镀铝改性PS - PVD 7YSZ热障涂层对DZ125合金力学性能的影响

罗 纳，何 兵，张小锋

(1. 广东工业大学材料与能源学院，广东 广州 510006； 2. 广东省科学院新材料研究所，广东 广州 510651)

[收稿日期] 2022-01-20

[通信作者] 张小峰(1986-)，博士，高级工程师，主要从事航空发动机热障/环境障涂层研究，电话：13825053295，E - mail：zxf200808@126.com

0 前 言

随着航空发动机向着高推重比发展，发动机涡轮进口的温度不断提高。目前最先进镍基高温合金单晶的使用温度不超过1 150 ℃，且已接近其使用温度极限[1-3]。高温结构材料以及气膜冷却技术已不能满足先进航空发动机迅速发展的迫切要求。热障涂层(TBCs)技术不仅使叶片在工作环境中具有优良的抗氧化、耐腐蚀性能，而且可以大幅降低叶片的表面温度 (100～200 ℃)，使现有高温合金材料用于更高推重比航空发动机成为可能[4]。热障涂层技术是将耐高温、抗腐蚀、高隔热的陶瓷材料涂覆在基体合金表面，以提高基体合金抗高温氧化腐蚀能力、降低合金表面工作温度的一种热防护技术[5-7]。采用热障涂层技术是目前大幅度提高航空发动机工作温度的低成本且高效的方法。

DZ125高温合金是为航空发动机研制的定向凝固高压涡轮工作叶片材料，具有较高的力学性能和良好的可铸性，已大量用于制造航空发动机高压涡轮工作叶片[8，9]。目前国内对于在DZ125合金基体上喷涂热障涂层后进行力学试验对比的研究较少[10-12]。本工作采用等离子喷涂 - 物理气相沉积工艺(PS - PVD)、磁控溅射、热处理技术在DZ125高温合金上制备镀铝改性热障涂层，通过分析试样断口特征与力学数据，研究了镀铝改性热障涂层对DZ125高温合金的拉伸性能、高温持久性能、疲劳性能等力学性能的影响。

1 试 验

1.1 材 料

试验使用基体材料为DZ125高温合金，其化学成分如表1所示，热处理工艺为：1 180 ℃/2 h+1 230 ℃/3 h，空冷；1 100 ℃/4 h，空冷；870 ℃/20 h，空冷。分别将DZ125合金按照HB 5143-1996要求加工成φ8 mm×40 mm室温拉伸试样，按照HB 5150-1996要求加工成φ5 mm×25 mm高温持久试样以及按照HB 5153-1996要求加工成φ4 mm，Kt=1的旋转弯曲疲劳试样。

表1 DZ125镍基高温合金的主要化学成分(质量分数)

采用FEI NNS450扫描电镜对拉伸试样断口进行宏观、微观观察。

1.2 镀铝改性PS - PVD 7YSZ热障涂层制备

采用PS - PVD设备(Oerlikon - Metco)在DZ125合金上制备NiCrAlY粘结层和7YSZ陶瓷层。喷涂前使用煤油、丙酮去除基体表面的油污、氧化物以及其他杂物，然后将其放入酒精中超声清洗10 min，最后采用46号棕刚玉砂对基体表面进行喷砂粗化，喷砂压力为0.45 MPa，喷砂角度保持60°。采用PS - PVD在DZ125合金基体表面制备NiCrAlY粘结层, 抛光(降低粗糙度且去除粘结层表面的未有效沉积颗粒)并喷砂(为提高结合强度, 粗糙度控制在～2 μm), 再采用PS - PVD以纳米团聚的7YSZ粉末(牌号: M6700, OerlikonMetco)为原料在粘结层表面制备陶瓷涂层，具体喷涂参数如表2所示。将制备好的7YSZ热障涂层试样用丙酮、酒精清洗，烘干后放入直流脉冲磁控溅射镀膜机中进行镀铝，最后对镀铝试样进行真空热处理，热处理参数：665 ℃保温2 h，808和980 ℃分别保温1 h，真空度≤5×10-3Pa，在涂层表面制备一层致密氧化铝。

表2 PS - PVD 喷涂 7YSZ 涂层的工艺参数

1.3 力学试验方法

按照HB 5143-1996“金属室温拉伸试验方法”规定进行室温拉伸试验，按照HB 5150-1996“金属高温拉伸持久试验方法”规定进行高温持久试验，试验条件为 980 ℃，235 MPa；按照HB 5153-1996“金属高温旋转弯曲疲劳试验方法”规定进行高周疲劳试验，试验条件为900 ℃，450 MPa。

