JP2000356103A

JP2000356103A - ガスタービン，ガスタービン用ディスク及び耐熱鋼

Info

Publication number: JP2000356103A
Application number: JP11166341A
Authority: JP
Inventors: Masahiko Arai; 将彦新井; Shigeyoshi Nakamura; 重義中村; Masao Shiga; 正男志賀
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1999-06-14
Filing date: 1999-06-14
Publication date: 2000-12-26

Abstract

(57)【要約】【課題】本発明の目的は高温強度と高温長時間加熱後に
高い靭性を兼ね備えた耐熱鋼を用いたガスタービン，ガ
スタービン用ディスク及びその耐熱鋼を提供する。【解決手段】本発明は、Ｃ０.１５〜０.３５％，Ｓｉ
０.５０％以下，Ｍｎ０.３３％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜３.５％，Ｍｏ１.５〜４.０％，Ｖ
０.０５〜０.３５％、Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の
合計量が０.０２〜０.３０％、及びＮ０.０４〜０.１５
％を含有するマルテンサイト鋼を用いたガスタービン，
ガスタービンディスク及びその耐熱鋼にある。

Description

【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，ガスタービン用ディスク及び高強度耐熱鋼に関す
る。

【０００２】

【従来の技術】現在、ガスタービン用ディスクには、Ｃ
ｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使
用されている。

【０００３】近年、省エネルギーの観点からガスタービ
ンの熱効率の向上が望まれている。高効率発電をするこ
とで化石燃料の節約，排出ガスの発生量を抑えることが
可能となり、地球環境保全に貢献できる。熱効率を向上
させるにはガス温度及び圧力を上げるのが最も有効な手
段である。ガス温度を１３００℃級から１５００℃級に
高めることにより、大幅な効率向上が期待できる。

【０００４】しかし、これらの高温・高圧化に伴い、従
来のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ
鋼では強度不足で、より強度の高い材料が必要である。
強度として高温特性を最も大きく左右するクリープ破断
強度が要求される。クリープ破断強度がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ
鋼より高い構造材料としてオーステナイト鋼，Ｎｉ基合
金，Ｃｏ基合金，マルテンサイト鋼等が一般に知られて
いる。熱間加工性，切削性及び振動減衰特性等の点でＮ
ｉ基合金及びＣｏ基合金は望ましくない。また、オース
テナイト鋼は４００〜４５０℃付近の高温強度がそれほ
ど高くないこと、更にガスタービン全体システムから望
ましくない。一方、マルテンサイト鋼は他の構成部品と
のマッチングが良く、高温強度も十分である。マルテン
サイト鋼として、特開昭58−110661号公報，特開昭60−
138054 号公報，特公昭46−279号公報等が知られてい
る。しかし、これらの材料は４００〜４５０℃で必ずし
も高いクリープ破断強度が得られず、更に高温で長時間
加熱後の靭性が低く、タービンディスクとして使用でき
ず、ガスタービンの効率向上は得られない。特公平5-63
544号公報及び特開平4−120246号公報では４００〜４５
０℃のクリープ破断強度を高め、高温長時間加熱後の靭
性低下を抑制した耐熱鋼を提供しているが、４５０〜５
００℃では必ずしも高いクリープ破断強度が得られず、
より高効率の高温ガスタービンディスクとしては使用で
きない。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】上述のように、ガスタ
ービンの高温・高圧化に対して従来の単に強度の高い材
料を用いるだけではガス温度の上昇はできない。一般に
強度を向上させると靭性が低下する。

【０００６】本発明の目的はより高温度に対応できるガ
スタービンとそのタービン用ディスク及び高温強度と高
温長時間加熱後に高い靭性を兼ね備えた耐熱鋼を提供す
るにある。

【０００７】

【課題を解決するための手段】本発明は、タービンタブ
シャフトと、該シャフトにタービンスタッキングボルト
によって互いにタービンスペーサを介して連結された複
数個のタービンローターと、該ローターに植込まれ燃焼
器によって発生した高温の燃焼ガスによって回転するタ
ービンブレードと、前記ローターに連結されたディスタ
ントピースと、該ディスタントピースに連結された複数
個のコンプレッサローターと、該ローターに植込まれ空
気を圧縮するコンプレッサブレードと、前記コンプレッ
サローターに連結されたコンプレッサスタブシャフトを
備えたガスタービンにおいて、前記タービンディスク，
ディスタントピース，タービンスペーサ，コンプレッサ
ローターの最終段及びタービンスタッキングボルトの少
なくとも１つが、室温の引張強さが１２０kg／mm²以
上，５００℃で１０⁵時間クリープ破断強度が３５kg／
mm²以上及び５４０℃で１０³時間加熱後の２５℃のＶ
ノッチシャルピー衝撃値が２kg−ｍ／cm²以上であるマ
ルテンサイト鋼からなることを特徴とするガスタービン
にある。

【０００８】本発明は、前記タービンローター，ディス
タントピース，タービンスペーサ，最終段のコンプレッ
サローター及びタービンスタッキングボルトの少なくと
も１つが重量で、Ｃ０.１５〜０.３５％，Ｓｉ０.５％
以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜
４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５〜０.３５％、Ｎｂ
及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.３％及
びＮ０.０２〜０.１％を含み、前記（Ｃ／Ｎｂ）比
（ｙ）が前記Ｎｂ量（ｘ）との関係（ｙ＝−２０ｘ＋
３.５)によって求められる値以上であるマルテンサイト
鋼からなることを特徴とする。

【０００９】本発明は、前記タービンローター，ディス
タントピース，タービンスペーサ，コンプレッサロータ
ーの最終段及びタービンスタッキングボルトの少なくと
も１つが、重量で、Ｃ０.１５〜０.３５％，Ｓｉ０.５
％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５
〜４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５〜０.３５％、Ｎ
ｂ及Ｔａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.３％及
びＮ０.０２〜０.１％と、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
％以下及び希土類元素０.０１％以下の少なくとも１種
を含み、前記（Ｃ／Ｎｂ）比（ｙ）が前記Ｎｂ量（ｘ）
との関係（ｙ＝−２０ｘ＋３.５）によって求められる
値以上であるマルテンサイト鋼からなることを特徴とす
る。

【００１０】更に、本発明は前述のマルテンサイト鋼か
らなることを特徴とするガスタービン用ディスク及びそ
の鋼からなることを特徴とする耐熱鋼にある。

【００１１】本発明は、重量で、Ｃ０.１５〜０.３５
％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１３
％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５〜
０.３５％、Ｎｂ及Ｔａの１種又は２種の合計量が０.０
２〜０.３％及びＮ０.０２〜0.1％を含むマルテンサイ
ト鋼、更にこれにＷ１％以下，Ｃｏ０.５以下，Ｃｕ０.
５％以下，Ｂ０.０１％以下，Ｔｉ０.５％以下，Ａｌ
０.３以下，Ｚｒ０.１％以下，Ｈｆ０.１％以下，Ｃａ
０.０１％以下，Ｍｇ０.０１以下，Ｙ０.０１％以下及
び希土類元素０.０１％以下の少なくとも１種を含むマ
ルテンサイト鋼よりなり、前述の引張強さ，クリープ破
断強度及び加熱脆化後の衝撃値を有するものであること
を特徴とするガスタービン，ガスタービン用ディスク及
び耐熱鋼にある。本発明は、重量で、Ｃ０.２１〜０.３
５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１
３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５
〜０.３５％、Ｎｂ及Ｔａの１種又は２種の合計量が０.
０２〜０.３％及びＮ０.０２〜0.1％を含むマルテンサ
イト鋼、更にこれにＷ１％以下，Ｃｏ０.５％以下，Ｃ
ｕ0.5％以下，Ｂ０.０１％以下，Ｔｉ０.５％以下，Ａ
ｌ０.３％以下，Ｚｒ０.１％以下，Ｈｆ０.１％以下，
Ｃａ０.０１％以下，Ｍｇ０.０１％以下，Ｙ０.０１％
以下及び希土類元素０.０１％以下の少なくとも１種を
含むマルテンサイト鋼よりなり、好ましくは前述の引張
強さ，クリープ破断強度及び加熱脆化後の衝撃値を有す
るものであること又は前述のＣ量とＮｂ量との特定の関
係を有することを特徴とするガスタービン，ガスタービ
ン用ディスク及び耐熱鋼にある。

【００１２】ガスタービンディスクは高速回転による高
い遠心応力と振動応力に耐えるため、引張強さが高いと
同時に疲労強度が高くなければならない。そのためにガ
スタービンディスク材の金属組織は、有害なδフェライ
トが存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全
焼戻しマルテンサイト組織とするのが好ましい。

【００１３】本発明に係る鋼は、次式で計算されるＣｒ
当量Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋
５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２
ＣＯ＋２.５Ｔａが１０以下になるように成分調整され、δフェライト相
を実質的に含まないようにすることが好ましい。

【００１４】ガスタービンディスク材の引張強さは１２
０kgf／mm²以上、好ましくは１２３kgf／mm²以上及び５
００℃，１０⁵時間クリープ破断強度は４２kgf／mm²以
上が好ましい。

【００１５】本発明材の成分範囲限定理由について説明
する。Ｃは高い引張強さを得るために０.１５％以上必
要である。あまりＣを多くすると、靭性を低下させるの
で０.３５％以下にする。特に、０.１７〜０.３３％が
好ましく、より０.２０〜０.３０％が好ましい。更に、
０.２１〜０.３０％が好ましい。

【００１６】Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫・脱酸剤で鋼の
溶解の際に添加するものであり、少量でも効果がある。
Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加は、疲
労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成の原因
になるので、０.５０％以下が好ましい。なお、カーボ
ン真空脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法などによれ
ばＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。特に、
０.１０％以下、より０.０５％以下が好ましい。

【００１７】少量のＭｎ添加は靭性を向上するが多量の
添加は靭性を低下させるので、0.5％以下であり、０.３
３％以下が好ましい。特に、Ｍｎは脱硫剤として有効
なので、靭性向上の点から０.３０％以下、特に０.２５
％以下、より０.２０％以下が好ましい。０.０５％以
上、好ましくは０.１％以上含有させることは靭性の点
から好ましい。

【００１８】Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、１３
％以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。
８％より少ないと耐食性と高温強度が不十分なので、Ｃ
ｒは８〜１３％が好ましい。特に強度の点から１０.５
〜１２.８％が、より１１〜１２.５％が好ましい。

