JP2575286B2 - 熱遮蔽材料 - Google Patents
熱遮蔽材料Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、ガスタービンエンジン
の燃焼器・静翼・動翼、次世代の超音速機用機体・エン
ジン構造材料など、極めて高い熱負荷を受け、かつ大き
な熱応力を生じることが予想される遮熱部材への適用を
目的とした熱遮蔽材料に関するものである。
の燃焼器・静翼・動翼、次世代の超音速機用機体・エン
ジン構造材料など、極めて高い熱負荷を受け、かつ大き
な熱応力を生じることが予想される遮熱部材への適用を
目的とした熱遮蔽材料に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】高温の燃焼ガス流にさらされる金属基材
の表面に、プラズマ溶射により熱遮蔽性セラミックスコ
ーティングを施し、熱流束レベルの低減による構造部材
の長寿命化を意図する方法は公知である。例えば、金属
基材の表面に、まず１００μｍ厚程度のボンドコート
（例えば、Ｎｉ・Ｃｏ等の金属とＣｒ・Ａｌ・Ｙの合金
からなるもの、以下この合金を「ＭＣｒＡｌＹ」とい
う）を施し、このボンドコートの上に２００μｍ厚程度
の遮熱層たる完全安定化ジルコニアまたは部分安定化ジ
ルコニア（以下、単に「ジルコニア」という）をプラズ
マ溶射または電子ビームＰＶＤによりコートする、「二
層コーティング」が知られている。しかし、この場合の
ジルコニアの最高表面温度は約１０２０℃程度、ボンド
コートとジルコニアとの界面温度は約９２０℃程度であ
ると推定され、遮熱層内の温度落差は１００Ｋ程度であ
る。温度落差は遮熱性能の指標となるパラメータであっ
て、温度落差が大きいほど遮熱性能は高いといえる。そ
こで、この温度落差を大きくするためにジルコニアコー
ティングの厚さを２００μｍ以上にすると、ジルコニア
層とボンド層界面への熱応力集中によりコーティング層
が剥離するため、二層コーティングによる熱遮蔽材内の
温度落差は１００Ｋ程度が限界であった。
の表面に、プラズマ溶射により熱遮蔽性セラミックスコ
ーティングを施し、熱流束レベルの低減による構造部材
の長寿命化を意図する方法は公知である。例えば、金属
基材の表面に、まず１００μｍ厚程度のボンドコート
（例えば、Ｎｉ・Ｃｏ等の金属とＣｒ・Ａｌ・Ｙの合金
からなるもの、以下この合金を「ＭＣｒＡｌＹ」とい
う）を施し、このボンドコートの上に２００μｍ厚程度
の遮熱層たる完全安定化ジルコニアまたは部分安定化ジ
ルコニア（以下、単に「ジルコニア」という）をプラズ
マ溶射または電子ビームＰＶＤによりコートする、「二
層コーティング」が知られている。しかし、この場合の
ジルコニアの最高表面温度は約１０２０℃程度、ボンド
コートとジルコニアとの界面温度は約９２０℃程度であ
ると推定され、遮熱層内の温度落差は１００Ｋ程度であ
る。温度落差は遮熱性能の指標となるパラメータであっ
て、温度落差が大きいほど遮熱性能は高いといえる。そ
こで、この温度落差を大きくするためにジルコニアコー
ティングの厚さを２００μｍ以上にすると、ジルコニア
層とボンド層界面への熱応力集中によりコーティング層
が剥離するため、二層コーティングによる熱遮蔽材内の
温度落差は１００Ｋ程度が限界であった。
【０００３】このように、遮熱層（ジルコニア）を厚膜
化して高い温度落差を得ようとすると、ジルコニア層と
ボンド層界面での膨張率ミスマッチに基づく熱応力破壊
が問題となったので、これを回避する手段として、最表
面のジルコニア層と内側の金属ボンド層（ＭＣｒＡｌ
Ｙ）との間に、両者が組成比で５０％づつ混合された層
を挿入する構造（三層コーティング）や、最表面のジル
コニア層から内側の金属ボンド層へと組成が連続的に変
化する傾斜機能材料（以下「ＦＧＭ」という）が提案さ
れている。例えば、米国特許第４２４８９４０号には、
「最表面をジルコニア単独層とし、ボンドコートをコバ
ルト、鉄、ニッケルまたはニッケル−コバルト合金の中
のいずれかと、１０〜２５％のクロムと、１０〜１８％
のアルミニウムと、１％以下のイットリムの合金で構成
し、ジルコニア単独層とボンドコートの間において、こ
れら両層の成分を連続的に変化せしめるように構成した
熱遮蔽材料」が開示されている。
化して高い温度落差を得ようとすると、ジルコニア層と
ボンド層界面での膨張率ミスマッチに基づく熱応力破壊
が問題となったので、これを回避する手段として、最表
面のジルコニア層と内側の金属ボンド層（ＭＣｒＡｌ
Ｙ）との間に、両者が組成比で５０％づつ混合された層
を挿入する構造（三層コーティング）や、最表面のジル
コニア層から内側の金属ボンド層へと組成が連続的に変
化する傾斜機能材料（以下「ＦＧＭ」という）が提案さ
れている。例えば、米国特許第４２４８９４０号には、
「最表面をジルコニア単独層とし、ボンドコートをコバ
ルト、鉄、ニッケルまたはニッケル−コバルト合金の中
