JPH11286741A

JPH11286741A - 耐熱鋼と高低圧一体型蒸気タービン及びコンバインド発電プラント

Info

Publication number: JPH11286741A
Application number: JP8841598A
Authority: JP
Inventors: Hiroshi Fukui; 寛福井; Kishio Hidaka; 貴志夫日▲高▼; Toshio Fujita; 利夫藤田; Makoto Hiraga; 平賀　　良; Takeshi Onoda; 武志小野田; Shigeyoshi Nakamura; 重義中村; Masahiko Arai; 将彦新井
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1998-04-01
Filing date: 1998-04-01
Publication date: 1999-10-19

Abstract

(57)【要約】【課題】本発明の目的は、高い高温強度と低温靭性を有
する耐熱鋼とそれを用いた高低圧一体型蒸気タービン及
び高効率コンバインド発電システムを提供する。【解決手段】本発明は、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.
２５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ０.８〜２.５％，
Ｎｉ１〜２.７％，Ｍｏ０.２〜２％，Ｗ１％を超え３.
５％以下，Ｖ０.１〜０.３５％及びＮ０.０１５〜０.
０６％を含む耐熱鋼とそれを用いた高低圧一体型蒸気タ
ービン及び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】本発明は新規な耐熱鋼とそれ
を用いた高低圧一体型蒸気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】現在、蒸気タービン用翼には１２Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エネ
ルギーの観点から火力プラントの熱効率の向上が、省ス
ペースの観点から機器のコンパクト化が望まれている。

【０００３】熱効率を向上及び機器のコンパクト化には
蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのため
に低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にあ
る。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳し
くなり、これまでの１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼で
は強度不足で、より強度の高い材料が必要である。長翼
材の強度としては、機械的特性の基本である、引張強さ
が要求される。

【０００４】また、破壊に対する安全性確保の観点か
ら、ある程度の靭性も要求される。

【０００５】引張強さが従来の１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−
Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料とし
て、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られている
が、熱間加工性，切削性及び振動減衰特性が劣るので、
翼材としては望ましくない。

【０００６】ガスタービンのディスク用として特開昭63
−171856号があるが、高い引張強さは得られていない。

【０００７】また、１０万ＫＷ未満の小容量及び１０か
ら３０万ＫＷの中容量のタービン省スペースの観点か
ら、高圧部から低圧部まで一体化した、いわいる一体型
タービンが実用化される様になってきた。この一体型タ
ービンの最終段翼長は、ロータ及び翼材の強度の制約か
ら、高々３３.５インチである。しかし、この翼長は、
出力向上のために、もっと長くしたい。

【０００８】特開平3−130502 号に１２％Ｃｒ系鋼を用
いた高低圧一体型蒸気タービン用翼が開示されている。

【０００９】

【発明が解決しようとする課題】本発明は、近年の低圧
蒸気タービン翼の長大化に対処するために、特開平3−1
30502号公報に記載の鋼では引張強さが低いものであ
る。

【００１０】本発明の目的は高い高温強度と低温靭性を
有する耐熱鋼及びそれを用いた高低圧一体型蒸気タービ
ン用動翼及びコンバインド発電システムを提供すること
にある。

【００１１】

【課題を解決するための手段】本発明は、重量で、Ｃ
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.５％以
下，Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.２
〜２％，Ｗ１％を超え３.５％以下，Ｖ０.１〜０.３５
％及びＮ０.０１５〜０.０６％を含むマルテンサイト
鋼からなることを特徴とする耐熱鋼にある。

【００１２】更に、本発明は、希土類元素０.０１〜０.
４％，Ｃａ０.０００５〜０.０１％，Ｚｒ０.０１〜０.
２％及びＡｌ０.００１〜０.０２％の少なくとも１種を
含むこと、又はＮｂ０.００５〜０.１５％，Ｔａ０.０
０５〜０.１５％,Ｂ０.００１〜０.０１％，Ｒｅ５％
以下及びＣｏ５％以下の少なくとも１種を含むマルテン
サイト鋼からなることを特徴とする耐熱鋼にある。

【００１３】本発明は、高圧部から低圧部にかけて一体
であるロータシャフトを備え、初段動翼への蒸気入口温
度が５６６〜６５０℃であり、前記ロータシャフトは前
記高圧部のクリープ破断強度が前記低圧部のそれより高
いこと、又は前記ロータシャフトは前記低圧部の靭性が
前記高圧部のそれより高いこと、又は前記ロータシャフ
トは前記高圧部の前記温度の運転温度での１０⁵時間ク
リープ破断強度が１０kg／mm²以上及び前記低圧部中心
孔部分の衝撃値が５kg−ｍ／cm²以上であることを特徴
とする高低圧一体型蒸気タービンにある。

【００１４】本発明は、前記ロータシャフトが重量で、
Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.５
％以下，Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.２〜２％，Ｗ１％を超え３.５％以下，Ｖ０.１〜０.
３５％及びＮ０.０１５〜０.０６％を含むマルテンサ
イト鋼からなることを特徴とする。

【００１５】前記ロータシャフトは更に、希土類元素
０.０１〜０.４％，Ｃａ０.０００５〜０.０１％，Ｚ
ｒ０.０１〜０.２％及びＡｌ０.００１〜０.０２％の
少なくとも１種を含むこと、又はＮｂ０.００５〜０.１
５％，Ｔａ０.００５〜０.１５％，Ｂ０.００１〜０.０
１％，Ｒｅ５％以下及びＣｏ５％以下の少なくとも１種
とを含むマルテンサイト鋼からなることを特徴とする。

【００１６】本発明は、蒸気の高圧側初段ブレードへの
蒸気入口温度が５６６〜６５０℃及び少なくとも低圧側
最終段ブレードはその翼部長さが３０インチ以上であ
り、高温高圧タービン部と、該高温高圧タービン部を出
た蒸気を再熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる
中圧タービン部と、該中圧タービン部を出た蒸気を流入
させる低圧タービン部とを有する高低圧一体型蒸気ター
ビンであって、該蒸気タービンは、一体のロータシャフ
トに前記高圧側初段ブレードから低圧側最終段ブレード
が多段に植設されたロータ、該ロータの前記高圧側と低
圧側とを支持する軸受及び前記ロータを被い前記ブレー
ドに対応した位置に植設された静翼を有するケーシング
を備え、前記ロータシャフトは前述に記載の耐圧鋼又は
ロータシャフトよりなることを特徴とする。

【００１７】また、蒸気温度が５３０℃以上及び定格出
力に対する軸受間距離の比が２０〜９０であることが好
ましい。更に、最終段動翼の翼部長さに対する軸受間距
離の比が５.６〜７.０、より好ましくは６.０〜６.５で
ある。

