ES2335503T3 - Aleacion de ni-cr-co-mo para motores avanzados de turbina de gas. - Google Patents

Abstract

Una aleación a base de níquel-cromo-cobalto que tiene una composición que consiste en porcentaje en peso de: con un balance de níquel e impurezas, la aleación que satisface además la siguiente relación composicional definida con cantidades elementales están en términos de porcentaje en peso: 2.2 < Al + 0.56Ti + 0.29Nb < 2.9 6.5 < Mo + 0.52W < 9.5

Description

Aleación de Ni-Cr-Co-Mo para motores avanzados de turbina de gas.

Campo de la invención

Esta invención se relaciona a aleaciones forjables de alta resistencia para uso a temperaturas elevadas. En particular, ésta se relaciona con aleaciones que poseen suficiente resistencia a la deformación plástica, estabilidad térmica, y resistencia a forzar cuarteo con la edad para permitir la fabricación y el servicio en ductos de transición dé turbina de gas y otros componentes de turbina de gas.

Antecedentes de la invención

Para cumplir con la demanda de una eficiencia operativa creciente, a los diseñadores de motores de turbina de gas les gustaría emplear temperaturas operativas cada vez mayores. Sin embargo, la capacidad de incrementar las temperaturas se limita a menudo por las propiedades del material. Una aplicación con tal limitación son los ductos de transición de turbina de gas. Los ductos de transición son a menudo componentes soldados hechos de lámina o material de placa delgada y así necesitan ser soldables así como también forjables. A menudo las aleaciones reforzadas gama prima se utilizan en ductos de transición debido a su alta resistencia a temperaturas elevadas. Sin embargo, las aleaciones reforzadas gama prima de forjado comercialmente disponibles no tienen la resistencia o estabilidad para ser utilizadas a las temperaturas muy altas demandadas por los conceptos avanzados de diseño de turbina de gas, o pueden presentar dificultades durante la fabricación. En particular, una de tales dificultades de fabricación es la susceptibilidad de muchas aleaciones de forjado reforzadas gama prima a forzar cuarteo con la edad. El problema de forzar cuarteo con la edad se describirá con más detalle posteriormente en este documento.

Las aleaciones de forjado reforzadas gama prima se basan a menudo en el sistema níquel- cromo-cobalto, aunque también se utilizan otros sistemas base. Estas, aleaciones tendrán típicamente adiciones de aluminio y titanio que son responsables por la formación de la fase gama prima, Ni_{3}(Al,Ti). Se pueden emplear también otros elementos formadores de gama prima, tales como el niobio y/o tantalio. Un tratamiento con calor para endurecimiento con la edad se utiliza para desarrollar la fase gama prima en la microestructura de la aleación. Este tratamiento de calor se da normalmente a la aleación cuando ésta esta en condición de recocido. La presencia de la fase gama prima conduce a un reforzamiento considerable de la aleación sobre un amplio rango de temperaturas. Otras adiciones elementales pueden incluir molibdeno o tungsteno para el reforzamiento de la solución sólida, carbono para la formación de carburos, y boro para mejorar la ductilidad a alta temperatura.

Forzar cuarteo con la edad es un problema que limita la soldabilidad de muchas aleaciones reforzadas gama prima. Este fenómeno ocurre típicamente cuando una parte soldada se somete a una alta temperatura la primera vez después de la operación de soldado. A menudo esto es durante el tratamiento de recocido post-soldado dado a la mayoría de las fabricaciones de aleación soldada, gama prima. El cuarteamiento ocurre como resultado de la formación de la fase gama prima durante el calentamiento a la temperatura de recocido. La formación de reforzamiento de la fase gama prima en conjunto con la baja ductilidad que muchas de estas aleaciones poseen a temperaturas intermedias, así como también el refrenamiento mecánico típicamente impuesto por la operación de soldado conducirá a menudo a cuarteamiento. El problema de forzar cuarteos con la edad pueden limitar las aleaciones a ser utilizadas hasta solamente un cierto grosor en razón a que mayor grosor de material conduce a mayor refrenado mecánico.

