"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セラミックアブレーダブルコーテイングを配置したガスタービン用シュラウドであって、前記セラミックアブレーダブルコーテイングが、基材上に配置されたアブレーダブルメタル層と、前記アブレーダブルメタル層上に配置され、スリット溝が形成されたセラミックアブレーダブル層と、を備え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、前記スリット溝で分断されたセラミックアブレーダブル層の断面形状が矩形もしくは台形で、スリット溝の幅が05~5mm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または2において、前記アブレーダブルメタル層と、前記セラミックアブレーダブル層との間に、MCrAlY合金MはNi,Coの少なくともいずれか一方のボンド層が配置されていることを特徴とするガスタービン用シュラウド。請求項3において、シュラウドの上流側及び下流側には、前記セラミックアブレーダブル層が配置されていないことを特徴とするガスタービン用シュラウド。請求項1乃至4のいずれかにおいて、前記セラミックアブレーダブル層は、ロックウエルスーパフイシャル硬さHR15Yが80±5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乃至5のいずれかにおいて、前記アブレーダブルメタル層がMCrAlY合金MはNi,Coの少なくともいずれか一方であることを特徴とするガスタービン用シュラウド。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セラミックアブレーダブルコーテイングが配置され、前記セラミックアブレーダブルコーテイングが、基材上に配置されたアブレーダブルメタル層と、前記アブレーダブルメタル層上に配置され、スリット溝が形成されたセラミックアブレーダブル層と、を備える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る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、基材上にアブレーダブルメタル層を溶射し、前記アブレーダブルメタル層上にセラミックアブレーダブル層を溶射し、前記セラミックアブレーダブル層に機械加工で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。請求項8において、前記機械加工がウオータジェット方法、または砥石切削加工方法であ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。請求項8または9において、スリット溝を配置したセラミックアブレーダブル層を形成する際、溶射用マスクを使用しない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。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セラミックアブレーダブルコーテイングを配置したガスタービン用シュラウドであって、前記セラミックアブレーダブルコーテイングが、基材上に配置された遮熱セラミック層と、前記遮熱セラミック層上に配置され、スリット溝が形成されたセラミックアブレーダブル層と、を備えることを特徴とするガスタービン用シュラウド。請求項11において、さらに、セラミック下地層が、前記遮熱セラミック層とセラミックアブレーダブル層との間に配置されていることを特徴とするガスタービン用シュラウド。請求項11または12において、前記セラミックアブレーダブル層の多孔率は、遮熱セラミック層の多孔率より高いことを特徴とするガスタービン用シュラウド。本発明の目的は、アブレーダブル特性と耐久性とに優れたセラミックアブレーダブルコーテイングを備えたガスタービン用シュラウドを提供することにある。すなわち、本発明は、基材上にアブレーダブルメタル層を溶射し、前記アブレーダブルメタル層上にセラミックアブレーダブル層を溶射し、前記アブレーダブルメタル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。本発明の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においては、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。本発明の実施形態による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は、基材上にアブレーダブルメタル層を溶射する段階と、その上にアブレーダブルセラミック層を溶射する段階と、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段階からなる方法によ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。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。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段階で、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は、図1に示すように矩形型である。本発明で特に望ましい断面形状は、図1aに示す正方形、bに示す長方形のような矩形型、もしくは、c,dに示す台形、及び、e~hの形状である。図1中、1は基材で、2は下地のアブレーダブルメタル層、3は矩形型のセラミックアブレーダブル層、4がスリット溝である。セラミックアブレーダブル層の幅矩形幅は図1中の6で示す寸法で、スリット溝幅は図1中5で示す寸法である。5,6の寸法はセラミックアブレーダブルの表面部分の寸法測定により決める。スリット溝で分割した図1中の3の矩形型の幅図1中の5が2~7mmのセラミックアブレーダブルコーテイング、及びアブレーダブルセラミック層を溶射する段階で、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±5であ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。