JP3661456B2 - 低圧蒸気タービンの最終段動翼 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、低圧蒸気タービンの最終段動翼に関する。
【０００２】
【従来の技術】
現在、蒸気タービン用動翼には１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エネルギーの観点からガス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。
【０００３】
熱効率の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、引張強さが要求される。
【０００４】
また、破壊に対する安全性確保の観点から、高強度で高靭性が要求される。
【０００５】
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。
【０００６】
また、低圧蒸気タービン用最終段動翼材とそれを用いた低圧蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラントはＷＯ９７／３０２７２号公報に開示されている。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、前述の公報には低圧蒸気タービンの最終段動翼として、回転数3000
rpmに対し翼部長さ１０９２ mm （４３インチ），３６００rpmに対し９０９ mm （３５.８インチ）翼について示されているが、それ以上の翼部長さに対しては具体的に開示されていない。
【０００８】
本発明の目的は、翼部長さとして３０００rpm に対して１１６８ mm （４６インチ）以上又は３６００rpm に対して９０９ mm （３８インチ）以上を達成することができるマルテンサイト鋼からなる低圧蒸気タービン最終段動翼を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
本発明は、翼部長さが３０００ rpm に対し１１４３ mm 以上又は３６００ rpm に対し９５２ mm 以上である低圧蒸気タービン最終段動翼であって、重量でＣ０ . １９〜０ . ２５％ ，Ｓｉ０ . ２５％以下，Ｍｎ０ . ９０％以下，Ｃｒ８ . ０〜１３ . ０％，Ｎｉ２〜３ . ５％，Ｍｏ１ . ５〜３ . ５％，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 . ０４〜０ . １５％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よりなることを特徴とする。
本発明の一例による低圧蒸気タービン最終段動翼は、翼部の幅方向の傾きが植え込み部近傍では回転軸の軸方向に対してほぼ平行であり、翼部先端では前記軸方向に対して６５〜８５度、好ましくは７０〜８０度傾いている。
【００１０】
本発明において、前記マルテンサイト鋼は２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が以下の式によって求められる値以上であることが望ましい。
【００１１】
ｙ＝−０ . ２９ｘ＋４５
（ここで、ｙは２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値 (kg −ｍ／ cm 2 ）、ｘは室温の引張強さ（ kg ／ mm 2 ））
本発明は、植込み部が１１４３ mm(４５インチ)以上に対し９本以上及び９５２ mm(３７.５インチ）以上に対し７本以上であるフォーク型又は４段以上の突起を有する逆クリスマスツリー型の低圧蒸気タービン最終段翼に使用することができる。
【００１２】
本発明は、翼部先端の幅に対する植込み部幅が２.１〜２.５倍である低圧蒸気タービン最終段動翼に使用することができる。
【００１３】
本発明は、翼部先端部のリーデング側にエロージョン防止シールド部が設けられ、植込み部がフォーク型で、ロータシャフトへの固定用ピン挿入孔が複数段に設けられ、該挿入孔の直径は前記翼部側がその反対側より大きい低圧蒸気タービン最終段動翼に使用することができる。
【００１４】
本発明は、高圧タービン，中圧タービン及び２台の低圧タービンをタンデムに結合し、前記高圧タービン及び中圧タービンへの蒸気入口温度が５９３℃以上及び回転数が３０００又は３６００rpm である蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンのいずれも最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し３５２０mm以上好ましくは３６００〜3750mm又は前記３６００rpm に対し２９３０mm以上好ましくは３０００〜３１３０mmであることを特徴とし、前述の蒸気タービン翼を最終段動翼に用いるのが好ましい。
【００１５】
本発明は、高圧タービンと低圧タービンと発電機及び中圧タービンと低圧タービンと発電機をタンデムに結合し、前記高圧タービン及び中圧タービンへの蒸気入口温度が５９３℃以上及び回転数が３０００又は３６００rpm である蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンのいずれも最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２８００mm以上好ましくは３０００〜３０４０mm又は前記３６００rpm に対し２３３０mm以上好ましくは２４００〜２５３０mmであることを特徴とし、最終段動翼に前述の蒸気タービン翼を用いるのが好ましい。
【００１６】
本発明は、高圧部・中圧部一体型タービン及び１台又は２台の低圧タービンをタンデムに結合し、前記高圧部及び中圧部への蒸気入口温度が５９３℃以上及び回転数が３０００rpm又は３６００rpmである蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンのいずれも最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２５４０mm以上好ましくは２６１０〜2770mm又は前記３６００rpm に対し２１２０mm以上好ましくは２１７０〜２３１０mmであることを特徴とし、最終段動翼として前述の蒸気タービン翼を用いるのが好ましい。
【００１７】
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ケーシングを有し、回転数が３０００rpm 又は３６００rpm である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、最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が
１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し３５２０mm以上又は前記３６００rpm に対し２９３０mm以上であること、最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が
１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２８００mm以上又は前記３６００rpm に対し２３３０mm以上であること、又は最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２５４０mm以上又は前記３６００rpm に対し２１２０mm以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンにある。
【００１８】
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ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼の最終段が前述の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。
【００２０】
本発明は、高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２６〜
３０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高圧タービンの軸受間距離の比が３.５〜６.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記中圧タービンの軸受間距離の比が４.０〜６.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１５.５〜１７.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２１】
本発明は、蒸気タービン発電プラントにおいて、該発電プラントの定格出力
（ＭＷ）に対する前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離(mm)の比が２８.０〜３２.０であること、高圧タービンが、該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービンの軸受間距離（mm）の比が３.５〜６.５であること、中圧タービンが該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記中圧タービンの軸受間距離（mm）の比が４.０〜７.０であること、低圧タービンが該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離（mm）の比が１６.０〜１９.０であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２２】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２４〜２８であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離の比が５.５〜７.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の比が１５.０〜１７.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２３】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１１.５〜１５.５であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離の比が４.５〜６.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記１台の低圧タービンの軸受間距離の比が４.５〜６.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２４】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm)の比が３５.０〜３９.５であること、前記発電プラントの定格出力(ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離(mm)の比が８.０〜１１.０であること、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が２１.０〜２５.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２５】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２２.０〜２６.５であること、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離
（mm）の比が８.０〜１１.０であること、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記１台の低圧タービンの軸受間距離（mm）の比が８.５〜１１.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２６】
上述の要件は以下の発明に適用できるものである。
【００２７】
本発明は、前述の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５９３〜660℃（好ましくは６１０〜６２０℃，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３５０〜４００℃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の全部が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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２段、又は３段までをＮｉ基合金によって構成されることが好ましい。
【００２８】
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５９３〜６６０℃及び圧力が250 kgｆ／cm2以上(好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm2)又は１７０〜２００kgｆ／cm2 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１７kgｆ／mm2 以上）であるＣｒ８.５〜１３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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２段又は３段までをＮｉ基合金からなり、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／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高圧蒸気タービン，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とするのが好ましい。
【００２９】
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一方の初段が重量で、Ｃ0.05〜０.２０％，Ｓｉ０.６％以下、好ましくは０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは０.０５〜１.５％，Ｃｒ８.５〜１３％、好ましくは９.５〜１３％,Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.５％、好ましくは０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％、好ましくは０.０１〜０.０６％，Ｍｏ１.５％以下、好ましくは０.０５〜１.５％，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜４.０％，Ｃｏ１０％以下、好ましくは
０.５〜１０％，Ｂ０.０３％以下、好ましくは０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、５９３〜６６０℃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％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜
０.２０％ ，Ａｌ０.１％以下，Ｍｏ１.５％以下，Ｎ０.０２５〜０.１％を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、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％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.１５％，
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。
【００３０】
本発明に係る高圧蒸気タービンは、前記動翼が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５１００〜６５００mm）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。
【００３１】
本発明に係る中圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各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。
【００３２】
本発明に係る低圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各５段以上、好ましくは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６６００〜７５００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が
７５０〜１３００mm（好ましくは７６０〜９００mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５〜１０、好ましくは７〜１０（より好ましくは８.０〜９.０）である前述の
Ｎｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなるものが好ましい。
【００３３】
さらに、本発明は、前述の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593〜６６０℃、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するのが好しい。
【００３４】
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前述の構成からなり、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ものが好ましい。
【００３５】
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は３５０〜４００℃（好ましくは３６０〜３８０℃）が好ましい。
【００３６】
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、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、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のいずれか又は組合せが好ましい。
【００３７】
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こと、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。
【００３８】
本発明に係る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８〜１０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８０〜１３００mm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こと、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。
【００３９】
前述の高圧蒸気タービンにおいて、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。
【００４０】
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。
【００４１】
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段以上と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。
【００４２】
本発明に係る高圧，中圧及び高中圧タービン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、Ｃｒ当量を４〜８に成分調整することが好ましい。
【００４３】
本発明に係る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Ｃｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からなることが好ましい。
【００４４】
本発明に係る低圧タービン用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であること、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。
【００４５】
本発明に係る高中圧一体型蒸気タービンは高圧側の前記動翼が６段以上、好ましくは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２５mmから
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０.３５〜０.８０、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こと、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。本発明に係る高圧，中圧，高中圧タービン用内部ケーシング材は９５％以上の焼戻しマルテンサイト組織（δフェライト５％以下）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に成分調整した８〜１２％Ｃｒ鋳鋼において、特に、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。
【００４６】
（１）低圧蒸気タービン用長翼材の成分について
本発明に係る低圧タービン用最終段動翼の組成は、重量比で、Ｃ０ . １９ 〜
０.２５％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｍｏ１.５〜３.５％，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Ｎ０.０４〜０.１５％を含有するマルテンサイト鋼からなる。
【００４７】
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、全焼戻しマルテンサイト組織でなければならない。
【００４８】
本発明鋼は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ことが必要である。
【００４９】
本発明の長翼材の室温の引張強さは、好ましくは１３８.５kgｆ／mm2以上である。
