熱障涂層水助激光掃描加工試驗

王斌，王海濤，王玉峰，張文武

1. 中國科學院 寧波材料技術與工程研究所 先進制造技術研究所，寧波 315201 2. 浙江省航空發動機極端制造技術研究重點實驗室，寧波 315201 3. 中國科學院大學 材料科學與光電技術學院，北京 100049

提升航空發動機性能的關鍵是提高發動機的熱端工作溫度，從而提高發動機的能量效率和推重比。但是，隨著渦輪前溫度的提升，系統對熱端部件承受高溫、高壓、高轉速等極端服役條件的要求越來越高。以推重比大于12的航空發動機為例，渦輪前進口溫度已經接近2 000 K，這就需要同時應用熱障涂層技術、高溫結構材料技術和高效氣膜冷卻技術等3大關鍵技術。

熱障涂層(Thermal Barrier Coatings, TBCs)技術是將陶瓷材料以涂層的方式涂覆在合金表面，起到隔熱作用，降低在高溫環境下服役的合金表面溫度，從而提高部件耐久性，延長使用壽命。熱障涂層目前廣泛采用雙層結構，頂層是起到隔熱防護作用的陶瓷層，常用質量分數為6%～8%的氧化釔部分穩定的氧化鋯(Yttria Stabilized Zirconia, YSZ)。中間為連接陶瓷層與金屬基底的金屬粘結過渡層(Bond Coat, BC)，多采用MCrAlY(M可為Ni或者Co)。目前制備熱障涂層的技術較為成熟的主要有大氣等離子噴涂(Air Plasma Spray, APS)和電子束物理氣相沉積(Electron Beam Physical Vapor Deposition, EB-PVD)。其中EB-PVD工藝是單晶基體制備熱障涂層采用的主流工藝，也被國內發動機設計所采用。

目前一般使用脈沖激光、電火花和電解液等加工方法來制備氣膜孔，但由于電加工和電解加工無法穿越非導電的熱障陶瓷層，因此需要采用“先打孔后涂層”的分步加工工藝，這會導致氣膜孔的縮孔以及堵塞等問題，必需配合繁雜的后續檢測和二次擴孔工序，容易對孔周邊涂層的完整性造成不可預測的損傷。而激光加工可以實現陶瓷層的加工，因此可以選用工藝更簡單的“先涂層后打孔”的技術路線，一次裝卡直接穿越熱障涂層和高溫合金完成多層材料的打孔，省去了噴砂和噴丸等工序后要進行孔徑檢查的繁瑣程序，但必需嚴格控制高溫合金激光加工產生的熱影響和重鑄層缺陷。另外由于高溫合金和熱障涂層的導電性、光吸收性、熱膨脹系數、韌性等特性的較大差異，在這種多層復合結構上進行氣膜孔激光加工面臨著涂層破落和孔壁裂紋等問題。例如孫瑞峰等采用皮秒激光在帶熱障涂層的鎳基單晶合金上加工氣膜孔，發現皮秒激光加工中產生的等離子體沖擊力會引起涂層的開裂。張學謙等采用飛秒激光旋切帶熱障涂層的高溫合金加工氣膜孔，發現在孔的入口會粘附黑色附著物，并且隨著加工次數的增加，逐步覆蓋整個入口邊緣部分。

水助激光加工和超快激光加工等技術均可以實現帶熱障涂層高溫合金材料高精度、熱影響區小、無重鑄層、無微裂紋的小孔加工。美國GE公司已在生產線上將SYNOVA的水導激光加工技術應用于帶TBC熱端部件通孔加工，加工的圓孔或異型孔陶瓷涂層無裂紋或分層，高溫合金重鑄層極小。中國航空制造技術研究院的蔡敏等采用超快激光在帶熱障涂層高溫合金上加工出孔邊緣涂層和高溫合金位置處均不存在開裂和再鑄層的45°斜孔。西安光學精密機械研究所賀斌等采用飛秒激光旋切帶熱障涂層葉片加工氣膜孔，通過將光束進行螺旋掃描可以獲得無涂層剝落、無裂紋、表面無熱影響區、無重鑄層的孔加工。但部分學者通過試驗發現超快激光并不能完全實現真正意義上的“冷加工”。例如，德國斯圖加特大學的Foehl和Dausinger在研究中發現，單純降低脈寬到皮秒乃至飛秒級別，在實際加工過程中仍難以有效防止重鑄層的產生，并且可能出現由偏振導致的孔形狀變形等問題。劉新靈等指出在用飛秒激光加工定向凝固高溫合金和單晶高溫合金時，仍有重鑄層、微裂紋存在，孔壁上存在棱狀的加工痕跡。另外超快激光加工效率一般遠低于短脈沖激光加工，尤其是大深徑比的孔加工。