Se han desarrollado varios tipos de pruebas para evaluar la susceptibilidad de una aleación a forzar, cuarteos con la edad. Estas incluyen la prueba de parche circular, la prueba de placa refrenada, y varias pruebas termo-mecánicas dinámicas. Una prueba que se puede utilizar para evaluar la susceptibilidad de una aleación a forzar cuarteduras con la edad es la prueba de tensión de tasa de calentamiento controlado (CHRT) desarrollada en los años 60. Pruebas recientes en Haynes International han encontrado que la prueba del CHRT escalafona exitosamente la susceptibilidad de varias aleaciones comerciales en un orden consistente con la experiencia de campo. En la prueba CHRT, una muestra de tensión en lámina se caliento desde una baja temperatura hasta la temperatura de prueba a una tasa constante (una tasa de 14-17ºC (25ºF a 30ºF) por minuto se utilizó en las pruebas efectuadas en Haynes Internacional). Una vez se alcanza la temperatura de prueba la muestra se empuja para fracturar a una tasa de resistencia de ingeniería constante. La muestra de prueba inicia en la condición de recocido (no endurecida con la edad), de tal manera que la fase gama prima se precipita durante la etapa de calentamiento como sería el caso en un componente soldado que se somete a un tratamiento de calor post-soldado. El porcentaje de elongación hasta fractura en la muestra de prueba se toma como una medida de la susceptibilidad a forzar cuarteo con la edad (menores valores de elongación que sugieren mayor susceptibilidad a forzar cuarteo con la edad). La elongación del CHRT es una función de la temperatura de prueba y exhibirá normalmente un mínimo a una temperatura particular. La temperatura en la cual esto ocurre es de alrededor de 816ºC (1500ºF) para muchas aleaciones reforzadas gama prima de forjado.

La buena resistencia y la estabilidad térmica a altas temperaturas demandadas por los conceptos avanzados de turbina de gas son dos propiedades que faltan en muchas aleaciones reforzadas gama prima de forjado habitualmente disponibles comercialmente. La resistencia a la alta temperatura se ha evaluado largamente con el uso de pruebas de ruptura con deformación plástica, donde las muestras se someten isotérmicamente a una carga constante hasta que la muestra se fractura. El tiempo hasta fractura, o la vida hasta ruptura, se utiliza entonces como una medida de la resistencia de la aleación a esa temperatura. La estabilidad térmica es una medida de si la microestructura de la aleación permanecerá relativamente no afectada durante una exposición térmica. Muchas aleaciones de alta temperatura pueden formar fases intermetálicas o de carburo quebradizas durante la exposición térmica. La presencia de estas fases puede reducir dramáticamente la ductilidad a temperatura ambiente del material. Esta pérdida de ductilidad se puede medir efectivamente utilizando una prueba de tensión estándar.

Muchas aleaciones con resistencia a forjado gama prima están disponibles en forma de lámina hoy en el mercado de hoy. La aleación Rene-41 o R-41 (Patente U.S. No. 2,945,758) se desarrolló por General Electric en 1950 para el uso en motores de turbina. Ésta tiene excelente resistencia a la deformación plástica, pero está limitada por una pobre estabilidad y resistencia térmica a forzar cuarteos con la edad. Una aleación similar de General Electric, la aleación M-252 (Patente U.S. No. 2,747,993), también se desarrolló en los, años 50. Aunque habitualmente disponible solamente en forma de barra, la composición se prestaría fácilmente a manufactura de lámina. La aleación M-252 tiene buena resistencia a la deformación plástica para forzar cuarteos con la edad, pero como la aleación R-41 está limitada por una estabilidad térmica pobre. La aleación desarrollada por Pratt & Whitncy conocida comercialmente como aleación WASPALOY (aparentemente que no tiene cubrimiento de patente en los Estados Unidos) es otra aleación reforzada gama prima destinada para el uso en motores de turbina y disponible en forma de lámina. Sin embargo, esta aleación tiene una resistencia a la deformación plástica marginal por encima de 1500ºF, estabilidad térmica marginal, y tiene una resistencia muy pobre a forzar cuarteo con la edad. La aleación comercialmente conocida como aleación 263 (Patente U.S. 3,222,165) se desarrolló a finales de los años 50 y se introdujo en 1960 por Rolls-Royce Limited. Esta aleación tiene excelente estabilidad térmica y resistencia a forzar cuarteduras con la edad, pero tiene muy pobre resistencia a la deformación plástica a temperaturas mayores de 816ºC (1500ºF). La aleación PK-33 (Patente U.S. No. 3,248,213) se desarrolló por la International Nickel Company y se introdujo en 1961. Esta aleación tiene buena estabilidad térmica y resistencia a la deformación plástica, pero está limitada por una pobre resistencia a forzar cuarteos con la edad. La US 3207599 también describe un níquel resistente a la deformación plástica basado en una aleación que tiene buen forzado de ductilidad con la edad y soldabilidad pero contiene silicio y manganeso. Como se sugiere por estos ejemplos, ninguna de las aleaciones habitualmente disponible de manera comercial está disponible poseyendo una combinación única de tres propiedades claves: buena resistencia a la deformación plástica y buena estabilidad térmica en el rango de temperatura de 871ºC-927ºC (1600 a 1700ºF) así como también buena resistencia a forzar cuarteos con la edad.

