含抗氧化夹层热障涂层界面应力特性的研究

●研究简报●含抗氧化夹层热障涂层界面应力特性的研究ΞINVESTIGATION OF INTERFACIAL STRESS IN THERMAL BARRIERCOATING S WITH OXI DATION2RESISTANCE INTER LAYER徐颖强ΞΞ　汪震隆 李剑锋(西北工业大学机电学院,西安710072)X U Y ingQiang　WAN G ZhenLong　LI JianFeng(School o f Mechanical&Electronic Engineering,Northwestern Polytechnical Univer sity,Xi′an710072,China)摘要　通过喷涂等工艺技术,在热障涂层粘结层和陶瓷层之间预制Al2O3夹层,能有效抑制热障涂层高温不规则氧化生长及其所导致的失效。

但是,预制的Al2O3夹层又会导致热障涂层界面应力场重新分布。

文中针对热障涂层界面三维形貌特征,利用弹性理论中的空心球模型,考虑陶瓷层(Z rO2层)、夹层(Al2O3层)、氧化层(thermally grown oxide,TG O)及粘结层(bondcoat,BC),建立三维四层球模型的理论分析,并推演出相应的应力解析式。

文中通过凹凸两种界面形貌下抗氧化夹层的算例分析,表明以上分析方法能有效模拟夹层对热障涂层界面应力分布规律的影响。

关键词　热障涂层　抗氧化夹层　四层球模型　解析式中图分类号　TG174.4　TH123.4Abstract　Plasma2sprayed Al2O3interlayer was prefabricated between the bondcoat and topcoat in thermal barrier coatings.I t can prevent oxygen penetration through the interconnected porosity in the topcoat,s o that the TG O(thermally grown oxide)growth and the failure can be suppressed.But,prefabricated Al2O3interlayer will result in inter facial stress redistributing.Basing on three2dimensional shape of thermal barrier coatings,using elastic sphere m odel,considering topcoat,interlayer,TG O and bondcoat,have developed a four2concentric2sphere m odel of three2dimensional,and produced the relevant analytical m odel.The analysis of anti2oxidation layer for the concave and convex asperity,indicate that the method can simulate the effect of interlayer on the inter facial microstructure’s stress distributing of thermal barrier coatings.K ey w ords　The therm al b arrier coatings;Anti2oxid ation interlayer;Four2concentric2spheres model;Analytical modeling Corresponding author:XU YingQiang,E2mail:xuyngqng@,Fax:+86229288493928The project supported by the National Natural Science F oundation of China(N o.10672134).Manuscript received20070810,in revised form20071227.1　引言热障涂层在高温条件下发生不规则氧化生长,氧化生长层到一定厚度产生很大的残余应力,导致涂层失效。

由于Al2O3致密性好、氧扩散率低(1000℃时其扩散率为10-21m2Πs),所以Al2O3被考虑应用到热障涂层系统,以抑制不规则氧化生长及其所导致的失效。

但Al2O3的热传导率高,不能代替陶瓷层起隔热作用,因此在制备涂层时Al2O3被当作预制抗氧化夹层,用等离子喷涂等方法将其喷射在粘结层和陶瓷层之间,但是预制的Al2O3夹层又会导致热障涂层界面应力场重新分布。

文献[1]针对氧化层厚度对各界面应力的影响,采用三层圆筒模型从解析的角度进行研究,但没有分析含Al2O3夹层情形下的界面应力特性。

文献[22 3]针对Al2O3夹层采用四层圆筒模型进行界面应力分析,但只是从二维的角度分析,不能体现涂层界面形貌的三维特征。

文献[4]157121587则从三维界面形貌提出半球模型,研究热障涂层的热循环不稳定性,但没给出计算界面应力的具体解析式。

本文针对热障涂层界面三维形貌特征,利用弹性理论中的空心球模型,考虑陶瓷层、夹层、氧化层以及粘结层,建立三维四层的理论分析球模型,并推演出相应的应力解析式,从凹凸两种界面形貌探讨抗氧化夹层热障涂层界面应力特性。

2　含抗氧化夹层热障涂层界面分析模型本分析模型包括几何模型和理论计算模型,几何Journal of Mechanical Strength2009,31(4):6852688ΞΞΞ徐颖强,男,1961年3月生,陕西蓝田人,汉族。

西北工业大学机电学院副教授,博士,主要从事热障涂层、疲劳寿命与可靠性等方面研究,撰写论文30余篇,其中被EI、IAA等摘录15篇次。

获科研、教学成果奖8项,出版教材4部。

通讯地址:陕西省西安市西北工业大学324信箱。

20070810收到初稿,20071227收到修改稿。

国家自然科学基金资助项目(10672134)。

模型是理论计算模型的基础,而几何模型的确定受制于热障涂层实际界面的形貌,如图1所示。

这是在高温作用一段时间后的热障涂层(thermal barrier coating ,T BC )显微图片,可以看出氧化表面呈现三维凹凸球面形态,而每个凸峰或凹面可以看成空间对称球的一部分[4]157121573,其截面图显示了凹凸曲率,依照曲率大小将这一形态进行局部抽取,则可以用图2所示的简化四层球形几何模型表示。

