JPS63171856A

JPS63171856A - 耐熱鋼

Info

Publication number: JPS63171856A
Application number: JP62001630A
Authority: JP
Inventors: Masao Shiga; 志賀　正男; Hiroshi Fukui; 寛福井; Mitsuo Kuriyama; 栗山　光男; Katsuki Iijima; 飯島　活己; Yoshimi Maeno; 前野　良美; Shintaro Takahashi; 慎太郎高橋; Nobuyuki Iizuka; 飯塚　信之; Soichi Kurosawa; 黒沢　宗一; Yasuo Watanabe; 渡辺　康雄; Makoto Hiraga; 平賀　良
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1987-01-09
Filing date: 1987-01-09
Publication date: 1988-07-15
Also published as: CN88100065A; EP0298127A1; WO1988005086A1; KR950009221B1; JPH0563544B2; KR890700690A; EP0298127B1; CN1036666C; KR950014312B1; EP0298127A4

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕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。

〔従来の技術〕

現在、ガスタービン用ディスクにはＣｒ　−Ｍ　。

−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１，１００℃から１　、３００℃に高め、圧力比を
１０から１５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。

しかし、これらの高温・高圧比に伴い従来のＣｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼では強度不足で、より強度の高い材料が必要であ
る１強度として高温特性を最も大きく左右するクリープ
破断強度が要求される６クリ一プ破断強度がＣｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼より高い構造材料としてオーステナイト鋼、Ｎｉ
基合金。

Ｃｏ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Ｎｉ
基合金及びＣｏ基合金は望ましくない。また、オーステ
ナイト鋼は４００〜４５０℃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、マルテンサイト鋼は他の構成部品とのマツ
チングが良く、高温強度も十分である。マルテンサイト
鋼として特開昭５８−１１０５６１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４００〜４５０℃で必
ずしも高いクリープ破断強度は得られず、更に高温で長
時間加熱後の靭性が低く、タービンディスクとし一ソ使
用できず、ガスタービンの効率向上は得られない。

〔発明が解決しようとする問題点〕

ガスタービンの高温・高圧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界はできない、一般に
、強度を向上させると靭性が低下する０本発明の目的は
高温強度と高温長時間加熱後に高い靭性を兼ね備えた耐
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る
にある。

〔問題点を解決するための手段〕

本発明は、重量で、Ｃ０，０５〜０．２％、Ｓｉ０．５
％以下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜１３％。

Ｍ　ｏ　１　、５〜３％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０５〜
０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０．
０２〜０．２％及びＮ０．０２〜０．１％を含み。

前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１１以下及び残部が実質的
にＦｅからなることを特徴とする耐熱鋼にあ一゛る。更
に１重量で、Ｃ０，０７〜０．１５％、Ｓｉ攬、＜）、０１〜０．１％、Ｍｎ０．１〜０．４％、Ｃｒ
１１〜１２．５％、Ｎｉ２．２〜３．０％、Ｍｏ１．８
〜２．５％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０
．０４〜０．０８％、Ｖ０．１５〜０．２５％及びＮ０
．０４〜０．０８％を含み、前記（Ｍｎ／　Ｎ　ｉ　）
比が０．０４〜０．１０％、残部が実質的にＦｅからな
り、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Ｗ１％以下、Ｃｏ０．５％以下、
Ｃｕ０．５％以下、８０．０１％以下、Ｔｉ０．５％以
下、Ａｌ０．３％以下、Ｚｒ０．１％以下。

Ｈｆ０．１％以下、Ｃａ０．０１％以％以下Ｍ　ｇ０．
０１％以下、Ｙ０．０１％以下及び希土類元素０．０１
　％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Ｃｖ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。

Ｃｒ当量＝−４０Ｃ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−３，ＯＮ＋　６
８　ｉ　＋　Ｃｒ　＋　４　Ｍ　ｏ　＋　ｌ　Ｉ　Ｖ＋
５Ｎｂ＋２．５Ｔａ（各元素は合金中の含有量（重量％）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４
５０℃で１０５時間クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｕ
”以上及び５００℃で１０５時間加熱後の２５℃のＶノ
ツチシャルピー衝撃値が５　ｋｇ　−ｍ　／　ｃ１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、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クの外周側でリン
グ状のスペーサを介し１．ボルトによって連結される前
記スペーサは、上述の特性を有するマルテンサイト系鋼
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
を特徴とする。

タービンディス、りとコンプレッサディスクとを一円筒
状デイスタントビースを介してボルトによって連結する
ディスタントピース：複数個のタ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連結するボルトの少なくとも
一方のボルト；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徴とする。

本発明は、タービンスタブシャフトと、該シャフトにタ
ービンスタッキングボルトによって互いにスペーサを介
して連結された複数個のタービンディスクと、該ディス
クに植込まれたタービンバケットと、該ボルトによって
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ッキングボルトに
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℃で１０５時間
クリープ破断強度が５０ｋｇｍ”以上及び５００℃で１
０５時間加熱後の２５℃のＶノツチシャルピー衝撃値が
５　ｋｇ　−ｍ／ａｆ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。マルテンサイト系鋼は特に前
述の組成を有する耐熱鋼によって構成される。

