JP3214330B2

JP3214330B2 - ガスタービン及び複合発電プラント

Info

Publication number: JP3214330B2
Application number: JP01149396A
Authority: JP
Inventors: 裕之土井; 健安田; 哲夫樫村; 寛福井
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1996-01-26
Filing date: 1996-01-26
Publication date: 2001-10-02
Anticipated expiration: 2016-10-02
Also published as: JPH08239727A

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Ｎｉ基合金を
用いたガスタービン及び該ガスタービンと蒸気タービン
とを一体にしたコンバイド複合発電システムに関する。

【０００２】

【従来の技術】産業用ガスタービンノズル（静翼）材と
しては、耐食性，溶接性の点からＣｏ基合金が使用され
ている。しかしながら、近年の効率向上に伴う燃焼温度
（タービン入口温度）の上昇により、Ｃｏ基合金に代わ
る高温強度，耐熱疲労性の優れた合金が必要である。一
方、ブレード（動翼）に使用されているＮｉ基超合金
は、Ｃｏ基合金に比べ高温強度及び耐熱疲労性の優れた
合金であるが、溶接が非常に困難であるため補修溶接等
の溶接が必要なノズルに適用することが困難である。

【０００３】ノズル用Ｎｉ基合金としては、特開昭60−
100641号や米国特許第4039330 号を改良した米国特許第
4810467 号が挙げられる。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】上記従来技術は高温強
度を犠牲にして溶接性を改善するものであり、耐用温度
の上昇及び寿命延長の観点から高温強度、特に長時間強
度について配慮されていない。

【０００５】本発明の目的は、耐熱疲労性及び高温強
度、特にクリープ破断強度が優れ、かつ溶接が可能なＮ
ｉ基合金からなるガスタービン用ノズルを用いたガスタ
ービン及び蒸気タービンとの複合発電システムを提供す
ることにある。

【０００６】

【課題を解決するための手段】本発明は、コンプレッサ
によって圧縮された空気により燃焼された燃焼ガスをノ
ズルを通して３段以上のディスクに各々植設されたブレ
ードに衝突させて該ブレードを回転させるガスタービン
において、前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成された
サイドウォールとを有し、前記回転するブレードの外周
にリング状に配置されており、燃焼ガス入口側の初段が
重量でＣ０.０５〜０.２０％，Ｃｏ２０〜２５％，Ｃｒ
１５〜２５％，Ａｌ１.０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０
％，Ｎｂ１.０〜３.０％，Ｗ５〜１０％及びＮｉ５５％
以上のＮｉを含むＮｉ基合金、２段目以降が重量でＣ
０.２〜０.６％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ２
５〜３５％，Ｎｉ５〜１５％，Ｗ３〜１０％，Ｂ０.０
０３〜０.０３％及びＣｏ５０％以上を有するＣｏ基合
金よりなることを特徴とするガスタービンにある。

【０００７】本発明における前記ブレードが重量で、Ｃ
０.０７〜０.２５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃ
ｒ１２〜２０％，Ｃｏ５〜１５％，Ｍｏ１〜５％，Ｗ１
〜５％，Ｂ０.００５〜０.０３％，Ｔｉ２〜７％，Ａｌ
３〜７％，Ｎｂ１.５％以下，Ｚｒ０.０１〜０.５％、
更に好ましくはＨｆ０.０１〜０.５％，Ｖ０.０１〜
０.５％，Ｔａ５％以下，Ｒｅ５％以下，希土類元素０.
５％以下及び５０％以上のＮｉを有し、γ′相を有する
Ｎｉ基鋳造合金によって構成されることが好ましい。

【０００８】前記ブレードの３段目以降の少なくとも翼
部表面にＡｌ又はＣｒ拡散被覆層が設けられることが好
ましい。

【０００９】燃焼ガスにさらされ少なくとも３段の複数
のノズルと、少なくとも３段のディスクに各々植設され
た複数のブレードを備えた前述本発明におけるガスター
ビンにおいて、前記ディスクが４５０℃，１０⁵ｈクリ
ープ破断強度が４０kg／mm²以上であるマルテンサイト
系鋼によって構成されることが好ましい。

【００１０】燃焼ガスにさらされる少なくとも３段のブ
レードと、該ブレード先端部に対向してリング状に配置
されたシュラウドとを備えた前述本発明におけるガスタ
ービンにおいて、前記シュラウドは前記ブレードの１段
目に対向する部分が重量で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ
２％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１７〜２７％，Ｃｏ５％
以下，Ｍｏ５〜１５％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％以
下，Ｆｅ１０〜３０％を有するＮｉ基合金によって構成
され、前記１段目に対向する部分以外が重量で、Ｃ０.
３〜０.６％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ２０
〜２７％，Ｎｉ２０〜３０％，Ｎｂ０.１〜０.５％及び
Ｔｉ０.１〜０.５％を有するＦｅ基合金によって構成さ
れることが好ましい。

【００１１】本発明におけるガスタービン用ノズルは、
Ａｌ，Ｔｉ等の添加量を低目に調整することによってＮ
ｉ基合金の基本的な強化因子であるγ′相の析出量を低
目に抑えることにより溶接性を改善したものである。

【００１２】また、高温強度、特に長時間強度を改善す
るために、固溶強化元素としてＷ，Ｍｏの添加量を調整
し、かつ強度に悪影響を及ぼす有害相の析出を防止した
ものである。

【００１３】本発明におけるガスタービン用ノズルは９
００℃，１４kg／mm²での破断強度が３００ｈ以上、９
００℃と３５０℃との耐熱疲労性が６００回以上の耐き
裂発生回数を有し、予熱温度４００℃以下で溶接可能で
ある特定の組成を有するＮｉ基合金からなるものであ
る。

【００１４】本発明は、コンプレッサによって圧縮され
た空気により燃焼された燃焼ガスをノズルを通して複数
のディスクに各々植設されたブレードに衝突させて該ブ
レードを回転させる前述のガスタービンにおいて、前記
２段目以降のノズルは翼部と該翼部両端に形成されたサ
イドウォールとを有し、前記回転するブレードの外周に
リング状に配置されており、重量でＣ０.０５〜０.２０
％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｃｒ１５〜２５％，Ａｌ１.０
〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０％，Ｎｂ１.０〜３.０％
，Ｗ５〜１０％及び５５％以上のＮｉを含み、前記
（Ａｌ＋Ｔｉ）量及びＷ量が図５においてＡ（Ａｌ＋Ｔ
ｉ２.５％，Ｗ１０％），Ｇ（Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ１０
％），Ｄ（Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ５％），Ｅ（Ａｌ＋Ｔｉ
３.５％，Ｗ５％）及びＦ（Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ７.
５％）の各点を順次結ぶ線以内にあるＮｉ基合金よりな
ることが好ましい。

