一种700℃超超临界电站用涂层双管结构

一种700
℃
超超临界电站用涂层双管结构
技术领域
1.本发明涉及高温蒸汽输送领域，尤其是一种700℃超超临界电站用涂层双管结构。


背景技术：

2.近年来，为了实现国家节能减排的战略目标，我国超超临界燃煤发电技术日益朝着大容量、高参数、高效率和低排放的方向发展。目前，600℃超超临界是世界最先进的商用燃煤发电技术，并且我国建设的600℃超超临界燃煤电站已超过300台，占世界同类电站的90%以上。长期以来，国内外学者不断地追求蒸汽温度和压力的进一步提高，致力于开发630-700℃先进超超临界燃煤发电技术。然而超超临界机组结构耐热材料技术成为制约630-700℃先进超超临界燃煤电站设计和建设的技术瓶颈。
3.从超超临界技术的发展历程看，要进一步提高超超临界电站的蒸汽参数（温度和压力），机组结构耐热材料有以下几个途径可供选择：（1）开发能够承受更高温度的耐热钢，但难度大、周期长；（2）更换新型镍基耐热合金，但成本高，目前其服役性能尚存在一定的问题。
4.根据中国电力行业标准dl/t715—2015的火力发电厂金属材料选用导则，600
°
c机组中，一般首选p91与p92等铁素体耐热钢作为主蒸汽管道用材。
5.如图24所示是p91材料不同工作时长下，温度与应力的变化曲线，从图中可以看出p91材料在不同工作时长下，随着温度升高，p91所能承受的应力越来越小，其中，工作100000h的p91材料的极限是670℃，压力是30~40mpa，所以传统意义上的主蒸汽管道不能突破700℃工作条件，所以需要其他办法来实现更高温度条件下主蒸汽管道的工作。


技术实现要素：

6.现有技术中选用铁素体耐热钢作为主蒸汽管道用材，无法满足更高温度蒸汽的输送要求；本发明的目的在于提供一种700℃超超临界电站用涂层双管结构，通过在铁素体耐热钢材质的主蒸汽管道上进行结构改进，提高输送高温蒸汽的能力。
7.本发明采用的技术方案如下：一种700℃超超临界电站用涂层双管结构，包括铁素体耐热钢制作的主蒸汽管道，所述主蒸汽管道内表面采用等离子喷涂隔热材料粉体形成至少一层热障涂层；所述主蒸汽管道外套设冷却蒸汽管，所述冷却蒸汽管与主蒸汽管道之间形成环形蒸汽通道；所述环形蒸汽通道内流通冷却蒸汽，冷却蒸汽流通方向与主蒸汽管道内超高温蒸汽流通方向相反。
8.进一步，所述主蒸汽管道采用p91或p92耐热钢管。
9.热障涂层的第一种优选实施方式是，所述主蒸汽管道内表面采用等离子喷涂氧化钇粉体形成单陶瓷层热障涂层。
10.热障涂层的第二种优选实施方式是，所述主蒸汽管道内表面采用等离子喷涂锆酸镧粉体形成单陶瓷层热障涂层。
11.热障涂层的第三种优选实施方式是，所述主蒸汽管道内表面先喷涂氧化钇粉体，
之后再喷涂锆酸镧粉体，形成双陶瓷层热障涂层。
12.进一步，所述冷却蒸汽的温度为300~500℃，压力为5-10mpa。
13.进一步，所述热障涂层的喷涂厚度为0.8-3.0mm。
14.进一步，涂层双管结构两端用法兰密封，一端的法兰上设有高温蒸汽注入口，另一端法兰上设有高温蒸汽输出口；靠近两端设有冷却蒸汽注入口和冷却蒸汽输出口；高温蒸汽注入口与冷却蒸汽输出口位于同一侧，高温蒸汽输出口与冷却蒸汽注入口位于同一侧。
15.进一步，所述冷却蒸汽管外设有保温层。
16.一种所述的700℃超超临界电站用涂层双管结构的制备方法包括如下步骤：步骤1，主蒸汽管道预处理：将主蒸汽管道的内表面进行清洁处理：先用酒精擦拭内表面，然后用丙酮洗去内表面油污；再进行表面喷砂处理；之后对主蒸汽管道进行预热；步骤2，在主蒸汽管道内表面进行等离子喷涂；步骤3，在主蒸汽管道外同轴安装冷却蒸汽管。
17.本发明的有益效果在于：本发明提供了一种700℃超超临界电站用涂层双管结构，在现有p91耐热钢管内表面等离子喷涂形成热障涂层，并在p91耐热钢管外配置冷却蒸汽管，通过冷却蒸汽逆向流换热；该结构能够进一步提高现有p91耐热钢管输送更高温度蒸汽的能力。
