(57)【要約】  質量％で、９．０〜１３．２％のクロム、５．９〜２４．９％のコバルト、０．０〜４．０％の鉄、１．１〜４．４％のモリブデン、０．０〜８．０％のタングステン、２．８〜３．７％のアルミニウム、０．３〜５．１％のチタン、０．０〜４．０％のニオブ、２．４％超９．５％以下のタンタル、０．０１〜０．１％の炭素、０．００１〜０．１％のホウ素、０．００１〜０．３％のジルコニウム、０．０〜０．５％のケイ素、０．０〜０．１％のイットリウム、０．０〜０．１％のランタン、０．０〜０．１％のセリウム、０．０〜０．００３％の硫黄、０．０〜０．２５％のマンガン、０．０〜０．５％のバナジウム、０．０〜０．５％の銅、及び０．０〜０．５％のハフニウムを備え、残部がニッケルおよび不可避的不純物であり、合金に含まれるモリブデン、タングステン、ニオブ、タンタル及びチタンの質量％をそれぞれＷＭｏ、ＷＷ、ＷＮｂ、ＷＴａ及びＷＴｉとすると、以下の式を満たす、ニッケル基合金組成物。        １．２９ＷＭｏ＋０．５ＷＷ≧５．７        ０．６ＷＴｉ＋０．４４ＷＮｂ＋０．２７ＷＴａ≧４．２
2021523985.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、９．０〜１３．２％のクロム、５．９〜２４．９％のコバルト、０．０〜４．０％の鉄、１．１〜４．４％のモリブデン、０．０〜８．０％のタングステン、２．８〜３．７％のアルミニウム、０．３〜５．１％のチタン、０．０〜４．０％のニオブ、２．４％超９．５％以下のタンタル、０．０１〜０．１％の炭素、０．００１〜０．１％のホウ素、０．００１〜０．３％のジルコニウム、０．０〜０．５％のケイ素、０．０〜０．１％のイットリウム、０．０〜０．１％のランタン、０．０〜０．１％のセリウム、０．０〜０．００３％の硫黄、０．０〜０．２５％のマンガン、０．０〜０．５％のバナジウム、０．０〜０．５％の銅、及び０．０〜０．５％のハフニウムを備え、残部がニッケルおよび不可避的不純物であり、合金に含まれるモリブデン、タングステン、ニオブ、タンタル及びチタンの質量％をそれぞれＷＭｏ、ＷＷ、ＷＮｂ、ＷＴａ及びＷＴｉとすると、以下の式を満たす、ニッケル基合金組成物。
１．２９ＷＭｏ＋０．５ＷＷ≧５．７
０．６ＷＴｉ＋０．４４ＷＮｂ＋０．２７ＷＴａ≧４．２
【請求項２】
合金に含まれるニオブ、タンタル、チタン及びアルミニウムの質量％をそれぞれＷＮｂ、ＷＴａ、ＷＴｉ及びＷＡｌとすると、以下の式を満たす、請求項１に記載のニッケル基合金組成物。
６．２≦０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａ＋０．９４ＷＡｌ≦７．４
好ましくは、
６．２≦０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａ＋０．９４ＷＡｌ≦６．７
【請求項３】
合金に含まれるニオブ、タンタル、チタン及びアルミニウムの質量％をそれぞれＷＮｂ、ＷＴａ、ＷＴｉ及びＷＡｌとすると、以下の式を満たす、請求項１または２に記載のニッケル基合金組成物。
１．０≦（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａ）／ＷＡｌ≦１．３
【請求項４】
合金に含まれるタングステン及びモリブデンの質量％をそれぞれＷW、ＷMoとすると、以下の式を満たす、請求項１乃至３のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
６．０≦１．２９ＷMo＋０．５ＷW
【請求項５】
合金に含まれるタンタル及びタングステンの質量％をそれぞれＷTa、ＷWとすると、以下の式を満たす、請求項１乃至４のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
ＷTa＋０．８８ＷW≦９．４
【請求項６】
合金に含まれるタンタル及びコバルトの質量％をそれぞれＷTa、ＷCoとすると、以下の式を満たす、請求項１乃至５のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
ＷTa＋０．４７ＷCo≦１４．１
【請求項７】
合金に含まれるタングステン、クロム及びモリブデンの質量％をそれぞれＷW、ＷCr及びＷMoとすると、以下の式を満たす、請求項１乃至６のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
ＷW＋１．６２ＷCｒ＋２．０ＷＭｏ≦３０．２
好ましくは、
ＷW＋１．６２ＷCｒ＋２．０ＷＭｏ≦２８．３
【請求項８】
アルミニウムを、質量％で、３．５％以下、好ましくは３．１％以下備える、請求項１乃至７のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項９】
タンタルを、質量％で、２．４５％以上、好ましくは２．５％以上、より好ましくは３．４％以上、さらにより好ましくは５．１％以上備える、請求項１乃至８のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１０】
タンタルを、質量％で、６．４％以下備える、請求項１乃至９のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１１】
ニオブを、質量％で１．０％以上備える、請求項１乃至１０のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１２】
ニオブを、質量％で、３．０％以下、好ましくは２．０％以下備える、請求項１乃至１１のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１３】
チタンを、質量％で、１．１％以上、好ましくは１．８％以上備える、請求項１乃至１２のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１４】
チタンを、質量％で、４．８％以下、好ましくは４．６％以下、より好ましくは４．２％以下備える、請求項１乃至１３のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１５】
タングステンを、質量％で３．２％以上備える、請求項１乃至１４のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１６】
タングステンを、質量％で、７．８％以下、好ましくは６．９％以下備える、請求項１乃至１５のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１７】
モリブデンを、質量％で、１．２％以上、好ましくは１．７％以上備える、請求項１乃至１６のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１８】
コバルトを、質量％で、６．１％以上、好ましくは７．１％以上備える、請求項１乃至１７のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項１９】
コバルトを、質量％で、２４．６％以下、好ましくは２２．８％以下、より好ましくは１９．１％以下、さらには１６．８％以下または１６．６％以下、さらにより好ましくは１４．７％以下、最も好ましくは１１．１％以下備える、請求項１乃至１８のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項２０】
クロムを、質量％で、１１．９％以下、好ましくは１１．５％以下、より好ましくは１１．２％以下備える、請求項１乃至１９のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項２１】
８５０℃で５１〜６２％のガンマプライム体積分率、好ましくは８５０℃で５１〜５６％のガンマプライム体積分率を備える、請求項１乃至２０のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物。
【請求項２２】
請求項１乃至２１のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物の粉末。
【請求項２３】
請求項１乃至２１のいずれか１項に記載のニッケル基合金組成物または請求項２２に記載の粉末から形成された、タービンディスク。
【請求項２４】
請求項２３に記載のタービンディスクを備えるガスタービンエンジン。
【請求項２５】
鋳造の前に、請求項２２に記載の粉末を圧縮することを含む、タービンディスクの製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ガスタービンエンジン及び他のターボ機械内のタービンディスク部品として用いられるニッケル基超合金組成物に関する。
【背景技術】
【０００２】
タービンディスクは、ガスタービンエンジンにおいて重要な部品である。最大動作温度及び最大耐用年数の観点に基づきタービンディスク合金の性能を向上させることは、エンジンの効率及びエンジンの動作の費用対効果に対して、重大な影響を及ぼす可能性がある。
【０００３】
タービンディスク部品に使用されるニッケル基超合金の典型的な組成の例を表１に列挙する。図１を参照して、より高い強度を備える合金の開発においては、コストがより高いレベルに向かう傾向がある。表１は、粉末冶金タービンディスクに使用される、一般的に適用されるニッケル基超合金の、質量％における公称組成である。
