JPH0830249B2

JPH0830249B2 - 高温用蒸気タ−ビンロ−タとその製造方法

Info

Publication number: JPH0830249B2
Application number: JP61157887A
Authority: JP
Inventors: 利夫藤田; 修司木下; 喜久男森田; 正浩生田; 彰夫肥爪; 頼正竹田; 勇作高野
Original assignee: Kobe Steel Ltd; Mitsubishi Heavy Industries Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd; Mitsubishi Heavy Industries Ltd
Priority date: 1985-07-09
Filing date: 1986-07-07
Publication date: 1996-03-27
Anticipated expiration: 2011-03-27
Also published as: US4917738A; DE3668009D1; ATE49240T1; EP0210122A1; JPS62103345A; EP0210122B1

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕本発明は超々臨界圧プラントなどに使用する高温用蒸
気タービンロータとその製造方法に関するものである。

とくに、本発明は、蒸気条件が316kg/cm²以上、593℃
以上である超々臨界圧蒸気タービンのロータに適し、55
0℃〜650℃ですぐれた長時間クリープ破断強度、切欠ク
リープ破断強度、クリープ破断伸びおよびクリープ破断
絞りを有するとともに高温においてもすぐれた靱性を有
するロータとその製造方法に関するものである。

〔従来の技術〕

従来、高中圧タービンにおける最も激しい蒸気条件は
圧力246kg/cm²、温度538℃であつたが、最近の燃料コス
トの高騰のため、蒸気圧力および温度をそれぞれ316kg/
cm²以上および593℃以上にまで上昇させてタービンの効
率を上げエネルギ節減を図る計画が検討されている。

従来の大型蒸気タービンの高中圧ロータには、いわゆ
るCr−Mo−Ｖ鋼、および例えば特公昭40−4137号公報に
示される12Cr系鋼が使用されてきた。Cr−Mo−Ｖ鋼の場
合は、高温における強度が低く、かつ種々の性質を安定
して得ることができないため低温の蒸気によつてロータ
を冷却しているが、現在計画されている前述の蒸気条件
では使用限界を越えてしまうので、Cr−Mo−Ｖ鋼をこの
ような計画の高温ロータに用いることはできない。

他方、これまで用いられてきた12Cr系鋼の高温におけ
る強度はCr−Mo−Ｖ鋼よりも高いが、前記の蒸気温度59
3℃以上では長時間クリープ破断強度が低下するおで使
用限界を越えてしまう。

なお、其他の関連技術として、特開昭56−116858号、
昭57−120654号、昭59−232231号及び昭59−116360号公
報がある。

〔本発明の目的及び概要〕

本発明の第１の目的は、このような事情に鑑み、前述
の厳しい蒸気条件においてもすぐれた長時間クリープ破
断強度、切欠クリープ破断強度、クリープ破断伸びおよ
びクリープ破断絞りを有するロータを提供することにあ
る。

本発明の第２の目的は、高温での強度がすぐているだ
けでなく、常温での靱性のすぐれたロータを提供するこ
とにある。これは火力発電用蒸気タービンにおいては、
起動する場合、常温の靱性が低いとロータの脆性破裂を
起す危険があるからである。

本発明の第３の目的は、熱疲労による亀裂の発生を防
止するために高い延性を持つロータを提供することにあ
る。昼間と夜間の電力需要の変動に応じて停止、起動が
しばしば繰返されると熱応力が発生し、熱疲労による亀
裂が発生するおそれがある。このような熱疲労による亀
裂の発生を防止するためには、ロータ材は高い延性を有
していることが必要である。

