WO1988005086A1 - Heat-resistant steel and gas turbine made of the same - Google Patents

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WO1988005086A1
WO1988005086A1 PCT/JP1988/000007 JP8800007W WO8805086A1 WO 1988005086 A1 WO1988005086 A1 WO 1988005086A1 JP 8800007 W JP8800007 W JP 8800007W WO 8805086 A1 WO8805086 A1 WO 8805086A1
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turbine
compressor
bolt
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PCT/JP1988/000007
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Masao Siga
Yutaka Fukui
Mitsuo Kuriyama
Katsumi Iijima
Yoshimi Maeno
Shintaro Takahashi
Nobuyuki Iizuka
Soichi Kurosawa
Yasuo Watanabe
Ryo Hiraga
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Hitachi, Ltd.
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    • F05D2200/10—Basic functions
    • F05D2200/11—Sum

Definitions

  • the present invention relates to a novel heat-resistant steel, and more particularly to a novel gas turbine using the heat-resistant steel.
  • Cr-Mo-V steel is used for gas turbine discs.
  • JP-A-56-55552, JP-A-58-11066, 60-13854, and JP-B-46-279 are known.
  • these materials do not always have high creep rupture strength at 400 to 450 ° C, and have low toughness after long-time heating at high temperatures, making them unusable as turbine disks.
  • gas turbine efficiency cannot be improved.
  • An object of the present invention is to provide a heat-resistant steel having both high-temperature strength and high toughness after high-temperature long-time heating.
  • An object of the present invention is to provide a gas turbine with high thermal efficiency.
  • the present invention is based on the weight, C 0.05-0.2 ° /. , S i 0 . ⁇ % or less, ⁇ II 0 .S% or less, Cr 8 to: L 3%, Mo 1.5 to 3%, Ni 2 to 3. /. , V. 0.05 to 0.3%, and the total amount of one or two of Nb and Ta is G. 0 '2 to 0.2% and N 0.02 to 0.1%.
  • the (M II ZN i) ratio is 0.1 1
  • the present invention is based on the followings: W 1% or less, Co 0.5% or less, CuO 0.5% or less, 80.0 1% or less, ⁇ 0.5% or less, -A J2 0.3% or less, Zr 0.1% or less, Hf 0.1% or less, Ca 0.01% or less, Mg 0.01% or less, Y0.01% or less, and rare earth element 0.01% or less It contains at least one species.
  • the present invention has a disk-like shape, and has a concave wing-implanted portion in which wings are implanted in an outer peripheral portion of the disk-like shape, and has a maximum thickness at a center portion of the disk, in a disk having a structure for connecting a plurality of the disc by said bolts has a through-hole you ⁇ the bolt, the disk 1 0 5 hour click Li Ichipu breaking strength at 4 5 0 ° C There 5 0 kg Z mm 2 or more and on 5 0 '0 ° C in ⁇ 0 3 hours V notch Charpy impact value of 2 5 ° C after heating 5 kg-m Z cnf more than is burnt back Mar sugarbeet preparative tissue It is characterized by being composed of a martensitic steel having the following composition, and further composed of a heat-resistant steel having the composition described above.
  • the plurality of turbine disks are connected by bolts on the outer peripheral side of the disks via ring-shaped spacers, and the plurality of turbine disks are connected to a martensite system having the above-described characteristics. Characterized by being composed of heat-resistant steel having the following composition:
  • Each of the compressor disks having the following thicknesses is made of a martensite steel having the above-described characteristics or a heat-resistant steel having the above-described composition.
  • the present invention relates to a turbine stub shaft, a plurality of turbine disks connected to the shaft by spacers via a spacer, and a plurality of turbine disks.
  • a turbine bucket implanted in the disk, a discrete piece connected to the disk by the bolt, and a complex sustaining bolt on the discrete piece.
  • This V Roh pitch Charpy impact value of 2 5 ° C after heating 5 kg- m / cm 2 or more is burnt back Marte Nsai preparative tissue ing Marte Nsai DOO steels or found with which the It is in a gas turbine bin characterized by the following.
  • Martensitic steel is composed of heat-resistant steel with the above composition
  • the ratio (t ZD) of the center diameter (t) to the outer diameter (D) can be set to 0.15 to 0.3 by applying the above-mentioned martensite ⁇ . It is possible to reduce the weight. In particular, 0 ..
  • the distance between the discs can be reduced, and improvement in thermal efficiency can be expected.
  • C is required to be at least 0,05% in order to obtain high tensile strength and strength.
  • Ri metal structure unstable Na if it is a long time is et to a high temperature, so reducing the 1 0 5 h click Li Ichipu breaking strength, to 0.20% or less Don't do it.
  • it is from 0.07 to 0.15%. -0.1% to 0.14% is preferred
  • Si is a deoxidizing agent
  • Mn is a deoxidizing and desulfurizing agent added during the dissolution of ⁇ , and is effective even in small amounts.
  • S i is
  • the embrittlement point force is preferably 0.2% or less, and even if no Si is added, the content is 0.0 to 0.1% as an impurity.
  • Mn promotes embrittlement by heating, G.6% or less Should be below.
  • Mn is effective as a desulfurizing agent, its content is preferably 0.1 to 0.4% so as not to cause heating embrittlement. Further, 0.1 to 0.25% is most preferable.
  • the amount of Si + Mn is set to 0.3 in order to prevent embrittlement. It is preferred that:
  • Cr enhances corrosion resistance and high-temperature strength, but when added in an amount of 13% or more, it causes the formation of ⁇ ferrite structure. If less than 8%, the corrosion resistance and high-temperature strength are insufficient, so Cr was determined to be 8 to 13%. From the viewpoint of strength, 1% to 12.5% is particularly preferable.
  • ⁇ 0 has the effect of strengthening the clip breaking strength by strengthening the solid solution and prayer, and at the same time has the effect of preventing embrittlement.
  • ⁇ When the content is 1.5% or less, the effect of improving the creep rupture strength is insufficient, and when the content is 3.0% or more, ferrite is generated. Therefore, 1.5 to 3.0%. It is particularly preferable that the content is limited to about 0.8 to 2.5%. Furthermore, when the content of Ti exceeds 2.1%, the greater the content of Mo, the more effective the creep rupture strength is, especially when the content of Mo is more than 2.0%. The effect is great.
  • V and Nb increase the high-temperature strength by praying carbides and have the effect of improving toughness. If the VG is less than .1% and b0.02%, the effect is not enough. If it is more than V0.3% and Nb0.2%, it causes the generation of S ferrite and Clearness / breaking strength tends to decrease, especially V 0.15 ⁇ 0 : .25%, Nb 0.04 ⁇ 0.08% is preferred.
  • T a can be added in exactly the same manner, and multiple additions can be made.
  • Ni has the effect of increasing the toughness after high-temperature and long-time heating, and has the effect of preventing the formation of S ferrite. If it is 2.0% or less, the effect is not sufficient, and if it is 3% or more, the creep rupture strength for a long time is reduced. More preferably, it is in excess of 2.5%.
  • N i impairs the prevention of heat embrittlement, while M n does harm. Therefore, the present inventors have found that there is a close correlation between these elements. That is, it has been found that by setting the ratio of MIINi to 0.11 or less, force [I thermal embrittlement can be prevented very significantly. In particular, 0.10 or less is preferred, and 0.04 to 0.10 is preferred.--N is effective for improving creep cut strength and preventing S ferrite generation, but when it is less than 0.02% The effect is not enough, 0.1 ° /. Beyond this decreases toughness-especially
  • the C.o of the shochu fever according to the present invention is strengthened but promotes embrittlement, and therefore should be set to 0.5% or less. Since W contributes to strengthening in the same manner as Mo, it can contain up to 1% of BO. 1% or less, A £ G. 3% i3 ⁇ 4, T i G.5% or less, Zr 0.1% 3 ⁇ 4 below, H f 0.]% i 3 ⁇ 4 below, C a 0.0 ⁇ %
  • the high temperature strength can be improved by including Mg 0.01% or less, Y 0.01% or less, rare earth 0.01% or less, and Cu 0.5% or less. it can.
  • the material is uniformly heated to a temperature sufficient to transform completely into austenite, at least 900 ° C, and at most 115 ° C, to obtain a martensite structure.
  • Rapid cooling at a speed of 100 ° C or higher, then 450-600.
  • Heat and hold at the temperature of C (first tempering), then heat and hold at a temperature of 550 to 650 to perform second tempering.
  • first tempering it is preferable to keep the temperature just above the M s point in order to prevent quenching.
  • the specific temperature should be kept at 150 ° C or higher.
  • the quenching is preferably performed by quenching in oil or water mist.
  • the first tempering heats more than the temperature.
  • the above-mentioned distorted pieces, tooling bases, tooling tacking bolts, compressors, tacking bolts and compressor discs At least one of the last stages is C 0.05-0.2%, Si 0.5% or less, Mn 1% or less, Cr 8-13%, i 3 % Or less, Mo 1.5 to 3%, V 0.05 to 0.3%, Nb 0.02 to 0.2%, X ⁇ 0.2 to 0.1%, and the balance substantially
  • the heat-resistant steel can be composed of a heat-resistant steel having a fully-burned martensite structure composed of Fe. By setting the temperature, a higher gas temperature can be obtained, and the thermal efficiency can be improved. In particular, at least one of these parts is by weight, C 0.05-0.2,
  • These materials further include W 1% or less, Co 0.5% or less, Cu 0.5% or less, B 0.5% or less, Ti 0.5% or less, A ⁇ 0.5% or less. 3% ⁇ bottom, Zr 0.1% or less, Hf 0.1
  • At least the last stage of the compressor disk or the entire stage can be made of the above-mentioned heat-resistant steel, but since the gas temperature is low from the first stage to the center, other low-alloy steels can be used.
  • the heat-resistant steel described above can be used from the center to the final stage.
  • the weight from the first stage upstream of the gas to the center is C 0.15 to 0.30%, Si 0.5% or less, Mn 0.6% or less, and Cr 1 to 2 %, Ni 2.0 to 4.0%, Mo 0.5 to 1.%, V 0.05 to 0.2
  • the compressor stub shaft and the turbine stub shaft can use the above-mentioned Cr-Mo-V steel: the compressor of the present invention.
  • Thousand disks are disc-shaped, A plurality of holes for inserting a stacking bolt are provided around the entire circumference, and the ratio (tZD) of the thickness (t) to the minimum thickness (t) of the compressor disk (D) is 0.0. Five ⁇
  • the distance piece according to the present invention has a cylindrical shape and is provided with a flange connected at both ends to a compressor disk and a single disk by bolts, and has a minimum diameter corresponding to the maximum inner diameter (D). It is preferable that the ratio (tZD) to the wall thickness (t) is set to 0.05 to 0.10.
  • the ratio (ZD) of the distance (£) between the discs to the diameter (D) of the turbine disc is 0.15 ⁇ to 0.2-5.
  • the 3rd stage to 1S stage can be formed by C-Mo-V ⁇ and 17th stage by the above-mentioned martensitic steel.
  • the de I first stage and the last stage co compressors disk has a structure-out stage bets with the following: or by any even steel of Ri that of the previous case of the last stage of the first stage
  • the disc has a structure that gradually reduces the thickness from the first step to reduce the stress due to high-speed rotation:
  • the compressor blade is ⁇ 0.05 to 0.2%, S i 0.5% or less, Mn 1% or less, Cr 10 or more; 13% or ⁇ 0.5% or less and Ni 0.5% or less, with the balance Fe or It is preferred to be composed of such martensite steel.
  • the first stage of the ring which is in sliding contact with the tip of the turbine blade and formed into a ring, is C 0.05 to 0.2%, Si 2% or less, and Mn 2 % Or less, Cr 1 to 27%, C 0 5% or less, upper M 05 to: L 5%, Fe 10 to 3.0%, W 5% or less, B 0.02% or less, and the remainder
  • a forged alloy consisting essentially of Ni is used, and the other parts are C 0.3 to 0.6%, Si 2% or less, Mn 2% or less, Cr 20 to 2 7 ° /. , Ni20.30% or less, NbO.l to 0.5%, Ti0.1 to 0.5%, and the balance substantially consisting of Fe is used.
  • These alloys are composed of a plurality of blocks to form a ring.
  • the first stage bin nozzle part is the weight, which is C 0.05% or less, Si 1% or less, Mn 2% or less, Cr 16 ⁇ 2 2%:, N i 8 ⁇
  • 0.1 to 0.3% contains at least one kind, and is composed of a forged alloy containing eutectic carbide and secondary carbide in the primary phase base-all of these alloys are solution-treated After the aging treatment, the precipitate is formed and strengthened.
  • Turbine blades can be coated with ⁇ , Cr or ⁇ + Cr diffusion coating to prevent corrosion due to high-temperature twisting gas. At 50 am, it is preferable to provide the wing in contact with the gas.
  • a plurality of combustors are provided around the turbine, and the combustor has a double structure consisting of a cylinder and an inner cylinder.