【００１８】また、最終段動翼の翼部長さが３４インチ
以上及び定格出力（ＭＷ）に対する軸受間距離の比が２
０〜９０であることを特徴とする。

【００１９】また、定格出力（ＭＷ）に対する軸受間距
離の比が２０〜６０又は６５〜９０であることを特徴と
する。

【００２０】本発明は、重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜
１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５％を超え
３.０％以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が
０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有
し、又はこれにＶ０.０１％以下０.０５％未満含有し、
残部がＦｅ及び不可避不純物からなる動翼を有すること
を特徴とする高低圧一体型蒸気タービン又はその動翼に
ある。

【００２１】本発明は、重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.１〜０.５０％，Ｃｒ
８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.０〜
３.０％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０
４〜０.２４％、及びＮ0.02〜０.１０％を含有し、前記
(Ｃ／Ｖ）比が０.７５〜５，前記Ｃ＋Ｎｂ量が０.２１
〜０.４０％又は(Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１以下であり、
又はこれらにＶ０.０１％以上０.０５％未満を含有
し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなる動翼を有する
ことを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン又はその動
翼にある。

【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、前記燃焼ガスのタービン入口温
度が１４００℃以上、より好ましくは１４００℃〜１６
００℃、タービン出口の排ガス温度が５６６℃以上、好
ましくは５６６〜６５０℃、より好ましくは５６６〜５
９９℃であり、前記排熱回収ボイラによって前述の温度
の水蒸気とし、前記蒸気タービンは高低圧一体型で、全
ベーナイト組織を有する前述の一体型ロータシャフトよ
りなるものである。

【００２３】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、翼部長さ４０
インチ以上、好ましくは４３〜５４インチの長翼を取り
付けた５０サイクル発電用一体型蒸気タービンが好まし
い。４３インチを超える長さに対してはＡｌ５〜１０
％，Ｖ４〜７％を含むＴｉ合金翼が好ましい。

【００２４】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、３４インチ以上、好ましくは３３
インチ以上、好ましくは３６〜４５インチの長翼を取り
付けた６０サイクル発電用一体型蒸気タービンが好まし
い。３６インチを超える、好ましくは４０インチ以上長
さに対しては前述のＴｉ合金翼が好ましい。

【００２５】前述のマルテンサイト鋼翼は、引張強さ１
２８.５kg／mm²以上が好ましく、特に〔翼長さ（イン
チ）×回転数(rpm)〕が122,400〜130,000において好ま
しい。そして、130,000を超える動翼には前述のＴｉ合
金が好ましい。

【００２６】（１）本発明の高低圧一体型蒸気タービン
ロータを構成する低合金鋼の組成及び熱処理条件Ｃは焼入れ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％がよい。特にＣは０.１８〜0.24％の範囲が好
ましい。

【００２７】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は低目がよく、それぞれ０.２％及び０.
５％以下がよい。特にＳｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５
〜０.３０％、より前者が０.０２〜０.１％，後者が０.
１０〜０.２５％が好ましい。

【００２８】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０.０５％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０.００５％以下に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。Ｎｉは１
％以上で焼入れ性を向上させ、靭性向上に不可欠の元素
である。また２.７％を超える多量の添加は、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。

【００２９】Ｃｒは０.８％以上で焼入れ性を向上さ
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。しかし、２.５％を超える添加は、クリ
ープ破断強度を低下させる。特に１.０〜２.３％、より
１.３〜２.０％が好ましい。

【００３０】Ｍｏは０.２％以上で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。しかし、２.０％を超える多量の
添加は靭性を低下させる。特に強度と靭性の点から０.
４〜１.５％、より０.４〜1.0％が好ましい。

【００３１】Ｖは、０.１０％以上で焼戻し処理中に結
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。しかし、０.３５％を超える添加は効果が
飽和してしまう。特に０.１５〜０.３０％が好ましい。

【００３２】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.
０１％未満では効果が不十分で、０.４％を超える添加
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％を超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
％を超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％
を超える添加はクリープ破断強度を低下させる。

【００３３】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。

【００３４】Ｎｂ及びＴａの少なくとも１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％を超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０.０２〜０.０８％が好ましい。

【００３５】Ｗはより強度を高めるため１.０％を超え
３.５％以下加えるものである。3.5％を超えると大型鋼
塊においては偏析の問題が生じる等強度を低めるので、
1.0〜３.５％とするのものである。好ましくは１.５〜
２.５％である。

【００３６】Ｂは０.００１％以上で高温強度及び低温
靭性を高める効果がある。しかし、０.０１％を超える
添加は低温靭性を低めるので、好ましくない。特に、0.
003〜０.００８％が好ましい。Ｒｅ及びＣｏは５％以
下で高温強度を高める効果がある。特に、０.３〜１.５
％が好ましい。

【００３７】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、高低圧一体型
ロータシャフトとして適用できる。また、（Ｎｉ／Ｍ
ｏ）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℃，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。

【００３８】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。

【００３９】本発明は、５６６℃以上、特に、５６６℃
及び５９９又は６００℃とより高温にさらされる高低圧
一体型蒸気タービン用ロータシャフトとして、その高圧
部でのより高い高温強度が要求されることから強化元素
が多量に含有され低温靭性が低下してしまう。従って、
５６６℃，１０⁵ｈ平滑及び切欠クリープ破断強度が１
３kg／mm²以上、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
のような高温と低温とで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、６５０
℃〜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。

【００４０】ロータシャフトの高圧部又は高圧部と中圧
部：高い高温強度を得る。

【００４１】○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圧部と低圧部：高い引張
強さと低温靭性を得る。

【００４２】○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５０％破面遷移温
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。

【００４３】本発明における熱処理は全体を同じ熱処理
とすることが可能である。

【００４４】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３６インチ以上の長さのものを植設
することができる。

【００４５】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。

【００４６】本発明の高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ＫＷ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。

【００４７】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
も最終段に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、単機出力の向上と熱効
率の向上とともに、小型化できる。

【００４８】（２）高低圧一体型蒸気タービン用長翼材
の組成。

【００４９】本発明は、重量比で、Ｃ０.０８〜０.２４
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜
１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５〜３.０
％，Ｖ０.０５〜０.３５％又はＶを含まないもの、Ｎｂ
及びＴａの１種又は２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。

【００５０】この蒸気タービン長翼としては翼部長さが
３０インチ以上に係り、特に最終段に用いられ、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。

【００５１】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必要である。

【００５２】長翼材の引張強さは５０Ｈｚでは、４０″
に対しては１１５kg／mm²以上、４３″に対しては１２
０kgｆ／mm²以上、好ましくは１２８.５kgｆ／mm²以
上、４６″に対しては１４０kg／mm²以上が好ましい。
また、６０Ｈｚでは３３″に対しては１１５kg／mm²以
上、３６″に対しては１２０kg／mm²以上の引張強さが
好ましい。これらの部材には前述のマルテンサイト鋼が
好ましく、より高強度が要求されるのものに対しては
Ｗ，Ｃｏ，Ｂ等を前者には３％以下、Ｂ量を０．０１％
以下加えるのが好ましい。

【００５３】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１０００〜１０５５
℃）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。

【００５４】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。

【００５５】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５ＴａＣ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。

