JPH0874504A - 被覆超合金ガスタービン部品 - Google Patents
被覆超合金ガスタービン部品Info
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- JPH0874504A JPH0874504A JP6216178A JP21617894A JPH0874504A JP H0874504 A JPH0874504 A JP H0874504A JP 6216178 A JP6216178 A JP 6216178A JP 21617894 A JP21617894 A JP 21617894A JP H0874504 A JPH0874504 A JP H0874504A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 コーティング被膜材料、ガスタービン動翼材
料の超合金基材材料の機械的性質や熱物性との最適化と
を図ることにより、被膜に生じる引張残留応力を低減さ
せ、被膜に生じる亀裂の発生、進展を防止する。 【構成】 Ｎｉ基、Ｃｏ基、Ｆｅ基の少なくとも一種類
を主成分とした耐熱合金からなる超合金基材と、この超
合金基材表面に耐高温腐食性、耐高温酸化性、耐熱衝撃
性および熱遮蔽を目的とする耐蝕コーティング被膜層か
らなる被覆超合金ガスタービン部品において、超合金基
材表面に被覆する耐蝕コーティング被膜材料として、超
合金基材よりも低い線膨脹係数および超合金材料よりも
低い弾性係数を有する耐蝕コーティング被膜材料を用い
て被覆することを特徴とする。
料の超合金基材材料の機械的性質や熱物性との最適化と
を図ることにより、被膜に生じる引張残留応力を低減さ
せ、被膜に生じる亀裂の発生、進展を防止する。 【構成】 Ｎｉ基、Ｃｏ基、Ｆｅ基の少なくとも一種類
を主成分とした耐熱合金からなる超合金基材と、この超
合金基材表面に耐高温腐食性、耐高温酸化性、耐熱衝撃
性および熱遮蔽を目的とする耐蝕コーティング被膜層か
らなる被覆超合金ガスタービン部品において、超合金基
材表面に被覆する耐蝕コーティング被膜材料として、超
合金基材よりも低い線膨脹係数および超合金材料よりも
低い弾性係数を有する耐蝕コーティング被膜材料を用い
て被覆することを特徴とする。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は耐蝕コーティング被覆さ
れた被覆超合金ガスタービン部品に関する。
れた被覆超合金ガスタービン部品に関する。
【０００２】
【従来の技術】発電用ガスタービンはエネルギー資源の
有効利用の点から注目され、ガスタービンの高効率化の
研究開発が盛んに行われている。ガスタービンにおいて
は、燃焼機出口ガス温度が高いほど発電効率が上昇する
ため、ガスタービン入口温度の高温化が推進されてい
る。しかしながら、燃料からの腐食成分、流入空気から
の海塩腐食粒子混入による著しい高温腐食や高温酸化
は、ガスタービンを構成する高温機器、部品の材料、特
に動翼、靜翼の材料にとっては極めて過酷な使用環境と
なっている。従って、それ等の材料は耐熱性の向上は勿
論のこと燃焼ガスに対する耐蝕性の向上も要求される。
上記のような過酷な使用環境かにおいて、特に動翼、靜
翼基材のみで対応するには限界に達しており、高温耐蝕
コーティングに関する研究がなされている。
有効利用の点から注目され、ガスタービンの高効率化の
研究開発が盛んに行われている。ガスタービンにおいて
は、燃焼機出口ガス温度が高いほど発電効率が上昇する
ため、ガスタービン入口温度の高温化が推進されてい
る。しかしながら、燃料からの腐食成分、流入空気から
の海塩腐食粒子混入による著しい高温腐食や高温酸化
は、ガスタービンを構成する高温機器、部品の材料、特
に動翼、靜翼の材料にとっては極めて過酷な使用環境と
なっている。従って、それ等の材料は耐熱性の向上は勿
論のこと燃焼ガスに対する耐蝕性の向上も要求される。
上記のような過酷な使用環境かにおいて、特に動翼、靜
翼基材のみで対応するには限界に達しており、高温耐蝕
コーティングに関する研究がなされている。
【０００３】図９はガスタービン動翼に作用する各種要
因、すなわちガスタービン動翼が受ける各種の負荷、環
境状況を示す図である。この図において、ガスタービン
動翼４には動翼４を長手方向に貫通して空気冷却孔５が
設けてある。タービン入口温度が１０００℃を超える現
在、上記の空気冷却は必須の条件である。空気冷却孔５
を流れる冷却空気により、動翼４には燃焼ガスとの温度
差によって大きな熱応力を３ａが生じると共に、さらに
タービンの回転に伴う遠心力３ｂも重疊される。同時
に、高温酸化３ｃや酸化腐食３ｄ、また燃焼灰によるエ
ロージョン３ｅ等が問題となっている。一般に、前者の
熱応力６ａ、遠心力３ｂは高温強度に優れた動翼の超合
金基材（以下単に基材と呼ぶ）１により持たせ、後者の
高温酸化３ｃ、流下腐食３ｄ、エロージョン３ｅは高温
耐蝕コーティング被覆６によっ分担させることが考えら
れている。従って、図１０に示すように超合金基材１の
表面に耐蝕コーティング被覆６が施されている。
因、すなわちガスタービン動翼が受ける各種の負荷、環
境状況を示す図である。この図において、ガスタービン