【０００４】
【表１】
2021523985.tif 000003
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
本発明は、低廉な合金コスト（好ましくは合金コストの削減）及び耐酸化性／耐食性の改善と組み合わせて、高い高温強度及び耐クリープ性を提供することを目的とする。新たな合金の特性のバランスにより、高温用途（特に、部品の動作温度が８００度以上であるタービンディスク用途としての使用）の部品の製造において、費用対効果をさらに高めることができる。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明によれば、質量％で、９．０〜１３．２％のクロム、５．９〜２４．９％のコバルト、０．０〜４．０％の鉄、１．１〜４．４％のモリブデン、０．０〜８．０％のタングステン、２．８〜３．７％のアルミニウム、０．３〜５．１％のチタン、０．０〜４．０％のニオブ、２．４％超９．５％以下のタンタル、０．０１〜０．１％の炭素、０．００１〜０．１％のホウ素、０．００１〜０．３％のジルコニウム、０．０〜０．５％のケイ素、０．０〜０．１％のイットリウム、０．０〜０．１％のランタン、０．０〜０．１％のセリウム、０．０〜０．００３％の硫黄、０．０〜０．２５％のマンガン、０．０〜０．５％のバナジウム、０．０〜０．５％の銅、及び０．０〜０．５％のハフニウムを備え、残部がニッケルおよび不可避的不純物であり、合金に含まれるモリブデン、タングステン、ニオブ、タンタル及びチタンの質量％をそれぞれＷＭｏ、ＷＷ、ＷＮｂ、ＷＴａ及びＷＴｉとすると、以下の式を満たす、ニッケル基合金組成物が提供される。
１．２９ＷＭｏ＋０．５ＷＷ≧５．７
０．６ＷＴｉ＋０．４４ＷＮｂ＋０．２７ＷＴａ≧４．２
【０００７】
この合金は、優れた耐酸化性／耐食性およびＴＣＰ形成に対する耐性と組み合わせて、高温で非常に高い強度を提供する。
【０００８】
好ましい実施形態では、合金に含まれるニオブ、タンタル、チタン及びアルミニウムの質量％をそれぞれＷＮｂ、ＷＴａ、ＷＴｉ及びＷＡｌとすると、以下の式を満たす。
６．２≦０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａ＋０．９４ＷＡｌ≦７．４
好ましくは、以下の式を満たす。
６．２≦０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａ＋０．９４ＷＡｌ≦６．７
これにより、合金に高強度を付与するのに十分なガンマプライム相が確保される。
【０００９】
好ましい実施形態では、合金に含まれるニオブ、タンタル、チタン及びアルミニウムの質量％をそれぞれＷＮｂ、ＷＴａ、ＷＴｉ及びＷＡｌとすると、以下の式を満たす。
１．０≦（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａ）／ＷＡｌ≦１．３
これにより、高いＡＰＢエネルギーと安定したガンマプライム相を備えた合金が保証される。そのため、この合金は、析出せん断に対する優れた耐性と、イータ相およびデルタ相の形成に対する耐性と、を備える。
【００１０】
好ましい実施形態では、合金に含まれるタングステン及びモリブデンの質量％をそれぞれＷW、ＷMoとすると、以下の式を満たす。
６．０≦１．２９ＷMo＋０．５ＷW
このような合金は、固溶メリット指数が高いため、高温クリープに対する耐性が向上し、高温強度が向上する。
【００１１】
好ましい実施形態では、合金に含まれるタンタル及びタングステンの質量％をそれぞれＷTa、ＷWとすると、以下の式を満たす。
ＷTa＋０．８８ＷW≦９．４
このような合金は、上記式を満たさない合金と比較して密度が低くなる。
【００１２】
好ましい実施形態では、合金に含まれるタンタル及びコバルトの質量％をそれぞれＷTa、ＷCoとすると、以下の式を満たす。
ＷTa＋０．４７ＷCo≦１４．１
このような合金では、コストが制限される。
【００１３】
好ましい実施形態では、合金に含まれるタングステン、モリブデン及びクロムの質量％をそれぞれＷW、ＷMo及びＷCrとすると、以下の式を満たす。
ＷW＋１．６２ＷCｒ＋２．０ＷＭｏ≦３０．２
好ましくは、以下の式を満たす。
ＷW＋１．６２ＷCｒ＋２．０ＷＭｏ≦２８．３
このような合金は、有害なＴＣＰ相の形成に対して、高い耐性を備える。
【００１４】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるアルミニウムは、質量％で、３．５％以下、好ましくは３．１％以下である。このような合金は、ガンマプライムソルバス温度が低いため、製造性が向上する。
【００１５】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるタンタルは、質量％で、２．４５％以上、好ましくは２．５％以上、より好ましくは３．４％以上、さらにより好ましくは５．１％以上である。このような合金は、ガンマプライムソルバス温度が低くなる代わりに、さらに高い強度を備える。
【００１６】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるタンタルは、質量％で、６．４％以下である。このような合金では、ガンマプライムソルバス温度が制限されているため、製造容易性が維持される。
【００１７】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるニオブは、質量％で１．０％以上である。このような合金は、強度が向上する。
【００１８】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるニオブは、質量％で、３．０％以下、好ましくは２．０％以下である。このような合金は、強度が向上する。
【００１９】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるチタンは、質量％で、１．７％以上、好ましくは２．５％以上である。このような合金は、強度が向上する。
【００２０】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるチタンは、質量％で、４．８％以下、好ましくは４．６％以下、より好ましくは４．２％以下である。このような合金は、より優れた耐酸化性と、改善された製造性と、を有する。
【００２１】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるタングステンは、質量％で、３．２％以上である。このような合金は、優れた高温強度を有する。
【００２２】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるタングステンは、質量％で、７．８％以下、好ましくは６．９％以下である。このような合金は低密度である。
【００２３】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるモリブデンは、質量％で、１．２％以上、好ましくは１．７％以上である。このような合金は、より高い固溶強度を有するため、クリープ強度が改善される。
【００２４】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるコバルトは、質量％で、６．１％以上、好ましくは７．１％以上である。このような合金は、強度、特に耐クリープ性が向上する。
【００２５】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるコバルトは、質量％で、２４．６％以下、好ましくは２２．８％以下、より好ましくは１９．１％以下、さらには１６．８％以下または１６．６％以下、さらにより好ましくは１４．７％以下、最も好ましくは１１．１％以下である。このような合金は、低コストである。
【００２６】
好ましい実施形態では、ニッケル基合金組成物が備えるクロムは、質量％で、１１．９％以下、好ましくは１１．５％以下、より好ましくは１１．２％以下である。このような合金は、ＴＣＰ相の形成に対する耐性の観点から、微細構造安定性が向上している。
【００２７】
本明細書における「を備える」との用語は、組成物を１００％として、追加の成分の存在を排斥することでパーセンテージを１００％にしていることを示すために用いられる。特に明記しない限り、％は質量％として表される。
【００２８】
本発明について、単なる例示を通じて、添付図面を参照しながら、さらに十分に説明する。
【図面の簡単な説明】
【００２９】
【図１】図１は、表１に列挙された合金及び表２に列挙された合金設計領域内に存する合金について、元素コストと（強度メリット指数の観点からの）降伏強度との間の計算されたトレードオフを示す。グラフ上のハッチングされた領域は、強度とコストとの好ましい組み合わせを示す。
【図２】図２は、（強度メリット指数の観点からの）降伏強度と８５０℃でのγ´相の体積分率との間の計算された関係性を示す。所望のレベルの強度メリット指数を達成するために必要なγ´体積分率の最小値を、ハイライトで示す。
【図３】図３は、９００℃でのγ´体積分率に対する、アルミニウム及び（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａとの関係に基づく）ニオブ元素とチタン元素とタンタル元素との合計の影響を示す等値線図である。また、グラフには、γ´ソルバス及び強度における組成依存関係が示されている。
