JP2947913B2 - 高温蒸気タービン用ロータシャフト及びその製造法 - Google Patents
高温蒸気タービン用ロータシャフト及びその製造法Info
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は超々臨界圧火力プラントの高強度高温蒸気タ
ービン用ロータシヤフト及びその製造法に関するもので
ある。
ービン用ロータシヤフト及びその製造法に関するもので
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
圧化が目視されており、蒸気タービンの蒸気温度は現在
最高の566℃から、600℃さらに究極的には650℃が目標
となつている。蒸気温度を高めるためには、従来使われ
ているフエ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。オーステナイト系耐熱合金の中には耐
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こと、高価であることなどの点から
実用化には問題がある。
圧化が目視されており、蒸気タービンの蒸気温度は現在
最高の566℃から、600℃さらに究極的には650℃が目標
となつている。蒸気温度を高めるためには、従来使われ
ているフエ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。オーステナイト系耐熱合金の中には耐
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こと、高価であることなどの点から
実用化には問題がある。
このため、近年高温強度を改良した新しいフエライト
系耐熱鋼が多数提案されている。その例としては本発明
者のうちの一人が発明に関与した特開昭62−103345号，
特開昭62−60845号，特開昭60−165360号，特開昭60−1
65359号，特開昭60−165358号，特開昭63−89644号，特
開昭62−297436号，特開昭62−297435号，特開昭61−23
1139号，特開昭61−69948号などがある。このうち、特
に特開昭62−103345号の鋼が最も強度が高いと見なされ
る。
系耐熱鋼が多数提案されている。その例としては本発明
者のうちの一人が発明に関与した特開昭62−103345号，
特開昭62−60845号，特開昭60−165360号，特開昭60−1
65359号，特開昭60−165358号，特開昭63−89644号，特
開昭62−297436号，特開昭62−297435号，特開昭61−23
1139号，特開昭61−69948号などがある。このうち、特
に特開昭62−103345号の鋼が最も強度が高いと見なされ
る。
また、本発明が改良の対象とした他の耐熱鋼には、特
開昭57−207161号や特公昭57−25629号がある。
開昭57−207161号や特公昭57−25629号がある。
しかしながら、650℃という究極の蒸気温度を達成す
るためには、これらの提案された合金では未だ不十分で
あり、さらに高温強度の高いフエライト系耐熱鋼が利用
できることが望まれていた。
るためには、これらの提案された合金では未だ不十分で
あり、さらに高温強度の高いフエライト系耐熱鋼が利用
できることが望まれていた。
本発明の目的は、従来のものよりさらに高温強度及び
低温靭性の優れた高温蒸気タービン用ロータシャフト及
びその製造法を提供することにある。
低温靭性の優れた高温蒸気タービン用ロータシャフト及
びその製造法を提供することにある。
本発明者らは、従来の合金の見直しを行ない、さらに
高強度化をはかるために各元素の最適添加量を研究し
た。その結果、Coを従来の同系統の合金に比べて比較的
多く、積極的に添加すること、MoとＷを同時に添加する
が、Moに比べてＷを重視し、従来よりも多量のＷを添加
すること、およびその結果としてＷとCoの相乗効果によ
り高温強度を一段と高められることを新規に見出し本発
明に至つたものである。
高強度化をはかるために各元素の最適添加量を研究し
た。その結果、Coを従来の同系統の合金に比べて比較的
多く、積極的に添加すること、MoとＷを同時に添加する
が、Moに比べてＷを重視し、従来よりも多量のＷを添加
すること、およびその結果としてＷとCoの相乗効果によ
り高温強度を一段と高められることを新規に見出し本発
明に至つたものである。
すなわち本発明は、重量％でC0.05〜0.20％,Mn0.05〜
