MX2009001016A

MX2009001016A - Aleacion con base en niquel para aplicaciones en turbinas a gas.

Info

Publication number: MX2009001016A
Application number: MX2009001016A
Authority: MX
Inventors: Charles Biondo; J Page Strohl; Jeffery W Samuelson; Gerhard E Fuchs; Stanley T Wlodek
Original assignee: Power Systems Mfg Llc
Priority date: 2006-07-25
Filing date: 2007-07-25
Publication date: 2009-03-13
Also published as: RU2443792C2; BRPI0715480A2; JP2010507725A; ZA200901205B; AU2007345231B2; CA2658848C; EP2069546A2; WO2008091377A2; US9322089B2; JP5322933B2; KR101355315B1; CN101517107A; AU2007345231C1; CN101517107B; KR20090040900A; CA2658848A1; US20100080729A1; AU2007345231A1; RU2009106443A; EP2069546A4

Abstract

Se describe una aleación con base en níquel, adecuada para fundición de componentes de turbina a gas, que tiene una densidad menor y un proceso de tratamiento térmico básico a la vez que se logra una resistencia mejorada. Se describen múltiples modalidades de la aleación capaces de proporcionar fundiciones tanto solidificadas direccionalmente como equidimensionales. Se describe también un método para hacer un articulo vaciado y tratado térmicamente que utiliza la aleación con base en níquel mejorada.

