CN111177928A - 一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法及系统 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，包括：获取热障涂层体系数据，根据热障涂层体系数据对热障涂层在部件水平上进行计算机建模；获取部件热机械载荷，计算得到当前氧化层的厚度；获取陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；根据获取的陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型得到裂纹分布概率密度；根据裂纹分布概率密度计算得到典型主裂纹尺寸，如果典型主裂纹尺寸小于裂纹失效尺寸阈值，则裂纹扩展未失效，否则，失效。以统计分析方法获取热障涂层在随机使用过程中微观结构损伤特征的概率分布，涵盖了TBC失效的多种因素，能准确实时对当前TBC损伤状况进行判断，并达到工程可用的精度。

Description

一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法及系统

技术领域

本发明属于热障涂层的检测技术领域，具体地涉及一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法及系统。

背景技术

工业燃气轮机的热部件属于直接涉及安全的关键部件，基于设备性能要求，这些部件普遍具备表面热障涂层(TBC)，TBC体系常见构成为最外部的陶瓷层，粘结层，以及介于其间随时间生长的热生长氧化层(TGO)。TBC常见喷涂方法包括等大气离子喷涂(APS)。在燃气轮机的日常运转中，由于长时间暴露在高温环境下，TGO层逐渐生长和增厚，并且在热循环中的内部应力作用下，在TGO和陶瓷层界面上不断出现微裂纹并扩展。APS-TBC涂层系统的损伤主要源于其粘结层(通常为MCrAlY)涂层在高温下的持续氧化增厚，在涂层分层界面处，在材料热膨胀不匹配导致的内应力和TGO生成导致的体积膨胀作用下，原有的微小缺陷处逐渐萌生面内裂纹并随着TGO增厚而逐步扩展，导致陶瓷涂层与TGO逐步分离，当扩展裂纹尺寸达到临界尺寸时，涂层体系厚度方向的应力导致陶瓷层切断而在局部剥落，造成涂层的失效。这表明内部裂纹发生和发展是涂层损伤的基本机制。由于带有TBC的燃气轮机工作温度极高，失去TBC保护的基体金属材料会很快在高温或/和外部载荷下损坏。因此TBC系统在特定工况下的损伤状况分析就具有重要意义，而能够在设备生产和维护中快速判断TBC系统可用寿命的检测和分析设备也就具备了客观的应用价值。

然而，在工业部件水平，TBC的失效受到多种因素的影响。内部因素包括涂层的材料体系，元素浓度，基材品质，涂层厚度都可能随喷涂工艺和操作过程呈现空间上的不均匀分布特征；外部因素包括部件上的温度，变形，热循环条件，介质成份和流动特性等，也随设备使用条件难以在部件水平量化。这些因素都为TGO增厚现象和裂纹发生发展机制赋予了天然的随机特征。

由于TBC涂层在厚度和层面两个尺度上的巨大差异，即使在稳定的工艺条件下制备的部件TBC，涂层内部的材料成份分布、微观结构特征(如涂层内部的初始缺陷，界面形状)也具有一定的分散性和不确定性。涂层内部氧化层生长、及裂纹扩展过程，对微观尺度上的局部几何构型和变形状态，以及材料成份在空间上的波动和时间上的变化，都具有高度依赖性，在复杂工况下，部件TBC涂层的失效部位和使用寿命也相应地具有随机性，这必然为TBC涂层部件的使用可靠性带来了极大的隐患。

然而，在当前描述热障涂层内部裂纹形成和扩展状况的一些模型中，或者缺少基本的断裂机制，或者缺少对裂纹现象随机性的量化分析，因而在部件水平上，难以达到实施可靠性控制的精度要求。严格说来，当前比较前沿的TBC损伤分析方法，还不具备对TBC涂层工业设备部件量化寿命的能力。

