JPH108904A - ガスタービン用ディスク及びガスタービン - Google Patents
ガスタービン用ディスク及びガスタービンInfo
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- JPH108904A JPH108904A JP15791296A JP15791296A JPH108904A JP H108904 A JPH108904 A JP H108904A JP 15791296 A JP15791296 A JP 15791296A JP 15791296 A JP15791296 A JP 15791296A JP H108904 A JPH108904 A JP H108904A
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- gas turbine
- less
- disk
- outer peripheral
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Abstract
(57)【要約】
【課題】本発明の目的は、外周部がクリープ破断強度、
中心部が耐力の高いガスタービン用ディスクと、熱効率
の高いガスタービンを提供する。 【解決手段】本発明は、マルテンサイト系耐熱鋼からな
るガスタービン用ディスクにおいて、外周部を中心部よ
りクリープ破断強度の高い材質とし、中心部を前記外周
部より低温靭性及び３００℃における耐力の高い材質と
し、前記外周部と中心部とで異なった組成とすることを
特徴とするガスタービン用ディスクとそれを用いたガス
タービンにある。
中心部が耐力の高いガスタービン用ディスクと、熱効率
の高いガスタービンを提供する。 【解決手段】本発明は、マルテンサイト系耐熱鋼からな
るガスタービン用ディスクにおいて、外周部を中心部よ
りクリープ破断強度の高い材質とし、中心部を前記外周
部より低温靭性及び３００℃における耐力の高い材質と
し、前記外周部と中心部とで異なった組成とすることを
特徴とするガスタービン用ディスクとそれを用いたガス
タービンにある。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は新規な高温ガスター
ビン及び１２Ｃｒ系耐熱鋼製ガスタービンディスクに関
する。
ビン及び１２Ｃｒ系耐熱鋼製ガスタービンディスクに関
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。近年、省エネルギーの
観点からガスタービンの熱効率向上が望まれている。そ
の効率向上には、燃焼ガス温度の上昇が最も有効な手段
であることから、ガス温度は年々上昇している。そのた
め、ガスタービンディスクの使用条件が厳しくなり、従
来のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では強度不足となり、より高強度
の材料が必要になってきた。ディスクの強度として、高
温に曝される外周部には、高いクリープ破断強度が、比
較的低温・高応力下で使用される中心部には、高い引張
強さ及び耐力が要求される。更に、外周部には、動翼植
込みが切欠（応力集中）形状になっているので、高い切
欠クリープ破断強度が、中心部には、起動時に高い熱応
力が発生するので、高い低温靱性が要求される。
−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向上が望まれている。そ
の効率向上には、燃焼ガス温度の上昇が最も有効な手段
であることから、ガス温度は年々上昇している。そのた
め、ガスタービンディスクの使用条件が厳しくなり、従
来のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では強度不足となり、より高強度
の材料が必要になってきた。ディスクの強度として、高
温に曝される外周部には、高いクリープ破断強度が、比
較的低温・高応力下で使用される中心部には、高い引張
強さ及び耐力が要求される。更に、外周部には、動翼植
込みが切欠（応力集中）形状になっているので、高い切
欠クリープ破断強度が、中心部には、起動時に高い熱応
力が発生するので、高い低温靱性が要求される。
【０００３】クリープ破断強度が従来のフェライト系の
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼より高い構造材料としては、オ
ーステナイト鋼、マルテンサイト鋼、Ｎｉ基合金及びＣ
ｏ基合金が知られている。
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼より高い構造材料としては、オ
ーステナイト鋼、マルテンサイト鋼、Ｎｉ基合金及びＣ
ｏ基合金が知られている。
【０００４】Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金は、大型鍛造品
の製造性（成分偏析，鍛造性）及び切削性の点で、大型
ディスクとしては望ましくない。オーステナイト鋼のク
リープ破断強度は、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼に比べ６００℃以
上では高いものの、ディスクの使用温度（４００〜５０
０℃）においては低い。更に、これらの材料はＣｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼に比べ、熱膨張係数が著しく大きい為に、熱疲
労損傷を受け易い欠点がある。
の製造性（成分偏析，鍛造性）及び切削性の点で、大型
ディスクとしては望ましくない。オーステナイト鋼のク
リープ破断強度は、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼に比べ６００℃以
上では高いものの、ディスクの使用温度（４００〜５０
０℃）においては低い。更に、これらの材料はＣｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼に比べ、熱膨張係数が著しく大きい為に、熱疲
労損傷を受け易い欠点がある。
【０００５】これに対し、１２Ｃｒ耐熱鋼（マルテンサ
イト鋼）は、熱膨張係数がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼と同等で、
クリープ破断強度がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼より高い。１２Ｃ
ｒ耐熱鋼として特開昭58−110661号公報，特開昭60−13
8054号公報，特公昭46−279 号公報などが知られてい
る。しかし、これらの材料は４００〜５００℃で必ずし
も高いクリープ破断強度が得られず、本発明の用途であ
るガスタービンディスクとしては使用できない。
イト鋼）は、熱膨張係数がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼と同等で、
クリープ破断強度がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼より高い。１２Ｃ
ｒ耐熱鋼として特開昭58−110661号公報，特開昭60−13
8054号公報，特公昭46−279 号公報などが知られてい
る。しかし、これらの材料は４００〜５００℃で必ずし
も高いクリープ破断強度が得られず、本発明の用途であ
るガスタービンディスクとしては使用できない。
