JPH0650041B2

JPH0650041B2 - ガスタ−ビン

Info

Publication number: JPH0650041B2
Application number: JP61060574A
Authority: JP
Inventors: 正男志賀; 寛福井; 光男栗山; 活己飯島; 良美前野; 慎太郎高橋; 信之飯塚; 宗一黒沢; 康雄渡辺; 平賀　　良
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1986-03-20
Filing date: 1986-03-20
Publication date: 1994-06-29
Anticipated expiration: 2009-06-29
Also published as: JPS62218602A

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕本発明は、新規な高温高圧ガスタービンに係り、特にデ
イタントピース及び最終段コンプレツサデイスクに新規
な材料を使用したガスタービンに関する。

〔従来の技術〕

現在、ガスタービン用デイタントピースにはＣｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼が使用されている。

近年、省エネルギーの観点からガスタービンの熱効率の
向上が望まれている。熱効率を向上させるにはガス温度
及び圧力を上げるのが最も有効な手段である。ガス温度
を1,100℃から1,300℃に高め、圧力比を１０から１５ま
で高めることにより相対比で約３％の効率向上が期待で
きる。

しかし、これらの高温・高圧化に伴ない従来のＣｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼では強度不足で、より強度の高い材料が必要で
ある。強度として高温特性を最も大きく左右するクリー
プ破断強度が要求される。クリープ破断強度がＣｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼より高い構造材料としてオーステナイト鋼，Ｎ
ｉ基合金，Ｃｏ基合金，マルテンサイト鋼等が一般に知
られているが、熱間加工性、切削性及び振動減衰特性等
の点でＮｉ基合金及びＣｏ基合金は望ましくない。ま
た、オーステナイト鋼は４００〜４５０℃付近の高温強
度がそれ程高くないこと更にガスタービン全体システム
から望ましくない。一方、マルテンサイト鋼は他の構成
部品とのマツチングが良く、高温強度も十分である。マ
ルテンサイト鋼として特開昭58−110661号公報，同58−
45359 号公報，特公昭46−279 号公報等知られている。
しかし、これらの材料は４００〜４５０℃で高いクリー
プ破断強度で、室温における高い強度を有するが、この
材料を単にデスタントピースに使用するだけではガスタ
ービンの効率向上は得られない。

〔発明が解決しようとする問題点〕

ガスタービンの高温・高圧化に対して単に強度を高い材
料を用いるだけではガス温度の上昇はできない。一般
に、強度を向上させると靭性が低下する。本発明は高温
強度と室温における靭性を兼ね備えた材料を見い出すこ
とと、その材料をいかに配置するかにある。

本発明の目的は、熱効率の高いガスタービンを提供する
にある。

〔問題点を解決するための手段〕

本発明は、タービンスタブシヤフトと、該シヤフトにタ
ービンスタツキングボルトによつて連結されたタービン
デイスクと、該デイスクに植込まれたタービンバケツト
と、前記ボルトによつて前記デイスクに連結されたデイ
スタントピースと、該デイスタントピースにボルトによ
つて連結された最終段コンプレッサディスクと、コンプ
レツサスタツキングボルトによって連結された初段から
前記最終段までの複数のコンプレツサデイスクと、該デ
イスクに植込まれたコンプレツサブレードと、前記コン
プレツサデイスクの初段に接して前記コンプレッサスタ
ッキングボルトによって１体に形成されたコンプレツサ
スタブシヤフトを備えたガスタービンにおいて、少なく
とも前記デイスタントピース及び前記コンプレツサデイ
スクの最終段の少くとも一方が後述する合金組成からな
るマルテンサイト鋼によつて構成し、最終段のコンプレ
ツサデイスクはその直前のデイスクより高い剛性を有す
る構造であることを特徴とするガスタービンにある。デ
スタントピースは一段又は複数段に設けることができ
る。複数段の場合として特に２段の場合、両者はボルト
によつて接合される。特に、前述のマルテンサイト鋼
は、４５０℃で１０万時間クリープ破断強度が４５kg/m
m²以上，500℃，3000時間加熱後の２０℃Ｖノツチシヤ
ルピー衝撃値が５kg-m/cm²以上である全焼戻しマルテン
サイト組織を有するものが好ましい。

