"基材上にボンド層を溶射し、前記ボンド層上に遮熱セラミック層を溶射し、前記遮熱セラミック層上にアブレーダブルセラミック層を溶射し、前記アブレーダブルセラミック層に機械加工にてスリット溝を形成することによって得られるセラミックアブレーダブルコーテイングを、ガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面に配置したことを特徴とするガスタービン用シュラウド。請求項1において、前記スリット溝によって分断されたアブレーダブルセラミック層の断面形状が、矩形型で、スリット溝幅が05~2mmであることを特徴とするガスタービン用シュラウド。請求項1において、前記遮熱セラミック層上に溶射されたアブレーダブルセラミック層の硬さが、ロックウエルスーパフイシャル硬さHR15Yが80±3であることを特徴とする記載のガスタービン用シュラウド。請求項1-3のいずれかに記載のガスタービン用シュラウドを備えたことを特徴とするガスタービン。ガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面に配置されたセラミックアブレーダブルコーテイングの形成方法であって、基材上にボンド層を溶射し、前記ボンド層上に遮熱セラミック層を溶射し、前記遮熱セラミック層上にアブレーダブルセラミック層を溶射し、前記アブレーダブルセラミック層に機械加工にてスリット溝を形成することを特徴とするセラミックアブレーダブルコーテイングの形成方法。本発明の目的は、隙間から漏出する流体を低減し、タービン効率を向上できる間隙調整部品に用いるセラミックアブレーダブルコーテイングを有するガスタービン用シュラウドを提供することにある。本発明のガスタービン用シュラウドは、基材上にボンド層を溶射し、前記ボンド層上に遮熱セラミック層を溶射し、前記遮熱セラミック層上にアブレーダブルセラミック層を溶射し、前記アブレーダブルセラミック層に機械加工にてスリット溝を形成することによって得られるセラミックアブレーダブルコーテイングを、ガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面に配置したことを特徴とする。本発明によれば、アブレーダブル特性,長期耐久性が確保されるため、ガスタービン動翼と対抗するシュラウドに適用することにより、長期間にわたり間隙を限り無くゼロにすることができ、間隙から漏出する流体をゼロに近づけられ、長期間にわたり効率向上に大きく寄与できる。以下、本発明を詳細に説明する。本発明においてガスタービン用セラミックアブレーダブルコーテイングの形成方法により得られるセラミックアブレーダブルコーテイングの断面形態の一例を図1に示す。基材1の上にボンド層2、その上に遮熱セラミック層3、その上にスリット溝5を有するセラミックアブレーダブル層4の構成になる。図2abは特許文献1特開2006-36632号公報のアブレーダブルコーテイングの形成方法を示す。図2aではマスキングを用いて溶射し、グリッドパターンのセラミックアブレーダブル層を描写形成する方法、図2bでは小型ガンでの溶射でグリッドパターンを描写形成する方法を示す。これらの公知の方法では、描写されたグリッドパターンのセラミックアブレーダブル層の断面形状は、本発明が矩形型であるのに対しいずれも山型となる。本発明の具備すべき条件は、1.ガスタービンの燃焼ガスに曝されたシュラウド温度でのアブレーダブル特性及び、2.起動停止の熱応力加熱,冷却の繰り返し、3.高温での長時間暴露に対する耐久性について検討し、いずれの要件をも満たすセラミックアブレーダブルコーテイングを見出した。ガスタービンの燃焼ガスに曝されたシュラウド温度でのアブレーダブル特性については、燃焼ガスに曝されたシュラウド温度が800~1000°C程度で、ZrO2系セラミックで十分な耐熱性が確保される。しかし、セラミックと動翼材Ni基耐熱合金とでは、セラミックを多孔質化しその硬さを十分低くしなければ、動翼材が摩耗損傷減肉する。セラミック層は高温でも硬さの低下はほとんど無いが、Ni基耐熱合金は500°C以上硬さの低下が大きくなり、室温の約1/10になる。従って、セラミックアブレーダブル層の硬さは非常に重要なパラメータとなり、硬さを低下させるため、多孔質化セラミックが必要になる。多孔質化セラミックの形成方法はZrO2系粉末とポリエステル粉末との混合粉末の溶射で行う。混合粉末の比率を変化させることにより、ZrO2系セラミックの気孔率断面組織観察結果のセラミック部分の面積率から算出を調整できる。図3は本発明の多孔質化セラミックの気孔率と硬さRC15Yとの関係を示す。