发明内容

针对上述存在的技术问题，本发明目的在于提供一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，从TBC部件涂层初始状态，以及损伤历程的随机性入手，依照涂层体系材料的微观损伤机制，基于统计型裂纹密度计数和断裂力学分析理论描述TBC内部损伤在部件水平的累积过程和分布状况，涵盖了TBC失效受到的多种因素的影响，不仅能准确实时地对工业部件当前TBC损伤状况进行判断，并达到工程可用的分析精度，为TBC部件的可靠性控制和维护管理提供基本数据支持。

为了解决现有技术中的这些问题，本发明提供的技术方案是：

一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，包括以下步骤：

S01：获取热障涂层体系数据，根据热障涂层体系数据对热障涂层在部件水平上进行计算机建模；获取部件热机械载荷，得到热障涂层当前氧化层的厚度；

S02：获取陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

S03：根据获取的陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型得到裂纹分布概率密度；

S04：根据裂纹分布概率密度计算得到典型主裂纹尺寸，如果典型主裂纹尺寸小于裂纹失效尺寸阈值，则裂纹扩展未失效，否则，失效。

优选的技术方案中，所述步骤S01中，根据以下公式计算氧化层的厚度h：

h＝h₀+(2k_0xt)^1/2；

其中，t为工作时间，h₀为原始氧化层厚度，k_0x为氧化系数，定温热载荷时k_0x为恒定值，循环热载荷时k_0x＝k₀*exp(-Q_o/RT)，k₀为初始温度氧化系数，Q_o为金属氧化激活能，R为万用气体常数，T为绝对温度。

优选的技术方案中，所述步骤S02中陶瓷层的材料参数包括杨氏模量和断裂韧性，所述杨氏模量E(T,t)＝E₀+D*exp(-Q_e*t^1/2/kT)；

其中，E₀为陶瓷层的初始模量，D和Q_e为Arrhenius类型参数，k为玻尔兹曼常数，t为累积工作时间或者累积循环数；

材料断裂韧性K_IC＝K_I0+B₀*exp(-Q_s*t^1/2/kT)；

其中，K_I0和B₀分别为材料的初始值和模型系数，Q_s为原子键力激活能。

优选的技术方案中，所述步骤S03中，采用统计分析的方法，基于伽马分布概率密度函数，根据裂纹密度计数理论构建裂纹随时间段生成和增长的基本方程，得到裂纹分布概率密度，通过回归分析得到模型参数。

优选的技术方案中，所述步骤S03中得到裂纹分布概率密度的方法包括：

对裂纹数量密度计数，得到裂纹数量密度n(c)＝B*β^α/Γ(α)*c^α-1*e^-βc；

其中，c为裂纹尺寸，比例系数

其中h为TGO厚度；Γ(α)为伽马函数，α＝2，B为过程常量，

为模型常数；

计算裂纹扩展率A₀为：

A₀＝2/3*k_ox*C³*c^-2，

其中，C为涂层间歇扩展控制变量，C＝{(m-1)*E*R/[2*m*(1-ν²)*π^1/2*K_IC]}^2/3；其中m为氧化应变量，E为杨氏模量，R为氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

最后依照裂纹数量密度积分函数求解，得到裂纹分布概率密度ρ(c，t)＝n(c,t)/N(t)；

其中，分子n(c,t)函数为：

n(c,t)＝A₀ ^-1*[β(η*e^-βη-c*e^-βc)+(e^-βη-e^-βc)]；

分母函数N(t)为函数n(c)遍历可能裂纹尺寸范围上的积分，η为初始裂纹尺寸。

优选的技术方案中，所述步骤S04中典型主裂纹尺寸为裂纹分布概率密度曲线的峰值右侧的大裂纹尺寸区间。

优选的技术方案中，所述步骤S04中裂纹失效尺寸阈值根据热障涂层的剥落临界应力σ_cr＝κE/[3*(1-ν²)]*(H/a)²计算得到，其中E，ν为杨氏模量和泊松比，κ为模型常数，a为裂纹临界失效尺寸即裂纹失效尺寸阈值，H为陶瓷层厚度。

