JPH10331659A - 発電用ガスタービン及びコンバインド発電システム - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】本発明の目的は、タービン入り口温度が１４０
０℃以上である次世代発電用ガスタービンとして特に重
要な初段から最終段までのブレード及びノズルに要求さ
れる材料特性を満たし、動翼の長寿命化と燃焼ガス温度
上昇による高効率ガスタービン及びコンバインド発電シ
ステムを提供することにある。 【解決手段】本発明は、燃焼ガス温度が１４００℃以上
であり、初段ブレード及び初段ノズルの少なくとも一方
が単結晶又は柱状晶Ｎｉ基合金よりなる高効率ガスター
ビン及び蒸気入口温度が５３０℃以上である高中低圧一
体型蒸気タービンとの組合せからなるコンバインド発電
システムにある。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、タービン入り口温
度が１４００℃以上である新規な高効率発電用ガスター
ビン及びコンバインド発電システムに関する。

【０００２】

【従来の技術】近年、省エネルギー，地球環境の観点か
らガスタービンの発電効率の向上が望まれている。効率
を向上させるためにはガス温度を上昇させることが最も
有効な手段であるが、燃焼ガス温度とメタル温度とのギ
ャップを補う冷却技術及び材料の耐用温度を向上させる
材料技術の双方の進歩によって対応してきた。そのうち
材料については、特にブレード（動翼）材及びノズル
（静翼）材の耐用温度向上が大きな鍵となる。従来のガ
スタービンでは、ブレードにＮｉ基合金，ノズルにＣｏ
基合金あるいはＮｉ基合金が用いられており、それぞれ
の部材について個別に材料開発がなされてきた。

【０００３】発電用ガスタービンの動翼材料は、従来か
ら主としてＮｉ基の超合金が使用されてきたが、ガスタ
ービンの熱効率向上を図るため、燃焼ガス温度の高温化
と大容量化が図られてきた。そして、燃焼ガス温度の高
温化に対しては、タービン動翼の初段及び２段動翼の耐
熱強度を上げることが必要であり、そのため組織的には
普通鋳造による等軸晶翼から一方向凝固による柱状晶
翼、或いは単結晶翼へと変化すると共に、翼内部に複雑
な冷却孔を設け、内部からの冷却を図ってきた。一方、
大容量化に対しては、圧縮機圧力比の増化と、動翼の長
尺化による作動ガス流量の増大で対応してきた。特にタ
ービン動翼では、後段動翼において、長尺化が必要不可
欠となり、高速心力化に対応するため、一方向凝固によ
る柱状晶翼が採用され始めている。

【０００４】特開平6−10082号には高耐食高強度Ｎｉ基
超合金とその単結晶鋳造物を初段ブレードや初段ノズル
に用いた及び特開平7−286503 号には初段ブレードに前
述の単結晶鋳物及び初段ノズルにＣｏ基多結晶合金を用
いた高効率ガスタービンが開示されている。

【０００５】柱状晶鋳物の大部分は、特許出願公告昭51
−4186号等で示されている一方向凝固法で製造される。
この方法は、加熱した炉の中から鋳型を下方に引出し、
下端から上方に漸次凝固させる方法である。この方法に
より、遠心応力が作用する長手方向に長く伸び、〈１０
０〉方位の結晶方位を有する柱状晶動翼が製造され、引
張り強度及びクリープ強度が改善されてきた。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】上記従来技術は、初段
ブレード又は初段ノズル材料に関する要素技術である。
ガスタービン入り口温度（初段ノズル入り口温度）が１
５００℃級となる次世代の高効率ガスタービンを実現す
るためには、優れた要素技術を高度にバランスさせ一体
化する必要がある。個々の要素技術が優れていても、全
体構成の中で一部でも不都合があれば高効率ガスタービ
ンの実現は不可能であり、タービン入り口温度を１５０
０℃級にまで上昇させ、材料を極限状態で使用する次世
代のガスタービンでは、その傾向が極めて顕著になる。
例えば、初段ブレードに優れた材料を適用しても、初段
ノズルには従来と同じ耐用温度の低い材料を使用すると
以下の様な問題が生じる。初段ノズルが高温に耐えられ
ず損傷，変形等を起こし、燃焼ガスの整流を十分に行え
ずガス流が不安定になるため、後段に位置する初段ブレ
ードへの負荷が増大する。初段ブレードはその材料特性
を極限まで高めていることから設定された負荷よりも大
きな負荷を受けることで、材料損傷，変形，後段の材料
への負荷の増大、等の問題が発生し、ガスタービンとし
て所定の性能を発揮することが不可能となる。特に初段
から最終段にいたるブレード及びノズルに用いる高温材
料の特性は重要であり、それぞれの部材に要求される特
性及びその特性を満足する材料を詳細に検討し最適な組
合せを選定することが必要となる。

【０００７】また、更なるに高効率化と大容量化のため
には、動翼の長尺化が更に必要になってきた。特にター
ビン最終段では、環境対策のため、排出ガス温度が規定
されており、作動ガスの流速も一定となるため、作動ガ
ス流量を増加させ、大容量化のためには、流路面積の増
加すなわち動翼の長尺化が必要不可欠となる。

【０００８】ガスタービン用動翼の後段動翼は、無冷却
の中実のものが使用されている。これは、後段では作動
ガス温度が低く、無冷却でも材料が十分な強度を有して
いたためであった。しかし、大容量化のためには、動翼
の翼部を更に長くする必要があり、その結果遠心応力が
更に増加し、従来の一方向凝固による中実柱状晶翼では
強度的に限界になっている。

【０００９】遠心応力を低下するためには、動翼自体の
重量を低減することが最も有効であり、ＴｉＡｌ等の軽
量金属間化合物の適用も検討されている。

【００１０】一方、別な方法として、動翼の軽量化のた
めに、内部を空洞にすることが考えられる。一般に、動
翼の内部空洞はセラミック中子を用いて形成されてい
る。従来においても、中子を用いて動静翼の内部冷却孔
が形成されてきた。しかし従来は、最大でも３０cm程度
の大きさであり、また中子の厚さも１cm以上であったた
め、鋳造に耐えうる十分な強度を有していた。

【００１１】しかし、タービン後段の動翼は長尺である
ため、柱状晶動翼とするための一方向凝固時間が長くな
り、中子の変形や移動を生じ、寸法精度の良いものを高
歩留まりで製造できなかった。さらに、動翼の軽量化の
ため翼自体の薄肉化が図られており、わずかな中子の移
動でも中子が表面に露出し、キスアウトと呼ばれる欠陥
が多数発生するようになってきた。

【００１２】以上述べたように、従来技術による動翼で
は、翼自体の遠心応力のため、長尺化の限界が有り、更
に軽量化のため中子で内部を空洞にし、翼部の薄肉化を
行うと中子の移動でキスアウト欠陥が発生し、動翼自体
を製造することが出来なかった。その結果、発電用ガス
タービンの後段動翼は長尺化が図れず、ガスタービンの
効率向上を図ることができなかった。

【００１３】本発明の目的は、タービン入り口温度が１
４００℃以上である次世代発電用ガスタービンとして特
に重要な初段から最終段までのブレード及びノズルに要
求される材料特性を満たした高効率ガスタービン及びコ
ンバインド発電システムを提供することにある。

【００１４】

【課題を解決するための手段】次世代の１５００℃級ガ
スタービンでは冷却技術を考慮しても初段タービンブレ
ードのメタル温度が９００℃以上になるため、材料その
ものの耐用温度は10⁵時間１４kgf／mm²で９２０℃以上
必要である。第２段以降のブレードは初段よりも衝突す
るガス温度が５０℃〜１００℃低くなるが、従来の燃焼
温度１３００℃級のガスタービンと比べるとそのメタル
温度は高くなり、材料特性として１０⁵時間１４kgf／mm
²で８００℃以上の耐用温度が必要である。それよりも
強度の低い材料を用いた場合は、運転中にブレードが破
損する確立が非常に高くなるばかりでなく、ガス流のエ
ネルギーを十分に回転力に変換できずに効率の低下を引
き起こす。

【００１５】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、ガスタービンの起動，停止の繰
り返しにより著しい熱応力，熱衝撃を受ける。燃焼ガス
温度１５００℃級のガスタービンでは、冷却能力を考慮
しても１０⁵時間６kgf／mm²における耐用温度が９００
℃以上の合金を用いる。２段目以降のタービンノズル
は、初段ノズルと比較して温度的にそれほど苛酷ではな
いが、従来の燃焼温度１３００℃級のガスタービンと比
べるとそのメタル温度は高くなり１０⁵ 時間１４kgf／m
m²耐用温度が８００℃の材料を用いる。

【００１６】本発明は、圧縮機と，燃焼器と，タービン
ディスクに固定された３段以上のタービンブレードと，
前記タービンブレードに対応して設けられた３段以上の
タービンノズルとを備えた発電用ガスタービンにおい
て、初段タービンブレード及び初段タービンノズルは単
結晶Ｎｉ基合金よりなり、第２段及び第３段タービンブ
レードの少なくとも一方は一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金
よりなり、第２段及び第３段タービンノズルは等軸晶Ｎ
ｉ基合金よりなることを特徴とする発電用ガスタービン
にある。

【００１７】本発明は、前述の発電用ガスタービンにお
いて、初段タービンノズルへのガス入口温度が１４００
〜１６５０℃であり、初段タービンノズル及び初段と第
２段タービンブレードを蒸気によって冷却する蒸気冷却
系統を有し、第２段及び第３段タービンノズルを空気に
よって冷却する空気冷却系統を有し、前記初段タービン
ブレード及び初段タービンノズルは単結晶Ｎｉ基合金及
び／又は第２段及び第３段ブレードの少なくとも一方が
一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなることを特徴とす
る。

【００１８】本発明は、前述の発電用ガスタービンにお
いて、初段タービンノズルへのガス入口温度が１４００
〜１６５０℃であり、初段タービンノズル及び初段と第
２段タービンブレードを前記圧縮機によって圧縮された
空気を冷却器により冷却した空気によって冷却する冷却
空気冷却系統を有し、第２段及び第３段タービンノズル
を空気によって冷却する空気冷却系統を有し、前記初段
タービンブレード及び初段タービンノズルは単結晶Ｎｉ
基合金及び／又は第２段及び第３段ブレードの少なくと
も一方が一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなることを特
徴とする。

