JP3632272B2 - 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 - Google Patents
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Info
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は新規な蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法に係り、特にジャーナル部を溶接性良好なマルテンサイト鋼で、胴部を高温強度の高いマルテンサイト鋼よりなる超々臨界圧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に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来の蒸気タービンは蒸気温度最大５６６℃，蒸気圧力２４６ａｔｇ である。このロータ材としては１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／４Ｖ低合金鋼や、特公昭４０−４１３７号に示されている１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋼が用いられている。
【０００３】
しかし、石油，石炭などの化石燃料の枯渇及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これらの高効率タービン用材料としては、現用ロータ材では強度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。
【０００４】
しかし、前述した合金はいずれも、蒸気温度６２１℃以上の高温蒸気タービンロータとしては、高温強度が不足であるため、発明者らは高温強度の高い特開平４−１４７９４８ 号に示されている１１Ｃｒ−Ｗ−Ｃｏ−Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ−Ｂ鋼が開発している。しかし、１２％Ｃｒ系鋼には優れた機械的性質を有しているが、耐摩耗性が極めて劣っている。そのため、ロータジャーナル部おいて軸受メタルとの間に損傷事故が発生する。このジャーナル部損傷は、ジャーナルと軸受メタル間への異物浸入が原因と考えられている。特に、１２％Ｃｒ系耐熱鋼は熱伝導度が小さく、Ｃｒ含有量が多いため、Ｃｒ炭化物が生成し易く、ジャーナル部損傷を助長すると考えられている。この１２％Ｃｒ系耐熱鋼ロータジャーナル部損傷を防止するためには、耐摩耗性の優れた低合金鋼の肉盛溶接が最も優れた方法である。そのため、上記１２％Ｃｒ系鋼ロータ材は高温強度が高く、かつジャーナル部は摺動性が悪いため特開昭５７−１０５５０２号公報にはジャーナル部を低合金鋼とする一体型ロータシャフトが開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
上記公報に記載の発明では蒸気タービンがより高温になった場合には胴部での高強度化とともにジャーナル部での温度もより高温になるので、低合金鋼からなるジャーナル部では強度的に問題がある。更に、ジャーナル部への低合金鋼の肉盛溶接が知られているが、前述の如く大型構造物からなる高合金化に対する肉盛溶接がきわめて困難であることを発明者らが見い出し、本発明に至った。
【０００６】
更に、石油，石炭などの化石燃料の枯渇，省エネ及び環境汚染防止の観点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料として特開平７−２３３７０４号が知られている。
【０００７】
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なされたもので、特開昭６３−１７１８５６号公報及び特開平４−１２０２４６ 号公報には蒸気タービン用動翼材については全く開示されていない。
【０００８】
また、特開平７−２３３７０４ 号に上述した公報にはロータ材及びケーシング材等が開示されているが、前述の如くより高温下に伴う高中圧一体型蒸気タービン及び低圧蒸気タービンにおける最終段動翼として１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼に関する記載はない。
【０００９】
本発明の目的はより高合金化されたマルテンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性を有するジャーナル部を有する蒸気タービンと蒸気タービン発電プラントとそのロータシャフトを提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本発明の蒸気タービンロータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部が溶接性良好な１２％Ｃｒ系合金鋼で、胴部がジャーナル部より高温強度の高い１２％ Ｃｒ系合金鋼で一体に構成したものである。
【００１２】
本発明の超々臨界圧タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.５ ％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１３％，Ｎｉ０.２〜２％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０５％，Ｍｏ１％以下，Ｗ３％以下，Ｂ無添加又は０.００３％ 以下及びＣｏ５％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、胴部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０ . ３％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０ . ０５％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.０〜３.５％，Ｂ０ . ００１〜０.０３％及びＣｏ１０％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、ジャーナル部より高温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼によって構成されるのが好ましい。
【００１３】
本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部が胴部にくらべ溶接性が高いか、胴部がジャーナル部より高温強度が高い合金鋼の２種又はそれ以上の消耗電極を別々に準備し、まず前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解し、所望の長さが得られ次第直ちに後者の胴部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足し一体に接合することによって製造できる。
【００１４】
また、本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部を溶接性良好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴部（中央部）を高温強度の高い合金鋼で製作した一体の消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによっても製造することができる。
【００１５】
さらに、本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトの軸受部には、軸受特性の高い低合金鋼が所望の厚さの肉盛溶接層が形成される。
【００１６】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとが連結され、タンデムに１台又は２台連結された低圧タービン又は高中圧一体型蒸気タービンと１台の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６００〜６６０℃（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３８０〜４７５℃（好ましくは４００〜４３０℃）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，動翼，静翼及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構成され、前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より溶接性が高く、更に好ましくは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以上であることを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
【００１７】
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２５０ｋｇ／ｃｍ２以上（好ましくは２４６〜３１６ｋｇ／ｃｍ２）又は１７０〜２００ｋｇ／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℃，６２５℃，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１２ｋｇｆ／ｍｍ２以上）であるＣｒ９．５〜１３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は前述の要件を有し、好ましくは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／ｍｍ２ 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高圧，中圧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。
【００１８】
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の胴部又は前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０．０５〜０．２０％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．０５〜１．５％，Ｃｒ９．５〜１３％，Ｎｉ０．０５〜１．０％，Ｖ０．０５〜０．３５％，Ｎｂ０．０１〜０．２０％，Ｎ ０．００５〜０．０６％，Ｍｏ０．０５〜０．５％，Ｗ１．０〜４．０％，Ｃｏ２〜 １０％，Ｂ０．０００５〜０．０３％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、６２０〜６４０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、又はＣ０．１〜０．２５％，Ｓｉ０．６％以下，Ｍｎ１．５ ％以下，Ｃｒ８．５〜１３％，Ｎｉ０．０５〜１．０％，Ｖ０．０５〜０．５％，Ｗ０．１０〜０．６５％，Ａｌ０．１ ％以下を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６００〜６２０℃未満に対応するのが好ましい。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％，Ｎｂ０．０１〜０．１５ ％，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。
【００１９】
本発明に係る高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は１０段以上有し、好ましくは初段が複流であり、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ましくは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００ｍｍ以上（好ましくは５２００〜５５００ｍｍ）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６２０〜７００ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８．０〜９．０（好ましくは ８．３〜８．７）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。
【００２０】
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の軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましくはその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５２００ｍｍ以上（好ましくは５３００〜５８００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６２０ｍｍ以上（好ましくは６２０〜６８０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８．２〜９．２（好ましくは８．５〜９．０）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。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８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７２００ｍｍ以上（好ましくは７４００〜７６００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が１１５０ｍｍ以上（好ましくは１２００〜１３５０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５．４〜６．３（好ましくは５．７〜６．１）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１２５，０００以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする低圧蒸気タービンとするのが好ましい。
【００２１】
さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タービンとが連結され、タンデムに２台連結された低圧タービン又は高中圧タービンと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３８０〜４７５℃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，中圧タービン及び高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％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ましくは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１２５，０００ 以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
【００２２】
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該高圧タービンに連結された中圧タービンと、１台又は２台の低圧タービンとを有し、又は高中圧タービンと低圧タービンとを有し、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３８０〜４７５℃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、前記中圧タービン又は高中圧タービンより出た水蒸気を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、高圧タービン，中圧タービン又は高中圧タービン用ロータシャフトの軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましくは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１２５，０００以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする石炭燃焼火力発電プラントにある。
【００２３】
さらに、本発明に係る高圧タービンと中圧タービンとを有し、又は高中圧一体型蒸気タービンを有する前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃（好ましくは４００〜４５０℃）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％，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のが好ましい。
【００２４】
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３５〜２１０ｍｍ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）で段階的に大きく、前記翼部長さに対する比率が０．６〜１．０（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。
【００２５】
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段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０ｍｍ有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は１．２ 以下（好ましくは１．１０〜１．１５）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。
【００２６】
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段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０ｍｍ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０．６５〜１．８（好ましくは０．７〜１．７）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。
【００２７】
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１００〜３００ｍｍ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３〜６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０．４５〜０．７５（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。
【００２８】
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１００〜３００ｍｍ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。
【００２９】
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１００〜３００ｍｍ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０．４５〜１．６０（好ましくは０．５〜１．５）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。
【００３０】
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８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９０〜１３００ｍｍ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）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０．１５〜１．０（好ましくは０．１５〜０．９１）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。
【００３１】
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９０〜１３００ｍｍ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１．２〜１．７（好ましくは１．３〜１．６）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。
【００３２】
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９０〜１３００ｍｍ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）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。
【００３３】
前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は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０．８４〜０．８８）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。
【００３４】
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０．５５〜０．８倍（好ましくは０．６〜０．７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１〜１．５ 倍）であるのが好ましい。
【００３５】
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１．５〜２．５倍（好ましくは１．７〜２．２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初段の軸方向の幅に対して２〜３倍（好ましくは２．２〜２．７倍）であるのが好ましい。
【００３６】
以上の高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気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。
【００３７】
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。
【００３８】
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段以上及び中圧側前記動翼は５段以上有し、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５２００〜５５００ｍｍ）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６２０〜７００ｍｍ）であり、前記 （Ｌ／Ｄ）が７．２〜８．２（好ましくは７．４〜８．０）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ものが好ましい。
