(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
噴射された燃料を燃焼させ、その燃焼ガスをタービンノズルに案内する筒状のガスタービン用燃焼器において、該燃焼器の前記燃焼ガスに晒される前記筒状部分が、オーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金、Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかの遠心鋳造管よりなり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍで、共晶炭化物を有し、
前記Ｆｅ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％ 及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金からなり、
前記Ｎｉ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金からなり、
前記Ｃｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％ ，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金からなることを特徴とするガスタービン燃焼器。
【請求項２】
前記燃焼器の燃焼ガスにさらされる筒状部分の内周面にＦｅ，Ｃｏ及びＮｉの少なくとも１つを主成分とし、重量でＣｒ１０〜３０％，Ａｌ５〜３０％，Ｈｆ，Ｔａ，Ｙ，Ｓｉ及びＺｒの１種又は２種以上の合計で０．１〜５％ を含む合金からなる合金層及び酸化カルシウム，酸化マグネシウム及び酸化イットリウムの１種又は２種以上を合計で５〜１０重量％含むジルコニアからなるセラミックス層が順次形成されている請求項１に記載のガスタービン用燃焼器。
【請求項３】
圧縮機と、該圧縮機によって圧縮された空気を用いて燃焼ガスを形成させる燃焼器と、前記燃焼ガスによって回転するタービンとを備えたガスタービンにおいて、前記燃焼器の前記燃焼ガスにさらされる筒状部分がオーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金，Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかの遠心鋳造管よりなり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍで、共晶炭化物を有し、
前記Ｆｅ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％ 及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金からなり、
前記Ｎｉ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金からなり、
前記Ｃｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％ ，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金からなることを特徴とするガスタービン。
【請求項４】
圧縮機と、該圧縮機によって圧縮された圧縮空気を用いて燃焼ガスを形成させる燃焼器と、前記燃焼ガスによって回転するタービンとを備え、前記空気の圧縮比が１５〜２０及びその温度が３５０℃以上であり、前記燃焼器の燃焼ガスに晒される筒状部分の外周部に冷却用突起が設けられそのメタル温度が８００〜９００℃になるように前記圧縮空気によって前記外周部を冷却し、前記燃焼ガスの前記燃焼器出口温度が１４００℃以上であるガスタービンであって、前記燃焼器の前記燃焼ガスにさらされる筒状部分がオーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金，Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかの遠心鋳造管よりなり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍで、共晶炭化物を有し、
前記Ｆｅ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％ 及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金からなり、
前記Ｎｉ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金からなり、
前記Ｃｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金からなることを特徴とするガスタービン。
【請求項５】
圧縮機と、該圧縮機によって圧縮された圧縮空気を用いて燃焼ガスを形成させる燃焼器と、前記燃焼ガスによって回転するタービンとを備え、前記空気の圧縮比が１５〜２０及びその温度が３５０℃以上であり、前記燃焼器の燃焼ガスに晒されるライナー及びトランジションピースのメタル温度が８００〜９００℃になるように前記圧縮空気によって前記ライナー及びトランジションピースの外周部が冷却され、前記ライナーの外周部にリング状の突起が設けられ、前記燃焼ガスの前記燃焼器出口温度が１４００℃以上であるガスタービンであって、前記燃焼器の前記燃焼ガスにさらされる筒状部分がオーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金，Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかの遠心鋳造管よりなり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍで、共晶炭化物を有し、
前記Ｆｅ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金からなり、
前記Ｎｉ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金からなり、
前記Ｃｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％ ，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金からなることを特徴とするガスタービン。
【請求項６】
請求項１〜５のいずれかにおいて、前記燃焼器の燃焼ガスにさらされる筒状部分の内周面にＦｅ，Ｃｏ及びＮｉの少なくとも１つを主成分とし、重量でＣｒ１０〜３０％，Ａｌ５〜３０％，Ｈｆ，Ｔａ，Ｙ，Ｓｉ及びＺｒの１種又は２種以上の合計で０．１〜５％ を含む合金からなる合金層及び酸化カルシウム，酸化マグネシウム及び酸化イットリウムの１種又は２種以上を合計で５〜１０重量％含むジルコニアからなるセラミックス層が順次形成されていることを特徴とするガスタービン。
【請求項７】
