DE3331806A1

DE3331806A1 - Gasturbinenbrenner

Info

Publication number: DE3331806A1
Application number: DE19833331806
Authority: DE
Inventors: Yutaka Hitachi Fukui; Nobuyuki Hitachi Iizuka; Tetsuo Kashimura; Takanobu Mori; Yoshimi Kitaibaraki Yanai
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1982-09-03
Filing date: 1983-09-02
Publication date: 1984-03-08
Also published as: JPS6253583B2; DE3331806C2; US4621499A; JPS5944525A

Description

BESCHREIBUNG

Die Erfindung bezieht sich auf einen Vergasungsbrenner einer Gasturbine und betrifft insbesondere einen Gasturbinenbrenner, der aus einer Legierung auf Nickelbasis mit hoher Widerstandsfähigkeit gegen thermische Ermüdung besteht. . Vergasungsbrenner für Gasturbinen werden gewöhnlich durch Kaltverformung aus Blechen geformt, die ihrerseits durch Warmverformung eines Blockes der Legierung hergestellt werden. Die als Material für Gasturbinenbrenner verwendete Legierung muß daher sowohl gute Warm- als auch Kaltverformbarkeit aufweisen. Ferner muß die Legierung hohe Widerstandsfähigkeit gegen thermische Ermüdung besitzen, da der Brenner wiederholten Wärmezyklen, bestehend aus Erwärmung durch die heißen Verbrennungsgase und anschließender Abkühlung, unterworfen ist.

Die Erfinder haben festgestellt, daß Legierungen mit hoher Zug-Brucheinschnürung bei Zimmertemperatur überlegene Kaltverformbarkeit aufweisen und daß ferner hohe Widerstandsfähigkeit gegen thermische Ermüdung bei Legierungen anzutreffen ist, die hohe Zug-Dehnungsgrenze, Zug-Brucheinschnürung, Zeitstandfestigkeit und Zeitstand-Brucheinschnürung bei hoher Temperatur aufweisen.

Das am häufigsten für Gasturbinenbrenner verwendete Material ist eine wärmebeständige Nickellegierung mit der Bezeichnung "Hastelloy X", die im wesentlichen aus 0,1 Gew.-% C, 22 Gew.-% Cr, 9 Gew.-% Mo, 0,5 Gew.-% W, 1 Gew.-% Co, 19 Gew.-% Fe, Rest Nickel besteht.

Andererseits besteht steigender Bedarf an Gasturbinen höherer Leistung. Dies wiederum bedingt eine Temperaturerhöhung des Arbeits-Strömungsmitfcels, d.h. des Verbrennungsgases. Dabei erhitzt sich der Innenzylinder eines Gasturbinenbrenners, dessen Temperatur bei herkömmlichen Gasturbinen nicht über 75O°C ansteigt, auf hohe Temperaturen über 75O°C.

Das oben erwähnte übliche Material Hastelloy X weist allerdings keine ausreichende Beständigkeit gegen Wärmeermüdung bei derart hohen Temperaturen auf.

Bei Hastelloy X handelt es sich um eine Legierung mit überlegener Wärmefestigkeit aufgrund der Tatsache, daß die Ausbildung einer festen Lösung von Mo zu einer Verfestigung führt. Das Material weist jedoch im Hochtemperaturbereich über 75O°C nur geringe Zug-Dehnungsgrenze, Zeitstandfestigkeit und Zeitstand-Brucheinschnürung auf. Hastelloy X vermittelt daher als.Material für Vergasungsbrenner moderner Gasturbinen keine ausreichende Wärmeermüdungs-Festigkeit. In der japanischen Offenlegungsschrift Nr. 18315/75 ist eine austenitische Legierung des Typs, bei dem eine Verfestigung durch eine feste Lösung erreicht wird, beschrieben, die im wesentlichen aus höchstens 0,1 Gew.-% C, höchstens 1,5 Gew.-% Al, höchstens 1 Gew.-% Ti und/oder Nb, höchstens 75 Gew.-% Co, höchstens 26 Gew.-% Cr, 8 bis 40 Gew.-% W, 38 bis 46 Gew.-% von {1/5 (Gew.-% Co) + (Gew.-% Cr) + (Gew.-% W)} höchstens 0,1 Gew.-% Mg, höchstens 0,1 Gew.-% B, höchstens 0,5 Gew.-% Zr, höchstens 1 Gew.-% Hf, Rest im wesentlichen Ni besteht. Dieser Druckschrift ist jedoch weder ein Hinweis noch irgendeine Anregung dazu zu entnehmen, dieses Material für Gasturbinenbrenner zu verwenden; auch ist in dieser Druckschrift die Wärmeermüdungsfestigkeit nicht erwähnt, die eine wesentliche Voraussetzung für Werkstoffe für solche Gasturbinenbrenner darstellt, die schwere Betriebsbedingungen, nämlich wiederholte Wärmezyklen aus Erwärmung durch heiße Verbrennungsgase und anschließender rascher Abkühlung, auszuhalten haben.

Der Erfindung liegt die generelle Aufgabe zugrunde, einen Gasturbinenbrenner anzugeben, bei dem Nachteile, wie sie bei vergleichbaren Brennern nach dem Stand der Technik angetroffen werden, mindestens teilweise vermieden sind. Eine speziellere Aufgabe besteht darin, einen Gasturbinen— brenner aus einer Legierung zu schaffen, die eine höhere Widierstandsfestigkeit gegen thermische Ermüdung als die

herkömmlich verwendeten Legierungswerkstoffe aufweist.

