JP2012077667A - 蒸気タービン用ロータシャフト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 - Google Patents

Abstract

【課題】６００℃以上及び５万時間以上の特定の温度及び長時間側において高温長時間側強度の優れた蒸気タービン発電プラントを提供することを課題とする。
【解決手段】質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成されるロータシャフトとそれを用いた高圧タービン１１０、中圧タービン１２０並びに蒸気タービン発電プラント１００とする。
【選択図】図１

Description

本発明は蒸気タービン用ロータシャフト、それを用いた高圧、中圧、高中圧一体型の蒸気タービン、及び、それを用いた蒸気タービン発電プラントに関し、特に超々臨界圧発電プラントに用いられる蒸気タービン発電プラントに関するものである。

近年、火力発電プラントは効率向上の観点から高温高圧化が注目視されており、蒸気タービンの蒸気温度は現在最高の６００℃から、さらに究極的には、６５０℃が目標となっている。蒸気温度を高めるためには、タービンを構成する素材として、従来使われているフェライト系耐熱鋼より高温強度の優れた耐熱材料が必要である。例えば、オーステナイト系耐熱合金の中には高温強度の優れたものがあるが、熱膨張係数が大きいために熱疲労強度が劣る問題がある。

このため、高温強度を改良した新しいフェライト系耐熱鋼の例として特許文献１、特許文献２及び特許文献３がある。また、蒸気タービン発電プラントとしては、特許文献４、及び特許文献５が知られている。

特開平４−１４７９４８号公報 特開平９−２９６２５８号公報 特公平８−３０２４９号公報 特開平７−２３３７０４号公報 特開平１１−９３６０３号公報

しかしながら、特許文献１〜特許文献５に提案されている合金は、多くのＷ、Ｃｏを含有するため、長時間側で脆弱な金属間化合物を形成し、また、Ｎｉを含有するため転位強化組織の回復を促進して組織安定性を低めて長時間クリープ強度を低下させるため、６５０℃という究極の蒸気温度を達成するには、未だ高温強度が不十分である。したがって、高温強度が高く、しかも長時間の使用でも強度が安定したフェライト系耐熱鋼の開発が望まれていた。

そこで本発明は、６００℃以上及び５万時間以上の特定の温度及び長時間側において高温長時間側強度の優れた蒸気タービン用ロータシャフトとそれを用いた高圧、中圧、高中圧一体型の蒸気タービン並びに蒸気タービン発電プラントを提供することを課題とする。

前記課題を解決するため、本発明は、質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成されることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトとする。

また本発明は、質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成され、６５０℃、１０^５時間クリープ破断強度が９８Ｎ／ｍｍ^２以上であることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトとする。

また本発明は、ロータシャフトと、前記ロータシャフトに植設された動翼と、前記動翼への蒸気の流入を案内する静翼及び当該静翼を保持する内部ケーシングと、を備えた蒸気タービンで、前記動翼は少なくとも片側に５段以上を有して初段が複流である高圧タービン、前記動翼は左右対称に各６段以上を有して前記ロータシャフトの中央部に初段が植設された複流構造である中圧タービン、前記動翼が６段以上植設されるとともに蒸気発生器で発生した高温高圧の蒸気が前記ロータシャフトの中央部から流入する高圧側タービン部及び前記動翼が５段以上植設されるとともに前記高圧側タービン部から排気されて再熱器で加熱された蒸気が前記ロータシャフトの中央部から流入する中圧側タービン部がタンデムに結合された高中圧一体型タービンの少なくとも１つとする。そして、前記ロータシャフトが、前記した組成の蒸気タービン用ロータシャフト、又は質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，好ましくは０．０７〜０．１２％，より好ましくは０．０７〜０．０９％，Ｓｉ０．１５％以下，好ましくは０．１０％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，好ましくは０．２〜０．８％，より好ましくは０．３〜０．６％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，好ましくは０．０１〜０．１％，より好ましくは０．０２〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，好ましくは８．８〜１０．０％，より好ましくは９．０〜９．８％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，好ましくは０．１０〜０．４５％，より好ましくは０．２０〜０．４０％，Ｗ１．０〜３．０％，好ましくは１．５〜２．８％，より好ましくは１．８〜２．５％，Ｖ０．０５〜０．３％，好ましくは０．１０〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，好ましくは０．０３〜０．０９％，より好ましくは０．０３〜０．０７％，Ｃｏ０．５〜２．５％，好ましくは１．０〜２．５％，より好ましくは１．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，好ましくは０．００６〜０．０３％，より好ましくは０．０１〜０．０２％，Ｂ０．００１〜０．０３０％，好ましくは０．００３〜０．０２％，より好ましくは０．００５〜０．０１％，及びＡｌ０．０００５〜０．００６％，好ましくは０．０００８〜０．００５％，より好ましくは０．００１〜０．００４％を含む特定のマルテンサイト鋼により構成される蒸気タービン用ロータシャフトであることを特徴とする。

Ｃ（炭素）は焼入性を確保し、また焼もどし過程でＭ_２３Ｃ_６型炭化物を析出させて高温強度を高めるために不可欠の元素であり、最低０．０６％を必要とするが、０．１３％を超えるとＭ_２３Ｃ_６型炭化物を過度に析出させ、マトリックス強度を低めてかえって長時間側の高温強度を損なうので、０．０６〜０．１３％に限定する。好ましくは、０．０７〜０．１２％、さらに好ましくは０．０７〜０．０９％である。

Ｓｉ（ケイ素）はラーベス相の生成を促し、また粒界偏析等により延性を低下させるので、０．１５％以下に制限する。好ましくは、０．１０％以下である。しかし、Ｓｉは脱酸剤として０．０３％以上の極めて微量加えることによって後記するＡｌ脱酸との関係から良好な高温特性が得られるものである。

Ｍｎ（マンガン）は、δフェライトの生成を抑制し、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の析出を促進する元素として最低０．１％は必要であるが、１．０％を超えると耐酸化性を劣化させるので、０．１〜１．０％に限定する。好ましくは、０．２〜０．８％であり、さらに好ましくは、０．３〜０．６％である。

Ｎｉ（ニッケル）は本発明を従来の発明と区別して特徴づける重要な元素である。Ｎｉはδフェライトの生成を抑制し、靭性を付与する元素であり、最低０．００５％必要であるが、ＮｉとＭｏとで表される関係式（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）の値が０．３〜０．９％の特定の関係においては０．１％以下含むことができ、ＮｉとＭｏとの相互作用により長時間クリープ破断強度を改善するため、０．００５〜０．１％に限定する。好ましくは０．０１〜０．１％、より好ましくは０．０２〜０．１％である。

Ｃｒ（クロム）は耐酸化性を付与し、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物を析出させて高温強度を高めるために不可欠の元素であり、最低８．５％必要であるが、ＣとＣｒとで表される関係式（１００×Ｃ＋Ｃｒ）の値が１５．５〜２０．５％の特定の関係においては、長時間クリープ強度における組織を安定化して強度を高めるため、１０％以下を含むことができ、８．５〜１０．０％に限定する。好ましくは、８．８〜１０．０％、より好ましくは、９．０〜９．８％である。

Ｍｏ（モリブデン）はＭ_２３Ｃ_６型炭化物の微細析出を促進し、凝集を妨げる作用があり、このため高温強度を長時間保持するのに有効で、最低０．０５％必要であるが、０．５０％以上になるとラーベス相を生成し易くするので０．０５〜０．５０％に限定する。好ましくは、０．１０〜０．４５％で、より好ましくは、０．２〜０．４％である。

Ｗ（タングステン）はＭｏ以上にＭ_２３Ｃ_６型炭化物の凝集粗大化を抑制する作用が強く、またマトリックスを固溶強化するので高温強度の向上に有効であり、最低１．０％必要であるが、３．０％を超えるとδフェライトやラーベス相を生成しやすくなり、逆に高温強度を低下させるので１．０〜３．０％に限定する。好ましくは、１．５〜２．８％、より好ましくは、１．８〜２．５％である。

Ｖ（バナジウム）は、Ｖの炭窒化物を析出して高温強度を高めるのに有効であり、最低０．０５％を必要とするが、０．３％を超えると炭素を過度に固定し、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の析出量を減じて逆に高温強度を低下させるので０．０５〜０．３％に限定する。好ましくは、０．１０〜０．３０％である。

