JPH07324631A

JPH07324631A - 高効率ガスタービン

Info

Publication number: JPH07324631A
Application number: JP12783095A
Authority: JP
Inventors: Masao Shiga; 正男志賀; Hiroshi Fukui; 寛福井; Mitsuo Kuriyama; 光男栗山; Katsuki Iijima; 活己飯島; Yoshimi Maeno; 良美前野; Shintaro Takahashi; 慎太郎高橋; Nobuyuki Iizuka; 信之飯塚; Soichi Kurosawa; 宗一黒沢; Yasuo Watanabe; 康雄渡辺; Makoto Hiraga; 平賀　　良
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1995-05-26
Filing date: 1995-05-26
Publication date: 1995-12-12

Abstract

(57)【要約】【目的】高効率ガスタービンを提供する。【構成】コンプレッサの圧縮比を１４.７以上，燃焼ガ
ス温度を１３００℃以上，ガスタービンノズル初段への
燃焼ガス温度を１２００℃以上及びタービンディスク温
度を４５０℃以上とした高効率ガスタービン。【効果】熱効率を３２％以上にできる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は新規な高効率ガスタービ
ンに関する。

【０００２】

【従来の技術】現在、ガスタービン用ディスクにはＣｒ
−Ｍｏ−Ｖ鋼が使用されている。

【０００３】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
るが、ガス温度を１１００℃から１３００℃に高め、圧
縮比を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。

【０００４】しかし、これらの高温・高圧比に伴い従来
のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では強度不足で、より強度の高い材
料が必要である。そ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Ｃ
ｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼より高い構造材料としてオーステナイト
鋼，Ｎｉ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
の構成部品とのマッチングが良く、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，
60−138054号公報，特公昭46−279 号公報等が知られて
いる。しかし、これらの材料は400〜４５０℃で必ずし
も高いクリープ破断強度は得られず、更に高温で長時間
加熱後の靭性が低く、タービンディスク等として使用で
きず、ガスタービンの効率向上は得られない。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】ガスタービンの高温・
高圧比に対して単に強度の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。ガスタービンの高温化には高温強度と
高温長時間加熱後に高い靭性を兼ね備えた耐熱鋼を用い
なければならない。

【０００６】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。

【０００７】

【課題を解決するための手段】本発明は、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
トによって互いにスペーサを介して連結された複数個の
タービンディスクと、該ディスクに植込まれ燃焼器によ
って発生した高温の燃焼ガスをタービンノズルを通して
噴射させることによって回転するタービンブレードと、
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連結された複数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一体に形成され
たコンプレッサスタブシャフトを備えたガスタービンに
おいて、該ガスタービンは前記コンプレッサブレードの
回転によって空気の圧縮比を１４.７以上とし、該圧縮
された空気を用いて前記燃焼器によって１３００℃以上
の燃焼ガスを発生し、該燃焼ガスを１２００℃以上でタ
ービンノズルの初段に導入するとともにタービンディス
クの初段温度を450〜５００℃としたことを特徴とす
る。

【０００８】前述のタービンディスク，ディスタントピ
ース，タービンスペーサ，コンプレッサディスクの最終
段及びタービンスタッキングボルトの少なくとも１つが
450℃で１０⁵時間クリープ破断強度が５０kg／mm²以
上及び５００℃で１０³時間加熱後の２５℃のＶノッチ
シャルピー衝撃値が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マルテンサイト系鋼からな
る。

【０００９】本発明に係るマルテンサイト系鋼は、重量
で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ0.5％以下，Ｍｎ０.６％
以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜３％，Ｎｉ２.１
０％を越え３％以下，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎｂ及びＴ
ａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.２％及びＮ
０.０２〜０.１％を含み、特に前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比を
０.１１とするのが好ましく、残部が実質的にＦｅから
なることが好ましい。更に、重量で、Ｃ０.０７〜０.１
５％，Ｓｉ０.０１〜０.１％，Ｍｎ０.１〜０.４％，Ｃ
ｒ１１〜１２.５％，Ｎｉ２.２〜３.０％，Ｍｏ１.８
〜２.５％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.
０４〜０.０８％，Ｖ０.１５〜０.２５％及びＮ０.０４
〜０.０８％を含み、特に前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比を０.０
４〜０.１０％とするのが好ましく、残部が実質的にＦ
ｅからなり、全焼戻しマルテンサイト組織を有すること
が好ましい。

