JP2716065B2 - ニッケル基合金 - Google Patents
ニッケル基合金Info
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- JP2716065B2 JP2716065B2 JP63194677A JP19467788A JP2716065B2 JP 2716065 B2 JP2716065 B2 JP 2716065B2 JP 63194677 A JP63194677 A JP 63194677A JP 19467788 A JP19467788 A JP 19467788A JP 2716065 B2 JP2716065 B2 JP 2716065B2
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C19/00—Alloys based on nickel or cobalt
- C22C19/03—Alloys based on nickel or cobalt based on nickel
- C22C19/05—Alloys based on nickel or cobalt based on nickel with chromium
- C22C19/051—Alloys based on nickel or cobalt based on nickel with chromium and Mo or W
- C22C19/055—Alloys based on nickel or cobalt based on nickel with chromium and Mo or W with the maximum Cr content being at least 20% but less than 30%
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Description
【発明の詳細な説明】 発明の分野 本発明はニッケル基合金に関するものであって、更に
詳しく言えば、ガスタービンの多翼ノズル用途にとって
十分なクリープ強さを持った鋳造可能かつ溶接可能なニ
ッケル基合金に関する。
詳しく言えば、ガスタービンの多翼ノズル用途にとって
十分なクリープ強さを持った鋳造可能かつ溶接可能なニ
ッケル基合金に関する。
先行技術の説明 ニッケル基合金の設計に際しては、所望の組合せの性
質を達成するために特定の決定的な合金元素の濃度を調
整することが必要となる。タービンノズル用途のために
適する耐熱合金の場合、そのような特性とは高温強度、
耐食性、鋳造性および溶接性である。しかし残念なが
ら、一つの特性を最適化することによって別の特性が悪
影響を受ける場合が多い。
質を達成するために特定の決定的な合金元素の濃度を調
整することが必要となる。タービンノズル用途のために
適する耐熱合金の場合、そのような特性とは高温強度、
耐食性、鋳造性および溶接性である。しかし残念なが
ら、一つの特性を最適化することによって別の特性が悪
影響を受ける場合が多い。
合金の設計は、部品設計上の様々な要求条件を満足さ
せる最良の組合せの特性を総合的に達成しようとする折
衷作業である。いずれかの特性が最適化されることは滅
多にない。換言すれば、バランスの良い化学組成および
適切な熱処理法操作の開発により、所望の特性間におけ
る最良の妥協案が見出されるわけである。
せる最良の組合せの特性を総合的に達成しようとする折
衷作業である。いずれかの特性が最適化されることは滅
多にない。換言すれば、バランスの良い化学組成および
適切な熱処理法操作の開発により、所望の特性間におけ
る最良の妥協案が見出されるわけである。
このような折衷作業の一例として、補修溶接可能な耐
熱性合金と優れたクリープ抵抗性を有する耐熱合金との
間の折衷作業がある。一般に、耐熱合金の溶接が容易で
あるほど、満足すべきクリープ強さを得ることは困難に
なる。この問題は、特にガスタービンノズル用の合金の
場合に深刻なものとなる。また、補修溶接性およびクリ
ープ抵抗性を有することに加えて、ガスタービンノズル
用の合金は鋳造性並びに低サイクル疲れ、腐食および酸
化に対する高度の抵抗性をも有する必要がある。
熱性合金と優れたクリープ抵抗性を有する耐熱合金との
間の折衷作業がある。一般に、耐熱合金の溶接が容易で
あるほど、満足すべきクリープ強さを得ることは困難に
なる。この問題は、特にガスタービンノズル用の合金の
