JP2841970B2 - ガスタービン及びガスタービン用ノズル - Google Patents
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Description
し、特に該合金を用いたガスタービン用ノズルとそのガ
スタービンに関する。
しては、耐食性,溶接性の点からCo基合金が使用され
ている。しかしながら、近年の効率向上に伴う燃焼温度
(タービン入口温度)の上昇により、Co基合金に代わ
る高温強度,耐熱疲労性の優れた合金が必要である。一
方、ブレード(動翼)に使用されているNi基超合金
は、Co基合金に比べ高温強度及び耐熱疲労性の優れた
合金であるが、溶接が非常に困難であるため補修溶接等
の溶接が必要なノズルに適用することが困難である。
100641号や米国特許第4039330 号を改良した米国特許第
4810467号が挙げられる。
度を犠牲にして溶接性を改善するものであり、耐用温度
の上昇及び寿命延長の観点から高温強度、特に長時間強
度について配慮されていない。
度、特にクリープ破断強度が優れ、かつ溶接が可能なN
i基合金,該合金からなるガスタービン用ノズル,該ノ
ズルを用いたガスタービンを提供することにある。
成するために、Al,Ti等の添加量を低目に調整する
ことによってNi基超合金の基本的な強化因子である
γ′相の析出量を低目に抑えることにより溶接性を改善
したものである。
るために、固溶強化元素としてW,Moの添加量を調整
し、かつ強度に悪影響を及ぼす有害相の析出を防止した
ものである。
強度が300h以上,900℃と350℃での加熱と冷
却との繰返しによる耐熱疲労性が600回以上の耐き裂
発生回数を有し、予熱温度400℃以下で溶接可能であ
る特定の組成を有するNi基合金からなるものが好まし
い。本発明は、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ノズルを通して好ましくは複
数のディスクに各々植設されたブレードに衝突させて該
ブレードを回転させるガスタービンにおいて、前記ノズ
ルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォールとを
有し、好ましくは前記回転するブレードの外周にリング
状に配置されており、重量でC0.05〜0.20%,C
o15〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0
%,Ti1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0
%未満及びW5〜10%を含み、残部が実質的にNiで
あり、前記(Al+Ti)量及びW量が図5においてA
(Al+Ti2.5% ,W10%),G(Al+Ti5
%,W10%)、好ましくはB(Al+Ti3%,W1
0%)及びC(Al+Ti5%,W7.5%)を結び、D
(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5
%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)
の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金よりなること
を特徴とするガスタービンにある。また、これにSi1
%以下,Mn1%以下含むことを特徴とする。
℃,14kg/mm2 での破断時間が300時間以上及び長
さ80mm,幅8mmで1パスのTIG溶接して形成された
ビード内に割れが発生しない予熱温度が400℃以下で
あるNi基合金よりなることが好ましい。
部両端のサイドウォール間が70mm以上,燃焼ガス入口
側から出口側までの長さが100mm以上であるNi基合
金よりなることが好ましい。
5〜0.20%,Co15〜25%,Cr15〜25
%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb+
Ta1.0%以上3.0% 未満,W5〜10%と、B0.0
01〜0.03%と、又は更にこれらにHf1.5% 以
下と、Re2%以下,Y0.5%以下,Sc0.5%以下
及び希土類元素0.5% 以下の少なくとも1種とを片方
又は両方とを含み、残部が実質的にNiであり、前記
(Al+Ti)量及びW量が図5においてA(Al+T
i2.5%,W10%),G(Al+Ti5%,W10
%)、好ましくはB(Al+Ti3%,W10%)及びC
(Al+Ti5%,W7.5%)を結び、D(Al+Ti
5%,W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及び
F(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ
線以内にあるNi基合金よりなることを特徴とする。ま
た、これらのNi基合金はSi1%以下,Mn1%以下
含むことを特徴とする。本発明はV2%以下含むことが
できる。
た空気により燃焼された燃焼ガスをノズルを通して好ま
しくは3段以上のディスクに各々植設されたブレードに
衝突させて該ブレードを回転させるガスタービンにおい
て、前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイド
ウォールとを有し、好ましくは前記回転するブレードの
外周にリング状に配置されており、燃焼ガス入口側の初
段が前述のNi基合金からなり、2段目以降が重量でC
0.2〜0.6%,Si2%以下,Mn2%以下,Cr2
5〜35%,Ni5〜15%,W3〜15%,B0.0
03〜0.03%及びCo50%以上を有するCo基合
金とするのが好ましい。
Co15〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.
0%,Ti1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.
0%未満及びW5〜10%を含み、残部が実質的にNi
であり、前記(Al+Ti)量及びW量が図5において
A(Al+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5
%,W10%)、好ましくはB(Al+Ti3%,W1
0%)及びC(Al+Ti5%,W7.5%)を結び、
D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5
%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)
の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金よりなること
を特徴とするガスタービン用ノズルにある。また、これ
にSi1%以下,Mn1%以下を含むことを特徴とす
る。本発明のガスタービン用ノズルは、更にB0.00
1〜0.03%と、又これにHf1.5%以下と、Re2
%以下,Y0.5%以下,Sc0.5% 以下及び希土類
元素0.5%以下の少なくとも1種との片方又は両方を
含むものである。
Co15〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.
0%,Ti1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.
0%未満及びW5〜10%を含み、残部が実質的にNi
であり、前記(Al+Ti)量及びW量が図5において
A(Al+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5
%,W10%)、好ましくはB(Al+Ti3%,W1
0%)及びC(Al+Ti5%,W7.5%)を結び、
D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5
%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)
の各点を順次結ぶ線以内にあることを特徴とするNi基
合金にある。また、これにSi1%以下,Mn1%以下
含むことを特徴とする。 本発明のNi基合金は、更にB
0.001〜0.03%と、又これにHf1.5%以下
と、Re2%以下,Y0.5%以下,Sc0.5%以下及
び希土類元素0.5%以下の少なくとも1種との片方又は
両方を含むものである。
駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの排ガスの
エネルギーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前
記水蒸気によって駆動される蒸気タービンと、前記ガス
タービン及び蒸気タービンによって駆動される発電機と
を備えた複合発電プラントにおいて、前記ガスタービン
はブレードが3段以上、前記燃焼ガスのタービン入口温
度が1200℃以上、タービン出口の排ガス温度が50
0℃以上であり、前記排熱回収ボイラによって500℃
以上の水蒸気とし、前記蒸気タービンは高低圧一体型
で、ベーナイト組織を有するNi−Cr−Mo低合金鋼
よりなるロータと、長さが26インチを越えるブレード
を有することが好ましい。
に含有される各元素の役割を次に示す。
強化し、高温引張強さを向上させると共に、有害なσ相
の析出を防止するが、過剰に添加すると、炭化物の粗大
化を助長して高温長時間の強度及び靭性低下を引起こし
たり、溶接性も劣化させる。添加量としては、0.05
〜0.2%の範囲が適正であり、特に0.08〜0.16
%が好ましい。
を向上させると共に、耐食性向上に寄与するが、過剰に
添加すると有害な金属間化合物析出を助長し、高温強度
の低下を招く。添加量としては、20〜25%の範囲が
適正である。
添加すると有害なσ相析出や炭化物の粗大化を引起こ
し、高温強度を低下させる。添加量としては15〜25
%の範囲が適正であり、特に20〜25%の範囲が好ま
しい。
γ′相すなわちNi3(Al,Ti)を析出させて高温強度
に寄与するが、過剰に添加すると溶接性を低下する。添
加量としては、Al:1.0〜3.0,Ti:1.5〜3.
