JP3246413B2 - 発電用ガスタービンとその圧縮機及び複合発電システム並びにガスタービン圧縮機用ロータシャフトとその耐熱鋼 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は新規な発電用ガスタービ
ンとその圧縮機及びガスタービン圧縮機用一体型ロータ
シャフトに関する。

【０００２】

【従来の技術】従来の大型高温ガスタービンの圧縮機ロ
ータは、特開昭63−171856号及び特開平2−101143 号公
報に示すように、ディスク（１７段）をボルト締めする
構造になっている。ロータ空気入口（低温）側の初段か
ら１２段には、高靭性の３％Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼で、ロータ空気出口（高温）側の１３〜１６段に
は、高高温強度のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼及び最終段に
マルテンサイト鋼を使用することが示されている。この
分割ロータ型圧縮機には、製作加工工数が著しくかか
る、破壊に対する信頼性が低いなどの問題があった。

【０００３】三菱重工技報，Ｖｏｌ.２７，Ｎｏ.１（１
９９０−１）にはガスタービンの圧縮機として一体のロ
ータシャフトを用いた構造が開示されている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】特開昭63−171856号及
び特開平2−101143 号公報に記載のディスク型のガスタ
ービンロータは製作工数が多大にかかること、圧縮機と
してより高温になった場合にはボルトのクリープに伴う
ゆるみが生じ、振動の原因になることから再締付のため
の多大の手数がかかること、更にブレード等の破損に際
してもその取換えには多大の労力がかかるなどの問題が
ある。

【０００５】近年、ガスタービンは年々大型大容量化の
傾向にあり、そのためより高温化の傾向にある。

【０００６】大型高温ガスタービンの圧縮機ロータは、
室温から５００℃までの広い温度域で、高速回転しなが
ら使用されることになる。その為に、一体ロータには、
室温引張強さ≧８５kg／mm² 、破面遷移温度≦２０℃及
び４７５℃での１０⁵ｈ クリープ破断強度≧３０kg／mm
² の材料が必要である。前述の三菱重工技報にはロータ
材については開示されておらず、圧縮機の温度自身も低
いものである。このようにより高温化に対し、前述のＮ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は、低温靭性が高い反面高温強度
が低く、逆にＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は、高温強度が高い反面
低温靭性が低い欠点があった。

【０００７】本発明の目的は、高温強度及び低温靭性と
もに高い特性を兼ね備えた材料を用いることにより圧縮
機ロータを一体型ロータシャフトによって構成すること
ができ、それによりより高温化と効率が高く高信頼性を
有する発電用ガスタービン、そのガスタービン用圧縮機
及びガスタービン圧縮機用一体型ロータシャフトを提供
するにある。

【０００８】

【課題を解決するための手段】本発明の発電用ガスター
ビンは、４００℃以上の高温の圧縮空気を生成する圧縮
機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼ガスによって高速
回転するタービンとを備え、前記圧縮機は一体型ロータ
シャフトに植設されたブレードを有し、該ロータシャフ
トは次に述べるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなり
且つ５０％破面遷移温度が２０℃以下、４７５℃，１０
⁵ 時間クリープ破断強度が３０kg／mm²以上及び室温の
引張強さが８５kg／mm ² 以上であることを特徴とする。

【０００９】本発明に係る前述のロータシャフトは重量
で、Ｃ０.１５〜０.４０％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.
５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，
Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３５％及び残部が実
質的にＦｅであり、全ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃ
ｒ−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼よりなることを特徴とする。こ
の低合金鋼にはＮｂ及びＴａの１種以上を０.０１〜０.
１％含むことができる。

【００１０】本発明に係る圧縮機はＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ系低合金鋼よりなる一体型ロータシャフトに植設され
たブレードを有し、前記シャフトはその最大直径（Ｄ）
と前記ブレードの初段から最終段までの長さ(Ｌ)との比
(Ｄ／Ｌ)が０.４０〜０.５５であるのが好ましい。

【００１１】本発明に係るガスタービン用圧縮機は一体
型ロータシャフトに植設された１５段以上のブレードを
有し、該ブレードの全数が前記ロータシャフトの円周面
全周に設けられたリング状の溝に植設されているのが好
ましい。

【００１２】本発明に係るガスタービンにおいて、圧縮
機は一体型ロータシャフトに植設された１５段以上のブ
レードを有し、該ブレードは初段と必要に応じて２段目
から５段目までの少なくとも１段を個々に独立した前記
シャフトの軸方向にはめ込む植込み構造で植設され、前
記２段目以降を前記植設されたブレードを除き最終段ま
でを前記シャフトの円周面全周に設けられたリング状の
溝に植設されていることが好ましい。

【００１３】本発明に係る圧縮機は一体型ロータシャフ
トに植設された１５段以上のブレードを有し、該ブレー
ドは初段と必要に応じ２段目から５段目までの少なくと
も１段をＴｉ合金で構成し、２段目以降を前記Ｔｉ合金
で構成したものを除きマルテンサイトステンレス鋼で構
成したことが好ましい。

【００１４】

【００１５】

【００１６】本発明は、一体型ロータシャフトと該ロー
タシャフトに多段に植設されたブレードを有し、４００
℃以上の高温の圧縮空気を生成するガスタービン用圧縮
機において、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ０.１５
〜０.４０％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎ
ｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜
２.０％，Ｖ０.１〜０.３５％ 及び残部が実質的にＦｅ
であり、全ベーナイト組織を有し、５０％破面遷移温度
が２０℃以下、４７５℃，１０ ⁵ 時間クリープ破断強度
が３０kg／mm ² 以上及び室温の引張強さが８５kg／mm ²
以上であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなること
を特徴とする。