動翼４には動翼４を長手方向に貫通して空気冷却孔５が
設けてある。タービン入口温度が１０００℃を超える現
在、上記の空気冷却は必須の条件である。空気冷却孔５
を流れる冷却空気により、動翼４には燃焼ガスとの温度
差によって大きな熱応力を３ａが生じると共に、さらに
タービンの回転に伴う遠心力３ｂも重疊される。同時
に、高温酸化３ｃや酸化腐食３ｄ、また燃焼灰によるエ
ロージョン３ｅ等が問題となっている。一般に、前者の
熱応力６ａ、遠心力３ｂは高温強度に優れた動翼の超合
金基材（以下単に基材と呼ぶ）１により持たせ、後者の
高温酸化３ｃ、流下腐食３ｄ、エロージョン３ｅは高温
耐蝕コーティング被覆６によっ分担させることが考えら
れている。従って、図１０に示すように超合金基材１の
表面に耐蝕コーティング被覆６が施されている。
【０００４】耐蝕超合金被覆については、各種公知の文
献が見られる。例えば、特公昭６０−１３０５６号（被
覆超合金）、特公昭５９−６３３０３号（被覆超合
金）、特開平１−５９３４８号（溶射被覆超合金製品と
製法）、特開昭５３−１１２２３４号（溶射被覆超合金
製品と製法）など多数の耐蝕超合金被覆について提案さ
れている。ガスタービン部品、特にガスタービン動翼４
の耐蝕コーティング技術については、ＭＣｒＡｌＹ（Ｍ
はＮｉ、Ｃｏ、Ｆｅおよびその複合材）合金を、減圧プ
ラズマ溶射、真空蒸着、スパッタリング等の物理的蒸着
法によるプロセスによりコーティングされている。現在
では、多種の合金被膜の形成できる点から減圧プラズマ
溶射法が多用されている。減圧プラズマ溶射法は、従来
の大気中プラズマ溶射法に比べて不活性ガスの減圧下で
の溶射施工が可能であり、溶射材料の酸化や窒化を防止
することができ予定通りの正常な被膜を形成できる。ま
た、減圧下でのプラズマジェットは超音速流となり、緻
密で密着性の高い被膜を形成でき被膜に生じる残留応力
は低い。高い残留応力は被膜の密着強度、被膜自体の引
張強度の低下を招くとともに、形成できる被膜厚さにも
大きな影響をおよぼすおそれがある。
献が見られる。例えば、特公昭６０−１３０５６号（被
覆超合金）、特公昭５９−６３３０３号（被覆超合
金）、特開平１−５９３４８号（溶射被覆超合金製品と
製法）、特開昭５３−１１２２３４号（溶射被覆超合金
製品と製法）など多数の耐蝕超合金被覆について提案さ
れている。ガスタービン部品、特にガスタービン動翼４
の耐蝕コーティング技術については、ＭＣｒＡｌＹ（Ｍ
はＮｉ、Ｃｏ、Ｆｅおよびその複合材）合金を、減圧プ
ラズマ溶射、真空蒸着、スパッタリング等の物理的蒸着
法によるプロセスによりコーティングされている。現在
では、多種の合金被膜の形成できる点から減圧プラズマ
溶射法が多用されている。減圧プラズマ溶射法は、従来
の大気中プラズマ溶射法に比べて不活性ガスの減圧下で
の溶射施工が可能であり、溶射材料の酸化や窒化を防止
することができ予定通りの正常な被膜を形成できる。ま
た、減圧下でのプラズマジェットは超音速流となり、緻
密で密着性の高い被膜を形成でき被膜に生じる残留応力
は低い。高い残留応力は被膜の密着強度、被膜自体の引
張強度の低下を招くとともに、形成できる被膜厚さにも
大きな影響をおよぼすおそれがある。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】ところが、耐蝕コーテ
ィング被覆６材料であるＭｃＡｌＹ合金材料の靭性や疲
労強度などの機械的性質は、ガスタービン動翼材料であ
るＮｉ系超合金材料に比して必ずしも優れているとは言
い難い。その結果、コーティング被膜（以下単に被膜と
呼ぶ）の寿命特性は、耐酸化性、耐蝕性以外に被膜に生
じる熱応力３ａや被膜強度などの機械的特性以外よって
も大きな影響を受ける。
ィング被覆６材料であるＭｃＡｌＹ合金材料の靭性や疲
労強度などの機械的性質は、ガスタービン動翼材料であ
るＮｉ系超合金材料に比して必ずしも優れているとは言
い難い。その結果、コーティング被膜（以下単に被膜と
呼ぶ）の寿命特性は、耐酸化性、耐蝕性以外に被膜に生
じる熱応力３ａや被膜強度などの機械的特性以外よって
も大きな影響を受ける。
【０００６】図１１および図１２はＭＣｒＡｌＭＹ合金
被膜２に生じた亀裂７が超合金基材１まで進展している
状態を示す。被膜２の特性によって超合金基材１単独の
場合に比して、コーティング材料としての強度が顕著に
低下するおそれがある。従って、被膜材料の選択におい
ては、被膜２の耐酸化性、耐蝕性は勿論、基材１とのマ
ッチングを図り、コーティング部材の強度特性について
も十分検討する必要がある。しかしながら、被膜自体の
特性については被膜２からの試験片作成が困難なことも
あり、必ずしも十分に明らかにされていないのが現状で
ある。また、基材１とのマッチングやコーティング部材
としての強度特性についても、限られた被膜材料に関し
ては実験的検討はなされているものの、必ずしも体系的
な研究が行われているものとは言い難い。特に、基材１
よりも線膨脹係数が高いコーティング材料を用いた場
合、熱応力３ａ発生の原因となり、引張残留応力が発生
する。特に、基材１に比して被膜２の線膨脹係数が大き
いと、熱サイクルを受けたときに冷却仮定での引張残留
応力が発生し、被膜２に割れや剥離等を生じる原因とな
