JP2001020704A

JP2001020704A - 蒸気タービン翼とそれを用いた蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラント

Info

Publication number: JP2001020704A
Application number: JP11195380A
Authority: JP
Inventors: Masahiko Arai; 将彦新井; Shigeyoshi Nakamura; 重義中村; Takeshi Onoda; 武志小野田; Masao Shiga; 正男志賀
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1999-07-09
Filing date: 1999-07-09
Publication date: 2001-01-23
Anticipated expiration: 2019-07-09
Also published as: EP1067206A3; US20020197163A1; EP1067206B1; DE60036253T2; EP2098605A1; EP1728886A1; EP1067206A2; US6575700B2; US6398504B1; JP3793667B2; DE60036253D1

Abstract

(57)【要約】【課題】本発明の目的は強度及び靭性の高いマルテンサ
イト系鋼を用いた蒸気タービン翼とそれを用いた低圧蒸
気タービン及び蒸気タービン発電プラントを提供するこ
とにある。【解決手段】本発明は、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ
０.５０％以下，Ｍｎ１.５０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.
０％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｍｏ１.５〜４.０％，Ｖ０.０
５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量
が０.０２〜０.３０％、及びＮ０.０４〜０.１５％を含
有するマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気
タービン翼と、それを用いた蒸気タービン並びに蒸気タ
ービン発電プラントにある。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は新規な蒸気タービン
翼に係り、特に低圧蒸気タービンの最終段動翼として１
２％Ｃｒ系鋼を用いた低圧蒸気タービンとそれを用いた
蒸気タービン発電プラントに関する。

【０００２】

【従来の技術】現在、蒸気タービン用動翼には１２Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エ
ネルギーの観点からガスタービンの熱効率の向上が、省
スペースの観点から機器のコンパクト化が望まれてい
る。

【０００３】熱効率の向上及び機器のコンパクト化には
蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのため
に低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にあ
る。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳し
くなり、これまでの１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼で
は強度不足で、より強度の高い材料が必要である。長翼
材の強度としては、機械的特性の基本である、引張強さ
が要求される。

【０００４】また、破壊に対する安全性確保の観点か
ら、高強度で高靭性が要求される。

【０００５】引張強さが従来の１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−
Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料とし
て、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られている
が、熱間加工性，切削性及び振動減衰特性が劣るので、
翼材としては望ましくない。

【０００６】また、低圧蒸気タービン用最終段動翼材と
して１２Ｃｒ系マルテンサイト鋼からなること、それを
用いた低圧蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラント
はＷＯ９７／３０２７２号公報に開示されている。更
に、３０００rpm ，４８インチ低圧タービン翼として１
７−４ＰＨ鋼が三菱重工技報、Ｖol.３５，Ｎo.１
（１９９８−１）に開示されている。

【０００７】

【発明が解決しようとする課題】しかし、前者のＷＯ公
報には低圧蒸気タービンの最終段動翼として、回転数３
０００rpm に対し翼部長さ４３インチ，３６００rpm に
対し３５.８インチ翼について示されているが、それ以
上の翼部長さに対しては具体的に開示されていないし、
その翼形状及び低圧蒸気タービンの大きさについても全
く開示されていない。

【０００８】更に、後者の公報にはより長翼化への対応
及び強度と靭性について全く開示されていない。

【０００９】本発明の目的は、翼部長さとして３０００
rpm に対して４８インチ以上又は３６００rpm に対して
４０インチ以上を達成することができるより高強度で高
靭性を有するマルテンサイト鋼からなる蒸気タービン
翼、それを用いた低圧蒸気タービンと蒸気タービン発電
プラントを提供するにある。

【００１０】

【課題を解決するための手段】本発明は、翼部長さが３
０００rpm に対して４５インチ以上又は３６００rpmに
対して３７.５インチ以上であり、２０℃Ｖノッチ衝撃
値が６kg・ｍ／cm²以上及び２０℃引張強さが１４０kg
／mm²以上、好ましくは１５０kg／mm²以上、より好ま
しくは１５２kg／mm²以上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翼にある。後者の
引張強さに対しては各々５kg・ｍ／cm²以上及び６kg・
ｍ／cm²以上が好ましい。

【００１１】本発明は、２０℃Ｖノッチ衝撃値（kg・ｍ
／cm²）(ｙ）が２０℃引張強さ（kg／mm²)(ｘ)より、ｙ
＝−０.４４ｘ＋６８、好ましくはｙ＝−０.４４ｘ＋７
１、より好ましくはｙ＝−０.４４ｘ＋７３の式によっ
て求められる値以上を有するマルテンサイト鋼よりなる
ことを特徴とする蒸気タービン翼にある。

【００１２】前記蒸気タービン翼は重量で、Ｃ０.１３
〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎ
ｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎ
ｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，
Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含む
マルテンサイト鋼よりなることが好ましい。

【００１３】本発明は、重量で、Ｃ０.１９〜０.４０
％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.
５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴ
ａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０
５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマル
テンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼
にある。

【００１４】上述の蒸気タービン翼は重量で、Ｃ０.２
５〜０.４０％及びＭｏ１.５〜２.０％又はＣ０.１９〜
０.４０％及びＭｏ３〜４％を含むことを特徴とする。

【００１５】本発明は、翼部長さが、３０００rpmに対
し４５インチ以上又は３６００rpmに対し３７.５インチ
以上であり、重量で、Ｃ０.１６〜０.４０％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ
８〜１３％，Ｍｏ２〜３.５％,Ｎｂ及びＴａを１種又は
２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％
及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼より
なることを特徴とする蒸気タービン翼にある。

【００１６】本発明は、翼部長さが、３０００rpmに対
し４５インチ以上又は３６００rpmに対し３７.５インチ
以上であり、重量で、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ
８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又
は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５
％及びＮ０.０４〜０.１５％を含み、前記Ｃ量とＭｏ量
がＡ(０.２１％，１.５％)，Ｂ(０.１５％，２.５％),
Ｃ(０.１５％，３.２％)及びＤ(０.２５％,４.０％)を
結ぶ範囲内であるマルテンサイト鋼よりなることを特徴
とする蒸気タービン翼にある。更に、好ましくはＥ(０.
３９％，１.９％)，Ｆ(０.２１％，２.４％)，Ｇ(０.２
５％，３.９０％)を結ぶ範囲内である。

【００１７】本発明は、高圧タービン，中圧タービン及
び１台又は２台の低圧タービンをタンデム又はクロスに
結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧
タービンはその最終段翼が前述のいずれかに記載の蒸気
タービン翼からなることを特徴とする。

【００１８】本発明は、高圧タービンと低圧タービンと
発電機及び中圧タービンと低圧タービンと発電機とをタ
ンデムに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、
前記低圧タービンはその最終段翼が前述のいずれかに記
載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。

【００１９】本発明は、ロータシャフトと、該ロータシ
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持するケーシングを有する
低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼の最終段が前述の
いずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴と
する。

【００２０】回転数が３０００rpm又は３６００rpmであ
る低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各
５段以上有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植設
された複流構造であり、前記最終段動翼が前述のいずれ
かに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。

【００２１】前記ロータシャフトは、該ロータシャフト
内中心部の室温の０.０２％耐力が８０kg／mm²以上，
０.２％耐力が８７.５kg／mm²以上又は引張強さが９２
kg／mm²以上及びＦＡＴＴが−５℃以下又は２０℃Ｖノ
ッチ衝撃値が１０kg・ｍ以上であるベーナイト鋼よりな
ることが好ましい。

【００２２】前記ベーナイト鋼は、重量で、Ｃ０.２０
〜０.２８％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.２５％以
下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５％，Ｍ
ｏ0.25〜０.６０％及びＶ０.０５〜０.２０％を含む鍛
鋼よりなるのが好ましい。