【０００６】最近、ディスクのメタル温度が４５０℃ま
で使用可能な１２Ｃｒ耐熱鋼として特開昭63−171856号
が開発されているが、４５０℃（燃焼ガス入り口温度約
１４００℃以上）を越えるメタル温度で使用するには、
更に高いクリープ破断強度及び耐力を有するものが必要
である。
で使用可能な１２Ｃｒ耐熱鋼として特開昭63−171856号
が開発されているが、４５０℃（燃焼ガス入り口温度約
１４００℃以上）を越えるメタル温度で使用するには、
更に高いクリープ破断強度及び耐力を有するものが必要
である。
【０００７】また、これらディスク製鋼法としては、一
般に、全体を同一組成とした鋼塊を作製するエレクトロ
スラグ再溶解法が採用されている。この従来法では、高
温ガスタービンディスクに求められている、外周部の高
クリープ破断強度と、中心部の低温靱性及び３００℃に
おける高耐力との、異なる特性を同時に満足させるのが
難しい。
般に、全体を同一組成とした鋼塊を作製するエレクトロ
スラグ再溶解法が採用されている。この従来法では、高
温ガスタービンディスクに求められている、外周部の高
クリープ破断強度と、中心部の低温靱性及び３００℃に
おける高耐力との、異なる特性を同時に満足させるのが
難しい。
【０００８】特開昭５７−198208号公報には熱処理によ
って内周部と外周部とで特性を変えたガスタービン用デ
ィスクが開示されている。
って内周部と外周部とで特性を変えたガスタービン用デ
ィスクが開示されている。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、外周
部がクリープ破断強度、中心部が耐力の高いガスタービ
ン用ディスクと、熱効率の高いガスタービンを提供する
にある。
部がクリープ破断強度、中心部が耐力の高いガスタービ
ン用ディスクと、熱効率の高いガスタービンを提供する
にある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】本発明は、１２Ｃｒ系耐
熱鋼ガスタービンディスクにおいて、外周部をクリープ
破断強度の高い材質とし、中心部を低温靱性及び３００
℃における耐力の高い材質とし、外周部と中心部とで異
なる合金組成からなるガスタービン用ディスクにある。
熱鋼ガスタービンディスクにおいて、外周部をクリープ
破断強度の高い材質とし、中心部を低温靱性及び３００
℃における耐力の高い材質とし、外周部と中心部とで異
なる合金組成からなるガスタービン用ディスクにある。
【００１１】具体的には、コア材と鋳型との空間にパイ
プ状消耗電極を設置して、エレクトロスラグ再溶解法
で、その空間を充填することにより複合鋼塊を作製し、
それを熱間鍛造により整形することによりディスクを製
造することができる。
プ状消耗電極を設置して、エレクトロスラグ再溶解法
で、その空間を充填することにより複合鋼塊を作製し、
それを熱間鍛造により整形することによりディスクを製
造することができる。
【００１２】エレクトロスラグ溶解に当ってはコア材と
外層材とを相対的に回転させながら実施することが好ま
しく、特に、コア材を回転させながら行うのが好まし
い。
外層材とを相対的に回転させながら実施することが好ま
しく、特に、コア材を回転させながら行うのが好まし
い。
【００１３】更に本発明は、１２Ｃｒ系耐熱鋼ガスター
ビンディスクにおいて、外周部の４８５℃，１０万時間
平滑及び切欠きクリープ破断強度が５０kgf／mm2以上
で、中心部の３００℃における０.２％耐力が９５kgf／
mm2 以上で、かつ５０％衝撃破面遷移温度（ＦＡＴＴ）
が２０℃以下あることを特徴とするディスクにある。こ
れらディスクの組成は、中心（コア）部がＣ０.１２〜
０.２２％、好ましくは０.１４〜０.１８％，Ｓｉ０.２
％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ２.３〜３.５％、好ま
しくは２.５〜３.０％，Ｃｒ１０〜１３％、Ｍｏ１.５
〜３.０％、Ｖ０.１０〜０.３５％、Ｎｂ０.０５〜０.
２１％、好ましくは０.１０％ を越え０.１８％以下，
Ｎ０.０２〜０.１０％及びＨ≦０.０００２％を含有す
るマルテンサイト鋼、及び外層部がＣ０.０５〜０.１５
％、好ましくは０.０７〜０.１４％，Ｓｉ≦０.２％，
Ｍｎ≦０.５％，Ｎｉ１.８〜２.７％、好ましくは２.０
〜２.５％ ，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１.５〜３.０
％，Ｖ０.１０〜０.３５％，Ｎｂ０.０３〜０.１０％，
Ｎ０.０２〜０.１０％及びＨ≦０.０００２％ を含有す
る１２Ｃｒ系マルテンサイト耐熱鋼で構成されているガ
スタービンディスクにある。
ビンディスクにおいて、外周部の４８５℃，１０万時間
平滑及び切欠きクリープ破断強度が５０kgf／mm2以上
で、中心部の３００℃における０.２％耐力が９５kgf／
mm2 以上で、かつ５０％衝撃破面遷移温度（ＦＡＴＴ）
が２０℃以下あることを特徴とするディスクにある。こ
れらディスクの組成は、中心（コア）部がＣ０.１２〜
０.２２％、好ましくは０.１４〜０.１８％，Ｓｉ０.２
％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ２.３〜３.５％、好ま
しくは２.５〜３.０％，Ｃｒ１０〜１３％、Ｍｏ１.５
〜３.０％、Ｖ０.１０〜０.３５％、Ｎｂ０.０５〜０.
２１％、好ましくは０.１０％ を越え０.１８％以下，
Ｎ０.０２〜０.１０％及びＨ≦０.０００２％を含有す
るマルテンサイト鋼、及び外層部がＣ０.０５〜０.１５
％、好ましくは０.０７〜０.１４％，Ｓｉ≦０.２％，
Ｍｎ≦０.５％，Ｎｉ１.８〜２.７％、好ましくは２.０
〜２.５％ ，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１.５〜３.０
％，Ｖ０.１０〜０.３５％，Ｎｂ０.０３〜０.１０％，
Ｎ０.０２〜０.１０％及びＨ≦０.０００２％ を含有す
る１２Ｃｒ系マルテンサイト耐熱鋼で構成されているガ
スタービンディスクにある。
【００１４】特に、本発明は中心部の組成が外層部の組
成にくらべてＣ量，Ｎｉ量及びＮｂ量を多くすることに
よって中心部で３００℃での０.２％耐力を９２kg／mm2
以上、好ましくは９５kg／mm2 以上及び破面遷移温度を
２０℃以下、好ましくは０℃以下が得られ、一方外層部
の組成により４８５℃，１０万時間平滑及び切欠きクリ
ープ破断強度として５０kg／mm2以上が得られる。中心
部の組成はＣ量が0.12〜０.２２％ 、より好ましくは
０.１４〜０.１８％と、外層部より高くするのが好まし
く、Ｎｉ量が０.２〜０.８％、より０.３〜０.７％と外
層部より高くするのが好ましく、Ｎｂ量が０.０２〜０.
１０％，より０.０３〜０.０８％外層部より高くするの
が好ましい。中心部のＮ量も外層部より若干(０.０１〜
０.０３％)高くするのが好ましい。
成にくらべてＣ量，Ｎｉ量及びＮｂ量を多くすることに
よって中心部で３００℃での０.２％耐力を９２kg／mm2
以上、好ましくは９５kg／mm2 以上及び破面遷移温度を
２０℃以下、好ましくは０℃以下が得られ、一方外層部
の組成により４８５℃，１０万時間平滑及び切欠きクリ
ープ破断強度として５０kg／mm2以上が得られる。中心
部の組成はＣ量が0.12〜０.２２％ 、より好ましくは
０.１４〜０.１８％と、外層部より高くするのが好まし
く、Ｎｉ量が０.２〜０.８％、より０.３〜０.７％と外
層部より高くするのが好ましく、Ｎｂ量が０.０２〜０.