0%の範囲は適正であり、特にAl+Ti:3.0〜5.
0%,原子比Ti/Alで0.7〜1.5%の範囲が好ま
しい。
に固溶され、高温強度を向上するが、過剰に添加する
と、粒界に粗大炭化物を形成し、かえって強度を低下さ
せる。添加量としては、Nb+Taは1.0%以上3.0
%未満とすべきであり、Hfは0〜1.5% が適正であ
り、特にNb:0.6〜1.0%,Ta:0.9〜1.3%
が好ましい。
するが、過剰に添加すると延性,靭性を低下し、長時間
強度を低下させる。添加量としては、Zr:0〜0.0
5%,B:0.001〜0.03%が適正である。
し、特に長時間強度の改善に効果が大きい。しかしなが
ら、過剰に添加するとσ相等の有害相析出を助長し、か
えって強度を低下させる。添加量としては、W+Mo:
5.0% を超え10%以下の範囲が適正であり、特に
W:6.0〜8.0%が好ましい。
させるが、ある程度の添加量以上になると効果が飽和
し、かえって延性,靭性の低下を招く。添加量として
は、Re:0〜2.0%、Y,Sc等の希土類元素の内
1種以上:0〜0.5%の範囲が適正である。
空鋳造によって製造するので、これらの添加は本質的に
は不要であるが、加えることもでき、過剰の添加は高温
使用中での靭性を低下させるため両元素とも1%以下に
抑える。特に、0.5% 以下、より好ましくは0.01
〜0.1%に押えるのが好ましい。
有する。
スペーサ,タービンスタッキングボルト,コンプレッサ
スタッキングボルト及びコンプレッサディスクの少なく
とも最終段の1種以上を重量でC0.05〜0.2%,S
i0.5% 以下,Mn1%以下,Cr8〜13%,Ni
3%以下,Mo1.5〜3%,V0.05〜0.3%,N
b0.02〜0.2%,N0.02〜0.1%及び残部が実
質的にFeからなる全焼戻しマルテンサイト組織を有す
る耐熱鋼によって構成することができる。これらの部品
の全部をこの耐熱鋼によって構成することによってより
高いガス温度にすることができ、熱効率の向上が得られ
る。特にこれらの部品の少なくとも1種は重量で、C
0.05〜0.2%,Si0.5%以下,Mn0.6%以
下,Cr8〜13%,Ni2〜3%,Mo1.5〜3
%,V0.05〜0.3%,Nb0.02〜0.2%,N
0.02〜0.1%及び残部が実質的にFeからなり、
(Mn/Ni)比が0.11 以下、特に0.04〜0.1
0からなり、全焼戻しマルテンサイト組織を有する耐熱
鋼によって構成されるときに高い耐脆化特性が得られ安
全性の高いガスタービンが得られる。
50℃での105h クリープ破断強度が40kg/mm2 以
上で、20℃Vノッチシャルピー衝撃値が5kg−m/cm
2 以上のマルテンサイト鋼が用いられるが、特に好まし
い組成においては450℃での105h クリープ破断強
度が50kg/mm2 以上及び500で105h 加熱後の2
0℃Vノッチシャルピー衝撃値が5kg−m/cm2 以上を
有するものである。
0.5%以下,Cu0.5%以下,B0.01%以下,T
i0.5%以下,Al0.3%以下,Zr0.1%以下,
Hf0.1%以下,Ca0.01%以下,Mg0.01%
以下,Y0.01%以下,希土類元素0.01%以下の少
なくとも1種を含むことができる。
又はその全部を前述の耐熱鋼によって構成することがで
きるが、初段から中心部まではガス温度が低いので、他
の低合金鋼を用いることができ、中心部から最終段まで
を前述の耐熱鋼を用いることができる。ガス上流側の初
段から中心部までの上流側を重量で、C0.15〜0.3
0%,Si0.5%以下,Mn0.6%以下,Cr1〜2
%,Ni2.0〜4.0%,Mo0.5〜1%,V0.05
〜0.2%及び残部が実質的にFeからなり、室温の引
張強さ80kg/mm2 以上、室温のVノッチシャルピー衝
撃値が20kg−m/cm2 以上のNi−Cr−Mo−V鋼
が用いられ、中心部から少なくとも最終段を除き重量
で、C0.2〜0.4%,Si0.1〜0.5%,Mn0.
5〜1.5%,Cr0.5〜1.5%,Ni0.5%以下,
Mo1.0〜2.0%,V0.1〜0.3%及び残部が実質
的にFeからなり、室温の引張強さが80kg/mm2 以
上,伸び率18%以上,絞り率50%以上を有するCr
−Mo−V鋼を用いることができる。
スタブシャフトは上述のCr−Mo−V鋼を用いること
ができる。
あり、外側部分にスタッキングボルト挿入用の穴が複数
個全周に設けられる。
段からなる場合には初段から12段目までを前述のNi
−Cr−Mo−V鋼,13段目から16段目をCr−M
o−V鋼及び17段目を前述のマルテンサイト鋼によっ
て構成することができる。
段のときは初段の次のもの又は最終段の場合はその前の
ものよりもいずれも鋼性を有する構造を有している。ま
た、このディスクは初段より徐々に厚さを小さくして高
速回転による応力を軽減する構造になっている。
15%,Si0.15% 以下,Mn1%以下,Cr10
〜13%又はこれにMo0.5%以下及び、Ni0.5%
以下を含み、残部がFeからなるマルテンサイト鋼によ
って構成されるのが好ましい。
リング状に形成されるシュラウドの初段部分には重量
で、C0.05〜0.2%,Si2%以下,Mn2%以
下,Cr17〜27%,Co5%以下,Mo5〜15
%,Fe10〜30%,W5%以下,B0.02% 以下
及び残部が実質的にNiからなる鋳造合金が用いられ、
他の部分には重量で、C0.3〜0.6%,Si2%以
下,Mn2%以下,Cr20〜27%,Ni20〜30
%以下,Nb0.1〜0.5%,Ti0.1〜0.5%及び
残部が実質的にFeからなる鋳造合金が用いられる。こ
れらの合金は複数個のブロックによってリング状に構成
されるものである。
は初段のタービンノズル部分が重量で、C0.05% 以
下,Si1%以下,Mn2%以下,Cr16〜22%,
Ni8〜15%及び残部が実質的にFeからなり、他の
タービンノズル部分には高C−高Ni系鋼鋳物によって
構成される。
0.25%,Si1%以下,Mn1%以下,Cr12〜
20%,Co5〜15%,Mo1.0〜5.0%,W1.
