JPH10317105A - 高強度鋼，蒸気タービン長翼及び蒸気タービン - Google Patents
高強度鋼，蒸気タービン長翼及び蒸気タービンInfo
- Publication number
- JPH10317105A JPH10317105A JP12930097A JP12930097A JPH10317105A JP H10317105 A JPH10317105 A JP H10317105A JP 12930097 A JP12930097 A JP 12930097A JP 12930097 A JP12930097 A JP 12930097A JP H10317105 A JPH10317105 A JP H10317105A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- less
- pressure
- blade
- stage
- steam
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Landscapes
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】本発明の目的は、フェライト系鋼の使用による
蒸気温度６００〜６６０℃の高温化を可能にし、高熱効
率でコンパクトな蒸気タービン及びそれに用いる高強度
鋼、更にそれを用いた蒸気タービン長翼及びその製造法
を提供する。 【解決手段】本発明は蒸気温度６００〜６６０℃に好適
なＣ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ0.25％以下，Ｍｎ０.９
０％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２〜４％，Ｍｏ１.５
％を超え３.０％ 以下，Ｎｂ及びＴａの一１又は二２の
合計量が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０
％を含有する高強度鋼、それを用いた蒸気タービン長
翼、その蒸気タービンにある。
蒸気温度６００〜６６０℃の高温化を可能にし、高熱効
率でコンパクトな蒸気タービン及びそれに用いる高強度
鋼、更にそれを用いた蒸気タービン長翼及びその製造法
を提供する。 【解決手段】本発明は蒸気温度６００〜６６０℃に好適
なＣ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ0.25％以下，Ｍｎ０.９
０％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２〜４％，Ｍｏ１.５
％を超え３.０％ 以下，Ｎｂ及びＴａの一１又は二２の
合計量が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０
％を含有する高強度鋼、それを用いた蒸気タービン長
翼、その蒸気タービンにある。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は新規な高強度鋼とそ
のタービン長翼及びその長翼を用いた新規な蒸気タービ
ンに関する。
のタービン長翼及びその長翼を用いた新規な蒸気タービ
ンに関する。
【０００２】
【従来の技術】現在、蒸気タービン用翼には１２Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。
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タービン
の熱効率の向上が、省スペースの観点から機器のコンパ
クト化が望まれている。
の熱効率の向上が、省スペースの観点から機器のコンパ
クト化が望まれている。
【０００４】熱効率を向上及び機器のコンパクト化には
蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのため
に低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にあ
る。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳し
くなり、これまでの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。長翼
材の強度としては、機械的特性の基本である、強張強さ
が要求される。
蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのため
に低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にあ
る。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳し
くなり、これまでの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。長翼
材の強度としては、機械的特性の基本である、強張強さ
が要求される。
【０００５】また、破壊に対する安全性確保の観点か
ら、ある程度の靭性も要求される。
ら、ある程度の靭性も要求される。
【０００６】引張強さが従来の１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−
Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料とし
て、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られている
が、熱間加工性，切削性及び振動減衰特性が劣るので、
翼材としては望ましくない。
Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料とし
て、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られている
が、熱間加工性，切削性及び振動減衰特性が劣るので、
翼材としては望ましくない。
【０００７】蒸気タービン用動翼材として、特開昭56−
13466 号公報，特開昭56−35754 号公報，特開平5−311
347 号公報に１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼を用いるこ
とが開示されている。
13466 号公報，特開昭56−35754 号公報，特開平5−311
347 号公報に１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼を用いるこ
とが開示されている。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、近年の低圧
蒸気タービン翼の長大化に対処するために、これらの従
来材より引張強さ及び靭性を高めたものである。
蒸気タービン翼の長大化に対処するために、これらの従
来材より引張強さ及び靭性を高めたものである。
【０００９】本発明の目的は引張強さの高いマルテンサ
イト系鋼とそれを用いた蒸気タービン長翼とその製造法
及び熱効率の高い蒸気タービンと火力発電プラントを提
供することにある。
イト系鋼とそれを用いた蒸気タービン長翼とその製造法
及び熱効率の高い蒸気タービンと火力発電プラントを提
供することにある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、従来合金
鋼より高強度・高靭性化を図るために、各元素の最適添
加量を検討した結果、これまで高強度１２Ｃｒ系合金鋼
に対し、必須元素と考えられていたＶを添加せずに、Ｎ
ｂ（又はＴａ）を適量添加することにより、強度と靭性
を一段と高められることを見いだし、本発明に至ったも
のである。
鋼より高強度・高靭性化を図るために、各元素の最適添
加量を検討した結果、これまで高強度１２Ｃｒ系合金鋼
に対し、必須元素と考えられていたＶを添加せずに、Ｎ
ｂ（又はＴａ）を適量添加することにより、強度と靭性
を一段と高められることを見いだし、本発明に至ったも
のである。
【００１１】すなわち本発明は重量比で、Ｃ０.１０〜
０.２４％，Ｓｉ０.２５％ 以下，Ｍｎ０.９０％以下，
Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.
５％を超え３.０％ 以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種
の合計量が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１
０％を含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなるこ
とを特徴とする高強度・高靭性鋼にある。本発明鋼にお
いては、Ｖを０.０１％以上０.０５％未満にしておかな
ければならない。
０.２４％，Ｓｉ０.２５％ 以下，Ｍｎ０.９０％以下，
Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.
５％を超え３.０％ 以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種
の合計量が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１
０％を含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなるこ
とを特徴とする高強度・高靭性鋼にある。本発明鋼にお
いては、Ｖを０.０１％以上０.０５％未満にしておかな
ければならない。
【００１２】本発明は、重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.１〜０.５０％ ，Ｃｒ
８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.０〜
３.０％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０
４〜０.２４％、及びＮ0.02〜０.１０％を含有し、前記
Ｃ＋Ｎｂ量が０.２１〜０.４０％又は(Ｍｎ／Ｎｉ）比
が０.１ 以下であり、残部がＦｅ及び不可避不純物から
なることを特徴とする高強度鋼にあり、更にこれに前述
と同様にＶを含むものである。
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.１〜０.５０％ ，Ｃｒ
８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.０〜
３.０％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０
４〜０.２４％、及びＮ0.02〜０.１０％を含有し、前記
Ｃ＋Ｎｂ量が０.２１〜０.４０％又は(Ｍｎ／Ｎｉ）比
が０.１ 以下であり、残部がＦｅ及び不可避不純物から
なることを特徴とする高強度鋼にあり、更にこれに前述
と同様にＶを含むものである。
【００１３】本発明は、重量比で、Ｃ０.１５〜０.２４
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜
１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５〜３.０
％，Ｖ０.０５〜０.２０％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２
種の合計量が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.
１０％を含有し、前記（Ｃ／Ｖ）比が０.７５〜５ であ
り、残部がＦｅ及び不可避不純物からなることを特徴と
する高強度鋼にある。
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜
１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５〜３.０
％，Ｖ０.０５〜０.２０％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２
種の合計量が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.
１０％を含有し、前記（Ｃ／Ｖ）比が０.７５〜５ であ
り、残部がＦｅ及び不可避不純物からなることを特徴と
する高強度鋼にある。
【００１４】本発明は上記の組成からなり、全焼戻しマ
ルテンサイト組織を有することを特徴とする、蒸気ター
ビン長翼にある。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かけねばならな
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、全
焼戻しマルテンサイト組織でなければならない。
ルテンサイト組織を有することを特徴とする、蒸気ター
ビン長翼にある。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かけねばならな
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、全
焼戻しマルテンサイト組織でなければならない。
【００１５】本発明は、重量比で、Ｃ０.１５％を超え
０.２４％以下，Ｓｉ０.２５％以下,Ｍｎ０.９０％以
下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ
１.０〜３.０％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量
が０.０４〜０.２４％ 、及びＮ０.０２〜０.１０％を
含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなり、全焼戻
しマルテンサイト組織を有することを特徴とする蒸気タ
ービン長翼にあり、更に前述と同様にＶを含むものであ
る。
０.２４％以下，Ｓｉ０.２５％以下,Ｍｎ０.９０％以
下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ
１.０〜３.０％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量
が０.０４〜０.２４％ 、及びＮ０.０２〜０.１０％を
含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなり、全焼戻
しマルテンサイト組織を有することを特徴とする蒸気タ
ービン長翼にあり、更に前述と同様にＶを含むものであ
る。
【００１６】本発明鋼は次式で計算されるＣｒ当量が１
０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必要である。
０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必要である。
【００１７】Ｃｒ当量＝−４０Ｃ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２
Ｃｏ−３０Ｎ＋６Ｓｉ＋Ｃｒ＋４Ｍｏ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ
＋２.５Ｔａ 〔各元素は合金中の含有量（重量％）で計算される〕 上記の高い遠心応力に耐えるため、長翼材の引張強さは
１２０kgｆ／mm2 以上、好ましくは１２８.５kgｆ／mm2
以上にすると共に、脆性破壊に対する信頼性確保の観点
から衝撃値を7kgｆ−ｍ／cm2以上にすることが好まし
い。
Ｃｏ−３０Ｎ＋６Ｓｉ＋Ｃｒ＋４Ｍｏ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ
＋２.５Ｔａ 〔各元素は合金中の含有量（重量％）で計算される〕 上記の高い遠心応力に耐えるため、長翼材の引張強さは
１２０kgｆ／mm2 以上、好ましくは１２８.５kgｆ／mm2
以上にすると共に、脆性破壊に対する信頼性確保の観点
から衝撃値を7kgｆ−ｍ／cm2以上にすることが好まし
い。
【００１８】また、本発明は、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、Ｃｒ８.
０〜１３.０重量％を含むマルテンサイト系鋼からなる
合金を溶解・鍛造後の鋼に、１０００℃〜１１００℃で
好ましくは０.５〜３ 時間保持後室温まで急冷する焼入
れを施し、次に、５５０℃〜５７０℃で好ましくは１〜
６時間保持後室温まで冷却する一次焼戻しを施し、更
に、５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間保持後
室温まで冷却する二次焼戻しを各々２回以上の焼戻し熱
処理を施すものである。
ビン長翼材を得るために、調質熱処理として、Ｃｒ８.
０〜１３.０重量％を含むマルテンサイト系鋼からなる
合金を溶解・鍛造後の鋼に、１０００℃〜１１００℃で
好ましくは０.５〜３ 時間保持後室温まで急冷する焼入
れを施し、次に、５５０℃〜５７０℃で好ましくは１〜
６時間保持後室温まで冷却する一次焼戻しを施し、更
に、５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間保持後
室温まで冷却する二次焼戻しを各々２回以上の焼戻し熱
処理を施すものである。
【００１９】本発明は、低圧タービン最終段翼長を８３
８mm（３３″）以上、好ましくは１０１６mm（４０″）
以上にした３６００rpm 蒸気タービン及び低圧タービン
最終段翼長を１０１６mm（４０″）以上、好ましくは１
０９２mm（４３″）以上にした３０００rpm 蒸気タービ
ンにし、従来タービンより高効率及びコンパクト化し
た。
８mm（３３″）以上、好ましくは１０１６mm（４０″）
以上にした３６００rpm 蒸気タービン及び低圧タービン
最終段翼長を１０１６mm（４０″）以上、好ましくは１
０９２mm（４３″）以上にした３０００rpm 蒸気タービ
ンにし、従来タービンより高効率及びコンパクト化し
た。
【００２０】（１）本発明における低圧蒸気タービンの
最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼
の成分範囲限定理由について説明する。
最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼
の成分範囲限定理由について説明する。
【００２１】Ｃは高い引張強さを得るために最低０.１
０％ 必要であり、あまりＣを多くすると、靭性を低下
させるので０.２４％ 以下にしなければならない。特
に、0.12〜０.２２％ が、より０.１４〜０.２０％又は
０.１５％ を超えるのが好ましい。
０％ 必要であり、あまりＣを多くすると、靭性を低下
させるので０.２４％ 以下にしなければならない。特
に、0.12〜０.２２％ が、より０.１４〜０.２０％又は
０.１５％ を超えるのが好ましい。
【００２２】Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫酸・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、０.２５％ 以下にしなければならな
い。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶
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。
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、０.２５％ 以下にしなければならな
い。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶
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。
【００２３】多量のＭｎは靭性を低下させるので、０.
９％ 以下にすべきである。特に、Ｍｎは脱酸剤として
有効なので、靭性向上の点から０.４％ 以下、より０.
２％以下が好ましい。また、０.１％ 以上加えることが
好ましい。
９％ 以下にすべきである。特に、Ｍｎは脱酸剤として
有効なので、靭性向上の点から０.４％ 以下、より０.
２％以下が好ましい。また、０.１％ 以上加えることが
好ましい。
【００２４】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及び引張強さが不十分なので、
Ｃｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１
０.５〜１２.５％が、より１１〜１２％好ましい。
％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及び引張強さが不十分なので、
Ｃｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１
０.５〜１２.５％が、より１１〜１２％好ましい。
【００２５】Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
があるが、３％以上になるとδフェライト生成原因にな
るので１.５を超え３.０％以下に限定された。特に、
１.８〜２.７％がより２.０〜２.５％ が好ましい。な
お、Ｗ及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
があるが、３％以上になるとδフェライト生成原因にな
るので１.５を超え３.０％以下に限定された。特に、
１.８〜２.７％がより２.０〜２.５％ が好ましい。な
お、Ｗ及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
【００２６】Ｖはこれまで大抵の場合高強度１２Ｃｒ鋼
に対して添加されていたが、高い靭性を得るためには
０.２０％ 以下とすること、又は特定の組成に対して添
加しない方がより好ましい。添加しない場合に対して
０.０５％ 未満にするのが好ましく、下限値を０.０１
％ とするのが好ましい。また、特定の組成に対して0.2
0％まで添加することができるが、その添加量は０.０５
％以上、好ましくは０.０５〜０.２０％、より好ましく
は０.０７〜０.１５％である。
に対して添加されていたが、高い靭性を得るためには
０.２０％ 以下とすること、又は特定の組成に対して添
加しない方がより好ましい。添加しない場合に対して
０.０５％ 未満にするのが好ましく、下限値を０.０１
％ とするのが好ましい。また、特定の組成に対して0.2
0％まで添加することができるが、その添加量は０.０５
％以上、好ましくは０.０５〜０.２０％、より好ましく
は０.０７〜０.１５％である。
【００２７】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。Ｎｂ０.０４％ 以下ではそ
の効果が不十分であり、Ｎｂ０.２４％ 以上では有害な
δフェライト生成の原因となる。特に、Ｎｂは０.０６
〜０.２０％、より０.１０〜０.１８％ が好ましい。Ｎ
ｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加する
こともできる。
同時に靭性向上効果がある。Ｎｂ０.０４％ 以下ではそ
の効果が不十分であり、Ｎｂ０.２４％ 以上では有害な
δフェライト生成の原因となる。特に、Ｎｂは０.０６
〜０.２０％、より０.１０〜０.１８％ が好ましい。Ｎ
ｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加する
こともできる。
【００２８】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、Ｎｉ２.０％
以下では不十分である。４％を超える添加では、マルテ
ンサイト変態終止温度が低くなり過ぎて、均一な全マル
テンサイト組織が得られない。特に、２.１％以上で、
より２.３〜３.６％が好ましい。更に好ましくは２.４
〜３.２％である。
イト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２.０％
以下では不十分である。４％を超える添加では、マルテ
ンサイト変態終止温度が低くなり過ぎて、均一な全マル
テンサイト組織が得られない。特に、２.１％以上で、
より２.３〜３.６％が好ましい。更に好ましくは２.４
〜３.２％である。
【００２９】Ｎは引張強さの向上及び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、０.１％を超えると靭性を低下させる。特
に、０.０４〜０.０８％、より０.０６〜０.０８％の範
囲で優れた特性が得られる。また、強度と靭性のバラン
スから、Ｎ／Ｃ比を０.２０〜０.７５にするのが好まし
い。
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、０.１％を超えると靭性を低下させる。特
に、０.０４〜０.０８％、より０.０６〜０.０８％の範
囲で優れた特性が得られる。また、強度と靭性のバラン
スから、Ｎ／Ｃ比を０.２０〜０.７５にするのが好まし
い。
【００３０】Ｓｉ，Ｐ及びＳの低減は、引張強さを損な
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Ｓｉ０.１％ 以下、
Ｐ０.０１５％ 以下，Ｓ０.０１５％ 以下が好ましい。
特に、Ｓｉ０.０５％ 以下，Ｐ０.０１０％以下，Ｓ０.
０１０％以下が好ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減
も、低温靭性を高める効果があり、極理低減することが
望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０.０
０１５％ 以下，Ｓｎ０.０１％ 以下、及びＡｓ０.０２
％ 以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１，Ｓｎ０.０
０５及びＡｓ0.01％以下が望ましい。また、本発明にお
いては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０.１５ 以下、より０.１１ 以
下更に０.１０ 以下にするのが好ましい。
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Ｓｉ０.１％ 以下、
Ｐ０.０１５％ 以下，Ｓ０.０１５％ 以下が好ましい。
特に、Ｓｉ０.０５％ 以下，Ｐ０.０１０％以下，Ｓ０.
