JP2003027192A - 高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼及びタービンロータ - Google Patents
高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼及びタービンロータInfo
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- JP2003027192A JP2003027192A JP2002137255A JP2002137255A JP2003027192A JP 2003027192 A JP2003027192 A JP 2003027192A JP 2002137255 A JP2002137255 A JP 2002137255A JP 2002137255 A JP2002137255 A JP 2002137255A JP 2003027192 A JP2003027192 A JP 2003027192A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 １２％Ｃｒ系耐熱鋼において、優れた高温ク
リープ強さを維持すると同時に、優れた靱性をも兼ね備
えた１２％Ｃｒ系耐熱鋼を提供し、さらに、優れた高温
クリープ強さと優れた靱性とを兼ね備えた高低圧一体型
タービンロータ及びその製造方法を提供すること。 【解決手段】 特定割合の成分組成を有し、Ｍ23Ｃ6 型
炭化物及び金属間化合物を主として結晶粒界及びマルテ
ンサイト境界に析出させ、かつＭＸ型炭化窒化物をマル
テンサイトラス内部に析出させた金属組織を有し、０．
２％耐力が７５．８ｋｇｆ／ｍｍ2 以上であることを特
徴とする高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼、該高強度
耐熱鋼からなる高低圧一体型タービンロータの製造方
法、及び高低圧一体型タービンロータ。
リープ強さを維持すると同時に、優れた靱性をも兼ね備
えた１２％Ｃｒ系耐熱鋼を提供し、さらに、優れた高温
クリープ強さと優れた靱性とを兼ね備えた高低圧一体型
タービンロータ及びその製造方法を提供すること。 【解決手段】 特定割合の成分組成を有し、Ｍ23Ｃ6 型
炭化物及び金属間化合物を主として結晶粒界及びマルテ
ンサイト境界に析出させ、かつＭＸ型炭化窒化物をマル
テンサイトラス内部に析出させた金属組織を有し、０．
２％耐力が７５．８ｋｇｆ／ｍｍ2 以上であることを特
徴とする高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼、該高強度
耐熱鋼からなる高低圧一体型タービンロータの製造方
法、及び高低圧一体型タービンロータ。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、高圧部と低圧部と
を一体化した蒸気タービンのロータに用いられる優れた
高温強度を備えた高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼、
該耐熱鋼により形成された高低圧一体型タービンロータ
及びその製造方法に関する。
を一体化した蒸気タービンのロータに用いられる優れた
高温強度を備えた高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼、
該耐熱鋼により形成された高低圧一体型タービンロータ
及びその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】高低圧一体型ロータとは、高圧部（中圧
部を含む）と低圧部とが一体化したロータを称し、その
特徴は高圧部には高いクリープ強度が、低圧部には引張
強度と靱性というように１本のロータで全ての材料特性
が要求される点である。図１にロータ直径とロータ温度
の関係で整理した場合のロータ材の選定基準の例を示
す。高圧ロータ用Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼及び低圧ロータ用
３．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の使用可能範囲をそれぞ
れ斜線で示す。また、低圧ロータ用２．５Ｎｉ−Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼のそれは枠表示で示す。さらに、Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼の改良材として開発された高低圧一体型ロータ用
２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（例えば、特公昭５４−１９
３７０号公報）の使用可能範囲をメッシュで示す。図１
のように２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の高低圧一体型ロー
タ材の使用可能範囲は広く、従来の高圧ロータ材及び低
圧ロータ材のそれらを大部分内包している。
部を含む）と低圧部とが一体化したロータを称し、その
特徴は高圧部には高いクリープ強度が、低圧部には引張
強度と靱性というように１本のロータで全ての材料特性
が要求される点である。図１にロータ直径とロータ温度
の関係で整理した場合のロータ材の選定基準の例を示
す。高圧ロータ用Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼及び低圧ロータ用
３．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の使用可能範囲をそれぞ
れ斜線で示す。また、低圧ロータ用２．５Ｎｉ−Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼のそれは枠表示で示す。さらに、Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼の改良材として開発された高低圧一体型ロータ用
２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（例えば、特公昭５４−１９
３７０号公報）の使用可能範囲をメッシュで示す。図１
のように２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の高低圧一体型ロー
タ材の使用可能範囲は広く、従来の高圧ロータ材及び低
圧ロータ材のそれらを大部分内包している。
【０００３】この２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いた高
低圧一体型ロータの製造実績は、比較的最近のことであ
るが、従来の高低圧一体型ロータ材のこれまでの製造実
績は以下のとおりである。当初は小型のものが多く、ロ
ータ温度が４８０℃程度以下の場合には、クリープ強度
は比較的低いが靱性が良好な２．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ鋼が使用され、４８０℃を越え５５０℃程度までの場
合には、クリープ強度の優れたＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼が使用
