(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、Ａｌ ８〜２４％、Ｎｉ １９〜５８％、残部がＩｒおよび不可避的不純物からなる耐酸化耐食性被覆用合金。
【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、質量％で、Ａｌ ４〜２５％、Ｃｏ ４〜４２％、残部がＩｒおよび不可避的不純物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。
【請求項３】
請求項２に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。
【請求項４】
請求項２または３に記載の耐熱部材において、
前記合金メタル層の表面は、質量％で、Ｙ2Ｏ3 ３〜２０％、ＭｇＯ ３〜２０％、ＣａＯ ３〜２０％のうちの少なくとも一つを含み、残部がＺｒＯ2および不可避的不純物からなる２０〜６００μｍ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。
【請求項５】
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２または３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。
【請求項６】
請求項５に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９００℃以上であることを特徴とするタービンブレード。
【請求項７】
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または３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。
【請求項８】
請求項７に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。
【請求項９】
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５または６に記載のタービンブレードおよび請求項７または８に記載のタービンノズル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。
【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ＺｒＯ2 系）で部品の表面を被覆する熱遮蔽コーティング（Ｔｈｅｒｍａｌ  Ｂａｒｒｉｅｒ  Ｃｏａｔｉｎｇ：ＴＢＣ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６−１８４７６７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ＭＣｒＡｌＹ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】
本発明は、上記目的を達成するために、質量％で、Ａｌ ８〜２４％、Ｎｉ １９〜５８％、残部がＩｒおよび不可避的不純物からなる耐酸化耐食性被覆用合金を提案する。
【０００９】
本発明は、また、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、質量％で、Ａｌ
４〜２５％、Ｃｏ ４〜４２％、残部がＩｒおよび不可避的不純物からなる合金メタル層である耐酸化耐食性被覆層を備えた耐熱部材を提案する。
【００１０】
上記各合金メタル層の厚さは、０.５〜３００μｍとする。
【００１１】
前記合金メタル層の表面は、質量％で、Ｙ2Ｏ3 ３〜２０％、ＭｇＯ ３〜２０％、ＣａＯ ３〜２０％のうちの少なくとも一つを含み、残部がＺｒＯ2および不可避的不純物からなる２０〜６００μｍの厚さのＺｒＯ2系セラミックス層によって被覆できる。このセラミックス層は、ＴＢＣとして熱遮蔽効果を発揮し、メタル温度を低減する機能を果たす。
【００１２】
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。
【００１３】
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、１４ｋｇｆ／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℃〜９００℃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３００μｍ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％、ＣａＯ 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、１４ｋｇｆ／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１０１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（ＣｏＮｉＣｒＡｌＹ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ＭＣｒＡｌＹ合金よりも重量変化が小さくなっており、ＭＣｒＡｌＹ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を測定した。そのときの結果を図５に示す。溶融塩は重量％でＮａ2ＳＯ4−２５％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。
【００２７】
以上の結果から、Ｉｒ−８.７％Ａｌ−４１.７％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−Ａｌ−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−１７.７％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（ＣｏＮｉＣｒＡｌＹ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ＭＣｒＡｌＹ合金よりも重量変化が小さくなっており、ＭＣｒＡｌＹ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Ｎａ2ＳＯ4−２５％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−Ａｌ−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ＴＢＣ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１０１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５０μｍ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。
【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１０１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１０５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１０１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、ＣｏＮｉＣｒＡｌＹ（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ＭＣｒＡｌＹ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、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。
【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３００μｍ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１０５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１０７、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、ＣｏＮｉＣｒＡｌＹ（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ＭＣｒＡｌＹ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％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−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。
【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ＺｒＯ2系セラミックスＴＢＣ被覆層１０４を３００μｍ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。
【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１０４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段ずつ設けられている。
【００５１】
本実施例におけるガスタービンは、主な形式がヘビーデューティ形、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。
【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％、Ｍｏ 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／ｍｍ2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
【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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【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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