TBC热分析题目背景介绍

一、概述国内外研究状况燃气涡轮发动机的主要发展方向是提高发动机涡轮前燃烧温度、增加推重比和提升涡轮发动机部件在包括腐蚀和氧化等严酷服役环境下的热效率。随着发动机燃烧温度、推重比和热效率的提高，发动机热端部件，特别是燃烧室中的燃气温度和燃气压力不断提高，而现有的高温合金和冷却技术难以满足需要，热障涂层（ThermalBarrierCoatings,TBCs）技术[1,2]得到了广泛的重视。热障涂层是金属缓冲层或粘结层和耐热性、隔热性好的陶瓷热保护功能涂层组成的“层和型”金属陶瓷复合涂层系统。表面陶瓷工作层是借助于基体和陶瓷层之间的金属粘结层与高温基体结合。此中间过渡层具有优异的耐高温、抗氧化性能，热膨胀系数介于基体金属与表面陶瓷层之间，减少了陶瓷涂层与合金基体之间热实配问题，可减缓界面应力，提高涂层结合强度、抗热震性能和工作寿命。随着燃气温度的不断提高，如何获得性能更优异、寿命更持久的热障涂层已经成为研究人员迫切需要解决的重大难题。热障涂层主要包括双层系统、多层系统和梯度系统[1]。这三种结构形式各有特点，针对不同的环境要求，可以采用不同的结构体系。多数实际应用的热障涂层采用双层结构如图1(a)所示，这种结构制备工艺相对简单、耐热性强，但由于涂层热膨胀系数在界面跃变较大，在热载荷作用下涂层内容易积聚较大的应力，因此抗热震性能难以得到进一步提高。为了缓解涂层内的热效应匹配问题，提高涂层整体抗氧化及热腐蚀能力，发展了多层结构系统（图1(b)）。其每一层都具有各自的特定功能，外层封闭层和阻挡层主要用于阻挡燃气腐蚀产物的侵蚀，扩散阻挡层则用于降低氧原子进一步向涂层内扩散。多层体系结构的力学行为更为复杂，制备也相对困难，付诸实际运用很少。日本学者新野正之、平井敏和渡边龙三等于1987年首次提出了两种或多种金属与陶瓷材料复合[3]，制备一种在结构和组分上呈连续梯度变化的新型梯度化结构材料，即功能梯度材料（FunctionallyGradedMaterials，FGM）的新概念。这种梯度涂层消除了层状结构的明显层间界面，使得涂层的力学性能由基体向陶瓷表层连续过渡，从而避免了热膨胀系数等不匹配造成的陶瓷层过早剥落现象。由于高温环境下，梯度涂层内弥散分布MCrAlY金属组元氧化对系统寿命的影响机理尚不清楚，且功能梯度热障涂层的制备工艺更为复杂，工艺优化参数未统一，在涡轮发动机叶片等高温部件上得到实际运用还有许多问题需要解决。(a)(b)(c)图1热障涂层的基本 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 思想就是利用陶瓷的高耐热性、抗腐蚀性和低导热性，实现对基体合金材料的保护，普通金属材料已经无法满足要求。NASA对几种可能适用于高温隔热涂层使用的陶瓷材料进行的对比研究表明ZrO2的综合性能最好。ZrO2具有陶瓷材料中最接近金属材料的热膨胀系数，导热系数为Al2O3的1/100左右，具有较高的抗弯强度和断裂韧性，尤其是部分稳定的ZrO2特有的微裂纹和相变增韧 机制 综治信访维稳工作机制反恐怖工作机制企业员工晋升机制公司员工晋升机制员工晋升机制图 ，使得抗热震性能非常好。但ZrO2在通常使用温度范围内，会发生马氏体相变，伴随有4%左右的体积变化[4]，会增加涂层内的应力。在热循环状态下这种相变将导致ZrO2涂层的碎裂。为了使热障涂层能够适应这一相变温度左右的热循环工作环境，延长涂层寿命，在ZrO2中添加少量的氧化物稳定剂可以起到控制这种相变发生的作用。目前应用广泛的稳定剂是Y2O3[5]。寻求更高性能的陶瓷表层材料和更好的氧化物稳定剂，一直是热障涂层研究中的重要和热点方向。为了缓解陶瓷涂层和基体的热不匹配问题，同时也为了提高基体抗氧化性，在基体和陶瓷涂层间加了一层MCrAlY金属粘结层，这层涂层成分可以依据使用条件的不同而调整，不受基体成分的限值，而且厚度也可以调控。MCrAlY涂层的抗氧化机理一般是通过高温氧化环境中，在表面首先形成Al2O3保护性氧化层以阻止涂层的进一步氧化，达到保护基体的目的。MCrAlY粘结层的成分对粘结层在热循环过程中热氧化层的生长速度、成分、完整性、与基体的结合力和剥落行为有决定作用，因此其选择对热障涂层的使用寿命非常重要。目前飞机发动机叶片使用较多的是抗氧化和抗热腐蚀综合性能较好的NiCoCrAlY粘结层[6]。