JPH08165932A - ガスタービン用圧縮機及びガスタービン - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【構成】圧縮機に一体に連結され燃焼器によって発生し
た燃焼ガスによって高速回転するタービンとを備えたガ
スタービンにおいて、圧縮機は複数個に分割されたロー
タに植設された１２段以上のブレードを有し、初段より
少なくとも６段までを１つのロータに３段以内の複数段
のブレードが植設されていることを特徴とする。 【効果】本発明によれば、分割ディスクに比較し、部品
数を低減し、単純化することができ、熱効率の高いガス
タービンとより熱効率の高い複合発電が達成される。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は新規なガスタービン用圧
縮機とそれを用いた高温ガスタービン、該高温ガスター
ビン用圧縮機とその圧縮機用分割ロータ及びそれを用い
られる分割ロータ用耐熱鋼に関する。

【０００２】

【従来の技術】従来の大型高温ガスタービンの圧縮機ロ
ータは、特開昭63−171856号及び特開平2−101143 号公
報に示すように、ディスク（１７段）をボルト締めする
構造になっている。ロータ空気入口（低温）側の初段か
ら１２段には、高靭性の３％Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼で、ロータ空気出口（高温）側の１３〜１６段に
は、高高温強度のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼及び最終段に
マルテンサイト鋼を使用することが示されている。この
分割ロータ型圧縮機には、製作加工工数が著しくかか
る、破壊に対する信頼性が低いなどの問題があった。

【０００３】三菱重工技報，Ｖol.２７，Ｎo.１(１９９
０−１）には小型ガスタービンの圧縮機として一体のロ
ータシャフトを用いた構造が開示されている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】特開昭63−171856号及
び特開平2−101143 号公報に記載のディスク型のガスタ
ービンロータは製作工数が多大にかかること、圧縮機と
してより高温になった場合にはボルトのクリープに伴う
ゆるみが生じ、振動の原因になることから再締付けのた
めの多大の手数がかかること、更にブレード等の破損に
際してもその取換えには多大の労力がかかるなどの問題
がある。

【０００５】近年、ガスタービンは年々大型大容量化の
傾向にあり、そのためより高温化の傾向にある。

【０００６】大型高温ガスタービンの圧縮機ロータは、
室温から５００℃までの広い温度域で、高速回転しなが
ら使用されることになる。その為に、一体ロータには、
室温引張強さ≧８５kg／mm² 、破面遷移温度≦２０℃及
び４７５℃での１０⁵ｈ クリープ破断強度≧３０kg／mm
² の材料が必要である。前述の三菱重工技報にはロータ
材については開示されておらず、圧縮機の温度自身も低
いものである。このようにより高温化に対し、前述のＮ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は、低温靭性が高い反面高温強度
が低く、逆にＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は、高温強度が高い反面
低温靭性が低い欠点があった。

【０００７】本発明の目的は、高温強度及び低温靭性と
もに高い特性を兼ね備えた材料を用いることにより圧縮
機ロータを一体型ロータシャフトによって構成すること
ができ、それによりより高温化と効率が高く高信頼性を
有する高温ガスタービン、該高温ガスタービン用圧縮
機、該高温ガスタービン圧縮機用ロータとそれに用いる
低合金鋼を提供するにある。

【０００８】

【課題を解決するための手段】本発明は、圧縮機と、該
圧縮機に一体に連結され燃焼器によって発生した燃焼ガ
スによって高速回転するタービンとを備えたガスタービ
ンにおいて、前記圧縮機は複数個に分割されたロータに
植設された１２段以上のブレードを有し、初段より少な
くとも６段までを１つのロータに３段以内の複数段の前
記ブレードが植設されていることを特徴とする高温ガス
タービンにある。

【０００９】更に、本発明における圧縮機はＮｉ−Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼よりなる複数個に分割されたロー
タに植設されたブレードを有し、初段より少なくとも６
段までを１つのロータに複数段の前記ブレードが植設さ
れており、前記ロータの少なくとも最終段は前記低合金
鋼よりなり、その５０％破面遷移温度が２０℃以下及び
４７５℃，１０⁵ 時間クリープ破断強度が３０kg／mm²
以上であることを特徴とする。

【００１０】更に、本発明における圧縮機は複数個に分
割されたロータに植設されたブレードを有し、該ロータ
の少なくとも最終段が重量で、Ｃ０.１５〜０.４０％，
Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.
１〜０.３５％及び残部が実質的にＦｅであり、全ベー
ナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼よ
りなることを特徴とする。

【００１１】低合金鋼はＮｂ及びＴａの１種以上を０.
０１〜０.１％含むことを特徴とする。

【００１２】更に、本発明における圧縮機はＮｉ−Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼よりなる複数個に分割されたロー
タに植設されたブレードを有し、初段より少なくとも６
段までの直径は同じであり、前記ブレード植込み間の前
記ロータ全長は前記ロータの最大径に対して３.０〜４.
０又は前記ロータの最小径に対して３.７〜４.７である
ことを特徴とする。

【００１３】更に、本発明における圧縮機は６分割され
た分割型ロータに植設された１５段以上のブレードを有
し、初段から８段までが各々２段のブレードが植設さ
れ、９段以降が３段以上のブレードが植設されるロータ
を有することを特徴とする。

【００１４】更に、本発明における圧縮機は分割型ロー
タに植設された１５段以上のブレードを有し、該ブレー
ドは最終段ロータを除き初段から少なくとも５段目まで
を個々に独立した前記ロータの軸方向にはめ込む植込み
構造で植設され、３段以上の前記ブレードを有する前記
ロータは該ロータの円周面全周に設けられたリング状の
溝に前記ブレードが植設される構造を有することを特徴
とする。

【００１５】更に、本発明における圧縮機は少なくとも
３分割された分割型ロータの個々に複数段に植設された
１５段以上のブレードを有し、該ブレードは初段と必要
に応じ２段目から５段目までの少なくとも１段をＴｉ合
金で構成し、２段目以降を前記Ｔｉ合金で構成したもの
を除きマルテンサイトステンレス鋼で構成したことを特
徴とする。

【００１６】本発明は、燃焼ガスによって回転するガス
タービンと、該ガスタービンを出た燃焼排ガスの熱を回
収する排熱回収ボイラによって水蒸気を発生し、該水蒸
気によって回転する蒸気タービンとを備え、前記ガスタ
ービン及び蒸気タービンによって発電機を回転し発電す
る複合発電システムにおいて、前記ガスタービンは少な
くとも３分割された分割型ロータの個々に複数段に植設
された圧縮機を有し、該圧縮機によって圧縮される空気
の圧力比が１５〜２０及びその温度が４００℃以上，前
記燃焼ガスの燃焼器出口温度が１４００℃以上，前記燃
焼排ガスの温度が５５０〜６００℃，前記蒸気タービン
は高低圧一体型ロータシャフトからなり、前記蒸気温度
が５３０℃以上及び熱効率が４６％以上及び／又は比出
力が600ｋＷ／(kg／Ｓ)以上であることを特徴とする複
合発電システムにある。

【００１７】更に、本発明は、燃焼ガスによって回転す
るガスタービンと、該ガスタービンを出た燃焼排ガスの
熱を回収する排熱回収ボイラによって水蒸気を発生し、
該水蒸気によって回転する蒸気タービンとを備え、前記
ガスタービンと蒸気タービンによって発電機を回転し発
電する複合発電システムにおいて、前記ガスタービンは
少なくとも３分割された分割型ロータの個々に複数段に
植設され全体で１５〜２０段のブレードを備えた圧縮機
を有し、該圧縮機によって圧縮される空気の圧力比が１
５〜２０及びその温度が４００℃以上，前記燃焼ガスに
よって回転するタービンが少なくとも３段を有し、該燃
焼ガスの燃焼器出口温度が１４００℃以上，前記排熱回
収ボイラ入口での前記燃焼排ガスの温度が５５０〜６０
０℃で前記ボイラ出口での前記燃焼排ガスの温度が１３
０℃以下，前記蒸気タービンは高低圧一体型ロータシャ
フトに植設された翼を備え、前記翼の最終段が翼部で３
０インチ以上で、前記蒸気タービン高圧側入口の蒸気温
度が５３０℃以上及び低圧側出口温度が１００℃以下で
あることを特徴とする複合発電システムにある。

