JP2000054802A - 蒸気タービン翼とその製法及び蒸気タービン発電プラント - Google Patents
蒸気タービン翼とその製法及び蒸気タービン発電プラントInfo
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Abstract
(57)【要約】
【課題】本発明の目的は、４５インチ以上の翼長を有す
る蒸気タージ翼として、特にダブティル部の引張強さが
１１０kg／mm2 以上を有し、強度とともに適度な靭性を
兼ね備えたα＋β型相からなるＴｉ基合金製蒸気タービ
ン翼とその製造方法及び蒸気タービン発電プラントと低
圧蒸気タービンを提供するものである。 【解決手段】翼部及び複数本のフォーク状のダブティル
を有する蒸気タービン翼において、前記翼部長さが前記
翼の回転数３０００rpm に対して５２インチ以上又は前
記回転数３６００rpm に対して４３インチ以上であり、
前記ダブティルの室温の引張強さが１１０kg／mm2 以上
であるＴｉ基合金よりなることを特徴とする。
る蒸気タージ翼として、特にダブティル部の引張強さが
１１０kg／mm2 以上を有し、強度とともに適度な靭性を
兼ね備えたα＋β型相からなるＴｉ基合金製蒸気タービ
ン翼とその製造方法及び蒸気タービン発電プラントと低
圧蒸気タービンを提供するものである。 【解決手段】翼部及び複数本のフォーク状のダブティル
を有する蒸気タービン翼において、前記翼部長さが前記
翼の回転数３０００rpm に対して５２インチ以上又は前
記回転数３６００rpm に対して４３インチ以上であり、
前記ダブティルの室温の引張強さが１１０kg／mm2 以上
であるＴｉ基合金よりなることを特徴とする。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、Ｔｉ基合金製蒸気
タービン翼とその製造方法に係り、特に４５インチ以上
の高強度長翼とその製造方法及びそれを用いた低圧蒸気
タービンに関する。
タービン翼とその製造方法に係り、特に４５インチ以上
の高強度長翼とその製造方法及びそれを用いた低圧蒸気
タービンに関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、蒸気タービン低圧最終段では、３
３.５ インチ長翼に１２Ｃｒ鋼、４０インチ長翼にＴｉ
−６Ａｌ−４Ｖが、また、現在、５０ヘルツ対応機とし
て国内外最長の４３インチ長翼用として高強度１２Ｃｒ
鋼が開発されているが、最終翼段の長翼化による効率向
上ならびにプラントのコンパクト化の需要はますます増
大し、さらなる長翼化が要求されている。そのために
は、従来使用実績のあるＴｉ−６Ａｌ−４Ｖに替わる軽
量・高強度のチタン合金が必要不可欠である。
３.５ インチ長翼に１２Ｃｒ鋼、４０インチ長翼にＴｉ
−６Ａｌ−４Ｖが、また、現在、５０ヘルツ対応機とし
て国内外最長の４３インチ長翼用として高強度１２Ｃｒ
鋼が開発されているが、最終翼段の長翼化による効率向
上ならびにプラントのコンパクト化の需要はますます増
大し、さらなる長翼化が要求されている。そのために
は、従来使用実績のあるＴｉ−６Ａｌ−４Ｖに替わる軽
量・高強度のチタン合金が必要不可欠である。
【０００３】４０インチ長翼までは、引張強さ９５kg／
mm2 級のチタン合金で、十分長翼化に伴う遠心力の増加
に対応可能であったが、さらに４５インチ以上の長翼で
は、引張強さ１１０kg／mm2 級のチタン合金が必要とな
る。引張強さ１１０kg／mm2以上のチタン合金として
は、時効硬化性のβ型チタン合金があるが、このβ型チ
タン合金は靭性が低いという欠点があるため、翼全体を
この合金で製造するには問題がある。一方、靭性の高い
α＋β型のチタン合金では、翼のダブティルの厚肉化に
伴い、溶体化処理時の冷却速度が強度を大きく左右し、
小鋼塊で得られる強度も、大型品では再現できないこと
が多く、硬実に１１０kg／mm2 級のチタン合金を得るこ
とが困難であった。
mm2 級のチタン合金で、十分長翼化に伴う遠心力の増加
に対応可能であったが、さらに４５インチ以上の長翼で
は、引張強さ１１０kg／mm2 級のチタン合金が必要とな
る。引張強さ１１０kg／mm2以上のチタン合金として
は、時効硬化性のβ型チタン合金があるが、このβ型チ
タン合金は靭性が低いという欠点があるため、翼全体を
この合金で製造するには問題がある。一方、靭性の高い
α＋β型のチタン合金では、翼のダブティルの厚肉化に
伴い、溶体化処理時の冷却速度が強度を大きく左右し、
小鋼塊で得られる強度も、大型品では再現できないこと
が多く、硬実に１１０kg／mm2 級のチタン合金を得るこ
とが困難であった。
【０００４】また、特開平1−202389 号では、α＋β型
の高強度Ｔｉ合金であるＴｉ−６Ａｌ−６Ｖ−２Ｓｎの
熱処理条件についてβ変態点の１０〜６０℃下、すなわ
ち８６７〜９１７℃で溶体化を実施し、その後５００〜
６５０℃で時効処理をするとされているが、薄肉の翼プ
ロファイル部では強度は得られるものの、冷却速度の遅
い厚肉ダブティル部の強度が確保できないという問題が
あった。
の高強度Ｔｉ合金であるＴｉ−６Ａｌ−６Ｖ−２Ｓｎの
熱処理条件についてβ変態点の１０〜６０℃下、すなわ
ち８６７〜９１７℃で溶体化を実施し、その後５００〜
６５０℃で時効処理をするとされているが、薄肉の翼プ
ロファイル部では強度は得られるものの、冷却速度の遅
い厚肉ダブティル部の強度が確保できないという問題が
あった。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、４５
インチ以上の翼長を有する蒸気タービン翼として、特に
ダブティル部の引張強さが１１０kg／mm2 以上を有し、
強度とともに適度な靭性を兼ね備えたα＋β型相からな
るＴｉ基合金製蒸気タービン翼とその製造方法及び蒸気
タービン発電プラントと低圧蒸気タービンを提供するも
のである。
インチ以上の翼長を有する蒸気タービン翼として、特に
ダブティル部の引張強さが１１０kg／mm2 以上を有し、
強度とともに適度な靭性を兼ね備えたα＋β型相からな