本発明のマルテンサイト鋼としては、重量でＣ０．０５
〜０．２％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ１．５％以下，Ｃ
ｒ８〜１３％，Ｍｏ１．５〜３．５％，Ｎｉ１．５６〜
１．９８％，Ｖ０．０５〜０．３％，Ｎｂ０．０２〜
０．２％とＴａ０．０２〜０．２％のいずれか又は両
方、Ｎ０．０２〜０．１％を含み、残部がＦｅ及び不可
避不純物からなる全焼戻しマルテンサイト組織を有する
マルテンサイト鋼からなる鍛鋼によつて構成される。更
に、Ｗ１％以下，Ｃｏ２％以下，Ｔｉ０．５％以下，Ｚ
ｒ０．５％以下，Ａｌ０．５％以下，Ｂ０．１％以下，
希土類元素０．１％以下の１種以上を含むことが好まし
い。

また次に示す死で計算されるＣｒ当量が、１０以下にな
るように成分調整し、金属組織をδフエライトを含まな
い全焼もどしマルテンサイト組織にすることにより、使
用中脆化が著しく少なくなることも究明された。

Ｃｒ当量＝−４０Ｃ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−３０Ｎ＋６Ｓｉ＋Ｃｒ＋４Ｍｏ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ＋２．５Ｔａさらに上記組成にＷ１．５％以下を添加するとクリープ
破断強度が向上すること、Ｃｏ２％以下を添加すると衝
撃値が低くくなるもののクリープ破断強度が向上するこ
と、Ｎｂの代わりに一部又は全部についてＴａを添加し
ても本発明の目的が達成されることも実験的に求明され
た。

本発明に係るマルテンサイト鋼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900 ℃，最高1150℃
に均一加熱し、マルテンサイト組織が得られる１００℃
／ｈ以上の速度で急冷し、次いで４５０〜６００℃の温
度に加熱保持し（第１次焼もどし）、次いで５５０〜６
５０℃の温度に加熱保持し第２次焼もどしが行なわれ
る。

次に本発明材の安全評価について述べる。高温回転体で
最も重要なのはクリープ破断強度であり、設計許容応力
は１０万時間クリープ破断強度で決定される。そこで本
発明に係るマルテンサイト鋼の高温強度は４５０℃，１
０^５ｈクリープ破断強度で評価した。１０^５ｈクリープ
破断強度は、一般に用いられているラルソンーミラー法
で求めた。

〔作用〕

本発明材の成分範囲限定理由について説明する。Ｃは高
い引張強さと耐力を得るために最低0.05％必要である。
しかし、あまりＣを多くすると、高温に長時間さらされ
た場合に金属組織が不安定になり、１０^５ｈクリープ破
断強度を低下させるので、０．１５％以下にしなければ
ならない。最も０．０７〜０．１２％が好ましい。

Ｓｉは脱酸剤，Ｍｎは脱酸・脱硫剤として鋼の溶解の際
に添加するものであり、少量でも効果がある。Ｓｉはδ
フエライト生成元素であり、多量の添加は疲労及び靭性
を低下させるδフエライト生成の原因になるので１％以
下にしなければならない。なお、カーボン真空脱酸法及
びエレクトロスラグ溶解法などによればＳｉ添加の必要
がない。Ｓｉ低減は使用中脆化の防止効果があり、０．
１％以下、特に０．０１％以下が好ましい。多量のＭｎ
添加は高温強度を低下させるので１．５％以下にしなけ
ればならない。特に０．５〜０．９％が好ましい。

Ｃｒは耐食性と高温強度を高めるが、１３％以上添加す
るとδフエライト組織生成の原因になる。８％より少な
いと耐食性及び高温強度が不十分なので、Ｃｒは８〜１
３％に決定された。特に１１〜１２．５％が好ましい。

Ｍｏは固溶及び析出強化作用によつてクリープ破断強度
を高めると同時に脆化防止効果がある。１．５％以下で
はクリープ破断強度向上効果が不十分であり、３．５％
以上になるとδフエライト生成原因になるので１．５〜
３．５％に限定された。特に２〜３％が好ましい。Ｍｏ
の代りにＷを１部又は全部をＭｏと同等に添加すること
ができる。

Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し高温強度を高めると同時に
靭性向上効果がある。Ｖ０．１％，Ｎｂ０．０２％以下
ではその効果が不十分であり、Ｖ０．３％，Ｎｂ０．２
％以上ではδフエライト生成の原因となると共にクリー
プ破断強度が低下する傾向を示すようになる。特にＶ
０．１５〜0.25％，Ｎｂ０．０４〜０．０８％が好まし
い。ＴａもＮｂと同じ効果がある。

Ｎｉは靭性を高め、かつδフエライト生成の防止効果が
あるが、１．５６％以下ではその効果が十分でなく、
１．９８％以上では長時間クリープ破断強度を低下させ
る。特に、１．６〜１．８％が好ましい。

Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフエライトの生成防
止に効果があるが０．０２％未満ではその効果が十分で
なく、０．１％を越えると靭性を低下させる。特に０．
０４〜０．０７％の範囲で優れた特性が得られる。

高温回転体では、クリープ破断強度が高いことと、高温
で長時間使用中に脆化し難いことも重要である。この使
用中脆化にはδフエライト組織が有害であり、組織が全
焼もどしマルテンサイト組織でなければならないことが
実験的に究明された。４５０℃，１０^５ｈクリープ破断
強度及び２０℃Ｖノツチシヤルピー衝撃値は、前者が５
０kg/mm²以上、後者が９kg-m/cm²以上が好ましい。ＦＡ
ＴＴは２０℃以下、特に１５℃以下が好ましい。

また、本発明は、前記タービンスペーサ，タービンスタ
ッキングボルト，タービンディスク，コンプレッサブレ
ード及びコンプレッサスタッキングボルトの少なくとも
１つを高強度マルテンサイト鋼によつて構成するのが好
ましい。高強度マルテンサイト鋼はＣｒ７〜１３重量％
を含む鋼が好ましく、４５０℃，１０⁵時間クリープ破
断強度が４０kg／mm^２以上、２０℃Ｖノッチシャルピー
衝撃値が５kg−ｍ／cm²以上有するものが好ましい。前
記タービンスタブシャフトの使用温度は300 ℃以下で、
Ｃ０．０２〜０．３５％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０．３５
％以下，Ｎｉ１．５％以下，Ｃｒ０．８５〜１．２５
％，Ｍｏ１．０〜１．５％，Ｖ０．２〜０．３％を含
み、残部がＦｅ及び不可避不純物で構成されるのが好ま
しく、特に室温の引張強さ８０kg/mm²以上、室温のＶノ
ツチシヤルピー６kg-m/cm²以上が好ましい。このマルテ
ンサイト鋼は軸受特性が低いので、軸受部にＣｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼のスリーブを焼ばめ又は同鋼を肉盛溶接によつて
被覆することが好ましい。勿論タービンスタブシヤフト
としてＣ０．２５〜０．３５％，Ｓｉ０．１５〜０．３
５％，Ｍｎ０．５５〜１％，Ｎｉ０．５０％以下，Ｃｒ
０．８５〜１．２５％，Ｍｏ１．０〜１．５％，Ｖ０．
１〜０．３％，残部Ｆｅからなり、室温引張強さ８０kg
/mm²以上，伸び率１８％以上，絞り率５０％以上，５４
℃Ｖノツチシヤルピー衝撃値７kg−ｍ以上を有するＣｒ
−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いることができる。前述のスリーブ及
び肉盛材としてこの組成のものが好ましい。

タービンデイスクはＣ０．０７〜０．１３％，Ｓｉ０．
１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１２．５％，Ｍｏ
１．８〜２．５％，Ｎｉ１．５〜２．５％，Ｖ０．１５
〜０．３０％，Ｎｂ０．０３〜０．１％，Ｎ０．０４〜
０．０８％を含み、残部がＦｅからなり、全焼戻しマル
テンサイト組織を有するマルテンサイト鋼で構成するの
が好ましい。Ｎｂの１部又は全部をＴａで置換できる。
タービンビスクは前述と同様の特性を有するものが好ま
しい。

