(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃｏ基鋳造合金からなる翼部と、該翼部の両端に設けられたＣｏ基鋳造合金からなるサイドウォールとを備えたガスタービン用ノズルにおいて、
該ノズルの亀裂が肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接層は重量で、Ｃ０.０３ 〜０.１０％ ，Ｓｉ１.０％ 以下，Ｍｎ１.０％ 以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ１５〜２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１５％及びＺｒ０.０５〜０.７％を含むＣｏ基合金からなり、
該肉盛溶接層は、該Ｃｏ基鋳造合金より、Ｎｉ量が多く、Ｃ量、Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含むＣｏ基合金よりなることを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項２】
Ｃｏ基鋳造合金からなる翼部と、該翼部の両端に設けられたＣｏ基鋳造合金からなるサイドウォールとを備えたガスタービン用ノズルにおいて、
該ノズルの亀裂が肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接層は重量で、Ｃ０.０３ 〜０.１０％ ，Ｓｉ１.０％ 以下，Ｍｎ１.０％ 以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ１５〜２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１５％及びＺｒ０.０５〜０.７％を含むＣｏ基合金からなり、
該肉盛溶接層は、該Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の０.１０〜０.４０倍のＣ量を有するＣｏ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３】
請求項１又は請求項２記載のＣｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０.２０〜０.３０％，Ｓｉ１.０％以下 ，Ｍｎ１.０％ 以下，Ｃｒ２０〜３２％，Ｎｉ９〜１２％，Ｗ５〜１０％，Ｆｅ５％以下及びＢ０.０００５〜０.０１５％を含むことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項４】
請求項１又は請求項２記載のガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルの亀裂が溶接幅方向に３パス以上で、多層盛の肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接層の外表面が被溶接材表面と同じ高さに研削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５】
請求項１又は請求項２記載のガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルの亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は１０mm以上の長さに施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６】
請求項１又は請求項２記載のガスタービン用ノズルにおいて、前記肉盛溶接層は、更に、重量で、Ａｌ１％以下及びＦｅ２％以下の１種以上を含むことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項７】
請求項１，２又は６記載のガスタービン用ノズルにおいて、前記肉盛溶接層は、更に、重量で、Ｔｉ０.０５〜１.０％、Ｎｂ０.０５〜０.５％及びＨｆ０.０５〜０.５％の１種以上を含むことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項８】
請求項１，２，６又は７記載のガスタービン用ノズルにおいて、前記肉盛溶接層は、更に、重量で、Ｂ０.００５〜０.０２重量％を含むことを特徴とするガスタービン用ノズル。
【請求項９】
空気圧縮機と、燃焼器と、タービンディスクに固定されたタービンブレードと、該ブレードに対応して設けられた請求項１又は請求項２記載のガスタービン用ノズルを備えた発電用ガスタービン。
【請求項１０】
請求項９記載の発電用ガスタービンであって、前記ガスタービン用ノズルの初段への燃焼ガス入口温度が1,250〜1,600℃であることを特徴とする発電用ガスタービン。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は溶接補修された新規なガスタービン用ノズルとそれを用いたガスタービン及びその補修用溶接材料として好適なＣｏ基合金とその溶接材料に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ガスタービンのノズル（静翼）は、複雑な形状を有していることから精密鋳造によって製造される。しかし、この精密鋳造時に生じる欠陥あるいはノズルは高い燃焼ガス流に曝されるほか、構造上強い拘束力を受けることから稼働中にクラックが生じることがある。このような鋳造時の欠陥あるいは稼働中に生じたクラックは、所定の溶接金属（溶接材料がアーク等の熱源によって溶融し形成された溶着金属）の組成になるような溶接材料（溶接時に溶接部に添加される金属）を用いタングステン・イナートガス・アーク溶接で修復される。この修復された溶接部はノズルと同一の高温特性であることが望ましい。
