JP3991510B2 - 高温ガスタービン - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、新規なガスタービン圧縮機用翼材とそれを用いた高温ガスタービン及び高強度・高耐食性かつ耐低温脆化性を有する高Ｃｒマルテンサイト系ステンレス鋼に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、ガスタービン圧縮機用動静翼には１２Ｃｒ系の高強度マルテンサイト系ステンレス鋼や、さらに低温での耐孔食性に優れたCustom450やＳＵＳ６３０ のような高Ｃｒの時効析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が用いられている。１２Ｃｒ鋼においては、後者２合金に比べてＣｒ量が低いことや、ＣｕあるいはＭｏ等の耐孔食性に有効な元素が添加されていないあるいは少ないことから、圧縮機の前段側で使用する場合、耐孔食性を付与するために適当なコーティングを施して使用している必要がある。一方、後者２合金は素材ままで優れた耐孔食性を有している反面、２５０〜４５０℃の範囲で著しい低温脆化を示すことから、後段側には使用できない。また、高速で回転する圧縮機においては、翼先端の摺動による局部的な加熱により、温度の低い前段側でも翼の一部が低温脆化温度に到達する可能性があると考えられ、これらの問題を解決するためには、高Ｃｒ鋼の低温脆化を抑制する必要がある。
【０００３】
耐孔食性に優れる高強度マルテンサイト系ステンレス鋼については特開昭57−16154号や特開平4−120249号に示されているが、これらの材料はいずれも低Ｃ，低Ｎであり、かつ焼戻し温度が低いため、初期の靭性は高いものの、前述のごとく使用中に高温に曝された場合、初期組織が不安定で容易に変化しやすく、また、低温脆化による靭性低下が懸念される。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の目的は、高強度・高耐食性を有し、かつ使用温度ならびに使用中の摺動による局部的な高温化に伴う低温脆化を抑制した高Ｃｒマルテンサイト系ステンレス鋼、それを用いたガスタービン圧縮機用ブレード、それを用いたガスタービン及び複合発電システムを提供するにある。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
本発明は、圧縮機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼器によって発生した燃焼ガスによって高速回転するタービンとを備えたガスタービンにおいて、前記圧縮機は１２段以上のブレードを有し、該ブレードは初段より結露が生じる段までを室温の引張強さが１２０kg／mm2 以上であるマルテンサイトステンレス鋼，450℃，３０００時間加熱後のＶノッチ衝撃値が４kg−ｍ以上であるマルテンサイトステンレス鋼及び重量で、Ｃ０.０４〜０.３０％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.9％以下，Ｎｉ２〜７％，Ｃｒ８〜１７％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５ 〜０.３５％ ，Ｎ０.０４〜０.１５％，Ｎｂ，Ｔａ及びＨｆの１種又は２種以上の合計０.０２〜０.２０％を含むマルテンサイトステンレス鋼の少なくとも１つの組合せよりなることを特徴とする。
【０００６】
本発明は、室温の引張強さが１２０kg／mm2 以上及び４５０℃，３０００時間加熱後のＶノッチ衝撃値が４kg−ｍ以上の少なくとも１つを有し、Ｃｒ１０〜１７重量％を含むマルテンサイトステンレス鋼よりなることを特徴とするガスタービン圧縮機用ブレードにある。
【０００７】
本発明は、重量で、Ｃ０.０４〜０.３０％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９％以下，Ｎｉ２〜７％，Ｃｒ８〜１７％,Ｍｏ１.５〜３.０％,Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ０.０４〜０.１５％，Ｎｂ，Ｔａ及びＨｆの１種又は２種以上の合計0.02〜０.２０％ を含むマルテンサイトステンレス鋼よりなることを特徴とするガスタービン圧縮機用ブレードにある。
【０００８】
本発明は、重量で、Ｃ０.０４〜０.３０％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９％以下，Ｎｉ２〜７％，Ｃｒ８〜１７％,Ｍｏ１.５〜３.０％,Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ０.０４〜０.１５％ ，Ｎｂ，Ｔａ及びＨｆの１種又は２種の合計０.０２〜０.２０％ を含み、全焼戻しマルテンサイト組織を有し、炭化物が析出しており、室温の引張強さが１２０kg／mm2 以上であることを特徴とするマルテンサイトステンレス鋼にある。
【０００９】
燃焼ガスによって回転するガスタービンと、該ガスタービンを出た燃焼排ガスの熱を回収する排熱回収ボイラによって水蒸気を発生し、該水蒸気によって回転する蒸気タービンとを備え、前記ガスタービン及び蒸気タービンによって発電機を回転し発電する複合発電システムにおいて、前記ガスタービンは前述に記載のガスタービンよりなり、前記圧縮機によって圧縮される空気の圧力比が１５〜２０及びその温度が４００℃以上，前記燃焼ガスの燃焼器出口温度が１２５０℃以上，前記蒸気タービンは高低圧一体型ロータシャフトからなり、前記蒸気温度が５３０℃以上であることを特徴とする。特に高低圧一体型蒸気タービンの最終段ブレードの翼部長さは、３０００rpmに対して４０インチ以上又は３６００rpmに対して３３.５ インチ以上とすることが好ましい。
【００１０】
本発明に係る圧縮機用ブレード材は、高強度マルテンサイト系ステンレス鋼よりなり、高Ｃｒ化ならびにＭｏ，Ｎ添加による耐孔食性の向上ならびに、高温の焼戻しによる組織の安定化及び低温脆化による靭性低下を抑制したものである。
本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの組成は次の通りである。
【００１１】
Ｃは高い引張強さを得るために０.０４％以上、より好ましくは０.０９％以上の添加が必要である。しかし、過剰に添加すると靭性を低下させるため ０.３０％以下、好ましくは０.２５％ 以下に抑える必要がある。特に、０.１７〜０.２３％の範囲が好ましく、０.１８〜０.２１％の範囲がより好ましい。
【００１２】
Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫剤・脱酸剤で鋼の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果がある。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加は、靭性及び疲労強度を低下させる有害なδフェライト相生成の原因になるので、0.25％以下に抑える必要がある。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法などを採用した溶解では、Ｓｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。特に、０.１０％以下好ましく、０.０５％以下がより好ましい。また、Ｍｎについても同様であり、過剰に添加すると靭性を低下させるため、０.９％ 以下に抑える必要がある。特に、０.０５〜０.４％が好ましく、０.０５〜０.２５％がより好ましい。
【００１３】
Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、次式で計算されるＣｒ当量が１０％を超えるとδフェライト組織生成の原因になる。
【００１４】
Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１１Ｖ＋５(Ｎｂ＋Ｔａ＋Ｈｆ)−４０Ｃ−３０Ｎ−２Ｍｎ−４Ｎｉ
しかし、８％より少ないと耐食性と引張強さが不十分となるため、Ｃｒは８〜１７％とした。好ましくは１０〜１７％、より好ましくは１３〜１６.５％ である。
【００１５】
Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって引張強さを高めるとともに、耐孔食性を向上する効果がある。しかし、多量に添加すると、上記Ｃｒ当量の関係からδフェライト生成原因になるため、１.５〜３.０％の範囲とした。特に、強度及び靭性の点から１.８〜２.７％が好ましく、２.０〜２.５％がより好ましい。
【００１６】
Ｖ，Ｎｂ、及びＴａは炭化物を析出し引張強さを高めると同時に粗大なＣｒ炭化物形成を抑制し、靭性ならびに耐食性を向上効果がある。Ｖは０.０５％ 、Ｎｂは０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖは０.３５ 、Ｎｂは０.２％以上ではδフェライト生成の原因となる。特にＶは０.１５〜０.３０％が好ましく、０.２０〜０.３０％がより好ましい。また、Ｎｂは０.０４〜０.１５％が好ましく、０.０６〜０.２０％更に０.１〜０.２％がより好ましい。Ｔａも単独で添加でき、ＮｂとＴａの複合添加は合計で同じ含有量とするのがよい。
【００１７】
Ｎｉは低温靭性を高めると共に、δフェライト生成の防止効果がある。この効果は、Ｃｒ当量との相関からＮｉ２％以下では不十分で、７％を超える添加で効果が飽和する。より、２.５〜５％、特に、３.０〜４.５％が好ましく、３.０〜４.０％がより好ましい。
【００１８】
Ｎは引張強さの向上及びδフェライトの生成防止に効果があるとともに、耐孔食性を向上する効果がある。０.０４％未満ではその効果が十分でなく、０.１２％を超えると靭性を低下させる。特に、０.０５〜０.１１％が好ましく、0.06〜０.１０％の範囲で優れた特性が得られる。また、Ｃ＋Ｎの総量で０.１５〜0.30％の添加が有効であり、特に、０.１８〜０.２５の範囲が好ましい。
【００１９】
Ｓｉ，Ｐ及びＳの低減は、引張強さを損なわず、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましい。低温脆化抑制の点からＳｉは０.１％ 以下、Ｐは０.０１５％以下、Ｓは０.０１５％ 以下が好ましい。特に、Ｓｉは０.０５％以下、Ｐは０.０１０％以下、Ｓは０.０１０％以下が望ましい。
【００２０】
Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減も、靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂは０.００１５％ 以下、Ｓｎは０.０１％以下、及びＡｓは０.０２％ 以下に限定した。特に、Ｓｂは０.００１％以下、Ｓｎは０.００５％及びＡｓは０.０１％以下が望ましい。
【００２１】
本発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃以上で均一加熱後急冷し(好ましくは油冷)、次いで５５０〜６００℃の温度に加熱保持・冷却し、全焼戻しマルテンサイト組織とし、炭化物の析出による強化を行うものが好ましい。Ｎｉ量が高い４％以上では微細な残留オーステナイトと思われるものが若干認められるが、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引張強さが得られる。
【００２２】
（Ａ）ガスタービン
初段ブレードには燃焼ガス温度が１３００℃以下ではＮｉ基合金の多結晶、それ以上では一方向凝固鋳造物より高い強度にはＮｉ基合金の単結晶鋳造物を用いる。ここで単結晶鋳造物とは、一方向凝固させて製品全体が実質的にマトリックスのγ相には結晶粒界を有しない鋳造物である。また一方向凝固柱状晶鋳造物とは、一方向凝固させてできる実質的に凝固方向に平行な結晶粒界のみを有する鋳造物である。これらは普通に鋳造して得られる等軸晶組織鋳造物よりも高い高温クリープ強度を有し、特に単結晶鋳造物が最も耐用温度が高い。一方向凝固鋳造物を用いた場合でも、遮熱コーティングを併用することにより単結晶ブレードを用いた場合と同様の効果が実現可能である。
【００２３】
初段ノズル材には、燃焼ガス温度が１３００℃以上に対しては耐熱疲労性，耐食性、また補修を考慮した溶接性が要求されるが、これらの特性を同時に満足するためには、セラミックス層を有する遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金，遮熱コーティングを備えたＮｉ基合金一方向凝固鋳造物あるいはＮｉ基合金の単結晶鋳造物を用いることが最適である。それ以下の温度ではいずれの合金に対しても多結晶鋳造物が好適である。
【００２４】
２段及び第３段目のタービンブレードは、第一段ブレードほど温度の点で苛酷ではないが、前述と同様の温度に対してはやはり高い高温強度が必要となるためクリープ強度の高い一方向凝固柱状晶のＮｉ基合金を用いる。２段目以降のタービンノズルも初段ノズルに比べ温度的な厳しさは低減するので、通常の等軸晶Ｎｉ基合金が用いられる。しかし、初段ノズルは翼部の両端に設けられたサイドウォール部でケーシングに固定されるのに対して、２段目以降のノズルは両端のサイドウォール部のうち一方のみで固定されるため拘束力が弱く高いクリープ強度が要求される。したがって２段目以降ノズルにも、Ｃｏ基合金よりも使用温度域でクリープ強度の有利なＮｉ基合金を用いる。
【００２５】
初段タービンブレードにＮｉ基合金の単結晶鋳造物を使用する場合、高温でクリープ強度を劣化させる原因となる結晶粒界が存在しないため、高い耐用温度が得られる。しかしながら単結晶ブレードは製造プロセスが困難であり、歩留まりが低い。それは、ブレードの形状が複雑であること、内部に複雑な形状を持つ冷却孔を有することにより、製造中に異結晶が発生する確率が高いからである。従来の単結晶用合金による単結晶鋳造物ブレードに１つでも異結晶が存在すれば、粒界部分が弱いためブレード全体の強度が低下し使用できない。さらに、ブレード外表面に発生した異結晶は目視により確認できるが、冷却孔に添って発生した内部異結晶は検出する技術が確立されていない。そこで、単結晶鋳造物を製造するＮｉ基合金中に結晶粒界を強化する添加元素Ｂ，Ｃ，Ｈｆ，Ｚｒのうち１種以上を合計で１重量％以下含ませることが有効となる。万が一冷却孔内壁に異結晶が発生しても、結晶粒界に炭化物等の微細析出物が存在することで粒界の強度を大きく低下させずブレード全体の強度も維持できる。これらの元素を合計で１重量％以上添加した場合、合金系の液相化温度が著しく低下し、所定の高温強度を発揮させることが困難になり好ましくない。
【００２６】
ガスタービンの熱効率を向上させるためには、前述したように燃焼ガス温度を上昇させることがもっとも効果的である。高度なブレード，ノズルの冷却技術，遮熱コーティング技術の併用を考え、初段タービンブレードのメタル温度を920 ℃以上にすれば、初段タービンノズルへのガス入り口温度を１４５０〜１５５０℃にすることが可能となる。そのことによりガスタービンの発電効率を３７％以上にすることができる。この場合の発電効率は、ＬＨＶ方式の表示である。また、その時にタービン排ガス温度を５９０℃〜６５０℃とすれば、蒸気タービンとの複合発電システムにした場合の総合発電効率が５５％以上にすることができ、優れた高効率発電システムが提供できる。
【００２７】
ガスタービンのブレードは燃焼ガス流に対してノズルの下流側に位置し、そのガス流が持つ運動エネルギーを回転ロータに伝達する部品である。ガスタービンの回転数は約１万〜数千回／分であり、ブレードには大きい遠心力，運転中のクリープ応力，起動停止による急激な熱応力が生じる。また、燃焼ガス中に含まれる成分による高温腐食にも耐えなければならない。特に初段ブレードはガスタービンの高温部材中で最も苛酷な使用条件である。本発明のガスタービンでは、初段ブレードに１０5時間１４kgf／mm2 耐用温度が９２０℃以上の合金を用い、材料としてはＮｉ基合金の単結晶鋳造物あるいは一方向凝固鋳造物を使用する。これらは普通に鋳造して得られる等軸晶組織鋳造物と比較して、高い高温クリープ強度を有し耐用温度が向上する。特に単結晶ブレードは、特別に合金成分を調整した単結晶用Ｎｉ基超合金を用いることにより１０5時間１４kgf／mm2 耐用温度が９２０℃以上が可能になる。初段ブレードに一方向凝固鋳造物を用いる場合は、一般に単結晶鋳造物よりも耐用温度が劣る。そのためメタル温度を低くして使用するが、遮熱コーティングを施せば、メタル温度を５２℃〜１００℃下げることができ、単結晶ブレードを用いた場合と同様の強度が実現できる。
【００２８】
２段目以降のブレードは初段ブレードほど温度条件が苛酷ではないが、やはり高速回転に起因する強い遠心力を受けることなどから、高い高温強度が必要となる。そのため２段目以降のタービンブレードには、前述の組成を有し、１４kgf ／mm2で１０5時間耐える耐用温度が８００℃以上の合金を用いる。材料としてはＣｏ基合金よりも高温強度の優れたＮｉ基合金を使用する。このＮｉ基超合金は、溶接性は考慮せずに強度重視の成分構成を持ち、普通鋳造の等軸晶を有する鋳造組織でも所定の強度を達成することが可能である。このような材料からなる２段目以降のブレードと、より強度の高い材料からなる初段ブレードとの組合せによって、初めてタービン入り口温度として１５００℃前後とする高効率ガスタービンの実現が可能になる。
【００２９】
本発明に係る２段目以降のガスタービンブレードは、遠心応力方向に一方向に伸びた複数の結晶粒を有する柱状晶からなり、全長が３５cm以上、特に、３段目以降に対して７０cm以上が好ましい。
【００３０】
そして、本発明に係るガスタービンブレードの内部空洞は、突起を有した中子によって形成される。
【００３１】
また、本発明に係るガスタービン用動翼の内部空洞は、動翼を鋳造する鋳型で支持され、鋳型キャビティー内部に突き出した、シリカ，アリミナ，ジルコニア，マグネシアの一種又は二種以上の酸化物で形成された耐火物で支持固定された中子によって形成される。
【００３２】
本発明に係るガスタービン柱状晶動翼は、重量％で、以下の組成のＮｉ基超合金よりなることが好ましい（残部はＮｉである）。
【００３３】
本発明に係るガスタービン用柱状晶動翼は、内部を空洞とした。
【００３４】
初段ノズルは、燃焼ガスを最初に受けるため最も高温にさらされる。本発明のガスタービンでは、初段ノズルに、クリープ強度として６kgf／mm2で１０5 時間耐える耐用温度が９００℃以上の合金を用いる。材料としてはセラミックス層を有する遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金を用いる。また、遮熱コーティング備えることにより、タービン入り口温度１４５０℃以上に耐えることが可能になる。初段ノズルにはＮｉ基合金単結晶または遮熱コーティングを備えたＮｉ基合金一方向凝固材料を適用することも可能である。
【００３５】
２段目以降のタービンノズルでは、Ｎｉ基合金が最適である。２段目以降のノズルには初段ノズルよりも低温域における耐熱疲労性，耐食性，溶接性が要求され、６kgf／mm2で１０5 時間耐える耐用温度が８００℃以上の合金を用いる。ノズルは、翼部と翼部の両端に設けられたサイドウォール部から構成されるが、初段ノズルは両端のサイドウォール部でケーシングに固定され拘束力が強い。一方、２段目以降のノズルは両端のサイドウォール部のうち一方のみでケーシングに固定されもう一方は開放されるため初段ノズルに比べて拘束力が弱い。また、サイズも後段になるほど大型化するためより高いクリープ強度が要求される。ノズル材に適用するＮｉ基合金は溶接性を確保するために合金成分が調整され、ブレードに使用するＮｉ基合金よりも強度が低い。このノズル用Ｎｉ基合金とＣｏ基合金とのクリープ強度を比較すると、初段ノズルのメタル温度域ではＣｏ基合金の方が強度が高く、２段目以降ノズルのメタル温度域では逆にＮｉ基合金の方が強度が高い。従って、初段ノズルには遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金、２段目以降のノズルにはＮｉ基合金を使用することは、タービン入り口温度1450℃以上の本発明ガスタービンに最適な組合せとなる。
【００３６】
本発明によれば、高効率ガスタービンを達成するための最適な材料構成を提供することができ、それによってタービン入り口温度１５００℃級，ＬＨＶ表示で３７％以上の高効率ガスタービンを達成できる。
【００３７】
本発明は、空気を圧縮して吐出する前述のブレードからなる圧縮機を有し、前記圧縮機から吐出した空気と燃料とが燃焼される燃焼器と、前記燃焼器の燃焼ガスにより駆動されるタービンとを備えたガスタービンにおいて、前記圧縮機に供給される空気に液滴を噴霧し、前記圧縮機に入る空気の温度を外気温度より低下させて、前記圧縮機内に導入し、前記圧縮機内を流下中に前記噴霧された液滴が気化するようにした噴霧装置を備えたことを特徴とする。
【００３８】
液滴には水が好ましく、その一部を気化させて供給すること、空気フィルタを備えること、空気フィルタの下流側にサイレンサを有すること、圧縮機に供給される空気を冷却する冷却手段を設けること、水の供給量を空気の温度が高いとき多く、低いとき少なくするように制御すること、空気の湿度を９０％以上とすること、サイレンサの下流側に水噴霧ノズルを設けること、水の量を空気流量に対し０.２〜２.０ｗｔ％とすることが好ましい。
【００３９】
本発明は、前述のガスタービンにおいて、前記圧縮機入口に供給される空気に、粒径が５０μｍ以下の液滴を噴霧する噴霧装置を圧縮機の上流側に備えたものが好ましい。
【００４０】
本発明は、供給された気体を圧縮して吐出する前述の圧縮機を有し、前記圧縮機から吐出した気体と燃料とが燃焼される燃焼器と、前記燃焼器の燃焼ガスにより駆動されるタービンとを備えたガスタービンと、該タービンからの排ガスを熱源として蒸気を発生する排熱回収ボイラと、該排熱回収ボイラの発生蒸気により駆動される高低圧一体型蒸気タービンと、を備えたコンバインドサイクルプラントにおいて、前記ガスタービンの圧縮機に供給される気体に液滴を噴霧し、前記圧縮機に入る気体の温度を外気温度より低下させて、この気体と共に前記圧縮機内に導入され、前記圧縮機内を流下中に前記噴霧された液滴が気化するようにした噴霧装置を備えたことを特徴とする。
【００４１】
本発明は、気体が供給され、該供給された気体を圧縮して吐出する前述の圧縮機において、前記圧縮機の入口に供給される気体に液滴を噴霧し、前記圧縮機に入る気体の温度を外気温度より低下させて、この気体と共に前記圧縮機内に導入され、前記圧縮機内を流下中に該噴霧された液滴が気化するようにした噴霧装置を備えたことを特徴とする。
【００４２】
（Ｂ）高低圧一体型蒸気タービンについて
（１）長翼材
本発明は、重量でＡｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金又は８〜１３重量％クロームを含むマルテンサイト系ステンレス鋼からなり、４０インチ以上、好ましくは４３インチ以上の長翼を取り付けた５０サイクル発電用高低圧又は高中低圧一体型蒸気タービンが好ましい。
【００４３】
本発明は、更に前述のＴｉ基合金又はマルテンサイト系ステンレス鋼からなり、３３インチ以上、好ましくは３５インチ以上の長翼を取り付けた６０サイクル発電用高低圧又は高中低圧一体型蒸気タービンが好ましい。
【００４４】
前述のマルテンサイト系ステンレス鋼は、重量比で、Ｃ０.０８〜０.２８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ１.００％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.１ を超え３％以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.０２〜０.２０％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有するものが好ましい。
【００４５】
更に本発明は、重量比で、Ｃ０.１８〜０.２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１〜０.３％，Ｃｒ１.５〜２.５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.１〜０.３５％及びＯ０.００３％以下を有し、高圧部の５３８℃・１０5ｈ平滑及び切欠クリ−プ破断強度が１３kg／mm2 以上、低圧部の引張強さが８４kg／mm2 以上、破面遷移温度が３５℃であるマルテンサイト系耐熱鋼からなるロータシャフトに、引張強さ１２０kg／mm2 以上の前述の長翼からなるのが好ましい。最終段のブレードの先端リー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。エロージョン防止層は重量で、Ｃ０.５〜１.５％，Ｓｉ１.０％以下，Ｍｎ１.０％以下，Ｃｒ２５〜３０％，Ｗ２.５〜６.０％を含むＣｏ基合金を用いることが好ましい。
【００４６】
この蒸気タービン長翼は、高速回転による高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが存在すると、疲労強度が著しく低下させるので、全焼戻しマルテンサイト組織を有するように式で計算されるＣｒ当量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト相を実質的に含まないようにすることが好ましい。
【００４７】
長翼材の引張強さは１２０kg／mm2以上、好ましくは１２８kgｆ／mm2以上、より好ましくは１２８.５kgｆ／mm2以上である。また耐力は８０kg／mm2 以上，好ましくは８８kg／mm2 以上である。伸び率は長さ方向１０％以上，周方向５％以上、衝撃値は３.４５kgf−ｍ以上が好ましい。
【００４８】
また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００℃〜１１００℃（好ましくは１０００〜１０７０℃）で好ましくは０.５〜３ 時間加熱保持後室温まで急冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次に、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に５５０℃〜５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する１次焼戻しと、５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上の焼戻し熱処理が施されるのが好ましい。２次焼戻し温度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高くするのが好ましい。
【００４９】
本発明は、低圧タービン最終段翼部長さ９１４mm（３６″）以上、好ましくは９６５mm（３８″）以上にした６０サイクル発電用の３６００rpm 蒸気タービン及び低圧タービン最終段翼長を１０４１mm（４１″）以上、好ましくは１０９２mm（４３″）以上、より好ましくは１１６８mm(４６″)以上にした５０サイクル発電用の３０００rpm蒸気タービンにし、〔翼部長さ(インチ)×回転数（rpm）〕値を１２５,０００以上、好ましくは１３８０００以上としたものである。
【００５０】
Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ
−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ
また、Ｎｉ量をＣｒ量に対して特定の範囲で含有させることにより高圧側でより高強度で、低圧側でより靭性の高い強度とを兼ね備えたものが得られる。
【００５１】
（２）ロータシャフト