されていた。ただし、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を使用する場合
には、靱性確保のため通常の高圧ロータの場合よりオー
ステナイト化温度を下げたり、焼入れ冷却速度を早くし
たりする処置がとられていた。その後、プラントの高温
大型化に伴い、ロータの直径も大きくなる傾向にあり、
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼のロータ中心部での靱性低下が問題と
なってきた。その対策として、これまで主に２．５Ｎｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で検討されていた要求性能の異なる
高圧部と低圧部にそれぞれ最適な熱処理を施す傾斜熱処
理法がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼にも適用され、高圧部の高温強
度を確保しながら低圧部の靱性改善がはかられるように
なった。しかしながら、このような対策を講じたＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼傾斜熱処理ロータ材といえども、必要な強度
を確保しながら、ロータ中心部での必要な靱性の確保
は、ロータ直径に限界（１６００ｍｍ程度まで）があり
それ以上の大型化は難しいのが現状であった。
低圧一体型ロータの製造実績は、比較的最近のことであ
るが、従来の高低圧一体型ロータ材のこれまでの製造実
績は以下のとおりである。当初は小型のものが多く、ロ
ータ温度が４８０℃程度以下の場合には、クリープ強度
は比較的低いが靱性が良好な２．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ鋼が使用され、４８０℃を越え５５０℃程度までの場
合には、クリープ強度の優れたＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼が使用
されていた。ただし、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を使用する場合
には、靱性確保のため通常の高圧ロータの場合よりオー
ステナイト化温度を下げたり、焼入れ冷却速度を早くし
たりする処置がとられていた。その後、プラントの高温
大型化に伴い、ロータの直径も大きくなる傾向にあり、
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼のロータ中心部での靱性低下が問題と
なってきた。その対策として、これまで主に２．５Ｎｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で検討されていた要求性能の異なる
高圧部と低圧部にそれぞれ最適な熱処理を施す傾斜熱処
理法がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼にも適用され、高圧部の高温強
度を確保しながら低圧部の靱性改善がはかられるように
なった。しかしながら、このような対策を講じたＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼傾斜熱処理ロータ材といえども、必要な強度
を確保しながら、ロータ中心部での必要な靱性の確保
は、ロータ直径に限界（１６００ｍｍ程度まで）があり
それ以上の大型化は難しいのが現状であった。
【０００４】これに対して、図１にメッシュの使用可能
範囲で示した２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼ロータ材は、高
低圧一体型蒸気タービンの高温大型化に対処するために
開発された新しいロータ材である。このロータ材は、最
大径１９５０ｍｍまでの製造実績を有し、十分に大型化
に耐え得る熱処理特性を有し、中心部のＦＡＴＴ（Frac
ture Appearance Transition Temperature：破面遷移温
度：Ｖノッチシャルピー衝撃試験片の脆性破面率が５０
％になる温度を指し、この温度が低いほど靱性が優れ
る、以下ＦＡＴＴと略称する）が２０〜６０℃と靱性に
優れた材料である。また、このロータ材の通常の常温の
０．２％耐力は７０〜７５ｋｇｆ／ｍｍ2級とすること
もでき、十分大型化が可能となっている。
範囲で示した２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼ロータ材は、高
低圧一体型蒸気タービンの高温大型化に対処するために
開発された新しいロータ材である。このロータ材は、最
大径１９５０ｍｍまでの製造実績を有し、十分に大型化
に耐え得る熱処理特性を有し、中心部のＦＡＴＴ（Frac
ture Appearance Transition Temperature：破面遷移温
度：Ｖノッチシャルピー衝撃試験片の脆性破面率が５０
％になる温度を指し、この温度が低いほど靱性が優れ
る、以下ＦＡＴＴと略称する）が２０〜６０℃と靱性に
優れた材料である。また、このロータ材の通常の常温の
０．２％耐力は７０〜７５ｋｇｆ／ｍｍ2級とすること
もでき、十分大型化が可能となっている。
【０００５】しかし、これらいずれの材料でも５３８℃
対応のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼ロータ材のクリープ強度を超え
る十分な高温クリープ強さを得ようとした場合、高靱性
を要求される低圧部の軸芯においては、破面遷移温度
（ＦＡＴＴ）を室温以下にすることは達成できず、しか
も、５６６℃の高温クリープ強さの目標値（例えば、５
６６℃／１０5 時間におけるクリープ破断応力σ＝１４
ｋｇｆ／ｍｍ2 ）そのものを満足することが達成できて
いない。一方、従来より５６６℃対応の高中圧ロータ材
として広く用いられている１２％Ｃｒ系耐熱鋼（例え
ば、特公昭４０−４１３７号公報）は、高温クリープ強
さには優れているものの、靱性が不足しているため、高
圧ロータあるいは中圧ロータ用材料としてのみ使用され
てきた。したがって１２％Ｃｒ系耐熱鋼では、例えば高
低圧一体型ロータ用材料として用いた場合、高圧部に必
要とされる高温クリープ強さには優れているものの、低
圧部において充分な靱性が得られない。
対応のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼ロータ材のクリープ強度を超え
る十分な高温クリープ強さを得ようとした場合、高靱性
を要求される低圧部の軸芯においては、破面遷移温度
（ＦＡＴＴ）を室温以下にすることは達成できず、しか
も、５６６℃の高温クリープ強さの目標値（例えば、５
６６℃／１０5 時間におけるクリープ破断応力σ＝１４
ｋｇｆ／ｍｍ2 ）そのものを満足することが達成できて
いない。一方、従来より５６６℃対応の高中圧ロータ材
として広く用いられている１２％Ｃｒ系耐熱鋼（例え
ば、特公昭４０−４１３７号公報）は、高温クリープ強
さには優れているものの、靱性が不足しているため、高
圧ロータあるいは中圧ロータ用材料としてのみ使用され
てきた。したがって１２％Ｃｒ系耐熱鋼では、例えば高
低圧一体型ロータ用材料として用いた場合、高圧部に必
要とされる高温クリープ強さには優れているものの、低
圧部において充分な靱性が得られない。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、前記のよう
