JPH09170402A

JPH09170402A - ガスタービン用ノズル及びその製造法とそれを用いたガスタービン

Info

Publication number: JPH09170402A
Application number: JP33149595A
Authority: JP
Inventors: Hideki Tamaoki; 英樹玉置; Akira Yoshinari; 明吉成; Mitsuru Kobayashi; 満小林; Toshiaki Saito; 年旦斉藤; Noriyuki Watabe; 典行渡部; Hiroyuki Doi; 裕之土井
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1995-12-20
Filing date: 1995-12-20
Publication date: 1997-06-30

Abstract

(57)【要約】【課題】高温強度に優れ、かつ製造性に優れたガスター
ビン用ノズル及びその製造法とそれを用いたガスタービ
ン及び複合発電システムを提供する。【解決手段】結晶粒界強化元素量を最適化したＮｉ基超
合金を用い、少なくとも翼部を単結晶とし、翼部以外に
は柱状晶或いは等軸晶の存在を許容できるガスタービン
用ノズルとそれを用いたガスタービン。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、高温でのクリープ
強度及び耐熱疲労性に優れた新規なガスタービン用ノズ
ルに関し、さらに本ノズルを用いた高効率ガスタービン
及びコンバインドサイクル発電システムに関する。

【０００２】

【従来の技術】発電用ガスタービンのノズルには、Ｎｉ
基又はＣｏ基超合金の普通鋳造品が広く用いられてお
り、最近では、発電効率の向上を目的とした燃焼ガス温
度の上昇に伴って、内部に冷却孔を設けたノズルが主流
となっている。しかし、燃焼ガス温度の上昇に対応し
て、内部冷却を強化するために冷却に用いる圧縮空気の
量をさらに増やすことは、かえって発電効率の低下につ
ながる場合があること、また、翼の表面と内部の間の温
度差が大きくなると熱応力が増大することから、現状以
上の燃焼ガス温度の上昇には内部冷却の強化だけでは対
応できない。そこで、上記のＮｉ基又はＣｏ基超合金の
普通鋳造品より耐熱強度に優れた材料が必要とされてい
る。

【０００３】なお、上記のノズル用Ｎｉ基普通鋳造用合
金としては米国特許第4,039,330 号公報或いは米国特許
第4,810,467 号公報に示される合金，ノズル用Ｃｏ基普
通鋳造用合金としては米国特許第3,383,205 号公報或い
は特開平3−215644 号公報に示される合金等が挙げられ
る。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】従来のノズル用のＮｉ
基又はＣｏ超基合金の普通鋳造品よりも耐熱強度の優れ
た材料として、航空機用ガスタービンの動翼又はノズル
で使用されているＮｉ基超合金の柱状晶材及び単結晶材
がある。

【０００５】Ｎｉ基超合金の柱状晶材は、主に、米国特
許第3,260,505 号公報に示されている一方向凝固法で製
造されている。この方法は、加熱した炉の中から鋳型を
下方に引出し、下端から漸次凝固させる方法である。こ
の方法により、主応力方向と結晶粒界の方向を平行にす
ることで、クリープ強度の改善が可能である。

【０００６】この柱状晶材は、特開昭56−108852号公
報，特開平2−153037 号公報及び特開平3−97822号公報
等に示される合金で鋳造される。しかし、これらの従来
の柱状晶用の合金は、結晶粒界の強化のため、Ｂ，Ｃ，
Ｚｒ，Ｈｆ等の結晶粒界強化元素を多量に含んでいる。
これらの結晶粒界強化元素は結晶粒界の強度を向上させ
るが、一部はデンドライトアーム間に偏析し、偏析部の
融点を著しく低下させる。そのため、従来の柱状晶用合
金は溶体化熱処理温度を高くすることができず、溶体化
が不十分であったため、耐熱強度を大幅に向上させるこ
とができなかった。さらに、ガスタービン用ノズルの冷
却孔は、セラミック中子を用いて形成されるが、溶融金
属は中子を鋳ぐるんだ状態で凝固し、その後室温まで冷
却される。中子と合金の熱膨張係数を比較すると、中子
は金属より約一桁小さい値を示すため、合金は、ほとん
ど収縮しない中子を囲んで収縮することになり、冷却過
程で大きな引張応力が発生し、強度の弱い結晶粒界に沿
った凝固割れが発生しやすくなる。この凝固割れは、冷
却効果を高めるため薄肉となる翼部で著しく、航空機用
と比べて大型となる発電用ガスタービンのノズルではよ
り凝固割れが発生し易く、歩留まりが悪くなる。

【０００７】一方、耐熱強度を大幅に向上させた材料と
して、米国特許第3,494,709 号公報に示される方法で製
造されるＮｉ基超合金の単結晶材があり、航空機用ガス
タービンの動翼及びノズルに適用されている。これに用
いられる合金としては特開昭58−63212 号公報，特公平
2−45694号公報及び特公平3−75619号公報等に示される
合金があるが、これらはいずれも結晶粒界強化元素を不
純物元素として取り扱い、含有量を極力少なくしている
ため偏析部の融点が上昇し、完全溶体化熱処理を可能に
している。そのため、この単結晶用合金は、柱状晶用合
金より、４０〜５０℃高い耐熱強度を有している。しか
し、単結晶用合金は、結晶粒界強化元素を極力少なくし
ているため、結晶粒界が非常に弱く、結晶方位の異なる
異結晶があると、その結晶粒界で容易に割れが入る。通
常は、結晶粒界があると鋳造後の冷却のみで割れが入る
程度の弱さになる。そのため単結晶用合金を用いて鋳造
したノズルは異結晶のない完全な単結晶にする必要があ
る。しかし、発電用のガスタービンは航空機用と比べて
大型であり、特に形状の複雑なノズルを完全な単結晶に
するのは非常に困難である。

【０００８】以上述べたとおり、従来の柱状晶ノズルで
は、冷却効果を高めるために翼部を薄肉化すると凝固割
れが発生しやすくなり、また凝固割れを防止するために
粒界強化元素を多量に添加すると強度向上がはかれない
という欠点があり、ガスタービンの効率向上を図ること
ができなかった。

【０００９】また、高温強度に優れた単結晶ノズルは、
大型複雑形状品では異結晶が発生しやすいため歩留まり
が悪く、発電用ガスタービンのノズルとしては適用でき
ないため、ガスタービンの効率向上を図ることはできな
かった。

【００１０】本発明の目的は、鋳造性に優れ、しかも耐
熱強度に優れたガスタービン用ノズル及びその製造法と
それを用いたガスタービンを提供することにある。

【００１１】

【課題を解決するための手段】本発明は、高温での溶体
化熱処理が可能で、かつガスタービンノズルとして充分
な結晶粒界強度を有する材料組成及びガスタービンノズ
ルの結晶性について検討した結果得られたものである。
本発明は、高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部の
両端に連結部であるサイドウォールを有するガスタービ
ン用ノズルにおいて、前記翼部及び前記サイドウォール
の一端が単結晶であり、該翼部及び該サイドウォールの
一端を除いた部分の一部が該単結晶部から連続した単結
晶、残部が該単結晶から連続して一方向凝固した柱状晶
である一体の鋳物からなるガスタービン用ノズルにおい
て、従来にない高温強度と製造性を兼ね備えたガスター
ビンノズルが得られることが明らかになった。特に本発
明は、各結晶粒間の方位差を翼部及びサイドウォールの
一部では隣接する結晶粒間の方位差が８度以内、残りの
部分では２０度まで許容することができる。

【００１２】また、連結部であるサイドウォールは、通
常は初段タービンでは翼部の両側にあるが、第二段以降
では片側のみとなる場合がある。この場合は、ノズル
を、前記翼部が単結晶であり、残部が該単結晶から連続
して一方向凝固した柱状晶である一体の鋳物とすること
で、従来にない高温強度と製造性を兼ね備えたガスター
ビンノズルが得られる。

【００１３】ガスタービンノズルで最も優れた高温強度
が要求されるのは翼部である。また、サイドウォールの
ような突起部は単結晶化が難しい。そこでサイドウォー
ルの一端の一部又は全部が単結晶であり、翼部が該サイ
ドウォールの一端の単結晶部から連続した単結晶であ
り、該翼部及び該サイドウォールの一端を除いた部分の
一部が該単結晶部から連続した単結晶或いは該単結晶か
ら連続して一方向凝固した柱状晶である一体の鋳物から
なるガスタービン用ノズルが高温強度及び製造性の点で
好ましい。また、サイドウォールの一端の一部又は全部
は、隣接する結晶粒間の方位差が８度以内の柱状晶であ
り、翼部は該サイドウォールの隣接する結晶粒間の方位
差が８度以内の柱状晶から連続して一方向凝固した隣接
する結晶粒間の方位差が８度以内の柱状晶からなり、該
翼部及び該サイドウォールの一端を除いた部分の一部が
該柱状晶部から連続して一方向凝固した隣接する結晶粒
間の方位差が２０度以内の柱状晶からなる一体の鋳物で
構成されたガスタービン用ノズルも同様である。

【００１４】つまり、翼部は高温強度の点及び薄肉部の
粒界割れ防止の点から隣接する結晶粒間の方位差が８度
以内の柱状晶或いは更に望ましくは完全な単結晶である
必要があるが、翼部ほどの強度が要求されず、さらに厚
肉となるその他の部分は隣接する結晶粒間の方位差が２
０度以内の柱状晶でも構わない。さらに、部分によって
は等軸晶とすることも可能である。