【００５０】
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℃（好ましくは１０００〜１０５５℃）で好ましくは０.５〜３ 時間加熱保持後室温まで急冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次に、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に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のが好ましい。２次焼戻し温度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高くするのが好ましい。
【００５３】
また本発明の低圧蒸気タービン最終段動翼材は、高い強度と低温靭性並びに疲労強度を得るために、前述の式によって計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。Ｃは高い引張強さを得るために必要であるが、あまり多くすると靭性を低下させるので、０ . １９〜０ . ２５％にする。特に０ . １９〜
０ . ２３％が好ましい。
【００５４】
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％ 以下が好ましい。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。
【００５５】
少量のＭｎ添加は靭性を向上するが多量の添加は靭性を低下させるので、0.9％以下が好ましい。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。
【００５６】
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％が好ましい。特に強度の点から１０.５〜１２.５％が、より１１〜
１２％好ましい。
【００５７】
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１.５〜３.５％が好ましい。特に、１.８〜２.７％、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り、より高強度化のために上限で同等の含有量まで含有させることができる。
【００５８】
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％以下がδフェライト生成の抑制から好ましい。特にＶは０.１５〜
０.３０％、より０.２５〜０.３０％、Ｎｂは０.１０〜０.２０％、より０.１２〜０.１８％ が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加においても合計量で同様の含有量とすることができる。
【００５９】
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％以下では不十分で、３.５％ を越える添加で効果が飽和する。特に、２.６〜３.２％が好ましい。
【００６０】
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０.０４％ 未満ではその効果が十分でなく、０.１５％ を越えると靭性を低下させる。特に、０.０６〜０.１０％の範囲で優れた特性が得られる。
【００６１】
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Ｓｉ０.２５％ 以下、好ましくは０.１％ 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，Ｓｎ
０.０１％以下、及びＡｓ０.０２％以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％ 以下，Ｓｎ０.００５％及びＡｓ０.０１％以下が望ましい。
【００６２】
さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０.１１ 以下にすること、又Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ｔａ等のＭＣ炭化物形成元素を１種又は２種，３種，４種の各々の組合せで合計で０.５％ 以下含むものが好ましい。
【００６３】
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・冷却し（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。第２次焼戻しは第１次焼戻し温度より高い温度とするものである。
【００６４】
最終段動翼の先端リーデングエッヂ部にはＣｏ基合金からなるエロージョン防止層が設けられているのが好ましい。Ｃｏ基合金は重量でＣｒ２５〜３０％，Ｗ１.５〜７.０％，Ｃ０.５〜１.５％を有する板材を溶接によって設けるのが好ましい。
【００６６】
（２）本発明における６２０〜６６０℃蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータシャフト，動翼，静翼，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マルテンサイト系耐熱鋼の組成について説明する。特に、ロータシャフトに好適である。
【００６７】
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、０.２５％ 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％が好ましい。望ましくは０.０８〜０.２０％であり、特に０.０９〜０.１５％が好ましい。
【００６８】
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６２０℃以上で高強度が得られる。また、Ｍｎ量の多い方は６２０℃未満の加工性がよい方が選ばれる。
【００６９】
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０.２５％以下、好ましくは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。
【００７０】
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。
【００７１】
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、８〜１３％が好ましい。特に１０〜１２％、より１０.８〜１１.８％が好ましい。
【００７２】
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、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％以下が好ましい。特に６２０℃以上に対しては０.０５〜1.0％、より０.１〜０.５％が好ましい。更に、６２０℃未満に対しては０.７５〜１.５％が好ましい。
【００７３】
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２.４〜３.０％が好ましく、より２.５〜２.７％が好ましい。蒸気入口温度が６２０℃未満に対してはＷ０.１〜０.６５％、好ましくは０.２〜０.４５％である。
【００７４】
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０.１０〜０.３０％が好ましく、より０.１５〜0.25％が好ましい。
【００７５】
Ｎｂ及びＴａは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又は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０.２０％ 以下が好ましい。また０.０１％ 未満のＮｂ又はＴａでは効果が不十分である。特に単独又は複合で０.０２〜０.１５％が、より０.０４〜０.１０％が好ましい。
【００７６】
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は０.５％ 以上が好ましいが、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、１０％以下が好ましい。望ましくは５９３℃未満では無添加、６００〜６１０℃未満では０.５〜２％ 未満、
６１０〜６２０℃に対しては２〜３％、６２０℃を越え６３０℃に対しては3.5〜４.５％ 、６３０℃を越え６４０℃に対しては５〜６％、６４０℃を越え650℃に対しては６.５〜７.５％、６５０℃を越え６６０℃に対しては８〜１０％が望ましい。
【００７７】
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０.０１％以下又は０.１％ を越えてもその効果が十分でなく、特に、６２０℃以上に対しては０.０６％ 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ので、０.０６％以下が好ましい。特に０.０１〜０.０３％が、より0.015〜０.０２５％ が好ましい。更に、６２０℃未満に対しては０.０４〜０.０８％が好ましい。
【００７８】
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、０.０００５％ 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、0.0005〜０.０３％が好ましい。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜0.02％が好ましい。
【００７９】
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。
【００８０】
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初段は６１０〜
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％，Ｎｂ及びＴａを単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｍｏ０.０５〜１.０％,Ｗ２.０〜３.５％，Ｃｏ１.０〜４.５％，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５〜９％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、Ｃ０.０９〜０.２０％，Ｍｎ０.１〜０.７％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.１０〜０.３０％，Ｎｂ及びＴａの単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０２〜０.０５％，Ｍｏ０.０５〜0.5％，Ｗ２〜３.５％を含有し、５９３〜６２０℃に対してはＣｏ１.０〜２.０％,６２０〜６３０℃に対してはＣｏ３.５〜４.５％，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。
【００８１】
Ａｌを脱酸剤として含むことができ、０.０２％ 以下が好ましい。
【００８２】
本発明のマルテンサイト鋼よりなる動翼は高圧，中圧，高中圧タービンの好ましくは初段，２段又は３段まで用いることができる。また、静翼は強度があまり要求されないが、２段まで用いることができる。本発明の動翼の３段目までをマルテンサイト鋼が用いられるが、これに代えて同様に後述のＮｉ基合金を用いることができる。
【００８３】
本発明の蒸気タービンの高圧，中圧，高中圧ロータ材，動翼，静翼，内部ケーシング等は、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４〜10.5、好ましくは１０以下が好ましい。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以上が好ましい。特に、Ｃｒ当量は５〜９.５ より
６.５〜８が好ましい。
【００８４】
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℃以下の温度で行われる。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。
【００８５】
本発明における動翼，静翼，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。
【００８６】
本発明に係る高圧，中圧又は高中圧一体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胴部より溶接性良好な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するものが好ましい。特に、超々臨界圧タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部及び低温部が前述の組成において、Ｂを無添加又は０.００３％ 以下が好ましく、特に重量比でＣ０.０５〜０.２０％ 、好ましくは０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.６％以下、好ましくは０.５％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ０.２〜２.０％、好ましくは０.２〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａを単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０５％，Ｍｏ１.５％ 以下，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜３.０％，Ｂ無添加又は０.００３％ 以下及びＣｏ１０％以下、好ましくは５％以下を含むマルテンサイト鋼が好ましく、胴部が重量比でＣ０.０５〜０.２０％、好ましくは０.０６〜０.１４％，Ｓｉ0.6％以下、好ましくは０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは０.０３〜1.5％，Ｃｒ８〜１３％,Ｎｉ０.０５〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及び
Ｔａを単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.１％、好ましくは０.００５〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜１.５％，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜３.５％，Ｂ０.０００５〜０.０３％及びＣｏ１０％以下、好ましくは２〜１０％を含むマルテンサイト鋼が好ましく、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。
【００８７】
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。
【００８８】
また、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。
【００８９】
（３）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Ｃｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層を形成することが好ましく、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。
【００９０】
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。
【００９１】
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１８mm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、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。
【００９２】
（４）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が好ましい。
【００９３】
フェライト系耐熱鋳鋼内部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。そして、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、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。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９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ−ｍ以上、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。
【００９４】
具体的な組成は、重量で、Ｃ０.０６〜０.１６％（好ましくは０.０９〜0.14％），Ｎ０.０１〜０.１％（好ましくは０.０２〜０.０６％），Ｍｎ１％以下
（好ましくは０.４〜０.７％），Ｓｉ無添加又は０.５％以下（好ましくは０.１〜０.４％)，Ｖ０.０５〜０.３５％（好ましくは０.１５〜０.２５％），Ｎｂ
０.１５％ 以下（好ましくは０.０２〜０.1％），Ｎｉ０.２〜１％（好ましくは０.４〜０.８％），Ｃｒ８〜１２％（好ましくは８〜１０％、より好ましくは
８.５〜９.５％），Ｗ１〜３.５％，Ｍｏ１.５％以下（好ましくは０.４〜０.８％）及び残部Ｆｅからなるマルテンサイト鋼が好ましい。
【００９５】
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。
【００９６】
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。
【００９７】
本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材等も、δフェライトは５％以下とすることにより、疲労強度及び靭性の低下を防止でき、組織は均一な焼戻し全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４〜１０、好ましくは６〜９である。
【００９８】
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。
【００９９】
ケーシングは、６２０℃以上の高圧蒸気に対しては、内圧による高応力が作用する為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2以上の１０5ｈ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℃以下に対しては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。
【０１００】
欠陥の少なく、鋳塊重量５０トン前後と大型ケーシングを作製するには、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。
【０１０１】
また、前記のケーシングにおける鋳鋼を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が可能となり、また他は鍛鋼が好ましい。
【０１０２】
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。
【０１０３】
（５）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％,Ｓｉ0.15％以下，Ｍｎ０.２５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５％，Ｍｏ０.２５〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有し、Ｆｅ９２.５％ 以上の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、好ましくは０.０１５％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。本ロータシャフトは前述の特定の長さを有するマルテンサイト鋼を有する最終段動翼と密接な関係を有する。前述の１２９０００以上に対しては室温の引張強さが９２kg／mm2 以上、ＦＡＴＴが−５℃以下を有するもの、１３８０００以上に対しては９５kg／mm2 以上で同じくＦＡＴＴを有するもの、１４４０００以上に対しては同じく１０３kg／mm2 以上、同じくＦＡＴＴを有するものが好ましい。本発明に係るロータシャフトには中心孔を有するものに対しては最終段動翼としてフォーク型のもの、中心孔を設けないものに対しては逆クリスマスツリー型のものを設けるのが好ましい。
【０１０４】
（６）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。
【０１０５】
（７）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。
【０１０６】
（８）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％，Ｎ
０.０３〜０.０８％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼が好ましい。
【０１０７】
（９）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。
【０１０８】
（10）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、好ましくは高圧タービン及び高中圧タービンの高圧側は２段又は３段まで、中圧タービン及び高中圧タービンの中圧側は２段までを前述のマルテンサイト鋼に代えて重量で、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、時効処理される。
【０１０９】
溶体化処理は、１０５０〜１２００℃で３０分〜１０時間保持後水冷又は空冷等によって行うこと、水冷は合金を所定温度より水中に投入するか、又は板の場合には所定温度の合金面に水をスプレーすることにより行うことが好ましい。
【０１１０】
時効処理は前述の溶体化処理後、７００〜８７０℃で４〜２４時間加熱保持することにより行うのが好ましい。
【０１１１】
本発明におけるＮｉ基析出強化合金は室温での抗張力が９０kg／mm2 以上、好ましくは１００kg／mm2以上、７３２℃抗張力が８０kg／mm2以上、その伸び率が１０％以上が好ましい。
【０１１２】
【発明の実施の形態】
〔実施例１〕
