JP5923134B2 - セラミックアブレーダブルコーテイングを有するガスタービン用シュラウド - Google Patents
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Description
本発明は、火力発電や複合発電プラントなどに使用されるガスタービン用シュラウドに関し、特に、ガスタービンの動翼と静止体との間隙調整に用いられ、隙間から漏出する流体を低減するセラミックアブレーダブルコーテイングを有するガスタービン用シュラウドに関する。
発電プラントに使用されるガスタービンの仕事効率は、タービン翼を回転させて動力（回転トルク）を発生させる流体量に影響している。タービンの静止部と回転部（動翼）との隙間から漏出する流体を如何に低減させるかの間隙調整技術がタービン性能を左右する。間隙調整技術は、最悪、静止部と回転部とが接触した場合でも、静止部と回転部のいずれもが損傷無く、シール材のみがこすられて減肉する（アブレーダビリテイ）機能が要求される。その結果、静止部と回転部との隙間にシール材を設けることにより、間隙を限り無くゼロにすることができ、隙間から漏出する流体をゼロに近づけられ、効率向上に大きく寄与できる。ガスタービン用の場合、特に、初段動翼と静止体（初段シュラウド）の間隙調整については、稼働温度が８００℃以上となり、酸化損傷の少ないセラミックが必要となる。
セラミックアブレーダブルコーテイングに関しては、例えば特許文献１（特開２００６−３６６３２号公報）では、セラミックからなるアブレーダブルコーテイングを施工する方法が提示されている。定められたグリッドパターンを有するアブレーダブルセラミック被膜を基材に施工する方法として、基材上に初期ボンドコートを大気中プラズマ溶射する段階と高密度垂直方向亀裂断熱被膜を施工する段階と、前記初期ボンドコート及び前記断熱被膜を熱処理する段階と、定められたグリッドパターンを有するアブレーダブルセラミック被膜を前記断熱被膜上に施工する段階と、前記アブレーダブルセラミック被膜を熱処理にかける段階を提示している。
この方法では、基材上のボンド層と高密度垂直方向亀裂断熱被膜は遮熱コーテイング（ＴＢＣ）であり、その表面に多孔質のセラミックアブレーダブル被膜をグリッドパターン状態に形成した構成となる。セラミックアブレーダブル被膜は、シュラウドのホットガスパス面に設けられ、Ｎｉ基耐熱合金製の動翼先端部と相対する。グリッドパターンを有するアブレーダブルセラミック被膜を基材に施工する方法として、マスキング材を用いて溶射する方法，低出力の小型ガンを用いてグリッドパターンを描写しながら溶射する方法が提示されている。マスキング材を用いる方法では、本発明者らの検討の結果、多孔質セラミック溶射では、マスキング材の影響で、均質な多孔質膜が得られず、特に断面形状が山型の溶射被膜の端部の密着性が十分に確保できないことが判明した。
アブレーダブルセラミック被膜についての、Ｎｉ基耐熱合金との摩耗要素試験の検討結果でも、断面形状が山型の溶射被膜の場合、溶射被膜の一部が損傷脱落することが明らかになった。一方、この様な形状でない平滑平面のアブレーダブルセラミック被膜では、摩耗時の摩擦熱が発散されず、かつ、摩耗で生じた摩耗粉の排出もできず、Ｎｉ基耐熱合金の焼き付きが生じ、アブレーダブル特性が発揮できないことも判明した。
従って、セラミックアブレーダブルコーテイングについては、アブレーダブル特性と、長期耐久性の確保の両面が必要で、本公知例では長期耐久性の確保に問題があった。
例えば特許文献２（特開２００６−１０４５７７号公報）では、ガドリアジルコニア被膜のプラズマ溶射にて、被膜垂直方法のマイクロクラック（１インチにつき、４〜５０ケで、間隔として６.４〜０.５mm）を有するアブレーダブル被膜の提示がある。この場合、特定の溶射条件により、マイクロクラックを形成し、アブレーダブル被膜を得て、機械加工，熱処理等は不要であることを特徴としている。マイクロクラック故、クラック溝の幅について、明確な記載がないが、その幅はmmオーダに至るとは考え難い。本発明者らのＮｉ基耐熱合金との摩耗要素試験の検討結果、特許文献１の高密度垂直方向亀裂断熱被膜の亀裂断熱被膜ついての効果は十分に認められたが、摩耗時の摩擦熱が発散されず、かつ、摩耗で生じた摩耗粉の排出もできず、Ｎｉ基耐熱合金の焼き付きが生じ、アブレーダブル特性が発揮できないことも判明した。
例えば特許文献３（特開平６−５７３９６号公報）では、断熱溶射層の形成方法として、基材上に断熱性に優れたセラミック粉末の緻密な溶射層を形成し、この上に断熱性に優れたセラミック粉末と所定量のＳｉ3Ｎ4粉末の混合粉末を溶射し、気孔率の高い溶射層を形成する断熱溶射層の形成方法を提示している。この場合、多孔質セラミック層の形成方法は詳細に記載されているが、セラミック断熱溶射層の形成を目指すもので、セラミックアブレーダブル被膜に必要なアブレーダブル特性と、長期耐久性の確保の手段が提示されていない。