【００１５】両端にサイドウォールを有するガスタービ
ンノズルをその一端のサイドウォール側からもう一方の
サイドウォールの方向に凝固させる場合、チルプレート
側のサイドウォールの一部又は全部及び翼部を単結晶と
した後、さらに張出し部となる最終凝固部側のサイドウ
ォールの一部又は全部を該単結晶部から連続した単結晶
とするためには、前記単結晶部の少なくとも１か所と前
記最終凝固部側のサイドウォールの間に凝固促進通路を
設けることが効果的である。この凝固促進通路は最終凝
固部側のサイドウォールを単結晶化しない場合でも、ひ
け巣等の鋳造欠陥の防止に有効である。サイドウォール
を翼部の一端にのみ設けたガスタービンノズルにおいて
は、凝固促進通部は翼部或いはセレクタと翼部の間の単
結晶拡大部とサイドウォールの間に設けられる。

【００１６】ガスタービン用ノズルにおいては耐熱疲労
性が重要である。これは、両端をサイドウォールで拘束
された形状のガスタービン用ノズルでは、運転中に翼部
のサイドウォールと垂直方向に圧縮応力が働き、運転停
止時に逆に引っ張り応力が作用するためである。これを
解決するためには、少なくとも翼部のみを単結晶化し、
該翼部において、互いに垂直に交わる３つの〈１００〉
方向の一つをサイドウォール長手方向に対して垂直方向
に、他の一つをサイドウォール長手方向に対して平行方
向に成長させたガスタービン用ノズルが有効である。こ
れはＮｉ基超合金は〈１００〉方向のヤング率が最も小
さいため、最も大きな熱ひずみが発生する方向を〈１０
０〉方向としておけば、その方向の熱応力を小さくでき
るためである。通常この結晶方位の制御には、予め結晶
方位を制御した単結晶から成る種結晶をスタータに用い
る。

【００１７】通常、複数の種結晶を用いて単結晶を鋳造
した場合、それぞれの種から成長した結晶の界面は粒界
となり強度が低下する。しかし、本発明のガスタービン
用ノズルは、隣接する結晶粒間の方位差を翼部では８°
まで、その他の部分では20°まで許容できるため複数の
種結晶から一体の鋳物を製造することが可能である。そ
こで、翼部から大きく張出した二つのサイドウォールを
単結晶化するために、凝固方向を翼部のガス入り口側か
らガス出口側方向または翼部のガス出口側からガス入り
口側方向とし、二つのサイドウォールをそれぞれ別の種
結晶を用いて一方向凝固させることで、翼部を含むでき
るだけ多くの部分を単結晶化することが可能となる。ま
た、一体の鋳物中の翼部を複数有するガスタービン用ノ
ズルにおいても、種結晶を２個以上用いることで複数の
翼を単結晶化することが可能となる。

【００１８】本発明のガスタービン用ノズルでは翼部表
面に、耐食性に優れたＣｒ，Ａｌ，Ｙを含有しＣｏまた
はＮｉの一方又は両方を残部とする合金層をコーティン
グすることがある。さらに、本発明のガスタービン用ノ
ズルにおいて、翼部及びその周辺の最外表面に、セラミ
ックス層からなる遮熱コーティングを施すことがある。

【００１９】本発明のガスタービン用ノズルは、溶体化
処理による高温強度の向上が可能で、かつ翼部以外の一
部又は全部に結晶粒界の存在を許容できる。このこと
は、重量％で、Ｃｒ２〜２５％，Ａｌ４〜７％，Ｗ２〜
１５％，Ｔｉ０.５〜５％,Ｎｂ０〜３％，Ｍｏ０〜６
％,Ｔａ１〜１２％，Ｒｅ０〜４％，Ｃｏ７.５〜２５
％，Ｆｅ０.５％以下，Ｃ０.２０％以下，Ｂ０.００２
〜０.０３５％，Ｈｆ０〜2.0％，Ｚｒ０.０２％以下、
及び４０％以上好ましくは４５〜８５％のＮｉを含むＮ
ｉ基合金である鋳物において可能である。

【００２０】特に、初期溶融を実質的に生じること無
く、充分な溶体化処理を行うためには、粒界強化元素を
Ｃ０.０２％以下，Ｂ０.００２〜０.０３５％，Ｈｆ０.
１〜１.１％及びＺｒ０〜０.０２％で、かつＣ量とＢ量
とがＡ（Ｃ０.１０％，Ｂ０.００２％），Ｂ（Ｃ０
％，Ｂ０.０１％)，Ｃ（Ｃ０％，Ｂ０.０３５％），Ｄ
（Ｃ０.１％，Ｂ０.０３５％）の範囲にあることが好ま
しい。

【００２１】鋳造時の粒界割れの防止，クリープ強度，
耐熱疲労性，耐食性及び耐酸化性の各特性にバランスの
とれたガスタービン用ノズルには、特に、重量％で、Ｃ
ｒ６.０〜９.０％，Ａｌ５〜６％，Ｗ７〜１０％，Ｔｉ
０.５〜１％，Ｍｏ０.３〜０.７％，Ｔａ２.５〜５.０
％，Ｒｅ０〜３.２％，Ｃｏ８〜１０.５％，Ｃ0.03〜
０.１％，Ｂ０.００２〜０.０３５％，Ｈｆ０.３〜１.
８％，Ｚｒ０.０２％以下、及び６０％以上好ましくは
６５〜７０％のＮｉを含むＮｉ基合金である組成が好適
である。

【００２２】本発明のガスタービン用ノズルは、タービ
ンを三段又は四段有するガスタービンのいずれのタービ
ンにも用いることができるが、特に最もメタル温度が高
くなり、かつ両端のサイドウォールで拘束されることで
大きな熱応力負荷を受ける初段タービンのノズルに好適
である。二段目以後には、全体を柱状晶又は等軸晶とし
たものが用いられることが多い。

【００２３】本発明のガスタービン用ノズルは、鋳造後
合金の析出γ′相の固溶温度以上、初期溶融温度以下の
範囲で２〜６０時間溶体化され、更に９００〜１１５０
℃で４〜２０時間及び７６０〜９００℃で８〜１００時
間熱処理を施すのが好適である。

【００２４】本発明のガスタービン用ノズルは、該ノズ
ルを形成するための鋳型を水冷チルプレート上にセット
する工程と、前記鋳型を真空の加熱炉内で所定の温度に
加熱する工程と、鋳造原料を鋳型と同一の真空チャンバ
ー内で溶解して前記の加熱された鋳型に溶湯を鋳込む工
程と、該溶湯を含む鋳型を前記加熱炉から引き抜いて、
少なくとも翼部のみを単結晶とし、前記翼部以外の部分
の一部を該翼部と連続して一方向凝固した単結晶或いは
該単結晶と連続して一方向凝固した柱状晶である一体の
鋳物とする工程により鋳造される。

【００２５】上記の鋳型引き出し速度は、単結晶製造に
おいては１５cm／ｈ以下とすることが好ましく、翼部が
単結晶化されたことが確認できれば、残部では引出し速
度を２０〜４５cm／ｈにすることができる。これらは、
それぞれ製造が可能であれば早いほど良いが、歩留りの
点から、単結晶製造については１０cm／ｈ程度が好まし
い。また、柱状晶となる残部については、５０cm／ｈを
超えると柱状晶間の結晶方位の差が２０°を超えさらに
等軸晶となるので、４５cm／ｈ以下が良く、また、隣接
する柱状晶間の結晶方位差が２０度以下の良好な柱状晶
を得るためには、引き出し速度が遅すぎるのも好ましく
なく、好適には、３０〜４５cm／ｈである。

【００２６】本発明は、少なくとも翼部が単結晶であ
り、溶体化熱処理による高温強度の向上が可能で、かつ
翼部以外の一部又は全部に結晶粒界の存在を許容できる
ガスタービン用ノズルであるが、結果としてノズル全体
が単結晶となっても構わない。また、本発明のノズルは
一体の鋳物からなっていることを特徴とする。つまり、
鋳物全体は一つのマスターインゴトを再溶解し、チルプ
レート部から最終凝固部へかけて一方向に連続的に凝固
したものからなり、不連続な凝固、つまり等軸晶の発生
等はできるだけ抑制することが高温強度の点で好まし
い。本発明では、凝固界面の形状を変化させることで、
単結晶部から柱状晶を生成させる。凝固界面の形状は、
鋳型引出し速度，鋳型加熱温度，鋳物断面積及び鋳型断
面積を変化させることで制御できる。この方法で得られ
る柱状晶は、隣接する柱状晶間の結晶方位差が２０°以
下の良好な柱状晶である。本発明では、単結晶部と方位
差の少ない柱状晶が得られ、煩雑な接合の工程を含まな
いことに特徴がある。さらに、本発明の組成であれば、
隣接する柱状晶間の結晶方位差を、通常の単結晶合金よ
り大きくできるため、前記の三軸の方位差の制限を緩和
でき、かつ溶体化熱処理を施すことで高強度のノズルを
得ることが可能である。

【００２７】本発明の第二発明は、コンプレッサで圧縮
した空気を燃焼器で燃焼させ、該燃焼ガスでタービンデ
ィスクを回転させることで発電機を駆動するガスタービ
ンにおいて、前記ガスタービンは３段以上のタービンを
有し、前記タービンの初段ノズルは、高温高圧ガスにさ
らされる翼部と、該翼部の両端に連結部であるサイドウ
ォールを有し、前記サイドウォールの一端の一部又は全
部が単結晶であり、前記翼部が該サイドウォールの一端
の単結晶部から連続した単結晶であり、該翼部及び該サ
イドウォールの一端を除いた部分の一部又は全部が該単
結晶部から連続した単結晶或いは該単結晶から連続して
一方向凝固した柱状晶である一体の鋳物からなることを
特徴とするガスタービンである。

【００２８】本発明は、特に燃焼ガス温度は燃焼器で１
５００℃以上、初段タービンの入口で１３００℃以上で
あり、前記タービンの初段ノズルは、翼部の幅が７０mm
以上となる高温大容量の発電用ガスタービンに好適であ
る。これは、ガスタービンが大型になるほどノズル全体
を単結晶化することが困難であり、かつ従来の柱状晶ノ
ズルでは高温強度が不足するためガスタービンの高温化
に対応できないためである。