附图说明
18.图1是本发明实施例1的涂层双管结构结构示意图。
19.图2是本发明实施例1中一种基于单涂层双管结构的完整主蒸汽管道结构示意图。
20.图3是图2的横向剖面结构示意图。
21.图4是本发明实施例1通过abaqus建立的有限元模型。
22.图5是本发明实施例1中有限元模型的边界条件及材料参数。
23.图6是实施例1中稳态工作条件下涂层双管结构（基准模型）沿壁厚方向的温度分布和应力分布图。
24.图7（a）和（b）分别是涂层双管结构在热载荷和热机载荷作用下的mises应力分布云图。
25.图8是不同tc层厚度条件下涂层双管结构沿壁厚方向的温度分布图。
26.图9是沿tgo/bc界面靠tgo侧的mises应力分布图。
27.图10是不同tc层热膨胀系数条件下tgo/bc界面处的mises应力分布图。
28.图11所示为冷却蒸汽温度对tgo处应力的影响图。
29.图12所示为在不同冷却蒸汽温度下模型沿径向方向的应力分布图。
30.图13所示为不同外压条件下tgo/bc界面靠tgo侧的mises应力分布图。
31.图14是不同冷却蒸汽压力条件下涂层双管系统沿壁厚方向的mises应力分布图。
32.图15是实施例2通过abaqus建立的有限元模型。
33.图16是本发明实施例2中有限元模型的边界条件及材料参数。
34.图17是不同tc厚度条件下涂层双管系统沿壁厚方向的温度分布图。
35.图18是热载荷直界面结构应力场径向路径分布曲线图。
36.图19是热机载荷曲界面应力场径向路径分布曲线图。
37.图20是不同冷却蒸汽温度条件下涂层双管系统沿壁厚方向的mises应力分布图。
38.图21是冷却蒸汽压力不同时径向路径mise应力分布曲线图。
39.图22是ysz导热系数变化温度场径向路径分布曲线图。
40.图23是ysz热膨胀系数变化应力场径向路径分布曲线图。
41.如图24是p91材料不同工作时长下，温度与应力的变化曲线。
具体实施方式
42.下面详细描述本发明的实施例，所述实施例的示例在附图中示出，其中自始至终相同或类似的标号表示相同或类似的元件或具有相同或类似功能的元件。下面通过参考附图描述的实施例是示例性的，仅用于解释本发明，而不能理解为对本发明的限制。
43.在本发明的描述中，需要理解的是，术语“中心”、“纵向”、“横向”、“长度”、“宽度”、“厚度”、“上”、“下”、“前”、“后”、“左”、“右”、“竖直”、“水平”、“顶”、“底”、“内”、“外”、“顺时针”、“逆时针”、“轴向”、“径向”、“周向”等指示的方位或位置关系为基于附图所示的方位或位置关系，仅是为了便于描述本发明和简化描述，而不是指示或暗示所指的装置或元件必须具有特定的方位、以特定的方位构造和操作，因此不能理解为对本发明的限制。
44.在本发明的描述中，需要说明的是，除非另有明确的规定和限定，术语“安装”、“相连”、“连接”应做广义理解，例如，可以是固定连接，也可以是可拆卸连接，或一体地连接；可以是直接相连，也可以通过中间媒介间接相连，可以是两个元件内部的连通。对于本领域的普通技术人员而言，可以具体情况理解上述术语在本发明中的具体含义。
45.现有技术中600
°
c机组中，一般选用p91或p92等铁素体耐热钢作为主蒸汽管道用材。铁素体耐热钢材质的主蒸汽管道无法满足更高温度蒸汽的输送要求，本发明在铁素体耐热钢材质的主蒸汽管道上进行结构改进，提高输送高温蒸汽的能力，本发明的具体改进方案如下。
