JP2000204447A - 高強度マルテンサイト鋼とそれを用いたガスタ―ビン用タ―ビンディスク及び発電用ガスタ―ビン並びにコンバインド発電システム - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】本発明の目的は、高温強度に優れたマルテンサ
イト鋼とそれを用いたガスタービンディスク，発電用ガ
スタービン及びコンバインド発電システムを提供する。 【解決手段】本発明は、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜４.０％，
Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ４％以下，Ｖ０.１〜０.４％，Ｎ
ｂ0.06〜０.２５％，Ｃｏ１〜５％，Ｎ０.０２５〜０.
１２５％ を含む高強度マルテンサイト鋼及びその用途
にある。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、タービン入り口温
度が１２００℃以上である新規な高効率発電用ガスター
ビン及びコンバインド発電システムに係り、特にそれに
用いるタービンディスクとそれに用いる新規なマルテン
サイト鋼に関する。

【０００２】

【従来の技術】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１２００℃から１６５０℃に高め、
圧縮比を１５付近まで高めることにより従来の１２００
℃以下のガスタービンに比較し約３％以上の効率向上が
期待できる。

【０００３】しかし、これらの高温・高圧比に伴い、よ
り強度の高い材料が必要である。そ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。クリー
プ破断強度が高い構造材料としてオーステナイト鋼，Ｎ
ｉ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
部品とのマッチングが良く、高温強度も十分である。マ
ルテンサイト鋼として特開昭63−60262 号公報，特開平
5−263657 号公報等が知られている。しかし、これらの
材料は400〜５００℃で必ずしも高いクリープ破断強度
は得られず、タービンディスク等としてより高温化に対
するガスタービンにそのまま使用することはできない。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】ガスタービンの高温・
高圧比に対して単に強度の高い材料を用いるだけではガ
ス温度の上昇はできない。ガスタービンの高温化には高
温強度が高いことと高い靭性とを兼ね備えた耐熱鋼を用
いなければならない。しかし、一般に、強度を向上させ
ると靭性が低下する。

【０００５】従って、マルテンサイト鋼においても両者
の特性を十分に満足させることは困難である。

【０００６】本発明の目的は、高温強度に優れたマルテ
ンサイト鋼とそれを用いたガスタービンディスク，発電
用ガスタービン及びそれと蒸気タービンとの組合せのコ
ンバインド発電システムを提供するにある。

【０００７】

【課題を解決するための手段】本発明は、重量で、Ｃ
０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以
下，Ｎｉ０.５〜４.０％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ４％以
下，Ｖ０.１〜０.４％，Ｎｂ０.０６〜０.２５％及びＣ
ｏ１〜５％を含むマルテンサイト鋼からなり、４５０
℃，１０万時間クリープ破断強度が５０kg／mm² 以上で
あり、該クリープ破断強度に対して５００℃，１０万時
間クリープ破断強度がその７０％以上であることを特徴
とする高強度マルテンサイト鋼にある。

【０００８】本発明は、重量で、Ｃ０.０５〜０.２０
％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜
４.０％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ４％以下，Ｖ０.１〜
０.４％，Ｎｂ０.０６〜０.２５％，Ｃｏ１〜５％，酸
素０.０２０％以下及び水素0.003％以下を有することを
特徴とする高強度マルテンサイト鋼にある。

【０００９】本発明は、重量で、Ｃ０.０５〜０.２０
％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜
４.０％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ４％以下，Ｗ１〜５％,
Ｖ０.１〜０.４％，Ｎｂ０.０６〜０.２５％及びＣｏ１
〜５％を有し、前記(Ｗ／Ｍｏ）比が２〜５であること
を特徴とする高強度マルテンサイト鋼にある。

【００１０】本発明は、重量で、Ｃ０.０５〜０.２０
％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜
４.０％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ０.２〜１.０％未満 ，
Ｖ０.１〜０.４％，Ｎｂ０.０６〜０.２５％及びＣｏ１
〜５％ を有することを特徴とする高強度マルテンサイ
ト鋼にある。

【００１１】本発明は、請求項に記載の如く、更にＷ１
〜５％及びＢ０.０００５〜０.０１％の少なくとも一方
を有することを特徴とする。

【００１２】本発明は、請求項のいずれかに記載のマル
テンサイト鋼よりなることを特徴とするガスタービン用
タービンディスクにある。

【００１３】本発明は、圧縮機と、燃焼器と、タービン
ディスクに固定された３段以上のタービンブレードと、
該タービンブレードに対応して設けられたタービンノズ
ルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、前記タービ
ンディスクは請求項に記載のタービンディスクによって
構成される発電用ガスタービンにある。

【００１４】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、高
低圧一体型蒸気タービン及びガスタービンによって発電
機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、前記
ガスタービンは請求項に記載の発電用ガスタービンによ
って構成されることを特徴とするコンバインド発電シス
テムにある。

【００１５】本発明は、圧縮機と、燃焼器と、タービン
ディスクに固定された３段以上のタービンブレードと、
前記タービンブレードに対応して設けられた３段以上の
タービンノズルとを備えた発電用ガスタービンにおい
て、前記タービンディスクを前記圧縮機によって圧縮さ
れた空気によって前記タービンディスクの胴部から前記
タービンブレードに渡って冷却する空気冷却系統を有
し、前記タービンディスクはマルテンサイト鋼よりなる
ことが好ましい。

【００１６】本発明は、圧縮機と、燃焼器と、タービン
ディスクに固定された３段以上のタービンブレードと、
前記タービンブレードに対応して設けられた３段以上の
タービンノズルとを備えた発電用ガスタービンにおい
て、前記タービンディスクをその胴部から前記タービン
ブレードに渡り水蒸気によって冷却する水蒸気冷却系統
を有し、前記タービンディスクはマルテンサイト鋼より
なることが好ましい。

【００１７】本発明は、圧縮機と、燃焼器と、タービン
ディスクに固定された３段以上のタービンブレードと、
前記タービンブレードに対応して設けられた３段以上の
タービンノズルとを備えた発電用ガスタービンにおい
て、初段タービンノズルへのガス入口温度が１２００〜
１６５０℃であり、初段タービンノズル及び前記タービ
ンディスクをその胴部から初段と第２段のタービンブレ
ードに渡って前記圧縮機によって圧縮された空気を冷却
器により冷却した空気によって冷却する空気冷却系統を
有し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によって
冷却する空気冷却系統を有し、前記タービンディスクは
マルテンサイト鋼よりなることが好ましい。

【００１８】本発明は、圧縮機と、燃焼器と、タービン
ディスクに固定された３段以上のタービンブレードと、
前記タービンブレードに対応して設けられた３段以上の
タービンノズルとを備えた発電用ガスタービンにおい
て、初段タービンノズルへのガス入口温度が１２００〜
１６５０℃であり、初段タービンノズル及び前記タービ
ンディスクをその胴部から初段と第２段のタービンブレ
ードに渡って水蒸気によって冷却する蒸気冷却系統を有
し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によって冷
却する空気冷却系統を有し、前記タービンディスクはマ
ルテンサイト鋼よりなることが好ましい。

【００１９】前述の発電用ガスタービンは、燃焼ガスの
タービンノズルのガス入口温度が１２００℃〜１２９５
℃に対し、前述のタービンディスク用マルテンサイト鋼
は、重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以
下，Ｍｎ１.０％ 以下，Ｎｉ０.５０〜３.０％，Ｃｒ
８.０〜１３.０％，Ｍｏ１.０〜４.０％,Ｖ０.１０〜
０.４０％及びＮ０.０２５〜０.１２５％を有すること
が好ましい。

【００２０】前述のガス入口温度が、１３００℃〜１３
９５℃に対し、前述のタービンディスク用マルテンサイ
ト鋼は、重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５
％ 以下，Ｍｎ１.０％以下，Ｎｉ０.５０〜３.０％，Ｃ
ｒ８.０〜１３.０％，Ｍｏ1.0〜４.０％，Ｖ０.１０〜
０.４０％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％及びＮ０.０２５〜
０.１２５％を有することが好ましい。

【００２１】前述のガス入口温度が、１４００℃〜１６
５０℃に対し、請求項に記載のタービンディスク用マル
テンサイト鋼になることが好ましい。このガス温度に対
するタービンディスク温度は初段で約５００℃まで上昇
し、それに十分耐えるものである。２段及び３段では若
干温度が下がるが、４５０℃以上である。

【００２２】本発明の請求項に記載のマルテンサイト鋼
は各対応の温度に対してディスタントピース，タービン
スペーサ，コンプレッサーディスクの最終段及びタービ
ンスタッキングボルト，コンプレッサースタッキングボ
ルトの少なくとも１つに用いることができる。

【００２３】また、前述のマルテンサイト鋼はいずれの
ものも（Ｍｎ／Ｎｉ）比を０.１１以下にすることが好
ましい。前述のＭｎ＋Ｎｉ＋Ｃｏ量を２.０〜７.０％が
好ましく、Ｍｏ＋０.５Ｗは１.０〜２.０％が好まし
い。Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ
−４０Ｃ−３０Ｎ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏで求められ
るＣｒ当量は８以下が好ましい。

【００２４】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、高
低圧一体型蒸気タービン及びガスタービンによって発電
機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、前記
ガスタービンは前述の発電用ガスタービンによって構成
されることが好ましい。

【００２５】本発明は、高低圧一体型蒸気タービン及び
ガスタービンによって発電機を駆動するコンバインド発
電システムにおいて、前記蒸気タービンの初段ノズル入
口での蒸気温度及び前記ガスタービンの初段ノズル入口
でのガス温度が、Ａ点(515℃，１２００℃），Ｂ点(５
３８℃，１２００℃），Ｃ点(５９３℃，１６５０℃）
及びＤ点（５５７℃，１６５０℃）の各点を結ぶ範囲内
であり、前記ガスタービンは圧縮機と、燃焼器と、ター
ビンディスクに固定された３段以上のタービンブレード
と、前記タービンブレードに対応して設けられた３段以
上のタービンノズル初段タービンノズル及び初段と第２
段タービンブレードを前記圧縮機によって圧縮された空
気を冷却器により冷却した空気によって冷却する空気冷
却系統又は蒸気によって冷却する蒸気冷却系統を有し、
第２段及び第３段タービンノズルを空気によって冷却す
る空気冷却系統を有することが好ましい。

【００２６】本発明は高低圧一体型蒸気タービン及びガ
スタービンによって発電機を駆動するコンバインド発電
システムにおいて、前記蒸気タービンの初段ノズル入口
での蒸気温度が５００℃以上、前記ガスタービンの初段
ノズル入口でのガス温度が１１００℃以上であり、前記
ガスタービンは圧縮機と、燃焼器と、タービンディスク
に固定された３段以上のタービンブレードと、前記ター
ビンブレードに対応して設けられた３段以上のタービン
ノズルとを備え、前記タービンディスクは請求項に記載
のマルテンサイト鋼よりなることが好ましい。

【００２７】前述の高低圧一体型蒸気タービンの最終段
ブレードはその翼部長さ（インチ）×回転数（rpm ）が
120000以上及びマルテンサイト鋼よりなることが好まし
い。本発明における前記ガスタービンの初段ブレード及
び初段ノズルの少なくとも一方は、前述のガス入口温度
が１４００〜１６５０℃に対し、単結晶又は前述の温度
が１３００〜１３９５℃に対し柱状晶Ｎｉ基合金よりな
ることが好ましい。前記ガスタービンは、前述の温度１
４００〜１６５０℃に対し、第２段及び第３段タービン
ブレードが一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなることが
好ましい。前記ガスタービンは、前述の温度１４００〜
１６５０℃に対し、初段タービンブレード及び初段ター
ビンノズルが単結晶Ｎｉ基合金よりなり、第２段及び第
３段タービンブレードの少なくとも一方は一方向凝固柱
状晶Ｎｉ基合金よりなり、第２段及び第３段タービンノ
ズルは等軸晶Ｎｉ基合金よりなることが好ましい。 （Ａ）ガスタービン 本発明においては、少なくともタービンディスクにマル
テンサイト鋼が用いられ、他ディスタントピース，ター
ビンスペーサ，最終段コンプレッサーディスク及びター
ビンスタッキングの少なくとも１つにも同様に用いるこ
とができる。そのマルテンサイト系鋼の成分範囲限定理
由について説明する。

【００２８】Ｃは高い引張強さと耐力を得るために０.
０５％ 以上が好ましい。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 クリープ破断強度を低下させるので、
０.２０％ 以下が好ましい。最も０.０７〜０.１５％が
好ましい。より、０.１０〜０.１４％が好ましい。

【００２９】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フェライト生成元素であり、多量の添加は
疲労及び靭性を低下させるδフェライト生成の原因にな
るので０.５％ 以下が好ましい。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無添加では０.０５％以
下が好ましい。

【００３０】Ｍｎは加熱による脆化を促進させるので、
０.６％ 以下が好ましい。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０.０１〜０.４％
が好ましい。更に０.０２〜０.２５％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。

【００３１】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、
Ｃｒは８〜１３％が好ましい。特に強度の点から１０.
５〜１２.５％ 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。高いクリープ破断強度を得るには４.
０％ 以下が好ましい。４.０％ を超えるとδフェライ
ト生成原因になる。Ｍｏ量はＷ量との関係によって定め
られ、Ｗを含まない場合には１.５〜２.５％が好まし
い。更に、ＭｏはＮｉ量が２.１％ を超える含有量のと
きＭｏ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Ｍｏ２.０％ 以上での効果が大きい。更に、後
述するＷを含むときは０.２〜１.０％未満好ましくは
０.３〜０.７％とするものである。

【００３２】Ｖ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ので、Ｖ０.１％以
上，Ｎｂ０.０１％以上が好ましく、Ｖ０.４％，Ｎｂ
０.２％以上ではδフェ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し、好ましくな
い。特にＶ０.１５〜０.２５％，Ｎｂ０.０４〜０.１０
％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加で
き、複合添加することができる。

【００３３】Ｎｉは高温長時間加熱後の靭性を高め、か
つδフェライト生成の防止効果があるので、０.５％ 以
上が好ましく、３％以上では長時間クリープ破断強度を
低下させるので好ましくない。特に２.０〜３.０％が好
ましい。より好ましくは2.5％を超える量である。