【図４】図４は、γ´ソルバス温度に対する、アルミニウム及び（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａとの関係に基づく）ニオブ元素とチタン元素とタンタル元素との合計の影響を示す等値線図である。
【図５】図５は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、強度メリット指数に対する、チタン及びタンタルの影響を示す等値線図である。この合金において、アルミニウム含有量は２．８〜３．７質量％に固定され、ニオブ含有量は０．０質量％に固定されている。
【図６】図６は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、強度メリット指数に対する、チタン及びタンタルの影響を示す等値線図である。この合金において、アルミニウム含有量は２．８〜３．７質量％に固定され、ニオブ含有量は１．０質量％に固定されている。
【図７】図７は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、強度メリット指数に対する、チタン及びタンタルの影響を示す等値線図である。この合金において、アルミニウム含有量は２．８〜３．７質量％に固定され、ニオブ含有量は２．０質量％に固定されている。
【図８】図８は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、強度メリット指数に対する、チタン及びタンタルの影響を示す等値線図である。この合金において、アルミニウム含有量は２．８〜３．７質量％に固定され、ニオブ含有量は３．０質量％に固定されている。
【図９】図９は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、強度メリット指数に対する、チタン及びタンタルの影響を示す等値線図である。この合金において、アルミニウム含有量は２．８〜３．７質量％に固定され、ニオブ含有量は４．０質量％に固定されている。
【図１０】図１０は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、固溶メリット指数に対する、モリブデン及びタングステンの影響を示す等値線図である。
【図１１】図１１は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、合金密度に対する、タンタル及びタングステンの影響を示す等値線図である。
【図１２】図１２は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、（２０１７年の元素価格に基づく生元素コストの観点からの）合金コストに対する、コバルト及びタンタルの影響を示す等値線図である。
【図１３】図１３は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、（クリープメリット指数の観点からの）耐クリープ性に対する、コバルト及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、１．０質量％に固定されている。
【図１４】図１４は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、（クリープメリット指数の観点からの）耐クリープ性に対する、コバルト及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、２．０質量％に固定されている。
【図１５】図１５は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、（クリープメリット指数の観点からの）耐クリープ性に対する、コバルト及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、３．０質量％に固定されている。
【図１６】図１６は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、（クリープメリット指数の観点からの）耐クリープ性に対する、コバルト及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、４．０質量％に固定されている。
【図１７】図１７は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、（クリープメリット指数の観点からの）耐クリープ性に対する、コバルト及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、５．０質量％に固定されている。
【図１８】図１８は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、安定度数Ｍｄに対する、クロム及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、０．０質量％に固定されている。
【図１９】図１９は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、安定度数Ｍｄに対する、クロム及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、１．０質量％に固定されている。
【図２０】図２０は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、安定度数Ｍｄに対する、クロム及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、２．０質量％に固定されている。
【図２１】図２１は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、安定度数Ｍｄに対する、クロム及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、３．０質量％に固定されている。
【図２２】図２２は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、安定度数Ｍｄに対する、クロム及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、４．０質量％に固定されている。
【図２３】図２３は、γ´の体積分率が０．５１〜０．６２である合金において、安定度数Ｍｄに対する、クロム及びタングステンの影響を示す等値線図である。この合金におけるモリブデン含有量は、５．０質量％に固定されている。
【発明を実施するための形態】
【００３０】
従来、ニッケル基超合金は、経験主義に基づき設計されてきた。したがって、ニッケル基超合金の化学的組成物は、限られた量の材料の小規模処理と、挙動についてのその後の特性分析と、を含む時間のかかる高価な実験開発によって特定されてきた。その後、最良の、すなわちもっとも望ましい特性の組み合わせを示すことを見出された合金組成物が採用される。この組み合わせを達成可能な合金元素群が多数存在することは、これらの合金が完全には最適化されておらず、より改良された合金が存在する可能性が高いことを示している。
【００３１】
超合金においては一般的に、耐酸化性／耐食性を付与するためにクロム（Ｃｒ）及びアルミニウム（Ａｌ）が添加され、硫化に対する耐性を向上させるためにコバルト（Ｃｏ）が添加される。耐クリープ性の為に、モリブデン（Ｍｏ）、タングステン（Ｗ）及びコバルト（Ｃｏ）が導入されるが、これは、これらの元素が、クリープ変形の割合を決定する熱活性化過程（例えば、転位上昇）を阻害するためである。静的強度及び繰り返し強度を高めるために、アルミニウム（Ａｌ）、タンタル（Ｔａ）、ニオブ（Ｎｂ）及びチタン（Ｔｉ）が導入されるが、これは、これらの元素が、析出硬化相ガンマプライム（γ´）の形成を促進させるためである。この析出相は、ガンマ（γ）と呼ばれる面心立方（ＦＣＣ）マトリックス相とコヒーレントである。
【００３２】
本明細書においては、ニッケル基超合金の新たなグレードの特定に用いられる、モデルに基づく手法を、「合金設計」（ＡＢＤ）法という用語で記載する。この手法には、非常に広範な組成領域に亘って設計関連特性を推定するための計算材料モデルのフレームワークが利用される。原則的に、この合金設計ツールにより、いわゆる逆問題が解決可能となる。すなわち、指定された設計制約を最も満足する、最適な合金組成を特定できる。
【００３３】
設計過程の第１ステップは、元素表と、その元素表に付随した組成制限の上限及び下限と、を規定することである。本発明においては、「合金設計領域」と呼ばれる、各元素を添加する際の元素ごとの組成制限が考慮される。この組成制限については、表２に詳述されている。表２に、研究された合金設計領域を示す。
【００３４】
【表２】
2021523985.tif 000004
【００３５】
第２ステップは、特定の合金組成物の相図及び熱力学的特性を計算するための、熱力学的計算に基づいて行われる。これは、ＣＡＬＰＨＡＤ法（CALculate PHAse Diagram）と呼ばれることが多い。これらの計算を、新しい合金の典型的な使用温度（９００℃）で実施することで、相平衡（微細構造）についての情報が得られる。