46.实施例1-一种单涂层双管结构如图1所示，一种700℃超超临界电站用涂层双管结构，包括铁素体耐热钢制成的主蒸汽管道1，本实施例中采用的是p91耐热钢管作为主蒸汽管道1，主蒸汽管道1的内径为240mm，厚度为30mm；主蒸汽管道1内表面采用等离子喷涂氧化钇粉体形成热障涂层；更加具体的，热障涂层结构将p91耐热钢管作为金属基体（sub），通过等离子喷涂在其表面依次形成粘结层（bc）、热生长氧化物层（tgo）以及陶瓷层（tc）。之后在主蒸汽管道1外套设冷却蒸汽管2，本实施例中冷却蒸汽管2采用t23钢管，内径为450mm，厚度为10mm；冷却蒸汽管2与主蒸汽管道1之间形成宽度为75mm的环形蒸汽通道3；环形蒸汽通道3内流通冷却蒸汽，冷却蒸汽流通方向与主蒸汽管道1内超高温蒸汽流通方向相反；逆向流换热可以始终保持较大温差，使换热效率最大化；进一步，冷却蒸汽优选温度450℃、压力7.5mpa。此外，为了保证环形蒸汽通道3内冷却蒸汽温度恒定，在冷却蒸汽管2外进一步增加保温层4，例如使用石棉进行包裹，石棉厚度为50mm。
47.如图2、3所示是一种基于上述单涂层双管结构的完整主蒸汽管道1结构，包括管主体5，管主体5采用上述涂层双管结构，管主体5两端用法兰6密封，一端的法兰6上设有高温蒸汽注入口7，另一端法兰6上设有高温蒸汽输出口8；管主体5靠近两端设有冷却蒸汽注入口9和冷却蒸汽输出口10；高温蒸汽注入口7与冷却蒸汽输出口10位于同一侧，高温蒸汽输
出口8与冷却蒸汽注入口9位于同一侧。
48.实施例1中单涂层双管结构的一种制造方法步骤1，主蒸汽管道预处理：将p91耐热钢管的内表面进行清洁处理：先用酒精擦拭内表面，然后用丙酮洗去内表面油污；再进行表面喷砂处理，喷砂材质为石英石，目数为20目，直至内表面清洁度等级达到sa2.0级，表面粗糙度ra达到50μm；通过喷砂处理增强喷涂材料与金属基体的粘接程度。此外，为了去除湿气，并使表面活化，便于后续涂层与基体的结合，对主蒸汽管道进行预热处理，预热温度100-300
°
c，预热时间0.5-2h，本实施例中具体预热温度100
°
c，预热时间1h。
49.上述喷砂材质除了石英石外，还可以采用石榴石、棕刚玉、白刚玉、碳化硅、钢砂中的任一一种，目数为12-40目，喷砂空气压力为0.5-1.0mpa；基体表面清洁度等级达到sa2.0-4.0级即可，表面粗糙度ra达到30-100μm即可。
50.步骤2，主蒸汽管道内表面进行等离子喷涂：将步骤1准备好的p91耐热钢管放到喷涂设备当中，用等离子喷枪在工作电压下，将工作气体电离成等离子流。然后喷涂粉末送入等离子流中加热至熔化或半熔化状态，并随高速等离子流冲击到经过处理的合金表面，在其表面冷却凝固成扁平层，后来的喷涂粒子继续堆叠在前一层粒子的表面，最后形成一层一层罗列的层状结构；最终形成热障涂层。
51.本实施例中使用lp-9mb型等离子喷枪将氧化钇粉体通过载气送粉对主蒸汽管道内表面进行喷涂，送粉载气为氩气，喷涂工艺参数如下：喷涂电压：50v，电流：300a，喷涂距离：160mm，喷枪移动速度：120mm/s；喷涂过程中采用压缩空气冷却基体，经多道次喷涂直到涂层厚度达到1.0mm；冷却出炉。
52.上述送粉载气除了氩气，还可以选择氦气或氮气；上述喷涂工艺参数范围可选：喷涂电压：30-80v，电流：300-600a，喷涂距离：100-200mm，喷枪移动速度：50-150mm/s。
53.步骤3，在p91耐热钢管外同轴安装冷却蒸汽管。
54.通过abaqus建立有限元模型，分析实施例1中单涂层双管结构的特性（1）几何模型和网格划分基于实施例1单涂层双管结构，建立二维轴对称有限元模型（基准模型）如下。
55.截取实施例1单涂层双管结构轴向长度为0.6mm的一段结构进行有限元分析。其模型参数如图4所示，包括陶瓷层（tc）、热生长氧化物层（tgo）、粘结层（bc）以及金属基体（sub）四层；其中tc层厚度dc为0.8mm，tgo厚度dt为0.001mm，bc层厚度db为0.199mm，金属基体（sub）即主蒸汽管道的厚度dp为30mm，内径r0为240mm。由于喷涂工艺的原因，tc与tgo界面以及tgo与bc界面粗糙不平，本技术采用理想的余弦形貌界面反映这一几何形貌特征，所使用的函数为：采用有限元顺次耦合方法进行涂层双管结构传热和应力分析。