【０００３】
対象とするノズル用合金としては、重量でＣ：０．２０〜０．３０％，Ｓｉ：０．７５〜１．０％，Ｍｎ：１．４〜１．０％，Ｃｒ：２４．５〜３０．５％，Ｎｉ：９．５〜１１．５％，Ｗ：６．５〜８．０％，Ｆｅ：２％以下，Ｂ：０．００５〜    ０．０１５％を含み残部はＣｏよりなる合金が多く用いられている（表１合金Ｎｏ．８）。更に、高温での諸特性を改良するため、多種の合金組成についての発明がなされている。例えば、特開昭６１−５４６  号公報には重量でＣ：０．０１〜１％  ，Ｃｒ：１５〜４０％，Ｎｉ：５〜１５％，Ｗ：２〜１２％，Ｔａ：０．０１〜５％，Ｚｒ：０．００５〜０．１％，残部Ｃｏからなるガスタービン用高強度Ｃｏ基耐熱合金が開示されている。この合金は、材料の高温強度と耐酸化性を同時に向上する目的でＷ，Ｍｏ，Ａｌ，Ｈｆ，Ｔａ，Ｎｂ等の成分を調整したものである。また、特開平７−３１６２９３  号公報には、Ｃ：０．０５〜０．４５％，Ｃｒ：２３〜３０％，Ｎｉ：９．５〜１１．５％，Ｗ：５〜１０％，Ｔａ：０．０４〜０．４４％，Ｚｒ：０．２〜１％  、残部はＣｏからなる耐熱鋳造Ｃｏ基合金およびそれを用いたガスタービン静翼が開示されている。また同様に特開平７−２２４３３７  号公報には、Ｃ：０．０５〜０．４５％，Ｃｒ：１５〜３０％，Ｎｉ：５〜１５％，Ｗ：３〜１０％，Ｔａ：１〜５％，Ｚｒ：０．０１〜１％  、残部はＣｏからなる耐熱鋳造Ｃｏ基合金およびそれを用いたガスタービン静翼が開示されている。しかし、これらノズルと同一組成の合金を溶接材料として用いた場合は、鍛造がほとんど出来ない合金組成のため伸線化が出来ない。このため、従来の溶接材料は、ノズル本体と同一の高温特性を有することを多少犠牲にしても、鍛造性を重視した組成の溶加材を用いていた。例えば鍛練用Ｃｏ基合金〔Ｃ：０．１０  ，Ｃｒ：２０，Ｎｉ：１０，Ｗ：１５，残Ｃｏ（表１合金Ｎｏ．６）を溶加材としたもので、あるいは上述したノズル合金で鍛造を容易にするためＣ量を０．２３％から０．１３と下げた溶加材、重量でＣ：０．１３％，Ｃｒ：２９．８２％，Ｎｉ：１０．２２％，Ｗ：６．７７％，残Ｃｏ（表１合金Ｎｏ．合金）が用いられている。更にＷＯ９７／１０３６８（Ｃ：０．１１〜０．２０％，Ｃｒ：２０〜３０％，Ｎｉ：１５〜２２％，Ｔａ：５〜１５％，Ｚｒ：０．０５〜０．７％，残部Ｃｏ（表１合金Ｎｏ．５））あるいは更に特開平４−２２１０３５号（Ｃ：０．０３〜０．１％，Ｃｒ：２４〜３２％，Ｎｉ：１４〜２２％，Ｔａ：２〜８％，Ｃｅ：０．０２〜０．７５％，残部Ｃｏ）等が開示されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
近年発電効率の向上を目的として、ガスタービンの入口温度を上昇させるため燃焼温度は高くなりノズルは従来以上に厳しい温度に曝されること、またコンバインドサイクル発電では起動・停止の繰返しにより熱応力と運転中の定常応力が重畳する過酷な履歴を受ける。従って、溶接材料も、従来以上の高いクリープ強度と優れた熱疲労特性を有する合金が要求されている。しかし、特にノズルの補修溶接材料は母材レベルの高温特性であることが望ましいが、溶加棒とするための線材化を考えると鍛造が可能な合金組成でなければならず、また溶接性にも優れていなければならないことから、前述したように溶加材として合金Ｎｏ．６あるいはＮｏ．７等が多く使用されてきた。しかしながら、従来の溶加棒では一長一短があり結晶粒界に脆弱な異相が生成し耐熱疲労性が低下することあるいは析出物が凝集・粗大化しクリープ強度が低下すること、クリープ強度や熱衝撃特性に優れているが伸線化が困難なため溶加棒の表面に傷が残存する問題あるいは伸線化が困難なためコストアップを招く問題等があった。
【０００５】
本発明の目的は、溶接補修の信頼性の高いガスタービン用ノズルとそれを用いたガスタービン及びそれに用いる伸線化が容易で高いクリープ破断強度を有するＣｏ基合金とその溶接材料を提供するにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
（１）本発明は、翼部と、該翼部の両端に設けられたサイドウォールとを備えたガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３パス以上、好ましくは３〜４パスで、多層盛の肉盛溶接層によって、好ましくは開先表面より１層上に形成して補修され、該肉盛溶接層の外表面から被溶接材表面と同じ高さに研削されていること、又は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が好ましくは長さ１０ｍｍ未満のもの以外のものについて多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は１０ｍｍ以上の長さの亀裂に施されていることを特徴とする。