【００３９】
本発明の高中圧一体型蒸気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のが好ましい。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５５００ｍｍ以上（好ましくは５５００〜６２００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が８５０ｍｍ以上（好ましくは１２００〜１３５０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が６．３〜７．３（好ましくは６．５〜７．０）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１２５，０００ 以上である高強度マルテンサイト鋼からなる。
【００４０】
前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径（Ｄ）が８５０〜１１００ｍｍ、軸受中心間距離（Ｌ）が前記Ｄの６．０〜７．０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。
【００４１】
前記動翼は左右対称に各５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大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０．２５〜１．５０である。
【００４２】
前記動翼は左右対称に各５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。
【００４３】
前記動翼は左右対称に各５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、８０〜１３００ｍｍ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。
【００４４】
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のが好ましい。
【００４５】
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３０〜１５０ｍｍ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〜 １．３０ 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１００〜３００ｍｍ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小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が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。
【００４６】
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３０〜１５０ｍｍ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１００〜１３００ｍｍ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。
【００４７】
高圧側の前記動翼は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４段階で段階的に異なっており、前記動翼の初段，２段及び最終段が他の段より大きくなっている。
【００４８】
本発明に係るタービン長翼は、重量比でＣ０．０８ 〜０．１８％，Ｓｉ０．２５％以下，Ｍｎ０．９０％以下，Ｃｒ８．０〜１３．０％，Ｎｉ２〜３％以下，Ｍｏ１．５〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３５％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００４９】
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。
【００５０】
本発明鋼は後述する式で計算されるＣｒ当量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト相を実質的に含まないようにすることが必要である。
【００５１】
長翼材の室温の引張強さは１２０ｋｇｆ／ｍｍ２ 以上、より１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ２以上が好ましい。
【００５２】
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、１０００℃〜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１次焼戻しと５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上の焼戻し熱処理が施される。
【００５３】
本発明は、前述の長翼は低圧タービンの最終段翼に用いられその翼部長さ９１４ ｍｍ（３６″）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１０９２ｍｍ（４３″）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１２５，０００ 以上としたものである。
【００５４】
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。
【００５５】
本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼においては、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。
【００５６】
（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系鋼の好ましい成分範囲限定理由について説明する。
【００５７】
Ｃは高い引張強さを得るために最低０．０８ ％必要である。あまりＣを多くすると、靭性を低下させるので０．２０ ％以下にしなければならない。特に、０．１０〜０．１８ ％が好ましい。より０．１２〜０．１６％が好ましい。
【００５８】
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。
【００５９】
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。
【００６０】
Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、１３％以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。８％より少ないと耐食性と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１０．５〜１２．５％が、より１１〜１２％好ましい。
【００６１】
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不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因になるので１．５〜３．０％に限定される。特に、１．８〜２．７％、より２．０〜２．５％好ましい。なお、Ｗ及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
【００６２】
Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０．０５％，Ｎｂ０．０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０．３５％，Ｎｂ０．２％以上ではδフェライト生成の原因となる。特にＶは０．１５〜０．３０％、より０．２５〜０．３０％、Ｎｂは０．０４〜０．１５％、より０．０６〜０．１２％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加することができる。
【００６３】
Ｎｉは低温靭性を高めと共に、δフェライト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下では不十分で、３％を越えると添加で効果が飽和する。特に
、２．３〜２．９％が好ましい。より好ましくは２．４〜２．８％である。
【００６４】
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％ を越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。
【００６５】
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，Ｐ ０．０１５％以下，Ｓ０．０１５％以下が好ましい。特に、Ｓｉ０．０５％以下，Ｐ０．０１０％以下，Ｓ０．０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０．００１５％以下，Ｓｎ０．０１％以下、及びＡｓ０．０２％以下に限定した。特に、Ｓｂ０．００１％，Ｓｎ０．００５ ％及びＡｓ０．０１％以下が望ましい。
【００６６】
さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０．１１ 以下にするのが好ましい。
【００６７】
本発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃，最高１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織とするものが好ましい。
【００６８】
（２）本発明における６２０〜６４０℃蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータシャフト胴部，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好ましい限定理由について説明する。
【００６９】
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 ％を越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０．０６〜０．１４％、又は０．０８〜０．１３％であり、特に０．０９〜０．１２％が好ましい。
【００７０】
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％ を越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。
【００７１】
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。
【００７２】
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、０．０５％未満ではその効果が十分でなく、１．０％を越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０．３〜０．７％、より ０．４〜０．６５％が好ましい。
【００７３】
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％を越えると有害な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、９〜１３％に限定される。特に１０〜１２％、より１０.８〜１１.８％が好ましい。
【００７４】
Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われる。しかし、本発明鋼の様に１％を越えるＷを含む場合には、０．５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低下させるので、０．５％以下に制限される。特に０．０５〜０．４５％、より０．１〜 ０．２ ％が好ましい。
【００７５】
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℃では１〜１．５ ％、６３０℃では１．６〜２．０％、６４０℃では２．１〜２．５％、 ６５０℃では２．６〜３．０％、６６０℃では３．１〜３．５％とするのが好ましい。またＷが３．５ ％を越えるとδフェライトを生成して靭性が低くなるので、１〜３．５ ％に限定される。特に２．１〜３．０％が好ましく、より２．５〜２．８％が好ましい。
【００７６】
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０．３ ％を越えると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。
【００７７】
ＮｂはＮｂＣ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０．２０％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０．０２〜０．１５％、又は０．０３〜０．１０％、より０．０４〜０．０８％が好ましい。
【００７８】
Ｃｏ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２．０ ％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６２０℃に対しては２〜３％、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。
【００７９】
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０．００５ ％以下ではその効果が十分でなく０．０５ ％を越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。
【００８０】
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。
【００８１】
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Ｎｂの添加を省略することができる。
【００８２】
本発明におけるロータシャフト胴部及び動翼と静翼の少なくとも初段は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％，Ｎｉ０．１〜１．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎ０．０１〜０．０６％，Ｍｏ０．０５〜０．５％，Ｗ２〜３．５％，Ｃｏ２〜４．５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％，７７％ 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。特に、Ｃ ０．０９〜０．２０％，Ｍｎ０．１〜０．７％，Ｎｉ０．１〜１．０％，Ｖ０．１０〜 ０．３０％，Ｎ０．０２〜０．０５％，Ｍｏ０．０５〜０．５％，Ｗ２〜３．５％を含有し、６３０℃以下に対してはＣｏ２〜４％，Ｂ０．００１〜０．０１％及び６３０〜６６０℃に対してはＣｏ５．５〜９．０％，Ｂ０．０１〜０．０３％とするのが好ましい。
【００８３】
前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。
【００８４】
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以上が好ましく、特に、Ｃｒ当量５〜８が好ましい。
【００８５】
ロータ胴部は、６２１℃以上の蒸気中で高速回転（３０００又は３６００ｒｐｍ）されるので、ブレードを支持しているダブテール部と中心孔部には、高い応力が作用するので、クリープ破壊防止の観点から、１０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の１０５ｈクリープ破壊強度が要求される。また、起動時にはメタル温度が低い時に中心孔部に引張り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。
【００８６】
（３）次にロータジャーナル部及び低温域部の好ましい成分限定理由とその働きについて説明する。
【００８７】
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、０．１４％を越えると溶接性を悪くするので、０．０６〜０．１４％が好ましい。特に０．０８〜０．１１％が好ましい。
【００８８】
Ｎはδフェライト組織の生成防止に効果があるが、０.００５％ 以下ではその効果が十分でなく０ . ０５％を越えると靭性を低下させるとともに溶接性を悪くする。特に、0.015〜０.０３％が好ましい。
【００８９】
Ｍｎは脱硫酸として添加するものであり、２％以下の添加でその効果は達成される。特に１％以下が好ましい。
【００９０】
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 ％以下に抑えることが好ましく、特に０．２ ％以下が好ましい。
【００９１】
Ｖは焼入れ性を高める効果があるが、０．０５ ％以下ではその効果が不十分で０．３５ ％を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させる恐れがある。特に、０．１５〜０．２５％が好ましい。
【００９２】
Ｎｂは靭性を高めるの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、かえって靭性を低下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出させる恐れがあるので０．２ ％以下に抑えることが好ましい。また０．０１ ％以下のＮｂでは効果が不十分である。特に大型鋼塊の場合は０．０３〜０．１％が、より０．０４〜０．０８％が好ましい。
【００９３】
Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライト生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０．２ ％以下ではその効果が十分でなく、２％を越える添加は残留オーステナイト組織を生成させるので好ましくない。
【００９４】
Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果がある。１３％を越えると有害なδフェライト組織生成の原因となり、７％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。また過剰のＣｒ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、９．５ 〜１２％、より１０．５〜１１．５％が好ましい。
【００９５】
Ｗは焼戻し抵抗高め引張強さを高める効果がある。しかし、Ｗが３％を越えると靭性が低くなる。２．０〜２．８％が好ましい。
【００９６】
Ｍｏも焼戻し抵抗高め引張強さを高める効果がある。１％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低下させる恐れがあるので、１％以下が好ましい。
【００９７】
Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高める効果があり、Ｔａ０．２ ％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を添加した場合には、Ｎｂの添加を省略することができ、特に０．１％以上が好ましい。
【００９８】
Ｂ添加は引張強さを高める効果がある。Ｂ含有量が０．００３０％を越えると、溶接性が著しく悪くなる恐れがあり、上限は０．００３０％、より０．００２０％が好ましい。特に無添加が好ましい。
【００９９】
Ｃｏ添加は有害組織であるδフェライト相の析出を防止すると共に、靭性を高める効果がある。５％以上を越える添加は、靭性を低める恐れがある。特に１〜３％が好ましい。
【０１００】
ロータ全体を均質にするのには、鋼塊重量８０トン前後（ロータ直径：１２００ｍｍ，長さ：約８ｍ）と大型になるので、高度な製造技術が要求される。本発明ロータは目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し精錬後、真空カーボン脱酸法で脱酸し、電極を作製し、この電極を用いエレクトロスラグ再溶解法で鋼塊を作製し、この鋼塊を熱間鍛錬で成形することにより作製できる。電気炉とエレクトロスラグ再溶解法で、２回溶解を繰り返すことにより、成分偏析の少ない均質なロータが作製できる。本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼製ロータシャフトは、溶接性良好な合金鋼及び高温強度の高い合金鋼の２種以上の消耗電極を上述のように別々に準備し、まずジャーナル部に該当する前者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解した後、直ちに胴部に該当する後者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足すことによって一体の所定の長さと直径の鋼塊が得られる。また、ジャーナルを溶接性良好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴部（中央部）を高温強度の高い合金鋼で作製した消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによっても得られる。
【０１０１】
また、前記鋼塊の熱間鍛錬は、高温で行うほど変形抵抗が小さく鍛錬し易いが、あまり高温で行うと割れてしまうので、８５０〜１１５０℃の温度範囲で行わなければならない。熱間鍛錬成形後、９５０〜１１５０℃に加熱し焼鈍し、更に１０００〜１１５０℃に加熱焼入れ後、５５０〜６５０℃及び６５０〜７５０℃で２回焼戻しを行うことにより、１０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の６５０℃，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、６２１℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンロータが製造法できる。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、均一な全焼戻しマルテンサイト組織にすることができる。
【０１０２】
（４）本発明に係るロータシャフトはジャーナル部表面に軸受特性の高い低合金鋼を肉盛溶接によって所望の厚さの肉盛溶接層を形成させるものである。
【０１０３】
本発明における１２％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のジャーナル部に形成される軸受特性の高い肉盛溶接層は好ましくは鋼からなる溶接材を用いて５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％程度少なくし、４層目以降の溶接層のＣｒ量を０．５〜３％（好ましくは１〜２．５％）とするものである。