Ｎｂ（ニオブ）及びＴａ（タンタル）の少なくとも一つは、ＮｂＣ、ＴａＣを生成して結晶粒の微細化に役立ち、また一部は焼入れの際固溶して焼もどし過程でＮｂＣ、ＴａＣを析出し、高温強度を高める作用があり、最低０．０２％必要であるが、０．１０％を超えるとＶと同様炭素を過度に固定してＭ_２３Ｃ_６型炭化物の析出量を減少し、高温強度の低下を招くので０．０２〜０．１０％に限定する。好ましくは、０．０３〜０．０９％、より好ましくは、０．０３〜０．０７％である。

Ｃｏ（コバルト）はδフェライトを抑制し、固溶強化により高温強度を高めるのに有効であり、最低０．５％必要であるが、２．５％を超えるとラーベス相の生成を促進し、組織を不安定化して高温強度を低めるため、０．５〜２．５％に限定する。好ましくは、１．０〜２．５％、より好ましくは、１．５〜２．５％である。

Ｎ（窒素）はＶの窒化物を析出したり、また固溶した状態でＭｏやＷと共同でＩＳ効果（侵入型固溶元素と置換型固溶元素の相互作用）により高温強度を高める作用があり、最低０．００５％は必要であるが、０．０３５％を超えると、Ｂとの相互作用によりＢＮを形成してＮとＢそれぞれの添加効果が得られずに高温強度を低下させるので、０．００５〜０．０３５％に限定する。好ましくは、０．００６〜０．０３％、より好ましくは、０．０１〜０．０２％である。

Ａｌ（アルミニウム）は脱酸剤及び結晶粒微細化剤として０．０００５％以上添加される。しかし、Ａｌは強窒化物形成元素であり、クリープに有効に働く窒素を固着することにより、特に０．００６％を超えると６２５〜７００℃といった高温域での５万時間以上の長時間クリープ強度を低下させる作用を有する。また、ＡｌはＷを主体とする脆弱な金属間化合物であるラーベス相の析出を促進し、結晶粒界への析出を招き長時間側のクリープ破断強度を低下させる。特に、極度の結晶粒微細化では粒界にラーベス相が連続に析出する。従って、その上限を０．００６％とするものである。好ましくは、０．０００８〜０．００５％、より好ましくは、０．００１〜０．００４％である。

Ｂ（ホウ素）は粒界強化作用とＭ_２３Ｃ_６中に固溶し、Ｍ_２３Ｃ_６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、最低０．００１％添加すると有効であるが、０．０３０％を超えると溶接性や鍛造性を害するので、０．００１〜０．０３０％に限定する。好ましくは、０．００３〜０．０２％、より好ましくは、０．００５〜０．０１％である。

また、次式１によって求められるクロム当量（Ｃｒ当量）は４〜１０が好ましく、特に６．５〜９．５が好ましい。
Ｃｒ当量＝−４０Ｃ（％）−３０Ｎ（％）−２Ｍｎ（％）−４Ｎｉ（％）＋Ｃｒ（％）＋６Ｓｉ（％）＋４Ｍｏ（％）＋１．５Ｗ（％）＋１１Ｖ（％）＋５Ｎｂ（％）＋２．５Ｔａ（％）−２Ｃｏ（％） ・・・式１
また、本発明に係る蒸気タービン用ロータシャフトはインゴットを真空溶解、真空Ｃ脱酸、ＥＳＲ溶解によって鋳造し、鍛造を行った後、９００〜１１５０℃で加熱し、中心孔で５０〜６００℃／ｈ冷却による焼入れ、次いで５００〜６２０℃で１次焼戻し及びそれより高い温度の６００〜７５０℃での２次焼戻しが施される。

また、本発明に係る蒸気タービン発電プラントは、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、又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いずれも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、高圧タービン及び中圧タービンは、それぞれ前記した高圧タービン及び中圧タービンからなり、又、そのロータシャフトが、前記した蒸気タービン用ロータシャフトからなることを特徴とする。

次に、本発明に係る蒸気タービン発電プラントの概略構成を説明する。
本発明に係る蒸気タービン発電プラントにおいて、高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧一体型タービンは、初段動翼への蒸気入口温度が５９３〜６６０℃（５９３〜６０５℃、６１０〜６２０℃、６２０〜６３０℃、６３０〜６４０℃）の範囲が好ましく、又圧力が２４．５ＭＰａ（２５０ｋｇｆ／ｃｍ^２）以上（好ましくは２４．１〜３１．０ＭＰａ（２４６〜３１６ｋｇｆ／ｃｍ^２））又は１６．７〜１９．６ＭＰａ（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、各蒸気温度に対応した温度での１０^５時間クリープ破断強度が９８Ｎ／ｍｍ^２以上（好ましくは１６０Ｎ／ｍｍ^２以上）である前記したＣｒ８．５〜１０．０％（好ましくは、８．８〜１０．０％、より好ましくは９．０〜９．８％）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が好ましい。更に、前記動翼の初段又は２段、又は３段までがＮｉ基合金によって構成されることが好ましい。前記低圧タービンは初段動翼への蒸気入口温度が３５０〜４００℃の範囲が好ましい。

以下に、本発明に係る蒸気タービン発電プラントを構成する蒸気タービンの好ましい構成を示す。

（１）本発明に係る高圧タービンは、動翼を７段以上、好ましくは９段以上、より好ましくは９〜１２段有して初段動翼が複流であり、高圧タービン用のロータシャフト（以下、高圧ロータシャフトと称する場合がある）は軸受中心間距離（Ｌ）が５０００ｍｍ以上（好ましくは５１００〜６５００ｍｍ）が好ましい。また、翼部の長さは初段動翼から最終段まで２５〜１８０ｍｍが好ましい。

（２）本発明に係る中圧タービンは、動翼を、ロータシャフトの長手方向に沿って側面視で左右対称に各６段以上、好ましくは各６〜９段有し、中圧タービン用のロータシャフト（以下、中圧ロータシャフトと称する場合がある）の中央部に初段動翼が植設された複流構造であり、中圧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）が好ましい。また、翼部の長さは６０〜３００ｍｍが好ましい。

（３）本発明に係る高中圧一体型タービンは、高圧側タービン部の動翼を７段以上、好ましくは８段以上有し、且つ、中圧側タービン部の動翼を５段以上、好ましくは６段以上有することが好適である。また、高中圧一体型タービンのロータシャフト（以下、高中圧ロータシャフトと称する場合がある）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。さらに、翼部の長さは、高圧側タービン部は２５〜２００ｍｍ、中圧側タービン部は１００〜３５０ｍｍが好ましい。

（４）本発明に係る高圧ロータシャフト、中圧ロータシャフト及び高中圧ロータシャフトは、前記した組成を有する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、前記した式１で示されるＣｒ当量を６．５〜９．５に成分調整することが好ましい。

（５）本発明に係る高圧ロータシャフト、中圧ロータシャフト及び高中圧ロータシャフトは、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、それ以降を同じ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質量％程度少なくし、それ以降の溶接層のＣｒ量を０．５〜３質量％（好ましくは１〜２．５質量％）とするものである。

なお、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が、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。

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１８ｍｍ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ベイナイト組織を有し、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質量で、Ｃ０．０１〜０．１％，Ｓｉ０．３〜１％，Ｍｎ０．３〜１．５％，Ｃｒ０．５〜３％，Ｍｏ０．１〜１．５％を含み残部がＦｅからなるものが好ましい。

（６）本発明に係る高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型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、主蒸気止め弁は、前記したマルテンサイト系耐熱鋼から構成されることが好ましい。

２４．５ＭＰａ（２５０ｋｇｆ／ｃｍ^２）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１０^５時間クリープ破断強度８８Ｎ／ｍｍ^２以上、室温衝撃吸収エネルギー９．８Ｊ以上が好ましい。

（７）本発明に係る高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンの内部ケーシング材は、前記各蒸気温度に対応した温度での１０^５時間クリープ破断強度が６８Ｎ／ｍｍ^２以上（好ましくは７８Ｎ／ｍｍ^２以上）であるＣｒ８〜１２質量％を含有するマルテンサイト鋳鋼により構成される。具体的な組成は、質量で、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。Ｗ量は、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％，６６０℃では３．１〜３．５％が好ましい。