【００１８】更に、本発明は、少なくとも３段に分割さ
れた分割型ロータに２〜６段の多段に植設されたブレー
ドを有するガスタービン用圧縮機において、前記ロータ
は重量でＣ０.１５〜０.４０％，Ｓｉ０.１ ％以下，Ｍ
ｎ０.５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３５ ％及び
残部が実質的にＦｅであり、全ベーナイト組織を有する
Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼からなることを特徴と
するガスタービン用圧縮機にある。

【００１９】更に、本発明は重量で、Ｃ０.１５〜０.４
０％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.５
〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０
％，Ｖ０.１〜０.３５％及び残部が実質的にＦｅであ
り、全ベーナイト組織を有し、ブレードが２〜６段植込
み構造を有することを特徴とするガスタービン圧縮機用
分割ロータにある。

【００２０】更に、本発明は、重量で、Ｃ０.１５〜０.
４０％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ 0.５％以下，Ｎｉ１.
５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０
％,Ｖ０.１〜０.３５％及び残部が実質的にＦｅであ
り、全ベーナイト組織を有し、ブレードが２〜６段植込
まれる構造を有することを特徴とするガスタービン圧縮
機分割ロータ用耐熱鋼にある。

【００２１】

【作用】本発明の圧縮機として分割型ロータとすること
により従来のディスク型のものに比較してボルト締がな
くなることによりより高温の空気を得ることができ、特
に４００℃以上、好ましくは４５０〜５００℃の空気を
得ることができ、熱効率として４６％以上の向上が見込
まれる。特に、従来のディスク型に比較してボルト締に
おけるボルトのクリープ変形の問題がないことから保守
点検が簡単になり、回転のバランス上の問題も少ない。
特に、後述の特定の特性を有する合金組成を有する耐熱
鋼を用いることによってブレードの植設は１５段以上の
大型に有効で、最大径（Ｄ）と初段から最終段植込部ま
での長さ（Ｌ）との比（Ｄ／Ｌ）が０.４〜０.５５とす
るディスク型と同様の構造をそのまま採用できるメリッ
トがある。ブレードは１７段以上がより好ましく、１８
段〜２０段がより高温にできる点有効である。これによ
って圧力比１５〜２０と高くでき、特に１６〜１８が好
ましい。

【００２２】本発明の大型高温ガスタービン圧縮機用ロ
ータとしてＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼を用いるのが
高温強度と靭性とが高い機械的性質が優れ、特に軸受特
性が高く、次の組成と全焼戻ベーナイト組織を有するも
のがよい。

【００２３】Ｃは焼入性を向上し強度を確保するのに必
要な元素である。その量が０.１５％以下では十分な焼
入性が得られず、ロータ中心に軟らかいフェライト組織
が生成し、十分な引張強さ及び耐力が得られない。ま
た、０.４０％ 以上になると靭性を低下させるので、Ｃ
の範囲は０.１５〜０.４０％に限定される。特に、Ｃは
０.２０〜０.２８％の範囲が好ましい。

【００２４】Ｓｉ及びＭｎは脱酸剤として添加するが、
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。焼もどし脆化の点から、Ｓｉ及びＭｎは低
めにすべきであり、それぞれ０.１％及び０.５％以下に
限定され、特にＳｉは０.０５％以下、Ｍｎは０.１〜
０.３％ 、より０.１５〜０.２５％が好ましい。また、
後述の高Ｎｉ鋼に対してはＭｎ量を０.１％以下、低Ｎ
ｉ鋼に対してはＭｎ量を０.５〜１.０％及びＳｉ量を
０.１〜０.５％とすることが好ましい。

【００２５】Ｎｉは焼入性を向上させ、靭性を向上させ
るのに不可欠の元素である。１.５％未満では靭性向上
効果が十分でない。又、２.５％ を越える多量添加は、
クリープ破断強度を低下させてしまう。特に、１.５％
を越える量、より１.６〜2.0％の範囲が好ましい。ま
た、上流側の低温部にはＮｉ３〜５％と高いものが好ま
しい。更に、中間部の温度に対してはＮｉは０.１〜０.
７％が好ましい。

【００２６】Ｃｒは焼入性を向上させ、靭性を向上させ
る効果がある。また、高温における耐酸化性も向上させ
る効果がある。０.８％ 以下ではこれらの効果が十分で
なく、２.５０％ を越える多量の添加は、クリープ破断
強度を低下させてしまう。特に、１.２〜２.２％の範
囲、より１.８〜２.２％が好ましい。

【００２７】Ｍｏは焼もどし処理中に結晶粒内に微細炭
化物を析出させ、高温強度及び高温延性を高める効果が
ある。また、焼もどし中に不純物元素が結晶粒界に偏析
するのを抑制する作用があるので焼もどし脆化防止効果
がある。０.８％ 未満では、これらの効果が十分でな
く、２.０％ を越えて多量に添加しても効果が飽和する
傾向がある。特に、１.０〜１.７％が好ましい。また、
前述の高Ｎｉ鋼に対しては０.２〜０.７％とすることが
好ましい。

【００２８】Ｖは焼もどし処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度靭性向上子がある。０.１０％
未満ではこれらの効果が十分でなく、０.３５％ を越え
る多量添加は効果が飽和する傾向がある。特に、０.２
１〜０.２８％の範囲が好ましく、より高靭性を得るた
めに０.２５％を越え０.３５％未満が好ましい。また、
前述の高Ｎｉ鋼に対しては０.０５〜０.２％とするのが
好ましい。

【００２９】さらに、不可避不純物元素の増加は靭性を
低下させるので低めにすべきである。特に、Ａｌの低減
は靭性向上効果が大きい。Ａｌは靭性確保の点から０.
０１％を上限とした。特に、０.００５ ％以下が好まし
い。

【００３０】上記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の靭性を高め
るには、いずれの合金に対してもＮｂ及びＴａの少なく
とも一種が添加される。これらの含有量が０.０１％ 未
満では、十分な靭性向上効果が得られず、０.１％ を越
える多量の添加は、かえって靭性及び高温強度を低めて
しまう。特に、０.０１５〜０.０４５％が好ましい。

【００３１】希土類元素０.４％以下，Ｃａ，Ｍｇ０.１
％以下，Ｚｒ，Ｈｆ０.１％ 以下，Ｗ０.１％ 以下の１
種以上を加えることによりより強度を高めることができ
る。次に、本発明の大型高温ガスタービン圧縮機用ロー
タの製造方法について説明する。

【００３２】鋼塊を熱間鍛造及び拡散焼鈍後、調質熱処
理を施す。調質熱処理における焼入れは、温度８００〜
１０００℃のオーステナイト化温度に加熱後衝風，水噴
霧又は液体（水又は油）により急冷却する。次いで５５
０〜７００℃加熱保持し、焼きもどす。オーステナイト
化温度は高い引張強さと高いクリープ破断強さを得るた
めに８００℃以上に加熱しなければならない。１０００
℃以上に加熱すると結晶粒度が粗大化し、靭性が低下し
てしまう。焼もどしは、５５０℃以下では高い靭性が得
られず、７００℃以上では引張強さ及びクリープ破断強
さが低下してしまう。

【００３３】より信頼性の高い大型高温ガスタービン圧
縮機用ロータを製造するためには、上記の調質熱処理に
おける焼入れ温度を、ロータ空気入口側（３５０℃以下
の低温）を低めに、ロータ空気出口側（４００℃以上の
高温）を高めに加熱焼入れするのが好ましい。ロータ空
気入口（低温）側の焼入れ温度は、結晶粒度を微細化
し、高い靭性を得るために８５０〜９２５℃に、ロータ
空気出口（高温）側は、高いクリープ破断強さを得るた
めに９２５〜９７５℃の温度に加熱焼入れし、次いで５
５０〜７００℃の温度で焼もどし処理を施すのが好まし
い。焼もどし処理は、残留オーステナイトの分解及び高
靭性を得る観点から、２回繰りかえしが好ましい。

【００３４】更に信頼性の高い大型高温ガスタービン圧
縮機用ロータ材を製造するためには、エレクトロスラグ
再溶解法により、ロータ空気入口（低温）側を高靭性鋼
で、ロータ空気出口（高温）側を高高温強度鋼で造塊し
て、熱間鍛造及び拡散焼鈍後、焼入れ焼もどし処理する
のが好ましい。