るＴｉ基合金製蒸気タービン翼とその製造方法及び蒸気
タービン発電プラントと低圧蒸気タービンを提供するも
のである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明は、翼部及び複数
本のフォーク状のダブティルを有する蒸気タービン翼に
おいて、前記翼部長さが前記翼の回転数３０００rpm に
対して５２インチ以上又は前記回転数３６００rpm に対
して４３インチ以上であり、前記ダブティルの室温の引
張強さが１１０kg／mm2 以上であるＴｉ基合金よりなる
ことを特徴とする。
本のフォーク状のダブティルを有する蒸気タービン翼に
おいて、前記翼部長さが前記翼の回転数３０００rpm に
対して５２インチ以上又は前記回転数３６００rpm に対
して４３インチ以上であり、前記ダブティルの室温の引
張強さが１１０kg／mm2 以上であるＴｉ基合金よりなる
ことを特徴とする。
【０００７】本発明は、重量で、Ａｌ４〜８％，Ｖ４〜
８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からなり、前記
ダブティルの室温の引張強さが１１０kg／mm2 以上であ
ることを特徴とする蒸気タービン翼にある。
８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からなり、前記
ダブティルの室温の引張強さが１１０kg／mm2 以上であ
ることを特徴とする蒸気タービン翼にある。
【０００８】本発明は、翼部長さが前記翼の回転数３０
００rpm に対して５２インチ以上又は前記回転数３６０
０rpm に対して４３インチ以上であり、重量で、Ａｌ４
〜１０％，Ｖ４〜１０％及びＳｎ１〜５％を含むＴｉ基
合金からなることを特徴とする蒸気タービン翼にある。
００rpm に対して５２インチ以上又は前記回転数３６０
０rpm に対して４３インチ以上であり、重量で、Ａｌ４
〜１０％，Ｖ４〜１０％及びＳｎ１〜５％を含むＴｉ基
合金からなることを特徴とする蒸気タービン翼にある。
【０００９】本発明は、Ｔｉ基合金製蒸気タービン翼の
製造方法において、本願図１に示す（時効温度，溶体化
温度）で表したＡ（６０５℃，８５５℃），Ｂ（５９０
℃，７９０℃），Ｃ（４１０℃，７９０℃）及びＤ（４
１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後水冷す
る溶体化処理及び時効処理を行うことを特徴とするこ
と、前記（時効温度，溶体化温度）で表した領域が、本
願図２に示すＥ（５２５℃，８５５℃），Ｆ（５１０
℃，７９０℃），Ｇ（４１０℃，７９０℃），Ｈ（４１
０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後衝風冷却
する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とするこ
と、最終熱処理前に、前記ダブティル部を最終形状に近
い状態に粗加工し、次いで、本願図３に示す（時効温
度，溶体化温度）で表したＪ（６８５℃，８５５℃），
Ｋ(５８５℃，７９０℃)，Ｌ（４１０℃，７９０℃），
Ｍ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後
水冷する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とす
ること、最終熱処理前に、前記ダブティル部を最終形状
に近い状態に粗加工し、次いで、本願図４に示す（時効
温度，溶体化温度）で表したＮ（５７５℃，８５５
℃），Ｏ（５６０℃，７９０℃），Ｐ（４１０℃，７９
０℃），Ｑ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲で
加熱後衝風冷却する溶体化処理及び時効処理を施すこと
を特徴とすることのいずれかからなるものである。
製造方法において、本願図１に示す（時効温度，溶体化
温度）で表したＡ（６０５℃，８５５℃），Ｂ（５９０
℃，７９０℃），Ｃ（４１０℃，７９０℃）及びＤ（４
１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後水冷す
る溶体化処理及び時効処理を行うことを特徴とするこ
と、前記（時効温度，溶体化温度）で表した領域が、本
願図２に示すＥ（５２５℃，８５５℃），Ｆ（５１０
℃，７９０℃），Ｇ（４１０℃，７９０℃），Ｈ（４１
０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後衝風冷却
する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とするこ
と、最終熱処理前に、前記ダブティル部を最終形状に近
い状態に粗加工し、次いで、本願図３に示す（時効温
度，溶体化温度）で表したＪ（６８５℃，８５５℃），
Ｋ(５８５℃，７９０℃)，Ｌ（４１０℃，７９０℃），
Ｍ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後
水冷する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とす
ること、最終熱処理前に、前記ダブティル部を最終形状
に近い状態に粗加工し、次いで、本願図４に示す（時効
温度，溶体化温度）で表したＮ（５７５℃，８５５
℃），Ｏ（５６０℃，７９０℃），Ｐ（４１０℃，７９
０℃），Ｑ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲で
加熱後衝風冷却する溶体化処理及び時効処理を施すこと
を特徴とすることのいずれかからなるものである。
【００１０】本発明は、高圧タービン，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、前記低圧タービンの最終段動翼は翼部と複数本の
フォーク状のダブティルを有し、前述の蒸気タービン翼
によって構成することを特徴とする。
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、前記低圧タービンの最終段動翼は翼部と複数本の