【００２３】本発明に係る蒸気タービン翼として、３０
００rpmに対して４６″又は3600rpmに対して３８.５″
に要求される２０℃引張強さは１４７kg／mm²以上及び
0.02％耐力は１０１kg／mm²を有するものが好ましい。

【００２４】本発明に係る蒸気タービン翼は翼部の幅方
向の傾きが植込み部近傍が回転軸の軸方向に対してほぼ
平行であり、翼部先端が前記軸方向に対して好ましくは
６５〜８５度傾いており、より７０〜８０度が好まし
い。

【００２５】本発明は、翼部長さが３０００rpmに対し
４５インチ以上又は３６００rpmに対し３７.５インチ
以上であり、植込み部が４５インチ以上に対し９本以上
及び３７.５インチ以上に対し７本以上であるフォーク
型又は４段以上の突起を有する逆クリスマスツリー型で
あることが好ましい。

【００２６】本発明は、前記翼部先端の幅に対する植込
み部幅が２.１〜２.５倍であることが好ましい。

【００２７】本発明は、前記翼部先端部のリーデング側
にエロージョン防止シールド部が設けられ、植込み部が
フォーク型で、ロータシャフトへの固定用ピン挿入孔が
複数段に設けられ、該挿入孔の直径は前記翼部側がその
反対側より大きいことが好ましい。

【００２８】低圧タービンは、前記最終段動翼の平均直
径が前記３０００rpm に対し3520mm以上好ましくは３６
００〜３７５０mm又は前記３６００rpm に対し２９３０
mm以上好ましくは３０００〜３１３０mmである。

【００２９】低圧タービンは、最終段動翼の平均直径が
前記３０００rpm に対し２８００mm以上好ましくは３０
００〜３０４０mm又は前記３６００rpm に対し２３３０
mm以上好ましくは２４００〜２５３０mmである。

【００３０】上述の要件は以下の発明に適用できるもの
である。

【００３１】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
トにおいて、前記高圧タービン及び中圧タービン又は高
中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が５３８〜
660℃(５３８℃,５６６℃，５９３〜６０５℃，６１０
〜６２０℃，６２０〜６３０℃，６３０〜６４０℃）の
範囲に対し、前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入
口温度が３５０〜４００℃の範囲に対し、前記高圧ター
ビン及び中圧タービン又は高中圧タービンの前記水蒸気
入口温度にさらされるロータシャフト又はロータシャフ
ト，動翼，静翼及び内部ケーシングの全部がＣｒ８〜１
３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構
成され、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２段、又
は３段までをＮｉ基合金によって構成されることが好ま
しい。

【００３２】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５３
８〜６６０℃及び圧力が250kgｆ／cm²以上(好ましくは
２４６〜３１６kgｆ／cm²)又は１７０〜２００kgｆ／cm
²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（５３８
℃，５６６℃，６１０℃，６２５℃，６４０℃，６５０
℃，６６０℃）に対応した温度での１０⁵時間クリープ
破断強度が１０kgｆ／mm²以上(好ましくは１７kgｆ／m
m²以上）であるＣｒ８.５〜１３重量％（好ましくは１
０.５〜１１.５重量％）を含有する全焼戻しマルテンサ
イト組織を有する高強度マルテンサイト鋼からなり、又
はこれらのうち前記動翼の初段又は２段又は３段までを
Ｎｉ基合金からなり、前記内部ケーシングが前記各蒸気
温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が
１０kgｆ／mm²以上（好ましくは１０.５kgｆ／mm²以
上）であるＣｒ８〜９.５重量％を含有するマルテンサ
イト鋳鋼からなる高圧蒸気タービン，中圧蒸気タービン
又は高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入口
温度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送る高中圧
一体型蒸気タービンとするのが好ましい。

【００３３】高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフト又は
前記動翼及び静翼の少なくとも一方の初段が重量で、Ｃ
0.05〜０.２０％，Ｓｉ０.６％以下、好ましくは０.１
５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは０.０５〜１.
５％，Ｃｒ８.５〜１３％、好ましくは９.５〜１３％,
Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.５％、好ましく
は０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％、好ましくは
０.０１〜０.０６％，Ｍｏ１.５％以下、好ましくは０.
０５〜１.５％，W0.１〜４.０％、好ましくは１.０〜
４.０％，Ｃｏ１０％以下、好ましくは０.５〜１０％，
Ｂ０.０３％以下、好ましくは０.０００５〜０.０３％
を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイ
ト鋼が好ましく、５９３〜６６０℃の蒸気温度に対応す
るのが好ましく、又はＣ０.１〜０.２５％，Ｓｉ０.６
％以下,Ｍｎ１.５％以下，Ｃｒ８.５〜１３％，Ｎｉ０.
０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.５％，Ｗ０.１０〜０.
６５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.２
０％，Ａｌ０.１％以下，Ｍｏ１.５％以下，Ｎ０.０２
５〜０.１％を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度
マルテンサイト鋼が好ましく、６００〜620℃未満に対
応するのが好ましい。前記内部ケーシングは重量でＣ
０.０６〜0.16％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，
Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％，Ｖ０.０５〜０.
３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.１
５％，Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍｏ１％以下，Ｗ１〜４
％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含み、８５％以上の
Ｆｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ま
しい。

【００３４】本発明に係る高圧蒸気タービンは、前記動
翼が７段以上、好ましくは９段以上、好ましくは９〜１
２段有し、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５１０
０〜６５００mm）が好ましい。翼部長さは初段から最終
段まで２５〜１８０mmが好ましい。

【００３５】本発明に係る中圧蒸気タービンは、前記動
翼が左右対称に各６段以上、好ましくは６〜９段を有
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５１００〜６５０
０mm）が好ましい。翼部長さは６０〜３００mmが好まし
い。本発明に係る低圧蒸気タービンは、前記動翼が左右
対称に各５段以上、好ましくは６段以上、より好ましく
は８〜１０段有し、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６６０
０〜７５００mm）が好ましい。翼部長さは初段が９０mm
以上が好ましく、最終段が前述の長さとするものであ
る。

【００３６】本発明に係る高圧，中圧及び高中圧タービ
ンのロータ材においては、全焼戻しマルテンサイト組織
として、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強度を
得るために、Ｃｒ当量を４〜８に成分調整することが好
ましい。

【００３７】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ本発明に係る高中圧一体型蒸気タービンは、高圧側前記
動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側前記動翼
は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロータシャフ
トは軸受中心間距離(Ｌ)が６０００mm以上（好ましくは
６１００〜7000mm）が好ましい。翼部長さは高圧側が２
５〜２００mm、中圧部が１００〜３５０mmが好ましい。

【００３８】（１）本発明の蒸気タービン翼は、高速回
転による高い遠心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とすることが最も好まし
い。

【００３９】本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当
量が１０以下、好ましくは４〜１０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。

【００４０】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℃（好ましくは１０００〜１０５５
℃）で好ましくは０.５〜３時間加熱保持後室温まで急
冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次
に、５４０〜６２０℃で焼戻し、特に５４０℃〜５７０
℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する
１次焼戻しと、５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６
時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上
の焼戻し熱処理が施されるのが好ましい。２次焼戻し温
度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１
０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高
くするのが好ましい。また、残留オーステナイトをより
完全に分解するためにドライアイス又は液体窒素温度ま
で冷却する深冷処理を施すことが好ましい。

【００４１】本発明の低圧タービン最終段翼部長さは前
述のように３６００rpm に対しては９５２.５mm(３７.
５″）以上、好ましくは１０１６mm（４０″)〜１０６
７mm（４２″）及び３０００rpm に対しては１１６８.
４mm(４６″）以上、好ましくは１２１９.２mm(４８″)
〜１２７０mm(５０″)である。

【００４２】Ｃは高い引張強さと靭性を得るために０.
１３％以上、また、０.４％を超えて多くすると、靭
性を低下させる恐れがある。特に、Ｍｏ量との関係によ
って０.１３〜０.４０％，０.１９〜０.４０％又は０.
２５〜０.４０％とすることが好ましい。

