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Gasturbinenmantel
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Die Erfindung betrifft einen Mantel für Gasturbinen, der an der Innenseite
eines Turbinengehäuses gegenüber den Hörnern der bewegten Turbinenschaufelnmit einem
Abstand dazwischen befestigt ist und insbesondere ein Mantel aus austenitischer,
wärmeresistenter Fe-Ni-Cr-Basis-Stahllegierung, deren Widerstand gegen thermische
Ermüdung und deren Festigkeit gegenüber Kriechbruch verbessert ist.
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Der Mantel für Gasturbinen, der auf der einen Seite einem korrosiven
Gas und auf der anderen Seite einem Kühlmittel ausgesetzt ist, erfährt wiederholte
Wärmespannungen, die leicht zur Verformung oder zum Riß führen können. Da außerdem
der Mantel den Hörnern der bewegten Schaufeln mit nur kleinem Abstand gegenübersteht,
kann es leicht vorkommen, daß die Verformung des Mantels eine Berührung mit den
bewegten Schaufeln verursacht. Wenn ein Mantel
für Gasturbinen wiederholt
einem korrosiven Gas hoher Temperatur ausgesetzt ist, wird wiederholt eine große
Wärmespannung im Mantel erzeugt.
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Kürzlich wurden Hochleistungsgasturbinen entwicknlt, deren Gas eine
höhere Temperatur als bei üblichen Gasturbinen besitzt, wobei die Temperatur des
Mantelmetalls 650-900 "C erreichte. Für den Mantel verwendete man eine Fe-25Cr-20Ni-Stahllegierung
äquivalent zu CK20. Im allgemeinen erfährt der Mantel hohe Wärmebelastungen, die
zur Verformung oder zum Riß führen können. Dabei zeigte sich, daß die CK20-Legierung
aufgrund der Wärmebelastung zum Reissen neigt, und daß somit die Lebensdauer des
Turbinenmantels verkürzt ist.
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Andererseits sind Schaufeln von Gasturbinen einer Gasatmosphäre höherer
Temperatur als der Mantel ausgesetzt. Legierungen höherer Wärmefestigkeit verwenden
beispielsweise Nickel-Basis-Legierungen oder Kobalt-Basis-Legierungen, die in der
US-Patentschrift 4 169 020 offenbart sind. Diese Werkstoffe enthalten jedoch sehr
viel teures Nickel und Kobalt und ihre thermische Ermüdungseigenschaft ist der der
CK20-Legierung überlegen. Der aus Nickel-Basis-oder Kobalt-Basis-Legierung hergestellte
Turbinenmantel ist sehr teuer.
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Es ist deshalb Aufgabe der Erfindung, einen Mantel für Gasturbinen
anzugeben, der aus einer relativ billigen Fe-Ni-Cr-Basis-Stahllegierung hergestellt
ist und überragende Widerstandskraft gegen thermische Ermüdung und Hochtemperatur-Korrosionsfestigkeit
aufweist, und die in Luft geschmolzen und gegossen werden kann.
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Die Erfinder untersuchten und analysierten Einzelheiten von in CK2O-Stahllegierung
aufgetretenen Rissen.
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Sie fanden, daß die Risse aufgrund thermischer Ermüdung auftraten
und sich längs der Korngrenzen ausbreiten.
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Es gibt folgende Gründe für eine Rißbildung: (1) Eine große Menge
nadelförmiger, brüchiger o-Phasen scheidet sich in Körnern ab und filmförmige -Phasen
bilden sich kontinuierlich an Korngrenzen; (2) diese a -Phasen reissen aufgrund
thermischer Belastung und Körner mit nadelförmigen, brüchigen -Phasen neigen dazu,
bei der plastischen Verformung unter Spannungslast weniger aktiv zu werden, wodurch
sich an den Korngrenzen eine starke Spannungskonzentration aufstaut, die zur Rißausbreitung
längs der Korngrenzen führt; (3) Korngrenzendurchdringungen treten an Korngrenzen
auf, die die Ausbreitung der Rißbildung unter Wärmebeanspruchung beschleunigen.