【００１９】Ｍｏは固溶強化及び炭化物・窒化物析出強
化作用によってクリープ破断強度を高める効果がある。
Ｍｏは１.５％以下ではクリープ破断強度向上効果が不
十分であり、４％以上になるとδフェライト生成原因に
なるので１.５〜４.０％が好ましい。特に、１.７〜３.
５％、より１.９〜３.０％が好ましい。なお、Ｗ及びＣ
ｏもＭｏと同じ様な効果があり、より高強度化のために
上限で同等の含有量まで含有させることができる。

【００２０】Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高
めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０.０５％，Ｎｂ
０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.３５
％，Ｎｂ０.３％以下がδフェライト生成の抑制から好
ましい。特にＶは０.１５〜０.３０％、より０.２０〜
０.３０％、Ｎｂは０.１０〜０.３０％、より０.１２〜
０.２２％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様
に添加でき、複合添加においても合計量で同様の含有量
とすることができる。

【００２１】Ｎｉは低温靭性を高めると共に、δフェラ
イト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下
では不十分で、３.５％を超える添加で効果が飽和す
る。特に、２.３〜３.２％が好ましい。

【００２２】Ｎはクリープ破断強度の向上及びδフェラ
イトの生成防止に効果があるが0.02％未満ではその効果
が十分でなく、０.１５％を超えると靭性を低下させ
る。特に、０.０４〜０.１０％の範囲で優れた特性が得
られる。

【００２３】Ｂは粒界強度を高くする作用があり、クリ
ープ破断強度を高める効果がある。０.００１％以下で
はこの効果が不十分であ、０.０１％を超える添加で靭
性が低下する。特に０.００２〜０.００８％が望まし
い。

【００２４】Ｓｉ，Ｐ及びＳの低減は、クリープ破断強
度を損なわず、低温靭性を高める効果があり、極力低減
することが望ましい。低温靭性向上の点からＳｉ０.５
０％以下、好ましくは０.１％以下，Ｐ０.０１５％以
下，Ｓ０.０１５％以下が好ましい。特に、Ｓｉ０.０
５％以下，Ｐ０.０１０％以下，Ｓ０.０１０％以下が
望ましい。

【００２５】Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減も、低温靭性を
高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現
状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０.００１５以下，Ｓ
ｎ０.０１％以下、及びＡｓ０.０２％以下に限定した。
特に、Ｓｂ０.００１以下,Ｓｎ０.００５％及びＡｓ０.
０１％以下が望ましい。

【００２６】さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比
を０.１１以下にすること、又Ｔｉ,Ｚｒ，Ｈｆ，Ｔａ等
のＭＣ炭化物形成元素を１種又は２種，３種，４種の各
々の組合せで合計で０.５％以下含むものが好ましい。

【００２７】本発明材の熱処理は、まず完全なオーステ
ナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃，最高
１１５０℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷また
ま水噴霧）、次いで５４０〜６００℃の温度に加熱保持
・冷却し（第１次焼戻し）、次いで５５０〜６５０℃の
温度に加熱保持・冷却し（第２次焼戻し）を行い、全焼
戻しマルテンサイト組織とするものが好ましい。第２次
焼戻しは第１次焼戻し温度より高い温度とするものであ
る。焼入れにあたっては、Ｍｓ点直上の温度に止めるこ
とが焼き割れを防止する点で好ましい。具体的温度は１
５０℃以上に止めるのが良い。第１次焼戻しはその温度
より加熱する。

【００２８】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、前記タービンディスクを前記圧縮機によって圧縮さ
れた空気によって前記タービンディスクの胴部から前記
タービンブレードに渡って冷却する空気冷却系統を有
し、前記タービンディスクは前述のマルテンサイト鋼よ
りなることを特徴とする。

【００２９】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、前記タービンディスクをその胴部から前記タービン
ブレードに渡り水蒸気によって冷却する水蒸気冷却系統
を有し、前記タービンディスクは前述のマルテンサイト
鋼よりなることを特徴とする。

【００３０】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、初段タービンノズルへのガス入口温度が１２００〜
１６５０℃であり、初段タービンノズル及び前記タービ
ンディスクをその胴部から初段と第２段のタービンブレ
ードに渡って前記圧縮機によって圧縮された空気を冷却
器により冷却した空気によって冷却する空気冷却系統を
有し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によって
冷却する空気冷却系統を有し、前記タービンディスクは
前述のマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする。

【００３１】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、初段タービンノズルへのガス入口温度が１２００〜
１６５０℃であり、初段タービンノズル及び前記タービ
ンディスクをその胴部から初段と第２段のタービンブレ
ードに渡って水蒸気によって冷却する蒸気冷却系統を有
し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によって冷
却する空気冷却系統を有し、前記タービンディスクは前
述のマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする。

【００３２】本発明は、高速で流れる燃焼ガスによって
駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの排ガスの
エネルギーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、高
低圧一体型蒸気タービン及びガスタービンによって発電
機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、前記
ガスタービンは前述の発電用ガスタービンによって構成
されることを特徴とする。

【００３３】本発明は、高低圧一体型蒸気タービン及び
ガスタービンによって発電機を駆動するコンバインド発
電システムにおいて、前記蒸気タービンの初段ノズル入
口での蒸気温度及び前記ガスタービンの初段ノズル入口
でのガス温度が、Ａ点（515℃，１２００℃），Ｂ点
（５３８℃，１２００℃），Ｃ点（５９３℃，１６５０
℃）及びＤ点（５５７℃，１６５０℃）の各点を結ぶ範
囲内であり、前記ガスタービンは圧縮機と、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初段タービンノズル及び初段と
第２段タービンブレードを前記圧縮機によって圧縮され
た空気を冷却器により冷却した空気によって冷却する空
気冷却系統又は蒸気によって冷却する蒸気冷却系統を有
し、第２段及び第３段タービンノズルを空気によって冷
却する空気冷却系統を有することを特徴とする。

【００３４】本発明は高低圧一体型蒸気タービン及びガ
スタービンによって発電機を駆動するコンバインド発電
システムにおいて、前記蒸気タービンの初段ノズル入口
での蒸気温度が５００℃以上、前記ガスタービンの初段
ノズル入口でのガス温度が１１００℃以上であり、前記
ガスタービンは圧縮機と、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、前記タービンディスクは前述のマルテ
ンサイト鋼よりなることを特徴とする。

【００３５】前述の高低圧一体型蒸気タービンの最終段
ブレードはその翼部長さ（インチ）×回転数(rpm）が12
0000以上及びマルテンサイト鋼又はＴｉ基合金よりなる
ことが好ましい。

【００３６】本発明における前記ガスタービンの初段ブ
レード及び初段ノズルの少なくとも一方は、前述のガス
入口温度が１４００〜１６５０℃に対し、単結晶又は前
述の温度が１３００〜１３９５℃に対し柱状晶Ｎｉ基合
金よりなることが好ましい。前記ガスタービンは、前述
の温度１４００〜１６５０℃に対し、第２段及び第３段
タービンブレードが一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりな
ることが好ましい。前記ガスタービンは、前述の温度１
４００〜１６５０℃に対し、初段タービンブレード及び
初段タービンノズルが単結晶Ｎｉ基合金よりなり、第２
段及び第３段タービンブレードの少なくとも一方は一方
向凝固柱状晶Ｎｉ基合金よりなり、第２段及び第３段タ
ービンノズルは等軸晶Ｎｉ基合金よりなることが好まし
い。（Ａ）ガスタービン発電用ガスタービンは１３００℃級から次世代の１５０
０℃級ガスタービンでは冷却技術を考慮しても初段ター
ビンブレードのメタル温度が７００℃以上から更に９０
０℃以上になるため、材料そのものの耐用温度は１０⁵
時間１４kgf／mm²でそのメタル温度より２０℃以上高
いものが必要である。第２段以降のブレードは初段より
も衝突するガス温度が５０℃〜１００℃低くなるが、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、材料特性として１０⁵時間１４kgf／
mm²で６００℃以上から更に８００℃以上の耐用温度が
必要である。それよりも強度の低い材料を用いた場合
は、運転中にブレードが破損する確立が非常に高くなる
ばかりでなく、ガス流のエネルギーを十分に回転力に変
換できずに効率の低下を引き起こす。

【００３７】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１３００℃級から１５００℃級のガスタービンで
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７００℃以上から更に９００℃以上の合金を
用いる。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、燃焼温度１
３００℃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６００℃以
上から更に８００℃の材料を用いる。

【００３８】本発明は、初段タービンノズル入口でのガ
ス温度が１４００〜1650℃，好ましくは１５００〜１６
５０℃に対して前記初段タービンブレード及び初段ター
ビンノズルは単結晶Ｎｉ基合金からなり、また遮熱コー
ティング層を有すること、前記第２段タービンブレード
及び第２段タービンノズルは合金コーティング層を有す
ること、そして前記単結晶Ｎｉ重合金は重量で、Ｃｒ６
〜８％，Ｍｏ０.５〜１％，Ｗ６〜８％，Ｒｅ１〜４
％，Ａｌ４〜６％，Ｔａ６〜９％，Ｃｏ０.５〜１０％
及びＨｆ０.０３〜０.１３％を含有するＮｉ基合金であ
ること、前記単結晶Ｎｉ重合金はＴｉ，Ｎｂのうち一方
もしくは両方を０.１〜２％を含有するＮｉ基合金から
なるものが好ましい。本発明では、前述の温度として１
４００〜１４９５℃に対して初段ブレード及び初段ノズ
ル、又は１５００℃以上には第２段タービンブレードに
重量で、Ｃｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３〜５％，Ｗ２〜１
０％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５％,Ｃ０.０５〜
０.２１％及びＢ０.００５〜０.０２５％を含有する柱
状晶Ｎｉ基合金であること、更に、これにＴａ１〜４
％，Ｃｏ１０％以下，Ｈｆ０.０３〜０.２％，Ｚｒ０.
００１〜０.０５％，Ｒｅ０.１〜５％及びＮｂ０.１〜
３％の少なくとも１種とを含有する一方向凝固柱状晶Ｎ
ｉ基合金が好ましい。特に、第２段ブレードの他第３段
或いは４段ブレードにも用いることができる。

【００３９】前記第２段及び第３段タービンノズルは重
量で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜
３％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を
含有する多結晶Ｎｉ基合金が好ましい。

【００４０】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１４５０〜１５５０℃
にすることが可能となる。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、
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５０％以上、好ましくは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。

【００４１】本発明によれば、高効率で、更により高温
のガスタービンを達成することができ、タービン入り口
温度１５００℃〜１６５０℃級ではＬＨＶ表示で３７％
以上の高効率が得られる。