気孔率が9,11の場合、RC15Yは91,89と比較的硬く、気孔率が20,30の場合、RC15Yが83,77と非常に小さくなることが判った。一方、耐熱性を考慮したZrO2系セラミック層は熱伝導率が小さく、さらにアブレーダブル特性確保のため、多孔質化することにより、熱伝導率がさらに小さくなる。その結果、摩耗により発生する摩擦熱が蓄熱され、摩耗摺動部の温度が高くなり、場合によっては局部的には溶融温度約1300°Cにまで達し、Ni基耐熱合金の硬さ低下、或いは多孔質セラミック層の焼結による緻密化硬さの増加を招き、摩耗摺動部で焼き付きが生じ、アブレーダブル特性が損なわれ、動翼先端が大きく減肉損傷すると予測される。このような摩擦熱の発生蓄熱に対しては、セラミックアブレーダブル層と動翼との接触面積を低減し、摩擦熱発生面積の低減とともに、放熱することが有効となる。具体的には、セラミックアブレーダブル層にスリット溝を形成し、放熱することが重要となる。本発明者らは、高温でのアブレーダブル特性評価を実施した。図4aは高温摩耗試験の概略図を示す。試験はガスタービンのシュラウド温度までのアブレーダブル特性を評価した。回転側のリング材10に対抗するバー材11の表面にセラミックアブレーダブル層を設け、ヒータ12にて所定の温度に加熱後、試験を開始した。リング材が動翼想定で、バー材がシュラウド想定でいずれもNi基耐熱合金を用いた。セラミックアブレーダブルコーテイングの構成は、図1に示すようで、ボンド層01mm,遮熱セラミック層05mm、その上にセラミックアブレーダブル層を順次溶射した。溶射終了後、機械加工にて、セラミックアブレーダブル層にスリット溝を形成した。スリット溝はセラミックアブレーダブル層をほぼ貫通している。本試験では、リング材10外径φ25mmの回転数は6000rpm、バー材1110×10×40mmの押し込み加重を順次増加させ、セラミックアブレーダブル層厚さの80まで押し込んだ。その結果、アブレーダブル特性が乏しい場合、リング材とセラミックアブレーダブル層が焼き付く。アブレーダブル特性が良好の場合、リング材とセラミックアブレーダブル層の焼き付きは全く認められず、セラミックアブレーダブル層がリング材によって切削される。図4bに示すように、アブレーダブル性はリング材10の板厚みdとバー材11表面のセラミックアブレーダブル層に形成された溝幅Dとの比d/Dとした。アブレーダブル特性が良好の場合、d/Dは1に近づく。試験は室温、400,600,800°Cの各温度で実施した。本試験において、セラミックアブレーダブル層の気孔率を調整し、セラミックアブレーダブル層のロックウエルスーパフイシャル硬さHR15Yが92,89,83,77の4水準のセラミックアブレーダブル層を作製した。この場合、セラミックアブレーダブル層には、スリット間隔が28mmでスリット溝幅08mmのスリット加工を行い矩形断面とした。摺動方向とスリット溝とは直角である。セラミックアブレーダブル層の厚さは1mmである。その結果を表1に示す。HR15Yが92,89の場合、いずれの試験温度においても良好なアブレーダブル特性は得られない。一方、HR15Yが83,77の場合、いずれの試験温度においても良好なアブレーダブル特性が得られた。表2はHR15Yが83の場合、スリット溝で分割した矩形断面の幅を変化させた結果を示す。試験温度は800°Cである。セラミックアブレーダブル層の厚さが1mmで、矩形断面の幅が14~10mmの範囲での5水準についての結果、7mmまではスリット溝の効果が発揮されていた。一方、14mmでは、試験後14mm幅のセラミックアブレーダブル層が剥離していた。従って、2~7mmの幅が望ましいことが判った。表3はHR15Yが83の場合、スリット溝で分割した矩形断面の幅とセラミックアブレーダブル層の厚さとの関連を検討した結果を示す。試験温度は800°Cである。セラミックアブレーダブル層の厚さが3mmまででは、矩形断面の幅が2mmと7mmとのいずれも、良好なアブレーダブル特性が得られた。なお、セラミックアブレーダブル層の厚さが3mm以上は間隙調整の範囲から想定外の寸法となる。以上の検討結果、ガスタービンの燃焼ガスに曝されたシュラウド温度でのアブレーダブル特性については、セラミックアブレーダブル層の気孔率を調整し、セラミックアブレーダブル層のロックウエルスーパフイシャル硬さHR15Yが80±3、スリット溝で分割した矩形断面の幅が14~10mmの範囲がシュラウド温度でのアブレーダブル特性が良好な範囲であることが判明した。起動停止の熱応力加熱,冷却の繰り返しでは、加熱冷却を繰り返す熱サイクル試験にて検討した。