０１０％以下が好ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減
も、低温靭性を高める効果があり、極理低減することが
望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０.０
０１５％ 以下，Ｓｎ０.０１％ 以下、及びＡｓ０.０２
％ 以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１，Ｓｎ０.０
０５及びＡｓ0.01％以下が望ましい。また、本発明にお
いては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０.１５ 以下、より０.１１ 以
下更に０.１０ 以下にするのが好ましい。
【００３１】更に、強度及び靭性改善を目的に、必要に
応じて、Ｃｏ≦１０％，Ｃｕ≦３％，Ｗ≦１.５％，Ｔ
ｉ≦０.５％，Ｚｒ≦０.１％及び希土類元素≦０.２％
を添加してもよい。
応じて、Ｃｏ≦１０％，Ｃｕ≦３％，Ｗ≦１.５％，Ｔ
ｉ≦０.５％，Ｚｒ≦０.１％及び希土類元素≦０.２％
を添加してもよい。
【００３２】上述の組成において、Ｃ＋Ｎｂ／Ｔａ量を
０.２１〜０.４０％又は１０Ｃ＋Ｍｏ量を３.０〜５.０
％とするのが好ましい。
０.２１〜０.４０％又は１０Ｃ＋Ｍｏ量を３.０〜５.０
％とするのが好ましい。
【００３３】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
る全焼戻しマルテンサイト組織とするものである。
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
る全焼戻しマルテンサイト組織とするものである。
【００３４】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℃で好ましくは０.５ 〜３時間加熱保
持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、５５０℃〜
５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷
却する一次焼戻し後、５６０℃〜６８０℃で好ましくは
１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する二次焼戻しを各
々２回以上の焼戻し熱処理が施される。
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜１１００℃で好ましくは０.５ 〜３時間加熱保
持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、５５０℃〜
５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷
却する一次焼戻し後、５６０℃〜６８０℃で好ましくは
１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する二次焼戻しを各
々２回以上の焼戻し熱処理が施される。
【００３５】（２）本発明は、以下の蒸気タービン及び
それを用いた発電プラントに対し適用される。
それを用いた発電プラントに対し適用される。
【００３６】本発明に係る高圧，中圧及び高中圧一体蒸
気タービン用ロータシャフトは、ロータジャーナル部及
び低温域部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１２％，Ｎｉ０.１
〜１.０％，Ｖ０.０５〜0.35％，Ｎｂ又はＴａ０.０１
〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で０.０１〜
０.２０％，Ｎ０.００５〜０.１％，Ｍｏ及びＷの１種
又は２種を３.５％以下，Ｂ無添加又は０.０１５％ 以
下好ましくは０.００５％ 以下、より好ましくは０.０
０３％ 以下及びＣｏ１〜１０％を含むマルテンサイト
鋼からなり、ロータ胴部が重量比でＣ０.０６ 〜０.１
４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１２
％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ
又はＴａ0.01〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０３５％，Ｍｏ
及びＷの１種又は２種を３.５％ 以下，Ｂ０.００５〜
0.03％及びＣｏ１〜１０％を含むマルテンサイト鋼から
なり、前記胴部が前記ジャーナル部より高温強度が高い
か又はジャーナル部の溶接性が胴部より高い合金組成を
有する。
気タービン用ロータシャフトは、ロータジャーナル部及
び低温域部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１２％，Ｎｉ０.１
〜１.０％，Ｖ０.０５〜0.35％，Ｎｂ又はＴａ０.０１
〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で０.０１〜
０.２０％，Ｎ０.００５〜０.１％，Ｍｏ及びＷの１種
又は２種を３.５％以下，Ｂ無添加又は０.０１５％ 以
下好ましくは０.００５％ 以下、より好ましくは０.０
０３％ 以下及びＣｏ１〜１０％を含むマルテンサイト
鋼からなり、ロータ胴部が重量比でＣ０.０６ 〜０.１
４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１２
％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ
又はＴａ0.01〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０３５％，Ｍｏ
及びＷの１種又は２種を３.５％ 以下，Ｂ０.００５〜
0.03％及びＣｏ１〜１０％を含むマルテンサイト鋼から
なり、前記胴部が前記ジャーナル部より高温強度が高い
か又はジャーナル部の溶接性が胴部より高い合金組成を
有する。
【００３７】本発明は、高圧タービン，中圧タービン及
び低圧タービン又は高中圧タービン及び低圧タービンを
備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タ
ービン及び中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧ター
ビンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５
℃、前記高圧タービン及び中圧タービンの前記水蒸気入
口温度にさらされるロータシャフト又は、該ロータシャ
フトと動翼，静翼及び内部ケーシングの少なくとも１つ
とが重量でＣｒ８〜１３％及びＮｂ又はＴａ０.０１〜
０.２０％を含有する高強度マルテンサイト鋼よりな
り、前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又
は溶接が高いマルテンサイト鋼によって構成される。
び低圧タービン又は高中圧タービン及び低圧タービンを
備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タ
ービン及び中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧ター
ビンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５
℃、前記高圧タービン及び中圧タービンの前記水蒸気入
口温度にさらされるロータシャフト又は、該ロータシャ
フトと動翼，静翼及び内部ケーシングの少なくとも１つ
とが重量でＣｒ８〜１３％及びＮｂ又はＴａ０.０１〜
０.２０％を含有する高強度マルテンサイト鋼よりな
り、前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又
は溶接が高いマルテンサイト鋼によって構成される。
【００３８】本発明は、ロータシャフトと、該ロータシ
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が６０
０〜６６０℃及び圧力が250kg／cm2 以上又は１５０〜
２００kg／cm2 である高圧，中圧又は高中圧タービンよ
りなる蒸気タービンであって、前記ロータシャフト又は
該ロータシャフトと動翼及び静翼の少なくとも初段とが
前記動翼の初段への流入蒸気温度に対応した温度での１
０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上である
重量でＣｒ９〜１３％及びＮｂとＴａの１種又は２種を
合計量で０.０１〜０.２０％を含有する全焼戻しマルテ
ンサイト組織を有する高強度マルテンサイト鋼からな
り、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に対応した温度
での１０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上
であるＣｒ８〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋳
鋼からなり、具体的には、前記ロータシャフトは重量
で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ
０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜
１.０％ ，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ又はＴａ０.０
１〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で０.０１〜
０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％，Ｍｏ及びＷの１
種又は２種を３.５％ 以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.０
００５〜０.０３％を含み、又はＮｂ０.０１〜０.２０
％及びＭｏ０.５％を超え１.０％未満を含み、７８％以
上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前
記ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶接
性が高いマルテンサイト鋼からなる。
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が６０
０〜６６０℃及び圧力が250kg／cm2 以上又は１５０〜
２００kg／cm2 である高圧，中圧又は高中圧タービンよ
りなる蒸気タービンであって、前記ロータシャフト又は
該ロータシャフトと動翼及び静翼の少なくとも初段とが
前記動翼の初段への流入蒸気温度に対応した温度での１
０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上である
重量でＣｒ９〜１３％及びＮｂとＴａの１種又は２種を
合計量で０.０１〜０.２０％を含有する全焼戻しマルテ
ンサイト組織を有する高強度マルテンサイト鋼からな
り、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に対応した温度
での１０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上
であるＣｒ８〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋳
鋼からなり、具体的には、前記ロータシャフトは重量
で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ
０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜
１.０％ ，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ又はＴａ０.０
１〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で０.０１〜
０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％，Ｍｏ及びＷの１
種又は２種を３.５％ 以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.０
００５〜０.０３％を含み、又はＮｂ０.０１〜０.２０
％及びＭｏ０.５％を超え１.０％未満を含み、７８％以
上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前
記ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶接
性が高いマルテンサイト鋼からなる。
【００３９】本発明は、高圧タービンと中圧タービン及
び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低
圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結さ
れ、又は高中圧一体型蒸気タービンと１台又はタンデム
に２台の低圧タービンとが連結された蒸気タービン発電
プラントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン
又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６
００〜６６０℃（好ましくは６００〜６２０℃，６２０
〜６３０℃，６３０〜６４０℃）の範囲に対し、前記低
圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４
００℃の範囲に対し、前記高圧タービン及び中圧タービ
ン又は高中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらされ
るロータシャフト又はロータシャフトと、動翼と静翼の
少なくとも初段及び内部ケーシングの少なくとも１つが
重量でＣｒ８〜１３％及びＮｂとＴａを１種又は２種を
合計で０.０１〜０.２０％を含有する高強度マルテンサ
イト鋼によって構成され、かつ前記低圧タービンの最終
段動翼の〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm）〕の値が125,
000 以上であるマルテンサイト鋼からなる。
び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低
圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結さ
れ、又は高中圧一体型蒸気タービンと１台又はタンデム
に２台の低圧タービンとが連結された蒸気タービン発電
プラントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン
又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６
００〜６６０℃（好ましくは６００〜６２０℃，６２０
〜６３０℃，６３０〜６４０℃）の範囲に対し、前記低
圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４
００℃の範囲に対し、前記高圧タービン及び中圧タービ
ン又は高中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらされ
るロータシャフト又はロータシャフトと、動翼と静翼の
少なくとも初段及び内部ケーシングの少なくとも１つが
重量でＣｒ８〜１３％及びＮｂとＴａを１種又は２種を
合計で０.０１〜０.２０％を含有する高強度マルテンサ
イト鋼によって構成され、かつ前記低圧タービンの最終
段動翼の〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm）〕の値が125,
000 以上であるマルテンサイト鋼からなる。
【００４０】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６００〜６６０℃及び圧力が２５０kgｆ／cm2以上
（好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm2）又は１７０〜
２００kgｆ／cm2 である蒸気タービンであって、前記ロ
ータシャフト又はロータシャフトと動翼及び静翼の少な
くとも初段とが各蒸気温度（好ましくは６１０℃，６２
５℃，６４０℃，６５０℃，６６０℃）に対応した温度
での１０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2以上
（好ましくは１７kgｆ／mm2以上）であるＣｒ９.５〜１
３重量％(好ましくは１０.５〜１１.５重量％）を含有
する全焼戻しマルテンサイト組織を有する前述の高強度
マルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシングが前記
各蒸気温度に対応した温度での１０5 時間クリープ破断
強度が１０kgｆ／mm2以上(好ましくは１０.５kgｆ／mm
2 以上）であるＣｒ８〜９.５重量％を含有するマルテ
ンサイト鋳鋼からなることを特徴とする蒸気タービン又
は高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入口温
度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送る高中圧一
体型蒸気タービンにある。
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６００〜６６０℃及び圧力が２５０kgｆ／cm2以上
（好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm2）又は１７０〜
２００kgｆ／cm2 である蒸気タービンであって、前記ロ
ータシャフト又はロータシャフトと動翼及び静翼の少な
くとも初段とが各蒸気温度（好ましくは６１０℃，６２
５℃，６４０℃，６５０℃，６６０℃）に対応した温度
での１０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2以上
（好ましくは１７kgｆ／mm2以上）であるＣｒ９.５〜１
３重量％(好ましくは１０.５〜１１.５重量％）を含有
する全焼戻しマルテンサイト組織を有する前述の高強度
マルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシングが前記
各蒸気温度に対応した温度での１０5 時間クリープ破断
強度が１０kgｆ／mm2以上(好ましくは１０.５kgｆ／mm
2 以上）であるＣｒ８〜９.５重量％を含有するマルテ
ンサイト鋳鋼からなることを特徴とする蒸気タービン又
は高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入口温
度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送る高中圧一
体型蒸気タービンにある。
【００４１】高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフト又は
前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５ 〜
１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，ＮｂとＴａの１種又は２種を合
計量で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍｏ
及びＷの１種又は２種を３.５％ 以下，Ｃｏ１〜１０
％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦ
ｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６２０〜
６４０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、前記内部
ケーシングは重量でＣ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８
〜１２％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.１
５％，Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍｏ１％以下，Ｗ１〜４
％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含み、８５％以上の
Ｆｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ま
しい。
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフト又は
前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５ 〜
１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，ＮｂとＴａの１種又は２種を合
計量で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍｏ
及びＷの１種又は２種を３.５％ 以下，Ｃｏ１〜１０
％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦ
ｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６２０〜
６４０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、前記内部
ケーシングは重量でＣ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８
〜１２％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.１
５％，Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍｏ１％以下，Ｗ１〜４
％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含み、８５％以上の
Ｆｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ま
しい。
【００４２】本発明に係る高圧蒸気タービンにおいて、
前記動翼は９段以上、好ましくは１０段以上有し、初段
が複流であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距離
(Ｌ)が５０００mm以上（好ましくは５１００〜６５００
mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）
が６６０mm以上（好ましくは６８０〜７４０mm）であ
り、前記（Ｌ／Ｄ）が６.８〜９.９（好ましくは７.９
〜８.７）であるＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度
マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
前記動翼は９段以上、好ましくは１０段以上有し、初段
が複流であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距離
(Ｌ)が５０００mm以上（好ましくは５１００〜６５００
mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）
が６６０mm以上（好ましくは６８０〜７４０mm）であ
り、前記（Ｌ／Ｄ）が６.８〜９.９（好ましくは７.９
〜８.７）であるＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度
マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００４３】本発明に係る中圧蒸気タービンにおいて、
前記動翼は左右対称に各６段以上を有し、前記ロータシ
ャフト中心部に初段が植設された複流構造であり、前記
ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以
上（好ましくは５１００〜６５００mm）及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６３０mm以上（好
ましくは６５０〜７１０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
７.０〜９.２（好ましくは７.８〜８.３）であるＣｒ９
〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からな
るのが好ましい。
前記動翼は左右対称に各６段以上を有し、前記ロータシ
ャフト中心部に初段が植設された複流構造であり、前記
ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以
上（好ましくは５１００〜６５００mm）及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６３０mm以上（好
ましくは６５０〜７１０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
７.０〜９.２（好ましくは７.８〜８.３）であるＣｒ９
〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からな
るのが好ましい。
【００４４】高圧タービンと中圧タービンとを別々に有
する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に
各６段以上有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植
設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸受中
心間距離（Ｌ）が６５００mm以上（好ましくは６６００
〜７１００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小
直径（Ｄ）が７５０mm以上（好ましくは７６０〜９００
mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７.８〜１０.２(好まし
くは８.０〜８.６)であるＮｉ３.２５〜４.２５重量％
を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、最
終段動翼は〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm)〕の値が1
18,800以上、より好ましくは125,000 以上である１２％
Ｃｒ系高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に
各６段以上有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植
設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸受中
心間距離（Ｌ）が６５００mm以上（好ましくは６６００
〜７１００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小
直径（Ｄ）が７５０mm以上（好ましくは７６０〜９００
mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７.８〜１０.２(好まし
くは８.０〜８.６)であるＮｉ３.２５〜４.２５重量％
を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、最
終段動翼は〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm)〕の値が1
18,800以上、より好ましくは125,000 以上である１２％
Ｃｒ系高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００４５】さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タ
ービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧ター
ビンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンと
が連結され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに
２台の低圧タービンとが連結した蒸気タービン発電プラ
ントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン又は
高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００
〜６６０℃，前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入
口温度が３５０〜４００℃であり、前記高圧タービンの
ロータシャフトの初段動翼植設部及び前記初段動翼のメ
タル温度が前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より４０℃以上（好ましくは水蒸気温度より２０〜
３５℃低くし）下まわらないようにし、前記中圧タービ
ンのロータシャフトの初段動翼植設部及び初段動翼のメ
タル温度が前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より７５℃以上（好ましくは水蒸気温度より５０〜
７０℃低くし）下まわらないようにし、前記高圧タービ
ン及び中圧タービンのロータシャフトと少なくとも初段
動翼がＣｒ９.５〜１３ 重量％を含有する前述のマルテ
ンサイト鋼からなり、前記低圧タービンの最終段動翼が
〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が118,800以上、
より好ましくは125,000 以上である１２％Ｃｒ系高強度
マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
ービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧ター
ビンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンと
が連結され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに
２台の低圧タービンとが連結した蒸気タービン発電プラ
ントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン又は
高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００
〜６６０℃，前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入
口温度が３５０〜４００℃であり、前記高圧タービンの
ロータシャフトの初段動翼植設部及び前記初段動翼のメ
タル温度が前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より４０℃以上（好ましくは水蒸気温度より２０〜
３５℃低くし）下まわらないようにし、前記中圧タービ
ンのロータシャフトの初段動翼植設部及び初段動翼のメ
タル温度が前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より７５℃以上（好ましくは水蒸気温度より５０〜
７０℃低くし）下まわらないようにし、前記高圧タービ
ン及び中圧タービンのロータシャフトと少なくとも初段
動翼がＣｒ９.５〜１３ 重量％を含有する前述のマルテ
ンサイト鋼からなり、前記低圧タービンの最終段動翼が
〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が118,800以上、
より好ましくは125,000 以上である１２％Ｃｒ系高強度
マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００４６】さらに、本発明は、石炭燃焼ボイラと、該
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと中圧タービン
及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと
低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結
され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに２台の
低圧タービンとが連結し、前記高圧タービン及び中圧タ
ービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が６００〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が３５０〜４００℃であり、前記ボ
イラの過熱器によって前記高圧タービンの初段動翼への
水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０℃、
より好ましくは３〜７℃）高い温度に加熱した水蒸気を
前記高圧タービンの初段動翼に流入し、前記高圧タービ
ンを出た水蒸気を前記ボイラの再熱器によって前記中圧
タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より２℃以上
（好ましくは２〜１０℃、より好ましくは２〜５℃）高
い温度に加熱して前記中圧タービンの初段動翼に流入
し、前記中圧タービンより出た水蒸気を好ましくは前記
ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの初段動翼へ
の水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０
℃、より好ましくは３〜６℃）高い温度に加熱して前記
低圧タービンの初段動翼に流入させるとともに、前記低
圧タービンの最終段動翼が〔翼長さ(インチ）×回転数
(rpm)〕の値が118,800 以上、より好ましくは125,000
以上である１２％Ｃｒ系高強度マルテンサイト鋼からな
るのが好ましい。
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと中圧タービン
及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと
低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結
され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに２台の
低圧タービンとが連結し、前記高圧タービン及び中圧タ
ービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が６００〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が３５０〜４００℃であり、前記ボ
イラの過熱器によって前記高圧タービンの初段動翼への
水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０℃、
より好ましくは３〜７℃）高い温度に加熱した水蒸気を
前記高圧タービンの初段動翼に流入し、前記高圧タービ
ンを出た水蒸気を前記ボイラの再熱器によって前記中圧
タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より２℃以上
（好ましくは２〜１０℃、より好ましくは２〜５℃）高
い温度に加熱して前記中圧タービンの初段動翼に流入
し、前記中圧タービンより出た水蒸気を好ましくは前記
ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの初段動翼へ
の水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０
℃、より好ましくは３〜６℃）高い温度に加熱して前記
低圧タービンの初段動翼に流入させるとともに、前記低
圧タービンの最終段動翼が〔翼長さ(インチ）×回転数
(rpm)〕の値が118,800 以上、より好ましくは125,000
以上である１２％Ｃｒ系高強度マルテンサイト鋼からな
るのが好ましい。
【００４７】さらに、本発明に係る低圧蒸気タービン
は、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４００
℃（好ましくは３６０〜３８０℃）であり、前記ロータ
シャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.０５％
以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃ
ｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜０.２０％，Ｖ
０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％ 以上である低合金
鋼からなるのが好ましい。
は、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４００
℃（好ましくは３６０〜３８０℃）であり、前記ロータ
シャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.０５％
以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃ
ｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜０.２０％，Ｖ
０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％ 以上である低合金
鋼からなるのが好ましい。
【００４８】前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜１８０mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上
（好ましくは４〜７段階)段階的に大きく、前記翼部長
さに対する比率が０.２〜１.６（好ましくは０.３０〜
１.３０、より好ましくは０.６５〜０.９５）で前記上
流側から下流側に従って小さくなっていることが好まし
い。
翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜１８０mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上
（好ましくは４〜７段階)段階的に大きく、前記翼部長
さに対する比率が０.２〜１.６（好ましくは０.３０〜
１.３０、より好ましくは０.６５〜０.９５）で前記上
流側から下流側に従って小さくなっていることが好まし
い。
【００４９】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は２.３
以下で、該比率が徐々に下流側で大きく、前記翼部長さ
は前記下流側が上流側に比べて大きくなっていることが
好ましい。
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は２.３
以下で、該比率が徐々に下流側で大きく、前記翼部長さ
は前記下流側が上流側に比べて大きくなっていることが
好ましい。
【００５０】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対応す
る部分の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ２段階
以上（好ましくは２〜４段階）段階的に小さく、前記動
翼の下流側翼部長さに対する比率が４.５ 以下の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っていることが好ましい。
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対応す
る部分の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ２段階
以上（好ましくは２〜４段階）段階的に小さく、前記動
翼の下流側翼部長さに対する比率が４.５ 以下の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っていることが好ましい。
【００５１】前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９段）有する
複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流
側で６０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記動
翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の直径より
大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ２段階以上（好ましくは２〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
３５〜０.８０（好ましくは０.５〜０.７）で前記上流
側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９段）有する
複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流
側で６０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記動
翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の直径より
大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ２段階以上（好ましくは２〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
３５〜０.８０（好ましくは０.５〜０.７）で前記上流
側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【００５２】更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が
上流側に比べて大きくなっており、その比は１.３以下
（好ましくは１.１〜１.２)で徐々に前記下流側で大き
くなっているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が
上流側に比べて大きくなっており、その比は１.３以下
（好ましくは１.１〜１.２)で徐々に前記下流側で大き
くなっているのが好ましい。
【００５３】更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対
応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくなっ
ており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が０.
