等離子噴涂熱障涂層材料彈性模量與硬度的壓痕測(cè)試分析

毛衛(wèi)國(guó)，陳 強(qiáng)，張 斌，萬(wàn) 杰

（湘潭大學(xué) 材料與光電物理學(xué)院 低維材料及其應(yīng)用技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 湘潭411105）

等離子噴涂熱障涂層材料彈性模量與硬度的壓痕測(cè)試分析

毛衛(wèi)國(guó)，陳 強(qiáng)，張 斌，萬(wàn) 杰

（湘潭大學(xué) 材料與光電物理學(xué)院 低維材料及其應(yīng)用技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 湘潭411105）

采用納米壓痕法，研究了經(jīng)高溫?zé)嵫h(huán)處理后的等離子噴涂熱障涂層材料彈性模量和硬度的拋物線式演變規(guī)律，并采用Weibull統(tǒng)計(jì)分析方法對(duì)納米壓痕測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行了處理和分析，提高了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性。結(jié)果表明，經(jīng)過(guò)高溫?zé)嵫h(huán)處理之后，不同位置處的熱障涂層彈性模量和硬度都呈現(xiàn)出明顯的各向異性分布。隨著熱循環(huán)次數(shù)的增加，涂層表面和截面上的彈性模量和硬度都隨之增大，當(dāng)達(dá)到一定次數(shù)之后，兩者的數(shù)值變化趨于平緩。涂層截面處的彈性模量和硬度都大于涂層表面處的數(shù)值。最后結(jié)合熱循環(huán)處理前后熱障涂層材料微觀結(jié)構(gòu)的變化觀察，簡(jiǎn)單討論了其彈性模量和硬度演變的原因。

熱障涂層；納米壓痕；彈性模量；硬度；Weibull分析

為了提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)的渦輪進(jìn)口溫度和熱效率，使得航空發(fā)動(dòng)機(jī)獲得更高的推重比，1953年美國(guó)國(guó)家航空航天局研究中心提出了熱障涂層（Thermal Barrier Coatings，TBCs）材料的概念［1］，其基本原理大致是基于陶瓷材料具有熔點(diǎn)高、熱傳導(dǎo)率低、蒸汽壓低、輻射率低和反射率高等特點(diǎn)，將陶瓷粉末噴涂或者沉積在高溫合金熱端部件（尤其是渦輪葉片）表面，以降低高溫部件的工作溫度，使其免受高溫腐蝕和高溫氧化，明顯延長(zhǎng)高溫部件的使用壽命，使現(xiàn)代航空燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)高溫合金部件在高于其熔點(diǎn)溫度的服役環(huán)境中工作成為可能，進(jìn)而提高了航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉁囟群蜔嵝剩?，3］。美國(guó) N.P.Padture等指出：熱障涂層系統(tǒng)是所有涂層系統(tǒng)中最復(fù)雜的一種結(jié)構(gòu)，也是最急需應(yīng)用在航空發(fā)動(dòng)機(jī)和工業(yè)渦輪機(jī)內(nèi)高溫部件的一種隔熱涂層［4］。它是一個(gè)典型的多層復(fù)合系統(tǒng)，主要包括四層材料：耐高溫鎳基合金基底（Ni－superalloy Substrate）、過(guò)渡層（NiCrAlY）、熱生長(zhǎng)氧化層（Thermally Grown Oxide，TGO）和陶瓷涂層（8%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Y2O3－ZrO2，8YSZ），如圖1所示［4］。