1.5％,Ni0.05〜1.0％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.05〜0.50％未
満,W2.0〜3.5％,V0.05〜0.30％,Nb0.01〜0.20％,Co2.1
〜10.0％,N0.01〜0.1％を含み、残部が実質的にFeおよ
び不可避の不純物よりなり、特にSiを不純物として0.15
％以下に制限したことを特徴とする高温強度の優れたフ
エライト系耐熱鋼からなる高温蒸気タービン用ロータシ
ヤフトであり、更に、Feの一部をB0.001〜0.030％で置
換する高温強度の優れたフエライト系耐熱鋼からなるロ
ータシヤフトである。また、、本発明の好ましい組成と
して、第３の発明は、重量％で、C0.09〜0.13％,Mn0.3
〜0.7％,Ni0.3〜0.7％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.1〜0.2％,W
2.4〜3.0％,V0.15〜0.25％,Nb0.05〜0.13％,Co2.1〜4.0
％,N0.02〜0.04％を含み、残部が実質的にFeおよび不可
避の不純物よりなり、特にSiを不純物として0.15％以下
に制限したことを特徴とする高温強度の優れたフエライ
ト系耐熱鋼からなるロータシヤフトであり、第４の発明
は、第３の発明のFeの一部をB0.001〜0.030％で置換す
る高温強度の優れたフエライト系耐熱鋼からなるロータ
シヤフトである。また第５の発明は、重量％で、C0.10
〜0.12％,Mn0.35〜0.65％,Ni0.4〜0.6％,Cr10.8〜11.2
％,Mo0.1〜0.2％,W2.5〜2.7％,V0.15〜0.25％,Nb0.05〜
0.11％,Co2.7〜3.1％,N0.02〜0.03％,B0.01〜0.02％を
含み、残部が実質的にFeおよび不可避の不純物よりな
り、特にSiを不純物として0.10％以下に制限したことを
特徴とする高温強度の優れたフエライト系耐熱鋼からな
るロータシヤフトである。
1.5％,Ni0.05〜1.0％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.05〜0.50％未
満,W2.0〜3.5％,V0.05〜0.30％,Nb0.01〜0.20％,Co2.1
〜10.0％,N0.01〜0.1％を含み、残部が実質的にFeおよ
び不可避の不純物よりなり、特にSiを不純物として0.15
％以下に制限したことを特徴とする高温強度の優れたフ
エライト系耐熱鋼からなる高温蒸気タービン用ロータシ
ヤフトであり、更に、Feの一部をB0.001〜0.030％で置
換する高温強度の優れたフエライト系耐熱鋼からなるロ
ータシヤフトである。また、、本発明の好ましい組成と
して、第３の発明は、重量％で、C0.09〜0.13％,Mn0.3
〜0.7％,Ni0.3〜0.7％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.1〜0.2％,W
2.4〜3.0％,V0.15〜0.25％,Nb0.05〜0.13％,Co2.1〜4.0
％,N0.02〜0.04％を含み、残部が実質的にFeおよび不可
避の不純物よりなり、特にSiを不純物として0.15％以下
に制限したことを特徴とする高温強度の優れたフエライ
ト系耐熱鋼からなるロータシヤフトであり、第４の発明
は、第３の発明のFeの一部をB0.001〜0.030％で置換す
る高温強度の優れたフエライト系耐熱鋼からなるロータ
シヤフトである。また第５の発明は、重量％で、C0.10
〜0.12％,Mn0.35〜0.65％,Ni0.4〜0.6％,Cr10.8〜11.2
％,Mo0.1〜0.2％,W2.5〜2.7％,V0.15〜0.25％,Nb0.05〜
0.11％,Co2.7〜3.1％,N0.02〜0.03％,B0.01〜0.02％を
含み、残部が実質的にFeおよび不可避の不純物よりな
り、特にSiを不純物として0.10％以下に制限したことを
特徴とする高温強度の優れたフエライト系耐熱鋼からな
るロータシヤフトである。
また、本発明は前述の鋼を焼入れ後、所望の温度で一
次焼戻し処理を施し、次いで該一次焼戻し処理温度より
高い温度で二次焼戻し処理を施すことを特徴とする高温
蒸気タービン用ロータシヤフトの製造法にある。
次焼戻し処理を施し、次いで該一次焼戻し処理温度より
高い温度で二次焼戻し処理を施すことを特徴とする高温
蒸気タービン用ロータシヤフトの製造法にある。
特開昭62−103345号ないし特開昭61−69948号に開示
される10種類の合金はいずれもCoを含まないか、Coを含