本発明の第４の目的は、ロータの外周部のみでなく、
中心部における諸性質、とくに長時間クリープ破断強度
および常温の靱性がすぐれたロータを提供することにあ
る。発電容量が600〜1000MWにも及ぶ蒸気タービンでは
高中圧ロータの重量は数10トンにも達するために、液体
化処理後、油あるいは水噴射などで急冷してもロータ中
心部の冷却速度は100℃/hr程度となる。このように遅い
冷却速度で焼入されると、焼入れ途中に粒界炭化物の析
出が生じて所定の靱性が得られないことがあるが、本発
明では後述するようにロータ中心部の冷却条件をシミユ
レートした試験を行ない、大型ロータの中心部の長時間
クリープ破断強度が強く、また靱性が非常にすぐれてい
るロータを提供しようとするものである。

本発明の第５の目的は、高い温度で長時間使用されて
も強度が著しく低下しないように焼戻し温度が使用温度
より十分高いロータを提供することにある。

本発明の第６の目的は、数10トンにも及ぶ鍛造品にお
いてδ−フエライトの発生がないロータを提供すること
にある。δ−フエライトが発生すると高温使用時の疲労
強度が著しく低下するので、絶対に避けねばならないか
らである。

〔本発明の要点〕

本発明は前記各目的を次の構成によつて達成するもの
である。すなわち、第１の発生は、重量％で、炭素0.05
〜0.2％、シリコン0.1％以下、マンガン0.05〜1.5％、
クロム8.0％を越え13.0％未満、ニツケル1.5％未満、バ
ナジウム0.1〜0.3％、ニオブ0.01〜0.1％、窒素0.01〜
0.1％、アルミニウム0.02％以下、モリブデン0.50％未
満、タングステン0.9〜3.0％を含有し、かつモリブデン
及びタングステンの含有量〔Mo〕，〔Ｗ〕が次の式 0.75≦1/2〔Ｗ〕＋〔Mo〕及び３≦〔Ｗ〕／〔Mo〕をそれぞれ満足する鉄基合金であつて、金属組織中に基
本的にδ−フエライト相と巨大な粒界炭化物とをほとん
ど含まずマルテンサイトのマトリツクスが形成されてい
る事を特徴とする蒸気タービンロータである。

また、第２の発明は、前記第１発明の鉄基合金に重量
％でタンタル0.05％以下、チタン0.05％以下、ボロン0.
01％以下及びジルコニウム0.1％以下のうち少なくとも
１種以上を含有することを特徴とする蒸気タービンロー
タである。

さらに第３の発明は、重量％で、炭素0.05〜0.2％、
シリコン0.1％以下、マンガン0.05〜1.5％、クロム8.0
％を越え13.0％未満、ニツケル1.5％未満、バナジウム
0.1〜0.3％、ニオブ0.01〜0.1％、窒素0.01〜0.1％、ア
ルミニウム0.02％以下、モリブデン0.50％未満、タング
ステン0.9〜3.0％を含有し、かつモリブデン及びタング
ステンの含有量〔Mo〕，〔Ｗ〕が次の式 0.75≦1/2〔Ｗ〕＋〔Mo〕及び３≦〔Ｗ〕／〔Mo〕をそれぞれ満足する鉄基合金を目標組成とする合金原料
を、溶解精練後、真空カーボン脱酸法にて脱酸し、エレ
クトロスラグ再溶解法にて均質清浄な鋼塊を得たあと、
該鋼塊を1,000〜1,250℃にて熱間塑性加工し、更に980
〜1,150℃での溶体化処理・焼入れ後、650〜800℃で焼
もどしを行なうことを特徴とする蒸気タービンロータの
製造方法である。

また第４の発明は前記第３の発明の鉄基合金に、タン
タル0.05％以下、チタン0.05％以下、ボロン0.01％以下
及びジルコニウム0.1％以下のうち少なくとも１種以上
を含有することを特徴とする蒸気タービンロータの製造
方法である。