【００１９】前記初段タービンブレード及び初段タービ
ンノズルは、１０⁵時間１４kgf／mm² 耐用温度が９２０
℃以上、前記第２段及び第３段タービンノズルは、１０
⁵時間１４kgf／mm²耐用温度が８００℃以上、前記第２
段及び第３段タービンノズルは１０⁵時間６kgf／mm² 耐
用温度が８００℃以上が好ましい。

【００２０】本発明は、前記初段タービンブレード及び
初段タービンノズルは遮熱コーティング層を有するこ
と、前記第２段タービンブレード及び第２段タービンノ
ズルは合金コーティング層を有すること、前記単結晶Ｎ
ｉ重合金は重量で、Ｃｒ６〜８％，Ｍｏ０.５ 〜１％，
Ｗ６〜８％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ４〜６％，Ｔａ６〜９
％，Ｃｏ０.５ 〜１０％及びＨｆ０.０３〜０.１３％を
含有するＮｉ基合金であること、前記単結晶Ｎｉ重合金
はＴｉ，Ｎｂのうち一方もしくは両方を０.１ 〜２％を
含有するＮｉ基合金からなるものが好ましい。本発明
は、重量で、Ｃｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３ 〜５％，Ｗ２
〜１０％，Ａｌ２.５ 〜６％，Ｔｉ０.５ 〜５％，Ｃ
０.０５〜０.２１％及びＢ０.００５〜０.０２５％を含
有するＮｉ基合金であること、更に、これにＴａ１〜４
％，Ｃｏ１０％以下，Ｈｆ０.０３〜0.2％，Ｚｒ０.０
０１〜０.０５％，Ｒｅ０.１〜５％及びＮｂ０.１〜３
％の少なくとも１種とを含有する一方向凝固柱状晶Ｎｉ
基合金からなることを特徴とする発電用ガスタービン動
翼にあり、第２段以降に用いられる。特に、第２段，第
３段或いは４段の場合には第４段にも用いることができ
る。

【００２１】前記第２段及び第３段タービンノズルは重
量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜
３％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を
含有する多結晶Ｎｉ基合金であることが好ましい。

【００２２】本発明は、高速で流れる燃焼ガスによって
駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの排ガスの
エネルギーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前
記水蒸気によって蒸気タービン及びガスタービンによっ
て発電機を駆動するコンバインド発電システムにおい
て、前記ガスタービンは前述のガスタービンによって構
成されることを特徴とする。

【００２３】本発明は、蒸気タービン及びガスタービン
によって発電機を駆動するコンバインド発電システムに
おいて、前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸
気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設し
たロータと、該ロータを被うケーシングとを備え、初段
ブレード入口の前記蒸気温度が５３０℃以上であり、前
記ガスタービンはその燃焼ガス温度が１４００℃以上で
あり、前記ガスタービンは初段ブレード及び初段ノズル
の少なくとも一方が単結晶又は柱状晶Ｎｉ基合金及び／
又は１段及び第２段ブレードの少なくとも一方が一方向
凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなることを特徴とする。

【００２４】本発明は、前記ロータシャフトは高圧側の
クリープ破断強度が低圧側の強度より高く、又は低圧側
の靭性が高圧側の靭性より高くすること、更に、前記ブ
レードがその少なくとも最終段の〔翼長さ(インチ)×回
転数(rpm)〕が１２０,０００以上及びＣｒ８〜１３重量
％を有するマルテンサイト鋼によって構成することを特
徴とする。

【００２５】本発明は、高速で流れる燃焼ガスによって
駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの排ガスの
エネルギーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前
記水蒸気によって駆動される蒸気タービンと、前記ガス
タービン及び蒸気タービンによって駆動される発電機と
を備えた複合発電プラントにおいて、前記ガスタービン
はブレードが３段以上、前記燃焼ガス温度が１４００℃
以上、タービン出口の排ガス温度が５３０℃以上であ
り、前記排熱回収ボイラによって５３０℃以上の水蒸気
とし、前記蒸気タービンは高低圧一体型ベーナイト組織
を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなり、高圧
側の高温強度が低圧側のそれより高いロータシャフトと
〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm）〕が１２０,０００
以上のＣｒ８〜１３重量％を有するマルテンサイト鋼よ
りなるブレードを有し、前記ガスタービンは初段ブレー
ド及び初段ノズルの少なくとも一方が単結晶又は柱状晶
Ｎｉ基合金及び／又は第２段及び第３段ブレードの少な
くとも一方が一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなること
を特徴とする。

【００２６】（Ａ）ガスタービン 初段ブレードには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。

【００２７】初段ノズル材には、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。

【００２８】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、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。

【００２９】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。

【００３０】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。

【００３１】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。

【００３２】実際の腐食雰囲気を模擬した７５重量％Ｎ
ａ₂ＳＯ₄−２５重量％ＮａＣｌ混合塩中に全浸せきさせ
て９４０℃，５０時間加熱後の腐食減量が６００mg／cm
² 以下の耐食性を有する合金を初段ブレードに使用した
場合、タービン入り口温度が１４５０℃以上でも十分耐
えうる特性を有することとなる。そのような合金を初段
タービンブレードに用いることは、ガスタービンの高寿
命化，高効率化が実現できる。

【００３３】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Ｃ
ｏ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。

【００３４】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。

【００３５】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。

【００３６】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。

【００３７】本発明に係る柱状晶Ｎｉ基合金は前述の組
成よりなり、特に次の関係を有するＮｉ基合金からなる
ものが好ましい。

【００３８】（Ｗ量とＣｒ量）とは重量で（７.０％，
５.５％），（１０％，５.５％ ），（１０％，７
％），（２％，１８％）及び（２％，１５％）の各点を
結ぶ範囲内にあること、（Ｍｏ量とＣ量）とは重量で
（０.３％，０.０４％）,（４.５％，０.１４％)，(４.
５％，０.２１％）及び（０.３％，０.１０％)の各点を
結ぶ範囲内にあること、（Ａｌ量とＣ量）とは重量で
（２.５％，０.０９％)，(６％，０.０４％)，（６％，
０.１０％)，（３.５％，０.１５％)，(３.５％，０.２
０％）及び（２.５％，０.２０％）の各点を結ぶ範囲内
にあること、（Ｔｉ量とＣ量）とは重量で（０.５％，
０.０５％)，（３.５％，０.０９％)，（５％，0.15
%)，（５％，０.２０％)，（３％，０.１４％）及び
（０.５％，０.１０％）の各点を結ぶ範囲内にあるこ
と、（Ｔｉ量とＭｏ量）とは重量で（０.５％，０.５
％),（３.５％，１.０％)，（５％，３,５％)，（５
％，５％），（３％，２.５％）及び（０.５％，１.５
％）の各点を結ぶ範囲内にあることが好ましい。

【００３９】具体的には、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）。

【００４０】 (a）Ｃ ：０.１５〜０.１９ Ｃｒ：１３.７〜１４.３ Ｃｏ：９.０〜１０.０ Ｗ ：３.７〜４.３ Ｍｏ：３.７〜４.３ Ａｌ：２.８〜３.２ Ｔｉ：４.６〜５.０ Ｈｆ：０.６５〜０.８５ Ｂ ：０.０１〜０.０２ Ｚｒ：０.００５〜０.０２ (b）Ｃ ：０.０５〜０.１ Ｃｒ：５.５〜７.０ Ｃｏ：９.０〜９.５ Ｗ ：８.０〜９.０ Ｒｅ：２.８〜３.１ Ｍｏ：０.３〜０.７ Ｔａ：３.０〜４.０ Ａｌ：５.５〜６.０ Ｔｉ：０.５〜０.９ Ｈｆ：１.２〜１.８ Ｂ ：０.０１〜０.０２４ Ｚｒ：０.００４〜０.０１ (c）Ｃ ：０.０９〜０.１３ Ｃｒ：１５.７〜１６.３ Ｃｏ：８.０〜９.０ Ｗ ：２.４〜２.８ Ｍｏ：１.５〜２.０ Ｎｂ：０.６〜１.１ Ｔａ：１.５〜２.０ Ａｌ：３.２〜３.７ Ｔｉ：３.２〜３.７ Ｂ ：０.００７〜０.０１２ Ｚｒ：０.０３〜０.０８ また、本発明に係るガスタービン用動翼の製造法は、中
子を有するガスタービン動翼鋳造用鋳型を水冷チルプレ
ート上にセットする工程と、鋳造原料を溶解後鋳型内に
鋳込む工程と、鋳型を高温の加熱炉から相対的に引き抜
いて、一端側から他端側へ漸次一方向凝固させる工程に
おいて、突起を有した中子を用いることで、中子の移動
を防止することが好ましい。更に、鋳型キャビティー内
部に突き出した耐火物で中子を支持固定することによ
り、中子の移動を防止することが好ましい。

【００４１】本発明に係るガスタービン用柱状晶動翼
は、内部を空洞としていることから、高い遠心応力が発
生しない動翼とすることができる。また、一方向凝固に
より結晶粒を遠心応力軸方向にそろえていることから、
高い引張り強度と高いクリープ強度を有する。

【００４２】ガスタービンノズルは、燃焼器から出た高
温ガスを加速し動翼に伝える部品である。高温の燃焼ガ
スにさらされ、ガスタービンの起動，停止の繰り返しと
ともに著しい熱応力，熱衝撃を受ける。また、製造時の
鋳造欠陥の補修，内部冷却部品の組み込み、及び使用後
に発生する熱応力によるクラックの補修のために溶接を
実施する場合がある。従って、ノズル材に要求される特
性は、耐熱疲労性，耐食性，溶接性があげられる。

【００４３】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。一般にＣｏ基合金はノズル
部材として十分な溶接性を有している。また、合金成分
を調整することにより、上記強度特性を十分満足するこ
とができる。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。これら以外の材料では、高温
クリープ強度，耐熱疲労性，耐食性，溶接性を全て満足
することは困難である。

【００４４】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８０
０℃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。

