JPH11117705A - ガスタービン用ノズル，発電用ガスタービン，Ｃｏ基合金及び溶接材料 - Google Patents

ガスタービン用ノズル，発電用ガスタービン，Ｃｏ基合金及び溶接材料

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JPH11117705A JP9286518A JP28651897A JPH11117705A JP H11117705 A JPH11117705 A JP H11117705A JP 9286518 A JP9286518 A JP 9286518A JP 28651897 A JP28651897 A JP 28651897A JP H11117705 A JPH11117705 A JP H11117705A
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Abstract

(57)【要約】 【課題】本発明の目的は、発電用ガスタービンとそのノ
ズルとして、その精密鋳造時に生じた欠陥あるいは稼働
中に生じたクラックの補修溶接が容易でかつ、クリープ
特性，耐熱疲労特性及び耐腐食性に優れたＣｏ基合金と
その溶接材料を提供することにある。 【解決手段】Ｃ０.０３〜０.１０％，Ｎｉ１５〜２２
％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１５
％，Ｚｒ０.０５〜０.７％を含むＣｏ基合金及びその溶
接材料からなり、特定の肉盛溶接層を形成することによ
りクラックを補修したガスタービン用ノズルとそれを用
いた発電用ガスタービン。

Description

【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は溶接補修された新規
なガスタービン用ノズルとそれを用いたガスタービン及
びその補修用溶接材料として好適なＣｏ基合金とその溶
接材料に関する。
【０００２】
【従来の技術】ガスタービンのノズル（静翼）は、複雑
な形状を有していることから精密鋳造によって製造され
る。しかし、この精密鋳造時に生じる欠陥あるいはノズ
ルは高い燃焼ガス流に曝されるほか、構造上強い拘束力
を受けることから稼働中にクラックが生じることがあ
る。このような鋳造時の欠陥あるいは稼働中に生じたク
ラックは、所定の溶接金属（溶接材料がアーク等の熱源
によって溶融し形成された溶着金属）の組成になるよう
な溶接材料（溶接時に溶接部に添加される金属）を用い
タングステン・イナートガス・アーク溶接で修復され
る。この修復された溶接部はノズルと同一の高温特性で
あることが望ましい。
【０００３】対象とするノズル用合金としては、重量で
Ｃ：０.２０〜０.３０％，Ｓｉ：０.７５〜１.０％，Ｍ
ｎ：１.４〜１.０％，Ｃｒ：２４.５〜３０.５％，Ｎ
ｉ：９.５〜１１.５％，Ｗ：６.５〜８.０％，Ｆｅ：２
％以下，Ｂ：０.００５〜 ０.０１５％を含み残部はＣ
ｏよりなる合金が多く用いられている(表１合金Ｎｏ．
８）。更に、高温での諸特性を改良するため、多種の合
金組成についての発明がなされている。例えば、特開昭
６１−546 号公報には重量でＣ：０.０１〜１％ ，Ｃ
ｒ：１５〜４０％，Ｎｉ：５〜１５％，Ｗ：２〜１２
％，Ｔａ：０.０１〜５％，Ｚｒ：０.００５〜０.１
％，残部Ｃｏからなるガスタービン用高強度Ｃｏ基耐熱
合金が開示されている。この合金は、材料の高温強度と
耐酸化性を同時に向上する目的でＷ，Ｍｏ，Ａｌ，Ｈ
ｆ，Ｔａ，Ｎｂ等の成分を調整したものである。また、
特開平7−316293 号公報には、Ｃ：０.０５〜０.４５
％，Ｃｒ：２３〜３０％，Ｎｉ：９.５〜１１.５％，
Ｗ：５〜１０％，Ｔａ：０.０４〜０.４４％，Ｚｒ：
０.２〜１％ 、残部はＣｏからなる耐熱鋳造Ｃｏ基合金
およびそれを用いたガスタービン静翼が開示されてい
る。また同様に特開平7−224337 号公報には、Ｃ：０.
０５〜０.４５％，Ｃｒ：１５〜３０％，Ｎｉ：５〜１
５％，Ｗ：３〜１０％，Ｔａ：１〜５％，Ｚｒ：０.０
１〜１％ 、残部はＣｏからなる耐熱鋳造Ｃｏ基合金お
よびそれを用いたガスタービン静翼が開示されている。
しかし、これらノズルと同一組成の合金を溶接材料とし
て用いた場合は、鍛造がほとんど出来ない合金組成のた
め伸線化が出来ない。このため、従来の溶接材料は、ノ
ズル本体と同一の高温特性を有することを多少犠牲にし
ても、鍛造性を重視した組成の溶加材を用いていた。例
えば鍛練用Ｃｏ基合金〔Ｃ：０.１０ ，Ｃｒ：２０，Ｎ
ｉ：１０，Ｗ：１５，残Ｃｏ(表１合金Ｎo.６)を溶加材
としたもので、あるいは上述したノズル合金で鍛造を容
易にするためＣ量を０.２３％から０.１３と下げた溶加
材、重量でＣ：０.１３％，Ｃｒ：２９.８２％，Ｎｉ：
１０.２２％,Ｗ：６.７７％，残Ｃｏ(表１合金Ｎo.合
金）が用いられている。更にＷＯ９７／１０３６８
（Ｃ：０.１１〜０.２０％，Ｃｒ：２０〜３０％，Ｎ
ｉ：１５〜２２％，Ｔａ：５〜１５％，Ｚｒ：０.０５
〜０.７％，残部Ｃｏ（表１合金Ｎo.５))あるいは更に
特開平4−221035号(Ｃ：０.０３〜０.１％，Ｃｒ：２４
〜３２％，Ｎｉ：１４〜２２％，Ｔａ：２〜８％，Ｃ
ｅ：０.０２〜０.７５％，残部Ｃｏ）等が開示されてい
る。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】近年発電効率の向上を
目的として、ガスタービンの入口温度を上昇させるため
燃焼温度は高くなりノズルは従来以上に厳しい温度に曝
されること、またコンバインドサイクル発電では起動・
停止の繰返しにより熱応力と運転中の定常応力が重畳す
る過酷な履歴を受ける。従って、溶接材料も、従来以上
の高いクリープ強度と優れた熱疲労特性を有する合金が
要求されている。しかし、特にノズルの補修溶接材料は
母材レベルの高温特性であることが望ましいが、溶加棒
とするための線材化を考えると鍛造が可能な合金組成で
なければならず、また溶接性にも優れていなければなら
ないことから、前述したように溶加材として合金Ｎo.６
あるいはＮo.７等が多く使用されてきた。しかしなが
ら、従来の溶加棒では一長一短があり結晶粒界に脆弱な
異相が生成し耐熱疲労性が低下することあるいは析出物
が凝集・粗大化しクリープ強度が低下すること、クリー
プ強度や熱衝撃特性に優れているが伸線化が困難なため
溶加棒の表面に傷が残存する問題あるいは伸線化が困難
なためコストアップを招く問題等があった。
【０００５】本発明の目的は、溶接補修の信頼性の高い
ガスタービン用ノズルとそれを用いたガスタービン及び
それに用いる伸線化が容易で高いクリープ破断強度を有