図2a,b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。本発明の図1a~hに示す矩形型断面のセラミックアブレーダブル層を形成する方法は、機械加工で、例えば、ウオータジェット法WJ法,切断砥石加工法が挙げられる。これらの機械加工は、セラミックアブレーダブル層を必要な部分に全面溶射した後に、行う。従って、図2aに示す溶射用マスクが不要になる。本発明者の検討では、溶射用マスクは1mm程度に厚膜溶射した場合、その間隙が小さくなり、作業毎に付着物の除去が必要になり、作業効率が低下する。本発明の機械加工方式では、全面溶射で、マスクは不要で、作業効率が向上する。特にWJ法では、WJノズルと被加工物との連動動作にて、複雑な形状の加工も可能になる。WJ加工では、WJ加工条件例えば、水噴射圧力,ノズル移動速度等を調整することにより多孔質セラミックアブレーダブル層のみを研削できるWJ条件に設定でき、下地層のメタル、或いは、基材の研削が殆ど無いため、マスク無しでの加工ができる。また、WJ加工条件を調整することにより、図1a~dの全ての形状の矩形、及び図1e~hのようなセラミックアブレーダブル層の一部を残した形状の加工も可能となる。台形,セラミックアブレーダブル層の一部を残した形状では、下地の溶射層との密着面積が増加でき、矩形型セラミックアブレーダブル層のはく離脱落の防止効果が大きくなる。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系セラミックでは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基耐熱合金との組み合わせでは、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4は本発明の多孔質化セラミックの気孔率と硬さロックウエルスーパフィシャル硬さ、荷重15kg:HR15Yとの関係を示す。気孔率が9,11の場合、HR15Yは91,89と比較的硬く、気孔率が20,30の場合、HR15Yが83,77と非常に小さくなることが判った。気孔率が17,35の場合、HR15Yが85,75であった。なお、発明のセラミックアブレーダブル層を設けたガスタービンシュラウドでは、図1に示す全てにおいて、下地層として、アブレーダブルメタル層を設けている。アブレーダブルメタル層は、高温耐食耐酸化性に優れたMCrAlY合金MはCo,Niの少なくともいずれか一方からなり、高温でのアブレーダブル特性を確保するため、減圧雰囲気中プラズマ溶射LPPS,高速ガス溶射HVOF等で、微細結晶組織の被膜とする。下地のアブレーダブルメタル層は、シュラウド作製工程に関係で、下地層表面を平滑に加工して、溶射面を寸法基準とする場合もある。この場合、平滑な表面の下地のアブレーダブルメタル層の上に、ブラスト処理してセラミックアブレーダブル層を溶射する方法の他に、更に密着力を向上させるため、平滑な表面の下地のアブレーダブルメタル層の上にブラスト処理をし、さらに、ボンド層としてMCrAlY合金MはCo,Niの少なくともいずれか一方を溶射する方法もある。このような構成のアブレーダブル機能を設けたシュラウドでは、室温で設定した動翼先端とシュラウドとの間隙ΔLが、ガスタービン起動時の燃焼ガス中の薄肉の動翼と厚肉ケーシングに設けられたシュラウドとの温度差により、室温設定の間隙ΔLが減少する。この際、セラミックアブレーダブルは摺損減肉し最小間隙ΔLminとなる。その後、定常運転では、シュラウド温度制御有では、最小間隙ΔLminとほぼ同じ値に制御される。最小間隙ΔLminの維持により、間隙からの燃焼ガスのリークがなくなり、効率の向上が図れる。高温でアブレーダブル性のある下地のアブレーダブルメタル層は定常運転中の突発的な振動等のトラブルから翼の損傷を防止する役割がある。このように、メタルアブレーダブル,セラミックアブレーダブルの複合化と間隙調整とを組み合わせることにより、最小間隙にて運転できる。なお、ボンド層とセラミックアブレーダブル層との構成もアブレーダブルメタル層とボンド層の組成が同一のため、本発明の範囲に含まれる。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Ni基耐熱合金の溶融温度約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5a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に対抗する試験片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、アブレーダブルメタル層1mm、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φ40mm,肉厚1mmの回転数は6000rpm、試験片11φ60mm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5bに示すように、アブレーダブル特性はリング材10の肉厚dと試験片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92,89,85,83,77,75の6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、図1のbの形状で、スリット溝幅10mmのスリット加工を行い、スリット加工間隔を28mm矩形幅28mmとした。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85,75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、スリット溝幅、及び、スリット溝で分割した矩形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、機械加工によるスリット溝幅が025~7mmの5水準、矩形幅が05~10mmの範囲での7水準について実施した。その結果、スリット溝幅は、05~5mmまでが有効で、025mmではスリット溝の効果が無い。また、7mm以上の場合、限られた寸法の試験片部品に相当では、矩形のセラミックアブレーダブル層の受ける面圧が大きくなり、矩形幅のセラミックアブレーダブル層が損傷した。一方、矩形幅については、スリット幅が05~5mmの範囲では、1~7mmで良好な結果が得られた。