水助激光掃描加工技術是水助激光加工技術的一種，其創新引入掃描振鏡，利用掃描振鏡改變激光路徑實現高速掃描加工，有助于降低熱影響、提高加工效率，特別適合異型孔的加工，但目前采用水助激光掃描加工技術在帶TBC的高溫合金渦輪葉片上制備氣膜孔尚未見報道，水助激光對TBC材料的損傷形式和機理尚不明晰，加工質量和加工效率的影響因素尚不明確。本文采用正交試驗和單因素試驗重點考察水泵電壓、激光重復頻率、激光器電流、光斑重疊率等主要加工工藝參數對TBC損傷及材料去除率的影響關系，尋找加工損傷最小、去除效率最高的工藝參數組合，以期為后續帶TBC單晶高溫合金渦輪葉片氣膜孔水助激光制備提供技術基礎。

1 試驗方法

1.1 設備與材料

試驗采用如圖1所示的水助激光掃描加工裝置對涂層進行加工。該裝置組成結構示意圖如圖2所示，其主要由激光器、掃描振鏡系統、供水系統、五軸運動系統和水助激光加工頭等組成。其中激光束在掃描振鏡的控制下，可以在水束直徑范圍內作形狀復雜的快速掃描加工。試驗采用的水助激光加工頭噴嘴大小為2 mm，形成的水束直徑約2 mm。

由于波長范圍約為500 nm的綠光激光在水中的能量衰減最低，因此本文采用波長為532 nm的綠光納秒激光器。激光重復頻率0～50 kHz可調，激光器電流20～38 A可調。實際單脈沖能量為0.99 mJ@15 kHz，脈沖寬度為10.9 ns@15 kHz，實際平均功率為32.12 W@50 kHz。表1列出了激光器電流為38 A時的幾個典型參數。

試驗中使用帶熱障涂層的高溫合金圓片試件，試樣尺寸為?15 mm×2 mm，其中基體材料為DD6單晶高溫合金，表面采用電子束物理氣相沉積(EB-PVD)方法制備的熱障涂層，其中YSZ陶瓷層厚度約70 μm，HY5粘結層厚度約30 μm。HY5粘結層為多弧離子鍍制備，由細小液滴和涂層材料的離子沉積形成，晶粒細小，存在大量非平衡態非晶組織，在經過870 ℃熱處理后，元素擴散形成了平衡態組織結構，粘結層主要由γ′-NiAl相和β-NiAl相組成。

圖1 水助激光掃描加工試驗裝置實物圖Fig.1 Picture of water-assisted laser scanning machining test device

圖2 水助激光掃描加工裝置組成結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of structure of water-assisted laser scanning machining device

表1 激光器在電流為38 A時的幾個典型參數Table 1 Several typical parameters of laser at current 38 A

1.2 試驗設計

采用“高速掃描、逐層去除”的激光加工方法，激光的掃描路徑由EZCAD掃描振鏡軟件控制，掃描路徑為“十字填充再繞圓邊走一圈”，如圖3所示。

圖3 掃描填充孔加工方法Fig.3 Scanning filling processing method

激光光斑與光斑之間會有一定的重疊，重疊的程度用重疊率來表示，重疊率與激光掃描速度、激光脈沖頻率、光斑大小有關。光斑重疊率的計算公式為

(1)

式中：為光斑重疊率；Δ為光斑之間的重疊距離，m；為激光掃描速度，m/s；為光斑直徑，m；為激光重復頻率，Hz。

根據式(1)可以推導出激光掃描速度的計算公式：

=(1-)