【００１５】本発明のガスタービンは、前記ノズルが９
００℃，１４kg／mm²での破断時間が３００時間以上及
び長さ８０mm，幅８mm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
下であるＮｉ基合金が好ましい。

【００１６】本発明のガスタービンは、前記ノズルの翼
部両端のサイドウォール間が７０mm以上、燃焼ガス入口
側から出口側までの長さが１００mm以上であるＮｉ基合
金が好ましい。

【００１７】本発明におけるガスタービン用ノズルは、
重量でＣ０.０５〜０.２０％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｃｒ
１５〜２５％，Ａｌ１.０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０
％，Ｎｂ１.０〜３.０％，Ｗ５〜１０％と、Ｂ０.００
１〜０.０３％，Ｈｆ１.５％以下，Ｒｅ２％以下，Ｖ２
％以下，Ｙ０.５％以下，Ｓｃ０.５％以下及び希土類元
素０.５％以下の少なくとも１種及び５５％以上のＮｉ
を含み、前記（Ａｌ＋Ｔｉ）量及びＷ量が図５において
Ａ（Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ１０％），Ｇ(Ａｌ＋Ｔｉ５
％，Ｗ１０％），Ｃ（Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ７.５％），
Ｄ（Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ５％），Ｅ（Ａｌ＋Ｔｉ３.５
％，Ｗ５％）及びＦ（Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ７.５％
）の各点を順次結ぶ線以内にあることが好ましい。

【００１８】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１２００℃以上，タービン出口の排ガス温度が５０
０℃以上であり、前記排熱回収ボイラによって５００℃
以上の水蒸気とし、前記蒸気タービンは高低圧一体型ベ
ーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ低合金鋼よりな
るロータと、該ロータを一体のケーシングでカバーされ
ており、長さが２６インチを越えるブレードを有するこ
とを特徴とする複合発電システムにある。

【００１９】本発明におけるガスタービン用ノズルを構
成するＮｉ基超合金に含有される各元素の役割を次に示
す。

【００２０】Ｃはマトリックスあるいは粒界に固溶して
強化し、高温引張強さを向上させると共に、有害なσ相
の析出を防止するが、過剰に添加すると、炭化物の粗大
化を助長して高温長時間の強度及び靭性低下を引起こし
たり、溶接性も劣化させる。添加量としては、０.０５
〜０.２％の範囲が適正であり、特に０.０８〜０.１６
％が好ましい。

【００２１】Ｃｏはマトリックス中に固溶して高温強度
を向上させると共に、耐食性向上に寄与するが、過剰に
添加すると有害な金属間化合物析出を助長し、高温強度
の低下を招く。添加量としては、２０〜２５％の範囲が
適正である。

【００２２】Ｃｒは耐食性を改善するのであるが、過剰
添加すると有害なσ相析出や炭化物の粗大化を引起こ
し、高温強度を低下させる。添加量としては１５〜２５
％の範囲が適正であり、特に２０〜２５％の範囲が好ま
しい。

【００２３】Ａｌ，ＴｉはＮｉ基合金の強化因子である
γ′相すなわちＮｉ₃(Ａｌ，Ｔｉ）を析出させて高温強
度に寄与するが、過剰に添加すると溶接性を低下する。
添加量としては、Ａｌ：１.０〜３.０，Ｔｉ：１.５〜
３.０％の範囲は適正であり、特にＡｌ＋Ｔｉ：３.０〜
５.０％，原子比Ｔｉ／Ａｌで０.７〜１.５％の範囲が
好ましい。

【００２４】Ｎｂ，Ｔａ，Ｈｆは強化因子であるγ′相
に固溶され、高温強度を向上するが、過剰に添加する
と、粒界に粗大炭化物を形成し、かえって強度を低下さ
せる。添加量としては、Ｎｂ＋Ｔａ：１.０〜３.０％，
Ｈｆ：０〜１.５％が適正であり、特にＮｂ：０.６〜
１.０％，Ｔａ：０.９〜１.３％が好ましい。

【００２５】Ｚｒ，Ｂは粒界を強化し、高温強度を改善
するが、過剰に添加すると延性，靭性を低下し、長時間
強度を低下させる。添加量としては、Ｚｒ：０〜０.０
５％，Ｂ０.００１〜０.０３％が適正である。

【００２６】Ｗ，Ｍｏはマトリックスに固溶して強化
し、特に長時間強度の改善に効果が大きい。しかしなが
ら、過剰に添加するとσ相等の有害相析出を助長し、か
えって強度を低下させる。添加量としては、Ｗ＋Ｍｏ：
５.０％を超え１０％以下の範囲が適正であり、特に
Ｗ：６.０〜８.０％が好ましい。

【００２７】Ｒｅ及び希土類元素は耐高温腐食性を向上
させるが、ある程度の添加量以上になると効果が飽和
し、かえって延性，靭性の低下を招く。添加量として
は、Ｒｅ：０〜２.０％，Ｙ，Ｓｃ等の希土類元素の内
１種以上：０〜０.５％の範囲が適正である。

【００２８】Ｓｉ，Ｍｎは従来脱酸の効果があるが、真
空鋳造によって製造するので、これらの添加は本質的に
は不要であるが、加えることもでき、過剰の添加は高温
使用中での靭性を低下させるため両元素とも１％以下に
抑える。特に、０.５％以下、より好ましくは０.０１
〜０.１％に押えるのが好ましい。

【００２９】本発明に係るガスタービンは以下の構成を
有する。

【００３０】ディスク，ディスタントピース，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％，Ｎ
ｂ０.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％及び残部が実
質的にＦｅからなる全焼戻しマルテンサイト組織を有す
る耐熱鋼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。特にこれらの部品の少なくとも１種は重量で、Ｃ
０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以
下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２〜３％，Ｍｏ１.５〜３
％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎｂ０.０２〜０.２％，Ｎ
０.０２〜０.１％及び残部が実質的にＦｅからなり、
(Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１１以下、特に０.０４〜０.１
０からなり、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る。