0〜5.0%,B0.005〜0.03%,Ti2.0〜
7.0%,Al3.0〜7.0%と、Nb1.5%以下,Z
r0.01〜0.5%,Hf0.01〜0.5%,V0.0
1〜0.5% の1種以上と、残部が実質的にNiから
なり、オーステナイト相基地にγ′相及びγ″相が析出
した鋳造合金が用いられる。
合金が少なくとも初段に設けられ、全段に用いることも
できる。初段以外には重量で、C0.20〜0.60%,
Si2%以下,Mn2%以下,Cr25〜35%,Ni
5〜15%,W3〜10%,B0.003〜0.03%及
び残部が実質的にCoからなり、又は更にTi0.1〜
0.3% ,Nb0.1〜0.5%及びZr0.1〜0.3%
の少なくとも1種を含み、オーステナイト相基地に共晶
炭化物及び二次炭化物を含む鋳造合金によって構成され
る。これらの合金はいずれも溶体処理された後時効処理
が施され、前述の析出物を形成させ、強化される。
による腐食を防止するためにAl,Cr又はAl+Cr
拡散コーテングを施すことができる。コーテング層の厚
さは30〜150μmで、ガスに接する翼部に設けるの
が好ましい。
るとともに、外筒と内筒との2重構造からなり、内筒は
重量でC0.05〜0.2%,Si2%以下,Mn2%以
下,Cr20〜25%,Co0.5〜5%,Mo5〜1
5%,Fe10〜30%,W5%以下,B0.02% 以
下及び残部が実質的にNiからなり、板厚2〜5mmの塑
性加工材を溶接によって構成され、円筒体全周にわたっ
て空気を供給する三ケ月形のルーバ孔が設けられ、全オ
ーステナイト組織を有する溶体化処理材が用いられる。
蒸気タービンは以下の構成を有する。
蒸気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設
したロータと、該ロータを被うケーシングとを備えた蒸
気タービンは、前記ロータシャフトをベーナイト組織を
有するNi−Cr−Mo−V低合金鋼からなり、且つ5
38℃,10万時間クリープ破断強度が11kg/mm2 以
上とするものである。
0.4%,Si0.1%以下,Mn0.05〜0.25%,
Ni1.5〜2.5%,Cr0.8〜2.5%,Mo0.8
〜2.5%及びV0.1〜0.35%を含み、(Mn/N
i)比が0.12以下又は(Si+Mn)/Ni比が0.
18以下であるベーナイト組織を有するNi−Cr−M
o−V低合金鋼からなるものが好ましい。
30℃以上,その出口温度が100℃以下であり、前記
ブレードの少なくとも最終段の長さが30インチ以上で
あり、前記ロータシャフトはその中心部のFATTが前
記蒸気出口温度以下の温度及び538℃,10万時間ク
リープ破断強度が11kg/mm2以上特に、12kg/mm2以
上であるベーナイト組織を有するNi−Cr−Mo−V
低合金鋼を用い、ブレードとして26インチを越えるも
のを用いることができる。
以上の長さを有し、高圧側のブレードは低圧側のそれよ
りクリープ破断強度が高い高Crマルテンサイト鋼から
なり、低圧側のブレードは高圧側のそれより靭性の高い
高Crマルテンサイト鋼よりなるものを用いる。
は、重量でC0.08〜0.15%,Si0.5%以下,
Mn1.5%以下,Cr10〜13%,Mo1〜2.5
%,V0.2〜0.5%,N0.02〜0.1%を含むマル
テンサイト鋼からなり、前記高圧側ブレードは重量で、
C0.2〜0.3%,Si0.5%以下,Mn1%以下,
Cr10〜13%,Ni0.5%以下,Mo0.5〜1.
5%,W0.5〜1.5%,V0.15〜0.35%を含む
マルテンサイト鋼からなり、前記26インチ未満の低圧
側ブレードは重量で、C0.05〜0.15%,Si0.
5% 以下,Mn1%以下、好ましくは0.2〜1.0
%,Cr10〜13%,Ni0.5% 以下,Mo0.5
% 以下及び残部Feであるマルテンサイト鋼からな
る。
デングエッチ部にはエロージョン防止層が設けられてい
るのが好ましい。具体的な翼の長さとして、33.
5″,40″,46.5″ 等のものを用いることができ
る。
ビン及びガスタービンによって同時に駆動するコンバイ
ンド発電システムが達成でき、特に前記蒸気タービンは
一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側にかけ
て多段にブレードを植設したロータと、該ロータを被う
ケーシングとを備え、前記蒸気入口温度が530℃以
上,その出口温度が100℃以下であり、前記ケーシン
グは前記ブレードの高圧側から低圧側にかけて一体に構
成され、前記蒸気が一方向に流れるように蒸気入口を前
記ブレードの初段前及びその出口を前記ブレードの最終
段後に設け、前記ブレードは低圧側で30インチ以上の
長さを有したものとすることができる。
〜0.15%,Si0.5% 以下,Mn0.2〜1%,C
r10〜13%,Ni0.5%以下,Mo0.5% 以下
及び残部が実質的にFeである焼戻し全マルテンサイト
鋼からなるものが好ましい。本発明におけるケーシング
は、重量でC0.15〜0.30%,Si0.5% 以下,
Mn1%以下,Cr1〜2%,Mo0.5〜1.5%,V
0.05〜0.2%,Ti0.05% 以下を含むベーナイ
ト組織を有するCr−Mo−V鋳鋼よりなるものが好ま
しい。
鋼は、その鋼塊を特にエレクトロ再溶解又はアーク炉に
て大気中溶解後に真空炭素脱酸した鋼塊を製造し、該鋼
塊を熱間鍛造し、次いでオーステナイト化温度に加熱し
所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後焼戻し処理
を施し、主にベーナイト組織を有するものとするのがよ
い。
温度は630〜700℃が好ましい。
0万KW級の中容量火力発電に最も小型で熱効率の向上
の点から好適である。特に、最長翼として長さが33.