のいずれかと、１０〜２５％のクロムと、１０〜１８％
のアルミニウムと、１％以下のイットリムの合金で構成
し、ジルコニア単独層とボンドコートの間において、こ
れら両層の成分を連続的に変化せしめるように構成した
熱遮蔽材料」が開示されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記し
たように、ジルコニア／ＭＣｒＡｌＹの二層コーティン
グでは、熱応力によるコーティング層の剥離を防止する
観点から熱遮蔽材料の厚さは限界に達しており、熱遮蔽
材内の温度落差は１００Ｋが上限である。従って、二層
コーティングでは、将来のガスタービンエンジンのター
ビン入口温度の高温化に代表されるような実機使用条件
の過酷化に対して、その要求に充分に応えることはでき
ない。
たように、ジルコニア／ＭＣｒＡｌＹの二層コーティン
グでは、熱応力によるコーティング層の剥離を防止する
観点から熱遮蔽材料の厚さは限界に達しており、熱遮蔽
材内の温度落差は１００Ｋが上限である。従って、二層
コーティングでは、将来のガスタービンエンジンのター
ビン入口温度の高温化に代表されるような実機使用条件
の過酷化に対して、その要求に充分に応えることはでき
ない。
【０００５】また、三層コーティングやＦＧＭでは、熱
遮蔽材内の温度落差が大きくなるため遮熱性能は向上す
るが、逆にこの大きな温度勾配に起因して高温ガス側表
面（セラミックス層）に縦亀裂が発生したり、剥離が生
じることがある。これは、高温側表面と低温の内側（金
属基材側）との間の熱膨張量に差異があるため、低温の
金属基材側に比して高温のセラミックス側でより大きな
熱膨張歪を発生し、極めて大きな圧縮応力下に置かれる
結果である。この傾向は、最表面層のセラミックスとし
て金属材料に近い線膨張係数を有する材料（例えばジル
コニア、その線膨張係数は約１１×１０-6／ｋである）
を用いた場合において特に顕著になる。すなわち、金属
基材上に熱遮蔽材料としてセラミックコーティングを施
す場合、コーティング層の剥離防止のためにセラミック
コーティングの線膨張係数を金属基材の線膨張係数に近
似させるのが基本的な考え方であるが、温度落差を大き
くするために熱遮蔽材料の厚みを増加した場合、熱遮蔽
材料の最高表面温度と金属基材表面温度がかなり異なる
ため、両者の線膨張係数が近似していると、熱遮蔽材料
と金属基材の温度差がそのまま両者の熱膨張量の差とな
って現れ、大きな熱膨張歪を発生することになるのであ
る。
遮蔽材内の温度落差が大きくなるため遮熱性能は向上す
るが、逆にこの大きな温度勾配に起因して高温ガス側表
面（セラミックス層）に縦亀裂が発生したり、剥離が生
じることがある。これは、高温側表面と低温の内側（金
属基材側）との間の熱膨張量に差異があるため、低温の
金属基材側に比して高温のセラミックス側でより大きな
熱膨張歪を発生し、極めて大きな圧縮応力下に置かれる
結果である。この傾向は、最表面層のセラミックスとし
て金属材料に近い線膨張係数を有する材料（例えばジル
コニア、その線膨張係数は約１１×１０-6／ｋである）
を用いた場合において特に顕著になる。すなわち、金属
基材上に熱遮蔽材料としてセラミックコーティングを施
す場合、コーティング層の剥離防止のためにセラミック
コーティングの線膨張係数を金属基材の線膨張係数に近
似させるのが基本的な考え方であるが、温度落差を大き
くするために熱遮蔽材料の厚みを増加した場合、熱遮蔽
材料の最高表面温度と金属基材表面温度がかなり異なる
ため、両者の線膨張係数が近似していると、熱遮蔽材料
と金属基材の温度差がそのまま両者の熱膨張量の差とな
って現れ、大きな熱膨張歪を発生することになるのであ
る。
【０００６】本発明は従来の技術の有するこのような問
題点に鑑みてなされたものであって、その目的は、遮熱
性能に優れているとともに超高温に耐えることができる
熱遮蔽材料を提供することにある。また、本発明の目的
は、ガスタービンエンジンの燃焼器・静翼・動翼、次世
代の超音速機用機体・エンジン構造材料など、極めて高
い熱負荷を受け、かつ大きな熱応力を生じることが予想
される遮熱部材として使用しても優れた性能を発揮する
熱遮蔽材料を提供することにある。
題点に鑑みてなされたものであって、その目的は、遮熱
性能に優れているとともに超高温に耐えることができる
熱遮蔽材料を提供することにある。また、本発明の目的
は、ガスタービンエンジンの燃焼器・静翼・動翼、次世
代の超音速機用機体・エンジン構造材料など、極めて高
い熱負荷を受け、かつ大きな熱応力を生じることが予想
される遮熱部材として使用しても優れた性能を発揮する
熱遮蔽材料を提供することにある。
【０００７】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本発明は、金属基材を被覆する熱遮蔽材料であっ
て、最表層を線膨張係数が８．０×１０-6〜１０．５×