Resumen de la invención

El objetivo principal de esta invención es suministrar una nueva aleación de forjado a base de níquel-cromo-cobalto endurecible con la edad que sea adecuada para el uso en ductos de transición de turbina de gas a alta temperatura y otros componentes de turbina de gas que posean una combinación de tres propiedades claves específicas, a saber la resistencia a forzar cuarteos con la edad, buena estabilidad térmica, y buena resistencia a la ruptura por deformación plástica.

Se ha encontrado que este objetivo se puede alcanzar con una aleación como se da en las reivindicaciones que contiene un cierto rango de cromo y cobalto, un cierto rango de molibdeno y posiblemente tungsteno, un cierto rango de aluminio, titanio y posiblemente niobio, con un balance de níquel y varios elementos e impurezas menores.

Descripción de las figuras

La Figura 1 es una gráfica de la ductilidad de las aleaciones de forjado estudiadas a base de níquel-cromo-cobalto endurecibles con la edad en una prueba de tensión con tasa de calentamiento controlada a 1500ºF.

La Figura 2 es una gráfica de la ductilidad de las aleaciones de forjado estudiadas a base de níquel-cromo-cobalto endurecibles con la edad en una prueba de tensión estándar a temperatura ambiente.

Descripción de la realización preferida

Las aleaciones de forjado a base de níquel-cromo-cobalto endurecible con la edad descrita aquí tiene suficiente resistencia a la deformación plástica, estabilidad térmica, y resistencia a forzar cuarteos con la edad para permitir el servicio en forma de lámina o placa en ductos de transición de turbina de gas así como también en otras formas de producto y otras aplicaciones que demandan las turbina de gas. Esta combinación de propiedades críticas se logra a través del control de varios elementos críticos cada uno con ciertas funciones. La presencia de elementos que forman gama prima tales como aluminio, titanio, y niobio contribuyen significativamente a la alta resistencia a la ruptura por deformación plástica a través de la formación de la fase gama prima durante el proceso de endurecimiento con la edad. Sin embargo, la cantidad combinada de aluminio, titanio, y niobio se debe controlar cuidadosamente para permitir una buena resistencia a forzar cuarteos con la edad. El molibdeno y posiblemente el tungsteno se agregan para suministrar resistencia adicional a la ruptura por deformación plástica a través de un reforzamiento a la solución sólida. De nuevo, sin embargo, la concentración combinada total de molibdeno y tungsteno se debe controlar cuidadosamente, en este caso para asegurar suficiente estabilidad térmica de la aleación.

Con base en los requisitos proyectados para la siguiente generación de ductos de transición de turbina, las aleaciones reforzadas gama prima tienen un potencial significativo. Tres de las propiedades más críticas son resistencia a la deformación plástica, soldabilidad (es decir, resistencia a forzar cuarteo con la edad), y estabilidad térmica. Sin embargo, se encontró que producir una aleación reforzada gama prima que se exceda en todas estas tres propiedades no es una aleación directa y no está comercialmente disponible la cual posea todas las tres propiedades en un grado suficiente.