本発明に係る、高低圧又は高中低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトとして、以下に示す組成が好ましい。その高圧部又は高中圧部の５３８℃，１０5ｈ 平滑及び切欠クリープ破断強度が１３kg／mm2 以上、低圧部又は中低圧部の引張強さが８４kg／mm2 以上、破面遷移温度が３５℃以下とするのが好ましい。このように優れた機械的性質を得るため次の様な傾斜調質熱処理を施すのが好ましい。この調質熱処理を施す前に、金属組織を微細にするために、６５０℃〜７１０℃で７０時間以上保持のパーライト処理を施すのが好ましい。
【００５２】
本発明に係るロータシャフトは、Ｃ０.１５〜０.４％、好ましくは０.２０〜０.２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.３０％，Ｎｉ１.５〜２.７％、好ましくは１.７〜２.０％，Ｃｒ１.５〜２.５％、好ましくは１.７〜２.３％，Ｍｏ０.８〜２.５％、好ましくは１.０〜１.５％，Ｖ０.１５〜０.３５％、好ましくは０.２〜０.３％を含むものが好ましく、これにＡｌ，Ｃａ，Ｚｒの１種以上を合計で０.２％以下，Ｎｂ及びＴａの１種以上０.０１〜０.２％，Ｗ０.０１〜０.５％の１種以上が好ましい。
【００５３】
ロータシャフトの高圧部又は高中圧部：高い高温強度を得る。
【００５４】
○焼入れ：９３０〜９７０℃に加熱・保持後冷却
○焼戻し：５７０〜６７０℃に加熱・保持後徐冷
（２回焼戻しが好ましく、うち１回は６５０〜６７０℃に加熱・保持するのが好ましい）
ロータシャフトの低圧部又は中低圧部：高い引張強さと低温靭性を得る。
【００５５】
○焼入れ：８８０〜９１０℃に加熱・保持後急冷
○焼戻し：５７０〜６４０℃に加熱・保持後徐冷
（２回焼戻しが好ましく、うち１回は６１５〜６３５℃に加熱・保持するのが好ましい）
即ち、本発明は高圧側を低圧側より高い焼入温度で焼入れすることにより高圧側では５５０℃，３０kg／mm2 で１８０ｈｒ以上のクリープ破断時間が得られるように低圧側より高温強度を高くし、低圧側は高圧側より遷移温度を中心孔で１０℃以下とするように傾斜熱処理することが好ましい。焼戻温度においても高圧側を低圧側にくらべ高い温度で焼戻しするのがよい。特に、焼入温度を高圧部と低圧部とで変えて冷却を同じ媒体で行う偏差加熱均一冷却又は更に低圧部を高圧部より急冷する偏差加熱偏差冷却するのが好ましい。
【００５６】
このようにクリープ破断強度が高く、衝撃値が高い両者の特性を備えた鋼を得ることができ、本発明の高低圧一体型ロータシャフトにおいてブレードとして５０サイクル発電に対しては４０インチ以上好ましくは４３インチ以上、６０サイクル発電に対しては３３インチ以上好ましくは３５インチ以上の長さのものを植設することができる。
【００５７】
本発明の高低圧又は高中低圧一体型ロータシャフトを用いた蒸気タービンは小型で１０〜３０万ＫＷの発電出力が可能であり、そのロータシャフトとして軸受間距離を発電出力として１万ＫＷ当り０.８ｍ 以下の非常に短い軸受間距離とすることができる。好ましくは１万ＫＷ当り０.２５〜０.６ｍである。
【００５８】
前述に記載の組成を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなるロータシャフトは、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取鍋下部より非酸化性ガス（特にＡｒガス）の吹き込みを行った後、真空カーボン脱酸して鋳塊を得、熱間鍛造し、所望の熱処理を施すものである。
【００５９】
（３）本発明の蒸気タービンにおける他の動翼，静翼及びその他
高圧側ブレードは初段又は初段〜３段を重量で、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、それ以外の前記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％ 以下を含むマルテンサイト鋼が好ましい。
本発明における静翼は重量で、Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ０.２〜１％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ０.５％ 以下を含む焼戻し全マルテンサイト鋼からなるものが好ましい。
【００６０】
本発明におけるケーシングは、重量でＣ０.１０〜０.２０％，Ｓｉ０.７５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，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。
【００６１】
【発明の実施の形態】
（実施例１）
表１は、ガスタービン圧縮機翼材に係るマルテンサイト系ステンレス鋼の化学組成（重量％）を示す。それぞれ５０kg溶解後、鍛造し、次いで、１０５０℃で１時間加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、各鋼種に応じて４５０〜６００℃で２〜４時間の焼戻しを行った。Ｎo.１〜５及び７が本発明材及びＮo.６，８は比較材である。いずれの材料も全焼戻しマルテンサイト組織を有していた。
【００６２】
【表１】
【００６３】
表２は、これら試料の焼戻し温度と室温における機械的性質を示す。本発明材はいずれも目標引張強さ１１０kg／mm2以上を満足しており、また０.２％耐力が１００kg／mm2 以上である。また、比較材でもＮo.６も高い引張強さを示す。一方、Ｖノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーは、７.５kg−ｍ 以上の高い値を示すとともに、比較材も高い値を示しており、熱処理のままでは比較材の方がやや高い靭性を有している。表中の（ ）内の衝撃値は４５０℃，３０００時間加熱後のものである。
【００６４】
【表２】
【００６５】
図１は０.２％ 耐力と引張強さとの関係を示す線図である。図に示す様に、本発明材のＮo.１〜５及び７は引張強さに対して０.２％ 耐力がほぼ比例して増加しており、比較例のＮo.６はそれよりも高い耐力を有している。本発明材は0.2％耐力(kg／mm2）をｙ、引張強さ（kg／mm2）をｘで示され、ｙは１.５ｘ−７８によって求められる値以上とすることが好ましく、その上限を１.５ｘ−７０ によって求められる値とするのが好ましい。より１.５ｘ−７２〜１.５ｘ−７６で求められる値の範囲が好ましい。
【００６６】
図２は衝撃値と０.２％ 耐力及び引張強さとの関係を示す線図である。図に示す様に、本発明材の衝撃値は耐力及び引張強さともにそれらの値に比例して高くなる傾向を有している。また、衝撃値は同じ強度で比較するとＮｉ量が高いものほど高いものが得られる。
【００６７】
次に、４５０℃加熱による脆化試験を行った。図３はその加熱時間とＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーの低下率（加熱後の衝撃吸収エネルギー／熱処理ままの衝撃吸収エネルギー）との関係を示す線図である。図に示すごとく、本発明材は熱処理のままでは比較材に比べ衝撃吸収エネルギーが若干低目になっているものの、４５０℃加熱後の衝撃吸収エネルギーの低下が小さく、比較材に比べ高温に曝された場合の靭性が確保でき、信頼性が高いものである。
【００６８】
図４は４５０℃，３０００時間加熱後の衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。図に示す様に、本発明材は比較材のそれが２.９kg−ｍ であるのに比べて、４kg−ｍ以上の高い値を示しており、引張強さが高いもの程その脆化後の衝撃値が低下する。従って、本発明材は加熱後の脆化が小さいものである。
【００６９】
図５は、本発明材の内Ｎo.１及び４について焼戻し温度と４５０℃，１０００時間加熱後の衝撃吸収エネルギーの低下率（加熱後の衝撃吸収エネルギー／熱処理ままの衝撃吸収エネルギー）の関係を示す。４５０℃加熱による衝撃吸収エネルギーの低下は、焼戻し温度が低いほど大きく、いずれの鋼種も５５０℃以上の焼戻しを行うことにより、低温脆化の抑制に効果的である。
【００７０】
図６は、ｐＨ＝４.５ の９０℃硫酸中に１５ｈ曝された時の腐食減量を示すグラフである。この試験により、耐酸腐食性を評価した。その結果、１２Ｃｒ鋼である比較材Ｎo.８を除く他の鋼種は、いずれも耐酸腐食性が向上しており、そして、本発明材は比較材のＮo.６と同等の耐酸腐食性を示すことが明らかとなった。
【００７１】
本実施例でのＣとＮｉ量の合計量は強度に密接な関係を有し、表２に示す様にＣ量(重量％）に対して１５倍した値とＮｉ量とを加えた値が引張強さ及び０.２％耐力、更に靭性をともに高める。その値を４.６５〜８.０が好ましい。
【００７２】
（実施例２）
表３は本実施に係る圧縮機用分割ロータに用いる材料化学組成（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。
【００７３】
圧縮機用ロータ材として、重量で、Ｃ０.２〜０.３２％，Ｓｉ０.１％以下、好ましくは０.０１〜０.０５％，Ｍｎ１％以下、好ましくは０.０３〜０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ１.７〜２.４％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.３５％、又はこれにＮｂ０.０１〜０.０４％を含むベーナイト鋼が好ましい。また最終段側に、Ｃ０.２５〜０.３５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.４〜１.２％,Ｎｉ０.２〜０.６％，Ｃｒ１〜１.５％ ，Ｖ０.１８〜０.３２％、また初段側にＣ０.２０〜０.３０％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.３〜４.３％，Ｃｒ１.５〜２.０％，Ｍｏ０.２〜０.６％，Ｖ０.１〜０.１５％を含むベーナイト鋼が好ましい。
【００７４】
【表３】
【００７５】
表４はこれら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、ＪＩＳ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５９３℃×１ｈ→５９３℃×１５ｈ→５２４℃×２４ｈ→４９６℃×６０ｈ→４６８℃×１２５ｈＦＣ→３１５℃ＡＣによるステップクール脆化処理後に実施した。
【００７６】
【表４】
【００７７】
クリープ破断強度は、ラルソン−ミラー法で求めた。最も高温部に用いられる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≦２０℃，５３８℃，１０5ｈ クリープ破断強度≧３０kg／mm2 ）と本供試鋼の性質を見るとＮo.１は破面遷移温度が高く、低温靭性不足であるが、室温引張強さとクリープ破断強度を満足するので、比較的高温部のロータｅに適用される。Ｎo.２はクリープ破断強度が低く、高温強度不足であるが室温引張強さと破面遷移温度を満足するので、温度の低い上流側のロータａ〜ｄに適用される。
【００７８】
これに対し、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、圧縮機のｅ及びｆのロータ材の高温部に対して極めて有用であるといえる。全体をこの材料によって構成することができる。全体を同じ材料で構成することは管理，製造の点から有利である。
【００７９】
図７は本発明の６分割型ロータよりなる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。
【００８０】
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は圧縮機用分割型ロータ、７はコンプレッサブレード、９はコンプレッサスタブシャフトの軸受部、１０はタービンスタブシャフトの軸受部、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。
【００８１】
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。
【００８２】
図７において、分割ロータａには１及び２段翼を、ｂには３及び４段翼を、ｃには５及び６段翼をｄには７および８段翼を、ｅには９，１０および１１段翼を、ｆには１２〜１４段翼を植込む構造になっており、ボルト１９によって一体に結合される。各ロータは２段目のブレードと最終段のブレードの植込み間でボルト１９によって結合される。ロータｆはディスタントピース１４及び１４′とボルトによって一体化している。ディスタントピース１４′には１５〜１７段翼を植込む構造を有する。これらのいずれのボルトも耐熱鋼よりなり全周で１０本以上が用いられる。ロータａ〜ｅは３５０℃以下で使用されるので、高温強度（クリープ破断強度）は要求されないが、高い低温靭性が要求される。特にロータａには軸受部分が設けられるとともに長翼が植込まれるので最も高い遠心応力を受ける上に、最も低温（３５℃）で使用される。その為に、ロータａには最も高い低温靭性が要求される。一方、ロータｆは最も高温（≦４００℃）に曝されるので、高いクリープ破断強度と優れた耐酸化特性が要求される。
【００８３】
ロータａ〜ｄはいずれも各ロータに２段の図３のブレードがロータ軸の軸方向に添って斜めに設けられた溝に植込まれ、ロータｅ及びｆは３段のブレードが植込まれ、両サイドには図３のブレードが植込まれ、中央部はロータ中心の円周上に設けられた溝に図２のブレードが植込まれる。ロータｆの下流側にはディタントピース１２が設けられ、３段のブレードが植込まれ、両サイドが図３のブレードが前述のロータａ〜ｄと同様に植込まれ、中央部には図２のブレードが前述と同様に円周上に設けられた溝に植込まれる。ロータａ〜ｃはいずれも直径が同一であり、ロータｄ及びｅの直径はロータｃとｆとの直径に合せて徐々に大きくなっており、ロータｆの直径は最大となる。本実施例におけるブレード植込み間の全長はロータ直径の最大に対し３.４〜３.８倍又は最小径に対して４.０〜４.４倍の長さを有している。ロータ間の中心部には軽量とするため空間となる。ロータｆ及びディタントピース１４に植込まれるブレードの長さは同じとし、他は初段から下流側に対して徐々にブレードの長さを短くしている。ブレードの長さは最終段に対して初段の長さを３.４５ 倍とし、好ましくは３〜４倍とする。ロータｂ〜ｆはディスク型であり、ｄ〜ｆはブレードの植込み部直下に軽量とするリング状の空間が設けられる。各ロータ間の中心部は空洞になっており軽量化される。
【００８４】
ブレード間の間隔は初段から８段目までは徐々に減少し、８〜１０段の３段は同じ間隔とし、更に１１段〜１７段目も同じ間隔とし、８〜１０段より更に小さい間隔となる。初段と２段目とのブレード間隔は最終段とその手前との間隔の約２.７〜３.２倍であり、初段のブレード長さは最終段の長さより約３.５〜４.２倍とする。
【００８５】
本実施例では、ディスタントピース１４，タービンディスク４，タービンスペーサ８，タービンスタッキングボルト１１に重量で、Ｃ０.０８〜０.１５％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ１０〜１２％，Ｎｉ１.５〜３.０％ ，Ｍｏ１.５〜２.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.０３〜０.１５％及びＮ０.０３〜０.１２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼からなるものを、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造・熱処理を行って得た。鍛造は850〜１１５０℃の温度範囲内で行った。これら材料は、全焼戻しマルテンサイト組織であった。この材料を最終段のコンプレッサディスクに使用し、ディスタントピースは厚さ６０mm×幅５００mm×長さ１０００mm、コンプレッサディスクは直径１０００mm，厚さ１８０mm，Ｎo.２１はディスクとして直径１０００mm×厚さ１８０mmに、スペーサとして外径１０００mm×内径４００mm×厚さ１００mmに、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。タービンスタブシャフトとして重量で、Ｃ０.２６％ ，Ｓｉ０.２５％，Ｍｎ０.７９％，Ｃｒ１.０９％，Ｎｉ０.４１％，Ｍｏ１.２５％，Ｖ０.２３％を含む全焼戻しベーナイト組織を有し、直径２５０mm×長さ３００mmに鍛伸したものを用いた。
【００８６】
表５は室温の引張り、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。
【００８７】
本発明に係る１２％Ｃｒ鋼を見ると、４５０℃，１０5ｈ クリープ破断強度が５０kg／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ものである。
【００８８】
【表５】
【００８９】
次にスタブシャフトは、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。
【００９０】
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２５〜３０mm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。
【００９１】
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以下に示す多結晶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。タービンノズルの初段にはＮｉ基合金鋳物および２段と３段にはＣｏ基合金鋳物を用いた。
【００９２】
シュラウドセグメントとしてＮｉ基合金をガス上流側の１段目に使用し、Ｆｅ−Ｃｒ−Ｎｉ鋳造合金を２段及び３段目に使用した。
【００９３】
タービンブレードには、重量で、Ｃ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ１３〜１７％，Ｃｏ５〜１２％，Ｍｏ２〜４％，Ｂ０.０１〜０.０２％，Ｗ３〜５％，Ｔｉ３〜５％，Ａｌ４〜６％，Ｚｒ０.１％以下を含むＮｉ基合金が好ましい。
【００９４】
タービンノズルには、重量で、Ｃ０.０６〜０.１３％，Ｃｒ１８〜２２％，Ｃｏ１９〜２３％，Ｂ０.００３〜０.０１％，Ｗ６〜９％，Ｔｉ１.５〜３.０％，Ａｌ０.５〜２％，Ｔａ０.５〜１.５％，Ｎｂ０.５〜１.５％ を含むＮｉ基合金又はＣ０.３〜０.５％，Ｓｉ０.５〜１.５％，Ｍｎ０.５〜１.５％，Ｃｒ２５〜３２％，Ｎｉ７〜１３％，Ｂ０.００５〜０.０１５％，Ｗ６〜９％,Ｔｉ０.１〜０.３５％，Ｎｂ０.１〜０.３５％，Ｚｒ０.０５〜０.２％ を含むＣｏ基合金が好ましい。
【００９５】
燃焼器ライナには、重量で、Ｃ０.０５〜０.１％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ２０〜２５％，Ｃｏ１〜２％，Ｆｅ１５〜２０％，Ｍｏ７〜１２％，Ｂ０.００４〜０.０１２％，Ｗ０.５〜１.５％を含むＦｅ−Ｎｉ−Ｃｒ合金が好ましい。
【００９６】
燃焼器ライナ１３，動翼３及び静翼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。
【００９７】
図８及び図９は本発明に係る圧縮機用ブレードの形状を示す斜視図である。図８はロータ型及び図９はディスク型に対する植込みに用いられるものである。
【００９８】
図１０は図８及び図９において翼部側から見た斜視図である。図に示す様に翼先端部はプラットフォーム１７に対して約３４度ねじれた形状を有している。
【００９９】
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２６，プラットフォーム部２７及び植込み部２８を有し、プラットフォーム部２７には植込部側に突起２９が設けられる。
【０１００】
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。
【０１０１】
本実施例では、圧縮機ブレードの初段から８段までを実施例１のＮo.１〜５及び７の引張強さの高いマルテンサイト鋼が使用でき、また、９段から１７段までを重量で、Ｃ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.５％，Ｍｎ０.３〜１.０％，Ｎｉ０.４〜１.０％，Ｃｒ９〜１２％，Ｍｏ０.７〜１.３％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｗ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.１〜０.２％，Ｎ０.０３５〜０.０６％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼からなる前段のものより高温強度の高い、Ｎo.１０の１２Ｃｒ耐熱鋼が使用される。尚、初段のブレードの翼部長さは約４５０mm，先端部幅が約２５０mmであり、下流側に従ってその長さは短くなり、最終段で約１００mm,先端部幅が約５５mmである。これらのブレードはいずれもインゴットを熱間鍛造を行った後、熱間による型鍛造によって相似形の最終形状とし、実施例１と同様の熱処理を行った後に機械加工によって形成される。
【０１０２】
表６は後段側ブレードの機械的性質を示すものである。
【０１０３】
【表６】
【０１０４】
本実施例の圧縮機用ノズルにはSUS410又はＭｏ入りのSUS410J1が用いられる。本実施例ではブレードはロータ６の円周面に軸方向に斜めの軸を形成する場合（図９）と、ブレードの段の数の前記ブレード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場合（図８）とがある。後者は更に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２９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。後者はロータのｅ及びｆの中央部に相当する部分で形成され、他は前者の溝形成によってブレードが植込まれる。
【０１０５】
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５３０℃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。
【０１０６】
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４０ケ前後設けられる。
【０１０７】
本実施例の圧縮機ロータとして、初段から６段までを複数の段を形成した分割ロータとし、それ以降最終段までを１段毎のディスク状にしたもの、更に全段をディスク状としたものにおいても本実施例の圧縮機用ブレードを用いることができる。例として、初段から３段又は６段までも１つのロータに設け、それ以降を各段毎にディスクに設けたものとすることができる。
【０１０８】
（実施例３）
Ａ．ガスタービン
図１１は初段及び第２段のブレードと初段のノズルとを水蒸気によって冷却するとともに、第２段及び第３段の静翼を空気によって冷却するコンバインド発電サイクルシステム図である。蒸気タービンとガスタービンとを組合せて発電するコンバインド発電サイクルにおいては排熱回収ボイラによって発生する水蒸気を用いることができ、また別途水蒸気を発生させて用いることが出来る。
【０１０９】
図１２はクローズド水蒸気冷却方式を有する３段タービンのガスタービン上半部の断面図である。水蒸気による冷却流路２３は図中矢印で示すようにタービンロータ２１の中心部を通って初段ブレード５１及び第２段ブレード５２にディスクとスペーサとの間から入り、各々の動翼を冷却した水蒸気は同じくディスクとスペーサとの間を通ってタービンロータ２１の水蒸気入口に対してその外周より外部に流出するものである。初段ノズル８１の水蒸気冷却にはケーシング８０を通ってその入口と同じ経路を通って外部に流出する。本実施例における圧縮機ロータ２２は実施例２に示す各段毎に１段のブレードを植込んだディスク型のものを用いた。そのブレードは実施例２に示す通りである。
【０１１０】
一方、第２段及び第３段ノズルの空気冷却の冷却流路２３は図中矢印に示すように空気の圧縮機の抽気部３１，３２より抽気し、抽気部３１からの空気は若干圧縮比が低いので第３段のノズルを冷却するのに用い、抽気部３２からの空気は抽気部３１より若干圧縮比が高くより冷却能力が大きいので２段静翼の冷却に用いられる。
【０１１１】
図１２に示すように、本実施例のガスタービンは、ケーシング８０，圧縮機ロータ２２と外周部の翼列からなる圧縮機，燃焼器８４，ノズル８１〜８３及びブレード５１〜５３を交互に配置して形成されたガスパス８５，タービンロータ２１等によって構成されている。
【０１１２】
タービンロータ１は３個のタービンディスク４１，４２，４３及びスタブシャフト３４からなり、高速回転体として密着接合されている。各ディスクの外周にはブレード５１〜５３が植設されているほか、ディスタントピース３３を介して圧縮機ロータ２２と連結されており、軸受によって回転支持されている。
【０１１３】
かかる構成において、圧縮機で圧縮された空気を用いて燃焼器８４で生成された高温，高圧の作動ガスが、ガスパスを膨張しながら流れることによってタービンロータが回転され、動力が発生される。
【０１１４】
たとえば燃焼器出口の作動ガスの圧力を２２〜２５ata 、温度１５００℃にすると、ロータ外径が２.５ｍ 程度のガスタービンでも４００ＭＷ以上の動力が発生するが、動翼入口のガス相対全温は初段が約１２５０〜１３００℃、２段が約９５０〜１０００℃で翼の許容温度（通常の翼材料で８５０〜９００℃）を緩やかに越え、熱負荷はそれぞれ出力の約１.５％（約６０００ｋＷ）及び１.２％ （５０００ｋＷ）にもなる。
【０１１５】
また作動ガスの圧力を２２〜２５ata にするためには、圧縮比を２２以上にする必要があり、この場合の圧縮機の吐出温度は約５００℃となり、通常のロータ材（許容温度４５０℃）を使用する場合には圧縮機ロータ２２の外周部を冷却する必要がある。
【０１１６】
本実施例において、他タービンスタッキングボルト５４，コンプレッサディスク，コンプレッサブレード４７，コンプレッサスタッキングボルト、及びコンプレッサスタブシャフトを有する。本実施例のガスタービンはタービンブレード及びタービンノズルがそれぞれ３段ずつある。
【０１１７】
本実施例におけるガスタービンの初段ノズル８１及び初段ブレード５１はＮｉ基超合金の単結晶鋳造物からなり、重量でＣｒ４〜１０％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｗ４〜１０％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ３〜６％，Ｔａ４〜１０％，Ｃｏ０.５ 〜１０％及びＨｆ０.０３〜０.２％を有する合金で構成する。初段ブレードは翼部１３０mm、その全長は約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、いずれも内部に複雑な水蒸気冷却孔を設けており運転中は圧縮水蒸気により冷却する。冷却方式はクローズド方式で、ダブティルによって入って翼部の内部に設けられた複数の通路を通って再びダブティルに戻る経路を有するものである。本単結晶鋳造物は１２５０〜1350℃で固溶化処理後、１０００〜１１００℃及び８５０〜９５０℃での２段時効処理を行い、一辺が１μｍ以下の長さのγ′相を５０〜７０体積％で析出させたものである。
【０１１８】
初段ノズル８１は初段ブレード５１よりＣｒ量を１〜３％高くしたものを用い、Ｃｒ量を６〜１０％とした。
【０１１９】
本実施例における初段ブレード５１は全体が単結晶であるが、翼部以外のシャンクとダブティルを柱状晶とすることもできる。本実施例においては、一方向凝固において翼部側より凝固し、シャンク及びダブティルへと凝固させ、全体を単結晶とすること、又はシャンク部分に凝固が達したときに冷却速度を高めて柱状晶とすることができる。
【０１２０】
本実施例における初段ノズル８１はべーン及び外周側のサイドウォールと内周側のサイドウォールとを有する。
【０１２１】