んでも１％以下である。従来Coはシヤルピー衝撃値を低
下させるため、特に延性が低下しがちなＷ含有鋼におい
ては、Coの多量添加は不適当と考えらえていたからであ
る。ところが、本発明者等の研究によれば実施例で述べ
るように、Coを2.1％以上添加してもこのような悪い傾
向は認められず、むしろCoを2.1％以上、望ましくは2.7
％以上を添加すると高温強度の向上には著しい効果があ
ることがわかつた。そこで、本発明においてはCoを2.1
％以上含有させることによつて、高温強度の一段の向上
を達成することができるのである。
される10種類の合金はいずれもCoを含まないか、Coを含
んでも１％以下である。従来Coはシヤルピー衝撃値を低
下させるため、特に延性が低下しがちなＷ含有鋼におい
ては、Coの多量添加は不適当と考えらえていたからであ
る。ところが、本発明者等の研究によれば実施例で述べ
るように、Coを2.1％以上添加してもこのような悪い傾
向は認められず、むしろCoを2.1％以上、望ましくは2.7
％以上を添加すると高温強度の向上には著しい効果があ
ることがわかつた。そこで、本発明においてはCoを2.1
％以上含有させることによつて、高温強度の一段の向上
を達成することができるのである。
特開昭57−207161号の合金は、Mo0.5〜2.0％,W1.0〜
2.5％,Co0.3〜2.0％であり、MoとＷを同等の重要性とみ
て利用し、Coを低く抑えている。これに対し、本発明合
金は、この合金の範囲外の低いMoとし、むしろＷを重視
し、いずれも高い含有量のＷとCoの相乗効果によつて高
温強度を一段と高めたものである。
2.5％,Co0.3〜2.0％であり、MoとＷを同等の重要性とみ
て利用し、Coを低く抑えている。これに対し、本発明合
金は、この合金の範囲外の低いMoとし、むしろＷを重視
し、いずれも高い含有量のＷとCoの相乗効果によつて高
温強度を一段と高めたものである。
また、特公昭57−25629号に開示される材料は、内燃
機関の燃焼室材料を対象にし、特に耐熱疲労性を重視し
た鋳造材である。そのためSiは、脱酸元素として有用で
あるほか、鋳込時の湯流性，高温酸化性の改善効果を目
的として0.2〜3.0％の範囲で積極的に添加するものであ
り、本発明合金とは、その組成および用途を異にする。
すなわち、本発明合金では、Siは延性を低下させる有害
元素であり、0.15％以下に制限する必要がある点で大き
く異なる。
機関の燃焼室材料を対象にし、特に耐熱疲労性を重視し
た鋳造材である。そのためSiは、脱酸元素として有用で
あるほか、鋳込時の湯流性，高温酸化性の改善効果を目
的として0.2〜3.0％の範囲で積極的に添加するものであ
り、本発明合金とは、その組成および用途を異にする。
すなわち、本発明合金では、Siは延性を低下させる有害
元素であり、0.15％以下に制限する必要がある点で大き
く異なる。
また、特公昭57−25629号では、Mo,W,Nb,V,Tiの効果
を同等としているので、各元素は１種だけでもよいのに
対し、本発明は、Mo,W,Nb,Vは後述するようにそれぞれ
別別の役割を担つているので、すべて同時に含有するこ
とが必要であり、この点で全く技術思想が異なつてい
る。このような合金組成の相異から特性においては、特
公昭57−25629号は、700℃−100時間のクリープ破断強
度が最大12.5kgf/mm2であるのに対し、本発明合金のそ
れは後掲の第１表からわかるように、すべて15kgf/mm2
以上となり、格段の強度の向上がはかれることが可能と
なつたものである。
を同等としているので、各元素は１種だけでもよいのに
対し、本発明は、Mo,W,Nb,Vは後述するようにそれぞれ
別別の役割を担つているので、すべて同時に含有するこ
とが必要であり、この点で全く技術思想が異なつてい
る。このような合金組成の相異から特性においては、特
公昭57−25629号は、700℃−100時間のクリープ破断強
度が最大12.5kgf/mm2であるのに対し、本発明合金のそ
れは後掲の第１表からわかるように、すべて15kgf/mm2
以上となり、格段の強度の向上がはかれることが可能と
なつたものである。
以下、各元素の量の限定理由について述べる。
Ｃは焼入性を確保し、また焼もどし過程でM23C6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0.05％を必要とするが、0.20％を越えると
M23C6型炭化物を過度に析出させ、マトリツクスの強度
を低めてかえつて長時間側の高温強度を損なうので、0.