【００４２】（Ｂ）高低圧一体型蒸気タービンについて（１）長翼材本発明に係る長翼材は、Ｔｉ基合金又はマルテンサイト
系ステンレス鋼からなる翼部長さが３０インチ以上、好
ましくは４０インチ以上、より好ましくは４３インチ以
上のものを５０サイクル発電用高低圧又は高中低圧一体
型蒸気タービンの最終段動翼に用いるのが好ましい。

【００４３】本発明は、更に最終段動翼として前述のマ
ルテンサイト系ステンレス鋼からなる３０インチ以上、
好ましくは３３インチ以上、より好ましくは３５インチ
以上のものを６０サイクル発電用高低圧又は高中低圧一
体型蒸気タービンに用いるのが好ましい。

【００４４】前述のマルテンサイト系ステンレス鋼は、
重量比で、Ｃ０.０８〜０.１８％、Ｓｉ０.２５％以
下，Ｍｎ１.００％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ
１.５〜３％、好ましくは２.１を超え３％以下，Ｍｏ
１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜0.35％，Ｎｂ及びＴａの
１種又は２種の合計量が０.０２〜０.２０％、及びＮ0.
02〜０.１０％を含有するもの、又はＣ０.０３〜０.１
％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ２〜６
％，Ｃｕ２〜６％，Ｎｂ０.２〜０.４５％及びＮ0.06％
以下を含むものが好ましい。

【００４５】前述のＴｉ基合金は重量でＡｌ５〜８％及
びＶ３〜６％を含むものが好ましい。

【００４６】更に本発明は、重量比で、Ｃ０.１８〜０.
２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０．１〜０．３％，Ｃ
ｒ１.５〜２.５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｍｏ１〜２％
及びＶ0.1〜０.３５％を有し、高圧部の５３８℃・１０
⁵ｈ平滑及び切欠クリープ破断強度が１３kg／mm²以上，
低圧部の引張強さが８４kg／mm²以上，破面遷移温度が
３５℃であるベーナイト組織を有する耐熱鋼からなるロ
ータシャフトに、引張強さ１２０kg／mm²以上の前述の
長翼を取り付けた高中低圧又は高低圧一体型蒸気タービ
ンが好ましい。

【００４７】最終段のブレードの先端リーディングエッ
ヂ部にはエロージョン防止層が設けられているのが好ま
しい。具体的な翼の長さとして、３３.５″，４０″，
４６.５″等のものを用いることができる。エロージョ
ン防止層は重量で、Ｃ0.5〜１.５％，Ｓｉ１.０％以
下，Ｍｎ１.０％以下，Ｃｒ２５〜３０％，Ｗ２.５〜
６.０％を含むＣｏ基合金を用いることが好ましい。

【００４８】この蒸気タービン長翼は、高速回転による
高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと
同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。
そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが
存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、前述の
Ｃｒ当量を１０以下とする全焼戻しマルテンサイト組織
とするのが好ましい。

【００４９】本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当
量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト
相を実質的に含まないようにすることが好ましい。

【００５０】長翼材の引張強さは１２０kg／mm²以上、
好ましくは１２８kgf／mm²以上、より好ましくは１２
８.５kgf／mm²以上である。また耐力は８０kg／mm²以
上、好ましくは８８kg／mm²以上である。伸び率は長さ
方向１０％以上，周方向５％以上、衝撃値は３.４５kgf
−ｍ以上が好ましい。

【００５１】また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜１１００℃（好ましくは１０００〜１０７０
℃）で好ましくは０.５〜３時間加熱保持後室温まで急
冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次
に、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に５５０℃〜５７０
℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する
１次焼戻しと、５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６
時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上
の焼戻し熱処理が施されるのが好ましい。２次焼戻し温
度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１
０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高
くするのが好ましい。

【００５２】本発明に係る低圧タービン最終段翼部長さ
は９１４mm（３６″）以上、好ましくは９６５mm(３
８″)以上にした６０サイクル発電用の３６００rpm 蒸
気タービン及び低圧タービン最終段翼長を１０４１mm
(４１″)以上、好ましくは１０９２mm（４３″）以上、
より好ましくは１１６８mm（４６″）以上にした５０サ
イクル発電用の３０００rpm蒸気タービンにし、〔翼部
長さ(インチ)×回転数(rpm)〕値を125000以上、好まし
くは138000以上としたものである。

【００５３】（２）高低圧又は高中低圧一体型蒸気ター
ビン用ロータシャフトＣは０.１５〜０.４％で焼入性を向上し靭性と強度を確
保するのに必要な元素である。特にＣは０.２０〜０.２
８％の範囲が好ましい。

【００５４】Ｓｉ及びＭｎは従来脱酸剤として添加して
いたが、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。長時間使用による脆化の点から、
Ｓｉ及びＭｎは低目にすべきであり、それぞれ０.１％
及び０.５％以下がよい。特にＳｉ０.０５％以下、Ｍ
ｎ０.０５〜０.２５％、より前者が０.０１％以下、後
者が０.２０％以下が好ましい。

【００５５】一方、極少量のＭｎ添加は、熱間加工性を
悪くする有害なＳを、硫化物ＭｎＳとして固定する作用
があるために、Ｍｎの極微量添加は、前述のＳの害を減
少する効果があるので、蒸気タービン用ロータシャフト
のような大型鍛造品の製造においては０.０１％以上含
有するのが好ましい。しかし、製鋼上Ｓを少なくできれ
ばＭｎの添加は靭性，高温強度を低めるので、Ｓ及びＰ
量を低めるスパークリーン化できればゼロがよく、０.
０１〜０.２％が好ましい。

【００５６】Ｎｉは１.５〜２.７％で焼入性を向上さ
せ、クリープ破断強度及び靭性を向上させる。特に１.
６〜２.０％より１.７〜１.９％の範囲が好ましい。更
に、Ｎｉ量はＣｒ量より０.２０％まで高く又はＣｒ量
より０.３０％以下に低くする範囲内とすることにより
高い高温強度と靭性とを兼ね備えた特性が得られる。

【００５７】Ｃｒは１.５〜２.５％で焼入性を向上さ
せ、靭性及びクリープ破断強度向上に効果がある。また
蒸気中の耐食性も向上させる。特に１.７〜２.３％、よ
り1.9〜２.１％が好ましい。

【００５８】Ｍｏは０.８〜２.５％で焼戻し処理中に結
晶粒内に微細炭化物を析出させ、高温強度向上及び焼戻
し脆化防止効果がある。特に強度と靭性の点から１.０
〜1.5％、より１.１〜１.３％が好ましい。

【００５９】Ｖは、０.１５〜０.３５％で焼戻し処理中
に結晶粒内に微細炭化物を析出させ、高温強度及び靭性
向上効果がある。特に０.２０〜０.３０％、より０.２
５を超え０.３０％以下の範囲が好ましい。

【００６０】また上記の組成からなる低合金を溶製する
ときに、希土類元素，Ｃａ，Ｚｒ及びＡｌのいずれかを
添加することにより靭性が向上する。希土類元素は０.
０５〜０.４％，Ｃａは０.０００５〜０.０１％，Ｚｒ
は０.０１〜０.２％，Ａｌは０.００１〜０.０２％が好
ましい。

【００６１】さらに、酸素は高温強度に関与し、本発明
鋼においては、Ｏ₂を５〜２５ppmの範囲に制御するこ
とにより、より高いクリープ破断強度が得られる。

【００６２】Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種を０.００
５〜０.１５％添加するのが好ましい。これらの含有量
が０.００５％未満では強度の向上に十分な効果が得ら
れず、逆に０.１５％を超えると蒸気タービン用ロータ
シャフトの如く大型構造物ではこれらの巨大な炭化物が
晶出し強度及び靭性を低めるので０.００５〜０.１５％
とする。特に０.０１〜０.０５％が好ましい。

【００６３】Ｗは強度を高めるため０.１％以上加える
のが好ましいが、１.０％を超えると大型鋼塊において
は偏析の問題が生じる等強度を低めるので、０.１〜１.
０％とするのが好ましい。好ましくは０.１〜０.５％で
ある。

【００６４】Ｍｎ／Ｎｉ比又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比
は各々０.１３又は０.１８以下が好ましい。これによ
り、ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼における加熱脆化を顕著に防止でき、高低圧又は高
中低圧一体型ロータシャフトとして適用できる。また、
(Ｎｉ／Ｍｏ）比が１.２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が
１.１以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１.４５以上及び
（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１.１１×(Ｎｉ／Ｍｏ)＋２.７
８〕によって求められる値以上とすることにより全体を
同じ条件で熱処理することにより５３８℃，１０⁵時間
クリープ破断強度が１２kg／mm²以上の高い強度が得ら
れる。

【００６５】本発明は、高低圧又は高中低圧一体型蒸気
タービン用ロータシャフトとして、その高圧部又は高中
圧部の５３８℃，１０⁵ｈ平滑及び切欠クリープ破断強
度が１３kg／mm²以上，低圧部又は中低圧部の引張強さ
が８４kg／mm²以上，破面遷移温度が３５℃以下とする
のが好ましい。このように優れた機械的性質を得るため
次の様な傾斜調質熱処理を施すのが好ましい。この調質
熱処理を施す前に、金属組織を微細にするために、６５
０℃〜７１０℃で７０時間以上保持のパーライト処理を
施すのが好ましい。

【００６６】ロータシャフトの高圧部又は高中圧部：高
い高温強度を得る。

【００６７】 ○焼入れ：９３０〜９７０℃に加熱・保持後冷却 ○焼戻し：５７０〜６７０℃に加熱・保持後徐冷（２回
焼戻しが好ましく、うち１回は６５０〜６７０℃に加熱
・保持するのが好ましい）ロータシャフトの低圧部又は中低圧部：高い引張強さと
低温靭性を得る。

【００６８】 ○焼入れ：８８０〜９１０℃に加熱・保持後急冷 ○焼戻し：５７０〜６４０℃に加熱・保持後徐冷（２回
焼戻しが好ましく、うち１回は６１５〜６３５℃に加熱
・保持するのが好ましい）即ち、本発明は高圧側を低圧側より高い焼入温度で焼入
れすることにより高圧側では５５０℃，３０kg／mm²で
１８０ｈｒ以上のクリープ破断時間が得られるように低
圧側より高温強度を高くし、低圧側は高圧側より遷移温
度を中心孔で１０℃以下とするように傾斜熱処理するこ
とが好ましい。焼戻し温度においても高圧側を低圧側に
くらべ高い温度で焼戻しするのがよい。