【０１０４】
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ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のＢ量の増加によってきわめて困難になるが、ジャーナル部のＢ量を低くすることにより胴部をより高強度とするためにＢ量を０．００５〜０．０２％含有させることができる。
【０１０５】
本発明法によって得られる肉盛溶接層は５層〜１０層とするのが好ましい。前述の如く、初層溶接層としてＣｒ量の急激な低下は高い引張残留応力の発生、或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接材としてのＣｒ量を大幅に減らすことができないので、溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げるが、更に表面層として所望のＣｒ量をその所望の厚さとを確保することから５層以上とする。尚、１０層以上溶接してもそれ以上の効果は得られない。蒸気タービンロータシャフトの如く大型構造材としては、肉盛溶接層として母材からの組成の影響を受けず、かつ所望の組成と所望の厚さとし、母材の影響のない厚さとして３層及びその上に所望の特性のものを所望の厚さとし、その厚さとして２層以上、一例として最終仕上げで約１８ｍｍの厚さとする。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、Ｃ０．０１〜０．１％，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。
【０１０６】
また、肉盛溶接層は初層より２層目〜４層目のいずれかまでを順次Ｃｒ量を低下させるもので、肉盛溶接にあたって層毎に徐々にＣｒ含有量を低めた溶接棒を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大幅な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、溶接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形成することができる。これにより、本発明は母材と初層部付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しかも最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成することができる。
【０１０７】
初層溶接に適用する溶接材としてはそのクロム含有量を母材のクロム量より２〜６重量％程度少なくする。溶接材のＣｒ量を母材より低い値として２％以下では肉盛溶接層のＣｒ量を十分に下げることができず、効果が小さい。逆に、６％以上では母材と肉盛溶接層との急激なＣｒ量の低下につながり、このＣｒ量の差が熱膨張係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或いは溶接割れ発生の原因となる。尚、高Ｃｒほど熱膨張係数が小さいので、低Ｃｒとなる肉盛溶接層は母材より熱膨張係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成される。そのためより低Ｃｒ鋼での溶接は高い残留応力のため硬さが高く、また溶接割れ発生の原因となるので、溶接材のＣｒ量は母材のそれより少ない値として６％以下とする必要がある。このような溶接材を使用することにより初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、母材よりも約１〜３％低くなる程度にとどまり、良好な溶接が得られる。
【０１０８】
本発明法において、４層以降を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて形成する。肉盛溶接において、３層目までは母材の組成の影響を受けるが、４層目以降の肉盛溶接層の組成は用いられる溶接材の組成によってのみ形成されるので、蒸気タービンロータシャフトのジャーナル部として必要な特性を満たすものを形成させることができる。従って、前述のように蒸気タービンロータシャフトとしての大型構造物として必要な肉盛溶接層は約１８ｍｍであるので、最終層として必要な合金組成とその組成での必要な十分な厚さを確保するために４層目以降を同じＣｒ量の溶接材によって２層以上溶接することになり前述のジャーナル部として要求される特性を満足するものを十分な厚さをもって形成させることができる。
【０１０９】
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。
【０１１０】
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、Ｃ０．０１〜０．１％，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。
【０１１１】
（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。
【０１１２】
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。
【０１１３】
本発明の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。
【０１１４】
本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼においては、６２１℃以上の蒸気中で使用されるので、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℃，１０５ｈ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。
【０１１５】
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％を越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、０．０６〜０．１６％に限定される。特に０．０９ 〜０．１４ ％が好ましい。
【０１１６】
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％を越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。
【０１１７】
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％を越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。
【０１１８】
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。
【０１１９】
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 ％を越えると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。
【０１２０】
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。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％を越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。
【０１２１】
Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果がある。１２％を越えると有害な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。
【０１２２】
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％を越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％、６６０℃では３．１〜３．５％が好ましい。
【０１２３】
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。
【０１２４】
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％を越える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。
【０１２５】
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、Ｎｂの添加を省略することができる。
【０１２６】
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。
【０１２７】
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％を越えると、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０．００２８％、更に０．０００５〜０．００２５ ％が好ましく、特に０．００１〜０．００２％が好ましい。
【０１２８】
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。そのため、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％、６５０℃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。
【０１２９】
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。
【０１３０】
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℃，１０５ ｈ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。
【０１３１】
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。
【０１３２】
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。
【０１３３】
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。
【０１３４】
（６）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０．２〜０．３％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ０．２％以下，Ｎｉ３．２〜４．０％，Ｃｒ１．２５〜２．２５％，Ｍｏ０．１〜０．６％，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。
【０１３５】
（７）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。
【０１３６】
（８）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％，Ｓｉ ０．３〜０．７％，Ｍｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【０１３７】
（９）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％，Ｍｏ０．３〜１．０％，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。
【０１３８】
（１０）低圧タービンの最終段動翼として１２％Ｃｒ系鋼のほかＴｉ合金が用いられ、特に４０インチを越える長さに対してはＡｌ５〜８％及びＶ３〜６％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。
【０１３９】
（１１）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％，Ｎｉ０．１〜０．５％，Ｃｒ１〜２．５％，Ｍｏ０．５〜１．５％，Ｖ０．１〜０．３５％を含み、好ましくはＡｌ０．０２５％以下，Ｂ０．０００５〜０．００４％及びＴｉ０．０５〜０．２ ％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％，Ｃｒ１．０〜１．５％，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。
【０１４０】
（１２）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％，Ｔｉ１〜３％，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基合金を用いることができる。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。
【０１４１】
【発明の実施の形態】
（実施例１）
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１に示す。
【０１４２】
【表１】
【０１４３】
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１６ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍとなる。
【０１４４】
表２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、ＨＰ−ＩＰにて３６００ｒｐｍ／ｍｉｎ及びＬＰ２台で１８００ ｒｐｍ／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６２５℃，２５０ｋｇ／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、１７０〜１８０ｋｇ／ｃｍ２の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で入り、１００℃以下，７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１４５】
【表２】
【０１４６】
図１は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５．２５ 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６２０ｍｍであり、直径に対する長さの比は約８．５ である。
【０１４７】
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０．６４ 倍の大きさである。
【０１４８】
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。
【０１４９】
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６５〜２１０ｍｍ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。
【０１５０】
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、３６００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５．５ ｍであり、初段翼長さ約９２ｍｍ，最終段翼長さ約２３５ｍｍである。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８．７ 倍である。
【０１５１】
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。
【０１５２】
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０．７ 倍と小さくなる。
【０１５３】
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９０〜３５０ｍｍ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。
【０１５４】
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０．５〜０．７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。
【０１５５】
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３のＮｏ．７の１２％Ｃｒ系鋼が使用され、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４４は複流型である。ロータシャフト４３はＮｉ３．７５％，Ｃｒ１．７５％，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系鋼が用いられる。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７５００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１２８０ｍｍ，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。
【０１５６】
図３は１０９２ｍｍ（４３″）長翼の斜視図である。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え込み部、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（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合）である。本実施例における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。
【０１５７】
表３は蒸気タービン用長翼材に係る１２％Ｃｒ系鋼の化学組成（重量％）を示すものである。各試料はそれぞれ１５０ｋｇ真空アーク後エレクトロスラグ溶解し、１１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。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。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、５７０℃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５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼戻し）。
【０１５８】
表３において、Ｎｏ．３，４及び５は本発明材、Ｎｏ．６は比較材及びＮｏ．１及び２は、現用の２６″長翼材である。
【０１５９】
表４はこれら試料の室温の機械的性質を示す。本発明材（Ｎｏ．３〜５）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以上又は１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ２以上）及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値２．５ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２以上）を十分満足することが確認された。
【０１６０】
これに対し、比較材のＮｏ．１及び６は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値とで示される値が低い。比較材試番２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎｏ．５は、衝撃値が３．８ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２と若干低く、４３″以上に対しては４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２以上の要求に若干不足である。
【０１６１】
【表３】
【０１６２】
【表４】
【０１６３】
本実施例においてはＮｉとＭｏ量とは同等の含有量で含有させることによって低温における強度と靭性とをともに高めるものであり、両者の含有量の差が大きくなるに従って強度が低下する傾向を示す。Ｎｉ量がＭｏ量より０．６ ％以上少なくなると急激に強度が低下し、逆に１．０ ％以上多くなることによっても急激に強度が低下する。従って、（Ｎｉ−Ｍｏ）量が−０．６〜１．０％が高い強度を示す。また、（Ｎｉ−Ｍｏ）量は−０．５％付近で衝撃値が低下するがその前後では高い値を示す。
【０１６４】
焼入れ温度は９７５〜１１２５℃，１次焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５６０〜５９０℃である。長翼材として要求される特性（引張強さ≧１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ２，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値≧４ｋｇｆ−ｍ／ ｃｍ２）を、満足することが確認された。
【０１６５】
本実施例における１２％Ｃｒ系鋼は前述の如く引張強さ１２０ｋｇｆ／ｍｍ２ 以上及び衝撃値４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２以上を有するものが好ましいが、衝撃値（ｙ）が 〔−０．４５×（引張強さ）＋６１．５〕によって求められる値以上とするものが特に好ましいものである。
【０１６６】
本発明に係る１２％Ｃｒ系鋼は特に、Ｃ＋Ｎｂ量が０．１８〜０．３５％で、 （Ｎｂ／Ｃ）比が０．４５〜１．００，（Ｎｂ／Ｎ）比が０．８〜３．０が好ましい。
【０１６７】
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２．５ 倍と大きくなっている。
【０１６８】
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側に対して約１．９ 倍大きくなっている。
【０１６９】
本実施例における動翼は８段であり、その翼部長さは初段の３″から５″， ７″，１０″，１３″，１８″，２７″及び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９０〜１２７０ｍｍ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１．３〜１．６倍の割合で長くなっている。
【０１７０】
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。
【０１７１】
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小さくなっている。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。
【０１７２】
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。
【０１７３】
図４は石炭燃焼高温高圧蒸気タービンプラントの代表的なプラント構成図を示すものである。
【０１７４】