【００５６】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０.０５％以下が好
ましい。

【００５７】小量の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０.０５〜０.４％、より０.１〜０.４％が好まし
い。

【００５８】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％好ましい。

【００５９】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。

【００６０】Ｖを含有しないもの、又はＶを含む場合に
は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％，Ｎｂ０.０２％以
下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.３５％，Ｎｂ０.
２％以上ではδフェライト生成の原因となる。特にＶは
０.１５〜０.３０％、より０.２５〜０.３０％、Ｎｂは
０.０４〜０.１５％、より０.０６〜０.１２％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。

【００６１】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％を超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。

【００６２】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％を超えると靭性を低下させる。特
に、０.０４〜０.０８％、より０.０６〜０.０８％の範
囲で優れた特性が得られる。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Ｓｉ
０.１％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、Ｓｂ０.００１５％以下，Ｓｎ０.０１％以下、及び
Ａｓ0.02％以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％以
下，Ｓｎ０.００５％及びＡｓ0.01％以下が望ましい。

【００６３】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。

【００６４】本発明に係る翼材の熱処理は、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
イト組織とするのが好ましい。

【００６５】最終段のブレードの先端のリーデングエッ
ヂ部にはいずれの合金の場合にもエロージョン防止層が
設けられているのが好ましい。具体的な翼部の長さとし
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として重量で、Ｃ０.
５〜１.５％，Ｃｒ２５〜３１％及びＷ２〜６％を含む
Ｃｏ基合金が好ましく、板材の張り合せ溶接構造，肉盛
層の形成又は局部的な焼入れ等によって設けることがで
きる。

【００６６】（３）本発明の蒸気タービンにおける他の
動翼及び静翼等は以下のとおりである。

【００６７】前述の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，Ｍ
ｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍ
ｏ０.５〜１.５％，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３０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％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以
下，Ｍｏ０.５％以下を含むマルテンサイト鋼が好まし
い。

【００６８】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。

【００６９】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。

【００７０】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
レクトロスラグ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）を吹き込み
を行った後、真空炭素脱酸した鋼塊を製造し、該鋼塊を
熱間鍛造し、次いでオーステナイト化温度に加熱し所定
の冷却速度で冷却する焼入れを施した後焼戻し処理を施
し、主にベーナイト組織を有するものとするのがよい。

【００７１】（４）本発明に係るガスタービンは以下の
構成を有する。

【００７２】ディスク，デイスタントピース，タービン
スペーサ，タービンスタッキングボルト，コンプレッサ
スタッキングボルト及びコンプレッサディスクの少なく
とも最終段の１種以上を重量でＣ０.０５〜０.２％，Ｓ
ｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ
３％以下，Ｍｏ１.５〜３％，Ｖ０.０５〜０.３％，Nb
0.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％を含む全焼戻し
マルテンサイト組織を有する耐熱鋼によって構成するこ
とができる。これらの部品の全部をこの耐熱鋼によって
構成することによってより高いガス温度にすることがで
き、熱効率の向上が得られる。特に前述の組成はＮｉ２
〜３％、(Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１３以下、特に０.０４
〜０.１０が好ましく、全焼戻しマルテンサイト組織を
有する耐熱鋼によって構成するのが好ましい。

【００７３】尚、これらの部品に使用する材料として５
００℃での１０⁵ｈクリープ破断強度が４０kg／mm²以
上で、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５kg−ｍ／cm
²以上のマルテンサイト鋼が用いられるが、特に好まし
い組成においては５００℃での１０⁵ｈクリープ破断強
度が５０kg／mm²以上及び５００℃で１０³ｈ加熱後の
２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５kg−ｍ／cm²以上
を有するものが好ましい。

【００７４】これらの材料には更に、Ｗ３％以下，Ｃｏ
５％以下，Ｃｕ１％以下，Ｂ0.01％以下，Ｔｉ０.５％
以下，Ａｌ０.３％以下，Ｚｒ０.１％以下，Ｈｆ０.１
％以下，Ｃａ０.０１％以下，Ｍｇ０.０１％以下，Ｙ
０.０１％以下，希土類元素0.01％以下の少なくとも１
種を含むことができる。

【００７５】コンプレッサディスクの少なくとも最終段
又はその全部を前述の耐熱鋼によって構成することがで
きるが、初段から中心部まではガス温度が低いので、他
の低合金鋼を用いることができ、中心部から最終段まで
を前述の耐熱鋼を用いることができる。空気上流側の初
段から中心部までの上流側を重量で、Ｃ０.１５〜０.
３０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｃｒ１〜
２％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ０.５〜１％，Ｖ０.０
５〜０.２％を含み、室温の引張強さ８０kg／mm²以
上，室温のＶノッチシャルピー衝撃値が２０kg−ｍ／cm
²以上のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、中心部から少なくと
も最終段を除き重量で、Ｃ０.２〜０.４％，Ｓｉ０.１
〜０.５％，Ｍｎ０.５〜１.５％，Ｃｒ０.５〜１.５％,
Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ１.０〜２.０％，Ｖ０.１〜０.
３％を含み、室温の引張強さが８０kg／mm²以上，伸び
率１８％以上，絞り率５０％以上を有するＣｒ−Ｍｏ−
Ｖ鋼を用いることができる。

【００７６】コンプレッサスタブシャフト及びタービン
スタブシャフトは上述のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いること
ができる。

【００７７】本発明のコンプレッサ用ロータはディスク
状又は複数段のブレードを一体にした分割型、全ブレー
ドを一体型のいずれでも良く、ディスク状、分割型には
外側部分にスタッキングボルト挿入用の穴が複数個全周
に設けられる。

【００７８】コンプレッサ用ロータ材の一例として、１
７段からなる場合には初段から１２段目までを前述のＮ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，１３段目から１６段目をＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼及び１７段目を前述のマルテンサイト鋼によ
って構成することができる。コンプレッサのブレードは
Ｃ０.０７〜０.１５％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ１％
以下，Ｃｒ１０〜１３％又はこれにＭｏ０.５％以下及
び、Ｎｉ０.５％以下を含むマルテンサイト鋼によって
構成されるのが好ましい。

【００７９】タービンブレードの先端部分と摺動接触し
リング状に形成されるシュラウドの初段部分には重量
で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ１７〜２７％，Ｃｏ５％以下，Ｍｏ５〜１５
％，Ｆｅ１０〜３０％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％以下
を含むＮｉ基鋳造合金が用いられ、他の部分には重量
で、Ｃ０.３〜０.６％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，
Ｃｒ２０〜２７％，Ｎｉ２０〜３０％以下，Ｎｂ０.１
〜０.５％，Ｔｉ０.１〜０.５％を含むＦｅ基鋳造合金
が好ましい。これらの合金は複数個のブロックによって
リング状に構成されるものである。

【００８０】タービンノズルを固定するダイヤフラムに
は初段のタービンノズル部分が重量で、Ｃ０.０５％以
下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１６〜２２％，
Ｎｉ８〜１５％を含むオーステナイト鋳鋼、他のタービ
ンノズル部分には高Ｃ−高Ｎｉ系鋼鋳物によって構成す
るのが好ましい。