１０％，より０.０３〜０.０８％外層部より高くするの
が好ましい。中心部のＮ量も外層部より若干(０.０１〜
０.０３％)高くするのが好ましい。
【００１５】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回転するタービンブレード
と、前記タービンディスクに連結されたディスタントピ
ース及びインデューサと、該ディスタントピースに連結
されたコンプレッサロータと、該コンプレッサロータに
植込まれ空気を圧縮するコンプレッサブレードと、前記
コンプレッサロータ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、前記インデュー
サ及びディスタントピースの少なくとも一方が前述の中
心部のマルテンサイト系耐熱鋼及び、前記スペーサ及び
スタッキングボルトの少なくとも一方が前述の外周部の
マルテンサイト系耐熱鋼によって構成されることを特徴
とする。更に、このものにタービンディスクを前述の複
合材とした部材によって構成した組合せからなることを
特徴とする。
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回転するタービンブレード
と、前記タービンディスクに連結されたディスタントピ
ース及びインデューサと、該ディスタントピースに連結
されたコンプレッサロータと、該コンプレッサロータに
植込まれ空気を圧縮するコンプレッサブレードと、前記
コンプレッサロータ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、前記インデュー
サ及びディスタントピースの少なくとも一方が前述の中
心部のマルテンサイト系耐熱鋼及び、前記スペーサ及び
スタッキングボルトの少なくとも一方が前述の外周部の
マルテンサイト系耐熱鋼によって構成されることを特徴
とする。更に、このものにタービンディスクを前述の複
合材とした部材によって構成した組合せからなることを
特徴とする。
【００１６】本発明に係るタービンディスクは直径８０
０〜１２００mmを有し、外周部はガスタービンブレード
のダブティル植込み部とそれに連なる薄肉部からなり、
最外部から１００〜２５０mmの長さが好ましい。特に、
外周部は薄肉部全体にわたる長さまでを示すのが好まし
い。
０〜１２００mmを有し、外周部はガスタービンブレード
のダブティル植込み部とそれに連なる薄肉部からなり、
最外部から１００〜２５０mmの長さが好ましい。特に、
外周部は薄肉部全体にわたる長さまでを示すのが好まし
い。
【００１７】本発明鋼は次式で計算されるＣｒ当量が９
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のが好ましい。
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のが好ましい。
【００１８】 Ｃｒ当量＝−４０Ｃ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ−３０Ｎ ＋６Ｓｉ＋Ｃｒ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ＋２.５Ｔａ …（１）式 （各元素は合金中の含有量（Ｗｔ.％）で計算される） 更に、本発明はガスタービンディスクが前記の１２Ｃｒ
系耐熱鋼で構成され、燃焼ガス入口温度１４００℃以上
の高温ガスタービンにある。
系耐熱鋼で構成され、燃焼ガス入口温度１４００℃以上
の高温ガスタービンにある。
【００１９】(1）本発明複合１２Ｃｒ鋼ディスクの製造
法について説明する。
法について説明する。
【００２０】まず、電気炉溶解によりコア材（中実円
柱）と外層材（パイプ）を作製し、次に、コア材に対し
て同心円状に鋳型を配置し、コアと鋳型との空間に上記
パイプを配置し、これを電極としてエレクトロスラグ再
溶解法（以下ＥＳＲ法と略称する）により溶解し、肉盛
充填する。このようにして作製した鋼塊を高温で据込・
鍛伸してディスク形状に仕上げる。大鋼塊にした場合に
は、輪切りにして、複数個のディスクを作製することが
できる。上述とは逆に、コア材を電極としてパイプの中
に相対的に回転しながら充填することもできる。
柱）と外層材（パイプ）を作製し、次に、コア材に対し
て同心円状に鋳型を配置し、コアと鋳型との空間に上記
パイプを配置し、これを電極としてエレクトロスラグ再
溶解法（以下ＥＳＲ法と略称する）により溶解し、肉盛
充填する。このようにして作製した鋼塊を高温で据込・
鍛伸してディスク形状に仕上げる。大鋼塊にした場合に
は、輪切りにして、複数個のディスクを作製することが
できる。上述とは逆に、コア材を電極としてパイプの中
に相対的に回転しながら充填することもできる。
【００２１】高温に曝される外周部材（パイプ）には、
高いクリープ破断強度が得られる組成のもので、比較的
低温・高応力下で使用される中心部材（コア）には、高
い引張強さ及び耐力と高い低温靱性が得られる組成のも
ので作製する必要がある。
高いクリープ破断強度が得られる組成のもので、比較的
低温・高応力下で使用される中心部材（コア）には、高
い引張強さ及び耐力と高い低温靱性が得られる組成のも
ので作製する必要がある。
【００２２】上述のパイプを電極とした場合には、組成
及び機械的性質の非軸対称性を防止するため、ＥＳＲを
回転させながら実施しなければならない。この回転付与
ESR法によれば、周方向に機械的性質の対称的なディス
クが作製できるので、運転中に非軸対称的な変形を起こ
すことがなく、タービンの振動が発生しない。
及び機械的性質の非軸対称性を防止するため、ＥＳＲを
回転させながら実施しなければならない。この回転付与
ESR法によれば、周方向に機械的性質の対称的なディス
クが作製できるので、運転中に非軸対称的な変形を起こ
すことがなく、タービンの振動が発生しない。
【００２３】(2）本発明の成分限定理由について説明す
る。
る。
【００２４】Ｃは、高い引張強さと耐力を得るために最
低中心部では０.１２％ ，外層部では０.０７％ 必要で
ある。しかし、あまりＣを多くすると、高温に長時間曝
されている場合に金属組織が不安定になり、十万時間ク
リープ破断強度を低下させるので、中心部では０.２２
％以下，外層部では０.１５％が好ましい。中心部は０.
１３〜０.１８％，外層部は０.０７〜０.１４％が好ま
しい。
低中心部では０.１２％ ，外層部では０.０７％ 必要で
ある。しかし、あまりＣを多くすると、高温に長時間曝
されている場合に金属組織が不安定になり、十万時間ク
リープ破断強度を低下させるので、中心部では０.２２
％以下，外層部では０.１５％が好ましい。中心部は０.
