JPH025717B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は単結晶金属部品内の結晶方位に係り、
一層詳細には、［001］一次結晶方位を有する単結
晶ガスタービンブレード内の二次結晶方位に係
る。 一般にタービンエーロフオイルとも呼ばれるタ
ービンブレードは最近のガスタービンの最も技術
的に高度で且高価な要素である。タービンブレー
ドはタービンデイスクに取付けられて、1500℃ま
たはそれ以上の温度のガス流の中を高速度で回転
する。 空冷ガスタービンエーロフオイルを設計するに
当つては、最初に空気力学的形状またはエーロフ
オイルが選定される。次に、エーロフオイルの材
料及び内部機械的形状が選定されなければなら
ず、この選定は製造が容易なように行われなけれ
ばならない。空冷は材料をその有用な強度範囲内
に保つのに充分なように行われなければならな
い。ガスタービン内のブレードのエーロフオイル
は、その周縁の回りでまたその長手方向に沿い時
間と共に変動する熱流に曝されている。従つて、
不均等な加熱によるエーロフオイル内の不均等な
温度分布が空冷により均等化されなければならな
い。しかし、特に第一段のタービンブレードで
は、冷却空気の量を過大にすると熱力学的に著し
い不利を生じる。エーロフオイル内に等温条件を
得ることが空冷の主な目的であるが、加熱負荷が
大きく変化するために、その目的を達成し得な
い。その結果として生ずる温度差とガスタービン
の始動及び停止の際に生ずる温度差とにより熱歪
が生ずる。従つて、ガスタービン部品に於ける熱
歪分布は非常に複雑である。加えて、デイクスに
取付けられたブレードがエンジンの主軸の周りに
回転することにより、定常的にも振動的にも機械
的負荷が変動する。機械的及び熱的負荷の組合せ
により最も有害な温度及び主歪は前縁に生ずる。
従つて、多結晶質等軸ガスタービンブレード内の
主故障モードはｚ軸方向に対して垂直なひび割れ
によるものである。エーロフオイルの長手方向に
対して垂直なひび割れを生ずる歪に加えて、外部
熱流及び内部空気冷却による他の熱勾配がｚ軸方
向に対して垂直なｘ−ｙ平面に沿う二次歪を生ず
る。従つて、エーロフオイルの長手方向に対して
実質的に平行なひび割れの源も存在する。 従来使用されている大抵の超合金ガスタービン
ブレードは等方性を有するものであつた。即ち、
一般的に多結晶質で等軸の結晶構造を有する材料
から形成されていた。結晶は通常の凝固過程の自
然の結果として不規則な方位に向けられている。
従つて、等軸ブレードは測定される方向に従つて
変化しない特性を有する。ここ十年来、方向性凝
固が商業的な過程となつてきた。使用される最初
の材料、そして現在最も一般的な材料、は米国特
許第3620505号に開示されているような柱状晶材
料である。ニツケルを主成分とする面心立方結晶
超合金、例えば合金MAR Ｍ−200＋HF（重量百
分率で9Cr、10C₀、2Ti、5Al、12.5W、2Hf、
1Cb、0.11C、0.015B、残部Ni）が最も一般的な
方向性凝固過程で鋳造されるならば、多数の多結
晶質柱状晶が生ずる。ニツケルを主成分とする材
料内の各柱状晶は、特別な制御をしなくてもその
［001］結晶軸が凝固成長方向と揃うという特徴が
ある。 柱状晶ガスタービンエーロフオイルが鋳造され
る時ｚ軸向に対して横方向のひび割れを減ずるた
め、［001］結晶軸がエーロフオイル部分の長手方
向（ｚ）軸方向に揃えられることが最も多い。そ
れによりエーロフオイルの臨界的な前縁領域に良
好なクリープ寿命及び熱疲労耐性が得られる。し
かし、隣接する結晶柱の［001］結晶軸は一致し
ているが、ｚ軸方向に対して垂直なｘ−ｙ平面内
にある結晶軸は結晶毎に不規則な方向を向いてい
る。従つて、柱状晶部品ではｚ軸方向の第一の組
の特性及びｚ軸方向に対して垂直なｘ−ｙ平面内
の第二の組の特性が存在する。垂直ｘ−ｙ平面内
では、それらの成長軸の周りの結晶の不規則な方
位のために、等方性が存在する。従つて、柱状晶
材料は二重不等方性であり、またこの材料から製
作された部品はｚ軸方向に沿う熱疲労に対しては
大きな耐性を有するが、ｘ−ｙ平面内の特性は通
常の等軸材料に比べて実質的に変更されない。 方向性凝固タービンブレード材料の最も進歩し
た形態は米国特許第3494709号に開示されている
ように単一柱状晶により形成されたものである。
単結晶部品を製造するための好ましい方法は、凝
固多結晶質柱状晶鋳造から結晶性の一つを選択す
る特別な形状のモールドを使用し、それにより得
られた結晶柱を所望の部品に成長させる方法であ
る。 単結晶ニツケル合金エーロフオイルがこのよう
にして製造される時、［001］結晶軸は米国特許第
3494709号に開示されているようにｚ軸方向に対
して20゜以内にあるようにされることが好ましい。
ｚ軸方向の結晶方位は一次結晶方位と呼ばれる。
他の一次結晶方位も可能ではあるが、［001］結晶
方位が最良のｚ軸方向熱疲労耐性を得るのに好ま
しい。この選択に至る考察及び材料挙動はB.H.