【００３１】尚、これらの部品に使用する材料として４
５０℃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４５０℃での１０⁵ｈクリープ破断強
度が５０kg／mm²以上及び５００で１０⁵ｈ加熱後の２
０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５kg−ｍ／cm²以上を
有するものである。

【００３２】これらの材料には更に、Ｗ１％以下，Ｃｏ
０.５％以下，Ｃｕ０.５％以下，Ｂ０.０１％以下，Ｔ
ｉ０.５％以下，Ａｌ０.３％以下，Ｚｒ０.１％以下，
Ｈｆ０.１％以下，Ｃａ０.０１％以下，Ｍｇ０.０１％
以下，Ｙ０.０１％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。

【００３３】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、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％及び残部が実質的にＦｅからなり、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／cm²以上のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−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、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％及び残部が実
質的にＦｅからなり、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。

【００３４】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。

【００３５】本発明のコンプレッサディスクは円盤状で
あり、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。

【００３６】コンプレッサディスクの一例として、１７
段からなる場合には初段から１２段目までを前述のＮｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，１３段目から１６段目をＣｒ−Ｍ
ｏ−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。

【００３７】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。ま
た、このディスクは初段より徐々に厚さを小さくして高
速回転による応力を軽減する構造になっている。

【００３８】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％
以下を含み、残部がＦｅ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。

【００３９】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
及び残部が実質的にＮｉからなる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％及び
残部が実質的にＦｅからなる鋳造合金が用いられる。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。

【００４０】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％及び残部が実質的にＦｅからなり、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
構成される。

【００４１】タービンブレードは重量で、Ｃ０.０７〜
０.２５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１２〜
２０％，Ｃｏ５〜１５％，Ｍｏ１.０〜５.０％，Ｗ１.
０〜５.０％，Ｂ０.００５〜０.０３％，Ｔｉ２.０〜
７.０％，Ａｌ３.０〜７.０％と、Ｎｂ１.５％以下、
Ｚｒ０.０１〜０.５％，Ｈｆ０.０１〜０.５％，Ｖ0.01
〜０.５％の１種以上と、残部が実質的にＮｉからな
り、オーステナイト組基地にγ′相及びγ″相が析出し
た鋳造合金が用いられる。

【００４２】ガスタービン用ノズルには前述のＮｉ基超
合金が少なくとも初段に設けられ、初段以外には重量
で、Ｃ０.２０〜０.６０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ２５〜３５％，Ｎｉ５〜１５％，Ｗ３〜１０
％，Ｂ０.００３〜０.０３％及びＣｏ５０％以上を有す
るＣｏ基合金からなり、又は更にＴｉ０.１〜０.３％，
Ｎｂ０.１〜０.５％及びＺｒ０.１〜０.３％の少なくと
も１種を含み、オーステナイト相基地に共晶炭化物及び
二次炭化物を含む鋳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。

【００４３】また、タービンブレードは高温の燃焼ガス
による腐食を防止するためにＡｌ，Ｃｒ又はＡｌ＋Ｃｒ
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３０〜１５０μｍで、ガスに接する翼部に設けるの
が好ましい。

【００４４】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Ｃ０.０５〜２.０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ２０〜２５％，Ｃｏ０.５〜５％，Ｍｏ５〜１
５％，Ｆｅ１０〜３０％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％以
下及び残部が実質的にＮｉからなり、板厚２〜５mm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ケ月形のルーバ孔が設けられ、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。

【００４５】本発明における複合発電プラントにおける
蒸気タービンは以下の構成を有する。

【００４６】本発明における、一体のロータシャフトに
蒸気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設
したロータと、該ロータを被うケーシングとを備えた蒸
気タービンは、前記ロータシャフトをベーナイト組織を
有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、且つ５
３８℃，１０万時間クリープ破断強度が１１kg／mm²以
上とするものである。

【００４７】前記ロータシャフトは重量でＣ０.１５〜
０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.３５％を含み、（Ｍ
ｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下又は（Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比
が０.１８以下であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃ
ｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなるものが好ましい。

【００４８】このようにすると、前記蒸気入口温度が５
３０℃以上、その出口温度が１００℃以下であり、前記
ブレードの少なくとも最終段の長さが３０インチ以上で
あり、前記ロータシャフトはその中心部のＦＡＴＴが前
記蒸気出口温度以下の温度及び５３８℃，１０万時間ク
リープ破断強度が１１kg／mm²以上特に、１２kg／mm²以
上であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ
低合金鋼を用い、ブレードとして２６インチを越えるも
のを用いることができる。

【００４９】前記ブレードは低圧側で特に、３０インチ
以上の長さを有し、高圧側のブレードは低圧側のそれよ
りクリープ破断強度が高い高Ｃｒマルテンサイト鋼から
なり、低圧側のブレードは高圧側のそれより靭性の高い
高Ｃｒマルテンサイト鋼よりなるものを用いる。

【００５０】前記２６インチを越える長さのブレード
は、重量でＣ０.０８〜０.１５％，Ｓｉ０.５％以下，
Ｍｎ１.５％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１〜２.５％
，Ｖ０.２〜０.５％，Ｎ０.０２〜０.１％を含むマル
テンサイト鋼からなり、前記高圧側ブレードは重量で、
Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，
Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ０.５〜１.
５％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１５〜０.３５％を含む
マルテンサイト鋼からなり、前記２６インチ未満の低圧
側ブレードは重量で、Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ１％以下、好ましくは０.２〜１.０
％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下、Ｍｏ０.５
％以下及び残部Ｆｅであるマルテンサイト鋼からな
る。

【００５１】前記３０インチ以上のブレードの先端リー
デングエッチ部にはエロージョン防止層が設けられてい
るのが好ましい。具体的な翼の長さとして、３３.５″
，４０″，４６.５″ 等のものを用いることができ
る。

【００５２】本発明は、一台の発電機を前述の蒸気ター
ビン及びガスタービンによって同時に駆動するコンバイ
ンド発電システムが達成でき、特に前記蒸気タービンは
一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側にかけ
て多段にブレードを植設したロータと、該ロータを被う
ケーシングとを備え、前記蒸気入口温度が５３０℃以
上、その出口温度が１００℃以下であり、前記ケーシン
グは前記ブレードの高圧側から低圧側にかけて一体に構
成され、前記蒸気が一方向に流れるように蒸気入口を前
記ブレードの初段前及びその出口を前記ブレードの最終
段後に設け、前記ブレードは低圧側で３０インチ以上の
長さを有したものとすることができる。