するＣｏ基合金とその溶接材料を提供するにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
（１）本発明は、翼部と、該翼部の両端に設けられたサ
イドウォールとを備えたガスタービン用ノズルにおい
て、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３パ
ス以上、好ましくは３〜４パスで、多層盛の肉盛溶接層
によって、好ましくは開先表面より１層上に形成して補
修され、該肉盛溶接層の外表面から被溶接材表面と同じ
高さに研削されていること、又は／及び前記ノズルは亀
裂を有し、該亀裂が好ましくは長さ１０mm未満のもの以
外のものについて多層盛の肉盛溶接層によって補修さ
れ、前記肉盛溶接層は１０mm以上の長さの亀裂に施され
ていることを特徴とする。
【０００７】（２）本発明は、翼部と、該翼部の両端に
設けられたサイドウォールとを備え、重量で、Ｃ０.２
０〜０.３０％，Ｓｉ１.０％以下，Ｍｎ１.０％以下，
Ｃｒ２０〜３２％，Ｎｉ９〜１２％，Ｗ５〜１０％，Ｆ
ｅ５％以下及びＢ0.0005〜０.０１５％ を含むＣｏ基鋳
造合金からなるガスタービン用ノズルにおいて、該ノズ
ルは亀裂を有し、該亀裂が肉盛溶接層によって補修さ
れ、該肉盛溶接層は重量で、Ｃ０.０３〜０.１０％，Ｓ
ｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ１
５〜２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１５％及びＺｒ
０.０５〜０.７％を含むＣｏ基合金からなることを特徴
とする。
【０００８】（３）本発明は、２個以上、好ましくは２
〜５個の翼部と、該各々の翼部両端に各々の翼部を一体
に連らなって設けられたサイドウォールとを備え、Ｃｏ
基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズルにおいて、該
ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によ
って補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金よ
り、Ｎｉ量が多く、Ｃ量，Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔ
ａを含むＣｏ基合金よりなることを特徴とする。溶接材
料は、Ｃ量を０.１０〜０.２０％，Ｃｒ量を３.０〜５.
０％及びＷ量を１.０〜２.５％母材より少なくするこ
と、Ｎｉ量を８.０〜１２.０％母材より多くすることが
好ましい。
【０００９】（４）本発明は、翼部と、該翼部の両端に
設けられたサイドウォールとを備え、Ｃｏ基鋳造合金よ
りなるガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルは亀裂
を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修さ
れ、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の０.
１０〜０.４０倍のＣ量を有するＣｏ基合金からなるこ
とを特徴とする。
【００１０】（５）本発明は、前述の（２）〜（４）の
いずれかにおいて、前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が
溶接幅方向に３パス以上で、多層盛の肉盛溶接層によっ
て補修され、該肉盛溶接層の外表面が被溶接材表面と同
じ高さに研削されていること；又は／及び前記ノズルは
亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修
され、前記肉盛溶接層は１０mm以上の長さに施されてい
ることを特徴とする。
【００１１】（６）本発明は、（２）において、２個以
上の翼部と、該各々の翼部両端に各々の翼部を一体に連
らなって設けられたサイドウォールとを備えた前記Ｃｏ
基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズルであって、該
ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によ
って補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金よ
り、Ｃ量，Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含む前記Ｃ
ｏ基合金よりなること、又は／及び該ノズルは亀裂を有
し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前
記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の0.10〜0.40
倍のＣ量を有する前記Ｃｏ基合金からなることを特徴と
する。
【００１２】（７）本発明は、（２）において、翼部
と、該翼部の両端に設けられたサイドウォールとを備え
た前記Ｃｏ基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズルで
あって、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛
溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基
鋳造合金のＣ量の０.１０〜０.４０倍のＣ量を有する前
記Ｃｏ基合金からなること、又は／及び前記ノズルは亀
裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修さ
れ、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金より、Ｃ量，
Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含む前記Ｃｏ基合金よ
りなることを特徴とする。
【００１３】（８）本発明は、（６）又は（７）におい
て、前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３
パス以上で、多層盛の肉盛溶接層によって補修され、該
肉盛溶接層の外表面が被溶接材表面と同じ高さに研削さ
れていること；又は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該
亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛
溶接層は１０mm以上の長さに施されていることを特徴と
する。
【００１４】（９）本発明は、重量で、Ｃ０.０３〜０.
