Thermal shock behavior of thermal barrier coatings YSZ, YSZ/mullite and gradient coating YSZ/mullite on nickel base superalloy prepared by plasma spray (APS) method

Subject Areas :

Nader Soltani ¹ , iman mobasherpour ² , Esmail Salahi ³ , Ali Sedaghat Ahangary ⁴

1 - Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center
2 - Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center, Karaj, Alboorz, Iran
3 - Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center
4 - Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center

Received: 2022-08-06 Accepted : 2022-10-10 Published : 2023-11-22

Keywords: plasma spray, YSZ, Mullite, Thermal barrier coatings, nickel-based super alloy,

Abstract :

In this research, thermal shock behavior, three types of yttria-stabilized zirconia (YSZ), yttria-stabilized zirconia and mullite coating (YSZ/Mullite) and gradient coating of yttria-stabilized zirconia and mullite (YSZ/Mullite) thermal barrier coatings on Inconel 738 low carbon nickel base superalloy along with bond coated by plasma spray method was compared.Using scanning electron microscopy (SEM) and X-ray diffraction (XRD), microstructure and phase analysis were done. The percentage of porosity and thermal shock of coatings at 1100°C temperature was investigated and compared. The results showed that with the increase of mullite in layer and gradient on YSZ coatings, the number of holes and porosity decreases, which is due to the increase in the amount of melted mullite particles. The percentage of porosity related to layer and gradient coating of mullite was obtained as 8 and 3.5% respectively. Using the results of the thermal shock test, it was determined that the lifetime of the mullite layer coating is longer than the mullite gradient coating and the YSZ coating. The maximum lifespan of the layered coating of mullite was recorded as 70 cycles of 10 minutes in a furnace with a temperature of 1100°C. The gradient coatings of mullite showed a higher percentage of shrinkage in thermal shock than the layered mullite coating.

References:

[1] G. Meetham, "Mechanisms for increasing high temperature capability", Part B of ‘requirements for and & Design, vol. 9, pp. 308-317, 1988.

[2] م. م. خرمی راد؛ م. ر. رحیمی پور؛ س. م. م. هادوی و ک. شیروانی جوزانی، "سنتز پودر هگزا آلومینات لانتانیم (LaMgAl11O19) به‌منظور پوشش دهی به روش پلاسما اسپری بر روی سوپر آلیاژ پایه نیکل به‌عنوان پوشش سد حرارتی"، فصلنامه فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، دوره 12، شماره 3، صفحه 183-173، آذر 1397.

[3] س. ت. رمضانی؛ ض. والفی و ن. احسانی، "بررسی خواص اکسیداسیون و شوک حرارتی پوشش سپرحرارتی کامپوزیتی YSZ/Al2O3 با آلومینای ایجاد شده با فرایند پاشش حرارتی محلول پیش‌ماده"، فصلنامه فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، دوره 14، شماره 4، صفحه 90-77، دی 1399.

[4] W. Ma, S. Gong, H. Li & H. Xu, "Novel Thermal Barrier Coatings Based on La2Ce2O7/8YSZ Double-Ceramic-Layer Systems Deposited by Electron Beam Physical Vapor Deposition", Surface and Coatings Technology, vol. 202, pp. 2704–2708, 2008.

[5] H. Vakilifard, R. Ghasemi & M. Rahimipour, "Hot corrosion behaviour of plasma-sprayed functionally graded thermal barrier coatings in the presence of Na 2 SO4 + V2O5 molten salt", Surface and Coatings Technology, vol. 326, 2017.

[6] J. A. Haynes, E. Douglas Rigney, M. K. Ferber & W. D. Porter, "Oxidation and degradation of a plasma-sprayed thermal barrier coating system", Surface and Coatings Technology, vol. 86-87, pp. 102-108, 1996.

[7] M. Mayoral, J. Andrés, M. T. Bona, V. Higuera & F. Belzunce, "Yttria stabilized zirconia corrosion destabilization followed by Raman mapping", Surface and Coatings Technology, vol. 202, pp. 5210-5216, 2008.

[8] G. Di Girolamo, C. Blasi, L. Pilloni & M. Schioppa, "Microstructural and thermal properties of plasma sprayed mullite coatings," Ceramics International, vol. 36, pp. 1389-1395, 2010.

[9] S. Seifert, E. Litovsky, J. I. Kleiman & R. B. Heimann, "Thermal resistance and apparent thermal conductivity of thin plasma-sprayed mullite coatings", Surface and Coatings Technology, vol. 200, pp. 3404-3410, 2006.

[10] J. Berghaus & B. R. Marple, "High-Velocity Oxy-Fuel (HVOF) Suspension Spraying of Mullite Coatings", Journal of Thermal Spray Technology - J Therm Spray Technol, vol. 17, pp. 671-678, 2008.

[11] A. Samuli, "Modified tick thermal barrier coatings", Ph.D. Disseration, Institute of Materials Science, 2004.

[12] H. Jamali, R. Mozafarinia, R. Razavi & R. Ahmadi-Pidani, "Comparison of thermal shock resistances of plasma-sprayed nanostructured and conventional yttria stabilized zirconia thermal barrier coatings", Ceramics International, vol. 38, pp. 6705–6712, 2012.

[13] L. Wang, Y. Wang, X. G. Sun, J. Q. He, Z. Y. Pan & C. H. Wang, "Thermal shock behavior of 8YSZ and double-ceramic-layer La2Zr2O7/8YSZ thermal barrier coatings fabricated by atmospheric plasma spraying", Ceramics International, vol. 38, pp. 3595-3606, 2012.

[14] A. Khan & J. Lu, "Thermal Cyclic Behavior of Air Plasma Sprayed Thermal Barrier Coatings Sprayed on Stainless Steel Substrates", Surface and Coatings Technology, vol. 201, pp. 4653-4658, 2007.

[15] H. Xu & H. Guo, "Thermal barrier coatings", Woodhead Publishing, 2011.

[16] S. Bose, "High temperature coatings: Butterworth-Heinemann Ltd," 2007.
[17] H. Jamali, R. Mozafarinia, R. Razavi, R. Ahmadi-Pidani & M. Loghman-Estarki, "Fabrication and Evaluation of Plasma-Sprayed Nanostructured and Conventional YSZ Thermal Barrier Coatings", Current Nanoscience, vol. 8, pp. 402-409, 2012.

[18] X. H. Zhong, Y. M. Wang, Z. H. Xu, Y. F. Zhang, J. F. Zhang & X. Q. Cao, "Hot-corrosion behaviors of overlay-clad yttria-stabilized zirconia coatings in contact with vanadate–sulfate salts", Journal of the European Ceramic Society, vol. 30, pp. 1401-1408, 2010.

[19] D. W. Parker, "Thermal barrier coatings for gas turbines, automotive engines and diesel equipment", Materials & Design, vol. 13, pp. 345-351,1992.

[20] F. H. Yuan, Z. X. Chen, Z. W. Huang, Z. G. Wang & S. J. Zhu, "Oxidation behavior of thermal barrier coatings with HVOF and detonation-sprayed NiCrAlY bondcoats", Corrosion Science, vol. 50, pp. 1608-1617, 2008.

[21] R. Srinivasan, R. DeAngelis, G. Ice, S. Simpson, J. Harris & B. Davis, "Identification of tetragonal and cubic structures of zirconia", Technical Report, Jun. 1989 - May 1990 Utah Univ, Salt Lake City. Dept. of Chemistry, 1990.