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％以下の単独又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、Ｎｂの添加を省略することができる。

（８）本発明に係る低圧タービンは、回転速度が３０００ｒｐｍ又は３６００ｒｐｍであり、ロータシャフトに植設される前記動翼は蒸気入口を中心として側面視で左右対称に各５段以上、好ましくは各６段以上、より好ましくは各８〜１０段有し、ロータシャフトの中央部に初段動翼が植設された複流構造であり、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６６００〜７５００ｍｍ）が好ましい。また、翼部の長さは初段動翼が９０ｍｍ以上が好ましい。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７８４Ｎ／ｍｍ^２（８０ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上、０．２％耐力が８５８Ｎ／ｍｍ^２（８７．５ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上又は引張強さが９０２Ｎ／ｍｍ^２（９２ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上、及びＦＡＴＴ（脆性延性遷移温度）が−５℃以下又は２０℃Ｖノッチ衝撃値が９８Ｊ／ｃｍ^２以上であるベイナイト鋼により構成されることが好ましい。

また、低圧タービンの最終段翼は、Ｔｉ基合金又は１７―４ＰＨ鋼、１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼が用いられ、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ことと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。Ｔｉ基合金は、Ａｌ３〜８％及びＶ３〜６％を含み、時効処理が施されるものである。又、後者の１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼は、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前記した式１で示される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、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００〜１１００℃（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１０〜３０℃高くするのが好ましく、１５〜２０℃高くするのがより好ましい。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。

特に、１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼として、Ｃ０．１４〜０．４０％、好ましくは０．１９〜０．４０％，Ｓｉ０．５％以下，Ｍｎ１．５％以下、Ｎｉ２〜３．５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１．５〜４％，Ｎｂ及びＴａの１種以上を合計で０．０２〜０．３％，Ｖ０．０５〜０．３５％及びＮ０．０４〜０．１５％を含むものが好ましい。
さらに、Ｃ０．２０〜０．４０％及びＭｏ１．５〜３．５％又はＣ０．１４〜０．１９％及びＭｏ２．０〜３．５％を含む組み合わせがより好ましい。

低圧タービンの最終段の翼部の長さは、３６００ｒｐｍに対しては９０９．３ｍｍ（３５．８インチ）、９５２．５ｍｍ（３７．５インチ）、１０１６．０ｍｍ（４０インチ）、１０６６．８ｍｍ（４２インチ）及び３０００ｒｐｍに対しては１０９２．２ｍｍ（４３インチ）、１１６８．４ｍｍ（４６インチ）、１２１９．２ｍｍ（４８インチ）、１２７０．０ｍｍ（５０インチ）のものが適用される。

また、最終段動翼の先端リーディングエッヂ部には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基合金は質量で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。

低圧タービンの最終段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度の傾きが好ましい。その翼部の長さが３０００ｒｐｍに対し１０９２．２ｍｍ（４３インチ）以上又は３６００ｒｐｍに対し９５２．５ｍｍ（３７．５インチ）以上であり、植込み部が１０９２．２ｍｍ（４３インチ）以上に対し９本以上及び９５２．５ｍｍ（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。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。その翼部先端部のリーディ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。

（９）低圧タービンのロータシャフト（以下、低圧ロータシャフトと称する場合がある）は質量で、Ｃ０．２〜０．３％，Ｓｉ０．１５％以下、Ｍｎ０．２５％以下，Ｎｉ３．２５〜４．５％，Ｃｒ１．６〜２．５％，Ｍｏ０．２５〜０．６％，Ｖ０．０５〜０．２５％を有し、Ｆｅ９２．５％以上の全焼戻しベイナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前記した高圧ロータシャフト、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（リン），Ｓ（硫黄），Ａｓ（ヒ素），Ｓｂ（アンチモン），Ｓｎ（スズ）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，Ａｓ各０．００５％以下、Ｓｂ０．００１％以下が好ましい。
低圧ロータシャフトは、その中心部の室温の０．０２％耐力が７８４Ｎ／ｍｍ^２（８０ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上、０．２％耐力が８５８Ｎ／ｍｍ^２（８７．５ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上又は引張強さが９０２Ｎ／ｍｍ^２（９２ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上及びＦＡＴＴが−５℃以下又は２０℃Ｖノッチ衝撃値が９８Ｊ／ｃｍ^２以上であるベイナイト鋼が好ましい。本発明に係る低圧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。

（１０）低圧タービン用の動翼の最終段以外、及び静翼は、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。

（１１）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％，Ｍｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。

（１２）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％，Ｍｏ０．３〜１．０％，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鍛鋼が好ましい。

（１３）高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンの外部ケーシングには、Ｃ０．１０〜０．２０％，Ｓｉ０．０５〜０．６％，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．１〜０．５％，Ｃｒ１〜２．５％，Ｍｏ０．５〜１．５％，Ｖ０．１〜０．３５％を含み、好ましくはＡｌ０．０２５％以下，Ｂ０．０００５〜０．００４％及びＴｉ０．０５〜０．２％の少なくとも一方を含み、全焼戻しベイ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％，Ｃｒ１．０〜１．５％，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。

（１４）蒸気温度６１０〜６５０℃における高圧、中圧、高中圧一体型の蒸気タービン（高圧側タービン部と中圧側タービン部）の初段動翼、好ましくは高圧タービン及び高中圧一体型タービンの高圧側タービン部は２段又は３段まで、中圧タービン及び高中圧一体型タービンの中圧側タービン部は２段までを前記したマルテンサイト鋼に代えて質量で、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％，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。各元素の含有量の以下については０％も含む。Ｎｉ基合金は、溶解鍛造後、溶体化処理され、時効処理される。

本発明によれば、６００℃以上及び５万時間以上の特定の温度及び長時間側において高温長時間側強度の優れた蒸気タービン用ロータシャフトが得られ、それを高圧、中圧、高中圧一体型タービンに用いて、特に超々臨界圧蒸気タービンに適用すれば、蒸気タービンの蒸気温度を６５０℃以上に高めることが可能になり、蒸気タービン発電プラントの熱効率の向上に顕著な効果が得られる。

第１の実施形態における蒸気タービン発電プラントの構成図である。 タンデムに結合された高圧タービンと中圧タービンの構造を示す断面図である。 低圧タービンの構造を示す断面図である。 第２の実施形態における蒸気タービン発電プラントの構成図である。 高中圧一体型タービンの構造を示す断面図である。 第２の実施形態における低圧タービンの構造を示す断面図である。

（蒸気タービン用ロータシャフトの製造方法）
本実施形態に係る蒸気タービン発電プラントに備わる蒸気タービンの蒸気タービン用ロータシャフト（以下、単にロータシャフトと称する）のロータシャフト用材料は、高周波溶解炉を用いて５０ｋｇ鋼塊を溶解して熱間鍛造した。さらに、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、ロータシャフトを模擬した焼入れ処理を行なった（なお、実際のロータシャフトにおいては水噴霧冷却が行われる）後、６８０〜７４０℃で焼戻しを行い、クリープ破断試験片を作製した。表１に鋼塊の化学成分（質量％）を示す。Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３は本発明材、Ｎｏ．４及びＮｏ．５は比較材である。

表２は供試材の６５０℃のクリープ破断強度を示すものである。表２に示すように、１０％を超えるＣｒ（Ｎｏ．４の比較材）、０．１％を超えるＮｉ（Ｎｏ．５の比較材）含有は、本実施形態の特定の組成においては、１０^３ｈ（時間）及び１０^４ｈクリープ破断強度では組成の違いは殆ど認められないが、特に１０^５ｈクリープ破断強度は著しく低下するので、それ以下にすべきである。Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３の本発明材では、Ｃｒ、Ｎｉの含有量を低めるとともに、（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９の範囲を満たしており、１０^５ｈの長時間側程クリープ破断強度が９８Ｎ／ｍｍ^２以上に向上しており、長時間側程クリープ破断強度が優れていることが分かる。