  • the inner cylinder is CO.05 to 0.2% by weight, Si 2% or less, and ⁇ 2% down, Cr 20 ⁇ 25%, Co 0.5 to 5%, Mo 5 to 15%, Fe 10 to 30%, W 5% or less, B 0.02% or less, and the balance is practically N a three-month louver hole that supplies air over the entire circumference of the cylindrical body, and is formed by welding a plastically processed material with a thickness of 2 to 5 sheets, and has a full-austenite structure. Processing materials are used.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view of a rotating portion of a gas turbine showing one embodiment of the present invention
  • FIG. 2 is a diagram showing a relationship between an impact value after embrittlement and an (M n / N i) ratio
  • Fig. 3 is a graph showing the relationship with the Mn content
  • Fig. 4 is a graph showing the relationship with the Ni content
  • Fig. 5 is a graph showing the creep rupture strength and the Ni content.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view showing one embodiment of the turbine disk of the present invention
  • FIG. 7 is a portion near a rotating portion of a gas turbine showing one embodiment of the present invention. It is sectional drawing.
  • Samples having the composition (% by weight) shown in Table 1 were each dissolved in 2 O kg, heated to 115 ° C and forged, and used as experimental materials. This material was heated at 115 ° C for 2 hours and then cooled by blast, and the cooling temperature was 1 ⁇ 0. Stopped at C, heated at 580 ° C for 2 h from that temperature, then air-tempered primary tempering, then heated at S05 ° C for 5 h, then furnace-cooled secondary tempering Creep rupture test pieces, tensile test pieces and V-notch impact test pieces were collected from the heat-treated material and used for the experiment. The impact test was performed on the as-heat-treated material at 500 ° C. for 1 000. This embrittlement material is equivalent conditions to those heated 1 0 5 hour Ri by para Nuta of Raruso emissions' Mi La one 4 5 0 ° C.
  • Test Nos. 1 and 8 are the materials of the present invention, Test Nos. 2 to 7 are comparative materials, and Test No. 2 is the current disk material Ml52 steel equivalent material.
  • Figure 2 is a diagram showing the relationship between the impact value after the embrittlement test and the (Mn / 'Xi) ratio. As shown in the figure, there is no significant difference up to the (Mn / Ki) ratio of 0. ⁇ 2. When the ratio is below 11.1, the embrittlement is sharply improved, and 4 kg — rv: ( ⁇ kg- ⁇ / cnf) Furthermore, it can be seen that excellent characteristics of 6 kg-m (7.5 kg-m / cn?) Or more can be obtained below 0.10. Mn is indispensable as a deoxidizing agent and a desulfurizing agent, and must be added in an amount of 0.6% or less.
  • FIG. 3 is a graph showing the relationship with the Mn amount. As shown in the figure, the impact value after embrittlement is less than 2.1% for the N content, and no significant effect is obtained even if the ⁇ content is reduced, and the Ni content is more than 2.1%. As a result, the effect of reducing Mn is remarkable. In particular, the effect is significant when the Ni content is 2.4% or more.
  • the amount of M n is' 0.7. /. In the vicinity, no improvement in the impact value is obtained regardless of the Ni content, but if the Mn content is 0.6% or less, the N ⁇ content becomes 2.4 as the Mn content becomes lower. /. Thus, one having a high impact value can be obtained.
  • Fig. 4 is also a diagram showing the relationship with the amount of Ni.- As shown in the figure, when the amount of Mn is 0 * 7% or more, the improvement in embrittlement is small even if Ni is increased. It is clear that embrittlement is markedly improved by increasing Ni for Mn below that. In particular, for Mn contents of 0.15 to 0.4%, the improvement was remarkable at i contents of 2.2% or more, at 2.4% or more, 6 kg—m (7.5 kg-m / ⁇ or more, and further at 2.5% or more. It is clear that high values of more than 7 kg—m / d) can be obtained with ⁇ ⁇ FIG.
  • FIG. 5 is a diagram showing a relationship between a 4 5 0 ° CX 1 0 5 h click Li-loop breaking strength and N i weight. Although 2. No ho and command affects the strength up to around 5% N i amount ⁇ rather shown in FIG, 3. Exceeds 0% when 5 0 KGZ Ri drops below the Yuzuru 2, the strength as a target to obtain Absent. It should be noted that the smaller the Mn, the higher the strength. The strength is most strengthened in the vicinity of 0.15 to 0.2%, and a high strength is obtained.
  • FIG. 6 is a sectional view of a gas turbine disk of the present invention. Table 3 shows the chemical composition (% by weight).
  • Z.0000 / 88df / lDd 980S0 / 88 OM Dissolution is carried out by carbon vacuum deoxidation method, after forging, heating at 150 ° C for 2 hours, quenching in oil at 150 ° C, and then from that temperature for 5 hours at 52 ° C. After heating, air-cooling and heating at 590 ° C for 5 hours were followed by furnace-cooled tempering.
  • This disk had an outer diameter of 1,000 thighs, a thickness of 200 mm, and was machined into the shape shown in the figure after heat treatment.
  • the central hole 11 is 65 mm.
  • Reference numeral 12 denotes a portion where a stud bolt is provided with an insertion hole
  • reference numeral 13 denotes a portion where a turbine blade is implanted.
  • FIG. 1 is a sectional view of a rotating portion of a gas turbine showing an embodiment of the present invention using the above-mentioned disk.
  • 1 is a turbine stub shaft
  • 2 is a turbine socket
  • 3 is a turbine bucking bolt
  • 4 is a turbine spacer
  • 5 is a discrete piece
  • 6 is a compressor.
  • 7 is a compressor disk
  • 7 is a compressor stub
  • 9 is a compressor stub shaft
  • 10 is a compressor disk.
  • the disc, 11 is a center hole.
  • the gas turbine of the present invention has 17 stages of the combustor S and 2 stages of the turbine socket 2.
  • Turbino Ket 2 is a three-stage In some cases, the steel of the present invention can be applied to any of them.
  • Table 4 shows the chemical composition (% by weight) of the sample.
  • the microstructures of these materials were as follows: ⁇ 6 to 9 were burnt-tempered martensite structures, and 10 and 11 were burnt-tempered and knight-structures. ! '(iS is used for desktop and final stage compressor discs. The former is 60 thighs x the width of 500, the so-called iX length 100 thighs, and the latter is the diameter of 100 thighs.
  • thickness 180 thigh, ⁇ 7 has a diameter of 100 mm x thickness 180 as a disk
  • No. 8 has an outer diameter of 100 mm as a disk
  • No. 9 was used as a stacking bolt for either the turbine or the compressor, with a diameter of 40 thighs and a length of 500 mm.
  • bolts for connecting the distur- te piece and the compressor disk were also manufactured using the steel of No. 9.
  • No. 10 and No. 11 were the turbine stub shaft and the compressor stub bush, respectively. As a foot, it was forged to a diameter of 250 thighs and a length of 300.
  • an alloy of 1 ⁇ 10 was used for the 1st to 16th stages of the compressor disk 6, and the ⁇ 1 Steel for yumpresa 6 These were used from the first stage to the 12th stage.All of them were manufactured to the same size as a single-bin disk. With the exception of No. 9 from the central part, samples were taken at right angles to the axial (longitudinal) direction. In this example, a specimen was taken in the longitudinal direction.
  • Table 5 shows the results of room temperature tensile, 20 ° CV notch Charpy impact and creep rupture tests. Was determined by 45 0 ° CX 1 0 5 h click Li-loop breaking strength is generally that have been have use in Raruso down one mirror method.
  • ⁇ 6 to 9 (12Cr steel) of the present invention, it is 450.
  • C 1 0 5 h click rie flop fracture ⁇ degree 5 1 kg ZI thigh 2 or more, 2 0 ° CV Roh Tchisharupi ⁇ value 7 kg-m Z cnf or der is, a material for high temperature Antofagasta over bottle It was confirmed that the required strength was sufficiently satisfied.
  • stub shafts No. 10 and 11 (low alloy steel) have low creep rupture strength at 450 ° C, but have a tensile strength of 86 kg Z ram 2 or more.
  • 20 ° CV Notch Charpy impact value is 7 kg-m / CD! Or more, and strength required for stub shaft
  • the gas turbine of the present invention constituted by a combination of the above materials has a compression ratio of 14.7 and a temperature of 350. C, the compressor efficiency is 8'6% or more, the gas temperature at the inlet of the first stage nozzle is about 1200 ° C, and the thermal efficiency (LHV) of 32% or more is obtained. You.
  • the temperature of the detent piece and the temperature of the final stage compressor disk will be up to 450 ° C.
  • the former preferably has a thickness of 25 to 30 thighs, and the latter has a thickness of 40 to 7 O moi.
  • Both turbine and compressor discs are provided with through holes at the center. Compressive residual stress is formed in the award hole in the turbine disk.
  • the gas turbine of the present invention uses the heat-resistant steel shown in the above-mentioned Table 3 at the final stage of the turbine spacer 4, the distant piece 5, and the compressor disk S, and the other parts are the same as those described above.
  • a compression ratio of 14.7, a temperature of 35 Q ° C or more, a compression efficiency of 86% or more, and a gas temperature at the inlet of the first stage nozzle of 1200 ° C are possible.
  • a creep rupture strength and a high impact value after heating embrittlement can be obtained as described above, and a more reliable gas turbine can be obtained.
  • FIG. 7 is a partial sectional view of a rotating portion of a gas turbine showing an embodiment having a gas turbine disk using the heat-resistant steel of the present invention.
  • the turbine disk 10 in this embodiment has three stages, and a center hole 11 is provided in the first stage and the second stage from the upstream side of the gas flow.
  • all of the heat-resistant steels shown in Table 3 are used.
  • the last stage downstream of the gas flow of the compressor disk 6 and the The top piece 5, the ta-bin spacer 4, the tabin-stating bolt 3, and the 'compressor-stating king vol. 8' are made of the heat-resistant steel shown in Table 3 above.
  • turbine blades, turbine nozzles, shroud segments (1), and diaphragms were all used in the first stage on the gas upstream side.
  • the shroud segment (2) is used in the second stage.
  • the ratio (t ZD) of the minimum thickness (t) to the outer diameter of the final stage of the compressor disk 6 is 0.08
  • the maximum inner diameter (D) of the delta piece 5 is The ratio of the minimum thickness (t) to the diameter (D) of the turbine disk. 0.04, and the ratio of the maximum thickness (t) at the center to the diameter (D) of the turbine disk (tD) is the first stage. Is 0.19 and the second stage is 0.205, and the ratio ( ⁇ D) of the intervals ( ⁇ ) between the disks is Q.21.
  • a space is provided between each turbine disk.
  • the turbine disc is provided with a plurality of bolts 6 for connecting the discs at equal intervals around the entire circumference.
  • the above configuration makes it possible to achieve a compression ratio of 14.7, a temperature of 350 ° C or more, a compression efficiency of 86% or more, and a gas temperature of 1200 ° C at the inlet of the first turbine nozzle.
  • a thermal efficiency of 32% or more can be obtained, as well as a reduction in turbine disks, discharge peaks, smoothers, and compressor disks.
  • the starting bolts are used on a bin blade with a high clip rupture strength such as a forehead and a heat resistant ridge with less heat embrittlement. High strength at high temperatures. Gas turbines are highly reliable and balanced because of the high temperature strength and high temperature ductility of the swarf and the same high temperature strength and fatigue resistance of the combustor liner. Is obtained.
  • high temperature and high pressure gas temperature: 1200. C or more, compression ratio: 15 class
  • gas temperature 1200. C or more, compression ratio: 15 class
  • the creep rupture strength and heat embrittlement required for gas turbine discs A gas turbine that satisfies a later impact value is obtained, and a gas turbine using the same has a remarkable effect of achieving extremely high thermal efficiency.

