(57)【要約】本発明は基板に熱遮断保護を加えるための多層セラミック被覆を提供する。多層セラミック被覆は基板を被覆する内側セラミック層を有する。内側セラミック層は、内側セラミック層全体に分布した複数のマクロ亀裂を有する。外側セラミック層は内側セラミック層を被覆する。外側セラミック層には実質上縦マクロ亀裂がない。
2006503722.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
内側セラミック層全体に分布させた複数のマクロ亀裂を有する、基板を被覆する内側セラミック層と、
実質上縦マクロ亀裂のない、内側セラミック層を被覆する外側セラミック層とを含む、基板に熱遮断保護を提供するための多層セラミック被覆。
【請求項２】
前記内側セラミック層の亀裂が、縦マクロ亀裂である請求項１に記載の多層被覆。
【請求項３】
前記内側セラミック層の亀裂が、縦及び水平マクロ亀裂である請求項１に記載の多層被覆。
【請求項４】
前記内側セラミック層が、少なくとも第１亀裂層及び第２亀裂層を含む請求項１に記載の多層被覆。
【請求項５】
前記内側セラミック層が、前記内側セラミック層の内側表面から前記内側セラミック層の外側表面へ向かって増加する多孔性を有する請求項１に記載の多層被覆。
【請求項６】
前記外側セラミック層が、前記外側セラミック層の内側表面から前記外側セラミック層の外側表面へ向かって増加する多孔性を有する請求項１に記載の多層被覆。
【請求項７】
前記亀裂が、少なくとも、長さ０．１ｍｍ未満又は前記内側セラミック層の厚さの１／２の小さい方だけ延びる縦マクロ亀裂である請求項１に記載の多層被覆。
【請求項８】
前記亀裂が少なくとも前記内側セラミック層の厚さの１／２延びる縦セグメントマクロ亀裂であり、直線距離１センチメートル当たり約７．５〜７５個の縦マクロ亀裂が存在する請求項１に記載の多層被覆。
【請求項９】
前記水平マクロ亀裂の総計が、前記基板と前記多層被覆との界面に垂直な面を横切って測定して、約１５〜１００％延びる請求項３に記載の多層被覆。
【請求項１０】
前記水平マクロ亀裂の総計が、前記基板と前記多層被覆との界面に垂直な面を横切って測定して、約２０〜６０％延びる請求項９に記載の多層被覆。
【請求項１１】
ジルコニアベースの内側層全体に分布させた複数の縦マクロ亀裂を有する、基板を被覆するジルコニアベースの内側層と、
実質上縦マクロ亀裂のない、ジルコニアベースの内側層を被覆するジルコニアベースの外側層とを含む、基板に熱遮断保護を提供するためのジルコニアベースの多層被覆。
【請求項１２】
前記ジルコニアベースの内側層が、水平マクロ亀裂を含む請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項１３】
前記ジルコニアベースの内側層が、少なくとも第１亀裂層と第２亀裂層とを含む請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項１４】
前記ジルコニアベースの内側層が、前記ジルコニアベースの内側層の内側表面から前記ジルコニアベースの内側層の外側表面へ向かって増加する多孔性を有する請求項１１に記載の多層被覆。
【請求項１５】
前記ジルコニアベースの外側層が、前記ジルコニアベースの外側層の内側表面から前記ジルコニアベースの外側層の外側表面へ向かって増加する多孔性を有する請求項１１に記載の多層被覆。
【請求項１６】
直線距離１センチメートル当たり約７．５〜７５個の縦セグメントマクロ亀裂が存在する請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項１７】
前記水平マクロ亀裂が長さ約０．１〜２．５ｍｍであり、前記水平マクロ亀裂の総計が、前記基板と前記ジルコニアベースの多層被覆との界面に垂直な面を横切って測定して、約１５〜１００％延びる請求項１２に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項１８】
前記水平マクロ亀裂の総計が、前記基板と前記ジルコニアベースの多層被覆との界面に垂直な面を横切って測定して、約２０〜６０％延びる請求項１７に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項１９】
前記ジルコニアベースの外側層が、約４５〜９０％の理論密度を有する請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２０】
前記ジルコニアベースの外側層が、約５０〜８６％の理論密度を有する請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２１】
前記ジルコニアベースの外側層が、約５０〜７０％の理論密度を有する請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２２】
前記ジルコニアベースの内側層及び外側層が、約０．２〜約１０ｍｍの総厚さを有する請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２３】
前記ジルコニアベースの内側層及び外側層が、少なくとも約２ｍｍの総厚さを有する請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２４】
前記ジルコニアベースの多層被覆が、正方晶系と立方晶系の群から選択される少なくとも１種の結晶相を部分的又は完全に安定化するための安定化元素を含む請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２５】
前記基板と前記ジルコニアベースの内側層の間にボンドコートを含む請求項１１に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２６】
前記ボンドコートが、少なくとも１層の内側副層と外側副層とを含み、前記外側副層が、外側副層にジルコニアベースの内側層を加える前に測定して、少なくとも約３．８μｍの表面粗さを有する請求項２５に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【請求項２７】
