JPH07286503A

JPH07286503A - 高効率ガスタービン

Info

Publication number: JPH07286503A
Application number: JP6081272A
Authority: JP
Inventors: Tetsuo Fujiwara; 徹男藤原; Masateru Suwa; 正輝諏訪; Hiroshi Fukui; 寛福井; Hideki Tamaoki; 英樹玉置
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1994-04-20
Filing date: 1994-04-20
Publication date: 1995-10-31
Also published as: US5740668A

Abstract

(57)【要約】【目的】初段から最終段までのブレード及びノズルに要
求される材料特性と、その最適な材料構成を具体的に示
すことで、タービン入り口温度１５００℃級の次世代高
効率発電用ガスタービンを提供する。【構成】初段タービンブレード３は、１０⁵時間１４kgf
／mm² 耐用温度が９２０℃以上の合金よりなり、２段目
以降のタービンブレード５，７は、１０⁵時間１４kgf／
mm²耐用温度が８００℃以上の合金よりなり、初段ター
ビンノズル２０は、１０⁵時間６kgf／mm²耐用温度が９
００℃以上の合金よりなり、２段目以降のタービンノズ
ル２５，２７は、１０⁵時間６kgf／mm² 耐用温度が８０
０℃以上の合金よりなることを特徴とする発電用ガスタ
ービン。【効果】ＬＨＶ表示で３７％以上の発電効率を持つガス
タービンを提供することができる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、タービン入り口温度が
１５００℃以上である新規な高効率発電用ガスタービン
に関する。

【０００２】

【従来の技術】近年、省エネルギー，地球環境の観点か
らガスタービンの発電効率の向上が望まれている。効率
を向上させるためにはガス温度を上昇させることが最も
有効な手段であるが、燃焼ガス温度とメタル温度とのギ
ャップを補う冷却技術及び材料の耐用温度を向上させる
材料技術の双方の進歩によって対応してきた。そのうち
材料については、特にブレード（動翼）材及びノズル
（静翼）材の耐用温度向上が大きな鍵となる。従来のガ
スタービンでは、ブレードにＮｉ基合金，ノズルにＣｏ
基合金あるいはＮｉ基合金が用いられており、それぞれ
の部材について個別に材料開発がなされてきた。

【０００３】特開平6−10082号には高耐食高強度Ｎｉ基
超合金とその単結晶鋳造物を初段ブレードや初段ノズル
に用いた高効率ガスタービンが開示されている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】上記従来技術は、初段
ブレード又は初段ノズル材料に関する要素技術である。
ガスタービン入り口温度（初段ノズル入り口温度）が１
５００℃級となる次世代の高効率ガスタービンを実現す
るためには、優れた要素技術を高度にバランスさせ一体
化する必要がある。個々の要素技術が優れていても、全
体構成の中で一部でも不都合があれば高効率ガスタービ
ンの実現は不可能であり、タービン入り口温度温度を１
５００℃級にまで上昇させ材料を極限状態で使用する次
世代のガスタービンでは、その傾向が極めて顕著にな
る。例えば、初段ブレードに優れた材料を適用しても、
初段ノズルには従来と同じ耐用温度の低い材料を使用す
ると以下の様な問題が生じる。初段ノズルが高温に耐え
られず損傷，変形等を起こし、燃焼ガスの製流を十分に
行えずガス流が不安定になるため、後段に位置する初段
ブレードへの負荷が増大する。初段ブレードはその材料
特性を極限まで高めていることから設定された負荷より
も大きな負荷を受けることで、材料損傷，変形，後段の
材料への負荷の増大、等の問題が発生し、ガスタービン
として所定の性能を発揮することが不可能となる。特に
初段から最終段にいたるブレード及びノズルに用いる高
温材料の特性は重要であり、それぞれの部材に要求され
る特性及びその特性を満足する材料を詳細に検討し最適
な組合せを選定することが必要となる。

【０００５】本発明の目的は、タービン入り口温度が１
５００℃以上である次世代発電用ガスタービンとして特
に重要な初段から最終段までのブレード及びノズルに要
求される材料特性を満たした高効率ガスタービンを提供
することにある。

【０００６】

【課題を解決するための手段】次世代の１５００℃級ガ
スタービンでは冷却技術を考慮しても初段タービンブレ
ードのメタル温度が９００℃以上になるため、材料その
ものの耐用温度は10⁵時間１４kgf／mm²で９２０℃以上
必要である。第２段以降のブレードは初段よりも衝突す
るガス温度が５０℃〜１００℃低くなるが、従来の燃焼
温度１３００℃級のガスタービンと比べるとそのメタル
温度は高くなり、材料特性として１０⁵時間１４kgf／mm
²で８００℃以上の耐用温度が必要である。それよりも
強度の低い材料を用いた場合は、運転中にブレードが破
損する確立が非常に高くなるばかりでなく、ガス流のエ
ネルギーを十分に回転力に変換できずに効率の低下を引
き起こす。

【０００７】発電用ガスタービンにおいては、燃料ガス
中に含まれるＮａ₂ＳＯ₄，ＮａＣｌ等の材料の高温腐食
を促進する成分が航空機用ガスタービン燃料に比べて多
量に含まれる。従って、高温部材、特に初段ブレードの
耐高温腐食性が重要になる。実機使用に耐えるためには
実際の腐食雰囲気を想定した７５重量％Ｎａ₂ＳＯ₄−２
５重量％ＮａＣｌ混合塩中に全浸せきさせて、９４０
℃，５０時間加熱後の腐食減量が６００mg／cm²以下の
耐食性を有する合金を初段ブレードに使用する。

【０００８】初段ノズルは、燃焼ガスを最初に受けるた
め最も高温にさらされ、ガスタービンの起動，停止の繰
り返しにより著しい熱応力，熱衝撃を受ける。燃焼ガス
温度１５００℃級のガスタービンでは、冷却能力を考慮
しても１０⁵時間６kgf／mm²における耐用温度が９００
℃以上の合金を用いる。２段目以降のタービンノズル
は、初段ノズルと比較して温度的にそれほど苛酷ではな
いが、従来の燃焼温度１３００℃級のガスタービンと比
べるとそのメタル温度は高くなり１０⁵ 時間１４kgf／m
m²耐用温度が８００℃の材料を用いる。