〔本発明のロータの製造方法の概要〕

本発明ロータの製造法の典型的な例は、つぎのとおり
である。すなわち、前述の化学成分になるように合金元
素を配合し、電気炉で溶解精練後、真空カーボン脱酸
（以下、VCD法という）を行なつてシリコン含有量の低
い鋼塊をつくり、その後できるだけエレクトロスラツグ
再溶解（ESR）して均質で清浄な鋼塊を得る。次に、こ
の鋼塊を1000〜1250℃に加熱して熱間加工によつてロー
タ形状にした後、更に980〜1150℃での溶体化処理後、
油中焼入れ、あるいは水噴射焼入れを施し、次に650〜8
00℃での焼戻し、あるいは600℃以下の加熱および650〜
800℃の加熱の２段焼戻し、の熱処理が行なわれるもの
である。

〔本発明の成分の限定理由〕

つぎに本発明の合金組成の限定理由について述べる。

（１）クロム:8.0％を越え13.0％未満とした理由クロムは耐酸化性と耐食性を向上させるが、含有量が
8.0％以下では超高温蒸気に対する充分な耐食性および
長時間のクリープ破断強度が得られず、また13.0％以上
含有されるとδ−フエライトが析出し高温疲労強度が低
下する。

（２）ニツケル:1.5％未満とした理由ニツケルは、焼入れ性および常温における靱性を向上
させ、又δ−フエライトの生成を抑えるために必要な元
素であるが、1.5％以上添加すると長時間の高温クリー
プ強度を低下させる。

（３）モルブデン:0.50％未満、タングステン:0.9％以
上3.00％以下とした理由本発明ロータのすぐれた高温クリープ破断特性は、多
量のタングステン添加によつて確保される。モリブデン
とタングステンは、周期律表において、ともにVI−Ｂ族
の元素であり、炭化物生成元素として、ほぼ同じ様な挙
動を示す。今、タングステンの原子量がモリブデンの原
子量の約２倍であることから、モリブデン及びタングス
テンの含有量を、等価のモリブデン含有量に換算した値
をモリブデン当量とする。すなわちモリブデン当量＝1/2〔タングステン含有量〕＋〔モ
リブデン含有量〕である。

モリブデン当量0.75％以下では、析出する炭化物（F
e,Cr,Mo,W）₂₃C₆〔一般にM₂₃C₆と書く〕が、550℃〜650
℃での範囲で安定でないので、長時間クリープ破断強度
が低くなる。一方、モリブデンが0.50％以上では、Fe₂M
oやM₆Cなどの不安定な析出物が析出しやすくなり、長時
間クリープ破断強度が低くなる。

また本発明の特徴は同一のモリブデン当量において
も、タングステンの含有量を、モリブデンの含有量より
多くすることによつて、高温のクリープ破断特性、特に
593℃以上でのクリープ破断強度を上昇させたのが特徴
である。

具体的には、W/Mo比＝〔タングステン含有量〕／〔モ
リブデン含有量〕を３以上にし、クリープ破断強度を上
昇させた。これは、タングステンがモリブデンとほぼ同
一の挙動は示すが、モリブデンより溶融点が高いことか
らもわかるように、高温でより安定あることを利用した
のである。一方、タングステンが0.9％以下では、高温
強度が低く、また３％を越えると、靱性が低下する。

以上を総合して、モリブデン含有量は0.50％未満と
し、タングステン含有量は、0.9％以上、３％以下と
し、かつ1/2（タングステン％）＋（モリブデン％）
は、0.75％以上、（タングステン％）／（モリブデン
％）は、３以上とした。

（４）バナジウム:0.1％以上0.30％以下とした理由バナジウムは炭化物VCおよび窒化物VNを形成しマトリ
ツクスを強化すると共に、高温で使用中に析出してくる
M₂₃C₆を微細にし、長時間クリープ破断強度を著しく高
める。0.10％未満ではVCおよびVNの効果が十分でなく、
クリープ破断強度が低い。0.30％を越えて添加すと長時
間使用後に炭化物が凝集して粗大化し、クリープ破断強
度を低下させる。

