弭光寶, 歐陽佩旋, 李培杰, 曹京霞, 黃 旭, 曹春曉

（1．中國航發(fā)北京航空材料研究院 鈦合金研究所，北京 100095；2．中國航發(fā)先進(jìn)鈦合金重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；3．清華大學(xué) 新材料國際研發(fā)中心，北京 100084）

高性能軍用戰(zhàn)斗機(jī)的跨越式發(fā)展推動(dòng)先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)朝高推重比、高渦輪前溫度及低油耗等方向發(fā)展，對航空發(fā)動(dòng)機(jī)材料提出了更高的性能要求[1-3]。相比鎳基高溫合金和結(jié)構(gòu)鋼等材料，高溫鈦合金（含鈦鋁系金屬間化合物）在500～850 ℃的使用溫度內(nèi)具有輕質(zhì)、高比強(qiáng)和耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)，在先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的壓氣機(jī)關(guān)鍵件和重要件中具有明顯的應(yīng)用優(yōu)勢[3-8]。比如，TC11鈦合金廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的壓氣機(jī)機(jī)盤、葉片和鼓筒等零部件，是我國目前航空發(fā)動(dòng)機(jī)上用量最大的鈦合金；Alloy C阻燃鈦合金在代表當(dāng)今世界先進(jìn)水平的F119發(fā)動(dòng)機(jī)中大量應(yīng)用。然而，由于鈦合金燃點(diǎn)低于熔點(diǎn)等特點(diǎn)，鈦火安全一直是制約高溫鈦合金在先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)中大量應(yīng)用的國際性難題。鈦火是航空發(fā)動(dòng)機(jī)中因鈦合金轉(zhuǎn)子斷裂、位移或機(jī)匣變形等一次事故導(dǎo)致的鈦合金轉(zhuǎn)子與機(jī)匣劇烈摩擦，進(jìn)而引發(fā)著火的二次事故[7]。除壓氣機(jī)結(jié)構(gòu)阻燃設(shè)計(jì)外，使用阻燃鈦合金和在鈦合金表面上制備阻燃涂層是預(yù)防鈦火的重要途徑。其中，阻燃涂層不僅能夠充分利用現(xiàn)有的具備優(yōu)異綜合力學(xué)性能的鈦合金材料，而且能夠兼顧除鈦火防護(hù)以外的其他表面防護(hù)需求，如熱穩(wěn)定性、抗沖蝕性和氣路密封性等，近年來受到廣泛關(guān)注。

國內(nèi)外研究者基于導(dǎo)熱、隔熱和燃燒不敏感性等防護(hù)思路提出了若干鈦合金表面阻燃涂層材料體系，如Pt/Cu/Ni復(fù)合涂層[9]、離子氣相沉積Al涂層（IVD Al）[7,9]、ZrO2涂層[10-11]以及 Ti與 Al、Ni、V和Cr中的一種或多種元素結(jié)合形成的金屬間化合物涂層[12-13]等。然而，隨著高推重比先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的工作條件日益苛刻，單一功能的阻燃涂層已難以滿足服役需求，多功能復(fù)合的阻燃涂層逐漸成為先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦火防護(hù)的重要發(fā)展方向。其中，由YSZ熱障涂層體系與NiCrAl-B.e可磨耗封嚴(yán)涂層組成的復(fù)合涂層既具備抗高溫氧化、阻隔熱量傳輸?shù)墓δ埽瑫r(shí)又兼具提高氣流密封性、有效避免葉片與機(jī)匣直接接觸摩擦的功效，是一種應(yīng)用前景廣闊的多功能阻燃涂層體系。遺憾的是，關(guān)于該體系涂層對鈦合金阻燃性能的影響不明確、阻燃機(jī)理不清楚，目前仍在不斷探索。

本工作在前期研究[14-16]的基礎(chǔ)上，采用摩擦氧濃度方法研究YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層對TC11鈦合金抗點(diǎn)燃性能的影響，并結(jié)合摩擦磨損分析和非穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)理論計(jì)算揭示阻燃機(jī)理。這對于推動(dòng)鈦合金表面阻燃涂層技術(shù)應(yīng)用及新材料體系具有重要意義。