[22] S. Li, X. Zhao, G. Hou, W. Deng, Y. An, H. Zhou & et al, "Thermomechanical properties and thermal cycle resistance of plasma-sprayed mullite coating and mullite/zirconia composite coatings", Ceramics International, vol. 42, pp. 17447-17455, 2016.

[23] F. Xie, D. Li, & W. Zhang, "Long-term failure mechanisms of thermal barrier coatings in heavy-duty gas turbines", Coatings, vol. 10, pp. 1022-1041, 2020.

[24] R. Ahmadi-Pidani, R. Shoja-Razavi, R. Mozafarinia & H. Jamali, "Improving the thermal shock resistance of plasma sprayed CYSZ thermal barrier coatings by laser surface modification", Optics and Lasers in Engineering, vol. 50, pp. 780-786, 2012.

[25] Y. Bai, Z. H. Han, H. Q. Li, C. Xu, Y. L. Xu, C. H. Ding & et al, "Structure–property differences between supersonic and conventional atmospheric plasma sprayed zirconia thermal barrier coatings", Surface and Coatings Technology, vol. 205, pp. 3833-3839, 2011.

[26] M. Li, X. Sun, W. Hu & H. Guan, "Thermocyclic behavior of sputtered NiCrAlY/EB-PVD 7 wt.%Y2O3–ZrO2 thermal barrier coatings", Surface and Coatings Technology, vol. 200, pp. 3770-3774, 2006.

[27] R. Ahmadi-Pidani, R. Shoja-Razavi, R. Mozafarinia & H. Jamali, "Laser surface modification of plasma sprayed CYSZ thermal barrier coatings", Ceramics International, vol. 39, pp. 2473-2480, 2013.

[28] H. Samadi & E. Garcia, "Thermal conductivity of plasma sprayed forsterite/mullite coatings", Ceramics International, vol. 40, pp. 13995-13999, 2014.

[29] P. Ramaswamy, S. Seetharamu, K. Verma, N. Raman & K. Rao, "Thermomechanical fatigue characterization of zirconia (8%Y2O3-ZrO2) and mullite thermal barrier coatings on diesel engine components: Effect of coatings on engine performance", Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C: Journal of Mechanical Engineering Science, vol. 214, pp. 729-742, 05/01 2000.

Full-Text:



 

فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، سال هفدهم –  شماره سوم –  پاییز 1402 (شماره پیاپی 66)، ص­ص. 1-11
	فصلنامه علمی پژوهشی فرآیندهای نوین در مهندسی مواد ma.iaumajlesi.ac.ir

رفتار شوک حرارتی پوشش­های سد حرارتی YSZ، /YSZ مولایت و پوشش گرادیانی /YSZ مولایت بر روی سوپر آلیاژ پایه نیکل تهیه شده با روش اسپری پلاسمایی (APS)

 

مقاله پژوهشی

 نادر سلطانی1، ایمان مباشرپور2*، اسماعیل صلاحی3، علی صداقت آهنگری4

1- کارشناس ارشد، پژوهشکده سرامیک، پژوهشگاه مواد و انرژی، کرج، ایران.

2- استادیار، پژوهشکده سرامیک، پژوهشگاه مواد و انرژی، کرج، ایران.

3- استاد، پژوهشکده سرامیک، پژوهشگاه مواد و انرژی، کرج، ایران.

4- استادیار، پژوهشکده سرامیک، پژوهشگاه مواد و انرژی، کرج، ایران.

* [e-mail]

 

اطلاعات مقاله		چکیده
دریافت: 15/05/1401 پذیرش: 18/07/1401		در این پژوهش رفتار شوک حرارتی، سه نوع پوشش سد حرارتی زیرکونیای پایدار شده با ایتریا (YSZ)، پوشش لایه­ای زیرکونیای پایدار شده با ایتریا و پوشش مولایت (YSZ/Mullie) و پوشش گرادیانی از زیرکونیای پایدار شده با ایتریا و مولایت (YSZ/Mullie) بر روی سوپر آلیاژ پایه نیکل اینکونل 738 كم كربن به همراه لایه میانی پوشش داده شده با روش اسپری پلاسمایی مقایسه شد. با استفاده از میکروسکوپ الکترونی روبشی (SEM) و پراش اشعه ایکس (XRD)، بررسی ریزساختار و آنالیز فازی انجام شد. درصد تخلخل و شوک پذیری پوشش­ها در دمای °C1100 مورد بررسی و مقایسه  قرار گرفت. نتایج نشان داد که با افزایش مولایت به‌صورت لایه­ای و گرادیانی بر روی پوشش YSZ از میزان حفرات و تخلخل‌ها کاسته می­شود که این پدیده به علت افزایش مقادیر ذرات ذوب شده مولایت می­باشد. درصد تخلخل مربوط به پوشش لایه­ای و گرادیانی از مولایت به ترتیب برابر با 8 و 5/3 درصد به دست آمد. با استفاده از نتایج آزمون شوک حرارتی مشخص شد طول عمر پوشش لایه­ای از مولایت از پوشش گرادیانی مولایت و پوشش YSZ بیشتر است. بیشینه طول عمر پوشش لایه­ای از مولایت هفتاد سیکل ده دقیقه‌ای در کوره با دمای °C1100 ثبت شد. در شرایط آزمون شوک حرارتی طول عمر پوشش­های گرادیانی و YSZ به ترتیب 60 و 25 سیکل اندازه‌گیری شد. پوشش­های گرادیانی از مولایت در شوک حرارتی درصد انقباض بیشتری را نسبت به پوشش لایه­ای مولایت از خود نشان دادند.
کلید واژگان: پوشش‌های سد حرارتی سوپر آلیاژ پایه نیکل اسپری پلاسما مولایت زیرکونیای پایدار شده با ایتریا

 

Thermal Shock Behavior of Thermal Barrier Coatings YSZ, YSZ/Mullite and Gradient Coating YSZ/Mullite on Nickel Base Super Alloy Prepared by Plasma Spray (APS) Method

 

Nader Soltani1, Iman Mobasherpour2*, Esmail Salahi3, Ali Sedaghat Ahangary4

1- MA, Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center, Karaj, Alboorz, Iran.

2- Assistant Professor, Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center, Karaj, Alboorz, Iran.

3- Professor, Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center, Karaj, Alboorz, Iran.

4- Assistant Professor, Department of Ceramic, Materials & Energy Research Center, Karaj, Alboorz, Iran.