【００３４】Ｎｉは加熱脆化防止に効果があるが、Ｍｎ
は逆に害を与える。従ってこれらの元素の間には密接に
相関関係があり、Ｍｎ／Ｎｉ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、特に、
０.１０ 以下が好ましく、０.０４〜０.１０が好まし
い。

【００３５】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ので、０.０２５％以上が
好ましく、０.１２５％を超えると靭性を低下させる。
特に０.０３〜０.０８％の範囲で優れた特性が得られ
る。

【００３６】Ｃｏはより高温での強度を高めるので、高
温化に対応させて含有量を高めるのが好ましく、１.０
〜５.０％好ましくは２〜４％含有させるのが好まし
い。

【００３７】ＷはＭｏと同様に強化に寄与するので、１
〜５％とし、またＭｏ量との組合せによって（Ｗ／Ｍ
ｏ）比を２〜５とするものである。

【００３８】特に、Ｍｏ＋０.５Ｗ 量を１〜２％とする
のが好ましい。

【００３９】Ｂは強化に顕著な効果を有し、０.０００
５〜０.０１％が好ましい。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０.０１％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。

【００４０】本発明に係る鋼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に温度、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、次いで４５０
〜６００℃の温度に加熱保持し（第１次焼戻し）、次い
で５５０〜６５０℃の温度に加熱保持し第２次焼戻しを
行うのが好ましい。焼入れに当ってはＭｓ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。

【００４１】コンプレッサー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，Ｍ
ｏ１.０〜２.０％，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。

【００４２】コンプレッサースタブシャフトは重量でＣ
０.１５〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ０.６％ 以
下，Ｎｉ２〜４％，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１％，
Ｖ０.０５〜０.２％を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼及び
タービンスタブシャフトは重量でＣ０.２〜０.４％，Ｓ
ｉ０.１〜０.５％，Ｍｎ０.５〜１.５％,Ｃｒ０.５〜
１.５％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.１〜
０.３％を含むＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いることができ
る。

【００４３】コンプレッサー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１２段目までを前述のＮ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，１３段目から１６段目をＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼及び１７段目を前述のマルテンサイト鋼によ
って構成することができる。初段及び最終段のコンプレ
ッサー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もいずれも剛性を有する構造を
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。

【００４４】コンプレッサのブレード及びノズルは０.
０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃ
ｒ１０〜１３％又はこれにＭｏ０.５％以下及び、Ｎｉ
０.５％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。

【００４５】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。

【００４６】タービンノズルを固定するダイヤフラムに
は初段タービン部分が重量で、Ｃ０.０５％ 以下，Ｓｉ
１％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。

【００４７】燃焼器はタービンの周囲に複数個設けられ
るとともに、外筒と内筒との２重構造からなり、内筒は
重量でＣ０.０５〜０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ２０〜２５％，Ｃｏ０.５〜５％，Ｍｏ５〜１
５％，Ｆｅ１０〜３０％ ，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％
以下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。

【００４８】タービンブレードは燃焼ガスタービンノズ
ル入口温度で、１２００〜１２９５℃に対しては、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、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″相が析出した普通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
％，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、オーステナイト相基地に共晶炭化物及び
２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。

【００４９】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
拡散コーティングを施すことができる。コーティング層
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。

【００５０】発電用ガスタービンは１３００℃級から次
世代の１５００℃級ガスタービンでは冷却技術を考慮し
ても初段タービンブレードのメタル温度が７００℃以上
から更に９００℃以上になるため、材料そのものの耐用
温度は１０⁵ 時間１４kgf／mm² でそのメタル温度より
２０℃以上高いものが必要である。第２段以降のブレー
ドは初段よりも衝突するガス温度が５０℃〜１００℃低
くなるが、燃焼温度１３００℃級のガスタービンと比べ
るとそのメタル温度は高くなり、材料特性として１０⁵
時間１４kgf／mm² で６００℃以上から更に８００℃以
上の耐用温度が必要である。それよりも強度の低い材料
を用いた場合は、運転中にブレードが破損する確立が非
常に高くなるばかりでなく、ガス流のエネルギーを十分
に回転力に変換できずに効率の低下を引き起こす。

【００５１】初段ノズルは、燃焼ガスを最初に受けるた
め最も高温にさらされ、ガスタービンの起動，停止の繰
り返しにより著しい熱応力，熱衝撃を受ける。燃焼ガス
温度１３００℃級から１５００℃級のガスタービンで
は、冷却能力を考慮しても10⁵時間６kgf／mm²における
耐用温度が７００℃以上から更に９００℃以上の合金を
用いる。２段目以降のタービンノズルは、初段ノズルと
比較して温度的にそれほど苛酷ではないが、燃焼温度１
３００℃級のガスタービンと比べるとそのメタル温度は
高くなり１０⁵時間１４kgf／mm² 耐用温度が６００℃以
上から更に８００℃の材料を用いる。

【００５２】本発明は、初段タービンノズル入口でのガ
ス温度が１４００〜１６５０℃，好ましくは１５００〜
１６５０℃に対して前記初段タービンブレード及び初段
タービンノズルは単結晶Ｎｉ基合金からなり、また遮熱
コーティング層を有すること、前記第２段タービンブレ
ード及び第２段タービンノズルは合金コーティング層を
有すること、そして前記単結晶Ｎｉ重合金は重量で、Ｃ
ｒ６〜８％,Ｍｏ０.５〜１％，Ｗ６〜８％，Ｒｅ１〜４
％，Ａｌ４〜６％，Ｔａ６〜９％ ，Ｃｏ０.５〜１０％
及びＨｆ０.０３〜０.１３％を含有するＮｉ基合金であ
ること、前記単結晶Ｎｉ重合金はＴｉ，Ｎｂのうち一方
もしくは両方を０.１ 〜２％を含有するＮｉ基合金から
なるものが好ましい。本発明では、前述の温度として１
４００〜１４９５℃に対して初段ブレード及び初段ノズ
ル、又は１５００℃以上には第２段タービンブレードに
重量で、Ｃｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３〜５％,Ｗ２〜１０
％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％，Ｃ０.０５〜
０.２１％ 及びＢ０.００５〜０.０２５％ を含有する
柱状晶Ｎｉ基合金であること、更に、これにＴａ１〜４
％，Ｃｏ１０％以下，Ｈｆ０.０３〜０.２％，Ｚｒ０.
００１〜０.０５％，Ｒｅ０.１〜５％及びＮｂ０.１〜
３％の少なくとも１種とを含有する一方向凝固柱状晶Ｎ
ｉ基合金が好ましい。特に、第２段ブレードの他第３段
或いは４段ブレードにも用いることができる。

【００５３】前記第２段及び第３段タービンノズルは重
量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜
３％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を
含有する多結晶Ｎｉ基合金が好ましい。

【００５４】ガスタービンの熱効率を向上させるために
は、前述したように燃焼ガス温度を上昇させることがも
っとも効果的である。高度なブレード，ノズルの冷却技
術，遮熱コーティング技術の併用を考え、初段タービン
ブレードのメタル温度を920℃以上にすれば、初段ター
ビンノズルへのガス入り口温度を１４５０〜１５５０℃
にすることが可能となる。そのことによりガスタービン
の発電効率を３７％以上にすることができる。この場合
の発電効率は、ＬＨＶ方式の表示である。また、その時
にタービン排ガス温度を５９０℃〜６５０℃とすれば、
蒸気タービンとの複合発電システムにした場合の総合発
電効率が５０％以上、好ましくは５５％以上にすること
ができ、優れた高効率発電システムが提供できる。

【００５５】本発明によれば、高効率で、更により高温
のガスタービンを達成することができ、タービン入り口
温度１５００℃〜１６５０℃級ではＬＨＶ表示で３７％
以上の高効率が得られる。

【００５６】（Ｂ）高低圧一体型蒸気タービンについて （１）長翼材 本発明に係る長翼材は、８〜１３重量％クロームを含む
マルテンサイト系ステンレス鋼からなる翼部長さが３０
インチ以上、好ましくは４０インチ以上、より好ましく
は４３〜４６インチのものを５０サイクル発電用高低圧
又は高中低圧一体型蒸気タービンの最終段動翼に用いる
のが好ましい。

【００５７】本発明は、更に最終段動翼として前述のマ
ルテンサイト系ステンレス鋼からなる３０インチ以上、
好ましくは３３インチ以上、より好ましくは３５〜３８
インチのものを６０サイクル発電用高低圧又は高中低圧
一体型蒸気タービンに用いるのが好ましい。５０サイク
ルにおいては４６インチ、６０サイクルにおいては３８
インチを超えるものは重量でＡｌ４〜８％，Ｖ３〜７％
を含むＴｉ合金が好ましい。

【００５８】前述のマルテンサイト系ステンレス鋼は、
回転数と翼部長さの129000rpm・インチ以下に対し重量比
で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ
1.00％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ１.５〜３
％、好ましくは２.１を超え３％以下，Ｍｏ１.５〜３.
０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの１種又は
２種の合計量が０.０２〜０.２０％、及びＮ０.０２〜
０.１０％を含有するものが好ましい。それ以上のrpm・
インチを超えるものに対してはＣ０.１９〜０.２５％を
含む他同じ組成を有するマルテンサイト鋼が好ましい。

【００５９】更に本発明は、重量比で、Ｃ０.１８〜０.
２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ0.1〜０.３％，Ｃｒ１.
５〜２.５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｍｏ１〜２％及び
Ｖ0.1〜０.３５％を有し、高圧部の５３８℃・１０⁵ｈ
平滑及び切欠クリープ破断強度が１３kg／mm²以上，低
圧部の引張強さが８４kg／mm²以上，破面遷移温度が３
５℃であるマルテンサイト系耐熱鋼からなるロータシャ
フトに、引張強さ１２０kg／mm² 以上の前述の長翼を取
り付けた高中低圧又は高低圧一体型蒸気タービンが好ま
しい。

【００６０】最終段のブレードの先端リーディングエッ
ヂ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。エロージョン防止層は重量で、Ｃ０.５〜１.５
％，Ｓｉ１.０％以下，Ｍｎ１.０％以下，Ｃｒ２５〜３
０％，Ｗ２.５〜６.０％を含むＣｏ基合金を用いること
が好ましい。

【００６１】この蒸気タービン長翼は、高速回転による
高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと
同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。
そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが
存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻
しマルテンサイト組織でなければならない。

【００６２】本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当
量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト
相を実質的に含まないようにすることが好ましい。

【００６３】長翼材の引張強さは１２０kg／mm² 以上、
好ましくは１２８kgf／mm²以上、より好ましくは１２
８.５kgf／mm²以上である。また耐力は８０kg／mm²以
上、好ましくは８８kg／mm² 以上である。伸び率は長さ
方向１０％以上、周方向５％以上、衝撃値は３.４５kgf
−ｍ以上が好ましい。

【００６４】また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜１１００℃（好ましくは１０００〜１０７０
℃）で好ましくは０.５ 〜３時間加熱保持後室温まで急
冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次
に、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に５５０℃〜５７０
℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する
１次焼戻しと、５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６
時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上
の焼戻し熱処理が施されるのが好ましい。２次焼戻し温
度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１
０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高
くするのが好ましい。

【００６５】本発明に係る低圧タービン最終段翼部長さ
は９１４mm（３６″）以上、好ましくは９６５mm(３
８″)以上にした６０サイクル発電用の３６００rpm 蒸
気タービン及び低圧タービン最終段翼長を１０４１mm
(４１″)以上、好ましくは１０９２mm（４３″）以上、
より好ましくは１１６８mm（４６″）以上にした５０サ
イクル発電用の３０００rpm 蒸気タービンにし、〔翼部
長さ（インチ）×回転数（rpm)〕値を125000以上、好ま
しくは138000以上としたものである。

【００６６】また本発明に係る長翼材においては、全マ
ルテンサイト組織となるように合金組成を調整して高い
強度と低温靭性並びに疲労強度を得るために、次式の各
元素の含有量を重量％として計算されるＣｒ当量を４〜
１０に成分調整することが好ましい。

【００６７】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ Ｃは高い引張強さを得るために０.０８％ 以上、靭性を
低下させないように０.２％以下が好ましい。特に、０.
１０〜０.１８％が好ましい。より、０.１２〜０.１６
％が好ましい。

【００６８】Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫酸・脱酸剤で鋼
の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果があ
る。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加
は、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成
の原因になるので、０.２５％ 以下が好ましい。なお、
カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶解法などに
よればＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。特
に、０.１０％ 以下、より０.０７％以下が好ましい。

【００６９】０.９％ 以下のＭｎ添加は靭性を向上させ
る。特に、Ｍｎは脱酸剤として有効なので、靭性向上の
点から０.６％ 以下、より０.１〜０.５％ 、最も０.２
〜０.４％が好ましい。

【００７０】Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、１３
％以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。
８％より少ないと耐食性と引張強さが不十分なので、Ｃ
ｒは８〜１３％が好ましい。特に強度の点から１０.５
〜１２.５％が、より１１〜１２％が好ましい。

【００７１】Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
が不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因
になるので１.５〜３.０％が好ましい。特に、１.８〜
２.７％、より２.０〜２.５％が好ましい。なお、Ｗ及
びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。

【００７２】Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高
めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０.０５％，Ｎｂ
０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.４０
％，Ｎｂ０.２％以上ではδフェライト生成の原因とな
る。特にＶは０.２０〜0.36％、より０.２５〜０.３１
％、Ｎｂは０.０４〜０.１６％、より０.０６〜０.１４
％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加で
き、複合添加することができる。

【００７３】Ｎｉは２〜３％で低温靭性を高めると共
に、δフェライト生成の防止効果がある。特に、２.３
〜２.９％が好ましい。より好ましくは２.４〜２.８％
である。Ｎは０.０２〜０.１％で靭性，引張強さの向上
及びδフェライトの生成防止に効果がある。特に、０.
０４〜０.０８％、より０.０４５〜０.０８％の範囲で
優れた特性が得られる。