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
鋼を適用することによって外径（Ｄ）に対する中心部の
厚さく１）との比（ｔ／Ｄ）を０．１５〜０．３にする
ことができ、軽量化が可能である。特に、０．ｉｓ〜０
．２２とすることにより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。

〔作、用〕

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力を得るために最低０．０５％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、１０５ｈ
クリ一プ破断強度を低下させるので、０．２０　％以下
にしなければならない。最も０．０７〜０．１５％が好
ましい、より、０．１０〜０．１４　％が好ましい。

Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱酸・脱硫剤として鋼の溶解の際
に添加するものであり、少量でも効果がある。Ｓｉはδ
フエ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δフエライト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、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、脆化の点から０．２　％以下が好ましく、Ｓｉ無
添加でも不純物とし０．０１〜０．１％含有される。

）Ｍｎは加熱による脆化を促進させるので、０．６％以
下にすべきである。特に、Ｍｎ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０．１〜０．２５％が最も好ましい、また
脆化防止の点からＳｉ＋Ｍｎ量を０．３　　％以下にす
るのが好ましい。

Ｃｒは耐食性と高温強度を高めるが、１３％以上添加す
るとδフェライト組諏生成の原因になる。

８％より少ないと耐食性及び高温強度が不十分なので、
Ｃｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１１
〜１２．５　％が好ましい。

ＭＯは固溶強化及び析出強化作用によってクリープ破断
強度を高めると同時に脆化防止効果がある。１．５　％
以下ではクリープ破断強度向上効果が不十分であり、３
．０　％以上になるとδフエライト生成原因になるので
１．５〜３．０％に限定された。特に１．８〜２．５％
が好ましい、更に、ＭＯはＮｉ量が２．１％を越える含
有量のときＭ　ｏ　ｆが多いほどクリープ破断強度を高
める効果々ｔあり、特にＭｏ２．０％以上での効果が大
きい。

■及びＮｂは炭化物を析出し高温強度を高めると同時に
靭性向上効果がある。Ｖ０．１　　％、Ｎｂ０．０２％
以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０．３％、Ｎｂ０
．２％以上ではδフエライト生成の原因となると共にク
リープ破断強度が低下する傾向を示すようになる。特に
Ｖ０．１５〜０．２５％、Ｎｂ０．０４〜０．０８％が
好ましい、Ｎｂの代りにＴａを全く同様に添加でき、複
合添加することができる。

Ｎｉは高温長時間加熱後の靭性を高め、かつδフエライ
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断強度を
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。

Ｎｉは加熱脆化防止に効果があるが１Ｍｎ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　ｎ　／　Ｎ　ｉの比が０．１１以下にするこ
とによりきわめて顕著に加熱脆化が防止されること４見
い出した。特５．０．１０　以下が好ま、＜。

０．０４〜０．１０が好ましい。

Ｎはクリープ破断強度の改善及び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　　％を越えると靭性を低下させる。

特に０．０４〜０．０８％の範囲で優れた特性が得られ
る。

本発明に係る耐熱鋼のＣｏ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Ｍｏ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　０．０１％以下。

Ａｌ０．３　　％以下、Ｔｉ０．５　　％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０．０
１％以下、Ｃｕ０．５％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トに変態す
るに十分な温度、最低９００℃、最高１１５０℃に均一
加熱し、マルテンサイト組織が得られる。１００℃／ｈ
以上の速度で急冷し１次いで４５０〜６００℃の温度に
加熱保持しく第１次焼もどじ）、次いで５５０〜６５０
℃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Ｍｓ点点上上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１５０℃以上に止め
るのが良い、焼入れは油中焼入れ又は水噴霧焼入れによ
って行うのが好ましい。第１次焼戻しはその温度より加
熱する。

前記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、コンブレッサスタッキン
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％、Ｓｉ０．５
％以下、Ｍｎ１％以下５ｃｒ８〜１３％、Ｎｉ３％以下
、Ｍｏ１．５〜３％。

Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ０
００２〜０．１％及び残部が実質的にＦｅからなる全焼
戻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窩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、ｃ０．ｏｓ〜０．２％、Ｓｉ０
．５％以下、Ｍ　ｎ　０　、６　　％以下、Ｃｒ８〜１
３％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ　１．５〜３％、Ｖ０．０５
〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ０．０２〜０
．１％及び残部が実質的にＦｅからなり、（Ｍ　ｎ　／
　Ｎ　ｉ　）比が０．１１以下、特に０．０４〜０．１
０からなり、全焼戻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。

尚、これらの部品に使用する材料として４５０℃での１
０５ｈクリープ破断強度が４０　ｋｇ／　ｒｍ”以上で
、２０℃Ｖノツチシャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ　／　
ａ１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／ｍｍｍ２以上及び５００℃で
１０δｈ加熱後の２０℃Ｖノツチシャルピー衝撃値が５
　ｋｇ　−ｍ　／　ａ１以上を有するものである。