【００４３】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、０.５％以下、より０.２５％以下
が好ましい。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロ
スラグ溶解法などによればＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ
無添加がよい。特に、0.10％以下、より０.０５％以下
が好ましい。

【００４４】少量のＭｎ添加は靭性を向上するが多量の
添加は靭性を低下させるので、1.5％以下が好ましい。
特に、Ｍｎは脱酸剤として有効なので、靭性向上の点か
ら０.４％以下、より０.０５〜０.２％が好ましい。

【００４５】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％が好ましい。特に強度の点から１０.５
〜１２.５％が、より１１〜１２％好ましい。

【００４６】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４％を超えるとδフェライト生成原因に
なるので１.５〜４％とする。特に、Ｃ量との関係から
１.５〜２.０％,２.０〜３.５％，３〜４％が好まし
い。なお、ＷもＭｏと同じ様な効果があり、より高強度
化のためにその一部を置換させて好ましくは２％以下含
有させることができる。

【００４７】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
％，Ｎｂ０.３％以下がδフェライト生成の抑制から好
ましい。特にＶは０.１５〜０.３０％、より０.２５〜
０.３０％、Ｎｂは０.１０〜０.２０％、より０.１２〜
０.１８％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様
に添加でき、複合添加においても合計量で同様の含有量
とすることができる。

【００４８】Ｎｉは低温靭性を高めると共に、δフェラ
イト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下
では不十分で、３.５％を超える添加で効果が飽和す
る。特に、２.６〜３.２％が好ましい。

【００４９】Ｎは引張強さの向上及びδフェライトの生
成防止に効果があるが０.０４％未満ではその効果が十
分でなく、０.１５％を超えると靭性を低下させる。特
に、０.０６〜０.１０％の範囲で優れた特性が得られ
る。

【００５０】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Ｐ０.０１５％以下，Ｓ0.0
15％以下が好ましい。特に、Ｐ０.０１０％以下，Ｓ０.
０１０％以下が望ましい。

【００５１】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％以下，Ｓｎ０.００５％及
びＡｓ０.０１％以下が望ましい。

【００５２】さらに、本発明においては、Ｔｉ，Ｚｒ，
Ｈｆ，Ｔａ等のＭＣ炭化物形成元素を１種又は２種，３
種，４種の各々の組合せで合計で０.５％以下含むもの
が好ましい。その他に、塑性加工性,靭性を改善するた
めにＡｌ，Ｃａ，Ｍｇ，Ｙ，希土類元素の少なくとも１
種又は合計で０.２％以下含有させるのが好ましい。本
発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態す
るに十分な温度，最低１０００℃，最高１１００℃に均
一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、次いで５５０〜
５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第１次焼戻し）、
次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保持・冷却し（第
２次焼戻し）を行い、全焼戻しマルテンサイト組織とす
るものが好ましい。第２次焼戻しは第１次焼戻し温度よ
り高い温度とするものである。

【００５３】最終段動翼の先端リーデングエッヂ部には
Ｃｏ基合金からなるエロージョン防止層が設けられてい
るのが好ましい。Ｃｏ基合金は重量でＣｒ２５〜３０
％，Ｗ１.５〜７.０％，Ｃ０.５〜１.５％を有する板材
を電子ビーム又はＴＩＧ溶接によって接合するのが好ま
しい。

【００５４】（２）本発明に係る高圧，中圧又は高中圧
一体型蒸気タービンロータシャフトはそのジャーナル部
に軸受特性の高いＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層を形
成することが好ましく、溶接材を用いて好ましくは３層
〜１０層のいずれかの層数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Ｃ
ｒ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。

【００５５】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。

【００５６】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。

【００５７】（３）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マルテンサイト系耐熱鋼
が好ましい。

【００５８】２５０kgｆ／cm²以上の超々臨界圧タービ
ン高圧，中圧又は高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は、その使用温度に対して
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以上が要求される。

【００５９】内部ケーシング材として具体的な組成は、
重量で、Ｃ０.０６〜０.１６％（好ましくは０.０９〜
０.１４％），Ｎ０.０１〜０.１％（好ましくは０.０２
〜０.０６％)，Ｍｎ１％以下（好ましくは０.４〜０.７
％)，Ｓｉ無添加又は０.５％以下(好ましくは０.１〜
０.４％)，Ｖ０.０５〜０.３５％(好ましくは０.１５〜
０.２５％），Ｎｂ０.１５％以下（好ましくは０.０２
〜０.1％），Ｎｉ０.２〜１％（好ましくは０.４〜０.
８％），Ｃｒ８〜１２％（好ましくは８〜１０％、より
好ましくは８.５〜９.５％），Ｗ１〜３.５％，Ｍｏ１.
５％以下（好ましくは０.４〜０.８％）及び残部Ｆｅか
らなるマルテンサイト鋳鋼が好ましい。

【００６０】Ｗ量は、６２０℃では１.０〜1.5％、６３
０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１〜２.５％
、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６０℃では
３.１〜３.５％が好ましい。

【００６１】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。

【００６２】（４）低圧蒸気タービンロータシャフトは
重量で、Ｃ０.２〜０.３％,Ｓｉ0.15％以下，Ｍｎ０.２
５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５
％，Ｍｏ０.２５〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有
し、Ｆｅ９２.５％以上の全焼戻しベーナイト組織を有
する低合金鋼が好ましく、前述の高圧，中圧ロータシャ
フトと同様の製法によって製造されるのが好ましい。特
に、Ｓｉ量は０.０５％以下，Ｍｎ０.１％以下の他
Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不純物を極力低めた原料
を用い、総量０.０２５％以下、好ましくは０.０１５％
以下とするように用いられる原材料の不純物の少ないも
のを使用するスーパークリーン化した製造とするのが好
ましい。Ｐ，Ｓ各０.０１０％以下，Ｓｎ，Ａｓ０.００
５％以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。本ロータ
シャフトは前述の回転数に対する特定の長さを有するマ
ルテンサイト鋼を有する最終段動翼と密接な関係を有す
る。本発明に係るロータシャフトは後述の実施例に記載
のとおりである。本発明に係るロータシャフトには中心
孔を有するものに対しては最終段動翼としてフォーク型
のもの、中心孔を設けないものに対しては逆クリスマス
ツリー型のものを設けるのが好ましい。

【００６３】（５）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。

【００６４】（６）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。

【００６５】（７）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。

【００６６】（８）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.
０５〜０.２％の少なくとも一方を含み、全焼戻しベー
ナイト組織を有する鋳鋼によって製造するのが好まし
い。特に、Ｃ０.１０〜０.１８％，Ｓｉ０.２０〜0.60
％，Ｍｎ０.２０〜０.５０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃ
ｒ１.０〜１.５％，Ｍｏ０.９〜１.２％，Ｖ０.２〜０.
３％，Ａｌ０.００１〜０.００５％，Ｔｉ0.045〜０.１
０％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。

【００６７】（９）蒸気温度６２５〜６５０℃における
高圧，中圧，高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段
ブレード、好ましくは高圧タービン及び高中圧タービン
の高圧側は２段又は３段まで、中圧タービン及び高中圧
タービンの中圧側は２段までを前述のマルテンサイト鋼
に代えて重量で、Ｃ０.０３〜０.２０％（好ましくは
０.０３〜０.１５％），Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９〜２
０％（好ましくは１２〜２０％)，Ｃｏ１２％以下（好
ましくは５〜１２％)，Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ１〜
３％，Ｆｅ５％以下，Ｓｉ０.３％以下，Ｍｎ０.２％以
下，Ｂ０.００３〜０.０１５％の他，Ｍｇ０.１％以
下，希土類元素０.５％以下，Ｚｒ０.５％以下の１種以
上を含むＮｉ基合金を用いることができる。以下につい
ては０％も含む。鍛造後、溶体化処理され、時効処理さ
れる。