【０００７】
（２）本発明は、翼部と、該翼部の両端に設けられたサイドウォールとを備え、重量で、Ｃ０．２０〜０．３０％，Ｓｉ１．０％以下，Ｍｎ１．０％以下，Ｃｒ  ２０〜３２％，Ｎｉ９〜１２％，Ｗ５〜１０％，Ｆｅ５％以下及びＢ０．０００５〜０．０１５％  を含むＣｏ基鋳造合金からなるガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接層は重量で、Ｃ０．０３〜０．１０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ１５〜２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１５％及びＺｒ０．０５〜０．７％を含むＣｏ基合金からなることを特徴とする。
【０００８】
（３）本発明は、２個以上、好ましくは２〜５個の翼部と、該各々の翼部両端に各々の翼部を一体に連らなって設けられたサイドウォールとを備え、Ｃｏ基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金より、Ｎｉ量が多く、Ｃ量，Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含むＣｏ基合金よりなることを特徴とする。溶接材料は、Ｃ量を０．１０〜０．２０％，Ｃｒ量を３．０〜５．０％及びＷ量を１．０〜２．５％母材より少なくすること、Ｎｉ量を８．０〜１２．０％母材より多くすることが好ましい。
【０００９】
（４）本発明は、翼部と、該翼部の両端に設けられたサイドウォールとを備え、Ｃｏ基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズルにおいて、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の０．１０〜０．４０倍のＣ量を有するＣｏ基合金からなることを特徴とする。
【００１０】
（５）本発明は、前述の（２）〜（４）のいずれかにおいて、前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３パス以上で、多層盛の肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接層の外表面が被溶接材表面と同じ高さに研削されていること；又は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は１０ｍｍ以上の長さに施されていることを特徴とする。
【００１１】
（６）本発明は、（２）において、２個以上の翼部と、該各々の翼部両端に各々の翼部を一体に連らなって設けられたサイドウォールとを備えた前記Ｃｏ基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズルであって、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金より、Ｃ量，Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含む前記Ｃｏ基合金よりなること、又は／及び該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の０．１０〜０．４０倍のＣ量を有する前記Ｃｏ基合金からなることを特徴とする。
【００１２】
（７）本発明は、（２）において、翼部と、該翼部の両端に設けられたサイドウォールとを備えた前記Ｃｏ基鋳造合金よりなるガスタービン用ノズルであって、該ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金のＣ量の０．１０〜０．４０倍のＣ量を有する前記Ｃｏ基合金からなること、又は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は前記Ｃｏ基鋳造合金より、Ｃ量，Ｃｒ量及びＷ量が少なく、Ｔａを含む前記Ｃｏ基合金よりなることを特徴とする。
【００１３】
（８）本発明は、（６）又は（７）において、前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が溶接幅方向に３パス以上で、多層盛の肉盛溶接層によって補修され、該肉盛溶接層の外表面が被溶接材表面と同じ高さに研削されていること；又は／及び前記ノズルは亀裂を有し、該亀裂が多層盛の肉盛溶接層によって補修され、前記肉盛溶接層は１０ｍｍ以上の長さに施されていることを特徴とする。
【００１４】
（９）本発明は、重量で、Ｃ０．０３〜０．１０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ１５〜２３％，Ｗ３〜１０％，Ｔａ５〜１０％及びＺｒ０．０５〜０．７％を含むことを特徴とするＣｏ基合金にある。
【００１５】
更に、本発明は、重量で、Ａｌ１％以下及びＦｅ２％以下の１種以上を含むこと、又は／及びＴｉ０．０５〜１．０％，Ｎｂ０．０５〜０．５％及びＨｆ０．０５〜０．５％  の１種以上を含むこと、及び／又はＢ０．００５〜０．０２％を含むことを特徴とするＣｏ基合金にある。
【００１６】