矩形幅が05mmでは、試験後セラミックアブレーダブル層が損傷していた。矩形幅が10mmでは、試験後のd/Dが小さく良好なアブレーダブル性が得られなかった。従って、セラミックアブレーダブル層の矩形幅が1~7mmであることが望ましい。表3はHR15Yが83の場合、2mmのスリット溝幅で分割した2,7mmの矩形幅の大きさ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±5,05~5mmのスリット溝で分割した矩形幅が1~7mm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。起動停止の熱応力に対する耐久性を評価するため、加熱冷却を繰り返す熱サイクル試験を実施した。試験片の寸法は75×140×3mmで、アブレーダブルメタル層1mm、その上にセラミックアブレーダブル層を順次溶射した。セラミックアブレーダブル層は、機械加工にて、表2中の判定が〇の本発明のセラミックアブレーダブルを設けた試験片を用いた。熱サイクル試験1000°C×1h⇔冷却の繰り返し結果、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ピッチである。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は、上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。実施例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。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1cに示す。図6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を設けた。基材上に、アブレーダブルメタル層1mmとしてMCrAlY合金を溶射する。溶射方法については、減圧雰囲気中プラズマ溶射、及び高速ガス溶射のいずれでもよい。本実施例では、減圧雰囲気中プラズマ溶射にて、CoNiCrAlY合金を溶射した。溶射膜厚さは10mmである。溶射条件は、メテコ9MBガンを用い、Ar-H2ガス,プラズマ出力40kW,溶射距離250mm,粉末供給量60g/minで、溶射中の雰囲気圧力は約200Torr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。本実施例では、ウオータジェットWJ法にてスリット溝加工を実施した。WJの条件としては、水媒体でノズル径φ02mm,流量05L/min,圧力50MPaで実施した。スリット溝幅3mm,矩形幅3mm矩形セラミックアブレーダブル層を形成した。断面の形状は図1cの台形である。図7a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7bは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7a,bに示すような直線描写のスリット溝形状、或いは、曲線形状のスリット溝形状が望ましい。図7b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1000回の繰り返しでも損傷はなく健全であった。1000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。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3a~cに示す。図6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を設けた。図3aは、基材1の上にメタルボンド層36を設け、その上に矩形断面のセラミックアブレーダブル層3を設けた構成である。この構成では、セラミックアブレーダブル層3のみがアブレーダブル特性を有する。図3bは、基材1の上にメタルボンド層36を設け、その上に遮熱セラミック層38を設け、その上に矩形断面のセラミックアブレーダブル層3を設けた構成である。この構成では、遮熱特性とアブレーダブル特性の両方の機能がある。図3cは基材1の上にメタルボンド層36を設け、その上に遮熱セラミック層38を設け、その上にセラミック下地層39を設け、その上に矩形断面のセラミックアブレーダブル層3を設けた構成である。この構成では、遮熱特性とアブレーダブル特性の両方の機能があり、かつ、遮熱セラミック層38が例えば緻密な組織の場合、セラミック下地層39が多孔質なアブレーダブルセラミックと緻密な遮熱セラミック層38との密着性を強化する機能がある。このセラミック下地層39は、多孔質なアブレーダブルセラミックと緻密な遮熱セラミック層38との中間の気孔率を有する。溶射方法については、メタルボンド層36、セラミックアブレーダブル層3は実施例1と同様である。遮熱セラミック層38、セラミック下地層39は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粉末を溶射した。溶射膜厚さは遮熱セラミック層38では1mmで、セラミック下地層39で03mmある。溶射条件は、メテコ9MBガンを用い、Ar-H2ガス,プラズマ出力50~70kW,溶射距離70~100mm,粉末供給量30g/minである。溝加工、及び、溝幅、断面形状も実施例1と同様である。実施例1と同様の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結果、本発明のアブレーダブルコーテイングでは1000回の繰り返しでも損傷が認められなかった。実施例1と同様の溶射材料、及び溶射条件で、実施例1に示す図6のシュラウドにメタルアブレーダブルとセラミックアブレーダブルを形成し、機械加工にてスリット溝を形成した。本実施例では、切断砥石を用いて、スリット溝加工を実施した。セラミックアブレーダブル層には、矩形幅が2mmでスリット溝幅2mmの加工を行い、図1bの正方形断面の矩形型セラミックアブレーダブル層を形成し、図7a,bと同様な形状のスリット溝を形成した。このような実施本発明のアブレーダブルコーテイングに対し、実施例1と同様に特許文献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。