JPS60243263A - 蒸気タ−ビンノズル翼 - Google Patents
蒸気タ−ビンノズル翼Info
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- JPS60243263A JPS60243263A JP9649684A JP9649684A JPS60243263A JP S60243263 A JPS60243263 A JP S60243263A JP 9649684 A JP9649684 A JP 9649684A JP 9649684 A JP9649684 A JP 9649684A JP S60243263 A JPS60243263 A JP S60243263A
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- JP
- Japan
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- treatment
- layer
- nozzle blade
- blade
- steam
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-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
- C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
- C23C12/00—Solid state diffusion of at least one non-metal element other than silicon and at least one metal element or silicon into metallic material surfaces
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Solid-Phase Diffusion Into Metallic Material Surfaces (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
本発明は、蒸気タービンに係り、耐二ローション及び耐
熱耐酸化性に優れたノズル翼に関する。
熱耐酸化性に優れたノズル翼に関する。
周知のように蒸気タービンは、ボイラー室において発生
させた蒸気によってタービンを駆動させるものである。
させた蒸気によってタービンを駆動させるものである。
これら機器においてタービンノズル翼の機能は、タービ
ン室に蒸気を効率良く導くものである。しかしこのノズ
ル翼などにエロージョン摩耗が発生し、これが著しい場
合にはタービンノズルとしての所定の機能を果さない場
合がある。二ローション摩耗の発生原因は、主にボイラ
ー過熱機等で発生する酸化物が、蒸気に混入し、蒸気が
ノズル翼を通過する際、混入している酸化物が衝撃的（
２００〜５００ｍ／ｓ）にノズル翼に衝突し、この繰返
し′によりノズル翼より硬さの高い酸化物によってアブ
レシーブ摩耗的な作用により二ロージョン摩耗を発生し
ているものと考えられる。この二ローション摩耗防止策
としては。
ン室に蒸気を効率良く導くものである。しかしこのノズ
ル翼などにエロージョン摩耗が発生し、これが著しい場
合にはタービンノズルとしての所定の機能を果さない場
合がある。二ローション摩耗の発生原因は、主にボイラ
ー過熱機等で発生する酸化物が、蒸気に混入し、蒸気が
ノズル翼を通過する際、混入している酸化物が衝撃的（
２００〜５００ｍ／ｓ）にノズル翼に衝突し、この繰返
し′によりノズル翼より硬さの高い酸化物によってアブ
レシーブ摩耗的な作用により二ロージョン摩耗を発生し
ているものと考えられる。この二ローション摩耗防止策
としては。
蒸気中に酸化物を混入させなければ良いわけであるが、
これら°の酸化物は非常に微細であり、完全に取り除く
ことは極めて困難である。これらのことから本機器にお
ける耐二ローション性に優れたタービンノズル翼の開発