っている。さらに、基材１よりも弾性係数Ｅが高いコー
ティング材料を用いた場合には、亀裂の発生およびその
進展は加速されるおそれがある。
被膜２に生じた亀裂７が超合金基材１まで進展している
状態を示す。被膜２の特性によって超合金基材１単独の
場合に比して、コーティング材料としての強度が顕著に
低下するおそれがある。従って、被膜材料の選択におい
ては、被膜２の耐酸化性、耐蝕性は勿論、基材１とのマ
ッチングを図り、コーティング部材の強度特性について
も十分検討する必要がある。しかしながら、被膜自体の
特性については被膜２からの試験片作成が困難なことも
あり、必ずしも十分に明らかにされていないのが現状で
ある。また、基材１とのマッチングやコーティング部材
としての強度特性についても、限られた被膜材料に関し
ては実験的検討はなされているものの、必ずしも体系的
な研究が行われているものとは言い難い。特に、基材１
よりも線膨脹係数が高いコーティング材料を用いた場
合、熱応力３ａ発生の原因となり、引張残留応力が発生
する。特に、基材１に比して被膜２の線膨脹係数が大き
いと、熱サイクルを受けたときに冷却仮定での引張残留
応力が発生し、被膜２に割れや剥離等を生じる原因とな
っている。さらに、基材１よりも弾性係数Ｅが高いコー
ティング材料を用いた場合には、亀裂の発生およびその
進展は加速されるおそれがある。
【０００７】本発明は上記の事情に基づきなされたもの
で、耐蝕コーティング被膜材料であるＮＣｒＡｌＹ合金
材料の靭性や疲労強度などの機械的性質や熱物性と、ガ
スタービン動翼材料である超合金基材材料の機械的性質
や熱物性との最適化とを図ることにより、被膜に生じる
引張残留応力を低減させ、被膜に生じる亀裂の発生、進
展を防止する被覆超合金ガスタービン部品を提供する。
で、耐蝕コーティング被膜材料であるＮＣｒＡｌＹ合金
材料の靭性や疲労強度などの機械的性質や熱物性と、ガ
スタービン動翼材料である超合金基材材料の機械的性質
や熱物性との最適化とを図ることにより、被膜に生じる
引張残留応力を低減させ、被膜に生じる亀裂の発生、進
展を防止する被覆超合金ガスタービン部品を提供する。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明の被覆超合金ガス
タービン部品は、Ｎｉ基、Ｃｏ基、Ｆｅ基の少なくとも
一種類を主成分とした耐熱合金からなる超合金基材と、
この超合金基材表面に耐高温腐食性、耐高温酸化性、耐
熱衝撃性および熱遮蔽を目的とする耐蝕コーティング被
膜層からなる被覆超合金ガスタービン部品において、超
合金基材表面に被覆する耐蝕コーティング被膜材料とし
て、超合金基材よりも低い線膨脹係数および超合金材料
よりも低い弾性係数を有する耐蝕コーティング被膜材料
を用いて被覆することを特徴とする。
タービン部品は、Ｎｉ基、Ｃｏ基、Ｆｅ基の少なくとも
一種類を主成分とした耐熱合金からなる超合金基材と、
この超合金基材表面に耐高温腐食性、耐高温酸化性、耐
熱衝撃性および熱遮蔽を目的とする耐蝕コーティング被
膜層からなる被覆超合金ガスタービン部品において、超
合金基材表面に被覆する耐蝕コーティング被膜材料とし
て、超合金基材よりも低い線膨脹係数および超合金材料
よりも低い弾性係数を有する耐蝕コーティング被膜材料
を用いて被覆することを特徴とする。
【０００９】
【作用】上記構成の本発明の被覆超合金ガスタービン部
品においては、コーティング被膜材料とガスタービン動
翼材料との材料選択の最適化が図られ、被膜に生じる引
張残留応力を圧縮残留応力に変換し、被膜の割れおよび
剥離を防止するとともに被膜に生じる亀裂の進展を防止
する。
品においては、コーティング被膜材料とガスタービン動
翼材料との材料選択の最適化が図られ、被膜に生じる引
張残留応力を圧縮残留応力に変換し、被膜の割れおよび
剥離を防止するとともに被膜に生じる亀裂の進展を防止
する。
【００１０】
（実施例１）図１は本発明による最適退職コーティング
被膜材料の選択図を示す。この図において、室温での市
販ＭＣｒＡｌＹ合金の被膜材料（減圧プラズマ溶射によ
り形成した被膜）の線膨脹係数α2 と超合金基材（以下
単に基材と呼ぶ）の線膨脹係数α1 として、その比α2
α1 ／α1 を横軸に、市販ＭＣｒＡｌＹ合金被膜材料の
弾性係数Ｅ2 と基材１の弾性係数Ｅ1 として、そのＥ2
／Ｅ1 を縦軸にとって示してある。すなわち、超合金ガ
スタービン部品への最適な耐蝕コーティング被膜材料と
しては、基材より被膜材料の線膨脹係数αおよび弾性係
数Ｅが低い領域IVに位置する被膜材料を用いる。基材よ
りも線膨脹係数αを低くするのは、基材と被膜の線膨脹
係数αの差は熱応力発生の原因となるからである。特
に、基材に比して被膜の線膨脹係数がαが大きいと、熱
サイクルを受けたときに冷却過程において引張残留応力
が発生し、被膜の剥離の原因となる。従って、基材より
材料の線膨脹係数αを小さくすることによって、被膜の
割れ、被膜の剥離を防止できる。また、基材よりも被膜
材料の弾性係数Ｅを小さくしてあるのは、基材より弾性
係数の小さな被膜に亀裂が生じても、基材にまでそれが
進展しないようにするためである。これは、亀裂先端の
応力拡大係数Ｋ1 が小さくなり、基材への亀裂進展速度