【００４５】上述したように、Ｎｉ基合金をノズルに使
用する場合溶接性が問題になるが、その時長さ８０mm，
幅４mmで１パスのＴＩＧ溶接して形成されたビード内に
割れが発生しない予熱温度が４００℃以下であれば十分
である。そうでない場合は溶接部に欠陥が発生するた
め、ノズル材として不適当である。

【００４６】以上、本発明に係わる高効率ガスタービン
のブレード材，ノズル材について個別に説明したが、実
際はこれら全てを同時に満足することが必要であり、そ
のことによって初めて目的の高効率ガスタービンが提供
できる。例えば、初段ブレードに本発明中で示したよう
な材料を適用しても、初段ノズルには従来と同じ耐用温
度の低い材料を使用すると以下の様な問題が生じる。初
段ノズルが高温に耐えられず損傷，変形等を起こし、燃
焼ガスの整流を十分に行えずガス流が不安定になるた
め、後段に位置する初段ブレードへの負荷が増大する。
初段ブレードはその材料特性を極限まで高めていること
から設定された負荷よりも大きな負荷を受けることで、
材料損傷，変形，後段の材料への負荷の増大、等の問題
が発生し、ガスタービンとして所定の性能を発揮するこ
とが不可能となる。

【００４７】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、上
述したような問題が回避できる。その他の組合せでは、
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ない。

【００４８】（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、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にある。

【００４９】本発明は、更に前述の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にある。

【００５０】前述のマルテンサイト系ステンレス鋼は、
重量比で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以
下，Ｍｎ１.００％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ
２.１ を越え３％以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０
５〜０.３５％，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。

【００５１】更に本発明は、重量比で、Ｃ０.１８〜０.
２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１〜０.３％，Ｃｒ
１.５〜２.５％，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／mm
² 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 以上の前述の長翼を取り付けた高中低圧又は高低圧
一体型蒸気タービンにある。

【００５２】前記ブレードの少なくとも最終段の長さを
４０インチ以上好ましくは４３インチ以上とした８〜１
３重量％Ｃｒを含むマルテンサイト系ステンレス鋼から
なる５０サイクル発電用蒸気タービン、又は前記ブレー
ドの少なくとも最終段の長さを３３インチ以上、好まし
くは３５インチ以上とした８〜１３重量％Ｃｒを含むマ
ルテンサイト系ステンレス鋼からなる６０サイクル発電
用蒸気タービンにある。

【００５３】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，Ｍ
ｎ１.０％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。

【００５４】本発明に係る蒸気タービン用長翼材は、重
量比で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以下，
Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜
３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ
ｂ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％を含有するマルテンサイ
ト鋼が好ましい。

【００５５】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、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻
しマルテンサイト組織でなければならない。

【００５６】本発明鋼は前述した式で計算される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。

【００５７】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１２
８.５kgｆ／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。

【００５８】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、１０
００℃〜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１
０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高
くするのが好ましい。

【００５９】本発明は、低圧タービン最終段翼部長さ９
１４mm（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（４
１″）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。

【００６０】また本発明の耐熱鋼からなるブレード材に
おいては、全マルテンサイト組織となるように合金組成
を調整して高い強度と低温靭性並びに疲労強度を得るた
めに、次式の各元素の含有量を重量％として計算される
Ｃｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。

【００６１】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ Ｃは高い引張強さを得るために最低０.０８％ 必要であ
る。あまりＣを多くすると、靭性を低下させるので０.
２％以下にしなければならない。特に、０.１０〜０.１
８％ が好ましい。より、０.１２〜０.１６％が好まし
い。

【００６２】Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫酸・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、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成
の原因になるので、０.２５％ 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添加の必要がなく、Ｓｉ無添加が
よい。特に、０.１０％ 以下、より０.０７％ 以下が好
ましい。

【００６３】少量のＭｎ添加は靭性を向上するが多量の
添加は靭性を低下させるので、0.9％以下にすべきであ
る。特に、Ｍｎは脱酸剤として有効なので、靭性向上の
点から０.６％ 以下、より０.１〜０.５％，最も０.２
〜０.４％が好ましい。

【００６４】Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、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と引張強さが不十分なので、Ｃ
ｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１０.
５〜１２.５％が、より１１〜１２％が好ましい。

【００６５】Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
が不十分であり３％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％に限定される。特に、１.８
〜２.７％，より２.０〜２.５％が好ましい。なお、Ｗ
及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。

【００６６】Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高
めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０.０５％，Ｎｂ
０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.４０
％ ，Ｎｂ０.２％ 以上ではδフェライト生成の原因と
なる。特にＶは0.20〜0.36％，より０.２５〜０.３１
％、Ｎｂは０.０４〜０.１６％，より０.０６〜０.１４
％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加で
き、複合添加することができる。

【００６７】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、Ｎｉ２％以下
では不十分で、３％を越える添加で効果が飽和する。特
に、２.３〜２.９％が好ましい。より好ましくは２.４
〜２.８％である。

【００６８】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、０.０４〜０.０８％，より０.０４５〜０.０８％の
範囲で優れた特性が得られる。

【００６９】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。低温靭性向上の点からＳｉ０.１％ 以下，
Ｐ０.０１５％以下，Ｓ０.０１５％ 以下が好ましい。
特に、Ｓｉ０.０５％以下，Ｐ０.０１０％以下，Ｓ０.
０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減
も、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが
望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０.０
０１５％以下，Ｓｎ０.０１％以下、及びＡｓ0.02％以
下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％以下，Ｓｎ０.０
０５％及びＡｓ0.01％以下が望ましい。

【００７０】さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比
を０.１１ 以下にするのが好ましい。

【００７１】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℃，最高
１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、
次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第
１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保
持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織
とするものが好ましい。

【００７２】（２）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 Ｃは焼入性を向上し強度を確保するのに必要な元素であ
る。その量が０.１５％以下では十分な焼入性が得られ
ず、ロータ中心に軟らかいフエライト組織が生成し、十
分な引張強さ及び耐力が得られない。また０.４％ 以上
になると靭性を低下させるので、Ｃの範囲は０.１５〜
０.４％に限定される。特にＣは０.２０〜０.２８％ の
範囲が好ましい。

【００７３】Ｓｉ及びＭｎは従来脱酸剤として添加して
いたが、真空Ｃ脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法な
どの製鋼技術によれば、特に添加しなくとも健全なロー
タが溶製可能である。長時間使用による脆化の点から、
Ｓｉ及びＭｎは低目にすべきであり、それぞれ０.１％
及び０.５％ 以下に限定され、特にＳｉ０.０５％ 以
下，Ｍｎ０.０５〜０.２５％、より前者が０.０１％ 以
下，後者が０.２０％ 以下が好ましい。

【００７４】一方、極少量のＭｎ添加は、熱間加工性を
悪くする有害なＳを、硫化物ＭｎＳとして固定する作用
があるために、Ｍｎの極微量添加は、前述のＳの害を減
少する効果があるので、蒸気タービン用ロータシャフト
のような大型鍛造品の製造においては０.０１％ 以上含
有するのが好ましい。しかし、製鋼上Ｓを少なくできれ
ばＭｎの添加は靭性，高温強度を低めるので、Ｓ及びＰ
量を低めるスパークリーン化できればゼロがよく、０.
０１〜０.２％が好ましい。

【００７５】Ｎｉは焼入性を向上させ、靭性向上に不可
欠の元素である。１.５％ 未満では靭性向上効果が十分
でない。また２.７％ を越える多量の添加は、クリープ
破断強度を低下させてしまう。特に１.６〜２.０％より
１.７〜１.９％の範囲が好ましい。更に、Ｎｉ量はＣｒ
量より０.２０％ まで高く又はＣｒ量より０.３０％以
下に低くする範囲内とすることにより高い高温強度と靭
性とを兼ね備えた特性が得られる。

【００７６】Ｃｒは焼入性を向上させ、靭性及び強度向
上効果がある。また蒸気中の耐食性も向上させる。１.
５％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、２.５％ を
越える添加は、クリープ破断強度を低下させる。特に
１.７〜２.３％，より1.9〜2.1％が好ましい。

【００７７】Ｍｏは焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度向上及び焼戻し脆化防止効果が
ある。０.８％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、
２.５％を越える多量の添加は靭性を添加させる。特に
強度と靭性の点から1.0〜1.5％、より１.１〜１.３％が
好ましい。

【００７８】Ｖは、焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度及び靭性向上効果がある。０.
１５％未満ではこれらの効果が十分でなく、０.３５％
を越える添加は効果が飽和してしまう。特に０.２０〜
０.３０％，より０.２５ を越え０.３０ ％以下の範囲
が好ましい。

【００７９】また上記の組成からなる低合金を溶製する
ときに、希土類元素，Ｃａ，Ｚｒ及びＡｌのいずれかを
添加することにより靭性が向上する。希土類元素は０.
０５％未満では効果が不十分で、０.４％ を越える添加
はその効果が飽和する。Ｃａは少量の添加で靭性向上効
果があるが、０.０００５％ 未満では効果が不十分で、
０.０１％を越える添加はその効果が飽和する。Ｚｒは
０.０１％未満では靭性向上効果が不十分であり、０.２
％ を越える添加はその効果が飽和する。Ａｌは０.００
１％ 未満では靭性向上効果が不十分であり、０.０２％
を越える添加はクリープ破断強度を低下させる。

【００８０】さらに、酸素は高温強度に関与し、本発明
鋼においては、Ｏ₂ を５〜２５ppmの範囲に制御するこ
とにより、より高いクリープ破断強度が得られる。

【００８１】Ｎｂ及びＴａの少なくとも一種を０.００
５〜０.１５％添加するのが好ましい。これらの含有量
が０.００５％ 未満では強度の向上に十分な効果が得ら
れず、逆に０.１５％ を越えると蒸気タービン用ロータ
シャフトの如く大型構造物ではこれらの巨大な炭化物が
晶出し強度及び靭性を低めるので０.００５〜０.１５％
とする。特に０.０１〜０.０５％が好ましい。

【００８２】Ｗは強度を高めるため０.１％ 以上加える
のが好ましいが、１.０％ を越えると大型鋼塊において
は偏析の問題が生じる等強度を低めるので、０.１〜１.
０％とするのが好ましい。好ましくは０.１〜０.５％で
ある。

