JP5506771B2 - Long-term creep strength estimation method, remaining life estimation method, and remaining life evaluation apparatus for precipitation strengthened heat resistant alloys - Google Patents
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Description
本発明は、析出強化型耐熱合金の長時間クリープ強度推定方法及び余寿命推定方法並びに余寿命評価装置に関する。 The present invention relates to a long-term creep strength estimation method, a remaining life estimation method, and a remaining life evaluation apparatus for a precipitation strengthened heat resistant alloy.
γ’相（Ni3Al）により析出強化されたNi基超合金（以下、「析出強化型Ni基超合金」とも呼ぶ。）は、高温強度が高く、ガスタービンの高温部に用いられている。このため、Ni基超合金は、近年では、石炭を燃料とした蒸気タービンプラントへの適用も検討されている。蒸気温度を高めることによって効率向上を図ることができるためである。 Ni-base superalloy precipitation-strengthened by the γ 'phase (Ni 3 Al) (hereinafter also referred to as “precipitation-strengthened Ni-base superalloy”) has high high-temperature strength and is used in high-temperature parts of gas turbines. . For this reason, in recent years, application of Ni-base superalloys to steam turbine plants using coal as fuel has also been studied. This is because the efficiency can be improved by increasing the steam temperature.
析出強化型Ni基超合金を用いたタービン等の長期信頼性を確保するためには、析出強化型Ni基超合金の長時間クリープ強度をより正確に把握することが極めて重要である。また、実機で使用した部品の余寿命を評価するためにも、長時間クリープ強度をより正確に把握する必要がある。 In order to ensure the long-term reliability of a turbine or the like using a precipitation strengthened Ni-base superalloy, it is extremely important to accurately grasp the long-term creep strength of the precipitation strengthened Ni-base superalloy. In addition, in order to evaluate the remaining life of parts used in actual machines, it is necessary to more accurately grasp the long-term creep strength.
特許文献１には、高温での析出物の粗大化がクリープ損傷と同じ機構で律速されることを利用して、(a)各種温度、各種応力のクリープ試験で得た測定値等を基に、クリープひずみεの時間的変化に関する各定数を算出し、(b)組織の析出物粒径、使用時間から析出物粒径の成長速度を求め、クリープ損傷率φを推定し、(c)ひずみε又は損傷率φが使用限界に達する時間の短い方を寿命とするガスタービン高温部品寿命推定方法が開示されている。
特許文献２には、構造部材の温度・応力等から時効軟化およびクリープ軟化履歴を推定する工程と、硬さ実測値から使用温度・使用応力を最適値に補正する工程と、補正された使用温度・応力等にもとづき将来の時効軟化およびクリープ軟化特性を予測する工程とを有し、クリープ余寿命を推定して部品の使用可否を判定する方法が開示されている。
特許文献３には、有機高分子材料からなる成形部品の脆性クリープ破壊の余寿命を予測するに当たり、予め経過時間とミクロボイド量の関係を求めておくことで、余寿命を予測する方法が開示されている。
Ni基合金の析出強化相であるγ’相は、実機環境に長時間曝されると粗大化することが知られている。γ’相の粒子径や粒子間距離が変化すると、クリープ速度も変化するため、短時間の試験から長時間のクリープ破断強度を評価するのは困難であり、その精度向上が大きな課題である。 It is known that the γ 'phase, which is a precipitation strengthening phase of a Ni-base alloy, becomes coarse when exposed to an actual machine environment for a long time. When the particle diameter of the γ ′ phase and the distance between the particles change, the creep rate also changes. Therefore, it is difficult to evaluate the long-term creep rupture strength from a short-time test, and the improvement of the accuracy is a big issue.
本発明の目的は、クリープ破断強度の予測精度及び実機使用後の余寿命の評価精度を向上し、かつ、高温部品の長時間の信頼性を確保することにある。 An object of the present invention is to improve the prediction accuracy of the creep rupture strength and the evaluation accuracy of the remaining life after using the actual machine, and to ensure the long-term reliability of high-temperature parts.