【００１７】本発明は、４００℃以上の高温の圧縮空気
を生成するガスタービン圧縮機用一体型ロータシャフト
において、重量で、Ｃ０.１５〜０.４０％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ
０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３
５％ 及び残部が実質的にＦｅであり、全ベーナイト組
織を有し、５０％破面遷移温度が２０℃以下、４７５
℃，１０ ⁵ 時間クリープ破断強度が３０kg／mm ² 以上及
び室温の引張強さが８５kg／mm ² 以上であるＮｉ−Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなることを特徴とする。

【００１８】

【００１９】

【作用】本発明の圧縮機として一体型ロータシャフトと
することにより従来のディスク型のものに比較してボル
ト締がなくなることによりより高温の空気を得ることが
でき、特に４００℃以上、好ましくは４５０〜５００℃
の空気を得ることができ、熱効率として４６％以上の向
上が見込まれる。特に、従来のディスク型に比較してボ
ルト締におけるボルトのクリープ変形の問題がないこと
から保守点検が簡単になり、回転のバランス上の問題も
少ない。特に、後述の特定の特性を有する合金組成を有
する耐熱鋼を用いることによってブレードの植設は１５
段以上の大型に有効で、最大径（Ｄ）と初段から最終段
植込部までの長さ（Ｌ）との比（Ｄ／Ｌ）が０.４〜０.
５５とするディスク型と同様の構造をそのまま採用でき
るメリットがある。ブレードは１７段以上がより好まし
く、１８段〜２０段がより高温にできる点有効である。
これによって圧力比１５〜２０と高くでき、特に１６〜
１８が好ましい。

【００２０】本発明の一体ロータ型ガスタービン圧縮機
には、従来の分割型圧縮機の様なスタッキングボルトや
ボルト孔がない。よって、加工工数及び組立工数が著し
く低減できる。また、スタッキングボルトが応力緩和し
て締め付けが緩むなどの不具合を起こす恐れが無く、破
壊に対する信頼性も著しく向上する。

【００２１】また、一体型ロータは、従来のように１７
枚のディスクをそれぞれ溶解・鍛造・機械加工するのに
比べれば、加工工数及び組立工数が著しく低減できる。

【００２２】本発明の一体シャフト型ロータは、全体を
一体とするタイプ、高温部を一体化し、中低温部を分割
ディスクとし、ボルトによって連結するタイプ、高温部
と中低温部とを一体とし、ボルトによって連結する２分
割型，高温部，中温部，低温部を各々一体とし、ボルト
によって連結する３分割型が考えられる。

【００２３】本発明の大型高温ガスタービン圧縮機用一
体ロータシャフトとしてＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼
を用いるのが機械的性質が優れ、特に軸受特性が高く、
次の組成と全焼戻ベーナイト組織を有する。

【００２４】Ｃは焼入性を向上し強度を確保するのに必
要な元素である。その量が０.１５％以下では十分な焼
入性が得られず、ロータ中心に軟らかいフェライト組織
が生成し、十分な引張強さ及び耐力が得られない。ま
た、０.４０％ 以上になると靭性を低下させるので、Ｃ
の範囲は０.１５〜０.４０％がよい。特に、Ｃは0.20〜
０.２８％の範囲が好ましい。

【００２５】Ｓｉ及びＭｎは脱酸剤として添加するが、
真空Ｃ脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法などの製鋼
技術によれば、特に添加しなくとも健全なロータが溶製
可能である。焼もどし脆化の点から、Ｓｉ及びＭｎは低
めにし、それぞれ０.１％ 及び０.５％以下がよく、特
にＳｉは０.０５％以下、Ｍｎは０.１〜０.３％、より
０.１５〜０.２５％が好ましい。

【００２６】Ｎｉは焼入性を向上させ、靭性を向上させ
るのに不可欠の元素である。１.５％未満では靭性向上
効果が十分でない。又、２.５％ を超える多量添加は、
クリープ破断強度を急激に低下させてしまう。特に、
１.５％を超える量、より１.６〜２.０％の範囲が好ま
しい。

【００２７】Ｃｒは焼入性を向上させ、靭性を向上させ
る効果がある。また、高温における耐酸化性も向上させ
る効果がある。０.８％ 以下ではこれらの効果が十分で
なく、２.５０％ を超える多量の添加は、クリープ破断
強度を低下させてしまう。特に、１.２〜２.２％の範
囲、より１.８〜２.２％が好ましい。

【００２８】Ｍｏは焼もどし処理中に結晶粒内に微細炭
化物を析出させ、高温強度及び高温延性を高める効果が
ある。また、焼もどし中に不純物元素が結晶粒界に偏析
するのを抑制する作用があるので焼もどし脆化防止効果
がある。０.８％ 未満では、これらの効果が十分でな
く、２.０％ を超えて多量に添加しても効果が飽和する
傾向がある。特に、１.０〜１.７％が好ましい。

【００２９】Ｖは焼もどし処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度靭性向上子がある。０.１０％
未満ではこれらの効果が十分でなく、０.３５％ を超え
る多量添加は効果が飽和する傾向がある。特に、０.２
１〜０.２８％の範囲が好ましい。

【００３０】さらに、不可避不純物元素の増加は靭性を
低下させるので低めにすべきである。特に、Ａｌの低減
は靭性向上効果が大きい。Ａｌは靭性確保の点から０.
０１％を上限とした。特に、０.００５ ％以下が好まし
い。

【００３１】上記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の靭性を高め
るには、Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種が添加される。
これらの含有量が０.０１％ 未満では、十分な靭性向上
効果が得られず、０.１５％ を超える多量の添加は、か
えって靭性及び高温強度を低めてしまう。特に、０.０
１５〜０.０４５％が好ましい。