本発明の目的は、アブレーダブル特性と耐久性とに優れたセラミックアブレーダブルコーテイングを備えたガスタービン用シュラウドを提供することにある。
すなわち、本発明は、ガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面にセラミックアブレーダブルコーテイングを配置したガスタービン用シュラウドであって、セラミックアブレーダブルコーテイングが、基材上に配置された遮熱セラミック層と、遮熱セラミック層上に配置され、スリット溝が形成されたセラミックアブレーダブル層とを備え、基材と遮熱セラミック層との間に配置されたメタルボンド層と、遮熱セラミック層とセラミックアブレーダブル層との間に配置されたセラミック下地層とを有し、前記遮熱セラミック層、前記セラミック下地層、前記セラミックアブレーダブル層の順で気孔率が高くなることを特徴とする。
本発明のセラミックアブレーダブルコーテイングを有するガスタービン用シュラウドにおいては、アブレーダブル特性，長期耐久性が確保されるため、ガスタービン動翼と対抗するシュラウドに適用することにより、長期間にわたり間隙を限り無くゼロにすることができ、間隙から漏出する流体をゼロに近づけられ、長期間にわたり効率向上に大きく寄与できる。
本発明の実施形態によるガスタービン用セラミックアブレーダブルコーテイングは、基材上にアブレーダブルメタル層を溶射する段階と、その上にアブレーダブルセラミック層を溶射する段階と、アブレーダブルセラミック層に機械加工にてスリット溝を形成する段階からなる方法によるセラミックアブレーダブルコーテイングを有するガスタービン用シュラウドを提供する。
本発明においてガスタービン用セラミックアブレーダブルコーテイングの形成方法により得られるセラミックアブレーダブルコーテイングの断面形態の一例を図１に示す。
アブレーダブルセラミック層に機械加工にてスリット溝を形成する段階で、スリット溝によって分断されたアブレーダブルセラミック層の断面形状は、図１に示すように矩形型である。本発明で特に望ましい断面形状は、図１（ａ）に示す正方形、（ｂ）に示す長方形のような矩形型、もしくは、（ｃ），（ｄ）に示す台形、及び、（ｅ）〜（ｈ）の形状である。図１中、１は基材で、２は下地のアブレーダブルメタル層、３は矩形型のセラミックアブレーダブル層、４がスリット溝である。セラミックアブレーダブル層の幅（矩形幅）は図１中の６で示す寸法で、スリット溝幅は図１中５で示す寸法である。５，６の寸法はセラミックアブレーダブルの表面部分の寸法測定により決める。スリット溝で分割した図１中の３の矩形型の幅（図１中の５）が２〜７mmのセラミックアブレーダブルコーテイング、及びアブレーダブルセラミック層を溶射する段階で、アブレーダブルセラミック層の硬さがロックウエルスーパフイシャル硬さ（ＨＲ１５Ｙ）が８０±５であるセラミックアブレーダブルコーテイングを有するガスタービン用シュラウドを提供する。
図２（ａ），（ｂ）は特許文献１（特開２００６−３６６３２号公報）のアブレーダブルコーテイングの形成方法を示す。図２（ａ）ではマスキングを用いて溶射し、グリッドパターンのセラミックアブレーダブル層を描写形成する方法、図２（ｂ）では小型ガンでの溶射でグリッドパターンを描写形成する方法を示す。これらの公知の方法では、描写されたグリッドパターンのセラミックアブレーダブル層の断面形状は、本発明が矩形型であるのに対しいずれも山型となる。
本発明の図１（ａ）〜（ｈ）に示す矩形型断面のセラミックアブレーダブル層を形成する方法は、機械加工で、例えば、ウオータジェット法（ＷＪ法），切断砥石加工法が挙げられる。これらの機械加工は、セラミックアブレーダブル層を必要な部分に全面溶射した後に、行う。従って、図２（ａ）に示す溶射用マスクが不要になる。本発明者の検討では、溶射用マスクは１mm程度に厚膜溶射した場合、その間隙が小さくなり、作業毎に付着物の除去が必要になり、作業効率が低下する。
本発明の機械加工方式では、全面溶射で、マスクは不要で、作業効率が向上する。特にＷＪ法では、ＷＪノズルと被加工物との連動動作にて、複雑な形状の加工も可能になる。ＷＪ加工では、ＷＪ加工条件（例えば、水噴射圧力，ノズル移動速度等）を調整することにより多孔質セラミックアブレーダブル層のみを研削できるＷＪ条件に設定でき、下地層のメタル、或いは、基材の研削が殆ど無いため、マスク無しでの加工ができる。また、ＷＪ加工条件を調整することにより、図１（ａ）〜（ｄ）の全ての形状の矩形、及び図１（ｅ）〜（ｈ）のようなセラミックアブレーダブル層の一部を残した形状の加工も可能となる。台形，セラミックアブレーダブル層の一部を残した形状では、下地の溶射層との密着面積が増加でき、矩形型セラミックアブレーダブル層のはく離脱落の防止効果が大きくなる。
本発明の具備すべき条件は、（１）ガスタービンの燃焼ガスに曝されたシュラウド温度でのアブレーダブル特性及び、（２）起動停止の熱応力（加熱，冷却の繰り返し）、（３）高温での長時間暴露に対する耐久性について検討し、いずれの要件をも満たすセラミックアブレーダブルコーテイングを見出した。