１０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ２０〜３０
％，Ｎｉ１５〜２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１０％
及びＺｒ０.０５〜０.７％を含むことを特徴とするＣｏ
基合金にある。
【００１５】更に、本発明は、重量で、Ａｌ１％以下及
びＦｅ２％以下の１種以上を含むこと、又は／及びＴｉ
０.０５〜１.０％，Ｎｂ０.０５〜０.５％及びＨｆ0.05
〜０.５％ の１種以上を含むこと、及び／又はＢ０.０
０５〜０.０２％を含むことを特徴とするＣｏ基合金に
ある。
【００１６】（１０）本発明はこれらのＣｏ基合金によ
ってワイヤ状，棒状又は細径鋼管内に金属粉末が充填し
た複合ワイヤからなることを特徴とする溶接材料にあ
る。
【００１７】（１１）本発明は、空気圧縮機と、燃焼器
と、タービンディスクに固定されたタービンブレード
と、該ブレードに対応して設けられたタービンノズルを
備えた発電用ガスタービンにおいて、前記タービンノズ
ルの初段への燃焼ガス入口温度が１,２５０℃ 以上、好
ましくは１,４００〜１,６００℃であり、前記ガスター
ビンノズルは亀裂を有し、該亀裂はその内部が多層肉盛
溶接層によって埋込まれ補修されていることを特徴とす
る。
【００１８】本発明に係る発電用ガスタービンは、前述
の（１）〜（８）のいずれかに記載のガスタービン用ノ
ズルよりなることを特徴とする。
【００１９】本発明において、溶接幅として３パス以上
の肉盛層を形成することにより、亀裂をほぼ問題のない
状態まで補修できる。亀裂は１本のメインのものに沿っ
て若干枝分かれして進んでいるものであり、その枝分か
れにおける長さはわずかなものである。従って、その部
分を切削によって削り取ることが必要である。その幅は
約１０mmであり、メインの亀裂に沿って幅１０mm以上切
削すればほぼ問題のない状態まで補修できる。
【００２０】また、本発明において、肉盛溶接層の長さ
を１０mm以上とすることによりその後の使用において支
障のないものであることを実験によって見い出しなされ
たものである。
【００２１】補修用の溶接材料は母材との関係が深いも
のであり、母材のＣｏ基合金の組成に対してＣ量，Ｃｒ
量及びＷ量を少なくし、特定の含有量のＴａを含有させ
ることにより伸線ができ、かつクリープ破断強度の高い
ものが得られるものである。また、Ｃ量を母材のＣ量の
０.１〜０.４倍とすることにより溶接性が向上し、高い
強度が維持されるものである。
【００２２】本発明におけるガスタービン用ノズルは特
に、燃焼ガスの初段ノズルの入口温度が１,５００℃ 級
（１,４００〜１,６００℃）というきわめて高い温度で
生じ易いということ、更にそのときの亀裂の長さが１０
mm以上に達することを見い出し、またそのような長さに
おいて問題であることを見い出し、本発明の所定の補修
を行うことを特徴とするものである。
【００２３】本発明のＣｏ基合金とその溶接材料の組成
の特徴は、Ｎｉ量が１５〜２２％，Ｔａ量が５〜１０
％，Ｚｒ量が０.０５〜０.７％と従来の合金に比べて多
いことである。これは、後述するように、複合金属間化
合物の（Ｎｉ，Ｃｏ)3Ｔａを母相に緻密に析出させる且
つ結晶粒界に析出する化合物を高温でも安定させること
によって、高温強度及び耐熱疲労性を向上させる効果が
得られるからである。換言すれば、本発明においては
（Ｎｉ，Ｃｏ)3Ｔａが母相中に一定量以上緻密に析出し
ていることが必須である。
【００２４】上記構成により、溶接材料として棒の形状
に加工した場合でも十分な加工性を有し、かつ溶接時に
溶接金属に割れ（高温割れと称している）が発生しない
という溶接材料として好適な特性を保持しつつ高温でも
十分なクリープ強度を有し、かつ高温強度及び耐熱疲労
性の大きいという溶接金属として望ましい特性が得られ
る。
【００２５】上記組成で、Ｔａ：５.５〜８，Ｚｒ：０.
