JP3106121B2 - 高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト - Google Patents
高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトInfo
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は新規な高低圧一体型
蒸気タービン用ロータシャフトに関する。
蒸気タービン用ロータシャフトに関する。
【０００２】
【従来の技術】一般に、高温(蒸気温度：約５３８℃)の
蒸気にさらされる高圧ロータ材としては、ＡＳＴＭ規格
材Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼(Designation：Ａ４７０−８４，Cl
ass８)が、低圧(蒸気温度：約１００℃)ロータ材として
は、ＡＳＴＭ規格材3.5NiCrMoV鋼（Designation：Ａ４
７０−８４，Class７）が使用されている。前者のＣｒ
−Ｍｏ−Ｖ鋼は高温強度が高いが、低温靭性が低い。後
者の３.５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は低温靭性が高い
が、高温強度が低い。
蒸気にさらされる高圧ロータ材としては、ＡＳＴＭ規格
材Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼(Designation：Ａ４７０−８４，Cl
ass８)が、低圧(蒸気温度：約１００℃)ロータ材として
は、ＡＳＴＭ規格材3.5NiCrMoV鋼（Designation：Ａ４
７０−８４，Class７）が使用されている。前者のＣｒ
−Ｍｏ−Ｖ鋼は高温強度が高いが、低温靭性が低い。後
者の３.５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は低温靭性が高い
が、高温強度が低い。
【０００３】大容量タービンは、蒸気条件により高圧
部，中圧部及び低圧部からなっており、高圧及び中圧ロ
ータはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で、低圧ロータは３.５Ｎｉ−
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で一般に作製されている。
部，中圧部及び低圧部からなっており、高圧及び中圧ロ
ータはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で、低圧ロータは３.５Ｎｉ−
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で一般に作製されている。
【０００４】１０万ＫＷ未満の小容量及び１０〜３０万
ＫＷ中容量タービンは、ロータサイズが小さいことか
ら、上記の高圧ロータ材と低圧ロータ材の長所を兼ね備
えた材料があれば、高圧部から低圧部までを一体化（同
一材料の作製）することができる。一体化すると、ター
ビン全体がコンパクトとなり、著しい減価低減効果があ
る。この高低圧一体化ロータ材の一例が特開昭53−3091
5 号公報，同60−224766号公報に開示されている。
ＫＷ中容量タービンは、ロータサイズが小さいことか
ら、上記の高圧ロータ材と低圧ロータ材の長所を兼ね備
えた材料があれば、高圧部から低圧部までを一体化（同
一材料の作製）することができる。一体化すると、ター
ビン全体がコンパクトとなり、著しい減価低減効果があ
る。この高低圧一体化ロータ材の一例が特開昭53−3091
5 号公報，同60−224766号公報に開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】上記現有ロータ材で一
体化しようとすると、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では低温の靭性
が低いために低圧部の脆性破壊に対する安全性が確保で
きず、３.５ Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では高温強度が低
いために高温部のクリープ破壊に対する安全性が確保で
きない。
体化しようとすると、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では低温の靭性
が低いために低圧部の脆性破壊に対する安全性が確保で
きず、３.５ Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では高温強度が低
いために高温部のクリープ破壊に対する安全性が確保で
きない。
【０００６】また、前述の特開昭53−30915号公報には
Ｃ０.１５〜０.３％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ１.０％以
下，Ｃｒ０.５〜１.５％，Ｎｉ０.５〜１.５％，Ｍｏ
０.５％を越え１.５％ 以下，Ｖ０.１５〜０.３０％，
Ｎｂ０.０１〜０.１％、残部Ｆｅからなる高低圧一体ロ
ータが開示されているが、高温で長時間加熱後における
靭性が十分でなく、３０インチ以上の長翼を植設するこ
とができない。
Ｃ０.１５〜０.３％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ１.０％以
下，Ｃｒ０.５〜１.５％，Ｎｉ０.５〜１.５％，Ｍｏ
０.５％を越え１.５％ 以下，Ｖ０.１５〜０.３０％，
Ｎｂ０.０１〜０.１％、残部Ｆｅからなる高低圧一体ロ
ータが開示されているが、高温で長時間加熱後における
靭性が十分でなく、３０インチ以上の長翼を植設するこ
とができない。
【０００７】特開昭60−224766号公報には、Ｃ０.１０
〜０.３５％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ１.０％以下，Ｎ
ｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ１.５〜３.０％，Ｍｏ０.３〜
1.5％，Ｖ０.０５〜０.２５％，残部Ｆｅからなる蒸気
タービンロータが開示され、更にこれにＮｂ０.０１〜
０.１％，Ｎ０.０２〜０.１％を含むことが開示されて
いる。しかし、このロータはクリープ破断強度が低い。
〜０.３５％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ１.０％以下，Ｎ
ｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ１.５〜３.０％，Ｍｏ０.３〜
1.5％，Ｖ０.０５〜０.２５％，残部Ｆｅからなる蒸気
タービンロータが開示され、更にこれにＮｂ０.０１〜
０.１％，Ｎ０.０２〜０.１％を含むことが開示されて
いる。しかし、このロータはクリープ破断強度が低い。
【０００８】特開昭62−189301号公報には高低圧一体型
蒸気タービンが開示されているが、ロータシャフトは靭
性が低いが高温強度の高い材料と高温強度は低いが靭性
の高い材料を機械的に結合したロータシャフトが用いら
れており、同じ組成で一体型のものにはなっていない、
このような機械的な結合では十分な強度を確保するには
大がかりな構造となり、小型化できないだけでなく、信
頼性が劣ってしまう。本発明の目的は高温強度が高く、
５３０℃以上の蒸気にさらされる温度での加熱脆化が少
なく、翼部長さが３０インチ以上である最終段動翼を植
設できる高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトを
提供するにある。
蒸気タービンが開示されているが、ロータシャフトは靭
性が低いが高温強度の高い材料と高温強度は低いが靭性
の高い材料を機械的に結合したロータシャフトが用いら
れており、同じ組成で一体型のものにはなっていない、
このような機械的な結合では十分な強度を確保するには
大がかりな構造となり、小型化できないだけでなく、信
頼性が劣ってしまう。本発明の目的は高温強度が高く、
５３０℃以上の蒸気にさらされる温度での加熱脆化が少
なく、翼部長さが３０インチ以上である最終段動翼を植
設できる高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトを
提供するにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明は、一体のロータ
シャフトに高圧側より低圧側にかけて多段に植設され、
５３０℃以上、特に５３８℃又は５６６℃の蒸気にさら
されるとともに、翼部長さが３０インチ以上のブレード
を植設出来る高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフ
トにあり、該ロータシャフトは以下に示す組成と５３８
℃，１０万時間クリープ破断強度が１１kg／mm2 以上及
びＶノッチシャルピー衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以上の特
性有することを特徴とする。
シャフトに高圧側より低圧側にかけて多段に植設され、
５３０℃以上、特に５３８℃又は５６６℃の蒸気にさら
されるとともに、翼部長さが３０インチ以上のブレード
を植設出来る高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフ
トにあり、該ロータシャフトは以下に示す組成と５３８
℃，１０万時間クリープ破断強度が１１kg／mm2 以上及
びＶノッチシャルピー衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以上の特
性有することを特徴とする。
【００１０】前記ロータシャフトは重量でＣ０.１５〜
０.４％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％を含み、残部
が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以
下であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ
低合金鋼からなる。
０.４％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％を含み、残部
が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以
下であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ
低合金鋼からなる。
【００１１】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン用
ロータシャフトは高圧側の蒸気入口温度が５３０℃以
上、その出口温度が１００℃以下であり、前記ブレード
の少なくとも最終段の長さが３０インチ以上のものであ
り、前記ロータシャフトの中心部のＦＡＴＴが前記蒸気
出口温度以下の温度及び５３８℃，１０万時間クリープ
破断強度が１１kg／mm2 以上特に、１２kg／mm2 以上で
あるベーナイト組織を有する前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ低合金鋼からなることが好ましい。
ロータシャフトは高圧側の蒸気入口温度が５３０℃以
上、その出口温度が１００℃以下であり、前記ブレード
の少なくとも最終段の長さが３０インチ以上のものであ
り、前記ロータシャフトの中心部のＦＡＴＴが前記蒸気
出口温度以下の温度及び５３８℃，１０万時間クリープ
破断強度が１１kg／mm2 以上特に、１２kg／mm2 以上で
あるベーナイト組織を有する前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ低合金鋼からなることが好ましい。
【００１２】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン用
ロータシャフトは５３８℃，１０万時間クリープ破断強
度が１１kg／mm2 以上、５００℃，３０００時間加熱後
のＶノッチ衝撃値が３.０kg−ｍ／cm2以上であるベーナ
イト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼が好ま
しい。
ロータシャフトは５３８℃，１０万時間クリープ破断強
度が１１kg／mm2 以上、５００℃，３０００時間加熱後
のＶノッチ衝撃値が３.０kg−ｍ／cm2以上であるベーナ
イト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼が好ま
しい。
【００１３】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン用
ロータシャフトにおいては、植設される初段ブレードへ
の蒸気入口温度が５３０℃以上及び最終段ブレードでの
出口温度が１００℃以下であり、ロータシャフトの軸受
間の長さ（Ｌ）と最終段ブレード部分のブレード先端間
の直径（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）を１.４〜２.３とするの
が好ましい。
ロータシャフトにおいては、植設される初段ブレードへ
の蒸気入口温度が５３０℃以上及び最終段ブレードでの
出口温度が１００℃以下であり、ロータシャフトの軸受
間の長さ（Ｌ）と最終段ブレード部分のブレード先端間
の直径（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）を１.４〜２.３とするの
が好ましい。
【００１４】前記ブレードは低圧側で３０インチ以上の
翼部長さを有し、高圧側のブレードは低圧側のそれより
クリープ破断強度が高い高Ｃｒマルテンサイト鋼からな
り、低圧側のブレードは高圧側のそれより靭性の高い高
Ｃｒマルテンサイト鋼が好ましい。
翼部長さを有し、高圧側のブレードは低圧側のそれより
クリープ破断強度が高い高Ｃｒマルテンサイト鋼からな
り、低圧側のブレードは高圧側のそれより靭性の高い高
Ｃｒマルテンサイト鋼が好ましい。
【００１５】前記３０インチ以上の長さのブレードは、
重量でＣ０.０８〜０.１５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ
１.５％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１〜２.５％，Ｖ
０.２〜０.５％，Ｎ０.０２〜０.１％を含むマルテンサ
イト鋼からなり、前記高圧側ブレードは重量で、Ｃ０.
２〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ
１０〜１３％，Ｎｉ０.５％ 以下，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１５〜０.３５％を含むマ
ルテンサイト鋼からなり、前記３０インチ以下の低圧側
ブレードは重量で、Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ１％以下、好ましくは０.２〜１.０％，
Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ0.5％以下及
び残部Ｆｅであるマルテンサイト鋼が好ましい。
重量でＣ０.０８〜０.１５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ
１.５％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１〜２.５％，Ｖ
０.２〜０.５％，Ｎ０.０２〜０.１％を含むマルテンサ
イト鋼からなり、前記高圧側ブレードは重量で、Ｃ０.
２〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ
１０〜１３％，Ｎｉ０.５％ 以下，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１５〜０.３５％を含むマ
ルテンサイト鋼からなり、前記３０インチ以下の低圧側
ブレードは重量で、Ｃ０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ１％以下、好ましくは０.２〜１.０％，
Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ0.5％以下及
び残部Ｆｅであるマルテンサイト鋼が好ましい。
【００１６】前記３０インチ以上のブレードの先端リー
デングエッチ部にはエロージョン防止層が設けられてい
るのが好ましい。具体的な翼の長さとして、３３.５″
，４０″，４６.５″等のものを用いることができる。
デングエッチ部にはエロージョン防止層が設けられてい
るのが好ましい。具体的な翼の長さとして、３３.５″
，４０″，４６.５″等のものを用いることができる。
【００１７】本発明は、発電機を蒸気タービン及びガス
タービンによって駆動するコンバインド発電システムに
対しても適用されるものであり、前記蒸気タービンは前
述の一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側に
かけて多段にブレードが植設されるロータシャフトを備
え、前記蒸気入口温度が５３０℃以上、その出口温度が
１００℃以下であり、前記ケーシングは前記ブレードの
高圧側から低圧側にかけて一体に構成されるのが好まし
く、前記蒸気が一方向に流れるように蒸気入口を前記ブ
レードの初段前及びその出口を前記ブレードの最終段後
に設け、前記ブレードは低圧側で３０インチ以上の長さ
で植設されるのが好ましい。
タービンによって駆動するコンバインド発電システムに
対しても適用されるものであり、前記蒸気タービンは前
述の一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側に
かけて多段にブレードが植設されるロータシャフトを備
え、前記蒸気入口温度が５３０℃以上、その出口温度が
１００℃以下であり、前記ケーシングは前記ブレードの
高圧側から低圧側にかけて一体に構成されるのが好まし
く、前記蒸気が一方向に流れるように蒸気入口を前記ブ
レードの初段前及びその出口を前記ブレードの最終段後
に設け、前記ブレードは低圧側で３０インチ以上の長さ
で植設されるのが好ましい。
【００１８】本発明は、一体のロータシャフトに蒸気の
高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロ
ータと、該ロータを被うケーシングとを備え、前記蒸気
が前記高圧側と低圧側とで各々異なった方向に流れる高
低圧一体型蒸気タービンにおいても適用できる。
高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロ
ータと、該ロータを被うケーシングとを備え、前記蒸気
が前記高圧側と低圧側とで各々異なった方向に流れる高
低圧一体型蒸気タービンにおいても適用できる。
【００１９】
【００２０】本発明におけるケーシングは、重量でＣ
０.１５〜０.３０％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜
０.２％，Ｔｉ０.０５％ 以下を含むベーナイト組織を
有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼よりなるのが好ましい。
０.１５〜０.３０％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜
０.２％，Ｔｉ０.０５％ 以下を含むベーナイト組織を
有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼よりなるのが好ましい。
【００２１】本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロー
タシャフトは、重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.
１％以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ
０.１５〜０.３５％を含み、（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０.１２
以下及び(Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１８ 以下であるベ
ーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなる
ことを特徴とする。
タシャフトは、重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.
１％以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ
０.１５〜０.３５％を含み、（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０.１２
以下及び(Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１８ 以下であるベ
ーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなる
ことを特徴とする。
【００２２】本発明のロータシャフトは、重量で、Ｃ
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％ ，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，
Ｍｏ0.8〜２.５％ 及びＶ０.１５〜０.３５％と、Ａ
ｌ，Ｚｒ，Ｃａ及び希土類元素の１種以上を合計で０.
００１〜０.１％とを含み、残部が実質的にＦｅであ
り、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下、又は（Ｍｎ／Ｎ
ｉ）比は０.１２以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ) ／Ｎｉ比が０.
１８以下であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼からなることを特徴とする。
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％ ，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，
Ｍｏ0.8〜２.５％ 及びＶ０.１５〜０.３５％と、Ａ
ｌ，Ｚｒ，Ｃａ及び希土類元素の１種以上を合計で０.
００１〜０.１％とを含み、残部が実質的にＦｅであ
り、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下、又は（Ｍｎ／Ｎ
ｉ）比は０.１２以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ) ／Ｎｉ比が０.
１８以下であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼からなることを特徴とする。
【００２３】本発明のロータシャフトは、重量で、Ｃ
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％ ，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，
Ｍｏ0.8〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％と、Ｎｂ及
びＴａの１種以上０.００５〜0.１５％とを含み、残部
が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以
下、又は（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２ 以下及び（Ｓｉ＋
Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１８以下である主にベーナイト組織
を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなることを特徴と
する。
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％ ，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，
Ｍｏ0.8〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％と、Ｎｂ及
びＴａの１種以上０.００５〜0.１５％とを含み、残部
が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以
下、又は（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２ 以下及び（Ｓｉ＋
Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１８以下である主にベーナイト組織
を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなることを特徴と
する。
【００２４】本発明のロータシャフトは、重量で、Ｃ
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍ
ｏ0.8〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％と、Ａｌ，Ｚ
ｒ，Ｃａ及び希土類元素の１種以上を合計で０.００１
〜０.１％と、Ｎｂ及びＴａの１種以上を0.005〜０.１
５％とを含み、残部が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎ
ｉ）比が０.１２以下、又は（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２
以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８以下である
ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からな
ることを特徴とする。
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍ
ｏ0.8〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％と、Ａｌ，Ｚ
ｒ，Ｃａ及び希土類元素の１種以上を合計で０.００１
〜０.１％と、Ｎｂ及びＴａの１種以上を0.005〜０.１
５％とを含み、残部が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎ
ｉ）比が０.１２以下、又は（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２
以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８以下である
ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からな
ることを特徴とする。
【００２５】本発明のロータシャフトは、重量で、Ｃ
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％，Ｎｉ１.６〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍ
ｏ0.8〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％を含み、残部
が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以
下及び（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０.４５〜０.
７であることを特徴とする。
０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ０.０８〜０.
２０％，Ｎｉ１.６〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍ
ｏ0.8〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％を含み、残部
が実質的にＦｅであり、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以
下及び（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０.４５〜０.
７であることを特徴とする。
【００２６】本発明に係るロータシャフトは、重量で、
Ｃ０.１５〜０.４％,Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０８〜
０.２０％ ，Ｎｉ１.６〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５
％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％を含
み、Ｎｂ０.００５〜０.１５％，Ｔａ０.００５〜０.１
５％，Ａｌ０.００１〜０.１％，Ｚｒ０.００１〜０.１
％，Ｃａ０.００１〜０.１％，希土類元素０.００１〜
０.１％，Ｗ０.１〜０.５％，Ｔｉ０.００１〜０.１
％，Ｂ０.００１〜０.１％の少なくとも１種を特定の組
合せによって含み、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下で
あり、好ましくは（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下及び
（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０．４５〜０．７で
あり、残部が実質的にＦｅであることを特徴とする。
Ｃ０.１５〜０.４％,Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０８〜
０.２０％ ，Ｎｉ１.６〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５
％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１５〜０.３５％を含
み、Ｎｂ０.００５〜０.１５％，Ｔａ０.００５〜０.１
５％，Ａｌ０.００１〜０.１％，Ｚｒ０.００１〜０.１
％，Ｃａ０.００１〜０.１％，希土類元素０.００１〜
０.１％，Ｗ０.１〜０.５％，Ｔｉ０.００１〜０.１
％，Ｂ０.００１〜０.１％の少なくとも１種を特定の組
合せによって含み、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下で
あり、好ましくは（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下及び
（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０．４５〜０．７で
あり、残部が実質的にＦｅであることを特徴とする。
【００２７】これらのロータシャフトは本発明の高低圧
一体型蒸気タービンに適用される。更に、前述に記載の
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼の酸素量が２５ppm 以下である
のが好ましい。
一体型蒸気タービンに適用される。更に、前述に記載の
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼の酸素量が２５ppm 以下である
のが好ましい。
【００２８】前述に記載の組成を有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ
鋼は、その鋼塊を特にエレクトロ再溶解又はアーク炉に
て大気中溶解後に真空炭素脱酸した鋼塊を製造し、該鋼
塊を熱間鍛造し、次いでオーステナイト化温度に加熱し
所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後焼戻し処理
を施し、主にベーナイト組織を有することを特徴とする
製造法にある。
鋼は、その鋼塊を特にエレクトロ再溶解又はアーク炉に
て大気中溶解後に真空炭素脱酸した鋼塊を製造し、該鋼
塊を熱間鍛造し、次いでオーステナイト化温度に加熱し
所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後焼戻し処理
を施し、主にベーナイト組織を有することを特徴とする
製造法にある。
【００２９】焼入れ温度は９００〜１０００℃、焼戻し
温度は６３０〜７００℃が好ましい。
温度は６３０〜７００℃が好ましい。
【００３０】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンは
特に１０〜３０万ＫＷ級の中容量火力発電に最も小型で
熱効率の向上の点から好適である。特に、最長翼として
長さが３３.５ インチで、全周が９０本以上のものとす
ることができる。
特に１０〜３０万ＫＷ級の中容量火力発電に最も小型で
熱効率の向上の点から好適である。特に、最長翼として
長さが３３.５ インチで、全周が９０本以上のものとす
ることができる。
【００３１】本発明の蒸気タービンロータを構成する低
合金鋼の組成及び熱処理条件の限定理由について説明す
る。
合金鋼の組成及び熱処理条件の限定理由について説明す
る。
【００３２】Ｃは焼入性を向上し強度を確保するのに必
要な元素である。その量が ０.１５％以下では十分な焼
入性が得られず、ロータ中心に軟らかいフェライト組織
が生成し、十分な引張強さ及び耐力が得られない。また
０.４％ 以上になると靭性を低下させるので、Ｃの範囲
は０.１５〜０.４％ に限定される。特にＣは０.２０〜
０.２８％の範囲が好ましい。
要な元素である。その量が ０.１５％以下では十分な焼
入性が得られず、ロータ中心に軟らかいフェライト組織
が生成し、十分な引張強さ及び耐力が得られない。また
０.４％ 以上になると靭性を低下させるので、Ｃの範囲
は０.１５〜０.４％ に限定される。特にＣは０.２０〜
０.２８％の範囲が好ましい。
【００３３】Ｓｉ及びＭｎは従来脱酸剤として添加して
いたが、真空Ｃ脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法な
どの製鋼技術によれば、特に添加しなくとも健全なロー
タが溶製可能である。長時間使用による脆化の点から、
Ｓｉ及びＭｎは低めにすべきであり、それぞれ０．１％
以下及び０．２０％以下に限定され、特にＳｉは０．０
５％以下が好ましい。
いたが、真空Ｃ脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法な
どの製鋼技術によれば、特に添加しなくとも健全なロー
タが溶製可能である。長時間使用による脆化の点から、
Ｓｉ及びＭｎは低めにすべきであり、それぞれ０．１％
以下及び０．２０％以下に限定され、特にＳｉは０．０
５％以下が好ましい。
【００３４】一方、適量のＭｎ添加は、鋼中に不純物元
素として存在し熱間加工性を悪くする有害なＳを、硫化
物ＭｎＳとして固定する作用がある。このために、Ｍｎ
の適量添加は、前述のＳの害を減少する効果があるの
で、蒸気タービン用ロータシャフトのような大型鍛造品
の製造においては０．０８％以上にすべきである。従っ
て、Ｍｎ量は０．０８〜０．２０％とすべきであり、よ
り０．１〜０．２％が好ましい。
素として存在し熱間加工性を悪くする有害なＳを、硫化
物ＭｎＳとして固定する作用がある。このために、Ｍｎ
の適量添加は、前述のＳの害を減少する効果があるの
で、蒸気タービン用ロータシャフトのような大型鍛造品
の製造においては０．０８％以上にすべきである。従っ
て、Ｍｎ量は０．０８〜０．２０％とすべきであり、よ
り０．１〜０．２％が好ましい。
【００３５】Ｎｉは焼入性を向上させ、靭性向上に不可
欠の元素である。１.５％ 未満では靭性向上効果が十分
でない。また２.５％ を超える多量の添加は、クリープ
破断強度を低下させてしまう。特に１.５ ％を越え、
１.６〜２.０％の範囲が好ましい。
欠の元素である。１.５％ 未満では靭性向上効果が十分
でない。また２.５％ を超える多量の添加は、クリープ
破断強度を低下させてしまう。特に１.５ ％を越え、
１.６〜２.０％の範囲が好ましい。
【００３６】Ｃｒは焼入性を向上させ、靭性及び強度向
上効果がある。また蒸気中の耐食性も向上させる。０.