ガスタービンの燃焼ガスに曝されたシュラウド温度でのアブレーダブル特性については、燃焼ガスに曝されたシュラウド温度が８００〜１０００℃程度で、ＺｒＯ2系セラミックでは十分な耐熱性が確保される。しかし、セラミックと動翼材（Ｎｉ基耐熱合金）との組み合わせでは、セラミックを多孔質化しその硬さを十分低くしなければ、動翼材が摩耗損傷減肉する。セラミック層は高温でも硬さの低下はほとんど無いが、Ｎｉ基耐熱合金は５００℃以上硬さの低下が大きくなり、室温の約１／１０になる。従って、セラミックアブレーダブル層の硬さは非常に重要なパラメータとなり、硬さを低下させるため、多孔質化セラミックが必要になる。多孔質化セラミックの形成方法はＺｒＯ2系粉末とポリエステル粉末との混合粉末の溶射で行う。混合粉末の比率を変化させることにより、ＺｒＯ2系セラミックの気孔率（断面組織観察結果のセラミック部分の面積率から算出）を調整できる。
図４は本発明の多孔質化セラミックの気孔率と硬さ（ロックウエルスーパフィシャル硬さ、荷重１５kg：ＨＲ１５Ｙ）との関係を示す。気孔率が９，１１％の場合、ＨＲ１５Ｙは９１，８９と比較的硬く、気孔率が２０，３０％の場合、ＨＲ１５Ｙが８３，７７と非常に小さくなることが判った。気孔率が１７，３５％の場合、ＨＲ１５Ｙが８５，７５であった。
なお、発明のセラミックアブレーダブル層を設けたガスタービンシュラウドでは、図１に示す全てにおいて、下地層として、アブレーダブルメタル層を設けている。アブレーダブルメタル層は、高温耐食・耐酸化性に優れたＭＣｒＡｌＹ合金（ＭはＣｏ，Ｎｉの少なくともいずれか一方）からなり、高温でのアブレーダブル特性を確保するため、減圧雰囲気中プラズマ溶射（ＬＰＰＳ），高速ガス溶射（ＨＶＯＦ）等で、微細結晶組織の被膜とする。下地のアブレーダブルメタル層は、シュラウド作製工程に関係で、下地層表面を平滑に加工して、溶射面を寸法基準とする場合もある。この場合、平滑な表面の下地のアブレーダブルメタル層の上に、ブラスト処理してセラミックアブレーダブル層を溶射する方法の他に、更に密着力を向上させるため、平滑な表面の下地のアブレーダブルメタル層の上にブラスト処理をし、さらに、ボンド層としてＭＣｒＡｌＹ合金（ＭはＣｏ，Ｎｉの少なくともいずれか一方）を溶射する方法もある。
このような構成のアブレーダブル機能を設けたシュラウドでは、室温で設定した動翼先端とシュラウドとの間隙（ΔＬ）が、ガスタービン起動時の燃焼ガス中の薄肉の動翼と厚肉ケーシングに設けられたシュラウドとの温度差により、室温設定の間隙（ΔＬ）が減少する。この際、セラミックアブレーダブルは摺損減肉し最小間隙（ΔＬmin.）となる。その後、定常運転では、シュラウド温度制御有では、最小間隙（ΔＬmin.）とほぼ同じ値に制御される。最小間隙（ΔＬmin.）の維持により、間隙からの燃焼ガスのリークがなくなり、効率の向上が図れる。高温でアブレーダブル性のある下地のアブレーダブルメタル層は定常運転中の突発的な振動等のトラブルから翼の損傷を防止する役割がある。このように、メタルアブレーダブル，セラミックアブレーダブルの複合化と間隙調整とを組み合わせることにより、最小間隙にて運転できる。なお、ボンド層とセラミックアブレーダブル層との構成もアブレーダブルメタル層とボンド層の組成が同一のため、本発明の範囲に含まれる。
一方、耐熱性を考慮したＺｒＯ2系セラミック層は熱伝導率が小さく、さらにアブレーダブル特性確保のため、多孔質化することにより、熱伝導率がさらに小さくなる。その結果、摩耗により発生する摩擦熱が蓄熱され、摩耗摺動部の温度が高くなり、場合によっては局部的にはＮｉ基耐熱合金の溶融温度（約１３００℃）にまで達し、Ｎｉ基耐熱合金の硬さ低下、或いは多孔質セラミック層の焼結による緻密化（硬さの増加）を招き、摩耗摺動部で焼き付きが生じ、アブレーダブル特性が損なわれ、動翼先端が大きく減肉損傷すると予測される。このような摩擦熱の発生・蓄熱に対しては、セラミックアブレーダブル層と動翼との接触面積を低減し、摩擦熱発生面積の低減とともに、放熱することが有効となる。具体的には、セラミックアブレーダブル層にスリット溝を形成し、放熱することが重要となる。
本発明者らは、高温でのアブレーダブル特性評価を実施した。図５（ａ）は高温摩耗試験の概略図を示す。試験はガスタービンのシュラウド温度までのアブレーダブル特性を評価した。回転側のリング材１０に対抗する試験片１１の表面にセラミックアブレーダブル層を設け、ヒータ１２にて所定の温度に加熱後、試験を開始した。リング材が動翼想定で、バー材がシュラウド想定でいずれもＮｉ基耐熱合金を用いた。セラミックアブレーダブルコーテイングの構成は、図１に示すようで、アブレーダブルメタル層（１mm）、その上にセラミックアブレーダブル層を順次溶射した。溶射終了後、機械加工にて、セラミックアブレーダブル層にスリット溝を形成した。スリット溝はセラミックアブレーダブル層をほぼ貫通している。本試験では、リング材１０（外径φ４０mm，肉厚１mm）の回転数は６０００rpm、試験片１１（φ６０mm）の押し込み加重を順次増加させ、セラミックアブレーダブル層厚さの８０％まで押し込んだ。