【００３６】
第３段階には、所望の微細構造を有する合金組成物を特定することが含まれる。クリープ変形に対する優れた耐性を必要とするニッケル基超合金の場合、析出硬化相γ´の体積分率が増加するにつれてクリープ破断寿命が徐々に改良される。クリープ破断寿命が最も有益となるγ´の体積分率の範囲は、９００℃で６０〜７０％である（ただし、他の設計上の制約により、体積分率はこれよりも低い値に制限されることが多いため、γ´体積分率が５０％〜６０％の合金が含まれる）。γ´の体積分率が７０％を超えると、耐クリープ性の低下が観察される。
【００３７】
また、γ／γ´格子不整は、コヒーレンシーを失うため、正又は負のうち、いずれか小さい値に従う必要がある。したがって、制限はその値の絶対値に依存する。格子不整δは、γ相とγ´相との間の不整合として定義され、以下の式によって求められる。
【００３８】
【数１】
2021523985.tif 000005
【００３９】
ここで、αγ及びαγ´は、γ相及びγ´相の格子定数である。
【００４０】
したがって、このモデルにより、γ´の体積分率の計算結果が所望の値となる、設計領域内における全ての組成物が特定される。これらの組成物では、γ´の格子不整が所定の絶対値未満である。
【００４１】
第４段階では、データセット内に残った特定された合金組成物について、メリット指数が推定される。メリット指数には、クリープメリット指数（平均組成のみに基づく合金の耐クリープ性を示す）、強度メリット指数（平均組成のみに基づく合金の析出降伏強度（an alloy’s precipitation yield strength）を示す）、密度、コスト、微細構造安定性及びガンマプライムソルバス温度が含まれる。
【００４２】
第５段階では、計算されたメリット指数が所望の挙動に対する制約と比較され、これらの設計制約が、問題に対する境界条件とみなされる。境界条件を満たさないすべての組成物は排斥される。この段階において、試験データセットのサイズは非常に小さくなる。
【００４３】
最後の第６段階には、残った組成物のデータセットを分析することが含まれる。この分析は、様々な方法で行われ得る。１つには、メリット指数が最大値を示す合金について、データベースを介して分類してもよい。メリット指数が最大値を示す合金とは、例えば最軽量合金、最も耐クリープ性が高い合金、最も耐酸化性が高い合金、及び最も安価な合金である。又は、その代わりに、データベースを用いて、特性の異なる組み合わせによって生じる、性能の相対的なトレードオフを求めてもよい。
【００４４】
７つのメリット指数を説明する。
【００４５】
第１のメリット指数はクリープメリット指数である。最も重要な観測は、ニッケル基超合金の時間依存変形（即ち、クリープ）が、γ相に限られた初期活性に伴う転位クリープによって発生することである。したがって、γ´相の割合が大きくなるため、転位セグメントが急速にγ／γ´界面に固定される。律速段階は、γ／γ´界面からの、転位のトラップされた構成の離脱である。それは、クリープ特性に対して合金組成物が及ぼす重大な影響を引き起こす局所化学（この場合はγ相の組成）に依存する。
【００４６】
物理学に基づいた微細構造モデルは、荷重が一軸であって＜００１＞結晶学的方向に沿っている場合において、クリープ歪ε・の蓄積速度に援用される。集合方程式は、以下の式である。
【００４７】
【数２】
2021523985.tif 000006
【００４８】
ここで、ρｍは可動転位密度、φpはγ´相の体積分率、ωはマトリックスチャネルの幅である。項σ及びΤはそれぞれ、作用応力及び温度である。項ｂ及びｋはそれぞれ、バーガースベクトル及びボルツマン定数である。項KCFは、拘束係数である。
【００４９】
【数３】
2021523985.tif 000007
【００５０】
項KCFは、これらの合金内の立方状粒子の近接度を示す。式３は、乗算パラメータＣ及び初期転位密度の推定を必要とする転位乗算過程を示している。項Ｄｅｆｆは、粒子／マトリックス界面における上昇過程を制御する有効拡散率である。
【００５１】
なお、上述の内容において、組成依存性は、２つの項φｐとＤｅｆｆから生じる。したがって、微細構造が一定である（微細構造の大部分が熱処理によって制御される）と仮定すると、φｐが固定されるため、化学組成への依存性は、Ｄｅｆｆによって生じる。ここに説明されている合金設計モデリングの目的のために、各プロトタイプ合金組成物に対して式２及び式３の完全な積分を実施する必要がないことがわかる。代わりに、最大化が必要な、一次メリット指数Ｍｃｒｅｅｐが用いられる。Ｍｃｒｅｅｐは、以下の式で求められる。
【００５２】
【数４】
2021523985.tif 000008
【００５３】
ここで、ｘｉは、γ相中の溶質ｉの原子分率である。Ｄｉ〜は、適切な相互拡散係数である。
【００５４】
第２のメリット指数は強度メリット指数である。高ニッケル基超合金の場合、強度の大部分は析出相に由来する。したがって、析出強度を最大とするために合金組成を最適化することは、設計上の重要な考慮事項である。硬化理論に基づき、強度のメリット指数Ｍｓｔｒｅｎｇｔｈが提案される。この指数は、（弱い結合から強い結合への転位せん断の移行が起こる点として決定される）最大可能析出強度を考慮しており、下記の式を用いて近似される。
【００５５】
【数５】
2021523985.tif 000009
【００５６】
ここで、Ｍ−はテイラー係数、γＡＰＢは逆位相境界（ＡＰＢ）エネルギー、φpはγ´相の体積分率、ｂはバーガースベクトルである。
【００５７】
式（５）より、γ´相における欠陥エネルギー（例えば逆位相境界ＡＰＢエネルギー）が、ニッケル基超合金の変形挙動に大きな影響を与えることは明らかである。ＡＰＢエネルギーを増加させることは、引張強度およびクリープ変形に対する耐性を含む機械的性質を改善することがわかった。ＡＰＢエネルギーの研究は、密度汎関数理論を用いて、多くのＮｉ−Ａｌ−Ｘ系について行われた。この研究により、γ´相のＡＰＢエネルギーに対する三元元素の影響が計算され、複合多成分系を考慮した場合における、各三元元素の添加による影響の線形重畳が仮定された。その結果、以下の式が導かれた。
【００５８】
【数６】
2021523985.tif 000010
【００５９】
ここで、ｘＣｒ、ｘＭｏ、ｘＷ、ｘＴａ、ｘＮｂ及びｘＴｉはそれぞれ、γ´相におけるクロム、モリブデン、タングステン、タンタル、ニオブ及びチタンの原子％濃度を表す。γ´相における組成は、相平衡計算によって求められる。
【００６０】
第３のメリット指数は、密度である。密度ρは、混合物の単純な規則及び補正係数を用いることで計算された。ここで、ρｉは所与の元素の密度であり、ｘiは合金元素の原子分率である。
【００６１】
【数７】
2021523985.tif 000011
【００６２】
第４のメリット指数は、コストである。各合金のコストを推定するために、混合物の単純な規則を適用した。ここで、各合金のコストは、合金元素の質量分率ｘiに、合金元素の現在（２０１７）の原材料コストｃｉを掛けたものを用いた。
【００６３】
【数８】
2021523985.tif 000012
【００６４】
この推定は、加工コストがすべての合金において同一であると仮定している。すなわち、製品収率は組成物による影響を受けない。
【００６５】
第５のメリット指数は、ＴＣＰ相に対する感受性（susceptibility）に基づいて作成された不適切な微細構造を基礎とする合金候補の除外に基づいている。これを行うために、合金元素のｄ軌道エネルギーレベル（Ｍｄと称す）を用い、以下の式に従って総有効Ｍｄレベルを決定する。
【００６６】
【数９】
2021523985.tif 000013
【００６７】
ここで、ｘｉは、合金に含まれる元素iのモル分率を表す。Ｍｄの値が高いほど、ＴＣＰ形成の可能性が高いことを示す。
【００６８】
第６のメリット指数は、ガンマプライムソルバス温度である。ガンマプライムソルバスは、ガンマプライムの体積分率が０になる傾向がある温度として定義される。これは、合金設計法の第２ステップにおいて上述したように、熱力学計算を用いて決定される。特定の合金組成物の相図及び熱力学的特性を計算し、相転移が生じる温度を発見するために用いる。
【００６９】
第７のメリット指数は固溶メリット指数である。固溶硬化は、ガンマ（γ）と呼ばれる（ＦＣＣ）マトリックス相で起こり、特にこの硬化メカニズムは、高い強度及び耐クリープ性のために、高温において重要である。マトリックス相の強化に対する個々の溶質原子の重ね合わせを仮定するモデルが採用されている。設計領域内で考慮される元素の固溶強度係数ｋiは、アルミニウム、コバルト、クロム、モリブデン、ニオブ、タンタル、チタンおよびタングステンにおいてそれぞれ、２２５、３９．４、３３７、１０１５、１１８３、１１９１、７７５および９７７ＭＰａ／ａｔ.％1/2である（H. Roth, C. Davis, and R. Thomson: Metallurgical and Materials Transactions A, 1997, vol. 28, pp. 1329 - 1335）。固溶指数は、以下の式を使用して、マトリックス相の平衡組成に基づいて計算される。
【００７０】
【数１０】
2021523985.tif 000014
【００７１】