本发明还公开了一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测系统，包括：

模型建立模块：获取热障涂层体系数据，根据热障涂层体系数据对热障涂层在部件水平上进行计算机建模；

第一检测模块：获取部件热机械载荷，计算得到当前氧化层的厚度；

第二检测模块：获取陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

裂纹分布概率密度计算模块：根据获取的陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型得到裂纹分布概率密度；

裂纹失效判断模块：根据裂纹分布概率密度计算得到典型主裂纹尺寸，如果典型主裂纹尺寸小于裂纹失效尺寸阈值，则裂纹扩展未失效，否则，失效。

优选的技术方案中，所述裂纹分布概率密度计算模块中，采用统计分析的方法，基于伽马分布概率密度函数，根据裂纹密度计数理论构建裂纹随时间段生成和增长的基本方程，得到裂纹分布概率密度，通过回归分析得到模型参数。

优选的技术方案中，所述裂纹分布概率密度计算模块中得到裂纹分布概率密度的方法包括：

对裂纹数量密度计数，得到裂纹数量密度n(c)＝B*β^α/Γ(α)*c^α-1*e^-βc；

其中，c为裂纹尺寸，比例系数

其中h为TGO厚度；Γ(α)为伽马函数，α＝2，B为过程常量，

为模型常数；

计算裂纹扩展率A₀为：

A₀＝2/3*k_ox*C³*c^-2，

其中，C为涂层间歇扩展控制变量，C＝{(m-1)*E*R/[2*m*(1-ν²)*π^1/2*K_IC]}^2/3；其中m为氧化应变量，E为杨氏模量，R为氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

最后依照裂纹数量密度积分函数求解，得到裂纹分布概率密度ρ(c，t)＝n(c,t)/N(t)；

其中，分子n(c,t)函数为：

n(c,t)＝A₀ ^-1*[β(η*e^-βη-c*e^-βc)+(e^-βη-e^-βc)]；

分母函数N(t)为函数n(c)遍历可能裂纹尺寸范围上的积分，η为初始裂纹尺寸。

相对于现有技术中的方案，本发明的优点是：

1、本发明从TBC部件涂层初始状态，以及损伤历程的随机性入手，依照涂层体系材料的微观损伤机制，基于统计型裂纹密度计数和断裂力学分析理论描述TBC内部损伤在部件水平的累积过程和分布状况，涵盖了TBC失效受到的多种因素的影响，不仅能准确实时地对工业部件当前TBC损伤状况进行判断，并达到工程可用的分析精度，为TBC部件的可靠性控制和维护管理提供基本数据支持。

2、由于本发明具备对TBC涂层的通用计算能力，因此能够面向从设计研发到设备部件终端用户的不同需求，提供客户化的失效计算平台，在设备使用中不需破损设备件，具备使用环境广泛，实时检测和分析能力，并能够满足工程精度的要求。在具备用户涂层体系材料数据和失效验证数据的情况下，能够依照用户典型工况编制TBC结构完整性数据库，进而为用户部件TBC涂层提供接近实时的失效寿命分析能力。

附图说明

下面结合附图及实施例对本发明作进一步描述：

图1为本发明热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法的流程图；

图2为本发明在某时间点上TBC内部裂纹分布密度函数。

具体实施方式

以下结合具体实施例对上述方案做进一步说明。应理解，这些实施例是用于说明本发明而不限于限制本发明的范围。实施例中采用的实施条件可以根据具体厂家的条件做进一步调整，未注明的实施条件通常为常规实验中的条件。

实施例：

如图1所示，一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，包括以下步骤：

S01：获取热障涂层体系数据，根据热障涂层体系数据对热障涂层在部件水平上进行计算机建模；获取部件热机械载荷，计算得到当前氧化层的厚度；

S02：获取陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

S03：根据获取的陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型得到裂纹分布概率密度；

S04：根据裂纹分布概率密度计算得到典型主裂纹尺寸，如果典型主裂纹尺寸小于裂纹失效尺寸阈值，则裂纹扩展未失效，否则，失效。

对涂层当前状况的检测和数据采集，分别是超声检测设备和移动式光谱仪。检测设备主要是获取TBC体系内部氧化层的生长厚度及可能的较大尺寸的分层裂纹，以及表面损伤和涂层脱落状况结合超声波探测和光谱分析技术。