【００２９】本発明の第四発明は、高温高圧の燃焼ガス
で駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの燃焼排
ガスによって高圧の水蒸気を発生させる排熱回収ボイラ
と、前記高圧水蒸気で駆動される蒸気タービンと、前記
ガスタービン及び蒸気タービンにより駆動される発電機
とを備えたコンパインドサイクル発電プラントにおい
て、前記ガスタービンは３段以上のタービンを有し、前
記燃焼ガス温度は燃焼器で１５００℃以上、初段タービ
ンの入口で１３００℃以上、最終タービンの出口で５６
０℃以上であり、前記排熱回収ボイラで得られる水蒸気
の温度は５３０℃以上であり、前記蒸気タービンは高低
圧一体型で、前記ガスタービンの発電容量が５万ＫＷ以
上及び蒸気タービンの発電容量が３万ＫＷ以上で、プラ
ント全体の総合発電効率が４５％以上で、前記ガスター
ビンの初段タービンノズルは、翼の幅が１００mm以上
で、高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部の両端に
連結部であるサイドウォールを有し、前記サイドウォー
ルの一端の一部又は全部が単結晶であり、前記翼部が該
サイドウォールの一端の単結晶部から連続した単結晶で
あり、該翼部及び該サイドウォールの一端を除いた部分
の一部又は全部が該単結晶部から連続した単結晶又は該
単結晶から連続して一方向凝固した柱状晶である一体の
鋳物からなり、前記鋳物は前述のものが用いられる。

【００３０】ガスタービンのノズルはＮｉ基超合金の融
点以上の温度のガス中で使用される。そのため、ノズル
は通常はコンプレッサの圧縮空気の一部をノズル内部に
導入し、ノズルの表面温度が約１０００℃以下になるよ
うに冷却される。この場合、空気はさらに翼表面に設け
られた孔から外部に層状に流出し、表面を冷却する。さ
らに、空気より比熱の大きな媒体を用いてより高い冷却
効率でノズルを冷却することが可能である。この場合、
冷却媒体は閉じた冷却通路の中を循環して使用されるた
め、ノズルには冷却媒体の入口と出口以外に冷却孔は設
けられない。この冷却方式はクローズド冷却方式と呼ば
れ、冷却媒体として蒸気が用いられることが多い。この
クローズド冷却方式では、冷却媒体が外部に漏洩するこ
とは著しい効率の低下につながる。従来のノズルでは、
回転体でないこともあり、亀裂の存在を許容する設計が
行われてきた。しかし、本発明のノズルでは、翼部を単
結晶化し、さらに最も熱疲労の厳しくなる方向を、最も
熱応力が小さくなる〈１００〉方位に合わせていること
から、耐熱疲労性に優れ、亀裂が発生しにくい。従っ
て、本発明ノズルはクローズド冷却方式のガスタービン
に好適なノズルと言える。

【００３１】本発明に係るガスタービン用ノズルは、翼
部を単結晶，翼部以外の一部を一方向凝固柱状晶とし、
柱状晶部の隣接する結晶粒間の結晶方位の差をできるだ
け小さくし、特にその差を２０°以内とした。そのた
め、溶体化熱処理が可能なように結晶粒界強化元素の添
加量を少なくしたにもかかわらず、柱状晶部に凝固時の
縦割れが発生しない健全な柱状晶動翼を作製することが
可能となる。

【００３２】本発明においてさらに重要な点は、前記の
制御された隣接する結晶粒間の結晶方位差を有するガス
タービン用ノズルにおいて、最適な結晶粒界強化元素の
添加量を見出した点にある。この最適な添加量は、凝固
時の縮割れを防止し、かつ約５％以上の初期溶融を生じ
ることなく約５０体積％以上の析出γ′相をγ相中に固
溶させる溶体化熱処理を可能にするという、従来技術で
は合い矛盾する問題を同時に解決するものである。これ
らの結果、歩留まりが高くかつ高いクリープ強度を有す
るガスタービン用ノズルを得ることができる。ここで、
結晶方位の差が２０度を越えると、単結晶の強度の１０
〜５０％程度までにクリープ強度が低下するばかりでな
く、凝固時に結晶粒界に縦割れが発生しやすくなり、歩
留まりが著しく低下する。また、初期溶融量が約８体積
％を超えると、約５０体積％以上の析出γ′相をγ相中
に固溶させても、クリープ強度が向上せず、かつ耐熱疲
労特性が著しく低下する。

【００３３】また、前記の粒界強化元素を含む合金で、
ノズル全体を単結晶とすることも当然可能である。この
ノズルは、結晶粒界強化元素を含まない単結晶専用合金
で鋳造されたものと比べて高温でのクリープ強度は劣る
が、高温になる翼部表面以外では隣接する結晶粒間の方
位差を２０°まで許容できるため、従来の単結晶翼で必
要であったＸ線による結晶方位測定を大幅に簡略化でき
る。さらに、翼内部の結晶欠陥に対しては有効な検査手
段が無く、通常は抜取り試験で翼を切断して検査してい
る。しかし、翼が大型になる発電用ガスタービン用のノ
ズルでは、抜取り試験では信頼性の確保が難しく、単結
晶ノズルを発電用ガスタービンに適用する上での大きな
ネックになっていた。しかし、本発明では隣接する結晶
粒間の方位差を翼部以外では２０°まで許容できるた
め、ノズルの信頼性を大幅に向上でき、高強度ノズルの
発電用ガスタービンへの適用が可能となった。

【００３４】本発明において、前記結晶粒界強化元素の
最適添加量は以下に示すとおりに決定した。

【００３５】Ｈｆは凝固時の縦割れの防止に効果がある
と共に、結晶粒界の高温での延性を改善する。しかし、
過剰な添加は凝固時に生成する共晶組識の量を著しく増
大させ、有効な溶体化熱処理を不可能とするため、その
最大添加量は２.０％以下に限定される。Ｈｆの効果の
一部はＺｒ又はＢで代用できるため、Ｈｆを無添加とす
ることもできるが、好適には０.１〜１.１％のＨｆの添
加が必要である。

【００３６】ＢとＺｒは凝固時の縦割れの防止及び結晶
粒界の高温強度の向上に最も効果の高い元素であり、そ
の効果は数十ppm 程度から現出する。しかし、共にＮｉ
と低融点の共晶を生成し、かつＮｉに対する固溶限が著
しく小さいため、その添加量は厳しく制限される。適正
な添加量は、Ｂ：０.００２〜０.０３５％，Ｚｒ：０.
０２％以下である。

【００３７】Ｃは炭化物を形成して結晶粒界の高温強度
を向上させる。しかし、過剰に添加すると結晶粒内にも
無用な炭化物を多量に生成し、高温強度をかえって低下
させてしまう。そのため、添加量は０.２０％以下に制
限され、好適には０.０３〜０.１％である。

【００３８】Ｂ及びＣの結晶粒界に対する効果の一部は
共通であり、また、相乗の効果を必要とする。このこと
から、凝固時の縦割れの防止，有効な溶体化熱処理の可
否及び高温強度の観点から、Ｃ量とＢ量の関係をＡ（Ｃ
０.１０％，Ｂ０.００２％），Ｂ（Ｃ０％，Ｂ０.０１
％），Ｃ（Ｃ０％，Ｂ０.０３５％），Ｄ（Ｃ０.１％,
Ｂ０.０３５％）を結ぶ範囲内にすることが好ましい。

【００３９】本発明のガスタービン動翼を構成するＮｉ
基超合金に含まれるその他の元素の効果を次に示す。

【００４０】Ｃｏはマトリックス中に固溶して高温強度
を向上させると共に、耐食性向上に寄与するが、過剰に
添加すると有害な金属間化合物の析出を助長し、高温強
度の低下を招く。そのため、添加量は７.５〜２５％以
下とし、特に７.５〜１０.５％の範囲が好ましく、最適
な添加量は８〜１０.５％である。

【００４１】Ｃｒは耐食性の向上のための必須元素であ
るが、過剰に添加すると有害な金属間化合物が析出し、
高温強度が著しく低下する。そのため、添加量は２〜２
５％以下とし、特に２〜１６％の範囲が好ましく、最適
な添加量は６〜９％である。Ａｌ及びＴｉはＮｉ基超合
金の強化因子であるγ′相すなわちＮｉ₃(Ａｉ，Ｔｉ）
を析出させるための必須元素であり、発電用ガスタービ
ン用のノズル材として十分な高温強度を得るためには、
Ａｌ：１〜７％，Ｔｉ：０.５〜５％の添加が必要であ
る。さらに、望ましくはＡｌ：４〜７％，Ｔｉ：０.５
〜５％であり、最も好適な範囲はＡｌ：５〜６％，Ｔ
ｉ：０.５〜１％である。

【００４２】Ｎｂ，Ｔａは析出強化相であるγ′相に固
溶し、高温強度の向上に寄与するが、過剰に添加すると
結晶粒界に偏析し、かえって高温強度を低下させる。添
加量はＮｂ：３％以下，Ｔａ：１〜１２％とし、特に、
Ｔａの好適範囲は２.５〜５％である。

【００４３】Ｗ，Ｍｏ及びＲｅはマトリックスのγ相を
固溶強化し、特に長時間強度の改善に効果が大きい。し
かし、過剰に添加すると金属間化合物やＷ，Ｍｏ及びＲ
ｅの一次固溶体の析出につながり、かえって高温強度を
低下させる。そこで、添加量は、Ｗ：２〜１５％，Ｍ
ｏ：６％以下，Ｒｅ：４％以下とし、特にＷ：７〜１０
％，Ｍｏ０.３〜０.７％以下、Ｒｅ：０〜３.２％の範
囲が好ましい。