【００６９】

【発明の実施の形態】〔実施例１〕表１はガスタービン
ディスク材に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を
示し、残部はＦｅである。各試料はそれぞれ１５０kg真
空アーク溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材
とした。この素材に１０５０℃で２時間加熱後衝風冷却
を行い、冷却温度を１５０℃で止め、その温度より５６
０℃で２時間加熱後空冷の一次焼戻しを行い、ついで５
８０℃で５時間加熱後炉冷の二次焼戻しを行った。

【００７０】

【表１】

【００７１】熱処理後の素材からクリープ破断試験片，
引張試験片及びＶノッチシャルピー衝撃試験片を採取し
実験に供した。衝撃試験は熱処理のままの材料と、５４
０℃，１０００時間加熱脆化材について行った。この脆
化材はラルソン・ミラーのパラメータより５００℃で１
０⁵時間加熱された物と同等の条件である。

【００７２】表２はこれら試料の機械的性質を示す。本
発明材（試料Ｎo.１，２及び８）は、高温・高圧ガスタ
ービンディスク材として要求される室温引張強さ（＞１
２０kgf／mm²），５００℃，１０⁵時間クリープ破断強
度（＞４２kgf／mm²）及び脆化処理後の２０℃Ｖノッチ
シャルピー衝撃値（＞５kgf−ｍ／cm²）を充分満足する
事が確認された。これに対し、現用ガスタービンに使用
されている素材（試料Ｎo.７）は、高温・高圧ガスター
ビンディスク材として要求される機械的特性を同時に満
足できない。脆化処理後の２０℃Ｖノッチシャルピー衝
撃値は要求値を満足するものの、Ｃ量が低く、引張強さ
及び５００℃，１０⁵時間クリープ破断強度が低い。さ
らに、比較材試料Ｎo.３〜６においても高温・高圧ガス
タービンに要求される機械的性質を同時に満足できな
い。

【００７３】

【表２】

【００７４】Ｍｎ／Ｎｉ比と脆化後のＶノッチシャルピ
ー衝撃値との関係から明らかなように、Ｍｎ／Ｎｉ比が
高い（＞０.２５）と脆化後のＶノッチシャルピー衝撃
値が低い傾向にある。また、Ｍｏ量，Ｃ量が多い試料Ｎ
o.５及び６では、Ｍｎ／Ｎｉ比は低いが脆化後のＶノッ
チシャルピー衝撃値が低くなっている。Ｍｎ，Ｍｏ，Ｃ
は強度を高める効果があるものの、脆化を促進すること
が明らかである。

【００７５】図１はＷ量と５００℃，１０⁵時間クリー
プ破断強度及び５４０℃，１０００ｈ加熱後の衝撃値と
の関係を示す線図である。図１に示す様にクリープ破断
強度はＷ０.５％付近まではほとんど変らないが、それ
以上ではわずかに低める。そして、加熱脆化はＷを加え
ることによって促進される。

【００７６】図２は同じくＢ量との関係を示す線図であ
る。Ｂ添加においてもＷ添加と同様であり、Ｂ０.００
３％付近まではともに大きな影響が見られない。

【００７７】本発明に係るマルテンサイト鋼は（Ｃ／Ｎ
ｂ）比を縦軸（ｙ）とし、Ｎｂ量を横軸（ｘ）として図
示したときに、ｙ＝−２０ｘ＋３.５で求められる値以
上のｙとすること、更にｙ＝−２０ｘ＋４.２で求めら
れる値以上のｙとすることが好ましい。

【００７８】表３に示す化学組成の試料を溶解及び鍛造
によって製造し、同じ熱処理を行い実験に供した。試験
結果を表４に示す。

【００７９】

【表３】

【００８０】表４に示すように、Ｂを０.０１％以下添
加した試料Ｎo.９は、Ｎo.１，２及びＮo.８に対して高
温強度が高められると共に脆化後の衝撃値の低下が小さ
く高靭性が得られるが、Ｂが０.０１％を超えるＮo.１
０は高温強度が高められるが、脆化後の衝撃値が著しく
低下する。

【００８１】Ｗを１％以下添加した試料Ｎo.１１は高温
強度が高められると共に脆化後の衝撃値の低下が小さく
高靭性が得られるが、Ｗ量が１％を超えるＮo.１２は引
張強さが大幅に向上し、クリープ破断強度は逆に低下
し、更に脆化後の衝撃値の低下が著しく低下する。

【００８２】

【表４】

【００８３】〔実施例２〕図３は初段及び第２段のブレ
ードと初段のノズルとを水蒸気によって冷却するととも
に、第２段及び第３段の静翼を空気によって冷却するコ
ンバインド発電サイクルシステム図である。蒸気タービ
ンとガスタービンとを組合せて発電するコンバインド発
電サイクルにおいては排熱回収ボイラによって発生する
水蒸気を用いることができ、また別途水蒸気を発生させ
て用いることが出来る。

【００８４】Ａ．ガスタービン図４はクローズド水蒸気冷却方式を有する３段のブレー
ドを有するガスタービン上半部の断面図である。水蒸気
による冷却流路６は図中矢印で示すようにタービンロー
タ１の中心部を通って初段ブレード５１及び第２段ブレ
ード５２にディスクとスペーサとの間から入り、各々の
動翼を冷却した水蒸気は同じくディスクとスペーサとの
間を通ってタービンロータ１の水蒸気入口に対してその
外周より外部に流出するものである。初段ノズル８１の
水蒸気冷却にはケーシング８０を通ってその入口と同じ
経路を通って外部に流出する。

【００８５】一方、第２段及び第３段ノズルの空気冷却
の冷却流路６は図中矢印に示すように空気の圧縮機の抽
気部３１，３２より抽気し、抽気部３１からの空気は若
干圧縮比が低いので第３段のノズルを冷却するのに用
い、抽気部３２からの空気は抽気部３１より若干圧縮比
が高くより冷却能力が大きいので２段静翼の冷却に用い
られる。

【００８６】図４に示すように、本実施例のガスタービ
ンは、ケーシング８０，圧縮機ロータ２と外周部の翼列
からなる圧縮機，燃焼器８４，ノズル８１〜８３及びブ
レード５１〜５３を交互に配置して形成されたガスパス
８５，タービンロータ１等によって構成されている。

【００８７】タービンロータ１は３個のタービンディス
ク１１，１２，１３及びスタブシャフト３４からなり、
高速回転体として密着接合されている。各ディスクの外
周にはブレード５１〜５３が植設されているほか、ディ
スタントピース３３を介して圧縮機ロータ２と連結され
ており、軸受によって回転支持されている。

【００８８】かかる構成において、圧縮機で圧縮された
空気を用いて燃焼器８４で生成された高温・高圧の作動
ガスが、ガスパスを膨脹しながら流れることによってタ
ービンロータが回転され、動力が発生される。

【００８９】燃焼器出口の作動ガスの圧力を２２〜２５
ata ，温度を１５００℃にすると、ロータ外径が２.５
ｍ程度のガスタービンでも４００ＭＷ以上の動力が発
生できるが、動翼入口のガス相対全温は初段が約１２５
０〜１３００℃，２段が約950〜１０００℃で翼の許容
温度(通常の翼材料で８５０〜９００℃)を緩るやかに超
え、熱負荷はそれぞれ出力の約１.５％(約６０００ｋ
Ｗ）及び１.２％(５０００ｋＷ）にもなる。

【００９０】また作動ガスの圧力を２２〜２５ata にす
るためには、圧縮比を２２以上にする必要があり、この
場合の圧縮機の吐出温度は約５００℃となり、通常のロ
ータ材（許容温度４５０℃）を使用する場合には圧縮機
ロータ２の外周部を冷却する必要がある。

【００９１】本実施例において、他タービンスタッキン
グボルト５４，コンプレッサディスク，コンプレッサブ
レード１７，コンプレッサスタッキングボルト、及びコ
ンプレッサスタブシャフトを有する。本実施例のガスタ
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。

【００９２】本実施例におけるガスタービンの初段ノズ
ル８１及び初段ブレード５１はＮｉ基超合金の単結晶鋳
造物であり、重量でＣｒ４〜１０％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ４〜１０％，Ｒｅ１〜４％，Ａｌ３〜６％，Ｔａ
４〜１０％,Ｃｏ０.５〜１０％及びＨｆ０.０３〜０.２
％を有するＮｉ基合金で構成する。初段ブレードは翼部
先端からダブティル方向に凝固した翼部長さ１３０mm、
その全長は約２２０mmである。この単結晶鋳造物の１０
⁵時間１４kgf／mm²の耐用温度は９３０〜940℃であり、
いずれも内部に複雑な水蒸気冷却孔を設けており運転中
は圧縮水蒸気により冷却する。冷却方式はクローズド方
式で、ダブティルによって入って翼部の内部に設けられ
た複数の通路を通って再びダブティルに戻る経路を有す
るものである。本単結晶鋳造物は１２５０〜１３５０℃
で固溶化処理後、１０００〜1100℃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。

【００９３】初段ノズル８１は初段ブレード５１よりＣ
ｒ量を１〜３％高くしたものを用い、Ｃｒ量を６〜１０
％とした。

【００９４】本実施例における初段ブレード５１は全体
が単結晶であるが、翼部２１以外のシャンク２４とダブ
ティル２６を柱状晶とすることもできる。本実施例にお
いては、一方向凝固において翼部側より凝固し、シャン
ク２４及びダブティル２６へと凝固させ、全体を単結晶
とすること、又はシャンク２４部分に凝固が達したとき
に冷却速度を高めて柱状晶とすることができる。

【００９５】本実施例における初段ノズル８１はべーン
３６及び外周側のサイドウォール３８と内周側のサイド
ウォール３７とを有する。

【００９６】初段ブレード５１は上流側で一端が丸みを
帯び下流側に三ケ月状になっている翼部，プラットフォ
ーム，シャンク，クリスマスツリー型のダブティル，両
サイドに２個ずつのシールフィンを有する。シールフィ
ンはいずれも翼部側に凸状に突起を有するものである。
ダブティルにはその底部にシール用の突起が設けられて
いる。シャンクは中心部で凹状になっている。内部に複
数の冷却孔が設けられ、ダブティル側より冷媒が入り排
出する経路を有している。シールフィンは燃焼ガスのも
れを防ぐものである。