圧縮機によって圧縮された圧縮空気を用いて燃焼ガスを形成させる燃焼器及び前記燃焼ガスによって回転するタービンを備えたガスタービンと、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、前記燃焼器の燃焼ガスに晒される筒状部分の外周部に突起が設けられそのメタル温度が８００〜９００℃となるように前記圧縮空気によって前記外周部が冷却され、前記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３５０℃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）以上であり、前記燃焼器の前記燃焼ガスに晒される筒状部分がオーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金，Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかの遠心鋳造管よりなり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍで、共晶炭化物を有し、
前記Ｆｅ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金からなり、
前記Ｎｉ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金からなり、
前記Ｃｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％ ，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金からなることを特徴とする複合発電システム。
【請求項８】
圧縮機によって圧縮された圧縮空気を用いて燃焼ガスを形成させる燃焼器及び前記燃焼ガスによって回転するタービンを備えたガスタービンと、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、前記燃焼器の燃焼ガスに晒される筒状部分の外周部に突起が設けられそのメタル温度が８００〜９００℃となるように前記圧縮空気によって前記外周部が冷却され、前記圧縮機は１５〜２０段のブレードを備え、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インチ以上の長さで、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℃以下であり、前記燃焼器の前記燃焼ガスに晒される筒状部分がオーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金，Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかの遠心鋳造管よりなり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍであり、共晶炭化物を有し、
前記Ｆｅ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金からなり、
前記Ｎｉ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金からなり、
前記Ｃｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金からなることを特徴とする複合発電システム。
【請求項９】
重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％ 及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金の遠心鋳造管からなる筒状部材であり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍであり、共晶炭化物を有することを特徴とするガスタービン燃焼器用部材。
【請求項１０】
重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金の遠心鋳造管からなる筒状部材であり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍであり、共晶炭化物を有することを特徴とするガスタービン燃焼器用部材。
【請求項１１】
重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金の遠心鋳造管からなる筒状部材であり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍであり、共晶炭化物を有することを特徴とするガスタービン燃焼器用部材。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は新規なガスタービン燃焼器、特に高いクリープ破断強度を有し、更に耐熱疲労性に優れたＦｅ、Ｎｉ及びＣｏ基鋳造合金から選ばれるガスタービン燃焼器とそれを用いたガスタービン並びにその部材に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ガスタービン燃焼器は板を冷間成形して製作されるため、板にするための熱間加工性及びその成形のための冷間加工性が良好な合金でなければならない。また高温の燃焼ガスによる加熱及び冷却の繰り返しを受けるため耐熱疲労性に優れた合金でなければならない。
【０００３】
合金の冷間加工性は室温での引張絞り率が大きい程良好であり、また耐熱疲労性は高温での引張耐力，引張絞り率およびクリープ破断強度が大きい程良好であることを発明者らは見い出した。
【０００４】
従来のガスタービン燃焼器にはＮｉ基耐熱合金であるハステロイＸ(０.１Ｃ−２２Ｃｒ−９Ｍｏ−０.５Ｗ−１Ｃｏ−１９Ｆｅ−残Ｎｉ ）が用いられている。しかし、近年ガスタービンの性能を向上させるために燃焼ガス温度を上昇させる気運にある。そのためその内筒の加熱温度より高温となる。従来、内筒の加熱温度は８００℃以下であったが、これが８００℃を越える。このため従来より使用されているハステロイＸでは耐熱疲労性が十分でない。
【０００５】
この合金は、Ｍｏを多量に含むため８００℃以上の高温では長時間の使用によって脆い金属間化合物を多量に析出し、合金の延性を顕著に低めることから耐熱疲労性が低い欠点を有する。
【０００６】
ガスタービン用燃焼器は、燃料ノズルより噴射された燃料はキャップを通ってライナーで燃焼し、その燃焼ガスはトランジションピースを通って静翼及び動翼へと案内される。ガスタービン用燃焼器において高温にさらされるのは前述のキャップ，ライナー及びトランジションピースであり、これらには前述の如く耐熱合金が用いられる。特に、ルーバ孔は両端に鋭い切欠きが設けられているため、急熱急冷の熱サイクルを受け、かつ切欠き部分での応力集中を受けるので、前述の如く加熱脆化しやすい合金では切欠き部分に熱疲労による割れが生じ易い。
【０００７】
発電用ガスタービンプラントの発電効率を向上することを目的として、ガスタービンの高温化技術が検討されている。このような高温化に伴って、ガスタービン部材の耐熱温度の向上が望まれている。Ｎｉ基あるいはＣｏ基等の合金材料の開発により、これら耐熱合金の耐熱温度が向上してきているが、現状では８５０℃程度で飽和している。一方、セラミックス材料は耐熱性の点では金属材料に比べて優れているが、構造材として用いるには靱性等の問題がある。従って、このような部材の高温化に対処するために、部材が高温にならないような方法の検討が盛んに行われている。このような方法として、部材の冷却方法が各種検討されている。又、もう１つの方法として熱伝導率の小さいセラミックスを、金属部材の表面にコーティングする方法がある。このようなコーティングは熱遮蔽コーティング(Thermal Barrier Coating以下ＴＢＣと略す）と呼ばれる。ＴＢＣは各種の冷却方法と組み合わせて用いることにより、その効果は大きくなる。一例として、基材である金属部材の温度をＴＢＣを施さないものに比べて５０〜１００℃低減できるという報告もある。このような方法を用いることによって、高温ガスタービン等の構成部材の信頼性を向上させることができる。ところで、ＴＢＣの技術的課題としては、ＴＢＣは基材を構成する耐熱合金と物性値が異なるセラミックス被覆層１を組み合わせたものであるため、基材とセラミックス被覆層との密着機構及びその信頼性の問題がある。特に、ガスタービン等では起動停止等の熱サイクルにより、セラミックス被覆層の剥離，脱落等の損傷が生じる。