場合に深刻なものとなる。また、補修溶接性およびクリ
ープ抵抗性を有することに加えて、ガスタービンノズル
用の合金は鋳造性並びに低サイクル疲れ、腐食および酸
化に対する高度の抵抗性をも有する必要がある。
従来のコバルト基合金は、熱疲労割れを生じ易いにも
かかわらず、初段タービンノズル用途にとって適格なも
のであることが判明している。かかる合金が適格とされ
る理由は、それらの補修溶接が容易であることにある。
しかしながら、後段ノズルにおけるコバルト基合金の使
用はクリープによって制限されることが判明している。
すなわち、ノズルの下流側へのクリープのためにタービ
ン隔板間の隙間が許容し得ない程に低減するような位置
にはコバルト合金を使用することができないのである。
かかる後段ノズル用途にとって十分なクリープ強さを持
ったコバルト基合金も知られているが、それらは所望の
溶接性を有していない。
かかわらず、初段タービンノズル用途にとって適格なも
のであることが判明している。かかる合金が適格とされ
る理由は、それらの補修溶接が容易であることにある。
しかしながら、後段ノズルにおけるコバルト基合金の使
用はクリープによって制限されることが判明している。
すなわち、ノズルの下流側へのクリープのためにタービ
ン隔板間の隙間が許容し得ない程に低減するような位置
にはコバルト合金を使用することができないのである。
かかる後段ノズル用途にとって十分なクリープ強さを持
ったコバルト基合金も知られているが、それらは所望の
溶接性を有していない。
鋳造されたニッケル基合金は全体的に見てコバルト基
合金よりも遥かに大きいクリープ強さを有するが、酷使
される工業用ガスタービンのノズル用途においてニッケ
ル基合金が広く使用されてきたわけではなかった。その
理由は、公知のごとくにニッケル基合金の溶接性が悪い
ことにある。実際、従来のニッケル基合金は多くのター
ビンノズル用途に関して要求される以上のクリープ強さ
を有している。かかる合金の実例は、米国特許第403933
0号明細書中に開示されている。このニッケル基合金は
優れたクリープ強さを有するにもかかわらず、溶接性が
悪いため、割れたタービン部品を溶接によって補修する
ことが困難もしくは不可能となる場合がある。
合金よりも遥かに大きいクリープ強さを有するが、酷使
される工業用ガスタービンのノズル用途においてニッケ
ル基合金が広く使用されてきたわけではなかった。その
理由は、公知のごとくにニッケル基合金の溶接性が悪い
ことにある。実際、従来のニッケル基合金は多くのター
ビンノズル用途に関して要求される以上のクリープ強さ
を有している。かかる合金の実例は、米国特許第403933
0号明細書中に開示されている。このニッケル基合金は
優れたクリープ強さを有するにもかかわらず、溶接性が
悪いため、割れたタービン部品を溶接によって補修する
ことが困難もしくは不可能となる場合がある。
大形の焼流し精密鋳造品が関与するガスタービン用途
においてニッケル基合金を使用する場合に見られるもう
一つの問題は、元素の偏析のために該合金の物理的性質
が悪影響を受ける可能性があるということである。元素
の偏析は、大形鋳造品の比較的緩徐な凝固時において生
じる。その結果、η相のごとき望ましくない相が凝固時
において合金中に生成することもあれば、あるいはその
後における長時間の高温暴露中に生成することもある。
大形のタービンノズルセグメントはこのような条件にさ
らされることがあるから、かかる相の生成を防止するた
め十分にバランスの取れた合金元素の組合せを維持しな
ければならない。このような相が機械的性質の低下をも
たらすほどの量で生成する場合、該合金は冶金的に不安
定であると言われる。
においてニッケル基合金を使用する場合に見られるもう
一つの問題は、元素の偏析のために該合金の物理的性質
が悪影響を受ける可能性があるということである。元素
の偏析は、大形鋳造品の比較的緩徐な凝固時において生
じる。その結果、η相のごとき望ましくない相が凝固時
において合金中に生成することもあれば、あるいはその
後における長時間の高温暴露中に生成することもある。
大形のタービンノズルセグメントはこのような条件にさ
らされることがあるから、かかる相の生成を防止するた
め十分にバランスの取れた合金元素の組合せを維持しな
ければならない。このような相が機械的性質の低下をも
たらすほどの量で生成する場合、該合金は冶金的に不安
定であると言われる。