【００１０】また、本発明に係るマルテンサイト系鋼は
重量でＷ１％以下，Ｃｏ０.５％以下，Ｃｕ０.５％以
下，Ｂ０.０１％以下，Ｔｉ０.５％以下，Ａｌ０.３％
以下，Ｚｒ０.１％以下，Ｈｆ０.１％以下，Ｃａ０.０
１％以下，Ｍｇ０.０１％以下，Ｙ０.０１％以下及び希
土類元素０.０１％以下の少なくとも１種を含むことが
できる。

【００１１】本発明に係る鋼は次式で計算される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必要である。

【００１２】Ｃｒ当量＝−４０Ｃ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−３
０Ｎ＋６Ｓｉ＋Ｃｒ＋４Ｍｏ＋１１Ｖ＋６Ｓｉ＋Ｃｒ＋
４Ｍｏ＋５Ｎｂ＋２.５Ｔａ（各元素は合金中の含有量（重量％）で計算される）本発明のガスタービンディスクは前述のマルテンサイト
鋼を適用することによって外径（Ｄ）に対する中心部の
厚さ（ｔ）との比（ｔ／Ｄ）を０.１５〜０.３にするこ
とができ、軽量化が可能である。特に、０.１８〜０.２
２とすることによりディスク間の距離を短縮でき、熱効
率の向上が期待できる。

【００１３】本発明は、少なくともタービンディスクに
前述のマルテンサイト系鋼を用いたことにあるが、それ
より強度が要求されないタービンスペーサ，コンプレッ
サスタッキングボルト，ディスタントピース，コンプレ
ッサディスクには重量で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ
０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ
１.５〜３％，Ｎｉ３％以下，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎ
ｂ０.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％を含み、残部
がＦｅ及び不可避不純物からなるマルテンサイト鋼を用
いることができる。これらの部品がより高温にさらされ
るようなより高い燃焼ガス温度で作動させるときは前述
のガスタービンディスクと同じ鋼を用いるのが好まし
い。

【００１４】

【作用】本発明において、タービンディスク，ディスタ
ントピース，タービンスペーサ，最終段コンプレッサデ
ィスク及びタービンスタッキングに用いられるマルテン
サイト系鋼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０.０５％以上が好ま
しい。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、１０⁵ｈクリ
ープ破断強度を低下させるので、０.２０％以下が好ま
しい。最も０.０７〜０.１５％が好ましい。より、０.
１０〜０.１４％が好ましい。

【００１５】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フェ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フェライト生成の原因にな
るので０.５％以下が好ましい。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
の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。

【００１６】特に、脆化の点から０.２％以下が好まし
く、Ｓｉ無添加でも不純物とし0.01〜０.１％含有させ
るのが好ましい。

【００１７】Ｍｎは加熱による脆化を促進させるので、
０.６％以下が好ましい。特に、Ｍｎは脱硫剤として有
効なので、加熱脆化を生じないように０.１〜０.４％が
好ましい。更に０.１〜０.２５％が最も好ましい。また
脆化防止の点からＳｉ＋Ｍｎ量を０.３％以下にするの
が好ましい。

【００１８】Ｃｒは耐食性と高温強度を高めるが、１３
％以上添加するとδフェ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８〜１３％が好ましい。特に強度の点から１１〜
１２.５％が好ましい。

【００１９】Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって
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。高いクリープ破断強度を得るには１.５％以上が好
ましいが、３.０％以上になるとδフェライト生成原因
になるので１.５〜３.０％が好ましい。特に１.８〜２.
５％が好ましい。更に、ＭｏはＮｉ量が２.１％を越え
る含有量のときＭｏ量が多いほどクリープ破断強度を高
める効果があり、特にＭｏ２.０％以上での効果が大き
い。

【００２０】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ので、Ｖ０.１％以
上，Ｎｂ０.０２％以上が好ましく、Ｖ０.３％，Ｎｂ
０.２％以上ではδフェ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し、好ましくな
い。特にＶ０.１５〜０.２５％，Ｎｂ０.０４〜０.０８
％が好ましい。Ｎｂの代りにＴａを全く同様に添加で
き、複合添加することができる。Ｎｉは高温長時間加熱
後の靭性を高め、かつδフェライト生成の防止効果があ
るので、２.１％以上が好ましく、３％以上では長時間
クリープ破断強度を低下させるので好ましくない。特に
２.２〜３.０％が好ましい。より好ましくは2.5％を越
える量である。