８０〜２.５０（好ましくは１.０〜２.０）の範囲で前
記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくなっ
ているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対
応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくなっ
ており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が０.
８０〜２.５０（好ましくは１.０〜２.０）の範囲で前
記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくなっ
ているのが好ましい。
【００５４】本発明は前述の高圧タービン及び中圧ター
ビンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タ
ービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以上（好
ましくは８〜１０段）有する複流構造及び翼部長さが前
記水蒸気流の上流側から下流側に従って８０〜１３００
mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ好ましく
は３段階以上（より好ましくは４〜７段階）で段階的に
大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.２
〜０.７（好ましくは０.３〜０.５５）で前記上流側か
ら下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
ビンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タ
ービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以上（好
ましくは８〜１０段）有する複流構造及び翼部長さが前
記水蒸気流の上流側から下流側に従って８０〜１３００
mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ好ましく
は３段階以上（より好ましくは４〜７段階）で段階的に
大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.２
〜０.７（好ましくは０.３〜０.５５）で前記上流側か
ら下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【００５５】更に、本発明は前述の高圧タービンと中圧
タービンを別々に有する場合の低圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に各６段以上有する複流構造及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って
８０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さは
前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、その比
は１.２〜１.８（好ましくは１.４〜１.６）の範囲で徐
々に前記下流側で前記比率が大きくなっているのが好ま
しい。
タービンを別々に有する場合の低圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に各６段以上有する複流構造及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って
８０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さは
前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、その比
は１.２〜１.８（好ましくは１.４〜１.６）の範囲で徐
々に前記下流側で前記比率が大きくなっているのが好ま
しい。
【００５６】更に、本発明は前述の低圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に各６段以上、好ましくは
８段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の
上流側から下流側に従って８０〜１３００mm有し、前記
ロータシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の
幅は前記下流側が上流側に比べ好ましくは３段階以上
（より好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなって
おり、前記動翼の隣り合う下流側翼部長さに対する比率
が０.２〜１.４（好ましくは０.２５〜１.２５特に０.
５〜０.９）の範囲で前記下流側になるに従って段階的
に前記比率が小さくなっているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に各６段以上、好ましくは
８段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の
上流側から下流側に従って８０〜１３００mm有し、前記
ロータシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の
幅は前記下流側が上流側に比べ好ましくは３段階以上
（より好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなって
おり、前記動翼の隣り合う下流側翼部長さに対する比率
が０.２〜１.４（好ましくは０.２５〜１.２５特に０.
５〜０.９）の範囲で前記下流側になるに従って段階的
に前記比率が小さくなっているのが好ましい。
【００５７】前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は７段以上、好ましくは９段以上有し、前記ロータシ
ャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込
み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に対応
する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下
流側に比較して２段階以上（好ましくは２〜４段階）で
段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手
前との間の幅は前記動翼の２段目と３段目との間の幅の
０.７５〜０.９５倍（好ましくは０.８〜０.９倍より好
ましくは０.８２〜０.８８）であり、前記ロータシャフ
トの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下
流側が上流側に比較して３段階以上（好ましくは４〜７
段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段
の軸方向の幅は前記２段目の軸方向の幅に対して１〜２
倍（好ましくは１.４〜１.７倍）であるのが好ましい。
翼は７段以上、好ましくは９段以上有し、前記ロータシ
ャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込
み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に対応
する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下
流側に比較して２段階以上（好ましくは２〜４段階）で
段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手
前との間の幅は前記動翼の２段目と３段目との間の幅の
０.７５〜０.９５倍（好ましくは０.８〜０.９倍より好
ましくは０.８２〜０.８８）であり、前記ロータシャフ
トの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下
流側が上流側に比較して３段階以上（好ましくは４〜７
段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段
の軸方向の幅は前記２段目の軸方向の幅に対して１〜２
倍（好ましくは１.４〜１.７倍）であるのが好ましい。
【００５８】前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は６段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対
応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の
直径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向
の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して好まし
くは２段階以上（より好ましくは３〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との
間の幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅の０.５〜
０.９倍（好ましくは０.６５〜０.７５倍）であり、前
記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前
記水蒸気流の下流側が上流側に比較して好ましくは２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に大きくなっ
ており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸
方向の幅に対して０.８〜２倍(好ましくは１.２〜１.５
倍）であるのが好ましい。
翼は６段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対
応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の
直径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向
の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して好まし
くは２段階以上（より好ましくは３〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との
間の幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅の０.５〜
０.９倍（好ましくは０.６５〜０.７５倍）であり、前
記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前
記水蒸気流の下流側が上流側に比較して好ましくは２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に大きくなっ
ており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸
方向の幅に対して０.８〜２倍(好ましくは１.２〜１.５
倍）であるのが好ましい。
【００５９】前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に８段以上する複流構造を有し、前記ロー
タシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼
植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に
対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側
が下流側に比較して好ましくは３段階以上（より好まし
くは４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記動
翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と２
段目との間の幅の１.５〜３.０倍（好ましくは２.０〜
２.７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植
込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比
較して好ましくは３段階以上（より好ましくは４〜７段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の
軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して５〜８倍
（好ましくは６.２〜７.０倍）であるのが好ましい。
翼は左右対称に８段以上する複流構造を有し、前記ロー
タシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼
植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に
対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側
が下流側に比較して好ましくは３段階以上（より好まし
くは４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記動
翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と２
段目との間の幅の１.５〜３.０倍（好ましくは２.０〜
２.７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植
込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比
較して好ましくは３段階以上（より好ましくは４〜７段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の
軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して５〜８倍
（好ましくは６.２〜７.０倍）であるのが好ましい。
【００６０】以上の高圧，中圧又は高中圧一体型タービ
ン及び低圧タービンの構造は６１０〜６６０℃の各使用
蒸気温度のいずれの温度に対しても同様の構造とできる
ものである。
ン及び低圧タービンの構造は６１０〜６６０℃の各使用
蒸気温度のいずれの温度に対しても同様の構造とできる
ものである。
【００６１】本発明のロータ材においては、全焼戻しマ
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
【００６２】本発明の高中圧一体型蒸気タービンは、高
圧側前記動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側
前記動翼は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロー
タシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)が６０００mm以上（好
ましくは６１００〜７０００mm）及び前記静翼が設けら
れた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上（好ましく
は６２０〜７６０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０
〜１１.３（好ましくは９.０〜１０.０）である前述の
Ｃｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼
からなるのが好ましい。
圧側前記動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側
前記動翼は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロー
タシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)が６０００mm以上（好
ましくは６１００〜７０００mm）及び前記静翼が設けら
れた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上（好ましく
は６２０〜７６０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０
〜１１.３（好ましくは９.０〜１０.０）である前述の
Ｃｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼
からなるのが好ましい。
【００６３】本発明の高中圧一体型タービンに対する低
圧蒸気タービンは以下の要件を有する。
圧蒸気タービンは以下の要件を有する。
【００６４】低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左
右対称に各５段以上、好ましくは６段以上を有し、前記
ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であ
り、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６５
００mm以上（好ましくは6600〜７５００mm)及び前記静
翼が設けられた部分での最小直径(Ｄ）が７５０mm以上
(好ましくは７６０〜９００mm）であり、前記(Ｌ／Ｄ）
が７.２〜１０.０（好ましくは８.０〜９.０）であるＮ
ｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ低合金鋼からなり、最終段動翼は〔翼長さ(インチ)
×回転数(rpm)〕の値が118,800 以上、より好ましくは1
25,000 以上である１２％Ｃｒ系高強度マルテンサイト
鋼からなるのが好ましい。
右対称に各５段以上、好ましくは６段以上を有し、前記
ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であ
り、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６５
００mm以上（好ましくは6600〜７５００mm)及び前記静
翼が設けられた部分での最小直径(Ｄ）が７５０mm以上
(好ましくは７６０〜９００mm）であり、前記(Ｌ／Ｄ）
が７.２〜１０.０（好ましくは８.０〜９.０）であるＮ
ｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ低合金鋼からなり、最終段動翼は〔翼長さ(インチ)
×回転数(rpm)〕の値が118,800 以上、より好ましくは1
25,000 以上である１２％Ｃｒ系高強度マルテンサイト
鋼からなるのが好ましい。
【００６５】前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径
（Ｄ）が７５０〜１３００mm，軸受中心間距離(Ｌ）が
前記Ｄの５.０〜９.５倍であり、重量で、Ｃ０.２〜０.
３％,Ｓｉ０.０５％ 以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.
０〜４.５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜
０.２０％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％以上
である低合金鋼からなる。
（Ｄ）が７５０〜１３００mm，軸受中心間距離(Ｌ）が
前記Ｄの５.０〜９.５倍であり、重量で、Ｃ０.２〜０.
３％,Ｓｉ０.０５％ 以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.
０〜４.５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜
０.２０％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％以上
である低合金鋼からなる。
【００６６】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部
の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って段階的
に小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
２５〜０.８０である。
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部
の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って段階的
に小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
２５〜０.８０である。
【００６７】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、隣り合う各段の前記翼部長さは前記下流側が上
流側に比べて大きくなっており、その比は１.２〜１.７
の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくな
っている。
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、隣り合う各段の前記翼部長さは前記下流側が上
流側に比べて大きくなっており、その比は１.２〜１.７
の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくな
っている。
【００６８】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って大きくなり、８０〜１３０
０mmの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の
植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記
下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前
記翼部植込み部の幅より大きくなっている。
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って大きくなり、８０〜１３０
０mmの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の
植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記
下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前
記翼部植込み部の幅より大きくなっている。
【００６９】本発明における高中圧一体型蒸気タービン
は以下の構成を有する。
は以下の構成を有する。
【００７０】高圧側の前記動翼は７段以上及び翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側で４０〜２００mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的
に大きく、前記翼部長さに対する比率が０.２０〜 １.
６０ 、好ましくは０.２５〜１.３０で前記上流側から
下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は
左右対称に５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上
流側から下流側で１００〜３５０mm有し、前記ロータシ
ャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する
部分の直径より大きく、前記植込み部付根部の軸方向の
幅は最終段を除き前記下流側が上流側に比べ大きくなっ
ており、前記翼部長さに対する比率が０.３５〜０.８
０、好ましくは０.４０〜０.７５で前記上流側から下流
側に従って小さくなっている。
が前記水蒸気流の上流側から下流側で４０〜２００mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的
に大きく、前記翼部長さに対する比率が０.２０〜 １.
６０ 、好ましくは０.２５〜１.３０で前記上流側から
下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は
左右対称に５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上
流側から下流側で１００〜３５０mm有し、前記ロータシ
ャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する
部分の直径より大きく、前記植込み部付根部の軸方向の
幅は最終段を除き前記下流側が上流側に比べ大きくなっ
ており、前記翼部長さに対する比率が０.３５〜０.８
０、好ましくは０.４０〜０.７５で前記上流側から下流
側に従って小さくなっている。
【００７１】前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水
蒸気流の上流側から下流側で２５〜２００mm有し、隣り
合う各段の前記翼部長さの比は１.０５〜１.３５で、前
記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きく
なっており、中圧部前記動翼は５段以上有し、翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０mm
有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が上流側に比
べて大きくなっており、その比は１.１０〜１.３０で徐
々に前記下流側で大きくなっている。
蒸気流の上流側から下流側で２５〜２００mm有し、隣り
合う各段の前記翼部長さの比は１.０５〜１.３５で、前
記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きく
なっており、中圧部前記動翼は５段以上有し、翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０mm
有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が上流側に比
べて大きくなっており、その比は１.１０〜１.３０で徐
々に前記下流側で大きくなっている。
【００７２】高圧側の前記動翼は６段以上、好ましくは
７段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応す
る部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径
より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は
初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側
に従って２段以上、好ましくは３段階以上で段階的に大
きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、前
記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前
記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記
動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は前記水蒸気流の上
流側が下流側に比較して好ましくは４段階以上で段階的
に異なっており、前記動翼の初段は２段より、最終段が
他の段より大きく、初段及び２段目は末広がりになって
いる。
７段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応す
る部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径
より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は
初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側
に従って２段以上、好ましくは３段階以上で段階的に大
きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、前
記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前
記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記
動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は前記水蒸気流の上
流側が下流側に比較して好ましくは４段階以上で段階的
に異なっており、前記動翼の初段は２段より、最終段が
他の段より大きく、初段及び２段目は末広がりになって
いる。
【００７３】本発明に係る低圧タービン最終段翼部長さ
は８３８mm（３３″）以上、好ましくは９１４mm（３
６″）以上、より好ましくは９６５mm（３８″）以上に
した３６００rpm 蒸気タービン及び低圧タービン最終段
翼長を１０１６mm（４０″）以上、好ましくは１０９２
mm(４３″)以上、より好ましくは１１６８mm(４６″)以
上にした３０００rpm蒸気タービンにし、〔翼部長さ(イ
ンチ)×回転数(rpm)〕の値を118,800以上、好ましくは1
25,000以上、より好ましくは138,000 以上としたもので
ある。
は８３８mm（３３″）以上、好ましくは９１４mm（３
６″）以上、より好ましくは９６５mm（３８″）以上に
した３６００rpm 蒸気タービン及び低圧タービン最終段
翼長を１０１６mm（４０″）以上、好ましくは１０９２
mm(４３″)以上、より好ましくは１１６８mm(４６″)以
上にした３０００rpm蒸気タービンにし、〔翼部長さ(イ
ンチ)×回転数(rpm)〕の値を118,800以上、好ましくは1
25,000以上、より好ましくは138,000 以上としたもので
ある。
【００７４】また本発明の耐熱鋳鋼からなるケーシング
材においては、９５％以上の焼戻しマルテンサイト（δ
フェライト５％以下）組織となるように合金組成を調整
して高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を得る
ために、次式の各元素の含有量を重量％として計算され
るＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
材においては、９５％以上の焼戻しマルテンサイト（δ
フェライト５％以下）組織となるように合金組成を調整
して高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を得る
ために、次式の各元素の含有量を重量％として計算され
るＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
【００７５】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、特に６２１℃以上
の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5ｈク
リープ破断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネ
ルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、特に６２１℃以上
の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5ｈク
リープ破断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネ
ルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。
【００７６】（３）本発明における６００〜６６０℃蒸
気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータ，ブ
レード，ノズル，内部ケーシング締付ボルト及び中圧部
初段ダイヤフラムを構成するフェライト系耐熱鋼の組成
の限定理由について説明する。Ｃは焼入れ性を確保し、
焼戻し熱処理過程で炭化物を析出させて高温強度を高め
るのに不可欠の元素であり、また高い引張強さを得るた
めにも０.０５％ 以上必要な元素であるが、０.２０％
を超えると高温に長時間さらされた場合に金属組織が不
安定になり長時間クリープ破断強度を低下させるので、
０.０５ 〜0.20％に限定される。望ましくは０.０８〜
０.１３％であり、特に０.０９〜０.１２％が好まし
い。
気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータ，ブ
レード，ノズル，内部ケーシング締付ボルト及び中圧部
初段ダイヤフラムを構成するフェライト系耐熱鋼の組成
の限定理由について説明する。Ｃは焼入れ性を確保し、
焼戻し熱処理過程で炭化物を析出させて高温強度を高め
るのに不可欠の元素であり、また高い引張強さを得るた
めにも０.０５％ 以上必要な元素であるが、０.２０％
を超えると高温に長時間さらされた場合に金属組織が不
安定になり長時間クリープ破断強度を低下させるので、
０.０５ 〜0.20％に限定される。望ましくは０.０８〜
０.１３％であり、特に０.０９〜０.１２％が好まし
い。
【００７７】Ｍｎは脱酸剤等のために添加するものであ
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を超え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を超え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
【００７８】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４％ 未満が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４％ 未満が好ましい。
【００７９】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を超える
添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくな
い。特に０.２〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を超える
添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくな
い。特に０.２〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
【００８０】Ｃｒは高温強度及び高温耐酸化を高めるの
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を超えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８％が好ましい。
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を超えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８％が好ましい。
【００８１】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。Ｔａを含む場合には３.５％ 以下、好ましくは１％
以下、Ｎｂを含む場合には、０.５ ％未満では十分な靭
性及び疲労強度が得られず、０.５％を超え３.５％以
下、好ましくは１.０％ 未満含有される。特に０.５５
〜０.８５％が好ましい。
る。Ｔａを含む場合には３.５％ 以下、好ましくは１％
以下、Ｎｂを含む場合には、０.５ ％未満では十分な靭
性及び疲労強度が得られず、０.５％を超え３.５％以
下、好ましくは１.０％ 未満含有される。特に０.５５
〜０.８５％が好ましい。
【００８２】Ｗは高温での炭化物の凝集粗大化を抑制
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃以下では１〜１.５％、６３０℃以下では１.６〜２.