前記ボンドコートを熱処理で封止する請求項２５に記載のジルコニアベースの多層被覆。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、熱遮断材として及び磨耗性材としての両方に有用なセラミック被覆に関する。また、本発明はセラミックの熱遮断及び磨耗性被覆を有する物品に関し、これらの被覆を製造する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
熱遮断被覆（ＴＢＣ）は、その外側環境との界面と、被覆を施した基板の間の被覆を通して熱エネルギーの流れを低減するのに使用される。大部分の熱遮断被覆の主要成分は、多くのセラミック材料が低熱伝導性であるため、セラミックである。熱遮断被覆系は、通常金属下地被覆を含んで被覆の基板に対する接着強度を高め、基板の腐食保護を提供し、被覆の熱衝撃と熱疲労抵抗性を向上させる。熱遮断被覆には、ガスタービンエンジンにおける多数の用途を含んで、多くの用途がある。航空機、船舶、又は地上推進装置、又は発電装置用の最新のガスタービンエンジンは、全体の効率を高めるため、常により高いガス運転温度へ進んでいる。ある種のガスタービンは、セラミック熱遮断被覆で保護しなければ、燃焼器、ブレード、翼などの直接加熱される金属要素の寿命が非常に短くなるような高いガス温度で運転される。
【０００３】
熱遮断被覆には、被覆のために選択される材料と被覆プロセスに基づいて多くの種類がある。ガスタービン要素に使用するとき、通常金属ボンドコートが金属基板（要素）に塗工され、ボンドコートの上に通常酸化ジルコニウム（ジルコニア）ベースのセラミック層が塗工される。ジルコニアは金属合金及び他の多くのセラミックに比べて非常に低い熱伝導性を有する。被覆のジルコニア層は、ブレードと翼の１０ミル（０．２５ｍｍ）から燃焼器の８０ミル（２ｍｍ）までと通常比較的薄い。さらに被覆は、熱い側と冷たい側の境界条件に応じて、基板の温度を１００から２００°Ｆ以上（５６から１１１℃以上）低くすることができる。
【０００４】
ボンドコートは通常少なくとも３つの目的のために役立つ。それは接着強度を向上させ、基板を酸化又は他の形の腐食から保護し、熱衝撃と熱疲労への抵抗性を向上させる。ボンドコートには、Ｎｉ−Ａｌ合金（Ｎｉ−Ａｌの金属間化合物を含む）、Ｎｉ−Ｃｒ合金、ＭＣｒＡｌ合金（ＭはＦｅ、Ｎｉ、Ｃｏ、又はその組み合わせであり、合金はＹ、Ｈｆ、Ｓｉ、Ｐｔ及び他の活性元素も含むことができる）、拡散アルミナイド、白金アルミナイド、又は他の修飾アルミナイドを含んで多くの組成物がある。それらの組成物でこれらのボンドコートを塗工するには、熱噴霧（空気プラズマ噴霧、低圧又は真空プラズマ噴霧、高速度オキシ燃料等）、物理的気相成長（ＰＶＤ）、電気めっき、及び拡散を含む多くの方法がある。ボンドコートは通常３〜１０ミル（０．０８〜０．２５ｍｍ）の範囲の厚さである。熱噴霧技術によって堆積するとき、高温でボンドコートを熱処理して、被覆中に内在する多孔性を焼結によって除去若しくは封止することが通常必要である。この熱処理はセラミック被覆をボンドコート上に塗工する前又は後のいずれで行ってもよい。
【０００５】
セラミック被覆は通常ジルコニアをベースにしており、希土類酸化物のイットリア、マグネシア、ハフニア、若しくは他の酸化物で全体又は部分的に安定化することができる。セラミック被覆は熱噴霧（主としてプラズマ噴霧）、電子ビーム物理的気相成長（ＥＢＰＶＤ）、他のＰＶＤ、ゾル−ゲル、又は他の技術によって堆積することができる。セラミックの微小構造はその熱的及び熱機械的特性に強い影響を与える。ＥＢＰＶＤ熱遮断被覆の微小構造は一般に被覆の面内の弾性係数を減少させる柱状構造を有し、被覆の熱衝撃及び熱疲労遅効性を増加させる。熱噴霧セラミック熱遮断被覆の最も通常の微小構造は、単純に高レベルの多孔性を有するものである。高レベルの多孔性は、堆積パラメーターの適切な条件を選択することによって、又は堆積の間にポリエステルなどの一時的な材料を被覆の中に組み込むことによって達成することができる。一時的な材料はその後孔を残して分解し、被覆の中に追加の多孔性を形成する。被覆系の熱特性を求めるために、比熱及び密度測定と組み合わせたレーザパルス熱拡散性試験などの様々な熱伝導性測定が行われている。これに加え、等温及び勾配温度衝撃試験装置がエンジンの熱衝撃をシミュレートするために開発された。その厚さを通して一定の密度及び構造を有するものなど、均一なセラミック被覆は、良好な熱衝撃性能のために厚さに制限があることが一般に判っている。例えば、プラズマ噴霧法で約８５％の理論密度（１５％の真の多孔性）に塗工した、単純なイットリアで安定化したジルコニアは、セラミックの厚さ約２０ミル（０．５ｍｍ）まで殆どの熱サイクル試験に合格する。しかし、より厚くなると熱衝撃試験の過酷さによっては破砕が起きることがある。
【０００６】
ガスタービンエンジンでは、ガスタービンの圧縮器区画にブレード及び空気（ガス）シールがあり、その目的はブレードの段数を複数にして空気の圧力と温度を高め、燃焼器に暖かい高圧の空気を送達することである。燃焼器部では、燃料が噴射されて燃料−空気の混合物が燃焼し、非常に熱いさらに高圧のガス状燃焼物が生成される。熱い高圧燃焼製品は燃焼器を出てタービン部のブレードを回転させる仕事をし、熱エネルギーはこのようにして機械的エネルギーに変換される。ガスタービンエンジンを高いガス温度で運転することに加えて、エンジンの効率に貢献する他の要因がある。これらのひとつは、ブレード翼表面ではなくブレード又は翼の先端を流れる圧縮器部中の空気又はタービン部の燃焼ガスの量である。この量を最小にするとタービンの効率が向上する。これは、外側のガスシールリング又はリングの部分を、回転ブレードの先端に放射状に隣接させ、わずかに先端から間隔を離して配置することによって達成される。これらのリング又は部分は静止しており、ガスシール表面と回転ブレード先端間の間隙が可能な限り小さくなるように取り付けられる。間隙が小さいほど、１つのタービン又は圧縮段から次の段への高圧ガスの漏れが少ない。同様の状況は回転ナイフ縁と静止翼上の内側のガスシール間にも存在する。
【０００７】