（５）ニオブ:0.01％以上0.10％以下とした理由ニオブはバナジウムと同様に炭化物NbC及び窒化物NbN
を形成し、マトリツクスを強化すると共に、高温で使用
中に析出してくるM₂₃C₆を微細にし、長時間クリープ強
度を著しく高める。0.01％未満ではこの効果が少なく、
十分なクリープ判断強度が得られない。0.10％を越えて
ニオブを添加すると980℃〜1150℃の焼入れ温度でNbCが
十分固溶できず、又析出したNbCが使用中に凝集し粗大
化して長時間のクリープ破断強度が低下する。

（６）窒素:0.01％以上0.1％以下とした理由窒素は本発明鋼の諸性質、とくに高温のクリープ破断
強度が確保するために絶対に必要な元素であるが、0.1
％を越えて窒素を添加すると、高温での10⁴〜10⁵時間の
クリープ破断強度を低下させる。これは窒化物が凝集し
て粗大化しやすくなるからである。また、0.01％未満の
窒素では550〜650℃において十分なクリープ破断強度が
得られない。したがつて最近の窒素含有量は0.01％以上
0.1％以下で、また、窒素と炭素の含有量の合計の最高
範囲は0.13％以上0.22％以下である。

（７）炭素:0.05％以上0.20％以下とした理由炭素は高温強度および常温の靱性を著しく変動させる
元素で、0.05％未満では十分な炭化物および均一なマル
テンサイトを得ることができない。すなわちマルテンサ
イト、ベイナイトおよびδ−フエライトなどの混合組織
となり高温強度、高温疲労強度を著しく低下させる。他
方0.20％を越えて添加すると常温での靱性が低下するだ
けでなく、550℃以上の温度範囲で使用されると炭化物
の凝集粗大化が著しくなり、長時間のクリープ破断強度
の低下が生じる。また、炭素および窒素の含有量の合計
の最適範囲は0.13％以上0.22％以下である。

（８）シリコン:0.10％以下とした理由シリコンは従来から脱酸剤としてよく使用されている
が、本発明鋼が真空カーボン脱酸、エレクトロスラツグ
再溶解法によつて製造される場合、0.05％程度のシリコ
ンでも酸素含有量の少な鎮静鋼が得られ、且つこのよう
に低シリコンだと、大型鋼塊になつても偏析が少なく、
長時間使用後の靱性の低下もない。0.10％を越えて含有
すると偏析が激しく同時に長時間使用後の靱性が低下す
る。

（９）マンガン:0.50％以上1.5％以下とした理由マンガンは脱酸剤として従来0.5〜0.8％程度添加され
るが、本発明鋼では0.05％という低いマンガン含有量で
も十分な鎮静鋼が得られ、長時間使用されても靱性が低
下しないので下限を0.05％とした。マンガンを1.5％越
えて添加するとニツケルと同じ挙動を示しクリープ強度
が低下する。

（10）アルミニウム:0.02％以下とした理由アルミニウムは鋼の脱酸剤および結晶粒微細化元素と
して使用されているが、0.02％を越えてアルミニウムを
添加すると593℃以上で長時間のクリープ破断強度を著
しく低下させるため、本発明に係るロータのアルミニウ
ム含有量は0.02％以下にした。

また、本発明に係るロータは、上述の鋼に一定量以下
の、タンタル、チタン、ボロンおよびジルコニウムの中
の１種あるいは２種以上の元素を含有させることができ
る。その成分限定理由についてつぎに説明する。

（11）タンタル:0.05％以下とした理由タンタルはニオブと同じような効果を示すが、0.05％
を越えて添加すると1150℃の焼入れ温度でもマトリツク
スに固溶できず十分なクリープ破断強度を得ることがで
きない。チタンと同時に添加するときはの式を満足しないと長時間のクリープ破断強度が低下す
る。