【００７４】Ｓｉ，Ｐ及びＳの低減は、引張強さを損な
わず、低温靭性を高める効果があり、極力低減すること
が望ましい。低温靭性向上の点からＳｉ０.１％以下，
Ｐ ０.０１５％以下，Ｓ０.０１５％ 以下が好まし
い。特に、Ｓｉ０.０５％以下，Ｐ０.０１０％以下，Ｓ
０.０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低
減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減すること
が望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０.
００１５％以下，Ｓｎ０.０１％以下、及びＡｓ0.02％
以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％以下，Ｓｎ０.
００５％及びＡｓ0.01％以下が望ましい。

【００７５】さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比
を０.１１ 以下にするのが好ましい。

【００７６】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１０００℃，最高
１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、
次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第
１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保
持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織
とするものが好ましい。

【００７７】（２）高低圧又は高中低圧一体型蒸気ター
ビン用ロータシャフト Ｃは０.１５〜０.４％で焼入性を向上し靭性と強度を確
保するのに必要な元素である。特にＣは０.２０〜０.２
８％の範囲が好ましい。

【００７８】Ｓｉ及びＭｎは従来脱酸剤として添加して
いたが、真空Ｃ脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法な
どの製鋼技術によれば、特に添加しなくとも健全なロー
タが溶製可能である。長時間使用による脆化の点から、
Ｓｉ及びＭｎは低目にすべきであり、それぞれ０.１％
及び０.５％以下がよい。特にＳｉ０.０５％ 以下，Ｍ
ｎ０.０５〜０.２５％、より前者が０.０１％以下，後
者が０.２０％以下が好ましい。

【００７９】一方、極少量のＭｎ添加は、熱間加工性を
悪くする有害なＳを、硫化物ＭｎＳとして固定する作用
があるために、Ｍｎの極微量添加は、前述のＳの害を減
少する効果があるので、蒸気タービン用ロータシャフト
のような大型鍛造品の製造においては０.０１％ 以上含
有するのが好ましい。しかし、製鋼上Ｓを少なくできれ
ばＭｎの添加は靭性，高温強度を低めるので、Ｓ及びＰ
量を低めるスパークリーン化できればゼロがよく、０.
０１〜０.２％が好ましい。

【００８０】Ｎｉは１.５〜２.７％で焼入性を向上さ
せ、クリープ破断強度及び靭性を向上させる。特に１.
６〜２.０％より１.７〜１.９％の範囲が好ましい。更
に、Ｎｉ量はＣｒ量より０.２０％ まで高く又はＣｒ量
より０.３０％ 以下に低くする範囲内とすることにより
高い高温強度と靭性とを兼ね備えた特性が得られる。

【００８１】Ｃｒは１.５〜２.５％で焼入性を向上さ
せ、靭性及びクリープ破断強度向上に効果がある。また
蒸気中の耐食性も向上させる。特に１.７〜２.３％、よ
り1.9〜２.１％が好ましい。

【００８２】Ｍｏは０.８〜２.５％で焼戻し処理中に結
晶粒内に微細炭化物を析出させ、高温強度向上及び焼戻
し脆化防止効果がある。特に強度と靭性の点から１.０
〜1.5％、より１.１〜１.３％が好ましい。

【００８３】Ｖは、０.１５〜０.３５％で焼戻し処理中
に結晶粒内に微細炭化物を析出させ、高温強度及び靭性
向上効果がある。特に０.２０〜０.３０％ 、より０.２
５を超え０.３０％以下の範囲が好ましい。

【００８４】また上記の組成からなる低合金を溶製する
ときに、希土類元素，Ｃａ，Ｚｒ及びＡｌのいずれかを
添加することにより靭性が向上する。希土類元素は０.
０５〜０.４％，Ｃａは０.０００５〜０.０１％，Ｚｒ
は０.０１〜０.２％，Ａｌは０.００１〜０.０２％が好
ましい。

【００８５】さらに、酸素は高温強度に関与し、本発明
鋼においては、Ｏ₂ を５〜２５ppmの範囲に制御するこ
とにより、より高いクリープ破断強度が得られる。

【００８６】Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種を０.００
５〜０.１５％添加するのが好ましい。これらの含有量
が０.００５％ 未満では強度の向上に十分な効果が得ら
れず、逆に０.１５％ を超えると蒸気タービン用ロータ
シャフトの如く大型構造物ではこれらの巨大な炭化物が
晶出し強度及び靭性を低めるので０.００５〜０.１５％
とする。特に０.０１〜０.０５％が好ましい。

【００８７】Ｗは強度を高めるため０.１％以上加える
のが好ましいが、１.０％を超えると大型鋼塊において
は偏析の問題が生じる等強度を低めるので、０.１〜１.
０％とするのが好ましい。好ましくは０.１〜０.５％で
ある。

【００８８】Ｍｎ／Ｎｉ比又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比
は各々０.１３又は０.１８以下が好ましい。これによ
り、ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼における加熱脆化を顕著に防止でき、高低圧又は高
中低圧一体型ロータシャフトとして適用できる。また、
（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１.２５ 以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比
が１.１ 以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１.４５ 以上及
び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１.１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋
２.７８〕によって求められる値以上とすることにより
全体を同じ条件で熱処理することにより５３８℃，１０
⁵ 時間クリープ破断強度が１２kg／mm² 以上の高い強度
が得られる。

【００８９】また、Ｎｉ量をＣｒ量に対して特定の範囲
で含有させることにより高圧側でより高強度で、低圧側
でより靭性の高い強度とを兼ね備えたものが得られる。

【００９０】本発明は、高低圧又は高中低圧一体型蒸気
タービン用ロータシャフトとして、その高圧部又は高中
圧部の５３８℃，１０⁵ ｈ平滑及び切欠クリープ破断強
度が１３kg／mm² 以上，低圧部又は中低圧部の引張強さ
が８４kg／mm² 以上，破面遷移温度が３５℃以下とする
のが好ましい。このように優れた機械的性質を得るため
次の様な傾斜調質熱処理を施すのが好ましい。この調質
熱処理を施す前に、金属組織を微細にするために、６５
０℃〜７１０℃で７０時間以上保持のパーライト処理を
施すのが好ましい。

【００９１】ロータシャフトの高圧部又は高中圧部：高
い高温強度を得る。

【００９２】 ○焼入れ：９３０〜９７０℃に加熱・保持後冷却 ○焼戻し：５７０〜６７０℃に加熱・保持後徐冷 （２回焼戻しが好ましく、うち１回は６５０〜６７０℃
に加熱・保持するのが好ましい） ロータシャフトの低圧部又は中低圧部：高い引張強さと
低温靭性を得る。

【００９３】 ○焼入れ：８８０〜９１０℃に加熱・保持後急冷 ○焼戻し：５７０〜６４０℃に加熱・保持後徐冷 （２回焼戻しが好ましく、うち１回は６１５〜６３５℃
に加熱・保持するのが好ましい） 即ち、本発明は高圧側を低圧側より高い焼入温度で焼入
れすることにより高圧側では５５０℃，３０kg／mm² で
１８０ｈｒ以上のクリープ破断時間が得られるように低
圧側より高温強度を高くし、低圧側は高圧側より遷移温
度を中心孔で１０℃以下とするように傾斜熱処理するこ
とが好ましい。焼戻し温度においても高圧側を低圧側に
くらべ高い温度で焼戻しするのがよい。

【００９４】このようにクリープ破断強度が高く、衝撃
値が高い両者の特性を備えた鋼を得ることができ、本発
明の高低圧一体型ロータシャフトにおいて最終段動翼と
して、特に５０サイクル発電に対しては４０インチ以上
好ましくは４３インチ以上、６０サイクル発電に対して
は３３インチ以上好ましくは３５インチ以上の長さのも
のを植設することが好ましい。

【００９５】（３）本発明の蒸気タービンにおける他の
動翼，静翼及びその他 高圧側ブレードは初段又は初段〜３段を重量で、Ｃ０.
２〜０.３％,Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１
０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下,Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｗ
０.５〜１.５％，Ｖ０.１５〜０.３５％を含むマルテン
サイト鋼、それ以外の前記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％，Ｃｒ
１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ０.５％以下を含
むマルテンサイト鋼が好ましい。

【００９６】本発明における静翼は重量で、Ｃ０.０５
〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ０.２〜１％，Ｃ
ｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ０.５％ 以下
を含む焼戻し全マルテンサイト鋼からなるものが好まし
い。

【００９７】本発明におけるケーシングは、重量でＣ
０.１０〜０.２０％ ，Ｓｉ０.７５％以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜
０.２％，Ｔｉ０.０５％ 以下を含むベーナイト組織を
有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼よりなるものが好ましい。

【００９８】

【発明の実施の形態】〔実施例１〕図１は本発明に係る
マルテンサイト鋼をタービンディスクに用いるととも
に、初段及び第２段のブレードと初段のノズルとを水蒸
気によって冷却するとともに、第２段及び第３段の静翼
を空気によって冷却するコンバインド発電サイクルシス
テム図である。蒸気タービンとガスタービンとを組合せ
て発電するコンバインド発電サイクルにおいては排熱回
収ボイラによって発生する水蒸気を用いることができ、
また別途水蒸気を発生させて用いることができる。

【００９９】Ａ．ガスタービン 図２は同じくマルテンサイト鋼をタービン用ディスクに
用いたクローズド水蒸気冷却方式を有する３段のブレー
ドを有するガスタービン上半部の断面図である。水蒸気
による冷却流路６は図中矢印で示すようにタービンロー
タ１の中心部を通って初段ブレード５１及び第２段ブレ
ード５２にディスクとスペーサとの間から入り、各々の
動翼を冷却した水蒸気は同じくディスクとスペーサとの
間を通ってタービンロータ１の水蒸気入口に対してその
外周より外部に流出するものである。初段ノズル８１の
水蒸気冷却にはケーシング８０を通ってその入口と同じ
経路を通って外部に流出する。

【０１００】一方、第２段及び第３段ノズルの空気冷却
の冷却流路６は図中矢印に示すように空気の圧縮機の抽
気部３１，３２より抽気し、抽気部３１からの空気は若
干圧縮比が低いので第３段のノズルを冷却するのに用
い、抽気部３２からの空気は抽気部３１より若干圧縮比
が高くより冷却能力が大きいので２段静翼の冷却に用い
られる。

【０１０１】図２に示すように、本実施例のガスタービ
ンは、ケーシング８０，圧縮機ロータ２と外周部の翼列
からなる圧縮機，燃焼器８４，ノズル８１〜８３及びブ
レード５１〜５３を交互に配置して形成されたガスパス
８５，タービンロータ１等によって構成されている。

【０１０２】タービンロータ１は３個のタービンディス
ク１１，１２，１３及びスタブシャフト３４からなり、
高速回転体として密着接合されている。各ディスクの外
周にはブレード５１〜５３が植設されているほか、ディ
スタントピース３３を介して圧縮機ロータ２と連結され
ており、軸受によって回転支持されている。

【０１０３】かかる構成において、圧縮機で圧縮された
空気を用いて燃焼器８４で生成された高温・高圧の作動
ガスが、ガスパスを膨脹しながら流れることによってタ
ービンロータが回転され、動力が発生される。

【０１０４】燃焼器出口の作動ガスの圧力を２２〜２５
ata 、温度を１５００℃にすると、ロータ外径が２.５
ｍ 程度のガスタービンでも４００ＭＷ以上の動力が発
生できるが、動翼入口のガス相対全温は初段が約１２５
０〜１３００℃、２段が約950〜１０００℃で翼の許容
温度（通常の翼材料で８５０〜９００℃）を緩るやかに
超え、熱負荷はそれぞれ出力の約１.５％（約６０００
ｋＷ）及び１.２％（5000ｋＷ）にもなる。

【０１０５】また作動ガスの圧力を２２〜２５ata にす
るためには、圧縮比を２２以上にする必要があり、この
場合の圧縮機の吐出温度は約５００℃となり、通常のロ
ータ材（許容温度４５０℃）を使用する場合には圧縮機
ロータ２の外周部を冷却する必要がある。

【０１０６】本実施例において、他タービンスタッキン
グボルト５４，コンプレッサーディスク，コンプレッサ
ーブレード１７，コンプレッサースタッキングボルト、
及びコンプレッサースタブシャフトを有する。本実施例
のガスタービンはタービンブレード及びタービンノズル
がそれぞれ３段ずつある。

【０１０７】本実施例におけるガスタービンの初段ノズ
ル８１及び初段ブレード５１はＮｉ基超合金の単結晶鋳
造物であり、重量でＣｒ４〜１０％，Ｍｏ０.５〜１.５
％,Ｗ４〜１０％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ３〜６％，Ｔａ
４〜１０％,Ｃｏ０.５〜１０％及びＨｆ０.０３〜０.２
％を有するＮｉ基合金で構成する。初段ブレードは翼部
先端からダブティル方向に凝固した翼部長さ１３０mm、
その全長は約２２０mmである。この単結晶鋳造物の１０
⁵ 時間１４kgf／mm² の耐用温度は９３０〜940℃であ
り、いずれも内部に複雑な水蒸気冷却孔を設けており運
転中は圧縮水蒸気により冷却する。冷却方式はクローズ
ド方式で、ダブティルによって入って翼部の内部に設け
られた複数の通路を通って再びダブティルに戻る経路を
有するものである。本単結晶鋳造物は１２５０〜１３５
０℃で固溶化処理後、１０００〜１１００℃及び８５０
〜９５０℃での２段時効処理を行い、一辺が１μｍ以下
の長さのγ′相を５０〜７０体積％で析出させたもので
ある。

【０１０８】初段ノズル８１は初段ブレード５１よりＣ
ｒ量を１〜３％高くしたものを用い、Ｃｒ量を６〜１０
％とした。

【０１０９】本実施例における初段ブレード５１は全体
が単結晶であるが、翼部以外のシャンクとダブティルを
柱状晶とすることもできる。本実施例においては、一方
向凝固において翼部側より凝固し、シャンク及びダブテ
ィルへと凝固させ、全体を単結晶とすること、又はシャ
ンク部分に凝固が達したときに冷却速度を高めて柱状晶
とすることができる。