フォーク状のダブティルを有し、前述の蒸気タービン翼
によって構成することを特徴とする。
【００１１】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
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、その最終段動翼は前述の蒸気
タービン翼からなることを特徴とするものである。
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
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、その最終段動翼は前述の蒸気
タービン翼からなることを特徴とするものである。
【００１２】Ｔｉ基合金は、熱間鍛造後に、α＋β領域
で加熱・保持し強制冷却（溶体化）することにより、α
相とα′マルテンサイト二相組織が微細化・均質化し、
高延性・高靭性が得られる。さらに、これに続く時効処
理でα′マルテンサイトがα＋β２相に分解し、初析α
粒と時効でαが析出した旧β粒の混粒形態を形成するこ
とにより（時効硬化），高い強張強度や疲労強度が得ら
れる。
で加熱・保持し強制冷却（溶体化）することにより、α
相とα′マルテンサイト二相組織が微細化・均質化し、
高延性・高靭性が得られる。さらに、これに続く時効処
理でα′マルテンサイトがα＋β２相に分解し、初析α
粒と時効でαが析出した旧β粒の混粒形態を形成するこ
とにより（時効硬化），高い強張強度や疲労強度が得ら
れる。
【００１３】溶体化温度は、Ｔｉ−６Ａｌ−６Ｖ−２Ｓ
ｎではβ変態点（約９２７℃）以下の８００〜９００℃
の範囲が適切である。β変態点以上では、結晶粒の粗大
化や初析α量の減少により延性・靭性の低下を引き起こ
す。また、溶体化温度を低くしすぎると、熱間鍛造組織
が残留するとともに初析α量が増加し、適切な強度が得
られない。
ｎではβ変態点（約９２７℃）以下の８００〜９００℃
の範囲が適切である。β変態点以上では、結晶粒の粗大
化や初析α量の減少により延性・靭性の低下を引き起こ
す。また、溶体化温度を低くしすぎると、熱間鍛造組織
が残留するとともに初析α量が増加し、適切な強度が得
られない。
【００１４】続く時効温度は、５００〜６００℃の範囲
が適切である。時期温度は、高くなるほど、引張強度が
低下して、延性・靭性が向上する。
が適切である。時期温度は、高くなるほど、引張強度が
低下して、延性・靭性が向上する。
【００１５】一方、大型鍛造品では溶体化時の冷却速度
が強度・靭性に大きく影響するため、これらの熱処理条
件の最適化により、目標強度を確保する。
が強度・靭性に大きく影響するため、これらの熱処理条
件の最適化により、目標強度を確保する。
【００１６】（１）低圧蒸気タービンロータシャフトは
重量で、Ｃ０.２〜０.３％,Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.
２％以下，Ｎｉ３.２〜４.０％，Ｃｒ１.２５〜２.２５
％， Ｍｏ０.１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有
する全焼戻しベーナイト組織を有する低合金鋼が好まし
く、前述の高圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によ
って製造されるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５
％以下，Ｍｎ０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓ
ｎ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，Ａｓ０.００
５％以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
重量で、Ｃ０.２〜０.３％,Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.
２％以下，Ｎｉ３.２〜４.０％，Ｃｒ１.２５〜２.２５
％， Ｍｏ０.１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有
する全焼戻しベーナイト組織を有する低合金鋼が好まし
く、前述の高圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によ
って製造されるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５
％以下，Ｍｎ０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓ
ｎ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，Ａｓ０.００
５％以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
【００１７】（２）低圧タービン用ブレートの最終段以
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ
０.０４〜０.２％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％，Ｍｏ
０.０４〜０.２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が
好ましい。
【００１８】（３）低圧タービン用内部及び外部ケーノ
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。
【００１９】（４）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％，Ｂ
０.０００５〜０.００３％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％，Ｂ