Yo probé 26 aleaciones experimentales y 5 comerciales cuyas composiciones se establecen en la Tabla 1. Las aleaciones experimentales se han marcado de la A a la Z. Las aleaciones comerciales fueron la aleación HAYNES R-41, la aleación HAYNES WASPALOY, la aleación HAYNES 263, la aleación M-252, y la aleación NIMONIC PK-33. Las aleaciones (que incluyen tanto aleaciones experimentales como comerciales) tuvieron un contenido que varió desde 17.5 a 21.3% en peso, así como también un contenido de cobalto que varió desde 8.3 a 19.6% en peso. El contenido de aluminio varió desde 0.49 a 1.89% en peso, el contenido de titanio desde 1.53 a 3.12% en peso, y el contenido de niobio varió desde nada a 0.79% en peso. El contenido de molibdeno varió desde 3.2 a 10.5% en peso y el de tungsteno varió desde nada hasta 8.3% en peso. Las adiciones intencionales de elementos menores carbono y boro variaron desde 0.034 a 0.163% en peso y desde nada a 0.008% en peso, respectivamente. El hierro varió desde nada hasta 3.6% en peso.

Todas las pruebas de las aleaciones se efectuaron sobre material de lámina de 0.119-0,165 cms (0.047'' a 0.065'') de grosor. Las aleaciones experimentales fueron fundidas mediante inducción por vacío, y luego la electro-escoria se refundió, a un tamaño de calor de 50 Ib. Los lingotes así producidos fueron embebidos a 1176ºC (2150ºF) y luego forjados y enrollados con temperaturas de partida de 1176ºC (2150ºF). El grosor de la lámina después de enrollado en caliente fue de 0.216 cms (0.085"). Las láminas fueron recocidas a 1176ºC (2150ºF) durante 15 minutos y después apagadas en agua. Las láminas se enrollaron entonces en frío con un grosor de 0.060". Las láminas enrolladas en frío fueron recocidas a temperaturas entre 1121-1190ºC (2050 y 2175ºF) según fuera necesario para producir una estructura de grano completamente recristalizada equiaxial con un tamaño de grano ASTM entre 4 y 5. Finalmente, al material de lámina se le dio un tratamiento de calor para endurecimiento con la edad de 802ºC (1475ºC) durante 8 horas para producir la fase cebada con gama. Las aleaciones comerciales aleación HAYNES R-41, aleación HAYNES WASPALOY, aleación HAYNES 263, y aleación NIMONIC PK-33 se obtuvieron en forma de lámina en la condición recocida molida. En razón a que no se podía encontrar ninguna lámina de aleación de M-252 comercialmente disponible, se produjo una de 22 kg (50 Ib) caliente para evaluación utilizando el mismo método como se describió anteriormente para las aleaciones experimentales. A todas las cinco aleaciones comerciales se les dieron tratamientos con calor para endurecimiento con la edad post-recocido de acuerdo con los estándares aceptados. Estos tratamientos con calor se reportan en la Tabla 2.

Para evaluar las tres propiedades anteriormente identificadas como importantes (resistencia de esfuerzo con cuarteo con la edad, estabilidad térmica, y resistencia a la deformación plástica) se emplearon tres pruebas diferentes en cada una de las aleaciones. La primera prueba fue la prueba de tensión con tasa de calentamiento controlada (CHRT). Los resultados de la prueba CHRT son dados en la Tabla 3. La propiedad crítica en esta prueba es la ductilidad de tensión, medida por una medición de la elongación a la falla. Las aleaciones con mayor ductilidad en esta prueba se espera que tengan mayor resistencia al esfuerzo con cuarteo con la edad. El objetivo del presente estudio fue tener una ductilidad de 4.5% o mayor. De las aleaciones experimentales, solamente la aleación W falló con el cumplimiento de este requisito. Para las aleaciones comerciales, aleación M-252 y la aleación 263 cumplieron el requisito, mientras que la aleación PK-33, la aleación WASPALOY, y la aleación R-41 no lo hicieron. Se encontró que el desempeño de una aleación dada en la prueba CHRT se podría correlacionar con la cantidad de elementos formadores de gama prima en la aleación utilizando la siguiente ecuación (donde las composiciones elementales están en % en peso):