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Description

明 細 書
発明の名称 耐熱鋼及びそれを用いたガスタ ー ビン 〔技術分野〕
本発明は新規な耐熱鋼に関 し、 特にその耐熱鋼を用い た新規なガスタ ー ビンに関する。
〔背景技術〕
現在、 ガスタ ー ビン用ディ スク には C r一 M o — 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 の向上が望まれている。 熱効率を向上させる にはガス温 度及び圧力 を上げる のが最も有効な手段である が、 ガス 温度を 1， 1 00 °Cか ら 1， 300 °Cに高め、 圧力比を 1 0 から 1 5 まで高め る こ と に よ り相対比で約 3 %の効-率向上が 期-待でき る。
し 力、 し、 これ ら の高温 · 高圧比に伴い従来の C r — M 0 — V鋼では強度不足で、 よ り強度の高い材料が必要 であ る 。 強度と して高温特性を最も大き く 左右する ク リ —プ破断強度が要求さ れる。 ク リ ープ破断強度が C r 一 M o — V鋼よ り高い構造材料と してオーステナイ ト鋼， N i 基合金， C o 基合金， マルテ ンサイ ト鋼等が一般に 知 られて いる が、 熱間加工性， 切削性及び振動減衰特性 等の点で N i 基合金及び C o 基合金は望ま し く ない ま だ， ォー ステ十ィ ト鋼は 4 0 0〜 4 '5 0。C付近の高温強 度がそれ程高く ないこと更にガスタ ービン全体システム から望ま し くない。 一方、 マルテンサイ 卜鋼は他の構成 部品とのマッチングが良く 、 高温強度も十分である。 マ ルテンサイ 卜鋼と して特開昭 56 - 5555 2 号公報， 特開昭 58— 1 1 0661号公報， 60 - 1 38054号公報， 特公昭 46— 279 号公報等知られている。 しかし、 .これらの材料は 4 0 0 〜 4 5 0 °Cで必ずしも高いク リーブ破断強度は得られず、 更に高温で長時間加熱後の靱性が低く、 タービンデイ ス ク と して使用できず、 ガスタ ービンの効率向上は得られ ない。
^ ガスタ ービンの高温 ' 高庄化に対して単に強度を高い 材料を用いるだけではガス温度の上昇'はできな'い。 ニ般 に、 § 度を向上させる と靱性が低下する。
〔発明の開示〕
本発明の 目的は高温強度と高温長時間加熱後に高い靱 性を兼ね備えた耐熱鋼を提供するこ と にある。
本発明の 目的は、 熱効率の高いガスタービンを提供す な に c *
本発明は、 重量で、 C 0 . 0 5〜 0 . 2 °/。， S i 0 . δ %以下， Μ II 0 . S %以下， C r 8〜： L 3 %， M o 1 . 5 ~ 3 % , N i 2〜 3。/。， V .0 . 0 5〜 0 . 3 %， N b及び T a の 1種又は 2種の合計量が G . 0 '2〜 0 . 2 %及ぴ N 0 . 0 2〜 0 . 1 % を含み、 前記 （ M II Z N i ) 比が 0 . 1 1 以下及び残部が実質的に F e か らな る こ と を特徴とする 耐熱鋼にあ る 。 更に、 重量で、 C 0 .0 7〜 0. 1 5 %， S i 0.0 1 〜 0 . 1 %， M n 0. 1〜 0 .4 %， C r l l 〜 1 2. 5 %， N i 2. 2〜 3 .0 %， M o 1 .8〜 2.5 % , N b 及び T a の 1 種又は 2種の合計量が 0.0 4〜 0.0 8 % , V 0. 1 5〜 0 .2 5 %及び N 0.0 4〜
0.0 8 % を含み、 前記 （ M n Z N i ) 比が 0.0 4〜
0 . 1 0 % ， 残部が実質的に F e か ら な リ 、 全焼戻 しマ ルテ ンサイ ト組織を有する こ と を特徴とする耐熱鋼にあ る。
また、 本発明は重量で W 1 %以下， C o 0.5 %以下， C u O . 5 %以下， 8 0 . 0 1 %以下， '丁 丄 0.5 %以下， - A J2 0. 3 %以下， Z r 0. 1 %以下， H f 0. 1 %以下， C a 0 .0 1 %以下， M g 0.0 1 %以下， Y 0 . 0 1 % 以下及び希土類元素 0 . 0 1 %以下の少な く と も 1 種を 含むものである。
本発明鋼は次式で計算される C r 当量が 1 0以下にな る よ う に成分調整され、 5 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。
C r 当量 = — 4 0 C— 2 M n — 4 λτ 丄 一 3 0 ?
+ 6. S i + C r + 4 M o + に 1 V + o b + 2 .'5 T a
(各元素は合金中の含有量 （重量。/ ό ) で計算さ れる） 本発明は、 円盤状で、 該円盤状の外周部に翼が植込ま れる凹状の翼植込み部が設け られ、 前記円盤の中心部で 最大の厚さ を有し、 前記円盤のタ 周側にボル ト を揷入す る貫通孔を有し前記ボル トによって複数個の前記円盤を 連結する構造を有するディスク において、 該ディ スクは 4 5 0 °Cで 1 0 5時間ク リ一プ破断強度が 5 0 kg Z mm 2以 上及び 5 0 '0 °Cで丄 0 3 時間加熱後の 2 5 °Cの Vノッチ シャルピー衝撃値が 5 kg— m Z cnf 以上である全焼戻マル テンサイ ト組織を有するマルテンサイ 卜系鋼からなる こ と、 更に前述の組成を有する耐熱鋼によって構成される こ と を特徴とする。
複数個のタービンディ スク を該ディ ス^の外周側でリ ング状のスぺ一サを介しボル 卜によって連結される前記 スぺ一サは、 上述の特性を有するマルテンサイ 卜系銷又 は前述の組成を有する耐熱鋼に って構成される こ と を 特徴とする， .
タ一ビンディ スク と コ ンブレッサディ スク と を円筒状 デイス ン 卜 ピースを介してボル トによって連結するデ イスタ ン ト ビース ；
複数個のタ ービンディ スク を達結するボル ト及び複数 個のコ ンプレッサディ スク を違結するポル ドの少な く と も一方のボル ト ；
円盤状で、 該円盤状の外周都に翼が植込まれる凹扰 冀植込み部が設け られ、 前記円盤の外周側にボル ト を揷 入 し該ボル ト によって複数個の前記円盤を連結する構造 を有 し 、 前記円盤の中心部及び貫通孔を有する部分で最 大の厚さ を有する コ ンプレ ッサディ スク は各々前述の特 性を有するマルテンサイ ト鋼又は前述の組成を有する耐 熱鋼によって構成される こ と を特徵とする。
'本発明は、 タ ー ビンスタ ブシャ フ ト と 、 該シャ フ ト に タ 一 ビンスタ ッ キン グボル 卜 によって互いにスぺーサを 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 に植込まれたタ ービンバケツ 卜 と 、 該ボル ト によつ て前記ディ ス ク に連結さ れたディ ス タ ン ト ピー ス と 、 該 ディ スタ ン 卜 ピースに コ ンプ レ ツサスタ ツ キン グボル ト によって連結さ れた複数の コ ンプ レ ッサディ スク と 、 該 ディ スク に植込まれたコ ンプ レ ッサブ レー ド と 、 前記コ ンプ レ ッサディ スク の 段に一体に形成さ れたコ ン プ レ ッ サスタ ブシャ フ ト を備えたガスタ ー ビンにおいて、 少 な く と も前記タ ー ビンディ スク は、 4 5 0 °Cで 1 0 5 時 ： 間ク リ ープ破断強度が 5 0 kg mm 2 以上及び 5 0 0 °Cで 1 0 3 時間加熱後の 2 5 °Cの V ノ ッチ シ ャルピー衝撃値 が 5 kg— m / cm2以上である全焼戻マルテ ンサイ ト組織を 有するマルテ ンサイ ト系鋼か ら な る こ と を特徴とす る ガ スタ ー ビン にあ る 。 マルテ ンサィ ト系鋼は特に前述の組 成を有する耐熱鋼によつて構成される 本発明のガスタービンディ スク は前述のマルテンサイ ト鎩を適用する こ と によって外径 （ D ) に対する中心部 の厚さ （ t ) との比 （ t Z D ) を 0. 1 5〜 0.3 にする ことができ、 軽量化が可能である。 特に、 0.. 1 8 〜
0 , 2 2 とする こ と によ リディスク間の距離を短縮でき、 熱効率の向上が期待できる。
本発明材の成分範囲限定理由について説明する。 Cは 高い引張強さ と耐カを得るために最低 0 , 0 5 % 必要で ある。 しかし、 あま り C.を多くする と、 高温に長時間さ らされた場合に金属組織が不安定にな り、 1 05 h ク リ 一プ破断強度を低下させるので、 0.2 0 %以下に しな ' ければなら ¾い。 最も 0.0 7 -〜 0. 1 5 %が好ましい。 - . よ り、 0. 1 0〜 0. 1 4 %が好ま しい
S i は脱酸剤， M nは脱酸 · 脱硫剤と して鎩の溶解の 際に添加するものであ り、 少量でも効果がある。 S i は
S フェライ 卜生成元素であ り、 多量の添加は疲労及び靱 性を低下させる S フェライ 卜生成の原因になるので 0.5
%以下にしなければならない。 なお、 力一ボン真空脱酸 法及びェレク 卜 13 スラ グ溶解法などによれば S i 添加の 必要がなく 、 S i無添加がよい。
特に、 脆化の点力、ら 0.2 %以下が好ま し く 、 S i 無 添加でも不純物と し 0.0 〜 0. 1 %含有される
M n は加熱による脆化を保進させるので， G . 6 %以 下にすべきである 。 特に、 M n は脱硫剤と して有効なの で、 加熱脆化を生 じないよ う に 0 . 1 〜 0 . 4 % が好ま し い。 更に 0 . 1 〜 0 . 2 5 % が最も好ま し い。 また脆化防 止の点から S i + M n 量を 0 . 3 。 以下にする のが好ま し い。
C r は耐食性と高温強度を高め る が、 1 3 %以上添加 する と δ フ ェ ラ イ 卜組織生成の原因になる。 8 % よ り 少 ない と耐食性及び高温強度が不十分なので、 C r は 8 〜 1 3 % に決定された。 特に強度の点から 1 丄 〜 1 2 . 5 % が好ま しい。
Μ 0 は固溶強化及び祈出強化作用によってク リ プ破 断'強度を高める と 同時に脆化防止効果がある。 ·1 , 5 % 以下ではク リ 一プ破断強度向上効果が不十分であ り 、 3 . 0 %以上にな る と フ ェ ラ イ ト生成原因にな るので 1 . 5 〜 3 . 0 % に限定さ れた 特に 丄 . 8 〜 2 . 5 % が好 ま し い。 更に、 M o は T i 量が 2 . 1 % を越える含有量 の と き M o 量が多いほどク リ ープ破断強度 を高め る効果 があ り 、 特に M 0 2 . 0 % 以上で の効杲が大き い。
V及び N b は炭化物を祈出 し高温強度を高め る と 同時 に靭性向上効果がある。 V G . .1 % ， b 0 . 0 2 %以下 ではその効果が不十分であ り . V 0 . 3 % , N b 0 . 2 % 以上では S フ ェ ラ イ ト生成の原因 と な る と共に ク リ 一一/ 破断強度が低下す る傾向 を示すよ う にな る 特に V 0 . 1 5 〜 0: .2 5 % ， N b 0.0 4〜 0.0 8 %が好ま しい。
N b の代り に T a を全く 同様に添加でき、 複合添加する ことができる。
N i は高温長時間加熱後の靱性を高め、 かつ S フェラ イ ト生成の防止効果がある。 2.0 %以下ではその効果 が十分でなく 、 3 %以上では長時間ク リープ破靳強度を 低下させる - 特に 2.2〜 3.0 %が好ま しい。 よ り好ま し く は 2.5 % を越える量である。
N i は加熱脆化防止に劾果がぁるが、 M n は逆に害を 与える。 従ってこれらの元素の間には密接な相関関係が あるこ と を本発明者らは見い出した。 即ち、 M II N i の比が . 1 1 以下にする こ とによ り きおめて顕著に力 [I 熱脆化が防止される ことを見い出 した。 特に、 0. 1 0 以下が好ま し く 、 0.0 4〜 0.1 0 が好ま しい - - Nはク リープ被断強度の改善及び S フェラ イ 卜の生成 陆止に効果があるが 0.0 2 % 未満ではその効果が十分 でなく 、 0. 1 °/。を越ぇる と靱性を低下させる - 特に
0.0 4〜 Q .0 8 %の範西で優れた特性が得られる。
本発明に係る酎熱鎩の C. o は強化するが脆化を促進さ せるので、 0.5 %以下とすべきである。 Wは M o と同 様に強化に寄与するので、 1 %以下含有する こ とができ る B O .0 1 %以下， A £ G . 3 % i¾下， T i G .5 % 以下， Z r 0. 1 % ¾下， H f 0. 】 ％ i¾下， C a 0.0ί % 以下， M g 0 . 0 1 %以下， Y 0 . 0 1 %以下， 希土類 0 . 0 1 %以下， C u 0 . 5 %以下含有させる こ と に よ り 高 温強度を向上させるこ と ができ る。
本発明材の熱処理はまず完全なオーステナイ 卜 に変態 する に十分な温度、 最低 9 0 0 °C， 最高 1 1 5 0 °C に均 一加熱 し、 マルテ ンサイ ト組織が得 られる 。 1 0 0 °C h 以上の速度で急冷 し、 次いで 4 5 0〜 6 0 0。Cの温度 · に加熱保持し （第 1 次焼も ど し） 、 次いで 5 5 0〜650 の温度に加熱保持 し第 2 次焼も ど し を行な う 。 焼入れ に当っては M s 点直上の温度に止め る こ と が焼割れを防 止する上で好ま しい。 具体的温度は 1 5 0 °C以上に止め るのが良い。 焼入れは油中焼入れ又は'水嘖霧焼入れによ つて行う のが好ま し い。 第 1 次焼戻 し はその温度よ りカロ 熱する。 - 前記ディ ス タ ン 卜 ピー ス ， タ 一 ビン スべ一サ ， タ ー ビ ン ス タ ツ キ ン グボル ト ， コ ン プ レ ッ サス.タ ツ キ ン グボル ト及ぴコ 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 C 0 . 0 5〜 0 . 2 %， S i 0 . 5 %以下， M n 1 %以下， C r 8〜 1 3 %， i 3 %以下， M o 1 . 5〜 3 %， V 0 . 0 5〜 0 . 3 %， N b 0 . 0 2〜 0 . 2 %， X ϋ . 0 2〜 0 . 1 %及び残部が実質的に F e から な る全焼戾マ ルテ ンサイ 卜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 ことによつてよ 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。 特にこれらの部 品の少なく とも 1種は重量で、 C 0 . 0 5〜 0 , 2 %，
S i 0 . 5 .%以下， M n 0 . 6 %以下， C r 8〜 1 3 %， N i 2〜 3 %， M o 1 . 5〜 3 %， V 0 . 0 5〜 0 . 3 %， N b 0 . 0 2〜 0 . 2 %， N 0 . 0 2〜 0 . 1 %及び残部が 実質的に F eからな り、 ( M II / N i ) 比が Q . 1 1 以 下、 特に 0 . Q 4〜 0 . 1 0 からな リ、 全焼戾マルテンサ ィ ト組織を有する耐熱鋼によって構成されると きに高い 耐脆化特性が得られ安全性の高いガスタービンが得られ 尚、 これらの部品に使用する材料と して 4 δ 0 °Cでの 1 0 5 h'ク リープ破断強度が 4 0 kg /腿2 以上で、 2 0 。C V ノッチシャルビー衝撃値が 5 kg— m / cmz以上のマル テ ンサイ ト銅が用いられるが、 特に好ま しい組成におい ては 4 5 0 °Cでの 1 0 5 h ク リ ープ破断強度が 5 0 ks Z mm 2 以上及び 5 0 0 °Cで 1 0 3 h加熱後の 2 0 °C Vノッ チシャルビー衝撃値が 5 kg— m / cm2以上を有するもので .