【００３５】次に、本発明の大型高温ガスタービン圧縮
機用のロータ，ブレード及びガスタービンディスクの冷
却空気導入孔について説明する。

【００３６】大型高温ガスタービン圧縮機用ロータに
は、ガスタービンディスク及びタービンブレードを冷却
するための圧縮された空気によって冷却する冷却空気導
入孔を設けなければならない。この冷却空気導入孔はロ
ータに設けたフランジ部に設けることができる。またこ
の冷却空気導入孔は、最終段ブレード以降と最終段前ブ
レード以前までとロータを二体化し、この間に冷却空気
導入孔を設けることができる。

【００３７】大型高温ガスタービン圧縮機用ロータのブ
レードには、翼長の長い初段から５段までを比強度の高
いＴｉ合金で、６段から最終段までを１２Ｃｒ系合金鋼
で作製したブレードを植設することにより、信頼性の高
いガスタービン用圧縮機とすることができる。

【００３８】大型高温ガスタービン圧縮機用分割ロータ
のブレード形状は、フック長さＬをブレードのピッチ
（Ｐ）の半分以下が好ましい。

【００３９】圧縮機用ロータ材として、更に重量でＣ
０.０５〜０.２％、特に０.０７〜 ０.１５％,Ｓｉ０.
１％以下又は無添加、Ｍｎ０.４％以下、特に０.１〜
０.２５％，Ｎｉ２〜３％、特に２.３〜２.７％，Ｃｒ
８〜１３％、特に１１〜１２.５％，Ｍｏ１.５〜３％、
特に１.８〜２.５％，Ｖ０.１〜０.３％、特に０.１５
〜０.２５％，Ｔａ，Ｎｂ０.０２〜０.２％、特に０.０
４〜０.０８％，Ｎ０.０３〜０.１％ 、特に０.０４〜
０.０８％、残部が実質的にＦｅからなる全焼戻しマル
テンサイト鋼、又はこれにＣｏ０.５％以下，Ｗ０.５％
以下，Ｂ０.０１％ 以下，Ａｌ０.１％以下，Ｔｉ０.３
％以下，Ｚｒ，Ｈｆ０.１％以下，Ｃａ，Ｍｇ,Ｙ及び希
土類元素０.０１％ 以下の１種以上を含むことができ
る。この系統の材料は高温強度及び靭性の高く、ロータ
材として十分に満足できるものであるが、軸受特性が低
いので軸受ジャーナル部にＣ０.１〜０.３％，Ｓｉ１％
以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ０.５〜３％の鋼、又はこれ
にＭｏ１％以下，Ｖ０.３％以下を含むベーナイト組織
を有する材料をスリーブとして又は多層の肉盛溶接によ
って設けることが好ましい。

【００４０】圧縮機用ブレードとして、１２％Ｃｒマル
テンナイト鋼及びＴｉ合金を用いることができる。前者
はＴｉ合金を用いたものを除き、動翼，静翼に用いら
れ、重量で、Ｃ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.３％以下、Ｍ
ｎ１％以下、Ｃｒ９〜１３％，Ｍｏ０.５ 〜２％，Ｖ
０.０５〜０.２％及び残部Ｆｅからなる鍛鋼、及び後者
は初段又は２段目以降〜５段目までを必要に応じ用いる
ことができ、Ｃ０.０５ ％以下、Ｖ３〜６％，Ａｌ５〜
８％，Ｆｅ１％以下及び残部ＴｉからなるＴｉ合金が好
ましい。特に、ブレードとして先端が植込み部より広が
った構造とすることにより高い圧縮が得られるので好ま
しい。Ｔｉ合金からなるブレードとして先端が植込み部
より幅が小さい構造又は逆に初段〜３段目までを先端が
植込み部より幅広いものが用いられ、後者のものが効率
から好ましい。

【００４１】本発明に係るガスタービンは以下の構成を
有するものが好ましい。

【００４２】圧縮機用ロータの他、ディスタントピー
ス，タービンスペーサ，タービンスタッキングボルト，
コンプレッサスタッキングボルト及びコンプレッサディ
スクの少なくとも最終段の１種以上を重量でＣ０.０５
〜０.２％，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によって構成することができ
る。これらの部品の全部をこの耐熱鋼によって構成する
ことによってより高いガス温度にすることができ、熱効
率の向上が得られる。特にこれらの部品の少なくとも１
種は重量で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.５％以下，
Ｍｎ０.６％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２〜３％，Ｍ
ｏ１.５〜３％，Ｖ０.０５〜０.３ ％，Ｎｂ０.０２〜
０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％及び残部が実質的にＦｅ
からなり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１１ 以下、特に０.
０４〜０.１０からなり、全焼戻しマルテンサイト組織
を有する耐熱鋼によって構成されるときに高い耐脆化特
性が得られる安全性の高いガスタービンが得られる。

【００４３】尚、これらの部品に使用する材料として４
５０℃での１０⁵ｈ クリープ破断強度が４０kg／mm² 以
上で、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５kg−ｍ／cm
² 以上のマルテンサイト鋼が用いられるが、特に好まし
い組成においては４５０℃での１０⁵ｈ クリープ破断強
度が５０kg／mm² 以上及び５００で１０⁵ｈ 加熱後の２
０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５kg−ｍ／cm² 以上を
有するものである。

【００４４】これらの材料には更に、Ｗ１％以下，Ｃｏ
０.５％以下，Ｃｕ０.５％以下，Ｂ０.０１％ 以下，Ｔ
ｉ０.５％ 以下，Ａｌ０.３％以下，Ｚｒ０.１％以下，
Ｈｆ０.１％以下，Ｃａ０.０１％以下，Ｍｇ０.０１％
以下，Ｙ０.０１％以下，希土類元素０.０１％ 以下の
少なくとも１種を含むことができる。

【００４５】タービンノズルを固定するダイヤフラムに
は初段のタービンノズル部分が重量で、Ｃ０.０５ 以
下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１６〜２２％，
Ｎｉ８〜１５％及び残部が実質的にＦｅからなり、他の
タービンノズル部分には高Ｃ−高Ｎｉ系鋼鋳物によって
構成される。

【００４６】タービンブレードは重量で、Ｃ０.０７〜
０.２５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１２〜
２０％，Ｃｏ５〜１５％，Ｍｏ１.０〜５.０％，Ｗ１.
０〜5.0％，Ｂ０.００５〜０.０３％，Ｔｉ２.０〜７.
０％，Ａｌ３.０〜７.０％と、Ｎｂ１.５％以下，Ｚｒ
０.０１〜０.５％，Ｈｆ０.０１〜０.５％，Ｖ０.０１
〜０.５％ の１種以上と、残部が実質的にＮｉからな
り、オーステナイト相基地にγ′相及びγ″相が析出し
た鋳造合金が用いられる。特に、より高い温度において
は更にＲｅ５％以下を含む単結晶合金又はＹ₂Ｏ₃の０.
１μｍ 以下の粒径を１重量％以下均一に分散させた分
散合金、一方向凝固合金などが用いられる。

【００４７】ガスタービン用ノズルには後述のＮｉ基超
合金が少なくとも初段に設けられるが、全段に用いるこ
ともできる。初段以外には重量で、Ｃ０.２０〜０.６０
％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ２５〜３５％，
Ｎｉ５〜１５％，Ｗ３〜１０％，Ｂ０.００３〜０.０３
％及び残部が実質的にＣｏからなり、又は更にＴｉ０.
１〜０.３％，Ｎｂ０.１〜０.５％及びＺｒ０.１〜０.
３％の少なくとも１種を含み、オーステナイト相基地に
共晶炭化物及び二次炭化物を含む鋳造合金によって構成
される。これらの合金はいずれも溶体処理された後時効
処理が施され、前述の析出物を形成され、強化される。