（12）チタン:0.05％以下とした理由チタンはTi（C.N）を形成して鋼中の窒素を固定する
ため短時間のクリープ破断強度をやゝ低下させるが、長
時間のクリープ破断強度を高める。チタン含有量が0.05
％を越えると鋼中の固溶窒素量が低下するため短時間の
クリープ強度を著しく低下させるので、チタン含有量の
上限を0.05％にした。タンタルと同時に添加するとき
は、上記式を満足しなければならぬことは云うまでもな
い。

（13）ボロン:0.01％以下とした理由ボロンは595〜650℃の温度範囲においてクリープ破断
強度を著しく高めるが、ボロン含有量が0.01％を越える
と熱間加工が困難になるために上限を0.01％とした。

（14）ジルコニウム:0.1％以下とした理由ジルコニウムは強力な炭化物形成元素であると共に窒
化物および酸化物を形成し鋼中の窒素、酸素を固定する
ので常温の靱性を高めるが、0.1％を越えて添加すると
鋼中の固溶窒素量が低減しクリープ破断強度が低下す
る。

以上述べたように本発明鋼は高温用蒸気タービンのロ
ータ材に適用されるが、高温で用いられるタービンブレ
ード、各種の高温ボルト、各種のロール、弁棒や弁座な
どにも用いることができる。

〔実施例１〕 50kg真空溶解炉で50kgの鋼塊を製作し、この鋼塊を11
50℃〜950℃の温度範囲で鍛伸して、60mm角棒を得た。
この角棒の化学分析結果を、表１に示す。

第１表に示す各試料のうち、No.1からNo.16までが本
発明材であり、No.17からNo.22までは比較材である。

これらの角棒から切り出した試験片に、ロール中心部
に相当する熱処理、すなわち溶体化処理:1050℃×15hr 焼入れ冷却速度：直径1200mmロータ中心部シユミレー
ト、約100℃/hr,焼戻し処理:660℃×23hr炉冷を施し
た。

第２表に、これらの材料の機械的性質、すなわち、常
温における引張試験結果および2mmVノツチシヤルビー衝
撃試験結果を示す。

各材とも、0.2％耐力および引張強さは、タービンロ
ータとして必要な強度を十分満足している。

また、引張伸びおよび絞りも、ロータ材にとつて必要
で十分な延性を有していることを示す。

常温の衝撃値は、バラツキはあるが、タングステン含
有量3.21％の比較材No.22を除くとロータ材として必要
な衝撃値を満足している。本発明鋼においてタングステ
ン含有量を３％以下に抑えたのは、このNo.22材のよう
な靱性の低下を防ぐことが必要だからである。

第３表に、各材のクリープ破断強度を比較した。650
℃×10⁴hrのクリープ破断強度を示して比較している。
なお、この値は650℃の応力−時間曲線から推定した値
である。

No.1〜16は本発明鋼であり、No.17〜No.22の比較材に
比して、クリープ破断強度が高いことがわかる。

比較材No.22のクリープ破断特性も比較的優れている
が、前述のように、タングステン含有量が３％を越える
ため靱性が低下しているので、タービンロータとしては
適当でなく、本発明の範囲から除かれる。

さて、本発明の特徴は、タングステン含有量をモリブ
デン含有量より大きくして（すなわちW/Mo比を３より大
きくして）高温下のクリープ破断強度を高めることにあ
るが、その効果を、第３表において発明材No.1〜No.16
と比較材No.17〜No.22を対比することによつて説明す
る。なお本発明の合金の組成をMo,Wに着目してグラフ化
した第１図も参照されたい。

各材のW/Mo比すなわち（タングステン含有量）／（モ
リブデン含有量）は第１表と第３表に示されている。

発明材のW/Mo比は、いずれも３以上の値になつてい
る。

一方、比較材のうちのW/Moの比が３以下のNo.17,18及
び20は、本発明鋼と比較すると、クリープ破断強度が劣
る傾向があることがわかる。

以上のデータにより、593℃以上の超々臨界圧蒸気タ
ービンに使用できる優秀な高温クリープ破断強度を有す
るロータ材を得るためには、タングステン含有量３％以
下の領域において、W/Mo比を３以上とするのが良いこと
がまず判明した。