表１は蒸気タービン用長翼材に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示し、残部はＦｅである。各試料はそれぞれ１５０kg真空アーク溶解し、１１５０℃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.１１は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れ、Ｎo.１２〜１４は１０７５℃で１時間加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃（低温戻し）に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に５８０℃（高温戻し）に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した（２次焼戻し）。いずれのものも全焼戻しマルテンサイト組織を有していた。
【０１１３】
表１において、Ｎ o. ９，１０，１３及び１４は本発明に係る材料、Ｎ o. １及び２は現用の長翼材、それ以外は比較材である。
【０１１４】
表２はこれらの試料の室温（２０℃）の機械的性質を示す。本発明に係る材料（Ｎ o. ９，１０，１３及び１４）は、３０００ rpm に対し１１４３ mm （４５インチ）以上または３６００ rpm に対し９５２ mm （３７ . ５インチ）以上の翼部長さを有する低圧蒸気タービン最終段動翼材に要求される引張強さ（１４０ kg ｆ／ mm 2 以上又は１３８ . ５ kg ｆ／ mm 2 以上）及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm2 以上）を十分満足することが確認された。尚、表中Ｎo.１〜１１及びＮo.１２〜１４の上段は高温戻し材、及びＮo.１２〜１４の下段は低温戻し材である。
【０１１５】
これに対し、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。Ｎo.２は、引張強さと靭性が低い。
【０１１６】
【表１】
【０１１７】
【表２】
【０１１８】
図１は引張強さとＣ量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さは
０.１３〜０.１５％の範囲でその増加によって急激に増加し、０.１３％ 前後で１３０〜１３８kg／mm2であるのに対し、０.１５％以上ではいずれも１４０kg／mm2以上の高い強度が得られる。
【０１１９】
図２は引張強さとＭｏ量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さはＭｏ量の増加とＣ量の増加によって顕著に高くなる。Ｃ量が０.１３〜０.１４％ではＭｏ量が２.０〜３.２％で引張強さが１３２〜１３８kg／mm2 の高い値が得られ、更にＣ量が０.１５〜０.２１％ではＭｏ量が２.０〜３.３％で１４０kg／mm2 以上、特に１４２kg／mm2 以上の高い値が得られる。より２.４〜３.１％のＭｏでは１４５kg／mm2 以上のきわめて高いものが得られる。尚、Ｎo.１２〜
１４を図中に示していないのは、他のものと焼入温度が異なること及びＣｒ量が異なることからである。
【０１２０】
図３は衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。図中の式は衝撃値（kg−ｍ／cm2)をｙとし、引張強さ（kg／mm2)をｘとして求められるものである。
【０１２１】
（１）ｙ＝−０.２９ｘ＋４３.８によって求められる値以上では３０００rpm で翼部長さ１０９２ mm （４３インチ）又は３６００rpmで９１４ mm （３６インチ)として必要な強度１２８.５kg／mm2 を満足し、更に衝撃値４kg−ｍ／cm2以上を満たすことができる。そして、この式より上では３０００rpm では１１４３ mm （４５インチ）以上、３６００rpmでは９５２ mm （３７.５インチ）以上のも
のを達成できる。
【０１２２】
（２）ｙ＝−０.２９ｘ＋４５によって求められる値以上では３０００rpmで翼部長さ１１６８ mm （４６インチ）以上、３６００rpmでは９５２ mm （３７.５インチ）以上として必要な引張強さ１３８.５kg／mm2 以上、衝撃値４kg−ｍ／cm2以上を満たすことができる。
（３）ｙ＝−０.２９ｘ＋４６.５によって求められる値以上では３０００rpm で翼部長さ１１９３ mm （４７インチ）以上、３６００rpm で９９０ mm （３９インチ）として必要な引張強さ１４２kg／mm2以上及び衝撃値４kg−ｍ／cm2以上を
満たすことができる。
【０１２３】
図中、いずれの線上に対して目標の翼部長さを有するものを達成するには熱処理温度を調整することによって目標の機械的特性を得ることができる。
【０１２４】
（実施例２）
図４は実施例１のＮo.３〜７に記載の鋼を用いた３０００rpm 用の翼部長さ
１０９２mm（４３″）長翼の正面図及び図５はその側面図である。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ピン挿入孔、５４は蒸気中の水滴によりエロージョンを防止するための翼部リーデング側に設けられた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）、５５はタイボス及び５７はコンティニュアスカバーである。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、コンティニュアスカバー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局部的な焼入れによって他の翼部より硬さを高めることによって設けることができる。
【０１２５】
１０９２ mm （４３″）長翼は、エレクトロスラグ再溶接法により溶製し、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、熱処理は実施例１に示した条件で行った。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。翼部５１は植込み部の厚さが最も大きく、先端部になるに従って徐々に薄肉となっている。
【０１２６】
図４及び図５に示す様に、翼植込み部５２は８本の植込み部を有するフォーク型になっている。図５の側面にはフォーク型にピンを挿入するピン挿入孔５３が３段に設けられ、それに対応して凹部が設けられている。ピン挿入孔５３は翼部側が最も直径が大きく、徐々に小さくなっている。翼部５１はその幅方向の傾きが車軸の軸方向に対して翼植込み部５２がほぼ平行であり、翼先端部で約７５度に徐々に傾いている。本実施例における翼植込み部５２の最大幅は翼部先端の幅に対して約２.４ 倍であり、２.２〜２.６が好ましい。５８は翼部５１の翼植込み部５２近傍に対する接線の延長上の幅を示し、翼部５１の有効幅となるもので、翼部先端の幅に対して約１.７９ 倍有するものであり、１.６０〜１.８５倍が好ましい。
【０１２７】
図６は蒸気タービンに配置されたタービン翼におけるコンティニュアスカバー５７の互いの位置関係を示す円周面の上面から見た正面図である。翼部５１は隣り同志で重り合うように配置されている。また、翼部５１は水蒸気の流れをふさぐように配置されている。このコンティニュアスカバー５７は本体の材料と同一の一体に成形加工によって作られたものである。
【０１２８】
図７は実施例１のＮo.８〜１４に記載のマルテンサイト鋼を用いた３０００ rpm 用翼部長さが１１６８mm（４６インチ）である長翼の正面図及び図８はその側面図である。この長さの長翼の製造法及び構造は図４及び図５とほぼ同じであり、特に翼植込み部が９本有するフォーク型である点が異なるだけ他は前述と同様である。翼部５１は翼植込み部５２の正面図に対して前述と同様に軸方向に対し約７５度ねじられている。また、翼植込み部５２の最大幅は翼部先端の幅に対して同等の倍率であり、５８の幅も同等の倍率である。コンティニュアスカバー５７は同様に本体材と一体の塑性加工によって形成されたものである。ピン挿入孔５３及びエロージョンシールド５４は前述と同様である。このフォーク型の植込み部に対しロータシャフトにはこれに対応した８本のリング状の溝が円周上に形成され、円周方向に沿って翼が植込まれる。そして、固定用のピンが挿入される。
【０１２９】
尚、実施例１のＮo.１２に記載のマルテンサイト鋼は焼入れ温度を若干高めることによって引張強さを目標の１３８.５kg／mm2以上及び衝撃値を４kg−ｍ／ cm2 以上のものを得ることができる。
【０１３０】
図９は翼動込み部を逆クリスマスツリータイプとしたもので、平面図及び図
１０はその側面図である。本図面に示す蒸気タービン翼は前述の図４及び図５とは翼植込み部５２の型が違うだけで、他の構造は同様である。本図に示す様に翼植込み部５２は両側に４段のストレートな突起を有し、この突起によって高速回転による翼部をロータシャフトに植設され固定されるものである。そして、ロータシャフトにはこの外形と同一の空間を有する溝がロータシャフトの軸方向に沿って植込まれるように形成されている。
【０１３１】
〔実施例３〕
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５９３℃〜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。
【０１３２】
【表３】
【０１３３】
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。
【０１３４】
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動翼の翼部長さが１０９２ mm （４３インチ）であり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で3000ｒ／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(ＨＰ)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、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１３５】
本実施例における低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計は約３１.５ｍであり、その比が28.8であり、コンパクトになっている。
【０１３６】
また、本実施例における蒸気タービン発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が３０である。
【０１３７】
【表４】
【０１３８】
図１１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。
【０１３９】
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。
【０１４０】
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。
【０１４１】
本実施例においては後述する表３に示す材料を初段ブレード及び初段ノズルを使用し、他のブレード及びノズルはいずれも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。
【０１４２】
本実施例における高圧タービンは軸受間距離が約５.３ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するその軸受間距離の比が４.８ である。また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービンの軸受間距離（mm)の比は５.０である。
【０１４３】
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第２車室２１と中圧外部車室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２３０mm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。
【０１４４】
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。
【０１４５】
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。
【０１４６】
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。
【０１４７】
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。
【０１４８】
本実施例における中圧タービンは、その軸受間距離が約５.５ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する中圧タービンの軸受間距離の比が5.0であり、また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対するその軸受間距離（mm）の比が５.２である。
【０１４９】
図１２は高圧タービンの初段に植込まれるタービン翼及び図１３は高圧タービンの２段以降及び中圧タービンの全段に植込まれるタービン翼の斜視図である。図１２は鞍型の植込み形式及び図１３は逆クリスマスツリー型のものである。
【０１５０】
図１４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。最終段動翼には実施例２に示した翼部長さが１０９２ mm （４３インチ）である蒸気タービン翼を用いた。ノズルボックス４５は複流型である。
【０１５１】
ロータシャフト４４には表５に示すスーパークリーンされたベーナイト鋼の鍛鋼が用いられる。表５に示す鋼は５kgの鋼塊を用い各種特性を調べた。これらの鋼は熱間鍛造後８４０℃×３ｈ加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ後、575℃×３２ｈ加熱する焼戻しを施したものである。表６は室温の特性である。
【０１５２】
【表５】
【０１５３】
【表６】
【０１５４】
いずれの試料も全焼戻しベーナイト組織を有する。引張強さはいずれも１００kg／mm2 以上、ＦＡＴＴは−２０℃以下と高強度及び高靭性を有し、本実施例の最終段動翼として翼部長さ１０９２ mm （４３インチ）以上は勿論、１１６８ mm
（４６インチ）の植設を満足するものであった。Ｃｒ量が若干高いＮo.４は強度が低くなっており、Ｃｒは２.２０％位までが好ましい。
【０１５５】
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】
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には重量で、Ｃ１.０％，Ｃｒ２８.０％及びＷ４.０％ を含むＣｏ基合金のステライト板を電子ビーム溶接で接合した。コンティニュアスカバー５７は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、コンティニュアスカバー５７は機械的に一体に形成することもできる。
【０１５７】
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。
【０１５８】
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。
【０１５９】
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７６ . ２ mm
（３″）から１０９２ mm （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。
【０１６０】
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。
【０１６１】
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。
【０１６２】
本実施例における低圧タービンはタンデムに２台連結され、その合計の軸受間距離は約１８.３ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１６.７ であり、更に発電プラントの定格出力１０５０（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２台の両端での低圧タービンの軸受間距離（mm）の合計の比が１７.４である。 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。
【０１６３】
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。
【０１６４】
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。
【０１６５】
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。
【０１６６】
本実施例における低圧タービンの最終段動翼での平均直径は３０００rpm 、
１０９２ mm （４３″）翼で３５７０mm及び３６００rpm 、９１４ mm （３６″）翼で２９７５mm、更に前者に対し１１６８ mm （４６″）翼で３６４５mm、後者に対し９６５ mm （３８″）翼で３０４０mmとした。平均直径は動翼の翼部長さの中心間の直径である。
【０１６７】
また、本実施例に代えて同じ高圧タービン及び中圧タービンの各々に対し１基の低圧タービンをタンデムに連結し、各々に１台の発電機を連結し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。
【０１６８】
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。
【０１６９】
本実施例における低圧タービンの最終段動翼での平均直径は、３０００rpm 、１０９２ mm （４３″）翼で２８５５mm、３６００rpm 、９１４ mm （３６″）翼で２３８０mm、更に３０００rpm、１１６８ mm(４６″）翼で２９３０mm、３６００rpm 、９６５ mm （３８″）翼で２４４０mmとした。
【０１７０】
表７は上述の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。
【０１７１】
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、後述の図１５及び図１６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。いずれのロータシャフトも中心孔を有しており、不純物を低下させることにより中心孔をなくすことができる。
【０１７２】
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。
【０１７３】
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。
【０１７４】
【表７】
【０１７５】
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。
【０１７６】
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≧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℃，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。
【０１７７】
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。
【０１７８】
【表８】
【０１７９】
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。
【０１８０】
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。
【０１８１】
溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４Ｖ，速度２６cm／minである。
【０１８２】
【表９】
【０１８３】
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。
【０１８４】
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。
【０１８５】
【表１０】
【０１８６】
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。
【０１８７】
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。
【０１８８】
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、３０００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。
【０１８９】
前述のいずれの例においても、低圧タービンの最終段動翼の翼部植込み部はいずれも逆クリスマスツリー型とした。
【０１９０】
〔実施例４〕
表１１は蒸気温度６００℃，定格出力７００ＭＷ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１１６８ mm （４６インチ）であり、ＨＰ（高圧）・ＩＰ（中圧）一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００rpm 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（ＩＰ）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（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１９１】
本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントは、軸受間距離が約２２.７ｍであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１９.４ であり、また発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が
２１.６である。
【０１９２】
更に、本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び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は、軸受間距離が約１４.７ｍであり低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１２.６ である。また発電プラントの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２１.０である。