56.在传热和应力分析模型中，tgo层附近的网格进行了局部细化，模型中共249061个节点，80883个单元，传热分析和应力分析使用的单元类型分别为八节点二次轴对称传热四边形单元（dcax8）和八节点双向二次轴对称四边形单元,减缩积分（cax8r）。为避免由于网格划分的不同而带来计算精度的问题，当前模型中网格大小能够保证仿真具有足够的计算
精度。
57.（2）边界条件及材料参数如图4所示，本研究中，主蒸汽管道内外压强分别为pi=35mpa和po=5mpa。图中各尺寸分别为：主蒸汽管道内半径r0=120mm,主蒸汽管道厚度dp=30mm,陶瓷层厚度dc=0.8mm,热生长氧化物层厚度dt=0.001mm,粘结层厚度db=0.199mm,l=0.6mm，下边界施加轴向方向的对称约束，限制轴向方向的位移；上边界施加多点约束，使上边界的所有节点都具有相同的轴向位移。假设多组元材料各向同性且均质，并基于现有数据的线性插值来估算宽温度范围内的其他材料参数值。材料参数见图5。
58.结果分析（1）新型涂层双管结构的温度及应力分析图6是稳态工作条件下涂层双管结构（基准模型）沿壁厚方向的温度分布和应力分布图；从图中可以看出，由于tc层的热导率较低，壁面温度沿径向单调降低，且内外壁之间存在较大的温度梯度。稳态条件下涂层双管结构内表面温度为700℃，外表面的冷却蒸汽温度为450℃，而基体p91管的表面温度大约为591℃。因此，稳态工作条件下热障涂层为主蒸汽管道提供了足够的隔热保护。
59.（2）不同载荷下本发明涂层双管结构应力分析由于各层材料的热膨胀系数存在很大差异，在热机载荷的作用下，导致涂层内的应力分布差异明显。在稳定工作条件下，本发明结构的环向应力远大于径向应力，最大环向应力出现在bc/tgo余弦界面波峰靠近tgo的波峰处。因此tgo是影响结构界面破环的关键因素。
60.图7（a）和（b）分别是涂层双管结构在热载荷和热机载荷作用下的mises应力分布云图。从图中可以看出，与仅受热载荷作用下tgo处最大mises应力相比，热机载荷作用下该位置的mises应力略高，约190mpa，即由壁厚方向热梯度产生的热应力远大于系统内外压力作用产生的机械应力，故稳态工作条件下系统热应力对结构完整性影响很大。
61.（3）tc层厚度对涂层管道系统温度和应力分布的影响保持基准模型中各参数不变，仅改变tc层厚度，在0.1mm至3mm范围内取值，建立有限元模型，分析tc层厚度对涂层管道系统温度和应力分布影响。
62.图8是不同tc层厚度条件下涂层双管结构沿壁厚方向的温度分布图，从图中可以看出，在其他条件保持不变的情况下，tc层厚度越厚，热障涂层的隔热效果越好。
63.图9是沿tgo/bc界面靠tgo侧的mises应力分布图，随tc层厚度的增加，涂层系统最大mises应力连续增大。显然，tc层厚度的增加，一方面产生了更好的隔热作用；另一方面其导致tgo/bc界面处应力随之增大。因此为了降低系统的局部最大应力，需要在保证隔热效果的前提下，有效地控制tc层的厚度。从当前的有限元分析结果来看，为了给p91基底提供足够的隔热保护并有效地控制系统应力，tc层厚度应控制在0.8mm左右。
64.（4）tc层热膨胀系数对涂层管道系统应力分布的影响涂层管道系统中各层材料的物理性能和力学性能的差异非常明显，而热膨胀失配是涂层系统中各层之间产生应力的主要原因之一。为了分析tc层热膨胀系数对系统应力分布的影响，保持基准模型中其他材料参数和热机载荷不变，以tc层热膨胀系数作为变量进行系统应力分析。
65.图10是不同tc层热膨胀系数条件下tgo/bc界面处的mises应力分布图，从图中可以看出，tc层热膨胀系数对tgo附近的应力分布影响比较复杂，随着tc层的热膨胀系数的增大，tgo层波峰处应力连续降低，而波谷处的应力显著增大。当tc层热膨胀系数等于12