０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイ
ト鋼が好ましい。
【００２０】（５）低圧タービンの最終段動翼として前
述のＴｉ合金が用いられ、特に４３インチ又は５２イン
チ以上の長さに対して重量でＡｌ４〜８重量％，Ｖ４〜
８重量％及びＳｎ１〜４％を有するＴｉ合金が用いら
れ、前述の熱処理が施され、ダブティル部で１１０kg／
mm2 以上の引張強さを有するものが好ましい。特に、Ａ
ｌ５〜７％，Ｖ５〜７％及びＳｎ１〜３％，Ｆｅ０.２
〜１.５％，Ｏ０.２０％ 以下，Ｃｕ０.３〜１.５％，
残Ｔｉからなる合金が好ましい。
述のＴｉ合金が用いられ、特に４３インチ又は５２イン
チ以上の長さに対して重量でＡｌ４〜８重量％，Ｖ４〜
８重量％及びＳｎ１〜４％を有するＴｉ合金が用いら
れ、前述の熱処理が施され、ダブティル部で１１０kg／
mm2 以上の引張強さを有するものが好ましい。特に、Ａ
ｌ５〜７％，Ｖ５〜７％及びＳｎ１〜３％，Ｆｅ０.２
〜１.５％，Ｏ０.２０％ 以下，Ｃｕ０.３〜１.５％，
残Ｔｉからなる合金が好ましい。
【００２１】
【発明の実施の形態】〔実施例１〕重量で、Ａｌ５.８
９％，Ｖ５.９８％，Ｆｅ０.３３％，Ｏ０.１６％，Ｓ
ｎ２.３１％，Ｃｕ０.４０％，残部Ｔｉからなる合金を
用いた。初析α相は溶体化温度が８００℃では４８〜５
５％，８５０℃では３７〜４６％，９００℃では２２〜
２８％であった。
９％，Ｖ５.９８％，Ｆｅ０.３３％，Ｏ０.１６％，Ｓ
ｎ２.３１％，Ｃｕ０.４０％，残部Ｔｉからなる合金を
用いた。初析α相は溶体化温度が８００℃では４８〜５
５％，８５０℃では３７〜４６％，９００℃では２２〜
２８％であった。
【００２２】４５インチ以上長翼の最も厚肉部となるダ
ブティル形状素材の鍛造品（４００mm，１９０mm，１１
０mm）を作製し、８００〜９００℃×１時間の溶体化処
理及び５００〜６００℃×４時間の時効処理を行い、肉
厚中央部及び１／４ｔ部より試験片を採取し、引張試験
及び衝撃試験を行った。なお、溶体化処理における冷却
は、水冷及び衝風冷却の２通りとした。冷却速度による
強度は、試験片採取位置により評価した。
ブティル形状素材の鍛造品（４００mm，１９０mm，１１
０mm）を作製し、８００〜９００℃×１時間の溶体化処
理及び５００〜６００℃×４時間の時効処理を行い、肉
厚中央部及び１／４ｔ部より試験片を採取し、引張試験
及び衝撃試験を行った。なお、溶体化処理における冷却
は、水冷及び衝風冷却の２通りとした。冷却速度による
強度は、試験片採取位置により評価した。
【００２３】表１に溶体化時水冷材の１／４ｔ部の引張
強さ及び衝撃吸収エネルギを、表２に１／２ｔ部の引張
強さ及び衝撃吸収エネルギを示す。冷却速度の早い１／
４ｔ部では、いずれの熱処理でも目標強度１１０kg／mm
2 以上を満足するが、時効温度の上昇に伴って、強度は
低下し、裕度が小さくなる。一方、冷却速度の遅い１／
２ｔ部では、８００と５００℃，８５０℃と５００℃及
び６００℃の溶体化と時効温度の組合せ以外の条件で
は、目標強度１１０kg／mm2 以上を満足しない。また、
冷却速度の早い１／４ｔ部の結果と比較すると、溶体化
温度が低いほど冷却速度の影響が小さく、溶体化温度が
高いほど時効温度の影響が小さくなっている。一方、衝
撃吸収エネルギについては、顕著な差は見られず、強度
確保による破壊靭性値の低下は小さいものと考えられ
る。これらの結果より、目標強度を得るための時効温度
と溶体化温度の関係を整理すると、溶体化時冷却の場
合、図１に示すハッチング部、すなわち、Ａ（６０５
℃，８５５℃），Ｂ（５９０℃，７９０℃），Ｃ（４１
０℃，７９０℃），Ｄ（４１０℃，８５５℃）の４点を
結ぶ範囲が好適である。
強さ及び衝撃吸収エネルギを、表２に１／２ｔ部の引張
強さ及び衝撃吸収エネルギを示す。冷却速度の早い１／
４ｔ部では、いずれの熱処理でも目標強度１１０kg／mm
2 以上を満足するが、時効温度の上昇に伴って、強度は
低下し、裕度が小さくなる。一方、冷却速度の遅い１／
２ｔ部では、８００と５００℃，８５０℃と５００℃及
び６００℃の溶体化と時効温度の組合せ以外の条件で
は、目標強度１１０kg／mm2 以上を満足しない。また、
冷却速度の早い１／４ｔ部の結果と比較すると、溶体化
温度が低いほど冷却速度の影響が小さく、溶体化温度が
高いほど時効温度の影響が小さくなっている。一方、衝
撃吸収エネルギについては、顕著な差は見られず、強度
確保による破壊靭性値の低下は小さいものと考えられ
る。これらの結果より、目標強度を得るための時効温度
と溶体化温度の関係を整理すると、溶体化時冷却の場
合、図１に示すハッチング部、すなわち、Ａ（６０５
℃，８５５℃），Ｂ（５９０℃，７９０℃），Ｃ（４１
０℃，７９０℃），Ｄ（４１０℃，８５５℃）の４点を
結ぶ範囲が好適である。
【００２４】
【表１】
【００２５】
【表２】
【００２６】表３は、衝風冷却時の１／２ｔ部（冷却速
度の最も遅い部分）の引張強さ及び衝撃吸収エネルギを
示す。水冷材同様、目標強度を得るための時効温度と溶
体化温度の関係を整理すると、溶体化時衝風冷却の場
合、図２に示すハッチング部、すなわち、Ｅ（５２５
℃，８５５℃），Ｆ（５１０℃，７９０℃），Ｇ（４１
０℃，７９０℃），Ｈ（４１０℃，８５５℃）の４点を
結ぶ範囲が好適である。
度の最も遅い部分）の引張強さ及び衝撃吸収エネルギを
示す。水冷材同様、目標強度を得るための時効温度と溶
体化温度の関係を整理すると、溶体化時衝風冷却の場
合、図２に示すハッチング部、すなわち、Ｅ（５２５
℃，８５５℃），Ｆ（５１０℃，７９０℃），Ｇ（４１
０℃，７９０℃），Ｈ（４１０℃，８５５℃）の４点を
結ぶ範囲が好適である。
【００２７】８００℃衝風冷却材の０.０２％ 耐力は１
／４ｔ部で９３〜１０１kg／mm2 ，１／２ｔ部で９３〜
１００kg／mm2，０.２％耐力は１／４ｔ部で１０３〜１
０６kg／mm2 ，１／２ｔ部で９６〜１０７kg／mm2 であ
り、伸び率はいずれも１５〜１７％，絞り率は１／４ｔ
部で２２〜４３％，１／２ｔ部で４０〜５０％であっ
