JPH0967632A - 耐酸化耐食性被覆用合金、及び耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部材 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【目的】 ＭＣｒＡｌＹ合金層に代わって、９００〜１
０００℃以上の温度でも優れた耐酸化性及び耐食性を有
する被覆層を備えた耐熱部材を実現する。 【構成】 Ｎｉ基超合金単結晶基材１０１の上に、Ｉｒ
−Ａｌ−Ｎｉ合金メタル層１０３が形成されている。こ
のメタル層１０３は、重量％で、Ａｌが８〜２４％、Ｎ
ｉが１９〜５８％、及び残部が不可避不純物とＩｒから
なるもので、その厚さは０.５〜３００μｍとなってい
る。またメタル層１０３の上には、ＺｒＯ₂系柱状セラ
ミックスＴＢＣ層１０４が形成されている。このＴＢＣ
層１０４は、ＺｒＯ₂を主成分とし、Ｙ₂Ｏ₃，ＭｇＯ，
ＣａＯのうちの少なくとの一つを含み、その厚さは２０
〜６００μｍとなっている。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、ガスタービン用タービ
ンブレードやタービンノズルに用いられる耐酸化耐食性
被覆用合金、及び耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部材
に関するものである。

【０００２】

【従来の技術】発電用のガスタービンは効率向上を目的
とした運転温度の高温化が進められており、その結果、
耐熱部品であるタービンブレードやタービンノズルの高
温耐久性の向上が強く要望されている。このような背景
のもとで、高温強度が高く信頼性に優れた耐熱合金の開
発が進んでいるが、その耐熱温度には限界がある。ま
た、高温条件下で使用される部品の温度を低減する方法
として、熱伝導率の小さいセラミックス（例えばＺｒＯ
₂ 系）で部品の表面を被覆する熱遮蔽コーティング（Ｔ
ｈｅｒｍａｌ Ｂａｒｒｉｅｒ Ｃｏａｔｉｎｇ：ＴＢ
Ｃと略す）が知られている。ＴＢＣでは部品の基材メタ
ル温度を５０〜１００℃低減することができる。

【０００３】一方で前記ＴＢＣと併用して、耐高温腐食
及び耐高温酸化を目的に部品表面にＭＣｒＡｌＹ合金コ
ーティングを行う技術が広く用いられている。通常は、
部品表面にまずＭＣｒＡｌＹ合金層を被覆して、その上
部にセラミックスのＴＢＣ層を被覆した構造を有してい
る。ＭＣｒＡｌＹ合金は、ＭをＦｅ，Ｃｏ，Ｎｉから選
ばれた１種以上のバルクとして、Ｃｒ １５〜３０％，
Ａｌ ５〜１５％，Ｙ０．１〜１％で構成される高耐食
性合金である。例えば、特開平４−２６６８８９号公報
には、Ｎｉ基超合金基材表面にＭＣｒＡｌＹ合金（Ｃｏ
−３２％Ｎｉ−２１％Ｃｒ−８％Ａｌ−０．５％Ｙ）層
を設けて耐食性を確保し、さらに二層構造のＺｒＯ₂−
６％Ｙ₂Ｏ₃層のＴＢＣを施したセラミック被覆タービン
ブレードが開示されている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】上記従来技術は、ガス
タービンブレードの基材メタル温度が約８５０℃程度ま
でを対象としており、それ以上の基材メタル温度を必要
とする高温ガスタービンについて考慮されていない。特
に高温酸化、腐食に対して考慮されていない。

【０００５】前述したように、効率向上のため発電用ガ
スタービンの運転温度の高温化が進められているが、燃
焼ガス温度が上昇すると、タービンブレードやノズル等
に代表される高温部材には以下のような対応が求められ
る。 （１）翼冷却及びＴＢＣによる遮熱効果を強化して、メ
タル温度の上昇を最小限に押さえる。 （２）運転温度向上に対応して、基材合金の耐用温度を
向上させ、従来より高いメタル温度で運転する。

【０００６】ここで、翼冷却を強化することは増加した
冷却空気により圧損が増大し、ガスタービンの発電効率
を減少させるために望ましくない。また、ＴＢＣによる
熱遮蔽効果にも限界があるため、上記（１），（２）の
うち、（２）による対応が必須となる。ところが、従来
技術で高温耐酸化、耐食性を向上させていたＭＣｒＡｌ
Ｙ合金層は、９００〜１０００℃を大きく越える温度で
は良好な耐酸化性や耐食性を示すとは言い難い。したが
って、仮に耐用温度、すなわち高温強度の点で優れたガ
スタービン高温部材用耐熱合金が開発されても、従来の
コーティング技術の単純な適用では、さらに高温となる
苛酷なガスタービン燃焼ガス雰囲気には対応できない。

【０００７】本発明の目的は、ＭＣｒＡｌＹ合金層に代
わって、９００〜１０００℃以上の温度でも優れた耐酸
化性及び耐食性を有する耐酸化耐食性被覆用合金、及び
耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部材を提供することで
ある。

【０００８】

【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本願の第１の発明としての耐酸化耐食性被覆用合金
は、重量で、Ａｌ ８〜２４％及びＮｉ １９〜５８％を
含むＩｒ合金からなることを特徴としている。

【０００９】また第２の発明は、Ｎｉ，ＣｏまたはＦｅ
を主成分とする耐熱合金基材の表面に耐酸化耐食性被覆
層を備えた耐熱部材において、上記構成の耐熱部材にお
いて、少なくとも耐酸化耐食性被覆層のうちの一層は、
重量で、Ａｌ ４〜２５％及びＣｏ ４〜４２％を含むＩ
ｒ合金からなる合金メタル層であることを特徴としてい
る。

【００１０】また第３の発明は、上記構成の耐熱部材に
おいて、少なくとも耐酸化耐食性被覆層のうちの一層
は、Ｉｒを主成分として、Ａｌ ５〜３０％、Ｎｉ ６〜
５０％及びＣｏ ５〜４０％を含有する合金からなる合
金メタル層であることを特徴としている。