ここで、Ｍsolid-solutionは固溶メリット指数、ｘｉは、γマトリックス相中の元素ｉの濃度である。
【００７２】
上述のＡＢＤ法を用いて、本発明の合金組成物を特定した。この合金の設計意図は、低廉な合金コスト、耐酸化性／耐食性の向上及び微細構造安定性と組み合わせて、強度の大幅な向上、特に高温強度及び耐クリープ性の向上を実現することである。新たな合金の特性のバランスによれば、特に部品の動作温度が８００度以上であるタービンディスク用途としての使用において、従来技術と比較して、動作温度の最大値を向上させることができる。
【００７３】
粉末冶金（PM）タービンディスク用途として一般的に適用／研究されている合金の公称組成（表１に記載）における、（ＡＢＤ法を用いて決定された）材料特性を、表３に列挙する。これらの合金について列挙されている予測特性と関連付けて、新しい合金の設計が考慮された。表３は、「合金設計」ソフトウェアによって作成された、計算された相割合、不整合及びメリット指数を示している。これは、表１に列挙されたニッケル基超合金に関する結果である。
【００７４】
新しい合金の設計原理について、以下に説明する。
【００７５】
【表３】
2021523985.tif 000015
【００７６】
アルミニウム、ニオブ、タンタル及びチタンの添加は、析出硬化相γ´の割合に影響を与える。強度メリット指数が1900MPaを超えるという要件が選択された。この要件は、列挙された従来技術のうち最も強度が高いUS8,147,749と比較して、強度が向上していることを示している。設計領域内のすべての合金組成物の強度メリット指数対体積分率をプロットすることにより、８５０℃の温度で５１％以上のガンマプライム体積分率を有することで所望の強度を達成できることがわかった（図２）。
【００７７】
図３は、（等値線としての）合金γ´の割合と、（0.6WTi+0.31WNb+0.15WTaの関係に基づく）チタン、タンタル及びニオブの合計対プロットされたアルミニウムに基づく合金組成と、の関係を示す。チタン、ニオブ及びタンタルの添加量には、質量％を「アルミニウム相当量」に変換するための重み係数が付与される。この分析にタンタルが含まれるのは、合金のコストが非常に高くなることが許容されるため、タンタルの許容レベルが非常に高くなるからである。これにより、大幅に密度が異なる元素の影響を、直接比較することができる。たとえば、アルミニウムは２．７ｇ／ｃｍ３の密度を有するのに対して、チタンは４．５ｇ／ｃｍ３の密度を有するため、係数として０．６が適用される（すなわち、２．７／４．５＝０．６）。チタンと同様に、ニオブ元素（８．５７ｇ／ｃｍ３）及びタンタル元素（１６．４ｇ／ｃｍ３）の添加量を「アルミニウム相当量」に変換するために、定数が追加される。すなわち、ニオブ及びタンタルの補正係数は、アルミニウムに対するそれらの元素の密度から決定され、それぞれ０．３１と０．１５である。図３より、γ´の割合が５１％以上となる合金を実現するには、アルミニウム、チタン及びニオブの添加量が以下の式に従う必要があることがわかる。
【００７８】
【数１１】
2021523985.tif 000016
【００７９】
ここで、ｆ（γ´）は数値であり、ＷＴｉ、ＷＮｂ、ＷＴａ及びＷＡｌはそれぞれ、合金に含まれるチタン、ニオブ、タンタル及びアルミニウムの質量％である。合金を処理する容易な能力を維持するために、ガンマプライムソルバスは望ましくは１１８０℃以下であり、これは、ガンマプライム割合を６２％以下とすることが有益であることを意味する（図４を参照して後述）。ガンマプライム割合を６２％以下とするためには、ｆ（γ´）の数値を７．４以下とする必要がある。したがって、ｆ（γ´）は、６．２〜７．４の範囲とすることが好ましい。より好ましくは、合金のガンマプライムソルバスは、１１７０℃以下である。これにより、ガンマプライム割合が５６％以下に制限される。これを実現するためには、ｆ（γ´）は６．７以下とする必要がある。
【００８０】
ガンマプライム体積分率は、以下の手順によって実験的に測定される。長時間８５０℃の熱に暴露した後、試料が水で急冷されて材料の一部が切り取られ、走査型電子顕微鏡を用いて従来の／標準的な冶金準備技術を利用して研磨される。準備が完了すると、ガンマ／ガンマプライムの微細構造を走査型電子顕微鏡によって観察できるようにし、直径３０ｎｍ以上の粒子を観察できるようにする。統計的に代表的なデータセットを提供する、最低１０枚の画像が撮影される。該画像は少なくとも１ｍｍ２の領域をカバーする必要がある。ガンマ／ガンマプライムの微細構造を明らかにする２次元画像を、ガンマプライム相を特定するように処理し、ガンマプライム相の面積率を算出する必要がある。該相の面積率は、ガンマプライムの体積分率とみなされ、５１〜６２％の間に存する必要がある。
【００８１】
強度と合金を処理する能力との良好なバランスを達成するために、γ´相のソルバス温度は、１１８０℃以下とする。γ´ソルバス以上の熱処理を可能としつつ、γ´ソルバス温度以上の温度からの冷却時における合金の割れ感受性を低減することができるため、γ´ソルバスは１１８０℃以下であることが好ましい。γ´ソルバス温度以上の温度で熱処理を行うことにより、粗粒を成長させて滞留疲労（dwell fatigue）に対する耐性を向上させることができるため、γ´ソルバス温度以上の温度で熱処理を行うことが望ましい。この損傷メカニズムは、このクラスの合金においてしばしば寿命を制限する要因である。図４に基づいて、合金のγ´ソルバスと、（0.6WTi+0.31WNb+0.15WTaの関係に基づく）チタン、タンタル及びニオブの合計及びアルミニウムに基づく合金組成と、の関係性が得られた。アルミニウム、チタン及びニオブの添加量は、以下の式に従う。
【００８２】
【数１２】
2021523985.tif 000017
【００８３】
ここで、f(solvus)は数値である。ソルバスが１１８０℃以下の合金を製造するためには、f(solvus)の数値は８．０未満である必要がある。この制約によれば、ガンマプライム体積分率が６２％までに制限される（図３参照）。１１７０℃以下のソルバスを有する合金を製造するために、f(solvus)の数値は７．３未満であることが好ましい。ソルバスが１１７０℃以下の場合、合金を処理する能力をさらに向上させることができる。したがって、ガンマプライムの割合を５６％までに制限することが好ましい（図３参照）。
【００８４】
１．０≦（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５WＴａ）／ＷＡｌ≦１．３との関係性（D.J. Crudden, N. Warnken, A. Mottura, and R.C. Reed. Modelling of the influence of alloy composition on flow stress in high-strength nickel-based superalloys. Acta Materialia, 7:356〜370, 2014 参照）を満たす元素の割合を有する合金を選択することが有益である。最小値は、１．０に制限することが望ましい。これにより、ＡＰＢエネルギーが大幅に増加するため、合金強度を高めることができる（式（６）参照）。ＡＰＢエネルギーを高めることで、特に６００〜８５０℃の中間温度領域（この温度領域は、この合金の意図された動作温度範囲である）において、析出せん断に対する耐性を向上させ、引張強度とクリープ強度の双方の観点から合金に強度を付与することができるため、望ましい。最大値は、１．３に制限することが好ましい。これは、γ´相の安定性を維持するために必要であり、この値を超えると、合金の延性及び耐疲労性を減少させる、望ましくないイータ相（Ni3Ti）及びデルタ相（Ni3Nb）が形成されやすくなる。ニオブを高濃度にするとニオブリッチなデルタ相Ni3Nbを安定化させてしまうため、ニオブは４．０質量％以下に制限される必要がある。（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５WＴａ）／ＷＡｌの割合が１．０〜１．３の間に存する合金は、強度と、ガンマプライム安定性と、の望ましい組み合わせを有する。より好ましくは、合金が備えるニオブは、３質量％以下である。これは、ニオブに関しては、ニオブ酸化物が形成されることによって、合金の滞留亀裂伝播（dwell crack propagation）の速度が大きくなることが見出されているためである。最も好ましくは、合金が備えるニオブは、２質量％以下に制限される。これにより、ニオブ酸化物の形成が阻害され、滞留亀裂伝播に対する耐性がより向上する。
【００８５】
図３に、合金のγ´割合と、アルミニウム及び（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．１５ＷＴａとの関係に基づく）ニオブ元素とチタン元素とタンタル元素との合計の影響と、の関係を示す。この図には、f(solvus)が８．０及び７．３の場合におけるガンマプライムソルバスの関係が描かれている。また、この図には、（０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂ＋０．３１ＷＴａ）／ＷＡｌが１．０及び１．３の場合における関係が描かれている。図３のハッチングされた領域は、本発明における好ましい組成領域を示している。この図より、ガンマプライム割合を５１％以上とするためには、アルミニウム含有量を２．８質量％以上とする必要がある（図３）。ガンマプライムソルバスを１１８０℃以下に制限するには、アルミニウム含有量を３．７質量％以下に制限する必要がある。アルミニウム含有量は、３．５質量％までに制限することが好ましい。これは、ガンマプライムソルバス温度を下げるのに役立つ。アルミニウム含有量は、３．１質量％までに制限することが、より好ましい。これにより、強度と、ガンマプライムソルバス温度の低下と、の組み合わせがさらにより良好となる。