【００３２】希土類元素０.４％以下、Ｃａ，Ｍｇ０.１
％以下、Ｚｒ，Ｈｆ０.１％ 以下，Ｗ０.１％ 以下の１
種以上を加えることによりより強度を高めることができ
る。次に、本発明の大型高温ガスタービン圧縮機用一体
ロータシャフトの製造方法について説明する。

【００３３】鋼塊を熱間鍛造及び拡散焼鈍後、調質熱処
理を施す。調質熱処理における焼入れは、温度８００〜
１０００℃のオーステナイト化温度に加熱後衝風，水噴
霧又は液体（水又は油）により急冷却することにより行
い、次いで５５０〜７００℃加熱保持し、焼きもどすの
がよい。オーステナイト化温度は高い引張強さと高いク
リープ破断強さを得るために８００℃以上がよく、１０
００℃を超える温度で加熱すると結晶粒度が粗大化し、
靭性が低下し易い。焼もどしは、５５０℃以下では高い
靭性が得られにくく、７００℃以上では引張強さ及びク
リープ破断強さが低下し易い。

【００３４】より信頼性の高い大型高温ガスタービン圧
縮機用一体ロータシャフトを製造するためには、傾斜熱
処理が好ましく、上記の調質熱処理における焼入れ温度
を、ロータ空気入口（低温）側を低めに、ロータ空気出
口（高温）側を高めに加熱焼入れするのが好ましい。ロ
ータ空気入口（低温）側の焼入れ温度は、結晶粒度を微
細化し、高い靭性を得るために８５０〜９２５℃に、ロ
ータ空気出口（高温）側は、高いクリープ破断強さを得
るために９２５〜９７５℃の温度に加熱焼入れし、次い
で５５０〜７００℃の温度で焼もどし処理を施すのが好
ましい。焼もどし処理は、残留オーステナイトの分解及
び高靭性を得る観点から、２回繰りかえしが好ましい。

【００３５】更に信頼性の高い大型高温ガスタービン圧
縮機用一体ロータシャフトが製造するためには、エレク
トロスラグ再溶解法により、ロータ空気入口（低温）側
を高靭性鋼で、ロータ空気出口（高温）側を高高温強度
鋼で造塊して、熱間鍛造及び拡散焼鈍後、焼入れ焼もど
し処理するのが好ましい。

【００３６】次に、本発明の大型高温ガスタービン圧縮
機用のロータシャフト，ブレード及びガスタービンディ
スクの冷却空気導入孔について説明する。

【００３７】大型高温ガスタービン圧縮機用一体ロータ
シャフトには、ガスタービンディスク及びタービンブレ
ードを冷却するための圧縮された空気によって冷却する
冷却空気導入孔を設けなければならない。この冷却空気
導入孔はロータシャフトに設けたフランジ部に設けるこ
とができる。またこの冷却空気導入孔は、最終段ブレー
ド以降と最終段前ブレード以前までとロータシャフトを
二体化し、この間に冷却空気導入孔を設けることができ
る。

【００３８】大型高温ガスタービン圧縮機用一体ロータ
のブレードには、翼長の長い初段から５段までを比強度
の高いＴｉ合金で、６段から最終段までを１２Ｃｒ系合
金鋼で作製したブレードを植設することにより、信頼性
の高いガスタービン用圧縮機とすることができる。

【００３９】大型高温ガスタービン圧縮機用一体ロータ
のブレード形状は、フック長さＬをブレードのピッチ
（Ｐ）の半分以下が好ましい。

【００４０】

【００４１】圧縮機用ブレードとして、１２％Ｃｒマル
テンナイト鋼及びＴｉ合金を用いることができる。前者
はＴｉ合金を用いたものを除き、動翼，静翼に用いら
れ、重量で、Ｃ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.３％ 以下，Ｍ
ｎ１％以下，Ｃｒ９〜１３％，Ｍｏ０.５ 〜２％，Ｖ
０.０５〜０.２％及び残部Ｆｅからなる鍛鋼、及び後者
は初段又は２段目以降〜５段目までを必要に応じ用いる
ことができ、Ｃ０.０５ ％以下、Ｖ３〜６％，Ａｌ５〜
８％，Ｆｅ１％以下及び残部ＴｉからなるＴｉ合金が好
ましい。特に、ブレードとして先端が植込み部より広が
った構造とすることにより高い圧縮が得られるので好ま
しい。Ｔｉ合金からなるブレードとして先端が植込み部
より幅が小さい構造又は逆に初段〜３段目までを先端が
植込み部より幅広いものが用いられ、後者のものが効率
から好ましい。

【００４２】本発明に係るガスタービンは以下の構成を
有するものが好ましい。

【００４３】圧縮機用ロータシャフトの他、ディスタン
トピース，タービンスペーサ，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Ｃ
０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下、Ｍｎ１％以下，
Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ３％以下，Ｍｏ１.５ 〜３％，Ｖ
０.０５〜０.３％，Ｎｂ０.０２〜０.２％，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、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２〜
３％，Ｍｏ１.５ 〜３％，Ｖ０.０５〜０.３％ ，Ｎｂ
０.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％及び残部が実質
的にＦｅからなり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１１ 以下、
特に０.０４〜０.１０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
脆化特性が得られる安全性の高いガスタービンが得られ
る。