【０００９】ノズル部材は、製造時の鋳造欠陥の補修、
内部冷却部品の組み込み、及び使用後に発生する熱応力
によるクラックの補修のために溶接を実施する場合があ
る。ノズル部材の材料の溶接性は、長さ８０mm，幅４mm
で１パスのＴＩＧ溶接に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℃以下である必要がある。
割れが発生しない予熱温度が４００℃以上である場合
は、十分な溶接性が得られず溶接部に欠陥が発生するた
め、ノズル材として不適当である。

【００１０】上記目的を達成するための発電用ガスター
ビンは、初段タービンノズルへのガス入り口温度が１４
５０℃以上１５５０℃以下であり、初段タービンブレー
ドのメタル温度が９２０℃以上であり、ガスタービンの
排ガス温度が５９０℃以上６５０℃以下であり、ガスタ
ービンの発電効率が３７％以上であることを特徴とす
る。ここで発電効率はＬＨＶ（Low Heat Value）表示と
する。本発明の発電用ガスタービンは、初段タービンブ
レードは、１０⁵時間１４kgf／mm² 耐用温度が９２０℃
以上の合金、２段目以降のタービンブレードは、１０⁵
時間１４kgf／mm² 耐用温度が８００℃以上の合金、初
段タービンノズルは、１０⁵時間６kgf／mm²耐用温度が
９００℃以上の合金、２段目以降のタービンノズルは、
１０⁵時間１４kgf／mm²耐用温度が８００℃以上の合金
を用いる。さらに、本発明の発電用ガスタービンでは、
初段タービンブレードを構成する合金の７５重量％Na₂S
O₄−２５重量％ＮａＣｌ混合塩全浸せき試験における９
４０℃，５０時間後の腐食減量が６００mg／cm² 以下で
あることを特徴とする。また、初段タービンノズルを構
成する合金の長さ８０mm，幅４mmで１パスのＴＩＧ溶接
して形成されたビード内に割れが発生しない予熱温度が
４００℃以下であることを特徴とする。

【００１１】初段ブレードにはＮｉ基合金の単結晶鋳造
物あるいは一方向凝固鋳造物を用いる。ここで単結晶鋳
造物とは、一方向凝固させて製品全体が実質的に結晶粒
界を有しない鋳造物である。また一方向凝固鋳造物と
は、一方向凝固させてできる実質的に凝固方向に平行な
結晶粒界のみを有する鋳造物である。これらは普通に鋳
造して得られる等軸晶組織鋳造物よりも高い高温クリー
プ強度を有し、特に単結晶鋳造物が最も耐用温度が高
い。一方向凝固鋳造物を用いた場合でも、遮熱コーティ
ングを併用することにより単結晶ブレードを用いた場合
と同様の効果が実現可能である。

【００１２】初段ノズル材には、耐熱疲労性，耐食性、
また補修を考慮した溶接性が要求されるが、これらの特
性を同時に満足するためには、セラミックス層を有する
遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金，遮熱コーティン
グを備えたＮｉ基合金一方向凝固鋳造物あるいはＮｉ基
合金の単結晶鋳造物を用いることが最適である。

【００１３】２段目以降のタービンブレードは、第一段
ブレードほど温度の点で苛酷ではないが、やはり高い高
温強度が必要となるためクリープ強度の高いＮｉ基合金
を用いる。２段目以降のタービンノズルも初段ノズルに
比べ温度的な厳しさは低減する。しかし、初段ノズルは
翼部の両端に設けられたサイドウォール部でケーシング
に固定されるのに対して、２段目以降のノズルは両端の
サイドウォール部のうち一方のみで固定されるため拘束
力が弱く高いクリープ強度が要求される。したがって２
段目以降ノズルにも、Ｃｏ基合金よりも使用温度域でク
リープ強度の有利なＮｉ基合金を用いる。

【００１４】以上のことから、前述した第二の目的を達
成するために本発明では、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、以下のいずれかの材料構成を有する。

【００１５】(1）初段タービンブレードはＮｉ基合金の
単結晶鋳造物からなり、初段タービンノズルは遮熱コー
ティング層を備えたＣｏ基合金の鋳造物よりなり、第２
段以降のタービンブレードおよび第２段以降のタービン
ノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなる。

【００１６】(2）初段タービンブレードはＮｉ基合金の
単結晶鋳造物からなり、初段タービンノズルは遮熱コー
ティング層を備えたＮｉ基合金の一方向凝固鋳造物より
なり、第２段以降のタービンブレードおよび第２段以降
のタービンノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなる。

【００１７】(3）初段タービンブレードおよび初段ター
ビンノズルはＮｉ基合金の単結晶鋳造物からなり、第２
段以降のタービンブレードおよび第２段以降のタービン
ノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなる。

【００１８】(4）初段タービンブレードは遮熱コーティ
ング層を備えたＮｉ基合金の一方向凝固鋳造物よりな
り、初段タービンノズルは遮熱コーティング層を備えた
Ｃｏ基合金の鋳造物よりなり、第２段以降のタービンブ
レードおよび第２段以降のタービンノズルはＮｉ基合金
の鋳造物からなる。

【００１９】(5）初段タービンブレードおよび初段ター
ビンノズルは遮熱コーティング層を備えたＮｉ基合金の
一方向凝固鋳造物よりなり、第２段以降のタービンブレ
ードおよび第２段以降のタービンノズルはＮｉ基合金の
鋳造物からなる。

【００２０】初段タービンブレードにＮｉ基合金の単結
晶鋳造物を使用する場合、高温でクリープ強度を劣化さ
せる原因となる結晶粒界が存在しないため、高い耐用温
度が得られる。しかしながら単結晶ブレードは製造プロ
セスが困難であり、歩留まりが低い。それは、ブレード
の形状が複雑であること、内部に複雑な形状を持つ冷却
孔を有することにより、製造中に異結晶が発生する確率
が高いからである。従来の単結晶用合金による単結晶鋳
造物ブレードに１つでも異結晶が存在すれば、粒界部分
が弱いためブレード全体の強度が低下し使用できない。
さらに、ブレード外表面に発生した異結晶は目視により
確認できるが、冷却孔に添って発生した内部異結晶は検
出する技術が確立されていない。そこで、単結晶鋳造物
を製造するＮｉ基合金中に結晶粒界を強化する添加元素
Ｂ，Ｃ，Ｈｆ，Ｚｒのうち１種以上を合計で１重量％以
下含ませることが有効となる。万が一冷却孔内壁に異結
晶が発生しても、結晶粒界に炭化物等の微細析出物が存
在することで粒界の強度を大きく低下させずブレード全
体の強度も維持できる。これらの元素を合計で１重量％
以上添加した場合、合金系の液相化温度が著しく低下
し、所定の高温強度を発揮させることが困難になり好ま
しくない。