根据任意用户定制TBC体系数据，按照可控的实验方法，首先以统计分析方法获取TBC涂层在随机使用过程中微观结构损伤特征的概率分布，通过回归分析得到不同TBC体系的模型参数。

从物理机制上看，TBC涂层失效的基本驱动力为TGO氧化层的持续生长。涂层的氧化层(Thermally Growth Oxide：TGO)生长是由于氧气从外部环境通过陶瓷层进入了TBC涂层体系，与粘结层(Boundary Coat:BC)的金属发生氧化反应，生成不同成份的氧化物累积而成，在TGO的稳定生长期，其主要成份为Al₂O₃。由于金属高温氧化速率受氧化层中缺陷分布、TGO厚度与所消耗金属元素的界面浓度等因素控制，其增长过程以WAGNER氧化方程的修正形式表示，氧化物厚度h与时间t关系为：

h＝h₀+(2k_0xt)^1/2，

其中h₀为原始氧化物厚度，氧化系数k_0x＝k₀*exp(-Q_o/RT)，k₀为初始温度氧化系数，Q_o为金属氧化激活能，R为万用气体常数，T为绝对温度。

氧化物厚度公式中的时间代表两种不同的热载荷方式，保持循环载荷和无保持循环载荷，无保持循环载荷采用恒定的基本氧化系数，保持循环载荷以积分的形式体现。对于燃气轮机热部件，根据设备运行工况，其典型载荷循环特征为保持循环热机械载荷，相关研究显示，热循环中TBC体系内部的最高应力幅值出现在设备停机或减载过程，当最高面内应力达到陶瓷层的断裂韧性时，裂纹失稳扩展；然而，裂纹的实际尺寸不但受其前端应力场的促进，还受到TGO厚度的制约。当TGO厚度增长后，其界面上的容许稳定裂纹长度也随之增长，从而继续保持整个涂层体系的“带缺陷生存”。热部件TBC使用中氧化层的生长环境可以认为是一种基于热循环的“平均意义上”的稳定热载荷，虽然机制是随时间增长，但其计数方法以完整的热循环次数为寿命单位。某些情况下，TBC层失效还可以粘结层成份中铝含量消耗达到一个临界值，难以持续形成稳定氧化铝产物为准。在长时间高温保持运行状态下，这种失效机制可能先于应力疲劳导致的局部TBC剥落机制，此时临界TGO厚度就成为涂层寿命分析的门槛值，而其氧化率就成为控制寿命的基本积分函数。临界TGO厚度可以根据氧化物体积变化(h)反向计算氧化物生成量，进而根据涂层粘结层厚度和基本成份，推算粘结层内铝含量的耗竭状况得到，工程应用中检测参数自然就包含了TGO厚度和铝元素的浓度分布，在这种情况下，断裂准则就退化成为参考性寿命分析参数。

由于特定涂层制备工艺，设备，操作流程以及材料成份的差异，初步制备的部件具备的TBC体系中，各个分层厚度以及内部疏松状态不尽相同，因此必然导致TGO生长厚度在部件级别的几何尺寸上具有较大的分散性，为计入这种必然存在的工程偏差，在模型中采用正态分布函数表达任意时刻h在部件上特定部位的可能分布特性，在计算取值时按照部件涂层的可靠性控制水平决定h在任意时刻的保守边界数值。

从TBC涂层部件投入使用，除了TGO的持续生长，涂层材料和内部结构还发生一系列缓慢的变化，这些变化对涂层的损伤积累和寿命都有一定的影响，需要在分析时综合考虑。这些因素详述如下。