【００２１】Ｎｉは加熱脆化防止に効果があるが、Ｍｎ
は逆に害を与える。従ってこれらの元素の間には密接な
相関関係があることを本発明者らは見い出した。即ち、
Ｍｎ／Ｎｉの比が０.１１以下にすることによりきわめ
て顕著に加熱脆化が防止されることを見い出した。特
に、０.１０以下が好ましく、０.０４〜０.１０が好ま
しい。

【００２２】Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェラ
イトの生成防止に効果があるので、０.０２％以上が好
ましく、０.１％を越えると靭性を低下させる。特に
０.０４〜０.０８％の範囲で優れた特性が得られる。

【００２３】Ｃｏは強化するが脆化を促進させるので、
０.５％以下が好ましい。ＷはＭｏと同様に強化に寄与
するので、１％以下含有することができる。Ｂ０.０１
％以下，Ａｌ０.３％以下，Ｔｉ０.５％以下，Ｚｒ０.
１％以下，Ｈｆ０.１％以下，Ｃａ０.０１％以下，Ｍｇ
０.０１％以下，Ｙ０.０１％以下，希土類０.０１％以
下，Ｃｕ０.５％以下含有させることにより高温強度を
向上させることができる。

【００２４】本発明に係る鋼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次焼戻し）、次い
で５５０〜６５０℃の温度に加熱保持し第２次焼戻しを
行う。焼入れに当ってはＭｓ点直上の温度に止めること
が焼割れを防止する上で好ましい。具体的温度は１５０
℃以上に止めるのが良い。焼入れは油中焼入れ又は水噴
霧焼入れによって行うのが好ましい。第１次焼戻しはそ
の温度より加熱する。

【００２５】コンプレッサディスクの少なくとも最終段
又はその全部を前述の耐熱鋼によって構成することがで
きるが、初段から中心部まではガス温度が低いので、他
の低合金鋼を用いることができ、中心部から最終段まで
を前述の耐熱鋼を用いることができる。ガス上流側の初
段から中心部までの上流側を重量で、Ｃ０.１５〜０.
３０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｃｒ１〜
２％，Ｎｉ2.0〜4.0％，Ｍｏ０.５〜１％，Ｖ０.０５
〜０.２％及び残部が実質的にＦｅからなり、室温の引
張強さ８０kg／mm²以上、室温のＶノッチシャルピー衝
撃値が２０kg−ｍ／cm²以上のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼
が用いられ、中心部から少なくとも最終段を除き重量
で、Ｃ０.２〜０.４％，Ｓｉ０.１〜０.５％，Ｍｎ０.
５〜１.５％，Ｃｒ０.５〜１.５％，Ｎｉ０.５％以
下，Ｍｏ１.０〜２.０％，Ｖ０.１〜0.3％及び残部が実
質的にＦｅからなり、室温の引張強さが８０kg／mm²以
上、伸び率１８％以上，絞り率５０％以上を有するＣｒ
−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いることができる。

【００２６】コンプレッサスタブシャフトは重量でＣ
０.１５〜０.３％，Ｓｉ０.５％以下,Ｍｎ０.６％以
下，Ｎｉ２〜４％，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１％，
Ｖ０.０５〜０.２％を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼及
びタービンスタブシャフトは重量でＣ０.２〜０.４％，
Ｓｉ０.１〜０.５％，Ｍｎ０.５〜１.５％，Ｃｒ０.５
〜1.5％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.１〜
０.３％を含むＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いることができ
る。

【００２７】本発明のコンプレッサディスクは円盤状で
あり、外側部分にスタッキングボルト挿入用の孔が複数
個全周にわたって設けられ、コンプレッサディスクの直
径（Ｄ）に対し最小の肉厚（ｔ）との比（ｔ／Ｄ）を
０.０５〜０.１０にするのが好ましい。

【００２８】本発明のディスタントピースは円筒状で、
両端をコンプレッサディスク及びタービンディスクにボ
ルトによって接続するフランジが設けられ、最大内径
（Ｄ）に対する最小肉厚（ｔ）との比（ｔ／Ｄ）を０.
０５〜０.１０とするのが好ましい。