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 ５１，高圧タービン５２，中圧タービン５３，低圧タービン５４，低圧タービン５５，復水器５６，復水ポンプ５７，低圧給水加熱器系統５８，脱気器５９，昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１，高圧給水加熱器系統６３などより構成されている。すなわち、ボイラ５１で発生した超高温高圧蒸気は高圧タービン５２に入り動力を発生させたのち再びボイラ５１にて再熱されて中圧タービン５３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５４，５５に入り動力を発生させた後、復水器５６にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプ５７にて低圧給水加熱器系統５８，脱気器５９へ送られる。この脱気器５９にて脱気された給水は昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１にて高圧給水加熱器６３へ送られ昇温された後、ボイラ５１へ戻る。
【０１７５】
ここで、ボイラ５１において給水は節炭器６４，蒸発器６５，過熱器６６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６４を出た後、空気加熱器６７に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ６１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。
【０１７６】
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５１内の節炭器６４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。
【０１７７】
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％，Ｍｏ０．２５〜０．６０％，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０．０２５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２．０以下とするものが好ましい。
【０１７８】
図５は高圧及び図６は中圧タービンロータシャフトの正面図である。図５の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８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。
【０１７９】
表５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。
【０１８０】
高圧部及び中圧部のロータは、表５に記載の胴部及び軸受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５及び図６に示す形状に切削加工によって得たものである。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５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６に示す中圧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。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。
【０１８１】
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５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。
【０１８２】
【表５】
【０１８３】
表６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。
【０１８４】
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（６２５℃，１０５ｈ強度≧１３ｋｇｆ／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℃，１０５ｈ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。
【０１８５】
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。
【０１８６】
【表６】
【０１８７】
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。
【０１８８】
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７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。
【０１８９】
溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４Ｖ，速度２６ｃｍ／ｍｉｎ である。
【０１９０】
【表７】
【０１９１】
肉盛溶接を上述の供試母材表面に表８に示すごとく、Ｎｏ．１及びＮｏ．２の２種について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。
【０１９２】
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。
【０１９３】
【表８】
【０１９４】
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、いずれも溶接部に割れは認められなかった。いずれも６層目以降が各々の表に示す組成を有するものである。
【０１９５】
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。
【０１９６】
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においても同様に構成できるものである。
【０１９７】
（実施例２）
表９は蒸気温度６２１℃，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台で３０００ｒｐｍ／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℃，２５０ｋｇ／ｃｍ２ の圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６００℃に再熱器によって加熱され、１７０〜１８０ｋｇ／ｃｍ２ の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で入り、１００℃以下，７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１９８】
【表９】
【０１９９】
図７は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図及び図８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１３０ｍｍである。軸受４３間の長さは約５．７ｍ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７．７ である。高中圧一体ロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、欠陥の有無が検査される。
【０２００】
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。
【０２０１】
高圧側においてはブレード及びノズルを後述する表５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３５〜５０ｍｍ、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。
【０２０２】
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。
【０２０３】
高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。
【０２０４】
中圧側においてはブレード及びノズルを後述する表５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。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９は低圧タービンの断面図及び図１０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、表３に示す１２％Ｃｒ系鋼又はＴｉ基合金が使用され、図３に示すいずれもダブルティノン，鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス４４は複流型である。Ｔｉ基合金は時効硬化処理が施され、重量で Ａｌ６％，Ｖ４％を含むものである。ロータシャフト４３はＮｉ３．７５ ％， Ｃｒ１．７５％，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系鋼が用いられる。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６０００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約８９０ｍｍ、動翼植込み部での直径は各段同じで１８２０ｍｍ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６．７ である。
【０２０５】
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３．８〜４．８倍と大きくなっている。２，３段は初段の１．０５〜１．４０倍、４，５段が２，３段の１．０５〜１．３５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。
【０２０６】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の５″から７″，９″，１６″，２６″及び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８０〜１２７０ｍｍの範囲内で、最大で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１．３〜１．９倍の範囲内で長くなっている。
【０２０７】
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を除き０．３０〜１．５であり、初段から最終段になるに従って徐々に小さくなっており、後段の比率はその手前のものより０．１５〜０．４０の範囲内で小さくなっている。最終段は ０．５５〜０．６５の比率である。
【０２０８】
本実施例における最終段動翼は実施例１と同じである。
【０２０９】
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４５０℃及び出口温度が約６０℃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。
【０２１０】
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。
【０２１１】
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。
【０２１２】
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。
【０２１３】
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、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％，Ｍｏ０．２５〜０．６０％，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０．０２５ ％以下，Ｎｉ／ Ｃｒ比を２．０ 以下とするものが好ましい。
【０２１４】
前述の表５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５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。
【０２１５】
高中圧蒸気タービン用ロータシャフト胴部は、表１０に示す１２％Ｃｒ系耐熱鋼が用いられ、本実施例においてはＮｏ．２に記載の耐熱鋳鋼を用いて、実施例１と同様に胴部及び軸受部の電極の製造及び電極からのロータシャフトに相当する鋼塊を製造するとともに、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８に示す形状に切削加工によって得たものである。図に示す点線部で胴部と軸受部とを別々の材料で製造した。更に、軸受ジャーナル部４５への肉盛溶接も同様に行った。
【０２１６】
（実施例３）
表１０に示す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、６２５℃，３０ｋｇｆ／ｍｍ２ でクリープ破断試験を実施した。結果を表７に合わせて示す。
【０２１７】
表１０のＮｏ．１〜Ｎｏ．６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０．００１〜０．０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６０℃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。
【０２１８】
Ｎは本実施例における６００℃を越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。
【０２１９】
表１０に示すように、ロータ材は本実施例のＮｏ．２の合金に相当し、高い強度が得られる。Ｍｎ量を０．０９ ％と低くすると同じＣｏ量で比較して高い強度を示すことから、より強化のためにはＭｎ量を０．０３〜０．２０％とするのが好ましい。
【０２２０】
【表１０】
【０２２１】
（実施例４）
表１１は本発明の高圧，中圧及び高中圧タービン用内部ケーシング材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は大型ケーシングの厚肉部を想定して、高周波誘導溶解炉を用い２００ｋｇ溶解し、最大厚さ２００ｍｍ，幅３８０ｍｍ，高さ４４０ｍｍの砂型に鋳込み，鋳塊を作製した。試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処理後、大型蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して焼準（１０５０℃×８ｈ→空冷），焼戻し（７１０℃×７ｈ→空冷，７１０℃×７ｈ→空冷の２回）の熱処理を行った。
【０２２２】
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１５０℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。
【０２２３】
【表１１】
【０２２４】
表１２は室温の引張特性、２０℃におけるＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、６５０℃，１０５ ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【０２２５】
適量のＢ，Ｍｏ及びＷを添加した本発明材のクリープ破断強度及び衝撃吸収エネルギーは、高温高圧タービンケーシングに要求される特性（６２５℃，１０５ｈ強度≧８ｋｇｆ／ｍｍ２，２０℃衝撃吸収エネルギー≧１ｋｇｆ−ｍ）を十分満足する。特に、９ｋｇｆ／ｍｍ２ 以上の高い値を示している。また、本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が良好である。Ｂ量と溶接割れの関係を調べた結果、Ｂ量が０．００３５ ％を越えると、溶接割れが発生した。Ｎｏ．１のものは若干割れの心配があった。機械的性質に及ぼすＭｏの影響を見ると、Ｍｏ量を１．１８ ％と多いものは、クリープ破断強度は高いものの、衝撃値が低く、要求される靭性を満足できなかった。一方、Ｍｏ０．１１ ％のものは、靭性は高いものの、クリープ破断強度が低く、要求される強度を満足できなかった。
【０２２６】
機械的性質に及ぼすＷの影響を調べた結果、Ｗ量を１．１ ％以上にするとクリープ破断強度が顕著に高くなるが、逆にＷ量を２％以上にすると室温衝撃吸収エネルギーが低くなる。特に、Ｎｉ／Ｗ比を０．２５〜０．７５に調整することにより、温度６２１℃，圧力２５０ｋｇｆ／ｃｍ２ 以上の高温高圧タービンの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。特に、Ｗ量１．２ 〜２％，Ｎｉ／Ｗ比を０．２５〜０．７５ に調整することにより、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２ｋｇｆ−ｍ以上の優れた耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
【０２２７】
【表１２】
【０２２８】
Ｗ量は１．０％以上とすることによって顕著に強化されるとともに、特に１．５％以上では８．０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の値が得られる。本発明のＮｏ．７は６４０℃以下で十分要求の強度を満足するものであった。
【０２２９】
本発明の耐熱鋳鋼を目標組成とする合金原料を電気炉で１トン溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み実施例３に記載の高中圧部の内部ケーシングを得た。このケーシングを１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍熱処理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理，７３０℃×８ｈ炉冷の２回焼戻しを行った。全焼戻しマルテンサイト組織を有するこの試作ケーシングを切断調査した結果、２５０気圧，６２５℃高温高圧タービンケーシングに要求される特性（６２５℃，１０５ｈ強度≧９ ｋｇｆ／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できた。
【０２３０】
（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又は３とほぼ同じ設計で得られるものである。ここで実施例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７に示す材料のうちＢ量を０．０１〜０．０３％及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部ケーシング材としては実施例１の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１の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
【０２３１】
更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施例２又は３の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃となるが、そのロータシャフト自身は実施例１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。
【０２３２】
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。
【０２３３】
【発明の効果】
発明によれば、より高合金化されたマルテンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性を有するジャーナル部を有する蒸気タービン用ロータシャフトが得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面図。
【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】本発明に係る石炭燃焼発電プラントの構成図。
【図５】本発明に係る高圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図６】本発明に係る中圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図７】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図８】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。
【図９】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図１０】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。
【符号の説明】
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、１１…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、１５…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、４３…軸受、５１…ボイラ、５２…高圧タービン、５３…中圧タービン、５４，５５…低圧タービン、５６…復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給水加熱器系統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１…給水ポンプ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭器、６５…蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、６８…発電機。
【発明の属する技術分野】
本発明は新規な蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法に係り、特にジャーナル部を溶接性良好なマルテンサイト鋼で、胴部を高温強度の高いマルテンサイト鋼よりなる超々臨界圧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に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来の蒸気タービンは蒸気温度最大５６６℃，蒸気圧力２４６ａｔｇ である。このロータ材としては１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／４Ｖ低合金鋼や、特公昭４０−４１３７号に示されている１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋼が用いられている。
【０００３】