初段ブレード５１は翼部，プラットフォーム，シャンク，クリスマスツリー型のダブティル，両サイドに２ケずつのシールフィンを有する。シールフィンはいずれも翼部側に凸状に突起を有するものである。ダブティルにはその底部にシール用の突起が設けられている。シャンクは中心部で凹状になっている。
【０１２２】
第２段ブレード５２及び第３段ブレード５３は、いずれも重量でＣｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３〜６％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％ ，Ｔａ１〜４％，Ｎｂ０.１〜３％，Ｃｏ０〜１０％，Ｃ０.０５〜０.２１％ ，Ｂ０.００５〜０.０２５％，Ｈｆ０.０３〜２％，Ｒｅ０.１〜５％を有する一方向凝固柱状晶Ｎｉ基超合金で構成する。これらのブレードは全体が一方向凝固により得られる柱状晶組織を有する。第２段ブレードは初段ブレードと同様の内部冷却孔を有しダブティルより入ってダブティルに戻る構造を有しており、高圧水蒸気により冷却する。これらの材料の１０5 時間１４kgf／mm2の耐用温度は８４０〜８６０℃であるのが好ましい。これらのブレード表面には重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％及びＹ０.１ 〜１％を含むＮｉ基又はＮｉ＋Ｃｏ基合金からなる合金層を非酸化性減圧雰囲気下でプラズマ溶射によって５０〜１５０μｍの厚で設け、耐食性が高められる。合金層は翼部とプラットフォームの火炎に接する側に設けられる。
【０１２３】
本実施例における初段ノズルの単結晶Ｎｉ基合金の１０5時間６kgf／mm2 の耐用温度は９２０〜９４０℃である。冷却流路は、クローズド方式で、翼部に複数の冷却孔が設けられる外周側のサイドウォール側より入って複数の冷却孔を通って外周側のサイドウォールに戻る構造を有する。初段ブレード及び初段ノズルの外表面の火炎に接する翼部とプラットフォーム及び翼部とサイドウォールには、遮熱コーティング層が設けられる。これは、微細な柱状晶からなり、微細な直径５０〜２００μｍのマクロな柱状晶の中に直径１０μｍ以下の柱状晶を有する２重構造の柱状晶組織を有するＹ2Ｏ3１０％以下を含む安定化ジルコニア層を蒸着によって１００〜２００μｍの厚さに設け、ベース金属とジルコニア層との間の結合層とからなる。該結合層は重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％,Ｙ０.１〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合金からなる溶射層である。合金層は耐食性を向上させる効果も併せもつ。本鋳造材は１１５０〜１２００℃で溶体化処理後、８２０〜８８０℃で１段時効処理の熱処理が施される。
【０１２４】
第２段ノズル２５および第３段ノズル２７は重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜３％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を含有するＮｉ基超合金で構成する。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を施す。第３段ノズルに同様の拡散コーティング層を設けることができる。それぞれ内部冷却孔を有しており、リーディング側より入ってトレーリング側より外部に流出する経路にて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。本鋳造材においても同様の熱処理が施される。２段及び３段ノズルは各中心が各ブレード間のほぼ中心位置に配置される。
【０１２５】
本実施例ではタービンディスク４１，４２，４３に重量で、Ｃ０.０３〜０.１％，Ｃｒ１２〜１８％，Ｔｉ１.２〜２.２％，Ｆｅ３０％〜４０％，Ｎｂ２.５ 〜３.５％及びＢ０.００２〜０.０１％を有するＮｉ基鍛造合金又はＣ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１〜０.４％，Ｃｒ９〜１２％，Ｍｏ1.5 〜３.０ ％，Ｖ０.１〜０.３５％，Ｎｂ０.０３〜０.１５％を含む全マルテンサイト鋼の鍛造材を用いることができる。これらのＮｉ基鍛造合金，マルテンサイト鋼は、４５０℃，１０5ｈクリープ破断強度が５０kgf／mm2 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満足する。
【０１２６】
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。
【０１２７】
使用燃料として、天然ガス，軽油が使用される。
【０１２８】
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℃であり、発電効率がＬＨＶ表示で３７％以上の発電用ガスタービンが達成できる。
【０１２９】
初段タービンノズルは、外側サイドウォールと内側サイドウォール間にベーン３６が一体に形成され、一端が丸みを帯びた三ケ月状で内部に冷却用水蒸気が流入及び流出するように空洞の薄肉材によって構成され、ベーン部分には冷却空気が外周側のサイドウォール側から流入し再び外周側サイドウォール側に戻るように冷却孔が複数設けられている。３０は中心線である。
【０１３０】
初段タービンブレードは翼部，プラットフォーム，シャンク，シールフィン及びダブティルによって構成される。翼部は上流側で一端が丸みを帯びた三ケ月状に形成され、更に内部に冷却孔が複数設けられ、冷却通路がダブティルより流入し、ダブティルに戻る経路を有している。本実施例における単結晶鋳物は翼部側よりプラットフォーム，シャンク及びダブティルへと順次凝固させることによって得られ、プラットフォーム及びシールフィンは翼部からほぼ直角に水平に伸びているので、これらの部分にはこれらの鋳型の各々に対してそれらの先端部に翼部の途中からバイパスさせた鋳型によって橋わたしてそれらの先端部と鋳型本体とが同時に凝固させるように本体鋳型とバイパス鋳型との組合せによってより大型で複雑な形状の単結晶ブレードを得ることができるようにした。シールフィンの先端はほぼ直角に伸びた形状を有し、燃焼ガスのもれを防ぐものである。
【０１３１】
第２段ノズルの本実施例における全体構造は初段ノズルとほぼ同じであり、本実施例においては２個のベーンを有するもので、冷却空気による冷却構造を有するものである。その冷却構造は外側サイドウォールより入り、内側サイドウォール側より流出させるとともに、ベーンの下流側のトレーリングエッジより流出する冷却孔がベーン先端に設けられている。ベーンの内部は空洞になっており、ベーンは０.５ 〜３mmの厚さの薄肉部材によって構成される。本実施例では２個のベーンを持つが、１個〜３個のいずれでも可能である。
【０１３２】
第２段ブレードの全体構造はほぼ初段ブレードと同じであるが、冷却用水蒸気はダブティル側から流入し、ダブティルに戻って外部に流出するように内部に複数の通路冷却孔がストレートに設けられている。ダブティルには初段と同様に冷媒の漏洩を防止するように突起が設けられる。
【０１３３】
第３段ノズルは第２段の全体構造とほぼ同じであり、外周側サイドウォールより冷却用空気が流入し、厚さ０.５ 〜３mm程度の薄肉部材からなるベーンの内部を通って燃焼ガス下流側のトレーリングエッジより流出する構造を有する。本実施例においては２個のベーンがサイドウォール間に一体に形成されたものであるが、１個のノズルは１，２又は３個のベーンのいずれでも可能である。
【０１３４】
第３段ブレードは翼部は中実となっており、冷却孔は設けられていないものである。
【０１３５】
初段から第３段ブレードのいずれもシャンクはいずれもプラットフォームの翼部の形成面の端部及びダブティルの上端より凹んで形成される。
【０１３６】
初段ブレードにおいては、冷却孔用の中空構造を有する中子の周囲に製品形状と同じワックス模型が形成される。さらにその外層に後述の鋳物砂によるコーティング層を形成後、脱ろう及び焼成を行いこれを鋳型とした。次に、真空一方向凝固炉中で前述の組成のマスターインゴットを上記鋳型中に鋳込み、引き下げ速度５〜３０cm／ｈでスタータ部より翼部，プラットフォーム，シャンク部及びダブティルへと順次一方向凝固させ、セレクターを用いた単結晶鋳造物とした。続いて、中子をアルカリで除去し、スターター部，セレクター及び伸び湯部等を切断し、ガスタービンブレードを得た。このブレードの全長は２２０mmである。
【０１３７】
２段及び３段ガスタービンブレードは一方向凝固柱状晶鋳造物からなり、同様の製法により単結晶の場合よりも速い引き下げ速度の３０〜５０cm／ｈで一方向凝固させることにより得ることができる。
【０１３８】
得られたブレードは、所定の強度を発揮させるために、非酸化雰囲気中で溶体化処理と時効処理を行い組織を制御する。
【０１３９】
本実施例における初段ノズルは冷却孔用の中空構造の中子の周囲に設けた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を浸漬し、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用いて形成される。鋳型は脱ろうした後に９００℃で焼成した。
【０１４０】
次に、この鋳型を真空炉に設けるとともに、真空溶解によってマスターインゴットを溶解し、真空中で鋳型に鋳込み、前述のブレードと同様にスタータ部より外周側サイドウォール，ベーン及び内周側サイドウォールへと順次一方向凝固し、単結晶鋳造からなるノズルとした。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 厚さを有するものである。
【０１４１】
得られたノズルは、所定の強度を発揮させるために、前述のように非酸化雰囲気中で溶体化処理と時効処理を行い組織を制御する。
【０１４２】
以下、本実施例における具体的な初段ブレード及び初段ノズルの単結晶Ｎｉ基合金の例として、重量で、Ｃｒ６〜９％，Ｃｏ０.５〜１.５％又は８ 〜１０.５％，Ｗ６〜１０.５％，Ｒｅ１〜２％又は２〜４％，Ｍｏ０.５〜１.５％ ，Ｔａ６〜１０％，Ａｌ４〜６％，Ｈｆ０.０５〜０.２％、又はこれにＮｂ１〜２％を含み、耐用温度９３０℃以上のＮｉ基単結晶合金が好ましい。
【０１４３】
本実施例における第２段及び第３段ブレードの一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金として、重量で、Ｃ０.０５〜０.１％，Ｃｒ５〜９％，Ｃｏ７〜１２％，Ｗ７〜１２％，Ｍｏ０.３〜０.７％，Ｔａ２.５〜４％，Ａｌ４.５〜６.５％，Ｔｉ0.5〜１.０％，Ｈｆ１〜２％，Ｂ０.０１〜０.０２％ ，Ｚｒ０.００５〜０.０２％、又はこれにＲｅ２〜４％を含み、耐用温度が８９０℃以上のＮｉ基鋳造合金が好ましい。
【０１４４】
本発明による発電用ガスタービンに使用される第２段及び第３段のノズルとして、重量で、Ｃ０.０６〜０.１５％，Ｃｒ２０〜２６％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｗ１〜３％又は５〜９％，Ｔａ０.５〜２％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜５％，Ｂ０.００５〜０.０１５％、又はこれにＺｒ０.０５〜０.２％を含み、１０5 時間，６kg／mm2 での耐用温度がＷ量が少ないものが８４０〜８５０℃，Ｗ量が多いものが８７０〜８９０℃である多結晶Ｎｉ基鋳造合金を用いた。
【０１４５】
本発明におけるガスタービンの初段ノズルでのガス入り口温度は１５００℃，２段ノズルのガス入り口温度は１１００℃，３段ノズルガス入り口温度は８５０℃であり、冷却を考えても初段ノズルのメタル温度は９００℃以上となる。この温度はＣｏ基合金の強度がノズル用Ｎｉ基合金の強度を凌ぐ領域となるため、初段ノズルには溶接性にも優れるＣｏ基合金が最も望ましい。一方、２段目以降のノズルのメタル温度は８００℃以下となるが、その温度域ではＣｏ基よりもノズル用Ｎｉ基の方がクリープ強度が高くなる。従って、２段目以降のノズルには多結晶Ｎｉ基合金の適用が望ましく、タービン入り口温度が１５００℃級となるガスタービンでは、初段ノズルに単結晶Ｎｉ基合金，２段目以降ノズルに多結晶 Ｎｉ基合金、となる材料構成が最適である。
【０１４６】
Ｂ．高中低圧一体型蒸気タービン
図１３に本発明に係る再熱型高中低圧一体型蒸気タービンの部分断面図を示す。
【０１４７】
本発明に係る蒸気タービンは再熱型で高低圧一体型のロータシャフト６３に植設されたブレード６４を高圧部６段，中圧部４段，低圧部４段の１４段備えている。他の蒸気タービンにおいては高圧部７段，中圧部６段及び低圧部５段の１８段備えたものも同様の構造である。高圧部と中圧部には内部ケーシングが設けられる。高圧蒸気は蒸気のコントロールバルブ５５を通って蒸気入口１２１より前述の如く５３８℃，１６９atg の高温高圧側に流入する。蒸気は入口より左側方向に流れ、高圧蒸気出口１２２より出て、再び５３８℃に加熱されて再熱蒸気入口１２３より中圧タービン部に送られる。中圧タービン部に入った蒸気は低圧タービン部へと送られるとともに低圧蒸気入口１２４からも蒸気が送られる。そして蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって最終段のブレード６４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６３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。高低圧一体型ロータシャフト６３のブレード６４の植込み部はディスク状になっており、高低圧一体型ロータシャフト６３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。蒸気入口に対し高圧側のブレード６４は５段以上の６段あり、２段以降同じ間隔で配置され、初段と２段との間隔は２段以降の間隔の１.５〜２.０倍であり、更にブレード植込部の軸方向の幅は初段が最も厚く、２段目より最終段にかけて段階的に徐々に厚く、初段の厚さは２段目の厚さの２〜２.６ 倍である。
【０１４８】
蒸気入口に対して中圧側のブレード６４は４段あり、ブレード植込部の軸方向の幅は初段と最終段が同等の厚さで最も厚く、２段及び３段目と下流側に向って大きくなる。低圧部は４段で、ブレード植込部の軸方向の幅は最終段の厚さはその直前の厚さの２.７〜３.３倍、最終段の直前の厚さはその直前の厚さの１.１〜 １.３ 倍である。中圧部の初段から４段目までのブレードの中心間の間隔はほぼ同じ間隔であり、低圧部は初段以降最終段にかけて間隔が大きくなり、各段の間隔の前段の間隔に対する比が下流側で大きくなっており、更に初段の間隔が前段の間隔に対する比が１.１〜１.２倍及び最終段と前段との間隔の前段における間隔に対する比が１.５〜１.７倍である。
【０１４９】
ブレードの長さは中圧・低圧側が初段から最終段にかけて徐々に大きくなり、各段の前段に対する長さは１.２〜２.１倍有し、５段目まで１.２〜１.３５倍で長くなり、低圧部２段目が１.５〜１.７倍、３段及び４段が各々１.９〜２.１倍である。
【０１５０】
本実施例における各段の長さは中圧部より２.５″，３″，４″,５″,６.３″，１０″，２０.７″及び４０″である。
【０１５１】
(1）ロータシャフト
表７は本発明に係る高中低圧一体型蒸気タービンロータとして、重量で、Ｃ０.２〜０.３２％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５〜０.３５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ１.５〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３５％ を含み、又更にこれにＷ０.５％以下，Ｎｂ０.２％以下，Ｔｉ０.１％以下 ，Ｂ0.01％以下，Ｃａ０.０１％以下，Ｌａ０.０１％以下，Ａｌ０.０１％以下，Ｔａ0.1％以下，Ｚｒ０.１％ 以下の１種以上が好ましく、Ｗ，Ｎｂ，Ｔｉ以外の成分は合計で０.１５％ 以下が好ましい。具体的な試料の化学組成を示す。試料は真空高周波溶解炉で溶解・造塊し、温度８５０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。これら試料は、高中低圧一体型蒸気タービンロータシャフト中心部の条件をシュミレートして、９５０℃に加熱しオーステナイト化した後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入した。ついで、６６５℃×４０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発明に係るＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相を含まず、全ベーナイト組織であった。
【０１５２】
【表７】
【０１５３】
本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は９００〜１０００℃が好ましい。焼戻し温度は６３０℃〜７００℃が好ましい。
【０１５４】
表８は引張，衝撃及びクリープ破断試験結果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度はラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０5ｈ 強度で示した。表から明らかなように本発明に係る材料は、室温の引張強さが８８kg／mm2 以上，０.２％ 耐力７０kg／mm2 以上，ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギーが加熱前後でいずれも２.５kg−ｍ 以上及びクリープ破断強度が約１１kg／mm2 以上と高く、高中低圧一体型タービンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３３.５ インチ長翼を植設するタービンロータ材としては約１５kg／mm2 以上の強度を有するものがよい。
【０１５５】
【表８】
【０１５６】
本発明に係るＮo.１〜１０のＦＡＴＴは、脆化処理前後とも３８℃で、脆化しないことも確認された。
【０１５７】
Ｎo.５〜Ｎo.１０は、それぞれ、希土類元素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ， Ｔａ及びＡｌ添加材であるが、これらの元素添加により靭性が向上する。特に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌａ−ＣｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向上効果のあることを確認している。
【０１５８】
また、Ｏ2 を１００ppm 以下にすることにより約１２kg／mm2 以上の高い強度が得られ、特に８０ppm 以下で１５kg／mm2 以上で、更に４０ppm 以下で１８kg／mm2 以上の高いクリープ破断強度が得られる。
【０１５９】
５３８℃，１０5 時間クリープ破断強度は、Ｎｉ量が増加するにつれて低下傾向を示し、特に、Ｎｉ量が２％以下では約１１kg／mm2 以上の強度を示す。特に、１.９％ 以下では１２kg／mm2 以上の強度を有する。
【０１６０】
５００℃，３０００時間加熱後の衝撃値とＮｉ量との関係を示す線図から （Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下又はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下のものはＮｉ量の増加によって高い衝撃値が得られるが、比較のＮo.２２〜Ｎo.２４の（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ を越えるもの又はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２ を越えるものは２.４kg−ｍ 以下の低い値であり、Ｎｉ量が高くてもあまり関係しない。Ｍｎ量が０.２％ 以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.２５ 以下できわめて高い衝撃値を有する。従って、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下、（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８以下で２.５kg−ｍ以上の高い衝撃値を示す。
【０１６１】
加熱脆化後の衝撃値とＮｉ量１.６〜１.９％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量との関係を調べた結果、特定のＮｉ量において衝撃値に及ぼすＭｎ又はＳｉ＋Ｍｎの影響がきわめて大きく、Ｍｎ量が０.２％ 以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.０７〜０.２５ できわめて高い衝撃値を有することがわかった。
【０１６２】
Ｎｉ量が１.５２〜２.０％を含むものはＭｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ比が０.０４〜０.１８で２.５kg−ｍ 以上の高い衝撃値を示すことが分った。
【０１６３】
本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は８７０〜１０００℃にする必要がある。８７０℃未満では高い靭性が得られるもので、クリープ破断強度が低くなってしまう。１０００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られるものの、靭性が低くなってしまう。焼戻し温度は６１０℃〜７００℃にする必要がある。６１０℃未満では高い靭性が得られず、７００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られない。
【０１６４】
引張，衝撃及び切欠クリープ破断試験結果から、靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度はラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０5ｈ 強度で示した。表から明らかなように本発明材は、室温の引張強さが８８kg／mm2 以上，０.２％耐力７０kg／mm2以上， ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギーが加熱前後でいずれも２.５kg−ｍ 以上及びクリープ破断強度が約１２kg／mm2 以上と高く、高中低圧一体型タービンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３３.５ インチ長翼を植設するタービンロータ材としては約１５kg／mm2 以上の強度を有するものがよい。
【０１６５】
更に、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１.２５以上及び(Ｃｒ／Ｍｏ)比が１.１以上、又は(Ｃｒ／Ｍｏ)比が１.４５以上、及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１.１１×（Ｎｉ／Ｍｏ)＋２.７８〕によって求められる値以上とすることにより全体を同じ熱処理とすることにより５３８℃，１０5 時間クリープ破断強度が１２kg／mm2 以上の高い強度が得られる。
【０１６６】
本発明に係る高中低圧一体型ロータシャフト３は表９に示す合金組成の鍛鋼をアーク溶解炉にて溶解後、取鍋に注湯し、次いで取鍋の下部よりＡｒガスを吹き込み真空精錬して、造塊した。次いで、９００〜１１５０℃で最大直径１.７ｍ,長さ約８ｍに鍛造し、高圧側１６を９５０℃，１０時間，中圧・低圧側を８８０℃，１０時間加熱保持した後、中心部で約１００℃／ｈとなるようにシャフトを回転しながら水噴霧冷却又は水中に浸漬させて行った。次いで高圧側を６５０℃で４０時間，中圧・低圧側を６２５℃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，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。表１０は試験結果を示すものである。
【０１６７】
【表９】
【０１６８】
【表１０】
【０１６９】
高圧部の動翼部及び静翼部における直径は各段において同一であり、中圧部から低圧部においては動翼部では徐々に直径が大きくなり、中圧部初段から４段までは静翼部での直径は同じ、４段〜６段間での静翼部での直径は同じ、６段〜８段までの静翼部での直径は同じで、後段になるにつれて直径が大きくなった。
【０１７０】
また、最終段の翼植込部の軸方向幅は翼部長さに対し０.３ 倍であり、0.28〜０.３５ 倍とするのが好ましい。
【０１７１】
ロータシャフトはその最終段での翼部直径が最も大きく、その直径は翼部長さの１.７２ 倍であり、１.６０〜１.８５倍とするのが好ましい。
【０１７２】
更に、軸受間長さは最終段ブレードにおける翼部先端間の直径に対して1.65倍であり、１.５５〜１.７５倍とするのが好ましい。
【０１７３】
本実施例では発電機により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。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り０.５２ｍ である。
【０１７４】
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。
【０１７５】
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１.７１ である。
【０１７６】
本実施例は蒸気温度５６６℃に対しても適用でき、その圧力を１２１，１６９及び２２４atg とする場合にも適用できる。
【０１７７】
さらに、３０インチ以上の長翼を取付ける高中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１５kg／mm2 以上、低圧側の脆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）以上が好ましい。
ロータシャフトの焼入れ方法として、以下の方法によって行うことができる。
（イ）タービンロータ素体を１８段の蒸気タービンにおいては高圧部および中圧部に相当する部分又は１４段の蒸気タービンにおいては高圧部を９７０℃、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０℃に加熱し、その後、実体のタービンロータ素体を噴水又は水中冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの冷却速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加熱・均一冷却）。
【０１７８】
（ロ）タービンロータ素体を（イ）と同様に高圧部および中圧部に相当する部分又は高圧部を９７０℃、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０℃に加熱し、さらに、高・中圧部に相当する部分又は高圧部を、実体のタービンロータ素体を強制空冷した場合の中心部冷却速度を想定した２５℃／ｈの冷却速度で冷却し、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を、噴水冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの冷却速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加熱・偏差冷却）。各素体は、焼入れの冷却として水槽の中に浸漬させるとともに水を撹拌させる方法によって行うこともでき、その焼入れ後に、６５０℃で２０時間の焼戻しを施す。