-める
これらの材料には更に、 W 1 %以下， C o 0 . 5 %以 下， C u 0 . 5 %以下， B 0 .ひ 1 %以下， . T i 0 . 5 % 以下， A β 0 . 3 % ^下， Z r 0 . 1 %以下， H f 0 . 1
%以下， C a 0 . 0 1 % 下， M g 0 . 0 1 %以下， Y 0 . 0 1 %以下， 希土類元素 0 . 0 1 %以下の少な く と も 1 種を含むこ と ができ る。
コ ンプ レッサディ スク の少な く と も最終段又はその全 部を前述の耐熱鋼によって構成する こ と がで き る が、 初 段から中心部まではガス温度が低いので、 他の低合金鋼 を用いる こ と がで き 、 中心部から最終段までを前述の耐 熱鋼を用いる こ と ができ る 。 ガス上流側の初段か ら 中心 部までの上流側を重量で， C 0 . 1 5 〜 0 . 3 0 % , S i 0 . 5 %以下， M n 0 . 6 %以下， C r 1 〜 2 % ， N i 2 . 0 〜 4 . 0 % ， M o 0 . 5 〜 1 .% ， V 0 . 0 5 〜 0 . 2
%及び残部が実質的に F e か らな り 室温の引張強さ 8 0 kg Z 卿 2 ·以.上、 室温の V ノ ッチ.シャルピー衝搫値が 2 0 kg— m ci 以上の N i — C r — M o — V鋼が用い ら れ、 中心部から少な く と も最終段を除き重量で、 C 0 . 2 〜 0 . 4 % ， S i 0 . 1 〜 0 . 5 % ， M n 0 . 5 〜 ： I . 5 % ， C r 0 . 5 〜 丄 . 5 % , N i 0 . 5 %以下， M o 1 . 0 〜 2 . 0 % ， V 0 . 1 〜 0 . 3 %及び残部が実質的に F e か ら な り 、 室温の引張強さ が 8 0 kgノ mm 2 以上、 伸び率 1 8 %以上、 絞 り 率 5 0 %以上 を有する C r — M o 一 V 鋼 を用 レ、る こ と ができ る。
コ ン プ レ ッ サ ス タ ブシ ャ フ ト及ぴタ ー ビン ス タ ブシ ャ フ 卜 は上述の C r 一 M o — V鋼を用いる 二 と ができ る ： 本発明の コ ン プ レ ツサ千'ィ ス ク は円盤状であ り 、 外側 部分にスタ ツキングボル ト揷入用の穴が複数個全周にわ たつて設け られ、 コ ンプレッサディ スクの直径 （ D ) に - 対し最小の肉厚 （ t ) と の比 （ t Z D) を 0.0 5〜
0. 1 0 にするのが好ま しい。
本発明のディ スタ ン ト ピースは円筒状で、 両端を コ ン プレッサディ スク及びタ 一ビンディ スク にボル ト によつ て接続する フ ラ ンジが設け られ、 最大内径 （D ) に対す ' る最小肉厚 （ t ) と の比 （ t Z D ) を 0.0 5〜 0. 1 0 とするのが好ま し い。
本発明のガスタ ービンはタ ービンディ スク の直径（ D ) に对する各ディスク の間隔 （ £ ) の比 （ Z D )を 0.15 · 〜 0.2- 5 とするのが'好ま しい。 '
コンプレッサディ スク の一例と して、 1 7段からなる 場合には初段から 1 2段目 までを前述の N i — C r一
M o — V鎩， 丄 3段目 から 1 S段目 を C ー M o — V鐲 及び 1 7段目 を前述のマルテンサイ 卜鋼によって搆成す るこ と ができる
初段及び最終段コ ンプレッサディ スク は初段の と きは 初段の次のもの又は最終段の場合はその前のものよ り も いずれも鋼性を有する構造を有している n また、 このデ ィ スク は初段よ リ徐々 に厚さ をふさ く して高速回転に よ る応力を軽減する構造になっている：
コ ンプレッサのブ レー ドは Π 0.0 5〜 0. 2 %， S i 0 . 5 %以下， M n 1 %以下， C r 1 0 〜 ； 1 3 %又は こ れに Μ ο 0 . 5 %以下及び、 N i 0 . 5 %以下を含み、 残 部が F e か ら な るマルテ ンサイ ト鋼に よって構成さ れる の が好ま し い 。
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 シユラ ウ ドの初段部分には重量で、 C 0.05〜 0 . 2 % ， S i 2 %以下， M n 2 %以下， C r 1 〜 2 7 % ， C 0 5 %以下， 上 M 0 5 〜 ： L 5 %， F e 1 0 ~ 3.0 %， W 5 %以下， B 0 . 0 2 %以下及び残部が実質的に N i か らなる鐯造合金が用い られ， 他の部分には重量で、 C 0 . 3 〜 0 . 6 %， S i 2 %以下， M n 2 %以下， C r 2 0〜 2 7 °/。 ， N i 2 0 3 0 %以下， N b O . l 〜0.5 %， T i 0 . 1 〜 0 . 5 %及び残部が実質的に F e からな る鐯造合金が用い られる。 こ れ ら の合金は複数個のブ Π ッ ク に よ って リ ン グ状に構成される も のであ る 。
タ 一 ビン ノ ズルを固定する ダイ ヤ フ ラムには初段の タ 一ビン ノ ズル部分が重量で、 C 0 . 0 5 %以下， S i 1 %以下， M n 2 %以下， C r 1 6 〜 2 2 % :， N i 8〜
1 5 %及び残部が実質的に F e から な り 、 他の タ ー ビン ノ ズル部分には高 C 一高 N i 系鋼鐯物によって構成さ れ タ 一ビン ブ レー ドは重量で、 C ΰ . 0 7 〜 ΰ . 2 5 % , S i 1 %以下 . λ4 n L %以下， C r 丄 2 〜 2 0 % , C o 5〜 1 5 %， M o 1 ..0〜 5 .0 %， W 1 .0〜 5.0 %， B 0.0 0 5〜 0.0 3 %， T i 2.0〜 7.0， A β
3 0〜 7.0 % と、 N b 1 .5 %以下， Z Γ· 0.0 1〜
0.5 %， H f 0.0 1〜 0.5 %， V 0.0 1〜 0.5 % の 1種以上と、 残部が実質的に N i からな り、 オーステ ナイ ト相基地に y ' 相及び y〃 相が析出した鐯造合金が 用いられ、 タ一ビンノズルには重量で、 C 0.2 0〜
0.6 0 % , S i 2 %以下， M n 2 %以下， C r 2 5〜 3 5 %， N 丄 5〜 1 5 %， W 3 〜； L 0 %， B 0.0 0 3 〜 0.0 3 % 及び残部が実質的に C o からな り、 又は更 に 1" ;1 0. 1〜 0.3 %， ：^ 1) 0. 1〜 0.5 %及び 2
0. 1〜 0.3 %の少なく とも 1種を含み、 ォ一ステナイ ' 卜相基地に共晶炭化物及び二次炭化物を含む鐯造合金に よって構成される - これらの合金はいずれも溶体処理さ れた後時効処理が施され、 前述の析出物を形成させ、 強 化される。
また、 タ ービンブレー ドは高温の撚焼ガスによる腐食 を防止するために Α β ， C r又は Α β + C r拡散コーテ ングを施すこ と.ができる - コーテング層の厚さは 3 0〜 1 5 0 .a mで、 ガスに接する翼部に設けるのが好ま しい。 燃焼器はタービンの周囲に複数個設けられる と ともに、 ダ r筒と内筒との 2重構造からな リ、 内筒は重量で CO.05 〜 0 .2 %， S i 2 %以下， Μ 2 % 下， C r 2 0〜 2 5 % , C o 0 . 5〜 5 % ， M o 5 〜 1 5 % , F e 1 0 〜 3 0 %， W 5 %以下， B 0 . 0 2 %以下及び残部が実 施的に N i からな り 、 板厚 2〜 5細の塑性加工材を溶接 によって構成され、 円筒体全周にわたって空気を供給す る三ヶ月形のルーバ孔が設け られ、 全オーステナィ 卜組 織を有する溶体化処理材が用い られる。
〔図面の簡単な説明〕
第 1 図は本発明の一実施例を示すガスタ ー ビン回転部 の断面図、 第 2 図は脆化後の衝搫値と （ M n / N i ) 比 と の関係を示す線図、 第 3 図は同 じ く M n 量と の関係 を 示す線図、 第 4 図は同 じ く N i 量と の関係を示す線図、 第 5 図はク リ ープ破断強度と N i 量と の関係 を'示す線図、 第 6 図は本発明のタ ー ビンディ ス ク の一実施例を示す断 面図、 第 7 図は本発明の一実施例を示すガスタ ービンの 回転部付近の部分断面図であ る。
〔発明 を実施する ための最良の形態〕
実施例 1
第 1 表に示す組成 （重量％ ) の試料を それぞれ 2 O kg 溶解し、 1 1 5 0 °Cに加熱 し鍛造 して実験素材と し た。 この素材に、 1 1 5 0 °Cで 2 h 加熱後衝風冷却を行い、 冷却温度を 1 δ 0。Cで止め、 その温度よ り 5 8 0 °Cで 2 h 加熱後空冷の一次焼戻 し を行い、 次いで S 0 5 °Cで 5 h 加熱後炉冷の二次焼戻 し を行つた 熱処理後の素材からク リープ破断試験片， 引張試験片 及び Vノツチシャルビ一衝撃試験片を採取し実験に供し た。 衝撃試験は熱処理のままの材料を 5 0 0 °C , 1 000 . 時間加熱脆化栻について行なった。 この脆化材はラルソ ン ' ミ ラ一のパラ ヌータ よ り 4 5 0 °Cで 1 0 5 時間加熱 されたものと同等の条件である。
Figure imgf000019_0001
第 2 表
Figure imgf000020_0001
第 1 表において、 試番 1 及び 8 は本発明材であ り 、 試 番 2 〜 7 は比較材であ り 、 試番 2 は現用ディ ス ク材 M l 5 2 鋼相当材である 。
第 2表はこれ ら試料の機械的性質を示す。 本発明材
(試番 1 及び 8 ) は、 高温 ' 高圧ガスタ ービンデスク材 と して要求される 4 5 0 °C , 1 0 5 h ク リ ープ破断強度
( > 5 0 kg / mm 2 ) 及び脆化処理後の 2 5 °C V ノ ッチシ ャルビ一衝撃値 〔 4 kg — m ( 5 kg - m αι? ) 以上〕 を十分 満足する こ と が確認された。 これに対し 、 現用ガスタ ー ビンに使用 されている Μ 1 5 2 相当材 （試番 2 ) は、
4 5 0 °C , 1 0 5 h ク リ ープ破断強度が 4 2 kg 匿 2 ， 脆化処理後の 2 5 °C , Vソ ツチシャルビー衝聲値が 2 . 7 kg — mで、 高温 · 高圧ガスタ ー ビンデスク材と して要求 される機械的性質を満足できない。 次に S i + M n 量が 0 . 4 〜約 1 %及ぴ M n ノ N i 比が 0 . 1 2 以上の高い 鋼 （試番 3 〜 7 ) の機械的性質を見る と 、 ク リ ープ破断 強度は高温 · 高圧ガスタ ー ビンデスク材と して要求さ れ る値を満足でき る が、 脆化後の V ノ ッチシャルピー衝擊 値は 3 . ？ kg — m以下であ り 、 満足できない。
第 2 図は脆化試験後の衝繋値と （ M n /' X i ) 比と の 関係を示す線図であ る。 図に示す如 く 、 （ M n / K i ) 比が 0 . 丄 2 までは大きな差がない が . い . 1 1 以下で 脆化が急激に改善され、 4 kg — rv: ( δ kg - πι / cnf ) 以丄 とな り、 更に 0. 1 0 以下では 6 kg— m ( 7.5 kg - m / cn?) 以上の優れた特性が得られる ことが分る。 M nは 脱酸剤及び脱硫剤と して欠かせないものであ り、 0.6 %以下添加する必要がある。
第 3 図は同じ く M n量との関係を示す線図である。 図 に示す如く 、 脆化後の衝撃値は N ί量が 2. 1 %以下で ほ Μ η量を減ら しても大きな効果が得られず、 N i量 2. 1 %を越えた含有量とする こ と によ り M n を減らす こと による効果が顕著である。 特に、 N i 量が 2.4 % 以上で、 効果が大きいこ とが分る。
更に、 M n量が' 0. 7 。/。付近では N i 量によ らず衝撃 値の改'善は得られないが、 M n量を 0.6 %以下にすれ ば M n量が低いほど N ί量が 2.4 。/。以上で衝撃値の高 いものが得られる。