が望まれていた。
これら°の酸化物は非常に微細であり、完全に取り除く
ことは極めて困難である。これらのことから本機器にお
ける耐二ローション性に優れたタービンノズル翼の開発
が望まれていた。
本発明の目的は、蒸気タービンにおいて、蒸気をタービ
ン室に効率良く導く機構部品であるノズル翼について耐
エロージヨン及び耐熱耐酸化性に優れたものを提供する
ことにある。
ン室に効率良く導く機構部品であるノズル翼について耐
エロージヨン及び耐熱耐酸化性に優れたものを提供する
ことにある。
前述の問題に鑑み、出願者は耐エロージヨン性等に優れ
たノズル翼を開発すべく検討した結果、ノズル翼の二ロ
ーション摩耗は蒸気中に混入している酸化物の衝突によ
るためであり、酸化物によるアブレシーブ摩耗的要因を
持った摩耗現象である。したがって二ローション摩耗を
防止するには、ノズル翼を衝突して来る酸化物より硬く
することによって解決できるものと考えた。ここでター
ビンノズル翼として用いられている材質は、周知のよう
にノズル翼としての要求性質から、１３Ｃｒ系ステンレ
ス鋼のみであるが、要求特性から、工ｉ−ジョン摩耗対
策のみで、基調となる上記材質を根本的に変えることは
できない。そこで出願者らはノズル翼に表面処理を施す
ことによって耐エロージヨン性を賦与することに着目し
、種々研究した結果タービンノズル翼としての性能を損
うことなく耐二ローション性に優れたものを開発するこ
とができた。すなわち、現用ノズル翼材に次のような表
面処理を施すことによって達成することができた。処理
法はノズル翼材に最初に浸炭処理を施し、浸炭深さを０
．１〜０．５ｍｍとした後、クローム、アルミナ及び塩
化アンモニウム粉からなる粉末中に埋込み、所定の温度
及び時間保持し熱処理するものである。本処理法により
ノズル翼表層部にはＣｒ２：ＩＣ，型のクロームカーバ
イト層が５〜５０μｍの厚さに形成される６クロ一ムカ
ーバイト層の硬さはＨｖ １５００〜２０００を示し、
蒸気中に混入している酸化物硬さくＨｖ４００〜５００
）より非常に硬く、後述する耐二ローション性評価試験
よりも知られるように耐エロージヨン性に優れたもので
ある。本処理法において、浸炭深さを０．０５〜０．５
＋ｗとしたのは、全処理後において、０．０５ｍｎ以下
ではクロームカーバイト層が均一かつ十分に得られない
ためである。また０、５ｍｎ＋以下としたのは、それ以
上ではノズル翼の機械的性質が、損われるためである。
たノズル翼を開発すべく検討した結果、ノズル翼の二ロ
ーション摩耗は蒸気中に混入している酸化物の衝突によ
るためであり、酸化物によるアブレシーブ摩耗的要因を
持った摩耗現象である。したがって二ローション摩耗を
防止するには、ノズル翼を衝突して来る酸化物より硬く
することによって解決できるものと考えた。ここでター
ビンノズル翼として用いられている材質は、周知のよう
にノズル翼としての要求性質から、１３Ｃｒ系ステンレ
ス鋼のみであるが、要求特性から、工ｉ−ジョン摩耗対
策のみで、基調となる上記材質を根本的に変えることは
できない。そこで出願者らはノズル翼に表面処理を施す
ことによって耐エロージヨン性を賦与することに着目し
、種々研究した結果タービンノズル翼としての性能を損
うことなく耐二ローション性に優れたものを開発するこ
とができた。すなわち、現用ノズル翼材に次のような表
面処理を施すことによって達成することができた。処理
法はノズル翼材に最初に浸炭処理を施し、浸炭深さを０
．１〜０．５ｍｍとした後、クローム、アルミナ及び塩
化アンモニウム粉からなる粉末中に埋込み、所定の温度
及び時間保持し熱処理するものである。本処理法により
ノズル翼表層部にはＣｒ２：ＩＣ，型のクロームカーバ
イト層が５〜５０μｍの厚さに形成される６クロ一ムカ
ーバイト層の硬さはＨｖ １５００〜２０００を示し、
蒸気中に混入している酸化物硬さくＨｖ４００〜５００
）より非常に硬く、後述する耐二ローション性評価試験
よりも知られるように耐エロージヨン性に優れたもので
ある。本処理法において、浸炭深さを０．０５〜０．５
＋ｗとしたのは、全処理後において、０．０５ｍｎ以下