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Diese Erscheinungen sind typisch für Gasturbinenmäntel, da aufgrund
der Analyse der im Werkstoff des Gasturbinenmantels auftretenden Wärmebeanspruchungen
im Falle wiederholten Anfahrens und Anhaltens der Gasturbine die Höchstspannung
einige Zehn N/mm2 erreicht und die aufgrund der thermischen Ermüdung eines erhitzten
Turbinenmantels bei einer so hohen Spannung erfolgte Abscheidung von cx -Phasen
schädlicher Form wesentlich beschleunigt wird. Gewöhnlich scheiden sich die o Phasen
in CK20-Stahllegierung an den Korngrenzen auch dann ab, wenn der
Mantel
längere Zeit ohne Belastung erhitzt wird. Diese C -Phasen sind jedoch massiv und
weisen eine ungleichmäßige Form auf, die zu keiner Rißbildung durch thermische Ermüdung
führt.
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Die vorliegende Erfindung gründet sich auf den obigen Erkenntnissen
und ist dadurch gekennzeichnet, daß der Turbinenmantel 0,25-0,7 Gew.% C, 20-35 Gew.%
Cr, 20-40 Gew.% Ni und Fe enthält und eine austenitische Struktur besitzt.
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Bevorzugt besteht der Turbinenmantel aus einem Material, das 0,30-0,5
Gew.9O C, 20-30 Gew.% Cr, 20-35 Gew.% Ni, zumindest einen Bestandteil aus einer
Gruppe, die aus 0,1-0,5 Gew.% Ti, 0,1-5 Gew.% Nb, 0,05-0,5 Gew, seltene Erdenelemente,
5-20 Gew.% Co, weniger als 7 Gew.% l; und/ oder Mo, weniger als 2 Gew.% Mn, weniger
als 2 Gew.% Si besteht und Ausgleichs-Fe enthält und eine austenitische Struktur
aufweist.
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Im folgenden wird die begrenzte Zusammensetzung der chemischen Bestandteile
erläutert, wobei die angegebenen Prozentzahlen Gew.% angeben, es sei denn, es ist
anders -definiert.
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C: C ist zur Verbesserung der Wärmeeigenschaft und-Hochtemperaturfestigkeit
wichtig. Bei einem C-Anteil von weniger als 0,25 ss können sich a -Phasen leicht
abscheiden und gleichzeitig neigen filmförmige #-Phasen Phasen dazu, sich kontinuierlich
an den Korngrenzen auszubilden. Andererseits nimmt die Menge brüchiger eutektischer
Karbide und sekundärer Karbide mit zunehmendem C-Gehalt zu, was sich in einer verringerten
thermischen Ermüdungsfestigkeit auswirkt. Aus diesem Grund ist ein Kohlenstoffgehalt
von
0,25-0,7 % und insbesondere von 0,35-0,5 % zu bevorzugen.
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Cr: Ein Cr-Gehalt von mehr als 20 % ist zur Unterdrückung der Korngrenzenausbreitung
aufgrund von Hochtemperaturkorrosion nötig. Andererseits sollte vorzugsweise nicht
mehr als 35 % Cr enthalten sein, angesichts der Abscheidung einer übergroßen Menge
von Karbiden während Hochtemperaturbelastung und wegen der Brüchigkeit aufgrund
der Ausbreitung der a Phasen. Deshalb ist der Cr-Gehalt auf 20-35 % und vorzugsweise
auf 20-30 % begrenzt.
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Ni: Das Element Ni macht eine Grundlegierung austenitisch, erhöht
die Hochtemperaturfestigkeit und um das Abscheiden von a -Phasen zu verhüten, ist
ein mehr als 20 %-iger Ni-Gehalt zur Erhöhung der Matrixstabilität nötig.