【００９７】第２段ブレード５２及び第３段ブレード５
３は、いずれも重量でＣｒ５〜１８％，Ｍｏ０.３〜６
％，Ｗ２〜１０％，Ａｌ２.５〜６％，Ｔｉ０.５〜５
％,Ｔａ１〜４％，Ｎｂ０.１〜３％，Ｃｏ０〜１０％，
Ｃ０.０５〜０.２１％，Ｂ0.005〜０.０２５％，Ｈｆ
０.０３〜２％，Ｒｅ０.１〜５％を有する一方向凝固
柱状晶Ｎｉ基超合金で構成する。これらのブレードは全
体が一方向に先端部からダブティルの方向に凝固により
得られる柱状晶組織を有する。第２段ブレードは初段ブ
レードと同様の内部冷却孔を有しダブティルより入って
ダブティルに戻る構造を有しており、高圧水蒸気により
冷却する。これらの材料の１０⁵時間１４kgf／mm²の耐
用温度は８４０〜８６０℃であるのが好ましい。これら
のブレード表面には重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３
０％及びＹ０.１〜１％を含むＮｉ基又はＮｉ＋Ｃｏ基
合金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の厚で設け、耐食性が高
められる。合金層は翼部とプラットフォームの火炎に接
する側に設けられる。ダブティルにはシールフィンを有
する。第３段ブレードは中実で、冷却孔はない。

【００９８】本実施例における初段ノズルは外側サイド
ウォールと内側サイドウォール間に２個のベーンが一体
の単結晶Ｎｉ基合金によって形成され、一端が丸みを帯
びた三ケ月状で内部に冷却用水蒸気が流入及び流出する
ように空洞の薄肉材によって構成され、ベーン部分には
冷却空気が外周側のサイドウォール側から流入し再び外
周側サイドウォール側に戻るように冷却孔が複数設けら
れている。

【００９９】本実施例における初段ノズルの単結晶Ｎｉ
基合金の１０⁵時間６kgf／mm²の耐用温度は９２０〜９
４０℃である。冷却流路は、クローズド方式で、翼部に
複数の冷却孔が設けられる外周側のサイドウォール側よ
り入って複数の冷却孔を通って外周側のサイドウォール
に戻る構造を有する。初段ブレード及び初段ノズルの外
表面の火炎に接する翼部とプラットフォーム及び翼部と
サイドウォールには、遮熱コーティング層が設けられ
る。これは、堆積方向に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１０
μｍ以下の柱状晶を有する２重構造の柱状晶組織を有す
るＹ₂Ｏ₃１０％以下を含む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１１５０〜１２００℃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。

【０１００】第２段ノズルおよび第３段ノズルは重量
で、Ｃｒ２１〜２４％，Ｃｏ１８〜２３％，Ｃ０.０５
〜０.２０％，Ｗ１〜８％，Ａｌ１〜２％，Ｔｉ２〜３
％，Ｔａ０.５〜１.５％及びＢ０.０５〜０.１５％を含
有するＮｉ基超合金で構成する。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。第３段ノズルに同様の拡散コーティング層を
設けることができる。それぞれ内部冷却孔を有してお
り、リーディング側より入ってトレーリング側より外部
に流出する経路にて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。

【０１０１】２段タービンノズルの全体構造は初段ノズ
ルとほぼ同じであり、本実施例においては２個のベーン
を有するもので、冷却空気による冷却構造を有するもの
である。その冷却構造は外側サイドウォールより入り、
内側サイドウォール側より流出させるとともに、ベーン
の下流側のトレーリングエッジより流出する冷却孔がベ
ーン先端に設けられている。ベーンの内部は空洞になっ
ており、ベーンは0.5〜３mmの厚さの薄肉部材によって
構成される。本実施例では２個のベーンを持つが、１個
〜３個のいずれでも可能である。

【０１０２】第３段ノズルは第２段の全体構造とほぼ同
じであり、外周側サイドウォールより冷却用空気が流入
し、厚さ０.５〜３mm程度の薄肉部材からなるベーンの
内部を通って燃焼ガス下流側のトレーリングエッジより
流出する構造を有する。本実施例においては２個のベー
ンがサイドウォール間に一体に形成されたものである
が、１個のノズルは１，２又は３個のベーンのいずれで
も可能である。

【０１０３】初段ブレードにおいては、冷却孔用の中空
構造を有する中子の周囲に製品形状と同じワックス模型
が形成される。さらにその外層に後述の鋳物砂によるコ
ーティング層を形成後、脱ろう及び焼成を行いこれを鋳
型とした。次に、真空一方向凝固炉中で前述の組成のマ
スターインゴットを上記鋳型中に鋳込み、引き下げ速度
５〜３０cm／ｈでスタータ部より翼部，プラットフォー
ム，シャンク部及びダブティルへと順次一方向凝固さ
せ、セレクターを用いたＮｉ基合金からなる単結晶鋳造
物とした。続いて、中子をアルカリで除去し、スタータ
ー部，セレクター及び伸び湯部等を切断し、所定の形状
のガスタービンブレードを得た。

【０１０４】２段及び３段ガスタービンブレードはＮｉ
基合金からなる一方向凝固柱状晶鋳造物からなり、同様
の製法により単結晶の場合よりも速い引き下げ速度の３
０〜５０cm／ｈで一方向凝固させることにより得ること
ができる。

【０１０５】得られたブレードは、所定の強度を発揮さ
せるために、非酸化雰囲気中で溶体化処理と時効処理を
行い組織を制御する。

【０１０６】本実施例における初段ノズルは冷却孔用の
中空構造の中子の周囲に設けたワックス模型をメチルエ
チルケトンにアクリル樹脂を溶解した液を浸漬し、通風
乾燥した後、スラリー（ジルコンフラワー＋コロイダル
シリカ＋アルコール）に浸漬してスタック（初層ジルコ
ンサンド，２層以降シャモットサンド）を吹き付け、こ
れを何回か繰り返して鋳型を用いて形成される。鋳型は
脱ろうした後に９００℃で焼成した。

【０１０７】次に、この鋳型を真空炉に設けるととも
に、真空溶解によってマスターインゴットを溶解し、真
空中で鋳型に鋳込み、前述のブレードと同様にスタータ
部より外周側サイドウォール，ベーン及び内周側サイド
ウォールへと順次一方向凝固し、Ｎｉ基合金からなる単
結晶鋳造からなるノズルとした。このノズルはサイドウ
ォール間の翼部の幅が約７４mm，長さ１１０mm、最も厚
い部分で２５mm，肉厚が３〜４mmで、先端で約０.７mm
厚さを有するものである。

【０１０８】得られたノズルは、所定の強度を発揮させ
るために、前述のように非酸化雰囲気中で溶体化処理と
時効処理を行い組織を制御する。

【０１０９】以下、表５のＮo.１〜４は、本実施例にお
ける具体的な初段ブレード及び初段ノズルの単結晶Ｎｉ
基合金の例である（単結晶：ＳＣ，柱状晶：ＤＳ，等軸
晶：ＣＣ）。

【０１１０】Ｃｒは合金の耐酸化性，耐食性を向上させ
る。ＡｌはＮｉ基超耐熱合金を析出強化する金属間化合
物であるγ′相を形成する主要強化元素である。γ′相
は基本組成はＮｉ₃Ａｌで表されるが、Ａｌ以外のＴ
ｉ，Ｔａ，Ｗ，Ｍｏ，Ｎｂなどの元素を固溶することに
よりさらに強化される。またＮｂは、Ｒｅとともに合金
の耐食性を高めるのに、重要な添加元素である。Ｃｏの
添加は、耐食性，耐酸化性を向上させる。強度面では、
Ｃｏの添加は合金の積層欠陥エネルギーを低下させて、
比較的低温域のクリープ強度を向上させる作用と、高温
域では逆にγ′相の固溶度を増加させて、析出強化を弱
め、高温域でのクリープ強度を不十分にする作用をも
つ。両者の相反する作用のために、Ｃｏには強度面でも
最適な添加量が存在する。Ｈｆは合金の耐酸化性および
高温強度を改善するための重要な元素であり、その効果
はごく微量の添加量から現れるが、過度の添加は合金の
融点を下げ、共晶γ′相を十分に固溶できなくなる。Ｒ
ｅは、γ相に固溶して基地を強化するとともに、合金の
耐食性を高めるが、４％を超える過度の添加は、Ｒｅ−
Ｗ，Ｒｅ−Ｍｏ，Ｒｅ−Ｔａなどの有害相の析出を招
く。

【０１１１】表５のＮo.５及び６は本実施例における第
２段及び第３段ブレードの一方向凝固柱状晶Ｎｉ基合金
の例である。

【０１１２】

【表５】

【０１１３】本発明による発電用ガスタービンに使用さ
れる第２段及び第３段のノズルに用いる材料について、
合金組成（重量％）、鋳造する場合の鋳造方法１０⁵時
間６kgf／mm²の耐用温度、及び溶接性を表６に示した。
それぞれの合金成分の働きは、おおむね前述で説明した
とおりであるが、本実施例の合金は前述したＮｉ基合金
よりも溶接性を重視した組成となっている。表６中で、
Ｎo.８は高温強度に優れる溶接性がＮo.７，８より劣
る。２Ｎ２はこの中で最も溶接性が優れているが、高温
強度が劣る。従って、溶接性と高温強度のバランスを考
慮すればＮo.７が最も優れているといえる。これは、Ａ
ｌ＋Ｔｉ量の厳密な制御とＷ添加の効果である。なお、
溶接性の評価は、長さ８０mm，幅８mmで１パスのＴＩＧ
溶接で形成されたビード内に割れが発生しない予熱温度
が４００℃以下であるかどうかを基準とした。

【０１１４】本実施例ではタービンディスク１１，１
２，１３に実施例１に記載の全マルテンサイト組織を有
するマルテンサイト鋼の鍛造材が用いられる。この具体
的なマルテンサイト鋼は実施例１に記載のように本実施
例に記載の高温ガスタービン用材として十分に満足する
ものであった。

【０１１５】特に、ガスタービンディスクとして具体的
には、１５０kg鋼塊を高周波誘導溶解炉で溶解後、真空
カーボン脱酸して鋳造し、１１５０℃に加熱した後、熱
間鍛造により板状に成形した。その後、板材を１０５０
℃で溶体化し空冷による焼入れを行った、室温まで冷却
した後、５７０℃にて１次焼戻しを行い、５９０および
６２０℃にて２次焼戻しを行った。これらの試料から平
滑クリープ破断試験片（JIS Z 2272，ASTM E292），引
張試験片(JIS G 0567）、およびシャルピー衝撃試試験
片（JIS Z 2202）を採取した。

【０１１６】

【表６】

【０１１７】以上の実験結果により明らかな如く、燃焼
ガス温度として初段タービンノズル入口で１５００℃級
のガスタービンディスクの他に、本実施例ではスタッキ
ングボルト，ディスタントピース，スペーサに本発明材
を用いた。