た。Ｈｖ硬さは３３５〜３５６であった。
／４ｔ部で９３〜１０１kg／mm2 ，１／２ｔ部で９３〜
１００kg／mm2，０.２％耐力は１／４ｔ部で１０３〜１
０６kg／mm2 ，１／２ｔ部で９６〜１０７kg／mm2 であ
り、伸び率はいずれも１５〜１７％，絞り率は１／４ｔ
部で２２〜４３％，１／２ｔ部で４０〜５０％であっ
た。Ｈｖ硬さは３３５〜３５６であった。
【００２８】
【表３】
【００２９】一方、厚肉部の冷却速度を増加させる方法
として、熱処理前にダブティルの粗加工、すなわちスリ
ットを加工しておく方法がある。この方法では、スリッ
トの間隔が１／４ｔより小さく、５かつ１０個程度はい
るため、前表面から冷却され、全体の冷却速度は加工前
の状態の１／４ｔ部並み以上になる。したがって、表１
の結果から、目標強度を得るための時効温度と溶体化温
度の関係を整理すると、スリット加工後、溶体化，水冷
する場合、図３に示すハッチング部、すなわち、Ｊ（６
８５℃，８５５℃)，Ｋ（５８５℃，７９０℃)，Ｌ（４
１０℃，７９０℃），Ｍ（４１０℃，８５５℃）の４点
を結ぶ範囲の熱処理が可能となる。溶体化時衝風冷却の
場合も同様で、表３の結果から、目標強度を得るための
時効温度と溶体化温度の関係を整理すると、スリット加
工後、溶体化，衝風冷却する場合、図４に示すハッチン
グ部、すなわち、Ｎ（５７５℃，８５５℃），Ｏ（５６
０℃，７９０℃），Ｐ（４１０℃，７９０℃），Ｑ（４
１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲の熱処理が可能と
なる。
として、熱処理前にダブティルの粗加工、すなわちスリ
ットを加工しておく方法がある。この方法では、スリッ
トの間隔が１／４ｔより小さく、５かつ１０個程度はい
るため、前表面から冷却され、全体の冷却速度は加工前
の状態の１／４ｔ部並み以上になる。したがって、表１
の結果から、目標強度を得るための時効温度と溶体化温
度の関係を整理すると、スリット加工後、溶体化，水冷
する場合、図３に示すハッチング部、すなわち、Ｊ（６
８５℃，８５５℃)，Ｋ（５８５℃，７９０℃)，Ｌ（４
１０℃，７９０℃），Ｍ（４１０℃，８５５℃）の４点
を結ぶ範囲の熱処理が可能となる。溶体化時衝風冷却の
場合も同様で、表３の結果から、目標強度を得るための
時効温度と溶体化温度の関係を整理すると、スリット加
工後、溶体化，衝風冷却する場合、図４に示すハッチン
グ部、すなわち、Ｎ（５７５℃，８５５℃），Ｏ（５６
０℃，７９０℃），Ｐ（４１０℃，７９０℃），Ｑ（４
１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲の熱処理が可能と
なる。
【００３０】図５は３６００rpm 用翼部長さ４３インチ
の蒸気温度５３８〜６５０℃蒸気タービン用の低圧ター
ビンの最終段蒸気タービン翼の斜視図である。ダブティ
ル５２は８本のフォークによって形成され、翼長４６イ
ンチにおいては９本となる。本実施例では上述のダブテ
ィル部の引張強さが１１０kg／mm2 以上のものが用いら
れる。５３はピンを挿入する穴であり、５４はエロージ
ョンシールドでＴｉ基合金又はステライトのＣｏ基合金
がろう付される。５７はコンティニュアスカバーであ
る。５５はタイボスである。
の蒸気温度５３８〜６５０℃蒸気タービン用の低圧ター
ビンの最終段蒸気タービン翼の斜視図である。ダブティ
ル５２は８本のフォークによって形成され、翼長４６イ
ンチにおいては９本となる。本実施例では上述のダブテ
ィル部の引張強さが１１０kg／mm2 以上のものが用いら
れる。５３はピンを挿入する穴であり、５４はエロージ
ョンシールドでＴｉ基合金又はステライトのＣｏ基合金
がろう付される。５７はコンティニュアスカバーであ
る。５５はタイボスである。
【００３１】〔実施例２〕図６は本実施例１の蒸気ター
ビン翼を用いた３６００rpm 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、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前述の如く４３インチの
Ｔｉ基合金が使用され、いずれもダブルティノン，鞍型
ダブティルを有し、ノズルボックス４４は複流型であ
る。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，Ｃｒ１.７５
％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％，Ｓｉ０.
０５％，Ｍｎ０.１０％ ，残Ｆｅからなるスーパークリ
ーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛鋼が用いら
れる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれもＭｏを
０.１％ 含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内外部ケ
ーシング材にはＣ０.２５％ の鋳鋼が用いられる。本実
施例における軸受４３での中心間距離は７５００mmで、
静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１２８０m
m，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。
ビン翼を用いた３６００rpm 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、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前述の如く４３インチの
Ｔｉ基合金が使用され、いずれもダブルティノン，鞍型
ダブティルを有し、ノズルボックス４４は複流型であ
る。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，Ｃｒ１.７５
％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％，Ｓｉ０.