先进TBCs体系的首要设计目标是提高耐久性，尤其是防止陶瓷顶层碎裂。改进涂层性能、预测涂层寿命，首先必须要了解热障涂层在热循环过程中的失效行为和失效机制。导致涂层碎裂的因素很多，包括外来粒子入侵、陶瓷顶层开裂、粘结层与陶瓷层界面开裂等。前两类因素通常导致TBCs连续或部分退化，而界面开裂导致TBC的主要部分甚至整体碎裂，更应引起重点关注。虽然陶瓷层中的相变、烧结等是促进开裂的重要因素，但与粘结层相关的界面开裂问题对TBCs的寿命影响更大。不管用何种工艺制备的TBCs系统，在高温应用环境下，在陶瓷涂层和粘结层界面上都将形成另外一层新的氧化层（ThermallyGrownOxide，TGO），其主要成分是Al2O3。随着循环次数的增加，氧化层厚度会逐渐增厚，而TGO和陶瓷层的界面会限制这种体积变化，其内容易形成微裂缝和应力高度集中，从而其附近很容易导致陶瓷涂层剥落。因此现今使用的多种TBCs体系虽然没有一个统一确定的失效部位，但热障涂层的失效通常发生在TBC界面及其附近，TGO是整个体系中最薄弱的环节。热障涂层的高温失效行为非常复杂，影响涂层使用寿命的因素也非常多样，包括涂层中孔隙与微裂纹的数量、类型及其分布情况，热循环过程中应力的大小和分布情况，粘结层的抗氧化性能，陶瓷层相结构的热稳定性能，各层界面的化学相容性，热循环导致粘结层发生的蠕变行为，金属基体的粗糙度以及涂层材料的本征性能等等。但是，以上种种因素对涂层使用寿命的影响归根结底都是通过影响热应力大小、方向和分布而发挥作用的。在众多材料和加工等影响变量中，TGO附近的局部应力和界面强度是导致失效的两个最重要的因素[7-9]。应力场 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 是热障涂层破坏机理研究的基础，主要包括制备过程中的残余应力及热循环过程的应力生长，如TGO形成过程中和之后系统中产生的热生长应力，了解其特性对TBCs系统的各种寿命预测模型的建立具有重要意义。能精确地定量分析结合材料界面区域的应力场分布，是准确分析和评价涂层材料界面的力学行为以达到对此类涂层材料或结构形式的结合强度和寿命评价及其优化设计目的的关键。近几十年来诸多研究者从不同途径如理论分析、数值计算、实验测试等入手开展了很多研究。对于结合材料如薄膜涂层结构形式的研究，由于界面的存在，理论分析比均质材料复杂很多。比较早的研究可以追溯到1955年Rongved[10]分析了二维和三维的两个半无限体结合材料内部受集中力作用的问题，通过引入一个和力作用点关于界面对称的镜像点，在满足界面连续性条件的基础上求得了理论解，可以退化到半无限体的Mindlin解[11]。Dundurs和Hetenyi[12]求解了两个半无限体以无摩擦接触方式结合内部受点力作用的理论解。由于必须满足界面上面力和位移连续性的要求，因此寻求该问题理论解时常常采用积分变换法。Bogy[13]在分析不同材料参数和几何参数条件下的界面端奇异应力场特性时采用了梅林变换；Burmister[14-16]利用Fourier变换求解了双层弹性体问题，丁皓江[17]进一步扩展至多层弹性体问题。另外还有诸多[18][19][20]学者例如Fares和Li、Yu和Sanday、Walpole等求出了不同情况下集中力作用于各向同性结合异材问题的格林函数。尽管格林函数可以通过数学方法如快速Fourier变换等计算出，但由于涉及到无穷积分，解本身已很复杂，并且准确性也有待验证，而且积分变换常遇到求解逆变换的问题，通常只在一些特殊情况下才能求得显示解。对于单层或多层薄膜涂层这种层状系统，许多学者通过多种途径寻求不同问题的格林函数以进一步分析更复杂的问题，或者作为在无限域或半无限域具有特殊优势的边界元法的基本解进行数值分析。例如状态空间法[21,22]，但由于涉及的数学算子通常需要特定的边界条件才能运算，受限较多；借助傅立叶或Hankel变换的矩阵转换法应用较多，由于分析中仅保持了一次项，避免了傅立叶或Hankel的逆变换，但精确度受层厚影响较大；另外还有转制矩阵法、刚度矩阵法、柔度矩阵法、薄层理论法等等[23-26]，不再一一描述。还有一些学者采用和电磁场理论中相似的一种途径——镜像点方法来研究异材结合材料问题，例如上面提到的Rongved[10]针对集中力作用于两半无限体结合材料内部时的研究。