【０１７９】
熱処理後の供試鋼の材料試験結果から本発明法によれば、従来法に比べて、高圧部では高温クリープ強度が向上し、低圧部では靭性が向上している。また、本発明法中では、偏差加熱・偏差冷却及び均一加熱・偏差冷却より偏差加熱・均一冷却による方法が顕著な効果が得られる。
【０１８０】
(2）ブレード
高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２０〜０.３０％，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。
【０１８１】
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。
【０１８２】
最終段として、６０サイクルに対して翼部長さ３５インチでは、一周で約９０本あり、重量でＣ０.０８〜０.１８％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０.２５％ 以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２.０〜３.５％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜0.35 ％,Ｎ０.０２〜０.１０％,Ｎｂ及びＴａの一種以上を合計量で０.０２〜０.２０％を含むマルテンサイト鋼の鍛造によって構成した。特に、本実施例では実施例１の表１のＮo.２の合金を用いた。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、リーデングエッヂ部に設けられる。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、 ５０サイクルには４３インチ以上の翼部長さのものが同様のマルテンサイト鋼の鍛造材が用いられる。
【０１８３】
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。
【０１８４】
高低圧一体型蒸気タービン用長翼材として、重量で、Ｃ０.１２〜０.１５％，Ｓｉ０.０４〜０.１５％，Ｍｎ０.１〜０.３５％，Ｃｒ１１〜１２％,Ｎｉ２.５〜３.０％，Ｍｏ２.０〜３.５％，Ｖ０.２５〜０.３０％,Ｎｂ０.０８〜０.１２％，Ｎ０.０８〜０.１２％を含む試料真空高周波溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し(１次焼戻し)、更に５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼戻し）。
【０１８５】
蒸気タービン用長翼材として要求される引張強さ１１９〜１４０kgｆ／mm2 及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm2 以上）を十分満足することが確認された。
【０１８６】
焼入れ温度は９７５〜１１２５℃，１ｈ焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５６０〜５９０℃で行ったものは、３０００rpm に対し４３インチ以上，３６００rpm に対し３５インチ以上の長翼材として要求される特性 （引張強さ≧１２８.５kgｆ／mm2，２０℃ノッチシャルピー衝撃値≧４kgｆ−ｍ／cm2）を、満足することが確認された。
【０１８７】
本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎｂ量が０.１８〜０.３５％で（Ｎｂ／Ｃ）比が０.４５〜１.００、（Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好ましい。Ｃ＋Ｎｂ量は０.１９〜０.２９％，より０.２１〜０.２７％又はＣ＋Ｖ／２＋Ｎｂ量は０.３３〜０.４３％，より０.３５〜０.４１％が好ましい。
【０１８８】
全試料とも全焼戻しマルテンサイト組織を有し、各試料の平均結晶粒径は粒度番号（ＧＳＮo.）で５.５〜６.０である。また、(Ｎｂ／Ｃ）比は０.５〜１.０,（Ｎｂ／Ｎ）比は１.３〜２.０が好ましい。更に、(Ｍｎ／Ｎｉ）比は０.１１以下，より０.０４〜０.１０が好ましい。
【０１８９】
０.２％ 耐力と引張強さとの関係を示す線図から本発明に係る材料は特に、 ０.２％ 耐力（ｙ）が３６.０ に引張強さ（ｘ）を０.５ 倍した値を加えた値以上とするものが好ましい。０.２％ 耐力と０.０２％ 耐力との関係を示す線図から本発明に係る材料は特に０.２％耐力（ｙ）が５８.４に０.０２％ 耐力（ｘ）を０.５４ 倍した値を加えた値以上とするものが好ましい。
【０１９０】
翼部長さが１０９２mm（４３″）である最終段ブレードは、高速蒸気が突き当たる翼部，ロータシャフトへの植込部，翼の遠心力を支えるためのピンを挿入するピン穴，蒸気中の水滴によるエロージョンを防止するためのエロージョンシールド（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合），先端部に設けられたコンティニアスカバーを有する。本実施例においては全体一体の鍛造後に切削加工によって形成されたものである。尚、カバーは機械的に一体に形成することもできる。４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は実施例１に示した条件(焼入：１０５０℃，１次焼戻し：５６０℃，２次焼戻し：５８０℃)で行った。表７のＮo.７はこの長翼材の化学組成（重量％）を示す。この長翼の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。
【０１９１】
表１１は３０００rpm ，４３″長翼の機械的性質として、要求される室温引張及び２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値を示し、本実施例のものは十分満足することが確認された。
【０１９２】
本実施例におけるエロージョンシールドは、重量で、Ｃ１.０％，Ｓｉ０.６％，Ｍｎ０.６％，Ｃｒ２８％，Ｗ１.０％，残Ｃｏからなるステライト合金を電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によって接合した。エロージョンシールドは表と裏側との２個所で溶接される。コンティニュアスカバーは翼部に一体に設けられる。
【０１９３】
【表１１】
【０１９４】
(3）静翼７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。
【０１９５】
(4）ケーシングには、内部ケーシングと外部ケーシングがあり、内部ケーシングは重量でＣ０.１５〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下、Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，Ｔｉ０.１％ 以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。
【０１９６】
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６２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０.５２ｍ である。
【０１９７】
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。
【０１９８】
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１.７１ である。
【０１９９】
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。
【０２００】
本実施例の水蒸気冷却に代えてクローズド空気冷却方式を有する空気圧縮型３段タービンとすることができる。
【０２０１】
（実施例４）
図１４は実施例２及び３のガスタービンにおいて、圧縮機の空気取入口の吸気ダクトに水噴霧するガスタービンの構成図である。
【０２０２】
本実施例のガスタービンは、図１４に示すように、気体を圧縮して吐出する圧縮機２０１，圧縮機により圧縮された気体が供給される燃焼器２０５，燃焼器 ２０５の燃焼ガスにより駆動されるタービン２０２，タービン２０２軸に連結されている発電機２０３，発電機２０３により生じた電気を送電する送電端２０４を備える。ガスタービンからの排ガス２０７は、スタック２０８より大気中に排出される。
【０２０３】
以降の実施例では圧縮機２０１に供給される気体が空気である場合を示す。
【０２０４】
圧縮機２０１は、圧縮機２０１に供給する吸気２０６を取り込む吸気室２１０が連結されている。また、吸気室２１０の上流側には、ルーバ２０９が配置されているのが一般的である。ルーバ２０９は圧縮機側（後流側）に空気フィルタを配置する。ルーバ２０９の位置のすぐ後ろに空気フィルタを設けているので記載を省略する。
【０２０５】
図１４では、ルーバ２０９が吸気室の上流側に配置された形態を記載したが、空気フィルタが吸気室の途中にある場合は、本実施例において吸気室２１０は、空気フィルタより下流側の圧縮機入口までの吸気流路を示す。
【０２０６】
図１４では、圧縮機２０１，タービン２０２，発電機２０３が同軸上に連結されているが、圧縮機２０１がタービン２０２とは別軸になっていてもよい。
【０２０７】
また、Ｔ１は圧縮機１に入る前の吸気温度２２０、Ｔ２は圧縮機出口空気温度２２１、Ｔ３は燃焼温度２２２、Ｔ４はタービン２０２から排出された排気温度２２３を示す。
【０２０８】
さらに、吸気室２１０内に微細液滴を噴出する噴霧装置を備える。例えば噴霧ノズル２１１が配置される。噴出される液滴のZautor平均粒径(Ｓ.Ｍ.Ｄ)は、例えば約１０μｍ程度である。噴霧ノズル２１１には給水手段２１３が接続されている。噴霧ノズル２１１が、このような微細な液滴を得るための微粒化手段を備えている場合には給水手段２１３のみが接続されてもよいが、噴霧ノズル２１１に加えて、微粒化手段を備えるようにしてもよい。他に微粒化手段を備えた構成を第２実施例において詳述する。
【０２０９】
給水手段２１３は、流量を調整する調節弁２１５，給水ポンプ２１６，給水タンク２１７，給水タンク２１７に給水する給水装置２１８を有している。
【０２１０】
調節弁２１５は発電機２０３の出力に基づく信号と負荷指令信号Ｐｄ２２５とが加算部を経て、調節弁２１５等の開度信号やその他の指令を出力する関数発生器２２４に電気的に接続されている。例えば信号ケーブル２２６等により連絡されている。場合によっては、負荷要求信号２２５が直接関数発生器２２４に導入されるようにしてもよい。
【０２１１】
吸気２０６は、ルーバ２０９を通過して吸気室２１０に至り、給水タンク217の水が所定の開度の調節弁２１５を通り、給水手段２１３を経て噴霧ノズル211から微細液滴が噴出される。微細液滴を噴出するのに給気手段２１２からの給気が必要な場合は、併せて調節弁２１４を所定の開度にして噴霧液滴の粒径を調整する。吸気２０６は液滴を含んで噴霧流を形成し、一部蒸発して吸気を冷却したのち圧縮機２０１に流入する。吸気に含まれる液滴は、圧縮機２０１の内部で気化し、圧縮空気を冷却する。
【０２１２】
圧縮機２０１出口の空気温度Ｔ２２１は、水噴霧し圧縮機２０１内で水滴気化させた場合２２８の方が、水滴を混入しない場合２２７よりも低下する。圧縮機内においても連続的に低下している。
【０２１３】
圧縮機２０１内で液滴が実質的に気化した後、圧縮空気は燃焼器２０５で燃料と混合して燃焼し、高温高圧のガスとなってタービン２０２に流入し仕事をする。発電機２０３で機械エネルギーが電気エネルギーに変換され、送電端２０４に給電される。仕事を終えた排ガス２０７は、排熱回収ボイラ２３０の中の熱交換器２３１を経てスタック２０８から大気に放出される。
【０２１４】
本実施例により以下の理由から出力向上を得ることができると共に、熱効率を向上できる。
【０２１５】
１）圧縮機２０１に導入される吸気室２１０内での、等湿球温度線上での吸気の冷却、２)圧縮機２０１内に導入された液滴の気化による内部ガスの冷却、３)圧縮機２０１内での気化量に相当するタービン２０２と圧縮機２０１を通過する作動流体量の差、４）定圧比熱の大きい水蒸気の混入による混合気の低圧比熱の増大、等である。
【０２１６】
噴霧ノズル２１１は吸気流路の所定の想定断面に、多数配置される。例えば、吸気の流れ方向に対してほぼ垂直面に配置される。隣接する噴霧ノズル２１１の間隔は、前記吸気流路の断面の縦方向に対して均等間隔になるように配置する。また、前記吸気流路の断面の横方向に対して均等間隔になるように配置する。全体としては、吸気流路を構成する吸気室の壁面近傍を除く領域に多数配置されることができる。これにより、圧縮機入口に搬入される吸気に水滴を均一に分散することができる。
【０２１７】
また、噴霧ノズルを備えた従来の吸気の冷却装置では、噴霧した液のうちほとんどを回収する回収装置及び再度噴霧ノズル２１１に供給する大規模な循環系統を有しないものである。
【０２１８】
前記噴霧ノズル２１１は、ルーバ２０９の空気フィルタより下流側に位置する。これにより、当該液滴を吸気の流れに乗せて安定して圧縮機２０１に供給することができる。上流側に液滴を供給してルーバ２０９の空気フィルタに水滴が付着したり、目づまりをおこす可能性を抑制できるからである。
【０２１９】
また、前記噴霧ノズル２１１は、吸気室２１０内を流れる際の気化量等を考慮して圧縮機２０１の入口から距離を置いて配置することが好ましい。圧縮機201の入口にいわゆるＩＧＶが配置される場合はその上流にある。尚、サイレンサ等が備えられている場合は、当該噴霧ノズルはサイレンサ等の下流側に位置している。
【０２２０】
一方、吸気室のなかで圧縮機２０１と吸気室２１０の境界近傍に噴霧ノズル２１１を配置する際は、微細な液滴を噴霧できる場合等に、圧縮機内に入る液滴の粒径の把握が容易となり、より初段側から液滴の気化を起こすことができる。
図１５は、本発明を具備したガスタービンの詳細構造図を示す。噴霧ノズル２１１により吸気中に噴出された噴霧液滴は、気流に乗って圧縮機入口から流入する。吸気室を流れる吸気の平均空気流速は例えば２０ｍ／ｓである。液滴237は、流線に沿って圧縮機２０１の翼間を移動する。圧縮機内では断熱圧縮により吸気は加熱され、この熱で液滴は表面から気化しながら粒径を減少しつつ後段翼側へ輸送される。この過程で、気化に必要な気化潜熱は、圧縮機内の空気から賄われるために圧縮機内の空気の温度は本発明を適用しない場合よりも低下する。液滴は粒径が大きいと圧縮機２０１の翼やケーシングに衝突し、メタルから熱を得て気化することになるので作動流体の減温効果が阻害されるおそれがある。このため、このような観点からは、液滴の粒径は小さい方が好ましい。
【０２２１】
噴霧液滴には粒経の分布が存在する。圧縮機２０１の翼やケーシングに衝突することを抑制することや、翼のエロージョンを防止するという観点から、噴霧される液滴は主に５０μｍ以下の粒径になるようにする。翼に作用する影響をより少なくする観点からは、最大粒径で５０μｍ以下にすることが好ましい。
【０２２２】
更に、粒径が小さい方が流入空気中に液滴をより均一に分布させることができ、圧縮機内の温度分布が生じることを抑制する観点から、Sautor平均粒径（Ｓ.Ｄ.Ｍ)で３０μｍ以下にすることが好ましい。噴霧ノズルから噴出される液滴は粒度の分布があることから前記最大粒径では計測が容易ではないので、実用上は前述のようにSautor平均粒径（Ｓ.Ｄ.Ｍ）で測定したものを適応できる。尚、粒径は小さい方が好ましいが、小さい粒径の液滴を作る噴霧ノズルは高精度な製作技術が要求されるので、技術的に小さくできる下限までが、前記粒径の実用範囲となる。よって、係る観点からは、例えば、前記主な粒径，最大粒径、或いは平均粒径がそれぞれ１μｍが下限となる。又、細粒径の液滴になる程製造するためのエネルギーが大きくなることが多いので、液滴製造のための使用エネルギーを考慮して前記下限を定めてもよい。大気中に浮遊し落下し難い程度の大きさにすると、一般に、接触表面の状態も良い。
【０２２３】
液滴が気化することにより作動流体の重量流量が増加する。圧縮機内で気化が完了すると、圧縮機２０１内の気体はさらに断熱圧縮を受ける。その際水蒸気の定圧比熱は圧縮機内の代表的な温度(３００℃)付近では、空気の約２倍の値を有するので、熱容量的には空気換算で、気化する水滴の重量の約２倍の空気が作動流体として増したのと等価な効果がある。すなわち圧縮機の出口空気温度Ｔ２′低下に効果（昇温仰制効果）がある。このようにして圧縮機内での水滴の気化により圧縮機出口の空気温度が低下する作用が生じる。圧縮機の動力は、圧縮機出入口の空気のエンタルピの差に等しく空気エンタルピは温度に比例するので、圧縮機出口の空気温度が下がると、圧縮機の所要動力を低減することができる。
【０２２４】
圧縮機で加圧された作動流体（空気）は、燃焼器で燃料の燃焼により昇温された後タービンに流入して膨張仕事を行う。この仕事はタービンの軸出力と呼ばれタービンの出入口空気のエンタルピ差に等しい。燃料の投入量は、タービン入口のガス温度が所定の温度を越えない様に制御される。例えば、タービン出口の排ガス温度と圧縮機出口の圧力Ｐcdの実測値からタービン入口温度が計算され、計算値が本発明適用前の値と等しくなる様に燃焼機２０５への燃料流量が制御される。このような燃焼温度一定制御が行われると、先に述べた様に、圧縮機出口のガス温度Ｔ２′が低下している分だけ燃料投入量が増すことになる。また、燃焼温度が不変かつ水噴霧の重量割合が吸気の数パーセント程度であれば、タービン入口部の圧力と圧縮機出口圧力は噴霧の前後で近似的に変わらないので、タービン出口のガス温度Ｔ４も変化しない。よって、タービンの軸出力は噴霧の前後で変化しないことになる。一方、ガスタービンの正味出力は、タービンの軸出力から圧縮機の動力を差し引いたものであるから、結局、本発明を適用することで圧縮機の動力が低減した分だけガスタービンの正味出力を増すことができる。
【０２２５】
比出力の大きさは、本実施例のように圧縮機の吸気室で前述の微細水滴を噴霧して圧縮機入口から水滴を導入させたもの、特開平6−10702号公報に開示のような中間冷却サイクル，通常のブレイトンサイクルの順である。特に、中間冷却サイクルとの相違は、本発明が、圧縮機内に導入された水滴が、圧縮機入口部から連続的に気化することに由来しており、サイクルの形状に現れている。
【０２２６】
中間冷却サイクルの熱効率は、ブレイトンサイクルに劣るのに対し、先に示したように本実施例はブレイトンサイクルに優るので、本発明は中間冷却サイクルよりも熱効率が高い。
【０２２７】
一般に、圧縮機２０１内での噴霧液滴の気化する位置が圧縮機２０１の入口に近いほど、圧縮機２０１出口の空気温度が下がり、出力増，効率向上の点から有利である。したがって、吸気２０６に噴霧を混合する方法では、噴霧粒径は小さいほど効果的である。なぜなら、噴霧が圧縮機２０１流入後速やかに気化するからである。また、噴霧液滴が気中に浮遊し、吸気に同伴して圧縮機にスムーズに導入される。
【０２２８】
よって、噴霧ノズル２１１により噴出される液滴は、圧縮機２０１出口までに実質的全量が気化してしまう程度の大きさであることが好ましい。現実的には、１００％より低いが前記構成によって達成できる上限まででよい。実用上は圧縮機出口で９０％以上気化していればよい。
【０２２９】
例えば、圧縮機２０１の出口圧力Ｐcdが０.８４ＭＰａ のとき、外気条件から推定した圧縮機２０１の出口の絶対湿度とＥＧＶ位置での絶対湿度の測定値の相関を考慮して気化割合を算出すると、前記液滴は圧縮機出口までに９５％以上気化していた。
【０２３０】
空気が圧縮機内を通過する時間はわずかであり、この間に液滴を良好に気化させ、気化効率を高める観点からは、Sautor平均粒径（Ｓ.Ｄ.Ｍ）で３０μｍ以下が望ましい。
【０２３１】
尚、小さい粒径の液滴を作る噴霧ノズルは高精度な製作技術が要求されるので、技術的に小さくできる下限までが、前記粒径の下限となる。例えば、１μｍである。液滴が大きすぎると、圧縮機で液滴の良好な気化をし難くなるからである。
【０２３２】
液滴の導入量は温度及び湿度又は、出力増加の程度により調整することができる。噴霧した液滴が噴霧箇所から圧縮機入口までの間で気化する量を考慮して、吸気重量流量の０.２ｗｔ％ 以上導入することができる。上限は、圧縮機の機能を良好に維持できる程度にする観点から５ｗｔ％が好ましい。
【０２３３】
夏期等や乾燥条件等を考慮して調整できるが、より出力増加等を図るために ０.８ｗｔ％ 以上５ｗｔ％以下導入することもできる。
【０２３４】
圧縮機入口に導入される空気温度を低下させるために単に導入空気に液滴（例えば、１００〜１５０μｍ等）を噴霧し、噴霧後水を回収し再度噴霧に利用するタイプの従来の液滴噴霧手段と比べ、本実施例では、少量の液滴を噴霧することで足りる。
【０２３５】
噴霧水の消費量は、夏期高温時に低下した出力を定格値まで回復する場合が最大使用量となる。噴霧生成の際に空気を供給する場合の加圧空気消費量は、消費動力として無視できず、目安として消費水量以下が望ましい。したがって、粒径条件さえ満足するなら前記粒径の液滴をつくるために給気のない方が経済的である。
【０２３６】
本実施例により、外気温に応じて噴霧流量を調節することにより、年間を通じて出力変動の少ない発電プラントを提供できる。例えば、圧縮機に導入される空気温度が低い時より高いときの方が噴霧流量を増加するよう調節弁２１５の開度を調節する。
【０２３７】
また、等燃焼温度運転時に、前記液滴を供給するよう運転することが好ましい。これにより、効率を向上させると共に、出力を向上できる。
【０２３８】
また、発電を旨としないガスタービン，ガスタービンの駆動によるトルクを得るためのガスタービンにおいては、燃焼温度を下げてタービン軸出力を低下できる。特に、部分負荷運転時に本実施例を適応して、燃料を節約することができる。
【０２３９】
又、燃焼温度を上昇させなくとも出力を向上できるので、寿命の長いガスタービンを提供することもできる。
【０２４０】
また、本実施例により、圧縮機内のガスを冷却できる。よって、これを活用してガスタービンの翼の冷却に圧縮機抽気を用いる場合は、冷却用の抽気量を低減できる。また、こうすることでガスタービン内の作動流体量をより多くできるので、高効率，増出力を期待できる。
【０２４１】
図１４において、要求負荷信号Ｐｄ２２５を定格値に設定して、噴霧流量を自動制御するようにすることもできる。
【０２４２】
次に、ガスタービンの運転方法と制御について述べる。
【０２４３】
ガスタービン出力を増加する際は、噴霧ノズル２１１からの噴霧液量を増加させる工程と前記燃焼器に供給される燃料量を増加させる。また、ガスタービン出力を減少する際に、前記噴霧液量を減少させ、前記燃焼器に供給される燃料量を減少させる。
【０２４４】
ガスタービン出力を増加する際は、前記噴霧液量を増加させた後に前記燃焼器に供給される燃料量を増加させる。反対に、ガスタービン出力を減少する際は、前記噴霧ノズル２１１からの噴霧液量を減少させる前に前記燃焼器に供給される燃料量を減少させる。
【０２４５】
燃焼温度を一定の運用を行うベースロードの場合の運転制御は以下のようにすることができる。負荷要求信号２２５を基にした目標出力に対応するよう噴霧水量を演算して関数発生器２２４から調節弁２１５に開度を増加する指令がでる。所定の量の水が調節弁２１５を介して噴霧ノズル２１１に導かれ噴霧されると共に所定の粒径を得るために必要な圧縮空気量を演算して関数発生器から調節弁
２１４に開度を増加する指令がでて、所定の圧縮空気が調節弁２１４を介して噴霧ノズル２１１に導かれる。この間燃料流量は一定としておく。次に、排気温度制御に移行して、燃焼温度（推定値を用いることもできる）が目標値に等しくなるように燃料流量を増す。
【０２４６】
運転中の排気温度目標値を与える排気温度制御線は、圧縮機吐出圧力Ｐcdと噴霧量の関数で表現されたものでも良いし、噴霧無しの場合の通常の制御線でもよい。あるいは通常の制御線から推定される目標排気温度に適当なバイアスを加えたものを用いることもできる。
【０２４７】
また、本実施例においては、前述の如く高強度で耐食性の優れた圧縮機用ブレードを用いているので、水噴霧に伴う腐食に対して全く問題なく長期にわたって優れた効果が得られることは明らかである。
【０２４８】
【発明の効果】
本発明によれば、高強度・高耐食性でかつ低温脆化を抑制したマルテンサイト系ステンレス鋼が得られ、信頼性の高いガスタービン圧縮機用ブレードが得られ、より高温でのガスタービンが達成できるとともに、蒸気タービンとともにより、熱効率の高いコンバインド発電が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】０.２％ 耐力と引張強さとの関係を示す線図。
【図２】衝撃値と０.２％ 耐力及び引張強さとの関係を示す線図。
【図３】衝撃値と加熱時間との関係を示す線図。
【図４】加熱後の衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。
【図５】衝撃値と焼戻し温度との関係を示す線図。
【図６】腐食減量を示す棒グラフ。
【図７】本発明に係るガスタービンの全体構成図。
【図８】本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの斜視図。
【図９】本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの斜視図。
【図１０】本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの斜視図。
【図１１】本発明に係るコンバインド発電システム構成図。
【図１２】本発明に係るガスタービンの回転部断面図。
【図１３】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンの部分断面図。
【図１４】本発明に係るガスタービンの構成図。
【図１５】本発明に係るガスタービンの回転部の断面図。
【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…圧縮機用分割型ロータ、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、１１…タービンスタッキングボルト、１２…コンプレッサ用ノズル、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…植込み部、１９…ボルト、２１…タービンロータ、２２…圧縮機ロータ、２３…冷却流路、２５…水蒸気流路、４１，４２，４３…タービンディスク、４８…スペーサ、５１…初段ブレード、５２…第２段ブレード、５３…第３段ブレード、６２…軸受、６３…高中低圧一体型ロータシャフト、６４…ブレード、６７…蒸気タービン静翼、７４…内部ケーシング、７５…外部ケーシング、８０…ケーシング、８１…初段ノズル、８２…第２段ノズル、８３…第３段ノズル、２０１…圧縮機、２０２…タービン、２０３…発電機、２０４…送電端、２０５…燃焼器、206…吸気、２０７…排ガス、２０８…スタック、２０９…ルーバ、２１０…吸気室、２１１…噴霧ノズル、２１２…給気手段、２１３…給水手段、２１４，２１５…調節弁、２１６…給水ポンプ、２１７…給水タンク、２１９…冷却器、２２０…吸気温度、２２１…圧縮機出口空気温度、２２２…燃焼温度、２２３…排気温度、２２４…関数発生器、２２５…負荷要求信号、２２９…加圧器、２３０…排熱回収ボイラ、２３１…水分回収装置、２３２…熱交換器、２３５…空気冷却器、２３６…外部冷熱源、２３７…液滴、２４８…冷却手段。
【発明の属する技術分野】