1 實(shí)驗(yàn)方法

基體材料選用名義成分為Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）的TC11鈦合金。通過熔煉、開坯、鍛造及熱處理等工藝，并采用線切割、鉆、銑、磨等加工方法，得到帶φ4 mm中心通孔、尺寸為 125 mm × 27 mm ×（2 ± 0.05）mm 的靜子試樣和一端帶有 120°頂角、尺寸為 42 mm × 27 mm ×2 mm的轉(zhuǎn)子試樣。試樣微觀形貌為典型的雙態(tài)組織，如圖1（a）所示。采用熱噴涂方法在靜子試樣表面制備YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層。涂層的截面形貌如圖1（b）所示，由NiCrAl底層、YSZ中間層和NiCrAl包裹膨潤土（B.e）的面層組成，各層厚度分別約為 30 μm、400 μm 和 400 μm。

圖 1 TC11鈦合金基體及YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的微觀形貌Fig. 1 Microstructure of TC11 titanium alloy substrate and YSZ+NiCrAl-B.e composite coating

采用摩擦氧濃度方法進(jìn)行表面無涂層和涂覆YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的TC11鈦合金的抗點(diǎn)燃性能測試，裝置原理圖如圖2所示。首先將楔形轉(zhuǎn)子試樣和帶中心孔靜子試樣分別固定于電機(jī)帶動(dòng)的旋轉(zhuǎn)軸和燃燒室的夾具支座上，隨后通入不同氧濃度CO2的O2-Ar預(yù)混氣體（壓力為0.1～0.2 MPa），并開啟設(shè)備的電氣系統(tǒng)，轉(zhuǎn)子試樣以5000 r/min的角速度旋轉(zhuǎn)，并與靜子試樣形成一對摩擦副，在一定摩擦接觸壓力Pfric下持續(xù)摩擦6 s，靜子試樣局部溫度急劇升高。當(dāng)預(yù)混氣流的氧濃度CO2增大至一定值時(shí)，靜子試樣被點(diǎn)燃（根據(jù)點(diǎn)燃過程的實(shí)時(shí)記錄和實(shí)驗(yàn)后靜子試樣的宏觀形貌進(jìn)行判斷），該氧濃度值即為鈦合金的臨界著火氧濃度。采用臨界著火氧濃度作為性能指標(biāo)，對鈦合金表面阻燃涂層的抗點(diǎn)燃性能進(jìn)行定量描述。

在摩擦氧濃度點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)中，轉(zhuǎn)子與靜子試樣通過高速旋轉(zhuǎn)摩擦產(chǎn)生大量熱量，促使試樣發(fā)生點(diǎn)燃。因而，轉(zhuǎn)子與靜子之間的摩擦性能直接關(guān)系摩擦熱量的大小，進(jìn)而影響鈦合金的抗點(diǎn)燃性能。為進(jìn)一步考察YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層對鈦合金試樣摩擦性能的影響，采用MFT-5000多功能摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)對比考察Ti-Ti摩擦副與Ti-涂層摩擦副的摩擦性能。由于高溫、高載荷更接近于摩擦點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)中轉(zhuǎn)子與靜子之間的摩擦工況，因而分別開展了兩種溫度（25 ℃和350 ℃）和兩種載荷（50 N和100 N）下的摩擦性能研究，具體實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表1所示，每組參數(shù)進(jìn)行三次重復(fù)實(shí)驗(yàn)。

圖 2 摩擦氧濃度點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig. 2 Experimental schematic diagram of friction and ignition in oxygen-enriched atmosphere