在这个模型里,如果是模拟图1中凹下去部分的微观结构,则由里到外的四层分别代表陶瓷层、Al 2O 3夹层、氧化层和粘结层;如果是模拟图1中凸出部分微观结构,则由里到外的四层分别代表粘结层、氧化层、Al 2O 3夹层和陶瓷层。

对应的半径分别为a 、b 、c 和d 。

通过四层球形几何模型的计算分析,探讨Al 2O 3夹层对热障涂层界面应力场的影响。

图1　热障涂层的扫描电子显微图Fig.1　Figure of T BC (thermal barriercoating )in SE M (scanning electron m icroscope )　图2　四层同心球模型Fig.2　F our 2concentric 2spherem odel由于热障涂层系统各层材料的弹性模量很大,热障涂层在服役期间主要处于弹性状态,所以本文考虑热障涂层系统处于弹性状态的应力场。

针对所建立的热障涂层四层球形几何模型,利用空心球理论建立计算模型。

假设空心圆球的内外径分别为a 和b ,内外壁受均匀压力q 1和q 2,则得到位移分量和应力分量为u θ=u φ=0(1a )u r =(1+ν)rE-a 3b 3(q 2-q 1)2(b 3-a 3)1r3+1-2ν1+νa 3q 1-b 3q 2b 3-a 3(1b )σr =a 3b 3(q 2-q 1)b 3-a 31r 3+a 3q 1-b 3q 2b 3-a3(2a )σt =-a 3b 3(q 2-q 1)2(b 3-a 3)1r 3+a 3q 1-b 3q 2b3-a3(2b )εr =d u rd r(3a )εt =u r r(3b )式中,u θ、u φ、u r 是位移分量,其中u r 为径向位移;σr 、σt 分别为径向和切向应力;εr 、εt 分别为径向和切向应变;r 是到球心的半径距离。

应用上述空心球理论,可以得到四层同心球模型的应力分布。

用σa 、σb 、σc 表示半径为a 、b 、c 处界面的径向应力。

当热障涂层系统的温度变化为ΔT 时,各层的切向应变ε1,t 、ε2,t 、ε3,t 、ε4,t 可表示为　ε1,t =1-2ν1E 1σa +α1ΔT (4)ε2,t =1+ν2E 2a 3b 3(σb -σa )2(b 3-a 3)1r 3+1-2ν21+ν2× b 3σb -a 3σab 3-a3+α2ΔT (5)ε3,t=1+ν3E 3b 3c 3(σc -σb )2(c 3-b 3)1r 3+1-2ν31+ν3 c 3σc -b 3σb c 3-b3+α3ΔT (6)ε4,t =-1+ν4E 4c 3d 3σc 2(d 3-c 3)1r 3+1-2ν41+ν4c 3σc d 3-c3+ α4ΔT (7)式中,νi 、αi 和E i 分别表示各层的泊松比、热膨胀系数和弹性模量。

各层的变形连续条件为ε1,t =ε2,t (r =a 时)(8)ε2,t =ε3,t (r =b 时)(9)ε3,t =ε4,t (r =c 时)(10)联立式(4)～式(10)可得σaσbσc=1LL 4L 7-L 5L 6-L 2L 7L 2L 5-L 3L 7L 1L 7-L 1L 5L 3L 6-L 1L 6L 1L 4-L 2L 3×α2-α1α3-α2α4-α3E 2ΔT (11)式中 L 1=E 2(1-2ν1)E 1+b 3(1+ν2)+2a 3(1-2ν2)2(b 3-a 3)(11a )L 2=-3(1-ν2)b32(b 3-a 3)(11b )L 3=-3(1-ν2)a32(b3-a 3)(11c )L 4=a 3(1+ν2)+2b 3(1-2ν2)2(b 3-a 3)+ E 2[c 3(1+ν3)+2b 3(1-2ν3)]2E 3(c 3-b 3)(11d )L 5=-3E 2(1-ν3)c 32E 3(c 3-b 3)(11e )L 6=-3E 2(1-ν3)b 32E 3(c 3-b 3)(11f )L 7=E 2b 3(1+ν3)+2c 3(1-2ν3)2E 3(c 3-b 3)+　686机 械 强 度2009年　 E2[d3(1+ν4)+2c3(1-2ν4)]2E4(d3-c3)(11g) L=L1L4L7-L2L3L7-L1L5L6(11h)由上述解析式可以看出,热膨胀系数的差值α2-α1、α3-α2和α4-α3决定界面处的应力状态,热失配越大产生的热应力越大。