本発明は、新規なガスタービン圧縮機用翼材とそれを用いた高温ガスタービン及び高強度・高耐食性かつ耐低温脆化性を有する高Ｃｒマルテンサイト系ステンレス鋼に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、ガスタービン圧縮機用動静翼には１２Ｃｒ系の高強度マルテンサイト系ステンレス鋼や、さらに低温での耐孔食性に優れたCustom450やＳＵＳ６３０ のような高Ｃｒの時効析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が用いられている。１２Ｃｒ鋼においては、後者２合金に比べてＣｒ量が低いことや、ＣｕあるいはＭｏ等の耐孔食性に有効な元素が添加されていないあるいは少ないことから、圧縮機の前段側で使用する場合、耐孔食性を付与するために適当なコーティングを施して使用している必要がある。一方、後者２合金は素材ままで優れた耐孔食性を有している反面、２５０〜４５０℃の範囲で著しい低温脆化を示すことから、後段側には使用できない。また、高速で回転する圧縮機においては、翼先端の摺動による局部的な加熱により、温度の低い前段側でも翼の一部が低温脆化温度に到達する可能性があると考えられ、これらの問題を解決するためには、高Ｃｒ鋼の低温脆化を抑制する必要がある。
【０００３】
耐孔食性に優れる高強度マルテンサイト系ステンレス鋼については特開昭57−16154号や特開平4−120249号に示されているが、これらの材料はいずれも低Ｃ，低Ｎであり、かつ焼戻し温度が低いため、初期の靭性は高いものの、前述のごとく使用中に高温に曝された場合、初期組織が不安定で容易に変化しやすく、また、低温脆化による靭性低下が懸念される。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の目的は、高強度・高耐食性を有し、かつ使用温度ならびに使用中の摺動による局部的な高温化に伴う低温脆化を抑制した高Ｃｒマルテンサイト系ステンレス鋼、それを用いたガスタービン圧縮機用ブレード、それを用いたガスタービン及び複合発電システムを提供するにある。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
本発明は、圧縮機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼器によって発生した燃焼ガスによって高速回転するタービンとを備えたガスタービンにおいて、前記圧縮機は１２段以上のブレードを有し、該ブレードは初段より結露が生じる段までを室温の引張強さが１２０kg／mm2 以上であるマルテンサイトステンレス鋼，450℃，３０００時間加熱後のＶノッチ衝撃値が４kg−ｍ以上であるマルテンサイトステンレス鋼及び重量で、Ｃ０.０４〜０.３０％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.9％以下，Ｎｉ２〜７％，Ｃｒ８〜１７％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５ 〜０.３５％ ，Ｎ０.０４〜０.１５％，Ｎｂ，Ｔａ及びＨｆの１種又は２種以上の合計０.０２〜０.２０％を含むマルテンサイトステンレス鋼の少なくとも１つの組合せよりなることを特徴とする。
【０００６】
本発明は、室温の引張強さが１２０kg／mm2 以上及び４５０℃，３０００時間加熱後のＶノッチ衝撃値が４kg−ｍ以上の少なくとも１つを有し、Ｃｒ１０〜１７重量％を含むマルテンサイトステンレス鋼よりなることを特徴とするガスタービン圧縮機用ブレードにある。
【０００７】
本発明は、重量で、Ｃ０.０４〜０.３０％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９％以下，Ｎｉ２〜７％，Ｃｒ８〜１７％,Ｍｏ１.５〜３.０％,Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ０.０４〜０.１５％，Ｎｂ，Ｔａ及びＨｆの１種又は２種以上の合計0.02〜０.２０％ を含むマルテンサイトステンレス鋼よりなることを特徴とするガスタービン圧縮機用ブレードにある。
【０００８】
本発明は、重量で、Ｃ０.０４〜０.３０％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９％以下，Ｎｉ２〜７％，Ｃｒ８〜１７％,Ｍｏ１.５〜３.０％,Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ０.０４〜０.１５％ ，Ｎｂ，Ｔａ及びＨｆの１種又は２種の合計０.０２〜０.２０％ を含み、全焼戻しマルテンサイト組織を有し、炭化物が析出しており、室温の引張強さが１２０kg／mm2 以上であることを特徴とするマルテンサイトステンレス鋼にある。
【０００９】
燃焼ガスによって回転するガスタービンと、該ガスタービンを出た燃焼排ガスの熱を回収する排熱回収ボイラによって水蒸気を発生し、該水蒸気によって回転する蒸気タービンとを備え、前記ガスタービン及び蒸気タービンによって発電機を回転し発電する複合発電システムにおいて、前記ガスタービンは前述に記載のガスタービンよりなり、前記圧縮機によって圧縮される空気の圧力比が１５〜２０及びその温度が４００℃以上，前記燃焼ガスの燃焼器出口温度が１２５０℃以上，前記蒸気タービンは高低圧一体型ロータシャフトからなり、前記蒸気温度が５３０℃以上であることを特徴とする。特に高低圧一体型蒸気タービンの最終段ブレードの翼部長さは、３０００rpmに対して４０インチ以上又は３６００rpmに対して３３.５ インチ以上とすることが好ましい。
【００１０】
本発明に係る圧縮機用ブレード材は、高強度マルテンサイト系ステンレス鋼よりなり、高Ｃｒ化ならびにＭｏ，Ｎ添加による耐孔食性の向上ならびに、高温の焼戻しによる組織の安定化及び低温脆化による靭性低下を抑制したものである。
本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの組成は次の通りである。
【００１１】
Ｃは高い引張強さを得るために０.０４％以上、より好ましくは０.０９％以上の添加が必要である。しかし、過剰に添加すると靭性を低下させるため ０.３０％以下、好ましくは０.２５％ 以下に抑える必要がある。特に、０.１７〜０.２３％の範囲が好ましく、０.１８〜０.２１％の範囲がより好ましい。
【００１２】
Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫剤・脱酸剤で鋼の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果がある。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加は、靭性及び疲労強度を低下させる有害なδフェライト相生成の原因になるので、0.25％以下に抑える必要がある。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法などを採用した溶解では、Ｓｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。特に、０.１０％以下好ましく、０.０５％以下がより好ましい。また、Ｍｎについても同様であり、過剰に添加すると靭性を低下させるため、０.９％ 以下に抑える必要がある。特に、０.０５〜０.４％が好ましく、０.０５〜０.２５％がより好ましい。
【００１３】
Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、次式で計算されるＣｒ当量が１０％を超えるとδフェライト組織生成の原因になる。
【００１４】
Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１１Ｖ＋５(Ｎｂ＋Ｔａ＋Ｈｆ)−４０Ｃ−３０Ｎ−２Ｍｎ−４Ｎｉ
しかし、８％より少ないと耐食性と引張強さが不十分となるため、Ｃｒは８〜１７％とした。好ましくは１０〜１７％、より好ましくは１３〜１６.５％ である。
【００１５】
Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって引張強さを高めるとともに、耐孔食性を向上する効果がある。しかし、多量に添加すると、上記Ｃｒ当量の関係からδフェライト生成原因になるため、１.５〜３.０％の範囲とした。特に、強度及び靭性の点から１.８〜２.７％が好ましく、２.０〜２.５％がより好ましい。
【００１６】
Ｖ，Ｎｂ、及びＴａは炭化物を析出し引張強さを高めると同時に粗大なＣｒ炭化物形成を抑制し、靭性ならびに耐食性を向上効果がある。Ｖは０.０５％ 、Ｎｂは０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖは０.３５ 、Ｎｂは０.２％以上ではδフェライト生成の原因となる。特にＶは０.１５〜０.３０％が好ましく、０.２０〜０.３０％がより好ましい。また、Ｎｂは０.０４〜０.１５％が好ましく、０.０６〜０.２０％更に０.１〜０.２％がより好ましい。Ｔａも単独で添加でき、ＮｂとＴａの複合添加は合計で同じ含有量とするのがよい。
【００１７】
Ｎｉは低温靭性を高めると共に、δフェライト生成の防止効果がある。この効果は、Ｃｒ当量との相関からＮｉ２％以下では不十分で、７％を超える添加で効果が飽和する。より、２.５〜５％、特に、３.０〜４.５％が好ましく、３.０〜４.０％がより好ましい。
【００１８】
Ｎは引張強さの向上及びδフェライトの生成防止に効果があるとともに、耐孔食性を向上する効果がある。０.０４％未満ではその効果が十分でなく、０.１２％を超えると靭性を低下させる。特に、０.０５〜０.１１％が好ましく、0.06〜０.１０％の範囲で優れた特性が得られる。また、Ｃ＋Ｎの総量で０.１５〜0.30％の添加が有効であり、特に、０.１８〜０.２５の範囲が好ましい。
【００１９】
Ｓｉ，Ｐ及びＳの低減は、引張強さを損なわず、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましい。低温脆化抑制の点からＳｉは０.１％ 以下、Ｐは０.０１５％以下、Ｓは０.０１５％ 以下が好ましい。特に、Ｓｉは０.０５％以下、Ｐは０.０１０％以下、Ｓは０.０１０％以下が望ましい。
【００２０】
Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減も、靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂは０.００１５％ 以下、Ｓｎは０.０１％以下、及びＡｓは０.０２％ 以下に限定した。特に、Ｓｂは０.００１％以下、Ｓｎは０.００５％及びＡｓは０.０１％以下が望ましい。
【００２１】
本発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃以上で均一加熱後急冷し(好ましくは油冷)、次いで５５０〜６００℃の温度に加熱保持・冷却し、全焼戻しマルテンサイト組織とし、炭化物の析出による強化を行うものが好ましい。Ｎｉ量が高い４％以上では微細な残留オーステナイトと思われるものが若干認められるが、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引張強さが得られる。
【００２２】
（Ａ）ガスタービン
初段ブレードには燃焼ガス温度が１３００℃以下ではＮｉ基合金の多結晶、それ以上では一方向凝固鋳造物より高い強度にはＮｉ基合金の単結晶鋳造物を用いる。ここで単結晶鋳造物とは、一方向凝固させて製品全体が実質的にマトリックスのγ相には結晶粒界を有しない鋳造物である。また一方向凝固柱状晶鋳造物とは、一方向凝固させてできる実質的に凝固方向に平行な結晶粒界のみを有する鋳造物である。これらは普通に鋳造して得られる等軸晶組織鋳造物よりも高い高温クリープ強度を有し、特に単結晶鋳造物が最も耐用温度が高い。一方向凝固鋳造物を用いた場合でも、遮熱コーティングを併用することにより単結晶ブレードを用いた場合と同様の効果が実現可能である。
【００２３】
初段ノズル材には、燃焼ガス温度が１３００℃以上に対しては耐熱疲労性，耐食性、また補修を考慮した溶接性が要求されるが、これらの特性を同時に満足するためには、セラミックス層を有する遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金，遮熱コーティングを備えたＮｉ基合金一方向凝固鋳造物あるいはＮｉ基合金の単結晶鋳造物を用いることが最適である。それ以下の温度ではいずれの合金に対しても多結晶鋳造物が好適である。
【００２４】
２段及び第３段目のタービンブレードは、第一段ブレードほど温度の点で苛酷ではないが、前述と同様の温度に対してはやはり高い高温強度が必要となるためクリープ強度の高い一方向凝固柱状晶のＮｉ基合金を用いる。２段目以降のタービンノズルも初段ノズルに比べ温度的な厳しさは低減するので、通常の等軸晶Ｎｉ基合金が用いられる。しかし、初段ノズルは翼部の両端に設けられたサイドウォール部でケーシングに固定されるのに対して、２段目以降のノズルは両端のサイドウォール部のうち一方のみで固定されるため拘束力が弱く高いクリープ強度が要求される。したがって２段目以降ノズルにも、Ｃｏ基合金よりも使用温度域でクリープ強度の有利なＮｉ基合金を用いる。
【００２５】
初段タービンブレードにＮｉ基合金の単結晶鋳造物を使用する場合、高温でクリープ強度を劣化させる原因となる結晶粒界が存在しないため、高い耐用温度が得られる。しかしながら単結晶ブレードは製造プロセスが困難であり、歩留まりが低い。それは、ブレードの形状が複雑であること、内部に複雑な形状を持つ冷却孔を有することにより、製造中に異結晶が発生する確率が高いからである。従来の単結晶用合金による単結晶鋳造物ブレードに１つでも異結晶が存在すれば、粒界部分が弱いためブレード全体の強度が低下し使用できない。さらに、ブレード外表面に発生した異結晶は目視により確認できるが、冷却孔に添って発生した内部異結晶は検出する技術が確立されていない。そこで、単結晶鋳造物を製造するＮｉ基合金中に結晶粒界を強化する添加元素Ｂ，Ｃ，Ｈｆ，Ｚｒのうち１種以上を合計で１重量％以下含ませることが有効となる。万が一冷却孔内壁に異結晶が発生しても、結晶粒界に炭化物等の微細析出物が存在することで粒界の強度を大きく低下させずブレード全体の強度も維持できる。これらの元素を合計で１重量％以上添加した場合、合金系の液相化温度が著しく低下し、所定の高温強度を発揮させることが困難になり好ましくない。
【００２６】
ガスタービンの熱効率を向上させるためには、前述したように燃焼ガス温度を上昇させることがもっとも効果的である。高度なブレード，ノズルの冷却技術，遮熱コーティング技術の併用を考え、初段タービンブレードのメタル温度を920 ℃以上にすれば、初段タービンノズルへのガス入り口温度を１４５０〜１５５０℃にすることが可能となる。そのことによりガスタービンの発電効率を３７％以上にすることができる。この場合の発電効率は、ＬＨＶ方式の表示である。また、その時にタービン排ガス温度を５９０℃〜６５０℃とすれば、蒸気タービンとの複合発電システムにした場合の総合発電効率が５５％以上にすることができ、優れた高効率発電システムが提供できる。
【００２７】
ガスタービンのブレードは燃焼ガス流に対してノズルの下流側に位置し、そのガス流が持つ運動エネルギーを回転ロータに伝達する部品である。ガスタービンの回転数は約１万〜数千回／分であり、ブレードには大きい遠心力，運転中のクリープ応力，起動停止による急激な熱応力が生じる。また、燃焼ガス中に含まれる成分による高温腐食にも耐えなければならない。特に初段ブレードはガスタービンの高温部材中で最も苛酷な使用条件である。本発明のガスタービンでは、初段ブレードに１０5時間１４kgf／mm2 耐用温度が９２０℃以上の合金を用い、材料としてはＮｉ基合金の単結晶鋳造物あるいは一方向凝固鋳造物を使用する。これらは普通に鋳造して得られる等軸晶組織鋳造物と比較して、高い高温クリープ強度を有し耐用温度が向上する。特に単結晶ブレードは、特別に合金成分を調整した単結晶用Ｎｉ基超合金を用いることにより１０5時間１４kgf／mm2 耐用温度が９２０℃以上が可能になる。初段ブレードに一方向凝固鋳造物を用いる場合は、一般に単結晶鋳造物よりも耐用温度が劣る。そのためメタル温度を低くして使用するが、遮熱コーティングを施せば、メタル温度を５２℃〜１００℃下げることができ、単結晶ブレードを用いた場合と同様の強度が実現できる。
【００２８】
２段目以降のブレードは初段ブレードほど温度条件が苛酷ではないが、やはり高速回転に起因する強い遠心力を受けることなどから、高い高温強度が必要となる。そのため２段目以降のタービンブレードには、前述の組成を有し、１４kgf ／mm2で１０5時間耐える耐用温度が８００℃以上の合金を用いる。材料としてはＣｏ基合金よりも高温強度の優れたＮｉ基合金を使用する。このＮｉ基超合金は、溶接性は考慮せずに強度重視の成分構成を持ち、普通鋳造の等軸晶を有する鋳造組織でも所定の強度を達成することが可能である。このような材料からなる２段目以降のブレードと、より強度の高い材料からなる初段ブレードとの組合せによって、初めてタービン入り口温度として１５００℃前後とする高効率ガスタービンの実現が可能になる。
【００２９】
本発明に係る２段目以降のガスタービンブレードは、遠心応力方向に一方向に伸びた複数の結晶粒を有する柱状晶からなり、全長が３５cm以上、特に、３段目以降に対して７０cm以上が好ましい。
【００３０】
そして、本発明に係るガスタービンブレードの内部空洞は、突起を有した中子によって形成される。
【００３１】
また、本発明に係るガスタービン用動翼の内部空洞は、動翼を鋳造する鋳型で支持され、鋳型キャビティー内部に突き出した、シリカ，アリミナ，ジルコニア，マグネシアの一種又は二種以上の酸化物で形成された耐火物で支持固定された中子によって形成される。
【００３２】
本発明に係るガスタービン柱状晶動翼は、重量％で、以下の組成のＮｉ基超合金よりなることが好ましい（残部はＮｉである）。
【００３３】
【００３４】
初段ノズルは、燃焼ガスを最初に受けるため最も高温にさらされる。本発明のガスタービンでは、初段ノズルに、クリープ強度として６kgf／mm2で１０5 時間耐える耐用温度が９００℃以上の合金を用いる。材料としてはセラミックス層を有する遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金を用いる。また、遮熱コーティング備えることにより、タービン入り口温度１４５０℃以上に耐えることが可能になる。初段ノズルにはＮｉ基合金単結晶または遮熱コーティングを備えたＮｉ基合金一方向凝固材料を適用することも可能である。
【００３５】
２段目以降のタービンノズルでは、Ｎｉ基合金が最適である。２段目以降のノズルには初段ノズルよりも低温域における耐熱疲労性，耐食性，溶接性が要求され、６kgf／mm2で１０5 時間耐える耐用温度が８００℃以上の合金を用いる。ノズルは、翼部と翼部の両端に設けられたサイドウォール部から構成されるが、初段ノズルは両端のサイドウォール部でケーシングに固定され拘束力が強い。一方、２段目以降のノズルは両端のサイドウォール部のうち一方のみでケーシングに固定されもう一方は開放されるため初段ノズルに比べて拘束力が弱い。また、サイズも後段になるほど大型化するためより高いクリープ強度が要求される。ノズル材に適用するＮｉ基合金は溶接性を確保するために合金成分が調整され、ブレードに使用するＮｉ基合金よりも強度が低い。このノズル用Ｎｉ基合金とＣｏ基合金とのクリープ強度を比較すると、初段ノズルのメタル温度域ではＣｏ基合金の方が強度が高く、２段目以降ノズルのメタル温度域では逆にＮｉ基合金の方が強度が高い。従って、初段ノズルには遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金、２段目以降のノズルにはＮｉ基合金を使用することは、タービン入り口温度1450℃以上の本発明ガスタービンに最適な組合せとなる。
【００３６】
本発明によれば、高効率ガスタービンを達成するための最適な材料構成を提供することができ、それによってタービン入り口温度１５００℃級，ＬＨＶ表示で３７％以上の高効率ガスタービンを達成できる。
【００３７】
本発明は、空気を圧縮して吐出する前述のブレードからなる圧縮機を有し、前記圧縮機から吐出した空気と燃料とが燃焼される燃焼器と、前記燃焼器の燃焼ガスにより駆動されるタービンとを備えたガスタービンにおいて、前記圧縮機に供給される空気に液滴を噴霧し、前記圧縮機に入る空気の温度を外気温度より低下させて、前記圧縮機内に導入し、前記圧縮機内を流下中に前記噴霧された液滴が気化するようにした噴霧装置を備えたことを特徴とする。
【００３８】
液滴には水が好ましく、その一部を気化させて供給すること、空気フィルタを備えること、空気フィルタの下流側にサイレンサを有すること、圧縮機に供給される空気を冷却する冷却手段を設けること、水の供給量を空気の温度が高いとき多く、低いとき少なくするように制御すること、空気の湿度を９０％以上とすること、サイレンサの下流側に水噴霧ノズルを設けること、水の量を空気流量に対し０.２〜２.０ｗｔ％とすることが好ましい。
【００３９】
本発明は、前述のガスタービンにおいて、前記圧縮機入口に供給される空気に、粒径が５０μｍ以下の液滴を噴霧する噴霧装置を圧縮機の上流側に備えたものが好ましい。
【００４０】
本発明は、供給された気体を圧縮して吐出する前述の圧縮機を有し、前記圧縮機から吐出した気体と燃料とが燃焼される燃焼器と、前記燃焼器の燃焼ガスにより駆動されるタービンとを備えたガスタービンと、該タービンからの排ガスを熱源として蒸気を発生する排熱回収ボイラと、該排熱回収ボイラの発生蒸気により駆動される高低圧一体型蒸気タービンと、を備えたコンバインドサイクルプラントにおいて、前記ガスタービンの圧縮機に供給される気体に液滴を噴霧し、前記圧縮機に入る気体の温度を外気温度より低下させて、この気体と共に前記圧縮機内に導入され、前記圧縮機内を流下中に前記噴霧された液滴が気化するようにした噴霧装置を備えたことを特徴とする。
【００４１】
本発明は、気体が供給され、該供給された気体を圧縮して吐出する前述の圧縮機において、前記圧縮機の入口に供給される気体に液滴を噴霧し、前記圧縮機に入る気体の温度を外気温度より低下させて、この気体と共に前記圧縮機内に導入され、前記圧縮機内を流下中に該噴霧された液滴が気化するようにした噴霧装置を備えたことを特徴とする。
【００４２】
（Ｂ）高低圧一体型蒸気タービンについて
（１）長翼材
本発明は、重量でＡｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金又は８〜１３重量％クロームを含むマルテンサイト系ステンレス鋼からなり、４０インチ以上、好ましくは４３インチ以上の長翼を取り付けた５０サイクル発電用高低圧又は高中低圧一体型蒸気タービンが好ましい。
【００４３】
本発明は、更に前述のＴｉ基合金又はマルテンサイト系ステンレス鋼からなり、３３インチ以上、好ましくは３５インチ以上の長翼を取り付けた６０サイクル発電用高低圧又は高中低圧一体型蒸気タービンが好ましい。
【００４４】
前述のマルテンサイト系ステンレス鋼は、重量比で、Ｃ０.０８〜０.２８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ１.００％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.１ を超え３％以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.０２〜０.２０％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有するものが好ましい。
【００４５】
更に本発明は、重量比で、Ｃ０.１８〜０.２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１〜０.３％，Ｃｒ１.５〜２.５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.１〜０.３５％及びＯ０.００３％以下を有し、高圧部の５３８℃・１０5ｈ平滑及び切欠クリ−プ破断強度が１３kg／mm2 以上、低圧部の引張強さが８４kg／mm2 以上、破面遷移温度が３５℃であるマルテンサイト系耐熱鋼からなるロータシャフトに、引張強さ１２０kg／mm2 以上の前述の長翼からなるのが好ましい。最終段のブレードの先端リー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。エロージョン防止層は重量で、Ｃ０.５〜１.５％，Ｓｉ１.０％以下，Ｍｎ１.０％以下，Ｃｒ２５〜３０％，Ｗ２.５〜６.０％を含むＣｏ基合金を用いることが好ましい。
【００４６】
この蒸気タービン長翼は、高速回転による高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが存在すると、疲労強度が著しく低下させるので、全焼戻しマルテンサイト組織を有するように式で計算されるＣｒ当量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト相を実質的に含まないようにすることが好ましい。
【００４７】
長翼材の引張強さは１２０kg／mm2以上、好ましくは１２８kgｆ／mm2以上、より好ましくは１２８.５kgｆ／mm2以上である。また耐力は８０kg／mm2 以上，好ましくは８８kg／mm2 以上である。伸び率は長さ方向１０％以上，周方向５％以上、衝撃値は３.４５kgf−ｍ以上が好ましい。
【００４８】
また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００℃〜１１００℃（好ましくは１０００〜１０７０℃）で好ましくは０.５〜３ 時間加熱保持後室温まで急冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次に、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に５５０℃〜５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する１次焼戻しと、５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上の焼戻し熱処理が施されるのが好ましい。２次焼戻し温度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高くするのが好ましい。
【００４９】
本発明は、低圧タービン最終段翼部長さ９１４mm（３６″）以上、好ましくは９６５mm（３８″）以上にした６０サイクル発電用の３６００rpm 蒸気タービン及び低圧タービン最終段翼長を１０４１mm（４１″）以上、好ましくは１０９２mm（４３″）以上、より好ましくは１１６８mm(４６″)以上にした５０サイクル発電用の３０００rpm蒸気タービンにし、〔翼部長さ(インチ)×回転数（rpm）〕値を１２５,０００以上、好ましくは１３８０００以上としたものである。
【００５０】
Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ
−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ
また、Ｎｉ量をＣｒ量に対して特定の範囲で含有させることにより高圧側でより高強度で、低圧側でより靭性の高い強度とを兼ね備えたものが得られる。
【００５１】
（２）ロータシャフト
本発明に係る、高低圧又は高中低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトとして、以下に示す組成が好ましい。その高圧部又は高中圧部の５３８℃，１０5ｈ 平滑及び切欠クリープ破断強度が１３kg／mm2 以上、低圧部又は中低圧部の引張強さが８４kg／mm2 以上、破面遷移温度が３５℃以下とするのが好ましい。このように優れた機械的性質を得るため次の様な傾斜調質熱処理を施すのが好ましい。この調質熱処理を施す前に、金属組織を微細にするために、６５０℃〜７１０℃で７０時間以上保持のパーライト処理を施すのが好ましい。
【００５２】
本発明に係るロータシャフトは、Ｃ０.１５〜０.４％、好ましくは０.２０〜０.２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.３０％，Ｎｉ１.５〜２.７％、好ましくは１.７〜２.０％，Ｃｒ１.５〜２.５％、好ましくは１.７〜２.３％，Ｍｏ０.８〜２.５％、好ましくは１.０〜１.５％，Ｖ０.１５〜０.３５％、好ましくは０.２〜０.３％を含むものが好ましく、これにＡｌ，Ｃａ，Ｚｒの１種以上を合計で０.２％以下，Ｎｂ及びＴａの１種以上０.０１〜０.２％，Ｗ０.０１〜０.５％の１種以上が好ましい。