【００４４】尚、これらの部品に使用する材料として４
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。

【００４５】これらの材料には更に、Ｗ１％以下，Ｃｏ
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。

【００４６】タービンノズルを固定するダイヤフラムに
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。

【００４７】タービンブレードは重量で、Ｃ０.０７〜
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，Ｚｒ
０.０１〜０.５％，Ｈｆ０.０１〜０.５％，Ｖ０.０１
〜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。特に、より高い温度において
は更にＲｅ５％以下を含む単結晶合金又はＹ₂Ｏ₃の０.
１μｍ 以下の粒径を１重量％以下均一に分散させた分
散合金、一方向凝固合金などが用いられる。

【００４８】ガスタービン用ノズルには後述のＮｉ基超
合金が少なくとも初段に設けられるが、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％，
Ｎｉ５〜１５％，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れ、強化される。

【００４９】前述の初段として、特に９００℃，１４kg
／mm² での破断強度が３００ｈ以上、９００℃と３５０
℃との耐熱疲労性が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基超合金が好ましく、１ケの翼部と該翼部
両端に形成されたサイドウォールとを有し、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％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｃｒ１５〜
２５％，Ａｌ１.０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜3.0％，Ｎｂ
１.０〜３.０％，Ｗ５〜１０％及び５５％以上のＮｉよ
りなり、前記（Ａｌ＋Ｔｉ）量及びＷ量が図５において
Ａ（Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ１０％）,Ｂ（Ａｌ＋Ｔｉ３
％，Ｗ１０％），Ｃ（Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ７.５％)，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基超合金が好まし
い。又、タービンノズルが９００℃，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基合金が好ま
しい。

【００５０】本発明のガスタービンは、前記ノズルの翼
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基超
合金の鋳物が好ましい。

【００５１】また、タービンブレードは高温の燃焼ガス
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こ
とが好ましい。この拡散コーテングに代えてＣｒ１０〜
３０％，Ａｌ５〜１０％，Ｙ１％以下を含むＮｉ又はＦ
ｅ合金を気相又はプラズマ溶射した後に遮熱層として安
定化ＺｒＯ₂ 層を気相又はプラズマ溶射によって形成さ
せるのが好ましい。

【００５２】燃焼器はタービンの周囲に複数個設けられ
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。
又、燃焼器の後に燃焼ガスを絞り込むトラジションピー
スが設けられるが、この材料に対しても上述の材料が用
いることができる。

【００５３】前述した本発明において、特に一体のロー
タシャフトに高圧側から低圧側にわたって多段にブレー
ドが植設されたロータと、該ロータを被うケーシングと
を備えた蒸気タービンとして、前記ロータシャフトはベ
ーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖを含有する
耐熱低合金鋼からなり、初段ブレードに５３８℃又は５
６６℃の温度の蒸気が導入される高圧側から最終段ブレ
ードで４６℃以下の温度の蒸気が排出される低圧側を通
じて一体のシャフトによって構成されていることを特徴
とする。

【００５４】又、前記ロータシャフトはベーナイト組織
を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖを含有する耐熱低合金鋼
からなり、初段ブレードに５３０℃以上の温度の蒸気が
導入される高圧側から最終段ブレードで１００℃以下の
温度の蒸気となって排出される低圧側を通じて一体のシ
ャフトによって構成され、前記最終段ブレードが33.5イ
ンチ又は４０インチの翼部長さを有し、初段から３３.
５ インチまではクロム１０〜１３％を含有するマルテ
ンサイト鋼からなり、４０インチのブレードはＴｉ基合
金によって構成されていることを特徴とする。

【００５５】本発明に係る蒸気タービンは、蒸気温度が
５３０℃以上で、低圧側で１００℃以下で流出させ、高
圧側から低圧側にかけて一方向に流出するシングルフロ
ー型の非再熱型、高圧側と同じ温度に加熱して中圧側に
流入させる再熱型蒸気タービンがあり、動翼として１０
段以上とするものが好ましく、前述の如く翼部長さとし
て最終段を３０インチ以上とするのが好ましい。

【００５６】

【実施例】

実施例１ 表１は現用の圧縮機用のディスク材及び本発明に係る一
体ロータ材の化学組成（重量％）を示す。これらの供試
は、高周波溶解炉で溶製し、熱間鍛造した。比較材Ｎo.
１及びＮo.２は、ディスク材として広く使用されている
ＡＳＴＭ規格材である。Ｎo.１はＡＳＴＭ規格Ａ４７０
Class８ 相当Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼であり、Ｎo.２はＡＳ
ＴＭ規格Ａ４７０ Class７相当３.５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼であり、Ｎo.３及びＮo.４は本発明の一体ロータ
材Ｃｒ−Ｎｉ−Ｍｏ−Ｖ鋼である。これら試料には表２
に示すロータ中心部相当の焼入れ焼もどし熱処理を施し
た。

【００５７】

【表１】

【００５８】

【表２】

【００５９】表３は現用ディスク材及び本発明の圧縮機
一体ロータ材の機械的性質を示す。室温引張試験，Ｖノ
ッチシャルピー衝撃試験及びクリープ破断試験は、ＪＩ
Ｓ試験法に従って行った。衝撃試験は、高温長時間脆化
を模擬した下記に示す。図３に示すステップクール脆化
処理後に実施した。

【００６０】

【表３】

【００６１】クリープ破断強度は、ラルソン−ミラー法
で求めた。圧縮機一体ロータ材として要求される機械的
性質（室温引張強さ≧８５kg／mm² ，破面遷移温度≦２
０℃，４７５℃１０⁵ ｈクリープ破断強度≧３０kg／mm
² ）と本供試鋼の性質を見ると比較材Ｎo.１は室温引張
強さとクリープ破断強度を満足するものの、破面遷移温
度が高く、低温靭性不足である。比較材Ｎo.２は室温引
張強さと破面遷移温度を満足するものの、クリープ破断
強度が低く、高温強度不足である。