第 4 図は同じ く N i 量との関係を示す線図である - 図 に示す如く M n量が 0 * 7 %以上では N i を高めても脆 化に对する改善は小さ いが、 それ以下の M n に対しては N i の増加によって脆化が顕著に改善される ことが明ら かである。 特に 0. 1 5〜 0.4 %の M n 量では 2.2 % 以上の i量で顕著に向上し、 2.4 %以上で 6 kg— m ( 7 .5 kg - m / αί } 以上， 更に 2.5 %以上の： ί 丄 量で は 7 kg— m / d ) 以上の高い値が得られるこ とが明らか である、 " 第 5 図は 4 5 0 °C X 1 05 h ク リ ープ破断強度と N i 量と の関係を示す線図である。 図に示す如 く N i 量が 2 . 5 %付近までは強度にほ と んど影響ない が、 3 . 0 % を越える と 5 0 kgZ譲 2 を下回 り 、 目標とする強度が 得 られない。 尚、 M n は少ない方が強度が高 く 、 0 · 15〜 0 . 2 %付近で最も強化さ れ、 高い強度が得 られる。 第 6 図は本発明のガスタ ー ビンデ ィ スク の断面図であ る。 第 3表はその化学組成 （重量％ ) である。
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Z.0000/88df/lDd 980S0/88 OM 溶解を カーボン真空脱酸法にて行い、 鍛造後、 1 0 5 0 °C で 2 h加熱後、 1 5 0 °Cの油中に焼入れ し、 次いでその 温度から 5 2 0 °Cで 5 h 加熱後空冷及び 5 9 0 °Cで 5 h 加熱後炉冷の焼戻を行った。 こ のディ ス ク は外径 1 000腿 ， 厚さ 2 0 0 讓であ り 、 熱処理後図に示す形状に機械加工 したものである。 中心孔 1 1 は 6 5 mmである。 1 2 はス タ ツキ ン グボル ト を揷入用穴が設け られる部分、 1 3 は タ ー ビンブレー ド を植込みされる部分である。
本ディ スク の前述と 同様の脆化後の衝擊値は 8 . 0 kg - m ( 1 0 kg - m / cnf ) 及び 4 5 0 °C X 1 0 5 時間ク リ 一プ破断強度は 5 5 . 2 kg 讓 2 であ り 、 優れた特性を 有 していた。
実施例 2
第 1 図は前述のディ スク を使用 した本発明の一実施例 を示すガスタ ー ビンの回転部の断面図である。 1 はタ 一 ビン ス タ ブシャ フ ト 、 2 は タ ー ビンノ ケ ッ 卜 、 3 は タ ー ビンスタ ツ キ ン グボル 卜、 4 は タ ー ビンスぺーサ、 5 は デスタ ン 卜 ピース、 6 はコ ンプ レ ッサディ スク 、 7 はコ ン プ レ ッサブ レ 一 ド 、 8 は コ ン プ レ ッ サ ス タ ツ キ ン グボ ル ド 、 9 は コ ン プ レ ッ サス タ ブシャ フ ト 、 1 0 は タ 一 ビ ンディ スク 、 1 1 は中心孔であ る 本発明のガスタ ー ビ ンはコ ンブ レ ッサ S が 1 7 段ぁ リ 、 又タ ー ビンノ ケ ッ ト 2 が 2段のものであ る： タ ー ビンノ ケッ ト 2 は 3 段の場 合もあ り、 いずれにも本発明の鋼が適用できる
第 4表に示す材料について実物相当の大形鑼を、 ェ レ ク ト ロスラグ再溶解法によ リ溶製し、 鍛造 · 熱処理を行 つた。 鍛造は 8 5 0〜 1 1 5 0 °Cの温度範囲内で、 熱処 理は第 4表に示す条件で行なった。 第 4表には試料の化 学組成 （重量％ ) を示す。 これら材料の顕微鏡組織は、 Να 6〜 9 が全焼も どしマルテンサイ ト組織， 1 0及び 1 1 が全焼も どしべ一ナイ ト組織であった。 ！'(i Sはデス タン トビ一ス及び最終段のコンプレッサディ スク に使用 し、 前者は厚さ 6 0 腿 X幅 5 0 0 謂 i X長 1 0 0 0 腿 ， 後 者は直径 1 0 0 0 諷 ， 厚さ 1 8 0 腿 ， Να 7はディスク と して直径 1 0 0 0 mm X厚さ 1 8 0 に、 No. 8 はス-ぺ一サ と して外径 1 0 0 0 醒ズ内怪 4 0 0 删 X厚さ 1 0 0 瞧に、 No. 9 はタ ービン， コ ンプレッサのいずれのスタ ッキング ボル 卜 と して直径 4 0 腿 X長さ 5 0 0 鹏 ， ； \o. 9 の鋼を用 い同様にディ スタ ン ト ピースと コ ンプレッサディ スク と を結合するボル トも製造した。 No. 1 0及ぴ 1 1 はそれぞ れタービンスタ ブシャフ 卜及びコ ンプレ ソサスタ ブシャ フ 卜 と して直径 2 5 0 腿 X長さ 3 0 0 に鍛伸 し た。 更に、 Να 1 0 の合金をコ ンプレッサディ スク 6 の 1 ？ 〜 1 6段 に使用 し、 α 1 上 の鋼をユンプレッサ 6 の初段から 1 2 段まで使用 された これ らはいずれもタ 一ビンディ スク と同様の大き さ に製造した , 試験片は熱処理後、 試料の 中心部分から 、 No. 9 を除き、 軸 （長手） 方向に対 して直 角方向に採取 し た。 こ の例は長手方向に試験片を採取 し - た。
第 5表はその室温引張、 2 0 °C V ノ ッチシャルビ一衝 撃およびク リ ープ破断試験結果を示すものであ る 。 45 0 °C X 1 0 5 h ク リ ープ破断強度は一般に用 い られてい る ラルソ ン一 ミ ラー法によって求めた。
本発明の Να 6 〜 9 ( 1 2 C r鋼） を見る と 、 4 5 0。C , 1 0 5 h ク リ ープ破靳強度が 5 1 kg Z I腿2 以上， 2 0 °C V ノ ッチシャルピー衝擊値が 7 kg— m Z cnf 以上であ り 、 高温ガスタ ー ビン用材料と して必要な強度を十分満足す る こ と が確認さ れヂこ。 ' - 次にスタ ブシャ フ ト の No. 1 0 及び 1 1 (低合金鋼） は、 4 5 0 °Cク リ ープ破斬強度は低いが、 引張強さ が 8 6 kg Z ram 2 以上、 2 0 °C V ノ ッチシャルビ一衝聲値が 7 kg— m / CD!以上であ り 、 スタ ブシャ フ ト と して必要な強度
(引張強さ ≥ 8 1 kg / ran 2 ， 2 0 °C V ノ ッチシャルビ一 衝撃値 5 kg— mノ cm2 ) を十分満足する こ と が確認され た。
以上の材料の組合せに よって構成し た本発明のガスタ 一ビンは、 圧縮比 1 4 . 7 ， 温度 3 5 0。C以上， 圧縮機 効率が 8 ' 6 %以上， 初段 ノ ズル入 口 の ガ ス温度約 1 20 0 °C が可能と な り 、 3 2 %以上の熱効率 （ L H V ) が得 ら . る。
- このよ う な条件におけるデスタ ン 卜 ピースの温度及び 最終段のコ ンプレッサディスク の温度は最高 4 5 0 °Cと なる。 前者は 2 5 〜 3 0 腿及び後者は 4 0 〜 7 O moiの肉 厚が好ま しい タービン及びコンプレッサディスクはい ずれも中心に貫通孔が設けられる。 タービンディスク に は賞通孔に圧縮残留応力が形成される。
更に、 本発明のガスタ ービンはタ一ビンスぺ一サ 4 ， ディスタ ン トピース 5及びコンプレッサディスク Sの最 終段に前述の第 3表に示す耐熱鋼を用い、 他の部品を前 述と同 じ鋼を用いて同様に構成した結果、 圧縮比 14 . 7， 温度 3 5 Q °C以上， 圧縮効率 8 6 %以上、 初段ノ ズル入 口のガス温度が 1 2 0 0 °Cと可能とな り、 3 2 % ¾上の 熱効率が得られる と ともに、 前述の如く ク リープ破断強 度及び加熱脆 後の高い衝撃値が得られ、 よ り信頼性の 高いガスタービンが得られるものである。
第
'Λ 施 ij 組 成 ( % )
魏 fill 銅 M .... c S i i M 11 C r- N i M o V N b N F e
G 1050°C X 5 hOQ
0.10 0.0Ί 0.70 11.56 1.98 1.98 0.20 0.08 0.06 残部 550°C X 15 AC
(T 入 タ ン 卜 ヒ ース)
一 . _ —― _ .」■ 600°C X 15hAC
7 1050°C X 8 hOQ
0.10 0.05 0.65 ] 1.49 1.70 2.04 0.19 0.08 0.06 55()°C X 20 AC
(タ ー ビンディ ス ク）
150()°C X 20 AC
8 1050°C X 3 hOQ
0.09 0.07 ().Γ)Π 1.1.57 2.3】 2.22 0.18 0.09 0.06 f)5fl°C X lOhAC
(ス ぺ 一 サ）
600°C X lOhAC
9 1050°C X 1 hOQ
0.10 0.03 0.69 11.94 1.86 2.25 0.21 0.15 0.05 ft 550°C X 2 hAC 人タ、.ノキノクポ レ卜)
600°C X 2 hAC
1 0 975°C X 8 hWQ
0.26 0.25 0.79 1.on OAl 1.25 0.23 ft 605 "C X 251) AC
(.：· r M c> V鋼 665°C X 25hAC
1 1 8 0UC X 8 hWQ
0.20 0.21 0.36 1.51 2.78 0.62 0.10 ft 635°C X 25hAC
N i C Γ· o V ipg 635°C X 5hAC
Figure imgf000030_0001
.0000/88df/lDd 则 SO/88 ΟΛ 実施例 3
第 7 図は本発明の耐熱鋼を使用 したガスタ ービンディ スク を有する一実施例を示すガスタ ービンの回転部分の 部分断面図である。 本実施例における タ ー ビンディ スク 1 0 は 3段有 してお り 、 ガス流の上流側よ り 初段及び 2 段 目 には中心孔 1 1 が設け られてい る 。 本実施例におい てはいずれも第 3 表に示す耐熱鋼によって構成 したも の であ る ： 更に、 本実施例ではコ ンプ レ ッサディ スク 6 の ガス流の下流側での最終段、 ディ スタ ン ト ピース 5 ， タ — ビンスぺーサ 4 , タ 一ビンスタ ツ キン グボル 卜 3 及び . 'コ ンプ レッサスタ ツ キン グボル Ί、 8 に前述の第 3 表に示 す耐熱鋼を用いたものである 。 その他の タ ービンブ レ ー ド 2 ， タ ービン ノ ズル 1 4 ， 燃焼器 1 5 の ラ イ ナ 1 7， コ ンプ レッサブ レー ド 7 ， コ ンプ レッサ ノ ズル 1 6 ， ダ ィ ャ フ ラ ム 丄 3 及びシュラ ウ ド 1 9 を第 S表に示す合金 によって構成 した - 特に、 タ 一 ビン ノ ズル 丄 2及びタ ー ビンブ レー ド 2 は鐯物によって構成される 。 本実施例に おける コ ンプ レッサは 1 7段有 してお り 、 実施例 2 と 同 様に構成 した： タ ー ビンスタ ブシャ フ ト 1 及びコ ンプ レ ッサスタ ブシャ フ ト 9 は各々実施例 2 と 同様に構成 した。 6
C S 1 Μ π C r Ν i. C 0 F e Mo B W T j そ の 他 タ一'ビンブレ一ド 0.15 Ο. ΓΙ 0.12 1 '「),()(） 残 部 9.02 ― 3.15 0.01.5 3.55 4.11 Zr0.05,Aj?, 5.()0 タ 一 ビ ン ノ ズル [)Μ 0.75 0,66 29,16 10. 8 残部 0.010 7.11 0.23 Nb0.21,Zr0.1 燃 焼 ラ ィ ナ 0.07 ο, 0.75 22.13 残 部 1.57 1.8.47 9.12 0.008 0.78 二 1 ン プ レ ッ サ
0.1.1 (Ml 0,61 12.07 0.31 残 部
ブレード , ノズル
(1) 0.08 0.87 0.75 22. Hi 残 部 1.89 18.93 9.61 0.005 0.85
シラウドゼグ ン卜
(2) OA) 0.65 1.00 23 0.55 25.63 残 部 0.25 Nb0.33 ダ ィ ャ フ ラ ム 0.025 0.81 1.79 19,85 11.00 II
第 6表中、 タ ー ビン ブ レ ー ド ， タ ー ビン ノ ズル， シ ュ ラ ウ ドセ グメ ン ト （ 1 ) 及びダイ ヤ フ ラ ムはいずれも ガ ス上流側の一段 目 に使用 したも ので、 シュラ ウ ドセ グメ ン ト （ 2 ) は 2段目 に使用 したものであ る 。
本実施例においてコ ンプ レ ッサディ スク 6 の最終段は 外径に対する最小肉厚 （ t ) の比 （ t Z D ) が 0 . 0 8 であ り 、 ディ タ ン ト ピース 5 の最大内径 （ D ) に対する 最小肉厚 （ t ) の比 （ t D ) が 0 . 0 4 であ り 、 更に タ ービンディ スク の直径 （ D ) に対する中心部の最大肉 厚 （ t ) の比 （ t ノ D ) が初段は 0 . 1 9 及び第 2段が 0 . 2 0 5 であ り 、 ディ ス ク間の間隔 （ β ) の比 （ β Ζ D ) が Q . 2 1 である。 各タ ー ビンディ 'スク間には空間 が設け られてい る。 タ ービンディ スク には全周にわたつ て等間隔に各ディ スク を連結する ためのボル ト挿入用の 六が複数個設け られて い る 。