2 结果与讨论

2.1 室温拉伸性能

DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样在进行室温拉伸试验后，其宏观形貌如图1所示。从图1可知，2组试样均无明显颈缩与剪切唇现象。表面为结晶状的小刻面，不同角度的小刻面随光线角度变化形成光亮金属反光。断口整体较为平整，边缘呈锋利的楔形特征[13]。无涂层DZ125基体试样在试验后其表面出现大量横向裂纹(图1a)，此类裂纹会削弱涂层与基体的结合效果，对涂层的附着产生负面影响[14]。喷涂了镀铝改性TBCs试样的涂层呈环形剥落(图1b)，其形成原因为室温拉伸过程中脆断过程较快，基体与涂层的收缩率不匹配导致断裂瞬间两者之间产生较大轴向应力，涂层整体脱离基体表面。

图2为DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样进行室温拉伸试验后的SEM形貌。从图2可知，2组试样断口整体形貌差别不大(图2a，2b)，属于解理断裂与类解理断裂形貌。基体试样断口有多层台阶状解理断裂纹路(图2c)，形成过程为不同层面的裂纹在水平位置相遇时发生二次断裂，形成台阶。在涂层试样断口同样可以观察到同类台阶状解理断裂纹路(图2d)。从断口整体形态分析，基体试样与涂层试样在断裂模式没有明显差异，属于脆性断裂特征。

2组试样室温拉伸结果见表3。

表3 DZ125合金及其涂覆镀铝改性TBCs后的室温拉伸试验结果

从表3可知，涂覆镀铝改性TBCs试样在抗拉强度、规定非比例伸长应力及断面收缩率方面的数据与基体试样的无明显差异，断后伸长率稍有上升，数据变化幅度在正常范围内，由此表明涂覆镀铝改性TBCs不影响DZ125合金的室温拉伸性能。

2.2 高温持久性能

高温合金在高温下的持久强度是合金的重要力学性能指标，主要体现方式为在应力、温度一定条件下蠕变性能的变化。图3为DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样经高温持久试验后的宏观形貌。从图3可以看出，2组试样都有明显的颈缩与剪切唇现象。断口周边涂层有明显的开裂与孔洞(图3a，3b)。断口表面比较疏松且凹凸不平，大部分区域分布有密集的韧窝，整体形貌上属于韧窝 - 微孔聚集型的延性断裂(图3c，3d)。

从径向角度观察基体试样与涂覆镀铝改性TBCs试样断口发现，基体试样靠近断口的侧表面有大量横向裂纹(图4a)，从涂层试样的涂层脱落部分观察其合金基体，也有与基体试样形貌类似的裂纹，但其尺寸更小。这表明在高温持久拉伸试验中，镀铝改性TBCs能减缓基体表面裂纹源的扩展。

图5为DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样经高温持久拉伸试验后断口的SEM形貌。从图5可以看出，2组试样的断口差异不大，有明显的韧窝与孔洞(图5a，5d)。在高温持久试验中，当恒载荷应力超过材料的屈服强度时开始发生塑性变形。在沉淀夹杂物与金属界面处或者夹杂物本身在应力作用下开裂形成区域缺陷，开始分离产生微孔。颈缩程度随着时间的延长而加剧，微孔之间的壁垒也逐渐变薄，最终形成连续的宏观裂纹导致断裂，形成韧窝断口。2组试样断口表面都有密布的等轴韧窝以及有夹杂物的韧窝(图5b，5e)。在更高倍数观察下，可以看到2组试样断口表面都布满了一层密集的球状物(图5c，5f)，这一层球状物为基体在高温拉伸断裂后断口快速氧化形成的一层氧化层。

试样的涂层在高温持久拉伸过程中仅断口周边有部分剥落现象。其原因是镀铝TBCs的粘结层有较好的高温塑形，在试验过程中能够与基体保持同步变形，保证了涂层在基体塑形变形过程中有效附着。涂层面层为柱状晶结构，在受到轴向应力时能够与粘结层一同变形有助于涂层整体保持完整性。