本実施形態におけるロータシャフトは、初段動翼への蒸気温度入口温度が６００℃以上の高圧タービン、中圧タービン又は高圧側タービン部と中圧側タービン部を一体にした高中圧一体型タービンに用いることができる。これらの蒸気タービンは、互いに反対向きの外側に向かって流れる複流構造の動翼植込み構造を有するロータシャフトとなる。更に、いずれのロータシャフトのジャーナル部にもベイナイト組織を有するＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛又はそのスリーブが設けられる。特に、本実施形態においては、高圧タービン６００℃、中圧タービン６２０℃、又は高圧タービン及び中圧タービン６２０℃の蒸気温度を用いる単機出力で１０００ＭＷ以上の超々臨界圧発電プラントに好適である。更に、これらの蒸気温度として６３０〜６５０℃への適用が可能である。

《第１の実施形態》
表３は第１の実施形態に係る、蒸気温度６２５℃、１０５０ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。第１の実施形態に係る蒸気タービン発電プラントは、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の長さが１０９２ｍｍ（４３インチ）であり、タービン構成ＡはＨＰ（高圧タービン（高圧部））−ＩＰ（中圧タービン（中圧部））及びＬＰ（低圧タービン（低圧部））２台で３０００ｒｐｍ、タービン構成ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々同じく３０００ｒｐｍの回転速度を有し、ＨＰ、ＩＰの高温に晒されるロータシャフト（高圧ロータシャフト、及び中圧ロータシャフト）には、前記した製造方法で得られた結果を基に表４に示す高強度１０Ｃｒ鋼が用いられる。
高圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃、２４．５ＭＰａ（２５０ｋｇｆ／ｃｍ^２）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、４．４〜６．４ＭＰａ（４５〜６５ｋｇｆ／ｃｍ^２）の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）の蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下、９６．３ｋＰａ（７２２ｍｍＨｇ）の真空で復水器に送られる。

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３１５００ｍｍであり、コンパクトになっている。

（蒸気タービン発電プラント１００）
図１に示すように、第１の実施形態における蒸気タービン発電プラント１００は、表３のタービン構成Ａに示されるクロスコンパウンド型であり、蒸気発生器としての石炭専焼ボイラ１０１、高圧タービン１１０、中圧タービン１２０、タンデムに結合された２台の低圧タービン１３０、復水器１０２、復水ポンプ１０３、低圧給水加熱器系統１０４、脱気器１０５、図示しない昇圧ポンプ、給水ポンプ１０６、高圧給水加熱器系統１０７等を含んで構成される。
そして、中圧タービン１２０には、発電機用ロータシャフト１０ａを介して、第１発電機Ｇ１が結合され、低圧タービン１３０には、発電機用ロータシャフト１０ｂを介して、第２発電機Ｇ２が結合されている。

なお、図示はしないが、クロスコンパウンド型の別の形態として、表３のタービン構成Ｂに示されるように、高圧タービンと低圧タービンと発電機（第１発電機）がタンデムに結合し、中圧タービンと低圧タービンと発電機（第２発電機）がタンデムに結合する構成であってもよい。

石炭専焼ボイラ１０１で発生した超高温高圧蒸気は、高圧タービン１１０に入って動力を発生させた後、再び石炭専焼ボイラ１０１の再熱器１０１ａにて再熱されて中圧タービン１２０へ入り動力を発生させる。この中圧タービン１２０からの排気蒸気は、低圧タービン１３０に入り動力を発生させた後、復水器１０２にて凝縮する。この凝縮液（給水）は、低圧給水加熱器系統１０４を経由して脱気器１０５へ復水ポンプ１０３によって送られる。脱気器１０５で脱気された給水は、図示しない昇圧ポンプ、給水ポンプ１０６で高圧給水加熱器系統１０７へ送られ昇温された後、石炭専焼ボイラ１０１へ戻る。
なお、給水ポンプ１０６の駆動には中圧タービン１２０からの抽気蒸気で作動する図示しない給水ポンプ駆動用タービンが用いられている。

石炭専焼ボイラ１０１において給水は節炭器１０１ｂ、蒸発器１０１ｃ、過熱器１０１ｄを通って高温高圧の蒸気となる。一方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭器１０１ｂを出た後、図示しない空気加熱器に入り空気を加熱する。

（高圧タービン１１０）
図２に示すように、高圧タービン１１０は、外部ケーシングとしての高圧外部車室１９と、内部ケーシングとしての高圧内部車室１８内に、８段の高圧動翼１６を植設した高圧ロータシャフト２３（ロータシャフト）が収納されている。
本実施形態において、８段の高圧動翼１６は、高圧ロータシャフト２３において、蒸気入口としての主蒸気入口２８の位置に対して片側に植設され、最も主蒸気入口２８側に植設される高圧動翼１６が初段動翼１６１（高圧動翼１６の初段）になる。
また、高圧動翼１６は鞍型ダブティル型式、ダブルテノンであり、初段動翼１６１の翼部の長さが約３５ｍｍである。
さらに、高圧動翼１６に対応して各々静翼１４が設けられ、初段動翼１６１に対応する静翼１４を初段静翼１４１と称する。
なお、高圧動翼１６の段数は、例えば高圧タービン１１０の出力に応じて適宜変更すればよく、高圧タービン１１０の出力によっては、９〜１２段が好適である。
また、例えば、高圧動翼１６が、主蒸気入口２８の位置を中心として側面視で左右対称に、各８段（又は９段以上）植設されている構成であってもよい。

石炭専焼ボイラ１０１（図１参照）で発生した高温高圧の蒸気は、フランジ、エルボ２５を経由して主蒸気管２５ａから、主蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８を経由して、高圧タービン１１０内に取り込まれる。
主蒸気入口２８から高圧タービン１１０内に取り込まれた高温高圧の蒸気は、高圧ロータシャフト２３に沿って、初段動翼１６１に向かう流れと、初段動翼１６１から離れる方向に向かう流れに分流するが、初段動翼１６１から離れる方向に流れる蒸気は、戻り流路１６ａによって初段動翼１６１の方向に戻される。この構成によって初段動翼１６１は複流になる。

高圧タービン１１０の両端で高圧ロータシャフト２３を支持する第１軸受１と第２軸受２の間のロータシャフト長さは約５３００ｍｍであり、高圧ロータシャフト２３で、静翼１４に対応する部分で最も細い部分の直径は約７１０ｍｍであり、高圧ロータシャフト２３の直径の最も細い部分に対するロータシャフト長さの比は約７．５である。

後記する表４に示す材料を初段動翼１６１（ブレード初段）及び初段静翼１４１（ノズル初段）に使用し、他の高圧動翼１６（ブレード）及び静翼１４（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。高圧動翼１６の翼部の長さは、初段動翼１６１が３５〜５０ｍｍであり、高圧動翼１６の２段（初段動翼１６１の次段）から最終段に向かって、６５〜１８０ｍｍの長さで前段の翼部の長さに対して１．１０〜１．１５の比率で伸長し、その伸長する比率は、最終段に向かって徐々に増加している。

（中圧タービン１２０）
図２に示すように、中圧タービン１２０は、高圧タービン１１０から排出されて、石炭専焼ボイラ１０１の再熱器１０１ａ（図１参照）で再度６２５℃に加熱された蒸気（再熱蒸気）で与えられる動力によって高圧タービン１１０と共に第１発電機Ｇ１（図１参照）を駆動するもので、３０００ｒｐｍの回転速度で回転される。中圧タービン１２０は、外部ケーシングとしての中圧外部車室２２と、内部ケーシングとしての中圧内部第１車室２０及び中圧内部第２車室２１を有し、中圧ロータシャフト２４（ロータシャフト）に植設される中圧動翼１７と対応して静翼１５が備わっている。