【０００８】
燃焼器ライナー材として特公昭62−53583 号公報、そのＴＢＣとして特開昭61−174385号公報が知られている。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
ガスタービンの高効率化に伴い運転温度が年々上昇している。燃焼器においても高温化が進み、使用されている材料も高温強度の優れたものが要求されている。しかし、現在燃焼器は、圧延材を円筒に曲げ加工し、溶接によって製作されている。圧延材は結晶粒が小さいため高温クリープ強度が低く、かつ鍛造，圧延時に割れを生ずるおそれがあるため、強化合金元素を多く添加できなかった。従って、耐用温度として８００℃が限度とされていた。また、圧延板を曲げ、溶接にて円筒を製作していたので、溶接部の強度が低下した。
【００１０】
ガスタービン部品の基材温度が高くなるのを防止し、その温度を低減化することを目的としてＴＢＣを実施するに際して、従来のＴＢＣを施した部品ではTBC の高温耐久性が低いので、部品の基材温度の低減を十分発揮することは困難である。
【００１１】
本発明の目的は、より高温での高いクリープ破断強度を有し、更に耐熱疲労性の高い鋳造合金を使用したガスタービン燃焼器とそれを用いたガスタービン並びにその部材を提供することにある。特に、本発明の目的は８５０℃、１０4 時間クリープ破断強度が３kg／mm2 以上の鋳造合金を使用したガスタービン燃焼器とガスタービン並びにその部材を提供することにある。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
本発明は、噴射された燃料を燃焼させ、その燃焼ガスをタービンノズルに案内する筒状のガスタービン用燃焼器において、該燃焼器の前記燃焼ガスに晒される前記筒状部分が、オーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金、Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかの遠心鋳造管よりなり、前記合金はその平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍで、共晶炭化物を有し、
前記Ｆｅ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．１５〜１．０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＭＣ型炭化物形成元素の１種又は２種以上を合計量で０．１〜１％及びＦｅ３０〜５０％を含むＦｅ基鋳造合金からなり、
前記Ｎｉ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ０．１〜４０％，Ｍｏ及びＷの１種又は２種を合計で１０％以下，Ｔｉ１０％以下，Ａｌ５％以下及びＮｉ２０．８８〜６０．６９％を含むＮｉ基鋳造合金からなり、
前記Ｃｏ基鋳造合金が、重量で、Ｃ０．０４〜１．０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０．５〜２０％ ，Ｎｉ３０％以下でＣｏ３５〜６０％を含むＣｏ基鋳造合金からなることを特徴とするガスタービン燃焼器にある。
本発明は、Ｆｅ基合金、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金のいずれかの鋳造合金よりなり、平均結晶粒径が０．５〜４．５ｍｍである合金により遠心鋳造によって筒状に製造された燃焼器ライナーを用いたガスタービン燃焼器が好ましい。本発明は、ライナーを遠心鋳造により製造されるので、溶接を用いずに筒状にできるものである。
トランジションピースを精密鋳造法により製造するのが好ましい。燃焼器ライナーの内外周面はストレートであるが、特に外周では冷却と強化のために周方向にリング状に突起を設けるのが好ましい。燃焼器ライナーの肉厚は１．０〜５．０ｍｍが好ましく、より１．５〜３．０ｍｍが好ましい。燃焼器ライナーの強化のために円周上に設けるリング状の突起の高さは１．０〜３．０ｍｍが好ましく、前述の肉厚との合計を４．０〜６．０ｍｍとするのが好ましい。トランジションピースの肉厚は２．０〜７．０ｍｍが好ましく、より３〜５ｍｍが好ましい。また、燃焼器ライナーは熱効率を高めるために冷却用の空気をその外周面によってのみ行う構造とするのが好ましい。
【００１４】
本発明に係る材料としてＦｅ基鋳造合金，Ｎｉ基鋳造合金あるいはＣｏ基鋳造合金のいずれかが用いられる。Ｃｏ基鋳造合金は重量でＣ０.０４〜１.０％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｗ０.５ 〜２０％，Ｎｉ３０％以下及びＣｏ３５〜６０％を含む合金、これにＴｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ｖ等のＭＣ型形成元素からなる少なくとも１つを３％以下含むものが好ましい。特に、Ｃ０.０４〜０.１５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｎｉ５〜２５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｗ５〜１６％又はこれにＴｉ，Ｎｂ及びＺｒの少なくとも１種を0.1〜０.３５％を含む合金が好ましい。
【００１５】
Ｆｅ基鋳造合金は重量で、Ｃ０.０１〜１.０％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ３％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｎｉ１０〜３０％及びＦｅ３０〜５０％を含むこと、これにさらに前述と同様のＭＣ型形成元素の少なくとも１つを３％以下、好ましくは０.１〜１％ を含むものが好ましい。特に、Ｃ０.１５〜０.６％，Ｓｉ０.５〜２.０％ ，Ｍｎ０.５〜３.０％，Ｎｉ１５〜３０％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｔｉ０.１０〜０.３０％及びＮｂ０.１０〜０.３５％を含むＦｅ基鋳造合金が好ましい。
【００１６】
Ｎｉ基鋳造合金は重量で、Ｃ０．０４〜０．５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％，Ｃｏ１５〜３０％，Ｗ及びＭｏの少なくとも１種１０％以下，Ｔｉ０．１〜１０％，Ａｌ０．１〜５％及びＮｉ３５〜５５％を含む合金、これらさらにＴａ，Ｎｂ，Ｖ，Ｈｆ，Ｚｒの少なくとも１つを２％以下含む合金が好ましい。特に、Ｃ０．０５〜０．１５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ２０〜３０％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｗ４〜１０％，Ｔｉ１．５〜３．５％，Ａｌ１．０〜２．５％を含むＮｉ基鋳造合金が好ましい。