【００８１】１４００℃以上及び次世代の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１４
kgｆ／mm²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。

【００８２】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／
mm²耐用温度が８００℃の材料を用いる。

【００８３】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が好ましい。

【００８４】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が好ましい。

【００８５】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が好
ましい。

【００８６】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９２
０℃以上、前記第２段及び第３段タービンノズルは、１
０⁵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／m
m²耐用温度が８００℃以上が好ましい。

【００８７】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Ａｌ拡散コーティング層を有すること、前記単結
晶Ｎｉ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％，Ｔｉ０.２〜６％，Ｃ０.
０４〜０.２％及びＢ０.００５〜０.０３％を含有する
Ｎｉ基合金であること、更に、これにＴａ１〜５％，Ｃ
ｏ１０％以下，Ｈｆ０.３〜２％，Ｚｒ０.００１〜０.
０５％，Ｒｅ１〜５％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基合金を第２
段以降の動翼に用いることが好ましい。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。

【００８８】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。

【００８９】本発明に係る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
ことが好ましい。

【００９０】本発明に係る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Ｎ
ｉ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が
好ましい。

【００９１】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。

【００９２】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。

【００９３】２段及び第３段目のタービンブレードは、
第１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。

【００９４】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。

【００９５】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１４００〜１５５０℃
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。

【００９６】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５
２℃〜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。

【００９７】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
Ｃｏ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。

【００９８】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。

【００９９】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。

【０１００】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１種又は２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。

【０１０１】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）。

【０１０２】 (a）Ｃ：０.１〜０.２Ｃｒ：１２〜１８Ｃｏ：５〜１０Ｗ：２〜５Ｍｏ：１.５〜５Ａｌ：２〜５Ｔｉ：３〜６（Ｈｆ：０.３〜１.０）Ｂ：０.００５〜０.０２Ｚｒ：０.００５〜０.０２ (b）Ｃ：０.０４〜０.０９Ｃｒ：５〜１０Ｃｏ：５〜１０Ｗ：６〜１０Ｒｅ：１〜３.５Ｍｏ：０.３〜２Ｔａ：１〜５Ａｌ：４〜６Ｔｉ：０.２〜２Ｈｆ：０.５〜２Ｂ：０.０１〜０.０３Ｚｒ：０.００４〜０.０２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。

【０１０３】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。

【０１０４】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１０
⁵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、遮熱コーティングを備えることに
より、タービン入り口温度１４００℃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。

【０１０５】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８
００℃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。

【０１０６】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。また、燃焼ガス温度１４００℃以上の場合には
初段を除き２段，３段に前述のＮｉ基合金又はＣｏ基合
金が好ましい。初段はＮｉ基又はＣｏ基合金の単結晶合
金鋳物が好ましい。以上のノズルの構成によりその定検
を年に１度行っていたものを少なくとも２年に１度にで
きる。Ｎｉ基合金にはＭｏ２％以下，Ｚｒ０.３％以
下，Ｈｆ０.５％以下，Ｒｅ０.５％以下，Ｙ０.２％
以下の少なくとも１種を含むことが好ましい。

【０１０７】燃焼器はタービンの周囲に複数個設けられ
るとともに、外筒と内筒との２重構造からなり、内筒は
重量でＣ０.０５〜０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ２０〜２５％，Ｃｏ０.５〜５％，Ｍｏ５〜１
５％，Ｆｅ１０〜３０％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％以
下を含むＮｉ基合金又はＦｅの代りにＮｉ２５〜４０％
を含む耐熱鋼からなり、板厚２〜５mmの塑性加工材を溶
接又は一体鋳造，遠心鋳造によって構成され、円筒体全
周にわたって空気を供給する三ケ月形のルーバ孔又は外
表面に冷却フィンが設けられ、全オーステナイト組織を
有する溶体化処理材が用いられる。冷却フィンは円筒体
外周に所定の間隔と高さで一体にリング状に形成するこ
とによりルーバ孔なしに出来る。特にら旋状に形成する
のも好ましい。鋳造管においては厚さ２〜５mmとなるの
が好ましい。

【０１０８】

【発明の実施の形態】〔実施例１〕図１は定格出力１２
５ＭＷ，回転数３０００rpm の再熱型高低圧一体型蒸気
タービンの構成例を示す断面図である。５３８℃，１２
６atg の蒸気は入口２１から入り、高低圧一体型ロータ
シャフト３の高圧部を通って温度３６７℃,３８atgとな
って高圧蒸気出口２２より出て、更に再熱器により５３
８℃，３５atg に加熱された蒸気が再熱蒸気入口２３よ
り入り高低圧一体型ロータシャフト３の中圧部へと入る
とともに低圧へと通り、約４６℃，０.１atgの蒸気とし
て出口より排出される再熱型のものである。２２から出
た蒸気は一部他の熱源として使用され、２４よりタービ
ンの熱源として再び供給される。

【０１０９】本発明に係る蒸気タービンは再熱型で高低
圧一体型ロータシャフト３に植設されたブレード４を高
圧側７段，中圧側６段，低圧側５段の１８段備え、高圧
側の段数が中圧側及び低圧側より多く、順次中圧側及び
低圧側に段数が少なくなっている。高圧蒸気は蒸気のコ
ントロールバルブを通って蒸気入口２１より前述の如く
５３８℃，１２６atg の高温高圧側に流入する。高圧蒸
気は入口より一方向に流れ、高圧蒸気出口２２より出
て、再び５３８℃に加熱されて再熱蒸気入口２３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２
４からも蒸気が送られる。そして蒸気温度３３℃，７２
２mmＨｇ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、後述の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。

【０１１０】蒸気入口に対し高圧タービン部のブレード
は５段以上の７段あり、初段から最終段の前まではほぼ
同じ間隔で配置され、最終段とその前との間隔は２段以
降の間隔の１.１〜１.３倍である。更にブレード植込み
部の軸方向の幅は初段及び最終段が最も厚く、初段と最
終段を除きほぼ同じ厚さである。初段の厚さは２段目の
厚さの２〜２.６倍である。

【０１１１】中圧タービン部は６段あり、ブレード中心
間間隔は初段と２段目までが最も大きく、２段目以降最
終段までほぼ同じ間隔である。初段と２段目との間隔は
それ以降の間隔の１.１〜１.５倍である。

【０１１２】蒸気入口に対して低圧タービン部のブレー
ドは５段である。中心部での間隔は初段から最終段にか
けて徐々に広くなり最終段は初段の４.０〜４.８倍であ
る。ブレード植込み部の軸方向の幅は最終段が最も厚
く、最終段より上流側に向って段階的に小さくなり、最
終段の厚さはその直前の厚さの２.０〜２.８倍、最終段
の直前の厚さはその直前の厚さの１.０〜１.５倍であ
る。初段は、最終段の0.20〜０.２５倍の厚さである。

