(57)【要約】　【課題】　ガスタービンエンジンに適用するのに適する強さと腐食及び酸化に対する耐性とを望ましいバランスで示す鋳造可能且つ溶接可能なニッケル系合金を提供する。　【解決手段】　合金の適切な組成は、実質的には、１０重量％から２５重量％のコバルト、２０重量％から２８重量％のクロム、１重量％から３重量％のタングステン、０．５重量％から１．５重量％のアルミニウム、１．５重量％から２．８重量％のチタン、０．８重量％から１．４５重量％のコルンビウム、コルンビウムより少ない量のタンタル、１．１５重量％から１．４５重量％のＣｂ＋０．５０８Ｔａ、０．００１重量％から０．０２５重量％のホウ素、０．４重量％までのジルコニウム、０．０２重量％から０．１５重量％の炭素、及び実質的にニッケル及び付随不純物から成る残部から構成されている。　【選択図】　図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
実質的に、１０重量％から２５重量％のコバルト、２０重量％から２８重量％のクロム、１重量％から３重量％のタングステン、０．５重量％から１．５重量％のアルミニウム、１．５重量％から２．８重量％のチタン、０．８重量％から１．４５重量％のコルンビウム、コルンビウムより少ない量のタンタル、１．１５重量％から１．４５重量％のＣｂ＋０．５０８Ｔａ、０．００１重量％から０．０２５重量％のホウ素、０．４重量％までのジルコニウム、０．０２重量％から０．１５重量％の炭素、及び実質的にニッケル及び付随不純物から成る残部から構成されている鋳造可能且つ溶接可能なニッケル系合金。
【請求項２】
コルンビウムの含有量は少なくとも１．２５％である請求項１記載の合金。
【請求項３】
タンタルの含有量は約０．０％である請求項１記載の合金。
【請求項４】
コバルトの含有量は１８．５％から１９．５％であり、クロムの含有量は２２．２％から２２．８％であり、タングステンの含有量は１．８％から２．２％であり、アルミニウムの含有量は１．１％から１．３％であり、チタンの含有量は２．２％から２．４％であり、ホウ素の含有量は０．００２％から０．０１５％であり、ジルコニウムの含有量は０．００５％から０．４％であり、炭素の含有量は０．０８％から０．１２％である請求項１記載の合金。
【請求項５】
合金は少なくとも１８体積パーセントのガンマプライム沈殿物相を含む請求項１記載の合金。
【請求項６】
合金はガスタービンエンジンの鋳造ノズルの形態である請求項１記載の合金。
【請求項７】
前記ノズルはガスタービンエンジンの第２タービン段又は第３タービン段に設置されている請求項６記載の合金。
【請求項８】
合金はタンタルを含有していない請求項４記載の合金。
【請求項９】
合金は約２５から約３８体積パーセントのガンマプライム沈殿物相を含む請求項４記載の合金。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
　本発明は一般にニッケル系合金に関する。特に、本発明は、ガスタービンエンジンに適用するのに適する所望の特性を示す鋳造可能且つ溶接可能なニッケル系合金に関する。
【背景技術】
【０００２】
　超合金ＧＴＤ−２２２（特許文献１）は、タービン部分の後段（第２段及び第３段）のノズル（ベーン）など、ガスタービンエンジンに適用する場合に望ましいいくつかの特性を有する。ＧＴＤ−２２２の公称組成は、約１９重量％のコバルト、約２２．５重量％のクロム、約２重量％のタングステン、約１．２重量％のアルミニウム、約２．３重量％のチタン、約３．５重量％のＡｌ＋Ｔｉ、約０．８重量％のコルンビウム（ニオブ）、約１．０重量％のタンタル、約０．０１重量％のホウ素、約０．０１重量％のジルコニウム、約０．１重量％の炭素、並びに実質的にはニッケル及び付随不純物である残部である。他のニッケル系合金の組成と同様に、ＧＴＤ−２２２の開発は、所望の特性の組み合わせを実現するためにいくつかの重要な合金元素の濃度を慎重に、制御下で調整することを含んでいた。タービンノズルに適用する場合、特にＧＴＤ−２２２が使用される後段ノズルに使用するために、そのような特性は高い温度強さ、可鋳性、溶接性、並びに低サイクル疲労耐性、耐食性及び酸化耐性を含む。タービン部分の第２段における熱環境は非常に苛酷であるため、ＧＴＤ−２２２合金から形成される酸化耐性被覆膜、熱障壁被覆膜（ＴＢＣ）及び／又はノズルの内部冷却が必要になる。ＧＴＤ−２２２の特性は、第３段ノズルがそのような付加的措置を講じることなくノズルに要求される設計寿命を実現するのに十分である。