本発明に係るこれらの合金は、高温強度向上のために平均結晶粒径を０．５ｍｍ以上で、４．５ｍｍ以下に大きくするものである。また溶接部の強度低下を防ぐため溶接しないで円筒を製作する必要がある。これを解決するため遠心鋳造法により円筒状を製作する。遠心鋳造により製造されることにより、結晶粒が大きく、かつ溶接部のない部材が得られる。
【００１７】
本発明は、噴射された燃料を燃焼させ、その燃焼ガスをタービンノズルに案内する筒状のガスタービン用燃焼器において、該燃焼器の内筒及びトランジションピースが重量で、Ｃ０.０４〜０.１５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１５〜３５％及びＷ０.５〜２０％ を含み、又はこれにＣｏ１５〜４０％，Ａｌ０.１〜５％，Ｔｉ０.１〜５％及びＢ０.００１〜０.１％を含み、残部が２０％以上のＮｉからなる鋳造合金によって構成され、実質的に全オーステナイト相を有するＮｉ基鋳造合金を用いることができる。更に、本発明は前述の合金に希土類元素０.５％以下，Ｎｂ３％以下，Ｍｇ０.１％以下及びＺｒ０.５％ 以下の少なくとも１つを含有することが好ましい。特に、Ａｌ０.１〜２％，Ｔｉ０.１〜２％，希土類元素０.００５〜０.５％が好ましい。
【００１８】
本発明は、圧縮機と、該圧縮機によって圧縮された空気を用いて燃焼ガスを形成させる燃焼器と、前記燃焼ガスによって回転するタービンとを備えたガスタービンにおいて、前記燃焼器の前記燃焼ガスにさらされる筒状部分が前述のようにオーステナイト系Ｆｅ基鋳造合金，Ｎｉ基鋳造合金及びＣｏ基鋳造合金のいずれかよりなることを特徴とする。
【００１９】
また、本発明は、前記空気の圧縮比が１５〜２０及びその温度が３５０℃以上であり、前記燃焼器の燃焼ガスにさらされる筒状部分の外周部に冷却用突起が設けられそのメタル温度が８００〜９００℃になるように前記圧縮空気によって前記外周部を冷却し、前記燃焼ガスの前記燃焼器出口温度が１４００℃以上であることを特徴とする。
【００２０】
更に、本発明は、前記空気の圧縮比が１５〜２０及びその温度が３５０℃以上であり、前記燃焼器の燃焼ガスにさらされるライナー及びトランジションピースのメタル温度が８００〜９００℃になるように前記圧縮空気によって前記ライナー及びトランジションピースの外周部が冷却され、前記ライナーの外周部にリング状の突起が設けられ、前記燃焼ガスの前記燃焼器出口温度が１４００℃以上であることを特徴とする。
【００２１】
本発明は、１２段以上のブレード及びノズルを有する圧縮機と、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１体のもの複数個に分割されたロータに植設された１２段以上のブレード有し、初段よりも少なくとも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せたもの、各段毎に１枚のディスクにしたもののいずれも用いることができる。
【００２２】
更に、本発明における圧縮機用ロータ材はいずれもＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ系低合金鋼よりなり、１体のもの、１段毎のもの、更に複数個に分割されたロータに植設させた場合には、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を植設させ、少なくともその最終段を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 以上とするものが好ましい。
【００２３】
更に、本発明における圧縮機用ロータ材として１体のもの、１段毎のもの、更に複数個に分割されたロータに植設させたものの少なくとも最終段には重量で、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系低合金鋼を用いるのが好ましい。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。
【００２４】
更に、本発明に係る分割型ロータの圧縮機は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とするのが好ましい。
【００２５】
圧縮機用ブレードは初段と必要に応じて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するのが好ましい。
【００２６】
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、前記ガスタービン用燃焼器ライナーが前述に記載のＦｅ基，Ｎｉ基及びＣｏ基より選ばれた鋳物からなり、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。
【００２７】
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ラ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、前記ガスタービン用燃焼器ライナーは前述に記載のＦｅ基，Ｎｉ基及びＣｏ基合金より選ばれた鋳物からなり、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。
【００２８】
本発明は、燃焼器内筒を前述に記載のＦｅ基合金，Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金のいずれかの遠心鋳造鋳物によって構成するものである。この鋳物によって構成することにより高強度が得られるとともに、溶接による円筒体を形成することがなくなるので、溶接部での強度低下を防止できる。ガスタービン用燃焼器は燃焼ガス温度が１３００℃以上の１４００℃、更に１５００℃とより高温化になってきており、これに伴って燃焼器自身もより高温化されてきている。そのためより高温で高強度材が望まれ、胴体部で接合部のない構造とすることができ、厚さ２ｍｍ以下のより薄肉化と冷却孔のない構造とすることができる。それにより冷却に使用される空気量を少なくし熱効率の向上が達成されるものである。
【００２９】
Ｃは、高温度で使用中に炭化物を析出して高温における耐力，クリープ強度を高めるために、０.０４％ 以上とする。しかし、１.０％ を越えると高温で使用中に炭化物の析出が著しく、高温引張絞り率を低める。Ｃｏ及びＦｅ基合金においては０.０４〜１.０％、Ｎｉ基合金においては０.０４〜０.５％とする。特に、Ｎｉ基においては０.０５〜０.２％，Ｆｅ基においては０.１５〜０.３５％，Ｃｏ基においては、０.１５〜０.３５％が好ましい。
【００３０】
Ｃｒは合金に固溶して高温における耐力，クリープ強度を高め、更に合金の高温耐酸化性，耐硫化腐食性を高めるために１５％以上含有させることが必要である。しかし３５％を越えるとシグマ相を析出し、高温引張試験における絞り率を減ずる。特に、いずれも１８〜３０％が好ましく、より好ましい範囲は２０〜２６％である。
【００３１】
ＷはＣｏ基又はＮｉ基合金に有効で合金に固溶して高温における耐力を顕著に高め、更にクリープ破断強度を顕著に高める。しかし、Ｃｏ基では２０％，Ｎｉ基では１０％を越えると逆に高温における耐力を急激に低め、更に冷間加工性及びシグマ相を析出し高温引張における絞り率を減ずる。好ましい範囲はＣｏ基では５〜１６％，Ｎｉ基では４〜１０％である。Ｎｉ基合金ではＷとＭｏとを同等に含有させることができ、総合で前述の含有量とするのが好ましい。
【００３２】