* [e-mail]

 

Abstract		Article Information
In this research, thermal shock behavior, three types of yttria-stabilized zirconia (YSZ), yttria-stabilized zirconia and mullite coating (YSZ/Mullite) and gradient coating of yttria-stabilized zirconia and mullite (YSZ/Mullite) thermal barrier coatings on Inconel 738 low carbon nickel base superalloy along with bond coated by plasma spray method was compared. Using scanning electron microscopy (SEM) and X-ray diffraction (XRD), microstructure and phase analysis were done. The percentage of porosity and thermal shock of coatings at 1100°C temperature was investigated and compared. The results showed that with the increase of mullite in layer and gradient on YSZ coatings, the number of holes and porosity decreases, which is due to the increase in the amount of melted mullite particles. The percentage of porosity related to layer and gradient coating of mullite was obtained as 8 and 3.5% respectively. Using the results of the thermal shock test, it was determined that the lifetime of the mullite layer coating is longer than the mullite gradient coating and the YSZ coating. The maximum lifespan of the layered coating of mullite was recorded as 70 cycles of 10 minutes in a furnace with a temperature of 1100°C. The gradient coatings of mullite showed a higher percentage of shrinkage in thermal shock than the layered mullite coating.		Original Research Paper Dor: 20.1001.1.24233226.1402.17.3.1.9
			Keywords: Thermal Barrier Coatings  Nickel-Based Super Alloy  Plasma Spray  Mullite  YSZ

 

 

1- مقدمه

یکی از مشکلات اصلی قطعات صنعتی کاربرد آنها در دماهای بالا می­باشد. پرکاربردترین روش جلوگیری از تخریب مواد در دماهای بالا، پوشش دهی آلیاژهای مورد استفاده می­باشد. اعمال این نوع پوشش­ها مانند پوشش­های سد حرارتی موجب بهبود خواص شیمیایی، مکانیکی و حتی حرارتی سطح آلیاژها می­شود. امروزه استفاده از پوشش­های سد حرارتی زیـرکونیـای پایدار شده با ایتریا (7%-8%Y2O3 - ZrO2) در بسیاری از قطعاتی که نیازمند تحمل دمایی بالا می­باشند کاربرد دارند. پوشش­های سد حرارتی با هدایت حرارتی کمتر، عایق حرارتی در سطوح فلزی ایجاد می‌کنند که دمای سطح فلز و شارش گرما به داخل فلز را کاهش می‌دهند با استفاده از این پوشش­ها امکان افزایش دمای فرایند به میزان °C100-150 بدون افزایش دمای زیرلایه، وجود دارد [1-3]. در دماهای بالاتر از °C1200 پوشش­های سد حرارتی زیرکونیای پایدار شده با ایتریا دچار تغییرات فازی نامطلوب می­شوند. این تغییر فازها سبب ایجاد ترک در لایه بالایی پوشش می­شود تحقیقات اخیر برای یافتن جایگزین زیرکونیای پایدار شده با ایتریا موجب شناسایی بسیاری از سرامیک‌های جدید شده ‌است [4].

سرامیک‌های جدید دارای عملکرد مناسب در دمای بالای °C1200 و چقرمگی پایین نسبت به زیرکونیای پایدار شده با ایتریا هستند؛ اما مشکل اصلی این سرامیک‌ها این است که این مواد دارای غلظت بالایی از یون اکسیژن می­باشند که موجب لایه‌لایه شدن پوشش می­شود که نیاز است در این‌گونه پوشش‌ها از ضد اکسایش‌ها استفاده گردد. در شرایط کاری پوشش­های سد حرارتی در توربین‌ها، شوک‌های حرارتی، اکسیداسیون و خوردگی داغ ناشی از روشن و خاموش شدن توربین، دمای بالا و ناخالصی‌های خورنده مانند وانادیوم و سدیم که در سوخت وجود دارد می‌تواند بسیار مخرب نیز باشد همچنین به علت نابرابری ضریب انبساط حرارتی بین لایه فلزی و لایه سرامیکی ایجاد تنش‌های باقی‌مانده می‌تواند منجر به تقلیل خواص مکانیکی و تسریع خوردگی داغ شود [5-7]. به‌منظور کاهش تنش‌های باقی‌مانده محققان روش‌هایی را به‌منظور کاهش اختلاف ضریب انبساط حرارتی لایه فلزی و لایه سرامیکی را مطرح کردند کـه یکی از راه‌کارها اعمال پوشش­های گرادیانی می­باشد [5].

یکی از مهم‌ترین مواد مورد استفاده در پوشش­های سد حرارتی مولایت می­باشد. مولایت ترکیبی از آلومینیوم و سیلیکات با فرمول 3Al2O3-2SiO2 است که در دسته دیرگدازهای آلومینیو – سیلیکاتی قرار می‌گیرد. چگالی کم همراه با خواص مکانیکی از قبیل پایداری حرارتی بالا، ضریب هدایت گرمایی کم و مقاومت در برابر اکسایش و خوردگی و رفتار خزشی مطلوب باعث کاربرد این مواد در دماهای بالا شده است [8-9]. یکی از مهم‌ترین مشکلات استفاده از مولایت این است که این مواد دچار تبلور و انقباض حجم در دمای بالای °C800 می‌شود که موجب ایجاد ترک و لایه‌لایه شدن نیز می‌گردد [10]. روش‌هایی که توانايي اعمال انرژي كافي براي ذوب يا تبخير ماده اوليه را داشته باشند عموما به‌منظور ایجاد پوشش­های سد حرارتی استفاده می­شوند. ازجمله روش‌هایی كه توانايي توليد اين انرژي بالا را دارند می‌توان پاشش پلاسمايی در اتمسفر هوا1 (APS)، رسوب فيزيكي از فاز بخار به كمك پرتوي الكترونی2 (EB-PVD)، پاشش حرارتي با سوخت اكسيژن و سرعت بالا3 (HVOF)، سل- ژل و رسوب‌شیمیایی از فاز بخار به كمك لیزر4 (CVD) را نام برد. از ميان اين روش‌ها، پاشش پلاسمايي و رسوب فيزيكي از فاز بخار به كمك پرتوي الكتروني متداول‌تر می‌باشند [11].

با توجه به اهمیت سوپر آلیاژهای پایه نیکل و پژوهش­های انجام شده در مورد پوشش­های سد حرارتی بر روی آنها، خلا تحقیقاتی در زمینه بهره­گیری از مولایت بر روی زیرکونیای پایدار شده با ایتریا و اعمال پوشش گرادیانی به‌عنوان نوآوری این کار مشخص شد. لذا هدف از اجرای این تحقیق استفاده از پوشش مولایت روی زیرکونیا پایدار شده با ایتریا و پوشش­های گرادیانی مولایت به همراه زیرکونیای پایدار شده با ایتریا بر روی سوپر آلیاژ پایه نیکل و مقایسه رفتار شوک حرارتی این نوع از پوشش­ها می­باشد.

2- مواد و رو­ش تحقيق

به‌منظور تهیه پوشش­ها، از پودر NiCrAlY با كد تجاري FST M-321 و اندازه ذرات 40 تا 125 میکرومتر و مورفولوژی کروی استفاده شده است. همچنین به‌منظور ايجاد پوشش سراميكي از پودر زيركونياي پايدار شده با ایتريا با كد تجاري METCO 204NS و اندازه ذرات 11 تا 125 میکرومتر و مورفولوژی کروی و پودر مولایت با ترکیب Al4.8O9.6Si1.2 و اندازه ذرات 10 تا 50 میکرومتر و مورفولوژی نامنظم استفاده شد. آنالیز فازی و تصاویر میکروسکوپی هر یک از پودرهای اولیه استفاده شده در شکل 1 آورده شده است.

از سوپر آلیاژ پایه نیکل اینکونل 738 كم كربن (IN 738-LC) نیز به‌عنوان زیرلایه استفاده شد در جدول 1 ترکیب شیمیایی مربوط به سوپر آلیاژ پایه نیکل نشان داده شده است. نمونه‌ها زیر لایه به‌صورت مکعب مستطیل با ابعاد 5×20×20 میلی‌متر آماده‌سازی شدند.