以上の構成によって、 圧縮比 1 4 . 7 ， 温度 3 5 0 °C 以上， 圧縮効率 8 6 %以上， 初段タ ー ビン ノ ズル入 口 の ガス温度が 1 2 0 0 °C.と可能にな り 、 3 2 %以上の熱効 - 率 が得 ら れ る と と も に 、 タ ー ビン ディ ス ク ， ディ ス タ ン ト ピー ス ， スべ一サ ， コ ン プ レ ッ サディ ス ク の最終段 ， ス タ ツ キ ン グボル ト を前逑の如 く 高い ク リ 一プ破断強度 及び加熱脆化の少ない耐熱鐫が使用 さ れる と と も に 、 タ 一ビン ブ レ ー ド に おいて も高温強度が高 く '、 タ 一ビン ノ ズルは高温強度及び高温延性が高く 、 燃焼器ライナは同 様に高温強度及び耐疲労強度が髙ぃ合金が使用されてい るので、 総合的によ り信頼性が高くバラ ン スされたガス タービンが得られるものである。
〔産業上の利用可能性〕
本発明によれば、 高温高圧 （ガス温度 ： 1 2 0 0 。C以 上， 圧縮比 ·： 1 5 ク ラス） ガスタ ービン用ディ スク に要 求されるク リ一プ破断強度及び加熱脆化後の衝撃値が満 足するものが得られ、 これを使用 したガスタービンはき わめて高い熱効率が達成される顕著な効果が発撣される。

Claims

請求の範囲
1 . 重量で C 0 .0 5〜 0. 2 % , S i 0 . 5 %以下，
M n 0 .6 %以下， C r 8〜 1 3 % ， Μ ο 1 . 5 〜 3 %， N i 2〜 3 %， V 0. 0 5〜 0. 3 % ， N b及び T a の 1種又は 2種の合計量が 0.0 2 〜 0 . 2 %及び N 0.02 〜 〇 . ュ ％ を含み， 前記 （ M n ノ N i ) 比が 0 . 1 1 以 下及び残部が実質的に F e か らなる こ と を特徵とする 耐熱鋼。
2 . 重量で、 C 0.0 7 〜 0 . 1 5 % ， S i 0 .0 1 〜 0.1 %， M n 0 . 1 〜 0.4 % ， C r 1 1 〜 1 2. 5 % ，
N i 2. 2 〜 3. 0 %， M o 1 .8 〜 2 . 5 %， N b及び T a の 1種又は 2種の合計量が 0.0 4 〜 0. 0 8 % ， V 0. 1 5 〜 0 . 2 5 %及び N 0. 0 4 〜 0 . 0 8 % を含 み、 前記 （ M n N i ) 比が 0. 0 4 〜 0. 1 0 、 残部 が実質的に F e からな リ 、 全焼戻 しマルテ ンサイ 卜組 織を有する こ と を特徵とする耐熱鋼。
. 重量で、 C 0 . 0 5〜 0 . 2 % ， S i 0.5 %以下， M n 0 .6 %以下， C r 8 ~ 1 3 % ， M o 1 . 5 〜 3 % ， ： 丄 2 〜 3 % ， V 0 .0 5 〜 0 . 3 % ， b及び T a の 丄 種又は 2種の合計量が 0 . 0 2 〜 0 . 2 %及び N 0.02 〜 0 . 1 % を含み、 前記 （M n Z i ) 比が 0 . 1 1 J¾ 下及び残部が実質的に F e か らな り 、 4 5 0 Vで〗 0 f 時間ク リ 一プ破鞒強度 'が δ 0 kg / min 2 以上及び δ 0 0 °Cで 1 0 3 時間加熱後の 2 5。C V ノ ッチシャルピ一衝 撃値が 5 kg— m / C1 以上である こ と を特徵とする耐熱
4 . 重量で、 C 0 . 0 5〜 0 . 2 %， S i 0 , 5 °/ό以下， Μ η 0 . 6 %以下， C r 8〜 1 3 %， Μ ο 1 . 5〜 3 % N i 2〜 3 %， V 0 , 0 5〜 0 . 3 %， N h及び T a の 1種又は 2種の合計量が 0 . 0 2〜 0 . 2 %及び N 0. 02 〜 0 . % と、 W 1 %以下， C o 0 . 5 %以下， C u
0 . 5 %以下， B 0 . 0 1 %以下， T i 0 . 5 %以下， A β 0 . 3 %以下， Z r 0 . 1 %以下， H f 0 . 1 %以 下， C a 0 . 0 1 %以下， M g 0 . 0 1 %以下， Y 0 . 01 %以下及び希土類元素 0 .' 0 1 % 以下の'少な く とも 1 種とを含み、 残部が実質的に F e からなるこ と を特徽 とする耐熱鑼。
5 . 円盤状で、 該円盤祅の外周部に翼が植込まれる凹状 の翼植込み部が設けられ、 前記円盤の中心部で最大の
- 厚さ を有し、 前記円盤の外周側にボル ト を揷入する貫 通孔を有し前記ボル トによって複数個の前記円'盤を違 結する搆造を有するディスク において、 該ディスクは
4 5 0 =Cで 1 0 5 時間ク リ 一プ破断強度が 5 0 kg mni 2 以上及び 5 0 -0。Cで ； L 0 3 時間加熱後の 2 5 °Cの V ノ ツチシャルビー衝撃値が' 5 kg— m / cm &..上である全焼 戻マルテンサイ 卜組織を有するマルチンサイ ト系鋼か らな り 、 前記円盤の外径 （ D ) に対する 中心部の肉厚 ( t ) と の比 （ t ノ D ) が 0. 1 5 〜 0. 3 0であ る こ と を特徵とする ガスタ ー ビンディ スク 。
. 円盤状で、 該円盤状の外周部に翼が植込まれる凹状 の翼植込み部が設け られ、 前記円盤の中心部で最大の 厚さ を有 し、 前記円盤の外周側にボル ト を挿入する貫 通孔を有 し前記ボル ト によって複数個の前記円盤を連 結する構造を有するディ スク において、 該ディ スク は 重量で、 C 0. 0 5 〜 0. 2 % , S i 0. '5 %以下， Mn 0 .6 %以下， C r 8〜 1 3 % , M 0 1 .5〜 3 %， N i 2 〜 3 % ， V 0.0 5〜 0. 3 %， N b及び T a の 1 種又は 2種の合計量が' 0.0 '2〜 0. 2 %及ぴ N 0.02 〜 0. 1 % を含み、 残部が実質的に F e から な り 、 前 記 （ M n / K i ) 比が 0. 1 1 以下及び全焼戻マルテ ンサイ ト組織を有する こ と を特徴とする ガスタ ー ビン ディ スク 。
. 円盤状で、 該円盤状の外周部に冀が植込まれる 凹状 の翼植込み部が設け られ、 前記円盤の中心部で最大の 厚さ を有 し、 前記円盤の外周側にボル ト を揷入する貫 通孔を有 し前記ボル ト によって複数個の前記円盤を連 結する構造を有する'ディ スク において、 該ディ ス ク は 重量て、 C C . 0 5 〜 0 . 2 ， S i 0 . 5 % 以下， M η 0 . β %以下， C r 8 〜 ] 3 % ， M い 1 . 5 〜 3 % ， N i 2〜 3 %， V 0 . 0 5〜 0 . 3 %， N b 及び T a の 1'種又は 2種の合計量が 0 . 0 2〜 0 . 2 %及び N 0 . 02 〜 0 . 1 % と、 W 1 %以下， C o 0 . 5 %以下， C
0 . 5 %以下， B 0 . 0 1 %以下， T i 0 . 5 %以下， A £ 0 . 3 %以下， Z r 0 . 1 %以下， H f 0 . % 以 下， C a 0 . 0 1 %以下， M g 0 . 0 1 %以下， Y 0. 01 %以下及び希土類元素 0 . 0 1 % 以下の少な く とも 1 種と を含み、 残部が実質的に F e からな リ、 前記 （Mn Z N i ) 比が 0 . 1 1 以下及び全焼戻マルテンサイ ト 組織を有するこ と を特徽とするガスタービンディスク。 . 複数個のタ一ビンディスク を該ディスクの外周側で リ ング状のスぺーサを介しボルトによって違結される 前記スぺ一サにおいて、 該スぺーサは 4 5 0。Cで 105 時間ク リ 一プ破断強度が 5 0 kg / ram 2 以上及び 5 0 〇 Cで 1 0 s 時間加熱後の 2 5 °Cの V ノッチシャルビ― 衝撃値が 5 kg— m / cm J¾上である全焼戻マルテンサイ ト組織を有するマルテンサイ ト系鋼からなる こと を特 徵とするガスタービン用タービンスぺーザ- . タ一ビンディ スク と コ ンプレッサディ スク と を円筒 状ディ スタ ン トピースを介してボル トによつて違結す るものにおいて、 前記ディ スタ ン ト ビ一スは 4 5 0 °C で 1 0 5 時間ク リ一プ破断強度が 5 0 kg / 鹏 2 以上及 び 5 0 0 °Cで 1 0 s 時間加熱後の 2 5 V V ノ ツチシャ ルビ一衝擊値が 5 kg— m Z ci 以上であ る全焼戻マルテ
' ンサイ ト組織を有するマルテ ンサイ 卜系鋼か ら な り 、
前記円筒体の最大内径 （ D ) に対する最 / 肉厚 （ t ) の比 （ t / D ) が 0 .0 5〜 0. 1 0である こ と を特徴 とする ガスタ ー ビン用ディ スタ ン ト ピース。
10. タ ー ビンディ スク と コ ンプ レッサディ スク と を 円筒
状ディ スタ ン ト ピースを介 してボル ト によって連結す るも の において、 該ディ スタ ン 卜 ピー スは重量で、 C 0.0 5〜 0. 2 % , S i 0 .5 %以下， M n 0 . 6 %以 下， C r 8 〜 ； L 3 %， M o 1 . 5〜 3 % ， N i 2〜 3 %， V 0.0 5〜 0.3 %， N b及び T a の 1 種又は 2 種の合計量が 0 .0— 2〜 0 . 2 %及び N O .0 2〜 0. 1 ' % を含み、 残部が実質的に F e か らな り 、 前記 （ M η N i ) 比が 0 . 1 1 以下及び全焼戻マルテンサイ ト 組織を有する こ と を特徵とする ガスタ ー ビン。
11. タ ー ビンディ スク と コ ンプ レ ッサディ スク と を 円筒
状ディ スタ ン ト ピースを介 してボル ト によって連結す る もの において、 前記ディ ス タ ン 卜 ピースは重量で、 C 0. 0 5〜 0 . 2 %， S j 0. 5 %以下， M n 0 .6 % 以下， C r 8〜 1 3 %， M 0 1 . 5〜 3 % ， i 2〜 3 %， V 0 .0 5〜 0 . 3 %， N b 及び丁 a の 1 種又は 2種の合計量が 0 . 0 2〜 0. 2 %及び N 0 . 0 2〜 0 · 1 % と 、 W 1 %以下， C o 0 . 5 %以下 . C. υ 0 . 5 % ϋΐ 下， B 0.0 1 %以下， Τ ί Ο .5 %以下， A fl 0. 3 %以下， Z r 0. 1 %以下， H f 0. 1 %以下， C a 0.0 1 °/。以下， M g 0.0 1 %以下， Y 0.0 1 % 以 下及び希土類元素 0.0 1 °Λ 以-下の少なく とも 1種と を含み、 残部が実質的に F e からなリ、 前記 （ M n Z N i ) 比が 0. 1 1 以下及び全焼戻マルテンサイ ト組 織を有する こ と を特徴とするガスタ ービン用ディ スタ ン 卜ピース。
12. 円盤状で、 該 盤状の外周部に翼が植込まれる凹状 の翼植込み部が設けられ、 前記円盤の舛周側にボル ト を揷入し該ボルトによって複数個の前記円盤 連結す る構造を有し、 前記円盤の中心部及び貫通？» ¾：·有する 部分で最大の厚さを有するコンプレッサディ スク にお いて、 詨ディスク.の少な く ともガス温度が高温側の最 終段が、 4 5 0 °Cで 1 05 時間ク リープ破断強度が 5 0 kg /鹏2 以上及び 5 0 0 °Cで 1 0 s 時間加熱後の 2 5。Cの Vノッチシャルピー衝撃値が 5 kg— m cni以 上である全焼戻マルテンサイ 卜組織を有するマルテン サイ 卜系錮からな り、 前記円盤の外径 （ D ) に対する 最小肉厚 （ t )' の比 （ 'し ノ D ) を 0.0 5〜 0. 1 0 と する.こと を特徴とするガスタ ービン用コンプレッサデ イ ク、ク