【０１１０】本実施例における初段ノズル８１はべーン
及び外周側のサイドウォールと内周側のサイドウォール
とを有する。

【０１１１】初段ブレード５１は上流側で一端が丸みを
帯び下流側に三ケ月状になっている翼部，プラットフォ
ーム，シャンク，クリスマスツリー型のダブティル，両
サイドに２個ずつのシールフィンを有する。シールフィ
ンはいずれも翼部側に凸状に突起を有するものである。
ダブティルにはその底部にシール用の突起が設けられて
いる。シャンクは中心部で凹状になっている。内部に複
数の冷却孔が設けられ、ダブティル側より冷媒が入り排
出する経路を有している。シールフィンは燃焼ガスのも
れを防ぐものである。

【０１１２】第２段ブレード５２及び第３段ブレード５
３は、いずれも重量でＣｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３〜６
％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５
％,Ｔａ１〜４％，Ｎｂ０.１〜３％，Ｃｏ０〜１０％，
Ｃ０.０５〜０.２１％，Ｂ0.005〜０.０２５％ ，Ｈｆ
０.０３〜２％，Ｒｅ０.１〜５％を有する一方向凝固柱
状晶Ｎｉ基超合金で構成する。これらのブレードは全体
が一方向に先端部からダブティルの方向に凝固により得
られる柱状晶組織を有する。第２段ブレードは初段ブレ
ードと同様の内部冷却孔を有しダブティルより入ってダ
ブティルに戻る構造を有しており、高圧水蒸気により冷
却する。これらの材料の１０⁵時間１４kgf／mm² の耐用
温度は８４０〜８６０℃であるのが好ましい。これらの
ブレード表面には重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０
％及びＹ０.１ 〜１％を含むＮｉ基又はＮｉ＋Ｃｏ基合
金からなる合金層を非酸化性減圧雰囲気下でプラズマ溶
射によって５０〜１５０μｍの厚で設け、耐食性が高め
られる。合金層は翼部とプラットフォームの火炎に接す
る側に設けられる。ダブティルにはシールフィンを有す
る。第３段ブレードは中実で、冷却孔はない。

【０１１３】本実施例における初段ノズルは外側サイド
ウォールと内側サイドウォール間に２個のベーンが一体
の単結晶Ｎｉ基合金によって形成され、一端が丸みを帯
びた三ケ月状で内部に冷却用水蒸気が流入及び流出する
ように空洞の薄肉材によって構成され、ベーン部分には
冷却空気が外周側のサイドウォール側から流入し再び外
周側サイドウォール側に戻るように冷却孔が複数設けら
れている。

【０１１４】本実施例における初段ノズルの単結晶Ｎｉ
基合金の１０⁵ 時間６kgf／mm²の耐用温度は９２０〜９
４０℃である。冷却流路は、クローズド方式で、翼部に
複数の冷却孔が設けられる外周側のサイドウォール側よ
り入って複数の冷却孔を通って外周側のサイドウォール
に戻る構造を有する。初段ブレード及び初段ノズルの外
表面の火炎に接する翼部とプラットフォーム及び翼部と
サイドウォールには、遮熱コーティング層が設けられ
る。これは、堆積方向に微細な柱状晶からなり、微細な
直径５０〜２００μｍのマクロな柱状晶の中に直径１０
μｍ以下の柱状晶を有する２重構造の柱状晶組織を有す
るＹ₂Ｏ₃１０％以下を含む安定化ジルコニア層を蒸着に
よって１００〜２００μｍの厚さに設け、ベース金属と
ジルコニア層との間の結合層とからなる。該結合層は重
量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ０.１ 〜１％
を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合金からなる溶
射層である。合金層は耐食性を向上させる効果も併せも
つ。本鋳造材は１１５０〜１２００℃で溶体化処理後、
８２０〜８８０℃で１段時効処理の熱処理が施される。

【０１１５】第２段ノズルおよび第３段ノズルは重量
で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０５
〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜３
％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を含
有するＮｉ基超合金で構成する。これらのノズルは通常
の鋳造により得られる等軸晶組織である。特に遮熱コー
ティング層を設ける必要はないが、第２段ノズルには耐
食性を高めるためにＣｒあるいはＡｌの拡散コーティン
グを施す。第３段ノズルに同様の拡散コーティング層を
設けることができる。それぞれ内部冷却孔を有してお
り、リーディング側より入ってトレーリング側より外部
に流出する経路にて圧縮空気により冷却される。これら
の材料の１０⁵ 時間６kgf／mm²の耐用温度は８４０℃〜
８６０℃である。本鋳造材においても同様の熱処理が施
される。２段及び３段ノズルは各中心が各ブレード間の
ほぼ中心位置に配置される。

【０１１６】２段タービンノズルの全体構造は初段ノズ
ルとほぼ同じであり、本実施例においては２個のベーン
を有するもので、冷却空気による冷却構造を有するもの
である。その冷却構造は外側サイドウォールより入り、
内側サイドウォール側より流出させるとともに、ベーン
の下流側のトレーリングエッジより流出する冷却孔がベ
ーン先端に設けられている。ベーンの内部は空洞になっ
ており、ベーンは0.5〜３mmの厚さの薄肉部材によって
構成される。本実施例では２個のベーンを持つが、１個
〜３個のいずれでも可能である。

【０１１７】第３段ノズルは第２段の全体構造とほぼ同
じであり、外周側サイドウォールより冷却用空気が流入
し、厚さ０.５ 〜３mm程度の薄肉部材からなるベーンの
内部を通って燃焼ガス下流側のトレーリングエッジより
流出する構造を有する。本実施例においては２個のベー
ンがサイドウォール間に一体に形成されたものである
が、１個のノズルは１，２又は３個のベーンのいずれで
も可能である。

【０１１８】初段ブレードにおいては、冷却孔用の中空
構造を有する中子の周囲に製品形状と同じワックス模型
が形成される。さらにその外層に後述の鋳物砂によるコ
ーティング層を形成後、脱ろう及び焼成を行いこれを鋳
型とした。次に、真空一方向凝固炉中で前述の組成のマ
スターインゴットを上記鋳型中に鋳込み、引き下げ速度
５〜３０cm／ｈでスタータ部より翼部，プラットフォー
ム，シャンク部及びダブティルへと順次一方向凝固さ
せ、セレクターを用いたＮｉ基合金からなる単結晶鋳造
物とした。続いて、中子をアルカリで除去し、スタータ
ー部，セレクター及び伸び湯部等を切断し、所定の形状
のガスタービンブレードを得た。

【０１１９】２段及び３段ガスタービンブレードはＮｉ
基合金からなる一方向凝固柱状晶鋳造物からなり、同様
の製法により単結晶の場合よりも速い引き下げ速度の３
０〜５０cm／ｈで一方向凝固させることにより得ること
ができる。

【０１２０】得られたブレードは、所定の強度を発揮さ
せるために、非酸化雰囲気中で溶体化処理と時効処理を
行い組織を制御する。

【０１２１】本実施例における初段ノズルは冷却孔用の
中空構造の中子の周囲に設けたワックス模型をメチルエ
チルケトンにアクリル樹脂を溶解した液を浸漬し、通風
乾燥した後、スラリー（ジルコンフラワー＋コロイダル
シリカ＋アルコール）に浸漬してスタック（初層ジルコ
ンサンド，２層以降シャモットサンド）を吹き付け、こ
れを何回か繰り返して鋳型を用いて形成される。鋳型は
脱ろうした後に９００℃で焼成した。

【０１２２】次に、この鋳型を真空炉に設けるととも
に、真空溶解によってマスターインゴットを溶解し、真
空中で鋳型に鋳込み、前述のブレードと同様にスタータ
部より外周側サイドウォール，ベーン及び内周側サイド
ウォールへと順次一方向凝固し、Ｎｉ基合金からなる単
結晶鋳造からなるノズルとした。このノズルはサイドウ
ォール間の翼部の幅が約７４mm，長さ１１０mm、最も厚
い部分で２５mm，肉厚が３〜４mmで、先端で約０.７mm
厚さを有するものである。

【０１２３】得られたノズルは、所定の強度を発揮させ
るために、前述のように非酸化雰囲気中で溶体化処理と
時効処理を行い組織を制御する。

【０１２４】以下、表１のＮo.１〜４は、本実施例にお
ける具体的な初段ブレード及び初段ノズルの単結晶Ｎｉ
基合金の例である（単結晶：ＳＣ，柱状晶：ＤＳ，等軸
晶：ＣＣ）。

【０１２５】Ｃｒは合金の耐酸化性，耐食性を向上させ
る。ＡｌはＮｉ基超耐熱合金を析出強化する金属間化合
物であるγ′相を形成する主要強化元素である。γ′相
は基本組成はＮｉ₃Ａｌ で表されるが、Ａｌ以外のＴ
ｉ，Ｔａ，Ｗ，Ｍｏ，Ｎｂなどの元素を固溶することに
よりさらに強化される。またＮｂは、Ｒｅとともに合金
の耐食性を高めるのに、重要な添加元素である。Ｃｏの
添加は、耐食性，耐酸化性を向上させる。強度面では、
Ｃｏの添加は合金の積層欠陥エネルギーを低下させて、
比較的低温域のクリープ強度を向上させる作用と、高温
域では逆にγ′相の固溶度を増加させて、析出強化を弱
め、高温域でのクリープ強度を不十分にする作用をも
つ。両者の相反する作用のために、Ｃｏには強度面でも
最適な添加量が存在する。Ｈｆは合金の耐酸化性および
高温強度を改善するための重要な元素であり、その効果
はごく微量の添加量から現れるが、過度の添加は合金の
融点を下げ、共晶γ′相を十分に固溶できなくなる。Ｒ
ｅは、γ相に固溶して基地を強化するとともに、合金の
耐食性を高めるが、４％を超える過度の添加は、Ｒｅ−
Ｗ，Ｒｅ−Ｍｏ，Ｒｅ−Ｔａなどの有害相の析出を招
く。

【０１２６】表１のＮo.５及び６は本実施例における第
２段及び第３段ブレードの一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金
の例である。

【０１２７】

【表１】

【０１２８】本発明による発電用ガスタービンに使用さ
れる第２段及び第３段のノズルに用いる材料について、
合金組成（重量％）、鋳造する場合の鋳造方法１０⁵ 時
間６kgf／mm²の耐用温度、及び溶接性を表２に示した。
それぞれの合金成分の働きは、おおむね前述で説明した
とおりであるが、本実施例の合金は前述したＮｉ基合金
よりも溶接性を重視した組成となっている。表２中で、
Ｎo.８は高温強度に優れる溶接性がＮo.７，８より劣
る。２Ｎ２はこの中で最も溶接性が優れているが、高温
強度が劣る。従って、溶接性と高温強度のバランスを考
慮すればＮo.７が最も優れているといえる。これは、Ａ
ｌ＋Ｔｉ量の厳密な制御とＷ添加の効果である。なお、
溶接性の評価は、長さ８０mm，幅８mmで１パスのＴＩＧ
溶接で形成されたビード内に割れが発生しない予熱温度
が４００℃以下であるかどうかを基準とした。

【０１２９】本実施例ではタービンディスク１１,１２,
１３に重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.５％以
下，Ｍｎ０.６％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ０.５〜
４.０％，Ｍｏ４.０％以下，Ｖ０.１〜０.４％，Ｎｂ
０.０６〜０.２５％，Ｎ０.０２５〜０.１２５ ％及び
Ｃｏ１.０〜５.０％を含む全マルテンサイト鋼の鍛造材
が用いられる。この具体的なマルテンサイト鋼を表３
（重量％）に示す。残部はＦｅである。

【０１３０】表４は４５０℃及び５００℃，１０⁵ ｈク
リープ破断強度及び（５００℃強度／４５０℃強度）比
を示すものである。

【０１３１】

【表２】

【０１３２】

【表３】

【０１３３】

【表４】

【０１３４】これらのマルテンサイト鋼は、１５０kg鋼
塊を高周波誘導溶解炉で溶解後、真空カーボン脱酸して
鋳造し、１１５０℃に加熱した後、熱間鍛造により板状
に成形した。その後、板材を１０５０℃で溶体化し空冷
による焼入れを行った。室温まで冷却した後、５７０℃
又は５９０℃にて１次焼戻しを行った。これらの試料か
ら平滑クリープ破断試験片(JIS Z 2272,ASTM E292)，引
張試験片(JIS G 0567)、およびシャルピー衝撃試験片
（JIS Z 2202）を採取し、実験に供した。

【０１３５】図３は４５０℃及び５００℃クリープ破断
時間をラルソン−ミラーパラメーターによって示した線
図である。この線図より表４に示す１０万時間強度を求
めた。本発明に係るマルテンサイト鋼は４５０℃で５０
kg／mm² 以上、５００℃で４０kg／mm² 以上有し、各試
料とも５００℃強度は４５０℃強度に対して７０％以上
の強度を示す強度の高いものであった。

【０１３６】更に、室温の引張強さは１０７.５kg／mm²
以上及び０.２％耐力は８６.５kg／mm² 以上であった。

【０１３７】図４はＦＡＴＴ（℃）とＮｉ量との関係を
示す線図である。図に示す様にＮｉ量が０.５％以上含
有させることによってＦＡＴＴとして要求される２６.
６℃以下を満足するものであることが分る。

【０１３８】図５はＦＡＴＴ（℃）とＮｉ量との関係を
示す線図である。図に示す様にＮｉ量が３％付近のもの
であり、Ｗ量にあまり関係しないものであることが分
る。

【０１３９】図６及び図７は衝撃値とＮｉ量及びＷ量と
の関係を示す線図である。図に示す様に衝撃値は要求さ
れる４.１４kg・ｍ以上を大幅に超えており、十分に満
足するものである。

【０１４０】以上の実験結果により明らかな如く、燃焼
ガス温度として初段タービンノズル入口で１５００℃級
のガスタービンディスクの他に、本実施例ではスタッキ
ングボルト，ディスタントピース，スペーサに本発明材
を用いた。