Description

ALEACION CON BASE EN NIQUEL PARA APLICACIONES EN TURBINAS A GAS Campo de la Invención La presente invención se refiere a turbinas a gas. Más particularmente, las modalidades de la presente invención se refieren a aleaciones con base en níquel para uso en componentes de fundición de turbinas a gas. Antecedentes de la Invención Se conocen los motores de turbina a gas para operar bajo exposición a entornos extremos de los componentes del motor, especialmente aquellos en la sección de la turbina, para temperaturas y tensiones elevadas de operación. Con el fin de que los componentes de la turbina resistan estas condiciones, es necesario que sean fabricados a partir de un material que tenga propiedades capaces de resistir la exposición prolongada a tales temperaturas y tensiones elevadas de operación, mientras que reciban el enfriamiento adecuado para disminuir sus temperaturas efectivas de operación. Es especialmente cierto para las paletas, o aletas, de turbina, así como también las boquillas, o álabes, que están directamente en la corriente de trayectoria de gas caliente de una sección de combustión. En un esfuerzo para mejorar la eficiencia de un motor de turbina a gas, las temperaturas de operación pueden ser incrementadas en la sección de combustión para quemar más completamente el combustible. Como resultado, se incrementan también las temperaturas en la sección de la turbina. Para que los materiales de la turbina operen a una mayor temperatura sin comprometer la integridad de los componentes, se requiere ya sea el enfriamiento adicional de los componentes de la turbina o la capacidad mejorada del material. Sin embargo, mediante la redirección de aire para enfriar los componentes de la turbina, se reduce la cantidad de aire disponible para el proceso de la combustión, disminuyendo su eficiencia. Esto es contraproducente para el objetivo de mejorar la eficiencia de la turbina a gas mediante la elevación de la temperatura de operación. Por lo tanto, es deseable proporcionar las mejorías de operación sin reducir los niveles de flujo de aire presentes y la eficiencia del motor. Un resultado de las temperaturas de encendido aumentadas es un cambio estructural adicional en el material. Es decir, a medida que aumentan las temperaturas de operación para un material dado, disminuye su habilidad para soportar cargas. Conforme las temperaturas de operación para motores de turbina a gas se han incrementado con el tiempo con el fin de mejorar la eficiencia de los motores, se ha introducido un número de materiales que tienen capacidad mejorada para la temperatura. Un ejemplo es una aleación aludida comúnmente como CM-247 producida por Cannon-Muskegon Corporation de Muskegon, Michigan. Una forma de esta aleación se describe en la patente de E. U. No. 4,461 ,659. Esta aleación es una de muchas que han sido desarrolladas que tienen resistencia mejorada mediante la reducción de la ruptura de lindero o límite de grano. Otra mejoría en aleaciones para aplicaciones en turbinas a gas fue desarrollada por The General Electric Company. GTD-1 1 1 , una aleación con base en n íquel que tiene resistencia a la corrosión térmica mejorada, fue desarrollada para uso en la producción de paletas y aletas de turbi nas a gas. Las propiedades de esta aleación se describen en las patentes de E. U . Nos. 6,416, 596 y 6,428,637. Es más, además de las aleaciones mejoradas, se han desarrollado técnicas de vaciado para mejorar la resistencia de álabes y boquillas y otros componentes de las turbinas a gas. Como entenderá alguien experto en la técnica de aerodi nám ica de turbinas a gas, la resistencia de una fundición vaciada , y cualesquiera debilidades inherentes en la misma, son una función del tamaño y la ubicación de los l ímites entre los granos de la fundición . Específicamente, las técnicas de vaciado han evol ucionado desde un proceso convencional , o de equiejes, donde un metal se vacía y se forman de manera li bre los l ímites del grano a medida que se enfría la parte, hasta un proceso de vaciado solidificado direccionalmente (DS) donde el metal es vaciado y enfriado en una manera para formar solamente límites del grano en una sola dirección, de preferencia de manera que la dirección cristalográfica <001 > es paralela a la dirección longitudinal del perfil de aleta . Mediante la alineación de los límites de grano, típicamente la porción más débil de una fundición , en una dirección generalmente perpendicular a la carga sobre el perfil de la aleta, se efectúan mejorías significativas en la resistencia , ductilidad y resistencia a la fatiga térmica de la fundición . Más recientemente, se han hecho mejorías en el proceso de fundición para eliminar los l ímites de grano totalmente mediante el enfriamiento de las fundiciones en una manera para formar un solo cristal , o grano, estructura, eliminando as í los l ím ites de grano. Este tipo de fundición es el tipo más fuerte de fundición a la fecha, sin em bargo, es la fundición más costosa en su fabricación, debido a varios requerimientos de procesamiento y costos de aleación . Típicamente, las fundiciones de cristal sencillo están limitadas a aplicaciones donde se encuentran temperaturas extremadamente altas, donde existen cargas mecánicas excesivamente elevadas o donde la geometría de la turbina dicta tal fundición. U n asunto adicional con respecto al proceso de fundición y aleación utilizado pertenece al procesamiento requerido. Es decir, dependiendo de la técnica de fundición y aleación involucrada , deben ocurrir procesos lentos y costosos para formar el componente de la turbina de esa aleación en particular. Aunq ue se han hecho mejorías significativas en el desarrollo de aleaciones, tecnología de enfriamiento y procesos de vaciado, hay aún un margen significativo para mejorías ad icionales. Específicamente, hay una necesidad en la industria de una aleación que tenga por lo menos las capacidades de las aleaciones del estado de la técnica, y que tenga además una resistencia a la tensión mejorada, mejor vaciabilidad , tensiones de operación reducidas y costos de fabricación más bajos. Breve Descripción de la Invención La presente invención proporciona modalidades de una aleación con base en n íquel adecuada para la producción de componentes de turbinas a gas que tienen estabilidad , propiedades mecánicas mejoradas y menores tensiones de operación. Tal reducción de tensión se encuentra en la tensión longitudinal , que es una función de la densidad de la aleación, la cual para las aleaciones descritas en la presente es menor que en otras aleaciones bien conocidas usadas en a plicaciones en turbinas a gas. Adicionalmente, la aleación con base en n íquel sufre un proceso de trata miento por calor sin el uso de programas excesivamente largos en horno a alta temperatura mientras tiene tam bién una mayor ventana en la cual puede ocurrir tal tratamiento térmico. Se describen com posiciones de aleaciones con base en n íq uel adecuadas para formas múltiples de fundición de revestimiento. Esto incluye una composición adecuada para fundición de equiejes y para fundición solid ificada direccionalmente (DS). En un aspecto más de la presente invención, se proporciona un método para hacer un vaciado y un artículo tratado con calor a partir de la aleación con base en níquel constituido por la composición elemental as í como también el proceso de tratamiento térmico. Breve Descripción del Dibujo La presente invención se descri be en detalle más adelante con referencia a las Figuras del dibujo adjunto, en donde: La Figura 1 es una carta que representa la resistencia a la tensión final y la resistencia cedente versus la temperatura para una modalidad de aleación de la presente invención en comparación con una aleación de la técnica anterior. La Figura 2 es una carta que representa la ruptura por tensión versus un tiem po normalizado y parámetro de temperatura para una modalidad de aleación de la presente invención en com paración con aleaciones de la técnica anterior. La Figura 3 es una sección transversal de un motor de turbina a gas que