１〜０.５ の範囲であれば、よりクリープ強度が大きく
なり好ましい。
【００２６】本発明の溶接材料に含まれる各元素の作用
について説明する。
【００２７】Ｃｒは高温下で合金表面にち密な酸化皮膜
を形成させて、合金の耐食性をになう主要な元素であ
る。従って、産業用ガスタービンの高温部品が曝される
腐食環境下では２０％以上の添加とする。但し３０％以
上添加すると母相の安定性を損なう。また同時に、Ｃｒ
はＣと結合して多量のクロム炭化物を形成しそのクロム
炭化物で約０.５μｍ 以下の微細なものは高温強度の向
上に寄与する。一方、０.５μｍ 以上の大きなものは高
温下で凝集・粗大化して強度と耐食性の両者に悪影響を
与える。従って、Ｃｒ量は２０〜３０％の範囲が好まし
い。特に、２５〜３０％が好ましい。
【００２８】Ｃは０.０３％ 以上で、Ｃｒと炭化物を形
成する他、Ｔａ，Ｚｒ，Ｎｂ，Ｔｉ及びＨｆ等と安定な
ＭＣ炭化物を形成し、これらの炭化物の微細なものはク
リープ強度をはじめとする高温強度を著しく向上させ
る。一般にＣ添加量の増加とともに強度は向上するが、
Ｔａを５〜１５％添加する本発明の合金ではＣの添加量
が多くなるとＴａリッチな炭化物が結晶粒界に過剰に析
出しクリープ強度は低下してしまう。従って、Ｃ量の上
限は０.１％が好ましく、特に、０.０４〜0.095％、よ
り０.０８〜０.０９％が好ましい。
【００２９】Ｎｉは一般に合金母相の安定性を維持する
ために必須とされている元素であるが、特に本発明合金
では高温強度及び耐熱疲労性を向上させる複合金属間化
合物の（Ｎｉ，Ｃｏ)3Ｔａを母相に緻密に析出させるこ
とが特徴である。このためＮｉの添加量は少なくとも１
５％を含有させ、２３％より多くしてもその効果は期待
できないので、１５〜２３％が好ましい。特に、１９〜
２２％が好ましい。Ｔａは５％以上でＭＣ炭化物を形成
する元素であるが、特に本発明合金においては（Ｎｉ，
Ｃｏ)3Ｔａなる金属間化合物を生成し高温強度及び耐熱
疲労性を向上させる重要な元素である。しかし、１５％
を越えて多量に添加するとＭＣ炭化物が結晶粒界に過剰
に析出するため逆にクリープ強度が低下し、また溶接割
れが発生する等の問題がある。従って上限は１５％が好
ましい。一方、Ｔａ量が５％より少ないと（Ｎｉ，Ｃ
ｏ)3Ｔａなる金属間化合物の析出量が少なくその効果は
期待できない。本発明の合金においてＴａ量は５〜１５
％の範囲が望ましく、特にＴａ；５.５〜１０％が好ま
しい。
【００３０】Ｗは３％以上で母相に固溶してクリープ強
度を改善する。しかしながら３％未満ではその効果は得
られずまた１０％を越えるとＴａと結合した析出物が結
晶粒界に析出しクリープ強度は低下してしまう。従っ
て、Ｗ量の上限は１０％が好ましい。特に、４〜７％が
好ましい。
【００３１】Ｚｒは０.０５％ 以上で、粒界強化元素と
して必要な元素であるが、特に本発明合金においては
（Ｎｉ，Ｃｏ)3Ｔａなる金属間化合物の析出を一層緻密
とさせ、クリープ強度及び熱疲労特性の向上に寄与する
ことから必須の元素である。添加量は０.０５％ 未満で
はその効果が少ないので、０.０５％ 以上が好ましい。
また、Ｚｒの添加量を０.７０％ 以上にすると溶接性を
低下させるためその上限は０.７％が好ましい。特に、
０.１〜０.５％が好ましい。
【００３２】Ｔｉは炭化物形成元素であり、微細な炭化
物が析出し高温強度を向上させる。また一部前述の（Ｎ
ｉ，Ｃｏ)3Ｔａの金属間化合物と同様な（Ｎｉ，Ｃｏ)3
Ｔｉを形成し高温強度の向上に役立つ。しかしながら
０.０５％ 以下ではその効果は得られずまた１％以上添
加しても効果は少ないので、０.０５〜１％ が好まし
い。特に、０.１〜０.６％が好ましい。
【００３３】Ｎｂは０.０５％ 以上でＣと結合してＭＣ
炭化物を形成して高温強度を向上させるが、０.５％ を
越えて過剰に添加すると炭化物が粒界に析出し高温強度
を低下させる。従って、０.０５〜０.５％が好ましい。
特に、Ｔｉ及びＨｆ等と共に微量添加することによって
その効果を発揮する。
【００３４】Ｈｆは０.０５％ 以上で炭化物形成元素で
あると同時に粒界強化元素として知られているが、本発
明合金では０.５％ 以上加えてもそれ以上の効果は期待
されない。従って、０.０５〜０.５％が好ましい。
【００３５】Ｂは０.００５％以上で粒界強化元素とし
て添加され高温延性を向上させるが、逆に０.０２％ を
越えると逆に粒界の脆化を招くばかりでなく、溶接性に
も悪影響を及ぼすことから０.００５〜０.０２％が好ま
しい。特に、０.００５ 〜０.０１％が好ましい。
【００３６】Ａｌは９５０℃以上の高温下では合金表面
に緻密な酸化皮膜を形成し耐食性を向上させる効果があ
るが、９５０℃以下では安定な皮膜が形成されないばか
りでなく逆に耐食性を悪化させる。また凝固時に有害な
介在物を作り易く、１％を越えて添加すると鋳造性ばか
りでなく、溶接性をも劣化させることからその添加量は
１％以下が好ましい。
【００３７】Ｃ及びＢなどを添加する場合、Ｆｅ−Ｃ，
Ｆｅ−Ｂ等のＦｅ合金が溶解原料になる。Ｆｅ合金とし
て添加することによってこれら軽元素の歩留まりは向上
する。従って、Ｆｅは合金中に含まれることになるが、
２％以上添加されると高温強度は低下するため添加量は
２％以下となるように調整するのが好ましい。
【００３８】Ｓｉ及びＭｎは、脱酸剤として従来から添
加されてきたが真空溶解技術の進歩により現在では積極
的に添加する必要はない。大気溶解においては好ましく
は０.０５％ 以上添加し、逆に１％を越えて添加すると
鋳造時に有害な介在物を形成し強度を低下するばかりで
なく、長時間使用すると材料の脆化を招くことから両元
素とも１％以下とするのが好ましい。特に、Ｓｉ０.０
５〜０.５％，Ｍｎ０.１〜０.５％が好ましい。
【００３９】本発明におけるガスタービン用ノズルは前
述のＣｏ基鋳造合金を用いることができる。より好まし
くはＣ０.２０〜０.３０％，Ｓｉ０.３〜１.０％,Ｍｎ
０.２〜１.０％，Ｃｒ２４.５〜３０.５，Ｗ６.０〜８.