０％、６４０℃以下では２.１〜２.５％、６５０℃以下
では２.６〜３.０％、６６０℃以下では３.１ 〜３.５
％とするのが好ましい。またＷが３.５ ％を超えるとδ
フェライトを生成して靭性が低くなるので、３.５％以
下、好ましくは１〜３.５％に限定される。特に好まし
くは１〜３％、より１.５〜３.０％が好ましく、より
２.０〜２.７％が好ましい。
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃以下では１〜１.５％、６３０℃以下では１.６〜２.
０％、６４０℃以下では２.１〜２.５％、６５０℃以下
では２.６〜３.０％、６６０℃以下では３.１ 〜３.５
％とするのが好ましい。またＷが３.５ ％を超えるとδ
フェライトを生成して靭性が低くなるので、３.５％以
下、好ましくは１〜３.５％に限定される。特に好まし
くは１〜３％、より１.５〜３.０％が好ましく、より
２.０〜２.７％が好ましい。
【００８３】Ｖは、Ｖの炭窒化物を析出してクリープ破
断強度を高める効果があるが、0.05％未満ではその効果
が不十分で０.３５％ を超えるとδフェライトを生成し
て疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が好
ましく、より０.１５〜0.23％が好ましい。
断強度を高める効果があるが、0.05％未満ではその効果
が不十分で０.３５％ を超えるとδフェライトを生成し
て疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が好
ましく、より０.１５〜0.23％が好ましい。
【００８４】Ｎｂ及びＴａは単独又は複合で添加され、
ＮｂＣ，ＴａＣ炭化物を析出し、高温強度を高めるのに
非常に効果的な元素であるが、あまり多量に添加する
と、特に大型鋼塊では粗大な共晶ＮｂＣ，ＴａＣ炭化物
が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下
させるδフェライトを析出させる原因になるので単独又
は複合で０.２０ ％以下に抑える必要がある。また０.
０１％ 未満では効果が不十分である。特に０.０２〜
０.１５％が、より０.０４〜０.１０％が好ましい。Ｃ
ｏは本発明を従来の発明から区別して特徴づける重要な
元素である。本発明においては、Ｃｏ添加により高温強
度が著しく改善されるとともに、靭性も高める。これ
は、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗを１％以上含
む本発明合金において特徴的な現象である。このような
Ｃｏの効果を実現するために、本発明合金におけるＣｏ
の下限は１.０％ であるが、過度に添加してもより大き
な効果が得られないだけでなく、延性が低下するので、
上限は１０％になる。望ましくは６００〜６２０℃に対
しては１〜３％、６３０℃に対しては３.５〜４.５％、
６４０℃に対しては５〜６％、６５０℃に対しては６.
５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜９％が望まし
い。
ＮｂＣ，ＴａＣ炭化物を析出し、高温強度を高めるのに
非常に効果的な元素であるが、あまり多量に添加する
と、特に大型鋼塊では粗大な共晶ＮｂＣ，ＴａＣ炭化物
が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下
させるδフェライトを析出させる原因になるので単独又
は複合で０.２０ ％以下に抑える必要がある。また０.
０１％ 未満では効果が不十分である。特に０.０２〜
０.１５％が、より０.０４〜０.１０％が好ましい。Ｃ
ｏは本発明を従来の発明から区別して特徴づける重要な
元素である。本発明においては、Ｃｏ添加により高温強
度が著しく改善されるとともに、靭性も高める。これ
は、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗを１％以上含
む本発明合金において特徴的な現象である。このような
Ｃｏの効果を実現するために、本発明合金におけるＣｏ
の下限は１.０％ であるが、過度に添加してもより大き
な効果が得られないだけでなく、延性が低下するので、
上限は１０％になる。望ましくは６００〜６２０℃に対
しては１〜３％、６３０℃に対しては３.５〜４.５％、
６４０℃に対しては５〜６％、６５０℃に対しては６.
５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜９％が望まし
い。
【００８５】Ｎも本発明を従来の発明から区別して特徴
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
１ ％以下ではその効果が十分でなく０.０５％ を超え
ると靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下
させる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１５〜
０.０２５％が好ましい。
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
１ ％以下ではその効果が十分でなく０.０５％ を超え
ると靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下
させる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１５〜
０.０２５％が好ましい。
【００８６】Ｂは粒界強度作用とＭ23Ｃ6炭化物中に固
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
0.02％が好ましい。
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
0.02％が好ましい。
【００８７】Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高める効果
があり、Ｔｉ０.１％ 以下及びＺｒ０.１％以下の単独
または複合添加で十分な効果が得られる。
があり、Ｔｉ０.１％ 以下及びＺｒ０.１％以下の単独
または複合添加で十分な効果が得られる。
【００８８】本発明に係る耐熱鋼はＬａ，Ｃｅ等の稀土
類元素、Ｃａ，Ｍｇ及びＹを単独又は複合で０.００１
〜０.０３％を含むことができる。これらの元素は特に
強力な脱酸となり、また脱硫作用を有し、靭性の向上を
図ることができる。好ましくは０.００３〜０.０１０％
である。
類元素、Ｃａ，Ｍｇ及びＹを単独又は複合で０.００１
〜０.０３％を含むことができる。これらの元素は特に
強力な脱酸となり、また脱硫作用を有し、靭性の向上を
図ることができる。好ましくは０.００３〜０.０１０％
である。
【００８９】本発明におけるロータシャフト及び動翼と
静翼の少なくとも一方の初段は620〜６３０℃の蒸気温
度に対してはＣ０.０９〜０.２０％，Ｓｉ０.１５ ％以
下，Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１２.５％，Ｎ
ｉ０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％ ，Ｎ０.０１
〜０.０６％，Ｎｂ又はＴａ０.０２〜０.０８％又はＴ
ａとＮｂの合計量０.０２〜０.０８％，Ｍｏ及びＷの１
種又は２種を３.５％以下、好ましくは前者が１.０％以
下及び後者が２〜３.５％が好ましい。更に、Ｃｏ２〜
４.５％，Ｂ０.００１〜０.０３０％，７７％ 以上のＦ
ｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によ
って構成されるものが好ましい。また、６３５〜６６０
℃の蒸気温度に対しては前述のＣｏ量を５〜８％とし、
７８％以上のＦｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織
を有する鋼によって構成されるのが好ましい。特に、両
者の温度に対してＭｎ量を０.０３〜０.２％及びＢ量を
０.００１〜０.０１％と少なくすることによって高強度
が得られる。
静翼の少なくとも一方の初段は620〜６３０℃の蒸気温
度に対してはＣ０.０９〜０.２０％，Ｓｉ０.１５ ％以
下，Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１２.５％，Ｎ
ｉ０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％ ，Ｎ０.０１
〜０.０６％，Ｎｂ又はＴａ０.０２〜０.０８％又はＴ
ａとＮｂの合計量０.０２〜０.０８％，Ｍｏ及びＷの１
種又は２種を３.５％以下、好ましくは前者が１.０％以
下及び後者が２〜３.５％が好ましい。更に、Ｃｏ２〜
４.５％，Ｂ０.００１〜０.０３０％，７７％ 以上のＦ
ｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によ
って構成されるものが好ましい。また、６３５〜６６０
℃の蒸気温度に対しては前述のＣｏ量を５〜８％とし、
７８％以上のＦｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織
を有する鋼によって構成されるのが好ましい。特に、両
者の温度に対してＭｎ量を０.０３〜０.２％及びＢ量を
０.００１〜０.０１％と少なくすることによって高強度
が得られる。
【００９０】後述の式によって求められるＣｒ当量をロ
ータシャフトに対しては４〜10.5、特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
ータシャフトに対しては４〜10.5、特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
【００９１】本発明の蒸気タービンの高圧と中圧のロー
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、前述の式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり低
くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、４以
上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量５〜８が好ま
しい。
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、前述の式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり低
くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、４以
上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量５〜８が好ま
しい。
【００９２】本発明のロータは、目標組成とする合金原
料を電気炉で溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に
鋳込み、鍛伸して電極棒を作製する。この電極棒をエレ
クトロスラグ再溶解し、ロータ形状に鍛伸して成型す
る。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以
下の温度で行わなければならない。またこの鍛鋼を焼鈍
熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼入
れ処理，５５０〜６５０℃及び６７０〜７７０℃の順序
で２回焼戻しを行うことにより、６２０℃以上の蒸気中
で使用可能な蒸気タービンロータが製造できる。
料を電気炉で溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に
鋳込み、鍛伸して電極棒を作製する。この電極棒をエレ
クトロスラグ再溶解し、ロータ形状に鍛伸して成型す
る。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以
下の温度で行わなければならない。またこの鍛鋼を焼鈍
熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼入
れ処理，５５０〜６５０℃及び６７０〜７７０℃の順序
で２回焼戻しを行うことにより、６２０℃以上の蒸気中
で使用可能な蒸気タービンロータが製造できる。
【００９３】本発明におけるブレード，ノズル，内部ケ
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
【００９４】（４）本発明における１２重量％Ｃｒ系マ
ルテンサイト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトは
そのジャーナル部を形成する母材表面に軸受特性の高い
肉盛溶接層を形成することが好ましく、鋼からなる溶接
材を用いて好ましくは３層〜１０層の前記肉盛溶接層を
形成し、初層から２層目〜４層目のいずれかまでの前記
溶接材のＣｒ量を順次低下させるとともに、４層目以降
を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて溶接
し、前記初層の溶接に用いられる溶接材のＣｒ量を前記
母材のＣｒ量より２〜６重量％程度少なくし、４層目以
降の溶接層のＣｒ量を０.５〜３重量％(好ましくは１〜
２.５重量％）とするものである。
ルテンサイト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトは
そのジャーナル部を形成する母材表面に軸受特性の高い
肉盛溶接層を形成することが好ましく、鋼からなる溶接
材を用いて好ましくは３層〜１０層の前記肉盛溶接層を
形成し、初層から２層目〜４層目のいずれかまでの前記
溶接材のＣｒ量を順次低下させるとともに、４層目以降
を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて溶接
し、前記初層の溶接に用いられる溶接材のＣｒ量を前記
母材のＣｒ量より２〜６重量％程度少なくし、４層目以
降の溶接層のＣｒ量を０.５〜３重量％(好ましくは１〜
２.５重量％）とするものである。
【００９５】本発明においては、ジャーナル部の軸受特
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好まし
い。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるス
リーブの焼ばめ，はめ込みとする構造とすることもでき
る。
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好まし
い。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるス
リーブの焼ばめ，はめ込みとする構造とすることもでき
る。
【００９６】溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げる
のに３層以上が好ましく、１０層以上溶接してもそれ以
上の効果は得られない。一例として最終仕上げで約１８
mmの厚さが要求される。このような厚さを形成するには
切削による最終仕上げ代を除いても少なくとも５層の肉
盛溶接層が好ましい。３層目以降は主に焼戻しマルテン
サイト組織を有し、炭化物が析出していることが好まし
い。特に、４層目以降の溶接層の組成として重量で、Ｃ
０.０１〜０.１％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ0.3〜１.５
％，Ｃｒ０.５〜３％，Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残部
Ｆｅからなるものが好ましい。
のに３層以上が好ましく、１０層以上溶接してもそれ以
上の効果は得られない。一例として最終仕上げで約１８
mmの厚さが要求される。このような厚さを形成するには
切削による最終仕上げ代を除いても少なくとも５層の肉
盛溶接層が好ましい。３層目以降は主に焼戻しマルテン
サイト組織を有し、炭化物が析出していることが好まし
い。特に、４層目以降の溶接層の組成として重量で、Ｃ
０.０１〜０.１％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ0.3〜１.５
％，Ｃｒ０.５〜３％，Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残部
Ｆｅからなるものが好ましい。
【００９７】（５）本発明の高圧タービン，中圧タービ
ン及び高中圧タービンの内部ケーシング加減弁弁箱，組
合せ再熱弁弁箱，主蒸気リード管，主蒸気入口管，再熱
入口管，高圧タービンノズルボックス，中圧タービン初
段ダイヤフラム，高圧タービン主蒸気入口フランジ，エ
ルボ，主蒸気止め弁を構成するフェライト系耐熱鋼の組
成の限定理由について説明する。
ン及び高中圧タービンの内部ケーシング加減弁弁箱，組
合せ再熱弁弁箱，主蒸気リード管，主蒸気入口管，再熱
入口管，高圧タービンノズルボックス，中圧タービン初
段ダイヤフラム，高圧タービン主蒸気入口フランジ，エ
ルボ，主蒸気止め弁を構成するフェライト系耐熱鋼の組
成の限定理由について説明する。
【００９８】フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材におい
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５ 〜０.７５に調整する
ことにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨
界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気
止め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，
１０5ｈ クリープ破断強度９kgｆ／mm2 以上，室温衝撃
吸収エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材
が得られる。
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５ 〜０.７５に調整する
ことにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨
界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気
止め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，
１０5ｈ クリープ破断強度９kgｆ／mm2 以上，室温衝撃
吸収エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材
が得られる。
【００９９】本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材
においては、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強
度を得るために、前述の式で計算されるＣｒ当量を４〜
１０に成分調整することが好ましい。
においては、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強
度を得るために、前述の式で計算されるＣｒ当量を４〜
１０に成分調整することが好ましい。
【０１００】本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、６２
１℃以上の蒸気中で使用されるので、６２５℃，１０5
ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エ
ネルギー１kgｆ−ｍ以上にしなければならない。更に、
より高い信頼性を確保するためには、６２５℃，１０5
ｈ クリープ破断強度１０kgｆ／mm2 以上，室温衝撃吸
収エネルギー２kgｆ−ｍ以上であることが好ましい。
１℃以上の蒸気中で使用されるので、６２５℃，１０5
ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エ
ネルギー１kgｆ−ｍ以上にしなければならない。更に、
より高い信頼性を確保するためには、６２５℃，１０5
ｈ クリープ破断強度１０kgｆ／mm2 以上，室温衝撃吸
収エネルギー２kgｆ−ｍ以上であることが好ましい。
【０１０１】Ｃは高い引張強さを得るために０.０６％
以上必要な元素であるが、０.１６％を超えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６ 〜０.１
６％に限定される。特に０.０９〜０.１４％が好まし
い。
以上必要な元素であるが、０.１６％を超えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６ 〜０.１
６％に限定される。特に０.０９〜０.１４％が好まし
い。
【０１０２】Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェラ
イト組織の生成防止に効果があるが、０.０１％未満で
はその効果が十分でなく、０.１％を超えても顕著な効
果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断
強度も低下させる。特に0.02〜０.０６％が好ましい。
イト組織の生成防止に効果があるが、０.０１％未満で
はその効果が十分でなく、０.１％を超えても顕著な効
果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断
強度も低下させる。特に0.02〜０.０６％が好ましい。
【０１０３】Ｍｎは脱酸剤として添加するものであり、
少量の添加でその効果は達成され、１％を超える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
少量の添加でその効果は達成され、１％を超える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
【０１０４】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
【０１０５】Ｖはクリープ破断強度を高める効果がある
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を超えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を超えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
【０１０６】Ｎｂは高温強度を高めるのに非常に効果的
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１％ 未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８％が好ましい。
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１％ 未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８％が好ましい。
【０１０７】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.２
％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を超える添
加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくない。
特に０.４〜０.８％が好ましい。
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.２
％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を超える添
加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくない。
特に０.４〜０.８％が好ましい。
【０１０８】Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。１２％を超えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
がある。１２％を超えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
【０１０９】Ｗは高温長時間強度を顕著に高める効果が
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
超えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５
％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１
〜２.５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
超えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５
％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１
〜２.５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
【０１１０】ＷとＮｉとは互いに相関性があり、Ｎｉ／
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
【０１１１】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を超えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を超えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
【０１１２】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
【０１１３】本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材は、δフェ
ライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなる
ので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好まし
い。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、前述の式
で計算されるＣｒ当量を、成分調整により１０以下にし
なければならない。Ｃｒ当量をあまり低くするとクリー
プ破断強度が低下してしまうので、４以上にしなければ
ならない。特に、Ｃｒ当量６〜９が好ましい。
ライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなる
ので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好まし
い。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、前述の式
で計算されるＣｒ当量を、成分調整により１０以下にし
なければならない。Ｃｒ当量をあまり低くするとクリー
プ破断強度が低下してしまうので、４以上にしなければ
ならない。特に、Ｃｒ当量６〜９が好ましい。
【０１１４】Ｂ添加は高温（６２０℃以上）クリープ破
断強度を著しく高める。Ｂ含有量が０.００３％を超え
ると、溶接性が悪くなるため、上限は0.003％に制限さ
れる。特に、大型ケーシングのＢ含有量の上限は０.０
０２８％、更に０.０００５〜０.００２５％が好まし
く、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。
断強度を著しく高める。Ｂ含有量が０.００３％を超え
ると、溶接性が悪くなるため、上限は0.003％に制限さ
れる。特に、大型ケーシングのＢ含有量の上限は０.０
０２８％、更に０.０００５〜０.００２５％が好まし
く、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。
【０１１５】ケーシングは、６２０℃以上の高圧蒸気を
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
の為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2 以
上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、起
動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％、６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でも
よい。
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
の為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2 以
上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、起
動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％、６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でも
よい。
【０１１６】欠陥の少ないケーシングを作製するには、
鋳塊重量５０トン前後と大型になるので、高度な製造技
術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシン
グ材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、と
りべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形することにより健全
なものが作製できる。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸
を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥の少ないものに
できる。
鋳塊重量５０トン前後と大型になるので、高度な製造技
術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシン
グ材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、と
りべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形することにより健全
なものが作製できる。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸
を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥の少ないものに
できる。
【０１１７】また、前記の鋳鋼を１０００〜１１５０℃
で焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼
準熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順
序で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。
焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十
分固溶させることができず、あまり高くすると結晶粒粗
大化の原因になる。また、２回焼戻しは、残留オーステ
ナイトを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト
組織にすることができる。上記の製法で作製することに
より、１０kgｆ／mm2以上の６２５℃，１０5ｈクリープ
破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギーが
得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービ
ンケーシングにできる。
で焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼
準熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順
序で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。
焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十
分固溶させることができず、あまり高くすると結晶粒粗
大化の原因になる。また、２回焼戻しは、残留オーステ
ナイトを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト
組織にすることができる。上記の製法で作製することに
より、１０kgｆ／mm2以上の６２５℃，１０5ｈクリープ
破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギーが
得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービ
ンケーシングにできる。
【０１１８】Ｏは０.０１５％を越えると高温強度及び
靭性値を低下させるので、０.０１５％以下が好まし
く、特に０.０１０％以下が好ましい。
靭性値を低下させるので、０.０１５％以下が好まし
く、特に０.０１０％以下が好ましい。
【０１１９】本発明におけるケーシングは前述のＣｒ当
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
【０１２０】内部ケーシングを鋳鋼によって製造する他
は鍛鋼によって製造するのが好ましい。
は鍛鋼によって製造するのが好ましい。
【０１２１】（６）その他 （イ）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ
０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.２％以
下，Ｎｉ３.２〜４.０％,Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍ
ｏ０.１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有する全焼
戻しベーナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述
の高圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造
されるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５％以下，
Ｍｎ０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不
純物を極力低めた原料を用い、総量０.０２５％ 以下と
するように用いられる原材料の不純物の少ないものを使
用するスーパークリーン化した製造とするのが好まし
い。Ｐ，Ｓ各０.０１０％以下,Ｓｎ，Ａｓ０.００５％
以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.２％以
下，Ｎｉ３.２〜４.０％,Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍ
ｏ０.１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有する全焼
戻しベーナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述
の高圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造
されるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５％以下，
Ｍｎ０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不
純物を極力低めた原料を用い、総量０.０２５％ 以下と
するように用いられる原材料の不純物の少ないものを使
用するスーパークリーン化した製造とするのが好まし
い。Ｐ，Ｓ各０.０１０％以下,Ｓｎ，Ａｓ０.００５％
以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
【０１２２】（ロ）低圧タービン用ブレードの最終段以
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
【０１２３】（ハ）低圧タービン用内部及び外部ケーシ
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【０１２４】（ニ）主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％,Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３ 〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，
Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサ
イト鋼が好ましい。
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％,Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３ 〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，
Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサ
イト鋼が好ましい。
【０１２５】（ホ）低圧タービンの最終段動翼として１
２％Ｃｒ鋼のほかＴｉ合金が用いられ、特に４０インチ
を超える長さに対してはＡｌ５〜８重量％及びＶ３〜６
重量％を有するＴｉ合金が用いられる。特に、４３イン
チにおいてはＡｌ５.５〜 ６.５％ ，Ｖ３.５〜４.５
％とし、４６インチではＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及び
Ｓｎ１〜３％を有する高強度材がよい。
２％Ｃｒ鋼のほかＴｉ合金が用いられ、特に４０インチ
を超える長さに対してはＡｌ５〜８重量％及びＶ３〜６
重量％を有するＴｉ合金が用いられる。特に、４３イン
チにおいてはＡｌ５.５〜 ６.５％ ，Ｖ３.５〜４.５
％とし、４６インチではＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及び
Ｓｎ１〜３％を有する高強度材がよい。
【０１２６】（ヘ）高圧タービン，中圧タービン及び高
中圧タービン用外部ケーシングにはＣ０.１０〜０.２０
％，Ｓｉ０.０５〜０.６％，Ｍｎ０.１〜１.０％,Ｎｉ
０.１〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０
２５％以下，Ｂ０.０００５〜０.００４％ 及びＴｉ0.0
5〜０.２％ の少なくとも一方を含み、全焼戻しベーナ
イト組織を有する鋳鋼によって製造するのが好ましい。
特に、Ｃ０.１０〜０.１８％ ，Ｓｉ０.２０〜0.60％，
Ｍｎ０.２０〜０.５０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ
１.０〜１.５％，Ｍｏ０.９〜１.２％，Ｖ０.２〜０.３
％，Ａｌ０.００１〜０.００５％，Ｔｉ0.045〜０.１０
％ 及びＢ０.０００５〜０.００２０％を含む鋳鋼が好
ましい。より好ましくはＴｉ／Ａｌ比が０.５〜１０で
ある。
中圧タービン用外部ケーシングにはＣ０.１０〜０.２０
％，Ｓｉ０.０５〜０.６％，Ｍｎ０.１〜１.０％,Ｎｉ
０.１〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０
２５％以下，Ｂ０.０００５〜０.００４％ 及びＴｉ0.0
5〜０.２％ の少なくとも一方を含み、全焼戻しベーナ
イト組織を有する鋳鋼によって製造するのが好ましい。
特に、Ｃ０.１０〜０.１８％ ，Ｓｉ０.２０〜0.60％，
Ｍｎ０.２０〜０.５０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ
１.０〜１.５％，Ｍｏ０.９〜１.２％，Ｖ０.２〜０.３
％，Ａｌ０.００１〜０.００５％，Ｔｉ0.045〜０.１０
％ 及びＢ０.０００５〜０.００２０％を含む鋳鋼が好
ましい。より好ましくはＴｉ／Ａｌ比が０.５〜１０で
ある。
【０１２７】（ト）蒸気温度６２５〜６５０℃における
高圧，中圧，高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段
ブレードとして重量で、Ｃ０.０３〜０.２０％（好まし
くは０.０３〜０.１５％），Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９
〜２０％（好ましくは１２〜２０％），Ｃｏ１２％以下
（好ましくは５〜１２％），Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ
１〜３％，Ｆｅ５％以下，Ｓｉ０.３％以下，Ｍｎ０.２
％以下,Ｂ０.００３〜０.０１５％の他，Ｍｇ０.１％以
下，希土類元素０.５％以下，Ｚｒ０.５％以下の１種以
上を含むＮｉ基合金が用いられる。以下については０％
も含む。鍛造後、溶体化処理され、７００〜８７０℃で
時効処理される。
高圧，中圧，高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段
ブレードとして重量で、Ｃ０.０３〜０.２０％（好まし
くは０.０３〜０.１５％），Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９
〜２０％（好ましくは１２〜２０％），Ｃｏ１２％以下
（好ましくは５〜１２％），Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ
１〜３％，Ｆｅ５％以下，Ｓｉ０.３％以下，Ｍｎ０.２
％以下,Ｂ０.００３〜０.０１５％の他，Ｍｇ０.１％以
下，希土類元素０.５％以下，Ｚｒ０.５％以下の１種以
上を含むＮｉ基合金が用いられる。以下については０％
も含む。鍛造後、溶体化処理され、７００〜８７０℃で
時効処理される。
【０１２８】
〔実施例１〕表１に示す組成（重量％）の試料をそれぞ
れ１５０kg溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して素材と
した。試料Ｎo.１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れ
により室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ
保持後室温まで空冷した。試料Ｎo.２は、１０５０℃で
１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５
７０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。試料Ｎo.
３〜Ｎo.６は、1050℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温
まで冷却し、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５７０℃に加熱し２ｈ
保持後室温まで炉冷した（２次焼も戻し）。
れ１５０kg溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して素材と
した。試料Ｎo.１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れ
により室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ
保持後室温まで空冷した。試料Ｎo.２は、１０５０℃で
１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５
７０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。試料Ｎo.
３〜Ｎo.６は、1050℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温
まで冷却し、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５７０℃に加熱し２ｈ
保持後室温まで炉冷した（２次焼も戻し）。
【０１２９】熱処理後素材から引張試験片および及びＶ
ノッチシャルピー衝撃試験片を採取し実験に供した。
ノッチシャルピー衝撃試験片を採取し実験に供した。
【０１３０】表１において、試番３及び４は本発明材で
あり、試番１，２，５及び５は比較材である。試番１及
び２は、現用の長翼材である。
あり、試番１，２，５及び５は比較材である。試番１及
び２は、現用の長翼材である。
【０１３１】表２はこれら試料の機械的性質を示す。本
発明材（試番２及び３）は、蒸気タービン用長翼材とし
て要求される引張強さ（≧１２０kgｆ／mm2又は≧１２
８.５kgｆ／mm2)及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャル
ピー衝撃値≧７kgｆ−ｍ／cm2)を十分満足することが確
認された。
発明材（試番２及び３）は、蒸気タービン用長翼材とし
て要求される引張強さ（≧１２０kgｆ／mm2又は≧１２
８.５kgｆ／mm2)及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャル
ピー衝撃値≧７kgｆ−ｍ／cm2)を十分満足することが確
認された。
【０１３２】これに対し、比較材試番１及び２は、蒸気
タービン用長翼に使用するには、引張強さが低い。比較
材試番５及び６は、靭性が低い。
タービン用長翼に使用するには、引張強さが低い。比較
材試番５及び６は、靭性が低い。
【０１３３】
【表１】
【０１３４】
【表２】
【０１３５】〔実施例２〕オイルショック後の燃料高騰
を契機に、蒸気条件の向上による熱効率向上を図るため
蒸気温度６００℃〜６４９℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び
蒸気タービンが要求される。このような、蒸気条件のボ
イラの一例を表３に示す。
を契機に、蒸気条件の向上による熱効率向上を図るため
蒸気温度６００℃〜６４９℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び
蒸気タービンが要求される。このような、蒸気条件のボ
イラの一例を表３に示す。
【０１３６】
【表３】
【０１３７】大容量化とともに微粉炭燃焼火炉が大型化
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
【０１３８】表４は蒸気温度６２５℃，１０５０ＭＷ蒸
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気，低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３
０００ｒ／min 、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々
同じく３０００ｒ／min の回転数を有し、高温部におい
ては表に示す主な材料によって構成される。高圧部（Ｈ
Ｐ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kgｆ／cm2 の圧力で
あり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再熱器に
よって加熱され、４５〜６５kgｆ／cm2 の圧力で運転さ
れる。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１
００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気，低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３
０００ｒ／min 、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々
同じく３０００ｒ／min の回転数を有し、高温部におい
ては表に示す主な材料によって構成される。高圧部（Ｈ
Ｐ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kgｆ／cm2 の圧力で
あり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再熱器に
よって加熱され、４５〜６５kgｆ／cm2 の圧力で運転さ
れる。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１
００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１３９】
【表４】
【０１４０】図１は表４のタービン構成のＡにおける高
圧及び中圧蒸気タービンの断面構成図である。高圧蒸気
タービンは高圧内部車室１８とその外側の高圧外部車室
１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸（高圧ロータ
シャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の蒸気は
前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通って、主蒸
気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主蒸気入口
２８を通り、ノズルボックス３８より初段複流の動翼に
導かれる。初段は複流であり、片側に他８段設けられ
る。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。動
翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，初段翼長約
３５mmである。車軸間の長さは約５.８ｍ及び静翼部に
対応する部分で最も小さい部分の直径は約７１０mmであ
り、直径に対する長さの比は約８.２ である。
圧及び中圧蒸気タービンの断面構成図である。高圧蒸気
タービンは高圧内部車室１８とその外側の高圧外部車室
１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸（高圧ロータ
シャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の蒸気は
前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通って、主蒸
気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主蒸気入口
２８を通り、ノズルボックス３８より初段複流の動翼に
導かれる。初段は複流であり、片側に他８段設けられ
る。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。動
翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，初段翼長約
３５mmである。車軸間の長さは約５.８ｍ及び静翼部に
対応する部分で最も小さい部分の直径は約７１０mmであ
り、直径に対する長さの比は約８.２ である。
【０１４１】ロータシャフトの初段と最終段の動翼植込
み部分の幅はほぼ等しく、２段目，３〜５段目，６段
目，７〜８段目の５段階で下流側に従って段階的に小さ
くなっており、２段目の植込み部の軸方向の幅は最終段
のそれに対して０.７１ 倍の大きさである。
み部分の幅はほぼ等しく、２段目，３〜５段目，６段
目，７〜８段目の５段階で下流側に従って段階的に小さ
くなっており、２段目の植込み部の軸方向の幅は最終段
のそれに対して０.７１ 倍の大きさである。
【０１４２】ロータシャフトの静翼に対応する部分は動
翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっ
ている。その部分の軸方向の幅は２段目動翼と３段目動
翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との
間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者
の幅に対して０.８６ 倍と小さくなっている。２段目〜
６段目までと、６段目〜９段目までとの２段階で小さく
したものである。
翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっ
ている。その部分の軸方向の幅は２段目動翼と３段目動
翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との
間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者
の幅に対して０.８６ 倍と小さくなっている。２段目〜
６段目までと、６段目〜９段目までとの２段階で小さく
したものである。
【０１４３】本実施例においては後述する表５に示す材
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜１８０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜１８０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
【０１４４】中圧蒸気タービンは高圧蒸気タービンより
排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱さ
れた蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転
させるもので、３０００回／min の回転数によって回転
される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部
車室２１と外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗
して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流となり、
中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ
対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約５.８ｍ
であり、初段翼長さ約１００mm，最終段翼長さ約２３０
mmである。初段,２段のダブティルは逆クリ型である。
最終段動翼前の静翼に対応するロータシャフトの直径は
約６３０mmであり、その直径に対する軸受間距離の比は
約９.２ 倍である。
排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱さ
れた蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転
させるもので、３０００回／min の回転数によって回転
される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部
車室２１と外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗
して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流となり、
中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ
対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約５.８ｍ
であり、初段翼長さ約１００mm，最終段翼長さ約２３０
mmである。初段,２段のダブティルは逆クリ型である。
最終段動翼前の静翼に対応するロータシャフトの直径は
約６３０mmであり、その直径に対する軸受間距離の比は
約９.２ 倍である。
【０１４５】本実施例の中圧蒸気タービンのロータシャ
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
【０１４６】また、本蒸気タービンのロータシャフトは
静翼部に対応した部分の直径が小さくなっており、その
幅は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段
階で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸
方向の幅が約０.７５ 倍と小さくなる。
静翼部に対応した部分の直径が小さくなっており、その
幅は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段
階で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸
方向の幅が約０.７５ 倍と小さくなる。
【０１４７】本実施例においては後述する表５に示す材
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが６０〜３００mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１〜１.２の割合で長くなっている。
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが６０〜３００mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１〜１.２の割合で長くなっている。
【０１４８】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
３５〜０.８であり、初段から最終段になるに従って段
階的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
３５〜０.８であり、初段から最終段になるに従って段
階的に小さくなっている。
【０１４９】図２は低圧タービンの断面図である。低圧
タービンは２基タンデムに結合され、ほぼ同じ構造を有
している。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対
称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けら
れる。最終段の動翼長さは４３インチあり、表１のＮo.
７の１２％Ｃｒ鋼が使用され、図３に示すダブルティノ
ン，鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス３８は複流
型である。ロータシャフト４４はＮｉ３.７５％，Ｃｒ
１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％
，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％，残Ｆｅからなるス
ーパークリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛
鋼が用いられる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれ
もＭｏを０.１ ％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用いられ
る。本実施例における軸受４３での中心間距離は７５０
０mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約12
80mm，動翼植込み部での直径は２２７５mmである。この
ロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約５.