１０-6／Ｋである複合セラミックス層とし、金属基材に
接する層を金属のみの金属層で構成し、上記複合セラミ
ックス層と金属層との中間層をセラミックスと金属との
複合材料で構成し、複合セラミックス層から中間層を経
て金属層に至る組成の線膨張係数を、熱遮蔽材料内の熱
応力を最小ならしめるように連続的に変化させたことを
特徴とする熱遮蔽材料を第一の発明とし、上記第一の発
明において、複合セラミックスが、完全安定化もしくは
部分安定化ジルコニア７０容積％とコーディエライト３
０容積％からなる熱遮蔽材料を第二の発明とする。
に、本発明は、金属基材を被覆する熱遮蔽材料であっ
て、最表層を線膨張係数が８．０×１０-6〜１０．５×
１０-6／Ｋである複合セラミックス層とし、金属基材に
接する層を金属のみの金属層で構成し、上記複合セラミ
ックス層と金属層との中間層をセラミックスと金属との
複合材料で構成し、複合セラミックス層から中間層を経
て金属層に至る組成の線膨張係数を、熱遮蔽材料内の熱
応力を最小ならしめるように連続的に変化させたことを
特徴とする熱遮蔽材料を第一の発明とし、上記第一の発
明において、複合セラミックスが、完全安定化もしくは
部分安定化ジルコニア７０容積％とコーディエライト３
０容積％からなる熱遮蔽材料を第二の発明とする。
【０００８】上記複合セラミックスは、完全安定化もし
くは部分安定化ジルコニアと８．０×１０-6／Ｋ以下の
線膨張係数を有する酸化物を有し且つ該複合セラミック
スの線膨張係数が完全安定化もしくは部分安定化ジルコ
ニアの線膨張係数以下であるのが好ましく、複合セラミ
ックスの線膨張係数は８．０×１０-6〜１０．５×１０
-6／Ｋの範囲にあるのが特に好ましい。
くは部分安定化ジルコニアと８．０×１０-6／Ｋ以下の
線膨張係数を有する酸化物を有し且つ該複合セラミック
スの線膨張係数が完全安定化もしくは部分安定化ジルコ
ニアの線膨張係数以下であるのが好ましく、複合セラミ
ックスの線膨張係数は８．０×１０-6〜１０．５×１０
-6／Ｋの範囲にあるのが特に好ましい。
【０００９】上記完全安定化もしくは部分安定化ジルコ
ニアの安定化成分は、Ｙ2 Ｏ3 、Ｙｂ2 Ｏ3 、ＣｅＯま
たはＭｇＯの中の１種以上を使用することができる。ま
た、上記ジルコニア中の安定化成分の比率は、６〜２０
重量％であるのが好ましい。８．０×１０-6／Ｋ以下の
線膨張係数を有する酸化物は、アルミノシリケートガラ
ス、ボロシリケートガラス、五酸化タンタル（Ｔａ2 Ｏ
5)、五酸化ニオブ（Ｎｂ2 Ｏ5)、五酸化バナジウム（Ｖ
2 Ｏ5)、燐酸ジルコニル（（ＺｒＯ）2 Ｐ2Ｏ7)、チタ
ン酸アルミニウム（ＴｉＯ2 ・Ａｌ2 Ｏ3)、ムライト
（３Ａｌ2 Ｏ3・２ＳｉＯ2)またはスピネル（ＭｇＯ・
Ａｌ2 Ｏ3)のいずれかであるのが好ましい。上記アルミ
ノシリケートガラスは、コーディエライト（２ＭｇＯ・
２Ａｌ2Ｏ3 ・５ＳｉＯ2)、β−スポデューメン（Ｌｉ
2 Ｏ・Ａｌ2 Ｏ3 ・４ＳｉＯ2)またはベリル（３ＢｅＯ
・Ａｌ2 Ｏ3 ・６ＳｉＯ2)の中の１種以上からなるのが
好ましい。
ニアの安定化成分は、Ｙ2 Ｏ3 、Ｙｂ2 Ｏ3 、ＣｅＯま
たはＭｇＯの中の１種以上を使用することができる。ま
た、上記ジルコニア中の安定化成分の比率は、６〜２０
重量％であるのが好ましい。８．０×１０-6／Ｋ以下の
線膨張係数を有する酸化物は、アルミノシリケートガラ
ス、ボロシリケートガラス、五酸化タンタル（Ｔａ2 Ｏ
5)、五酸化ニオブ（Ｎｂ2 Ｏ5)、五酸化バナジウム（Ｖ
2 Ｏ5)、燐酸ジルコニル（（ＺｒＯ）2 Ｐ2Ｏ7)、チタ
ン酸アルミニウム（ＴｉＯ2 ・Ａｌ2 Ｏ3)、ムライト
（３Ａｌ2 Ｏ3・２ＳｉＯ2)またはスピネル（ＭｇＯ・
Ａｌ2 Ｏ3)のいずれかであるのが好ましい。上記アルミ
ノシリケートガラスは、コーディエライト（２ＭｇＯ・
２Ａｌ2Ｏ3 ・５ＳｉＯ2)、β−スポデューメン（Ｌｉ
2 Ｏ・Ａｌ2 Ｏ3 ・４ＳｉＯ2)またはベリル（３ＢｅＯ
・Ａｌ2 Ｏ3 ・６ＳｉＯ2)の中の１種以上からなるのが
好ましい。
【００１０】
【作用】最表層を線膨張係数が８．０×１０-6〜１０．
５×１０-6／Ｋである複合セラミックス層とし、複合セ
ラミックス層から中間層を経て金属層に至る組成の線膨
張係数を、熱遮蔽材料内の熱応力を最小ならしめるよう
に連続的に変化させたので、遮熱性能に優れ、且つ熱遮
蔽材料内に発生する圧縮歪は小さく抑えられる。
５×１０-6／Ｋである複合セラミックス層とし、複合セ
ラミックス層から中間層を経て金属層に至る組成の線膨
張係数を、熱遮蔽材料内の熱応力を最小ならしめるよう
に連続的に変化させたので、遮熱性能に優れ、且つ熱遮
蔽材料内に発生する圧縮歪は小さく抑えられる。
【００１１】
【実施例】本発明の実施例として、ガスタービンの遮熱
コーティングに代表される従来の熱遮蔽材の熱遮蔽特性
を大幅に向上させる材料の探索を以下の手順で行ったの
で、順次説明する。