な従来技術の実状に鑑み、１２％Ｃｒ系耐熱鋼におい
て、優れた高温クリープ強さを維持すると同時に、優れ
た靱性をも兼ね備えた１２％Ｃｒ系耐熱鋼を提供し、さ
らに、優れた高温クリープ強さと優れた靱性とを兼ね備
えた高低圧一体型タービンロータ及びその製造方法を提
供することを目的とする。
な従来技術の実状に鑑み、１２％Ｃｒ系耐熱鋼におい
て、優れた高温クリープ強さを維持すると同時に、優れ
た靱性をも兼ね備えた１２％Ｃｒ系耐熱鋼を提供し、さ
らに、優れた高温クリープ強さと優れた靱性とを兼ね備
えた高低圧一体型タービンロータ及びその製造方法を提
供することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明者等は高温及び常
温でも強度を有し、かつ常温でも優れた靱性を有する化
学組成の高低圧一体型蒸気タービン用ロータ材を開発す
べく鋭意研究を重ねた。その結果、１２％Ｃｒ系耐熱鋼
において、高温クリープ強さを低下させることなく靱性
を大幅に改善するために、従来の１２％Ｃｒ系耐熱鋼よ
りもＮｉ含有量を増加させ、Ｓｉ、Ｍｎ及びその他の不
可避的不純物の含有量を低減させることにより、マルテ
ンサイト組織のちみつ化が可能で、高温強度を確保しな
がら靱性が改善できることを見出し本発明に至ったもの
である。
温でも強度を有し、かつ常温でも優れた靱性を有する化
学組成の高低圧一体型蒸気タービン用ロータ材を開発す
べく鋭意研究を重ねた。その結果、１２％Ｃｒ系耐熱鋼
において、高温クリープ強さを低下させることなく靱性
を大幅に改善するために、従来の１２％Ｃｒ系耐熱鋼よ
りもＮｉ含有量を増加させ、Ｓｉ、Ｍｎ及びその他の不
可避的不純物の含有量を低減させることにより、マルテ
ンサイト組織のちみつ化が可能で、高温強度を確保しな
がら靱性が改善できることを見出し本発明に至ったもの
である。
【０００８】すなわち、本発明は以下の（１）〜（４）
の構成を有するものである。 （１）重量％でＣ：０．０５〜０．２％、Ｎｉ：１〜
１．５％（１及び１．５％は含まず）、Ｃｒ：９．５〜
１０．５％、Ｍｏ：０．３〜２％、Ｖ：０．１〜０．３
％、Ｎ：０．０１〜０．０８％及びＮｂ：０．０２〜
０．１５％を含有し、さらに重量％でＴａ：０．０２〜
０．２％、Ｂ：０．００１〜０．０３％、Ｗ：１〜２
％、Ｃｏ：１〜４％のうちの一種又は二種以上を含有
し、残部が実質的にＦｅからなり、不純物として重量％
でＳｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．３％以下、Ｐ：０．
０１５％以下、Ｓ：０．００８％以下を含有した組成で
あり、Ｍ23Ｃ 6 型炭化物及び金属間化合物を主として結
晶粒界及びマルテンサイト境界に析出させ、かつＭＸ型
炭化窒化物をマルテンサイトラス内部に析出させた金属
組織を有し、０．２％耐力が７５．８ｋｇｆ／ｍｍ2 以
上であることを特徴とする高低圧一体型ロータ用高強度
耐熱鋼。
の構成を有するものである。 （１）重量％でＣ：０．０５〜０．２％、Ｎｉ：１〜
１．５％（１及び１．５％は含まず）、Ｃｒ：９．５〜
１０．５％、Ｍｏ：０．３〜２％、Ｖ：０．１〜０．３
％、Ｎ：０．０１〜０．０８％及びＮｂ：０．０２〜
０．１５％を含有し、さらに重量％でＴａ：０．０２〜
０．２％、Ｂ：０．００１〜０．０３％、Ｗ：１〜２
％、Ｃｏ：１〜４％のうちの一種又は二種以上を含有
し、残部が実質的にＦｅからなり、不純物として重量％
でＳｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．３％以下、Ｐ：０．
０１５％以下、Ｓ：０．００８％以下を含有した組成で
あり、Ｍ23Ｃ 6 型炭化物及び金属間化合物を主として結
晶粒界及びマルテンサイト境界に析出させ、かつＭＸ型
炭化窒化物をマルテンサイトラス内部に析出させた金属
組織を有し、０．２％耐力が７５．８ｋｇｆ／ｍｍ2 以
上であることを特徴とする高低圧一体型ロータ用高強度
耐熱鋼。
【０００９】（２）溶解、精錬、造塊する工程と、該工
程により得られた鋼塊より所望形状のタービンロータ素
体に鍛造成形する工程と、前記タービンロータ素体を１
０００〜１１５０℃に加熱して焼入れする工程と、前記
焼入れされたタービンロータ素体に、５３０℃〜７００
℃の焼戻しを１回以上施す工程とを具備することにより
前記（１）の高強度耐熱鋼からなるタービンロータとす
ることを特徴とする高低圧一体型タービンロータの製造
方法。
程により得られた鋼塊より所望形状のタービンロータ素
体に鍛造成形する工程と、前記タービンロータ素体を１
０００〜１１５０℃に加熱して焼入れする工程と、前記
焼入れされたタービンロータ素体に、５３０℃〜７００
℃の焼戻しを１回以上施す工程とを具備することにより
前記（１）の高強度耐熱鋼からなるタービンロータとす
ることを特徴とする高低圧一体型タービンロータの製造
方法。
【００１０】（３）溶解、精錬、造塊する工程と、該工
程により得られた鋼塊より所望形状のタービンロータ素
体に鍛造成形する工程と、前記タービンロータ素体を高
中圧部は１０００〜１１５０℃、低圧部は９５０℃以上
でかつ高中圧部よりも３０〜８０℃低い温度に加熱して
焼入れする工程と、前記焼入れされたタービンロータ素
体に、５３０℃〜７００℃の焼戻しを１回以上施す工程
とを具備することにより前記（１）の高強度耐熱鋼から
なるタービンロータとすることを特徴とする高低圧一体
型タービンロータの製造方法。
程により得られた鋼塊より所望形状のタービンロータ素
体に鍛造成形する工程と、前記タービンロータ素体を高
中圧部は１０００〜１１５０℃、低圧部は９５０℃以上
でかつ高中圧部よりも３０〜８０℃低い温度に加熱して
焼入れする工程と、前記焼入れされたタービンロータ素
体に、５３０℃〜７００℃の焼戻しを１回以上施す工程
とを具備することにより前記（１）の高強度耐熱鋼から
なるタービンロータとすることを特徴とする高低圧一体
型タービンロータの製造方法。
【００１１】（４）重量％でＣ：０．０５〜０．２％、
Ｎｉ：１〜１．５％（１及び１．５％は含まず）、Ｃ
ｒ：９．５〜１０．５％、Ｍｏ：０．３〜２％、Ｖ：
０．１〜０．３％、Ｎ：０．０１〜０．０８％及びＮ
ｂ：０．０２〜０．１５％を含有し、さらに重量％でＴ
ａ：０．０２〜０．２％、Ｂ：０．００１〜０．０３
％、Ｗ：１〜２％、Ｃｏ：１〜４％のうちの一種又は二
種以上を含有し、残部が実質的にＦｅからなり、不純物
として重量％でＳｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．３％以
下、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００８％以下を含
有した組成であり、Ｍ23Ｃ 6 型炭化物及び金属間化合物
を主として結晶粒界及びマルテンサイト境界に析出さ
せ、かつＭＸ型炭化窒化物をマルテンサイトラス内部に
析出させた耐熱鋼より形成されてなることを特徴とする
高低圧一体型タービンロータ。
Ｎｉ：１〜１．５％（１及び１．５％は含まず）、Ｃ
ｒ：９．５〜１０．５％、Ｍｏ：０．３〜２％、Ｖ：
０．１〜０．３％、Ｎ：０．０１〜０．０８％及びＮ
ｂ：０．０２〜０．１５％を含有し、さらに重量％でＴ
ａ：０．０２〜０．２％、Ｂ：０．００１〜０．０３
％、Ｗ：１〜２％、Ｃｏ：１〜４％のうちの一種又は二
種以上を含有し、残部が実質的にＦｅからなり、不純物
