)夾雜內(nèi)氧化物和界面裂紋形貌，底層厚度約為0.1 mm，也與設(shè)計值相符。從顯微組織看，陶瓷面層與合金底層界面、底層與基材界面均結(jié)合牢固。

圖2 噴涂后錐體零件涂層截面的微觀組織形貌Fig.2 The microstructure morphology of the coating section of the conical assembly after spraying

2.2 縮孔率分析

采用通規(guī)機械測量法對錐體零件上數(shù)百個孔噴涂前后的孔徑進行了檢測，檢測結(jié)果見表4。通過對比噴涂前后孔徑可以發(fā)現(xiàn)，噴涂涂層后冷卻氣孔均出現(xiàn)了縮孔現(xiàn)象。名義孔徑為0.8 mm、1.0 mm、1.2 mm、1.4 mm、1.6 mm 的氣孔的縮孔率分別為23.0%，16.5%，14.3%，12.7%，12.2%。這表明孔徑越小，縮孔率越大，這是因為同等的涂層噴涂余量對小孔徑的縮孔率影響更大。

表4 錐體零件冷卻孔尺寸及縮孔率統(tǒng)計表（相鄰規(guī)格相差0.05mm）Table 4 Statistical table of cooling hole size and shrinkage rate of conical assembly

名義孔徑：1.4 mm噴涂前 噴涂后縮孔率實測孔徑(mm) 數(shù)量 實測孔徑(mm) 數(shù)量1.35 146 1.2 82 12.7%1.3 4 1.15 68名義孔徑：1.6 mm噴涂前 噴涂后縮孔率實測孔徑(mm) 數(shù)量 實測孔徑(mm) 數(shù)量1.55 60 1.35 138 1.50 88 1.30 10 12.2%1.35 2 1.20 2

采用機械法（表4 數(shù)據(jù)）和金相法對冷卻氣孔處形成的噴涂余量測試結(jié)果如圖3 所示。結(jié)果表明，兩種方法測得的噴涂余量長度范圍約為0.08～0.01（平均值約為0.09 mm），且噴涂余量長度與孔徑大小無明顯關(guān)系，即不同孔徑處的噴涂余量基本一致。金相法測得的噴涂余量稍高于通規(guī)機械法測試結(jié)果，這是因為金相法測量時選取的是孔內(nèi)基材面與涂層余量最遠位置的距離，因此測試結(jié)果偏高。將表4 中機械法測得的縮孔率數(shù)值和采用金相法（采用固定的噴涂余量數(shù)值進行計算）測得的縮孔率進行對比可以發(fā)現(xiàn)（圖4），兩種方法獲得的縮孔率規(guī)律一致，這也再次說明了噴涂余量不隨孔徑而發(fā)生變化。

圖3 機械法與金相法對噴涂余量長度測定結(jié)果的對比Fig.3 Comparison of the results of the overspray length measured by mechanical and metallurgical methods

圖4 縮孔率測定及計算結(jié)果的對比Fig.4 Comparison of the results of the hole-shrinkage rate by mechanical measurement and calculation method

2.3 過噴組織及機理分析

圖5 展示了典型冷卻氣孔處噴涂涂層的顯微組織。結(jié)果顯示，熱障涂層在遠離氣孔處的顯微形貌與圖2 所分析的基本一致；但是在氣孔邊緣過渡區(qū)，涂層組織出現(xiàn)明顯變化，包括出現(xiàn)噴涂余量、面層厚度減小、涂層與基材界面缺陷增多等現(xiàn)象。這是因為在此結(jié)構(gòu)突變處部分顆粒無法充分撞擊到基材而飛離或形成軟連接，噴涂顆粒沉積效率下降，因此涂層此處的孔隙率率增加、厚度減薄、缺陷增加。對比孔的左側(cè)和右側(cè)發(fā)現(xiàn)，左側(cè)的噴涂余量長度大于右側(cè)。為進一步證實該發(fā)現(xiàn)，我們對所有不同孔徑的噴涂余量進行了測量和統(tǒng)計，結(jié)果如圖6 所示。該結(jié)果表明，所有氣孔的左側(cè)的涂層噴涂余量均大于右側(cè)。進一步結(jié)合噴涂試驗過程發(fā)現(xiàn)，在錐體零件噴涂時，雖然噴槍與基材表面相互垂直，但是錐體本身自軸旋轉(zhuǎn)（由孔左向孔右方向旋轉(zhuǎn)），因此相對于基材表面，噴涂粉末顆粒的沉積方向?qū)嶋H上并不垂直，而是產(chǎn)生了斜角度沉積效應(yīng)?；谝陨戏治?，圖7 總結(jié)了冷氣孔涂層沉積的基本原理。由于錐體自左向右旋轉(zhuǎn)，噴涂顆粒除了向下的速度，相對于錐體還形成了向左的速度，因此噴涂顆粒相對于錐體基材形成了左下方向飛行速度，這樣對冷卻氣孔的左側(cè)形成了一定的噴涂視野區(qū)，這就造成了孔的左側(cè)相對更容易沉積上多余涂層?？走吘夁^渡區(qū)涂層噴涂余量的形成造成了表面孔徑的縮小，即縮孔現(xiàn)象（本研究中的縮孔率約為12%～23%）。