【００４４】

【発明の実施の形態】〔実施例１〕図１は本発明に係る発電用ガスタービン用
ノズルの斜視図である。冷却空気流入口４から冷却孔５
にかけての内部冷却構造は、図２はシリカを主成分とす
る中子の平面図であり、それを用いて鋳造が行われる。
中子は鋳造後にアルカリ溶液で除去される。

【００４５】図３は本発明ノズルを内周側から外周側に
凝固する製造方法を示すための装置の概略図である。外
周側から内周側に凝固させる場合も同じ装置で行うこと
ができる。先ず、水冷銅チルプレート１１の上にアルミ
ナを主成分とするセラミック鋳型１６を固定する。それ
を鋳型加熱炉１８中でＮｉ基超合金の融点以上に加熱す
る。次に、溶解炉１９で合金を溶解し、その溶湯をセラ
ミック鋳型１６中に鋳込み、約５分間保持後、水冷銅チ
ルプレート１１を鋳型加熱炉１８から下方に引出し、合
金を一方向凝固させた。一方向凝固では、最初スタータ
１２で多くの結晶が発生し、次にセレクタ１３で一つの
結晶のみを選択的に成長させ、セレクタより上の部分を
単結晶とする。この単結晶は、拡大部１４により拡大さ
れるが、本実施例では、凝固方向に垂直な方向に大きな
張り出し部が存在するため、この拡大部を複数個設け
た。これにより、図４に示すようにサイドウォール２を
完全な単結晶とすることが可能となったが、図５に示す
一部に柱状晶が存在する場合もあった。さらに、場合に
よっては、図５に示すサイドウォール２の端部に等軸晶
が存在するものもあった。図中、ＳＣは単結晶、ＤＳは
柱状晶である。その割合は、完全に単結晶になるもの約
５０％、等軸晶の存在するもの約３％である。表１に示
す合金を用いた場合、ノズルにおいては、サイドウォー
ルに柱状晶が存在しても、強度上大きな問題はない。ま
た、実機の運転条件によってはサイドウォールに等軸晶
が存在しても問題にならない場合もある。この場合、翼
部につながる拡大部以外は省略することも可能である
が、サイドウォール２の端部に引き巣が発生しやすくな
るため、拡大部を複数個設けることが歩留まりの点でも
好ましい。外周側のサイドウォール３においては、中心
部は翼部から連続して一方向凝固した単結晶又は柱状晶
とすることは比較的容易である。しかし、サイドウォー
ル３の張出し部を単結晶又は柱状晶とするためには、図
６に示すように凝固促進通路１５を設けることが有効で
ある。

【００４６】

【表１】

【００４７】これは、本発明においては、張出し部を単
結晶化するためのみではなく、柱状晶化するためにも用
いられる。従って、凝固促進通路の起点は単結晶部のみ
でなく、柱状晶部でも構わない。本実施例では、凝固促
進通路はチルプレート側のサイドウォール２の単結晶部
又は柱状晶部からサイドウォール３の張出し部へ複数個
設けた。これにより、約８０％以上の歩留まりでサイド
ウォール３全体を単結晶又は柱状晶とすることが可能と
なった。前記のとおり、表１に示す合金であれば、サイ
ドウォール３は柱状晶であっても実機での運転上問題な
い強度を有する。本実施例において、サイドウォール２
及び３の端部も含めてノズル全体が完全な単結晶となっ
たものは全体の約５％であった。この結果は、単結晶専
用合金を用いた場合の歩留まりが約５％であることを示
しており、本実施例においては、表１に示す結晶粒界強
化元素を含む合金を用いることで歩留まりを約７０％ま
で改善できた。なお、以上の結晶性は、１００％塩酸：
１００％過酸化水素水＝９：１のエッチング液でマクロ
エッチングして確認した。

【００４８】なお、鋳型加熱炉１８はセラミック鋳型１
６が完全に引出され、凝固が完了するまで高温に保っ
た。また、上記溶解と凝固の工程は全て真空中で行っ
た。表２に鋳造条件を示す。鋳型加熱温度は、鋳型１６
の中の翼部１に相当する部分に熱電対を挿入して測定し
た。凝固が一方向に進行しやすいように、加熱炉１８を
二段加熱方式とし、さらに、下部に仕切り板及び螺旋状
の水冷銅パイプを設置して、凝固界面における温度勾配
が大きくなるようにした。

【００４９】本実施例のノズルの翼部１のサイドウォー
ル間の長さは約１００mmである。

【００５０】

【表２】

【００５１】〔実施例２〕表３に示す合金を用いて、実
施例１に示す方法に従って発電用ガスタービン用ノズル
を鋳造した。図４に示すようにこのノズルは翼部１とサ
イドウォール２が完全に単結晶で、サイドウォール３中
には隣接する結晶粒間の方位差が２０°以内の柱状晶が
一部に存在した。また、結晶粒界に沿った鋳造割れは認
められなかった。

【００５２】上記のノズルに、真空中で１２５０〜１２
８０℃、４〜１２ｈの溶体化熱処理を施した。この熱処
理により、５％以上の初期溶融を生じることなく、体積
率で５０〜９０％の領域の粗大な析出γ′相を溶体化す
ることができた。溶体化熱処理後、１０００〜１１５０
℃で２〜１０ｈ及び８００〜９５０℃で４〜５０ｈの二
段時効熱処理を行い、γ′相が溶体化された領域に粒径
が約０.５μｍの微細なγ′相を析出させた。このノズ
ルの翼部から応力軸と〈１００〉方位の方位差が１０°
以内になるように、厚さ２.５mm ，幅４mm，平行部長２
００mmの板状試験片を採取し、ノズルのクリープ強度を
評価した。

【００５３】図７は溶体化処理を施したノズルのクリー
プ破断時間とγ′相との関係を示す線図であり、溶体化
熱処理を施さないものと比べて約１.５〜２.５倍に向上
した。

【００５４】

【表３】

【００５５】なお、従来の柱状晶用の鋳造法では各柱状
晶の成長方向と垂直方向の結晶方位を制御できなかった
ため、隣接する結晶粒間の方位差が大きい（約２０°以
上）粒界で鋳造時に粒界割れが発生し、歩留まりが悪か
った。本発明の方法では、凝固開始部を単結晶とするこ
とで、この単結晶を種にして柱状晶を成長させるため、
柱状晶部においても、隣接する結晶粒間の方位差を２０
°以内とすることが可能なため、粒界割れは発生せず、
高強度ノズルを高い歩留まりで製造することが可能とな
った。この結果、従来の柱状晶ノズルと比べて歩留まり
が１５％から７０％と約５倍向上するとともに、溶体化
処理を施すことで、１０４０℃，１４kgｆ／mm²の条件
のクリープ破断時間が翼部で１９３ｈから４５６ｈと２
倍以上向上した。また、本発明ノズルのサイドウォール
部の一部は柱状晶であるが、溶体化熱処理を施すこと
で、柱状晶部のクリープ破断時間も従来の柱状晶ノズル
の約２倍となる。

【００５６】本発明ノズルと単結晶ノズルを比較する
と、本発明ノズルは高温クリープ強度では単結晶ノズル
に劣っている。しかし、本発明ノズルは結晶粒界強化元
素を含有しているため、翼部以外の部分では結晶粒界の
存在を許容できる。従って、結晶粒界の存在を許容でき
ない従来の単結晶ノズルと比べて製造歩留まりが飛躍的
に向上する。また、本発明ノズルの柱状晶部の７００℃
付近の引張り強度は単結晶ノズルより約１割高かった。
これは、柱状晶の結晶粒界が引張り強度の向上に寄与し
ているものと考えられるが、サイドウォール部に要求さ
れるのは高温でのクリープ強度ではなく７００℃付近の
温度領域での引張り強度であるため、翼部を単結晶，翼
部以外を柱状晶とする構造は、発電用ガスタービン用ノ
ズルとして極めて有効であると言える。

【００５７】表４に本発明ノズルと従来ノズルの鋳造条
件及び合金組成を示す。

【００５８】

【表４】

【００５９】〔実施例３〕実施例２において、粒界強化
元素を含む本発明ノズルに溶体化熱処理を行えたのは
Ｃ，Ｂ，Ｈｆ，Ｚｒの添加量を制御し、共晶組織の融点
を上昇させるためである。以下に結晶粒界の強度を維持
しながら、共晶組織の融点を上昇させる方法について述
べる。

【００６０】従来の粒界強化元素を含む合金は、Ｃ，
Ｂ，Ｈｆ，Ｚｒ等を多量に含んでおり、共晶部の融点が
低いため十分な溶体化熱処理ができなかった。そこで、
重量で、Ｃｒ：２.０〜１６.０％Ｃｏ：７.５〜１０.５％Ｗ：２.０〜１５.０％Ｒｅ：０〜４.０％Ｍｏ：０〜６.０％Ｔａ：２.０〜１２.０％Ａｌ：４.０〜７.０％Ｔｉ：０.５〜５.０％Ｚｒ：０〜０.０２％Ｈｆ：０.１〜１.１％を含むＮｉ基の合金について、合金のＣ量とＢ量の割合
を変化させ、初期溶融を体積率で５％以上生じること無
く体積率で５０％以上の析出γ′相をγ相中に固溶させ
る溶体化熱処理が可能で、かつ鋳造時に粒界割れの生じ
ない組成を検討した。なお、検討は実際に図１に示す形
状のノズルを鋳造して行った。

【００６１】初期溶融を体積率で５％以上生じること無
く、体積率で５０％以上の析出γ′相をγ相中に固溶さ
せるためには、Ｃ量を０.２％以下、Ｂ量を０.０３５
％以下にする必要があった。しかし、この範囲では、
隣接する結晶粒間の方位差がランダムである通常の柱状
晶ノズルを鋳造した場合、サイドウォールの端部を除い
てほぼ全面に粒界割れが発生した。代表的な粒界割れの
形態を図８に示す。