(2)

根據已知的重疊率、激光重復頻率和激光光斑大小，可以計算出激光掃描速度。

如圖4所示，在TBC上加工直徑為0.4 mm的圓孔盲孔，填充間距固定為0.02 mm，并采用涂層剝落損傷的最大范圍與加工目標孔徑的比值來衡量涂層損傷的程度，即

=

(3)

圖4 TBC涂層剝落損傷程度評價Fig.4 Evaluation of TBC coating damage degree

在進行水助激光對TBC材料去除率試驗時，采用水助激光按“十字填充再繞正方形邊走一圈”的掃描路徑在TBC涂層上逐層去除0.4 mm×0.4 mm大小的正方體，填充間距固定為0.02 mm。以單位時間內激光去除的TBC涂層體積表示材料去除率(Material Remove Rate, MRR)，材料去除率越大，該參數下水助激光加工效率越高，計算公式為

(4)

式中：MRR為材料去除率，mm/s；為激光去除的涂層體積，mm；為激光去除的涂層面積，mm；為激光去除的涂層深度，m；為激光加工的時間，s。

采用日本Keyence公司生產的共聚焦顯微鏡VK-X200K對涂層剝落損傷的最大范圍和形貌進行觀測及確定。由于加工后TBC孔邊緣區域會有約十幾μm的圓角，所以一般當比值達到1.08以下時，TBC基本上已經沒有剝落。

水助激光加工的參數眾多，主要有激光重復頻率、光斑重疊率、激光器電流、水泵電壓及加工時間等。其中在水助激光加工頭噴嘴直徑一定的情況下，水射流增壓泵的水泵電壓決定了水射流流速大小。可以采用燒杯和秒表標定一定體積的水從激光加工頭噴嘴噴射出來所需要的時間來計算得到水射流的流速，計算公式為

(5)

式中：為噴嘴處水射流流速；為標定的水的體積；為噴嘴出口直徑；為達到一定體積的水所需要的時間。

2 試驗結果與討論

2.1 熱障涂層剝落損傷過程及損傷機理分析

采用納秒水助激光加工時功率密度達到了10W/cm以上，因此熱障涂層主要是以材料氣化分解的方式被去除。這樣當熱障涂層未被打穿時，水助激光精確地逐層深入去除TBC；當熱障涂層局部部位被完全去除露出DD6高溫合金基體時，涂層開始出現剝落現象，同時試驗發現，水助激光加工高溫合金時，聲音遠大于水助激光加工熱障涂層時；隨著高溫合金露出的范圍逐步擴大，熱障涂層剝落的程度也進一步變大，整個過程如圖5所示。

圖5 熱障涂層剝落發展過程Fig.5 Development process of TBC spalling

由于熱障涂層和DD6單晶高溫合金的熱膨脹系數差異很大，當激光光斑作用到DD6高溫合金時，作用區域金屬迅速地升溫并膨脹，當激光光斑離開這一區域時，金屬又被水射流快速地冷卻，這一升溫又快速冷卻的過程會形成熱應力，從而引起熱障涂層的剝落。另外通過試驗時激光加工的聲音可以判斷，水助激光與DD6高溫合金相互作用產生等離子體的劇烈程度遠大于水助激光與熱障涂層相互作用。水助激光與DD6高溫合金相互作用產生的等離子體膨脹會沖擊涂層，在這個沖擊力的作用下，涂層產生裂紋和剝落。因此水助激光加工帶TBC涂層的DD6單晶高溫合金樣件引起的涂層剝落的機制是熱應力和等離子體膨脹力沖擊共同作用的結果。

2.2 TBC涂層剝落損傷影響因素分析

2.2.1 加工時間對TBC損傷程度的影響

固定激光重復頻率、光斑重疊率、激光器電流、水泵電壓等參數，分析加工時間對涂層剝落程度的影響規律。隨機變化激光重復頻率、光斑重疊率、激光器電流和水泵電壓的數值進行多組試驗，得到激光加工時間與涂層剝落損傷程度的曲線如圖6所示。其中激光重復頻率30 kHz、光斑重疊率80%、激光器電流32 A、水泵電壓12 V時，隨著加工時間的增加涂層損傷程度微觀形貌如圖7所示。