【００８３】Ｍｎ／Ｎｉ比又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比
は各々０.１３又は０.１８以下が好ましい。これによ
り、ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼における加熱脆化を顕著に防止でき、高低圧又は高
中低圧一体型ロータシャフトとして適用できる。また、
（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
全体を同じ条件で熱処理することにより５３８℃，１０
⁵ 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。

【００８４】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。

【００８５】本発明は、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、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、６５
０℃〜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。

【００８６】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。

【００８７】 ○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。

【００８８】○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。

【００８９】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。

【００９０】このような新しい材料をロータシャフトと
して使用することにより、最終段ブレードとして上述の
長翼を植設できるとともに、ロータシャフト軸受間の長
さ（Ｌ）と翼直径（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）を１.４〜２.
３とコンパクトにでき、好ましくは１.６〜２.０とする
ことができる。又、ロータシャフト最大径（ｄ）と最終
段長翼の長さ（ｌ）との比（ｄ／ｌ）を１.５〜２.０と
することができ、これにより蒸気量をロータシャフトの
特性との関係から最大限に増すことができ、小型で大容
量の発電が可能となる。特に、この比を１.６〜１.８と
することが好ましい。１.５ 以上とすることはブレード
数との関係から求められ、その数は多い程よいが、遠心
力による強度上の点から２.０ 以下が好ましい。

【００９１】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Ｋ
Ｗ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。

【００９２】前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼を高
低圧一体型ロータシャフトに用いることにより少なくと
も最段階に３０インチ以上、特に３３.５ インチ以上の
長さの動翼を設けることができ、単機出力の向上と効率
の向上とともに、小型化できる。

【００９３】前述に記載の組成を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−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。

【００９４】（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％，Ｃｒ１
０〜１３％，Ｎｉ０.５％ 以下，Ｍｏ０.５％ 以下を含
むマルテンサイト鋼が好ましい。

【００９５】本発明における静翼は重量で、Ｃ０.０５
〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ０.２〜１％，Ｃ
ｒ１０〜１３％，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。

【００９６】本発明におけるケーシングは、重量でＣ
０.１０〜０.２０％，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。

【００９７】

【発明の実施の形態】

〔実施例１〕 Ａ．ガスタービン 図１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。

【００９８】図２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６は図中矢印で示すようにタービン
ロータ１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１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８
１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。

【００９９】一方、第２段及び第３段ノズルの空気冷却
の冷却流路６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。

【０１００】図２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２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１等によって構成されている。

【０１０１】タービンロータ１は３個のタービンディス
ク１１，１２，１３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２と連結され
ており、軸受によって回転支持されている。

【０１０２】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。

【０１０３】たとえば燃焼器出口の作動ガスの圧力を２
２〜２５ata 、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１２
５０〜１３００℃、２段が約９５０〜１０００℃で翼の
許容温度（通常の翼材料で８５０〜９００℃）を緩るや
かに越え、熱負荷はそれぞれ出力の約１.５％（約６０
００kW）及び１.２％（５０００kW）にもなる。

【０１０４】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２の外周部を冷却する必要がある。

【０１０５】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１７，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。

【０１０６】図３及び図４は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の正面図で
ある。これらはＮｉ基超合金の単結晶鋳造物であり、重
量でＣｒ４〜１０％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｗ４〜１０
％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ３〜６％，Ｔａ４〜１０％，Ｃ
ｏ０.５ 〜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１
４kgf／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８５０〜９５
０℃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。

【０１０７】初段ノズル８１は初段ブレード５１よりＣ
ｒ量を１〜３％高くしたものを用い、Ｃｒ量を６〜１０
％とした。

【０１０８】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２１以外のシャンク２４とダブ
ティル２６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２４及びダブティル２６へと凝固させ、全体を単結晶
とすること、又はシャンク２４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。

【０１０９】本実施例における初段ノズル８１はべーン
３６及び外周側のサイドウォール３８と内周側のサイド
ウォール３７とを有する。

【０１１０】図５は初段ブレード５１の斜視図である。
図５に示すように初段ブレード５１は翼部２１，プラッ
トフォーム２２，シャンク２４，クリスマスツリー型の
ダブティル２６，両サイドに２ケずつのシールフィン２
３，２８を有する。シールフィン２３，２８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２
６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２４は中心部で凹状になっている。

【０１１１】図６及び図７は第２段ブレード５２及び第
３段ブレード５３の正面図であり、いずれも重量でＣｒ
５〜１８％，Ｍｏ０.３〜６％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.
５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％，Ｔａ１〜４％，Ｎｂ０.１
〜３％，Ｃｏ０〜１０％，Ｃ０.０５〜０.２１％，Ｂ
０.００５〜０.０２５％，Ｈｆ０.０３ 〜２％，Ｒｅ
０.１ 〜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％，Ｃｒ２０〜３
０％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。

【０１１２】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９２０〜９
４０℃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Ｙ₂Ｏ₃１
０％以下を含む安定化ジルコニア層を蒸着によって１０
０〜２００μｍ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Ｎ
ｉ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、８２０〜８８
０℃で１段時効処理の熱処理が施される。

【０１１３】図８及び図９は各々第２段ノズル２５およ
び第３段ノズル２７の平面図である。これらは重量で、
Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０５〜０.
２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜３％，Ｔ
ａ０.５〜１.５％及びＢ0.05〜０.１５％ を含有するＮ
ｉ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。

【０１１４】本実施例ではタービンディスク１１，１
２，１３に重量で、Ｃ０.０３〜０.１％，Ｃｒ１２〜１
８％，Ｔｉ１.２〜２.２％，Ｆｅ３０％〜４０％，Ｎｂ
２.５〜３.５％及びＢ０.００２〜０.０１％を有するＮ
ｉ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％，Ｎｂ０.０３〜０.１
５％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／mm
² 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。

【０１１５】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。

【０１１６】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０１１７】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。

【０１１８】図３に示すように外側サイドウォール３８
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。

【０１１９】図４に示すように、ブレードは翼部２１，
プラットフォーム２２，シャンク２４，シールフィン２
３，２８及びダブティル２６によって構成される。翼部
２１は図５に示すように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２６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２１側よりプラットフォーム２２，シャンク２４及び
ダブティル２６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２２及びシールフィン２８は翼部
２１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２３，２８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。

【０１２０】図８に示すように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３８より入り、内側サイドウォール３７
側より流出させるとともに、ベーン３６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３６の内部は空洞になっており、ベ
ーン３６は０.５ 〜３mmの厚さの薄肉部材によって構成
される。中心線３０はスペーサ１８の中心位置と同じで
ある。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。

【０１２１】図６に示すように第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２６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。中心線３０はディスク４の中心位置
と同じである。ダブティル２６には図４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。

【０１２２】図９に示すように第３段ノズルは図８の全
体構造とほぼ同じであり、外周側サイドウォール３８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３６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。

【０１２３】図７に示すように第３段ブレードは翼部２
１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。

【０１２４】図４〜図７に示すように初段から第３段ブ
レードのいずれもシャンク２４はいずれもプラットフォ
ーム２２の翼部２１の形成面の端部及びダブティル２６
の上端より凹んで形成される。

【０１２５】図５の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、図５に示す形状のガスター
ビンブレードを得た。このブレードの全長は２２０mmで
ある。

【０１２６】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。

【０１２７】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。

【０１２８】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。

【０１２９】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。

【０１３０】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。

【０１３１】以下、表１のＮo.１〜４は、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
基合金の例である（単結晶：ＳＣ，柱状晶：ＤＳ，等軸
晶：ＣＣ）。

【０１３２】Ｃｒは合金の耐酸化性，耐食性を向上させ
る。ＡｌはＮｉ基超耐熱合金を析出強化する金属間化合
物であるγ′相を形成する主要強化元素である。γ′相
は基本組成はＮｉ₃Ａｌ で表されるが、Ａｌ以外のＴ
ｉ，Ｔａ，Ｗ，Ｍｏ，Ｎｂなどの元素を固溶することに
よりさらに強化される。またＮｂは、Ｒｅとともに合金
の耐食性を高めるのに、重要な添加元素である。Ｃｏの
添加は、耐食性，耐酸化性を向上させる。強度面では、
Ｃｏの添加は合金の積層欠陥エネルギーを低下させて、
比較的低温域のクリープ強度を向上させる作用と、高温
域では逆にγ′相の固溶度を増加させて、析出強化を弱
め、高温域でのクリープ強度を不十分にする作用をも
つ。両者の相反する作用のために、Ｃｏには強度面でも
最適な添加量が存在する。Ｈｆは合金の耐酸化性および
高温強度を改善するための重要な元素であり、その効果
はごく微量の添加量から現れるが、過度の添加は合金の
融点を下げ、共晶γ′相を十分に固溶できなくなる。Ｒ
ｅは、γ相に固溶して基地を強化するとともに、合金の
耐食性を高めるが、４％を超える過度の添加は、Ｒｅ−
Ｗ，Ｒｅ−Ｍｏ，Ｒｅ−Ｔａなどの有害相の析出を招
く。

【０１３３】表１のＮo.５及び６は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
の例である。

【０１３４】

【表１】

【０１３５】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段のノズルに用いる材料について、
合金組成（重量％）、鋳造する場合の鋳造方法１０⁵ 時
間６kgf／mm²の耐用温度、及び溶接性を表２に示した。
それぞれの合金成分の働きは、おおむね前述で説明した
とおりであるが、本実施例の合金は前述したＮｉ基合金
よりも溶接性を重視した組成となっている。表２中で、
Ｎo.８は高温強度に優れるが溶接性がＮo.７，８より劣
る。２Ｎ２はこの中で最も溶接性が優れているが、高温
強度が劣る。従って、溶接性と高温強度のバランスを考
慮すればＮo.７が最も優れているといえる。これは、Ａ
ｌ＋Ｔｉ量の厳密な制御とＷ添加の効果である。なお、
溶接性の評価は、長さ８０mm，幅８mmで１パスのＴＩＧ
溶接で形成されたビード内に割れが発生しない予熱温度
が４００℃以下であるかどうかを基準とした。

【０１３６】

【表２】

【０１３７】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８
５０℃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Ｎ
ｉ基の方がクリ−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−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。

【０１３８】Ｂ．高中低圧一体型蒸気タービン 図１０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。

【０１３９】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３に植設されたブレード４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４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３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３のブレード４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３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４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。

