酸性盐雾腐蚀对Al-BN涂层可磨耗性能的影响

Effect of acid salt spray corrosion on abradability of Al-BN coatings

摘要

为探究酸性盐雾腐蚀对铝氮化硼（Al-BN）涂层可磨耗行为的影响，开展了酸性盐雾腐蚀192 h前后大气等离子喷涂制备Al-BN涂层的组织结构、表面硬度、结合强度和可磨耗性能的对比研究。结果表明：经过酸性盐雾192 h腐蚀后，Al-BN涂层表面形成了由Al，Al₂O₃，NaCl，BN组成的厚度约为300~350 μm的腐蚀致密层。相较于腐蚀前涂层，该腐蚀致密层的平均硬度与平均结合强度方差增大，在刮削过程中部分弱结合部位易发生刮离，并黏附于对偶叶片摩擦面，造成Al-BN涂层的进给深度比（incursion depth ratio，IDR）值由酸性盐雾腐蚀前的（11.43±0.46）%转变为酸性盐雾腐蚀后的（-12.02±0.38）%，导致Al-BN涂层的可磨耗刮磨机制由塑性变形、黏着磨损混合形式转变为塑性变形、黏着磨损、刮离黏附混合机制，摩擦因数由腐蚀前0.34±0.02提升至0.55±0.03。由此可知，酸性盐雾腐蚀对Al-BN涂层的可磨耗性能造成了不利影响。

Abstract

To explore the influence of acid salt spray corrosion on the abradability behavior of Al-BN coatings， the microstructure， surface hardness， bonding strength， and abradability of Al-BN coatings prepared by atmospheric plasma spraying before and after acid salt spray corrosion for 192 h are investigated.The results show that after acidic salt spray corrosion for 192 h， the surface of the Al-BN coatings forms a corrosion dense layer composed of Al， Al₂O₃， NaCl， and BN with the thickness of about 300-350 μm. The variance of average hardness and average bonding strength of the corrosion-dense layer increases compared to the as-sprayed coating. During the scraping process， the weak bonding areas of the corrosion-dense layer are prone to scraping off and adhere to the friction surface of the dual blade， which causes the incursion depth ratio（IDR）values of the Al-BN coatings to change from （11.43±0.46）% before acid salt spray corrosion to （-12.02±0.38）% after acid salt spray corrosion， resulting in the abradability scraping mechanism of the Al-BN coatings changing from the mixed form of plastic deformation and adhesive wear to the mixed mechanism of plastic deformation， adhesive wear， and scraping off adhesion， the friction coefficient increasing from 0.34±0.02 before corrosion to 0.55±0.03. Therefore， the acid salt spray corrosion has a negative impact on the abradability of Al-BN coatings.

Graphical abstract

关键词

铝氮化硼涂层 / 酸性盐雾腐蚀 / 可磨耗性能 / 大气等离子喷涂

Key words

Al-BN coating / acid salt spray corrosion / abradability / atmospheric plasma spraying

以铝氮化硼（Al-BN）涂层为代表的可磨耗封严涂层多制备于风扇、压气机等工段机匣与外环表面，用于防止叶片在高速旋转过程中发生碰撞损伤的同时，减小气体泄漏，提升相应工段整体气密性^［1-5］。相关研究表明，叶尖间隙和叶片长度比值每降低1%，其效率约增加1.5%，耗油率约减少3%；叶片与机匣间隙每减少0.254 mm，涡轮效率提高约1%^［6-8］。因此，可磨耗封严涂层作为航空发动机、燃气轮机等大型动力装备的关键防护涂层之一，其对于叶片、机匣、外环等零件防护^［9-10］以及动力装备整体气密性、整机功率等均有重要意义。但考虑到可磨耗封严涂层主要防护目的为避免叶片叶尖与机匣、外环等零件发生碰撞造成损伤，因此，其有别于传统耐磨减摩等防护涂层，通常不采用磨损失重等作为性能的主要衡量指标，而是选用进给深度比（incursion depth ratio，IDR）值作为其可磨耗性能的评价指标^［11-13］。