Kear及びB.J.Piearceyによる文献“Tensile and
Creep Properties of Single Crystals of the
Nickel Base Superalloy MAR Ｍ−200”
Transactions of the American Institute of
Metallurgical Engineers、第239巻、第1209〜15
頁（1967年）に記載されている。 しかし、［001］一次結晶方位を有する面心立方
結晶の単結晶ニツケル合金で製作された部品に対
しては、ｘ−ｙ平面内の特性に不等方性が存在す
ることが見出されている。例えば、弾性率が
［011］方向では［001］方向に比べて28％大きい。
従つて、［011］、［001］及び［111］軸に沿う特性
が異なるので、単結晶材料は三重の不等方性を有
する。 Piearceyの一般的な方法に従つて製作された
部品は変化する二次結晶方位を有する。即ち、ｚ
軸方向に対して垂直なｘ−ｙ平面内の［100］結
晶方位の角度は部品毎に不規則に変化する。従つ
て、ｚ軸と方向が揃つていない方向の機械的挙動
は部品毎に変化し、また部品の耐久性も変化し得
る。ｘ−ｙ平面内の二次歪は大抵の等軸晶または
柱状晶エーロフオイルに於て次の二つの理由で特
に有意義ではなかつた。第一の理由は二次歪はｚ
軸に沿う一次歪に比べて比較的小さいことであ
る。第二の理由は、従来の材料は何れもｘ−ｙ平
面内で等方性を有することである。それにも拘ら
ず二次歪は、以前の柱状晶MAR Ｍ−200合金エ
ーロフオイルの結晶粒界ひび割れにより示された
ような結果を招く。続いて、一般的なｘ−ｙ平面
強度を改善し且二次ひび割れを減ずるため合金に
添加がなされた。これについては米国特許第
3700933号及び同第3711337号を参照されたい。さ
て、単結晶タービンブレードを実際に使用するさ
いに、ｚ軸に沿うひび割れが観察されてきた。タ
ービンブレードの寿命を改善するためにはこのひ
び割れが減ぜられなければならない。 本発明の目的は、高い熱疲労耐性が得られるよ
うな二次結晶方位を有する面心立方結晶構造金属
から製作された単結晶部品を提供することであ
る。 本発明によれば、単結晶部品は［001］結晶軸
がｚ軸に対してほぼ平行になるような一次結晶方
位を有する。ｚ軸に沿つて走る熱疲労ひび割れに
対する耐性は、ひび割れが予想される表面への接
線と［110］結晶軸とが近似的に一致するように
ｚ軸に対する［100］結晶軸の方向が制御される
時に改善される。 ガスタービンエンジンに通常使用されている超
合金ブレードでは、熱疲労ひび割れを生じ易い主
領域はエーロフオイルスパンの40〜80％の間のエ
ーロフオイルの凸面または吸込側にある。従つ
て、［110］結晶軸はこの領域内の表面への接線と
方向を揃えられている。エーロフオイル上でその
接線と［110］結晶軸とが一致せしめられる位置
は、一層詳細には最も好ましい実施例についての
以下の説明（その中で用語についても説明する）
中に示されているように、エーロフオイルの寸法
及び軸線方向に関係して定められ得る。 ガスタービンブレードを含む本発明の一つの実
施例では、［100］結晶軸はｙ軸の約−10゜及び＋
30゜の回転角度内に位置するようにされている。
一層好ましくは、［100］結晶軸は＋0゜と20゜との
間に位置する。本発明を応用する方法では、最良
の二次結晶方位（試験結果により経験的に修正さ
れる）は三次元有限要素熱−弾性解析を行うこと
によつて求められる。単結晶の試験から得られた
データ及び破壊力学から疲労耐性を改善するため
の結晶方位を示すアルゴリズムが得られる。この
アルゴリズムには局部的不等方性損傷パラメータ
が含まれている。 ニツケル超合金から製作された中空空冷ガスタ
ービンブレード用としての本発明の好ましい実施
例を説明する。しかし、本発明は材料の疲労を招
く厳しい定常的及び周期的な温度及び機械的応力
に曝されるガスタービンベーン及び他の機械部品
にも同様に有用である。 最初に第１図を参照することにより、本発明を
一層良く理解することができよう。第１図にはニ
ツケル及び他の幾つかの金属例えばアルミニウ
ム、銅など面心立方結晶の八面体単位格子に対す
る通常のミラー指数が示されており、主軸が記入
されている。立方晶系では、任意の二つの直交軸
例えば［100］及び［001］の距離で方位を指定す
ることにより結晶の方位が完全に定められる。対
称性が存在するために、結晶内には他の種々の等
価な方向がある。従つて、以下の説明で特定の指
数［PGR］は等価な方向＜PGR＞の全て組を代
表するものとする。 特性は面心立方結晶内の方位によつて変化す
る。第１図を参照すると、［010］軸は［001］軸
と同一の特性により特徴付けられている。［100］
及び［010］軸の平面内には［110］軸が［100］
軸に対して45゜の角度をなして位置している。本
発明では、物品はそのｚ軸の約20゜内の特定の一
次結晶方位に強制された［001］軸を有する。従
つて、［001］軸と直交する他の結晶軸［100］、
［110］及び［010］をどのような方向に向けるか
が問題の焦点となる。部品内の結晶方位及び他の
軸、例えば図面に示されている［111］及び
［PQR］の位置は［001］軸の指定と組合せて直
交軸の何れか一つの空間方位を指定することによ
り完全に定められ得る。 便宜上、ここでは軸［100］、［110］及び［010］
を“二次軸”と呼び、また部品の軸（ｘ、ｙ及び
ｚ）に対するそれらの方位を“二次結晶方位”と
呼ぶことにする。二次結晶方位を定めるための基
準として用いられている軸はここでは［100］軸
である。しかし、結晶構造により固定されている
軸であれば、他の任意の軸を基準にとつても良い
ことは明らかである。 等軸多結晶は通常の鋳造材料の特徴的な結晶構
造である。第２図に立方体の部分により示されて
いるように、この構造は多くの不規則な方向を向
いた小さな単結晶２５（しばしば“グレイン”と
呼ばれる）からなつている。従つて、等軸の材料
は全ての方向に等しい特性を有する。それは等方
性である。 第３図には、多数の柱状晶２６を有する方向性
凝固多結晶の構造が示されている。ニツケルを主
成分とする合金の凝固の性質として、［001］方向
は、接種添加または他の特別な方法が用いられな