【０１９３】
【表１１】
【０１９４】
図１５は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図及び図１６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を植設した高中圧車軸（高圧ロータシャフト）３３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。蒸気はロータシャフトの中央側より入り、軸受側に流れる構造を有する。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４３間の長さは約６.７ｍ 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９.０である。
【０１９５】
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。
【０１９６】
高圧側においてはブレード及びノズルを後述する表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３５〜５０mm、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。
【０１９７】
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中圧内部第２車室２１と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が設けられる。中圧動翼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。
【０１９８】
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。
【０１９９】
中圧側においてはブレード及びノズルを前述の表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。
【０２００】
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。本実施例におけるタンデムに結合した２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用高中圧一体タービンは、軸受間距離が約５.７ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する軸受間距離の比が５.７であり、またその発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離（mm）の比が６.４である。
【０２０１】
本実施例においても、軸受部２７には実施例３と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。更に、ロータシャフトには動翼の植込み部４５が符号を省略しているが全段に高圧側及び中圧側で実施例３と同様に設けられる。
【０２０２】
図１７は低圧タービンの断面図及び図１８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基又はタンデムに２基あり、いずれも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１１６８ mm(４６インチ)あり、実施例２に示すＮo.９〜１４に記載の１２％Ｃｒ鋼からなる蒸気タービン翼が使用される。この形状は実施例２の図７及び図８に示すものであり、翼部先端でのねじれ角度についても同様である。ロータシャフト４３は実施例３の表５のＮo.５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％ の前述の組成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８ｍ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１０倍である。
【０２０３】
本実施例においてもロータシャフトには動翼の植込み部４５が設けられ、実施例３と同様に最終段にはフォーク型又は逆クリスマスツリー型の動翼に対する植込み部が形成される。他の動翼についても実施例３と同様に植込み部が設けられる。
【０２０４】
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。
【０２０５】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４６″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。
【０２０６】
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。
【０２０７】
本実施例における最終段動翼における平均直径は、３０００rpm 、１０９２ mm （４３″）翼で２５９０mm、３６００rpm 、９１４ mm （３６″）翼で２１６０mm、３０００rpm 、１１６８ mm （４６″）翼で２６６５mm、３６００rpm 、９６５ mm （３８″）翼で２２２０mmとした。
【０２０８】
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は電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によって接合した。エロージョンシールド５４は湿り蒸気が直接当たる表とその反対の裏側との２個所でエロージョンシールドの全長に渡って溶接される。表側は幅が裏側より大きく、上下端部も溶接される。
【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４００℃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】
本実施例の定格出力１０５０ＭＷ級の発電において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，、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ロータシャフトを後述の実施例５のＮo.７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。
【０２１５】
高中圧タービンのロータシャフトとして蒸気温度６２０℃以上に対しては、実施例３又は後述の実施例５の表１２の材料を用いることができる。本実施例では表１２のＮo.１は６２５℃に好適で、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１６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３と同様である。更に、軸受部２７へのＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層も実施例３と同様に形成した。
【０２１６】
本実施例におけるタンデムに結合した２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧タービンは合計の軸受間距離が１６ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の比が１３.７ であり、またその発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が１５.２である。
【０２１７】
本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び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用低圧タービンは軸受間距離が６ｍであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ(1168mm)に対する比が６.８ であり、また１台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラントの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する１台の低圧タービンの軸受間距離(mm）の比が１１.４である。
【０２１８】
本実施例における高中圧一体型ロータシャフト又は後述する実施例５〜９のいずれのロータシャフトにおいても中心孔を有しているが、特に、Ｐ０.０１０％以下，Ｓ０.００５％以下，Ａｓ０.００５％以下，Ｓｎ０.００５％ 以下，Ｓｂ０.００３％ 以下とすることによりいずれの実施例においても高純化によって中心孔をなくすことができる。
【０２１９】
〔実施例５〕
実施例３及び４のロータシャフトに代えて表１２に示す蒸気温度に対応した好適な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、６２５℃，３０kgｆ／mm2 でクリープ破断試験を実施した。結果を表１２に合わせて示す。
【０２２０】
表１２のＮo.１〜Ｎo.７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600〜６３０℃に対しては１〜３.５％ ，６３０〜６６０℃に対しては４〜８％が好ましい。Ｂは０.０３％ 以下が優れた強度を示す。６００〜６３０℃ではＢ量を０.００１〜０.０１％及びＣｏ量を１〜３.５％ 、６３０〜６６０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、Ｃｏ量を４〜８.５％ と高めることにより高強度が得られる。
【０２２１】
Ｎは本願実施例における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。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。
【０２２２】
【表１２】
【０２２３】
同じく、表１３は５９３〜６１０℃に適したロータシャフト用材料の化学組成(重量％)である。熱処理は、１１００℃×２ｈ→１００℃／ｈで冷却後、５６５℃×１５ｈ→２０℃／ｈで冷却，６６５℃×４５ｈ→２０℃／ｈで冷却した。熱処理はいずれも回転軸を中心に回転しながら行った。
【０２２４】
表１４はロータシャフト材の機械的特性を示すものである。衝撃値はＶノッチシャルピー値、ＦＡＴＴは５０％破面遷移温度である。
【０２２５】
【表１３】
【０２２６】
【表１４】
【０２２７】
クリープ破断強度を見ると本発明材の６００℃，１０5ｈ クリープ破断強度は１１kgｆ／mm2で、高効率タービン材として必要な強度（１０kgｆ／mm2）以上及び靭性も１kgｆ−ｍ以上の高い値を示している。
【０２２８】
Ｎo.９はＡｌが０.０１５％を越えたものであるが、１０5時間クリープ破断強度が１１kgｆ／mm2以下と強度が若干低下する。Ｗが１.０％程度多くなるとδフェライトが析出し、強度と靭性がともに低く、発明の目的が達成されないことも確認された。Ｗは０.１〜０.６５％で高い強度が得られる。
【０２２９】
ＦＡＴＴに及ぼすＷの影響はＷは０.１〜０.６５％の範囲でＦＡＴＴが低く、高い靭性を有するが、それ以下及び以上でも靭性が低下する。特に０.２〜０.５％で低いＦＡＴＴが得られる。
【０２３０】
本実施例のマルテンサイト鋼は６００℃付近の高温クリープ破断強度は著しく高く、超高温高圧蒸気タービン用ロータシャフトとして要求される強度を十分満足し、好適である。また、６００℃付近での高効率タービン用ブレードとしても好適である。
【０２３１】
〔実施例６〕
表１５は実施例３及び４における本発明の高圧，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。
【０２３２】
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。
【０２３３】
【表１５】
【０２３４】
表１６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℃，１０5ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【０２３５】
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。
【０２３６】
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。
【０２３７】
【表１６】
【０２３８】
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。
【０２３９】
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≧９kgｆ／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。
【０２４０】
〔実施例７〕
本実施例においては、特に実施例３の６２５℃の高圧蒸気タービン及び中圧蒸気タービン又は実施例４の６００℃及び６２５℃の高中圧蒸気タービンの蒸気温度に代えて６４９℃としたものであり、構造及び大きさを実施例３又は４とほぼ同じ設計で得られるものである。ここで実施例３又は４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８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２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３の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
【０２４１】
更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施例３又は４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３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。
【０２４２】
更に、本実施例におけるクロスコンパウンド型に対し、タンデムコンパウンド型で３６００rpmの回転数においても実施できる。
【０２４３】
表１７は蒸気温度６４０℃以上の高圧タービンでは３段までと中圧タービンでは初段の動翼の各々に用いたＮｉ基析出強度化型合金の化学組成を示す。これらの合金は真空アーク再溶解によってインゴットを製造後、熱間鍛造し、次いで合金組成に応じて溶体化処理１０７０〜１２００℃で１〜８時間加熱後空冷し、
７００〜８７０℃で４〜２４時間加熱する時効処理を施したものである。
【０２４４】
高圧タービンでは４段及び５段、及び中圧タービンの２段及び３段に本発明における高強度マルテンサイト鋼を用いた。別の例として蒸気温度６１０〜６３８℃の高圧タービン及び中圧タービンの初段に前述のＮｉ基合金を用い、高圧タービンの２段及び３段、中圧タービンの２段目に本発明の高強度マルテンサイト鋼を用いることができる。
【０２４５】
本実施例は実施例５及び６に適用できるものである。
【０２４６】
【表１７】
【０２４７】
〔実施例８〕
実施例３及び４の発電プラントにおける高圧タービン，中圧タービン及び高中圧タービン用ロータシャフトを胴部と軸受部に各々Ｂ量を変えて製造した。他の構成は実施例３及び４と全く同一である。表１８（重量％）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１９及び図２０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１９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２０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。
【０２４８】
本実施例においても、軸受部２７には低合金鋼が設けられ、更に動翼の植込み部４５がリング状に８段形成され、実施例３と同様に動翼の植込み形状に沿って形成される。
【０２４９】
高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表１８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。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１７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。
【０２５０】
【表１８】
【０２５１】
表１９は、上述したロータシャフトの胴部の機械的性質を示す。熱処理は、
１０５０℃×１５ｈ加熱保持後、水噴霧冷却し、次いで５７０℃×２０ｈ加熱後炉冷及び６９０℃×２０ｈ加熱後炉冷を行った。
【０２５２】
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。
【０２５３】
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。
【０２５４】
【表１９】
【０２５５】
本実施例においても実施例３及び４と同様に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。
【０２５６】
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。
【０２５７】
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。
【０２５８】
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。
【０２５９】
本実施例は実施例５〜７に同様に適用できる。
【０２６０】
〔実施例９〕
本実施例は、実施例４と同様の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１１６８ mm （４６インチ）であり、ＨＰ(高圧）・ＩＰ(中圧）一体型及びＬＰ１台又は２台で３０００rpm の回転数を有し、実施例４と同様に主な材料によって構成される。左側の高圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６００℃，２５０kg／cm2 の圧力であり、右側の中圧部（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。
【０２６１】
図２０は本実施例において用いた高圧中圧一体型蒸気タービンのロータシャフトの断面図である。図に示すように、水蒸気は高圧部及び中圧部ともにロータシャフト中心部より入り、いずれも軸受部側に流れるような配置を有し、従って軸受部側で温度が低くなっている。本実施例におけるロータシャフトは実施例８と同様に軸受部と胴部とで合金組成を変えてエレクトロスラグ再溶解法によって製造したものであり、いずれも最終段の前で組成を変えたものである。図２１の構造は図１６と全く同じものである。本実施例における胴部組成を表１２のＮo.５とし、軸受部をＢ量のみを０.００３％ とし、他の成分を同じものにしたものである。鍛造後の熱処理は前述と同様である。
【０２６２】
本実施例においても実施例３又は４と同様に軸受部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層が形成されているものである。
【０２６３】
本実施例に対して実施例２，４及び５が適用でき、更に実施例６の蒸気温度に対しても同様に適用できるものである。
【０２６４】
【発明の効果】
本発明によれば、５９３〜６６０℃の蒸気温度を有する蒸気タービンの低圧タービンに高強度及び高靭性のマルテンサイト鋼を用いることによりその最終段動翼をより長翼化できるので高効率の発電が達成される。
【図面の簡単な説明】
【図１】引張強さとＣ（％）との関係を示す線図。
【図２】引張強さとＭｏ（％）との関係を示す線図。
【図３】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。
【図４】本発明に係る蒸気タービン動翼の正面図。
【図５】図４の側面図。
【図６】図４及び図５の先端部を上部から見た平面図。
【図７】本発明の蒸気タービン動翼の正面図。
【図８】図７の側面図。
【図９】本発明の蒸気タービン翼の正面図。
【図１０】図９の側面図。
【図１１】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面図。
【図１２】本発明に係る蒸気タービン翼の斜視図。
【図１３】本発明に係る蒸気タービン翼の斜視図。
【図１４】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。
【図１５】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図１６】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１７】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図１８】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。
【図１９】高圧タービン用ロータシャフトの正面図。
【図２０】中圧タービン用ロータシャフトの正面図。
【図２１】高中圧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…軸受部、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、３３…高中圧車軸、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…ピン挿入孔、５４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５６…溶接部、
５７…コンティニュアスカバー。
【発明の属する技術分野】
本発明は、低圧蒸気タービンの最終段動翼に関する。
【０００２】
【従来の技術】
現在、蒸気タービン用動翼には１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エネルギーの観点からガス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。
【０００３】
熱効率の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、引張強さが要求される。
【０００４】
また、破壊に対する安全性確保の観点から、高強度で高靭性が要求される。
【０００５】
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。
【０００６】