試験片の寸法は20×35×3mmで、ボンド層厚さ01mm,遮熱セラミック層厚さ05mmを形成し、その上にセラミックアブレーダブル層の気孔率を調整し、セラミックアブレーダブル層のロックウエルスーパフイシャル硬さHR15Yが80±3の範囲で、かつ、機械加工によるスリット溝で分割した矩形断面の幅が14~10mmの範囲で、1~3mm厚さのセラミックアブレーダブル層を設けた試験片による熱サイクル試験1000°C×1h⇔冷却の繰り返しで、1000回の試験後、いずれの試験片ともに、剥離等の損傷は認められなかった。比較材として、図2aに示す公知例のセラミックアブレーダブル層についても同様の熱サイクル試験を実施した。この場合、セラミックアブレーダブル層の断面形状は山型で底面部の寸法が3mm、厚さ高さが2mmであり、6mmピッチで200mm幅の試験片に3本のセラミックアブレーダブル層を設けた。この試験片では、約250回の繰り返しで、セラミックアブレーダブル層の剥離脱落が生じた。高温での長時間暴露に対する耐久性では、前記の加熱冷却を繰り返す熱サイクル試験1000°Cで1h保持で1000回1000hの耐久性が確認できている。以下に、本発明の好適な実施例及びその比較例を説明する。実施例1本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によって作製したアブレーダブルコーテイングの断面模式図を図1に示す。図5は本実施例で用いたNi基耐熱合金製のシュラウドを示す。寸法は75×145×18mmである。このシュラウドのホットガスパス面13に本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法でアブレーダブルコーテイングを施工した。基材上に、ボンド層としてMCrAlY合金を溶射する。溶射方法については、特に制約はなく、大気中プラズマ溶射,減圧雰囲気中プラズマ溶射,高速ガス溶射等のいずれでもよい。本実施例では、高速ガス溶射にて、CoNiCrAlYを溶射した。溶射膜厚さは01mmである。次に、遮熱セラミック層を溶射する。溶射方法については、特に制約はなく、大気中プラズマ溶射,減圧雰囲気中プラズマ溶射,高速ガス溶射等のいずれでもよい。本実施例では、大気中プラズマ溶射にて、ZrO2-8Y2O3を溶射した。溶射膜厚さは05mmである。溶射条件は、メテコ9MBガンを用い、N2-H2ガス,プラズマ出力30kW,溶射距離80mm,粉末供給量30g/minである。次に、セラミックアブレーダブル層を溶射した。溶射方法については、特に制約はなく、大気中プラズマ溶射,減圧雰囲気中プラズマ溶射,高速ガス溶射等のいずれでもよい。本実施例では、大気中プラズマ溶射にて、ZrO2-8Y2O3とポリエステル粉末との混合粉末を溶射した。溶射膜厚さは1mmである。溶射条件は、メテコ9MBガンを用い、N2-H2ガス,プラズマ出力30kW,溶射距離120mm,粉末供給量30g/minである。ZrO2-8Y2O3とポリエステル粉末との混合粉末は、ポリエステルが25で、溶射被膜の硬さHR15Yは77である。次に、セラミックアブレーダブル層に機械加工にてスリット溝を形成した。スリット溝加工の方法に特に制約はない。スリット溝の深さは、セラミックアブレーダブル層を貫通しているのが望ましい。セラミックアブレーダブル層には、スリット間隔が5mmでスリット溝幅08mmのスリット加工を行い、セラミックアブレーダブル層を矩形断面とした。図6aはスリット加工後のシュラウドのスケッチ図である。動翼の回転方向に直角にスリット溝14を設けた。図6bは直交する45度方向にスリット溝15を設けた。スリット溝の方向,形状に特に制約はないが、図6abに示すような直線描写のスリット溝形状が望ましい。図6bと同様なパターンで特許文献1の方法にて、マスキングを用いて、セラミックアブレーダブル層を形成した。この場合、セラミックアブレーダブル層の断面は図2aのように山型であった。これらの、2種の本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングと1種の公知の方法によるアブレーダブルコーテイングを有したシュラウドを用い、1000°C,1h加熱保持⇔冷却を繰り返す熱サイクル試験を実施した。その結果、公知の方法によるアブレーダブルコーテイングを有したシュラウドは、約200回でアブレーダブルコーテイングの一部が剥離脱落した。損傷部の調査の結果、山型の断面のセラミックアブレーダブル層の裾野部分から剥離起点が生じていた。2種の本発明のアブレーダブルコーテイングを有したシュラウドは500回の繰り返しでも損傷はなく健全であった。