【００６２】次に、実施例１に示す方法でノズルを鋳造
した。この場合、中子を鋳ぐるんで凝固し、かつ薄肉と
する翼部では、図９に示すように、チルプレート側サイ
ドウォールとも隣接する結晶粒間の方位差が８°以内で
あれば粒界割れは発生しなかった。また、サイドウォー
ル部では隣接する結晶粒間の方位差が２０°以内であれ
ば粒界割れが発生しなかった。

【００６３】さらに、Ｃ量を０.０２５％以下、Ｂ量を
０.００５％以下としたところ、通常の柱状晶ノズルで
はサイドウォールの端部を含む全面で粒界割れが発生し
た。実施例１に示す方法で鋳造したノズルでは、サイド
ウォール部においては、隣接する結晶粒間の方位差が２
０°以内であっても８°以上の場合は粒界割れが発生し
た。翼部では隣接する結晶粒間の方位差が５°以内であ
れば粒界割れは発生しなかった。

【００６４】初期溶融した部分が体積率５％を超える
と、１０４０℃，１４kgｆ／mm²のクリープ破断時間が
３００ｈに満たなかった。また、溶体化された析出γ′
相の量が体積率で５０％以下の場合も３００ｈに満たな
かった。また、Ｃ量が０.１％以上では、初期溶融を体
積率で５％以上生じること無く、体積率で５０％以上の
析出γ′相をγ相中に固溶させても破断時間が３００ｈ
を下回る場合があった。以上の結果をまとめて図１０に
示す。この図から、高温強度に優れかつ粒界割れを生じ
ないノズルは、翼部を隣接する結晶粒間の方位差が８°
以内の柱状晶、サイドウォールを隣接する結晶粒間の方
位差が２０°以内の柱状晶とし、Ｃ量とＢ量をＡ（Ｃ
０.１０％，Ｂ０.００２％)，Ｂ（Ｃ０％，Ｂ０.０１
％)，Ｃ(Ｃ０％，Ｂ０.０３５％)，Ｄ（Ｃ０.１％,Ｂ
０.０３５％)の範囲にすることで製造できることがわか
る。

【００６５】〔実施例４〕実施例１では、ノズルをサイ
ドウォール長手方向と直角方向に凝固させる。この場
合、成長方向が〈１００〉方向となり、この方向がノズ
ルの最も熱応力の厳しい方向と一致するため熱応力を緩
和する上で都合が良い。しかし、鋳造の観点からは、凝
固方向に対して直角方向への張出し部が多いため凝固が
不連続になりやすく、等軸晶及び引け巣の発生等の問題
がある。そこで、本実施例では、ノズルをサイドウォー
ル長手方向と平行方向に凝固させた。凝固方向は翼部の
ガス入口側からガス出口側とし、図１１に示すように熱
応力の最も厳しくなるサイドウォール長手方向と直角方
向に〈１００〉方向を合わせるため、種結晶を用いて鋳
造した。また、凝固方向にはもう一つの〈１００〉方向
を合わせた。鋳造方案を図１２に示す。拡大部は三つに
分け、張出し部には凝固促進通路を設けた。本方案で
は、実施例１に示す方法と比べて、サイドウォール部の
結晶欠陥発生率が低下した。

【００６６】〔実施例５〕図１３は一体の鋳物中に翼部
が二つある例のノズルの斜視図である。このタイプのノ
ズルは、翼部が一枚のノズルと比べて、凝固方向と垂直
方向の張出し部が非常に大きくなるため、従来の方法で
は単結晶化が非常に難しい。そこで、図１４に示すよう
に、鋳造方向をサイドウォール長手方向に垂直方向と
し、種結晶を各翼部の下に設けた。種結晶の方位は凝固
方向を〈１００〉方向、サイドウォール長手方向と平行
方向をもう一方の〈１００〉方向とした。鋳造に用いた
合金の組成は表１に示したものと同一である。複数個の
種結晶を用いて鋳造した場合、異なる種結晶を核とした
結晶粒同士の界面は結晶粒界となる。これは、一方向凝
固法で大型品を鋳造する場合、凝固中に凝固方向と垂直
方向の方位が徐々に回転してしまうためで、結晶方位を
正確に合わせた種結晶を複数個用いた場合でも合体部の
方位差を３°以内程度に収めることは難しい。このた
め、結晶粒界の存在を許容できない、従来の単結晶合金
では、このように種結晶を複数個用いて鋳造することは
非常に難しい。しかし、種結晶を一つとすると、張出し
部で異結晶が発生しやすくなり、翼部のみを単結晶化す
ることも難しい。従って、従来法では少なくとも翼部を
単結晶とする、一体の鋳物中に翼部が複数個有る大型発
電用ガスタービン用ノズルの製造は困難であった。しか
し、本発明では、隣接する結晶粒間の方位差を８°ま
で、特にサイドウォールにおいては２０°まで許容でき
るため、複数個の種結晶を用いることで、少なくとも翼
部のみを単結晶とする大型ノズルの製造が可能となっ
た。また、翼部が一つのノズルにおいても、本発明の方
法によれば種結晶を複数個用いて張出し部を単結晶化す
ることが可能である。

【００６７】図１５は二つの種結晶から成長した単結晶
の結晶粒界の強度を評価するために、厚さ１５mmの二結
晶平板を鋳造した平面図である。試験片切り出し方向は
図１０に示すように結晶粒界と垂直方向及び平行方向と
した。また、試験に用いた二結晶平板の凝固方向の結晶
方位の差は１°以内であった。

【００６８】試験に用いた合金の組成を表５に示す。こ
のうち、比較合金は特公平3−75619号公報に示された単
結晶合金で、特公平3−75619号公報に示された熱処理を
施した。本発明合金の熱処理条件は、真空中で１２５０
〜１２８０℃，４〜２０ｈの溶体化熱処理後、１０００
〜１１５０℃で２〜１０ｈ及び８００〜９５０℃で４〜
５０ｈの二段時効熱処理とした。試験結果を表６に示
す。この結果から、本発明合金は結晶方位の差が２０°
までは大幅な強度低下が認められないのに対して、単結
晶合金である比較合金は僅かの結晶方位の差も許容でき
ないことがわかる。

【００６９】

【表５】

【００７０】

【表６】

【００７１】〔実施例６〕本発明のガスタービンノズル
として次の請求項に該当する前述と同様に製造される。

【００７２】図１６は請求項３に該当するもの、図１７
は請求項４に該当するもの、図１８は請求項６に該当す
るもの、図１９は請求項７に該当するもの、図２０は請
求項８に該当するもの、図２１は請求項１０に該当する
もの、図２２は請求項１１に該当するもの、図２３は請
求項１３に該当するものである。

【００７３】〔実施例７〕図２４はガスタービン回転部
分の断面図である。３０はタービンスタブシャフト、３
３はタービン動翼、４０はタービンノズル、４３はター
ビンスタッキングボルトである。本発明のガスタービン
は一軸型のスタッキング式ロータからなり、コンプレッ
サディスク３６が１７段あり、またタービンディスク３
４は３段である。初段及び第二段タービンの動翼及びノ
ズルは空冷式である。燃焼器はバースフロー形でスロッ
トクール式で１６缶ある。圧縮機の圧縮比は１４：１
で、出口温度は４００℃である。燃焼器での燃焼ガス温
度は１４７５℃で、タービン入口でのガス温度は１３５
０℃である。

【００７４】ディスタントピース４９，タービンディス
ク３４，スペーサ４８，スタッキングボルト４３は重量
で、Ｃ：０.０１〜０.０５％，Ｓｉ：０.１０〜０.３０
％，Ｍｎ０.１０〜０.３０％，Ｃｒ：１３.０〜１９.０
％，Ｆｅ：３５.０〜４５.０％，Ｍｏ：０.１〜１.０
％，Ｎｂ：２.０〜４.０％，Ｔｉ：１.０〜２.５％，Ａ
ｌ：０.１〜０.３％，Ｃｏ：０.１〜０.９％，残部Ｎｉ
からなるＮｉ基超合金が用いられる。本実施例における
特性として、引張り強さが１００〜１１５kgｆ／mm²、
０.２％耐力８０〜９０kgｆ／mm²、伸び率１０〜２５
％，絞り率３５〜６５％であった（いずれも５３８℃の
値）。

【００７５】タービンノズル４０は３段有るが、そのう
ちの初段に本発明品を適用した。初段ノズルは一つの翼
部が一つの鋳造品からなるタイプで全部で８２枚ある
が、その内の４枚に実施例１に示したセレクタ法で製造
したノズル、他の４枚に実施例４に示した種結晶法で製
造したノズルを適用した。このうち、種結晶法で製造し
たノズルはサイドウォール長手方向と平行方向に一方向
凝固させ、凝固方向の方位を〈１００〉方位とし、サイ
ドウォール長手方向に垂直方向の方位を〈100〉とした
ものと〈１１０〉としたものを２枚ずつとした。また、
セレクタ法で製造したノズルはサイドウォールまで完全
に単結晶としたもの１枚、外周側のサイドウォールの一
部を柱状晶とした２枚、外周側のサイドウォールの一部
が柱状晶でかつ内周側及び外周側のサイドウォールの端
部に等軸晶が存在するもの１枚とした。合金は表７中の
合金Ｅを用い、熱処理条件は、真空中で１２５０〜１２
８０℃，４〜２０ｈ後水冷＋１０８０℃−４ｈ後空冷＋
８７１℃−２０ｈ後空冷とした。第二段のノズルはサイ
ドウォールが片側のみにあるタイプであるが、この内の
８枚に翼部が単結晶で、サイドウォールの一部を柱状晶
としたノズルを用いた。このノズルはセレクタ法で鋳造
し、翼部側からサイドウォール方向に一方向凝固させ
た。合金は表７中の合金Ｆを用いた。第三段のノズルも
片持ち式であり、表７中の合金Ｆの等軸晶を用いた。第
二，第三ノズルの熱処理条件は、１２３０℃−２ｈ後空
冷＋１０８０℃−４ｈ後空冷＋８７１℃−２０ｈ後空冷
とした。