【００２９】本発明のガスタービンはタービンディスク
の直径（Ｄ）に対する各ディスクの間隔（ｌ）の比（ｌ
／Ｄ）を０.１５〜０.２５とするのが好ましい。

【００３０】コンプレッサディスクの一例として、１７
段からなる場合には初段から１２段目までを前述のＮｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，１３段目から１６段目をＣｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼及び１７段目を前述のマルテンサイト鋼によっ
て構成することができる。

【００３１】初段及び最終段のコンプレッサディスクは
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鋼性を有する構造を有している。
また、このディスクは初段より徐々に厚さを小さくして
高速回転による応力を軽減する構造になっている。

【００３２】コンプレッサのブレード及びノズルは０.
０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃ
ｒ１０〜１３％又はこれにＭｏ０.５％以下及び、Ｎｉ
０.５％以下を含み、残部がＦｅからなるマルテンサイ
ト鋼によって構成されるのが好ましい。

【００３３】タービンブレードの先端部分と摺動接触し
リング状に形成されるシュラウドの初段部分には重量
で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ１７〜２７％，Ｃｏ５％以下，Ｍｏ５〜１５
％，Ｆｅ１０〜３０％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％以下
及び残部が実質的にＮｉからなる鋳造合金が用いられ、
他の部分には重量で、Ｃ０.３〜０.６％，Ｓｉ２％以
下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ２０〜２７％，Ｎｉ２０〜３０
％以下，Ｎｂ０.１〜０.５％，Ｔｉ０.１〜０.５％及び
残部が実質的にＦｅからなる鋳造合金が用いられる。こ
れらの合金は複数個のブロックによってリング状に構成
されるものである。

【００３４】タービンノズルを固定するダイヤフラムに
は初段タービンノズル部分が重量で、Ｃ０.０５％以
下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１６〜２２％，
Ｎｉ８〜１５％及び残部が実質的にＦｅからなり、他の
タービンノズル部分には高Ｃ−高Ｎｉ系鋼鋳物によって
構成される。

【００３５】タービンブレードは重量で、Ｃ０.０７〜
０.２５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１２〜
２０％，Ｃｏ５〜１５％，Ｍｏ１.０〜５.０％，Ｗ1.0
〜5.0％，Ｂ０.００５〜０.０３％，Ｔｉ２.０〜７.０
％，Ａｌ３.０〜７.０％と、Ｎｂ１.５％以下，Ｚｒ
０.０１〜０.５％，Ｈｆ０.０１〜０.５％，Ｖ０.０１
〜０.５％の１種以上と、残部が実質的にＮｉからな
り、オーステナイト相基地にγ′相及びγ″相が析出し
た鋳造合金が用いられ、タービンノズルには重量で、Ｃ
０.２０〜０.６０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃ
ｒ２５〜３５％，Ｎｉ５〜１５％，Ｗ３〜１０％，Ｂ
０.００３〜０.０３％及び残部が実質的にＣｏからな
り、又は更にＴｉ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.１〜０.５％
及びＺｒ０.１〜０．３％の少なくとも１種を含み、オ
ーステナイト相基地に共晶炭化物及び二次炭化物を含む
鋳造合金によって構成される。これらの合金はいずれも
溶体処理された後時効処理が施され、前述の析出物を形
成させ、強化される。

【００３６】また、タービンブレードは高温の燃焼ガス
による腐食を防止するためにＡｌ，Ｃｒ又はＡｌ＋Ｃｒ
拡散コーテングを施すことができる。コーテング層の厚
さは３０〜１５０μｍで、ガスに接する翼部に設けるの
が好ましい。

【００３７】燃焼器はタービンの周囲に複数個設けられ
るとともに、外筒と内筒との２重構造からなり、内筒は
重量でＣ０．０５〜０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％
以下，Ｃｒ２０〜２５％，Ｃｏ０.５〜５％，Ｍｏ５〜
１５％，Ｆｅ１０〜３０％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％
以下及び残部が実質的にＮｉからなり、板厚２〜５mmの
塑性加工材を溶接によって構成され、円筒体全周にわた
って空気を供給する三ケ月形のルーバ孔が設けられ、全
オーステナイト組織を有する溶体化処理材が用いられ
る。