【００１１】また第４の発明は、上記構成の耐熱部材に
おいて、少なくとも耐酸化耐食性被覆層のうちの一層
は、Ｉｒを主成分として、Ｎｉ ３〜２５％及びＣｏ ２
〜２５％を含有する合金からなる合金メタル層であるこ
とを特徴としている。

【００１２】上記各合金メタル層は、厚さを０.５〜３
００μｍにすると良い。さらに上記各合金メタル層の表
面を、ＺｒＯ₂を主成分とし、Ｙ₂Ｏ₃ ３〜２０％、Ｍｇ
Ｏ３〜２０％、ＣａＯ ３〜２０％のうちの少なくとも
一つを含む、２０〜６００μｍの厚さのＺｒＯ₂系セラ
ミックス層によって被覆すると良い。このセラミックス
層はＴＢＣとして熱遮蔽効果を発揮し、メタル温度を低
減する機能を有する。

【００１３】さらに、上記耐熱部材はタービンブレード
やタービンノズルに適用するとことができる。すなわ
ち、Ｎｉを主成分とする基材メタルの表面に耐酸化耐食
性被覆層を形成したタービンブレードにおいて、少なく
とも耐酸化耐食性被覆層のうちの一層を、上記第１・３
・４の発明における合金メタル層のうちのいずれかで構
成する。また、Ｃｏを主成分とする基材メタルの表面に
耐酸化耐食性被覆層を形成したタービンノズルにおい
て、少なくとも耐酸化耐食性被覆層のうちの一層を、上
記第２，３又は４の発明における合金メタル層で構成す
る。

【００１４】なお、上記耐熱部材を適用したタービンブ
レードにおいては、基材メタルを多結晶材、一方向凝固
材、単結晶材、または酸化物分散強化材で構成し、１４
ｋｇｆ／ｍｍ²の荷重を１０⁵時間加えるときの耐用温度
を９００℃以上とする。また、上記耐熱部材を適用した
タービンノズルにおいては、基材メタルを多結晶材、一
方向凝固材、単結晶材、または酸化物分散強化材で構成
し、６ｋｇｆ／ｍｍ²の荷重を１０⁵時間加えるときの耐
用温度を９００℃以上とする。そして、上記タービンブ
レードやタービンノズルはガスタービンに搭載するとこ
とができる。

【００１５】

【作用】現用の高温ガスタービンでは、タービンブレー
ドやノズル等の高温部材のメタル温度は８００℃〜９０
０℃であり、この温度範囲における材料損傷は、高温酸
化よりも燃料に含まれる硫黄成分からの高温腐食が支配
的となる。一方、将来の運転温度上昇に伴い、これら高
温部材のメタル温度が９００℃〜１０００℃以上に上昇
した場合、材料損傷は高温腐食よりもむしろ高温酸化が
支配的となる。ＭＣｒＡｌＹ合金層は現用温度範囲で十
分な耐酸化性、耐食性を示すが、９００℃〜１０００℃
以上では十分であるとは言い難い。

【００１６】本発明では耐熱部材の耐酸化性耐食性被覆
層として、Ｉｒを主成分とした合金を適用した。Ｉｒは
白金系元素であり、２４４６℃の高融点を有する。そし
て、Ｎｂ，Ｔａ，Ｍｏ，Ｗなどの他の高融点金属よりも
高温での酸化速度が遅いため、高温環境下での使用が期
待できる。このＩｒを被覆層のメタル層として用いれ
ば、タービンブレードやノズル等の高温部材のメタル温
度が９００〜１０００℃以上であっても、必要十分な高
温耐酸化性及び耐食性が得られる。

【００１７】しかし、Ｉｒは貴金属元素で資源的に希少
であり、また比重が２２.４と大きく重い元素である。
そのため、安価で軽い他元素との合金化によって使用す
ることは、コスト的にも機器軽量化の観点からも非常に
有効である。その場合、合金化してもその高温耐酸化特
性、耐食特性が低下しないことが条件である。合金化元
素としてはＡｌ，Ｎｉ，Ｃｏが望ましい。Ａｌとの合金
化は表面へのＡｌ₂Ｏ₃皮膜の自己形成が期待でき、高耐
酸化高耐食性被覆材として、より一層の効果が期待でき
る。Ｎｉ，Ｃｏとの合金化は、Ｎｉ，Ｃｏを主成分とす
る耐熱合金基材との密着性向上に対して有効である。ま
たＩｒ−Ａｌ−Ｎｉ系や、Ｉｒ−Ａｌ−Ｃｏ系の三元合
金、あるいはＩｒ−Ａｌ−Ｎｉ−Ｃｏ系の四元合金とす
ることにより、さらにＩｒ含有量を低減できる。さらに
これら多元合金は構成元素の配合組成により組織を制御
することで、高温耐酸化特性、耐食特性のみならず機械
的性質、特に高延性付与に対しても有効である。

【００１８】Ｉｒを主成分とするメタル層の膜厚は、
０.５〜３００μｍが望ましい。膜厚が０.５μｍ以下で
は基材への拡散、あるいは基材から合金成分の拡散等に
よりメタル層の成分が消滅・変質してしまい、十分な高
温耐食及び耐酸化の効果が得られない。一方、膜厚が３
００μｍ以上の場合は、剥離、クラック等の問題が生じ
易くなり不適である。

【００１９】本発明では、メタル層の上部にＺｒＯ₂を
主成分としＹ₂Ｏ₃ ３〜２０％、ＭｇＯ ３〜２０％、Ｃ
ａＯ ３〜２０％のうちの少なくとも一つを含むＺｒＯ₂
系セラミックス層を２０〜６００μｍ厚さで被覆するこ
とも有効である。このセラミックス層はＴＢＣとして熱
遮蔽効果を発揮し、メタル温度を低減させるために好適
である。