しかし、優秀な高温クリープ破断強度のロータ材を得
るためには、タングステンとモリブデンの比を規制する
だけでなく、更にタングステンとモリブデンの総量も規
制する必要がある。そのことを第３表において、発明材
No.7及びNo.10と、比較材No.19およびNo.21を対比する
ことによつて、説明する。なお第１図も参照されたい。

比較材No.19のモリブデン当量すなわちは0.66％、No.21のそれは2.16％である。

一方、発明材のモリブデン当量は、No.7が最も低く0.
86％、No.10が最も高く1.52％である。

No.7とNo.10は発明材の中ではクリープ破断強度が低
い方であるが、比較材のNo.19とNo.21に比べれば高いレ
ベルを維持している。

第３表に示されるデータより、優秀な高温クリープ破
断強度のロータ材を得るためには、モリブデン当量を約
1.20％とするのが良いことがわかる。

このようなデータに基いて、本発明においては、12ク
ロムロータ材の高温強度の源であるタングステンとモリ
ブデンの含有量に関して、第１図の斜線の間の領域を第
１発明の範囲とした。

なお、実施例１のNo.11からNo.16までは、上記第１発
明の成分に、タンタル、チタン、ボロン、およびジルコ
ニウムを添加した第２発明に属する材料であるが、第２
表と第３表のデータにより、引張強度、引張延性、靱性
およびクリープ破断強度いずれも優れていることがわか
る。タンタル、チタン、ボロン、およびジルコニムの夫
々の添加量の設定範囲とその理由については既に述べた
通りである。

〔実施例２〕 12Crロータの製造に当つて、その鋼塊は、電気炉精練
のあと真空カーボン脱酸で作る方法か、もしくは、そう
して作つた１次鋼塊をエレクトロスラツグ再溶解（ES
R）にかけて更に均質清浄な２次鋼塊とする方法、のど
ちらかで作られる。これは12Crロータ製造において鋼塊
中心部の偏析の低減が重要であることによる。

そこで、本発明材について大型のESR素材（2ton）を
２種製作して確性試験を実施した。第４表にその化学成
分を示す。

製造法は下記の通りである。

まず、電気炉精練のあと真空カーボン脱酸を行いシリ
コンの低い１次鋼塊を製造し、それを用いてエレクトロ
スラツグ再溶解のため電極を製作した。次にこの電極を
エレクトロスラツグ再溶解して重量2tonの２次鋼塊を製
造した。その後これを熱間鍛練して、直径380mmの丸棒
に成形した。この時の鍛練比は、実物大型ロータの鍛練
比相当に設定した。その後、この丸棒について、大型ロ
ータと同様な予備熱処理（恒温変態処理）を施し、下記
の最終熱処理に供した。すなわち溶体化処理:1050℃×23hr 焼入れ冷却速度：直径1200mmロータ中心部シユミレー
ト、約100℃/hr 焼戻し処理:550℃×20hr空冷 :680℃×23hr空冷ここで550℃×20hr空冷の第１段焼戻し処理は、その
前の焼入れ処理後になおオーステナイト組織が残つてい
る可能性があるので、この残留オーステナイトを、最終
焼戻し処理前にマルテンサイト組織に変態させる目的で
実施されるもので、大型12cr材については一般的方法と
なつている。

このようにして製作した本発明鋼の2ton鍛造材につい
て種々の確性試験を実施した結果は下記の通り優秀であ
つた。

顕微鏡組織調査の結果は、延性を阻害し、ひいては高
温疲労強度を低下させるδ−フエライトは全く出現して
いない。また、粒界炭化物も全く出現しておらず、本発
明材が大型ロータの緩やかな焼入速度にも耐える十分な
焼入性を有していることがわかつた。こうして組織全体
が良好な焼戻しマルテンサイトであつた。