【０１４１】本発明におけるガスタービンの初段ノズル
でのガス入り口温度は１５００℃，２段ノズルのガス入
り口温度は１１００℃，３段ノズルガス入り口温度は８
５０℃であり、冷却を考えても初段ノズルのメタル温度
は９００℃以上となる。この初段ノズルに受ける温度で
はＣｏ基合金の強度がノズル用Ｎｉ基合金の強度を凌ぐ
領域となるため、初段ノズルには溶接性にも優れるＣｏ
基合金が最も望ましい。一方、２段目以降のノズルのメ
タル温度は８００℃以下となるが、その温度域ではＣｏ
基よりもノズル用Ｎｉ基の方がクリープ強度が高くな
る。従って、２段目以降のノズルには多結晶Ｎｉ基合金
の適用が望ましく、タービン入り口温度が１５００℃級
となるガスタービンでは、初段ノズルに単結晶Ｎｉ基合
金，２段目以降ノズルに多結晶Ｎｉ基合金、となる材料
構成が最適である。

【０１４２】コンプレッサーブレードは１７段で、得ら
れる空気圧縮比は１８である。

【０１４３】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０１４４】以上の構成によって、回転部の軸となるコ
ンプレッサーディスク，ディスタントピース，タービン
ディスク，スペーサをマルテンサイト鋼により構成する
ことにより、ガスタービン全体を保持する構造部材とし
てフェライト系の鉄系部材との熱膨脹率が同等であるた
め起動時の効率が高いことから短時間で定常運転に達す
ることができ、装置全体として総合的により信頼性が高
くバランスされたガスタービンが得られる。また、初段
タービンノズルへのガス入り口温度が１５００℃、初段
タービンブレードのメタル温度が９２０℃、ガスタービ
ンの排ガス温度は６５０℃であり、発電効率がＬＨＶ表
示で３７％以上の発電用ガスタービンが達成できる。

【０１４５】本実施例ではタービンは３段のものである
が、４段に対しても本実施例の蒸気タービンとの組合せ
に同様に適用できる。４段に対しては初段及び２段目の
ブレード及びノズルを本実施例と同様に材料及び冷却を
行い、３段及び４段を本実施例の３段と同様に材料及び
冷却を行うことができる。

【０１４６】Ｂ．高中低圧一体型蒸気タービン 図８に本発明に係る再熱型高中低圧一体型蒸気タービン
の部分断面図を示す。本発明に係る蒸気タービンは再熱
型で高低圧一体型のロータシャフト３に植設されたブレ
ード４を高圧部６段，中圧部４段，低圧部４段の１４段
備えている。他の蒸気タービンにおいては高圧部７段，
中圧部６段及び低圧部５段の１８段備えたものも同様の
構造である。高圧部と中圧部には内部ケーシングが設け
られる。本実施例では、前述の如くガスタービンから出
た排ガスの温度は６５０℃であり、その排ガスを排熱回
収ボイラ（ＨＲＳＧ）に送り、５３８℃の高圧蒸気を得
る。この高圧蒸気は蒸気のコントロールバルブ５５を通
って蒸気入口１２１より前述の如く５３８℃，１６９at
g の高温高圧側に流入する。蒸気は入口より左側方向に
流れ、高圧蒸気出口１２２より出て、再び５３８℃に加
熱されて再熱蒸気入口１２３より中圧タービン部に送ら
れる。中圧タービン部に入った蒸気は低圧タービン部へ
と送られるとともに低圧蒸気入口１２４からも蒸気が送
られる。そして蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって
最終段のブレード４より排出される。本発明に係る高低
圧一体型ロータシャフト３は５３８℃の蒸気から３３℃
の温度までさらされるので、前述した特性のＮｉ−Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる。高低圧一体型
ロータシャフト３のブレード４の植込み部はディスク状
になっており、高低圧一体型ロータシャフト３より一体
に切削されて製造される。ディスク部の長さはブレード
の長さが短いほど長くなり、振動を少なくするようにな
っている。蒸気入口に対し高圧側のブレード４は５段以
上の６段あり、２段以降同じ間隔で配置され、初段と２
段との間隔は２段以降の間隔の１.５〜２.０ 倍であ
り、更にブレード植込部の軸方向の幅は初段が最も厚
く、２段目より最終段にかけて段階的に徐々に厚く、初
段の厚さは２段目の厚さの２〜２.６倍である。

【０１４７】蒸気入口に対して中圧側のブレード４は４
段あり、ブレード植込部の軸方向の幅は初段と最終段が
同等の厚さで最も厚く、２段及び３段目と下流側に向っ
て大きくなる。低圧部は４段で、ブレード植込部の軸方
向の幅は最終段の厚さはその直前の厚さの２.７〜３.３
倍、最終段の直前の厚さはその直前の厚さの１.１ 〜
１.３倍 である。中圧部の初段から４段目までのブレー
ドの中心間の間隔はほぼ同じ間隔であり、低圧部は初段
以降最終段にかけて間隔が大きくなり、各段の間隔の前
段の間隔に対する比が下流側で大きくなっており、更に
初段の間隔が前段の間隔に対する比が１.１〜１.２倍及
び最終段と前段との間隔の前段における間隔に対する比
が１.５〜１.７倍である。

【０１４８】ブレードの長さは中圧・低圧側が初段から
最終段にかけて徐々に大きくなり、各段の前段に対する
長さは１.２〜２.１倍有し、５段目まで１.２〜１.３５
倍で長くなり、低圧部２段目が１.５〜１.７倍、３段及
び４段が各々１.９〜２.１倍である。

【０１４９】本実施例における各段の長さは中圧部より
２.５″,３″,４″,５″,６.３″，１０″，２０.７″
及び４０″である。

【０１５０】１４は内部ケーシング、１５は外部ケーシ
ングである。

【０１５１】（１）ロータシャフト 表５は本発明に係る高中低圧一体型蒸気タービンロータ
の靭性及びクリープ破断試験に供した代表的な試料の化
学組成を示す。試料は真空高周波溶解炉で溶解・造塊
し、温度８５０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造し
た。試料Ｎo.３〜Ｎo.１２は本発明に係る材料である。
試料Ｎo.１及び２は比較のため溶製したものであり、Ｎ
o.１はＡＳＴＭ規格Ａ４７０class８ 相当材、Ｎo.２は
ＡＳＴＭ規格Ａ４７０class７ 相当材である。これら試
料は、高中低圧一体型蒸気タービンロータシャフト中心
部の条件をシュミレートして、９５０℃に加熱しオース
テナイト化した後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入れ
した。ついで、６６５℃×４０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し
処理した。本発明に係るＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト
相を含まず、全ベーナイト組織であった。

【０１５２】本実施例におけるロータシャフトは、重量
で、Ｃ０.０５〜０.３０％、好ましくは０.１８〜０.２
５％，Ｓｉ０.１％以下、好ましくは０.０６％以下，Ｍ
ｎ０.３％以下、好ましくは０.０２〜０.２０％，Ｎｉ
１.０〜２.５％ 、好ましくは１.５〜２.０％，Ｃｒ０.
８〜３.０％、好ましくは１.５〜２.５％,Ｍｏ０.５〜
２.５％、好ましくは０.８〜１.５％，Ｖ０.１０〜０.
３５％、好ましくは０.１５〜０.３０％を含む全焼戻し
ベーナイト組織を有する鍛鋼が好ましい。更に、この鋼
にはＮｂ０.０１〜０.１０％、好ましくは０.０１５〜
０.０５０％及びＷ０.１〜０.５％を１種以上含むこと
が好ましい。

【０１５３】

【表５】

【０１５４】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
９００〜１０００℃にする必要である。９００℃未満で
は高い靭性が得られるもので、クリープ破断強度が低く
なってしまう。１０００℃を超える温度では高いクリー
プ破断強度が得られるものの、靭性が低くなってしま
う。焼戻し温度は６３０℃〜７００℃にする必要があ
る。６３０℃未満では高い靭性が得られず、７００℃を
超える温度では高いクリープ破断強度が得られない。

【０１５５】表６は引張，衝撃及びクリープ破断試験結
果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャル
ピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度は
ラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０⁵ｈ 強度で示
した。表から明らかなように本発明に係る材料は、室温
の引張強さが８８kg／mm²以上、０.２％耐力７０kg／mm
²以上、ＦＡＴＴ４０℃以下、衝撃吸収エネルギーが加
熱前後でいずれも２.５kg−ｍ以上及びクリープ破断強
度が約１１kg／mm² 以上と高く、高中低圧一体型タービ
ンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３
３.５ インチ長翼を植設するタービンロータ材としては
約１５kg／mm² 以上の強度を有するものがよい。

【０１５６】

【表６】

【０１５７】Ｎo.７〜Ｎo.１２は、それぞれ、希土類元
素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ，Ｔａ及びＡｌ添加材で
あるが、これらの元素添加により靭性が向上する。特に
希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌａ−Ｃｅ
のほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向上効果の
あることを確認している。

【０１５８】また、Ｏ₂ を１００ppm以下にすることに
より約１２kg／mm²以上の高い強度が得られ、特に８０p
pm以下で１５kg／mm²以上で、更に４０ppm以下で１８kg
／mm²以上の高いクリープ破断強度が得られる。

【０１５９】５３８℃，１０⁵ 時間クリープ破断強度
は、Ｎｉ量が増加するにつれて低下傾向を示し、特に、
Ｎｉ量が２％以下では約１１kg／mm² 以上の強度を示
す。特に、１.９％以下では１２kg／mm²以上の強度を有
する。

【０１６０】Ｎｉ量が１.５２〜２.０％を含むもののＭ
ｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との関係を調べた
結果、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ
比が０.０４〜０.１８で２.５kg−ｍ 以上の高い衝撃値
を示すことが分った。

【０１６１】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
８７０〜１０００℃が好ましい。高い靭性と高いクリー
プ破断強度を得るには８７０〜１０００℃が好ましい。
焼戻し温度は高い靭性とクリープ破断強度を得るに６１
０℃〜７００℃が好ましい。引張，衝撃及び切欠クリー
プ破断試験結果から、靭性は温度２０℃で試験したＶノ
ッチシャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ
破断強度はラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０⁵
ｈ 強度で示した。表から明らかなように本発明材は、
室温の引張強さが８８kg／mm² 以上，０.２％耐力７０k
g／mm²以上，ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギー
が加熱前後でいずれも２.５kg−ｍ 以上及びクリープ破
断強度が約１２kg／mm² 以上と高く、高中低圧一体型タ
ービンロータとしてきわめて有用であると言える。特
に、３３.５ インチ長翼を植設するタービンロータ材と
しては約１５kg／mm² 以上の強度を有するものがよい。

【０１６２】更に、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１.２５以上及
び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１.１以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）
比が１.４５ 以上、及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１.１
１×（Ｎｉ／Ｍｏ)＋２.７８〕によって求められる値以
上とすることにより全体を同じ熱処理とすることにより
５３８℃，１０⁵時間クリープ破断強度が１２kg／mm²以
上の高い強度が得られる。

【０１６３】図９は本発明に係る高中低圧一体型ロータ
シャフト３の形状である。本実施例のロータシャフトは
表７に示す合金組成の鍛鋼をアーク溶解炉にて溶解後、
取鍋に注湯し、次いで取鍋の下部よりＡｒガスを吹き込
み真空精錬して、造塊した。次いで、９００〜１１５０
℃で最大直径１.７ｍ 、長さ約８ｍに鍛造し、高圧側１
６を９５０℃，１０時間，中圧・低圧側１７を８８０
℃，１０時間加熱保持した後、中心部で約１００℃／ｈ
となるようにシャフトを回転しながら水噴霧冷却又は水
中に浸漬させて行った。次いで高圧側１１６を６５０℃
で４０時間，中圧・低圧側１１７を６２５℃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、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。
表８は試験結果を示すものである。尚、図に示すように
高圧側１１６及び中圧・低圧側１１７の各ブレードの植
込み部１８の軸方向の幅と間隔は前述のとおりである。
１９は軸受の部分、２０はカップリングである。

【０１６４】

【表７】

【０１６５】

【表８】

【０１６６】高圧部の動翼部及び静翼部における直径は
各段において同一であり、中圧部から低圧部においては
動翼部では徐々に直径が大きくなり、中圧部初段から４
段までは静翼部での直径は同じ、４段〜６段間での静翼
部での直径は同じ、６段〜８段までの静翼部での直径は
同じで、後段になるにつれて直径が大きくなった。

【０１６７】また、最終段の翼植込部の軸方向幅は翼部
長さに対し０.３倍であり、０.２８〜０.３５倍とする
のが好ましい。

【０１６８】ロータシャフトはその最終段での翼部直径
が最も大きく、その直径は翼部長さの１.７２ 倍であ
り、１.６０〜１.８５倍とするのが好ましい。

【０１６９】更に、軸受間長さは最終段ブレードにおけ
る翼部先端間の直径に対して1.65倍であり、１.５５〜
１.７５倍とするのが好ましい。

【０１７０】本実施例では発電機により１０〜２０万Ｋ
Ｗ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。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り０.
５２ｍ である。

【０１７１】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、こ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。

【０１７２】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。

【０１７３】本実施例は蒸気温度５６６℃に対しても適
用でき、その圧力を１２１，１６９及び２２４atg とす
る場合にも適用できる。

【０１７４】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インチを超える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１７０ＭＷ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。

【０１７５】３０インチ以上４０インチクラスの長翼を
使用する場合、引張強さ８８kg／mm² 以上の材料が好ま
しい。

【０１７６】さらに、３０インチ以上の長翼を取付ける
高中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℃，１０
⁵ｈクリープ破断強度１５kg／mm²以上、低圧側の脆性破
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
ー２.５kg−ｍ（３kg−ｍ／cm²)以上が好ましい。ロー
タシャフトの焼入れ方法として、以下の方法によって行
うことができる。 （イ）各素体を９４０℃に均一に加熱した後、１８段の
蒸気タービンにおいては高圧部および中圧部に相当する
部分又は１４段の蒸気タービンにおいては高圧部分を、
実体のタービンロータ素体を強制空冷した場合の中心部
冷却速度を想定した２５℃／ｈの冷却速度で冷却し、低
圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を、噴水又は水中
冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの
冷却速度で冷却して、冷却速度に差異を設け焼入れする
方法（均一加熱・偏差冷却）。