【００３８】

【実施例】

実施例１図１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ャフト、２はター
ビンブレード、３はタービンスタッキングボルト、４は
タービンスペーサ、５はディスタントピース、６はコン
プレッサディスク、７はコンプレッサブレード、８はコ
ンプレッサスタッキングボルト、９はコンプレッサスタ
ブシャフト、１０はタービンディスク、１１は中心孔で
ある。本発明のガスタービンはコンプレッサディスク６
が１７段あり、又タービンブレード２が２段のものであ
る。タービンブレード２は３段の場合もある。

【００３９】本実施例におけるタービンディスク１０，
タービンスタッキングボルト３，タービンスペーサ４，
ディスタントピース５，コンプレッサディスクに用いる
各種マルテンサイト系鋼の特性を調べた。

【００４０】表１に示す組成（重量％）の試料をそれぞ
れ２０kg溶解し、１１５０℃に加熱し鋳造して実験素材
とした。この素材に、１１５０℃で２ｈ加熱後衝風冷却
を行い、冷却温度を１５０℃で止め、その温度より５８
０℃で２ｈ加熱後空冷の２次焼戻しを行い、次いで６０
５℃で５ｈ加熱後炉冷の２次焼戻しを行った。

【００４１】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ノッチシャルピー衝撃試験片を採取し
実験に供した。衝撃試験は熱処理のままの材料を５００
℃，１０００時間加熱脆化材について行った。この脆化
材はラルソン・ミラーのパラメータより４５０℃で１０
⁵時間加熱されたものと同等の条件である。

【００４２】

【表１】

【００４３】表１において、試番１及び８は本発明にお
いて最も好ましい鋼であり、試番２〜７はそれより若干
劣るものであり、試番２は現用ディスク材Ｍ１５２鋼相
当材である。

【００４４】表２はこれら試料の機械的性質を示す。試
番１及び８は、高温・高圧ガスタービンデイスク材とし
て要求される４５０℃，１０⁵ｈクリープ破断強度（＞
５０kg／mm²）及び脆化処理後の２５℃Ｖノッチシャル
ピー衝撃値［４kg−ｍ（５kg−ｍcm²)以上］を十分満足
することが確認された。これに対し、現用ガスタービン
に使用されているＭ１５２相当材（試番２)は、４５０
℃，１０⁵ｈクリープ破断強度が４２kg／mm²，脆化処理
後の２５℃，Ｖノッチシャルピー衝撃値が２.７kg−ｍ
で、高温・高圧ガスタービンディスク材として要求され
る機械的性質を満足できない。次にＳｉ＋Ｍｎ量が０.
４〜約１％及びＭｎ／Ｎｉ比が０.１２以上の高い鋼
（試番３〜７）の機械的性質を見ると、クリープ破断強
度は高温・高圧ガスタービンディスク材として要求され
る値を満足できるが、脆化後のＶノッチシャルピー衝撃
値は３.５kg−ｍ以下と低いものである。

【００４５】

【表２】

【００４６】図２は脆化試験後の衝撃値と（Ｍｎ／Ｎ
ｉ）比との関係を示す線図である。図に示す如く、（Ｍ
ｎ／Ｎｉ）比が０.１２までは大きな差がないが、０.
１１以下で脆化が急激に改善され、４kg−ｍ（５kg−
ｍ／cm²)以上となり、更に0.10以下で６kg−ｍ(７.５kg
−ｍ／cm²)以上の優れた特性が得られる最も好ましいも
のであることが分る。Ｍｎは脱酸剤及び脱硫剤として欠
かせないものであり、0.6％以下とするのが好ましい。

【００４７】図３は同じくＭｎ量との関係を示す線図で
ある。図に示す如く、脆化後の衝撃値はＮｉ量が２.１
％以下ではＭｎ量を減らすことにより衝撃値が若干向
上するが、Ｎｉ量２.１％を越えた含有量とすることに
よりＭｎを減らすことによる効果が顕著である。特に、
Ｎｉ量が２.４％以上で、効果が大きいことが分る。

【００４８】更に、Ｍｎ量が０.７％付近ではＮｉ量に
よらず衝撃値の改善は得られないが、Ｍｎ量を０.６％
以下にすればＭｎ量が低いほどＮｉ量が２.４％以上で
衝撃値の高いものが得られる。