（１０）本発明はこれらのＣｏ基合金によってワイヤ状，棒状又は細径鋼管内に金属粉末が充填した複合ワイヤからなることを特徴とする溶接材料にある。
【００１７】
（１１）本発明は、空気圧縮機と、燃焼器と、タービンディスクに固定されたタービンブレードと、該ブレードに対応して設けられたタービンノズルを備えた発電用ガスタービンにおいて、前記タービンノズルの初段への燃焼ガス入口温度が１，２５０℃  以上、好ましくは１，４００〜１，６００℃であり、前記ガスタービンノズルは亀裂を有し、該亀裂はその内部が多層肉盛溶接層によって埋込まれ補修されていることを特徴とする。
【００１８】
本発明に係る発電用ガスタービンは、前述の（１）〜（８）のいずれかに記載のガスタービン用ノズルよりなることを特徴とする。
【００１９】
本発明において、溶接幅として３パス以上の肉盛層を形成することにより、亀裂をほぼ問題のない状態まで補修できる。亀裂は１本のメインのものに沿って若干枝分かれして進んでいるものであり、その枝分かれにおける長さはわずかなものである。従って、その部分を切削によって削り取ることが必要である。その幅は約１０ｍｍであり、メインの亀裂に沿って幅１０ｍｍ以上切削すればほぼ問題のない状態まで補修できる。
【００２０】
また、本発明において、肉盛溶接層の長さを１０ｍｍ以上とすることによりその後の使用において支障のないものであることを実験によって見い出しなされたものである。
【００２１】
補修用の溶接材料は母材との関係が深いものであり、母材のＣｏ基合金の組成に対してＣ量，Ｃｒ量及びＷ量を少なくし、特定の含有量のＴａを含有させることにより伸線ができ、かつクリープ破断強度の高いものが得られるものである。また、Ｃ量を母材のＣ量の０．１〜０．４倍とすることにより溶接性が向上し、高い強度が維持されるものである。
【００２２】
本発明におけるガスタービン用ノズルは特に、燃焼ガスの初段ノズルの入口温度が１，５００℃  級（１，４００〜１，６００℃）というきわめて高い温度で生じ易いということ、更にそのときの亀裂の長さが１０ｍｍ以上に達することを見い出し、またそのような長さにおいて問題であることを見い出し、本発明の所定の補修を行うことを特徴とするものである。
【００２３】
本発明のＣｏ基合金とその溶接材料の組成の特徴は、Ｎｉ量が１５〜２２％，Ｔａ量が５〜１０％，Ｚｒ量が０．０５〜０．７％と従来の合金に比べて多いことである。これは、後述するように、複合金属間化合物の（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔａを母相に緻密に析出させる且つ結晶粒界に析出する化合物を高温でも安定させることによって、高温強度及び耐熱疲労性を向上させる効果が得られるからである。換言すれば、本発明においては（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔａが母相中に一定量以上緻密に析出していることが必須である。
【００２４】
上記構成により、溶接材料として棒の形状に加工した場合でも十分な加工性を有し、かつ溶接時に溶接金属に割れ（高温割れと称している）が発生しないという溶接材料として好適な特性を保持しつつ高温でも十分なクリープ強度を有し、かつ高温強度及び耐熱疲労性の大きいという溶接金属として望ましい特性が得られる。
【００２５】
上記組成で、Ｔａ：５．５〜８，Ｚｒ：０．１〜０．５  の範囲であれば、よりクリープ強度が大きくなり好ましい。
【００２６】
本発明の溶接材料に含まれる各元素の作用について説明する。
【００２７】
Ｃｒは高温下で合金表面にち密な酸化皮膜を形成させて、合金の耐食性をになう主要な元素である。従って、産業用ガスタービンの高温部品が曝される腐食環境下では２０％以上の添加とする。但し３０％以上添加すると母相の安定性を損なう。また同時に、ＣｒはＣと結合して多量のクロム炭化物を形成しそのクロム炭化物で約０．５μｍ  以下の微細なものは高温強度の向上に寄与する。一方、０．５μｍ  以上の大きなものは高温下で凝集・粗大化して強度と耐食性の両者に悪影響を与える。従って、Ｃｒ量は２０〜３０％の範囲が好ましい。特に、２５〜３０％が好ましい。
【００２８】
Ｃは０．０３％  以上で、Ｃｒと炭化物を形成する他、Ｔａ，Ｚｒ，Ｎｂ，Ｔｉ及びＨｆ等と安定なＭＣ炭化物を形成し、これらの炭化物の微細なものはクリープ強度をはじめとする高温強度を著しく向上させる。一般にＣ添加量の増加とともに強度は向上するが、Ｔａを５〜１５％添加する本発明の合金ではＣの添加量が多くなるとＴａリッチな炭化物が結晶粒界に過剰に析出しクリープ強度は低下してしまう。従って、Ｃ量の上限は０．１％が好ましく、特に、０．０４〜０．０９５％、より０．０８〜０．０９％が好ましい。
【００２９】
Ｎｉは一般に合金母相の安定性を維持するために必須とされている元素であるが、特に本発明合金では高温強度及び耐熱疲労性を向上させる複合金属間化合物の（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔａを母相に緻密に析出させることが特徴である。このためＮｉの添加量は少なくとも１５％を含有させ、２３％より多くしてもその効果は期待できないので、１５〜２３％が好ましい。特に、１９〜２２％が好ましい。