图6为镀铝改性TBCs试样高温持久试验后断口周边涂层的SEM形貌。从图6可以看出，涂层表面有比较明显的裂纹，该裂纹沿陶瓷层柱状晶簇间横向扩展(图6a)。这种裂纹的产生主要与各层物质之间弹塑性变形能力差异有关[15]。陶瓷面层与粘结层分层脱落，这是由于粘结层对基体的粘合力更强，陶瓷面层在晶簇间形成裂纹后，柱状晶结构与粘结层结合强度减弱，导致部分脱落(图6b)。由于粘结层与基体间物性的接近，这种由表及里的开裂在粘结层中受到抑制，只有极少数裂纹穿透到基体[16，17]。无脱落区域表面均大部分保持试验前形态，表明涂覆镀铝改性TBCs不会影响涂层试样在高温持久试验中的服役状况。

从轴向角度观察涂层，部分区域涂层整体与基体分层，涂层面层与粘结层之间保持紧密结合，基体在高温持久作用下产生明显颈缩，导致断口部分基体直径明显减少，涂层相互之间的作用力大于涂层与基体之间的结合力，形成了涂层整体“架空”于基体的脱落情况(图6c)，同时基体在高温持久作用下于侧表面产生横向裂纹也同样会加剧这一脱落现象。涂层的断口为凹凸不平的密布孔隙形貌(图6d)。

DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样在980 ℃/235 MPa条件下的高温持久拉伸试验结果如表4所示。从表4可以看出，涂覆镀铝改性TBCs试样的断后伸长率相较基体试样的有明显降低。其原因为涂覆镀铝改性TBCs试样在高温环境下其基体的温度相比直接暴露的基体试样的更低，塑形变形程度也更低。这与试验结果一致，表明涂覆镀铝改性TBCs对DZ125合金的高温持久性能没有负面影响，使DZ125合金的持久断裂塑性有明显提高。

表4 DZ125合金及其涂覆镀铝TBCs试样在980 ℃/235 MPa条件下的高温持久拉伸试验结果

2.3 旋转弯曲疲劳性能

高温合金在实际应用中，除了需要面对强烈的蠕变载荷，同时需要承受非常高强度的疲劳载荷，大量实验表明，疲劳破坏一般源始于试样表面[18-20]。

图7为DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样旋转弯曲疲劳试验断裂后的宏观形貌。从图7可以看出，基体试样断口整体较为平整，垂直于轴心(图7a)。涂层试样断口起伏较大，呈现多个互相呈一定夹角的光滑晶体学平面(图7b)，但2者断口整体上都无明显塑形变形，属于脆性断裂。

图8为DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样旋转弯曲疲劳试验后断口的SEM形貌。

从图8可以看出，2者断口形貌有一定差异，基体试样断口形貌比较符合低周疲劳断口形貌，可以观察到大量解理断裂过程中形成的鱼骨状断裂纹路(图8a，8b)，以及明显的放射性纹路(图8c)，可以依据此纹路推断出裂纹源位置。涂层试样断口形貌属于高周疲劳断口形貌。由于DZ125合金为面心立方定向凝固的镍基高温合金，能在瞬断区观察到类解理小平面和平行锯齿状断裂特征[21](图8d)；有多次解理断裂形成互相交错的台阶形态，表面附着了一层高温环境下形成的氧化物质(图8e)；在断口裂纹源附近可以看到明显呈弧形分布的“涟漪”状相互平行的疲劳条带(图8f)。

径向观察涂层断口发现，试样涂层的断口均比较平整，在断口周边有部分涂层整体脱落，留存涂层表面形貌保持试验前整体致密状态(图9a)，且粘结层与面层结合状况良好，无面层单独剥落情况(图9b)。轴向方向观察涂层的面层、粘结层、基体3者之间均无明显分层或贯穿裂纹(图9c、9d)。

DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样900 ℃/450 MPa/4 000 r/min旋转弯曲疲劳试验结果如表5所示。

表5 DZ125基体及其涂覆镀铝改性TBCs试样900 ℃/450 MPa/4 000 r/min旋转弯曲疲劳试验结果

从表5可以看出，涂覆TBCs试样相较于基体试样在循环周次上有超过1个量级的提升。这是由于热障涂层降低了基体温度，延长了基体的疲劳寿命，表明在DZ125合金表面涂覆热障涂层能提升其旋转弯曲疲劳性能。

3 结 论

(1)DZ125合金涂覆镀铝改性TBCs后，对其室温拉伸性能无明显影响；对980 ℃/235 MPa高温持久拉伸寿命无明显负面影响，提升了持久拉伸塑形性能；对900 ℃/450 MPa/4 000 r/min条件下旋转弯曲疲劳寿命有明显延长。

(2)镀铝改性TBCs对DZ125高温合金的拉伸力学性能无不利影响，不影响合金的正常使用。