【００４９】図４は同じくＮｉ量との関係を示す線図で
ある。図に示す如くＭｎ量が０.７％以上ではＮｉを高
めることにより脆化に対する改善が若干得られるが、そ
れ以下のＭｎに対してはＮｉの増加によって脆化が顕著
に改善されることが明らかである。特に０.１５〜０.４
％のＭｎ量では２.２％以上のＮｉ量で顕著に向上し、
２.４％以上で６kg−ｍ（７.５kg −ｍ／cm²）以上、
更に２.５％以上のＮｉ量では（７kg−ｍ／cm²)以上の
高い値が得られることが明らかである。

【００５０】図５は４５０℃×１０⁵ｈクリープ破断強
度とＮｉ量との関係を示す線図である。図に示す如くＮ
ｉ量が２.５％付近までは強度にほとんど影響ないが、
3.0％を越えると５０kg／mm²を下回り、目標とする強
度が得られない。尚、Ｍｎは少ない方が強度が高く、
０.１５〜０.２５％付近で最も強化され、高い強度が得
られる。

【００５１】図６は前述の得られた特性に基づいて得ら
れた結果より特定の組成によって得た具体的な図であ
る。表３はその化学組成（重量％）である。

【００５２】

【表３】

【００５３】溶解をカーボン真空脱酸法にて行い、鍛造
後、１０５０℃で２ｈ加熱後、150℃の油中に焼入れ
し、次いでその温度から５２０℃で５ｈ加熱後空冷及び
５９０℃で５ｈ加熱後炉冷の焼戻しを行った。このディ
スクは外径１０００mm，厚さ２００mmであり、熱処理後
図に示す形状に機械加工したものである。中心孔１１は
６５mmである。１２はスタッキングボルトの挿入用孔が
設けられる部分、１３はタービンブレードを植込みされ
る部分である。本ディスクの前述と同様の脆化後の衝撃
値は８.０kg−ｍ（１０kg／cm²)及び４５０℃×１０⁵時
間クリープ破断強度は５５.２kg／mm²であり、優れた特
性を有していた。

【００５４】表４は本実施例のガスタービンの各部材に
用いた材料組成（重量％）を示すものである。いずれの
鋼も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。鋳造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内
で、熱処理は表４に示す条件で行った。これら材料の顕
微鏡組織は、Ｎo.１０〜１５が全焼戻しマルテンサイト
組織，Ｎo.１４及びＮo.１５が全焼戻しベーナイト組織
であった。Ｎo.１０はディスタントピース及びＮo.１１
最終段のコンプレッサディスクに使用し、前者は厚さ６
０mm×幅５００mm×長さ１０００mm，後者は直径１００
０mm，厚さ180mm，Ｎo.７はディスクとして直径１００
０mm×厚さ１８０mmに、Ｎo.１２はスペーサとして外径
１０００mm×内径４００mm×厚さ１００mmに、Ｎo.１３
はタービン，コンプレッサのいずれかのスタッキングボ
ルトとして直径４０mm×長さ500mm，Ｎo.１３の鋼を用
い同様にディスタントピースとコンプレッサディスクと
を結合するボルトも製造した。Ｎo.１４及び１５はそれ
ぞれタービンスタブシャフト及びコンプレッサスタブシ
ャフトとして直径２５０mm×長さ３００に鍛伸した。更
に、Ｎo.１４の合金をコンプレッサディスク６の１３〜
１６段に使用し、Ｎo.１５の鋼をコンプレッサディスク
６の初段から１２段まで使用された。これらはいずれも
タービンディスクと同様の大きさに製造した。試験片は
熱処理後、試料の中心部分から、Ｎo.１３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。

【００５５】

【表４】

【００５６】表５はその室温引張、２０℃Ｖノッチシャ
ルピー衝撃およびクリープ破断試験結果を示すものであ
る。４５０℃×１０⁵ｈクリープ破断強度は一般に用い
られているラルソン−ミラー法によって求めた。

【００５７】本発明のＮo.１０〜１３（１２Ｃｒ鋼）を
見ると、４５０℃，１０⁵ｈクリープ破断強度が５１kg
／mm²以上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７kg−
ｍ／cm²以上であり、高温ガスタービン用材料として必
要な強度を十分満足することが確認された。

【００５８】次にスタブシャフトのＮo.１４及び１５
（低合金鋼）は、４５０℃クリープ破断強度は低いが、
引張強さが８６kg／mm²以上，２０℃Ｖノッチシャルピ
ー衝撃値が７kg−ｍ／cm²以上であり、スタブシャフト
として必要な強度（引張強さ≧８１kg／mm²，２０℃Ｖ
ノッチシャルピー衝撃値≧５kg−ｍ／cm²)を十分満足す
ることが確認された。