コーティングに代表される従来の熱遮蔽材の熱遮蔽特性
を大幅に向上させる材料の探索を以下の手順で行ったの
で、順次説明する。
【００１２】(1) ジルコニア／ＮｉＣｒ系ＦＧＭの遮熱
性能 (a) ベース材料として、ガスタービンの遮熱コーティン
グで用いられている熱遮蔽材料（ジルコニア／ＮｉＣｏ
ＣｒＡｌＹ：二層コーティング）の『ＮｉＣｏＣｒＡｌ
Ｙ』を『ＮｉＣｒ』で代替したジルコニア／ＮｉＣｒ系
ＦＧＭについて、等しい熱遮蔽特性を有し且つ組成分布
が異なる複数のＦＧＭを選定するために、数値解析によ
り、図１に示すような組成分布と材料厚さのＦＧＭを得
た。図１(a) 〜(c) において、最表面層Ｓの１００容積
％ジルコニアから内側Ｕの１００容積％ＮｉＣｒまで、
１０容積％づつその組成が変わっており、縦軸方向Ｌは
厚みを示し、横軸方向Ｈは組成割合を示す。図１(a)
は、全厚みが２．９８０mmであり、組成分布の特徴は、
ある層の厚さｔiに対する隣接する低温側の層の厚さｔ
i+1 の比ｄ値（ｔi+1 ／ｔi 、以下「組成分布パラメー
タ」という）を０．８としたものである。以下、図１
(a)の組成分布を有する材料を『ＹＳＺ０．８』と表示
する。図１(b) は、全厚みが３．５０４mmであり、上記
ｄ値を１．０としたものであり、図１(c) は、全厚みが
４．０９０mmであり、上記ｄ値を１．２としたものであ
る。以下、図１(b) 、図１(c) の組成分布を有する材料
を、それぞれ『ＹＳＺ１．０』、『ＹＳＺ１．２』と表
示する。図１(a) 〜(c) において、１００容積％ジルコ
ニアと１００容積％ＮｉＣｒの厚みはすべて同じであ
り、それぞれ２００μｍ、１０００μｍである。これ
ら、『ＹＳＺ０．８』〜『ＹＳＺ１．２』のＦＧＭは、
粉末焼結法により作製した。
性能 (a) ベース材料として、ガスタービンの遮熱コーティン
グで用いられている熱遮蔽材料（ジルコニア／ＮｉＣｏ
ＣｒＡｌＹ：二層コーティング）の『ＮｉＣｏＣｒＡｌ
Ｙ』を『ＮｉＣｒ』で代替したジルコニア／ＮｉＣｒ系
ＦＧＭについて、等しい熱遮蔽特性を有し且つ組成分布
が異なる複数のＦＧＭを選定するために、数値解析によ
り、図１に示すような組成分布と材料厚さのＦＧＭを得
た。図１(a) 〜(c) において、最表面層Ｓの１００容積
％ジルコニアから内側Ｕの１００容積％ＮｉＣｒまで、
１０容積％づつその組成が変わっており、縦軸方向Ｌは
厚みを示し、横軸方向Ｈは組成割合を示す。図１(a)
は、全厚みが２．９８０mmであり、組成分布の特徴は、
ある層の厚さｔiに対する隣接する低温側の層の厚さｔ
i+1 の比ｄ値（ｔi+1 ／ｔi 、以下「組成分布パラメー
タ」という）を０．８としたものである。以下、図１
(a)の組成分布を有する材料を『ＹＳＺ０．８』と表示
する。図１(b) は、全厚みが３．５０４mmであり、上記
ｄ値を１．０としたものであり、図１(c) は、全厚みが
４．０９０mmであり、上記ｄ値を１．２としたものであ
る。以下、図１(b) 、図１(c) の組成分布を有する材料
を、それぞれ『ＹＳＺ１．０』、『ＹＳＺ１．２』と表
示する。図１(a) 〜(c) において、１００容積％ジルコ
ニアと１００容積％ＮｉＣｒの厚みはすべて同じであ
り、それぞれ２００μｍ、１０００μｍである。これ
ら、『ＹＳＺ０．８』〜『ＹＳＺ１．２』のＦＧＭは、
粉末焼結法により作製した。
【００１３】次に、水素バーナリグテストにより、図２
に示すような熱遮蔽特性図を得た。図２において、縦軸
は厚み(mm)を示し、横軸は熱伝導率（Ｗ／ｍＫ）を示
し、傾きは、熱抵抗特性（遮熱性能）を示す。同図に示
されているように、『ＹＳＺ０．８』〜『ＹＳＺ１．
２』の５点は略同一直線上にあると思われ、これらの材
料の遮熱性能は略同等であることが分かる。すなわち、
セラミックスリッチな『ＹＳＺ０．８』は有効熱伝導率
が低いため、同一遮熱性能の金属リッチな『ＹＳＺ１．
２』に比して、全体厚さを薄くすることができるのであ
る。
に示すような熱遮蔽特性図を得た。図２において、縦軸
は厚み(mm)を示し、横軸は熱伝導率（Ｗ／ｍＫ）を示
し、傾きは、熱抵抗特性（遮熱性能）を示す。同図に示
されているように、『ＹＳＺ０．８』〜『ＹＳＺ１．
２』の５点は略同一直線上にあると思われ、これらの材
料の遮熱性能は略同等であることが分かる。すなわち、
セラミックスリッチな『ＹＳＺ０．８』は有効熱伝導率
が低いため、同一遮熱性能の金属リッチな『ＹＳＺ１．
２』に比して、全体厚さを薄くすることができるのであ
る。
【００１４】(b) これら同等の遮熱性能を有する『ＹＳ
Ｚ０．８』〜『ＹＳＺ１．２』の間において、耐熱衝撃
限界表面温度を測定すると、最も高い耐熱衝撃限界表面
温度を示したのは、『ＹＳＺ０．８』であり、推定ガス
温度２０１５℃において、セラミックス表面温度１１４
０℃、金属表面温度７６５℃、ＦＧＭ内温度落差は３７
５Ｋであった。
Ｚ０．８』〜『ＹＳＺ１．２』の間において、耐熱衝撃