【００２１】

【作用】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。

【００２２】本発明では、次世代のタービン入り口温度
１５００℃級高効率ガスタービン実現のためのブレード
及びノズル材料を検討し、その最適な組合せを見いだし
た。ガスタービンの構成要素のうち、初段ブレード，初
段ノズル，２段目以降のブレード、２段目以降のノズル
材について、個々の部材に対する最適材料の作用につい
て説明する。

【００２３】ガスタービンのブレードは燃焼ガス流に対
してノズルの下流側に位置し、そのガス流が持つ運動エ
ネルギーを回転ロータに伝達する部品である。ガスター
ビンの回転数は約１万〜数千回／分であり、ブレードに
は大きい遠心力，運転中のクリープ応力，起動停止によ
る急激な熱応力が生じる。また、燃焼ガス中に含まれる
成分による高温腐食にも耐えなければならない。特に初
段ブレードはガスタービンの高温部材中で最も苛酷な使
用条件である。本発明のガスタービンでは、初段ブレー
ドに１０⁵時間１４kgf／mm² 耐用温度が９２０℃以上の
合金を用い、材料としてはＮｉ基合金の単結晶鋳造物あ
るいは一方向凝固鋳造物を使用する。これらは普通に鋳
造して得られる等軸晶組織鋳造物と比較して、高い高温
クリープ強度を有し耐用温度が向上する。特に単結晶ブ
レードは、特別に合金成分を調整した単結晶用Ｎｉ基超
合金を用いることにより１０⁵時間１４kgf／mm² 耐用温
度が９２０℃以上が可能になる。初段ブレードに一方向
凝固鋳造物を用いる場合は、一般に単結晶鋳造物よりも
耐用温度が劣る。そのためメタル温度を低くして使用す
るが、遮熱コーティングを施せば、メタル温度を５２℃
〜１００℃下げることができ、単結晶ブレードを用いた
場合と同様の強度が実現できる。

【００２４】実際の腐食雰囲気を模擬した７５重量％Ｎ
ａ₂ＳＯ₄−２５重量％ＮａＣｌ混合塩中に全浸せきさせ
て９４０℃，５０時間加熱後の腐食減量が６００mg／cm
² 以下の耐食性を有する合金を初段ブレードに使用した
場合、タービン入り口温度が１４５０℃以上でも十分耐
えうる特性を有することとなる。そのような合金を初段
タービンブレードに用いることは、ガスタービンの高寿
命化，高効率化が実現できる。

【００２５】２段目以降のブレードは初段ブレードほど
温度条件が苛酷ではないが、やはり高速回転に起因する
強い遠心力を受けることなどから、高い高温強度が必要
となる。そのため２段目以降のタービンブレードには、
１４kgf／mm²で１０⁵ 時間耐える耐用温度が８００℃以
上の合金を用いる。材料としてはＣｏ基合金よりも高温
強度の優れたＮｉ基合金を使用する。このＮｉ基超合金
は、溶接性は考慮せずに強度重視の成分構成を持ち、普
通鋳造の等軸晶を有する鋳造組織でも所定の強度を達成
することが可能である。このような材料からなる２段目
以降のブレードと、より強度の高い材料からなる初段ブ
レードとの組合せによって、初めてタービン入り口温度
として１５００℃前後とする高効率ガスタービンの実現
が可能になる。

【００２６】ガスタービンノズルは、燃焼器から出た高
温ガスを加速し動翼に伝える部品である。高温の燃焼ガ
スにさらされ、ガスタービンの起動，停止の繰り返しと
ともに著しい熱応力，熱衝撃を受ける。また、製造時の
鋳造欠陥の補修，内部冷却部品の組み込み、及び使用後
に発生する熱応力によるクラックの補修のために溶接を
実施する場合がある。従って、ノズル材に要求される特
性は、耐熱疲労性，耐食性，溶接性があげられる。

【００２７】初段ノズルは、燃焼ガスを最初に受けるた
め最も高温にさらされる。本発明のガスタービンでは、
初段ノズルに、クリープ強度として６kgf／mm²で１０⁵
時間耐える耐用温度が９００℃以上の合金を用いる。材
料としてはセラミックス層を有する遮熱コーティングを
備えたＣｏ基合金を用いる。一般にＣｏ基合金はノズル
部材として十分な溶接性を有している。また、合金成分
を調整することにより、上記強度特性を十分満足するこ
とができる。また、遮熱コーティング備えることによ
り、タービン入り口温度１４５０℃以上に耐えることが
可能になる。初段ノズルにはＮｉ基合金単結晶または遮
熱コーティングを備えたＮｉ基合金一方向凝固材料を適
用することも可能である。これら以外の材料では、高温
クリープ強度，耐熱疲労性，耐食性，溶接性を全て満足
することは困難である。

【００２８】２段目以降のタービンノズルでは、Ｎｉ基
合金が最適である。２段目以降のノズルには初段ノズル
よりも低温域における耐熱疲労性，耐食性，溶接性が要
求され、６kgf／mm²で１０⁵ 時間耐える耐用温度が８０
０℃以上の合金を用いる。ノズルは、翼部と翼部の両端
に設けられたサイドウォール部から構成されるが、初段
ノズルは両端のサイドウォール部でケーシングに固定さ
れ拘束力が強い。一方、２段目以降のノズルは両端のサ
イドウォール部のうち一方のみでケーシングに固定され
もう一方は開放されるため初段ノズルに比べて拘束力が
弱い。また、サイズも後段になるほど大型化するためよ
り高いクリープ強度が要求される。ノズル材に適用する
Ｎｉ基合金は溶接性を確保するために合金成分が調整さ
れ、ブレードに使用するＮｉ基合金よりも強度が低い。
このノズル用Ｎｉ基合金とＣｏ基合金とのクリープ強度
を比較すると、初段ノズルのメタル温度域ではＣｏ基合
金の方が強度が高く、２段目以降ノズルのメタル温度域
では逆にＮｉ基合金の方が強度が高い。従って、初段ノ
ズルには遮熱コーティングを備えたＣｏ基合金、２段目
以降のノズルにはＮｉ基合金を使用することは、タービ
ン入り口温度1450℃以上の本発明ガスタービンに最適な
組合せとなる。