タービンスペーサはＣ０．０７〜０．１３％，Ｓｉ０．
１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１２．５％，Ｍｏ
１．８〜２．５％，Ｎｉ１．５〜２．５％，Ｖ０．１５
〜０．３％，Ｎｂ０．０３〜０．１％，Ｎ０．０４〜
０．０８％、残部がＦｅ及び不可避の不純物で構成され
るマルテンサイト鋼が好ましい。勿論、このスペーサは
前述のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼が使用可能である。

タービンスタツキングボルトはＣ０．０７〜０．１３
％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３
％，Ｍｏ２〜３％，Ｎｉ１〜２％，Ｖ０．１５〜０．３
％，Ｎｂ０．０３〜０．１５％，Ｎ０．０４〜０．０８
％、残部がＦｅ及び不可避の不純物からなるマルテンサ
イト鋼が好ましい。

また、コンプレツサースタツキングボルトはＣ０．０７
〜０．１３％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ
１０〜１３％，Ｍｏ２〜３％，Ｎｉ１〜２％，Ｖ０．１
５〜０．３０％，Ｎｂ０．０３〜０．１５％及びＮ０．
０４〜０．１０％を含み、残部がＦｅからなるマルテン
サイト鋼によつて構成されるのが好ましい。

また、デスタントピースと最終段コンプレツサデイスク
とを一体にするボルトも同様のマルテンサイト鋼によつ
て構成するのが好ましい。複数のデスタントピースをつ
なぐボルトも同様のものが好ましい。

これらのスタツキングボルト及び前述のボルトはいずれ
も前述の４５０℃，１０^５ｈクリープ破断強度が４０kg
/mm²以上及び２０℃Ｖノツチシヤルピー衝撃値が５kg-m
/cm²以上の全焼戻しマルテンサイト組織を有するものが
好ましく、更に、前述の如くＷ，Ｃｏ，Ａｌ，Ｔｉ，Ｚ
ｒ，Ｂ等を含有させることができる。

コンプレツサの最終段デイスク以外のコンプレツサデイ
スクはＣ０．１〜０．２８％，Ｓｉ０．２〜０．５％，
Ｍｎ０．２〜０．５％，Ｎｉ２．０〜３．０％，Ｃｒ１
〜２％，Ｍｏ０．５〜１．０％，Ｖ０．０５〜０．１５
％を含み、残部ＦｅからなるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼が
好ましく、特に室温の引張強さ８０kg/mm²以上，伸び率
１０％以上，絞り率３５％以上を有するものを初段部か
ら１０段目付近まで構成し、後段部に前述のＣｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼によつて構成するのが好ましい。本発明のガスタ
ービンは１７段からなり、初段から１２段目までをＮｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼及び１３段目から１６段目をＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼によつて構成することが出来るとともに、全
部を前述のマルテンサイト鋼によつて構成することがで
きる。

初段及び最終段コンプレツサデイスクは初段のときは初
段の次のもの又は最終段の場合はその前のものよりもい
ずれも剛性を有する構造を有している。また、このデイ
スクは初段より徐々に厚さを小さくして高速回転による
応力を軽減する構造になつている。

コンプレツサのブレードはＣ０．０７〜０．１５％，Ｓ
ｉ０．１５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，
Ｍｏ１．５〜３．０％，Ｎｉ１〜２．５％，Ｖ０．１５
〜０．３０％，Ｎｂ０．０３〜０．１５％，Ｎ０．０４
〜０．０８％、残部がＦｅからなるマルテンサイト鋼に
よつて構成されるのが好ましい。勿論このブレードは前
述の７〜１３％Ｃｒを含むマルテンサイト鋼によつて構
成できる。

コンプレツサのスタブシヤフトの使用温度は１００℃以
下で、Ｃ０．１５〜０．３％，Ｍｎ0.6 ％以下，Ｓｉ
０．３５％以下，Ｎｉ２．５〜３．５％，Ｃｒ１〜２
％，Ｍｏ０．５〜１％，Ｖ０．０８〜０．１５％を含
み、残部がＦｅ及び不可避不純物で構成されるのが好ま
しく、室温引張強さ８４kg/mm²以上、室温Ｖノツチシヤ
ルピー衝撃値２０kg-m/cm²以上が好ましい。勿論、この
スタブシヤフトは前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼によつ
て構成することができ、前述のマルテンサイト鋼の場合
には前述の如く軸受特性が低下するので前述の如く対策
が行われる。