【０１７７】（ロ）タービンロータ素体を（イ）と同様
に高圧部および中圧部に相当する部分又は高圧部を９７
０℃，低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０
℃に加熱し、その後、実体のタービンロータ素体を噴水
又は水中冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０
℃／ｈの冷却速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加
熱・均一冷却）。

【０１７８】（ハ）タービンロータ素体を（イ）と同様
に高圧部および中圧部に相当する部分又は高圧部を９７
０℃、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０
℃に加熱し、さらに、高・中圧部に相当する部分又は高
圧部を、実体のタービンロータ素体を強制空冷した場合
の中心部冷却速度を想定した２５℃／ｈの冷却速度で冷
却し、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を、噴水
冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの
冷却速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加熱・偏差
冷却）。各素体は、焼入れの冷却として水槽の中に浸漬
させるとともに水を撹拌させる方法によって行うことも
でき、その焼入れ後に、６５０℃で２０時間の焼戻しを
施す。

【０１７９】熱処理後の供試鋼の材料試験結果から本発
明法によれば、従来法に比べて、高圧部では高温クリー
プ強度が向上し、低圧部では靭性が向上している。ま
た、本発明法中では、偏差加熱・偏差冷却及び均一加熱
・偏差冷却より偏差加熱・均一冷却による方法が顕著な
効果が得られる。

【０１８０】（２）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。

【０１８１】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。

【０１８２】最終段として、６０サイクルに対して翼部
長さ３５インチでは、一周で約９０本あり、重量でＣ
０.０８〜０.１８％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０.２５％以
下,Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２.０〜３.５％，Ｍｏ１.５〜
３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ０.０２〜０.１０
％，Ｎｂ及びＴａの一種以上を合計量で０.０２〜０.２
０％を含むマルテンサイト鋼の鍛造によって構成した。
特に、本実施例では実施例１の表１のＮo.２の合金を用
いた。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、
リーデングエッヂ部に設けられる。またシールド板以外
に部分的な焼入れ処理が施される。更に、５０サイクル
には４３インチ以上の翼部長さのものが同様のマルテン
サイト鋼の鍛造材が用いられる。

【０１８３】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。

【０１８４】表９は高低圧一体型蒸気タービン用長翼材
に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示すもので
ある。試料Ｎo.１〜Ｎo.６はそれぞれ１５０kg真空高周
波溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とし
た。試料Ｎo.１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れ
（冷却速度１００℃／分以上）により室温まで冷却し、
次いで、５７０℃に加熱し、２ｈ保持後室温まで空冷し
た。Ｎo.２は、１０５０で１ｈ加熱後油焼入れにより室
温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室
温まで空冷した。試料Ｎo.３〜Ｎo.７は、１０５０℃で
１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５
６０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻
し）、更に５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷し
た（２次焼戻し）。

【０１８５】

【表９】

【０１８６】表９において、Ｎo.３，４及び７は本発明
材、Ｎo.５及びＮo.６は比較材、Ｎo.１及び２は、現用
の長翼材である。

【０１８７】表１０はこれら試料の室温の機械的性質を
示す。本発明材(Ｎo.３，４及び７)は、蒸気タービン用
長翼材として要求される引張強さ（１２０kgf／mm²以上
又は１２８.５kgf／mm²以上）及び低温靭性（２０℃Ｖ
ノッチシャルピー衝撃値４kgf−ｍ／cm²以上）を十分満
足することが確認された。

【０１８８】これに対し、比較材のＮo.１，Ｎo.５及び
６は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと
衝撃値とで示される両方又はいずれかの値が低い。比較
材Ｎo.２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎo.５は、衝撃
値が３.８kgf−ｍ／cm²と若干低く、４３″以上に対し
ては４kgf−ｍ／cm² 以上の要求に若干不足である。

【０１８９】

【表１０】

【０１９０】本実施例においてはＮｉとＭｏ量とは同等
の含有量で含有させることによって低温における強度と
靭性とをともに高めるものであり、両者の含有量の差が
大きくなるに従って強度が低下する傾向を示す。Ｎｉ量
がＭｏ量より０.６％ 以上少なくなると急激に強度が低
下し、逆に１.０％ 以上多くなることによっても急激に
強度が低下する。従って、（Ｎｉ−Ｍｏ）量が−０.６
〜１.０％が高い強度を示す。(Ｎｉ−Ｍｏ）量は−０.
５％付近で衝撃値が低下するがその前後では高い値を示
す。０.１〜０.５％が好ましい。

【０１９１】試料Ｎo.３の引張強さ及び衝撃値に及ぼす
熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し温度)の影響を
見ると、焼入れ温度は９７５〜１１２５℃,１ｈ焼戻し
５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５６０
〜５９０℃である。表に示すように、長翼材として要求
される特性（引張強さ≧１２８.５kgf／mm² ，２０℃ノ
ッチシャルピー衝撃値≧４kgf−m／cm²)を、満足するこ
とが確認された。

【０１９２】本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎ
ｂ量が０.１８〜０.３５％で（Ｎｂ／Ｃ）比が０.４５
〜１.００、（Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好まし
い。Ｃ＋Ｎｂ量は０.１９〜０.２９％、より０.２１〜
０.２７％又はＣ＋Ｖ／２＋Ｎｂ量は０.３３〜０.４３
％、より０.３５〜０.４１％が好ましい。

【０１９３】全試料とも全焼戻しマルテンサイト組織を
有し、各試料の平均結晶粒径は粒度番号（ＧＳＮo.）で
５.５〜６.０である。また、（Ｎｂ／Ｃ）比は０.５〜
１.０，（Ｎｂ／Ｎ）比は１.３〜２.０が好ましい。更
に、(Ｍｎ／Ｎｉ）比は０.１１以下、より０.０４〜０.
１０が好ましい。

【０１９４】０.２％耐力と引張強さとの関係を示す線
図から本発明に係る材料は特に、0.2％耐力（ｙ）が３
６.０に引張強さ（ｘ）を０.５倍した値を加えた値以上
とするものが好ましい。０.２％耐力と０.０２％耐力と
の関係を示す線図から本発明に係る材料は特に０.２％
耐力（ｙ）が５８.４に０.０２％耐力（ｘ）を０.５４
倍した値を加えた値以上とするものが好ましい。

【０１９５】図１０は３０００rpm 用の翼部長さが１０
９２mm（４３″）である最終段ブレードの斜視図であ
る。図１１はその側面図である。４１は、高速蒸気が突
き当たる翼部、４２はロータシャフトへの植込部、４３
は翼の遠心力を支えるためのピンを挿入するピン穴、４
４は蒸気中の水滴によるエロージョンを防止するための
エロージョンシールド（Ｃｏ基合金のステライト板を溶
接で接合）、４７はカバーである。本実施例においては
全体一体の鍛造後に切削加工によって形成されたもので
ある。尚、カバー４７は機械的に一体に形成することも
できる。

【０１９６】図１０及び図１１に示す様に、翼植込み部
４２は８本の植込み部を有するフォーク型になってい
る。図１１の側面にはフォーク型にピンを挿入するピン
挿入孔４３が３段に設けられ、それに対応して凹部が設
けられている。ピン挿入孔４３は翼部側が最も直径が大
きく、徐々に小さくなっている。翼部４１はその幅方向
の傾きが車軸の軸方向に対して翼植込み部４２がほぼ平
行であり、翼先端部で約７５度に徐々に傾いている。本
実施例における翼植込み部４２の最大幅は翼部先端の幅
に対して約２.４ 倍であり、２.２〜２.６が好ましい。
４８は翼部４１の翼植込み部４２近傍に対する接線の延
長上の幅を示し、翼部４１の有効幅となるもので、翼部
先端の幅に対して約１.７９倍有するものであり、１.６
０〜1.85倍が好ましい。

【０１９７】４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法
により溶製し、鍛造後・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は実施例
１に示した条件(焼入：１０５０℃，１次焼戻し：５６
０℃，２次焼戻し：５８０℃)で行った。表９のＮo.７
はこの長翼材の化学組成（重量％）を示す。この長翼の
金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。

【０１９８】表９のＮo.７には室温引張及び２０℃Ｖノ
ッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性
質は、要求される特性，引張強さ１２８.５kgf／mm²以
上,２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgf−m／cm² 以
上を有し、十分満足することが確認された。

【０１９９】本実施例におけるエロージョンシールド
（重量で、Ｃ１.０％，Ｓｉ０.６％，Ｍｎ０.６％，Ｃ
ｒ２８％，Ｗ１.０％ ，残Ｃｏからなるステライト合
金）４４を電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接によって接合
される。エロージョンシールド４４は表と裏側との２個
所で溶接される。ブレード先端部はその翼部と一体に形
成したコンティニュアスカバー４７が設けられる。

【０２００】

【表１１】

【０２０１】表１１は２５℃での長翼材の機械的特性を
示すものである。

【０２０２】（３）静翼７には、高圧の３段までは動翼
と同じ組成のマルテンサイト鋼が用いられるが、他には
前述の中圧部の動翼材と同じものが用いられる。

【０２０３】（４）ケーシングには、内部ケーシング１
４と外部ケーシング１５があり、内部ケーシングは重量
でＣ０.１５〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜
０.２％，Ｔｉ０.１％ 以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用
いられる。

【０２０４】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６２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０.５２ｍ である。

【０２０５】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、こ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。

【０２０６】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。

【０２０７】本実施例によれば、回転部の構造材を全て
熱膨脹係数の小さいフェライト鋼で構成されるとともに
それを被い、タービンノズル，コンプレッサーノズルを
支持する全体が同じ熱膨脹係数を有するフェライト鋼で
構成されるので、起動時停止時での急速な対応ができ、
熱効率の向上に寄与するものである。

【０２０８】本実施例では前述のガスタービンと蒸気タ
ービンとを一軸に結合して発電したものであるが、発電
のＨＨＶ効率は５０％以上である高いコンバインド発電
プラントが得られた。

【０２０９】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。

【０２１０】〔実施例２〕図１２は実施例１の水蒸気冷
却に代えてクローズド空気冷却方式を有する空気圧縮型
３段タービンのタービン上半部の断面構造である。本実
施例におけるタービン構造の基本構造及び材料構成は実
施例１とほぼ同じものである。

【０２１１】本実施例における空気冷却方式は初段ブレ
ード５１及び第２段ブレード５２が実施例１の水蒸気冷
却と同じ冷却通路を有しており、更に第２段ノズル８２
及び第３段ノズル８３の冷却は実施例１と同様の冷却流
路を有している。初段ノズルの冷却は初段ブレード及び
２段ブレードの冷却と同じ圧縮機によって圧縮され、ケ
ーシング８０の内側から抽気し、クーラー６７によって
冷却するとともにブースター６５によって圧縮された空
気によって行われる。初段ノズル８１及びブレード５
１，５２を冷却した空気はケーシング８０内に放出され
る。

【０２１２】タービン部を出た燃焼ガスは排熱回収ボイ
ラ（ＨＲＳＧ）に送られ、それにより水蒸気を作る。

【０２１３】本実施例における初段ノズル８１は冷却孔
を有し、外周側サイドウォール側より冷却空気が入り、
複数の冷却孔が設けられたベーンを通り、内周側サイド
ウォールを通ってケーシング８０内に放出される構造を
有する。

【０２１４】本実施例ではタービンディスク１１，１
２，タービンスタブシャフト，タービンスタッキングボ
ルトを実施例１に示した全焼戻しマルテンサイト鋼を使
用し、タービンディスク１３に重量で、Ｃ０.０５〜０.
２％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１３
％，Ｎｉ３％以下，Ｍｏ１.５〜３％，Ｖ０.０５％〜
０.３％ ，Ｎｂ０.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％
及び残部が実質的にＦｅからなる全焼戻しマルテンサイ
ト組織を有する耐熱鋼を用いる。この耐熱鋼として実施
例５の表１０に示すものを用いた。後述するように、４
５０℃,１０⁵ｈクリープ破断強度が５０kgf／mm² 以
上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７kgf−ｍ／cm
以上であり、高温ガスタービン用材として必要な強度を
十分満足する。また、これらのマルテンサイト鋼はフェ
ライト系の結晶構造を持つが、フェライト系材料は、Ｎ
ｉ基合金のようなオーステナイト系材料に比べて熱膨脹
率が小さい。タービンディスクにＮｉ基合金を用いるよ
りも耐熱鋼を使用する本実施例の方が、熱効率が高く、
更にディスク材の熱脹張率が小さいディスクに発生する
熱応力を低減し、亀裂の発生，破壊を抑制できる。他各
部の材料及び構造は実施例１と同じである。

【０２１５】コンプレッサーブレードは１７段で、得ら
れる空気圧縮比は１８である。

【０２１６】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０２１７】以上の構成によって、総合的により信頼性
が高くバランスされたガスタービンが得られ、初段ター
ビンノズルへのガス入り口温度が１５００℃，初段ター
ビンブレードのメタル温度が９００℃，ガスタービンの
排ガス温度は６５０℃であり、発電効率がＬＨＶ表示で
３７％以上の発電用ガスタービンが達成できる。

【０２１８】図１３は実施例１と同様にガスタービン１
台と高中低圧一体型蒸気タービンと各々に発電機を備え
た組合せの多軸型コンバインドサイクル発電システムを
示す構成図である。本実施例におけるガスタービンは前
述の通りであり、圧縮機で圧縮された空気はそれを冷却
する空気予冷器（Ｉ．Ｃ）を通り、更にその空気を圧縮
するブースト圧縮機（Ｂ．Ｃ）を通って前述の経路によ
ってブレード（動翼）とノズル（静翼）とを冷却し、そ
の冷却に用いた空気は暖められて燃焼器に用いられる。
本実施例における燃焼ガス温度は１５００℃以上であ
り、排ガス温度は６００℃以上で、前述と同様に脱硝装
置（ＤｅＮＯｘ）が設けられた排熱回収ボイラ（ＨＲＳ
Ｇ）により５３０℃以上の水蒸気が発生する。５３０℃
以上の水蒸気は高中低圧一体型蒸気タービンの高圧部
（ＨＰ）に入り、高圧部（ＨＰ）より出た水蒸気は再び
ＨＲＳＧの先頭部に入って再加熱され、ＨＰの入口温度
と同じ温度に加熱されて中圧部（ＩＰ）から低圧部（Ｌ
Ｐ）へと流入して、復水器に入り、次いでＨＲＳＧ後段
部に入って再加熱されて５３０℃以上になってＨＰ部に
入る経路を有する。