【０１１８】本発明におけるガスタービンの初段ノズル
でのガス入り口温度は１５００℃，２段ノズルのガス入
り口温度は１１００℃，３段ノズルガス入り口温度は８
５０℃であり、冷却を考えても初段ノズルのメタル温度
は９００℃以上となる。この初段ノズルに受ける温度で
はＣｏ基合金の強度がノズル用Ｎｉ基合金の強度を凌ぐ
領域となるため、初段ノズルには溶接性にも優れるＣｏ
基合金が最も望ましい。一方、２段目以降のノズルのメ
タル温度は８００℃以下となるが、その温度域ではＣｏ
基よりもノズル用Ｎｉ基の方がクリープ強度が高くな
る。従って、２段目以降のノズルには多結晶Ｎｉ基合金
の適用が望ましく、タービン入り口温度が１５００℃級
となるガスタービンでは、初段ノズルに単結晶Ｎｉ基合
金，２段目以降ノズルに多結晶Ｎｉ基合金、となる材料
構成が最適である。

【０１１９】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。

【０１２０】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０１２１】以上の構成によって、回転部の軸となるコ
ンプレッサディスク，ディスタントピース，タービンデ
ィスク，スペーサをマルテンサイト鋼により構成するこ
とにより、ガスタービン全体を保持する構造部材として
フェライト系の鉄系部材との熱膨脹率が同等であるため
起動時の効率が高いことから短時間で定常運転に達する
ことができ、装置全体とし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る。また、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。

【０１２２】本実施例ではタービンは３段のものである
が、４段に対しても本実施例の蒸気タービンとの組合せ
に同様に適用できる。４段に対しては初段及び２段目の
ブレード及びノズルを本実施例と同様に材料及び冷却を
行い、３段及び４段を本実施例の３段と同様に材料及び
冷却を行うことが出来る。

【０１２３】Ｂ．高中低圧一体型蒸気タービン図５に本
発明に係る再熱型高中低圧一体型蒸気タービンの部分断
面図を示す。本発明に係る蒸気タービンは再熱型で高低
圧一体型のロータシャフト３に植設されたブレード４を
高圧部６段，中圧部４段，低圧部４段の１４段備えてい
る。他の蒸気タービンにおいては高圧部７段，中圧部６
段及び低圧部５段の１８段備えたものも同様の構造であ
る。高圧部と中圧部には内部ケーシングが設けられる。
本実施例では、前述の如くガスタービンから出た排ガス
の温度は６５０℃であり、その排ガスを排熱回収ボイラ
（ＨＲＳＧ）に送り、５３８℃の高圧蒸気を得る。この
高圧蒸気は蒸気のコントロールバルブ５５を通って蒸気
入口１２１より前述の如く５３８℃，１６９atg の高温
高圧側に流入する。蒸気は入口より左側方向に流れ、高
圧蒸気出口１２２より出て、再び５３８℃に加熱されて
再熱蒸気入口１２３より中圧タービン部に送られる。中
圧タービン部に入った蒸気は低圧タービン部へと送られ
るとともに低圧蒸気入口１２４からも蒸気が送られる。
そして蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって最終段の
ブレード４より排出される。本発明に係る高低圧一体型
ロータシャフト３は５３８℃の蒸気から３３℃の温度ま
でさらされるので、前述した特性のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる。高低圧一体型ロータシ
ャフト３のブレード４の植込み部はディスク状になって
おり、高低圧一体型ロータシャフト３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、振動を少なくするようになってい
る。蒸気入口に対し高圧側のブレード４は５段以上の６
段あり、２段以降同じ間隔で配置され、初段と２段との
間隔は２段以降の間隔の１.５〜２.０倍であり、更に
ブレード植込部の軸方向の幅は初段が最も厚く、２段目
より最終段にかけて段階的に徐々に厚く、初段の厚さは
２段目の厚さの２〜２.６倍である。

【０１２４】蒸気入口に対して中圧側のブレード４は４
段あり、ブレード植込部の軸方向の幅は初段と最終段が
同等の厚さで最も厚く、２段及び３段目と下流側に向っ
て大きくなる。低圧部は４段で、ブレード植込部の軸方
向の幅は最終段の厚さはその直前の厚さの２．７〜３.
３倍、最終段の直前の厚さはその直前の厚さの１.１〜
１.３倍である。中圧部の初段から４段目までのブレー
ドの中心間の間隔はほぼ同じ間隔であり、低圧部は初段
以降最終段にかけて間隔が大きくなり、各段の間隔の前
段の間隔に対する比が下流側で大きくなっており、更に
初段の間隔が前段の間隔に対する比が１.１〜１.２倍及
び最終段と前段との間隔の前段における間隔に対する比
が１.５〜１.７倍である。

【０１２５】ブレードの長さは中圧・低圧側が初段から
最終段にかけて徐々に大きくなり、各段の前段に対する
長さは１.２〜２.１倍有し、５段目まで１.２〜１.３５
倍で長くなり、低圧部２段目が１.５〜１.７倍、３段及
び４段が各々１.９〜２.１倍である。

【０１２６】本実施例における各段の長さは中圧部より
２.５″,３″,４″,５″，６.３″,１０″，２０.７″
及び４０″である。

【０１２７】１４は内部ケーシング、１５は外部ケーシ
ングである。

【０１２８】（１）ロータシャフト表７は本発明に係る高中低圧一体型蒸気タービンロータ
の靭性及びクリープ破断試験に供した代表的な試料の化
学組成を示す。試料は真空高周波溶解炉で溶解・造塊
し、温度８５０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造し
た。試料Ｎo.３〜Ｎo.１２は本発明に係る材料である。
Ｎo.１及び２は比較のため溶製したものであり、Ｎo.１
はＡＳＴＭ規格Ａ４７０class８相当材、Ｎo.２はＡＳ
ＴＭ規格Ａ４７０class７相当材である。これら試料
は、高中低圧一体型蒸気タービンロータシャフト中心部
の条件をシュミレートして、９５０℃に加熱しオーステ
ナイト化した後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入れし
た。ついで、６６５℃×４０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処
理した。本発明に係るＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相
を含まず、全ベーナイト組織であった。

【０１２９】本実施例におけるロータシャフトは、重量
で、Ｃ０.０５〜０.３０％、好ましくは０.１８〜０.２
５％，Ｓｉ０.１％以下、好ましくは０.０６％以下，Ｍ
ｎ０.３％以下、好ましくは０.０２〜０.２０％，Ｎｉ
１.０〜２.５％、好ましくは１.５〜２.０％，Ｃｒ０.
８〜３.０％、好ましくは１.５〜２.５％,Ｍｏ０.５〜
２.５％、好ましくは０.８〜１.５％，Ｖ０.１０〜０.
３５％、好ましくは０.１５〜０.３０％を含む全焼戻し
ベーナイト組織を有する鍛鋼が好ましい。更に、この鋼
にはＮｂ０.０１〜０.１０％、好ましくは０.０１５〜
０.０５０％及びＷ０.１〜０.５％を１種以上含むこと
が好ましい。

【０１３０】

【表７】

【０１３１】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
９００〜１０００℃にする必要がある。９００℃未満で
は高い靭性が得られるもので、クリープ破断強度が低く
なってしまう。１０００℃を超える温度では高いクリー
プ破断強度が得られるものの、靭性が低くなってしま
う。焼戻し温度は６３０℃〜７００℃にする必要があ
る。６３０℃未満では高い靭性が得られず、７００℃を
超える温度では高いクリープ破断強度が得られない。

【０１３２】表８は引張，衝撃及びクリープ破断試験結
果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャル
ピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度は
ラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０⁵ｈ強度で示
した。表から明らかなように本発明に係る材料は、室温
の引張強さが８８kg／mm²以上，０.２％耐力７０kg／mm
²以上，ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギーが加
熱前後でいずれも２.５kg−ｍ以上及びクリープ破断強
度が約１１kg／mm²以上と高く、高中低圧一体型タービ
ンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３
３.５インチ長翼を植設するタービンロータ材としては
約１５kg／mm²以上の強度を有するものがよい。

【０１３３】

【表８】

【０１３４】Ｎo.７〜Ｎo.１２は、それぞれ、希土類元
素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ，Ｔａ及びＡｌ添加材で
あるが、これらの元素添加により靭性が向上する。特に
希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌａ−Ｃｅ
のほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向上効果の
あることを確認している。

【０１３５】また、Ｏ₂を１００ppm以下にすることに
より約１２kg／mm²以上の高い強度が得られ、特に８０p
pm以下で１５kg／mm²以上で、更に４０ppm以下で１８kg
／mm²以上の高いクリープ破断強度が得られる。

【０１３６】５３８℃，１０⁵時間クリープ破断強度
は、Ｎｉ量が増加するにつれて低下傾向を示し、特に、
Ｎｉ量が２％以下では約１１kg／mm²以上の強度を示
す。特に、１.９％以下では１２kg／mm²以上の強度を有
する。

【０１３７】Ｎｉ量が１.５２〜２.０％を含むもののＭ
ｎ／Ｎｉ又は(Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比との関係を調べた結
果、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２以下，Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ比
が０.０４〜０.１８で２.５kg−ｍ以上の高い衝撃値を
示すことが分った。

【０１３８】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
８７０〜１０００℃が好ましい。高い靭性と高いクリー
プ破断強度を得るには８７０〜１０００℃が好ましい。
焼戻し温度は高い靭性とクリープ破断強度を得るに６１
０℃〜７００℃が好ましい。引張，衝撃及び切欠クリー
プ破断試験結果から、靭性は温度２０℃で試験したＶノ
ッチシャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ
破断強度はラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０⁵
ｈ強度で示した。表から明らかなように本発明材は、
室温の引張強さが８８kg／mm²以上，０.２％耐力７０k
g／mm²以上，ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギー
が加熱前後でいずれも２.５kg−ｍ以上及びクリープ破
断強度が約１２kg／mm²以上と高く、高中低圧一体型タ
ービンロータとしてきわめて有用であると言える。特
に、３３.５インチ長翼を植設するタービンロータ材と
しては約１５kg／mm²以上の強度を有するものがよい。

【０１３９】更に、(Ｎｉ／Ｍｏ）比が１.２５以上及び
(Ｃｒ／Ｍｏ）比が１.１以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が
１.４５以上、及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１.１１×
（Ｎｉ／Ｍｏ)＋２.７８〕によって求められる値以上と
することにより全体を同じ熱処理とすることにより５３
８℃，１０⁵時間クリープ破断強度が１２kg／mm²以上
の高い強度が得られる。