Insbesondere soll ein Gasturbinenbrenner aus einer Legie-

4 rung vermittelt werden, die eine 10 h-Zeitstandfestigkeit

von mindestens 300 bar bei 85O°C aufweist.

In diesem Zusammenhang vermittelt die Erfindung einen Gasturbinenbrenner mit einer Brennkammer zur Verbrennnung eingespritzten Kraftstoffs und zur Zuführung des entstehenden heißen Verbrennungsgases an Düsen der Gasturbine, wobei die dem heißen Verbrennungsgas ausgesetzten Teile des Brenners aus einer Legierung bestehen, deren Zusammensetzung im wesentlichen aus 0,02 bis 0,2 Gew.-% C, 15 bis 30 Gew.-% Cr, 10 bis 25 Gew.-% W, Rest mindestens 20 Gew.-% Ni besteht.

Bevorzugte Ausführungsbeispiele der Erfindung werden nachstehend anhand der Zeichnungen näher erläutert. In den Zeichnungen zeigen

Figur 1 eine teilweise aufgeschnittene perspektivische Darstellung eines typischen herkömmlichen Gasturbinenbrenners;

Figur 2 bis 4 Diagramme, in denen die 10 h-Zeitstandfestigkeit, die Dehnungsgrenze und die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung jeweils über dem W-Gehalt der Legierung aufgetragen sind;

4 Figur 5 bis 8 Diagramme, in denen die 10 h-Zeitstand-

festigkeit, die Dehnungsgrenze, die Zug-Brucheinschnürung und die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung über dem Co-Gehalt der Legierung aufgetragen sind;

Figur 9 bis 11 Diagramme, in denen die Dehnungsgrenze,

die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung und die 10 h-Zeitstandfestigkeit über dem Al-Gehalt der Legierung aufgetragen sind; Figur 12 bis 14 Diagramme, in denen die 10 h-Zeitstandfestigkeit, die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung und die Dehnungsgrenze über dem Ti-Gehalt der Legierung aufgetragen sind; und

Figur 15 ein Diagramm der Beziehung zwischen der Rißlänge und der Anzahl an Erwärmungszyklen.

Gemäß Figur 1 weist der Vergasungsbrenner eine Kraftstoff düse 3 zum Einspritzen von Kraftstoff auf, der durch eine Kappe 6 in ein Rohr 5 eingeleitet und in diesem verbrannt wird. Das dabei entstehende Verbrennungsgas wird durch ein Übergangsstück 4 in einen Turbinen-Schaufelteil eingeleitet, in dem ringförmige Anordnungen von stationären und bewegbaren Schaufeln in Stufen angeordnet sind. Die zur Verbrennung erforderliche Luft wird durch eine Vielzahl von ' halbmondförmigen Luftschlitzen 1 eingeleitet. Ferner ist der Brenner mit einem Qüerzündungs-Einlaß 2 versehen.

Bei dem beschriebenen Gasturbinenbrenner sind die Kappe 6, das Rohr 5 und das Übergangsstück 4 der hohen Temperatur des Verbrennungsgases ausgesetzt; für diese Teile wird daher die hier beschriebene wärmebeständige Legierung verwendet. Dabei stehen insbesondere die Luftschlitze 1, die gemäß Figur 1 in das Material des Rohrs 5 eingeschnitten und gegenüber diesem herausgehoben sind, so daß sie scharfe Ecken bilden, unter erschwerten Bedingungen, teilweise weil sie den wiederholten Wärmezyklen aus rascher Erwärmung und Abkühlung unterworfen sind, teilweise weil sich die Spannungen in den scharfen Ecken konzentrieren. Infolgedessen neigt das Rohr 5 zu Rißbildungen in den scharfen Ecken der Luftschlitze 1 aufgrund thermischer Ermüdung, sofern es nicht aus einer Legierung besteht, die hohe Festigkeit bei hoher Temperatur und hohe Warmverformbarkeit und Dehnbarkeit bei hoher Temperatur aufweist.

Erfindungsgemäß sind diese, der hohen Temperatur ausgesetzten Teile des Gasturbinenbrenners aus einer speziellen Legierung hergestellt, bei der es sich um eine Nickellegierung mit einer Zusammensetzung handelt, die im wesentlichen 0,02 bis 0,2 Gew.-% C, 15 bis 30 Gew.-% Cr, 10 bis 25 Gew.-% W, Rest mindestens 20 Gew.-% Ni als Grundbestandteile enthält.

Gemäß einem Aspekt der Erfindung enthält die als Werkstoff für den Gasturbinenbrenner der Erfindung verwendete

Legierung zu den erwähnten Grundbestandteilen zusätzlich höchstens 1 Gew.-% Si und/oder höchstens 1,5 Gew.-% Mn.

Gemäß einem weiteren Aspekt der Erfindung besteht der Gasturbinenbrenner aus einer Legierung, die mit oder ohne den oben erwähnten Zusatz von Si und Mn höchstens 40 Gew.-% Co, höchstens 2 Gew.-% Al, höchstens 3 Gew.-% Ti, höchstens 3 Gew.-% Nb, höchstens 0,1 Gew.-% Mg, höchstens 0,5 Gew.-% Zr, höchstens 0,5 Gew.-% einer seltenen Erde und/oder höchstens 0,1 Gew.-% B zusätzlich zu den erwähnten Grundbestandteilen enthält.

