JP2015093991A

JP2015093991A - 析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼、該ステンレス鋼を用いたタービン部材、および該タービン部材を用いたタービン

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Publication number: JP2015093991A
Application number: JP2013231943A
Authority: JP
Inventors: 慎司及川; Shinji Oikawa; 今野　晋也; Shinya Konno; 晋也今野; 土井　裕之; Hiroyuki Doi; 裕之土井
Original assignee: Mitsubishi Hitachi Power Systems Ltd
Current assignee: Mitsubishi Power Ltd
Priority date: 2013-11-08
Filing date: 2013-11-08
Publication date: 2015-05-18
Anticipated expiration: 2033-11-08
Also published as: JP6317566B2; US20150132144A1

Abstract

【課題】機械的強度と靭性と耐食性とが従来以上に高いレベルでバランスし且つ耐食性が優れた析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼、該ステンレス鋼を用いたタービン部材、および該タービン部材を用いたタービンを提供する。【解決手段】本発明に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、0.1質量％以下のCと、11質量％以上13質量％以下のCrと、7.5質量％以上11質量％以下のNiと、0.9質量％以上1.7質量％以下のAlと、0.85質量％以上1.35質量％以下のMoと、1.75質量％以上2.75質量％以下のWとを含み、残部がFeおよび不可避不純物からなり、「[Mo成分量]＋0.5[W成分量]」が1.9質量％以上2.5質量％以下であり、「[Mo成分量]/[W成分量]」が0.4以上0.6以下であることを特徴とする。【選択図】図４

Description

本発明は、高い機械的特性と耐食性とを有する鋼材に関し、特に析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼、該ステンレス鋼を用いたタービン部材、および該タービン部材を用いたタービンに関するものである。

近年、省エネルギー（例えば、化石燃料の節約）および地球環境保護（例えば、CO₂ガスの発生量抑制）の観点から火力発電プラントの効率向上（例えば、蒸気タービンにおける効率向上）が望まれている。蒸気タービンの効率を向上させる有効な手段の１つとして、蒸気タービン翼（例えば、長翼）の長大化がある。タービン長翼を長大化することにより、蒸気の持つエネルギーをより多くタービン回転力に変換できるようになる。また、タービン長翼の長大化は、車室数の低減によって設備建設期間の短縮やそれによるコスト削減という副次的な効果も期待できる。

現在、超々臨界圧発電（USC）プラントの蒸気タービン長翼には、主にマルテンサイト系ステンレス鋼が使用されている。ここで、蒸気タービン長翼を長大化すると、タービン長翼に掛る遠心力が著しく増大する（一般的に、遠心力は質量と回転半径との積に比例する）。そのため、蒸気タービンの長翼材料として、より機械的強度の高い材料が求められる。また、突然の破壊を防ぐために優れた靭性を有することも望まれる。

良好な機械的強度と靭性とを有する構造材料として、例えば、特許文献１（特開2005−194626）には、重量比で、12.25〜14.25％のCrと、7.5〜8.5％のNiと、1.0〜2.5％のMoと、0.05％以下のCと、0.2％以下のSiと、0.4％以下のMnと、0.03％以下のPと、0.005％以下のSと、0.008％以下のNと、0.90〜2.25％のAlと、残部が実質的にFeとからなり、CrとMoの合計が14.25〜16.75％である析出硬化型マルテンサイト鋼が、開示されている。

特許文献２（特開2011−225913）には、質量比で、C：0.05〜0.10％、Cr：12.0〜13.0％、Ni：6.0〜7.0％、Mo：1.0〜2.0％、Si：0.01〜0.05％、Mn：0.06〜1.0％、Nb：0.3〜0.5％、V：0.3〜0.5％、Ti：1.5〜2.5％、及びAl：1.0〜2.3％を含み、残部がFe及び不可避な不純物からなる析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が、開示されている。

また、特許文献３（特開2012−102638）には、組成として、0.10質量％以下のC、13.0質量％以上15.0質量％以下のCr、7.0質量％以上10.0質量％以下のNi、2.0質量％以上3.0質量％以下のMo、0.5質量％以上2.5質量％以下のTi、0.5質量％以上2.5質量％以下のAl、0.5質量％以下のSi、0.1質量％以上1.0質量％以下のMnを含み、残部がFeおよび不可避不純物からなる析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が、開示されている。