これらの材料には更に、Ｗ１％以下、ＣＯ０．５％以下
、Ｃｕ０．５％以下、Ｂ　０．０１％以下。

Ｔｉ０．５％以下、Ａ１１０．３％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
。

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％、Ｓｉ
０．５％以下、Ｍｎ０．６　　％以下、Ｃｒｌ〜２％、
Ｎｉ２、０〜４．０％、Ｍｏ０．５〜１％、Ｖ０．０５
〜０．２％及び残部が実質的にＦｅからなり、室温の引
張強さ８０　ｋｇ／　ｍ”以上、室温のＶノツチシャル
ピー衝撃値が２０ｋｇ−ｍ／ｃｍ２以上のＮ１−Ｃｒ　
−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、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／ｍｍ”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。

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。

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
にわたって設けられ、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　／Ｄ）を０．０
５〜０．１０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ービンディスクにボルトによって
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／Ｄ）を０．０５〜０．１０
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
）に対する各ディスクの間隔（＋２）の比（ｆｉ／Ｄ）
を０．１５〜０．２５とするのが好ましし１゜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。

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
ずれも錆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。

コンプレッサのブレードはＣ０，０７〜０．１５％、Ｓ
ｉ０．１５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１０〜１３％又
はこれにＭ　ｏ　０　、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。

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、Ｃ
０，０５〜０．２％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃ
ｒ１７〜２７％、Ｇｏ５％以下、Ｍｏ５〜１５％、Ｆｅ
１０〜３０％、Ｗ５％以下、８０００２％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、Ｍｎ
２％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。

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。

タービンブレードは重量で、Ｃ０，０７〜０．２５％、
Ｓｉ１％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１２〜２０％、Ｇｏ
５〜１５％、Ｍｏ　１．０〜５．０％。

Ｗｌ、０〜５．０％、Ｂ０．００５〜０．０３％。

Ｔｉ２．０〜７．０％、Ａｌ１．０〜７．０％と、Ｎｂ
１．５％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、オーステナイト相基地にγ′
相及びγ′相が析出した鋳造合金が用いられ、タービン
ノズルには重量で、Ｃ０．２０〜０．６０％、Ｓｉ２％
以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ２５〜３５％、Ｎｉ５〜１５
％９ｗ３〜１０％、Ｂ０．００３〜０．０３％及び残部
が実質的にｃｏ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。

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Ａｆｌ、Ｃｒ又はＡΩ＋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、
外筒と内筒との２重構造からなり、内情は重量でｃ０．
０５〜０．２％、Ｓ　ｉ　２％以下。

Ｍ　ｎ　２％以下、Ｃｒ２０〜２５％、Ｃｏ０．５〜５
％、Ｍｏ５〜１５％、Ｆｅ１０〜３０％、Ｗ５％以下、
Ｂ　０．０２％以下及び残部が実施的にＮｉからなり、
板厚２〜５＋ｍ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、全オーステナオト組織を有する溶体化処
理材が用いられる。

〔実施例〕

実施例１第１表に示す組成（重量％）の試料をそれぞれ２０ｋｇ
溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。

この素材に、１１５０℃で２ｈ加熱後衝風冷却を行い、
冷却温度を１５０℃で止め、その温度より５８０℃で２
ｈ加熱後空冷の一次焼戻しを行い１次いで６０５℃で５
ｈ加熱後炉冷の二次焼戻しを行った。

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ノツチシャルピー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５００℃、１０００
時間加熱脆化材について行なった。この脆化材はラルソ
ン・ミラーのパラメータより４５０℃で１０３時間加熱
されたものと同等の条件である。

第１表において、賦香１及び８は本発明材であり、賦香
２〜７は比較材であり、賦香２は現用ディスク材Ｍ１５
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０本発明材（賦
香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４５０℃、１０５ｈクリープ破断強度（＞
　５０　ｋｇ／　ｍ”　）及び脆化処理後の２５℃Ｖノ
ツチシャルピー衝撃値（４ｋｇ−ｍ（５ｋｇ−ｎｃｊ）
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Ｍ１５２相当材（賦
香２）は、４５０℃，１０５ｈクリープ破断強度が４２
ｋｇ／ｍ”。

脆化処理後の２５℃、Ｖノツチシャルピー衝撃値が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Ｓｉ＋Ｍｎ量が０．４〜約１％及びＭ　ｎ　／Ｎｉ
比が０．１２以上の高い鋼（賦香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ノツチシャルピー衝撃値は３　、５　ｋｇ　−ｍ以下
であり、満足できない。