目前，随着航空发动机在沿海、岛礁等海洋环境中的使用需求日益紧迫，亟须对Al-BN等可磨耗涂层在海洋环境下服役后的可磨耗性能进行评价分析。但目前相关研究仍多集中于海洋腐蚀环境下Al-BN涂层的腐蚀机理，如孙杰等^［14］对Al-BN涂层在中性盐雾条件下的腐蚀损伤行为进行了分析，发现Al-BN涂层的腐蚀分为孔蚀形成期和孔蚀发展期，且腐蚀产物对涂层的腐蚀行为存在影响。王福会团队^［3］对Al-BN涂层在氯化物溶液中的腐蚀机理进行了研究，发现腐蚀过程中Al-BN涂层呈现阳极特性，而NiAl和基底则充当阴极。孟国哲团队^［15］研究发现Al-BN涂层在氯化物溶液中存在自发点蚀、腐蚀发展、最终稳定3个阶段，并明确了腐蚀产物Al（OH）₃沉积对腐蚀行为的控制。

考虑到可磨耗封严涂层的腐蚀多发生于地面停放阶段，而刮削过程多发生于飞行等远离地面、环境盐雾浓度较低的阶段；并且，可磨耗封严涂层服役过程中多在厚度方向发生深度刮削，短时间内腐蚀造成的表面损伤以及浅深度渗透腐蚀损伤难以对可磨耗性能造成直接影响，因此，基于航空发动机可磨耗封严涂层工况，其可磨耗性能受海洋工况影响，应进行模拟服役周期海洋工况加速实验后进行可磨耗刮削实验，而非如常规腐蚀摩擦磨损实验中不同时间下进行摩擦磨损实验分析^［16］。

近年来，部分研究对Al-BN涂层腐蚀后的性能变化进行了分析。宋佳等^［16］对Al-BN涂层进行环境暴露实验后利用单摆刮削法对涂层的可磨耗性能进行了分析评价，并明确了腐蚀后涂层单摆刮削消耗的能量减小，可磨耗性能提升。但由于单摆刮削方法主要通过检测划头自由落体时涂层耗能对可磨耗性进行评价，其与叶片真实服役工况下的高速刮擦行为相差较远，故其测试结果指导性有限，可考虑后续引入专用高温高速可磨耗试验机进行测试分析。

综上所述，本研究为分析海洋环境对Al-BN涂层可磨耗性能的影响，参考现行航空装备“三防”测试中常采用的酸性盐雾192 h腐蚀实验模拟航空发动机服役周期内发生的腐蚀行为。对比分析了酸性盐雾腐蚀192 h前后Al-BN涂层的物相组织、表面硬度、结合强度以及使用与实际工况更为贴近的高温超高速可磨耗试验机测试涂层腐蚀前后的高温高速刮削可磨耗性能。通过对酸性盐雾腐蚀后成分结构转变以及刮削面形貌分析，探究酸性盐雾腐蚀对Al-BN涂层可磨耗行为的影响机理。

1 实验材料与方法

1.1 实验材料

制备Al-BN涂层所用基材为中等强度α-β型两相TC4钛合金。使用丙酮溶剂擦洗基材表面去除油渍后，采用GP-1型吹砂试验机对基体材料进行吹砂前处理，使用粒度16~40目白刚玉砂，控制压力0.4~0.6 MPa，吹砂距离180~240 mm，吹砂角度85°，并使用压缩空气清理吹砂面后完成吹砂前处理。其中，为避免吹砂处理后基材发生氧化，需在吹砂处理后0.5 h内开始进行涂层的喷涂制备。

采用配有F4型等离子喷枪Multicoat型多功能喷涂设备，依次制备厚度为0.1 mm的NiAlW底层（北矿新材料科技有限公司，KF-307）以及1.00~1.50 mm厚的Al-BN面层（北矿新材料科技有限公司，KF-115），制备参数如表1所示。涂层喷涂制备完成后4 h内在（450±10） ℃下进行（30±5） min热处理。

1.2 实验方法

1.2.1 涂层物相分析与结构检测

采用搭载EDAX GENESIS 2000XMS型X射线能谱仪（EDS）的SU5000型扫描电子显微镜（SEM）对酸性盐雾腐蚀192 h前后涂层的表面与截面形貌以及喷涂态涂层的刮磨面形貌进行观察分析；使用搭配有Ultim Max 65型EDS的Sigma 300型扫描电子显微镜对腐蚀态涂层的刮磨面形貌进行观察分析。具体仪器参数：发射电压20 kV，扫描电流30 mA。运用Image J软件分别在50倍与200倍视野内测量涂层厚度与孔隙率。