【００６８】

【発明の実施の形態】〔実施例１〕表１は蒸気タービン
用長翼材に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示
し、残部はＦｅである。各試料はそれぞれ１５０kg真空
アーク溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材と
した。試料Ｎo.１及び１５は、１０００℃で１ｈ加熱後
油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加
熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。Ｎo.２は、１０５０
℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次い
で、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。試
料Ｎo.３〜Ｎo.１１及びＮo.１６〜Ｎo.１９は、１０５
０℃で１ｈ加熱後油焼入れ、Ｎo.１２〜１４及びＮo.２
０，２１は１０７５℃で１時間加熱後油焼入れにより室
温まで冷却し、次いで、５６０℃（低温戻し）に加熱し
２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に５８０
℃（高温戻し）に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した
（２次焼戻し）。Ｎo.２２及び２３は１０７５℃で１ｈ
加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで液体窒素
までの深冷処理を行い、更に５７０℃で２ｈ加熱保持し
室温まで空冷した。いずれのものも全焼戻しマルテンサ
イト組織を有していた。

【００６９】表１において、Ｎo.３〜７及び１６は比較
のもの、８〜１５，１７〜２３は本発明に係る材料及び
Ｎo.１及び２は、現用の長翼材である。

【００７０】表２はこれらの試料の室温（２０℃）の機
械的性質を示す。本発明に係る材料の（Ｎo.９，１０，
１３，１４，１７〜２３）は、翼部長さ４６インチ以上
の３０００rpm 蒸気タービン用長翼材として要求される
引張強さ(１４３kgｆ／mm²以上）及び低温靭性（２０℃
Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm²以上）を十
分満足することが確認された。尚、表中Ｎo.１〜１１，
Ｎo.１２〜１４及び２０，２１の上段は高温戻し材、及
びＮo.１２〜１４の下段は低温戻し材、更にＮo.２２，
２３の下段は深冷処理材の値である。

【００７１】これに対し、Ｎo.１，６及び１６は、蒸気
タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値とで
示される値が低い。Ｎo.２は、引張強さ及び靭性が低
い。

【００７２】Ｎo.３，４，５及び７は、衝撃値が３.８k
gｆ−ｍ／cm²以上及び引張強さ128.5kg／mm²以上であ
り、翼部長さ４３インチ以上に対しては満足するもので
ある。

【００７３】

【表１】

【００７４】

【表２】

【００７５】図１は引張強さとＣ量との関係を示す線図
である。図に示す様に引張強さはＭｏ量との関係によっ
てＣ量の効果は著しく異なる。Ｍｏ量が１．７〜３.１
％の範囲のものはＣ量の増加とともに引張強さが増加す
る。Ｃ量が０.１３％前後で１３０〜１３８kg／mm²で
あるのに対し、０.１５〜０.２３％ではいずれも140kg
／mm²以上で、１４２〜１４５kg／mm²の高い強度が得
られる。更に、Ｃ量を０.２４〜０.３２％では１４５kg
／mm²を超え１５２kg／mm²のより高い強度が得られる。
また、Ｍｏ量が３.２％以上のものはＣ量が０.１７％以
上で１３５kg／mm²以上、更にＣ量０.１８％を超える
ものでは１４０kg／mm²以上、Ｃ量0.21％以上では１４
５kg／mm²以上の引張強さが得られる。

【００７６】図２は引張強さとＭｏ量との関係を示す線
図である。図に示す様に引張強さはＭｏ量の増加とＣ量
の増加によって顕著に高くなる。Ｃ量が０.１３〜０.１
４％ではＭｏ量が２.０〜３.２％で引張強さが１３２〜
１３５kg／mm²の高い値が得られ、更にＣ量が０.１５
〜０.１６％ではＭｏ量が２.０％以上で１３７kg／mm²
以上、Ｍｏ量２.４〜４％では１４０kg／mm²以上とな
る。また、Ｃ量０.１９〜０.２３％ではＭｏ２.０〜３.
５％で１４０kg／mm²以上が得られ、特にＭｏ２〜３.２
％では１４２kg／mm²以上の高い値が得られる。より２.
４〜３.１％のＭｏでは１４５kg／mm²以上のきわめて
高いものが得られる。尚、Ｎo.１２〜１４を図中に示し
ていないのは、他のものと焼入温度が異なること及びＣ
ｒ量が異なることからである。更に、Ｃ量を０.２５〜
０.３２％とすることによりＭｏ量を２〜４％において
１４５kg／mm²を超える１４７〜１５２kg／mm²のより高
い強度が得られる。特に、Ｍｏは２.２〜３.８％におい
て１４８kg／mm²以上の強度が得られる。

【００７７】図３は引張強さと(Ｍｏ／Ｃ）比との関係
を示す線図である。Ｃ量が０.１２〜０.１４％の低Ｃ量
の強度は（Ｍｏ／Ｃ）比が１０〜２４の範囲で１２８.
５kg／mm²以上の強度が得られる。更に、Ｃ０.１９〜
０.２２％では（Ｍｏ／Ｃ）比５〜２２で１４０kg／mm
²以上のより高い強度が得られる。特に、（Ｍｏ／Ｃ）
比８〜２０では１４２〜１４５kg／mm²の強度が得られ
る。また、Ｃ０.２５〜０.３２％では、(Ｍｏ／Ｃ）比
６５〜２０で１４５kg／mm²を超える引張強さが得ら
れ、特に７〜１５で１４８〜１５２kg／mm²の強度が得
られる。

【００７８】図４はＣ量とＭｏ量との引張強さの関係を
示す線図である。前述のようにＣ量とＭｏ量との関係に
よって引張強さが大きく変る。従って、図に示すように
引張強さとして１４０kg／mm²以上又は１３６kg／mm²
以上で８kg・ｍ／cm²以上が得られる範囲はＣ量とＭｏ
量はＡ(０.２１％と１.５％)，Ｂ(０.１５％と２.５
％)，Ｃ(０.１５％と３.２％)及びＤ(０.２５％と４.０
％)の各点を結ぶ範囲内が好ましい。更に、引張強さ１
４５kg／mm²以上が得られる範囲はＥ(０.３％と１.９
％)，Ｆ(０.２１％と２.４％)及びＧ(０.２５％と３.９
％）の各点を結ぶ範囲内が好ましい。

【００７９】図５はＣ量と衝撃値との関係を示す線図で
ある。図に示す様にＣ量の増加によって衝撃値が向上す
る。その傾向はＮ量に大きく左右される。Ｎ量が０.０
６〜０.０７％ではＣ量を０.１３％以上とすることによ
り５kg−ｍ／cm²以上の衝撃値が得られ、Ｃ量０.２３
％以上で６kg−ｍ／cm²以上が得られる。Ｎ量が0.08〜
０.０９％ではＣ量を０.１９％以上で５kg−ｍ／cm²以
上、Ｃ量０.２４％以上で６kg−ｍ／cm²以上が得られ
る。Ｎ０.０９％ではＣ量０.２３％以上で５kg−ｍ／c
m²以上、Ｃ量０.３０％以上で６kg−ｍ／cm²以上が得ら
れる。

【００８０】図６はＭｏ量と衝撃値との関係を示す線図
である。図に示す様に衝撃値はＣ量によってＭｏ量の効
果が異なる。Ｃ量が０.１３〜０.１４％，０.１６〜０.
１９％及び０.２７〜０.３２％ではいずれもＭｏ量の増
加によって衝撃値が低下するが、Ｃ量０.２２〜０.２５
％ではＭｏ量の増加によって衝撃値が増加する。特に、
Ｃ量が０.２２〜０.２５％ではＭｏ量を１.５％以上と
することにより、更にＣ量０.２７％以上ではＭｏ量を
４.０％以下とすることにより５kg−ｍ／cm²以上が得
られる。また、６kg−ｍ／cm²以上を得るには、Ｃ０.２
２〜０.２５％ではＭｏ３％以上，Ｃ０.２７％以上で
はＭｏ量を３.１％以下とすることによって得られる。

