JPS59232247A - ガスタービン用溶接構造ノズルの製造方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 〔発明の利用分野〕 本発明は、ガスタービン用溶接構造ノズルに関する。

〔発明の背景〕

ガスタービンノズルは９００〜１００ＯＣの腐食性ガス
にさらされる。しかし、従来、この様な高温に耐えられ
る耐熱合金はないので、第１図に示す様に、ノズルを中
空にして内部を空気で冷却し、ノズル衣面温耽を８５０
Ｃ以下にして使用している。その場合、ただ冷却空気を
流したのでは冷却効率が劣るため、多量の空気を流す必
要がある。しかし、多量の空気を流すとガス温か下が９
、ガスタービンの効率を下げてしまい好ましくない。

そこで、第１図に示すコア５をノズル内に入れ、ノズル
を二重構造にする。コア５は一端封じで、かつ、細孔が
多数設けられておシ、コア内部からの空気はこの細孔を
通りノズル内壁面に噴出し、ノズルを激しく冷却する。

そのだめ、少量の空気でも効率よくノズル温度を下げる
。従って、ノズルには、使用状態において、内外の温度
差による熱応力によるクリープ損傷、起動の繰り返しに
よる熱疲労割れが発生する。

ノズルは精密鋳造、コアは機械加工で製作し、最後に両
者を溶接し一体にする。従って、ノズルに適用する合金
は、いかに耐熱疲労性、クリープ破断強度、高温耐食性
が優れていても溶接性が悪ければ使用できない。

従来、溶接構造のガスタービンノズルには、上記特性の
バランスがとれたＣｏ基合金Ｆ　Ｓ　Ｘ　４１４（表Ｉ
ＡＩ）が使用されている。しかし、これには加熱脆化に
よる熱疲労割れが短期に発生し、ガスタービンの信頼性
は著しく低下している。そこで、本発明者は、先に、Ｃ
ｏ基合金にＮ’ｒｉ％Ｎｂ、Ｚｒを添加して、耐熱疲労
性を改善した合金を提案した（特願昭５３−１４９１３
５）。

ところで、近年ガスタービンの高効率化のためガスター
ビンノズルを、８００〜９５０Ｃの温度に耐えうるよう
に設計せざるを得なくなってきた。

というのは、高効率化のためにガス温度を上げても、ノ
ズル用合金が８５０Ｃ以下でしか使えないなら、多量の
冷却空気が必要となシ、その結果、ガス温度も下がって
しまい、ガスタービンの効率は低下してし−まうからで
ある。従って、どうしても８５０Ｃ〜９５０Ｃにおいて
、前記特性のバランスのとれたＣｏ基合金の開発が必要
となってきた。ところが、前記提案（特願昭５３−１４
９１３５）のＣｏ基合金は、耐熱疲労性、クリープ破断
特性は良いが、８５００以上において、高温耐食性が急
激に低下する。一方、Ｙを添加したＣｏ基合金（特願昭
４５７１２３１３０　）は、８５００以上での高温耐食
性は優れているが、溶接ができないという欠点がある。

本発明者は、１）Ｙｏ、１ｗｔ％以上で高温耐食性が著
しく改善され、２　）　Ｙ　０．１〜Ｑ、、７　ｗ　ｔ
％以内では溶接性が改善され、３）溶接性には、Ｚｒの
影響が犬きく　、Ｚ　ｒ　ｏ、　ｓ　Ｖ／　ｔ％以上で
は溶接不能となり、４）しかし、Ｙと７．ｒが共存する
ときは、Ｙ　＋　Ｚ　ｒ−０，１〜０．８　ｗ　１％を
満タセハ溶接可能であることを見い出した。

〔発明の目的〕

本出願に係る第１発明及び第２発明の目的は、８５０〜
９００Ｃにおける、クリープ破断強度、耐熱疲労性、耐
食性に優れ、かつ、溶接可能なガスタービン用溶接構造
ノズルを提供することを目的とする。