从上面可以看出，目前针对含有界面的涂层系统理论分析还存在一些问题，例如解的完备性不足，或者针对性太强应用价值低等等。涂层测试方法可分为定性检测和定量检测两大类：定性方法有栅格试验、杯突试验、热震试验、锉磨法和超声法等；定量测试有粘结拉伸法、压痕法、剪切试验和划痕试验等。定性法以经验判断和相对比较为主，结果一般很难给出力学参量。定量测量的主要困难在于寻求试验的试件形状和加载方式，使得界面上能够产生不同的应力状态，即在不同的应力状态比下发生破坏。目前精确测定应力有效的手段是光激发荧光谱技术（Photo-stimulatedLuminescenceSpectroscopy,PSLS）。由于数值计算更容易修改涂层厚度和材料物性参数，国内外在数值模拟分析涂层结构应力场方面做了许多研究，主要采用有限元法、边界元法和界面元法等数值方法对涂层构件应力场进行了计算分析。比较早的如1974年Kennedy和Ling[27]模拟分析了球形压头作用于层状体表面的压痕测试实验，随后一些相似的分析有Kral和Komvopoulos[28-30]的硬质表层效应研究，Djabellaa和Arnella[31]对平面和空间赫兹分布压力作用下的膜基系统进行了有限元分析。很多研究者还借助有限元途径从不同角度分析了影响薄膜涂层材料界面结合强度的一些因素，如Peng和Bhushan[32]通过建立三维数值模型进行了粗糙表面的弹塑性层状半无限体在不同环境下的接触分析，研究了层基材料刚度、层厚、外力对接触分析结果的影响，并提出了减小摩擦、粘滞和磨损的优化参数；Tian和Saka[33]通过有限元途径分析了不同摩擦系数时双层薄膜受滑动接触的应力和应变分布情形，认为表面变形、初始屈服点以及界面应力应变都和摩擦系数紧密相关。另外一些数值计算途径如边界元法，对某些无限域以及半无限域问题，由于边界元自身特点在计算效率和准确性相对有限元法提高很多，同样在薄膜涂层材料方面有许多的研究。美国国家航空航天局（NASA）在超级计算机上利用Marc软件仿真热障涂层的温度场及应力场，进而探究热障涂层失效机理。但在实际中，数值计算尚存在计算精度和效率较低的问题，而且计算费时费力效率低。另外由于界面上可能存在的界面端奇异性及应力不连续性等，往往还需对界面上的应力分布即应力场有一个全面的把握，而这项工作却是难以仅靠数值计算来完成的，必要的理论分析结合是不可避免的。涂覆热障涂层的部件能否安全可靠服役，很大程度上取决于TBC的寿命。建立针对某一具体服役条件下热障涂层的寿命预测模型，对涡轮发动机的设计和发展有着重要的指导意义。但是影响涂层寿命的因素非常复杂，除了基体材料和粘结层的成分、制备工艺、微观组织结构外，还有使用环境温度和腐蚀程度、碰撞损伤等等。建立寿命评估及预测模型需要了解热障涂层系统的力学行为，并能估测涂层失效的时间。寿命预测系统的建立一般包括判断关键的失效机理、建立应力或应变弹性场模型以及根据应力状态和相关的失效 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 建立最终的寿命评估准则。目前提出的各种寿命预测模型主要是根据实验结果的经验或半经验公式[34]。热障涂层服役过程中，不断的经历加热－冷却－加热的工作环境。每次热循环中，界面氧化、高温烧结及热不匹配等因素引起的残余应力不断对涂层系统造成损伤。当损伤变量累积达到某一程度后，定义为热障涂层失效。研究人员从损伤变量的变化和循环累积的角度进行寿命评估，如Busso等[34]利用有限元建立热障涂层“波浪”模型，假定大气等离子喷涂TBCs系统内的残余应力主要由高温氧化、烧结、材料参数不匹配引起，疲劳损伤主要收系统内的离面应力的影响，而提出的基于连续损伤力学的寿命预测模型。Liu等[35]结合热震试验及有限元分析，提出随着循环次数的增加，热循环应力不断增加，所带来的损伤不断累积，最终也建立了一种热障涂层复杂载荷可用单一参数来表达的寿命预测模型。监测和界面氧化等不同角度提出的寿命预测模型命预测模型的建立是一个长期而又复杂的过程，另外还有基于特定参量[36,37]。但热障涂层寿要完全定量分析热障涂层的失效过程并对其寿命进行预测和评估需要诸多重视并长期坚持。