１３〜０.１８％，外層部は０.０７〜０.１４％が好ま
しい。
【００２５】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。またＳｉの多量は、疲労強度及び靱性を低下させる
有害なδフェライト組織生成の原因になるので、０.１
％以下にしなければならない。カーボン真空脱酸法及び
エレクトロスラグ再溶解法によれば、Ｓｉ添加の必要が
なく、Ｓｉ無添加がよい。特に、脆化の観点から０.０
７％以下が好ましい。Ｍｎの多量添加は、１０万時間ク
リープ破断強度を低下させるので、０.５％以下にしな
ければならない。Ｍｎは脱酸・脱硫剤として有効な元素
であるが、脆化の観点から０.３％ 以下が好ましい。よ
り好ましくは、０.１〜０.２５％である。
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。またＳｉの多量は、疲労強度及び靱性を低下させる
有害なδフェライト組織生成の原因になるので、０.１
％以下にしなければならない。カーボン真空脱酸法及び
エレクトロスラグ再溶解法によれば、Ｓｉ添加の必要が
なく、Ｓｉ無添加がよい。特に、脆化の観点から０.０
７％以下が好ましい。Ｍｎの多量添加は、１０万時間ク
リープ破断強度を低下させるので、０.５％以下にしな
ければならない。Ｍｎは脱酸・脱硫剤として有効な元素
であるが、脆化の観点から０.３％ 以下が好ましい。よ
り好ましくは、０.１〜０.２５％である。
【００２６】Ｃｒは、高温強度と耐食性を高めるが、多
量に添加すると有害なδフェライト組織生成の原因にな
るので、１２.５％ 以下にしなければならない。１０％
以下では、高温強度と耐食性の改善効果が不十分なの
で、最低１０％必要である。特に１０.５〜１２.３％
が、より１１〜１２％が好ましい。
量に添加すると有害なδフェライト組織生成の原因にな
るので、１２.５％ 以下にしなければならない。１０％
以下では、高温強度と耐食性の改善効果が不十分なの
で、最低１０％必要である。特に１０.５〜１２.３％
が、より１１〜１２％が好ましい。
【００２７】Ｍｏ及びＷは固溶強化及び炭化物の分散強
化によってクリープ破断強度を高める効果がある。Ｍｏ
のクリープ破断強度向上効果は、重量％で比較すると、
Ｗの２倍の効果がある。Ｍｏのクリープ破断強度向上効
果は、１.７％ 以下では十分でなく、２.７％ 以上にな
ると有害なδフェライト組織生成の原因になるので、
１.７％から２.７％の範囲に限定される。特に、２.０
〜２.５％の範囲が好ましい。ＭｏとＷを複合添加する
場合には、Ｍｏ％＋１／２Ｗ％で計算される量が、上記
の範囲に制限すればよい。
化によってクリープ破断強度を高める効果がある。Ｍｏ
のクリープ破断強度向上効果は、重量％で比較すると、
Ｗの２倍の効果がある。Ｍｏのクリープ破断強度向上効
果は、１.７％ 以下では十分でなく、２.７％ 以上にな
ると有害なδフェライト組織生成の原因になるので、
１.７％から２.７％の範囲に限定される。特に、２.０
〜２.５％の範囲が好ましい。ＭｏとＷを複合添加する
場合には、Ｍｏ％＋１／２Ｗ％で計算される量が、上記
の範囲に制限すればよい。
【００２８】Ｃｏは、固溶強化及び炭化物の分散強化に
よってクリープ破断強度を高める効果がある。また有害
なδフェライト組織生成の防止効果もあるので必要に応
じて添加してもよい。
よってクリープ破断強度を高める効果がある。また有害
なδフェライト組織生成の防止効果もあるので必要に応
じて添加してもよい。
【００２９】Ｖ及びＮｂは、炭化物を析出し、分散強化
によってクリープ破断強度を高める効果がある。Ｖ０.
１５、Ｎｂ０.０４以下では、その効果が不十分であ
る。Ｖ０.３５ 以上では、δフェライト組織生成の原因
となると共に、クリープ破断強度が低下してくる。特
に、Ｖ０.２〜０.３％が好ましい。Ｎｂのかわりに、Ｔ
ａを添加しても同様の効果が得られ、ＮｂとＴａを複合
添加することもできる。Ｎｂ及びＴａは中心部で０.０
５〜０.２１％、より０.１０〜０.１８％が好ましく、
外層部で０.０３〜０.１０％が好ましい。
によってクリープ破断強度を高める効果がある。Ｖ０.
１５、Ｎｂ０.０４以下では、その効果が不十分であ
る。Ｖ０.３５ 以上では、δフェライト組織生成の原因
となると共に、クリープ破断強度が低下してくる。特
に、Ｖ０.２〜０.３％が好ましい。Ｎｂのかわりに、Ｔ
ａを添加しても同様の効果が得られ、ＮｂとＴａを複合
添加することもできる。Ｎｂ及びＴａは中心部で０.０
５〜０.２１％、より０.１０〜０.１８％が好ましく、
外層部で０.０３〜０.１０％が好ましい。
【００３０】Ｎｉは、靱性を高めると共に、有害なδフ
ェライト組織生成の防止効果もある。しかし、多量のＮ
ｉ添加は、クリープ破断強度を低下させるので、1.8〜
3.5％の範囲に制限される。特に中心部で２.３〜３.５
％、より２.５〜３.０％が好ましく、外層部で１.８〜
２.７％、より２.０〜２.５％が好ましい。
ェライト組織生成の防止効果もある。しかし、多量のＮ
ｉ添加は、クリープ破断強度を低下させるので、1.8〜
3.5％の範囲に制限される。特に中心部で２.３〜３.５
％、より２.５〜３.０％が好ましく、外層部で１.８〜
２.７％、より２.０〜２.５％が好ましい。
【００３１】Ｎは、クリープ破断強度の改善及び有害な
δフェライト組織生成の防止効果があるが、０.０４％
以下ではその効果が十分でなく、０.１％以上の添加は
低温靱性を低下させる。
δフェライト組織生成の防止効果があるが、０.０４％
以下ではその効果が十分でなく、０.１％以上の添加は
低温靱性を低下させる。
【００３２】Ｈ低減は、低温靱性の向上効果があるの
で、０.０００２％ 以下にしなければならない。特に、
０.０００１５％ 以下が好ましい。
で、０.０００２％ 以下にしなければならない。特に、
０.０００１５％ 以下が好ましい。
【００３３】Ｐ及びＳの低減は、低温靱性を高める効果
があるので、極力低減するのが望ましい。Ｐは０.０１
５％ 以下、Ｓは０.０１０％以下が、よりＰは０.０１
％以下、Ｓは０.００５％以下が好ましい。
があるので、極力低減するのが望ましい。Ｐは０.０１
５％ 以下、Ｓは０.０１０％以下が、よりＰは０.０１