として重量％でＳｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．３％以
下、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００８％以下を含
有した組成であり、Ｍ23Ｃ 6 型炭化物及び金属間化合物
を主として結晶粒界及びマルテンサイト境界に析出さ
せ、かつＭＸ型炭化窒化物をマルテンサイトラス内部に
析出させた耐熱鋼より形成されてなることを特徴とする
高低圧一体型タービンロータ。
【００１２】
【発明の実施の形態】次に、本発明に係る高強度耐熱鋼
の化学成分組成及びその限定理由について説明する。な
お、以下の説明において、含有量を表す％は、重量比と
する。
の化学成分組成及びその限定理由について説明する。な
お、以下の説明において、含有量を表す％は、重量比と
する。
【００１３】Ｃ：Ｃは、焼入れ性を確保し、マルテンサ
イト変態を促進させるとももに、合金中のＦｅ、Ｃｒ、
Ｍｏ、Ｖ、Ｗなどと結合してＭ23Ｃ6 型炭化物を結晶粒
界、マルテンサイトラス粒界上に形成するとともにＮ
ｂ、Ｖなどと結合してＭＸ型炭化窒化物をマルテンサイ
トラス内に形成する。これより、両者の炭化物の析出強
化により室温引張強さ及び高温クリープ強さを向上させ
る。しかし、Ｃ含有量が０．０５％未満では充分な室温
引張強さ、高温クリープ強さが得られず、また、０．２
％を超えて含有させると、低温靱性が劣化し、さらに、
炭化物の粗大化が起こりやすくなり高温クリープ強さも
劣化するので、その含有量を０．０５〜０．２％に限定
する。望ましくは、０．１０〜０．１５％の範囲であ
る。
イト変態を促進させるとももに、合金中のＦｅ、Ｃｒ、
Ｍｏ、Ｖ、Ｗなどと結合してＭ23Ｃ6 型炭化物を結晶粒
界、マルテンサイトラス粒界上に形成するとともにＮ
ｂ、Ｖなどと結合してＭＸ型炭化窒化物をマルテンサイ
トラス内に形成する。これより、両者の炭化物の析出強
化により室温引張強さ及び高温クリープ強さを向上させ
る。しかし、Ｃ含有量が０．０５％未満では充分な室温
引張強さ、高温クリープ強さが得られず、また、０．２
％を超えて含有させると、低温靱性が劣化し、さらに、
炭化物の粗大化が起こりやすくなり高温クリープ強さも
劣化するので、その含有量を０．０５〜０．２％に限定
する。望ましくは、０．１０〜０．１５％の範囲であ
る。
【００１４】Ｎｉ：Ｎｉは本発明鋼において、靱性を向
上させるが、高温クリープ強さを低下させる作用を有し
ている。しかし、その含有量が１％以下では高低圧一体
型ロータに必要な著しい靱性の向上が認めらられず、ま
た、１．５％以上含有させると従来材と同等の高温クリ
ープ強さを維持することをが難しくなるので、その含有
量を１〜１．５％（１及び１．５％は含まず）に限定す
る。
上させるが、高温クリープ強さを低下させる作用を有し
ている。しかし、その含有量が１％以下では高低圧一体
型ロータに必要な著しい靱性の向上が認めらられず、ま
た、１．５％以上含有させると従来材と同等の高温クリ
ープ強さを維持することをが難しくなるので、その含有
量を１〜１．５％（１及び１．５％は含まず）に限定す
る。
【００１５】Ｃｒ：Ｃｒは、本発明鋼の主要構成成分で
あり、耐酸化性及び高温耐食性を高め、さらに、合金中
に固溶して、合金の強度を向上させるが、その含有量が
９．５％未満では、充分な耐酸化性や強度を得ることが
できず、１０．５％を超えて含有させると有害なデルタ
フェライトを生成し、低温における延性、靱性及び高温
におけるクリープ強さを低下させるので、その含有量を
９．５〜１０．５％に限定する。
あり、耐酸化性及び高温耐食性を高め、さらに、合金中
に固溶して、合金の強度を向上させるが、その含有量が
９．５％未満では、充分な耐酸化性や強度を得ることが
できず、１０．５％を超えて含有させると有害なデルタ
フェライトを生成し、低温における延性、靱性及び高温
におけるクリープ強さを低下させるので、その含有量を
９．５〜１０．５％に限定する。
【００１６】Ｍｏ：Ｍｏは、合金中に固溶し、焼入性を
増大し低温及び高温における強度を高めるとともに、微
細炭化物を形成し、高温クリープ強さを向上させる。ま
た、焼戻し脆化の抑制に寄与する元素である。その含有
量が０．３％未満ではその作用効果が少なく、２％を超
えて含有させると逆にクリープ強さが低下するので、そ
の含有量を０．３〜２％に限定する。望ましくは、０．
６〜１．４％の範囲である。
増大し低温及び高温における強度を高めるとともに、微
細炭化物を形成し、高温クリープ強さを向上させる。ま
た、焼戻し脆化の抑制に寄与する元素である。その含有
量が０．３％未満ではその作用効果が少なく、２％を超
えて含有させると逆にクリープ強さが低下するので、そ
の含有量を０．３〜２％に限定する。望ましくは、０．
６〜１．４％の範囲である。
【００１７】Ｖ：Ｖは、微細炭化物、炭窒化物をマルテ
ンサイトラス内に形成、高温クリープ強さを向上させる
が、その含有量が０．１％未満ではその作用効果が不十
分であり、下限を０．１％とする。また、０．３％を超
えて含有させるとデルタフェライトを生成し、高温クリ
ープ強さが低下するとともに、靱性が低下するのでその
上限を０．３％とする。望ましくは、０．１５〜０．２
５％の範囲である。
ンサイトラス内に形成、高温クリープ強さを向上させる
が、その含有量が０．１％未満ではその作用効果が不十
分であり、下限を０．１％とする。また、０．３％を超
えて含有させるとデルタフェライトを生成し、高温クリ
ープ強さが低下するとともに、靱性が低下するのでその
上限を０．３％とする。望ましくは、０．１５〜０．２
５％の範囲である。
【００１８】Ｎ：Ｎは、Ｎｂ、Ｖなどと結合して窒化物
を形成し、高温クリープ強さを向上させるが、その含有
量が０．０１％未満では充分な強度及び高温クリープ強
さを得ることができず、０．０８％を超えて含有させる
と鋼塊の製造が困難となり、かつ熱間加工性が悪くなる
ので、その含有量を０．０１〜０．０８％に限定する。
望ましくは、０．０２〜０．０４％の範囲である。
を形成し、高温クリープ強さを向上させるが、その含有
量が０．０１％未満では充分な強度及び高温クリープ強
さを得ることができず、０．０８％を超えて含有させる
と鋼塊の製造が困難となり、かつ熱間加工性が悪くなる
ので、その含有量を０．０１〜０．０８％に限定する。
望ましくは、０．０２〜０．０４％の範囲である。
【００１９】Ｎｂ：Ｎｂは、微細炭化物、炭窒化物を形
成し、高温クリープ強さを向上させるとともに、結晶粒
の微細化を促進し、低温靱性を向上させるのに必要な元
素である。その作用効果を得るためには，少なくとも
０．０２％含有させる必要がある。しかし、０．１５％
を超えて含有させると、粗大な炭化物及び炭窒化物が析
出し、靱性を低下させるため、その上限を０．１５％と
する。望ましくは、０．０３〜０．０７％の範囲であ
る。
成し、高温クリープ強さを向上させるとともに、結晶粒
の微細化を促進し、低温靱性を向上させるのに必要な元
素である。その作用効果を得るためには，少なくとも
０．０２％含有させる必要がある。しかし、０．１５％
を超えて含有させると、粗大な炭化物及び炭窒化物が析
出し、靱性を低下させるため、その上限を０．１５％と
する。望ましくは、０．０３〜０．０７％の範囲であ
る。
【００２０】Ｔａ：ＴａはＮｂと同様の作用を有し、高
温クリープ強さを向上させるともに、低温靱性の向上に