. 円盤状で、 該円盤状の円周部に翼が植込まれる凹状 の翼植込み部が設け られ、 前記円盤の外周側にボル ト を挿入 し該ボル ト によって複数個の前記円盤を連結す る構造を有 し、 前記円盤の中心部及び貫通孔を有する 部分で最大の厚さ を有する コ ンプレ ッサディ ス ク にお いて、 該ディ スク の少な く と もガス温度が高温側の最 終段が重量で、 C 0 . 0 5〜 0 . 2 %， S i 0 . 5 % 以 下， M n 0 . 6 %以下， C r 8〜 1 3 %， M o 1 . 5〜 3 %， N i 2〜 3 %， V 0 . 0 5〜 0 . 3 %， N b 及ぴ T a の 1 種又は 2種の合計量が 0 . 0 2〜 0 . 2 %及び N 0 . 0 2〜 0 . 1 % を含み、 残部が実質的に F e か ら' な り ： 前記 （ M n Z N i ) 比が 0. Γ 1 以下及び全焼 ' 戻マルテ ンサイ ト組織を有する こ 'と を特徵とする ガス ' タ ー ビン用 コ ン プ レ ッ サディ ス ク 。
14. 円盤 で、 該円盤状の円周部に翼が植込まれる凹状
の翼植込み部が設け られ、 前記円盤の外周側にボル ト を挿入 し該ボル ト によって複数個の前記円盤を連結す る構造を有 し 、 前記円盤の中心部及び貫通孔を有する 部分で最大の厚さ を有する コ ンプ レ ッサディ スク にお いて、 該ディ ス ク の少な く と も ガス温度が高温側の最 終段が重量で、 C 0 . 〇 5〜 0 . 2 , S i 0 . 5 % 以下， M n 0 . β %以下， C r 8〜 1 3 %， Μ ο 1 . 5〜 3 %， N i 2〜 3 %， V 0 . 0 5〜 G . 3 %， N b 及ぴ T a の 1 種又は 2種の合計量が 0.0 2〜 0. 2 %及び N 0. C' 2 〜 0. 1 % と、 W 1 %以下， C o O .5 %以下， C u
0.5 %以下， B 0.0 1 %以下， T i 0.5 %以下， A 0.3 %以下， Z r 0. 1 %以下， H f 0. 1 % 以 下， C a 0.0 1 %以下， M g 0.0 1 % J¾下， Ύ 0.01 %以下及び希土類元素 0 * 0 1 % 以下の少な く と も 1 種と を含み、 残部が実質的に F e からな り 、 前記 （Mn ZN i ) 比が 0 .1 1 以下及び全焼戻マルテンサイ ト 組織を有する こ と を特徵とするガスタ ービン甩コ ンブ レッサデイ スク 。
15. 锺数個のダービンディ スク を連結するボル ト及び複 - 数個のコ ンプ レッサディ スク を違結するボル ト におい
て、 前記ボル トの少な く とも一方は 4 5 0 °Cで 1 05 ' 時間ク リ ーブ破断強度が 5 0 kg /腿2 以上及ぴ 5 0 0 °Cで 1 03 時間加熱後の 2 5 °Cの Vノ ッチシャルビー 衝撃値が 5 kg—-m Z of以上である全焼戻マルテンサイ ト組織を有するマルテンサイ ト系鎩からなる こ と を特 徵とするガ-スタービン用スタ ッキングボル ト。
16, タ ービンスタ ブシャ フ ト と 、 該シャ フ ト に タ 一 ビン
スタ ッキングボ レ 卜によって互いにスぺ一サを介 して 連結された複数個のダービンディ スク と、 該ディ スク に植込まれたタ ービンバケツ 卜 と 、 前記ボル ト によつ て前記千' イ スク に違結されたディ スタ ン ト ピースと、 該ディ スタ ン 卜 ビースに コ ン ブ レ ッ サ ス タ ツ キ ン グボ ル 卜 によって連結さ れた複数個の コ ンプ レ ッサディ ス ク と 、 該ディ スク に植込まれたコ ンプ レ ッサブ レー ド と 、 前記コ ンプ レッサディ スク の初段に一体に形成さ れたコ ンプ レッサスタ ブシャフ ト を備えたガスタ ー ビ ンにおいて、 少な く と も前記タ ービンディ スク は 450 Cで 1 0 5 時間ク リ一プ破断強度が 5 0 kg Z 扁 2 以上 及び 5 0 0 。Cで 1 0 3 時間加熱後の 2 5 。C V ノ ッチシ ャルピー衝撃値が 5 kg— m ci 以上である全焼戻マル テ ンサイ ト組織を有するマルテ ンサイ ト鋼よ り な り 、 タ ービンディ スク の外径 （ D ) に対する各タ ー ビンデ イ ス ク間の距離 （ β ) を 0 . 1 5 〜 0 . 2 5 とする こ と を特徴とするガスタ ービン。 ' . 前記最終段の コ ンプ レ ッサディ スク はその直径のデ イ ス ク ょ リ 高い剛性を有する構造であ る特許請求の範 囲第 _! 6項に記載のガスタ ー ビン。
. 前記タ ー ビンスタ ツキン グボル 卜 ， ディ スタ ン ト ビ ス， タ 一 ビンスぺ一サ， コ ンプ レッサディ スク の少 な く と も最終段から中心部まで、 コ ンプレ ッサスタ ツ キングボル ト の少な く と も 1 つ をマルテンサイ 卜鋼に よって構成 し た特許請求の範囲第 1. 6項に記載のガス タ ー ビン。
. 前記マ ル ンサイ ト鋼は重量で、 C ΰ . 0 5 〜 0 . 2 % ， S i 0 . 5 %以下， M n i . 5 %以下， C r 8 〜 1 3 % , M o 1 .5〜 3. 5 % ， N i 3 %以下， V
0.0 5〜 0. 3 %， N b及び T a の 1種又は 2種の合
. 計量が 0. Q 2〜 0.2 °/。及ぴ N 0.0 2〜 0. 1 °/ό を含
み、 残部が F e及び不可避不純物で構成されている特 許請求の範囲第 1 8項に記載のガスタ ービン。
20. 前記マルテンサイ ト鐧は、 4 5 0 °Cで 5 0 kg Z舰 2
以上の 1 0 時間ク リ一プ碳断強度と 5 kg— m Z of以 上の Vノツチシャルピー衝擊値を有する特許請求の範 囲第 1 9項に記載のガスタ ービン。
21. 前記タ ービンスタ ブシャフ トは重量で、 C 0 .2 〜 0.4 %， M n 0.5〜 1.5 %， S i 0. 1〜 0.5 %， C r 0.5〜 1 .5 %， N i 0.5 %以下， M o 1 .0〜 2.0 % , V 0. 1〜 0.3 % ， 残部が F e及ぴ不可避 不鈍物で構成されている特許請求の範囲第 1 6項〜第 2.0項のいずれかに記载のガスタ ービン e
22. 前記タ ービンスぺーサが重量で C 0.0 5〜 0.2 %， S i 0.5 %以卞， M n 1 % J¾下， C r 8〜 1 3 %，
M o 1.5〜 3.0 % , N i 3 %以下， V 0.0 5 〜
0.3 % , ひ .0 2〜 0.2 % ， N O , 0 2〜 0. 1
%， 残部が F e及び不可避不钝物で構成されている特 許請求の範囲第 1 6項〜第 2 0項のいずれかに記载の ガスタ ービン：
23. 前記タ一ビンス タ ッキングボル トが重量で、 C O.05 . 〜 0 . 2 %， S i 0 . 5 %以下， M n 1 %以下， C r 8 〜 1 3 %， M o 1 . 5〜 3 %， N i 3 %以下， V 0.05 〜 0.3 %， N b 0 .0 2〜 0.2 %， N O .0 2〜 0.1 % を含み、 残部が F e及び不可避不純物で構成されて いる特許請求の範囲第 1 S項〜第 2 0項のいずれかに 記載のガスタ ー ビン。
24. .前記タ ービンデスタ ン ト ピースが重量で、 C 0.05〜 0.2 % , S i 0 . 5 %以下， M n 1 %以下， C r 8〜 1 3 %， M 0 1 .5〜 3 %， N i 3 %以下， V 0.05 〜 0 . 3 % , N b 0. 0 2〜 0. 2 %， N 0.0 2〜 0 . 1 % を含み、 残部が F e及び不可避不純物で構成さ れて い る特許請求の範囲第 1 6項〜第 2 0項のいずれかに 記載のガスタ ービン。
25. 前記コ ンプレ ッサースタ ツ キ ン グボル 卜 が重量で C 0.0 5〜◦ . 2 % ， i 0. 5 %以下， M n 1 %以下， C r 8 〜 ュ 3 %， M o 1 . 5〜 3 %， N i 3 %以下 ，
V 0.0.5〜 0. 3 % , N b 0 . 0 2〜 0. 2 %， N 0 . 0 2 〜 0. 1 % を含み、 残部が F e 及び不可避不純物で構 成されてい る特許請求の範'囲第 1 6項〜第 2 0項のい ずれかに記載の ガスタ ー ビン。
26. 前記コ ン プ レ ッ サブ レ ー ドは重量で C 0. 0 5〜 0.2 %， S i 0 . 5 % 以下， M n 丄 ％以下， C r ュ 0〜 1 3 % を含み、 残部が F e 及び不可避不純物からな る マルテンサイ ト鋼で構成されている特許請求の範囲第 1 6項〜第 2 0項のいずれかに記載のガスタービン c
27. 前記コンプレッサディスクのガス上流側の初段から
中心部までの上流側を重量で、 C O . 1 5 0.3 0 % S i 0.5 %以下， M n 0.6 %以下， C r 1 2 %
N i 2.0 4.0 % , M o 0 · 5〜： L . Q % V 0.05 0.2 % 及び残部が実質的に F e からな り 、 前記中心 ' 部から下流側の少なく とも最終段を除く前記ディスク を重量で、 C 0 .2 0.4 % S i 0. 1 0 5 %
M n 0.5〜 ； 1 .5 % C r 0.5 1 .5 % N i 0.5 %以下， M o 1 0 2.0 % V 0. 1 0.3 %及ぴ 残部が実質的に F e からなる特許請求の範囲第' 1 6項
〜第 2 0項のいずれがに記載のガスタービン。
28. 前記コ ンプレッサスタ ブシャフ ト が重量で C 0.15
0.3 % , M n 0 .6 %以下， S i 0. 5 %以下 ， N 丄 2.0 4.0 % C r> 1 2 % M o 0.5 1 %
V 0.0 5 0.2 %を含み、 残部が F e及び不可避不 鈍物で構成されている特許請求の範囲第 1 6項〜第
2 0項に記载のガスタ ービン。
29. タ ー ビンスタ ブシャ フ 卜 と、 該シャフ 卜にタ ービン
スタ ツキングボル トによって互いに スぺ一サを介して 連結された複数個のタ ービンディ ス ク と、 該ディ スク に植込まれたタ一ビン ブ レー ド と、 前記ボ /レ ト によつ て前記ディ スク に連結されたディ スタ ン ト ピースと 、 該ディ スタ ン ト ピースにコ ンプ レ ッサスタ ツ キン グボ ル ト によって連結さ れた複数個のコ ンプ レ ッサデイ ス ク と 、 該ディ スク に植込まれたコ ンプ レ ツサブ レ一 ド、 前記コ ンプ レ ッサディ スク の初段に.1体に形成さ れた コ ンプレ ッサスタ ブシャ フ ト を備えたガスタ ービンに おいて、 少な く と も前記タ ー ビンディ スク は重羞で、 C 〇 .0 5〜 0. 2 %， S i 0.5 %以下， M n 0.6 % 以下， C r 8 〜 1 3 % ， M o 1 . 5 〜 3 % ， N i 2〜 3 % , V 0 .0 5〜 0. 3 %， N b 及び T a の 1 種又は 2種の合計量が 0. 0 2*〜 0.2 %及び 1^.0. 0 2 〜 〇 . 1 % を含み、 残部が実質的に F e か ら な リ 、 前記 ( M n / i " ) 比が 0.0 1 以下及び全焼戻マルテン サイ 卜組織を有する こ と を特徴とする ガスタ ー ビン。 30. タ ー ビ ン ス タ ブシャ フ ト と 、 該シ ャ フ ト に タ ー ビン ス タ ツ キン グボル ト によって互い にスぺ一サ 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 に植込まれたタ ー ビン ブ レ ー ド と 、 前記ボル ト によつ て前記ディ スク に連結さ れたディ ス タ ン 卜ピー ス と 、 該デイ スタ ン ト ピースにコ ンプ レ ッサスタ ツ キ ン グボ ル 卜 によって連結さ れた複数個の コ ン プ レッサディ ス ク と 、 該デ ィ スク に植込まれたコ ンプ レ ッサブ レ一 ド と 、 前記コ ンプ レ ッサ千'イ ス ク の初段に一体に形成さ れたコ ンプレッサスタ ブシャフ ト を備えたガスタービ ンにおいて、 少な く とも前記タ ービンディ スク は重量 で、 C 0 . 0 5〜 0 . 2 %， S i 0 . 5 %以下， M n 0. 6 %以下， C r 8〜 1 3 %， M o 1 . 5〜 3 % ， N i 2 〜 3 %， V 0 . 0 5〜 0 . 3 %， N b 及び T a の 1種又 は 2種の合計量が 0 . 0 2〜 0 . 2 %及び N 0 . 0 2〜