【００２０】これら耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部
材をガスタービンブレード及びノズル部品として使用す
る場合、これらのタービンブレード及びノズルを構成す
る基材メタルは、Ｎｉ，Ｃｏを主成分とする多結晶材、
一方向凝固材、単結晶材、または酸化物分散強化材であ
ることが望ましい。特にタービンブレードの場合は、１
４ｋｇｆ／ｍｍ²の荷重を１０⁵時間加えたときの耐用温
度が９００℃以上であること、タービンノズルの場合
は、６ｋｇｆ／ｍｍ²の荷重を１０⁵時間加えたときの耐
用温度が９００℃以上であることが好適である。

【００２１】基材メタルにこのような合金を用いるとと
もに、耐酸化耐食性被覆層として、Ｉｒを主成分とした
Ｉｒ基合金メタル層を備えたタービンブレード及びノズ
ルを、特に初段ブレード、初段ノズルとして使用するこ
とにより、運転温度の高い高効率ガスタービンがはじめ
て可能になる。

【００２２】

【実施例】以下、本発明の実施例を図面に従って具体的
に説明する。 （第１実施例）図１は本発明の第１実施例による耐熱部
材の断面模式図を、図２は図１の耐熱部材を適用したタ
ービンブレードの斜視図をそれぞれ示している。基材１
０１となる合金はＮｉ基超合金単結晶材(ＣＭＳＸ−
４、重量％で、Ｎｉ−６.６％Ｃｒ−０.６％Ｍｏ−６.
４％Ｗ−３.０％Ｒｅ−５.６％Ａｌ−１.０％Ｔｉ−６.
５％Ｔａ−９.６％Ｃｏ）であり、その上に、Ｉｒ基合
金メタル層１０３とＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ被覆
層１０４とからなる被覆層９０が形成されている。本実
施例の耐熱部材は、例えば図２に示すようなタービンブ
レードの、燃焼ガスに曝される部分である翼部２００及
びプラットフォーム部２０２に適用される。その場合の
タービンブレード製作方法について以下に説明する。

【００２３】まず、タービンブレードの被覆部分に、重
量％でＩｒ−８.７％Ａｌ−４１.７％Ｎｉ合金粉末を用
いて、減圧雰囲気中プラズマ溶射法で５０μｍの厚さの
Ｉｒ基合金メタル層１０３を形成する。その条件として
は、Ａｒ−７％Ｈ₂混合ガスを用いて形成したプラズマ
ジェット（５０ｋＷ）中に上記の合金粉末を投入して溶
射するもので、溶射中の雰囲気圧力は約５０Ｔｏｒｒで
ある。なお、この前処理として基材１０１の脱脂洗浄、
さらにＡｌ₂Ｏ₃製グリットによるブラスチングを行って
おく。その後、メタル層１０３を設けたブレードの表面
に、蒸着源とイオンビーム源を備えた成膜装置を用いて
柱状組織のＺｒＯ₂系セラミックス被覆層１０４を形成
する。蒸着材料としては重量％でＺｒＯ₂−６％Ｙ₂Ｏ₃
を用い、イオンビームとして酸素イオンを用いる。イオ
ンビーム照射はセラミックス被膜の密着性向上のために
用いる。電子ビームによる蒸着と酸素イオン照射とによ
って、密着性の高い柱状組織のＺｒＯ₂系セラミックス
ＴＢＣ被覆層１０４を３００μｍの厚さに形成する。

【００２４】前記メタル層１０３を構成するＩｒ−８.
７％Ａｌ−４１.７％Ｎｉ合金について、静止大気中１
３００℃で酸化試験を行った。比較材として既存耐酸化
耐食性被覆材であるＭＣｒＡｌＹ合金（ＣｏＮｉＣｒＡ
ｌＹ合金、Ｃｏ−３２％Ｎｉ−２１％Ｃｒ−８％Ａｌ−
０.５％Ｙ）についても同じ条件で酸化試験を行った。
そのときの両者の重量変化を図３に示す。図から分かる
ように、本実施例におけるメタル層１０３は既存ＭＣｒ
ＡｌＹ合金よりも重量変化が小さくなっており、ＭＣｒ
ＡｌＹ合金以上に良好な耐酸化特性を有している。

【００２５】上記Ｉｒ−８.７％Ａｌ−４１.７％Ｎｉ合
金を静止大気中１３００℃で２５時間保持し、その後の
母材表面部を観察した。そのときの観察結果を図４に示
す。表面部には酸化物層が２層形成されており、上層は
Ａｌ、Ｎｉの混合酸化物層、下層はＡｌ₂Ｏ₃層である。
これらＡｌを含んだ酸化物層の表面形成、特にＡｌ₂Ｏ₃
層が形成されることによって、図３に示したような良好
な耐酸化特性が得られるのである。

【００２６】また、上記Ｉｒ−８.７％Ａｌ−４１.７％
Ｎｉ合金を全浸漬試験法により９００℃で５０時間保持
し、その後、溶融塩腐食による侵食深さの測定した。そ
のときの結果を図５に示す。溶融塩は重量％でＮａ₂Ｓ
Ｏ₄−２５％ＮａＣｌの組成の混合塩を使用し、比較材
として前記ＣｏＮｉＣｒＡｌＹ合金を用いた。図に示す
ように、本実施例におけるメタル層１０３は、既存ＭＣ
ｒＡｌＹ合金と比較して溶融塩による侵食深さが小さ
く、耐食性が良好であることが分かる。

【００２７】以上の結果から、Ｉｒ−８.７％Ａｌ−４
１.７％Ｎｉ合金は既存ＭＣｒＡｌＹ合金以上に耐酸化
特性及び耐食特性が良好であり、この合金をメタル層と
して用いることで、９００〜１０００℃以上のメタル温
度でも優れた耐酸化性及び耐食性を有するタービンブレ
ードが実現可能である。