第２図は脆化試験後の衝撃値と（Ｍ　ｎ　／　Ｎ　ｉ　
）比との関係を示す線図である０図に示す如く。

（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１２　までは大きな差がないが
、０．１１　以下で脆化が急激に改善され、４ｋｇ　−
ｍ　（５ｋｇ−ｍ／ｄ）以上となり、更に０．１０以下
では６ｋｇ−ｍ　（７，５ｋｇ−ｍ１ｄ　）以上の優れ
た特性が得られることが分る０Ｍｎ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（Ｍ　ｎ量との関係を示す線図である１図
に示す如く、脆化後の衝撃値はＮｉ量が２．１　％以下
ではＭｎ量を減らしても大きな効果が得られず、Ｎｉ量
２．１　％を越えた含有量とすることによりＭｎを減ら
すことによる効果が顕著である。特に、Ｎｉ量が２．４
　％以上で、効果が大きいことが分る。

更に１Ｍｎ量が０．７　％付近ではＮ１Ｊｔによらず衝
撃値の改善は得られないが、Ｍｎ量を０．６％以下にす
ればＭｎ量が低いほどＮｉ量が２．４％以上でＩＩｒ撃
値０高いものが得られる。

第４図は同じ＜Ｎｉ量との関係を示す線図である。図に
示す如＜　Ｍ　ｎ　址が０．７　　％以上ではＮｉを高
めても脆化に対する改善は小さいが、それ以下のＭｎに
対してはＮｉ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０．１５〜０．４　％のＭｎ量
では２．２　％以上のＮｉｉで顕著に向上し、２．４％
以上で６　ｋｇ　−ｍ　（７、５ｋｇ　−ｍ／ａ＃）以
上、更に２．５％以上のＮｉ量では７ｋｇ−ｍ／ａ＃）
以上の高い値が得られることが明らかである。

第５図は４５０℃ＸＩＯ”ｈクリープ破断強度とＮｉ量
との関係を示す線図である０図に示す如＜Ｎｉ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５０）ｃｇ／ｍ”を下回り、目標とする強
度が得られない。尚、Ｍｎは少ない方が強度が高く、０
．１５〜０．２５％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。

溶解をカーボン真空脱酸法にて行い、鍛造後、１０５０
℃で２ｈ加熱後、１５０℃の油中に焼入れし、次いでそ
の温度から５２０℃で５ｈ加熱後空冷及び５９０℃で５
ｈ加熱後炉冷の焼戻を行った。このディスクは外径１１
０００ｎ、厚さ２００ｍ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１１は６５圓である
。１２はスタッキングボルトを挿入用穴が設けられる部
分、１３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撃値は８．０ｋｇ
−ｍ　（ｔ０ｋｇ−ｍ／ａｎ　）及び４５０℃×１”　
Ｏ”時間クリープ破断強１にハ５５　、２　ｋｇ／　ｒ
ｍ””Ｑ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はタービ
ンスタブシャフト、２はタービンバケット、３はタービ
ンスタッキングボルト、４はタービンスペーサ、５はデ
スタントピース、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、１０はタービン
ディスク、１１はボルトである０本発明のガスタービン
はコンプレッサ６が１７段あり、又タービンバケット２
が２段のものである。タービンバケット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、＆６〜９が全焼もどしマル
テンサイト組織、＆１０及び１１が全焼もとしベーナイ
ト組織であった。＆６はデスタントビース及び最終段の
コンプレッサディスクに使用し、前者は厚さ６０■×幅
５００　ｍ　Ｘ長１０００票、後者は直径１０００ｍｍ
、厚さ１８０ｍ、Ｎａ７はディスクとして直径１０００
　ｍ　Ｘ厚さ１８０ｎａに、Ｎ１１８はスペーサとして
外径１０００■×内径４００　ｍ　Ｘ厚さ１００ｍに、
Ｎａ９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４０　ｍｍ　Ｘ長さ５００１１ｍ、
Ｎ＋１９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。＆１０
及び１１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　ＭＩ　Ｘ長さ
３００に鍛伸した。更に、＆１０の合金をコンプレッサ
ディスク６の１３〜１６段に使用し、Ｎα１１の鋼た。

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、Ｎα
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、２０℃Ｖノツチシヤルピー衝撃
およびクリープ破断試験結果を示すものである。４５０
℃Ｘ　１０５ｈ　　クリープ破断強度は一般に用いられ
ているラルソンーミラー法によって求めた。

本発明の＆６〜９　（ｔ２Ｃｒ鋼）を見ると、４５０℃
、１０５ｈクリ一プ破断強度が５１ｋｇ／ｍＩｚ以上、
２０℃Ｖノツチシャル゛ビー衝撃値が７ｋｇ　−ｍ　／
　ｃｘ１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た。

次にスタブシャフトの＆１０及び１１（低合金鋼）は、
４５０℃クリープ破断強度は低いが、引張強さが８６ｋ
ｇ／ｗｍ”以上、２０℃Ｖノツチシャルピー衝撃値が７
　ｋｇ　−ｍ　／　ａ１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／ｍ”　、２０　
ＣＶ／　ツチシャルピー＊撃値≧５−−ｍ　／　ａｌ　
）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ー
ビンは、圧縮比１４．７　　、温度３５０℃以上、圧縮
機効率が８６％以上、初段ノズル入口のガス温度約１２
００℃が可能となり、３２％以上の熱効率（ＬＨＶ）が
得られる。