Ｔａは５％以上でＭＣ炭化物を形成する元素であるが、特に本発明合金においては（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔａなる金属間化合物を生成し高温強度及び耐熱疲労性を向上させる重要な元素である。しかし、１５％を越えて多量に添加するとＭＣ炭化物が結晶粒界に過剰に析出するため逆にクリープ強度が低下し、また溶接割れが発生する等の問題がある。従って上限は１５％が好ましい。一方、Ｔａ量が５％より少ないと（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔａなる金属間化合物の析出量が少なくその効果は期待できない。本発明の合金においてＴａ量は５〜１５％の範囲が望ましく、特にＴａ；５．５〜１０％が好ましい。
【００３０】
Ｗは３％以上で母相に固溶してクリープ強度を改善する。しかしながら３％未満ではその効果は得られずまた１０％を越えるとＴａと結合した析出物が結晶粒界に析出しクリープ強度は低下してしまう。従って、Ｗ量の上限は１０％が好ましい。特に、４〜７％が好ましい。
【００３１】
Ｚｒは０．０５％  以上で、粒界強化元素として必要な元素であるが、特に本発明合金においては（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔａなる金属間化合物の析出を一層緻密とさせ、クリープ強度及び熱疲労特性の向上に寄与することから必須の元素である。添加量は０．０５％  未満ではその効果が少ないので、０．０５％  以上が好ましい。また、Ｚｒの添加量を０．７０％  以上にすると溶接性を低下させるためその上限は０．７％が好ましい。特に、０．１〜０．５％が好ましい。
【００３２】
Ｔｉは炭化物形成元素であり、微細な炭化物が析出し高温強度を向上させる。また一部前述の（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔａの金属間化合物と同様な（Ｎｉ，Ｃｏ）３Ｔｉを形成し高温強度の向上に役立つ。しかしながら０．０５％  以下ではその効果は得られずまた１％以上添加しても効果は少ないので、０．０５〜１％  が好ましい。特に、０．１〜０．６％が好ましい。
【００３３】
Ｎｂは０．０５％  以上でＣと結合してＭＣ炭化物を形成して高温強度を向上させるが、０．５％  を越えて過剰に添加すると炭化物が粒界に析出し高温強度を低下させる。従って、０．０５〜０．５％が好ましい。特に、Ｔｉ及びＨｆ等と共に微量添加することによってその効果を発揮する。
【００３４】
Ｈｆは０．０５％  以上で炭化物形成元素であると同時に粒界強化元素として知られているが、本発明合金では０．５％  以上加えてもそれ以上の効果は期待されない。従って、０．０５〜０．５％が好ましい。
【００３５】
Ｂは０．００５％以上で粒界強化元素として添加され高温延性を向上させるが  、逆に０．０２％  を越えると逆に粒界の脆化を招くばかりでなく、溶接性にも悪影響を及ぼすことから０．００５〜０．０２％が好ましい。特に、０．００５  〜０．０１％が好ましい。
【００３６】
Ａｌは９５０℃以上の高温下では合金表面に緻密な酸化皮膜を形成し耐食性を向上させる効果があるが、９５０℃以下では安定な皮膜が形成されないばかりでなく逆に耐食性を悪化させる。また凝固時に有害な介在物を作り易く、１％を越えて添加すると鋳造性ばかりでなく、溶接性をも劣化させることからその添加量は１％以下が好ましい。
【００３７】
Ｃ及びＢなどを添加する場合、Ｆｅ−Ｃ，Ｆｅ−Ｂ等のＦｅ合金が溶解原料になる。Ｆｅ合金として添加することによってこれら軽元素の歩留まりは向上する。従って、Ｆｅは合金中に含まれることになるが、２％以上添加されると高温強度は低下するため添加量は２％以下となるように調整するのが好ましい。
【００３８】
Ｓｉ及びＭｎは、脱酸剤として従来から添加されてきたが真空溶解技術の進歩により現在では積極的に添加する必要はない。大気溶解においては好ましくは０．０５％  以上添加し、逆に１％を越えて添加すると鋳造時に有害な介在物を形成し強度を低下するばかりでなく、長時間使用すると材料の脆化を招くことから両元素とも１％以下とするのが好ましい。特に、Ｓｉ０．０５〜０．５％，Ｍｎ０．１〜０．５％が好ましい。
【００３９】
本発明におけるガスタービン用ノズルは前述のＣｏ基鋳造合金を用いることができる。より好ましくはＣ０．２０〜０．３０％，Ｓｉ０．３〜１．０％，Ｍｎ０．２〜１．０％，Ｃｒ２４．５〜３０．５，Ｗ６．０〜８．０％，Ｎｉ９．５〜１１．５％，Ｆｅ２．０％  以下，Ｂ０．００２〜０．０１５％を含むＣｏ基鋳造合金である。各成分の添加理由はほぼ溶接材料と同じであるが、Ｃ等の異なる成分については強度の点から溶接材料とは異なるものである。
【００４０】
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１，４００〜１，６００℃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Ｃｏ基鋳造合金が用いられ、ベーンは２連のものが好ましい。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／ｍｍ２耐用温度が８００℃のＮｉ基鋳造合金が好ましい。
【００４１】