0 . 1 % と 、 W 1 %以下， C o 0 . 5 %以下， C u 0. 5 %以下， B 0 . 0 1 %以下， T i 0 . 5 %以下， A β
0 . 3 %以下， Z r 0 1 %以下， H f 0 . 1 %以下， C a 0 . 0 1 %以下， M g 0 . 0 1 %以下， Y 0 . 0 ェ %以下及び希土類元素 Q . 0 1 %以下の少な く とも 1 種と を含み、 残部が実質的に F e からな リ 、 前記 -
( M n - N i ) 比が 0 . 0 1 以下及び全焼戻マルテン サイ 卜組織を有する こ と を特徴とするガスタ ービン。
. 前記タ ービンディ スク ， ディ スタ ン ト ビース及ぴコ ンプレ ッサディ スク の少な く と も高温側の最終段はい ずれも 4 5 0 °Cで 1 0 5 時間ク リ ープ破断強度が 5 0 . kg / mm 2 J¾上及び 5 0 0。Cで 1 0 3 時間加熱後の 2 5 °Cの V ノ ジチシャルビ一衝撃値が 5 kg - m X ci以上で ある全焼戻マルテンサイ ト組織を有するマルテンサイ 卜系鋼からなる特許請求の範囲第 1 6項〜 2 0項のい ずれかに記载のガフ、タ ービン
. 前記タ ー ビンディ スク ， ィ スタ ン ビ一ス及ぴコ ンプレッサディ スク の少な く と も高温側の最終段はい ずれも重量で、 C 0. 0 5〜 0. 2 % , S i 0 . 5 % 以 下， M n O . 6 %以下， C r 8〜 1 3 %， M o l . 5〜 3 % , N i 2〜 3 %， V 0.0 5〜 0. 3 %， N b 及び T a の 1種又は 2種の合計量が 0.0 2〜 0 . 2 %及び N 0. 0 2〜 0. 1 % を含み、 残部が実質的に F e か ら な り 、 前記 （ M n Z N i ) 比が 0 . 1 1 以下及び全焼 戻マルテ ンサ イ 卜組織を有する特許請求の範囲第 3 1 項のガスタ ー ビン。
33. 前記タ ー ビンディ ス ク ， 'ディ ス タ ン ト ビ一 ス及びコ ンプレ ッサディ スク の少な く と も高温側の最終段はい ずれも重量で、 C 0 .0 5〜 0 . 2 %， S i 0. '5 % 以 下， M n 0.6 %以下， C r 8〜 1 3 %， M o 1 .5〜 3 % , λ' i 2〜 3 %， V 0 . 0 5〜 0 . 3 %， ？ J b及び T a の 丄 種又は 2種の合計量が 0 . 0 2〜 0 . 2 %及び N 0 . 0 2〜 0 . 1 % と、 W 1 %以下， C o 0 . 5 %以 下， C u O .5 %以下， B 0.0 1 %以下 ， T 丄 - 0 . 5. %以下， A £ 0 . 3 %以下 ， Z r 0 . 1 %以下， H f 0. 1 % 以下， C a 0： 0 1 %以下， M g 0. 0 ュ ％以 下， Y 0.0 1 %以下及び希土類元素 0 .0 1 %以下の 少な く と も 1 種と を含み、 残部が実質的に F e か ら な リ 、 前記 （ M n / i ) 比が 0 . 1 丄 以下及び全焼戻 マルテ ンサイ ト組織を有する特許請求の範囲第 3 1 ¾ のガスタービン。
34 . 前記タ ービンスタ ッキングボル ト， スぺーサ， タ 一
ビンディスク ， ディ スタ ン ト ピース， コ ンプ レッサス タ ツ キングボル ト及びコンプレッサディ スク の高温側 の最終段はいずれも 4 5 0 °Cで 1 0 5 時間ク リープ破 断強度が 5 0 kg / 腿 2 以上及ぴ 5 0 0 °Cで 1 0 3 時間 加熱後の 2 5 °Cの Vノッチンャルピー衝撃値が 5 kg— m Z of以上であ る全焼戻マルテンサイ ト組織を有する マルテンサイ ト系鎩からなる特許請求の範囲第 1 6項 〜 2 .0項のいずれかに記載のガスタ ービン。
35 . タービンスタ ブシャフ 卜 と、 該シャフ 卜 にタ ービン ' スタ ツキングボル ト によって互いにスぺーサを介して
連結された複数锢のタ 一ビンディ スク と、 該ディ スク に植込まれたタ ービンブレー ドと 該ブレー 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 と、 該ブレー ドを回転させるための高温ガス流を前記ブレ ' ー ドに誘導する タ ービン ノ ズルと前記高温ガスを発生 させる 円筒体よ り なる複数個の燉焼器と、 前記ボル 卜 によって前記ディ スク に連結されたディ スタ ン ト ビ一 スと、 -該ディ スタ ン 卜 ピースにコ ンプレッサスタ ツ ングボル 卜によって連結された複数個のコ ンプ レ ジサ ディ スク と 、 該ディ スク に植込まれたコ ンプレ ッサ一/ レ一 ドと、 前記コ ンブレッサギィ スク の初段に一体に 形成さ れた コ ン プ レ ッサ ス タ ブシャ フ ト を備えたガス タ ービンにおいて、 前記シュラ ウ ドは前記タ 一 ビンブ レー ド の初段に対応する部分が重量で、 C 0 . 0 5〜
0 . 2 % , S i 2 %以下， M n 2 %以下， C r 1 7〜
2 7 % , C o 5 %以下， M o 5〜 1 5 %， F e 1 〇〜
3 0 % , W 5 %以下， B 0 . 0 2 % 以下及び残部が実 質的に N i か ら なる全オーステナイ 卜組織を有する
N i 基鐯造合金からな り 、 前記タ ー ビン ブ レー ドの残 り の段に対応する部分が重量で C 0 . 3〜 0 . 6 %，
S i 2 %以下， M n 2 %以下， C r 2 0〜 2 7 %，
N i 2 0〜 3 0 %， N b 0 . Γ〜 0 . 5 %， T i. 0 . 1 〜 0 . 5 % 及び残部が実質的に F e からなる F e 基鐯 - 造合金からな る特許請求の範囲第 1 6 項〜第 3 4項の いずれかに記載のガスタ ー ビン。
36 . タ ー ビン ス タ ブシ ャ フ ト と 、 該シャ フ ト に タ ー ビン
スタ ツ キン グボル ト に よって互いにスぺ一サ 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 に植込まれたタ ー ビンブ レー ド と 、 該ブ レー ド を回転 さ せる ため の高温ガス流を前記ブ レ ー ド に誘導する タ — ビン ノ ズル と該タ 一 ビン ノ ズルを固定する ダイ ヤ フ ラ ム と 、 前記高温ガ ス を発生させる 円筒体よ り な る複 数個の燃焼器と 、 前記ボル 卜 に よ って前記デ ィ ス ク に 連結さ れたディ ス タ ン ト ビ一ス と 、 該デイ ス タ ン 卜 ビ - —スにコンプレッサスタ ツキングボル トによって連結 された複数個のコ ンプレッサディ スク と、 該ディ スク に植込まれたコ ンプレッサブ レー ド と、 前記コ ンプレ ッサディ スク の初段に一体に形成されたコ ンブレッサ スタ ブシャフ 卜を備えたガスタ ービンにおいて、 前記 ダイ ヤフ ラムは前記初段のタ一ビンバケツ 卜に高温ガ ス流を誘導する初段タ ビン ノ ズル部分が重量で、 c
0 , 0 5 %以下， S i 1 %以下， M n 2 %以下， C r 1 6〜 2 2 %， N i 9〜 1 5 %及ぴ残部が実質的に F e からなる特許請求の範囲第 1 6項〜第 3 6項のい ずれかに記載のガスタ ー ビン 。 .
7 . タ'一ビンスタ ブシャフ ト と 、 該シャ フ トにタービン スタ ツキングボル ト によって互いにスぺーサを介して 連結された複数 のタ ービンディ スク と、 該ディ スク に植込まれたタ ービンブレー ド と、 該ブレー ド を回転 させるための高温ガス流を前記ブレ一ドに誘導する タ —ビン ノズルと前記高温ガスを発生させる .円筒体よ リ なる複数個の;！焼器と 、 前記ボル 卜 によって前記ディ
' スク に違結されたディス タ ン ト ピース と 、 該ディ ス タ ン ト ピースにコ ンプレッサスタ ッキングボル ト によつ て違結された複数個のコ ンブ レ ツ卄ギイ スク と、 該千' イ スク に植込まれたコ ンブ レ ッサブレ一ド と、 該ブレ ― ドに空気を誘導する コ ンゴ レッサノ ズルと、 前記 ZI ンプレ ッサディ スク の初段に一体に形成されたコ ンプ レッサスタ ブシャフ ト を備えたガスタ ー ビン において、 前記コ ンプ レッサ ノ ズルは重量で C 0 . 0 5〜 0 . 2 %， S i O . 5 %以下， M n l %以下， C r l 〇 〜 1 3 % と、 又は更に N i 0 . 5 %以下及び M o 0 . 5 %以下 を 含み、 残部が実質的に F e からな るマルテ ンサイ ト鐲 からな り 、 前記コ ンプ レ ッサディ スク の初段から低温 側が重量で C 0 . 1 5〜 0 . 3 %， S i 0 . 5 %以下， M n 0 . 6· %以下， C r 1〜 2 %， N i 2〜 4 %， M o 0 . 5 〜 ； L %， V 0 . 0 5〜 0 . 2 % 及び残部が実質的 に F e からな り 、 前記コ ンプ レ ッサディ スク の残 り の • 高温側が重量で C 0 . 2〜 0 . 4 %， S i 0 . 1〜 0 . 5 % , M n 0 . 5〜 1 . 5 %， C r 0 . 5〜 1 . 5 % , N i 0 . 5 %以下， M o 1〜 2 °/ό， V 0 . 1〜 0 . 3 。/。及び 残部が実質的に F e から な る特許請求の範囲第 1 6 項 〜第 3 6項のいずれかに記載のガスタ ー ビン。
38 . 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 卜 によって互い にスぺーサ 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 に植込まれたタ ー ビンブ レー ド と 、 該ブ レ ー ド を回転 さ せる ため の高温ガ ス流を前記ブ レ ー ド に誘導する タ — ビン ノ ズルと前記高温ガス を発生させる 円筒体よ リ なる複数個の燃焼器と 、 前記ボル 卜 によって前記チ'ィ スク に連結されたディ スタ ン ト ピースと、 該ディ スタ ン ト ピースにコ ンプ レッサスタ ツキングボル ト によつ て連結された複数個のコ ンプレッサディ スク と、 該デ イ スク に植込まれたコ ンプ レッサブレー ド と、 前記コ ンプレッサディ スクの初段に一体に形成されたコ ンプ レッサスタ ブシャフ 卜 を備えたガスタ ービンにおいて、 前記タ ービンブレー ドは重量で C 0 . 0 7〜 0 . 2 5 %， S i 1 %以下， M η 1 %以下， C r 1 2〜 2 0 %，
C o 5〜 1 5 % , M o 1 〜 5 % , W 1〜 5 % , B
•0 . 0 0.5〜 0 . 0 3 %， T i 2〜 7 %， A J¾ 3〜 7 % と、 N b 1 . 5 % J¾下， Z r 0 . 0 1〜 0 . 5 %， H f
0 . '0 1〜 0 , 5 %， V 0 . 0 1〜 0 . 5 %の 1種以上と、 残部が実質的に N i からな リ 、 '/ ' 及び y 〃 相を有す る ] ST i 基鐯造合金からな り 、 前記タ ービン ノ ズルは重 量で C 0 , 2 0〜 0 , 6 %， S i 2 % 下， M n 2 %以 下， C r 2 5〜 3 5 %， N i 5 %〜 1 5 %， W 3〜
1 0 %， B 0 . 0 0 3〜 0 . ひ 3 %及び残部が実質的に C o からな り 、 又'は更に T i 0 . Γ〜 0 . 3 % , N b
0 . 1〜 0 . 5 %及び Z r 0 . 1〜 0 , 3 %の少な く とも 1種を含み、 オーステナイ 卜基地に共晶炭化物及び二 次炭化物を有する C ο 基鐯造合金からな り 、 前記燃焼 器ば重量で C 0 , 0 5〜 G . 2 % , S i 2 %以下， M n . 2 % 下， C r 2 0〜 2 5 %， C o G . 5〜 5. %， M o 5〜 1 5 %， F e 1 0〜 3 0 % ， W 5 %以下， B 0.0 2 % 以下及び残部実質的に N i か らな る全ォー ステナイ ト組織を有する N i 基合金から な る特許請求 の範囲第 1 6項〜第 3 7項のいずれかに記載のガスタ — ビ ン 。
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