采用SmartLab型X射线衍射仪（XRD）对酸性盐雾腐蚀192 h前后的涂层进行物相检测，测试参数：Cu靶（喷涂态涂层）、Co靶（腐蚀态涂层），管压40 kV，管流150 mA，扫描范围10°~90°，扫描速度8 （°）/min。

1.2.2 涂层硬度与结合强度检测

采用FALCON 500型布氏硬度计与Instron 5500R型电子万能试验机对酸性盐雾腐蚀192 h前后涂层的硬度与结合强度进行检测。其中，布氏硬度测试参数使用\mathrm{\Phi }10 mm钢球，载荷2.452×10³ N，保持时间10 s，获得腐蚀前后涂层各至少5个有效数据。结合强度检测使用\mathrm{\Phi }25.4 mm拉伸试棒，采用FM1000胶片190 ℃固化2 h粘接试样，拉伸线速度为1.27 mm/min，获得腐蚀前后涂层各至少3个有效数据。

1.2.3 涂层酸性盐雾腐蚀实验

采用Q-FOG/CRH1100-HSC型盐雾试验箱对涂层进行酸性盐雾腐蚀。试样放置角度为45°，腐蚀溶液采用硫酸或氢氧化钠调节pH值至3.5±0.5的（5±1）%（质量分数）的NaCl溶液，盐雾沉积率为2.5 mL/（80 cm²·h），通过24 h喷盐雾、24 h干燥的48 h循环方式进行腐蚀实验。

参考目前航空设备普遍采用的“三防”测试要求进行酸性盐雾192 h加速实验，模拟涂层经1个服役周期后的组织结构状态，共进行4轮干湿循环完成酸性盐雾腐蚀加速实验。腐蚀后涂层均使用常温流动去离子水进行浸泡洗涤后烘干。

1.2.4 涂层可磨耗性检测

采用如图1（a）所示BGRIMM-ATR型高温超高速可磨耗试验机对酸性盐雾腐蚀192 h前后涂层的可磨耗性能进行分析，该试验机为模拟叶片与可磨耗涂层高温高速刮削专用设备，有别于滑动摩擦磨损试验机等传统摩擦学测试机，其刮削过程如图1（b）所示，在高速火焰下通过高速旋转对偶叶片对涂层试样进行深度方向的刮削测试，因此，该设备评价可磨耗性能等摩擦学性能的方式较为特殊。

（1）IDR值计算：采用TC17对偶叶片进行对磨，测试参数为测试温度450 ℃、对磨线速度（450±10） m/s、进给深度0.5 mm、单次进给深度0.1 mm、进给速率5 μm/s。腐蚀前后涂层各准备至少3个平行测试样品，并按照式（1）计算各涂层样品的刮削深度值：

D=R-\sqrt[]{R^{\mathrm{2}}-L^{\mathrm{2}}/\mathrm{4}}（1）

式中：D为涂层刮削深度计算值，mm；R为带叶片转盘半径，mm；L为涂层刮痕的测量长度，mm。可磨耗测试后测量各样品对应对偶叶片的高度变化值（Δh，为刮削前高度与刮削后高度的差值，mm）；当叶片高度增加时，按照式（2）计算IDR值；当叶片高度减小时，按照式（3）计算IDR值。

\mathrm{I}\mathrm{D}\mathrm{R}=\frac{\mathrm{\Delta }h}{D}（2）

\mathrm{I}\mathrm{D}\mathrm{R}=\frac{\mathrm{\Delta }h}{D+\mathrm{\Delta }h}（3）

（2）摩擦因数计算：受制于该测试设备结构，摩擦因数计算方式并非传统摩擦学实验中采用的摩擦力与质量比值的方式。如图1所示，该设备的力学传感器连接于涂层试样卡具，虽可以测量叶片与涂层碰磨过程中的切向与径向碰磨力，但测试过程中进给深度不连续且存在回弹情况，其测得的碰磨力为波动非连续状态。因此，仅计算可磨耗刮削实验中的平均摩擦因数，对于全过程连续变换摩擦因数不进行测定，通过确认碰磨力变化曲线中对应每次碰磨力的峰值，对其绝对值进行平均计算，得到平均径向碰磨力与平均切向碰磨力，平均摩擦因数为平均切向碰磨力与平均径向碰磨力的比值。

