采用等離子噴涂制備熱障涂層NiCoCrAlY/8YSZ，應(yīng)用拉伸法研究了真空擴(kuò)散熱處理對結(jié)合強度的影響。通過掃描電子顯微鏡(SEM)和能譜儀(EDS)分析涂層的形貌、微觀結(jié)構(gòu)和化學(xué)成分。結(jié)果表明：經(jīng)真空熱處理后涂層的結(jié)合強度提高，由未經(jīng)熱處理的24.58MPa提高到30.60MPa，斷裂位置由陶瓷層的根部轉(zhuǎn)移到陶瓷層的內(nèi)部。熱處理使涂層-基體和涂層-涂層之間發(fā)生元素擴(kuò)散，促進(jìn)涂層間的冶金結(jié)合，提高了涂層的結(jié)合強度。

　　熱障涂層是指由金屬粘結(jié)層(過渡層)和陶瓷表面層組成的涂層系統(tǒng)。頂層陶瓷層在抗高溫氧化和腐蝕的金屬過渡層作用下與基體合金相連接，減少了陶瓷層與基體的界面應(yīng)力，提高了熱障涂層的結(jié)合強度。迄今為止，等離子熱噴涂氧化釔(Y2O3)熱穩(wěn)定氧化鋯(ZrO2)的熱障涂層由于具有較低的熱導(dǎo)率和與高溫合金基體相近的熱膨脹系數(shù)而成為熱障涂層的最佳材料，并成功應(yīng)用于燃?xì)鉁u輪發(fā)動機的燃燒室和渦輪葉片等，提高了發(fā)動機工作溫度和延長熱端部件的使用壽命。隨著先進(jìn)航空發(fā)動機的推重比和渦輪前進(jìn)口溫度的不斷提高，對涂層與基體的結(jié)合強度提出了更高的要求。

　　結(jié)合強度是涂層的一個重要力學(xué)性能指標(biāo)，影響到涂層的質(zhì)量與使用壽命。李晨希等研究了不同的制備方法對熱障涂層的結(jié)合強度的影響，認(rèn)為結(jié)合強度的主要影響因素是噴涂粒子的飛行速度和沖擊速度等，影響涂層的物理結(jié)合。Karin等研究了稀土元素Pt和Hf對熱障涂層的結(jié)合強度的影響，發(fā)現(xiàn)Hf摻雜可顯著提高涂層的結(jié)合強度，而Pt僅能稍提高結(jié)合強度。Robert等認(rèn)為熱障涂層經(jīng)1100℃短時間(1～23h)熱處理(等溫大氣氧化)后涂層的結(jié)合強度比沉積態(tài)的略有增大。Markocsan等研究了800℃和1150℃溫度下氧化2h后熱障涂層的結(jié)合強度，發(fā)現(xiàn)涂層結(jié)合強度隨溫度的升高而增大，其主要原因是由于在涂層界面處形成一層薄的熱生長氧化物層(TGO)。采用真空熱處理方法提高大氣等離子噴涂熱障涂層的強度以及提高的程度如何報道尚少，因此，本文研究了真空擴(kuò)散熱處理對大氣等離子噴涂熱障涂層的結(jié)合強度的影響，為熱障涂層的應(yīng)用提供理論參考。

1、實驗設(shè)備與材料

　　采用GB-80型的大氣等離子噴涂設(shè)備制備熱障涂層，涂層的底層金屬粘結(jié)層(BC)為NiCo20Cr22Al12Y1(質(zhì)量分?jǐn)?shù))，平均厚度約為45μm，頂層為YSZ陶瓷層(ZrO2-8Y2O3)，平均厚度約為230μm�；�體(Sub)為DZ125定向凝固鎳基高溫合金，尺寸為φ24.5mm×30mm。熱處理設(shè)備為自制的真空度達(dá)5×10-3Pa的真空熱處理爐，額定工作溫度為1300℃。擴(kuò)散熱處理參數(shù)為真空1050℃，2h，隨爐升降溫。涂層的膠粘使用進(jìn)口高溫膠片F(xiàn)M-1000，膠的固化處理參數(shù)為190℃，2h；在膠粘過程中保證涂層試樣的同軸性，消除拉伸過程中產(chǎn)生剪切應(yīng)力。

　　結(jié)合強度測試按G/T8642-2002進(jìn)行的，測試的設(shè)備是SANS電子式材料實驗機。拉伸試驗測試的預(yù)緊力控制在100N范圍內(nèi)，拉伸速率為0.25mm/min。每組試驗均為3個試樣，分別記為1#～3#樣，并計算其平均值。預(yù)實驗測得膠粘的平均結(jié)合強度為61.15MPa。拉伸法測試涂層結(jié)合強度的示意圖如圖1所示。根據(jù)測試數(shù)據(jù)計算涂層的結(jié)合強度，計算公式如下：RH=4F/πd2，式中，RH為涂層的結(jié)合強度(MPa)；F為拉伸斷裂時的抗力(N)；d為帶涂層試樣的橫截面直徑(mm)。

圖1　涂層結(jié)合強度測試示意圖

2、結(jié)果與分析

　　2.1、結(jié)合強度分析

　　經(jīng)熱處理和未經(jīng)熱處理的試樣的結(jié)合強度測試結(jié)果如表1所示。大氣等離子噴涂層的結(jié)合強度約為24.58MPa，經(jīng)真空熱處理1050℃，2h后涂層的平均結(jié)合強度約為30.60MPa。真空擴(kuò)散熱處理可使沉積態(tài)等離子噴涂涂層的結(jié)合強度增大約6MPa�？梢姡�適當(dāng)?shù)臒崽幚砜纱蟠筇岣邿嵴贤繉拥慕Y(jié)合強度，且效果顯著。