×
10-6
/℃时，即与p91钢的热膨胀系数基本匹配，系统热膨胀失配产生的最大mises应力值相对最小。在这种条件下，tgo中最大应力分布在波峰两侧。然而，从实际情况来看，由于通常很难完全匹配tc和p91基底材料的热膨胀系数，因此结构设计中可能需要三层或四层涂层系统，以便有效地降低系统的应力。
66.（5）冷却蒸汽温度对涂层管道系统应力分布的影响保持各层几何参数、材料参数不变，研究不同冷却蒸汽温度对系统应力分布的影响。如图11所示为冷却蒸汽温度对tgo处应力的影响图，从图中可以看出，冷却蒸汽温度对tgo/bc界面mises应力分布产生了显著影响，但波峰和波谷处的mises应力变化相对复杂，这主要是归因于系统内外壁面温度不同所产生的热应力存在差异。当前涂层双管结构中管内的热蒸汽温度高达700℃，管外对流不同温度的冷却蒸汽。与传统主蒸汽管道结构设计中沿壁厚方向近似恒温的运行工况不同，该系统内的冷却蒸汽使得系统tgo/bc界面处存在较大的温度梯度和热应力，且热应力随冷却蒸汽温度的变化差异明显。
67.图12所示为在不同冷却蒸汽温度下模型沿径向方向的应力分布图。冷却蒸汽温度的降低极大地增加了tc、bc以及p91中的mises应力。显然，冷却蒸汽温度也是影响系统结构完整性的关键参数之一。当前，考虑到冷却蒸汽温度的降低会显著地影响系统的热效率，结构设计中需要优先确定该参量，以便可以更好地控制系统中各层材料之间的应力水平。所以冷却蒸汽温度最好控制在450~500℃。
68.（6）冷却蒸汽压力对涂层管道系统应力分布的影响保持各层几何参数、材料参数以及热载荷不变，仅分析外压对系统应力分布的影响。图13所示为不同外压条件下tgo/bc界面靠tgo侧的mises应力分布图，从图中可以看到，冷却蒸汽压力从0mpa到35mpa变化的过程中，tgo/bc界面各处的mises应力随着冷却蒸汽压力增大而降低。当前模型中，系统的mises应力是由温度梯度导致的热应力和外载荷产生的机械应力共同组成。由于模型温度场相同，即由温度梯度产生的热应力不变。系统在内压和外压共同作用下使得机械应力发生了变化，进而导致了tgo/bc界面处mises应力的变化。
69.另一方面，冷却蒸汽压力也会对整个系统应力分布产生影响，如图14所示是不同冷却蒸汽压力条件下涂层双管系统沿壁厚方向的mises应力分布图。与tgo和bc中应力单调变化的规律相比，tc和p91中的应力变化规律相对比较复杂。外压改善了tgo/bc界面mises应力分布，但同时极大地增加了p91靠bc侧的局部应力。结合p91钢在高温条件下的蠕变持久强度，对于当前系统进行结构设计时，冷却蒸汽压力不宜过大，应控制在5-10mpa之间。
70.实施例2一种双陶瓷层双管结构的制造方法与实施例1中单涂层双管结构的制造方法的不同之处在于采用了两种不同的粉体进行等离子喷涂。具体的，使用lp-9mb型等离子喷枪将氧化钇粉体通过载气送粉进行喷涂，送粉载气为氩气，喷涂工艺参数为：喷涂电压：50v，电流：300a，喷涂距离：160mm，喷枪移动速度：120mm/s，采用压缩空气冷却基体，多道次喷涂直到涂层厚度达到0.5mm，重复上述过程只更换喷枪内粉末为锆酸镧粉体（lzo）多道次喷涂直到涂层厚度达到0.3mm。
71.通过abaqus建立有限元模型，分析实施例2中双陶瓷层双管结构的特性