2 结果与分析

2.1 酸性盐雾腐蚀192 h前后Al-BN涂层物相与组织结构分析

图2为Al-BN涂层酸性盐雾腐蚀192 h前后的宏观形貌。由图2（a）可知，喷涂态Al-BN涂层表面形貌均匀呈现浅灰色，表面结构完整，无砂眼、裂纹、剥落、分层和边缘翘起等缺陷。经过酸性盐雾腐蚀192 h后，如图2（b）所示，腐蚀态Al-BN涂层表面呈现白灰色，整体结构仍较为完整，未发现分层、边缘翘起、裂纹等缺陷。但表面大面积被白色物质覆盖，造成工艺孔附近宏观形貌发生转变，该白色物质经洗涤后仍存留在涂层表面，说明其为腐蚀过程中的产物，并非NaCl等腐蚀介质。因此，Al-BN涂层在酸性盐雾条件下发生了腐蚀反应，其具体腐蚀行为仍需通过结合物相分析与显微结构观察确认。

2.1.1 酸性盐雾腐蚀192 h前后Al-BN涂层物相成分的分析

图3为Al-BN涂层酸性盐雾腐蚀前后的X射线衍射谱图。由图3可知，喷涂态涂层的成分为Al与BN。腐蚀态涂层的成分为Al，BN，NaCl，Al₂O₃。其中，NaCl为腐蚀介质，其含量衍射峰强度较小情况也与酸性盐雾腐蚀后使用去离子水洗涤去盐相符。而Al₂O₃应为腐蚀产物，这也与涂层表面几乎被白色腐蚀产物覆盖现象相吻合。值得注意的是，部分研究对Al基热喷涂涂层在盐雾腐蚀条件下的腐蚀产物检测结果除与本研究吻合的Al₂O₃外还存在Al（OH）₃等^［3，15］，这可能是由于酸性盐雾条件下涂层内部的Al在富水、高盐等环境中生成Al（OH）₃等中间产物，但在酸性环境以及本研究腐蚀后洗涤烘干处理过程中，Al（OH）₃发生反应或脱水等最终生成Al₂O₃。

2.1.2 酸性盐雾腐蚀192 h前后Al-BN涂层显微结构分析

图4为Al-BN涂层酸性盐雾腐蚀192 h前后的表面显微形貌。图5与图6分别为喷涂态Al-BN涂层与经过酸性盐雾腐蚀192 h后腐蚀态Al-BN涂层的截面显微形貌。表2为图4与图6中腐蚀态Al-BN涂层各典型区域的元素分析结果。

酸性盐雾腐蚀前后涂层的表面形貌出现了较大变化。由图4（a-1），（a-2）可知，喷涂态涂层表面为典型的热喷涂涂层结构，可以观察到较为明显的熔融区、半熔融区与未熔融区，涂层表面结构较为完整，且未观察到明显的裂纹与缺陷。但经过酸性盐雾腐蚀192 h后，如图4（b-1），（b-2）所示，涂层表面被龟裂腐蚀形貌覆盖。结合元素分析可以发现，涂层表面除了可以观察到残余的NaCl腐蚀介质（标记为A），还可以观察到元素组成相近，均由Al，O元素主要构成的较大尺寸龟裂腐蚀颗粒（标记为B）与碎裂状腐蚀颗粒（标记为C），这与物相检测结果相吻合，同时说明Al-BN涂层表面结构已完全被腐蚀。

与表面形貌类似，酸性盐雾腐蚀前后涂层的截面形貌也出现较大变化。喷涂态涂层如图5（a-1），（b-1），（c-1）所示，Al-BN面层厚度（1.34±0.03） mm、NiAlW底层厚度（0.15±0.01） mm，基体与黏结层界面、黏结层与面层界面等界面处结合良好，并未发现明显的缺陷，孔隙分布均匀且直径小于150 μm，无明显裂纹，涂层孔隙率为3.5%。因此，喷涂态涂层呈现典型的喷涂涂层结构，内部孔隙分布均匀，并未发现明显缺陷。

腐蚀态涂层如图6（a-1），（a-2）所示，在面层顶部形成了厚度约为300~350 μm的腐蚀致密区，腐蚀致密区以外的Al-BN面层仍保持与喷涂态涂层相近的孔隙分布情况。腐蚀致密区内部如图6（b-1），（b-2）所示，仍可观察到少量直径较小的孔洞，但与图5（b-1），（b-2）所示的喷涂态涂层截面形貌相比，其孔隙密度与尺寸明显减小。同时，如图6（c-1），（c-2）所示，在腐蚀致密区内部局部位置可观察到明显的腐蚀区域（标记为D），将其与普通致密区涂层（标记为E）元素成分进行比较发现，涂层区域则主要以Al元素为主，微小腐蚀区域内部O元素含量相对较高且Al元素与O元素的比例较为接近Al₂O₃，与物相分析结果较为吻合。