5 インチで、全周が90本以上のものとすることがで
きる。
成(重量%)を示す。試料は高周波溶解炉で各10kg造
塊し、ロストワックス精密構造後、1170℃×4h加
熱後水冷し、850℃×8h加熱の時効処理を施した。
その後機械加工により試験片を作製した。No.1,2,
12,14,15及びNo.17は比較合金で、No.3〜
11,13及び16は本発明合金である。
す。試験片は平行部6mmφ,長さ30mmを用いた。本発
明合金のNo.3〜6は比較合金No.2やNo.12に比べ
長時間側のクリープ破断強度が改善されており、Wある
いはMoの固溶強化あるいはZr,Hf添加(No.6)
の効果が顕著である。
40〜80A,溶接時間50秒で1パスTIG溶接した
時のAl+Tiと溶接割れ長さの関係を示す。溶接長さ
80mm,幅8mmで溶接した。Al+Tiの高いNo.14
はγ′量が多いことから、溶接冷却時に割れが発生しや
すい。Al+Tiを低めに抑えた合金は溶接割れが小さ
く、溶接条件により健全な溶接が可能である。この溶接
割れの効果から、Al+Tiは5.0% 以下に抑えるこ
とが好ましい。Wを加えることにより強度が高められる
が、溶接性にはほとんど影響が見られない。
/mm2 のクリープ破断時間の関係を示したものである。
強度はAl+Ti量2.5% 以上ではそれに比例して向
上する。しかしながら、図2で示したように溶接割れを
考慮すると、Al+Ti量は5.0% 以上が好ましく、
図3の結果から強度的には2.5% 以上の添加が必要で
ある。ただし、図4に示すAl+Ti量とW量の関係を
調整することによりAl+Ti量を2.5% まで低減す
ることが可能である。図に示すように、Al+Ti量の
影響はW量によって全く異なる作用効果を示すことが分
る。W量が7〜9%付近ではAl+Ti量が2.5% 以
上で急激に強度が高められ、3〜5%で最も大きな効果
が得られるが、W量が5.5〜7% ではAl+Ti量の
効果は5%付近までも強度を向上させている。従って、
W量を適量にすることによりAl+Ti量を高めなくて
も高強度が得られる。
関係を示す線図である。図に示すようにW量を5.5〜
10% の範囲とすることによって最も大きな効果が得
られることが分る。特に、Al+Ti量を3〜5%とす
ることにより特に顕著であることが分る。特に、W量を
6〜8.5% とするとき最も好ましい。
℃,12kgf/mm2 のクリープ破断時間を( )内に示
した。斜線部は5<W≦10,2.5≦Al+Ti≦5.
0,−2.5(Al+Ti)+13.75<W≦−2.5(A
l+Ti)+13.75の範囲を示す。斜線部の範囲にあ
る本発明合金のうち特にNo.3及びNo.4は高い強度を
示し、クリープ破断強度に関してWとAl+Tiの間に
相関性がある。すなわち、これまでの実験結果から、A
l+Ti量を低減することによって溶接性を改善し、強
度の低下分をWの添加によって補うことが可能であるこ
とを示している。
加熱冷却熱サイクルを与えた時のき裂発生回数を示す。
耐熱疲労性は比較合金No.17の従来材Co基合金に比
べて大きく改善されている。また、Ni基合金でも比較
合金No.2やNo.13のように高温強度の低い合金に比
べて高い耐熱疲労性を示す。これは、耐熱疲労性が強度
と相関性があり、強化元素であるAl,Ti,Wの添加
量の影響が現われていることを示している。
ガスタービン用ノズルを製造した。図7に示す形状のワ
ックス模型をメチルエチルケトンにアクリル樹脂を溶解
した液に浸漬し、通風乾燥した後、スラリー(ジルコン
フラワー+コロイダルシリカ+アルコール)に浸漬して
スタック(初層ジルコンサンド,2層以降シャモットサ
ンド)を吹き付け、これを何回か繰返して鋳型を形成し
た。鋳型は脱ろうした後に900℃で焼成した。
に、真空溶解によってNo.7の合金組成のものを溶解
し、真空中で鋳型に鋳込んだ。このノズルはサイドウォ
ール間の翼部の幅が約74mm,長さ110mm,最も厚い
部分で25mm,肉厚が3〜4mmで、先端で約0.7mm の
空気通路のスリットが設けられている鋳物である。
ンフィン冷却,インピジメント冷却及びフィルム冷却用
の穴が設けられている。先端のスリット部の肉厚は約1
mmである。得られたノズルは前述と同様に溶体化処理を
時効処理が非酸化性雰囲気中で行なわれる。
が、2段目,3段目にも設けることができるが、2段及
び3段目には後述するCo基合金からなる一つの翼部か
らなるノズルが設けられる。1段ノズルは両端が拘束さ
れるが、2段,3段目は片側拘束である。2段目,3段
目は1段のものより翼部幅が大きくなる。
4ステンレス管は本体に全周にわたってTIG溶接さ
れ、その部分より図8に示すように冷却空気が流入さ
れ、溶接部からの空気もれのないようにする。図7に示
すように燃焼ガス出口側の内側にも冷却空気が出る穴が
設けられている。
れる構造を有するが、2段目以降はサイドウォール外周
側の片側で拘束される構造を有する。
ルはγ相マトリックスにγ′相が析出している。
ガスタービンの回転部分の部分断面図である。
ビンバケット、13はタービンスタッキングボルト、1
8はタービンスペーサ、19はデイスタントピース、2
0はノズル、6はコンプレッサディスク、7はコンプレ
ッサブレード、8はコンプレッサスタッキングボルド、
9はコンプレッサスタブシャフト、4はタービンディス
ク、11は穴である。本発明のガスタービンはコンプレ
ッサディスク6が17段あり、又タービンバケット3が
2段のものである。タービンバケット3は3段の場合も
あり、いずれにも本発明の合金が適用できる。
式がヘビーテューティ形,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,1,2段空気冷却
による静動翼,燃焼器がバースフロー形,16缶,スロ
ットクール方式を有するものである。
を、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造・熱
処理を行った。鍛造は850〜1150℃の温度範囲内
で、熱処理は表4に示す条件で行なった。表2には試料
の化学組成(重量%)を示す。これら材料の顕微鏡組織
は、No.20〜23が全焼戻しマルテンサイト組織、N
o.24及び25が全焼戻しベーナイト組織であった。N
o.20はデイスタントピース及び最終段のコンプレッサ
ディスクに使用し、前者は厚さ60mm×幅500mm×長さ
1000mm、後者は直径1000mm,厚さ180mm、N
o.21はディスクとして直径1000mm×厚さ180mm
に、No.22はスペーサとして外径1000mm×内径400
mm×厚さ100mmに、No.23はタービン,コンプレッ
サのいずれのスタッキングボルトとして直径40mm×長
さ500mm、No.23の鋼を用い同様にデイスタントピ
ースとコンプレッサディスクとを結合するボルトも製造
した。No.24及び25はそれぞれタービンスタブシャ
フト及びコンプレッサスタブシャフトとして直径250
mm×長さ300mmに鍛伸した。更に、No.24の合金を
コンプレッサディスク6の13〜16段に使用し、No.