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なしで行うのが好ましい。より割れが発生しないようにするには予熱するのが好ましいが、その温度は４００℃以下が好ましい。
【００４２】
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１，４００〜１，６００℃、好ましくは１，４５０〜１，５５０℃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℃以上６５０℃以下であり、ガスタービンの発電効率が３７％以上が得られる。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Ｎｉ基単結晶合金又は柱状晶合金、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Ｎｉ基柱状晶合金又は等軸晶合金が用いられる。
【００４３】
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。
【００４４】
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，初段ブレードには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。
【００４５】
以上のことから、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、以下のいずれかの材料構成が好ましい。
【００４６】
（１）初段タービンブレードはＮｉ基合金の単結晶鋳造物又は一方向性鋳造物からなり、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のが好ましい。
【００４７】
（２）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。
【００４８】
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特に、１，４５０〜１，５５０℃  にするものである。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、５３０℃以上の蒸気温度を有する１，４００  ℃以上のガスタービンノズル入口温度を有するガスタービンと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。蒸気タービンは一車室で、高中低圧一体型ロータシャフトに３０インチ以上の翼部長さを有する高中低圧一体型蒸気タービンとするのが好ましい。
【００４９】
【発明の実施の形態】
（実施例１）
表１は、用いた本発明合金及び比較合金の化学成分（重量％）を示す。残部はＣｏである。合金Ｎｏ．１からＮｏ．４までが本発明溶加棒による合金であり、合金Ｎｏ．５からＮｏ．７までが比較溶加棒による合金である。本発明の溶加棒の酸素量は０．００３％  以下、窒素量は０．００３〜０．０１５％であった。Ｎｏ．５の合金は本発明で最も好ましい溶加棒による合金である。伸線化が困難で表面に傷や不純物を巻き込み問題あることが新たに分かった。Ｎｏ．６及びＮｏ．７は市販されている溶加棒による合金である。なお、合金Ｎｏ．８はガスタービン用ノズル材のＣｏ基鋳造合金であり、肉盛溶接用の母材として用いた。Ｎｏ．１からＮｏ．５の溶加棒は高周波溶解により溶解した重量１００Ｎのインゴットを熱間鍛造後、熱間スエージング及び伸線加工の所定の作業工程をへて溶加棒とした。スエージングは電気炉中で１，１５０〜１，２００℃に加熱後、直径１６ｍｍまで加工した。一回の加工率をほぼ２０％とし直径１６ｍｍまで繰返し加工した。スエージング後に更に熱間で直径１．７〜１．８ｍｍまで伸線加工後後に目標の直径１．６ｍｍ  ，長さ    １，０００ｍｍ  の溶加棒とした。なお、伸線加工においてもスエージングと同様一回の加工率をほぼ２０％とし一回毎に焼鈍し繰返し加工した。Ｎｏ．５の合金はこの伸線過程で表面に傷や不純物を巻き込み好ましくなかった。以下、溶接性及び溶接金属の高温特性の調査に用いた溶接試験片の作製要領を示す。
【００５０】
【表１】
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【００５１】
図１に高温強度試験片１０１（引張，クリープ，低サイクル疲労）及び、腐食試験片１０２の開先形状と試験片の採取要領を示す。１０３は多層肉盛溶接層である。溶接条件としては溶接電流８０Ａ，溶接速度８〜１０ｃｍ／ｍｉｎ  ，パス間温度≦１００℃とし、図２に示す装置によりＴＩＧ溶接した。溶接部は染色探傷試験及び断面組織調査によって溶接性を判定した。図３に熱衝撃試験片１０５の肉盛溶接及び試験片の採取要領を示す。肉盛試験片を回転させながら（周速：８ｃｍ／ｍｉｎ）ＴＩＧ溶接した。溶接電流は８０Ａ，パス間温度≦１００℃とした。これら図１及び図３に示した溶接試験片を１，１５０℃  で４ｈ加熱する溶体化処理及び９８２℃で４ｈ保持する時効処理を施した後、所定の評価試験片とした。表２に溶接性及び高温特性試験結果を示す。
【００５２】
【表２】
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【００５３】