その結果、アブレーダブル特性が乏しい場合、リング材とセラミックアブレーダブル層が焼き付く。アブレーダブル特性が良好の場合、リング材とセラミックアブレーダブル層の焼き付きは全く認められず、セラミックアブレーダブル層がリング材によって切削される。図５（ｂ）に示すように、アブレーダブル特性はリング材１０の肉厚（ｄ）と試験片１１表面のセラミックアブレーダブル層に形成された溝幅（Ｄ）との比（ｄ／Ｄ）とした。アブレーダブル特性が良好の場合、ｄ／Ｄは１に近づく。試験は室温、４００，６００，８００℃の各温度で実施した。本試験において、セラミックアブレーダブル層の気孔率を調整し、セラミックアブレーダブル層のロックウエルスーパフイシャル硬さ（ＨＲ１５Ｙ）が９２，８９，８５，８３，７７，７５の６水準のセラミックアブレーダブル層を作製した。この場合、セラミックアブレーダブル層には、図１の（ｂ）の形状で、スリット溝幅１.０mmのスリット加工を行い、スリット加工間隔を２.８mm（矩形幅２.８mm）とした。セラミックアブレーダブル層の厚さは１mmである。その結果を表１に示す。
ＨＲ１５Ｙが９２，８９の場合、いずれの試験温度においても良好なアブレーダブル特性は得られない。一方、ＨＲ１５Ｙが８５，７５の場合、いずれの試験温度においても良好なアブレーダブル特性が得られた。
表２はＨＲ１５Ｙが８３の場合、スリット溝幅、及び、スリット溝で分割した矩形幅を変化させた結果を示す。
試験温度は８００℃である。セラミックアブレーダブル層の厚さが１mmで、機械加工によるスリット溝幅が０.２５〜７mmの５水準、矩形幅が０.５〜１０mmの範囲での７水準について実施した。その結果、スリット溝幅は、０.５〜５mmまでが有効で、０.２５mmではスリット溝の効果が無い。また、７mm以上の場合、限られた寸法の試験片（部品に相当）では、矩形のセラミックアブレーダブル層の受ける面圧が大きくなり、矩形幅のセラミックアブレーダブル層が損傷した。一方、矩形幅については、スリット幅が０.５〜５mmの範囲では、１〜７mmで良好な結果が得られた。矩形幅が０.５mmでは、試験後セラミックアブレーダブル層が損傷していた。矩形幅が１０mmでは、試験後のｄ／Ｄが小さく良好なアブレーダブル性が得られなかった。従って、セラミックアブレーダブル層の矩形幅が１〜７mmであることが望ましい。
表３はＨＲ１５Ｙが８３の場合、２mmのスリット溝幅で分割した２，７mmの矩形幅の大きさとセラミックアブレーダブル層の厚さとの関連を検討した結果を示す。
試験温度は８００℃である。セラミックアブレーダブル層の厚さが３mmまででは、矩形幅が２mmと７mmとのいずれも、良好なアブレーダブル特性が得られた。なお、セラミックアブレーダブル層の厚さが３mm以上は間隙調整の範囲から想定外の寸法となる。
以上の検討結果、ガスタービンの燃焼ガスに曝されたシュラウド温度でのアブレーダブル特性については、セラミックアブレーダブル層の気孔率を調整し、セラミックアブレーダブル層のロックウエルスーパフイシャル硬さ（ＨＲ１５Ｙ）が８０±５，０.５〜５mmのスリット溝で分割した矩形幅が１〜７mmの範囲がシュラウド温度でのアブレーダブル特性が良好な範囲であることが判明した。
起動停止の熱応力に対する耐久性を評価するため、加熱冷却を繰り返す熱サイクル試験を実施した。試験片の寸法は７５×１４０×３mmで、アブレーダブルメタル層（１mm）、その上にセラミックアブレーダブル層を順次溶射した。セラミックアブレーダブル層は、機械加工にて、表２中の判定が〇の本発明のセラミックアブレーダブルを設けた試験片を用いた。熱サイクル試験（１０００℃×１ｈ⇔冷却）の繰り返し結果、１０００回の試験後、いずれの試験片ともに、剥離等の損傷は認められなかった。比較材として、図２（ａ）に示す公知例のセラミックアブレーダブル層についても同様の熱サイクル試験を実施した。この場合、セラミックアブレーダブル層の断面形状は山型で底面部の寸法が３mm、厚さ（高さ）が２mmであり、６mmピッチである。この試験片では、約２５０回の繰り返しで、セラミックアブレーダブル層の剥離脱落が生じた。
高温での長時間暴露に対する耐久性は、上記の加熱冷却を繰り返す熱サイクル試験（１０００℃で１ｈ保持）で１０００回（１０００ｈ）の耐久性が確認できている。
〔実施例〕
以下に本発明の好適な実施例及びその比較例を説明する。
以下に本発明の好適な実施例及びその比較例を説明する。
