JPH09287402A - 蒸気タービン用ロータシャフト及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン - Google Patents
蒸気タービン用ロータシャフト及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービンInfo
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- JPH09287402A JPH09287402A JP9983496A JP9983496A JPH09287402A JP H09287402 A JPH09287402 A JP H09287402A JP 9983496 A JP9983496 A JP 9983496A JP 9983496 A JP9983496 A JP 9983496A JP H09287402 A JPH09287402 A JP H09287402A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】本発明の目的は、フェライト系鋼の使用による
蒸気温度６００〜６６０℃の高温化を可能にし、高熱効
率でコンパクトな蒸気タービン用ロータシャフト及びそ
れを用いた蒸気タービンと超々臨界圧蒸気タービン発電
プラントを提供する。 【解決手段】本発明は、高温部にさらされるロータシャ
フト及びケーシングをフェライト系鍛鋼及び鋳鋼からな
り、低圧タービン最終段ブレードをマルテンサイト鋼と
することにより主蒸気温度と再熱蒸気温度を６００〜６
６０℃としたコンパクトな超々臨界圧蒸気タービン用ロ
ータシャフト及び蒸気タービンとその発電プラントにあ
る。最終段ブレードの引張強さが１２０kgｆ／mm2 以
上，ロータシャフトの各使用温度での１０万時間クリー
プ破断強度が１１kgｆ／mm2 以上，内部ケーシングの１
０万時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上であ
る。
蒸気温度６００〜６６０℃の高温化を可能にし、高熱効
率でコンパクトな蒸気タービン用ロータシャフト及びそ
れを用いた蒸気タービンと超々臨界圧蒸気タービン発電
プラントを提供する。 【解決手段】本発明は、高温部にさらされるロータシャ
フト及びケーシングをフェライト系鍛鋼及び鋳鋼からな
り、低圧タービン最終段ブレードをマルテンサイト鋼と
することにより主蒸気温度と再熱蒸気温度を６００〜６
６０℃としたコンパクトな超々臨界圧蒸気タービン用ロ
ータシャフト及び蒸気タービンとその発電プラントにあ
る。最終段ブレードの引張強さが１２０kgｆ／mm2 以
上，ロータシャフトの各使用温度での１０万時間クリー
プ破断強度が１１kgｆ／mm2 以上，内部ケーシングの１
０万時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上であ
る。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は新規な蒸気タービン
に係り、特に低圧蒸気タービンの最終段動翼として１２
％Ｃｒ系鋼を用いた高温蒸気タービンに関する。
に係り、特に低圧蒸気タービンの最終段動翼として１２
％Ｃｒ系鋼を用いた高温蒸気タービンに関する。
【０００２】
【従来の技術】現在、蒸気タービン用動翼には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。
−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。
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。
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。
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】ガスタービン用ディスク材として特開昭63
−171856号公報及び特開平4− 120246号公報が知ら
れている。
−171856号公報及び特開平4− 120246号公報が知ら
れている。
【０００７】また、従来の蒸気タービンは蒸気温度最大
５６６℃，蒸気圧力２４６atg であった。
５６６℃，蒸気圧力２４６atg であった。
【０００８】しかし、石油，石炭などの化石燃料の枯
渇，省エネ及び環境汚染防止の観点から、火力発電プラ
ントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるため
には蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手
段である。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料と
して特開平7−233704号及び特開平8−3697号が知られて
いる。
渇，省エネ及び環境汚染防止の観点から、火力発電プラ
ントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるため
には蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手
段である。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料と
して特開平7−233704号及び特開平8−3697号が知られて
いる。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、近年の低圧
蒸気タービン翼の長大化に対処するためになされたもの
で、特開昭63−171856号公報及び特開平4−120246 号公
報には蒸気タービン用動翼材については全く開示されて
いない。
蒸気タービン翼の長大化に対処するためになされたもの
で、特開昭63−171856号公報及び特開平4−120246 号公
報には蒸気タービン用動翼材については全く開示されて
いない。
【００１０】また、特開平7−233704号及び特開平8−36
97号に上述した公報にはロータ材及びケーシング材等が
開示されているが、前述の如くより高温下に伴う高圧，
中圧及び高中圧一体型蒸気タービン及び低圧蒸気タービ
ンを有する発電プラントにおける最終段動翼として１２
％Ｃｒ系マルテンサイト鋼を用いることは記載されてい
ない。
97号に上述した公報にはロータ材及びケーシング材等が
開示されているが、前述の如くより高温下に伴う高圧，
中圧及び高中圧一体型蒸気タービン及び低圧蒸気タービ
ンを有する発電プラントにおける最終段動翼として１２
％Ｃｒ系マルテンサイト鋼を用いることは記載されてい
ない。
【００１１】本発明の目的は、蒸気温度６００〜６６０
℃の高温化をフェライト系耐熱鋼によって可能にし高熱
効率を有する蒸気タービン用ロータシャフト及びそれを
用いた蒸気タービンとその発電プラントを提供するにあ
る。
℃の高温化をフェライト系耐熱鋼によって可能にし高熱
効率を有する蒸気タービン用ロータシャフト及びそれを
用いた蒸気タービンとその発電プラントを提供するにあ
る。
【００１２】
【課題を解決するための手段】本発明は、ロータジャー
ナル部及び低温域部が溶接性良好なＴａ又はＭｏ0.5％
を越え１％未満を有するマルテンサイト鋼からなり、ロ
ータ胴部が前記マルテンサイト鋼より高温強度の高いＴ
ａ入り又は前述のＭｏを有するマルテンサイト鋼からな
ることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトにあ
る。
ナル部及び低温域部が溶接性良好なＴａ又はＭｏ0.5％
を越え１％未満を有するマルテンサイト鋼からなり、ロ
ータ胴部が前記マルテンサイト鋼より高温強度の高いＴ
ａ入り又は前述のＭｏを有するマルテンサイト鋼からな
ることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトにあ
る。
【００１３】本発明は、ロータジャーナル部及び低温域
部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.５％ 以
下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１２％，Ｎｉ０.１〜１.０
％，Ｖ０.０５〜０.３％,Ｔａ０.０１〜０.２０％又は
Ｔａ及びＮｂを合計量で０.０１〜０.２０％ ，Ｎ０.０
０５〜０.１％，Ｍｏ３.５％以下，Ｗ３.５％以下，Ｂ
無添加又は０.０１５％ 以下好ましくは０.００５％以
下、より好ましくは0.003％以下及びＣｏ１〜１０％を
含むマルテンサイト鋼からなり、ロータ胴部が重量比で
Ｃ０.０６ 〜０.１４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ８〜１２％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５
〜０.３％,Ｔａ０.０１〜０.２０％ 又はＴａ及びＮｂ
を合計量で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０３
５％，Ｍｏ０.５％を越え３.５％以下，Ｗ３.５％以
下，Ｂ０.００５〜０.０３％及びＣｏ１〜１０％を含む
マルテンサイト鋼からなり、前記胴部が前記ジャーナル
部より高温強度が高いか又は溶接性が低い合金組成を有
することを特徴とする。又、本発明はＭｏ０.５％を越
え１％未満で、Ｎｂ０.０１〜0.20％を含むマルテンサ
イト鋼によってジャーナル部と低温度及び胴部を構成す
るものである。
部が重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.５％ 以
下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１２％，Ｎｉ０.１〜１.０
％，Ｖ０.０５〜０.３％,Ｔａ０.０１〜０.２０％又は
Ｔａ及びＮｂを合計量で０.０１〜０.２０％ ，Ｎ０.０
０５〜０.１％，Ｍｏ３.５％以下，Ｗ３.５％以下，Ｂ
無添加又は０.０１５％ 以下好ましくは０.００５％以
下、より好ましくは0.003％以下及びＣｏ１〜１０％を
含むマルテンサイト鋼からなり、ロータ胴部が重量比で
Ｃ０.０６ 〜０.１４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ８〜１２％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５
〜０.３％,Ｔａ０.０１〜０.２０％ 又はＴａ及びＮｂ
を合計量で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０３
５％，Ｍｏ０.５％を越え３.５％以下，Ｗ３.５％以
下，Ｂ０.００５〜０.０３％及びＣｏ１〜１０％を含む
マルテンサイト鋼からなり、前記胴部が前記ジャーナル
部より高温強度が高いか又は溶接性が低い合金組成を有
することを特徴とする。又、本発明はＭｏ０.５％を越
え１％未満で、Ｎｂ０.０１〜0.20％を含むマルテンサ
イト鋼によってジャーナル部と低温度及び胴部を構成す
るものである。
【００１４】本発明は、高圧タービン，中圧タービン及
び低圧タービン又は高中圧タービン及び低圧タービンを
備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タ
ービン及び中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧ター
ビンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５
℃、前記高圧タービン及び中圧タービンの前記水蒸気入
口温度にさらされるロータシャフト又は、該ロータシャ
フトと動翼，静翼及び内部ケーシングの少なくとも１つ
とが重量でＣｒ８〜１３％及びＴａ０.０１〜０.２０％
又はＮｂ０.０１〜０.２％ 及びＭｏ０.５％を越え１.
０％未満を含有する高強度マルテンサイト鋼よりなり、
前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶
接が高いマルテンサイト鋼によって構成されることを特
徴とする。
び低圧タービン又は高中圧タービン及び低圧タービンを
備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タ
ービン及び中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧ター
ビンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５
℃、前記高圧タービン及び中圧タービンの前記水蒸気入
口温度にさらされるロータシャフト又は、該ロータシャ
フトと動翼，静翼及び内部ケーシングの少なくとも１つ
とが重量でＣｒ８〜１３％及びＴａ０.０１〜０.２０％
又はＮｂ０.０１〜０.２％ 及びＭｏ０.５％を越え１.
０％未満を含有する高強度マルテンサイト鋼よりなり、
前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶
接が高いマルテンサイト鋼によって構成されることを特
徴とする。
【００１５】本発明は、ロータシャフトと、該ロータシ
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が６０
０〜６６０℃及び圧力が250kg／cm2 以上又は１５０〜
２００kg／cm2 である高圧，中圧又は高中圧タービンよ
りなる蒸気タービンであって、前記ロータシャフト又は
該ロータシャフトと動翼及び静翼の少なくとも初段とが
前記動翼の初段への流入蒸気温度に対応した温度での１
０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上である
重量でＣｒ９〜１３％及びＴａ０.０１〜０.２０％又は
Ｎｂ０.０１〜０.２％とＭｏ０.５％ を越え１％以下を
含有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する高強度マ
ルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシングが前記蒸
気温度に対応した温度での１０５時間クリープ破断強度
が１０ｋｇｆ／mm2 以上であるＣｒ８〜１３重量％を含
有するマルテンサイト鋳鋼からなり、具体的には、前記
ロータシャフトは重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１
３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，
Ｔａ０.０１〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％,Ｍｏ１
％以下，Ｗ３.５％ 以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.００
０５〜０.０３％を含み、又はＮｂ０.０１〜０.２０％
及びＭｏ０.５％を越え１.０％未満を含み、７８％以上
のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前記
ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶接性
が高いマルテンサイト鋼からなることを特徴とする。
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が６０
０〜６６０℃及び圧力が250kg／cm2 以上又は１５０〜
２００kg／cm2 である高圧，中圧又は高中圧タービンよ
りなる蒸気タービンであって、前記ロータシャフト又は
該ロータシャフトと動翼及び静翼の少なくとも初段とが
前記動翼の初段への流入蒸気温度に対応した温度での１
０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上である
重量でＣｒ９〜１３％及びＴａ０.０１〜０.２０％又は
Ｎｂ０.０１〜０.２％とＭｏ０.５％ を越え１％以下を
含有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する高強度マ
ルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシングが前記蒸
気温度に対応した温度での１０５時間クリープ破断強度
が１０ｋｇｆ／mm2 以上であるＣｒ８〜１３重量％を含
有するマルテンサイト鋳鋼からなり、具体的には、前記
ロータシャフトは重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１
３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，
Ｔａ０.０１〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％,Ｍｏ１
％以下，Ｗ３.５％ 以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.００
０５〜０.０３％を含み、又はＮｂ０.０１〜０.２０％
及びＭｏ０.５％を越え１.０％未満を含み、７８％以上
のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前記
ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶接性
が高いマルテンサイト鋼からなることを特徴とする。
【００１６】本発明は、高圧タービンと中圧タービン及
び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低
圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結さ
れ、又は高中圧一体型蒸気タービンと１台又はタンデム
に２台の低圧タービンとが連結された蒸気タービン発電
プラントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン
又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６
００〜６６０℃（好ましくは６００〜６２０℃，６２０
〜６３０℃，６３０〜６４０℃）の範囲に対し、前記低
圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４
００℃の範囲に対し、前記高圧タービン及び中圧タービ
ン又は高中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらされ
るロータシャフト又はロータシャフトと、動翼と静翼の
少なくとも初段及び内部ケーシングの少なくとも１つが
重量でＣｒ８〜１３％及びＴａ０.０１〜０.２０％又は
Ｎｂ０.０１〜０.２０％とＭｏ０.５％を越え１.０未満
を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構成され、
かつ前記低圧タービンの最終段動翼の〔翼長さ(インチ)
×回転数(rpm）〕の値が125,000 以上であるマルテンサ
イト鋼からなることを特徴とする。
び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低
圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結さ
れ、又は高中圧一体型蒸気タービンと１台又はタンデム
に２台の低圧タービンとが連結された蒸気タービン発電
プラントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン
又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６
００〜６６０℃（好ましくは６００〜６２０℃，６２０
〜６３０℃，６３０〜６４０℃）の範囲に対し、前記低
圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４
００℃の範囲に対し、前記高圧タービン及び中圧タービ
ン又は高中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらされ
るロータシャフト又はロータシャフトと、動翼と静翼の
少なくとも初段及び内部ケーシングの少なくとも１つが
重量でＣｒ８〜１３％及びＴａ０.０１〜０.２０％又は
Ｎｂ０.０１〜０.２０％とＭｏ０.５％を越え１.０未満
を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構成され、
かつ前記低圧タービンの最終段動翼の〔翼長さ(インチ)
×回転数(rpm）〕の値が125,000 以上であるマルテンサ
イト鋼からなることを特徴とする。
【００１７】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６００〜６６０℃及び圧力が２５０kgｆ／cm2以上
（好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm2）又は１７０〜
２００kgｆ／cm2 である蒸気タービンであって、前記ロ
ータシャフト又はロータシャフトと動翼及び静翼の少な
くとも初段とが各蒸気温度（好ましくは６１０℃，６２
５℃，６４０℃，６５０℃，６６０℃）に対応した温度
での１０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2以上
（好ましくは１７kgｆ／mm2以上）であるＣｒ９.５〜１
３重量％(好ましくは１０.５〜１１.５重量％）を含有
する全焼戻しマルテンサイト組織を有する前述の高強度
マルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシングが前記
各蒸気温度に対応した温度での１０5 時間クリープ破断
強度が１０kgｆ／mm2以上(好ましくは１０.５kgｆ／mm
2 以上）であるＣｒ８〜９.５重量％を含有するマルテ
ンサイト鋳鋼からなることを特徴とする蒸気タービン又
は高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入口温
度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送る高中圧一
体型蒸気タービンにある。
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６００〜６６０℃及び圧力が２５０kgｆ／cm2以上
（好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm2）又は１７０〜
２００kgｆ／cm2 である蒸気タービンであって、前記ロ
ータシャフト又はロータシャフトと動翼及び静翼の少な
くとも初段とが各蒸気温度（好ましくは６１０℃，６２
５℃，６４０℃，６５０℃，６６０℃）に対応した温度
での１０5 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2以上
（好ましくは１７kgｆ／mm2以上）であるＣｒ９.５〜１
３重量％(好ましくは１０.５〜１１.５重量％）を含有
する全焼戻しマルテンサイト組織を有する前述の高強度
マルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシングが前記
各蒸気温度に対応した温度での１０5 時間クリープ破断
強度が１０kgｆ／mm2以上(好ましくは１０.５kgｆ／mm
2 以上）であるＣｒ８〜９.５重量％を含有するマルテ
ンサイト鋳鋼からなることを特徴とする蒸気タービン又
は高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入口温
度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送る高中圧一
体型蒸気タービンにある。
【００１８】高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフト又は
前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５ 〜
１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ
０.０１〜０.１％，Ｍｏ０.５％ を越え３.５％以下，
Ｗ３.５％以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.