が減少することによる。従って、基材より被膜材料の弾
性係数Ｅを小さくするものである。
被膜材料の選択図を示す。この図において、室温での市
販ＭＣｒＡｌＹ合金の被膜材料（減圧プラズマ溶射によ
り形成した被膜）の線膨脹係数α2 と超合金基材（以下
単に基材と呼ぶ）の線膨脹係数α1 として、その比α2
α1 ／α1 を横軸に、市販ＭＣｒＡｌＹ合金被膜材料の
弾性係数Ｅ2 と基材１の弾性係数Ｅ1 として、そのＥ2
／Ｅ1 を縦軸にとって示してある。すなわち、超合金ガ
スタービン部品への最適な耐蝕コーティング被膜材料と
しては、基材より被膜材料の線膨脹係数αおよび弾性係
数Ｅが低い領域IVに位置する被膜材料を用いる。基材よ
りも線膨脹係数αを低くするのは、基材と被膜の線膨脹
係数αの差は熱応力発生の原因となるからである。特
に、基材に比して被膜の線膨脹係数がαが大きいと、熱
サイクルを受けたときに冷却過程において引張残留応力
が発生し、被膜の剥離の原因となる。従って、基材より
材料の線膨脹係数αを小さくすることによって、被膜の
割れ、被膜の剥離を防止できる。また、基材よりも被膜
材料の弾性係数Ｅを小さくしてあるのは、基材より弾性
係数の小さな被膜に亀裂が生じても、基材にまでそれが
進展しないようにするためである。これは、亀裂先端の
応力拡大係数Ｋ1 が小さくなり、基材への亀裂進展速度
が減少することによる。従って、基材より被膜材料の弾
性係数Ｅを小さくするものである。
【００１１】図２は図１に示すところに従い選択した被
膜材料によって、超合金基材１に耐蝕コーティング被覆
したときの基材１と被膜２との断面図である。基材１に
基材１よりも低い線膨脹係数αを有する被膜材料を用い
て被覆することが有効な理由は、図３に示す汎用の有限
要素法熱弾性解析プログラムによる残留応力解析結果か
ら明らかである。解析では、円盤状の基材１表面に物性
値（弾性係数Ｅ、線膨脹係数α）の異なる被膜２が形成
された場合を解析対象としている。また、拡散熱処理温
度（１３９３Ｋ）から、均一室温まで冷却したときに発
生する熱応力を求めて残留熱応力とした。図中には、コ
ーティングを施した円盤の中心軸上での板厚方向の残留
応力分布を示す。但し、横軸には円周方向（半径方向）
応力成分σt （σr ）を無次元応力パラメータにより整
理して示す。円盤径Ｒに比して基材いた厚Ｔが小さいた
め、横軸方向応力成分σt は無視し得る程度に小であ
る。この図から明らかなように、被膜２と基材１の接合
界面３においてσt （σr ）が大きな値を示し、被膜２
が薄くなるほど被膜２に生じる最大応力は高くなる傾向
を示す。一方、接合界面３の基材１側に生じる応力は被
膜側とは逆符号であり、被膜２が厚くなるほど応力は高
くなる傾向を示す。また、被膜２に生じる残留応力は
（基材線膨脹係数α1 −被膜線膨脹係数α2 ）＞０の場
合に圧縮応力、（基材線膨脹係数α1 −被膜線膨脹係数
α2 ）＜０の場合に引張応力となる。特に、基材１と被
膜２の線膨脹係数α差は熱応力発生の原因となり、基材
１に比して被膜２の線膨脹係数αが大きいと熱サイクル
を受けたときに冷却過程で引張残留応力が発生し、被膜
２の割れや剥離が生じる原因となる。したがって、基材
１と被膜２の線膨脹係数αの差は、（基材線膨脹係数α
1 −被膜線膨脹係数α2 ）＞０になるようにし、被膜２
には圧縮の残留応力を付加することが有効である。
膜材料によって、超合金基材１に耐蝕コーティング被覆
したときの基材１と被膜２との断面図である。基材１に
基材１よりも低い線膨脹係数αを有する被膜材料を用い
て被覆することが有効な理由は、図３に示す汎用の有限
要素法熱弾性解析プログラムによる残留応力解析結果か
ら明らかである。解析では、円盤状の基材１表面に物性
値（弾性係数Ｅ、線膨脹係数α）の異なる被膜２が形成
された場合を解析対象としている。また、拡散熱処理温
度（１３９３Ｋ）から、均一室温まで冷却したときに発
生する熱応力を求めて残留熱応力とした。図中には、コ
ーティングを施した円盤の中心軸上での板厚方向の残留
応力分布を示す。但し、横軸には円周方向（半径方向）
応力成分σt （σr ）を無次元応力パラメータにより整
理して示す。円盤径Ｒに比して基材いた厚Ｔが小さいた
め、横軸方向応力成分σt は無視し得る程度に小であ
る。この図から明らかなように、被膜２と基材１の接合
界面３においてσt （σr ）が大きな値を示し、被膜２
が薄くなるほど被膜２に生じる最大応力は高くなる傾向
を示す。一方、接合界面３の基材１側に生じる応力は被
膜側とは逆符号であり、被膜２が厚くなるほど応力は高
くなる傾向を示す。また、被膜２に生じる残留応力は
（基材線膨脹係数α1 −被膜線膨脹係数α2 ）＞０の場
合に圧縮応力、（基材線膨脹係数α1 −被膜線膨脹係数
α2 ）＜０の場合に引張応力となる。特に、基材１と被
膜２の線膨脹係数α差は熱応力発生の原因となり、基材
１に比して被膜２の線膨脹係数αが大きいと熱サイクル
を受けたときに冷却過程で引張残留応力が発生し、被膜
２の割れや剥離が生じる原因となる。したがって、基材
１と被膜２の線膨脹係数αの差は、（基材線膨脹係数α
1 −被膜線膨脹係数α2 ）＞０になるようにし、被膜２