【０１１３】ブレードの翼部長さは低圧側タービン部が
初段から最終段にかけて徐々に大きくなり、最終段の長
さは４３インチの長さを有し、最終段の前段に対する長
さは１.８〜２.２倍、その前段はその前段の１.７〜２.
１倍有し以降前段に対し1.1〜１.５倍で長くなる。

【０１１４】中圧側タービン部のブレードの翼部長さは
初段より最終段にかけて徐々に大きくなり、最終段は初
段の３〜３.５倍である。

【０１１５】本実施例における中圧部２５から低圧部２
６の各段の長さは１.６″，２.１″，２.１″，２.
６″，３″，４.７″，６.２″，９.３″,１１.９″，
２２.２″及び最終段の４３″である。

【０１１６】本実施例における軸受間距離は約６.６ｍ
であり、最終段動翼の翼部長さに対する軸受間距離の比
は６.０及び定格出力（ＭＷ）に対する軸受間距離（m
m）の比が５２.４である。また、最終段での翼先端で
の直径は３８２cmであり、その直径に対する軸受間比は
１.７２である。

【０１１７】１４は内部ケーシング、１５は外部ケーシ
ングである。

【０１１８】本実施例における各部の材料組成と製造方
法は次の通りである。

【０１１９】（１）ロータシャフト図２は本発明に係る高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１に示す合金
組成の鍛鋼を後述の実施例２と同様の方法によって各々
製造し、最大直径１.７ｍ，長さ約８ｍに鍛造し、高圧
と中圧側を950℃，１０時間，低圧側７を８８０℃，１
０時間加熱保持した後、ロータシャフト中心の芯部で約
１００℃／ｈとなるようにシャフトを回転しながら水噴
霧冷却を行った。次いで高圧と中圧側を６５５℃で４０
時間，低圧側７を６２０℃で４０時間加熱保持炉冷の焼
戻しを行った。中圧部と低圧部との熱処理の境界は図中
点線で示す位置である。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），引張試験を行った試験結
果を表２に示す。高圧部の５３８℃，１０⁵ｈクリープ
破断強度はロータ内外とも１７kg／mm²であった。また
低圧部の衝撃値は外周部２８kg−ｍ／cm²，中心部１９
kg−ｍ／cm²であった。５０％破面遷移温度は外周部−
５５℃，中心部−１３℃であった。

【０１２０】

【表１】

【０１２１】

【表２】

【０１２２】最終段ブレード部の直径は３８０cmであ
り、その直径に対する軸受間比は1.72であり、１.６０
〜１.８５が好ましい。軸受間距離は発電出力１万ＫＷ
当り前者が０.５２ｍであり、０.４５〜０.７０が好ま
しい。

【０１２３】高圧部及び中圧部での動翼部及び静翼部で
のロータシャフト直径は各ブレードの段で同じであり、
中圧部での動翼最終段で若干その直径が大きくなってい
る。低圧部での直径は動翼部及び静翼部で段階的に大き
くなっており、最終段とその前での直径はいずれも同じ
である。最終段ブレードの翼部長さに対する翼植込み部
の軸方向幅は０.３０倍で、０.２８〜０.３２倍とする
のが好ましい。また、最終段での翼植込み部直径は翼部
長さに対し１.５０倍で、１.４６〜１.５５倍とするの
が好ましい。

【０１２４】図３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。５１は、高速蒸気
が突き当たる翼部、５２はロータシャフトへの植込部、
５３は翼の遠心力を支えるためのピンを挿入する穴、５
４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(重量で、Ｃ１.０％，Ｃｒ28.0％
及びＷ４.０％を含むＣｏ基合金のステライト板を溶接
で接合）、５７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５７は機械的に一体に形成することもで
きる。

【０１２５】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（焼入れ：１０５０℃，１次焼戻し：５
６０℃，２次焼戻し：５８０℃）で行った。後述する表
３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。

【０１２６】表４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。

【０１２７】図４は本実施例におけるエロージョンシー
ルド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴＩ
Ｇ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。図に示すようにシールド５４は表と裏側との２個
所で溶接される。シールド５４の長さは約３３０mmであ
る。

【０１２８】（２）ブレード表３は本実施例における高低圧一体型蒸気タービン用長
翼材特に、最終段動翼に係る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加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５
７０℃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
する焼戻しを施した。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）。

【０１２９】

【表３】

【０１３０】表３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。

【０１３１】表４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。

【０１３２】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
材試料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。

【０１３３】

【表４】

【０１３４】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。

【０１３５】（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。

【０１３６】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５
６０〜５９０℃である。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。

【０１３７】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。

【０１３８】本実施例での衝撃値はいずれも２.５kgf−
ｍ／cm²以上の高い値であり、更に衝撃値（ｙ）は７
７.２から引張強さ（ｘ）に０.６倍した値を差し引いた
値以上とするのが好ましく、より８０.４から同様に差
し引いた値以上、特に８４.０から差し引いた値以上と
するのがより好ましい。

【０１３９】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。

【０１４０】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。

【０１４１】高温高圧側の３段の翼部長さが約４０mm
で、重量でＣ０.２０〜０.３０％，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。

【０１４２】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。

【０１４３】本実施例の最終段には重量で、Ｃ１.０
％，Ｃｒ２８.０％及びＷ４.０％を含むＣｏ基合金の
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、３０００rpm の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。エロージョンシールド板を溶接によ
って設ける以外に、溶射による被膜形成又は高周波部分
焼入れによる方法もある。

【０１４４】これらのブレード先端部には、ブレードに
一体に形成されたコンティニュアスカバーが設けられて
いる。

【０１４５】（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。

【０１４６】（４）ケーシング６には、重量でＣ０.１
５〜０.３％，Ｓｉ０.５％以下、Ｍｎ１％以下，Ｃｒ
１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，
Ｔｉ0.1％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。

【０１４７】〔実施例２〕図５に本発明に係る定格出力
２２０ＭＷ，回転数３６００rpm 再熱型高低圧一体型蒸
気タービンの部分断面図を示す。

【０１４８】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段備えてお
り、高圧蒸気は蒸気のコントロールバルブ５を通って蒸
気入口２１より前述の如く５６６℃，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２２より出て、再び５６６℃に加熱されて再
熱蒸気入口２３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２４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５６６℃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
み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。

【０１４９】蒸気入口に対して中圧側のブレード４は４
段あり、ブレード植込み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、ブレード植込み部の
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
初段の間隔の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。本実施例に示すように、高圧
部の動翼の段数は中圧部又は低圧部の段数より多く構成
されている。

【０１５０】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。

【０１５１】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″ 及び最終段が４０″である。１４は内部ケーシン
グ、１５は外部ケーシングである。

【０１５２】本実施例における軸受間距離は約６.３ｍ
であり、最終段動翼の翼部長さに対する軸受間距離の比
は６.１５及び定格出力（ＭＷ）に対する軸受間距離
（mm）の比が２８.４である。