〔実施例〕

第１表に示す組成（重量％）の試料をそれぞれ２０kg溶
解し、1150℃に加熱し鍛造して実験素材とした。この素
材に表に示すような焼入れ後、焼戻しの熱処理を施し
た。熱処理後の素材からクリープ破断試験片、引張試験
片及びＶノツチシヤルピー衝撃試験片を採取し実験し
た。試番１及び５は本発明に係るもの及び他のものは比
較のものである。

No.２はＣｒ当量が高くδフエライト組織を５％含み９
５％焼もどしマルテンサイト組織である。他の試料は全
焼もどしマルテンサイト組織であつた。

第２表はこれら試料の機械的性質の試験結果を示す。試
番３及び４の結果を見ると、試番３は衝撃値が９．８kg
-m/cm^２と高いがクリープ破断強度が４１．９kg/mm^２と
低い。試番４は衝撃値及びクリープ破断強度がともに低
い。

これに対し、試番１，２及び３は４５０℃，１０^５ｈク
リープ破断強度，引張特性及び衝撃値が優れており、高
温ガスタービン用デスタントピースとして必要な強度・
靭性を十分満足することが確認された。

高温部材としては、長時間使用中に脆化し難いことも重
要なので、脆化材の衝撃値も調べた。５００℃で3000ｈ
加熱脆化処理を施した後の衝撃吸収エネルギーは試番１
が８．６kg-m/cm^２，試番３が３．８kg-m/cm^２であつ
た。脆化処理後でもNo.１及び５は８kg-m/cm²以上の衝
撃吸収エネルギを有し優れている。これに対し、５％の
δフエライト組織を含む試番３は若干脆化する。

図面は本発明の一実施例を示すガスタービンの回転部の
断面図である。１はタービンスタブシヤフト、２はター
ビンバケツト、３はタービンスタツキングボルト、４は
タービンスペーサ、５はデスタントピース、６はコンプ
レツサデイスク、７はコンプレツサブレード、８はコン
プレツサスタツキングボルト、９はコンプレツサスタブ
シヤフト、１０はタービンデイスク、１１はボルトであ
る。本発明のガスタービンはコンプレツサ６が１７段で
あり、又タービンバケツト２が２段のものである。ター
ビンバケツト２は３段の場合にも構成され、いずれにお
いても本発明は適用できる。

第３表に示す材料につい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・熱処理を行つ
た。鍛造は８５０〜1150℃の温度範囲内で、熱処理は第
３表に示す条件で行なつた。第３表には試料の化学組成
（重量％）を示す。これら材料の顕微鏡組織は、No.６
〜９が全焼もどしマルテンサイト組織、No.１０及び１
１が全焼もどしベーナイト組織であつた。No.６はデス
タントピース及び最終段のコンプレツサデイスクに使用
し、前者は厚さ６０mm×幅５００mm×長1000mm，後者は
直径１０００ｍｍ，厚さ１８０mm，No.７はデイスクと
して直径1000mm×厚さ１８０mmに、No.８はスペーサと
して外径1000mm×内径４００mm×厚さ１００mmに、No.
９はタービン，コンプレツサのいずれのスタツキングボ
ルトとして直径４０mm×長さ５００mm，No.９の鋼を用
い同様にデイスタントピースとコンプレツサデイスクと
を結合するボルトも製造した。No.１０及び１１はそれ
ぞれタービンスタブシヤフト及びコンプレツサスタブシ
ヤフトとして直径２５０mm×長さ３００に鍛伸した。更
に、No.１０の合金をコンプレツサデイスク６の１３〜
１６段に使用し、No.１１の鋼をコンプレツサ６の初段
から１２段まで使用された。これらはいずれもタービン
デイスクと同様の大きさに製造した。試験片は熱処理
後、試料の中部分から、No.９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。

第４表はその室温引張、２０℃Ｖノツチシヤルピー衝撃
およびクリープ破断試験結果を示すものである。４５０
℃×１０^５ｈクリープ破断強度は一般に用いられている
ラルソンーミラー法によつて求めた。