また、低圧蒸気タービン用最終段動翼材とそれを用いた低圧蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラントはＷＯ９７／３０２７２号公報に開示されている。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、前述の公報には低圧蒸気タービンの最終段動翼として、回転数3000
rpmに対し翼部長さ１０９２ mm （４３インチ），３６００rpmに対し９０９ mm （３５.８インチ）翼について示されているが、それ以上の翼部長さに対しては具体的に開示されていない。
【０００８】
本発明の目的は、翼部長さとして３０００rpm に対して１１６８ mm （４６インチ）以上又は３６００rpm に対して９０９ mm （３８インチ）以上を達成することができるマルテンサイト鋼からなる低圧蒸気タービン最終段動翼を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
本発明は、翼部長さが３０００ rpm に対し１１４３ mm 以上又は３６００ rpm に対し９５２ mm 以上である低圧蒸気タービン最終段動翼であって、重量でＣ０ . １９〜０ . ２５％ ，Ｓｉ０ . ２５％以下，Ｍｎ０ . ９０％以下，Ｃｒ８ . ０〜１３ . ０％，Ｎｉ２〜３ . ５％，Ｍｏ１ . ５〜３ . ５％，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 . ０４〜０ . １５％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よりなることを特徴とする。
本発明の一例による低圧蒸気タービン最終段動翼は、翼部の幅方向の傾きが植え込み部近傍では回転軸の軸方向に対してほぼ平行であり、翼部先端では前記軸方向に対して６５〜８５度、好ましくは７０〜８０度傾いている。
【００１０】
本発明において、前記マルテンサイト鋼は２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が以下の式によって求められる値以上であることが望ましい。
【００１１】
ｙ＝−０ . ２９ｘ＋４５
（ここで、ｙは２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値 (kg −ｍ／ cm 2 ）、ｘは室温の引張強さ（ kg ／ mm 2 ））
本発明は、植込み部が１１４３ mm(４５インチ)以上に対し９本以上及び９５２ mm(３７.５インチ）以上に対し７本以上であるフォーク型又は４段以上の突起を有する逆クリスマスツリー型の低圧蒸気タービン最終段翼に使用することができる。
【００１２】
本発明は、翼部先端の幅に対する植込み部幅が２.１〜２.５倍である低圧蒸気タービン最終段動翼に使用することができる。
【００１３】
本発明は、翼部先端部のリーデング側にエロージョン防止シールド部が設けられ、植込み部がフォーク型で、ロータシャフトへの固定用ピン挿入孔が複数段に設けられ、該挿入孔の直径は前記翼部側がその反対側より大きい低圧蒸気タービン最終段動翼に使用することができる。
【００１４】
本発明は、高圧タービン，中圧タービン及び２台の低圧タービンをタンデムに結合し、前記高圧タービン及び中圧タービンへの蒸気入口温度が５９３℃以上及び回転数が３０００又は３６００rpm である蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンのいずれも最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し３５２０mm以上好ましくは３６００〜3750mm又は前記３６００rpm に対し２９３０mm以上好ましくは３０００〜３１３０mmであることを特徴とし、前述の蒸気タービン翼を最終段動翼に用いるのが好ましい。
【００１５】
本発明は、高圧タービンと低圧タービンと発電機及び中圧タービンと低圧タービンと発電機をタンデムに結合し、前記高圧タービン及び中圧タービンへの蒸気入口温度が５９３℃以上及び回転数が３０００又は３６００rpm である蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンのいずれも最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２８００mm以上好ましくは３０００〜３０４０mm又は前記３６００rpm に対し２３３０mm以上好ましくは２４００〜２５３０mmであることを特徴とし、最終段動翼に前述の蒸気タービン翼を用いるのが好ましい。
【００１６】
本発明は、高圧部・中圧部一体型タービン及び１台又は２台の低圧タービンをタンデムに結合し、前記高圧部及び中圧部への蒸気入口温度が５９３℃以上及び回転数が３０００rpm又は３６００rpmである蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンのいずれも最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２５４０mm以上好ましくは２６１０〜2770mm又は前記３６００rpm に対し２１２０mm以上好ましくは２１７０〜２３１０mmであることを特徴とし、最終段動翼として前述の蒸気タービン翼を用いるのが好ましい。
【００１７】
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ケーシングを有し、回転数が３０００rpm 又は３６００rpm である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、最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が
１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し３５２０mm以上又は前記３６００rpm に対し２９３０mm以上であること、最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が
１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２８００mm以上又は前記３６００rpm に対し２３３０mm以上であること、又は最終段動翼は〔翼部長さ（インチ）×前記回転数（rpm)〕が１２９０００以上で、マルテンサイト鋼よりなり、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２５４０mm以上又は前記３６００rpm に対し２１２０mm以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンにある。
【００１８】
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ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼の最終段が前述の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。
【００２０】
本発明は、高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２６〜
３０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高圧タービンの軸受間距離の比が３.５〜６.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記中圧タービンの軸受間距離の比が４.０〜６.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１５.５〜１７.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２１】
本発明は、蒸気タービン発電プラントにおいて、該発電プラントの定格出力
（ＭＷ）に対する前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離(mm)の比が２８.０〜３２.０であること、高圧タービンが、該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービンの軸受間距離（mm）の比が３.５〜６.５であること、中圧タービンが該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記中圧タービンの軸受間距離（mm）の比が４.０〜７.０であること、低圧タービンが該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離（mm）の比が１６.０〜１９.０であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２２】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２４〜２８であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離の比が５.５〜７.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の比が１５.０〜１７.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２３】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１１.５〜１５.５であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離の比が４.５〜６.０であること、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記１台の低圧タービンの軸受間距離の比が４.５〜６.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２４】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm)の比が３５.０〜３９.５であること、前記発電プラントの定格出力(ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離(mm)の比が８.０〜１１.０であること、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が２１.０〜２５.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２５】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体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であって、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２２.０〜２６.５であること、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離
（mm）の比が８.０〜１１.０であること、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記１台の低圧タービンの軸受間距離（mm）の比が８.５〜１１.５であることのいずれか又は組合せが好ましい。
【００２６】
上述の要件は以下の発明に適用できるものである。
【００２７】
本発明は、前述の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５９３〜660℃（好ましくは６１０〜６２０℃，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３５０〜４００℃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の全部が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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２段、又は３段までをＮｉ基合金によって構成されることが好ましい。
【００２８】
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５９３〜６６０℃及び圧力が250 kgｆ／cm2以上(好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm2)又は１７０〜２００kgｆ／cm2 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１７kgｆ／mm2 以上）であるＣｒ８.５〜１３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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２段又は３段までをＮｉ基合金からなり、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／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高圧蒸気タービン，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とするのが好ましい。
【００２９】
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一方の初段が重量で、Ｃ0.05〜０.２０％，Ｓｉ０.６％以下、好ましくは０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは０.０５〜１.５％，Ｃｒ８.５〜１３％、好ましくは９.５〜１３％,Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.５％、好ましくは０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％、好ましくは０.０１〜０.０６％，Ｍｏ１.５％以下、好ましくは０.０５〜１.５％，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜４.０％，Ｃｏ１０％以下、好ましくは
０.５〜１０％，Ｂ０.０３％以下、好ましくは０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、５９３〜６６０℃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％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜
０.２０％ ，Ａｌ０.１％以下，Ｍｏ１.５％以下，Ｎ０.０２５〜０.１％を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、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％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.１５％，
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。
【００３０】
本発明に係る高圧蒸気タービンは、前記動翼が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５１００〜６５００mm）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。
【００３１】
本発明に係る中圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各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。
【００３２】
本発明に係る低圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各５段以上、好ましくは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６６００〜７５００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が
７５０〜１３００mm（好ましくは７６０〜９００mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５〜１０、好ましくは７〜１０（より好ましくは８.０〜９.０）である前述の
Ｎｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなるものが好ましい。
【００３３】
さらに、本発明は、前述の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593〜６６０℃、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するのが好しい。
【００３４】
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前述の構成からなり、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ものが好ましい。
【００３５】
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は３５０〜４００℃（好ましくは３６０〜３８０℃）が好ましい。
【００３６】
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、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、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のいずれか又は組合せが好ましい。
【００３７】
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こと、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。
【００３８】
本発明に係る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８〜１０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８０〜１３００mm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こと、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。
【００３９】
前述の高圧蒸気タービンにおいて、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。
【００４０】
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。
【００４１】
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段以上と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。
【００４２】
本発明に係る高圧，中圧及び高中圧タービン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、Ｃｒ当量を４〜８に成分調整することが好ましい。
【００４３】
本発明に係る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Ｃｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からなることが好ましい。
【００４４】
本発明に係る低圧タービン用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であること、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。
【００４５】
本発明に係る高中圧一体型蒸気タービンは高圧側の前記動翼が６段以上、好ましくは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２５mmから
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０.３５〜０.８０、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こと、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こと、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ことのいずれか又は組合せが好ましい。本発明に係る高圧，中圧，高中圧タービン用内部ケーシング材は９５％以上の焼戻しマルテンサイト組織（δフェライト５％以下）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に成分調整した８〜１２％Ｃｒ鋳鋼において、特に、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。
【００４６】
本発明に係る低圧タービン用最終段動翼の組成は、重量比で、Ｃ０ . １９ 〜
０.２５％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｍｏ１.５〜３.５％，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Ｎ０.０４〜０.１５％を含有するマルテンサイト鋼からなる。
【００４７】
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、全焼戻しマルテンサイト組織でなければならない。
【００４８】
本発明鋼は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ことが必要である。
【００４９】
本発明の長翼材の室温の引張強さは、好ましくは１３８.５kgｆ／mm2以上である。
【００５０】
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℃（好ましくは１０００〜１０５５℃）で好ましくは０.５〜３ 時間加熱保持後室温まで急冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次に、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に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のが好ましい。２次焼戻し温度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高くするのが好ましい。