従来のニッケル基合金に関する更にもう一つの欠点
は、所望の最終特性を得るために複雑で時間のかかる熱
処理操作が必要とされ、それがかかる合金の原価を上昇
させるということである。
は、所望の最終特性を得るために複雑で時間のかかる熱
処理操作が必要とされ、それがかかる合金の原価を上昇
させるということである。
そのようなわけで、初段および後段のタービンノズル
用途にとって必要なクリープ強さを有するニッケル基合
金が要望されているのである。商業的に有用であるため
には、かかる合金は鋳造可能であると共に、工業界にお
ける補修の要求を満足するよう容易に溶接可能でなけれ
ばならない。また、かかる合金は比較的迅速かつ経済的
に熱処理を施すことができると共に、冶金的な不安定性
を実質的に示さないものでなければならない。更にま
た、かかる合金は優れた耐食性および耐酸化性をも有し
ていなければならない。
用途にとって必要なクリープ強さを有するニッケル基合
金が要望されているのである。商業的に有用であるため
には、かかる合金は鋳造可能であると共に、工業界にお
ける補修の要求を満足するよう容易に溶接可能でなけれ
ばならない。また、かかる合金は比較的迅速かつ経済的
に熱処理を施すことができると共に、冶金的な不安定性
を実質的に示さないものでなければならない。更にま
た、かかる合金は優れた耐食性および耐酸化性をも有し
ていなければならない。
発明の要約 本発明は、上記のごとき要求を満たすためになされた
ものである。それ故に本発明の主たる目的は、鋳造可能
かつ溶接可能であると共に優れたクリープ強さを有する
冶金的に安定なニッケル基合金を提供することにある。
ものである。それ故に本発明の主たる目的は、鋳造可能
かつ溶接可能であると共に優れたクリープ強さを有する
冶金的に安定なニッケル基合金を提供することにある。
また、従来のコバルト基合金に比べて少なくとも100゜
Fのクリープ強さ向上を示す溶接可能なニッケル基合金
を提供することも本発明の目的の一つである。
Fのクリープ強さ向上を示す溶接可能なニッケル基合金
を提供することも本発明の目的の一つである。
更にまた、ガスタービン部品用途においてしばしば要
求される厚肉断面の部品として鋳造可能なニッケル基合
金を提供することも本発明の目的の一つである。
求される厚肉断面の部品として鋳造可能なニッケル基合
金を提供することも本発明の目的の一つである。
更にまた、迅速かつ効率的に熱処理を施すことのでき
るニッケル基合金を提供することも本発明の目的の一つ
である。
るニッケル基合金を提供することも本発明の目的の一つ
である。
上記およびその他の目的は、綿密に調節された量の析
出硬化性元素並びに所定量の炭素およびジルコニウムを
含有するニッケル基合金によって達成される。
出硬化性元素並びに所定量の炭素およびジルコニウムを
含有するニッケル基合金によって達成される。
本発明のその他の目的、特徴および利点は、以下の詳
細な説明を読むことによって一層良く理解されよう。
細な説明を読むことによって一層良く理解されよう。
好適な実施の態様の詳細な説明 上記のとおり、バランスの良い化学組成および適切な
熱処理操作の開発により、特定のニッケル基合金用途に
関して所望の合金特性間における最良の折衷案を得るこ
とができる。本発明に従って綿密に調節された主な特性
は、クリープ強さ、溶接性および鋳造性である。更に詳
しく述べれば、米国特許第4039330号明細書中に開示さ
れたニッケル基合金組成物（以後は「基準合金」と呼
ぶ）が有するクリープ強さの一部を犠牲にすることによ
り、耐酸化性、耐食性および冶金的安定性を低下させる
ことなしに延性および溶接性の向上が達成された。
熱処理操作の開発により、特定のニッケル基合金用途に
関して所望の合金特性間における最良の折衷案を得るこ
とができる。本発明に従って綿密に調節された主な特性
は、クリープ強さ、溶接性および鋳造性である。更に詳
しく述べれば、米国特許第4039330号明細書中に開示さ
れたニッケル基合金組成物（以後は「基準合金」と呼
ぶ）が有するクリープ強さの一部を犠牲にすることによ
り、耐酸化性、耐食性および冶金的安定性を低下させる
ことなしに延性および溶接性の向上が達成された。
先ず基準合金から出発すれば、注意深くバランスを取
りながらアルミニウムおよびチタンの含量を低減させる
と、容易に溶接可能でありながら基準合金の残りの望ま
しい特性は保持されるようなニッケル基合金が得られる
ことが判明した。更にまた、基準合金の鋳造性を改善す