【００６２】これに対し、本発明一体ロータ材Ｎo.３及
びＮo.４は、室温引張強さ，破面遷移温度及びクリープ
破断強度共に十分満足し、圧縮機一体ロータ材として極
めて有用であるといえる。

【００６３】図１は本発明のガスタービン用圧縮機を有
するガスタービンの回転部分の部分断面図である。

【００６４】１０はタービンスタブシャフト、３はター
ビンブレード、１１はタービンスタッキングボルト、８
はタービンスペーサ、１４はディスタントピース、２は
タービンノズル、６は圧縮機用一体型ロータシャフト、
７はコンプレッサブレード、９は軸受、４はタービンデ
ィスクである。本発明のガスタービンはコンプレッサブ
レード７が１７段あり、又タービンブレード３が３段の
ものである。

【００６５】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，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。

【００６６】表４に示した組成の合金鋼で圧縮機用ロー
タを作製した。

【００６７】

【表４】

【００６８】合金鋼の溶解は塩基性電気炉で行い、取鍋
で十分精錬を行った。造塊に際しては、真空鋳込みを行
うと同時に、真空カーボン脱酸を行った。次に水圧プレ
ス機により熱間（８５０℃〜１２００℃）で鋳造し、所
定の寸法に仕上げた。直径１３００mmに鋳造し、ロータ
長さは６０００mmにした。本ロータの調質熱処理は、９
５０℃まで加熱し噴水冷却焼入後、６３０℃及び６４５
℃で２回焼戻しを行った。本ロータ各部の機械的性質は
表５に示す如く、引張強さ８８kg／mm² 以上、衝撃吸収
エネルギー４.４kg−ｍ 以上で、脆化も認められず優れ
た性質を示すことが実証された。

【００６９】このロータシャフトはガスタービン用圧縮
機のロータに使用できることが実証できた。

【００７０】本実施例におけるロータシャフト６は軸受
９からディスタントピース１４までを一体のロータによ
って構成したもので、中心孔はないものである。この中
心孔は機械的性質を調べるために設けることができる。

【００７１】

【表５】

【００７２】表６に示す材料についてガスタービン用各
種部材として実物相当の大形鋼を、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８
５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は表６に示す
条件で行った。表６には化学組成（重量％）を示す。こ
れら材料の顕微鏡組織は、Ｎo.５〜８が全焼戻しマルテ
ンサイト組織、Ｎo.９が全焼戻しベーナイト組織であっ
た。Ｎo.５はディ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１８０
mm，Ｎo.２１はディスクとして直径１０００mm×厚さ１
８０mmに、Ｎo.７はスペーサとして外径１０００mm×内
径４００mm×厚さ１００mmに、Ｎo.８はタービンスタッ
キングボルトとして直径４０mm×長さ５００mmを用い同
様にディスタントピースとタービンディスクとを結合す
るボルトも製造した。Ｎo.９はタービンスタブシャフト
として直径２５０mm×長さ３００mmに鍛伸した。試験片
は熱処理後、試料の中心部分から、Ｎo.８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。

【００７３】

【表６】

【００７４】表７はその室温引張、２０℃Ｖノッチシャ
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。

【００７５】本発明のＮo.５〜８（１２％Ｃｒ鋼）を見
ると、４５０℃，１０⁵ｈ クリープ破断強度が１５kg／
mm² 以上、２０℃Ｖノッチシャルピーが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。

【００７６】

【表７】

【００７７】次にスタブシャフトのＮo.９（低合金鋼）
は、４５０℃クリープ破断強度は低いが、引張強さが８
６kg／mm² 以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７
kg−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。

【００７８】このような条件におけるディスタントピー
スの温度及び最終段のコンプレッサロータシャフト部分
の温度は最高４５０℃となる。前者の肉厚は２５〜３０
mmが好ましい。タービンディスクは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。

【００７９】タービンディスク４は３段であり、ガス上
流側の初段及び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８に示す合金によっ
てタービンブレード３，タービンノズル２，燃焼器５の
ライナ１３，コンプレッサブレード７，コンプレッサノ
ズル１２，ダイヤフラム１５及びシュラウド１を構成し
た。特に、タービンノズル２及びタービンブレード３は
鋳物によって構成される。

【００８０】表８のシュラウドセグメント（１）はガス
上流側の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。

【００８１】

【表８】

【００８２】燃焼器ライナ１３，タービンブレード３及
びタービンノズル２には外表面の火炭にさらされる高温
部にＹ₂Ｏ₃安定化ジルコニア溶射層(又はＣＶＤコーテ
ング)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。

【００８３】図２は本発明の一体ロータ型圧縮機用ブレ
ードの形状を示す斜視図である。

【００８４】ガスタービン用一体ロータ型圧縮機の場合
には、ブレードのフック長さＬを、Ｌ≦Ｐ／２（ここで
Ｐ：ブレードのピッチ）にすることにより、ブレードの
植設が可能になる。ブレードは翼部１６，プラットフォ
ーム１７及び植込部１８を有し、プラットフォーム１７
には植込部側に突起１９が設けられる。

【００８５】大型圧縮機の場合、空気入口側はブレード
が長くなるので、高い遠心力を受けるため、比強度の高
い材料が必要である。一方、空気出口側のブレードは高
温に曝されるので、クリープ強度の高い材料が必要であ
る。

【００８６】本実施例では、表９に示す初段から５段ま
でを比重が低く、引張強さの高いＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ合
金を、６段から１７段までを高温強度の高い、１２Ｃｒ
耐熱鋼を使用した。