０５％，Ｍｎ０.１０％ ，残Ｆｅからなるスーパークリ
ーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛鋼が用いら
れる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれもＭｏを
０.１％ 含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内外部ケ
ーシング材にはＣ０.２５％ の鋳鋼が用いられる。本実
施例における軸受４３での中心間距離は７５００mmで、
静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１２８０m
m，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。
【００３２】本実施例の低圧タービンは動翼植込み部の
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約２.５ 倍と大きくなっている。
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約２.５ 倍と大きくなっている。
【００３３】また、静翼部に対応する部分の直径は小さ
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段側に対して約１.９倍大き
くなっている。
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段側に対して約１.９倍大き
くなっている。
【００３４】本実施例における動翼の翼部長さは初段か
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の長さが９０〜12
70mmで、８段又は９段で、各段の翼部長さは下流側が上
流側に対して隣り合う長さで１.３〜１.６倍の割合で長
くなっている。
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の長さが９０〜12
70mmで、８段又は９段で、各段の翼部長さは下流側が上
流側に対して隣り合う長さで１.３〜１.６倍の割合で長
くなっている。
【００３５】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.
１５〜０.１９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.
１５〜０.１９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。
【００３６】また、各静翼に対応する部分のロータシャ
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
【００３７】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。
【００３８】表４はこの発電プラントに用いた主要部の
材料組成を示すものである。
材料組成を示すものである。
【００３９】
【表４】
【００４０】〔実施例３〕図７は３６００rpm の低圧タ
ービン及び図８はそのロータシャフトの断面図である。
ービン及び図８はそのロータシャフトの断面図である。
【００４１】低圧タービンは１基で主蒸気５３８℃／５
６６℃の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４
６インチあり、Ｔｉ基合金が使用される。Ｔｉ基合金は
実施例１に示す時効硬化処理が施され、重量でＡ１６
％，Ｖ６％及びｓｎ２％を含むものである。ロータシャ
フト４３はＮｉ３.７５％，Ｃｒ１.７５％，Ｍｏ０.４
％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％，Ｓｉ０.０５％,Ｍｎ
０.１０％ ，残Ｆｅからなるスーパークリーン材の全焼
戻しベーナイト組織を有する鍛鋼が用いられる。最終段
とその前段以外の動翼及び静翼にはいずれもＭｏを０.
１％ 含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内外部ケー
シング材にはＣ０.２５％ の鋳鋼が用いられる。本実施
例における軸受４３での中心間距離は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。
６６℃の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４
６インチあり、Ｔｉ基合金が使用される。Ｔｉ基合金は
実施例１に示す時効硬化処理が施され、重量でＡ１６
％，Ｖ６％及びｓｎ２％を含むものである。ロータシャ
フト４３はＮｉ３.７５％，Ｃｒ１.７５％，Ｍｏ０.４
％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％，Ｓｉ０.０５％,Ｍｎ
０.１０％ ，残Ｆｅからなるスーパークリーン材の全焼
戻しベーナイト組織を有する鍛鋼が用いられる。最終段
とその前段以外の動翼及び静翼にはいずれもＭｏを０.
１％ 含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内外部ケー
シング材にはＣ０.２５％ の鋳鋼が用いられる。本実施
例における軸受４３での中心間距離は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。
【００４２】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。
【００４３】本実施例における動翼の翼部長さは初段の
４″から４６″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範色内で、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４６″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範色内で、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。
【００４４】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。
【００４５】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。
【００４６】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。
【００４７】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。
【００４８】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統を出た給水
の温度が従来の火力プラントにおける給水温度よりもは
るかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節炭器
を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはるかに
高くなってくる。このため、このボイラ排ガスからの熱
回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統を出た給水
の温度が従来の火力プラントにおける給水温度よりもは
るかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節炭器
を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比べてはるかに
高くなってくる。このため、このボイラ排ガスからの熱
回収をはかりガス温度を低下させないようにする。
【００４９】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、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％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ０.０５〜
０.２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織を有し、
室温引張強さ９３kgｆ／mm2 以上、特に１００kgｆ／mm
2 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９
８５ＡＴ／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／Ｃ
ｒ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、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％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ０.０５〜
０.２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織を有し、
室温引張強さ９３kgｆ／mm2 以上、特に１００kgｆ／mm
2 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９
８５ＡＴ／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／Ｃ
ｒ比を２.０ 以下とするものが好ましい。
【００５０】前述の表４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
にした高中圧一体ロータシャフトを前述のマルテンサイ
ト鋼を使用した他は表３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
にした高中圧一体ロータシャフトを前述のマルテンサイ
ト鋼を使用した他は表３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。
【００５１】高圧，中圧又は高中圧タービンのロータシ
ャフトとして蒸気温度６２０℃以上に対しては、実施例
２の材料に用いることができる。本実施例では、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５
０００ｍmm）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、所定の形状に切削加工によって得られるものであ
る。更に、軸受部へはＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層
が施される。
ャフトとして蒸気温度６２０℃以上に対しては、実施例
２の材料に用いることができる。本実施例では、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５
０００ｍmm）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、所定の形状に切削加工によって得られるものであ
る。更に、軸受部へはＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層
が施される。
【００５２】本実施例におけるタンデムに結合した２台
の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低
圧タービンは合計の軸受間距離が１３.９ｍ であり、低
圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに
結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の比が１６.
３ であり、またその発電プラントの定格出力（ＭＷ）
に対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受
間距離の合計距離（mm）の比が２３.１ である。
の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低
圧タービンは合計の軸受間距離が１３.９ｍ であり、低
圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに
結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の比が１６.