(1)Al + 0.56Ti + 0.29Nb < 2.9

Los valores al lado izquierdo de la ecuación (1) para todas las aleaciones en este estudio se dan en la Tabla 1. Todas las aleaciones que pasaron la prueba CHRT se encontró que obedecían la ecuación (1). Adicionalmente, todas las aleaciones que no obedecían la ecuación (1) no pasaron el requisito de la prueba CHRT, esto es, se encontró que tenían una ductilidad CHRT de 816ºC (1500ºF) menos del 4.5%. Esta relación se muestra más claramente en la Fig. 1, donde la ductilidad CHRT de 816ºC (1500ºF) se gráfica contra el valor del lado izquierdo de la ecuación (1) para todas las aleaciones en el estudio. Todas las pruebas se efectuaron sobre muestras en la condición de recocido. La ductilidad de tensión (medida como la elongación porcentual hasta falla) se gráfica como una función de la variable composicional Al + 0.56Ti + 0.29Nb (donde las composiciones elementales están en % en peso). Se dibuja una línea sobre la figura que corresponde a la ductilidad de tensión de 4.5%. Todas las aleaciones graficadas por encima de esta línea (símbolo: círculos rellenos) se consideraron que pasaban la prueba de tensión con tasa de calentamiento controlada, mientras que las aleaciones graficadas por debajo de la línea (símbolo: marcas x) se consideraron que habían fallado. Se dibuja una línea vertical punteada en el valor de 2.9% en peso para la variable composicional, Al + 0.56Ti + 0.29Nb. Todas las aleaciones con un valor mayor de 2.9 se encontró que fallaron la prueba de tensión con tasa de calentamiento controlada.

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TABLA 2

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TABLA 3

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Para evaluar la estabilidad térmica de las aleaciones, se determinó su ductilidad de tensión a temperatura ambiente después de una exposición térmica a largo plazo. Después de efectuar tratamientos con calor de endurecimiento con la edad dados en la Tabla 2, le fueron dadas a todas las muestras de las aleaciones experimentales y comerciales una exposición térmica de 1600ºF/1000 hrs./AC. Se efectuó una prueba de tensión a temperatura ambiente sobre las muestras térmicamente expuestas y los resultados son dados en la Tabla 4. La ductilidad mayor de 20% se consideró aceptable. Utilizando esta guía, se encontró que las aleaciones experimentales U, V, X, y Z fallaron junto con las aleaciones comerciales aleación M-252, aleación WASPALOY, y la aleación R-41. Se encontró que el control de los elementos molibdeno y tungsteno fue crítico para desarrollar una aleación térmicamente estable. Se encontró la siguiente relación (donde las composiciones elementales están en % en peso):