【０１４０】蒸気入口に対して中圧側のブレード４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。

【０１４１】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。

【０１４２】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。

【０１４３】１４は内部ケーシング、１５は外部ケーシ
ングである。

【０１４４】(1）ロータシャフト 表３は本発明に係る高中低圧一体型蒸気タービンロータ
の靭性及びクリープ破断試験に供した代表的な試料の化
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。試料Ｎo.３〜Ｎo.１２は本発明に係る材料である。
試料Ｎo.１及び２は比較のため溶製したものであり、Ｎ
o.１はＡＳＴＭ規格Ａ４７０class ８相当材、Ｎo.２は
ＡＳＴＭ規格Ａ４７０class ７相当材である。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つた。

【０１４５】

【表３】

【０１４６】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
９００〜１０００℃にする必要である。９００℃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６３０℃〜７００℃にする必要があ
る。６３０℃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。

【０１４７】表４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。

【０１４８】

【表４】

【０１４９】またＮo.１（現用高圧ロータ相当材）及び
Ｎo.２(現用低圧ロータ材)の脆化特性を調べるため、５
００℃×３０００ｈ脆化処理前後の試料について衝撃試
験を行い５０％破面遷移温度（ＦＡＴＴ）を調べた。Ｎ
o.１のＦＡＴＴは１１９℃から１３５℃に(ΔＦＡＴＴ
＝１６℃)，Ｎo.２のＦＡＴＴは−２０℃から１８℃に
（ΔＦＡＴＴ＝３８℃）、脆化処理によってＦＡＴＴが
上昇（脆化）してしまう。これに対し、本発明に係るＮ
o.３〜１２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。

【０１５０】Ｎo.７〜Ｎo.１２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。

【０１５１】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８０
ppm 以下で１５kg／mm² 以上で、更に４０ppm 以下で１
８kg／mm² 以上の高いクリープ破断強度が得られる。

【０１５２】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。

【０１５３】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。また、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
きいことが明らかである。Ｍｎ量が０.２％ 以下又はＳ
ｉ＋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＋Ｍ
ｎ）／Ｎｉ比が０.１８以下で２.５kg−ｍ以上の高い衝
撃値を示す。

【０１５４】炭化物生成元素であるＶとＭｏの和と焼入
性向上元素であるＮｉとＣｒの和の比とクリープ破断強
度及び衝撃吸収エネルギーとの関係成分比（Ｖ＋Ｍｏ）
／（Ｎｉ＋Ｃｒ）が約０.７ までは、成分比が大きくな
るにつれて高くなる。衝撃吸収エネルギーは上記の成分
比が大きくなるにつれて低くなる。高中低圧一体型ター
ビンロータとして必要な靭性及びクリープ破断強度は
（Ｖ＋Ｍｏ)／(Ｎｉ＋Ｃｒ）０.４５〜０.７にすること
によって優れた特性が得られる。

【０１５５】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。

【０１５６】Ｎｉ量が１.５２〜２.０％を含むもののＭ
ｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との関係を調べた
結果、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。

【０１５７】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。

【０１５８】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，Ｆ
ＡＴＴ４０℃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１２
kg／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。

【０１５９】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５３
８℃，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。

【０１６０】図１１は本発明に係る高中低圧一体型ロー
タシャフト３の形状である。本実施例のロータシャフト
は表５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、９００〜１１
５０℃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１７を８８
０℃，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１１６を６５０
℃で４０時間，中圧・低圧側１１７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６は試験結果を示すものである。

【０１６１】尚、図に示すように高圧側１１６及び中圧
・低圧側１１７の各ブレードの植込み部１８の軸方向の
幅と間隔は前述のとおりである。１９は軸受の部分、２
０はカップリングである。

【０１６２】

【表５】

【０１６３】

【表６】

【０１６４】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。

【０１６５】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。

【０１６６】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。

【０１６７】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。

【０１６８】本実施例では発電機により１０〜２０万Ｋ
Ｗ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。

【０１６９】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。

【０１７０】これらの最終段ブレードの長さに対するロ
ータシャフトのブレード植込み部の外径との比は３３.
５″ブレードでは１.７０及び４０″ブレードでは１.７
１ である。

【０１７１】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。

【０１７２】単機出力の増加は、最終段動翼の翼長を増
大し、蒸気流量を増す必要がある。例えば、最終段動翼
の翼長を２６インチを越える３３.５ インチ長翼にする
と環帯面積が１.７ 倍程度増える。したがって、従来出
力１００ＭＷから１７０ＭＷに、さらに４０インチまで
翼長を長くすれば、単機出力を２倍以上に増大すること
ができる。

【０１７３】この様に高出力化には、高温度域ではＣｒ
−Ｍｏ−Ｖ鋼、低温度域ではＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の
優れた特性を兼ね備えたロータ材が必要である。

【０１７４】３０インチ以上４０インチクラスの長翼を
使用する場合、従来のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（ASTMA4
70class7）では、前記の如く応力比が１.０７ となるた
めに、引張強さ８８kg／mm² 以上の材料が必要である。

【０１７５】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℃，１０
⁵ｈ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)各素体を９４０℃に均一に加熱
した後、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
ては高圧部分を、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、冷却速度に差異
を設けて焼入れする方法（均一加熱・偏差冷却）。

【０１７６】(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、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)。

【０１７７】(ハ)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。

【０１７８】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。

【０１７９】(2）ブレード 高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２
０〜０.３０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ１％以下及び残部Ｆｅからなるマルテン
サイト鋼の鍛鋼で構成した。

【０１８０】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。

【０１８１】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Ｃ
０.０８〜０.１８％，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。

【０１８２】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。

【０１８３】表７は高低圧一体型蒸気タービン用長翼材
に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示すもので
ある。試料Ｎo.１〜Ｎo.６はそれぞれ１５０kg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Ｎo.１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れ
（冷却速度１００℃／分以上）により室温まで冷却し、
次いで、５７０℃に加熱し、２ｈ保持後室温まで空冷し
た。Ｎo.２は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより
室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後
室温まで空冷した。試料Ｎo.３〜Ｎo.７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)。

【０１８４】

【表７】

【０１８５】表７において、Ｎo.３，４及び７は本発明
材、Ｎo.５及びＮo.６は比較材，Ｎo.１及び２は、現用
の長翼材である。

【０１８６】表８はこれら試料の室温の機械的性質を示
す。本発明材（Ｎo.３，４及び７）は、蒸気タービン用
長翼材として要求される引張強さ（１２０kgｆ／mm² 以
上又は１２８.５kgｆ／mm²以上）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。

【０１８７】これに対し、比較材のＮo.１，Ｎo.５及び
６は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと
衝撃値とで示される両方又はいずれかの値が低い。比較
材Ｎo.２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎo.５は、衝撃
値が３.８kgｆ−ｍ／cm²と若干低く、４３″以上に対し
ては４kgｆ−ｍ／cm² 以上の要求に若干不足である。

【０１８８】

【表８】

【０１８９】本実施例においてはＮｉとＭｏ量とは同等
の含有量で含有させることによって低温における強度と
靭性とをともに高めるものであり、両者の含有量の差が
大きくなるに従って強度が低下する傾向を示す。Ｎｉ量
がＭｏ量より０.６％ 以上少なくなると急激に強度が低
下し、逆に１.０％ 以上多くなることによっても急激に
強度が低下する。従って、（Ｎｉ−Ｍｏ）量が−０.６
〜１.０％が高い強度を示す。（Ｎｉ−Ｍｏ）量は−０.
５％ 付近で衝撃値が低下するがその前後では高い値を
示す。０.１〜０.５％が好ましい。

【０１９０】試料Ｎo.３の引張強さ及び衝撃値に及ぼす
熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し温度）の影響を
見ると、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℃である。図に示すように、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。

【０１９１】本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎ
ｂ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。

【０１９２】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。

【０１９３】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。

【０１９４】図１２は翼部長さが１０９２mm（４３″）
である最終段ブレードの斜視図である。４１は、高速蒸
気が突き当たる翼部、４２はロータシャフトへの植込
部、４３は翼の遠心力を支えるためのピンを挿入するピ
ン穴、４４は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）、４７はカバーである。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４７は機械的に一体に形成す
ることもできる。

【０１９５】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：５６
０℃，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。

【０１９６】表７のＮo.７には室温引張及び２０℃Ｖノ
ッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性
質は、要求される特性，引張強さ１２８.５kgｆ／mm²以
上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm²
以上を有し、十分満足することが確認された。

【０１９７】図１３は本実施例におけるエロージョンシ
ールド（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）４４を電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によ
って接合した状態を示す断面と斜視図である。図に示す
ようにエロージョンシールド４４は表と裏側との２個所
で溶接される。ブレード先端部はその翼部と一体に形成
したコンティニュアスカバー５７が設けられる。

【０１９８】

【表９】

【０１９９】表９は２５℃での長翼材の機械的特性を示
すものである。

【０２００】(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。

【０２０１】(4）ケーシングには、内部ケーシング１４
と外部ケーシング１５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。

【０２０２】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。

【０２０３】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。

【０２０４】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１.７
１ である。

【０２０５】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。

【０２０６】〔実施例２〕図１４は実施例１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段タービンのタービン上半部の断面構造である。本実
施例におけるタービン構造の基本構造及び材料構成は実
施例１とほぼ同じものである。

【０２０７】本実施例における空気冷却方式は初段ブレ
ード５１及び第２段ブレード５２が実施例１の水蒸気冷
却と同じ冷却通路を有しており、更に第２段ノズル８２
及び第３段ノズル８３の冷却は実施例１と同様の冷却流
路を有している。初段ノズルの冷却は初段ブレード及び
２段ブレードの冷却と同じ圧縮機によって圧縮され、ケ
ーシング８０の内側から抽気し、クーラー６７によって
冷却するとともにブースター６５によって圧縮された空
気によって行われる。初段ノズル８１及びブレード５
１，５２を冷却した空気はケーシング８０内に放出され
る。

【０２０８】タービン部を出た燃焼ガスは排熱回収ボイ
ラ（ＨＲＳＧ）に送られ、それにより水蒸気を作る。

【０２０９】本実施例における初段ノズル８１は冷却孔
を有し、外周側サイドウォール側より冷却空気が入り、
複数の冷却孔が設けられたベーンを通り、内周側サイド
ウオールを通ってケーシング８０内に放出される構造を
有する。

