JPH0978205A - ガスタービン用燃焼器及びガスタービン - Google Patents
ガスタービン用燃焼器及びガスタービンInfo
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- JPH0978205A JPH0978205A JP19855796A JP19855796A JPH0978205A JP H0978205 A JPH0978205 A JP H0978205A JP 19855796 A JP19855796 A JP 19855796A JP 19855796 A JP19855796 A JP 19855796A JP H0978205 A JPH0978205 A JP H0978205A
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Abstract
ガスタービン用燃焼器とそれを用いたガスタービンを提
供する。 【解決手段】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さら
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基鋳造合金又はCo基鋳造合金よりなり、更に
その燃焼器を用いたガスタービンにある。
Description
燃焼器、特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
たガスタービンに関する。
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。
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。
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。
℃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。
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。
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 Barri
er 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。
号公報、そのTBCとして特開昭61−174385号公報が知
られている。
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。
を防止し、その温度を低減化することを目的としてTB
C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。
の高い合金を使用したガスタービン燃焼器とそれを用い
たガスタービンを提供するにある。特に、本発明の目的
は850℃,104 時間クリープ破断強度が3kg/mm2
以上の合金を使用したガスタービン燃焼器とガスタービ
ンを提供するにある。
との結合力が長期間にわたって安定しており、クラック
や剥離の起りにくい熱遮蔽コーティングを有するガスタ
ービン燃焼器及びガスタービンを提供することにある。
状に製造された燃焼器ライナー及びトランジションピー
スを用いたガスタービン燃焼器にある。本発明は、ライ
ナー及びトランジションピースを鋳造により製造するの
で、溶接を用いず筒状に成型するものである。鋳造とし
て、ライナーを精密鋳造法又は遠心力鋳造法により製造
し、トランジションピースを精密鋳造法により製造され
る。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。
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。
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Nb
0.10〜0.35%を含むFe基鋳造合金が好ましい。
5%,Si1%以下,Mn2%以下,Cr15〜35
%,Co15〜30%,W及びMoの少なくとも1種1
0%以下,Ti0.1〜10%,Al0.1〜5%及びN
i35〜55%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結晶粒を10
0μm以上、好ましくは300μm以上に大きくするこ
とが好ましい。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
遠心鋳造法又はロストワックス精密鋳造法により円筒状
を製作する。いずれも鋳造により鋳造されることによ
り、結晶粒が大きく、かつ溶接部のない部材が得られ
る。
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N
i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,M
g0.1%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。
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よりなること
を特徴とする。
〜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。
〜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。
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。
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。
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−C
r−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。
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。
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。
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600
kw/(kg/S)以上であることを特徴とする複合発電
システム。
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。
ピースをFe基合金,Ni基合金,Co基合金の鋳物に
よって構成するものである。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13
00℃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。
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。
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1
8〜30%が好ましく、より好ましい範囲は20〜26
%である。
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。
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。
〜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。
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。
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。
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。
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。
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。
くとも1種を主成分とする鋳造合金よりなる基材上にF
e,NiとCoの少なくとも一方を主成分としCrとA
l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C
r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。
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。
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、結晶粒は大きく0.5〜3.0mm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。
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3
2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2
2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。
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。
℃,100〜5000hクリープ破断強度を示す線図で
ある。
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N
o.4は優れた高温強度を示す。本発明材の鋳造材は80
0℃,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。
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。
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/mm
2 以上を有する。
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/mm
2 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。
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。
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。
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。
スタービン用燃焼器の断面図である。
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。
し、熱間圧延によって板に同様の溶体化処理し、厚さ2
mm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(TI
G)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。
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。
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。
7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。
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。
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。
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。
ットルを利用した空気膜冷却を用いることが好ましい。
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。
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140
0℃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。
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、3
3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。
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。
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,A
l,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。ZrO
2−8%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。
験のための試料を採取し、750℃,15分間保持,2
0〜25℃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。
を有する。
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%,M
o1.5〜3%,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,M
n0.1%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。
50℃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/mm
2 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2
0℃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。
0.5%以下,Cu0.5%以下,B0.01%以下,T
i0.5%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。
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。
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,Zr
0.01〜0.5%,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1
500℃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0.0
5% 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。
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,Cr2
5〜35%,Ni5〜15%,W3〜10%,B0.0
03〜0.03%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Z
r0.1〜0.3%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。
/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%,Nb
1.0〜3.0%,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。
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。
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。
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Cr
10〜30%,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。
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。
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。
8,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。
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6
50℃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。
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。
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。
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。
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。
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。
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1700M
W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。
域ではCr−Mo−V鋼,低温度域ではNi−Cr−M
o−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、3
0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15
kg/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。
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。
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1
1kg/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。
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。
0%,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N
i−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,C
a0.04%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、C0.2
0〜0.28%,Si0.1% 以下,Mn0.05〜0.