ＣｏはＦｅ基及びＮｉ基合金に固溶して室温および高温でのクリープ破断強度を顕著に高める。しかし、３０％を越えると高温延性が急激に低下するとともに高温引張における絞り率を減じる。好ましい上限は２５％である。
【００３３】
ＡｌはＦｅ基又はＮｉ基合金に対し０.１〜５％ の添加で、合金中に固溶し、さらに高温での時効によってガンマ・プライム相を析出して高温引張における耐力，クリープ破断強度を高める。好ましい範囲はＮｉ基合金に対し１.０〜２.５％である。
【００３４】
Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，ＮｂはＦｅ基又はＣｏ基合金に対して３％以下及びＮｉ基合金に対し０.１〜１０％ の添加で、合金中に固溶し、さらに高温での時効によってガンマ・プライム相を析出して高温引張における耐力，クリープ破断強度を高める。しかし前者に対しては３％、後者には１０％を越えると高温引張における絞り率を減ずる。好ましい範囲は前者には０.１〜１.５％、より好ましくは０.１０〜０.３５％、後者には１.５〜３.５％である。
【００３５】
ＦｅはＮｉ基又はＣｏ基合金に対し合金元素の添加の際に含有されるが、クリープ破断強度を低めるので、極力その含有を下げた方がよい。含有される場合でも２％以下が好ましい。好ましくは、１％以下、より好ましくは０.２％ 以下である。
【００３６】
Ｓｉ及びＭｎは脱酸剤として添加される。しかし、Ｓｉが２％以下、好ましくは１％以下及びＭｎが３％以下、好ましくは２％以下添加する。逆にこれらの含有量を越えるとクリープ破断強度が低下するので、各々前者は２％及び後者は３％以下とする。特に、いずれに対してもＳｉ０.２〜０.６％及びＭｎ０.４〜1.0％が好ましい。
【００３７】
Ｂは極微量でオーステナイト結晶粒界に偏析し、クリープ破断強度及び高温延性を向上させる元素であり、０.００１％ 以上で効果が得られるが、０.１％ を越えると熱間塑性加工性を低めるとともに高温延性を低めるので、０.００１〜 ０.１％ 以下が好ましい。
【００３８】
Ｍｇ及び希土類元素は合金のオーステナイト結晶粒界に偏析し、クリープ破断強度を高める。また、Ｚｒは強力な炭化物形成元素であり微量の添加によって  Ｔｉ等の他の炭化物の形成とともに相乗的な作用によってクリープ破断強度を高める。しかし、これらの元素を過剰に添加すると粒界の結合力を減じるとともに粗大な炭化物の形成となるなど高温における延性を減少させるので、Ｍｇ０.１ ％以下，希土類元素０.５％ 以下、特に、Ｍｇ０.００５〜０.０５％，希土類元素０.００５〜０.１％が好ましい。
【００３９】
本発明は、前述のＮｉ，Ｃｏ，Ｆｅの少なくとも１種を主成分とする鋳造合金よりなる基材上にＦｅ，ＮｉとＣｏの少なくとも一方を主成分としＣｒとＡｌを含み前記基材よりも高温耐酸化，高温耐蝕性に優れた合金の合金層を有し、前記合金層上にＺrＯ2を主成分とするセラミックスから成る被覆層を有し、前記合金層と前記セラミックス被覆層の境界に予めＡｌを主成分とする酸化物層を形成することが好ましい。前記セラミックス被覆層を構成する材料が、ＺｒＯ2 を主成分とし、合計で５〜１０重量％のＣａＯ，ＭｇＯ，Ｙ2Ｏ3の１つ以上を含むこと、前記結合層を構成する材料が、Ｆｅ，Ｃｏ及びＮｉの少なくとも１つを主成分とし、重量でＣｒを１０〜３０％及びＡｌを５〜３０％含み、又はこれにＨｆ，Ｔａ，Ｙ，Ｓｉ，Ｚｒの１つ以上を０.１〜５％ 含む合金よりなることが好ましい。セラミックス被覆層は０.１〜０.８mm、合金層は０.０１〜０.２mmが好ましい。
【００４０】
【発明の実施の形態】
実施例１
表１に用いた材料の化学組成（重量％）を示す。材料１は比較材であり、圧延後曲げ加工と溶接によって円筒にし、燃焼器に供される。結晶粒は圧延材であることから微細化しており、約８０μｍとなっている。２〜６は本発明法により製作された材料である。
【００４１】
【表１】
0003756994.tif 000002
図１に示す回転鋳型１を約８００rpm に回転させておき、別途トリベ３に準備した溶湯２を本回転鋳型内に注湯し、凝固させることにより円筒とする。円筒としては回転数，容量，鋳型サイズにより各種の直径，肉厚，長さを得ることができるが、ここでは外径２３０mm×内径２２０mm×長さ５００mmを得た。組織はデントライト組織を有し、共晶炭化物を有する等軸品あるいは柱状晶を示し、表１に示すように平均結晶粒径は大きく、Ｃｏ基鋳造合金では０.５〜３.０mmを示し、Ｆｅ基鋳造合金では４．５ｍｍを示した。遠心鋳造後、切削加工により図２に示す燃焼器内筒を製造した。
【００４２】
図２は製造したガスタービン用燃焼器における燃焼器ライナーの斜視図を示している。このライナーの基本形態は円筒形をなして、その内側に、外側を流れる圧縮空気と隔絶する燃焼室を形成している。前記ライナーを構成するライナースリーブの一方の開放端には、燃料ノズル（図示せず）を取付けるためのノズルキャップ２２が嵌着されている。そのノズルキャップ２２の中央部には、燃料ノズルカラー２３が設けられていると共に、そのノズルカラー２３の外周側には、燃焼用空気導入穴２３ａが設けられている。またライナースリーブの他方の開放端側には、燃焼ガスをタービンノズル３２に導くトランジションピース（いずれも図示せず）を接続するためのスプリングシール２４が嵌着されている。またライナースリーブの周面には、混合空気孔５，希釈空気孔６およびクロスファイアチューブカラー７、更には冷却のためにリング状の突起８が多数設けられている。図中では突起８を両端で示し中央部は省略している。そして、この燃焼器ライナーは、ノズルキャップ２２に取付けたライナーストップを介して燃焼器外筒（図示せず）に固着されるものである。
【００４３】
本実施例ではいずれの鋳造合金も鋳造のままであり、鋳造時は内外面ストレートなパイプであるが、機械加工によって外周面にリング状の突起８が多数形成される。この突起８は外面を流れる冷却用空気によって冷却効率が高められる。内筒の肉厚は約３mm，突起を含めて全体で５mm程度の厚さである。本実施例では燃焼器出口での燃焼ガス温度が１４００℃以上とし、燃焼器ライナーのメタル温度が８００〜９００℃となるように圧縮機によって圧縮比１５〜２０に圧縮されその圧縮されたその温度が４００℃以上の圧縮空気によって冷却されるようにしたものである。本実施例では後述するように高強度を有する鋳物によって構成したのでメタル温度を高温度にでき、その結果その冷却のために流す空気をその外周だけで行うことが出来るので、熱効率を高めることが出来た。
【００４４】
図３は得られた鋳造合金の８００〜９８２℃，１００〜５０００ｈクリープ破断強度を示す線図である。
【００４５】
Ｎo.１，２で比較すると同組成でも鋳造材の方がクリープ破断強度は大きくなる。さらに鋳造材では、鍛造割れの恐れがないのでＣを多くしたＮo.３合金、さらにＴｉ，ＡｌのＮo.５、Ｔｉ，Ｎｂ，ＺｒのＮo.４は優れた高温強度を示す。本発明材の鋳造材は８００℃，１０万時間（Ｐ＝２６.８×１０3）クリープ破断強度が５kg／mm2 以上の高い強度を示している。
【００４６】
図４〜図９はＮo.１〜Ｎo.６の１００倍の金属組織を示す顕微鏡写真である。図４のＮo.１は鍛造材であり、図５がＮo.２、図６がＮo.３、図７がＮo.４、図８がＮo.５及び図９がＮo.６のいずれも鋳造のままの組織である。図に示すように本発明材は結晶粒界に炭化物又は金属間化合物が晶出した組織を有する。
【００４７】
図１０は引張強さと温度との関係を示す線図である。図に示すように８００℃以上の高温側では鍛造材のＮo.１は急激に引張強さが低下するが、本発明材の低下は小さく、高い値を示す。８００℃ではいずれも２０kg／mm2 以上の値を有し、９００℃では１５kg／mm2 以上を有する。