本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によって作製したアブレーダブルコーテイングの断面模式図を図１（ｃ）に示す。図６は本実施例で用いたＮｉ基耐熱合金製のシュラウドを示す。寸法は７５×１４５×１８mmである。このシュラウドのホットガスパス面１３に本発明のアブレーダブルコーテイングを設けた。基材上に、アブレーダブルメタル層（１mm）としてＭＣｒＡｌＹ合金を溶射する。溶射方法については、減圧雰囲気中プラズマ溶射、及び高速ガス溶射のいずれでもよい。本実施例では、減圧雰囲気中プラズマ溶射にて、ＣｏＮｉＣｒＡｌＹ合金を溶射した。溶射膜厚さは１.０mmである。溶射条件は、メテコ９ＭＢガンを用い、Ａｒ−Ｈ2ガス，プラズマ出力４０ｋＷ，溶射距離２５０mm，粉末供給量６０ｇ／minで、溶射中の雰囲気圧力は約２００Ｔｏｒｒである。次に、セラミックアブレーダブル層を溶射した。溶射方法については、特に制約はなく、大気中プラズマ溶射，減圧雰囲気中プラズマ溶射，高速ガス溶射等のいずれでもよい。本実施例では、大気中プラズマ溶射にて、ＺｒＯ2−８％Ｙ2Ｏ3とポリエステル粉末との混合粉末を溶射した。溶射膜厚さは１mmである。溶射条件は、メテコ９ＭＢガンを用い、Ｎ2−Ｈ2ガス，プラズマ出力３０ｋＷ，溶射距離１２０mm，粉末供給量３０ｇ／minである。ＺｒＯ2−８％Ｙ2Ｏ3とポリエステル粉末との混合粉末は、ポリエステルが２５％で、溶射被膜の硬さ（ＨＲ１５Ｙ）は７７である。次に、セラミックアブレーダブル層に機械加工にてスリット溝を形成した。スリット溝加工の方法に特に制約はない。本実施例では、ウオータジェット（ＷＪ）法にてスリット溝加工を実施した。ＷＪの条件としては、水媒体でノズル径φ０.２mm，流量０.５Ｌ／min，圧力５０ＭＰａで実施した。スリット溝幅３mm，矩形幅３mm矩形セラミックアブレーダブル層を形成した。断面の形状は図１（ｃ）の台形である。図７（ａ）はスリット加工後のシュラウドのスケッチ図である。動翼の回転方向に直角にスリット溝１４を設けた。図７（ｂ）は４５度方向にスリット溝１５を設けた。スリット溝の方向，形状に特に制約はないが、図７（ａ），（ｂ）に示すような直線描写のスリット溝形状、或いは、曲線形状のスリット溝形状が望ましい。図７（ｂ）と同様なパターンで特許文献１の方法にて、マスキングを用いて、セラミックアブレーダブル層を形成した。この場合、セラミックアブレーダブル層の断面は図２（ａ）のように山型であった。これらの、２種の本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングと１種の公知の方法によるアブレーダブルコーテイングを有したシュラウドを用い、１０００℃、１ｈ加熱保持⇔冷却を繰り返す熱サイクル試験を実施した。その結果、公知の方法によるアブレーダブルコーテイングを有したシュラウドは、約２００回でアブレーダブルコーテイングの一部が剥離脱落した。損傷部の調査の結果、山型の断面のセラミックアブレーダブル層の裾野部分から剥離起点が生じていた。２種の本発明のアブレーダブルコーテイングを有したシュラウドは１０００回の繰り返しでも損傷はなく健全であった。１０００回繰り返し試験後の調査結果、矩形断面のセラミックアブレーダブル層のいずれの部分にも剥離起点等は認められなかった。
本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によって作製したアブレーダブルコーテイングの断面模式図を図３（ａ）〜（ｃ）に示す。図６は本実施例で用いたＮｉ基耐熱合金製のシュラウドを示す。寸法は７５×１４５×１８mmである。このシュラウドのホットガスパス面１３に本発明のアブレーダブルコーテイングを設けた。図３（ａ）は、基材１の上にメタルボンド層３６を設け、その上に矩形断面のセラミックアブレーダブル層３を設けた構成である。この構成では、セラミックアブレーダブル層３のみがアブレーダブル特性を有する。図３（ｂ）は、基材１の上にメタルボンド層３６を設け、その上に遮熱セラミック層３８を設け、その上に矩形断面のセラミックアブレーダブル層３を設けた構成である。この構成では、遮熱特性とアブレーダブル特性の両方の機能がある。図３（ｃ）は基材１の上にメタルボンド層３６を設け、その上に遮熱セラミック層３８を設け、その上にセラミック下地層３９を設け、その上に矩形断面のセラミックアブレーダブル層３を設けた構成である。この構成では、遮熱特性とアブレーダブル特性の両方の機能があり、かつ、遮熱セラミック層３８が例えば緻密な組織の場合、セラミック下地層３９が多孔質なアブレーダブルセラミックと緻密な遮熱セラミック層３８との密着性を強化する機能がある。このセラミック下地層３９は、多孔質なアブレーダブルセラミックと緻密な遮熱セラミック層３８との中間の気孔率を有する。溶射方法については、メタルボンド層３６、セラミックアブレーダブル層３は実施例１と同様である。遮熱セラミック層３８、セラミック下地層３９は溶射方法については、特に制約はなく、大気中プラズマ溶射，減圧雰囲気中プラズマ溶射，高速ガス溶射等のいずれでもよい。本実施例では、大気中プラズマ溶射にて、ＺｒＯ2−８％Ｙ2Ｏ3粉末を溶射した。溶射膜厚さは遮熱セラミック層３８では１mmで、セラミック下地層３９で０.３mmある。溶射条件は、メテコ９ＭＢガンを用い、Ａｒ−Ｈ2ガス，プラズマ出力５０〜７０ｋＷ，溶射距離７０〜１００mm，粉末供給量３０ｇ／minである。溝加工、及び、溝幅、断面形状も実施例1と同様である。
実施例１と同様の１０００℃、１ｈ加熱保持⇔冷却を繰り返す熱サイクル試験を実施した結果、本発明のアブレーダブルコーテイングでは１０００回の繰り返しでも損傷が認められなかった。