８％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、２.５％ を
超える添加は、クリープ破断強度を低下させる。特に
１.２〜１.９％が好ましい。
上効果がある。また蒸気中の耐食性も向上させる。０.
８％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、２.５％ を
超える添加は、クリープ破断強度を低下させる。特に
１.２〜１.９％が好ましい。
【００３７】Ｍｏは焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度向上及び焼もどし脱化防止効果
がある。０.８％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、
２.５％ を超える多量の添加は靭性を添加させる。特に
靭性の点からは１.２ 〜１.５％ 、強度の点からは１.
５％を越え２.０％以下が好ましい。
物を析出させ、高温強度向上及び焼もどし脱化防止効果
がある。０.８％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、
２.５％ を超える多量の添加は靭性を添加させる。特に
靭性の点からは１.２ 〜１.５％ 、強度の点からは１.
５％を越え２.０％以下が好ましい。
【００３８】Ｖは，焼き戻し処理中に結晶粒内に微細炭
化物を析出させ、高温強度及び靭性向上効果がある。
０．１５％未満ではこれらの効果が十分でなく、０．３
５％を越える添加は効果が飽和してしまう。特に、０．
２０〜０．３０％の範囲が好ましい。
化物を析出させ、高温強度及び靭性向上効果がある。
０．１５％未満ではこれらの効果が十分でなく、０．３
５％を越える添加は効果が飽和してしまう。特に、０．
２０〜０．３０％の範囲が好ましい。
【００３９】上述のＮｉ，Ｃｒ，Ｖ及びＭｏは靭性及び
高温強度に大きく関与し、本発明鋼においては、複合的
に作用することが実験的に明らかにされた。即ち、高い
高温強度と高い低温靭性を兼ね備えた材料を得るために
は、炭化物生成元素であり高温強度向上効果のあるＶと
Ｍｏの和と、焼入性を向上し靭性向上効果のあるＮｉと
Ｃｒの和との比が、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）＝
０.４５〜０.７が好ましい。
高温強度に大きく関与し、本発明鋼においては、複合的
に作用することが実験的に明らかにされた。即ち、高い
高温強度と高い低温靭性を兼ね備えた材料を得るために
は、炭化物生成元素であり高温強度向上効果のあるＶと
Ｍｏの和と、焼入性を向上し靭性向上効果のあるＮｉと
Ｃｒの和との比が、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）＝
０.４５〜０.７が好ましい。
【００４０】また上記の組成からなる低合金を溶製する
ときに、Ｔｉ，希土類元素、Ｂ，Ｃａ，Ｚｒ及びＡｌの
いずれかを添加することにより靭性が向上する。希土類
元素は０.０５％未満では効果が不十分で、０.４％を超
える添加はその効果が飽和する。Ｃａは小量の添加で靭
性向上効果があるが、０.０００５％ 未満では効果が不
十分で、０.０１％を超える添加はその効果が飽和す
る。Ｚｒは０.０１％未満では靭性向上効果が不十分で
あり、０.２％ を超える添加はその効果が飽和する。Ａ
ｌは０.００１ ％未満では靭性向上効果が不十分であ
り、０.０２％ を超える添加はクリープ破断強度低下さ
せる。Ｔｉ及びＢは強度及び靭性の点からいずれも０.
００１〜０.１％とする。
ときに、Ｔｉ，希土類元素、Ｂ，Ｃａ，Ｚｒ及びＡｌの
いずれかを添加することにより靭性が向上する。希土類
元素は０.０５％未満では効果が不十分で、０.４％を超
える添加はその効果が飽和する。Ｃａは小量の添加で靭
性向上効果があるが、０.０００５％ 未満では効果が不
十分で、０.０１％を超える添加はその効果が飽和す
る。Ｚｒは０.０１％未満では靭性向上効果が不十分で
あり、０.２％ を超える添加はその効果が飽和する。Ａ
ｌは０.００１ ％未満では靭性向上効果が不十分であ
り、０.０２％ を超える添加はクリープ破断強度低下さ
せる。Ｔｉ及びＢは強度及び靭性の点からいずれも０.
００１〜０.１％とする。
【００４１】さらに、酸素は高温強度に関与し、本発明
鋼においては、Ｏ2 を５〜２５ppmの範囲に制御するこ
とにより、より高いクリープ破断強度が得られる。
鋼においては、Ｏ2 を５〜２５ppmの範囲に制御するこ
とにより、より高いクリープ破断強度が得られる。
【００４２】Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種が０.００
５〜０.１５％添加される。これらの含有量が０.００５
％未満では強度の向上に十分な効果が得られず、逆に
０.１５％を越えると蒸気タービン用ロータシャフトの
如く大形構造物ではこれらの巨大な炭化物が晶出し強度
及び靭性を低めるので０.００５〜０.１５％とする。特
に０.０１〜０.０５％が好ましい。
５〜０.１５％添加される。これらの含有量が０.００５
％未満では強度の向上に十分な効果が得られず、逆に
０.１５％を越えると蒸気タービン用ロータシャフトの
如く大形構造物ではこれらの巨大な炭化物が晶出し強度
及び靭性を低めるので０.００５〜０.１５％とする。特
に０.０１〜０.０５％が好ましい。
【００４３】Ｗは強度を高めるため０.１％ 以上加えら
れるが、０.５％ を越えると大型鋼塊においては偏析の
問題が生じる等強度を低めるので、０.１〜０.５％とす
べきである。
れるが、０.５％ を越えると大型鋼塊においては偏析の
問題が生じる等強度を低めるので、０.１〜０.５％とす
べきである。
【００４４】（Ｍｎ／Ｎｉ）比を０．１２以下、又は
（Ｍｎ／Ｎｉ）比を０．１２以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ）／
Ｎｉ比を０.１８以下にすることにより、ベーナイト組
織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼における加熱
脆化を顕著に防止でき、高低圧一体型ロータシャフトと
して適用できる。
（Ｍｎ／Ｎｉ）比を０．１２以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ）／
Ｎｉ比を０.１８以下にすることにより、ベーナイト組
織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼における加熱
脆化を顕著に防止でき、高低圧一体型ロータシャフトと
して適用できる。
【００４５】本発明は、前述に加え、（Ｖ＋Ｍｏ）／
（Ｎｉ＋Ｃｒ）比を０.４５〜０.７とすることによりク
リープ破断強度が高く、衝撃値が高い両者の特性を備え
た鋼を得ることができ、本発明の高低圧一体型ロータシ
ャフトにおいてブレードとして３０インチ以上の長さの
ものを植設することができる。
（Ｎｉ＋Ｃｒ）比を０.４５〜０.７とすることによりク
リープ破断強度が高く、衝撃値が高い両者の特性を備え
た鋼を得ることができ、本発明の高低圧一体型ロータシ
ャフトにおいてブレードとして３０インチ以上の長さの
ものを植設することができる。
【００４６】このような新しい材料をロータシャフトと
して使用することにより、最終段ブレードとして３０イ
ンチ以上の長翼を植設できるとともに、ロータシャフト
軸受間の長さ（Ｌ）と翼直径（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）を
１.４〜２.３とコンパクトにでき、好ましくは１.６〜
２.０とすることができる。又、ロータシャフト最大径
（ｄ）と最終段長翼の長さ（ｌ）との比（ｄ／ｌ）を
１.５〜２.０とすることができ、これにより蒸気量をロ
ータシャフトの特性との関係から最大限に増すことがで
き、小型で大容量の発電が可能となる。特に、この比を
１.６〜１.８とすることが好ましい。１.５ 以上とする
ことはブレード数との関係から求められ、その数は多い
程よいが、遠心力による強度上の点から２.０ 以下が好
ましい。
して使用することにより、最終段ブレードとして３０イ
ンチ以上の長翼を植設できるとともに、ロータシャフト
軸受間の長さ（Ｌ）と翼直径（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）を
１.４〜２.３とコンパクトにでき、好ましくは１.６〜
２.０とすることができる。又、ロータシャフト最大径
（ｄ）と最終段長翼の長さ（ｌ）との比（ｄ／ｌ）を
１.５〜２.０とすることができ、これにより蒸気量をロ
ータシャフトの特性との関係から最大限に増すことがで
き、小型で大容量の発電が可能となる。特に、この比を
１.６〜１.８とすることが好ましい。１.５ 以上とする
ことはブレード数との関係から求められ、その数は多い
程よいが、遠心力による強度上の点から２.０ 以下が好
ましい。
【００４７】本発明の高低圧一体型ロータシャフトを用
いた高低圧一体型蒸気タービンは小型で１０〜３０万Ｋ
Ｗの発電出力が可能であり、そのロータシャフトとして
軸受間距離を発電出力として１万ＫＷ当り０.８ｍ 以下
の非常に短い軸受間距離とすることができる。好ましく
は１万ＫＷ当り０.２５〜０.６ｍである。
いた高低圧一体型蒸気タービンは小型で１０〜３０万Ｋ
Ｗの発電出力が可能であり、そのロータシャフトとして
軸受間距離を発電出力として１万ＫＷ当り０.８ｍ 以下
の非常に短い軸受間距離とすることができる。好ましく
は１万ＫＷ当り０.２５〜０.６ｍである。
【００４８】前述のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼を高低圧一
体型ロータシャフトに用いることにより少なくとも最終
段に翼部長さが３０インチ以上特に、３３.５ インチ以
上の動翼を植設することができ、単機出力を増加するこ
とができるとともに、小型化ができる。
体型ロータシャフトに用いることにより少なくとも最終
段に翼部長さが３０インチ以上特に、３３.５ インチ以
上の動翼を植設することができ、単機出力を増加するこ
とができるとともに、小型化ができる。
【００４９】
【発明の実施の形態】〔実施例１〕 以下、本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン用ロータ
シャフトについて、実施例により説明する。表１は靭性
及びクリープ破断試験に供した代表的な試料の化学組成
を示す。試料は高周波溶解炉で溶解・造塊し、温度８５
０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試料Ｎo.１
〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１２は本発明材である。試料
Ｎo.４〜Ｎo.６及びＮo.１３，Ｎo.１４は発明材と比較
のため溶製したものであり、Ｎo.５はＡＳＴＭ規格Ａ４
７０class ８相当材、Ｎo.６はASTM規格Ａ４７０class
７ 相当材である。これら試料は、高低圧一体型蒸気タ
ービンロータシャフト中心部の条件をシミレートして、
９５０℃に加熱しオーステナイト化した後、１００℃／
ｈの速度で冷却し焼入れした。ついで、６６５℃×４０
ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発明に係るＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相を含まず、全ベーナイト組織
であった。
シャフトについて、実施例により説明する。表１は靭性
及びクリープ破断試験に供した代表的な試料の化学組成
を示す。試料は高周波溶解炉で溶解・造塊し、温度８５
０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試料Ｎo.１
〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１２は本発明材である。試料
Ｎo.４〜Ｎo.６及びＮo.１３，Ｎo.１４は発明材と比較
のため溶製したものであり、Ｎo.５はＡＳＴＭ規格Ａ４
７０class ８相当材、Ｎo.６はASTM規格Ａ４７０class
７ 相当材である。これら試料は、高低圧一体型蒸気タ
ービンロータシャフト中心部の条件をシミレートして、
９５０℃に加熱しオーステナイト化した後、１００℃／
ｈの速度で冷却し焼入れした。ついで、６６５℃×４０
ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発明に係るＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相を含まず、全ベーナイト組織
であった。
【００５０】本発明鋼のオーステナイト化温度は９００
〜１０００℃にする必要がある。
〜１０００℃にする必要がある。
【００５１】９００℃未満では高い靭性が得られるもの
で、クリープ破断強度が低くなってしまう。１０００℃
を越える温度では高いクリープ破断強度が得られるもの
の、靭性が低くなってしまう。焼戻し温度は６３０℃〜
７００℃にする必要がある。
で、クリープ破断強度が低くなってしまう。１０００℃
を越える温度では高いクリープ破断強度が得られるもの
の、靭性が低くなってしまう。焼戻し温度は６３０℃〜
７００℃にする必要がある。
【００５２】６３０℃未満では高い靭性が得られず、７
００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られ
ない。
００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られ
ない。
【００５３】
【表１】
【００５４】表２は引張，衝撃及びクリープ破断試験結
果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャル
ピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度は
ラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０5ｈ 強度で示
した。表から明らかなように本発明材は、室温の引張強
さが８８kg／mm2以上，０.２％耐力７０kg／mm2以上,Ｆ
ＡＴＴ４０℃以下、衝撃吸収エネルギーが加熱前後でい
ずれも２.５kg−ｍ 以上及びクリープ破断強度が約１１
kg／mm2 以上と高く、高低圧一体型タービンロータとし
てきわめて有用であると言える。特に、３３.５ インチ
長翼を植設するタービンロータ材としては約１５kg／mm
2 以上の強度を有するものがよい。
果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャル
ピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度は
ラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０5ｈ 強度で示
した。表から明らかなように本発明材は、室温の引張強
さが８８kg／mm2以上，０.２％耐力７０kg／mm2以上,Ｆ
ＡＴＴ４０℃以下、衝撃吸収エネルギーが加熱前後でい
ずれも２.５kg−ｍ 以上及びクリープ破断強度が約１１
kg／mm2 以上と高く、高低圧一体型タービンロータとし
てきわめて有用であると言える。特に、３３.５ インチ
長翼を植設するタービンロータ材としては約１５kg／mm
2 以上の強度を有するものがよい。
【００５５】
【表２】
【００５６】図２は試料Ｎo.１〜Ｎo.６のデータを、炭
化物生成元素であるＶとＭｏの和と焼入性向上元素であ
るＮｉとＣｒの和の比とクリープ破断強度及び衝撃吸収
エネルギーとの関係を示す。クリープ破断強度は、成分
比（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）が約０.７までは、成
分比が大きくなるにつれて高くなる。衝撃吸収エネルギ
ーは上記の成分比が大きくなるにつれて低くなることが
わかる。高低圧一体型タービンロータとして必要な靭性
（ｖＥ20 ＞２.５kg―ｍ)及びクリープ破断強度（σR≧
１１kg／mm2）は(Ｖ＋Ｍｏ)／(Ｎｉ＋Ｃｒ)＝０.４５〜
０.７にすることによって得られることがわかる。また
発明材Ｎo.２，比較材Ｎo.５（現用高圧ロータ相当材）
及びＮo.６(現用低圧ロータ材)の脱化特性を調べるた
め、５００℃×３０００ｈ脱化処理前後の試料について
衝撃試験を行い５０％破面遷移温度（ＦＡＴＴ）を調べ
た。比較材Ｎo.５のＦＡＴＴは１１９℃から１３５℃に
(ΔＦＡＴＴ＝１６℃)，Ｎo.６のＦＡＴＴは−２０℃か
ら１８℃に（ΔＦＡＴＴ＝３８℃）、脆化処理によって
ＦＡＴＴが上昇（脆化）してしまう。これに対し、本発
明材Ｎo.３のＦＡＴＴは、脆化処理前後とも３８℃で、
脆化しないことも確認された。
化物生成元素であるＶとＭｏの和と焼入性向上元素であ
るＮｉとＣｒの和の比とクリープ破断強度及び衝撃吸収
エネルギーとの関係を示す。クリープ破断強度は、成分
比（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）が約０.７までは、成
分比が大きくなるにつれて高くなる。衝撃吸収エネルギ
ーは上記の成分比が大きくなるにつれて低くなることが
わかる。高低圧一体型タービンロータとして必要な靭性
（ｖＥ20 ＞２.５kg―ｍ)及びクリープ破断強度（σR≧
１１kg／mm2）は(Ｖ＋Ｍｏ)／(Ｎｉ＋Ｃｒ)＝０.４５〜
０.７にすることによって得られることがわかる。また
発明材Ｎo.２，比較材Ｎo.５（現用高圧ロータ相当材）
及びＮo.６(現用低圧ロータ材)の脱化特性を調べるた
め、５００℃×３０００ｈ脱化処理前後の試料について
衝撃試験を行い５０％破面遷移温度（ＦＡＴＴ）を調べ
た。比較材Ｎo.５のＦＡＴＴは１１９℃から１３５℃に
(ΔＦＡＴＴ＝１６℃)，Ｎo.６のＦＡＴＴは−２０℃か
ら１８℃に（ΔＦＡＴＴ＝３８℃）、脆化処理によって
ＦＡＴＴが上昇（脆化）してしまう。これに対し、本発
明材Ｎo.３のＦＡＴＴは、脆化処理前後とも３８℃で、
脆化しないことも確認された。
【００５７】発明材試料Ｎo.８〜Ｎo.１１は、それぞ
れ、希土類元素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ、及びＡｌ
添加材であるが、これらの元素添加により靭性が向上す
る。特に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌ
ａ−ＣｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向
上効果のあることを確認している。
れ、希土類元素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ、及びＡｌ
添加材であるが、これらの元素添加により靭性が向上す
る。特に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌ
ａ−ＣｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向
上効果のあることを確認している。
【００５８】表３は本発明材のクリープ破断強度に及ぼ
す酸素の影響を調べるために溶製した試料の化学組成
と、そのクリープ破断強度を示す。これら試料の溶製・
鍛造方法は前述の試料Ｎo.１〜１１と同じである。
す酸素の影響を調べるために溶製した試料の化学組成
と、そのクリープ破断強度を示す。これら試料の溶製・
鍛造方法は前述の試料Ｎo.１〜１１と同じである。
【００５９】
【表３】
【００６０】熱処理は９５０℃に加熱しオーステナイト
化した後、１００℃／ｈで冷却し焼入れした。ついで、
６６０℃×４０ｈ加熱の焼戻しを行った。表４に前述と
同様に５３８℃クリープ破断強度を示す。図３はクリー
プ破断強度と酸素の関係を示す線図である。Ｏ2 を１０
０ppm 以下にすることにより約１２kg／mm2 以上の高い
強度が得られ、特に８０ppm 以下で１５kg／mm2 以上
で、更に４０ppm 以下で１８kg／mm2 以上の高いクリー
プ破断強度が得られることがわかる。
化した後、１００℃／ｈで冷却し焼入れした。ついで、
６６０℃×４０ｈ加熱の焼戻しを行った。表４に前述と
同様に５３８℃クリープ破断強度を示す。図３はクリー
プ破断強度と酸素の関係を示す線図である。Ｏ2 を１０
０ppm 以下にすることにより約１２kg／mm2 以上の高い
強度が得られ、特に８０ppm 以下で１５kg／mm2 以上
で、更に４０ppm 以下で１８kg／mm2 以上の高いクリー
プ破断強度が得られることがわかる。
【００６１】
【表４】
【００６２】図４は５３８℃，１０5 時間クリープ破断
強度とＮｉ量との関係を示す線図である。図に示すよう
にＮｉ量が増加するにつれてクリープ破断強度は急激に
低下することがわかる。特に、Ｎｉ量が２％以下では約
１１kg／mm2 以上の強度を示す。特に、１.９％ 以下で
は１２kg／mm2 以上の強度を有する。
強度とＮｉ量との関係を示す線図である。図に示すよう
にＮｉ量が増加するにつれてクリープ破断強度は急激に
低下することがわかる。特に、Ｎｉ量が２％以下では約
１１kg／mm2 以上の強度を示す。特に、１.９％ 以下で
は１２kg／mm2 以上の強度を有する。
【００６３】図５は５００℃，３０００時間加熱後の衝
撃値とＮｉ量との関係を示す線図である。図に示す如く
（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下又はＭｎ／Ｎｉ
比が０.１２ 以下のものはＮｉ量の増加によって高い衝
撃値が得られるが、Ｎo.１２〜Ｎo.１４の（Ｓｉ＋Ｍ
ｎ）／Ｎｉ比が０.１８ を越えるもの又はＭｎ／Ｎｉ比
が０.１２を越えるものは２.４kg−ｍ以下の低い値であ
り、Ｎｉ量が高くてもあまり関係しない。
撃値とＮｉ量との関係を示す線図である。図に示す如く
（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下又はＭｎ／Ｎｉ
比が０.１２ 以下のものはＮｉ量の増加によって高い衝
撃値が得られるが、Ｎo.１２〜Ｎo.１４の（Ｓｉ＋Ｍ
ｎ）／Ｎｉ比が０.１８ を越えるもの又はＭｎ／Ｎｉ比
が０.１２を越えるものは２.４kg−ｍ以下の低い値であ
り、Ｎｉ量が高くてもあまり関係しない。
【００６４】図６は同じく加熱脆化後の衝撃値とＮｉ量
１.６〜１.９％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量と
の関係を示す線図である。図に示す如く、特定のＮｉ量
において衝撃値に及ぼすＭｎ又はＳｉ＋Ｍｎの影響がき
わめて大きいことが明らかである。Ｍｎ量が０.２％ 以
下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.２５ 以下できわめて高い衝撃
値を有することがわかる。
１.６〜１.９％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量と
の関係を示す線図である。図に示す如く、特定のＮｉ量
において衝撃値に及ぼすＭｎ又はＳｉ＋Ｍｎの影響がき
わめて大きいことが明らかである。Ｍｎ量が０.２％ 以
下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.２５ 以下できわめて高い衝撃
値を有することがわかる。
【００６５】図７は同じくＮｉ量が１.５２〜２.０％を
含むもののＭｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図である。図に示す如く、Ｍｎ／Ｎｉ比が
0.12以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１８以下で２.５kg
−ｍ以上の高い衝撃値を示す。
含むもののＭｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図である。図に示す如く、Ｍｎ／Ｎｉ比が
0.12以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１８以下で２.５kg
−ｍ以上の高い衝撃値を示す。
【００６６】〔実施例２〕 表５は実験に供した代表的な試料の化学組成（重量％）
を示す。
を示す。
【００６７】試料は高周波溶解炉で溶解・造塊し、温度
８５０〜１２５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試料Ｎ
o.２１及びＮo.２２は発明材と比較のためのものであ
る。
８５０〜１２５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試料Ｎ
o.２１及びＮo.２２は発明材と比較のためのものであ
る。
【００６８】Ｎo.２３〜Ｎo.３２は本発明の高靭性ロー
タ材料である。
タ材料である。
【００６９】これら試料Ｎo.２３〜Ｎo.３２は、高低圧
一体型蒸気タービンロータシャフト中心部の条件をシミ
レートして、９５０℃に加熱しオーステナイト化した
後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入れした。ついで、
６５０℃／５０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発
明に係るＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相を含まず、全
ベーナイト組織であった。
一体型蒸気タービンロータシャフト中心部の条件をシミ
レートして、９５０℃に加熱しオーステナイト化した
後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入れした。ついで、
６５０℃／５０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発
明に係るＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相を含まず、全
ベーナイト組織であった。
【００７０】本発明鋼のオーステナイト化温度は９００
〜１０００℃にする必要がある。
〜１０００℃にする必要がある。
【００７１】９００℃未満では、高い靭性が得られるも
のの、クリープ破断強度が低くなってしまう。１０００
℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られるも
のの、靭性が低くなってしまう。焼戻し温度は６３０℃
〜７００℃にする必要がある。６３０未満では高い靭性
が得られず、７００℃を越える温度では高いクリープ破
断強度が得られない。
のの、クリープ破断強度が低くなってしまう。１０００
℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られるも
のの、靭性が低くなってしまう。焼戻し温度は６３０℃
〜７００℃にする必要がある。６３０未満では高い靭性
が得られず、７００℃を越える温度では高いクリープ破
断強度が得られない。
【００７２】
【表５】
【００７３】表６は引張，衝撃及びクリープ破断試験結
果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャル
ピー衝撃吸収エネルギー及び５０％破面遷移温度(ＦＡ
ＴＴ)で示した。
果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャル
ピー衝撃吸収エネルギー及び５０％破面遷移温度(ＦＡ
ＴＴ)で示した。
【００７４】切欠クリープ破断試験は、切欠底半径６.