identifica la ubicación donde están presentes los álabes y las boquillas de acuerdo con la presente i nvención. La Figura 4 es una vista en perspectiva de un alabe formado a partir de la súperaleación de acuerdo con una modalidad de la presente invención . La Figura 5 es una vista en perspectiva de un álabe alternativo formado a partir de la superaleación de acuerdo con una modalidad de la presente invención . La Figura 6 es una carta que representa la resistencia a la tensión final versus la temperatura para una modalidad de una aleación solidificada direccionalmente de la presente invención en com paración con una aleación de la técnica anterior. La Figura 7 es una carta que representa la resistencia final versus la temperatura para una modalidad de equiejes de una aleación de la presente invención en com paración con aleaciones de la técnica anterior. La Figura 8 es una carta que representa la resistencia cedente versus temperatura de una modalidad de equiejes de una aleación de la presente invención en com paración con aleaciones de la técnica anterior. La Figura 9 es una carta q ue representa la resistencia cedente versus la temperatura para una modalidad de una aleación solidificada direccionalmente de la presente invención en com paración con una aleación de la técnica anterior. La Figura 1 0 es una carta q ue representa el alargam iento del material versus la temperatura para una modalidad solidificada direcciona lmente de una aleación de la presente invención en comparación con una aleación de la técnica anterior. La Figura 1 1 es una carta que representa el alargamiento del material versus la tem peratura para una modalidad de equiejes de una aleación de la presente invención en compa ración con aleaciones de la técnica anterior. La Figura 1 2 es una carta que representa la vida a ruptura por deslizam iento de una aleta fabricada a partir de la modalidad de equiejes de una aleación de la presente invención en comparación con una aleación de la técnica anterior. Descripción Detallada de la Invención El tema asunto de la presente invención se describe con especificidad en la presente para cu mplir con requeri mientos reglamentarios. Sin em bargo, la descripción misma no pretende limitar el alcance de esta patente. Más bien , los inventores han contem plado que el tema asunto reivindicado pod ría ser incorporado también en otras maneras, para incluir pasos d iferentes o com binaciones de pasos similares a los descritos en este documento, en conj unto con otras tecnolog ías presentes o futuras. Además, aunque los términos "paso" y/o "bloque" pueden usarse en la presente para connotar diferentes elementos de métodos empleados, los términos no deben ser interpretados como im plicando algún orden particular entre varios pasos descritos en la presente a menos y excepto cuando el orden de los pasos individ uales se describe expl ícitamente. La presente invención proporciona una aleación con base en níquel adecuada para producción de com ponentes de turbi nas a gas y métodos para hacer una fundición y aleación con base en níquel tratada térmicamente. U na modalidad de ejem plo de la presente invención se describe a continuación. Para propósitos de claridad, es mejor identificar algo de la tecnología común que será descrita en mayor detalle con respecto a modalidades de la presente invención. Un "motor de turbina a gas", como se utiliza el término en la presente, es un motor que proporciona rendimiento mecánico en la forma ya sea de empuje para propulsar un vehículo o potencia de flecha para impulsar un generador eléctrico. Los motores de turbina a gas comprenden típicamente un compresor, por lo menos un quemador, y una turbina. Una "aleta", como se utiliza el término en la presente, es una aleta unida a un disco que gira alrededor de una flecha del motor de turbina a gas. Las aletas se usan ya sea para comprimir el flujo de aire que pasa a través de un compresor o para hacer girar el disco, y la flecha de una turbina, por medio del aire que pasa a lo largo de la superficie del perfil de aleta formado. El término "aleta" se usa con frecuencia de manera intercambiable con "álabe", y así se hace en la presente, y no significa que limite la naturaleza del término. Un "álabe", como utiliza el término de la presente, es una aleta estacionaria que se encuentra típicamente en ambas secciones de compresor y de turbina y sirve para redirigir el flujo de aire que pasa a través de un compresor o la turbina. El término "álabe" se usa con frecuencia de manera intercambiable con "boquilla", y así se hace en la presente, y no significa que limite la naturaleza del término. Estos tipos de perfiles de aleta se funden con frecuencia a partir de metal líquido. El metal puede ser vaciado y enfriado en una variedad de medios que incluyen formar vaciados de equiejes (EQ) y solidificados direccionalmente (DS). En una fundición de equiejes, como lo entiende alguien experto en la técnica, el vaciado se deja enfriar de manera que los límites de los granos del metal solidificado están libres para formarse en cualquier dirección. En una fundición de DS, el metal se enfría en una dirección para formar un grupo de límites de granos que se extienden en una dirección específica. Una aleación que tiene excelentes propiedades de vaciado, menor densidad y mejor estabilidad ha sido desarrollada por los inventores. La aleación tiene un rango de químicas aceptables, dependiendo del tipo de proceso de fundición a ser utilizado, cada una de las cuales resulta en propiedades mecánicas mejoradas. Esto se ha realizado con químicas que están libres de elementos costosos tales como el Renio (aproximadamente $800.00/lb) o elementos muy reactivos tales como Zirconio y Hafnio. La aleación con base en níquel de la presente invención, como se concibió originalmente por los inventores, consiste esencialmente de aproximadamente la composición en peso como se tabula en la Tabla 1 a continuación: Tabla 1 - Composición de Aleación Elemento Por ciento en peso Aluminio 3.20 - 3.80 Titanio 4.00 - 5.30 Tántalo 2.20 - 2.70 Cromo 1 1 .90 - 12.30 Cobalto 1 1 .80 - 12.50 Hierro 0.0 - 0.20 Cobre 0.0 - 0.10 Tungsteno 3.0 - 3.7 Molibdeno 1 .80 - 2.00 Carbono 0.03 - 0.10 Boro 0.001 - 0.007 Zirconio 0.001 - 0.005 Hafnio 0.001 - 0.005 Azufre 0.0 - 0.03 Nitrógeno 0.001 - 0.007 Oxígeno 0.003 - 0.010 Níquel Resto El desarrollo de esta aleación se enfocó en la identificación de una aleación con base en níquel libre de adiciones de aleación costosas o demasiado reactivas, de manera que la aleación sea adecuada para vaciar componentes solidificados direccionalmente así como también de equiejes. Inicialmente se produjeron siete químicas en placas de vaciado solidificadas direccionalmente. Un área tratada durante el desarrollo de aleaciones, que es importante con respecto a la funcionalidad de la aleación, fue su estabilidad estructural. Las aleaciones experimentan reacciones complejas, en fase sólida, durante el servicio que pueden conducir a la precipitación de fases quebradizas. El control de la química de aleación para impedir la formación de estas fases empacadas topológicamente cerradas (TCP) se puede lograr con algún éxito mediante el cálculo de la vacuidad promedio de electrones por átomo de la aleación, un valor denominado Nv3. La estabilidad estructural de una aleación se calcula generalmente de acuerdo con la ecuación: JV„3 por SAE AS 5491 Rev. B. A mayor Nv3, menor estabilidad de la aleación y más susceptible a estructuras de TCP. Estudios anteriores han mostrado, que aun para las aleaciones más estables de este tipo, se pueden formar fases de TCP sí el Nv3>2.45 a 2.49. Algunas aleaciones comerciales, tales como Rene 80 e Inconnel 738, se vuelven inestables sí el Nv3>2.32 a 2.38. Para las siete químicas mencionadas previamente, la información de estabilidad se enlista a continuación en la Tabla 2. Como será mostrado, dependiendo de la forma de la fundición, el factor de estabilidad metalúrgica o estabilidad estructural, de la aleación fluctúa desde 2.22 hasta 2.40. Tabla 2: Estabilidad de la Primera Ronda de Aleaciones.