しかし、石油，石炭などの化石燃料の枯渇及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これらの高効率タービン用材料としては、現用ロータ材では強度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。
【０００４】
しかし、前述した合金はいずれも、蒸気温度６２１℃以上の高温蒸気タービンロータとしては、高温強度が不足であるため、発明者らは高温強度の高い特開平４−１４７９４８ 号に示されている１１Ｃｒ−Ｗ−Ｃｏ−Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ−Ｂ鋼が開発している。しかし、１２％Ｃｒ系鋼には優れた機械的性質を有しているが、耐摩耗性が極めて劣っている。そのため、ロータジャーナル部おいて軸受メタルとの間に損傷事故が発生する。このジャーナル部損傷は、ジャーナルと軸受メタル間への異物浸入が原因と考えられている。特に、１２％Ｃｒ系耐熱鋼は熱伝導度が小さく、Ｃｒ含有量が多いため、Ｃｒ炭化物が生成し易く、ジャーナル部損傷を助長すると考えられている。この１２％Ｃｒ系耐熱鋼ロータジャーナル部損傷を防止するためには、耐摩耗性の優れた低合金鋼の肉盛溶接が最も優れた方法である。そのため、上記１２％Ｃｒ系鋼ロータ材は高温強度が高く、かつジャーナル部は摺動性が悪いため特開昭５７−１０５５０２号公報にはジャーナル部を低合金鋼とする一体型ロータシャフトが開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
上記公報に記載の発明では蒸気タービンがより高温になった場合には胴部での高強度化とともにジャーナル部での温度もより高温になるので、低合金鋼からなるジャーナル部では強度的に問題がある。更に、ジャーナル部への低合金鋼の肉盛溶接が知られているが、前述の如く大型構造物からなる高合金化に対する肉盛溶接がきわめて困難であることを発明者らが見い出し、本発明に至った。
【０００６】
更に、石油，石炭などの化石燃料の枯渇，省エネ及び環境汚染防止の観点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料として特開平７−２３３７０４号が知られている。
【０００７】
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なされたもので、特開昭６３−１７１８５６号公報及び特開平４−１２０２４６ 号公報には蒸気タービン用動翼材については全く開示されていない。
【０００８】
また、特開平７−２３３７０４ 号に上述した公報にはロータ材及びケーシング材等が開示されているが、前述の如くより高温下に伴う高中圧一体型蒸気タービン及び低圧蒸気タービンにおける最終段動翼として１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼に関する記載はない。
【０００９】
本発明の目的はより高合金化されたマルテンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性を有するジャーナル部を有する蒸気タービンと蒸気タービン発電プラントとそのロータシャフトを提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本発明の蒸気タービンロータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部が溶接性良好な１２％Ｃｒ系合金鋼で、胴部がジャーナル部より高温強度の高い１２％ Ｃｒ系合金鋼で一体に構成したものである。
【００１２】
本発明の超々臨界圧タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.５ ％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１３％，Ｎｉ０.２〜２％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０５％，Ｍｏ１％以下，Ｗ３％以下，Ｂ無添加又は０.００３％ 以下及びＣｏ５％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、胴部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０ . ３％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０ . ０５％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.０〜３.５％，Ｂ０ . ００１〜０.０３％及びＣｏ１０％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、ジャーナル部より高温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼によって構成されるのが好ましい。
【００１３】
本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部が胴部にくらべ溶接性が高いか、胴部がジャーナル部より高温強度が高い合金鋼の２種又はそれ以上の消耗電極を別々に準備し、まず前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解し、所望の長さが得られ次第直ちに後者の胴部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足し一体に接合することによって製造できる。
【００１４】
また、本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部を溶接性良好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴部（中央部）を高温強度の高い合金鋼で製作した一体の消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによっても製造することができる。
【００１５】
さらに、本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトの軸受部には、軸受特性の高い低合金鋼が所望の厚さの肉盛溶接層が形成される。
【００１６】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとが連結され、タンデムに１台又は２台連結された低圧タービン又は高中圧一体型蒸気タービンと１台の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６００〜６６０℃（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３８０〜４７５℃（好ましくは４００〜４３０℃）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，動翼，静翼及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構成され、前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より溶接性が高く、更に好ましくは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以上であることを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
【００１７】
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２５０ｋｇ／ｃｍ２以上（好ましくは２４６〜３１６ｋｇ／ｃｍ２）又は１７０〜２００ｋｇ／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℃，６２５℃，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１２ｋｇｆ／ｍｍ２以上）であるＣｒ９．５〜１３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は前述の要件を有し、好ましくは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／ｍｍ２ 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高圧，中圧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。
【００１８】
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の胴部又は前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０．０５〜０．２０％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．０５〜１．５％，Ｃｒ９．５〜１３％，Ｎｉ０．０５〜１．０％，Ｖ０．０５〜０．３５％，Ｎｂ０．０１〜０．２０％，Ｎ ０．００５〜０．０６％，Ｍｏ０．０５〜０．５％，Ｗ１．０〜４．０％，Ｃｏ２〜 １０％，Ｂ０．０００５〜０．０３％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、６２０〜６４０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、又はＣ０．１〜０．２５％，Ｓｉ０．６％以下，Ｍｎ１．５ ％以下，Ｃｒ８．５〜１３％，Ｎｉ０．０５〜１．０％，Ｖ０．０５〜０．５％，Ｗ０．１０〜０．６５％，Ａｌ０．１ ％以下を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６００〜６２０℃未満に対応するのが好ましい。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％，Ｎｂ０．０１〜０．１５ ％，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。
【００１９】
本発明に係る高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は１０段以上有し、好ましくは初段が複流であり、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ましくは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００ｍｍ以上（好ましくは５２００〜５５００ｍｍ）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６２０〜７００ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８．０〜９．０（好ましくは ８．３〜８．７）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。
【００２０】
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の軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましくはその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５２００ｍｍ以上（好ましくは５３００〜５８００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６２０ｍｍ以上（好ましくは６２０〜６８０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８．２〜９．２（好ましくは８．５〜９．０）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。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８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７２００ｍｍ以上（好ましくは７４００〜７６００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が１１５０ｍｍ以上（好ましくは１２００〜１３５０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５．４〜６．３（好ましくは５．７〜６．１）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１２５，０００以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする低圧蒸気タービンとするのが好ましい。
【００２１】
さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タービンとが連結され、タンデムに２台連結された低圧タービン又は高中圧タービンと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３８０〜４７５℃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，中圧タービン及び高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％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ましくは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１２５，０００ 以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
【００２２】
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該高圧タービンに連結された中圧タービンと、１台又は２台の低圧タービンとを有し、又は高中圧タービンと低圧タービンとを有し、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３８０〜４７５℃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、前記中圧タービン又は高中圧タービンより出た水蒸気を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、高圧タービン，中圧タービン又は高中圧タービン用ロータシャフトの軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましくは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１２５，０００以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする石炭燃焼火力発電プラントにある。
【００２３】
さらに、本発明に係る高圧タービンと中圧タービンとを有し、又は高中圧一体型蒸気タービンを有する前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃（好ましくは４００〜４５０℃）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％，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のが好ましい。
【００２４】
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３５〜２１０ｍｍ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）で段階的に大きく、前記翼部長さに対する比率が０．６〜１．０（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。
【００２５】
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段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０ｍｍ有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は１．２ 以下（好ましくは１．１０〜１．１５）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。
【００２６】
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段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０ｍｍ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０．６５〜１．８（好ましくは０．７〜１．７）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。
【００２７】
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１００〜３００ｍｍ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３〜６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０．４５〜０．７５（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。
【００２８】
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１００〜３００ｍｍ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。
【００２９】
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１００〜３００ｍｍ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０．４５〜１．６０（好ましくは０．５〜１．５）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。
【００３０】
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８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９０〜１３００ｍｍ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）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０．１５〜１．０（好ましくは０．１５〜０．９１）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。
【００３１】
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９０〜１３００ｍｍ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１．２〜１．７（好ましくは１．３〜１．６）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。
【００３２】
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９０〜１３００ｍｍ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）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。
【００３３】
前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は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０．８４〜０．８８）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。
【００３４】
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０．５５〜０．８倍（好ましくは０．６〜０．７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１〜１．５ 倍）であるのが好ましい。
【００３５】
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１．５〜２．５倍（好ましくは１．７〜２．２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初段の軸方向の幅に対して２〜３倍（好ましくは２．２〜２．７倍）であるのが好ましい。
【００３６】
以上の高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気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。
【００３７】
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。
【００３８】
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段以上及び中圧側前記動翼は５段以上有し、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５２００〜５５００ｍｍ）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６２０〜７００ｍｍ）であり、前記 （Ｌ／Ｄ）が７．２〜８．２（好ましくは７．４〜８．０）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ものが好ましい。
【００３９】
本発明の高中圧一体型蒸気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のが好ましい。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５５００ｍｍ以上（好ましくは５５００〜６２００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が８５０ｍｍ以上（好ましくは１２００〜１３５０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が６．３〜７．３（好ましくは６．５〜７．０）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１２５，０００ 以上である高強度マルテンサイト鋼からなる。
【００４０】
前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径（Ｄ）が８５０〜１１００ｍｍ、軸受中心間距離（Ｌ）が前記Ｄの６．０〜７．０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。