ではクロームカーバイト層が均一かつ十分に得られない
ためである。また０、５ｍｎ＋以下としたのは、それ以
上ではノズル翼の機械的性質が、損われるためである。
またクロームカーバイト層厚さを５〜５０μｍとしたの
は、５μｍ以下では耐二ローション性に効果がないため
である。また５０μｍ以下としたのは、それ以上厚くし
ても耐二ローション性に対する効果は実質的にほぼ同じ
であるからである。
は、５μｍ以下では耐二ローション性に効果がないため
である。また５０μｍ以下としたのは、それ以上厚くし
ても耐二ローション性に対する効果は実質的にほぼ同じ
であるからである。
（発明の実施例〕
実施例（１）
第１に通常タービンノズル翼材として用いられる材料の
化学組成を示す。これらの材料にＣｒ 。
化学組成を示す。これらの材料にＣｒ 。
ＡＱ、０３及びＮＨ４ＣＱからなる粉末を用い、パック
法（以下Ｃｒ−Ｃ処理と称す）により、１１５０℃Ｘ２
ｈｒ処理、及びほう砂及びフェロバナジウムを主成分と
した溶融液中（以下ＶＣ処理と称す）で１０００℃Ｘ１
６ｈｒ処理を行った結果、Ｃｒ−Ｃ処理したものは、表
層部に硬さＨｖ約１８０と低いＦ ｅ −Ｃｒ層が形成
され、目標とするクロームカーバイト層は形成されない
。またＶＣ処理したものは表層部に２〜３μｍの７０層
が形成されるがその直下に脱炭層が生じ、硬化しないこ
とがわかった。
法（以下Ｃｒ−Ｃ処理と称す）により、１１５０℃Ｘ２
ｈｒ処理、及びほう砂及びフェロバナジウムを主成分と
した溶融液中（以下ＶＣ処理と称す）で１０００℃Ｘ１
６ｈｒ処理を行った結果、Ｃｒ−Ｃ処理したものは、表
層部に硬さＨｖ約１８０と低いＦ ｅ −Ｃｒ層が形成
され、目標とするクロームカーバイト層は形成されない
。またＶＣ処理したものは表層部に２〜３μｍの７０層
が形成されるがその直下に脱炭層が生じ、硬化しないこ
とがわかった。
表 １
実施例（２）
前処理として１１００℃Ｘ２ｈｒ浸炭処理したのち、Ｃ
ｒ −Ｃ処理を行った場合のミクロ組織観察及びＸ線分
析試験を行った。これにより、浸炭処理後、Ｃｒ−Ｃ処
理を施すと、Ｘ線分析結果より知られるようにクローム
カーバイト層（Ｃｒ−Ｃ）が形成きれることを確認した
。またＣ ｒ −Ｃ層は、Ｃｒ ２３ （：、 、型で
あることがＸ線回折結果より明らかとなった。
ｒ −Ｃ処理を行った場合のミクロ組織観察及びＸ線分
析試験を行った。これにより、浸炭処理後、Ｃｒ−Ｃ処
理を施すと、Ｘ線分析結果より知られるようにクローム
カーバイト層（Ｃｒ−Ｃ）が形成きれることを確認した
。またＣ ｒ −Ｃ層は、Ｃｒ ２３ （：、 、型で
あることがＸ線回折結果より明らかとなった。
実施例（３）
第２図は耐摩耗性試験結果を示したものである。
Ｃｒ−Ｃ処理材の熱処理法は、１２Ｃｒ＃Ｉ及び１１Ｃ
ｒ−Ｍｏ−Ｖは、浸炭処理を１１００℃Ｘ ２ｈｒとし
た後、Ｃｒ−Ｃ処理を１１５０℃Ｘ２ｈｒ行いその後、
調質処理として１１００℃焼入れ後、６７０℃焼もどし
処理を行った。ＶＣ処理は、浸炭処理１１００℃Ｘ２ｈ
ｒ行った後、１０００℃Ｘ１６ｈｒのＶＣ処理を行ない
、その後、１０００℃焼入れ、６７０℃焼もどしの調質
処理したものである。また無処理と表示しているものは
調質処理のみである。
ｒ−Ｍｏ−Ｖは、浸炭処理を１１００℃Ｘ ２ｈｒとし
た後、Ｃｒ−Ｃ処理を１１５０℃Ｘ２ｈｒ行いその後、
調質処理として１１００℃焼入れ後、６７０℃焼もどし
処理を行った。ＶＣ処理は、浸炭処理１１００℃Ｘ２ｈ
ｒ行った後、１０００℃Ｘ１６ｈｒのＶＣ処理を行ない
、その後、１０００℃焼入れ、６７０℃焼もどしの調質
処理したものである。また無処理と表示しているものは
調質処理のみである。
ＶＣ処理材の耐酸化性は、無処理及びＣｒ−Ｃ処理に比
べ各温度において最も悪く特に６００℃以上になると著
しく耐酸化性が劣る。これに対しＣｒ’−Ｃ処理材は、
各温度とも変化が少なく、耐酸化性に優れていることが
わかる。また無処理材自体耐熱耐酸化性材であるため、
約７００℃まではＣｒ −Ｃ処理材とほぼ同じ値を示し
ているが、７００℃以上では急激に耐酸化することがわ
かる。