Der Werkstoff für den Gasturbinenbrenner muß aus folgenden Gründen hohe Wärmefestigkeit und hohe Streckbarkeit sowie geringe Ausscheidung der σ-Phase aufweisen:

(a) Die Neigung zu thermischer Ermüdung ähnelt derjenigen der Hochtemperatur-Ermüdung, bei der es sich um diejenige Ermüdung handelt, die in einem auf hoher Temperatur gehaltenen Material auftritt. Um die thermische Ermüdung zu bewältigen, ist es daher erforderlich, die Wiederstandsfähigkeit gegen Hochtemperatur-Ermüdung zu erhöhen, d.h. eine hohe Dehnungsgrenze bei hoher Temperatur vorzusehen.

(b) Zwischen der plastischen Dehnungsamplitude Δε und

der Anzahl N der Erwärmungszyklen in einem thermischen Ermüdungstest besteht folgende Beziehung:

ι/Κ·Δε s -γ ,

worin e_f die im Zugversuch beobachtete Streckbarkeit bedeutet. Wie dieser Gleichung zu entnehmen, ist es zur Bewältigung der thermischen Ermüdung erforderlich, daß der Werkstoff eine hohe Brucheinschnürung im Zugversuch oder eine hohe Zeitstand-Brucheinschnürung aufweist.

(c) Die thermische Ermüdung steht in enger Beziehung zur Ausscheidung der σ-Phase bei hoher Temperatur. Die Ausscheidung der σ-Phase führt nämlich zu einer ungünstigen Verringerung der Zeitstandfestigkeit und der Zeitstand-Brucheinschnürung. Daher ist es zur Erhöhung der Widerstands-

fähigkeit gegen thermische Ermüdung erforderlich, die Ausscheidung der σ-Phase zu unterdrücken.

Erfindungsgemäß werden die Anteile der jeweiligen Legierungsbestandteile nach folgenden Gesichtspunkten bestimmt.

Der Zusatz von C bildet, sofern sein Anteil mindestens 0,02 Gew.-% beträgt, in der Legierung eine fest-e Lösung oder bewirkt während des Einsatzes bei hoher Temperatur eine Ausscheidung von Carbiden, so daß die Dehnungsgrenze und die Zeitstandfestigkeit bei hoher Temperatur vorteilhafterweise zunehmen. Andererseits verursacht ein Zusatz von C über 0,2 Gew.-% eine zu starke Carbidausscheidung bei hoher Temperatur, s.o daß die Zug-Brucheinschnürung bei hoher Temperatur in unerwünschter Weise absinkt. Aus diesem Grund soll der C-Gehalt in einem Bereich zwischen 0,02 und 0,2 Gew.-%, vorzugsweise zwischen 0,05 und 0,15 Gew.-%, liegen.

Cr stellt ein Element dar, das in der Legierung eine feste Lösung bildet und die Dehnungsgrenze,, die Zeitstandfestigkeit sowie ferner die Oxidationsfestigkeit der Legierung bei hoher Temperatur und ihre Korrosionsfestigkeit gegen Schwefeloxide zu erhöhen. Um diese Effekte zu erreichen, muß der Cr-Gehalt mindestens 15 Gew.-% betragen. Ein Cf-Anteil über 30 Gew.-% bewirkt jedoch einen Ausfall der σ-Phase, was die Zeitstand-Brucheinschnürung verringert. Der bevorzugte Bereich des Cr-Gehaltes liegt bei 18 bis 26 Gew.-%, besonders bevorzugt zwischen 20 und 24 Gew.-%-.

Ein Anteil von W von mindestens 10 Gew.-% bildet eine feste Lösung in der Legierung, was die Dehnungsgrenze bei hoher Temperatur und die Zeitstandfestigkeit merklich erhöht. Ein W-Gehalt über 25 Gew.-% beeinträchtigt dagegen in unerwünschter Weise die Warm- und Kaltverformbarkeit und fördert die Ausscheidung der σ-Phase, wodurch die Zeitstand-Brucheinschnürung ungünstigerweise abnimmt. Der bevorzugte Bereich des W-Gehalts liegt bei 12 bis 20 Gew.-%, besonders bevorzugt zwischen 14 und 16 Gew.-%.

Co stellt ein Element dar, das in der Legierung eine feste Lösung bildet und dadurch die Zeitstandfestigkeit

sowohl bei Zimmer- als auch bei hoher Temperatur merklich erhöht. Eine Zugabe von Co über 45 Gew.-% fördert jedoch die Ausscheidung der σ-Phase und erniedrigt damit die Zeitstand-Festigkeit. Die bevorzugte obere Grenze des Co-Anteils liegt bei 40 Gew.-%. besonders bevorzugt ist ein Co-Gehalt im Bereich von 29 bis 31 Gew.-%.