（１）溶接性
溶接性は溶接部の表面の染色探傷及び溶接断面観察による割れ発生の有無の調査から判定した。発明の溶加棒による溶接部表面及び溶接部断面における溶接割れ等の欠陥は認められなく従来溶加棒に溶接性と同様良好であることが確認された。なお、比較合金のＮｏ．５の溶加棒は表面傷及び不純物の巻き込みが存在していたため溶け込み不良欠陥が発生し好ましくなかった。この合金は発明合金組成と比べＣ量のみが重量で０．１０％  を越えるものである。溶接部の溶接のままの硬さは発明合金の硬さがいずれもビッカス硬さＨｖ３００以下であるのに対しＨｖ３１０と最も高い。伸線化の容易なＣ量は重量で０．１０％  以下が好ましいことが分かった。
【００５４】
（２）高温引張特性
高温引張特性は８１６℃で評価した。発明の溶加棒による溶接金属の引張特性は概ね従来特性と遜色ない。
【００５５】
（３）クリープ破断特性
クリープ破断特性は９００℃で負荷応力一定の１７２ＭＰａで評価した。発明の溶加棒による溶接金属の破断時間は従来溶加棒による溶接金属の破断時間の２０倍以上の合金Ｎｏ．１で７５０時間，合金Ｎｏ．４で１，０５６  時間と非常に優れている。
【００５６】
（４）低サイクル疲労特性
低サイクル疲労特性は９００℃で全ひずみ範囲一定の０．４％  で評価した。発明の溶加棒による溶接金属の低サイクル疲労特性は概ね従来特性と遜色ない。
【００５７】
（５）熱衝撃特性
熱衝撃特性は２００から９００℃間の繰返し熱サイクル３００回での最大き裂長さで評価した。この繰返し熱サイクル３００回は、ガスタービンを一年間ＤＳＳ運転（毎日起動・停止運転）に相当する。発明の溶加棒による溶接金属のき裂長さは従来溶加棒による溶接金属のき裂長さの半分以下の合金Ｎｏ．１で５ｍｍ、合金Ｎｏ．４で３ｍｍと小さい。耐熱衝撃性に優れていることが確認された。
【００５８】
（６）腐食特性
腐食特性は溶融塩の塗布加熱法によった。溶融塩はＮａ２ＳＯ４−２５％ＮａＣｌの混合塩である。メタノールをバインダーとして混合塩のＮａ２ＳＯ４−２５％ＮａＣｌを試験片に塗布し、２５時間加熱後の減量から腐食性を評価した。塗布量は約０．２ｋｇ  ／ｍ２  を基準とし試験片の片面のみ塗布した。試験片は直径１３ｍｍ，厚み約３ｍｍとした。その結果、発明の溶加棒による溶接金属の腐食特性は概ね従来溶加棒による特性と遜色ない。
【００５９】
以上、本実施例で明らかなように本発明の溶加棒による溶接性及び溶接金属の高温強度並びに耐食性は従来溶加棒による特性と同等以上に優れていることが確認できた。特に、本発明の溶加棒を用いることによって本発明の目標であるクリープ特性及び熱衝撃特性が得られる。なお、クリープ特性と熱衝撃特性結果の対比から、熱疲労強度とクリープ強度の強い相関性が確認された。
【００６０】
（実施例２）
図４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５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、１７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。
【００６１】
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Ｃｒ６〜９％，Ｍｏ０．５  〜５％，Ｗ０．５〜１０％  ，Ａｌ４〜７％、及びＣｏ０．５  〜１０％、を含むＮｉ基合金、又はこれにＲｅ１〜４％，Ｔａ３〜９％，Ｈｆ０．２％  以下，Ｔｉ２％以下，Ｎｂ２％以下及びＭｏ５％以下の１種以上を含むＮｉ基合金によって構成される。初段ブレードは翼部１３０ｍｍ以上、その全長は約２２０ｍｍ以上である。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１，２５０〜１，３５０℃で固溶化処理後、１，０００〜１，１００℃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。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％，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。
【００６２】
初段ノズル２０はベーンが２連のもので、重量で、Ｃｒ２０〜３２％，Ｎｉ９〜１２％，Ｗ５〜１０％，Ｃｏ８〜１０％，Ｃ０．２〜０．４％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｂ０．００５〜０．０１５％及びＦｅ５．０％  以下、を含むＣｏ基超合金が用いられ、またＴｉ０．１〜０．４％，Ｚｒ１．０％以下，Ｎｂ０．３％以下，Ｈｆ１．０％以下及びＴａ２．０％以下の１種以上を含むことができ、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１，１５０〜１，２００℃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。
【００６３】