【００４８】前述の初段として、特に９００℃，１４kg
／mm² での破断強度が３００ｈ以上、９００℃と３５０
℃との耐熱疲労性が６００回以上の耐き裂発生回数を有
し、予熱温度４００℃以下で溶接可能である特定の組成
を有するＮｉ基超合金が好ましく、１ケの翼部と該翼部
両端に形成されたサイドウォールとを有し、前記回転す
るブレードの外周にリング状に配置されており、重量で
Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｃｒ１５〜
２５％，Ａｌ１.０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜3.0％，Ｎｂ
１.０〜３.０％，Ｗ５〜１０％及び５５％以上のＮｉよ
りなり、前記（Ａｌ＋Ｔｉ）量及びＷ量が図５において
Ａ(Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ１０％），Ｂ（Ａｌ＋Ｔｉ３
％，Ｗ１０％），Ｃ(Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ７.５％），Ｄ
（Ａｌ＋Ｔｉ５％，Ｗ５％），Ｅ（Ａｌ＋Ｔｉ３.５％
，Ｗ５％）及びＦ（Ａｌ＋Ｔｉ２.５％，Ｗ７.５％）
の各点を順次結ぶ線以内にあるＮｉ基超合金が好まし
い。又、タービンノズルが９００℃，１４kg／mm² での
破断時間が３００時間以上及び長さ８０mm，幅８mmで１
パスのＴＩＧ溶接して形成されたビード内に割れが発生
しない予熱温度が４００℃以下であるＮｉ基合金が好ま
しい。

【００４９】本発明のガスタービンは、前記ノズルの翼
部両端のサイドウォール間が７０mm以上、燃焼ガス入口
側から出口側までの長さが１００mm以上であるＮｉ基超
合金の鋳物が好ましい。

【００５０】また、タービンブレードは高温の燃焼ガス
による腐食を防止するためにＡｌ，Ｃｒ又はＡｌ＋Ｃｒ
拡散コーテングを施すことができる。コーテング層の厚
さは３０〜１５０μｍで、ガスに接する翼部に設けるこ
とが好ましい。この拡散コーテングに代えてＣｒ１０〜
３０％，Ａｌ５〜１０％，Ｙ１％以下を含むＮｉ又はＦ
ｅ合金を気相又はプラズマ溶射した後に遮熱層として安
定化ＺｒＯ₂ 層を気相又はプラズマ溶射によって形成さ
せるのが好ましい。

【００５１】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。
又、燃焼器の後に燃焼ガスを絞り込むトラジションピー
スが設けられるが、この材料に対しても上述の材料が用
いることができる。

【００５２】前述した本発明において、特に高低圧一体
の蒸気タービン用ロータシャフトに高圧側から低圧側に
わたって多段にブレードが植設されたロータと、該ロー
タを被うケーシングとを備えた蒸気タービンとして、前
記ロータシャフトはベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖを含有する耐熱低合金鋼からなり、初段ブレ
ードに５３８℃又は５６６℃の温度の蒸気が導入される
高圧側から最終段ブレードで４６℃以下の温度の蒸気が
排出される低圧側を通じて一体のシャフトによって構成
されていることを特徴とする。

【００５３】又、前記ロータシャフトはベーナイト組織
を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖを含有する耐熱低合金鋼
からなり、初段ブレードに５３０℃以上の温度の蒸気が
導入される高圧側から最終段ブレードで１００℃以下の
温度の蒸気となって排出される低圧側を通じて一体のシ
ャフトによって構成され、前記最終段ブレードが33.5イ
ンチ又は４０インチの翼部長さを有し、初段から３３.
５ インチまではクロム１０〜１３％を含有するマルテ
ンサイト鋼からなり、４０インチのブレードはＴｉ基合
金によって構成されていることを特徴とする。

【００５４】本発明に係る蒸気タービンは、蒸気温度が
５３０℃以上で、低圧側で１００℃以下で流出させ、高
圧側から低圧側にかけて一方向に流出するシングルフロ
ー型の非再熱型、高圧側と同じ温度に加熱して中圧側に
流入させる再熱型蒸気タービンがあり、動翼として１０
段以上とするものが好ましく、前述の如く翼部長さとし
て最終段を３０インチ以上とするのが好ましい。

【００５５】

【実施例】

実施例１ 表１は本発明に係る分割ロータに用いる材料化学組成
（重量％）を示す。これらの供試は、高周波溶解炉で溶
製し、熱間鍛造した。Ｎo.１はＡＳＴＭ規格Ａ４７０ C
lass８相当Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼であり、Ｎo.２はＡＳＴＭ
規格Ａ４７０Class７相当３.５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼
であり、Ｎo.３及びＮo.４は２Ｃｒ−２Ｎｉ−Ｍｏ−Ｖ
鋼である。これら試料には表２に示す焼入れ焼もどし熱
処理を施した。

【００５６】

【表１】

【００５７】

【表２】

【００５８】表３はこれらロータ材の機械的性質を示
す。室温引張試験，Ｖノッチシャルピー衝撃試験及びク
リープ破断試験は、ＪＩＳ試験法に従って行った。衝撃
試験は、高温長時間脆化を模擬した下記に示す。図３に
示すステップクール脆化処理後に実施した。

【００５９】

【表３】

【００６０】クリープ破断強度は、ラルソン−ミラー法
で求めた。最も高温部に用いられるロータ材として要求
される機械的性質（室温引張強さ≧８５kg／mm² ，破面
遷移温度≦２０℃，５３８℃，１０⁵ｈ クリープ破断強
度≧３０kg／mm² ）と本供試鋼の性質を見るとＮo.１は
破面遷移温度が高く、低温靭性不足であるが、室温引張
強さとクリープ破断強度を満足するので、比較的高温部
のロータｅに適用される。Ｎo.２はクリープ破断強度が
低く、高温強度不足であるが室温引張強さと破面遷移温
度を満足するので、温度の低い上流側のロータａ〜ｄに
適用される。

【００６１】これに対し、Ｎo.３及びＮo.４は、室温引
張強さ，破面遷移温度及びクリープ破断強度共に十分満
足し、圧縮機のｅ及びｆのロータ材の高温部に対して極
めて有用であるといえる。全体をこの材料によって構成
することができる。全体を同じ材料で構成することは管
理，製造の点から有利である。

【００６２】図１は本発明の６分割型ロータよりなるガ
スタービン用圧縮機を有するガスタービンの回転部分の
部分断面図である。

【００６３】１０はタービンスタブシャフト、３はター
ビンブレード、１１はタービンスタッキングボルト、８
はタービンスペーサ、１４はディスタントピース、２は
タービンノズル、６は圧縮機用分割ロータ、７はコンプ
レッサブレード、９はコンプレッサスタブシャフトの軸
受部、４はタービンディスク、１１は穴である。本発明
のガスタービンはコンプレッサブレード７が１７段あ
り、又タービンブレード３が３段のものである。

【００６４】本実施例におけるガスタービンは、主な形
式がヘビーデューティ形，一軸形，水平分割ケーシン
グ，スタッキング式ロータからなり、圧縮機が１７段軸
流形，タービンが３段インパルス形，１，２段空気冷却
による静動翼，燃焼器がバースフロー形，１６缶，スロ
ットクール方式を有するものである。

【００６５】図１において、分割ロータａには１及び２
段翼を、ｂには３及び４段翼を、ｃには５及び６段翼を
ｄには７および８段翼を、ｅには９，１０および１１段
翼を、ｆには１２〜１４段翼を植込む構造になってお
り、ボルト１９によって一体に結合される。各ロータは
２段目のブレードと最終段のブレードの植込み間でボル
ト１９によって結合される。ロータｆはディスタントピ
ース１４及び１４′とボルトによって一体化している。
ディスタントピース１４′には１５〜１７段翼を植込む
構造を有する。これらのいずれのボルトも耐熱鋼よりな
り全周で１０本以上が用いられる。ロータａ〜ｅは３５
０℃以下で使用されるので、高温強度（クリープ破断強
度）は要求されないが、高い低温靭性が要求される。特
にロータａには軸受部分が設けられるとともに長翼が植
込まれるので最も高い遠心応力を受ける上に、最も低温
（３５℃）で使用される。その為に、ロータａには最も
高い低温靭性が要求される。一方、ロータｆは最も高温
（≦４００℃）に曝されるので、高いクリープ破断強度
と優れた耐酸化特性が要求される。