い限り、本質的に凝固の方向に沿つている。従つ
て、個々の柱状晶のの［001］軸が揃つている方
向に改善された一組の特性が得られる。柱状晶の
長手方向に対して垂直な平面内では二次結晶方位
は不規則に変化する。従つて、材料は互いに異る
二組の機械的特性、即ち長手方向の第一の組の特
性及びそれに対して横方向の第二の組の特性を有
することになる。この材料は横方向に等方性であ
ると呼ばれる。 第４図に示されているように、単結晶部品の構
造は三重の不等方性を生ずるような構造である。
部品の特性は、単結晶軸が部品の軸に対してどの
ような方向を向いてかに関係する。 鋳造超合金は高い温度（約650℃）で使用する
のに特に適した金属である。単結晶ブレードは、
前記のMAR Ｍ−200形材料及び等軸晶及び柱状
晶鋳造にこれまで用いられた他の合金から得られ
るものを含めて種々の超合金から製作され得る。
しかし、本発明の最良の実施例では、米国特許第
4116723号及び第4209348号に記載されているよう
単結晶用として特に開発された新規なニツケル合
金が用いられる。上記両特許の内容を参照により
ここに組入れたものとする。一般に、これらの新
規なガンマ−ガンマ・プライム超合金は従来のも
のに比べて化学的に一層簡単であり且動作温度が
一層高い。しかし、本発明がニツケル合金だけで
なくコバルト、鉄及び他の金属の面心立方結晶構
造合金にも有効であることは理解されよう。 本発明の理解に必要なタービンブレードの軸及
び用語について第５図により説明する。ガスター
ビンのタービンデイスク３５にブレード２９が取
付けられている。周知のように、エーロフオイル
は互いに直交するｘ、ｙ及びｚ軸上で三次元の形
状をなしている。これらの軸の基準は、ブレード
が取付けられるエンジンデイスク３５の軸として
第６図に示されているガスタービンエンジンの軸
である。ｙ軸はデイスクが回転するエンジンの中
心軸線ｃ−ｃに対して平行である。ｚ軸はエンジ
ンの直径Ｄと一致している。ｘ軸はｚ軸及びｙ軸
の双方に対して直交している。平らな横断面間の
位置を指定するのに通常用いられる基準線である
スタツキング線はｚ軸に沿つている。 再び第５図を参照すると、ブレード２９はデイ
スクに取付けられる根元部分３７とガスにより衝
突されるエーロフオイル部分３９とを有する。エ
ーロフオイルは圧力側とも呼ばれる凹面側３２と
吸込側とも呼ばれる凸面側３４とを有する。エー
ロフオイルの根元にはエーロフオイルに対してほ
ぼ横方向に延びるプラツトフオーム３１が形成さ
れている。作動中、前縁領域３０はエーロフオイ
ルが高温ガスにより衝突されるにつれて加熱され
る。後縁領域４４も、この領域では冷却が困難で
あるために、エーロフオイルの大部分を占める他
の部分に比べて高温になる。エーロフオイルの
“スパン”はプラツトフオーム３１の上面と先端
との間のｚ軸方向の間隔である。スパンに沿う位
置は、プラツトホームの上面を０％としまた先端
３３を100％とする上記間隔の％により指定され
る。第７図は第５図中のブレードエーロフオイル
部分の横断面図である。プラツトホーム３１は図
示されているが、内部エーロフオイル構造は図面
を簡単にするため図示を省略されている。通常の
ように、プラツトホーム３１の前縁４５はｘ軸と
方向を揃えられている。エーロフオイル横断面の
中心線、即ち凹面３２及び凸面３４から等間隔の
仮想線が中心キヤンバ線４６である。中心キヤン
バ線と前縁面との交点及び中心キヤンバ線と後縁
面との交点を結ぶ直線が翼弦線４８である。仮想
線５０は後縁に於ける中心キヤンバ線への接線で
あり、他の仮想線５２は前縁に於ける中心キヤン
バ線への接線である。これらの仮想線は角度α′を
なして交わつている。エーロフオイルの湾曲角を
示すこの角度α′はキヤンバの一つの尺度である。
ｚ軸スタツキング線とｘ−ｙ平面との交わりであ
るスタツキング点は参照符号５１を付して示され
ている。前縁３０とできる限り一致するように描
かれた仮想円５４の半径によつて前縁の公称半径
が定義される。円５４の一つの直径５６は中心キ
ヤンバ線に対する法線である。これについては後
でまた説明する。 勿論、製造の不完全さ、摩耗及び特殊な設計上
の考慮から、前縁は正確な円弧ではない形状を有
する場合もある。しかし、その場合にも、前縁の
公称半径を定める目的で、前縁の輪郭と実質的に
一致するような仮想円を描くことができる。 ここで用いられている用語“前縁”は前縁仮想
円の付近でブレードの最も前方の部分に位置する
領域を指している。中心キヤンバ線と前縁面との
交わりがここでは“前縁線”と呼ばれている。同
様な用語が後縁に対しても用いられている。 以下に説明するように、［001］結晶軸はｚ軸に
対して20゜以内に方向を揃えられている。従つて、
［001］は一次結晶方位である。二次結晶方位を定
める方法は、第８図即ちエーロフオイルのｘ−ｙ
横断面図により示されている。ｚ軸はスタツキン
グ点５１により示されている。［100］結晶軸とｙ
軸との間の角度αが二次結晶方位を定めるのに用
いられている。角度αは、「001」軸がｚ軸方向と
は完全に一致していない場合にはｙ軸とｘ−ｙ平
面への［100］軸の投影線との間の角度である。
エーロフオイルの表面上の任意の点５８でその点
に於ける表面への接線６０と［001］軸とがなす
角度をψとする。こうして角度αは部品内の二次
結晶方位を定める。角度ψは、［001］軸に沿う部
品内の特性を基準にして表面上の点に於けるｘ−
ｙ平面内の特性及び結晶方位を定めることを可能
にする。図面で＋の角度は反時計廻り方向に示さ
れている。−の角度は時計廻りの方向に示されて
いる。当業者に明らかなように、四重の対称性が
存在し、α＝90゜はα＝0゜と同一である。しかし、
エーロフオイル形状の非対称性のために、＋のα
角度は−のα角度の鏡面反射ではない。従つてα
は０〜90゜の間の＋の角度により定めることにす
る。 エンジンの作動中、エンジンの動力レベルが変
更されるにつれて、ブレードは交互に加熱及び冷
却される。そのため、材料が温度の異る領域で異
る膨張をしようとするので熱歪が生じる。過酷な
熱的及び機械的歪により通常の等方性ブレードで
は前縁に沿いｘ−ｙ平面内にひび割れが生じ易
い。［001］結晶方位は熱疲労耐性を得るのに特に
適しているので、この結晶方位が単結晶ブレード