Ein Al-Gehalt von weniger als 2 Gew.-% bildet in der Legierung eine feste Lösung und fördert den Niederschlag der γ'-Phase bei langem Einsatz in hoher Temperatur, wodurch die Zug-Dehnungsgrenze bei hoher Temperatur sowie die Zeitstandfestigkeit steigen. Dagegen verringert sich die Zeitstand-Brucheinschnürung in unerwünschter Weise, wenn der Al-Anteil 2 Gew.-% überschreitet. Der bevorzugte Bereich des Al-Gehalts liegt bei 0,1 bis 1,2 Gew.-%, insbesondere zwischen 0,6 und 0,9 Gew.-%.

Ti oder Nb bildet in der Legierung eine feste Lösung, sofern die zugesetzte Menge 3 Gew.-% nicht überschreitet. Ein Anteil von höchstens 3 Gew.-% Ti oder Nb fördert die Ausscheidung der γ'-Phase beim Langzeit-Einsatz bei hoher Temperatur, was die Dehnungsgrenze und die Zeitstandfestigkeit bei hoher Temperatur erhöht, überschreitet der Ti-Anteil oder der Nb-Anteil allein oder die Summe der Ti- und Nb-Anteile 3 Gew.-%, so nimmt die Zeitstand-Brucheinschnürung ab. Der bevorzugte Bereich des Gehalts an Ti und/oder Nb liegt bei 0,1 bis 2,5 Gew.-%, insbesondere zwischen 1 und Gew.-%.

Ein Fe-Gehalt sollte soweit wie möglich vermieden werden, da der Zusatz dieses Elements die Zeitstandfestigkeit verringert.

Falls Fe als Verunreinigung enthalten ist, sollte der Fe-Anteil höchstens 5 Gew.-%, vorzugsweise höchstens 2 Gew.-% und besonders bevorzugt höchstens 0,2 Gew.-% betragen.

Si und Mn werden als Desoxidationsmittel zugesetzt. Die Zugabe von Si und Mn ist vorteilhaft, weil sie die Warmverformbarkeit verbessert. Durch Zugabe von mehr als 1 Gew.-%

Si oder mehr als 1,5 Gew.-% Mn wird allerdings die Zeitstandfestigkeit nachteilig verringert. Die Si- und Mn-Anteile sollten daher 1 Gew.-% bzw. 1,5 Gew.-% nicht überschreiten. Besonders bevorzugte Anteile liegen für Si bei 0,2 bis 0,6 Gew.-% und für Mn bei 0,4 bis 1,0 Gew.-%.

Elemente wie Mg, B, Zr und seltene Erden werden an den austenitischen Korngrenzen der Legierung abgesondert, was die Zeitstandfestigkeit erhöht. Dabei können nur eines, zwei oder mehrere dieser Elemente zugesetzt werden. Übermäßige Beigabe dieser Elemente vermindert jedoch die Haftfestigkeit an der Korngrenze, wodurch die Zeitstand-Brucheinschnürung absinkt. Die Anteile dieser Elemente sollten daher folgende Werte nicht überschreiten: Für Mg 0,1 Gew.-%, B 0,1 Gew.-%, Zr 0,5 Gew.-% und Seltenerd-Element 0,5 Gew.-%. Besonders bevorzugte Bereiche liegen für Mg bei 0,005 bis 0,05 Gew.-%, für B bei 0,002 bis 0,01 Gew.-%, für Zr bei 0,01 bis 0,2 Gew.-% und für das Seltenerd-Element bei 0,005 bis 0,1 Gew.-%.

Zusammenfassend hat die als Werkstoff für den erfindungsgemäßen Gasturbinenbrenner verwendete Legierung eine Zusammensetzung, die im wesentlichen 0,05 bis 0,15 Gew.-%, 0,2 bis 0,6 Gew.-% Si, höchstens 1 Gew.-% Mn, 20. bis 24 Gew.-% Cr, 14 bis 16 Gew.-% W, 29 bis 31 Gew.-% Co, 0,6 bis 0,9 Gew.-% Al, 1,2 bis 1,9 Gew.-% Ti, 0,03 bis 0,10 Gew.-% La, höchstens 2 Gew.-% Fe, 0,002 bis 0,01 Gew.-% B, Rest im wesentlichen Ni

enthält. Vorzugsweise liegt das Verhältnis Ti/Al zwischen 1,5 und 3,0.

Bezüglich Struktur und Wärmebehandlung des für den Gasturbinenbrenner der Erfindung verwendeten Legierungswerkstoffs ist zu sagen, daß die Legierung vorzugsweise eine Struktur aufweist, die vollständig aus der durch Behandlung im Zustand fester Lösung erzielten austenitischen Phase besteht. Diese Behandlung wird dadurch bewirkt, daß die Legierung 15 min bis 2 h lang bei einer Temperatur zwischen 1100 und 1200°C gehalten und anschließend mittels Wasser oder Luft abgekühlt wird. Bei der Wasserkühlung wird die Legierung von einer vorgegebenen Temperatur durch Eintauchen in Wasser gekühlt. Liegt die Legierung in Blechform vor, so kann die Wasserkühlung auch dadurch erfolgen, daß Wasser auf die Blechoberfläche aufgesprüht wird.

Die als Werkstoff für den erfindungsgemäßen Gasturbinenbrenner verwendete Legierung wird vorzugsweise durch Aufschmelzen der Bestandteile in nicht-oxidierender Atmosphäre hergestellt. Da die Metallbestandteile in Form reiner Metalle eingesetzt werden, empfiehlt es sich, diese Metalle in Vakuum bis auf eine Temperatur zu erhitzen, bei der der Schmelzvorgang gerade beginnt, woraufhin die Metalle dann unter Befüllung des Behälters mit dem nicht-oxidierenden Gas geschmolzen werden. Eine derartige Herstellung wird bevorzugt, da sie zu höheren Ausbeuten der Legierungselemente führt und Schwankungen in der Zusammensetzung der Legierung eliminiert.