(1)涂层的微观层面几何构型演化，涂层原始微观结构，由涂层制备工艺而定，其中对陶瓷层剥落具有重要影响的参数，是TGO与顶部陶瓷层界面的波动起伏形状。从统计数据看，这种波动在涂层的初始状态最为剧烈，随着TGO的增长，波动起伏趋于平缓，这种波动以高度和宽度的比值(R)形式表示。显然，R随涂层的使用条件具有不同的演化形式，相关研究表明，R在循环热载荷下与保持热载荷下取不同的演化函数，应根据具体涂层原始构型决定。同时，由于这种几何构型特征分布的分散性，需采用正态分布函数表达特定时刻R在涂层界面上的分布特性，在取值时按照部件涂层的可靠性控制水平决定其临界比值；

氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型主要包括部件级变形场、温度场以及涂层结构参数在部件上的分布特征等等。

(2)陶瓷层随着暴露在高温环境的时间增长，其内部疏松度趋于缓和，导致其材料的基本物理和力学性能的变化。主要表现为杨氏模量的升高，和断裂韧性的变化，这些变化都对陶瓷层的分层、剥落过程带来重要影响。其中杨氏模量作为温度和时间的函数表示为：

E(T,t)＝E₀+D*exp(-Q_e*t^1/2/kT)；

其中E₀为陶瓷层的初始模量，D和Q_e为Arrhenius类型参数，k为玻尔兹曼常数，t为累积工作时间或者累积循环数。

材料断裂韧性可以参照模量公式给出：

K_IC＝K_I0+B₀*exp(-Q_s*t^1/2/kT)；其中K_I0和B₀分别为材料断裂韧性的初始值和模型系数，Q_s为原子键力激活能。

在进行断裂力学计算中，需要考虑TGO氧化层材料的长程高温蠕变特性，以得到TBC应用中不同层材料间由于应力松弛效果导致的不匹配应力的变化，材料的长程蠕变率公式为：

其中A为模型系数，d为TGO晶粒尺寸，σ为应力水平，H_C为材料激活焓，n和p为材料常数。

(3)裂纹的失效准则模型

裂纹的失效准则模型以纵向应力达到材料的起泡剥落为准，建立裂纹扩展的临界失效准则，并采用约束环板弹性理论基本方程予以计算标定。裂纹的失效准则采取涂层正向临界应力失效准则，TBC涂层的剥落临界应力计算公式如下：

σ_cr＝κE/[3*(1-ν²)]*(H/a)²，其中E，ν为杨氏模量和泊松比，κ为模型常数，a为裂纹尺寸，H为陶瓷层厚度。裂纹失效准则模型的标定结合实验数据和断裂力学分析共同进行，根据公式所示，临界应力所对应的临界裂纹尺寸取决于特定涂层体系的陶瓷层厚度。TBC的临界失效应力类似于特定涂层体系的体系参数，在一个涂层体系确定后，其临界断裂应力与其内部特征裂纹长度满足-2次方的指数关系。由于临界裂纹可能存在一定的微观尺度构型依赖性，需要按照裂纹出现的最苛刻位置计算其临界应力，断裂力学分析表明，这种位置位于界面起伏的斜侧面上，模型内采用κ修正TGO厚度和界面起伏系数导致的极限应力变化。根据裂纹失效准则模型能够得到一系列不同裂纹尺寸所对应的临界失效涂层内部应力门槛值，这反映了不同工况条件下涂层内部几何结构的影响。

(4)裂纹的统计分布模型

裂纹的统计型分布模型采用统计分析的方法，以伽马分布概率密度函数为基础，根据裂纹密度计数理论构建裂纹随时间段生成和增长的基本方程，并予以数值求解，据此得到涂层随机损伤过程中典型损伤参数的概率分布模型。