るため、炭素およびジルコニウムの含量を低減させるこ
とによって鋳造の容易な合金が得られた。本発明の要点
の一つは、Al/Tiの原子パーセント比を基準合金の場合
とほぼ同じ値に維持しながらAlおよびTiの絶対含量を減
少させて延性および溶接性を向上させることにより、基
準合金の冶金的安定性および望ましい特性を維持するこ
とにある。
りながらアルミニウムおよびチタンの含量を低減させる
と、容易に溶接可能でありながら基準合金の残りの望ま
しい特性は保持されるようなニッケル基合金が得られる
ことが判明した。更にまた、基準合金の鋳造性を改善す
るため、炭素およびジルコニウムの含量を低減させるこ
とによって鋳造の容易な合金が得られた。本発明の要点
の一つは、Al/Tiの原子パーセント比を基準合金の場合
とほぼ同じ値に維持しながらAlおよびTiの絶対含量を減
少させて延性および溶接性を向上させることにより、基
準合金の冶金的安定性および望ましい特性を維持するこ
とにある。
耐熱性のニッケル基合金における強度は、γ′相［Ni
3（Al,Ti）］の析出による析出硬化、溶体化硬化、およ
び粒界における炭化物硬化に由来する。勿論、最も強力
なものはγ′相による析出硬化機構である。ガスタービ
ンノズル用途によって最良である合金特性間の折衷案を
得るため、主たる析出硬化性元素（すなわち、Ti、Al、
TaおよびCb）の含量を減少させることにより基準合金の
不要もしくは過剰のクリープ強さが削減された。それに
より、基準合金の冶金的安定性またはその他の望ましい
特性に悪影響を及ぼすことなく、延性および溶接性の向
上が得られる。更にまた、注意深くバランスをとりなが
らＣおよびZrの含量を調節することにより、基準合金に
対する本発明合金の鋳造性の向上が得られた。
3（Al,Ti）］の析出による析出硬化、溶体化硬化、およ
び粒界における炭化物硬化に由来する。勿論、最も強力
なものはγ′相による析出硬化機構である。ガスタービ
ンノズル用途によって最良である合金特性間の折衷案を
得るため、主たる析出硬化性元素（すなわち、Ti、Al、
TaおよびCb）の含量を減少させることにより基準合金の
不要もしくは過剰のクリープ強さが削減された。それに
より、基準合金の冶金的安定性またはその他の望ましい
特性に悪影響を及ぼすことなく、延性および溶接性の向
上が得られる。更にまた、注意深くバランスをとりなが
らＣおよびZrの含量を調節することにより、基準合金に
対する本発明合金の鋳造性の向上が得られた。
本発明合金の組成の決定は、特にガスタービンノズル
用途に適したクリープ強さレベルの選定によって開始さ
れた。ニッケル基合金の高温強度はγ′相の容量分率に
正比例し、また該容量分率は存在するγ′相生成元素
（Al＋Ti＋Ta＋Cb）の総量に正比例するから、所定のク
リープ強さレベルを達成するために必要なそれらの元素
の量を計算することが可能である。なお、γ′相、炭化
物相及びホウ化物相のごとき二次相の概略組成ならびに
γ′相の容量分率もまた、合金の初期組成および生成す
る相に関する幾つかの基礎的な仮定に基づいて計算する
ことができる。このような手順に従い、所望レベルのク
リープ強さを有する合金は約28（容量）％のγ′相およ
び約６（原子）％のγ′相生成元素（Al＋Ti＋Ta＋Cb）
を含有することが確認された。
用途に適したクリープ強さレベルの選定によって開始さ
れた。ニッケル基合金の高温強度はγ′相の容量分率に
正比例し、また該容量分率は存在するγ′相生成元素
（Al＋Ti＋Ta＋Cb）の総量に正比例するから、所定のク
リープ強さレベルを達成するために必要なそれらの元素
の量を計算することが可能である。なお、γ′相、炭化
物相及びホウ化物相のごとき二次相の概略組成ならびに
γ′相の容量分率もまた、合金の初期組成および生成す
る相に関する幾つかの基礎的な仮定に基づいて計算する
ことができる。このような手順に従い、所望レベルのク
リープ強さを有する合金は約28（容量）％のγ′相およ
び約６（原子）％のγ′相生成元素（Al＋Ti＋Ta＋Cb）
を含有することが確認された。
γ′相の生成に関与する主要な元素はAlおよびTiであ
る一方、MC炭化物の生成後に残留するTaおよびCbもそれ
より小さいが無視できない役割を演じる。なお、基準合
金によって示される優れた耐食性および冶金的安定性を
維持するため、Alの原子パーセントとTiの原子パーセン
トとの比は基準合金の場合と同じ0.91に維持された。更