％以下、Ｓは０.００５％以下が好ましい。
【００３４】Ａｌ，Ｓｎ，Ａｓ及びＳｂも高温強度及び
靱性の点から、極力低減するのが望ましい。現状製鋼技
術の点から、Ａｌ０.０１５，Ｓｎ０.０１，Ａｓ０.０
１ 及びＳｂ０.００５％以下、特に、Ａｌ０.０１，Ｓ
ｎ０.００５，Ａｓ０.００５及びＳｂ０.００２％ 以下
が好ましい。
靱性の点から、極力低減するのが望ましい。現状製鋼技
術の点から、Ａｌ０.０１５，Ｓｎ０.０１，Ａｓ０.０
１ 及びＳｂ０.００５％以下、特に、Ａｌ０.０１，Ｓ
ｎ０.００５，Ａｓ０.００５及びＳｂ０.００２％ 以下
が好ましい。
【００３５】また、希土類元素（０.０１％以下），Ｂ
（０.０２％以下），Ｃａ（０.０１％以下）、Ｔｉ
（０.５％以下），Ｚｒ（０.１％以下），Ｈｆ（０.１
％以下)，Ｃｕ（２％以下）及びＲｅ（２％以下）の１
種以上を含有させることにより、低温靱性又は高温強度
を高めることができるので、必要に応じて添加すること
ができる。
（０.０２％以下），Ｃａ（０.０１％以下）、Ｔｉ
（０.５％以下），Ｚｒ（０.１％以下），Ｈｆ（０.１
％以下)，Ｃｕ（２％以下）及びＲｅ（２％以下）の１
種以上を含有させることにより、低温靱性又は高温強度
を高めることができるので、必要に応じて添加すること
ができる。
【００３６】
〔実施例１〕高温ガスタービンディスク材として表１に
示す組成（重量％）の試料を溶製した。５０kgの鋼塊を
高周波溶解炉で溶製し、１１５０℃に加熱し鍛造した
後、各種熱処理を施した。まず１０５０℃に加熱し１時
間保持し油焼入れした、次に５６０℃，５時間の１次焼
戻し、最後に、５７５℃，５時間の２次焼戻した。これ
らの試料（Ｃ：０.０５〜０.２１％，Ｎｉ：１.７８〜
３.２２％，Ｎｂ：0.01〜０.０２１％）から、平滑（図
１）及び切欠クリープ破断試験片（図２：JIS Z2272，A
STM E292），引張試験片（JIS G 0567 ）並びにＶノッ
チシャルピー衝撃試験片（JIS Z 2202）採取し実験に供
した。切欠クリープ破断試験片の応力集中係数（Ｋｔ）
は、３.９ である。図２（ｂ）は図２（ａ）の切欠部の
拡大図である。
示す組成（重量％）の試料を溶製した。５０kgの鋼塊を
高周波溶解炉で溶製し、１１５０℃に加熱し鍛造した
後、各種熱処理を施した。まず１０５０℃に加熱し１時
間保持し油焼入れした、次に５６０℃，５時間の１次焼
戻し、最後に、５７５℃，５時間の２次焼戻した。これ
らの試料（Ｃ：０.０５〜０.２１％，Ｎｉ：１.７８〜
３.２２％，Ｎｂ：0.01〜０.０２１％）から、平滑（図
１）及び切欠クリープ破断試験片（図２：JIS Z2272，A
STM E292），引張試験片（JIS G 0567 ）並びにＶノッ
チシャルピー衝撃試験片（JIS Z 2202）採取し実験に供
した。切欠クリープ破断試験片の応力集中係数（Ｋｔ）
は、３.９ である。図２（ｂ）は図２（ａ）の切欠部の
拡大図である。
【００３７】
【表１】
【００３８】表２は４８５℃，１０5ｈ クリープ破断強
度に及ぼす化学組成（Ｃ，Ｎｉ及びＮｂ）の影響を示
す。平滑及び切欠クリープ破断強度は、Ｃ０.１％ で最
も高く、これ以上でも，以下でも低くなる傾向を示す。
Ｃを高めると３００℃における０.２％ 耐力及び低温靱
生は、高くなる。
度に及ぼす化学組成（Ｃ，Ｎｉ及びＮｂ）の影響を示
す。平滑及び切欠クリープ破断強度は、Ｃ０.１％ で最
も高く、これ以上でも，以下でも低くなる傾向を示す。
Ｃを高めると３００℃における０.２％ 耐力及び低温靱
生は、高くなる。
【００３９】
【表２】
【００４０】Ｎｉを高めると、平滑及び切欠クリープ破
断強度は低くなるが、低温靱性は高くなる。しかし、３
００℃における０.２％耐力にはあまり影響しない。
断強度は低くなるが、低温靱性は高くなる。しかし、３
００℃における０.２％耐力にはあまり影響しない。
【００４１】平滑及び切欠クリープ破断強度は、Ｎｂ
０.０６％で最も高く、０.０１％程度の微量添加では効
果が小さい。３００℃における０.２％耐力は、０.１２
％で最も高い値を示した。低温靱生は、Ｎｂ添加量を増
すほど、高くなる。
０.０６％で最も高く、０.０１％程度の微量添加では効
果が小さい。３００℃における０.２％耐力は、０.１２
％で最も高い値を示した。低温靱生は、Ｎｂ添加量を増
すほど、高くなる。
【００４２】ディスク外層部の必要強度(平滑及び切欠
クリープ破断強度は≧５０kgf／mm2)を満足するのは、
本発明組成範囲（Ｃ：０.０７〜０.１５％、Ｎｉ：２.
１ 〜２.７％ ，Ｎｂ：０.０３〜０.０１０％）内のＮ
o.１試料のみである。発明組成範囲外での試料は、必要
強度（≧５０kgf／mm2）を下まわってしまう。本実験に
より発明組成範囲内で溶製すれば、高温ガスタービンデ
ィスクの外層部に要求される平滑及び切欠クリープ破断
強度（≧５０kgf／mm2）を満足することが実証された。
クリープ破断強度は≧５０kgf／mm2)を満足するのは、
本発明組成範囲（Ｃ：０.０７〜０.１５％、Ｎｉ：２.
１ 〜２.７％ ，Ｎｂ：０.０３〜０.０１０％）内のＮ
o.１試料のみである。発明組成範囲外での試料は、必要
強度（≧５０kgf／mm2）を下まわってしまう。本実験に
より発明組成範囲内で溶製すれば、高温ガスタービンデ
ィスクの外層部に要求される平滑及び切欠クリープ破断
強度（≧５０kgf／mm2）を満足することが実証された。
【００４３】一方、ディスク中心部の必要強度・靱性
（３００℃における０.２％ 耐力≧９５kgf／mm2，ＦＡ
ＴＴ≦２０℃）を満足するのは、本発明組成範囲（Ｃ：
0.12〜０.２０％ ，Ｎｉ：２.３〜３.０％，Ｎｂ：０.
０４〜０.１８％）内のＮo.２試料のみである。発明組
成範囲外での試料は、必要強度・靱性を下まわってしま
う。本実験により発明組成範囲内で溶製すれば、高温ガ
スタービンディスクの中心部に要求される３００℃にお
ける０.２％ 耐力（≧９５kgf／mm2）及び低温靱性（Ｆ
ＡＴＴ≦２０℃）を満足することが実証された。
（３００℃における０.２％ 耐力≧９５kgf／mm2，ＦＡ
ＴＴ≦２０℃）を満足するのは、本発明組成範囲（Ｃ：
0.12〜０.２０％ ，Ｎｉ：２.３〜３.０％，Ｎｂ：０.