６mm ，切欠外径９mm，４５°Ｖノッチ形状（ノッチ底
先端ｒ＝０.１６mm)を用い実施した。
６mm ，切欠外径９mm，４５°Ｖノッチ形状（ノッチ底
先端ｒ＝０.１６mm)を用い実施した。
【００７５】クリープ破断強度はラルソンミラー法で求
めた５３８℃，１０5 ｈ強度で示した。表から明らかな
ように本発明材は、室温引張強さが８８kg／mm2 以上、
衝撃吸収エネルギーが５kg−ｍ以上、５０％ＦＡＴＴが
４０℃以下及びクリープ破断強度が１７kg／mm2 以上と
高く、高低圧一体型タービン用ロータ材料としてきわめ
て有用であると言える。
めた５３８℃，１０5 ｈ強度で示した。表から明らかな
ように本発明材は、室温引張強さが８８kg／mm2 以上、
衝撃吸収エネルギーが５kg−ｍ以上、５０％ＦＡＴＴが
４０℃以下及びクリープ破断強度が１７kg／mm2 以上と
高く、高低圧一体型タービン用ロータ材料としてきわめ
て有用であると言える。
【００７６】これら本発明鋼は、現用高圧ロータ相当材
（試料Ｎo.２１）に比べ著しく靭性が改善（衝撃吸収エ
ネルギーが高く、ＦＡＡが低い）されている。また現用
低圧ロータ相当材（試料Ｎo.２２）に比べると、本発明
材料は５３８℃，１０5ｈ 切欠クリープ破断強度が著し
く高い。
（試料Ｎo.２１）に比べ著しく靭性が改善（衝撃吸収エ
ネルギーが高く、ＦＡＡが低い）されている。また現用
低圧ロータ相当材（試料Ｎo.２２）に比べると、本発明
材料は５３８℃，１０5ｈ 切欠クリープ破断強度が著し
く高い。
【００７７】
【表６】
【００７８】炭化物生成元素であるＶとＭｏの和と焼入
性向上元素であるＮｉとＣｒの和の比とクリープ破断強
度及び衝撃吸収エネルギーとの関係成分比（Ｖ＋Ｍｏ）
／（Ｎｉ＋Ｃｒ）が約０.７ までは、成分比が大きくな
るにつれて高くなる。衝撃吸収エネルギーは上記の成分
比が大きくなるにつれて低くなる。高低圧一体型タービ
ンロータとして必要な靭性（ｖＥ20 ＞２.５kg−ｍ)及び
クリープ破断強度（σR≧１１kg／mm2）は（Ｖ＋Ｍｏ)
／(Ｎｉ＋Ｃｒ）０.４５〜０.７にすることによって得
られる。また発明材，比較材Ｎo.２１（現用高圧ロータ
相当材）及びＮo.２２（現用低圧ロータ材）の脆化特性
を調べるため、５００℃／３０００ｈ脆化処理前後の試
料について衝撃試験を行い５０％破断遷移温度（ＦＡＴ
Ｔ）を調べた結果、比較材Ｎo.２１のＦＡＴＴは１１９
℃から１３５℃に（ΔＦＡＴＴ＝１６℃)，Ｎo.２のＦ
ＡＴＴは−２０℃から１８℃に（ΔＦＡＴＴ＝３８
℃)、脆化処理によってＦＡＴＴが上昇（脆化）してし
まう。これに対し、本発明材のＦＡＴＴは、脆化処理前
後とも３９℃以下で、脆化しないことも確認された。
性向上元素であるＮｉとＣｒの和の比とクリープ破断強
度及び衝撃吸収エネルギーとの関係成分比（Ｖ＋Ｍｏ）
／（Ｎｉ＋Ｃｒ）が約０.７ までは、成分比が大きくな
るにつれて高くなる。衝撃吸収エネルギーは上記の成分
比が大きくなるにつれて低くなる。高低圧一体型タービ
ンロータとして必要な靭性（ｖＥ20 ＞２.５kg−ｍ)及び
クリープ破断強度（σR≧１１kg／mm2）は（Ｖ＋Ｍｏ)
／(Ｎｉ＋Ｃｒ）０.４５〜０.７にすることによって得
られる。また発明材，比較材Ｎo.２１（現用高圧ロータ
相当材）及びＮo.２２（現用低圧ロータ材）の脆化特性
を調べるため、５００℃／３０００ｈ脆化処理前後の試
料について衝撃試験を行い５０％破断遷移温度（ＦＡＴ
Ｔ）を調べた結果、比較材Ｎo.２１のＦＡＴＴは１１９
℃から１３５℃に（ΔＦＡＴＴ＝１６℃)，Ｎo.２のＦ
ＡＴＴは−２０℃から１８℃に（ΔＦＡＴＴ＝３８
℃)、脆化処理によってＦＡＴＴが上昇（脆化）してし
まう。これに対し、本発明材のＦＡＴＴは、脆化処理前
後とも３９℃以下で、脆化しないことも確認された。
【００７９】発明材試料Ｎo.２７〜Ｎo.３２は、それぞ
れ、希土類元素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ、及びＡｌ
添加材であるが、これらの元素添加により靭性が向上す
る。特に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌ
ａ−ＣｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向
上効果のあることを確認している。
れ、希土類元素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ、及びＡｌ
添加材であるが、これらの元素添加により靭性が向上す
る。特に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌ
ａ−ＣｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向
上効果のあることを確認している。
【００８０】また、５３８℃，１０5 時間クリープ破断
強度とＮｉ量との関係を調べた結果、Ｎｉ量が増加する
につれてクリープ破断強度は急激に低下することがわか
る。特に、Ｎｉ量が２％以下では約１１kg／mm2 以上の
強度を示す。特に、１.９％以下では１２kg／mm2 以上
の強度を有する。
強度とＮｉ量との関係を調べた結果、Ｎｉ量が増加する
につれてクリープ破断強度は急激に低下することがわか
る。特に、Ｎｉ量が２％以下では約１１kg／mm2 以上の
強度を示す。特に、１.９％以下では１２kg／mm2 以上
の強度を有する。
【００８１】更に、５００℃，３０００時間加熱後の衝
撃値とＮｉ量との関係を調べた結果、（Ｓｉ＋Ｍｎ）／
Ｎｉ比が０.１８ 以下のものはＮｉ量の増加によって高
い衝撃値が得られるが、０.１８ を越えるものは２.４k
g−ｍ 以下の低い値であり、Ｎｉ量が高くてもあまり関
係しない。
撃値とＮｉ量との関係を調べた結果、（Ｓｉ＋Ｍｎ）／
Ｎｉ比が０.１８ 以下のものはＮｉ量の増加によって高
い衝撃値が得られるが、０.１８ を越えるものは２.４k
g−ｍ 以下の低い値であり、Ｎｉ量が高くてもあまり関
係しない。
【００８２】加熱脆化後の衝撃値とＮｉ量１.６〜１.９
％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量との関係を調べ
た結果、特定のＮｉ量において衝撃値に及ぼすＭｎ又は
Ｓｉ＋Ｍｎの影響がきわめて大きく、Ｍｎ量が０.２％
以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.０８〜０.２５ できわめて
高い衝撃値を有することがわかった。
％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量との関係を調べ
た結果、特定のＮｉ量において衝撃値に及ぼすＭｎ又は
Ｓｉ＋Ｍｎの影響がきわめて大きく、Ｍｎ量が０.２％
以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.０８〜０.２５ できわめて
高い衝撃値を有することがわかった。
【００８３】Ｎｉ量が１.５２〜２.０％を含むもののＭ
ｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との関係を調べた
結果、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ
比が０.０４〜０.１８で２.５kg−ｍ 以上の高い衝撃値
を示すことが分った。
ｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との関係を調べた
結果、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２ 以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ
比が０.０４〜０.１８で２.５kg−ｍ 以上の高い衝撃値
を示すことが分った。
【００８４】〔実施例３〕 図１に本発明に係る実施例１及び２に記載の高低圧一体
型ロータシャフトを用いた高低圧一体型蒸気タービンの
部分断面図を示す。従来の主蒸気入口部の蒸気条件は圧
力８０atg ，温度４８０℃の高温高圧から排気部の圧力
７２２mmＨｇ，温度３３℃の低温低圧の蒸気を一本のタ
ービンロータで構成する蒸気タービンに対し、この高低
圧一体型蒸気タービンの主蒸気入口部の蒸気圧力１００
atg ，温度５３８℃に上昇させることによりタービンの
単機出力の増加を図ることができる。単機出力の増加
は、最終段動翼の翼長を増大し、蒸気流量を増す必要が
ある。例えば、最終段動翼の翼長を２６インチから３
３.５ インチ長翼にすると環帯面積が１.７ 倍程度増え
る。したがって、従来出力１００ＭＷから１７０ＭＷ
に、さらに４０インチまで翼長を長くすれば、単機出力
を２倍以上に増大することができる。
型ロータシャフトを用いた高低圧一体型蒸気タービンの
部分断面図を示す。従来の主蒸気入口部の蒸気条件は圧
力８０atg ，温度４８０℃の高温高圧から排気部の圧力
７２２mmＨｇ，温度３３℃の低温低圧の蒸気を一本のタ
ービンロータで構成する蒸気タービンに対し、この高低
圧一体型蒸気タービンの主蒸気入口部の蒸気圧力１００
atg ，温度５３８℃に上昇させることによりタービンの
単機出力の増加を図ることができる。単機出力の増加
は、最終段動翼の翼長を増大し、蒸気流量を増す必要が
ある。例えば、最終段動翼の翼長を２６インチから３
３.５ インチ長翼にすると環帯面積が１.７ 倍程度増え
る。したがって、従来出力１００ＭＷから１７０ＭＷ
に、さらに４０インチまで翼長を長くすれば、単機出力
を２倍以上に増大することができる。
【００８５】この３３.５ インチ以上の長さのロータシ
ャフト材として、０.５％ Ｎｉを含むＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼
を高低圧一体ロータに使用した場合、本ロータ材は、も
ともと高温部域に使用するため、高温強度，クリープ特
性に優れているため、主蒸気入口部の蒸気圧力，温度の
上昇に対しては充分対応することが出来る。低温部域、
特に最終段動翼部のタービンロータ中心孔に、定格回転
状態にて生ずる接線方向応力は、２６インチ長翼の場
合、応力比（作用応力／許容応力）で約０.９５であ
り、また３３.５ インチ長翼の場合では約１.１ とな
り、使用に耐えない。一方、３.５％ Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼を使用した場合には、本ロータ材は低温域にて靭
性を有する材料であると供に、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼よりも
低温度域での抗張力，耐力が１４％程度高いことから、
３３.５ インチ長翼を使用しても、前記する応力比は約
０.９６ である。また４０インチ長翼を使用した場合、
前記の応力比は１.０７ となり使用に耐えない。高温度
域に於いては、クリープ破断応力がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の
０.３ 倍程度であることから高温強度不足となり使用に
耐えない。
ャフト材として、０.５％ Ｎｉを含むＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼
を高低圧一体ロータに使用した場合、本ロータ材は、も
ともと高温部域に使用するため、高温強度，クリープ特
性に優れているため、主蒸気入口部の蒸気圧力，温度の
上昇に対しては充分対応することが出来る。低温部域、
特に最終段動翼部のタービンロータ中心孔に、定格回転
状態にて生ずる接線方向応力は、２６インチ長翼の場
合、応力比（作用応力／許容応力）で約０.９５であ
り、また３３.５ インチ長翼の場合では約１.１ とな
り、使用に耐えない。一方、３.５％ Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ鋼を使用した場合には、本ロータ材は低温域にて靭
性を有する材料であると供に、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼よりも
低温度域での抗張力，耐力が１４％程度高いことから、