圖6 激光加工時間與TBC剝落損傷程度的關系曲線Fig.6 Relation curves between laser processing time and coating damage degree

從圖6可以看到在低激光重復頻率，低光斑重疊率的情況下，涂層損傷程度波動較大，當激光重復頻率和光斑重疊率較高時，涂層損傷程度基本與加工時間的關系不是很大，加工4 min與加工0.5 min涂層剝落程度基本沒有大的區別。從圖7上可以看到，隨著加工時間的增加，圓孔直徑和深度會逐漸增大，但TBC剝落的程度并沒有明顯改變。

圖7 隨著加工時間的增加TBC損傷的微觀形貌圖Fig.7 Micromorphology of TBC damage with increase of processing time

由此可以判斷，激光加工時間不是引起涂層剝落損傷的主要因素，因此后續在進行DOE試驗時可以不考慮加工時間這一因素。

2.2.2 涂層剝落損傷正交試驗

為了降低TBC涂層剝落損傷程度，試驗選取水泵電壓、激光重復頻率、激光器電流和光斑重疊率進行4因素4水平的正交試驗(見表2)，采用正交表L16(4)，總的試驗次數為16次，如表3所示。

表2 涂層損傷程度因素水平表Table 2 Factor level table of coating damage degree

記錄各參數下TBC涂層剝落損傷程度值作為正交試驗評價指標，每組試驗進行3次取平均值，得到的結果如表3所示。

采用SAS軟件對表3進行方差分析，結果如表4所示，其中為統計量值，等于因素的均方除以誤差的均方；值是衡量一個因素各水平差異大小的指標，值越小表示該因素各水平間的差異越顯著。由于各因素的值均大于0.05，因此剔除最不顯著的因素A(水泵電壓)后再進行方差分析，得到表5。各因素的值從小到大依次為因素D(光斑重疊率)、因素B(激光重復頻率)、因素C(激光器電流)，因此各因素顯著性程度由大到小依次為光斑重疊率、激光重復頻率、激光器電流和水泵電壓。其中因素D(光斑重疊率)的值為0.045 2，小于0.05，對試驗指標有顯著影響。因素B(激光重復頻率)的值為0.134 9，相對較小，是影響檢驗結果的次要因素。因素C(激光器電流)和因素A(水泵電壓)則不顯著，對試驗指標影響較小。

表3 涂層損傷程度正交試驗結果Table 3 Orthogonal test results of coating damage degree

表4 涂層損傷程度方差分析Table 4 Analysis of variance of coating damage degree

表5 涂層損傷程度方差分析(剔除因素A)

同時得到各因素對TBC損傷程度的主效應曲線，如圖8所示。據此可以初步選擇TBC涂層剝落損傷的程度最小時各因素優化組合為：光斑重疊率為98%、激光重復頻率為50 kHz、激光器電流為29 A、水泵電壓為14 V。

后續通過單因素試驗進一步驗證各因素對涂層剝落損傷這一指標的影響關系。

2.2.3 光斑重疊率對TBC損傷程度的影響

固定水泵電壓為8 V，激光電流均為29 A，激光重復頻率分別選擇1、5、15、30、50 kHz，掃描次數分別設定為60、200、200、120、200次，考察光斑重疊率從50%～98%依次增加時，TBC剝落損傷程度的變化規律。

每個試驗點進行3次取平均值，得到如圖9所示的試驗結果。可以看到在各激光重復頻率下，隨著光斑重疊率的增加，TBC剝落損傷程度依次減小。其中當激光重復頻率為50 kHz、激光器電流29 A、水泵電壓8 V、掃描加工200次時，TBC剝落損傷從重疊率50%時的=1.23降低到了重疊率98%時的=1.09，損傷程度減小了11.4%，此時TBC剝落損傷的微觀形貌如圖10所示。可以很明顯地看到，隨著光斑重疊率的增加，TBC剝落損傷程度也大幅降低。這時由于光斑重疊率越高，水助激光和熱障涂層的作用區域溫度變化越緩慢，熱應力減小，有助于減輕熱應力導致的涂層剝落現象。