【００５３】
ロータシャフトの高圧部又は高中圧部：高い高温強度を得る。
【００５４】
○焼入れ：９３０〜９７０℃に加熱・保持後冷却
○焼戻し：５７０〜６７０℃に加熱・保持後徐冷
（２回焼戻しが好ましく、うち１回は６５０〜６７０℃に加熱・保持するのが好ましい）
ロータシャフトの低圧部又は中低圧部：高い引張強さと低温靭性を得る。
【００５５】
○焼入れ：８８０〜９１０℃に加熱・保持後急冷
○焼戻し：５７０〜６４０℃に加熱・保持後徐冷
（２回焼戻しが好ましく、うち１回は６１５〜６３５℃に加熱・保持するのが好ましい）
即ち、本発明は高圧側を低圧側より高い焼入温度で焼入れすることにより高圧側では５５０℃，３０kg／mm2 で１８０ｈｒ以上のクリープ破断時間が得られるように低圧側より高温強度を高くし、低圧側は高圧側より遷移温度を中心孔で１０℃以下とするように傾斜熱処理することが好ましい。焼戻温度においても高圧側を低圧側にくらべ高い温度で焼戻しするのがよい。特に、焼入温度を高圧部と低圧部とで変えて冷却を同じ媒体で行う偏差加熱均一冷却又は更に低圧部を高圧部より急冷する偏差加熱偏差冷却するのが好ましい。
【００５６】
このようにクリープ破断強度が高く、衝撃値が高い両者の特性を備えた鋼を得ることができ、本発明の高低圧一体型ロータシャフトにおいてブレードとして５０サイクル発電に対しては４０インチ以上好ましくは４３インチ以上、６０サイクル発電に対しては３３インチ以上好ましくは３５インチ以上の長さのものを植設することができる。
【００５７】
本発明の高低圧又は高中低圧一体型ロータシャフトを用いた蒸気タービンは小型で１０〜３０万ＫＷの発電出力が可能であり、そのロータシャフトとして軸受間距離を発電出力として１万ＫＷ当り０.８ｍ 以下の非常に短い軸受間距離とすることができる。好ましくは１万ＫＷ当り０.２５〜０.６ｍである。
【００５８】
前述に記載の組成を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなるロータシャフトは、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取鍋下部より非酸化性ガス（特にＡｒガス）の吹き込みを行った後、真空カーボン脱酸して鋳塊を得、熱間鍛造し、所望の熱処理を施すものである。
【００５９】
（３）本発明の蒸気タービンにおける他の動翼，静翼及びその他
高圧側ブレードは初段又は初段〜３段を重量で、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、それ以外の前記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％ 以下を含むマルテンサイト鋼が好ましい。
本発明における静翼は重量で、Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ０.２〜１％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ０.５％ 以下を含む焼戻し全マルテンサイト鋼からなるものが好ましい。
【００６０】
本発明におけるケーシングは、重量でＣ０.１０〜０.２０％，Ｓｉ０.７５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，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。
【００６１】
【発明の実施の形態】
（実施例１）
表１は、ガスタービン圧縮機翼材に係るマルテンサイト系ステンレス鋼の化学組成（重量％）を示す。それぞれ５０kg溶解後、鍛造し、次いで、１０５０℃で１時間加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、各鋼種に応じて４５０〜６００℃で２〜４時間の焼戻しを行った。Ｎo.１〜５及び７が本発明材及びＮo.６，８は比較材である。いずれの材料も全焼戻しマルテンサイト組織を有していた。
【００６２】
【表１】
表２は、これら試料の焼戻し温度と室温における機械的性質を示す。本発明材はいずれも目標引張強さ１１０kg／mm2以上を満足しており、また０.２％耐力が１００kg／mm2 以上である。また、比較材でもＮo.６も高い引張強さを示す。一方、Ｖノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーは、７.５kg−ｍ 以上の高い値を示すとともに、比較材も高い値を示しており、熱処理のままでは比較材の方がやや高い靭性を有している。表中の（ ）内の衝撃値は４５０℃，３０００時間加熱後のものである。
【００６４】
【表２】
図１は０.２％ 耐力と引張強さとの関係を示す線図である。図に示す様に、本発明材のＮo.１〜５及び７は引張強さに対して０.２％ 耐力がほぼ比例して増加しており、比較例のＮo.６はそれよりも高い耐力を有している。本発明材は0.2％耐力(kg／mm2）をｙ、引張強さ（kg／mm2）をｘで示され、ｙは１.５ｘ−７８によって求められる値以上とすることが好ましく、その上限を１.５ｘ−７０ によって求められる値とするのが好ましい。より１.５ｘ−７２〜１.５ｘ−７６で求められる値の範囲が好ましい。
【００６６】
図２は衝撃値と０.２％ 耐力及び引張強さとの関係を示す線図である。図に示す様に、本発明材の衝撃値は耐力及び引張強さともにそれらの値に比例して高くなる傾向を有している。また、衝撃値は同じ強度で比較するとＮｉ量が高いものほど高いものが得られる。
【００６７】
次に、４５０℃加熱による脆化試験を行った。図３はその加熱時間とＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーの低下率（加熱後の衝撃吸収エネルギー／熱処理ままの衝撃吸収エネルギー）との関係を示す線図である。図に示すごとく、本発明材は熱処理のままでは比較材に比べ衝撃吸収エネルギーが若干低目になっているものの、４５０℃加熱後の衝撃吸収エネルギーの低下が小さく、比較材に比べ高温に曝された場合の靭性が確保でき、信頼性が高いものである。
【００６８】
図４は４５０℃，３０００時間加熱後の衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。図に示す様に、本発明材は比較材のそれが２.９kg−ｍ であるのに比べて、４kg−ｍ以上の高い値を示しており、引張強さが高いもの程その脆化後の衝撃値が低下する。従って、本発明材は加熱後の脆化が小さいものである。
【００６９】
図５は、本発明材の内Ｎo.１及び４について焼戻し温度と４５０℃，１０００時間加熱後の衝撃吸収エネルギーの低下率（加熱後の衝撃吸収エネルギー／熱処理ままの衝撃吸収エネルギー）の関係を示す。４５０℃加熱による衝撃吸収エネルギーの低下は、焼戻し温度が低いほど大きく、いずれの鋼種も５５０℃以上の焼戻しを行うことにより、低温脆化の抑制に効果的である。
【００７０】
図６は、ｐＨ＝４.５ の９０℃硫酸中に１５ｈ曝された時の腐食減量を示すグラフである。この試験により、耐酸腐食性を評価した。その結果、１２Ｃｒ鋼である比較材Ｎo.８を除く他の鋼種は、いずれも耐酸腐食性が向上しており、そして、本発明材は比較材のＮo.６と同等の耐酸腐食性を示すことが明らかとなった。
【００７１】
本実施例でのＣとＮｉ量の合計量は強度に密接な関係を有し、表２に示す様にＣ量(重量％）に対して１５倍した値とＮｉ量とを加えた値が引張強さ及び０.２％耐力、更に靭性をともに高める。その値を４.６５〜８.０が好ましい。
【００７２】
（実施例２）
表３は本実施に係る圧縮機用分割ロータに用いる材料化学組成（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。
【００７３】
圧縮機用ロータ材として、重量で、Ｃ０.２〜０.３２％，Ｓｉ０.１％以下、好ましくは０.０１〜０.０５％，Ｍｎ１％以下、好ましくは０.０３〜０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ１.７〜２.４％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.３５％、又はこれにＮｂ０.０１〜０.０４％を含むベーナイト鋼が好ましい。また最終段側に、Ｃ０.２５〜０.３５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.４〜１.２％,Ｎｉ０.２〜０.６％，Ｃｒ１〜１.５％ ，Ｖ０.１８〜０.３２％、また初段側にＣ０.２０〜０.３０％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.３〜４.３％，Ｃｒ１.５〜２.０％，Ｍｏ０.２〜０.６％，Ｖ０.１〜０.１５％を含むベーナイト鋼が好ましい。
【００７４】
【表３】
表４はこれら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、ＪＩＳ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５９３℃×１ｈ→５９３℃×１５ｈ→５２４℃×２４ｈ→４９６℃×６０ｈ→４６８℃×１２５ｈＦＣ→３１５℃ＡＣによるステップクール脆化処理後に実施した。
【００７６】
【表４】
クリープ破断強度は、ラルソン−ミラー法で求めた。最も高温部に用いられる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≦２０℃，５３８℃，１０5ｈ クリープ破断強度≧３０kg／mm2 ）と本供試鋼の性質を見るとＮo.１は破面遷移温度が高く、低温靭性不足であるが、室温引張強さとクリープ破断強度を満足するので、比較的高温部のロータｅに適用される。Ｎo.２はクリープ破断強度が低く、高温強度不足であるが室温引張強さと破面遷移温度を満足するので、温度の低い上流側のロータａ〜ｄに適用される。
【００７８】
これに対し、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、圧縮機のｅ及びｆのロータ材の高温部に対して極めて有用であるといえる。全体をこの材料によって構成することができる。全体を同じ材料で構成することは管理，製造の点から有利である。
【００７９】
図７は本発明の６分割型ロータよりなる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。
【００８０】
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は圧縮機用分割型ロータ、７はコンプレッサブレード、９はコンプレッサスタブシャフトの軸受部、１０はタービンスタブシャフトの軸受部、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。
【００８１】
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。
【００８２】
図７において、分割ロータａには１及び２段翼を、ｂには３及び４段翼を、ｃには５及び６段翼をｄには７および８段翼を、ｅには９，１０および１１段翼を、ｆには１２〜１４段翼を植込む構造になっており、ボルト１９によって一体に結合される。各ロータは２段目のブレードと最終段のブレードの植込み間でボルト１９によって結合される。ロータｆはディスタントピース１４及び１４′とボルトによって一体化している。ディスタントピース１４′には１５〜１７段翼を植込む構造を有する。これらのいずれのボルトも耐熱鋼よりなり全周で１０本以上が用いられる。ロータａ〜ｅは３５０℃以下で使用されるので、高温強度（クリープ破断強度）は要求されないが、高い低温靭性が要求される。特にロータａには軸受部分が設けられるとともに長翼が植込まれるので最も高い遠心応力を受ける上に、最も低温（３５℃）で使用される。その為に、ロータａには最も高い低温靭性が要求される。一方、ロータｆは最も高温（≦４００℃）に曝されるので、高いクリープ破断強度と優れた耐酸化特性が要求される。
【００８３】
ロータａ〜ｄはいずれも各ロータに２段の図３のブレードがロータ軸の軸方向に添って斜めに設けられた溝に植込まれ、ロータｅ及びｆは３段のブレードが植込まれ、両サイドには図３のブレードが植込まれ、中央部はロータ中心の円周上に設けられた溝に図２のブレードが植込まれる。ロータｆの下流側にはディタントピース１２が設けられ、３段のブレードが植込まれ、両サイドが図３のブレードが前述のロータａ〜ｄと同様に植込まれ、中央部には図２のブレードが前述と同様に円周上に設けられた溝に植込まれる。ロータａ〜ｃはいずれも直径が同一であり、ロータｄ及びｅの直径はロータｃとｆとの直径に合せて徐々に大きくなっており、ロータｆの直径は最大となる。本実施例におけるブレード植込み間の全長はロータ直径の最大に対し３.４〜３.８倍又は最小径に対して４.０〜４.４倍の長さを有している。ロータ間の中心部には軽量とするため空間となる。ロータｆ及びディタントピース１４に植込まれるブレードの長さは同じとし、他は初段から下流側に対して徐々にブレードの長さを短くしている。ブレードの長さは最終段に対して初段の長さを３.４５ 倍とし、好ましくは３〜４倍とする。ロータｂ〜ｆはディスク型であり、ｄ〜ｆはブレードの植込み部直下に軽量とするリング状の空間が設けられる。各ロータ間の中心部は空洞になっており軽量化される。
【００８４】
ブレード間の間隔は初段から８段目までは徐々に減少し、８〜１０段の３段は同じ間隔とし、更に１１段〜１７段目も同じ間隔とし、８〜１０段より更に小さい間隔となる。初段と２段目とのブレード間隔は最終段とその手前との間隔の約２.７〜３.２倍であり、初段のブレード長さは最終段の長さより約３.５〜４.２倍とする。
【００８５】
本実施例では、ディスタントピース１４，タービンディスク４，タービンスペーサ８，タービンスタッキングボルト１１に重量で、Ｃ０.０８〜０.１５％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ１０〜１２％，Ｎｉ１.５〜３.０％ ，Ｍｏ１.５〜２.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.０３〜０.１５％及びＮ０.０３〜０.１２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼からなるものを、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造・熱処理を行って得た。鍛造は850〜１１５０℃の温度範囲内で行った。これら材料は、全焼戻しマルテンサイト組織であった。この材料を最終段のコンプレッサディスクに使用し、ディスタントピースは厚さ６０mm×幅５００mm×長さ１０００mm、コンプレッサディスクは直径１０００mm，厚さ１８０mm，Ｎo.２１はディスクとして直径１０００mm×厚さ１８０mmに、スペーサとして外径１０００mm×内径４００mm×厚さ１００mmに、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。タービンスタブシャフトとして重量で、Ｃ０.２６％ ，Ｓｉ０.２５％，Ｍｎ０.７９％，Ｃｒ１.０９％，Ｎｉ０.４１％，Ｍｏ１.２５％，Ｖ０.２３％を含む全焼戻しベーナイト組織を有し、直径２５０mm×長さ３００mmに鍛伸したものを用いた。
【００８６】
表５は室温の引張り、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。
【００８７】
本発明に係る１２％Ｃｒ鋼を見ると、４５０℃，１０5ｈ クリープ破断強度が５０kg／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ものである。
【００８８】
【表５】
次にスタブシャフトは、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。
【００９０】
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２５〜３０mm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。
【００９１】
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以下に示す多結晶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。タービンノズルの初段にはＮｉ基合金鋳物および２段と３段にはＣｏ基合金鋳物を用いた。
【００９２】
シュラウドセグメントとしてＮｉ基合金をガス上流側の１段目に使用し、Ｆｅ−Ｃｒ−Ｎｉ鋳造合金を２段及び３段目に使用した。
【００９３】
タービンブレードには、重量で、Ｃ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ１３〜１７％，Ｃｏ５〜１２％，Ｍｏ２〜４％，Ｂ０.０１〜０.０２％，Ｗ３〜５％，Ｔｉ３〜５％，Ａｌ４〜６％，Ｚｒ０.１％以下を含むＮｉ基合金が好ましい。
【００９４】
タービンノズルには、重量で、Ｃ０.０６〜０.１３％，Ｃｒ１８〜２２％，Ｃｏ１９〜２３％，Ｂ０.００３〜０.０１％，Ｗ６〜９％，Ｔｉ１.５〜３.０％，Ａｌ０.５〜２％，Ｔａ０.５〜１.５％，Ｎｂ０.５〜１.５％ を含むＮｉ基合金又はＣ０.３〜０.５％，Ｓｉ０.５〜１.５％，Ｍｎ０.５〜１.５％，Ｃｒ２５〜３２％，Ｎｉ７〜１３％，Ｂ０.００５〜０.０１５％，Ｗ６〜９％,Ｔｉ０.１〜０.３５％，Ｎｂ０.１〜０.３５％，Ｚｒ０.０５〜０.２％ を含むＣｏ基合金が好ましい。
【００９５】
燃焼器ライナには、重量で、Ｃ０.０５〜０.１％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ２０〜２５％，Ｃｏ１〜２％，Ｆｅ１５〜２０％，Ｍｏ７〜１２％，Ｂ０.００４〜０.０１２％，Ｗ０.５〜１.５％を含むＦｅ−Ｎｉ−Ｃｒ合金が好ましい。
【００９６】
燃焼器ライナ１３，動翼３及び静翼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。
【００９７】
図８及び図９は本発明に係る圧縮機用ブレードの形状を示す斜視図である。図８はロータ型及び図９はディスク型に対する植込みに用いられるものである。
【００９８】
図１０は図８及び図９において翼部側から見た斜視図である。図に示す様に翼先端部はプラットフォーム１７に対して約３４度ねじれた形状を有している。
【００９９】
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２６，プラットフォーム部２７及び植込み部２８を有し、プラットフォーム部２７には植込部側に突起２９が設けられる。
【０１００】
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。
【０１０１】
本実施例では、圧縮機ブレードの初段から８段までを実施例１のＮo.１〜５及び７の引張強さの高いマルテンサイト鋼が使用でき、また、９段から１７段までを重量で、Ｃ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.５％，Ｍｎ０.３〜１.０％，Ｎｉ０.４〜１.０％，Ｃｒ９〜１２％，Ｍｏ０.７〜１.３％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｗ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.１〜０.２％，Ｎ０.０３５〜０.０６％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼からなる前段のものより高温強度の高い、Ｎo.１０の１２Ｃｒ耐熱鋼が使用される。尚、初段のブレードの翼部長さは約４５０mm，先端部幅が約２５０mmであり、下流側に従ってその長さは短くなり、最終段で約１００mm,先端部幅が約５５mmである。これらのブレードはいずれもインゴットを熱間鍛造を行った後、熱間による型鍛造によって相似形の最終形状とし、実施例１と同様の熱処理を行った後に機械加工によって形成される。
【０１０２】
表６は後段側ブレードの機械的性質を示すものである。
【０１０３】
【表６】
本実施例の圧縮機用ノズルにはSUS410又はＭｏ入りのSUS410J1が用いられる。本実施例ではブレードはロータ６の円周面に軸方向に斜めの軸を形成する場合（図９）と、ブレードの段の数の前記ブレード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場合（図８）とがある。後者は更に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２９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。後者はロータのｅ及びｆの中央部に相当する部分で形成され、他は前者の溝形成によってブレードが植込まれる。
【０１０５】
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５３０℃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。
【０１０６】
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４０ケ前後設けられる。
【０１０７】
本実施例の圧縮機ロータとして、初段から６段までを複数の段を形成した分割ロータとし、それ以降最終段までを１段毎のディスク状にしたもの、更に全段をディスク状としたものにおいても本実施例の圧縮機用ブレードを用いることができる。例として、初段から３段又は６段までも１つのロータに設け、それ以降を各段毎にディスクに設けたものとすることができる。
【０１０８】
（実施例３）
Ａ．ガスタービン
図１１は初段及び第２段のブレードと初段のノズルとを水蒸気によって冷却するとともに、第２段及び第３段の静翼を空気によって冷却するコンバインド発電サイクルシステム図である。蒸気タービンとガスタービンとを組合せて発電するコンバインド発電サイクルにおいては排熱回収ボイラによって発生する水蒸気を用いることができ、また別途水蒸気を発生させて用いることが出来る。
【０１０９】
図１２はクローズド水蒸気冷却方式を有する３段タービンのガスタービン上半部の断面図である。水蒸気による冷却流路２３は図中矢印で示すようにタービンロータ２１の中心部を通って初段ブレード５１及び第２段ブレード５２にディスクとスペーサとの間から入り、各々の動翼を冷却した水蒸気は同じくディスクとスペーサとの間を通ってタービンロータ２１の水蒸気入口に対してその外周より外部に流出するものである。初段ノズル８１の水蒸気冷却にはケーシング８０を通ってその入口と同じ経路を通って外部に流出する。本実施例における圧縮機ロータ２２は実施例２に示す各段毎に１段のブレードを植込んだディスク型のものを用いた。そのブレードは実施例２に示す通りである。
【０１１０】
一方、第２段及び第３段ノズルの空気冷却の冷却流路２３は図中矢印に示すように空気の圧縮機の抽気部３１，３２より抽気し、抽気部３１からの空気は若干圧縮比が低いので第３段のノズルを冷却するのに用い、抽気部３２からの空気は抽気部３１より若干圧縮比が高くより冷却能力が大きいので２段静翼の冷却に用いられる。
【０１１１】
図１２に示すように、本実施例のガスタービンは、ケーシング８０，圧縮機ロータ２２と外周部の翼列からなる圧縮機，燃焼器８４，ノズル８１〜８３及びブレード５１〜５３を交互に配置して形成されたガスパス８５，タービンロータ２１等によって構成されている。
【０１１２】
タービンロータ１は３個のタービンディスク４１，４２，４３及びスタブシャフト３４からなり、高速回転体として密着接合されている。各ディスクの外周にはブレード５１〜５３が植設されているほか、ディスタントピース３３を介して圧縮機ロータ２２と連結されており、軸受によって回転支持されている。
【０１１３】
かかる構成において、圧縮機で圧縮された空気を用いて燃焼器８４で生成された高温，高圧の作動ガスが、ガスパスを膨張しながら流れることによってタービンロータが回転され、動力が発生される。
【０１１４】
たとえば燃焼器出口の作動ガスの圧力を２２〜２５ata 、温度１５００℃にすると、ロータ外径が２.５ｍ 程度のガスタービンでも４００ＭＷ以上の動力が発生するが、動翼入口のガス相対全温は初段が約１２５０〜１３００℃、２段が約９５０〜１０００℃で翼の許容温度（通常の翼材料で８５０〜９００℃）を緩やかに越え、熱負荷はそれぞれ出力の約１.５％（約６０００ｋＷ）及び１.２％ （５０００ｋＷ）にもなる。
【０１１５】
また作動ガスの圧力を２２〜２５ata にするためには、圧縮比を２２以上にする必要があり、この場合の圧縮機の吐出温度は約５００℃となり、通常のロータ材（許容温度４５０℃）を使用する場合には圧縮機ロータ２２の外周部を冷却する必要がある。
【０１１６】
本実施例において、他タービンスタッキングボルト５４，コンプレッサディスク，コンプレッサブレード４７，コンプレッサスタッキングボルト、及びコンプレッサスタブシャフトを有する。本実施例のガスタービンはタービンブレード及びタービンノズルがそれぞれ３段ずつある。
【０１１７】
本実施例におけるガスタービンの初段ノズル８１及び初段ブレード５１はＮｉ基超合金の単結晶鋳造物からなり、重量でＣｒ４〜１０％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｗ４〜１０％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ３〜６％，Ｔａ４〜１０％，Ｃｏ０.５ 〜１０％及びＨｆ０.０３〜０.２％を有する合金で構成する。初段ブレードは翼部１３０mm、その全長は約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、いずれも内部に複雑な水蒸気冷却孔を設けており運転中は圧縮水蒸気により冷却する。冷却方式はクローズド方式で、ダブティルによって入って翼部の内部に設けられた複数の通路を通って再びダブティルに戻る経路を有するものである。本単結晶鋳造物は１２５０〜1350℃で固溶化処理後、１０００〜１１００℃及び８５０〜９５０℃での２段時効処理を行い、一辺が１μｍ以下の長さのγ′相を５０〜７０体積％で析出させたものである。
【０１１８】
初段ノズル８１は初段ブレード５１よりＣｒ量を１〜３％高くしたものを用い、Ｃｒ量を６〜１０％とした。
【０１１９】
本実施例における初段ブレード５１は全体が単結晶であるが、翼部以外のシャンクとダブティルを柱状晶とすることもできる。本実施例においては、一方向凝固において翼部側より凝固し、シャンク及びダブティルへと凝固させ、全体を単結晶とすること、又はシャンク部分に凝固が達したときに冷却速度を高めて柱状晶とすることができる。
【０１２０】
本実施例における初段ノズル８１はべーン及び外周側のサイドウォールと内周側のサイドウォールとを有する。
【０１２１】
初段ブレード５１は翼部，プラットフォーム，シャンク，クリスマスツリー型のダブティル，両サイドに２ケずつのシールフィンを有する。シールフィンはいずれも翼部側に凸状に突起を有するものである。ダブティルにはその底部にシール用の突起が設けられている。シャンクは中心部で凹状になっている。
【０１２２】