【００８７】

【表９】

【００８８】Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金ブレードは熱間鍛
造後、７０５℃焼鈍を行った。１２Ｃｒ耐熱鋼ブレード
は溶解・熱間鍛造後、１１００℃油焼入れ及び６５０℃
焼もどしを行った。

【００８９】表１０は圧縮機用ブレードの機械的性質を
示す。

【００９０】空気入口側に比強度の高いＴｉ合金を、空
気出口側にクリープ強度の高い１２Ｃｒ耐熱鋼を使用す
ることにより、信頼性の高い圧縮機ができる。

【００９１】

【表１０】

【００９２】本実施例ではブレードはロータシャフト６
の円周面にブレードの段の数の前記のブレード７の植込
み部断面形状のリング状の溝を形成し、リング状の溝の
中で１ケ所だけ植込み部が入る大きさの穴に溝を設け、
その部分よりブレードを植込むようにした。最初と最後
のブレードは植込部がこの穴より抜けないように調整さ
れる。各ブレードは互いにプラットフォームで接して固
定される。ブレードの突起部１９はロータシャフト内部
に植込まれ、プラットフォーム部はロータシャフト面と
同じ面となるようにしている。

【００９３】以上の構成によって、圧縮比１５〜１８，
温度４００〜５００℃，圧縮効率８６％以上，初段ター
ビンノズル入口のガス温度３６０℃以上，排気温度５３
０℃以上が可能になり、３５％以上の熱効率が得られる
とともに、タービンディスク，ディスタントピース，ス
ペーサ，コンプレッサロータシャフト，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。使用燃料として、天然ガス，軽油が使
用される。

【００９４】ガスタービンにはインタークーラーがある
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。

【００９５】実施例２ 圧縮機一体ロータ材の信頼性は、傾斜熱処理を施すこと
により、更に高められる。つまり、比較的低温で使用さ
れる空気入口側は焼入温度を低め（９００℃）にして、
材料の結晶粒度を細かくし、低温靭性を高くし、逆に、
比較的高温で使用される空気出口側は焼入温度を高め
（９５０℃）にして、高温強度を高くした。焼入後の焼
もどしは、残留オーステナイトの殆ど無い焼もどし全ベ
ーナイト組織にし、高い低温靭性を得るために、２回繰
りかえした。

【００９６】表１１は圧縮機傾斜熱処理一体ロータ材の
化学組成を示す。表１２は圧縮機傾斜熱処理と一体ロー
タ材の機械的性質を表１３に示す。

【００９７】本傾斜熱処理により、空気入口側の低温靭
性と空気出口側の高温強度を著しく高められ、一層信頼
性の高い圧縮機一体ロータとすることができる。

【００９８】

【表１１】

【００９９】

【表１２】

【０１００】

【表１３】

【０１０１】実施例３ 次に、一体ロータをエレクトロスラグ再溶解法（以下Ｅ
ＳＲ法と略称する）により、２種類の電極を用い作製し
た。

【０１０２】空気入口側には低温靭性の高い材料を、空
気出口側には高温強度の高い材料を使用した。最初に空
気出口側としてＮo.１４を溶解し、次に空気入口側とし
てＮo.１３を溶解した。この鋼塊を熱間鍛造後、傾斜熱
処理を施した。

【０１０３】表１４は圧縮機ＥＳＲ一体ロータ材の化学
組成（重量％）、表１５は熱処理条件、表１６は圧縮機
ＥＳＲ一体ロータ材の機械的性質を示す。

【０１０４】本圧縮機ＥＳＲ一体ロータは、空気入口側
の低温靭性と空気出口側の高温強度が著しく高く、信頼
性が非常に優れている。

【０１０５】

【表１４】

【０１０６】

【表１５】

【０１０７】

【表１６】

【０１０８】実施例４ 図４は本発明の一体ロータ型圧縮機を備えたガスタービ
ンの冷却空気導入法を示す部分断面図である。

【０１０９】シャフトのフランジ部に冷却空気導入孔を
設けることによって、タービンディスクを冷却すること
ができる。また、フランジ部への冷却空気導入孔加工
は、非常に容易で、製造工数を著しく低減できる効果も
ある。

【０１１０】実施例５ 高温大型ガスタービン圧縮機は、２分割ロータ型にする
ことができる。この場合、冷却空気導入孔は分割ロータ
のフランジ部に設けることができる。

【０１１１】図５は本発明の２分割型圧縮機ロータを備
えたガスタービンの冷却空気導孔の構造及び図６はその
断面図である。本図は、最終段翼（１７段）とその前段
翼（１６段）との間を分割し、ボルト固定した例を示
す。分割する位置は冷却空気取入口とし、タービンの冷
却空気出口圧力より高い圧力の圧縮機段落であれば、よ
り好ましい。

【０１１２】表１７に示すように空気入口側には低温靭
性の高いＮo.１５の3.5NiCrMoV鋼を、空気出口側には低
温靭性と高温強度の高いＮo.１６の１.８ＮｉＣｒＭｏ
Ｖ 鋼を用いた。表１８はそれらの熱処理条件及び表１
９に圧縮機用２分割ロータ材の機械的性質を示す。

【０１１３】本実施例によれば、従来の分割型圧縮機に
比べ、信頼性向上及び製造工数低減の効果がある。

【０１１４】

【表１７】

【０１１５】

【表１８】

【０１１６】

【表１９】

【０１１７】実施例６ 図７は本発明の圧縮機用一体型ロータシャフト６と植込
まれたブレード７との関係を示す部分断面図である。実
施例１と異なるのは初段から４段までのブレード７の植
込みをディスク型の植込みと同じ構造にした点と後段の
１２段目から最終段までのロータシャフトの植込み部に
空洞部２０を設けたことである。