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Außerdem ist ein hoher Ni-Gehalt wünschenswert, um die Widerstandsfähigkeit
gegen Hochtemperaturkorrosion zu erhöhen. Wenn jedoch der Ni-Gehalt mehr als 40
% beträgt, steigt die Menge der eutektischen Karbide an, so daß die Widerstandsfähigkeit
gegen thermische Ermüdung verringert ist. Deshalb beträgt der Ni-Gehalt 20-40 %
und vorzugsweise 20-35 %.
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Ti, Nb: Diese Elemente bilden MC-Karbide, wie TiC mit dem Zusatz
von Ti, NbC mit dem Zusatz von Nb und (Ti, Nb)C mit dem Zusatz von Nb und Ti. Diese
MC-Karbide bewirken keine Erhöhung der Hochtemperaturfestigkeit, unterdrücken jedoch
das Wachstum sekundärer Cr-Karbide, die eine Erhöhung der Hochtemperaturfestigkeit
und deren Erhaltung für längere Zeit bewirken. Die Elemente Ti und
Nb
verhüten eine kontinuierliche Abscheidung von Cr-Karbiden an den Korngrenzen. Ein
Zusatz einer geringen Menge Ti bzw. Nb bewirkt keine Zunahme der Hochtemperaturfestigkeit
und ein Zusatz einer großen Menge erhöht die MC-Karbide und verringert das Abscheiden
sekundärer Cr-Karbide, so daß die Hochtemperaturfestigkeit verringert ist. M/C (der
Bestandteil M sind die Metallelement-Zusätze, aus denen die MC-Karbide gebildet
sind) beträgt vorzugsweise 0,2-0,3 des Atomverhältnisses. Deshalb beträgt der Gehalt
an Ti und Nb jeweils 0,1-0,5 % und 0,1-5 %.
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Seltene Erdenelemente: Der Zusatz von seltenen Erden trägt zu einer
charakteristischen Verbesserung durch Entschwefelung und Entoxidation bei, wobei
der Zusatz nur einer geringen Menge keinerlei Wirkung zeigt und einer zu großen
Menge die Bildung von brüchigen eutektischen Legierungen mit niedrigem Schmelzpunkt
fördert, wodurch eine Rißbildung beim Guß und bei der Bearbeitung verursacht wird.
Aus diesem Grund ist ein Gehalt von 0,05-0,5 t von seltenen Erden zu bevorzugen.
Eine Legierung ist jedoch ausreichend fest gegen thermische Ermüdung und gegen hohe
Temperaturen, auch wenn die seltenen Erden nicht enthalten sind.
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W, Mo: Der Zusatz der Elemente W bzw. Mo dient zur Erhöhung der Festigkeit
eines Grundwerkstoffs durch Festlösungshärtung. Je größer der Gehalt an W bzw. Mo
ist, desto größer ist der Festigkeitszuwachs. Jedoch wächst der Nv-Wert (Elektronenlückenzahl)
mit anwachsender Menge von Mo bzw. W. Wenn der Mo- bzw. W-Gehalt mehr als 7 % beträgt,
bildet sich eine große Menge eutektischer Karbide, wodurch die thermische Ermüdungsfestigkeit
und die Schweißfähigkeit verschlechtert werden. Die erfindungsgemäße
Legierung
weist auch ohne Zusatz von W und Mo eine genügende Hochtemperaturfestigkeit auf,
so daß ein Werkstoff ohne Mo bzw. W als Turbinenmantel-Werkstoff geeignet ist.
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Co: Ein Zusatz von mehr als 5 % Co erhöht die Festigkeit eines Grundwerkstoffs
durch Festlösungshärtung, jedoch bringt ein über 20%-iger Gehalt keine Wirkung proportional
zur hinzugefügten Menge Co. Deshalb ist ein 5-20%-iger Co-Zusatz geeignet. Turbinenmäntel,
die bei tieferen Temperaturen als 800 °C eingesetzt werden, besitzen auch ohne Co-Zusatz
eine genügende Temperaturfestigkeit.