参考文献：[1].Padture,N.P.;Gell,M.;Jordan,E.H.,ThermalBarrierCoatingsforGas-TurbineEngineApplications.Science2002,296(5566),280-284.[2].周益春;刘奇星;杨丽,etal.,热障涂层的破坏机理与寿命预测.固体力学学报2010,(5),504-531.Viswanathan,R.;Scheirer,S.T.InMaterialstechnologyforadvancedlandbasedgasturbines,TheProceedingof7thInternationalConferenceonCreepandFatigueatElevatedTemperatures,Tsukuba,Japan,ShinanomachiRengakanBldg,2001;Tsukuba,Japan,ShinanomachiRengakanBldg,2001;pp7-21.张平,热喷涂材料.国防工业出版社:北京,2006.[5].Ouyang,J.H.;Sasaki,S.,MicrostructureandtribologicalcharacteristicsofZrO2－Y2O3ceramiccoatingsdepositedbylaser-assistedplasmahybridspraying.TribologyInternational2002,35(4),255-264.[6].刘凤岭,面向21世纪的热障涂层结构设计.材料保护2000,(1),86-88.Martena,M.;Botto,D.;Fino,P.,etal.,ModellingofTBCsystemfailure:StressdistributionasafunctionofTGOthicknessandthermalexpansionmismatch.EngineeringFailureAnalysis2006,13(3),409-426.Rabiei,A.;Evans,A.G.,Failuremechanismsassociatedwiththethermallygrownoxideinplasma-sprayedthermalbarriercoatings.ActaMaterialia2000,48(15),3963-3976.[9].Busso,E.P.;Evans,H.E.;Qian,Z.Q.,etal.,Effectsofbreakawayoxidationonlocalstressesinthermalbarriercoatings.ActaMaterialia2010,58(4),1242–1251.[10].Rongved,L.InForceinteriortooneoftwojoinedsemi-infinitesolids,2ndMidwesternConferenceonSolidMechanics,1955;1955;pp1-13.[11].Mindlin,R.D.,Forceatapointintheinteriorofasemi-in?nitesolid.JournalofPhysics1936,7,195-202.[12].Dundurs,J.;Hetenyi,M.,Transmissionofforcebetweentwosemi-infinitesolids.[13].Bogy,D.B.,Edgebondeddissimilarorthogonalelasticwedgesundernormalandshearloadings.JournalofAppliedMechanics1968,35,146-154.[14].Burmister,D.M.,TheGeneralTheoryofStressesandDisplacementsinLayeredSoilSystems.II.JournalofAppliedPhysics1945,16(3),126-127.[15].Burmister,D.M.,TheGeneralTheoryofStressesandDisplacementsinLayeredSoilSystems.III.JournalofAppliedPhysics1945,16(5),296-302.