【０２１０】本実施例ではタービンディスク，タービン
スタブシャフト，タービンスタッキングボルトに重量
で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％
以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ３％以下，Ｍｏ１.５ 〜３
％，Ｖ０.０５％ 〜０.３％ ，Ｎｂ０.０２〜０.２％，
Ｎ０.０２〜０.１％及び残部が実質的にＦｅからなる全
焼戻しマルテンサイト組織を有する耐熱鋼を用いる。該
耐熱鋼は、４５０℃，１０⁵ｈクリープ破断強度が５０k
gf／mm² 以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７kg
−ｍ／cm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。また、前記耐熱鋼はフェライト
系の結晶構造を持つが、フェライト系材料は、Ｎｉ基合
金のようなオーステナイト系材料に比べて熱膨張率が小
さい。タービンディスクにＮｉ基合金を用いるよりも耐
熱鋼を使用する本実施例の方が、ディスク材の熱膨張率
が小さくディスクに発生する熱応力を低減し、亀裂の発
生，破壊を抑制できる。他各部の材料及び構造は実施例
１と同じである。

【０２１１】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。

【０２１２】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０２１３】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９００℃，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。

【０２１４】図１５は実施例１と同様にガスタービン１
台と高中低圧一体型蒸気タービンと各々に発電機を備え
た組合せの多軸型コンバインドサイクル発電システムを
示す構成図である。本実施例におけるガスタービンは前
述の通りであり、圧縮機で圧縮された空気はそれを冷却
する空気予冷器（Ｉ．Ｃ）を通り、更にその空気を圧縮
するブースト圧縮機（Ｂ．Ｃ）を通って前述の経路によ
ってブレード（動翼）とノズル（静翼）とを冷却し、そ
の冷却に用いた空気は暖められて燃焼器に用いられる。
本実施例における燃焼ガス温度は１５００℃以上であ
り、排ガス温度は６００℃以上で、前述と同様に脱硝装
置（ＤｅＮＯｘ）が設けられた排熱回収ボイラ（ＨＲＳ
Ｇ）により５３０℃以上の水蒸気が発生する。５３０℃
以上の水蒸気は高中低圧一体型蒸気タービンの高圧部
（ＨＰ）に入り、高圧部（ＨＰ）より出た水蒸気は再び
ＨＲＳＧの先頭部に入って再加熱され、ＨＰの入口温度
と同じ温度に加熱されて中圧部（ＩＰ）から低圧部（Ｌ
Ｐ）へと流入して、復水器に入り、次いでＨＲＳＧ後段
部に入って再び加熱されて５３０℃以上になってＨＰ部
に入る経路を有する。

【０２１５】本実施例におけるガスタービン及び高中低
圧一体型蒸気タービンの構成は実施例１とほぼ同様のも
のである。本実施例においてはガスタービンが２０〜３
０万ＫＷ及び蒸気タービンが１０〜２０万ＫＷを有し、
プラント効率が５０％以上得られる。また複数台のガス
タービン及び蒸気タービンにより全体で７０〜１００万
ＫＷの発電が可能である。本実施例では多軸型としたも
のであるが、ガスタービンと蒸気タービンとを一軸で直
結し、発電機１台で発電する方式にも実施できる。ま
た、本実施例では蒸気温度は５３８℃（１０００°F ）
及び５６６℃（１０５０°F）に適用可能であるが、更
に５９３℃（１１００°F）に対しては高中低圧一体型
ロータシャフトとして８〜１２.５ 重量％Ｃｒを含有す
るマルテンサイト鋼が好ましい。

【０２１６】〔実施例３〕図１６はガスタービンを排熱
回収ボイラ（ＨＲＳＧ）にて発生した水蒸気によって冷
却するとともに蒸気タービンとして高圧蒸気タービン
（ＨＰ），中圧蒸気タービン（ＩＰ）及び低圧蒸気ター
ビン（ＬＰ）に分割された蒸気タービンを備えたコンバ
インドサイクル発電システムの構成図である。本実施例
は実施例１と異なるのは蒸気タービンを高圧，中圧及び
低圧蒸気タービンに分けて構成するとともに、高圧部と
中圧部とを一体のロータシャフトとし、低圧部は別の組
成のロータシャフトによって構成した点である。水蒸気
の入口温度はＨＰ及びＩＰが同じ温度で入り、５３８℃
又は５６６℃で実施され、ＬＰではその入口温度は約３
００℃となる。ＨＰから出た蒸気は排熱回収ボイラにて
加熱され、ＩＰに入る。蒸気タービンにおけるＨＰ及び
ＩＰは一軸の一体のロータシャフトからなり、ＬＰとは
ロータシャフト材は異なった材料が用いられる。ＨＰと
ＩＰのロータシャフトには表３のＮo.１の材料及びＬＰ
には表３のＮo.２の材料が用いられる。本実施例でのＬ
Ｐの最終段ブレードは実施例１と同様に翼部長さが４３
インチの１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼が用いられる。
ケーシングはＨＰとＩＰで一車室及びＬＰで一車室の二
車室によって構成される。ＩＰから出た水蒸気はＨＲＳ
Ｇから出た約３００℃の水蒸気とともに左右対称のター
ビン構造を有するＬＰの中心部に流入される。本実施例
におけるガスタービンの構成は実施例１とほぼ同じであ
り、ガスタービン及び蒸気タービンの出力はいずれも実
施例１と同様であり、プラント効率は５０％以上得られ
る。

【０２１７】〔実施例４〕本実施例は実施例１〜３のガ
スタービンに代えて以下の要件を有するものである。

【０２１８】ガスタービンの初段ブレード５１は、Ｎｉ
基超合金の単結晶鋳造物であり、重量でＣｒ６〜８％，
Ｍｏ０.５ 〜１％，Ｗ６〜８％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ４
〜６％，Ｔａ６〜９％，Ｃｏ０.５ 〜１０％，Ｈｆ０.
０３〜０.１３％、および残部不可避の不純物とＮｉか
らなる合金で構成する。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１０
⁵ 時間１４kgf／mm²の耐用温度は９３０℃〜９４０℃で
あり、内部に複雑な空気冷却孔を設けており運転中は圧
縮空気により冷却する。冷却方式はクローズド方式，冷
却構造はスタッガードリブ方式である。ブレードの表面
には、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
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の厚さに設け耐食性を高めた。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。

【０２１９】第２段ブレード５２および第３段ブレード
５３は重量で、Ｃｒ１２〜１６％，Ｍｏ０.５ 〜２％，
Ｗ２〜５％，Ａｌ２.５ 〜５％，Ｔｉ３〜５％，Ｔａ
１.５〜３％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０.０５〜０.１５
％，Ｂ０.００５〜０.０２％、および残部不可避の不純
物とＮｉからなるＮｉ基超合金で構成する。これらのブ
レードは通常の鋳造により得られる等軸晶組織を有す
る。第２段ブレードは内部冷却孔を有しており、圧縮空
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。ブレード
表面には、ＣｒあるいはＡｌの拡散コーティングを施
し、耐食性を高めた。これらのＮｉ基合金は前述と同様
に熱処理が施される。

【０２２０】初段ノズル８１には重量で、Ｃｒ２４〜３
０％，Ｎｉ８〜１２％，Ｗ６〜９％，Ｔｉ０.１〜０.４
％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０.２〜０.４％，Ｂ０.００５
％ 以下，Ｆｅ１.０％以下，Ｚｒ１.０％以下，Ｎｂ０.
３％以下，Ｈｆ１.０％以下，Ｔａ２.０％ 以下、およ
び残部不可避の不純物とＣｏからなるＣｏ基超合金の普
通鋳造材（等軸晶組織）を用いる。この合金の１０⁵時
間６kgf／mm² の耐用温度は９００℃〜９１０℃であ
る。冷却は、クローズド方式のインピンジ冷却である。
初段ノズルの外表面の火炎に接する部分には、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Ｙ₂Ｏ₃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Ａ
ｌ２〜５％，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。

【０２２１】第２段ノズル２５および第３段ノズル２７
には重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ
０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ
２〜３％，Ｔａ０.５〜１.５％，Ｂ０.０５〜０.１５
％、および残部不可避の不純物とＮｉからなる合金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。
それぞれ内部冷却孔を有しており、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。

【０２２２】本実施例ではタービンディスク１１，１
２，１３に重量で、Ｃ０.０３〜０.１％，Ｃｒ１２〜１
８％，Ｔｉ１.２〜２.２％，Ｆｅ３０％〜４０％，Ｎｂ
２.５〜３.５ ％，Ｂ０.００２〜０.０１％及び残部が
実質的にＮｉからなるＮｉ基鍛造合金を用いる。該Ｎｉ
基鍛造合金は、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。

【０２２３】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。

【０２２４】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０２２５】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。

【０２２６】〔実施例５〕本実施例は実施例１〜３のガ
スタービンに代えて以下の要件を有するものである。

【０２２７】本実施例におけるガスタービンの初段ブレ
ード５１は、実施例１とほぼ同じ構造を有し、Ｎｉ基超
合金の一方向凝固鋳造物であり、重量でＣｒ５〜１６
％，Ｍｏ０.３ 〜２％，Ｗ２〜９％，Ａｌ２.５ 〜６
％，Ｔｉ０.５ 〜５％、Ｔａ１〜４％，Ｃｏ８〜１０
％，Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｂ０.００５〜０.０２％、
および残部不可避の不純物とＮｉからなるＮｉ基超合金
で構成する。初段ブレードの全長は約２２０mmである。
この一方向凝固鋳造物の１０⁵時間１４kgf／mm² の耐用
温度は８９０〜９００℃であることから、材料のメタル
温度を下げるための遮熱コーティング層が実施例１と同
様に設けられる。一方向凝固は翼部側より順次ダブティ
ルにわたって行われ、柱状晶によって構成される。柱状
晶の直径は２〜１０mmで、翼部は小さく、シャンク部か
らは大きくなっている。一方向凝固鋳造物は１２００〜
１２８０℃で溶体化処理を施した後、１０００〜１１５
０℃及び８００〜９５０℃での２段時効処理が施され、
一辺の長さで２μｍ以下のγ′相を５０〜７０体積％析
出される。特に６０〜６５体積％析出させるのが好まし
い。