(2)Mo + 0.52W < 9.5

Los valores del lado izquierdo de la ecuación (2) para todas las aleaciones en este estudio son dadas en la Tabla 1. Todas las aleaciones que no obedecen a la ecuación (2) se encontraron que no tenían suficiente estabilidad térmica, esto es, su ductilidad de tensión a temperatura ambiente después de 1000 horas de exposición térmica a 871ºC (1600ºF) se encontró que era de menos del 20%. Una aleación (aleación WASPALOY) se encontró que satisfacía la ecuación (2), pero tenía pobre estabilidad térmica. Sin embargo, esta aleación no satisface la ecuación (1) y por lo tanto no es adecuada para la aplicación objetivo. De este ejemplo, es claro que para asegurar la estabilidad térmica para esta clase de aleaciones, es necesario controlar la cantidad de aluminio, titanio, y niobio así como también el molibdeno y el tungsteno. La utilidad de la ecuación (2) se vuelve muy clara cuando se considera la Figura 2, donde la ductilidad de las muestras térmicamente expuestas se grafican contra el valor del lado izquierdo de la ecuación (2) para todas las aleaciones en estudio. Solamente las aleaciones que satisfacen la relación Al + 0.56Ti + 0.29Nb < 2.9 (donde las composiciones elementales están en % en peso) se grafican en la gráfica. Todas las pruebas se efectúan sobre muestras que se les da un tratamiento de calor de endurecimiento con la edad mediante una exposición térmica de 871ºC (1600ºF) durante 1000 horas. En la gráfica, la ductilidad a la tensión (medida como la elongación porcentual a falla) se gráfica como una función de la variable composicional Mo -I- 0.52W (donde las composiciones elementales están en % en peso). Se dibuja una línea sobre la figura que corresponde a una ductilidad de tensión del 20%. Todas las aleaciones graficadas por encima de esta línea (símbolo: círculos rellenos) se consideraron que habían pasado la prueba de estabilidad térmica, mientras que las aleaciones graficada por debajo de esta línea (símbolo: marcas de x) se consideró que habían fallado. Se dibuja una línea vertical punteada en un valor de 9.5% en peso para la variable composicional, Mo + 0.52W. Todas las aleaciones con un valor mayor de 9.5 se encontraron que fallaban la prueba de estabilidad térmica.

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(Tabla pasa a página siguiente)

TABLA 4

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La tercera propiedad clave para la aplicación objetivo es la resistencia a la deformación plástica. La resistencia a la ruptura con deformación plástica de las aleaciones se midió a 927ºC (1700ºF) con una carga de 7 ksi. La meta establecida fue una vida de ruptura mayor de 300 horas. Los resultados para las aleaciones experimentales y comerciales se muestran en la Tabla 5. Todas las aleaciones experimentales se encontró que pasaron la meta, con la excepción de las aleaciones V, Y, y Z. Las aleaciones comerciales todas pasaron con la excepción de la aleación 263 y la aleación WASPALOY. Del total de las cinco aleaciones que fallaron la meta de ruptura con deformación plástica, tres de ellas (aleaciones V y Z, así como también la aleación WASPALOY) no satisficieron una o ambas ecuaciones (1) y (2) y fueron térmicamente inestables. La inestabilidad térmica puede ser una influencia negativa sobre la resistencia a la deformación plástica. Las otras dos aleaciones que no cumplieron la meta de resistencia a la deformación plástica (aleación Y y aleación 263) ambas tuvieron un contenido total relativamente bajo de elementos de fortalecimiento de solución sólida molibdeno y tungsteno. Adicionalmente, la aleación 263 tuvo un contenido total bajo de elementos formadores de gama prima aluminio, titanio y niobio. Para asegurar niveles adecuados tanto de los elementos de fortalecimiento de solución sólida y los elementos formadores de gama prima, las ecuaciones (1) y (2) fueron modificadas respectivamente como (donde las composiciones elementales están en % en peso):

(3)2.2 < Al + 0.56Ti + 0.29Nb < 2.9

(4)6.5 < Mo + 0.52W <9.5

De las 31 aleaciones experimentales y comerciales totales probadas en este estudio, 20 se encontró que pasaban todas las tres pruebas de propiedad clave, es decir, la prueba CHRT, la prueba de exposición térmica, y la prueba de, ruptura a la deformación plástica. Todas las 20 aleaciones aceptables (aleaciones experimentales A a T) tuvieron composiciones que satisficieron ambas ecuaciones (3) y (4). Las 11 aleaciones que se consideraron inaceptables (que incluyeron aleaciones experimentales U a Z y todas las cinco de las aleaciones comerciales) tuvieron composiciones que fallaron para satisfacer una , o ambas ecuaciones (3) y (4). De la Tabla 1 se puede ver que las aleaciones aceptables contuvieron un porcentaje en peso de 17.5 a 21.3 de cromo, 8.3 a 14.2 de cobalto, 4.3 a 9.3 de molibdeno, hasta 7.0 de tungsteno, 1.29 a 1.63 de aluminio, 1.59 a 2.28 de titanio, hasta 0.79 de niobio, 0.034 a 0.097 de carbono, 0.002 a 0.007 de boro y hasta 2.6 de hierro. Por las razones explicadas adelante, las aleaciones que contienen estos elementos dentro de los siguientes rangos y que cumplen las ecuaciones (3) y (4) deben suministrar las propiedades deseadas: 17 a 22 de cromo, 8 a 15 de cobalto, 4.0 a 9.5 de molibdeno, hasta 7.0 de tungsteno, 1.28 a 1.65 de aluminio, 1.50 a 2.30 de titanio, hasta 0.80 de niobio, 0.01 a 0.2 de carbono y hasta 0.015 de boro con el balance siendo de níquel más impurezas. La aleación también puede contener tantalo, hasta de 1.5% en peso y uno o más de magnesio, calcio, hafhio, zirconio, itrio, cerio y lantano. Cada uno de estos siete elementos puede estar presente hasta 0.05% en peso. Las aleaciones aceptables tuvieron un rango de valores para Al + 0.56Ti + 0.29Nb de desde 2.35 a 2.84 y un rango para Mo + 0.52 W de desde 7.1 a 9.3.