本発明は、限られた時間におけるクリープ破断試験及び析出物粗大化試験を行い、その結果である破断応力及びクリープ破断時間を用いて所定の関係式からクリープ変形速度の応力指数及び定数を決定し、その関係式を用いて析出強化型耐熱合金の長時間のクリープ強度を高精度で推定することを特徴とする。 The present invention performs a creep rupture test and a precipitate coarsening test for a limited time, and determines the stress index and constant of the creep deformation rate from a predetermined relational expression using the resulting rupture stress and creep rupture time. The long term creep strength of the precipitation strengthened heat resistant alloy is estimated with high accuracy using the relational expression.
本発明によれば、クリープ破断強度の予測精度及び実機使用後の余寿命の評価精度を向上することができ、高温部品の長時間の信頼性を確保することができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the prediction precision of creep rupture strength and the evaluation precision of the remaining life after use of a real machine can be improved, and the long-term reliability of a high temperature component can be ensured.
本発明は、析出強化型耐熱合金、特に析出強化型Ni基合金の長時間クリープ強度推定方法及び余寿命評価方法並びに余寿命評価装置に関する。 The present invention relates to a long-term creep strength estimation method, a remaining life evaluation method, and a remaining life evaluation apparatus for precipitation strengthened heat resistant alloys, particularly precipitation strengthened Ni-based alloys.
γ’相の粗大化現象とクリープひずみεとの相関関係については、従来、下記式（１）〜（４）が示されている。 Regarding the correlation between the coarsening phenomenon of the γ ′ phase and the creep strain ε, the following formulas (1) to (4) have been conventionally shown.
γ’相平均粒径と時間との関係を表す下記式（１）については、一般に知られている。 The following formula (1) representing the relationship between the γ ′ phase average particle diameter and time is generally known.
d3−d0 3＝kt …（１）
式中、粗大化速度定数kについては、下記式（２）により算出する。
d 3 −d 0 3 = kt (1)
In the formula, the coarsening rate constant k is calculated by the following formula (2).
k＝(C1/T) exp(−Q/RT) …（２）
ここで、tは、経過時間であり、dは、時間tが経過した後（時間t経過後）におけるγ’相の析出物の平均粒径であり、d0は、初期状態（t＝0）におけるγ’相の析出物の平均粒径であり、C1は、定数であり、Qは、析出物粗大化の活性化エネルギーであり、Rは、気体定数であり、Tは、絶対温度である。
k = (C 1 / T) exp (−Q / RT) (2)
Here, t is the elapsed time, d is the average particle size of the precipitate of the γ ′ phase after the time t has elapsed (after the time t has elapsed), and d 0 is the initial state (t = 0 ) Is the average particle size of the γ 'phase precipitate, C 1 is a constant, Q is the activation energy of coarsening of the precipitate, R is a gas constant, and T is the absolute temperature It is.
定常クリープ速度は、一般に、従来のクリープひずみ速度の評価式である下記式（３）で表される。 The steady creep rate is generally represented by the following formula (3), which is a conventional evaluation formula for the creep strain rate.
dε/dt＝C2σn exp(−QC/RT) …（３）
ここで、C2は、定数であり、QCは、クリープの活性化エネルギーであり、σは、破断応力であり、nは、クリープ変形速度の応力指数である。
dε / dt = C 2 σ n exp (−Q C / RT) (3)
Here, C 2 is a constant, Q C is the activation energy of creep, sigma is the rupture stress, n is the stress exponent of creep deformation rate.
今野らは、γ’相の粗大化現象とクリープひずみεとの相関関係について考察し、Ansellの式が成り立つと仮定して、下記式（４）を導出した。 Konno et al. Considered the correlation between the coarsening phenomenon of the γ ′ phase and the creep strain ε, and derived the following equation (4) assuming that the Ansell equation holds.
