機械沖擊對氧化鋯陶瓷降溫熱沖擊行為的影響

樊 怡，寇海波，趙 慧

(1.西安航空學院 飛行器學院， 西安 710077； 2.西安科技大學 理學院力學系， 西安 710054)

1 引言

陶瓷材料因具有良好的化學和物理穩定性，在高溫環境、有氧氛圍等苛刻環境下仍能照常使用等優點，是高溫領域最有前途的材料之一，也是近50年來研究的熱點之一[1-5]。但是因陶瓷材料固有的脆性，致使其抗熱沖擊性能較差，熱沖擊破壞是造成陶瓷材料破壞的重要原因。自20世紀50年代以來，相關領域的諸多科學家對陶瓷材料的熱沖擊行為開展了大量的研究工作，并取得了顯著的成效[6-7]。

目前，關于陶瓷材料熱沖擊行為的研究仍以實驗為主。其中，降溫熱沖擊-三點彎殘余強度測試是應用最為廣泛的實驗手段[2]。降溫熱沖擊實驗中常采用的冷卻介質有空氣、液氮、液氦、硅油和水等[8]。通過使用不同的冷卻介質類型并調節冷卻介質的溫度，可改變降溫熱沖擊的劇烈程度，從而研究不同環境下材料的熱沖擊行為。因為冷卻速率較快且易獲取，研究者們常采納以水為冷卻介質的降溫熱沖擊實驗[8]。除上述提到的冷卻介質類型和冷卻介質溫度外，相關領域的學者還發現試件的微觀組織結構[9]、表面結構[10-11]、幾何形狀及尺寸[12-13]等因素都會顯著影響陶瓷材料的熱沖擊實驗結果。此外，相關領域的科研工作者常采用的陶瓷試件為長方體，且長寬比較大。Li等[1]通過設計開展系統的實驗發現了當長方體陶瓷試件分別以橫向和縱向姿勢進入冷卻介質時，試件的殘余強度和表面裂紋的形態等熱沖擊行為會有顯著的差異。

從本質上講，影響陶瓷材料熱沖擊行為的根本因素是試件遭受熱沖擊時的應力場，上述影響因素都是改變了陶瓷試件的應力場，進而對其熱沖擊行為產生了一定的影響。因此，為了更加合理地表征陶瓷材料的抗熱沖擊性能，熱沖擊過程中會對陶瓷試件的應力場產生明顯影響的因素都不能輕易忽略。然而，很多科研工作者在開展陶瓷材料的熱沖擊實驗時，為了保證實驗結果的可靠性和準確性，縮短試件在空氣中暴露的時間，常常將在熱沖擊初始溫度保溫之后的試件迅速丟入冷卻介質中，此過程會對試件造成機械沖擊。此機械沖擊現象會在實驗試件中產生沖擊應力，對試件中的應力場產生影響，進而可能影響材料的熱沖擊行為，最終影響陶瓷材料的抗熱沖擊性能表征及評價結果。此外，探究機械沖擊對陶瓷材料熱沖擊行為以及抗熱沖擊性能的影響也有一定的實際工程應用背景。當陶瓷材料作為高超聲速飛行器的熱防護材料服役時，在高超聲速飛行器機動飛行過程中，巨大的加速度也會對其產生機械沖擊作用[14]。但是，目前鮮有其他學者關注到機械沖擊對陶瓷材料熱沖擊行為的影響。在本文中，作者設計并開展了相應的實驗研究工作，發現了機械沖擊對陶瓷材料熱沖擊行為的顯著影響，并分析了機械沖擊對陶瓷材料抗熱沖擊性能的表征及評價結果的影響。此外，對于浸入式熱沖擊實驗方法(即將實驗試件在熱沖擊初始溫度保溫之后，浸入一定溫度的冷卻介質中從而實現熱沖擊的方式)，很多學者[1，15]也發現了實驗過程中冷卻介質的溫度變化及相變對于陶瓷材料熱沖擊行為的影響[1，15]，但是少有學者結合試件進入冷卻介質的姿勢報道冷卻介質溫度變化及汽化相變對試件的表面裂紋形態以及殘余強度等熱沖擊行為的變化，本文開展了相關工作，發現了存在的顯著影響。