中圧動翼１７は、再熱された蒸気を中圧タービン１２０に取り込む、蒸気入口としての暖機蒸気入口４０の位置を中心として側面視で左右対称に、中圧ロータシャフト２４の長手方向に沿って各６段備わっている。
また、中圧ロータシャフト２４の中央部の最も暖機蒸気入口４０の側に植設される中圧動翼１７を、それぞれ初段動翼１７１（中圧動翼１７の初段）とする。この構造によって、中圧動翼１７は複流となる。
そして、中圧動翼１７の初段動翼１７１に対応する静翼１５を初段静翼１５１とする。
初段動翼１７１の翼部の長さは約１００ｍｍ、最終段の翼部の長さは約２３０ｍｍである。初段動翼１７１、中圧動翼１７の２段（初段動翼１７１の次段）のダブテイルは逆クリスマスツリー型である。そして、中圧タービン１２０の両端で中圧ロータシャフト２４を支持する第３軸受３と第４軸受４の間のロータシャフト長さの約５８００ｍｍは、中圧動翼１７の最終段前の静翼１５に対応する部分の中圧ロータシャフト２４の直径（約６３０ｍｍ）の約９．２倍である。
なお、中圧動翼１７の段数は、例えば中圧タービン１２０の出力に応じて適宜変更すればよい。

第１の実施形態においては、後記する表４に示す材料を、中圧タービン１２０の初段動翼１７１（ブレード初段）、初段静翼１５１（ノズル初段）に使用する他は、中圧動翼１７（ブレード）及び静翼１５（ノズル）の素材として、Ｗ、Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。
また、中圧動翼１７の翼部の長さは、初段動翼１７１から最終段に向かって各段で長くなっており、中圧タービン１２０の出力に応じて、初段動翼１７１から最終段までの長さが６０〜３００ｍｍに設定され、各段の中圧動翼１７の翼部の長さは、２段から最終段に向かって、前段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。

中圧ロータシャフト２４は、中圧動翼１７の植込み部が、静翼１５に対応する部分に比較して直径が大きくなっており、その植込み部の軸方向の幅は、中圧動翼１７の翼部の長さが大きい程大きくなっている。そして、植込み部の幅の、中圧動翼１７の翼部の長さに対する比率は初段動翼１７１から最終段で０．３５〜０．８であり、初段動翼１７１から最終段に向かって段階的に小さくなっている。

高圧タービン１１０の初段動翼１６１は鞍型の植込みを有し、また高圧タービン１１０の２段以降の高圧動翼１６の植込み部、及び中圧タービン１２０の全段の中圧動翼１７の植込み部は逆クリスマスツリー型である。

（低圧タービン１３０）
第１の実施形態に係る蒸気タービン発電プラント１００（図１参照）は、表３のタービン構成Ａに示すように、２台の低圧タービン１３０がタンデムに結合され、その２台の低圧タービン１３０は同じ構造である。
図３に示すように、低圧タービン１３０の低圧動翼４１は、ノズルボックス４５の位置を中心として、低圧ロータシャフト４４（ロータシャフト）の長手方向に沿って側面視で左右対称に各８段植設されている。また、低圧動翼４１に対応して静翼４２が設けられる。ノズルボックス４５は複流型である。

低圧ロータシャフト４４には、質量で、Ｃ０．２〜０．３％，Ｓｉ０．０３〜０．１％，Ｍｎ０．１〜０．２％，Ｐ０．０１％以下、Ｓ０．０１％以下、Ｎｉ３．５〜４．５％，Ｃｒ１．８〜２．５％，Ｍｏ０．３〜０．５％，Ｖ０．１〜０．２％，Ａｌ０．０１％以下、Ｓｎ０．００５％以下、Ａｓ０．００５％以下、Ｓｂ０．００１％以下を含むスーパークリーンされた全焼戻しベイナイト鋼の鍛鋼が用いられる。
これらの鋼は、熱間鍛造後８４０℃×３時間加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ、５７５℃×３２時間加熱する焼戻しが施され、全焼戻しベイナイト組織を有する。低圧ロータシャフト４４は、０．０２％耐力７８４Ｎ／ｍｍ^２（８０ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上、０．２％耐力８５８Ｎ／ｍｍ^２（８７．５ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上、引張強さ９８１Ｎ／ｍｍ^２（１００ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上、Ｖノッチ衝撃値９８Ｊ／ｃｍ^２以上、ＦＡＴＴは−２０℃以下と高強度及び高靭性を有し、最終段として翼部の長さ１０９２〜１２７０ｍｍ（４３〜５０インチ）の低圧動翼４１の植設ができるものであった。

第１の実施形態における低圧タービン１３０の１０９２ｍｍ（４３インチ）翼には、Ｃ０．１４％，Ｓｉ０．０４％，Ｍｎ０．１５％，Ｃｒ１１．５％，Ｎｉ２．６０％，Ｍｏ２．３０％，Ｖ０．２７％，Ｎｂ０．１０％，Ｎ０．０７％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが１３１４Ｎ／ｍｍ^２（１３４ｋｇｆ／ｍｍ^２）、Ｖノッチ衝撃値が４９Ｊ／ｃｍ^２であった。

最終段以外の低圧動翼４１及び静翼４２には、いずれもＭｏを０．１％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内外部ケーシングにはＣ０．２５％の鋳鋼が用いられる。
低圧ロータシャフト４４は低圧タービン１３０の両端で低圧軸受４３によって支持され、低圧軸受４３の中心間距離は７５００ｍｍで、静翼４２に対応する低圧ロータシャフト４４の直径は約１２８０ｍｍ、低圧動翼４１の植込み部での直径は２２７５ｍｍである。

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には、質量で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。図示しないコンティニュアスカバーは第１の実施形態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は機械的に一体に形成することもできる。

第１の実施形態における、図３に示す低圧タービン１３０は、低圧ロータシャフト４４の中央部側（ノズルボックス４５の側）を初段動翼４１１とし、低圧動翼４１の植込み部の軸方向の幅が、初段動翼４１１〜３段、４段、５段、６段〜７段及び８段の５段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初段動翼４１１の幅に比べ約２．５倍と大きくなっている。

また、静翼４２に対応する部分の低圧ロータシャフト４４は直径が小さくなっており、その部分の軸方向の幅は低圧動翼４１の初段動翼４１１側から５段、６段及び７段の３段階で徐々に大きくなっており、最終段側の幅は初段動翼４１１と２段の間に対して約１．９倍大きくなっている。

低圧ロータシャフト４４における低圧動翼４１の植込み部は、静翼４２に対応する部分に比較して、低圧ロータシャフト４４の直径が太くなっており、低圧動翼４１の翼部の長さが大きい程、その植込み部の幅が大きくなっている。植込み部の幅の低圧動翼４１の翼部の長さに対する比率は、初段動翼４１１から最終段で０．１５〜０．１９であり、初段動翼４１１から最終段に向かって段階的に小さくなっている。

また、各静翼４２に対応する部分の低圧動翼４１と低圧動翼４１の間の幅は、初段静翼４２１（初段動翼４１１に対する静翼４２）と、静翼４２の２段（初段静翼４２１の次段）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。その幅の低圧動翼４１の翼部の長さに対する比率は０．２５〜１．２５で初段動翼４１１から最終段に向かって小さくなっている。

低圧タービン１３０はタンデムに２台が結合され、その軸受間距離（２つの低圧軸受４３の距離）の合計は約１８３００ｍｍであり、低圧タービン１３０の低圧動翼４１の翼部の長さ（例えば、１０９２ｍｍ（４３インチ））に対する、タンデムに結合した２台の低圧タービン１３０の軸受間距離の合計の比は１６．７である。

なお、高圧タービン１１０（図１参照）及び中圧タービン１２０（図１参照）への蒸気入口温度６１０℃、２台の低圧タービン１３０（図１参照）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。

このように構成される高圧タービン１１０（図２参照）、中圧タービン１２０（図２参照）及び低圧タービン１３０（図３参照）が備わる蒸気タービン発電プラント１００（図１参照）においては、高圧給水加熱器系統１０７（図１参照）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、必然的に石炭専焼ボイラ１０１内の節炭器１０１ｂ（図１参照）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図り、燃焼ガス温度を低下させないようにする。

１０５０ＭＷ級発電機用ロータシャフト（中圧タービン１２０と第１発電機Ｇ１を結合する発電機用ロータシャフト１０ａ及び低圧タービン１３０と第２発電機Ｇ２を結合する発電機用ロータシャフト１０ｂ、図１参照）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イナイト組織を有し、室温引張強さ９１２Ｎ／ｍｍ^２（９３ｋｇｆ／ｍｍ^２）以上、特に９８１Ｎ／ｍｍ^２（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。