 

 

جدول (1): درصد وزنی عناصر تشکیل‌دهنده‌ی سوپر آلیاژ پایه نیکل اینکونل 738 كم كربن استفاده شده به‌عنوان زیرلایه.

عنصر	Ni	Cr	Co	Ti	Al	w	Mo	Ta	Nb	Fe
درصد وزنی	20/63	48/15	57/8	17/3	99/2	29/2	12/2	09/1	80/0	005/0

 

 

 

شکل (1): آنالیز فازی و تصاویر میکروسکوپ الکترونی از مواد اولیه استفاده شده در این تحقیق: الف) پودر NiCrAlY، ب) پودر زیرکونیای پایدار شده با ایتریا و ج) پودر مولایت.

 

در ابتدا نمونه­های تهیه شده توسط فرايند التراسونيك در محيط استون تميز شدند. سپس نمونه­ها با استفاده از ذرات ساینده کاربید سیلیسیم گريت بلاست شده و بعد از آن نیز توسط فرایند التراسونیک در محیط استون تمیز شدند. در مرحله بعد نمونه­ها قبل از پوشش دهي تا دماي حدود °C200 پيش گرم شدند و بلافاصله عمليات پوشش دهي آغاز شد. در اين پژوهش براي ايجاد پوشش­ها از دستگاه پاشش پلاسما در اتمسفر هوا با تفنگ Metco 3MB استفاده شد از گاز آرگون (Ar) به‌عنوان گاز اوليه پلاسما و گاز حامل پودر و از هيدروژن (H2) به‌عنوان گاز ثانويه استفاده شد. در جدول 2 پارامترهاي مورد استفاده براي پوشش دهي نمونه­ها آورده شده است.

 

جدول (2): پارامترهای مورد استفاده به‌منظور پوشش دهی با استفاده از دستگاه اسپری پلاسمایی.

نوع پوشش	جریان (A)	نسبت Ar/H2	نرخ تغذیه (g/min)	فاصله پاشش (mm)
NiCrAlY	450	15/85	20	150
YSZ	500	15/85	20	100
Mullite	500	15/85	20	80
YSZ+Mullite گرادیانی	500	15/85	20	80

 

در اين پژوهش سه نوع پوشش براي لايه نشاني و ارزيابي شوک حرارتی انتخاب شدند. در شکل 2 شماتیک این سه پوشش آورده شده است همان طور که در شکل 2 ملاحظه می­شود پوشش گرادیانی متشکل از يك لايه مياني فلزي (NiCrAlY)، يك لايه پوشش YSZ، يك لايه پوشش Mullite%25% YSZ -75 (درصد وزنی)، يك لايه پوشش Mullite%50% YSZ -50، يك لايه پوشش Mullite%75% YSZ -25 و یک لایه مولایت به‌عنوان پوشش رويی می­باشد ضخامت مربوط به هر یک از لایه ها در شکل 2 آورده شده است.

 

 

شکل (2): شماتیک سه نوع پوشش استفاده شده در این تحقیق به همراه ضخامت هر لایه: الف) پوشش دولایه نیکرالی + زیرکونیای پایدار شده با ایتریا، ب) پوشش سه لایه نیکرالی + زیرکونیای پایدار شده با ایتریا + مولایت و ج) پوشش گرادیانی از نیکرالی + زیرکونیای پایدار شده با ایتریا + پوشش گرادیانی از زیرکونیای پایدار شده با ایتریا و مولایت.

 

 بررسي و آناليز فازي نمونه‌ها با استفاده از دستگاه پراش اشعه ایکس5 (XRD) ساخت کارخانه Unisantis كشور آلمان مدل MD300 با تارگت Cu و دتكتور Ni، با ولتاژ 50-45 كيلوولت و ماكزيمم جريان 1 ميلي آمپر انجام شد. به‌منظور بررسي ريزساختار و مورفولوژي نمونه­ها از میکروسکوپ الکترونی روبشی6 (SEM) مدل VEGA/TESCAN-XMU مجهز به طیف‌سنج پراش انرژی اشعه ایکس7 (EDS) ساخت كشور روسيه با ولتاژ 15 كيلوولت استفاده شد. به‌منظور بررسی نمونه‌ها توسط میکروسکوپ الکترونی از پوشش هادی طلا استفاده شد.

مطالعه توپولوژی و درصد تخلخل در پوشش­های YSZ و YSZ/Mullite با استفاده از چندین تصویر میکروسکوپ الکترونی روبشی توسط نرم افزار ImageJ مورد بررسی قرار گرفت. هر تصویر متناسب با اختلاف وضوح بین مواد پوشش و تخلخل‌ها توسط روش ترشهولد8 تبدیل به تصویر باینری9 شد بدین منظور تصاویر میکروسکوپ الکترونی روبشی توسط عملیات باینری کردن مورد بررسی قرار گرفت. برای اندازه‌گیری درصد تخلخل در لایه های مختلف از تصاویری با بزرگ‌نمایی‌های مختلف استفاده شد و درصد تخلخل محاسبه شده برای هر لایه میانگین 10 اندازه‌گیری از آن لایه با انحراف معیار حدود 3 درصد می­باشد.

 براي اندازه‌گیری مقاومت به شوك حرارتي، نمونه­هاي ساخته شده در معرض چرخه‌های حرارتي قرار گرفتند. براي اعمال اين چرخه‌ها از كوره با دماي بالا استفاده شد. هر چرخه گرمايي شامل حرارت دادن نمونه­ها در دماي °C1100 به مدت 10 دقيقه و سرد كردن سريع در آب مقطر بود. دماي آب مقطر در طول آزمون بين °C20 تا 25 نگه‌داشته شد. پس از اينكه نمونه­ها در داخل آب مقطر تا دماي محيط سرد شدند، از داخل آب مقطر بيرون آورده شدند و تحت عمليات خشك كردن قرار گرفتند و دوباره داخل كوره قرار داده شدند. همين چرخه‌های حرارتي به‌صورت تكراري انجام شد، زمانی که حدود 5 درصد از كل پوشش تخريب شد، ادامه آزمون در مورد نمونه مرتبط متوقف و مدت زمان آزمون ثبت گرديد. تکرارپذیری نتايج آزمون با در نظرگيري دو نمونه براي هر پوشش تاييد گرديد. اين نوع از آزمون شوك حرارتي نيز توسط ساير محققين انجام شده است [12-14].

 

3- نتایج و بحث

3-1- بررسی ریزساختاری و آنالیز عنصری و آنالیز فازی

شکل 3 تصاویر مربوط به سطح پوشش­های سد حرارتی مختلف را نشان می‌دهد همان طور که ملاحظه می­شود برای پوشش­های سد حرارتی دو لایه NiCrAlY/YSZ (شکل 3 الف) حضور ریز ترک ها و حفرات با اندازه‌های مختلف در این تصویر نشان داده شده است. یکی از مهم‌ترین ویژگی‌های پوشش­های سد حرارتی، مقدار، شكل و مورفولوژي تخلخل‌هاي موجود می‌باشند. پوشش­های سد حرارتی که با روش APS اعمال می­شوند عموما تخلخل دارند که به این دلیل باعث رهاسازی تنش‌های باقی‌مانده شده و مقاومت حرارتی بالایی را نیز فراهم می‌کنند [15].