０４〜０.１８％）内のＮo.２試料のみである。発明組
成範囲外での試料は、必要強度・靱性を下まわってしま
う。本実験により発明組成範囲内で溶製すれば、高温ガ
スタービンディスクの中心部に要求される３００℃にお
ける０.２％ 耐力（≧９５kgf／mm2）及び低温靱性（Ｆ
ＡＴＴ≦２０℃）を満足することが実証された。
【００４４】図３はクリープ破断強度とＣ量との関係及
び図４はＦＡＴＴとＣ量との関係を示す線図である。図
３に示すようにＣ量が０.０７〜０.１４％で５０kg／mm
2 以上の高強度を示し、それを越えると強度が低下す
る。図４に示す如く、Ｃ量が０.１５％ 以上でＦＡＴＴ
０℃以下の高靭性を示し、Ｃ量を０.１５〜０.２２％と
するのが好ましい。従って、本実施例においてはＣ量は
外層部を0.07〜0.14％とし、中心部を０.１２〜０.２２
％とするものである。
び図４はＦＡＴＴとＣ量との関係を示す線図である。図
３に示すようにＣ量が０.０７〜０.１４％で５０kg／mm
2 以上の高強度を示し、それを越えると強度が低下す
る。図４に示す如く、Ｃ量が０.１５％ 以上でＦＡＴＴ
０℃以下の高靭性を示し、Ｃ量を０.１５〜０.２２％と
するのが好ましい。従って、本実施例においてはＣ量は
外層部を0.07〜0.14％とし、中心部を０.１２〜０.２２
％とするものである。
【００４５】図５はクリープ破断強度とＮｉ量との関
係、図６は０.２％ 耐力とＮｉ量との関係及び図７はＦ
ＡＴＴとＮｉ量との関係を示す線図である。図５に示す
如く、Ｎｉ量が多い程クリープ破断強度は低下し、特に
１.８〜２.３％で５２kg／mm2以上の高い強度を有し、
２.５〜３.０％では強度が低下する。また図６に示す如
く９２kg／mm2 以上の耐力を有し、０.２％ 耐力に対す
るＮｉ量の影響は小さいことが分る。しかし、図７に示
す如く、ＦＡＴＴはＮｉ量を２.５〜３.５％とすること
によりＦＡＴＴ０℃以下の高靭性を示すことが分る。従
って、Ｎｉ量は外層部に対しては１.８〜２.３％及び中
心部に対しては２.５〜３.５％とするのが好ましい。
係、図６は０.２％ 耐力とＮｉ量との関係及び図７はＦ
ＡＴＴとＮｉ量との関係を示す線図である。図５に示す
如く、Ｎｉ量が多い程クリープ破断強度は低下し、特に
１.８〜２.３％で５２kg／mm2以上の高い強度を有し、
２.５〜３.０％では強度が低下する。また図６に示す如
く９２kg／mm2 以上の耐力を有し、０.２％ 耐力に対す
るＮｉ量の影響は小さいことが分る。しかし、図７に示
す如く、ＦＡＴＴはＮｉ量を２.５〜３.５％とすること
によりＦＡＴＴ０℃以下の高靭性を示すことが分る。従
って、Ｎｉ量は外層部に対しては１.８〜２.３％及び中
心部に対しては２.５〜３.５％とするのが好ましい。
【００４６】図８はクリープ破断強度とＮｂ量との関
係、図９は０.２％ 耐力とＮｂ量との関係及び図１０は
ＦＡＴＴとＮｂ量との関係を示す線図である。図８に示
すようにＮｂ量を０.０３〜０.１０％で５０kg／mm2 以
上の高い強度が得られる。また図９に示すように９２kg
／mm2以上でＮｂ量の０.２％耐力に対する影響は小さ
い。図１０に示すようにＦＡＴＴはＮｂ量を０.１０％
を越え０.２１％において０℃以下のＦＡＴＴを示す高
靭性が得られることが分る。従って、Ｎｂ量は外層部に
対しては０.０３〜０.１０％、及び中心部に対しては
０.１０％を越え０.２１％以下がよいことが分る。
係、図９は０.２％ 耐力とＮｂ量との関係及び図１０は
ＦＡＴＴとＮｂ量との関係を示す線図である。図８に示
すようにＮｂ量を０.０３〜０.１０％で５０kg／mm2 以
上の高い強度が得られる。また図９に示すように９２kg
／mm2以上でＮｂ量の０.２％耐力に対する影響は小さ
い。図１０に示すようにＦＡＴＴはＮｂ量を０.１０％
を越え０.２１％において０℃以下のＦＡＴＴを示す高
靭性が得られることが分る。従って、Ｎｂ量は外層部に
対しては０.０３〜０.１０％、及び中心部に対しては
０.１０％を越え０.２１％以下がよいことが分る。
【００４７】〔実施例２〕発明材が大型鍛造品でも高温
ガスタービンディスク材として要求される、機械的性質
を満足することを、実証するために、表３に示す組成
（重量％）の試料を溶製した。比較のため、一般に広く
使用されている従来材も溶製した。本発明複合１２Ｃｒ
鋼ディスクの製造法について説明する。
ガスタービンディスク材として要求される、機械的性質
を満足することを、実証するために、表３に示す組成
（重量％）の試料を溶製した。比較のため、一般に広く
使用されている従来材も溶製した。本発明複合１２Ｃｒ
鋼ディスクの製造法について説明する。
【００４８】
【表３】
【００４９】図１１は本実施例におけるガスタービン用
ディスクの製造装置の概要を示す図である。
ディスクの製造装置の概要を示す図である。
【００５０】電気炉溶解によりコア材１（中実円柱）と
外層材２（パイプ）を作製し、次に、コア材１に対して
同心円状に水冷鋳型５を配置し、コアと鋳型との空間に
パイプ状の外層材２を配置し、これを電極としてエレク
トロ再溶解法（以下ＥＳＲ法と略称する）により溶解
し、肉盛外層部２を形成した。
外層材２（パイプ）を作製し、次に、コア材１に対して
同心円状に水冷鋳型５を配置し、コアと鋳型との空間に
パイプ状の外層材２を配置し、これを電極としてエレク
トロ再溶解法（以下ＥＳＲ法と略称する）により溶解
し、肉盛外層部２を形成した。
【００５１】コア材１を回転台６の上に載置し、回転し
ながら溶解した。外層材２と水冷鋳型５は固定である。
コア材１を回転することにより肉盛外層部３のコア材１
への溶け込みが全体にわたって均一に行なわれ、芯円度
の高い肉盛が形成される。図１２は、このようにして作
製した鋼塊（直径：８６０mm，高さ：１６００）を示
す。肉盛外層部３からはみだしている上端及び下端切り
捨て後、高温で据込・鍛伸して３枚のディスク（厚さ２
５０mm，直径１０００mm）を作製した。コア材１の直径
は、７００mmにした。
ながら溶解した。外層材２と水冷鋳型５は固定である。
コア材１を回転することにより肉盛外層部３のコア材１
への溶け込みが全体にわたって均一に行なわれ、芯円度
の高い肉盛が形成される。図１２は、このようにして作
製した鋼塊（直径：８６０mm，高さ：１６００）を示
す。肉盛外層部３からはみだしている上端及び下端切り
捨て後、高温で据込・鍛伸して３枚のディスク（厚さ２
５０mm，直径１０００mm）を作製した。コア材１の直径
は、７００mmにした。
【００５２】表３に示したように、高温に曝される外周
部材には、高いクリープ破断強度が得られる組成のもの
で、比較的低温・高応力下で使用される中心部材には、
高い引張強さ及び耐力と高い低温靱性が得られる組成の
もので作製した。
部材には、高いクリープ破断強度が得られる組成のもの
で、比較的低温・高応力下で使用される中心部材には、
高い引張強さ及び耐力と高い低温靱性が得られる組成の
もので作製した。
【００５３】上述のＥＳＲは、組成及び機械的性質の非
軸対称性を防止するため、回転させながら実施した。こ
の回転付与ＥＳＲ法によって、周方向に機械的性質の対
称的なディスクが作製できた。
軸対称性を防止するため、回転させながら実施した。こ
の回転付与ＥＳＲ法によって、周方向に機械的性質の対
称的なディスクが作製できた。
【００５４】図１３は、上記複合ディスクの調質熱処理
熱サイクルを示す線図である。
熱サイクルを示す線図である。
【００５５】これらディスクの外層部材からは平滑及び
切欠クリープ破断試験片を、中心部材からは引張試験片
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。従来材もまったく同じ要領で試験片を採取した。