【特許文献１】特許２７１６０６５号
【０００３】
　超合金の所望の特性のうちのいずれか１つを最適化しようとすると、他の特性が悪影響を受ける場合が多い。特定の例は溶接性及びクリープ抵抗であり、それらは共にガスタービンエンジンノズルには極めて重要である。しかし、クリープ抵抗を大きくすると、溶接による修理が可能であることが必要であるにも関わらず、合金を溶接することがより困難になる。ＧＴＤ−２２２により示されるクリープ強さと溶接性の望ましい組み合わせは、合金中でアルミニウム、チタン、タンタル及びコルンビウムのレベルを慎重に定めて使用した結果であると考えられる。これらの元素は、それぞれ、ガンマプライム（γ'）沈殿補強相（Ｎｉ3（Ｔｉ，Ａｌ））に関与している。アルミニウムとチタンはガンマプライム相の形成において重大な元素であり、一方、タンタルとコルンビウムの主な役割はＭＣ炭化物相に関与することである。ＭＣ炭化物形成後に残留するタンタルとコルンビウムはガンマプライム相の形成に以前よりは劣るが、決して小さいとは言えない役割を果たす。
ＧＴＤ−２２２はガスタービンエンジンの後段ノズルに使用すべき合金として十分な性能を示すことが判明しているが、これに代わる合金が望ましいであろう。現在関心を集めているのは、価格が高いという理由により使用されるタンタルの量を減少させることである。
【０００４】
　しかし、タンタルの含有量を減少させた合金の特性は、特に第２段ノズル及び第３段ノズル用の合金として使用するためのＧＴＤ−２２２の特性にごく近いのが好ましいであろう。
【発明の開示】
【課題を解決するための手段】
【０００５】
　本発明は、ガスタービンエンジンの後段のノズル、特に第２段及び第３段のノズルとして適切である強さ（クリープ抵抗を含む）と、腐食及び酸化に対する耐性とを所望のバランスで示すニッケル系合金を提供する。合金は鋳造可能であり、ＧＴＤ−２２２より溶接するのが相対的に容易であり、且つ許容しうる熱処理条件を有する。これらの所望の特性は、タンタルを排除するか、又は相対的に低いレベルで含有し、且つＧＤＴ−２２２合金に類似する特性を実現するためにコルンビウムを相対的に高いレベルで含有する合金によって実現される。
【０００６】
　本発明によれば、ニッケル系合金は、実質的には、１０重量％から２５重量％のコバルト、２０重量％から２８重量％のクロム、１重量％から３重量％のタングステン、０．５重量％から１．５重量％のアルミニウム、１．５重量％から２．８重量％のチタン、０．８重量％から１．４５重量％のコルンビウム、コルンビウムより少ない量のタンタル、１．１５重量％から１．４５重量％のＣｂ＋０．５０８Ｔａ、０．００１重量％から０．０２５重量％のホウ素、０．４重量％までのジルコニウム、０．０２重量％から０．１５重量％の炭素、及び実質的にニッケル及び付随不純物から成る残部から構成されている。合金のコルンビウム含有量は少なくとも０．９％であるのが好ましく、少なくとも１．２５％であるのが更に好ましい。一方、合金のタンタル含有量は０．５％未満であるのが好ましく、合金から全く排除されているのが更に好ましい。
【０００７】
　本発明の合金はＧＴＤ−２２２合金の特性に匹敵する特性を有し、延性及び溶接性が改善されている可能性があり且つ可鋳性は全く劣化していない。特に、クリープ抵抗を犠牲にせずに合金の溶接性の改善が実現されている。タンタルとコルンビウムの相対的な量がＧＴＤ−２２２合金とは逆である、すなわち、合金中にタンタルより多くコルンビウムが存在しているにも関わらず、これらの特性及び利点は実現されているのである。尚、タンタルの好ましい最大レベルはＧＴＤ−２２２に要求されるタンタルの最小の量より少ない。所望の特性は、合金中のコルンビウムとタンタルの組み合わせ原子パーセントをほぼ一定に維持することにより実現されると考えられ、式Ｃｂ＋０．５０８Ｔａに従って組み合わせ量を指定した結果、コルンビウムは組み合わせ量にタンタルより大きく寄与することになっている。ＧＴＤ−２２２（特許２７１６０６５号）とは逆に、第２段ノズル及び第３段ノズルは、タンタルが実質的に含まれていない、すなわち、不純物レベルしか存在していない合金から鋳造した場合に、すぐれた特性を示す。そのため、本発明の合金は、タンタルの必要を減少させた又は排除した結果としてＧＴＤ−２２２に代わる、すぐれた、より低価格になる可能性を持つ合金を提供する。
本発明のその他の目的及び利点は、以下の詳細な説明から更に良く理解されるであろう。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００８】