但是在高溫高壓服役環(huán)境中，熱障陶瓷涂層與金屬基底之間的界面失效和開(kāi)裂剝落一直是限制該技術(shù)廣泛應(yīng)用的瓶頸問(wèn)題［4，5］。其主要原因是：（1）由于陶瓷材料高溫蠕變、彈塑性變形、系統(tǒng)材料參數(shù)不匹配等因素影響，導(dǎo)致在熱循環(huán)過(guò)程中陶瓷涂層容易受到熱疲勞應(yīng)力的反復(fù)作用［5－7］；（2）在高溫環(huán)境下陶瓷層／過(guò)渡層界面不可避免地會(huì)發(fā)生界面氧化，生成脆性氧化層［4，8］。隨著熱循環(huán)次數(shù)的增加，界面氧化層將逐漸增厚且產(chǎn)生很大的應(yīng)力奇異性，從而誘發(fā)界面缺陷萌生、成核和擴(kuò)展；（3）在高溫?zé)g和化學(xué)氧化腐蝕條件下，熱障涂層的一些基本材料參數(shù)（如彈性模量、硬度、屈服強(qiáng)度和斷裂韌性等）將會(huì)發(fā)生較大的變化，進(jìn)而會(huì)影響陶瓷涂層和金屬基底的結(jié)合性能。因此測(cè)試和分析熱障涂層材料參數(shù)在高溫服役過(guò)程中的演變將對(duì)預(yù)測(cè)涂層失效及工作壽命起到非常重要的作用。目前國(guó)內(nèi)外很多研究人員采用不同測(cè)試方法測(cè)試分析了熱障涂層系統(tǒng)的彈性模量與硬度。Guo等采用納米壓痕儀測(cè)試了電子束物理氣相沉積（EB－PVD）熱障涂層材料的硬度與彈性模量。在實(shí)驗(yàn)中主要考慮不同納米壓痕測(cè)試條件（例如加載速率、保載時(shí)間、壓入深度等）對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響［9，10］。Tang等研究了等離子噴涂8YSZ的彈性模量隨熱循環(huán)時(shí)間的變化關(guān)系，發(fā)現(xiàn)隨著熱循環(huán)次數(shù)的增加，彈性模量的數(shù)值從2300MPa逐漸減小到720MPa，然后維持這個(gè)數(shù)值不變［11］。李美姮等用壓痕法測(cè)量EB－PVD熱障涂層的彈性模量及硬度，發(fā)現(xiàn)熱障涂層的維氏顯微硬度和彈性模量隨施壓載荷增大而減小。當(dāng)載荷為2.94N時(shí)，顯微硬度和彈性模量接近穩(wěn)態(tài)值，分別為6.3GPa和172GPa［12］。許寶星等模擬典型熱障涂層結(jié)構(gòu)在平頭壓痕作用下的力學(xué)響應(yīng)，研究了采用平頭壓痕確定TBCs涂層彈性模量的方法［13］。然而，熱障涂層的材料參數(shù)、材料結(jié)構(gòu)和性能受到制備工藝類(lèi)型、工藝參數(shù)、涂層材料成分、基底溫度及幾何尺寸等因素的影響，而且陶瓷涂層與過(guò)渡層界面結(jié)合部分是尤需重點(diǎn)關(guān)注的部位，因此研究靠近過(guò)渡層區(qū)域的陶瓷層材料參數(shù)在服役環(huán)境下的演變具有重要意義。本研究采用納米壓痕法，測(cè)試等離子噴涂熱障涂層材料的彈性模量和硬度，并利用Weibull分析對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，重點(diǎn)分析在熱循環(huán)過(guò)程中陶瓷涂層表面和界面處的彈性模量和硬度兩個(gè)主要參數(shù)的演變情況。

圖1 熱障涂層系統(tǒng)微觀界面結(jié)構(gòu)示意圖［4］Fig.1 Schematic drawing of interface microstructure of thermal barrier coating system［4］

1 納米壓痕測(cè)試原理

近年來(lái)，在微電子科學(xué)、表面噴涂、磁記錄以及薄膜等相關(guān)的材料科學(xué)領(lǐng)域納米壓痕技術(shù)得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用，它可以測(cè)試出材料的彈性模量、硬度、屈服強(qiáng)度、加工硬化指數(shù)等許多參數(shù)，其測(cè)試過(guò)程如圖2所示［14］，載荷－位移曲線如圖3所示［15］。從文獻(xiàn)［9，15］中可知，由壓痕儀直接測(cè)得的最大壓入深度hmax和殘余深度hf，以及通過(guò)測(cè)試獲得的擬合參數(shù)α和m（本研究中m＝1.5）可計(jì)算出彈性接觸剛度：

式中：hmax為最大壓入深度；hf為卸載后的殘余深度；P為加載的壓痕載荷，卸載曲線頂部斜率S＝dP／dh（稱(chēng)為接觸剛度）。再由壓入深度hmax和最大壓力Pmax，以及與壓針形狀有關(guān)的常數(shù)ε（對(duì)于玻氏壓針ε＝0.75）可以計(jì)算出接觸深度hc：