25の鋼をコンプレッサ6の初段から12段まで使用さ
れた。これらはいずれもタービンディスクと同様の大き
さに製造した。試験片は熱処理後、試料の中心部分か
ら、No.23を除き、軸(長手)方向に対して直角方向
に採取した。この例は長手方向に試験片を採取した。
ルピー衝撃およびクリープ破断試験結果を示すものであ
る。450℃×105h クリープ破断強度は一般に用い
られているラルソン−ミラー法によって求めた。
見ると、450℃,105h クリープ破断強度が51kg
/mm2 以上,20℃Vノッチシャルピー衝撃値が7kg−
m/cm2 以上であり、高温ガスタービン用材料として必
要な強度を十分満足することが確認された。
(低合金鋼)は、450℃クリープ破断強度は低いが、
引張強さが86kg/mm2 以上,20℃Vノッチシャルピ
ー衝撃値が7kg−m/cm2 以上であり、スタブシャフト
として必要な強度(引張強さ≧81kg/mm2,20℃V
ノッチシャルピー衝撃値≧5kg−m/cm2)を十分満足
することが確認された。
スの温度及び最終段のコンプレッサディスクの温度は最
高450℃となる。前者は25〜30mm及び後者は40
〜70mmの肉厚が好ましい。タービン及びコンプレッサ
ディスクはいずれも中心に貫通孔が設けられる。タービ
ンディスクには貫通孔に圧縮残留応力が形成される。
ペーサ4,デイスタントピース5及びコンプレッサディ
スク6の最終段に前述の表4に示す耐熱鋼を用い、他の
部品を前述と同じ鋼を用いて同様に構成した結果、圧縮
比14.7,温度350℃以上,圧縮効率86以上,初
段ノズル入口のガス温度が1200℃と可能となり、3
2%以上の熱効率が得られるとともに、前述の如くクリ
ープ破断強度及び加熱脆化後の高い衝撃値が得られ、よ
り信頼性の高いガスタービンが得られるものである。
ガス流の上流側より初段及び2段目には中心孔11が設
けられている。本実施例においてはいずれも表4に示す
耐熱鋼によって構成したものである。更に、本実施例で
はコンプレッサディスク6のガス流の下流側での最終
段、デイスタントピース19,タービンスペーサ18,
タービンスタッキングボルト13及びコンプレッサスタ
ッキングボルト8に表5に示す耐熱鋼を用いたものであ
る。その他のタービンブレード3,タービンノズル1
4,燃焼器15のライナ17,コンプレッサブレード
7,コンプレッサノズル16,ダイヤフラム18及びシ
ュラウド19を表5に示す合金によって構成した。特
に、タービンノズル12及びタービンブレード2は鋳物
によって構成される。
の1段目に使用したもので、(2)は2段及び3段目に
使用したものである。
O3安定化ジルコニア溶射層の遮熱コーテング層が火炎
に接する部分に設けられる。特に、ベース金属とコーテ
ング層との間に重量でAl2〜5%,Cr20〜30
%,Y0.1〜1% を含む残部Ni又はNi+Coから
なる合金層が設けられる。
度350℃以上,圧縮効率86%以上,初段タービンノ
ズル入口のガス温度1260℃,排気温度530℃が可
能になり、32%以上の熱効率が得られるとともに、タ
ービンディスク,デイスタントピース,スペーサ,コン
プレッサディスクの最終段,スタッキングボルトを前述
の如く高いクリープ破断強度及び加熱脆化の少ない耐熱
鋼が使用されるとともに、タービンブレードにおいても
高温強度が高く、タービンノズルは高温強度及び高温延
性が高く、燃焼器ライナは同様に高温強度及び耐疲労強
度が高い合金が使用されているので、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るもので
ある。
れる。
ものがほとんどあるが、本発明はインタークーラーのな
い場合ノズルがより高温になるので、それに特に好適で
ある。本実施例でのタービン用ノズルは全周で初段で4
0ケ前後設けられる。
と併用した一軸コンバインドサイクル発電システムを示
す概略図である。
合、近年では液化天然ガス(LNG)を燃料としてガス
タービンを駆動するとともにガスタービンの排ガスエネ
ルギーを回収して得た水蒸気で蒸気タービンを駆動し、
この蒸気タービンとガスタービンとで発電機を駆動する
ようにした、いわゆる複合発電方式を採用する傾向にあ
る。この複合発電方式を採用すると、従来の蒸気タービ
ン単独の場合の熱効率40%に比べ約44%と熱効率を
大幅に向上させることが可能となる。
近ではさらに、液化天然ガス(LNG)専焼から液化石油ガ
ス(LPG)との両用を図ったり、LNG,LPGの混
焼の実現によって、プラント運用の円滑化,経済性の向
上化を図ろうとするものである。
通ってガスタービンの空気圧縮機に入り空気圧縮機は、
空気を圧縮し圧縮空気を低NOx燃焼器へ送る。
燃料が噴射され燃焼して1200℃以上の高温ガスを作
りこの高温ガスは、タービンで仕事をし動力が発生す
る。
気は、排気消音装置を通って排熱回収ボイラへ送られ、
ガスタービン排気中の熱エネルギを回収して500℃以
上の高圧水蒸気を発生する。このボイラには乾式アンモ
ニア接触還元による脱硝装置が設けられている。排ガス
は3脚集合型の数百mもある煙突から外部に排出され
る。
体ロータからなる蒸気タービンに送られる。蒸気タービ
ンは以後に示される。
に流入し、真空脱気されて復水になり、復水は、復水ポ
ンプで昇圧され給水となってボイラへ送られる。そし
て、ガスタービンと蒸気タービンは夫々、発電機をその
両軸端から駆動して、発電が行なわれる。このような複
合発電に用いられるガスタービン翼の冷却には、冷却媒
体として蒸気タービンで利用される蒸気を用いることも
ある。 一般には翼の冷却媒体としては空気が用いられ
ているが、蒸気は空気と比較して比熱が格段に大きく、
また重量が軽いため冷却効果は大きい。比熱が大きいた
めに冷却に利用された蒸気を主流ガス中に放出すると主
流ガスの温度低下がはげしくプラント全体の効率を低下
させるので蒸気タービン内の比較的低温(例えば約80
0℃程度)の蒸気をガスタービン翼の冷却媒体供給口か
ら供給し、翼本体を冷却,熱交換して比較的高温(例え
ば約900℃程度)になった冷却媒体を回収して蒸気タ
ービンに戻すように構成して、主流ガス温度(約130
0℃〜1500℃程度)の低下を防止すると共に蒸気タービ
ンの効率向上、ひいてはプラント全体の効率を向上させ
ることができる。このコンバインド発電システムにより
ガスタービンが約4万KW、蒸気タービンにより6万K
Wのトータルで10万KWの発電を得ることができ、本