〔発明の概要〕

本出願に係る第１発明は、Ｃ０，１５〜ｌ　ｗ　ｉ％、
５１１ｗｔ％以下、Ｍ’ｒｌ　Ｉ　Ｗ　ｔ％以下、Ｎｉ
５〜１５ｗｔ％、Ｃｒ１８〜３５ｗｔ％、Ｗ３〜１５ｗ
ｔ％、Ｊ３０．００３〜０．１　Ｗ　１％、Ｎｂ０１ｏ
１〜ｏ、ｓｗｔ％、Ｔ　ｉＯ，０１〜ｏ、ｓ　ｗ　１％
、Ｚｒ０．０１〜０．８ｗｔ％、Ｙ　Ｏ，１〜０．７　
Ｗ　１％、残部Ｃｏおよび不可避の不純物からなり、Ｙ
＋ｚｒ＝ｏ、ｔ〜ｏ、　ｓ　ｗ　１％である合金からな
るガスタービン用溶接構造ノズルである。

第２発明は、Ｃ０，１５〜Ｑ、　６Ｗ　１％、５ｉｔＷ
ｊ％以下、Ｍｎ１ｗｔ％以下、Ｎ　ｌ）　５〜１，５ｗ
ｔ％、ｃｒｔｓ　〜３５ｗｔ％、Ｗ３〜１−５ｗｔ％、
Ｂ　Ｏ，００３〜０．Ｉ　Ｗ　１％、Ｎｂ　Ｏ，０１〜
０．８ｗ　ｔ％、’ｒ　ｉ　ｏ、ｏ　ｉ　〜ｏ、ｓｗ　
ｔ％、Ｚ　ｒ　０．０１〜０．８Ｗｉ％、Ｙｏ、１〜０
．７ｗｔ％、Ｆｅ１０ｗｔ％以下、残部Ｃｏおよび不可
避の不純物よりなり、Ｙ＋ｚｒ＝ｏ、ｔ〜０．８ｗｔ％
である合金からなるガスタービン用溶接構造ノズルであ
る。

次に第１発明における各元素の成分限定理由を述べる。

以下％はｗｔ％を表わす。

Ｃ０，１５〜１％ Ｃは合金の強、吠を上げるために必須のものである。し
かし、０．１５％より少ないと所望の強度が得られない
。また、１％を越えると粗大なデンドライト状炭化物が
晶出するため、耐熱疲労性が低下する他、高温で長時間
加熱した場合、炭化物の凝集が起こシ延性を低下させる
。特に０．２〜０．４％が、以下で述べるＴｔ、　Ｎｂ
、ｚｒ量との組合せに対し好ましい。

Ｓｉ　　１％以下 Ｓｉは一般に脱酸剤として加えるが、本発明においては
溶接性の点からも重要であり、さらにそれは耐酸化性を
向上させる。十分な効果を得るには０．３％以上がよい
。しかし、１％を越えると鋳造時に介在物を残す原因と
なり溶接性を低下さ亡るので１％以下とした。特に、０
．５〜１％が好ましい。

Ｗ　３〜１５％ Ｗは高温強度向上の目的で３％以上添加されるが、逆に
１５％を越えると高温延性及び面１酸化性と同時に溶接
性を悪くするので３〜１５％とした。

この中で６〜８％が好ましい。

Ｂｏ、００３〜０．１％ Ｂは高温強度および高部延性を向上させるために添加さ
れるが０．００３％未満では効果がなく、また０、１％
を越えると溶接性に問題が生ずるので０．００３〜０．
１％とした。この中で０．　Ｏ（１５〜０．０１５％が
好ましい。

７、ｒ　　Ｏ，０１〜０．８％ Ｔｉ　０．０１〜０．８％ Ｎｂ０．０１〜０．８％ ＴｉとＮｂとｚｒはそれらの組合せによる複合添加させ
ることによシ一層大きな効果を示すものである。これら
の元素は特に上述および以下に述べるＣ量、Ｗ量、Ｂ量
、Ｃｒ量およびＮｉ量において最適の関係を示すもので
ある。

一般にｚｒ、ＴｉおよびＮｂは炭化物析出強化元素とし
て耐熱合金に用いられ炭化物の析出による強化を目的と
したものでおる。本発明者らはｚｒ、　ＴｆおよびＮｂ
の複合添加により高強度高靭性が得られることが判明し
たのである。これらの元素はいずれも０．０１％未満で
は目標とする高温強度および高温延性が得られない。す
なわち、これらの元素の微量の添加により共晶炭化物お
よび粒界炭化物の分割作用、二次炭化物の粗大化抑制、
さらには脱酸、脱窒作用が得られ、クリープ破断強度と
破断時の伸び、絞りが著しく向上する。