式中：hc為壓入接觸深度。由方程（1）和（2）可以計(jì)算出折合模量Er：

式中：β為無(wú)量綱參數(shù)。最后將Er代入下式：

便可以算出彈性模量Es，其中μs為被測(cè)樣品的泊松比。Ei和μi分別為壓針材料的彈性模量和泊松比。以上公式為由實(shí)驗(yàn)參數(shù)計(jì)算出被測(cè)材料彈性模量的原理公式，具體實(shí)驗(yàn)中由納米壓痕儀分析計(jì)算直接讀出。

對(duì)于材料的硬度測(cè)試，接觸投影面積一般用下式擬合：

式中Cn為曲線擬合常數(shù)。硬度計(jì)算公式為：

式中：H為硬度；Pmax為最大載荷；A是壓痕面積，它也是接觸深度hc的函數(shù)。聯(lián)立方程（1），（2），（5）和（6）就可以計(jì)算出材料的硬度值。

2 Weibull模數(shù)分析［16］

對(duì)于脆性材料的斷裂測(cè)試，測(cè)試數(shù)據(jù)有較大的分散性，理想值與數(shù)據(jù)的平均值存在較大的偏差，因而不能簡(jiǎn)單采用平均值計(jì)算。由于等離子噴涂熱障涂層存在大量孔洞和缺陷，測(cè)試結(jié)果存在較大的分散性，本研究采用Weibull統(tǒng)計(jì)分析來(lái)處理納米壓痕實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，以減小實(shí)驗(yàn)測(cè)試誤差。首先本研究簡(jiǎn)單介紹Weibull分析的基本原理。假設(shè)脆性材料的斷裂韌性測(cè)試結(jié)果服從 Weibul1分布，其累積概率分布函數(shù)可以寫(xiě)成［16］：

式中的K0和m均為常數(shù)，分別為Weibul1分布的尺度參數(shù)和Weibull模數(shù)。m越大測(cè)試結(jié)果的分散性越小。將方程（7）改寫(xiě)為：

該直線的斜率就是Weibull模數(shù)，因此可以用實(shí)測(cè)的KIC值得到線性擬合的Weibull分別得尺寸參數(shù)K0。將實(shí)驗(yàn)測(cè)得的KIC按由小到大的順序排列（KIC）1，（KIC）2，…（KIC）i…（KIC）N，斷裂韌性不高于（KIC）i的概率為pi為：

N為樣品的容量，將式（9）所得的p值代入方程（8）進(jìn)行線性回歸，獲最小二乘法得到的m和K0。

對(duì)于本研究中納米壓痕測(cè)試熱障涂層樣品的彈性模量與硬度，由于測(cè)試原理相似，在對(duì)陶瓷層彈性模量進(jìn)行 Weibull分析時(shí)，將方程（8）中的KIC與K0換成E與E0，同樣計(jì)算陶瓷層硬度時(shí)把方程（8）KIC與K0換成H和H0［12，16］。因此彈性模量的線性回歸函數(shù)為：

其硬度的線性回歸函數(shù)為：

3 實(shí)驗(yàn)測(cè)試及分析

3.1 樣品制備及熱處理

選用8YSZ材料作為陶瓷涂層材料，選NiCrAlY材料作為過(guò)渡層材料，基底材料是高溫鎳基合金。采用等離子噴涂工藝沉積過(guò)渡層和陶瓷層。基底幾何尺寸是10mm×5mm×2mm，過(guò)渡層厚度大約為90μm，陶瓷層厚度大約為300μm。先將箱式電阻爐加熱到1000℃并保持恒溫，再將樣品放入其中，加熱1h后取出，10min之后冷卻到室溫，這樣就完成了一次熱循環(huán)。對(duì)樣品分別進(jìn)行30，50，100，150，180次熱循環(huán)，每組樣品個(gè)數(shù)為3個(gè)。在實(shí)驗(yàn)之前必須要對(duì)熱循環(huán)處理后樣品表面進(jìn)行細(xì)致的金相處理，達(dá)到納米壓痕測(cè)試要求。