第５表に、常温における引張試験結果および2mmVノツ
チシヤルビー衝撃試験結果を示す。蒸気タービンロータ
として十分な引張強度、引張延性、および靱性を有して
おり、従つて、ロータにおいて最も恐れられている中心
部からの急激な破壊を防止するのに十分な特性を持つて
いることがわかる。

第６表に、650℃×１10⁴hrのクリープ破断強度を示
す。超々臨界圧プラントなどに使用する593℃以上の高
温用蒸気タービンロータとして十分なクリープ破断強度
を有していることがわかる。

また第７表に、600℃および650℃に於いて400乃至100
0hr程度でクリープ破断した試験片の破断時の伸びと絞
りを示す。一般に、高温で使用される蒸気タービンロー
タについては、クリープ破断伸び10％以上のクリープ延
性が必要と考えられているが、本発明材は、クリープ破
断伸び、絞りともに十分大きいので、高温で使用され蒸
気タービンロータの破壊の要因として懸念されるクリー
プ延性の低下に伴なう切欠クリープ破断強度の低下につ
いても心配ないことがわかる。

〔発明の効果〕本発明によつて、蒸気条件が316kg/cm²以上、593℃以
上である超々臨界蒸気タービンが得られ、かつ550℃〜6
50℃ですぐれた長時間クリープ破断強度、切欠クリープ
破断強度、クリープ破断伸びおよびクリープ破断絞りを
有するとともに高温においてもすぐれた靱性を有するロ
ータを提供することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明に係る高温用蒸気タービンロータ用合金
の組成範囲を、Mo,Wに着目してグラフ化した図表であ
る。図において斜線を施した領域が本発明の合金の範囲
である。なお、図中の数値は、一部の実施例、比較例の
各試料No.を示す。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者森田喜久男兵庫県加古川市神野町石守471−75 (72)発明者生田正浩兵庫県加古川市加古川町友沢357 (72)発明者肥爪彰夫東京都千代田区丸の内２丁目５番１号三菱重工業株式会社内 (72)発明者竹田頼正長崎県長崎市飽の浦町１番１号三菱重工業株式会社長崎研究所内 (72)発明者高野勇作長崎県長崎市飽の浦町１番１号三菱重工業株式会社長崎研究所内 (56)参考文献特開昭60−24353（ＪＰ，Ａ) 特開昭59−179718（ＪＰ，Ａ)