【００５９】

【表５】

【００６０】ディスタントピースの温度及び最終段のコ
ンプレッサディスクの温度は最高４５０℃となる。前者
は２５〜３０mm及び後者は４０〜７０mmの肉厚が好まし
い。タービン及びコンプレッサディスクはいずれも中心
に貫通孔が設けられる。タービンディスクには貫通孔に
圧縮残留応力が形成される。

【００６１】タービンブレード，ノズル，燃焼器ライ
ナ，コンプレッサブレード，ノズル，シュラウドセグメ
ント，ダイヤフラムは表６に示す各合金を用いた。

【００６２】以上の材料の組合わせによって構成した本
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（Ｌ
ＨＶ）が得られる。

【００６３】実施例２図７は前述の本発明に係る耐熱鋼を使用したガスタービ
ンの回転部分の部分断面図である。本実施例におけるタ
ービンディスク１０は２段有しており、ガス流の上流側
より初段及び２段目には中心孔１１が設けられている。
本実施例においてはいずれも表３に示す耐熱鋼によって
タービンディスク，コンプレッサディスク６のガス流の
下流側の最終段，ディスタントピース５，タービンスペ
ーサ４，タービンスタッキングボルト３及びコンプレッ
サスタッキングボルト８を構成したものである。その他
のタービンブレード２，タービンノズル１４，燃焼器１
５のライナ１７，コンプレッサブレード７，コンプレッ
サノズル１６，ダイヤフラム１８及びシュラウド１９を
表６に示す合金によって構成した。特に、タービンノズ
ル１４及びタービンブレード２は鋳物によって構成され
る。本実施例におけるコンプレッサは１７段有してお
り、タービンスタブシャフト１及びコンプレッサスタブ
シャフト９は各々実施例１と同様に構成した。

【００６４】

【表６】

【００６５】表６中タービンブレード，タービンノズ
ル，シュラウドセグメント（１）及びダイヤフラムはい
ずれもガス上流側の１段目に使用したもので、シュラウ
ドセグメント（２）は２段目に使用したものである。

【００６６】本実施例においてコンプレッサディスク６
の最終段は外径に対する最小肉厚（ｔ）の比（ｔ／Ｄ）
が０.０８であり、ディスタントピース５の最大内径
(Ｄ)に対する最小肉厚（ｔ）の比（ｔ／Ｄ）が０.０４
であり、更にタービンディスクの直径（Ｄ）に対する中
心部の最大肉厚（ｔ）の比(ｔ／Ｄ）が初段は０.１９及
び第２段が０.２０５であり、デイスク間の間隔（ｌ）
の比（ｌ／Ｄ）が0.21である。各タービンディスク間に
は空間が設けられている。タービンディスクには全周に
わたって等間隔に各ディスクを連結するためのボルト挿
入用の孔が複数個設けられている。

【００６７】以上の構成によって、圧縮比１４.７，温
度３５０℃以上，圧縮効率８６％以上，初段タービンノ
ズル入口のガス温度が１２００℃と可能になり、３２％
以上の熱効率（ＬＨＶ）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
サディスクの最終段，スタッキングボルトを前述の如く
高いクリープ破断強度及び加熱脆化の少ない耐熱鋼が使
用されるとともに、タービンブレードにおいても高温強
度が高く、タービンノズルは高温強度及び高温延性が高
く、燃焼器ライナは同様に高温強度及び耐疲労強度が高
い合金が使用されているので、総合的により信頼性が高
くバランスされたガスタービンが得られるものである。

【００６８】

【発明の効果】本発明によれば、高温・高圧（ガス温
度：１２００℃以上，圧縮比：１５クラス）ガスタービ
ン用ディスクに要求されるクリープ破断強度及び加熱脆
化後の衝撃値が満足するものが得られ、これを使用した
ガスタービンはきわめて高い熱効率が達成される顕著な
効果が発揮される。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の一実施例を示すガスタービン回転部の
断面図。