０％，Ｎｉ９.５〜１１.５％,Fe2.０％ 以下，Ｂ０.０
０２〜０.０１５％を含むＣｏ基鋳造合金である。各成
分の添加理由はほぼ溶接材料と同じであるが、Ｃ等の異
なる成分については強度の点から溶接材料とは異なるも
のである。
【００４０】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１,４００〜１,６００℃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Ｃｏ基鋳造合金が用いられ、ベーン
は２連のものが好ましい。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Ｎｉ基鋳造合金が好ましい。
【００４１】ノズル部材は、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。ノズル部材の材料の溶接性は、長さ８０mm，幅４mm
で１パスのＴＩＧ溶接にて形成されたビード内に割れが
発生しない予熱なしで行うのが好ましい。より割れが発
生しないようにするには予熱するのが好ましいが、その
温度は４００℃以下が好ましい。
【００４２】上記目的を達成するための発電用ガスター
ビンは、初段タービンノズルへのガス入り口温度が１,
４００〜１,６００℃、好ましくは１,４５０〜１,５５
０℃であり、初段タービンブレードのメタル温度が９２
０℃以上であり、ガスタービンの排ガス温度が５９０℃
以上６５０℃以下であり、ガスタービンの発電効率が３
７％以上が得られる。ここで発電効率はＬＨＶ（Low He
at Value）表示とする。本発明の発電用ガスタービン
は、初段タービンブレードは、１０5時間１４kgf／mm2
耐用温度が９２０℃以上のＮｉ基単結晶合金又は柱状晶
合金、２段目以降のタービンブレードは、１０5時間１
４kgf／mm2 耐用温度が８００℃以上のＮｉ基柱状晶合
金又は等軸晶合金が用いられる。
【００４３】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結晶粒
界を有しない鋳造物である。また一方向凝固鋳造物と
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。
【００４４】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，初段ブレードに
は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。
【００４５】以上のことから、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、以下のいずれかの材料構成が好まし
い。
【００４６】(1）初段タービンブレードはＮｉ基合金の
単結晶鋳造物又は一方向性鋳造物からなり、初段タービ
ンノズルは遮熱コーティング層を備えたＣｏ基合金の鋳
造物よりなり、第２段以降のタービンブレードおよび第
２段以降のタービンノズルはＮｉ基合金の鋳造物からな
るのが好ましい。
【００４７】(2）初段タービンブレードは遮熱コーティ
ング層を備えたＮｉ基合金の一方向凝固鋳造物よりな
り、初段タービンノズルは遮熱コーティング層を備えた
Ｃｏ基合金の鋳造物よりなり、第２段以降のタービンブ
レードおよび第２段以降のタービンノズルはＮｉ基合金
の鋳造物からなる。
【００４８】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特に、１,４５０〜１,
５５０℃ にするものである。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、５３０℃以上の蒸気温度を有する１,４００ ℃以上
のガスタービンノズル入口温度を有するガスタービンと
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。蒸気タービンは一車室で、高
中低圧一体型ロータシャフトに３０インチ以上の翼部長
さを有する高中低圧一体型蒸気タービンとするのが好ま
しい。
【００４９】
【発明の実施の形態】
（実施例１）表１は、用いた本発明合金及び比較合金の
化学成分（重量％）を示す。残部はＣｏである。合金Ｎ
o.１からＮo.４までが本発明溶加棒による合金であり、
合金Ｎo.５からＮo.７までが比較溶加棒による合金であ
る。本発明の溶加棒の酸素量は０.００３％ 以下、窒素
量は０.００３〜０.０１５％であった。Ｎo.５の合金は
本発明で最も好ましい溶加棒による合金である。伸線化
が困難で表面に傷や不純物を巻き込み問題あることが新
たに分かった。Ｎo.６及びＮo.７は市販されている溶加
棒による合金である。なお、合金Ｎo.８はガスタービン
用ノズル材のＣｏ基鋳造合金であり、肉盛溶接用の母材
として用いた。Ｎo.１からＮo.５の溶加棒は高周波溶解
により溶解した重量１００Ｎのインゴットを熱間鍛造
後、熱間スエージング及び伸線加工の所定の作業工程を
へて溶加棒とした。スエージングは電気炉中で１,１５
０〜１,２００℃に加熱後、直径１６mmまで加工した。
一回の加工率をほぼ２０％とし直径１６mmまで繰返し加
工した。スエージング後に更に熱間で直径１.７〜１.８
mmまで伸線加工後後に目標の直径１.６mm ，長さ１,０
００mm の溶加棒とした。なお、伸線加工においてもス
エージングと同様一回の加工率をほぼ２０％とし一回毎
に焼鈍し繰返し加工した。Ｎo.５の合金はこの伸線過程
で表面に傷や不純物を巻き込み好ましくなかった。以
下、溶接性及び溶接金属の高温特性の調査に用いた溶接
試験片の作製要領を示す。
【００５０】
【表１】
【００５１】図１に高温強度試験片１０１（引張，クリ
ープ，低サイクル疲労）及び、腐食試験片１０２の開先
形状と試験片の採取要領を示す。１０３は多層肉盛溶接
層である。溶接条件としては溶接電流８０Ａ，溶接速度
８〜１０cm／min ，パス間温度≦１００℃とし、図２に
示す装置によりＴＩＧ溶接した。溶接部は染色探傷試験
及び断面組織調査によって溶接性を判定した。図３に熱
衝撃試験片１０５の肉盛溶接及び試験片の採取要領を示
す。肉盛試験片を回転させながら（周速：８cm／min)Ｔ
ＩＧ溶接した。溶接電流は８０Ａ，パス間温度≦１００
℃とした。これら図１及び図３に示した溶接試験片を
１,１５０℃ で４ｈ加熱する溶体化処理及び９８２℃で
４ｈ保持する時効処理を施した後、所定の評価試験片と
した。表２に溶接性及び高温特性試験結果を示す。
【００５２】
【表２】
【００５３】（１）溶接性 溶接性は溶接部の表面の染色探傷及び溶接断面観察によ
る割れ発生の有無の調査から判定した。発明の溶加棒に
よる溶接部表面及び溶接部断面における溶接割れ等の欠
陥は認められなく従来溶加棒に溶接性と同様良好である