本発明のNo.６〜９（１２Ｃｒ鋼）を見ると、４５０
℃，１０^５ｈクリープ破断強度が５１kg/mm^２以上，２
０℃Ｖノツチシヤルピー衝撃値が７kg-m/cm²以上であ
り、高温ガスタービン用材料として必要な強度を十分満
足することが確認された。

次にスタブシヤフトのNo.１０及び１１（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ノツチシヤルピー衝撃値が７kg
-m/cm²以上であり、スタブシヤフトとして必要な強度
（引張強さ≧８１kg/mm²，２０℃Ｖノツチシヤルピー衝
撃値≧５kg-m/cm^２）を十分満足することが確認され
た。

以上の材料の組合せによつて構成した本発明のガスター
ビンは、圧縮比１４．７，温度３５０℃以上，圧縮機効
率が８６％以上，初段ノズル入口のガス温度約1200℃が
可能となり、３２％以上の熱効率（ＬＨＶ）が得られ
る。

このような条件におけるデスタントピースの温度及び最
終段のコンプレツサデイスクの温度は最高４５０℃とな
る。前者は２５〜３５ｍｍ及び後者は４０〜７０ｍｍの
肉厚が好ましい。タービン及びコンプレッサディスクは
いずれも中心に貫通孔が設けられる。タービンディスク
には貫通孔に圧縮残留応力が形成される。

〔発明の効果〕以上の如く、本発明によれば熱効率３０％以上の高いガ
スタービンが達成される顕著な効果が得られる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例であるガスタービン回転部の
断面図である。１……タービンスタブシヤフト、２……タービンバケツ
ト、３……タービンスタツキングボルト、４……タービ
ンスペーサ、５……デイスタントピース、６……コンプ
レツサデイスク、７……コンプレツサブレード、８……
コンプレツサスタツキングボルト、９……コンプレツサ
スタブシヤフト、１０……タービンデイスク、１１……
ボルト。

フロントページの続き (72)発明者飯島活己茨城県日立市久慈町4026番地株式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者前野良美茨城県日立市久慈町4026番地株式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者高橋慎太郎茨城県日立市久慈町4026番地株式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者飯塚信之茨城県日立市幸町３丁目１番１号株式会社日立製作所日立工場内 (72)発明者黒沢宗一茨城県日立市幸町３丁目１番１号株式会社日立製作所日立工場内 (72)発明者渡辺康雄茨城県勝田市堀口832番地の２株式会社日立製作所勝田工場内 (72)発明者平賀良東京都千代田区神田駿河台４丁目６番地株式会社日立製作所内 (56)参考文献特開昭50−57018（ＪＰ，Ａ) 特開昭54−39316（ＪＰ，Ａ) 特開昭56−84446（ＪＰ，Ａ) 特開昭59−133354（ＪＰ，Ａ) 特開昭60−224765（ＪＰ，Ａ) 特開昭61−6256（ＪＰ，Ａ) 特開昭61−6257（ＪＰ，Ａ) 特開昭58−140406（ＪＰ，Ａ)