Aleación Cantidad de fases Cantidad de fases de Nv3 de TCP presentes TCP presentes después de 1000 después de 1000 horas a 760° C horas a 871 ° C 1 Ninguna Muy limitada 2.19 2 Ninguna Ninguna 2.31 3 Muy limitada Limitada 2.38 4 Ninguna Ninguna 2.16 5 Muy limitada Muy limitada 2.26 6 Ninguna Ninguna 2.17 7 Ninguna Limitada 2.28 Aun cuando las aleaciones 5 y 6 no excedieron el valor de Nv3 de 2.32 donde se sabe que se forman las fases de TCP, la revisión posterior de especímenes reveló inestabilidades ligeras. La aleación 2, que tiene un valor de Nv3 de 2.31 , mostró los mejores resultados con respecto a la estabilidad estructural a la vez que no mostró indicaciones de fases de TCP. Con el fin de incrementar las propiedades mecánicas de la aleación con base en níquel, es necesario tratar con calor la aleación. Para tratar con calor una aleación reforzada por precipitación, tal como una aleación con base en níquel de la presente invención, se debe calentar primero la aleación a una temperatura cercana a la solvus ?' , la temperatura arriba de la cual se disuelve la fase ?' principal de reforzamiento. Esto se alude comúnmente como tratamiento térmico en solución. La exposición subsiguiente a una temperatura menor de envejecimiento provocará que precipite la fase ?' de reforzamiento en una manera que aumenta las propiedades mecánicas. La resistencia de la aleación aumenta con la cantidad de ?'. Su distribución y parámetro de retícula son también factores que afectan el grado de resistencia que puede ser impartido a través de la precipitación de ?' . La ventana de tratamiento térmico, la diferencia entre solvus y solidus (temperatura donde empieza la fusión) es aumentada grandemente en la presente invención. Es en esta ventana en donde el tratamiento térmico en solución debe ser realizado con el fin de tratar de manera segura la parte sin que se funda. Cambios relativamente pequeños en las cantidades de aluminio, titanio y tántalo pueden causar cambios más bien grandes en solvus de ?'. Sí la aleación contiene niveles mayores de aluminio, titanio o cantado, entonces aumenta la temperatura de solvus de ?' , por lo que disminuye la ventana de tratamiento térmico. Con el fin de determinar las temperaturas de solvus y solidus de ?', se realizaron análisis térmicos diferenciales (DTA). Como entenderá alguien experto en la técnica de ingeniería de materiales, un DTA mide la diferencia en temperatura entre una muestra y una referencia térmicamente inerte a medida que se eleva la temperatura. La gráfica de esta diferencial proporciona información sobre reacciones que tienen lugar en la muestra, incluyendo transiciones de fase, puntos de fusión y cristalización. Algunos resultados típicos de estos análisis se muestran a continuación en la Tabla 3. Tabla 3: Características del Tratamiento Térmico Como se puede ver de los datos anteriores, la ventana de tratamiento térmico para la aleación 2, la más estable estructuralmente de las aleaciones, tuvo también una ventana de tratamiento térmico grande, aproximadamente 65.5 grados C. Dependiendo de la composición de la aleación, la ventana de tratamiento térmico puede fluctuar desde 1 20 hasta 160 grados C. Tal ventana grande indica que la aleación puede ser tratada térmicamente con seguridad bajo condiciones de producción, sin encontrar la posibilidad de fusión. Esto es especialmente crítico, porque con frecuencia el tratamiento térmico de partes grandes en lotes grandes no se puede hacer con un control de temperatura muy preciso, muchas veces variando tanto como +/- 14 grados C. Otro beneficio del tratamiento térmico de la aleación de la presente invención es con respecto a sus propiedades de ruptura a la tensión y escurrimiento. Se ha determinado que no se realiza un beneficio apreciable mediante el tratamiento térmico en solución de la aleación de la presente invención a temperaturas superiores o sujetándola a tratamientos de envejecimiento más complejos, como es el caso de otras aleaciones con base en níquel para alta temperatura. Las aleaciones desarrolladas mediante la presente invención fueron tratadas térmicamente por solución a 1 121 grados C +/- 14 grados C durante 2 horas +/- 1 5 minutos, seguido por un apagado con gas de enfriamiento hasta menos de 593 grados C. El apagado ocurre de preferencia en un entorno de gas seleccionado del grupo que comprende argón, helio e hidrógeno. Las aleaciones se elevaron después hasta 1 079 grados C +/- 14 grados C y envejecidas durante 4 horas +/- 15 minutos seguido por un enfriamiento de apagado con gas otra vez a menos de 593 grados C. Finalmente, la aleación se eleva hasta 843 grados C +/- 14 grados C y se estabiliza durante 24 horas +/- 30 minutos seguido por un enfriamiento a menos de 593 grados C, pero más probablemente a temperatura ambiente. Este ciclo de tratamiento térmico ocurre a una temperatura relativamente baja e involucra poco ciclos, en comparación con aquellos de otras aleaciones bien conocidas, lo que hace de este ciclo un ciclo de tratamiento térmico muy económico. Esto se entiende mejor comparando los ciclos de tratamiento térmico descritos la presente con aquellos de otras aleaciones similares, como se muestra la Tabla 4 a continuación. Tabla 4: Requerimientos de Tratamiento de Algunas Aleaciones Comerciales Dependiendo del tipo de componente de la turbina a gas que se va a vaciar, pueden variar los ciclos de tratamiento térmico. Por ejemplo, sí una aleta o paleta de turbina a gas se va a recubrir con un recubrimiento de barrera térmica (TBC) para protección adicional contra las temperaturas elevadas de operación, entonces los segundo y tercer pasos del proceso de tratamiento térmico pueden ocurrir después de que se ha aplicado el TBC. El paso de elevar la temperatura de la aleación hasta 1080 grados C +/- 14 grados y mantenerla durante 4 horas sirve también para tratar el recubrimiento como parte del proceso de recubrimiento. Otro aspecto importante de la presente invención es su densidad.