ガスシール表面とブレード先端（又はナイフ縁）の間の間隙は各段間のガス圧力漏れを防ぐために最小にする必要がある。間隙を接近して設定しすぎると、ブレード先端がガスシールの表面を摩擦する可能性がある。これは、熱膨張又は高速回転による遠心力のためブレード長が長くなるために起きることがある。先端が決して摩擦しないように間隙を緩く設定しすぎると、エンジンの効率が犠牲になる。摩擦の場合、ブレード先端又はガスシールの表面又はその両方に磨耗が発生する。磨耗はブレード又は空気シールからの材料の欠損を招く。主としてブレード先端から材料が欠損すると、間隙が恒久的に増加する。主としてガスシールからの磨耗欠損がより望ましい。ガスシールはブレードの幅よりも僅かに広く設計されているので、空気シールの磨耗痕はブレード先端の翼弦の幅の溝であるが、空気シールの先端及び裾部の材料のいくらかは摩擦されない。この溝は高圧ガスに迷路様の通路を与え、同量の磨耗がブレード先端の全てに発生したときほどのガス圧の低下は起きない。したがって、磨耗は主としてガスシール部品表面に生じ、ブレード先端では最小であることが好ましい。ガスシールを磨耗性被覆で被覆し、ブレード先端を磨耗抵抗性の被覆、又は研磨性の先端被覆で被覆することによって、磨耗の大部分をガスシール部分に発生させることが可能である。特にタービン区画には必要でさえあるが、磨耗性材が金属シール基板を保護するための熱遮断被覆でもあることが有利である。このことによって、より高いガス運転温度が可能になるか、又はシール部分をその許容運転温度範囲に保つために必要なバイパスの冷却空気の量が低減されるかのいずれかで、エンジンの効率が高まる。
【０００８】
シール部分又はリング上の被覆は、上記のように、磨耗性と熱遮断材の両方でなければならないことを含んで、多くの特性を同時に満足しなければならない。材料の磨耗性は、材料の機械強度、密度、破砕性、運転温度、その摩擦表面での相互作用の性質等を含む多くの要因の関数である。その磨耗性のための材料選択に導く実験室規模の摩擦試験が開発されている。今までの全ての試験結果は、磨耗の量と分布が磨耗性ガスシールを提供する材料だけではなく、摩擦先端の材料に依存することを示している。磨耗抵抗性先端と組み合わせて向上した磨耗性を提供する初期の試みはＶｉｎｅ等が米国特許第４，９３６，７４５号に示されている。Ｖｉｎｅ等は、その多孔性を増加させることによってジルコニアの磨耗性を増加させることを開示している。この場合、被覆系は、５〜１０ミル（０．１３〜０．２５ｍｍ）厚さの金属ＭＣｒＡｌＹボンドコートと、研磨性ブレード又はナイフ縁に対して組み合わせた、イットリアで部分的に安定化させ、多孔性が２０〜３５容量％で厚さ２５〜５０ミル（０．６〜１．３ｍｍ）のジルコニア頂部被覆からなる。しかし、この手法は多くの用途に対して厚さがあまりにも薄いので、この被覆の有効な厚さには限界がある。
【０００９】
上記のように、大部分の熱遮断材は、その厚さが厚くなるとその熱衝撃抵抗性が低下するので、有効厚さには限界がある。さらに、ガスシールが増大する熱絶縁の要求を満足させ、ブレード先端のより大きな侵入又は他の磨耗を可能にし、ガスシールリングを筐体の最終寸法まで研磨可能な十分の材料が最初に存在するためには、セラミック被覆はより厚いことが望ましい。後者は、ガスシールリングが直径まで研磨され、その原形がリングの機械的中心からずれているときに、特に重要である。
【００１０】
いくらか厚い磨耗性熱遮断被覆の一手法は、Ｍａｔａｒｅｓｅ等が米国特許第４，５８８，６０７号に記載している多層金属及びセラミック系である。この被覆は第１に金属ボンドコートと、次いでセラミック含有量が徐々に増加する、勾配のある金属／セラミック層と、最後に任意のセラミック外側層とからなる。被覆の製造は、複雑な応力解析及び多くの変数、主として被覆系の熱噴霧堆積中の基板と被覆の温度の制御を伴う。したがって、これは本来制御の難しいプロセスであり、高価である。同様に、Ｂｏｓｓｈａｒｔ等は米国特許第４，４８１，２３７号及び第４，５０３，１３０号で、金属ボンドコートと、セラミック含有量の増加する中間層と、セラミック外側層を含む多層被覆を記載している。多層被覆は、各層が堆積されるときの温度を制御することによって、強度に対する応力比、したがって被覆の歪みを制御することが試みられる。やはり、これは制御の非常に難しいプロセスであり、したがって高価である。
【００１１】
Ｔａｙｌｏｒは、米国特許第５，０７３，４３３号で、一般にイットリアで安定化したジルコニアを用いる比較的高密度のセラミック熱噴霧被覆を開示している。この被覆の微小構造は、縦亀裂セグメントを用いて熱衝撃及び熱疲労抵抗性を高める。さらに、この被覆は、長い距離の内側応力が小さく、それ自体非常に厚く被覆することができ、なお熱衝撃に抵抗性がある。この被覆をガスシールとして用いる主な障害は、その高密度であり、したがってその磨耗性の限界である。
【００１２】
いくらか厚い磨耗性熱遮断被覆の他の手法は、Ｎｉｓｓｌｅｙ等が米国特許第５，７０５，２３１号中に記載した複合多層被覆である。最初のＭＣｒＡｌＹボンドコートに、異なるジルコニア組成物の特定の混合物からなるジルコニア“下塗り（ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ）”層が続く。次いで複数の層が下塗り層上に堆積される。各層は異なる比率のジルコニア組成物を有する。最終的に、より磨耗性のあるジルコニア組成物の混合物の頂部層が堆積される。堆積パラメーターは、全てのジルコニア層中にインチ長さ当たり４〜８セグメントの亀裂（直線距離１センチメートル当たり１．６〜３．１個の亀裂）が発生するように選択される。この被覆は複数の酸化物の混和物又は混合物を必要とし、その厚さは約５０ミルまで（１．３ｍｍ）に制限される。
【発明の開示】
【課題を解決するための手段】
【００１３】
本発明は基板に熱遮断保護を加えるための多層セラミック被覆を提供する。多層セラミック被覆は基板を被覆する内側セラミック層を有する。内側セラミック層は内側セラミック層全体に分布する複数のマクロ亀裂を有する。外側セラミック層は内側セラミック層を被覆する。外側セラミック層には縦マクロ亀裂が実質上ない。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１４】
本発明は優れた熱遮断材と優れた磨耗性材、又はその両方である被覆を提供する。加えて、本発明は従来可能であったものよりも厚い熱遮断被覆の堆積の容易な被覆を提供し、これらのより厚い被覆は、従来の熱遮断被覆では不可能であった優れた熱衝撃と熱疲労抵抗性を保持する。被覆は、被覆系にはるかに大きな熱衝撃抵抗性を与える、異なる微小構造を有する複数層のセラミック材料を含む。本発明に使用されるセラミック材料は、通常多くの場合ジルコニアをベースにする酸化物であり、したがって、ガスタービンエンジンの高温のタービン区画で得られるような高温での運転が可能である。また、被覆系はガスタービンエンジンの圧縮機区画及び他の用途における有用性が見出される。