【００２８】図６は、耐酸化性及び耐食性の両面で、既
存ＭＣｒＡｌＹ合金よりも良好な特性を有するＩｒ−Ａ
ｌ−Ｎｉ三元合金の組成範囲を示している。酸化試験及
び腐食試験条件は上記条件と同様である。本実施例で
は、メタル層１０３の合金組成をＩｒ−８.７％Ａｌ−
４１.７％Ｎｉとしたが、図中の範囲内の組成、すなわ
ちＡｌが８〜２４％、Ｎｉが１９〜５８％、及び残部が
不可避不純物とＩｒからなるＩｒ−Ａｌ−Ｎｉ三元合金
であれば、合金組成はいずれでもかまわない。

【００２９】（第２実施例）図７は本発明の第２実施例
による耐熱部材の断面模式図を、図８は図７の耐熱部材
を適用したタービンノズルの斜視図をそれぞれ示してい
る。基材１０５は、Ｃｏ基超合金（ＦＳＸ−４１４、重
量％で、Ｃｏ−３０％Ｃｒ−１０％Ｎｉ−７％Ｗ−１％
Ｍｎ−１％Ｓｉ−０.２％Ｃ）であり、その上に、合金
メタル層１０６とＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ被覆層
１０４とからなる被覆層９０が形成されている。本実施
例の耐熱部材は、例えば図８に示すようなタービンノズ
ルの、燃焼ガスに曝される部分である翼部３００及びサ
イドウォール部３０２に適用される。その場合のタービ
ンノズル製作方法について以下に説明する。

【００３０】まず、タービンノズルの被覆部分に重量％
でＩｒ−１７.７％Ａｌ−１９.３％Ｃｏ合金粉末を用い
て、減圧雰囲気中プラズマ溶射法で５０μｍの厚さのメ
タル層１０６を形成する。このときの条件は第１実施例
の場合と同様である。その後、メタル層１０６を形成し
たノズルの表面に、蒸着源を備えた成膜装置を用いて、
柱状組織のＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ被覆層１０４
を３００μｍの厚さに形成する。蒸着材料としては重量
％でＺｒＯ₂−６％Ｙ₂Ｏ₃を用いる。溶射条件は第１実
施例の場合と同様である。

【００３１】前記メタル層１０６を構成するＩｒ−１
７.７％Ａｌ−１９.３％Ｃｏ合金について、静止大気中
１３００℃で酸化試験を行った。比較材として既存耐酸
化耐食性被覆材であるＭＣｒＡｌＹ合金（ＣｏＮｉＣｒ
ＡｌＹ合金、Ｃｏ−３２％Ｎｉ−２１％Ｃｒ−８％Ａｌ
−０.５％Ｙ）についても同じ条件で酸化試験を行っ
た。そのときの両者の重量変化を図９に示す。図から分
かるように、本実施例におけるメタル層１０６は既存Ｍ
ＣｒＡｌＹ合金よりも重量変化が小さくなっており、Ｍ
ＣｒＡｌＹ合金以上に良好な耐酸化特性を有している。

【００３２】上記Ｉｒ−１７.７％Ａｌ−１９.３％Ｃｏ
合金を静止大気中１３００℃で２５時間保持し、その後
の母材表面部を観察した。そのときの観察結果を図１０
に示す。表面部には、Ａｌ₂Ｏ₃層が形成されており、こ
のため図９に示したような良好な耐酸化特性が得られる
のである。

【００３３】また、上記Ｉｒ−１７.７％Ａｌ−１９.３
％Ｃｏ合金を全浸漬試験法により９００℃で５０時間保
持し、その後、溶融塩腐食による侵食深さを測定した。
そのときの結果を図１１に示す。溶融塩は重量％でＮａ
₂ＳＯ₄−２５％ＮａＣｌの組成の混合塩を使用し、比較
材として前記ＣｏＮｉＣｒＡｌＹ合金を用いた。本実施
例におけるメタル層１０６は、既存ＭＣｒＡｌＹ合金と
比較して溶融塩による侵食深さが小さく、耐食性が良好
であることが分かる。

【００３４】以上の結果から、Ｉｒ−１７.７％Ａｌ−
１９.３％Ｃｏ合金は既存ＭＣｒＡｌＹ合金以上に耐酸
化特性及び耐食特性が良好であり、この合金をメタル層
として用いることで、９００〜１０００℃以上のメタル
温度でも優れた耐酸化性及び耐食性を有するタービンノ
ズルが実現可能である。

【００３５】図１２は、耐酸化性及び耐食性の両面で既
存ＭＣｒＡｌＹ合金よりも良好な特性を有するＩｒ−Ａ
ｌ−Ｃｏ三元合金の組成範囲を示している。酸化試験及
び腐食試験条件は上記条件と同様である。本実施例で
は、メタル層１０６の合金組成をＩｒ−１７.７％Ａｌ
−１９.３％Ｃｏとしたが、図中の範囲内の組成、すな
わちＡｌが４〜２５％、Ｃｏが４〜４２％、及び残部が
不可避不純物とＩｒからなるＩｒ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金
であれば、合金組成はいずれでもかまわない。

【００３６】なお、Ｃｏ基超合金基材１０５の上に、第
１実施例で示したＩｒ−Ａｌ−Ｎｉ合金メタル層１０３
を形成し、さらにその上にＺｒＯ₂系セラミックスＴＢ
Ｃ被覆層１０４を形成することもできる。また逆に、第
１実施例で示したＮｉ基超合金単結晶基材１０１の上
に、本実施例のＩｒ−Ａｌ−Ｃｏ合金メタル層１０６を
形成し、さらにその上にＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ
被覆層１０４を形成することもできる。