【００６６】ロータａ〜ｄはいずれも各ロータに２段の
図３のブレードがロータ軸の軸方向に添って斜めに設け
られた溝に植込まれ、ロータｅ及びｆは３段のブレード
が植込まれ、両サイドには図３のブレードが植込まれ、
中央部はロータ中心の円周上に設けられた溝に図２のブ
レードが植込まれる。ロータｆの下流側にはディタント
ピース１２が設けられ、３段のブレードが植込まれ、両
サイドが図３のブレードが前述のロータａ〜ｄと同様に
植込まれ、中央部には図２のブレードが前述と同様に円
周上に設けられた溝に植込まれる。ロータａ〜ｃはいず
れも直径が同一であり、ロータｄ及びｅの直径はロータ
ｃとｆとの直径に合せて徐々に大きくなっており、ロー
タｆの直径は最大となる。本実施例におけるブレード植
込み間の全長はロータ直径の最大に対し３.４〜３.８倍
又は最小径に対して４.０〜４.４倍の長さを有してい
る。ロータ間の中心部には軽量とするため空間となる。
ロータｆ及びディタントピース１４に植込まれるブレー
ドの長さは同じとし、他は初段から下流側に対して徐々
にブレードの長さを短くしている。ブレードの長さは最
終段に対して初段の長さを３.４５ 倍とし、好ましくは
３〜４倍とする。ロータｂ〜ｆはディスク型であり、ｄ
〜ｆはブレードの植込み部直下に軽量とするリング状の
空間が設けられる。各ロータ間の中心部は空洞になって
おり軽量化される。

【００６７】ブレード間の間隔は初段から８段目までは
徐々に減少し、８〜１０段の３段は同じ間隔とし、更に
１１段〜１７段目も同じ間隔とし、８〜１０段より更に
小さい間隔となる。初段と２段目とのブレード間隔は最
終段とその手前との間隔の約２.７〜３.２倍であり、初
段のブレード長さは最終段の長さより約３.５〜４.２倍
とする。

【００６８】表４に示す材料についてガスタービン用各
種部材として実物相当の大形鋼を、エレクトロスラグ再
溶解法により溶製し、鍛造・熱処理を行った。鍛造は８
５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は表６に示す
条件で行った。表６には化学組成（重量％）を示す。こ
れら材料の顕微鏡組織は、Ｎo.５〜８が全焼戻しマルテ
ンサイト組織、Ｎo.９が全焼戻しベーナイト組織であっ
た。Ｎo.５はディスタントピース及び最終段のコンプレ
ッサディスクに使用し、前者は厚さ６０mm×幅５００mm
×長さ１０００mm、後者は直径１０００mm，厚さ１８０
mm，Ｎo.２１はディスクとして直径１０００mm×厚さ１
８０mmに、Ｎo.７はスペーサとして外径１０００mm×内
径４００mm×厚さ１００mmに、Ｎo.８はタービンスタッ
キングボルトとして直径４０mm×長さ５００mmを用い同
様にディスタントピースとタービンディスクとを結合す
るボルトも製造した。Ｎo.９はタービンスタブシャフト
として直径２５０mm×長さ３００mmに鍛伸した。試験片
は熱処理後、試料の中心部分から、Ｎo.８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。

【００６９】

【表４】

【００７０】表５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。

【００７１】本発明のＮo.５〜８（１２％Ｃｒ鋼）を見
ると、４５０℃，１０⁵ｈ クリープ破断強度が５０kg／
mm² 以上、２０℃Ｖノッチシャルピーが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。

【００７２】

【表５】

【００７３】次にスタブシャフトのＮo.９（低合金鋼）
は、４５０℃クリープ破断強度は低いが、引張強さが８
６kg／mm² 以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７
kg−ｍ／cm²以上であり、スタブシャフトとして必要な
強度（引張強さ≧８１kg／mm²，２０℃Ｖノッチシャル
ピー衝撃値≧５kg−ｍ／cm² ）を十分満足することが確
認された。

【００７４】このような条件におけるディスタントピー
スの温度及び最終段のコンプレッサロータシャフト部分
の温度は最高４５０℃となる。前者の肉厚は２５〜３０
mm好ましい。タービンディスクは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。

【００７５】タービンディスク１０は３段であり、ガス
上流側の初段及び２段目には中心孔１１が設けられてい
る。本実施例においてはいずれも表８に示す合金によっ
てタービンブレード３，タービンノズル１４，燃焼器５
のライナ１３，コンプレッサブレード７，コンプレッサ
ノズル１２，ダイヤフラム１５及びシュラウド１を構成
した。特に、タービンノズル２及びタービンブレード３
は鋳物によって構成される。タービンノズルの初段には
Ｎｉ基合金および２段と３段にはＣｏ基合金を用いた。

【００７６】表６のシュラウドセグメント（１）はガス
上流側の１段目に使用したもので、（２）は２段及び３
段目に使用したものである。

【００７７】

【表６】

【００７８】燃焼器ライナ１３，動翼３及び静翼２には
外表面の火炭にさらされる高温部にＹ₂Ｏ₃安定化ジルコ
ニア溶射層（又はＣＶＤコーテング）の遮熱コーテング
層が火炎に接する部分に設けられる。特に、ベース金属
とコーテング層との間に重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０
〜３０％，Ｙ０.１ 〜１％を含む残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃ
ｏからなる合金層が設けられる。

【００７９】図２及び図３は本発明の分割ロータ型圧縮
機用ブレードの形状を示す斜視図である。

【００８０】ガスタービン用一体ロータ型圧縮機の場合
には、ブレードのフック長さＬを、Ｌ≦Ｐ／２（ここで
Ｐ：ブレードのピッチ）にすることにより、ブレードの
植設が可能になる。ブレードは翼部１６，プラットフォ
ーム部１７及び植込み部１８を有し、プラットフォーム
部１７には植込部側に突起１９が設けられる。

【００８１】大型圧縮機の場合、空気入口側はブレード
が長くなるので、高い遠心力を受けるため、比強度の高
い材料が必要である。一方、空気出口側のブレードは高
温に曝されるので、クリープ強度の高い材料が必要であ
る。

【００８２】本実施例では、表７に示す初段から５段ま
でを比重が低く、引張強さの高いＮo.１１のＴｉ−６Ａ
ｌ−４Ｖ合金を、６段から１７段までを高温強度の高
い、Ｎo.１０の１２Ｃｒ耐熱鋼を使用した。

【００８３】

【表７】

【００８４】Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金ブレードは熱間鍛
造後、７０５℃焼鈍を行った。

【００８５】１２Ｃｒ耐熱鋼ブレードは溶解・熱間鍛造
後、１１００℃油焼入れ及び６５０℃焼もどしを行っ
た。

【００８６】表８は圧縮機用ブレードの機械的性質を示
す。

【００８７】空気入口側に比強度の高いＴｉ合金を、空
気出口側にクリープ強度の高い12Cr耐熱鋼を使用するこ
とにより、信頼性の高い圧縮機ができる。

【００８８】

【表８】

【００８９】本実施例におけるノズルにはSUS410又はＭ
ｏ入りのSUS410J1が用いられる。

【００９０】本実施例ではブレードはロータ６の円周面
に軸方向に斜めの軸を形成する場合（図３）と、ブレー
ドの段の数の前記ブレード７の植込み部断面形状のリン
グ状の溝を形成し、リング状の溝の中で１ケ所だけ植込
み部が入る大きさの穴に溝を設け、その部分よりブレー
ドを植込む場合（図２）とがある。後者は更に最初と最
後のブレードは植込部がこの穴より抜けないように調整
される。各ブレードは互いにプラットフォームで接して
固定される。ブレードの突起部１９はロータシャフト内
部に植込まれ、プラットフォーム部はロータシャフト面
と同じ面となるようにしている。後者はロータのｅ及び
ｆの中央部に相当する部分で形成され、他は前者の溝形
成によってブレードが植込まれる。

【００９１】以上の構成によって、圧縮比１５〜１８，
温度４００〜５００℃，圧縮効率８６％以上，初段ター
ビンノズル入口のガス温度３６０℃以上，排気温度５３
０℃以上が可能になり、３５％以上の熱効率が得られる
とともに、タービンディスク，ディスタントピース，ス
ペーサ，コンプレッサロータシャフト，スタッキングボ
ルトを前述の如く高いクリープ破断強度及び加熱脆化の
少ない耐熱鋼が使用されるとともに、タービンブレード
においても高温強度が高く、タービンノズルは高温強度
及び高温延性が高く、燃焼器ライナは同様に高温強度及
び耐疲労強度が高い合金が使用されているので、総合的
により信頼性が高くバランスされたガスタービンが得ら
れるものである。使用燃料として、天然ガス，軽油が使
用される。

【００９２】ガスタービンにはインタークーラーがある
ものがほとんどあるが、本発明はインタークーラーのな
い場合ノズルがより高温になるので、それに特に好適で
ある。本実施例でのタービン用ノズルは全周で初段で４
０ケ前後設けられる。