در شکل (3 ب) تصویر میکروسکوپ الکترونی از سطح پوشش سد حرارتی (سه لایه) آورده شده است همان طور که ملاحظه می­شود پوشش­های سه لایه پاشیده شده با روش اسپری پلاسمایی نسبتا خشن و زبر می­باشد، همچنین وجود حفرات در این نوع از پوشش­ها به وضوح دیده می­شود این نوع از پوشش­ها حاوی ذرات مسطح همراه با برخی ذرات نیمه مذاب مولایت نیز می­باشند. گزارش شده که در فرایند پاشش پلاسما، پوشش ترکیبی از ذرات به طور کامل ذوب شده و ذرات با ذوب سطحی (ناقص) می­باشد [15] که این مسئله به طور کامل در شکل 3 دیده می­شود. همچنین ملاحظه می­شود که لایه مولایت در سطح رویی پوشش­های لایـه­ای سه لایـه دارای حفرات بـا انـدازه بسیار بـزرگ‌تر می­باشد که به علت خروج گاز های محبوس شده است. تصویر میکروسکوپ الکترونی از سطح پوشش سد حرارتی گرادیانی در شکل (3 ج) آورده شده است. همان طور که ملاحظه می­شود ذرات ذوب شده و ذرات نیمه مذاب مولایت در این تصاویر به وضوح دیده می­شود این ذرات در شکل (3 ج) نشان داده شده است. همچنین در برخی نواحی نیز حفراتی در این نوع از پوشش­ها ملاحظه می­شود. مشاهده می­شود که با افزایش مقادیر مولایت از میزان حفرات و تخلخل‌ها کاسته می­شود که به دلیل افزایش مقادیر ذرات ذوب شده مولایت می­باشد. در واقع ذوب ذرات مولایت باعث می­شود حفرات و تخلخل‌های موجود پر شده و از میزان تخلخل‌ها کاسته شود. لازم به ذکر است که در پوشش­های سد حرارتی گرادیانی Mullite/YSZ مقادیر ذرات نیمه ذوب شده و ذوب شده نیز نسبت به پوشش Mullite/YSZ/NiCrAlY افزایش یافته است. نقطه ذوب مولایت 2123 درجه کلوین (℃1850) و نقطه ذوب زیـرکـونیـا نیز در حدود 2973 درجـه کلویـن (℃2700) می­باشد در پوشش­های گرادیانی نیز به علت افزایش مولایت در سطوح، ذوب ذرات افزایش یافته است. در برخی نواحی نیز میکروترک­هایی در پوشش­های مولایت دیده می­شود.

 

شکل (3): تصاویر مربوط به سطح پوشش­های سد حرارتی: الف) پوشش دولایه NiCrAlY/YSZ، ب) پوشش سه لایه Mullite/YSZ/NiCrAlY و ج) پوشش گرادیانی از Mullite/YSZ.

 

در شکل 4 نتایج الگوی پراش اشعه ایکس و فاز های موجود در هر یک از پوشش­های سد حرارتی آماده شده قبل از شـوک حرارتی ارائـه شده است. همـان طور که ملاحظه می­شود برای پوشش دو لایه NiCrAlY/YSZ پوشش فقط شامل فاز تتراگونال نیمه پایدار زیر کونیا می­باشد.

فاز تتراگونال نیمه پایدار، یک فاز غیر تعادلی تشکیل شده به دلیل سریع سرد شدن ذرات مذاب می­باشد که دارای محور c کوچک‌تر و نسبت c/a کمتر نسبت به فاز تتراگونال می­باشد [13 و 16] سرعت سرد شدن بسیار بالای ذرات مذاب در فرایند پاشش پلاسما از وقوع استحاله فازی زیرکونیا از تتراگونال به مونوکلینیک جلوگیری می‌کند و باعث تشکیل زیرکونیای تتراگونال نیمه پایدار از فاز مکعبی می­شود [17]. گزارش شده که حضور زیرکونیا با فاز تتراگونال در این نوع از پوشش­ها باعث عملکرد بسیار مناسبی در شرایط کاری مختلف می­شود [17-19]. البته لازم به ذکر است که تمایز بین فازهای تتراگونال و مکعبی در الگوی پراش اشعه ایکس کار بسیار سختی می­باشد زیرا پهنای پیک و عرض پیک برای این دو فاز به یکدیگر نزدیک می­باشند [20]. تعیین ساختارهای مکعبی و تتراگونال به دلیل اینکه ساختارهای تتـراگـونـال (c = 0.5177A0 و a = 0.509A0) و مکعبـی   (a = 0.5124A0) بسیار مشابه می­باشند ممکن است بسیار گمراه‌کننده باشد [21].

نتایج مربوط به آنالیز فازی پوشش سه لایه Mullite/YSZ/NiCrAlY در شکل (4 ب) آورده شده است همان طور که دیده می­شود پیک های اصلی این پوشش مربوط به فاز مولایت (Al4.8O9.6Si1.2) با سیستم کریستالی ارتورومبیک به همراه زمینه مولایت آمورف می­باشد همچنین هیچ پیک پراش دیگری از سایر ناخالصی‌ها در طیف پراش اشعه ایکس، مشاهده نمی­شود. لازم به ذکر است که سرد شدن سریع قطرات مذاب با سرعت سریع روی یک بستر سرد دلیل اصلی تشکیل مولایت آمورف در این نوع از پوشش­ها می­باشد. وجود فاز مولایت و مولایت آمورف در پوشش­های سد حرارتی سه لایه در کارهای سایر محققان نیز گزارش شده است [22].

 شکل (4 ج) آنالیز فازی مربوط به پوشش­های سد حرارتی گرادیانی Mullite/YSZ را نشان می‌دهد همان طور که ملاحظه می­شود فاز اصلی موجود در این نوع از پوشش­های سد حرارتی مولایت می­باشد. همچنین مولایت آمورف نیز به خوبی در این نمونه دیده می­شود. گزارش شده که در این نوع از پوشش­ها سرد شدن سریع قطرات مذاب اصلی ترین دلیل برای تشکیل فاز شیشه آمورف از مولایت می­باشد [22].

 

شکل (4): آنالیز فازی مربوط به پوشش­های سد حرارتی: الف) پوشش دولایه NiCrAlY/YSZ، ب) پوشش سه لایه Mullite/YSZ/NiCrAlY و ج) پوشش گرادیانی Mullite/YSZ.

 

3-2- بررسی درصد تخلخل پوشش­ها

جدول 3 مقادیر درصد تخلخل مربوط به پوشش­های دو لایه YSZ/NiCrAlY و سه لایه Mullite/YSZ/NiCrAlY و گرادیانی از YSZ / Mullite را نشان می‌دهد همان طور که ملاحظه می­شود درصد تخلخل مربوط به پوشش سه لایه­ای Mullite/YSZ/NiCrAlY تقریباً 8 درصد می­باشد. همچنین برای پوشش­های سد حرارتی گرادیانی از YSZ / Mullite نیز درصد تخلخل تقریباً در حدود 3 درصد است. احتمالا اصلی ترین دلیل برای کاهش عدد مربوط به درصد تخلخل برای پوشش­های گرادیانی YSZ / Mullite حضور فاز مولایت آمورف و ذرات ذوب شده بیشتر مولایت در این پـوشش­هـا نسبت بـه پـوشش­های YSZ/NiCrAlY و پوشش­های لایه­ای Mullite/YSZ/NiCrAlY می­باشد. درصد تخلخل اندازه‌گیری شده در دامنه تخلخل پوشش‌های متداول APS (%5-15) می­باشد [23].