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Eine über 5 % gehende cr -Phase verringert die thermische Festigkeit
stark. Deshalb muß der Gehalt der cr -Phasen kleiner als 5 % sein. Erfindungsgemäß
muß der Nv-Wert (Elektronenlückenzahl), der durch folgende Beziehung ausgedrückt
ist, Nv = {0,66Ni+1,71Co+2,66Fe+3,66Mn+4,66Cr-{C-(Ti+Nb)}x23#6 623 x L,66 +4166(Mo+W)+6'66Si/iOO
kleiner als 2,8 sein, wobei in der obigen Gleichung Ni, Co, Fe, Mn, Cr, Mo, W, Ti,
Nb und Si jeweils durch Atomprozente bezeichnet sind.
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Si, Mn sind als Entoxidierer hinzugefügt, wobei die Menge dieses
Zusatzes vorzugsweise gering sein soll, nämlich unter 2 % und insbesondere vorzugsweise
unter 1 %.
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Erfindungsgemäß werden Turbinenmäntel aus einer Legierung
der
obigen Zusammensetzung mit einer vorbestimmten Form beispielsweise durch Gießen
gebildet. Nach dem Guß ist eine Wärmebehandlung vorzuziehen, um die mechanischen
Eigenschaften des Turbinenmantels zu verbessern. Dabei ist eine Festlösungsbehandlung
nötig, um die Gußstruktur zu stabilisieren.
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Die Erfindung wird im folgenden anhand der Zeichnung näher beschrieben.
Es zeigen: Fig. 1 eine perspektivische Ansicht eines Mantelteils für eine Gasturbine;
Fig. 2 eine perspektivische Ansicht eines Mantelelements; Fig. 3A bis Ansichten
von Materialproben, die die Fig. 3C Rißausbreitung zeigen; Fig. 4 eine Frontansicht
eines herkömmlichen Mantel elements; Fig. 5 eine graphische Darstellung, die die
Beziehung zwischen dem Nv-Wert und der thermischen Ermüdungs-Rißlänge darstellt;
Fig. 6 eine mikroskopische Struktur von Turbinenmantel-Werkstoffen, wobei Fig. 6(a)
und (b) herkömmliche Werkstoffe und (c) ein erfindungsgemäßes Material zeigen; und
Fig.
7 eine graphische Darstellung, die eine Kriechbruch-Festigkeit von Proben bei 800
"C und 1000 h darstellt.
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Ein Gasturbinenmantel ist in den Fig. 1 und 2 dargestellt.
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In Fig. 1 weist ein Rotor 1 und mEhrere in radialer Richtung gehende
Turbinenschaufeln 3 auf und wird von einem auf die Schaufeln 3 einwirkenden heißen
Gas angetrieben. Ein ringförmiger Mantel 5 ist den Hörnern der Schaufeln 3 gegenüber
in geringem Abstand angeordnet und am Turbinengehäuse 7 befestigt. Der Mantel 5
besteht aus einer Vielzahl von Segmenten 5A, deren eines in Fig. 2 dargestellt ist
und aufweist: Ein Stirnteil 51, das in kleinem Abstand gegenüber den Schaufeln 3
liegt, Seitenteile 52 und 53, die sich rechtwinklig zum Stirnteil 51 erstrecken,
Befestigungsteile 54 und 55 an den Enden der Seitenteile 52 und 53, die am Turbinengehäuse
7 befestigt sind und Verbindungsteile 56 und 57 am Ende des Stirnteils 51. Der Verbindungsteil
56 des Segments 5A ist so ausgebildet, daß er in einen Verbindungsteil 57 eines
benachbarten Segments 5B paßt. Dadurch bilden sämtliche Mantelsegmente 5A, 5B einen
ringförmigen Mantel 5 mittels der Verbindungen 56 und 57.