【００９３】実施例２ 次に、分割型ロータをエレクトロスラグ再溶解法（以下
ＥＳＲ法と略称する）により、２種類の電極を用い作製
した。

【００９４】空気入口側のロータａ〜ｃには低温靭性の
高い材料を、空気出口側のロータｄ〜ｆ及びディスタン
トピース１４′には高温強度の高い材料を使用した。こ
れらの鋼塊を熱間鍛造後、熱処理を施した。

【００９５】表９は圧縮機ＥＳＲロータ材の化学組成
（重量％）、表１０は熱処理条件、表１１は圧縮機ＥＳ
Ｒロータ材の機械的性質を示す。

【００９６】本圧縮機ＥＳＲロータは、空気入口側で要
求される低温靭性と空気出口側で要求される高温強度が
著しく高く、信頼性が非常に優れている。

【００９７】

【表９】

【００９８】

【表１０】

【００９９】

【表１１】

【０１００】空気入口側には引張強さ８０kg／mm²以
上，Ｖノッチ衝撃値が１５kg−ｍ／ｃｍ^２以上，ＦＡＴ
Ｔ０℃以下の高靭性、空気出口側には引張強さ８０ｋｇ
／mm²以上，１５０℃，１０⁵ｈクリープ破断強度を３５
kg／mm² 以上、好ましくは４０kg／mm² 以上のものが得
られる。

【０１０１】本実施例におけるブレード及びノズルは実
施例１と同じである。

【０１０２】実施例３ 図５は実施例１又は２のガスタービンを用い、蒸気ター
ビンと併用した一軸コンバインドサイクル発電システム
を示す概略図である。これらのガスタービンと蒸気ター
ビンは複数台組合わせて発電することができ、各々３台
又は６台ずつ組合わせることができる。

【０１０３】ガスタービンを利用して発電を行う場合、
近年では液化天然ガス（ＬＮＧ）を燃料としてガスター
ビンを駆動するとともにガスタービンの排ガスエネルギ
ーを回収して得た水蒸気で蒸気タービンを駆動し、この
蒸気タービンとガスタービンとで発電機を駆動するよう
にした、いわゆる複合発電方式を採用する傾向にある。
この複合発電方式を採用すると、従来の蒸気タービン単
独の場合の熱効率４０％に比べ４６％以上と熱効率を大
幅に向上させることが可能となる。

【０１０４】このような複合発電プラントにおいて、最
近ではさらに、液化天然ガス(LNG）専焼から液化石油ガ
ス（ＬＰＧ）との両用を図ったり、ＬＮＧ，ＬＰＣの混
焼の実現によって、プラント運用の円滑化，経済性の向
上化を図ろうとするものである。

【０１０５】まず空気は吸気フィルタと吸気サイレンを
通ってガスタービンの空気圧縮機に入り空気圧縮機は、
空気を圧縮し圧縮空気を低ＮＯｘ燃焼器へ送る。

【０１０６】そして、燃焼器では、この圧縮空気の中に
燃料が噴射され燃焼して１４００℃以上の高温ガスを作
りこの高温ガスは、ガスタービンで仕事をし動力が発生
する。

【０１０７】ガスタービンから排出された５５０℃以上
の燃焼排ガスは、排気消音装置を通って排熱回収ボイラ
へ送られ、熱エネルギーを回収して５３０℃以上の高圧
水蒸気及び低圧蒸気が各々低圧蒸気管及び高圧主蒸気管
より蒸気タービンに送られる。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脚集合型の数百ｍもある煙突から外部に排出され
る。

【０１０８】発生した高圧および低圧の蒸気は高低圧一
体ロータからなる蒸気タービンに送られる。蒸気タービ
ンは以後に示される。

【０１０９】また、蒸気タービンを出た蒸気は、復水器
に流入し、真空脱気された復水になり、復水は、復水ポ
ンプで昇圧され給水となって再びボイラへ送られる。そ
して、ガスタービンと蒸気タービンは夫々、発電機をそ
の両軸端から駆動して、発電が行われる。このような複
合発電に用いられるガスタービン翼に冷却には、冷却媒
体として蒸気タービンで利用される蒸気を用いることも
ある。一般には翼の冷却媒体としては空気が用いられて
いるが、蒸気は空気と比較して比熱が格段に大きく、ま
た重量が軽いため冷却効果は大きい。比熱が大きいため
に冷却に利用された蒸気を主流ガス中に放出すると主流
ガスの温度低下がはげしくプラント全体の効率を低下さ
せるので蒸気タービン内の比較的低温(例えば約８００
℃程度)の蒸気をガスタービン翼の冷却媒体供給口から
供給し、翼本体を冷却，熱交換して比較的高温（例えば
約９００℃程度）になった冷却媒体を回収して蒸気ター
ビンに戻すように構成して、主流ガス温度（約１３００
℃〜１５５０℃程度）の低下を防止すると共に蒸気ター
ビンの効率向上、ひいてはプラント全体の効率を向上さ
せることができる。このコンバインド発電システムによ
りガスタービンが約６万ｋＷ，蒸気タービンにより３万
ｋＷのトータルで９万ｋＷの発電を得ることができ、本
実施例における蒸気タービンはコンパクトとなるので、
大型蒸気タービンに比べ同じ発電容量に対し経済的に製
造可能となり、発電量の変動に対して経済的に運転でき
る大きなメリットが得られる。

【０１１０】ガスタービンは前述の実施例１又は２に記
載のいずれのものも適用でき、コンプレッサによって圧
縮された空気が燃焼器に送られ、燃焼ガス温度１４００
℃以上の高い温度に燃焼され、その燃焼ガスをブレード
を植設されたディスクを回転させるものである。

【０１１１】図６に本発明に係る再熱型高低圧一体型蒸
気タービンの部分断面図を示す。この高低圧一体型蒸気
タービンの主蒸気入口部の蒸気圧力１００atg 以上，温
度５３０℃以上に上昇させることによりタービンの単機
出力の増加を図ることができる。単機出力の増加は、最
終段動翼の翼長を増大し、蒸気流量を増す必要がある。
例えば、最終段動翼の翼長を２６インチから３３.５ イ
ンチ長翼にすると環帯面積が１.７ 倍程度増える。した
がって、従来出力１００ＭＷから１７００ＭＷ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。

【０１１２】この３３.５ インチ以上の長さのものに対
するロータシャフト材として、0.5％Ｎｉを含むＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼を高低圧一体ロータに使用した場合、本ロー
タ材は、もともと高温部域に使用するため、高温強度，
クリープ特性に優れているため、主蒸気入口部の蒸気圧
力，温度の上昇に対しては充分対応することが出来る。
低温部域、特に最終段動翼部のタービンロータ中心孔
に、定格回転状態にて生ずる接線方向応力は、２６イン
チ長翼の場合、応力比（作用応力／許容応力）で約０.
９５ であり、また３３.５ インチ長翼の場合では約１.
１ となり、使用に耐えない。

【０１１３】一方、３.５％ Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を
使用した場合には、本ロータ材は低温域にて靭性を有す
る材料であると共に、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼よりも低温度域
での抗張力，耐力が１４％程度高いことから、３３.５
インチ長翼を使用しても、前記する応力比は約０.９６
である。また４０インチ長翼を使用した場合、前記の応
力比は１.０７ となり使用に耐えない。高温度域に於い
ては、クリープ破断応力がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の０.３ 倍
程度であることが高温強度不足となり使用に耐えない。

【０１１４】この様に高出力化を図るためには、高温度
域ではＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，低温度域ではＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼の優れた特性を兼ね備えたロータ材が必要であ
る。３０インチ以上４０インチクラスの長翼を使用する
場合、前記の如く応力比が１.０７ となるために、引張
強さ８８kg／mm² 以上の材料が必要である。さらに、３
０インチ以上の長翼を取付ける高低圧一体型蒸気タービ
ンロータ材としては、高圧側の高温破壊に対する安定性
確保の点から５３８℃，１０⁵ｈ クリープ破断強度１５
kg／mm² 以上、低圧側の脱性破壊に対する安全性確保の
点から室温の衝撃吸収エネルギー２.５kg−ｍ（３kg−
ｍ／cm²）以上の材料が必要である。