特開２００５−１９４６２６号公報特開２０１１−２２５９１３号公報特開２０１２−１０２６３８号公報

世界的に地球環境保護の気運が高まる一方で、エネルギー需要も増大し続けている。これらの相反する要求に対応するため、火力発電プラント（特に、蒸気タービン）に対して更なる効率向上が強く求められている。そして、蒸気タービンの効率向上を目指してタービン長翼を更に長大化するためには、従来（例えば、特許文献１〜３）のマルテンサイト系ステンレス鋼よりも高い機械的強度と高い靭性とを兼ね備えた材料が必要である。加えて、蒸気タービン長翼は、乾湿交番域で使用されるため厳しい腐食環境下にあることから、高い耐食性（例えば、応力腐食割れ（SCC）に対する耐性）を有することも望まれる。

なお、一般的に機械的強度と耐食性とはトレードオフの関係にある。通常のマルテンサイト系ステンレス鋼は、高い機械的強度を有するが耐食性の観点で少し弱点を有する。一方、Cr成分量を多くしC成分量を抑えた析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、耐食性に優れるが機械的強度において少し弱点を有する。

したがって、本発明の目的は、機械的強度と靭性とが従来以上に高いレベルでバランスし且つ耐食性（例えば、耐SCC性や孔食電位）が優れた析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼、該ステンレス鋼を用いたタービン部材、および該タービン部材を用いたタービンを提供することにある。

（I）本発明の一つの態様は、上記目的を達成するため、金属間化合物が分散析出したマルテンサイト系ステンレス鋼であって、
0.1質量％以下のC（炭素）と、
11質量％以上13質量％以下のCr（クロム）と、
7.5質量％以上11質量％以下のNi（ニッケル）と、
0.9質量％以上1.7質量％以下のAl（アルミニウム）と、
0.85質量％以上1.35質量％以下のMo（モリブデン）と、
1.75質量％以上2.75質量％以下のW（タングステン）とを含み、
残部がFe（鉄）および不可避不純物からなり、
「[Mo成分量]＋0.5[W成分量]」が1.9質量％以上2.5質量％以下であり、
「[Mo成分量]/[W成分量]」が0.4以上0.6以下であることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を提供する。

（II）本発明の他の態様は、上記目的を達成するため、上記の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いたことを特徴とするタービン部材を提供する。

（III）本発明の他の態様は、上記目的を達成するため、上記のタービン部材が蒸気タービン長翼であり、前記蒸気タービン長翼を用いたことを特徴とするタービンロータを提供する。

（IV）本発明の他の態様は、上記目的を達成するため、上記のタービンロータを用いたことを特徴とする蒸気タービンを提供する。

（V）本発明の他の態様は、上記目的を達成するため、上記の蒸気タービンを用いたことを特徴とする火力発電プラントを提供する。

本発明によれば、機械的強度と靭性とが従来以上に高いレベルでバランスし且つ耐食性が優れた析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼、該ステンレス鋼を用いたタービン部材、および該タービン部材を用いたタービンを提供することができる。また、該タービンを用いた火力発電プラントを提供することができる。

本発明に係る蒸気タービン長翼の一例を示す斜視模式図である。本発明に係るタービンの一例を示す断面概略図である。本発明に係る火力発電プラントの一例を示す系統概略図である。 [W成分量]に対する[Mo成分量]の比と引張強さとの関係を示すグラフである。 [W成分量]に対する[Mo成分量]の比と衝撃吸収エネルギーとの関係を示すグラフである。

本発明は、前述した本発明に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼（I）において、以下のような改良や変更を加えることができる。
（i）0.4質量％以下のTi（チタン）を更に含む。
（ii）前記Niの一部が3質量％以下のCo（コバルト）で置き換えられている。
（iii）Nb（ニオブ）およびV（バナジウム）のうちの少なくとも１種を合計0.5質量％以下で更に含む。
（iv）0.1質量％以下のSi（ケイ素）および1質量％以下のMn（マンガン）のうちの少なくとも１種を更に含む。
（v）前記不可避不純物が、P（リン）、S（硫黄）、Sb（アンチモン）、Sn（スズ）、As（砒素）およびN（窒素）のうちのいずれか１種以上であり、前記Pが0.5質量％以下、前記Sが0.5質量％以下、前記Sbが0.1質量％以下、前記Snが0.1質量％以下、前記Asが0.1質量％以下、前記Nが0.1質量％以下である。
（vi）前記金属間化合物がβ-NiAl相である。
（vii）前記析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、850〜950℃の溶体化熱処理が施された後、450〜650℃の時効熱処理が施されている。