对裂纹数量密度计数，得到裂纹数量密度n(c)＝B*β^α/Γ(α)*c^α-1*e^-βc；

c为裂纹尺寸，比例系数

其中h为TGO厚度；Γ(α)为伽马函数，α＝2，B为过程常量，

为模型常数。

结合TGO生长过程持续进行的TGO/陶瓷层间的裂纹间歇扩展物理模型，裂纹扩展率A₀公式为：

A₀＝2/3*k_ox*C³*c^-2，

其中C为涂层间歇扩展控制变量，C＝{(m-1)*E*R/[2*m*(1-ν²)*π^1/2*K_IC]}^2/3；其中m为氧化应变量。

最后依照裂纹数量密度积分函数求解，能够将涂层内部导致顶层脱落的裂纹出现的概率密度，表述为裂纹长度和工作时间的函数：

ρ(c，t)＝n(c,t)/N(t)；

其中分子n(c,t)函数为：

n(c,t)＝A₀ ^-1*[β(η*e^-βη-c*e^-βc)+(e^-βη-e^-βc)]；

分母函数N(t)为函数n遍历可能裂纹尺寸范围上的积分。

在某时间点上TBC内部裂纹分布密度函数如图2所示，在同样的概率密度下，峰值左侧裂纹尺寸为等概率小裂纹分布，右侧为等概率大裂纹分布概率密度。

对于任意客户化涂层，首先确定其可靠性控制标准，以涂层裂纹出现概率的形式给出。当涂层模型参数校准完备后，涂层从投入到使用中的任意一个给定的时间t时刻后，根据使用条件带入各个模型进行迭代计算，能够得到涂层TGO层的生长厚度，相应的材料参数，界面几何构型参数，以及该时刻所有可能出现裂纹的概率分布密度，然后根据涂层失效门槛值计算公式计算此时的裂纹临界失效尺寸。根据预先确定的可靠性控制标准选取当前的h值和典型主裂纹尺寸(概率密度曲线的大裂纹尺寸一侧)，如果典型主裂纹尺寸接近计算得到的此时裂纹临界失效尺寸，说明当前制订的可靠性控制标准过于保守，应适当放宽可靠性控制标准，重新获取典型主裂纹尺寸。经过最终评估选定的典型主裂纹尺寸为当前涂层状态下进行寿命评估的裂纹状态起始点。

对于使用历程中的设备，首先获取客户部件计划使用工况数据，采用计算流体动力学(CFD)分析方法得到相应的部件热机械载荷，将载荷数据导入计算平台，在现有涂层厚度和裂纹尺寸基础上，以循环为单位进行数值计算，将每次迭代的结果按照可靠性控制标准获取新的裂纹尺寸(分布的小裂纹尺寸一侧)和TGO厚度，并相应提升材料参数和涂层内部几何构型参数，将新的涂层参数和裂纹尺寸数据带入裂纹失效准则模型求解此时的应力值，并按照部件的全局变形分布对应力予以修正。如果应力值低于临界应力水平，则继续迭代计算涂层扩展和裂纹分布状况，直到在达到某个TGO厚度和特定裂纹长度后，获得的应力结果满足TBC失效门槛值，标志着此时的裂纹长度为临界裂纹长度，而此时的TGO厚度为该工况下的临界TGO厚度。

当面对客户化TBC体系时，依照标准实验程序，制备涂层试样。可以参照客户涂层制造工艺加工，或者在可行条件下直接从客户部件上切取，并按照模型拟合的需求制订实验计划进行涂层长效演化和失效实验。对照萃取五个基本计算模型的结果数据；采用多变量非线性回归方法得到相应模型的模型参量，实现对特定APS-TBC系统损伤计算环境的校准，得到寿命的量化计算能力，并采用实验数据进行模型验证直至其达到工程精度要求。同时对用户TBC体系在部件水平上进行计算机建模和随后的热流体分析、结构变形分析和断裂力学分析，按照TGO累积过程中的不同微观结构，在完整的热循环条件下进行数值计算，得到TBC层内应力在部件表面以及沿厚度方向的分布状况，从整体上评估部件涂层体系的临界应力区域和应力水平。客户化的结果包括了复杂工况条件下完整的部件水平涂层热循环临界应力及临界裂纹长分布参考数据。