【００２９】上述したように、Ｎｉ基合金をノズルに使
用する場合溶接性が問題になるが、その時長さ８０mm，
幅４mmで１パスのＴＩＧ溶接して形成されたビード内に
割れが発生しない予熱温度が４００℃以下であれば十分
である。そうでない場合は溶接部に欠陥が発生するた
め、ノズル材として不適当である。

【００３０】以上、本発明に係わる高効率ガスタービン
のブレード材，ノズル材について個別に説明したが、実
際はこれら全てを同時に満足することが必要であり、そ
のことによって初めて目的の高効率ガスタービンが提供
できる。例えば、初段ブレードに本発明中で示したよう
な材料を適用しても、初段ノズルには従来と同じ耐用温
度の低い材料を使用すると以下の様な問題が生じる。初
段ノズルが高温に耐えられず損傷，変形等を起こし、燃
焼ガスの製流を十分に行えずガス流が不安定になるた
め、後段に位置する初段ブレードへの負荷が増大する。
初段ブレードはその材料特性を極限まで高めていること
から設定された負荷よりも大きな負荷を受けることで、
材料損傷，変形，後段の材料への負荷の増大、等の問題
が発生し、ガスタービンとして所定の性能を発揮するこ
とが不可能となる。

【００３１】本発明によれば、高効率ガスタービンを達
成するための最適な材料構成を提供することができ、上
述したような問題が回避できる。その他の組合せでは、
タービン入り口温度１５００℃級、ＬＨＶ表示で３７％
以上の高効率ガスタービンを決して達成できない。

【００３２】

【実施例】

（実施例１）図１は、本発明による発電用ガスタービン
の回転部分の断面図である。図２はブレード及びノズル
部分の拡大図である。３は初段ブレード、５は第２段ブ
レード、７は第３段ブレード、２０は初段ノズル、２５
は第２段ノズル、２７は第３段ノズル、４はタービンデ
ィスク、１０はタービンスタブシャフト、１３はタービ
ンスタッキングボルト、１８はタービンスペーサ、１９
はデイスタントピース、６はコンプレッサディスク、１
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である。
本実施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。

【００３３】本実施例におけるガスタービンの初段ブレ
ード３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％，Ｃｏ０.５〜１
０％，Ｈｆ０.０３〜０.１３％、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％，Ｃｒ２０〜３
０％，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。

【００３４】第２段ブレード５および第３段ブレード７
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％，Ｂ
０.００５〜０.０２％、および残部不可避の不純物とＮ
ｉ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。

【００３５】初段ノズル２０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。

【００３６】第２段ノズル２５および第３段ノズル２７
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。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。

【００３７】本実施例ではタービンディスク４に重量
で、Ｃ０.０３〜０.１％，Ｃｒ１２〜１８％，Ｔｉ１.
２〜２.２％，Ｆｅ３０％〜４０％，Ｎｂ２.５〜３.５
％，Ｂ０.００２〜０.０１％及び残部が実質的にＮｉか
らなるＮｉ基鍛造合金を用いる。該Ｎｉ基鍛造合金は、
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を十
分満足する。

【００３８】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。

【００３９】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【００４０】以上の構成によって、総合的により信頼性
が高くバランスされたガスタービンが得られ、初段ター
ビンノズルへのガス入り口温度が１５００℃，初段ター
ビンブレードのメタル温度が９２０℃，ガスタービンの
排ガス温度は６５０℃であり、発電効率がＬＨＶ表示で
３７％以上の発電用ガスタービンが達成できる。

【００４１】図３は本実施例における初段ノズルの平面
図である。図に示すように外側サイドウォール３８と内
側サイドウォール間にベーン３６が一体に形成され、後
述する図９のように一端が丸みを帯びた三ケ月状で内部
に冷却空気が流入するように空洞の薄肉材によって構成
される。ベーン部分には冷却空気が両サイドウォール側
から流入し上流側のリーデングエッチ部で外部に通ずる
ように冷却孔が多数設けられ、下流側の凹部の端部とそ
の先端の端面より冷却用空気が外部に通じるように冷却
孔が多数設けられる。３０は中心線である。

【００４２】図４は本実施例における初段ブレードの平
面図である。図に示すように、ブレードは翼部２１，プ
ラットフォーム２２，シャンク２４,シールフィン２３,
２８及びダブルティル２６によって構成される。翼部２
１は図９に示すように上流側で一端が丸みを帯びた三ケ
月状に形成され、更に内部に冷却用空気が流れるように
冷却通路がダブティル２６より流入し、翼部先端及び翼
部の燃焼ガス下流側端面より流出するように冷却孔が設
けられる。本実施例における単結晶鋳物は翼部側よりプ
ラットフォーム，シャンク及びダブティルへと順次凝固
させることによって得られ、プラットフォーム２２及び
シールフィン２８は翼部２１からほぼ直角に水平に伸び
ているので、これらの部分にはこれらの鋳型の各々に対
してそれらの先端部に翼部の途中からバイパスさせた鋳
型によって橋わたしてそれらの先端部と鋳型本体とが同
時に凝固させるように本体鋳型とバイパス鋳型との組合
せによってより大型で複雑な形状の単結晶ブレードを得
ることができるようにした。シールフィン２３，２８の
先端はほぼ直角に伸びた形状を有し、燃焼ガスのもれを
防ぐものである。３０は中心線で、ディスク４の中心線
と同じである。

【００４３】図５は２段ノズルの平面図である。本実施
例における全体構造は初段ノズルとほぼ同じであり、本
実施例においては２個のベーンを有するものである。冷
却空気は外側サイドウォール３８より入り、内側サイド
ウォール３７側より流出させるとともに、ベーン３６の
下流側のトレーリングエッヂ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３６の内部は空洞にな
っており、ベーン３６は０.５〜３mmの厚さの薄肉部材
によって構成される。中心線３０はスペーサ１８の中心
位置と同じである。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。

【００４４】図６は２段ブレードの平面図である。全体
構造はほぼ初段ブレードと同じであるが、冷却用空気は
ダブティル２６側から端部の３１から流出するように内
部に多数の冷却孔がストレートに設けられている。中心
線３０はディスク４の中心位置と同じである。

【００４５】図７は３段目のノズルの平面図である。本
実施例のノズルは図５の全体構造とほぼ同じであり、外
側サイドウォール３８より冷却用空気が流入し、内側サ
イドウォール３７より流出するようにベーン３６の内部
が空洞になっている厚さ0.5〜３mm程度の薄肉部材によ
って構成されている。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、
１〜３個のいずれでも可能である。中心線３０はスペー
サ１８の中心位置と同じである。