以下、本発明に係る実施形態について、図面を参照しながら説明する。ただし、本発明はここで取り挙げた実施形態に限定されるものではなく、その発明の技術的思想を逸脱しない範囲で適宜組み合わせや改良が可能である。

（析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の組成）
以下、本発明に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の各成分について説明する。

C成分：
C成分は、機械的特性や耐食性に悪影響を及ぼすδフェライト相の生成を抑制する成分である。また、CrやTiなどと炭化物を生成し析出硬化に寄与する成分である。ただし、C成分量が0.1質量％超になると、炭化物の過剰析出による靭性の低下や、粒界近傍のCr濃度低下による耐食性の悪化や、マルテンサイト変態温度の低下の要因となる。よって、C成分量は0.1質量％以下が望ましい。0.05質量％以下がより望ましく、0.025質量％以下が更に望ましい。

Cr成分：
Cr成分は、ステンレス鋼の表面に不動態被膜を形成することで耐食性向上に寄与する成分である。Cr成分量が11質量％未満になると、耐食性の確保が不十分となる。一方、Cr成分量が13質量％超になると、δフェライト相が生成し易くなり機械的特性および耐食性を劣化させる要因となる。よって、Cr成分量は11〜13質量％が望ましい。11.5〜12.5質量％がより望ましく、11.75〜12.25質量％が更に望ましい。

Ni成分：
Ni成分は、δフェライト相の生成を抑制するとともに、金属間化合物（例えば、Ni-Al系化合物）の分散析出硬化により引張強度の向上に寄与する成分である。さらに、焼入れ性や靭性を向上する効果もある。Ni成分量が7.5質量％未満になると、それらの効果が不十分となる。一方、Ni成分量が11質量％超になると、オーステナイト相が残留・析出して機械的強度（例えば引張強度）が低下する要因となる。よって、Ni成分量は7.5〜11質量％が望ましい。8.5〜10.5質量％がより望ましく、9〜10質量％が更に望ましい。

Al成分：
Al成分もNi-Al系金属間化合物を生成して析出硬化に寄与する成分である。Al成分量が0.9質量％未満になると、その効果が不十分となる。一方、Al成分量が1.7質量％超になると、Ni-Al系金属間化合物の過剰析出やδフェライト相を生成させ易く特性劣化の要因となる。よって、Al成分量は0.9〜1.7質量％が望ましい。1.1〜1.5質量％がより望ましく、1.25〜1.4質量％が更に望ましい。

Mo成分：
Mo成分は、耐食性を向上させると共に機械的強度の向上（例えば、固溶強化）に寄与する成分である。Mo成分量が0.85質量％未満になると、その効果が不十分となる。一方、Mo成分量が1.35質量％超になると、δフェライト相の生成やFeとの金属間化合物（例えば、Laves相）の過剰生成を助長し機械的特性や耐食性を劣化させる要因となる。よって、Mo成分量は0.85〜1.35質量％が望ましい。1〜1.3質量％がより望ましく、1.1〜1.2質量％が更に望ましい。

W成分：
W成分は、Mo成分と同様に、耐食性を向上させると共に機械的強度の向上（例えば、固溶強化）に寄与する成分である。W成分量が1.75質量％未満になると、その効果が不十分となる。一方、W成分量が2.75質量％超になると、δフェライト相の生成やFeとの金属間化合物（例えば、Laves相）の過剰生成を助長し機械的特性や耐食性を劣化させる要因となる。よって、W成分量は1.75〜2.75質量％が望ましい。2〜2.5質量％がより望ましく、2.2〜2.5質量％が更に望ましい。

組成中のMoおよびWの成分量バランスは本発明を最も特徴づける構成である。Mo成分とW成分との合計成分量は、[Mo成分量]と[W成分量]の半分との和「[Mo成分量]＋0.5[W成分量]」が1.9質量％以上2.5質量％以下であることが望ましく、2質量％以上2.4質量％以下がより望ましい。また、[W成分量]に対する[Mo成分量]の比「[Mo成分量]/[W成分量]」が0.4以上0.6以下であることが望ましい。このような範囲に制御することにより、マルテンサイト系ステンレス鋼の機械的特性を従来よりも高いレベルでバランスさせることができる。例えば、高強度（1550 MPa以上の引張強さ）と高靭性（30 J以上の衝撃吸収エネルギー）とを同時に達成できることができる。