【００４１】
前記動翼は左右対称に各５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大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０．２５〜１．５０である。
【００４２】
前記動翼は左右対称に各５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。
【００４３】
前記動翼は左右対称に各５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、８０〜１３００ｍｍ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。
【００４４】
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のが好ましい。
【００４５】
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３０〜１５０ｍｍ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〜 １．３０ 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１００〜３００ｍｍ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小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が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。
【００４６】
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３０〜１５０ｍｍ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１００〜１３００ｍｍ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。
【００４７】
高圧側の前記動翼は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４段階で段階的に異なっており、前記動翼の初段，２段及び最終段が他の段より大きくなっている。
【００４８】
本発明に係るタービン長翼は、重量比でＣ０．０８ 〜０．１８％，Ｓｉ０．２５％以下，Ｍｎ０．９０％以下，Ｃｒ８．０〜１３．０％，Ｎｉ２〜３％以下，Ｍｏ１．５〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３５％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００４９】
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。
【００５０】
本発明鋼は後述する式で計算されるＣｒ当量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト相を実質的に含まないようにすることが必要である。
【００５１】
長翼材の室温の引張強さは１２０ｋｇｆ／ｍｍ２ 以上、より１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ２以上が好ましい。
【００５２】
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、１０００℃〜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１次焼戻しと５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上の焼戻し熱処理が施される。
【００５３】
本発明は、前述の長翼は低圧タービンの最終段翼に用いられその翼部長さ９１４ ｍｍ（３６″）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１０９２ｍｍ（４３″）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１２５，０００ 以上としたものである。
【００５４】
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。
【００５５】
【００５６】
（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系鋼の好ましい成分範囲限定理由について説明する。
【００５７】
Ｃは高い引張強さを得るために最低０．０８ ％必要である。あまりＣを多くすると、靭性を低下させるので０．２０ ％以下にしなければならない。特に、０．１０〜０．１８ ％が好ましい。より０．１２〜０．１６％が好ましい。
【００５８】
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。
【００５９】
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。
【００６０】
Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、１３％以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。８％より少ないと耐食性と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１０．５〜１２．５％が、より１１〜１２％好ましい。
【００６１】
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不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因になるので１．５〜３．０％に限定される。特に、１．８〜２．７％、より２．０〜２．５％好ましい。なお、Ｗ及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
【００６２】
Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０．０５％，Ｎｂ０．０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０．３５％，Ｎｂ０．２％以上ではδフェライト生成の原因となる。特にＶは０．１５〜０．３０％、より０．２５〜０．３０％、Ｎｂは０．０４〜０．１５％、より０．０６〜０．１２％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加することができる。
【００６３】
Ｎｉは低温靭性を高めと共に、δフェライト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下では不十分で、３％を越えると添加で効果が飽和する。特に
、２．３〜２．９％が好ましい。より好ましくは２．４〜２．８％である。
【００６４】
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％ を越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。
【００６５】
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，Ｐ ０．０１５％以下，Ｓ０．０１５％以下が好ましい。特に、Ｓｉ０．０５％以下，Ｐ０．０１０％以下，Ｓ０．０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０．００１５％以下，Ｓｎ０．０１％以下、及びＡｓ０．０２％以下に限定した。特に、Ｓｂ０．００１％，Ｓｎ０．００５ ％及びＡｓ０．０１％以下が望ましい。
【００６６】
さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０．１１ 以下にするのが好ましい。
【００６７】
本発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃，最高１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織とするものが好ましい。
【００６８】
（２）本発明における６２０〜６４０℃蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータシャフト胴部，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好ましい限定理由について説明する。
【００６９】
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 ％を越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０．０６〜０．１４％、又は０．０８〜０．１３％であり、特に０．０９〜０．１２％が好ましい。
【００７０】
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％ を越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。
【００７１】
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。
【００７２】
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、０．０５％未満ではその効果が十分でなく、１．０％を越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０．３〜０．７％、より ０．４〜０．６５％が好ましい。
【００７３】
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％を越えると有害な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、９〜１３％に限定される。特に１０〜１２％、より１０.８〜１１.８％が好ましい。
【００７４】
Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われる。しかし、本発明鋼の様に１％を越えるＷを含む場合には、０．５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低下させるので、０．５％以下に制限される。特に０．０５〜０．４５％、より０．１〜 ０．２ ％が好ましい。
【００７５】
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℃では１〜１．５ ％、６３０℃では１．６〜２．０％、６４０℃では２．１〜２．５％、 ６５０℃では２．６〜３．０％、６６０℃では３．１〜３．５％とするのが好ましい。またＷが３．５ ％を越えるとδフェライトを生成して靭性が低くなるので、１〜３．５ ％に限定される。特に２．１〜３．０％が好ましく、より２．５〜２．８％が好ましい。
【００７６】
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０．３ ％を越えると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。
【００７７】
ＮｂはＮｂＣ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０．２０％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０．０２〜０．１５％、又は０．０３〜０．１０％、より０．０４〜０．０８％が好ましい。
【００７８】
Ｃｏ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２．０ ％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６２０℃に対しては２〜３％、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。
【００７９】
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０．００５ ％以下ではその効果が十分でなく０．０５ ％を越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。
【００８０】
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。
【００８１】
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Ｎｂの添加を省略することができる。
【００８２】
本発明におけるロータシャフト胴部及び動翼と静翼の少なくとも初段は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％，Ｎｉ０．１〜１．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎ０．０１〜０．０６％，Ｍｏ０．０５〜０．５％，Ｗ２〜３．５％，Ｃｏ２〜４．５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％，７７％ 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。特に、Ｃ ０．０９〜０．２０％，Ｍｎ０．１〜０．７％，Ｎｉ０．１〜１．０％，Ｖ０．１０〜 ０．３０％，Ｎ０．０２〜０．０５％，Ｍｏ０．０５〜０．５％，Ｗ２〜３．５％を含有し、６３０℃以下に対してはＣｏ２〜４％，Ｂ０．００１〜０．０１％及び６３０〜６６０℃に対してはＣｏ５．５〜９．０％，Ｂ０．０１〜０．０３％とするのが好ましい。
【００８３】
前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。
【００８４】
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以上が好ましく、特に、Ｃｒ当量５〜８が好ましい。
【００８５】
ロータ胴部は、６２１℃以上の蒸気中で高速回転（３０００又は３６００ｒｐｍ）されるので、ブレードを支持しているダブテール部と中心孔部には、高い応力が作用するので、クリープ破壊防止の観点から、１０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の１０５ｈクリープ破壊強度が要求される。また、起動時にはメタル温度が低い時に中心孔部に引張り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。
【００８６】
（３）次にロータジャーナル部及び低温域部の好ましい成分限定理由とその働きについて説明する。
【００８７】
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、０．１４％を越えると溶接性を悪くするので、０．０６〜０．１４％が好ましい。特に０．０８〜０．１１％が好ましい。
【００８８】
Ｎはδフェライト組織の生成防止に効果があるが、０.００５％ 以下ではその効果が十分でなく０ . ０５％を越えると靭性を低下させるとともに溶接性を悪くする。特に、0.015〜０.０３％が好ましい。
【００８９】
Ｍｎは脱硫酸として添加するものであり、２％以下の添加でその効果は達成される。特に１％以下が好ましい。
【００９０】
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 ％以下に抑えることが好ましく、特に０．２ ％以下が好ましい。
【００９１】
Ｖは焼入れ性を高める効果があるが、０．０５ ％以下ではその効果が不十分で０．３５ ％を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させる恐れがある。特に、０．１５〜０．２５％が好ましい。
【００９２】
Ｎｂは靭性を高めるの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、かえって靭性を低下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出させる恐れがあるので０．２ ％以下に抑えることが好ましい。また０．０１ ％以下のＮｂでは効果が不十分である。特に大型鋼塊の場合は０．０３〜０．１％が、より０．０４〜０．０８％が好ましい。
【００９３】
Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライト生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０．２ ％以下ではその効果が十分でなく、２％を越える添加は残留オーステナイト組織を生成させるので好ましくない。
【００９４】
Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果がある。１３％を越えると有害なδフェライト組織生成の原因となり、７％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。また過剰のＣｒ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、９．５ 〜１２％、より１０．５〜１１．５％が好ましい。
【００９５】
Ｗは焼戻し抵抗高め引張強さを高める効果がある。しかし、Ｗが３％を越えると靭性が低くなる。２．０〜２．８％が好ましい。
【００９６】
Ｍｏも焼戻し抵抗高め引張強さを高める効果がある。１％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低下させる恐れがあるので、１％以下が好ましい。
【００９７】
Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高める効果があり、Ｔａ０．２ ％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を添加した場合には、Ｎｂの添加を省略することができ、特に０．１％以上が好ましい。
【００９８】
Ｂ添加は引張強さを高める効果がある。Ｂ含有量が０．００３０％を越えると、溶接性が著しく悪くなる恐れがあり、上限は０．００３０％、より０．００２０％が好ましい。特に無添加が好ましい。
【００９９】
Ｃｏ添加は有害組織であるδフェライト相の析出を防止すると共に、靭性を高める効果がある。５％以上を越える添加は、靭性を低める恐れがある。特に１〜３％が好ましい。
【０１００】
ロータ全体を均質にするのには、鋼塊重量８０トン前後（ロータ直径：１２００ｍｍ，長さ：約８ｍ）と大型になるので、高度な製造技術が要求される。本発明ロータは目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し精錬後、真空カーボン脱酸法で脱酸し、電極を作製し、この電極を用いエレクトロスラグ再溶解法で鋼塊を作製し、この鋼塊を熱間鍛錬で成形することにより作製できる。電気炉とエレクトロスラグ再溶解法で、２回溶解を繰り返すことにより、成分偏析の少ない均質なロータが作製できる。本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼製ロータシャフトは、溶接性良好な合金鋼及び高温強度の高い合金鋼の２種以上の消耗電極を上述のように別々に準備し、まずジャーナル部に該当する前者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解した後、直ちに胴部に該当する後者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足すことによって一体の所定の長さと直径の鋼塊が得られる。また、ジャーナルを溶接性良好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴部（中央部）を高温強度の高い合金鋼で作製した消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによっても得られる。
【０１０１】
また、前記鋼塊の熱間鍛錬は、高温で行うほど変形抵抗が小さく鍛錬し易いが、あまり高温で行うと割れてしまうので、８５０〜１１５０℃の温度範囲で行わなければならない。熱間鍛錬成形後、９５０〜１１５０℃に加熱し焼鈍し、更に１０００〜１１５０℃に加熱焼入れ後、５５０〜６５０℃及び６５０〜７５０℃で２回焼戻しを行うことにより、１０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の６５０℃，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、６２１℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンロータが製造法できる。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、均一な全焼戻しマルテンサイト組織にすることができる。
【０１０２】
（４）本発明に係るロータシャフトはジャーナル部表面に軸受特性の高い低合金鋼を肉盛溶接によって所望の厚さの肉盛溶接層を形成させるものである。
【０１０３】
本発明における１２％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のジャーナル部に形成される軸受特性の高い肉盛溶接層は好ましくは鋼からなる溶接材を用いて５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％程度少なくし、４層目以降の溶接層のＣｒ量を０．５〜３％（好ましくは１〜２．５％）とするものである。
【０１０４】
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ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のＢ量の増加によってきわめて困難になるが、ジャーナル部のＢ量を低くすることにより胴部をより高強度とするためにＢ量を０．００５〜０．０２％含有させることができる。
【０１０５】
本発明法によって得られる肉盛溶接層は５層〜１０層とするのが好ましい。前述の如く、初層溶接層としてＣｒ量の急激な低下は高い引張残留応力の発生、或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接材としてのＣｒ量を大幅に減らすことができないので、溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げるが、更に表面層として所望のＣｒ量をその所望の厚さとを確保することから５層以上とする。尚、１０層以上溶接してもそれ以上の効果は得られない。蒸気タービンロータシャフトの如く大型構造材としては、肉盛溶接層として母材からの組成の影響を受けず、かつ所望の組成と所望の厚さとし、母材の影響のない厚さとして３層及びその上に所望の特性のものを所望の厚さとし、その厚さとして２層以上、一例として最終仕上げで約１８ｍｍの厚さとする。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、Ｃ０．０１〜０．１％，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。