実施例における蒸気タービンはコンパクトとなるので、
大型蒸気タービンに比べ同じ発電容量に対し経済的に製
造可能となり、発電量の変動に対して経済的に運転でき
る大きなメリットが得られる。
された空気が燃焼器に送られ、燃焼ガス温度1100℃
以上の高い温度に燃焼され、その燃焼ガスをブレードを
植設されたディスクを回転させるものである。
ービンの部分断面図を示す。従来の主蒸気入口部の蒸気
条件は圧力80atg ,温度480℃の高温高圧から排気
部の圧力722mmHg,温度33℃の低温低圧の蒸気を
一本のタービンロータで消費する蒸気タービンに対し、
この高低圧一体型蒸気タービンの主蒸気入口部の蒸気圧
力100atg ,温度536℃に上昇させることによりタ
ービンの単機出力の増加を図ることができる。単機出力
の増加は、最終段動翼の翼長を増大し、蒸気流量を増す
必要がある。例えば、最終段動翼の翼長を26インチか
ら33.5 インチ長翼にすると環帯面積が1.7 倍程度
増える。したがって、従来出力100MWから170M
Wに、さらに40インチまで翼長を長くすれば、単機出
力を2倍以上に増大することができる。
ャフト材として、0.5%Niを含むCr−Mo−V鋼
を高低圧一体ロータに使用した場合、本ロータ材は、も
ともと高温部域に使用するため、高温強度,クリープ特
性に優れているため、主蒸気入口部の蒸気圧力,温度の
上昇に対しては充分対応することが出来る。低温部域、
特に最終段動翼部のタービンロータ中心孔に、定格回転
状態にて生ずる接線方向応力は、26インチ長翼の場
合、応力比(作用応力/許容応力)で約0.95 であ
り、また33.5インチ長翼の場合では約1.1となり、
使用に耐えない。
使用した場合には、本ロータ材は低温域にて靭性を有す
る材料であると共に、Cr−Mo−V鋼よりも低温度域
での抗張力,耐力が14%程度高いことから、33.5
インチ長翼を使用しても、前記する応力比は約0.96
である。また40インチ長翼を使用した場合、前記の応
力比は1.07 となり使用に耐えない。高温度域に於い
ては、クリープ破断応力がCr−Mo−V鋼の0.3 倍
程度であることから高温強度不足となり使用に耐えな
い。
域ではCr−Mo−V鋼、低温度域ではNi−Cr−M
o−V鋼の優れた特性を兼ね備えたロータ材が必要であ
る。30インチ以上40インチクラスの長翼を使用する
場合、従来のNi−Cr−Mo−V鋼(ASTMA47
0class7)では、前記の如く応力比が1.07となるた
めに、引張強さ88kg/mm2 以上の材料が必要である。
高低圧一体型蒸気タービンロータ材としては、高圧側の
高温破壊に対する安定性確保の点から538℃,105
h クリープ破断強度15kg/mm2 以上、低圧側の脱性
破壊に対する安全性確保の点から室温の衝撃吸収エネル
ギー2.5kg−m(3kg−m/cm2)以上の材料が必要で
ある。
前述の特性を満足したものが得られ、前述の如く単機出
力で高出力化が図れる。
ロータシャフト23に植設されたブレード24を13段
備えており、蒸気は蒸気コントロールバルブ25を通っ
て蒸気入口21より前述の如く538℃,88atg の高
温高圧で流入する。蒸気は入口21より一方向に流れ、
蒸気温度33℃,722mmHgとなって最終段のブレー
ド24より出口22より排出される。本発明に係る高低
圧一型体ロータシャフト23は538℃蒸気から33℃
の温度までさらされるので、前述した特性のNi−Cr
−Mo−V低合金鋼の鍛鋼が用いられる。ロータシャフ
ト23のブレード24の植込み部はディスク状になって
おり、ロータシャフト23より一体に切削されて製造さ
れる。ディスク部の長さはブレードの長さが短いほど長
くなり、振動を少なくするようになっている。
示す合金組成の鍛造をエレクトロスラグ再溶解によって
各々製造し、直径1.2m に鍛造し、950℃,10時
間加熱保持した後、中心部で100℃/hとなるように
シャフトを回転しながら水噴霧冷却を行った。次いで6
65℃で40時間加熱保持の焼戻しを行った。このロー
タシャフト中心部より試験片を切り出しクリープ破断試
験,加熱前後(500℃,3000時間加熱後)のVノ
ッチ衝撃試験(試験片の断面積0.8cm2),引張試験を
行った。
りである。
0〜0.30%,Cr10〜13%,Mo0.5〜1.5
%,W0.5〜1.5%,V0.1〜0.3%,Si0.5
% 以下,Mn1%以下及び残部Feからなるマルテン
サイト鋼の鍛鋼で構成した。
が大きくなり、重量でC0.05〜0.15%,Mn1%
以下,Si0.5%以下,Cr10〜13%,Mo0.5
%以下,Ni0.5%以下,残部Feからなるマルテン
サイト鋼の鍛造で構成した。
一周で約90本あり、重量でC0.08〜0.15%,Mn
1%以下,Si0.5%以下,Cr10〜13%,Ni
1.5〜3.5%,Mo1〜2%,V0.2〜0.5%,N
0.02〜0.08%,残部Feからなるマルテンサイト
鋼の鍛造によって構成した。また、この最終段にはステ
ライト板からなるエロージョン防止のシールド板が溶接
によってその先端で、リーデングエッジ部に設けられ
る。またシールド板以外に部分的な焼入れ処理が施され
る。更に、40インチ以上の長いものにはAl5〜7
%,V3〜5%を含むTi翼が用いられる。
先端に設けられた突起テノンのかしめによる同材質から
なるシュラウド板によって固定される。
述の12%Cr鋼が用いられ、3600rpmでは40インチ
ではTi翼となるが33.5インチまでは12%Cr鋼
が用いられる。
翼と同じ組成のマルテンサイト鋼が用いられるが、他に
は前述の中圧部の動翼材と同じものが用いられる。
15〜0.3%,Si0.5% 以下,Mn1%以下,C
r1〜2%,Mo0.5〜1.5%,V0.05〜0.2
%,Ti0.1% 以下のCr−Mo−V鋳鋼が用いられ
る。28は発電機であり、この発電機により10〜20
万KWの発電ができる。本実施例におけるロータシャフ
トの軸受32の間は約520cm、最終段ブレードにおけ
る外径316cmであり、この外径に対する軸間比が1.
65 である。発電容量として10万KWが可能であ
る。この軸受間の長さは発電出力1万KW当り0.52
m である。
として40インチを用いた場合の外径は365cmとな
り、この外径に対する軸受間比が1.43 となる。これ
により発電出力20万KWが可能であり、1万KW当り
の軸受間距離が0.26m となる。
ータシャフトのブレード植込み部の外径との比は33.