Ti成分：
Ti成分は、炭化物を生成すると共に金属間化合物（例えば、Ni-Ti-Al系化合物）を生成して析出硬化に寄与する成分である。また、Ti炭化物はCr炭化物よりも優先して生成されることから、結果としてCr炭化物の生成を抑制し耐食性の向上にも寄与する。本発明においてTi成分は、必須成分ではないが、その作用効果から添加することは好ましい。ただし、Ti成分量が0.4質量％超になると、金属間化合物の過剰析出や有害相（例えば、σフェライト相）の形成などにより機械的特性（例えば、靭性）を低下させる要因となる。よって、Ti成分量は0.4質量％以下が望ましい。0.35質量％以下がより望ましく、0.3質量％以下が更に望ましい。

Co成分：
Co成分は、δフェライト相の生成を抑制し、マルテンサイト変態温度を調整してマルテンサイト組織の均等性を向上させる効果のある成分である。本発明においてCo成分は、必須成分ではないが、その作用効果からNi成分の一部をCo成分で置換することは好ましい。すなわち、NiとCoとの合計成分量は7.5質量％以上11質量％以下が望ましい。ただし、Co成分量が3質量％超になると、オーステナイト相が残留し易くなると共にNi-Al系金属間化合物の析出量が減少して機械的強度（例えば、引張強度）が低下する要因となる。よって、Co成分量は3質量％以下が望ましく、2.8質量％以下がより望ましい。

Nb成分：
Nb成分は、炭化物として析出し機械的強度の向上に寄与する成分である。本発明においてNb成分は、必須成分ではないが、その作用効果から添加することは好ましい。ただし、Nb成分量が0.5質量％超になると、δフェライト相生成を助長する要因となる。よって、Nb成分量は0.5質量％以下が望ましく、0.45質量％以下がより望ましい。

V成分：
V成分は、Nb成分に置き換えて添加することができる。その場合、合計添加量はNb単独添加の場合と同量にすることが望ましい。すなわち、NbおよびVのうちの少なくとも１種を合計0.5質量以下％添加することが望ましく、0.45質量％以下がより望ましい。本発明においてV成分は、必須成分ではないが、Nb成分と複合添加することにより、析出硬化をより顕著にする効果がある。

Si成分：
Si成分は、脱酸剤であってステンレス鋼の溶解時に機能する成分であり、少量でも効果がある。本発明においてSi成分は、必須成分ではないが、その作用効果から添加することは好ましい。ただし、Si成分量が1質量％超になると、δフェライト相を生成させ易く特性劣化の要因となる。よって、Si成分量は1質量％以下が望ましい。0.5質量％以下がより望ましく、0.25質量％以下が更に望ましい。なお、ステンレス鋼の溶解工程においてカーボン真空脱酸法やエレクトロスラグ再溶解法などを行う場合は、Si成分を積極的に添加する必要はない（Si無添加でよい）。

Mn成分：
Mn成分は、脱酸剤および脱硫剤であってステンレス鋼の溶解時に機能する成分であり、少量でも効果がある。また、δフェライト相の生成を抑制する効果もある。本発明においてMn成分は、必須成分ではないが、その作用効果から添加することは好ましい。ただし、Mn成分量が1質量％超になると、オーステナイト相が残留し易くなる。よって、Mn成分量は1質量％が望ましい。0.5質量％がより望ましく、0.25質量％が更に望ましい。なお、ステンレス鋼の溶解工程において真空誘導溶解法（VIM）や真空アーク再溶解法（VAR）などを行う場合は、Mn成分を積極的に添加する必要はない（Mn無添加でよい）。

不可避不純物：
本発明において不可避不純物とは、意図的に添加したものではない成分を指す。言い換えると、原材料にもともと含まれていた成分や、製造過程でやむを得ず混入する成分を指す。不可避不純物としては、例えばP、S、Sb、Sn、AsおよびNが挙げられ、これらのうちの少なくとも１種が本発明の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に含まれる。

P成分およびS成分の低減は機械的強度を損なわずに靭性を向上できるので、極力低減することが望ましい。靭性の観点からP成分量を0.5質量％以下とし、S成分量を0.5質量％以下とすることが望ましい。0.1質量％以下のP、0.1質量％以下のSがより望ましい。

同様に、Sb成分、Sn成分およびAs成分を低減することで靭性を改善できる。このため、これらの成分も極力低減することが望ましく、0.1質量％以下のSb、0.1質量％以下のSn、0.1質量％以下のAsが望ましい。0.05質量％以下のSb、0.05質量％以下のSn、0.05質量％以下のAsがより望ましい。