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】重量％で、炭素0.05〜0.2％、シリコン0.1
％以下、マンガン0.05〜1.5％、クロム8.0％を越え13.0
％未満、ニツケル1.5％未満、バナジウム0.1〜0.3％、
ニオブ0.01〜0.1％、窒素0.01〜0.1％、アルミニウム0.
02％以下、モリブデン0.50％未満、タングステン0.9〜
3.0％を含有し、かつモリブデン及びタングステンの含
有量〔Mo〕，〔Ｗ〕が次の式 0.75≦1/2〔Ｗ〕＋〔Mo〕及び３≦〔Ｗ〕／〔Mo〕をそれぞれ満足する鉄基合金であつて、金属組織中に基
本的にδ−フエライト相と巨大な粒界炭化物とをほとん
ど含まずマルテンサイトのマトリツクスが形成されてい
る事を特徴とする蒸気タービンロータ。
【請求項２】重量％で、炭素0.05〜0.2％、シリコン0.1
％以下、マンガン0.05〜1.5％、クロム8.0％を越え13.0
％未満、ニツケル1.5％未満、バナジウム0.1〜0.3％、
ニオブ0.01〜0.1％、窒素0.01〜0.1％、アルミニウム0.
02％以下、モリブデン0.50％未満、タングステン0.9〜
3.0％を含有し、かつモリブデン及びタングステンの含
有量〔Mo〕，〔Ｗ〕が次の式 0.75≦1/2〔Ｗ〕＋〔Mo〕及び３≦〔Ｗ〕／〔Mo〕をそれぞれ満足し、かつタンタル0.05％以下、チタン0.
05％以下、ボロン0.01％以下、及びジルコニウム0.1％
以下のうち、少なくとも１種以上を含有する鉄基合金で
あつて、金属組織中に基本的にδ−フエライト相と巨大
な粒界炭化物とをほとんど含まずマルテンサイトのマト
リツクスが形成されている事を特徴とする蒸気タービン
ロータ。
【請求項３】タンタルとチタンとを同時に含有させる場
合は、ニオブ、タンタル及びチタンの含有量〔Nb〕，
〔Ta〕，〔Ti〕が次の式〔Nb〕＋1/2〔Ta〕＋２〔Ti〕＜0.2 を満足することを特徴とする特許請求の範囲第（２）項
に記載の蒸気タービンロータ。
【請求項４】重量％で、炭素0.05〜0.2％、シリコン0.1
％以下、マンガン0.05〜1.5％、クロム8.0％を超え13.0
％未満、ニツケル1.5％未満、バナジウム0.1〜0.3％、
ニオブ0.01〜0.1％、窒素0.01〜0.1％、アルミニウム0.
02％以下、モリブデン0.50％未満、タングステン0.9〜
3.0％を含有し、かつモリブデン及びタングステンの含
有量〔Mo〕，〔Ｗ〕が次の式 0.75≦1/2〔Ｗ〕＋〔Mo〕及び３≦〔Ｗ〕／〔Mo〕をそれぞれ満足する鉄基合金を目標組成とする合金原料
を、溶解精練後、真空カーボン脱酸法にて脱酸し、エレ
クトロスラグ再溶解法にて均質清浄な鋼塊を得たあと、
該鋼塊を1,000〜1,250℃にて熱間塑性加工し、更に980
〜1,1150℃での溶体化処理・焼入れ後、650〜800℃で焼
もどしを行なうことを特徴とする蒸気タービンロータの
製造方法。
【請求項５】重量％で、炭素0.05〜0.2％、シリコン0.1
％以下、マンガン0.05〜1.5％、クロム8.0％を超え13.0
％未満、ニツケル1.5％未満、バナジウム0.1〜0.3％、
ニオブ0.01〜0.1％、窒素0.01〜0.1％、アルミニウム0.
02％以下、モリブデン0.50％未満、タングステン0.9〜
3.0％を含有し、かつモリブデン及びタングステンの含
有量〔Mo〕，〔Ｗ〕が次の式 0.75≦1/2〔Ｗ〕＋〔Mo〕及び３≦〔Ｗ〕／〔Mo〕をそれぞれ満足し、かつタンタル0.05％以下、チタン0.
05％以下、ボロン0.01％以下、及びジルコニウム0.1％
以下のうち、少なくとも１種以上を含有する鉄基合金を
目標組織とする合金原料を、溶解精練後、真空カーボン
脱酸法にて脱酸し、エレクトロスラグ再溶解法にて均質
清浄な鋼塊を得たあと、該鋼塊を1,000〜1,250℃にて熱
間塑性加工し、更に980〜1,150℃での溶体化処理・焼入
れ後、650〜800℃で焼もどしを行なうことを特徴とする
蒸気タービンロータの製造方法。
【請求項６】タンタルとチタンとを同時に含有させた鉄
基合金を目標組成とする合金原料の場合は、ニオブ、タ
ンタル及びチタンの含有量〔Nb〕，〔Ta〕，〔Ti〕が次
の式〔Nb〕＋1/2〔Ta〕＋２〔Ti〕＜0.2 を満足することを特徴とする特許請求の範囲第（５）項
に記載の蒸気タービンロータの製造法。