JPH0978205A

JPH0978205A - ガスタービン用燃焼器及びガスタービン

Info

Publication number: JPH0978205A
Application number: JP19855796A
Authority: JP
Inventors: Hiroshi Fukui; 寛福井; Tetsuo Kashimura; 哲夫樫村; Hideyo Kodama; 英世児玉; Hiroyuki Doi; ▲裕▼之土井; Makoto Hiraga; 平賀　　良
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1995-07-11
Filing date: 1996-07-10
Publication date: 1997-03-25
Anticipated expiration: 2016-07-10
Also published as: JP3756994B2

Abstract

(57)【要約】【課題】本発明の目的は、耐熱疲労性が優れ、長寿命の
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

【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。

【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 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。

【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。

【００１１】本発明の目的は、より高温での耐熱疲労性
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。

【００１２】本発明の目的は、セラミックス材料と基板
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。

【００１３】

【課題を解決するための手段】本発明は、鋳造により筒
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。

【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Ｎｂ
０.１０〜０.３５％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。

【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。

【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−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。

【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。

【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、燃焼器内筒及びトランジション
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。

【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１
８〜３０％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。

【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】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、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。

【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。

【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。

【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／mm
²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／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。

【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】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。

【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１
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。

【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。

【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、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。

【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，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。

【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，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。

【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％，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。

【００７０】尚、これらの部品に使用する材料として４
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。

【００７１】これらの材料には更に、Ｗ１％以下，Ｃｏ
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。

【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，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。

【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，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。

【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％，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。

【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。

【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１５〜１
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。

【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。

【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。

【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−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。

【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。

【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、Ｃ０.１５〜０.４
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。

【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Ｃ０.０５〜０.１
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。

【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０.５２
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。

【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、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。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号庁内整理番号ＦＩ技術表示箇所Ｆ０２Ｃ 7/00 Ｆ０２Ｃ 7/00 ＣＦ２３Ｒ 3/42 Ｆ２３Ｒ 3/42 Ｚ (72)発明者土井 ▲裕▼之茨城県日立市幸町三丁目１番１号株式会社日立製作所日立工場内 (72)発明者平賀良東京都千代田区神田駿河台四丁目６番地株式会社日立製作所内

Claims

【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。