【０１１８】図８は前述の４段までに用いたブレードの
斜視図である。植込みされたブレード植込み部の左右に
はスペーサによって両サイドで固定される。

【０１１９】前述の空洞部２０は最終段側で高温に加熱
される圧縮空気によってロータシャフトの温度の上昇を
押え、ロータシャフト自身の急激な温度上昇による温度
勾配を小さくすることにしたものである。

【０１２０】本実施例においても実施例１と同様にガス
タービンとしてすぐれた熱効率が得られるとともにメン
テナンスがきわめて容易となることが確認された。

【０１２１】実施例７ 図９は実施例１のガスタービンを用い、蒸気タービンと
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。これらのガスタービンと蒸気タービンは
複数台組合わせて発電することができ、各々３台又は６
台ずつ組合わせることができる。

【０１２２】ガスタービンを利用して発電を行う場合、
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４６％以上と熱効率を大
幅に向上させることが可能となる。

【０１２３】このような複合発電プラントにおいて、最
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，ＬＰＣ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。

【０１２４】まず空気は吸気フィルタと吸気サイレンを
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。

【０１２５】そして、燃焼器では、この圧縮空気の中に
燃料が噴射され燃焼して１４００℃以上の高温ガスを作
りこの高温ガスは、ガスタービンで仕事をし動力が発生
する。

【０１２６】ガスタービンから排出された５５０℃以上
の燃焼排ガスは、排気消音装置を通って排熱回収ボイラ
へ送られ、熱エネルギーを回収して５３０℃以上の高圧
水蒸気及び低圧蒸気が各々低圧蒸気管及び高圧主蒸気管
より蒸気タービンに送られる。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。

【０１２７】発生した高圧および低圧の蒸気は高低圧一
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。

【０１２８】また、蒸気タービンを出た蒸気は、復水器
に流入し、真空脱気された復水になり、復水は、復水ポ
ンプで昇圧され給水となって再びボイラへ送られる。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に冷却には、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８００
℃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１３００
℃〜１５５０℃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６万ＫＷ、蒸気タービンにより３万
ＫＷのトータルで９万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。

【０１２９】ガスタービンは前述の実施例１〜７に記載
のいずれのものも適用でき、コンプレッサによって圧縮
された空気が燃焼器に送られ、燃焼ガス温度１４００℃
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。

【０１３０】図１０に本発明に係る再熱型高低圧一体型
蒸気タービンの部分断面図を示す。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 以上，
温度５３０℃以上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１７００ＭＷ
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。

【０１３１】この３３.５インチ以上の長さのものに対
するロータシャフト材として、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。

【０１３２】一方、３.５％ Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を
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
程度であることが高温強度不足となり使用に耐えない。

【０１３３】この様に高出力化を図るためには、高温度
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、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。さらに、３
０インチ以上の長翼を取付け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℃，１０⁵ｈ クリープ破断強度１５
kg／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。

【０１３４】本発明に係る蒸気タービンは高低圧一体型
ロータシャフト２３に植設されたブレード２４を１５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３４より５３８℃，１２６atg の高温高圧の
蒸気が高圧部３０に流入する。蒸気は高圧部３０に流入
し、３６７℃，３８atg となって出る。その蒸気は更に
排熱回収ボイラの再熱器３３によって再熱されて５３８
℃，３５atg に加熱されてロータの低圧部３１を通り、
約４６℃，０.１atgの蒸気として出口２２より排出さ
れ、復水器に入る。３２は軸受である。

【０１３５】本実施例に係る高低圧一体型ロータシャフ
ト２３は５３８℃蒸気から４６℃の温度までさらされる
ので、ＦＡＴＴ６０℃以下，５３８℃，１０⁵ｈ 強度が
１１kg／mm² 以上の特性の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
なくすることになっている。

【０１３６】本発明に係るロータシャフト２３は前述の
表４に示す合金組成の鋼をエレクトロスラグ再溶解によ
ってインゴットを製造するとともに、直径１.２ｍ に熱
間鍛造し、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６６５℃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。

【０１３７】（１）高低圧一体型ロータシャフト 本実施例ではこの部材として前述した圧縮機用ロータシ
ャフト材と同じ組成及び組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ系低合金鋼を用いることができる。特に、（Ｍｎ／
Ｎｉ）比が０.１２以下又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比を
０.１８以下が好ましく、また（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋
Ｃｒ）比が０.４５〜０.７０とするものが好ましい。更
に、この低合金鋼に更に希土類元素，Ｍｇ，Ｃａ０.０
４％ 以下，Ｈｆ，Ｚｒ０.２％以下，Ｗ１％以下の１種
以上を含有させることができる。

【０１３８】（２）ブレード 高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２
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。

【０１３９】中圧部は低圧側になるに従って徐々に長さ
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。

【０１４０】最終段として、長さ３３.５ インチでは、
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％，
Ｎ０.０２〜０.０８％，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Ａｌ５〜８
％，Ｖ３〜６％を含むＴｉ翼が用いられる。

【０１４１】これらのブレードは各段で４〜５枚をその
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。

【０１４２】３０００rpm では４０インチの長さでも上
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１２％Ｃｒ鋼が
用いられる。

【０１４３】（３）蒸気タービン用ノズル２７には、高
圧の３段までは動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。

【０１４４】（４）ケーシング２６には、重量でＣ０.
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。

【０１４５】また、本実施例において、最終段ブレード
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。

【０１４６】これらの最終段ブレードの長さに対するロ
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。

【０１４７】本実施例では蒸気温度を５６６℃としても
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。

【０１４８】プラントの構成は、ガスタービン，排熱回
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軸形としたが、複数
台のガスタービンと各々の排熱回収ボイラとを組合わ
せ、これによって得られる蒸気を用いて１台の蒸気ター
ビンによって発電する多軸形コンバインドサイクルにも
適用できる。