寄与するので、所望により添加する。その含有量が０．
０２％未満では、上記作用効果が不十分であり、０．２
％を超えて含有させると、粗大な炭化物が析出し、靱性
を低下させるため、その含有量を０．０２〜０．２％に
限定する。なお、Ｎｂ＋Ｔａの合計量は０．２５％以下
に抑えるのが望ましい。
温クリープ強さを向上させるともに、低温靱性の向上に
寄与するので、所望により添加する。その含有量が０．
０２％未満では、上記作用効果が不十分であり、０．２
％を超えて含有させると、粗大な炭化物が析出し、靱性
を低下させるため、その含有量を０．０２〜０．２％に
限定する。なお、Ｎｂ＋Ｔａの合計量は０．２５％以下
に抑えるのが望ましい。
【００２１】Ｂ：Ｂは微量添加で、焼入れ性が増大し、
靱性を向上させるとともに粒界の炭化物の析出凝集を抑
え、高温クリープ強さの向上に寄与するので、所望によ
り添加される。その含有量は０．００１％未満では上記
効果が不十分であり、０．０３％を超えると高温クリー
プ延性が著しく低下するため、その含有量を０．００１
〜０．０３％の範囲に限定する。
靱性を向上させるとともに粒界の炭化物の析出凝集を抑
え、高温クリープ強さの向上に寄与するので、所望によ
り添加される。その含有量は０．００１％未満では上記
効果が不十分であり、０．０３％を超えると高温クリー
プ延性が著しく低下するため、その含有量を０．００１
〜０．０３％の範囲に限定する。
【００２２】Ｗ：Ｗは、Ｍｏ以上にＭ23Ｃ6 型炭化物の
凝集粗大化を抑制する効果があり、さらに固溶体強化元
素として、クリープ強度の高温強度の向上に有効な元素
であり、その効果はＭｏとの複合添加の場合に顕著であ
り、所望により添加される。その作用効果を得るために
は、少なくとも１％含有させる必要がある。しかし、２
％を超えて含有させると、デルタフェライトや金属間化
合物が生成しやすくなり、延性及び靱性を低下させるた
め、その上限を２％とする。望ましくは、１．３〜１．
８％の範囲である。
凝集粗大化を抑制する効果があり、さらに固溶体強化元
素として、クリープ強度の高温強度の向上に有効な元素
であり、その効果はＭｏとの複合添加の場合に顕著であ
り、所望により添加される。その作用効果を得るために
は、少なくとも１％含有させる必要がある。しかし、２
％を超えて含有させると、デルタフェライトや金属間化
合物が生成しやすくなり、延性及び靱性を低下させるた
め、その上限を２％とする。望ましくは、１．３〜１．
８％の範囲である。
【００２３】Ｃｏ：Ｃｏは、固溶強化に寄与するととも
に、デルタフェライトの析出抑制効果があり、大型鍛造
品の製造に有用であり、所望により添加される。その作
用効果を得るためには、少なくとも１％含有させる必要
がある。しかし、４％を超えて含有させると延性が低下
し、またコストが上昇するので、その上限は４％とす
る。望ましくは、２〜３％の範囲である。
に、デルタフェライトの析出抑制効果があり、大型鍛造
品の製造に有用であり、所望により添加される。その作
用効果を得るためには、少なくとも１％含有させる必要
がある。しかし、４％を超えて含有させると延性が低下
し、またコストが上昇するので、その上限は４％とす
る。望ましくは、２〜３％の範囲である。
【００２４】不純物であるＳｉ、Ｍｎ、Ｐ及びＳについ
ては以下のとおりである。 Ｓｉは、脱酸材として通常
使用されるが、Ｓｉ含有量が高いと、鋼塊内部の偏析が
増加し、また、焼戻し脆化感受性が極めて大となり切欠
靱性が損なわれるため、極力低減することが望ましい。
現在、真空カーボン脱酸性などの適用により、Ｓｉ含有
量を低減させているが、その許容含有量を工業的に可能
な精錬技術の限界を考慮して０．１％以下に制限する。
ては以下のとおりである。 Ｓｉは、脱酸材として通常
使用されるが、Ｓｉ含有量が高いと、鋼塊内部の偏析が
増加し、また、焼戻し脆化感受性が極めて大となり切欠
靱性が損なわれるため、極力低減することが望ましい。
現在、真空カーボン脱酸性などの適用により、Ｓｉ含有
量を低減させているが、その許容含有量を工業的に可能
な精錬技術の限界を考慮して０．１％以下に制限する。
【００２５】Ｍｎは、溶解時の脱酸、脱酸剤として一般
的に使用されている。しかし、ＭｎはＳと結合して非金
属介在物を形成し、靱性を低下させ、また、Ｓｉと同様
に焼戻し脆化感受性を増大させる作用がある。現在、炉
外精錬などの精錬技術によりＳ量の低減が容易となり、
Ｍｎを合金成分として添加する必要がなくなってきてい
る。本発明では、Ｍｎを不純物とし、その許容含有量を
精錬技術の限界を考慮して０．３％以下に制限する。
的に使用されている。しかし、ＭｎはＳと結合して非金
属介在物を形成し、靱性を低下させ、また、Ｓｉと同様
に焼戻し脆化感受性を増大させる作用がある。現在、炉
外精錬などの精錬技術によりＳ量の低減が容易となり、
Ｍｎを合金成分として添加する必要がなくなってきてい
る。本発明では、Ｍｎを不純物とし、その許容含有量を
精錬技術の限界を考慮して０．３％以下に制限する。
【００２６】Ｐは、焼戻し脆化感受性を増大させる元素
であり、経年劣化させ減少させ、信頼性を向上させるた
めには、極力減少させることが望ましく、その許容含有
量を精錬技術の限界を考慮して０．０１５％以下とす
る。Ｓは、大型鋼塊においてＶ偏析及び逆Ｖ偏析の生成
傾向を助長し、また、Ｍｎ、Ｎｂ、Ｖ、Ｆｅなどと硫化
物を形成し、靱性を劣化させるので、とりべ精錬などに
より極力低減することが望ましく、その許容含有量を現
状の精錬技術の限界を考慮して０．００８％以下とす
る。
であり、経年劣化させ減少させ、信頼性を向上させるた
めには、極力減少させることが望ましく、その許容含有
量を精錬技術の限界を考慮して０．０１５％以下とす
る。Ｓは、大型鋼塊においてＶ偏析及び逆Ｖ偏析の生成
傾向を助長し、また、Ｍｎ、Ｎｂ、Ｖ、Ｆｅなどと硫化
物を形成し、靱性を劣化させるので、とりべ精錬などに
より極力低減することが望ましく、その許容含有量を現
状の精錬技術の限界を考慮して０．００８％以下とす
る。
【００２７】また、その他の不純物としてＡｓ、Ｓｎ、
Ｓｂが挙げられる。これらの不純物は、Ｐと同様に焼戻
し脆化感受性を増大させる元素であり、極力低減するこ
とが望ましい。しかし、これらの不純物元素は、原材料
に付随して不可避的に混入するものであり、精錬によっ
て除去することは困難である。したがって、原材料の厳
選によるところが大きく、焼戻し脆化感受性低減の見地
からＡｓ：０．００８％以下、Ｓｎ：０．０１％以下、
Ｓｂ：０．００５％以下とすることが望ましい。
Ｓｂが挙げられる。これらの不純物は、Ｐと同様に焼戻
し脆化感受性を増大させる元素であり、極力低減するこ
とが望ましい。しかし、これらの不純物元素は、原材料
に付随して不可避的に混入するものであり、精錬によっ
て除去することは困難である。したがって、原材料の厳
選によるところが大きく、焼戻し脆化感受性低減の見地
からＡｓ：０．００８％以下、Ｓｎ：０．０１％以下、
Ｓｂ：０．００５％以下とすることが望ましい。
【００２８】前記組成の鋼種を用いて、本発明の製造方
法によりタービンロータを製造すれば、鋼塊は、焼入れ
時の加熱により組織がオーステナイト化され、焼入れで
マルテンサイト変態して十分な強度が得られ、さらに、
焼戻しによって靱性が向上する。
法によりタービンロータを製造すれば、鋼塊は、焼入れ
時の加熱により組織がオーステナイト化され、焼入れで
マルテンサイト変態して十分な強度が得られ、さらに、