Durch Vakuumlichtbogen- oder Elektroschlacke-Umschmelzung der so hergestellten Legierung lassen sich gute Warmverformbarkeit und hohe Zeitstandfestigkeit erzielen, ohne daß Si und Mn zugesetzt werden müßten. Werde diese EIemente nicht zugesetzt, so liegt der Anteil von Si bei 0,01 Gew.-% und der von Mn bei 0,02 Gew.-%.

Im folgenden soll die Herstellung des erfindungsgemäßen Gasturbinenbrenners beschrieben werden. Der Brenner wird durch Verschweißen der geformten Legierungsbleche in die gewünschte Form gebracht. Nach dem Schweißen wird zur

Beseitigung von Restspannungen vorzugsweise eine Behandlung im Zustand fester Lösung durchgeführt, woraufhin eine Luftkühlung und, falls erforderlich, eine Alterungs- bzw. Aushärtungsbehandlung vorgenommen werden. Vorzugsweise wird die in Blechform gebrachte Legierung der Behandlung im Zustand fester Lösung unterworfen, bevor sie auf die Form des Brenners gebracht wird. Bevorzugt ist es ferner, die Schweißung als Lichtbogenschweißung unter Verwendung eines Zusatzmetalls durchzuführen, das die gleiche Legierungszusammensetzung aufweist wie die als Brennerwerkstoff erfindungsgemäß verwendete Legierung.
Beispiel 1

Tabelle 1 zeigt die chemischen Zusammensetzungen von Legierungen No. 1 bis 14, die als Werkstoff für den erfindungsgemäßen Brenner verwendbar sind. Gleichzeitig ist die Zusammensetzung von Hastelloy X dargestellt. Die Legierungen wurden dadurch erhalten, daß die Ausgangswerkstoffe in einem Vakuum von 1,3 χ 10 Pa auf eine Temperatur erhitzt wurden, bei der der SchmelzVorgang soeben beginnt, woraufhin der Schmelzvorgang nach Einfüllen von Argon-Gas unter Bildung von Gußblöcken durchgeführt wurde; durch Warmbearbeitung der Blöcke wurden Stäbe mit einem Durchmesser von 15 mm geformt, die einer Behandlung im Zustand fester Lösung unterzogen wurden. Diese Behandlung bestand darin, daß die Stäbe 30 min lang bei 1150°C gehalten und anschließend mit Wasser gekühlt wurden.

Zur Herstellung der Legierungen wurden die folgenden Materialien verwendet: Elektrolytnickel; in Al-Folie eingewickeltes Graphitpulver (Zusatz von C); metallisches Silizium; metallisches Mangan; Elektrolytchrom; gepreßtes und gebranntes W- und Mo-Pulver; metallisches Kobalt; Aluminium; Titanschwamm; metallisches Niob; Nickel-Magnesium-Legierung; Nickel-Bor-Legierung; Zirkonschwamm; Elektrolyteisen; Mischmetall, Lanthan.

Die erfindungsgemäßen Legierungen enthielten höchstens 5 Gew.-% Fe. Alle diese Legierungen zeigten Kristallkörner

- 13 Tabelle 1

Si

Mn

Cr

Co

Al

Hastelloy X

No. 1

No. 2

No. 3

No. 4

Q) G

U Q) •Η

Q)

Q) :rö

Öl tn

M-I

NO. 5

No. 6

No. 7

No. 8

No. 9

No. 10

No. 11

No. 12

No. 13

No. 14

0,08

0,07

0,06

0,07

0,08

0,06

0,29

0,10

0,24

0,26

0,25

0,37

0,25

0,28

0,32

0,29

0,30

0,32

0,31

0,33

0,66

0,01

0*21

0,20

0,22

0,68

0,72

0,65

0,67

0,68

0,67

21,3

21,9

22,1

21,9

28,3

15,2

22,0

21,8

21,9

22,1

22,0

21,7

0,7

15,1

15,2

15,0

15,2

10,8

23,7

15,3

15,5

15,1

15,3

14,9

15,0

14,9

1,2

0,1

14,6

29,6

39,9

0,1

29,7

29,8

20,5

30,1

30,3

0,1

1,0

0,5

0,1

0,4

0,5

0.4

0,8

1,2

0,8

0,7

Tabelle 1 (Fortsetzung)

Ti	-	Nb	0	Mg	B	andere	8,9,	Fe	-	Fe	18	;5	Ni
	>9	-	0	-	0,001	Mo	0,01		-				48,4
1	r9	-	0	,02	0,003	Zr	-		0,02,	Fe			60,7
O	J⁵	-	0	,02	0,007		-		0,07				60,5
O	,5	0,5	0	,02	0,006		-		0,01,	Fe			46,3
O	,1	0,5	0	,02	0,004			Mischmetall	0,02	Fe	(0	,25)	31,2
O	,9	-	0	,02	0,002		0,01,				20,9
O	,0	-		,02	0,003		0_r02,				58,5
1	,5	-		,02	0,004	La	0,03	0	>²	58,5
1		-		-	0,006	La				29,7
	,5	-		-	0,003	La			i>	29,3
	,5	-		-	0,004	La			27,6
1	,9	-		-	0,004	La	0	,1	38,9
O	,9	-		-	0,003	La	0	>i	30,0
1	,4	-	-	0,005	La			29,0
1	-	-	0,006		29,8

