JP6532182B2 - Ni基合金、ガスタービン燃焼器用Ni基合金、ガスタービン燃焼器用部材、ライナー用部材、トランジッションピース用部材、ライナー、トランジッションピース - Google Patents
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Description
例えばガスタービンの燃焼器においては、圧縮機の後方外周よりに位置し、圧縮機吐出空気に燃料を噴射し、燃焼させてタービン駆動用の高温高圧ガスを生成し、かつ、燃料ガスをタービン入口のノズル(静翼)に案内する役割を担うものであり、高温環境下で用いられるものである。
特に、燃焼器の中でも、ライナー(内筒)及びトランジッションピース(尾筒)は、高温の燃焼ガスに曝される。また、頻繁な、起動、停止及び出力制御に伴う加熱、冷却の激しい熱サイクルが負荷されることになる。
また、特許文献3では、炭化物、窒化物の最大粒径が10μm以下であることを提案している。炭化物、窒化物が10μm以上であると常温での加工中に炭化物、窒化物と母相との界面から割れを生じてしまうことを指摘している。
また、特許文献3では、炭化物、窒化物の最大粒径が10μm以下であることを規定しているものの、Ni基合金は、航空機、発電用ガスタービン部品として用いられているため、そもそも非常に清浄度が高く、すべての部位を観察して最大粒径を把握することは現実的に難しい点が存在する。特許文献3の実施例では、炭化物の粒径を測定しており、この点においても窒化物の最大粒径を把握することが難しいことを示唆している。また、窒化物の最大粒径を予測するためには、実際に測定した視野における最大窒化物粒径の分布が重要となるが、引用文献3にはその点について、まったく記載されていないため、窒化物の推定最大粒径を予測することができない。
このため、鉄鋼分野で実施されている手法を単に適用しても、Ni基合金中の窒化物と疲労強度との関係を十分に評価することはできなかった。
この発明は、高温強度特性、高温耐食性に優れたNi基合金、このNi基合金からなるガスタービン燃焼器用Ni基合金、ガスタービン燃焼器用部材、ガスタービン燃焼器のライナー用部材、トランジッションピース用部材、ライナー、トランジッションピースを提供することを目的とする。
X軸を面積等径Dとし、Y軸を基準化変数yjとして、XY軸座標上にプロットし、回帰直線yj=a×D+b(a,bは定数)を求め、予測対象断面積Sを100mm2として、yjを下記の式から求め、
また、推定最大サイズの面積等径を12μm未満とするためには、溶解時のTiの溶湯滞留時間を短くし、凝固過程で大きな凝固速度を与える必要がある。さらに、Tiの投入時期を制約するために使用する原料を限定しなければならない、許容温度幅が狭くなる、鋳造素材が小さくなるといった制約があり、製造コストが大幅に上昇してしまうことになる。このため、本発明では、窒化チタンの推定最大サイズを面積等径で12μm以上に設定している。
なお、窒化チタンの観察は、倍率400〜1000倍で、測定視野数nを30以上とすることが好ましい。また、窒化物の面積の測定は、画像処理を用いて輝度分布を取得し、輝度のしきい値を決定して、窒化物、母相、炭化物等を分離し、測定することが好ましい。このとき、輝度の代わりに色差(RGB)を用いてもよい。
なお、Tiは活性な元素であることから、窒化物を生成しやすい。また、窒化チタンは、断面が多角形状をなしていることから、サイズが小さくても機械的特性に大きな影響を与えることになる。そこで、上述の手法によって、Ni基合金中の窒化チタンの最大サイズを精度良く評価することによって、Ni基合金の機械的特性を確実に向上させることが可能となる。
スクラップを使用することにより、レアメタル等の原料を安定的に確保することが可能となる。また、スクラップの形状等によっては、溶解を十分に促進することができ、溶解に係るエネルギーを低減することが可能となる。このようにスクラップを用いた場合でも、上述のように窒化物を精度良く評価しているので、機械的特性、切削加工性等の劣化を抑制することができる。