【０１４０】本実施例のロータシャフトは表９に示す合
金組成の鍛鋼をアーク溶解炉にて溶解後、取鍋に注湯
し、次いで取鍋の下部よりＡｒガスを吹き込み真空精錬
して、造塊した。次いで、９００〜１１５０℃で最大直
径１.７ｍ，長さ約８ｍに鍛造し、高圧側１６を９５０
℃，１０時間，中圧・低圧側１７を８８０℃，１０時間
加熱保持した後、中心部で約１００℃／ｈとなるように
シャフトを回転しながら水噴霧冷却又は水中に浸漬させ
て行った。次いで高圧側１１６を６５０℃で４０時間，
中圧・低圧側１１７を６２５℃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，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。表１０は試験
結果を示すものである。

【０１４１】

【表９】

【０１４２】

【表１０】

【０１４３】高圧部の動翼部及び静翼部における直径は
各段において同一であり、中圧部から低圧部においては
動翼部では徐々に直径が大きくなり、中圧部初段から４
段までは静翼部での直径は同じ、４段〜６段間での静翼
部での直径は同じ、６段〜８段までの静翼部での直径は
同じで、後段になるにつれて直径が大きくなった。

【０１４４】また、最終段の翼植込部の軸方向幅は翼部
長さに対し０.３倍であり、０.２８〜０.３５倍とする
のが好ましい。

【０１４５】ロータシャフトはその最終段での翼部直径
が最も大きく、その直径は翼部長さの１.７２倍であ
り、１.６０〜１.８５倍とするのが好ましい。

【０１４６】更に、軸受間長さは最終段ブレードにおけ
る翼部先端間の直径に対して1.65倍であり、１.５５〜
１.７５倍とするのが好ましい。

【０１４７】本実施例では発電機により１０〜２０万Ｋ
Ｗ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。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り０.
５２ｍである。

【０１４８】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。

【０１４９】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１.７
１である。

【０１５０】本実施例は蒸気温度５６６℃に対しても適
用でき、その圧力を１２１，１６９及び２２４atg とす
る場合にも適用できる。

【０１５１】ロータシャフトの焼入れ方法として、以下
の方法によって行うことができる。（イ）各素体を９４０℃に均一に加熱した後、１８段の
蒸気タービンにおいては高圧部および中圧部に相当する
部分又は１４段の蒸気タービンにおいては高圧部分を、
実体のタービンロータ素体を強制空冷した場合の中心部
冷却速度を想定した２５℃／ｈの冷却速度で冷却し、低
圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を、噴水又は水中
冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの
冷却速度で冷却して、冷却速度に差異を設けた焼入れす
る方法（均一加熱・偏差冷却）。（ロ）タービンロータ素体を（イ）と同様に高圧部およ
び中圧部に相当する部分又は高圧部を９７０℃，低圧部
又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０℃に加熱し、
その後、実体のタービンロータ素体を噴水又は水中冷却
した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの冷却
速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加熱・均一冷
却）。

【０１５２】（ハ）タービンロータ素体を（イ）と同様
に高圧部および中圧部に相当する部分又は高圧部を９７
０℃、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を９３０
℃に加熱し、さらに、高・中圧部に相当する部分又は高
圧部を、実体のタービンロータ素体を強制空冷した場合
の中心部冷却速度を想定した２５℃／ｈの冷却速度で冷
却し、低圧部又は中圧・低圧部に相当する部分を、噴水
冷却した場合の中心部冷却速度を想定した５０℃／ｈの
冷却速度で冷却して、焼入れする方法（偏差加熱・偏差
冷却）。各素体は、焼入れの冷却として水槽の中に浸漬
させるとともに水を撹拌させる方法によって行うことも
でき、その焼入れ後に、６５０℃で２０時間の焼戻しを
施す。

【０１５３】熱処理後の供試鋼の材料試験結果から本発
明法によれば、従来法に比べて、高圧部では高温クリー
プ強度が向上し、低圧部では靭性が向上している。ま
た、本発明法中では、偏差加熱・偏差冷却及び均一加熱
・偏差冷却より偏差加熱・均一冷却による方法が顕著な
効果が得られる。

【０１５４】（２）ブレード高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２
０〜０.３０％，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。

【０１５５】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％，Ｍｏ
０.５％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。

【０１５６】最終段の翼部長さとして、６０サイクルに
対して３３.５インチ以上，５０サイクルに対して４０
インチ以上であり、一周で約９０本あり、重量でＣ０.
１５〜０.３５％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０.２５％以
下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２.０〜３.５％，Ｍｏ１.５
〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ０.０２〜０.１
０％，Ｎｂ及びＴａの１種以上を合計量で０.０２〜０.
３０％を含むマルテンサイト鋼の鍛造によって構成し
た。特に、本実施例では実施例１の表１及び表２の合金
を用いた。また、この最終段には重量で、Ｃ１.０％，
Ｓｉ０.６％,Ｍｎ０.６％，Ｃｒ２８％，Ｗ１.０％，
残部Ｃｏからなるステライト板からなるエロージョン防
止のシールド板が電子ビーム又はＴＩＧ溶接によってそ
の先端で、リーディングエッヂ部に設けられる。またシ
ールド板以外に部分的な焼入れ処理を施すことができ
る。

【０１５７】これらのブレードは各段で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。

【０１５８】高低圧一体型蒸気タービン用長翼材はそれ
ぞれ１５０kg真空高周波溶解し、１１５０℃に加熱し鍛
造して実験素材とした。試料は、１０００℃又は１０５
０℃で１ｈ加熱後油焼入れ（冷却速度１００℃／分以
上）により室温まで冷却し、次いで、５７０℃又は５６
０℃に加熱し、２ｈ保持後室温まで空冷した。次いで、
５６０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻
し）、更に５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷し
た（２次焼戻し）。

【０１５９】（３）静翼７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。

【０１６０】（４）ケーシングには、内部ケーシング１
４と外部ケーシング１５があり、内部ケーシングは重量
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。

【０１６１】本実施例によれば、回転部の構造材を全て
熱膨脹係数の小さいフェライト鋼で構成されるとともに
それを被い、タービンノズル，コンプレッサノズルを支
持する全体が同じ熱膨脹係数を有するフェライト鋼で構
成されるので、起動時停止時での急速な対応が出来、熱
効率の向上に寄与するものである。

【０１６２】本実施例では前述のガスタービンと蒸気タ
ービンとを一軸に結合して発電したものであるが、発電
のＨＨＶ効率は５０％以上である高いコンバインド発電
プラントが得られた。

【０１６３】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。

【０１６４】〔実施例３〕図６は実施例２の水蒸気冷却
に代えてクローズド空気冷却方式を有する空気圧縮型３
段タービンのタービン上半部の断面構造である。本実施
例におけるタービン構造の基本構造及び材料構成は実施
例２とほぼ同じものである。

【０１６５】本実施例における空気冷却方式は初段ブレ
ード５１及び第２段ブレード５２が実施例２の水蒸気冷
却と同じ冷却通路を有しており、更に第２段ノズル８２
及び第３段ノズル８３の冷却は実施例２と同様の冷却流
路を有している。初段ノズルの冷却は初段ブレード及び
２段ブレードの冷却と同じ圧縮機によって圧縮され、ケ
ーシング８０の内側から抽気し、クーラー６７によって
冷却するとともにブースター６５によって圧縮された空
気によって行われる。初段ノズル８１及びブレード５
１，５２を冷却した空気はケーシング８０内に放出され
る。

【０１６６】タービン部を出た燃焼ガスは排熱回収ボイ
ラ（ＨＲＳＧ）に送られ、それにより水蒸気を作る。

【０１６７】本実施例における初段ノズル８１は冷却孔
を有し、外周側サイドウォール側より冷却空気が入り、
複数の冷却孔が設けられたベーンを通り、内周側サイド
ウォールを通ってケーシング８０内に放出される構造を
有する。

【０１６８】本実施例ではタービンディスク１１，１
２，タービンスタブシャフト，タービンスタッキングボ
ルトを実施例２に示した全焼戻しマルテンサイト鋼を使
用した。本実施例においても、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。また、これらのマルテ
ンサイト鋼はフェライト系の結晶構造を持つが、フェラ
イト系材料は、Ｎｉ基合金のようなオーステナイト系材
料に比べて熱膨脹率が小さい。タービンディスクにＮｉ
基合金を用いるよりも耐熱鋼を使用する本実施例の方
が、熱効率が高く、更にディスク材の熱脹張率が小さい
ディスクに発生する熱応力を低減し、亀裂の発生，破壊
を抑制できる。他各部の材料及び構造は実施例２と同じ
である。

【０１６９】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。

【０１７０】使用燃料として、天然ガス，軽油が使用さ
れる。

【０１７１】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１５００℃，初段ター
ビンブレードのメタル温度が９００℃，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。

【０１７２】図７は実施例２と同様にガスタービン１台
と高中低圧一体型蒸気タービンと各々に発電機を備えた
組合せの多軸型コンバインドサイクル発電システムを示
す構成図である。本実施例におけるガスタービンは前述
の通りであり、圧縮機で圧縮された空気はそれを冷却す
る空気予冷器（Ｉ．Ｃ）を通り、更にその空気を圧縮す
るブースト圧縮機（Ｂ．Ｃ）を通って前述の経路によっ
てブレード（動翼）とノズル（静翼）とを冷却し、その
冷却に用いた空気は暖められて燃焼器に用いられる。本
実施例における燃焼ガス温度は１５００℃以上であり、
排ガス温度は６００℃以上で、前述と同様に脱硝装置
（ＤｅＮＯｘ）が設けられた排熱回収ボイラ（ＨＲＳ
Ｇ）により５３０℃以上の水蒸気が発生する。５３０℃
以上の水蒸気は高中低圧一体型蒸気タービンの高圧部
（ＨＰ）に入り、高圧部（ＨＰ）より出た水蒸気は再び
ＨＲＳＧの先頭部に入って再加熱され、ＨＰの入口温度
と同じ温度に加熱されて中圧部（ＩＰ）から低圧部（Ｌ
Ｐ）へと流入して、復水器に入り、次いでＨＲＳＧ後段
部に入って再加熱されて５３０℃以上になってＨＰ部に
入る経路を有する。