【００１５】
上記の背景技術の部分で述べたように、低密度の酸化物被覆、特に低密度ジルコニア被覆は良好な熱遮断材であり、良好な磨耗性を有することができるが、それらが約２０ミル（０．５ｍｍ）を超える厚さであれば、金属ボンドコートを備えていても、それらには十分な熱衝撃及び熱疲労抵抗性がない。多くの用途、例えば、ガスタービンエンジンにおいて、十分な熱保護を提供し、公差を設計するための初期研磨を可能にし、かつブレード先端の侵入及び他の磨耗を可能にするのに十分な厚さを提供するためにはより厚い被覆が必要である。これは特にガスタービンエンジンにおけるシールの磨耗性熱遮断材として使用する被覆に当てはまる。本発明は、低密度の酸化物、特に低密度のジルコニアの外側層を有する被覆系を含むことが有利であり、被覆系は良好な磨耗性熱遮断材であり、実質上２０ミル（０．５ｍｍ）より厚くなってもよく、なお十分な熱衝撃と熱疲労抵抗性を有する。
【００１６】
複数の層を有する被覆は、基板又はボンドコートと低密度酸化物の外側層の間の内層が独特のマクロ亀裂をもつ微小構造であり、異常に厚い低密度の頂部又は外側層被覆を備えて製造することができ、なお十分な熱衝撃と熱疲労抵抗性を保持することが見出されている。ガスタービンエンジン中で受けるような熱衝撃又は熱疲労の条件下では、通常、亀裂は被覆の頂部層の破砕を招くものと考えられるので、これは非常に意外なことである。
【００１７】
本明細書で定義するマクロ亀裂とは、被覆の研磨した断面を１００倍に拡大して見える亀裂である。内層のマクロ亀裂は基板に対して縦であることが有利である。縦のマクロ亀裂は、基板と被覆の境界面に対して主として直角又は垂直であり、長さが少なくとも４ミル（０．１ｍｍ）より小さく、又は被覆層の厚さの１／２より小さいものである。それが被覆層の厚さの少なくとも半分であれば、それらはセグメント又は縦セグメント亀裂と呼ぶことができる。また、本明細書用として、水平亀裂は基板の表面に主として平行であり、１個のセグメント亀裂を隣接するセグメント亀裂に連結するものである。内層セラミック層は、多層被覆の寿命を延ばすために縦と水平のマクロ亀裂の組み合わせを含むことが最も有利である。
【００１８】
多層被覆の内側セラミック層は、少なくとも長さ約０．１ｍｍ、又は内側セラミック層の厚さの１／２の小さい方だけ延びる縦のマクロ亀裂を有することが有利である。これらの縦マクロ亀裂は内側セラミック層の厚さの少なくとも１／２延びるセグメント亀裂であることが有利である。さらに、これらの縦セグメントマクロ亀裂は、亀裂密度が長さセンチメートル当たり約７．５〜７５個の縦マクロ亀裂であることが有利である。多層被覆の内側セラミック層が水平マクロ亀裂を含むとき、水平マクロ亀裂の総計は、基板と多層被覆の境界に対して垂直な面を横断して測定した累積で約１５〜１００パーセント延びることが有利である。水平マクロ亀裂の総計は、基板と多層被覆の境界に対して垂直な面を横断して測定した累積で約２０〜６０パーセント延びることが最も有利である。
【００１９】
ジルコニウムをベースにした被覆などの多層被覆は、縦マクロ亀裂に加えて水平マクロ亀裂を含み、被覆の幅に延びる面を横断して測定して累積で１５〜１００パーセント延びる長さ５〜１００ミル（０．１３〜２．５ｍｍ）の多数の水平亀裂で煉瓦状の構造（本明細書では煉瓦状微小構造と呼ぶ）を形成することが最も有利である。
【００２０】
多層被覆の少なくとも１つのマクロ亀裂の微小構造は、高い熱衝撃と熱疲労抵抗性を保持する厚い層で有利に堆積できることが見出された。内層が２層又はそれ以上の異なるマクロ亀裂微小構造の副層からなる場合、被覆はさらに高い熱衝撃と熱疲労抵抗性を有することができる。例えば、内層は第１の亀裂層と第２の亀裂層を含むことができる。マクロ亀裂の配向と密度を変化させた追加の内側セラミック層は、多層被覆の寿命を漸増させることができる。例えば、縦マクロ亀裂のみを含む内側セラミック層と、縦及び水平マクロ亀裂の両方を含む層を交互させることによって、多層被覆の寿命をさらに延ばすことができる。
【００２１】
任意に、内側セラミック層及び外側セラミック層はその内側表面からその外側表面へ向けて増加する多孔性を有する。この外側表面で増加した多孔性は被覆の熱伝導性を低下させ、その磨耗性を高めることができる。
【００２２】
通常、被覆は、（ｉ）任意の金属ボンドコートと、（ｉｉ）各々予め定めたマクロ亀裂パターンを有する副層を備える内側セラミック層と、（ｉｉｉ）本質的にマクロ亀裂のない隣接するセラミック外側層とを含む複数の層を有する。外側セラミック層はマクロ亀裂を含む内側セラミック層の上に、隣接する又は連続的な被覆を形成する。外側セラミック層は縦マクロ亀裂を含まないことが最も有利である。
【００２３】
様々な被覆層は、通常、プラズマ噴霧、デトネーション銃、高速オキシ燃料（ＨＶＯＦ）、又は高速空気燃料（ＨＶＡＦ）などの１種又は複数の熱噴霧プロセスを用いて製造される。また、１層又は複数の層は、化学的気相成長、物理的蒸着、電解堆積、ゾルゲル、又は他の堆積技術を用いて製造することができる。
【００２４】
金属ボンドコートは、使用する場合、被覆の基板への接着強度を高め、基板の腐食保護を提供し、被覆の熱的及び機械的特性、特にその熱衝撃と熱疲労抵抗性を高めるために選択することが有利である。被覆がガスタービンのタービン区画に使用されるとき、基板は通常ニッケル又はコバルトベースの合金であり、ボンドコートは通常、ニッケルアルミニウム合金又は化合物、白金ニッケルアルミニウム合金又は化合物などの修飾ニッケルアルミニウム合金又は化合物、又はＭＣｒＡｌＹ合金（ＭはＮｉ、Ｃｏ、又はＦｅ又はその組み合わせ）であり、合金はＰｔ、Ｈｆ、Ｓｉ及び他の元素を含むこともできる。上記のように、ボンドコートが熱噴霧によって堆積されるとき、それは通常相互連結多孔性を有し、基板を酸化又は他の腐食から保護する能力が低下する。したがって、ボンドコートは高温で熱処理して、焼結及び封止し、又は多孔性の除去を行うことができる。最も効率良く封止されたボンドコートは、できる限り高密度で、かつ堆積中の酸化を最小にして堆積される。