N成分は、Al成分やTi成分との親和力が強く、窒化物（例えば、AlN、TiN）を形成して靱性を低下させる。また、窒化物を生成した分、析出強化相の金属間化合物（例えば、Ni-Al系化合物、Ni-Ti-Al系化合物）の析出量を減少させて機械的強度を低下させる。このため、N成分も極力低減することが望ましく、0.1質量％以下が望ましい。0.05質量％以下のNがより望ましい。

（製造方法）
本発明に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の製造方法は、熱処理工程において望ましい熱処理条件がある他は特段の限定がなく、従前の方法を利用することができる。以下、本発明の熱処理について説明する。

本発明では、800℃以上1000℃以下（より望ましくは850℃以上950℃以下）で加熱保持後に急冷する溶体化熱処理を行うことが望ましい。本発明における溶体化熱処理とは、析出物の形成に関わる成分（例えば、Ni、Al、Ti）をマトリックス中に固溶させた後、マルテンサイト組織を得るために急冷する熱処理を指す。

該溶体化熱処理を施した後、450℃以上650℃以下（より望ましくは500℃以上600℃以下）で加熱保持後に徐冷する時効熱処理を行うことが望ましい。本発明における時効熱処理とは、金属間化合物（例えば、β-NiAl相）や炭化物を生成・析出させるための熱処理を指す。これらの溶体化熱処理および時効熱処理により、均一なマルテンサイト組織を有しかつ析出物が微細分散した望ましい微細構造を有する析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を得ることができる。

また、上記熱処理後の残留オーステナイトを低減するために、サブゼロ処理を行うことは好ましい。本発明におけるサブゼロ処理とは、残留オーステナイトをマルテンサイトに変態させるために行う熱処理であり、常温よりも低い温度へ冷却し、その温度で保持する熱処理を指す。例えば、ドライアイスや液体窒素などの冷媒とイソペンタンなどの有機溶媒とを用いて-70℃以下に冷却し、4時間以上保持する熱処理を行う。

本発明のマルテンサイト系ステンレス鋼を用いたタービン部材の製造は、上記の全ての熱処理が終了した後のステンレス鋼素材に成形加工を行ってもよいが、溶体化熱処理後で時効熱処理前のステンレス鋼素材（Ni-Al系化合物などが析出していない状態）を用いた方が、加工性・作業性の観点から好ましい。その場合、形状加工後に時効熱処理を行えばよい。

（タービン部材）
本発明に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、良好な機械的特性と良好な耐食性とを兼ね備えることから、タービン部材（例えば、長さ50インチ以上の蒸気タービン長翼やガスタービン圧縮機の翼）として好適に利用することができる。図１は、本発明に係る蒸気タービン長翼の一例を示す斜視模式図である。図１に示したように、蒸気タービン長翼10は、アキシャルエントリータイプであり、高速の蒸気が衝突する翼プロファイル部11と翼根部12とから構成される。翼プロファイル部11の中央付近と先端には、蒸気タービンロータの隣接する長翼10同士を連結するためのスタブ14とシュラウド15がそれぞれ形成されている。また、翼プロファイル部11の先端領域には、結露した高速の蒸気が衝突することによる腐食（エロージョン）から翼プロファイル部11を保護するためのエロージョンシールド13が形成されている。なお、エロージョンシールド13は、エロージョンの度合いに応じて用いればよい。本発明鋼は耐エロージョン性を備えているので、エロージョンの程度が低い場合は、エロージョンシールド13を用いなくてもよい。

エロージョンシールド13の一例としてはCo基合金板（例えば、ステライト（登録商標）板）が挙げられ、ティグ溶接、電子ビーム溶接、ロウ付けなどの方法を用いて接合することができる。エロージョンシールド13接合後には、割れの原因となる残留応力を除去するために、550℃以上650℃以下（より望ましくは570℃以上630℃以下）で応力除去熱処理（SR熱処理）を行うことが望ましい。また、エロージョンから翼プロファイル部11を保護する他の手段として、翼プロファイル部11の先端領域を入熱量の大きいレーザなどにより局所的に加熱して表層部を硬化させる表面焼入れがある。

（タービン）
図２は、本発明に係るタービンの一例を示す断面概略図である。図２に示したように、低圧段蒸気タービン20は、大きく分けて、作動流体（蒸気）の流通によって回転するタービンロータ21と、該タービンロータ21を収容するタービンケーシング25とからなる。タービンロータ21は、軸方向に所定の間隔をおいて配設された複数の円盤23を具備する回転軸22と、これら複数の円盤23の各々の外周に放射状に固定された複数のタービン長翼10とを有する。タービン長翼10は、通常、作動流体の下流側に行くほど翼長が長くなるように設計されている。タービンケーシング25は、その内面に、タービンロータ21の軸方向で隣り合うタービン長翼10の間に位置するように複数の静翼26が固定され、作動流体入口27と作動流体排出口28とを具備している。