第２段ブレード５２及び第３段ブレード５３は、いずれも重量でＣｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３〜６％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％ ，Ｔａ１〜４％，Ｎｂ０.１〜３％，Ｃｏ０〜１０％，Ｃ０.０５〜０.２１％ ，Ｂ０.００５〜０.０２５％，Ｈｆ０.０３〜２％，Ｒｅ０.１〜５％を有する一方向凝固柱状晶Ｎｉ基超合金で構成する。これらのブレードは全体が一方向凝固により得られる柱状晶組織を有する。第２段ブレードは初段ブレードと同様の内部冷却孔を有しダブティルより入ってダブティルに戻る構造を有しており、高圧水蒸気により冷却する。これらの材料の１０5 時間１４kgf／mm2の耐用温度は８４０〜８６０℃であるのが好ましい。これらのブレード表面には重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％及びＹ０.１ 〜１％を含むＮｉ基又はＮｉ＋Ｃｏ基合金からなる合金層を非酸化性減圧雰囲気下でプラズマ溶射によって５０〜１５０μｍの厚で設け、耐食性が高められる。合金層は翼部とプラットフォームの火炎に接する側に設けられる。
【０１２３】
本実施例における初段ノズルの単結晶Ｎｉ基合金の１０5時間６kgf／mm2 の耐用温度は９２０〜９４０℃である。冷却流路は、クローズド方式で、翼部に複数の冷却孔が設けられる外周側のサイドウォール側より入って複数の冷却孔を通って外周側のサイドウォールに戻る構造を有する。初段ブレード及び初段ノズルの外表面の火炎に接する翼部とプラットフォーム及び翼部とサイドウォールには、遮熱コーティング層が設けられる。これは、微細な柱状晶からなり、微細な直径５０〜２００μｍのマクロな柱状晶の中に直径１０μｍ以下の柱状晶を有する２重構造の柱状晶組織を有するＹ2Ｏ3１０％以下を含む安定化ジルコニア層を蒸着によって１００〜２００μｍの厚さに設け、ベース金属とジルコニア層との間の結合層とからなる。該結合層は重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％,Ｙ０.１〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合金からなる溶射層である。合金層は耐食性を向上させる効果も併せもつ。本鋳造材は１１５０〜１２００℃で溶体化処理後、８２０〜８８０℃で１段時効処理の熱処理が施される。
【０１２４】
第２段ノズル２５および第３段ノズル２７は重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜３％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を含有するＮｉ基超合金で構成する。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を施す。第３段ノズルに同様の拡散コーティング層を設けることができる。それぞれ内部冷却孔を有しており、リーディング側より入ってトレーリング側より外部に流出する経路にて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。本鋳造材においても同様の熱処理が施される。２段及び３段ノズルは各中心が各ブレード間のほぼ中心位置に配置される。
【０１２５】
本実施例ではタービンディスク４１，４２，４３に重量で、Ｃ０.０３〜０.１％，Ｃｒ１２〜１８％，Ｔｉ１.２〜２.２％，Ｆｅ３０％〜４０％，Ｎｂ２.５ 〜３.５％及びＢ０.００２〜０.０１％を有するＮｉ基鍛造合金又はＣ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１〜０.４％，Ｃｒ９〜１２％，Ｍｏ1.5 〜３.０ ％，Ｖ０.１〜０.３５％，Ｎｂ０.０３〜０.１５％を含む全マルテンサイト鋼の鍛造材を用いることができる。これらのＮｉ基鍛造合金，マルテンサイト鋼は、４５０℃，１０5ｈクリープ破断強度が５０kgf／mm2 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満足する。
【０１２６】
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。
【０１２７】
使用燃料として、天然ガス，軽油が使用される。
【０１２８】
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℃であり、発電効率がＬＨＶ表示で３７％以上の発電用ガスタービンが達成できる。
【０１２９】
初段タービンノズルは、外側サイドウォールと内側サイドウォール間にベーン３６が一体に形成され、一端が丸みを帯びた三ケ月状で内部に冷却用水蒸気が流入及び流出するように空洞の薄肉材によって構成され、ベーン部分には冷却空気が外周側のサイドウォール側から流入し再び外周側サイドウォール側に戻るように冷却孔が複数設けられている。３０は中心線である。
【０１３０】
初段タービンブレードは翼部，プラットフォーム，シャンク，シールフィン及びダブティルによって構成される。翼部は上流側で一端が丸みを帯びた三ケ月状に形成され、更に内部に冷却孔が複数設けられ、冷却通路がダブティルより流入し、ダブティルに戻る経路を有している。本実施例における単結晶鋳物は翼部側よりプラットフォーム，シャンク及びダブティルへと順次凝固させることによって得られ、プラットフォーム及びシールフィンは翼部からほぼ直角に水平に伸びているので、これらの部分にはこれらの鋳型の各々に対してそれらの先端部に翼部の途中からバイパスさせた鋳型によって橋わたしてそれらの先端部と鋳型本体とが同時に凝固させるように本体鋳型とバイパス鋳型との組合せによってより大型で複雑な形状の単結晶ブレードを得ることができるようにした。シールフィンの先端はほぼ直角に伸びた形状を有し、燃焼ガスのもれを防ぐものである。
【０１３１】
第２段ノズルの本実施例における全体構造は初段ノズルとほぼ同じであり、本実施例においては２個のベーンを有するもので、冷却空気による冷却構造を有するものである。その冷却構造は外側サイドウォールより入り、内側サイドウォール側より流出させるとともに、ベーンの下流側のトレーリングエッジより流出する冷却孔がベーン先端に設けられている。ベーンの内部は空洞になっており、ベーンは０.５ 〜３mmの厚さの薄肉部材によって構成される。本実施例では２個のベーンを持つが、１個〜３個のいずれでも可能である。
【０１３２】
第２段ブレードの全体構造はほぼ初段ブレードと同じであるが、冷却用水蒸気はダブティル側から流入し、ダブティルに戻って外部に流出するように内部に複数の通路冷却孔がストレートに設けられている。ダブティルには初段と同様に冷媒の漏洩を防止するように突起が設けられる。
【０１３３】
第３段ノズルは第２段の全体構造とほぼ同じであり、外周側サイドウォールより冷却用空気が流入し、厚さ０.５ 〜３mm程度の薄肉部材からなるベーンの内部を通って燃焼ガス下流側のトレーリングエッジより流出する構造を有する。本実施例においては２個のベーンがサイドウォール間に一体に形成されたものであるが、１個のノズルは１，２又は３個のベーンのいずれでも可能である。
【０１３４】
第３段ブレードは翼部は中実となっており、冷却孔は設けられていないものである。
【０１３５】
初段から第３段ブレードのいずれもシャンクはいずれもプラットフォームの翼部の形成面の端部及びダブティルの上端より凹んで形成される。
【０１３６】
初段ブレードにおいては、冷却孔用の中空構造を有する中子の周囲に製品形状と同じワックス模型が形成される。さらにその外層に後述の鋳物砂によるコーティング層を形成後、脱ろう及び焼成を行いこれを鋳型とした。次に、真空一方向凝固炉中で前述の組成のマスターインゴットを上記鋳型中に鋳込み、引き下げ速度５〜３０cm／ｈでスタータ部より翼部，プラットフォーム，シャンク部及びダブティルへと順次一方向凝固させ、セレクターを用いた単結晶鋳造物とした。続いて、中子をアルカリで除去し、スターター部，セレクター及び伸び湯部等を切断し、ガスタービンブレードを得た。このブレードの全長は２２０mmである。
【０１３７】
２段及び３段ガスタービンブレードは一方向凝固柱状晶鋳造物からなり、同様の製法により単結晶の場合よりも速い引き下げ速度の３０〜５０cm／ｈで一方向凝固させることにより得ることができる。
【０１３８】
得られたブレードは、所定の強度を発揮させるために、非酸化雰囲気中で溶体化処理と時効処理を行い組織を制御する。
【０１３９】
本実施例における初段ノズルは冷却孔用の中空構造の中子の周囲に設けた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を浸漬し、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用いて形成される。鋳型は脱ろうした後に９００℃で焼成した。
【０１４０】
次に、この鋳型を真空炉に設けるとともに、真空溶解によってマスターインゴットを溶解し、真空中で鋳型に鋳込み、前述のブレードと同様にスタータ部より外周側サイドウォール，ベーン及び内周側サイドウォールへと順次一方向凝固し、単結晶鋳造からなるノズルとした。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 厚さを有するものである。
【０１４１】
得られたノズルは、所定の強度を発揮させるために、前述のように非酸化雰囲気中で溶体化処理と時効処理を行い組織を制御する。
【０１４２】
以下、本実施例における具体的な初段ブレード及び初段ノズルの単結晶Ｎｉ基合金の例として、重量で、Ｃｒ６〜９％，Ｃｏ０.５〜１.５％又は８ 〜１０.５％，Ｗ６〜１０.５％，Ｒｅ１〜２％又は２〜４％，Ｍｏ０.５〜１.５％ ，Ｔａ６〜１０％，Ａｌ４〜６％，Ｈｆ０.０５〜０.２％、又はこれにＮｂ１〜２％を含み、耐用温度９３０℃以上のＮｉ基単結晶合金が好ましい。
【０１４３】
本実施例における第２段及び第３段ブレードの一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金として、重量で、Ｃ０.０５〜０.１％，Ｃｒ５〜９％，Ｃｏ７〜１２％，Ｗ７〜１２％，Ｍｏ０.３〜０.７％，Ｔａ２.５〜４％，Ａｌ４.５〜６.５％，Ｔｉ0.5〜１.０％，Ｈｆ１〜２％，Ｂ０.０１〜０.０２％ ，Ｚｒ０.００５〜０.０２％、又はこれにＲｅ２〜４％を含み、耐用温度が８９０℃以上のＮｉ基鋳造合金が好ましい。
【０１４４】
本発明による発電用ガスタービンに使用される第２段及び第３段のノズルとして、重量で、Ｃ０.０６〜０.１５％，Ｃｒ２０〜２６％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｗ１〜３％又は５〜９％，Ｔａ０.５〜２％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜５％，Ｂ０.００５〜０.０１５％、又はこれにＺｒ０.０５〜０.２％を含み、１０5 時間，６kg／mm2 での耐用温度がＷ量が少ないものが８４０〜８５０℃，Ｗ量が多いものが８７０〜８９０℃である多結晶Ｎｉ基鋳造合金を用いた。
【０１４５】
本発明におけるガスタービンの初段ノズルでのガス入り口温度は１５００℃，２段ノズルのガス入り口温度は１１００℃，３段ノズルガス入り口温度は８５０℃であり、冷却を考えても初段ノズルのメタル温度は９００℃以上となる。この温度はＣｏ基合金の強度がノズル用Ｎｉ基合金の強度を凌ぐ領域となるため、初段ノズルには溶接性にも優れるＣｏ基合金が最も望ましい。一方、２段目以降のノズルのメタル温度は８００℃以下となるが、その温度域ではＣｏ基よりもノズル用Ｎｉ基の方がクリープ強度が高くなる。従って、２段目以降のノズルには多結晶Ｎｉ基合金の適用が望ましく、タービン入り口温度が１５００℃級となるガスタービンでは、初段ノズルに単結晶Ｎｉ基合金，２段目以降ノズルに多結晶 Ｎｉ基合金、となる材料構成が最適である。
【０１４６】
Ｂ．高中低圧一体型蒸気タービン
図１３に本発明に係る再熱型高中低圧一体型蒸気タービンの部分断面図を示す。
【０１４７】
本発明に係る蒸気タービンは再熱型で高低圧一体型のロータシャフト６３に植設されたブレード６４を高圧部６段，中圧部４段，低圧部４段の１４段備えている。他の蒸気タービンにおいては高圧部７段，中圧部６段及び低圧部５段の１８段備えたものも同様の構造である。高圧部と中圧部には内部ケーシングが設けられる。高圧蒸気は蒸気のコントロールバルブ５５を通って蒸気入口１２１より前述の如く５３８℃，１６９atg の高温高圧側に流入する。蒸気は入口より左側方向に流れ、高圧蒸気出口１２２より出て、再び５３８℃に加熱されて再熱蒸気入口１２３より中圧タービン部に送られる。中圧タービン部に入った蒸気は低圧タービン部へと送られるとともに低圧蒸気入口１２４からも蒸気が送られる。そして蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって最終段のブレード６４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６３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。高低圧一体型ロータシャフト６３のブレード６４の植込み部はディスク状になっており、高低圧一体型ロータシャフト６３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。蒸気入口に対し高圧側のブレード６４は５段以上の６段あり、２段以降同じ間隔で配置され、初段と２段との間隔は２段以降の間隔の１.５〜２.０倍であり、更にブレード植込部の軸方向の幅は初段が最も厚く、２段目より最終段にかけて段階的に徐々に厚く、初段の厚さは２段目の厚さの２〜２.６ 倍である。
【０１４８】
蒸気入口に対して中圧側のブレード６４は４段あり、ブレード植込部の軸方向の幅は初段と最終段が同等の厚さで最も厚く、２段及び３段目と下流側に向って大きくなる。低圧部は４段で、ブレード植込部の軸方向の幅は最終段の厚さはその直前の厚さの２.７〜３.３倍、最終段の直前の厚さはその直前の厚さの１.１〜 １.３ 倍である。中圧部の初段から４段目までのブレードの中心間の間隔はほぼ同じ間隔であり、低圧部は初段以降最終段にかけて間隔が大きくなり、各段の間隔の前段の間隔に対する比が下流側で大きくなっており、更に初段の間隔が前段の間隔に対する比が１.１〜１.２倍及び最終段と前段との間隔の前段における間隔に対する比が１.５〜１.７倍である。
【０１４９】
ブレードの長さは中圧・低圧側が初段から最終段にかけて徐々に大きくなり、各段の前段に対する長さは１.２〜２.１倍有し、５段目まで１.２〜１.３５倍で長くなり、低圧部２段目が１.５〜１.７倍、３段及び４段が各々１.９〜２.１倍である。
【０１５０】
本実施例における各段の長さは中圧部より２.５″，３″，４″,５″,６.３″，１０″，２０.７″及び４０″である。
【０１５１】
(1）ロータシャフト
表７は本発明に係る高中低圧一体型蒸気タービンロータとして、重量で、Ｃ０.２〜０.３２％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５〜０.３５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ１.５〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３５％ を含み、又更にこれにＷ０.５％以下，Ｎｂ０.２％以下，Ｔｉ０.１％以下 ，Ｂ0.01％以下，Ｃａ０.０１％以下，Ｌａ０.０１％以下，Ａｌ０.０１％以下，Ｔａ0.1％以下，Ｚｒ０.１％ 以下の１種以上が好ましく、Ｗ，Ｎｂ，Ｔｉ以外の成分は合計で０.１５％ 以下が好ましい。具体的な試料の化学組成を示す。試料は真空高周波溶解炉で溶解・造塊し、温度８５０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。これら試料は、高中低圧一体型蒸気タービンロータシャフト中心部の条件をシュミレートして、９５０℃に加熱しオーステナイト化した後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入した。ついで、６６５℃×４０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発明に係るＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相を含まず、全ベーナイト組織であった。
【０１５２】
【表７】
本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は９００〜１０００℃が好ましい。焼戻し温度は６３０℃〜７００℃が好ましい。
【０１５４】
表８は引張，衝撃及びクリープ破断試験結果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度はラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０5ｈ 強度で示した。表から明らかなように本発明に係る材料は、室温の引張強さが８８kg／mm2 以上，０.２％ 耐力７０kg／mm2 以上，ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギーが加熱前後でいずれも２.５kg−ｍ 以上及びクリープ破断強度が約１１kg／mm2 以上と高く、高中低圧一体型タービンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３３.５ インチ長翼を植設するタービンロータ材としては約１５kg／mm2 以上の強度を有するものがよい。
【０１５５】
【表８】
本発明に係るＮo.１〜１０のＦＡＴＴは、脆化処理前後とも３８℃で、脆化しないことも確認された。
【０１５７】
Ｎo.５〜Ｎo.１０は、それぞれ、希土類元素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ， Ｔａ及びＡｌ添加材であるが、これらの元素添加により靭性が向上する。特に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌａ−ＣｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向上効果のあることを確認している。
【０１５８】
また、Ｏ2 を１００ppm 以下にすることにより約１２kg／mm2 以上の高い強度が得られ、特に８０ppm 以下で１５kg／mm2 以上で、更に４０ppm 以下で１８kg／mm2 以上の高いクリープ破断強度が得られる。
【０１５９】
５３８℃，１０5 時間クリープ破断強度は、Ｎｉ量が増加するにつれて低下傾向を示し、特に、Ｎｉ量が２％以下では約１１kg／mm2 以上の強度を示す。特に、１.９％ 以下では１２kg／mm2 以上の強度を有する。
【０１６０】
５００℃，３０００時間加熱後の衝撃値とＮｉ量との関係を示す線図から （Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下又はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下のものはＮｉ量の増加によって高い衝撃値が得られるが、比較のＮo.２２〜Ｎo.２４の（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ を越えるもの又はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２ を越えるものは２.４kg−ｍ 以下の低い値であり、Ｎｉ量が高くてもあまり関係しない。Ｍｎ量が０.２％ 以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.２５ 以下できわめて高い衝撃値を有する。従って、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下、（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８以下で２.５kg−ｍ以上の高い衝撃値を示す。
【０１６１】
加熱脆化後の衝撃値とＮｉ量１.６〜１.９％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量との関係を調べた結果、特定のＮｉ量において衝撃値に及ぼすＭｎ又はＳｉ＋Ｍｎの影響がきわめて大きく、Ｍｎ量が０.２％ 以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.０７〜０.２５ できわめて高い衝撃値を有することがわかった。
【０１６２】
Ｎｉ量が１.５２〜２.０％を含むものはＭｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ比が０.０４〜０.１８で２.５kg−ｍ 以上の高い衝撃値を示すことが分った。
【０１６３】
本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は８７０〜１０００℃にする必要がある。８７０℃未満では高い靭性が得られるもので、クリープ破断強度が低くなってしまう。１０００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られるものの、靭性が低くなってしまう。焼戻し温度は６１０℃〜７００℃にする必要がある。６１０℃未満では高い靭性が得られず、７００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られない。
【０１６４】
引張，衝撃及び切欠クリープ破断試験結果から、靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度はラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０5ｈ 強度で示した。表から明らかなように本発明材は、室温の引張強さが８８kg／mm2 以上，０.２％耐力７０kg／mm2以上， ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギーが加熱前後でいずれも２.５kg−ｍ 以上及びクリープ破断強度が約１２kg／mm2 以上と高く、高中低圧一体型タービンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３３.５ インチ長翼を植設するタービンロータ材としては約１５kg／mm2 以上の強度を有するものがよい。
【０１６５】
更に、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１.２５以上及び(Ｃｒ／Ｍｏ)比が１.１以上、又は(Ｃｒ／Ｍｏ)比が１.４５以上、及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１.１１×（Ｎｉ／Ｍｏ)＋２.７８〕によって求められる値以上とすることにより全体を同じ熱処理とすることにより５３８℃，１０5 時間クリープ破断強度が１２kg／mm2 以上の高い強度が得られる。
【０１６６】
本発明に係る高中低圧一体型ロータシャフト３は表９に示す合金組成の鍛鋼をアーク溶解炉にて溶解後、取鍋に注湯し、次いで取鍋の下部よりＡｒガスを吹き込み真空精錬して、造塊した。次いで、９００〜１１５０℃で最大直径１.７ｍ,長さ約８ｍに鍛造し、高圧側１６を９５０℃，１０時間，中圧・低圧側を８８０℃，１０時間加熱保持した後、中心部で約１００℃／ｈとなるようにシャフトを回転しながら水噴霧冷却又は水中に浸漬させて行った。次いで高圧側を６５０℃で４０時間，中圧・低圧側を６２５℃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，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。表１０は試験結果を示すものである。
【０１６７】
【表９】
【表１０】
高圧部の動翼部及び静翼部における直径は各段において同一であり、中圧部から低圧部においては動翼部では徐々に直径が大きくなり、中圧部初段から４段までは静翼部での直径は同じ、４段〜６段間での静翼部での直径は同じ、６段〜８段までの静翼部での直径は同じで、後段になるにつれて直径が大きくなった。
【０１７０】
また、最終段の翼植込部の軸方向幅は翼部長さに対し０.３ 倍であり、0.28〜０.３５ 倍とするのが好ましい。
【０１７１】
ロータシャフトはその最終段での翼部直径が最も大きく、その直径は翼部長さの１.７２ 倍であり、１.６０〜１.８５倍とするのが好ましい。
【０１７２】
更に、軸受間長さは最終段ブレードにおける翼部先端間の直径に対して1.65倍であり、１.５５〜１.７５倍とするのが好ましい。
【０１７３】
本実施例では発電機により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。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り０.５２ｍ である。
【０１７４】
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。
【０１７５】
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１.７１ である。
【０１７６】
本実施例は蒸気温度５６６℃に対しても適用でき、その圧力を１２１，１６９及び２２４atg とする場合にも適用できる。
【０１７７】
さらに、３０インチ以上の長翼を取付ける高中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１５kg／mm2 以上、低圧側の脆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）以上が好ましい。
ロータシャフトの焼入れ方法として、以下の方法によって行うことができる。
（イ）タービンロータ素体を１８段の蒸気タービンにおいては高圧部および中圧部に相当する部分又は１４段の蒸気タービンにおいては高圧部を９７０℃、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０℃に加熱し、その後、実体のタービンロータ素体を噴水又は水中冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの冷却速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加熱・均一冷却）。
【０１７８】
（ロ）タービンロータ素体を（イ）と同様に高圧部および中圧部に相当する部分又は高圧部を９７０℃、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０℃に加熱し、さらに、高・中圧部に相当する部分又は高圧部を、実体のタービンロータ素体を強制空冷した場合の中心部冷却速度を想定した２５℃／ｈの冷却速度で冷却し、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を、噴水冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの冷却速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加熱・偏差冷却）。各素体は、焼入れの冷却として水槽の中に浸漬させるとともに水を撹拌させる方法によって行うこともでき、その焼入れ後に、６５０℃で２０時間の焼戻しを施す。
【０１７９】
熱処理後の供試鋼の材料試験結果から本発明法によれば、従来法に比べて、高圧部では高温クリープ強度が向上し、低圧部では靭性が向上している。また、本発明法中では、偏差加熱・偏差冷却及び均一加熱・偏差冷却より偏差加熱・均一冷却による方法が顕著な効果が得られる。
【０１８０】
(2）ブレード
高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２０〜０.３０％，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。
【０１８１】
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。
【０１８２】