また、スクラップ構成率は、高いほど素材の生産、供給および価格の安定性に対する寄与が大きいため5質量%以上が望ましい。さらに構成率が高い場合は、素材の溶解に要するエネルギーを低減し、溶解時間を短縮できるが、スクラップは不測の成分要因を含むことがあることから、40〜99質量%がより望ましい。
上述のように、本発明のNi基合金においては、高温耐食性、クリープ特性及びクリープ疲労等の高温強度特性、加工性、に優れているので、ガスタービン燃焼器の素材として特に適している。
ガスタービン燃焼器は、高温環境下で使用されることから、上述のガスタービン燃焼器用Ni基合金で構成することにより、高温機械特性、高温耐食性を向上させることが可能となる。なお、ガスタービン燃焼器用部材としては、ガスタービン燃焼器の部品を構成する板材、棒材等の素材、特定形状を有する鋳物や鍛造品、また、これらを溶接した際に形成される溶接部及び溶接に使用される溶接棒等がある。
本発明のガスタービン燃焼器のトランジッションピース用部材は、上述のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなることを特徴としている。
本発明のガスタービン燃焼器のライナーは、上述のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなることを特徴としている。
本発明のガスタービン燃焼器のトランジッションピースは、上述のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなることを特徴としている。
ここで、上述のように成分を規定した理由について以下に説明する。
Crは、良好な保護被膜を形成することにより、高温耐酸化性及び高温耐硫化性等の高温耐食性を向上させる作用効果を有する元素である。
ここで、Crの含有量が20質量%未満では、高温耐食性を十分に確保することができない。また、Crの含有量が26質量%を超えると、σ相やμ相などの有害相が析出し、逆に高温耐食性が劣化するおそれがある。そこで、Crの含有量を20.0質量%以上26.0質量%以下の範囲内に設定している。
Coは、素地に固溶してクリープ特性等の高温強度特性を向上させる作用効果を有する元素である。
ここで、Coの含有量が4.7質量%未満では、十分な高温強度特性を付与することができない。また、Coの含有量が9.4質量%を超えると、熱間加工性を低下させるとともに、使用中における高温延性を低下させるおそれがある。そこで、Coの含有量を4.7質量%以上9.4質量%以下の範囲内に設定している。
Moは、素地に固溶して高温引張特性、クリープ特性およびクリープ疲労特性等の高温強度特性を向上させる作用効果を有する元素である。なお、上述の作用効果は、特にW との共存下において複合効果を発揮することになる。
ここで、Moの含有量が5.0質量%未満では、十分な高温延性およびクリープ疲労特性を付与することができない。また、Moの含有量が16.0質量%を超えると、熱間加工性を低下させるととともにμ相などの有害相が析出して脆化を招くおそれがある。そこで、Moの含有量を5.0質量%以上16.0質量%以下の範囲内に設定している。
Wは、素地に固溶して高温引張特性、クリープ特性およびクリープ疲労特性等の高温強度特性を向上させる作用効果を有する元素である。なお、上述の作用効果は、特にMo との共存下において複合効果を発揮する。
ここで、Wの含有量が0.5質量%未満では、十分な高温延性およびクリープ疲労特性を付与することができない。また、Wの含有量が4.0質量%を超えると、熱間加工性が低下すると共に延性も低下するため好ましくない。そこで、Wの含有量を0.5質量%以上4.0質量%以下の範囲内に設定している。
Alは、素地に固溶するとともに、使用中にγ′相( N i 3 A l )を形成して高温引張特性、クリープ特性およびクリープ疲労特性等の高温強度特性を向上させる作用効果を有する元素である。このようなγ′相を有するNi基合金においては、窒化物は有害相となる。