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TABLA 5

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La presencia de cromo (Cr) en las aleaciones utilizadas en ambientes a alta temperatura suministran la oxidación necesaria y la resistencia a la corrosión en caliente. En general, entre mayor sea el contenido de Cr mejor será la resistencia a la oxidación, sin embargo, demasiado Cr puede conducir a inestabilidad térmica en la aleación. Para las aleaciones de esta invención, se encontró que el nivel de cromo debe estar entre 17 a 22% en peso.

El cobalto (Co) es un elemento común en muchas aleaciones para forjado fortalecidas con gama prima. El cobalto disminuye la solubilidad del aluminio y el titanio en níquel a temperaturas más bajas permitiendo un mayor contenido de gama prima para un nivel dado de aluminio y titanio. Se encontró que los niveles de Co de 8 a 15% en peso son aceptables para las aleaciones de esta invención.

Como se mencionó previamente, el aluminio (Al), el titanio (Ti), y el niobio (Nb) contribuyen a la resistencia a la deformación plástica de las aleaciones de esta invención a través de la formación de fortalecimiento de la fase gama prima luego del tratamiento con calor para endurecimiento con la edad. El total combinado de estos elementos esta limitado por la ecuación (3) anterior. En términos de elementos individuales, se encontró que el Al podía variar desde 1.28 a 1.65% en peso, el Ti podía variar de 1.50 a 2.30% en peso, y el Nb podía variar desde nada a 0.80%
en peso.

Como se mencionó previamente, el molibdeno (Mo) y el tungsteno (W) contribuyen a la resistencia a la ruptura por deformación plástica de las aleaciones de esta invención hasta el fortalecimiento de la solución sólida. El total combinado de estos elementos se limita por la ecuación (4) anterior. En términos de los elementos individuales, se encontró que el Mo podía variar desde 4.0 a 9.5% en peso, mientras que el W podía variar desde nada a 7.0% en peso.

El carbono (C) es un componente necesario y contribuye a la resistencia a la deformación plástica de las aleaciones de esta invención a través la formación de carburos. Los carburos también son necesarios para el adecuado control del tamaño del grano. El carbono debe estar presente en una cantidad de 0.01 a 0.2% en peso.

El hierro (Fe) no se requiere, pero típicamente estará presente. La presencia de Fe permite el uso económico de materiales de revertido, muchos de los cuales contienen cantidades residuales de Fe. Una aleación libre de Fe aceptable podría ser posible utilizando nuevos recubrimientos internos de horno y materiales de carga de alta pureza. Los datos presentados indican que los niveles hasta de al menos 3.0% en peso son aceptables.

El boro (B) se agrega normalmente a las aleaciones de forjado fortalecidas con gama prima en pequeñas cantidades para mejorar la ductilidad a temperatura elevada. Demasiado boro puede conducir a problemas de soldabilidad. El rango es de hasta 0.015% en peso.

El tantalo (Ta) es un elemento formador de gama prima en esta clase de aleaciones. Se espera que el tantalo podría ser parcialmente sustituido por aluminio, titanio, o niobio a niveles de hasta 1.5% en peso.