【００４６】図８は３段目のブレードの平面図である。
本実施例においては翼部２１は中実となっており、冷却
孔は設けられていないものである。

【００４７】図４，図６及び図８はシャンク２４はいず
れもプラットフォーム２２の翼部２１の形成面の端部及
びダブティル２６の上端より凹んで形成される。

【００４８】各段でのノズルのサイドウォール間のベー
ン長さに対するブレード翼部長さは１段では０.９〜１.
２倍(好ましくは１.０〜１.１倍)，２段目では１.１〜
１.５倍（好ましくは１.２〜１.４倍）及び３段では１.
０〜１.４倍(好ましくは１.１〜１.３倍）の長さで形
成される。更に、ノズルにおいてサイドウォール間のベ
ーン長さは１段目に対して２段目が１.２〜１.６倍(好
ましくは１.３〜１.５倍)，３段目が１.２〜２.６倍
（好ましくは２.２〜２.４倍）の大きさになっており、
ブレードにおいて翼部長さは１段目に対して２段目が
１.５〜１.９倍（好ましくは１.６〜１.８倍），３段目
が２.５〜２.９倍（好ましくは２.６〜２.８倍）の長さ
で各々形成される。各ブレードの翼部長さは中心部での
ものであり、ノズルのベーン長さは初段を除き各ブレー
ド間の中心位置でのものである。初段ノズルのベーン長
さはベーンの中心位置のものである。

【００４９】各段でのノズルの外周側に対する内周側の
幅は１段では０.８０〜１.０５倍（好ましくは０.９０
〜１.０倍），２段目では０.６〜０.９５倍（好ましく
は０.７〜０.８５倍），３段目では０.５５〜０.９倍
(好ましくは０.６〜０.８倍）の長さとするものであ
る。各ベーン幅の長さは斜めにサイドウォールに設けら
れた状況での斜めの長さであり、直線で延長した接点で
測定したものである。

【００５０】各段でのブレードの外周側に対する内周側
の幅は、１段目では１．１〜１.６倍（好ましくは１.２
〜１.５倍），２段目では１.４〜２.２倍（好ましくは
１.６〜２.０倍），３段目では１.９〜２.７倍（好ま
しくは２.０〜２.５倍）の長さとするものである。プラ
ットフォーム部分は回転軸に対してほぼ水平であるが、
１段目を除き、翼部先端では上流側に対して下流側で翼
部が長く斜めになっている。

【００５１】各段でのノズルとブレードとの翼部間は互
いに隣り合うものがほぼ平行に配置されているが、その
隣り合う同志の距離は外周側が内周側に比較して距離は
大きく、ブレード翼部長さに対して１段では０.０１〜
０.０３倍（好ましくは0.015〜０.０２５倍），２段目
では０.０５〜０.１倍（好ましくは０.０６〜０.０８
倍），３段目では０.０１〜０.０５倍（好ましくは０.
０２〜０.０３５倍）内周側にくらべ外周側の距離が大
きくなっている。

【００５２】図９は初段ガスタービンブレードの斜視図
である。図１０は冷却孔用の中空構造を設けるために用
いた中子の平面図で、こ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でスタータ部より順次一方向凝固
させ、セレクターを用いた単結晶鋳造物とした。続い
て、中子をアルカリで除去し、スターター部，セレクタ
ー及び伸び湯部等を切断し、図９に示す形状のガスター
ビンブレードを得た。このブレードの全長は２２０mmで
ある。

【００５３】一方向凝固鋳造物のタービンブレードを製
造する場合は、単結晶の場合よりも速い引き下げ速度の
３０〜５０cm／ｈで一方向凝固させる。

【００５４】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。

【００５５】図１１初段ガスタービンノズルの斜視図で
ある。図１２は冷却孔用の中空構造を設けるために用い
た中子の平面図である。こ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。

【００５６】次に、この鋳型を真空炉に設けるととも
に、真空溶解によって合金を溶解し、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
設けられている鋳造物である。

【００５７】ノズルには、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。翼
部先端のスリット部の肉厚は約１mmである。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。

【００５８】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。

【００５９】（実施例２）本実施例におけるガスタービ
ンの初段ブレード３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鋳造物であり、重量でＣ
ｒ５〜１６％，Ｍｏ０.３〜２％，Ｗ２〜９％，Ａｌ
２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％、Ｔａ１〜４％，Ｃｏ
８〜１０％，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。この一方向凝固鋳造物の１０⁵時間１４kgf／mm
² 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。

【００６０】第２段ブレード５，第３段ブレード７に
は、実施例１と同様のものを用いる。

【００６１】初段ノズル２０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。

【００６２】第２段ノズル２５および第３段ノズル２７
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。

【００６３】本実施例ではタービンディスク４，タービ
ンスタブシャフト１０，タービンスタッキングボルト１
３に重量で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，
Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ３％以下，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Ｆ
ｅ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。該耐熱鋼は、４５０℃、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７kg−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、前記耐熱
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、Ｎｉ基合金のようなオーステナイト系材料に比べ
て熱膨張率が小さい。タービンディスクにＮｉ基合金を
用いる実施例１よりも耐熱鋼を使用する本実施例の方
が、ディスク材の熱膨張率が小さく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。

【００６４】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。

【００６５】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【００６６】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。

【００６７】（実施例３）本発明では、上記２つの実施
例の他にも、以下に示すような材料構成が可能である。

【００６８】(1）実施例１及び実施例２において、初段
ノズルをＮｉ基超合金の一方向凝固鋳造物とする。これ
は重量でＣｒ５〜１６％，Ｍｏ０.３〜２％，Ｗ２〜９
％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％，Ｔａ１〜４
％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ0.05〜０.１５％，Ｂ０.００
５〜０,０２％、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。この一方向凝固鋳造物は
実施例２と同様に製造され、その１０⁵時間１４kgf／mm
² の耐用温度は８９０〜９００℃であり、インピンジ冷
却により運転中は圧縮空気で冷却する。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前述と同様な設
けられる。

【００６９】(2）実施例１及び実施例２において、初段
ノズルをＮｉ基超合金の単結晶鋳造物とする。これは重
量でＣｒ６〜８％，Ｍｏ０.５〜１％，Ｗ６〜８％，Ｒ
ｅ１〜４％，Ａｌ４〜６％，Ｔａ６〜９％，Ｃｏ０.５
〜１０％，Ｈｆ０.０３〜0.13％、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。この単結晶鋳造
物は実施例１と同様に製造され、その１０⁵時間１４kgf
／mm² の耐用温度は900℃〜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
却される。この場合も実施例１と同様に合金層によるコ
ーティングが設けられる。場合によっては、前述と同様
に遮熱コーティング層を設けることができる。