【０１０６】
また、肉盛溶接層は初層より２層目〜４層目のいずれかまでを順次Ｃｒ量を低下させるもので、肉盛溶接にあたって層毎に徐々にＣｒ含有量を低めた溶接棒を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大幅な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、溶接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形成することができる。これにより、本発明は母材と初層部付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しかも最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成することができる。
【０１０７】
初層溶接に適用する溶接材としてはそのクロム含有量を母材のクロム量より２〜６重量％程度少なくする。溶接材のＣｒ量を母材より低い値として２％以下では肉盛溶接層のＣｒ量を十分に下げることができず、効果が小さい。逆に、６％以上では母材と肉盛溶接層との急激なＣｒ量の低下につながり、このＣｒ量の差が熱膨張係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或いは溶接割れ発生の原因となる。尚、高Ｃｒほど熱膨張係数が小さいので、低Ｃｒとなる肉盛溶接層は母材より熱膨張係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成される。そのためより低Ｃｒ鋼での溶接は高い残留応力のため硬さが高く、また溶接割れ発生の原因となるので、溶接材のＣｒ量は母材のそれより少ない値として６％以下とする必要がある。このような溶接材を使用することにより初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、母材よりも約１〜３％低くなる程度にとどまり、良好な溶接が得られる。
【０１０８】
本発明法において、４層以降を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて形成する。肉盛溶接において、３層目までは母材の組成の影響を受けるが、４層目以降の肉盛溶接層の組成は用いられる溶接材の組成によってのみ形成されるので、蒸気タービンロータシャフトのジャーナル部として必要な特性を満たすものを形成させることができる。従って、前述のように蒸気タービンロータシャフトとしての大型構造物として必要な肉盛溶接層は約１８ｍｍであるので、最終層として必要な合金組成とその組成での必要な十分な厚さを確保するために４層目以降を同じＣｒ量の溶接材によって２層以上溶接することになり前述のジャーナル部として要求される特性を満足するものを十分な厚さをもって形成させることができる。
【０１０９】
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。
【０１１０】
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、Ｃ０．０１〜０．１％，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。
【０１１１】
（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。
【０１１２】
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。
【０１１３】
本発明の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。
【０１１４】
本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼においては、６２１℃以上の蒸気中で使用されるので、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℃，１０５ｈ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。
【０１１５】
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％を越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、０．０６〜０．１６％に限定される。特に０．０９ 〜０．１４ ％が好ましい。
【０１１６】
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％を越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。
【０１１７】
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％を越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。
【０１１８】
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。
【０１１９】
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 ％を越えると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。
【０１２０】
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。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％を越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。
【０１２１】
Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果がある。１２％を越えると有害な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。
【０１２２】
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％を越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％、６６０℃では３．１〜３．５％が好ましい。
【０１２３】
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。
【０１２４】
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％を越える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。
【０１２５】
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、Ｎｂの添加を省略することができる。
【０１２６】
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。
【０１２７】
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％を越えると、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０．００２８％、更に０．０００５〜０．００２５ ％が好ましく、特に０．００１〜０．００２％が好ましい。
【０１２８】
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。そのため、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％、６５０℃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。
【０１２９】
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。
【０１３０】
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℃，１０５ ｈ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。
【０１３１】
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。
【０１３２】
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。
【０１３３】
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。
【０１３４】
（６）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０．２〜０．３％，Ｓｉ０．１％以下，Ｍｎ０．２％以下，Ｎｉ３．２〜４．０％，Ｃｒ１．２５〜２．２５％，Ｍｏ０．１〜０．６％，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。
【０１３５】
（７）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。
【０１３６】
（８）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％，Ｓｉ ０．３〜０．７％，Ｍｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【０１３７】
（９）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％，Ｍｏ０．３〜１．０％，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。
【０１３８】
（１０）低圧タービンの最終段動翼として１２％Ｃｒ系鋼のほかＴｉ合金が用いられ、特に４０インチを越える長さに対してはＡｌ５〜８％及びＶ３〜６％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。
【０１３９】
（１１）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％，Ｎｉ０．１〜０．５％，Ｃｒ１〜２．５％，Ｍｏ０．５〜１．５％，Ｖ０．１〜０．３５％を含み、好ましくはＡｌ０．０２５％以下，Ｂ０．０００５〜０．００４％及びＴｉ０．０５〜０．２ ％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％，Ｃｒ１．０〜１．５％，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。
【０１４０】
（１２）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％，Ｔｉ１〜３％，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基合金を用いることができる。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。
【０１４１】
【発明の実施の形態】
（実施例１）
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１に示す。
【０１４２】
【表１】
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１６ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍとなる。
【０１４４】
表２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、ＨＰ−ＩＰにて３６００ｒｐｍ／ｍｉｎ及びＬＰ２台で１８００ ｒｐｍ／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６２５℃，２５０ｋｇ／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、１７０〜１８０ｋｇ／ｃｍ２の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で入り、１００℃以下，７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１４５】
【表２】
図１は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５．２５ 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６２０ｍｍであり、直径に対する長さの比は約８．５ である。
【０１４７】
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０．６４ 倍の大きさである。
【０１４８】
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。
【０１４９】
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６５〜２１０ｍｍ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。
【０１５０】
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、３６００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５．５ ｍであり、初段翼長さ約９２ｍｍ，最終段翼長さ約２３５ｍｍである。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８．７ 倍である。
【０１５１】
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。
【０１５２】
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０．７ 倍と小さくなる。
【０１５３】
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９０〜３５０ｍｍ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。
【０１５４】
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０．５〜０．７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。
【０１５５】
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３のＮｏ．７の１２％Ｃｒ系鋼が使用され、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４４は複流型である。ロータシャフト４３はＮｉ３．７５％，Ｃｒ１．７５％，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系鋼が用いられる。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７５００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１２８０ｍｍ，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。
【０１５６】
図３は１０９２ｍｍ（４３″）長翼の斜視図である。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え込み部、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（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合）である。本実施例における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。
【０１５７】
表３は蒸気タービン用長翼材に係る１２％Ｃｒ系鋼の化学組成（重量％）を示すものである。各試料はそれぞれ１５０ｋｇ真空アーク後エレクトロスラグ溶解し、１１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。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。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、５７０℃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５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼戻し）。
【０１５８】
表３において、Ｎｏ．３，４及び５は本発明材、Ｎｏ．６は比較材及びＮｏ．１及び２は、現用の２６″長翼材である。
【０１５９】
表４はこれら試料の室温の機械的性質を示す。本発明材（Ｎｏ．３〜５）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以上又は１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ２以上）及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値２．５ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２以上）を十分満足することが確認された。
【０１６０】
これに対し、比較材のＮｏ．１及び６は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値とで示される値が低い。比較材試番２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎｏ．５は、衝撃値が３．８ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２と若干低く、４３″以上に対しては４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２以上の要求に若干不足である。
【０１６１】
【表３】
【表４】
本実施例においてはＮｉとＭｏ量とは同等の含有量で含有させることによって低温における強度と靭性とをともに高めるものであり、両者の含有量の差が大きくなるに従って強度が低下する傾向を示す。Ｎｉ量がＭｏ量より０．６ ％以上少なくなると急激に強度が低下し、逆に１．０ ％以上多くなることによっても急激に強度が低下する。従って、（Ｎｉ−Ｍｏ）量が−０．６〜１．０％が高い強度を示す。また、（Ｎｉ−Ｍｏ）量は−０．５％付近で衝撃値が低下するがその前後では高い値を示す。
【０１６４】
焼入れ温度は９７５〜１１２５℃，１次焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５６０〜５９０℃である。長翼材として要求される特性（引張強さ≧１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ２，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値≧４ｋｇｆ−ｍ／ ｃｍ２）を、満足することが確認された。
【０１６５】
本実施例における１２％Ｃｒ系鋼は前述の如く引張強さ１２０ｋｇｆ／ｍｍ２ 以上及び衝撃値４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ２以上を有するものが好ましいが、衝撃値（ｙ）が 〔−０．４５×（引張強さ）＋６１．５〕によって求められる値以上とするものが特に好ましいものである。
【０１６６】
本発明に係る１２％Ｃｒ系鋼は特に、Ｃ＋Ｎｂ量が０．１８〜０．３５％で、 （Ｎｂ／Ｃ）比が０．４５〜１．００，（Ｎｂ／Ｎ）比が０．８〜３．０が好ましい。
【０１６７】
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２．５ 倍と大きくなっている。
【０１６８】
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側に対して約１．９ 倍大きくなっている。
【０１６９】
本実施例における動翼は８段であり、その翼部長さは初段の３″から５″， ７″，１０″，１３″，１８″，２７″及び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９０〜１２７０ｍｍ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１．３〜１．６倍の割合で長くなっている。
【０１７０】
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。
【０１７１】
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小さくなっている。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。
【０１７２】
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。
【０１７３】
図４は石炭燃焼高温高圧蒸気タービンプラントの代表的なプラント構成図を示すものである。
【０１７４】
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 ５１，高圧タービン５２，中圧タービン５３，低圧タービン５４，低圧タービン５５，復水器５６，復水ポンプ５７，低圧給水加熱器系統５８，脱気器５９，昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１，高圧給水加熱器系統６３などより構成されている。すなわち、ボイラ５１で発生した超高温高圧蒸気は高圧タービン５２に入り動力を発生させたのち再びボイラ５１にて再熱されて中圧タービン５３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５４，５５に入り動力を発生させた後、復水器５６にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプ５７にて低圧給水加熱器系統５８，脱気器５９へ送られる。この脱気器５９にて脱気された給水は昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１にて高圧給水加熱器６３へ送られ昇温された後、ボイラ５１へ戻る。
【０１７５】
ここで、ボイラ５１において給水は節炭器６４，蒸発器６５，過熱器６６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６４を出た後、空気加熱器６７に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ６１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。
【０１７６】