3.2 納米壓痕測(cè)試

采用美國(guó) Hysitron公司生產(chǎn)的Tribo－Indenter納米壓痕測(cè)試系統(tǒng)。壓頭選用Berkovich金剛石壓頭，呈三棱錐型，錐角為142.3°，曲率半徑為150～200nm。壓入過(guò)程是采用控制試驗(yàn)力的方法。其參數(shù)設(shè)置為：加載速率為30mN／s；最大力為3N。為消除材料蠕變的影響，設(shè)置在最大壓痕載荷下的保載時(shí)間為20s，卸載時(shí)間為10s?；贚i和Bradt等［17］提出的試樣比例阻力模型，即當(dāng)外加載荷高于臨界載荷時(shí)，彈性模量和硬度與外加載荷無(wú)關(guān)。本實(shí)驗(yàn)的外加載荷最大設(shè)置為3N，以消除壓痕尺寸效應(yīng)。每個(gè)樣品的測(cè)試次數(shù)為20次。因?yàn)楦邷責(zé)崽幚韺?duì)8YSZ材料的泊松比影響較小，所以本研究假設(shè)其在熱循環(huán)條件下是不變的，取ν＝0.1［18］。對(duì)于Berkovich金剛石壓頭，有Ei＝1140GPa，vi＝0.07［19］。

4 結(jié)果分析和討論

圖4表示對(duì)原始熱障涂層的壓痕測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行Weibull分析處理，對(duì)于其他類(lèi)型的實(shí)驗(yàn)試樣，也用同樣的分析方法處理。熱障涂層表面和界面處的彈性模量和硬度分析結(jié)果如表1～4所示。對(duì)于熱障涂層彈性模量的Weibull分析，從表1和表2中可看出，最小的Weibull模數(shù)m值有5.01，最大的 Weibull模數(shù)m值為13.52，平均值大約為9.23。Guo等在不同加載速率下采用壓痕法測(cè)試了8YSZ的彈性模量，其Weibull模數(shù)大約在5.16左右［10］。從表3和表4中所示的熱障涂層硬度的Weibull數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，最小的Weibull模數(shù)m值為3.65，最大的 Weibull模數(shù)m值為10.37，平均值大約為6.18。Guo等得到的Weibull模數(shù)m值主要集中在8.64左右［10，15］，本研究結(jié)果與 Guo等的測(cè)試結(jié)果有些差異，可能是由于材料微結(jié)構(gòu)不同引起的。

圖4 原始樣品的截面處陶瓷層彈性模量和硬度的Weibull分析處理（a）彈性模量；（b）硬度Fig.4 Weibull statistical analysis of elastic modulus and hardness in the cross－section location of the as－received ceramic coating （a）elastic modulus；（b）hardness

表1 熱障涂層表面處的彈性模量分析Table 1 Weibull analysis of elastic modulus in the surface coating

表2 熱障涂層截面處的彈性模量分析Table 2 Weibull analysis of elastic modulus in the cross－sectional coating

表3 熱障涂層表面處的硬度分析Table 3 Weibull analysis of hardness in the surface coating

表4 熱障涂層截面處的硬度分析Table 4 Weibull analysis of hardness in the cross－sectional coating

通過(guò)上述Weibull模數(shù)分析，熱障陶瓷涂層表面和界面處的彈性模量和硬度隨熱循環(huán)次數(shù)的演變關(guān)系分別如圖5，6所示。由圖5可見(jiàn)，隨著熱循環(huán)次數(shù)的增加，熱障涂層陶瓷層表面彈性模量從50GPa增長(zhǎng)到90GPa，而截面處的彈性模量比表面處的數(shù)值要大，從68GPa逐漸增大到120GPa。從圖5中還可以看出，陶瓷涂層表面和截面彈性模量的增長(zhǎng)可以分為兩個(gè)階段：第一個(gè)階段，在100次熱循環(huán)之前為快速增長(zhǎng)，第二個(gè)階段彈性模量增長(zhǎng)速度平緩且趨于穩(wěn)定，且熱障涂層陶瓷層截面的彈性模量大于陶瓷層表面彈性模量，呈現(xiàn)出各向異性分布。從圖6中看出，隨著熱循環(huán)次數(shù)的增加，熱障涂層表面硬度從2.9GPa增長(zhǎng)到5.2GPa，其截面處的硬度從3.6GPa增長(zhǎng)到6.3GPa，其結(jié)果與文獻(xiàn)相關(guān)測(cè)試結(jié)果一致［10，12，13，15］。 熱 障 涂 層 陶 瓷 層 的 硬 度 與 彈 性 模 量 有類(lèi)似的變化趨勢(shì)。在60次熱循環(huán)之前硬度值增長(zhǎng)迅速，然后增長(zhǎng)速度放緩，逐漸趨于穩(wěn)定。熱障涂層截面的硬度值大于陶瓷層表面的硬度。陶瓷涂層彈性模量和硬度增長(zhǎng)的第一階段主要是因?yàn)樘沾蓪拥臒Y(jié)效用導(dǎo)致其迅速增加；第二階段是因?yàn)闊Y(jié)基本完成，由涂層內(nèi)部微裂紋逐漸愈合，致使彈性模量和硬度增加平緩［20］。燒結(jié)效應(yīng)可以從圖8，9可以看出，經(jīng)歷熱循環(huán)之后，陶瓷涂層的材料變得密集，孔洞減少，晶粒長(zhǎng)大。這一結(jié)果與Thompson等［10，21］研究的結(jié)果非常類(lèi)似。