【００８１】前述の（Ａ)，(Ｂ)，(Ｃ）及び（Ｄ）の各
点を結ぶ範囲内では衝撃値として３.８kg−ｍ／cm²以上
が得られ、更に（Ｅ)，(Ｆ）及び（Ｇ）の各点を結ぶ範
囲内では４.８kg−ｍ／cm²以上の値が得られる。

【００８２】図７は衝撃値と引張強さとの関係を示す線
図である。Ｃ量が０.１９％以上における衝撃値(kg−
ｍ／cm²)(ｙ）は引張強さ（ｘ）から求められる値(ｙ＝
−０.４４ｘ＋６８）以上とすることが好ましい。更
に、Ｃ量を０.２５％以上とすることにより、ｙ＝−
０.４４ｘ＋７１によって求められる値(kg−ｍ／cm²)以
上とすることが好ましい。また、Ｃ０.３０％以上とす
ることによりｙ＝−０.４４ｘ＋７３によって求められ
る値以上とすることが好ましい。

【００８３】前述のｙ＝−０.４４ｘ＋６８によって求
められる値以上の衝撃値と引張強さを有するマルテンサ
イト鋼を用い、引張強さとして１４０kg／mm²以上とす
ることにより、回転数３０００rpm に対し４６インチ以
上とすること、又は３６００rpm に対し３７.５インチ
以上とするものを得ることができる。更に、ｙ＝−０.
４４ｘ＋７１によって求められる値以上の衝撃値と引
張強さを有するマルテンサイト鋼を用い、引張強さ１４
５kg／mm²以上とすることにより回転数3000rpmに対し
て４８インチ以上、３６００rpmに対して４０インチ以
上とすることができる。また、ｙ＝−０.４４ｘ＋７３
によって求められる値以上の衝撃値と引張強さを有する
マルテンサイト鋼を用い、引張強さ１５０kg／mm²以上
とすることにより回転数３０００rpmに対して５０イン
チ以上、３６００rpmに対し41.5″以上の翼部長さを有
する動翼を植設した低圧蒸気タービンが達成できる。

【００８４】また、本実施例の他に、Ｃ０.３５％，Ｓ
ｉ０.０３％，Ｍｎ０.１５％，Ｎｉ２.８０％，Ｃｒ１
２％，Ｍｏ２.３０％，Ｖ０.２５％，Ｎｂ０.１５％，
Ｎ０.０７５％又はＣ０.３５％，Ｓｉ０.０３％，Ｍｎ
０.１５％，Ｎｉ３.５０％,Ｃｒ１２％，Ｍｏ３.３％，
Ｖ０.２５％，Ｎｂ０.１５％及びＮ０.０７５％を含
み、残部Ｆｅからなる蒸気タービン用マルテンサイト鋼
について特性を検討中である。

【００８５】（実施例２）図８は実施例１の本発明に係
る鋼を用いた３０００rpm用の翼部長さ1168.4mm（４
６″）長翼の正面図及び図９はその側面図である。５１
は、高速蒸気が突き当たる翼部、５２はロータシャフト
への翼植え込み部、５３は翼の遠心力を支えるためのピ
ンを挿入するピン挿入孔、５４は蒸気中の水滴によりエ
ロージョンを防止するための翼部リーデング側に設けら
れたエロージョンシールド（Ｃｏ基合金のステライト板
を溶接で接合）、５５はタイボス及び５７はコンティニ
ュアスカバーである。本実施例においては全体一体の鍛
造後に切削加工によって形成されたものである。尚、コ
ンティニュアスカバー５７は機械的に一体に形成するこ
ともできる。エロージョンシールドは局部的な焼入れに
よって他の翼部より硬さを高めることによって設けるこ
とができる。

【００８６】４６″長翼は、エレクトロスラグ再溶接法
により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は実施例
１に示した条件で行った。この長翼の金属組織は全焼戻
しマルテンサイト組織であった。翼部５１は植込み部の
厚さが最も大きく、先端部になるに従って徐々に薄肉と
なっている。

【００８７】図８及び図９に示す様に、翼植込み部５２
は９本の植込み部を有するフォーク型になっている。図
５の側面にはフォーク型にピンを挿入するピン挿入孔５
３が３段に設けられ、それに対応して凹部が設けられて
いる。ピン挿入孔５３は翼部側が最も直径が大きく、徐
々に小さくなっている。翼部５１はその幅方向の傾きが
車軸の軸方向に対して翼植込み部５２がほぼ平行であ
り、翼先端部で約７５度に徐々に傾いている。本実施例
における翼植込み部５２の最大幅は翼部先端の幅に対し
て約２.４倍であり、２.２〜２.６が好ましい。５８は
翼部５１の翼植込み部５２近傍に対する接線の延長上の
幅を示し、翼部５１の有効幅となるもので、翼部先端の
幅に対して約１.７９倍有するものであり、１.６０〜
１.８５倍が好ましい。

【００８８】図１０は蒸気タービンに配置されたタービ
ン翼におけるコンティニュアスカバー５７の互いの位置
関係を示す円周面の上面から見た正面図である。翼部５
１は隣り同志で重り合うように配置されている。また、
翼部５１は水蒸気の流れをふさぐように配置されてい
る。このコンティニュアスカバー５７は本体の材料と同
一の一体に成形加工によって作られたものである。翼部
５１の先端は植込み部５２に対して約７５.５度軸方向
に対して交叉するようにねじれた構造となっている。

【００８９】尚、実施例１のＮo.１２に記載のマルテン
サイト鋼は焼入れ温度を若干高めることによって引張強
さを目標の１３８.５kg／mm²以上及び衝撃値を４kg−ｍ
／cm²以上のものを得ることができる。

【００９０】図１１は翼部長さを４６″とし、動翼の植
込み部を逆クリスマスツリータイプとしたもので、平面
図及び図１２はその側面図である。本図面に示す蒸気タ
ービン翼は前述の図８及び図９とは翼植込み部５２の型
が違うだけで、他の構造は同様である。本図に示す様に
翼植込み部５２は両側に４段のストレートな突起を有
し、この突起によって高速回転による翼部をロータシャ
フトに植設され固定されるものである。そして、ロータ
シャフトにはこの外形と同一の空間を有する溝がロータ
シャフトの軸方向に沿って植込まれるように形成されて
いる。

【００９１】本実施例の他に、前述のように更に３００
０rpm に対して４８″，５０″，５２″と大きくしたも
の、３６００rpm に対して３７.５″，４０″，４３″
としたものは本実施例の長翼に対して相似形としたもの
で対応できるものである。〔実施例３〕表３は本発明に係る蒸気温度６２５℃，１
０５０ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例
は、クロスコンパウンド型４流排気，低圧タービンにお
ける最終段動翼の翼部長さが４３インチであり、ＡはＨ
Ｐ−ＩＰ及びＬＰ２台で3000ｒ／min、ＢはＨＰ−ＬＰ
及びＩＰ−ＬＰで各々同じく３０００ｒ／minの回転数
を有し、高温部においては表に示す主な材料によって構
成される。高圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５
０kgｆ／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４
００℃で入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復
水器に送られる。

【００９２】本実施例における低圧タービンの最終段動
翼の翼部長さに対する高圧タービン及び中圧タービンを
タンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合し
た２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計は約３
１.５ｍであり、その比が28.8であり、コンパクトにな
っている。

【００９３】また、本実施例における蒸気タービン発電
プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービン
及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及
びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間
距離の合計距離（mm）の比が３０である。