圖8 各因素對涂層損傷程度的主效應曲線Fig.8 Main effect curves of each factor on coating damage degree

圖9 TBC損傷程度與光斑重疊率的關系曲線Fig.9 Relation curves between TBC damage degree and spot overlap rate

圖10 隨著光斑重疊率變化TBC損傷的微觀形貌Fig.10 Micromorphology of TBC damage with change of spot overlap rate

2.2.4 激光重復頻率對TBC損傷程度的影響

固定水泵電壓為8 V，激光器電流為29 A，選擇光斑重疊率為50%、60%、70%、80%、90%以及98%，掃描加工1次，考察激光重復頻率從1～50 kHz依次增大時，TBC剝落損傷程度的變化規律。每個試驗點進行3次取平均值，得到如圖11所示的試驗結果。

從圖11可以看到，當光斑重疊率為98%時，激光重復頻率從5 kHz增加到15 kHz時涂層剝落損傷程度增加；而當光斑重疊率分別為50%、60%、70%、80%、90%時，隨著激光重復頻率從低到高變化，TBC損傷程度依次減輕。

圖11 TBC損傷程度與激光重復頻率的關系曲線Fig.11 Relation curves between TBC damage degree and laser frequency

當光斑重疊率80%、激光器電流29 A、水泵電壓8 V時，隨著激光重復頻率從低到高變化，TBC剝落損傷的微觀形貌如圖12所示。從圖12可以看到，隨著激光重復頻率從低到高變化，TBC剝落損傷程度依次減輕。這是由于隨著激光重復頻率的增加，單脈沖能量逐漸減小并在50 kHz時單脈沖能量達到最小。單脈沖能量越小，激光與涂層作用部位溫度變化相對較小，有助于減輕涂層開裂剝落的程度。

圖12 隨著激光重復頻率變化TBC損傷的微觀形貌Fig.12 Micromorphology of TBC damage with change of laser frequency

2.2.5 水泵電壓對TBC損傷程度的影響

隨機設定激光重復頻率5 kHz，激光器電流35 A，光斑重疊率90%；激光重復頻率15 kHz，激光器電流32 A，光斑重疊率80%；激光重復頻率50 kHz，激光器電流29 A，光斑重疊率98%，考察隨著水泵電壓的增加，TBC剝落損傷程度的變化規律。每個試驗點進行3次取平均值，得到TBC損傷程度與水泵電壓的關系曲線如圖13所示，TBC損傷微觀形貌如圖14所示。從圖13可以發現，當激光重復頻率和光斑重疊率較低時，TBC剝落損傷程度隨著水泵電壓的增加先增大后減小。當激光重復頻率為50 kHz，光斑重疊率為98%時，改變水流速度，TBC損傷無明顯變化。這是由于激光重復頻率和光斑重疊率是影響TBC剝落損傷最主要的因素，當這兩者參數選擇最優時基本上已經決定了TBC剝落損傷的嚴重程度。

從圖14可以看到，當激光重復頻率50 kHz，激光器電流29 A，光斑重疊率98%時，隨著水泵電壓從8、10、12 V一直增加到14 V時，涂層剝落損傷微觀形貌沒有發生明顯變化，并且TBC邊緣尖銳、無剝落，和高溫合金的過渡區域沒有形成分層。

圖13 TBC損傷程度與水泵電壓的關系曲線Fig.13 Relation curves between TBC damage degree and pump voltage

圖14 隨著水泵電壓增加TBC損傷微觀形貌Fig.14 Micromorphology of TBC damage with increase of pump voltage

2.2.6 激光器電流對TBC損傷程度的影響

固定水泵電壓為8 V、光斑重疊率為80%，設定激光重復頻率分別為1、5、15、30、50 kHz時，考察隨著激光器電流變化時，TBC損傷程度的變化，每個試驗點進行3次取平均值。TBC剝落損傷程度的變化曲線和微觀形貌分別如圖15和圖16所示。