【０１４９】発電出力の割合は、一軸の場合はガスター
ビンが２／３，蒸気タービンが１／３として分担され
る。また、ガスタービンの出力として５万ＫＷ〜２０万
ＫＷとすることができ、蒸気タービンはこれに合わせて
上述の出力のものを用いる。

【０１５０】従来の火力発電に比べ熱効率が２〜３％高
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４６％以上の高い熱効率が維持出来た。そして、
単位発電量に対するＣＯ₂ 量を少なくでき、地球温暖化
を少なくできる。

【０１５１】複合発電は、起動停止が短時間で容易なガ
スタービンと小型で単純な蒸気タービンの組み合わせで
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。

【０１５２】ガスタービンの信頼性は、最近の技術の発
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。

【０１５３】

【発明の効果】本発明によれば、各段毎に分割された分
割型ディスクに比較しボルトのクリープ変形に伴うゆる
みの問題をほぼなくすことができ、その結果より高温高
圧縮の空気を燃焼器及びタービン部の冷却として送るこ
とができることから燃焼ガス温度の１４００℃以上とい
うより高温化と効率的に冷却が可能となり、ガスタービ
ンの熱効率の向上及びより効率の高い複合発電が達成さ
れる効果が得られる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係るガスタービンの部分断面図。

【図２】本発明に係る圧縮機用ブレード（動翼）の斜視
図。

【図３】ステップクール法の熱処理プロフィル図。

【図４】本発明に係る圧縮機部分の空気取入口部を示す
断面図。

【図５】本発明に係る圧縮機部分の空気取入口部を示す
断面図。

【図６】本発明に係る圧縮機部分の空気取入口部を示す
フランジ部の正面図。

【図７】本発明に係る圧縮機におけるロータ部のブレー
ドの植込部を示す断面図。

【図８】本発明に係る圧縮機用ブレード（動翼）の斜視
図。

【図９】本発明に係る複合発電システムを示す構成図。

【図１０】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンの部
分断面図。

【符号の説明】 ２…タービンノズル、３…タービンブレード、４…ター
ビンディスク、５…燃焼器、６…圧縮機用一体型ロータ
シャフト、７…コンプレッサブレード、８…タービンス
ペーサ、９，１０…軸受部、１２…コンプレッサノズ
ル、１２′…コンプレッサ用可変ノズル、１３…ライ
ナ、１４…ディスタントピース、１６…翼部、１７…プ
ラットフォーム、１８…植込部、２０…空洞部、２１…
溝、２３…高低圧一体型ロータシャフト、２４…蒸気タ
ービンブレード、２６…ケーシング、２７…蒸気タービ
ン用ノズル、３０…高圧部、３１…低圧部。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁷ 識別記号 ＦＩ Ｆ０２Ｃ 7/00 Ｆ０２Ｃ 7/00 Ｃ (56)参考文献 特開 平３−130502（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−224766（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−145749（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) C22C 38/00 - 38/60 F01D 5/28 F01K 23/10 F02C 3/073 F02C 7/00

Claims (4)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】４００℃以上の高温の圧縮空気を生成する
   圧縮機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼ガスによって
   高速回転するタービンとを備えた発電用ガスタービンに
   おいて、前記圧縮機は一体型ロータシャフトに植設され
   たブレードを有し、該ロータシャフトは重量で、Ｃ０.
   １５〜０.４０％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.５％以
   下，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
   ０.８〜２.０％ ，Ｖ０.１〜０.３５％ 及び残部が実質
   的にＦｅよりなり、全ベーナイト組織を有し、５０％破
   面遷移温度が２０℃以下、４７５℃，１０⁵ 時間クリー
   プ破断強度が３０kg／mm²以上及び室温の引張強さが８
   ５kg／mm ² 以上であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よ
   りなることを特徴とする発電用ガスタービン。
2. 【請求項２】請求項１に記載の発電用ガスタービンにお
   いて、前記低合金鋼がＮｂ及びＴａの１種以上を重量で
   ０.０１〜０.１％含むことを特徴とする発電用ガスター
   ビン。
3. 【請求項３】一体型ロータシャフトと該ロータシャフト
   に多段に植設されたブレードを有し、４００℃以上の高
   温の圧縮空気を生成するガスタービン用圧縮機におい
   て、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ０.１５〜０.４０
   ％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.５％ 以下，Ｎｉ１.５
   〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０
   ％，Ｖ０.１〜０.３５％及び残部が実質的にＦｅよりな
   り、全ベーナイト組織を有し、５０％破面遷移温度が２
   ０℃以下、４７５℃，１０ ⁵ 時間クリープ破断強度が３
   ０kg／mm ² 以上及び室温の引張強さが８５kg／mm ² 以上で
   あるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなることを特徴
   とするガスタービン用圧縮機。
4. 【請求項４】４００℃以上の高温の圧縮空気を生成する
   ガスタービン圧縮機用一体型ロータシャフトにおいて、
   重量で、Ｃ０.１５〜０.４０％,Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ
   ０.５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５
   ％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３５％及び残部
   が実質的にＦｅよりなり、全ベーナイト組織を有し、 ５
   ０％破面遷移温度が２０℃以下、４７５℃，１０ ⁵ 時間
   クリープ破断強度が３０kg／mm ² 以上及び室温の引張強
   さが８５kg／mm ² 以上であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
   金鋼よりなることを特徴とするガスタービン圧縮機用一
   体型ロータシャフト。