３３.５ インチ長翼を使用しても、前記する応力比は約
０.９６ である。また４０インチ長翼を使用した場合、
前記の応力比は１.０７ となり使用に耐えない。高温度
域に於いては、クリープ破断応力がＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の
０.３ 倍程度であることから高温強度不足となり使用に
耐えない。
【００８６】この様に高出力化を図るためには、高温度
域ではＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、低温度域ではＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼の優れた特性を兼ね備えたロータ材が必要であ
る。３０インチ以上４０インチクラスの長翼を使用する
場合、従来のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（ＡＳＴＭＡ４７
０class７)では、前記の如く応力比が１.０７ となるた
めに、引張強さ８８kg／mm2 以上の材料が必要である。
域ではＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、低温度域ではＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼の優れた特性を兼ね備えたロータ材が必要であ
る。３０インチ以上４０インチクラスの長翼を使用する
場合、従来のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（ＡＳＴＭＡ４７
０class７)では、前記の如く応力比が１.０７ となるた
めに、引張強さ８８kg／mm2 以上の材料が必要である。
【００８７】さらに、３０インチ以上の長翼を取付ける
高低圧一体型蒸気タービンロータ材としては、高圧側の
高温破壊に対する安全性確保の点から５３８℃，１０5
ｈ クリープ破断強度１５kg／mm2 以上、低圧側の脱性
破壊に対する安全性確保の点から室温の衝撃吸収エネル
ギー２.５kg−ｍ（３kg−ｍ／cm2）以上の材料が必要で
ある。
高低圧一体型蒸気タービンロータ材としては、高圧側の
高温破壊に対する安全性確保の点から５３８℃，１０5
ｈ クリープ破断強度１５kg／mm2 以上、低圧側の脱性
破壊に対する安全性確保の点から室温の衝撃吸収エネル
ギー２.５kg−ｍ（３kg−ｍ／cm2）以上の材料が必要で
ある。
【００８８】このような観点から本発明に係る耐熱鋼は
前述の特性を満足したものが得られ、前述の如く単機出
力で高出力化が図れる。
前述の特性を満足したものが得られ、前述の如く単機出
力で高出力化が図れる。
【００８９】本発明に係る蒸気タービンは高低圧一体型
蒸気タービン用のロータシャフト３に植設されたブレー
ド４を１３段備えており、蒸気は蒸気コントロールバル
ブ５を通って蒸気入口１より前述の如く５３８℃，８８
atg の高温高圧で流入する。蒸気は入口１より一方向に
流れ、蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって最終段の
ブレード４より出口２より排出される。本発明に係るロ
ータシャフト３は538℃蒸気から３３℃の温度までさら
されるので、実施例１で記載した特性のＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる、ロータシャフト３
のブレード４の植込み部はディスク状になっており、ロ
ータシャフト３より一体に切削されて製造される。ディ
スク部の長さはブレードの長さが短いほど長くなり、振
動を少なくするようになっている。
蒸気タービン用のロータシャフト３に植設されたブレー
ド４を１３段備えており、蒸気は蒸気コントロールバル
ブ５を通って蒸気入口１より前述の如く５３８℃，８８
atg の高温高圧で流入する。蒸気は入口１より一方向に
流れ、蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって最終段の
ブレード４より出口２より排出される。本発明に係るロ
ータシャフト３は538℃蒸気から３３℃の温度までさら
されるので、実施例１で記載した特性のＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる、ロータシャフト３
のブレード４の植込み部はディスク状になっており、ロ
ータシャフト３より一体に切削されて製造される。ディ
スク部の長さはブレードの長さが短いほど長くなり、振
動を少なくするようになっている。
【００９０】本発明に係るロータシャフト３は実施例１
で示したＮo.１６及び実施例２で示したＮo.２４の合金
組成の鍛造をエクレトロスラグ再溶解によって各々製造
し、直径１.２ｍ に鍛造し、９５０℃，１０時間加熱保
持した後、中心部で１００℃／ｈとなるようにシャフト
を回転しながら水噴霧冷却を行った。次いで６６５℃で
４０時間加熱保持の焼戻しを行った。このロータシャフ
ト中心部より試験片を切り出しクリープ破断試験、加熱
前後（５００℃，３０００時間加熱後）のＶノッチ衝撃
試験（試験片の断面積０.８cm2 )、引張試験を行った
が、実施例１及び２とほぼ同一の値であった。
で示したＮo.１６及び実施例２で示したＮo.２４の合金
組成の鍛造をエクレトロスラグ再溶解によって各々製造
し、直径１.２ｍ に鍛造し、９５０℃，１０時間加熱保
持した後、中心部で１００℃／ｈとなるようにシャフト
を回転しながら水噴霧冷却を行った。次いで６６５℃で
４０時間加熱保持の焼戻しを行った。このロータシャフ
ト中心部より試験片を切り出しクリープ破断試験、加熱
前後（５００℃，３０００時間加熱後）のＶノッチ衝撃
試験（試験片の断面積０.８cm2 )、引張試験を行った
が、実施例１及び２とほぼ同一の値であった。
【００９１】本実施例における各部の材料組成は次の通
りである。
りである。
【００９２】(1）ブレード 高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２
０〜０.３０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ１％以下及び残部Ｆｅからなるマルテン
サイト鋼の鍛鋼で構成した。
０〜０.３０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｓｉ０.５
％ 以下，Ｍｎ１％以下及び残部Ｆｅからなるマルテン
サイト鋼の鍛鋼で構成した。
【００９３】中圧部は低圧側になるに従って徐々に長さ
が大きくなり、重量でＣ０.０５ 〜０.１５％，Ｍｎ１
％以下，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ
０.５％以下，Ｎｉ０.５％ 以下，残部Ｆｅからなるマ
ルテンサイト鋼の鍛造で構成した。
が大きくなり、重量でＣ０.０５ 〜０.１５％，Ｍｎ１
％以下，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ
０.５％以下，Ｎｉ０.５％ 以下，残部Ｆｅからなるマ
ルテンサイト鋼の鍛造で構成した。
【００９４】最終段として、長さ３３.５ インチでは、
一周で約９０本あり、重量でＣ0.08〜０.１５％，Ｍｎ
１％以下，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
１.５〜３.５％ ，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.５％，
Ｎ０.０２〜０.０８％，残部Ｆｅからなるマルテンサイ
ト鋼の鍛造によって構成した。また、この最終段にはス
テライト板からなるエロージョン防止のシールド板が溶
接によってその先端で、リーデングエッジ部に設けられ
る。またシールド板以外に部分的な焼入れ処理が施され
る。更に、４０インチ以上の長いものにはＡｌ５〜７
％，Ｖ３〜５％を含むＴｉ翼が用いられる。
一周で約９０本あり、重量でＣ0.08〜０.１５％，Ｍｎ
１％以下，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
１.５〜３.５％ ，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.５％，
Ｎ０.０２〜０.０８％，残部Ｆｅからなるマルテンサイ
ト鋼の鍛造によって構成した。また、この最終段にはス
テライト板からなるエロージョン防止のシールド板が溶
接によってその先端で、リーデングエッジ部に設けられ
る。またシールド板以外に部分的な焼入れ処理が施され
る。更に、４０インチ以上の長いものにはＡｌ５〜７
％，Ｖ３〜５％を含むＴｉ翼が用いられる。
【００９５】これらのブレードは各段で４〜５枚をその
先端に設けられた突起テノンのかしめによる同材質から
なるシュラウド板によって固定される。
先端に設けられた突起テノンのかしめによる同材質から
なるシュラウド板によって固定される。
【００９６】３０００rpm では４０インチの長さでも上
述の１２％Ｃｒ鋼が用いられ、3600rpm では４０インチ
ではＴｉ翼となるが３３.５ インチまでは１２％Ｃｒ鋼
が用いられる。
述の１２％Ｃｒ鋼が用いられ、3600rpm では４０インチ
ではＴｉ翼となるが３３.５ インチまでは１２％Ｃｒ鋼
が用いられる。
【００９７】(2）静翼７には、高圧の３段までは動翼と
同じ組成のマルテンサイト鋼が用いられるが、他には前
述の中圧部の動翼材と同じものが用いられる。
同じ組成のマルテンサイト鋼が用いられるが、他には前
述の中圧部の動翼材と同じものが用いられる。
【００９８】(3）ケーシング６には、重量でＣ０.１５
〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下、Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１
〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％ ，
Ｔｉ０.１％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。
〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下、Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１
〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％ ，
Ｔｉ０.１％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。
【００９９】８は発電機であり、この発電機により１０
〜２０万ＫＷの発電ができる。本実施例におけるロータ
シャフトの軸受１２の間は約５２０cm、最終段ブレード
における外径３１６cmであり、この外径に対する軸間比
が１.６５ である。発電容量として１０万ＫＷが可能で
ある。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り0.52ｍ
である。
〜２０万ＫＷの発電ができる。本実施例におけるロータ
シャフトの軸受１２の間は約５２０cm、最終段ブレード
における外径３１６cmであり、この外径に対する軸間比
が１.６５ である。発電容量として１０万ＫＷが可能で
ある。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り0.52ｍ
である。
【０１００】また、本実施例において、最終段ブレード
として４０インチを用いた場合の外径は３６５cmとな
り、この外径に対する軸受間比が１.４３ となる。これ
により発電出力２０万ＫＷが可能であり、１万ＫＷ当り
の軸受間距離が０.２６ｍ となる。
として４０インチを用いた場合の外径は３６５cmとな
り、この外径に対する軸受間比が１.４３ となる。これ
により発電出力２０万ＫＷが可能であり、１万ＫＷ当り
の軸受間距離が０.２６ｍ となる。
【０１０１】これらの最終段ブレードの長さに対するロ
ータシャフトのブレード植込み部の外径との比は３３.