ここで、Alの含有量が0.3質量%未満では、素地への固溶および使用中のγ′相の析出割合が不十分なために所望の高温強度を確保することができない。また、Alの含有量が1.5質量%を超えると、熱間加工性が低下するとともに冷間加工性も低下するため好ましくない。そこで、Alの含有量を0.3質量%以上1.5質量%以下の範囲内に設定している。
Tiは、素地およびγ′相に固溶して高温引張特性、クリープ特性およびクリープ疲労特性等の高温強度特性を向上させる作用効果を有する元素である。またMC型を主とした炭化物を形成し、粒界強度を向上させるとともに、熱間加工時や溶体化処理時の加熱による結晶粒成長を抑制する作用効果も有する。
ここで、Tiの含有量が0.1質量%未満では、素地への固溶および使用中のγ′相の析出割合が不十分なために所望の高温強度を確保することができず、炭化物の形成量が不十分で所望の結晶粒成長抑制効果が得られない。また、Tiの含有量が1.0質量%を超えると、熱間加工性が低下するとともに、窒化チタン及び炭化物が核となって粗大窒化物の生成傾向が増すことになるため、好ましくない。そこで、Tiの含有量を0.1質量%以上1.0質量%以下の範囲内に設定している。
Cは、TiやMo等とM6CやMC型炭化物を形成して、粒界強度を向上させるとともに、熱間加工時や溶体化処理時の加熱による結晶粒成長を抑制する作用効果を有する元素である。
ここで、Cの含有量が0.001質量%未満では、M6CやMC型炭化物の析出割合が不十分なために十分な粒界強化機能および粒界のピン止め効果が得られない。また、Cの含有量が0.15質量%を超えると、炭化物の構成量が過剰となりすぎて熱間加工性、溶接性、延性などが低下するおそれがあるとともに、溶解後の凝固過程で生成するMC型炭化物が窒化物の生成起点となって、粗大な窒化物が形成され易くなるため、好ましくない。そこで、Cの含有量を0.001質量%以上0.15質量%以下の範囲内に設定している。
Feは不純物元素としてNi基合金に混入し易い元素である。ここで、Feの含有量が5質量%を超えると、高温強度が大きく劣化するため好ましくない。よって、Feの含有量は5質量%以下に制限する必要がある。
なお、Feは安価で経済的であるとともに熱間加工性を向上させる作用があることから、必要に応じて0.01質量%以上5質量%以下の範囲内で添加することも可能である。
YおよびCe、La等の希土類元素は、耐酸化性および熱間加工を向上させる作用効果を有する元素である。
Nb,Ta,Vは、炭化物を形成し、熱間加工時や溶体化処理時の加熱による結晶粒成長を抑制する作用効果を有する元素である。
Bは、硼化物を形成し、粒界を強化することでクリープ強度を向上させる作用効果を有する元素である。
Zrは、粒界に偏析し、粒界延性を向上させる作用効果を有する元素である。
このような作用効果を得るためには、上述の範囲内で各種元素を添加することが好ましい。
これらの元素を上述の範囲で含有した場合であっても、各種特性を維持することができる。
X軸を面積等径Dとし、Y軸を基準化変数yjとして、XY軸座標上にプロットし、回帰直線yj=a×D+b(a,bは定数)を求め、予測対象断面積Sを100mm2として、yjを下記の式から求め、
なお、本実施形態においては、この窒化物は、主に窒化チタンとされている。
まず、顕微鏡で観察する測定視野面積S0を設定し、この測定視野面積S0内における窒化物を観察する。このとき、観察倍率を400〜1000倍とすることが好ましい。そして、図1に示すように、測定視野面積S0内で観察された窒化物のうち最大サイズの窒化物を選択する。精度良くサイズを計測するために、選択した窒化物を拡大し、その面積Aを測定し、面積等径D=A1/2を算出する。このとき、観察倍率を1000倍〜3000倍とすることが好ましい。
そして、D1、D2、・・・、Dnのデータを用いて、下記の式で定義される基準化変数yjを求める。
そして、このプロットから、回帰直線yj=a×Dj+b(a,bは定数)を求める。