2 結(jié)果分析

2.1 YSZ+NiCrAl-B.e 復(fù)合涂層對 TC11 鈦合金抗點(diǎn)燃性能的影響

表2為表面無涂層和涂覆YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的TC11鈦合金的摩擦氧濃度點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)結(jié)果，該結(jié)果是根據(jù)點(diǎn)燃過程的實(shí)時(shí)記錄和實(shí)驗(yàn)后靜子試樣的宏觀形貌進(jìn)行判斷所得。選取其中幾個(gè)試樣（Y3～Y5，Y8）為例，進(jìn)行宏觀形貌觀察，如圖3所示。從圖3中可見，靜子試樣的表面涂層被部分磨耗，在摩擦表面上形成灰色、黃色和白色的摩擦產(chǎn)物，推測是摩擦過程中鈦合金轉(zhuǎn)子試樣殘留在摩擦表面、并進(jìn)一步氧化而成的不同價(jià)態(tài)的氧化鈦。當(dāng)氧濃度為70%時(shí)，摩擦表面分布著不少微裂紋（圖3（a-1）），而試樣的下表面光滑平坦，存在以中心孔為圓心的顏色梯度變化的近同心環(huán)，且中心孔仍保持摩擦前的規(guī)則形狀（圖3（a-2））；當(dāng)氧濃度為73.5%時(shí)，試樣的摩擦表面和下表面均具有氧濃度為70%時(shí)的試樣形貌特征，除此之外，在摩擦表面的中心孔附近黏附著黑色熔滴（圖3（b-1）），且在下表面對應(yīng)位置處形成黑色、黃色和白色的氧化皮，并發(fā)生局部剝落（圖 3（b-2））；當(dāng)氧濃度為75%和80%時(shí)，試樣的中心孔尺寸顯著增加，呈不規(guī)則形狀，摩擦面和下表面中心孔附近區(qū)域沿氣流方向存在較大的黃色瘤狀物質(zhì)（圖3（c-1, d-1）），即為著火產(chǎn)物，且下表面的顏色梯度演變帶呈朝向與氣流方向一致的U形（圖3（c-2, d-2））。

上述涂覆YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的TC11鈦合金靜子試樣的宏觀形貌表明，當(dāng)氧濃度為70%時(shí)，試樣沒有發(fā)生著火；當(dāng)氧濃度為73.5%時(shí)，試樣背面發(fā)生氧化，處于即將著火的臨界狀態(tài)；當(dāng)氧濃度為75%和80%時(shí)，試樣發(fā)生著火，尤其是沿氣流方向。因而，涂覆YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的TC11鈦合金在該實(shí)驗(yàn)條件下的臨界著火氧濃度為73.5%。同理，根據(jù)點(diǎn)燃過程的實(shí)時(shí)記錄和實(shí)驗(yàn)后靜子試樣的宏觀形貌判斷可得，在相同實(shí)驗(yàn)條件下，表面無涂層的TC11鈦合金的臨界著火氧濃度為32%（表2）。因此，YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的存在使TC11鈦合金的抗點(diǎn)燃性能提高了1.3倍。

表 1 摩擦磨損實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters for wear and friction test

表 2 無涂層和涂覆復(fù)合涂層的TC11鈦合金的摩擦氧濃度點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Ignition results of TC11 titanium alloys without and with composite coating after friction in oxygen-enriched atmosphere

2.2 YSZ+NiCrAl-B.e 復(fù)合涂層對鈦合金摩擦性能的影響

圖4給出了Ti-Ti摩擦副和Ti-涂層摩擦副在不同溫度和載荷下的摩擦系數(shù)曲線，相應(yīng)的摩擦系數(shù)值如表3所示。對于Ti-Ti摩擦副，當(dāng)載荷一定時(shí)，其在350 ℃下的摩擦系數(shù)高于在25 ℃下；當(dāng)溫度一定時(shí)，其在載荷為100 N時(shí)的摩擦系數(shù)高于在50 N時(shí)?？梢?，隨著溫度和載荷的升高，Ti-Ti摩擦副的摩擦系數(shù)增加，但增加幅度較小，摩擦系數(shù)值穩(wěn)定在0.324～0.431之間。對于Ti-涂層摩擦副，當(dāng)載荷一定時(shí)，其在350 ℃下的摩擦系數(shù)低于在25 ℃下，且載荷為100 N時(shí)在兩溫度下的摩擦系數(shù)差異（0.073）較載荷為50 N時(shí)的小（0.129）；當(dāng)溫度一定時(shí)，其在載荷為100 N時(shí)的摩擦系數(shù)低于在50 N時(shí)，且兩載荷引起的摩擦系數(shù)差異高達(dá)0.291（25 ℃）和 0.235（350 ℃）?？梢?，隨著溫度和載荷的升高，Ti-涂層摩擦副的摩擦系數(shù)降低，且Ti-涂層摩擦副的摩擦系數(shù)受載荷的影響較環(huán)境溫度的影響大。