ε＝C3 ((π/F)0.5−2)2 (d4−d0 4)σn exp(ΔQ/RT) …（４）
ここで、C3は、定数であり、ΔQは、クリープの活性化エネルギーと粗大化の活性化エネルギーとの差であり、Fは、初期状態におけるγ’相の析出物面積率である。
ε = C 3 ((π / F) 0.5 −2) 2 (d 4 −d 0 4 ) σ n exp (ΔQ / RT) (4)
Here, C 3 is a constant, ΔQ is the difference between the activation energy of creep and the activation energy of coarsening, and F is the precipitate area ratio of the γ ′ phase in the initial state.
さらに、破断の際のクリープひずみが一定であって、ΔQがゼロであるという仮定を用いることにより、上記式（４）から下記式（５）で表される関係が得られる。 Furthermore, by using the assumption that the creep strain at the time of fracture is constant and ΔQ is zero, the relationship represented by the following formula (5) can be obtained from the above formula (4).
lnσ＝−(1/n) ln CMP ＋C4 …（５）
この式において、CMPは、下記式（６）により算出されるパラメータであり、Constant Microstructure Parameterを略したものである。
lnσ = − (1 / n) ln CMP + C 4 (5)
In this equation, CMP is a parameter calculated by the following equation (6), and is an abbreviation for Constant Microstructure Parameter.
CMP＝((π/F)0.5−2)2 (dr 4−d0 4) …（６）
この式において、時間tr経過後におけるγ’相の析出物の平均粒径drは、下記式（７）により算出される。
CMP = ((π / F) 0.5 −2) 2 (d r 4 −d 0 4 ) (6)
In this equation, the average particle diameter d r of the precipitates of gamma 'phase at time t r after is calculated by the following equation (7).
dr＝(ktr＋d0 3)1/3 …（７）
すなわち、時間trで破断するクリープ応力（クリープ破断応力）σは、γ’相の面積率F、析出物の初期平均粒径d0及びγ’相の粗大化速度kの関数となる。上記式（５）〜（７）を用いることにより、γ’相の粗大化による強度劣化を考慮した長時間のクリープ強度予測が可能となる。
d r = (kt r + d 0 3 ) 1/3 (7)
In other words, the time t r at creep stress rupture (creep rupture stress) sigma, gamma 'area ratio of phase F, the initial average particle size d 0 and gamma precipitates' the coarsening rate k function of the phase. By using the above formulas (5) to (7), it is possible to predict the creep strength for a long time considering the strength deterioration due to the coarsening of the γ ′ phase.
以下、本発明の実施形態に係る析出強化型耐熱合金の長時間クリープ強度推定方法及び余寿命推定方法並びに余寿命評価装置について説明する。 Hereinafter, a long-term creep strength estimation method, a remaining life estimation method, and a remaining life evaluation apparatus for a precipitation strengthened heat resistant alloy according to an embodiment of the present invention will be described.
前記長時間クリープ強度推定方法は、限られた時間におけるクリープ破断試験を行い、その結果である破断応力σ及びクリープ破断時間trを用いて上記式（５）〜（７）から上記式（５）におけるクリープ変形速度の応力指数n及び定数C4を決定し、上記式（５）〜（７）を用いて長時間のクリープ強度を算出することを特徴とする。 The long-term creep strength estimation method performs a creep rupture test for a limited time, and uses the resulting rupture stress σ and creep rupture time tr to formula (5) to (7) to formula (5). the stress exponent n and the constant C 4 creep deformation rate determined in), and calculates the long-time creep strength using the above equation (5) to (7).
ここで、CMPは、Fは、初期状態におけるγ’相の析出物の面積率であり、d0は、初期状態における前記析出物の平均粒径であり、drは、時間tr経過後における前記析出物の平均粒径である。また、粗大化速度定数kは、上記式（２）を用いて算出する。 Here, CMP is F is the area ratio of the precipitates of the γ ′ phase in the initial state, d 0 is the average particle size of the precipitates in the initial state, dr is after time tr elapsed Is the average particle size of the precipitates. Further, the coarsening rate constant k is calculated using the above equation (2).
上記式（２）において、C1及びQの値は、複数の温度Tにおける析出物粗大化試験の結果を用いて決定する。 In the above formula (2), the values of C 1 and Q are determined using the results of the precipitate coarsening test at a plurality of temperatures T.