2 實驗方法

以添加3% Y2O3的部分穩定氧化鋯(ZrO2(3Y))陶瓷為研究對象，實驗試件由重慶和其順陶瓷材料有限公司提供，密度為6.6 g·cm-3，致密度為97.5%，平均晶粒尺寸小于10 μm，表面粗糙度約為1.5 μm，尺寸為4 mm×12 mm×68 mm，室溫下的平均三點彎強度為515 MPa。實驗試件照片如圖1所示。

圖1 實驗試件照片

根據Li等[1]的研究結果，陶瓷試件進入冷卻介質的姿勢會對其熱沖擊行為有顯著影響。在本實驗中，所有試件進入冷卻介質的姿勢均為縱向。實驗方法如圖2所示，實驗試件通過試件上綁定的兩個鉬絲環穿過一段鉬絲導軌，導軌的下端綁有一重物，在重物作用下可確保導軌保持為豎直向下且繃直的狀態。當試件在熱沖擊目標溫度保溫之后，會沿著鉬絲導軌落下，以此保證了試件以豎直姿勢落入預設為熱沖擊目標溫度的水中。試件的底端距離水面75 cm，水面距離重物約為12 cm。

本研究通過設計對比實驗的方法來研究機械沖擊對陶瓷材料熱沖擊行為的影響。保持其他實驗條件相同，在實驗組中，試件在豎直落入水中后將直接撞擊在重物上，并在試件的豎直方向上產生機械沖擊。在對照組中，鉬絲導軌的底端綁有一個鉬絲環(見圖2)，試件落入水中后會與鉬絲環碰撞，碰撞過程中鉬絲環會產生很大的彈性變形，從而延長機械沖擊過程，大大減小其劇烈程度。實驗過程中所用的熱沖擊實驗裝置高溫淬火爐如圖3所示。

圖2 實驗裝置示意圖

圖3 高溫淬火爐照片

在本實驗中，熱沖擊初始環境溫度定為405 ℃。首先將試件在高溫淬火爐中加熱到初始溫度后保溫10 min，以使試件中的溫度場均勻。之后，利用淬火爐中的傳動裝置使試件落入設定為熱沖擊目標溫度的水中。目標溫度分別為3 ℃、15 ℃、25 ℃、35 ℃、50 ℃、63 ℃、80 ℃和97 ℃，在水中的淬火時間約為30 s。之后，擦干試件，將其放在滲透劑中浸泡，染色15 min。染色完成后取出試件再次擦干，并在室溫下吹干。拍照記錄試件表面裂紋形態后，在室溫下對經歷熱沖擊的試件進行三點彎殘余強度測試，三點彎實驗跨距為60 mm，壓頭加載速率為0.5 mm/s。

3 實驗結果與討論

3.1 試件表面裂紋形態

圖4和圖5分別為對照組和實驗組，即有鉬絲環作為機械沖擊緩沖裝置和沒有機械沖擊緩沖裝置的實驗，熱沖擊試件表面裂紋形態圖，熱沖擊目標溫度從左到右依次為3 ℃、15 ℃、25 ℃、35 ℃、50 ℃、63 ℃、80 ℃和97 ℃。從圖4和圖5中可以看出，大體上，隨著熱沖擊目標溫度的升高，試件的表面裂紋呈現出由密集到稀疏到再密集的變化趨勢。此外，還可以看出，當熱沖擊目標溫度低于63 ℃時，表面裂紋所包圍的區域比較棱角分明；高于63 ℃時，裂紋呈曲線變化。特別是在熱沖擊目標溫度為接近沸點的97 ℃時，試件表面裂紋呈“魚鱗狀”。這是由于熱沖擊方式的改變引起的。當處于高溫的試件落入冷卻介質中進行劇烈的熱交換時，熱量從試件迅速流向冷卻介質，使冷卻介質的溫度迅速升高，當達到其沸點時，就會產生汽化作用，形成氣泡。在實驗過程中，可以明顯觀察到，當水溫低于63 ℃時，試件落入水中后，僅有少量的氣泡附著于試件表面和捆綁試件的鉬絲上，汽化現象并不明顯。當水溫高于63 ℃時，隨著水溫的升高，產生的氣泡越來越多，且持續的時間越來越長，汽化現象越來越劇烈，尤其是在接近沸點的97 ℃時，產生了劇烈的沸騰現象。

圖4 對照組中的熱沖擊試件表面裂紋形態圖(試件下部分為先入水部分)Fig.4 Surface crack morphology of thermal shock specimen in control group (The water temperature from left to right is 3 ℃，15 ℃，25 ℃，35 ℃，50 ℃，63 ℃，80 ℃，and 97 ℃.The lower part of the specimen is the first water entry part)