３ であり、またその発電プラントの定格出力（ＭＷ）
に対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受
間距離の合計距離（mm）の比が２３.１ である。
【００５３】本実施例における高圧タービンと中圧ター
ビンとを一体にした高中圧一体タービン及び１台の低圧
タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧ター
ビンは軸受間距離が約６ｍであり、その低圧タービンの
最終段動翼の翼部長さに対する比が５.５ であり、また
１台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラントの定格
出力（ＭＷ）に対する１台の低圧タービンの軸受間距離
（mm）の比が１０.０である。
ビンとを一体にした高中圧一体タービン及び１台の低圧
タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧ター
ビンは軸受間距離が約６ｍであり、その低圧タービンの
最終段動翼の翼部長さに対する比が５.５ であり、また
１台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラントの定格
出力（ＭＷ）に対する１台の低圧タービンの軸受間距離
（mm）の比が１０.０である。
【００５４】本実施例における高圧，中圧，高中圧一体
型ロータシャフトはいずれのロータシャフトにおいても
中心孔を有しているが、特に、Ｐ０.０１０％以下，Ｓ
0.005％以下，Ａｓ０.００５％以下，Ｓｎ０.００５％
以下，Ｓｂ０.００３％ 以下とすることによりいずれの
実施例においても高純化によって中心孔をなくすことが
できる。
型ロータシャフトはいずれのロータシャフトにおいても
中心孔を有しているが、特に、Ｐ０.０１０％以下，Ｓ
0.005％以下，Ａｓ０.００５％以下，Ｓｎ０.００５％
以下，Ｓｂ０.００３％ 以下とすることによりいずれの
実施例においても高純化によって中心孔をなくすことが
できる。
【００５５】本実施例の発電プラントは３０００rpm に
対して適用することができ、最終段ブレートの翼長は５
２インチ又は５６インチに適用できる。
対して適用することができ、最終段ブレートの翼長は５
２インチ又は５６インチに適用できる。
【００５６】
【発明の効果】本発明により、Ｔｉ−６Ａｌ−６Ｖ−２
Ｓｎ合金の大型鍛造品で目標引張強さ１１０kg／mm2以
上が確保でき、３６００rpmに対し、４３インチ以上，
３０００rpm に対して５０インチ以上の蒸気タービン長
翼が可能となり、より高効率の発電プラントが達成され
る。
Ｓｎ合金の大型鍛造品で目標引張強さ１１０kg／mm2以
上が確保でき、３６００rpmに対し、４３インチ以上，
３０００rpm に対して５０インチ以上の蒸気タービン長
翼が可能となり、より高効率の発電プラントが達成され
る。
【図１】溶体化水冷材の目標の引張強さを得る時効温度
と溶体化温度の関係を示す図。
と溶体化温度の関係を示す図。
【図２】溶体化衝風冷却材の目標の引張強さを得る時効
温度と溶体化温度の関係を示す図。
温度と溶体化温度の関係を示す図。
【図３】ダブティル粗加工後溶体化水冷材の目標の引張
強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
【図４】ダブティル粗加工後溶体化衝風冷却材の目標の
引張強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
引張強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
【図５】蒸気タービン翼の斜視図。
【図６】低圧蒸気タービンの断面図。
【図７】低圧蒸気タービンの断面図。
【図８】低圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
４１…動翼、４２…静翼、４３…軸受、４４…ロータシ
ャフト、５１…翼部、５２…ダブティル、５３…穴、５
４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５６…溶
接部、５７…コンティニュアスカバー。
ャフト、５１…翼部、５２…ダブティル、５３…穴、５
４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５６…溶
接部、５７…コンティニュアスカバー。
フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｃ２２Ｆ 1/00 ６８４ Ｃ２２Ｆ 1/00 ６８４Ｃ ６９１ ６９１Ｂ ６９２ ６９２Ａ (72)発明者 中村 重義 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 今野 晋也 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 小野田 武志 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 Ｆターム(参考） 3G002 EA06
Claims (14)
- 【請求項１】翼部及び複数本のフォーク状のダブティル
を有する蒸気タービン翼において、前記翼部長さが前記
翼の回転数３０００rpm に対して５２インチ以上又は前
記回転数３６００rpm に対して４３インチ以上であり、
前記ダブティルの室温の引張強さが１１０kg／mm2 以上
であるＴｉ基合金よりなることを特徴とする蒸気タービ
ン翼。 - 【請求項２】翼部及び複数本のフォーク状のダブティル
を有する蒸気タービン翼において、該翼は重量で、Ａｌ
４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合
金からなり、前記ダブティルの室温の引張強さが１１０
kg／mm2 以上であることを特徴とする蒸気タービン翼。 - 【請求項３】翼部及び複数本のフォーク状のダブティル
を有する蒸気タービン翼において、前記翼部長さが前記
翼の回転数３０００rpm に対して５２インチ以上又は前
記回転数３６００rpm に対して４３インチ以上であり、
重量で、Ａｌ４〜１０％，Ｖ４〜１０％及びＳｎ１〜５
％を含むＴｉ基合金からなることを特徴とする蒸気ター
ビン翼。 - 【請求項４】Ｔｉ基合金製蒸気タービン翼の製造方法に
おいて、前記翼素材を熱間鍛造した後、本願図１に示す
（時効温度，溶体化温度）で表したＡ(６０５℃，８５
５℃)，Ｂ（５９０℃，７９０℃），Ｃ（４１０℃，７
９０℃）及びＤ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範
囲内で加熱後水冷する溶体化処理及び時効処理を行うこ
とを特徴とした蒸気タービン翼の製造方法。 - 【請求項５】Ｔｉ基合金製蒸気タービン翼の製造方法に
おいて、前記（時効温度，溶体化温度）で表した領域
が、本願図２に示すＥ（５２５℃，８５５℃），Ｆ（５
１０℃，７９０℃），Ｇ（４１０℃，７９０℃），Ｈ
（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後衝
風冷却する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴と
した蒸気タービン翼の製造方法。 - 【請求項６】翼部とダブティルを有するＴｉ基合金製蒸
気タービン翼の製造方法において、最終熱処理前に、前
記ダブティル部を最終形状に近い状態に粗加工し、次い
で、本願図３に示す（時効温度，溶体化温度）で表した