　本発明は、ＧＴＤ−２２２として市販されており且つ本明細書に参考として取り入れられている特許２７１６０６５号に開示されたニッケル系合金に匹敵する特性を有するが、化学的組成はタンタルの量を減少させる又はタンタルを完全に排除できるように慎重に調整されているニッケル系合金を開発しようとする努力の結果であった。研究の結果、ガスタービンエンジンの第２タービン段又は第３タービン段で使用されるノズルに特に望まれる特性を有するニッケル系合金が開発された。従って、関心ある特定の特性はクリープ強さ、溶接性、疲労寿命、可鋳性、金属安定性及び酸化耐性を含む。この研究方法は、タンタルを含有しない代わりとしてコルンビウムの量を増やすという結果をもたらし、その結果、ガンマプライム沈殿硬化相に影響を及ぼすことが知られているＧＴＤ−２２２の少量の合金元素のうちの２つを根本的に変化させた。
【０００９】
　ニッケル系超合金の高温強さはガンマプライム相の体積の割合に直接関連しており、ガンマプライム相の体積の割合は存在するガンマプライム形成元素（アルミニウム、チタン、タンタル及びコルンビウム）の総量に直接関連している。これらの関係に基づいて、所定の強さレベルを実現するために要求されるそれらの元素の量を推定することができる。ガンマプライム相と、炭化物及びホウ酸化物などの他の二次相の組成、並びにガンマプライム相の体積の割合も、合金の当初の化学的組成と、形成する相に関する何らかの基本的仮定に基づいて推定できる。このような手順により、第２段ノズル及び第３段ノズルに望まれるレベルのクリープ強さを有する合金は約１８体積パーセント以上のガンマプライム相を含有すべきであるという結論を得た。しかし、溶接性、疲労寿命、可鋳性、金属安定性及び酸化耐性などの、ガスタービンエンジンノズルに重要である他の特性をこれらの元素及びその他の元素の量から予測することは不可能である。
【００１０】
　以下の表Ｉに記載したおおよその化学的組成を有する２種類の合金を研究中に調製し
、鋳造した。１９重量％のコバルト、約２２．５重量％のクロム、約２重量％のタングステン、約１．２重量％のアルミニウム、約２．３重量％のチタン、約０．８重量％のコルンビウム、約１重量％のタンタル、約０．００８重量％のホウ素、約０．０２２重量％のジルコニウム、約０．１重量％の炭素、及び実質的にニッケル及び付随不純物から成る残部というおおよその化学的組成を有するＧＴＤ−２２２合金の鋳造物も作成した。各合金の鋳造物に対して、約２時間にわたり約２１００°Ｆ（約１１５０℃）での溶液処理を伴う熱処理サイクルを実行し、その後、約８時間にわたり約１４７５°Ｆ（約８００℃）でエージングさせた。次に、鋳造物から従来の方法により試料を加工した。
【００１１】
【表１】
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【００１２】
　上記の合金レベルはタンタルの代わりにコルンビウムを使用することの効果を評価するために選択されたが、その他の点ではＧＴＤ−２２２の組成をそのまま保持しようとした。規格のスムースバー試料を使用して合金の引っ張り特性を判定した。正規化データを図１、図２及び図３に要約した。図において、「２２２ベースライン、平均」は特定の特性に関するＧＴＤ−２２２の履歴平均を表し、「２２２Ｃｂ−サプライヤ１」はＢ１試料のデータを示し、「２２２Ｃｂ−サプライヤ２」はＢ２試料のデータを示す。また、Ｂ１試料と同じ合金から鋳造したガスタービンエンジンノズルを評価した。データは、Ｂ１試料及びＢ２試料の引っ張り強さはＧＴＤ−２２２ベースラインより約３％から約５％低いが、延性はＢ１試料及びＢ２試料においてはるかに、約３０％から４０％高いことを示している。ＧＴＤ−２２２と比較して、Ｂ１合金及びＢ２合金の延性が高く、引っ張り強さが類似していることは、実験した合金はＧＴＤ−２２２に代わる適切な材料となりうることを示している。
【００１３】
　図４及び図５は、Ｂ１合金、Ｂ２合金及びＧＴＤ−２２２の１４００°Ｆ（約７６０℃）及び１６００°Ｆ（約８７０℃）における低サイクル疲労（ＬＣＦ）寿命をそれぞれ表すグラフである。２つの試験においては、亀裂の形成が始まるまで０．２５インチ（約８．２ｍｍ）のバーを反復試験した。図４には、評価される合金（平均）並びにＧＴＤ−２２２について３σ（「３Ｓ」）も示されている。３σのグラフは、１４００°ＦにおけるＢ１合金及びＢ２合金のＬＣＦ寿命が約０．５％以上のひずみレベルではＧＴＤ−２２２ベースラインとほぼ同じであるが、０．５％未満のひずみでは約１５％から２５％低くなったことを示している。図５においては、１６００°ＦのＬＣＦ試験のデータは、Ｂ１合金及びＢ２合金はＧＴＤ−２２２とほぼ同じＬＣＦ寿命を示したことを明示している。