ことが確認された。なお、比較合金のＮo.５の溶加棒は
表面傷及び不純物の巻き込みが存在していたため溶け込
み不良欠陥が発生し好ましくなかった。この合金は発明
合金組成と比べＣ量のみが重量で０.１０％ を越えるも
のである。溶接部の溶接のままの硬さは発明合金の硬さ
がいずれもビッカス硬さＨｖ３００以下であるのに対し
Ｈｖ３１０と最も高い。伸線化の容易なＣ量は重量で
０.１０％ 以下が好ましいことが分かった。
【００５４】（２）高温引張特性 高温引張特性は８１６℃で評価した。発明の溶加棒によ
る溶接金属の引張特性は概ね従来特性と遜色ない。
【００５５】（３）クリープ破断特性 クリープ破断特性は９００℃で負荷応力一定の１７２Ｍ
Ｐａで評価した。発明の溶加棒による溶接金属の破断時
間は従来溶加棒による溶接金属の破断時間の２０倍以上
の合金Ｎo.１で７５０時間，合金Ｎo.４で１,０５６ 時
間と非常に優れている。
【００５６】（４）低サイクル疲労特性 低サイクル疲労特性は９００℃で全ひずみ範囲一定の
０.４％ で評価した。発明の溶加棒による溶接金属の低
サイクル疲労特性は概ね従来特性と遜色ない。
【００５７】（５）熱衝撃特性 熱衝撃特性は２００から９００℃間の繰返し熱サイクル
３００回での最大き裂長さで評価した。この繰返し熱サ
イクル３００回は、ガスタービンを一年間ＤＳＳ運転
（毎日起動・停止運転）に相当する。発明の溶加棒によ
る溶接金属のき裂長さは従来溶加棒による溶接金属のき
裂長さの半分以下の合金Ｎｏ．１で５mm、合金Ｎo.４で
３mmと小さい。耐熱衝撃性に優れていることが確認され
た。
【００５８】（６）腐食特性 腐食特性は溶融塩の塗布加熱法によった。溶融塩はＮａ
2ＳＯ4−２５％ＮaＣlの混合塩である。メタノールをバ
インダーとして混合塩のNa2SO4-25%NaClを試験片に塗布
し、２５時間加熱後の減量から腐食性を評価した。塗布
量は約０.２kg／ｍ2 を基準とし試験片の片面のみ塗布
した。試験片は直径１３mm，厚み約３mmとした。その結
果、発明の溶加棒による溶接金属の腐食特性は概ね従来
溶加棒による特性と遜色ない。
【００５９】以上、本実施例で明らかなように本発明の
溶加棒による溶接性及び溶接金属の高温強度並びに耐食
性は従来溶加棒による特性と同等以上に優れていること
が確認できた。特に、本発明の溶加棒を用いることによ
って本発明の目標であるクリープ特性及び熱衝撃特性が
得られる。なお、クリープ特性と熱衝撃特性結果の対比
から、熱疲労強度とクリープ強度の強い相関性が確認さ
れた。
【００６０】（実施例２）図４は、本発明による発電用
ガスタービンの回転部分の断面図である。図５はブレー
ド及びノズル部分の拡大図である。３は初段ブレード、
５は第２段ブレード、７は第３段ブレード、２０は初段
ノズル、２５は第２段ノズル、２７は第３段ノズル、４
はタービンディスク、１０はタービンスタブシャフト、
１３はタービンスタッキングボルト、１８はタービンス
ペーサ、１９はデイスタントピース、６はコンプレッサ
ディスク、１７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ド、９はコンプレッサスタブシャ
フトである。本実施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。
【００６１】本実施例におけるガスタービンの初段ブレ
ード３は、Ｎｉ基超合金の単結晶鋳造物であり、重量で
Ｃｒ６〜９％，Ｍｏ０.５ 〜５％，Ｗ０.５〜１０％ ，
Ａｌ４〜７％、及びＣｏ０.５ 〜１０％、を含むＮｉ基
合金、又はこれにＲｅ１〜４％，Ｔａ３〜９％，Ｈｆ
０.２％ 以下，Ｔｉ２％以下，Ｎｂ２％以下及びＭｏ５
％以下の１種以上を含むＮｉ基合金によって構成され
る。初段ブレードは翼部１３０mm以上、その全長は約２
２０mm以上である。この単結晶鋳造物の１０5 時間１４
kgf／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１,２
５０〜１,３５０℃で固溶化処理後、１,０００〜１,１
００℃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。第２段ブレード５および第３段
ブレード７は重量で、Ｃｒ１２〜１６％，Ｍｏ０.５ 〜
２％，Ｗ２〜５％，Ａｌ２.５ 〜５％，Ｔｉ３〜５％，
Ｔａ１.５ 〜３％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０.０５〜０.１
５％，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。
【００６２】初段ノズル２０はベーンが２連のもので、
重量で、Ｃｒ２０〜３２％，Ｎｉ９〜１２％，Ｗ５〜１
０％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０.２〜０.４％，Ｓｉ１％以
下，Ｍｎ１％以下，Ｂ０.００５〜０.０１５％及びＦｅ
５.０％ 以下、を含むＣｏ基超合金が用いられ、またＴ
ｉ０.１〜０.４％，Ｚｒ１.０％以下，Ｎｂ０.３％以
下，Ｈｆ１.０％以下及びＴａ２.０％以下の１種以上を
含むことができ、残部不可避の不純物とＣｏからなるＣ
ｏ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℃〜９
１０℃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Ａｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ０.１
〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合金から
なる溶射層である。合金層は耐食性を向上させる効果も
併せもつ。本鋳造材は１,１５０〜１,２００℃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。
【００６３】第２段ノズル２５および第３段ノズル２７
はベーンが３連のもので、重量で、Ｃｒ２１〜２４％，
Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８
％，Ａｌ１〜２％，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基鋳造合金で構成する。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。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。
【００６４】本実施例ではタービンディスク４に重量
で、Ｃ０.０３〜０.１％，Ｃｒ１２〜１８％，Ｔｉ１.