【００５３】
また本発明の低圧蒸気タービン最終段動翼材は、高い強度と低温靭性並びに疲労強度を得るために、前述の式によって計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。Ｃは高い引張強さを得るために必要であるが、あまり多くすると靭性を低下させるので、０ . １９〜０ . ２５％にする。特に０ . １９〜
０ . ２３％が好ましい。
【００５４】
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％ 以下が好ましい。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。
【００５５】
少量のＭｎ添加は靭性を向上するが多量の添加は靭性を低下させるので、0.9％以下が好ましい。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。
【００５６】
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％が好ましい。特に強度の点から１０.５〜１２.５％が、より１１〜
１２％好ましい。
【００５７】
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１.５〜３.５％が好ましい。特に、１.８〜２.７％、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り、より高強度化のために上限で同等の含有量まで含有させることができる。
【００５８】
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％以下がδフェライト生成の抑制から好ましい。特にＶは０.１５〜
０.３０％、より０.２５〜０.３０％、Ｎｂは０.１０〜０.２０％、より０.１２〜０.１８％ が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加においても合計量で同様の含有量とすることができる。
【００５９】
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％以下では不十分で、３.５％ を越える添加で効果が飽和する。特に、２.６〜３.２％が好ましい。
【００６０】
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０.０４％ 未満ではその効果が十分でなく、０.１５％ を越えると靭性を低下させる。特に、０.０６〜０.１０％の範囲で優れた特性が得られる。
【００６１】
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Ｓｉ０.２５％ 以下、好ましくは０.１％ 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，Ｓｎ
０.０１％以下、及びＡｓ０.０２％以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％ 以下，Ｓｎ０.００５％及びＡｓ０.０１％以下が望ましい。
【００６２】
さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０.１１ 以下にすること、又Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ｔａ等のＭＣ炭化物形成元素を１種又は２種，３種，４種の各々の組合せで合計で０.５％ 以下含むものが好ましい。
【００６３】
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・冷却し（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。第２次焼戻しは第１次焼戻し温度より高い温度とするものである。
【００６４】
最終段動翼の先端リーデングエッヂ部にはＣｏ基合金からなるエロージョン防止層が設けられているのが好ましい。Ｃｏ基合金は重量でＣｒ２５〜３０％，Ｗ１.５〜７.０％，Ｃ０.５〜１.５％を有する板材を溶接によって設けるのが好ましい。
【００６６】
（２）本発明における６２０〜６６０℃蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータシャフト，動翼，静翼，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マルテンサイト系耐熱鋼の組成について説明する。特に、ロータシャフトに好適である。
【００６７】
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、０.２５％ 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％が好ましい。望ましくは０.０８〜０.２０％であり、特に０.０９〜０.１５％が好ましい。
【００６８】
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６２０℃以上で高強度が得られる。また、Ｍｎ量の多い方は６２０℃未満の加工性がよい方が選ばれる。
【００６９】
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０.２５％以下、好ましくは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。
【００７０】
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。
【００７１】
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、８〜１３％が好ましい。特に１０〜１２％、より１０.８〜１１.８％が好ましい。
【００７２】
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、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％以下が好ましい。特に６２０℃以上に対しては０.０５〜1.0％、より０.１〜０.５％が好ましい。更に、６２０℃未満に対しては０.７５〜１.５％が好ましい。
【００７３】
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２.４〜３.０％が好ましく、より２.５〜２.７％が好ましい。蒸気入口温度が６２０℃未満に対してはＷ０.１〜０.６５％、好ましくは０.２〜０.４５％である。
【００７４】
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０.１０〜０.３０％が好ましく、より０.１５〜0.25％が好ましい。
【００７５】
Ｎｂ及びＴａは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又は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０.２０％ 以下が好ましい。また０.０１％ 未満のＮｂ又はＴａでは効果が不十分である。特に単独又は複合で０.０２〜０.１５％が、より０.０４〜０.１０％が好ましい。
【００７６】
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は０.５％ 以上が好ましいが、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、１０％以下が好ましい。望ましくは５９３℃未満では無添加、６００〜６１０℃未満では０.５〜２％ 未満、
６１０〜６２０℃に対しては２〜３％、６２０℃を越え６３０℃に対しては3.5〜４.５％ 、６３０℃を越え６４０℃に対しては５〜６％、６４０℃を越え650℃に対しては６.５〜７.５％、６５０℃を越え６６０℃に対しては８〜１０％が望ましい。
【００７７】
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０.０１％以下又は０.１％ を越えてもその効果が十分でなく、特に、６２０℃以上に対しては０.０６％ 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ので、０.０６％以下が好ましい。特に０.０１〜０.０３％が、より0.015〜０.０２５％ が好ましい。更に、６２０℃未満に対しては０.０４〜０.０８％が好ましい。
【００７８】
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、０.０００５％ 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、0.0005〜０.０３％が好ましい。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜0.02％が好ましい。
【００７９】
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。
【００８０】
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初段は６１０〜
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％，Ｎｂ及びＴａを単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｍｏ０.０５〜１.０％,Ｗ２.０〜３.５％，Ｃｏ１.０〜４.５％，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５〜９％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、Ｃ０.０９〜０.２０％，Ｍｎ０.１〜０.７％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.１０〜０.３０％，Ｎｂ及びＴａの単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０２〜０.０５％，Ｍｏ０.０５〜0.5％，Ｗ２〜３.５％を含有し、５９３〜６２０℃に対してはＣｏ１.０〜２.０％,６２０〜６３０℃に対してはＣｏ３.５〜４.５％，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。
【００８１】
Ａｌを脱酸剤として含むことができ、０.０２％ 以下が好ましい。
【００８２】
本発明のマルテンサイト鋼よりなる動翼は高圧，中圧，高中圧タービンの好ましくは初段，２段又は３段まで用いることができる。また、静翼は強度があまり要求されないが、２段まで用いることができる。本発明の動翼の３段目までをマルテンサイト鋼が用いられるが、これに代えて同様に後述のＮｉ基合金を用いることができる。
【００８３】
本発明の蒸気タービンの高圧，中圧，高中圧ロータ材，動翼，静翼，内部ケーシング等は、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４〜10.5、好ましくは１０以下が好ましい。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以上が好ましい。特に、Ｃｒ当量は５〜９.５ より
６.５〜８が好ましい。
【００８４】
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℃以下の温度で行われる。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。
【００８５】
本発明における動翼，静翼，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。
【００８６】
本発明に係る高圧，中圧又は高中圧一体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胴部より溶接性良好な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するものが好ましい。特に、超々臨界圧タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部及び低温部が前述の組成において、Ｂを無添加又は０.００３％ 以下が好ましく、特に重量比でＣ０.０５〜０.２０％ 、好ましくは０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.６％以下、好ましくは０.５％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ０.２〜２.０％、好ましくは０.２〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａを単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０５％，Ｍｏ１.５％ 以下，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜３.０％，Ｂ無添加又は０.００３％ 以下及びＣｏ１０％以下、好ましくは５％以下を含むマルテンサイト鋼が好ましく、胴部が重量比でＣ０.０５〜０.２０％、好ましくは０.０６〜０.１４％，Ｓｉ0.6％以下、好ましくは０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは０.０３〜1.5％，Ｃｒ８〜１３％,Ｎｉ０.０５〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及び
Ｔａを単独又は複合で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.１％、好ましくは０.００５〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜１.５％，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜３.５％，Ｂ０.０００５〜０.０３％及びＣｏ１０％以下、好ましくは２〜１０％を含むマルテンサイト鋼が好ましく、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。
【００８７】
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。
【００８８】
また、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。
【００８９】
（３）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Ｃｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層を形成することが好ましく、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。
【００９０】
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。
【００９１】
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１８mm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、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。
【００９２】
（４）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が好ましい。
【００９３】
フェライト系耐熱鋳鋼内部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。そして、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、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。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９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ−ｍ以上、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。
【００９４】
具体的な組成は、重量で、Ｃ０.０６〜０.１６％（好ましくは０.０９〜0.14％），Ｎ０.０１〜０.１％（好ましくは０.０２〜０.０６％），Ｍｎ１％以下
（好ましくは０.４〜０.７％），Ｓｉ無添加又は０.５％以下（好ましくは０.１〜０.４％)，Ｖ０.０５〜０.３５％（好ましくは０.１５〜０.２５％），Ｎｂ
０.１５％ 以下（好ましくは０.０２〜０.1％），Ｎｉ０.２〜１％（好ましくは０.４〜０.８％），Ｃｒ８〜１２％（好ましくは８〜１０％、より好ましくは
８.５〜９.５％），Ｗ１〜３.５％，Ｍｏ１.５％以下（好ましくは０.４〜０.８％）及び残部Ｆｅからなるマルテンサイト鋼が好ましい。
【００９５】
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。
【００９６】
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。
【００９７】
本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材等も、δフェライトは５％以下とすることにより、疲労強度及び靭性の低下を防止でき、組織は均一な焼戻し全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４〜１０、好ましくは６〜９である。
【００９８】
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。
【００９９】
ケーシングは、６２０℃以上の高圧蒸気に対しては、内圧による高応力が作用する為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2以上の１０5ｈ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℃以下に対しては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。
【０１００】
欠陥の少なく、鋳塊重量５０トン前後と大型ケーシングを作製するには、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。
【０１０１】
また、前記のケーシングにおける鋳鋼を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が可能となり、また他は鍛鋼が好ましい。
【０１０２】
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。
【０１０３】
（５）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％,Ｓｉ0.15％以下，Ｍｎ０.２５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５％，Ｍｏ０.２５〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有し、Ｆｅ９２.５％ 以上の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、好ましくは０.０１５％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。本ロータシャフトは前述の特定の長さを有するマルテンサイト鋼を有する最終段動翼と密接な関係を有する。前述の１２９０００以上に対しては室温の引張強さが９２kg／mm2 以上、ＦＡＴＴが−５℃以下を有するもの、１３８０００以上に対しては９５kg／mm2 以上で同じくＦＡＴＴを有するもの、１４４０００以上に対しては同じく１０３kg／mm2 以上、同じくＦＡＴＴを有するものが好ましい。本発明に係るロータシャフトには中心孔を有するものに対しては最終段動翼としてフォーク型のもの、中心孔を設けないものに対しては逆クリスマスツリー型のものを設けるのが好ましい。
【０１０４】
（６）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。
【０１０５】
（７）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。
【０１０６】
（８）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％，Ｎ
０.０３〜０.０８％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼が好ましい。
【０１０７】
（９）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。
【０１０８】
（10）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、好ましくは高圧タービン及び高中圧タービンの高圧側は２段又は３段まで、中圧タービン及び高中圧タービンの中圧側は２段までを前述のマルテンサイト鋼に代えて重量で、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、時効処理される。
【０１０９】
溶体化処理は、１０５０〜１２００℃で３０分〜１０時間保持後水冷又は空冷等によって行うこと、水冷は合金を所定温度より水中に投入するか、又は板の場合には所定温度の合金面に水をスプレーすることにより行うことが好ましい。
【０１１０】
時効処理は前述の溶体化処理後、７００〜８７０℃で４〜２４時間加熱保持することにより行うのが好ましい。
【０１１１】
本発明におけるＮｉ基析出強化合金は室温での抗張力が９０kg／mm2 以上、好ましくは１００kg／mm2以上、７３２℃抗張力が８０kg／mm2以上、その伸び率が１０％以上が好ましい。
【０１１２】
【発明の実施の形態】
〔実施例１〕
表１は蒸気タービン用長翼材に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示し、残部はＦｅである。各試料はそれぞれ１５０kg真空アーク溶解し、１１５０℃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.１１は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れ、Ｎo.１２〜１４は１０７５℃で１時間加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃（低温戻し）に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に５８０℃（高温戻し）に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した（２次焼戻し）。いずれのものも全焼戻しマルテンサイト組織を有していた。