このような条件におけるデスタントビースの温度及び最
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４０〜７０ｍの肉
厚が好ましい、タービン及びコンプレッサデスクはいず
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。

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３５０℃以上。

圧縮効率８６％以上、初段ノズル入口のガス温度が１２
００℃と可能となり、３２％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。

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０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１１が設けられている０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゜タービンス
ペーサ４．タービンスタッキングボルト３及びコンプレ
ッサスタッキングボルト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１４゜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を第６表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６本実施例におけるコ
ンプレッサは１７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。

第６表中タービンブレード（ｔ）、タービンノズル（ｔ
）、シュラウドセグメント（ｔ）及びダイヤフラム（ｔ
）はいずれもガス上流側の一段目に使用したもので、（
２）はいずれも２段及び３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／Ｄ）が０．０８で
あり、デイタントピース５の最大内径（Ｄ）に対する最
小肉厚（ｔ）の比（ｔ／Ｄ）が０．０４　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／Ｄ）が初段及び第２段が０．１９及
び第３段が０．２０５　であり、各ディスク間の間隔（
Ω）の比ＣＱ／Ｄ）が０．２１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
は全周にわたって等間隔に蕃ディスクを連結するための
ボルト挿入用の穴が複数個設けられている。

以上の構成によって、圧縮比１４．７　、温度３５０℃
以上、圧縮効率８６％以上、初段タービンノズル入口の
ガス温度が１２００℃と可能になり、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。

〔発明の効果〕

本発明によれば、高温高圧（ガス温度：　１２００℃以
上、圧縮比：１５クラス）ガスタービン用ディスクに要
求されるクリー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揮される
。

【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図は脆化後の衝撃値と（Ｍ　ｎ　／　Ｎ　
ｉ　）比との関係を示す線図、第３図は同じ＜　Ｍ　ｎ
量との関係を示す線図、第４図は同じ＜Ｎｉ量との関係
を示す線図、第５図はクリープ破断強度とＮｉ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。１・・・タービンスタブシャフト、２・・・タービンブ
レード、３・・・タービンスタッキングボルト、４・・
・タービンスペーサ、５・・・ディスタントピース、６
・・・コンプレッサディスク、７・・・コンプレッサブ
レード、８・・・コンプレッサスタッキングボルト、９
・・・コンプレッサスタブシャフト、１０・・・タービ
ンディスク、１４・・・タービンノズル、１５・・・燃
焼器。１６・・・コンプレッサノズル、１７・・・ライナ、１
８・・・ダイヤフラム、１９・・・シュラウド。