（1）几何模型和网格划分本实施例涂层双管结构模型如图15所示，包括：外陶瓷层（tc1）-lzo、内陶瓷层（tc2）-ysz、热生长氧化物层（tgo）、粘结层（bc）以及金属基体（sub）五层；总厚度为30.85mm；其中，tc层=(tc1 tc2)=(lzo ysz)=0.8mm，tgo层为0.001mm，bc层为0.049mm，金属基体p91为30mm；内径为240mm。截取轴向长度为0.6mm的一段涂层双管结构进行有限元分析。由于喷涂工艺的原因，tc1\tc2界面、tc2\tgo界面、tgo\bc界面粗糙不平，本文采用理想的余弦形貌界面，其形貌函数为：温度场：采用温度场计算所需分析步；对称边界，位移约束条件在y方向上应用于双管系统的底面，限制轴向方向的位移；涂层管道系统在稳态条件下工作，预定义场设置工作环境的室温为20℃；主蒸汽管道中输送温度为700℃的高温蒸汽；冷却蒸汽管道内输送反向温度为450℃的冷却蒸汽。应力场：改成应力场计算所需材料参数；改成热应力与热机载荷计算所需分析步；添加接触条件应用于双管系统的顶面；添加温度场的.odb文件；主蒸汽管道内外压强分别为25mpa和5mpa；添加对称边界条件在y方向压应力为-29.195mpa应用于双管系统的顶面。在热机载荷的作用下工作500h。
72.模型采用顺序耦合的计算方式。温度场：单元类型为八节点二次轴对称传热四边形单元（dcax8）。应力场：单元类型为八节点双向二次轴对称四边形单元,减缩积分（cax8r）。由于lzo\ysz界面以及tgo层附近的应力较系统其他几层的应力大很多，所以在模型中界面附近的网格进行了局部细化。网格大小的精细程度能够保证仿真具有足够的计算精度。
73.（2）边界条件及材料参数本研究中，假定各层材料都是各向同性且均质的。有限元模型中，与温度有关的材料特性，即热膨胀系数（cte）、热导率、密度以及比热容，见图16，并基于现有数据的线性插值来估算宽温度范围内的其他材料参数值。
74.结果分析（1）单层陶瓷层和不同厚度的lzo\ysz双层陶瓷层对隔热性能的影响图17给出不同tc厚度条件下涂层双管系统沿壁厚方向的温度分布。温度从左端高温蒸汽700℃到右端冷却蒸汽450℃。涂层部分温度快速下降，在bc\p91界面处降温至约为590℃，为金属基体材料提供足够的隔热保护，保护金属基体材料不受高温影响，延长使用寿命。涂层双管系统采用热障涂层技术可以有效地隔绝温度，保护金属基体。相同厚度的单层lzo热障涂层以及单层ysz热障涂层进行比较。纯lzo时，其降温速率最大，bc\p91界面基体温度最低，约为573℃。而当纯ysz时，其降温速率最小，bc\p91界面基体温度最高，约为595℃。达到热平衡时，ysz热障涂层和lzo热障涂层产生的温降分别为105
º
c和127
º
c。单层lzo热障涂层的隔性能要优于单层ysz热障涂层，有更好的降温效果。lzo材料有更好的降温效果，原因在于锆酸镧材料导热系数比ysz材料要低。
75.研究lzo/ysz双陶瓷层结构热障涂层中lzo涂层厚度对隔热性能的影响。
76.可以看出，双陶瓷层结构热障涂层中，lzo厚度从100增加到700时，bc\p91界面基体温度从590
º
c到575
º
c不断降低；单从降温效果看，蒸汽双管系统采用lzo\ysz双陶瓷层结构时，lzo材料越厚，隔热效果越好，可以更好的保护基体材料。lzo厚度增加引起的温度下
降仅有15
º
c左右；双陶瓷系统中，lzo厚度增加引起的温度下降并不显著，降温效果不理想。不改变几何尺寸的前提下，为获得更好的降温效果，应寻找热导率更低的材料，比如yag等。lzo厚度增加温降较小，原因在于lzo热导率为0.87w/(m℃），ysz为1.2w/(m℃），两种材料的热导率差值不是很大。热导率更低的材料可以更快地降低温度。
77.（2）不同载荷下涂层双管系统应力分析如图18所示热载荷下相同厚度的单层lzo热障涂层以及单层ysz热障涂层进行比较。tc层内部，纯ysz材料mise应力波动范围约为0~125mpa，纯lzo材料波动范围约为0~75mpa，lzo比ysz中mise应力变化更为平缓。tgo层lzo材料最大mise应力比ysz材料更大。lzo做单层隔热材料容易引起较大的mise应力，并不适合直接做隔热材料，应与其他材料配合使用。lzo材料隔热性能优异，但是热膨胀系数与其他材料相差较大，实际工况中容易造成界面破坏失效脱落。