べ各温度において最も悪く特に６００℃以上になると著
しく耐酸化性が劣る。これに対しＣｒ’−Ｃ処理材は、
各温度とも変化が少なく、耐酸化性に優れていることが
わかる。また無処理材自体耐熱耐酸化性材であるため、
約７００℃まではＣｒ −Ｃ処理材とほぼ同じ値を示し
ているが、７００℃以上では急激に耐酸化することがわ
かる。
これよりＣｒ−Ｃ処理材は、無処理及びＶＣ処理材より
優れていることがわかる。
優れていることがわかる。
実施例（４）
第３図はＣｒ−Ｃ処理層材の高温硬さ測定結果である。
この場合のＣｒ−Ｃ処理材の熱処理条件は、浸炭処理を
１１００℃Ｘ２ｈｒ処理した後、１１５０”ｅＸ２ｈｒ
ｃｒ−Ｃ処理し、その後、調質処理を施したものである
。また無処理は、調質処理のみのものである。Ｃｒ−Ｃ
処理層の高温硬さは、温度が高くなるにしたがって、低
下するが、無処理材に比べると、いずれの温度において
も、非常に高く１例えば５００℃における硬さは無処理
材がＨｖ約２００を示しているのに対し、Ｃｒ −Ｃ層
は、Ｈｖ １１００以上と、無処理材より５倍以上も高
いことがわかる。なお二ローション摩耗の主原因と考え
られる蒸気中シこ混入している酸化物の硬さは常温にお
いて、Ｈｖ４００〜５００であることから、Ｃｒ−Ｃ層
硬さは酸化物の３倍以上を示す。
１１００℃Ｘ２ｈｒ処理した後、１１５０”ｅＸ２ｈｒ
ｃｒ−Ｃ処理し、その後、調質処理を施したものである
。また無処理は、調質処理のみのものである。Ｃｒ−Ｃ
処理層の高温硬さは、温度が高くなるにしたがって、低
下するが、無処理材に比べると、いずれの温度において
も、非常に高く１例えば５００℃における硬さは無処理
材がＨｖ約２００を示しているのに対し、Ｃｒ −Ｃ層
は、Ｈｖ １１００以上と、無処理材より５倍以上も高
いことがわかる。なお二ローション摩耗の主原因と考え
られる蒸気中シこ混入している酸化物の硬さは常温にお
いて、Ｈｖ４００〜５００であることから、Ｃｒ−Ｃ層
硬さは酸化物の３倍以上を示す。
また、酸化物も高温になるにしたがって、硬さは低下す
るものと考えられているが、蒸気温度である５００〜５
５０℃におけるＣ ｒ −Ｃ層の硬さはＨｖ １０００
以上を示し、常温における酸化物より慢２倍以上の硬さ
を示している。したがって、二ローション摩耗発生原因
から考えると、Ｃｒ −Ｃ処理材は、二ローション摩耗
に優れた結果を示すことが推察される。
るものと考えられているが、蒸気温度である５００〜５
５０℃におけるＣ ｒ −Ｃ層の硬さはＨｖ １０００
以上を示し、常温における酸化物より慢２倍以上の硬さ
を示している。したがって、二ローション摩耗発生原因
から考えると、Ｃｒ −Ｃ処理材は、二ローション摩耗
に優れた結果を示すことが推察される。
実施例（５）
第４図はノズル材である１２Ｃｒ及び１１Ｃｒ’−Ｍｏ
−ＶｆＩ４における浸炭深さと処理温度の関係をめたも
のである。この結果から明らかになったことは、９５０
℃の処理温度では処理時間が長くなっても浸炭深さは０
．０５ｍｍ と浅く、９５０℃以下では実質的に浸炭層
が得られないことがわかる。
−ＶｆＩ４における浸炭深さと処理温度の関係をめたも
のである。この結果から明らかになったことは、９５０
℃の処理温度では処理時間が長くなっても浸炭深さは０
．０５ｍｍ と浅く、９５０℃以下では実質的に浸炭層
が得られないことがわかる。
第５図はノズル材に浸炭処理を１１００℃Ｘ２ｈｒ施し
た後、Ｃｒ −Ｃ処理における。Ｃｒ−Ｃ層厚さと処理
温度及び時間の関係をめたものである。
た後、Ｃｒ −Ｃ処理における。Ｃｒ−Ｃ層厚さと処理
温度及び時間の関係をめたものである。
これは、浸炭処理を１１００℃Ｘ２ｈｒ施した後、Ｃｒ
−Ｃ処理時間を２ｈｒ一定とした場合の結果である。Ｃ
ｒ −Ｃ層は９５０℃において２〜３μｍしか得られず
、これらのＣｒ −Ｃ層厚さは時間を長くしてもほとん
どかわらない。したがって９５０℃以下の温度では実質
上Ｃｒ−Ｃ層は形成されないことがわかる。Ｃｒ −Ｃ
層厚さは、処理温度が高くなるにしたがって厚くなり、
１１５０℃×２ｈｒで、３０μｍ得られる。
−Ｃ処理時間を２ｈｒ一定とした場合の結果である。Ｃ