25%,Ni1.6〜2.0%,Cr1.7〜2.3%,M
o1.0〜1.5%,V0.20〜0.30%を含むものが
好ましい。
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。
って徐々に長さが大きくなり、重量でC0.05〜0.1
5%,Mn1%以下,Si0.5% 以下,Cr10〜1
3%,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。
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。
〜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。
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。
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。
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0.52
m 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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
図。
冷却孔、13…燃焼器外筒、15…燃焼器ライナー、1
6…トランジションピース、21…ノズルキャップ、2
4…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。
Claims (14)
- 【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さらされる前記
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よりなることを
特徴とするガスタービン用燃焼器。 - 【請求項2】上記Fe基鋳造合金は重量で、C0.04
〜1.0%,Si2%以下,Mn3%以下,Cr15〜
35%及びNi10〜30%を含むオーステナイト鋼か
らなる請求項1記載のガスタービン用燃焼器。 - 【請求項3】上記Ni基鋳造合金は重量で、C0.04
〜0.5%,Si1%以下,Mn2%以下,Cr15〜
35%,Co15〜40%,Mo及びWの少なくとも1
種10%以下,Ti0.1〜10%及びAl0.1〜5%
を含む請求項1に記載のガスタービン用燃焼器。 - 【請求項4】上記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%及びNi30%以下を含む請
求項1に記載のガスタービン用燃焼器。 - 【請求項5】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
〜4のいずれかに記載のガスタービン用燃焼器。 - 【請求項6】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よりなることを特徴とす
るガスタービン。 - 【請求項7】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たガスタービ
ンにおいて、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ガ
スタービン。 - 【請求項8】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たガスタービ
ンにおいて、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ガスタービン。 - 【請求項9】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7
に記載のガスタービン。 - 【請求項10】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さらされる筒状部分
の外周部に突起が設けられそのメタル温度が800〜90
0℃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600k
W/(kg/S)以上であることを特徴とする複合発電シ
ステム。 - 【請求項11】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さらされる筒状部分
の外周部に突起が設けられそのメタル温度が800〜90
0℃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
チ以上で、前記蒸気タービン高圧側入口の蒸気温度が5
30℃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。 - 【請求項12】重量で、C0.04〜1.0%,Si2%
以下,Mn3%以下,Cr15〜35%,Ni10〜3
0%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
鋳造合金からなることを特徴とするガスタービン燃焼器
用部材。 - 【請求項13】重量で、C0.04〜0.5%,Si1%
以下,Mn2%以下,Cr15〜35%,Co15〜4
0%,Mo及びWの1種又は2種を合計で10%以下,
Ti0.1〜10%,Al0.1〜5%及びNi35〜5
5%を含むNi基鋳造合金からなることを特徴とするガ
スタービン燃焼器用部材。 - 【請求項14】重量で、C0.04〜1.0%,Si1%
以下,Mn2%以下,Cr15〜35%,W0.5〜2
0% ,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
器用部材。
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JP2010242221A (ja) * | 2010-05-24 | 2010-10-28 | Toshiba Corp | 耐熱鋼部材およびその製造方法 |
JP2011246734A (ja) * | 2010-05-21 | 2011-12-08 | Hitachi Ltd | 燃焼器用部材、燃焼器用部材の製造方法、及び燃焼器 |
JP2012520982A (ja) * | 2009-03-19 | 2012-09-10 | シーメンス アクチエンゲゼルシヤフト | タービン燃焼システム |
JP2013136837A (ja) * | 2011-12-27 | 2013-07-11 | United Technologies Corp <Utc> | 基材適合性を有する耐酸化性被覆 |
JP2013227973A (ja) * | 2012-04-24 | 2013-11-07 | General Electric Co <Ge> | 遷移ピースを含む燃焼システムおよび鋳造超合金を使用した形成方法 |
JP2019211363A (ja) * | 2018-06-06 | 2019-12-12 | 日本特殊陶業株式会社 | センサ |
JP2022529766A (ja) * | 2019-03-07 | 2022-06-24 | エリコン メテコ(ユーエス)インコーポレイテッド | 熱サイクル疲労と耐硫化性の優れたtbc用の高度なボンドコート材料 |
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1996
- 1996-07-10 JP JP19855796A patent/JP3756994B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (8)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JP2012520982A (ja) * | 2009-03-19 | 2012-09-10 | シーメンス アクチエンゲゼルシヤフト | タービン燃焼システム |
JP2011246734A (ja) * | 2010-05-21 | 2011-12-08 | Hitachi Ltd | 燃焼器用部材、燃焼器用部材の製造方法、及び燃焼器 |
JP2010242221A (ja) * | 2010-05-24 | 2010-10-28 | Toshiba Corp | 耐熱鋼部材およびその製造方法 |
JP2013136837A (ja) * | 2011-12-27 | 2013-07-11 | United Technologies Corp <Utc> | 基材適合性を有する耐酸化性被覆 |
JP2013227973A (ja) * | 2012-04-24 | 2013-11-07 | General Electric Co <Ge> | 遷移ピースを含む燃焼システムおよび鋳造超合金を使用した形成方法 |
JP2019211363A (ja) * | 2018-06-06 | 2019-12-12 | 日本特殊陶業株式会社 | センサ |
JP2022529766A (ja) * | 2019-03-07 | 2022-06-24 | エリコン メテコ(ユーエス)インコーポレイテッド | 熱サイクル疲労と耐硫化性の優れたtbc用の高度なボンドコート材料 |
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