Como entenderá alguien experto en la técnica de perfiles aerodinámicos, la tensión longitudinal en un perfil aerodinámico es proporcional al cuadrado de la densidad, o [tensión s a (densidad p)2]. Es decir, a menor densidad de la aleación usada para producir el perfil aerodinámico, menores tensiones longitudinales exhibidas por el perfil aerodinámico. Las densidades específicas para la aleación 2 se calcularon y midieron a partir de fundiciones muestras. Para calcular con más precisión la densidad en este rango de química en particular, se ha desarrollado una ecuación. Esta ecuación no es sensible a niveles de cobalto y cromo y se identifica como: D = 0.307667639 + (% Mo)(0.000452137) + {% W)(Q.001737591 ) - (% Al) (0.004497133) - (% 77)(0.001240936) + (% 7a)(0.002133375) con % Mo igual al porcentaje en peso de molibdeno, % W igual al porcentaje en peso de tungsteno, % Al igual al porcentaje en peso de aluminio, % Ti igual al porcentaje en peso de titanio % Ta igual al porcentaje en peso de tántalo.

El grado de ajuste de la ecuación es excelente como se puede ver comparando las densidades medidas de la fundición muestra con las densidades calculadas, como se muestra en la Tabla 5 a continuación.

Tabla 5: Densidad de Aleaciones Experimentales * Fundición usando un proveedor alterno. Como se discutió previamente, la densidad de esta nueva aleación es significativa debido a las menores tensiones inherentes de operación. La densidad de la aleación en la presente invención es menor que o igual a 0.00831 kg/cm3. El nivel menor de densidad de esta aleación se puede apreciar mejor cuando se compara con otras aleaciones usadas comúnmente en aplicaciones de turbinas a gas, como se muestra en la Tabla 6 a continuación. Tabla 6: Densidades de Varias Aleaciones para Turbinas a Gas ALEACIÓN Densidad gm/cnr PWA 1484 8.8 PWA 1480 8.7 CMSX-4 8.7 Rene N5 8.6 CM 247 LC 8.54 GTD 404 8.4 GTD 1 1 1 8.3 Aleación 2C 8.24 Otro factor importante con respecto a la densidad de la aleación pertenece al peso y la frecuencia componentes resultantes. A menor densidad, menor el peso del componente. Para una aleta de turbina que está girando, la unión de la aleta jala un disco, mientras que la aleta está siendo sujetada en el disco. Este jalón es una función del peso de la aleta. Una aleta de peso menor tendrá menos jalón en el disco y como resultado tendrá menores tensiones de unión. La densidad afecta también la frecuencia natural de un perfil aerodinámico, ya sea una aleta o una paleta. Como alguien experto en la técnica entenderá, la frecuencia natural de un perfil aerodinámico es crítica porque debe permanecer fuera de la frecuencia crítica del motor (60 Hz para un motor que opera a 3600 revoluciones por minuto). No solamente se pretende que los perfiles aerodinámicos estén fuera de la frecuencia de operación del motor (60 Hz en este ejemplo), sino también cualquier magnitud de la misma (es decir 120 Hz, 1 80 Hz). Las aletas de turbina presentes fabricadas a partir de una aleación que tiene una mayor densidad tienen u na frecuencia natural justo arriba de la frecuencia del motor. S í la aleta o paleta reside en la frecuencia natural del motor, o cualq uier magnitud de la misma durante un largo periodo de tiempo, puede ocurrir la falla de la aleta debido a la alta fatiga del ciclo. La fa bricación de aletas/paletas de turbina de menor densidad , no solamente reduce el peso del componente, y tensión de unión para las aletas, sino tam bién eleva su frecuencia natural , lo que mueve a la frecuencia de la aleta o la paleta más lejos de la frecuencia del motor, reduciendo así la oportunidad de falla por alta fatiga del ciclo. Las propiedades mecánicas para dos puntos de información para la primera ronda de aleaciones se muestran a continuación en las Tablas 7 y 8. La Tabla 7 representa datos de resistencia a la tensión fina! (UTS) y datos de resistencia cedente (YS) a temperaturas de 426.6° C y 760° C, mientras que la Tabla 8 representa información de ruptura por deslizamiento a 760° C. Cada una de estas tablas incluye también información referente a una "línea de base" . Se hacen comparaciones en las siguientes tablas y cifras entre las aleaciones desarrolladas y upa aleación de línea de base y GTD- 1 1 1 . La línea de base es una aleación usada actualmente por el cesionario en ciertas producciones de perfiles aerodinámicos, con la l ínea de base q ue tiene propiedades similares a aquellas de GTD-1 1 1 . Como se discutió previamente, una meta de este programa de desarrollo es producir una aleación estable, que tenga resistencia mejorada, que tenga facilidad de vaciado mejorada, y menores costos de fabricación. Haciendo referencia a la Tabla 7, se destacan dos pruebas de vaciado de la aleación 2 así como también una aleación de línea de base. Como se puede ver a partir de los datos, la aleación 2 (ambas pruebas de vaciado) tiene un UTS dentro de aproximadamente el 3% de la aleación de línea de base a la temperatura inferior de426.6° C, mientras que tiene un YS mayor. Aunque la aleación 7 tiene un UTS mayor, tiene una ventana de tratamiento térmico más pequeña (74 grados C vs 67.2 grados C para la aleación 2). La aleación 3 tiene también una ventana de tratamiento térmico más pequeña que la aleación 2 y tiene un UTS inferior. Las deficiencias en las otras aleaciones de desarrollo se hacen aparentes a temperaturas mayores de operación. A temperaturas típicas de operación de turbinas, más cercanas a 760 grados C, la aleación 2 (ambas pruebas de vaciado) tiene UTS e YS mayores que la línea de base. También, como se describió previamente, la aleación 2 fue completamente estable estructuralmente y tuvo la ventana de tratamiento térmico más grande, conduciendo por lo mismo a mejores condiciones de fabricación. Como se puede ver, las otras aleaciones a 760 grados C o no tienen la resistencia de la aleación 2 o comenzaron a exhibir inestabilidades estructurales (fases de TCP), como se discutió previamente en la Tabla 2 y reproducidas a continuación. Tabla 7: Propiedades Mecánicas de Prueba de Vaciado de la Aleación Aleación H/T Orient. Temp UTS 0.2% % % Estábil Vent Fases TCP YS Alarg ROA HT (C) (KSI) (KSI) 1400 1600 Linea base A Largo 426 169.1 126.9 6.6 8.6 PCC1 A Largo 426 161.3 130 7.7 13.1 CC2 A Largo 426 164.7 127.3 10.5 17.2 153 PCC2 A Largo 426 160.2 133.7 6.6 12.4 CC3 A Largo 426 155.8 132.3 6.6 9.3 143 PCC4 A Largo 426 164 132.8 7.3 10.9 PCC5 A Largo 426 172.1 146.6 3.6 7.4 PCC6 A Largo 426 165.5 135.8 8.7 12.7 CC7 A Largo 426 173.4 134.8 5 9.7 135 Línea base A Largo 760 151.8 121.3 16.4 23.2 PCC1 A Largo 760 158.5 135.3 6.9 10.4 2.19 Ningún Muy limitad.

CC2 A Largo 760 164 139.7 20.8 33.3 2.31 153 Ningún No PCC2 A Largo 760 162.2 140.4 7.9 11.6 CC3 A Largo 760 163.6 127.5 14.3 20.4 2.38 143 Muy Limitad limitad. PCC4 A Largo 760 161.9 141.1 7 9.7 2.16 Ningún Ningún PCC5 A Largo 760 167.5 NA 12.4 16.8 2.26 Muy Muy limit. limit.

PCC6 A Largo 760 159 136.3 5.1 8.2 2.17 Ningún Ningún CC7 A Largo 760 155.9 129.2 21 38.2 2.28 135 Ningún Limitad Además de la resistencia de las varias aleaciones, otra medida de la capacidad de la aleación es la ruptura por escurrimiento plástico (ver Tabla 8 más adelante). El escurrimiento plástico es una deformación plástica causada por deslizamiento que ocurre a lo largo de direcciones cristalográficas debido a carga/tensión constante aplicada a una temperatura elevada. El escurrimiento plástico se mide típicamente en porcentaje de deformación y el número de horas necesarias bajo la carga y la temperatura para causar la deformación. A partir de los datos en la Tabla 8, se puede ver que todas las aleaciones mostraron mejoría con respecto o a la vida de escurrimiento plástico y el número de horas para 0.5%, 1 %, 2% y 5% de deformación por escurrimiento plástico. Aunque la aleación 3 mostró mejor vida para escurrimiento plástico que la aleación 2, la aleación 3 tuvo otras desventajas con respecto a las ventanas de tratamiento térmico y la estabilidad estructural, como se muestra en la Tabla 7. Tabla 8: Datos de Ruptura por Escurrimiento Plástico de Pruebas de Vaciado de Aleación A partir de ésta y otra información, se determinó que la aleación 2 fue la composición preferida que proporcionó la resistencia, estabilidad estructural necesarias, y permitió un proceso de fabricación más amigable.