图7为腐蚀区域处的元素面分布分析。由图7可知，腐蚀区域则主要为Al与O元素构成的Al₂O₃，而原有裂纹处已被涂层的黏结剂SiO₂与腐蚀介质NaCl填充，并且在原有孔隙两侧可以观察到Al，O元素分布，而其余位置则主要以Al元素为主。因此，结合腐蚀致密区截面形貌分析结果可知，酸性盐雾腐蚀过程中随着腐蚀介质通过孔隙渗透进入涂层内部，涂层内部的黏结剂与腐蚀介质会填充孔隙^［14-15］，并诱发附近Al-BN面层发生腐蚀生成Al₂O₃，而腐蚀致密区则由未腐蚀Al金属相、腐蚀产物Al₂O₃、黏结剂SiO₂、腐蚀介质NaCl以及残留的BN相共同构成。

2.2 酸性盐雾腐蚀192 h前后Al-BN涂层可磨耗性能转变分析

2.2.1 酸性盐雾腐蚀192 h前后Al-BN涂层IDR值分析

表3为Al-BN涂层酸性盐雾腐蚀192 h前后涂层的IDR值。由表3可知，喷涂态涂层的平均IDR值为（11.43±0.46）%，但腐蚀态涂层的平均IDR值为（-12.02±0.38）%，即叶片磨损高度为负值，说明对偶叶片试件发生刮削黏附，表明喷涂态涂层与腐蚀态涂层的对磨刮削机制发生了转变。

2.2.2 酸性盐雾腐蚀192 h前后Al-BN涂层刮磨形貌分析

图8与图9分别为喷涂态与腐蚀态Al-BN涂层刮磨面显微结构。表4为酸性盐雾腐蚀前后Al-BN涂层刮磨面元素分析结果。

喷涂态涂层的刮削表面如图8（a）所示，呈现为典型的塑性变形磨损平面，刮磨面孔隙较少且可观察到明显的犁沟状形貌。由图8（b），（c）可见，喷涂态涂层刮削面犁沟间为塑性变形区域与黏着磨损混合状态（磨损混合区），且可以观察到明显的磨粒。结合元素分析测试结果可知，部分磨粒检测到Ti元素，为对偶叶片掉落磨粒（标记为F），说明在TC17对偶叶片与喷涂态Al-BN涂层刮磨过程中对叶片造成磨损并引发叶片剥落。同时，在喷涂态涂层刮磨面塑性变形区域（标记为G）与剥落区域（标记为H）均可检测到大量Al元素为Al-BN涂层，说明刮磨过程中喷涂态涂层受切向刮削力较大，导致涂层局部剥落。

腐蚀态涂层刮磨面显微结构如图9（a）所示，虽与喷涂态涂层类似，均可观察到明显的犁沟形貌，但从图9（b）中可以发现腐蚀态涂层在塑性变形与黏着磨损混合区以外，存在较宽的刮离区形貌。由图9（c），（d）可知，刮离区与塑性变形区相间分布。通过对刮离区及其附近塑性变形区进行元素分析可知（分别标记为I，J，K），刮离区及其附近并未发现对偶叶片元素，且各区域元素种类与含量相近，说明刮离区并未与对偶叶片发生刮磨作用，这与腐蚀态涂层IDR值为负值的测试结果相吻合。因此，酸性盐雾腐蚀192 h后，Al-BN涂层的可磨耗刮磨机制由塑性变形、黏着磨损混合形式转变为塑性变形、黏着磨损、刮离黏附的混合机制。

2.2.3 酸性盐雾腐蚀192 h对Al-BN涂层可磨耗行为影响机理分析

可磨耗封严涂层的可磨耗刮削性能一般受涂层的硬度与结合强度影响，即涂层的硬度越高对对偶叶片的损伤越大，而涂层的结合强度越低在刮磨过程中剥落的风险越高。表5为Al-BN涂层酸性盐雾腐蚀192 h前后涂层的硬度与结合强度。由表5可知，喷涂态涂层与腐蚀态涂层的平均表面硬度分别为（12.3±0.6）HBW与（11.3±1.5）HBW，腐蚀后涂层的表面硬度略微降低，且硬度数值离散性增大。结合具体数据，喷涂态涂层的表面硬度介于11.5~13.0HBW之间，但腐蚀态涂层表面硬度的分布范围为9.8~13.5HBW，说明酸性盐雾腐蚀过程对Al-BN涂层造成的损伤呈现组织与结构不均匀的特点。