05〜0.20％に限定する。望ましくは、0.09〜0.13％であ
る。さらに望ましくは、0.10〜0.12％である。
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0.05％を必要とするが、0.20％を越えると
M23C6型炭化物を過度に析出させ、マトリツクスの強度
を低めてかえつて長時間側の高温強度を損なうので、0.
05〜0.20％に限定する。望ましくは、0.09〜0.13％であ
る。さらに望ましくは、0.10〜0.12％である。
Mnは、δフエライトの生成を抑制し、M23C6型炭化物
の析出を促進する元素として最低0.05％は必要である
が、1.5％を越えると耐酸化性を劣化させるので、0.05
〜1.5％に限定する。望ましくは、0.3〜0.7％である。
さらに望ましくは、0.35〜0.65％である。
の析出を促進する元素として最低0.05％は必要である
が、1.5％を越えると耐酸化性を劣化させるので、0.05
〜1.5％に限定する。望ましくは、0.3〜0.7％である。
さらに望ましくは、0.35〜0.65％である。
Niはδフエライトの生成を抑制し、靭性を付与する元
素であり、最低0.05％必要であるが、1.0％を越えると
クリープ破断強度を低下させるので、0.05〜1.0％に限
定する。望ましくは、0.3〜0.7％である。さらに望まし
くは、0.4〜0.6％である。
素であり、最低0.05％必要であるが、1.0％を越えると
クリープ破断強度を低下させるので、0.05〜1.0％に限
定する。望ましくは、0.3〜0.7％である。さらに望まし
くは、0.4〜0.6％である。
Crは耐酸化性を付与し、M23C6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９％
必要であるが、13％を越えるとδフエライトを生成し、
高温強度および靭性を低下させるので9.0〜13.0％に限
定する。望ましくは、10.8〜11.8％である。
高温強度を高めるために不可欠の元素であり、最低９％
必要であるが、13％を越えるとδフエライトを生成し、
高温強度および靭性を低下させるので9.0〜13.0％に限
定する。望ましくは、10.8〜11.8％である。
MoはM23C6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
δフエライトを生成し易くするので0.05〜0.50％未満に
限定する。望ましくは、0.45％以下で、より好ましくは
0.1〜0.2％である。
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
δフエライトを生成し易くするので0.05〜0.50％未満に
限定する。望ましくは、0.45％以下で、より好ましくは
0.1〜0.2％である。
ＷはMo以上にM23C6型炭化物の凝集粗大化を抑制する
作用が強く、またマトリツ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2.0％必要であるが、3.5
％を越えるとδフエ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2.0〜3.5％に限定
する。望ましくは、2.4〜3.0％である。さらに望ましく
は、2.5〜2.7％である。
作用が強く、またマトリツ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2.0％必要であるが、3.5
％を越えるとδフエ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2.0〜3.5％に限定
する。望ましくは、2.4〜3.0％である。さらに望ましく
は、2.5〜2.7％である。
Ｖ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％を越え
ると炭素を過度に固定し、M23C6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。望ましくは、0.15〜0.25％である。
有効であり、最低0.05％を必要とするが、0.3％を越え
ると炭素を過度に固定し、M23C6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。望ましくは、0.15〜0.25％である。
Nbは、NbC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を析出
し、高温強度を高める作用があり、最低0.01％必要であ
るが、0.20％を越えるとＶと同様炭素を過度に固定して
M23C6型炭化物の析出量を減少し、高温強度の低下を招
くので0.01〜0.20％に限定する。望ましくは、0.05〜0.
13％である。さらに望ましくは、0.05〜0.11％である。
一部は焼入れの際固溶して焼もどし過程でNbCを析出
し、高温強度を高める作用があり、最低0.01％必要であ
るが、0.20％を越えるとＶと同様炭素を過度に固定して
M23C6型炭化物の析出量を減少し、高温強度の低下を招
くので0.01〜0.20％に限定する。望ましくは、0.05〜0.