【００３７】（第３実施例）図１３は本発明の第３実施
例による耐熱部材の断面模式図を示している。基材１０
１となる合金はＮｉ基超合金単結晶材（ＣＭＳＸ−４、
重量％で、Ｎｉ−６.６％Ｃｒ−０.６％Ｍｏ−６.４％
Ｗ−３.０％Ｒｅ−５.６％Ａｌ−１.０％Ｔｉ−６.５％
Ｔａ−９.６％Ｃｏ）であり、その上に、Ｉｒ基合金メ
タル層１０２とＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ被覆層１
０４とからなる被覆層９０が形成されている。本実施例
の耐熱部材は、例えば図２に示したようなタービンブレ
ードの翼部２００及びプラットフォーム部２０２に適用
される。その場合のタービンブレード製作方法は以下の
通りである。

【００３８】まず、タービンブレードの被覆部分に、重
量％で、Ｉｒ−１２％Ａｌ−２０％Ｎｉ−１８％Ｃｏ合
金粉末を用いて、減圧雰囲気中プラズマ溶射法で５０μ
ｍの厚さのメタル層１０２を形成する。溶射条件は第１
実施例の場合と同様である。その後、メタル層１０２を
設けたブレードの表面に、蒸着源とイオンビーム源を備
えた成膜装置を用いて、第１実施例と同様に柱状組織の
ＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ被覆層１０４を３００μ
ｍの厚さに形成する。蒸着材料としては重量％でＺｒＯ
₂−６％Ｙ₂Ｏ₃を用いる。溶射条件は第１実施例の場合
と同様である。

【００３９】（第４実施例）図１４は本発明の第４実施
例による耐熱部材の断面模式図を示している。基材１０
１はＮｉ基超合金単結晶材（ＣＭＳＸ−４、重量％で、
Ｎｉ−６.６％Ｃｒ−０.６％Ｍｏ−６.４％Ｗ−３.０％
Ｒｅ−５.６％Ａｌ−１.０％Ｔｉ−６.５％Ｔａ−９.６
％Ｃｏ）であり、その上に、メタル層１０３からなる被
覆層９０が形成されている。本実施例の耐熱部材は、例
えば図２に示したようなタービンブレードの翼部２００
及びプラットフォーム部２０２に適用される。その場合
のタービンブレード製作方法は以下の通りである。

【００４０】まず、タービンブレードの被覆部分に、重
量％でＩｒ−８.７％Ａｌ−４１.７％Ｎｉ合金粉末を用
いて、減圧雰囲気中プラズマ溶射法で３００μｍの厚さ
のメタル層１０３を形成する。溶射条件は第１実施例の
場合と同様である。本実施例では、メタル層１０３の合
金組成をＩｒ−８.７％Ａｌ−４１.７％Ｎｉとしたが、
重量％で、Ａｌが８〜２４％、Ｎｉが１９〜５８％、及
び残部が不可避不純物とＩｒから構成されていれば、合
金組成はいずれでもかまわない。

【００４１】（第５実施例）図１５は本発明の第５実施
例による耐熱部材の断面模式図を示している。基材１０
５はＣｏ基合金（ＦＳＸ−４１４、Ｃｏ−３０％Ｃｒ−
１０％Ｎｉ−７％Ｗ−１％Ｍｎ−１％Ｓｉ−０.２％
Ｃ）であり、その上に、メタル層１０６からなる被覆層
９０が形成されている。本実施例の耐熱部材は、例えば
図８に示したようなタービンノズルの翼部３００及びサ
イドウォール部３０２に適用される。その場合のタービ
ンノズル製作方法は以下の通りである。

【００４２】まず、タービンノズルの被覆部分に、重量
％でＩｒ−１７.７％Ａｌ−１９.３％Ｃｏ合金粉末を用
いて、減圧雰囲気中プラズマ溶射法で３００μｍの厚さ
のメタル層１０６を設ける。溶射条件は第１実施例の場
合と同様である。本実施例では、メタル層１０６の合金
組成をＩｒ−１７.７％Ａｌ−１９.３％Ｃｏとしたが、
重量％で、Ａｌが４〜２５％、Ｃｏが４〜４２％、およ
び残部が不可避不純物とＩｒから構成されていれば、合
金組成はいずれでもかまわない。

【００４３】（第６実施例）図１６は本発明の第６実施
例による耐熱部材の断面模式図を示している。基材１０
１はＮｉ基超合金単結晶材（ＣＭＳＸ−４、重量％で、
Ｎｉ−６.６％Ｃｒ−０.６％Ｍｏ−６.４％Ｗ−３.０％
Ｒｅ−５.６％Ａｌ−１.０％Ｔｉ−６.５％Ｔａ−９.６
％Ｃｏ）であり、その上に、ＭＣｒＡｌＹ合金メタル層
１０７、メタル層１０３及びＺｒＯ₂系セラミックスＴ
ＢＣ被覆層１０４からなる被覆層９０が形成されてい
る。本実施例の耐熱部材は、例えば図２に示したような
タービンブレードの翼部２００及びプラットフォーム部
２０２に適用される。その場合のタービンブレード製作
方法は以下の通りである。

【００４４】まず、タービンブレードの被覆部分に、Ｃ
ｏＮｉＣｒＡｌＹ（重量％で、Ｃｏ−３２％Ｎｉ−２１
％Ｃｒ−８％Ａｌ−０.５％Ｙ）合金粉末を用いて、減
圧雰囲気中プラズマ溶射法で６０μｍの厚さのＭＣｒＡ
ｌＹ合金メタル層１０７を形成する。溶射条件は第１実
施例の場合と同様である。さらに、重量％でＩｒ−８.
７％Ａｌ−４１.７％Ｎｉ合金粉末を用いて、減圧雰囲
気中プラズマ溶射法で２０μｍの厚さのメタル層１０３
を形成する。この場合の溶射条件も第１実施例と同様で
ある。本実施例では、メタル層１０３の合金組成をＩｒ
−８.７％Ａｌ−４１.７％Ｎｉとしたが、重量％で、Ａ
ｌが８〜２４％、Ｎｉが１９〜５８％、及び残部が不可
避不純物とＩｒから構成されていれば、合金組成はいず
れでもかまわない。