にまた、本発明合金の鋳造性を確保するため、Ｃおよび
Zrの両方が市販品である基準合金の公称値よりも低減さ
れた。過去の経験によれば、Ｃ含量が約0.12（重量）％
を越えるか、あるいはZr含量が0.04〜0.05（重量）％を
越えると、羽根またはノズルのごとき大形タービン部品
の鋳造に際して微小収縮および（または）高温ひずみ割
れが一層起こり易くなることが判明している。それ故、
Ｃ含量は0.1（重量）％の公称値に設定され、かつZr含
量は0.01〜0.02（重量）％の公称値に設定された。これ
らの基準および仮定に伴い、本発明の合金組成中におけ
る主要元素の量が算出された。こうして得られた合金の
総合組成を下記第１表中に示す。この組成は、約28（容
量）％のγ′相を生成するために必要なAlおよびTi含量
の第一近似を与えるものである。
る一方、MC炭化物の生成後に残留するTaおよびCbもそれ
より小さいが無視できない役割を演じる。なお、基準合
金によって示される優れた耐食性および冶金的安定性を
維持するため、Alの原子パーセントとTiの原子パーセン
トとの比は基準合金の場合と同じ0.91に維持された。更
にまた、本発明合金の鋳造性を確保するため、Ｃおよび
Zrの両方が市販品である基準合金の公称値よりも低減さ
れた。過去の経験によれば、Ｃ含量が約0.12（重量）％
を越えるか、あるいはZr含量が0.04〜0.05（重量）％を
越えると、羽根またはノズルのごとき大形タービン部品
の鋳造に際して微小収縮および（または）高温ひずみ割
れが一層起こり易くなることが判明している。それ故、
Ｃ含量は0.1（重量）％の公称値に設定され、かつZr含
量は0.01〜0.02（重量）％の公称値に設定された。これ
らの基準および仮定に伴い、本発明の合金組成中におけ
る主要元素の量が算出された。こうして得られた合金の
総合組成を下記第１表中に示す。この組成は、約28（容
量）％のγ′相を生成するために必要なAlおよびTi含量
の第一近似を与えるものである。
更に検討を重ねた結果として、下記第２表中に示され
るような値が得られた。なお、この表中には比較用とし
て基準合金の溶融物組成も示されている。
るような値が得られた。なお、この表中には比較用とし
て基準合金の溶融物組成も示されている。
下記第３表には、（現行の市販品である）基準合金お
よび第２表中の「最適目標値」欄に示されたものとほぼ
同じ組成を有する合金に関して得られた引張試験結果が
示されている。本発明合金の試験片１〜４および９〜12
と基準合金の試験片５〜８および13〜16とを比較すれ
ば、基準合金の強度を低下させて延性（および溶接性）
を向上させるという目的が達成されたことがわかる。
よび第２表中の「最適目標値」欄に示されたものとほぼ
同じ組成を有する合金に関して得られた引張試験結果が
示されている。本発明合金の試験片１〜４および９〜12
と基準合金の試験片５〜８および13〜16とを比較すれ
ば、基準合金の強度を低下させて延性（および溶接性）
を向上させるという目的が達成されたことがわかる。
第３表中の「熱処理」欄に示されたＡは2120゜F/4時
間、1832゜F/6時間、1653゜F/24時間および1291゜F/16時間
の熱処理サイクルを表わし、またＢは2100゜F/4時間およ
び1475゜F/8時間の熱処理サイクルを表わす。更にまた、
星印（*）は試験に先立って大形のスラブ状鋳造品から
機械加工された試験片を表わす。その他のデータは、所
定の試験片寸法に鋳造された小形の試験片に関して得ら
れたものである。熱処理Ａを施した２種の試験片に関し
て認められる引張特性の差は、ニッケル基超合金におけ
る断面寸法の違いを反映するものである。スラブ状鋳造
品から機械加工された試験片に関するデータは、実際の
タービン部品（すなわち、ノズルおよび羽根）を一層良
く表わしている。なぜなら、実際のタービン部品も比較
的ゆっくりと凝固する厚肉断面の大形鋳造品だからであ
る。スラブ状の試験片に関して２種の熱処理操作を比較
すれば、熱処理Ａに比べて熱処理Ｂの方が延性の低下な
しに顕著に大きい極限強さおよび降伏強さをもたらすこ
とがわかる。
間、1832゜F/6時間、1653゜F/24時間および1291゜F/16時間
の熱処理サイクルを表わし、またＢは2100゜F/4時間およ
び1475゜F/8時間の熱処理サイクルを表わす。更にまた、
星印（*）は試験に先立って大形のスラブ状鋳造品から