【００８６】
図５〜９は、アルミニウム濃度を２．８〜３．７質量％に制限した場合における、強度メリット指数の観点からの、合金強度に対するチタン、ニオブ及びタンタルの影響を示す。各図には、合金にアルミニウム濃度が最大量含有されている（３．７質量％）場合における、ガンマプライムソルバスの制限（f(solvus)＝８．０）が示されている。図５〜９より、合金の化学的性質と予測される強度との関係を決定することができる。アルミニウム含有量が２．８〜３．７質量％の場合、元素の添加量は次の式に従う。
【００８７】
【数１３】
2021523985.tif 000018
【００８８】
f(strength)は、１９００ＭＰａ以上の強度メリット指数を有する合金を得るために、４．２以上となることが必要な数値である。チタンに対する強度の影響を正規化するとともにこれらの「アルミニウム相当量」を考慮することによって、式５に基づいて、ニオブ及びタンタルの定数が得られる。例えば、ニオブは、アルミニウム相当量で０．３１であり、APBエネルギーに対する影響がチタンの１．４倍であるため、係数として０．４４（０．３１×１．４）が適用される。タンタルは、アルミニウム相当量で０．１５であり、APBエネルギーに対する影響がチタンの１．８倍であるため、係数として０．２７（０．１５×１．８）が適用される。
【００８９】
図５〜９より、ニオブとチタンのみでは、好ましい低ソルバス温度としつつ所望のレベルの強度メリット指数（１９００MPa）を達成することが簡単でないことがわかる。したがって、本発明の合金は、２．４質量％以上のタンタルを含有することが必要である。タンタルを高レベルにすることで、強度を高めてγ´ソルバスを低めることができるが、これはチタン及びニオブのレベルだけで可能となるため、合金におけるタンタルの含有量は、２．４５質量％以上または２．５質量％以上であることが好ましい。最も好ましくは、タンタルは３．４質量％以上である。さらにより好ましくは、特にニオブが２．０質量％までに制限されている場合、合金におけるタンタルの含有量は５．１質量％以上である。これにより、合金強度をより高め、強度メリット指数を１９５０ＭＰａ以上とすることができる。好ましくは、ニオブは、合金の強度に寄与するために、少なくとも１．０質量％で存在する。
【００９０】
合金のチタン含有量は、５．１質量％以下に制限される。これにより、（強度メリット指数を１９００ＭＰａ以上とする観点からの）強度と、（ガンマプライムソルバスを１１８０℃以下とする観点からの）被製造能力と、の正しいバランスを有する合金が得られる（図５参照）。合金にチタンを添加することにより、合金強度を向上させる効果が得られる。一方、チタンは酸化に対する悪影響を与える可能性があるため、チタンは４．８質量％までに制限されることが好ましく（図６）、４．６質量％までに制限されることがより好ましい（図７）。これにより、強度と耐酸化性との改善されたバランスが達成される。さらにより好ましくは、特にタンタル含有量が５．１質量％である場合、チタン含有量を４．２質量％までに制限することにより、１９５０ＭＰａのより高い強度が得られるとともに、合金強度と耐酸化性とのさらに良好な組み合わせが得られる。
【００９１】
（図１１を用いた、後述する合金密度の観点からの）タンタル濃度の最大値である９．５質量％と、ニオブの最大濃度（４質量％）と、に基づくと、合金におけるチタンの含有量は、f(strength)に記載された関係にしたがって、少なくとも０．３質量％である。特に（安定性を向上させるために）ニオブが３．０質量％までに制限されている場合、チタン含有量は少なくとも１．１質量％である。より好ましくは、特に（さらに安定性を向上させるために）ニオブ含有量が２．０質量％以下である場合、チタン含有量は少なくとも１．８質量％である。酸化に対する悪影響に基づいて、合金のチタン含有量を制限することも望ましい。
【００９２】
（強度メリット指数の観点から算出された）ガンマプライム相に起因する析出硬化に基づく強度寄与の増加とともに、強力なガンママトリックス相を有する合金を設計することが望ましい。ガンママトリックスの強度は、固溶メリット指数の観点から算出することができる。固溶強度は、合金に高温強度（引張強度及びクリープ強度の双方）を付与するために、特に重要である。タングステン及びモリブデンは、係数が大きく、ガンマ相に強力に分配される。これと異なり、ニオブ及びタンタルは、強度係数は大きいものの、ガンマ相への分配が制限される（式１０参照）。そのため、合金のガンマ相の固溶強度は、主にタングステン及びモリブデンの添加量に依存する。図１０は、モリブデン、タングステン及び固溶指数の関係を示す。タングステンの密度はモリブデンの密度の約２倍であるため、タングステン含有量に対して係数０．５が適用される。すなわち、この係数は、密度の相違を説明している。従来技術（特に１８００ＭＰａ超の強度メリット指数を有する、表３に記載の合金）よりも優れたクリープ強度を実現するために、固溶指数が１００ＭＰａ超とすることが望ましい。図１０より、タングステン及びモリブデンの添加量と、固溶指数と、の関係を決定することができる。
【００９３】
【数１４】
2021523985.tif 000019
【００９４】
ここで、f(solid solution)は、５．７以上が必要な数値であり、ＷＭｏ及びＷＷはそれぞれ、１００ＭＰａ超の固溶メリット指数を有する合金を実現するための、合金内のモリブデン及びタングステンの質量％を表す。密度は８．６ｇ／ｃｍ３の制約が課せられているため、タングステンは８．０質量％まで、好ましくは７．８質量％まで、最も好ましくは６．９質量％までに制限される（これについては、図１１を参照して次のセクションで説明する）。したがって、タングステンの上限（８．０質量％）に基づき、固溶の要件を満たすために、合金は最低で１．１質量％のモリブデンを備える。モリブデンは、特にタングステンが８．２質量％までに制限されている場合、１．２質量％以上存在することが好ましい。モリブデンは、特にタングステンが６．９質量％までに制限されている場合、１．７質量％以上存在することが、より好ましい。f(solid solution)は６．０以上であることが望ましい。これにより、固溶メリット指数を１０３ＭＰａ以上とすることができる。
【００９５】
合金強度の増加と組み合わせて、強度と質量との良好な組み合わせを有する合金を特定することが有益である。したがって、密度を制御することが望ましい。すなわち、密度を８．６ｇ／ｃｍ３以下に制限することをこの合金の設計目標とすることにより、表３の高強度合金と同等の密度が得られる。図１１は、合金密度に対するタンタル及びタングステンの影響を示す。これらの合金元素は、ニッケル（８．９ｇ／ｃｍ３）より大幅に大きい密度を有するため、合金密度に対して最も大きな影響を与える。タングステン及びタンタルの密度はそれぞれ、１９．３ｇ／ｃｍ３、１６．４ｇ／ｃｍ３である。図１１より、本発明のタンタル含有量は、合金の密度を制限するために、９．５質量％以下に制限する必要がある。図１１より、タングステン及びタンタルの添加量と、合金密度と、の関係を決定することができる。元素の添加量は、以下の式に従う。
【００９６】
【数１５】
2021523985.tif 000020
【００９７】
ここで、f(density)は、８．６ｇ／ｃｍ３以下の密度を達成するために、９．４以下の数値となる。タンタルの所望の最小レベル（＞２．４質量％）に基づき、タングステンの含有量は８．０質量％までに制限されることが望ましい。好ましくは、合金密度を低く維持するために、タングステンは７．８質量％または６．９質量％までに制限される。これにより、強度増加のためにタンタルをより高いレベルで含有させることができる。また、タングステンの含有量は、３．３質量％以上とすることが好ましい（これについては、クリープメリット指数及び合金コストの観点から後に説明する）。これにより、タンタルの含有量が６．４質量％以下に制限され、耐クリープ性、合金コスト及び密度の良好なバランスが確保される。
【００９８】
コバルト及びタンタルの添加量は、合金コストに最も強く影響を与える。図１２は、タンタル及びコバルトの添加量と、合金コストと、の関係を示す。図１に基づき、強度をさらに上げるためにはコストを大幅に増やす必要があるため、合金コストを２６＄／ｋｇまでに制限することが望ましいと判断される。さらに、これにより、表３に列挙されている他の高強度合金と比較してコストが削減される。したがって、２６＄／ｋｇのコスト制限によって、合金のコストと性能との魅力的なバランスが提供される。合金のコバルト濃度は、合金に含有されるタンタルの最小量（＞２．４質量％）に基づき、２４．９質量％までに制限される。合金の化学的性質と予測コストの関係は、以下の通りである。
【００９９】
【数１６】
2021523985.tif 000021
【０１００】