【０１１３】
表１において、Ｎ o. ９，１０，１３及び１４は本発明に係る材料、Ｎ o. １及び２は現用の長翼材、それ以外は比較材である。
【０１１４】
表２はこれらの試料の室温（２０℃）の機械的性質を示す。本発明に係る材料（Ｎ o. ９，１０，１３及び１４）は、３０００ rpm に対し１１４３ mm （４５インチ）以上または３６００ rpm に対し９５２ mm （３７ . ５インチ）以上の翼部長さを有する低圧蒸気タービン最終段動翼材に要求される引張強さ（１４０ kg ｆ／ mm 2 以上又は１３８ . ５ kg ｆ／ mm 2 以上）及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm2 以上）を十分満足することが確認された。尚、表中Ｎo.１〜１１及びＮo.１２〜１４の上段は高温戻し材、及びＮo.１２〜１４の下段は低温戻し材である。
【０１１５】
これに対し、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。Ｎo.２は、引張強さと靭性が低い。
【０１１６】
【表１】
【表２】
図１は引張強さとＣ量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さは
０.１３〜０.１５％の範囲でその増加によって急激に増加し、０.１３％ 前後で１３０〜１３８kg／mm2であるのに対し、０.１５％以上ではいずれも１４０kg／mm2以上の高い強度が得られる。
【０１１９】
図２は引張強さとＭｏ量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さはＭｏ量の増加とＣ量の増加によって顕著に高くなる。Ｃ量が０.１３〜０.１４％ではＭｏ量が２.０〜３.２％で引張強さが１３２〜１３８kg／mm2 の高い値が得られ、更にＣ量が０.１５〜０.２１％ではＭｏ量が２.０〜３.３％で１４０kg／mm2 以上、特に１４２kg／mm2 以上の高い値が得られる。より２.４〜３.１％のＭｏでは１４５kg／mm2 以上のきわめて高いものが得られる。尚、Ｎo.１２〜
１４を図中に示していないのは、他のものと焼入温度が異なること及びＣｒ量が異なることからである。
【０１２０】
図３は衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。図中の式は衝撃値（kg−ｍ／cm2)をｙとし、引張強さ（kg／mm2)をｘとして求められるものである。
【０１２１】
（１）ｙ＝−０.２９ｘ＋４３.８によって求められる値以上では３０００rpm で翼部長さ１０９２ mm （４３インチ）又は３６００rpmで９１４ mm （３６インチ)として必要な強度１２８.５kg／mm2 を満足し、更に衝撃値４kg−ｍ／cm2以上を満たすことができる。そして、この式より上では３０００rpm では１１４３ mm （４５インチ）以上、３６００rpmでは９５２ mm （３７.５インチ）以上のも
のを達成できる。
【０１２２】
（２）ｙ＝−０.２９ｘ＋４５によって求められる値以上では３０００rpmで翼部長さ１１６８ mm （４６インチ）以上、３６００rpmでは９５２ mm （３７.５インチ）以上として必要な引張強さ１３８.５kg／mm2 以上、衝撃値４kg−ｍ／cm2以上を満たすことができる。
（３）ｙ＝−０.２９ｘ＋４６.５によって求められる値以上では３０００rpm で翼部長さ１１９３ mm （４７インチ）以上、３６００rpm で９９０ mm （３９インチ）として必要な引張強さ１４２kg／mm2以上及び衝撃値４kg−ｍ／cm2以上を
満たすことができる。
【０１２３】
図中、いずれの線上に対して目標の翼部長さを有するものを達成するには熱処理温度を調整することによって目標の機械的特性を得ることができる。
【０１２４】
（実施例２）
図４は実施例１のＮo.３〜７に記載の鋼を用いた３０００rpm 用の翼部長さ
１０９２mm（４３″）長翼の正面図及び図５はその側面図である。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ピン挿入孔、５４は蒸気中の水滴によりエロージョンを防止するための翼部リーデング側に設けられた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）、５５はタイボス及び５７はコンティニュアスカバーである。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、コンティニュアスカバー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局部的な焼入れによって他の翼部より硬さを高めることによって設けることができる。
【０１２５】
１０９２ mm （４３″）長翼は、エレクトロスラグ再溶接法により溶製し、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、熱処理は実施例１に示した条件で行った。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。翼部５１は植込み部の厚さが最も大きく、先端部になるに従って徐々に薄肉となっている。
【０１２６】
図４及び図５に示す様に、翼植込み部５２は８本の植込み部を有するフォーク型になっている。図５の側面にはフォーク型にピンを挿入するピン挿入孔５３が３段に設けられ、それに対応して凹部が設けられている。ピン挿入孔５３は翼部側が最も直径が大きく、徐々に小さくなっている。翼部５１はその幅方向の傾きが車軸の軸方向に対して翼植込み部５２がほぼ平行であり、翼先端部で約７５度に徐々に傾いている。本実施例における翼植込み部５２の最大幅は翼部先端の幅に対して約２.４ 倍であり、２.２〜２.６が好ましい。５８は翼部５１の翼植込み部５２近傍に対する接線の延長上の幅を示し、翼部５１の有効幅となるもので、翼部先端の幅に対して約１.７９ 倍有するものであり、１.６０〜１.８５倍が好ましい。
【０１２７】
図６は蒸気タービンに配置されたタービン翼におけるコンティニュアスカバー５７の互いの位置関係を示す円周面の上面から見た正面図である。翼部５１は隣り同志で重り合うように配置されている。また、翼部５１は水蒸気の流れをふさぐように配置されている。このコンティニュアスカバー５７は本体の材料と同一の一体に成形加工によって作られたものである。
【０１２８】
図７は実施例１のＮo.８〜１４に記載のマルテンサイト鋼を用いた３０００ rpm 用翼部長さが１１６８mm（４６インチ）である長翼の正面図及び図８はその側面図である。この長さの長翼の製造法及び構造は図４及び図５とほぼ同じであり、特に翼植込み部が９本有するフォーク型である点が異なるだけ他は前述と同様である。翼部５１は翼植込み部５２の正面図に対して前述と同様に軸方向に対し約７５度ねじられている。また、翼植込み部５２の最大幅は翼部先端の幅に対して同等の倍率であり、５８の幅も同等の倍率である。コンティニュアスカバー５７は同様に本体材と一体の塑性加工によって形成されたものである。ピン挿入孔５３及びエロージョンシールド５４は前述と同様である。このフォーク型の植込み部に対しロータシャフトにはこれに対応した８本のリング状の溝が円周上に形成され、円周方向に沿って翼が植込まれる。そして、固定用のピンが挿入される。
【０１２９】
尚、実施例１のＮo.１２に記載のマルテンサイト鋼は焼入れ温度を若干高めることによって引張強さを目標の１３８.５kg／mm2以上及び衝撃値を４kg−ｍ／ cm2 以上のものを得ることができる。
【０１３０】
図９は翼動込み部を逆クリスマスツリータイプとしたもので、平面図及び図
１０はその側面図である。本図面に示す蒸気タービン翼は前述の図４及び図５とは翼植込み部５２の型が違うだけで、他の構造は同様である。本図に示す様に翼植込み部５２は両側に４段のストレートな突起を有し、この突起によって高速回転による翼部をロータシャフトに植設され固定されるものである。そして、ロータシャフトにはこの外形と同一の空間を有する溝がロータシャフトの軸方向に沿って植込まれるように形成されている。
【０１３１】
〔実施例３〕
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５９３℃〜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。
【０１３２】
【表３】
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。
【０１３４】
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動翼の翼部長さが１０９２ mm （４３インチ）であり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で3000ｒ／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(ＨＰ)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、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１３５】
本実施例における低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計は約３１.５ｍであり、その比が28.8であり、コンパクトになっている。
【０１３６】
また、本実施例における蒸気タービン発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が３０である。
【０１３７】
【表４】
図１１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。
【０１３９】
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。
【０１４０】
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。
【０１４１】
本実施例においては後述する表３に示す材料を初段ブレード及び初段ノズルを使用し、他のブレード及びノズルはいずれも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。
【０１４２】
本実施例における高圧タービンは軸受間距離が約５.３ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するその軸受間距離の比が４.８ である。また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービンの軸受間距離（mm)の比は５.０である。
【０１４３】
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第２車室２１と中圧外部車室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２３０mm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。
【０１４４】
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。
【０１４５】
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。
【０１４６】
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。
【０１４７】
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。
【０１４８】
本実施例における中圧タービンは、その軸受間距離が約５.５ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する中圧タービンの軸受間距離の比が5.0であり、また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対するその軸受間距離（mm）の比が５.２である。
【０１４９】
図１２は高圧タービンの初段に植込まれるタービン翼及び図１３は高圧タービンの２段以降及び中圧タービンの全段に植込まれるタービン翼の斜視図である。図１２は鞍型の植込み形式及び図１３は逆クリスマスツリー型のものである。
【０１５０】
図１４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。最終段動翼には実施例２に示した翼部長さが１０９２ mm （４３インチ）である蒸気タービン翼を用いた。ノズルボックス４５は複流型である。
【０１５１】
ロータシャフト４４には表５に示すスーパークリーンされたベーナイト鋼の鍛鋼が用いられる。表５に示す鋼は５kgの鋼塊を用い各種特性を調べた。これらの鋼は熱間鍛造後８４０℃×３ｈ加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ後、575℃×３２ｈ加熱する焼戻しを施したものである。表６は室温の特性である。
【０１５２】
【表５】
【表６】
いずれの試料も全焼戻しベーナイト組織を有する。引張強さはいずれも１００kg／mm2 以上、ＦＡＴＴは−２０℃以下と高強度及び高靭性を有し、本実施例の最終段動翼として翼部長さ１０９２ mm （４３インチ）以上は勿論、１１６８ mm
（４６インチ）の植設を満足するものであった。Ｃｒ量が若干高いＮo.４は強度が低くなっており、Ｃｒは２.２０％位までが好ましい。
【０１５５】
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】
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には重量で、Ｃ１.０％，Ｃｒ２８.０％及びＷ４.０％ を含むＣｏ基合金のステライト板を電子ビーム溶接で接合した。コンティニュアスカバー５７は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、コンティニュアスカバー５７は機械的に一体に形成することもできる。
【０１５７】
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。
【０１５８】
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。
【０１５９】
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７６ . ２ mm
（３″）から１０９２ mm （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。
【０１６０】
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。
【０１６１】
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。
【０１６２】
本実施例における低圧タービンはタンデムに２台連結され、その合計の軸受間距離は約１８.３ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１６.７ であり、更に発電プラントの定格出力１０５０（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２台の両端での低圧タービンの軸受間距離（mm）の合計の比が１７.４である。 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。
【０１６３】
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。
【０１６４】
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。
【０１６５】
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。
【０１６６】
本実施例における低圧タービンの最終段動翼での平均直径は３０００rpm 、
１０９２ mm （４３″）翼で３５７０mm及び３６００rpm 、９１４ mm （３６″）翼で２９７５mm、更に前者に対し１１６８ mm （４６″）翼で３６４５mm、後者に対し９６５ mm （３８″）翼で３０４０mmとした。平均直径は動翼の翼部長さの中心間の直径である。
【０１６７】
また、本実施例に代えて同じ高圧タービン及び中圧タービンの各々に対し１基の低圧タービンをタンデムに連結し、各々に１台の発電機を連結し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。
【０１６８】
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。
【０１６９】
本実施例における低圧タービンの最終段動翼での平均直径は、３０００rpm 、１０９２ mm （４３″）翼で２８５５mm、３６００rpm 、９１４ mm （３６″）翼で２３８０mm、更に３０００rpm、１１６８ mm(４６″）翼で２９３０mm、３６００rpm 、９６５ mm （３８″）翼で２４４０mmとした。
【０１７０】
表７は上述の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。
【０１７１】
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、後述の図１５及び図１６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。いずれのロータシャフトも中心孔を有しており、不純物を低下させることにより中心孔をなくすことができる。
【０１７２】
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。
【０１７３】
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。
【０１７４】
【表７】
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。
【０１７６】
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≧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℃，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。
【０１７７】
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。
【０１７８】
【表８】
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。
【０１８０】
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。
【０１８１】
溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４Ｖ，速度２６cm／minである。
【０１８２】
【表９】
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。
【０１８４】
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。
【０１８５】
【表１０】
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。
【０１８７】
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。
【０１８８】
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、３０００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。
【０１８９】
前述のいずれの例においても、低圧タービンの最終段動翼の翼部植込み部はいずれも逆クリスマスツリー型とした。
【０１９０】
〔実施例４〕
表１１は蒸気温度６００℃，定格出力７００ＭＷ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１１６８ mm （４６インチ）であり、ＨＰ（高圧）・ＩＰ（中圧）一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００rpm 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（ＩＰ）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（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１９１】
本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントは、軸受間距離が約２２.７ｍであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１９.４ であり、また発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が
２１.６である。
【０１９２】
更に、本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び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は、軸受間距離が約１４.７ｍであり低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１２.６ である。また発電プラントの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２１.０である。
【０１９３】
【表１１】
図１５は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図及び図１６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を植設した高中圧車軸（高圧ロータシャフト）３３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。蒸気はロータシャフトの中央側より入り、軸受側に流れる構造を有する。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４３間の長さは約６.７ｍ 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９.０である。