【０１１５】本発明に係る蒸気タービンは高低圧一体型
ロータシャフト２３に植設されたブレード２４を１５段
備えており、蒸気は蒸気コントロールバルブ２５を通っ
て蒸気入口３４より５３８℃，１２６atg の高温高圧の
蒸気が高圧部３０に流入する。蒸気は高圧部３０に流入
し、３６７℃，３８atg となって出る。その蒸気は更に
排熱回収ボイラの再熱器３３によって再熱されて５３８
℃，３５atg に加熱されてロータの低圧部３１を通り、
約４６℃，０.１atgの蒸気として出口２２より排出さ
れ、復水器に入る。３２は軸受である。

【０１１６】本実施例に係る高低圧−型体ロータシャフ
ト２３は５３８℃蒸気から４６℃の温度までさらされる
ので、ＦＡＴＴ６０℃以下，５３８℃，１０⁵ｈ 強度が
１１kg／mm² 以上の特性のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金
鋼の鍛鋼が用いられる。ロータシャフト２３のブレード
２４の植込み部はディスク状になっており、ロータシャ
フト２３より一体に切削されて製造される。ディスク部
の長さはブレードの長さが短いほど長くなり、振動を少
なくすることになっている。

【０１１７】本発明に係るロータシャフト２３は前述の
表４に示す合金組成の鋼をエレクトロスラグ再溶解によ
ってインゴットを製造するとともに、直径１.２ｍ に熱
間鍛造し、９５０℃，１０時間加熱保持した後、中心部
で１００℃／ｈとなるようにシャフトを回転しながら水
噴霧冷却を行った。次いで６６５℃で４０時間加熱保持
の焼戻しを行った。このロータシャフト中心部より試験
片を切り出しクリープ破断試験，加熱前後（５００℃，
３０００時間加熱後）のＶノッチ衝撃試験（試験片の断
面積０.８cm²），引張試験を行った。

【０１１８】(1）高低圧−体型ロータシャフト 本実施例ではこの部材として前述した圧縮機用ロータシ
ャフト材と同じ組成及び組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ系低合金鋼を用いることができる。特に、（Ｍｎ／
Ｎｉ）比が０.１２以下又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比を
０.１８以下が好ましく、また（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋
Ｃｒ）比が０.４５〜０.７０とするものが好ましい。更
に、この低合金鋼に更に希土類元素，Ｍｇ，Ｃａ０.０
４％ 以下，Ｈｆ，Ｚｒ０.２％ 以下，Ｗ１％以下の１
種以上を含有させることができる。

【０１１９】(2）ブレード（圧縮機，蒸気タービン） 圧縮機の出口側の３段，蒸気タービンの高温高圧側の３
段の長さが約４０mmで、材料として重量でＣ０.２０〜
０.３０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜1.5％，Ｗ
０.５〜１.５％，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。

【０１２０】蒸気タービンの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Ｃ０.０５〜０.１
５％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０.５％以下，Ｃｒ１０〜１
３％,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。

【０１２１】圧縮機の初段又は蒸気タービンの最終段と
して、長さ３３.５ インチでは、一周で約９０本あり、
材料として重量でＣ０.０８〜０.１５％，Ｍｎ１％以
下，Ｓｉ０.５％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ１.５〜
３.５ ％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.５％，Ｎ０.０
２〜０.０８％，残部Ｆｅからなるマルテンサイト鋼の
鍛造によって構成した。また、この最終段にはステライ
ト板からなるエロージョン防止のシールド板が溶接によ
ってその先端で、リーデングエッジ部に設けられる。ま
たシールド板以外に部分的な焼入れ処理が施される。更
に、圧縮機の初段又は蒸気タービンの最終段の４０イン
チ以上の長いものにはＡｌ５〜８％，Ｖ３〜６％を含む
Ｔｉ翼が用いられる。

【０１２２】これらの蒸気タービンブレードは各段で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。

【０１２３】３０００rpm では４０インチの長さでも上
述の１２％Ｃｒ鋼が用いられ、3600rpm では４０インチ
ではＴｉ翼となるが３３.５ インチまで１２％Ｃｒ鋼が
用いられる。

【０１２４】(3）圧縮機におけるノズルには１３％Ｃｒ
フェライト系のＳＵＳ材が用いられ、蒸気タービンの静
翼２７には、高圧の３段までは動翼と同じ組成のマルテ
ンサイト鋼が用いられるが、他には前述の中圧部の動翼
材と同じものが用いられる。

【０１２５】(4）蒸気タービンケーシング２６には、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。２８は発電機であり、この発電機により１
０〜２０万ｋＷの発電ができる。本実施例におけるロー
タシャフトの軸受３２の間は約５２０cm、最終段ブレー
ドにおける外径３１６cmであり、この外径に対する軸間
比が１.６５ である。発電容量として１０万ｋＷが可能
である。この軸受間の長さは発電出力１万ｋＷ当り０.
５２ｍ である。

【０１２６】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。

【０１２７】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.
７１である。

【０１２８】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。

【０１２９】プラントの構成は、ガスタービン，排熱回
収ボイラ，蒸気タービン，発電機各１基からなる１組の
発電システムを６組組み合わせて１軸形としたが、複数
台のガスタービンと各々の排熱回収ボイラとを組合わ
せ、これによって得られる蒸気を用いて１台の蒸気ター
ビンによって発電する多軸形コンバインドサイクルにも
適用できる。

【０１３０】発電出力の割合は、一軸の場合はガスター
ビンが２／３，蒸気タービンが１／３として分担され
る。また、ガスタービンの出力として５万ｋＷ〜２０万
ｋＷとすることができ、蒸気タービンはこれに合わせて
上述の出力のものを用いる。

【０１３１】従来の火力発電に比べ熱効率が２〜３％高
くなります。また、部分負荷でもガスタービンの運転台
数を減らすことにより、運転中の設備を熱効率の高い定
格負荷付近で運転することが出来るため、プラント全体
として４６％以上の高い熱効率が維持出来た。そして、
単位発電量に対するＣＯ₂ 量を少なくでき、地球温暖化
を少なくできる。

【０１３２】複合発電は、起動停止が短時間で容易なガ
スタービンと小型で単純な蒸気タービンの組み合わせで
成立っており、このため、出力調整が容易に出来、需要
の変化に即応した中間負荷火力として最適である。

【０１３３】ガスタービンの信頼性は、最近の技術の発
展により飛躍的に増大しており、また、複合発電プラン
トは、小容量機の組み合わせでシステムを構成している
ので、万一故障が発生してもその影響を局部にとどめる
ことが出来、信頼性の高い電源である。

【０１３４】実施例４ 表１２に示す合金鋼の溶解を塩基性電気炉で行い、取鍋
で十分精錬を行った。造塊に際しては、真空鋳込みを行
うと同時に、真空カーボン脱酸を行った。次に水圧プレ
ス機により熱間（８５０℃〜１２００℃）で鍛造し、６
分割し、熱間でそれぞれのディスクに成型できる所定の
寸法に仕上げた。本ロータ各部の機械的性質は表１３に
示す如く、室温における引張強さ８５kg／mm² 以上、２
０℃における衝撃吸収エネルギー２３kg−ｍ／cm² 以上
で、脆化も認められず優れた性質を示すことが実証され
た。

【０１３５】このロータはガスタービン用圧縮機のロー
タに使用できることが実証できた。表１３は代表的な圧
縮機ロータの素材寸法，熱処理条件および中心部の機械
的性質を示す。

【０１３６】表１４は試料Ｎo.５について脆化試験後の
衝撃値及びＦＡＡＴを示す。いずれの試験でもあまり脆
化しないことが分る。

【０１３７】

【表１２】

【０１３８】

【表１３】

【０１３９】

【表１４】

【０１４０】

【発明の効果】本発明によれば、全分割型ディスクに比
較し部品数の低減し、形状を単純化することができ、そ
の結果より高温高圧縮の空気を燃焼器及びタービン部の
冷却として送ることができることから燃焼ガス温度の１
４００℃以上というより高温化と効率的に冷却が可能と
なり、ガスタービンの熱効率の向上及びより効率の高い
複合発電が達成される効果が得られる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係るガスタービンの部分断面図。