【００５３】本発明における動翼は重量で、Ｃ０.０５
〜０.１５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.２〜１％，
Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ０.５％以下
及び残部が実質的にＦｅである焼戻し全マルテンサイト
鋼からなるものが好ましい。本発明におけるケーシング
は、重量でＣ０.０５〜０.３０％，Ｓｉ０.５％以下，
Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ
０.０５〜０.２％，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。

【００５４】前述に記載の組成を有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ
鋼は、その鋼塊を特にエレクトロ再溶解又はアーク炉に
て大気中溶解後に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。

【００５５】焼入れ温度は９００〜１０００℃、焼戻し
温度は６３０〜７００℃が好ましい。

【００５６】本発明に係る蒸気タービンは特に１０〜３
０万ＫＷ級の中容量火力発電に最も小型で熱効率の向上
の点から好適である。特に、最長翼として長さが３３.
５インチで、全周が９０本以上のものとすることがで
きる。

【００５７】

【発明の実施の形態】

実施例１表１は代表的なガスタービンノズルの供試合金の化学組
成（重量％）を示す。試料は高周波溶解炉で各１０kg造
塊し、ロストワックス精密構造後、１１７０℃×４ｈ加
熱後水冷し、８５０℃×８ｈ加熱の時効処理を施した。
その後機械加工により試験片を作製した。Ｎo.１，２，
１２，１４，１５及び１７は比較合金で、Ｎo.３〜１
１，１３及び１６は本発明合金である。

【００５８】

【表１】

【００５９】図１は、９００℃のクリープ破断強度を示
す。試験片は平行部６mmφ，長さ３０mmを用いた。本発
明合金のＮo.３〜６は比較合金Ｎo.２やＮo.１２に比べ
長時間側のクリープ破断強度が改善されており、Ｗある
いはＭｏの固溶強化あるいはＺｒ，Ｈｆ添加（Ｎo.６）
の効果が顕著である。一方、Ｗが低めの比較合金Ｎo.１
１は改善効果が小さい。

【００６０】図２は、予熱温度２５０℃以下、溶接電流
４０〜８０Ａ，溶接時間５０秒で１パスＴＩＧ溶接した
時のＡｌ＋Ｔｉと溶接割れ長さの関係を示す。溶接長さ
８０mm，幅８mmで溶接した。Ａｌ＋Ｔｉの高いＮo.１４
はγ′量が多いことから、溶接冷却時に割れが発生しや
すい。Ａｌ＋Ｔｉを低めに抑えた合金は溶接割れが小さ
く、溶接条件により健全な溶接が可能である。この溶接
割れの効果から、Ａｌ＋Ｔｉは５.０％以下に抑えるこ
とが好ましい。Ｗを加えることにより強度が高められる
が、溶接性にはほとんど影響が見られない。

【００６１】図３は、Ａｌ＋Ｔｉと９００℃，１４kgf
／mm²のクリープ破断時間の関係を示したものである。
強度はＡｌ＋Ｔｉ量２.５％以上ではそれに比例して向
上する。しかしながら、図２で示したように溶接割れを
考慮すると、Ａｌ＋Ｔｉ量は５.０％以上が好ましく、
図３の結果から強度的には２.５％以上の添加が必要で
ある。ただし、図４に示すＡｌ＋Ｔｉ量とＷ量の関係を
調整することによりＡｌ＋Ｔｉ量を２.５％まで低減す
ることが可能である。図に示すように、Ａｌ＋Ｔｉ量の
影響はＷ量によって全く異なる作用効果を示すことが分
る。Ｗ量が７〜９％付近ではＡｌ＋Ｔｉ量が２.５％以
上で急激に強度が高められ、３〜５％で最も大きな効果
が得られるが、Ｗ量が５.５〜７％ではＡｌ＋Ｔｉ量の
効果は５％付近までも強度を向上させている。従って、
Ｗ量を適量にすることによりＡｌ＋Ｔｉ量を高めなくて
も高強度が得られる。

【００６２】図４は同じくクリープ破断時間とＷ量との
関係を示す線図である。図に示すようにＷ量を５.５〜
１０％の範囲とすることによって最も大きな効果が得ら
れることが分る。特に、Ａｌ＋Ｔｉ量を３〜５％とする
ことにより特に顕著であることが分る。特に、Ｗ量を６
〜８.５％とするとき最も好ましい。

【００６３】図５は、Ａｌ＋ＴｉとＷの関係と９００
℃，１２kgf／mm²のクリープ破断時間を（）内に示し
た。斜線部は５＜Ｗ≦１０，２.５≦Ａｌ＋Ｔｉ≦５.
０，−２.５（Ａｌ＋Ｔｉ）＋１３.７５＜Ｗ≦−２.５
（Ａｌ＋Ｔｉ）＋１３.７５の範囲を示す。斜線部の範
囲にある本発明合金のうち特にＮo.３及びＮo.４は高い
強度を示し、クリープ破断強度に関してＷとＡｌ＋Ｔｉ
の間に相関性がある。すなわち、これまでの実験結果か
ら、Ａｌ＋Ｔｉ量を低減することによって溶接性を改善
し、強度の低下分をＷの添加によって補うことが可能で
あることを示している。

【００６４】図６は、９００℃保持３０分→３００℃の
加熱冷却熱サイクルを与えた時のき裂発生回数を示す。
耐熱疲労性は比較合金Ｎo.１７の従来材Ｃｏ基合金に比
べて大きく改善されている。また、Ｎｉ基合金でも比較
合金Ｎo.２やＮo.１３のように高温強度の低い合金に比
べて高い耐熱疲労性を示す。これは、耐熱疲労性が強度
と相関性があり、強化元素であるＡｌ，Ｔｉ，Ｗの添加
量の影響が現われていることを示している。

【００６５】実施例２実施例１の表１に示すＮo.７の合金を用い、図７に示す
ガスタービン用ノズルを製造した。図７に示す形状のワ
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
した液に浸漬し、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）に浸漬した
スタック（初層ジルコンサンド，２層以降シャモットサ
ンド）を吹き付け、これを何回か繰返して鋳型を形成し
た。鋳型は脱ろうした後に９００℃で焼成した。