【００９４】

【表３】

【００９５】図１３は表３のタービン構成のＡにおける
高圧及び中圧蒸気タービンの断面構成図である。高圧蒸
気タービンは高圧内部車室１８とその外側の高圧外部車
室１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸（高圧ロー
タシャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の蒸気
は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通って、主
蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主蒸気入
口２８を通り、ノズルボックス３８より初段複流の動翼
に導かれる。初段は複流であり、片側に８段設けられ
る。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。動
翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，初段翼長約
３５mmである。車軸間の長さは約５.８ｍ及び静翼部に
対応する部分で最も小さい部分の直径は約７１０mmであ
り、直径に対する長さの比は約８.２である。

【００９６】本実施例においては後述する表６に示す材
料を初段ブレード及び初段ノズルを使用し、他のブレー
ド及びノズルはいずれもＷ，Ｃｏ及びＢを含まない１２
％Ｃｒ系鋼によって構成したものである。本実施例にお
ける動翼の翼部の長さは初段が３５〜５０mm、２段目か
ら最終段になるに従って各段で長くなっており、特に蒸
気タービンの出力によって２段から最終段までの長さが
６５〜１８０mmであり、段数は９〜１２段で、各段の翼
部の長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さで１.
１０〜１.１５の割合で長くなっているとともに、下流
側でその比率が徐々に大きくなっている。

【００９７】本実施例における高圧タービンは軸受間距
離が約５.３ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼
部長さに対するその軸受間距離の比が４.８である。ま
た、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧
タービンの軸受間距離（mm)の比は５.０である。

【００９８】中圧蒸気タービンは高圧蒸気タービンより
排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱さ
れた蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転
させるもので、３０００回／min の回転数によって回転
される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部
第２車室２１と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１
７と対抗して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流
となり、中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に
対しほぼ対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約
５.８ｍであり、初段翼長さ約１００mm，最終段翼長さ
約２３０mmである。初段，２段のダブティルは逆クリ型
である。最終段動翼前の静翼に対応するロータシャフト
の直径は約６３０mmであり、その直径に対する軸受間距
離の比は約９.２倍である。

【００９９】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。

【０１００】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。

【０１０１】本実施例においては後述する表６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。

【０１０２】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。

【０１０３】本実施例における中圧タービンは、その軸
受間距離が約５.５ｍであり、低圧タービンの最終段動
翼の翼部長さに対する中圧タービンの軸受間距離の比が
5.0であり、また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に
対するその軸受間距離（mm）の比が５.２である。

【０１０４】高圧タービンの初段に植込まれるタービン
翼は鞍型の植込みを有し、また高圧タービンの２段以降
及び中圧タービンの全段に植込まれるタービン翼は逆ク
リスマスツリー型である。

【０１０５】図１４は低圧タービンの断面図である。低
圧タービンは２基タンデムに結合され、ほぼ同じ構造を
有している。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ
対称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設け
られる。最終段動翼には実施例２に示した翼部長さが４
６インチである蒸気タービン翼を用いた。ノズルボック
ス４５は複流型である。

【０１０６】ロータシャフト４４には表４に示すスーパ
ークリーンされた全焼戻しベーナイト鋼の鍛鋼が用いら
れる。表４に示す鋼は５kgの鋼塊を用い各種特性を調べ
た。これらの鋼は熱間鍛造後８４０℃×３ｈ加熱後、１
００℃／ｈで冷却する焼入れ後、５７５℃×３２ｈ加熱
する焼戻しを施したものである。表５は室温の特性であ
る。

【０１０７】

【表４】

【０１０８】

【表５】

【０１０９】いずれの試料も全焼戻しベーナイト組織を
有する。０.０２％耐力８０kg／mm²以上，０.２％耐力
８７.５kg／mm²以上，引張強さ１００kg／mm²以上，Ｖ
ノッチ衝撃値１０kg−ｍ以上，ＦＡＴＴは−２０℃以下
と高強度及び高靭性を有し、本実施例の最終段動翼とし
て翼部長さ４３インチ以上は勿論、４６インチの植設を
満足するものであった。Ｃｒ量が若干高いＮo.４は強度
が低くなっており、Ｃｒは２.２０％位までが好まし
い。特に、０.２％耐力(ｙ）は０.０２％耐力（ｘ）よ
り、（１.３５ｘ−２０）、より（１.３５ｘ−１９）に
よって求められる値以上とするのが好ましい。更に、引
張強さ(ｙ）は０.２％耐力（ｘ）より、ｙ＝０.８９ｘ
＋２２.２〜２４.２によって求められる値の範囲内と
するのが好ましい。

【０１１０】最終段以外の動翼及び静翼にはいずれもＭ
ｏ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１２８
０mm，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。

【０１１１】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５４には重量で、Ｃ１.
０％，Ｃｒ２８.０％及びＷ４.０％を含むＣｏ基合金
のステライト板を電子ビーム溶接で接合した。コンティ
ニュアスカバー５７は本実施例においては全体一体の鍛
造後に切削加工によって形成されたものである。尚、コ
ンティニュアスカバー５７は機械的に一体に形成するこ
ともできる。

【０１１２】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。

【０１１３】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１.
９倍大きくなっている。

【０１１４】本実施例における動翼は８段であり、その
翼部長さは初段の約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９０〜１２７０mmで、８段又
は９段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.３〜１.６倍の割合で長くなっている。

【０１１５】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。

【０１１６】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。

【０１１７】本実施例における低圧タービンはタンデム
に２台連結され、その合計の軸受間距離は約１８.３ｍ
であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する
タンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距
離の合計の比が１６.７であり、更に発電プラントの定
格出力１０５０（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２
台の両端での低圧タービンの軸受間距離（mm）の合計の
比が１７.４である。本実施例の他、高圧蒸気タービン
及び中圧蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の
低圧蒸気タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０
００ＭＷ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。

【０１１８】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。

【０１１９】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。

【０１２０】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。

【０１２１】また、本実施例に代えて同じ高圧タービン
及び中圧タービンの各々に対し１基の低圧タービンをタ
ンデムに連結し、各々に１台の発電機を連結して発電す
るタンデムコンパウンド型発電プラントとしても同様に
構成することができる。本実施例の出力１０５０ＭＷ級
の発電機においてはその発電機シャフトとしてはより高
強度のものが用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０
％，Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２
５〜４.５％，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。

【０１２２】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。

【０１２３】表６は本実施例の発電プラントに係る高圧
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。高
圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、表６
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１０
５０mm，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、最終形状に切削加工によって得られる
ものである。本実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊
の上部側を初段翼側にし、下部を最終段側にするように
した。いずれのロータシャフトも中心孔を有しており、
不純物を低下させることにより中心孔をなくすことがで
きる。

【０１２４】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表６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。

【０１２５】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６
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
ＩＳＺ３１５８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。

【０１２６】

【表６】

【０１２７】表７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。

【０１２８】このロータシャフトの中心部を調査した結
果、高圧，中圧，高中圧タービンロータに要求される特
性（６２５℃，１０⁵ｈ強度≧１０kgｆ／mm²，２０℃衝
撃吸収エネルギー≧１.５kgｆ−ｍ)を十分満足すること
が確認された。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使
用可能な蒸気タービンロータが製造できることが実証さ
れた。

【０１２９】またこのブレードの特性を調査した結果、
高圧，中圧タービンの初段ブレードに要求される特性
（６２５℃，１０⁵ｈ強度≧１５kgｆ／mm²）を十分満足
することが確認された。これにより、６２０℃以上の蒸
気中で使用可能な蒸気タービンブレードが製造できるこ
とが実証された。

【０１３０】さらにこのケーシングの特性を調査した結
果、高圧，中圧，高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、６
２０℃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。

【０１３１】

【表７】

【０１３２】本実施例においては、高圧及び中圧ロータ
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。

【０１３３】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８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。溶接条
件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４Ｖ，速度２６cm／min
である。