高圧タービン１１０の高圧ロータシャフト２３（図２参照）、中圧タービン１２０の中圧ロータシャフト２４（図２参照）、及び低圧タービン１３０の低圧ロータシャフト４４（図３参照）のいずれ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を行うことができ、中心孔が無い構成であってもよい。

表４は、第１の実施形態における、図１に示す蒸気タービン発電プラント１００に係る高圧タービン１１０、中圧タービン１２０及び低圧タービン１３０の主要部に用いた材料の化学組成（質量％）を示す。第１の実施形態においては、高圧部（ＨＰ）及び中圧部（ＩＰ）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。

図２に示す高圧タービン１１０及び中圧タービン１２０のロータシャフト（高圧ロータシャフト２３、中圧ロータシャフト２４）は、表４に記載の耐熱鋼を電気炉で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７００℃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。
図２に示す高圧タービン１１０においては、エレクトロスラグ鋼塊の下部側を高圧動翼１６の初段動翼１６１側にし、上部側を最終段側にするようにした。
また、高圧ロータシャフト２３及び中圧ロータシャフト２４のいずれも中心孔を有しているが、不純物を低下させることにより中心孔を無くすことができる。そして、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）＝０．３３、（１００×Ｃ＋Ｃｒ）＝１７．２であり、第１の実施形態の高圧ロータシャフト２３及び中圧ロータシャフト２４の中心部の６５０℃の１０^３時間、１０^４時間および１０^５時間のクリープ破断強度は表１のＮｏ．１〜３と同等であった。特に、長時間側で高い強度を示すものであった。

更に、この高圧ロータシャフト２３及び中圧ロータシャフト２４の中心部を調査した結果、高圧ロータシャフト２３、中圧ロータシャフト２４、及び後記する高中圧一体型の蒸気タービンのロータシャフトに要求される特性（６２５℃、１０^５時間クリープ破断強度≧９８Ｎ／ｍｍ^２、２０℃衝撃吸収エネルギー≧１４．７Ｊ）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用のロータシャフトが製造できることが実証された。

高圧タービン１１０（図２参照）及び中圧タービン１２０（図２参照）の動翼（ブレード）及び静翼（ノズル）は、同じく表４に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶解し、動翼及び静翼の素材形状（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。

また、この動翼の特性を調査した結果、高圧、中圧の蒸気タービンの初段動翼に要求される特性（６２５℃、１０^５時間クリープ破断強度≧１４７Ｎ／ｍｍ^２）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用の動翼が製造できることが実証された。

図２に示す、高圧タービン１１０及び中圧タービン１２０の内部ケーシング（高圧内部車室１８、中圧内部第１車室２０、及び中圧内部第２車室２１）、いずれも図示しない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４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、ＪＩＳＺ３１５８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。

さらに、このケーシングの特性を調査した結果、高圧、中圧、及び後記する高中圧一体型の蒸気タービンのケーシングに要求される特性（６２５℃、１０^５時間クリープ破断強度≧６８Ｎ／ｍｍ^２、２０℃衝撃吸収エネルギー≧９．８Ｊ）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のケーシングが製造できることが実証された。

第１の実施形態においては、高圧タービン１１０及び中圧タービン１２０の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。供試溶接棒として表５に示す（質量％）被覆アーク溶接棒（直径４．０ｍｍ）を用い、肉盛溶接を表６に示す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。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。

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ず、更に、回転による軸受摺動試験においても、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。

《第２の実施形態》
表７は蒸気温度６００℃、定格出力７００ＭＷ蒸気タービン発電プラントの主な仕様である。第２の実施形態は、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の翼部の長さ１１６８ｍｍ（４６インチ）であり、ＨＰ（高圧部）・ＩＰ（中圧部）一体型及びＬＰ（低圧部）１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００ｒｐｍの回転速度を有し、高圧部及び低圧部は、前記した表４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℃、２４．５ＭＰａ（２５０ｋｇｆ／ｃｍ^２）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、４．４〜６．４ＭＰａ（４５〜６５ｋｇｆ／ｃｍ^２）の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）の蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下、９６．３ｋＰａ（７２２ｍｍＨｇ）の真空で復水器に送られる。

（蒸気タービン発電プラント１００ａ）
図４に示すように、第２の実施形態に係る蒸気タービン発電プラント１００ａは、表７のタービン構成Ｄに示されるタンデムコンパウンドダブルフロー型であり、高中圧一体型タービン１４０及び、２台の低圧タービン１３０ａをタンデムに備えて構成され、軸受間距離が約２２７００ｍｍである。
低圧タービン１３０ａには、発電機用ロータシャフト１０ｃを介して発電機Ｇが結合されている。
そして、低圧タービン１３０ａの最終段の動翼の翼部の長さ（１１６８ｍｍ）に対して軸受間距離（２２７００ｍｍ）は１９．４倍になる。
また、蒸気タービン発電プラント１００ａの定格出力７００ＭＷの１ＭＷ当たりの軸受間距離の合計距離が３２．４ｍｍである。
その他の構成は、図１に示す蒸気タービン発電プラント１００と同等である。

なお、図示はしないが、タンデムコンパウンドダブルフロー型の別の形態として、表７のタービン構成Ｃに示されるように、１台の低圧タービンが、高中圧一体型タービンにタンデムに結合される構成であってもよい。
このように、１台の低圧タービンを含んで構成される蒸気タービン発電プラントは、軸受間距離を約１４７００ｍｍとして、低圧タービンの最終段動翼の翼部の長さ（１１６８ｍｍ）に対して１２．６倍とし、定格出力１ＭＷ当たりの軸受間距離の合計距離を２１．０ｍｍとする構成が好適である。

図４に示す石炭専焼ボイラ１０１で発生した超高温高圧蒸気は、高中圧一体型タービン１４０の後記する高圧側タービン部１４０ａ（図５参照）に流入して動力を発生させたのち、再び石炭専焼ボイラ１０１の再熱器１０１ａにて再熱されて、高中圧一体型タービン１４０の後記する中圧側タービン部１４０ｂ（図５参照）へ流入して動力を発生させる。
この高中圧一体型タービン１４０の排気蒸気は、低圧タービン１３０ａに流入して動力を発生させた後、復水器１０２で凝縮する。この凝縮液（給水）は、低圧給水加熱器系統１０４を経由して脱気器１０５へ復水ポンプ１０３で送られる。この脱気器１０５で脱気された給水は図示しない昇圧ポンプ、給水ポンプ１０６にて高圧給水加熱器系統１０７へ送られ昇温された後、石炭専焼ボイラ１０１へ戻る。

ここで、石炭専焼ボイラ１０１において、給水は節炭器１０１ｂ、蒸発器１０１ｃ、過熱器１０１ｄを通って高温高圧の蒸気となる。
また、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは、節炭器１０１ｂを出た後、図示しない空気加熱器に入り空気を加熱する。
なお、給水ポンプ１０６の駆動には、高中圧一体型タービン１４０の中圧側タービン部１４０ｂ（図５参照）からの抽気蒸気で作動する図示しない給水ポンプ駆動用タービンが用いられている。

（高中圧一体型タービン１４０）
図５に示すように、蒸気タービン発電プラント１００ａ（図４参照）に備わる高中圧一体型タービン１４０は、高圧側タービン部１４０ａと中圧側タービン部１４０ｂがタンデムに結合された構造である。
高圧側タービン部１４０ａは、内部ケーシングとしての高圧内部車室１８と、その外側の外部ケーシングとしての高圧外部車室１９内に高圧動翼１６を植設した高中圧ロータシャフト３３（ロータシャフト）が備わっている。
高温高圧の蒸気は、石炭専焼ボイラ１０１（図４参照）によって得られ、フランジ、エルボ２５を経由して主蒸気管２５ａから蒸気入口である主蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８を経由して高圧動翼１６の初段動翼１６１に導かれる。蒸気は高中圧ロータシャフト３３の中央部から流入し、高圧側軸受５３の側に向かって流れる構造を有する。高圧動翼１６は図中左側の高圧側タービン部１４０ａの側に８段設けられ、これらの高圧動翼１６に対応して各々静翼１４が設けられる。
高圧動翼１６は、鞍型又はゲタ型、ダブテイル型式、ダブルテノンで、高圧動翼１６の初段動翼１６１は、翼部の長さが約４０ｍｍである。