【００１４】
　図６は、約０．５％のひずみレベル、約１４５０°Ｆ（約７９０℃）及び約１６００°Ｆ（約８７０℃）の温度におけるＢ１合金、Ｂ２合金及びＧＴＤ−２２２のクリープ寿命をそれぞれ示すグラフである。１４５０°Ｆの試験温度では、Ｂ１合金及びＢ２合金はＧＴＤ−２２２とほぼ同じクリープ寿命を示した。１６００°Ｆの試験温度では、Ｂ１合金及びＢ２合金の短期間寿命は引っ張りデータにより予測されるようにＧＴＤ−２２２より低かった。しかし、図６は、Ｂ１合金及びＢ２合金の長期間クリープ寿命はＧＴＤ−２２２と実質的に同じであることを明示している。
【００１５】
　他の様々な特性をＧＴＤ−２２２と比較するために、Ｂ１合金及びＢ２合金に対して付加的な試験を実施した。試験は高サイクル疲労（ＨＣＦ）試験及び低サイクル疲労（ＬＣＦ）試験、酸化耐性、溶接性、可鋳性、拡散被覆特性及び物性を含んでいた。これらの研究の全てにおいて、驚くべきことに亀裂に対する耐性に関してＢ１合金及びＢ２合金がＧＴＤ−２２２よりわずかに良い溶接性を示すことが判明した溶接性を除いて、Ｂ１合金及びＢ２合金の特性は実質的にＧＴＤ−２２２ベースラインの特性と同一であった。更に、Ｂ１合金及びＢ２合金のＴＩＧ溶接継手のＬＣＦ寿命はＧＴＤ−２２２で形成されたＴＩＧ溶接継手のＬＣＦ寿命の約２倍の長さであることが判定しており、これは溶接性の研究の結果と一致していた。
【００１６】
　以上のことに基づいて、表IIに要約した広範囲の組成、好ましい組成及び公称組成（
重量％）及びガンマプライム含有量（体積％）を有する合金はＧＴＤ−２２２に匹敵する特性を有し、従って、ガスタービンエンジンの後段ノズルとして、並びに同様の特性が要求される他の適用用途に使用するのに適していると考えられる。
【００１７】
【表２】
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【００１８】
　式Ｃｂ＋０．５０８Ｔａは、合金中のタンタルとコルンビウムの組み合わせの原子パーセントを一定に維持するために引き出されたものであるが、明らかにコルンビウムが優先される。タンタルはＧＴＤ−２２２で許容されていたレベル以下に保持されるのが好ましく、先に報告された研究を考慮すれば合金から完全に排除されるのが好ましい。コルンビウムについて確定された範囲は、合金に望まれ、研究中にＢ１合金及びＢ２合金により示された特性を維持するために、タンタルが含有されていない状態又はタンタルのレベルを低減させた状態を補償するために必要であると考えられる。上記の表IIに識別証明された合金は先に説明した処理を使用して十分に熱処理することが可能であるが、ニッケル系合金に適合する従来の熱処理も使用できるであろうと考えられる。
【００１９】
　本発明を好ましい一実施例によって説明したが、当業者により他の形態も採用可能であろうということは明白である。従って、本発明の範囲は特許請求の範囲によってのみ限定される。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】ＧＴＤ−２２２ニッケル系合金及び本発明の範囲内にあるニッケル系合金に関して引っ張り強さと温度との関係を表すグラフ。
【図２】ＧＴＤ−２２２ニッケル系合金及び本発明の範囲内にあるニッケル系合金に関して降伏強さと温度との関係を表すグラフ。
【図３】ＧＴＤ−２２２ニッケル系合金及び本発明の範囲内にあるニッケル系合金に関してパーセント伸び率と温度との関係を表すグラフ。
【図４】ＧＴＤ−２２２合金及び本発明の範囲内にある合金に関して１４００°Ｆにおける低サイクル疲労寿命をそれぞれ表すグラフ。
【図５】ＧＴＤ−２２２合金及び本発明の範囲内にある合金に関して１６００°Ｆにおける低サイクル疲労寿命をそれぞれ表すグラフ。
【図６】ＧＴＤ−２２２合金及び本発明の範囲内にある合金に関して１４５０°Ｆと１６００°Ｆにおけるクリープ寿命を表すグラフ。
【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】
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【図６】
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