【００６６】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Ｎo.７の合金組成のものを溶解
し、真空中で鋳型に鋳込んだ。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 の
空気通路のスリットが設けられている鋳物である。

【００６７】図８は翼部の一部切断された斜視図で、ピ
ンフィン冷却，インピジメント冷却及びフィルム冷却用
の穴が設けられている。先端のスリット部の肉厚は約１
mmである。得られたノズルは前述と同様に溶体化処理を
時効処理が非酸化性雰囲気中で行われる。

【００６８】本実施例のノズルは１段に最も適している
が、２段目，３段目にも設けることができるが、２段及
び３段目には後述するＣｏ基合金からなる一つの翼部か
らなるノズルが設けられる。１段ノズルは両端が拘束さ
れるが、２段，３段目は片側拘束である。２段目，３段
目は１段のものより翼部幅が大きくなる。

【００６９】インピジメント冷却孔を有するSUS304ステ
ンレス管は本体に全周にわたってＴＩＧ溶接され、その
部分より図８に示すように冷却空気が流入され、溶接部
からの空気もれのないようにする。図７に示すように燃
焼ガス出口側の内側にも冷却空気が出る穴が設けられて
いる。

【００７０】１段ノズルはサイドウォール両端で拘束さ
れる構造を有するが、２段目以降はサイドウォール外周
側の片側で拘束される構造を有する。

【００７１】本実施例におけるＮｉ基合金からなるノズ
ルはγ相マトリックスにγ′相が析出している。

【００７２】実施例３図９は実施例２の本発明のガスタービンノズルを有する
ガスタービンの回転部分の部分断面図である。

【００７３】１０はタービンスタブシャフト、３はター
ビンブレード、１３はタービンスタッキングボルト、１
８はタービンスペーサ、１８はディスタントピース、２
０はノズル、６はコンプレッサディスク、７はコンプレ
ッサブレード、８はコンプレッサスタッキングボルド、
９はコンプレッサスタブシャフト、４はタービンディス
ク、１１は穴である。本発明のガスタービンはコンプレ
ッサディスク６が１７段あり、又タービンブレード３が
２段のものである。タービンブレード３は３段の場合も
あり、いずれにも本発明の合金がノズル材として適用で
きる。

【００７４】本実施例におけるガスタービンは、主な形
式がヘビーテューティ形，一軸形，水平分割ケーシン
グ，スタッキング式ロータからなり、圧縮機が１７段軸
流形，タービンが３段インパルス形，１，２段空気冷却
による静動翼，燃焼器がバースフロー形，１６缶，スロ
ットクール方式を有するものである。

【００７５】表２に示す材料について実物相当の大形鋼
を、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。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内
で、熱処理は表４に示す条件で行った。表２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、Ｎo.２０〜２３が全焼戻しマルテンサイト組織、Ｎ
o.２４及び２５が全焼戻しベーナイト組織であった。Ｎ
o.２０はディスタントピー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６０mm×幅500mm×長さ
１０００mm、後者は直径１０００mm，厚さ１８０mm，Ｎ
o.２１はディスクとして直径１０００mm×厚さ１８０mm
に、Ｎo.２２はスペーサとして外径1000mm×内径４００
mm×厚さ１００mmに、Ｎo.２３はタービン，コンプレッ
サのいずれのスタッキングボルトとして直径４０mm×長
さ５００mm，Ｎo.２３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.２４及び２５はそれぞれタービンスタブシャ
フト及びコンプレッサスタブシャフトとして直径２５０
mm×長さ３００mmに鍛伸した。更に、Ｎo.２４の合金を
コンプレッサディスク６の１３〜１６段に使用し、Ｎo.
２５の鋼をコンプレッサ６の初段から１２段まで使用さ
れた。これらはいずれもター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.２３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。

【００７６】

【表２】

【００７７】表３はその室温引張，２０℃Ｖノッチシャ
ルピー衝撃およびクリープ破断試験結果を示すものであ
る。４５０℃×１０⁵ｈクリープ破断強度は一般に用い
られているラルソン−ミラー法によって求めた。

【００７８】

【表３】

【００７９】本発明のＮo.２０〜２３（１２Ｃｒ鋼）を
見ると、４５０℃，１０⁵ｈクリープ破断強度が５１kg
／mm²以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７kg−
ｍ／cm²以上であり、高温ガスタービン用材料として必
要な強度を十用満足することが確認された。

【００８０】次にスタブシャフトのＮo.２４及び２５
（低合金鋼）は、４５０℃クリープ破断強度は低いが、
引張強さが８６kg／mm²以上、２０℃Ｖノッチシャルピ
ー衝撃値が７kg−ｍ／cm²以上であり、スタブシャフト
として必要な強度（引張強さ≧８１kg／mm²，２０℃Ｖ
ノッチシャルピー衝撃値≧５kg−ｍ／cm²）を十分満足
することが確認された。

【００８１】このような条件におけるディスタントピー
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４５０℃となる。前者は２５〜３０mm及び後者は４０
〜７０mm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
ンディスクには貫通孔に圧縮残留応力が形成される。

【００８２】更に、本発明のガスタービンはタービンス
ペーサ４，ディスタントピース５及びコンプレッサディ
スク６の最終段に前述の表４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３５０℃以上，圧縮効率８６以上，初
段ノズル入口のガス温度が１２００℃と可能となり、３
２％以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化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。

【００８３】

【表４】

【００８４】タービンディスク１０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１１が設
けられている。本実施例においてはいずれも表４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１９，タービンスペーサ１８，
タービンスタッキングボルト１３及びコンプレッサスタ
ッキングボルト８に表５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３，タービンノズル１
４，燃焼器１５のライナ１７，コンプレッサブレード
７，コンプレッサノズル１６，ダイヤフラム１８及びシ
ュラウド１９を表５に示す合金によって構成した。特
に、タービンノズル１２及びタービンブレード２は鋳物
によって構成される。

【００８５】シュラウドセグメント（１）はガス上流側
の１段目に使用したもので、（２）は２段及び３段目に
使用したものである。

【００８６】

【表５】

【００８７】ライナー，動翼及び静翼には外表面にＹ₂
Ｏ₃安定化ジルコニア溶射層の遮熱コーテング層が火炎
に接する部分に設けられる。特に、ベース金属とコーテ
ング層との間に重量でＡ１２〜５％，Ｃｒ２０〜３０
％，Ｙ０.１〜１％を含む残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏから
なる合金層が設けられる。