ここで、f(cost)は、２６＄／ｋｇ以下のコストを達成するために１４．１以下の数値となる必要がある。含有されるタンタルの最小量が２．４質量％の場合、これにより最大コバルト濃度は２４．９質量％となる。強度のレベルをより高くするために、タンタル含有量を２．４５質量％以上または２．５質量％以上とすることが好ましい。コバルトは、２４．６質量％までに制限することが好ましい。より好ましくは、タンタルを３．４質量％以上とする。コバルトを２２．８質量％までに制限することが、より好ましい。最も好ましくは、タンタルを５．１質量％以上とする。最も好ましくは、コバルトを１９．１質量％までに制限する。さらにより好ましくは、コストを２２＄／ｋｇまでに制限し、したがって、f(cost)を１０．３未満とする必要があり、合金のコバルト濃度を１６．８質量％までに制限することが好ましい。特にタンタル濃度が３．４質量％以上である場合、コバルトを１４．７質量％までに制限することがより好ましい。特に、タンタル濃度が５．１質量％以上の場合、最も好ましくは、コバルトは１１．１質量％までに制限される。
【０１０１】
クリープメリット指数の観点からの耐クリープ性は、モリブデン、タングステン、コバルトの添加量に依存する（図１３〜１７）。合金に十分な耐クリープ性を付与するために、目標クリープメリット指数を２．８×１０−１６ｍ−２ｓとすることが望ましい。図１３〜１７に基づき、クリープメリット指数に対するタングステン、コバルト及びモリブデンの添加量の関係を決定することができる。これらの元素の添加量を、以下の式に従う。
【０１０２】
【数１７】
2021523985.tif 000022
【０１０３】
ここで、f(creep)は、２．８×１０−１６ｍ−２ｓ以上のクリープメリット指数を有する合金を実現するために、１７．２以上の数値となる必要がある。モリブデンの上限（４．４質量％）及びタングステンの上限（８．０質量％）に基づき、２．８×１０−１６ｍ−２ｓ以上のクリープメリット指数を実現するために、合金に含まれるコバルトを、少なくとも５．９質量％とする必要がある。タングステンは、７．８質量％までに制限されることが好ましい。この場合、コバルトは少なくとも６．１質量％であることが好ましく、これは、クリープ強度を増加させるため、いずれの場合にも望ましい。タングステンは、６．９質量％までに制限されることが、より好ましい。この場合、コバルト濃度を７．１質量％とすることが、より好ましい。合金コストに関連して説明したように、合金中のコバルトの使用を減らすことが最も好ましく、１１．１質量％以下に減らすことが好ましい。タングステン含有量を、少なくとも３．２質量％とすることが好ましい。
【０１０４】
図１８〜２３は、安定度数に対するクロム、タングステン及びモリブデンの影響を示す。安定度数が高いほど、ＴＣＰ相が形成されやすい合金となる。ＴＣＰ相は材料特性の劣化に繋がるため、ＴＣＰ相形成の析出を制限又は停止することは有益である。耐酸化性を良好なレベルとするために、クロムレベルは９．０質量％以上とすることが望ましい。このレベルのクロムにより、保護クロム酸化スケールが形成され得る。表３に記載の従来の合金を参照して、微細構造安定性を確保しつつＴＣＰ形成を回避するために、目標とする安定性は０．９２以下である。より良好な微細構造安定性を確保しつつＴＣＰ形成を回避するために、目標とする安定性は０．９１以下であることが望ましい。図１８〜２３に基づき、モリブデン元素、タングステン元素及びクロム元素の添加量は、以下の式に従うことが分かった。
【０１０５】
【数１８】
2021523985.tif 000023
【０１０６】
ここで、f(stability)は、０．９２以下の安定度数を有する合金を実現するために、３０．２以下の数値となる必要がある。固溶強度の式をf(solid solution)＞５．７となるように考慮すると、モリブデン含有量の上限を４．４質量％に設定する場合、タングステンが存在しなくてもよいことがわかる。したがって、モリブデン含有量の上限は４．４質量％である。モリブデン含有量を４．４質量％までに制限することにより、安定度数の要件を満たしながらクロム含有量を最大化できるため、（固溶強度から得られる）高温強度と耐酸化性の優れたバランスを得ることができる。したがって、４．４質量％の最大モリブデン含有量に基づいて、クロム含有量は１３．２％までに制限され、これにより、高温強度と耐酸化性の良好なバランスを確保することができる。
【０１０７】
安定度数は、０．９１までに制限することが好ましい。これを行うために、f(stability)の数値を２８．３以下とする必要がある。したがって、クロム含有量を１１．９質量％までに制限することが好ましい。これにより、安定度数が０．９１までに制限され、上述のモリブデンおよびタングステンの含有量に基づいて、より優れた微細構造安定性が得られる。より好ましくは、クロム含有量を１１．５質量％までに制限する。これにより、安定度数が０．９２以下となるため、高温強度、コスト及び安定性の最適なバランスが得られる。さらにより好ましくは、クロム含有量を１１．２質量％までに制限する。これにより、Ｍｄ数を０．９１に制限することができる。
【０１０８】
粒界に強度を与えるためには、炭素、ホウ素及びジルコニウムの添加が必要である。これは、特に、合金のクリープ及び疲労特性に有益である。炭素は、粒界ピン止め粒子として機能するように添加される。炭素は、過度な粒子の成長を抑制するためにガンマプライムソルバス温度を超える温度で熱処理を行う場合に必要である。炭素濃度は、０．０１質量％〜０．１質量％の範囲とする必要がある。合金の微細構造、特に粒径を制御するための炭化物相をよりよい分布とするために、炭素のレベルは、０．２〜０．０６の間とすることが好ましい。
【０１０９】
ホウ素濃度は、０．００１〜０．１質量％の範囲とすべきである。ホウ素を添加することにより、ホウ化物相の形成を通じて、クリープ延性及び粒界強度を向上させることができる。ホウ化物相を望ましいレベルとするために、合金内のホウ素含有量は、０．０１〜０．０５質量％とすることが好ましい。
【０１１０】
ジルコニウム濃度は、０．００１質量％〜０．３質量％の範囲とすべきであり、好ましくは０．０２〜０．１質量％である。ジルコニウムは、合金に含まれる望ましくない不純物（例えば、酸素や硫黄）を排出する役割を果たす。これらの不純物は、特に粒界脆化（grain boundary embrittlement）により、合金の脆化を引き起こす可能性がある。
【０１１１】
合金が製造されるとき、合金に不可避的不純物が実質的にないことが有益である。これらの不純物には、硫黄元素（Ｓ）、マンガン元素（Ｍｎ）及び銅元素（Ｃｕ）が含まれ得る。硫黄元素は、０．００３質量％（質量換算で３０ＰＰＭ）より低くするべきである。マンガンは、０．２５質量％までに制限される不可避的不純物であり、好ましくは０．１質量％未満に制限される。銅（Ｃｕ）は、好ましくは０．５質量％までに制限される不可避的不純物である。０．００３質量％を超える硫黄の存在は、合金の脆化を引き起こす可能性があり、また、硫黄は、酸化中に形成される合金／酸化物界面に偏析する。このため、硫黄のレベルは、好ましくは、０．００１質量％未満である。不可避的不純物であるバナジウムは、合金の酸化挙動に悪影響を及ぼすため、好ましくは０．５質量％までに制限され、好ましくは０．３質量％未満、最も好ましくは０．１質量％未満に制限される。この偏析は、保護酸化物スケールの破砕の増加につながる可能性がある。これらの不可避的不純物の濃度が指定されたレベルを超えると、製品の歩留まりと合金の材料特性の劣化に関する問題が予期される。
【０１１２】
合金内の不可避的不純物を拘束するため、及び強度を付与するために、ハフニウム（Ｈｆ）を０．５質量％まで添加することは有益である。ハフニウムは強力な炭化物形成材であるため、さらなる粒界の強化をもたらし得る。元素コストが大きく、添加すると合金コストに対して悪影響を与えるため、ハフニウムは、０．２質量％までに制限されることが好ましく、０．１質量％未満であることがより好ましい。
【０１１３】
いわゆる「反応性元素」（イットリウム（Ｙ）、ランタン（Ｌａ）及びセリウム（Ｃｅ））は、０．１質量％までのレベルの添加とする。これは、Ｃｒ２Ｏ３等の保護酸化物層の接着性を向上させるのに有益である。これらの反応性元素は、硫黄などの有害元素を「掃討」することができる。硫黄は、合金酸化物界面に偏析して酸化物と基材との結合を弱め、酸化物の剥離をもたらす。ケイ素（Ｓｉ）は、０．５質量％まで添加することが有益となりうる。ニッケル基超合金に０．５質量％までのレベルのケイ素を添加することは、酸化特性に対して有益であることが示されている。特にケイ素は合金／酸化物界面に偏析し、基材に対する酸化物の結合力を向上させる。これにより、酸化物の剥離が抑制され、結果として耐酸化性が向上する。
【０１１４】
本発明の一実施形態では、ニッケルを含有させる代わりに、鉄を含めることが望ましい。これにより、合金コストを低減できるとともに、合金のリサイクル能力を高めるという利点がある。鉄を添加することにより、微細構造安定性が損なわれる可能性がある。鉄の添加のレベルを４．０質量％までに制限することにより、低コスト、リサイクル性の向上及び微細構造安定性の良好なバランスが得られる。より好ましくは、１．０質量％〜２．０質量％の間の範囲であることが望ましい。
【０１１５】