【００７０】(3）実施例１における初段ブレード単結晶
に前述と同様の遮熱コーティング層が設けられる。ある
いは、遮熱コーティング層は外層のＹ₂Ｏ₃安定化ジルコ
ニア層，合金層，セラミックスと合金層組成の合金との
混合層，合金層を順次有する４層構造によって構成する
ことができる。

【００７１】（実施例４）本発明による発電用ガスター
ビンに使用される初段ブレード材料の合金の組成（重量
％）、ブレードに鋳造する場合の鋳造方法（単結晶：Ｓ
Ｃ，一方向凝固：ＤＳ，等軸晶：ＣＣ）、１０⁵時間１
４kgf／mm² の耐用温度、及び７５重量％Ｎａ₂ＳＯ₄−
２５重量％ＮａＣｌ混合塩全浸せき試験における９４０
℃，５０時間後の腐食減量を表１に示した。特に、１Ｂ
５，１Ｂ６は粒界強化元素Ｂ，Ｃ，Ｈｆ，Ｚｒのうち少
なくとも１種以上を合計で１重量％以下含んでいるた
め、仮に内部異結晶が発生しても結晶粒界に炭化物等の
微細析出物が存在することで粒界の強度を落とさない。
このことにより、製造上の歩留まりを大幅に向上させる
ことができる。

【００７２】以下、表１に示した初段ブレード合金につ
いて述べる。

【００７３】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。

【００７４】

【表１】

【００７５】（実施例５）本発明による発電用ガスター
ビンに使用される初段ノズル材料のうちのＣｏ基合金に
ついて、合金組成（重量％）、鋳造する場合の鋳造方法
（単結晶：ＳＣ，一方向凝固：ＤＳ，等軸晶：ＣＣ）、
１０⁵時間６kgf／mm² の耐用温度を表２に示した。Ｃｏ
基合金を使用する場合は溶接性は十分である。これらの
材料の他にも、初段ノズル材として実施例４に示した１
Ｂ１〜１Ｂ６を用いることもできる。

【００７６】以下、表２に示した各合金について説明す
る。

【００７７】Ｃはマトリックスに固溶するほか、Ｃｏ基
超合金の強化因子である炭化物を形成して、合金の強度
を支配する中心的な元素となっている。さらに、Ｃの添
加量は合金の鋳造性・溶接性等にも大きな影響を及ぼ
す。Ｃｒは耐酸化性維持のために必要である。Ｗは固溶
強化元素として添加されるが、過剰な添加は耐酸化性の
低下を招く。Ｂは粒界を強化する元素として添加され、
高温延性・強度を向上させるが、過剰な添加は溶接性が
劣化する。Ｎｂ，Ｔａ，Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆは、高い炭化
物形成能を持ち、これらの微量複合添加により、粒界に
析出する有害な炭化物の生成を抑制し高強度・高靭性が
得られる。ただし、各々過剰な添加に対してはむしろ粗
大な炭化物の形成を促進することとなり好ましくない。
Ｒｅは高温強度および耐食性を改善するために添加され
る。

【００７８】

【表２】

【００７９】（実施例６）本発明による発電用ガスター
ビンに使用される第２段以降のブレードに用いる材料に
ついて、合金組成（重量％）、鋳造する場合の鋳造方法
（単結晶：ＳＣ，一方向凝固：ＤＳ，等軸晶：ＣＣ）、
１０⁵時間１４kgf／mm² の耐用温度、及び７５重量％Ｎ
ａ₂ＳＯ₄−２５重量％ＮａＣｌ混合塩全浸せき試験にお
ける９４０℃，５０時間後の腐食減量を表３に示した。

【００８０】それぞれの合金成分の働きは、実施例４で
説明したとおりである。

【００８１】

【表３】

【００８２】（実施例７）本発明による発電用ガスター
ビンに使用される第２段以降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
（単結晶：ＳＣ，一方向凝固：ＤＳ，等軸晶：ＣＣ）、
１０⁵時間６kgf／mm² の耐用温度、及び溶接性を表４に
示した。それぞれの合金成分の働きは、おおむね実施例
４で説明したとおりであるが、本実施例の合金は実施例
４および６に示した合金よりも溶接性を重視した組成と
なっている。本実施例の合金はＮｉ基であり、Ｃｏ基合
金と異なり通常溶接性が劣る。実機のノズルに適用可能
な溶接性を有することが重要であり、その点が実施例６
（表３）に示したブレード用Ｎｉ基合金と異なる点であ
る。表４中で、２Ｎ３は高温強度に優れるが溶接性が２
Ｎ１，２Ｎ２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２Ｎ１が最も優れていると
いえる。これは、Ａｌ＋Ｔｉ量の厳密な制御とＷ添加の
効果である。なお、溶接性の評価は、長さ８０mm，幅８
mm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。

【００８３】

【表４】

【００８４】本実施例におけるノズルは、実施例１と同
様の方法で製造される。

【００８５】ノズルの初段には実施例５に示したＣｏ
基，２段目以降には本実施例のＮｉ基合金を用いる。こ
の組合せには以下のような効果がある。図１３には初段
ノズル１Ｎ３と２段目以降ノズル２Ｎ２のクリープ強度
の温度依存性を示す。縦軸は１０⁵ 時間保持した場合の
破断する応力、横軸は保持温度である。このように、ノ
ズル用Ｎｉ基合金は約８４０℃以下ではＣｏ基合金を凌
ぐクリープ強度を有するが、高温域では逆転してＣｏ基
合金の方が高い強度を示すようになる。ただし、２Ｎ２
のＮｉ基合金は溶接性を満足するために強度を犠牲にし
ており、単純に比較すれば実施例６に示したブレード用
Ｎｉ基合金よりも強度は劣る。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８５０℃であり、冷却を考えても初段ノ
ズルのメタル温度は９００℃以上となる。この温度はＣ
ｏ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−プ強度が高くなる。従
って、２段目以降のノズルにはＮｉ基合金の適用が望ま
しく、タービン入り口温度が１５００℃級となるガスタ
−ビンでは、初段ノズルにＣｏ基合金，２段目以降ノズ
ルにＮｉ基合金、となる材料構成が最適である。