【００７６】

【表７】

【００７７】タービン動翼３３は３段あるが、そのうち
の初段（翼長２３５mm）には表７中の合金Ｅの鋳造した
単結晶翼を用いた。熱処理条件は初段ノズルと同一とし
た。また、第二段動翼(翼長２８０mm)及び第三段動翼
(翼長３５０mm）には０.０７％Ｃ−６.０％Ｃｒ−９.３
％Ｃｏ−０.５％Ｍｏ−８.４％Ｗ−２.９％Ｒｅ−３.４
％Ｔａ−５.７％Ａｌ−０.７％Ｔｉ−０.０１５％Ｂ−
０.００５％Ｚｒ−１.４％Ｈｆ−残部Ｎｉ（重量％）の
合金で鋳造した柱状晶翼を用いた。熱処理条件は１０８
０℃−４ｈ後空冷＋８７１℃−２０ｈ後空冷とした。

【００７８】本実施例によって得られる発電出力は６０
ＭＷで、熱効率は３４％以上の高いものが得られる。

【００７９】本実施例のガスタービンを約１年後に定期
点検し、初段に適用した本発明ノズルの損傷状況を調査
した。本発明ノズルと同時に使用されていた０.１５％
Ｃ−２０％Ｃｏ−２３％Ｃｒ−２％Ｗ−０.０１％Ｂ−
０.５％Ｆｅ−３.７％Ｔｉ−１.０％Ｎｂ−１.４％Ｔａ
−１.９％Ａｌ−残部Ｎｉ（重量％）の組成の等軸晶ノ
ズルは、翼部にサイドウォールと垂直方向の割れが多数
あり、一部はサイドウォールまで達していた。この割れ
は熱応力により生じたものと考えられる。これに対し
て、本発明ノズルのうち、セレクタ法で作成したもの及
び種結晶法で作成し、サイドウォール長手方向に垂直方
向方位を〈１００〉としたものには約１年間の使用後も
割れがまったく存在しなかった。また、柱状晶及び等軸
晶の存在するサイドウォール部にも割れは見つからなか
った。しかし、サイドウォール長手方向に垂直方向方位
を〈１１０〉としたものには翼部にごく少数の割れが見
つかった。以上の結果は、翼部を単結晶とし、サイドウ
ォール長手方向と垂直方向方位を〈１００〉とした本発
明ノズルの優れた耐熱応力性を示したものであり、さら
に温度が翼部ほど高温とならないサイドウォール部には
柱状晶又は等軸晶が存在しても実機運転上なんら問題無
いことを示している。図２５に本発明ノズルに用いた表
７中の合金Ｅの高温低サイクル疲労試験結果を示す。こ
の結果から、結晶方位が等しい場合は単結晶と柱状晶の
疲労寿命はほぼ同一であり、このことから最も熱応力の
高くなる方向を〈１００〉方向としておけば、柱状晶で
も単結晶と同等の疲労寿命が得られることがわかる。

【００８０】〔実施例８〕図２６は実施例６のガスター
ビンと蒸気タービンを併用した一軸型コンバインドサイ
クル発電システムを示す概略図である。

【００８１】ガスタービンを利用して発電を行う場合、
近年では液化天然ガス（ＬＮＧ）を燃料としてガスター
ビンを駆動するとともにガスタービンの排ガスエネルギ
ーを回収して得た水蒸気で蒸気タービンを駆動し、この
蒸気タービンとガスタービンとで発電機を駆動するよう
にした、いわゆる複合発電方式を採用する傾向にある。
この複合発電方式において以下のシステム構成によって
従来の蒸気タービン単独の場合の熱効率４０％より高い
約４６％以上の高熱効率が可能となる。

【００８２】まず空気が吸気フィルタと蒸気サイレンサ
を通ってガスタービンの空気圧縮機に入る。ここで約１
４倍に圧縮され約４００℃となった空気は低ＮＯｘタイ
プの燃焼器に導かれる。燃焼器では、この圧縮空気に燃
料を噴射し、１４７０℃の高温高圧ガスとし、このガス
がタービンで仕事をすることで動力が発生する。

【００８３】タービンから排出された５３０℃以上の排
ガスは、排気サイレンサを通って排熱回収ボイラへ送ら
れ、この熱エネルギーから５３０℃以上の高圧水蒸気が
得られる。このボイラには乾式アンモニア接触還元によ
る脱硝装置が設けられている。排ガスは３脚集合体の高
さ約２００ｍの煙突から外部に排出される。排熱回収ボ
イラで発生した高圧及び低圧の蒸気は高低圧一体ロータ
からなる蒸気タービンに送られる。

【００８４】蒸気タービンで仕事をした蒸気は、復水器
で真空脱気された復水になり、復水ポンプで昇圧され給
水となってボイラに送られる。ガスタービンと蒸気ター
ビンは一つの発電機の両端から発電機を駆動して発電す
る。このような複合発電システムに用いられるガスター
ビンの高温部の冷却には、通常の圧縮空気の他に、蒸気
タービンで利用される蒸気を用いることがある。蒸気は
空気と比較して比熱が大きくかつ軽いため、空気と比べ
て冷却効率が高い。この場合、効率向上のため蒸気は閉
じられた空間の中を循環するシステムが形成され、動翼
及びノズルは空冷のように冷却孔を持たないクローズド
タイプとなる。実施例６中に示したとおり、本発明ノズ
ルは熱疲労によるクラックが発生しにくいため、クロー
ズドタイプのノズルとして好適である。

【００８５】このコンバインド発電システムはガスター
ビンが６０ＭＷ、蒸気タービンが３０ＭＷの発電を行
う。本システムは同等の発電容量の蒸気タービンと比べ
てコンパクトとなるので、蒸気タービンより安価で製造
可能である。

【００８６】本発明に係る蒸気タービンは高低圧一体型
蒸気タービンとし、この高低圧一体型蒸気タービンの主
蒸気入口部の蒸気圧力を１００atg ，温度を５３８℃に
上昇させることによりタービンの単機出力の増加が図れ
る。単機出力の増加に対応して最終段動翼の翼長を３０
インチ以上に増大し、蒸気流量を増加させた。

【００８７】本発明に係る蒸気タービンは高低圧一体型
ロータシャフトに植設された動翼を１３段以上備えてお
り、蒸気は蒸気コントロールバルブを通って蒸気入口よ
り前述のごとく、蒸気圧力１００atg 、温度を５３８℃
で流入する。蒸気は入口より一方向に流れ、蒸気圧力７
２２mmＨｇ、蒸気温度３３℃となって最終段動翼後部の
蒸気出口より排出される。本発明に係る高低圧一体型ロ
ータシャフトはＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼が用いら
れる。ロータシャフトの動翼植込み部はダブティル状と
なっており、ロータシャフトより切削加工される。ダブ
ティル部の長さは動翼が短いほど長くなり、振動を低減
するようになっている。

【００８８】本実施例に係る高低圧一体型ロータシャフ
トはＣ：０.１８〜０.３０％，Ｓｉ：０.１％以下，Ｍ
ｎ０.３％以下，Ｎｉ：１.０〜２.０％，Ｃｒ：１.０〜
１.７％，Ｍｏ：１.０〜２.０％，Ｖ：０.２０〜０.３
０％，残部Ｆｅよりなり、900〜１０５０℃で水噴霧冷
却によって焼き入れ後、６５０〜６８０℃で焼き戻しさ
れる。

【００８９】プラントの構成は、ガスタービン，蒸気タ
ービン及び発電機を一軸とした一軸型の他に、ガスター
ビン一機に対して発電機１台の組合せを複数組み設置
し、さらに複数機のガスタービンの排ガスを一機の蒸気
タービンに集合し、一機の蒸気タービンで１台の別の発
電機を駆動する多軸形とすることもできる。

【００９０】複合発電システムは、短時間で起動可能な
ガスタービンと小型で単純な構造の蒸気タービンの組合
せで成り立っており、このため、出力調整が容易で、需
要の変化に即応した中間負荷火力として最適である。

【００９１】ガスタービンの信頼性は、最近の技術の発
展により飛躍的に向上しており、また、複合発電プラン
トは、小容量機の組合せでシステムを構成しているの
で、万一故障が発生してもその影響を局部的に止めるこ
とができる。

【００９２】

【発明の効果】本発明によれば、優れた高温強度を有す
る大型ノズルを高い歩留まりで製造することが可能とな
る。従って、燃焼ガス温度の上昇による発電効率の向上
或いはノズルの長寿命化によるプラントの信頼性向上等
の顕著な効果が発揮される。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視図。

【図２】本実施例に示す冷却孔作製用の中子の平面図。

【図３】本発明に係るガスタービン用ノズルを製造する
装置の概略を示す構成図。

【図４】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視図。

【図５】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視図。

【図６】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視図。

【図７】本発明によって得られたノズルと従来ノズルの
高温強度を示す比較図。

【図８】従来の柱状晶ノズルに見られた粒界割れの状況
を示すスケッチ図。

【図９】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視図。

【図１０】合金の初期溶融を生じることなく析出γ′相
を溶体化でき、かつ粒界割れの起こらないＣ量とＢ量の
関係を示す図。

【図１１】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図１２】本発明において、凝固方向をサイドウォール
長手方向と平行方向とした場合の鋳造法案を示す構成
図。