焼戻しによって靱性が向上する。
【００２９】本発明に係る高強度耐熱鋼は、均一な焼戻
しマルテンサイト組織を有しており、高低圧一体型ロー
タの熱処理としては均一熱処理を標準とする。すなわ
ち、焼入れ時の加熱温度を適正範囲とすることにより、
高中圧部（高圧部と中圧部）と低圧部とで同一の加熱温
度としても、全体として均一な、高中圧部に必要な高い
高温クリープ強度と、低圧部に必要な優れた靱性を有す
る材料が得られる。なお、高低圧一体型ロータの熱処理
法として、所望により傾斜熱処理を採用することも可能
である。傾斜熱処理とは、例えば高中圧部と低圧部との
間に断熱性仕切板を設け、高中圧部と低圧部の加熱温度
及び冷却速度を変えることにより、高中圧部と低圧部と
にそれぞれ異なった材料特性が付与できる（強度、靱
性、組織等が軸方向に沿って緩やかに変化する）方法で
ある。
しマルテンサイト組織を有しており、高低圧一体型ロー
タの熱処理としては均一熱処理を標準とする。すなわ
ち、焼入れ時の加熱温度を適正範囲とすることにより、
高中圧部（高圧部と中圧部）と低圧部とで同一の加熱温
度としても、全体として均一な、高中圧部に必要な高い
高温クリープ強度と、低圧部に必要な優れた靱性を有す
る材料が得られる。なお、高低圧一体型ロータの熱処理
法として、所望により傾斜熱処理を採用することも可能
である。傾斜熱処理とは、例えば高中圧部と低圧部との
間に断熱性仕切板を設け、高中圧部と低圧部の加熱温度
及び冷却速度を変えることにより、高中圧部と低圧部と
にそれぞれ異なった材料特性が付与できる（強度、靱
性、組織等が軸方向に沿って緩やかに変化する）方法で
ある。
【００３０】次に、高低圧一体型タービンロータを製造
する際の焼入れ及び焼戻し時の温度について説明する。
焼入れ加熱温度（オーステナイト化温度）は均一熱処理
の場合は１０００〜１１５０℃とする。この温度が１０
００℃未満では、十分な高温クリープ強さが得られず、
また１１５０℃を超えると、高温での切欠弱化、低温靱
性の低下などが認められることから上記範囲とする。
する際の焼入れ及び焼戻し時の温度について説明する。
焼入れ加熱温度（オーステナイト化温度）は均一熱処理
の場合は１０００〜１１５０℃とする。この温度が１０
００℃未満では、十分な高温クリープ強さが得られず、
また１１５０℃を超えると、高温での切欠弱化、低温靱
性の低下などが認められることから上記範囲とする。
【００３１】高中圧部と低圧部の加熱温度に差を設けて
傾斜熱処理とする場合には、高中圧部のオーステナイト
化温度は均一熱処理と同じ１０００〜１１５０℃でよ
い。低圧部では高い靱性が要求される低圧部のオーステ
ナイト化温度は高中圧部よりも低い方が望ましく、９５
０℃以上でかつ高中圧部の加熱温度よりも３０〜８０℃
低い温度とする。９５０℃未満では、フェライト相が生
成しやすく、低温の強度が十分に得られない。なお、低
圧部のオーステナイト化温度を、高中圧部のオーステナ
イト化温度よりも３０〜８０℃低い温度とするのは、傾
斜熱処理の作用効果を得るには３０℃以上の温度差を付
ける必要があり、また、その温度差が８０℃を超えると
製造が難しいためである。
傾斜熱処理とする場合には、高中圧部のオーステナイト
化温度は均一熱処理と同じ１０００〜１１５０℃でよ
い。低圧部では高い靱性が要求される低圧部のオーステ
ナイト化温度は高中圧部よりも低い方が望ましく、９５
０℃以上でかつ高中圧部の加熱温度よりも３０〜８０℃
低い温度とする。９５０℃未満では、フェライト相が生
成しやすく、低温の強度が十分に得られない。なお、低
圧部のオーステナイト化温度を、高中圧部のオーステナ
イト化温度よりも３０〜８０℃低い温度とするのは、傾
斜熱処理の作用効果を得るには３０℃以上の温度差を付
ける必要があり、また、その温度差が８０℃を超えると
製造が難しいためである。
【００３２】焼戻し温度については、５３０℃未満では
十分な焼戻し効果が得られず、したがって、良好な靱性
が得られない。また、７００℃を超えた焼戻し温度で
は、所望の強度が得られないため、焼戻し温度は５３０
〜７００℃と限定する。
十分な焼戻し効果が得られず、したがって、良好な靱性
が得られない。また、７００℃を超えた焼戻し温度で
は、所望の強度が得られないため、焼戻し温度は５３０
〜７００℃と限定する。
【００３３】
【実施例】以下、実施例により本発明をさらに具体的に
説明する。なお、実施例において高圧部とは高圧部、中
圧部及び低圧部に分けた場合の高中圧部に相当する。 （実施例１）供試材として用いた１１種類の耐熱鋼の化
学組成を表１に示す。このうちＮｏ．１からＮｏ．７は
本発明に係る耐熱鋼の化学組成範囲内の鋼であり、Ｎ
ｏ．８〜Ｎｏ．１１は本発明に係る耐熱鋼の化学組成範
囲外の比較材である。これらの比較材はいずれもＭｎの
添加量が本発明の範囲外であるが、さらに、Ｎｏ．９は
Ｓｉの添加量が、Ｎｏ．１０はＭｏの添加量が本発明の
範囲に入らない鋼である。Ｎｏ．１０は例えば特開昭６
２−１０３３４５号公報に開示れている鋼で、高中圧蒸
気タービン用ロータ材として使用されているものであ
り、Ｎｏ．９は従来材の１２％Ｃｒ鋼成分である。
説明する。なお、実施例において高圧部とは高圧部、中
圧部及び低圧部に分けた場合の高中圧部に相当する。 （実施例１）供試材として用いた１１種類の耐熱鋼の化
学組成を表１に示す。このうちＮｏ．１からＮｏ．７は
本発明に係る耐熱鋼の化学組成範囲内の鋼であり、Ｎ
ｏ．８〜Ｎｏ．１１は本発明に係る耐熱鋼の化学組成範
囲外の比較材である。これらの比較材はいずれもＭｎの
添加量が本発明の範囲外であるが、さらに、Ｎｏ．９は
Ｓｉの添加量が、Ｎｏ．１０はＭｏの添加量が本発明の
範囲に入らない鋼である。Ｎｏ．１０は例えば特開昭６
２−１０３３４５号公報に開示れている鋼で、高中圧蒸
気タービン用ロータ材として使用されているものであ
り、Ｎｏ．９は従来材の１２％Ｃｒ鋼成分である。
【００３４】これらの耐熱鋼を実験室的規模の真空溶解
炉にて溶解し、５０ｋｇ鋼塊を溶製した。これらの鋼塊
を実機のロータ材を想定して均一加熱と鍛造（据込１／
２．８Ｕ、鍛伸３．７Ｓの鍛練）を行って、小型鍛造材
を製作した。その後、この鍛造材を結晶粒度調整を目的
に予備熱処理（例えば、１０５０℃空冷及び６５０℃空
冷）を施した。この鍛造材を、高圧部直径１２００ｍｍ
の大型高低圧一体型ロータの中心部の焼入冷却速度をシ
ミュレートした条件で熱処理した。すなわち、１０７０
℃で１５時間加熱して完全にオーステナイト化後、ロー
タの高圧部中心部の焼入冷却速度：約１００℃／ｈの冷
却速度で焼入れした後、５５０℃で１５時間の１次焼戻
しと６６０℃〜７００℃で２３時間の２次焼戻しを行っ
た。
炉にて溶解し、５０ｋｇ鋼塊を溶製した。これらの鋼塊
を実機のロータ材を想定して均一加熱と鍛造（据込１／
２．８Ｕ、鍛伸３．７Ｓの鍛練）を行って、小型鍛造材
を製作した。その後、この鍛造材を結晶粒度調整を目的
に予備熱処理（例えば、１０５０℃空冷及び６５０℃空
冷）を施した。この鍛造材を、高圧部直径１２００ｍｍ
の大型高低圧一体型ロータの中心部の焼入冷却速度をシ
ミュレートした条件で熱処理した。すなわち、１０７０
℃で１５時間加熱して完全にオーステナイト化後、ロー
タの高圧部中心部の焼入冷却速度：約１００℃／ｈの冷
却速度で焼入れした後、５５０℃で１５時間の１次焼戻
しと６６０℃〜７００℃で２３時間の２次焼戻しを行っ
た。
【００３５】次に、低圧部直径２０００ｍｍの大型高低