【００４８】
図１１は耐力と温度との関係を示し、Ｎo.５が８００℃で約６０kg／mm2 、
９００℃で約５０kg／mm2 と高い値を示す他は同等の値である。Ｎo.６を除きいずれも８００℃では２０kg／mm2 以上、９００℃では１５kg／mm2 以上であり、またＮo.６は各々１４kg／mm2 及び９kg／mm2 であり、燃焼器ライナー材として十分なものである。
【００４９】
図１２は伸び率と温度との関係を示す線図である。Ｎo.１の鍛造材は高い伸び率を有しているが、本発明材の鋳造材はそれよりも低いが、実用上の５％以上の伸び率が得られる。
【００５０】
図１３は８００℃の回転曲げ疲労試験結果を示す線図である。高サイクル疲労強度は鍛造材のＮo.１が高い値を示すが、鋳造材は結晶粒界が大きいことから低い値である。実際の燃焼器ライナーにおいては３kg／mm2 程度であるが、本発明材が約１５kg／mm2 以上であるので、十分に高い値である。
【００５１】
実施例２
実施例１と同様に表２に示す合金（重量％）を遠心鋳造法によって同じ大きさの円筒体を製造し、同様に機械加工によって外表面に突起を設けた。また、本実施例においては、鋳造後１１５０℃で３０分加熱し、空冷する溶体化処理を施した。結晶粒は０.５〜３mm 有し、いずれも優れたクリープ破断強度を有するものである。機械的性質として、８５０℃，１０4ｈクリープ破断強度（Ｐ＝２７.０×１０3）は３kg／mm2以上、特にＷを１０％以上多量に含む合金においては５kg／mm2 以上の優れた強度を示すことが認められた。
【００５２】
【表２】
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実施例３
図１４は実施例１のＮo.２及びＮo.６の合金を用いたガスタービン用燃焼器の断面図である。
【００５３】
図に示すごとく空気圧縮機（図示せず）によって圧縮比１５〜２０に圧縮された３５０〜４５０℃の高温になった空気を空気導入口２０を有するケーシング１２の一方に燃焼器外筒１３を、さらに他方にタービン１４をそれぞれ連結し、これら燃焼器外筒１３およびケーシング１２の内部には燃焼器ライナー１５と、燃焼器ライナー１５とタービン１４を連通させるトランジションピース１６を配置させている。ここで燃焼器ライナー１５には燃料ノズルを臨ませ、その軸方向の壁面には燃焼用２０次空気孔１８，燃焼用１２次空気孔１９，希釈空気孔１０それにルーバあるいはスリット等による冷却空気孔１１が任意数設けられている。このような構成によって、空気導入口２０よりの圧縮機吐出空気１００はまずトランジションピース１６の外周を対流伝熱作用によって冷却を行い、しかる後に燃焼器外筒１３と燃焼器ライナー１５とで形成された環状空間を通り、燃料ノズルの位置する燃焼器上流側へ向けて流れ、前記各空気孔より１次燃焼用空気１０１，２次燃焼用空気１０２，希流動状態が見られる。すなわち、冷却空気孔１１より燃焼器ライナー１５の壁面に沿って並行に流出する冷却用空気１０４の一部は燃焼器ライナー１５の内部を流れる燃焼ガス２０１と混合して混合層202を形成し、これらは燃焼器ライナー１５の壁面冷却作用をなさない。一方、燃焼器ライナー１５の壁面に接した部分には対流伝熱による温度境界層２０３が冷却空気孔１１より下流へ向うにつれて発達する。この結果、冷却空気孔１０より下流へ進むにつれ冷却効果は低下の傾向を示す。冷却効果の低下は燃焼器ライナー１５の壁面温度上昇につながるので許容温度以内に押えるため、図に示したごとく短いピッチで断続して冷却空気孔１０を設けられる。ここで使用されている冷却用空気１０１，１０２，１０３はタービン入口温度の均一化の要求などから圧縮機吐出空気１００の２０％以下に押えられており、１４００℃以上の燃焼ガス温度における燃焼器ライナー１５の壁面温度は最も輻射伝熱量の多い火炎発生領域で８００℃程度に達する。
【００５４】
また表２のＮo.１４の合金の鋳物を製造し、熱間圧延によって板に同様の溶体化処理し、厚さ２mmの板にした。この板を用いて、冷間曲げ加工によって所定の形状のトランジションピース１６及びノズルキャップ２１が形成される。これらを溶接によって接合した。溶接は、母材と同じ組成を有するＮo.１３の溶接ワイヤを用い、突合せタングステンイナートガス（ＴＩＧ）溶接によって行われた。溶接後、１１５０℃で３０分間加熱保持し、次いで空冷を行い、歪取りを施した。
【００５５】
以上の様に製作されたガスタービン燃焼器を軽油燃焼させる実機に適用することによって、その燃焼器は耐熱疲労性に優れた合金を使用されているので、従来合金を用いたものに比較して長寿命となるばかりでなく、ガス温度を上昇させることができることは明白である。
【００５６】
実施例４
図１５は本発明による低ＮＯｘ型燃焼器を含むガスタービンの一部分を示す。燃焼器の典型的なものは、断面が円形で、複数の燃焼器を有し、これらの燃焼器はガスタービンの周囲に沿って隔設されている。ガスタービンはまた、燃焼用と冷却用の高圧空気を供給する圧縮機を有する。ガスタービンの作動中、燃焼器は燃料を圧縮機からの高圧空気と共に燃焼させ、この空気にエネルギーを与える。こうして生じた高温のガスのエネルギーの一部は燃焼器からトランジションピース１６を経て第１段ノズルとタービン動翼に達する。タービン動翼は圧縮機と適当な負荷とを駆動する。
【００５７】
低ＮＯｘ型燃焼器はタービンケーシング１７に固定された燃焼器ライナー１５に囲まれている。燃料は燃料管路１８を経てガスタービンへ送られる。燃料は燃料ノズルのような適当な燃料導入手段２０によって燃料を燃焼器内へ導入する。燃料導入手段２０はガス状または液状の燃料が用いられる。燃料ノズルは複数用いられる。
【００５８】
本例は副室２５と主室２６を含み、主室の上流端は比較的小さな断面のスロート域によって副室の下流端に連結されている。
【００５９】
燃料室２５，２６は円形断面のものが好ましい。本実施例においては燃焼室２５，２６の燃焼器ライナーとトランジションピース１６を実施例１のＮo.６のＦｅ基耐熱合金を用い、燃焼器ライナーを遠心鋳造によって製造し、トランジションピース１６をロストワックス精密鋳型を用い鋳型下部より溶湯を吸い上げる吸引法による鋳物を製造した。燃焼器ライナーは素材は肉厚の等しいものである。
【００６０】
燃焼器ライナーの冷却には実施例１〜３と同様に圧縮機によって圧縮された３５０〜４５０℃の空気が用いられ、ライナー外周面に切削加工によって設けられたリング状の突起８を通して冷却される。
【００６１】
燃焼器ライナーの冷却にはルーバ又はスロットルを利用した空気膜冷却を用いることが好ましい。
【００６２】
本実施例における鋳物はいずれも鋳物のままのものを用いが、１１００〜1175℃で溶体化処理することができる。溶体化処理した後、Ｆｅ基合金においては９５０〜１０００℃で時効処理することができる。
【００６３】
本実施例における燃焼器ライナーは内周面は平坦なものであり、遠心鋳造での内周面には非金属介在物が多く形成されるので、その周面を切削加工によって切削して用いる。本実施例における特性は実施例１と同様であった。本実施例においても燃焼ガス温度１４００℃以上で燃焼器ライナーのメタル温度を８００℃以上になるように冷却及びその構造を有するものである。
【００６４】
実施例５
図１６は実施例１〜４にて得た第１段への燃焼ガス入口温度が１４００℃以上であるガスタービンの回転部の断面図である。３１は燃焼器、３２はタービンノズル、３３はタービンブレード、３４はタービンスタッキングボルト、３５はディスタントピース、３６はインデューサ、３７はタービンスペーサ、３８はタービンディスクであり、タービンノズル３２及びタービンブレード３３は３段のものである。