 

جدول (3): مقادیر مربوط به درصد تخلخل هر یک از پوشش­ها.

پوشش	YSZ	پوشش YSZ/Mullite	پوشش گرادیانی YSZ+Mullite
تخلخل (%)	5/6	1/8	0/3

 

مقدار درصد تخلخل در لایه YSZ نیز نشان دهنده یک تناسب و سازش خوب بین مدول الاستیک پایین، تحمل کرنش بالا، هدایت حرارتی پایین می­باشد و حفاظت در برابر عوامل خورنده را تضمین می‌کند. درصدهای تخلخل مشابه نیز توسط سایر محققین به دست آورده شده است. گزارش شده که میکرو ساختار این نوع از پوشش­های سد حرارتی می‌تواند به وسیله تخلخل‌ها، تنش‌های باقی‌مانده، ترک های میکرونی تحت تاثیر قرار گیرد و امروزه استفاده از روش های عملیات حرارتی (بعد از فرایند پوشش دهی) و یا اعمال لایه لعاب می‌توانند به‌نوعی کمک‌کننده باشند[3].

 

3-3- بررسی ماکروسکوپی و میکروسکوپی و طول عمر پوشش­ها بعد از آزمون شوک حرارتی

در شکل 5 طول عمر سه نوع پوشش ایجاد شده در طی سیکل های شوک حرارتی در دمای °C1100 نشان داده شده است. لازم به ذکر است که نتایج، میانگینِ تعداد سیکل های پوسته شدن برای دو نمونه از هر پوشش می­باشد. در این آزمون هنگامی که ترک و جدایش در لایه YSZ رخ داد ادامه آزمون در مورد نمونه مرتبط متوقف و مدت زمان آزمون و تصاویر ماکروسکوپی توسط دوربین دیجیتال ثبت گردید. همان طور که ملاحظه می­شود برای نمونه با پوشش YSZ در سیکل 25 لایه زیرکونیای پایدار شده با ایتریا از لایه میانی فلزی NiCrAlY جدایش یافت. همچنین برای نمونه با پوشش سه لایه Mullite/YSZ/NiCrAlY در سیکل 70 لایه مربوط به مولایت و زیرکونیای پایدار شده هم‌زمان از لایه میانی NiCrAlY جدایش یافتند. برای نمونه­های با پوشش گرادیانی Mullite/YSZ نیز همان طور که ملاحظه می­شود در سیکل 60 ام هم‌زمان پوشش­ها از لایه میانی فلزی NiCrAlY جدایش یافتند. همان طور که ملاحظه می­شود طول عمر پوشش لایه­ای Mullite/YSZ/NiCrAlY بعد از آزمون شوک حرارتی از دو نمونه دیگر بیشتر می­باشد. عوامل مختلفی مانند ضریب انبساط حرارتی، مدول الاستیک، استحکام شکست و تغییرات دمایی ناشی از شوک حرارتی می‌توانند در مقاومت یک بدنه در برابر شوک حرارتی موثر باشند.

 

 

شکل (5): طول عمر پوشش­های ایجاد شده طی سیکل های شوک حرارتی در دمای °C1100.

 

شکل 6 تصاویر ماکروسکوپی پوشش­ها را طی سیکل های آزمون شوک حرارتی نشان می‌دهد. همان طور که ملاحظه می­شود هر سه پوشش تحت سیکل های شوک حرارتی شروع به ریختن از لبه‌ها کرده­اند. گزارش شده است که در سیکل های شوک حرارتی، پوسته شدن و ریزش پوشش در ابتدا از نواحی نزدیک نواقص و به خصوص لبه‌های نمونه­ها شروع می­شود که به دلیل شرایط بحرانی سرد و گرم کردن و همچنین تمرکز تنش در لبه‌ها می­باشد [12].

 

 

شکل (6): تصویر ماکروسکوپی از پوشش­ها بعد از انجام سیکل های آزمون شوک حرارتی در دمای °C1100: الف) پوشش دولایه YSZ/NiCrAlY، ب) پوشش سه لایه Mullite/YSZ/NiCrAlY و ج) پوشش گرادیانی از Mullite/YSZ.

ضرایب انبساط حرارتی معمولی آلیاژهای پایه نیکل، لایه میانی فلزی، زیرکونیا و مولایت به ترتیب حدود 17*10-6 K-1، 15*10-6 K-1، 10*10-6 K-1 و 4.75*10-6 K-1 می­باشد [22 و 24]؛ بنابراین اختلاف ضرایب انبساط حرارتی بین لایه میانی فلزی و لایه YSZ و لایه YSZ با مولایت در سیکل های گرم و سرد کردن باعث ایجاد تنش و جوانه‌زنی و رشد ترک در فصل مشترک بین لایه ها شده و در نهایت می‌تواند به پوسته شدن لایه ها کمک نماید. زیرکونیا توسط دو مکانیزم کمک به انتقال اکسیژن از خارج به لایه میانی می‌نماید و باعث تشکیل و رشد لایه TGO و ایجاد تنش در پوشش سد حرارتی می­شود مکانیزم اول انتقال یونی از طریق شبکه با حرکت معکوس جاهای خالی یون های اکسیژن و مکانیزم دوم نفوذ گازها در سرتاسر شبکه زیرکونیا از طریق ترک ها و تخلخل‌های به هم پیوسته می­باشد [25-26].

به طور کلی عدم تطابق انبساط حرارتی در زیرلایه فلزی و لایه پوشش سرامیکی بعلاوه رشد لایه TGO در فصل مشترک لایه میانی فلزی و لایه سرامیکی منجر به ایجاد ترک های افقی، رشد این ترک ها، لایه‌لایه شدن و پوسته شدن پوشش در سیکل های حرارتی می­شود. در آزمون شوک حرارتی وقتی نمونه پوشش داده شده در دماهای بالا از کوره خارج می‌گردد و به سرعت در آب سرد می­شود یک تنش بسیار زیاد به دلیل اختلاف ضرایب انبساط حرارتی بین لایه سرامیکی و لایه میانی فلزی در پوشش ایجاد می­شود [13].

برای بهبود کارایی پوشش­های سد حرارتی در طی سیکل های حرارتی تحقیقات زیادی صورت گرفته است [25 و 27]. برای مثال از طریق کاهش نفوذ اکسیژن در ساختار پوشش سد حرارتی و در نتیجه کاهش سرعت رشد لایه TGO و تنش حاصل از این رشد باعث بهبود کارایی پوشش طی سیکل های حرارتی شده اند. در تحقیق حاضر نیز از لایه مولایت برای کاهش نفوذ اکسیژن به سمت لایه میانی فلزی و جلوگیری از رشد لایه TGO استفاده شده است؛ زیرا مولایت یک ماده مناسب برای جلوگیری از اکسیداسیون در سیستم پوشش سد حرارتی می­باشد و مانند یک سد در برابر نفوذ اکسیژن عمل می‌نماید.

در شکل 7 تصاویر میکروسکوپ الکترونی بعد از انجام آزمون شوک حرارتی از هر سه نوع پوشش ارائه شده است. همان طور که دیده می­شود به دلیل عدم تطابق ضریب انبساط حرارتی در زیر لایه و پوشش سرامیکی و رشد لایه اکسیدی در فصل مشترک لایه فلزی و سرامیکی ترک هایی در این نوع از پوشش­های سد حرارتی دیده می­شود.