これらの被覆は通常比較的微細な高密度の粉体と粉体を完全に溶融するトーチパラメーターを用いて堆積され、結果として、それらは比較的平滑な表面を有する傾向がある。しかし、特定のセラミック組成物及び微小構造に応じて、場合によっては、ボンドコートの粗い表面（すなわち、約１５０マイクロインチ（３．８μｍ）よりも大きく、場合によって好ましくは約３００マイクロインチ（７．６μｍ）よりも大きいＲａ）が後続で堆積するセラミック層の接着を高めることが見出されている。これらの場合、２層の副層をボンドコート構造に使用することが有利であることが見出されている。第１層は熱処理によって効率的に封止することのできる非常に高密度の被覆であり、第２層は粗い表面に作られた被覆である。後者は比較的粗い多孔性粉体を使用し、粉体を完全に溶融しない堆積パラメーターを用いて得ることができる。ボンドコートは、不活性雰囲気中又は好ましくは真空中で、その副層の全てを堆積した後、又はセラミック層を堆積した後のいずれかに熱処理することができる。ボンドコートの厚さは、その組成物及び被覆系全体の要求事項に応じて変化することができる。熱噴霧被覆では、ボンドコートの厚さは通常約３〜１００ミル（０．０７〜２．５ｍｍ）、好ましくは約５〜２０ミル（０．１３〜０．５ｍｍ）の範囲である。
【００２５】
マクロ亀裂セラミック層は、通常、正方晶系若しくは立方晶系結晶相の少なくとも１つを安定化する、イットリア、セリア、他の希土類酸化物、マグネシア、又は他の酸化物で完全に又は部分的に安定化したジルコニアベースのセラミックである。しかし、セラミック層は、アルミナ、クロミア、又はマグネシアベースの酸化物とすることができる。
【００２６】
低密度の外側セラミック又は酸化物被覆は、任意に約４５〜９０パーセントの理論密度を有する。外側被覆の密度は理論的に約４５〜９０パーセントであることが有利であり、理論的に約５０〜８６パーセントであることがさらに有利であり、理論的に約５０〜７０パーセントであることが最も有利である。低密度の被覆の好ましい組成物は、通常、イットリア、セリア、他の希土類、マグネシア、又は他の酸化物で完全に又は部分的に安定化した安定化ジルコニアである。しかし、低密度の外側セラミックは、アルミナ、クロミア、又はマグネシアなど他の酸化物とすることができる。これらの低密度被覆の使用は、例えば、被覆が摩擦を受けず、若しくは高硬度のブレードに隣接して位置するいくつかの用途では、任意であり、又は不必要である。
【００２７】
ジルコニアベースの材料の多層被覆では、酸化ジルコニウムの固有の低い熱伝導性のため、熱伝導性は既に非常に低い。しかし、加えて、この多層系のために開発されたいくつかの構造はさらに熱伝導性を修正する特徴を有することが見出された。これらは、非常に低い密度、したがって上部の磨耗性層の高い多孔性と、セグメント微小構造のために開発された縦亀裂と、煉瓦状微小構造のために開発された水平亀裂とを含む。熱伝導性は個々の層の何層かをレーザフラッシュ熱拡散率法を用いて測定した。比熱を別々に測定し、被覆の密度をＡＳＴＭ  Ｂ−３２８の浸漬方法から求めた。これらの値から、標準平衡式を用いて熱伝導性を算出した。熱伝導性は多層系中異なる層で大きく異なることが見出された。ここで、本発明の多層被覆の厚さを経由する熱伝導性は、個々の層の厚さを調節することによって選択し製造できることが判明した。例えば、安定化ジルコニア層などの内側セラミック層は、第１の熱伝導性と第１の厚さを有する第１の層と、第２の熱伝導性と第２の厚さを有する第２の層とを含むことができる。次いで第１及び第２の層の厚さを制御することによって異なる２種の熱伝導性を組み合わせて、所望の全体の伝導性と所望の総厚さを形成することができる。
【００２８】
（試験及び評価方法）
標準的な金属組織学技術を用いて被覆の微小構造を試験し、特徴付けた。最初に被覆サンプルの断面をエポキシで真空含浸して構造を保存し、次いで標準的な金属組織検鏡板に埋め込み、最終的に研削し研磨して、基板に直角な断面を露出させた。本明細書に記載した多くの被覆は様々な亀裂を含むが、これは特に熱噴霧被覆に当てはまる。熱噴霧被覆中の亀裂のいくつかは非常に細かく、研磨した断面で高い拡大率でのみ現出する。
【００２９】
被覆の研磨した断面に観察されるマクロ亀裂の定量的特徴付けは、１００×の拡大率で被覆層の厚さの１／２よりも長い縦セグメントマクロ亀裂のみを計数することからなった。被覆したサンプルの長さが判っているので、ＣＰＩを計算し、次いでセンチメートル当たりの亀裂に換算した。水平マクロ亀裂には異なる計数法があった。被覆の多くの面積において、水平亀裂は隣接する２個の縦セグメント亀裂を連結し、場合によっては、いくつかのレベルで、所与の対の縦マクロ亀裂間にはしごに類似して連結していた。そのパターン中の最も長い水平亀裂の長さだけを測定した。水平亀裂が１個の亀裂だけに接触していた場合にはそれは計数しなかった。開発したいくつかの構造は、その顕微鏡像が煉瓦壁に類似した多くの縦及び水平亀裂をひとつの被覆中に有していたので、水平亀裂を表す値は“煉瓦化百分率”と呼んだ。煉瓦化百分率は、上記の規則を満足する、研磨した断面中の全ての水平亀裂長さの計（その累積長さ）を、観察したサンプルの全長で除したものと定義した。煉瓦化百分率は、２個の縦亀裂が水平亀裂と連結されないときのゼロから、水平亀裂が研磨断面の全幅を走るが連続的な線又は面ではないときの１００パーセントの範囲になり得る。
【００３０】
被覆の磨耗性及び熱衝撃に関する重要な特性はその密度である。本明細書で評価した被覆の密度は浸漬法（ＡＳＴＭ  Ｂ−３２８−７３）を用いて求めた。正方晶系結晶構造と想定して、完全充密の７重量％のイットリアで安定化したジルコニア（ＹＳＺ）のバルク材料の理論的な密度として６．０５ｇｍ／ｃｍ３の値を使用した。理論密度（ＴＤ）は、最密充填で孔のない状態における材料の密度である。ＹＳＺの理論な密度は、イットリアの量及び存在する結晶相で僅かに変化する。
【００３１】