最終段として、６０サイクルに対して翼部長さ３５インチでは、一周で約９０本あり、重量でＣ０.０８〜０.１８％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０.２５％ 以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２.０〜３.５％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜0.35 ％,Ｎ０.０２〜０.１０％,Ｎｂ及びＴａの一種以上を合計量で０.０２〜０.２０％を含むマルテンサイト鋼の鍛造によって構成した。特に、本実施例では実施例１の表１のＮo.２の合金を用いた。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、リーデングエッヂ部に設けられる。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、 ５０サイクルには４３インチ以上の翼部長さのものが同様のマルテンサイト鋼の鍛造材が用いられる。
【０１８３】
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。
【０１８４】
高低圧一体型蒸気タービン用長翼材として、重量で、Ｃ０.１２〜０.１５％，Ｓｉ０.０４〜０.１５％，Ｍｎ０.１〜０.３５％，Ｃｒ１１〜１２％,Ｎｉ２.５〜３.０％，Ｍｏ２.０〜３.５％，Ｖ０.２５〜０.３０％,Ｎｂ０.０８〜０.１２％，Ｎ０.０８〜０.１２％を含む試料真空高周波溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し(１次焼戻し)、更に５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼戻し）。
【０１８５】
蒸気タービン用長翼材として要求される引張強さ１１９〜１４０kgｆ／mm2 及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm2 以上）を十分満足することが確認された。
【０１８６】
焼入れ温度は９７５〜１１２５℃，１ｈ焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５６０〜５９０℃で行ったものは、３０００rpm に対し４３インチ以上，３６００rpm に対し３５インチ以上の長翼材として要求される特性 （引張強さ≧１２８.５kgｆ／mm2，２０℃ノッチシャルピー衝撃値≧４kgｆ−ｍ／cm2）を、満足することが確認された。
【０１８７】
本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎｂ量が０.１８〜０.３５％で（Ｎｂ／Ｃ）比が０.４５〜１.００、（Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好ましい。Ｃ＋Ｎｂ量は０.１９〜０.２９％，より０.２１〜０.２７％又はＣ＋Ｖ／２＋Ｎｂ量は０.３３〜０.４３％，より０.３５〜０.４１％が好ましい。
【０１８８】
全試料とも全焼戻しマルテンサイト組織を有し、各試料の平均結晶粒径は粒度番号（ＧＳＮo.）で５.５〜６.０である。また、(Ｎｂ／Ｃ）比は０.５〜１.０,（Ｎｂ／Ｎ）比は１.３〜２.０が好ましい。更に、(Ｍｎ／Ｎｉ）比は０.１１以下，より０.０４〜０.１０が好ましい。
【０１８９】
０.２％ 耐力と引張強さとの関係を示す線図から本発明に係る材料は特に、 ０.２％ 耐力（ｙ）が３６.０ に引張強さ（ｘ）を０.５ 倍した値を加えた値以上とするものが好ましい。０.２％ 耐力と０.０２％ 耐力との関係を示す線図から本発明に係る材料は特に０.２％耐力（ｙ）が５８.４に０.０２％ 耐力（ｘ）を０.５４ 倍した値を加えた値以上とするものが好ましい。
【０１９０】
翼部長さが１０９２mm（４３″）である最終段ブレードは、高速蒸気が突き当たる翼部，ロータシャフトへの植込部，翼の遠心力を支えるためのピンを挿入するピン穴，蒸気中の水滴によるエロージョンを防止するためのエロージョンシールド（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合），先端部に設けられたコンティニアスカバーを有する。本実施例においては全体一体の鍛造後に切削加工によって形成されたものである。尚、カバーは機械的に一体に形成することもできる。４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は実施例１に示した条件(焼入：１０５０℃，１次焼戻し：５６０℃，２次焼戻し：５８０℃)で行った。表７のＮo.７はこの長翼材の化学組成（重量％）を示す。この長翼の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。
【０１９１】
表１１は３０００rpm ，４３″長翼の機械的性質として、要求される室温引張及び２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値を示し、本実施例のものは十分満足することが確認された。
【０１９２】
本実施例におけるエロージョンシールドは、重量で、Ｃ１.０％，Ｓｉ０.６％，Ｍｎ０.６％，Ｃｒ２８％，Ｗ１.０％，残Ｃｏからなるステライト合金を電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によって接合した。エロージョンシールドは表と裏側との２個所で溶接される。コンティニュアスカバーは翼部に一体に設けられる。
【０１９３】
【表１１】
(3）静翼７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。
【０１９５】
(4）ケーシングには、内部ケーシングと外部ケーシングがあり、内部ケーシングは重量でＣ０.１５〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下、Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，Ｔｉ０.１％ 以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。
【０１９６】
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６２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０.５２ｍ である。
【０１９７】
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。
【０１９８】
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１.７１ である。
【０１９９】
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。
【０２００】
本実施例の水蒸気冷却に代えてクローズド空気冷却方式を有する空気圧縮型３段タービンとすることができる。
【０２０１】
（実施例４）
図１４は実施例２及び３のガスタービンにおいて、圧縮機の空気取入口の吸気ダクトに水噴霧するガスタービンの構成図である。
【０２０２】
本実施例のガスタービンは、図１４に示すように、気体を圧縮して吐出する圧縮機２０１，圧縮機により圧縮された気体が供給される燃焼器２０５，燃焼器 ２０５の燃焼ガスにより駆動されるタービン２０２，タービン２０２軸に連結されている発電機２０３，発電機２０３により生じた電気を送電する送電端２０４を備える。ガスタービンからの排ガス２０７は、スタック２０８より大気中に排出される。
【０２０３】
以降の実施例では圧縮機２０１に供給される気体が空気である場合を示す。
【０２０４】
圧縮機２０１は、圧縮機２０１に供給する吸気２０６を取り込む吸気室２１０が連結されている。また、吸気室２１０の上流側には、ルーバ２０９が配置されているのが一般的である。ルーバ２０９は圧縮機側（後流側）に空気フィルタを配置する。ルーバ２０９の位置のすぐ後ろに空気フィルタを設けているので記載を省略する。
【０２０５】
図１４では、ルーバ２０９が吸気室の上流側に配置された形態を記載したが、空気フィルタが吸気室の途中にある場合は、本実施例において吸気室２１０は、空気フィルタより下流側の圧縮機入口までの吸気流路を示す。
【０２０６】
図１４では、圧縮機２０１，タービン２０２，発電機２０３が同軸上に連結されているが、圧縮機２０１がタービン２０２とは別軸になっていてもよい。
【０２０７】
また、Ｔ１は圧縮機１に入る前の吸気温度２２０、Ｔ２は圧縮機出口空気温度２２１、Ｔ３は燃焼温度２２２、Ｔ４はタービン２０２から排出された排気温度２２３を示す。
【０２０８】
さらに、吸気室２１０内に微細液滴を噴出する噴霧装置を備える。例えば噴霧ノズル２１１が配置される。噴出される液滴のZautor平均粒径(Ｓ.Ｍ.Ｄ)は、例えば約１０μｍ程度である。噴霧ノズル２１１には給水手段２１３が接続されている。噴霧ノズル２１１が、このような微細な液滴を得るための微粒化手段を備えている場合には給水手段２１３のみが接続されてもよいが、噴霧ノズル２１１に加えて、微粒化手段を備えるようにしてもよい。他に微粒化手段を備えた構成を第２実施例において詳述する。
【０２０９】
給水手段２１３は、流量を調整する調節弁２１５，給水ポンプ２１６，給水タンク２１７，給水タンク２１７に給水する給水装置２１８を有している。
【０２１０】
調節弁２１５は発電機２０３の出力に基づく信号と負荷指令信号Ｐｄ２２５とが加算部を経て、調節弁２１５等の開度信号やその他の指令を出力する関数発生器２２４に電気的に接続されている。例えば信号ケーブル２２６等により連絡されている。場合によっては、負荷要求信号２２５が直接関数発生器２２４に導入されるようにしてもよい。
【０２１１】
吸気２０６は、ルーバ２０９を通過して吸気室２１０に至り、給水タンク217の水が所定の開度の調節弁２１５を通り、給水手段２１３を経て噴霧ノズル211から微細液滴が噴出される。微細液滴を噴出するのに給気手段２１２からの給気が必要な場合は、併せて調節弁２１４を所定の開度にして噴霧液滴の粒径を調整する。吸気２０６は液滴を含んで噴霧流を形成し、一部蒸発して吸気を冷却したのち圧縮機２０１に流入する。吸気に含まれる液滴は、圧縮機２０１の内部で気化し、圧縮空気を冷却する。
【０２１２】
圧縮機２０１出口の空気温度Ｔ２２１は、水噴霧し圧縮機２０１内で水滴気化させた場合２２８の方が、水滴を混入しない場合２２７よりも低下する。圧縮機内においても連続的に低下している。
【０２１３】
圧縮機２０１内で液滴が実質的に気化した後、圧縮空気は燃焼器２０５で燃料と混合して燃焼し、高温高圧のガスとなってタービン２０２に流入し仕事をする。発電機２０３で機械エネルギーが電気エネルギーに変換され、送電端２０４に給電される。仕事を終えた排ガス２０７は、排熱回収ボイラ２３０の中の熱交換器２３１を経てスタック２０８から大気に放出される。
【０２１４】
本実施例により以下の理由から出力向上を得ることができると共に、熱効率を向上できる。
【０２１５】
１）圧縮機２０１に導入される吸気室２１０内での、等湿球温度線上での吸気の冷却、２)圧縮機２０１内に導入された液滴の気化による内部ガスの冷却、３)圧縮機２０１内での気化量に相当するタービン２０２と圧縮機２０１を通過する作動流体量の差、４）定圧比熱の大きい水蒸気の混入による混合気の低圧比熱の増大、等である。
【０２１６】
噴霧ノズル２１１は吸気流路の所定の想定断面に、多数配置される。例えば、吸気の流れ方向に対してほぼ垂直面に配置される。隣接する噴霧ノズル２１１の間隔は、前記吸気流路の断面の縦方向に対して均等間隔になるように配置する。また、前記吸気流路の断面の横方向に対して均等間隔になるように配置する。全体としては、吸気流路を構成する吸気室の壁面近傍を除く領域に多数配置されることができる。これにより、圧縮機入口に搬入される吸気に水滴を均一に分散することができる。
【０２１７】
また、噴霧ノズルを備えた従来の吸気の冷却装置では、噴霧した液のうちほとんどを回収する回収装置及び再度噴霧ノズル２１１に供給する大規模な循環系統を有しないものである。
【０２１８】
前記噴霧ノズル２１１は、ルーバ２０９の空気フィルタより下流側に位置する。これにより、当該液滴を吸気の流れに乗せて安定して圧縮機２０１に供給することができる。上流側に液滴を供給してルーバ２０９の空気フィルタに水滴が付着したり、目づまりをおこす可能性を抑制できるからである。
【０２１９】
また、前記噴霧ノズル２１１は、吸気室２１０内を流れる際の気化量等を考慮して圧縮機２０１の入口から距離を置いて配置することが好ましい。圧縮機201の入口にいわゆるＩＧＶが配置される場合はその上流にある。尚、サイレンサ等が備えられている場合は、当該噴霧ノズルはサイレンサ等の下流側に位置している。
【０２２０】
一方、吸気室のなかで圧縮機２０１と吸気室２１０の境界近傍に噴霧ノズル２１１を配置する際は、微細な液滴を噴霧できる場合等に、圧縮機内に入る液滴の粒径の把握が容易となり、より初段側から液滴の気化を起こすことができる。
図１５は、本発明を具備したガスタービンの詳細構造図を示す。噴霧ノズル２１１により吸気中に噴出された噴霧液滴は、気流に乗って圧縮機入口から流入する。吸気室を流れる吸気の平均空気流速は例えば２０ｍ／ｓである。液滴237は、流線に沿って圧縮機２０１の翼間を移動する。圧縮機内では断熱圧縮により吸気は加熱され、この熱で液滴は表面から気化しながら粒径を減少しつつ後段翼側へ輸送される。この過程で、気化に必要な気化潜熱は、圧縮機内の空気から賄われるために圧縮機内の空気の温度は本発明を適用しない場合よりも低下する。液滴は粒径が大きいと圧縮機２０１の翼やケーシングに衝突し、メタルから熱を得て気化することになるので作動流体の減温効果が阻害されるおそれがある。このため、このような観点からは、液滴の粒径は小さい方が好ましい。
【０２２１】
噴霧液滴には粒経の分布が存在する。圧縮機２０１の翼やケーシングに衝突することを抑制することや、翼のエロージョンを防止するという観点から、噴霧される液滴は主に５０μｍ以下の粒径になるようにする。翼に作用する影響をより少なくする観点からは、最大粒径で５０μｍ以下にすることが好ましい。
【０２２２】
更に、粒径が小さい方が流入空気中に液滴をより均一に分布させることができ、圧縮機内の温度分布が生じることを抑制する観点から、Sautor平均粒径（Ｓ.Ｄ.Ｍ)で３０μｍ以下にすることが好ましい。噴霧ノズルから噴出される液滴は粒度の分布があることから前記最大粒径では計測が容易ではないので、実用上は前述のようにSautor平均粒径（Ｓ.Ｄ.Ｍ）で測定したものを適応できる。尚、粒径は小さい方が好ましいが、小さい粒径の液滴を作る噴霧ノズルは高精度な製作技術が要求されるので、技術的に小さくできる下限までが、前記粒径の実用範囲となる。よって、係る観点からは、例えば、前記主な粒径，最大粒径、或いは平均粒径がそれぞれ１μｍが下限となる。又、細粒径の液滴になる程製造するためのエネルギーが大きくなることが多いので、液滴製造のための使用エネルギーを考慮して前記下限を定めてもよい。大気中に浮遊し落下し難い程度の大きさにすると、一般に、接触表面の状態も良い。
【０２２３】
液滴が気化することにより作動流体の重量流量が増加する。圧縮機内で気化が完了すると、圧縮機２０１内の気体はさらに断熱圧縮を受ける。その際水蒸気の定圧比熱は圧縮機内の代表的な温度(３００℃)付近では、空気の約２倍の値を有するので、熱容量的には空気換算で、気化する水滴の重量の約２倍の空気が作動流体として増したのと等価な効果がある。すなわち圧縮機の出口空気温度Ｔ２′低下に効果（昇温仰制効果）がある。このようにして圧縮機内での水滴の気化により圧縮機出口の空気温度が低下する作用が生じる。圧縮機の動力は、圧縮機出入口の空気のエンタルピの差に等しく空気エンタルピは温度に比例するので、圧縮機出口の空気温度が下がると、圧縮機の所要動力を低減することができる。
【０２２４】
圧縮機で加圧された作動流体（空気）は、燃焼器で燃料の燃焼により昇温された後タービンに流入して膨張仕事を行う。この仕事はタービンの軸出力と呼ばれタービンの出入口空気のエンタルピ差に等しい。燃料の投入量は、タービン入口のガス温度が所定の温度を越えない様に制御される。例えば、タービン出口の排ガス温度と圧縮機出口の圧力Ｐcdの実測値からタービン入口温度が計算され、計算値が本発明適用前の値と等しくなる様に燃焼機２０５への燃料流量が制御される。このような燃焼温度一定制御が行われると、先に述べた様に、圧縮機出口のガス温度Ｔ２′が低下している分だけ燃料投入量が増すことになる。また、燃焼温度が不変かつ水噴霧の重量割合が吸気の数パーセント程度であれば、タービン入口部の圧力と圧縮機出口圧力は噴霧の前後で近似的に変わらないので、タービン出口のガス温度Ｔ４も変化しない。よって、タービンの軸出力は噴霧の前後で変化しないことになる。一方、ガスタービンの正味出力は、タービンの軸出力から圧縮機の動力を差し引いたものであるから、結局、本発明を適用することで圧縮機の動力が低減した分だけガスタービンの正味出力を増すことができる。
【０２２５】
比出力の大きさは、本実施例のように圧縮機の吸気室で前述の微細水滴を噴霧して圧縮機入口から水滴を導入させたもの、特開平6−10702号公報に開示のような中間冷却サイクル，通常のブレイトンサイクルの順である。特に、中間冷却サイクルとの相違は、本発明が、圧縮機内に導入された水滴が、圧縮機入口部から連続的に気化することに由来しており、サイクルの形状に現れている。
【０２２６】
中間冷却サイクルの熱効率は、ブレイトンサイクルに劣るのに対し、先に示したように本実施例はブレイトンサイクルに優るので、本発明は中間冷却サイクルよりも熱効率が高い。
【０２２７】
一般に、圧縮機２０１内での噴霧液滴の気化する位置が圧縮機２０１の入口に近いほど、圧縮機２０１出口の空気温度が下がり、出力増，効率向上の点から有利である。したがって、吸気２０６に噴霧を混合する方法では、噴霧粒径は小さいほど効果的である。なぜなら、噴霧が圧縮機２０１流入後速やかに気化するからである。また、噴霧液滴が気中に浮遊し、吸気に同伴して圧縮機にスムーズに導入される。
【０２２８】
よって、噴霧ノズル２１１により噴出される液滴は、圧縮機２０１出口までに実質的全量が気化してしまう程度の大きさであることが好ましい。現実的には、１００％より低いが前記構成によって達成できる上限まででよい。実用上は圧縮機出口で９０％以上気化していればよい。
【０２２９】
例えば、圧縮機２０１の出口圧力Ｐcdが０.８４ＭＰａ のとき、外気条件から推定した圧縮機２０１の出口の絶対湿度とＥＧＶ位置での絶対湿度の測定値の相関を考慮して気化割合を算出すると、前記液滴は圧縮機出口までに９５％以上気化していた。
【０２３０】
空気が圧縮機内を通過する時間はわずかであり、この間に液滴を良好に気化させ、気化効率を高める観点からは、Sautor平均粒径（Ｓ.Ｄ.Ｍ）で３０μｍ以下が望ましい。
【０２３１】
尚、小さい粒径の液滴を作る噴霧ノズルは高精度な製作技術が要求されるので、技術的に小さくできる下限までが、前記粒径の下限となる。例えば、１μｍである。液滴が大きすぎると、圧縮機で液滴の良好な気化をし難くなるからである。
【０２３２】
液滴の導入量は温度及び湿度又は、出力増加の程度により調整することができる。噴霧した液滴が噴霧箇所から圧縮機入口までの間で気化する量を考慮して、吸気重量流量の０.２ｗｔ％ 以上導入することができる。上限は、圧縮機の機能を良好に維持できる程度にする観点から５ｗｔ％が好ましい。
【０２３３】
夏期等や乾燥条件等を考慮して調整できるが、より出力増加等を図るために ０.８ｗｔ％ 以上５ｗｔ％以下導入することもできる。
【０２３４】
圧縮機入口に導入される空気温度を低下させるために単に導入空気に液滴（例えば、１００〜１５０μｍ等）を噴霧し、噴霧後水を回収し再度噴霧に利用するタイプの従来の液滴噴霧手段と比べ、本実施例では、少量の液滴を噴霧することで足りる。
【０２３５】
噴霧水の消費量は、夏期高温時に低下した出力を定格値まで回復する場合が最大使用量となる。噴霧生成の際に空気を供給する場合の加圧空気消費量は、消費動力として無視できず、目安として消費水量以下が望ましい。したがって、粒径条件さえ満足するなら前記粒径の液滴をつくるために給気のない方が経済的である。
【０２３６】
本実施例により、外気温に応じて噴霧流量を調節することにより、年間を通じて出力変動の少ない発電プラントを提供できる。例えば、圧縮機に導入される空気温度が低い時より高いときの方が噴霧流量を増加するよう調節弁２１５の開度を調節する。
【０２３７】
また、等燃焼温度運転時に、前記液滴を供給するよう運転することが好ましい。これにより、効率を向上させると共に、出力を向上できる。
【０２３８】
また、発電を旨としないガスタービン，ガスタービンの駆動によるトルクを得るためのガスタービンにおいては、燃焼温度を下げてタービン軸出力を低下できる。特に、部分負荷運転時に本実施例を適応して、燃料を節約することができる。
【０２３９】
又、燃焼温度を上昇させなくとも出力を向上できるので、寿命の長いガスタービンを提供することもできる。
【０２４０】
また、本実施例により、圧縮機内のガスを冷却できる。よって、これを活用してガスタービンの翼の冷却に圧縮機抽気を用いる場合は、冷却用の抽気量を低減できる。また、こうすることでガスタービン内の作動流体量をより多くできるので、高効率，増出力を期待できる。
【０２４１】
図１４において、要求負荷信号Ｐｄ２２５を定格値に設定して、噴霧流量を自動制御するようにすることもできる。
【０２４２】
次に、ガスタービンの運転方法と制御について述べる。
【０２４３】
ガスタービン出力を増加する際は、噴霧ノズル２１１からの噴霧液量を増加させる工程と前記燃焼器に供給される燃料量を増加させる。また、ガスタービン出力を減少する際に、前記噴霧液量を減少させ、前記燃焼器に供給される燃料量を減少させる。
【０２４４】
ガスタービン出力を増加する際は、前記噴霧液量を増加させた後に前記燃焼器に供給される燃料量を増加させる。反対に、ガスタービン出力を減少する際は、前記噴霧ノズル２１１からの噴霧液量を減少させる前に前記燃焼器に供給される燃料量を減少させる。
【０２４５】
燃焼温度を一定の運用を行うベースロードの場合の運転制御は以下のようにすることができる。負荷要求信号２２５を基にした目標出力に対応するよう噴霧水量を演算して関数発生器２２４から調節弁２１５に開度を増加する指令がでる。所定の量の水が調節弁２１５を介して噴霧ノズル２１１に導かれ噴霧されると共に所定の粒径を得るために必要な圧縮空気量を演算して関数発生器から調節弁
２１４に開度を増加する指令がでて、所定の圧縮空気が調節弁２１４を介して噴霧ノズル２１１に導かれる。この間燃料流量は一定としておく。次に、排気温度制御に移行して、燃焼温度（推定値を用いることもできる）が目標値に等しくなるように燃料流量を増す。
【０２４６】
運転中の排気温度目標値を与える排気温度制御線は、圧縮機吐出圧力Ｐcdと噴霧量の関数で表現されたものでも良いし、噴霧無しの場合の通常の制御線でもよい。あるいは通常の制御線から推定される目標排気温度に適当なバイアスを加えたものを用いることもできる。
【０２４７】
また、本実施例においては、前述の如く高強度で耐食性の優れた圧縮機用ブレードを用いているので、水噴霧に伴う腐食に対して全く問題なく長期にわたって優れた効果が得られることは明らかである。
【０２４８】
【発明の効果】
本発明によれば、高強度・高耐食性でかつ低温脆化を抑制したマルテンサイト系ステンレス鋼が得られ、信頼性の高いガスタービン圧縮機用ブレードが得られ、より高温でのガスタービンが達成できるとともに、蒸気タービンとともにより、熱効率の高いコンバインド発電が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】０.２％ 耐力と引張強さとの関係を示す線図。
【図２】衝撃値と０.２％ 耐力及び引張強さとの関係を示す線図。
【図３】衝撃値と加熱時間との関係を示す線図。
【図４】加熱後の衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。
【図５】衝撃値と焼戻し温度との関係を示す線図。
【図６】腐食減量を示す棒グラフ。
【図７】本発明に係るガスタービンの全体構成図。
【図８】本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの斜視図。
【図９】本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの斜視図。
【図１０】本発明に係るガスタービン圧縮機用ブレードの斜視図。
【図１１】本発明に係るコンバインド発電システム構成図。
【図１２】本発明に係るガスタービンの回転部断面図。
【図１３】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンの部分断面図。
【図１４】本発明に係るガスタービンの構成図。
【図１５】本発明に係るガスタービンの回転部の断面図。
【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…圧縮機用分割型ロータ、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、１１…タービンスタッキングボルト、１２…コンプレッサ用ノズル、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…植込み部、１９…ボルト、２１…タービンロータ、２２…圧縮機ロータ、２３…冷却流路、２５…水蒸気流路、４１，４２，４３…タービンディスク、４８…スペーサ、５１…初段ブレード、５２…第２段ブレード、５３…第３段ブレード、６２…軸受、６３…高中低圧一体型ロータシャフト、６４…ブレード、６７…蒸気タービン静翼、７４…内部ケーシング、７５…外部ケーシング、８０…ケーシング、８１…初段ノズル、８２…第２段ノズル、８３…第３段ノズル、２０１…圧縮機、２０２…タービン、２０３…発電機、２０４…送電端、２０５…燃焼器、206…吸気、２０７…排ガス、２０８…スタック、２０９…ルーバ、２１０…吸気室、２１１…噴霧ノズル、２１２…給気手段、２１３…給水手段、２１４，２１５…調節弁、２１６…給水ポンプ、２１７…給水タンク、２１９…冷却器、２２０…吸気温度、２２１…圧縮機出口空気温度、２２２…燃焼温度、２２３…排気温度、２２４…関数発生器、２２５…負荷要求信号、２２９…加圧器、２３０…排熱回収ボイラ、２３１…水分回収装置、２３２…熱交換器、２３５…空気冷却器、２３６…外部冷熱源、２３７…液滴、２４８…冷却手段。
Claims (1)
- 圧縮機と、前記圧縮機に一体に連結され燃焼器によって発生した燃焼ガスによって高速回転するタービンと、を備えた高温ガスタービンにおいて、
前記圧縮機は、１２段以上のブレードを有し、前記ブレードは、
初段より８段までを、重量で、Ｃ０.０４〜０.３０％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９％以下，Ｎｉ２〜６％，Ｃｒ８〜１７％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ０.０４〜０.１５％ ，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計０.０２〜０.２０％を含む全焼戻しマルテンサイトステンレス鋼からなり、
９段以上を、重量で、Ｃ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.５％，Ｍｎ０.３〜１.０％，Ｎｉ０.４〜１.０％，Ｃｒ９〜１２％，Ｍｏ０.７〜１.３％，Ｖ０.１〜０.３％,Ｗ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.１〜０.２％，Ｎ０.０３５〜０.０６％ を含む全焼戻しマルテンサイト鋼からなる
ことを特徴とする高温ガスタービン。
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