前記長時間クリープ強度推定方法においては、応力指数nは、クリープ変形試験から算出し、d0及びdrは、試験材の組織観察から決定することが望ましい。 In the long-term creep strength estimation method, it is desirable that the stress index n is calculated from a creep deformation test, and d 0 and dr are determined from observation of the structure of the test material.
前記余寿命推定方法は、前記長時間クリープ強度推定方法を用いたものであって、使用前の部品のレプリカ調査から得られる初期状態におけるγ’相の析出物の平均粒径と、使用後の部品のレプリカ調査から得られるγ’相の析出物の面積率と、有限要素法解析により算出した設計応力及び設計温度とを用いて前記部品の各部位における破断寿命を推定し、破断寿命と運転時間との差から余寿命を推定する。 The remaining life estimation method uses the long-term creep strength estimation method, and the average particle diameter of the precipitates of the γ ′ phase in the initial state obtained from the replica investigation of the parts before use, and after use Estimate the fracture life at each part of the part using the area ratio of the precipitate of γ 'phase obtained from the replica investigation of the part and the design stress and design temperature calculated by the finite element method analysis, and the fracture life and operation Estimate the remaining life from the difference with time.
前記余寿命評価装置は、限られた時間におけるクリープ破断試験を行うクリープ破断試験部と、部品のレプリカ調査を行う組織観察部と、破断寿命及び余寿命を推定する計算部とを備え、前記計算部は、前記クリープ破断試験の結果である破断応力σ及びクリープ破断時間trを用いて上記式（５）〜（７）から上記式（５）におけるクリープ変形速度の応力指数n及び定数C4を決定し、上記式（５）〜（７）を用いて長時間のクリープ強度を算出し、使用前の前記部品のレプリカ調査から得られる初期状態におけるγ’相の析出物の平均粒径と、使用後の前記部品のレプリカ調査から得られるγ’相の析出物の面積率と、有限要素法解析により算出した設計応力及び設計温度とを用いて前記部品の各部位における前記破断寿命を推定し、前記破断寿命と運転時間との差から前記余寿命を推定する。 The remaining life evaluation apparatus includes a creep rupture test unit that performs a creep rupture test in a limited time, a structure observation unit that performs a replica inspection of a component, and a calculation unit that estimates a rupture life and a remaining life. parts, the breaking stress is a result of the creep rupture test σ and creep rupture time with t r the equation (5) to (7) from the creep deformation rate in the above formula (5) stress exponent n and the constant C 4 And calculating the long-term creep strength using the above formulas (5) to (7), and the average particle size of the precipitates of the γ ′ phase in the initial state obtained from the replica investigation of the parts before use The fracture life at each part of the part is estimated using the area ratio of the γ 'phase precipitate obtained from the replica investigation of the part after use, and the design stress and design temperature calculated by the finite element method analysis. And said rupture life Estimating the remaining lifetime from the difference between the operating time.
ここで、CMPは、Fは、初期状態におけるγ’相の析出物の面積率であり、d0は、初期状態における前記析出物の平均粒径であり、drは、時間tr経過後における前記析出物の平均粒径である。また、粗大化速度定数kは、上記式（２）を用いて算出する。 Here, CMP is F is the area ratio of the precipitates of the γ ′ phase in the initial state, d 0 is the average particle size of the precipitates in the initial state, dr is after time tr elapsed Is the average particle size of the precipitates. Further, the coarsening rate constant k is calculated using the above equation (2).
以下、本発明に係る実施例について図面を参照しながら詳細に説明する。ただし、本発明は、ここで取り上げた実施例に限定されるものではない。 Hereinafter, embodiments according to the present invention will be described in detail with reference to the drawings. However, the present invention is not limited to the embodiments taken up here.
表１に示す化学成分のNi基合金について、真空溶解およびエレクトロスラグ再溶解法により、約2トンの鋼塊を作製し、熱間鍛造により約1トンのビレットを作製した。 About a Ni-based alloy having the chemical composition shown in Table 1, a steel ingot of about 2 tons was produced by vacuum melting and electroslag remelting, and a billet of about 1 ton was produced by hot forging.