[16].Burmister,D.M.,TheGeneralTheoryofStressesandDisplacementsinLayeredSystems.I.JournalofAppliedPhysics1945,16(2),89-94.[17].丁皓江,横观各向同性弹性力学.浙江大学出版社:杭州,1997;p240.[18].Fares,N.;Li,V.C.,Generalimagemethodinaplane-layeredelastostaticmedium.JournalofAppliedMechanics1988,55,781-785.[19].Yu,H.Y.;Sanday,S.C.InElasticfieldsinjoinedhalf-spacesduetonucleiofstrain,ProceedingsofTheRoyalSocietyofLondon,1991;1991;pp503-519.[20].Walpole,L.J.,Anelasticsingularityinjoinedhalf-spaces.InternationalJournalofEngineeringScience1996,34(6),629-638.[21].Bahar,L.Y.,Astatespaceapproachtoelasticity.JournaloftheFranklinInstitute1975,299(1),33-41.[22].Rao,N.S.V.K.;Das,Y.C.,AMixedMethodinElasticity.ASMEJournalofAppliedMechanics1977,44,51-56.[23].Bahar,L.Y.,TransferMatrixApproachtoLayeredSystems.JournaloftheEngineeringMechanicsDivision1972,98,1159-1172.[24].Chen,W.T.,Computationofstressesanddisplacementsinalayeredelasticmedium.[25].Seale,S.H.;Kausel,E.,PointLoadsinCross-AnisotropicLayeredHalfspaces.[26].Small,J.C.;Booker,J.R.,Finitelayeranalysisoflayeredelasticmaterialsusingaflexibilityapproach.Part2-Circularandrectangularloadings.InternationalJournalforNumericalMethodsinEngineering2005,23,959-978.[27].Kennedy,F.E.;Ling,F.F.,Elasto-plasticindentationofalayeredmedium.JournalofEngineeringMaterialsandTechnology1974,96,97-103.[28].Kral,E.R.;Komvopoulos,K.,Three-DimensionalFiniteElementAnalysisofSubsurfaceStressesandShakedownDuetoRepeatedSlidingonaLayeredMedium.JournalofAppliedMechanics1996,63(4),967-973.[29].Kral,E.R.;Komvopoulos,K.,Three-DimensionalFiniteElementAnalysisofSurfaceDeformationandStressesinanElastic-PlasticLayeredMediumSubjectedtoIndentationandSlidingContactLoading.JournalofAppliedMechanics1996,63(2),365-375.[30].Kral,E.R.;Komvopoulos,K.,Three-DimensionalFiniteElementAnalysisofSubsurfaceStressandStrainFieldsDuetoSlidingContactonanElastic-PlasticLayeredMedium.JournalofTribology1997,119(2),332-341.