当具备一个特定APS-TBC涂层体系的材料、工艺和结构特征后，采用实验手段制造、重现制造、或者从真实部件上制备涂层实验样品。涂层失效实验按照两种实验加载条件进行，一种是带有一定保持时间的交变温度热载荷谱，另一种是定温热载荷。温度的变化范围参照客户部件的设计使用标准制订。每种实验样品应不少于6x3个试样，除0时刻作为初始涂层状态检测点，剩余每5个一组置于高温炉内，采用三种不同的加载曲线(温度值)进行高温实验，在交变温度载荷的冷却过程中定期测量其内部应变量，用以计算其最大应力，作为断裂分析的参考值。分别在不同的时间点上取出进行切样镶装，在SEM下观察统计其TGO厚度分布和裂纹分布，以及界面几何构型，并同时测量其陶瓷层的杨氏模量和断裂韧性，氧化层的蠕变特性可以参考Al₂O₃氧化物力学实验方法获得。最后时刻为涂层剥落，标志着其最终失效时间。对涂层体系进行计算机建模，此时的涂层TGO厚度，界面几何构型和材料参数作为断裂力学计算输入值进行失效应力门槛值计算。

对需要分析的APS-TBC客户化部件，依据其分析需求，首先进行计算机建模和部件水平的载荷分析和变形计算，得到特定工况条件下的涂层内边界应变和应力分布，以及涂层内部温度梯度分布；采用无损检测的方法，采集其涂层当前基本构型数据，并分析其使用历程或计划使用条件，将部件温度、应力和局部变形数据输入校准后的涂层计算平台，计算该部件在当前涂层使用历史下，针对预计设备运行计划的理论可用寿命，然后根据可靠性要求，依照损伤概率分布模型的计算结果，评估涂层剩余寿命并显示在部件表面上。

应当理解的是，本发明的上述具体实施方式仅仅用于示例性说明或解释本发明的原理，而不构成对本发明的限制。因此，在不偏离本发明的精神和范围的情况下所做的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。此外，本发明所附权利要求旨在涵盖落入所附权利要求范围和边界、或者这种范围和边界的等同形式内的全部变化和修改例。

Claims (10)

1.一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，其特征在于，包括以下步骤：

S01：获取热障涂层体系数据，根据热障涂层体系数据对热障涂层在部件水平上进行计算机建模；获取部件热机械载荷，得到热障涂层当前氧化层的厚度；

S02：获取陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

S03：根据获取的陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型得到裂纹分布概率密度；

S04：根据裂纹分布概率密度计算得到典型主裂纹尺寸，如果典型主裂纹尺寸小于裂纹失效尺寸阈值，则裂纹扩展未失效，否则，失效。

2.根据权利要求1所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，其特征在于，所述步骤S01中，根据以下公式计算氧化层的厚度h：

h＝h₀+(2k_0xt)^1/2；

其中，t为工作时间，h₀为原始氧化层厚度，k_0x为氧化系数，定温热载荷时k_0x为恒定值，循环热载荷时k_0x＝k₀*exp(-Q_o/RT)，k₀为初始温度氧化系数，Q_o为金属氧化激活能，R为万用气体常数，T为绝对温度。

3.根据权利要求1所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，其特征在于，所述步骤S02中陶瓷层的材料参数包括杨氏模量和断裂韧性，所述杨氏模量E(T,t)＝E₀+D*exp(-Q_e*t^1/2/kT)；

其中，E₀为陶瓷层的初始模量，D和Q_e为Arrhenius类型参数，k为玻尔兹曼常数，t为累积工作时间或者累积循环数；

材料断裂韧性K_IC＝K_I0+B₀*exp(-Q_s*t^1/2/kT)；

其中，K_I0和B₀分别为材料的初始值和模型系数，Q_s为原子键力激活能。

4.根据权利要求1所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，其特征在于，所述步骤S03中，采用统计分析的方法，基于伽马分布概率密度函数，根据裂纹密度计数理论构建裂纹随时间段生成和增长的基本方程，得到裂纹分布概率密度，通过回归分析得到模型参数。

