(57)【特許請求の範囲】
【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。
【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高温ガスタービン。
【請求項３】
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ブレードを有し、前記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、Ｎｂ及びＴａの１種以上を重量で０.０１〜０.１％含み、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。
【請求項４】
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、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。
【請求項５】
圧縮機と、該圧縮機と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。
【請求項６】
圧縮機と、該圧縮機と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。
【請求項７】
圧縮機と、該圧縮機と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。
【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(１９９０−１）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／mm2 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Ｎｉ−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，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、Ｃ０.１５〜０.４０％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.０％，Ｖ  ０.１〜０.３５％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Ｎｉ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、０.２１〜０.２８％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５５０〜７００℃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５５０〜７００℃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Ｃ０.０５〜０.２％、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％，Ｃｒ８〜１３％、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０.０４〜０.０８％，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、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ９〜１３％，Ｍｏ０.５ 〜２％，Ｖ０.０５〜０.２％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％，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４５０℃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／cm2 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２０℃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，Ｃｏ０.５％以下，Ｃｕ０.５％以下，Ｂ０.０１％ 以下，Ｔｉ０.５％ 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，Ｚｒ０.０１〜０.５％，Ｈｆ０.０１〜０.５％，Ｖ０.０１〜０.５％ の１種以上と、残部が実質的にＮｉからなり、オーステナイト相基地にγ′相及びγ″相が析出した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Ｔｉ  ０.１〜０.３％，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％，Ｎｂ１.０〜３.０％，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Ｆｅ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％，Ｍｏ５〜１５％，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 Class８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】
0003845875.tif 000002
【００５７】
【表２】
0003845875.tif 000003
【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】
0003845875.tif 000004
【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３５０℃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８５０〜１１５０℃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１８０mm，Ｎo.２１はディスクとして直径１０００mm×厚さ１８０mm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】
0003845875.tif 000005
【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】
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【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８６kg／mm2 以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が７kg−ｍ／cm2以上であり、スタブシャフトとして必要な強度（引張強さ≧８１kg／mm2，２０℃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２５〜３０mm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】
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【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＋Ｃｏ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−６Ａｌ−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】
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【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】
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【００８９】
本実施例におけるノズルにはSUS410又はＭｏ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５３０℃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４０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ＥＳＲ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】
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【００９８】
【表１０】
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【００９９】
【表１１】
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【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／cm2以上，ＦＡＴＴ０℃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３５kg／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１７００  ＭＷ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−Ｍｏ−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、３０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１５kg／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，Ｃａ０.０４％ 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％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下、Ｍｎ１％以下及び残部Ｆｅからなるマルテンサイト鋼の鍛鋼で構成した。
【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Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０.５％以下，Ｃｒ１０〜１３％,Ｍｏ０.５％以下，Ｎｉ０.５％以下，残部Ｆｅからなるマルテンサイト鋼の鍛造で構成した。
【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％，Ｎ０.０２〜０.０８％，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１０〜２０万ｋＷの発電ができる。本実施例におけるロータシャフトの軸受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、２０℃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】
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【０１３８】
【表１３】
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【０１３９】
【表１４】
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【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１４００℃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。
【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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