機械加工された試験片を表わす。その他のデータは、所
定の試験片寸法に鋳造された小形の試験片に関して得ら
れたものである。熱処理Ａを施した２種の試験片に関し
て認められる引張特性の差は、ニッケル基超合金におけ
る断面寸法の違いを反映するものである。スラブ状鋳造
品から機械加工された試験片に関するデータは、実際の
タービン部品（すなわち、ノズルおよび羽根）を一層良
く表わしている。なぜなら、実際のタービン部品も比較
的ゆっくりと凝固する厚肉断面の大形鋳造品だからであ
る。スラブ状の試験片に関して２種の熱処理操作を比較
すれば、熱処理Ａに比べて熱処理Ｂの方が延性の低下な
しに顕著に大きい極限強さおよび降伏強さをもたらすこ
とがわかる。
第２表中の「許容し得る溶融物組成範囲」欄に示され
た組成に従って満足すべき合金を製造することができる
が、第２表中の「好適な溶融物組成範囲」欄に示された
組成に従えばタービンノズル用途に対して特に適合する
優れた合金を製造することができる。第２表中に示され
た最適の組成を有する合金は、容易に鋳造可能かつ溶接
可能であり、良好な耐酸化性および耐食性を有し、しか
も冶金的に安定なものである。かかる最適合金のクリー
プ強さは基準合金を含む公知のニッケル基合金のクリー
プ強さより小さいとは言え、そのクリープ強さは多くの
ガスタービンノズル用途にとって十分に適格なものであ
る。
た組成に従って満足すべき合金を製造することができる
が、第２表中の「好適な溶融物組成範囲」欄に示された
組成に従えばタービンノズル用途に対して特に適合する
優れた合金を製造することができる。第２表中に示され
た最適の組成を有する合金は、容易に鋳造可能かつ溶接
可能であり、良好な耐酸化性および耐食性を有し、しか
も冶金的に安定なものである。かかる最適合金のクリー
プ強さは基準合金を含む公知のニッケル基合金のクリー
プ強さより小さいとは言え、そのクリープ強さは多くの
ガスタービンノズル用途にとって十分に適格なものであ
る。
第２表中に規定された合金は、ニッケル基合金に適合
した公知の熱処理操作に従って満足すべき熱処理を施す
ことができる。たとえば、2120゜F/4時間、1832゜F/6時
間、1652゜F/24時間および1292゜F/16時間の熱処理サイク
ルによって十分に良好な結果が得られる。しかしなが
ら、基準合金に関して使用されているこの特定の熱処理
操作は比較的多くの時間および経費を必要とする。
した公知の熱処理操作に従って満足すべき熱処理を施す
ことができる。たとえば、2120゜F/4時間、1832゜F/6時
間、1652゜F/24時間および1292゜F/16時間の熱処理サイク
ルによって十分に良好な結果が得られる。しかしなが
ら、基準合金に関して使用されているこの特定の熱処理
操作は比較的多くの時間および経費を必要とする。
第２表中に示された合金に対して特に良く適合するも
のとして、一層経済的で一層短時間の熱処理操作が開発
された。この熱処理操作は、比較的簡単であるばかりで
なく、引張強さおよび降伏強さの顕著な向上をもたら
す。詳しく述べれば、かかる改良された熱処理操作は21
00゜Fで約４時間の加熱および1475゜Fで約８時間の加熱か
ら成るものである。第３表中の値は、第２表中の好適な
溶融物組成範囲に従って調製された試験片から得られた
ものであって、第２表中の最適合金の特性を正確に反映
している。
のとして、一層経済的で一層短時間の熱処理操作が開発
された。この熱処理操作は、比較的簡単であるばかりで
なく、引張強さおよび降伏強さの顕著な向上をもたら
す。詳しく述べれば、かかる改良された熱処理操作は21
00゜Fで約４時間の加熱および1475゜Fで約８時間の加熱か
ら成るものである。第３表中の値は、第２表中の好適な
溶融物組成範囲に従って調製された試験片から得られた
ものであって、第２表中の最適合金の特性を正確に反映
している。
下記第４表には、基準合金および第２表中の「最適目
標値」欄に示されたものとほぼ同じ組成を有する合金に
関して得られた応力破壊試験結果が示されている。本発
明合金の試験片Ａ〜Ｇと基準合金の試験片ＨおよびＩと
を比較すれば、基準合金に比べて本発明合金が高温強度
の低下および延性の増大を示すことが明らかである。ま
た、本発明合金に関して熱処理Ａと熱処理Ｂとを比較す
れば、短時間の熱処理Ｂによって応力破壊寿命の向上が
得られることもわかる。熱処理Ｂにおいては、熱処理Ａ
に比べて延性が多少低下するが、それでも本発明合金の