５″ブレードでは１.７０及び４０″ブレードでは１.７
１ である。
ータシャフトのブレード植込み部の外径との比は３３.
５″ブレードでは１.７０及び４０″ブレードでは１.７
１ である。
【０１０２】本実施例では蒸気温度を５６６℃としても
適用でき、その圧力を１２１，169及び２２４atg の各
々の圧力でも適用できる。
適用でき、その圧力を１２１，169及び２２４atg の各
々の圧力でも適用できる。
【０１０３】〔実施例４〕 図８は実施例１及び２に記載の高低圧一体型蒸気タービ
ン用ロータシャフトを用いた再熱型高低圧一体型蒸気タ
ービンの構成例を示す一部切欠断面図である。５３８
℃，１２６atg の蒸気は入口１から入り、ロータシャフ
ト３の高圧部を通って９より温度３６７℃，３８atg と
なって出て、更に１０より５３８℃，３５atg に加熱さ
れた蒸気がロータシャフト３の中圧部から低圧部へと通
り、約４６℃，０.１atgの蒸気として出口２より排出さ
れる再熱型のものである。９から出た蒸気は一部他の熱
源として使用され、１０よりタービンの熱源として再び
供給される。実施例１の試料Ｎo.５で高低圧一体型蒸気
タービン用ロータを構成した場合には蒸気入口１附近…
…ａ部……の高温強度は充分であるがロータシャフト３
中芯部の延性脆性遷移温度が８０〜１２０℃と高いため
蒸気出口２附近……ｂ部……の温度が５０℃程度である
タービンロータについては脆性破壊に対する安全性を充
分に保障し得ないと言う欠点がある。一方試料Ｎo.６で
構成した場合にはロータシャフト３中芯部の延性脆性遷
移温度が室温以下と低くいことから蒸気出口２附近……
ｂ部……のロータシャフト３の脆性破壊に対する安全性
を充分確保しうる反面、蒸気入口１附近……ａ部……の
高温強度が充分でなく、且つ構成合金がニツケルを多量
含むことから高温での長時間使用（運転）において脆性
し易いと言う不都合さがある。即ち、試料５，６のいず
れを用いても構成された高低圧一体型蒸気タービン用ロ
ータには一長一短があり、実用に供し難いと言う不都合
さがある。尚図において４は動翼を、７は動翼を、６は
ケーシングをそれぞれ示す。高圧部は５段，低圧部は６
段である。
ン用ロータシャフトを用いた再熱型高低圧一体型蒸気タ
ービンの構成例を示す一部切欠断面図である。５３８
℃，１２６atg の蒸気は入口１から入り、ロータシャフ
ト３の高圧部を通って９より温度３６７℃，３８atg と
なって出て、更に１０より５３８℃，３５atg に加熱さ
れた蒸気がロータシャフト３の中圧部から低圧部へと通
り、約４６℃，０.１atgの蒸気として出口２より排出さ
れる再熱型のものである。９から出た蒸気は一部他の熱
源として使用され、１０よりタービンの熱源として再び
供給される。実施例１の試料Ｎo.５で高低圧一体型蒸気
タービン用ロータを構成した場合には蒸気入口１附近…
…ａ部……の高温強度は充分であるがロータシャフト３
中芯部の延性脆性遷移温度が８０〜１２０℃と高いため
蒸気出口２附近……ｂ部……の温度が５０℃程度である
タービンロータについては脆性破壊に対する安全性を充
分に保障し得ないと言う欠点がある。一方試料Ｎo.６で
構成した場合にはロータシャフト３中芯部の延性脆性遷
移温度が室温以下と低くいことから蒸気出口２附近……
ｂ部……のロータシャフト３の脆性破壊に対する安全性
を充分確保しうる反面、蒸気入口１附近……ａ部……の
高温強度が充分でなく、且つ構成合金がニツケルを多量
含むことから高温での長時間使用（運転）において脆性
し易いと言う不都合さがある。即ち、試料５，６のいず
れを用いても構成された高低圧一体型蒸気タービン用ロ
ータには一長一短があり、実用に供し難いと言う不都合
さがある。尚図において４は動翼を、７は動翼を、６は
ケーシングをそれぞれ示す。高圧部は５段，低圧部は６
段である。
【０１０４】本実施例においても前述の実施例２と同様
にロータシャフト３，動翼４，静翼７，ケーシング６の
材料は同じものが用いられる。最終段の動翼は３３.５
インチ以上の長さのものが用いられ、発電出力１２万Ｋ
Ｗが可能である。実施例３と同様にこのブレードには１
２％Ｃｒ鋼又はＴｉ合金翼が用いられる。軸受１２間は
約５４５cmであり、最終段ブレードとして３３.５ イン
チでは直径３１６cmで、この外径に対する軸受間比は
１.７２ である。また、最終段として４０インチブレー
ドを用いた場合には、発電出力２０万ＫＷが可能であ
る。ブレード部は直径３６５cmで、直径に対する軸受間
比は１.４９ である。軸受間距離は発電出力１万ＫＷ当
り前者が０.４５ｍ、後者が０.２７ｍである。本実施例
でも前述の蒸気温度及び圧力での適用が可能である。
にロータシャフト３，動翼４，静翼７，ケーシング６の
材料は同じものが用いられる。最終段の動翼は３３.５
インチ以上の長さのものが用いられ、発電出力１２万Ｋ
Ｗが可能である。実施例３と同様にこのブレードには１
２％Ｃｒ鋼又はＴｉ合金翼が用いられる。軸受１２間は
約５４５cmであり、最終段ブレードとして３３.５ イン
チでは直径３１６cmで、この外径に対する軸受間比は
１.７２ である。また、最終段として４０インチブレー
ドを用いた場合には、発電出力２０万ＫＷが可能であ
る。ブレード部は直径３６５cmで、直径に対する軸受間
比は１.４９ である。軸受間距離は発電出力１万ＫＷ当
り前者が０.４５ｍ、後者が０.２７ｍである。本実施例
でも前述の蒸気温度及び圧力での適用が可能である。
【０１０５】〔実施例５〕 蒸気タービンとしてシングルフロー型のうち、ロータシ
ャフトの中圧部に一部の蒸気を暖房等の熱源として使用
する方式のものにも実施例１及び２に記載の本発明の高
低圧一体型ロータシャフトを用いることができる。本実
施例に使用されるロータシャフト，動翼，静翼，ケーシ
ングのいずれにも実施例２に記載と同様の材料を用いる
ことができる。
ャフトの中圧部に一部の蒸気を暖房等の熱源として使用
する方式のものにも実施例１及び２に記載の本発明の高
低圧一体型ロータシャフトを用いることができる。本実
施例に使用されるロータシャフト，動翼，静翼，ケーシ
ングのいずれにも実施例２に記載と同様の材料を用いる
ことができる。
【０１０６】〔実施例６〕 実施例３〜５に記載の高低圧一体型蒸気タービンには発
電機が直結される。この発電機に対してガスタービンが
直結され、そのガスタービンの燃焼排ガスによって排熱
回収ボイラを用いて蒸気を作り、その蒸気によって蒸気
タービンを回転するコンバインド発電システムに適用し
たものである。このコンバイド発電システムによりガス
タービンが約４万ＫＷ、蒸気タービンにより６万ＫＷの
トータルで１０万ＫＷの発電を得ることができ、本実施
例における蒸気タービンはコンパクトとなるので、大型
蒸気タービンに比らべ同じ発電容量に対し経済的に製造
可能となり、発電量の変動に対して経済的に運転できる
大きなメリットが得られる。
電機が直結される。この発電機に対してガスタービンが
直結され、そのガスタービンの燃焼排ガスによって排熱
回収ボイラを用いて蒸気を作り、その蒸気によって蒸気
タービンを回転するコンバインド発電システムに適用し
たものである。このコンバイド発電システムによりガス
タービンが約４万ＫＷ、蒸気タービンにより６万ＫＷの
トータルで１０万ＫＷの発電を得ることができ、本実施
例における蒸気タービンはコンパクトとなるので、大型
蒸気タービンに比らべ同じ発電容量に対し経済的に製造
可能となり、発電量の変動に対して経済的に運転できる
大きなメリットが得られる。
【０１０７】ガスタービンはコンプレッサによって圧縮
された空気が燃焼器に送られ、燃焼ガス温度１１００℃
以上の高い温度に燃焼され、その燃焼ガスをブレードを
植設されたディスクを回転させるものである。ディスク
は３段設けられ、動翼には重量で、Ｃ０.０４〜０.１
％，Ｃｒ１２〜１６％，Ａｌ３〜５％，Ｔｉ３〜５％，
Ｍｏ及びＮｂが各々２〜５％を含むＮｉ基鋳造合金が用
いられ、静翼にはＣ0.25〜０.４５％ ，Ｃｒ２０〜３０
％，Ｍｏ及びＷの少なくとも１種が２〜５％，Ｔｉ及び
Ｎｂの少なくとも１種が０.１〜０.５％を含むＣｏ基鋳
造合金が用いられる。燃焼器ライナーには重量でＣ０.
０５〜０.１５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ３０〜４５
％，Ｔｉ及びＮｂの少なくとも１種が０.１〜０.５％及
びＭｏ及びＷの少なくとも１種が２〜７％を含むＦｅ−
Ｎｉ−Ｃｒオーステナイト合金を用いられる。このライ
ナーには外表面にＹ2Ｏ2安定化ジルコニア溶射層の遮熱
コーティング層が火炎側に設けられ、合金とジルコニア
層との間にＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ０.１
〜１％を含むＦｅ，Ｎｉ及びＣｏの１種以上からなるＭ
ＣｒＡｌＹ合金層が用いられる。
された空気が燃焼器に送られ、燃焼ガス温度１１００℃
以上の高い温度に燃焼され、その燃焼ガスをブレードを
植設されたディスクを回転させるものである。ディスク
は３段設けられ、動翼には重量で、Ｃ０.０４〜０.１
％，Ｃｒ１２〜１６％，Ａｌ３〜５％，Ｔｉ３〜５％，
Ｍｏ及びＮｂが各々２〜５％を含むＮｉ基鋳造合金が用
いられ、静翼にはＣ0.25〜０.４５％ ，Ｃｒ２０〜３０
％，Ｍｏ及びＷの少なくとも１種が２〜５％，Ｔｉ及び
Ｎｂの少なくとも１種が０.１〜０.５％を含むＣｏ基鋳
造合金が用いられる。燃焼器ライナーには重量でＣ０.