【図２】本発明に係る圧縮機用ブレード（動翼）の斜視
図。

【図３】本発明に係る圧縮機用ブレード（動翼）の斜視
図。

【図４】ステップクール法の熱処理プロフィル図。

【図５】本発明に係る複合発電システムを示す構成図。

【図６】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンの部分
断面図。

【符号の説明】

２…タービンノズル、３…タービンブレード、４…ター
ビンディスク、５…燃焼器、６…圧縮機用分割型ロー
タ、７…コンプレッサブレード、８…タービンスペー
サ、９，１０…軸受部、１１…タービンスタッキングボ
ルト、１２…コンプレッサ用ノズル、１２′…コンプレ
ッサ用可変ノズル、１３…ライナ、１４…ディスタント
ピース、１６…翼部、１７…プラットフォーム、１８…
植込み部、１９…ボルト、２３…高低圧一体型ロータシ
ャフト、２４…蒸気タービンブレード、２６…ケーシン
グ、２７…蒸気タービン用ノズル、３０…高圧部、３１
…低圧部。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｆ０１Ｋ 23/10 Ｖ Ｆ０２Ｃ 6/18 Ａ Ｆ０４Ｄ 29/02 29/32 Ｚ (72)発明者 ブレント・オネイ 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 鳥谷 ▲初▼ 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 (13)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】圧縮機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼
   器によって発生した燃焼ガスによって高速回転するター
   ビンとを備えたガスタービンにおいて、前記圧縮機は複
   数個に分割されたロータに植設された１２段以上のブレ
   ードを有し、初段より少なくとも６段までを１つのロー
   タに３段以内の複数段の前記ブレードが植設されている
   ことを特徴とする高温ガスタービン。
2. 【請求項２】圧縮機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼
   器によって発生した燃焼ガスによって高速回転するター
   ビンとを備えたガスタービンにおいて、前記圧縮機はＮ
   ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼よりなる複数個に分割さ
   れたロータに植設されたブレードを有し、初段より少な
   くとも６段までを１つのロータに複数段の前記ブレード
   が植設されており、前記ロータの少なくとも最終段は前
   記低合金鋼よりなり、その５０％破面遷移温度が２０℃
   以下及び４７５℃，１０⁵ 時間クリープ破断強度が３０
   kg／mm² 以上であることを特徴とする高温ガスタービ
   ン。
3. 【請求項３】圧縮機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼
   ガスによって高速回転するタービンとを備えたガスター
   ビンにおいて、前記圧縮機は複数個に分割されたロータ
   に植設されたブレードを有し、該ロータの少なくとも最
   終段が重量で、Ｃ０.１５ 〜０.４０％，Ｓｉ０.１％以
   下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎi１.５〜２.５％，Ｃr０.８〜
   ２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３５ ％及
   び残部が実質的にＦｅであり、全ベーナイト組織を有す
   るＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼よりなることを特徴
   とする高温ガスタービン。
4. 【請求項４】請求項３に記載の低合金鋼はＮｂ及びＴａ
   の１種以上を０.０１〜０.１％含むことを特徴とする高
   温ガスタービン。
5. 【請求項５】圧縮機と、該圧縮機に一体に連結され燃焼
   ガスによって高速回転するタービンとを備えたガスター
   ビンにおいて、前記圧縮機はＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ系低
   合金鋼よりなる複数個に分割されたロータに植設された
   ブレードを有し、初段より少なくとも６段までの直径は
   同じであり、前記ブレード植込み間の前記ロータ全長は
   前記ロータの最大径に対して３.０〜４.０又は前記ロー
   タの最小径に対して３.７〜４.７であることを特徴とす
   る高温ガスタービン。
6. 【請求項６】圧縮機と、該圧縮機と一体に連結され燃焼
   ガスによって高速回転するタービンとを備えたガスター
   ビンにおいて、前記圧縮機は６分割された分割型ロータ
   に植設された１５段以上のブレードを有し、初段から８
   段までが各々２段のブレードが植設され、９段以降が３
   段以上のブレードが植設されるロータを有することを特
   徴とする高温ガスタービン。
7. 【請求項７】圧縮機と、該圧縮機と一体に連結され燃焼
   ガスによって高速回転するタービンとを備えたガスター
   ビンにおいて、前記圧縮機は分割型ロータに植設された
   １５段以上のブレードを有し、該ブレードは最終段ロー
   タを除き初段から少なくとも５段目までを個々に独立し
   た前記ロータの軸方向にはめ込む植込み構造で植設さ
   れ、３段以上の前記ブレードを有する前記ロータは該ロ
   ータの円周面全周に設けられたリング状の溝に前記ブレ
   ードが植設される構造を有することを特徴とする高温ガ
   スタービン。
8. 【請求項８】圧縮機と、該圧縮機と一体に連結され燃焼
   ガスによって高速回転するタービンとを備えたガスター
   ビンにおいて、前記圧縮機は少なくとも３分割された分
   割型ロータの個々に複数段に植設された１５段以上のブ
   レードを有し、該ブレードは初段と必要に応じ２段目か
   ら５段目までの少なくとも１段をＴｉ合金で構成し、２
   段目以降を前記Ｔｉ合金で構成したものを除きマルテン
   サイトステンレス鋼で構成したことを特徴とする高温ガ
   スタービン。
9. 【請求項９】燃焼ガスによって回転するガスタービン
   と、該ガスタービンを出た燃焼排ガスの熱を回収する排
   熱回収ボイラによって水蒸気を発生し、該水蒸気によっ
   て回転する蒸気タービンとを備え、前記ガスタービン及
   び蒸気タービンによって発電機を回転し発電する複合発
   電システムにおいて、前記ガスタービンは少なくとも３
   分割された分割型ロータの個々に複数段に植設された圧
   縮機を有し、該圧縮機によって圧縮される空気の圧力比
   が１５〜２０及びその温度が４００℃以上，前記燃焼ガ
   スの燃焼器出口温度が１４００℃以上，前記燃焼排ガス
   の温度が５５０〜６００℃，前記蒸気タービンは高低圧
   一体型ロータシャフトからなり、前記蒸気温度が５３０
   ℃以上及び熱効率が４６％以上及び／又は比出力が６０
   ０ｋＷ／（kg／Ｓ）以上であることを特徴とする複合発
   電システム。
10. 【請求項１０】燃焼ガスによって回転するガスタービン
    と、該ガスタービンを出た燃焼排ガスの熱を回収する排
    熱回収ボイラによって水蒸気を発生し、該水蒸気によっ
    て回転する蒸気タービンとを備え、前記ガスタービンと
    蒸気タービンによって発電機を回転し発電する複合発電
    システムにおいて、前記ガスタービンは少なくとも３分
    割された分割型ロータの個々に複数段に植設され全体で
    １５〜２０段のブレードを備えた圧縮機を有し、該圧縮
    機によって圧縮される空気の圧力比が１５〜２０及びそ
    の温度が４００℃以上，前記燃焼ガスによって回転する
    タービンが少なくとも３段を有し、該燃焼ガスの燃焼器
    出口温度が１４００℃以上，前記排熱回収ボイラ入口で
    の前記燃焼排ガスの温度が５５０〜６００℃で前記ボイ
    ラ出口での前記燃焼排ガスの温度が１３０℃以下，前記
    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
    た翼を備え、前記翼の最終段が翼部で３０インチ以上
    で、前記蒸気タービン高圧側入口の蒸気温度が５３０℃
    以上及び低圧側出口温度が100℃以下であることを特徴
    とする複合発電システム。
11. 【請求項１１】少なくとも３段に分割された分割型ロー
    タに２〜６段の多段に植設されたブレードを有するガス
    タービン用圧縮機において、前記ロータは重量でＣ０.
    １５ 〜０.４０％，Ｓｉ０.１ ％以下，Ｍｎ０.５％以
    下，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
    ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜０.３５％及び残部が実質的
    にＦｅであり、全ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−
    Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼からなることを特徴とするガスター
    ビン用圧縮機。
12. 【請求項１２】重量で、Ｃ０.１５〜０.４０％，Ｓｉ
    ０.１ ％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５
    ％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.
    １〜０.３５％及び残部が実質的にＦｅであり、全ベー
    ナイト組織を有し、ブレードが２〜６段植込み構造を有
    することを特徴とするガスタービン圧縮機用分割ロー
    タ。
13. 【請求項１３】重量で、Ｃ０.１５〜０.４０％，Ｓｉ
    ０.１％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５％，
    Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ０.１〜
    ０.３５％及び残部が実質的にＦｅであり、全ベーナイ
    ト組織を有し、ブレードが２〜６段植込まれる構造を有
    することを特徴とするガスタービン圧縮機分割ロータ用
    耐熱鋼。