【００８８】以上の構成によって、圧縮比１４.７，温
度２５０℃以上，圧縮効率８６％以上，初段タービンノ
ズル入口のガス温度１２６０℃，排気温度５３０℃が可
能になり、３２％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，スペーサ，コン
プレッサディスクの最終段，スタッキングボルトを前述
の如く高いクリープ破断強度及び加熱脆化の少ない耐熱
鋼が使用されるとともに、タービンブレードにおいても
高温強度が高く、ター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
度が高い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。

【００８９】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【００９０】ガスタービンにはインタークーラーがある
ものがほとんどあるが、本発明はインタークーラーのな
い場合ノズルがより高温になるので、それに特に好適で
ある。本実施例でのタービン用ノズルは全周で初段で４
０ケ前後設けられる。

【００９１】実施例４図１０は実施例３のガスタービンを用い、蒸気タービン
と併用した一軸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。

【００９２】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。

【００９３】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。

【００９４】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。

【００９５】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１２００℃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。

【００９６】タービンから排出された５００℃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を回収して５００℃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。

【００９７】発生した高圧および低圧の蒸気は高低圧一
体ロータからなる蒸気タービンに送られる。蒸気タービ
ンは以後に示される。

【００９８】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
発電を用いられるガスタービン翼の冷却には、冷却媒体
として蒸気タービンで利用される蒸気を用いることもあ
る。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８００℃
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（例えば約
９００℃程度）になって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１３００℃
〜１５００℃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。このコンバインド発電システムにより
ガスタービンが約４万ＫＷ、蒸気タービンにより６万Ｋ
Ｗのトータルで１０万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るので、
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。

【００９９】ガスタービンはコンプレッサによって圧縮
された空気が燃焼器に送られ、燃焼ガス温度１１００℃
以上の高い温度に燃焼され、その燃焼ガスをブレードを
植設されたディスクを回転させるものである。

【０１００】図１１に本発明に係る高低圧一体型蒸気タ
ービンの部分断面図を示す。従来の主蒸気入口部の蒸気
条件は圧力８０atg ，温度４８０℃の高温高圧から排気
部の圧力７２２mmＨｇ，温度３３℃の低温低圧の蒸気を
一本のタービンロータで消費する蒸気タービンに対し、
この高低圧一体型蒸気タービンの主蒸気入口部の蒸気圧
力１００atg ，温度５３６℃に上昇させることによりタ
ービンの単機出力の増加を図ることができる。単機出力
の増加は、最終段動翼の翼長を増大し、蒸気流量を増す
必要がある。例えば、最終段動翼の翼長を２６インチか
ら３３.５インチ長翼にすると環帯面積が１.７倍程度
増える。したがって、従来出力１００ＭＷから１７０Ｍ
Ｗに、さらに４０インチまで翼長を長くすれば、単機出
力を２倍以上に増大することができる。

【０１０１】この３３.５インチ以上の長さのロータシ
ャフト材として、０.５％Ｎｉを含むＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼
を高低圧一体ロータに使用した場合、本ロータ材は、も
ともと高温部域に使用するため、高温強度，クリープ特
性に優れているため、主蒸気入口部の蒸気圧力，温度の
上昇に対しては充分対応することが出来る。低温部域、
特に最終段動翼部のタービンロータ中心孔に、定格回転
状態にて生ずる接線方向応力は、２６インチ長翼の場
合、応力比（作用応力／許容応力）で約０.９５であ
り、また３３.５インチ長翼の場合では約１.１となり、
使用に耐えない。

【０１０２】一方、３.５％Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を
使用した場合には、本ロータ材は低温域にて靭性を有す
る材料であると共に、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼よりも低温度域
での抗張力，耐力が１４％程度高いことから、３３.５
インチ長翼を使用しても、前記する応力比は約０.９６
である。また４０インチ長翼を使用した場合、前記の応
力比は１.０７となり使用に耐えない。高温度域に於い
ては、クリープ破断応力がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の０.３倍
程度であることから高温強度不足となり使用に耐えな
い。

【０１０３】この様に高出力化を図るためには、高温度
域ではＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、低温度域ではＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼の優れた特性を兼ね備えたロータ材が必要であ
る。３０インチ以上４０インチクラスの長翼を使用する
場合、従来のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（ASTMA470class
7）では、前記の如く応力比が１.０７となるために、
引張強さ８８kg／mm²以上の材料が必要である。

【０１０４】さらに、３０インチ以上の長翼を取付ける
高低圧一体型蒸気タービンロータ材としては、高圧側の
高温破壊に対する安定性確保の点から５３８℃，１０⁵
ｈクリープ破断強度１５kg／mm²以上、低圧側の脱性
破壊に対する安全性確保の点から室温の衝撃吸収エネル
ギ２.５kg−ｍ（３kg−ｍ／cm²）以上の材料が必要であ
る。

【０１０５】このような観点から本発明に係る耐熱鋼は
前述の特性を満足したものが得られ、前述の如く単機出
力で高出力化が図れる。

【０１０６】本発明に係る蒸気タービンは高低圧一体型
ロータシャフト２３に植設されたブレード２４を１３段
備えており、蒸気は蒸気コントロールバルブ２５を通っ
て蒸気入口２１より前述の如く５３８℃，８８atg の高
温高圧で流入する。蒸気は入口２１より一方向に流れ、
蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって最終段のブレー
ド２４より出口２２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２３は５３８℃蒸気から３３℃
の温度までさらされるので、前述した特性のＮｉ−Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる。ロータシャフ
ト２３のブレード２４の植込み部はディスク状になって
おり、ロータシャフト２３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。

【０１０７】

【表６】

【０１０８】本発明に係るロータシャフト２３は表６に
示す合金組成の鍛造をエレクトロスラグ再溶解によって
各々製造し、直径１.２ｍに鍛造し、９５０℃，１０時
間加熱保持した後、中心部で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６
６５℃で４０時間加熱保持の焼戻しを行った。このロー
タシャフト中心部より試験片を切り出しクリープ破断試
験，加熱前後（５００℃，３０００時間加熱後）の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。