【０１５３】図６は本発明に係る高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実
施例１の表１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〜
１１５０℃で最大直径１.７ｍ，長さ約８ｍに鍛造し、
６段の動翼の植込み部を有する高圧側１６と中圧部１７
の３段を９５０℃，１０時間，８段の動翼の植込み部を
有する残りの中圧部と低圧側１７を８８０℃，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を行った。次いで高
圧側６を６５０℃で４０時間，低圧側７を６２５℃で４
０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
った試験結果は表５に示す通りのものである。

【０１５４】

【表５】

【０１５５】尚、図に示すように高圧側１６及び中圧・
低圧側１７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、２０は
カップリングである。

【０１５６】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。

【０１５７】また、最終段の翼植込み部の軸方向幅は翼
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。

【０１５８】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。

【０１５９】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。

【０１６０】また、本実施例において、最終段動翼の翼
部長さが４０インチであり、その外径は３６９cmとな
り、この外径に対する軸受間比が１.６９となる。これ
により発電出力２２万ＫＷが可能であり、１万ＫＷ当り
の軸受間距離が０.２８ｍとなる。最終段動翼の４０″
には重量で６.０％Ａｌ及び４.０％Ｖを含むＴｉ基合
金を用いた。

【０１６１】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。

【０１６２】本実施例では蒸気温度を５３８℃としても
適用でき、その圧力を121，169及び２２４atg の各々の
圧力に適用できる。

【０１６３】表６は前述のロータシャフト材に代えて試
みた本実施例に係る高低圧一体型蒸気タービン用ロータ
シャフトに係る代表的な試料の化学組成(重量％)であ
る。本発明に係る鋼はいずれも高周波真空溶解炉にて溶
解後、造塊後９００〜１１５０℃で熱間鍛造を行った。
これら試料は、高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ミレートして、前述と同様に高圧部
と中圧部３段までに対して９５０℃、残りの中圧部と低
圧部に対して８８０℃に加熱しオーステナイト化した
後、芯部で１００℃／ｈの速度になるように水噴霧冷却
し焼入れした。次いで前者には６４８℃、後者には５９
０℃で各々４０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発
明に係るＮｉ−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った。

【０１６４】本実施例における他の動翼，静翼，ケーシ
ングについては実施例１と同様である。

【０１６５】

【表６】

【０１６６】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
８７０〜１０００℃にするのが好ましい。８７０℃未満
では高い靭性が得られるものの、クリープ破断強度が低
くなること、１０００℃を超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こ
と、また焼戻し温度は高圧側には６１０℃〜７００℃及
び低圧側には５５０〜６１０℃未満が好ましい。

【０１６７】表６に示す材料について、引張，衝撃及び
平滑，切欠クリープ破断試験を行い、特に、クリープ破
断強度はラルソンミラー法で求めた５６６℃，１０⁵ｈ
強度を求めた。その結果、本発明材は、いずれも、低圧
部では室温の引張強さが９０kg／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以上及び高圧
部では、平滑及び切欠クリープ破断強度がともに約１４
kg／mm²以上と高く、高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、マルテンサイト
鋼からなる４３インチ長翼を植設するタービンロータ材
としては満足できるものであった。

【０１６８】本実施例では蒸気温度を５６６℃として、
その圧力を１２１及び２２４atg の各々の圧力でも適用
できる。

【０１６９】〔実施例３〕図７は初段及び第２段のブレ
ードと初段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段ノズルを空気によって冷却するガ
スタービンと、実施例１及び２に記載の高低圧一体型蒸
気タービンと併用した多軸型コンバインドサイクル発電
システムを示す概略図である。図に示すように、排熱回
収ボイラによって発生する水蒸気を用いて蒸気タービン
を駆動するとともに上述の冷却に使用するものである。

【０１７０】ガスタービンを利用して発電を行う場合、
近年では液化天然ガス（ＬＮＧ）を燃料としてガスター
ビンを駆動するとともにガスタービンの排ガスエネルギ
ーを回収して得た水蒸気で蒸気タービンを駆動し、この
蒸気タービンとガスタービンとで発電機を駆動するよう
にした、いわゆる複合発電方式を採用する傾向にある。
この複合発電方式を採用すると、従来の蒸気タービン単
独の場合の熱効率４０％に比べ約４４％と熱効率を大幅
に向上させることが可能となる。

【０１７１】このような複合発電プラントにおいて、最
近ではさらに、液化天然ガス（LNG)専焼から液化石油ガ
ス（ＬＰＧ）との両用を図ったり、ＬＮＧ，ＬＰＧの混
焼の実現によって、プラント運用の円滑化，経済性の向
上化を図ろうとするものである。

【０１７２】まず空気は吸気フィルタと吸気サイレンを
通ってガスタービンの空気圧縮機に入り空気圧縮機は、
空気を圧縮し圧縮空気を低ＮＯｘ燃焼器へ送る。

【０１７３】そして、燃焼器では、この圧縮空気の中に
燃料が噴射され燃焼して１４００℃以上の高温ガスを作
りこの高温ガスは、タービンで仕事をし動力が発生す
る。

【０１７４】タービンから排出された５６６℃以上の排
気は、排気消音装置を通って排熱回収ボイラへ送られ、
ガスタービン排気中の熱エネルギーを回収して５６６℃
以上の高圧水蒸気を発生する。このボイラには乾式アン
モニア接触還元による脱硝装置が設けられている。排ガ
スは３脚集合型の数百ｍもある煙突から外部に排出され
る。

【０１７５】発生した高圧および低圧の蒸気は高低圧一
体型ロータからなる蒸気タービンに送られる。また、蒸
気タービンを出た蒸気は、復水器に流入し、真空脱気さ
れて復水になり、復水は、復水ポンプで昇圧され給水と
なってボイラへ送られる。そして、ガスタービンと蒸気
タービンは夫々、発電機をその両軸端から駆動して、発
電が行われる。このような複合発電に用いられるガスタ
ービン翼の冷却には、冷却媒体として前述の如く蒸気タ
ービンで利用される蒸気を用いる。

【０１７６】一般には翼の冷却媒体としては空気が用い
られているが、蒸気は空気と比較して比熱が格段に大き
く、また重量が軽いため冷却効果は大きい。比熱が大き
いために冷却に利用された蒸気を主流ガス中に放出する
と主流ガスの温度低下がはげしくプラント全体の効率を
低下させるので蒸気タービン内の比較的低温（例えば約
３００〜４００℃程度）の蒸気をガスタービン翼の冷却
媒体供給口から供給し、翼本体を冷却，熱交換して比較
的高温になった冷却媒体を回収して蒸気タービンに戻す
ように構成して、主流ガス温度（約１４００℃〜１５０
０℃程度）の低下を防止すると共に蒸気タービンの効率
向上、ひいてはプラント全体の効率を向上させることが
できる。この多軸型コンバインド発電システムによりガ
スタービンが５〜３０万ＫＷ、蒸気タービンにより５〜
２０万ＫＷのトータルで１０〜５０万ＫＷの発電を得る
ことができ、本実施例における蒸気タービンはコンパク
トとなり、また複数のガスタービン及び蒸気タービン全
体で７０〜１００万ＫＷの発電が可能で、大型蒸気ター
ビンに比べ同じ発電容量に対し経済的に製造可能とな
り、発電量の変動に対して経済的に運転できる大きなメ
リットが得られる。図８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６６は図中矢印で示すように
タービンロータ６１の中心部を通って初段ブレード９１
及び第２段ブレード９２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６１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８１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。