【図２】脆化後の衝撃値と（Ｍｎ／Ｎｉ）比との関係を
示す線図。

【図３】同じくＭｎ量との関係を示す線図。

【図４】同じくＮｉ量との関係を示す線図。

【図５】クリープ破断強度とＮｉ量との関係を示す線
図。

【図６】本発明のタービンディスクの一実施例を示す断
面図。

【図７】本発明の一実施例を示すガスタービンの回転部
付近の部分断面図。

【符号の説明】

１…タービンスタブシャフト、２…タービンブレード、
３…タービンスタッキングボルト、４…タービンスペー
サ、５…ディスタントピース、６…コンプレッサディス
ク、７…コンプレッサブレード、８…コンプレッサスタ
ッキングボルト、９…コンプレッサスタブシャフト、１
０…タービンディスク、１４…タービンノズル、１５…
燃焼器、１６…コンプレッサノズル、１７…ライナ、１
８…ダイヤフラム、１９…シュラウド。

───────────────────────────────────────────────────── 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四丁目６番地株式会社日立製作所内

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互いにスペーサを
介して連結された複数個のタービンディスクと、該ディ
スクに植込まれ燃焼器によって発生した高温の燃焼ガス
によって回転するタービンブレードと、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
スに連結された複数個のコンプレッサディスクと、該デ
ィスクに植込まれ空気を圧縮する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に
おいて、該ガスタービンは前記コンプレッサブレードの
回転によって空気の圧縮比を１４.７以上とし、該圧縮
された空気を用いて燃焼器によって１３００℃以上の燃
焼ガスを発生し、該燃焼ガスを１２００℃以上で前記タ
ービンノズルの初段に導入するとともに前記タービンデ
ィスクの初段温度を４５０〜５００℃としたことを特徴
とする高効率ガスタービン。
【請求項２】前記タービンディスク，ディスタントピー
ス，タービンスペーサ，コンプレッサディスクの最終段
及びタービンスタッキングボルトの少なくとも１つが、
450℃で１０⁵時間クリープ破断強度が５０kg／mm²以
上及び５００℃で１０³時間加熱後の２５℃のＶノッチ
シャルピー衝撃値が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マルテンサイト系鋼からな
る請求項１に記載の高効率ガスタービン。
【請求項３】前記タービンディスク，ディスタントピー
ス，タービンスペーサ，最終段のコンプレッサディスク
及びタービンスタッキングボルトの少なくとも１つが重
量で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ
０.６％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜３％，Ｎ
ｉ２〜３％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎｂ及びＴａの１種
又は２種の合計量が０.０２〜０.２％及びＮ０.０２〜
０.１％を含み、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１１以下
及び残部が実質的にＦｅからなる請求項１又は２に記載
の高効率ガスタービン。
【請求項４】前記タービンディスク，ディスタントピー
ス，タービンスペーサ，コンプレッサディスクの最終段
及びタービンスタッキングボルトの少なくとも１つが、
重量で、Ｃ０.０７〜０.１５％，Ｓｉ０.０１〜０.１
％，Ｍｎ０.１〜０.４％，Ｃｒ１１〜１２.５％，Ｎｉ
２.２〜３.０％，Ｍｏ１.８〜２.５％，Ｎｂ及びＴａの
１種又は２種の合計量が０.０４〜０.０８％，Ｖ０.１
５〜０.２５及びＮ0.04〜０.０８％を含み、前記（Ｍ
ｎ／Ｎｉ）比が０.０４〜０.１０、残部が実質的にＦｅ
からなり、全焼戻しマルテンサイト組織を有する請求項
１又は２に記載の高効率ガスタービン。
【請求項５】前記タービンディスク，ディスタントピー
ス，タービンスペーサ，コンプレッサディスクの最終段
及びタービンスタッキングボルトの少なくとも１つが、
重量で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ
０.６％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜３％，Ｎ
ｉ２〜３％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎｂ及びＴａの１種
又は２種の合計量が０.０２〜０.２％及びＮ０.０２〜
０.１％と、Ｗ１％以下，Ｃｏ０.５％以下，Ｃｕ０.５
％以下，Ｂ０.０１％以下，Ｔｉ０.５％以下，Ａｌ
０.３％以下，Ｚｒ０.１％以下，Ｈｆ０.１％以下，Ｃ
ａ０.０１％以下，Ｍｇ０.０１％以下，Ｙ０.０１％以
下及び希土類元素０.０１％以下の少なくとも１種を含
み、残部が実質的にＦｅからなる請求項１又は２に記載
の高効率ガスタービン。