【図１３】本発明において、一つの鋳物中に翼部を二枚
有する構造のノズルの斜視図。

【図１４】本発明において、一つの鋳物中の翼部を二枚
有する構造のノズルの鋳造法案を示す構成図。

【図１５】本実施例に示す、結晶粒界の強度を評価する
ために用いた二結晶平板と試験片の採取方向を示した概
略図。

【図１６】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図１７】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図１８】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図１９】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図２０】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図２１】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図２２】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図２３】本発明に係るガスタービン用ノズルの斜視
図。

【図２４】本実施例に係るガスタービンの構成図。

【図２５】本実施例に示す、単結晶と柱状晶の高温低サ
イクル疲労強度の比較図。

【図２６】本実施例に係る複合発電プラントの構成図。

【符号の説明】

１…翼部、２…サイドウォール（内周側）、３…サイド
ウォール（外周側）、４…冷却空気流入口、５…冷却
孔、１１…水冷銅チルプレ〜ト、１２…スタータ、１３
…セレクタ、１４…拡大部、１５…凝固促進通路、１６
…セラミック鋳型、１７…押湯部、１８…鋳型加熱炉、
１９…溶解炉、２０…真空ポンプ、２１…粒界割れ、２
２…種結晶、２３…結晶粒界、２４…平行方向試験片、
２５…垂直方向試験片、２６…結晶１の方位、２７…結
晶２の方位、２８…結晶１と結晶２の方位差、３０…タ
ービンスタブシャフト、３３…タービン動翼、３４…タ
ービンディスク、３６…コンプレッサディスク、３７…
コンプレッサ動翼、３８…コンプレッサスタッキングボ
ルト、３９…コンプレッサスタブシャフト、４０…ター
ビンノズル、４３…タービンスタッキングボルト、４８
…スペーサ、４９…ディスタントピース。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者斉藤年旦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)発明者渡部典行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)発明者土井裕之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