には圧縮の残留応力を付加することが有効である。
【００１２】また、基材１の表面に基材１よりも小さな
弾性係数Ｅを有する被膜材料を用いて被覆することが有
効な理由は、図４に示す汎用の有限要素法を用いた応力
拡大係数Ｋ1 の弾性解析結果から明らかである。図にお
いて、基材１の厚さＴに対する被膜厚さｔの比ｔ／Ｔ＝
０．２の場合について、形状と材料の機械的特性の関数
Ｆ1 値を計算した結果である。図中、被膜弾性係数Ｅ2
／基材弾性係数Ｅ1 ＝１．０の結果は、片側亀裂を有す
る均質基材のＦ1 である。ここで、基材１よりも被膜２
の弾性係数が低い場合（被膜の弾性係数Ｅ2 ／基材の弾
性係数Ｅ1 ＜１．０）には、亀裂先端の応力拡大係数Ｋ
1 が低くなることは明らかである。これは、基材１より
も弾性係数Ｅの低い被膜２に亀裂が生じても、基材１１
へ亀裂が進展する過程において亀裂進展速度が減速され
る傾向にあることを示している。この亀裂進展の減速傾
向は、被膜２と基材１との接合界面３に向うほど顕著と
なることから、負荷応力によっては亀裂の被膜内停止が
生じることを示している。一方、基材１よりも被膜２の
弾性係数が高い場合（Ｅ2 ／Ｅ1 ＞１．０）には、逆に
Ｆ1 値は接合界面に向けて急増し、亀裂進展速度は加速
される傾向にあることが分る。接合界面３を通過しても
しばらくの間はＦ1 値は高めの値を示すが、亀裂が十分
に長ければ被膜材料による影響がなくなり、均質素材Ｆ
1 値と一致する傾向を示す。このような傾向は、被膜厚
さ比によって若干異なるが被膜厚さが薄いもの程、被膜
２に生じた亀裂の進展速度の減速傾向、増速傾向共に顕
著となる。従って、基材１よりも被膜２の弾性係数Ｅが
低い状態、すなわち被膜弾性係数Ｅ2 ／基材弾性係数Ｅ
1 ＜１．０とすることが有効である。
弾性係数Ｅを有する被膜材料を用いて被覆することが有
効な理由は、図４に示す汎用の有限要素法を用いた応力
拡大係数Ｋ1 の弾性解析結果から明らかである。図にお
いて、基材１の厚さＴに対する被膜厚さｔの比ｔ／Ｔ＝
０．２の場合について、形状と材料の機械的特性の関数
Ｆ1 値を計算した結果である。図中、被膜弾性係数Ｅ2
／基材弾性係数Ｅ1 ＝１．０の結果は、片側亀裂を有す
る均質基材のＦ1 である。ここで、基材１よりも被膜２
の弾性係数が低い場合（被膜の弾性係数Ｅ2 ／基材の弾
性係数Ｅ1 ＜１．０）には、亀裂先端の応力拡大係数Ｋ
1 が低くなることは明らかである。これは、基材１より
も弾性係数Ｅの低い被膜２に亀裂が生じても、基材１１
へ亀裂が進展する過程において亀裂進展速度が減速され
る傾向にあることを示している。この亀裂進展の減速傾
向は、被膜２と基材１との接合界面３に向うほど顕著と
なることから、負荷応力によっては亀裂の被膜内停止が
生じることを示している。一方、基材１よりも被膜２の
弾性係数が高い場合（Ｅ2 ／Ｅ1 ＞１．０）には、逆に
Ｆ1 値は接合界面に向けて急増し、亀裂進展速度は加速
される傾向にあることが分る。接合界面３を通過しても
しばらくの間はＦ1 値は高めの値を示すが、亀裂が十分
に長ければ被膜材料による影響がなくなり、均質素材Ｆ
1 値と一致する傾向を示す。このような傾向は、被膜厚
さ比によって若干異なるが被膜厚さが薄いもの程、被膜
２に生じた亀裂の進展速度の減速傾向、増速傾向共に顕
著となる。従って、基材１よりも被膜２の弾性係数Ｅが
低い状態、すなわち被膜弾性係数Ｅ2 ／基材弾性係数Ｅ
1 ＜１．０とすることが有効である。
【００１３】図５は本発明の基材１と被膜２の接合界面
３から被膜２の表面に向けて、被膜材料の線膨脹係数α
を連続的に変化させた場合の基材１と被膜２の断面図で
ある。先に示した図３の残留応力解析結果から明らかな
ように、被膜２と基材１との界面３には大きな残留応力
を生じる。この残留応力は、被膜２の剥離や割れに大き
く影響をおよぼすため、本発明においては基材１と被膜
２の膨脹係数差α1 −α2 によって残留応力を少なくし
ている。すなわち、α1 −α2 ＝０に近い状態とするこ
とによって、被膜２の剥離や割れを少なくしている。
３から被膜２の表面に向けて、被膜材料の線膨脹係数α
を連続的に変化させた場合の基材１と被膜２の断面図で
ある。先に示した図３の残留応力解析結果から明らかな
ように、被膜２と基材１との界面３には大きな残留応力
を生じる。この残留応力は、被膜２の剥離や割れに大き
く影響をおよぼすため、本発明においては基材１と被膜
２の膨脹係数差α1 −α2 によって残留応力を少なくし
ている。すなわち、α1 −α2 ＝０に近い状態とするこ
とによって、被膜２の剥離や割れを少なくしている。
【００１４】図６は基材１と被膜２との界面３より被膜
２の方向に向けて、被膜材料の男性係数Ｅを連続的に変
化させた場合の基材１と被膜２の断面図である。左記に
示した図４の応力拡大係数Ｋ1 弾性解析結果から明らか
なように、基材１よりも被膜２の弾性係数Ｅが低い場合
（Ｅ2 ／Ｅ1 ＜１．０）には、応力拡大係数Ｋ1 は低く
なり、基材１よりも弾性係数Ｅの低い被膜２に亀裂が生
じても、被膜内への亀裂が進展する過程において亀裂進
展速度は減速される。上記の減速は界面３に向かうほど
顕著となる。従って、本発明によれば亀裂の発生時に被
膜内停止を図ることが可能である。