実施例１と同様の溶射材料、及び溶射条件で、実施例１に示す図６のシュラウドにメタルアブレーダブルとセラミックアブレーダブルを形成し、機械加工にてスリット溝を形成した。本実施例では、切断砥石を用いて、スリット溝加工を実施した。セラミックアブレーダブル層には、矩形幅が２mmでスリット溝幅２mmの加工を行い、図１（ｂ）の正方形断面の矩形型セラミックアブレーダブル層を形成し、図７（ａ），（ｂ）と同様な形状のスリット溝を形成した。このような実施本発明のアブレーダブルコーテイングに対し、実施例１と同様に特許文献１の方法にて、マスキングを用いて、セラミックアブレーダブル層を形成した。この場合、セラミックアブレーダブル層の断面は図２（ａ）のように山型であった。実施例１と同様の１０００℃、１ｈ加熱保持⇔冷却を繰り返す熱サイクル試験を実施した結果、特許文献１の方法のアブレーダブルコーテイングでは約２００回でアブレーダブルコーテイングの一部が剥離脱落した。一方、本発明のアブレーダブルコーテイングでは１０００回の繰り返しでも損傷が認められなかった。
実施例１と同様の方法で、本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングを作製し、高速回転によるアブレーダブル特性試験を実施した。図８は試験構成図で、試験は、高速回転している試験ロータ２０（φ２００mm）に取り付けた試験翼２１の先端に、トラバース装置２３に取り付けた試験片２２を押しつける。試験翼の翼部は翼長２２mm，翼幅２０mm，翼厚さ６mmで、本発明のアブレーダブルコーテイングを設けた試験片は６０×６０mm，厚さ４０mmの平板である。試験機は、試験片の温度測定用の熱電対２４，歪測定用の歪ゲージ計測線２５、これらの計測線用のスリップリング２６，歪計測部２７，温度計測部２８とで構成される。本発明のアブレーダブルコーテイングは、図７（ｂ）のスリット溝からなるセラミックアブレーダブル層を有する。比較として、実施例１と同様に特許文献１の方法にて、マスキングを用いて、セラミックアブレーダブル層を形成した。この場合、セラミックアブレーダブル層の断面は図２（ａ）のように山型であった。これらの２種のアブレーダブルコーテイングを有する試験片を用いて回転試験を実施した。ロータ回転数が１００００，２００００，３３０００rpmの試験で、本発明のアブレーダブルコーテイングを有する試験片では、試験後アブレーダブルコーテイングの損傷は認められず、セラミックアブレーダブル層には動翼の摺動痕が認められた。動翼先端も、摩耗による損傷がほとんど認められなかった。一方、比較として作製した、山型断面のセラミックアブレーダブル層を有するアブレーダブルコーテイング試験片では、試験後セラミックアブレーダブル層の一部が剥離脱落していた。動翼先端も、摩耗損傷による焼き付きが認められた。
以上の結果、本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングは、回転装置によるアブレーダブル試験で良好なアブレーダブル特性を有することが判った。
実施例１と同様の溶射材料、及び溶射条件で、図９に示すシュラウドに厚さ１mmの下地メタルアブレーダブルと厚さ１mmのセラミックアブレーダブル層を形成し、ＷＪ加工にて実施例１と同様の条件にて、図９中３４で示すスリット溝幅３mm，矩形幅３mm矩形セラミックアブレーダブル層を形成した。矩形セラミックアブレーダブル層の断面形状も実施例１と同様に図１（ｃ）の台形である。本実施例では、下地のアブレーダブルメタル層（図９中３７）とセラミックアブレーダブル層（図９中３４）との間に図９中３６で示すボンド層を設けた。ボンド層はＨＶＯＦ溶射で０.２mm厚さのＣｏＮｉＣｒＡｌＹ合金層である。破線で示した動翼先端（図９中３２）の回転方向（図９中３１）に対して、動翼後縁部と一致する方向の角度の矩形型セラミックアブレーダブル層を設けた。本実施例では、図９中のθで示す角度は６４.５度である。動翼先端の回転方向に対して、動翼後縁部と一致する方向の角度の矩形型セラミックアブレーダブル層を設ける本実施例の効果としては、動翼先端とシュラウドとの間隙において、動翼での仕事量が大きくなる後縁部で矩形型セラミックアブレーダブル層と回転している動翼先端との間隙を少なくでき、効率向上に大きく寄与する。