13％である。さらに望ましくは、0.05〜0.11％である。
Coは本発明を従来の発明から区別して特徴ずける重要
な元素である。本発明においてはCoの添加により高温強
度が著しく改善される。これはおそらく、Ｗとの相互作
用によるものと考えられ、Ｗを２％以上含む本発明合金
において特徴的な現象である。このようなCoの効果を明
態に実現するために、本発明合金におけるCoの下限は2.
1％とするが、一方Coを過度に添加すると延性が低下
し、またコストが上昇するので、上限は10％に限定す
る。望ましくは、2.1〜4.0％である。さらに望ましく
は、2.7〜3.1％である。
な元素である。本発明においてはCoの添加により高温強
度が著しく改善される。これはおそらく、Ｗとの相互作
用によるものと考えられ、Ｗを２％以上含む本発明合金
において特徴的な現象である。このようなCoの効果を明
態に実現するために、本発明合金におけるCoの下限は2.
1％とするが、一方Coを過度に添加すると延性が低下
し、またコストが上昇するので、上限は10％に限定す
る。望ましくは、2.1〜4.0％である。さらに望ましく
は、2.7〜3.1％である。
Ｎ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
0.01％は必要であるが、0.1％を越えると延性を低下さ
せるので、0.01〜0.1％に限定する。望ましくは、0.02
〜0.04％である。さらに望ましくは、0.02〜0.03％であ
る。
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
0.01％は必要であるが、0.1％を越えると延性を低下さ
せるので、0.01〜0.1％に限定する。望ましくは、0.02
〜0.04％である。さらに望ましくは、0.02〜0.03％であ
る。
Si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、有害元素として0.15％以下に制
限する。望ましくは、0.10％以下である。Siは脱酸剤と
して加えるが、真空脱酸する場合には無添加であり、そ
のときの含有量は0.01％以下である。
延性を低下させるので、有害元素として0.15％以下に制
限する。望ましくは、0.10％以下である。Siは脱酸剤と
して加えるが、真空脱酸する場合には無添加であり、そ
のときの含有量は0.01％以下である。
Ｂは粒界強化作用とM23C6中に固溶し、M23C6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％
を越えると溶接性や鋳造性を害するので、0.001〜0.030
％に限定する。望ましくは、0.01〜0.02％である。
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％
を越えると溶接性や鋳造性を害するので、0.001〜0.030
％に限定する。望ましくは、0.01〜0.02％である。
次式によつて求められるクロム当量は４〜10.5が好ま
しく、特に6.5〜9.5が好ましい。
しく、特に6.5〜9.5が好ましい。
クロム当量＝−40×Ｃ％−30×Ｎ％ −２×Mn％−４×Ni％ ＋Cr％＋６×Si％＋４ ×Mo％＋11×Ｖ％＋５×Nb％ −２×Co％ 本発明のロータシヤフトはインゴツトを真空溶解，真
空Ｃ脱酸,ESR溶解によつて鋳造し、鍛層を行つた後、90
0〜1150℃で加熱し、中心孔で50〜600℃/h冷却による焼
入れし、次いで500〜620℃で一次焼戻し及びそれより高
い温度の600〜750℃２次焼戻しを施すのが好ましい。
空Ｃ脱酸,ESR溶解によつて鋳造し、鍛層を行つた後、90
0〜1150℃で加熱し、中心孔で50〜600℃/h冷却による焼
入れし、次いで500〜620℃で一次焼戻し及びそれより高
い温度の600〜750℃２次焼戻しを施すのが好ましい。
〔実施例〕 実施例１ 第１表に示す組成の合金を真空誘導溶解によつて、10
kgのインゴツトに鋳造し、30mm角の棒に鍛造後、大型蒸
気タービンロータの中心部を模擬して1050℃×５時間10
0℃/h冷却の焼入れ、570℃×20時間の１次焼もどしと69
0℃×20時間の２次焼もどしを行なつて、700℃−15kgf/
mm2でクリープ破断試験を実施した。結果を第１表に合
わせて示す。
kgのインゴツトに鋳造し、30mm角の棒に鍛造後、大型蒸
気タービンロータの中心部を模擬して1050℃×５時間10
0℃/h冷却の焼入れ、570℃×20時間の１次焼もどしと69
0℃×20時間の２次焼もどしを行なつて、700℃−15kgf/
mm2でクリープ破断試験を実施した。結果を第１表に合
わせて示す。
第１表からNo.1〜No.12の本発明合金は、No.13〜No.2