【００８６】（実施例８）本発明による発電用ガスター
ビンの別の実施例について説明する。

【００８７】本実施例のガスタービンでは、初段タービ
ンブレードを強力に冷却して、タービンガス入り口温度
１４００℃〜１５００℃において、初段ブレードメタル
温度を８００℃〜９００℃に押さえる。初段から最終段
のブレードには表３に示した２Ｎ１〜２Ｎ３の等軸晶組
織を有する合金を用いる。ノズルには実施例１と同様の
材料を用いる。すなわち、ブレード０ノズルには、すべ
て等軸晶組織の合金を使用する。遮熱コーティング層，
耐食性を向上させる合金コーティング層，ＡｌまたはＣ
ｒの拡散コーティング層をそれぞれ場合に応じて設け
る。タービン排ガス温度は５５０℃〜６５０℃となり、
蒸気タービンとの複合発電システムにした場合、総合発
電効率が向上する。

【００８８】

【発明の効果】本発明によれば、タービン入り口温度１
５００℃級のガスタービンにおける、ブレード、ノズル
材料の最適な構成を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提供することができ
る。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係るガスタービンの回転部分の断面図
である。

【図２】図２に示すガスタービンのタービンブレード及
びノズル部分の拡大図である。

【図３】本発明に係るガスタービンにおける初段タービ
ンノズルの平面図である。

【図４】本発明に係るガスタービンにおける初段タービ
ンブレードの平面図である。

【図５】本発明に係るガスタービンにおける２段目のタ
ービンノズルの平面図である。

【図６】本発明に係るガスタービンにおける２段目のタ
ービンブレードの平面図である。

【図７】本発明に係るガスタービンにおける３段目のタ
ービンノズルの平面図である。

【図８】本発明に係るガスタービンにおける３段目のタ
ービンブレードの平面図である。

【図９】本発明に係るガスタービンにおける初段のター
ビンブレードの斜視図である。

【図１０】本発明に係る初段ガスタービンブレードの製
造を用いられる中子の平面図である。

【図１１】本発明に係る初段ガスタービンノズルの斜視
図である。

【図１２】本発明に係る初段ガスタービンノズルの製造
に用いられる中子の平面図である。

【図１３】縦軸に１０⁵ 時間クリープ破断応力、横軸に
温度をとり、本発明に係るガスタービンに使用するＮｉ
基およびＣｏ基ノズル材料の強度の比較を示した図であ
る。

【符号の説明】

３…初段ブレード、４…タービンディスク、５…第２段
ブレード、６…コンプレッサディスク、７…第３段ブレ
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…タービンスタブシャフ
ト、１３…タービンスタッキングボルト、１７…コンプ
レッサブレード、１８…タービンスペーサ、１９…ディ
スタントピース、２０…初段ノズル、２１…翼部、２２
…プラットフォーム、２３，２８…シールフィン、２５
…第２段ノズル、２６…ダブティル、２７…第３段ノズ
ル、３０…中心線、３６…ベーン、３７…内側サイドウ
ォール部、３８…外側サイドウォール。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者玉置英樹茨城県日立市大みか町七丁目１番１号株式会社日立製作所日立研究所内