内のｚ軸とほぼ方向を揃えられている。本発明で
は、この結晶方位がｚ軸に対して20゜以内に方向
を揃えられている。しかし、一層正確に方向を揃
えるほど、一層良好な結果が得られる。 熱歪は以下に第９図により説明する原因によつ
ても生ずる。第９図には、第５図中のブレードの
エーロフオイル部分３９の横断面が示されてい
る。エーロフオイルは中空であり、典型的に0.1
mmのオーダの薄い吸込及び圧力側の壁３５，３
５′を有する。筒形構造３６がエーロフオイルの
ｚ軸に沿つて延びている。冷却空気はその中心通
路３８に沿つて進み、ポート４０から吐出され、
それによりエーロフオイルの内面４２に衝突す
る。冷却空気の流れは、熱負荷の高いエーロフオ
イルの領域、即ち前縁領域に向けられている。内
面を流れた後、空気は後縁４４に於けるスロツト
４３を通じて吐出される。設計の異るブレード内
でも、実質的に類似の内部構造により実質的に同
一冷却効果が得られる。加熱は前縁３０の外面に
於てガス流により集中的に行われる。従つて、熱
が冷却空気により運び去られるにつれて、エーロ
フオイルの壁を通じて熱勾配が生じる。加えて、
エーロフオイルの壁の長手方向に沿い前縁から圧
力側及び吸込側のエーロフオイル壁のボデー部分
３５，３５′を経て後縁に至る熱勾配が存在しな
いことはまれである。加熱及び冷却の際、前縁及
び後縁はボデーよりも速く極限点に達しようとす
る。こうして、エーロフオイル横断面が不均等に
膨張しようとするにつれて、損傷歪がｘ−ｙ平面
内に生ずる。加えて、スパンに沿う一つのと他の
平面との温度の差によつても歪が生ずる。最終的
に、ｚ軸に対してほぼ平行な疲労ひび割れが生ず
る。このようなひび割れはエーロフオイルのスパ
ンに沿つているので、一般に“スパン方向ひび割
れ”と呼ばれており、ｚ軸に沿う歪により前縁の
表面で生ずるｘ−ｙ平面内の“翼弦方向ひび割
れ”と対比されている。熱歪に起因するひび割れ
による部品の故障は歪の大きさと材料が歪に耐え
る能力とに関係する。一般に、高い温度では、材
料が歪に耐える能力は減ずる。熱歪とその影響を
大きくする高温度との組合せに起因するひび割れ
をここでは、熱的に誘発される故障と呼ぶ。典型
的なブレードでは、スパン方向のひび割れは前縁
の後方領域及び前縁の直後のボデー部分（第９図
中に文字Ｓ及びＰを付した括弧により示されてい
る。）にほぼ集中している。経験的に、これらの
領域が臨界的領域とされている。 第５図に示されているものと類似のガスタービ
ンブレードに対して以上に記載した熱流及び温度
はｚ軸に沿う横断面位置に従つて変化する。最近
のガスタービンの環状ガス流路では最も過酷な熱
流及びその結果としての熱的ひび割れはスパンの
約40〜80％一層詳細には50〜70％の位置に集中し
て生ずる傾向がある。下記のような解析を行う
時、スパンの50％の位置に最も注意が向けられる
のが通常である。しかし、例えばスパンの60％の
位置が一層ひび割れを生じ易い位置として解析に
用いられることもある。50％と60％との間のスパ
ン横断面の幾何学的の差は通常僅かである。これ
らの及び他の種々の単純化及び仮定は、タービン
ブレード解析の分野の当業者により良く知られて
いるように、解析結果の一般的な有効性に実質的
に影響しない。 要約すると、ブレード内の臨界的な領域は第９
図にＳ及びＰで示されているｘ−ｙ平面内の表面
位置であり、ｚ軸方向にはスパンの40〜80％の間
に位置する。これらの領域は、第１６図のブレー
ドの斜視図に示されている。第１６図については
後でまた説明する。 一つの点に於ける歪範囲がその点に於ける結晶
方位により変化することが熱疲労寿命の最適化を
複雑にする理由の一つであることは理解されよ
う。これは部分的には結晶方位による弾性率の変
化の反映である。従つて、等方性材料特性を用い
て熱的−機械的損傷が最大となる点を計算し、次
いでこれらの点に於ける“主歪方向と一致する良
好な”二次結晶方位／特性を得ることは容易なこ
とではない。このような過程による場合には、ど
こか他の場所に早期故障を生じ易い。何故なら
ば、等方性材料により得られる“平均的な”結晶
方位／特性に比べて不等方性結晶構造では“良好
でない”結晶方位／特性を有する場所が生じ、そ
の場所で歪が一層臨界的になるからである。 本発明は多年に亙る一連の実験的及び解析的検
討の結果に基いている。熱的−機械的疲労
（TMF）試験を含めて、ニツケル及びコバルトを
主成分とする幾つかの超合金のひび割れ伝播挙動
を知るための実験が行われた。試験は理想化され
たサイクルを模擬する温度及び歪サイクル条件、
即ちエーロフオイルの局部化された領域が実際の
使用中に曝される条件（ミツシヨンサイクル）を
模擬する条件で行われた。そして歪伝播が測定さ
れた。得られた結果は次のような簡単なベキ乗関
係に従うことが見出された。 da／ｄ Ｎ＝Ｃ（ΔK〓）ⁿ (1) ここに ａ＝ひび割れの長さ Ｎ＝サイクル（TMFサイクル） Ｃ、ｎ＝TMFサイクルの形式に関係する経験的
定数 ΔKε＝Δε・Ｆ(g)＝歪強度フアクタ Δε＝歪範囲 Ｆ(g)＝材料内で観察されるひび割れの幾何学的形
状ｇの経験的関数 C.A.Rau他により報告された“Thermal−
Mechanical Fatigue Crack Propagation in
Nickel and Cobalt Base Superalloys Under
Various Strain−Temperature Cycles”、
Amer.Soc.Testing and Methods STP−520、
第166〜178頁（1973年）を参照されたい。寿命予
測法は、歪強度フアクタの関数としてのひび割れ
伝播データを用いて、フイルム冷却タービンエー
ロフオイル構造に対して破壊力学の手法に基いて
確立されている。A.E.Gemma及びJ.S.Phillips
“The Application of Fracture Mechanics to
Life Predection of Cooling Hole
Configuration in Thermal−Mechanical
Fatigue”、Engineering Fracture Mechanics、
V9、第25〜36頁（1977年）を参照されたい。 スパン方向のひび割れは、以前の柱状晶合金エ