まず、溶解原料を配合し、これらの溶解原料を酸洗した上で、真空溶解炉において溶解を行う。このとき、溶解原料として、各種スクラップを用いる。このとき、Al、Tiといった活性金属は、目標成分よりも低くなるように、配合することが好ましい。
ここで、本実施形態におけるスクラップは、原料用途以外の目的で作られた素材およびその素材からなる部品あるいはその製造工程で発生した素材および部品であって、塊状、切粉状、粉体状といった種々の形状をとる。それらのスクラップは適宜組み合せて使用することができるので、目標成分と異なる成分のものでもよいし、異なる成分のものが溶接等によって一体化したものでもよい。
また、スクラップ構成率は、高いほど素材の生産、供給および価格の安定性に対する寄与が大きいため5質量%以上が望ましい。さらに構成率が高い場合は、素材の溶解に要するエネルギーを低減し、溶解時間を短縮できるが、スクラップは不測の成分要因を含むことがあることから、40〜99質量%がより望ましい。
また、予測対象断面積Sを100mm2とした場合における窒化物の推定最大サイズが面積等径Djで12μm以上とされているので、本実施形態であるNi合金の製造コストが大幅に上昇することを抑制でき、工業的に生産することができる。
また、このNi基合金の製造方法は、本実施形態に例示したものに限定されることはなく、他の製造方法によって製造されたものであってもよい。例えば、真空雰囲気中で溶解し、連続鋳造により製造することもできる。上述の手法によって窒化物を評価した結果、予測対象断面積Sを100mm2としたときの窒化物の推定最大サイズが面積等径で12μm以上25μm以下とされていればよい。
また、真空溶解炉のチャンバー内を減圧した後に、高純度Arガスをチャンバー内に導入して、チャンバー内を正圧として外気の混入を防止した状態で、Ti等の活性元素を添加して溶解する方法を採用してもよい。
また、溶解原料としてスクラップを用いたもので説明したが、これに限定される必要はない。
誘導溶解炉による真空溶解によって表1に示す本発明例1−11の合金を溶製、鋳造して直径:100mm 、高さ:150mm のインゴットを作製した。本発明例12の合金については誘導溶解炉による大気溶解によって溶製、鋳造して上述と同一サイズのインゴットを作製した。これらのインゴットを熱間鍛造して厚さ:50mm、幅:120mm、長さ:200mmの寸法を有する熱間鍛造体を作製した。この熱間鍛造体をさらに熱間圧延して厚さ:5mmを有する熱延板を作製し、温度:1180℃ に15分間保持したのち水冷する溶体化処理を施した。
酸洗したバージン原料のうち、Al、Tiを除くNi、Cr、Co、Moなどの原料と、平均的成分が請求項1の成分範囲を満たし、酸洗したスクラップを表1の構成率で、MgOるつぼに装填した。原料を装填した後、溶解開始前に、炉内雰囲気を真空引きした後、高純度アルゴンを0.5atmまで導入するアルゴン置換を3回以上繰り返し、その後、真空引きを行い、炉内温度を上げて、1450℃で溶解した。溶落後10分経過した後に、活性元素であるTi、Alを添加した。
酸洗したバージン原料のうち、Al、Tiを除くNi、Cr、Co、Moなどの原料と、Al濃度が0.3%未満、Ti濃度が0.1%未満の酸洗したスクラップを表1の構成率で、MgOるつぼに装填した。原料を装填した後、溶解開始前に、炉内雰囲気を真空引きした後、高純度アルゴンを0.5atmまで導入するアルゴン置換を3回以上繰り返し、その後、真空引きを行い、炉内温度を上げて、1450℃で溶解した。溶落後10分経過した後に、活性元素であるTi、Alを添加した。
また、本発明例12については、所望の成分範囲を持つスクラップを順次投入し、炉内温度を上げて、1450℃に達したところで鋳造した。
誘導溶解炉による大気溶解によって表1に示す合金を溶製、鋳造して直径:100mm 、高さ:150mmのインゴットを作製した。このインゴットを熱間鍛造して厚さ:50mm、幅:120mm、長さ:200mmの寸法を有する熱間鍛造体を作製した。この熱間鍛造体をさらに熱間圧延して厚さ:5mmを有する熱延板を作製し、温度:1180℃ に15分間保持したのち水冷する溶体化処理を施した。