78.如图19所示在热机载荷的条件下，相同厚度的单层lzo热障涂层以及单层ysz热障涂层进行比较。涂层内部，纯ysz与纯lzo材料mise应力都接近光滑平整曲线。在tgo层，ysz\tgo界面处的应力突变差值比tgo\bc界面更大，容易造成界面破坏失效脱落。
79.研究lzo/ysz双陶瓷层结构热障涂层中lzo涂层厚度对mise应力的影响。热载荷时：lzo厚度逐渐增加，100-300以内，涂层内部lzo\ysz界面两侧应力逐渐相近，差值逐渐变小。300-700内，lzo\ysz界面两侧应力差值相近。tgo层界面两侧的应力差值随lzo涂层厚度增加不断加大，最大mise应力在tgo\bc界面。热机载荷时：lzo厚度逐渐增加，lzo\ysz界面两侧应力差值先减小再增大，厚度为300时差值最小。在tgo层，tgo层两侧界面的应力差值随lzo涂层厚度增加不断加大，最大mise应力以及最大的mise应力界面差值在tgo\bc界面。涂层容易在tgo\bc界面失效脱落，需要重点研究。曲界面蒸汽双管系统采用lzo\ysz双陶瓷层结构时，热载荷与热机载荷两种情况下，lzo\ysz厚度比都是300:500较好，此时lzo\ysz界面应力差值最小，有利于保护涂层结构的完整性。最大mise应力基本不变的情况下，界面应力差值越小越有利于涂层稳定。
80.（3）冷却蒸汽温度对涂层管道系统应力分布的影响如图20所示研究冷却蒸汽温度对双陶瓷层系统的影响。保持其他参数不变，仅改变冷却蒸汽温度，应力场分布情况如图20所示：涂层蒸汽双管系统曲界面热机载荷稳态运行情况中，lzo\ysz界面及tgo层两侧界面存在较大应力差值。mise应力在金属基体材料中先逐渐减小后逐渐增大，最小值在管材中段部分约10-15mm之间。冷却蒸汽温度改变，mise应力在金属基体材料中最小值点位置基本不移动。冷却蒸汽温度变化不影响金属基体材料中mise应力最小值点位置。涂层部分lzo\ysz界面处，随着冷却蒸汽温度的降低，lzo侧应力、ysz侧应力及两者的应力差值都是先减小后增大。lzo\ysz界面mise应力最大值约为700mpa，最小值约为60mpa。冷却蒸汽温度为450℃时lzo\ysz界面两侧mise应力都是最小值同时也是应力差值最小值。冷却蒸汽温度不是越低越好，温度不断降低导致lzo\ysz界面及tgo层的mise应力不太稳定，极大的增加涂层界面的失效风险。冷却蒸汽温度是影响涂层结构完整性的重要变量。涂层部分tgo层，随着冷却蒸汽温度的降低，ysz侧应力先减小后增大，bc层侧应力保持持续增大。随着冷却蒸汽温度的降低，tgo层最大mise应力值先减小后增大,范围约为450mpa-1000mpa。温度为300℃时，tgo层最大mise应力值为最小。冷却蒸汽温度对涂层界面应力变化考验较大。从mise应力看，曲界面热机载荷蒸汽双管系统采用
lzo\ysz双陶瓷层结构时，冷却蒸汽温度在300℃-450℃范围内较为合适。
81.（4）冷却蒸汽压力对涂层管道系统应力分布的影响如图21所示研究冷却蒸汽压力对双陶瓷层系统的影响。保持其他参数不变，仅改变冷却蒸汽压力，应力场分布情况如图所示：涂层蒸汽双管系统曲界面热机载荷稳态运行情况中，lzo\ysz界面及tgo层两侧界面存在较大应力差值。mise应力在金属基体材料中先逐渐减小后逐渐增大，最小值在管材中段部分约10-15mm之间。冷却蒸汽压力改变，金属基体材料中mise应力最小值点位置发生移动。冷却蒸汽压力变化影响金属基体材料中mise应力最小值点位置。涂层部分lzo\ysz界面处。随着冷却蒸汽压力的降低，lzo侧应力、ysz侧应力都逐渐增大。