【０１０９】本実施例における各部の材料組成は次の通
りである。

【０１１０】（１）ブレード高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２
０〜０.３０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｓｉ０.５
％以下，Ｍｎ１％以下及び残部Ｆｅからなるマルテン
サイト鋼の鍛鋼で構成した。

【０１１１】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。

【０１１２】最終段として、長さ３３.５インチでは、
一周で約９０本あり、重量でＣ0.08〜０.１５％，Ｍｎ
１％以下，Ｓｉ０.５％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
１.５〜３.５％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.５％，
Ｎ０.０２〜０.０８％，残部Ｆｅからなるマルテンサイ
ト鋼の鍛造によって構成した。また、この最終段にはス
テライト板からなるエロージョン防止のシールド板が溶
接によってその先端で、リーデングエッジ部に設けられ
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、４０インチ以上の長いものにはＡ１５〜７
％，Ｖ３〜５％を含むＴｉ翼が用いられる。

【０１１３】これらのブレードは各段で４〜５枚をその
先端に設けられた突起テノンのかしめによる同材質から
なるシュラウド板によって固定される。

【０１１４】３０００rpm では４０インチの長さでも上
述の１２％Ｃｒ鋼が用いられ、3600rpmでは４０インチ
ではＴｉ翼となるが３３.５インチまでは１２％Ｃｒ鋼
が用いられる。

【０１１５】（２）静翼２７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。

【０１１６】（３）ケーシング２６には、重量でＣ０.
１５〜０.３％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃ
ｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２
％，Ｔｉ０.１％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられ
る。２８は発電機であり、この発電機により１０〜２０
万ＫＷの発電ができる。本実施例におけるロータシャフ
トの軸受３２の間は約５２０cm、最終段ブレードにおけ
る外径３１６cmであり、この外径に対する軸間比が１.
６５である。発電容量として１０万ＫＷが可能であ
る。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り０.５２
ｍである。

【０１１７】また、本実施例において、最終段ブレード
として４０インチを用いた場合の外径は３６５cmとな
り、その外径に対する軸受間比が１.４３となる。これ
により発電出力２０万ＫＷが可能であり、１万ＫＷ当り
の軸受間距離が０.２６ｍとなる。

【０１１８】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。

【０１１９】本実施例では蒸気温度を５６６℃としても
適用でき、その圧力を121，169及び２２４atg の各々の
圧力でも適用できる。

【０１２０】プラントの構成は、ガスタービン，排熱回
収ボイラ，蒸気タービン，発電機各１基からなる１組の
発電システムを６組組み合わせて１系列とした。

【０１２１】ガスタービンでは、空気を圧縮してこの中
でＬＮＧを燃焼させ、高温度の燃焼ガスにして、タービ
ンを回し、直結させて発電機を駆動した。

【０１２２】排熱回収ボイラでは、ガスタービンから出
てくる燃焼ガスの熱を有効に回収して、蒸気を発生さ
せ、この蒸気を蒸気タービンに導き、直結されている発
電機を駆動した。

【０１２３】発電出力の割合は、約２／３をガスタービ
ンが、残りの約１／３を蒸気タービンが分担させた。

【０１２４】以上の複合発電方式には次のような効果が
得られた。

【０１２５】従来の火力発電に比べ熱効率が２〜３％高
くなります。また、部分負荷でもガスタービンの運転台
数を減らすことにより、運転中の設備を熱効率の高い定
格負荷付近で運転することが出来るため、プラント全体
として高い熱効率が維持出来た。

【０１２６】複合発電は、起動停止が短時間で容易なガ
スタービンと小型で単純な蒸気タービンの組み合せで成
立っており、このため、出力調整が容易に出来、需要の
変化に即応した中間負荷火力として最適である。

【０１２７】ガスタービンの信頼性は、最近の技術の発
展により飛躍的に増大しており、また、複合発電プラン
トは、中容量機の組み合わせでシステムを構成している
ので、万一故障が発生してもその影響を局部にとどめる
ことが出来、信頼性の高い電源である。

【０１２８】複合発電の蒸気タービンの分担する出力
は、プラント全体の約３分の１と小さいため、温排水量
は同容量の従来汽力に比べ７割程度となる。

【０１２９】

【発明の効果】以上説明したように、本発明によれば、
従来のＣｏ基合金よりもすぐれた耐熱疲労性を有し、従
来のＮｉ基合金よりも長時間強度が高く、溶接性の優れ
たＮｉ基合金が得られ、ガスタービンの高温化に伴い信
頼性が要求されるガスタービンノズル材に好適であり、
ガスタービン及び複合発電プラントにおいて高い信頼性
が得られる。

【図面の簡単な説明】

【図１】９００℃のクリープ破断強度、すなわち応力−
破断時間曲線を示す線図。

【図２】Ａｌ＋Ｔｉ量と溶接割れ長さの関係を示す線
図。

【図３】Ａｌ＋Ｔｉ量と９００℃，１４kgf／mm²のクリ
ープ破断時間の関係を示す線図。

【図４】Ｗ量とクリープ破断時間との関係を示す線図。

【図５】ＷとＡｌ＋Ｔｉの関係と９００℃，１２kgf／m
m²のクリープ破断時間を示す線図。

【図６】９００℃保持３０分→３００℃の加熱冷却サイ
クルを与えた時のき裂発生回数を示す線図。

【図７】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視図。

【図８】図７の翼部の斜視図。

【図９】本発明に係るガスタービンの断面図。

【図１０】複合発電システムを示す構成図。

【図１１】高低圧一体型ロータシャフトを有する蒸気タ
ービンの断面図。

【符号の説明】

３…ガスタービン用ブレード、４…ガスタービン用ディ
スク、２０…ガスタービン用ノズル、２３…高低圧一体
ロータシャフト。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者福井寛茨城県日立市久慈町4026番地株式会社日立製作所日立研究所内 (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) C22C 19/05 F01D 9/02 102 F02C 7/00