９ である。
タービンは２基タンデムに結合され、ほぼ同じ構造を有
している。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対
称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けら
れる。最終段の動翼長さは４３インチあり、表１のＮo.
７の１２％Ｃｒ鋼が使用され、図３に示すダブルティノ
ン，鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス３８は複流
型である。ロータシャフト４４はＮｉ３.７５％，Ｃｒ
１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％
，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％，残Ｆｅからなるス
ーパークリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛
鋼が用いられる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれ
もＭｏを０.１ ％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用いられ
る。本実施例における軸受４３での中心間距離は７５０
０mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約12
80mm，動翼植込み部での直径は２２７５mmである。この
ロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約５.
９ である。
【０１５０】図３は本発明の１２％Ｃｒ系マルテンサイ
ト鋼からなる翼部長さが１０９２mm（４３″）である動
翼の斜視図である。５１は高速蒸気が突き当たる翼部、
５２はロータシャフトへの翼植込み部、５３は翼の遠心
力を支えるためのピンを挿入する穴、５４は蒸気中の水
滴によるエロージョンを防止するためのエロージョンシ
ールド（重量で、Ｃｒ２８％，Ｗ４％，Ｃ１％を含有す
るＣｏ基合金のステライト板を溶接で接合）、５７はカ
バーである。本実施例においては全体一体の鍛造後に切
削加工によって形成されたものである。尚、カバー５７
は機械的に一体に形成することもできる。エロージョン
シールドはＣｒ２５〜３０％，Ｗ１〜７％及びＣ０.５
〜１.５％を含むＣｏ基合金の圧延板が好ましい。
ト鋼からなる翼部長さが１０９２mm（４３″）である動
翼の斜視図である。５１は高速蒸気が突き当たる翼部、
５２はロータシャフトへの翼植込み部、５３は翼の遠心
力を支えるためのピンを挿入する穴、５４は蒸気中の水
滴によるエロージョンを防止するためのエロージョンシ
ールド（重量で、Ｃｒ２８％，Ｗ４％，Ｃ１％を含有す
るＣｏ基合金のステライト板を溶接で接合）、５７はカ
バーである。本実施例においては全体一体の鍛造後に切
削加工によって形成されたものである。尚、カバー５７
は機械的に一体に形成することもできる。エロージョン
シールドはＣｒ２５〜３０％，Ｗ１〜７％及びＣ０.５
〜１.５％を含むＣｏ基合金の圧延板が好ましい。
【０１５１】４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法
により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は前述し
た実施例１と同じ条件で行った。表５はこの長翼材の化
学組成（重量％）を示す。残部はＦｅである。この長翼
の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。
により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は前述し
た実施例１と同じ条件で行った。表５はこの長翼材の化
学組成（重量％）を示す。残部はＦｅである。この長翼
の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。
【０１５２】
【表５】
【０１５３】表６は室温引張強さ，伸び率，絞り率及び
２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼
の機械的性質は、要求される特性，引張強さ１２８.５k
gｆ／mm2以上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値７kgｆ
−ｍ／cm2以上を有し、十分満足することが確認され
た。
２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼
の機械的性質は、要求される特性，引張強さ１２８.５k
gｆ／mm2以上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値７kgｆ
−ｍ／cm2以上を有し、十分満足することが確認され
た。
【０１５４】
【表６】
【０１５５】本実施例の低圧タービンは動翼植込み部の
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約６.８ 倍と大きくなっている。
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約６.８ 倍と大きくなっている。
【０１５６】また、静翼部に対応する部分の直径は小さ
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段と２段の間に対して約２.
５ 倍大きくなっている。
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段と２段の間に対して約２.
５ 倍大きくなっている。
【０１５７】本実施例における動翼は６段であり、その
翼部長さは初段の約３″から４３″の最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段の長さが８０〜１１００mmで、８段又
は９段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.２〜１.８倍の割合で長くなっている。
翼部長さは初段の約３″から４３″の最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段の長さが８０〜１１００mmで、８段又
は９段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.２〜１.８倍の割合で長くなっている。
【０１５８】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
【０１５９】また、各静翼に対応する部分のロータシャ
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に大きくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に大きくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
【０１６０】本実施例の他、高圧蒸気タービン及び中圧
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
【０１６１】本実施例における高温高圧蒸気タービンプ
ラントは主として石炭専焼ボイラ，高圧タービン，中圧
タービン，低圧タービン２台，復水器，復水ポンプ，低
圧給水加熱器系統，脱気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，
高圧給水加熱器系統などより構成されている。すなわ
ち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに
入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中
圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン
排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、
復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧
給水加熱器系統，脱気器へ送られる。この脱気器にて脱
気された給水は昇圧ポンプ，給水ポンプにて高圧給水加
熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
ラントは主として石炭専焼ボイラ，高圧タービン，中圧
タービン，低圧タービン２台，復水器，復水ポンプ，低
圧給水加熱器系統，脱気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，
高圧給水加熱器系統などより構成されている。すなわ
ち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに
入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中
圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン
排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、
復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧
給水加熱器系統，脱気器へ送られる。この脱気器にて脱
気された給水は昇圧ポンプ，給水ポンプにて高圧給水加
熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【０１６２】ここで、ボイラにおいて給水は節炭器，蒸
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
【０１６３】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
【０１６４】尚、本実施例に代えて同じ高圧タービン，
中圧タービン及び１基又は２基の低圧タービンをタンデ
ムに連結し、１台の発電機を回転させて発電するタンデ
ムコンパウンド型発電プラントとしても同様に構成する
ことができる。本実施例の如く、出力１０５０ＭＷ級の
発電機においてはその発電機シャフトとしてはより高強
度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，
Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜
４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６
０％,Ｖ０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナ
イト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2以上、特
に１００kgｆ／mm2以上，５０％ＦＡＴＴが０℃以下、
特に−２０℃以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ
における磁化力が９８５ＡＴ／cm以下とするもの、不純
物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を０.０２
５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ま
しい。
中圧タービン及び１基又は２基の低圧タービンをタンデ
ムに連結し、１台の発電機を回転させて発電するタンデ
ムコンパウンド型発電プラントとしても同様に構成する
ことができる。本実施例の如く、出力１０５０ＭＷ級の
発電機においてはその発電機シャフトとしてはより高強
度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，
Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜
４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６
０％,Ｖ０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナ
イト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2以上、特
に１００kgｆ／mm2以上，５０％ＦＡＴＴが０℃以下、
特に−２０℃以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ
における磁化力が９８５ＡＴ／cm以下とするもの、不純
物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を０.０２
５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ま
しい。
【０１６５】高圧タービンシャフトは多段側の初段ブレ
ード植設部を中心に９段のブレードが植設される構造で
ある。中圧タービンシャフトは多段ブレードが左右に各
６段ほぼ対称にブレード植設部が設けられ、ほぼ中心を
境にしたものである。低圧タービン用ロータシャフトは
図示されていないが、高圧，中圧，低圧タービンのいず
れのロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、この
中心孔を通して超音波検査，目視検査及びけい光探傷に
よって欠陥の有無が検査される。また、外表面から超音
波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。
ード植設部を中心に９段のブレードが植設される構造で
ある。中圧タービンシャフトは多段ブレードが左右に各
６段ほぼ対称にブレード植設部が設けられ、ほぼ中心を
境にしたものである。低圧タービン用ロータシャフトは
図示されていないが、高圧，中圧，低圧タービンのいず
れのロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、この
中心孔を通して超音波検査，目視検査及びけい光探傷に
よって欠陥の有無が検査される。また、外表面から超音
波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。
【０１６６】表７は本実施例の高圧タービン，中圧ター
ビン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量
％）を示す。本実施例においては、高圧部及び中圧部の
高温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係
数約１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の
違いによる問題は全くなかった。
ビン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量
％）を示す。本実施例においては、高圧部及び中圧部の
高温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係
数約１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の
違いによる問題は全くなかった。
【０１６７】高圧タービン及び中圧タービンのロータシ
ャフトは、表７に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶
解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸し
て電極棒を作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下
部に溶解するようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ
形状（直径１０５０mm，長さ３７００mm）に鍛伸して成
型した。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０
℃以下の温度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、
１０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理，５７０℃及
び６９０℃で２回焼戻しを行い、図４及び図５に示す形
状に切削加工によって得たものである。本実施例におい
てはエレクトロスラグ鋼塊の上部側を初段翼側にし、下
部を最終段側にするようにした。
ャフトは、表７に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶
解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸し
て電極棒を作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下
部に溶解するようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ
形状（直径１０５０mm，長さ３７００mm）に鍛伸して成
型した。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０
℃以下の温度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、
１０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理，５７０℃及
び６９０℃で２回焼戻しを行い、図４及び図５に示す形
状に切削加工によって得たものである。本実施例におい
てはエレクトロスラグ鋼塊の上部側を初段翼側にし、下
部を最終段側にするようにした。
【０１６８】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表７に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm）に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理，６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削加
工したものである。
は、同じく表７に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm）に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理，６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削加
工したものである。
【０１６９】高圧部及び中圧部の内部ケーシング，主蒸
気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングは、表７
に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂
型鋳型に鋳込み作製した。鋳込み前に、十分な精錬及び
脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥のないもの
ができた。このケーシング材を用いた溶接性評価は、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングは、表７
に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂
型鋳型に鋳込み作製した。鋳込み前に、十分な精錬及び
脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥のないもの
ができた。このケーシング材を用いた溶接性評価は、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
【０１７０】
【表７】
【０１７１】表８は、上述したフェライト系鋼製高温蒸
気タービン主要部材を切断調査した機械的性質及び熱処
理条件を示す。
気タービン主要部材を切断調査した機械的性質及び熱処
理条件を示す。
【０１７２】このロータシャフトの中心部を調査した結
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kgｆ−ｍ)を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンロータが製造できることが実証された。ま
たこのブレードの特性を調査した結果、高圧，中圧ター
ビンの初段ブレードに要求される特性（６２５℃，１０
5ｈ強度≧１５kgｆ／mm2）を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンブレードが製造できることが実証された。
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kgｆ−ｍ)を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンロータが製造できることが実証された。ま
たこのブレードの特性を調査した結果、高圧，中圧ター
ビンの初段ブレードに要求される特性（６２５℃，１０
5ｈ強度≧１５kgｆ／mm2）を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンブレードが製造できることが実証された。
【０１７３】さらにこのケーシングの特性を調査した結
果、高圧，中圧タービンケーシングに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃
吸収エネルギー≧１kgｆ−ｍ）を十分満足することと溶
接可能であることが確認された。これにより、６２０℃
以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製
造できることが実証された。
果、高圧，中圧タービンケーシングに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃
吸収エネルギー≧１kgｆ−ｍ）を十分満足することと溶
接可能であることが確認された。これにより、６２０℃
以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製
造できることが実証された。
【０１７４】
【表８】
【０１７５】本実施例においては、ロータシャフトのジ
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
【０１７６】供試溶接棒として被覆アーク溶接棒(直径
４.０φ）を用いた。その溶接棒を用いて溶接したもの
の溶着金属の化学組成（重量％）を表９に示す。この溶
着金属の組成は溶接材の組成とほぼ同じである。
４.０φ）を用いた。その溶接棒を用いて溶接したもの
の溶着金属の化学組成（重量％）を表９に示す。この溶
着金属の組成は溶接材の組成とほぼ同じである。
【０１７７】溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４
Ｖ，速度２６cm／min である。
Ｖ，速度２６cm／min である。
【０１７８】
【表９】
【０１７９】肉盛溶接を上述の供試母材表面に表１０に
示すごとく、各層ごとに使用溶接棒を組合せて、８層の
溶接を行った。各層の厚さは３〜４mmであり、全厚さは
約２８mmであり、表面を約５mm研削した。
示すごとく、各層ごとに使用溶接棒を組合せて、８層の
溶接を行った。各層の厚さは３〜４mmであり、全厚さは
約２８mmであり、表面を約５mm研削した。
【０１８０】溶接施工条件は、予熱，パス間，応力除去
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
【０１８１】
【表１０】
【０１８２】溶接部の性能を確認するために板材に同様
に肉盛溶接し、１６０゜の側曲げ試験を行ったが、溶接
部に割れは認められなかった。
に肉盛溶接し、１６０゜の側曲げ試験を行ったが、溶接
部に割れは認められなかった。
【０１８３】更に、本発明における回転による軸受摺動
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
【０１８４】本実施例に代えて高圧蒸気タービン，中圧
蒸気タービン及び１基又は２基の低圧蒸気タービンをタ
ンデムに結合し、３６００回転としたタンデム型発電プ
ラント及び表４のタービン構成Ｂにおいても本実施例の
高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンを同様に
組合せて構成できるものである。
蒸気タービン及び１基又は２基の低圧蒸気タービンをタ
ンデムに結合し、３６００回転としたタンデム型発電プ
ラント及び表４のタービン構成Ｂにおいても本実施例の
高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンを同様に
組合せて構成できるものである。
【０１８５】〔実施例３〕表１１は蒸気温度６００℃，
６００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例
は、タンデムコンパウンドダブルフロー型，低圧タービ
ンにおける最終段翼長が４３インチであり、ＨＰ・ＩＰ
一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００ｒ
／min の回転数を有し、高温部においては表に示す主な
材料によって構成される。高圧部（ＨＰ)の蒸気温度は
６００℃，２５０kgｆ／cm2の圧力であり、中圧部（Ｉ
Ｐ）の蒸気温度は６００℃に再熱器によって加熱され、
４５〜６５kgｆ／cm2 の圧力で運転される。低圧部（Ｌ
Ｐ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下，７２
２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
６００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例
は、タンデムコンパウンドダブルフロー型，低圧タービ
ンにおける最終段翼長が４３インチであり、ＨＰ・ＩＰ
一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００ｒ
／min の回転数を有し、高温部においては表に示す主な
材料によって構成される。高圧部（ＨＰ)の蒸気温度は
６００℃，２５０kgｆ／cm2の圧力であり、中圧部（Ｉ
Ｐ）の蒸気温度は６００℃に再熱器によって加熱され、
４５〜６５kgｆ／cm2 の圧力で運転される。低圧部（Ｌ
Ｐ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下，７２
２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１８６】
【表１１】
【０１８７】図６は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面
構成図及び図７はそのロータシャフトの断面図である。
高圧側蒸気タービンは内部車室１８とその外側の外部車
室１９内に高圧側動翼１６を植設した高中圧車軸（高圧
ロータシャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の
蒸気は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通っ
て、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主
蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段の動
翼に導かれる。動翼は図中左側の高圧側に８段及び（図
中右側約半分の）中圧側に６段設けられる。これらの動
翼に対応して各々静翼が設けられる。動翼は鞍型又はゲ
タ型，ダブティル型式，ダブルティノン，高圧側初段翼
長約４０mm，中圧側初段翼長が１００mmである。軸受４
３間の長さは約６.７ ｍ及び静翼部に対応する部分で最
も小さい部分の直径は約７４０mmであり、直径に対する
長さの比は約９.０ である。
構成図及び図７はそのロータシャフトの断面図である。
高圧側蒸気タービンは内部車室１８とその外側の外部車
室１９内に高圧側動翼１６を植設した高中圧車軸（高圧
ロータシャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の
蒸気は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通っ
て、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主
蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段の動
翼に導かれる。動翼は図中左側の高圧側に８段及び（図
中右側約半分の）中圧側に６段設けられる。これらの動
翼に対応して各々静翼が設けられる。動翼は鞍型又はゲ
タ型，ダブティル型式，ダブルティノン，高圧側初段翼
長約４０mm，中圧側初段翼長が１００mmである。軸受４
３間の長さは約６.７ ｍ及び静翼部に対応する部分で最
も小さい部分の直径は約７４０mmであり、直径に対する
長さの比は約９.０ である。
【０１８８】高圧側ロータシャフトの初段と最終段の動
翼植込み付根部分の幅は初段が最も広く、２段目〜７段
目がそれより小さく、初段の０.４０〜０.５６倍でいず
れも同等の大きさであり、最終段が初段と２〜７段目の
大きさの間にあり、初段の０.４６〜０.６２倍の大きさ
である。
翼植込み付根部分の幅は初段が最も広く、２段目〜７段
目がそれより小さく、初段の０.４０〜０.５６倍でいず
れも同等の大きさであり、最終段が初段と２〜７段目の
大きさの間にあり、初段の０.４６〜０.６２倍の大きさ
である。
【０１８９】高圧側においてはブレード及びノズルを表
７に示す１２％Ｃｒ系鋼によって構成したものである。
本実施例における動翼の翼部の長さは初段が３５〜５０
mm、２段目から最終段になるに従って各段で長くなって
おり、特に蒸気タービンの出力によって２段から最終段
までの長さが５０〜１５０mmの範囲内であり、段数は７
〜１２段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側が
上流側に対して隣り合う長さで１.０５〜１.３５倍の範
囲内で長くなっているとともに、下流側でその比率が徐
々に大きくなっている。
７に示す１２％Ｃｒ系鋼によって構成したものである。
本実施例における動翼の翼部の長さは初段が３５〜５０
mm、２段目から最終段になるに従って各段で長くなって
おり、特に蒸気タービンの出力によって２段から最終段
までの長さが５０〜１５０mmの範囲内であり、段数は７
〜１２段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側が
上流側に対して隣り合う長さで１.０５〜１.３５倍の範
囲内で長くなっているとともに、下流側でその比率が徐
々に大きくなっている。
【０１９０】中圧側蒸気タービンは高圧側蒸気タービン
より排出された蒸気を再度６００℃に再熱器によって加
熱された蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を
回転させるもので、３０００ＲＰＭの回転数によって回
転される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に内
部車室２１と外部車室２２とを有し、動翼１７と対抗し
て静翼が設けられる。動翼１７は６段である。初段翼長
さ約１３０mm，最終段翼長さ約２６０mmである。ダブテ
ィルは逆クリ型である。静翼に対応するロータシャフト
の直径は約７４０mmである。
より排出された蒸気を再度６００℃に再熱器によって加
熱された蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を
回転させるもので、３０００ＲＰＭの回転数によって回
転される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に内
部車室２１と外部車室２２とを有し、動翼１７と対抗し
て静翼が設けられる。動翼１７は６段である。初段翼長
さ約１３０mm，最終段翼長さ約２６０mmである。ダブテ
ィルは逆クリ型である。静翼に対応するロータシャフト
の直径は約７４０mmである。
【０１９１】中圧蒸気タービンのロータシャフトは動翼
植込み付根部の軸方向幅が初段が最も大きく、２段目が
それより小さく、３〜５段目が２段目より小さくいずれ
も同じで、最終段の幅は３〜５段目と２段目の間の大き
さで、初段の０.４８〜0.64倍である。初段は２段目の
１.１〜１.５倍である。
植込み付根部の軸方向幅が初段が最も大きく、２段目が
それより小さく、３〜５段目が２段目より小さくいずれ
も同じで、最終段の幅は３〜５段目と２段目の間の大き
さで、初段の０.４８〜0.64倍である。初段は２段目の
１.１〜１.５倍である。
【０１９２】中圧側においてはブレード及びノズルを表
７に示す１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例におけ
る動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従って各
段で長くなっており、蒸気タービンの出力によって初段
から最終段までの長さが９０〜３５０mm、段数が６〜９
段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側が上流側
に対して隣り合う長さで１.１０〜１.２５の割合で長く
なっている。
７に示す１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例におけ
る動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従って各
段で長くなっており、蒸気タービンの出力によって初段
から最終段までの長さが９０〜３５０mm、段数が６〜９
段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側が上流側
に対して隣り合う長さで１.１０〜１.２５の割合で長く
なっている。
【０１９３】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さと位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さに対する
比率は初段が最も大きく、１.３５〜１.８０倍，２段目
が０.８８〜１.１８倍，３〜６段目が最終段になるに従
って小さくなっており、０.４０〜０.６５倍である。図
８は低圧タービンの断面図及び図９はそのロータシャフ
トの断面図である。低圧タービンは１基で高中圧にタン
デムに結合される。動翼４１は左右に６段あり、左右ほ
ぼ対称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設
けられる。最終段の動翼長さは４３インチあり、実施例
１の表１及び実施例２の表５に示す１２％Ｃｒ鋼が使用
される。ロータシャフト４４はＮｉ３.７５％，Ｃｒ１.