切欠クリープ破断試験片を、中心部材からは引張試験片
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。従来材もまったく同じ要領で試験片を採取した。
【００５６】図１４は、ディスク外層部の従来材と本発
明材の４８５℃，１０5ｈ 平滑及び切欠クリープ破断強
度を示す。従来材は、平滑及び切欠クリープ破断強度共
に、必要強度（≧５０kgf／mm2）を著しく下まわるが、
本発明は、高温ガスタービンの外層部に要求される平滑
及び切欠クリープ破断強度（≧５０kgf／mm2）を満足す
ることが実証された。本発明材の特徴的なことは、切欠
強化（切欠強度／平滑強度≧１）であることである。つ
まり、本発明ディスクディスクの翼植え込み部は、クリ
ープ破壊に対する信頼性が高いと言える。
明材の４８５℃，１０5ｈ 平滑及び切欠クリープ破断強
度を示す。従来材は、平滑及び切欠クリープ破断強度共
に、必要強度（≧５０kgf／mm2）を著しく下まわるが、
本発明は、高温ガスタービンの外層部に要求される平滑
及び切欠クリープ破断強度（≧５０kgf／mm2）を満足す
ることが実証された。本発明材の特徴的なことは、切欠
強化（切欠強度／平滑強度≧１）であることである。つ
まり、本発明ディスクディスクの翼植え込み部は、クリ
ープ破壊に対する信頼性が高いと言える。
【００５７】図１５は、ディスク中心部の従来材と本発
明材の３００℃における０.２％ 耐力及び図１６は従来
材と本発明材の破面遷移温度（ＦＡＴＴ）を示す。低温
靱性は、従来材（ＦＡＴＴ＝１５℃），本発明材（ＦＡ
ＴＴ＝６℃）共に、必要靱性を満足する。これに対し、
従来材の３００℃における０.２％耐力（８１.３kgf／m
m2 ）は、要求値（≧９５kgf／mm2）を著しく下まわる
が、発明材の３００℃における０.２％耐力（９７.６kg
f／mm2）は、要求値を満足する。
明材の３００℃における０.２％ 耐力及び図１６は従来
材と本発明材の破面遷移温度（ＦＡＴＴ）を示す。低温
靱性は、従来材（ＦＡＴＴ＝１５℃），本発明材（ＦＡ
ＴＴ＝６℃）共に、必要靱性を満足する。これに対し、
従来材の３００℃における０.２％耐力（８１.３kgf／m
m2 ）は、要求値（≧９５kgf／mm2）を著しく下まわる
が、発明材の３００℃における０.２％耐力（９７.６kg
f／mm2）は、要求値を満足する。
【００５８】本実験により本発明複合ディスク材は、中
心部に要求される３００℃における０.２％耐力（≧９
５kgf／mm2 ）及び低温靱性（ＦＡＴＴ≦２０℃）を満
足することが実証された。
心部に要求される３００℃における０.２％耐力（≧９
５kgf／mm2 ）及び低温靱性（ＦＡＴＴ≦２０℃）を満
足することが実証された。
【００５９】図１７は、高温ガスタービン本体のタービ
ン部の断面図である。本実施例で製造した１２Ｃｒ耐熱
鋼複合ディスクを使用し、燃焼ガス入口温度１４００℃
以上の高温ガスタービンが達成される。本ガスタービン
は、バケット１３，スタッキングボルト１４，ディスタ
ントピース１５，インデュサー１６，スペーサー１７及
びディスク１８から構成されている。他タービン部には
燃焼器１１，ノズル１２がある。ロータのバケットには
Ｎｉ基合金が使用されるが、その他の部品は、本発明材
が適用できる。ディスクには本発明の複合１２Ｃｒ鋼材
を、スペーサー及びスタッキングボルトには外層部材と
同じ組成の材料を、インデュサー及びディスタントピー
スには中心部材を使用した。
ン部の断面図である。本実施例で製造した１２Ｃｒ耐熱
鋼複合ディスクを使用し、燃焼ガス入口温度１４００℃
以上の高温ガスタービンが達成される。本ガスタービン
は、バケット１３，スタッキングボルト１４，ディスタ
ントピース１５，インデュサー１６，スペーサー１７及
びディスク１８から構成されている。他タービン部には
燃焼器１１，ノズル１２がある。ロータのバケットには
Ｎｉ基合金が使用されるが、その他の部品は、本発明材
が適用できる。ディスクには本発明の複合１２Ｃｒ鋼材
を、スペーサー及びスタッキングボルトには外層部材と
同じ組成の材料を、インデュサー及びディスタントピー
スには中心部材を使用した。
【００６０】図１８は本実施例におけるガスタービン用
ディスクのガスタービンブレードのダブティル植込み部
の斜視図である。ガスタービン用ディスクは前述の複合
材について熱処理後に機械加工によりタービンブレード
の植込み部１９が形成される。２０はタービンブレード
が植込まれた後にピン挿入用穴で、ピンが挿入されてタ
ービンブレードが固定される。
ディスクのガスタービンブレードのダブティル植込み部
の斜視図である。ガスタービン用ディスクは前述の複合
材について熱処理後に機械加工によりタービンブレード
の植込み部１９が形成される。２０はタービンブレード
が植込まれた後にピン挿入用穴で、ピンが挿入されてタ
ービンブレードが固定される。
【００６１】図１９はガスタービン用ディスクの片側の
断面図である。１９はガスタービンブレードの植込み部
及び２１はタービンスタッキングボルト挿入用穴であ
る。本実施例で外周部は植込み部１９とそれに連なる薄
肉部２２の全体としたものである。それ以外は中心部を
示すものである。
断面図である。１９はガスタービンブレードの植込み部
及び２１はタービンスタッキングボルト挿入用穴であ
る。本実施例で外周部は植込み部１９とそれに連なる薄
肉部２２の全体としたものである。それ以外は中心部を
示すものである。
【００６２】
【発明の効果】本発明によれば、燃焼ガス入り口温度１
４００℃以上の大型ガスタービン用ディスクに要求され
る機械的性質を満足し、高い熱効率のガスタービンが達
成され、省資源及び地球環境保全に顕著な効果が達成さ
れる。
４００℃以上の大型ガスタービン用ディスクに要求され
る機械的性質を満足し、高い熱効率のガスタービンが達
成され、省資源及び地球環境保全に顕著な効果が達成さ
れる。
【図１】本発明を実証するために使用した平滑クリープ
破断試験片の形状を示す図。
破断試験片の形状を示す図。
【図２】切欠クリープ破断試験片の形状・寸法を示す
図。
図。
【図３】クリープ破断強度とＣ量との関係を示す線図。
【図４】ＦＡＴＴとＣ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。
【図６】０.２％ 耐力とＮｉ量との関係を示す図。
【図７】ＦＡＴＴとＮｉ量との関係を示す線図。
【図８】クリープ破断強度とＮｂとの関係を示す線図。
【図９】０.２％ 耐力とＮｂ量との関係を示す線図。
【図１０】ＦＡＴＴとＮｂ量との関係を示す線図。
【図１１】本発明ディスクのエレクトロスラグ再溶解法
による複合鋼塊の製造装置の断面図。
による複合鋼塊の製造装置の断面図。
【図１２】本発明ディスクのエレクトロスラグ再溶解法
により製造したときの複合鋼塊の断面図。
により製造したときの複合鋼塊の断面図。
【図１３】本発明ディスクの調質熱処理熱サイクルを示
す線図。
す線図。
【図１４】従来材と本発明材ディスクの平滑及び切欠１
０万時間クリープ破断強度の比較図。
０万時間クリープ破断強度の比較図。
【図１５】従来材と本発明材ディスクの３００℃におけ
る０.２％ 耐力の比較図。
る０.２％ 耐力の比較図。
【図１６】従来材と本発明材ディスクの破面遷移温度の
比較図。
比較図。
【図１７】高温ガスタービン本体の断面図。
【図１８】ガスタービン用ディスクのタービンブレード
のダブティル植込み部の斜視図。
のダブティル植込み部の斜視図。
【図１９】ガスタービン用ディスクの断面図。
１…コア材、２…外層材、３…肉盛外層部、４…溶融ス
ラグ、５…水冷鋳型、６…回転台、７…溶融金属、８…
電源、９…冷却水入口、１０…冷却水出口、１１…燃焼