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】コンプレッサによって圧縮された空気によ
り燃焼された燃焼ガスをノズルを通して３段以上のディ
スクに各々植設されたブレードに衝突させて該ブレード
を回転させるガスタービンにおいて、前記ノズルは翼部
と該翼部両端に形成されたサイドウォールとを有し、前
記回転するブレードの外周にリング状に配置されてお
り、燃焼ガス入口側の初段が重量でＣ０.０５〜０.２０
％，Ｃｏ２０〜２５％，Ｃｒ１５〜２５％，Ａｌ１.０
〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０％，Ｎｂ１.０〜3.0％，
Ｗ５〜１０％及びＮｉ５５％以上のＮｉ基合金よりな
り、２段目以降が重量でＣ０.２〜０.６％，Ｓｉ２％以
下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ２５〜３５％，Ｎｉ５〜１５
％，Ｗ３〜１０％，Ｂ０.００３〜０.０３％及びＣｏ５
０％以上を有するＣｏ基合金よりなることを特徴とする
ガスタービン。
【請求項２】燃焼ガスにさらされ、少なくとも３段の複
数のノズルと、ローターに植設された少なくとも３段の
複数のブレードを備えた請求項１に記載のガスタービン
において、前記ブレードが重量で、Ｃ０.０７〜０.２５
％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１２〜２０％，
Ｃｏ５〜１５％，Ｍｏ１〜５％，Ｗ１〜５％，Ｂ０.０
０５〜０.０３％，Ｔｉ２〜７％，Ａｌ３〜７％，Ｎｂ
１.５％以下，Ｚｒ０.０１〜０.５％及び５０％以上の
Ｎｉを有し、γ′相及びγ″相を有するＮｉ基鋳造合金
によって構成されることを特徴とするガスタービン。
【請求項３】燃焼ガスにさらされ少なくとも３段の複数
のノズルと、少なくとも３段のディスクに各々植設され
た複数のブレードを備えた請求項１及び２に記載のガス
タービンにおいて、前記ディスクが４５０℃，１０⁵ ｈ
クリープ破断強度が４０kg／mm² 以上であるマルテンサ
イト系鋼によって構成されることを特徴とするガスター
ビン。
【請求項４】燃焼ガスにさらされる少なくとも３段のブ
レードと、該ブレード先端部に対向してリング状に配置
されたシュラウドとを備えた請求項１〜３のいずれかに
記載のガスタービンにおいて、前記シュラウドは前記ブ
レードの１段目に対向する部分が重量で、Ｃ０.０５〜
０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１７〜２
７％，Ｃｏ５％以下，Ｍｏ５〜１５％，Ｗ５％以下，Ｂ
０.０２％以下，Ｆｅ１０〜３０％を有するＮｉ基合金
によって構成され、前記１段目に対向する部分以外が重
量で、Ｃ０.３〜０.６％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ２０〜２７％，Ｎｉ２０〜３０％以下，Ｎｂ
０.１〜０.５％及びＴｉ０.１〜０.５％を有するＦｅ基
合金によって構成されることを特徴とするガスタービ
ン。
【請求項５】前記ブレードの３段目以降の少なくとも翼
部表面にＡｌ又はＣｒ拡散被覆層が設けられている請求
項１に記載のガスタービン。
【請求項６】コンプレッサによって圧縮された空気によ
り燃焼された燃焼ガスをノズルを通して複数のディスク
に各々植設されたブレードに衝突させて該ブレードを回
転させる請求項１〜６のいずれかに記載のガスタービン
において、前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成された
サイドウォールとを有し、前記回転するブレードの外周
にリング状に配置されており、重量でＣ０.０５〜０.２
０％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｃｒ１５〜２５％，Ａｌ１.
０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０％，Ｎｂ１.０〜３.０
％，Ｗ５〜１０％及び５５％以上のＮｉよりなり、前記
(Ａｌ＋Ｔｉ）量及びＷ量が図５においてＡ(Ａｌ＋Ｔｉ
２.５％，Ｗ１０％），Ｇ（Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ１０
％），Ｄ(Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ５％），Ｅ（Ａｌ＋Ｔｉ
３.５％，Ｗ５％）及びＦ（Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ７.
５％）の各点を順次結ぶ線以内にあるＮｉ基超合金より
なることを特徴とするガスタービン。
【請求項７】コンプレッサによって圧縮された空気によ
り燃焼された燃焼ガスをノズルを通して複数のディスク
に各々植設されたブレードに衝突させて該ブレードを回
転させる請求項１〜６のいずれかに記載のガスタービン
において、前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成された
サイドウォールとを有し、前記回転するブレードの外周
にリング状に配置されており、９００℃，１４kg／mm²
での破断時間が３００時間以上及び長さ８０mm，幅８mm
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℃以下であるＮｉ基合金よ
りなることを特徴とするガスタービン。
【請求項８】コンプレッサによって圧縮された空気によ
り燃焼された燃焼ガスをノズルを通して複数のディスク
に各々植設されたブレードに衝突させて該ブレードを回
転させる請求項１〜７のいずれかに記載のガスタービン
において、前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成された
サイドウォールとを有し、前記回転するブレードの外周
にリング状に配置されており、前記翼部は両端のサイド
ウォール間が７０mm以上、燃焼ガス入口側から出口側ま
での長さが１００mm以上であるＮｉ基超合金よりなるこ
とを特徴とするガスタービン。
【請求項９】コンプレッサによって圧縮された空気によ
り燃焼された燃焼ガスをノズルを通して複数のディスク
に各々植設されたブレードに衝突させて該ブレードを回
転させる請求項１〜６のいずれかに記載のガスタービン
において、前記ノズルは翼部と該翼部両端に形成された
サイドウォールとを有し、前記回転するブレードの外周
にリング状に配置されており、重量でＣ０.０５〜０.２
０％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｃｒ１５〜２５％，Ａｌ１.
０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０％，Ｎｂ１.０〜３.０
％，Ｗ５〜１０％と、Ｂ０.００１〜０.０３％，Ｈｆ
１.５％以下，Ｒｅ２％以下，Ｖ２％以下，Ｙ０.５％以
下，Ｓｃ０.５％以下及び希土類元素０.５％以下の少
なくとも１種とを含有し、残部が実質的にＮｉよりな
り、前記（Ａｌ＋Ｔｉ）量及びＷ量が図５においてＡ
(Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ１０％)，Ｇ(Ａｌ＋Ｔｉ５％，
Ｗ１０％），Ｄ(Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ５％），Ｅ（Ａｌ
＋Ｔｉ３.５％，Ｗ５％）及びＦ（Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，
Ｗ７.５％）の各点を順次結ぶ線以内にあることを特徴
とするガスタービン。