- 15· .τ .: Tabelle

mechanische
^Eigenschaften

Zimmertemperatm 850⁰C

Probe

Zug-Brucheinschnü rung

Dehnungsgrenze

(x100 bar)

Zug-Bruch-

einschnü-

rung

Hastelloy X

Q)
Ö

U Q)
•H
Ö>

QJ

0)

Öl
CQ
Öl
Ö

-H

m
ω

No. 1

No. 2

No. 3

No. 4

No. 5

No. 6

No. 7

No. 8

No. 9

No. 10

No. 11

No. 12

No. 13

51

63

54

62

66

65

58

60

65

62

63

46

70

61

18

20

30

23

25

24

25

28

22

39

38

40

25

47

59

53

72

77

44

61

55

81

70

55

Tabelle 2 (Fortsetzung)

850⁰C	10³h-Zeitstand- festigkeit (x 100 bar)	.1O³-Zeitstand- Brucheins chnürüng. (%)
10⁴h-Zeitstand- festigkeit (x 100 bar)	4,8	15
3,0	6,7	40
4,5	9,7	45
6,0	7,9	45
5,3	8,6	60
5,8	10,8	45
8,0	8,2	50
5,7	9,2	50
6,4	8,5	70
5,2	13,0	80
8,9	11,0	60
6,9	11,3	30
⁷,2	9,8	85
6,9

14,J

einer polygonalen und vollständig austenitischen Struktur mit Ausnahme der Legierung gemäß Probe No. 7, die einen W-Gehalt von 23,7 Gew.-% hatte und Kristallkörner einer polygonalen austenitischen Struktur mit leichter W-Kristallisierung aufwies.

Tabelle 2 zeigt die Werte der Zug-Brucheinschnürung bei Zimmertemperatur, der Dehnungsgrenze und der Brucheinschnürung, erhalten mit Probenmaterialien durch einen Zug-

n 4 3

versuch bei 850 C, sowie die Werte der 10 h- und 10 h-Zeit-Standfestigkeiten und der Zeitstandbrucheinschnürung bei 85O°C.

Wie aus Tabelle 2 hervorgeht, zeigten die erfindungsgemäßen Legierungen Werte der Brucheinschnürung bei Zimmertemperatur von 46 % oder darüber, der Dehnungsgrenze bei

85O°C von 2000 bar oder darüber, der 10³h- und 10⁴h-Zeitstandfestigkeiten von mindestens 670 bzw. 450 bar und der Einschnürung nach einem 10 h-Zeitstandbruchversuch von 30 % oder darüber? diese Werte sind denen des herkömmlichen Werkstoffs weit überlegen. Aus diesen Versuchsergebnissen ist zu erwarten, daß die erfindungsgemäße Legierung hohe Widerstandsfähigkeit gegen thermische Ermüdung aufweist.

Im folgenden soll der Einfluß jedes Elementes der als erfindungsgemäßer Brennerwerkstoff verwendeten Legierung erläutert werden.

Die Figuren 2 bis 4 zeigen jeweils, wie die 10 h-Zeit-

3 Standfestigkeit, die Dehnungsgrenze und die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung entsprechend Tabelle 2 durch den W-Gehalt beeinflußt werden. Wie aus diesen Figuren hervorgeht, gewährleistet eine Zugabe von mindestens 10 Gew.-% W bedeutende Wirkungen, die in der herkömmlich verwendeten Legierung Hastelloy X nicht erreicht werden konnten. Die in diesen Figuren dargestellten Legierungen wurden durch Zugabe unterschiedlicher Mengen von W zu einer Legierung erhalten, die eine grundsätzliche chemische Zusammensetzung aus 0,06 bis 0,07 Gew.-& C, 0,24 bis 0,28 Gew.-% Si,

— ι ο -

0,21 bis 0,72 Mn, 15,2 bis 28,3 Gew.-% Cr, 0,1 Gew.-% Co, 0,4 bis 1,0 Gew.-% Al, 0,9 bis 1,0 Gew.-% Ti, 0,02 Gew.-% Mg, 0,003 bis 0,007 Gew.-% B, Rest Nickel aufwies.

Wie gezeigt, wurden bei einem W-Gehalt von 10 bis 25 Gew.-%

4
eine 10 h-Bruchfestigkeit von mindestens 550 bar und eine Dehnungsgrenze von mindestens 2400 bar beobachtet.

- Die Diagramme der Figuren 5 bis 8 zeigen jeweils den

4
Einfluß des Co-Gehalts auf die 10 h-Zeitstandfestigkeit, die Dehnungsgrenze, die Zug-Brucheinschnürung und die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung." Wie aus diesen Figuren ersichtlich werden die Festigkeit und Streckbarkeit durch die Zugabe von Co merklich verbessert. Insbesondere erbrachte eine Zugabe von Co über 15 Gew.-% eine merkliche Steigerung der

4
10 h-Bruchfestigkeit bis hinauf zu 520 bar oder darüber sowie eine ganz erhebliche Steigerung der Dehnungsgrenze bis hinauf zu 2300' bar oder darüber und der Zug-Brucheinschnürung bis hinauf zu 72 % oder darüber.