【０２２８】第２段ブレード５２，第３段ブレード５３
には、実施例１と同様のものを用いる。

【０２２９】初段ノズル８１は、実施例１と同様の合金
を使用するが、遮熱コーティング層は以下の構造を有す
る。表面部から基材に向かい順番に、Ｙ₂Ｏ₃安定化ジル
コニア溶射層，合金層，セラミックスと合金の混合層，
合金層の４層構造をもち、遮熱，熱応力緩和，耐食性の
機能をもつ。該結合層は重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０
〜３０％，Ｙ０.１ 〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃ
ｏからなる合金からなる。

【０２３０】第２段ノズル２５および第３段ノズル２７
も実施例１と同様、重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１
８〜２３％，Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ
１〜２％，Ｔｉ２〜３％，Ｔａ０.５〜１.５％，Ｂ０.
０５〜０.１５％、および残部不可避の不純物とＮｉか
らなるＮｉ基超合金で構成する。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
めるために重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ
０.１ 〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合
金からなり合金層を設ける。それぞれ内部冷却孔を有し
ており、圧縮空気により冷却される。これらの材料の１
０⁵時間６kgf／mm² の耐用温度は８４０℃〜８６０℃で
ある。

【０２３１】本実施例ではタービンディスク１１，１
２，１３，タービンスタブシャフト３４，タービンスタ
ッキングボルトに重量で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ
０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ３
％以下，Ｍｏ１.５ 〜３％，Ｖ０.０５％〜０.３％，Ｎ
ｂ０.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％及び残部が実
質的にＦｅからなる全焼戻しマルテンサイト組織を有す
る耐熱鋼を用いる。該耐熱鋼は、４５０℃，１０⁵ｈク
リープ破断強度が５０kgf／mm² 以上、２０℃Ｖノッチ
シャルピー衝撃値が７kg−ｍ／cm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。また、
前記耐熱鋼はフェライト系の結晶構造を持つが、フェラ
イト系材料は、Ｎｉ基合金のようなオーステナイト系材
料に比べて熱膨張率が小さい。タービンディスクにＮｉ
基合金を用いる実施例１よりも耐熱鋼を使用する本実施
例の方が、ディスク材の熱膨張率が小さくディスクに発
生する熱応力を低減し、亀裂の発生，破壊を抑制でき
る。

【０２３２】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。

【０２３３】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０２３４】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９００℃，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。

【０２３５】〔実施例６〕本実施例は４段動翼を有する
ガスタービンの例を示す。

【０２３６】図１７は本発明に係るガスタービン用４段
動翼の正面図である。翼全長は３５cmである。図１８は
本発明の方法による前記動翼の製造方法を示す装置の断
面図である。

【０２３７】図１８において、最初、水冷銅チルプレー
ト１０１の上に、セットしたアルミナを主成分とするセ
ラミック鋳型９８を固定し、それを鋳型加熱炉９４の中
にセットし、セラミック鋳型９８をＮｉ基超合金の融点
以上に加熱する。この時に、中子９７は、中子に設けた
中子突起９９と、スタータ１００の部分にある幅木で、
固定支持されている。次に溶解したＮｉ基超合金をセラ
ミック鋳型９８の中に鋳込み、その後水冷銅チルプレー
ト１０１を下方に引出し、一方向凝固させた。一方向凝
固では最初スタータ１００で多くの結晶を発生させ、そ
れらの結晶を上方に成長させ、一方向凝固柱状晶動翼が
得られた。この場合、鋳型加熱炉９４はセラミック鋳型
９８が完全に引出され、凝固が終了するまで高温に保っ
た。また上記工程は全て真空中で行った。

【０２３８】図１９は図１７に示した動翼の、翼部の中
子に突起を設けた位置の断面形状を示す。内部は空洞で
ある。最大幅は８mm，肉厚は２mmである。中子の厚さ
は、最大で４mmである。最初、この中子を用いて、従来
の片端幅木支持で鋳造したところ、中子が移動し正常な
空洞が形成されなかった。そこで、図１９の２の位置に
中子の突起を４個所設け、この突起を鋳型内面に接触さ
せて鋳造を行った。その結果、中子の移動が防止でき、
正常な空洞を有する動翼が得られた。

【０２３９】表１０に上記一方向凝固柱状晶動翼の鋳造
条件を示す。表１１（合金Ａ）及び表１２（合金Ｂ）に
鋳造に用いたＮｉ基超合金の化学組成（重量％）を示
す。二種類の合金を用いて実施した。

【０２４０】尚、上記方法で鋳造した柱状晶動翼は、合
金Ａに対しては、鋳造後１２０４℃−２ｈの溶体化熱処
理と１０９３℃−４ｈ，１０５２℃−４ｈ及び８４３４
℃−１６ｈの時効熱処理を、合金Ｂに対しては、鋳造後
１０８０℃−４ｈと９８２℃で２０ｈの時効熱処理を行
い、γ相中に平均０.５μｍ のγ′相を析出させた。

【０２４１】

【表１０】

【０２４２】

【表１１】

【０２４３】

【表１２】

【０２４４】表１３に本実施例の動翼を製造したときの
従来法による片端幅木支持の場合と本発明による中子支
持の場合の結果を比較して示す。本発明による柱状晶動
翼は中子の変形及び移動が無いため、動翼の歩留りが、
合金Ａでは、２０％から８０％と約４倍、合金Ｂでは、
０％から７０％とアップした。

【０２４５】

【表１３】

【０２４６】本発明では、中子に突起に設けて移動を防
止していることから、翼部には、突起による貫通穴が形
成される。

【０２４７】しかし、貫通穴は、直径１mm程度であり、
そのままにしておいても何ら実害はない。従って、本発
明は長翼で薄肉な動翼に空洞を設けるための極めて実用
的な柱状晶動翼及び製造法である。

【０２４８】なお、中子の形状によっては、貫通穴を起
点として、疲労亀裂等の発生が、懸念される場合があ
る。その場合には、溶接或いは接合等により貫通穴を封
止して使用すれば問題は無い。

【０２４９】〔実施例７〕図２０は、本発明に係る別機
種の４段動翼のスケッチである。図２０の動翼は、全長
が７０cmあることから、本動翼を固定するディスクの応
力を低減するため、翼全体を空洞にした。鋳造方法及び
鋳造条件は実施例１の合金Ａと同じである。合金は、表
１４の組成（重量％）のものを用いた。残部はＮｉであ
る。本実施例では、図２１に示す方法で中子を固定し移
動を防止した。鋳型から直径１.２mmのシリカ棒を鋳型
キャビティーに突出し、中子に接することで中子を固定
した。本実施例は、実施例６とは異なり、中子に突起を
設けなかった。これは、シャンク部が厚肉であり、中子
に突起を形成するのが困難なためであった。シリカ棒の
取付けは、射出成形した中子入りワックス模型に、シリ
カ棒を中子に接するまで突き入れ、そのままシェルモー
ルド法で鋳型を形成し、シリカ棒を固定した。鋳造後の
動翼に粒界割れや中子の移動は見られず良好であった。
また動翼には、１１２０℃で真空中２ｈの溶体化処理、
及び８４３℃で２４ｈの時効熱処理を行った。

【０２５０】

【表１４】

【０２５１】

【発明の効果】本発明によれば、タービン入り口温度１
５００℃級のガスタービンにおけるブレード，ノズル材
料の最適な構成と冷却を採用することにより、ＬＨＶ表
示で３７％以上の高効率ガスタービンを提供することが
できる。更に、適切な材料からなるロータシャフト，最
終段ブレードとの組合せからなる高中低圧一体型蒸気タ
ービンと組合せによって熱効率５０％以上のコンバイン
ド発電システムが達成できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】水蒸気冷却によるコンバインド発電システム構
成図。

【図２】水蒸気冷却によるガスタービンの回転部断面
図。

【図３】初段タービンノズルの平面図。

【図４】初段タービンブレードの平面図。

【図５】初段タービンブレードの斜視図。

【図６】第２段タービンブレードの平面図。

【図７】第３段タービンブレードの平面図。

【図８】第２段タービンノズルの平面図。

【図９】第３段タービンノズルの平面図。

【図１０】高中低圧一体型蒸気タービンの平面図。

【図１１】高中低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフ
トの平面図。

【図１２】蒸気タービン用長翼の斜視図。

【図１３】蒸気タービン用長翼のエロージョンシールド
接合構造の斜視図。

【図１４】空気冷却によるガスタービンの回転部断面
図。

【図１５】クローズド空気冷却によるコンバインド発電
システム構成図。

【図１６】水蒸気冷却によるコンバインド発電システム
構成図。

【図１７】本発明に係るガスタービン用柱状晶動翼の正
面図。

【図１８】本発明に係るガスタービン用柱状晶動翼の製
造装置の断面図

【図１９】図１７に示した柱状晶動翼の中子に突起を設
けた位置での翼水平断面図。

【図２０】本発明に係る実施例１７のガスタービン用柱
状晶動翼の正面図。

【図２１】図２０に示したガスタービン用柱状晶動翼の
製造法において、空孔を形成する中子を耐火物で固定す
る方法を示す図。

【符号の説明】

１…タービンロータ、２…圧縮機ロータ、３…高中低圧
一体型ロータシャフト、４…ブレード、５…ブースタ
ー、６…冷却流路、７…クーラー、１１，１２，１３…
タービンディスク、１４…内部ケーシング、１５…外部
ケーシング、１８…スペーサ、２１…翼部、２２…プラ
ットフォーム、２３，２８…シールフィン、２４…シャ
ンク、２５，８２…第２段ノズル、２６…ダブティル、
２７，８３…第３段ノズル、３６…ベーン、３７，３８
…サイドウォール、４１…翼部、４２…植込部、４３…
ピン穴、４４…エロージョンシールド、４５…タイボ
ス、４７…カバー、５１…初段ブレード、５２…第２段
ブレード、５３…第３段ブレード、８０…ケーシング、
８１…初段ノズル、９１…空洞、９２…中子突起による
穴、９３…溶解炉、９４…鋳型加熱炉、９５…溶湯、９
６…鋳物、９７…中子、９８…セラミック鋳型、９９…
中子突起、１００…スタータ、１０１…水冷銅チルプレ
ート、１０２…真空ポンプ、１０３…炉殻、１０４…シ
リカ棒による穴、１０５…シリカ棒、１０６…鋳型キャ
ビティー、１１６…高圧側、１１７…低圧側。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 小野田 武志 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 (72)発明者 児玉 英世 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 ▲吉▼成 明 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 岡山 昭 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 平根 輝夫 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 斉藤 年旦 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 玉置 英樹 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内