ーロフオイルでは、特軸晶合金から製作された同
様なエーロフオイルに比べて著しく生じ易いこと
が見出された。柱状晶合金MAR Ｍ−200の中空
円筒のひび割れ伝播速度が単軸歪によりどのよう
に変化するかを知るためのデータが実験により収
集された。膨大なデータの解析により、ひび割れ
の成長は正規化された弾性率と相関を有すること
が明らかになつた。即ち、ひび割れ成長挙動は次
式により表された。 da／ｄ Ｎ＝Ｃ（λ・ΔK〓）ⁿ (2) ここに λ＝E〓／E_lまた０θ90゜ (3) E〓＝負荷方向の弾性率 E_l＝結晶成長方向に沿う弾性率 θ＝負荷方向と［001］結晶軸との間の角度 ｌ＝結晶成長方向［001］ 式(2)によりひび割れ成長速度を遅くし得ること
が見出された。こうして、或る最大ひび割れ寸法
が生ずるまでの試料の寿命が予測された。 A.E.Gemma他“Thermomechanical Fatigue
Crack Propagation in an Anisotropic
（Directionally Solidified）Nickel Base
Superalloy”Amer.Soc.for Testing and
Methods STP−612、第199〜213頁（1977年）
を参照されたい。Bizon他“Effect of Grain
Orientation and Coating on Thermal Fatigue
Resistance of ａ Directionally Solidified
Superalloy（MAR−Ｍ 247）“Nat.Aero.＆
Space Adm.Tech.Memo 79129（1979年４月）及
びP.K.Wright及びA.F.Anderson“The Influence
of Orientation on the Fatigue of
Directionally Solidified Superalloys”
Materials Technology、第31〜35頁を参照され
たい。後者の文献は、種々の方向に歪を受ける柱
状晶ニツケル合金部品の疲労寿命がその方向の弾
性率の関数であることを示しており、ASTM
STP−612の文献に示されている知見を裏付けし
ている。 上記の情報は単結晶部品の破壊力学的解析に対
する基礎、従つてまた本発明の基礎となつた。
種々の単一結晶方位を有し単軸歪を受ける中空の
円筒が、ひび割れ伝播データを得るため種々の
TMF条件の下で試験された。第１０図は、最大
引張歪がサイクルの最小温度で生じ、最大圧縮歪
がサイクルの最大温度で生ずる場合について475
〜1150℃の範囲でのデータを示し、横軸の角度θ
は歪方向と［001］と軸との間の角度を表してい
る。角度θが20゜を越えて増大するにつれて、寿
命は実質的に低下すること、また前記のように一
次結晶方位として［001］を選定するという結論
が得られることが解る。ｚ軸に実質的に沿う
［001］軸が、TMF故障を生じ易い非常に高い温
度で作動する大抵のタービンブレードに対して最
良である。（しかし、他の故障モードで故障し易
いブレードでは他の結晶方位が最良であるという
結論も得られる。） 試験結果から、結晶内のひび割れの方向に従つ
て温度依存性ひび割れ成長挙動を示すのに次式の
ベキ乗関係が用いられ得ることが見出された。 da／ｄ Ｎ＝A₁exp（A₂T）（λ・ΔK₂）^A3 (4) ここに A₁、A₂、A₃：経験的定数 Ｔ＝最大サイクル温度 λ＝E[_lno];〓;〓／E[₀₀₁];〓₌₀;〓 また、ここでE[₀₀₁];〓₌₀;〓及び
E[_lno];〓;〓はそれぞれ結晶軸［001］及び
［lmn］に結び付けられる弾性率であり、ｌ、ｍ
及びｎは関心のある結晶軸の座標であり、また
０、０及び１は選択された基準軸の座標である。
α及びψは第８図に示されているエーロフオイル
の角度であり、また後で説明するような意味をも
有する。付録には、如何にして局部弾性率がエー
ロフオイル表面上の任意の位置で求められ得るか
が詳細に示されている。図面に示されているよう
な横断面を有し［001］一次結晶方位を有する中
空ブレードで単結晶の効果が解析的に評価され
た。三次元有限要素熱−弾性解析がPratt＆
Whitney JT9D−7R4ガスタービンの空気衝突に
より冷却される第一段タービンブレードに対して
行われた。ブレードは米国特許第4209348号に好
ましい合金として記載されている合金で製作され
た。ブレードのエーロフオイルは約10cmのｚ方向
（スパン方向）長さ、約3.2mmの前縁円直径、50〜
70％スパン領域内での約３cmの翼弦長さ、約1.3
mmの壁厚、約86゜のキヤンバ角度α′及び約64゜の迎
え角を有する。ブレードの実際の使用条件と同じ
温度及び歪が用いられた。材料のTMF挙動及び
熱−物理的特性は以前に行われた試験から知られ
た。部品寿命が最も制限される部分として40〜80
％スパン領域内の部分に注意が向けられた。説明
を簡単にするため、以下では50％スパン領域内の
部分に於けるデータを挙げるが、本発明を用いて
エーロフオイルの全ての部分が評価され得ること
は理解されよう。 一連の解析がα＝21.5、45、67゜などの角度に
対して実行された。第１１図には、スパン方向の
ひび割れを生じさせる翼弦方向の歪範囲が、前縁
中心線から測つたエーロフオイルの表面の周りの
種々の節点（2S、3S、1P、2Pなど）に於ける二
次結晶方位により如何に変化するかが示されてい
る。ピーク（−）歪が圧力面及び吸込面の双方の
前縁のすぐ後方の領域で生ずることが解る。ま
た、これらの領域（即ちスパン方向のひび割れを
生じ易い領域）では、温度が平均的に高く且鋭い
勾配を有することが解る。最大歪の正確な位置及
び大きさは角度αにより変化することが解る。勿
論、ブレードの寿命は温度及び歪の影響と他のパ
ラメータの影響との組合せの結果である。熱−弾
性解析データを評価するために、局部的不等方性
損傷フアクタ（LADF）が式(4)及び(5)に基いて導
かれた。これは次のように要約される。 前記のように、単結晶エーロフオイルのひび割
れ成長挙動は次式により表される。 da／ｄ Ｎ＝A₁exp（A₂T）（λ・ΔK〓）^A3(6) ここに ΔK〓＝Δε・Ｆ(g) (7) 従つて、(7)を(9)に代入して積分することにより