【０１３４】

【表８】

【０１３５】肉盛溶接を上述の供試母材表面に表９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。

【０１３６】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。

【０１３７】

【表９】

【０１３８】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。

【０１３９】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。

【０１４０】本実施例に代えて高圧蒸気タービン，中圧
蒸気タービン及び１基又は２基の低圧蒸気タービンをタ
ンデムに結合し、３０００回転としたタンデム型発電プ
ラント及び表３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。

【０１４１】本実施例では高圧，中圧タービンの蒸気温
度が６２５℃と高温のものであるが、５３８℃及び５６
６℃においてはこれらのタービンのロータシャフト材は
ASTM−Ａ４７０のＣｒＭｏＶ鋼が用いられ、低圧タービ
ンには本実施例と同様に用いられる。

【０１４２】〔実施例４〕表１０は蒸気温度６００℃，
定格出力７００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本
実施例は、タンデムコンパウンドダブルフロー型、低圧
タービンにおける最終段翼長が４６インチであり、ＨＰ
（高圧）・ＩＰ（中圧）一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は
２台（Ｄ）で３０００rpm の回転数を有し、高温部にお
いては表に示す主な材料によって構成される。高圧部
(ＨＰ)の蒸気温度は６００℃，２５０kgｆ／cm²の圧力
であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６００℃に再熱器
によって加熱され、４５〜６５kgｆ／cm²の圧力で運転
される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、
１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られ
る。

【０１４３】本実施例における高圧タービンと中圧ター
ビンとを一体にした高中圧一体タービン及び２台の低圧
タービンをタンデムに備えた蒸気タービン発電プラント
は、軸受間距離が約２２.７ｍであり、その低圧タービ
ンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対する高中
圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２
台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１９.
４であり、また発電プラントの定格出力１０５０ＭＷ
における１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距
離及びタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間
距離の合計距離（mm）の比が２１.６である。

【０１４４】更に、本実施例における高圧タービンと中
圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び１台
の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントは、
軸受間距離が約１４.７ｍであり低圧タービンの最終段
動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する高中圧一体ター
ビンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間
距離の合計の比が１２.６である。また発電プラントの
定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体
タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸
受間距離の合計の比が２１.０である。

【０１４５】

【表１０】

【０１４６】図１５は高圧中圧一体型蒸気タービンの断
面構成図である。高圧側蒸気タービンは高圧内部車室１
８とその外側の高圧外部車室１９内に高圧動翼１６を植
設した高中圧車軸（高圧ロータシャフト）３３が設けら
れる。前述の高温高圧の蒸気は前述のボイラによって得
られ、主蒸気管を通って、主蒸気入口を構成するフラン
ジ，エルボ２５より主蒸気入口２８を通り、ノズルボッ
クス３８より初段の動翼に導かれる。蒸気はロータシャ
フトの中央側より入り、軸受側に流れる構造を有する。
動翼は図中左側の高圧側に８段及び(図中右側約半分の)
中圧側に６段設けられる。これらの動翼に対応して各々
静翼が設けられる。動翼は鞍型又はゲタ型，ダブティル
型式，ダブルティノン，高圧側初段翼長約４０mm，中圧
側初段翼長が１００mmである。軸受４３間の長さは約
６.７ｍ及び静翼部に対応する部分で最も小さい部分の
直径は約７４０mm であり、直径に対する長さの比は約
９.０である。

【０１４７】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。

【０１４８】高圧側においてはブレード及びノズルを前
述の表６に示す１２％Ｃｒ系鋼によって構成したもので
ある。本実施例における動翼の翼部の長さは初段が３５
〜５０mm、２段目から最終段になるに従って各段で長く
なっており、特に蒸気タービンの出力によって２段から
最終段までの長さが５０〜１５０mmの範囲内であり、段
数は７〜１２段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下
流側が上流側に対して隣り合う長さで１.０５〜１.３５
倍の範囲内で長くなっているとともに、下流側でその比
率が徐々に大きくなっている。

【０１４９】中圧側蒸気タービンは高圧側蒸気タービン
より排出された蒸気を再度６００℃に再熱器によって加
熱された蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を
回転させるもので、３０００rpm の回転数によって回転
される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に中圧
内部第２車室２１と中圧外部車室２２とを有し、中圧動
翼１７と対抗して静翼が設けられる。中圧動翼１７は６
段である。初段翼長さ約１３０mm，最終段翼長さ約２６
０mmである。ダブティルは逆クリ型である。

【０１５０】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。

【０１５１】中圧側においてはブレード及びノズルを前
述の表６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。

【０１５２】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さと位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さに対する
比率は初段が最も大きく、１.３５〜１.８０倍，２段目
が０.８８〜１.１８倍，３〜６段目が最終段になるに従
って小さくなっており、０.４０〜０.６５倍である。本
実施例におけるタンデムに結合した２台の低圧タービン
を備えた蒸気タービン発電プラント用高中圧一体タービ
ンは、軸受間距離が約５.７ｍであり、低圧タービンの
最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対する軸受間距
離の比が５.７であり、またその発電プラントの定格出
力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体ター
ビンの軸受間距離（mm）の比が６.４である。

【０１５３】本実施例においても、軸受部には実施例３
と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。

【０１５４】図１６は低圧タービンの断面図である。低
圧タービンは１基又はタンデムに２基あり、いずれも高
中圧タービン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４６
インチあり、実施例２に示す高強度１２％Ｃｒ鋼からな
る蒸気タービン翼が使用される。本実施例で用いられる
動翼の形状は実施例２の図８及び図９に示すものであ
り、翼部先端でのねじれ角度についても同様である。ロ
ータシャフト４３は実施例３と同様にスーパークリーン
材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛鋼が用いられ
る。最終段とその前段以外の動翼及び静翼にはいずれも
Ｍｏを０.１％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内
外部ケーシング材にはＣ０.２５％の前述の組成の鋳鋼
が用いられる。本実施例における軸受４３での中心間距
離は８ｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は
約800mm，動翼植込み部での直径は各段同じである。静
翼部に対応するロータシャフト直径に対する軸受中心間
の距離は１０倍である。

【０１５５】本実施例においてもロータシャフトには動
翼の植込み部が設けられる。実施例３と同様に最終段の
ダブティルにはフォーク型の他に逆クリスマスツリー型
も同様に用いられる。

【０１５６】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。

【０１５７】本実施例における動翼の翼部長さは初段の
４″から４６″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範囲内で、最大で８段で、
各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さ
で１.２〜１.９倍の範囲内で長くなっている。

【０１５８】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。

【０１５９】本実施例における最終段動翼における平均
直径は、３０００rpm 、４３″翼で２５９０mm、３６０
０rpm 、３６″翼で２１６０mm、３０００rpm 、４６″
翼で２６６５mm、３６００rpm 、３８″翼で２２２０mm
とした。

【０１６０】本実施例におけるエロージョンシールド４
５は前述と同様にステライト合金板が電子ビーム溶接又
はＴＩＧ溶接５６によって接合される。エロージョンシ
ールド５４は湿り蒸気が直接当たる表とその反対の裏側
との２個所でエロージョンシールドの全長に渡って溶接
される。表側は幅が裏側より大きく、上下端部も溶接さ
れる。

【０１６１】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。

【０１６２】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。

【０１６３】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。

【０１６４】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。

【０１６５】本実施例の定格出力１０５０ＭＷ級の発電
においてその発電機シャフトとしてはより高強度のもの
が用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，Ｓｉ０.
１〜０.３％, Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.５
％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，
Ｖ０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナイト組
織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm²以上，１００kg
ｆ／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。