【００４５】そして、その後、メタル層１０７，１０３
を設けたブレードの表面に、蒸着源とイオンビーム源を
備えた成膜装置を用いて、第１実施例と同様に、柱状組
織のＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ被覆層１０４を３０
０μｍの厚さに形成する。溶射条件は第１実施例の場合
と同様である。

【００４６】（第７実施例）図１７に本発明の第７実施
例による耐熱部材の断面模式図を示している。基材１０
５はＣｏ基合金（ＦＳＸ−４１４、Ｃｏ−３０％Ｃｒ−
１０％Ｎｉ−７％Ｗ−１％Ｍｎ−１％Ｓｉ−０.２％
Ｃ）であり、その上に、ＭＣｒＡｌＹ合金メタル層１０
７、メタル層１０６及びＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ
被覆層１０４からなる被覆層９０が形成されている。本
実施例の耐熱部材は、例えば図８に示したようなタービ
ンノズルの翼部３００及びサイドウォール部３０２に適
用される。その場合のタービンノズル製作方法は以下の
通りである。

【００４７】まず、タービンノズルの被覆部分に、Ｃｏ
ＮｉＣｒＡｌＹ（重量％で、Ｃｏ−３２％Ｎｉ−２１％
Ｃｒ−８％Ａｌ−０.５％Ｙ）合金粉末を用いて、減圧
雰囲気中プラズマ溶射法で６０μｍの厚さのＭＣｒＡｌ
Ｙメタル層１０７を形成する。溶射条件は第１実施例の
場合と同様である。さらに重量％でＩｒ−１７.７％Ａ
ｌ−１９.３％Ｃｏ合金粉末を用いて減圧雰囲気中プラ
ズマ溶射法で２０μｍの厚さのメタル層１０６を形成す
る。この場合の溶射条件も第１実施例１と同様である。
本実施例では、メタル層１０６の合金組成をＩｒ−１
７.７％Ａｌ−１９.３％Ｃｏとしたが、重量％で、Ａｌ
が４〜２５％、Ｃｏが４〜４２％、および残部が不可避
不純物とＩｒから構成されていれば、合金組成はいずれ
でもかまわない。

【００４８】その後、メタル層１０７，１０６を形成し
たブレードの表面に、蒸着源とイオンビーム源を備えた
成膜装置を用いて、第１実施例と同様に柱状組織のＺｒ
Ｏ₂系セラミックスＴＢＣ被覆層１０４を３００μｍを
形成する。溶射条件は第１実施例の場合と同様である。

【００４９】なお、基材は本実施例と同様にＣｏ基超合
金１０５とし、ＭＣｒＡｌＹ合金メタル層１０７の上
に、第６実施例で示したＩｒ−Ａｌ−Ｎｉ合金メタル層
１０３を形成し、さらにその上にＺｒＯ₂系セラミック
スＴＢＣ被覆層１０４を形成することもできる。逆に、
基材は第６実施例で示したＮｉ基超合金単結晶材１０１
とし、ＭＣｒＡｌＹ合金メタル層１０７の上に、本実施
例のＩｒ−Ａｌ−Ｃｏ合金メタル層１０６を形成し、さ
らにその上にＺｒＯ₂系セラミックスＴＢＣ被覆層１０
４を形成することもできる。

【００５０】（第８実施例）次に、本発明の第８実施例
について説明する。本実施例は、第１〜７実施例の耐熱
部材が適用されたガスタービンブレード又はガスタービ
ンノズルを、ガスタービン初段ブレード及びガスタービ
ン初段ノズルに用いたもので、図１８はその具体例とし
て発電用ガスタービンの回転部分の断面図を示してい
る。図において、３は初段ブレード、５は第２段ブレー
ド、７は第３段ブレード、２０は初段ノズル、２５は第
２段ノズル、２７は第３段ノズル、４はタービンディス
クである。本実施例においては、タービンブレード及び
タービンノズルがそれぞれ３段づつ設けられている。

【００５１】本実施例におけるガスタービンは、主な形
式がヘビーテューティ形、一軸形、水平分割ケーシン
グ、スタッキング式ロータからなり、圧縮機が１７段軸
流形、タービンが３段インパルス形、燃焼器はバースフ
ロー形、１６缶、スロットクール方式を有するものであ
る。

【００５２】本実施例におけるガスタービンの初段ター
ビンブレード３は、第１，３，４，６実施例に示した耐
熱部材で形成されている。その基材部分はＮｉ基超合金
の単結晶鋳造物であり、重量％で、Ｃｒ ６〜８％、Ｍ
ｏ ０.５〜１％、Ｗ ６〜８％、Ｒｅ １〜４％、Ａｌ
４〜６％、Ｔａ ６〜９％、Ｃｏ ０.５〜１０％、Ｈｆ
１.０％以下、Ｔｉ １.０％以下、および残部が不可避
不純物とＮｉからなる合金で構成されている。初段ター
ビンブレード３の翼部の全長は約２２０ｍｍである。こ
の単結晶鋳造物の１０⁵時間１４ｋｇｆ／ｍｍ²の耐用温
度は９３０℃〜９４０℃であり、内部に複雑な空気冷却
孔が設けられ運転中は圧縮空気により冷却される。冷却
方式はクローズド方式、冷却構造はスタッガードリブ方
式である。