圖7 未經(jīng)熱處理的原始樣品微觀結(jié)構(gòu)觀察（a）陶瓷涂層截面；（b）陶瓷涂層表面Fig.7 SEM observations of the as－received TBCs sample（a）the cross－section region of coating；（b）the surface region of coating

最后本研究對(duì)熱循環(huán)處理前后熱障涂層試樣的微觀結(jié)構(gòu)演變進(jìn)行了掃描電子顯微鏡觀察和分析。由圖7可以看出，原始樣品的表面和截面都存在著明顯的片狀和小孔狀結(jié)構(gòu)，其中小孔在截面和表面上都是任意分布的。在截面上的片狀結(jié)構(gòu)大多處于平行于截面的方向，在表面上沒(méi)有明顯的分布規(guī)律。當(dāng)樣品經(jīng)過(guò)50h和150h的熱處理后，其微觀結(jié)構(gòu)分別如圖8和圖9所示。截面和表面上的小孔結(jié)構(gòu)沒(méi)有明顯的結(jié)合與開(kāi)裂現(xiàn)象，而且片狀都有所減少，這一點(diǎn)在截面上尤為明顯。而且當(dāng)原始樣品經(jīng)過(guò)50h熱處理后，在陶瓷層和過(guò)渡層中間生成一層氧化層，如圖8所示。在圖9中可以看出，經(jīng)過(guò)150h熱處理后的樣品中的氧化層已經(jīng)不如50h熱處理樣品的明顯，在某些部分已經(jīng)與過(guò)渡層有不同程度的結(jié)合。這些充分說(shuō)明在熱循環(huán)過(guò)程中，陶瓷材料發(fā)生了高溫?zé)Y(jié)，導(dǎo)致其材料參數(shù)、微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，以致影響了其材料性能。

5 結(jié)論

（1）隨著熱循環(huán)次數(shù)的增加，熱障涂層材料的彈性模量和硬度均呈拋物線式增大；當(dāng)熱循環(huán)次數(shù)達(dá)到一定數(shù)值后，兩者增加逐漸變緩，并趨于穩(wěn)定。

（2）熱障涂層彈性模量的變化范圍是40～120GPa，其硬度變化范圍大約是3～6GPa。

（3）熱障涂層材料的彈性模量和硬度具有較為明顯的各向異性。陶瓷涂層截面上的彈性模量和硬度均大于其表面上相應(yīng)的測(cè)試值。

［1］ MILLER R A.Thermal barrier coatings for aircraft engines：history and directions［J］.Journal of Thermal Spray Technology，1997，6（1）：35－42.

［2］ 鄧世均.高性能陶瓷涂層 ［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2004.

［3］ 李健保，周益春.新材料科學(xué)及其實(shí)用技術(shù) ［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2002.

［4］ PADTURE N P，GELL M，JORDAN E H.Thermal barrier coatings for gas－turbine engine applications［J］.Science，2002，296（5566）：280－284.

［5］ EVANS A G，HE M Y，HUTCHINSON J W.Mechanics－based scaling laws for the durability of thermal barrier coating［J］.Progress in Materials Science，2001，46（3－4）：249－271.

［6］ HE M Y，HUTCHINSON J W，EVANS A G.Large deformation simulations of cyclic displacement instabilities in thermal barrier systems［J］.Acta Materialia，2002，50（5）：1063－1073.

［7］ MAO W G，ZHOU Y C，YANG L，et al.Modeling of residual stresses variation with thermal cycling in thermal barrier coatings［J］.Mechanics of Materials，2006，38（12）：1118－1127.

［8］ EVANS A G，MUMM D R，HUTCHINSON J W，et al.Mechanisms controlling the durability of thermal barrier coatings［J］.Progress in Materials Science，2001，46（5）：505－553.

［9］ GUO S Q，KAGAWA Y K.Effect of thermal exposure on hardness and Young’s modulus of EB－PVD yttria－partially－stabilized zirconia thermal barrier coatings ［J］.Ceramics International，2006，32（3）：263－270.