ブレード先端とシールリング、又は圧縮器若しくはガスタービンのタービン区画の部分との相互作用をシミュレーションするために実験室の試験を開発した。試験は、様々な先端速度及びシール部分へのブレード先端の侵入速度（摩滅速度）における、様々な組み合わせの被覆の磨耗性とブレード先端又はブレード先端被覆の磨耗抵抗性を評価するために使用した。試験装置又は装備には補助加熱がないが、摩擦熱はいくつかの場合で高かった。この試験のシール部分は幅約１．５インチ長さ約１．５インチ（３．８×３．８ｃｍ）、及び厚さ０．３７５インチ（０．９５ｃｍ）の平坦なプレートであった。シール被覆は１．５インチ×１．５インチ（３．８×３．８ｃｍ）の１面に堆積した。ブレードは平坦な先端で、長さ約０．５５インチ（１．４ｃｍ）、断面０．７５×０．１０インチ（１．９×０．２５ｃｍ）であった。ブレードは、ブレード先端が直径８インチ（２０ｃｍ）の回転円を描くように回転フライホイールに保持した。被覆したシール部分は、フライホイール中の回転するブレードに向かって、制御されたステッピングモーター駆動によって動くように固定具に保持した。これによってブレードはシール部分に接触し、内側を切削した。したがってシールの磨耗痕は半径４インチ（１０ｃｍ）、幅０．７５インチ（１．９ｃｍ）のほたて貝（ｓｃａｌｌｏｐ）であった。本明細書に述べた全ての実験で、先端速度は１５６ｆｔ／ｓｅｃ（４７．５ｍ／ｓ）、摩滅速度は０．０５ミル／ｓｅｃ（０．００１３ｍｍ／ｓ）であった。シール部分の磨耗の測定は、磨耗痕の最大深さの平均をとり、先端については先端の損失長さ（磨耗の深さ）の平均とした。
【００３２】
試験結果を良く比較するために、１０ミル（０．２５ｍｍ）の一定の磨耗損失の総計（シール中の最大深さプラス先端の磨耗深さ）を選んだ。摩擦の開始が不確実なため、この量を各試験で正確に得るのは実験的に難しいので、各組の条件ごとに、１つは約７ミル（０．１８ｍｍ）の磨耗損失まで、１つを約１４ミル（０．３６ｍｍ）までの２つの試験を常に行い、結果を１０ミル（０．２５ｍｍ）に内挿した。試験結果を表すひとつの方法は、先端サンプルの損失長さをシール被覆の磨耗痕の最大深さで除することである。これは、この分野の仕事に使用される一般的な用語、シール対先端磨耗比である。理想的には、良好な一対の先端とシールにおいてシール対先端磨耗比は、約０．１であり、又はより好ましくは０．０５である。同じ結果を表す他のパラメーターは先端の全磨耗の画分である。ＷＲがシール対先端磨耗比であり、ＦＴが先端の全磨耗の画分であるとき、
ＦＴ＝ＷＲ／（１＋ＷＲ）
である。０．０５のＷＲに対応するＦＴは０．０４７６である。すなわち、全磨耗の４．７６パーセントが先端で生じたことになり、これはエンジン設計者にとって許容できる結果である。
【００３３】
被覆の熱衝撃抵抗性をサイクル熱衝撃試験で求めた。対象の被覆を、直径１インチ（２．５ｃｍ）、厚さ０．１２５インチ（０．３２ｃｍ）の合金７１８（５０−５４Ｎｉ−１７−２１Ｃｒ−１Ｃｏ−２．８−３．３Ｍｏ−４．７５−５．５Ｎｂ−０．６５−１．１５Ｔｉ−０．２−０．８Ａｌ−０．０８Ｃ−０．３５Ｍｎ−０．３５Ｓｉ−０．００６Ｂ−残りＦｅ）、又はＭａｒ  Ｍ  ５０９（Ｃｏ−２３．５Ｃｒ−７Ｗ−３．５Ｔａ−１Ｎｉ−０．６Ｃ−０．５Ｚｒ−０．２Ｔｉ）超合金の基板の一面に堆積した。次いでこれらのサンプルを直径０．９４インチ（２．４ｃｍ）に周辺を研削し、全ての被覆層の縁が基板の周囲を覆わないように露出させた。サンプルを固定具に保持し、火炎が被覆面に当たる加熱位置にサンプルを動かして２０秒間保持し、次いで被覆面を窒素ガスの噴射で２０秒間冷却する位置に動かし、最後に２つの位置に動かして、各位置でサンプルを環境空気中で２０秒間冷却した。このサイクルを２０００回繰り返した。セラミック被覆の表面は加熱期間の終わりに一般に約２５００〜２６００°Ｆ（１３７１〜１４２７℃）の温度に達し、被覆しないサンプルの反対側は約１２００〜１７００°Ｆ（６４９〜９２７℃）の温度に達した。試験後、サンプルは被覆の破砕又は剥離の形跡を検査した。
【実施例１】
【００３４】
本発明の一実施形態の実施例は、ＣｏＮｉＣｒＡｌＹボンドコートと、セグメント化ジルコニアの第１層と、低密度のジルコニア第２層を有するシール被覆を含んだ。厚さ５ミル（０．１３ｍｍ）のボンドコートを、１６インチ（４０．６ｃｍ）ノズルを使用するＪＰ−５０００（登録商標）ＨＶＯＦトーチを用いて堆積した。毎時６ガロン（毎時２２リットル）の灯油燃料と１６５０ｓｃｆｈ（４６．７ｓｍ３／ｈ）の酸素ガスで燃焼混合物を形成した。重量％でＣｏ−３２Ｎｉ−２１Ｃｒ−８Ａｌ−０．５Ｙの公称組成物を有する合金をアルゴンキャリアガスで１３０グラム／分噴射した。Ｍｅｔｃｏ  ３ＭＢトーチを使用して両方のジルコニア層を堆積した。ジルコニア粉は、約８重量％のイットリアを有するＰｒａｘａｉｒ  Ｓｕｒｆａｃｅ  ＴｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅのＺｒＯ−１８２、公称−１４０メッシュ／＋３２５メッシュ（−１０５／＋４４ミクロン）粉であった。第１のジルコニア層用のトーチガス混合物と流量は、８０ｃｆｈ（２．３ｓｍ３／ｈ）のアルゴン、３０ｃｆｈ（０．８ｓｍ３／ｈ）の水素であり、粉体キャリアは１３ｃｆｈ（０．４ｓｍ３／ｈ）のアルゴンであった。粉体供給速度は毎分５０グラムであった。トーチは、約７５ボルトで５００アンペア、表面速度６００インチ／分（１５ｍ／分）、０．２５インチ／回転（６．４ｍｍ／回転）の前進で運転した。基板界面に平行な線に沿って測定し、各計数可能な亀裂はセラミック被覆厚さの少なくとも半分として、インチ当たり約４０亀裂（センチメートル当たり１５．７亀裂）の亀裂セグメントのパターンが発生した。亀裂パターンは１００×の拡大率で照明顕微鏡を用いて測定した。被覆の密度は理論密度で約８９％であった。第１ジルコニア層は厚さ約１０ミル（０．２５ｍｍ）であった。第２ジルコニア層用には、ＺｒＯ−１８２ジルコニア粉に４重量％のポリエステル一時的材料を混合した。トーチガス混合物と流量は、８０ｃｆｈ（２．３ｓｍ３／ｈ）のアルゴン、１５ｃｆｈ（０．４２ｓｍ３／ｈ）の水素であり、粉体キャリアは１３ｃｆｈ（０．３６ｓｍ３／ｈ）のアルゴンであった。混合粉体供給速度は毎分４５グラムであった。トーチは、約６５ボルトで５００アンペア、表面速度１５６０インチ／分（４０ｍ／分）、０．２５インチ／回転（６．４ｍｍ／回転）の前進で運転した。第２ジルコニア層は厚さ約４０ミル（１ｍｍ）であり、セグメント亀裂がなく、理論密度で６５％の密度であった。被覆の微小構造を図１に示す。
【００３５】
この実施例の被覆の摩擦許容度は、現在の先端技術の代表である低密度のジルコニア被覆のそれよりも良好であることが示された。さらに、良好な熱衝撃抵抗性を保持しながら形成することのできる全被覆及び第２ジルコニア層の厚さは、先端技術の低密度ジルコニアの単一層によるものよりもはるかに厚かった。