0の比較合金、No.21,22（両者とも特開昭62−103345号
に相当する合金）の従来合金に比べて格段にクリープ破
断寿命が長いことがわかる。
0の比較合金、No.21,22（両者とも特開昭62−103345号
に相当する合金）の従来合金に比べて格段にクリープ破
断寿命が長いことがわかる。
なお比較合金のうち、No.13,14,18,19は本発明合金か
らCoを除去した合金であり、またNo.20は本発明合金に
比べてCo含有量が低い合金である。さらにNo.15はNiが
高く、Coを含まない合金、No.16はＮが低く、ＢとCoを
含まない合金、No.17はＮが低く、Coを含まない合金で
ある。このうちNo.13は従来合金より高いクリープ破断
強度を示すので、以下の比較はNo.13を基準に行なつ
た。
らCoを除去した合金であり、またNo.20は本発明合金に
比べてCo含有量が低い合金である。さらにNo.15はNiが
高く、Coを含まない合金、No.16はＮが低く、ＢとCoを
含まない合金、No.17はＮが低く、Coを含まない合金で
ある。このうちNo.13は従来合金より高いクリープ破断
強度を示すので、以下の比較はNo.13を基準に行なつ
た。
実施例２ 実施例１で述べた合金のうち、本発明合金であるNo.2
と比較合金のうちの最強の合金であるNo.13を選び、60
0,650,700℃において、種々の応力下でクリープ破断試
験を行ない、得られたデータから650℃,104時間クリー
プ破断強度を推定した。結果を第１表に合わせて示す
が、本発明合金No.2は比較合金No.13に比べて約２割程
度104時間クリープ破断強度が高く、従来合金と比べて
大幅にクリープ破断強度が向上していることがわかる。
実際、特開昭62−103345号によれば、当該特許合金の65
℃−104時間のクリープ破断強度は、最高でも14.0kgf/m
m2であり、本発明合金の18kgf/mm2という強度はこれよ
り約1.3倍高い。
と比較合金のうちの最強の合金であるNo.13を選び、60
0,650,700℃において、種々の応力下でクリープ破断試
験を行ない、得られたデータから650℃,104時間クリー
プ破断強度を推定した。結果を第１表に合わせて示す
が、本発明合金No.2は比較合金No.13に比べて約２割程
度104時間クリープ破断強度が高く、従来合金と比べて
大幅にクリープ破断強度が向上していることがわかる。
実際、特開昭62−103345号によれば、当該特許合金の65
℃−104時間のクリープ破断強度は、最高でも14.0kgf/m
m2であり、本発明合金の18kgf/mm2という強度はこれよ
り約1.3倍高い。
実施例３ 実施例２で述べた２合金No.2とNo.13につき、室温か
ら700℃の温度範囲で引張試験を行ない、室温（20℃）
におけるかたさ測定と2mmVノツチシヤルピー試験を行な
つた。結果を第２表に示すが、本発明合金No.2はCoを含
まない比較合金No.13に比べて延性，靭性はほとんで劣
化していないことがわかる。
ら700℃の温度範囲で引張試験を行ない、室温（20℃）
におけるかたさ測定と2mmVノツチシヤルピー試験を行な
つた。結果を第２表に示すが、本発明合金No.2はCoを含
まない比較合金No.13に比べて延性，靭性はほとんで劣
化していないことがわかる。
実施例４ 第３表に示す組成の本発明の３合金を真空誘導溶解に
よつて溶解後、真空下で10kgのインゴツトに鋳造し、こ
れから30mm角の棒に鍛造した。得られた棒は大型蒸気タ
ービンロータの中心部を模擬して、1050℃×５時間の焼
入、570℃×20時間の１次焼もどしと690℃×20時間の２
次焼もどしを施した後、700℃でクリープ破断試験を行
なつて、700℃−1000時間のクリープ破断強度を求め
た。これらの結果を第３表にあわせて示す。
よつて溶解後、真空下で10kgのインゴツトに鋳造し、こ
れから30mm角の棒に鍛造した。得られた棒は大型蒸気タ
ービンロータの中心部を模擬して、1050℃×５時間の焼
入、570℃×20時間の１次焼もどしと690℃×20時間の２
次焼もどしを施した後、700℃でクリープ破断試験を行
なつて、700℃−1000時間のクリープ破断強度を求め
た。これらの結果を第３表にあわせて示す。
第３表から、本発明合金はいずれも700℃−1000時間
のクリープ破断強度が10kgf/mm2以上であることがわか
る。Ｎの含有量が多いNo.31は、Ｎの含有量が0.025％の
No.2およびNo.32合金に比べ、相対的に700℃−1000時間
のクリープ破断強度が低い。
のクリープ破断強度が10kgf/mm2以上であることがわか
る。Ｎの含有量が多いNo.31は、Ｎの含有量が0.025％の
No.2およびNo.32合金に比べ、相対的に700℃−1000時間