Se condujeron después análisis y desarrollo adicionales de la aleación 2 para determinar la composición final. Más específicamente, se vaciaron cuatro hornadas pequeñas (hornadas de 1 3.6 kg) como placas solidificadas direccionalmente y se evaluaron. Estas hornadas dimensionadas fueron seleccionadas por ser más representativas de los tamaños y pesos para aplicaciones de vaciado de turbinas a gas típicas. Para estas hornadas, el número de electrones libres, Nv3, fluctuó desde 2.220 hasta 2.280. En la siguiente Tabla 9 se muestran las químicas resultantes de estas cuatro aleaciones. Tabla 9: Químicas de Variantes de la Aleación 2 Propiedad Aleación 2A Aleación 2B Aleación 2C Aleación 2D Al 3.59 3.63 3.31 3.57 Ti 4.53 4.02 4.98 4.50 Ta 2.59 3.00 2.54 3.05 Cr 11.97 11.93 11.78 11.87 Co 12.04 12.04 11.96 11.96 W 3.40 3.08 3.65 3.09 Mo 1.46 1.44 1.89 1.98 C 0.076 0.066 0.072 0.066 B 0.012 0.011 0.010 0.010 Zr <10 ppm <10 ppm <10 ppm <10 ppm S 6 ppm 7 ppm 4 ppm 7 ppm N 12 ppm 19 ppm 8 ppm 9 ppm 0 9 ppm 6 ppm 8 ppm 9 ppm P 8 ppm 10 ppm 8 ppm 9 ppm Re <0.10 <0.10 <0.10 <0.10 V <0.10 <0.05 <0.10 <0.05 Nv3 2.270 2.220 2.280 2.270 Se compararon las propiedades mecánicas de las aleaciones 2A a 2D con una línea de base para determinar una aleación preferida. Haciendo referencia a la Tabla 10 se puede ver que la aleación 2C proporcionó YS y UTS mejorados a 426.6° C sobre la línea de base así como también YS mejorado en la dirección transversal a 760° C. Una gráfica de la capacidad de la aleación 12C vs. GTD- 11 se muestra en la Figura 1. Los datos de ruptura a la tensión para las aleaciones 2C y 2D se comparan con una aleación de línea de base y GTD-111 en la Figura 2. A partir de esta carta se puede ver que la aleación 2C tiene una vida mayor de ruptura a la tensión que aquella de la línea de base y en esa manera es similar a aquella de GTD-111. Tabla 10: Propiedades a la Tensión de las Variaciones de la Aleación Experimentales de Esta Invención en Comparación con GTD-111 DS Propiedad Aleación 2A Aleación 2B Aleación 2C Aleación 2D GTD-111 DS Longitudinal 426.6°C YS ksi 125 124 134 135 130 426.6 UTS ksi 177 180 179 179 170 426.6°C E1 % 7 7 5 5 426.6°C RA % 14 15 13 13 Longitudinal 760°C YS ksi 130 125 131 135 132 760°C UTS ksi 148 143 148 150 152 760°C E1 % 8 7 10 8 760°C RA % 22 20 23 20 Transversal 760°C YS ksi 114 109 119 113 04 760°C UTS ksi 133 131 136 133 140 760°C E1 % 2 2 3 3 760°C RA % 5 6 5 8 Longitudinal 871°C YS ksi 77 70 82 78 84 871 °C UTS ksi 100 93 103 103 104 871°CE1 % 16 29 13 12 871°CRA% 36 43 37 38 Habiéndose determinado que la aleación 2 es la aleación preferida, y más particularmente, que la aleación 2 es la composición elemental preferida, debido a su resistencia a la tensión mejorada a 426.6° C, fue deseable verificar las cantidades que se pueden producir a nivel producción de la aleación fundiciones tanto solidificadas direccionalmentes (DS) como convencionales, o de equieje. Para evaluar fundiciones de tamaño de producción, se produjeron hornadas de aleación maestra de 172.5 kg.

Como lo puede entender alguien experto en la técnica de fundiciones de revestimiento, con el fin de vaciar una aleación con base en níquel, tal como la de la presente invención, con diferentes técnicas de solidificación, DS versus equieje, es necesario modificar el contenido de carbono. Específicamente, una fundición de eq uieje requiere un contenido mayor de carbono, aproximadamente de 0.07 a 0.10%, mientras que una fundición DS solamente requiere aproximadamente de 0.03 a 0.06%. Para el vaciado de hornadas de muestra en cada configuración, los análisis químicos se muestran a continuación en la Tabla 1 1 . Tabla 1 1 : Análisis Químico de Hornadas de Producción de 181 .6 kg Propiedad 2C-1 DS 2C-1 convencional Al 3.54 3.56 Ti 5.08 5.1 Ta 2.5 2.5 Cr 12.0 12.2 Co 1 2.2 12.1 W 3.5 3.5 Mo 1 .9 1 .9 C 0.050 0.097 B 0.015 0.015 Zr < 10 ppm < ppm S 1 ppm 1 ppm N 1 ppm 4 ppm O 6 ppm 6 ppm P 7 ppm 6 ppm Re <0.10 <0.1 0 V <0.005 <0.005 Nv3 2.400 2.390 Habiendo concluido que la aleación 2C podría ser vaciada exitosamente tanto en estilos de DS como de equieje, el siguiente paso en el desarrollo de la aleación fue cambiar de hornadas de prueba de vaciado, a vaciado de componentes de turbinas a gas de prueba. En la Figura 3 se muestra una sección transversal de un motor típico de turbina a gas con cada sección del motor destacada. Para la aleación 2C, se fundieron dos hojas de la sección de turbina compatible con cada una de la 2a etapa y 3a etapa de turbina General Electric Frame 7FA. Las hojas de la 2a etapa son de aproximadamente 45.7 cm de longitud y cada una pesa aproximadamente 8.63 kg. Un diagrama de este tipo de hoja para turbina a gas se muestra en la Figura 4. Esta hoja se funde típicamente en una manera solidificada direccionalmente debido a las temperaturas de operación y niveles de tensión experimentados por la hoja. Se funde a partir de CM 247, una aleación con base en níquel que tiene una densidad mayor que aquella de la aleación descrita en la presente, cuyos detalles se han discutido previamente y se describen en la patente de E. U. No. 4,461 ,659. El rendimiento promedio de producción (% de fundiciones aceptables) para esta fundición de perfil aerodinámico en CM 247 es de aproximadamente 80%. Las fundiciones de prueba para esta hoja de turbina de etapas resultaron en un rendimiento de 100%. Aunque el tamaño de la muestra fue pequeño, no hay indicaciones de que este rendimiento podría ser algo diferente en una instalación de producción. En cuanto