پوشش­های کامپوزیتی و گرادیانی از مولایت، درصد انقباض بیشتری را نسبت به پوشش­های به‌تنهایی مولایت از خود نشان می‌دهند. این دیدگاه در کارهای سایر محققان نیز گزارش شده است [22]، بنابراین همان طور که آزمون شوک حرارتی نشان داد مقاومت به شوک حرارتی پوشش سه لایه­ای Mullite/YSZ/NiCrAlY بیشتر از پوشش­های گرادیانی Mullite/YSZ می­باشد.

 

 

شکل (7): تصویر میـکروسکوپ الکترونی از پوشش­ها بعد از انجام سیکل های آزمون شوک حرارتی در دمای °C1100: الف) پوشش دولایه YSZ/NiCrAlY، ب) پوشش سه لایه Mullite/YSZ/NiCrAlY و ج) پوشش گرادیانی از Mullite/YSZ.

 

3-4- آنالیز فازی و عنصری پوشش­ها بعد از آزمون شوک حرارتی

دیده شده که درصد انقباض تأثیر ناچیزی بـر مقاومت سیکل­های حرارتی دارد که به دلیل این است که انقباض فقط در چرخه­های اولیه سرمایش و گرمایش رخ می‌دهد [28-29]؛ بـه عبارت دیگر مطابـق رابطه گریفیث [28] ترک­هایی که از انقباض ایجاد می­شوند بسیار کوچک‌تر از ترک هایی هستند که از نقص محدودکننده استحکام10 ایجاد می­شوند.

شکل 8 الگوهای پراش اشعه ایکس بعد از انجام آزمون شوک حـرارتی را نشـان می‌دهد همان طـور کـه ملاحظه می­شود هیچ گونه تغییر فازی در حین آزمون شوک حرارتی در پوشش دولایه YSZ/NiCrAlY رخ نداده است و زیرکونیا به‌صورت فاز تتراگونال پایدار می­باشد؛ بنابراین می‌توان به این نتیجه رسید که ایجاد ترک ها در این نمونه طی سیکل های شوک حرارتی به علت اختلاف ضرایب انبساط حرارتی بین لایه میانی فلزی و لایه YSZ و تنش‌های حاصل از رشد لایه TGO می­باشد (شکل 8 الف). همچنین برای پوشش­های سد حرارتی سه لایه­ای Mullite/YSZ/NiCrAlY و گرادیانی Mullite/YSZ پیک های با شدت بالا از مولایت دیده می­شود و همچنین پیک های با شدت کم از آلومینا پس از آزمون شوک حرارتی مشاهده می­شود.

 

 

شکل (8): آنالیز فازی مربوط به پوشش سد حرارتی: الف) پوشش سد حرارتی YSZ/NiCrAlY، ب) پوشش سد حرارتی لایه­ای از Mullite/YSZ/NiCrAlY و ج) پوشش سد حرارتی گرادیانی از Mullite/YSZ.

 

نتایج آنالیز عنصری از سطوح نمونه­ها بعد از انجام فرایند شوک حرارتی در شکل 9 آورده شده است. مشاهده می­شود که برای پوشش­های دو لایه مقادیر مربوط به عنصر ایتریوم که به‌منظور پایدارسازی فاز تتراگونال به زیرکونیا افزوده شده است تقریباً در محدوده مورد نظر باقی‌مانده است این بدان معناست که در حین آزمون شوک حرارتی هیچ تغییر فازی در زیرکونیا رخ نداده است و زیرکونیا به‌صورت فاز تتراگونال پایدار می­باشد. برای نمونه با پوشش سد حرارتی 3 لایه آنالیز عنصری نشان دهنده وجود عناصر اکسیژن، آلومینیوم و سیلیکون می­باشد که همان فاز مولایت است. برای پوشش 6 لایه گرادیانی علاوه بر عناصر مربوط به فاز مولایت، عنصر Zr وجود دارد که به علت گرادیانی بودن این پوشش حضور عنصر زیرکونیوم امکان پذیر است.

 

 

شکل (9): آنالیز عنصری از سطوح پوشش سد حرارتی: الف) پوشش سد حرارتی دو لایه YSZ/NiCrAlY، ب) پوشش سد حرارتی سه لایه­ای از Mullite/YSZ/NiCrAlY و ج) پوشش سد حرارتی گرادیانی ازMullite/YSZ.

 

4- نتيجه­گيري

اصلی ترین دلیل برای کاهش عدد مربوط به درصد تخلخل برای پوشش­های گرادیانی Mullite/YSZ افزایش ذرات ذوب شده در این پوشش­ها نسبت به پوشش­های دو لایه­ای YSZ/NiCrAlY و پوشش­های سه لایه­ای Mullite/YSZ/NiCrAlY می­باشد. طول عمر پوشش لایه­ای Mullite/YSZ/NiCrAlY بعد از آزمون شوک حرارتی از پوشش گرادیانی Mullite/YSZ و پوشش YSZ/NiCrAlY بیشتر می­باشد. عمر بیشتر پوشش سه لایه­ای به دلیل کاهش نفوذ اکسیژن و کاهش سرعت رشد لایه TGO در این پوشش نسبت به سایر پوشش­های معرفی شده می­باشد.

 

سپاسگزاری‌

نگارندگان مقاله از حمایت‌های معنوی و مالی پژوهشگاه مواد و انرژی و کارشناسان آزمایشگاه مرکزی این پژوهشگاه، جهت کمک فنی، گردآوری داده­ها و تفسیر نتایج قدردانی و تشکر می‌نمایند.

 

5- مراجع

 [1] G. Meetham, "Mechanisms for increasing high temperature capability", Part B of ‘requirements for and & Design, vol. 9, pp. 308-317, 1988.

 

[2] م. م. خرمی راد؛ م. ر. رحیمی پور؛ س. م. م. هادوی و ک. شیروانی جوزانی، "سنتز پودر هگزا آلومینات لانتانیم (LaMgAl11O19) به‌منظور پوشش دهی به روش پلاسما اسپری بر روی سوپر آلیاژ پایه نیکل به‌عنوان پوشش سد حرارتی"، فصلنامه فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، دوره 12، شماره 3، صفحه 183-173، آذر 1397.

 

[3] س. ت. رمضانی؛ ض. والفی و ن. احسانی، "بررسی خواص اکسیداسیون و شوک حرارتی پوشش سپرحرارتی کامپوزیتی YSZ/Al2O3 با آلومینای ایجاد شده با فرایند پاشش حرارتی محلول پیش‌ماده"، فصلنامه فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، دوره 14، شماره 4، صفحه 90-77، دی 1399.

 

[4] W. Ma, S. Gong, H. Li & H. Xu, "Novel Thermal Barrier Coatings Based on La2Ce2O7/8YSZ Double-Ceramic-Layer Systems Deposited by Electron Beam Physical Vapor Deposition", Surface and Coatings Technology, vol. 202, pp. 2704–2708, 2008.

 

[5] H. Vakilifard, R. Ghasemi & M. Rahimipour, "Hot corrosion behaviour of plasma-sprayed functionally graded thermal barrier coatings in the presence of Na 2 SO4 + V2O5 molten salt", Surface and Coatings Technology, vol. 326, 2017.