のクリープ破断強度が低い。
第１図は本発明に係る650℃で使用される蒸気タービ
ンロータシヤフトの斜視図である。本構造のロータシヤ
フトはNo.2の合金によつて製造した。
ンロータシヤフトの斜視図である。本構造のロータシヤ
フトはNo.2の合金によつて製造した。
ロータシヤフトの最大径は約900mm,長さ6500mmで、鍛
造後荒加工を施し、実施例１と同じ条件で熱処理を行つ
た。
造後荒加工を施し、実施例１と同じ条件で熱処理を行つ
た。
本発明によるロータを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℃程度まで高め
ることも可能になり、火力発電の効率向上に著効があ
る。
すれば、蒸気タービンの蒸気温度を650℃程度まで高め
ることも可能になり、火力発電の効率向上に著効があ
る。
第１図は本発明に係る蒸気タービン用ロータシヤフトの
斜視図である。
斜視図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 福井 寛 茨城県日立市久慈町4026番地 株式会社 日立製作所日立研究所内 (72)発明者 高橋 慎太郎 茨城県日立市久慈町4026番地 株式会社 日立製作所日立研究所内 (72)発明者 藤田 利夫 東京都千代田区神田駿河台４丁目６番地 株式会社日立製作所内 (72)発明者 渡辺 力蔵 島根県安来市安来町2107番地の２ 日立 金属株式会社安来工場内 (56)参考文献 特開 平２−290950（ＪＰ，Ａ) 特開 平３−53047（ＪＰ，Ａ) 特開 平３−274223（ＪＰ，Ａ)
Claims (4)
- 【請求項１】重量で、C0.05〜0.20％,Si0.15％以下,Mn
0.05〜1.5％,Ni0.05〜1.0％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.05％以
上0.5％未満,W2.0〜3.5％,V0.05〜0.30％,Nb0.01〜0.20
％,Co2.1〜10.0％,N0.01〜0.1％を含み、残部が実質的
にFeよりなることを特徴とする高温蒸気タービン用ロー
タシヤフト。 - 【請求項２】重量で、C0.05〜0.20％,Si0.15％以下,Mn
0.05〜1.5％,Ni0.05〜1.0％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.05％以
上0.50％未満,W2.0〜3.5％,V0.05〜0.30％,Nb0.01〜0.2
0％,Co2.1〜10.0％,N0.01〜0.1％,B0.001〜0.030％を含
み、残部が実質的にFeよりなることを特徴とする高温蒸
気タービン用ロータシヤフト。 - 【請求項３】重量で、C0.05〜0.20％,Si0.15％以下,Mn
0.05〜1.5％,Ni0.05〜1.0％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.05％以
上0.50％未満,W2.0〜3.5％,V0.05〜0.30％,Nb0.01〜0.2
0％,Co2.1〜10.0％,N0.01〜0.1％を含み、残部が実質的
にFeよりなり、焼入れ後所望の温度で一次焼戻し処理を
施し、次いで該一次焼戻し処理温度より高い温度で二次
焼戻し処理を施すことを特徴とする高温蒸気タービン用
ロータシヤフトの製造法。 - 【請求項４】重量で、C0.05〜0.20％,Si0.15％以下,Mn
0.05〜1.5％,Ni0.05〜1.0％,Cr9.0〜13.0％,Mo0.05％以
上0.50％未満,W2.0〜3.5％,V0.05〜0.30％,Nb0.01〜0.2
0％,Co2.1〜10.0％,N0.01〜0.1％,B0.001〜0.030％を含
み、残部が実質的にFeよりなり、焼入れ後所望の温度で
一次焼戻し処理を施し、次いで該一次焼戻し処理温度よ
り高い温度で二次焼戻し処理を施すことを特徴とする高
温蒸気タービン用ロータシヤフトの製造法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2272270A JP2947913B2 (ja) | 1990-10-12 | 1990-10-12 | 高温蒸気タービン用ロータシャフト及びその製造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2272270A JP2947913B2 (ja) | 1990-10-12 | 1990-10-12 | 高温蒸気タービン用ロータシャフト及びその製造法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH04147948A JPH04147948A (ja) | 1992-05-21 |