７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％，Ｓ
ｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％,残Ｆｅからなるスーパー
クリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛鋼が用
いられる。最終段とその前段以外の動翼及び静翼にはい
ずれもＭｏを０.１％ 含有する12％Ｃｒ鋼が用いられ
る。内外部ケーシング材にはＣ０.２５％ の鋳鋼が用い
られる。本実施例における軸受４３での中心間距離は７
０００mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は
約８００mm，動翼植込み部での直径は各段同じである。
静翼部に対応するロータシャフト直径に対する軸受中心
間の距離は約８.８ である。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さと位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さに対する
比率は初段が最も大きく、１.３５〜１.８０倍，２段目
が０.８８〜１.１８倍，３〜６段目が最終段になるに従
って小さくなっており、０.４０〜０.６５倍である。図
８は低圧タービンの断面図及び図９はそのロータシャフ
トの断面図である。低圧タービンは１基で高中圧にタン
デムに結合される。動翼４１は左右に６段あり、左右ほ
ぼ対称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設
けられる。最終段の動翼長さは４３インチあり、実施例
１の表１及び実施例２の表５に示す１２％Ｃｒ鋼が使用
される。ロータシャフト４４はＮｉ３.７５％，Ｃｒ１.
７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％，Ｓ
ｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％,残Ｆｅからなるスーパー
クリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛鋼が用
いられる。最終段とその前段以外の動翼及び静翼にはい
ずれもＭｏを０.１％ 含有する12％Ｃｒ鋼が用いられ
る。内外部ケーシング材にはＣ０.２５％ の鋳鋼が用い
られる。本実施例における軸受４３での中心間距離は７
０００mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は
約８００mm，動翼植込み部での直径は各段同じである。
静翼部に対応するロータシャフト直径に対する軸受中心
間の距離は約８.８ である。
【０１９４】低圧タービンは動翼植込み付根部の軸方向
の幅が初段が最も小さく、下流側に従って２，３段が同
等、４段，５段が同等で４段階で徐々に大きくなってお
り、最終段の幅は初段の幅に比べ６.２〜７.０倍と大き
くなっている。２，３段は初段の１.１５〜１.４０倍、
４，５段が２，３段の２.２〜２.６倍、最終段が４，５
段の２.８〜３.２倍となっている。付根部の幅は末広が
りの延長線とロータシャフトの直径とを結ぶ点で示す。
の幅が初段が最も小さく、下流側に従って２，３段が同
等、４段，５段が同等で４段階で徐々に大きくなってお
り、最終段の幅は初段の幅に比べ６.２〜７.０倍と大き
くなっている。２，３段は初段の１.１５〜１.４０倍、
４，５段が２，３段の２.２〜２.６倍、最終段が４，５
段の２.８〜３.２倍となっている。付根部の幅は末広が
りの延長線とロータシャフトの直径とを結ぶ点で示す。
【０１９５】本実施例における動翼の翼部長さは初段の
４″から４３″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範囲内で、最大で８段で、
各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さ
で１.２〜１.９倍の範囲内で長くなっている。
４″から４３″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範囲内で、最大で８段で、
各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さ
で１.２〜１.９倍の範囲内で長くなっている。
【０１９６】動翼の植込み付根部は静翼に対応する部分
に比較して直径が大きく末広がりになっており、その幅
は動翼の翼部長さの大きい程その植込み幅は大きくなっ
ている。その幅の動翼の翼部長さに対する比率は初段か
ら最終段の前までが０.３０〜１.５ であり、その比率
は初段から最終段の前になるに従って徐々に小さくなっ
ており、後段の比率はその１つ手前のものより０.１５
〜０.４０の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段
は０.５０〜０.６５の比率である。
に比較して直径が大きく末広がりになっており、その幅
は動翼の翼部長さの大きい程その植込み幅は大きくなっ
ている。その幅の動翼の翼部長さに対する比率は初段か
ら最終段の前までが０.３０〜１.５ であり、その比率
は初段から最終段の前になるに従って徐々に小さくなっ
ており、後段の比率はその１つ手前のものより０.１５
〜０.４０の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段
は０.５０〜０.６５の比率である。
【０１９７】本実施例における最終段動翼は実施例１と
同じである。図１１は本実施例におけるエロージョンシ
ールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴ
ＩＧ溶接によって接合した状態を示す断面と斜視図であ
る。図に示すようにエロージョンシールド５４は表と裏
側との２個所で溶接される。
同じである。図１１は本実施例におけるエロージョンシ
ールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴ
ＩＧ溶接によって接合した状態を示す断面と斜視図であ
る。図に示すようにエロージョンシールド５４は表と裏
側との２個所で溶接される。
【０１９８】本実施例の他、高中圧蒸気タービンの蒸気
入口温度６１０℃以上，低圧蒸気タービンへの蒸気入口
温度約４００℃及び出口温度が約６０℃とする１０００
ＭＷ級大容量発電プラントに対しても同様の構成とする
ことができる。
入口温度６１０℃以上，低圧蒸気タービンへの蒸気入口
温度約４００℃及び出口温度が約６０℃とする１０００
ＭＷ級大容量発電プラントに対しても同様の構成とする
ことができる。
【０１９９】本実施例における高温高圧蒸気タービン発
電プラントは主としてボイラ，高中圧タービン，低圧タ
ービン，復水器，復水ポンプ，低圧給水加熱器系統，脱
気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，高圧給水加熱器系統な
どより構成される。すなわち、ボイラで発生した超高温
高圧蒸気は高圧側タービンに入り動力を発生させたのち
再びボイラにて再熱されて中圧側タービンへ入り動力を
発生させる。この高中圧タービン排気蒸気は、低圧ター
ビンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。
この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統，脱気
器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポ
ンプ，給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温され
た後、ボイラへ戻る。
電プラントは主としてボイラ，高中圧タービン，低圧タ
ービン，復水器，復水ポンプ，低圧給水加熱器系統，脱
気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，高圧給水加熱器系統な
どより構成される。すなわち、ボイラで発生した超高温
高圧蒸気は高圧側タービンに入り動力を発生させたのち
再びボイラにて再熱されて中圧側タービンへ入り動力を
発生させる。この高中圧タービン排気蒸気は、低圧ター
ビンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。
この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統，脱気
器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポ
ンプ，給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温され
た後、ボイラへ戻る。
【０２００】ここで、ボイラにおいて給水は節炭器，蒸
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
【０２０１】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
【０２０２】尚、本実施例では高中圧タービン及び１基
の低圧タービンを１台の発電機タンデムに連結し発電す
るタンデムコンパウンドダブルフロー型発電プラントに
構成したものである。別の実施例として、表１１のター
ビン構成（Ｄ）とし、２台の低圧タービンをタンデムに
連結し、出力１０５０ＭＷ級の発電においても本実施例
と同様に構成できるものである。その発電機シャフトと
してはより高強度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１
５〜０.３０％,Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以
下，Ｎｉ３.２５〜４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍ
ｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ０.０５〜０.２０％を含有す
る全焼戻しベーナイト組織を有し、室温引張強さ９３kg
ｆ／mm2以上、特に１００kgｆ／mm2以上，５０％ＦＡＴ
Ｔが０℃以下、特に−２０℃以下とするものが好まし
く、２１.２ＫＧ における磁化力が985AT/cm以下とする
もの、不純物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量
を０.０２５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするも
のが好ましい。
の低圧タービンを１台の発電機タンデムに連結し発電す
るタンデムコンパウンドダブルフロー型発電プラントに
構成したものである。別の実施例として、表１１のター
ビン構成（Ｄ）とし、２台の低圧タービンをタンデムに
連結し、出力１０５０ＭＷ級の発電においても本実施例
と同様に構成できるものである。その発電機シャフトと
してはより高強度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１
５〜０.３０％,Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以
下，Ｎｉ３.２５〜４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍ
ｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ０.０５〜０.２０％を含有す
る全焼戻しベーナイト組織を有し、室温引張強さ９３kg
ｆ／mm2以上、特に１００kgｆ／mm2以上，５０％ＦＡＴ
Ｔが０℃以下、特に−２０℃以下とするものが好まし
く、２１.２ＫＧ における磁化力が985AT/cm以下とする
もの、不純物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量
を０.０２５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするも
のが好ましい。
【０２０３】前述の表７は本実施例の高中圧タービン及
び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量％）を
示す。本実施例においては、高圧側及び中圧側とを一体
にした高温部を後述の実施例４のＮo.９のマルテンサイ
ト鋼を使用した他は表７のものを用い、全部フェライト
系の結晶構造を有する熱膨張係数１２×１０-6／℃のも
のにしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなか
った。
び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量％）を
示す。本実施例においては、高圧側及び中圧側とを一体
にした高温部を後述の実施例４のＮo.９のマルテンサイ
ト鋼を使用した他は表７のものを用い、全部フェライト
系の結晶構造を有する熱膨張係数１２×１０-6／℃のも
のにしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなか
った。
【０２０４】高中圧部のロータシャフトは、表１２のＮ
o.１に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶解し、カー
ボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸して電極棒を
作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解す
るようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径
１４５０mm，長さ５０００mm）に鍛伸して成型した。こ
の鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温
度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃
に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６９０℃
で２回焼戻しを行い、図７に示す形状に切削加工によっ
て得たものである。他の各部の材料及び製造条件は実施
例２と同様である。更に、軸受ジャーナル部４５への肉
盛溶接も同様に行った。
o.１に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶解し、カー
ボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸して電極棒を
作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解す
るようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径
１４５０mm，長さ５０００mm）に鍛伸して成型した。こ
の鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温
度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃
に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６９０℃
で２回焼戻しを行い、図７に示す形状に切削加工によっ
て得たものである。他の各部の材料及び製造条件は実施
例２と同様である。更に、軸受ジャーナル部４５への肉
盛溶接も同様に行った。
【０２０５】表１２は本実施例における高圧，中圧又は
高中圧一体型ロータシャフトの組成を示すものである。
これらの組成の合金を真空溶解によって、１０kgのイン
ゴットに鋳造し、３０mm角に鍛造したものである。大型
蒸気タービンロータシャフトの場合には、その中心部を
模擬して１０５０℃×５時間保持後、中心部での冷却速
度１００℃／ｈ冷却の焼入れ，５７０℃×２０時間の１
次焼戻しと６９０℃×２０時間の２次焼戻し及びブレー
ドにおいては１１００℃×１時間の焼入れ，７５０℃×
１時間の焼戻しを行って、６８０℃，１７.５kgｆ／mm2
でクリープ破断試験及び衝撃試験を実施した。結果を表
１３に示す。
高中圧一体型ロータシャフトの組成を示すものである。
これらの組成の合金を真空溶解によって、１０kgのイン
ゴットに鋳造し、３０mm角に鍛造したものである。大型
蒸気タービンロータシャフトの場合には、その中心部を
模擬して１０５０℃×５時間保持後、中心部での冷却速
度１００℃／ｈ冷却の焼入れ，５７０℃×２０時間の１
次焼戻しと６９０℃×２０時間の２次焼戻し及びブレー
ドにおいては１１００℃×１時間の焼入れ，７５０℃×
１時間の焼戻しを行って、６８０℃，１７.５kgｆ／mm2
でクリープ破断試験及び衝撃試験を実施した。結果を表
１３に示す。
【０２０６】表１２のＮo.１〜Ｎo.９の本発明合金は、
６２０℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもの
で、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Ｃｏ量が多
い程クリープ破断時間が向上するが、Ｃｏの多量の増加
は６００〜６６０℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる
傾向を有するので、強化と靭性の両方を高めるには620
〜６３０℃に対しては２〜５％，６３０〜６６０℃に対
しては５.５ 〜８％が好ましい。Ｂは０.０３％ 以下が
優れた強度を示す。６２０〜６３０℃ではＢ量を０.０
０１〜０.０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５％ と高めることにより高強度が得ら
れる。
６２０℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもの
で、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Ｃｏ量が多
い程クリープ破断時間が向上するが、Ｃｏの多量の増加
は６００〜６６０℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる
傾向を有するので、強化と靭性の両方を高めるには620
〜６３０℃に対しては２〜５％，６３０〜６６０℃に対
しては５.５ 〜８％が好ましい。Ｂは０.０３％ 以下が
優れた強度を示す。６２０〜６３０℃ではＢ量を０.０
０１〜０.０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５％ と高めることにより高強度が得ら
れる。
【０２０７】Ｎは本願実施例における６００℃を超える
温度では少ない方が強化され、Ｎ量の多いものに比べて
強度が高いことが明らかとなった。Ｎ量は０.０１〜０.
０４％が好ましい。真空溶解においてはＮはほとんど含
有されないので、母合金によって添加したものである。
温度では少ない方が強化され、Ｎ量の多いものに比べて
強度が高いことが明らかとなった。Ｎ量は０.０１〜０.