【００３６】
この実施例の多層被覆を上記の熱衝撃試験で評価した。この試験では、セラミック表面は加熱期間の終わりに２５３０°Ｆ（１３８８℃）の温度に達し、被覆しないサンプルの反対側は約１５００°Ｆ（８１６℃）の温度に達した。この実施例の多層被覆は、この非常に厳しい熱衝撃試験において破砕がなく、縁部にのみ被覆の周辺の約３０％（３個の試験片の平均）に亀裂が生じた。内側セラミック層の縦マクロ亀裂は外側セラミック層に伝播しなかった。この実施例の第２被覆層に類似しているが、内層がなく殆ど同じ総厚さの先端技術の低密度被覆の比較試験は、破砕がなかったが、縁部亀裂は本発明の被覆のそれの２倍を超える平均６７％に発生した。
【実施例２】
【００３７】
本発明の他の実施形態の実施例は、ＣｏＮｉＣｒＡｌＹボンドコートと、縦マイクロ亀裂（セグメント化微小構造）を有する第１ジルコニア層と、マイクロ亀裂のない低密度の第２ジルコニア層を有するシール被覆を含んだ。厚さ５ミル（０．１３ｍｍ）のＣｏＮｉＣｒＡｌＹボンドコートは同じ組成物を有し、実施例１のボンドコートと同じトーチ及び堆積パラメーターを用いて堆積した。重量パーセントでＺｒＯ２−７Ｙ２Ｏ３の組成物を有する公称−６３／＋１１ミクロンの粉体ＺｒＯ−１３７と、９０ｃｆｈ（２．５ｓｍ３／ｈ）のアルゴンに４０ｃｆｈの水素（１．１ｓｍ３／ｈ）を加えた混合トーチガス、９０ｃｆｈ（２．５ｓｍ３／ｈ）のアルゴン粉体キャリアガス、表面速度毎分３７５０インチ（９．５ｍ／分）及び０．２５インチ／回転（６．４ｍｍ／回転）の前進で、１７０アンペアで運転するＰｒａｘａｉｒ  Ｍｏｄｅｌ  １１０８トーチとを用いて第１ジルコニア層を堆積した。第２ジルコニア層は、実施例１の第２ジルコニア層と同じ粉体及び堆積パラメーターを用いて堆積した。この被覆の微小構造を図２に示す。これは、厚さ５ミル（０．１３ｍｍ）のボンドコートと、縦及び水平亀裂を有する厚さ１１５ミル（２．９ｍｍ）のジルコニア被覆の第１層、及びマイクロ亀裂パターンがなく理論密度６５％の低密度ジルコニアの、厚さ４０ミル（１ｍｍ）の隣接する第２層とからなった。
【００３８】
被覆の摩擦許容度は、第２ジルコニア層が同じなので、実施例１の低密度ジルコニア被覆のそれと同じであった。しかし、良好な熱衝撃抵抗性を保持しながら形成できるセラミック被覆の厚さの総計は、先端技術における低密度ジルコニアの単一層よりもはるかに大きかった。
【００３９】
この実施例の被覆の熱衝撃抵抗性は、上記の熱衝撃試験で求めた。この試験において、セラミックの表面温度は加熱期間の終わりに２６００°Ｆ（１４２７℃）の温度に達し、反対側の被覆しない面は約１２００°Ｆ（６４９℃）の温度に達した。この実施例の多層被覆はこの厳しい熱衝撃試験において破砕がなく、縦亀裂の伝播も剥離もなかった。
【実施例３】
【００４０】
本発明の被覆の他の実施形態の実施例は、金属ボンドコートと、制御された水平亀裂パターン（煉瓦状微小構造）を加えた縦亀裂セグメント構造を有するマクロ亀裂パターンを備える第１ジルコニア層と、亀裂パターンのない低密度の第２ジルコニア層とを有する被覆である。第１ジルコニア層の堆積パラメーターは、経験則に基づく設計（ＤＯＥ）手法を用いて決定した。前の実験から、縦及び水平亀裂に影響する基本的な変数は知られていた。いくつかの変数は、粉体及び粉体供給速度、設置距離（トーチから基板までの距離）、具体的なトーチ及びトーチの運転パラメーターを含んで一定に保った。アルゴン−水素ガス混合物によるＰＳＴ  モデル１１０８プラズマ噴霧トーチを１７０アンペアで使用した。表面速度及びトーチの前進速度はＤＯＥに従って変化させた。ＤＯＥの全ての被覆のジルコニア層は厚さ３４〜３６ミル（０．８６〜０．９１ｍｍ）であった。基板は全て、ＰＳＴ  １１０８トーチを用いて堆積した５ミル（０．１３ｍｍ）のＮｉ−５重量％Ａｌボンドコートを有する、厚さ０．１２５インチ（３．２ｍｍ）、直径１インチ（２．５ｃｍ）のＭａｒ  Ｍ−５０９合金基板であった。ＤＯＥ制御した変数及び観察された従属変数を以下に示す。
【００４１】
特に関心のある従属変数は縦及び水平亀裂であった。新しい基板で、制御された堆積パラメーターを変化させて、８種のＤＯＥ全てを３回繰り返した。サンプルの全てを別々に搭載し研磨した。一人だけの「計測者」に全ての亀裂を計測させ、試験片当たり３箇所の研磨面を評価した。ＤＯＥマトリックスと観察されたＣＰＩ、及び煉瓦化の百分比を以下に示す。
【００４２】
【表１】
2006503722.tif 000003
【００４３】
ＣＰＩ又はセンチメートル当たりの亀裂、及び煉瓦化百分比の結果は、実験の任意の種類の試験間で類似していた。データは以下のように多変量相関法を用いて解析した。最初に、２個の制御された因子と３個のＣＰＩ又はセンチメートル当たりの亀裂測定値を、２つの主因子である、平方因子と、表面速度と前進の間の相互作用因子を考慮して、有意因子について評価した。この解析において、独立変数を最初に標準化（Ｂａｓｉｃ  Ｓｔａｔｉｓｔｉｃｓ，Ｆｏｕｒｔｈ  Ｅｄｉｔｉｏｎ，著者Ｋｉｅｍｅｌｅ、Ｓｃｈｎｉｄｔ  ａｎｄ  Ｂｅｒｄｉｎｅ、Ａｉｒ  ａｃａｄｅｍｙ  Ｐｒｅｓｓ、１９９９を参照されたい）し、最も有意な因子を明らかにした。ＣＰＩでは、相互作用の項はなく、主変数とその平方の４項が有意な因子として明らかになった。煉瓦化百分比のデータを同じように処理し、表面速度と前進、及びその相互作用の主要変数の３項が有意因子として明らかになった。有意な変数を知ることによって、多変量相関法を用いてコード変換しなくても、データはそれらに当てはめられた。上記のＤＯＥ及び選択した独立変数の範囲については、相関式は、
ＣＰＩ＝３８．１５＋０．０１７４＊ＳＳ＋２１１．２＊Ａｄｖ−４．７２４＊（ＳＳ／１０００）２−５９２．２＊（Ａｄｖ）２、
亀裂／ｃｍ＝ＣＰＩ／２．５４
Ｂｋ％＝５３．１６−０．０１２３８＊ＳＳ−１０９．７９＊Ａｄ＋０．０３０９＊ＳＳ＊Ａｄｖ
であり、式中、ＳＳは表面速度（インチ／分）、Ａｄｖは前進（インチ／回転）である。例えば、煉瓦化の高い被覆を設計する必要があれば、遅い表面速度と遅い前進が好ましい。これらの結果は、ＰＳＴ  モデル１１０８トーチ、並びにここで用いた粉体と堆積パラメーターを使用して得られる被覆密度にのみ正確に適用される。しかし、本明細書に述べるＤＯＥ法は他のトーチ及び粉体系にも適用することができる。類似のＤＯＥマトリックスを用いて、ＺｒＯ−１８２粉体及びＭｅｔｃｏ  ３ＭＢトーチを用いる亀裂パターンを形成した。