| JP2947913B2 true JP2947913B2 (ja) | 1999-09-13 |
Family
ID=17511511
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2272270A Expired - Lifetime JP2947913B2 (ja) | 1990-10-12 | 1990-10-12 | 高温蒸気タービン用ロータシャフト及びその製造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2947913B2 (ja) |
Families Citing this family (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0734202A (ja) * | 1993-07-23 | 1995-02-03 | Toshiba Corp | 蒸気タービン用ロータ |
| JPH07197208A (ja) * | 1994-01-06 | 1995-08-01 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 高温圧力容器用高強度高クロム鋳鋼 |
| JP3315800B2 (ja) | 1994-02-22 | 2002-08-19 | 株式会社日立製作所 | 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン |
| JPH083697A (ja) | 1994-06-13 | 1996-01-09 | Japan Steel Works Ltd:The | 耐熱鋼 |
| DE4436874A1 (de) * | 1994-10-15 | 1996-04-18 | Abb Management Ag | Hitze- und kriechbeständiger Stahl mit einem durch einen Vergütungsprozess erzeugten martensitischen Gefüge |
| US5817192A (en) * | 1995-04-12 | 1998-10-06 | Mitsubishi Jukogyo Kabushiki Kaisha | High-strength and high-toughness heat-resisting steel |
| DE69525621T3 (de) | 1995-08-21 | 2006-08-24 | Hitachi, Ltd. | Dampfturbinenkraftanlage und Dampfturbine |
| JPH0959747A (ja) * | 1995-08-25 | 1997-03-04 | Hitachi Ltd | 高強度耐熱鋳鋼，蒸気タービンケーシング，蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン |
| JPH10265909A (ja) | 1997-03-25 | 1998-10-06 | Toshiba Corp | 高靭性耐熱鋼、タービンロータ及びその製造方法 |
| JP3492969B2 (ja) | 2000-03-07 | 2004-02-03 | 株式会社日立製作所 | 蒸気タービン用ロータシャフト |
| JP4262414B2 (ja) | 2000-12-26 | 2009-05-13 | 株式会社日本製鋼所 | 高Ｃｒフェライト系耐熱鋼 |
Family Cites Families (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0830251B2 (ja) * | 1989-02-23 | 1996-03-27 | 日立金属株式会社 | 高温強度の優れたフェライト系耐熱鋼 |
| JP2834196B2 (ja) * | 1989-07-18 | 1998-12-09 | 新日本製鐵株式会社 | 高強度、高靭性フェライト系耐熱鋼 |
| JPH0674452B2 (ja) * | 1990-03-26 | 1994-09-21 | 新日本製鐵株式会社 | 高Ｃｒ系耐熱鋼の強靭化熱処理法 |
-
1990
- 1990-10-12 JP JP2272270A patent/JP2947913B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH04147948A (ja) | 1992-05-21 |
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