限界表面温度を測定すると、最も高い耐熱衝撃限界表面
温度を示したのは、『ＹＳＺ０．８』であり、推定ガス
温度２０１５℃において、セラミックス表面温度１１４
０℃、金属表面温度７６５℃、ＦＧＭ内温度落差は３７
５Ｋであった。
【００１５】(c) 耐熱衝撃限界表面温度を上回る条件の
熱負荷を与えると、いずれの材料についても垂直亀裂の
発生が確認され、最表面層（ジルコニア１００％層）が
脱落（スポーリング）した。熱応力解析により、垂直亀
裂・スポーリングの発生は、それぞれ損傷の発生時期、
メカニズムともに異なるが、いずれの場合においても、
加熱段階で最表面層に生じる強大な面内圧縮応力がその
損傷の主たる原因となっていることが判明した。
熱負荷を与えると、いずれの材料についても垂直亀裂の
発生が確認され、最表面層（ジルコニア１００％層）が
脱落（スポーリング）した。熱応力解析により、垂直亀
裂・スポーリングの発生は、それぞれ損傷の発生時期、
メカニズムともに異なるが、いずれの場合においても、
加熱段階で最表面層に生じる強大な面内圧縮応力がその
損傷の主たる原因となっていることが判明した。
【００１６】(2) 損傷回避のために有効な要因の抽出 次に、加熱段階で最表面層に生じる面内圧縮応力、すな
わち，面内圧縮歪を最小にする条件を数値解析により求
めた。そこで、その手法を以下に簡単に説明する。ＦＧ
Ｍをｎ層積層板とみなし、面外変形を拘束し、片面を一
様に加熱し、他面を冷却して板厚方向に温度勾配を与え
た場合、加熱側最表面層であるセラミックス層に生じる
全圧縮歪量Δεt-h は、 Δεt-h ＝（ΣＥi ｔi ) -1ΣＥi ｔi （αC ΔＴC −αi ΔＴi ) ・・ と表される（なお、ｉ＝１〜ｎ）。式において、各記
号の意味は以下の通りである。 Ｅi ＝各層を構成する材料の弾性係数 αi ＝各層を構成する材料の線膨張係数 ｔi ＝各層の板厚 ΔＴi ＝加熱に伴う各層の温度上昇値 αC ＝セラミックスの線膨張係数 ΔＴC ＝最表面セラミックス層の加熱に伴う温度上昇値 式は、加熱過程における最表面層の圧縮歪が各層の板
厚、すなわちＦＧＭの組成分布、弾性係数および線膨張
係数に依存していることを示している。
わち，面内圧縮歪を最小にする条件を数値解析により求
めた。そこで、その手法を以下に簡単に説明する。ＦＧ
Ｍをｎ層積層板とみなし、面外変形を拘束し、片面を一
様に加熱し、他面を冷却して板厚方向に温度勾配を与え
た場合、加熱側最表面層であるセラミックス層に生じる
全圧縮歪量Δεt-h は、 Δεt-h ＝（ΣＥi ｔi ) -1ΣＥi ｔi （αC ΔＴC −αi ΔＴi ) ・・ と表される（なお、ｉ＝１〜ｎ）。式において、各記
号の意味は以下の通りである。 Ｅi ＝各層を構成する材料の弾性係数 αi ＝各層を構成する材料の線膨張係数 ｔi ＝各層の板厚 ΔＴi ＝加熱に伴う各層の温度上昇値 αC ＝セラミックスの線膨張係数 ΔＴC ＝最表面セラミックス層の加熱に伴う温度上昇値 式は、加熱過程における最表面層の圧縮歪が各層の板
厚、すなわちＦＧＭの組成分布、弾性係数および線膨張
係数に依存していることを示している。
【００１７】そして、式を用いた数値計算により、Ｆ
ＧＭを１０層積層板とみなし、以下の表１に示す組成分
布パラメーター（ｄ値）、弾性係数、線膨張係数および
熱伝導率を与えた場合において、各層の厚さをすべて
０．５mmとした場合（ｄ＝１．０）の熱抵抗係数５．９
×１０-4ｍ2 Ｋ／Ｗを標準値として、組成分布が変化し
てもその熱抵抗係数がすべてこの値に等しくなるように
ＦＧＭ厚さを設定し（図１参照）、加熱過程で最表面層
に発生する全圧縮歪量Δεt-h を計算した。なお、表面
温度、裏面温度はそれぞれ１１００℃、７００℃とし、
材料内部の温度分布計算を行った後に歪量を算出した。
ＧＭを１０層積層板とみなし、以下の表１に示す組成分
布パラメーター（ｄ値）、弾性係数、線膨張係数および
熱伝導率を与えた場合において、各層の厚さをすべて
０．５mmとした場合（ｄ＝１．０）の熱抵抗係数５．９
×１０-4ｍ2 Ｋ／Ｗを標準値として、組成分布が変化し
てもその熱抵抗係数がすべてこの値に等しくなるように
ＦＧＭ厚さを設定し（図１参照）、加熱過程で最表面層
に発生する全圧縮歪量Δεt-h を計算した。なお、表面
温度、裏面温度はそれぞれ１１００℃、７００℃とし、
材料内部の温度分布計算を行った後に歪量を算出した。
【００１８】
【表１】
【００１９】その結果によれば、ＦＧＭの加熱過程にお
ける表面の熱歪量に大きな影響を及ぼす物性因子は高温
側材料であるセラミックスの線膨張係数であり、組成分
布パラメーター（ｄ値）や弾性係数とＦＧＭの熱歪量と
の間には顕著な相関関係は見られなかった。図３は、セ
ラミックスの線膨張係数（縦軸、１０-6／Ｋ）と、ＦＧ
Ｍ加熱側表面の全圧縮歪量（横軸）との関係を示す図で
ある。同図に示すように、線膨張係数が約８．０×１０
-6〜１０．５×１０-6であるセラミックスを高温側材料