２の方向に向けて、被膜材料の男性係数Ｅを連続的に変
化させた場合の基材１と被膜２の断面図である。左記に
示した図４の応力拡大係数Ｋ1 弾性解析結果から明らか
なように、基材１よりも被膜２の弾性係数Ｅが低い場合
（Ｅ2 ／Ｅ1 ＜１．０）には、応力拡大係数Ｋ1 は低く
なり、基材１よりも弾性係数Ｅの低い被膜２に亀裂が生
じても、被膜内への亀裂が進展する過程において亀裂進
展速度は減速される。上記の減速は界面３に向かうほど
顕著となる。従って、本発明によれば亀裂の発生時に被
膜内停止を図ることが可能である。
【００１５】（実施例２）図７は本発明において被膜材
料の複合化を図った場合の基材１と被膜２との接合界面
３の断面図である。基材表面に被覆する被膜材料として
は、基材１よりも弾性係数Ｅの低い被膜材料を用いて中
間層Ａを形成する。この中間層Ａの弾性係数をＥA とす
る。この中間層Ａの上にこれよりも線膨脹係数αが低い
被膜材料を用いて表面層Ｂを形成する。この表面層Ｂの
線膨脹係数をαB とする。このようにすることにより、
基材１と被膜材料との接合界面３からの亀裂発生を防止
することができるとともに、最表面層Ｂの被膜２に亀裂
が生じた場合においても、基材１よりも弾性係数Ｅが低
い中間層Ａにおいて亀裂の進展が停止し、基材１への亀
裂の進展を防止することができる。
料の複合化を図った場合の基材１と被膜２との接合界面
３の断面図である。基材表面に被覆する被膜材料として
は、基材１よりも弾性係数Ｅの低い被膜材料を用いて中
間層Ａを形成する。この中間層Ａの弾性係数をＥA とす
る。この中間層Ａの上にこれよりも線膨脹係数αが低い
被膜材料を用いて表面層Ｂを形成する。この表面層Ｂの
線膨脹係数をαB とする。このようにすることにより、
基材１と被膜材料との接合界面３からの亀裂発生を防止
することができるとともに、最表面層Ｂの被膜２に亀裂
が生じた場合においても、基材１よりも弾性係数Ｅが低
い中間層Ａにおいて亀裂の進展が停止し、基材１への亀
裂の進展を防止することができる。
【００１６】（実施例３）図８は基材表面に被覆する被
膜材料のＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量を２４．５
（ａｔｍ％）とすることを示す図である。この図におい
て、市販ＭＣｒＡｌＹ合金コーティング被膜材料２ａの
４点曲げ試験結果を示したが、一般にＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ
量が増加するほど耐酸化性が向上される。しかしなが
ら、金属間化合物などの生成によって酸化が顕著とな
り、図に示すようにＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量が
増加するほど、４点曲げ強度は低下する傾向にある。逆
にＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）の含有量が少ないと、
弾性係数低下のために強度低下を生じる。従って、被膜
材料として適正なＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）の含有
量を選定すれば、室温付近でも高強度、高延性の被膜を
得ることができる。すなわち、本発明によれば基材表面
に被覆する被膜材料のＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量
を２４．５（ａｔｍ％）限定することができる。
膜材料のＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量を２４．５
（ａｔｍ％）とすることを示す図である。この図におい
て、市販ＭＣｒＡｌＹ合金コーティング被膜材料２ａの
４点曲げ試験結果を示したが、一般にＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ
量が増加するほど耐酸化性が向上される。しかしなが
ら、金属間化合物などの生成によって酸化が顕著とな
り、図に示すようにＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量が
増加するほど、４点曲げ強度は低下する傾向にある。逆
にＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）の含有量が少ないと、
弾性係数低下のために強度低下を生じる。従って、被膜
材料として適正なＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）の含有
量を選定すれば、室温付近でも高強度、高延性の被膜を
得ることができる。すなわち、本発明によれば基材表面
に被覆する被膜材料のＡｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量
を２４．５（ａｔｍ％）限定することができる。
【００１７】超合金基材表面に耐蝕コーティング被覆を
施工する雰囲気圧力を減圧下とし、連続して耐蝕コーテ
ィングを連続して施工被覆する際には、減圧プラズマ溶
射を行う。減圧プラズマ溶射は、従来の大気圧プラズマ