圖15 TBC損傷程度與激光器電流的關系曲線Fig.15 Relation curves between TBC damage degree and laser current

圖16 隨著激光器電流變化TBC損傷的微觀形貌Fig.16 Micromorphology of TBC damage with change of laser current

從圖15可以看到，當激光重復頻率分別為1、5、15 kHz時，隨激光器電流的增加，TBC剝落損傷程度呈現先增加后減小再增加的趨勢；當激光重復頻率為30 kHz時，隨著激光器電流的增加，TBC損傷程度依次增加；當激光重復頻率為50 kHz時，隨著激光器電流的增加，TBC剝落損傷程度呈現先減小后增加再減小的趨勢，當激光器電流為最大38 A時，TBC損傷范圍最小。

綜合正交試驗和單因素試驗可以得到光斑重疊率和激光重復頻率是影響TBC剝落損傷的最主要因素。當光斑重疊率為98%、激光重復頻率為50 kHz時，基本上已經可以避免TBC水助激光加工出現剝落損傷，在這一參數下，激光器電流和水泵電壓再分別選擇為38 A和14 V時，TBC涂層剝落損傷最小。

2.3 涂層微觀形貌觀測

應用試驗獲得的最佳工藝參數，用水助激光在2 mm厚的帶TBC的DD6高溫合金樣件上加工直徑為0.5 mm的通孔，獲得的通孔截面形貌如圖17所示。可以看到YSZ陶瓷層的厚度在70 μm左右，HY5粘接層的厚度在30 μm左右。通孔四周光滑，沒有熔渣堆積，小孔邊緣的涂層沒有產生崩塌、開裂等缺陷，涂層厚度方向上也未觀察到橫向斷裂和缺損。

圖17 水助激光掃描加工的通孔截面形貌Fig.17 Cross-section morphology of through-hole processed by water-assisted laser scanning machining

對因水助激光加工工藝參數不佳TBC產生剝落時的表面和截面形貌進行分析，發現涂層剝落邊界區域會產生孔洞，同時孔邊緣會形成臺階，臺階的尺度在70 μm左右，如圖18所示。結合圖17，可以發現涂層剝落的是YSZ陶瓷層，而HY5粘結層并未發生剝落，主要原因是HY5粘結層的物理性質與高溫合金基體材料的性質接近，HY5與高溫合金的粘結力強于HY5與YSZ陶瓷層的粘結力。

圖18 TBC產生剝落時的表面和截面形貌Fig.18 Surface and cross-section morphologies of TBC spalling

水助激光加工工藝參數優化后，TBC雖然不發生剝落以及崩邊，但是加工區域周邊的涂層顏色有變白的現象(圖16)，因此對這一區域的表面和截面形貌放大3 000倍進行觀測，得到圖19。

圖19 TBC產生變色時的表面和截面形貌Fig.19 Surface and cross-section morphologies of TBC discoloration

可以發現，涂層變色區域范圍約為59.5 μm，這一區域內涂層顆粒分界面變得模糊，同時涂層厚度上被去除了約2.7 μm。產生這一現象的主要原因是水助激光加工產生的“氣泡空蝕”現象。當高能激光作用于材料時，激光光斑處的水存在爆發沸騰現象，誘發蒸汽爆炸，同時產生氣泡，當氣泡周圍存在固體壁面時，在激光誘導壓力瞬變等因素作用下空泡潰滅，將會形成射向材料表面的瞬間壓強高達幾百MPa的高速射流，如圖20所示。根據氣泡半徑和距壁面的距離不同，噴射速度可到200 m/s，從而導致對涂層等硬質材料的去除和損傷。

圖20 近壁面空泡潰滅形成高速射流示意圖[23]Fig.20 Schematic diagram of high-speed jet formed by near-wall cavitation collapse[23]

氣泡空蝕產生的射流沖擊壓力為

(6)

式中:、分別為水和涂層固體材料的聲學阻抗；為氣泡空蝕產生的射流流速。對于剛性壁面，有?，則式(6)可以簡化為

=

(7)