El silicio (Si) puede estar presente como una impureza.

El cobre (Cu) puede estar presente como una impureza que se origina del uso de materiales de revertido o durante el fundido y procesamiento de la aleación misma. Se espera que el Cu podría estar presente en cantidades hasta de al menos 0.5% en peso.

El uso de magnesio (Mg) y calcio (Ca) se emplea a menudo durante el fundido primario de las aleaciones a base de níquel. Se espera que los niveles de estos elementos hasta de 0.05% en peso podrían estar presentes en aleaciones de esta invención.

A menudo, cantidades pequeñas de ciertos elementos se agregan a las aleaciones basadas en níquel para suministrar una resistencia ambiental creciente. Estos elementos incluyen, pero no están necesariamente limitados a lantano (La), cerio (Ce), itrio (Y), zirconio (Zr), y hafnio (Hf). Se espera que cantidades de cada uno de estos elementos hasta de 0.05% en peso, especialmente hasta de 0.05 % en peso podrían estar presentes en aleaciones de esta invención.

Aunque las muestras probadas se limitaron a láminas de forjado, las aleaciones deben exhibir propiedades comparables en otras formas de forjado (tales como placas, barras, tuberías, tubos, forjas, y alambres) y en molde, formadas por rociado, o formas de metalurgia en polvo, a saber, en polvo, polvo compactado y polvo compactado sinterizado. Consecuentemente, la presente invención comprende todas las formas de composición de aleación.

Las propiedades combinadas de buena estabilidad térmica, resistencia a forzar el cuarteo con la edad y la buena resistencia a la ruptura por deformación plástica exhibida por esta aleación la hace particularmente útil para la fabricación de componentes de motor de turbina de gas y particularmente útil para ductos de transición en estos motores. Tales componentes y motores que contienen estos componentes se pueden operar a mayores temperaturas sin la falla y deben tener una vida de servicio mayor que aquellos componentes y motores habitualmente disponibles.

Aunque Yo he descrito ciertas realizaciones preferidas de la aleación, se debe entender de manera distinta que la presente invención no está limitada a esta, sino que puede tener varias realizaciones dentro del alcance de las siguientes reivindicaciones.

Claims (13)

1. Una aleación a base de níquel-cromo-cobalto que tiene una composición que consiste en porcentaje en peso de:

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con un balance de níquel e impurezas, la aleación que satisface además la siguiente relación composicional definida con cantidades elementales están en términos de porcentaje en peso:

2.2 < Al + 0.56Ti + 0.29Nb < 2.9

6.5 < Mo + 0.52W < 9.5

2. La aleación a base de níquel-cromo-cobalto de la reivindicación 1, en donde la aleación es una forma forjada seleccionada del grupo que consiste de láminas, placas, barras, alambres, tuberías, tubos, y forjas.

3. La aleación a base de níquel-cromo-cobalto de la reivindicación 1, en donde la aleación está en forma de fundido.

4. La aleación a base de níquel-cromo-cobalto de la reivindicación 1, en donde la aleación se ha formado por rociado.

5. La aleación a base de níquel-cromo-cobalto de la reivindicación 1, en donde la aleación es una forma de metalurgia en polvo.

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6. Una aleación a base de níquel-cromo-cobalto, de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones precedentes, que tiene una composición que consiste en porcentaje en peso de:

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con un balance de níquel e impurezas, la aleación además satisface la siguiente relación . composicional definida con cantidades elementales que están en términos de porcentaje en peso:

2.35 < Al + 0.56Ti + 0.29Nb < 2.84

7.1 < Mo + 0.52W <9.3

7. La aleación a base de níquel-cromo-cobalto de la reivindicación 1 o 6, en donde la aleación se forma como un componente para un motor de turbina a gas.

8. Un motor de turbina a gas del tipo que tiene una pluralidad de componentes de metal en donde al menos uno de los componentes de metal consiste de una aleación de acuerdo con las reivindicaciones 1 o 6.

9. El motor de turbina a gas mejorado de acuerdo con la reivindicación 9, en donde , al menos uno de los componentes de metal es un ducto de transición.