圖 3 摩擦點(diǎn)燃后涂覆YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的TC11鈦合金試樣宏觀形貌 （a-1）Y3試樣摩擦面；（a-2）Y3試樣下表面；（b-1）Y4試樣摩擦面；（b-2）Y4試樣下表面；（c-1）Y5試樣摩擦面；（c-2）Y5試樣下表面；（d-1）Y8試樣摩擦面；（d-2）Y8試樣下表面Fig. 3 Macroscopic feature of TC11 titanium alloy with YSZ+NiCrAl-B.e composite coating after friction in oxygen-enriched atmosphere （a-1）friction surface of Y3 specimen；（a-2）lower surface of Y3 specimen；（b-1）friction surface of Y4 specimen；（b-2）lower surface of Y4 specimen；（c-1）friction surface of Y5 specimen；（c-2）lower surface of Y5 specimen；（d-1）friction surface of Y8 specimen；（d-2）lower surface of Y8 specimen

圖 4 不同摩擦副隨溫度和載荷變化的摩擦系數(shù)曲線：（a）Ti-Ti；（b）Ti-涂層Fig. 4 Friction coefficient curves under different temperatures and loads ：（a）Ti-Ti ；（b）Ti-Coating friction pairs

上述結(jié)果表明，Ti-Ti摩擦副和Ti-涂層摩擦副隨著環(huán)境溫度和載荷的升高呈現(xiàn)出了不同的摩擦性能，具體體現(xiàn)在：前者的摩擦系數(shù)隨溫度和載荷升高而增加；后者的摩擦系數(shù)則隨溫度和載荷升高而減小，尤其是受載荷影響較大。但從總體上看，Ti-涂層摩擦副的摩擦系數(shù)高于Ti-Ti摩擦副的摩擦系數(shù)，說明摩擦?xí)r復(fù)合涂層中NiCrAl-B.e層的存在沒有起到潤滑和減少摩擦熱量產(chǎn)生的作用。因此，可以得出：摩擦氧濃度點(diǎn)燃過程中，NiCrAl-B.e層對提高鈦合金抗點(diǎn)燃性能的影響不明顯。下面將結(jié)合NiCrAl和YSZ層的進(jìn)一步分析來探討YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的阻燃機(jī)理。

3 討論

根據(jù)著火三要素[17]，鈦合金抗點(diǎn)燃性能的高低與合金自身性質(zhì)、接觸氧含量以及外界熱量供給等因素有關(guān)。因而，YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層提高鈦合金抗點(diǎn)燃性能的原因主要從以下兩個(gè)方面進(jìn)行考慮：一方面，基于NiCrAl層的優(yōu)異抗氧化性能，阻礙氧的擴(kuò)散，降低鈦合金基體與氧的接觸；另一方面，基于YSZ層的低熱導(dǎo)率，降低摩擦熱量的傳導(dǎo)速率，進(jìn)而延遲鈦合金基體的升溫速率。

表 3 不同摩擦副在不同溫度和載荷下的摩擦系數(shù)Table 3 Friction coefficients of different friction pairs under different temperatures and loads

首先，探討NiCrAl層的抗氧化性能對提高鈦合金抗點(diǎn)燃性能的影響。需說明的是，航空發(fā)動(dòng)機(jī)中通常只在機(jī)匣內(nèi)壁涂覆阻燃涂層，而機(jī)匣外壁直接暴露在環(huán)境當(dāng)中，因而，摩擦氧濃度點(diǎn)燃法作為模擬發(fā)動(dòng)機(jī)中轉(zhuǎn)子與機(jī)匣機(jī)械摩擦而引發(fā)著火的實(shí)驗(yàn)方法，其同樣只在靜子試樣的擬摩擦表面涂覆復(fù)合涂層，而試樣另一面則暴露在環(huán)境氣氛中。因此，在探討NiCrAl層的抗氧化性能對提高鈦合金抗點(diǎn)燃性能的作用之前，需先明確著火源的位置。前期工作[8,16]表明，在摩擦點(diǎn)燃過程中，靜子試樣的溫度從摩擦邊緣到中心孔壁逐漸升高，且在中心孔附近，靠近涂層與遠(yuǎn)離涂層的基體溫度沒有明顯差異；加之，相比涂覆涂層的上表面，下表面和中心孔內(nèi)壁都直接暴露在環(huán)境氣氛中，中心孔壁及其附近表面的新鮮基體是著火源。說明NiCrAl層的抗氧化性能對提高鈦合金的抗點(diǎn)燃性能不會(huì)產(chǎn)生明顯的影響。