【０２１９】本実施例におけるガスタービン及び高中低
圧一体型蒸気タービンの構成は実施例１とほぼ同様のも
のである。本実施例においてはガスタービンが２０〜３
０万ＫＷ及び蒸気タービンが１０〜２０万ＫＷを有し、
プラントのＨＨＶ効率が５０％以上得られる。また複数
台のガスタービン及び蒸気タービンにより全体で７０〜
１００万ＫＷの発電が可能である。本実施例では多軸型
としたものであるが、ガスタービンと蒸気タービンとを
一軸で直結し、発電機１台で発電する方式にも実施でき
る。また、本実施例では蒸気温度は５３８℃(１０００
°Ｆ)及び５６６℃（１０５０°Ｆ）に適用可能である
が、更に５９３℃（１１００°Ｆ）に対しては高中低圧
一体型ロータシャフトとして本発明に係るタービンディ
スクに用いた８〜１２.５ 重量％Ｃｒを含有するマルテ
ンサイト鋼が好ましい。

【０２２０】本実施例ではタービンは３段のものである
が、４段に対しても本実施例の蒸気タービンとの組合せ
に同様に適用できる。４段に対しては初段及び２段目の
ブレード及びノズルを本実施例と同様に材料及び冷却を
行い、３段及び４段を本実施例の３段と同様に材料及び
冷却を行うことができる。

【０２２１】本実施例によれば、実施例１と同様にガス
タービンにおいては、急速に起動と停止ができることか
らより高い熱効率が得られ、発電のＨＨＶ効率は５０％
以上を有するコンバインド発電プラントが得られる。

【０２２２】〔実施例３〕図１４は前述のガスタービン
から出た排ガスを排熱回収ボイラ（ＨＲＳＧ）に供給し
て発生し、その水蒸気によって前述の様にガスタービン
を冷却するとともに蒸気タービンとして高圧蒸気タービ
ン(ＨＰ)，中圧蒸気タービン（ＩＰ）及び低圧蒸気ター
ビン（ＬＰ）に分割された蒸気タービンを備えたコンバ
インドサイクル発電システムの構成図である。本実施例
は実施例１と異なるのは蒸気タービンを高圧，中圧及び
低圧蒸気タービンに分けて構成するとともに、高圧部と
中圧部とを一体のロータシャフトとし、低圧部は別の組
成のロータシャフトによって構成した点である。水蒸気
の入口温度はＨＰ及びＩＰが同じ温度で入り、５３８℃
又は５６６℃で実施され、ＬＰではその入口温度は約３
００℃となる。ＨＰから出た蒸気は排熱回収ボイラにて
加熱され、ＩＰに入る。蒸気タービンにおけるＨＰ及び
ＩＰは一軸の一体のロータシャフトからなり、ＬＰとは
ロータシャフト材は異なった材料が用いられる。ＨＰと
ＩＰのロータシャフトには表３のＮo.１の材料及びＬＰ
には表３のＮo.２の材料が用いられる。本実施例でのＬ
Ｐの最終段ブレードは実施例１と同様に翼部長さが４３
インチの１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼が用いられる。
ケーシングはＨＰとＩＰで一車室及びＬＰで一車室の二
車室によって構成される。ＩＰから出た水蒸気はＨＲＳ
Ｇから出た約３００℃の水蒸気とともに左右対称のター
ビン構造を有するＬＰの中心部に流入される。本実施例
におけるガスタービンの構成は実施例１とほぼ同じであ
り、ガスタービン及び蒸気タービンの出力はいずれも実
施例１と同様であり、発電のＨＨＶ効率は５０％以上得
られる。

【０２２３】〔実施例４〕本実施例は実施例１〜３のガ
スタービンに代えて以下の要件を有するものである。

【０２２４】ガスタービンの初段ブレード５１は、Ｎｉ
基超合金の単結晶鋳造物であり、重量でＣｒ６〜８％，
Ｍｏ０.５ 〜１％，Ｗ６〜８％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ４
〜６％，Ｔａ６〜９％，Ｃｏ０.５〜１０％，Ｈｆ０.０
３〜０.１３％ 、および残部不可避の不純物とＮｉから
なる合金で構成する。初段ブレードは翼部１３０mm、そ
の全長は約２２０mmである。この単結晶鋳造物の１０⁵
時間１４kgf／mm² の耐用温度は９３０℃〜９４０℃で
あり、内部に複雑な空気冷却孔を設けており運転中は圧
縮空気により冷却する。冷却方式はクローズド方式，冷
却構造はスタッガードリブ方式である。ブレードの表面
には、重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ０.
１ 〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合金
層を非酸化性減圧雰囲気下でプラズマ溶射によって５０
〜１５０μｍの厚さに設け耐食性を高めた。本単結晶鋳
造物は１２５０〜１３５０℃で固溶化処理後、１０００
〜１１００℃及び８５０〜９５０℃での２段時効処理を
行い、一辺が１μｍ以下の長さのγ′相を５０〜７０体
積％で析出させたものである。

【０２２５】第２段ブレード５２および第３段ブレード
５３は重量で、Ｃｒ１２〜１６％，Ｍｏ０.５〜２％，
Ｗ２〜５％，Ａｌ２.５〜５％，Ｔｉ３〜５％，Ｔａ１.
５ 〜３％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０.０５〜０.１５％，
Ｂ０.００５〜０.０２％、および残部不可避の不純物と
ＮｉからなるＮｉ基超合金で構成する。これらのブレー
ドは通常の鋳造により得られる等軸晶組織を有する。第
２段ブレードは内部冷却孔を有しており、圧縮空気によ
り冷却する。これらの材料の１０⁵時間１４kgf／mm² の
耐用温度は８４０℃〜８６０℃である。ブレード表面に
は、ＣｒあるいはＡｌの拡散コーティングを施し、耐食
性を高めた。これらのＮｉ基合金は前述と同様に熱処理
が施される。

【０２２６】初段ノズル８１には重量で、Ｃｒ２４〜３
０％，Ｎｉ８〜１２％，Ｗ６〜９％，Ｔｉ０.１〜０.４
％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０.２〜０.４％，Ｂ０.００５
％以下，Ｆｅ１.０％以下，Ｚｒ１.０％以下，Ｎｂ０.
３％以下，Ｈｆ１.０％以下，Ｔａ２.０ ％以下、およ
び残部不可避の不純物とＣｏからなるＣｏ基超合金の普
通鋳造材（等軸晶組織）を用いる。この合金の１０⁵時
間６kgf／mm² の耐用温度は９００℃〜９１０℃であ
る。冷却は、クローズド方式のインピンジ冷却である。
初段ノズルの外表面の火炎に接する部分には、遮熱コー
ティング層が設けられる。これは、微細な柱状晶からな
り、微細な直径５０〜２００μｍのマクロな柱状晶の中
に直径１０μｍ以下の柱状晶を有する２重構造の柱状晶
組織を有するＹ₂Ｏ₃安定化ジルコニア層を蒸着によって
１００〜２００μｍの厚さに設け、ベース金属とジルコ
ニア層との間の結合層とからなる。該結合層は重量でＡ
ｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ０.１ 〜１％を含み
残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合金からなる溶射層で
ある。合金層は耐食性を向上させる効果も併せもつ。本
鋳造材は１１５０〜１２００℃で溶体化処理後、８２０
〜８８０℃で１段時効処理の熱処理が施される。

【０２２７】第２段ノズル８２および第３段ノズル８３
には重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ
０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ
２〜３％，Ｔａ０.５〜１.５％，Ｂ０.０５〜０.１５
％、および残部不可避の不純物とＮｉからなる合金Ｎｉ
基超合金で構成する。これらのノズルは通常の鋳造によ
り得られる等軸晶組織である。特に遮熱コーティング層
を設ける必要はないが、第２段ノズルには耐食性を高め
るためにＣｒあるいはＡｌの拡散コーティングを施す。
それぞれ内部冷却孔を有しており、圧縮空気により冷却
される。これらの材料の１０⁵時間６kgf／mm² の耐用温
度は８４０℃〜８６０℃である。本鋳造材においても同
様の熱処理が施される。

【０２２８】本実施例ではタービンディスク１１，１２
に実施例１で用いた全焼戻しマルテンサイト鋼を用い
た。また、タービンディスク１３には、重量で、Ｃ０.
０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｎｉ
３％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ
０.０５〜０.３％，Ｎｂ０.０２〜０.１０％及びＮ0.02
〜０.１０ ％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼を用い
た。このものの具体例は実施例２と同様であり、その特
性は、４５０℃，１０⁵ｈ クリープ破断強度が５０kgf
／mm²以上であり、高温ガスタービン用材として必要な
強度は十分満足する。コンプレッサーブレードは１７段
で、得られる空気圧縮比は１８である。使用燃料とし
て、天然ガス，軽油が使用される。

【０２２９】以上の構成によって、前述と同様に総合的
により信頼性が高く、高いバランスのガスタービンが得
られ、初段タービンノズルへのガス入り口温度が１５０
０℃，初段タービンブレードのメタル温度が９２０℃，
ガスタービンの排ガス温度は６５０℃であり、発電効率
がＬＨＶ表示で３７％以上の発電用ガスタービンが達成
できるとともに、発電のＨＨＶ効率が５０％以上である
高いコンバインド発電プラントが得られる。

【０２３０】〔実施例５〕本実施例は実施例１〜３のガ
スタービンに代えて以下の要件を有するものである。

【０２３１】本実施例におけるガスタービンの初段ブレ
ード５１は、実施例１とほぼ同じ構造を有し、Ｎｉ基超
合金の一方向凝固柱状晶鋳物であり、重量でＣｒ５〜１
６％，Ｍｏ０.３〜２％，Ｗ２〜９％，Ａｌ２.５〜６
％，Ｔｉ０.５ 〜５％，Ｔａ１〜４％，Ｃｏ８〜１０
％，Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｂ０.００５〜０.０２％、
および残部不可避の不純物とＮｉからなるＮｉ基超合金
で構成する。初段ブレードの全長は約２２０mmである。
この一方向凝固柱状晶鋳物の１０⁵ 時間１４kgf／mm²
の耐用温度は８９０〜９００℃であることから、材料の
メタル温度を下げるための遮熱コーティング層が実施例
１と同様に設けられる。一方向凝固は翼部側より順次ダ
ブティルにわたって行われ、柱状晶によって構成され
る。柱状晶の直径は２〜１０mmで、翼部は小さく、シャ
ンク部からは大きくなっている。一方向凝固鋳造物は１
２００〜１２８０℃で溶体化処理を施した後、１０００
〜1150℃及び８００〜９５０℃での２段時効処理が施さ
れ、一辺の長さで２μｍ以下のγ′相を５０〜７０体積
％析出される。特に６０〜６５体積％析出させるのが好
ましい。

【０２３２】第２段ブレード５２，第３段ブレード５３
には、実施例１と同様のものを用いる。

【０２３３】初段ノズル８１は、実施例１と同様の合金
を使用するが、遮熱コーティング層は以下の構造を有す
る。表面部から基材に向かい順番に、Ｙ₂Ｏ₃安定化ジル
コニア溶射層，合金層，セラミックスと合金の混合層，
合金層の４層構造をもち、遮熱，熱応力緩和，耐食性の
機能をもつ。該結合層は重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０
〜３０％，Ｙ０.１ 〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃ
ｏからなる合金からなる。

【０２３４】第２段ノズル８２および第３段ノズル８３
も実施例１と同様、重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１
８〜２３％，Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ
１〜２％，Ｔｉ２〜３％，Ｔａ０.５〜１.５％，Ｂ０.
０５〜０.１５％、および残部不可避の不純物とＮｉか
らなるＮｉ基超合金で構成する。特に遮熱コーティング
層を設ける必要はないが、第２段ノズルには耐食性を高
めるために重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ
０.１ 〜１％を含み残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合
金からなり合金層を設ける。それぞれ内部冷却孔を有し
ており、圧縮空気により冷却される。これらの材料の１
０⁵時間６kgf／mm² の耐用温度は８４０℃〜８６０℃で
ある。

【０２３５】本実施例ではタービンディスク１１，ター
ビンスタブシャフト３４，タービンスタッキングボルト
に実施例１で用いたマルテンサイト鋼を用い、タービン
ディスク１２，１３には実施例２と同様に重量で、Ｃ
０.０５〜０.２％ ，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，
Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ３％以下，Ｍｏ１.５ 〜３％，Ｖ
０.０５〜０.３％，Ｎｂ０.０２〜０.２％，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を用いた。

【０２３６】コンプレッサーブレードは１７段で、得ら
れる空気圧縮比は１８である。使用燃料として、天然ガ
ス，軽油が使用される。

【０２３７】本実施例のマルテンサイト鋼は、Ｎｉ基合
金のようなオーステナイト系材料に比べて熱膨脹率が小
さい。タービンディスクにＮｉ基合金に比較し耐熱鋼を
使用する本実施例の方が、ディスク系の熱膨脹率が小さ
いので、スタート時から熱効率が高い発電ができる。ま
た、熱応力を低減し、亀裂の発生，破壊を抑制できる。

【０２３８】以上の構成によって、前述と同様に総合的
により信頼性が高く、より高いバランスを有するガスタ
ービンが得られ、初段タービンノズルへのガス入り口温
度が１３５０℃，初段タービンブレードのメタル温度が
８５０℃，ガスタービンの排ガス温度は６００℃であ
り、定常運転までの時間が短かく、そのわずかな時間の
短縮がスタート・ストップの頻度の激しいガスタービン
ではきわめて熱効率の向上に重要なものである。