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】圧縮機と，燃焼機と，タービンディスクに
固定された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タービンノズルとを備えた発電用
ガスタービンにおいて、初段タービンブレードは、１０⁵時間１４kgf／mm² 耐用
温度が９２０℃以上の合金よりなり、２段目以降のタービンブレードは、１０⁵時間１４kgf／
mm² 耐用温度が８００℃以上の合金よりなり、初段タービンノズルは、１０⁵時間６kgf／mm² 耐用温度
が９００℃以上の合金よりなり、２段目以降のタービンノズルは、１０⁵時間６kgf／mm²
耐用温度が８００℃以上の合金よりなることを特徴とす
る発電用ガスタービン。
【請求項２】圧縮機と，燃焼機と，タービンディスクに
固定された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り口温度が１４５０〜１
５５０℃であり、初段タービンブレードのメタル温度が９２０℃以上であ
り、ガスタービンの排ガス温度が５９０〜６５０℃であり、発電効率が３７％以上であることを特徴とする発電用ガ
スタービン。
【請求項３】請求項２記載の発電用ガスタービンにおい
て、初段タービンブレードは、１０⁵時間１４kgf／mm² 耐用
温度が９２０℃以上の合金よりなり、２段目以降のタービンブレードは、１０⁵時間１４kgf／
mm² 耐用温度が８００℃以上の合金よりなり、初段タービンノズルは、１０⁵時間６kgf／mm² 耐用温度
が９００℃以上の合金よりなり、２段目以降のタービンノズルは、１０⁵時間６kgf／mm²
耐用温度が８００℃以上の合金よりなることを特徴とす
る発電用ガスタービン。
【請求項４】請求項３記載の発電用ガスタービンにおい
て、初段タービンブレードを構成する合金が、１０⁵時間１
４kgf／mm² 耐用温度が９２０℃以上および７５重量％
Ｎａ₂ＳＯ₄−２５重量％ＮａＣｌ混合塩全浸せき大気中
試験（９４０℃，５０時間）後の腐食減量が６００mg／
cm² 以下であることを特徴とする発電用ガスタービン。
【請求項５】請求項３記載の発電用ガスタービンにおい
て、初段タービンノズルを構成する合金が、１０⁵時間６kgf
／mm² 耐用温度が900℃以上、及び長さ８０mm，幅４mm
で１パスのＴＩＧ溶接して形成されたビード内に割れが
発生しない予熱温度が４００℃以下であることを特徴と
する発電用ガスタービン。
【請求項６】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、初段タービンブレードはＮｉ基合金の単結晶鋳造物から
なり、初段タービンノズルはセラミックス層を有する遮熱コー
ティング層を備えたＣｏ基合金の鋳造物よりなり、第２段以降のタービンブレードおよび第２段以降のター
ビンノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなることを特徴と
する発電用ガスタービン。
【請求項７】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、初段タービンブレードはＮｉ基合金の単結晶鋳造物から
なり、初段タービンノズルはセラミックス層を有する遮熱コー
ティング層を備えたＮｉ基合金の一方向凝固鋳造物より
なり、第２段以降のタービンブレードおよび第２段以降のター
ビンノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなることを特徴と
する発電用ガスタービン。
【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，前記タービ
ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、初段タービンブレードおよび初段タービンノズルはＮｉ
基合金の単結晶鋳造物からなり、第２段以降のタービンブレードおよび第２段以降のター
ビンノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなることを特徴と
する発電用ガスタービン。
【請求項９】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスクに
固定された３段以上のタービンブレードと，前記タービ
ンブレードに対応して設けられた３段以上のタービンノ
ズルとを備えた発電用ガスタービンにおいて、初段タービンブレードはセラミックス層を有する遮熱コ
ーティング層を備えたＮｉ基合金の一方向凝固鋳造物よ
りなり、初段タービンノズルは遮熱コーティング層を備えたＣｏ
基合金の鋳造物よりなり、第２段以降のタービンブレードおよび第２段以降のター
ビンノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなることを特徴と
する発電用ガスタービン。
【請求項１０】圧縮機と，燃焼器と，タービンディスク
に固定された３段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段のタービンノズルと
を備えた発電用ガスタービンにおいて、初段タービンブレードおよび初段タービンノズルはセラ
ミックス層を有する遮熱コーティング層を備えたＮｉ基
合金の一方向凝固鋳造物よりなり、第２段以降のタービンブレードおよび第２段以降のター
ビンノズルはＮｉ基合金の鋳造物からなることを特徴と
する発電用ガスタービン。
【請求項１１】請求項６〜１０のいずれかに記載の発電
用ガスタービンにおいて、前記第２段以降のタービンノズルのＮｉ基合金は、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
であることを特徴とする発電用ガスタービン。
【請求項１２】請求項６〜８のいずれかにおいて、初段タービンブレードがセラミックス層を有する遮熱コ
ーティング層を備えたことを特徴とする発電用ガスター
ビン。
【請求項１３】請求項６〜８のいずれかにおいて、初段タービンブレードを構成する合金が、Ｂ，Ｃ，Ｈ
ｆ，Ｚｒのうち少なくとも１種以上を合計で１重量％以
下の割合で含むことを特徴とする発電用ガスタービン。
【請求項１４】請求項６〜８のいずれかにおいて、単結晶鋳造物は重量で、Ｃｒ６〜８％，Ｍｏ０.５〜１
％，Ｗ６〜８％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ４〜６％，Ｔａ６
〜９％，Ｃｏ０.５〜１０％及びＨｆ０.０３〜０.１３
％を含有するＮｉ基合金であることを特徴とする発電
用ガスタービン。
【請求項１５】請求項６〜８のいずれかにおいて、単結晶鋳造物は重量で、Ｃｒ６〜８％，Ｍｏ０.５〜１
％，Ｗ６〜８％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ４〜６％，Ｔａ６
〜９％，Ｃｏ０.５〜１０％，Ｈｆ０.０３〜０.１３
％及びＴｉ，Ｎｂのうち一方もしくは両方を０.１〜
２％を含有するＮｉ基合金であることを特徴とする発電
用ガスタービン。
【請求項１６】請求項７，９及び１０のいずれかにおい
て、一方向凝固鋳造物は重量で、Ｃｒ５〜１６％，Ｍｏ０.
３〜２％，Ｗ２〜９％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５
〜５％，Ｔａ１〜４％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０.０５〜
０.１５％及びＢ０.００５〜０.０２％を含有するＮｉ
基合金であることを特徴とする発電用ガスタービン。
【請求項１７】請求項７，９，１０のいずれかにおい
て、一方向凝固鋳造物は重量で、Ｃｒ５〜１６％，Ｍｏ０.３〜２％，Ｗ２〜９％，Ａｌ
２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％，Ｔａ１〜４％，Ｃｏ
８〜１０％，Ｃ０.０５〜０.１５％及びＢ０.００５〜
０.０２％と、Ｈｆ０.０３〜０.１３％，Ｚｒ０.００１
〜０.０５％及びＮｂ０.１〜１.０％の少なくとも１種
とを含有するＮｉ基合金であることを特徴とする発電用
ガスタービン。
【請求項１８】請求項６又は９において、Ｃｏ基合金鋳造物は重量で、Ｃｒ２４〜３０％，Ｎｉ８
〜１２％，Ｗ６〜９％，Ｔｉ０.１〜０.４％，Ｃｏ８
〜１０％及びＣ０.２〜０.４％と、Ｂ０.００５％以
下，Ｚｒ１.０％以下，Ｎｂ０.３％以下，Ｈｆ１.０％
以下及びＴａ２.０％以下の少なくとも１種とを含有す
るＣｏ基合金であることを特徴とする発電用ガスタービ
ン。
【請求項１９】請求項６〜１０のいずれかにおいて、第２段以降のタービンブレードに使用するＮｉ基合金鋳
造物は重量で、Ｃｒ１２〜１６％，Ｍｏ０.５〜２％，Ｗ２〜５％，Ａ
ｌ２.５〜５％，Ｔｉ３〜５％，Ｔａ１.５〜３％，Ｃ
ｏ８〜１０％，Ｃ０.０５〜０.１５％及びＢ０.００５
〜０.０２％を含有するＮｉ基合金であることを特徴と
する発電用ガスタービン。
【請求項２０】請求項６〜１０のいずれかにおいて、第２段以降のタービンノズルに使用するＮｉ基合金鋳造
物は重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０５〜０.
２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜３％，Ｔ
ａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を含有する
Ｎｉ基合金であることを特徴とする発電用ガスタービ
ン。
【請求項２１】請求項６〜２０のいずれかにおいて、タービンディスクが重量でＣ０.０５〜０.２％，Ｓｉ
０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ３
％以下，Ｍｏ１.５〜３％，Ｖ０.０５％〜０.３％，Ｎ
ｂ０.０２〜０.２％及びＮ０.０２〜０.１％を含有する
全焼戻しマルテンサイト組織を有する耐熱鋼により構成
されることを特徴とする発電用ガスタービン。
【請求項２２】請求項２において、初段ブレードがＮｉ
基合金よりなり、初段ノズルがＣｏ基合金よりなること
を特徴とする発電用ガスタービン。
【請求項２３】請求項２において、初段ノズルがＣｏ基
合金、第２段以降ノズルがＮｉ基合金よりなることを特
徴とする発電用ガスタービン。
【請求項２４】圧縮機と，燃焼機と，タービンディスク
に固定されたタービンプレードと，前記タービンブレー
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、初段タービンノズルへのガス入り口温度が１４００℃以
上１５００℃以下であり、初段タービンブレードのメタル温度が８００℃〜９００
℃であり、ガスタービンの排ガス温度が５５０℃以上６
５０℃以下であることを特徴とする発電用ガスタービ
ン。
【請求項２５】請求項２４において、初段ブレードがＮ
ｉ基合金よりなり、初段ノズルがＣｏ基合金よりなるこ
とを特徴とする発電用ガスタービン。