结合强度的检测结果也与硬度的检测结果类似，虽然喷涂态涂层与腐蚀态涂层的平均结合强度均约为13.5 MPa，但腐蚀态涂层结合强度的最大值为17.0 MPa，最小值为8.0 MPa，结合强度数据的离散度明显高于喷涂态涂层（最小12.5 MPa，最大14.4 MPa），说明在轴向拉力的作用下腐蚀态Al-BN涂层内部的结构薄弱点存在强度差别，与表面硬度值离散性增大现象相吻合。

表6为刮磨过程中喷涂态与腐蚀态Al-BN涂层的平均摩擦因数。由表6可知，腐蚀态涂层的平均摩擦因数为0.55±0.03，高于喷涂态涂层的平均摩擦因数0.34±0.02，说明腐蚀态涂层与对偶叶片间的摩擦较为剧烈，即被刮离部分的腐蚀态涂层加剧了对偶叶片与涂层间的摩擦相对作用。

结合腐蚀态涂层截面显微结构可知，造成腐蚀态涂层表面硬度与结合强度稳定性较差的原因可能是涂层腐蚀致密区内部为未腐蚀Al金属相、腐蚀产物Al₂O₃、黏结剂SiO₂、腐蚀介质NaCl以及残留的BN相等，导致涂层组织结构均匀性较差，且酸性盐雾的腐蚀损伤会导致涂层内部各相之间结合性被削弱。

考虑到刮磨过程中对偶叶片对涂层的切向作用，可以分析得出腐蚀态Al-BN涂层的刮磨过程如下：首先，酸性盐雾腐蚀192 h后，Al-BN涂层表面存在组织与结构分布均匀性较差的腐蚀致密区，其呈现硬度与结合性数值离散性较大的特点；之后，随着刮磨过程的开始，对偶叶片与腐蚀态涂层开始接触时，涂层发生挤压与塑性变形的同时，硬度较低或结合性较差的部分涂层在与对偶叶片的刮磨过程中被刮离，在对偶叶片的运动方向堆积，其中一部分被挤压在涂层表面，另一部分黏结在对偶叶片摩擦端面；最后，随着进给深度的不断增加，被刮离的涂层不断增多，对对偶叶片的黏附不断增加，最终导致对偶叶片高度的增加。同时，由于被刮离涂层在对偶叶片与涂层间不断被挤压，造成对偶叶片与腐蚀态涂层间相互作用过程相较于喷涂态涂层更为剧烈^［17］，这与表6中喷涂态与腐蚀态Al-BN涂层的平均摩擦因数相吻合。

3 结论

（1）经过酸性盐雾腐蚀192 h后，Al-BN涂层表层产生了由未腐蚀Al金属相、腐蚀产物Al₂O₃、黏结剂SiO₂、腐蚀介质NaCl以及残留的BN相等构成的腐蚀致密区，该区域硬度与结合强度的均匀一致性相较于喷涂态涂层较差。

（2）同等可磨耗刮削条件下，酸性盐雾腐蚀192 h后的Al-BN涂层出现了涂层黏附对偶叶片的情况，IDR值由腐蚀前（11.43±0.46）%转变为腐蚀后 （-12.02±0.38）%。刮磨过程中叶片高度升高，摩擦因数增大，叶片与涂层间刮磨作用更为剧烈。

（3）酸性盐雾腐蚀后Al-BN涂层表面致密腐蚀层部分低硬度弱结合结构是造成腐蚀后Al-BN涂层刮磨机制发生转变的主要原因，其在刮磨过程中从涂层表面被刮离，并在黏附于对偶叶片的同时在涂层表面挤压变形，从而造成Al-BN涂层刮磨机制由塑性变形、黏着磨损混合形式转变为塑性变形、黏着磨损、刮离黏附混合机制。

参考文献

[1] LUAN S， GAO M， XU N， et al. Anti-erosion performance of NiCrFeAl/h-BN·SiO₂ abradable sealing coatings［J］. Rare Metal Materials and Engineering， 2022， 51（6）： 2115-2121.