０３％又はＴａ０.０１〜０.２０％又はＴａとＮｂとを
合計で０.０１〜０.２０％を含み、７８％以上のＦｅを
有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６２０〜６４
０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、前記内部ケー
シングは重量でＣ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ０.５％以
下,Ｍｎ１％以下，Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２
％，Ｖ０.０５〜０.３５％,Ｎｂ０.０１〜０.１５％，
Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍｏ１％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ
０.０００５〜０.００３％ を含み、８５％以上のＦｅ
を有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好まし
い。
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフト又は
前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５ 〜
１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ
０.０１〜０.１％，Ｍｏ０.５％ を越え３.５％以下，
Ｗ３.５％以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.
０３％又はＴａ０.０１〜０.２０％又はＴａとＮｂとを
合計で０.０１〜０.２０％を含み、７８％以上のＦｅを
有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６２０〜６４
０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、前記内部ケー
シングは重量でＣ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ０.５％以
下,Ｍｎ１％以下，Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２
％，Ｖ０.０５〜０.３５％,Ｎｂ０.０１〜０.１５％，
Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍｏ１％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ
０.０００５〜０.００３％ を含み、８５％以上のＦｅ
を有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好まし
い。
【００１９】本発明に係る高圧蒸気タービンにおいて、
前記動翼は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５１００〜６５
００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径
（Ｄ）が６６０mm以上（好ましくは６８０〜７４０mm）
であり、前記（Ｌ／Ｄ）が６.８〜９.９（好ましくは
７.９〜８.７）であるＣｒ９〜１３重量％を含有する高
強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
前記動翼は９段以上、好ましくは１０段以上有し、初段
が複流であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距離
(Ｌ）が５０００ｍｍ以上（好ましくは５１００〜６５
００mm）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。
【００２０】本発明に係る中圧蒸気タービンにおいて、
前記動翼は左右対称に各６段以上を有し、前記ロータシ
ャフト中心部に初段が植設された複流構造であり、前記
ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以
上（好ましくは５１００〜６５００mm）及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６３０mm以上（好
ましくは６５０〜７１０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
７.０〜９.２（好ましくは７.８〜８.３）であるＣｒ９
〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からな
るのが好ましい。
前記動翼は左右対称に各６段以上を有し、前記ロータシ
ャフト中心部に初段が植設された複流構造であり、前記
ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以
上（好ましくは５１００〜６５００mm）及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６３０mm以上（好
ましくは６５０〜７１０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
７.０〜９.２（好ましくは７.８〜８.３）であるＣｒ９
〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からな
るのが好ましい。
【００２１】高圧タービンと中圧タービンとを別々に有
する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に
各６段以上有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植
設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸受中
心間距離（Ｌ）が６５００mm以上（好ましくは６６００
〜７１００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小
直径（Ｄ）が７５０mm以上（好ましくは７６０〜９００
mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７.８〜１０.２(好まし
くは８.０〜８.６)であるＮｉ３.２５〜４.２５重量％
を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、最
終段動翼は〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm)〕の値が1
25,000以上である高強度マルテンサイト鋼からなるのが
好ましい。
する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に
各６段以上有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植
設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸受中
心間距離（Ｌ）が６５００mm以上（好ましくは６６００
〜７１００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小
直径（Ｄ）が７５０mm以上（好ましくは７６０〜９００
mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７.８〜１０.２(好まし
くは８.０〜８.６)であるＮｉ３.２５〜４.２５重量％
を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、最
終段動翼は〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm)〕の値が1
25,000以上である高強度マルテンサイト鋼からなるのが
好ましい。
【００２２】さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タ
ービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧ター
ビンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンと
が連結され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに
２台の低圧タービンとが連結した蒸気タービン発電プラ
ントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン又は
高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００
〜６６０℃，前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入
口温度が３５０〜４００℃であり、前記高圧タービンの
ロータシャフトの初段動翼植設部及び前記初段動翼のメ
タル温度が前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より４０℃以上（好ましくは水蒸気温度より２０〜
３５℃低くし）下まわらないようにし、前記中圧タービ
ンのロータシャフトの初段動翼植設部及び初段動翼のメ
タル温度が前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より７５℃以上（好ましくは水蒸気温度より５０〜
７０℃低くし）下まわらないようにし、前記高圧タービ
ン及び中圧タービンのロータシャフトと少なくとも初段
動翼がＣｒ９.５〜１３ 重量％を含有する前述のマルテ
ンサイト鋼からなり、前記低圧タービンの最終段動翼が
〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が125,000以上で
ある高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
ービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧ター
ビンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンと
が連結され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに
２台の低圧タービンとが連結した蒸気タービン発電プラ
ントにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン又は
高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００
〜６６０℃，前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入
口温度が３５０〜４００℃であり、前記高圧タービンの
ロータシャフトの初段動翼植設部及び前記初段動翼のメ
タル温度が前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より４０℃以上（好ましくは水蒸気温度より２０〜
３５℃低くし）下まわらないようにし、前記中圧タービ
ンのロータシャフトの初段動翼植設部及び初段動翼のメ
タル温度が前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より７５℃以上（好ましくは水蒸気温度より５０〜
７０℃低くし）下まわらないようにし、前記高圧タービ
ン及び中圧タービンのロータシャフトと少なくとも初段
動翼がＣｒ９.５〜１３ 重量％を含有する前述のマルテ
ンサイト鋼からなり、前記低圧タービンの最終段動翼が
〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が125,000以上で
ある高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００２３】さらに、本発明は、石炭燃焼ボイラと、該
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと中圧タービン
及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと
低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結
され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに２台の
低圧タービンとが連結し、前記高圧タービン及び中圧タ
ービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が６００〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が３５０〜４００℃であり、前記ボ
イラの過熱器によって前記高圧タービンの初段動翼への
水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０℃、
より好ましくは３〜７℃）高い温度に加熱した水蒸気を
前記高圧タービンの初段動翼に流入し、前記高圧タービ
ンを出た水蒸気を前記ボイラの再熱器によって前記中圧
タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より２℃以上
（好ましくは２〜１０℃、より好ましくは２〜５℃）高
い温度に加熱して前記中圧タービンの初段動翼に流入
し、前記中圧タービンより出た水蒸気を好ましくは前記
ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの初段動翼へ
の水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０
℃、より好ましくは３〜６℃）高い温度に加熱して前記
低圧タービンの初段動翼に流入させるとともに、前記低
圧タービンの最終段動翼が〔翼長さ(インチ）×回転数
(rpm)〕の値が125,000 以上である高強度マルテンサイ
ト鋼からなるのが好ましい。
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと中圧タービン
及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと
低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結
され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに２台の
低圧タービンとが連結し、前記高圧タービン及び中圧タ
ービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が６００〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が３５０〜４００℃であり、前記ボ
イラの過熱器によって前記高圧タービンの初段動翼への
水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０℃、
より好ましくは３〜７℃）高い温度に加熱した水蒸気を
前記高圧タービンの初段動翼に流入し、前記高圧タービ
ンを出た水蒸気を前記ボイラの再熱器によって前記中圧
タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より２℃以上
（好ましくは２〜１０℃、より好ましくは２〜５℃）高
い温度に加熱して前記中圧タービンの初段動翼に流入
し、前記中圧タービンより出た水蒸気を好ましくは前記
ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの初段動翼へ
の水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１０
℃、より好ましくは３〜６℃）高い温度に加熱して前記
低圧タービンの初段動翼に流入させるとともに、前記低
圧タービンの最終段動翼が〔翼長さ(インチ）×回転数
(rpm)〕の値が125,000 以上である高強度マルテンサイ
ト鋼からなるのが好ましい。
【００２４】さらに、本発明に係る低圧蒸気タービン
は、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４００
℃（好ましくは３６０〜３８０℃）であり、前記ロータ
シャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.０５％
以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃ
ｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜０.２０％，Ｖ
０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％ 以上である低合金
鋼からなるのが好ましい。
は、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４００
℃（好ましくは３６０〜３８０℃）であり、前記ロータ
シャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.０５％
以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃ
ｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜０.２０％，Ｖ
０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％ 以上である低合金
鋼からなるのが好ましい。
【００２５】前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜１８０mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上
（好ましくは４〜７段階)段階的に大きく、前記翼部長
さに対する比率が０.２〜１.６（好ましくは０.３０〜
１.３０、より好ましくは０.６５〜０.９５）で前記上
流側から下流側に従って小さくなっていることが好まし
い。
翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜１８０mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上
（好ましくは４〜７段階)段階的に大きく、前記翼部長
さに対する比率が０.２〜１.６（好ましくは０.３０〜
１.３０、より好ましくは０.６５〜０.９５）で前記上
流側から下流側に従って小さくなっていることが好まし
い。
【００２６】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は２.３
以下で、該比率が徐々に下流側で大きく、前記翼部長さ
は前記下流側が上流側に比べて大きくなっていることが
好ましい。
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は２.３
以下で、該比率が徐々に下流側で大きく、前記翼部長さ
は前記下流側が上流側に比べて大きくなっていることが
好ましい。
【００２７】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対応す
る部分の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ２段階
以上（好ましくは２〜４段階）段階的に小さく、前記動
翼の下流側翼部長さに対する比率が４.５ 以下の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っていることが好ましい。
本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９段以上）及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で２５〜
180mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対応す
る部分の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ２段階
以上（好ましくは２〜４段階）段階的に小さく、前記動
翼の下流側翼部長さに対する比率が４.５ 以下の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っていることが好ましい。
【００２８】前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９段）有する
複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流
側で６０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記動
翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の直径より
大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ２段階以上（好ましくは２〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
３５〜０.８０（好ましくは０.５〜０.７）で前記上流
側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９段）有する
複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流
側で６０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記動
翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の直径より
大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ２段階以上（好ましくは２〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
３５〜０.８０（好ましくは０.５〜０.７）で前記上流
側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【００２９】更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が
上流側に比べて大きくなっており、その比は１.３以下
（好ましくは１.１〜１.２)で徐々に前記下流側で大き
くなっているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が
上流側に比べて大きくなっており、その比は１.３以下
（好ましくは１.１〜１.２)で徐々に前記下流側で大き
くなっているのが好ましい。
【００３０】更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対
応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくなっ
ており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が０.
８０〜２.５０（好ましくは１.０〜２.０）の範囲で前
記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくなっ
ているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で６０
〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対
応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくなっ
ており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が０.
８０〜２.５０（好ましくは１.０〜２.０）の範囲で前
記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくなっ
ているのが好ましい。
【００３１】本発明は前述の高圧タービン及び中圧ター
ビンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タ
ービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以上（好
ましくは８〜１０段）有する複流構造及び翼部長さが前
記水蒸気流の上流側から下流側に従って８０〜１３００
mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ好ましく
は３段階以上（より好ましくは４〜７段階）で段階的に
大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.２
〜０.７（好ましくは０.３〜０.５５）で前記上流側か
ら下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
ビンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タ
ービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以上（好
ましくは８〜１０段）有する複流構造及び翼部長さが前
記水蒸気流の上流側から下流側に従って８０〜１３００
mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ好ましく
は３段階以上（より好ましくは４〜７段階）で段階的に
大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.２
〜０.７（好ましくは０.３〜０.５５）で前記上流側か
ら下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【００３２】更に、本発明は前述の高圧タービンと中圧
タービンを別々に有する場合の低圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に各６段以上有する複流構造及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って
８０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さ
は前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、その
比は１.２〜１.８（好ましくは１.４〜１.６）の範囲で
徐々に前記下流側で前記比率が大きくなっているのが好
ましい。
タービンを別々に有する場合の低圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に各６段以上有する複流構造及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って
８０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さ
は前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、その
比は１.２〜１.８（好ましくは１.４〜１.６）の範囲で
徐々に前記下流側で前記比率が大きくなっているのが好
ましい。
【００３３】更に、本発明は前述の低圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に各６段以上、好ましくは
８段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の
上流側から下流側に従って８０〜１３００mm有し、前記
ロータシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の
幅は前記下流側が上流側に比べ好ましくは３段階以上
（より好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなって
おり、前記動翼の隣り合う下流側翼部長さに対する比率
が０.２〜１.４（好ましくは０.２５〜１.２５特に０.
５〜０.９）の範囲で前記下流側になるに従って段階的
に前記比率が小さくなっているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に各６段以上、好ましくは
８段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の
上流側から下流側に従って８０〜１３００mm有し、前記
ロータシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の
幅は前記下流側が上流側に比べ好ましくは３段階以上
（より好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなって
おり、前記動翼の隣り合う下流側翼部長さに対する比率
が０.２〜１.４（好ましくは０.２５〜１.２５特に０.
５〜０.９）の範囲で前記下流側になるに従って段階的
に前記比率が小さくなっているのが好ましい。
【００３４】前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は７段以上、好ましくは９段以上有し、前記ロータシ
ャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込
み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に対応
する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下
流側に比較して２段階以上（好ましくは２〜４段階）で
段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手
前との間の幅は前記動翼の２段目と３段目との間の幅の
０.７５〜０.９５倍（好ましくは０.８〜０.９倍より好
ましくは０.８２〜０.８８）であり、前記ロータシャフ
トの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下
流側が上流側に比較して３段階以上（好ましくは４〜７
段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段
の軸方向の幅は前記２段目の軸方向の幅に対して１〜２
倍（好ましくは１.４〜１.７倍）であるのが好ましい。
翼は７段以上、好ましくは９段以上有し、前記ロータシ
ャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込
み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に対応
する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下
流側に比較して２段階以上（好ましくは２〜４段階）で
段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手
前との間の幅は前記動翼の２段目と３段目との間の幅の
０.７５〜０.９５倍（好ましくは０.８〜０.９倍より好
ましくは０.８２〜０.８８）であり、前記ロータシャフ
トの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下
流側が上流側に比較して３段階以上（好ましくは４〜７
段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段
の軸方向の幅は前記２段目の軸方向の幅に対して１〜２
倍（好ましくは１.４〜１.７倍）であるのが好ましい。
【００３５】前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は６段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対
応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の
直径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向
の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して好まし
くは２段階以上（より好ましくは３〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との
間の幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅の０.５〜
０.９倍（好ましくは０.６５〜０.７５倍）であり、前
記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前
記水蒸気流の下流側が上流側に比較して好ましくは２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に大きくなっ
ており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸
方向の幅に対して０.８〜２倍(好ましくは１.２〜１.５
倍）であるのが好ましい。
翼は６段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対
応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の
直径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向
の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して好まし
くは２段階以上（より好ましくは３〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との
間の幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅の０.５〜
０.９倍（好ましくは０.６５〜０.７５倍）であり、前
記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前
記水蒸気流の下流側が上流側に比較して好ましくは２段
階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に大きくなっ
ており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸
方向の幅に対して０.８〜２倍(好ましくは１.２〜１.５
倍）であるのが好ましい。
【００３６】前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に８段以上する複流構造を有し、前記ロー
タシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼
植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に
対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側
が下流側に比較して好ましくは３段階以上（より好まし
くは４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記動
翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と２
段目との間の幅の１.５〜３.０倍（好ましくは２.０〜
２.７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植
込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比
較して好ましくは３段階以上（より好ましくは４〜７段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の
軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して５〜８倍
（好ましくは６.２〜７.０倍）であるのが好ましい。
翼は左右対称に８段以上する複流構造を有し、前記ロー
タシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼
植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に
対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側
が下流側に比較して好ましくは３段階以上（より好まし
くは４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記動
翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と２
段目との間の幅の１.５〜３.０倍（好ましくは２.０〜
２.７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植
込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比
較して好ましくは３段階以上（より好ましくは４〜７段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の
軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して５〜８倍
（好ましくは６.２〜７.０倍）であるのが好ましい。
【００３７】以上の高圧，中圧又は高中圧一体型タービ
ン及び低圧タービンの構造は６１０〜６６０℃の各使用
蒸気温度のいずれの温度に対しても同様の構造とできる
ものである。
ン及び低圧タービンの構造は６１０〜６６０℃の各使用
蒸気温度のいずれの温度に対しても同様の構造とできる
ものである。
【００３８】本発明のロータ材においては、全焼戻しマ
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
【００３９】本発明の高中圧一体型蒸気タービンは、高
圧側前記動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側
前記動翼は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロー
タシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)が６０００mm以上（好
ましくは６１００〜７０００mm）及び前記静翼が設けら
れた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上（好ましく
は６２０〜７６０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０
〜１１.３（好ましくは９.０〜１０.０）である前述の
Ｃｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼
からなるのが好ましい。
圧側前記動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側
前記動翼は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロー
タシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)が６０００mm以上（好
ましくは６１００〜７０００mm）及び前記静翼が設けら
れた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上（好ましく
は６２０〜７６０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０
〜１１.３（好ましくは９.０〜１０.０）である前述の
Ｃｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼
からなるのが好ましい。
【００４０】本発明の高中圧一体型タービンに対する低
圧蒸気タービンは以下の要件を有する。
圧蒸気タービンは以下の要件を有する。
【００４１】低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左
右対称に各５段以上、好ましくは６段以上を有し、前記
ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であ
り、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６５
００mm以上（好ましくは6600〜７５００mm)及び前記静
翼が設けられた部分での最小直径(Ｄ）が７５０mm以上
(好ましくは７６０〜９００mm）であり、前記(Ｌ／Ｄ）
が７.２〜１０.０（好ましくは８.０〜９.０）であるＮ
ｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ低合金鋼からなり、最終段動翼は〔翼長さ(インチ)
×回転数(rpm)〕の値が125,000以上である高強度マルテ
ンサイト鋼からなるのが好ましい。
右対称に各５段以上、好ましくは６段以上を有し、前記
ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であ
り、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６５
００mm以上（好ましくは6600〜７５００mm)及び前記静
翼が設けられた部分での最小直径(Ｄ）が７５０mm以上
(好ましくは７６０〜９００mm）であり、前記(Ｌ／Ｄ）
が７.２〜１０.０（好ましくは８.０〜９.０）であるＮ
ｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ低合金鋼からなり、最終段動翼は〔翼長さ(インチ)
×回転数(rpm)〕の値が125,000以上である高強度マルテ
ンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００４２】前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径
（Ｄ）が７５０〜１３００mm，軸受中心間距離(Ｌ）が
前記Ｄの５.０〜９.５倍であり、重量で、Ｃ０.２〜０.
３％,Ｓｉ０.０５％ 以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.
０〜４.５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜
０.２０％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％以上
である低合金鋼からなる。
（Ｄ）が７５０〜１３００mm，軸受中心間距離(Ｌ）が
前記Ｄの５.０〜９.５倍であり、重量で、Ｃ０.２〜０.
３％,Ｓｉ０.０５％ 以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.
０〜４.５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜
０.２０％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％以上
である低合金鋼からなる。
【００４３】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部
の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って段階的
に小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
２５〜０.８０である。
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部
の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って段階的
に小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
２５〜０.８０である。
【００４４】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、隣り合う各段の前記翼部長さは前記下流側が上
流側に比べて大きくなっており、その比は１.２〜１.７
の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくな
っている。
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、隣り合う各段の前記翼部長さは前記下流側が上
流側に比べて大きくなっており、その比は１.２〜１.７
の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくな
っている。
【００４５】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って大きくなり、８０〜１３０
０mmの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の
植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記
下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前
記翼部植込み部の幅より大きくなっている。
は６段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流
の上流側から下流側に従って大きくなり、８０〜１３０
０mmの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の
植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記
下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前
記翼部植込み部の幅より大きくなっている。
【００４６】本発明における高中圧一体型蒸気タービン
は以下の構成を有する。
は以下の構成を有する。
【００４７】高圧側の前記動翼は７段以上及び翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側で４０〜２００mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的
に大きく、前記翼部長さに対する比率が０.２０〜 １.
６０ 、好ましくは０.２５〜１.３０で前記上流側から
下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は
左右対称に５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上
流側から下流側で１００〜３５０mm有し、前記ロータシ
ャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する
部分の直径より大きく、前記植込み部付根部の軸方向の
幅は最終段を除き前記下流側が上流側に比べ大きくなっ
ており、前記翼部長さに対する比率が０.３５〜０.８
０、好ましくは０.４０〜０.７５で前記上流側から下流
側に従って小さくなっている。
が前記水蒸気流の上流側から下流側で４０〜２００mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的
に大きく、前記翼部長さに対する比率が０.２０〜 １.
６０ 、好ましくは０.２５〜１.３０で前記上流側から
下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は
左右対称に５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上
流側から下流側で１００〜３５０mm有し、前記ロータシ
ャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する
部分の直径より大きく、前記植込み部付根部の軸方向の
幅は最終段を除き前記下流側が上流側に比べ大きくなっ
ており、前記翼部長さに対する比率が０.３５〜０.８
０、好ましくは０.４０〜０.７５で前記上流側から下流
側に従って小さくなっている。
【００４８】前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水
蒸気流の上流側から下流側で２５〜２００mm有し、隣り
合う各段の前記翼部長さの比は１.０５〜１.３５で、前
記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きく
なっており、中圧部前記動翼は５段以上有し、翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０mm
有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が上流側に比
べて大きくなっており、その比は１.１０〜１.３０で徐
々に前記下流側で大きくなっている。
蒸気流の上流側から下流側で２５〜２００mm有し、隣り
合う各段の前記翼部長さの比は１.０５〜１.３５で、前
記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きく
なっており、中圧部前記動翼は５段以上有し、翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０mm
有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が上流側に比
べて大きくなっており、その比は１.１０〜１.３０で徐
々に前記下流側で大きくなっている。
【００４９】高圧側の前記動翼は６段以上、好ましくは
７段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応す
る部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径
より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は
初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側
に従って２段以上、好ましくは３段階以上で段階的に大
きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、前
記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前
記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記
動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は前記水蒸気流の上
流側が下流側に比較して好ましくは４段階以上で段階的
に異なっており、前記動翼の初段は２段より、最終段が
他の段より大きく、初段及び２段目は末広がりになって
いる。
７段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応す
る部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径
より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は
初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側
に従って２段以上、好ましくは３段階以上で段階的に大
きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、前
記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前
記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記
動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は前記水蒸気流の上
流側が下流側に比較して好ましくは４段階以上で段階的
に異なっており、前記動翼の初段は２段より、最終段が
他の段より大きく、初段及び２段目は末広がりになって
いる。
【００５０】本発明に係る蒸気タービン用長翼は、重量
で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ
０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３％
以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ
ｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.０２〜０.２０
％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有するマルテンサイ
ト鋼からなるのが好ましい。
で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ
０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３％
以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎ
ｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.０２〜０.２０
％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有するマルテンサイ
ト鋼からなるのが好ましい。
【００５１】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。
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。
【００５２】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。長
翼材の引張強さは１２０kgｆ／mm2 以上、好ましくは１
２８.５kgｆ／mm2以上である。
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。長
翼材の引張強さは１２０kgｆ／mm2 以上、好ましくは１
２８.５kgｆ／mm2以上である。
【００５３】また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜１１００℃で好ましくは０.５ 〜３時間加熱保
持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、５５０℃〜
５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷
却する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。
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜１１００℃で好ましくは０.５ 〜３時間加熱保
持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、５５０℃〜
５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷
却する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。
【００５４】本発明に係る低圧タービン最終段翼部長さ
は９１４ｍｍ（３６″）以上、好ましくは９６５mm(３
８″）以上にした３６００rpm蒸気タービン及び低圧タ
ービン最終段翼長を１０９２mm（４３″）以上、好まし
くは１１６８mm（４６″）以上にした３０００rpm 蒸気
タービンにし、〔翼部長さ（インチ)×回転数(rpm)〕の
値を125,000以上、好ましくは138000以上としたもので
ある。
は９１４ｍｍ（３６″）以上、好ましくは９６５mm(３
８″）以上にした３６００rpm蒸気タービン及び低圧タ
ービン最終段翼長を１０９２mm（４３″）以上、好まし
くは１１６８mm（４６″）以上にした３０００rpm 蒸気
タービンにし、〔翼部長さ（インチ)×回転数(rpm)〕の
値を125,000以上、好ましくは138000以上としたもので
ある。
【００５５】また本発明の耐熱鋳鋼からなるケーシング
材においては、９５％以上の焼戻しマルテンサイト（δ
フェライト５％以下）組織となるように合金組成を調整
して高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を得る
ために、次式の各元素の含有量を重量％として計算され
るＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
材においては、９５％以上の焼戻しマルテンサイト（δ
フェライト５％以下）組織となるように合金組成を調整
して高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を得る
ために、次式の各元素の含有量を重量％として計算され
るＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
【００５６】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、特に６２１℃以上
の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5ｈク
リープ破断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネ
ルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、特に６２１℃以上
の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5ｈク
リープ破断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネ
ルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。
【００５７】（１）本発明における６００〜６６０℃蒸
気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータ，ブ
レード，ノズル，内部ケーシング締付ボルト及び中圧部
初段ダイヤフラムを構成するフェライト系耐熱鋼の組成
の限定理由について説明する。Ｃは焼入れ性を確保し、
焼戻し熱処理過程で炭化物を析出させて高温強度を高め
るのに不可欠の元素であり、また高い引張強さを得るた
めにも０.０５％ 以上必要な元素であるが、０.２０％
を越えると高温に長時間さらされた場合に金属組織が不
安定になり長時間クリープ破断強度を低下させるので、
０.０５ 〜0.20％に限定される。望ましくは０.０８〜
０.１３％であり、特に０.０９〜０.１２％が好まし
い。
気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータ，ブ
レード，ノズル，内部ケーシング締付ボルト及び中圧部
初段ダイヤフラムを構成するフェライト系耐熱鋼の組成
の限定理由について説明する。Ｃは焼入れ性を確保し、
焼戻し熱処理過程で炭化物を析出させて高温強度を高め
るのに不可欠の元素であり、また高い引張強さを得るた
めにも０.０５％ 以上必要な元素であるが、０.２０％
を越えると高温に長時間さらされた場合に金属組織が不
安定になり長時間クリープ破断強度を低下させるので、
０.０５ 〜0.20％に限定される。望ましくは０.０８〜
０.１３％であり、特に０.０９〜０.１２％が好まし
い。
【００５８】Ｍｎは脱酸剤等のために添加するものであ
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を越え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を越え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
【００５９】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４％ 未満が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４％ 未満が好ましい。
【００６０】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える
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０.２〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える
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０.２〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
【００６１】Ｃｒは高温強度及び高温耐酸化を高めるの
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８％が好ましい。
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８％が好ましい。
【００６２】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。Ｔａを含む場合には３.５％ 以下、好ましくは１％
以下、Ｎｂを含む場合には、０.５ ％未満では十分な靭
性及び疲労強度が得られず、０.５％を越え３.５％以
下、好ましくは１.０％ 未満含有される。特に０.５５
〜０.８５％が好ましい。
る。Ｔａを含む場合には３.５％ 以下、好ましくは１％
以下、Ｎｂを含む場合には、０.５ ％未満では十分な靭
性及び疲労強度が得られず、０.５％を越え３.５％以
下、好ましくは１.０％ 未満含有される。特に０.５５
〜０.８５％が好ましい。
【００６３】Ｗは高温での炭化物の凝集粗大化を抑制
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃以下では１〜１.５％、６３０℃以下では１.６〜２.
０％、６４０℃以下では２.１〜２.５％、６５０℃以下
では２.６〜３.０％、６６０℃以下では３.１ 〜３.５
％とするのが好ましい。またＷが３.５ ％を越えるとδ
フェライトを生成して靭性が低くなるので、３.５％以
下、好ましくは１〜３.５％に限定される。特に好まし
くは１〜３％、より１.５〜３.０％が好ましく、より
２.０〜２.７％が好ましい。
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃以下では１〜１.５％、６３０℃以下では１.６〜２.
０％、６４０℃以下では２.１〜２.５％、６５０℃以下
では２.６〜３.０％、６６０℃以下では３.１ 〜３.５
％とするのが好ましい。またＷが３.５ ％を越えるとδ
フェライトを生成して靭性が低くなるので、３.５％以
下、好ましくは１〜３.５％に限定される。特に好まし
くは１〜３％、より１.５〜３.０％が好ましく、より
２.０〜２.７％が好ましい。
【００６４】Ｖは、Ｖの炭窒化物を析出してクリープ破
断強度を高める効果があるが、0.05％未満ではその効果
が不十分で０.３％ を越えるとδフェライトを生成して
疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が好ま
しく、より０.１５〜０.２３％が好ましい。
断強度を高める効果があるが、0.05％未満ではその効果
が不十分で０.３％ を越えるとδフェライトを生成して
疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が好ま
しく、より０.１５〜０.２３％が好ましい。
【００６５】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，ＴａＣ炭化物が生じ、かえって強度を低下
させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出さ
せる原因になるので単独又は複合で０.２０ ％以下に抑
える必要がある。また０.０１％未満では効果が不十分
である。特に０.０２〜０.１５％が、より０.０４〜０.
１０％が好ましい。
出し、高温強度を高めるのに非常に効果的な元素である
が、あまり多量に添加すると、特に大型鋼塊では粗大な
共晶ＮｂＣ，ＴａＣ炭化物が生じ、かえって強度を低下
させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出さ
せる原因になるので単独又は複合で０.２０ ％以下に抑
える必要がある。また０.０１％未満では効果が不十分
である。特に０.０２〜０.１５％が、より０.０４〜０.
１０％が好ましい。
【００６６】Ｃｏは本発明を従来の発明から区別して特
徴づける重要な元素である。本発明においては、Ｃｏ添
加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も
高める。これは、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗ
を１％以上含む本発明合金において特徴的な現象であ
る。このようなＣｏの効果を実現するために、本発明合
金におけるＣｏの下限は１.０％ であるが、過度に添加
してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が
低下するので、上限は１０％になる。望ましくは６００
〜６２０℃に対しては１〜３％、６３０℃に対しては
３.５〜４.５％、６４０℃に対しては５〜６％、６５０
℃に対しては６.５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜
９％が望ましい。
徴づける重要な元素である。本発明においては、Ｃｏ添
加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も
高める。これは、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗ
を１％以上含む本発明合金において特徴的な現象であ
る。このようなＣｏの効果を実現するために、本発明合
金におけるＣｏの下限は１.０％ であるが、過度に添加
してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が
低下するので、上限は１０％になる。望ましくは６００
〜６２０℃に対しては１〜３％、６３０℃に対しては
３.５〜４.５％、６４０℃に対しては５〜６％、６５０
℃に対しては６.５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜
９％が望ましい。
【００６７】Ｎも本発明を従来の発明から区別して特徴
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
１ ％以下ではその効果が十分でなく０.０５％を越える
と靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下さ
せる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１５〜０.
０２５％が好ましい。
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
１ ％以下ではその効果が十分でなく０.０５％を越える
と靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下さ
せる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１５〜０.
０２５％が好ましい。
【００６８】Ｂは粒界強度作用とＭ23Ｃ6炭化物中に固
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
0.02％が好ましい。
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
0.02％が好ましい。
【００６９】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Ｚ
ｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果が得
られる。
があり、Ｔａ０.１５％ 以下，Ｔｉ０.１％以下及びＺ
ｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果が得
られる。
【００７０】本発明に係る耐熱鋼はＬａ，Ｃｅ等の稀土
類元素、Ｃａ，Ｍｇ及びＹを単独又は複合で０.００１
〜０.０３％を含むことができる。これらの元素は特に
強力な脱酸となり、また脱硫作用を有し、靭性の向上を
図ることができる。好ましくは０.００３〜０.０１０％
である。
類元素、Ｃａ，Ｍｇ及びＹを単独又は複合で０.００１
〜０.０３％を含むことができる。これらの元素は特に
強力な脱酸となり、また脱硫作用を有し、靭性の向上を
図ることができる。好ましくは０.００３〜０.０１０％
である。
【００７１】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６２０〜６３０℃の蒸気温度に
対してはＣ０.０９〜０.２０％，Ｓｉ０.１５ ％以下，
Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１２.５％，Ｎｉ
０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％，Ｎ０.０１〜
０.０６％，Ｔａ０.０２〜０.０８％又はＴａとＮｂの
合計量０.０２〜０.０８％，Ｍｏ３.５％以下、好まし
くは１.０％以下、又はＮｂ０.０２〜０.０８％，Ｍｏ
０.５％を越え３.５％以下、好ましくは１.０％未満，
Ｗ３.５％以下、好ましくは２〜３.５％，Ｃｏ２〜４.
５％，Ｂ０.００１〜０.０３０％，７７％ 以上のＦｅ
を有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によっ
て構成されるものが好ましい。また、６３５〜６６０℃
の蒸気温度に対しては前述のＣｏ量を５〜８％とし、７
８％以上のＦｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織を
有する鋼によって構成されるのが好ましい。特に、両者
の温度に対してＭｎ量を０.０３〜０.２％及びＢ量を
０.００１〜０.０１％と少なくすることによって高強度
が得られる。
静翼の少なくとも初段は６２０〜６３０℃の蒸気温度に
対してはＣ０.０９〜０.２０％，Ｓｉ０.１５ ％以下，
Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１２.５％，Ｎｉ
０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％，Ｎ０.０１〜
０.０６％，Ｔａ０.０２〜０.０８％又はＴａとＮｂの
合計量０.０２〜０.０８％，Ｍｏ３.５％以下、好まし
くは１.０％以下、又はＮｂ０.０２〜０.０８％，Ｍｏ
０.５％を越え３.５％以下、好ましくは１.０％未満，
Ｗ３.５％以下、好ましくは２〜３.５％，Ｃｏ２〜４.
５％，Ｂ０.００１〜０.０３０％，７７％ 以上のＦｅ
を有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によっ
て構成されるものが好ましい。また、６３５〜６６０℃
の蒸気温度に対しては前述のＣｏ量を５〜８％とし、７
８％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。
【００７２】後述の式によって求められるＣｒ当量をロ
ータシャフトに対しては４〜10.5、特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
ータシャフトに対しては４〜10.5、特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
【００７３】本発明の蒸気タービンの高圧と中圧のロー
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、前述の式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり低
くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、４以
上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量５〜８が好ま
しい。
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、前述の式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり低
くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、４以
上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量５〜８が好ま
しい。
【００７４】本発明のロータは、目標組成とする合金原
料を電気炉で溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に
鋳込み、鍛伸して電極棒を作製する。この電極棒をエレ
クトロスラグ再溶解し、ロータ形状に鍛伸して成型す
る。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以
下の温度で行わなければならない。またこの鍛鋼を焼鈍
熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼入
れ処理，５５０〜６５０℃及び６７０〜７７０℃の順序
で２回焼戻しを行うことにより、６２０℃以上の蒸気中
で使用可能な蒸気タービンロータが製造できる。
料を電気炉で溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に
鋳込み、鍛伸して電極棒を作製する。この電極棒をエレ
クトロスラグ再溶解し、ロータ形状に鍛伸して成型す
る。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以
下の温度で行わなければならない。またこの鍛鋼を焼鈍
熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼入
れ処理，５５０〜６５０℃及び６７０〜７７０℃の順序
で２回焼戻しを行うことにより、６２０℃以上の蒸気中
で使用可能な蒸気タービンロータが製造できる。
【００７５】本発明におけるブレード，ノズル，内部ケ
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
【００７６】（２）本発明における低圧蒸気タービンの
最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ鋼の成分範囲限定理
由について説明する。
最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ鋼の成分範囲限定理
由について説明する。
【００７７】Ｃは高い引張強さを得るために最低０.０
８ ％必要である。あまりＣを多くすると、靭性を低下
させるので０.２０％ 以下にしなければならない。特
に、0.10〜０.１８％ が好ましい。より、０.１２〜０.
１６％が好ましい。
８ ％必要である。あまりＣを多くすると、靭性を低下
させるので０.２０％ 以下にしなければならない。特
に、0.10〜０.１８％ が好ましい。より、０.１２〜０.
１６％が好ましい。
【００７８】Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫酸・脱酸剤で鋼
の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果があ
る。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加
は、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成
の原因になるので、０.２５％ 以下にしなければならな
い。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶
解法などによればＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加が
よい。特に、０.１０％ 以下、より０.０５％以下が好
ましい。
の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果があ
る。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加
は、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成
の原因になるので、０.２５％ 以下にしなければならな
い。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶
解法などによればＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加が
よい。特に、０.１０％ 以下、より０.０５％以下が好
ましい。
【００７９】多量のＭｎは靭性を低下させるので、０.
９％ 以下にすべきである。特に、Ｍｎは脱酸剤として
有効なので、靭性向上の点から０.４％以下、より０.２
％以下が好ましい。
９％ 以下にすべきである。特に、Ｍｎは脱酸剤として
有効なので、靭性向上の点から０.４％以下、より０.２
％以下が好ましい。
【００８０】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、Ｃ
ｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１０.
５〜１２.５％が、より１１〜１２％好ましい。
％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、Ｃ
ｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１０.
５〜１２.５％が、より１１〜１２％好ましい。
【００８１】Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
が不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因
になるので１.５〜３.０％に限定される。特に、１.８
〜２.７％、より２.０〜２.５％が好ましい。なお、Ｗ
及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
が不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因
になるので１.５〜３.０％に限定される。特に、１.８
〜２.７％、より２.０〜２.５％が好ましい。なお、Ｗ
及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
【００８２】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％，Ｎｂ
０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.３５
％，Ｎｂ０.２％以上ではδフェライト生成の原因とな
る。特にＶは０.１５〜0.30％、より０.２５〜０.３０
％、Ｎｂは０.０４〜０.１５％、より０.０６〜０.１２
％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加で
き、複合添加することができる。
めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０.０５％，Ｎｂ
０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.３５
％，Ｎｂ０.２％以上ではδフェライト生成の原因とな
る。特にＶは０.１５〜0.30％、より０.２５〜０.３０
％、Ｎｂは０.０４〜０.１５％、より０.０６〜０.１２
％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加で
き、複合添加することができる。
【００８３】Ｎｉは低温靭性を高めと共に、δフェライ
ト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下で
は不十分で、３％を越えると添加で効果が飽和する。特
に、２.３〜２.９％が好ましい。より好ましくは２.４
〜２.８％である。
ト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下で
は不十分で、３％を越えると添加で効果が飽和する。特
に、２.３〜２.９％が好ましい。より好ましくは２.４
〜２.８％である。
【００８４】Ｎは引張強さの向上及びδフェライトの生
成防止に効果があるが０.０２％ 未満ではその効果が十
分でなく、０.１％を越えると靭性を低下させる。特
に、０.０４〜０.０８、より０.０６〜０.０８％の範囲
で優れた特性が得られる。
成防止に効果があるが０.０２％ 未満ではその効果が十
分でなく、０.１％を越えると靭性を低下させる。特
に、０.０４〜０.０８、より０.０６〜０.０８％の範囲
で優れた特性が得られる。
【００８５】Ｓｉ，Ｐ及びＳの低減は、引張強さを損な
わず、低温靭性を高める効果があり、極力低減すること
が望ましい。低温靭性向上の点からＳｉ０.１％以下，
Ｐ ０.０１５％以下，Ｓ０.０１５％ 以下が好まし
い。特に、Ｓｉ０.０５％以下，Ｐ０.０１０％以下，Ｓ
０.０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低
減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減すること
が望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０.
００１５％以下，Ｓｎ０.０１％以下、及びＡｓ0.02％
以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％，Ｓｎ０.００
５％ 及びＡｓ０.０１％以下が望ましい。
わず、低温靭性を高める効果があり、極力低減すること
が望ましい。低温靭性向上の点からＳｉ０.１％以下，
Ｐ ０.０１５％以下，Ｓ０.０１５％ 以下が好まし
い。特に、Ｓｉ０.０５％以下，Ｐ０.０１０％以下，Ｓ
０.０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及びＡｓの低
減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減すること
が望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０.
００１５％以下，Ｓｎ０.０１％以下、及びＡｓ0.02％
以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％，Ｓｎ０.００
５％ 及びＡｓ０.０１％以下が望ましい。
【００８６】さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比
を０.１１ 以下にするのが好ましい。
を０.１１ 以下にするのが好ましい。
【００８７】本発明材の熱処理は、まず完全なオーステ
ナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃，最高
１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、
次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第
１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保
持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織
とするものが好ましい。
ナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃，最高
１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、
次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第
１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保
持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織
とするものが好ましい。
【００８８】（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
肉盛溶接層を形成することが好ましく、鋼からなる溶接
材を用いて好ましくは３層〜１０層の前記肉盛溶接層を
形成し、初層から２層目〜４層目のいずれかまでの前記
溶接材のＣｒ量を順次低下させるとともに、４層目以降
を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて溶接
し、前記初層の溶接に用いられる溶接材のＣｒ量を前記
母材のＣｒ量より２〜６重量％程度少なくし、４層目以
降の溶接層のＣｒ量を０.５〜３重量％(好ましくは１〜
２.５重量％）とするものである。
ルテンサイト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトは
そのジャーナル部を形成する母材表面に軸受特性の高い
肉盛溶接層を形成することが好ましく、鋼からなる溶接
材を用いて好ましくは３層〜１０層の前記肉盛溶接層を
形成し、初層から２層目〜４層目のいずれかまでの前記
溶接材のＣｒ量を順次低下させるとともに、４層目以降
を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて溶接
し、前記初層の溶接に用いられる溶接材のＣｒ量を前記
母材のＣｒ量より２〜６重量％程度少なくし、４層目以
降の溶接層のＣｒ量を０.５〜３重量％(好ましくは１〜
２.５重量％）とするものである。
【００８９】本発明においては、ジャーナル部の軸受特
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好まし
い。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるス
リーブの焼ばめ，はめ込みとする構造とすることもでき
る。
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好まし
い。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるス
リーブの焼ばめ，はめ込みとする構造とすることもでき
る。
【００９０】溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げる
のに３層以上が好ましく、１０層以上溶接してもそれ以
上の効果は得られない。一例として最終仕上げで約１８
mmの厚さが要求される。このような厚さを形成するには
切削による最終仕上げ代を除いても少なくとも５層の肉
盛溶接層が好ましい。３層目以降は主に焼戻しマルテン
サイト組織を有し、炭化物が析出していることが好まし
い。特に、４層目以降の溶接層の組成として重量で、Ｃ
０.０１〜０.１％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ0.3〜１.５
％，Ｃｒ０.５〜３％，Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残部
Ｆｅからなるものが好ましい。
のに３層以上が好ましく、１０層以上溶接してもそれ以
上の効果は得られない。一例として最終仕上げで約１８
mmの厚さが要求される。このような厚さを形成するには
切削による最終仕上げ代を除いても少なくとも５層の肉
盛溶接層が好ましい。３層目以降は主に焼戻しマルテン
サイト組織を有し、炭化物が析出していることが好まし
い。特に、４層目以降の溶接層の組成として重量で、Ｃ
０.０１〜０.１％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ0.3〜１.５
％，Ｃｒ０.５〜３％，Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残部
Ｆｅからなるものが好ましい。
【００９１】（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の組
成の限定理由について説明する。
ン及び高中圧タービンの内部ケーシング加減弁弁箱，組
合せ再熱弁弁箱，主蒸気リード管，主蒸気入口管，再熱
入口管，高圧タービンノズルボックス，中圧タービン初
段ダイヤフラム，高圧タービン主蒸気入口フランジ，エ
ルボ，主蒸気止め弁を構成するフェライト系耐熱鋼の組
成の限定理由について説明する。
【００９２】フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材におい
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５ 〜０.７５に調整する
ことにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨
界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気
止め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，
１０5ｈ クリープ破断強度９kgｆ／mm2 以上，室温衝撃
吸収エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材
が得られる。
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５ 〜０.７５に調整する
ことにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨
界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気
止め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，
１０5ｈ クリープ破断強度９kgｆ／mm2 以上，室温衝撃
吸収エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材
が得られる。
【００９３】本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材
においては、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強
度を得るために、前述の式で計算されるＣｒ当量を４〜
１０に成分調整することが好ましい。
においては、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強
度を得るために、前述の式で計算されるＣｒ当量を４〜
１０に成分調整することが好ましい。
【００９４】本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、６２
１℃以上の蒸気中で使用されるので、６２５℃，１０5
ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エ
ネルギー１kgｆ−ｍ以上にしなければならない。更に、
より高い信頼性を確保するためには、６２５℃，１０5
ｈ クリープ破断強度１０kgｆ／mm2 以上，室温衝撃吸
収エネルギー２kgｆ−ｍ以上であることが好ましい。
１℃以上の蒸気中で使用されるので、６２５℃，１０5
ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エ
ネルギー１kgｆ−ｍ以上にしなければならない。更に、
より高い信頼性を確保するためには、６２５℃，１０5
ｈ クリープ破断強度１０kgｆ／mm2 以上，室温衝撃吸
収エネルギー２kgｆ−ｍ以上であることが好ましい。
【００９５】Ｃは高い引張強さを得るために０.０６％
以上必要な元素であるが、０.１６％を越えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６ 〜０.１
６％に限定される。特に０.０９〜０.１４％が好まし
い。
以上必要な元素であるが、０.１６％を越えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６ 〜０.１
６％に限定される。特に０.０９〜０.１４％が好まし
い。
【００９６】Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェラ
イト組織の生成防止に効果があるが、０.０１％未満で
はその効果が十分でなく、０.１％を越えても顕著な効
果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断
強度も低下させる。特に0.02〜０.０６％が好ましい。
イト組織の生成防止に効果があるが、０.０１％未満で
はその効果が十分でなく、０.１％を越えても顕著な効
果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断
強度も低下させる。特に0.02〜０.０６％が好ましい。
【００９７】Ｍｎは脱酸剤として添加するものであり、
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
【００９８】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
【００９９】Ｖはクリープ破断強度を高める効果がある
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
【０１００】Ｎｂは高温強度を高めるのに非常に効果的
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１％未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８が好ましい。Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフ
ェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素である
が、０.２％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を
越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好まし
くない。特に０.４〜０.８％が好ましい。
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１％未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８が好ましい。Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフ
ェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素である
が、０.２％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を
越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好まし
くない。特に０.４〜０.８％が好ましい。
【０１０１】Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
【０１０２】Ｗは高温長時間強度を顕著に高める効果が
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
越えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５
％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１
〜２.５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
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％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
【０１０３】ＷとＮｉとは互いに相関性があり、Ｎｉ／
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
【０１０４】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を越えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を越えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
【０１０５】Ｔａ,Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下，Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下，Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
【０１０６】本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材は、δフェ
ライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなる
ので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好まし
い。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、前述の式
で計算されるＣｒ当量を、成分調整により１０以下にし
なければならない。Ｃｒ当量をあまり低くするとクリー
プ破断強度が低下してしまうので、４以上にしなければ
ならない。特に、Ｃｒ当量６〜９が好ましい。
ライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなる
ので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好まし
い。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、前述の式
で計算されるＣｒ当量を、成分調整により１０以下にし
なければならない。Ｃｒ当量をあまり低くするとクリー
プ破断強度が低下してしまうので、４以上にしなければ
ならない。特に、Ｃｒ当量６〜９が好ましい。
【０１０７】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０.０
０２８％、更に０.０００５〜０.００２５％が好まし
く、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。
断強度を著しく高める。Ｂ含有量が０.００３％を越え
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０.０
０２８％、更に０.０００５〜０.００２５％が好まし
く、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。
【０１０８】ケーシングは、６２０℃以上の高圧蒸気を
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
の為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2 以
上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、起
動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％、６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でも
よい。
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
の為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2 以
上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、起
動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％、６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でも
よい。
【０１０９】欠陥の少ないケーシングを作製するには、
鋳塊重量５０トン前後と大型になるので、高度な製造技
術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシン
グ材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、と
りべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形することにより健全
なものが作製できる。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸
を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥の少ないものに
できる。
鋳塊重量５０トン前後と大型になるので、高度な製造技
術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシン
グ材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、と
りべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形することにより健全
なものが作製できる。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸
を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥の少ないものに
できる。
【０１１０】また、前記の鋳鋼を１０００〜１１５０℃
で焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼
準熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順
序で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。
焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十
分固溶させることができず、あまり高くすると結晶粒粗
大化の原因になる。また、２回焼戻しは、残留オーステ
ナイトを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト
組織にすることができる。上記の製法で作製することに
より、１０kgｆ／mm2以上の６２５℃，１０5ｈクリープ
破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギーが
得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービ
ンケーシングにできる。
で焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼
準熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順
序で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。
焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十
分固溶させることができず、あまり高くすると結晶粒粗
大化の原因になる。また、２回焼戻しは、残留オーステ
ナイトを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト
組織にすることができる。上記の製法で作製することに
より、１０kgｆ／mm2以上の６２５℃，１０5ｈクリープ
破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギーが
得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービ
ンケーシングにできる。
【０１１１】Ｏは０.０１５％を越えると高温強度及び
靭性値を低下させるので、０.０１５％以下が好まし
く、特に０.０１０％以下が好ましい。
靭性値を低下させるので、０.０１５％以下が好まし
く、特に０.０１０％以下が好ましい。
【０１１２】本発明におけるケーシングは前述のＣｒ当
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
【０１１３】内部ケーシングを鋳鋼によって製造する他
は鍛鋼によって製造するのが好ましい。
は鍛鋼によって製造するのが好ましい。
【０１１４】（５）その他 （イ）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ
０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.２％以下，
Ｎｉ３.２〜４.０％,Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.
１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有する全焼戻し
ベーナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述の高
圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造され
るのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５％以下，Ｍｎ
０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不純物
を極力低めた原料を用い、総量０.０２５％ 以下とする
ように用いられる原材料の不純物の少ないものを使用す
るスーパークリーン化した製造とするのが好ましい。
Ｐ，Ｓ各０.０１０％以下,Ｓｎ，Ａｓ０.００５％以
下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.２％以下，
Ｎｉ３.２〜４.０％,Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.
１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有する全焼戻し
ベーナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述の高
圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造され
るのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５％以下，Ｍｎ
０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不純物
を極力低めた原料を用い、総量０.０２５％ 以下とする
ように用いられる原材料の不純物の少ないものを使用す
るスーパークリーン化した製造とするのが好ましい。
Ｐ，Ｓ各０.０１０％以下,Ｓｎ，Ａｓ０.００５％以
下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
【０１１５】（ロ）低圧タービン用ブレードの最終段以
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
【０１１６】（ハ）低圧タービン用内部及び外部ケーシ
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【０１１７】（ニ）主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％,Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３ 〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，
Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサ
イト鋼が好ましい。
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％,Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３ 〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，
Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサ
イト鋼が好ましい。
【０１１８】（ホ）低圧タービンの最終段動翼として１
２％Ｃｒ鋼のほかＴｉ合金が用いられ、特に４０インチ
を越える長さに対してはＡｌ５〜８重量％及びＶ３〜６
重量％を有するＴｉ合金が用いられる。特に、４３イン
チにおいてはＡｌ５.５〜 ６.５％ ，Ｖ３.５〜４.５
％とし、４６インチではＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及び
Ｓｎ１〜３％を有する高強度材がよい。
２％Ｃｒ鋼のほかＴｉ合金が用いられ、特に４０インチ
を越える長さに対してはＡｌ５〜８重量％及びＶ３〜６
重量％を有するＴｉ合金が用いられる。特に、４３イン
チにおいてはＡｌ５.５〜 ６.５％ ，Ｖ３.５〜４.５
％とし、４６インチではＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及び
Ｓｎ１〜３％を有する高強度材がよい。
【０１１９】（ヘ）高圧タービン，中圧タービン及び高
中圧タービン用外部ケーシングにはＣ０.１０〜０.２０
％，Ｓｉ０.０５〜０.６％，Ｍｎ０.１〜１.０％,Ｎｉ
０.１〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０
２５％以下，Ｂ０.０００５〜０.００４％ 及びＴｉ0.0
5〜０.２％ の少なくとも一方を含み、全焼戻しベーナ
イト組織を有する鋳鋼によって製造するのが好ましい。
特に、Ｃ０.１０〜０.１８％ ，Ｓｉ０.２０〜0.60％，
Ｍｎ０.２０〜０.５０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ
１.０〜１.５％，Ｍｏ０.９〜１.２％，Ｖ０.２〜０.３
％，Ａｌ０.００１〜０.００５％，Ｔｉ0.045〜０.１０
％ 及びＢ０.０００５〜０.００２０％を含む鋳鋼が好
ましい。より好ましくはＴｉ／Ａｌ比が０.５〜１０で
ある。
中圧タービン用外部ケーシングにはＣ０.１０〜０.２０
％，Ｓｉ０.０５〜０.６％，Ｍｎ０.１〜１.０％,Ｎｉ
０.１〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０
２５％以下，Ｂ０.０００５〜０.００４％ 及びＴｉ0.0
5〜０.２％ の少なくとも一方を含み、全焼戻しベーナ
イト組織を有する鋳鋼によって製造するのが好ましい。
特に、Ｃ０.１０〜０.１８％ ，Ｓｉ０.２０〜0.60％，
Ｍｎ０.２０〜０.５０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ
１.０〜１.５％，Ｍｏ０.９〜１.２％，Ｖ０.２〜０.３
％，Ａｌ０.００１〜０.００５％，Ｔｉ0.045〜０.１０
％ 及びＢ０.０００５〜０.００２０％を含む鋳鋼が好
ましい。より好ましくはＴｉ／Ａｌ比が０.５〜１０で
ある。
【０１２０】（ト）蒸気温度６２５〜６５０℃における
高圧，中圧，高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段
ブレードとして重量で、Ｃ０.０３〜０.２０％（好まし
くは０.０３〜０.１５％），Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９
〜２０％（好ましくは１２〜２０％），Ｃｏ１２％以下
（好ましくは５〜１２％），Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ
１〜３％，Ｆｅ５％以下，Ｓｉ０.３％以下，Ｍｎ０.２
％以下,Ｂ０.００３〜０.０１５％の他，Ｍｇ０.１％以
下，希土類元素０.５％以下，Ｚｒ０.５％以下の一種以
上を含むＮｉ基合金が用いられる。以下については０％
も含む。鍛造後、溶体化処理され、７００〜８７０℃で
時効処理される。
高圧，中圧，高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段
ブレードとして重量で、Ｃ０.０３〜０.２０％（好まし
くは０.０３〜０.１５％），Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９
〜２０％（好ましくは１２〜２０％），Ｃｏ１２％以下
（好ましくは５〜１２％），Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ
１〜３％，Ｆｅ５％以下，Ｓｉ０.３％以下，Ｍｎ０.２
％以下,Ｂ０.００３〜０.０１５％の他，Ｍｇ０.１％以
下，希土類元素０.５％以下，Ｚｒ０.５％以下の一種以
上を含むＮｉ基合金が用いられる。以下については０％
も含む。鍛造後、溶体化処理され、７００〜８７０℃で
時効処理される。
【０１２１】
〔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％）を示すものである。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、１００
０℃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。Ｎ
o.２は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温ま
で冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室温ま
で空冷した。試料Ｎo.３〜Ｎo.６は、1050℃で１ｈ加熱
後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃に
加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に
５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼
戻し）。
Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示すものである。各試料
はそれぞれ１５０kg真空アーク溶解し、〜１１５０℃に
加熱し鍛造して実験素材とした。試料Ｎo.１は、１００
０℃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。Ｎ
o.２は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温ま
で冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室温ま
で空冷した。試料Ｎo.３〜Ｎo.６は、1050℃で１ｈ加熱
後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃に
加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に
５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼
戻し）。
【０１２２】表１において、Ｎo.３，４及び５は本発明
材、Ｎo.６は比較材及びＮo.１及び２は、現用の長翼材
である。
材、Ｎo.６は比較材及びＮo.１及び２は、現用の長翼材
である。
【０１２３】表２はこれら試料の室温の機械的性質を示
す。本発明材（Ｎo.３〜５）は、蒸気タービン用長翼材
として要求される引張強さ（１２０kgｆ／mm2以上又は1
28.5kgｆ／mm2以上）及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシ
ャルピー衝撃値２.５kgｆ−ｍ／cm2以上）を十分満足す
ることが確認された。
す。本発明材（Ｎo.３〜５）は、蒸気タービン用長翼材
として要求される引張強さ（１２０kgｆ／mm2以上又は1
28.5kgｆ／mm2以上）及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシ
ャルピー衝撃値２.５kgｆ−ｍ／cm2以上）を十分満足す
ることが確認された。
【０１２４】これに対し、比較材のＮo.１及び６は、蒸
気タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値と
で示される値が低い。比較材試番２は、引張強さ及び靭
性が低い。Ｎo.５は、衝撃値が３.８kgｆ−ｍ／cm2と若
干低く、４３″以上に対しては４kgｆ−ｍ／cm2 以上の
要求に若干不足である。
気タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値と
で示される値が低い。比較材試番２は、引張強さ及び靭
性が低い。Ｎo.５は、衝撃値が３.８kgｆ−ｍ／cm2と若
干低く、４３″以上に対しては４kgｆ−ｍ／cm2 以上の
要求に若干不足である。
【０１２５】
【表１】
【０１２６】
【表２】
【０１２７】（Ｎｉ−Ｍｏ）量と引張強さとの関係は、
本実施例においてはＮｉとＭｏ量とは同等の含有量で含
有させることによって低温における強度と靭性とをとも
に高めるものであり、両者の含有量の差が大きくなるに
従って強度が低下する傾向を示す。Ｎｉ量がＭｏ量より
０.６％ 以上少なくなると急激に強度が低下し、逆に
１.０％ 以上多くなることによっても急激に強度が低下
する。従って、(Ｎｉ−Ｍｏ）量を−０.６〜１.０％と
するのが好ましい。
本実施例においてはＮｉとＭｏ量とは同等の含有量で含
有させることによって低温における強度と靭性とをとも
に高めるものであり、両者の含有量の差が大きくなるに
従って強度が低下する傾向を示す。Ｎｉ量がＭｏ量より
０.６％ 以上少なくなると急激に強度が低下し、逆に
１.０％ 以上多くなることによっても急激に強度が低下
する。従って、(Ｎｉ−Ｍｏ）量を−０.６〜１.０％と
するのが好ましい。
【０１２８】また、（Ｎｉ−Ｍｏ）量と衝撃値との関係
は、(Ｎｉ−Ｍｏ）量が−０.５％付近で衝撃値が低下す
るがその前後では高い値を示す。
は、(Ｎｉ−Ｍｏ）量が−０.５％付近で衝撃値が低下す
るがその前後では高い値を示す。
【０１２９】試料Ｎo.３の室温の引張強さ及び衝撃値に
及ぼす熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し温度）の
影響について検討した。焼入れ温度は９７５〜１１２５
℃，１次焼戻し温度は５５０〜５６０℃、２次焼戻し温
度は５６０〜５９０℃である。本発明材は、長翼材とし
て要求される特性（引張強さ≧１２８.５kgｆ／mm2，２
０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値≧４kgｆ−ｍ／cm2)を、
満足することが確認された。引張強さは９７５℃の焼入
れ温度で１２８.５kgｆ／mm2となり、１１２５℃では１
３７kgｆ／mm2 であった。また、焼戻し温度が５５０℃
で１４３kgｆ／mm2となり、６１０℃では１１８kgｆ／m
m2と低下した。
及ぼす熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し温度）の
影響について検討した。焼入れ温度は９７５〜１１２５
℃，１次焼戻し温度は５５０〜５６０℃、２次焼戻し温
度は５６０〜５９０℃である。本発明材は、長翼材とし
て要求される特性（引張強さ≧１２８.５kgｆ／mm2，２
０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値≧４kgｆ−ｍ／cm2)を、
満足することが確認された。引張強さは９７５℃の焼入
れ温度で１２８.５kgｆ／mm2となり、１１２５℃では１
３７kgｆ／mm2 であった。また、焼戻し温度が５５０℃
で１４３kgｆ／mm2となり、６１０℃では１１８kgｆ／m
m2と低下した。
【０１３０】衝撃値は９７５℃焼入温度では９.７kgｆ
−ｍ／cm2であるが、１１２５℃では３kgｆ−ｍ／cm2
と低下した。焼戻し温度が５５０℃では３.７kgｆ−ｍ
／cm2であるが、６１０℃では６.３kgｆ−ｍ／cm2と高
くなった。
−ｍ／cm2であるが、１１２５℃では３kgｆ−ｍ／cm2
と低下した。焼戻し温度が５５０℃では３.７kgｆ−ｍ
／cm2であるが、６１０℃では６.３kgｆ−ｍ／cm2と高
くなった。
【０１３１】図１は引張強さと衝撃値との関係を示す線
図である。本実施例における１２％Ｃｒ鋼は前述の如く
引張強さ１２０kgｆ／mm2 以上及び衝撃値４kgｆ−ｍ／
cm2以上を有するものが好ましいが、衝撃値（ｙ）が
〔−０.４５×(引張強さ)＋ ６１.５〕によって求めら
れる値以上とするものが特に好ましいものである。
図である。本実施例における１２％Ｃｒ鋼は前述の如く
引張強さ１２０kgｆ／mm2 以上及び衝撃値４kgｆ−ｍ／
cm2以上を有するものが好ましいが、衝撃値（ｙ）が
〔−０.４５×(引張強さ)＋ ６１.５〕によって求めら
れる値以上とするものが特に好ましいものである。
【０１３２】本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎ
ｂ量が０.１８〜０.３５％で、（Ｎｂ／Ｃ）比が０.４
５〜１.００，（Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好まし
い。
ｂ量が０.１８〜０.３５％で、（Ｎｂ／Ｃ）比が０.４
５〜１.００，（Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好まし
い。
【０１３３】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６０
０℃〜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。
気条件の向上による熱効率向上を図るため蒸気温度６０
０℃〜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。
【０１３４】
【表３】
【０１３５】大容量化とともに微粉炭燃焼火炉が大型化
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
【０１３６】表４は蒸気温度６２５℃，１０５０ＭＷ蒸
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気，低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３
０００ｒ／min 、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々
同じく３０００ｒ／min の回転数を有し、高温部におい
ては表に示す主な材料によって構成される。高圧部（Ｈ
Ｐ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kgｆ／cm2 の圧力で
あり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再熱器に
よって加熱され、４５〜６５kgｆ／cm2 の圧力で運転さ
れる。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１
００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気，低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３
０００ｒ／min 、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々
同じく３０００ｒ／min の回転数を有し、高温部におい
ては表に示す主な材料によって構成される。高圧部（Ｈ
Ｐ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kgｆ／cm2 の圧力で
あり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再熱器に
よって加熱され、４５〜６５kgｆ／cm2 の圧力で運転さ
れる。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１
００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１３７】
【表４】
【０１３８】図２は表４のタービン構成のＡにおける高
圧及び中圧蒸気タービンの断面構成図である。高圧蒸気
タービンは高圧内部車室１８とその外側の高圧外部車室
１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸（高圧ロータ
シャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の蒸気は
前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通って、主蒸
気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主蒸気入口
２８を通り、ノズルボックス３８より初段複流の動翼に
導かれる。初段は複流であり、片側に他８段設けられ
る。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。動
翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，初段翼長約
３５mmである。車軸間の長さは約５.８ｍ及び静翼部に
対応する部分で最も小さい部分の直径は約７１０mmであ
り、直径に対する長さの比は約８.２ である。
圧及び中圧蒸気タービンの断面構成図である。高圧蒸気
タービンは高圧内部車室１８とその外側の高圧外部車室
１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸（高圧ロータ
シャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の蒸気は
前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通って、主蒸
気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主蒸気入口
２８を通り、ノズルボックス３８より初段複流の動翼に
導かれる。初段は複流であり、片側に他８段設けられ
る。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。動
翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，初段翼長約
３５mmである。車軸間の長さは約５.８ｍ及び静翼部に
対応する部分で最も小さい部分の直径は約７１０mmであ
り、直径に対する長さの比は約８.２ である。
【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。
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。
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５に示す材
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜１８０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜１８０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
【０１４２】中圧蒸気タービンは高圧蒸気タービンより
排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱さ
れた蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転
させるもので、３０００回／min の回転数によって回転
される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部
車室２１と外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗
して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流となり、
中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ
対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約５.８ｍ
であり、初段翼長さ約１００mm，最終段翼長さ約２３０
mmである。初段,２段のダブティルは逆クリ型である。
最終段動翼前の静翼に対応するロータシャフトの直径は
約６３０mmであり、その直径に対する軸受間距離の比は
約９.２ 倍である。
排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱さ
れた蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転
させるもので、３０００回／min の回転数によって回転
される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部
車室２１と外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗
して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流となり、
中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ
対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約５.８ｍ
であり、初段翼長さ約１００mm，最終段翼長さ約２３０
mmである。初段,２段のダブティルは逆クリ型である。
最終段動翼前の静翼に対応するロータシャフトの直径は
約６３０mmであり、その直径に対する軸受間距離の比は
約９.２ 倍である。
【０１４３】本実施例の中圧蒸気タービンのロータシャ
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
【０１４４】また、本蒸気タービンのロータシャフトは
静翼部に対応した部分の直径が小さくなっており、その
幅は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段
階で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸
方向の幅が約０.７５ 倍と小さくなる。
静翼部に対応した部分の直径が小さくなっており、その
幅は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段
階で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸
方向の幅が約０.７５ 倍と小さくなる。
【０１４５】本実施例においては後述する表５に示す材
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが６０〜３００mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１〜１.２の割合で長くなっている。
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが６０〜３００mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１〜１.２の割合で長くなっている。
【０１４６】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
３５〜０.８であり、初段から最終段になるに従って段
階的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
３５〜０.８であり、初段から最終段になるに従って段
階的に小さくなっている。
【０１４７】図３は低圧タービンの断面図である。低圧
タービンは２基タンデムに結合され、ほぼ同じ構造を有
している。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対
称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けら
れる。最終段の動翼長さは４３インチあり、表１のＮo.
７の１２％Ｃｒ鋼が使用され、図４に示すダブルティノ
ン，鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス４４は複流
型である。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，Ｃｒ
１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％
，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％，残Ｆｅからなるス
ーパークリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛
鋼が用いられる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれ
もＭｏを０.１ ％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用いられ
る。本実施例における軸受４３での中心間距離は７５０
０mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約12
80mm，動翼植込み部での直径は２２７５mmである。この
ロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約５.
９ である。
タービンは２基タンデムに結合され、ほぼ同じ構造を有
している。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対
称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けら
れる。最終段の動翼長さは４３インチあり、表１のＮo.
７の１２％Ｃｒ鋼が使用され、図４に示すダブルティノ
ン，鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス４４は複流
型である。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，Ｃｒ
１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％
，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％，残Ｆｅからなるス
ーパークリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛
鋼が用いられる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれ
もＭｏを０.１ ％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用いられ
る。本実施例における軸受４３での中心間距離は７５０
０mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約12
80mm，動翼植込み部での直径は２２７５mmである。この
ロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約５.
９ である。
【０１４８】図４は１０９２mm（４３″）長翼の斜視図
である。５１は、高速蒸気が突き当たる翼部、５２はロ
ータシャフトへの翼植え込み部、５３は翼の遠心力を支
えるためのピンを挿入する穴、５４は蒸気中の水滴によ
るエロージョンを防止するためのエロージョンシールド
（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合）、５７はカ
バーである。本実施例においては全体一体の鍛造後に切
削加工によって形成されたものである。尚、カバー５７
は機械的に一体に形成することもできる。
である。５１は、高速蒸気が突き当たる翼部、５２はロ
ータシャフトへの翼植え込み部、５３は翼の遠心力を支
えるためのピンを挿入する穴、５４は蒸気中の水滴によ
るエロージョンを防止するためのエロージョンシールド
（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合）、５７はカ
バーである。本実施例においては全体一体の鍛造後に切
削加工によって形成されたものである。尚、カバー５７
は機械的に一体に形成することもできる。
【０１４９】４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法
により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は前述し
た条件で行った。表１のＮo.７はこの長翼材の化学組成
（重量％）を示す。この長翼の金属組織は全焼戻しマル
テンサイト組織であった。
により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は前述し
た条件で行った。表１のＮo.７はこの長翼材の化学組成
（重量％）を示す。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。
【０１５０】表１のＮo.７には室温引張及び２０℃Ｖノ
ッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性
質は、要求される特性，引張強さ１２８.５kgｆ／mm2以
上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm2
以上を有し、十分満足することが確認された。
ッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性
質は、要求される特性，引張強さ１２８.５kgｆ／mm2以
上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm2
以上を有し、十分満足することが確認された。
【０１５１】本実施例の低圧タービンは動翼植込み部の
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約６.８ 倍と大きくなっている。
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約６.８ 倍と大きくなっている。
【０１５２】また、静翼部に対応する部分の直径は小さ
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段と２段の間に対して約２.
５ 倍大きくなっている。
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段と２段の間に対して約２.
５ 倍大きくなっている。
【０１５３】本実施例における動翼は６段であり、その
翼部長さは初段の約３″から４３″の最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段の長さが８０〜１１００mmで、８段又
は９段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.２〜１.８倍の割合で長くなっている。
翼部長さは初段の約３″から４３″の最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段の長さが８０〜１１００mmで、８段又
は９段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.２〜１.８倍の割合で長くなっている。
【０１５４】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
【０１５５】また、各静翼に対応する部分のロータシャ
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に大きくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に大きくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
【０１５６】本実施例の他、高圧蒸気タービン及び中圧
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
【０１５７】本実施例における高温高圧蒸気タービンプ
ラントは主として石炭専焼ボイラ，高圧タービン，中圧
タービン，低圧タービン２台，復水器，復水ポンプ，低
圧給水加熱器系統，脱気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，
高圧給水加熱器系統などより構成されている。すなわ
ち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに
入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中
圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン
排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、
復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧
給水加熱器系統，脱気器へ送られる。この脱気器にて脱
気された給水は昇圧ポンプ，給水ポンプにて高圧給水加
熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
ラントは主として石炭専焼ボイラ，高圧タービン，中圧
タービン，低圧タービン２台，復水器，復水ポンプ，低
圧給水加熱器系統，脱気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，
高圧給水加熱器系統などより構成されている。すなわ
ち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに
入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中
圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン
排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、
復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧
給水加熱器系統，脱気器へ送られる。この脱気器にて脱
気された給水は昇圧ポンプ，給水ポンプにて高圧給水加
熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【０１５８】ここで、ボイラにおいて給水は節炭器，蒸
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
【０１５９】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
【０１６０】尚、本実施例に代えて同じ高圧タービン，
中圧タービン及び１基又は２基の低圧タービンをタンデ
ムに連結し、１台の発電機を回転させて発電するタンデ
ムコンパウンド型発電プラントとしても同様に構成する
ことができる。本実施例の如く、出力１０５０ＭＷ級の
発電機においてはその発電機シャフトとしてはより高強
度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，
Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜
４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６
０％,Ｖ０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナ
イト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2以上，特
に１００kgｆ／mm2以上，５０％ＦＡＴＴが０℃以下、
特に−２０℃以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ
における磁化力が９８５ＡＴ／cm以下とするもの、不純
物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を０.０２
５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ま
しい。
中圧タービン及び１基又は２基の低圧タービンをタンデ
ムに連結し、１台の発電機を回転させて発電するタンデ
ムコンパウンド型発電プラントとしても同様に構成する
ことができる。本実施例の如く、出力１０５０ＭＷ級の
発電機においてはその発電機シャフトとしてはより高強
度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，
Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜
４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６
０％,Ｖ０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナ
イト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2以上，特
に１００kgｆ／mm2以上，５０％ＦＡＴＴが０℃以下、
特に−２０℃以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ
における磁化力が９８５ＡＴ／cm以下とするもの、不純
物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を０.０２
５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ま
しい。
【０１６１】高圧タービンシャフトは多段側の初段ブレ
ード植設部を中心に９段のブレードが植設される構造で
ある。中圧タービンシャフトは多段ブレードが左右に各
６段ほぼ対称にブレード植設部が設けられ、ほぼ中心を
境にしたものである。低圧タービン用ロータシャフトは
図示されていないが、高圧，中圧，低圧タービンのいず
れのロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、この
中心孔を通して超音波検査，目視検査及びけい光探傷に
よって欠陥の有無が検査される。また、外表面から超音
波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。
ード植設部を中心に９段のブレードが植設される構造で
ある。中圧タービンシャフトは多段ブレードが左右に各
６段ほぼ対称にブレード植設部が設けられ、ほぼ中心を
境にしたものである。低圧タービン用ロータシャフトは
図示されていないが、高圧，中圧，低圧タービンのいず
れのロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、この
中心孔を通して超音波検査，目視検査及びけい光探傷に
よって欠陥の有無が検査される。また、外表面から超音
波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。
【０１６２】表５は本実施例の高圧タービン，中圧ター
ビン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量
％）を示す。本実施例においては、高圧部及び中圧部の
高温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係
数約１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の
違いによる問題は全くなかった。
ビン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量
％）を示す。本実施例においては、高圧部及び中圧部の
高温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係
数約１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の
違いによる問題は全くなかった。
【０１６３】高圧タービン及び中圧タービンのロータシ
ャフトは、表５に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶
解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸し
て電極棒を作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下
部に溶解するようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ
形状（直径１０５０mm，長さ３７００mm）に鍛伸して成
型した。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０
℃以下の温度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、
１０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理，５７０℃及
び６９０℃で２回焼戻しを行い、図５及び図６に示す形
状に切削加工によって得たものである。本実施例におい
てはエレクトロスラグ鋼塊の上部側を初段翼側にし、下
部を最終段側にするようにした。
ャフトは、表５に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶
解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸し
て電極棒を作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下
部に溶解するようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ
形状（直径１０５０mm，長さ３７００mm）に鍛伸して成
型した。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０
℃以下の温度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、
１０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理，５７０℃及
び６９０℃で２回焼戻しを行い、図５及び図６に示す形
状に切削加工によって得たものである。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。
【０１６４】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表５に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm）に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理，６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削加
工したものである。
は、同じく表５に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm）に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理，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。
【０１６５】高圧部及び中圧部の内部ケーシング，主蒸
気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングは、表５
に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂
型鋳型に鋳込み作製した。鋳込み前に、十分な精錬及び
脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥のないもの
ができた。このケーシング材を用いた溶接性評価は、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングは、表５
に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂
型鋳型に鋳込み作製した。鋳込み前に、十分な精錬及び
脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥のないもの
ができた。このケーシング材を用いた溶接性評価は、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
【０１６６】
【表５】
【０１６７】表６は、上述したフェライト系鋼製高温蒸
気タービン主要部材を切断調査した機械的性質及び熱処
理条件を示す。
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。
【０１６８】このロータシャフトの中心部を調査した結
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kgｆ−ｍ)を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンロータが製造できることが実証された。ま
たこのブレードの特性を調査した結果、高圧，中圧ター
ビンの初段ブレードに要求される特性（６２５℃，１０
5ｈ強度≧１５kgｆ／mm2）を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンブレードが製造できることが実証された。
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kgｆ−ｍ)を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンロータが製造できることが実証された。ま
たこのブレードの特性を調査した結果、高圧，中圧ター
ビンの初段ブレードに要求される特性（６２５℃，１０
5ｈ強度≧１５kgｆ／mm2）を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンブレードが製造できることが実証された。
【０１６９】さらにこのケーシングの特性を調査した結
果、高圧，中圧タービンケーシングに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃
吸収エネルギー≧１kgｆ−ｍ）を十分満足することと溶
接可能であることが確認された。これにより、６２０℃
以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製
造できることが実証された。
果、高圧，中圧タービンケーシングに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃
吸収エネルギー≧１kgｆ−ｍ）を十分満足することと溶
接可能であることが確認された。これにより、６２０℃
以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製
造できることが実証された。
【０１７０】
【表６】
【０１７１】本実施例においては、ロータシャフトのジ
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
【０１７２】供試溶接棒として被覆アーク溶接棒(直径
４.０φ）を用いた。その溶接棒を用いて溶接したもの
の溶着金属の化学組成（重量％）を表７に示す。この溶
着金属の組成は溶接材の組成とほぼ同じである。
４.０φ）を用いた。その溶接棒を用いて溶接したもの
の溶着金属の化学組成（重量％）を表７に示す。この溶
着金属の組成は溶接材の組成とほぼ同じである。
【０１７３】溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４
Ｖ，速度２６cm／min である。
Ｖ，速度２６cm／min である。
【０１７４】
【表７】
【０１７５】肉盛溶接を上述の供試母材表面に表８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。
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。
【０１７６】溶接施工条件は、予熱，パス間，応力除去
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
【０１７７】
【表８】
【０１７８】溶接部の性能を確認するために板材に同様
に肉盛溶接し、１６０゜の側曲げ試験を行ったが、溶接
部に割れは認められなかった。
に肉盛溶接し、１６０゜の側曲げ試験を行ったが、溶接
部に割れは認められなかった。
【０１７９】更に、本発明における回転による軸受摺動
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
【０１８０】本実施例に代えて高圧蒸気タービン，中圧
蒸気タービン及び１基又は２基の低圧蒸気タービンをタ
ンデムに結合し、３６００回転としたタンデム型発電プ
ラント及び表４のタービン構成Ｂにおいても本実施例の
高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンを同様に
組合せて構成できるものである。
蒸気タービン及び１基又は２基の低圧蒸気タービンをタ
ンデムに結合し、３６００回転としたタンデム型発電プ
ラント及び表４のタービン構成Ｂにおいても本実施例の
高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンを同様に
組合せて構成できるものである。
【０１８１】〔実施例２〕表９は蒸気温度６００℃，６
００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例は、
タンデムコンパウンドダブルフロー型，低圧タービンに
おける最終段翼長が４３インチであり、ＨＰ・ＩＰ一体
型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００ｒ／mi
n 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６０
０℃，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，７２２mm
Ｈｇの真空で復水器に送られる。
００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例は、
タンデムコンパウンドダブルフロー型，低圧タービンに
おける最終段翼長が４３インチであり、ＨＰ・ＩＰ一体
型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００ｒ／mi
n 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６０
０℃，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，７２２mm
Ｈｇの真空で復水器に送られる。
【０１８２】
【表９】
【０１８３】図７は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面
構成図及び図８はそのロータシャフトの断面図である。
高圧側蒸気タービンは内部車室１８とその外側の外部車
室１９内に高圧側動翼１６を植設した高中圧車軸（高圧
ロータシャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の
蒸気は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通っ
て、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主
蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段の動
翼に導かれる。動翼は図中左側の高圧側に８段及び（図
中右側約半分の）中圧側に６段設けられる。これらの動
翼に対応して各々静翼が設けられる。動翼は鞍型又はゲ
タ型，ダブティル型式，ダブルティノン，高圧側初段翼
長約４０mm，中圧側初段翼長が１００mmである。軸受４
３間の長さは約６.７ ｍ及び静翼部に対応する部分で最
も小さい部分の直径は約７４０mmであり、直径に対する
長さの比は約９.０ である。
構成図及び図８はそのロータシャフトの断面図である。
高圧側蒸気タービンは内部車室１８とその外側の外部車
室１９内に高圧側動翼１６を植設した高中圧車軸（高圧
ロータシャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の
蒸気は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通っ
て、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主
蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段の動
翼に導かれる。動翼は図中左側の高圧側に８段及び（図
中右側約半分の）中圧側に６段設けられる。これらの動
翼に対応して各々静翼が設けられる。動翼は鞍型又はゲ
タ型，ダブティル型式，ダブルティノン，高圧側初段翼
長約４０mm，中圧側初段翼長が１００mmである。軸受４
３間の長さは約６.７ ｍ及び静翼部に対応する部分で最
も小さい部分の直径は約７４０mmであり、直径に対する
長さの比は約９.０ である。
【０１８４】高圧側ロータシャフトの初段と最終段の動
翼植込み付根部分の幅は初段が最も広く、２段目〜７段
目がそれより小さく、初段の０.４０〜０.５６倍でいず
れも同等の大きさであり、最終段が初段と２〜７段目の
大きさの間にあり、初段の０.４６〜０.６２倍の大きさ
である。
翼植込み付根部分の幅は初段が最も広く、２段目〜７段
目がそれより小さく、初段の０.４０〜０.５６倍でいず
れも同等の大きさであり、最終段が初段と２〜７段目の
大きさの間にあり、初段の０.４６〜０.６２倍の大きさ
である。
【０１８５】高圧側においてはブレード及びノズルを後
述する表５に示す１２％Ｃｒ系鋼によって構成したもの
である。本実施例における動翼の翼部の長さは初段が３
５〜５０mm、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１.０５〜１.３
５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。
述する表５に示す１２％Ｃｒ系鋼によって構成したもの
である。本実施例における動翼の翼部の長さは初段が３
５〜５０mm、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１.０５〜１.３
５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。
【０１８６】中圧側蒸気タービンは高圧側蒸気タービン
より排出された蒸気を再度６００℃に再熱器によって加
熱された蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を
回転させるもので、３０００ＲＰＭの回転数によって回
転される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に内
部車室２１と外部車室２２とを有し、動翼１７と対抗し
て静翼が設けられる。動翼１７は６段である。初段翼長
さ約１３０mm，最終段翼長さ約２６０mmである。ダブテ
ィルは逆クリ型である。静翼に対応するロータシャフト
の直径は約７４０mmである。
より排出された蒸気を再度６００℃に再熱器によって加
熱された蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を
回転させるもので、３０００ＲＰＭの回転数によって回
転される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に内
部車室２１と外部車室２２とを有し、動翼１７と対抗し
て静翼が設けられる。動翼１７は６段である。初段翼長
さ約１３０mm，最終段翼長さ約２６０mmである。ダブテ
ィルは逆クリ型である。静翼に対応するロータシャフト
の直径は約７４０mmである。
【０１８７】中圧蒸気タービンのロータシャフトは動翼
植込み付根部の軸方向幅が初段が最も大きく、２段目が
それより小さく、３〜５段目が２段目より小さくいずれ
も同じで、最終段の幅は３〜５段目と２段目の間の大き
さで、初段の０.４８〜0.64倍である。初段は２段目の
１.１〜１.５倍である。
植込み付根部の軸方向幅が初段が最も大きく、２段目が
それより小さく、３〜５段目が２段目より小さくいずれ
も同じで、最終段の幅は３〜５段目と２段目の間の大き
さで、初段の０.４８〜0.64倍である。初段は２段目の
１.１〜１.５倍である。
【０１８８】中圧側においてはブレード及びノズルを後
述する表５に示す１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施
例における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに
従って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によ
って初段から最終段までの長さが９０〜３５０mm、段数
が６〜９段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側
が上流側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.２５の割
合で長くなっている。動翼の植込み部は静翼に対応する
部分に比較して直径が大きくなっており、その幅は動翼
の翼部長さと位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さ
に対する比率は初段が最も大きく、１.３５〜１.８０
倍，２段目が０.８８〜１.１８倍，３〜６段目が最終段
になるに従って小さくなっており、０.４０〜０.６５倍
である。図９は低圧タービンの断面図及び図１０はその
ロータシャフトの断面図である。低圧タービンは１基で
高中圧にタンデムに結合される。動翼４１は左右に６段
あり、左右ほぼ対称になっており、また動翼に対応して
静翼４２が設けられる。最終段の動翼長さは４３インチ
あり、表１に示す１２％Ｃｒ鋼又はＴｉ基合金が使用さ
れる。Ｔｉ基合金は時効硬化処理が施され、重量でＡｌ
６％，Ｖ４％を含むものである。ロータシャフト４３は
Ｎｉ３.７５％，Ｃｒ１.７５％.Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１
５％，Ｃ０.２５％，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％，
残Ｆｅからなるスーパークリーン材の全焼戻しベーナイ
ト組織を有する鍛鋼が用いられる。最終段とその前段以
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Ｃ
０.２５％ 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７０００mmで、静翼部に対応する
ロータシャフトの直径は約８００mm，動翼植込み部での
直径は各段同じである。静翼部に対応するロータシャフ
ト直径に対する軸受中心間の距離は約８.８ である。
述する表５に示す１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施
例における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに
従って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によ
って初段から最終段までの長さが９０〜３５０mm、段数
が６〜９段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側
が上流側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.２５の割
合で長くなっている。動翼の植込み部は静翼に対応する
部分に比較して直径が大きくなっており、その幅は動翼
の翼部長さと位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さ
に対する比率は初段が最も大きく、１.３５〜１.８０
倍，２段目が０.８８〜１.１８倍，３〜６段目が最終段
になるに従って小さくなっており、０.４０〜０.６５倍
である。図９は低圧タービンの断面図及び図１０はその
ロータシャフトの断面図である。低圧タービンは１基で
高中圧にタンデムに結合される。動翼４１は左右に６段
あり、左右ほぼ対称になっており、また動翼に対応して
静翼４２が設けられる。最終段の動翼長さは４３インチ
あり、表１に示す１２％Ｃｒ鋼又はＴｉ基合金が使用さ
れる。Ｔｉ基合金は時効硬化処理が施され、重量でＡｌ
６％，Ｖ４％を含むものである。ロータシャフト４３は
Ｎｉ３.７５％，Ｃｒ１.７５％.Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１
５％，Ｃ０.２５％，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％，
残Ｆｅからなるスーパークリーン材の全焼戻しベーナイ
ト組織を有する鍛鋼が用いられる。最終段とその前段以
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Ｃ
０.２５％ 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７０００mmで、静翼部に対応する
ロータシャフトの直径は約８００mm，動翼植込み部での
直径は各段同じである。静翼部に対応するロータシャフ
ト直径に対する軸受中心間の距離は約８.８ である。
【０１８９】低圧タービンは動翼植込み付根部の軸方向
の幅が初段が最も小さく、下流側に従って２，３段が同
等、４段，５段が同等で４段階で徐々に大きくなってお
り、最終段の幅は初段の幅に比べ６.２〜７.０倍と大き
くなっている。２，３段は初段の１.１５〜１.４０倍、
４，５段が２，３段の２.２〜２.６倍、最終段が４，５
段の２.８〜３.２倍となっている。付根部の幅は末広が
りの延長線とロータシャフトの直径とを結ぶ点で示す。
の幅が初段が最も小さく、下流側に従って２，３段が同
等、４段，５段が同等で４段階で徐々に大きくなってお
り、最終段の幅は初段の幅に比べ６.２〜７.０倍と大き
くなっている。２，３段は初段の１.１５〜１.４０倍、
４，５段が２，３段の２.２〜２.６倍、最終段が４，５
段の２.８〜３.２倍となっている。付根部の幅は末広が
りの延長線とロータシャフトの直径とを結ぶ点で示す。
【０１９０】本実施例における動翼の翼部長さは初段の
４″から４３″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範囲内で、最大で８段で、
各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さ
で１.２〜１.９倍の範囲内で長くなっている。
４″から４３″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範囲内で、最大で８段で、
各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さ
で１.２〜１.９倍の範囲内で長くなっている。
【０１９１】動翼の植込み付根部は静翼に対応する部分
に比較して直径が大きく末広がりになっており、その幅
は動翼の翼部長さの大きい程その植込み幅は大きくなっ
ている。その幅の動翼の翼部長さに対する比率は初段か
ら最終段の前までが０.３０〜１.５ であり、その比率
は初段から最終段の前になるに従って徐々に小さくなっ
ており、後段の比率はその１つ手前のものより０.１５
〜０.４０の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段
は０.５０〜０.６５の比率である。
に比較して直径が大きく末広がりになっており、その幅
は動翼の翼部長さの大きい程その植込み幅は大きくなっ
ている。その幅の動翼の翼部長さに対する比率は初段か
ら最終段の前までが０.３０〜１.５ であり、その比率
は初段から最終段の前になるに従って徐々に小さくなっ
ており、後段の比率はその１つ手前のものより０.１５
〜０.４０の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段
は０.５０〜０.６５の比率である。
【０１９２】本実施例における最終段動翼は実施例１と
同じである。図１１は本実施例におけるエロージョンシ
ールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴ
ＩＧ溶接５６によって接合した状態を示す断面と斜視図
である。図に示すようにシールド５４は表と裏側との２
個所で溶接される。
同じである。図１１は本実施例におけるエロージョンシ
ールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴ
ＩＧ溶接５６によって接合した状態を示す断面と斜視図
である。図に示すようにシールド５４は表と裏側との２
個所で溶接される。
【０１９３】本実施例の他、高中圧蒸気タービンの蒸気
入口温度６１０℃以上，低圧蒸気タービンへの蒸気入口
温度約４００℃及び出口温度が約６０℃とする１０００
ＭＷ級大容量発電プラントに対しても同様の構成とする
ことができる。
入口温度６１０℃以上，低圧蒸気タービンへの蒸気入口
温度約４００℃及び出口温度が約６０℃とする１０００
ＭＷ級大容量発電プラントに対しても同様の構成とする
ことができる。
【０１９４】本実施例における高温高圧蒸気タービン発
電プラントは主としてボイラ，高中圧タービン，低圧タ
ービン，復水器，復水ポンプ，低圧給水加熱器系統，脱
気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，高圧給水加熱器系統な
どより構成される。すなわち、ボイラで発生した超高温
高圧蒸気は高圧側タービンに入り動力を発生させたのち
再びボイラにて再熱されて中圧側タービンへ入り動力を
発生させる。この高中圧タービン排気蒸気は、低圧ター
ビンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。
この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統，脱気
器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポ
ンプ，給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温され
た後、ボイラへ戻る。
電プラントは主としてボイラ，高中圧タービン，低圧タ
ービン，復水器，復水ポンプ，低圧給水加熱器系統，脱
気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，高圧給水加熱器系統な
どより構成される。すなわち、ボイラで発生した超高温
高圧蒸気は高圧側タービンに入り動力を発生させたのち
再びボイラにて再熱されて中圧側タービンへ入り動力を
発生させる。この高中圧タービン排気蒸気は、低圧ター
ビンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。
この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統，脱気
器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポ
ンプ，給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温され
た後、ボイラへ戻る。
【０１９５】ここで、ボイラにおいて給水は節炭器，蒸
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
発器，過熱器を通って高温高圧の蒸気となる。また一
方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器を出た後、
空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ
の駆動には中圧タービンからの抽気蒸気にて作動する給
水ポンプ駆動用タービンが用いられている。
【０１９６】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
炭器を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはる
かに高くなってくる。このため、このボイラ排ガスから
の熱回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
【０１９７】尚、本実施例では高中圧タービン及び１基
の低圧タービンを１台の発電機タンデムに連結し発電す
るタンデムコンパウンドダブルフロー型発電プラントに
構成したものである。別の実施例として、表９のタービ
ン構成（Ｄ）とし、２台の低圧タービンをタンデムに連
結し、出力１０５０ＭＷ級の発電においても本実施例と
同様に構成できるものである。その発電機シャフトとし
てはより高強度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１５
〜０.３０％,Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，
Ｎｉ３.２５〜４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ
０.２５〜０.６０％，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。
の低圧タービンを１台の発電機タンデムに連結し発電す
るタンデムコンパウンドダブルフロー型発電プラントに
構成したものである。別の実施例として、表９のタービ
ン構成（Ｄ）とし、２台の低圧タービンをタンデムに連
結し、出力１０５０ＭＷ級の発電においても本実施例と
同様に構成できるものである。その発電機シャフトとし
てはより高強度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１５
〜０.３０％,Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，
Ｎｉ３.２５〜４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ
０.２５〜０.６０％，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。
【０１９８】前述の表５は本実施例の高中圧タービン及
び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量％）を
示す。本実施例においては、高圧側及び中圧側とを一体
にした高温部後述の実施例３のＮo.９のマルテンサイト
鋼を使用した他は表５のものを用い、全部フェライト系
の結晶構造を有する熱膨張係数１２×１０-6／℃のもの
にしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなかっ
た。
び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量％）を
示す。本実施例においては、高圧側及び中圧側とを一体
にした高温部後述の実施例３のＮo.９のマルテンサイト
鋼を使用した他は表５のものを用い、全部フェライト系
の結晶構造を有する熱膨張係数１２×１０-6／℃のもの
にしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなかっ
た。
【０１９９】高中圧部のロータシャフトは、表１０のＮ
o.１に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶解し、カー
ボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸して電極棒を
作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解す
るようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径
１４５０mm，長さ５０００mm）に鍛伸して成型した。こ
の鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温
度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃
に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６９０℃
で２回焼戻しを行い、図１２に示す形状に切削加工によ
って得たものである。他の各部の材料及び製造条件は実
施例２と同様である。更に、軸受ジャーナル部４５への
肉盛溶接も同様に行った。
o.１に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶解し、カー
ボン真空脱酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸して電極棒を
作製し、この電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解す
るようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径
１４５０mm，長さ５０００mm）に鍛伸して成型した。こ
の鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温
度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃
に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６９０℃
で２回焼戻しを行い、図１２に示す形状に切削加工によ
って得たものである。他の各部の材料及び製造条件は実
施例２と同様である。更に、軸受ジャーナル部４５への
肉盛溶接も同様に行った。
【０２００】〔実施例３〕表１０に示す組成の合金を真
空溶解によって、１０kgのインゴットに鋳造し、３０mm
角に鍛造したものである。大型蒸気タービンロータシャ
フトの場合には、その中心部を模擬して１０５０℃×５
時間保持後、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℃×２
０時間の２次焼戻し及びブレードにおいては１１００℃
×１時間の焼入れ，７５０℃×１時間の焼戻しを行っ
て、６８０℃，１７.５kgｆ／mm2でクリープ破断試験及
び衝撃試験を実施した。結果を表１１に示す。
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℃×２
０時間の２次焼戻し及びブレードにおいては１１００℃
×１時間の焼入れ，７５０℃×１時間の焼戻しを行っ
て、６８０℃，１７.５kgｆ／mm2でクリープ破断試験及
び衝撃試験を実施した。結果を表１１に示す。
【０２０１】表１０のＮo.１〜Ｎo.６の本発明合金は、
６２０℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもの
で、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Ｃｏ量が多
い程クリープ破断時間が向上するが、Ｃｏの多量の増加
は６００〜６６０℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる
傾向を有するので、強化と靭性の両方を高めるには620
〜６３０℃に対しては２〜５％，６３０〜６６０℃に対
しては５.５ 〜８％が好ましい。Ｂは０.０３％ 以下が
優れた強度を示す。６２０〜６３０℃ではＢ量を０.０
０１〜０.０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５％ と高めることにより高強度が得ら
れる。
６２０℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもの
で、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Ｃｏ量が多
い程クリープ破断時間が向上するが、Ｃｏの多量の増加
は６００〜６６０℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる
傾向を有するので、強化と靭性の両方を高めるには620
〜６３０℃に対しては２〜５％，６３０〜６６０℃に対
しては５.５ 〜８％が好ましい。Ｂは０.０３％ 以下が
優れた強度を示す。６２０〜６３０℃ではＢ量を０.０
０１〜０.０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５％ と高めることにより高強度が得ら
れる。
【０２０２】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。
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。
【０２０３】表１０に示すように、ロータ材は本実施例
のＮo.２の合金に相当し、高い強度が得られる。Ｎo.８
のＭｎ量が０.０９％ と低いものは同じＣｏ量で比較し
て高い強度を示すことからも明らかなように、より強化
のためにはＭｎ量を０.０３〜０.２０％とするのが好ま
しい。
のＮo.２の合金に相当し、高い強度が得られる。Ｎo.８
のＭｎ量が０.０９％ と低いものは同じＣｏ量で比較し
て高い強度を示すことからも明らかなように、より強化
のためにはＭｎ量を０.０３〜０.２０％とするのが好ま
しい。
【０２０４】
【表１０】
【０２０５】
【表１１】
【０２０６】〔実施例４〕実施例１の高圧及び中圧蒸気
タービンのロータは、表１２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、１
０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び
６９０℃で２回焼戻しを行い、図５，図６及び図８に示
す形状に切削加工によって得た。胴部と軸受部とは点線
に示す位置で接合したものである。図５に示すように高
圧蒸気タービン用ロータシャフトではブレードの下流側
最終段とその手前との間、図６に示す中圧蒸気タービン
用ロータシャフト及び図８の高中圧一体蒸気タービン用
ロータシャフトでは下流側最終段とその手前との間で各
々接合したものである。本実施例においてはエレクトロ
スラグ鋼塊の上部側を胴部の初段翼側にし、下部を最終
段側にするようにした。
タービンのロータは、表１２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、１
０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び
６９０℃で２回焼戻しを行い、図５，図６及び図８に示
す形状に切削加工によって得た。胴部と軸受部とは点線
に示す位置で接合したものである。図５に示すように高
圧蒸気タービン用ロータシャフトではブレードの下流側
最終段とその手前との間、図６に示す中圧蒸気タービン
用ロータシャフト及び図８の高中圧一体蒸気タービン用
ロータシャフトでは下流側最終段とその手前との間で各
々接合したものである。本実施例においてはエレクトロ
スラグ鋼塊の上部側を胴部の初段翼側にし、下部を最終
段側にするようにした。
【０２０７】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表５に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm)に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理し、６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削
加工したものである。
は、同じく表５に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm)に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理し、６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削
加工したものである。
【０２０８】高圧，中圧及び高中圧一体型の高圧部及び
中圧部の内部ケーシング，主蒸気止め弁ケーシング及び
蒸気加減弁ケーシングは、表５に記載の耐熱鋳鋼を電気
炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み作製し
た。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことによ
り、引け巣等の鋳造欠陥のないものができた。このケー
シング材を用いた溶接性評価は、ＪＩＳ Ｚ３１５８に
準じて行った。予熱，パス間及び後熱開始温度は２００
℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。本発明材に
は溶接割れが認められず、溶接性が良好であった。
中圧部の内部ケーシング，主蒸気止め弁ケーシング及び
蒸気加減弁ケーシングは、表５に記載の耐熱鋳鋼を電気
炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み作製し
た。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことによ
り、引け巣等の鋳造欠陥のないものができた。このケー
シング材を用いた溶接性評価は、ＪＩＳ Ｚ３１５８に
準じて行った。予熱，パス間及び後熱開始温度は２００
℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。本発明材に
は溶接割れが認められず、溶接性が良好であった。
【０２０９】
【表１２】
【０２１０】〔実施例５〕表１２は本実施例１及び２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。
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。
【０２１１】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。
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。
【０２１２】
【表１３】
【０２１３】表１４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℃，１
０5 ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
Ｖノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、６５０℃，１
０5 ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【０２１４】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℃，１
０5ｈ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。
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℃，１
０5ｈ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。
【０２１５】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０.２
５〜０.７５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１
０kgｆ／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。
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０.２
５〜０.７５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１
０kgｆ／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。
【０２１６】
【表１４】
【０２１７】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８.０kg
ｆ／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。
著に強化されるとともに、特に１.５％以上では８.０kg
ｆ／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。
【０２１８】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２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／mm
2 ，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。
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２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／mm
2 ，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。
【０２１９】〔実施例６〕本実施例においては、高圧蒸
気タービン及び中圧蒸気タービン又は高中圧蒸気タービ
ンの蒸気温度を６２５℃に代えて６４９℃としたもので
あり、構造及び大きさを実施例１又は２とほぼ同じ設計
で得られるものである。ここで実施例１と変わるものは
この温度に直接接する高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気
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７に示す材料のうちＢ量を０.０１
〜０.０３％ 及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部ケ
ーシング材としては実施例１のＷ量を２〜３％に高め、
Ｃｏを３％加えることにより、要求される強度が満足
し、従来の設計が使用できる大きなメリットがある。即
ち、本実施例においては高温にさらされる構造材料が全
てフェライト系鋼によって構成される点に従来の設計思
想がそのまま使用できるのである。尚、２段目の動翼及
び静翼の蒸気入口温度は約６１０℃となるので、これら
には実施例１の初段に用いた材料を用いることが好まし
い。
気タービン及び中圧蒸気タービン又は高中圧蒸気タービ
ンの蒸気温度を６２５℃に代えて６４９℃としたもので
あり、構造及び大きさを実施例１又は２とほぼ同じ設計
で得られるものである。ここで実施例１と変わるものは
この温度に直接接する高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気
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７に示す材料のうちＢ量を０.０１
〜０.０３％ 及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部ケ
ーシング材としては実施例１のＷ量を２〜３％に高め、
Ｃｏを３％加えることにより、要求される強度が満足
し、従来の設計が使用できる大きなメリットがある。即
ち、本実施例においては高温にさらされる構造材料が全
てフェライト系鋼によって構成される点に従来の設計思
想がそのまま使用できるのである。尚、２段目の動翼及
び静翼の蒸気入口温度は約６１０℃となるので、これら
には実施例１の初段に用いた材料を用いることが好まし
い。
【０２２０】更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施
例１又は２の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃とな
るが、そのロータシャフト自身は実施例１の材料が十分
に高強度を有するので、同じくスーパークリーン材が用
いられる。
例１又は２の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃とな
るが、そのロータシャフト自身は実施例１の材料が十分
に高強度を有するので、同じくスーパークリーン材が用
いられる。
【０２２１】更に、本実施例におけるクロスコンパウン
ド型に対し、全部を直結したタンデム型で３６００rpm
の回転数においても実施できるものである。
ド型に対し、全部を直結したタンデム型で３６００rpm
の回転数においても実施できるものである。
【０２２２】
【発明の効果】本発明によれば、６００〜６６０℃でク
リープ破断強度及び室温靭性の高いマルテンサイト系耐
熱及び鋳鋼が得られるので、各温度での超々臨界圧ター
ビン用主要部材を全てフェライト系耐熱鋼で作製するこ
とができ、これまでの蒸気タービンの基本設計がそのま
ま使用でき、信頼性の高い火力発電プラントが得られ
る。
リープ破断強度及び室温靭性の高いマルテンサイト系耐
熱及び鋳鋼が得られるので、各温度での超々臨界圧ター
ビン用主要部材を全てフェライト系耐熱鋼で作製するこ
とができ、これまでの蒸気タービンの基本設計がそのま
ま使用でき、信頼性の高い火力発電プラントが得られ
る。
【０２２３】従来、このような温度ではオーステナイト
系合金とせざるを得なく、そのため製造性の観点から健
全な大型ロータを製造することができなかったが、本発
明フェライト系耐熱鍛鋼によれば健全な大型ロータの製
造が可能である。
系合金とせざるを得なく、そのため製造性の観点から健
全な大型ロータを製造することができなかったが、本発
明フェライト系耐熱鍛鋼によれば健全な大型ロータの製
造が可能である。
【０２２４】また、本発明の全フェライト系鋼製高温蒸
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
【図１】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。
【図２】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面
図。
図。
【図３】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。
【図４】本発明に係るタービン動翼の斜視図。
【図５】高圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図６】中圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図７】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図８】本発明に係る高中圧蒸気タービン用ロータシャ
フトの断面図。
フトの断面図。
【図９】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図１０】本発明に係る低圧蒸気タービン用ロータシャ
フトの断面図。
フトの断面図。
【図１１】本発明のタービン動翼の先端部斜視図。
１…第１軸受、２…第２軸受、３…第３軸受、４…第４
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、４３…軸受、５１…ボイラ、５２…高圧
タービン、５３…中圧タービン、５４，５５…低圧ター
ビン、５６…復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給
水加熱器系統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１
…給水ポンプ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭
器、６５…蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、
６８…発電機。
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、４３…軸受、５１…ボイラ、５２…高圧
タービン、５３…中圧タービン、５４，５５…低圧ター
ビン、５６…復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給
水加熱器系統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１
…給水ポンプ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭
器、６５…蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、
６８…発電機。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｆ０１Ｄ 5/28 Ｆ０１Ｄ 5/28
Claims (12)
- 【請求項１】ロータジャーナル部及び低温域部が重量比
でＣ０.０６〜０.１４％,Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ７〜１２％,Ｎｉ０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜
０.３％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.
１％，Ｍｏ３.５％以下，Ｗ3.5％以下，Ｂ無添加又は
０.０１５％ 以下及びＣｏ１〜１０％を含むマルテンサ
イト鋼からなり、ロータ胴部が重量比でＣ０.０６〜０.
１４ ％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜
１２％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎ
ｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.１％，Ｍｏ
０.５％を越え３.５％以下，Ｗ３.５％ 以下，Ｂ０.０
０５〜０.０３％及びＣｏ１〜１０％を含むマルテンサ
イト鋼からなり、前記胴部が前記ジャーナル部より高温
強度が高いか又は溶接性が低い合金組成を有することを
特徴とする蒸気タービン用ロータシャフト。 - 【請求項２】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する高圧，
中圧又は高中圧よりなる蒸気タービンにおいて、前記ロ
ータシャフトは重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１
３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，
Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％，Ｍ
ｏ０.５％を越え３.５％以下，Ｗ３.５％以下,Ｃｏ１〜
１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上
のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前記
ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶接性
が高いマルテンサイト鋼からなることを特徴とする蒸気
タービン。 - 【請求項３】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
ビン又は高中圧タービン及び低圧タービンを備えた蒸気
タービン発電プラントにおいて、前記高圧タービン及び
中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気
入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧タービンは初段
動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃、前記高圧
タービン及び中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさら
されるロータシャフト又は、該ロータシャフトと動翼，
静翼及び内部ケーシングの少なくとも１つとがＣｒ８〜
１３重量％及びＴａ０.０１〜０.２０重量％を含有する
高強度マルテンサイト鋼よりなり、前記ロータシャフト
の軸受部分が胴部より低強度又は溶接が高いマルテンサ
イト鋼によって構成されることを特徴とする蒸気タービ
ン発電プラント。 - 【請求項４】ロータシャフトと、該ロータシャフトに植
設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静
翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有し、前記水
蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が６００〜６６０
℃及び圧力が２５０kg／cm2以上又は１５０〜２００kg
／cm2 である高圧，中圧又は高中圧タービンよりなる蒸
気タービンであって、前記ロータシャフト又は該ロータ
シャフトと動翼及び静翼の少なくとも初段とが前記動翼
の初段への流入蒸気温度に対応した温度での１０5 時間
クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上であるＣｒ９〜
１３重量％及びＴａ０.０１〜０.２０重量％を含有する
全焼戻しマルテンサイト組織を有する高強度マルテンサ
イト鋼からなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に
対応した温度での１０5 時間クリープ破断強度が１０kg
ｆ／mm2 以上であるＣｒ８〜１３重量％を含有するマル
テンサイト鋳鋼からなり、前記ロータシャフトの軸受部
分が胴部より低強度又は溶接性が高いマルテンサイト鋼
からなることを特徴とする蒸気タービン。 - 【請求項５】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する高圧，
中圧又は高中圧よりなる蒸気タービンにおいて、前記ロ
ータシャフトは重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１
３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，
Ｔａ０.０１〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％,Ｍｏ３.
５％以下，Ｗ１.０〜３.５％以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ
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からなり、前記ロータシ
ャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶接性が高いマ
ルテンサイト鋼からなることを特徴とする蒸気タービ
ン。 - 【請求項６】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
ビン又は高中圧タービン及び低圧タービンを備えた蒸気
タービン発電プラントにおいて、前記高圧タービン及び
中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気
入口温度が６００〜６６０℃、前記低圧タービンは初段
動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃、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、又は該ロー
タシャフトと動翼，静翼及び内部ケーシングの少なくと
も１つとがＣｒ８〜１３重量％及びＴａ０.０１〜０.２
０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、かつ前記低圧タービンの最終段動翼の〔翼長さ
(インチ)×回転数(rpm)〕の値が125,000以上であること
を特徴とする蒸気タービン発電プラント。 - 【請求項７】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する高圧，
中圧又は高中圧一体型蒸気タービンであって、前記ロー
タシャフトと前記動翼及び静翼の少なくとも初段とが重
量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍ
ｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５
〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｔａ０.０１〜０.
２０％又はＴａ及びＮｂの合計量０.０１〜0.20％，Ｎ
０.０１〜０.０６％，Ｍｏ３.５％以下，Ｗ３.５％以
下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含
み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼
からなり、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％，Ｎ
ｂ０.０１〜０.１５％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍｏ１.
５％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
鋼からなることを特徴とする蒸気タービン。 - 【請求項８】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する高圧，
中圧又は高中圧一体型蒸気タービンであって、前記ロー
タシャフト又は前記ロータシャフトと前記動翼及び静翼
の少なくとも初段とが重量で、Ｃ０.１〜０.２５％，Ｓ
ｉ０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｃｒ８.５〜１３
％,Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.５％，Ｎｂ
０.０２〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍｏ０.５
％を越え３.５％以下，Ｗ３.５％以下，Ｃｏ１〜１０％
及びＢ０.００１〜０.０３０％ を有し、８０％以上の
Ｆｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなることを特
徴とする蒸気タービン。 - 【請求項９】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
ビン又は高中圧タービン及び低圧タービンを備えた蒸気
タービン発電プラントにおいて、前記高圧タービン及び
中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気
入口温度が６００〜６６０℃、前記低圧タービンは初段
動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃、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、又は該ロー
タシャフトと動翼と静翼の少なくとも初段及び内部ケー
シングの少なくとも１つとが重量でＣｒ８〜１３％ 及
びＭｏ０.５％を越え１％未満を含有する高強度マルテ
ンサイト鋼によって構成され、かつ前記低圧タービンの
最終段動翼の〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が1
25,000以上であることを特徴とする蒸気タービン発電プ
ラント。 - 【請求項１０】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する高
圧，中圧又は高中圧一体型蒸気タービンであって、前記
ロータシャフトと前記動翼及び静翼の少なくとも初段と
が重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以
下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ
０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０
１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍｏ０.５％を越
え１％未満，Ｗ３.５％ 以下，Ｃｏ１〜１０％，Ｂ０.
０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦｅを有す
る高強度マルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシン
グは重量でＣ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ０.５％以下,Ｍ
ｎ１％以下，Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％，Ｖ
０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜0.15％，Ｎ０.０１
〜０.１％，Ｍｏ１.５％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ０.００
０５〜０.００３％ 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ことを特徴とする蒸気
タービン。 - 【請求項１１】ロータジャーナル部及び低温域部が溶接
性良好なＴａ入りマルテンサイト鋼からなり、ロータ胴
部が前記マルテンサイト鋼より高温強度の高いＴａ入り
マルテンサイト鋼からなることを特徴とする蒸気タービ
ン用ロータシャフト。 - 【請求項１２】ロータジャーナル部及び低温域部が重量
比でＣ０.０６〜０.１４％,Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ２％
以下，Ｃｒ７〜１２％,Ｎｉ０.１〜１.０％,Ｖ０.０５
〜０.３％，Ｔａ０.０１〜０.２０％又はＴａ及びＮｂ
を合計量で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.１
％，Ｍｏ１％以下，Ｗ１.０〜３.５％，Ｂ無添加又は0.
0030％以下及びＣｏ１〜１０％を含むマルテンサイト鋼
からなり、ロータ胴部が重量比でＣ０.０６〜０.１４
％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１２
％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｔａ
０.０１〜０.２０％又はＴａ及びＮｂを合計量で０.０
１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０３５％，Ｍｏ3.5％
以下，Ｗ３.５％ 以下，Ｂ０.００５〜０.０３％及びＣ
ｏ１〜１０％を含むマルテンサイト鋼からなり、前記胴
部が前記ジャーナル部より高温強度が高いか又は溶接性
が低い合金組成を有することを特徴とする蒸気タービン
用ロータシャフト。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9983496A JPH09287402A (ja) | 1996-04-22 | 1996-04-22 | 蒸気タービン用ロータシャフト及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9983496A JPH09287402A (ja) | 1996-04-22 | 1996-04-22 | 蒸気タービン用ロータシャフト及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09287402A true JPH09287402A (ja) | 1997-11-04 |
Family
ID=14257853
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9983496A Pending JPH09287402A (ja) | 1996-04-22 | 1996-04-22 | 蒸気タービン用ロータシャフト及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH09287402A (ja) |
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN1300363C (zh) * | 2005-07-31 | 2007-02-14 | 东方汽轮机厂 | 用做汽轮机转子的耐热钢材料 |
| US7192247B2 (en) | 2004-12-14 | 2007-03-20 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine power generation system and low-pressure turbine rotor |
| EP1770184A1 (en) * | 2005-09-29 | 2007-04-04 | Hitachi, Ltd. | High-strength martensite heat resisting cast steel and method of producing the steel |
| JP2010249050A (ja) * | 2009-04-16 | 2010-11-04 | Toshiba Corp | 蒸気タービンおよび蒸気タービン設備 |
| JP2013039602A (ja) * | 2011-08-17 | 2013-02-28 | Japan Steel Works Ltd:The | 高Ｃｒ鋼製タービンロータの初層溶接部、初層溶接部用溶接材料、上盛層溶接部、上盛層溶接部用溶接材料および多層肉盛溶接部の製造方法 |
| CN104818432A (zh) * | 2015-05-29 | 2015-08-05 | 四川六合锻造股份有限公司 | 一种用于汽轮机组转子的合金材料及其制备方法 |
| WO2023286204A1 (ja) * | 2021-07-14 | 2023-01-19 | 日本製鉄株式会社 | フェライト系耐熱鋼 |
-
1996
- 1996-04-22 JP JP9983496A patent/JPH09287402A/ja active Pending
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US7192247B2 (en) | 2004-12-14 | 2007-03-20 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine power generation system and low-pressure turbine rotor |
| CN1300363C (zh) * | 2005-07-31 | 2007-02-14 | 东方汽轮机厂 | 用做汽轮机转子的耐热钢材料 |
| EP1770184A1 (en) * | 2005-09-29 | 2007-04-04 | Hitachi, Ltd. | High-strength martensite heat resisting cast steel and method of producing the steel |
| JP2010249050A (ja) * | 2009-04-16 | 2010-11-04 | Toshiba Corp | 蒸気タービンおよび蒸気タービン設備 |
| JP2013039602A (ja) * | 2011-08-17 | 2013-02-28 | Japan Steel Works Ltd:The | 高Ｃｒ鋼製タービンロータの初層溶接部、初層溶接部用溶接材料、上盛層溶接部、上盛層溶接部用溶接材料および多層肉盛溶接部の製造方法 |
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| CN104818432A (zh) * | 2015-05-29 | 2015-08-05 | 四川六合锻造股份有限公司 | 一种用于汽轮机组转子的合金材料及其制备方法 |
| WO2023286204A1 (ja) * | 2021-07-14 | 2023-01-19 | 日本製鉄株式会社 | フェライト系耐熱鋼 |
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