このセクションにおける本発明の記載に基づき、本発明の広範な範囲を表４に列挙する。また、表４には、好ましい範囲が示されている。表４は、新しい設計合金における組成範囲を質量％で示す。
【０１１６】
【表４】
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【０１１７】
次のセクションでは、本発明の例示的な組成物について説明する。これらの新しい合金における計算された特性が列挙される。これらの合金の設計の論理的根拠を、次に説明する。
【実施例】
【０１１８】
本発明の２つの例を表５に記載する。合金の予測される特性を表６に列挙する。列挙されている合金は、表３に記載されている従来技術の合金よりも、強度メリット指数の観点から、強度が向上しているという利点を有する。この強度の改善は、合金の製造を可能にするための、従来技術と同等のソルバス温度と組み合わせて達成される。表５の合金の密度も、１７００ＭＰａ以上の強度指数を有する表３の合金と同等である。材料性能に関するこれらの改善は、１７００ＭＰａ以上の強度指数を有する合金と同等またはそれ以下のコストを維持しながら、達成される。表５は、本発明の合金の例である。表６は、「合金設計」ソフトウェアによって作成された、計算された相分率及びメリット指数を示す。表６は、表５に列挙された組成の結果である。
【０１１９】
【表５】
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【０１２０】
【表６】
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【０１２１】
表７では、合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４におけるガンマプライム形成元素の量を変更している。合金ＡＢＤ−ＰＭＤ５〜ＡＢＤ−ＰＭＤ８は、ガンマプライム形成元素のレベルが低いため、ガンマプライム体積分率の低下によって、合金の強度が低下する（表８）。しかしながら、表３の従来技術よりも高い強度が依然として達成されている。ガンマプライム形成元素を減らすことは、ガンマプライムソルバスが低減されるという利点があり、これによって、熱機械的処理を通して合金を形成する能力が改善される。また、ソルバスを低めると、合金は熱処理中の割れの影響を受けにくくなる。合金の例ＡＢＤ−ＰＭＤ１０は、ＡＢＤ−ＰＭＤ４と比較して、高レベルのガンマプライム形成元素を有する。ガンマプライムソルバスを１１８０℃未満に維持しつつ強度をさらに高め得ることがわかる。この合金は、熱機械的特性を維持しつつ、ＡＢＤ−ＰＭＤ４よりも機械的強度が高いが、好ましいガンマプライムソルバス（１１７０℃未満）を完全には達成していない。表７は、ガンマプライム含有量とガンマプライムソルバスとを変更するために、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のガンマプライム形成元素の含有量を変更した、例示的な組成物を示す。表８は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のガンマプライム形成元素の含有量を変更した合金について、「合金設計」ソフトウェアによって作成された、計算された相分率及びメリット指数を示す。これは、表７に列挙された組成の結果である。
【０１２２】
【表７】
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【０１２３】
【表８】
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【０１２４】
表９では、０．６ＷＴｉ＋０．１５ＷＴａの値を一定として、チタン及びタンタルを変化させている。合金ＡＢＤ−ＰＭＤ１１〜ＰＭＤ１３は、ＰＭＤ−４に比べてタンタル含有量が低く、タンタルの代わりにチタンが使用されている。これは、合金の元素コストを削減する必要がある場合に特に有利である。合金ＰＭＤ−１４〜ＰＭＤ−１６では、チタンの代わりにタンタルが使用されている。これは、合金の強度をさらに高めるとともに、ガンマプライムソルバスを低下させて合金を製造する能力を向上させるので、有利である。チタンの削減は、耐酸化性の向上にも役立つが、これらの向上には、合金コストの増加が伴う。表９は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のチタン元素とタンタル元素とを同じ比率で入れ替えた組成例を示す。表１０は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のチタン元素とタンタル元素とを同じ比率で入れ替えた合金について、「合金設計」ソフトウェアによって作成された、計算された相分率及びメリット指数を示す。これは、表９に列挙された組成の結果である。
【０１２５】
【表９】
2021523985.tif 000029
【０１２６】
【表１０】
2021523985.tif 000030
【０１２７】
表１１では、０．６ＷＴｉ＋０．３１ＷＮｂの値を一定として、チタン及びニオブを変化させている。合金ＡＢＤ−ＰＭＤ１７〜ＰＭＤ２０は、ＰＭＤ−４に比べてニオブ含有量が低く、ニオブの代わりにチタンが使用されている。これは、合金中のニオブ含有量を減らす必要がある場合に特に有利である。なぜなら、ニオブを減らすことにより、酸化ニオブの形成に対する感受性を低減し得るためである。ここで、酸化ニオブは、ニッケル超合金の亀裂メカニズムを助長する酸化を促進し得る。合金ＰＭＤ−２１〜ＰＭＤ−２４では、チタンの代わりにニオブが使用されている。これは、合金の強度をさらに高めるとともに、ガンマプライムソルバスを低下させて合金を製造する能力を向上させるので、有利である。チタンの削減は、耐酸化性の向上にも役立つが、これらの向上には、合金コストの増加が伴う。表１１は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のチタン元素とニオブ元素とを同じ比率で入れ替えた組成例を示す。表１２は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のチタン元素とニオブ元素とを同じ比率で入れ替えた合金について、「合金設計」ソフトウェアによって作成された、計算された相分率及びメリット指数を示す。これは、表１１に列挙された組成の結果である。
【０１２８】
【表１１】
2021523985.tif 000031
【０１２９】
【表１２】
2021523985.tif 000032
【０１３０】
表１３では、合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のタングステンレベルを上げてクリープメリット指数を改善し、合金の耐クリープ性を向上させている。合金のモリブデンレベルは、合金の安定性と固溶強度を維持するために制御されている。高い合金強度と低い合金密度を維持するために、タンタルとチタンが代用されている。タンタルの削減には、合金コストの削減という利点もある。表１３は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のモリブデン元素とタングステン元素とを同じ比率で入れ替えた組成例を示す。表１４は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のモリブデン元素とタングステン元素とを同じ比率で入れ替えた合金について、「合金設計」ソフトウェアによって作成された、計算された相分率及びメリット指数を示す。これは、表１３に列挙された組成の結果である。
【０１３１】
【表１３】
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【０１３２】
【表１４】
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【０１３３】
表１５では、合金の耐クリープ性を向上させるために、モリブデンとタングステンのレベルを下げてクロムに置き換えている。合金のコバルトレベルを上げることで、高いクリープメリット指数を維持し、良好な耐クリープ性を得る。表１５は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のモリブデン元素とタングステン元素とを減らし、クロム元素の含有量を増やした組成例を示す。表１６は、例示的な合金ＡＢＤ−ＰＭＤ４のモリブデン元素とタングステン元素とを減らし、クロム元素の含有量を増やした合金について、「合金設計」ソフトウェアによって作成された、計算された相分率及びメリット指数を示す。これは、表１５に列挙された組成の結果である。
【０１３４】
【表１５】
2021523985.tif 000035
【０１３５】
【表１６】
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【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
2021523985.tif 000041
【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【国際調査報告】
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