a la hoja de 3a etapa, es de aproximadamente 58.42 cm de largo y pesa aproximadamente 11.80 kg. Un diagrama de este tipo de hoja de turbina a gas se muestra en la Figura 5. Esta hoja se funde típicamente en un estilo convencional, o de equieje, a partir de CM 247 también. Sin embargo, el rendimiento típico de esta parte es solamente de aproximadamente 20% cuando se funde a partir de CM 247. Utilizando la aleación de la presente invención se elevó el rendimiento de fundición hasta 100%. Aunque el tamaño de la muestra fue pequeño, no hubo indicaciones de que este rendimiento podría ser algo diferente en una instalación de producción. A través de pruebas y análisis adicionales, se hicieron modificaciones ligeras a la composición de la aleación 2C para dar una composición más reproducible así como también para mejorar adicionalmente las capacidades del material. La composición resultante difiere ligeramente entre la forma de equieje y DS, pero ambas están cubiertas por la composición de la aleación enlistada a continuación en la Tabla 12. Tabla 12: Composición de la Aleación Elemento Porcentaje en Peso Aluminio 3.35-3.65 Titanio 4.85-5.15 Tántalo 2.30-2.70 Cromo 11.50-12.50 Cobalto 1 1 .50-1 2.50 Hierro 0.0-0.15 Cobre 0.0-0.10 Tungsteno 3.3-3.7 Molibdeno 1 .70-2.10 Carboco 0.04-0.12 Boro 0.010-0.020 Zirconio 0.0-20 ppm Hafnio 0.0-0.05 Azufre 0.0-0.0012 Nitrógeno 0.0-25 ppm Oxígeno 0.0-10 ppm Níquel Resto A través de tales análisis y pruebas, mejor entendimiento de las capacidades del material para la aleación 2C en forma tanto de equieje como solidificada direccionalmente se midieron. La forma de equieje de la aleación 2C fue designada como PSM 1 16 y la forma DS de la aleación 2C fue designada como PMS1 17. La PMS1 17 fue analizada con respecto para ambas direcciones longitudinal y transversal. Alguien experto en la técnica entenderá, que "longitudinal" o "a lo largo" se refiere a a lo largo de los límites de grano mientras que "transversal" o "trans" es la dirección de 90 grados con la dirección del grano. Las modificaciones hechas para crear la forma de producción de la aleación de equieje y DS incluyeron cambios menores en concentraciones elementales, algunas incrementadas, algunas disminuidas. Mediante la prueba mecánica de especímenes de producción, se determinó que la resistencia a la tensión final mejoró sobre la aleación 2C, y la aleación GTD-111 de la técnica anterior. Esto fue cierto para ambas formas de equieje y DS en el extremo superior del espectro de operación de una hoja de turbina, mayor que aproximadamente 649° C (ver Figuras 6 y 7). Como se puede ver en la Figura 7, la forma de equieje de la aleación de la presente invención tiene también una resistencia a la tensión final mejorada sobre una mayoría del perfil de temperatura en comparación con las aleaciones Canon-Muskegon 247 e Inconnel 738 de la técnica anterior. Además, para el mismo espectro de operación, la resistencia cedente de la aleación de equieje, PSM116, fue también mejorada ligeramente sobre aquellas de la aleación 2C, las aleaciones GTD-111, CM-247 e IN-738 (ver Figura 8) de la técnica anterior. Haciendo referencia a la Figura 9, se pueden ver mejorías similares en resistencia cedente en comparación a la aleación GTD-111 de la técnica anterior para los especímenes de DS de la aleación de la presente invención. Estas mejorías en resistencia cedente y resistencia final en el extremo superior de la envoltura de operación son importantes puesto que las hojas de turbina fabricadas a partir de esta aleación tienden a operar a estas temperaturas superiores (649° C y más). Haciendo referencia ahora a las Figuras 10 y 11, el alargamiento del material bajo temperatura elevada se muestra respectivamente para las formas solidificada direccionalmente y de equieje de la presente invención. En general, para ambas formas de la aleación, el por ciento de alargamiento es mayor a temperaturas mayores de operación que a temperaturas menores. Haciendo referencia a la Figura 1 0, la forma DS de la aleación tiene ligeramente más alargamiento que aquel de la aleación GTD-1 1 1 de la técnica anterior. Sin embargo, a mayores temperaturas de operación, por arriba de aproximadamente 760° C, el porcentaje de alargamiento de la forma DS (PSM 1 1 7) es menor que aquel de GTD-1 1 1 . Es este arreglo es el más deseable para la tecnología de turbinas a gas. Para las hojas y paletas de turbina que operan a temperaturas mayores, que tienen cantidades más pequeñas de alargamiento es indicativo de un componente más fuerte. Con respecto a la Figura 1 1 , se muestra el porcentaje de alargamiento versus la temperatura para la forma de equieje de la aleación de la presente invención, PSM 1 16. El porcentaje de alargamiento es mayor para la aleación de equieje a través de la mayoría del perfil de temperatura en comparación con las aleaciones de la técnica anterior. Haciendo referencia a la Figura 12, se muestra un beneficio adicional de la aleación de la presente invención en términos de vida hasta la ruptura por escurrimiento plástico en la magnitud por ciento de la hoja formada a partir de la aleación. Como se puede ver de la Figura 12, para una temperatura y carga mecánica dadas, la forma de equieje de la aleación 2C, PSM 1 16, muestra una mejoría en la vida a la ruptura (escala no dimensional mostrada) de la ruta de una hoja formada a partir de la aleación hasta por lo menos el 80% de la ubicación abarcada, en comparación con la forma de equieje de la aleación GTD-1 1 1 de la técnica anterior.