溶射と異なり不活性ガス減圧下に溶射を行うものであ
り、溶射材料の酸化、窒化を防止することができ清浄な
被膜形成が可能である。また、減圧下でのプラズマジェ
ットは超音速流となり、緻密で密着性の高い被膜を形成
でき、被膜に生じる残留応力は少い。
施工する雰囲気圧力を減圧下とし、連続して耐蝕コーテ
ィングを連続して施工被覆する際には、減圧プラズマ溶
射を行う。減圧プラズマ溶射は、従来の大気圧プラズマ
溶射と異なり不活性ガス減圧下に溶射を行うものであ
り、溶射材料の酸化、窒化を防止することができ清浄な
被膜形成が可能である。また、減圧下でのプラズマジェ
ットは超音速流となり、緻密で密着性の高い被膜を形成
でき、被膜に生じる残留応力は少い。
【００１８】従って、超合金ガスタービン部品への最適
な耐蝕コーティング被膜材料である基材よりも線膨脹係
数、弾性係数が低い領域IVの材料を使用して、上記減圧
プラズマ溶射により被膜形成を行うときは、良好な被膜
を得ることができる。
な耐蝕コーティング被膜材料である基材よりも線膨脹係
数、弾性係数が低い領域IVの材料を使用して、上記減圧
プラズマ溶射により被膜形成を行うときは、良好な被膜
を得ることができる。
【００１９】
【発明の効果】上記から明らかなように、本発明によれ
ば耐蝕コーティング被膜材料であるＭＣｒＡｌＹ合金材
料の靭性や疲労強度などの機械的性質や熱物性と、ガス
タービン動翼材料である超合金材料の機械的性質や熱物
性との最適化を図ることにより、コーティング被膜に生
じる残留応力を低減させ、被膜の割れおよび剥離を防止
することができる。また、コーティング被膜に生じる亀
裂の発生および進展を防止し、従来の被覆超合金ガスタ
ービン部品に比較して、長時間の被膜寿命を有する被覆
超合金ガスタービン部品とすることができる。
ば耐蝕コーティング被膜材料であるＭＣｒＡｌＹ合金材
料の靭性や疲労強度などの機械的性質や熱物性と、ガス
タービン動翼材料である超合金材料の機械的性質や熱物
性との最適化を図ることにより、コーティング被膜に生
じる残留応力を低減させ、被膜の割れおよび剥離を防止
することができる。また、コーティング被膜に生じる亀
裂の発生および進展を防止し、従来の被覆超合金ガスタ
ービン部品に比較して、長時間の被膜寿命を有する被覆
超合金ガスタービン部品とすることができる。
【図１】本発明の最適コーティング被膜材料の選択を示
した図。
した図。
【図２】本発明の超合金基材表面に耐蝕コーティング被
覆した時の超合金基材と耐蝕コーティング被膜の断面
図。
覆した時の超合金基材と耐蝕コーティング被膜の断面
図。
【図３】本発明の汎用の有限要素法熱弾性解析プログラ
ムによる残留応力解析結果を示す図。
ムによる残留応力解析結果を示す図。
【図４】本発明の汎用の有限要素法を用いた最適コーテ
ィング被膜材料に関する応力拡大係数Ｋ1 の弾性解析結
果を示す図。
ィング被膜材料に関する応力拡大係数Ｋ1 の弾性解析結
果を示す図。
【図５】本発明のコーティング被膜材料の線膨脹係数を
連続的に変化させた場合の超合金基材と耐蝕コーティン
グ被膜との断面図。
連続的に変化させた場合の超合金基材と耐蝕コーティン
グ被膜との断面図。
【図６】本発明のコーティング被膜材料の弾性係数を連
続的に変化させた場合の超合金基材と耐蝕コーティング
被膜の断面図。
続的に変化させた場合の超合金基材と耐蝕コーティング
被膜の断面図。
【図７】本発明の耐蝕コーティング被膜材料の複合化を
行った時の超合金材料と耐蝕コーティング被膜の断面
図。
行った時の超合金材料と耐蝕コーティング被膜の断面
図。
【図８】本発明の耐蝕コーティング被膜材料のＭｃ＋Ｃ
ｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量の最適含有量を示す図。
ｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量の最適含有量を示す図。
【図９】ガスタービン動翼が受ける各種の負荷、環境を
示す図。
示す図。
【図１０】ガスタービン動翼への耐蝕コーティングを示
す図。
す図。
【図１１】ＭＣｒＡｌ合金被膜に生じた亀裂がＮｉ系超
合金材料基材まで進展している状態を示す図。
合金材料基材まで進展している状態を示す図。
【図１２】図１１の亀裂の拡大図。
１………超合金基材 ２………耐蝕コーティング被膜 ３………接合界面 ３ａ……熱応力 ３ｂ……遠心力 ３ｃ……高温酸化 ３ｄ……硫化腐食 ３ｅ……エロージョン ４………ガスタービン動翼 ５………冷却空気孔 ６………耐蝕コーティング被覆 ７………亀裂 Ａ………中間層 Ｂ………表面層
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 石渡 裕 神奈川県横浜市鶴見区末広町２の４ 株式 会社東芝京浜事業所内 (72)発明者 田村 雅貴 神奈川県横浜市鶴見区末広町２の４ 株式 会社東芝京浜事業所内
Claims (7)
- 【請求項１】 Ｎｉ基、Ｃｏ基、Ｆｅ基の少なくとも一
種類を主成分とした耐熱合金からなる超合金基材と、こ
の超合金基材表面に耐高温腐食性、耐高温酸化性、耐熱
衝撃性および熱遮蔽を目的とする耐蝕コーティング被膜
層からなる被覆超合金ガスタービン部品において、超合