【０１７３】本実施例におけるガスタービン及び高中低
圧一体型蒸気タービンの構成は実施例２とほぼ同様のも
のである。本実施例においてはガスタービンが２０〜３
０万ＫＷ及び蒸気タービンが１０〜２０万ＫＷを有し、
プラントのＨＨＶ効率が５０％以上得られる。また複数
台のガスタービン及び蒸気タービンにより全体で７０〜
１００万ＫＷの発電が可能である。本実施例では多軸型
としたものであるが、ガスタービンと蒸気タービンとを
一軸で直結し、発電機１台で発電する方式にも実施でき
る。また、本実施例では蒸気温度は５３８℃(１０００
°Ｆ)及び５６６℃（１０５０°Ｆ）に適用可能である
が、更に５９３℃（１１００°Ｆ）に対しては高中低圧
一体型ロータシャフトとして本発明に係るタービンディ
スクに用いた８〜１２.５重量％Ｃｒを含有するマルテ
ンサイト鋼が好ましい。

【０１７４】本実施例ではタービンは３段のものである
が、４段に対しても本実施例の蒸気タービンとの組合せ
に同様に適用できる。４段に対しては初段及び２段目の
ブレード及びノズルを本実施例と同様に材料及び冷却を
行い、３段及び４段を本実施例の３段と同様に材料及び
冷却を行うことが出来る。

【０１７５】本実施例によれば、実施例２と同様にガス
タービンにおいては、急速に起動と停止ができることか
らより高い熱効率が得られ、発電のＨＨＶ効率は５０％
以上を有するコンバインド発電プラントが得られる。

【０１７６】〔実施例４〕図８は前述のガスタービンか
ら出た排ガスを排熱回収ボイラ（ＨＲＳＧ）に供給して
発生し、その水蒸気によって前述の様にガスタービンを
冷却するとともに蒸気タービンとして高圧蒸気タービン
(ＨＰ)，中圧蒸気タービン（ＩＰ）及び低圧蒸気タービ
ン（ＬＰ）に分割された蒸気タービンを備えたコンバイ
ンドサイクル発電システムの構成図である。本実施例は
実施例１と異なるのは蒸気タービンを高圧，中圧及び低
圧蒸気タービンに分けて構成するとともに、高圧部と中
圧部とを一体のロータシャフトとし、低圧部は別の組成
のロータシャフトによって構成した点である。水蒸気の
入口温度はＨＰ及びＩＰが同じ温度で入り、５３８℃又
は５６６℃で実施され、ＬＰではその入口温度は約３０
０℃となる。ＨＰから出た蒸気は排熱回収ボイラにて加
熱され、ＩＰに入る。蒸気タービンにおけるＨＰ及びＩ
Ｐは一軸の一体のロータシャフトからなり、ＬＰとはロ
ータシャフト材は異なった材料が用いられる。ＨＰとＩ
Ｐのロータシャフトには第３表のＮo.１の材料及びＬＰ
には第３表のＮo.２の材料が用いられる。本実施例での
ＬＰの最終段ブレードは実施例２と同様に翼部長さが４
３インチの１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼が用いられ
る。ケーシングはＨＰとＩＰで一車室及びＬＰで一車室
の二車室によって構成される。ＩＰから出た水蒸気はＨ
ＲＳＧから出た約３００℃の水蒸気とともに左右対称の
タービン構造を有するＬＰの中心部に流入される。本実
施例におけるガスタービンの構成は実施例２とほぼ同じ
であり、ガスタービン及び蒸気タービンの出力はいずれ
も実施例２と同様であり、発電のＨＨＶ効率は５０％以
上得られる。

【０１７７】

【発明の効果】本発明によれば、高効率高温ガスタービ
ン（ガス温度：１５００℃級）用ディスクに要求される
クリープ破断強度及び加熱脆化後の衝撃値を満足させる
ものが得られる。更に、加熱脆化域の高温に晒される他
の部材への適用も可能な耐熱鋼が得られる。本発明によ
り、ガスタービン発電プラントの燃焼温度を上げること
ができ、高効率発電をすることで化石燃料の節約，排出
ガスの発生量を抑えることが可能となり、地球環境保全
に貢献できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】Ｂ量とクリープ破断強度及び加熱脆化後のＶノ
ッチシャルピー衝撃値との関係を示す線図。

【図２】Ｗ量とクリープ破断強度及び加熱脆化後のＶノ
ッチシャルピー衝撃値との関係を示す線図。

【図３】水蒸気冷却によるコンバインド発電システム構
成図。

【図４】水蒸気冷却によるガスタービンの回転部断面
図。

【図５】高中低圧一体型蒸気タービンの断面図。

【図６】空気冷却によるガスタービンの回転部断面図。

【図７】クローズド空気冷却によるコンバインド発電シ
ステム構成図。

【図８】水蒸気冷却によるコンバインド発電システム構
成図。

【符号の説明】

１…タービンローター、１１，１２，１３…タービンデ
ィスク、１８…タービンスペーサ、３３…ディスタント
ピース、５４…タービンスタッキングボルト。

フロントページの続き (72)発明者志賀正男茨城県日立市弁天町三丁目10番２号日立協和エンジニアリング株式会社内Ｆターム(参考） 3G002 EA06

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】タービンタブシャフトと、該シャフトにタ
ービンスタッキングボルトによって互いにタービンスペ
ーサを介して連結された複数個のタービンディスクと、
該ディスクに植込まれ燃焼器によって発生した高温の燃
焼ガスによって回転するタービンブレードと、前記ディ
スクに連結されたディスタントピースと、該ディスタン
トピースに連結された複数個のコンプレッサローター
と、該ローターに植込まれ空気を圧縮するコンプレッサ
ブレードと、前記コンプレッサローターに連結されたコ
ンプレッサスタブシャフトを備えたガスタービンにおい
て、前記タービンディスク，ディスタントピース，タービン
スペーサ，コンプレッサディスクの最終段及びタービン
スタッキングボルトの少なくとも１つが、室温の引張強
さが１２０kg／mm²以上，５００℃で１０⁵時間クリー
プ破断強度が３５kg／mm²以上及び５４０℃で１０³時
間加熱後の２５℃のＶノッチシャルピー衝撃値が２kg−
ｍ／cm²以上であるマルテンサイト鋼からなることを特
徴とするガスタービン。
【請求項２】タービンタブシャフトと、該シャフトにタ
ービンスタッキングボルトによって互いにタービンスペ
ーサを介して連結された複数個のタービンディスクと、
該ディスクに植込まれ燃焼器によって発生した高温の燃
焼ガスによって回転するタービンブレードと、前記ディ
スクに連結されたディスタントピースと、該ディスタン
トピースに連結された複数個のコンプレッサローター
と、該ローターに植込まれ空気を圧縮するコンプレッサ
ブレードと、前記コンプレッサローターに連結されたコ
ンプレッサスタブシャフトを備えたガスタービンにおい
て、前記タービンディスク，ディスタントピース，タービン
スペーサ，最終段のコンプレッサディスク及びタービン
スタッキングボルトの少なくとも１つが重量で、Ｃ０.
１５〜０.３５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％以
下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｉ２〜３.５
％，Ｖ０.０５〜０.３５％、Ｎｂ及ばＴａの１種又は２
種の合計量が０.０２〜０.３％及びＮ０.０２〜０.１％
を含み、前記（Ｃ／Ｎｂ）比（ｙ）が前記Ｎｂ量（ｘ）
との関係(ｙ＝−２０ｘ＋３.５）によって求められる値
以上であるマルテンサイト鋼からなることを特徴とする
ガスタービン。
【請求項３】タービンタブシャフトと、該シャフトにタ
ービンスタッキングボルトによって互いにタービンスペ
ーサを介して連結された複数個のタービンディスクと、
該ディスクに植込まれ燃焼器によって発生した高温の燃
焼ガスによって回転するタービンブレードと、前記ディ
スクに連結されたディスタントピースと、該ディスタン
トピースに連結された複数個のコンプレッサローター
と、該ローターに植込まれ空気を圧縮するコンプレッサ
ブレードと、前記コンプレッサローターに連結されたコ
ンプレッサスタブシャフトを備えたガスタービンにおい
て、前記タービンディスク，ディスタントピース，タービン
スペーサ，コンプレッサディスクの最終段及びタービン
スタッキングボルトの少なくとも１つが、重量で、Ｃ
０.１５〜０.３５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％以
下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｉ２〜３.５
％，Ｖ０.０５〜０.３５％、Ｎｂ及Ｔａの１種又は２種
の合計量が０.０２〜０.３％及びＮ０.０２〜０.１％
と、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％以下及び希土
類元素０.０１％以下の少なくとも１種を含み、前記
（Ｃ／Ｎｂ）比（ｙ）が前記Ｎｂ量（ｘ）との関係（ｙ
＝−２０ｘ＋３.５)によって求められる値以上であるマ
ルテンサイト鋼からなることを特徴とするガスタービ
ン。
【請求項４】重量で、Ｃ０.１５〜０.３５％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.
５〜４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５〜０.３５％、
Ｎｂ及Ｔａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.３％
及びＮ０.０２〜０.１％を含み、前記（Ｃ／Ｎｂ）比
（ｙ）が前記Ｎｂ量(ｘ）との関係(ｙ＝−２０ｘ＋３.
５)によって求められる値以上であるマルテンサイト鋼
からなることを特徴とするガスタービン用ディスク。
【請求項５】重量で、Ｃ０.１５〜０.３５％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.
５〜４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５〜０.３５％、
Ｎｂ及Ｔａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.３％
及びＮ０.０２〜０.１％と、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％以下及び希土類元素０.０１％以下の少なく
とも１種を含み、前記（Ｃ／Ｎｂ）比（ｙ）が前記Ｎｂ
量（ｘ）との関係（ｙ＝−２０ｘ＋３.５)によって求め
られる値以上であるマルテンサイト鋼からなることを特
徴とするガスタービン用ディスク。
【請求項６】重量で、Ｃ０.１５〜０.３５％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.
５〜４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５〜０.３５％、
Ｎｂ及Ｔａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.３％
及びＮ０.０２〜０.１％を含み、前記（Ｃ／Ｎｂ）比
（ｙ）が前記Ｎｂ量(ｘ）との関係(ｙ＝−２０ｘ＋３.
５)によって求められる値以上であるマルテンサイト鋼
からなることを特徴とする耐熱鋼。
【請求項７】重量で、Ｃ０.１５〜０.３５％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.
５〜４％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｖ０.０５〜０.３５％、
Ｎｂ及Ｔａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.３％
及びＮ０.０２〜０.１％と、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，Ｙ０.０
１％以下及び希土類元素０.０１％以下の少なくとも１
種を含み、前記(Ｃ／Ｎｂ）比(ｙ）が前記Ｎｂ量(ｘ）
との関係(ｙ＝−２０ｘ＋３.５）によって求められる
値以上であるマルテンサイト鋼からなることを特徴とす
る耐熱鋼。