次式が得られる。 Ｎ＝∫da／Ｆ（ｑ）／A₁exp（A₂T）（λ・Δε）^A3
(8) ひび割れが同一の幾何学的形状を有するものと
仮定すると、次式が得られる。 ∫da／Ｆ(g)＝Ｃ＝一定 (9) 従つて Ｎ＝Ｃ／φ (10) ここに φ＝A₁exp（A₂T）（λ・Δε）^A3 (11) φにより局部的不等方性損傷フアクタ
（LADF）を表すことにする。何故ならば、その
値は局部温度、歪範囲及び方位パラメータλに従
つてエーロフオイル表面上の特性の位置に関係す
るからである。 LADFがエーロフオイルの吸込側及び圧力側の
節に対して計算された。そのデータが第１１図に
示されている。また第１１図には、スパン方向の
ひび割れを生じ易いと経験的に観察された領域も
示されている。角度αによりLADFが変化するこ
とが解る。 特性の二次結晶方位を有するエーロフオイル構
造の全体挙動を評価するため、LADFと共に
Minerルールを用いることにする。Minerルール
は次式で表される。 _n 〓ⁱ N_i／N〓_i＝１ (12) ここに ｉ：ｌとｍとの間の数であり、エーロフオイル表
面上の物理的位置を表す数 ｍ：損傷が著しい物理的位置を含む数 Ni：位置ｉが受けるTMF（またはミツシヨン）
サイクルの数 N〓_i：位置ｉに於ける条件下に故障（ひび割れの
深さのような実際的規範に従つて定義される故
障）を生ずるTMF（またはミツシヨン）サイク
ルの数 エーロフオイル上の全ての点は同一の数のミツ
シヨンNi＝Ｎを受けるので、式(12)は式(10)を用い
て次のように書換えられる。 Ｎ＝Ｃ／Ｄ （13） ここに Ｄ＝_n 〓ⁱ φi 従つて、種々の二次結晶方位に対するＤの計算
により各方位位置に対する相対寿命の推定が可能
になる。次いで、相対最適方位即ちＤが最小とな
る方位を評価するため、相対DMF寿命がランク
付けされ得る。 Ｄの値が第１１図に示されているLADFデータ
に対して計算された。これらの値が第１表に示さ
れている。圧力側及び吸込側に対するＤの最大値
はアステリスク印を付されている。これらは、そ
の側の最短寿命が予期されるαの値と結び付けら
れている。従つて、実験に供された部品では、α
＝45゜のブレードは主に吸込側でひび割れを生ず
ると予期され、他方α＝21.5゜のブレードは主に
圧力側でひび割れを生ずると予期される。結論と
て、Ｄが最小化されている時、エーロフオイルは
最適の寿命を有する。

【表】 ガスタービンブレード及び他の複雑な構造の構
造解析の分野の当業者は、上記の説明が一般的な
場合に於ける本発明の完全な実施の仕方の非常に
簡潔な説明であることを理解できよう。タービン
ブレードの分野の当業者は臨界的な範囲に注意を
集中し、簡単化のための仮定を設けることができ
よう。任意の部品に対する一般的な場合には、部
品の全ての範囲に対して完全な解析が行われる。
また、例として間隔をおいた幾つかの二次結晶方
位角度に対してのみ解析結果を示してきたが、角
度α及び任意の他のパラメータの値を代えて他の
二次結晶方位角度に対して解析が繰返され得るこ
とは理解されよう。 上記の解析的手法に加えて、実験用のブレード
が単結晶ニツケル超合金から製作され、ガスター
ビンエンジン内で実験的に試験された。部品は
［001］一次結晶方位と組合せて不規則な二次結晶
方位を有するものであつた。試験は故障が生ずる
まで続けられ、その後にひび割れと（ラウエ放射
線回折法を用いて測定された）二次結晶方位との
間の相関についての金属組織学的解析が行われ
た。第１２図には、50％スパンに於けるエーロフ
オイルのｘ−ｙ平面内でスパン方向のひび割れを
生じた場所が示されている。吸込側のひび割れ６
２が圧力側のひび割れ６４に比べて発生数の点で
も深さの点でも一層重度である傾向が示された。
吸込側及び圧力側の各々で各部品は、発生数及び
深さの点で重度、中度及び軽度のスパン方向ひび
割れを生じたものに分類され、更に０〜90゜の間
の10゜おきの二次結晶方位角度α内に属するもの
に分類された。第１３図及び第１４図には、それ
ぞれブレードの吸込側及び圧力側で観察された結
果が示されている。第１３図は最小の吸込側ひび
割れがα＝80〜90及び０〜20゜（即ちα＝−10〜＋
20）に対して生ずることを示している。第１４図
は最小の圧力側ひび割れがα＝55〜75゜（即ちα＝
−15〜−25゜）に対して生ずることを示している。
吸込側での最も甚しいひび割れはα≒45゜で生じ
ている。圧力側での最も甚しいひび割れはα≒−
5゜で生じ、またそれよりも広いピークとして30゜
前後のところでも生じている。これらのデータは
限られた個数の試料から得られたものであり、ま
た他の変量、例えば壁の厚みにも関係するが、解
析の結果を実証するには充分である。 第１５図は解析及び試験がなされた中空エーロ
フオイルの50％スパンｘ−ｙ断面の拡大図であ
る。この図には、０〜90゜（対称性があるために0゜
は90゜と同一である）の範囲のαの値に対して
［110］及び［100］の空間方位を表す線が記入さ
れている。Ｐ及びＳで示されている領域が上記の
実験的観察によりひび割れを生じ易いことが判明
した領域である。吸込側の領域Ｓはほぼ点１Ｓか
らほぼ点６０まで延びており、圧力側の領域Ｐは
ほぼ点６２から点３Ｐまで延びている。αがほぼ
−5゜から25゜までの範囲内にあれば、このエーロ
フオイルの構造では［110］結晶軸が領域Ｓ内の
表面への接線と平行していることが観察される。
実験及び解析の結果からαの値が−５〜＋25゜の
範囲内であれば吸込側で優れた歪耐性が得られる
ことが判明しているので、一般的に、［110］結晶
軸を表面接線に平行させることにより熱疲労耐性
を改善し得るということができる。 第１５図に示されているガスタービンエーロフ
オイル断面に対して、接線が［110］結晶軸と一
致する吸込側表面の位置はエーロフオイル断面の
幾何学的形状に従つて定められ得る。領域Ｓは前
縁円の半径線６８及び７０と表面との交わりとの
間に位置する。半径線６８は前縁円６４の直径５
６から前方に角度Ａだけ回転されている。直径５
６は前縁円の中心７４に於ける中心キヤンバ線４
６の接線７２と直交している。半径線７０は直径
５６から後方に角度Ｂだけ回転している。従つ
て、［110］結晶軸が表面接線と一致する位置は約
30゜の角度Ａ及び約45゜の角度Ｂ（約−10〜＋30゜の