第２の実施形態に係る蒸気タービン発電プラント１００ａ（図４参照）に備わる高中圧一体型タービン１４０及び低圧タービン１３０ａ（図４参照）の主要部には、前記した表４に示す化学組成（質量％）を有する材料を用いた。
高中圧ロータシャフト３３には、第１の実施形態に係る高圧タービン１１０の高圧ロータシャフト２３（図２参照）と同等のものを用いた。又、高中圧ロータシャフト３３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。更に、高中圧ロータシャフト３３を高中圧一体型タービン１４０の両端で支持する高圧側軸受５３（図５参照）及び中圧側軸受５４（図５参照）へのＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層も同様に形成した。又、低圧タービン１３０ａ（図４参照）と発電機Ｇ（図４参照）を結合する発電機用ロータシャフト１０ｃ（図４参照）には、第１の実施形態と同様に高強度のものが用いられる。

図５に示す高中圧一体型タービン１４０の高圧側タービン部１４０ａの高中圧ロータシャフト３３は、高圧動翼１６の初段動翼１６１と最終段の動翼植込み付根部分の幅は、初段動翼１６１が最も広く、２段〜７段がそれより小さく、初段動翼１６１の０．４０〜０．５６倍でいずれも同等の大きさであり、最終段が初段動翼１６１と２〜７段の大きさの間にあり、初段動翼１６１の０．４６〜０．６２倍の大きさである。

高圧側タービン部１４０ａにおける高圧動翼１６の翼部の長さは、初段動翼１６１が３５〜５０ｍｍ、２段から最終段に向か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異なる、２段から最終段までの長さは５０〜１５０ｍｍの範囲内であり、段数は７〜１２段の範囲内にある。そして、各段の翼部の長さは２段から最終段に向かって、前段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、最終段に向かってその比率が徐々に大きくなっている。

中圧側タービン部１４０ｂは、高圧側タービン部１４０ａより排出されて再熱器１０１ａ（図４参照）で再度６００℃に加熱され、再熱蒸気取込口５１（蒸気入口）を経由して高中圧ロータシャフト３３の中央部から流入する蒸気によって、低圧タービン１３０ａ（図４参照）とともに発電機Ｇ（図４参照）を回転させるもので、３０００ｒｐｍの回転速度で回転される。
中圧側タービン部１４０ｂは、内部ケーシングとしての中圧内部第１車室２０、中圧内部第２車室２１と、その外側の外部ケーシングとしての中圧外部車室２２内に、中圧動翼１７を植設した高中圧ロータシャフト３３が支持される。
そして、高中圧ロータシャフト３３に植設される中圧動翼１７に対応して静翼１５が設けられる。
中圧動翼１７は、高圧側タービン部１４０ａの側が初段動翼１７１となって、高圧側タービン部１４０ａから遠ざかる方向に最終段まで６段設けられる。
中圧動翼１７の初段動翼１７１の翼部の長さは約１３０ｍｍで、最終段の翼部の長さは約２６０ｍｍである。そして、ダブテイルは逆クリスマスツリー型である。

高中圧ロータシャフト３３は、中圧側タービン部１４０ｂにおいて、中圧動翼１７の動翼植込み付根部分の軸方向幅が初段動翼１７１で最も大きく、２段がそれより小さく、３段〜５段が２段より小さく、いずれも同じで、最終段の動翼植込み付根部分の軸方向幅は３段〜５段と２段の間の大きさで、初段動翼１７１の０．４８〜０．６４倍である。初段動翼１７１は２段の１．１〜１．５倍である。

中圧側タービン部１４０ｂにおける中圧動翼１７の翼部の長さは、初段動翼１７１から最終段に向か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異なる翼部の長さは、初段動翼１７１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、２段から最終段に向かって、前段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。

中圧動翼１７の植込み部は、静翼１５に対応する部分に比較して高中圧ロータシャフト３３の直径が大きくなっており、その幅は中圧動翼１７の翼部の長さと位置に関係する。植込み部の幅の中圧動翼１７の翼部の長さに対する比率は、初段動翼１７１が最も大きく、１．３５〜１．８０倍、２段が０．８８〜１．１８倍、３段〜６段が最終段に向かって小さくなっており、０．４０〜０．６５倍である。

第２の実施形態において、タンデムに結合した２台の低圧タービン１３０ａを備えた蒸気タービン発電プラント１００ａ（図４参照）の高中圧一体型タービン１４０（図５参照）は、軸受間距離（高圧側軸受５３と中圧側軸受５４の距離）が約６７００ｍｍであり、低圧タービン１３０ａに備わる動翼の最終段の翼部の長さ（１１６８ｍｍ）に対して５．７倍であり、また定格出力１ＭＷ当たり９．５７ｍｍである。

第２の実施形態においても、高中圧一体型タービン１４０（図５参照）の高中圧ロータシャフト３３（図５参照）の高圧側軸受５３（図５参照）及び中圧側軸受５４（図５参照）には、第１の実施形態と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。

（低圧タービン１３０ａ）
図６は、第２の実施形態に係る蒸気タービン発電プラントに備わる低圧タービンの構造を示す断面図である。
図４に示すように、第２の実施形態に係る蒸気タービン発電プラント１００ａにおいては、２台の低圧タービン１３０ａがタンデムに結合され、さらに、高中圧一体型タービン１４０にタンデムに結合される。

図６に示すように、蒸気タービン発電プラント１００ａ（図４参照）に備わる低圧タービン１３０ａの低圧動翼４１は、ノズルボックス４５の位置を中心に側面視で左右対称に６段あり、低圧動翼４１に対応して静翼４２が設けられる。
低圧動翼４１は、低圧ロータシャフト４４の中央部側（ノズルボックス４５の側）が初段動翼４１１であり、最終段の動翼４１は翼部の長さが１１６８ｍｍ（４６インチ）である。
そして、動翼４１には、第１の実施形態に係る低圧タービン１３０（図２参照）と同様にＴｉ基合金又は高強度１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
低圧ロータシャフト４４は第１の実施形態に係る低圧タービン１３０（図２参照）と同様にスーパークリーン材の全焼戻しベイ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低圧動翼４１及び静翼４２にはいずれもＭｏを０．１％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
また、低圧ロータシャフト４４、低圧動翼４１、静翼４２等を内包する図示しない内外部ケーシング材には、Ｃ０．２５％の前記した組成の鋳鋼が用いられる。第２の実施形態における軸受４３の中心間距離は８０００ｍｍで、静翼４２に対応する低圧ロータシャフト４４の直径は約８００ｍｍ、動翼４１の植込み部における低圧ロータシャフト４４の直径は各段同じである。静翼４２に対応する低圧ロータシャフト４４の直径に対する軸受中心間の距離は１０倍である。

第２の実施形態に係る低圧タービン１３０ａの１１６８ｍｍ（４６インチ）翼には、Ｃ０．２３％，Ｓｉ０．０６％，Ｍｎ０．１５％，Ｃｒ１１．４％，Ｎｉ２．６５％，Ｍｏ３．１０％，Ｖ０．２５％，Ｎｂ０．１１％，Ｎ０．０６％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが１４２１Ｎ／ｍｍ^２（１４５ｋｇｆ／ｍｍ^２）、Ｖノッチ衝撃値が６０．８Ｊ／ｃｍ^２であった。

低圧ロータシャフト４４には、低圧動翼４１の植込み部が設けられ、最終段のダブテイ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。

図６に示す低圧タービン１３０ａでは、低圧動翼４１の動翼植込み付根部分の軸方向の幅は、初段動翼４１１が最も小さく、最終段に向かって２段、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、最終段の植込み部の幅は初段動翼４１１の植込み部の幅に比べ６．２〜７．０倍と大きくなっている。
２段、３段は初段動翼４１１の１．１５〜１．４０倍、４段、５段が２段、３段の２．２〜２．６倍、最終段が４段、５段の２．８〜３．２倍となっている。
なお、動翼植込み付根部分の幅は末広がりの延長線と低圧ロータシャフト４４の直径とを結ぶ点で示す。

第２の実施形態に係る低圧動翼４１の翼部の長さは、初段動翼４１１の１０２ｍｍ（４インチ）から１１６８ｍｍ（４６インチ）の最終段に向かって各段で長くなっており、最大８段で、各段の翼部の長さは、２段から最終段に向かって、前段に対して隣り合う長さで１．２〜１．９倍の範囲内で徐々に長くなっている。

低圧動翼４１の動翼植込み付根部分は、静翼４２に対応する部分に比較して低圧ロータシャフト４４の直径が大きく末広がりになっており、低圧動翼４１の翼部の長さが大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅の低圧動翼４１の翼部の長さに対する比率は、初段動翼４１１から最終段の前までが０．３０〜１．５であり、その比率は初段動翼４１１から最終段の前に向か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。

第２の実施形態の低圧動翼４１の最終段における、低圧ロータシャフト４４の平均直径は、３０００ｒｐｍ、１０９２ｍｍ（４３インチ）翼で２５９０ｍｍ、３６００ｒｐｍ、９１４ｍｍ（３６インチ）翼で２１６０ｍｍ、３０００ｒｐｍ、１１６８ｍｍ（４６インチ）翼で２６６５ｍｍ、３６００ｒｐｍ、９６５ｍｍ（３８インチ）翼で２２２０ｍｍとした。

第２の実施形態に係る低圧タービン１３０ａ（図６参照）のエロージョンシールドは、第１の実施形態に係る低圧タービン１３０（図３参照）と同様にステライト合金板が電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接によって接合される。エロージョンシールドは湿り蒸気が直接当たる表側とその裏側の２個所でエロージョンシールド部材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。

このように構成される高中圧一体型タービン１４０（図５参照）及び低圧タービン１３０ａ（図６参照）を備える蒸気タービン発電プラント１００ａ（図４参照）においては、高圧給水加熱器系統１０７（図４参照）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、必然的に石炭専焼ボイラ１０１内の節炭器１０１ｂ（図４参照）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燃焼ガス温度を低下させないようにする。

第１の実施形態、第２の実施形態の他、高中圧一体型タービンの蒸気入口温度６１０℃以上、低圧タービンへの蒸気入口温度約４００℃及び出口温度を約６０℃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。尚、蒸気温度として、５９３℃又は６３０℃においても、本実施形態の材料構成及び構造をそのまま使用できる。

１４ 静翼
１５ 静翼
１６ 高圧動翼（動翼）
１７ 中圧動翼（動翼）
１８ 高圧内部車室（内部ケーシング）
２０ 中圧内部第１車室（内部ケーシング）
２１ 中圧内部第２車室（内部ケーシング）
２３ 高圧ロータシャフト（蒸気タービン用ロータシャフト）
２４ 中圧ロータシャフト（蒸気タービン用ロータシャフト）
２８ 主蒸気入口（蒸気入口）
４０ 暖機蒸気入口（蒸気入口）
１００，１００ａ 蒸気タービン発電プラント
１０１ 石炭専焼ボイラ
１０１ａ 再熱器
１１０ 高圧タービン
１２０ 中圧タービン
１３０ 低圧タービン
１４０ 高中圧一体型タービン
１４０ａ 高圧側タービン部
１４０ｂ 中圧側タービン部
１６１，１７１ 初段動翼（動翼の初段）
Ｇ 発電機
Ｇ１ 第１発電機
Ｇ２ 第２発電機

Claims (11)

1. 質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成されることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフト。
2. 質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成され、６５０℃、１０^５時間クリープ破断強度が９８Ｎ／ｍｍ^２以上であることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフト。
3. ロータシャフトと、
   前記ロータシャフトに植設された動翼と、
   前記動翼への蒸気の流入を案内する静翼及び当該静翼を保持する内部ケーシングと、を備え、
   前記動翼は少なくとも片側に５段以上を有し、初段が複流である高圧タービンにおいて、
   前記ロータシャフトが、請求項１又は請求項２に記載の蒸気タービン用ロータシャフトであることを特徴とする高圧タービン。
4. ロータシャフトと、
   前記ロータシャフトに植設された動翼と、
   前記動翼への蒸気の流入を案内する静翼及び当該静翼を保持する内部ケーシングと、を備え、
   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の中央部に初段が植設された複流構造である中圧タービンにおいて、
   前記ロータシャフトが、請求項１又は請求項２に記載の蒸気タービン用ロータシャフトであることを特徴とする中圧タービン。
5. ロータシャフトと、
   前記ロータシャフトに植設された動翼と、
   前記動翼への蒸気の流入を案内する静翼及び当該静翼を保持する内部ケーシングと、を備え、
   前記動翼は６段以上を有するとともに蒸気発生器で発生した高温高圧の蒸気が前記ロータシャフトの中央部から流入する高圧側タービン部と、前記動翼は５段以上を有するとともに前記高圧側タービン部から排気されて再熱器で加熱された蒸気が前記ロータシャフトの中央部から流入する中圧側タービン部が、タンデムに結合された高中圧一体型タービンにおいて、
   前記ロータシャフトが、請求項１又は請求項２に記載の蒸気タービン用ロータシャフトであることを特徴とする高中圧一体型タービン。
6. ロータシャフトと、
   前記ロータシャフトに植設された動翼と、
   前記動翼への蒸気の流入を案内する静翼及び当該静翼を保持する内部ケーシングと、を備え、
   前記動翼は少なくとも片側に５段以上を有し、初段が複流である高圧タービンにおいて、
   前記ロータシャフトが、質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成されることを特徴とする高圧タービン。
7. ロータシャフトと、
   前記ロータシャフトに植設された動翼と、
   前記動翼への蒸気の流入を案内する静翼及び当該静翼を保持する内部ケーシングと、を備え、
   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の中央部に初段が植設された複流構造である中圧タービンにおいて、
   前記ロータシャフトが、質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成されることを特徴とする中圧タービン。
8. ロータシャフトと、
   前記ロータシャフトに植設された動翼と、
   前記動翼への蒸気の流入を案内する静翼及び当該静翼を保持する内部ケーシングと、を備え、
   前記動翼は６段以上を有するとともに蒸気発生器で発生した高温高圧の蒸気が前記ロータシャフトの中央部から流入する高圧側タービン部と、前記動翼は５段以上を有するとともに前記高圧側タービン部から排気されて再熱器で加熱された蒸気が前記ロータシャフトの中央部から流入する中圧側タービン部が、タンデムに結合された高中圧一体型タービンにおいて、
   前記ロータシャフトが、質量で、Ｃ０．０６〜０．１３％，Ｓｉ０．１５％以下，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．００５〜０．１％，Ｃｒ８．５〜１０．０％，Ｍｏ０．０５〜０．５０％，Ｗ１．０〜３．０％，Ｖ０．０５〜０．３０％，Ｎｂ０．０２〜０．１０％，Ｃｏ０．５〜２．５％，Ｎ０．００５〜０．０３５％，Ｂ０．００１〜０．０３０％及びＡｌ０．０００５〜０．００６％を含み、（５×Ｎｉ＋Ｍｏ）が０．３〜０．９％，（１００×Ｃ＋Ｃｒ）が１５．５〜２０．５％，残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるマルテンサイト鋼により構成されることを特徴とする高中圧一体型タービン。
9. 高圧タービンと低圧タービンと第１発電機とがタンデムに結合され、更に、中圧タービンと低圧タービンと第２発電機とがタンデムに結合された蒸気タービン発電プラントにおいて、
   前記高圧タービンが請求項３又は請求項６に記載の高圧タービンであり、前記中圧タービンが請求項４又は請求項７に記載の中圧タービンであることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
10. 高圧タービンと中圧タービンと第１発電機とがタンデムに結合され、更に、タンデムに結合される２台の低圧タービンと第２発電機とがタンデムに結合された蒸気タービン発電プラントにおいて、
    前記高圧タービンが請求項３又は請求項６に記載の高圧タービンであり、前記中圧タービンが請求項４又は請求項７に記載の中圧タービンであることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
11. 高中圧一体型タービンと低圧タービンと発電機とがタンデムに結合された蒸気タービン発電プラントにおいて、
    前記高中圧一体型タービンが請求項５又は請求項８に記載の高中圧一体型タービンであることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。

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