延性は基準合金の延性より十分に大きい。
標値」欄に示されたものとほぼ同じ組成を有する合金に
関して得られた応力破壊試験結果が示されている。本発
明合金の試験片Ａ〜Ｇと基準合金の試験片ＨおよびＩと
を比較すれば、基準合金に比べて本発明合金が高温強度
の低下および延性の増大を示すことが明らかである。ま
た、本発明合金に関して熱処理Ａと熱処理Ｂとを比較す
れば、短時間の熱処理Ｂによって応力破壊寿命の向上が
得られることもわかる。熱処理Ｂにおいては、熱処理Ａ
に比べて延性が多少低下するが、それでも本発明合金の
延性は基準合金の延性より十分に大きい。
第４表中の「熱処理」欄に示されたＡは2120゜F/4時
間、1832゜F/6時間、1653゜F/24時間および1292゜F/16時間
の熱処理サイクルを表わし、またＢは2100゜F/4時間およ
び1475゜F/8時間の熱処理サイクルを表わす。星印（*）
は第３表中の引張特性データの場合と同じ意味を有す
る。所定の試験片寸法に鋳造された試験片と大形の鋳造
品から機械加工された試験片との間には、応力破壊特性
に関してほとんど差がなかった。これは、大部分のニッ
ケル基調合金に関して見られる性質である。
間、1832゜F/6時間、1653゜F/24時間および1292゜F/16時間
の熱処理サイクルを表わし、またＢは2100゜F/4時間およ
び1475゜F/8時間の熱処理サイクルを表わす。星印（*）
は第３表中の引張特性データの場合と同じ意味を有す
る。所定の試験片寸法に鋳造された試験片と大形の鋳造
品から機械加工された試験片との間には、応力破壊特性
に関してほとんど差がなかった。これは、大部分のニッ
ケル基調合金に関して見られる性質である。
上記の通り、本発明の目的は従来のニッケル基合金に
おいて得られる余分のクリープ破壊強さを犠牲にして溶
接性の向上を得ることにある。第２表中の好適な溶融物
組成範囲および最適目標値に従って製造された合金に関
して実施された溶接性試験によれば、上記の目標は達成
されたことがわかる。かかる合金の数多くの試験片につ
いて調べたところ、溶接したままの状態および溶接後に
熱処理（2100゜F/4時間）を施した状態のいずれにおいて
も割れは全く認められなかった。それに対し、基準合金
に関する同様な試験においては母材および溶接金属のい
ずれにも割れが認められた。それ故、溶加材を適当に選
定すれば、本発明合金を用いて割れのない溶接部を一貫
して得ることができるわけである。
おいて得られる余分のクリープ破壊強さを犠牲にして溶
接性の向上を得ることにある。第２表中の好適な溶融物
組成範囲および最適目標値に従って製造された合金に関
して実施された溶接性試験によれば、上記の目標は達成
されたことがわかる。かかる合金の数多くの試験片につ
いて調べたところ、溶接したままの状態および溶接後に
熱処理（2100゜F/4時間）を施した状態のいずれにおいて
も割れは全く認められなかった。それに対し、基準合金
に関する同様な試験においては母材および溶接金属のい
ずれにも割れが認められた。それ故、溶加材を適当に選
定すれば、本発明合金を用いて割れのない溶接部を一貫
して得ることができるわけである。
上記の説明に基づけば、数多くの変更態様が可能であ
ることは自明であろう。すなわち、前記特許請求の範囲
によって規定された本発明の範囲内においては、上記の
ごとき特定の実施の態様とは異なるやり方でも本発明を
実施し得ることを理解すべきである。
ることは自明であろう。すなわち、前記特許請求の範囲
によって規定された本発明の範囲内においては、上記の
ごとき特定の実施の態様とは異なるやり方でも本発明を
実施し得ることを理解すべきである。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｃ２２Ｆ 1/00 ６８２ 8719−4Ｋ Ｃ２２Ｆ 1/00 ６８２ ６９１ 8719−4Ｋ ６９１Ｂ 8719−4Ｋ ６９１Ｃ
Claims (4)
- 【請求項１】割れのない溶接部が一貫して得られるよう
に適合化された鋳造可能なニッケル基合金であって、重
量パーセントで表して、0.08％〜0.12％の炭素、0.005
〜0.02％のジルコニウム、0.005％〜0.015％のホウ素、
0.9〜1.1％のタンタル、0.7％〜0.9％のニオブ、2.2％
〜2.4％のチタン、1.1％〜1.3％のアルミニウム、1.8％
〜2.2％のタングステン、22.2％〜22.8％のクロム、18.