lzo\ysz界面mise应力最大值约为100mpa，最小值约为40mpa。冷却蒸汽压力为10mpa时，lzo\ysz界面应力差值最小。从mise应力看，曲界面热机载荷蒸汽双管系统采用lzo\ysz双陶瓷层结构时，冷却蒸汽压力的不断降低会对涂层界面造成考验，增大界面失效风险。合适的外冷却蒸汽压力可以有效降低涂层界面mise应力。涂层部分tgo层。随着冷却蒸汽压力的降低，ysz侧应力逐渐增大，bc层侧应力逐渐减小。tgo层在tgo\bc界面处应力突变差值逐渐增大。随着冷却蒸汽压力的降低，tgo层最大mise应力值逐渐增大，最大mise应力值在tgo\bc界面，范围约为750mpa-900mpa。冷却蒸汽压力为25mpa时，tgo层最大mise应力值及界面应力差值为最小。冷却蒸汽压力对tgo层两侧界面应力影响较为明显，是tgo\bc界面失效的重要变量。保证lzo\ysz界面应力差值最小的情况下，tgo层应力差值越小越好。内压25mpa时，外压在5mpa-20mpa范围内较为合适。
82.（5）ysz导热系数变化对涂层管道系统应力分布的影响如图22所示影响热障涂层隔热保温效果的参数是厚度，导热系数。保持厚度300：500，仅改变内陶瓷层(tc2)的导热系数，观察涂层系统的隔热效果。涂层蒸汽双管系统曲界面稳态运行情况中，改变ysz层导热系数由大到小，传热受阻效果越明显。导热系数值越小，降温速率越快，基体材料的界面温度越低。从隔热效果看，选用涂层材料应有足够低的导热系数，可以保证有足够的隔热保温作用。众所周知，tc的导热系数强烈依赖材料的微观结构和使用温度。如果要有效的降低tc的导热系数，就必须改变tc的结构。ysz层导热系数超过1.2w/m℃后，ysz层温度变化基本处于平直状态，丧失隔热保温的功能，不能保证基体材料的界面温度在590℃左右。此时起隔热作用的只有lzo外陶瓷层，ysz内陶瓷层仅有缓解涂层应力作用。涂层系统与冷却系统共同工作，可以保证实现稳态运行时基体表面温度的降低并处于合适的温度范围，保护基体不受损害，延长使用寿命。
83.（6）ysz热膨胀系数变化对涂层管道系统应力分布的影响如图23所示热膨胀系数不匹配是涂层系统各层之间产生应力主要原因，是界面失效脱落最主要的因素，这阻碍了热障涂层技术的发展应用。仅改变内陶瓷层（tc2）的热膨胀系数进行应力分析。结果如图所示，涂层蒸汽双管系统曲界面热机载荷稳态运行情况中，涂层部分lzo\ysz界面处，随着ysz层热膨胀系数由小到大变化，lzo侧mise应力，ysz侧mise应力，界面应力差值都是先减小后增大。lzo\ysz界面最大mise应力波动范围比较大，约为50-800mpa。两种隔热材料热膨胀系数相近约为10
×
10-6
/℃时，lzo\ysz界面应力差值最小。ysz层热膨胀系数与lzo层热膨胀系数的差别变化会引起极大的lzo\ysz界面应力差值，有可能会导致tc层内部界面脱落。涂层部分tgo层，最大mise应力在tgo层波动范围为750mpa-1000mpa，tgo层两侧界面存在较大应力差值，极易导致热障涂层在粘结层界面失效脱落。从
界面应力看，影响lzo\ysz界面应力的主要因素是涂层材料热膨胀系数的差值，系数差值越大，界面应力越大，系数差值越小，界面应力越小。相邻涂层之间选用不同材料时，热膨胀系数应保证尽量相近，避免产生较大的应力突变。为保证不同涂层之间应力的平稳过渡，减小界面之间的应力差值，可能需要多级涂层的协调配合。
84.可以理解，本发明是通过一些实施例进行描述的，本领域技术人员知悉的，在不脱离本发明的精神和范围的情况下，可以对这些特征和实施例进行各种改变或等效替换。另外，在本发明的教导下，可以对这些特征和实施例进行修改以适应具体的情况及材料而不会脱离本发明的精神和范围。因此，本发明不受此处所公开的具体实施例的限制，所有落入本技术的权利要求范围内的实施例都属于本发明所保护的范围内。