２〜２.２％，Ｆｅ３０％〜４０％，Ｎｂ２.５〜３.５
％，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。
【００６５】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。
【００６６】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。
【００６７】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１,５００℃ ，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。
【００６８】図６は本実施例における初段ノズルの斜視
図である。図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３７に２連のベーン３６が一体に形成
される。ベーン３６は図７のように一端が丸みを帯びた
三ケ月状で内部に冷却空気が流入するように空洞の薄肉
材によって構成される。ベーン部分には冷却空気が両サ
イドウォール側から流入し上流側のリーデングエッチ部
で外部に通ずるように冷却孔が多数設けられ、図８に示
すようにインピンジメント冷却方法によって冷却され
る。また、トレーニングエッチでは下流側の凹部の端部
とその先端の端面より冷却用空気が外部に通じるように
冷却孔が多数設けられ、コンベクション冷却方法によっ
て冷却される。
【００６９】ガスタービンノズルは図６に示すように長
期の運転中に前述のようにその初段で１,５００℃ の高
温の燃焼ガス流に曝されるほか、構造上強い拘束力を受
けることから稼働中にクラック３０，３１が生じる。こ
のクラック３０，３１は図８に代表するように概ねタイ
プＡ：貫通クラック（翼後縁側）あるいはタイプＢ：非
貫通クラック（翼の付け根）である。これらのクラック
は図８の模式図に示すようにクラックを超硬カッターに
より幅約１０mm切削することにより端から端までクラッ
クを完全に削除した後図９に示すようにＴＩＧ溶接によ
り幅方向に３パス以上の多層肉盛層が形成される。肉盛
溶接層はノズル表面に対して一層分だけ高くなるように
設けた。なお、溶接に際して、ガスタービンノズルを
１,１５０℃で４ｈ加熱保持する溶体化処理を施した。
加熱中は非酸化性雰囲気中に保った。
【００７０】また、貫通クラックの初層溶接では良好な
裏波ビードを形成させるためアルゴンガスによるバック
シールドを行った。補修溶接後、染色探傷試験を行った
が、溶接部は割れ等の欠陥は認められず実機溶接でも溶
接性に問題のないことが確認出来た。溶接後、再び、
１,１５０℃ で４時間非酸化性雰囲気中で加熱保持する
溶体化処理を行った後、９８２℃での時効処理を施し、
次いで、肉盛溶接層をベース合金の基体表面と同じ高さ
となるように研削及び研摩を行った。引き続きベーンと
サイドウォール内側にＺｒＯ2 層の遮熱コーテングを施
した。次にこれら補修溶接したノズルを実機に搭載し信
頼性を検討した。一年間運転を終了した時点で、補修溶
接部はクラック及び腐食による損傷は認められなかっ
た。
【００７１】また、タービン排ガス温度は５５０℃〜６
５０℃となり、蒸気温度５３０℃以上、最終段翼部長さ
３０〜５０インチの高中低圧一体型蒸気タービンとの複
合発電システムにした場合、高い総合発電効率が得られ
る。
【００７２】
【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を採用するとともに、長期にわた
って運転したものを補修して再び使用することにより元
の条件と同じ条件での運転が可能となり、ＬＨＶ表示で
３７％以上の高効率のガスタービンを得ることができ
る。
【図面の簡単な説明】
【図１】肉盛溶接部の高温強度及び腐食試験片の採取位
置を示す図。
【図２】ＴＩＧ溶接装置の断面図。
【図３】熱衝撃試験片の採取位置を示す図。
【図４】本発明に係るガスタービンの回転部分の断面
図。
【図５】図４に示すガスタービンのタービンブレード及
びノズル部分の拡大図。
【図６】本発明に係るガスタービンにおける初段タービ
ンノズルの平面図。
【図７】図６の初段ノズルの翼部の斜視図。
【図８】初段ノズルの割れと開先形状とを示す斜視図。
【符号の説明】
３…初段ブレード、４…タービンディスク、５…第２段
ブレード、６…コンプレッサディスク、７…第３段ブレ
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、１０…タービンスタブシャフ
ト、１３…タービンスタッキングボルト、１７…コンプ
レッサブレード、１８…タービンスペーサ、１９…ディ
スタントピース、２０…初段ノズル、２１…タービンデ
ィスク、２２…シュラウド、２８…シールフィン、２５
…第２段ノズル、２７…第３段ノズル、３０，３１…ク
ラック、３６…ベーン、３７…内側サイドウォール部、
３８…外側サイドウォール。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 小林 計 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 横場 範夫 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 飯塚 信之 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 熊田 和彦 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

Claims (17)

    【特許請求の範囲】
  1. 【請求項１】翼部と、該翼部の両端に設けられたサイド
    ウォールとを備えたガスタービン用ノズルにおいて、該
    ノズルは亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３パス以上
    で、多層盛の肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接
    層の外表面が被溶接材表面と同じ高さに研削されている
    ことを特徴とするガスタービン用ノズル。
  2. 【請求項２】翼部と、該翼部の両端に設けられたサイド
    ウォールとを備えたガスタービン用ノズルにおいて、該
    ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によ
    って補修され、前記肉盛溶接層は１０mm以上の長さに施
    されていることを特徴とするガスタービン用ノズル。
  3. 【請求項３】翼部と、該翼部の両端に設けられたサイド
    ウォールとを備え、重量で、Ｃ0.20〜０.３０％，Ｓｉ
    １.０％以下，Ｍｎ１.０％ 以下，Ｃｒ２０〜３２％，
    Ｎｉ９〜１２％，Ｗ５〜１０％，Ｆｅ５％以下及びＢ
    ０.０００５〜０.０１５％を含むＣｏ基鋳造合金からな
    るガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルは亀裂を有
    し、該亀裂が肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接
    層は重量で、Ｃ０.０３〜０.１０％，Ｓｉ１.０％以
    下，Ｍｎ１.０％ 以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ１５〜
    ２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１５％及びＺｒ０.０
    ５〜０.７％を含むＣｏ基合金からなることを特徴とす