5″ブレードでは1.70及び40″ブレードでは1.7
1 である。
適用でき、その圧力を121,169及び224atg の各
々の圧力でも適用できる。
収ボイラ,蒸気タービン,発電機各1基からなる1組の
発電システムを6組組み合わせて1系列とした。
でLNGを燃焼させ、高温度の燃焼ガスにして、タービ
ンを回し、直結させて発電機を駆動した。
てくる燃焼ガスの熱を有効に回収して、蒸気を発生さ
せ、この蒸気を蒸気タービンに導き、直結されている発
電機を駆動した。
ンが、残りの約1/3を蒸気タービンが分担させた。
得られた。
くなります。また、部分負荷でもガスタービンの運転台
数を減らすことにより、運転中の設備を熱効率の高い定
格負荷付近で運転することが出来るため、プラント全体
として高い熱効率が維持出来た。
スタービンと小型で単純な蒸気タービンの組み合せで成
立っており、このため、出力調整が容易に出来、需要の
変化に即応した中間負荷火力として最適である。
展により飛躍的に増大しており、また、複合発電プラン
トは、小容量機の組み合わせでシステムを構成している
ので、万一故障が発生してもその影響を局部にとどめる
ことが出来、信頼性の高い電源である。
は、プラント全体の約3分の1と小さいため、温排水量
は同容量の従来汽力に比べ7割程度となる。
従来のCo基合金よりもすぐれた耐熱疲労性を有し、従
来のNi基合金よりも長時間強度が高く、溶接性の優れ
たNi基合金が得られる。
に伴い信頼性が要求されるガスタービンノズル材に好適
であり、複合発電において高い信頼性が得られる。
破断時間曲線を示す線図。
図。
リープ破断時間の関係を示す線図。
mm2 のクリープ破断時間を示す線図。
クルを与えた時のき裂発生回数を示す線図。
ービンの断面図。
スク、20…ガスタービン用ノズル、23…高低圧一体
ロータシャフト。
Claims (27)
- 【請求項1】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Co15〜
25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満及
びW5〜10%を含み、残部が実質的にNiであり、前
記(Al+Ti)量及びW量が本願図5においてA(A
l+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5%,W
10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+
Ti3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W
7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金よ
りなることを特徴とするガスタービン。 - 【請求項2】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Si1%以
下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜25
%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb+
Ta1.0%以上3.0%未満及びW5〜10%を含み、残
部が実質的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量
が本願図5においてA(Al+Ti2.5%,W10
%),G(Al+Ti5%,W10%),D(Al+T
i5%,W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及
びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結
ぶ線以内にあるNi基合金よりなることを特徴とするガ
スタービン。 - 【請求項3】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Co15〜
25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%及びB 0.001〜0.03%を含み、残部
が実質的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量
が本願図5においてA(Al+Ti2.5%,W10
%),G(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti
5%,W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及び
F(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ
線以内にあるNi基合金からなることを特徴とするガス
タービン。 - 【請求項4】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Co15〜
25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%,B0.001〜0.03%及びHf1.5
% 以下を含み、残部が実質的にNiであり、前記(A
l+Ti)量及びW量が本願図5においてA(Al+T
i2.5%,W10%),G(Al+Ti5%,W10
%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti
3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.
5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金からな
ることを特徴とするガスタービン。 - 【請求項5】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Co15〜
25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%,B0.001〜0.03%と、Re2%以
下,Y0.5%以下,Sc0.5%以下及び希土類元素
0.5% 以下の少なくとも1種とを含み、残部が実質的
にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量が本願図
5においてA(Al+Ti2.5% ,W10%),G
(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti5%,
W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及びF(A
l+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内
にあるNi基合金からなることを特徴とするガスタービ
ン。 - 【請求項6】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Co15〜
25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%,B0.001〜0.03%及びHf1.5
% 以下と、Re2%以下,Y0.5% 以下,Sc0.5
% 以下及び希土類元素0.5% 以下の少なくとも1種
とを含み、残部が実質的にNiであり、前記(Al+T
i)量及びW量が本願図5においてA(Al+Ti2.
5%,W10%),G(Al+Ti5%,W10%),D
(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5%
,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)
の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金からなること
を特徴とするガスタービン。 - 【請求項7】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Si1%以
下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜25
%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb+
Ta1.0% 以上3.0% 未満,W5〜10%、及びB
0.001〜0.03%と、Re2%以下,Y0.5%以
下,Sc0.5%以下及び希土類元素0.5% 以下の少
なくとも1種とを含み、残部が実質的にNiであり、前
記(Al+Ti)量及びW量が本願図5においてA(A
l+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5%,W
10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+T
i3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W
7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金か
らなることを特徴とするガスタービン。 - 【請求項8】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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記 ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Si1%以
下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜25
%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb+
Ta1.0% 以上3.0%未満,W5〜10%,B0.0
01〜0.03%及びHf1.5%以下を含み、残部が実
質的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量が本
願図5においてA(Al+Ti2.5%,W10%),
G(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti5
%,W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及びF
(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線
以内にあるNi基合金からなることを特徴とするガスタ
ービン。 - 【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ノズルを通してブレードに衝突
させて該ブレードを回転させるガスタービンにおいて、
前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォ
ールとを有し、重量でC0.05〜0.20% ,Si1%以
下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜25
%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb+
Ta1.0% 以上3.0% 未満,W5〜10%及びB
0.001〜0.03%を含み、残部が実質的にNiであ
り、前記(Al+Ti)量及びW量が本願図5において
A(Al+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5
%,W10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(A
l+Ti3.5% ,W5%)及びF(Al+Ti2.5
%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合
金からなることを特徴とするガスタービン。 - 【請求項10】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0% ,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満及
びW5〜10%を含み、残部が実質的にNiであり、前
記(Al+Ti)量及びW量が本願図5においてA(A
l+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5%,W
10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+
Ti3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W
7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金よ
りなることを特徴とするガスタービン用ノズル。 - 【請求項11】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満及びW5〜10%を含
み、残部が実質的にNiであり、前記(Al+Ti)量
及びW量が本願図5においてA(Al+Ti2.5% ,
W10%),G(Al+Ti5%,W10%),D(Al
+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5%,W5
%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点を
順次結ぶ線以内にあるNi基合金よりなることを特徴と
するガスタービン用ノズル。 - 【請求項12】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0% ,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%及びB0.001〜0.03%を含み,残部
が実質的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量が
本願図5においてA(Al+Ti2.5%,W10%),G
(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti5%,
W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及びF(A
l+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内
にあるNi基合金よりなることを特徴とするガスタービ
ン用ノズル。 - 【請求項13】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0% ,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%,B0.001〜0.03%及びHf1.5
% 以下を含み、残部が実質的にNiであり、前記(A
l+Ti)量及びW量が本願図5においてA(Al+T
i2.5% ,W10%),G(Al+Ti5%,W10
%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti
3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.