圖5 典型冷卻氣孔處噴涂涂層顯微組織：(a)冷卻孔左側(cè); (b)冷卻孔右側(cè)Fig.5 Typical microstructure of the sprayed coatings at cooling hole: (a) left side of cooling hole; (b) right side of cooling hole

圖6 孔左側(cè)與右側(cè)噴涂余量長度結(jié)果統(tǒng)計Fig.6 Data statistic of the overspray length at the left and right side of the holes

圖7 冷氣孔涂層沉積原理圖Fig.7 Schematic drawing of the coating spraying process at the cooling holes

進一步對孔內(nèi)壁進行觀察發(fā)現(xiàn)（圖8），內(nèi)壁也沉積有涂層物質(zhì)，包括金屬沉積物和陶瓷沉積物，且受斜角度沉積效應(yīng)影響，孔左側(cè)位置沉積量更大。由沉積物形態(tài)來看，金屬沉積物主要為球狀或類球狀，陶瓷沉積物以團聚狀為主。其中球狀或類球狀金屬沉積物是噴涂金屬底層時部分噴涂顆粒飛行進入孔內(nèi)沉積形成，由于顆粒保持著原有球形形態(tài)、無扁平化過程發(fā)生，說明該顆粒在內(nèi)壁沉積時撞擊速度非常小，因此推斷此處的氣流速度已遠低于正常噴涂焰流速度?？椎淖髠?cè)和右側(cè)均出現(xiàn)沉積物，說明氣流在孔內(nèi)出現(xiàn)了較大的擾動（原理示意圖如圖7 所示），這也和高速的噴涂焰流部分進入孔內(nèi)時進行減速有關(guān)。隨著氣孔深度的增加，沉積物含量減小，這是由于沉積物逐漸冷卻后粘附能力下降造成的。對多個樣品孔內(nèi)沉積物顯微組織進行觀察發(fā)現(xiàn)，此類內(nèi)壁沉積物中尤其是沉積物與基材內(nèi)壁的連接處均存在大量的孔隙、裂紋等缺陷，再結(jié)合沉積物并未發(fā)生正常涂層成型時的扁平化現(xiàn)象來看，這種內(nèi)壁沉積物與基材是軟連接，即結(jié)合力很弱。從工程化應(yīng)用角度講，在零件正式使用前這種軟連接沉積物應(yīng)該盡可能被去除，否則在錐體零件正式服役過程中沉積物發(fā)生脫落后會卷入高溫高速燃氣中，容易對發(fā)動機其他熱端部件形成額外的熱沖蝕破壞。由于是軟連接，該沉積物可通過內(nèi)孔刷或高速氣流沖刷等方式清理去除，對于軟連接沉積物的清理去除工藝將是未來更進一步的研究方向。

圖8 孔壁沉積物顯微結(jié)構(gòu)分析Fig.8 Microstructure of the deposited materials at the internal surface of holes

3 結(jié) 論

本文主要針對航空發(fā)動機熱端噴嘴錐體零部件氣膜冷卻孔涂層噴涂時的縮孔行為進行了研究。采用通規(guī)機械法和金相法對五種孔徑(0.8 mm、1.0 mm、1.2 mm、1.4 mm、1.6 mm)冷卻氣孔進行了噴涂熱障涂層前后的尺寸測量和統(tǒng)計，結(jié)果表明，兩種方法測得的噴涂余量平均長度約為0.09 mm，且噴涂余量長度與孔徑大小無明顯關(guān)系。噴涂余量的形成造成了表面孔徑的縮小，縮孔率約為12%～23%。且孔徑越小，縮孔率越大。通過進一步顯微組織分析發(fā)現(xiàn)，受噴涂過程中錐體零件自軸旋轉(zhuǎn)（自左向右）的影響，噴涂焰流中顆粒相對沉積方向并非與基材表面完全垂直，而是形成了斜角度沉積效應(yīng)，即孔左側(cè)方位處涂層沉積更容易，因此氣孔左側(cè)的噴涂余量更長。另外，氣孔內(nèi)壁沉積顆粒物與基材界面處缺陷多、連接弱，且考慮到這些顆粒物可能會對實際發(fā)動機其他熱端部件造成熱沖蝕破壞，建議清理去除。