このビレットを更に熱間加工することにより、直径300mmの丸棒材を作製した。丸棒材には、1160℃で溶体化を施した後、850℃にて8時間、750℃にて16時間の時効処理を施し、この丸棒材より、平行部6mmのつばつきクリープ試験片を採取し、試験を実施した。 This billet was further hot worked to produce a round bar with a diameter of 300 mm. The round bar material was subjected to solution treatment at 1160 ° C, and then subjected to aging treatment at 850 ° C for 8 hours and 750 ° C for 16 hours. Were collected and tested.
図１は、クリープ試験結果の一例を示すグラフである。横軸に時間、縦軸にひずみをとっている。試験における温度条件は、650℃、675℃及び700℃であり、応力はすべて48MPaとした。 FIG. 1 is a graph showing an example of a creep test result. The horizontal axis represents time, and the vertical axis represents strain. The temperature conditions in the test were 650 ° C., 675 ° C. and 700 ° C., and all the stresses were 48 MPa.
本図において、クリープ試験開始直後からクリープ速度が加速する傾向が見られる。これは、γ’相が粗大化したことによるものである。図中の破線は、650℃の場合について従来のひずみ推定方法によって算出した値を示したものであり、直線となっている。 In this figure, the creep speed tends to accelerate immediately after the start of the creep test. This is due to the coarsening of the γ 'phase. The broken line in the figure shows the value calculated by the conventional strain estimation method for the case of 650 ° C., and is a straight line.
これらのクリープ試験の結果の微分値dε/dtから、上記式（３）を用いて応力指数nを決定した。 From the differential value dε / dt of the results of these creep tests, the stress index n was determined using the above equation (3).
また、上記の丸棒材について複数の温度条件でγ’相の析出物粗大化試験を行い、その結果から、上記式（２）におけるC1及びQの値を決定した。 The round bar material was subjected to a γ ′ phase precipitate coarsening test under a plurality of temperature conditions. From the results, the values of C 1 and Q in the above formula (2) were determined.
図２は、クリープ破断応力とCMPとの関係を示すグラフである。 FIG. 2 is a graph showing the relationship between creep rupture stress and CMP.
本図に示すCMPは、上記の粗大化試験の結果を上記式（６）及び（７）に代入することにより算出した。 The CMP shown in this figure was calculated by substituting the results of the above coarsening test into the above formulas (6) and (7).
このグラフについて最小自乗法を用いて上記式（５）に当てはめることにより、応力指数n及び定数C4を決定した。 By applying the above equation (5) using the method of least squares for this graph it was determined stress exponent n and the constant C 4.
図３は、クリープ破断時間とクリープ破断応力との関係である。温度条件は、650℃、675℃及び700℃である。 FIG. 3 shows the relationship between creep rupture time and creep rupture stress. The temperature conditions are 650 ° C, 675 ° C and 700 ° C.
本図においては、実測値をプロットするとともに、上記式（５）〜（７）を用いて推定した曲線を併せて示してある。また、図中の破線は、700℃の場合について従来の推定方法によって算出した値を示したものであり、直線となっている。 In this figure, the measured values are plotted, and the curves estimated using the above formulas (5) to (7) are also shown. Moreover, the broken line in a figure shows the value calculated by the conventional estimation method about the case of 700 degreeC, and is a straight line.
図中の曲線（クリープ破断曲線）は、上に凸の曲線になっており、実際の傾向をよく再現している。また、これらの曲線は、温度依存性についても推定可能な程度に再現している。 The curve (creep rupture curve) in the figure is an upwardly convex curve and reproduces the actual tendency well. These curves are reproduced to such an extent that the temperature dependence can be estimated.