０４％が好ましい。真空溶解においてはＮはほとんど含
有されないので、母合金によって添加したものである。
【０２０８】Ｎo.８のＭｎ量が０.０９％ と低いものは
同じＣｏ量で比較して高い強度を示すことからも明らか
なように、より強化のためにはＭｎ量を０.０３〜０.２
０％とするのが好ましい。
同じＣｏ量で比較して高い強度を示すことからも明らか
なように、より強化のためにはＭｎ量を０.０３〜０.２
０％とするのが好ましい。
【０２０９】
【表１２】
【０２１０】
【表１３】
【０２１１】〔実施例４〕実施例２及び３の高圧タービ
ン，中圧タービン及び高中圧タービンのロータを、表１
４に記載の胴部及び軸部で各々組成を変えて製造した実
施例を示すものである。いずれも各部に係る耐熱鋳鋼を
電気炉で３０トン溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳
型に鋳込み，鍛伸して電極棒を作製し、この電極棒を用
い、先ず軸受部をエレクトロスラグ溶解した後、直ちに
胴部についてエレクトロ再溶解し、更に軸受部をその上
にエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径１０５
０mm，長さ３７００mm）に鍛伸して成型した。この鍛伸
は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で行
った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃に加熱
し水噴霧冷却焼入れ処理，５７０℃及び６９０℃で２回
焼戻しを行い、図４，図５及び図７に示す形状に切削加
工によって得た。胴部と軸受部とは点線に示す位置で接
合したものである。図４に示すように高圧蒸気タービン
用ロータシャフトではブレードの下流側最終段とその手
前との間、図５に示す中圧蒸気タービン用ロータシャフ
ト及び図７の高中圧一体蒸気タービン用ロータシャフト
では下流側最終段とその手前との間で各々接合したもの
である。本実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊の上
部側を胴部の初段翼側にし、下部を最終段側にするよう
にした。
ン，中圧タービン及び高中圧タービンのロータを、表１
４に記載の胴部及び軸部で各々組成を変えて製造した実
施例を示すものである。いずれも各部に係る耐熱鋳鋼を
電気炉で３０トン溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳
型に鋳込み，鍛伸して電極棒を作製し、この電極棒を用
い、先ず軸受部をエレクトロスラグ溶解した後、直ちに
胴部についてエレクトロ再溶解し、更に軸受部をその上
にエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径１０５
０mm，長さ３７００mm）に鍛伸して成型した。この鍛伸
は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で行
った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃に加熱
し水噴霧冷却焼入れ処理，５７０℃及び６９０℃で２回
焼戻しを行い、図４，図５及び図７に示す形状に切削加
工によって得た。胴部と軸受部とは点線に示す位置で接
合したものである。図４に示すように高圧蒸気タービン
用ロータシャフトではブレードの下流側最終段とその手
前との間、図５に示す中圧蒸気タービン用ロータシャフ
ト及び図７の高中圧一体蒸気タービン用ロータシャフト
では下流側最終段とその手前との間で各々接合したもの
である。本実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊の上
部側を胴部の初段翼側にし、下部を最終段側にするよう
にした。
【０２１２】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表５に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm)に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理し、６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削
加工したものである。
は、同じく表５に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm)に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理し、６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削
加工したものである。
【０２１３】高圧，中圧及び高中圧一体型の高圧部及び
中圧部の内部ケーシング，主蒸気止め弁ケーシング及び
蒸気加減弁ケーシングは、表７に記載の耐熱鋳鋼を電気
炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み作製し
た。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことによ
り、引け巣等の鋳造欠陥のないものができた。このケー
シング材を用いた溶接性評価は、ＪＩＳ Ｚ３１５８に
準じて行った。予熱，パス間及び後熱開始温度は２００
℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。本発明材に
は溶接割れが認められず、溶接性が良好であった。
中圧部の内部ケーシング，主蒸気止め弁ケーシング及び
蒸気加減弁ケーシングは、表７に記載の耐熱鋳鋼を電気
炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み作製し
た。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことによ
り、引け巣等の鋳造欠陥のないものができた。このケー
シング材を用いた溶接性評価は、ＪＩＳ Ｚ３１５８に
準じて行った。予熱，パス間及び後熱開始温度は２００
℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。本発明材に
は溶接割れが認められず、溶接性が良好であった。
【０２１４】
【表１４】
【０２１５】〔実施例５〕本実施例においては、高圧蒸
気タービン及び中圧蒸気タービン又は高中圧蒸気タービ
ンの蒸気温度を６２５℃に代えて６４９℃としたもので
あり、構造及び大きさを実施例２〜４とほぼ同じ設計で
得られるものである。これらの実施例１と変わるものは
この温度に直接接する高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気
タービンのロータシャフト，初段動翼及び初段静翼と内
部ケーシングである。内部ケーシングを除くこれらの材
料としては前述の表９に示す材料のうちＢ量を０.０２
〜 ０.０３％ 及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部
ケーシング材としてはＷ量を２〜３％に高め、Ｃｏを３
％加えることにより、要求される強度が満足し、従来の
設計が使用できる大きなメリットがある。即ち、本実施
例においては高温にさらされる構造材料が全てフェライ
ト系鋼によって構成される点に従来の設計思想がそのま
ま使用できるのである。尚、２段目の動翼及び静翼の蒸
気入口温度は約６１０℃となるので、これらには実施例
２の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
気タービン及び中圧蒸気タービン又は高中圧蒸気タービ
ンの蒸気温度を６２５℃に代えて６４９℃としたもので
あり、構造及び大きさを実施例２〜４とほぼ同じ設計で
得られるものである。これらの実施例１と変わるものは
この温度に直接接する高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気
タービンのロータシャフト，初段動翼及び初段静翼と内
部ケーシングである。内部ケーシングを除くこれらの材
料としては前述の表９に示す材料のうちＢ量を０.０２
〜 ０.０３％ 及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部
ケーシング材としてはＷ量を２〜３％に高め、Ｃｏを３
％加えることにより、要求される強度が満足し、従来の
設計が使用できる大きなメリットがある。即ち、本実施
例においては高温にさらされる構造材料が全てフェライ
ト系鋼によって構成される点に従来の設計思想がそのま
ま使用できるのである。尚、２段目の動翼及び静翼の蒸
気入口温度は約６１０℃となるので、これらには実施例
２の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
【０２１６】更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施
例２の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃となるが、
最終段動翼は前述の高強度１２％Ｃｒ系マルテンサイト
鋼が用いられ、更にそのロータシャフト自身は実施例２
の材料が十分に高強度を有するので、同じくスーパーク
リーン材が用いられる。
例２の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃となるが、
最終段動翼は前述の高強度１２％Ｃｒ系マルテンサイト
鋼が用いられ、更にそのロータシャフト自身は実施例２
の材料が十分に高強度を有するので、同じくスーパーク
リーン材が用いられる。
【０２１７】更に、本実施例におけるクロスコンパウン
ド型に対し、全部を直結したタンデム型で３６００rpm
の回転数においても実施できるものである。
ド型に対し、全部を直結したタンデム型で３６００rpm
の回転数においても実施できるものである。
【０２１８】
【発明の効果】本発明によれば、１２０kgｆ−ｍ／mm2
以上の高い引張強さ及び７kgｆ−ｍ／cm2 以上の高い衝
撃値を有するマルテンサイト系高強度鋼が得られ、６０
０〜６６０℃級の超々臨界圧蒸気タービン用の低圧ター
ビンの最終段翼に用いることができ、極めて高い熱効率
とコンパクトな蒸気タービンが達成できる顕著な効果が
発揮される。
以上の高い引張強さ及び７kgｆ−ｍ／cm2 以上の高い衝
撃値を有するマルテンサイト系高強度鋼が得られ、６０
０〜６６０℃級の超々臨界圧蒸気タービン用の低圧ター
ビンの最終段翼に用いることができ、極めて高い熱効率
とコンパクトな蒸気タービンが達成できる顕著な効果が
発揮される。
【０２１９】従来、このような温度ではオーステナイト
系合金とせざるを得なく、そのため製造性の観点から健
全な大型ロータを製造することができなかったが、本発
明フェライト系耐熱鍛鋼によれば健全な大型ロータの製
造が可能である。
系合金とせざるを得なく、そのため製造性の観点から健
全な大型ロータを製造することができなかったが、本発
明フェライト系耐熱鍛鋼によれば健全な大型ロータの製
造が可能である。
【０２２０】また、本発明の全フェライト系鋼製高温蒸
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
【図１】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面
図。
図。
【図２】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。
【図３】本発明に係るタービン動翼の斜視図。
【図４】高圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図５】中圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図６】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図７】本発明に係る高中圧蒸気タービン用ロータシャ
フトの断面図。
フトの断面図。
【図８】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図９】本発明に係る低圧蒸気タービン用ロータシャフ
トの断面図。
トの断面図。
【図１０】本発明のタービン動翼の先端部斜視図。
１…第１軸受、２…第２軸受、３…第３軸受、４…第４
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、４１…動翼、４２…静翼、４３…軸受、
４４…ロータシャフト、５１…翼部、５２…翼植込み
部、５３…穴、５４…エロージョンシールド、５５…タ
イボス、５６…溶接部、５７…カバー。
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、４１…動翼、４２…静翼、４３…軸受、
４４…ロータシャフト、５１…翼部、５２…翼植込み
部、５３…穴、５４…エロージョンシールド、５５…タ
イボス、５６…溶接部、５７…カバー。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｆ０１Ｄ 5/28 Ｆ０１Ｄ 5/28 (72)発明者 漆谷 春雄 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
Claims (12)
- 【請求項１】重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５％を超え３.０％
以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０４
〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０％ を含有し、残
部がＦｅ及び不可避不純物からなることを特徴とする高
強度鋼。 - 【請求項２】重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５％を超え３.０％
以下，Ｖ０.０１％以上０.０５％未満，Ｎｂ及びＴａの
１種又は２種の合計量が0.04〜０.２４％ 、及びＮ０.
０２〜０.１０％を含有し、残部がＦｅ及び不可避不純
物からなることを特徴とする高強度鋼。 - 【請求項３】重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.１〜０.５０％，Ｃｒ８.０〜１
３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.０〜３.０％，
Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０４〜０.２
４％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有し、前記Ｃ＋Ｎ
ｂ量が０.２１〜０.４０％又は(Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１
以下であり、残部がＦｅ及び不可避不純物からなること
を特徴とする高強度鋼。 - 【請求項４】重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.１〜０.５％,Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.０〜３.０％，Ｖ
０.０１％以上０.０５％未満，Ｎｂ及びＴａの１種又は
２種の合計量が０.０４〜0.24％、及びＮ０.０２〜０.
１０％を含有し、前記Ｃ＋Ｎｂ量が０.２１〜０.４０％
又は（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１ 以下であり、残部がＦｅ
及び不可避不純物からなることを特徴とする高強度鋼。 - 【請求項５】重量比で、Ｃ０.１５〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ
０.０５〜０.２０％ ，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の
合計量が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０
％を含有し、前記（Ｃ／Ｖ）比が０.７５〜５ であり、
残部がＦｅ及び不可避不純物からなることを特徴とする
高強度鋼。 - 【請求項６】請求項１〜５のいずれかに記載の高強度鋼
からなり、全焼戻しマルテンサイト組織を有することを
特徴とする蒸気タービン長翼。 - 【請求項７】重量比で、Ｃ０.１５％を超え０.２４％以
下，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜
１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.０〜３.０
％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０４〜
０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０％ を含有し、残部
がＦｅ及び不可避不純物からなり、全焼戻しマルテンサ
イト組織を有することを特徴とする蒸気タービン長翼。 - 【請求項８】重量比で、Ｃ０.１５％を超え０.２４％以
下，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜
１３.０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.０〜３.０
％，Ｖ０.０１％以上０.０５％未満，Ｎｂ及びＴａの１
種又は２種の合計量が０.０４〜０.２４％ 、及びＮ０.
０２〜０.１０％を含有し、残部がＦｅ及び不可避不純
物からなり、全焼戻しマルテンサイト組織を有すること
を特徴とする蒸気タービン長翼。 - 【請求項９】Ｃｒ８.０〜１３.０重量％を含むマルテン
サイト系鋼からなる合金を溶解・鍛造後に、１０００℃
〜１１００℃で加熱保持後急冷する焼入を施し、次に、
550℃〜５７０℃で加熱保持後冷却する一次焼戻しを施
し、更に、該一次焼戻し温度より高い温度の５６０℃〜
５９０℃で加熱保持後冷却する二次焼戻しを各々２回以
上施すことを特徴とする蒸気タービン長翼の製造法。 - 【請求項１０】重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ
０.２０％以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量
が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含
有するマルテンサイト系鋼の合金を溶解・鍛造後に、１
０００℃〜１１００℃で加熱保持後急冷する焼入れを施
し、次に、５５０℃〜５７０℃で加熱保持後冷却する一
次焼戻しを施し、更に、該一次焼戻し温度より高い温度
の５６０℃〜５９０℃で加熱保持後冷却する二次焼戻し
を各々２回以上施すことを特徴とする蒸気タービン長翼
の製造法。 - 【請求項１１】重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ
０.２０％以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量
が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含
有し、全焼戻しマルテンサイト組織を有するマルテンサ
イト鋼からなり、室温の引張強さが１２０kgｆ／mm2 以
上，衝撃値が７kgｆ−ｍ／cm2 以上であり、最終段翼長
が８３８mm以上であり、３６００rpm で回転することを
特徴とする蒸気タービン。 - 【請求項１２】重量比で、Ｃ０.１０〜０.２４％，Ｓｉ
０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ
０.２０％以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量
が０.０４〜０.２４％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含
有し、全焼戻しマルテンサイト組織を有するマルテンサ
イト鋼からなり、室温の引張強さが１２０kgｆ／mm2 以
上，衝撃値が７kgｆ−ｍ／cm2 以上であり、最終段翼長
が１０１６mm以上であり、３０００rpm で回転すること
を特徴とする蒸気タービン。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12930097A JPH10317105A (ja) | 1997-05-20 | 1997-05-20 | 高強度鋼，蒸気タービン長翼及び蒸気タービン |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12930097A JPH10317105A (ja) | 1997-05-20 | 1997-05-20 | 高強度鋼，蒸気タービン長翼及び蒸気タービン |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10317105A true JPH10317105A (ja) | 1998-12-02 |
Family
ID=15006168
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP12930097A Pending JPH10317105A (ja) | 1997-05-20 | 1997-05-20 | 高強度鋼，蒸気タービン長翼及び蒸気タービン |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH10317105A (ja) |
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP1067206A3 (en) * | 1999-07-09 | 2002-10-30 | Hitachi, Ltd. | Steam turbine blade, and steam turbine and steam turbine power plant using the same |
| JP2008127613A (ja) * | 2006-11-20 | 2008-06-05 | Hitachi Ltd | 析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼 |
| EP2671959A1 (en) * | 2012-06-04 | 2013-12-11 | General Electric Company | Nickel-chromium-molybdenum-vanadium alloy and turbine component |
| JP2015094010A (ja) * | 2013-11-13 | 2015-05-18 | 日立Ｇｅニュークリア・エナジー株式会社 | タービンロータの熱処理方法及びタービンロータ |
| WO2017168777A1 (ja) * | 2016-03-31 | 2017-10-05 | 三菱重工業株式会社 | タービン翼の設計方法、タービン翼の製造方法及びタービン翼 |
| WO2020099184A1 (de) * | 2018-11-15 | 2020-05-22 | Rolls-Royce Deutschland Ltd & Co Kg | Verfahren zur herstellung eines bauteils für eine turbomaschine |
| CN116426837A (zh) * | 2023-05-18 | 2023-07-14 | 四川六合特种金属材料股份有限公司 | 一种高强高韧耐蚀性塑料模具钢及其制备方法 |
-
1997
- 1997-05-20 JP JP12930097A patent/JPH10317105A/ja active Pending
Cited By (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP1067206A3 (en) * | 1999-07-09 | 2002-10-30 | Hitachi, Ltd. | Steam turbine blade, and steam turbine and steam turbine power plant using the same |
| US6575700B2 (en) | 1999-07-09 | 2003-06-10 | Hitachi, Ltd. | Steam turbine blade, and steam turbine and steam turbine power plant using the same |
| EP1728886A1 (en) * | 1999-07-09 | 2006-12-06 | Hitachi, Ltd. | Steam turbine blade, and steam turbine and steam turbine power plant using the same |
| EP2098605A1 (en) * | 1999-07-09 | 2009-09-09 | Hitachi, Ltd. | Steam turbine blade, and steam turbine and steam turbine power plant using the same |
| JP2008127613A (ja) * | 2006-11-20 | 2008-06-05 | Hitachi Ltd | 析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼 |
| EP2671959A1 (en) * | 2012-06-04 | 2013-12-11 | General Electric Company | Nickel-chromium-molybdenum-vanadium alloy and turbine component |
| JP2015094010A (ja) * | 2013-11-13 | 2015-05-18 | 日立Ｇｅニュークリア・エナジー株式会社 | タービンロータの熱処理方法及びタービンロータ |
| WO2017168777A1 (ja) * | 2016-03-31 | 2017-10-05 | 三菱重工業株式会社 | タービン翼の設計方法、タービン翼の製造方法及びタービン翼 |
| US10975700B2 (en) | 2016-03-31 | 2021-04-13 | Mitsubishi Heavy Industries, Ltd. | Turbine blade designing method, turbine blade manufacturing method, and turbine blade |
| WO2020099184A1 (de) * | 2018-11-15 | 2020-05-22 | Rolls-Royce Deutschland Ltd & Co Kg | Verfahren zur herstellung eines bauteils für eine turbomaschine |
| CN116426837A (zh) * | 2023-05-18 | 2023-07-14 | 四川六合特种金属材料股份有限公司 | 一种高强高韧耐蚀性塑料模具钢及其制备方法 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP3793667B2 (ja) | 低圧蒸気タービン最終段動翼の製造方法 | |
| JP3315800B2 (ja) | 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン | |
| US6129514A (en) | Steam turbine power-generation plant and steam turbine | |
| KR100414474B1 (ko) | 고강도내열주강,증기터빈케이싱,증기터빈발전플랜트및증기터빈 | |
| JP2012219682A (ja) | 蒸気タービン用ロータシャフトと、それを用いた蒸気タービン | |
| JP4542490B2 (ja) | 高強度マルテンサイト耐熱鋼とその製造方法及びその用途 | |
| US6358004B1 (en) | Steam turbine power-generation plant and steam turbine | |
| JP3956602B2 (ja) | 蒸気タービン用ロータシャフトの製造法 | |
| JPH09287402A (ja) | 蒸気タービン用ロータシャフト及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン | |
| JP3362369B2 (ja) | 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン | |
| JP3716684B2 (ja) | 高強度マルテンサイト鋼 | |
| JP5389763B2 (ja) | 蒸気タービン用ロータシャフトとそれを用いた蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラント | |
| EP0759499B1 (en) | Steam-turbine power plant and steam turbine | |
| JPH10317105A (ja) | 高強度鋼，蒸気タービン長翼及び蒸気タービン | |
| JP3661456B2 (ja) | 低圧蒸気タービンの最終段動翼 | |
| JP3800630B2 (ja) | 蒸気タービン発電プラント及び低圧蒸気タービンの最終段動翼とその製造法 | |
| JP3666315B2 (ja) | 蒸気タービン発電プラントにおける低圧蒸気タービン翼の製造方法 | |
| US6305078B1 (en) | Method of making a turbine blade | |
| JP3632272B2 (ja) | 蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン | |
| JPWO1997030272A1 (ja) | 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン | |
| JP3362371B2 (ja) | 蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラント | |
| JPH1193603A (ja) | 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン | |
| JP2004150443A (ja) | 蒸気タービン翼とそれを用いた蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラント |