JP5502575B2

JP5502575B2 - 析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼及び蒸気タービン動翼

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Publication number: JP5502575B2
Application number: JP2010094530A
Authority: JP
Inventors: 慎司及川; 秀夫依田; 将彦新井; 裕之土井
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Filing date: 2010-04-16
Publication date: 2014-05-28
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Description

本発明は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼及び蒸気タービン動翼に関する。

蒸気タービンに用いられる低圧段動翼は、これを使用した火力発電設備の発電効率を高めるために、翼長の長大化が望まれる。そして、翼長を長大化するとその遠心力も増加するために、蒸気タービン動翼は安全性確保の観点から高強度化を図る必要がある。
従来、１２Ｃｒ（クロム）鋼を使用した蒸気タービン動翼が知られている（例えば、特許文献１参照）。この蒸気タービン動翼によれば、高強度を具備する１２Ｃｒ鋼によって、高い安全性を確保することができる。
ところで、今後の輸出拡大が見込まれる海外での蒸気タービンプラントにおいては、日本よりも水質が悪い場合を想定して、蒸気タービン動翼の高強度化を図ると共に、水質に応じた耐食性の向上をも図る必要がある。その点を考慮すると、前記した１２Ｃｒ鋼は耐食性が不十分である。

また、従来、蒸気タービン動翼用の材料としては、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が知られている（例えば、特許文献２、特許文献３及び特許文献４参照）。
一般に、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、Ｃｒの添加量が多いことに加え、耐食性に対して悪影響を及ぼすＣ（炭素）の添加量が抑えられているので、優れた耐食性を有している。

特開２０００−１６１００６号公報特開２００５−１９４６２６号公報特開２００５−２３２５７５号公報特開２００８−１２７６１３号公報

しかしながら、特許文献２及び特許文献３の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、フェライト形成元素で計算されるＣｒ当量が高く、δフェライトを形成しやすい。そして、δフェライトを形成した析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、引張強さや靭性等の機械特性が低下することとなる。また、オーステナイト形成元素で計算されるＮｉ当量も高くなり、残留オーステナイトを形成しやすい。その結果、特許文献２及び特許文献３の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、マルテンサイト組織の安定性を欠く問題がある。
また、特許文献４の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、マルテンサイト組織中の析出硬化に寄与する析出物の種類が複数となっている割にはそれらの析出物の量が少なく、十分な強度や靭性を有していない。

そこで、本発明の課題は、マルテンサイト組織の安定性に優れ、高強度、高靭性及び高耐食性を兼ね備えた析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼及びそれを用いた蒸気タービン動翼を提供することにある。

前記課題を解決した本発明の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、質量比で、Ｃ：０．０５〜０．１０％、Ｃｒ：１２．０〜１３．０％、Ｎｉ：６．０〜７．０％、Ｍｏ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．０１〜０．０５％、Ｍｎ：０．０６〜１．０％、Ｎｂ：０．３〜０．５％、Ｖ：０．３〜０．５％、Ｔｉ：１．５〜２．５％、及びＡｌ：１．０〜２．３％を含み、残部がＦｅ及び不可避な不純物からなり、下記の（ａ）の値が１．１〜１．８であり、（ｂ）の値が８．５〜１１．８であり、（ｃ）の値が２０．２以下であり、（ｄ）の値が１０．０以下であることを全て満足すること特徴とする。
（ａ）＝［Ｎｂ％］＋［Ｖ％］＋１０×［Ｃ％］
（ｂ）＝［Ａｌ％］＋［Ｎｉ％］＋［Ｔｉ％］
（ｃ）＝［Ｃｒ％］＋１．５×［Ｓｉ％］＋［Ｍｏ％］＋０．５×［Ｎｂ％］＋２×［Ｔｉ％］
（ｄ）＝［Ｎｉ％］＋０．５×［Ｍｎ％］＋３０×［Ｃ％］

また、前記課題を解決した本発明の蒸気タービン動翼は、質量比で、Ｃ：０．０５〜０．１０％、Ｃｒ：１２．０〜１３．０％、Ｎｉ：６．０〜７．０％、Ｍｏ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．０１〜０．０５％、Ｍｎ：０．０６〜１．０％、Ｎｂ：０．３〜０．５％、Ｖ：０．３〜０．５％、Ｔｉ：１．５〜２．５％、及びＡｌ：１．０〜２．３％を含み、残部がＦｅ及び不可避な不純物からなり、下記の（ａ）の値が１．１〜１．８であり、（ｂ）の値が８．５〜１１．８であり、（ｃ）の値が２０．２以下であり、（ｄ）の値が１０．０以下であることを全て満足し、δフェライト及び残留オーステナイトの析出量が１．０％以下であり、室温での引張強さが１３５０ＭＰａ以上であり、室温でのシャルピー衝撃値が５０Ｊ/ｃｍ ^２以上であり、孔食電位が２２０ｍＶ以上である析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼で形成されたことを特徴とする。
（ａ）＝［Ｎｂ％］＋［Ｖ％］＋１０×［Ｃ％］
（ｂ）＝［Ａｌ％］＋［Ｎｉ％］＋［Ｔｉ％］
（ｃ）＝［Ｃｒ％］＋１．５×［Ｓｉ％］＋［Ｍｏ％］＋０．５×［Ｎｂ％］＋２×［Ｔｉ％］
（ｄ）＝［Ｎｉ％］＋０．５×［Ｍｎ％］＋３０×［Ｃ％］

本発明によれば、マルテンサイト組織の安定性に優れ、高強度、高靭性及び高耐食性を兼ね備えた析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼及びそれを用いた蒸気タービン動翼を提供することができる。

本発明の実施形態に係る蒸気タービン動翼の斜視図であり、（ａ）はフォークタイプの蒸気タービン動翼を示した図、（ｂ）はアキシャルタイプの蒸気タービン動翼を示した図である。本発明の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における化学組成の規定範囲を、従来例のステンレス鋼における対比で示すグラフである。

以下に、本発明の実施形態について適宜図面を参照しながら詳細に説明する。ここでは、実施形態に係る蒸気タービン動翼を説明した後に、蒸気タービン動翼を形成する析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼について説明する。

（蒸気タービン動翼）
図１（ａ）及び（ｂ）に示すように、本実施形態に係る蒸気タービン動翼１０は、蒸気が当たる翼部１と、この翼部１の根元側に設けられ、図示しないロータシャフトに植え込まれて翼部１を取り付けるための根部２とを備えている。

図１（ａ）に示す蒸気タービン動翼１０は、根部２が逆クリスマスツリー状に形成されているアクシャルエントリタイプのものであり、図１（ｂ）に示す蒸気タービン動翼１０は、根部２がフォーク状に形成されているフォークタイプのものである。
ちなみに、図１（ｂ）中の符号３は、ロータシャフト固定用のピン（図示省略）を挿入するために根部２に設けられたピン挿入孔である。

図１（ａ）及び（ｂ）に示す蒸気タービン動翼１０は、いずれもが低圧蒸気タービンの最終段動翼であって、蒸気タービン動翼１０の翼部１の長さである翼長ＬＢが回転速度３６００ｒｐｍ（６０Ｈｚ）に対して４５インチ（１．１４ｍ）以上であり、かつ回転速度３０００ｒｐｍ（５０Ｈｚ）に対して５０インチ（１．２７ｍ）以上となっている。
このような本実施形態に係る蒸気タービン動翼１０は、次に説明する本実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼で形成されている。

（析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼）
本実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、後記する質量比で、Ｃ（炭素）、Ｃｒ（クロム）、Ｎｉ（ニッケル）、Ｍｏ（モリブデン）、Ｓｉ（ケイ素）、Ｍｎ（マンガン）、Ｎｂ（ニオブ）、Ｖ（バナジウム）、Ｔｉ（チタン）及びＡｌ（アルミニウム）を含むと共に、残部としてＦｅ（鉄）及び不可避な不純物を含んでいる。

Ｃの添加量は、０．０５〜０．０８％とする必要があり、望ましくは０．０６〜０．０７％、より望ましくは０．０６２〜０．０６８％である。
Ｃの添加量を０．０５％以上とすることで、δフェライトの形成を抑制することができると共に、Ｎｂ及びＶとの化合物（炭化物）によって析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出硬化に寄与することができる。またＣの添加量を０．０８％以下とすることで、残留オーステナイトの析出を抑制することができる。

Ｃｒの添加量は、１２．０〜１３．０％とする必要があり、望ましくは１２．２〜１２．８％であり、より望ましくは１２．４〜１２．６％である。Ｃｒの添加量を１２．０％以上とすることで、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の耐食性を向上させることができる。またＣｒの添加量を１３．０％以下とすることで、δフェライトの形成を抑制することができる。

Ｎｉの添加量は、６．０〜７．０％とする必要があり、望ましくは６．２〜６．８％、より望ましくは６．４〜６．６％である。
Ｎｉの添加量を６．０％以上とすることで、δフェライトの形成を抑制すると共に、Ａｌ及びＴｉとの金属間化合物によって、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出硬化に寄与することができる。またＮｉの添加量を７．０％以下とすることで、残留オーステナイトの析出を抑制することができる。

Ｍｏの添加量は、１．０〜２．０％とする必要があり、望ましくは１．２〜１．８％、より望ましくは１．４〜１．６％である。
Ｍｏの添加量を１．０％以上とすることで、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の耐食性を向上させることができると共に、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における固溶硬化及び析出硬化に寄与することができる。またＭｏの添加量を２．０％以下とすることで、δフェライトの形成を抑制することができる。

Ｓｉの添加量は、０．０１〜０．０５％であり、望ましくは０．０２〜０．０４％以下、より望ましくは０．０２５〜０．０３５％以下である。
Ｓｉの添加量を０．０１％以上とすることで、Ｓｉを脱酸材として機能させることができる。またＳｉの添加量を０．０５％以下とすることで、δフェライトの形成を抑制することができる。

Ｍｎの添加量は、０．０６〜１．０％とする必要があり、望ましくは０．２〜０．８％、より望ましくは０．４〜０．６％である。
Ｍｎの添加量を０．０６％以上とすることで、δフェライトの形成を抑制することができる。またＭｎの添加量を１．０％以下とすることで、残留オーステナイトの析出を抑制することができる。

Ｎｂの添加量は、０．３〜０．５％とする必要があり、望ましくは０．３５〜０．４５％、より望ましくは０．３８〜０．４２％である。
Ｎｂの添加量を０．３％以上とすることで、Ｃとの化合物（炭化物）によって析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出硬化に寄与することができる。またＮｂの添加量を０．５％以下とすることで、δフェライトの形成を抑制することができる。

Ｖの添加量は、０．３〜０．５％とする必要があり、望ましくは０．３５〜０．４５％、より望ましくは０．３８〜０．４２％である。
Ｖの添加量を０．３％以上とすることで、Ｃとの化合物（炭化物）によって析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出硬化に寄与することができる。またＶの添加量を０．５％以下とすることで、δフェライトの形成を抑制することができる。

Ｔｉの添加量は、１．５〜２．５％とする必要があり、望ましくは１．７〜２．３％、より望ましくは１．９〜２．１％である。
Ｔｉの添加量を１．５％以上とすることで、Ｎｉとの金属間化合物によって、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出硬化に寄与することができる。またＴｉの添加量を２．５％以下とすることで、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に良好な靭性を発揮させることができる。

Ａｌの添加量は、１．０〜２．３％とする必要があり、望ましくは１．２〜２．０％、より望ましくは１．４〜１．８％である。
Ａｌの添加量を１．０％以上とすることで、Ｎｉとの金属間化合物によって、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出硬化に寄与することができる。またＡｌの添加量を２．３％以下とすることで、金属間化合物の過剰な析出を抑制して、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に良好な熱間鍛造性を発揮させることができる。またＡｌの添加量を２．３％以下とすることで、δフェライトの形成を抑制することができる。

本実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、以上の金属元素以外に、残部としてＦｅ及び不可避な不純物を含んでいる。Ｆｅはステンレス鋼のベース成分であり周知であるのでここでの詳細な説明は省略する。

不可避な不純物とは、原料に含まれる不純物、製造の過程で混入する不純物等であり、意図的に入れたものではない成分を指す。不可避な不純物の具体例としては、Ｐ（リン）、Ｓ（イオウ）、Ｓｂ（アンチモン）、Ｓｎ（スズ）、及びＡｓ（ヒ素）が挙げられ、これらのうちの少なくとも一種類が本実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に含まれる。

Ａｓの含有率は０．１％以下、Ｓｂの含有率は０．０１％以下、Ｓｎの含有率は０．０５％以下が望ましい。また、より望ましくは、Ａｓの含有率は０．０１％以下、Ｓｂの含有率は０．００１％以下、Ｓｎの含有率は０．００５％以下である。
このような範囲となるようにＡｓ、Ｓｂ及びＳｎの含有量を低減することで、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の低温靭性を、より向上させることできる。

Ｐの含有率は０．０１５％以下、Ｓの含有率は０．０１５％以下が望ましく、より望ましくは、Ｐの含有率は０．０１％以下、Ｓの含有率は０．０１％以下である。
このような範囲となるようにＰ及びＳの含有率を低減することで、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の引張強さを損なわずに、低温靭性を向上させることができる。

そして、本実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、前記したＣ、Ｃｒ、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｂ、Ｖ、Ｔｉ及びＡｌからなる元素の添加量の相関を規定する下記（ａ）から（ｄ）の式を満足する必要がある。

（ａ）＝［Ｎｂ％］＋［Ｖ％］＋１０×［Ｃ％］
（ｂ）＝［Ａｌ％］＋［Ｎｉ％］＋［Ｔｉ％］
（ｃ）＝［Ｃｒ％］＋１．５×［Ｓｉ％］＋［Ｍｏ％］＋０．５×［Ｎｂ％］＋２×［Ｔｉ％］
（ｄ）＝［Ｎｉ％］＋０．５×［Ｍｎ％］＋３０×［Ｃ％］
但し、前記式中、（ａ）の値は１．１〜１．８であり、（ｂ）の値は８．５〜１１．８であり、（ｃ）の値は２０．２以下であり、（ｄ）の値は１０．０以下である。

（ａ）は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出物のうち、炭化物の量を規定する式である。ちなみに、Ｎｂ及びＶはＣｒよりも炭化物生成能が大きい。このため、Ｎｂの炭化物及びＶの炭化物がＣｒの炭化物よりも優先的に形成される。
つまり、（ａ）を１．１以上とすることで、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の耐食性を悪化させずに炭化物による析出硬化を向上させることができる。また（ａ）を１．８以下とすることで、マルテンサイト組織の安定性を向上させることができる。

（ｂ）は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出物のうち、金属間化合物の量を規定する式である。ちなみに、Ｔｉ、Ａｌ及びＮｉが金属間化合物を形成し、析出硬化に寄与する。
つまり、（ｂ）を８．５以上とすることで、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における析出硬化を十分に発現させることができる。また（ｂ）を１１．８以下とすることで、マルテンサイト組織の安定性を向上させることができる。

（ｃ）は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼において、金属組織中のδフェライト量を規定する式である。
つまり、（ｃ）を２０．２以下とすることで、δフェライトの析出を抑制することができる。

（ｄ）は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼において、金属組織中の残留オーステナイト量を規定する式である。
つまり、（ｄ）を１０．０以下にすることで、残留オーステナイトの析出を抑制することができる。
図２は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における化学組成の規定式（ａ）及び（ｂ）における値の限定範囲を、従来例のステンレス鋼における対比で示すグラフである。
なお、図２中、従来例１〜従来例３は、前記した特許文献２から４の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に相当する。

次に、本実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の熱処理方法について説明する。
熱処理方法は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に対して、溶体化処理を行う焼入れ工程と、その後、これを焼き戻す一次焼戻し工程と、次いで室温まで冷却した後、これを焼き戻す二次焼戻し工程とを有する。
溶体化処理とは、析出物を母金属に溶かし込む熱処理のことである。

この溶体化処理を行うための焼入れ工程は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を９１０〜９５０℃、望ましくは９３０〜９４０℃で、０．５〜３．０時間、望ましくは１．０〜２．０時間加熱保持した後、室温の水に浸漬して急冷することにより行う。この焼入れ工程により組織全体が完全にオーステナイト組織になる。

一次焼戻し工程は、焼入れ工程後の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を、５５０〜５８０℃、望ましくは５６０℃〜５７０℃で、１．０〜６．０時間、望ましくは２．０〜４．０時間加熱保持した後、大気中にて室温まで冷却することにより行う。

二次焼戻し工程は、一次焼戻し工程後の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を室温まで冷却した後、これを５６０℃〜６００℃、望ましくは５７０℃〜５９０℃で、１．０〜６．０時間、望ましくは２．０〜４．０時間加熱保持し、次いでこれを大気中にて室温まで冷却することにより行う。なお、二次焼戻し工程での加熱温度は、一時焼戻し工程での加熱温度よりも高く設定する。

以上の熱処理方法を行うことによって、前記した炭化物及び金属間化合物が金属組織中に微細に析出すると共に、金属組織中の残留オーステナイトが分解し、金属組織が全焼戻しマルテンサイト組織となる。その結果、この熱処理方法によれば、金属組織が均質で、強度と耐食性を高い水準で具備した析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を得ることができる。

以上のような本実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼によれば、マルテンサイト組織の安定性に優れ、δフェライト及び残留オーステナイトの析出量が少ないので強度、靭性等に優れ、かつ耐食性に優れる。

具体的には、この析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、δフェライト及び残留オーステナイトの析出量が１．０％以下であり、室温での引張強さが１３５０ＭＰａ以上であり、室温でのシャルピー衝撃値が５０Ｊ/ｃｍ^２以上であり、孔食電位が２２０ｍＶ以上である。

そして、このような析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼で形成された本実施形態に係る蒸気タービン動翼は、マルテンサイト組織の安定性に優れ、高強度、高靭性及び高耐食性を兼ね備えるので、国内及び水質の厳しい海外の火力発電施設における蒸気タービン動翼、特に、低圧蒸気タービンの最終段動翼に好適に使用することができる。
具体的には、図１（ａ）及び（ｂ）に示す翼長ＬＢが、回転速度３６００ｒｐｍ（６０Ｈｚ）に対して４５インチ（１．１４ｍ）以上であり、かつ回転速度３０００ｒｐｍ（５０Ｈｚ）に対して５０インチ（１．２７ｍ）以上の低圧蒸気タービンの最終段動翼を構成することができる。

以上、本発明の実施形態について説明したが、本発明は前記実施形態に限定されず、種々の他の形態で実施することができる。
前記実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、Ｍｏの一部をＷに置換することができる。
また、前記実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、Ｎｂの一部をＴａに置換することができる。
また、前記実施形態に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、Ｖの一部をＴａに置換することができる。

次に、実施例を示しながら本発明をさらに具体的に説明する。
（実施例１〜５）
本実施例１〜５では、表１に示す化学組成、及び（ａ）〜（ｄ）の式の値（表１中、「規定値」として記す）となる析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を製造した。なお、表１中、Ｆｅ等とあるのは、残部（表１中、Ｂａｌ．と略記する）がＦｅと不可避な不純物からなることを意味する。また、本実施形態での析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、定量限界以下で、不可避な不純物としてのＰ、Ｓ、Ｓｂ、Ｓｎ、及びＡｓのうちの少なくとも１種類が含まれていると考えられる。

表１に示す化学組成及び規定値で各成分を含む、実施例１〜５の供試材は、５．０×１０^−３Ｐａ以下の高真空状態で高周波電源を利用し、その急速な誘導加熱作用により１６００℃以上に加熱する高周波真空溶解炉にて製造された。次に、これらの供試材は、８５０〜１１５０℃の範囲内で鍛造する熱間鍛造により、ｔ３０ｍｍ×ｗ９０ｍｍ×Ｌ１０００ｍｍの角材に成形された。

次に、各供試材には、熱処理が施された。熱処理は、各供試材を、ボックス電気炉を用いて９３０℃で１．５時間加熱保持した後に、室温の水に浸漬することで急冷する溶体化処理（焼入れ工程）と、その後、各供試材を５６０℃で３．０時間加熱した後に、室温の大気中で徐冷する一次焼戻し工程と、各供試材を５８０℃で３．０時間加熱した後に、室温の大気中で徐冷する二次焼戻し工程とが、順番に行われた。

次に、各供試材について、δフェライト及び残留オーステナイト量、引張強さ（ＭＰａ）、シャルピー衝撃値（Ｊ/ｃｍ^２）、及び孔食電位（ｍＶ）が測定された。

δフェライト及び残留オーステナイトの測定は、金属組織中における各組織の割合を評価した。評価方法はＪＩＳＧ０５５５に記載の点算法に準拠した。

引張強さの測定は、平行部直径６．０ｍｍ、平行部長さ３０ｍｍの引張試験片を作製し、室温にて引張強さを測定した。ここで、室温とは２３±５℃の範囲である。

シャルピー衝撃値の測定は、２ｍｍＶノッチ試験片を作製し、室温にてシャルピー衝撃値を測定した。
なお、引張強さ及びシャルピー衝撃値を室温下で測定したのは、低圧蒸気タービン最終段では、蒸気温度が１００℃以下となっているためである。

孔食電位の測定は、熱処理した供試材を１０ｍｍ角に加工し、試験液を３．０％ＮａＣｌ溶液、溶液の温度を３０℃、掃員速度を２０ｍＶ/ｍｉｎの条件にて孔食電位を測定した。

また、δフェライト及び残留オーステナイトの測定結果は、析出量が１．０％以下であったものを「○」と評価し、１．０％を超えていたものを「×」と評価した。
引張強さの測定結果は、引張強さが１３５０ＭＰａ以上であったものを「○」と評価し、１３５０ＭＰａ未満であったものを「×」と評価した。
シャルピー衝撃値の測定結果は、シャルピー衝撃値が５０Ｊ/ｃｍ^２以上であったものを「○」と評価し、５０Ｊ/ｃｍ^２未満であったものを「×」と評価した。
孔食電位の測定結果は、孔食電位が２２０ｍＶ以上であったものを「○」と評価し、２２０ｍＶ未満であったものを「×」と評価した。
これらの評価結果を表２に示す。

なお、表２中、総合評価は、δフェライト及び残留オーステナイト、引張強さ、シャルピー衝撃値及び孔食電位の全ての評価結果が「○」であるものについて「○」と評価し、いずれか一つが「×」であるものについて「×」と評価した。

（比較例１〜９）
比較例１〜９では、表１に示す化学組成、及び（ａ）〜（ｄ）の式の値（表１中、「規定値」として記す）となる析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を製造した。
なお、これらは実施例と同様の条件で熱処理を行ったものである。
そして、これらの析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼について、実施例と同様に、δフェライト及び残留オーステナイト、引張強さ、シャルピー衝撃値及び孔食電位の評価、並びに総合評価を行った。その結果を表２に示す。

（参考例１〜４）
参考例１〜４のステンレス鋼は、前記した特許文献１の１２Ｃｒ鋼、又は特許文献２から４の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼のいずれかに相当するものである。表１にこれらの化学組成、及び（ａ）〜（ｄ）の式の値を示す。

参考例１の１２Ｃｒ鋼は、次の熱処理を行って得たものである。熱処理は、参考例１（表１参照）の供試材を、ボックス電気炉を用いて１１５０℃で１．０時間加熱保持した後に、室温の油に浸漬することで急冷する溶体化処理（焼入れ工程）と、その後、供試材を５６０℃で１．０時間加熱した後に、室温の大気中で徐冷する一次焼戻し工程と、供試材を６２０℃で１．０時間加熱した後に、室温の大気中で徐冷する二次焼戻し工程とが、順番に行われた。

参考例２の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、次の熱処理を行って得たものである。熱処理は、表１の参考例２の供試材を、ボックス電気炉を用いて９２５℃で１．０時間加熱保持した後に、室温の大気中で徐冷する溶体化処理と、その後、供試材を５４０℃で４．０時間保持した後に、室温の大気中で徐冷する時効処理とが、順番に行われた。

参考例３の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、次の熱処理を行って得たものである。熱処理は、表１の参考例３の供試材を、ボックス電気炉を用いて１０００℃で１．０時間加熱保持した後に、室温の大気中で徐冷する溶体化処理と、その後、供試材を５７５℃で４．０時間保持した後に、室温の大気中で徐冷する時効処理とが、順番に行われた。

参考例４の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、次の熱処理を行って得たものである。熱処理は、表１の参考例４の供試材を、ボックス電気炉を用いて１０３０℃で２．０時間加熱保持した後に、送風機で強制急冷する溶体化処理と、その後、供試材を５６６℃で４．０時間保持した後に、室温の大気中で徐冷する時効処理とが、順番に行われた。

そして、これらのステンレス鋼について、実施例と同様に、δフェライト及び残留オーステナイト、引張強さ、シャルピー衝撃値及び孔食電位の評価、並びに総合評価を行った。その結果を表２に示す。

（実施例、比較例及び参考例におけるステンレス鋼の比較）
表２に示すように、実施例１〜５の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、金属組織中にδフェライト及び残留オーステナイトは確認されず、全焼戻しマルテンサイト組織となっていた。また、前記した各評価のいずれにおいても目標を達成し、本発明の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、高強度、高靭性及び高耐食性を兼備することが確認された。

これに対して、比較例１では、表１に示すように、（ａ）が規定値を下回り、比較例３では、（ｂ）が規定値を下回っている。その結果、これらは、炭化物あるいは金属間化合物の析出量が十分でなく、表２に示すように、引張強さが目標に達しなかった。
また、比較例２では、表１に示すように、（ａ）が規定値を上回り、比較例４では、（ｂ）が規定値を上回っている。その結果、これらは、炭化物又は金属間化合物が過度に析出しているため、表２に示すように、シャルピー衝撃値が目標に達せず、熱間鍛造性も著しく劣っていた。
また、比較例５では、表１に示すように、（ｃ）が規定値を上回り、比較例６では、（ｄ）が規定値を上回っている。その結果、これらは、金属組織中にδフェライト又は残留オーステナイトが１．０％以上析出しており、表２に示すように、組織の安定性が目標に達しなかった。
また、比較例７では、表１に示すように、Ｃｒが既定の範囲を下回ったものであり、表２に示すように、孔食電位が低下しており目標を満足しなかった。また、引張強さも低下しており、目標を下回った。
また、比較例８は、表１に示すように、Ｍｏが規定の範囲を下回ったものであり、表２に示すように、引張強さ、孔食電位が著しく低く、目標に達しなかった。
また、比較例９では、表１に示すように、Ｍｏを規定の範囲を上回ったものであり、表２に示すように、δフェライトが析出しており組織の安定性に劣っていた。

参考例１は、表２に示すように、孔食電位が２２０ｍＶ達せず、耐食性の目標を満足しなかった。
また、参考例２は、表２に示すように、孔食電位が２２０ｍＶより低く、目標とする孔食電位には至らなかった。
また、参考例３は、表２に示すように、引張強さが目標に至らなかった。
また、参考例４は、表２に示すように、引張強さ及び孔食電位が目標に至らなかった。

（実施例６）
本実施例では、前記実施例５の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて蒸気タービン動翼を作製した。
まず、実施例５の化学組成及び規定値となるように調製された溶鋼に対して、気圧が５．０×１０^−３Ｐａ以下の高真空状態で、Ｃ＋Ｏ→ＣＯとなる化学反応によって脱酸する真空カーボン脱酸を行った。次いで、脱酸後のものを電極棒に成形し、これを溶融スラグ中に浸漬して、電流が流れた際に発生するジュール熱で自己加熱にて溶融させた。この溶融物を水冷鋳型内で凝固させることで、いわゆるエレクトロスラグ再溶解した高品位の鋼塊を得た。そして、この鋼塊から熱間鍛造を経て蒸気タービン動翼を成形した。

次に、成形した蒸気タービン動翼に調質熱処理を施した。調質熱処理は、蒸気タービン動翼を９３０℃で加熱し、１．５時間保持した後、室温の水に浸漬することで急冷する溶体化処理（焼入れ工程）と、その後、蒸気タービン動翼を５６０℃で３．０時間加熱した後に、室温の大気中で徐冷する一次焼戻し工程と、蒸気タービン動翼を５８０℃で３．０時間加熱した後に、室温の大気中で徐冷する二次焼戻し工程とが、順番に行われた。

次いで、調質熱処理後の蒸気タービン動翼に、表面研磨、ひずみの除去等を行って、本発明の蒸気タービン動翼（低圧蒸気タービンの最終段動翼）を製造した。

本実施例で得られた蒸気タービン動翼について、実施例1と同様の評価試験を行った。ミクロ組織観察の結果、この蒸気タービン動翼の組織は全焼戻しマルテンサイト組織で、δフェライト及び残留オーステナイトは観察されなかった。また、室温での引張強さ、室温でのシャルピー衝撃値、及び孔食電位の全てにおいて目標を満足した。

１翼部
２根部
３ピン挿入孔
１０蒸気タービン動翼
ＬＢ翼長

Claims

質量比で、Ｃ：０．０５〜０．１０％、Ｃｒ：１２．０〜１３．０％、Ｎｉ：６．０〜７．０％、Ｍｏ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．０１〜０．０５％、Ｍｎ：０．０６〜１．０％、Ｎｂ：０．３〜０．５％、Ｖ：０．３〜０．５％、Ｔｉ：１．５〜２．５％、及びＡｌ：１．０〜２．３％を含み、残部がＦｅ及び不可避な不純物からなり、
下記の（ａ）の値が１．１〜１．８であり、（ｂ）の値が８．５〜１１．８であり、（ｃ）の値が２０．２以下であり、（ｄ）の値が１０．０以下であることを全て満足すること特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
（ａ）＝［Ｎｂ％］＋［Ｖ％］＋１０×［Ｃ％］
（ｂ）＝［Ａｌ％］＋［Ｎｉ％］＋［Ｔｉ％］
（ｃ）＝［Ｃｒ％］＋１．５×［Ｓｉ％］＋［Ｍｏ％］＋０．５×［Ｎｂ％］＋２×［Ｔｉ％］
（ｄ）＝［Ｎｉ％］＋０．５×［Ｍｎ％］＋３０×［Ｃ％］
質量比で、Ｃ：０．０５〜０．１０％、Ｃｒ：１２．０〜１３．０％、Ｎｉ：６．０〜７．０％、Ｍｏ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．０１〜０．０５％、Ｍｎ：０．０６〜１．０％、Ｎｂ：０．３〜０．５％、Ｖ：０．３〜０．５％、Ｔｉ：１．５〜２．５％、及びＡｌ：１．０〜２．３％を含み、残部がＦｅ及び不可避な不純物からなり、
下記の（ａ）の値が１．１〜１．８であり、（ｂ）の値が８．５〜１１．８であり、（ｃ）の値が２０．２以下であり、（ｄ）の値が１０．０以下であることを全て満足し、
δフェライト及び残留オーステナイトの析出量が１．０％以下であり、室温での引張強さが１３５０ＭＰａ以上であり、室温でのシャルピー衝撃値が５０Ｊ/ｃｍ ^２以上であり、孔食電位が２２０ｍＶ以上である析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼で形成されたことを特徴とする蒸気タービン動翼。
（ａ）＝［Ｎｂ％］＋［Ｖ％］＋１０×［Ｃ％］
（ｂ）＝［Ａｌ％］＋［Ｎｉ％］＋［Ｔｉ％］
（ｃ）＝［Ｃｒ％］＋１．５×［Ｓｉ％］＋［Ｍｏ％］＋０．５×［Ｎｂ％］＋２×［Ｔｉ％］
（ｄ）＝［Ｎｉ％］＋０．５×［Ｍｎ％］＋３０×［Ｃ％］
低圧蒸気タービンの最終段動翼であることを特徴とする請求項２に記載の蒸気タービン動翼。
翼長が回転速度３６００ｒｐｍに対して４５インチ（１．１４ｍ）以上であり、かつ回転速度３０００ｒｐｍに対して５０インチ（１．２７ｍ）以上であることを特徴とする請求項３に記載の蒸気タービン動翼。