【０１７７】一方、第２段及び第３段ノズルの空気冷却
の冷却流路６６は図中矢印に示すように空気の圧縮機の
抽気部７１，７２より抽気し、抽気部７１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７２からの空気は抽気部７１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。

【０１７８】図８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６２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９１〜９３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６１等によって構成されてい
る。

【０１７９】タービンロータ６１は３個のタービンディ
スク４１，４２，４３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９１〜９３が植設されているほか、
ディスタントピース７３を介して圧縮機ロータ６２と連
結されており、軸受によって回転支持されている。

【０１８０】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。

【０１８１】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
かに超え、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。

【０１８２】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６２の外周部を冷却する必要がある。

【０１８３】本実施例において、他タービンスタッキン
グボルト４４，コンプレッサディスク，コンプレッサブ
レード４７，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。

【０１８４】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％，Ｔａ
４〜１０％，Ｃｏ０.５〜１０％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１３
０mm、その全長は約２２０mmである。この単結晶鋳造物
の１０⁵時間１４kgf／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８５
０〜９５０℃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。

【０１８５】初段ノズル８１は初段ブレード９１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。

【０１８６】本実施例における初段ブレード９１は全体
が単結晶であるが、翼部以外のシャンクとダブティルを
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、シャンク及びダブテ
ィルへと凝固させ、全体を単結晶とすること、又はシャ
ンク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。

【０１８７】本実施例における初段ノズル８１はべーン
及び外周側のサイドウォールと内周側のサイドウォール
とを有する。

【０１８８】第２段ブレード９２及び第３段ブレード９
３は、いずれも重量でＣｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３〜６
％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５
％，Ｔａ１〜４％，Ｎｂ０.１〜３％，Ｃｏ０〜１０
％，Ｃ０.０５〜０.２１％，Ｂ０.００５〜０.０２５
％，Ｈｆ０.０３〜２％，Ｒｅ０.１〜５％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％，Ｃｒ２０〜３０％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５０〜１５０
μｍ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。

【０１８９】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〜
９４０℃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
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。

【０１９０】各々第２段ノズルおよび第３段ノズルは、
いずれも重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３
％，Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２
％，Ｔｉ２〜３％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５
〜０.１５％を含有する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。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。

【０１９１】本実施例ではタービンディスク４１，４
２，４３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〜
０.１５％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５０kg
ｆ／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。

【０１９２】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。

【０１９３】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０１９４】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。

【０１９５】初段タービンノズルは、外側サイドウォー
ルと内側サイドウォール間にベーンが一体に形成され、
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。

【０１９６】初段タービンブレードは、翼部，プラット
フォーム，シャンク，シャンクの両サイドに設けられた
シールフィン及びクリスマスツリー型のダブティルによ
って構成される。翼部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側よ
りプラットフォーム，シャンク及びダブティルへと順次
凝固させることによって得られ、プラットフォーム及び
シールフィンは翼部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。

【０１９７】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よ
り入り、内側サイドウォール側より流出させるととも
に、ベーン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。ベーンの内部は
空洞になっており、ベーンは０.５〜３mmの厚さの薄肉
部材によって構成される。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。

【０１９８】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。ダ
ブティルには図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。

【０１９９】第３段ノズルは２段ノズルの全体構造とほ
ぼ同じであり、外周側サイドウォールより冷却用空気が
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。

【０２００】第３段ブレードは翼部は中実となってお
り、冷却孔は設けられていないものである。

【０２０１】初段から第３段ブレードのいずれもシャン
クはいずれもプラットフォームの翼部の形成面の端部及
びダブティルの上端より凹んで形成される。

【０２０２】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することにより得られる。このブレ
ードの全長は２２０mmである。

【０２０３】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。

【０２０４】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。

【０２０５】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
れを何回か繰り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。

【０２０６】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。

【０２０７】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。

【０２０８】以下、表７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）。

【０２０９】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。

【０２１０】表７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。

【０２１１】

【表７】

【０２１２】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８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８中
で、Ｎo.８は高温強度に優れるが溶接性がＮo.７，９よ
り劣る。Ｎo.８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、Ａｌ＋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。

【０２１３】

【表８】

【０２１４】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。

【０２１５】

【発明の効果】本発明によれば、５６６℃以上のより高
温度で最終段動翼として３３インチ以上の長翼を有する
高低圧一体型蒸気タービンが製作できるので、小型で単
機出力が増大でき、その結果熱効率の向上は勿論発電コ
ストの低減効果が得られる。

【図面の簡単な説明】

【図１】高低圧一体型蒸気タービンの断面図。

【図２】高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトの
断面図。

【図３】最終段ブレードの斜視図。

【図４】ブレード先端部の斜視図。

【図５】高低圧一体型蒸気タービンの断面図。

【図６】高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトの
断面図。

【図７】コンバインドサイクル発電システム図。

【図８】ガスタービンの部分断面図。

【符号の説明】

１，２１…蒸気入口、２…蒸気出口、３…高低圧一体型
ロータシャフト、４…ブレード、５…コントロールバル
ブ、６…ケーシング、７…静翼、８…発電機、１２…軸
受、１４…内部ケーシング、１５…外部ケーシング、２
２…高圧蒸気出口、２３…再熱蒸気入口、２４…低圧蒸
気入口、３３…タービンブレード、４０…タービンノズ
ル、４１，４２，４３…タービンディスク、４８…ター
ビンスペーサ、４４…タービンスタッキングボルト、６
１…タービンロータ、８０…ケーシング、８１…初段ノ
ズル、８２…第２段ノズル、８３…第３段ノズル、８４
…燃焼器、９１…初段ブレード、９２…第２段ブレー
ド、９３…第３段ブレード。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号ＦＩＦ０１Ｄ 25/00 Ｆ０１Ｄ 25/00 ＬＦ０１Ｋ 7/22 Ｆ０１Ｋ 7/22 Ｆ 23/10 23/10 ＶＦ０２Ｃ 6/18 Ｆ０２Ｃ 6/18 Ａ (72)発明者平賀良東京都千代田区神田駿河台四丁目６番地株式会社日立製作所内 (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)発明者中村重義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)発明者新井将彦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