（火力発電プラント）
図３は、本発明に係る火力発電プラントの一例を示す系統概略図である。図３に示したように、火力発電プラント30では、まず、ボイラ31で発生した高温高圧の蒸気（作動流体）は、高圧段蒸気タービン32で仕事をした後、ボイラ31で再加熱される。次に、再加熱された蒸気は、中圧段蒸気タービン33で仕事をした後、さらに低圧段蒸気タービン20で仕事をする。蒸気タービンで発生した仕事は、発電機34で電力に変えられる。低圧段蒸気タービン20を出た蒸気は、復水器35に導かれて水になった後、ボイラ31に戻される。

以下、本発明を実施例に基づいて更に詳しく説明するが、本発明はこれらに限定されるものではない。

（発明ステンレス鋼１〜１２および比較ステンレス鋼１〜１７の作製）
はじめに、高周波真空溶解炉（5.0×10^-3 Pa以下、1600℃以上）を用いて原料を溶造した。得られた鋳塊に対して、1000 ton鍛造機および250 kgfハンマ鍛造機を用いて熱間鍛造を行い、幅×厚さ×長さ＝100 mm×30 mm×1000 mmの角材に成形した。次に、この角材を幅×厚さ×長さ＝50 mm×30 mm×120 mmに切断加工してステンレス鋼出発材とした。

次に、各ステンレス鋼出発材に対して、ボックス電気炉を用いて種々の熱処理を施した。まず、溶体化熱処理として900℃で1時間保持した後に室温の水に浸漬する水急冷を行った。次いで、時効熱処理として538℃で2時間保持した後に室温の大気中に取り出す空冷を行った。いずれの試料に対しても、サブゼロ処理は行わなかった。

得られた鋳塊の化学組成分析値を表１〜表５に示す。なお、表中の記載は省略するが、N成分以外の不可避不純物（P、S、Sb、Sn、およびAs）は、それぞれ本発明の規定範囲を満たしていた。

（各種特性評価）
上記で得られた各試料（発明ステンレス鋼１〜１２および比較ステンレス鋼１〜１７）に対して、微細組織観察、機械的強度の指標として室温での0.02%耐力と引張強さ、しなやかさの指標として伸びと絞り、靭性の指標として室温での衝撃吸収エネルギー、および耐食性の指標として孔食電位の評価試験をそれぞれ実施した。各評価試験の概要について説明する。

微細組織観察は光学顕微鏡を用いて行った。判定基準は、δフェライト相の析出量が1.0％以下で、かつ残留オーステナイト相の析出量が10％以下であるマルテンサイト組織を有するものを「合格」とした。それ以外を「不合格」とした。δフェライト相の析出量の測定は、JIS G 0555に記載の点算法に準拠した。残留オーステナイト相の析出量の測定は、Ｘ線回折により行った。

0.02％耐力および引張強さの測定は、前記で得られた各試料から試験片（評点間距離30 mm、外径6 mm）を用意しJIS Z 2241に準拠して室温で引張試験を行った。0.02％耐力および引張強さの判定基準は、それぞれ1000 MPa以上、1550 MPa以上を「合格」とし、それらの値未満を「不合格」とした。また、伸びおよび絞りの判定基準は、それぞれ10％以上、30％以上を「合格」とし、それらの値未満を「不合格」とした。

衝撃吸収エネルギーの測定は、前記で得られた各試料から2 mmのＶノッチを有する試験片を用意しJIS Z 2242に準拠して室温でシャルピー衝撃試験を行った。衝撃吸収エネルギーの判定基準は、30 J以上を「合格」とし、その値未満を「不合格」とした。

孔食電位の測定は、前記で得られた各試料から平板試験片（長さ15 mm、幅15 mm、厚さ3 mm）を用意し、測定面（面積1.0 cm²）を残して他の部分を絶縁被覆した。測定条件は、試験液として30℃の3.0％NaCl水溶液を用い、掃引速度20 mV/minの電位走査とした。孔食電位の判定基準は、150 mV以上を「合格」とし、その値未満を「不合格」とした。