本実施例の図９中３５はＢ−Ｂ断面で示すように矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分である。ボンド層（図９中３６）、及び下地のアブレーダブルメタル層（図９中３７）はシュラウド本体（図９中３３）の表面に設けている。このように、シュラウド上流側，下流側部分に矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分（図９中３５）を設けるのが、本発明の特徴であり、組み立て時にシュラウドと動翼先端との間隙を精度良く測定するために有効である。矩形型セラミックアブレーダブル層がある場合、凹凸パターンにより、正確な間隙を求めるのが難しい。このような、シュラウド上流側，下流側部分に矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分（図９中３５）を設けるもう一つの特徴は、図９中のＢ−Ｂ断面に示すように、矩形型セラミックアブレーダブル層とシュラウド端部とをずらすことである。矩形型セラミックアブレーダブル層とシュラウド端部とが一致している場合、矩形型セラミックアブレーダブル層とボンド層との境界が１８０度露出し、高温酸化の起点となり易い。一方、図９中のＢ−Ｂ断面に示す構成では矩形型セラミックアブレーダブル層とボンド層との境界の露出が９０度になり、高温酸化の起点となり難く、高温酸化による矩形型セラミックアブレーダブル層のはく離が抑制できる。図９中のＢ−Ｂ断面を形成する方法として、セラミックアブレーダブル層の溶射の際、図９中３５部にマスク等を設け、溶射しない部分を形成する、或いは、全面溶射後、ＷＪ加工にて図９中３５部を除去する手法が挙げられる。本発明の特徴を発揮する上で、いずれの手法でも特に制約はない。
図１０に示す断面形状シュラウドに実施例５と同様に本発明のセラミックアブレーダブルシュラウドを作製した。本実施例のシュラウドでは、シュラウドの機械加工が終了後、セラミックアブレーダブルを設けたため、下地のアブレーダブルメタル層の表面の加工は無く、溶射のままの状態である。その上にセラミックアブレーダブル層を設けた。従って、本実施例では、下地のアブレーダブルメタル層と矩形型セラミックアブレーダブル層との２層構造である。矩形型セラミックアブレーダブル層は図１中（ｇ）の構造である。下地のアブレーダブルメタル層（図１０中４４）は実施例１と同様の溶射で作製し、組成はＮｉＣｏＣｒＡｌＹ合金で、厚さは１mmである。その上に、実施例１と同様の組成の溶射材で、同様の方法にて、１.５mmのセラミックアブレーダブル層を設けた。ＷＪ加工においては、実施例１と同様のＷＪ条件にて溝加工を行うことにより、セラミックアブレーダブル層の厚さが１.５mmであるため、溝加工後、溝部に約０.１mmのセラミックアブレーダブル層が残る構造を形成できる。矩形型セラミックアブレーダブル層の角度は実施例５と同様な考え方で計算し６９度とした。また、シュラウド上流側，下流側部分に実施例５と同様に本発明の特徴である矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分（図１０中４４）を設けた。その製造方法、及び効果は実施例５と同様である。
本発明の実施例５と実施例６で作製した本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングを有する図９と図１０のシュラウドを図１１に示す８０ＭＷ級ガスタービンに用いた。図１１において、５１が圧縮機、５２が燃焼器、５３がタービン部（静翼，動翼等）、５４が排気部である。図９の本発明のアブレーダブルシュラウドは図１１中のＡ部の拡大図の６１の初段シュラウドに、図１０の本発明のアブレーダブルシュラウドを図１１中Ａ部の拡大図の６２の２段シュラウドに用いた。図１１中Ａ部の拡大図において、６３が初段動翼、６４が２段動翼で、これらの動翼は６５のデイスクに取り付けられている。高温燃焼ガスは６８の燃焼器トラジッションピースから６６の初段静翼、６３の初段動翼、６７の２段静翼、６４の２段動翼と流れていき、動翼で回転エネルギーに変換される。
図１１に示す本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングを有する図９と図１０のシュラウドを用いたガスタービンの試運転の結果、初段動翼と初段シュラウドとの間隙、及び、２段動翼と２段シュラウドとの間隙を最小に設定することができ、発電端効率向上として約１％が得られることが明らかになった。
１ 基材
２ アブレーダブルメタル層
３ セラミックアブレーダブル層
４ スリット溝
５ スリット溝幅
６ セラミックアブレーダブル層の幅（矩形幅）
７ マスキング
８ 高出力大型ガン
９ 低出力小型ガン
１０ リング材
１１ バー材
１２ ヒータ
１３ シュラウドのホットガスパス面
１４ スリット溝（直線）
１５ スリット溝（直交）
２０ 試験ロータ
２１ 試験翼
２２ 試験片
２３ トラバース装置
２４ 熱電対
２５ 歪ゲージ計測線
２６ スリップリング
２７ 歪計測部
２８ 温度計測部
３１ 動翼の回転方向
３２ 動翼先端の位置
３３，４１ シュラウド本体（基材）
３４，４２ 矩形型セラミックアブレーダブル層
３５，４４ 矩形型セラミックアブレーダブル層の無い部分
３６ ボンド層
３７，４３ 下地のアブレーダブルメタル層
３８ 遮熱セラミック層
３９ セラミック下地層
５１ 圧縮機
５２ 燃焼器
５３ タービン部（静翼，動翼等）
５４ 排気部
６１ 初段シュラウド
６２ ２段シュラウド
６３，６６ 初段静翼
６４，６７ ２段静翼
６５ デイスク
６８ 燃焼器トラジッションピース