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記翼部及び前記サイドウォー
ルの一端が単結晶であり、残部が前記単結晶から連続し
た部分に一方向凝固した柱状晶又は等軸晶を有する一体
の鋳物からなることを特徴とするガスタービン用ノズ
ル。
【請求項２】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記翼部及び前記サイドウォー
ルの一端が隣接する結晶粒間の方位差が８度以内の柱状
晶であり、残りの部分が隣接する結晶粒間の方位差が２
０度以内の柱状晶からなることを特徴とするガスタービ
ン用ノズル。
【請求項３】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の一端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記翼部が単結晶であり、残部
が前記単結晶から連続した一方向凝固した柱状晶を有す
る一体の鋳物からなることを特徴とするガスタービン用
ノズル。
【請求項４】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の一端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記翼部が隣接する結晶粒間の
方位差が８度以内の柱状晶であり、残りの部分が隣接す
る結晶粒間の方位差が２０度以内の柱状晶からなること
を特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項５】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記サイドウォールの一端の中
央部が単結晶で、両端部が柱状晶及び等軸晶の少なくと
も一方であり、前記翼部が前記サイドウォールの単結晶
部から連続した単結晶であり、他端のサイドウォールが
前記翼部から連続した一方向凝固した柱状晶及び等軸晶
の少なくとも一方を有する一体の鋳物からなることを特
徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項６】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記サイドウォールの一端中央
部が隣接する結晶粒間の方位差が８度以内の柱状晶で、
両端部角部が等軸晶であり、前記翼部は該サイドウォー
ルの隣接する結晶粒間の方位差が８度以内の柱状晶から
連続して一方向凝固した隣接する結晶粒間の方位差が８
度以内の柱状晶からなり、他端のサイドウォールの中央
部が前記翼部から連続して一方向凝固した隣接する結晶
粒間の方位差が２０度以内の柱状晶でその両端部角部が
等軸晶からなることを特徴とする一体の鋳物で構成され
たガスタービン用ノズル。
【請求項７】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の一端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記翼部が単結晶であり、前記
サイドウォールの中央部が前記単結晶部から連続した単
結晶から連続して一方向凝固した柱状晶で、角部が等軸
晶である一体の鋳物からなることを特徴とするガスター
ビン用ノズル。
【請求項８】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の一端に連結部であるサイドウォールを有するガスター
ビン用ノズルにおいて、前記翼部は隣接する結晶粒間の
方位差が８度以内の柱状晶からなり、前記サイドウォー
ルの中央部が前記翼部から連続して一方向凝固した隣接
する結晶粒間の方位差が２０度以内で柱状晶で、角部が
等軸晶からなる一体の鋳物で構成されていることを特徴
とするガスタービン用ノズル。
【請求項９】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼部
の両端に連結部であるサイドウォールを有し、チルプレ
ート側のサイドウォールの一部又は全部及び前記翼部が
単結晶であり、最終凝固部側のサイドウォールの一部又
は全部が前記単結晶部から連続して一方向凝固した柱状
晶を有する一体の鋳物からなるガスタービン用ノズルの
製造法であって、前記単結晶部の少なくとも１か所と前
記最終凝固部側のサイドウォールの間に凝固促進通路を
有し、該最終凝固部側のサイドウォールの一部又は全部
を単結晶或いは該単結晶から連続して一方向凝固した柱
状晶とすることを特徴とするガスタービン用ノズルの製
造法。
【請求項１０】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部の一端に連結部であるサイドウォールを有し、前記翼
部が単結晶であり、サイドウォールの一部又は全部が該
単結晶部から連続して一方向凝固した柱状晶である一体
の鋳物からなるガスタービン用ノズルの製造法であっ
て、前記単結晶部の少なくとも１か所と前記サイドウォ
ールの間に凝固促進通路を有し、該サイドウォールの一
部又は全部を単結晶又は該単結晶から連続して一方向凝
固した柱状晶とすることを特徴とするガスタービン用ノ
ズルの製造法。
【請求項１１】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスタ
ービン用ノズルにおいて、内周側のサイドウォールの一
部又は全部が単結晶であり、前記翼部が該内周側のサイ
ドウォールの単結晶部から連続した単結晶であり、外周
側のサイドウォールの一部又は全部が該単結晶部から連
続した単結晶或いは該単結晶から連続して一方向凝固し
た柱状晶であり、前記内周側のサイドウォールから前記
外周側のサイドウォール方向に一方向凝固した一体の鋳
物からなることを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項１２】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスタ
ービン用ノズルにおいて、種結晶を用いて一方向凝固さ
せることで少なくとも翼部のみを単結晶化し、該翼部に
おいて、互いに垂直に交わる３つの〈１００〉方向の一
つをサイドウォール長手方向に対して垂直方向に、他の
一つをサイドウォール長手方向に対して平行方向に成長
させたことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項１３】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスタ
ービン用ノズルにおいて、種結晶を用いて一方向凝固さ
せ、少なくとも翼部を隣接する結晶粒間の方位差が８度
以内の柱状晶とし、該翼部において、互いに垂直に交わ
る３つの〈１００〉方向の一つをサイドウォール長手方
向に対して垂直方向から±１０°以内、他の一つをサイ
ドウォール長手方向に対して平行方向から±１０°以内
に成長させたことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項１４】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部の両端に連結部であるサイドウォールを有するガスタ
ービン用ノズルの製造法において、２個以上の種結晶を
用いて一方向凝固させることを特徴とするガスタービン
用ノズルの製造法。
【請求項１５】請求項１４に記載のガスタービン用ノズ
ルの製造法において、少なくとも翼部を隣接する結晶粒
間の方位差が８度以内の柱状晶とすることを特徴とする
ガスタービン用ノズルの製造法。
【請求項１６】請求項１５に記載のガスタービン用ノズ
ルの製造法において、該翼部において、互いに垂直に交
わる３つの〈１００〉方向の一つをサイドウォール長手
方向に対して垂直方向から±１０°以内、他の一つをサ
イドウォール長手方向に対して平行方向から±１０°以
内に成長させることを特徴とするガスタービン用ノズル
の製造法。
【請求項１７】請求項１２〜１６に記載のガスタービン
用ノズルの製造法において、翼部のガス入り口側からガ
ス出口側方向または翼部のガス出口側からガス入り口側
方向に一方向凝固させることを特徴とするガスタービン
用ノズルの製造法。
【請求項１８】一体の鋳物中に翼部を複数有するガスタ
ービン用ノズルにおいて、少なくとも翼部は単結晶であ
り、残部には柱状晶或いは等軸晶のいずれか一つ又は両
方を含むことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項１９】一体の鋳物中に翼部を複数有するガスタ
ービン用ノズルの製造法において、種結晶を２個以上用
いて一方向凝固させ、少なくとも翼部を単結晶とするこ
とを特徴とするガスタービン用ノズルの製造法。
【請求項２０】請求項１〜８，１１〜１３のいずれかに
記載のガスタービン用ノズルにおいて、前記翼部表面
に、Ｃｒ，Ａｌ，Ｙを含むＣｏ，Ｎｉ或いはＣｏ＋Ｎｉ
を主成分とする合金層をコーティングしたガスタービン
用ノズル。
【請求項２１】請求項１〜８，１１〜１３，２０のいず
れかに記載のガスタービン用ノズルにおいて、前記翼部
及びその周辺の最外表面に、セラミックス層からなる遮
熱コーティングを有するガスタービン用ノズル。
【請求項２２】請求項１〜８，１１〜１３，２０，２１
に記載のガスタービン用ノズルであって、前記ガスター
ビン用ノズルは、重量％で、Ｃｒ２〜２５％，Ａｌ１〜
７％，Ｗ２〜１５％，Ｔｉ０.５〜５％，Ｎｂ０〜３
％，Ｍｏ０〜６％,Ｔａ１〜１２％，Ｒｅ０〜４％，Ｃ
ｏ７.５〜２５％，Ｆｅ０.５％以下、Ｃ０.２０％以
下，Ｂ０.００２〜０.０３５％，Ｈｆ０〜２.０％，Ｚ
ｒ０.０２％以下、及び４０％以上のＮｉを含むＮｉ基
合金の鋳物からなることを特徴とするガスタービン用ノ
ズル。
【請求項２３】請求項１〜１１，２０，２１に記載のガ
スタービン用ノズルであって、前記ガスタービン用ノズ
ルは、重量％で、Ｃｒ２〜１６％，Ａｌ４〜７％，Ｗ２
〜１５％，Ｔｉ０.５〜５％，Ｎｂ０〜３％，Ｍｏ０〜
６％,Ｔａ２〜１２％，Ｒｅ０〜４％，Ｃｏ７.５〜１
０.５％，Ｃ０.２０％以下，Ｂ０.００２〜０.０３５
％，Ｈｆ０.１〜１.１％，Ｚｒ０.０２％以下、及び４
０％以上のＮｉを含むＮｉ基合金からなり、前記Ｃ量と
Ｂ量とがＡ（Ｃ０.１０％，Ｂ０.００２％)，Ｂ(Ｃ０
％，Ｂ０.０１％），Ｃ（Ｃ０％，Ｂ０.０３５％），Ｄ
(Ｃ０.１％,Ｂ０.０３５％）の範囲にある鋳物からなる
ことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項２４】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部の両端に連結部であるサイドウォールを有し、前記サ
イドウォールの一端の一部又は全部が単結晶であり、前
記翼部が該サイドウォールの一端の単結晶部から連続し
た単結晶であり、該翼部及び該サイドウォールの一端を
除いた部分の一部又は全部が該単結晶部から連続した単
結晶又は該単結晶から連続して一方向凝固した柱状晶で
ある一体の鋳物からなるガスタービン用ノズルであっ
て、前記鋳物が重量％で、Ｃｒ６.０〜９.０％，Ａｌ５
〜６％，Ｗ７〜１０％，Ｔｉ０.５〜１％，Ｍｏ０.３〜
０.７％，Ｔａ2.5〜５.０％，Ｒｅ０〜３.２％，Ｃｏ８
〜１０.５％,Ｃ０.０３〜０.１％,Ｂ0,002〜０.０３５
％，Ｈｆ０.５〜１.８％，Ｚｒ０.０２％以下、及び４
０％以上のＮｉを含むＮｉ基合金からなることを特徴と
するガスタービン用ノズル。
【請求項２５】高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部の両端に連結部であるサイドウォールを有し、前記サ
イドウォールの一端の一部又は全部が単結晶であり、前
記翼部が該サイドウォールの一端の単結晶部から連続し
た単結晶であり、該翼部及び該サイドウォールの一端を
除いた部分の一部又は全部が該単結晶部から連続した単
結晶又は該単結晶から連続して一方向凝固した柱状晶で
ある一体の鋳物からなるガスタービン用ノズルにおい
て、前記ガスタービン用ノズルは、重量％で、Ｃｒ２〜
１６％，Ａｌ４〜７％，Ｗ２〜１５％，Ｔｉ０.５〜５
％，Ｎｂ０〜３％，Ｍｏ０〜６％,Ｔａ２〜１２％，Ｒ
ｅ０〜４％，Ｃｏ７.５〜１０.５％，Ｃ0.20％以下，Ｂ
０.００２〜０.０３５％，Ｈｆ０.１〜１.１％，Ｚｒ
０.０２％以下、及び４０％以上のＮｉを含むＮｉ基合
金からなり、前記Ｃ量とＢ量とがＡ（Ｃ０.１０％，Ｂ
０.００２％），Ｂ（Ｃ０％，Ｂ０.０１％)，Ｃ(Ｃ０
％，Ｂ0.035％)，Ｄ（Ｃ０.１％,Ｂ０.０３５％）の範
囲にある鋳物からなることを特徴とするガスタービン用
ノズル。
【請求項２６】コンプレッサで圧縮した空気を燃焼器で
燃焼させ、該燃焼ガスでタービンディスクを回転させる
ことで発電機を駆動するガスタービンにおいて、前記ガ
スタービンは３段以上のタービンを有し、前記タービン
の初段動翼は、高温高圧ガスにさらされる翼部と、該翼
部に連なり高温高圧ガスを遮断するための張出し部であ
るプラットフォームと、該プラットフォームに連なり該
翼部とディスクの間に充分な温度勾配を得るための距離
を有するシャンク部と、該シャンク部に設けられた高温
高圧ガスを遮断するための突起であるシールフィンと、
該シャンク部に連なるディスクへの埋込部であるダブテ
ィルとを有し、前記翼部が単結晶であり、該翼部及び前
記シールフィンを除いた部分の一部が該翼部から連続し
た単結晶、残部が該単結晶から連続して一方向凝固した
柱状晶である一体の鋳物からなり、さらに、前記タービ
ンの初段ノズルは、高温高圧ガスにさらされる翼部と、
該翼部の両端に連結部であるサイドウォールを有し、前
記サイドウォールの一端の一部又は全部が単結晶であ
り、前記翼部が該サイドウォールの一端の単結晶部から
連続した単結晶であり、該翼部及び該サイドウォールの
一端を除いた部分の一部又は全部が該単結晶部から連続
した単結晶又は該単結晶から連続して一方向凝固した柱
状晶である一体の鋳物からなることを特徴とするガスタ
ービン。
【請求項２７】コンプレッサで圧縮した空気を燃焼器で
燃焼させ、該燃焼ガスでタービンディスクを回転させる
ことで発電機を駆動するガスタービンにおいて、前記ガ
スタービンは３段以上のタービンを有し、前記燃焼ガス
温度は燃焼器で１５００以上、初段タービンの入口で１
３００℃以上であり、前記タービンの初段ノズルは、翼
部の幅が７０mm以上で、高温高圧ガスにさらされる翼部
と、該翼部の両端に連結部であるサイドウォールを有
し、前記サイドウォールの一端の一部又は全部が単結晶
であり、前記翼部が該サイドウォールの一端の単結晶部
から連続した単結晶であり、該翼部及び該サイドウォー
ルの一端を除いた部分の一部又は全部が該単結晶部から
連続した単結晶又は該単結晶から連続して一方向凝固し
た柱状晶である一体の鋳物からなり、発電容量が２.５
万ＫＷ以上であることを特徴とするガスタービン。
【請求項２８】コンプレッサで圧縮した空気を燃焼器で
燃焼させ、該燃焼ガスでタービンディスクを回転させる
ことで発電機を駆動するガスタービンにおいて、前記ガ
スタービンは３段以上のタービンを有し、前記燃焼ガス
温度は燃焼器で１５００℃以上、初段タービンの入口で
１３００℃以上であり、前記タービンの初段ノズルは、
翼部の幅が７０mm以上で、高温高圧ガスにさらされる翼
部と、該翼部の両端に連結部であるサイドウォールを有
し、前記サイドウォールの一端の一部又は全部が単結晶
であり、前記翼部が該サイドウォールの一端の単結晶部
から連続した単結晶であり、該翼部及び該サイドウォー
ルの一端を除いた部分の一部又は全部が該単結晶部から
連続した単結晶又は該単結晶から連続して一方向凝固し
た柱状晶である一体の鋳物からなり、前記鋳物は重量％
で、Ｃｒ６.０〜９.０％，Ａｌ５〜６％，Ｗ７〜１０
％，Ｔｉ０.５〜１％，Ｍｏ０.３〜０.７％，Ｔａ２.５
〜5.0％，Ｒｅ０〜３.２％，Ｃｏ８〜１０.５％，Ｃ０.
０３〜０.１％，Ｂ０.００２〜０.０３５％，Ｈｆ０.５
〜１.８％，Ｚｒ０.０２％以下、及び６５％以上のＮｉ
を含むＮｉ基合金からなり、発電容量が２.５万ＫＷ以
上であることを特徴とするガスタービン。
【請求項２９】高温高圧の燃焼ガスで駆動されるガスタ
ービンと、該ガスタービンの燃焼排ガスによって高圧の
水蒸気を発生させる排熱回収ボイラと、前記高圧水蒸気
で駆動される蒸気タービンと、前記ガスタービン及び蒸
気タービンにより駆動される発電機とを備えた複合発電
プラントにおいて、前記ガスタービンは３段以上のター
ビンを有し、前記燃焼ガス温度は燃焼器で１５００℃以
上、初段タービンの入口で１３００℃以上、最終タービ
ンの出口で５６０℃以上であり、前記排熱回収ボイラで
得られる水蒸気の温度は５３０℃以上であり、前記蒸気
タービンは高低圧一体型で、前記ガスタービンの発電容
量が５万ＫＷ以上及び蒸気タービンの発電容量が３万Ｋ
Ｗ以上で、プラント全体の総合発電効率が４５％以上
で、前記ガスタービンの初段タービンノズルは、翼の幅
が１００mm以上で、高温高圧ガスにさらされる翼部と、
該翼部の両端に連結部であるサイドウォールを有し、冷
却媒体に空気以外の媒体を用いるためのクローズド冷却
方式で冷却され、前記サイドウォールの一端の一部又は
全部が単結晶であり、前記翼部が該サイドウォールの一
端の単結晶部から連続した単結晶であり、該翼部及び該
サイドウォールの一端を除いた部分の一部又は全部が該
単結晶部から連続した単結晶又は該単結晶から連続して
一方向凝固した柱状晶である一体の鋳物からなり、前記
鋳物は、重量％で、Ｃｒ６.０〜９.０％，Ａｌ５〜６
％，Ｗ７〜１０％，Ｔｉ０.５〜１％，Ｍｏ０.３〜０.
７％，Ｔａ２.５〜５.０％,Ｒｅ０〜３.２％，Ｃｏ８〜
１０.５％，Ｃ０.０３〜０.１％，Ｂ０.００２〜０.０
３５％，Ｈｆ０.５〜１.８％，Ｚｒ０.０２％以下、及
び６５％以上のＮｉを含むＮｉ基合金からなることを特
徴とする複合発電プラント。