【００５３】第２段タービンブレード５及び第３段ター
ビンブレード７は、重量％で、Ｃｒ１２〜１６％、Ｍｏ
０.５〜２％、Ｗ ２〜５％、Ａｌ ２.５〜５％、Ｔｉ
３〜５％、Ｔａ １.５〜３％、Ｃｏ ８〜１０％、Ｃ
０.０５〜０.１５％、Ｂ ０.００５〜０.０２％、およ
び残部が不可避不純物とＮｉからなるＮｉ基超合金で構
成されている。これらのブレードは通常の鋳造により得
られる等軸晶組織を有する。それぞれ内部冷却孔を有し
ており、圧縮空気により冷却される。また、これらの材
料の１０⁵時間１４ｋｇｆ／ｍｍ²の耐用温度は８４０℃
〜８６０℃である。ブレード表面にはＣｒあるいはＡｌ
の拡散コーティングが施され、耐食性を高めてある。な
お、上記タービンブレードの基材部分は、単結晶材以外
に、多結晶材、一方向凝固材または酸化物分散強化材で
も良い。

【００５４】本実施例における初段タービンノズル２０
は、第２，５，７実施例に示した耐熱部材で形成されて
いる。その基材部分には、重量％で、Ｃｒ ２４〜３０
％、Ｎｉ ８〜１２％、Ｗ ６〜９％、Ｔｉ ０.１〜０.
４％、Ｃ ０.２〜０.４％、Ｂ０.００５％以下、Ｆｅ
１.０％以下、Ｚｒ １.０％以下、Ｎｂ ０.３％以下、
Ｈｆ １.０ ％以下、Ｔａ ２.０％以下、Ｍｎ １.０％
以下、Ｓｉ １.０％以下、および残部が不可避不純物と
ＣｏからなるＣｏ基超合金の普通鋳造材（等軸晶組織）
で構成されている。この合金の１０⁵時間６ｋｇｆ／ｍ
ｍ²の耐用温度は９００℃〜９１０℃である。冷却は、
クローズド方式のインピンジ冷却である。初段ノズルの
外表面の火炎に接する部分には遮熱コーティング層が設
けられてる。これは、柱状晶組織を有するＹ₂Ｏ₃安定化
ＺｒＯ₂層と、ベース金属とＺｒＯ₂層との間の結合層と
からなる。該結合層は重量でＡｌ ２〜５％、Ｃｒ ２０
〜３０％、Ｙ ０.１〜１％を含み、残部がＮｉ又はＮｉ
＋Ｃｏからなる合金からなり、耐食性を向上させる効果
も併せもっている。

【００５５】第２段タービンノズル２５及び第３段ター
ビンノズル２７には、重量で、Ｃｒ２１〜２４％、Ｃｏ
１８〜２３％、Ｃ ０.０５〜０.２０％、Ｗ １〜８
％。

【００５６】Ａｌ １〜２％、Ｔｉ ２〜３％、Ｔａ ０.
５〜１.５％、Ｂ ０.０５〜０.１５％、および残部が不
可避不純物とＮｉからなる合金Ｎｉ基超合金で構成され
ている。これらのノズルは通常の鋳造により得られる等
軸晶組織である。特に遮熱コーティング層を設ける必要
はないが、第２段ノズルには耐食性を高めるためにＣｒ
あるいはＡｌの拡散コーティングが施されている。それ
ぞれ内部冷却孔を有しており、圧縮空気により冷却され
る。これらの材料の１０⁵時間６ｋｇｆ／ｍｍ²の耐用温
度は８４０℃〜８６０℃である。なお、上記タービンノ
ズルの基材部分は、単結晶材、多結晶材、一方向凝固材
または酸化物分散強化材で構成されている。

【００５７】本実施例ではタービンディスク４に、重量
で、Ｃ ０.０５〜０.２％、Ｓｉ ０.５％以下、Ｍｎ １
％以下、Ｃｒ ８〜１３％、Ｎｉ ３％以下、Ｍｏ １.５
〜３％、Ｖ ０.０５％〜０.３％、Ｎｂ ０.０２〜０.２
％、Ｎ ０.０２〜０.１％及び残部が実質的にＮｉから
なるＮｉ基鍛造合金が用いられている。該Ｎｉ基鍛造合
金は、４５０℃、１０ｈクリープ破断強度が５０ｋｇ／
ｍｍ²以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７ｋｇ
−ｍ／ｃｍ 以上であり、高温ガスタービン用材として
必要な強度を十分に有している。なお、コンプレッサー
ブレードは１７段で、得られる空気圧縮比は１８であ
る。また使用燃料として、天然ガス、軽油が使用され
る。

【００５８】以上の構成によって、総合的により信頼性
が高くバランスされたガスタービンが得られ、初段ター
ビンノズルへのガス入り口温度が１５００℃、初段ター
ビンブレードのメタル温度が９２０℃、ガスタービンの
排ガス温度は６５０℃となり、発電効率がＬＨＶ表示で
３７％以上の発電用ガスタービンを実現することが可能
となる。

【００５９】

【発明の効果】以上詳述したように、本発明によれば、
９００〜１０００℃以上のメタル温度でも優れた耐酸化
性及び耐食性を有する被覆用合金または被覆層を備えた
耐熱部材を得ることができる。その結果、その被覆用合
金または耐熱部材をタービンブレードやタービンノズル
に適用することにより、燃焼温度の高いガスタービンが
実現可能となり、タービンの効率を大幅に高めることが
できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の第１実施例による耐熱部材の断面模式
図である。