として採用することにより、加熱過程での全圧縮歪量を
著しく減少しうることが分かる。
ける表面の熱歪量に大きな影響を及ぼす物性因子は高温
側材料であるセラミックスの線膨張係数であり、組成分
布パラメーター（ｄ値）や弾性係数とＦＧＭの熱歪量と
の間には顕著な相関関係は見られなかった。図３は、セ
ラミックスの線膨張係数（縦軸、１０-6／Ｋ）と、ＦＧ
Ｍ加熱側表面の全圧縮歪量（横軸）との関係を示す図で
ある。同図に示すように、線膨張係数が約８．０×１０
-6〜１０．５×１０-6であるセラミックスを高温側材料
として採用することにより、加熱過程での全圧縮歪量を
著しく減少しうることが分かる。
【００２０】(3) 最適材料の選定 以上詳細に説明したように、低温側材料（金属）に比し
て線膨張係数が低い材料を高温側（セラミックス層）に
適用することにより、加熱時の圧縮歪を低減しうること
が分かったので、ジルコニアの優れた熱遮蔽特性（低熱
伝導性）を犠牲にすることなく、その線膨張係数を低減
させるために、代表的な低熱膨張セラミックスであるコ
ーディエライトを３０容積％添加したジルコニア（Ｃ７
Ｚ）と、コーディエライトを６０容積％添加したジルコ
ニア（Ｃ４Ｚ）をホットプレス焼結により作製し、その
複合セラミックスの線膨張係数を測定した。その結果を
図４に示す。なお、図４には、ジルコニア１００容積％
のＹＳＺとハステロイＸの線膨張係数も同時に示した。
図４において、縦軸は線膨張係数であり、横軸は温度で
ある。同図に明らかなように、Ｃ７Ｚの線膨張係数は、
測定温度２００〜１２００℃において、８．０×１０-6
〜９．０×１０-6／Ｋの範囲にあり、上記した好ましい
線膨張係数の範囲を満足することが分かる。また、ジル
コニア、コーディエライトともに、ＮｉＣｒとの高温反
応はなく、ジルコニア−コーディエライト／金属系ＦＧ
Ｍとした場合の化学的安定性にも問題のないことを、Ｘ
線回折およびＸ線マイクロアナライザ分析により確認し
た。
て線膨張係数が低い材料を高温側（セラミックス層）に
適用することにより、加熱時の圧縮歪を低減しうること
が分かったので、ジルコニアの優れた熱遮蔽特性（低熱
伝導性）を犠牲にすることなく、その線膨張係数を低減
させるために、代表的な低熱膨張セラミックスであるコ
ーディエライトを３０容積％添加したジルコニア（Ｃ７
Ｚ）と、コーディエライトを６０容積％添加したジルコ
ニア（Ｃ４Ｚ）をホットプレス焼結により作製し、その
複合セラミックスの線膨張係数を測定した。その結果を
図４に示す。なお、図４には、ジルコニア１００容積％
のＹＳＺとハステロイＸの線膨張係数も同時に示した。
図４において、縦軸は線膨張係数であり、横軸は温度で
ある。同図に明らかなように、Ｃ７Ｚの線膨張係数は、
測定温度２００〜１２００℃において、８．０×１０-6
〜９．０×１０-6／Ｋの範囲にあり、上記した好ましい
線膨張係数の範囲を満足することが分かる。また、ジル
コニア、コーディエライトともに、ＮｉＣｒとの高温反
応はなく、ジルコニア−コーディエライト／金属系ＦＧ
Ｍとした場合の化学的安定性にも問題のないことを、Ｘ
線回折およびＸ線マイクロアナライザ分析により確認し
た。
【００２１】(4) 熱サイクル試験結果 (1) 項において調べたジルコニア／ＮｉＣｒ系ＦＧＭと
同等の熱遮蔽特性を有する『３０％コーディエライト−
ジルコニア（Ｃ７Ｚ）／ＮｉＣｒ系ＦＧＭ』と『ＹＳＺ
０．８〜ＹＳＺ１．２』を作製し、その耐熱衝撃特性を
評価した。その結果を図５に示す。図５において、縦軸
はセラミックス表面最高温度であり、横軸はガス温度で
ある。同図に明らかなように、損傷が観察されない最高
熱負荷条件（推定ガス温度２１９０℃）では、Ｃ７Ｚ
１．１のセラミックス表面温度は１２６０℃を示し、最
も良かった。また、そのときの金属表面温度は９００℃
であり、ＦＧＭ内温度落差は３６０Ｋであった。これ
は、ジルコニア／ＮｉＣｒ系ＦＧＭの場合に比して、ガ
ス温度で１７５℃、セラミックス表面温度で１２０℃高
い熱負荷条件に耐えうることを示している。また、金属
温度９００℃は実機適用材料の観点から問題のないレベ
ルである。なお、Ｃ７Ｚ１．１、Ｃ７Ｚ１．２の『１．
１』と『１．２』は、組成分布パラメータ（ｄ値）を示
す。また、図５に明らかなように、Ｃ７Ｚ／ＮｉＣｒ系
ＦＧＭは、ジルコニア／ＮｉＣｒ系ＦＧＭの場合と異な
り、損傷が観察されない熱負荷条件以上の高熱負荷を与
えてもスポーリングには至らず、微細な垂直亀裂（亀裂
幅１０μｍ以下）を生じるか、または非常に微少な領域
での局所的な剥離を呈するにとどまり、これらの損傷が
それ以上に進展することはなかった。これは、このよう
な損傷が生じる温度領域でのコーディエライトの非晶質
特性によるものと考えられる。また、Ｃ７Ｚ／ＮｉＣｒ
系ＦＧＭの一部の試料では、発生した垂直亀裂の自己修
復が観察された。さらに、この非晶質特性を有するコー
ディエライトの存在により、ボンドコートおよび金属基