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５１内の節炭器６４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。
【０１７７】
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％，Ｍｏ０．２５〜０．６０％，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０．０２５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２．０以下とするものが好ましい。
【０１７８】
図５は高圧及び図６は中圧タービンロータシャフトの正面図である。図５の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８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。
【０１７９】
表５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。
【０１８０】
高圧部及び中圧部のロータは、表５に記載の胴部及び軸受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５及び図６に示す形状に切削加工によって得たものである。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５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６に示す中圧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。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。
【０１８１】
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５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。
【０１８２】
【表５】
表６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。
【０１８４】
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（６２５℃，１０５ｈ強度≧１３ｋｇｆ／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℃，１０５ｈ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。
【０１８５】
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。
【０１８６】
【表６】
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。
【０１８８】
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７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。
【０１８９】
溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４Ｖ，速度２６ｃｍ／ｍｉｎ である。
【０１９０】
【表７】
肉盛溶接を上述の供試母材表面に表８に示すごとく、Ｎｏ．１及びＮｏ．２の２種について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。
【０１９２】
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。
【０１９３】
【表８】
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、いずれも溶接部に割れは認められなかった。いずれも６層目以降が各々の表に示す組成を有するものである。
【０１９５】
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。
【０１９６】
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においても同様に構成できるものである。
【０１９７】
（実施例２）
表９は蒸気温度６２１℃，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台で３０００ｒｐｍ／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℃，２５０ｋｇ／ｃｍ２ の圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６００℃に再熱器によって加熱され、１７０〜１８０ｋｇ／ｃｍ２ の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で入り、１００℃以下，７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１９８】
【表９】
図７は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図及び図８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１３０ｍｍである。軸受４３間の長さは約５．７ｍ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７．７ である。高中圧一体ロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、欠陥の有無が検査される。
【０２００】
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。
【０２０１】
高圧側においてはブレード及びノズルを後述する表５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３５〜５０ｍｍ、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。
【０２０２】
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。
【０２０３】
高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。
【０２０４】
中圧側においてはブレード及びノズルを後述する表５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。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９は低圧タービンの断面図及び図１０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、表３に示す１２％Ｃｒ系鋼又はＴｉ基合金が使用され、図３に示すいずれもダブルティノン，鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス４４は複流型である。Ｔｉ基合金は時効硬化処理が施され、重量で Ａｌ６％，Ｖ４％を含むものである。ロータシャフト４３はＮｉ３．７５ ％， Ｃｒ１．７５％，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系鋼が用いられる。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６０００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約８９０ｍｍ、動翼植込み部での直径は各段同じで１８２０ｍｍ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６．７ である。
【０２０５】
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３．８〜４．８倍と大きくなっている。２，３段は初段の１．０５〜１．４０倍、４，５段が２，３段の１．０５〜１．３５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。
【０２０６】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の５″から７″，９″，１６″，２６″及び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８０〜１２７０ｍｍの範囲内で、最大で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１．３〜１．９倍の範囲内で長くなっている。
【０２０７】
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を除き０．３０〜１．５であり、初段から最終段になるに従って徐々に小さくなっており、後段の比率はその手前のものより０．１５〜０．４０の範囲内で小さくなっている。最終段は ０．５５〜０．６５の比率である。
【０２０８】
本実施例における最終段動翼は実施例１と同じである。
【０２０９】
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４５０℃及び出口温度が約６０℃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。
【０２１０】
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。
【０２１１】
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。
【０２１２】
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。
【０２１３】
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、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％，Ｍｏ０．２５〜０．６０％，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０．０２５ ％以下，Ｎｉ／ Ｃｒ比を２．０ 以下とするものが好ましい。
【０２１４】
前述の表５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５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。
【０２１５】
高中圧蒸気タービン用ロータシャフト胴部は、表１０に示す１２％Ｃｒ系耐熱鋼が用いられ、本実施例においてはＮｏ．２に記載の耐熱鋳鋼を用いて、実施例１と同様に胴部及び軸受部の電極の製造及び電極からのロータシャフトに相当する鋼塊を製造するとともに、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８に示す形状に切削加工によって得たものである。図に示す点線部で胴部と軸受部とを別々の材料で製造した。更に、軸受ジャーナル部４５への肉盛溶接も同様に行った。
【０２１６】
（実施例３）
表１０に示す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、６２５℃，３０ｋｇｆ／ｍｍ２ でクリープ破断試験を実施した。結果を表７に合わせて示す。
【０２１７】
表１０のＮｏ．１〜Ｎｏ．６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０．００１〜０．０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６０℃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。
【０２１８】
Ｎは本実施例における６００℃を越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。
【０２１９】
表１０に示すように、ロータ材は本実施例のＮｏ．２の合金に相当し、高い強度が得られる。Ｍｎ量を０．０９ ％と低くすると同じＣｏ量で比較して高い強度を示すことから、より強化のためにはＭｎ量を０．０３〜０．２０％とするのが好ましい。
【０２２０】
【表１０】
（実施例４）
表１１は本発明の高圧，中圧及び高中圧タービン用内部ケーシング材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は大型ケーシングの厚肉部を想定して、高周波誘導溶解炉を用い２００ｋｇ溶解し、最大厚さ２００ｍｍ，幅３８０ｍｍ，高さ４４０ｍｍの砂型に鋳込み，鋳塊を作製した。試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処理後、大型蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して焼準（１０５０℃×８ｈ→空冷），焼戻し（７１０℃×７ｈ→空冷，７１０℃×７ｈ→空冷の２回）の熱処理を行った。
【０２２２】
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１５０℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。
【０２２３】
【表１１】
表１２は室温の引張特性、２０℃におけるＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、６５０℃，１０５ ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【０２２５】
適量のＢ，Ｍｏ及びＷを添加した本発明材のクリープ破断強度及び衝撃吸収エネルギーは、高温高圧タービンケーシングに要求される特性（６２５℃，１０５ｈ強度≧８ｋｇｆ／ｍｍ２，２０℃衝撃吸収エネルギー≧１ｋｇｆ−ｍ）を十分満足する。特に、９ｋｇｆ／ｍｍ２ 以上の高い値を示している。また、本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が良好である。Ｂ量と溶接割れの関係を調べた結果、Ｂ量が０．００３５ ％を越えると、溶接割れが発生した。Ｎｏ．１のものは若干割れの心配があった。機械的性質に及ぼすＭｏの影響を見ると、Ｍｏ量を１．１８ ％と多いものは、クリープ破断強度は高いものの、衝撃値が低く、要求される靭性を満足できなかった。一方、Ｍｏ０．１１ ％のものは、靭性は高いものの、クリープ破断強度が低く、要求される強度を満足できなかった。
【０２２６】
機械的性質に及ぼすＷの影響を調べた結果、Ｗ量を１．１ ％以上にするとクリープ破断強度が顕著に高くなるが、逆にＷ量を２％以上にすると室温衝撃吸収エネルギーが低くなる。特に、Ｎｉ／Ｗ比を０．２５〜０．７５に調整することにより、温度６２１℃，圧力２５０ｋｇｆ／ｃｍ２ 以上の高温高圧タービンの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。特に、Ｗ量１．２ 〜２％，Ｎｉ／Ｗ比を０．２５〜０．７５ に調整することにより、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２ｋｇｆ−ｍ以上の優れた耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
【０２２７】
【表１２】
Ｗ量は１．０％以上とすることによって顕著に強化されるとともに、特に１．５％以上では８．０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の値が得られる。本発明のＮｏ．７は６４０℃以下で十分要求の強度を満足するものであった。
【０２２９】
本発明の耐熱鋳鋼を目標組成とする合金原料を電気炉で１トン溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み実施例３に記載の高中圧部の内部ケーシングを得た。このケーシングを１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍熱処理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理，７３０℃×８ｈ炉冷の２回焼戻しを行った。全焼戻しマルテンサイト組織を有するこの試作ケーシングを切断調査した結果、２５０気圧，６２５℃高温高圧タービンケーシングに要求される特性（６２５℃，１０５ｈ強度≧９ ｋｇｆ／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できた。
【０２３０】
（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又は３とほぼ同じ設計で得られるものである。ここで実施例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７に示す材料のうちＢ量を０．０１〜０．０３％及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部ケーシング材としては実施例１の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１の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
【０２３１】
更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施例２又は３の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃となるが、そのロータシャフト自身は実施例１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。
【０２３２】
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。
【０２３３】
【発明の効果】
発明によれば、より高合金化されたマルテンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性を有するジャーナル部を有する蒸気タービン用ロータシャフトが得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面図。
【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】本発明に係る石炭燃焼発電プラントの構成図。
【図５】本発明に係る高圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図６】本発明に係る中圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図７】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図８】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。
【図９】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図１０】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。
【符号の説明】
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、１１…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、１５…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、４３…軸受、５１…ボイラ、５２…高圧タービン、５３…中圧タービン、５４，５５…低圧タービン、５６…復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給水加熱器系統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１…給水ポンプ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭器、６５…蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、６８…発電機。
Claims (5)
- ロータジャーナル部及びロータ胴部が一体に構成されたマルテンサイト鋼からなる蒸気タービン用ロータシャフトであって、
前記ロータジャーナル部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％,Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１３％，Ｎｉ０.２〜２％,Ｖ０.０５〜０ . ３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０ . ０５％，Ｍｏ１％以下，Ｗ３％以下，Ｂ無添加又は０.００３０％以下及びＣｏ５％以下を含み、前記ロータ胴部のマルテンサイト鋼より溶接性が高い合金組成を有するマルテンサイト鋼からなり、
ロータ胴部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０ . １５％以下,Ｍｎ０ . ０３〜１ . ５％，Ｃｒ９〜１３％，Ｎｉ０ . ０５〜１ . ０％,Ｖ０.０５〜０.３％,Ｎｂ０.０１〜０.２０％,Ｎ０.００５〜０ . ０５％，Ｍｏ０ . ０５〜０ . ５％，Ｗ１ . ０〜３ . ５％，Ｂ０ . ００１〜０.０３％ 及びＣｏ１０％以下を含み、前記ロータジャーナル部のマルテンサイト鋼より高温強度が高い合金組成を有するマルテンサイト鋼からなる
ことを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフト。 - 請求項１に記載のロータシャフトにおいて、前記ジャーナル部表面に軸受特性良好な低合金鋼が肉盛溶接されていることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフト。
- 請求項１に記載のロータシャフトの製造法において、溶接性良好な前記マルテンサイト鋼及び高温強度の高い前記マルテンサイト鋼の２種以上の消耗電極を準備し、前記電極をエレクトロスラグ再溶解によって前記ジャーナル部と胴部とを一体に製造することを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。
- 請求項３に記載の製造法において、両端部のジャーナル部と、中央部の前記胴部とに相当する消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。
- 請求項３に記載のロータシャフトの製造法において、先ず前記溶接性良好なマルテンサイト鋼の消耗電極を溶解し、次いで前記高温強度の高いマルテンサイト鋼の消耗電極を溶解し、更に前記溶接性良性なマルテンサイト鋼の消耗電極を溶解し一体に製造することを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。
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