ｒ −Ｃ層は９５０℃において２〜３μｍしか得られず
、これらのＣｒ −Ｃ層厚さは時間を長くしてもほとん
どかわらない。したがって９５０℃以下の温度では実質
上Ｃｒ−Ｃ層は形成されないことがわかる。Ｃｒ −Ｃ
層厚さは、処理温度が高くなるにしたがって厚くなり、
１１５０℃×２ｈｒで、３０μｍ得られる。
実施例（６）
第６図はノズル材に浸炭処理した後、Ｃｒ−Ｃ処理を施
しその後調質処理したものの機械的性質を示したもので
あるこの場合、浸炭処理における浸炭条件を適宜変化さ
せ、浸炭深さを行０．０３゜０．０５，０．１，０．３
，０．４，０．５及び０．６、閣に変えた後、Ｃｒ−Ｃ
処理を１１５０℃Ｘ２ｈｒ施したもの、及び浸炭深さを
約０．１ｍｎ一定とし、Ｃｒ−Ｃ処理条件を適宜変化さ
せ、Ｃ，ｒ −Ｃ層厚さを３，５，１０，３０，５０．
及び６０μｍ厚さとした場合の結果である。これから知
られるように、引張り強さは、浸炭深さが深くなるとと
もに、調質処理材に比べ高くなるが、伸び率は０．５−
以上になると、低下していることがわかる。また０、０
３ｍｍでは処理材の表層部には硬さの高いＣｒ−Ｃ層が
形成されず、大部分が硬さの低いＦ ｅ −Ｃｒ層であ
ることを確認している。したがって、Ｃｒ −Ｃ処理の
前処理である浸炭深さは表層部が硬化し、さらにノズル
材の調質材と同等の機械的性質を示す０．０５〜０．４
＋ｎｍの範囲としたものである。次にＣｒ −Ｃ層深さ
との関係について見ると、Ｃｒ−Ｃ層厚さは機械的性質
にほとんど影響しないことがわかる。
しその後調質処理したものの機械的性質を示したもので
あるこの場合、浸炭処理における浸炭条件を適宜変化さ
せ、浸炭深さを行０．０３゜０．０５，０．１，０．３
，０．４，０．５及び０．６、閣に変えた後、Ｃｒ−Ｃ
処理を１１５０℃Ｘ２ｈｒ施したもの、及び浸炭深さを
約０．１ｍｎ一定とし、Ｃｒ−Ｃ処理条件を適宜変化さ
せ、Ｃ，ｒ −Ｃ層厚さを３，５，１０，３０，５０．
及び６０μｍ厚さとした場合の結果である。これから知
られるように、引張り強さは、浸炭深さが深くなるとと
もに、調質処理材に比べ高くなるが、伸び率は０．５−
以上になると、低下していることがわかる。また０、０
３ｍｍでは処理材の表層部には硬さの高いＣｒ−Ｃ層が
形成されず、大部分が硬さの低いＦ ｅ −Ｃｒ層であ
ることを確認している。したがって、Ｃｒ −Ｃ処理の
前処理である浸炭深さは表層部が硬化し、さらにノズル
材の調質材と同等の機械的性質を示す０．０５〜０．４
＋ｎｍの範囲としたものである。次にＣｒ −Ｃ層深さ
との関係について見ると、Ｃｒ−Ｃ層厚さは機械的性質
にほとんど影響しないことがわかる。
実施例（７）
第７図はＣｒ−Ｃ処理材の模擬エロージョン試験結果を
示したものである。この場合の試験片は、１２Ｃ：ｒｌ
ｌを用い浸炭処理を１１００℃Ｘ２ｈｒ試理後、Ｃｒ−
Ｃ処理条件を脱室変化させて、−Ｃｒ −Ｃ層を、約３
．６，１０，３０，５０．６０μｍに変化させた。無と
表示したのは調質処理のみのものまた浸炭処理は５Ｓ−
４１材に９００℃×１ｈｒ浸炭処理後焼入焼もどし処理
を、また、窒化処理は１２Ｃｒ鋼に５５０℃Ｘ５ｈｒイ
オン窒化を、また硬質クロームメッキ処理は１２Ｃｒ鋼
に２０μｍ形成させたものである。エロージョン試験は
Ｓｉｏ、２粒子の混入した液体ホーニングにより５．５
気圧で試料面に対し、４５°の角度で吹き付けて行った
。Ｃｒ −Ｃ層厚さと、エロージヨン性の関係は５μｍ
以下ではほとんど効果がなく、１０μｍ以上になると、
同等の値を示していることがわかる。またＣｒ−Ｃ処理
材の耐エロージヨン性は、浸炭及び窒素処理或いは、硬
質クローム処理したものより非常に優れていることがわ
かる。
示したものである。この場合の試験片は、１２Ｃ：ｒｌ
ｌを用い浸炭処理を１１００℃Ｘ２ｈｒ試理後、Ｃｒ−
Ｃ処理条件を脱室変化させて、−Ｃｒ −Ｃ層を、約３
．６，１０，３０，５０．６０μｍに変化させた。無と
表示したのは調質処理のみのものまた浸炭処理は５Ｓ−
４１材に９００℃×１ｈｒ浸炭処理後焼入焼もどし処理
を、また、窒化処理は１２Ｃｒ鋼に５５０℃Ｘ５ｈｒイ