【００６５】
本実施例では燃焼器ライナー及びトランジションピースの内周面全面に熱遮蔽のためにセラミックスコーティングを溶射によって形成した。
【００６６】
いずれもその内表面を脱脂洗浄後、スチール製のグリッドを用いてプラスチングし、しかる後、プラズマ溶射を用い、重量で１０％Ｎｉ−２５％Ｃｒ−７％Ａｌ−０.６％Ｙ−５％Ｔａ−残部Ｃｏ からなる合金の被覆層を形成した。プラズマ溶射は２００Torrの圧力のＡｒ中で行った。この場合プラズマ溶射を行う雰囲気中の酸素分圧は酸素センサーで測定した結果１０~3気圧以下であった。プラズマの出力は４０ｋＷである。このような条件で厚さ０.０１mm のＣｏ，Ｎｉ，Ｃｒ，Ａｌ，Ｙ合金被覆層を形成した後、直ちに前述の結合層の上にＺｒＯ2−８％Ｙ2Ｏ3被覆層を形成した。溶射条件はプラズマ出力５０ｋＷで、大気中溶射である。ＺｒＯ2−８％Ｙ2Ｏ3被覆層の厚さは０.３mmである。その後、１０６０℃，１０時間、真空中で加熱処理を行い合金被覆層と基材との拡散処理を行った。
【００６７】
このようにして得たものから熱サイクル試験のための試料を採取し、７５０℃，１５分間保持，２０〜２５℃水中に１５秒保持の繰り返しの熱サイクル試験を行った。本実施例においてはいずれも１７００回の繰り返しでも熱遮蔽層の剥離は生じなかった。このような熱遮蔽層を設けることにより燃焼器ライナー及びトランジションピースのメタル温度を５０〜１００℃程度低めることができることから燃焼ガス温度のより高温化と冷却のための空気を少なくできるので、より高効率の熱効率が得られる。
【００６８】
本実施例に係るガスタービンは以下の構成を有する。
【００６９】
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からなるもの、又はＳｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１％以下のものからなり、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。
【００７０】
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／mm2 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／mm2 以上を有するものである。
【００７１】
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。
【００７２】
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系鋳造物によって構成される。
【００７３】
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、燃焼ガス入口温度が１５００℃以上のより高い温度においては初段ブレードに更にＲｅ５％以下を含む翼部が単結晶でダブティルが柱状晶又は全体が単結晶合金又は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。翼部が単結晶である合金に対してはＳｉ及びＭｎを含まず、Ｃ及びＢ量を０.０５％ 以下とし、Ｔｉを０.５％ 以下、Ｔａを２〜１０％含有させるが好ましい。２段以降は前述の合金が用いられる。
【００７４】
１４００℃級の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。初段以降には重量で、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２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。
【００７５】
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基地合金が好ましい。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。
【００７６】
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。
【００７７】
更に、１５００℃級ガスタービンノズルには初段に前述のＣｏ基合金、２段以降に前述のＮｉ基合金にＴａ２％以下，Ｂ０.１５％ 以下含有したものを用いるのが好ましい。
【００７８】
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拡散コーティングを施すことができる。コーティング層の厚さは３０〜１５０μｍで、ガスに接する翼部に設けることが好ましい。この拡散コーティングに代えて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。
【００７９】
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３重構造からなり、内筒及びトランジョンピースは前述のとおりである。
【００８０】
圧縮機のロータは、分割型とし、ａには１及び２段翼、ｂには３及び４段翼、ｃには５及び６段翼、ｄには７および８段翼、ｅには９，１０および１１段翼、ｆには１２〜１４段翼、ｇには１５〜１７段翼を植込む７分割構造になっており、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によって結合されるとともにディスタントピース３５に結合している。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及びｇ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ので、前述の低合金鋼が用いられる。
【００８１】
以上の構成によって、圧比縮比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１４００℃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、燃焼器ライナーは同様に高温強度及び耐疲労強度が高い鋳物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。
【００８２】
また、初段タービンブレードにＮｉ基単結晶合金を用いることにより、初段タービンノズルへのガス入り口温度が１５００℃，初段タービンブレードのメタル温度が１０００℃，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３４％以上の発電用ガスタービンが達成できる。
【００８３】
実施例６
図１７は実施例５のガスタービンを用い、高低圧一体型蒸気タービンと併用した１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み合わせて発電することができ、各々３台又は６台ずつ組み合わせることができる。
【００８４】
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。
【００８５】
まず空気は吸気フィルタと呼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３５０〜４５０℃の圧縮空気を低ＮＯｘ燃焼器へ送る。
【００８６】
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を発生する。