【０１９５】
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。
【０１９６】
高圧側においてはブレード及びノズルを後述する表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３５〜５０mm、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。
【０１９７】
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中圧内部第２車室２１と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が設けられる。中圧動翼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。
【０１９８】
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。
【０１９９】
中圧側においてはブレード及びノズルを前述の表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。
【０２００】
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。本実施例におけるタンデムに結合した２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用高中圧一体タービンは、軸受間距離が約５.７ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する軸受間距離の比が５.７であり、またその発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離（mm）の比が６.４である。
【０２０１】
本実施例においても、軸受部２７には実施例３と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。更に、ロータシャフトには動翼の植込み部４５が符号を省略しているが全段に高圧側及び中圧側で実施例３と同様に設けられる。
【０２０２】
図１７は低圧タービンの断面図及び図１８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基又はタンデムに２基あり、いずれも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１１６８ mm(４６インチ)あり、実施例２に示すＮo.９〜１４に記載の１２％Ｃｒ鋼からなる蒸気タービン翼が使用される。この形状は実施例２の図７及び図８に示すものであり、翼部先端でのねじれ角度についても同様である。ロータシャフト４３は実施例３の表５のＮo.５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％ の前述の組成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８ｍ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１０倍である。
【０２０３】
本実施例においてもロータシャフトには動翼の植込み部４５が設けられ、実施例３と同様に最終段にはフォーク型又は逆クリスマスツリー型の動翼に対する植込み部が形成される。他の動翼についても実施例３と同様に植込み部が設けられる。
【０２０４】
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。
【０２０５】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４６″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。
【０２０６】
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。
【０２０７】
本実施例における最終段動翼における平均直径は、３０００rpm 、１０９２ mm （４３″）翼で２５９０mm、３６００rpm 、９１４ mm （３６″）翼で２１６０mm、３０００rpm 、１１６８ mm （４６″）翼で２６６５mm、３６００rpm 、９６５ mm （３８″）翼で２２２０mmとした。
【０２０８】
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は電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によって接合した。エロージョンシールド５４は湿り蒸気が直接当たる表とその反対の裏側との２個所でエロージョンシールドの全長に渡って溶接される。表側は幅が裏側より大きく、上下端部も溶接される。
【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４００℃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】
本実施例の定格出力１０５０ＭＷ級の発電において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，、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ロータシャフトを後述の実施例５のＮo.７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。
【０２１５】
高中圧タービンのロータシャフトとして蒸気温度６２０℃以上に対しては、実施例３又は後述の実施例５の表１２の材料を用いることができる。本実施例では表１２のＮo.１は６２５℃に好適で、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１６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３と同様である。更に、軸受部２７へのＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層も実施例３と同様に形成した。
【０２１６】
本実施例におけるタンデムに結合した２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧タービンは合計の軸受間距離が１６ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の比が１３.７ であり、またその発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が１５.２である。
【０２１７】
本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び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用低圧タービンは軸受間距離が６ｍであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ(1168mm)に対する比が６.８ であり、また１台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラントの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する１台の低圧タービンの軸受間距離(mm）の比が１１.４である。
【０２１８】
本実施例における高中圧一体型ロータシャフト又は後述する実施例５〜９のいずれのロータシャフトにおいても中心孔を有しているが、特に、Ｐ０.０１０％以下，Ｓ０.００５％以下，Ａｓ０.００５％以下，Ｓｎ０.００５％ 以下，Ｓｂ０.００３％ 以下とすることによりいずれの実施例においても高純化によって中心孔をなくすことができる。
【０２１９】
〔実施例５〕
実施例３及び４のロータシャフトに代えて表１２に示す蒸気温度に対応した好適な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、６２５℃，３０kgｆ／mm2 でクリープ破断試験を実施した。結果を表１２に合わせて示す。
【０２２０】
表１２のＮo.１〜Ｎo.７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600〜６３０℃に対しては１〜３.５％ ，６３０〜６６０℃に対しては４〜８％が好ましい。Ｂは０.０３％ 以下が優れた強度を示す。６００〜６３０℃ではＢ量を０.００１〜０.０１％及びＣｏ量を１〜３.５％ 、６３０〜６６０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、Ｃｏ量を４〜８.５％ と高めることにより高強度が得られる。
【０２２１】
Ｎは本願実施例における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。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。
【０２２２】
【表１２】
同じく、表１３は５９３〜６１０℃に適したロータシャフト用材料の化学組成(重量％)である。熱処理は、１１００℃×２ｈ→１００℃／ｈで冷却後、５６５℃×１５ｈ→２０℃／ｈで冷却，６６５℃×４５ｈ→２０℃／ｈで冷却した。熱処理はいずれも回転軸を中心に回転しながら行った。
【０２２４】
表１４はロータシャフト材の機械的特性を示すものである。衝撃値はＶノッチシャルピー値、ＦＡＴＴは５０％破面遷移温度である。
【０２２５】
【表１３】
【表１４】
クリープ破断強度を見ると本発明材の６００℃，１０5ｈ クリープ破断強度は１１kgｆ／mm2で、高効率タービン材として必要な強度（１０kgｆ／mm2）以上及び靭性も１kgｆ−ｍ以上の高い値を示している。
【０２２８】
Ｎo.９はＡｌが０.０１５％を越えたものであるが、１０5時間クリープ破断強度が１１kgｆ／mm2以下と強度が若干低下する。Ｗが１.０％程度多くなるとδフェライトが析出し、強度と靭性がともに低く、発明の目的が達成されないことも確認された。Ｗは０.１〜０.６５％で高い強度が得られる。
【０２２９】
ＦＡＴＴに及ぼすＷの影響はＷは０.１〜０.６５％の範囲でＦＡＴＴが低く、高い靭性を有するが、それ以下及び以上でも靭性が低下する。特に０.２〜０.５％で低いＦＡＴＴが得られる。
【０２３０】
本実施例のマルテンサイト鋼は６００℃付近の高温クリープ破断強度は著しく高く、超高温高圧蒸気タービン用ロータシャフトとして要求される強度を十分満足し、好適である。また、６００℃付近での高効率タービン用ブレードとしても好適である。
【０２３１】
〔実施例６〕
表１５は実施例３及び４における本発明の高圧，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。
【０２３２】
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。
【０２３３】
【表１５】
表１６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℃，１０5ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【０２３５】
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。
【０２３６】
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。
【０２３７】
【表１６】
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。
【０２３９】
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≧９kgｆ／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。
【０２４０】
〔実施例７〕
本実施例においては、特に実施例３の６２５℃の高圧蒸気タービン及び中圧蒸気タービン又は実施例４の６００℃及び６２５℃の高中圧蒸気タービンの蒸気温度に代えて６４９℃としたものであり、構造及び大きさを実施例３又は４とほぼ同じ設計で得られるものである。ここで実施例３又は４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８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２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３の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
【０２４１】
更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施例３又は４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３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。
【０２４２】
更に、本実施例におけるクロスコンパウンド型に対し、タンデムコンパウンド型で３６００rpmの回転数においても実施できる。
【０２４３】
表１７は蒸気温度６４０℃以上の高圧タービンでは３段までと中圧タービンでは初段の動翼の各々に用いたＮｉ基析出強度化型合金の化学組成を示す。これらの合金は真空アーク再溶解によってインゴットを製造後、熱間鍛造し、次いで合金組成に応じて溶体化処理１０７０〜１２００℃で１〜８時間加熱後空冷し、
７００〜８７０℃で４〜２４時間加熱する時効処理を施したものである。
【０２４４】
高圧タービンでは４段及び５段、及び中圧タービンの２段及び３段に本発明における高強度マルテンサイト鋼を用いた。別の例として蒸気温度６１０〜６３８℃の高圧タービン及び中圧タービンの初段に前述のＮｉ基合金を用い、高圧タービンの２段及び３段、中圧タービンの２段目に本発明の高強度マルテンサイト鋼を用いることができる。
【０２４５】
本実施例は実施例５及び６に適用できるものである。
【０２４６】
【表１７】
〔実施例８〕
実施例３及び４の発電プラントにおける高圧タービン，中圧タービン及び高中圧タービン用ロータシャフトを胴部と軸受部に各々Ｂ量を変えて製造した。他の構成は実施例３及び４と全く同一である。表１８（重量％）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１９及び図２０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１９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２０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。
【０２４８】
本実施例においても、軸受部２７には低合金鋼が設けられ、更に動翼の植込み部４５がリング状に８段形成され、実施例３と同様に動翼の植込み形状に沿って形成される。
【０２４９】
高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表１８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。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１７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。
【０２５０】
【表１８】
表１９は、上述したロータシャフトの胴部の機械的性質を示す。熱処理は、
１０５０℃×１５ｈ加熱保持後、水噴霧冷却し、次いで５７０℃×２０ｈ加熱後炉冷及び６９０℃×２０ｈ加熱後炉冷を行った。
【０２５２】
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。
【０２５３】
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。
【０２５４】
【表１９】
本実施例においても実施例３及び４と同様に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。
【０２５６】
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。
【０２５７】
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。
【０２５８】
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。
【０２５９】
本実施例は実施例５〜７に同様に適用できる。
【０２６０】
〔実施例９〕
本実施例は、実施例４と同様の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１１６８ mm （４６インチ）であり、ＨＰ(高圧）・ＩＰ(中圧）一体型及びＬＰ１台又は２台で３０００rpm の回転数を有し、実施例４と同様に主な材料によって構成される。左側の高圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６００℃，２５０kg／cm2 の圧力であり、右側の中圧部（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。
【０２６１】
図２０は本実施例において用いた高圧中圧一体型蒸気タービンのロータシャフトの断面図である。図に示すように、水蒸気は高圧部及び中圧部ともにロータシャフト中心部より入り、いずれも軸受部側に流れるような配置を有し、従って軸受部側で温度が低くなっている。本実施例におけるロータシャフトは実施例８と同様に軸受部と胴部とで合金組成を変えてエレクトロスラグ再溶解法によって製造したものであり、いずれも最終段の前で組成を変えたものである。図２１の構造は図１６と全く同じものである。本実施例における胴部組成を表１２のＮo.５とし、軸受部をＢ量のみを０.００３％ とし、他の成分を同じものにしたものである。鍛造後の熱処理は前述と同様である。
【０２６２】
本実施例においても実施例３又は４と同様に軸受部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層が形成されているものである。
【０２６３】
本実施例に対して実施例２，４及び５が適用でき、更に実施例６の蒸気温度に対しても同様に適用できるものである。
【０２６４】
【発明の効果】
本発明によれば、５９３〜６６０℃の蒸気温度を有する蒸気タービンの低圧タービンに高強度及び高靭性のマルテンサイト鋼を用いることによりその最終段動翼をより長翼化できるので高効率の発電が達成される。
【図面の簡単な説明】
【図１】引張強さとＣ（％）との関係を示す線図。
【図２】引張強さとＭｏ（％）との関係を示す線図。
【図３】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。
【図４】本発明に係る蒸気タービン動翼の正面図。
【図５】図４の側面図。
【図６】図４及び図５の先端部を上部から見た平面図。
【図７】本発明の蒸気タービン動翼の正面図。
【図８】図７の側面図。
【図９】本発明の蒸気タービン翼の正面図。
【図１０】図９の側面図。
【図１１】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面図。
【図１２】本発明に係る蒸気タービン翼の斜視図。
【図１３】本発明に係る蒸気タービン翼の斜視図。
【図１４】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。
【図１５】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図１６】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１７】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図１８】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。
【図１９】高圧タービン用ロータシャフトの正面図。
【図２０】中圧タービン用ロータシャフトの正面図。
【図２１】高中圧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…軸受部、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、３３…高中圧車軸、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…ピン挿入孔、５４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５６…溶接部、
５７…コンティニュアスカバー。
Claims (4)
- 翼部長さが３０００rpmに対し１１４３mm以上又は３６００rpmに対し９５２mm以上である低圧蒸気タービン最終段動翼であって、重量でＣ０.１９％以上０.２５％以下，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.４％以下，Ｃｒ８.０％以上１３.０％未満，Ｎｉ２％より大きく３.５％以下，Ｍｏ２％より大きく３.５％以下，Ｖ０.０５％以上０.３５％以下，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０２％以上０.２０％以下、及びＮ０.０４以上0.15％以下を含有し、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よりなることを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼。
- 請求項１において、前記マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１３８.５kgｆ／mm2以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼。
- 請求項２において、前記マルテンサイト鋼の２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が４kgｆ−ｍ／cm2 以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼。
- 請求項１〜３のいずれかにおいて、前記最終段動翼の翼部先端部のリーデング側にエロージョン防止シールド部を有することを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼。
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