オン窒化を、また硬質クロームメッキ処理は１２Ｃｒ鋼
に２０μｍ形成させたものである。エロージョン試験は
Ｓｉｏ、２粒子の混入した液体ホーニングにより５．５
気圧で試料面に対し、４５°の角度で吹き付けて行った
。Ｃｒ −Ｃ層厚さと、エロージヨン性の関係は５μｍ
以下ではほとんど効果がなく、１０μｍ以上になると、
同等の値を示していることがわかる。またＣｒ−Ｃ処理
材の耐エロージヨン性は、浸炭及び窒素処理或いは、硬
質クローム処理したものより非常に優れていることがわ
かる。
ノズル翼は、蒸気を効率良くタービン室に導くものであ
るが、エロージョン摩耗の発生により、蒸気の流動が乱
れタービン出力の低下を余儀なくされていた。しかし本
発明の耐二ローション性ノズル翼を用いることによって
エロージョン摩耗を防止できタービン出力の低下を招く
ことがなくなった。
るが、エロージョン摩耗の発生により、蒸気の流動が乱
れタービン出力の低下を余儀なくされていた。しかし本
発明の耐二ローション性ノズル翼を用いることによって
エロージョン摩耗を防止できタービン出力の低下を招く
ことがなくなった。
第１図はＣｒ−Ｃ処理材のＸ線回折結果を示す図、第２
図は耐酸化性試験結果を示す図、第３図はＣｒ−Ｃ層の
高温硬さ測定結果を示す図、第４図は浸炭深さと処理温
度の関係図、第５図はＣｒ−Ｃ層厚さと処理温度の関係
図、第６図はＣｒ−Ｃ処理における浸炭深さと機械的性
質を示す図、第７図はＣｒ−Ｃ処理材の模擬エロージョ
ン試験第 ２局 芳 ３月
図は耐酸化性試験結果を示す図、第３図はＣｒ−Ｃ層の
高温硬さ測定結果を示す図、第４図は浸炭深さと処理温
度の関係図、第５図はＣｒ−Ｃ層厚さと処理温度の関係
図、第６図はＣｒ−Ｃ処理における浸炭深さと機械的性
質を示す図、第７図はＣｒ−Ｃ処理材の模擬エロージョ
ン試験第 ２局 芳 ３月
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、蒸気タービンノズルにおけるノズル翼において、ノ
ズル翼に浸炭処理を施した後、クロームカーバイトから
なる炭化物を形成させたことを特徴とする蒸気タービン
ノズル翼。 、２、特許請求の範囲第１項において、前記ノズル翼の
浸炭処理において、浸炭深さを０．０５〜０．５ｍｎ
としたことを特徴とする蒸気タービンノズル翼。 ３、特許請求の範囲第１項において、前記ノズル翼のク
ロームカーバイト層厚さを５〜５０μｍとしたことを特
徴とする蒸気タービンノズル翼。 ４、特許請求の範囲第３項において、クロームカーバイ
ト層はＣｒ ｊＬＩ ＣＧ型であることを特徴とする蒸
気タービンノズル翼。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9649684A JPS60243263A (ja) | 1984-05-16 | 1984-05-16 | 蒸気タ−ビンノズル翼 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9649684A JPS60243263A (ja) | 1984-05-16 | 1984-05-16 | 蒸気タ−ビンノズル翼 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60243263A true JPS60243263A (ja) | 1985-12-03 |
| JPH0372708B2 JPH0372708B2 (ja) | 1991-11-19 |
Family
ID=14166698
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9649684A Granted JPS60243263A (ja) | 1984-05-16 | 1984-05-16 | 蒸気タ−ビンノズル翼 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS60243263A (ja) |