    るガスタービン用ノズル。
  4. 【請求項４】２個以上の翼部と、該各々の翼部両端に各
    々の翼部を一体に連らなって設けられたサイドウォール
    とを備え、Ｃｏ基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズ
    ルにおいて、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の
    肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃ
    ｏ基鋳造合金より、Ｎｉ量が多く、Ｃ量，Ｃｒ量及びＷ
    量が少なく、Ｔａを含むＣｏ基合金よりなることを特徴
    とするガスタービン用ノズル。
  5. 【請求項５】翼部と、該翼部の両端に設けられたサイド
    ウォールとを備え、Ｃｏ基鋳造合金よりなるガスタービ
    ン用ノズルにおいて、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が
    多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層
    は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の０.１０〜０.４０倍のＣ
    量を有するＣｏ基合金からなることを特徴とするガスタ
    ービン用ノズル。
  6. 【請求項６】請求項１において、前記ノズルは亀裂を有
    し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前
    記肉盛溶接層は１０mm以上の長さに施されているガスタ
    ービン用ノズル。
  7. 【請求項７】請求項３〜５のいずれかにおいて、前記ノ
    ズルは亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３パス以上
    で、多層盛の肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接
    層の外表面が被溶接材表面と同じ高さに研削されている
    こと；又は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多
    層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は
    １０mm以上の長さに施されているガスタービン用ノズ
    ル。
  8. 【請求項８】請求項３において、２個以上の翼部と、該
    各々の翼部両端に各々の翼部を一体に連らなって設けら
    れたサイドウォールとを備えた前記Ｃｏ基鋳造合金より
    なるガスタービン用ノズルであって、該ノズルは亀裂を
    有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、
    前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金より、Ｎｉ量が多
    く、Ｃ量，Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含む前記Ｃ
    ｏ基合金よりなること、又は／及び該ノズルは亀裂を有
    し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前
    記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の０.１０〜
    ０.４０倍のＣ量を有する前記Ｃｏ基合金からなるガス
    タービン用ノズル。
  9. 【請求項９】請求項３において、翼部と、該翼部の両端
    に設けられたサイドウォールとを備えた前記Ｃｏ基鋳造
    合金よりなるガスタービン用ノズルにあって、該ノズル
    は亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補
    修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の
    ０.１０〜０.４０倍のＣ量を有する前記Ｃｏ基合金から
    なること、又は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂
    が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接
    層は前記Ｃｏ基鋳造合金より、Ｎｉ量が多く、Ｃ量，Ｃ
    ｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含む前記Ｃｏ基合金より
    なるガスタービン用ノズル。
  10. 【請求項１０】請求項８又は９において、前記ノズルは
    亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３パス以上で、多層
    盛の肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接層の外表
    面が被溶接材表面と同じ高さに研削されていること；又
    は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉
    盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は１０mm以
    上の長さに施されているガスタービン用ノズル。
  11. 【請求項１１】重量で、Ｃ０.０３〜０.１０％，Ｓｉ
    １.０％以下，Ｍｎ１.０％以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎ
    ｉ１５〜２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１０％及びＺ
    ｒ0.05〜０.７％を含むことを特徴とするＣｏ基合金。
  12. 【請求項１２】請求項１１において、重量で、Ａｌ１％
    以下及びＦｅ２％以下の１種以上を含むことを特徴とす
    るＣｏ基合金。
  13. 【請求項１３】請求項１１又は１２において、重量で、
    Ｔｉ０.０５〜１.０％，Ｎｂ０.０５〜０.５％ 及びＨ
    ｆ０.０５〜０.５％の１種以上を含むことを特徴とする
    Ｃｏ基合金。
  14. 【請求項１４】請求項１１〜１３のいずれかにおいて、
    Ｂ０.００５〜０.０２重量％を含むことを特徴とするＣ
    ｏ基合金。
  15. 【請求項１５】請求項１１〜１４のいずれかにおいて、
    前記合金はワイヤ状，棒状又は細径鋼管内に金属粉末が
    充填した複合ワイヤからなることを特徴とする溶接材
    料。
  16. 【請求項１６】空気圧縮機と、燃焼器と、タービンディ
    スクに固定されたタービンブレードと、該ブレードに対
    応して設けられたタービンノズルを備えた発電用ガスタ
    ービンにおいて、前記タービンノズルの初段への燃焼ガ
    ス入口温度が1,250〜1,600℃であり、前記ガスタービン
    ノズルは亀裂を有し、該亀裂はその内部が多層肉盛溶接
    層によって埋込まれ補修されていることを特徴とする発
    電用ガスタービン。
  17. 【請求項１７】前記タービンノズルは、請求項１〜１０
    のいずれかに記載のガスタービン用ノズルよりなること
    を特徴とする発電用ガスタービン。
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