圖5 實驗組中的熱沖擊試件表面裂紋形態圖(試件下部分為先入水部分)Fig.5 Surface crack morphology of thermal shock specimen in experimental group (The water temperature from left to right is 3 ℃，15 ℃，25 ℃，35 ℃，50 ℃，63 ℃，80 ℃，and 97 ℃.The lower part of the specimen is the first water entry part)

當水溫較低時，在熱沖擊初始溫度不變的情況下，目標溫度越高，熱沖擊的溫差越小，熱沖擊越緩和，試件的表面拉應力越小，因此試件表面的裂紋越少。但當水溫較高時，水汽化后產生的氣泡對試件和冷卻介質的熱交換產生了明顯的影響，也使得試件加熱水并使其汽化，而這一過程在試件表面的分布是不均勻的。因此，試件中的熱應力梯度分布不再是簡單的沿軸向方向或者垂直于軸線的方向，而是在試件表面沿曲線方向不均勻分布。因此，試件表面的熱沖擊裂紋呈曲線變化。此外，水的汽化需要大量的熱量(水的汽化熱為40 683.0 J/mol[16])。因此，當水溫繼續升高時，愈加劇烈的汽化吸熱對試件造成的熱沖擊越劇烈，使得試件表面裂紋愈加密集。

進一步對比觀察實驗組和對照組中熱沖擊試件的表面裂紋形態可以發現，實驗組中試件先入水部分的表面裂紋較為稀疏，后入水部分十分稠密，兩部分的裂紋密度差異非常明顯。對照組中，試件先后入水部分的裂紋密度也有一定的差異，但是相比實驗組很小。這是因為在實驗組的實驗過程中，試件以豎直姿勢入水后會與重物相撞，導致試件在軸向方向上有壓應力分布，并且先入水部分的壓應力明顯大于后入水部分。而在降溫熱沖擊過程中，試件表面的熱應力為拉應力。機械沖擊產生的壓應力和降溫熱沖擊在試件表面產生的拉應力相疊加，降低了試件表面拉應力的水平，且先入水部分疊加后的拉應力水平要明顯低于后入水部分。因此，實驗組中的試件先入水部分和后入水部分的裂紋密度差異非常明顯。對于對照組，雖然試件在落到鉬絲圈上時可以大大降低對其的機械沖擊，但是并不能完全消除，因此先后入水部分也存在較小的裂紋密度差異。

對于在服役過程中將遭受降溫熱沖擊的陶瓷材料，可以通過采取結構調整等方法對陶瓷構件的表面施加一定的壓應力，降低構件在遭受降溫熱沖擊時的表面拉應力水平，進而抑制表面裂紋的產生，提高其降溫抗熱沖擊性能[17]。

3.2 試件殘余強度

圖6和圖7分別展示了對照組和實驗組中熱沖擊試件的三點彎殘余強度隨冷卻介質溫度的變化。通常來講，在熱沖擊初始環境溫度一定的情況下，目標溫度越高，熱沖擊溫差越小，材料的殘余強度越大。在本研究中，當目標溫度為25 ℃到63 ℃時，也大體表現為這種變化趨勢。但是當目標溫度大于63 ℃時，隨著熱沖擊溫差的減小，試件的殘余強度反而呈現下降的趨勢。正如 2.1節中提到的，在實驗過程中，當水溫高于63 ℃時，隨著水溫的升高，汽化現象越來越劇烈，對試件造成的熱沖擊越劇烈，因此試件的殘余強度越低。綜上，當目標溫度較低時，熱沖擊溫差較大；而目標溫度較高時，試件受汽化吸熱作用比較劇烈。因此，在這兩個反相關因素的共同作用下，隨著熱沖擊目標溫度的升高，試件殘余強度的變化趨勢較為平緩。