器、１２…ノズル、１３…バケット、１４…スタッキン
グボルト、１５…ディスタントピース、１６…インデユ
ーサ、１７…スペーサー、１８…ディスク、１９…植込
み部、２０…ピン挿入用穴、２１…タービンスタッキン
グボルト挿入用穴、２２…薄肉部。
ラグ、５…水冷鋳型、６…回転台、７…溶融金属、８…
電源、９…冷却水入口、１０…冷却水出口、１１…燃焼
器、１２…ノズル、１３…バケット、１４…スタッキン
グボルト、１５…ディスタントピース、１６…インデユ
ーサ、１７…スペーサー、１８…ディスク、１９…植込
み部、２０…ピン挿入用穴、２１…タービンスタッキン
グボルト挿入用穴、２２…薄肉部。
Claims (7)
- 【請求項１】マルテンサイト系耐熱鋼からなるガスター
ビン用ディスクにおいて、外周部を中心部よりクリープ
破断強度の高い材質とし、中心部を前記外周部より低温
靱性及び３００℃における耐力の高い材質とし、前記外
周部と中心部とで異なった組成とすることを特徴とする
ガスタービン用ディスク。 - 【請求項２】前記中心部のコア材と鋳型との空間に前記
外周部となるパイプ状消耗電極を設置して、エレクトロ
スラグ再溶解法により前記電極を溶解し、複合鋼塊を作
製した後熱間鍛造により整形されている請求項１記載の
ガスタービン用ディスク。 - 【請求項３】前記エレクトロスラグ溶解を前記コア材と
電極とを相対的に回転させながら行う請求項２に記載の
ガスタービン用ディスク。 - 【請求項４】マルテンサイト系耐熱鋼からなるガスター
ビン用ディスクにおいて、外周部の４８５℃，１０万時
間平滑及び切欠きクリープ破断強度が５０kgf／mm2以上
で、中心部の３００℃における０.２％ 耐力が９５kgf
／mm2以上及び５０％衝撃破面遷移温度が２０℃以下あ
り、前記外周部と中心部とで合金組成が異なることを特
徴とするガスタービン用ディスク。 - 【請求項５】重量で、中心部がＣ０.１２〜０.２２％，
Ｓｉ０.２％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ２.３〜３.５
％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.１
０ 〜０.３５％，Ｎｂ０.０５〜０.２１％及びＮ０.０
２〜０.１０％ を含有するマルテンサイト系耐熱鋼、及
び外周部がＣ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.２％ 以下，
Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.８〜２.７％，Ｃｒ１０〜１
３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.１０〜０.３５％，Ｎ
ｂ０.０３〜０.１０％及びＮ０.０２〜０.１０％を含有
するマルテンサイト系耐熱鋼で構成され、前記中心部と
外周部とで合金組成が異なることを特徴とするガスター
ビン用ディスク。 - 【請求項６】請求項１〜５のいずれかに記載のガスター
ビン用ディスクによって構成され、燃焼ガス入口温度が
１４００℃以上であることを特徴とするガスタービン。 - 【請求項７】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
スクに植込まれ回転するタービンブレードと、前記ター
ビンディスクに連結されたディスタントピース及びイン
デューサと、該ディスタントピースに連結されたコンプ
レッサロータと、該コンプレッサロータに植込まれ空気
を圧縮するコンプレッサブレードと、前記コンプレッサ
ロータ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、前記インデューサ及びディス
タントピースの少なくとも一方が重量で、Ｃ０.１２〜
０.２２％，Ｓｉ０.２％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ
２.３〜３.５％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１.５〜３.０
％，Ｖ0.10〜０.３５％，Ｎｂ０.０５〜０.２１％及び
Ｎ０.０２〜０.１０％ を含有するマルテンサイト系耐
熱鋼、及び前記スペーサ及びスタッキングボルトの少な
くとも一方が重量で、Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.
２％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.８〜２.７％，Ｃ
ｒ１０〜１３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ0.10〜0.35
％，Ｎｂ０.０３〜０.１０％及びＮ０.０２〜０.１０％
を含有するマルテンサイト系耐熱鋼からなることを特徴
とするガスタービン。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15791296A JPH108904A (ja) | 1996-06-19 | 1996-06-19 | ガスタービン用ディスク及びガスタービン |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15791296A JPH108904A (ja) | 1996-06-19 | 1996-06-19 | ガスタービン用ディスク及びガスタービン |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH108904A true JPH108904A (ja) | 1998-01-13 |
Family
ID=15660176
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15791296A Pending JPH108904A (ja) | 1996-06-19 | 1996-06-19 | ガスタービン用ディスク及びガスタービン |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH108904A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002235113A (ja) * | 2001-02-05 | 2002-08-23 | Nisshin Steel Co Ltd | 高強度鋼製織機部材用素材の製造方法 |
| JP2009063000A (ja) * | 2008-12-19 | 2009-03-26 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 圧縮機のスピンドルボルト取付構造 |
-
1996
- 1996-06-19 JP JP15791296A patent/JPH108904A/ja active Pending
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002235113A (ja) * | 2001-02-05 | 2002-08-23 | Nisshin Steel Co Ltd | 高強度鋼製織機部材用素材の製造方法 |
| JP2009063000A (ja) * | 2008-12-19 | 2009-03-26 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 圧縮機のスピンドルボルト取付構造 |
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