しかし、これらの元素はいずれも０．８％を越えると介
在物の形成を多くしたシあるいは炭化物の凝集、脆化を
起こす。また、ｚｒは０．８％以上ではＹとともにＮｉ
、ｃｏと低融点共晶を形成して溶接割れを加速する。さ
らにＮｂは０．８％以上では耐酸化性を著しく悪くする
。従って、これらの元素は０．０１〜０．８％とした。

この中でＴ　ｉ　０．０５〜０．５％、Ｎ　ｂ　Ｏ，１
〜０．６％およびＺｒ０．０５〜０．２５％が好しい。

特にＴ　ｉ　ｏ、　ｔ〜０．２％、ＮｂＯ，２〜０．３
％およびＺｒ０．１〜０．２％の組合せが最もすぐれて
いる。

Ｙの添加量は耐高温腐食性と溶接性の点から非常に重要
である。耐高温腐食性の点からは少なくとも０．１％は
必要であシ、多いほど効果が大きい。

しかし、０．７％以上では効果が小さい。また、溶接性
の点からも０．１〜０．７％が好ましい。両特性を総合
すると特に０．１５〜０．５％が好ましい。

Ｍｎ　　１％以下 Ｍｎは“Ｓｉと同様脱酸剤として添加されるが、十分な
効果を得るには０．３％以上がよい。しかし１％を越え
ると耐酸化性を悪くする。特に０．４〜０．６％が好ま
しい。また、真空溶解においては０．３％以下でもよい
。

Ｎｉ　　５〜１５％ Ｎｉは高温強度を向上させるために５％以上含有される
が、多くしても添加量の割には強度改善が期待されない
ので５〜１５％とした。この中でも９．５〜１１．５％
が好ましい。

Ｃｒ　１８〜３５％ ＣｒはＴｉとの関係でコールドショットおよび炭化物の
内部酸化を受けないように範囲を選ぶべきである。Ｃｒ
は耐酸化性を向上させるために、１８％以上必要である
。しかし、３５％を越えるとコールドショットの生成、
防用中に生ずる炭化物の内部酸化によシ高温延性の低下
をきたしさらに高温長時間使用中に脆化をきたす原因に
なる。

この中で２８〜３１％が好ましい。

Ｙ＋Ｚｒ　　０．１〜０．８％ Ｙ＋Ｚｒ＝０．１〜０．８％を満たせば溶接可能である
。溶接割れはＳ量に比例するが、少量のＹ添加において
は、ＹがＳを固着するため溶接性が改善される。しかし
、Ｙ＋Ｚｒ＝０．８％以上になると（Ｎｉ、Ｃｏ）−（
Ｙ、Ｚｒ　）の低融点共量が多社に晶出し、溶接時の高
温割れを多情に発生させるものと思われる。従って、Ｙ
＋Ｚｒ＝０．１〜０．８％を満すことが、高温耐食性と
溶接性を同時に満足するためには重要である。その中で
、特にＹ＋Ｚ　ｒ＝０．１５〜Ｏ１５％が好ましい。

第２発明では、第１発明と次の点で異なシ、その他は同
じである。

Ｃ０，１５〜０．６％ Ｃは合金の強度を上げるため必須であるが、Ｆｅの添加
によシ高温強度が維持されるのでＣの添加量の上限は第
１発明よりも低くできる。

Ｆｅ　　１０％以下 ｐｅはＣ，Ｓｉ、Ｍｎ、ｗ、Ｎｂ、’Ｊ’ｉ、Ｚｒ。

Ｂなどの添加に際し、母合金として添加することによっ
てこれらの添加の歩留シを高めるのに有効でおる。しか
し１０％を越えると高温強度を低める。特に高い高温強
度を維持するのに４％以下がよい。

〔発明の実施例〕

実施例１ ０ストワツクス法ニて、１００＋ｎｍＸ　２．００ｍｍ
×１５＋ｎｍの素材を製作した。溶解は高周波真空溶解
、鋳造はＡｒ雰囲気で行なった。熱処理は、１２３０Ｃ
Ｘ４ｈｒ保持後室温まで空冷した。この素材から高温腐
食試験片（５間Ｘ１０ｍＸ１５腑）、パレストレイン溶
接試欲片（６ｍｍＸ６’ＯｍｍＸ２００ｍ）を採取し、
試験に供した。別表に各試料の化学成分を示す。Ａ１．
Ａ２が従来合金で、Ａ４〜通８が本発明の実施例に係る
合金である。Ａ９．Ａ１０は比較例である。