αの値に相当）により定められる。上記の値は50
％スパンに於て測定される値である。従つて、エ
ーロフオイルの40〜80％スパン内に位置する全て
の領域に対して、［110］結晶軸が表面接線と一致
する領域即ちひび割れを生じ易い領域のｚ軸に沿
う前方及び後方境界は、第１６図中に線７６，７
８により示されているように、40〜80％スパン内
のｘ−ｙ平面に対して半径線６８，７０の軌跡に
より定められる。 同様な観察が圧力側についてもなされ得る。同
じく［110］結晶軸が領域Ｐ内の表面への接線と
一致する時に、ブレードに生ずるひび割れは最小
となることが見出されている。第１５図は領域Ｐ
が領域Ｓと同様に幾何学的形状により定められ得
ることを示している。領域Ｐは前縁円直径５６か
らそれぞれ角度Ｃ及びＤだけ回転した半径線５７
及び半径線７６と表面とが交わる点の間に位置す
る領域として定められ得る。図示されている領域
Ｐ（α＝−15〜−35゜）に対して、Ｃは約0゜であ
り、またＢは約35゜である。領域Ｐの中心に近い
部分に対しては、Ｃは約5゜であり、Ｂは約30゜で
ある（α＝−10〜−20゜に相当）。ブレードの40〜
80％スパンに沿つて、ひび割れが生じ易い領域即
ち［110］結晶軸と表面接線とを一致させること
が望ましい領域は、Ｓ領域に対して説明したと同
様に、半径線５７，７６の軌跡により定められ
る。 以上の説明から、特に臨界的な熱疲労を生じ易
い領域内の表面の接線に［110］結晶軸を一致さ
せることによりその領域の特性が最適化されるこ
とは明らかであるが、同一部品の他の領域に関し
ては結晶軸が不利な方向を向く可能性がある。こ
れは、Ｓ領域は最適化されるが、Ｐ領域及びＳ領
域の双方が単一結晶構造のブレード内で同時には
最適化されない場合である。ブレードの実験及び
解析の結果から、Ｓ領域の方がひび割れを生じ易
いことが判明している。従つて、Ｓ領域を最適化
することによつて最適な部品寿命が得られる。第
１３図及び第１４図のデータを見ると、吸込側に
対して良好な結果を与えるα＝０〜20゜は圧力側
で比較的低いひび割れを生ずることが解る。両面
に於ける特性の最良のかね合いを可能にする最良
のαの値が本発明による解析法とそれに続く被試
験部品の実験的観察とにより定められる。 エーロフオイルのような部品は一般に“ねじ
れ”を有する。即ち、キヤンバ、翼弦長さ、湾曲
角α′及び他の寸法はｚ軸位置により変化する。従
つて、種々のαの値が別々に考察される種々のｚ
軸位置に於て最適な値となる。αがｚ軸に沿い一
定であると仮定して（この仮定は、単一鋳造単結
晶部品では成立つ）、単一のαの選定は制限ｚ軸
平面の同定を含んでいる。実際的に言えば、上記
のエーロフオイル幾何学的形状パーラメータは臨
界的な40〜80％スパン領域に沿つて大きくは変化
せず、一つの部品に対する単一のαの選定は過度
に困難ではない。特定の仕方で角度を定めるべく
努めてきたが、本発明に於ける角度境界は過度に
厳密に解釈されなくてもよい。研究は代表的なブ
レードに対して行われたが、エーロフオイルの幾
何学的形状が異なれば、恐らく最適な角度も若干
異なるであろう。加えて、［001］結晶軸が正確に
ｚ軸に沿つていないことが多いので、本発明に於
て最適な角度を定める際に、便宜上、ｘ−ｙ平面
への二次結晶方位の投影が用いられる。結晶方位
の測定にも或る程度の小さな誤差は存在するであ
ろう。 第１６図及び第１７図には、吸込側のスパン方
向ひび割れによつて熱的−機械的疲労耐性が制限
されるタービンブレード２９ａへの本発明への応
用が要約して示されている。こうして、本発明の
一般的モードでは、二次結晶方位は熱疲労ひび割
れを最も生じ易い領域内で制御されている。これ
までに示してきたようなガスタービンエーロフオ
イルの表面の幾何学的形状では、ひび割れを比較
的生じ難い領域内での二次結晶方位、例えばボデ
イ及び後縁に於ける二次結晶方位、は熱疲労に対
して最適なものとは異なることが解る。しかし、
LADFがこれらの領域では他の領域に比べて非常
に低いので、故障が生ずることはなく、全てのエ
ーロフオイルの特性が最適化される。 ここに説明する二次結晶方位の最適化が、ひび
割れの主な原因が熱的及び機械的疲労の組合せで
ある場合にあてはまるものであることは理解され
よう。ひび割れの主原因が熱的−機械的疲労以外
である場合には、他の最適二次結晶方位が見出さ
れ得る。 本発明による単結晶部品は種々の米国特許に開
示されているように融解金属の方向性凝固により
形成され得る。単結晶部品を形成するための一般
的な方法は米国特許第3494709号及び第3542120号
に開示されている。二次結晶方位を制御するた
め、接種添加が行われ得る。接種添加の方法は一
般的に米国特許第3568757号に開示されている。
鋳造中に物品内の二次結晶方位を制御するための
方法は米国特許第3572419号及び第3598169号に開
示されている。接種添加を行う場合及び行わない
場合について単結晶タービンブレードを製作する
方法は米国特許第3857436号に開示されている。
本願出願人が推奨する好ましい方法は、米国特許
第3915761号に開示されている線に沿つて、セラ
ミツク・モールドの底に於ける冷し金上で接種添
加して急速に方向性凝固を生じさせる方法であ
る。 本発明により製作される部品は、その全ての部
分が単結晶鋳造材料からなる必要はない。特に熱
疲労及び他の厳しい環境に曝される部分のみが単
結晶からなつていればよい。例えば、米国特許第
4008052号及び第3342564号に示されているよう
に、単結晶のエーロフオイル部分が多結晶質の端
部と継がれていてよい。また、部品は、米国特許
第4033792号に一般的に示されているように、多
重の部品を相互に拡散接合することにより製作さ
れ得る。本発明に従つた結晶方位を有する単結晶
からなる部分は同じ結晶方位を有する部品にも接
合され得るし、異なる結晶方位又は結晶構造を有
する部品にも接合され得る。以上に引用した特許
の全ての開示内容を参照によりここに組入れたも
のとする。 付 録 本発明を実施するためには、局部的非等方性損
傷フアクタφを局部的弾性率E[_lno]；α；ψ（こ
こに［lmn］は結晶のミラー指数；αは［lmn］
軸と基準軸との間の角度またψは第８図に示され
ているようにエーロフオイル表面と［lmn］軸と