２ アブレーダブルメタル層
３ セラミックアブレーダブル層
４ スリット溝
５ スリット溝幅
６ セラミックアブレーダブル層の幅（矩形幅）
７ マスキング
８ 高出力大型ガン
９ 低出力小型ガン
１０ リング材
１１ バー材
１２ ヒータ
１３ シュラウドのホットガスパス面
１４ スリット溝（直線）
１５ スリット溝（直交）
２０ 試験ロータ
２１ 試験翼
２２ 試験片
２３ トラバース装置
２４ 熱電対
２５ 歪ゲージ計測線
２６ スリップリング
２７ 歪計測部
２８ 温度計測部
３１ 動翼の回転方向
３２ 動翼先端の位置
３３，４１ シュラウド本体（基材）
３４，４２ 矩形型セラミックアブレーダブル層
３５，４４ 矩形型セラミックアブレーダブル層の無い部分
３６ ボンド層
３７，４３ 下地のアブレーダブルメタル層
３８ 遮熱セラミック層
３９ セラミック下地層
５１ 圧縮機
５２ 燃焼器
５３ タービン部（静翼，動翼等）
５４ 排気部
６１ 初段シュラウド
６２ ２段シュラウド
６３，６６ 初段静翼
６４，６７ ２段静翼
６５ デイスク
６８ 燃焼器トラジッションピース
Claims (8)
- ガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面にセラミックアブレーダブルコーテイングを配置したガスタービン用シュラウドであって、
前記セラミックアブレーダブルコーテイングが、基材上に配置された遮熱セラミック層と、前記遮熱セラミック層上に配置され、スリット溝が形成されたセラミックアブレーダブル層とを備え、
前記基材と前記遮熱セラミック層との間に配置されたメタルボンド層と、
前記遮熱セラミック層と前記セラミックアブレーダブル層との間に配置されたセラミック下地層とを有し、
前記遮熱セラミック層、前記セラミック下地層、前記セラミックアブレーダブル層の順で気孔率が高くなることを特徴とするガスタービン用シュラウド。 - 請求項１に記載のガスタービン用シュラウドであって、
前記セラミックアブレーダブル層は、ロックウエルスーパフイシャル硬さ（ＨＲ１５Ｙ）が８０±５であることを特徴とするガスタービン用シュラウド。 - ガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面にセラミックアブレーダブルコーテイングを配置したガスタービン用シュラウドであって、
前記セラミックアブレーダブルコーテイングが、基材上に配置された遮熱セラミック層と、前記遮熱セラミック層上に配置され、スリット溝が形成されたセラミックアブレーダブル層とを備え、
前記基材と前記遮熱セラミック層との間に配置されたメタルボンド層と、
前記遮熱セラミック層と前記セラミックアブレーダブル層との間に配置されたセラミック下地層とを有し、
前記セラミックアブレーダブル層は、ロックウエルスーパフイシャル硬さ（ＨＲ１５Ｙ）が８０±５であることを特徴とするガスタービン用シュラウド。 - 請求項１乃至３のいずれか１項に記載のガスタービン用シュラウドであって、
前記スリット溝の少なくとも一部は、溝底部に前記セラミックアブレーダブル層が残存していることを特徴とするガスタービン用シュラウド。 - ガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面にセラミックアブレーダブルコーテイングを配置したガスタービン用シュラウドであって、
前記セラミックアブレーダブルコーテイングが、基材上に配置された遮熱セラミック層と、前記遮熱セラミック層上に配置され、スリット溝が形成されたセラミックアブレーダブル層とを備え、
前記スリット溝の少なくとも一部は、溝底部に前記セラミックアブレーダブル層が残存しており、
前記セラミックアブレーダブル層は、ロックウエルスーパフイシャル硬さ（ＨＲ１５Ｙ）が８０±５であることを特徴とするガスタービン用シュラウド。 - 請求項１乃至５のいずれか１項に記載のガスタービン用シュラウドであって、
前記スリット溝で分断されたセラミックアブレーダブル層の断面形状が矩形もしくは台形であることを特徴とするガスタービン用シュラウド。 - 請求項１乃至６のいずれか１項に記載のガスタービン用シュラウドであって、
スリット溝の幅が０.５〜５mm、およびセラミックアブレーダブル層の幅が１〜７mmであることを特徴とするガスタービン用シュラウド用シュラウド。 - 請求項１乃至７のいずれか１項に記載のガスタービン用シュラウドを備えたことを特徴とするガスタービン。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2014113185A JP5923134B2 (ja) | 2010-09-28 | 2014-05-30 | セラミックアブレーダブルコーテイングを有するガスタービン用シュラウド |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
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