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| FR2616450A1 (fr) * | 1987-05-01 | 1988-12-16 | Inst T Avtomobilno | Procede d'obtention par cementation de revetements en carbure sur des pieces en alliages fer-carbone |
| JP2007063665A (ja) * | 2005-08-02 | 2007-03-15 | Honda Motor Co Ltd | 有層Ｆｅ基合金及びその製造方法 |
| JP2007063667A (ja) * | 2005-08-02 | 2007-03-15 | Honda Motor Co Ltd | 有層Ｆｅ基合金及びその製造方法 |
| JP2007063666A (ja) * | 2005-08-02 | 2007-03-15 | Honda Motor Co Ltd | 有層Ｆｅ基合金及びその製造方法 |
| JP2014070269A (ja) * | 2012-10-02 | 2014-04-21 | Kunitomo Nekko Kk | オーステナイト系表面改質金属部材およびオーステナイト系表面改質金属部材の製造方法 |
| JP2014105363A (ja) * | 2012-11-28 | 2014-06-09 | Kunitomo Nekko Kk | フェライト系表面改質金属部材およびフェライト系表面改質金属部材の製造方法 |
| EP1780379B2 (en) † | 2005-10-31 | 2020-03-25 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine |
-
1984
- 1984-05-16 JP JP9649684A patent/JPS60243263A/ja active Granted
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| FR2616450A1 (fr) * | 1987-05-01 | 1988-12-16 | Inst T Avtomobilno | Procede d'obtention par cementation de revetements en carbure sur des pieces en alliages fer-carbone |
| JP2007063665A (ja) * | 2005-08-02 | 2007-03-15 | Honda Motor Co Ltd | 有層Ｆｅ基合金及びその製造方法 |
| JP2007063667A (ja) * | 2005-08-02 | 2007-03-15 | Honda Motor Co Ltd | 有層Ｆｅ基合金及びその製造方法 |
| JP2007063666A (ja) * | 2005-08-02 | 2007-03-15 | Honda Motor Co Ltd | 有層Ｆｅ基合金及びその製造方法 |
| EP1780379B2 (en) † | 2005-10-31 | 2020-03-25 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine |
| JP2014070269A (ja) * | 2012-10-02 | 2014-04-21 | Kunitomo Nekko Kk | オーステナイト系表面改質金属部材およびオーステナイト系表面改質金属部材の製造方法 |
| JP2014105363A (ja) * | 2012-11-28 | 2014-06-09 | Kunitomo Nekko Kk | フェライト系表面改質金属部材およびフェライト系表面改質金属部材の製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0372708B2 (ja) | 1991-11-19 |
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