Die Legierungen, die in dem Versuch zur Erzielung der in den Figuren 5 bis 8 gezeigten Werte verwendet wurden, wurden durch Zugabe unterschiedlicher Mengen von Co zu einer Nickellegierung einer Zusammensetzung hergestellt, die im wesentlichen o,O7 Gew.-% C, 0,10 bis 0,32 Gew.-% Si, 0,01 bis 0,68 Gew.-% Mn, 21,9 bis 22,0 Gew.-% Cr, 15,0 bis 15,5 Gew.-W, 0,1 bis 1,0 Gew.-% Al, 0,5 bis 1,9 Gew.-% Ti (mit Al + Ti gleich 1,0 bis 2,3 Gew.-%) und 0,003 bis 0,007 Gew.-% B sowie mindestens einem der Elemente Nb mit 0,5 Gew.-%, Mg mit 0,02 Gew.-% und/oder Zr mit 0,01 Gew.-% enthielt.

Die Diagramme der Figuren 9 bis 11 zeigen den Einfluß von Al auf die Dehnungsgrenze, die 10 h-Zeitstand-Bruchein-

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schnürung und die 10 h-Zeitstandfestigkeit gemäß Tabelle Wie aus diesen Figuren ersichtlich, verbessert die Zugabe

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von Al die 10 h-Zeitstandfestigkeit, die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung und die Dehnungsgrenze in Legierungen mit hohem W-Gehalt merklich. Insbesondere führt die Zugabe von

Al in einer Menge von mehr als 0,1 Gew.-% zu einer ganz erheblichen Steigerung der 10 h-Zeitstandfestigkeit bis auf 450 bar oder darüber sowie der 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung bis zu 40 % oder darüber.

Die Legierungen, die in dem Versuch zur Erzielung der in diesen Figuren dargestellten Werte verwendet wurden, wurden durch Zugabe unterschiedlicher Mengen von Al zu einer Nickellegierung hergestellt, deren Zusammensetzung im wesentlichen 0,06 bis 0,07 Gew.-% C, 0,10 bis 0,25 Gew.-% Si, 0,01 bis 0,72 Gew.-% Mn, 21,9 bis 28,3 Gew.-% Cr, 10,8 bis 15,1 Gew.-% W, 0,1 Gew.-% Co, 0,9 bis 1,9 Gew.-% Ti, 0,02 Gew.-% Mg, 0,003 bis 0,007 Gew.-% B und einer Zugabe von 0,01 Gew.-% Zr enthielt.

Die Diagramme der Figuren 12 bis 14 zeigen den Einfluß von

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Ti auf die 10 h-Zeitstandfestigkeit, die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung und die Dehnungsgrenze entsprechend Tabelle 2. Wie aus diesen Figuren ersichtlich, werden durch die Zugabe von Ti zu Legierungen mit hohen W- und Co-Anteilen die 10 h-Zeitstandfestigkeit und die 10 h-Zeitstand-Brucheinschnürung merklich gesteigert. Insbesondere ergibt ein Ti-Gehalt von mindestens 1,0 Gew.-% merkliche Wirkungen wie eine Steigerung der 10 h-Brucheinschnürung bis hinauf zu 60 % oder darüber, der Dehnungsgrenze bis hinauf zu

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2500 bar oder darüber, und der 10 h-Zeitstandfestigkeit bis hinauf zu 600 bar oder darüber.

Die Legierungen, die in dem Versuch zur Erzielung der in diesen Figuren gezeigten Werte verwendet wurden, wurden durch Zugabe unterschiedlicher Mengen von Ti zu einer Nickellegierung erzeugt, deren Zusammensetzung im wesentlichen 0,07 bis 0,08 Gew.-% C₇ 0,31 bis 0,32 Gew.-% Si, 0,68 Gew.-% Mn, 22,0 bis 22,1 Gew.-% Cr, 14,9 bis 15,5 Gew.-% W, 29,8 bis 30,1 Gew.-% Co, 0,8 Gew.-% Al, 0,003 bis 0,005 Gew.-% B, 0,01 bis 0,07 Gew.-% La und zusätzlich höchstens 0,1 Gew.-% Fe enthielt.

Beispiel 2

Aus den Legierungen mit den Proben No. 5 und 9 ent-

sprechend der Erfindung sowie aus Hastelloy X als Vergleichswerkstoff wurden 3,2 mm dicke Bleche durch Warm" walzen erzeugt. Die Bleche aus den Versuchslegierungen entsprechend den Proben No. 5 bis 9 wurden einer 40 min lang bei 1175 C durchgeführten Behandlung im Zustand fester Lösung unterworfen, während das Hastelloy-X-Blech einer 30 min lang bei 1150°C durchgeführten Behandlung im Zustand fester Lösung unterworfen wurde. Aus diesen Blechen wurden scheibenförmige Versuchsstücke herausgeschnitten, an denen ein Wärmezyklus-Versuch durchgeführt wurde, um die Widerstandsfähigkeit dieser Legierungen gegen thermische Ermüdung zu untersuchen. Insbesondere hatten dabei die scheibenförmigen Versuchsstücke einen Durchmesser von 70 mm und eine Dicke von 3,2 mm und waren mit einer U-förmigen Nut versehen, die vom Rand radial einwärts auf eine radiale Tiefe von 4 mm und eine Breite von 2 mm geschnitten war, wobei das radial innen liegende Ende mit einem Radius r = 1 mm verrundet war.