圧一体型ロータの中心部の焼入冷却速度シミュレートし
た熱処理を行った。すなわち、１０７０℃で１５時間加
熱後、ロータの低圧部中心部の焼入冷却速度：約４０℃
／ｈの冷却速度で焼入れした後、前述の高圧部と同様に
５５０℃で１５時間の１次焼戻しと６６０〜７００℃で
２３時間の２次焼戻しを行った。なお、焼戻し処理の条
件は、高圧部及び低圧部ともにロータ材の設計に必要な
強度、すなわち室温における０．２％耐力が７０ｋｇ／
ｍｍ2 以上となるように調整されたものである。
圧一体型ロータの中心部の焼入冷却速度シミュレートし
た熱処理を行った。すなわち、１０７０℃で１５時間加
熱後、ロータの低圧部中心部の焼入冷却速度：約４０℃
／ｈの冷却速度で焼入れした後、前述の高圧部と同様に
５５０℃で１５時間の１次焼戻しと６６０〜７００℃で
２３時間の２次焼戻しを行った。なお、焼戻し処理の条
件は、高圧部及び低圧部ともにロータ材の設計に必要な
強度、すなわち室温における０．２％耐力が７０ｋｇ／
ｍｍ2 以上となるように調整されたものである。
【００３６】本発明鋼Ｎｏ．１〜Ｎｏ．７及び比較鋼Ｎ
ｏ．８〜Ｎｏ．１１について室温（２０℃）において引
張試験及び衝撃試験を行った。シャルピー衝撃試験結果
より衝撃値及び５０％ＦＡＴＴを求め、引張性質ととも
に表２に示す。また、本発明鋼Ｎｏ．１〜Ｎｏ．７及び
比較鋼Ｎｏ．８〜Ｎｏ．１１を６００℃及び６５０℃の
各温度でクリープ破断試験を実施、その結果から５６５
℃の１０5 時間におけるクリープ破断強度を外挿により
推定した。結果を表２に合わせて示す。
ｏ．８〜Ｎｏ．１１について室温（２０℃）において引
張試験及び衝撃試験を行った。シャルピー衝撃試験結果
より衝撃値及び５０％ＦＡＴＴを求め、引張性質ととも
に表２に示す。また、本発明鋼Ｎｏ．１〜Ｎｏ．７及び
比較鋼Ｎｏ．８〜Ｎｏ．１１を６００℃及び６５０℃の
各温度でクリープ破断試験を実施、その結果から５６５
℃の１０5 時間におけるクリープ破断強度を外挿により
推定した。結果を表２に合わせて示す。
【００３７】表２から明らかなように、いずれの本発明
鋼の場合も室温における０．２％耐力は７０ｋｇ／ｍｍ
2 以上の強度レベルとなっており、高低圧一体型蒸気タ
ービンロータ材として十分な強度を有している。また、
伸び、絞りも一般のロータ材で要求される伸び１６％以
上、絞り４５％以上を十分に満足している。一方、衝撃
特性であるが、高低圧一体型蒸気タービンロータ材の低
圧部５０％ＦＡＴＴの目標値は＋２０℃であるが、本発
明鋼であるＮｏ．１〜Ｎｏ．７はいずれの場合も目標値
以下であり、充分な靱性を有していることがわかる。こ
れに対して、比較鋼であるＮｏ．８〜Ｎｏ．１１の５０
％ＦＡＴＴは２５〜４５℃と高く目標値を満足せず、高
低圧一体型ロータ材として靱性が不十分であることがわ
かる。
鋼の場合も室温における０．２％耐力は７０ｋｇ／ｍｍ
2 以上の強度レベルとなっており、高低圧一体型蒸気タ
ービンロータ材として十分な強度を有している。また、
伸び、絞りも一般のロータ材で要求される伸び１６％以
上、絞り４５％以上を十分に満足している。一方、衝撃
特性であるが、高低圧一体型蒸気タービンロータ材の低
圧部５０％ＦＡＴＴの目標値は＋２０℃であるが、本発
明鋼であるＮｏ．１〜Ｎｏ．７はいずれの場合も目標値
以下であり、充分な靱性を有していることがわかる。こ
れに対して、比較鋼であるＮｏ．８〜Ｎｏ．１１の５０
％ＦＡＴＴは２５〜４５℃と高く目標値を満足せず、高
低圧一体型ロータ材として靱性が不十分であることがわ
かる。
【００３８】さらに、表２から本発明鋼Ｎｏ．１〜Ｎ
ｏ．７の５６５℃×１０5 ｈｒクリープ破断強度は、い
ずれも１４ｋｇｆ／ｍｍ2 以上あり、クリープ破断強度
が改善されており、格段にクリープ破断寿命が長いこと
がわかる。なお、比較鋼Ｎｏ．８及びＮｏ．１０は、上
述の通り靱性が目標値を満足しないものの、５６５℃×
１０5 ｈのクリープ破断強度は１４ｋｇｆ／ｍｍ2 以上
あり、本発明鋼のそれらと同等とみなすことができる。
これらの材料試験結果より明らかなように、本発明鋼
は、高温クリープ強さ、靱性ともに優れていた。これに
対して、比較鋼は高温クリープ強さと靱性の両方を満足
することはできなかった。
ｏ．７の５６５℃×１０5 ｈｒクリープ破断強度は、い
ずれも１４ｋｇｆ／ｍｍ2 以上あり、クリープ破断強度
が改善されており、格段にクリープ破断寿命が長いこと
がわかる。なお、比較鋼Ｎｏ．８及びＮｏ．１０は、上
述の通り靱性が目標値を満足しないものの、５６５℃×
１０5 ｈのクリープ破断強度は１４ｋｇｆ／ｍｍ2 以上
あり、本発明鋼のそれらと同等とみなすことができる。
これらの材料試験結果より明らかなように、本発明鋼
は、高温クリープ強さ、靱性ともに優れていた。これに
対して、比較鋼は高温クリープ強さと靱性の両方を満足
することはできなかった。
【００３９】
【表１】
【００４０】
【表２】
【００４１】
【発明の効果】以上説明したように、本発明の高強度耐
熱鋼は高温クリープ強さに優れ、靱性の著しく良好な高
強度耐熱鋼であり、かかる特性が要求される高圧部と低
圧部を一体化したタービンロータ軸材などの耐熱材料と
して適用が可能である。また、焼戻し脆化感受性に影響
を及ぼす不純物元素含有量を低減させることによって、
より一層の信頼性が得られるようになった。なお、従来
鋼よりも、優れた高温クリープ強さが得られることか
ら、本鋼種が高低圧一体型のロータ軸材のみならず、比
較的靱性を要求されない中圧、高圧、超高圧用のロータ
軸材料などに適用の範囲が広がる効果もある。また、本
発明の高強度耐熱鋼はタービンロータのみならずボルト
等のタービン部材等にも適用可能である。
熱鋼は高温クリープ強さに優れ、靱性の著しく良好な高
強度耐熱鋼であり、かかる特性が要求される高圧部と低
圧部を一体化したタービンロータ軸材などの耐熱材料と
して適用が可能である。また、焼戻し脆化感受性に影響
を及ぼす不純物元素含有量を低減させることによって、
より一層の信頼性が得られるようになった。なお、従来
鋼よりも、優れた高温クリープ強さが得られることか
ら、本鋼種が高低圧一体型のロータ軸材のみならず、比
較的靱性を要求されない中圧、高圧、超高圧用のロータ
軸材料などに適用の範囲が広がる効果もある。また、本
発明の高強度耐熱鋼はタービンロータのみならずボルト
等のタービン部材等にも適用可能である。
【００４２】本発明の方法によれば、前記高強度耐熱鋼
からなる高低圧一体型タービンロータを容易に製造する
ことができる。さらに、この方法における熱処理方法
は、均一熱処理を標準としているが、所望により傾斜熱
処理を採用することも可能であり、その場合には、焼入
れ温度を高、中圧部と低圧部とで変化させることによ
り、部位に応じて、適した機械的特性（高温クリープ強
さ、靱性）が得られる効果がある。
からなる高低圧一体型タービンロータを容易に製造する
ことができる。さらに、この方法における熱処理方法
は、均一熱処理を標準としているが、所望により傾斜熱
処理を採用することも可能であり、その場合には、焼入
れ温度を高、中圧部と低圧部とで変化させることによ
り、部位に応じて、適した機械的特性（高温クリープ強
さ、靱性）が得られる効果がある。
【００４３】本発明に係る高低圧一体型ロータは高温ク
リープ強さに優れ、さらに靱性に著しく良好であるた
め、タービンの使用蒸気温度を向上させて（例えば５６
６℃対応以上）の熱効率の向上やタービンロータの大容