【特許請求の範囲】

【請求項１】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.２
５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ
０.８〜２.５％，Ｍｏ０.２〜２％，Ｗ１％を超え３.５
％以下，Ｖ０.１〜０.３５％及びＮ０.０１５〜０.０
６％を含むマルテンサイト鋼からなることを特徴とする
耐熱鋼。
【請求項２】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.２
５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ
０.８〜２.５％，Ｍｏ０.２〜２％，Ｗ１％を超え３.５
％以下，Ｖ０.１〜０.３５％，Ｎ０.０１５〜０.０６
％と、希土類元素０.０１〜０.４％，Ｃａ０.０００５
〜０.０１％，Ｚｒ０.０１〜０.２％及びＡｌ０.００１
〜０.０２％の少なくとも１種とを含むマルテンサイト
鋼からなることを特徴とする耐熱鋼。
【請求項３】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.２
５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ
０.８〜２.５％，Ｍｏ０.２〜２％，Ｗ１％を超え３.５
％以下，Ｖ０.１〜０.３５％，Ｎ０.０１５〜０.０６
％と、Ｎｂ０.００５〜０.１５％，Ｔａ０.００５〜０.
１５％，Ｂ０.００１〜０.０１％，Ｒｅ５％以下及びＣ
ｏ５％以下の少なくとも１種とを含むマルテンサイト鋼
からなることを特徴とする耐熱鋼。
【請求項４】高圧部から低圧部にかけて一体であるロー
タシャフトを備え、初段動翼への蒸気入口温度が５６６
〜６５０℃であり、前記ロータシャフトは前記高圧部の
クリープ破断強度が前記低圧部のそれより高いことを特
徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項５】高圧部から低圧部にかけて一体であるロー
タシャフトを備え、初段動翼への蒸気入口温度が５６６
〜６５０℃であり、前記ロータシャフトは前記低圧部の
靭性が前記高圧部のそれより高いことを特徴とする高低
圧一体型蒸気タービン。
【請求項６】高圧部から低圧部にかけて一体であるロー
タシャフトを備え、初段動翼への蒸気入口温度が５６６
〜６５０℃であり、前記ロータシャフトは前記高圧部の
前記温度の運転温度での１０⁵時間クリープ破断強度が
１０kg／mm²以上及び前記低圧部中心孔部分の衝撃値が
５kg−ｍ／cm²以上であることを特徴とする高低圧一体
型蒸気タービン。
【請求項７】高圧部から低圧部にかけて一体であるロー
タシャフトを備え、初段動翼への蒸気入口温度が５６６
〜６５０℃であり、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ0.
15〜０.４％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.５％以下，
Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.２〜
２％，Ｗ１％を超え３.５％以下，Ｖ０.１〜０.３５％
及びＮ０.０１５〜０.０６％を含むマルテンサイト鋼か
らなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項８】高圧部から低圧部にかけて一体であるロー
タシャフトを備え、初段動翼への蒸気入口温度が５６６
〜６５０℃であり、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ0.
15〜０.４％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.５％以下，
Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.２〜
２％，Ｗ１％を超え３.５％以下，Ｖ０.１〜０.３５
％，Ｎ０.０１５〜０.０６％と、希土類元素０.０１〜
０.４％，Ｃａ０.０００５〜０.０１％，Ｚｒ０.０１〜
０.２％及びＡｌ０.００１〜０.０２％の少なくとも１
種とを含むマルテンサイト鋼からなることを特徴とする
高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項９】高圧部から低圧部にかけて一体であるロー
タシャフトを備え、初段動翼への蒸気入口温度が５６６
〜６５０℃であり、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ0.
15〜０.４％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.５％以下，
Ｎｉ１〜２.７％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.２〜２
％，Ｗ１％を超え３.５％以下，Ｖ０.１〜０.３５％，
Ｎ０.０１５〜０.０６％と、Ｎｂ０.００５〜０.１５
％，Ｔａ０.００５〜０.１５％，Ｂ０.００１〜０.０
１％，Ｒｅ５％以下及びＣｏ５％以下の少なくとも１種
とを含むマルテンサイト鋼からなることを特徴とする高
低圧一体型蒸気タービン。
【請求項１０】蒸気の高圧側初段ブレードへの蒸気入口
温度が５６６〜６５０℃及び少なくとも低圧側最終段ブ
レードはその翼部長さが３０インチ以上であり、高温高
圧タービン部と、該高温高圧タービン部を出た蒸気を再
熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる中圧タービ
ン部と、該中圧タービン部を出た蒸気を流入させる低圧
タービン部とを有する高低圧一体型蒸気タービンであっ
て、該蒸気タービンは、一体のロータシャフトに前記高
圧側初段ブレードから低圧側最終段ブレードが多段に植
設されたロータ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支
持する軸受及び前記ロータを被い前記ブレードに対応し
た位置に植設された静翼を有するケーシングを備え、前
記ロータシャフトは請求項１〜３のいずれかに記載の耐
熱鋼よりなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービ
ン。
【請求項１１】蒸気の高圧側初段ブレードへの蒸気入口
温度が５６６〜６５０℃であり、少なくとも低圧側最終
段ブレードはその翼部長さが３０インチ以上であり、高
温高圧タービン部と、該高温高圧タービン部を出た蒸気
を再熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる中圧タ
ービン部と、該中圧タービン部を出た蒸気を流入させる
低圧タービン部とを有し、一体のロータシャフトに前記
初段ブレードから低圧側最終段ブレードが多段に植設さ
れたロータ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持す
る軸受及び前記ロータを被い前記ブレードに対応した位
置に植設された静翼を有するケーシングを備え、前記ロ
ータシャフトは前記高圧部のクリープ破断強度が前記低
圧部のそれより高いこと又は前記低圧部の靭性が高圧部
のそれより高いことを特徴とする高低圧一体型蒸気ター
ビン。
【請求項１２】蒸気の高圧側初段ブレードへの蒸気入口
温度が５６６〜６５０℃及び少なくとも低圧側最終段ブ
レードはその翼部長さが３０インチ以上であるＣｒ１０
〜１３重量％を含むマルテンサイト鋼又はＴｉ基合金か
らなり、高温高圧タービン部と、該高温高圧タービン部
を出た蒸気を再熱して高温で中圧となった蒸気を流入さ
せる中圧タービン部と、該中圧タービン部を出た蒸気を
流入させる低圧タービン部とを有する高低圧一体型蒸気
タービンであって、該蒸気タービンは、一体のロータシ
ャフトに前記初段ブレードから低圧側最終段ブレードが
多段に植設されたロータ、該ロータの前記高圧側と低圧
側とを支持する軸受及び前記ロータを被い前記ブレード
に対応した位置に植設された静翼を有するケーシングを
備え、前記ロータシャフトは前記高圧部の前記温度の運
転温度での１０⁵時間クリープ破断強度が１０kg／mm²
以上及び前記低圧部中心孔部分の衝撃値が５kg−ｍ／cm
²以上であることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービ
ン。
【請求項１３】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、前記燃焼ガスのタービン入口温度が１４
００℃以上であり、前記排熱回収ボイラによって５６６
〜６５０℃の水蒸気とし、前記蒸気タービンは請求項１
〜１２のいずれかに記載の高低圧一体型蒸気タービンよ
りなることを特徴とするコンバインド発電システム。