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】タービンスタブシャフトと、該シャフトに
タービンスタッキングボルトによって連結されたタービ
ンディスクと、該ディスク間に設けられ前記ディスクと
ともに前記ボルトによって連結されたタービンスペーサ
と、該ディスクに植込まれたタービンバケットと、前記
ボルトによって前記ディスクに連結されたディスタント
ピースと、該ディスタントピースにボルトによって連結
された最終段コンプレッサディスクと、コンプレッサス
タッキングボルトによって連結された初段から前記最終
段までの複数個のコンプレッサディスクと、該ディスク
に植込まれたコンプレッサブレードと、前記コンプレッ
サディスクの初段に接して前記コンプレッサスタッキン
グボルトによって一体に連結されたコンプレッサスタブ
シャフトを備えたガスタービンであって、少なくとも前
記ディスタントピース及び前記コンプレッサディスクの
最終段がマルテンサイト鋼からなり、該マルテンサイト
鋼は重量で、Ｃ0.05〜０．２％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍ
ｎ１．５％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１．５〜３．５
％，Ｎｉ１．５６〜１．９８％，Ｖ０．０５〜０．３
％，Ｎｂ０．０２〜０．２％とＴａ０．０２〜０．２％
のいずれか又は両方及びＮ0.02〜０．１％を含み、残部
がＦｅ及び不可避不純物で構成され、前記最終段のコン
プレッサディスクはその直前のディスクより高い剛性を
有する構造であることを特徴とするガスタービン。
【請求項２】前記タービンスペーサ，タービンスタッキ
ングボルト，タービンディスク，コンプレッサブレード
及びコンプレッサスタッキングボルトの少なくとも１つ
をマルテンサイト鋼によって構成した特許請求の範囲第
１項に記載のガスタービン。
【請求項３】前記マルテンサイト鋼は、４５０℃，１０
万時間クリープ破断強度が４５kg／mm^２以上及び５００
℃，３，０００時間加熱後のＶノッチシャルピー衝撃値
が５kg−ｍ／cm²以上である特許請求の範囲第１項に記
載のガスタービン。
【請求項４】前記タービンスタブシャフトはＣ０．２５
〜０．３５％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０．３５％以下，Ｎ
ｉ１．５％以下，Ｃｒ０．８５〜１．２５％，Ｍｏ１．
０〜１．５％，Ｖ０．２〜０．３％，残部がＦｅ及び不
可避不純物で構成されている特許請求の範囲第１項又は
第２項に記載のガスタービン。
【請求項５】前記タービンディスクがＣ０．０７〜０．
１３％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜
１２．５％，Ｍｏ１．８〜２．５％，Ｎｉ１．５〜２．
５％，Ｖ０．１５〜０．３０％，Ｎｂ０．０３〜０．１
％，Ｎ０．０４〜０．０８％を含み、残部がＦｅ及び不
可避不純物で構成されている特許請求の範囲第１項又は
第２項に記載のガスタービン。
【請求項６】前記タービンスペーサがＣ０．０７〜０．
１３％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜
１２．５％，Ｍｏ１．８〜２．５％，Ｎｉ１．５〜２．
５％，Ｖ０．１５〜０．３％，Ｎｂ０．０３〜０．１
％，Ｎ０．０４〜0.08％，残部がＦｅ及び不可避不純物
で構成されている特許請求の範囲第１項又は第２項に記
載のガスタービン。
【請求項７】前記タービンスタッキングボルトがＣ０．
０７〜０．１３％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ１％以下，
Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ２〜３％，Ｎｉ１〜２％，Ｖ
０．１５〜０．３％，Ｎｂ０．０３〜０．１５％，Ｎ
０．０４〜０．０８％を含み、残部がＦｅ及び不可避不
純物で構成されている特許請求の範囲第１項又は第２項
に記載のガスタービン。
【請求項８】前記コンプレッサスタッキングボルトがＣ
０．０７〜０．１３％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ２〜３％，Ｎｉ１〜２％，
Ｖ０．１５〜０．３％，Ｎｂ０．０３〜０．１５％，Ｎ
０．０４〜０．０８％を含み、残部がＦｅ及び不可避不
純物で構成されている特許請求の範囲第１項又は第２項
に記載のガスタービン。
【請求項９】前記コンプレッサディスクの最終段以外が
Ｃ０．１〜０．２８％，Ｓｉ０．２〜０．５％，Ｍｎ
０．２〜０．５％以下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０．５〜
１．０％，Ｎｉ２〜３％，Ｖ０．０５〜０．１５％を含
み、残部がＦｅ及び不可避不純物で構成されている特許
請求の範囲第１項又は第２項に記載のガスタービン。
【請求項１０】前記コンプレッサブレードがＣ０．０７
〜０．１５％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃ
ｒ１０〜１３％，Ｍｏ１．５〜３．０％，Ｎｉ１〜２．
５％，Ｖ０．１５〜０．３０％，Ｎｂ０．０３〜０．１
５％，Ｎ０．０４〜０．０８％を含み、残部がＦｅ及び
不可避不純物で構成されている特許請求の範囲第１項又
は第２項に記載のガスタービン。
【請求項１１】前記コンプレッサスタブシャフトがＣ
０．１５〜０．３％，Ｍｎ０．６％以下，Ｓｉ０．３５
％以下，Ｎｉ２．５〜３．５％，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ0.
5〜１％，Ｖ０．０８〜０．１５を含み、残部がＦｅ及
び不可避不純物で構成されている特許請求の範囲第１項
又は第２項に記載のガスタービン。