材の酸化低減が期待できる。
同等の熱遮蔽特性を有する『３０％コーディエライト−
ジルコニア（Ｃ７Ｚ）／ＮｉＣｒ系ＦＧＭ』と『ＹＳＺ
０．８〜ＹＳＺ１．２』を作製し、その耐熱衝撃特性を
評価した。その結果を図５に示す。図５において、縦軸
はセラミックス表面最高温度であり、横軸はガス温度で
ある。同図に明らかなように、損傷が観察されない最高
熱負荷条件（推定ガス温度２１９０℃）では、Ｃ７Ｚ
１．１のセラミックス表面温度は１２６０℃を示し、最
も良かった。また、そのときの金属表面温度は９００℃
であり、ＦＧＭ内温度落差は３６０Ｋであった。これ
は、ジルコニア／ＮｉＣｒ系ＦＧＭの場合に比して、ガ
ス温度で１７５℃、セラミックス表面温度で１２０℃高
い熱負荷条件に耐えうることを示している。また、金属
温度９００℃は実機適用材料の観点から問題のないレベ
ルである。なお、Ｃ７Ｚ１．１、Ｃ７Ｚ１．２の『１．
１』と『１．２』は、組成分布パラメータ（ｄ値）を示
す。また、図５に明らかなように、Ｃ７Ｚ／ＮｉＣｒ系
ＦＧＭは、ジルコニア／ＮｉＣｒ系ＦＧＭの場合と異な
り、損傷が観察されない熱負荷条件以上の高熱負荷を与
えてもスポーリングには至らず、微細な垂直亀裂（亀裂
幅１０μｍ以下）を生じるか、または非常に微少な領域
での局所的な剥離を呈するにとどまり、これらの損傷が
それ以上に進展することはなかった。これは、このよう
な損傷が生じる温度領域でのコーディエライトの非晶質
特性によるものと考えられる。また、Ｃ７Ｚ／ＮｉＣｒ
系ＦＧＭの一部の試料では、発生した垂直亀裂の自己修
復が観察された。さらに、この非晶質特性を有するコー
ディエライトの存在により、ボンドコートおよび金属基
材の酸化低減が期待できる。
【００２２】
【発明の効果】本発明は以上説明したように構成されて
いるので、以下の効果を奏する。 本発明に係る熱遮蔽材料は遮熱性能に優れていると
ともに超高温に耐えることができるので、ガスタービン
エンジンの燃焼器・静翼・動翼、次世代の超音速機用機
体・エンジン構造材料など、極めて高い熱負荷を受け、
かつ大きな熱応力を生じることが予想される遮熱部材と
して好適に使用することができる。 また、本発明に係る熱遮蔽材料は遮熱性能に優れて
いるとともに超高温に耐えることができるので、ガスタ
ービンエンジンの燃焼器等の極めて高い熱負荷を受ける
部材として使用しても、その優れた遮熱性能により、冷
却負荷の低減または冷却構造の簡略化による加工コスト
の低減が可能となる。 また、本発明に係る熱遮蔽材料に極めて高い熱負荷
が課されることにより損傷が生じても、複合セラミック
ス中のガラス質の非晶質特性により、微細な垂直亀裂か
局所的な剥離にとどまり、それ以上に損傷が進展するこ
とはない。
いるので、以下の効果を奏する。 本発明に係る熱遮蔽材料は遮熱性能に優れていると
ともに超高温に耐えることができるので、ガスタービン
エンジンの燃焼器・静翼・動翼、次世代の超音速機用機
体・エンジン構造材料など、極めて高い熱負荷を受け、
かつ大きな熱応力を生じることが予想される遮熱部材と
して好適に使用することができる。 また、本発明に係る熱遮蔽材料は遮熱性能に優れて
いるとともに超高温に耐えることができるので、ガスタ
ービンエンジンの燃焼器等の極めて高い熱負荷を受ける
部材として使用しても、その優れた遮熱性能により、冷
却負荷の低減または冷却構造の簡略化による加工コスト
の低減が可能となる。 また、本発明に係る熱遮蔽材料に極めて高い熱負荷
が課されることにより損傷が生じても、複合セラミック
ス中のガラス質の非晶質特性により、微細な垂直亀裂か
局所的な剥離にとどまり、それ以上に損傷が進展するこ
とはない。
【図１】図１(a)(b)(c) は、ジルコニア／ＮｉＣｒ系Ｆ
ＧＭの組成分布と材料厚さの関係を示す図である。
ＧＭの組成分布と材料厚さの関係を示す図である。
【図２】ＹＳＺ（安定化ジルコニア）の熱抵抗特性を示
す図である。
す図である。
【図３】セラミックスの線膨張係数とＦＧＭの加熱側表
面の全圧縮歪量との関係を示す図である。
面の全圧縮歪量との関係を示す図である。
【図４】耐熱材料の温度による線膨張係数の変化を示す
図である。
図である。
【図５】ガス温度とセラミックスの損傷態様の関係を示
す図である。
す図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 岡崎 章三 兵庫県明石市川崎町１番１号 川崎重工 業株式会社 明石工場内 (56)参考文献 特開 平５−330936（ＪＰ，Ａ) 特開 平６−25775（ＪＰ，Ａ) 特開 平３−115506（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−217246（ＪＰ，Ａ)
Claims (2)
- 【請求項１】 金属基材を被覆する熱遮蔽材料であっ
て、最表層を線膨張係数が８．０×１０ -6 〜１０．５×