【０２３９】発電効率がＬＨＶ表示で３７％以上の発電
用ガスタービンが達成できる。

【０２４０】また、発電のＨＨＶ効率が５０％以上であ
るコンバインド発電プラントが得られる。

【０２４１】〔実施例６〕図１５は本発明に係るガスタ
ービンの空気冷却系統とタービン回転部の断面図であ
る。タービン回転部の構成は図２とほぼ同一である。図
示されていないが本実施例におけるガスタービンの主な
構成は空気圧縮機，燃焼器及びタービンを有する。更
に、詳細な部品としてタービンスタブシャフト，タービ
ンスタッキングボルト，タービンスペーサ，ディスタン
トピース，コンプレッサーディスク，コンプレッサーブ
レード，コンプレッサースタッキングボルト，コンプレ
ッサースタブシャフト，タービンディスクを有し、コン
プレッサーディスクが１７段、タービンブレードが３段
である。４段に対しても同様に実施できる。

【０２４２】本実施例では、図１５の矢印で示した空気
の流れに示すように圧縮機にて圧縮された空気を用いて
各部品が冷却される。初段ノズル８１，第２段ノズル８
２では空気は外側のサイドウォールより流入し、翼部よ
り排出される。２段ノズルは内側のサイドウォールに渡
って冷却される。第３段ノズル８３では空気は外側のサ
イドウォールより流入し、内側のサイドウォールより出
てスペーサ部分より外側に排出される。初段ブレード５
１は圧縮された空気がタービンディスク１１の中心部か
らその側壁を通り、スペーサ１８部分を通って、ブレー
ド内部に設けられた冷却孔を通ってその先端と翼部のト
レーリング部より排出されることによりブレード及びデ
ィスクがともに冷却される。ブレードにおいてはシール
フィンより燃焼ガスが内部に流入しないように空気が流
される。第２段ブレード５２も同様にタービンディスク
１２からスペーサ１８を通ってブレード内部に設けられ
た冷却孔を通って先端部より排出され、冷却される。第
３段ブレード５３には冷却孔はないが、タービンディス
ク１３の中心部からその側壁を通り、シールフィンを通
ってこれらを冷却しながら燃焼ガスとともに排熱回収ボ
イラに入り、そこで水蒸気が形成され、蒸気タービンの
動力源となる。

【０２４３】本実施例におけるタービンディスク１１，
１２，１３に用いる材料として表１２に示す組成（重量
％）の試料をそれぞれ２０kg溶解し、１１５０℃に加熱
し鋳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２ｈ加熱後空冷の２次焼戻
しを行い、次いで６０５℃で５ｈ加熱後炉冷の２次焼戻
しを行った。

【０２４４】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ノッチシャルピー衝撃試験片を採取し
実験を供した。衝撃試験は熱処理のまま材料を５００
℃，１０００時間加熱脆化材について行った。この脆化
材はラルソン・ミラーのパラメータより４５０℃で１０
⁵ 時間加熱されたものと同等の条件である。

【０２４５】

【表１２】

【０２４６】表１３はこれら試料の機械的性質を示す。
Ｎo.１及び６は、高温・高圧ガスタービンディスク材と
して要求される４５０℃，１０⁵ｈ クリープ破断強度
（＞５０kg／mm²)及び脆化処理後の２５℃Ｖノッチシャ
ルピー衝撃値［４kg−ｍ（５kg−ｍcm²)以上］を十分満
足することが確認された。Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２ 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ィスク材として
要求される値を満足できるが、脆化後のＶノッチシャル
ピー衝撃値は３.５kg−ｍ 以下と低いものであった。

【０２４７】

【表１３】

【０２４８】（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１１ 以下で脆化が
急激に改善され、４kg−ｍ（５kg−ｍ／cm²）以上とな
り、更に０.１０以下で６kg−ｍ（７.５kg−ｍ／cm²）
以上の優れた特性が得られる最も好ましいものであっ
た。しかし、Ｍｎは脱酸剤及び脱硫剤として欠かせない
ものであり、０.０５〜０.２０％とするのが好ましい。
また、脆化後の衝撃値はＮｉ量が２.１％ 以下ではＭｎ
量を減らすことにより衝撃値が若干向上するが、Ｎｉ量
２.１％ を超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。

【０２４９】更に、Ｍｎ量が０.７％ 付近ではＮｉ量に
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
衝撃値の高いものが得られる。特に０.１５〜０.４％の
Ｍｎ量では２.２％ 以上のＮｉ量で顕著に向上し、２.
４％以上で６kg−ｍ(７.５kg−ｍ／cm²）以上、更に２.
５％ 以上のＮｉ量では（７kg−ｍ／cm²)以上の高い値
が得られる。

【０２５０】４５０℃×１０⁵ｈ クリープ破断強度は、
Ｎｉ量が２.５％ 付近までは強度はほとんど影響はない
が、３.０％を超えると５０kg／mm²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。

【０２５１】表１２のＮo.１の化学組成とほぼ同一の鋼
の溶解をカーボン真空脱酸法にて行い、鍛造後、１０５
０℃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
５ｈ加熱後炉冷の焼戻しを行った。このディスクは外径
１０００mm、厚さ２００mm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。このディスクをタービン
ディスク１１，１２，１３に用いた。中心部には冷媒が
通る貫通穴が設けられており、更に、スタッキングボル
ト５４の挿入用孔が設けられる。本ディスクの特性は前
述と同様に脆化後の衝撃値は８.０kg−ｍ（１０kg／c
m²）及び４５０℃×１０⁵ 時間クリープ破断強度は５
５.２kg／mm²であり、優れた特性を有していた。

【０２５２】表１４は本実施例のガスタービンの各部材
に用いた材料組成(重量％)を示すものである。尚、表１
２に示す材料はディスタントピース，コンプレッサーデ
ィスク最終段側，タービンスペーサ，タービンスタッキ
ングボルトに用いることができる。いずれの鋼もエレク
トロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造・熱処理を行っ
た。鋳造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理
は表１４に示す条件で行った。これら材料の顕微鏡組織
は、Ｎo.１０〜１５が全焼戻しマルテンサイト組織、Ｎ
o.１４及びＮo.１５が全焼戻しベーナイト組織であっ
た。Ｎo.１０はディスタントピース及びＮo.１１最終段
のコンプレッサーディスクに使用し、前者は厚さ６０mm
×幅５００mm×長さ１０００mm、後者は直径１０００m
m，厚さ180mm、Ｎo.７はディスクとして直径１０００mm
×厚さ１８０mmに、Ｎo.１２はスペーサとして外径１０
００mm×内径４００mm×厚さ１００mmに、Ｎo.１３はタ
ービン，コンプレッサーのいずれかのスタッキングボル
トとして直径４０mm×長さ５００mm、Ｎo.１３の鋼を用
い同様にディスタントピースとコンプレッサーディスク
とを結合するボルトも製造した。Ｎo.１４及び１５はそ
れぞれタービンスタブシャフト及びコンプレッサースタ
ブシャフトとして直径２５０mm×長さ３００に鍛伸し
た。更に、Ｎo.１４の合金をコンプレッサーディスク６
の１３〜１６段に使用し、Ｎo.１５の鋼をコンプレッサ
ーディスク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.１３
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。

【０２５３】

【表１４】

【０２５４】表１３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。

【０２５５】本発明のＮo.１０〜１３（１２Ｃｒ鋼）を
見ると、４５０℃，１０⁵ ｈ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
要な強度を十分満足することが確認された。

【０２５６】次にスタブシャフトのＮo.１４及び１５
（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℃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。

【０２５７】

【表１５】

【０２５８】ディスタントピースの温度及び最終段のコ
ンプレッサー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ー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。

【０２５９】タービンブレード，ノズル，燃焼器ライ
ナ，コンプレッサーブレード，ノズル，シュラウドセグ
メント，ダイヤフラムは表１６に示す各合金を用いた。

【０２６０】前述の様に、タービンディスクを冷却する
ことによって強化に対して合金元素を低い含有量に押え
たマルテンサイト鋼を使用できることから高い靭性を有
するので、起動・停止運転に際して急速な起動と停止を
行うことができ、起動停止時の時間を短縮できる。

【０２６１】以上の材料の組合わせによって構成した本
発明のガスタービンは、定格出力１５０ＭＷ，定格回転
数３６００rpm，圧縮比３.７、初段ノズル入口のガス温
度約１２６０℃で、３４.５％ の熱効率（ＬＨＶ）が得
られる。

【０２６２】

【表１６】

【０２６３】また、本実施例のタービンディスク１３を
表１７に示すマルテンサイト鋼を用いることができる。

【０２６４】

【表１７】

【０２６５】本実施例記載のガスタービンに対し、実施
例１に記載の高低圧一体型蒸気タービンとを組合せたコ
ンバインド発電により、発電端熱効率は約４７％であっ
た。尚、高低圧一体型蒸気タービンの主な仕様は、蒸気
温度が５３８℃、最終段動翼の翼部長さが３３.５ イン
チである。

【０２６６】

【発明の効果】本発明によれば、高強度マルテンサイト
鋼が得られ、タービンノズル入り口温度１４００〜１６
５０℃での各種温度のガスタービン用タービンディスク
に採用することにより、ＬＨＶ表示で３７％以上の高効
率ガスタービンを得ることができる。更に、適切な材料
からなるロータシャフト，最終段ブレードとの組合せか
らなる高中低圧一体型蒸気タービンと組合せによって発
電のＨＨＶ熱効率５０％以上のコンバインド発電システ
ムが達成できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】水蒸気冷却によるコンバインド発電システム構
成図。

【図２】水蒸気冷却によるガスタービンの回転部断面
図。

【図３】クリープ破断強度を示す線図。

【図４】ＦＡＴＴとＮｉ量との関係を示す線図。

【図５】ＦＡＴＴとＷ量との関係を示す線図。

【図６】衝撃値とＮｉ量との関係を示す線図。

【図７】衝撃値とＮｉ量との関係を示す線図。

【図８】高中低圧一体型蒸気タービンの平面図。

【図９】高中低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト
の平面図。

【図１０】蒸気タービン用長翼の斜視図。

【図１１】図１０の蒸気タービン用長翼の側面図。

【図１２】クローズド空気冷却によるコンバインド発電
システム構成図。

【図１３】空気冷却によるガスタービンの回転部断面
図。

【図１４】水蒸気冷却によるコンバインド発電システム
構成図。

【図１５】空気冷却によるガスタービンの回転部断面
図。

【符号の説明】

１…タービンロータ、２…圧縮機ロータ、１１，１２，
１３…タービンディスク、１８…スペーサ、５１…初段
ブレード、５２…第２段ブレード、５３…第３段ブレー
ド、８１…初段ノズル、８２…第２段ノズル、８３…第
３段ノズル。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 中村 重義 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 平賀 良 東京都千代田区神田駿河台四丁目６番地 株式会社日立製作所内 (72)発明者 小野田 武志 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 Ｆターム(参考） 3G002 AA02 AA11 AB00 EA06

Claims (9)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.
   ５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜４.０％，Ｃ
   ｒ８〜１３％，Ｍｏ４％以下，Ｖ０.１〜０.４％，Ｎｂ
   0.06〜０.２５％，Ｃｏ１〜５％及びＮ０.０２５〜０.
   １２５％ を含むマルテンサイト鋼からなり、４５０
   ℃，１０万時間クリープ破断強度が５０kg／mm² 以上で
   あり、該クリープ破断強度に対して５００℃，１０万時
   間クリープ破断強度がその７０％以上であることを特徴
   とする高強度マルテンサイト鋼。
2. 【請求項２】重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.
   ５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜４.０％，Ｃ
   ｒ８〜１３％，Ｍｏ４％以下，Ｖ０.１〜０.４％，Ｎｂ
   0.06〜０.２５％，Ｃｏ１〜５％，Ｎ０.０２５〜０.１
   ２５％，酸素０.０２０％以下及び水素０.００３％ 以
   下を有することを特徴とする高強度マルテンサイト鋼。
3. 【請求項３】重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.
   ５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜４.０％，Ｃ
   ｒ８〜１３％，Ｍｏ４％以下，Ｗ１〜５％，Ｖ０.１〜
   ０.４％，Ｎｂ０.０６〜０.２５％，Ｃｏ１〜５％及び
   Ｎ０.０２５〜０.１２５％を有し、前記（Ｗ／Ｍｏ）比
   が２〜５であることを特徴とする高強度マルテンサイト
   鋼。
4. 【請求項４】重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.
   ５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｎｉ０.５〜４.０％，Ｃ
   ｒ８〜１３％，Ｍｏ０.２〜１.０％未満，Ｗ１〜５％，
   Ｖ０.１〜０.４％，Ｎｂ０.０６〜０.２５％，Ｃｏ１〜
   ５％及びＮ０.０２５〜０.１２５％を有することを特徴
   とする高強度マルテンサイト鋼。
5. 【請求項５】請求項１又は２において、重量で、Ｗ１〜
   ５％及びＢ０.０００５〜０.０１％の少なくとも一方を
   有することを特徴とする高強度マルテンサイト鋼。
6. 【請求項６】請求項３において、Ｂ０.０００５〜０.０
   １重量％を有することを特徴とする高強度マルテンサイ
   ト鋼。
7. 【請求項７】請求項１〜６のいずれかに記載のマルテン
   サイト鋼よりなることを特徴とするガスタービン用ター
   ビンディスク。
8. 【請求項８】圧縮機と、燃焼器と、タービンディスクに
   固定された３段以上のタービンブレードと、該タービン
   ブレードに対応して設けられたタービンノズルとを備え
   た発電用ガスタービンにおいて、前記タービンディスク
   は請求項７に記載のタービンディスクによって構成され
   る発電用ガスタービン。
9. 【請求項９】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、高低圧一体型
   蒸気タービン及びガスタービンによって発電機を駆動す
   るコンバインド発電システムにおいて、前記ガスタービ
   ンは請求項８に記載の発電用ガスタービンによって構成
   されることを特徴とするコンバインド発電システム。