図４は、初期平均粒径を変えた場合について上記式（５）〜（７）を用いて推定したクリープ破断時間とクリープ破断応力（クリープ応力）との関係を示したグラフである。温度条件は700℃であり、初期平均粒径d0は0.01μm、0.07μm及び0.2μmである。 FIG. 4 is a graph showing the relationship between the creep rupture time and the creep rupture stress (creep stress) estimated using the above formulas (5) to (7) when the initial average particle diameter is changed. The temperature condition is 700 ° C., and the initial average particle diameter d 0 is 0.01 μm, 0.07 μm, and 0.2 μm.
本図に示す曲線は、粒径依存性についても推定可能であることを示している。 The curve shown in this figure shows that the particle size dependency can also be estimated.
図５は、析出物の面積率を変えた場合について、γ’相の面積率Fと10万時間クリープ破断強度の推定値との関係を示すグラフである。温度条件は、700℃、750℃及び800℃である。 FIG. 5 is a graph showing the relationship between the area ratio F of the γ ′ phase and the estimated value of the 100,000 hour creep rupture strength when the area ratio of the precipitate is changed. The temperature conditions are 700 ° C, 750 ° C and 800 ° C.
本図に示す曲線は、10万時間クリープ破断強度の温度依存性についても推定可能であることを示している。 The curve shown in this figure shows that the temperature dependence of the 100,000 hour creep rupture strength can also be estimated.
以上より、本実施例の方法を用いれば、平均粒径や析出物面積率が変わった場合でも、クリープ破断時間の推定をすることが可能である。 As described above, when the method of this example is used, it is possible to estimate the creep rupture time even when the average particle size or the precipitate area ratio changes.
図６は、ガスタービンの動翼材料について行った長時間クリープ強度推定方法の手順をまとめて示したものである。 FIG. 6 summarizes the procedure of the long-term creep strength estimation method performed on the blade material of the gas turbine.
本図に示すように、まず、材料特性評価工程として、γ’相の粗大化パラメータ評価及びクリープ変形パラメータ評価を行う。すなわち、クリープ試験の結果を用いて微分値dε/dtから応力指数nを決定し、γ’相の粗大化試験の結果を用いてQ及びCMPを算出する。 As shown in this figure, first, as a material property evaluation step, a coarsening parameter evaluation and a creep deformation parameter evaluation of the γ ′ phase are performed. That is, the stress index n is determined from the differential value dε / dt using the result of the creep test, and Q and CMP are calculated using the result of the coarsening test of the γ ′ phase.
そして、損傷評価マスターカーブ作成工程として、σとCMPとの関係を求め、この関係からクリープ強度を推定する。 Then, as the damage evaluation master curve creation step, the relationship between σ and CMP is obtained, and the creep strength is estimated from this relationship.
上記の手順においては、使用前の動翼材料（新品）についてレプリカ調査を行い、初期状態におけるγ’相の析出物の平均粒径d0（γ’相の析出物初期平均粒径）及び初期状態におけるγ’相の析出物面積率F（体積率）を測定する。また、有限要素法による解析を行い、各部位が曝される温度（設計温度）及び応力（設計応力）を計算する。 In the above procedure, a replica investigation is performed on the rotor blade material (new) before use, and the average particle diameter d 0 (initial average particle diameter of the precipitate of γ ′ phase) and initial value of the precipitate of γ ′ phase in the initial state The precipitate area ratio F (volume ratio) of the γ 'phase in the state is measured. In addition, an analysis by a finite element method is performed, and a temperature (design temperature) and a stress (design stress) to which each part is exposed are calculated.
さらに、実機使用後（56000ｈ運転後）の動翼材料についてレプリカ調査を行い、使用後（56000ｈ運転後）のγ’相の面積率を測定する。この測定結果と上記の手順により推定したクリープ強度とを比較することにより、当該推定方法の精度を確認することができる。 Further, a replica investigation is performed on the rotor blade material after using the actual machine (after 56000 h operation), and the area ratio of the γ ′ phase after use (after 56000 h operation) is measured. By comparing this measurement result with the creep strength estimated by the above procedure, the accuracy of the estimation method can be confirmed.
以上の手順により、図３に示すようなマスターカーブを得ることができる。 With the above procedure, a master curve as shown in FIG. 3 can be obtained.