此外，圖6和圖7還分別展示了對照組和實驗組中熱沖擊試件的斷裂位置到試件中間位置的距離。從其中可以看出試件斷口的平均位置幾乎都在試件的中部偏后。對于用三點彎方法測試的淬火后的陶瓷材料試件，其殘余強度和斷裂位置不僅與試件的受力狀態有關，還受試件的損傷狀態的影響。在2.1節的討論中已經指出，試件后入水部分的表面裂紋相較于試件的先入水部分更加密集，因此在三點彎殘余強度測試中，試件的后入水部分更容易發生斷裂，因此其斷裂位置位于試件的中部偏后，而并非是彎矩最大的試件中間位置。此外，由于機械沖擊產生壓應力水平在試件的中后部已經較低，因此實驗組和對照組中試件的平均三點彎殘余強度和斷裂位置整體上并沒有表現出明顯的差異。需要補充說明的是，在實驗過程中，對每個目標溫度點都開展了至少兩次實驗，對于三點彎殘余強度和試件斷裂位置分散性稍大的溫度點開展了至少3次實驗(見圖6和圖7)，且幾乎所有的試件都表現出了圖4和圖5中所展示的表面裂紋特征。只是由于篇幅有限，沒有將所有的試件全部展示，只展示了每個溫度點的代表性試件的表面裂紋形貌。

圖6 對照組中熱沖擊試件的三點彎殘余強度和斷裂位置隨冷卻介質溫度的變化曲線

圖7 實驗組中熱沖擊試件的三點彎殘余強度和斷裂位置隨冷卻介質溫度的變化曲線

通過進一步觀察，還可以發現，不論是實驗組還是對照組，試件的殘余強度與其斷裂位置呈現明顯的關聯性，隨著熱沖擊目標溫度的升高，兩者的變化趨勢是一致的，說明試件的三點彎殘余強度受試件斷裂位置的影響很大。由此，本實驗方法和結果也證明廣泛使用的降溫熱沖擊-三點彎殘余強度測試實驗方法還存在很多問題：① 經歷降溫熱沖擊后的試件，表面會存在熱沖擊損傷，致使其產生了明顯的拉壓各向異性，但是三點彎強度公式是在各向同性的假設下得到的；② 正如上述實驗結果中所提到的，由于熱沖擊損傷的影響，試件的斷裂位置通常不再是試件的中部；③ 熱沖擊損傷的存在使試件斷裂截面真實的寬度和高度也發生了變化，但是在計算殘余強度時仍采用沒有損傷時的截面寬度和高度。以上原因都使得三點彎殘余強度的計算結果與材料真實的強度有很大的偏差。因此，當試件經歷熱沖擊之后，表面有熱沖擊損傷時，仍簡單地用三點彎殘余強度表征材料的抗熱沖擊性能是存在很大問題的，需要對其進行必要的修正。

根據美國材料試驗協會ASTM標準C1525-04，材料的臨界斷裂溫差定義為材料熱沖擊后殘余強度降為初始平均彎曲強度的70%時所對應的溫差，是一個十分重要的抗熱沖擊性能表征參量。在臨界斷裂溫差附近，陶瓷材料的殘余強度對溫差的變化十分敏感，淬火溫差很小的改變都會使其殘余強度產生很大變化[1，15，18]。由此說明，陶瓷材料的殘余強度對臨界斷裂溫差附近的應力水平變化十分敏感[18]。因此，若在實驗研究陶瓷材料的抗熱沖擊性能時有機械沖擊存在，將影響材料的應力水平，從而對陶瓷材料的熱沖擊行為和抗熱沖擊性能的表征結果產生較大影響。因此在表征及評價陶瓷材料的抗熱沖擊性能時，應該考慮機械沖擊的影響或避免引入機械沖擊。

4 結論

1) 熱沖擊過程中存在的機械沖擊會對實驗試件的表面裂紋形態產生顯著影響，造成試件先后入水部分存在明顯的裂紋密度差異，試件的斷裂位置都位于試件的中部偏后。

2) 當水溫高于63 ℃時，隨著水溫的升高，試件入水后的汽化現象越來越劇烈，對材料造成劇烈的熱沖擊，不僅改變了試件的表面裂紋形貌，而且降低了材料的殘余強度。

3) 試件的殘余強度與其斷裂位置存在明顯的關聯性。由于熱沖擊裂紋的影響，造成了試件的拉壓各向異性、斷裂位置不是試件中部以及斷裂截面的改變，說明廣泛使用的降溫熱沖擊-三點彎殘余強度測試實驗方法存在很大誤差。

4) 陶瓷材料的殘余強度對臨界斷裂溫差附近應力水平的變化十分敏感，若存在機械沖擊將影響實驗試件的應力水平，對陶瓷材料的熱沖擊行為和抗熱沖擊性能的表征及評價結果產生較大影響，因此應考慮機械沖擊度實驗結果的修正或避免機械沖擊。