［10］ GUO S Q，KAGAWA Y K.Young’s moduli of top－coat and thermal grown oxide in a plasma sprayed thermal barrier coatings system ［J］.Scripta Materialia，2004，50（11）：1401－1406.

［11］ TANG F，SCHOENUNG J M.Evolution of Young’s modulus of air plasma sprayed yttria－stabilized zirconia in thermally cycled thermal barrier coatings［J］.Scripta Materialia，2006，54（9）：1587－1592.

［12］ 李美姮，胡望宇，孫曉峰，等.EB－PVD熱障涂層的楊氏模量和斷裂韌性研究 ［J］.稀有金屬材料與工程，2006，35（4）：577－580.

［13］ 許寶星，李立州，趙彬等.平頭壓痕試驗(yàn)確定熱障涂層楊氏模量的方法研究 ［J］.應(yīng)用力學(xué)學(xué)報(bào)，2006，23（1）：72－75.

［14］ 高怡斐.儀器化壓痕試驗(yàn)法測(cè)定金屬材料的硬度與材料參數(shù)［J］.物理測(cè)試，2003，（5）：1－3.

［15］ GUO S Q，KAGAWA Y K.Effect of loading rate and holding time on hardness and Young’s modulus of EB－PVD thermal barrier coating［J］.Surface and Coatings Technology，2004，182（1）：92－100.

［16］ WEIBULL W.A statistical distribution function of wide applicability［J］.Journal of Applied Mechanics，1951，18：293－297.

［17］ LI H，BRADT R C.The indentation load／size effect and the measurement of the hardness of vitreous silica［J］.Journal of Non－Crystalline Solids，1992，146：197－212.

［18］ ZHOU Y C，HASHIDA T.Coupled effects of temperature gradient and oxidation on thermal stress in thermal barrier coating system ［J］.International Journal of Solids and Structures，2001，38（24－25）：4253－4264.

［19］ ARTIGAS R，PINTO A，LAGUARTA A.Three－dimensional micro－measurement on smooth and rough surfaces with a new confocal optical profiler［J］.Proceedings the SPIE－The International Society for Optical Engineering，1999，3824：93－104.

［20］ 李劍鋒，周明霞，丁傳賢.等離子噴涂Cr3C2－NiCr涂層的氣孔率統(tǒng)計(jì)分析 ［J］.航空材料學(xué)報(bào)，2000，20（3）：33－39.

［21］ THOMPSON J A，CLYNE T W.The effect of heat treatment on the stiffness of zirconia top coats in plasma－sprayed TBCs［J］.Acta Materialia，2001，49（9）：1565－1575.

Investigations of Elastic Modulus and Hardness of Air Plasma Sprayed Thermal Barrier Coatings by Nanoindentation Method

MAO Wei－guo，CHEN Qiang，ZHANG Bin，WAN Jie
（Key Laboratory of Low Dimensional Materials and Application Technology（Ministry of Education），F(xiàn)aculty of Materials，Optoelectronics and Physics，Xiangtan University，Xiangtan 411105，Hunan，China）

The parabolic evolutions of elastic modulus and hardness of air plasma sprayed thermal barrier coatings under thermal cycles were studied by nanoindentation method.The experimental data were analyzed by Weibull statistical method to minimize the measurement scatter.The results indicated that elastic modulus and hardness in the interface region of the coating display anisotropic distribution.They increase with thermal cycling and then gradually keep a constant after some thermal cycles.The values of elastic modulus and hardness in the cross－sectional coating are larger than that in the coating surface region.The reason was discussed with the aid of the scanning electronic microscope observations.

thermal barrier coating；nanoindentation；elastic modulus；hardness；Weibull statistics

TB333

A

1001－4381（2011）10－0066－06

2010－12－06；

2011－04－06

毛衛(wèi)國(guó)（1979－），男，副教授，博士，碩士生導(dǎo)師，從事熱障涂層材料的設(shè)計(jì)制備、界面結(jié)合性能表征、系統(tǒng)的破壞機(jī)制和特殊試驗(yàn)?zāi)M系統(tǒng)設(shè)計(jì)及研制，聯(lián)系地址：湖南省湘潭大學(xué)材料與光電物理學(xué)院材料科學(xué)與工程系（411105），E－mail：ssamao＠126.com；wgmao＠xtu.edu.cn