図７は、ガスタービンの動翼材料について行った余寿命評価方法の手順をまとめて示したものである。 FIG. 7 summarizes the procedure of the remaining life evaluation method performed on the blade material of the gas turbine.
本図に示すように、まず、材料特性評価工程として、γ’相の粗大化パラメータ評価及びクリープ変形パラメータ評価を行う。すなわち、クリープ試験の結果を用いて微分値dε/dtから応力指数nを決定し、γ’相の粗大化試験の結果を用いてQ及びCMPを算出する。 As shown in this figure, first, as a material property evaluation step, a coarsening parameter evaluation and a creep deformation parameter evaluation of the γ ′ phase are performed. That is, the stress index n is determined from the differential value dε / dt using the result of the creep test, and Q and CMP are calculated using the result of the coarsening test of the γ ′ phase.
そして、損傷評価マスターカーブ作成工程として、σとCMPとの関係を求め、この関係からクリープ強度を推定する。 Then, as the damage evaluation master curve creation step, the relationship between σ and CMP is obtained, and the creep strength is estimated from this relationship.
上記の手順においては、使用前の動翼材料（新品）についてレプリカ調査を行い、γ’相の初期平均粒径及び面積率（体積率）を測定する。また、有限要素法解析を行い、各部位が曝される温度及び応力を計算する。 In the above procedure, a replica investigation is performed on the blade material (new) before use, and the initial average particle diameter and area ratio (volume ratio) of the γ ′ phase are measured. In addition, finite element analysis is performed to calculate the temperature and stress to which each part is exposed.
さらに、実機使用後（56000ｈ運転後）の動翼材料についてレプリカ調査を行い、使用後（56000ｈ運転後）のγ’相の面積率を測定する。 Further, a replica investigation is performed on the rotor blade material after using the actual machine (after 56000 h operation), and the area ratio of the γ ′ phase after use (after 56000 h operation) is measured.
図８は、破断寿命の推定を行った動翼の部位を示したものである。 FIG. 8 shows the part of the rotor blade for which the fracture life was estimated.
本図に示す動翼１００は、実機使用するとともに、有限要素法解析の対象とした。そして、動翼１００の先端部１、中央部２及び付け根部３に着目して破断寿命の推定を行った。
The moving
実施例１のマスターカーブにより、各部位の破断寿命を推定し、運転時間との差から余寿命を推定した。 Using the master curve of Example 1, the fracture life of each part was estimated, and the remaining life was estimated from the difference from the operation time.
表２は、これらの評価結果を示したものである。 Table 2 shows the evaluation results.
本表において、初期粒径及び面積率は、試験材の組織観察から算出したものである。また、作用応力（設計応力）は、有限要素法解析により算出したものである。温度は、有限要素法による解析により算出した設計値（設計温度）であるが、実測値を用いてもよい。運転時間は、実測値である。寿命及び残余寿命は、推定値である。 In this table, the initial particle size and area ratio are calculated from the observation of the structure of the test material. The acting stress (design stress) is calculated by finite element method analysis. The temperature is a design value (design temperature) calculated by analysis using a finite element method, but an actual measurement value may be used. The operation time is an actual measurement value. The lifetime and the remaining lifetime are estimated values.
本表から、先端部１においては、作用応力が強く、残余寿命が短くなっていること、中央部２においては、作用応力が弱く、残余寿命が長くなっていること、及び、付け根部３においては、先端部１と中央部２との間の値であることがわかる。
From this table, the
１：先端部、２：中央部、３：付け根部、１００：動翼。 1: tip portion, 2: central portion, 3: root portion, 100: moving blade.