【０１６６】前述の表６は本実施例の高中圧タービン及
び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量％）を
示す。本実施例においては、高圧側及び中圧側とを一体
にしたロータシャフトとして、Ｃ０.１１％，Ｓｉ０.０
２％，Ｍｎ０.４５％，Ｎｉ０.５０％，Ｃｒ１１.２１
％，Ｍｏ０.２５％，Ｗ２.７８％，Ｖ０.２０％，Ｎｂ
０.０７％，Ｃｏ１.５０％，Ｎ０.０１７％，Ｂ０.０１
６％及び残部Ｆｅからなる全焼戻しマルテンサイト組織
を有する鋼を使用した他は表６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。

【０１６７】前述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、１０
５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６
９０℃で２回焼戻しを行った後、所望の形状に切削加工
によって得られるものである。他の各部の材料及び製造
条件は実施例３と同様である。更に、軸受部２７へのＣ
ｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層も実施例３と同様に形成
した。

【０１６８】本実施例におけるタンデムに結合した２台
の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低
圧タービンは合計の軸受間距離が１６ｍであり、低圧タ
ービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対する
タンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の
比が１３.７であり、またその発電プラントの定格出力
１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対するタンデムに結合し
た２台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の
比が１５.２である。

【０１６９】本実施例における高圧タービンと中圧ター
ビンとを一体にした高中圧一体タービン及び１台の低圧
タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧ター
ビンは軸受間距離が６ｍであり、その低圧タービンの最
終段動翼の翼部長さ(1168mm)に対する比が６.８であ
り、また１台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラン
トの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する１台の
低圧タービンの軸受間距離(mm）の比が１１.４である。

【０１７０】本実施例における高中圧一体型ロータシャ
フトは中心孔を有しているが、特に、Ｐ０.０１０％以
下，Ｓ０.００５％以下,Ａｓ０.００５％以下,Ｓｎ０.
００５％以下，Ｓｂ０.００３％以下とする高純化によ
りその中心孔をなくすことができる。

【０１７１】尚、蒸気温度として、５３８℃又は５６６
℃においても本実施例の低圧タービンをそのまま使用で
きる。

【０１７２】

【発明の効果】本発明によれば、低圧蒸気タービンの最
終段翼として要求される引張強さ及び靱性が満足され、
その結果、３０００rpm に対して４８インチ以上又は３
６００rpm として４０インチ以上の翼部長さを有する長
翼を使用した低圧蒸気タービンが達成できる顕著な効果
が得られる。そして、蒸気タービン発電プラントとし
て、より高い熱効率とコンパクト化が達成される顕著な
効果が発揮される。

【図面の簡単な説明】

【図１】引張強さとＣ（％）との関係を示す線図。

【図２】引張強さとＭｏ（％）との関係を示す線図。

【図３】引張強さと（Ｍｏ／Ｃ）との関係を示す線図。

【図４】Ｃ量とＭｏ量との関係を示す線図。

【図５】衝撃値とＣ（％）との関係を示す線図。

【図６】衝撃値とＭｏ（％）との関係を示す線図。

【図７】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。

【図８】蒸気タービン翼の正面図。

【図９】蒸気タービン翼の側面図。

【図１０】蒸気タービン翼上端部の平面図。

【図１１】蒸気タービン翼の正面図。

【図１２】蒸気タービン翼の側面図。

【図１３】高圧タービン及び中圧タービンを連結した断
面図。

【図１４】低圧タービンの断面図。

【図１５】高中圧タービンの断面図。

【図１６】低圧タービンの断面図。

【符号の説明】

１…第１軸受、２…第２軸受、３…第３軸受、４…第４
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、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…軸受部、２８…
主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸気排気
口、３１…気筒連絡管、３３…高中圧車軸、３８…ノズ
ルボックス（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装
置、４０…暖機蒸気入口、４１…動翼、４２…静翼、４
３…軸受、４４…ロータシャフト、５１…翼部、５２…
翼植込み部、５３…ピン挿入孔、５４…エロージョンシ
ールド、５５…タイボス、５７…コンティニュアスカバ
ー。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (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 (72)発明者志賀正男茨城県日立市弁天町三丁目10番２号日立協和エンジニアリング株式会社内Ｆターム(参考） 3G002 EA06

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】翼部長さが３０００rpm に対し４５インチ
以上又は３６００rpm に対し37.5インチ以上であり、２
０℃Ｖノッチ衝撃値が６kg・ｍ／cm²以上及び２０℃引
張強さが１４０kg／mm²以上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翼。
【請求項２】２０℃Ｖノッチ衝撃値（kg・ｍ／cm²)
(ｙ）が２０℃引張強さ（kg／mm²)(ｘ)より、（ｙ＝−
０.４４ｘ＋６８）の式によって求められる値以上を有
するマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タ
ービン翼。
【請求項３】重量で、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８
〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又は
２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％
及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼より
なることを特徴とする請求項１又は２記載の蒸気タービ
ン翼。
【請求項４】重量で、Ｃ０.１９〜０.４０％，Ｓｉ０.
５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８
〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａの１種又は
２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％
及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼より
なることを特徴とする蒸気タービン翼。
【請求項５】重量で、Ｃ０.２５〜０.４０％及びＭｏ
１.５〜２.０％又はＣ０.１９〜0.40％及びＭｏ３〜４
％を含むことを特徴とする請求項４記載の蒸気タービン
翼。
【請求項６】翼部長さが、３０００rpmに対し４５イン
チ以上又は３６００rpm に対し３７．５インチ以上であ
り、重量で、Ｃ０．１６〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以
下,Ｍｎ1.5％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３
％，Ｍｏ２〜３.５％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を
合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ
0.04〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼よりなること
を特徴とする蒸気タービン翼。
【請求項７】翼部長さが、３０００rpmに対し４５イン
チ以上又は３６００rpmに対し37.5インチ以上であり、
重量で、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下,Ｍｎ
1.5％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ
１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.
０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ0.04〜０.
１５％を含み、前記Ｃ量とＭｏ量がＡ(０.２１％，１.
５％),Ｂ(０.１５％，２.５％)，Ｃ(０.１５％，３.２
％)及びＤ(０.２５％，４.０％)を結ぶ範囲内であるマ
ルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン
翼。
【請求項８】高圧タービン，中圧タービン及び１台又は
２台の低圧タービンをタンデム又はクロスに結合した蒸
気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンは
その最終段翼が請求項１〜７のいずれかに記載の蒸気タ
ービン翼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９】高圧タービンと低圧タービンと発電機及び
中圧タービンと低圧タービンと発電機とをタンデムに結
合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タ
ービンはその最終段翼が請求項１〜７のいずれかに記載
の蒸気タービン翼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ケーシングを有する低圧蒸気
タービンにおいて、前記動翼の最終段が請求項１〜７の
いずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴と
する低圧蒸気タービン。
【請求項１１】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持するケーシングを有し、回転数が
3000rpm 又は３６００rpm である低圧蒸気タービンにお
いて、前記動翼は左右対称に各５段以上有し、前記ロー
タシャフト中心部に初段が植設された複流構造であり、
前記最終段動翼が請求項１〜７のいずれかに記載の蒸気
タービン翼からなることを特徴とする低圧蒸気タービ
ン。
【請求項１２】前記ロータシャフトは、該ロータシャフ
ト内中心部の室温の０.０２％耐力が８０kg／mm²以
上，０.２％耐力が８７.５kg／mm²以上又は引張強さが
９２kg／mm²以上及びＦＡＴＴが−５℃以下又は２０℃
Ｖノッチ衝撃値が１０kg・ｍ以上であるベーナイト鋼よ
りなる請求項１０又は１１に記載の低圧蒸気タービン。
【請求項１３】前記ベーナイト鋼は、重量で、Ｃ０.２
０〜０.２８％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.２５％以
下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５％，Ｍ
ｏ0.25〜０.６０％及びＶ０.０５〜０.２０％を含む鍛
鋼よりなる請求項１０〜１２のいずれかに記載の低圧蒸
気タービン。