5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金よりな
ることを特徴とするガスタービン用ノズル。 - 【請求項14】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0% ,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%及びB0.001〜0.03%と、Re2%
以下,Y0.5%以下,Sc0.5%以下及び希土類元素
0.5 %以下の少なくとも1種とを含み、残部が実質的
にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量が本願図
5においてA(Al+Ti2.5%,W10%),G
(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti5%,
W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及びF(Al
+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内に
あるNi基合金よりなることを特徴とするガスタービン
用ノズル。 - 【請求項15】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,A11.0〜3.0% ,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%,B0.001〜0.03%及びHf1.5
% 以下と、Re2%以下,Y0.5%以下,Sc0.5
%以下及び希土類元素0.5% 以下の少なくとも1種と
を含み、残部が実質的にNiであり、前記(Al+T
i)量及びW量が本願図5においてA(Al+Ti2.
5%,W10%),G(Al+Ti5%,W10%),D
(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5
%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)
の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金よりなること
を特徴とするガスタービン用ノズル。 - 【請求項16】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満,W5〜10%及びB
0.001〜0.03%を含み、残部が実質的にNiであ
り、前記(Al+Ti)量及びW量が本願図5において
A(Al+Ti2.5% ,W10%),G(Al+Ti
5%,W10%),D(Al+Ti5%,W5%),E
(Al+Ti3.5% ,W5%)及びF(Al+Ti
2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるN
i基合金よりなることを特徴とするガスタービン用ノズ
ル。 - 【請求項17】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満,W5〜10%,B0.
001〜0.03%及びHf1.5%以下を含み、残部が実
質的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量が本
願図5においてA(Al+Ti2.5% ,W10%),
G(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti5
%,W5%),E(Al+Ti3.5% ,W5%)及び
F(Al+Ti2.5% ,W7.5%)の各点を順次結ぶ
線以内にあるNi基合金よりなることを特徴とするガス
タービン用ノズル。 - 【請求項18】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満,W5〜10%及びB
0.001〜0.03%と、Re2%以下,Y0.5%以
下,Sc0.5%以下及び希土類元素0.5% 以下の少
なくとも1種とを含み、残部が実質的にNiであり、前
記(Al+Ti)量及びW量が本願図5においてA(A
l+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5%,W
10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+
Ti3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W
7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあるNi基合金よ
りなることを特徴とするガスタービン用ノズル。 - 【請求項19】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,Al1.0〜3.0% ,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満及
びW5〜10%を含み、残部が実質的にNiであり、前
記(Al+Ti)量及びW量が本願図5においてA(A
l+Ti2.5% ,W10%),G(Al+Ti5%,
W10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al
+Ti3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,
W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあることを特徴
とするNi基合金。 - 【請求項20】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満及びW5〜10%を含
み、残部が実質的にNiであり、前記(Al+Ti)量
及びW量が本願図5においてA(Al+Ti2.5% ,
W10%),G(Al+Ti5%,W10%),D(A
l+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5 %,W
5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点
を順次結ぶ線以内にあることを特徴とするNi基合金。 - 【請求項21】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,Al1.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%及びB0.001〜0.03%を含み、残部
が実質的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量
が本願図5においてA(Al+Ti2.5% ,W10
%),G(Al+Ti5%,W10%),D(Al+T
i5%,W5%),E(Al+Ti3.5% ,W5%)
及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次
結ぶ線以内にあることを特徴とするNi基合金。 - 【請求項22】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,Al1.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%及びB0.001〜0.03%及びHf1.
5% 以下を含み、残部が実質的にNiであり、前記
(Al+Ti)量及びW量が本願図5においてA(Al
+Ti2.5% ,W10%),G(Al+Ti5%,W
10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+
Ti3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W
7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあることを特徴と
するNi基合金。 - 【請求項23】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,Al1.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0% 未
満,W5〜10%及びB0.001〜0.03%と、Re
2%以下,Y0.5%以下,Sc0.5%以下及び希土類元
素0.5% 以下の少なくとも1種とを含み、残部が実質
的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量が本願
図5においてA(Al+Ti2.5%,W10%),G
(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti5%,
W5%),E(Al+Ti3.5%,W5%)及びF(Al
+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内に
あることを特徴とするNi基合金。 - 【請求項24】重量でC0.05〜0.20%,Co15
〜25%,Cr15〜25%,Al1.0〜3.0%,Ti
1.0〜3.0%,Nb+Ta1.0%以上3.0%未満,
W5〜10%,B0.001〜0.03%及びHf1.5
% 以下と、Re2%以下,Y0.5%以下,Sc0.5
%以下及び希土類元素0.5% 以下の少なくとも1種と
を含み、残部が実質的にNiであり、前記(Al+T
i)量及びW量が本願図5においてA(Al+Ti2.
5%,W10%),G(Al+Ti5%,W10%),D
(Al+Ti5%,W5%),E(Al+Ti3.5%
,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W7.5%)の
各点を順次結ぶ線以内にあることを特徴とするNi基合
金。 - 【請求項25】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満,W5〜10%及びB
0.001〜0.03%を含み、残部が実質的にNiであ
り、前記(Al+Ti)量及びW量が本願図5において
A(Al+Ti2.5% ,W10%),G(Al+Ti
5%,W10%),D(Al+Ti5%,W5%),E
(Al+Ti3.5% ,W5%)及びF(Al+Ti2.
5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあること
を特徴とするNi基合金。 - 【請求項26】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満,W5〜10%,B0.
001〜0.03%及びHf1.5%以下を含み、残部が実
質的にNiであり、前記(Al+Ti)量及びW量が本
願図5においてA(Al+Ti2.5% ,W10%),
G(Al+Ti5%,W10%),D(Al+Ti5
%,W5%),E(Al+Ti3.5% ,W5%)及び
F(Al+Ti2.5%,W7.5%)の各点を順次結ぶ
線以内にあることを特徴とするNi基合金。 - 【請求項27】重量でC0.05〜0.20%,Si1%
以下,Mn1%以下,Co15〜25%,Cr15〜2
5%,A11.0〜3.0%,Ti1.0〜3.0%,Nb
+Ta1.0%以上3.0%未満,W5〜10%及びB
0.001〜0.03%と、Re2%以下,Y0.5%以
下,Sc0.5%以下及び希土類元素0.5% 以下の少
なくとも1種とを含み、残部が実質的にNiであり、前
記(Al+Ti)量及びW量が本願図5においてA(A
l+Ti2.5%,W10%),G(Al+Ti5%,W
10%),D(Al+Ti5%,W5%),E(Al+
Ti3.5%,W5%)及びF(Al+Ti2.5%,W
7.5%)の各点を順次結ぶ線以内にあることを特徴と
するNi基合金。
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