 

[6] J. A. Haynes, E. Douglas Rigney, M. K. Ferber & W. D. Porter, "Oxidation and degradation of a plasma-sprayed thermal barrier coating system", Surface and Coatings Technology, vol. 86-87, pp. 102-108, 1996.

 

[7] M. Mayoral, J. Andrés, M. T. Bona, V. Higuera & F. Belzunce, "Yttria stabilized zirconia corrosion destabilization followed by Raman mapping", Surface and Coatings Technology, vol. 202, pp. 5210-5216, 2008.

 

[8] G. Di Girolamo, C. Blasi, L. Pilloni & M. Schioppa, "Microstructural and thermal properties of plasma sprayed mullite coatings," Ceramics International, vol. 36, pp. 1389-1395, 2010.

 

[9] S. Seifert, E. Litovsky, J. I. Kleiman & R. B. Heimann, "Thermal resistance and apparent thermal conductivity of thin plasma-sprayed mullite coatings", Surface and Coatings Technology, vol. 200, pp. 3404-3410, 2006.

 

[10] J. Berghaus & B. R. Marple, "High-Velocity Oxy-Fuel (HVOF) Suspension Spraying of Mullite Coatings", Journal of Thermal Spray Technology - J Therm Spray Technol, vol. 17, pp. 671-678, 2008.

 

[11] A. Samuli, "Modified tick thermal barrier coatings", Ph.D. Disseration, Institute of Materials Science, 2004.

 

[12] H. Jamali, R. Mozafarinia, R. Razavi & R. Ahmadi-Pidani, "Comparison of thermal shock resistances of plasma-sprayed nanostructured and conventional yttria stabilized zirconia thermal barrier coatings", Ceramics International, vol. 38, pp. 6705–6712, 2012.

 

[13] L. Wang, Y. Wang, X. G. Sun, J. Q. He, Z. Y. Pan & C. H. Wang, "Thermal shock behavior of 8YSZ and double-ceramic-layer La2Zr2O7/8YSZ thermal barrier coatings fabricated by atmospheric plasma spraying", Ceramics International, vol. 38, pp. 3595-3606, 2012.

 

[14] A. Khan & J. Lu, "Thermal Cyclic Behavior of Air Plasma Sprayed Thermal Barrier Coatings Sprayed on Stainless Steel Substrates", Surface and Coatings Technology, vol. 201, pp. 4653-4658, 2007.

 

[15] H. Xu & H. Guo, "Thermal barrier coatings", Woodhead Publishing, 2011.

 

[16] S. Bose, "High temperature coatings: Butterworth-Heinemann Ltd," 2007.

[17] H. Jamali, R. Mozafarinia, R. Razavi, R. Ahmadi-Pidani & M. Loghman-Estarki, "Fabrication and Evaluation of Plasma-Sprayed Nanostructured and Conventional YSZ Thermal Barrier Coatings", Current Nanoscience, vol. 8, pp. 402-409, 2012.

 

[18] X. H. Zhong, Y. M. Wang, Z. H. Xu, Y. F. Zhang, J. F. Zhang & X. Q. Cao, "Hot-corrosion behaviors of overlay-clad yttria-stabilized zirconia coatings in contact with vanadate–sulfate salts", Journal of the European Ceramic Society, vol. 30, pp. 1401-1408, 2010.

 

[19] D. W. Parker, "Thermal barrier coatings for gas turbines, automotive engines and diesel equipment", Materials & Design, vol. 13, pp. 345-351,1992.

 

[20] F. H. Yuan, Z. X. Chen, Z. W. Huang, Z. G. Wang & S. J. Zhu, "Oxidation behavior of thermal barrier coatings with HVOF and detonation-sprayed NiCrAlY bondcoats", Corrosion Science, vol. 50, pp. 1608-1617, 2008.

 

[21] R. Srinivasan, R. DeAngelis, G. Ice, S. Simpson, J. Harris & B. Davis, "Identification of tetragonal and cubic structures of zirconia", Technical Report, Jun. 1989 - May 1990 Utah Univ, Salt Lake City. Dept. of Chemistry, 1990.

 

[22] S. Li, X. Zhao, G. Hou, W. Deng, Y. An, H. Zhou & et al, "Thermomechanical properties and thermal cycle resistance of plasma-sprayed mullite coating and mullite/zirconia composite coatings", Ceramics International, vol. 42, pp. 17447-17455, 2016.

 

[23] F. Xie, D. Li, & W. Zhang, "Long-term failure mechanisms of thermal barrier coatings in heavy-duty gas turbines", Coatings, vol. 10, pp. 1022-1041, 2020.

 

[24] R. Ahmadi-Pidani, R. Shoja-Razavi, R. Mozafarinia & H. Jamali, "Improving the thermal shock resistance of plasma sprayed CYSZ thermal barrier coatings by laser surface modification", Optics and Lasers in Engineering, vol. 50, pp. 780-786, 2012.

 

[25] Y. Bai, Z. H. Han, H. Q. Li, C. Xu, Y. L. Xu, C. H. Ding & et al, "Structure–property differences between supersonic and conventional atmospheric plasma sprayed zirconia thermal barrier coatings", Surface and Coatings Technology, vol. 205, pp. 3833-3839, 2011.

 

[26] M. Li, X. Sun, W. Hu & H. Guan, "Thermocyclic behavior of sputtered NiCrAlY/EB-PVD 7 wt.%Y2O3–ZrO2 thermal barrier coatings", Surface and Coatings Technology, vol. 200, pp. 3770-3774, 2006.

 

[27] R. Ahmadi-Pidani, R. Shoja-Razavi, R. Mozafarinia & H. Jamali, "Laser surface modification of plasma sprayed CYSZ thermal barrier coatings", Ceramics International, vol. 39, pp. 2473-2480, 2013.

 

[28] H. Samadi & E. Garcia, "Thermal conductivity of plasma sprayed forsterite/mullite coatings", Ceramics International, vol. 40, pp. 13995-13999, 2014.

 

[29] P. Ramaswamy, S. Seetharamu, K. Verma, N. Raman & K. Rao, "Thermomechanical fatigue characterization of zirconia (8%Y2O3-ZrO2) and mullite thermal barrier coatings on diesel engine components: Effect of coatings on engine performance", Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C: Journal of Mechanical Engineering Science, vol. 214, pp. 729-742, 05/01 2000.

 

6- پی‌نوشت

[1] Air Plasma Spray (APS)

[2] Electron-Beam Physical Vapor Deposition

(EB-PVD)

[3] High-Velocity Oxy Fuel (HVOF)

[4] Chemica Vapor Deposition (CVD)

[5] X Ray Diffraction (XRD)

[6] Scanning Electron Microscope (SEM)

[7] Energy Dispersion Spectroscopy (EDS)

[8] Threshold

[9] Binary

[10] Strength–Limiting Defect

 

 

 

 

 

 

 

برای ارجاع به این مقاله از عبارت ذیل استفاده نمایید:

Please cite this article using:

Nader Soltani, Iman Mobasherpour, Esmail Salahi, Ali Sedaghat Ahangary, Thermal Shock Behavior of Thermal Barrier Coatings YSZ, YSZ/Mullite and Gradient Coating YSZ/Mullite on Nickel Base Super Alloy Prepared by Plasma Spray (APS) Method, New Process in Material Engineering, 2023, 17(3), 1-11.