の間の角度）の関数として計算する必要がある。 コンプライアンスS₁₁，S₁₂，S₄₄を有する立方
晶の弾性率は任意の方位に対して次式により与え
られる。 〔E_(lno;〓;〓₎〕^-1＝S₁₁＋S₀｛〔f₁₁cos⁴
ψ＋f₂₂sin⁴ψ ＋（１−3f₆₆）sin²ψcos²ψ〕−2sinψ
cosψ〔f₁₆cos²ψ＋f₂₆sin²ψ〕｝ ここに S₀＝S₄₄−２（S₁₁−S₁₂） f₁₁＝β₁₂ ²β₁₃ ²＋β₁₁ ²β₁₃ ²＋β₁₁ ²β₁₂ ² f₂₂＝β₂₂ ²β₂₃ ²＋β₂₃ ²β₂₁ ²＋β₂₁ ²β₂₂ ² f₁₆＝β₁₁ ³β₂₁＋β₁₂ ³β₂₂＋β₁₃ ³β₂₃ f₂₆＝β₂₁ ³β₁₁＋β₂₂ ³β₁₂＋β₂₃ ³β₁₃ f₆₆＝β₁₁ ²β₂₁ ²＋β₁₂ ²β₂₂ ²＋β₁₃ ²β₂₃ β₁₁＝（ｌ cosα＋mn sinα）／（１−m²）^1/2 β₁₂＝−sinα（１−m²）^1/2 β₁₃＝（−ｎ cosα＋ml sinα）／（１−m²）^1/2 β₁₂＝（ｌ sinα−mn cosα）／（１−m²）^1/2 β₂₂＝cosα（１−m²）^1/2 β₂₃＝（ｎ sinα＋ml cosα）／（１−m²）^1/2 β₃₁＝ｎ β₃₂＝ｍ β₃₃＝ｌ ｌ＝cosθ₃ ｍ＝cosθ₂ ｎ＝cosθ₁ ここに θ₁＝［100］からの角度 θ₂＝［010］からの角度 θ₃＝［001］からの角度 もしエーロフオイル・スタツキング線が結晶軸
［001］と一致していれば、 θ₁＝90゜、θ₂＝90゜、θ₃＝0゜ これは本発明により二次結晶方位のみを対象と
する場合である。 次に ｌ＝１、ｍ＝０、ｎ＝０ β₁₁＝β₂₂＝cosα β₁₂＝−β₂₁＝−sinα β₃₃＝１ β₁₃＝β₂₃＝β₃₁＝β₃₂＝０ f₁₁＝f₁₂＝cos²αsin²α f₁₆＝cos³αsinα−sin³αcosα f₂₆＝sin³αcosα−cos³αsinα f₆₆＝2cos²αsin²α 次に、弾性率が次式の関係により求められる。 〔E_(lno;〓;〓₎〕^-1＝S₁₁＋S₀｛〔f₁₁cos⁴
ψ＋f₂₂sin⁴ψ ＋（１−3f₆₆）sin²ψcos²ψ〕−2sinψ
cosψ〔f₁₆cos²ψ＋f₂₆sin²ψ〕｝ S₀＝S₄₄−２（S₁₁−S₁₂） 正規化が、エンジン軸ｙ及び結晶立方軸の一つ
を一致させること、即ちα＝０とおくことにより
行われ得る。このとき、 f₁₁＝f₂₂＝f₁₆＝f₂₆＝f₆₆＝０ 且 ｛E₁₀₀;〓₌₀;〓｝^-1＝S₁₁＋S₀sin²ψcos²ψ 局部的非等方性損傷パラメータが次式で定めら
れる。 φ_i＝A₁exp（A₂T）（λ_i・Δε_i）^A3 ここに λ_i＝｛E〔₁₀₀〕;〓:〓｝／｛E〔₁₀₀〕;〓₌₀;〓
｝ 本発明をその好ましい実施例について図示し説
明してきたが、本発明の範囲内でその形態及び細
部に種々の変更がなされ得ることは当業者により
理解されよう。

【図面の簡単な説明】

第１図は面心立方結晶の主立方軸の方位を示す
図である。第２図乃至第４図はそれぞれ等軸晶か
らなる多結晶材料、柱状晶からなる多結晶材料及
び単結晶材料の金属組織学的構造を示す図であ
る。第５図は典型的なガスタービンブレードを示
す図である。第６図はブレードが如何にしてガス
タービンエンジンのデイスクに取付けられるかを
示し、且第５図と合せてブレードの軸方向を示す
図である。第７図は第５図中のブレードのエーロ
フオイル部分の中央スパンを通る横断面図であ
り、種々の幾何学的関係及び軸方向を示す図であ
る。第８図は第７図と同様の横断面図であり、結
晶軸とエーロフオイル部分の立体軸との関係を定
めるのに用いられる図である。第９図は第７図及
び第８図と同様であり、但し中空空冷タービンブ
レードの構造を詳細に示す図である。第１０図は
単結晶構造に与えられる歪の方向が単結晶構造の
疲労寿命に与える影響を示す図である。第１１図
は前縁領域の近くのエーロフオイルの圧力側及び
吸込側の点に対して、結晶構造の二次結晶方位の
関数として温度、歪範囲及び局部的不等方性損傷
フアクタの変化を示す図である。第１２図は実験
的に試験された部品での観察結果に基いてエーロ
フオイルｘ−ｙ横断面内の熱疲労ひび割れに対す
る臨界的領域を示す図である。第１３図及び第１
４図は実験的に試験された部品で二次結晶方位角
度の関数として熱疲労ひび割れが如何に変化する
かを示す図である。第１５図はひび割れが生じ易
い領域内の表面上の点に於て接線及び二次結晶方
位がどのような方向を向くかを示す図である。第
１６図は方向性凝固ブレードの斜視図であり、ブ
レードの吸込側でひび割れを生じ易い領域（そこ
で二次結晶方位を制御することにより熱疲労耐性
を改善し得る領域）を示す図である。第１７図は
第１６図のエーロフオイルの臨界的領域内の単位
結晶セルの拡大図である。 ２９……ブレード、３５……デイスク、３７…
…根元部分、３９……エーロフオイル部分、３０
……前縁領域、３１……プラツトホーム、３２…
…凹面側、３３……先端、３４……凸面側、４４
……後縁、４５……前縁、４６……中心キヤンバ
線、５０，５２……接線、５４……前縁仮想円、
５１……スタツキング点、Ｐ，Ｓ……ひび割れを
生じ易い領域（臨界的領域）、３５……側壁、３
６……筒形構造、４０……ポート、４２……エー
ロフオイルの内面、４３……スロツト、４４……
後縁。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 直交軸ｘ軸、ｙ軸及びｚ軸を有するガスター
   ビン部品にして、面心立方結晶構造の超合金から
   なるエーロフオイルとして形成されｚ軸方向に対
   して20゜以内の角度にある［001］結晶軸を有する
   部分を含み、［100］結晶軸のｘ−ｙ平面内への投
   影線が後縁に最も近いｙ軸から−10゜と＋30゜（エ
   ーロフオイル部分の凸面側に向うｚ軸周りの回転
   角を＋とする）の範囲内にある回転角度内にある
   ことを特徴とするガスタービン部品。 ２ 特許請求の範囲第１項に記載されたガスター
   ビン部品にして、ｚ軸方向に走る熱疲労ひび割れ
   を生じ易い領域内に於て、［110］結晶軸がガスタ
   ービン部品の表面に対する接線方向になるように
   配置されていることを特徴とするガスタービン部
   品。