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Fig. 1 zeigt, daß der Mantel 5 einen Kühlluftdurchgang 9 zusammen
mit einem Teil des Turbinengehäuses 7 bildet. Von einem Kompressor komprimierte
Luft strömt durch den Luftdurchgang 9 und kühlt den Mantel 5. Wenn der Turbinenmantel
mit einem sehr heißen Gas von etwa 1100 OC in Berührung kommt, wird der Mantel auf
etwa 700-
750 OC gekühlt. Der Wirkungsgrad der Gasturbine wird
sehr stark von der Größe der Lücke zwischen Mantel 5 und den Hörnern der Schaufeln
beeinflußt. Um einen möglichst hohen Wirkungsgrad zu erreichen, muß die Lücke möglichst
gering sein. Die durch thermische Ermüdung hervorgerufene Verformung und Ausdehnung
des Mantels sollte deshalb möglichst klein sein, um die kleine Lücke zwischen Mantel
5 und den Hörnern der Schaufeln 3 zu erhalten.
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Der herkömmliche Mantelwerkstoff neigt jedoch zum Reissen, wobei
sich die Risse hauptsächlich im Stirnteil 51 aufgrund thermischer Ermüdung bilden.
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Im folgenden werden Beispiele des erfindungsgemäß=n Werkstoffs für
den Mantel 5 beschrieben.
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Tabelle 1 zeigt chemische Zusammensetzungen (Gew.0) und Nv-Werte.
In Tabelle 1 bildet eine Probe Nr. 1 zum Vergleich eine herkömmliche Legierung und
Proben Nr. 2 bis Nr. 8 sind erfindungsgemäße Legierungen. Man bemerkt an der Tabelle
1, daß der Nv-Wert der Probe Nr. 1 bei 2,9 liegt, während der Nv-Wert der erfindungsgemäßen
Legierungen kleiner als 2,9 ist, nämlich 2,327 bis 2,788.
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Mit diesen Legierungen wurden Tests bezüglich der Wärmeermüdung durchgeführt.
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Jede Probe wurde einer Lösungsbehandlung nach dem Guß unterzogen
(Abkühlen in Luft nach für 2 h konstantgehaltener Temperatur bei 1150 OC) und dann
Gußstücke von 25 mm Durchmesser und 100 mm Länge hergestellt.
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Teststücke mit 20 mm Durchmesser, 20 mm Länge und einer V-Nase zur
Bewertung der thermischen Ermüdung wurden vom Gußstück hergestellt und die Bewertung
der thermischen
Ermüdung durch Messung der Gesamtrißlänge nach
150 Zyklen, die jeweils eine Wasserkühlung und ein Konstanthalten der Temperatur
auf 750 OC für 30 min umfassen, durchgeführt.
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Die Fig. 3A bis 3C zeigen Risse aufgrund thermischer Ermüdung. Bei
der in Fig. 3A dargestellten Probe Nr. 1 sind viele Risse zu sehen. Die Art der
Rißbildung der Testproben ist genauso wie bei dem Mantel für Gasturbinen. Die Probe
Nr. 8, die in Fig. 3C dargestellt ist, weist sehr wenige Risse im Vergleich mit
der Probe Nr. 1 auf. Die Art der Rißbildung der Proben Nr. 2 bis Nr. 4, Nr. 6, Nr.
7 ist genauso wie bei der Probe Nr. 8. Eine Rißausbreitung ergab sich bei der Probe
Nr. 5, die unter den Proben Nr. 2 bis Nr. 8 den höchsten Nv-Wert aufweist, was in
Fig. 3B dargestellt ist. Die Ausbreitungslänge der Rißbildung ist jedoch vernachlässigbar
klein im Vergleich mit der Probe Nr. 1 des herkömmlichen Werkstoffs.
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Fig. 5 zeigt eine Beziehung zwischen dem Nv-Wert und der Riß läge
aufgrund thermischer Ermüdung. Bei der Probe Nr. 1 erweist es sich als sehr schwierig,
die Riß läge zu bestimmen, da diese eine große Zahl von Rissen, d. h.
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Verzweigungen von Rissen und eine Durchdringung von einer Seite zur
gegenüberliegenden Seite, aufweist. In diesem Falle wurde als Gesamtrißlänge die
Gesamtweite der Probe angesehen. Fig. 5 zeigt, daß die Proben, deren Nv-Wert kleiner
als 2,8 ist, in ihrer thermischen Ermüdungseigenschaft überragend sind.