[31].Djabella,H.;Arnell,R.D.,FiniteElementAnalysisoftheContactStressesinElasticCoating/SubstrateUnderNormalandTangentialLoad.ThinSolidFilms1993,223(1),87-97.[32].Peng,W.;Bhushan,B.,ANumericalThree-DimensionalModelfortheContactofLayeredElastic/PlasticSolidsWithRoughSurfacesbyaVariationalPrinciple.JournalofTribology2001,123(2),330-342.[33].Tian,H.;Saka,N.,FiniteElementAnalysisofanElastic--PlasticTwo-LayerHalf-SpaceSlidingContact.Wear1991,148(2),261-285.[34].Busso,E.P.;Lin,J.;Sakurai,S.,Amechanisticstudyofoxidation-induceddegradationinaplasma-sprayedthermalbarriercoatingsystem.:PartII:Lifepredictionmodel.ActaMaterialia2001,49(9),1529–1536.[35].Liu,Y.;Persson,C.;Wigren,J.,Experimentalandnumericallifepredictionofthermallycycledthermalbarriercoatings.JournalofThermalSpra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工程 路基工程安全技术交底工程项目施工成本控制工程量增项单年度零星工程技术标正投影法基本原理 应用提供技术储备。（三）研究内容根据拟定的研究目标，按以下思路开展研究：建立TBCs破坏失效评价准则以及寿命评估和预测初步模型TBCs破坏失效评价准则TBCs寿命评估与预测研究和究TBCsTBCsTBCsTBCs寿TBCs材界失损命寿面效伤预料命本模模演测评型型化构模估研研研模型方究究究型研法根据研究目的和研究思路，以及研究对象的确定和研究对象载荷形式和特点的分析，确定本课题的研究内容为以下几点：TBCs材料本构模型研究主要研究TBCs系统各层材料在不同高温下的轴向拉、压力学行为，各层材料本构模型的温度范围并不一定相同，并考虑涂层结构尺寸。TBCs界面模型研究界面模型包括基体与涂层(的粘接层)的界面模型和陶瓷与粘接层(即涂层内部)界面两个方面，均需要研究各层材料的热物理性能、界面结合紧密程度的力学表征参量，以及研究对象边界条件的描述。TBCs失效模型研究研究TBCs失效的模式的类别和表现形式，引起TBCs失效的主要影响因素，TBCs失效时各影响因数的表征值，建立TBCs破坏失效评价准则。TBCs损伤演化规律研究研究引起TBCs失效的各主要影响因素的特征值在间歇式周期温度荷载下的变化发展规律。TBCs寿命评估和预测方法研究研究影响TBCs寿命的主要因素，以及这些主要影响因素表征值在间歇式周期温度荷载下的变化规律。（三）关键技术如何建立合适的分析模型来得到数值模拟对TBCs系统服役过程中的应力场分布预测，是本课题研究的一个关键问题。数值计算中材料本构模型，界面形状等重要因素的确定对保证数值计算的结果正确性非常重要；2.理论推导涂层系统特别是界面区域的应力场，并结合涂层破坏形式和破坏临界状态，建立正确的涂层破坏失效准则，是本课题的主要理论关键问题。困难在于载荷和材料性能的复杂性，界面的存在；3.热障涂层处于热循环服役过程，界面氧化、高温烧结及热不匹配等因素引起的残余应力不断对涂层系统造成损伤，寻求确定合适的热障涂层失效参数以及这些参数热循环服役过程中的演化发展规律，是本项目的又一关键问题。