5％〜19.5％のコバルト及び実質的に残部のニッケルか
ら実質的になり、アルミニウムとチタンの合計が3.2％
〜3.8％であって、上記炭素の重量及び上記ジルコニウ
ムの重量は高温ひずみ割れ及び微小収縮を起こさずに容
易に鋳造し得る合金を与えるべく限定されたものであ
り、上記チタンの重量、上記アルミニウムの重量、上記
タンタルの重量及び上記ニオブの重量は容易に溶接し得
る延性合金を与えるべく限定されたものであり、かつ上
記チタン、上記アルミニウム、上記タンタル及び上記ニ
オブが当該合金を析出硬化するためのγ′析出相を形成
するγ′相生成元素をなす、ニッケル基合金。 - 【請求項２】アルミニウムの原子パーセントとチタンの
原子パーセントの比が0.91である、請求項１記載のニッ
ケル基合金。 - 【請求項３】割れのない溶接部が一貫して得られるよう
に適合化された鋳造可能なニッケル基合金であって、重
量パーセントで表して、0.1％の炭素、0.01％のジルコ
ニウム、0.01％のホウ素、1.0％のタンタル、0.8％のニ
オブ、2.3％のチタン、1.2％のアルミニウム、2.0％の
タングステン、22.5％のクロム、19％のコバルト及び実
質的に残部のニッケルから実質的になり、アルミニウム
とチタンの合計が3.5％であって、上記炭素の重量及び
上記ジルコニウムの重量は高温ひずみ割れ及び微小収縮
を起こさずに容易に鋳造し得る合金を与えるべく限定さ
れたものであり、上記チタンの重量、上記アルミニウム
の重量、上記タンタルの重量及び上記ニオブの重量は容
易に溶接し得る延性合金を与えるべく限定されたもので
あり、かつ上記チタン、上記アルミニウム、上記タンタ
ル及び上記ニオブが当該合金を析出硬化するためのγ′
析出相を形成するγ′相生成元素をなす、ニッケル基合
金。 - 【請求項４】当該合金が2100゜Fで４時間及び1475゜Fで８
時間の熱処理を施されているものである、請求項３記載
のニッケル基合金。
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US082,872 | 1987-08-06 | ||
| US07/082,872 US4810467A (en) | 1987-08-06 | 1987-08-06 | Nickel-base alloy |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01104738A JPH01104738A (ja) | 1989-04-21 |
| JP2716065B2 true JP2716065B2 (ja) | 1998-02-18 |
Family
ID=22173986
Family Applications (1)
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|---|---|---|---|
| JP63194677A Expired - Lifetime JP2716065B2 (ja) | 1987-08-06 | 1988-08-05 | ニッケル基合金 |
Country Status (5)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4810467A (ja) |
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| JP (1) | JP2716065B2 (ja) |
| CA (1) | CA1333342C (ja) |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
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| JP2841970B2 (ja) * | 1991-10-24 | 1998-12-24 | 株式会社日立製作所 | ガスタービン及びガスタービン用ノズル |
| US5413647A (en) * | 1992-03-26 | 1995-05-09 | General Electric Company | Method for forming a thin-walled combustion liner for use in a gas turbine engine |
| US5910854A (en) | 1993-02-26 | 1999-06-08 | Donnelly Corporation | Electrochromic polymeric solid films, manufacturing electrochromic devices using such solid films, and processes for making such solid films and devices |
| FR2712307B1 (fr) * | 1993-11-10 | 1996-09-27 | United Technologies Corp | Articles en super-alliage à haute résistance mécanique et à la fissuration et leur procédé de fabrication. |
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| DK172987B1 (da) * | 1994-12-13 | 1999-11-01 | Man B & W Diesel As | Cylinderelement, nikkelbaseret pålægningslegering og anvendelse af legeringen |
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| US6761854B1 (en) | 1998-09-04 | 2004-07-13 | Huntington Alloys Corporation | Advanced high temperature corrosion resistant alloy |
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- 1987-08-06 US US07/082,872 patent/US4810467A/en not_active Expired - Lifetime
-
1988
- 1988-07-20 DE DE8888111665T patent/DE3871018D1/de not_active Expired - Lifetime
- 1988-07-20 EP EP88111665A patent/EP0302302B1/en not_active Expired
- 1988-07-26 CA CA000573063A patent/CA1333342C/en not_active Expired - Lifetime
- 1988-08-05 JP JP63194677A patent/JP2716065B2/ja not_active Expired - Lifetime
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Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01104738A (ja) | 1989-04-21 |
| EP0302302B1 (en) | 1992-05-13 |
| CA1333342C (en) | 1994-12-06 |
| DE3871018D1 (de) | 1992-06-17 |
| EP0302302A1 (en) | 1989-02-08 |
| US4810467A (en) | 1989-03-07 |
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