各評価試験の結果を表６〜表１０に示す。

表６〜７に示したように、発明ステンレス鋼１〜１２は、いずれも金属組織がマルテンサイト組織をマトリックスとし、δフェライト相および残留オーステナイト相の析出量が少ないものであった。また、各金属結晶粒中には、粒径10 nm以下のβ-NiAl相析出物が均等に微細分散していることが確認された。機械的強度（0.02％耐力、引張強さ）、しなやかさ（伸び、絞り）および靱性（衝撃吸収エネルギー）の各機械的特性も合格であった。さらに、耐食性（孔食電位）についても良好な結果が得られた。これらの結果から、本発明に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、機械的強度としなやかさと靭性と耐食性とが従来よりも高いレベルでバランスしていることが実証された。

一方、比較ステンレス鋼１〜１７では、微細組織、機械的強度、しなやかさ、靱性および耐食性のいずれか一つ以上で不合格になっており、全ての要求特性を満たすような試料はなかった。具体的に見ると、比較ステンレス鋼１は、C成分量が本発明の規定を外れており、微細組織と機械的強度と耐食性とが不合格であった。

比較ステンレス鋼２は、Cr成分量が本発明の規定より少なく、耐食性が不合格であった。比較ステンレス鋼３は、Cr成分量が本発明の規定より多く、微細組織としなやかさと靱性とが不合格であった。

比較ステンレス鋼４は、Ni成分量が本発明の規定より少なく、しなやかさと靱性とが不合格であった。比較ステンレス鋼５は、Ni成分量が本発明の規定より多く、微細組織と機械的強度とが不合格であった。

比較ステンレス鋼６は、Al成分量が本発明の規定より少なく、機械的強度が不合格であった。比較ステンレス鋼７は、Al成分量が本発明の規定より多く、しなやかさと靱性とが不合格であった。

比較ステンレス鋼１２は、Niを置換するCo成分量が本発明の規定より多く、微細組織、機械的強度、しなやかさおよび靱性が不合格であった。比較ステンレス鋼１３は、NbとVとの合計成分量が本発明の規定より多く、しなやかさと靱性とが不合格であった。比較ステンレス鋼１４は、Ti成分量が本発明の規定より多く、微細組織と靱性とが不合格であった。比較ステンレス鋼１５は、Si成分量が本発明の規定より多く、微細組織、機械的強度、しなやかさおよび靱性が不合格であった。比較ステンレス鋼１６は、Mn成分量が本発明の規定より多く、微細組織と機械的強度とが不合格であった。比較ステンレス鋼１７は、N成分量が本発明の規定より多く、微細組織と機械的強度とが不合格であった。

次に、組成中のMoおよびWの成分量バランスについて、発明ステンレス鋼１および比較ステンレス鋼８〜１１の試験評価結果から考察する。図４は、[W成分量]に対する[Mo成分量]の比と引張強さとの関係を示すグラフであり、図５は、[W成分量]に対する[Mo成分量]の比と衝撃吸収エネルギーとの関係を示すグラフである。

図４に示したように、[W成分量]に対する[Mo成分量]の比「[Mo成分量]/[W成分量]」が小さくなるほど（W成分の比率が大きくなるほど）、引張強さが大きくなることが判る。これは、W成分による固溶強化に加えて、Laves相（Fe₂W相）の生成による作用効果と考えられる。比較ステンレス鋼１１では、微細組織観察においてLaves相の生成・析出が確認された。

一方、図５に示したように、「[Mo成分量]/[W成分量]」が小さくなるほど（W成分の比率が大きくなるほど）、衝撃吸収エネルギーが小さくなることが判る。これもLaves相（Fe₂W相）の生成による作用効果と考えられ、Laves相の過剰生成により靱性が大きく劣化したと考えられる。すなわち、図４〜図５の結果から、高強度と高靱性とを高いレベルでバランスさせるためには、0.4以上0.6以下の「[Mo成分量]/[W成分量]」が望ましいことが確認される。

（蒸気タービン長翼）
発明ステンレス鋼１を用いて、翼長51インチの蒸気タービン長翼（図１参照）を製造した。まず、5.0×10^-3 Pa以下の高真空状態で、「C + O → CO」なる化学反応によって溶鋼を脱酸する真空カーボン脱酸を行った。続いて、鍛伸により電極棒に成形した。次に、この電極棒を溶融スラグに浸漬し通電によるジュール熱で自己溶解させ、水冷鋳型内で凝固させ高品位の鋼塊を得るエレクトロスラグ再溶解を行った。