Claims (17)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
   固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
   ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
   ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、 初段タービンブレード及び初段タービンノズルは単結晶
   Ｎｉ基合金よりなり、第２段及び第３段タービンブレー
   ドの少なくとも一方は一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金より
   なり、第２段及び第３段タービンノズルは等軸晶Ｎｉ基
   合金よりなることを特徴とする発電用ガスタービン。
2. 【請求項２】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
   固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
   ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
   ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、 初段タービンノズルへのガス入口温度が１４００〜１６
   ５０℃であり、初段タービンノズル及び初段と第２段タ
   ービンブレードを蒸気によって冷却する蒸気冷却系統を
   有し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によって
   冷却する空気冷却系統を有し、前記初段タービンブレー
   ド及び初段タービンノズルは単結晶Ｎｉ基合金よりなる
   ことを特徴とする発電用ガスタービン。
3. 【請求項３】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
   固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
   ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
   ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、 初段タービンノズルへのガス入口温度が１４００〜１６
   ５０℃であり、初段タービンノズル及び初段と第２段タ
   ービンブレードを前記圧縮機によって圧縮された空気を
   冷却器により冷却した空気によって冷却する空気冷却系
   統を有し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によ
   って冷却する空気冷却系統を有し、前記初段タービンブ
   レード及び初段タービンノズルは単結晶Ｎｉ基合金より
   なることを特徴とする発電用ガスタービン。
4. 【請求項４】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
   固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
   ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
   ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、 第２段及び第３段タービンブレードは一方向凝固柱状晶
   Ｎｉ基合金よりなることを特徴とする発電用ガスタービ
   ン。
5. 【請求項５】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
   固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
   ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
   ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、 初段タービンノズルへのガス入口温度が１４００〜１６
   ５０℃であり、初段タービンノズル及び初段と第２段タ
   ービンブレードを蒸気によって冷却する蒸気冷却系統を
   有し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によって
   冷却する空気冷却系統を有し、第２段及び第３段タービ
   ンブレードは一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなること
   を特徴とする発電用ガスタービン。
6. 【請求項６】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
   固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
   ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
   ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、 初段タービンノズルへのガス入口温度が１４００〜１６
   ５０℃であり、初段タービンノズル及び初段と第２段タ
   ービンブレードを前記圧縮機によって圧縮された空気を
   冷却器により冷却した空気によって冷却する空気冷却系
   統を有し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によ
   って冷却する空気冷却系統を有し、第２段及び第３段タ
   ービンブレードは一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなる
   ことを特徴とする発電用ガスタービン。
7. 【請求項７】高速で流れる燃焼ガスによって駆動される
   ガスタービンと、該ガスタービンの排ガスのエネルギー
   によって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、蒸気タービン
   及びガスタービンによって発電機を駆動するコンバイン
   ド発電システムにおいて、前記ガスタービンは請求項１
   〜６のいずれかに記載の発電用ガスタービンによって構
   成されることを特徴とするコンバインド発電システム。
8. 【請求項８】蒸気タービン及びガスタービンによって発
   電機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、前
   記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧側
   より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
   と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
   入口の前記蒸気温度が５３０℃以上であり、前記ガスタ
   ービンはその燃焼ガス温度が１４００℃以上であり、前
   記ガスタービンは初段ブレード及び初段ノズルの少なく
   とも一方が単結晶又は柱状晶Ｎｉ基合金よりなることを
   特徴とするコンバインド発電システム。
9. 【請求項９】蒸気タービン及びガスタービンによって発
   電機を駆動するコンバンイド発電システムにおいて、前
   記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧側
   より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
   と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
   入口の前記蒸気温度が５３０℃以上であり、前記ロータ
   シャフトは高圧側のクリープ破断強度が低圧側の強度よ
   り高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前
   記ガスタービンはその燃焼ガス温度が１４００℃以上で
   あり、前記ガスタービンは初段ブレード及び初段ノズル
   の少なくとも一方が単結晶又は柱状晶Ｎｉ基合金よりな
   ることを特徴とするコンバインド発電システム。
10. 【請求項１０】蒸気タービン及びガスタービンによって
    発電機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、
    前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧
    側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
    と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
    入口の前記蒸気温度が５３０℃以上、前記ブレードがそ
    の少なくとも最終段の〔翼長さ（インチ）×回転数（rp
    m）〕が１２０,０００以上及びＣｒ８〜１３重量％を有
    するマルテンサイト鋼よりなり、前記ロータシャフトは
    前記高圧側のクリープ破断強度が前記低圧側の強度より
    高く、又は前記低圧側の靭性が前記高圧側の靭性より高
    く、前記ガスタービンの初段ブレード入口での燃焼ガス
    温度が１４００℃以上であり、前記ガスタービンは初段
    ブレード及び初段ノズルの少なくとも一方が単結晶又は
    柱状晶Ｎｉ基合金よりなることを特徴とするコンバイン
    ド発電システム。
11. 【請求項１１】高速で流れる燃焼ガスによって駆動され
    るガスタービンと、該ガスタービンの排ガスのエネルギ
    ーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前記水蒸気
    によって駆動される蒸気タービンと、前記ガスタービン
    及び蒸気タービンによって駆動される発電機とを備えた
    複合発電プラントにおいて、前記ガスタービンはブレー
    ドが３段以上、前記燃焼ガス温度が１４００℃以上、タ
    ービン出口の排ガス温度が５３０℃以上であり、前記排
    熱回収ボイラによって５３０℃以上の水蒸気とし、前記
    蒸気タービンは高低圧一体型ベーナイト組織を有するＮ
    ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなり、高圧側の高温強
    度が低圧側のそれより高いロータシャフトと〔翼長さ
    （インチ）×回転数(rpm）〕が１２０,０００ 以上のＣ
    ｒ８〜１３重量％を有するマルテンサイト鋼よりなるブ
    レードを有し、前記ガスタービンは初段ブレード及び初
    段ノズルの少なくとも一方が単結晶又は柱状晶Ｎｉ基合
    金よりなることを特徴とする複合発電システム。
12. 【請求項１２】蒸気タービン及びガスタービンによって
    発電機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、
    前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧
    側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
    と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
    入口の前記蒸気温度が５３０℃以上であり、前記ガスタ
    ービンはその燃焼ガス温度が１４００℃以上であり、前
    記ガスタービンの第２段及び第３段ブレードの少なくと
    も一方が一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなることを特
    徴とするコンバインド発電システム。
13. 【請求項１３】蒸気タービン及びガスタービンによって
    発電機を駆動するコンバンイド発電システムにおいて、
    前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧
    側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
    と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
    入口の前記蒸気温度が５３０℃以上であり、前記ロータ
    シャフトは高圧側のクリープ破断強度が低圧側の強度よ
    り高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前
    記ガスタービンはその燃焼ガス温度が１４００℃以上で
    あり、前記ガスタービンの第２段及び第３段ブレードの
    少なくとも一方が一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなる
    ことを特徴とするコンバインド発電システム。
14. 【請求項１４】蒸気タービン及びガスタービンによって
    発電機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、
    前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧
    側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
    と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
    入口の前記蒸気温度が５３０℃以上、前記ブレードがそ
    の少なくとも最終段の〔翼長さ（インチ）×回転数（rp
    m）〕が１２０,０００以上及びＣｒ８〜１３重量％を有
    するマルテンサイト鋼よりなり、前記ロータシャフトは
    前記高圧側のクリープ破断強度が前記低圧側の強度より
    高く、又は前記低圧側の靭性が前記高圧側の靭性より高
    く、前記ガスタービンの初段ブレード入口での燃焼ガス
    温度が１４００℃以上であり、前記ガスタービンの第１
    段及び第２段ブレードの少なくとも一方が一方向凝固柱
    状晶Ｎｉ基合金よりなることを特徴とするコンバインド
    発電システム。
15. 【請求項１５】高速で流れる燃焼ガスによって駆動され
    るガスタービンと、該ガスタービンの排ガスのエネルギ
    ーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前記水蒸気
    によって駆動される蒸気タービンと、前記ガスタービン
    及び蒸気タービンによって駆動される発電機とを備えた
    複合発電プラントにおいて、前記ガスタービンはブレー
    ドが３段以上、前記燃焼ガス温度が１４００℃以上、タ
    ービン出口の排ガス温度が５３０℃以上であり、前記排
    熱回収ボイラによって５３０℃以上の水蒸気とし、前記
    蒸気タービンは高低圧一体型ベーナイト組織を有するＮ
    ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなり、高圧側の高温強
    度が低圧側のそれより高いロータシャフトと〔翼長さ
    （インチ）×回転数(rpm）〕が１２０,０００ 以上のＣ
    ｒ８〜１３重量％を有するマルテンサイト鋼よりなるブ
    レードを有し、前記ガスタービンの第１段及び第２段ブ
    レードの少なくとも一方が一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金
    よりなることを特徴とする複合発電システム。
16. 【請求項１６】重量で、Ｃ０.０５〜０.２１％及びＢ
    ０.００５〜０.０２５％，Ｃｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３
    〜５％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.５ 〜６％，Ｔｉ０.５
    〜５％と、Ｔａ１〜４％及びＣｏ１０％以下の少なくと
    も１種とを含有する一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金からな
    ることを特徴とする発電用ガスタービン動翼。
17. 【請求項１７】重量で、Ｃ０.０５〜０.２１％及びＢ
    ０.００５〜０.０２５％，Ｃｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３
    〜５％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.５ 〜６％，Ｔｉ０.５
    〜５％と、Ｔａ１〜４％及びＣｏ１０％以下の少なくと
    も１種と、Ｈｆ０.０３〜０.１３％，Ｚｒ０.００１〜
    ０.０５％及びＮｂ０.１〜１.０％の少なくとも１種と
    を含有する一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金からなることを
    特徴とする発電用ガスタービン動翼。