耐高温腐食性は、Ｎａ２ＳＯ４２５％ＮａＣｔ塗布法に
て、８５０Ｃ１９００Ｃ，１００ＯＣで各々５００時間
保持後、腐食減量で評価した。

溶接性は、パレストレイン溶接試験機にて試験した。入
熱量７’９２０　Ｊ　／ｃａｔＳｔ流１１０ＡＸ’を圧
１２Ｖ、溶接速度ＩＱＣｒｎ／ｍｉｑ、歪量１％（板厚
６喘、曲げ半径３００ｍｍ）で行なった。溶接棒は、Ｃ
０１１％、Ｃｒ２Ｏ，５％、Ｗ１５％、Ｎｉ１０．５％
、Ｆｅ２．５％、ＮｂＯ，１５％、Ｔ　ｉｏ、　ｔ　５
％、Ｚ　ｒ　０．０５％、Ｙｏ、１５％、ｓｉｏ、ｓ％
、Ｍｎ１．１％、Ｂａ１．ｃｏの組成でおる。

溶接は、上記試験片の６０Ｘ２００ｍ＋ｎの面上に行な
った。

第３図に高温腐食試験の結果を示す。ｙ　ｏ、　ｉ％（
煮５）は従来例（＆２）の約２倍の耐食性がある。また
、Ｙｏ、６％（第８）以上ではほとんど腐食しなくなる
。

第４図から第６図までに溶接試験の結果を示す。

第４図は、溶接性とＹの関係を示すものである。

Ｙが０．７％を越えると急激に溶接性が低下する。

なお、溶接割れ長さが３ｍ以下の時にはノズルへの溶接
が可能である。なぜなら、ＦＳＸ４１４（ａａｉ）の溶
接割れ長さは、第４図及び第６図に示すように３Ｍであ
シ、従来からＦＳＸ４１４についてはノズルへの溶接に
ついては問題がないからである。

第５図は溶接性とＺｒ量との関係を示している。

Ｚｒ量の増加に比例して溶接性が著しく低下し、Ｚｒが
０．８％を越えると溶接は困難であることがわかる。

第６図は溶接性とＹ＋Ｚｒ量との関係を示している。第
６図中の″ハンチング領域、言いかえれば、Ｙ＋Ｚｒ＝
０．１〜０，８％においては溶接が可能であることがわ
かる。

実施例２ 第１図に示すノズルセグメント本体４をロストワックス
法にてアルゴンガス雰囲気中で精密鋳造した。ノズルの
成分は、Ｃｏ２６％、Ｃｒ　２９．５％、Ｗ７．２％、
Ｎｉ１Ｏ，２％、Ｆｅ１．２％、Ｚｒ０１１５％、Ｔｉ
ｏ、ｘｓ％、ＮｂＯ，２５％、ＹＯ２５％、ＳｉＯ，８
５％、Ｍｎ０．５％、Ｂａ１．Ｃｏである。

この鋳造品を目視、ザイグロ等で検査し、発見されたシ
ェルかみ、プローホール、その他のザイグロ欠陥等の鋳
造欠陥部をグラインダー等で除去し、除去部を、肉盛溶
接等にょシ溶接補修を行なった。

溶接棒は、１．６φで、組成は、ｃｏ、ｉ％、ｃｒ２０
．５％、Ｗ１５％、Ｎｉ１０．５％、Ｆ　ｅ　２．５％
、Ｎｂ０．１５％、Ｔ　ｉ　０．１　ｓ％、ｚｒｏ、ｏ
ｓ％、ＹＯ３１５％、ｓｉｏ、ｓ％、Ｍｎ１．１％、Ｂ
ａｌ　６　Ｃ。

である。溶接は、へりアーク溶接で、溶接電流８０〜９
０Ａ１溶接電圧１０〜１１Ｖ、溶接速度２００關／　ｍ
ｍで行った。

なお、鋳造欠陥の溶接補修前に、１２３０ｔｌ’Ｘ４ｈ
、ガス冷却の熱処理を行なった。

次いで、同一の溶接条件で、ノズルセグメント本体４と
、８ＵＳ３０４のコア５及びメクラ板６を夫々溶接部７
及び８で溶接した。すなわち、たとえば、第１図に示す
ように、メクラ板６は、ノズルセグメント本体４の先端
周（いわゆるアウターシュラウド部）に、また、コア５
は、ノズルセグメント本体４の根元周（いわゆるインナ
ーシュラウド部）に溶接した。両部会は、特に棺密鋳造
品では溶接割れの発生しやすい部分である。