Claims

【特許請求の範囲】１、重量で、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下
、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３
％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴ
ａの１種又は２種の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ
０．０２〜０．１％を含み、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０
．１１以下及び残部が実質的にＦｅからなることを特徴
とする耐熱鋼。２、重量で、Ｃ０．０７〜０．１５％、Ｓｉ０．０１〜
０．１％、Ｍｎ０．１〜０．４％、Ｃｒ１１〜１２．５
％、Ｎｉ２．２〜３．０％、Ｍｏ１．８〜２．５％、Ｎ
ｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０．０４〜０．０
８％、Ｖ０．１５〜０．２５％及びＮ０．０４〜０．０
８％を含み、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．０４〜０．１
０、残部が実質的にＦｅからなり、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。３、重量で、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下
、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３
％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴ
ａの１種又は２種の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ
０．０２〜０．１％を含み、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０
．１１以下及び残部が実質的にＦｅからなり、４５０℃
で１０＾５時間クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｍ＾２
以上及び５００℃で１０＾３時間加熱後の２５℃Ｖノッ
チシャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ＾２以上である
ことを特徴とする耐熱鋼。４、重量で、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下
、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３
％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴ
ａの１種又は２種の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ
０．０２〜０．１％と、Ｗ１％以下、Ｃｏ０．５％以下
、Ｃｕ０．５％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、
Ｙ０．０１％以下及び希土類元素０．０１％以下の少な
くとも１種とを含み、残部が実質的にＦｅからなること
を特徴とする耐熱鋼。５、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４５０℃
で１０＾５時間クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｍ＾２
以上及び５００℃で１０＾３時間加熱後の２５℃のＶノ
ッチシャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ＾２以上であ
る全燃戻マルテンサイト組織を有するマルテンサイト系
鋼からなり、前記円盤の外径（Ｄ）に対する中心部の肉
厚（ｔ）との比（ｔ／Ｄ）が０．１５〜０．３０である
ことを特徴とするガスタービンディスク。６、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、
Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６
％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ２〜
３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は
２種の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ０．０２〜０
．１％を含み、残部が実質的にＦｅからなり、前記（Ｍ
ｎ／Ｎｉ）比が０．１１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。７、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、
Ｃ０．０５〜０．２、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％
以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ２〜３
％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２
種の合計量が０．０２〜０．２％及び０．０２〜０．１
％と、Ｗ１％以下、Ｃｏ０．５％以下、Ｃｕ０．５％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、Ｙ０．０１％以下
及び希土類元素０．０１％以下の少なくとも１種とを含
み、残部が実質的にＦｅからなり、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）
比が０．１１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。８、複数個のタービンディスクを該ディスクの外周側で
リング状のスペーサを介しボルトによって連結される前
記スペーサにおいて、該スペーサは４５０℃で１０＾５
時間クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｍ＾２以上及び５
００℃で１０＾３時間加熱後の２５℃のＶノッチシャル
ピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ＾２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用タービンスペーサ。９、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、前記ディスタントピースは４５０℃で１
０＾５時間クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｍ＾２以上
及び５００℃で１０＾３時間加熱後の２５℃Ｖノッチシ
ャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ＾２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
なり、前記円筒体の最大内径（Ｄ）に対する最小肉厚（
ｔ）の比（ｔ／Ｄ）が０．０５〜０．１０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、該ディスタントピースは重量で、Ｃ０
．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％以
下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ２〜３％
、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２種
の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ０．０２〜０．１
％を含み、残部が実質的にＦｅからなり、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１１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。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、前記ディスタントピースは重量で、Ｃ
０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％
以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ２〜３
％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２
種の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ０．０２〜０．
１％と、Ｗ１％以下、Ｃｏ０．５％以下、Ｃｕ０．５％
以下、Ｂ０．０１％以下、Ｔｉ０．５％以下、Ａｌ０．
３％以下、Ｚｒ０．１％以下、Ｈｆ０．１％以下、Ｃａ
０．０１％以下、Ｍｇ０．０１％以下、Ｙ０．０１％以
下及び希土類元素０．０１％以下の少なくとも１種とを
含み、残部が実質的にＦｅからなり、前記（Ｍｎ／Ｎｉ
）比が０．１１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トピー
ス。１２、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、４
５０℃で１０＾５時間クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍ
ｍ＾２以上及び５００℃で１０＾３時間加熱後の２５℃
のＶノッチシャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ＾２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
イト系鋼からなり、前記円盤の外径（Ｄ）に対する最小
肉厚（ｔ）の比（ｔ／Ｄ）を０．０５〜０．１０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ィスク
。１３、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、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０
．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ
２〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種
又は２種の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ０．０２
〜０．１％を含み、残部が実質的にＦｅからなり、前記
（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１１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コン
プレッサディスク。１４、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、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０
．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ
２〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種
又は２種の合計量が０．０２〜０．２％及びＮ０．０２
〜０．１％と、Ｗ１％以下、Ｃｏ０．５％以下、Ｃｕ０
．５％以下、Ｂ０．０１％以下、Ｔｉ０．５％以下、Ａ
ｌ０．３％以下、Ｚｒ０．１％以下、Ｈｆ０．１％以下
、Ｃａ０．０１％以下、Ｍｇ０．０１％以下、Ｙ０．０
１％以下及び希土類元素０．０１％以下の少なくとも１
種とを含み、残部が実質的にＦｅからなり、前記（Ｍｎ
／Ｎｉ）比が０．１１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コンプレッ
サディスク。１５、複数個のタ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連結するボルトにおい
て、前記ボルトの少なくとも一方は４５０℃で１０＾５
時間クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｍ＾２以上及び５
００℃で１０＾３時間加熱後の２５℃のＶノッチシャル
ピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ＾２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、該シャフトにタービ
ンスタッキングボルトによって互いにスペーサを介して
連結された複数個のタービンディスクと、該ディスクに
植込まれたタービンバケットと、前記ボルトによって前
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ッキングボルトによ
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℃で１０＾５時間
クリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｍ＾２以上及び５００
℃で１０＾３時間加熱後の２５℃Ｖノッチシャルピー衝
撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ＾２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ィスク間
の距離（ｌ）を０．１５〜０．２５とすることを特徴と
するガスタービン。１７、前記最終段のコンプレッサディスクはその直径の
ディスクより高い剛性を有する構造である特許請求の範
囲第１６項に記載のガスタービン。１８、前記タービンスタッキングボルト、ディスタント
ピース、タービンスペーサ、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、コンプレッサスタッキ
ングボルトの少なくとも１つをマルテンサイト鋼によっ
て構成した特許請求の範囲第１６項に記載のガスタービ
ン。１９、前記マルテンサイト鋼は重量で、Ｃ０．０５〜０
．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１．５％以下、Ｃｒ８
〜１３％、Ｍｏ１．５〜３．５％、Ｎｉ３％以下、Ｖ０
．０５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計
量が０．０２〜０．２％及びＮ０．０２〜０．１％を含
み、残部がＦｅ及び不可避不純物で構成されている特許
請求の範囲第１８項に記載のガスタービン。２０、前記マルテンサイト鋼は、４５０℃で５０ｋｇ／
ｍｍ＾２以上の１０万時間クリープ破断強度と５ｋｇ−
ｍ／ｃｍ＾２以上のＶノッチシャルピー衝撃値を有する
特許請求の範囲第１９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、Ｃ０．２
〜０．４％、Ｍｎ０．５〜１．５％、Ｓｉ０．１〜０．
５、Ｃｒ０．５〜１．５％、Ｍｏ１．０〜２．０％、Ｖ
０．１〜０．３％、残部がＦｅ及び不可避不純物で構造
されている特許請求の範囲第１６項〜第２０項のいずれ
かに記載のガスタービン。２２、前記タービンスペーサが重量でＣ０．０５〜０．
２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ８〜１３
％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｎｉ３％以下、Ｖ０．０５
〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ０．０２〜０
．１％、残部がＦｅ及び不可避不純物で構成されている
特許請求の範囲第１６項〜第２０項のいずれかに記載の
ガスタービン。２３、前記タービンスタッキングボルトが重量で、０．
０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃ
ｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ３％以下、Ｖ０
．０５〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ０．０
２〜０．１％を含み、残部がＦｅ及び不可避不純物で構
成されている特許請求の範囲第１６項〜第２０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、Ｃ０．
０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃ
ｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ３％以下、Ｖ０
．０５〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ０．０
２〜０．１％を含み、残部がＦｅ及び不可避不純物で構
成されている特許請求の範囲第１６項〜第２０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ッキングボルトが重量で
Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以
下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ３％以下
、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ
０．０２〜０．１％を含み、残部がＦｅ及び不可避不純
物で構成されている特許請求の範囲第１６項〜第２０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Ｃ０．０５〜
０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１０
〜１３％を含み、残部がＦｅ及び不可避不純物で構成さ
れている特許請求の範囲第１６項〜第２０項のいずれか
に記載のガスタービン。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、Ｃ０．１５〜０．３０
％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ１〜２
％、Ｎｉ２．０〜４．０％、Ｍｏ０．５〜１．０％、Ｖ
０．０５〜０．２％及び残部が実質的にＦｅ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、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からなる特許請求の
範囲第１６項〜第２０項のいずれか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Ｃ０．
１５〜０．３％、Ｍｎ０．６％以下、Ｓｉ０．５％以下
、Ｎｉ２．０〜４．０％、Ｃｒ１〜２％、Ｍｏ０．５〜
１％、Ｖ０．０５〜０．２％を含み、残部がＦｅ及び不
可避不純物で構成されている特許請求の範囲第１６項〜
第２０項に記載のガスタービン。２９、タービンスタブシャフトと、該シャフトにタービ
ンスタッキングボルトによって互いにスペーサを介して
連結された複数個のタービンディスクと、該ディスクに
植込まれたタービンブレードと、前記ボルトによって前
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ッキングボルトによ
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、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量で、Ｃ０．０５〜０．
２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜
１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０５
〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０
．０２〜０．２％及びＮ０．０２〜０．１％を含み、残
部が実質的にＦｅからなり、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０
．１１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。３０、タービンスタブシャフトと、該シャフトにタービ
ンスタッキングボルトによって互いにスペーサを介して
連結された複数個のタービンディスクと、該ディスクに
植込まれたタービンブレードと、前記ボルトによって前
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ッキングボルトによ
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、Ｃ０．０５〜０