Ｊ（６８５℃，８５５℃），Ｋ（５８５℃，７９０
℃），Ｌ（４１０℃，７９０℃），Ｍ（４１０℃，８５
５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後水冷する溶体化処理
及び時効処理を施すことを特徴とした蒸気タービン翼の
製造方法。 - 【請求項７】翼部とダブティルを有するＴｉ基合金製蒸
気タービン翼の製造方法において、最終熱処理前に、前
記ダブティル部を最終形状に近い状態に粗加工し、次い
で、本願図４に示す（時効温度，溶体化温度）で表した
Ｎ（５７５℃，８５５℃），Ｏ（５６０℃，７９０
℃），Ｐ（４１０℃，７９０℃），Ｑ（４１０℃，８５
５℃）の４点を結ぶ範囲で加熱後衝風冷却する溶体化処
理及び時効処理を施すことを特徴とする蒸気タービン翼
の製造方法。 - 【請求項８】請求項４〜７のいずれかにおいて、前記Ｔ
ｉ基合金が重量で、Ａｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ
１〜４％を含むＴｉ基合金からなることを特徴とする蒸
気タービン翼の製造方法。 - 【請求項９】高圧タービン，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
低圧タービンの最終段動翼は翼部と複数本のフォーク状
のダブティルを有し、前記翼部長さが前記翼の回転数３
０００rpm に対して５２インチ以上又は前記回転数３６
００rpm に対して４３インチ以上であり、前記ダブティ
ルの室温の引張強さが１１０kg／mm2 以上であるＴｉ基
合金よりな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】高圧タービン，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
記低圧タービンの最終段動翼は翼部と複数本のフォーク
状のダブティルを有し、該翼は重量で、Ａｌ４〜８％，
Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からな
り、前記ダブティルの室温の引張強さが１１０kg／mm2
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１１】高圧タービン，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
記低圧タービンの最終段動翼は翼部と複数本のフォーク
状のダブティルを有し、前記翼部長さが前記翼の回転数
３０００rpm に対して５２インチ以上又は前記回転数３
６００rpm に対して４３インチ以上であり、重量で、Ａ
ｌ４〜１０％，Ｖ４〜１０％及びＳｎ１〜５％を含むＴ
ｉ基合金からなることを特徴とする蒸気タービン発電プ
ラント。 - 【請求項１２】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低圧
蒸気タービンにおいて、該低圧タービンの最終段動翼は
翼部と複数本のフォーク状のダブティルを有し、前記翼
部長さが前記翼の回転数３０００rpm に対して５２イン
チ以上又は前記回転数３６００rpm に対して４３インチ
以上であり、前記ダブティルの室温の引張強さが１１０
kg／mm2 以上であるＴｉ基合金よりなることを特徴とす
る低圧蒸気タービン。 - 【請求項１３】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
上有する複流構造を有し、最終段動翼は翼部と複数本の
フォーク状のダブティルを有し、該翼は重量で、Ａｌ４
〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金
からなり、前記ダブティルの室温の引張強さが１１０kg
／mm2 以上であることを特徴とする低圧蒸気タービン。 - 【請求項１４】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低圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各８段以
上有する複流構造を有し、最終段動翼は翼部と複数本の
フォーク状のダブティルを有し、前記翼部長さが前記翼
の回転数３０００rpm に対して５２インチ以上又は前記
回転数３６００rpm に対して４３インチ以上であり、重
量で、Ａｌ４〜１０％，Ｖ４〜１０％及びＳｎ１〜５％
を含むＴｉ基合金からなることを特徴とする低圧蒸気タ
ービン。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22403198A JP3666256B2 (ja) | 1998-08-07 | 1998-08-07 | 蒸気タービン翼の製造方法 |
| US09/369,166 US6206634B1 (en) | 1998-08-07 | 1999-08-05 | Steam turbine blade, method of manufacturing the same, steam turbine power generating plant and low pressure steam turbine |
| EP99115499A EP0980961A1 (en) | 1998-08-07 | 1999-08-05 | Steam turbine blade, method of manufacturing the same, steam turbine power generating plant and low pressure steam turbine |
| US09/766,978 US6493936B2 (en) | 1998-08-07 | 2001-01-23 | Method of making steam turbine blade |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22403198A JP3666256B2 (ja) | 1998-08-07 | 1998-08-07 | 蒸気タービン翼の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2000054802A true JP2000054802A (ja) | 2000-02-22 |
| JP3666256B2 JP3666256B2 (ja) | 2005-06-29 |
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ID=16807517
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| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP22403198A Expired - Fee Related JP3666256B2 (ja) | 1998-08-07 | 1998-08-07 | 蒸気タービン翼の製造方法 |
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| Country | Link |
|---|---|
| US (2) | US6206634B1 (ja) |
| EP (1) | EP0980961A1 (ja) |
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Cited By (4)
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