得られた鋼塊に熱間鍛造を行った後、51インチ翼型によって型打ち鍛造を行って成形した。成形後に、溶体化熱処理として900℃で2時間保持した後、送風機による強制冷却で急冷した。切削加工により所定の形状に仕上げた。次に、時効熱処理として538℃で4時間保持した後、空冷した。最終仕上げ加工として曲がり取りや表面研磨を行い、51インチの長翼を製造した。

得られた蒸気タービン長翼の先端、中央および翼根の各部分から、それぞれ翼長手方向になるように試験片を採取し、前述と同様の評価試験を行った。その結果、いずれの部分においても、微細組織、機械的強度（0.02％耐力、引張強さ）、しなやかさ（伸び、絞り）、靱性（衝撃吸収エネルギー）および耐食性（孔食電位）の全ての項目で合格の特性を示した。

以上説明してきたように、本発明に係る析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、微細組織（マルテンサイト組織＋金属間化合物の分散析出）の均等性に優れ、機械的強度としなやかさと靭性と耐食性とが従来以上に高いレベルでバランスしているため、蒸気タービン長翼の長大化に好ましく適用することができる。また、本発明は、該蒸気タービン長翼を有するタービンロータ、該タービンロータを用いた蒸気タービン、該蒸気タービンを用いた火力発電プラントとして適用することができる。さらに、蒸気タービンに限らず、ガスタービン圧縮機用の翼などにも適用可能である。

なお、上記した実施例は、本発明の理解を助けるために具体的に説明したものであり、本発明は、説明した全ての構成を備えることに限定されるものではない。例えば、ある実施例の構成の一部を他の実施例の構成に置き換えることが可能であり、また、ある実施例の構成に他の実施例の構成を加えることも可能である。さらに、各実施例の構成の一部について、削除・他の構成に置換・他の構成の追加をすることが可能である。

10…蒸気タービン長翼、11…翼プロフィール部、12…翼根部、
13…エロージョンシールド、14…スタブ、15…シュラウド、
20…低圧段蒸気タービン、21…タービンロータ、22…回転軸、23…円盤、
25…タービンケーシング、26…静翼、27…作動流体入口、28…作動流体排出口、
30…火力発電プラント、31…ボイラ、32…高圧段蒸気タービン、
33…中圧段蒸気タービン、34…発電機、35…復水器。

Claims

金属間化合物が分散析出したマルテンサイト系ステンレス鋼であって、
0.1質量％以下のCと、
11質量％以上13質量％以下のCrと、
7.5質量％以上11質量％以下のNiと、
0.9質量％以上1.7質量％以下のAlと、
0.85質量％以上1.35質量％以下のMoと、
1.75質量％以上2.75質量％以下のWとを含み、
残部がFeおよび不可避不純物からなり、
「[Mo成分量]＋0.5[W成分量]」が1.9質量％以上2.5質量％以下であり、
「[Mo成分量]/[W成分量]」が0.4以上0.6以下であることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１に記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼おいて、
0.4質量％以下のTiを更に含むことを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１又は請求項２に記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼おいて、
前記Niの一部が3質量％以下のCoで置き換えられていることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１乃至請求項３のいずれかに記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼おいて、
NbおよびVのうちの少なくとも１種を合計0.5質量％以下で更に含むことを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１乃至請求項４のいずれかに記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼おいて、
0.1質量％以下のSiおよび1質量％以下のMnのうちの少なくとも１種を更に含むことを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１乃至請求項５のいずれかに記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼おいて、
前記不可避不純物が、P、S、Sb、Sn、AsおよびNのうちのいずれか１種以上であり、
前記Pが0.5質量％以下、前記Sが0.5質量％以下、前記Sbが0.1質量％以下、前記Snが0.1質量％以下、前記Asが0.1質量％以下、前記Nが0.1質量％以下であることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１乃至請求項６のいずれかに記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼おいて、
前記金属間化合物がβ-NiAl相であることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１乃至請求項７のいずれかに記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼おいて、
前記析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、850〜950℃の溶体化熱処理が施された後、450〜650℃の時効熱処理が施されていることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１乃至請求項８のいずれかに記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いたことを特徴とするタービン部材。
請求項９に記載のタービン部材が蒸気タービン長翼であり、
前記蒸気タービン長翼を用いたことを特徴とするタービンロータ。
請求項１０に記載のタービンロータを用いたことを特徴とする蒸気タービン。
請求項１１に記載の蒸気タービンを用いたことを特徴とする火力発電プラント。