【図２】ガスタービンブレードの斜視図である。

【図３】Ｉｒ−Ａｌ−Ｎｉ合金とＭＣｒＡｌＹ合金の酸
化試験結果を示した図である。

【図４】Ｉｒ−Ａｌ−Ｎｉ合金の酸化試験後の表面部を
示した図である。

【図５】Ｉｒ−Ａｌ−Ｎｉ合金とＭＣｒＡｌＹ合金の腐
食試験結果を示した図である。

【図６】Ｉｒ−Ａｌ−Ｎｉ三元合金の組成範囲を示した
図である。

【図７】本発明の第２実施例による耐熱部材の断面模式
図である。

【図８】ガスタービンノズルの斜視図である。

【図９】Ｉｒ−Ａｌ−Ｃｏ合金とＭＣｒＡｌＹ合金の酸
化試験結果を示した図である。

【図１０】Ｉｒ−Ａｌ−Ｃｏ合金の酸化試験後の表面部
を示した図である。

【図１１】Ｉｒ−Ａｌ−Ｃｏ合金とＭＣｒＡｌＹ合金の
腐食試験結果を示した図である。

【図１２】Ｉｒ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金の組成範囲を示し
た図である。

【図１３】本発明の第３実施例による耐熱部材の断面模
式図である。

【図１４】本発明の第４実施例による耐熱部材の断面模
式図である。

【図１５】本発明の第５実施例による耐熱部材の断面模
式図である。

【図１６】本発明の第６実施例による耐熱部材の断面模
式図である。

【図１７】本発明の第７実施例による耐熱部材の断面模
式図である。

【図１８】本発明の第８実施例によるガスタービンの回
転部分の断面摸式図である。

【符号の説明】

３ 初段タービンブレード ４ タービンディスク ５ 第２段タービンブレード ７ 第３段タービンブレード ２０ 初段タービンノズル ２５ 第２段タービンノズル ２７ 第３段タービンノズル ９０ 被覆層 １０１ Ｎｉ基超合金単結晶基材 １０２ Ｉｒ基合金メタル層 １０３ Ｉｒ−Ａｌ−Ｎｉ合金メタル層 １０４ ＺｒＯ₂系柱状セラミックスＴＢＣ層 １０５ Ｃｏ基超合金基材 １０６ Ｉｒ−Ａｌ−Ｃｏ合金メタル層 １０７ ＭＣｒＡｌＹ合金メタル層 ２００ 翼部 ２０２ プラットホーム部 ３００ 翼部 ３０２ サイドウォール部

フロントページの続き (72)発明者 児島 慶享 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 福井 寛 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内

Claims (11)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 重量で、Ａｌ ８〜２４％及びＮｉ １９
   〜５８％を含むＩｒ合金からなることを特徴とする耐酸
   化耐食性被覆用合金。
2. 【請求項２】 Ｎｉ，ＣｏまたはＦｅを主成分とする耐
   熱合金基材の表面に耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部
   材において、少なくとも前記耐酸化耐食性被覆層のうち
   の一層は、重量で、Ａｌ ４〜２５％及びＣｏ ４〜４２
   ％を含むＩｒ合金からなる合金メタル層であることを特
   徴とする耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部材。
3. 【請求項３】 Ｎｉ，ＣｏまたはＦｅを主成分とする耐
   熱合金基材の表面に耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部
   材において、少なくとも前記耐酸化耐食性被覆層のうち
   の一層は、Ｉｒを主成分として、Ａｌ ５〜３０％、Ｎ
   ｉ ６〜５０％及びＣｏ ５〜４０％を含有する合金から
   なる合金メタル層であることを特徴とする耐酸化耐食性
   被覆層を備えた耐熱部材。
4. 【請求項４】 Ｎｉ，ＣｏまたはＦｅを主成分とする耐
   熱合金基材の表面に耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部
   材において、少なくとも前記耐酸化耐食性被覆層のうち
   の一層は、Ｉｒを主成分として、Ｎｉ ３〜２５％及び
   Ｃｏ ２〜２５％を含有する合金からなる合金メタル層
   であることを特徴とする耐酸化耐食性被覆層を備えた耐
   熱部材。
5. 【請求項５】 請求項２，３又は４記載の耐熱部材にお
   いて、前記合金メタル層は、厚さが０.５〜３００μｍ
   であることを特徴とする耐酸化耐食性被覆層を備えた耐
   熱部材。
6. 【請求項６】 請求項２，３又は４記載の耐熱部材にお
   いて、前記合金メタル層の表面は、ＺｒＯ₂を主成分と
   し、Ｙ₂Ｏ₃ ３〜２０％、ＭｇＯ ３〜２０％、ＣａＯ
   ３〜２０％のうちの少なくとも一つを含む、２０〜６０
   ０μｍの厚さのＺｒＯ₂系セラミックス層によって被覆
   されていることを特徴とする耐酸化耐食性被覆層を備え
   た耐熱部材。
7. 【請求項７】 Ｎｉを主成分とする基材メタルの表面に
   耐酸化耐食性被覆層を形成したタービンブレードにおい
   て、少なくとも前記耐酸化耐食性被覆層のうちの一層
   を、請求項３又は４に記載の合金メタル層で構成したこ
   とを特徴とするタービンブレード。
8. 【請求項８】 請求項７記載のタービンブレードにおい
   て、前記基材メタルは、多結晶材、一方向凝固材、単結
   晶材、または酸化物分散強化材で構成され、１４ｋｇｆ
   ／ｍｍ²の荷重を１０⁵時間加えるときの耐用温度は９０
   ０℃以上であることを特徴とするタービンブレード。
9. 【請求項９】 Ｃｏを主成分とする基材メタルの表面に
   耐酸化耐食性被覆層を形成したタービンノズルにおい
   て、少なくとも前記耐酸化耐食性被覆層のうちの一層
   を、請求項２，３又は４に記載の合金メタル層で構成し
   たことを特徴とするタービンノズル。
10. 【請求項１０】 請求項９記載のタービンノズルにおい
    て、前記基材メタルは、多結晶材、一方向凝固材、単結
    晶材、または酸化物分散強化材で構成され、６ｋｇｆ／
    ｍｍ²の荷重を１０⁵時間加えるときの耐用温度は９００
    ℃以上であることを特徴とするタービンノズル。
11. 【請求項１１】 コンプレッサによって圧縮された空気
    により燃焼された燃焼ガスを、タービンノズルを介し
    て、複数のディスクに各々植設されたタービンブレード
    に衝突させて、該タービンブレードを回転させるガスタ
    ービンにおいて、請求項７又は８記載のタービンブレー
    ドもしくは請求項９又は１０記載のタービンノズルのう
    ちの、少なくともどちらかを搭載したことを特徴とする
    ガスタービン。