なお、合金の溶製は、次のように実施した。酸洗していないNi、Cr、Co、Mo、Ti及びAlなどの原料をMgOるつぼ内に装填し、溶解した。このとき、溶落後、1500℃で10分間保持し、その後、1450℃で10分間保持した。
このようにして得られた本発明例1−12の熱延板、比較例1,2の熱延板を用いて、窒化物の最大サイズを以下の手順によって実施した。
得られた板から組織観察用の試料を切り出し、研磨して顕微鏡観察を実施した。そして、上述した手順によって、予測対象断面積SをS=100mm2とした場合における窒化物の推定最大サイズを算出した。なお、本実施例では、測定視野面積S0をS0=0.306mm2とした。測定視野面積S0内での最大サイズの窒化物の選択は倍率450倍の観察で行い、選択した窒化物の面積測定は1000倍の観察で行った。測定視野数nをn=50とした。窒化物の推定最大サイズを表2に示す。また、XY座標にプロットして得た回帰直線を、図3に示す。
得られた熱延板の圧延面に対して超硬合金からなるボールエンドミルを用いて、油性切削油環境下で、回転数20000rpm、送り速度1400mm/min、切削速度188mm/min、軸方向切込深さ0.3mmの切削試験を実施し、刃先に欠損が発生した時点までの切削加工長を測定した。結果を表2に示す。
得られたビレットから平行部幅:6.4mm 、平行部厚さ:3mm、平行部長さ:16mmの寸法を有する板状試験片を採取し、この試験片を温度:700 ℃に加熱し、引張/ 圧縮の付与歪範囲:0.7%を繰り返し付与することにより低サイクル疲労試験を行い、引張側ピーク応力が最大値の1/2に減少した時あるいは試験片の破断した時のサイクル数を測定した。結果を表2に示す。
Claims (8)
- Cr;20.0質量%以上26.0質量%以下、Co;4.7質量%以上9.4質量%以下、Mo;5.0質量%以上16.0質量%以下、W;0.5質量%以上4.0質量%以下、Al;0.3質量%以上1.5質量%以下、Ti;0.1質量%以上1.0質量%以下、C;0.001質量%以上0.15質量%以下を含み、かつFeの含有量が5質量%以下とされており、
測定視野面積S0で観察を行って視野内に存在する最大サイズの窒化チタンの面積Aに対してD=A1/2で定義される面積等径Dを算出し、この作業を測定視野数n=30以上として繰り返し実施してn個の面積等径Dのデータを取得し、これらの面積等径Dのデータを小さい順に並び替えてD1、D2、・・・、Dnとし、下記の式で定義される基準化変数yjを求め、
X軸を面積等径Dとし、Y軸を基準化変数yjとして、XY軸座標上にプロットし、回帰直線yj=a×D+b(a,bは定数)を求め、予測対象断面積Sを100mm2として、yjを下記の式から求め、
- 原料としてスクラップを用いたことを特徴とする請求項1に記載のNi基合金。
- ガスタービン燃焼器に用いられるガスタービン燃焼器用Ni基合金であって、
請求項1または請求項2に記載のNi基合金からなることを特徴とするガスタービン燃焼器用Ni基合金。 - 請求項3に記載のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなるガスタービン燃焼器用部材。
- 請求項3に記載のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなるガスタービン燃焼器のライナー用部材。
- 請求項3に記載のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなるガスタービン燃焼器のトランジッションピース用部材。
- 請求項3に記載のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなるガスタービン燃焼器のライナー。
- 請求項3に記載のガスタービン燃焼器用Ni基合金からなるガスタービン燃焼器のトランジッションピース。
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