【００８７】
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。
【００８８】
高低圧一体型蒸気タービンは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。本実施例では最終段動翼の翼長を３０インチ以上とし、特に３３.５ インチ長翼にすると環帯面積が２６インチに対し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。
【００８９】
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，低圧側の脆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。
【００９０】
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るブレードは１５段備えており、蒸気は蒸気コントロールバルブを通って蒸気入口より
５３８℃，１２６atg の高温高圧の蒸気が高圧部に流入する。蒸気は高気部に流入し、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によって再熱されて５３８℃，３５atg に加熱されてロータの低圧部を通り、約４６０℃，０.１atgの蒸気として出口より排出され、復水器に入る。
【００９１】
本実施例に係る高低圧一型体ロータシャフトは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。ロータシャフトのブレードの植込み部はディスク状になっており、ロータシャフト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。
【００９２】
本実施例に係るロータシャフト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６５０℃で４０時間加熱保持の焼戻しを行った。
【００９３】
(1）高低圧一体型ロータシャフト
本実施例ではこの部材として重量で、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を含み、全ベーナイト組織を有する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。特に、Ｃ０.２０〜０.２８％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５％，Ｎｉ１.６〜２.０％，Ｃｒ１.７〜２.３％，Ｍｏ１.０〜１.５％，Ｖ０.２０〜０.３０％を含むものが好ましい。
【００９４】
(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。
【００９５】
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。
【００９６】
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。
【００９７】
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。
【００９８】
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。
【００９９】
(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。
【０１００】
(4）蒸気タービンケーシングには、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。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。
【０１０１】
本実施例において、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る。
【０１０２】
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Ａｌ４〜８重量％及びＶ２.５〜５.５重量％を含むＴｉ基合金によって構成される。
【０１０３】
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。
【０１０４】
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。
【０１０５】
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み合わせ、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。
【０１０６】
発電出力の割合は、１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。
【０１０７】
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。
【０１０８】
複数発電は、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。
【０１０９】
【発明の効果】
以上の如く、本発明によれば軸方向に溶接部のない無垢な材料で製造されているので、耐熱疲労性が優れ、長寿命のガスタービン燃焼器が得られる。更に、燃焼器ライナー及びトランジションピースの耐熱温度を高められ、冷却に使用される空気を少なくできるのでより高い熱効率が得られるものである。
【０１１０】
本発明は、発電用，航空機用，車両用，駆動用および船舶用ガスタービンの燃焼器に用いられる。
【図面の簡単な説明】
【図１】遠心鋳造法を示す断面図。
【図２】ガスタービン用燃焼器内筒の斜視図。
【図３】応力−パラメータＰとの関係を示す線図。
【図４】金属組織を示す顕微鏡写真。
【図５】金属組織を示す顕微鏡写真。
【図６】金属組織を示す顕微鏡写真。
【図７】金属組織を示す顕微鏡写真。
【図８】金属組織を示す顕微鏡写真。
【図９】金属組織を示す顕微鏡写真。
【図１０】引張強さと温度との関係を示す線図。
【図１１】耐力と温度との関係を示す線図。
【図１２】伸び率と温度との関係を示す線図。
【図１３】応力振幅と破損繰り返し数との関係を示す線図。
【図１４】ガスタービン燃焼器の断面図。
【図１５】ガスタービン燃焼器の断面図。
【図１６】ガスタービンのタービン部の断面図。
【図１７】本発明に係る複合発電システムを示す構成図。
【符号の説明】
８…突起、７…クロスファイアチューブカラー、１０…冷却孔、１３…燃焼器外筒、１５…燃焼器ライナー、１６…トランジションピース、２１…ノズルキャップ、２４…スプリングシール、２５…副室、２６…主室、３１…燃焼器、３２…タービンノズル、３３…タービンブレード、３４…タービンスタッキングボルト、３５…ディスタントピース、３６…インデューサ、３７…タービンスペーサ、３８…タービンディスク。
【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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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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