其次，探討YSZ層的熱量阻隔對提高鈦合金抗點(diǎn)燃性能的影響。由于在摩擦點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)過程中，轉(zhuǎn)子與靜子試樣之間接觸壓力大，且摩擦?xí)r間短（6 s），不易通過熱電偶等測量方法有效獲取鈦合金基體的實(shí)際溫度。因而通過將轉(zhuǎn)子與靜子之間的摩擦熱量等效為具有一定溫度的外部熱源，建立熱傳導(dǎo)模型，進(jìn)而理論計(jì)算得到Y(jié)SZ層在摩擦點(diǎn)燃過程對鈦合金基體溫度升高的影響。其中，等效外部熱源的溫度可通過臨界著火試樣的涂層/基體界面組織形貌分析得到。圖5為臨界點(diǎn)燃試樣在中心孔附近區(qū)域的截面微觀形貌及線掃描元素分布結(jié)果。從圖5中可見，復(fù)合涂層中NiCrAl-B.e可磨耗封嚴(yán)面層消失，而YSZ中間層上方出現(xiàn)厚約30 μm的鈦合金層，并且，NiCrAl底層消失，取而代之的是厚約 100 μm 的富 Ni、Cr、Al的鈦合金層。該現(xiàn)象表明，在摩擦點(diǎn)燃過程中，靜子試樣表面復(fù)合涂層中NiCrAl-B.e可磨耗封嚴(yán)面層被磨耗，轉(zhuǎn)子試樣在摩擦過程中產(chǎn)生的鈦合金熔滴黏附在YSZ中間層表面；而NiCrAl黏結(jié)底層（熔點(diǎn)為1300～1400 ℃）與其下方幾十微米厚的鈦合金基體（熔點(diǎn)≈ 1660 ℃）在轉(zhuǎn)子與靜子摩擦產(chǎn)生的熱量作用下發(fā)生熔化，進(jìn)而互溶并形成富Ni的鈦合金熔體[16]。這表明，在摩擦點(diǎn)燃過程中，轉(zhuǎn)子與靜子的摩擦熱量經(jīng)由YSZ中間層、傳遞到NiCrAl底層和鈦合金基體時(shí)能使NiCrAl和TC11合金的溫度升高至熔點(diǎn)，因而摩擦熱量可等效為溫度不低于1660 ℃的外部熱源。

為便于計(jì)算，將摩擦點(diǎn)燃過程中的摩擦熱量假設(shè)為等效溫度（Teq）為 1727 ℃（2000 K）的外部熱源。由于涂層的厚度遠(yuǎn)小于其長和寬，且熱源維持時(shí)間（摩擦?xí)r間）約為6 s，所以該體系的熱傳導(dǎo)可視為一維非穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)問題。由于NiCrAl-B.e可磨耗封嚴(yán)面層在摩擦點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)開始后被快速磨耗，露出YSZ中間層與轉(zhuǎn)子試樣摩擦，因而，NiCrAl-B.e可磨耗封嚴(yán)面層并沒有參與摩擦熱量的傳遞，在熱傳導(dǎo)分析中可將該層忽略。另外，相比YSZ中間層和鈦合金基體，NiCrAl黏結(jié)底層的厚度很小，且其熱導(dǎo)率與鈦合金相近（見表4），為簡化分析，可將NiCrAl黏結(jié)底層看作鈦合金基體的一部分。此外，在傳熱學(xué)中，畢渥數(shù)（Bi）為固體內(nèi)部導(dǎo)熱熱阻與界面上換熱熱阻之比，反映了在非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱條件下物體內(nèi)溫度場的分布規(guī)律。若Bi ≤0.1，則物體最大與最小過余溫度之差小于5%，認(rèn)為整個(gè)物體溫度均勻，這樣可以利用集中參數(shù)法研究問題。由于YSZ層的畢渥數(shù)100×4×10-4/ 0.62 = 0.064，鈦合金基體的畢渥數(shù)兩者的畢渥數(shù)均小于0.1，這兩個(gè)子系統(tǒng)均可采用集總參數(shù)法進(jìn)行分析，可視為各自擁有一個(gè)單一的瞬態(tài)溫度（Tc和Ts）?；谏鲜龊喕?，得到的熱傳導(dǎo)模型如圖6所示，計(jì)算過程中涉及相關(guān)材料的熱物理性質(zhì)數(shù)據(jù)見表4。

圖 5 臨界著火試樣在中心孔附近區(qū)域的截面形貌及線掃描元素分布結(jié)果Fig. 5 Morphology and elemental distribution results along line scanning at the region close to the central hole of the critical ignited specimen