500回繰り返し試験後の調査結果、矩形断面のセラミックアブレーダブル層のいずれの部分にも剥離起点等は認められなかった。実施例2実施例1と同様の方法で、本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングを作製し、高速回転によるアブレーダブル特性試験を実施した。図7は試験構成図で、試験は、高速回転している試験ロータ20φ200mmに取り付けた試験翼21の先端に、トラバース装置23に取り付けた試験片22を押しつける。試験翼の翼部は翼長22mm,翼幅20mm,翼厚さ6mmで、本発明のアブレーダブルコーテイングを設けた試験片は60×60mmの平板である。試験機は、試験片の温度測定用の熱電対24,歪測定用の歪ゲージ計測線25、これらの計測線用のスリップリング26,歪計測部27,温度計測部28とで構成される。本発明のアブレーダブルコーテイングは、図6bのような直交するスリット溝を有したセラミックアブレーダブル層を有する。比較として、実施例1と同様に山型断面のセラミックアブレーダブル層を有するアブレーダブルコーテイングも作製した。これらの2種のアブレーダブルコーテイングを有する試験片を用いて回転試験を実施した。ロータ回転数が10000,20000,33000rpmの試験で、本発明のアブレーダブルコーテイングを有する試験片では、試験後アブレーダブルコーテイングの損傷は認められず、セラミックアブレーダブル層には動翼の摺動痕が認められた。動翼先端も、摩耗による損傷がほとんど認められなかった。一方、比較として作製した、山型断面のセラミックアブレーダブル層を有するアブレーダブルコーテイング試験片では、試験後セラミックアブレーダブル層の一部が剥離脱落していた。動翼先端も、摩耗損傷による焼き付きが認められた。以上の結果、本発明のアブレーダブルコーテイングの形成方法によるアブレーダブルコーテイングは、回転装置によるアブレーダブル試験で良好なアブレーダブル特性を有することが判った。実施例3図8は発電用ガスタービン主要部の断面模式図である。ガスタービンは、タービンケーシング48の内部に、中心に回転軸ロータ49と、回転軸49の周囲に設置されるタービン動翼46とケーシング48側に支持されるタービン静翼45,タービンシュラウド47を有するタービン部44を備える。このタービン部44に連結され、大気を吸込み、燃焼用及び冷却媒体用の圧縮空気を得る圧縮機50と、燃焼器40を有する。燃焼器40は、圧縮機50から供給される圧縮空気と、供給される燃料図示せずを混合して噴射する燃焼器ノズル41を有し、この混合気を燃焼器ライナ42内で燃焼させて高温高圧の燃焼ガスを発生し、トランジションピース尾筒43を介して、この燃焼ガスがタービン44に供給されることで、ロータ49が高速で回転する。圧縮機50より吐出された圧縮空気の一部は、燃焼器40のライナ42,トランジションピース43やタービン静翼45,タービン動翼46,タービンシュラウド47の内部冷却空気として用いられる。燃焼器40で発生した高温高圧の燃焼ガスは、トランジションピース43経てタービン静翼45で整流され、タービン動翼46に噴射されてタービン部44を回転駆動する。そして図示はしていないが、一般的には回転軸49の端部に結合されている発電機により発電するように構成されている。本実施例は前述の実施例1,実施例2に記載の本発明のセラミックアブレーダブル層を有するシュラウドを初段動翼46と対面するタービンシュラウド47に用いた。実施例2に示す図6abのシュラウドは個々のシュラウドセグメントであり、これらをシュラウド本体に取り付けリング状の内側シュラウドとして、タービンシュラウド47を構成した。このような本発明のセラミックアブレーダブルコーテイングをガスタービン動翼に対面するシュラウドのホットガスパス面に配置したことを特徴とするガスタービン用シュラウドを用いたガスタービンでは動翼とシュラウドとの間隙を少なくすることが可能となり、間隙ロス低減により、ガスタービン効率が約1向上した。なお、本実施例では、3段で構成されるタービン部44の初段動翼46に対面するタービンシュラウド47を構成する内側シュラウドに本発明を用いたが、後段の2段,3段の動翼に対面するタービンシュラウド47に本発明を用いることが可能で、かつ後段のタービンシュラウド47では、内側シュラウドが無く本体シュラウドのみの構造もあり、この場合、シュラウド本体の動翼と対面するホットガスパス面に本発明を用いることもできる。本実施例は、一例として3段で構成されるガスタービンであるが、4段で構成されるガスタービンにも本発明のシュラウドを用いることも可能である。"