5.根据权利要求4所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，其特征在于，所述步骤S03中得到裂纹分布概率密度的方法包括：

对裂纹数量密度计数，得到裂纹数量密度n(c)＝B*β^α/Γ(α)*c^α-1*e^-βc；

其中，c为裂纹尺寸，比例系数

其中h为TGO厚度；Γ(α)为伽马函数，α＝2，B为过程常量，

为模型常数；

计算裂纹扩展率A₀为：

A₀＝2/3*k_ox*C³*c^-2，

其中，C为涂层间歇扩展控制变量，C＝{(m-1)*E*R/[2*m*(1-ν²)*π^1/2*K_IC]}^2/3；其中m为氧化应变量，E为杨氏模量，R为氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

最后依照裂纹数量密度积分函数求解，得到裂纹分布概率密度ρ(c，t)＝n(c,t)/N(t)；

其中，分子n(c,t)函数为：

n(c,t)＝A₀ ^-1*[β(η*e^-βη-c*e^-βc)+(e^-βη-e^-βc)]；

分母函数N(t)为函数n(c)遍历可能裂纹尺寸范围上的积分，η为初始裂纹尺寸。

6.根据权利要求1所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，其特征在于，所述步骤S04中典型主裂纹尺寸为裂纹分布概率密度曲线的峰值右侧的大裂纹尺寸区间。

7.根据权利要求1所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测方法，其特征在于，所述步骤S04中裂纹失效尺寸阈值根据热障涂层的剥落临界应力σ_cr＝κE/[3*(1-ν²)]*(H/a)²计算得到，其中E，ν为杨氏模量和泊松比，κ为模型常数，a为裂纹临界失效尺寸即裂纹失效尺寸阈值，H为陶瓷层厚度。

8.一种热障涂层的裂纹扩展失效的检测系统，其特征在于，包括：

模型建立模块：获取热障涂层体系数据，根据热障涂层体系数据对热障涂层在部件水平上进行计算机建模；

第一检测模块：获取部件热机械载荷，计算得到当前氧化层的厚度；

第二检测模块：获取陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

裂纹分布概率密度计算模块：根据获取的陶瓷层的材料参数以及氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型得到裂纹分布概率密度；

裂纹失效判断模块：根据裂纹分布概率密度计算得到典型主裂纹尺寸，如果典型主裂纹尺寸小于裂纹失效尺寸阈值，则裂纹扩展未失效，否则，失效。

9.根据权利要求8所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测系统，其特征在于，所述裂纹分布概率密度计算模块中，采用统计分析的方法，基于伽马分布概率密度函数，根据裂纹密度计数理论构建裂纹随时间段生成和增长的基本方程，得到裂纹分布概率密度，通过回归分析得到模型参数。

10.根据权利要求9所述的热障涂层的裂纹扩展失效的检测系统，其特征在于，所述裂纹分布概率密度计算模块中得到裂纹分布概率密度的方法包括：

对裂纹数量密度计数，得到裂纹数量密度n(c)＝B*β^α/Γ(α)*c^α-1*e^-βc；

其中，c为裂纹尺寸，比例系数

其中h为TGO厚度；Γ(α)为伽马函数，α＝2，B为过程常量，

为模型常数；

计算裂纹扩展率A₀为：

A₀＝2/3*k_ox*C³*c^-2，

其中，C为涂层间歇扩展控制变量，C＝{(m-1)*E*R/[2*m*(1-ν²)*π^1/2*K_IC]}^2/3；其中m为氧化应变量，E为杨氏模量，R为氧化层与顶部陶瓷层界面的几何构型；

最后依照裂纹数量密度积分函数求解，得到裂纹分布概率密度ρ(c，t)＝n(c,t)/N(t)；

其中，分子n(c,t)函数为：

n(c,t)＝A₀ ^-1*[β(η*e^-βη-c*e^-βc)+(e^-βη-e^-βc)]；

分母函数N(t)为函数n(c)遍历可能裂纹尺寸范围上的积分，η为初始裂纹尺寸。

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