另外，涂層剝落界面處產生的孔洞主要是由熔融物噴濺、氣泡空蝕以及激光散射所致。水助激光加工時由于水射流的冷卻作用，環境損失能量比空氣環境中更快，熔融物噴濺也就更容易出現，噴濺出的熔融物被流動的水射流帶走就形成了孔洞。同時，水助激光加工也沒有出現常規空氣中激光加工TBC呈現的黑色殘渣堆積現象，這主要是由于水中溶解氧含量濃度遠低于空氣中，因此可以有效減少激光加工時形成的變質層。

2.4 水助激光TBC加工效率正交試驗

為了優化TBC水助激光加工的材料去除效率，進行4因素4水平的正交試驗，選取正交表L16(4)，總的試驗次數為16次，見表6。由于試驗發現光斑重疊率為98%、激光器電流為38 A，激光重復頻率為50 kHz時，掃描加工1次即可將70 μm厚 YSZ陶瓷層打穿，導致難以判斷該參數下的實際去除量，因此光斑重疊率4個水平取為50%、70%、80%和90%。

記錄各參數下TBC涂層的去除深度、去除面積、加工時間，以此計算得到材料去除率數據作為正交試驗的評價指標，鑒于材料去除率的測算誤差較大，因此每組試驗進行3次取平均值，得到的結果如表7所示。

采用SAS軟件對表7進行方差分析，結果如表8所示，輸出結果的值為0.0481，小于0.05，試驗結果顯著。

表6 材料去除率因素水平表Table 6 Factor level table of material removal rate

表7 材料去除率正交試驗結果Table 7 Orthogonal test results of material removal rate

表8 材料去除率方差分析Table 8 Analysis of variance of material removal rate

各因素值從小到大依次為因素C(激光器電流)、因素B(激光重復頻率)、因素A(水泵電壓)和因素D(光斑重疊率)，因此，各因素對涂層材料去除率這個指標影響的顯著性程度由大到小依次為激光器電流、激光重復頻率、水泵電壓和光斑重疊率。其中因素C(激光器電流)的值小于0.05，對試驗指標有非常顯著的影響，是最主要的影響因素。因素B(激光重復頻率)的值為0.221 3，相對也較小，是影響指標結果的次要因素。因素A(水泵電壓)和因素D(光斑重疊率)的值相對較大，不顯著，對試驗指標的影響較小。

同時得到各因素對TBC涂層材料去除率的主效應曲線，如圖21所示。根據趨勢曲線，當優選激光器電流38 A、激光重復頻率15 kHz、水泵電壓14 V以及光斑重疊率80%時，TBC材料去除率最高。

圖21 各因素對涂層材料去除率的主效應曲線Fig.21 Main effect curves of each factor on material removal rate of coating

結合TBC水助激光加工損傷和材料去除率來看，由于涂層的厚度只有0.1 mm左右，水助激光加工這一部分厚度的涂層所占用的加工時間與加工整個氣膜孔所耗費的時間相比占比很小，因此控制TBC加工質量，避免涂層剝落損傷是最需要考慮的因素。

3 結 論

1) TBC水助激光加工剝落損傷的形成機理是熱應力和等離子體力學沖擊共同作用的結果。

2) 光斑重疊率和激光重復頻率是影響水助激光加工TBC剝落損傷的最主要因素，各因素的顯著性程度由大到小依次為光斑重疊率、激光重復頻率、激光器電流和水泵電壓。當光斑重疊率為98%、激光重復頻率為50 kHz、激光器電流為38 A和水泵電壓為14 V時，可以避免TBC水助激光加工出現剝落損傷。

3) 激光器電流是影響涂層材料去除率最主要的影響因素，各因素的顯著性程度由大到小依次為激光器電流、激光重復頻率、水泵電壓和光斑重疊率。當優選激光器電流38 A、激光重復頻率15 kHz、水泵電壓14 V、光斑重疊率80%時，TBC涂層材料去除率最大。

4) 水助激光加工產生的氣泡空蝕作用是導致加工區域周邊涂層顏色變白的主要原因，涂層變色范圍約為59.5 μm，同時涂層被空蝕去除約2.7 μm。