実施例1と同様の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結果、特許文献1の方法のアブレーダブルコーテイングでは約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。一方、本発明のアブレーダブルコーテイングでは1000回の繰り返しでも損傷が認められなかった。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8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,厚さ40mm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7bのスリット溝からなる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1と同様の溶射材料、及び溶射条件で、図9に示すシュラウドに厚さ1mmの下地メタルアブレーダブルと厚さ1mmのセラミックアブレーダブル層を形成し、WJ加工にて実施例1と同様の条件にて、図9中34で示すスリット溝幅3mm,矩形幅3mm矩形セラミックアブレーダブル層を形成した。矩形セラミックアブレーダブル層の断面形状も実施例1と同様に図1cの台形である。本実施例では、下地のアブレーダブルメタル層図9中37とセラミックアブレーダブル層図9中34との間に図9中36で示すボンド層を設けた。ボンド層はHVOF溶射で02mm厚さのCoNiCrAlY合金層である。破線で示した動翼先端図9中32の回転方向図9中31に対して、動翼後縁部と一致する方向の角度の矩形型セラミックアブレーダブル層を設けた。本実施例では、図9中のθで示す角度は645度である。動翼先端の回転方向に対して、動翼後縁部と一致する方向の角度の矩形型セラミックアブレーダブル層を設ける本実施例の効果としては、動翼先端とシュラウドとの間隙において、動翼での仕事量が大きくなる後縁部で矩形型セラミックアブレーダブル層と回転している動翼先端との間隙を少なくでき、効率向上に大きく寄与する。本実施例の図9中35はB-B断面で示すように矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分である。ボンド層図9中36、及び下地のアブレーダブルメタル層図9中37はシュラウド本体図9中33の表面に設けている。このように、シュラウド上流側,下流側部分に矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分図9中35を設けるのが、本発明の特徴であり、組み立て時にシュラウドと動翼先端との間隙を精度良く測定するために有効である。矩形型セラミックアブレーダブル層がある場合、凹凸パターンにより、正確な間隙を求めるのが難しい。このような、シュラウド上流側,下流側部分に矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分図9中35を設けるもう一つの特徴は、図9中のB-B断面に示すように、矩形型セラミックアブレーダブル層とシュラウド端部とをずらすことである。矩形型セラミックアブレーダブル層とシュラウド端部とが一致している場合、矩形型セラミックアブレーダブル層とボンド層との境界が180度露出し、高温酸化の起点となり易い。一方、図9中のB-B断面に示す構成では矩形型セラミックアブレーダブル層とボンド層との境界の露出が90度になり、高温酸化の起点となり難く、高温酸化による矩形型セラミックアブレーダブル層のはく離が抑制できる。図9中のB-B断面を形成する方法として、セラミックアブレーダブル層の溶射の際、図9中35部にマスク等を設け、溶射しない部分を形成する、或いは、全面溶射後、WJ加工にて図9中35部を除去する手法が挙げられる。本発明の特徴を発揮する上で、いずれの手法でも特に制約はない。図10に示す断面形状シュラウドに実施例5と同様に本発明のセラミックアブレーダブルシュラウドを作製した。本実施例のシュラウドでは、シュラウドの機械加工が終了後、セラミックアブレーダブルを設けたため、下地のアブレーダブルメタル層の表面の加工は無く、溶射のままの状態である。その上にセラミックアブレーダブル層を設けた。従って、本実施例では、下地のアブレーダブルメタル層と矩形型セラミックアブレーダブル層との2層構造である。矩形型セラミックアブレーダブル層は図1中gの構造である。下地のアブレーダブルメタル層図10中44は実施例1と同様の溶射で作製し、組成はNiCoCrAlY合金で、厚さは1mmである。その上に、実施例1と同様の組成の溶射材で、同様の方法にて、15mmのセラミックアブレーダブル層を設けた。WJ加工においては、実施例1と同様のWJ条件にて溝加工を行うことにより、セラミックアブレーダブル層の厚さが15mmであるため、溝加工後、溝部に約01mmのセラミックアブレーダブル層が残る構造を形成できる。矩形型セラミックアブレーダブル層の角度は実施例5と同様な考え方で計算し69度とした。また、シュラウド上流側,下流側部分に実施例5と同様に本発明の特徴である矩形型セラミックアブレーダブル層が無い部分図10中44を設けた。その製造方法、及び効果は実施例5と同様である。本発明の実施例5と実施例6で作製した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有する図9と図10のシュラウドを図11に示す80MW級ガスタービンに用いた。図11において、51が圧縮機、52が燃焼器、53がタービン部静翼,動翼等、54が排気部である。図9の本発明のアブレーダブルシュラウドは図11中のA部の拡大図の61の初段シュラウドに、図10の本発明のアブレーダブルシュラウドを図11中A部の拡大図の62の2段シュラウドに用いた。図11中A部の拡大図において、63が初段動翼、64が2段動翼で、これらの動翼は65のデイスクに取り付けられている。高温燃焼ガスは68の燃焼器トラジッションピースから66の初段静翼、63の初段動翼、67の2段静翼、64の2段動翼と流れていき、動翼で回転エネルギーに変換される。図11に示す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有する図9と図10のシュラウドを用いたガスタービンの試運転の結果、初段動翼と初段シュラウドとの間隙、及び、2段動翼と2段シュラウドとの間隙を最小に設定することができ、発電端効率向上として約1が得られることが明らかになった。"