第２段ノズル２５および第３段ノズル２７はベーンが３連のもので、重量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０．０５〜０．２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，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基鋳造合金で構成する。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。
【００６４】
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％，Ｂ  ０．００２〜０．０１％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。
【００６５】
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。
【００６６】
使用燃料として、天然ガス，軽油が使用される。
【００６７】
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１，５００℃  ，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。
【００６８】
図６は本実施例における初段ノズルの斜視図である。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３７に２連のベーン３６が一体に形成される。ベーン３６は図７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、図８に示すようにインピンジメント冷却方法によって冷却される。また、トレーニングエッチでは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、コンベクション冷却方法によって冷却される。
【００６９】
ガスタービンノズルは図６に示すように長期の運転中に前述のようにその初段で１，５００℃  の高温の燃焼ガス流に曝されるほか、構造上強い拘束力を受けることから稼働中にクラック３０，３１が生じる。このクラック３０，３１は図８に代表するように概ねタイプＡ：貫通クラック（翼後縁側）あるいはタイプＢ：非貫通クラック（翼の付け根）である。これらのクラックは図８の模式図に示すようにクラックを超硬カッターにより幅約１０ｍｍ切削することにより端から端までクラックを完全に削除した後図９に示すようにＴＩＧ溶接により幅方向に３パス以上の多層肉盛層が形成される。肉盛溶接層はノズル表面に対して一層分だけ高くなるように設けた。なお、溶接に際して、ガスタービンノズルを１，１５０℃で４ｈ加熱保持する溶体化処理を施した。加熱中は非酸化性雰囲気中に保った。
【００７０】
また、貫通クラックの初層溶接では良好な裏波ビードを形成させるためアルゴンガスによるバックシールドを行った。補修溶接後、染色探傷試験を行ったが、溶接部は割れ等の欠陥は認められず実機溶接でも溶接性に問題のないことが確認出来た。溶接後、再び、１，１５０℃  で４時間非酸化性雰囲気中で加熱保持する溶体化処理を行った後、９８２℃での時効処理を施し、次いで、肉盛溶接層をベース合金の基体表面と同じ高さとなるように研削及び研摩を行った。引き続きベーンとサイドウォール内側にＺｒＯ２  層の遮熱コーテングを施した。次にこれら補修溶接したノズルを実機に搭載し信頼性を検討した。一年間運転を終了した時点で、補修溶接部はクラック及び腐食による損傷は認められなかった。
【００７１】
また、タービン排ガス温度は５５０℃〜６５０℃となり、蒸気温度５３０℃以上、最終段翼部長さ３０〜５０インチの高中低圧一体型蒸気タービンとの複合発電システムにした場合、高い総合発電効率が得られる。
【００７２】
【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とともに、長期にわたって運転したものを補修して再び使用することにより元の条件と同じ条件での運転が可能となり、ＬＨＶ表示で３７％以上の高効率のガスタービンを得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】肉盛溶接部の高温強度及び腐食試験片の採取位置を示す図。
【図２】ＴＩＧ溶接装置の断面図。
【図３】熱衝撃試験片の採取位置を示す図。
【図４】本発明に係るガスタービンの回転部分の断面図。
【図５】図４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。
【図６】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。
【図７】図６の初段ノズルの翼部の斜視図。
【図８】初段ノズルの割れと開先形状とを示す斜視図。
【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…タービンディスク、２２…シュラウド、２８…シールフィン、２５…第２段ノズル、２７…第３段ノズル、３０，３１…クラック、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。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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