【００４４】
上述の熱衝撃試験を用いて上記ＤＯＥにおける熱衝撃抵抗性を求めた。ＤＯＥの最初の種類における被覆のみが被覆の破砕を示した。この被覆はＣＰＩ（センチメートル当たりの亀裂）と煉瓦化百分比の最高の組み合わせを有した。他の種類の被覆は、３０×の拡大率で検査して破砕及び縁部の亀裂がなく、或いは僅かな縁部亀裂しか示さなかった。
【００４５】
多層系は、金属ボンドコートと、煉瓦状微小構造の内層を備える上記の被覆の１つと、実施例１及び２に述べた同じ低密度ジルコニアを有する第２ジルコニア層を設けることによって容易に作製することができる。それらの多層被覆は実施例１に述べた同じ摩擦許容度を有するであろう。しかし、独特な煉瓦化微小構造のため、これらの被覆は、ある種の用途において、低密度の第２層を追加することなく摩擦許容度に使用することができる。
【実施例４】
【００４６】
本発明の他の実施形態の実施例は、上記の多層被覆の２層だけを使用して、多層被覆を以下の表に示した特定の熱伝導性を有するように設計することを含む。第１層は高密度の縦セグメント化したイットリア安定化ジルコニア被覆である。被覆は約９２パーセントの密度であり、インチ当たり約５０個の縦セグメント亀裂（センチメートル当たり２０亀裂）を有するであろう。いくつかの縦亀裂から伸びる水平分岐亀裂は、前に定義した煉瓦化百分比で部分的に特徴付けることができる。この場合、煉瓦化百分比は約１０パーセントと推定される。
【００４７】
実施例の第２層は、多層被覆の上部層として使用することのできる低密度の磨耗性層である。この被覆は約６５パーセントの理論密度を有し、縦セグメント亀裂がなく、また、研磨断面を１００×の拡大率で観察して認められる水平亀裂も少ない。以下の表は、内層と外側層の厚さの異なる組み合わせについて、総厚さ８０ミル（２ｍｍ）の多層を横断する熱伝導性、及び個々の層の熱伝導性の値から計算した温度降下を示している。
【００４８】
【表２】
2006503722.tif 000004
この単純化した計算例は、放射又は対流がなく、層間に界面抵抗がなく、熱フラックスは６０ワット、層２の外側表面で温度が２５５０°Ｆ（１３９９℃）の時のひとつの寸法的な熱流である。
【００４９】
実際には、複合多層が作製され、全体の系をレーザフラッシュ法などの方法を用いて測定して実際の複合体の熱伝導性を求める。それらの複合多層の実際の温度降下は、表面の実際の温度及び実際の環境、並びに基板の温度とその熱フラックスによって表面に伝達された有効熱フラックスによって変わり得る。計算の結果は、多層被覆系によって提供される他の熱伝導性設計の可能性を示す。
【００５０】
一般に、多層被覆は優れた熱遮断と優れた磨耗性を提供する。それらは優れた熱衝撃と熱疲労抵抗性のために可能であった従来の被覆よりもはるかに厚い被覆を提供することが容易である。例えば、内側層及び外側層は総厚さ約０．２ｍｍ〜約１０ｍｍとすることができ、約２ｍｍより厚いことが有利であり、約２〜５ｍｍの総厚さが最も有利である。内側セラミック層からの縦亀裂が被覆の最初の熱サイクル中に外側セラミック層を通って伝播するのを防止するために、外側セラミック層は十分な一体性又は強度を有することが最も有利である。しかし、外側セラミック層は長期のガスタービンエンジンの運転中に限られた量の亀裂を生じることがあるが、被覆の独特な多層構造によって、しばしば亀裂に伴う破砕が限定されるようである。さらに、多層被覆は予め決定した熱伝導性を有する熱遮断被覆を提供することができる。これらの被覆は、通常、被覆系にはるかに大きな熱衝撃抵抗性も提供する、異なる微小構造の多層セラミック材料を含む。
【００５１】
被覆系はガスタービンエンジンのタービン及び圧縮機区画の両方、並びに他の用途に有用性を見出すことができる。例えば、被覆した基板は、ガスタービン用空気シールなどのガスタービンエンジンの構成要素として有利である。多層被覆は磨耗性被覆であることが最も有利であり、これらの磨耗性被覆はブレード先端又はナイフ縁部に対向する空気シールとして特に有用である。
【００５２】
本発明は、その範囲を逸脱することなく多くの可能な実施形態が実施でき、したがって、本明細書に記載した全ての事項は、例示として解釈すべきであり、制限するものではない。
【図面の簡単な説明】
【００５３】
【図１】実施例１の多層被覆の研磨した断面を１００倍に拡大した顕微鏡図である。底部に示されているのは厚さ５ミル（０．１３ｍｍ）のＨＶＯＦ  ＣｏＮｉＣｒＡｌＹボンドコートを有する基板合金であり、次いで、１０ミル（０．２５ｍｍ）のプラズマ噴霧した縦亀裂セグメントのイットリアで部分的に安定化したジルコニアであり、次いで頂部に４０ミル（１ｍｍ）のプラズマ噴霧した低密度（理論的に６５％）のイットリアで部分的に安定化したジルコニアである。
【図２】実施例２の多層被覆の研磨した断面を５０倍に拡大した顕微鏡図である。底部に示されているのは厚さ５ミル（０．１３ｍｍ）のＨＶＯＦ  ＣｏＮｉＣｒＡｌＹボンドコートを有する基板合金であり、次いで、１１５ミル（２．９ｍｍ）のプラズマ噴霧した縦亀裂セグメントのイットリアで部分的に安定化したジルコニアであり、次いで頂部に４０ミル（１ｍｍ）のプラズマ噴霧した低密度（理論的に６５％）のイットリアで部分的に安定化したジルコニアである。
【図３】実施例３の多層被覆の研磨した断面を１００倍に拡大した顕微鏡図である。これは実施例３のＤＯＥの煉瓦状被覆であり、２５５０°Ｆ（１３９９℃）で２０００サイクルの後、破砕がなく、わずかに８％の縁の亀裂を生じて熱衝撃試験を通過した。底部に示されているのは厚さ５ミル（０．１３ｍｍ）のＣｏＮｉＣｒＡｌＹボンドコートを有する基板合金であり、次いで、３６ミル（０．９ｍｍ）のプラズマ噴霧したイットリアで部分的に安定化したジルコニアであり、６３ＣＰＩ（インチ長さ当たりの亀裂）又はｃｍ長さ当たりの縦亀裂で２５亀裂及び３４％の煉瓦化を示した（サンプルの全幅で測定した）。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【国際調査報告】
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