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Tabelle 1 Misch-Nr. C Si Mn Ni Cr Nb Ti W Mo Co metall Fe Nv der
rest-1 0,1 0,9 1F0 20 25 - - - - - - liche Be- 2 899 Bestandteil 2 0,4 0,8 1,0 23
25 0,3 0,2 - - - - " 2,71q 3 0,4 1,0 0,9 25 26 0,3 0,2 - - - 0,3 " 2,709 4 0,41
1,1 0,95 26 250,25 0,18 5 - - 0,3 " 2,70 5 0,42 1,1 1,2 25 27 0,3 0,2 7 - - 0,3
" 2, 78E 6 0,42 1,0 1,0 30 26 0,31 0,15 - 2 15 0,3 " 2,47j 7 0,40 1,2 1,0 35 25
0,30 0,15 3 2 15 0,3 " 2,32 8 0,40 0,6 0,5 25 23 0,25 0,25 - - - - " 2,60; Fig.
6 zeigt die Feinstruktur eines aus der Probe Nr. 1 hergestellten Turbinenmantels
und die Feinstruktur eines aus der Probe Nr. 3 hergestellten Turbinenmantels, die
beide ein Jahr in Betrieb waren. In den Fig. 6(a) und 6(b) kann man die Rißausbreitung
längs der Korngrenzen, die filmförmigen a -Phasen an den Korngrenzen und eine Vielzahl
von nadelförmigen C -Phasen in den Körnern sehen. Dagegen sind beim Mantel werkstoff
gemäß der Erfindung, dessen Feinstruktur in Fig. 6(c) gezeigt ist, kaum C -Phasen
zu beobachten.
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Karbide an den Korngrenzen sind diskontinuierlich und es traten nur
sehr wenige Risse auf. In Fig. 7 ist die Kriechbruch-Festigkeit bei 800 °C für 1000
h der Proben
Nr. 1, Nr. 4, Nr. 5 und Nr. 8 dargestellt. Die erfindungsgemäßen
Legierungsproben zeigen eine überragende Kriechbruch-Festigkeit im Vergleich mit
dem herkömmlichen Werkstoff.
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Ausgehend von den mechanischen Eigenschaften (thermische Ermüdungsfestigkeit,
Kriechbruch-Festigkeit) und Hochtemperaturkorrosionswiderstand zusammen mit einer
Werkstoffbetrachtung vom ökonomischen Standpunkt aus, ist die Zusammensetzung der
Probe Nr. 8 ohne Co und W am meisten zu bevorzugen. Für den praktischen Gebrauch
sind die bevorzugten Zusammensetzungen gemäß der Erfindung wie folgt: 0,35-0,5 Gew.%
C, weniger als 0,8 Gew.% Si, 0,1-1,2 Gew.% Mn, 24-26 Gew.% Ni, 22-24 Gew.% Cr, 0,2-0,5
Gew.% Nb, 0,15-0,35 Gew.% Ti und Ausgleichs-Fe.
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Bei der vorliegenden Erfindung kann die gleiche Wirkung durch den
Zusatz von Elementen, wie Zr, Hf, V, die die MC-Karbide bilden, anstatt von Ti,
Nb erwartet werden.
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Die obige Erklärung macht deutlich, daß der erfindungsgemäße Mantelwerkstoff
bezüglich thermischer Ermüdungsfestigkeit, Hochtemperaturfestigkeit und Hochtemperaturkorrosionswiderstandsfähigkeit
und Korrosionsfestigkeit herkömmlichen Werkstoffen überlegen ist, so daß die Lebensdauer
eines Turbinenmantels wesentlich verlangert werden kann. Außerdem ist ein aus dem
erfindungsgemäßen Werkstoff hergestellter Turbinenmantel billig,
leicht
zu schmelzen, in der Luft gießbar und in seiner Schweißfähigkeit überlegen.
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