．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８
〜１３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０
５〜０．３％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が
０．０２〜０．２％及びＮ０．０２〜０．１％と、Ｗ１
％以下、Ｃｏ０．５％以下、Ｃｕ０．５％以下、Ｂ０．
０１％以下、Ｔｉ０．５％以下、Ａｌ０．３％以下、Ｚ
ｒ０．１％以下、Ｈｆ０．１％以下、Ｃａ０．０１％以
下、Ｍｇ０．０１％以下、Ｙ０．０１％以下及び希土類
元素０．０１％以下の少なくとも１種とを含み、残部が
実質的にＦｅからなり、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）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。３１、前記タービンディスク、ディスタントピース及び
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４５０℃で１０＾５時間クリープ破断強度が５０
ｋｇ／ｍｍ＾２以上及び５００℃で１０＾３時間加熱後
の２５℃のＶノッチシャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃ
ｍ＾２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特許請求の範囲第１６項〜２
０項のいずれかに記載のガスタービン。３２、前記タービンディスク、ディスタントピース及び
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、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以
下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜
３％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及び
Ｔａの１種又は２種の合計量が０．０２〜０．２％及び
Ｎ０．０２〜０．１％を含み、残部が実質的にＦｅから
なり、前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１１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３１項の
ガスタービン。３３、前記タービンディスク、ディスタントピース及び
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、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以
下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜
３％、Ｎｉ２〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ及び
Ｔａの１種又は２種の合計量が０．０２〜０．２％及び
Ｎ０．０２〜０．１％と、Ｗ１％以下、Ｃｏ０．５％以
下、Ｃｕ０．５％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
、Ｙ０．０１％以下及び希土類元素０．０１％以下の少
なくとも１種とを含み、残部が実質的にＦｅからなり、
前記（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１１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３１項のガスタ
ービン。３４、前記タービンスタッキングボルト、スペーサ、タ
ービンディスク、ディスタントピース、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高温側の
最終段のいずれも４５０℃で１０＾５時間クリープ破断
強度が５０ｋｇ／ｍｍ＾２以上及び５００℃で１０＾３
時間加熱後の２５℃のＶノッチシャルピー衝撃値が５ｋ
ｇ−ｍ／ｃｍ＾２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特許請求の範囲第
１６項〜２１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トと、該シャフトにタービ
ンスタッキングボルトによって互いにスペーサを介して
連結された複数個のタービンディスクと、該ディスクに
植込まれ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燃焼器と、前記ボルトによって前
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ッキングボルトによ
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ービンブレードの初段部分が重量で
Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、
Ｃｒ１７〜２７％、Ｃｏ５％以下、Ｍｏ５〜１５％、Ｆ
ｅ１０〜３０％、Ｗ５％以下、Ｂ０．０２％以下及び残
部が実質的にＮｉからなる全オーステナイト組織を有す
るＮｉ基合金からなり、前記タービンブレードの残りの
部分が重量でＣ０．３〜０．６％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ
２％以下、Ｃｒ２０〜２７％、Ｎｉ２０〜３０％、Ｎｂ
０．１〜０．５％、Ｔｉ０．１〜０．５％及び残部が実
質的にＦｅからなるＦｅ基鋳造合金からなる特許請求の
範囲第１６項〜第３５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
ンスタッキングボルトによって互いにスペーサを介して
連結された複数個のタービンディスクと、該ディスクに
植込まれ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ービン
ノズルと該ター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、前記ボルトによっ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
ッサスタッ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、前記ダイヤフラムは前記初段の
タービンバケットに高温ガス流を誘導する初段タービン
ノズル部分が重量で、Ｃ０．０５％以下、Ｓｉ１％以下
、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ１６〜２２％、Ｎｉ９〜１５％及
び残部が実質的にＦｅからなる特許請求の範囲第１６項
〜第３６項のいずれかに記載のガスタービン。３７、タービンスタブシャフトと、該シャフトにタービ
ンスタッキングボルトによって互いにスペーサを介して
連結された複数個のタービンディスクと、該ディスクに
植込まれ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
個の燃焼器と、前記ボルトによっ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
コンプレッサスタッ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、該ブレードに空気を誘導す
るコンプレッサノズルと、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、前記コンプレッサノズル
は重量でＣ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍ
ｎ１％以下、Ｃｒ１０〜１３％と、又は更にＮｉ０．５
％以下及びＭｏ０．５％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鋼からなり、前記コンプレッ
サディスクの初段から低温側が重量でＣ０．１５〜０．
３％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ１〜
２％、Ｎｉ２〜４％、Ｍｏ０．５〜１％、Ｖ０．０５〜
０．２％及び残部が実質的にＦｅ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Ｃ０．２〜０．
４％、Ｓｉ０．１〜０．５％、Ｍｎ０．５〜１．５％、
Ｃｒ０．５〜１．５％、Ｎｉ０．５％以下、Ｍｏ１〜２
％、Ｖ０．１〜０．３％及び残部が実質的にＦｅからな
る特許請求の範囲第１６項〜第３６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トによって互いにスペーサを介して
連結された複数個のタービンディスクと、該ディスクに
植込まれ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
個の燃焼器と、前記ボルトによっ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
コンプレッサスタッ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、前記タービンブレード
は重量でＣ０．０７〜０．２５％、Ｓｉ１％以下、Ｍｎ
１％以下、Ｃｒ１２〜２０％、Ｃｏ５〜１５％、Ｍｏ１
〜５％、Ｗ１〜５％、Ｂ０．００５〜０．０３％、Ｔｉ
２〜７％、Ａｌ３〜７％と、Ｎｂ１．５％以下、Ｚｒ０
．０１〜０．５％、Ｈｆ０．０１〜０．５％、Ｖ０．０
１〜０．５％の１種以上と、残部が実質的にＮｉからな
り、γ′及びγ″相を有するＮｉ基鋳造合金からなり、
前記タービンノズルは重量でＣ０．２０〜０．６％、Ｓ
ｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ２５〜３５％、Ｎｉ５
〜１５％、Ｗ３〜１０％、Ｂ０．００３〜０．０３％及
び残部が実質的にＣｏ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、オーステナイト基地に共
晶炭化物及び二次炭化物を有するＣｏ基鋳造合金からな
り、前記燃焼器は重量でＣ０．０５〜０．２％、Ｓｉ２
％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ２０〜２５％、Ｃｏ０．５
〜５％、Ｍｏ５〜１５％、Ｆｅ１０〜３０％、Ｗ５％以
下、Ｂ０．０２％以下及び残部実質的にＮｉからなる全
オーステナイト組織を有するＮｉ基合金からなる特許請
求の範囲第１６項〜第３７項のいずれかに記載のガスタ
ービン。