１０ -6 ／Ｋである複合セラミックス層とし、金属基材に
接する層を金属のみの金属層で構成し、上記複合セラミ
ックス層と金属層との中間層をセラミックスと金属との
複合材料で構成し、複合セラミックス層から中間層を経
て金属層に至る組成の線膨張係数を、熱遮蔽材料内の熱
応力を最小ならしめるように連続的に変化させたことを
特徴とする熱遮蔽材料。 - 【請求項２】 複合セラミックスが、完全安定化もしく
は部分安定化ジルコニア７０容積％とコーディエライト
３０容積％からなる請求項１記載の熱遮蔽材料。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6012670A JP2575286B2 (ja) | 1994-02-04 | 1994-02-04 | 熱遮蔽材料 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6012670A JP2575286B2 (ja) | 1994-02-04 | 1994-02-04 | 熱遮蔽材料 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07214723A JPH07214723A (ja) | 1995-08-15 |
| JP2575286B2 true JP2575286B2 (ja) | 1997-01-22 |
Family
ID=11811817
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6012670A Expired - Fee Related JP2575286B2 (ja) | 1994-02-04 | 1994-02-04 | 熱遮蔽材料 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2575286B2 (ja) |
Families Citing this family (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US20050036891A1 (en) * | 2003-08-14 | 2005-02-17 | General Electric Company | Thermal barrier coating for reduced sintering and increased impact resistance, and process of making same |
| EP1783248A1 (de) * | 2005-11-04 | 2007-05-09 | Siemens Aktiengesellschaft | Zweilagiges thermisches Schutzschichtsystem mit Pyrochlor-Phase |
| JP2008088517A (ja) * | 2006-10-03 | 2008-04-17 | Chugoku Electric Power Co Inc:The | 石炭灰を原料とした傾斜機能材料及びその製造方法 |
| WO2009019787A1 (ja) * | 2007-08-09 | 2009-02-12 | Pioneer Corporation | 有機半導体装置用樹脂基板 |
| CN105081333B (zh) * | 2014-05-20 | 2017-08-08 | 中国科学院宁波材料技术与工程研究所 | 石墨‑金属导热复合材料及其制备方法 |
| CN104108208B (zh) * | 2014-06-26 | 2016-08-17 | 山东泰宝包装制品有限公司 | 镀铝包装材料的生产工艺及其产品 |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2816439B2 (ja) * | 1989-02-20 | 1998-10-27 | スズキ株式会社 | 傾斜機能材料の製造方法 |
| JP2825098B2 (ja) * | 1989-09-28 | 1998-11-18 | 富士通株式会社 | 複合焼結材料の製造方法 |
| JPH05330936A (ja) * | 1992-05-29 | 1993-12-14 | Isuzu Motors Ltd | 傾斜機能材料 |
| JPH0625775A (ja) * | 1992-07-03 | 1994-02-01 | Smc Corp | 傾斜機能材料の製造方法 |
-
1994
- 1994-02-04 JP JP6012670A patent/JP2575286B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH07214723A (ja) | 1995-08-15 |
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