Además de la composición de la aleación que se describe, se describe un método para hacer un artículo fundido y tratado térmicamente de una aleación con base en níquel que comprende proporcionar la aleación de acuerdo con los niveles de composición descritos previamente y sujetar la aleación al proceso de tratamiento térmico descrito previamente. La presente invención ha sido descrita en relación a modalidades particulares, las cuales pretenden en todos los aspectos ser ilustrativos en lugar de restrictivos. Modalidades alternativas serán aparentes para aquellos de pericia ordinaria en la técnica a la cual pertenece la presente invención sin apartarse de su alcance. A partir de lo precedente, se verá que esta invención está bien adaptada para obtener los fines y objetivos expuestos anteriormente, junto con otras ventajas las cuales son obvias e inherentes al sistema y el método. Se entiende que ciertos aspectos y subcombinaciones son de utilidad y pueden ser empleados sin referencia a otros aspectos y subcombinaciones. Esto está contemplado por y dentro del alcance de las reivindicaciones.

Claims

REIVI N DICACION ES 1 . Una aleación con base en níquel adecuada para producción de componentes de turbinas a gas, que consiste esencialmente de aproximadamente la siguiente composición en porcentajes en peso: Aluminio 3.35 a 3.65 Titanio 4.85 a 5.1 5 Tántalo 2.30 a 2.70 Cromo 1 1 .50 a 12.50 Cobalto 1 1 .50 a 12.50 Hierro 0.0 a 0.1 5 Cobre 0.0 a 0.10 Tungsteno 3.3 a 3.7 Molibdeno 1 .70 a 2.10 Carbono aproximadamente de 0.04 a 0.12 Boro 0.010 a 0.020 Circonio 0.0 a 20 partes por millón Hafnio 0.0 a 0.05 Azufre 0.0 a 0.0012 Nitrógeno 0.0 a 25 partes por millón Oxígeno 0.0 a 1 0 partes por millón y el resto níquel e impurezas incidentales. 2. La aleación con base en níquel de la reivindicación 1 , en donde dicha composición de carbono en porcentaje en peso es aproximadamente 0.08 a 0.12 y dicha composición de circonio porcentaje en peso es de hasta 10 partes por millón. 3. La aleación de la reivindicación 2, que comprende además una composición de silicio en porcentaje en peso de hasta 0.05. 4. Una fundición de equieje producida fundiendo de la aleación con base en níquel de la reivindicación 3. 5. La fundición de la reivindicación 4 que comprende uno de un álabe, boquilla y diafragma de turbina a gas. 6. La aleación con base en níquel de la reivindicación 1 , en donde dicha composición de carbono en porcentaje en peso es de aproximadamente 0.04 a 0.07, dicha composición de azufre en porcentaje en peso es de hasta 10 partes por millón, y dicha composición de nitrógeno en porcentaje en peso es de hasta 10 partes por millón. 7. La aleación con base de níquel de la reivindicación 6, que comprende además una composición de silicio en porcentaje en peso de hasta 0.06, una composición de fósforo en porcentaje en peso de hasta 1 5 partes por millón, y una composición de plomo en porcentaje en peso hasta de 1 parte por millón. 8. Una fundición solidificada direccionalmente producida fundiendo la aleación con base en níquel de la reivindicación 7. 9. La fundición de la reivindicación 8 que comprende uno de un álabe, boquilla y diafragma de turbina a gas. 10. Un proceso de tratamiento térmico en solución de una aleación con base en níquel que comprende: elevar dicha aleación hasta 1 121 grados C ± 14 grados C y mantener durante 2 horas ± 15 minutos; enfriar dicha aleación mediante apagado con gas hasta 593 grados C o menos; elevar dicha aleación hasta 1 079 grados C ± 14 grados C y mantener durante 4 horas ± 1 5 minutos; enfriar dicha aleación mediante apagado con gas hasta 593 grados C o menos; elevar dicha aleación hasta 843 grados C ± 14 grados C y mantener durante 24 horas ± 30 minutos; y enfría a dicha aleación hasta 593 grados C o menos. 1 1 . El proceso de la reivindicación 10, en donde los pasos de elevar dicha aleación hasta 1079 grados C ± 14 grados C y mantener durante 4 horas ± 1 5 minutos, enfriar dicha aleación mediante apagado con gas hasta menos de 593 grados C, elevar dicha aleación hasta 843 grados C ± 14 grados C y mantener durante 24 horas ± 30 minutos, y enfriar dicha aleación hasta menos de 593 grados C ocurre después de que dicha aleación ha recibido un recubrimiento de barrera térmica. 12. El proceso de la reivindicación 10, en donde dicha aleación tiene una ventana de tratamiento térmico de aproximadamente 83 grados C, dicha ventana definida como la diferencia entre el solvus y solidus para dicha aleación. 13. El proceso de la reivindicación 1 0, en donde dicho gas para dicho enfriamiento se selecciona del grupo que comprende argón, helio e hidrógeno. 14. Un método para hacer un artículo fundido y tratado térmicamente de una aleación con base en níquel , que comprende: proporcionar dicha aleación, dicha aleación que consiste esencialmente de aproximadamente la siguiente composición, en porcentaje en peso: Aluminio 3.35 a 3.65 Titanio 4.85 a 5.15 Tántalo 2.30 a 2.70 Cromo 11.50 a 12.50 Cobalto 11.50 a 12.50 Hierro 0.0 a 0.15 Cobre 0.0 a 0.10 Tungsteno 3.3 a 3.7 Molibdeno 1.70 a 2.10 Carbono aproximadamente de 0.04 a 0.12 Boro 0.010 a 0.020 Circonio 0.0 a 20 partes por millón Hafnio 0.0 a 0.05 Azufre 0.0 a 0.0012 Nitrógeno 0.0 a 25 partes por millón Oxígeno 0.0 a 10 partes por millón y el resto níquel e impurezas incidentales. elevar dicha aleación hasta 1121 grados C ± 14 grados C y mantener durante 2 horas ± 15 minutos; enfriar dicha aleación mediante apagado con gas hasta menos de 593 grados C; elevar dicha aleación hasta 1079 grados C ± 14 grados C y mantener durante 4 horas ± 15 minutos; enfriar dicha aleación mediante apagado con gas hasta menos de 593 grados C; elevar dicha aleación hasta 843 grados C ± 14 grados C y mantener durante 24 horas ± 30 minutos; y enfriar dicha aleación hasta menos de 593 grados C. 15. El método de la reivindicación 14, en donde dicha composición de carbono en porcentaje en peso es de aproximadamente 0.08 a 0.12 y dicha composición de circonio en porcentaje en peso es de hasta 10 partes por millón. 37 16. La aleación de la reivindicación 15, que comprende además una composición de silicio en porcentaje en peso de hasta 0.05. 17. El método de la reivindicación 16, en donde dicha aleación se funde para vaciar un álabe, boquilla o diafragma de turbina a gas de manera que se produce una fundición de equieje. 18. El método de la reivindicación 14, en donde dicha composición de carbono en porcentaje en peso es de aproximadamente 0.04 a 0.07, dicha composición de azufre en porcentaje en peso es de hasta 10 partes por millón, y dicha composición de nitrógeno en porcentaje en peso es de hasta 10 partes por millón. 19. El método de la reivindicación 18, en donde dicha aleación se funde para vaciar un álabe, boquilla o diafragma de turbina a gas de manera que se produce una fundición solidificada direccionalmente. 20. El método de la reivindicación 14, en donde el proceso de elevar dicha aleación hasta 1079 grados C ± 14 grados C y mantener durante 4 horas ± 15 minutos, enfriar dicha aleación mediante apagado con gas hasta menos de 593 grados C, elevar dicha aleación hasta 843 grados C ± 14 grados C y mantener durante 24 horas ± 30 minutos, y enfriar dicha aleación hasta menos de 593 grados C ocurre después de que dicha aleación ha recibido un recubrimiento de barrera térmica. 21. El método de la reivindicación 14, en donde dicha aleación tiene una ventana de tratamiento térmico de aproximadamente 83 grados C. 22. El método de la reivindicación 14, en donde un factor metalúrgico de estabilidad de dicha aleación se expresa mediante la fórmula Nv> =?"»((#?)/ en donde NV3 es de 2.22 a 2.40. 23. El método de la reivindicación 14, en donde dicha aleación tiene una densidad de acuerdo con la ecuación: D = 0.307667639 + (% Mo)(0.000452137) + (% W)( .001737591 ) - (% Al) (0.004497133) - (% T7)(0.001240936) + (% 7a)(0.002133375) Donde: % Mo = porcentaje en peso de molibdeno, % W = porcentaje en peso de tungsteno, % Al = porcentaje en peso de aluminio, % Ti = porcentaje en peso de titanio % Ta = porcentaje en peso de tántalo. 24. El método de la reivindicación 23, en donde dicha densidad es menor que o igual a 0.00831 kg/cm3. 25. El método de la reivindicación 14, en donde dicho gas para dicho enfriamiento se selecciona del grupo que comprende argón, helio e hidrógeno.