金基材表面に被覆する耐蝕コーティング被膜材料とし
て、超合金基材よりも低い線膨脹係数および超合金材料
よりも低い弾性係数を有する耐蝕コーティング被膜材料
を用いて被覆することを特徴とする被覆超合金ガスター
ビン部品。 - 【請求項２】 超合金基材表面に被覆する耐蝕コーティ
ング被膜材料として、Ａｌ系、Ｃｏ系、Ｎｉ系、Ｆｅ系
の少なくとも一種類を主成分としたＭＣｒＡｌＹ合金を
用いたことを特徴とする請求項１記載の被覆超合金ガス
タービン部品。 - 【請求項３】 超合金基材表面より耐蝕コーティング被
膜表面層に向けて弾性係数が連続的に低下する耐蝕コー
ティング被膜層を形成することを特徴とする請求項１記
載の被覆超合金ガスタービン部品。 - 【請求項４】 超合金基材界面より耐蝕コーティング被
膜表面層に向けて弾性係数が連続的に低下する耐蝕コー
ティング被膜層を形成したことを特徴とする請求項１記
載の被覆超合金ガスタービン部品。 - 【請求項５】 Ｎｉ基、Ｃｏ基、Ｆｅ基の少なくとも一
種類を主成分とした耐熱合金からなる超合金基材と、こ
の超合金基材表面に耐高温腐食性、耐高温酸化性、耐熱
衝撃性および熱遮蔽を目的とする耐蝕コーティング被膜
層からなる被覆超合金ガスタービン部品において、超合
金基材表面に被覆する耐蝕コーティング被膜材料とし
て、超合金基材よりも弾性係数の低い耐蝕コーティング
被膜材料を用いて中間層を形成し、この中間層の上にこ
の中間層よりも線膨脹係数が低い耐蝕コーティング被膜
材料を用いて表面層を形成したことを特徴とする被覆超
合金ガスタービン部品。 - 【請求項６】 Ｎｉ基、Ｃｏ基、Ｆｅ基の少なくとも一
種類を主成分とした耐熱合金からなる超合金基材と、こ
の超合金基材表面に耐高温腐食性、耐高温酸化性、耐熱
衝撃性および熱遮蔽を目的とする耐蝕コーティング被膜
層からなる被覆超合金ガスタービン部品において、超合
金基材表面を被覆する耐蝕コーティング被膜材料とし
て、Ａｌ＋Ｃｒ＋Ｔａ（ａｔｍ％）量が２４，５ａｔｍ
％を含有するＭＣｒＡｌＹ合金コーティング材料を用い
ることを特徴とする被覆超合金ガスタービン部品。 - 【請求項７】 耐蝕コーティングを減圧溶射によって行
ったことを特徴とする請求項１ないし請求項６記載の被
覆超合金ガスタービン部品。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21617894A JP3503996B2 (ja) | 1994-09-09 | 1994-09-09 | 被覆超合金ガスタービン部品 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21617894A JP3503996B2 (ja) | 1994-09-09 | 1994-09-09 | 被覆超合金ガスタービン部品 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0874504A true JPH0874504A (ja) | 1996-03-19 |
| JP3503996B2 JP3503996B2 (ja) | 2004-03-08 |
Family
ID=16684515
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP21617894A Expired - Fee Related JP3503996B2 (ja) | 1994-09-09 | 1994-09-09 | 被覆超合金ガスタービン部品 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3503996B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP1816236A1 (en) * | 2006-02-06 | 2007-08-08 | Hamilton Sundstrand Corporation | Coating process for fatigue critical components |
-
1994
- 1994-09-09 JP JP21617894A patent/JP3503996B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP1816236A1 (en) * | 2006-02-06 | 2007-08-08 | Hamilton Sundstrand Corporation | Coating process for fatigue critical components |
| US7854966B2 (en) | 2006-02-06 | 2010-12-21 | Hamilton Sundstrand Corporation | Coating process for fatigue critical components |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3503996B2 (ja) | 2004-03-08 |
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