Claims (4)
lnσ＝−(1/n) ln CMP ＋C4 …（５）
CMP＝((π/F)0.5−2)2 (dr 4−d0 4) …（６）
dr＝(ktr＋d0 3)1/3 …（７）
（ここで、CMPは、Fは、初期状態におけるγ’相の析出物の面積率であり、d0は、初期状態における前記析出物の平均粒径であり、drは、時間tr経過後における前記析出物の平均粒径である。また、粗大化速度定数kは、下記式（２）を用いて算出する。
k＝(C1/T) exp(−Q/RT) …（２）
上記式（２）においてC1は、定数であり、Qは、析出物粗大化の活性化エネルギーであり、Rは、気体定数であり、Tは、絶対温度である。ここで、C1及びQの値は、複数の温度Tにおける析出物粗大化試験の結果を用いて決定する。） Performed creep rupture tests at a limited time, so that a is the breaking stress σ and the following equation using the creep rupture time t r (5) From (7) of the creep deformation rate in the following equation (5) stress exponent n And the constant C 4 is determined, and the long-term creep strength is calculated using the following formulas (5) to (7).
lnσ = − (1 / n) ln CMP + C 4 (5)
CMP = ((π / F) 0.5 −2) 2 (d r 4 −d 0 4 ) (6)
d r = (kt r + d 0 3 ) 1/3 (7)
(Where CMP is the area ratio of precipitates of the γ ′ phase in the initial state, d 0 is the average particle size of the precipitates in the initial state, and dr is the time tr elapsed This is the average particle size of the precipitates later, and the coarsening rate constant k is calculated using the following equation (2).
k = (C 1 / T) exp (−Q / RT) (2)
In the above formula (2), C 1 is a constant, Q is an activation energy for coarsening precipitates, R is a gas constant, and T is an absolute temperature. Here, the values of C 1 and Q are determined using the results of the precipitate coarsening test at a plurality of temperatures T. )
lnσ＝−(1/n) ln CMP ＋C4 …（５）
CMP＝((π/F)0.5−2)2 (dr 4−d0 4) …（６）
dr＝(ktr＋d0 3)1/3 …（７）
（ここで、CMPは、Fは、初期状態におけるγ’相の析出物の面積率であり、d0は、初期状態における前記析出物の平均粒径であり、drは、時間tr経過後における前記析出物の平均粒径である。また、粗大化速度定数kは、下記式（２）を用いて算出する。
k＝(C1/T) exp(−Q/RT) …（２）
上記式（２）において、C1は、定数であり、Qは、析出物粗大化の活性化エネルギーであり、Rは、気体定数であり、Tは、絶対温度である。ここで、C1及びQの値は、複数の温度Tにおける析出物粗大化試験の結果を用いて決定する。） A creep rupture test section for performing a creep rupture test in a limited time; a structure observation section for performing a replica investigation of a part; and a calculation section for estimating a rupture life and a remaining life, wherein the calculation section includes the creep rupture test. formula in which by using a breaking stress σ and creep rupture time t r a result of (5) to the following formulas (7) (5) determining the stress exponent n and the constant C 4 creep deformation rate in the following formula ( 5) to (7) are used to calculate the creep strength for a long time, the average particle diameter of the precipitates of the γ ′ phase in the initial state obtained from the replica investigation of the parts before use, and the parts after use The fracture life at each part of the part is estimated using the area ratio of the precipitate of the γ ′ phase obtained from the replica investigation and the design stress and design temperature calculated by the finite element method analysis, and the fracture life and operation are estimated. From the difference with time Residual life evaluation device precipitation-strengthened heat-resistant alloy, characterized in that estimating the Kiyo life.
lnσ = − (1 / n) ln CMP + C 4 (5)
CMP = ((π / F) 0.5 −2) 2 (d r 4 −d 0 4 ) (6)
d r = (kt r + d 0 3 ) 1/3 (7)
(Where CMP is the area ratio of precipitates of the γ ′ phase in the initial state, d 0 is the average particle size of the precipitates in the initial state, and dr is the time tr elapsed This is the average particle size of the precipitates later, and the coarsening rate constant k is calculated using the following equation (2).
k = (C 1 / T) exp (−Q / RT) (2)
In the above formula (2), C 1 is a constant, Q is an activation energy for coarsening of precipitates, R is a gas constant, and T is an absolute temperature. Here, the values of C 1 and Q are determined using the results of the precipitate coarsening test at a plurality of temperatures T. )
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