Figur 15 zeigt die Rißlängen, wie sie an diesen Versuchsstücken nach 1200 aufeinanderfolgenden Wärmezyklen gemessen wurden, wobei jeder Wärmezyklus darin bestand, daß die Versuchsstücke 30 min lang bei 300⁰C und sodann 30 min lang bei 85O°C gehalten wurden. Riße entstanden dabei vom Boden der U-förmigen Nut. Die Längen der Riße, 5 die in den aus den Legierungen gemäß Proben No. 5 und 9 hergestellten Versuchsstücken auftragen, waren kleiner als die in den Versuchsstücken aus Hastelloy X. Dieser Tatsache ist zu entnehmen, daß die als Werkstoff für den erfindungsgemäßen Gasturbinenbrenner verwendeten Legierungen, die überlegene Zeitstandfestigkeit, Zeitstand-Brucheinschnürung und Dehnungsgrenze bei hoher Temperatur aufweisen, auch hinsichtlich ihrer Widerstandsfestigkeit gegen thermische Ermüdung überlegen waren, wie sie auftritt, wenn die Legierungen wiederholten Wärmezyklen unterworfen werden.

Beispiel 3

Aus der Legierung gemäß Probe No. 14 nach Tabelle 1 wurde ein Gasturbinenbrenner gemäß Figur 1 gebaut. Die Legierung wurde durch Heiß- und Kaltwalzen zu Blechen mit einer Dicke von 1 bis 3 mm verformt und anschließend einer Behandlung im Zustand fester Lösung bei 1175°C unterworfen. Aus diesen Blechen wurden das Rohr 5, das Übergangsstück 4 Und die Kappe 6 auf die gewünschte Form gebracht, zusammengefügt und durch Schweißen zu dem Brenner miteinander verbunden. Die Schweißung wurde in Form einer Wolframinertgas (TIG)-Stumpfschweißung unter Verwendung eines Schweißdrahtes durchgeführt, der die gleiche Zusammensetzung . wie das Grundmaterial hatte, d.h. aus der Legierung der Probe No. 14 bestand. Die Luftschlitze 1 und der Einlaß 2 wurden vor dem Schweißen geformt. Nach dem Schweißen wurde der Brenner auf 1175°C erwärmt und dort 15 min lang gehalten, anschließend mittels Luft abgekühlt, um Restspannungen zu entfernen.

Wie sich zeigte, entstanden in dem oben beschriebenen Verfahren zur Herstellung des Gasturbinenbrenners weder bei der Kaltverformung noch bei der Schweißung Risse.

Der erfindungsgemäße Gasturbinenbrenner vermittelt somit aufgrund der Verwendung einer Legierung mit hoher Widerstandsfestigkeit gegen thermische Spannungen Vorteile einer längeren Lebensdauer und der Möglichkeit der Verwendung von Verbrennungsgasen höherer Temperatur beim Einsatz in ein Triebwerk, das mit leichtem oder schwerem Öl als Kraftstoff arbeitet.

Claims

PATENTANWÄLTE ■.. - STREHL SCHÜBEL-HOPF SCHULZ 3331806 WIDENMAYERSTRASSE 17, D-8000 MÜNCHEN 22 HITACHI, LTD. 2. September 19 83 DEA-26 235 Gasturbinenbrenner PATENTANSPRÜCHE

1.J Gasturbinenbrenner mit einer Kammer zur Verbrennung von eingespritztem Kraftstoff und Zuführung des dabei entstehenden heißen Verbrennungsgases an Düsen einer Gasturbine, dadurch gekenn zeichnet , daß die dem heißen Verbrennungsgas ausgesetzten Teile (4, 5, 6) des Brenners aus einer Legierung bestehen, die.-im wesentlichen 0,02 bis 0,2 Gew.-% C, 15 bis 30 Gew.-% Cr, 10 bis 25 Gew.-% W, Rest mindestens 20 Gew.-% Ni enthält.

2. Gasturbinenbrenner nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung zusätzlich höchstens 1 Gew.-% Si und/oder höchstens 2 Gew.-% Mn enthält.

3. Gasturbinenbrenner nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet , daß die Legierung zusätzlich höchstens 40 Gew.-% Co, höchstens 2 Gew.-% Al, höchstens 3 Gew. Ti, höchstens 3 Gew.-% Nh, höchstens 0,1 Gew.-% Mg, höchstens

0,5 Gew.-% Zr, höchstens 0,5 Gew.-% einer seltenen Erde und/oder höchstens 0,1 Gew.-% B enthält.

4 „ Gasturbinenbrenner nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet , daß die Legierung eine vollständig austenitische Struktur hat.

5. Gasturbinenbrenner nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet , daß er eine mit einer Kraftstoff-Einspritzdüse (3) verbundene Kappe (6), ein an die Kappe (6) anschließendes Rohr (5) und ein an das Rohr (5) anschließendes Übergangsstück (4) aufweist, und daß mindestens eines dieser Bauteile (4, 5, 6) aus der Legierung besteht.