表1　涂層的結(jié)合強度

　　2.2、形貌與成分分析

　　試樣的拉伸斷面的宏觀表面形貌如圖2所示�？梢姅嗝婢�比較平整，表現(xiàn)為脆性斷裂。在未經(jīng)熱處理的試樣的斷面上可觀察到涂層內(nèi)部有較多的空洞，如圖2(a)中的箭頭所示，且顯示出更清晰的裂紋擴(kuò)展輪廓。而經(jīng)熱處理后的涂層斷面顯得較模糊，也觀察不到明顯的空洞(圖2(b))。表明經(jīng)熱處理試樣的頂層陶瓷層在1050℃高溫下已發(fā)生了一定的燒結(jié)行為，使沉積態(tài)涂層中的空洞消失，涂層的組成顆�；蚪M成相發(fā)生了反應(yīng)或燒結(jié)，使涂層由物理結(jié)合變成了冶金結(jié)合。

　　圖3為拉伸試樣的橫截面形貌�？梢姎堄嗟奶沾蓪雍穸容^均勻，但擴(kuò)散熱處理前后涂層殘留層的厚度有一定的差別。經(jīng)過熱處理后試樣拉斷殘余的陶瓷層較厚，表明經(jīng)熱處理后涂層的斷裂界面由陶瓷層根部轉(zhuǎn)移到內(nèi)部。除了等離子噴涂制備層狀的陶瓷層的結(jié)構(gòu)特點外，合金表面的狀態(tài)和涂層空洞的大小及分布也將會影響涂層的結(jié)合強度。表面不平整和空洞密度較大處在受到外力作用下易于產(chǎn)生應(yīng)力集中，使該處成為受力體系的最薄弱環(huán)節(jié)，在該處優(yōu)先萌生微裂紋并逐漸擴(kuò)展，最終導(dǎo)致失穩(wěn)斷裂，如圖3(a)中的箭頭所示。圖3(b)中箭頭所示的主要成分是Al2O3。

(a)未經(jīng)熱處理　(b)經(jīng)熱處理

圖2　拉伸斷面表面形貌

(a)未經(jīng)熱處理　(b)經(jīng)熱處理

圖3　橫截面形貌

　　根據(jù)能譜分析結(jié)果知，對應(yīng)于圖2的斷面的主要成分是ZrO2，以及約5wt%的Y2O3和少量Co、Al等(表2)。由此可知均是從涂層的陶瓷層中斷裂的。未經(jīng)熱處理的試樣的斷面上檢測到較多的Co，約為7.46wt%，和少量的Al(0.91wt%)，經(jīng)擴(kuò)散熱處理后的試樣的斷面上檢測到的Co僅為1.69wt%，沒有檢測到Al。這與拉伸斷裂后殘余的陶瓷層的厚度有關(guān)。未經(jīng)熱處理試樣因其殘余的涂層較薄，因此可探測到了金屬過渡層，使探測結(jié)果顯示出較高含量的Co和Al元素。經(jīng)熱處理后的YSZ橫截面(對應(yīng)于圖3(b)中的A處)的能譜分析結(jié)果(圖4)及其對應(yīng)的化學(xué)成分如表3所示。表3的EDs分析結(jié)果與表2中的數(shù)據(jù)相近，此外，還檢測到了1.75wt%Hf�？梢�，已有部分的基體元素擴(kuò)散進(jìn)入到陶瓷層中。陶瓷層中存在少量的Hf和Y的氧化物可以提高YSZ的力學(xué)性能。

表2　斷面的化學(xué)成分分析

表3　經(jīng)熱處理試樣的陶瓷層橫截面的化學(xué)成分

圖4　經(jīng)熱處理試樣的陶瓷層橫截面的EDS圖

　　涂層與金屬粘結(jié)層、基體的結(jié)合界面均不明顯，而且熱處理后的涂層與基體的結(jié)合界面上形成了一些有利于涂層結(jié)合強度提高的物質(zhì)如含Al和Hf的氧化物Al2O3和HfO2，說明在界面上發(fā)生了元素的擴(kuò)散、反應(yīng)。熱處理導(dǎo)致陶瓷層因有部分的金屬元素擴(kuò)散而使其得到了金屬韌化、強化，且熱處理提高了熱障涂層中的Y2O3中的固溶程度，使陶瓷層中的孔隙分布均勻化，提高YSZ材料的力學(xué)性能，陶瓷層的拉伸斷裂部位向表面轉(zhuǎn)移，故擴(kuò)散熱處理后試樣斷裂殘余的陶瓷層厚度比未擴(kuò)散熱處理的厚。

　　3、結(jié)語

　　①擴(kuò)散熱處理可顯著提高熱障涂層的結(jié)合強度。經(jīng)1050℃2h真空熱處理后涂層的結(jié)合強度由24.58MPa增大到30.60MPa，約提高6MPa。

　�、跓崽幚硎菇饘僬辰Y(jié)層與陶瓷層之間發(fā)生元素擴(kuò)散，促進(jìn)涂層間的冶金結(jié)合，提高了涂層的結(jié)合強度。

　�、劢�(jīng)熱處理后陶瓷層的斷裂位置由涂層的根部轉(zhuǎn)移到陶瓷層的內(nèi)部。熱處理提高了Y2O3在陶瓷層中的固溶程度，提高了YSZ材料的力學(xué)性能。