この様にして得られた、本発明の実施例に係る溶接構造
ガスタービンノズルは、溶接割れはなく、高温における
熱疲労性、耐食性、耐クリープ性に優れていた。

〔発明の効果〕

本出願に係る第１発明によれば、８５０〜９００Ｃにお
けるクリープ破断強度、耐熱疲労性、耐食性に優れ、か
つ、溶接可能なガスタービン用溶接構造ノズルが得られ
る。また、本出願に係る第２発明によっても第１発明と
同じ効果をあげることができる。

【図面の簡単な説明】 第１図はガスタービンノズル断面構成図であυ、第２図
は第１図のＡ−Ａ断面図である。第３図は高温腐食試ｊ
験での腐食減量とＹ量との関係、第４図、第５図及び第
６図はパレストレイン溶接試験における割れの長さと、
それぞれ、Ｙ量、Ｚｒ量及びＹ＋Ｚｒ＆との関係を示す
線図である。 １・・・リテナーリング、２・・・冷却空気流、３・・
・高温燃焼ガス流、４・・・ノズルセグメント本体、５
・・・コア、６・・・メクラ板、７，８・・・溶接部。 代理人　弁理士　鵜沼辰之 茅　ｌ　口 ／ 茅２０ ＄３　口 ２７６− ＄４．目 γ（×） 茅５　固 ｌｒ（′／−９ 第４　固 γ↑ｚｒ　　（ｗｔ　：ｌ）

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １゜Ｃｏ１５〜Ｉｗｔ％、５１１ｗｔ％以下、Ｍｎ１ｗ
   ｔ％以下、Ｎｉ５〜１５ｗｔ％、Ｃｒ１８〜３５ｗｔ％
   、Ｗ３〜１５ｗｔ％、Ｂｏ、００３〜０．１　ｗ　１％
   、Ｎｂ０．０１〜ｏ、　ｓ　ｗ　１％、Ｔｉｏ、ｏｉ　
   〜ｏ、ｓｗｔ％、Ｚ　ｒ　０．０１〜０．８Ｗ　１％、
   Ｙｏ、１〜０．７　Ｗ　１％、残部ＣＯおよび不可避の
   不純物からな’）、ｙ＋ｚ　ｒ　＝＝０．１〜０．８ｗ
   　１％である合金からなるガスタービン用溶接構造ノズ
   ル。 ＝０．０１〜０．１７ である特許請求の範囲第１項記載のガスタービン用溶接
   構造ノズル。 ’Ｉ’　ｉ　（ａｔ％）＋Ｎｂ（ａｔ％）＋Ｚｒ（ａｔ
   ％）３　、−　　　　　　　　　　　　ＸＺ　ｒ　（ｗ
   ｔ％）Ｃ（ａｔ％） ＝０．０３〜０．０８ である特許請求の範囲第２項記載のガスタービン用溶接
   構造ノズル。 ４、Ｃ０，１５〜０．６　Ｗ　１％、５１１ｗｔ％以下
   、Ｍｎ１ｗｔ％以下、Ｎｉ５〜１５ｗｔ％、Ｃｒ１８〜
   ３５ｗｔ％、Ｗ３〜１５ｗｔ％、Ｂｏ、００３〜０．　
   Ｉ　Ｗ　１％、ＮｂＯ，０１〜０．８　Ｗ　１％、Ｔｉ
   Ｏ，０１〜０．８　ｗ　１％、Ｚ　ｒ　０．０１〜０．
   ８ｗ　１％、Ｙ　０．１〜０．７　ｗ　１％、’ｐｅｌ
   Ｑｗｔ％以下、残部Ｃｏおよび不可避の不純物よりなり
   、Ｙ＋Ｚｒ＝０６１〜ｏ、ｓｗｔ％である合金からなる
   ガスタービン用溶接構造ノズル。 ＝０．０１〜０．１７　Ｗ　１％ である特許請求の範囲第４項記載のガスタービン用溶接
   構造ノズル。 ＝０．０３〜Ｑ、９３ｗｔ％ である特許請求の範囲第５項記載のガスタービン用溶接
   構造ノズル。