從YSZ層到鈦合金基體的導(dǎo)熱流量可表示為

式中：A為YSZ層/鈦合金基體的界面接觸面積，λc和λs分別為YSZ層和鈦合金基體的導(dǎo)熱系數(shù)，Tc和Ts分別為YSZ層和鈦合金基體的瞬態(tài)溫度，Tint為 YSZ 層/鈦合金基體的界面溫度，δc和δs分別為YSZ層和鈦合金基體的厚度。

表 4 鈦合金基體與涂層材料的熱物理性質(zhì)數(shù)據(jù)Table 4 Thermophysical properties data of titanium alloy substrate and coating

圖 6 涂覆復(fù)合涂層的鈦合金試樣在摩擦點(diǎn)燃實(shí)驗(yàn)中的熱傳導(dǎo)模型Fig. 6 Heat conduction model of titanium alloy with composite coating during ignition experiment by friction

消去式（1）中的界面溫度Tint，得

根據(jù)能量守恒原理，單位時(shí)間內(nèi)物體熱能的變化量等于其內(nèi)能的變化量，因此，兩個(gè)子系統(tǒng)（YSZ層和鈦合金基體）的能量守恒表達(dá)式分別為

式中：Teq為等效熱源溫度，hc為YSZ層的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，和分別為YSZ層和鈦合金基體的密度，cc和cs分別為YSZ層和鈦合金基體的比熱容，Vc和Vs分別為YSZ層和鈦合金基體的體積。

初始條件為Tc（t= 0）=Ts（t= 0）=T0= 298 K，聯(lián)立式（3）和式（4），整理得

求解可得

因此，在YSZ涂層作用下，鈦合金基體溫度的降低值與時(shí)間的關(guān)系式如下：

通過上述模型與計(jì)算，可得到在YSZ層作用下鈦合金基體溫度的降低值隨時(shí)間的變化曲線，如圖7所示。從圖7中可見，YSZ層的存在使得持續(xù)摩擦6 s時(shí)鈦合金基體溫度降低了1547 ℃。在氧濃度為73.5%、總壓為1 atm的氣氛中（氧分壓為0.735 atm），鈦金屬的最低著火溫度約為1350 ℃，說明YSZ層對鈦合金基體溫度的降低值與鈦合金的著火溫度接近，因此，YSZ層以其優(yōu)異的熱量阻隔作用能顯著提高鈦合金的抗點(diǎn)燃性能。

圖 7 在YSZ涂層作用下鈦合金基體溫度的降低值隨時(shí)間的變化曲線Fig. 7 Curve of temperature reductionof titanium alloy substrate with time under action of YSZ layer

綜上所述，在YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層中，NiCrAl層的抗氧化性能對提高鈦合金的抗點(diǎn)燃性能不會(huì)產(chǎn)生明顯的影響，而起主要作用的是YSZ層，在這個(gè)意義上，該體系涂層中YSZ層是阻燃層，熱量阻隔是主要的阻燃機(jī)理。

4 結(jié)論

（1）在相同實(shí)驗(yàn)條件下，表面無涂層和涂覆YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層的TC11鈦合金的臨界著火氧濃度分別為32.0%和73.5%；YSZ+NiCrAl-B.e復(fù)合涂層顯著提高了鈦合金的抗點(diǎn)燃性能，其臨界著火氧濃度約為鈦合金基體的2.3倍。

（2）Ti-Ti摩擦副的摩擦系數(shù)隨溫度和載荷升高而增加；Ti-涂層摩擦副的摩擦系數(shù)則隨溫度和載荷升高而減小，尤其是受載荷影響較大；鈦與復(fù)合涂層構(gòu)成摩擦副的摩擦系數(shù)高于鈦與鈦的摩擦系數(shù)，NiCrAl-B.e層對提高TC11鈦合金抗點(diǎn)燃性能的影響不明顯。

（3）摩擦點(diǎn)燃過程中，YSZ層能夠大幅度降低TC11鈦合金基體的溫度升高（持續(xù)摩擦6 s時(shí)降低1547 ℃），阻隔了熱量的快速傳輸，從而起到延遲點(diǎn)燃鈦合金的作用，在這個(gè)意義上，該體系涂層中YSZ層是阻燃層，熱量阻隔是主要的阻燃機(jī)理。