量化を図ることができる。
リープ強さに優れ、さらに靱性に著しく良好であるた
め、タービンの使用蒸気温度を向上させて（例えば５６
６℃対応以上）の熱効率の向上やタービンロータの大容
量化を図ることができる。
【図１】ロータ直径とロータ温度の関係で整理した場合
のロータ材の選定基準の例を示す図。
のロータ材の選定基準の例を示す図。
─────────────────────────────────────────────────────
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）
Ｆ０１Ｄ 25/00 Ｆ０１Ｄ 25/00 Ｌ
(72)発明者 河合 久孝
兵庫県高砂市荒井町新浜２丁目１番１号
三菱重工業株式会社高砂製作所内
Ｆターム(参考） 3G002 AA07 AA11 AA13 AB08 EA06
4K042 AA14 BA01 BA02 CA02 CA04
CA07 CA08 CA09 CA10 CA13
DA01 DA02
Claims (4)
- 【請求項１】 重量％でＣ：０．０５〜０．２％、Ｎ
ｉ：１〜１．５％（１及び１．５％は含まず）、Ｃｒ：
９．５〜１０．５％、Ｍｏ：０．３〜２％、Ｖ：０．１
〜０．３％、Ｎ：０．０１〜０．０８％及びＮｂ：０．
０２〜０．１５％を含有し、さらに重量％でＴａ：０．
０２〜０．２％、Ｂ：０．００１〜０．０３％、Ｗ：１
〜２％、Ｃｏ：１〜４％のうちの一種又は二種以上を含
有し、残部が実質的にＦｅからなり、不純物として重量
％でＳｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．３％以下、Ｐ：
０．０１５％以下、Ｓ：０．００８％以下を含有した組
成であり、Ｍ23Ｃ6 型炭化物及び金属間化合物を主とし
て結晶粒界及びマルテンサイト境界に析出させ、かつＭ
Ｘ型炭化窒化物をマルテンサイトラス内部に析出させた
金属組織を有し、０．２％耐力が７５．８ｋｇｆ／ｍｍ
2 以上であることを特徴とする高低圧一体型ロータ用高
強度耐熱鋼。 - 【請求項２】 溶解、精錬、造塊する工程と、該工程に
より得られた鋼塊より所望形状のタービンロータ素体に
鍛造成形する工程と、前記タービンロータ素体を１００
０〜１１５０℃に加熱して焼入れする工程と、前記焼入
れされたタービンロータ素体に、５３０℃〜７００℃の
焼戻しを１回以上施す工程とを具備することにより請求
項１に記載の高強度耐熱鋼からなるタービンロータとす
ることを特徴とする高低圧一体型タービンロータの製造
方法。 - 【請求項３】 溶解、精錬、造塊する工程と、該工程に
より得られた鋼塊より所望形状のタービンロータ素体に
鍛造成形する工程と、前記タービンロータ素体を高中圧
部は１０００〜１１５０℃、低圧部は９５０℃以上でか
つ高中圧部よりも３０〜８０℃低い温度に加熱して焼入
れする工程と、前記焼入れされたタービンロータ素体
に、５３０℃〜７００℃の焼戻しを１回以上施す工程と
を具備することにより請求項１に記載の高強度耐熱鋼か
らなるタービンロータとすることを特徴とする高低圧一
体型タービンロータの製造方法。 - 【請求項４】 重量％でＣ：０．０５〜０．２％、Ｎ
ｉ：１〜１．５％（１及び１．５％は含まず）、Ｃｒ：
９．５〜１０．５％、Ｍｏ：０．３〜２％、Ｖ：０．１
〜０．３％、Ｎ：０．０１〜０．０８％及びＮｂ：０．
０２〜０．１５％を含有し、さらに重量％でＴａ：０．
０２〜０．２％、Ｂ：０．００１〜０．０３％、Ｗ：１
〜２％、Ｃｏ：１〜４％のうちの一種又は二種以上を含
有し、残部が実質的にＦｅからなり、不純物として重量
％でＳｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．３％以下、Ｐ：
０．０１５％以下、Ｓ：０．００８％以下を含有した組
成であり、Ｍ23Ｃ6 型炭化物及び金属間化合物を主とし
て結晶粒界及びマルテンサイト境界に析出させ、かつＭ
Ｘ型炭化窒化物をマルテンサイトラス内部に析出させた
耐熱鋼より形成されてなることを特徴とする高低圧一体
型タービンロータ。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2002137255A JP2003027192A (ja) | 2002-05-13 | 2002-05-13 | 高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼及びタービンロータ |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2002137255A JP2003027192A (ja) | 2002-05-13 | 2002-05-13 | 高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼及びタービンロータ |
Related Parent Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP29232697A Division JP3546127B2 (ja) | 1997-10-24 | 1997-10-24 | 高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼及びタービンロータ |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2003027192A true JP2003027192A (ja) | 2003-01-29 |
Family
ID=19194499
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2002137255A Pending JP2003027192A (ja) | 2002-05-13 | 2002-05-13 | 高低圧一体型ロータ用高強度耐熱鋼及びタービンロータ |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2003027192A (ja) |
Cited By (2)
| 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 |
| CN102181789A (zh) * | 2011-04-27 | 2011-09-14 | 四川六合锻造股份有限公司 | 用于超临界汽轮机叶片的耐热钢材料及其制备方法 |
-
2002
- 2002-05-13 JP JP2002137255A patent/JP2003027192A/ja active Pending
Cited By (2)
| 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 |
| CN102181789A (zh) * | 2011-04-27 | 2011-09-14 | 四川六合锻造股份有限公司 | 用于超临界汽轮机叶片的耐热钢材料及其制备方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20050712 |
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| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20051227 |