[2] 徐飞， 刘天， 杨国昊， NiCrAl-NiC封严涂层在硫氯酸盐中的热腐蚀行为［J］. 航空材料学报， 2023， 43（6）： 73-79.

[3] XU F， LIU T， YANG G H， et al. Hot corrosion behavior of NiCrAl-NiC sealing coating in thiochlorate［J］. Journal of Aeronautical Materials， 2023， 43（6）： 73-79.

[4] LEI B， LI M， ZHAO Z， et al. Corrosion mechanism of an Al-BN abradable seal coating system in chloride solution［J］. Corrosion Science， 2014， 79： 198-205.

[5] 张俊红， 鲁鑫， 何振鹏， 航空发动机可磨耗封严涂层技术研究及性能评价［J］. 材料工程， 2016， 44（4）： 94-109.

[6] ZHANG J H， LU X， HE Z P， et al. Technique application and performance evaluation for abradable coating in aeroengine［J］. Journal of Materials Engineering， 2016， 44（4）： 94-109.

[7] KANG Y， CHEN L， LI C J， et al. Porous spheres enabling excellent high-temperature abradability and long lifetime for abradable seal coating［J］. Journal of the European Ceramic Society， 2024， 44（3）： 1721-1732.

[8] SOLTANI R， HEYDARZADEH-SOHI M， ANSARI M， et al. Effect of APS process parameters on high-temperature wear behavior of nickel-graphite abradable seal coatings［J］. Surface & Coatings Technology， 2017， 321： 403-408.

[9] MALVI B， ROY M. Elevated temperature erosion of abradable seal coating［J］. Journal of Electrochemical Science and Engineering， 2022， 12（5）： 889-899.

[10] PATHAK P， DZHURINSKIY D， ELKIN A， et al. Enhanced high-temperature YSZ-polyester abradable honeycomb seal structures［J］. Journal of Thermal Spray Technology， 2022， 31（1/2）： 307-314.

[11] WANG Z， DU L， LAN H， et al. Preparation and characterization of YSZ abradable sealing coating through mixed solution precursor plasma spraying［J］. Ceramics International， 2019， 45（9）： 11802-11811.

[12] WANG T， CHEN S， MENG K， et al. Research progress on structural designs and preparations of sealing coating between aero-engine casing and blade tip［J］. China Surface Engineering， 2023， 36（1）： 1-11.

[13] TONG Y Q， CHEN L， YANG G J. Excellently abradable seal coating with spherical closed-pore for next-generation aero-engine application［J］. Materials Letters， 2022， 307：131024.

[14] SKIBA S， FAURE L， PHILIPPON S， et al. Experimental investigation of the mechanical behavior of an AlSi-PE abradable coating at high strain rates for a large range of temperatures［J］. Journal of Dynamic Behavior of Materials， 2020， 6（2）： 213-223.

[15] DELEBARRE C， WAGNER V， PARIS J Y， et al. An experimental study of the high speed interaction between a labyrinth seal and an abradable coating in a turbo-engine application［J］. Wear， 2014， 316（1/2）： 109-118.

[16] 杨国昊， 孙杰， 宋佳， Al/BN封严涂层在盐雾环境中的腐蚀性能及表面特征研究［J］. 装备环境工程， 2022， 19（11）： 77-83.

[17] YANG G H， SUN J， SONG J， et al. Corrosion performance and surface characteristics of Al/BN sealing coating in salt spray environment ［J］. Equipment Environmental Engineering， 2022， 19（11）： 77-83.

[18] LEI B， PENG M， LIU L， et al. Galvanic corrosion performance of an Al-BN abradable seal coating system in chloride solution［J］. Coatings， 2021， 11（1）： 9.

[19] 宋佳， 李明康， 李瑛， 环境暴露实验对Al/BN可磨耗封严涂层使役性能的影响［J］. 热加工工艺， 2020， 49（10）： 78-80.

[20] SONG J， LI M K， LI Y， et al. Effects of environmental exposure test on serviceability of Al/BN abradable seal coating［J］. Hot Working Technology， 2020， 49（10）： 78-80.

[21] DELEBARRE C， WAGNER V， PARIS J Y， et al. Tribological characterization of a labyrinth-abradable interaction in a turbo engine application［J］. Wear， 2017， 370： 29-38.

基金资助

国家重点研发计划项目(2023YFE0200100)

国家自然科学基金项目(52075508)

国家自然科学基金项目(52305224)

中国航空发动机集团科技创新平台项目(CXPT-2023-028)