０５〜０.１５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｎｉ３０〜４５
％，Ｔｉ及びＮｂの少なくとも１種が０.１〜０.５％及
びＭｏ及びＷの少なくとも１種が２〜７％を含むＦｅ−
Ｎｉ−Ｃｒオーステナイト合金を用いられる。このライ
ナーには外表面にＹ2Ｏ2安定化ジルコニア溶射層の遮熱
コーティング層が火炎側に設けられ、合金とジルコニア
層との間にＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｙ０.１
〜１％を含むＦｅ，Ｎｉ及びＣｏの１種以上からなるＭ
ＣｒＡｌＹ合金層が用いられる。
【０１０８】また、前述の動翼及び静翼にはＡｌ拡散コ
ーティング層が設けられる。
ーティング層が設けられる。
【０１０９】タービンディスク材には重量で、Ｃ０.１
５ 〜０.２５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％ 以
下，Ｎｉ１〜２％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｂ及びＴａの
少なくとも１種０.０２〜０.１％，Ｎ０.０３ 〜０.１
％ ，Ｍｏ１.０〜２.０％を含むマルテンサイト鍛鋼が
用いられ、同じくタービンスペーサ，ディスタントピー
ス，コンプレッサディスクの最終段に各々前述のマルテ
ンサイト鋼が用いられる。
５ 〜０.２５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％ 以
下，Ｎｉ１〜２％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｂ及びＴａの
少なくとも１種０.０２〜０.１％，Ｎ０.０３ 〜０.１
％ ，Ｍｏ１.０〜２.０％を含むマルテンサイト鍛鋼が
用いられ、同じくタービンスペーサ，ディスタントピー
ス，コンプレッサディスクの最終段に各々前述のマルテ
ンサイト鋼が用いられる。
【０１１０】〔実施例７〕 図９は本発明に係る実施例１及び２に記載の高低圧一体
型ロータシャフトを用いた蒸気タービンの部分断面図で
ある。本実施例に使用した高低圧一体型ロータシャフト
３は実施例３に記載の全ベーナイト組織を有するＮｉ−
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなり、図中左側が高圧側で、右側
が低圧側で、最終段ブレードが３３.５インチ又は４０
インチの長さのブレードが用いられる。左側の高圧側の
ブレードには実施例３に記載のもの、最終段のブレード
も前述と同様である。本実施例での入口蒸気温度は５３
８℃，圧力１０２kg／cm2 、出力は温度４６℃以下で、
常圧以下で、２よりコンデンサーに入る。本実施例にお
けるロータシャフト材はＦＡＴＴが４０℃以下、室温の
Ｖノッチ衝撃値が４.８kg−ｍ(断面積０.８cm2）以上、
室温引張強さ８１kg／mm2 以上，０.２％耐力６３kg／m
m2以上，伸び率１６％以上，絞り率４５％以上，５３８
℃，１０5 時間クリープ破断強度１１kg／mm2 以上を有
するものである。蒸気は１４より入り、高圧側ブレード
を通って１５より出て再熱器１３に入り、５３８℃，３
５atg の高温蒸気となって１６より低圧側に入る。１２
は軸受で、両端に２ケあり、軸受間は約６ｍである。本
実施例での回転数３６００rpm であり、発電出力は１２
万ＫＷである。ブレード４は高圧側が６段、低圧側が１
０段である。本実施例では発電出力１万ＫＷ当り０.５
ｍであり、従来の１.１ｍに比較し約４０％短くなる。
型ロータシャフトを用いた蒸気タービンの部分断面図で
ある。本実施例に使用した高低圧一体型ロータシャフト
３は実施例３に記載の全ベーナイト組織を有するＮｉ−
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなり、図中左側が高圧側で、右側
が低圧側で、最終段ブレードが３３.５インチ又は４０
インチの長さのブレードが用いられる。左側の高圧側の
ブレードには実施例３に記載のもの、最終段のブレード
も前述と同様である。本実施例での入口蒸気温度は５３
８℃，圧力１０２kg／cm2 、出力は温度４６℃以下で、
常圧以下で、２よりコンデンサーに入る。本実施例にお
けるロータシャフト材はＦＡＴＴが４０℃以下、室温の
Ｖノッチ衝撃値が４.８kg−ｍ(断面積０.８cm2）以上、
室温引張強さ８１kg／mm2 以上，０.２％耐力６３kg／m
m2以上，伸び率１６％以上，絞り率４５％以上，５３８
℃，１０5 時間クリープ破断強度１１kg／mm2 以上を有
するものである。蒸気は１４より入り、高圧側ブレード
を通って１５より出て再熱器１３に入り、５３８℃，３
５atg の高温蒸気となって１６より低圧側に入る。１２
は軸受で、両端に２ケあり、軸受間は約６ｍである。本
実施例での回転数３６００rpm であり、発電出力は１２
万ＫＷである。ブレード４は高圧側が６段、低圧側が１
０段である。本実施例では発電出力１万ＫＷ当り０.５
ｍであり、従来の１.１ｍに比較し約４０％短くなる。
【０１１１】また、本実施例において最終段ブレードと
して３３.５ インチの直径は３１６cmで、この直径に対
する軸間の比が２.２２ である。更に、４０インチの最
終段ブレードにおいては直径３６５cmに対する軸間の比
が１.９２ となる。最終段ブレードを４０インチ長さと
することにより発電出力として２０万ＫＷが得られる。
従って、本実施例における軸受間距離を発電出力１万Ｋ
Ｗ当り０.３ｍ となり、きわめてコンパクト化ができ
る。
して３３.５ インチの直径は３１６cmで、この直径に対
する軸間の比が２.２２ である。更に、４０インチの最
終段ブレードにおいては直径３６５cmに対する軸間の比
が１.９２ となる。最終段ブレードを４０インチ長さと
することにより発電出力として２０万ＫＷが得られる。
従って、本実施例における軸受間距離を発電出力１万Ｋ
Ｗ当り０.３ｍ となり、きわめてコンパクト化ができ
る。
【０１１２】
【発明の効果】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン
用ロータシャフトを用いることにより蒸気温度を５３０
〜５６６℃で、翼部長さが３０インチ以上である長翼を
取りつけた高低圧一体型蒸気タービンが製作可能となる
ので、小型で単機出力を著しく増大できる。また発電コ
ストの低減及びプラント建設コストの低減効果がある。
用ロータシャフトを用いることにより蒸気温度を５３０
〜５６６℃で、翼部長さが３０インチ以上である長翼を
取りつけた高低圧一体型蒸気タービンが製作可能となる
ので、小型で単機出力を著しく増大できる。また発電コ
ストの低減及びプラント建設コストの低減効果がある。
【図１】本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシ
ャフトを用いた蒸気タービンの一部断面図。
ャフトを用いた蒸気タービンの一部断面図。
【図２】（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比とクリープ破
断強度と衝撃値との関係を示す線図。
断強度と衝撃値との関係を示す線図。
【図３】クリープ破断強度と酸素との関係を示す線図。
【図４】クリープ破断強度とＮｉとの関係を示す線図。
【図５】加熱脆化後のＶノッチ衝撃値とＮｉ，Ｍｎ，Ｓ
ｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図。
ｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図。
【図６】加熱脆化後のＶノッチ衝撃値とＮｉ，Ｍｎ，Ｓ
ｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図。
ｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図。
【図７】加熱脆化後のＶノッチ衝撃値とＮｉ，Ｍｎ，Ｓ
ｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図。
ｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との
関係を示す線図。
【図８】本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシ
ャフトを用いた蒸気タービンの一部断面図。
ャフトを用いた蒸気タービンの一部断面図。
【図９】本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシ
ャフトを用いた蒸気タービンの一部断面図。
ャフトを用いた蒸気タービンの一部断面図。
１…蒸気入口、２…蒸気出口、３…ロータシャフト、４
…動翼（ブレード）、５…蒸気コントロールバルブ、６
…ケーシング、７…静翼、８…発電機、１１…くし歯、
１２…軸受、１３…再熱器、１７…安全弁。
…動翼（ブレード）、５…蒸気コントロールバルブ、６
…ケーシング、７…静翼、８…発電機、１１…くし歯、
１２…軸受、１３…再熱器、１７…安全弁。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (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 栗山 光男 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 諏訪 正輝 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 金子 了市 茨城県日立市幸町３丁目１番１号 株式 会社 日立製作所 日立工場内 (72)発明者 丹 敏美 茨城県日立市幸町３丁目１番１号 株式 会社 日立製作所 日立工場内 (72)発明者 小野田 武志 茨城県日立市幸町３丁目１番１号 株式 会社 日立製作所 日立工場内 (72)発明者 渡辺 康雄 茨城県勝田市堀口832番地の２ 株式会 社 日立製作所 勝田工場内 (72)発明者 梶原 英史 茨城県勝田市堀口832番地の２ 株式会 社 日立製作所 勝田工場内 (72)発明者 平賀 良 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 (56)参考文献 特開 昭63−157839（ＪＰ，Ａ) 特開 平１−230723（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) C22C 38/00 - 38/60 F01D 5/28
Claims (9)
- 【請求項１】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％ 及びＶ
０.１５〜０.３５％ を含み、（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０．１
２以下であり、残部が実質的にＦｅであるＮｉ−Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、該鋼は５３８℃、１０万時
間クリープ破断強度が１１ｋｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチ
シャルピー衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以上の特性有するこ
とを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャ
フト。 - 【請求項２】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.６〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５ ％及びＶ
０.１５〜０.３５％を含み、（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０．１
２以下及び (Ｖ＋Ｍｏ）/（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０.４５〜
０.７であり、残部が実質的にＦｅであるＮｉ−Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、該鋼は５３８℃、１０万時
間クリープ破断強度が１１ｋｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチ
シャルピー衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以上の特性有するこ
とを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャ
フト。 - 【請求項３】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％，Ｖ０.
１５〜０.３５％と、Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.
００５〜０.１５％と、Ｗ０.１〜０.５％とを含み、
（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０．１２以下であり、残部が実質的
にＦｅであるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、
該鋼は５３８℃、１０万時間クリープ破断強度が１１ｋ
ｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチシャルピー衝撃値が２．５ｋ
ｇ−ｍ以上の特性有することを特徴とする高低圧一体型
蒸気タービン用ロータシャフト。 - 【請求項４】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％ 及びＶ
０.１５ 〜０.３５％を含み、Ｎｂ及びＴａの少なくとも
１種０.００５〜０.１５％と、Ｗ０.１〜０.５％と、Ｔ
ｉ，Ａｌ，Ｚｒ，Ｂ，Ｃａ及び希土類元素の少なくとも
１種を合計で０.００１〜０.１％の少なくとも１種とを
含み、（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０．１２以下であり、残部が
実質的にＦｅであるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼から
なり、該鋼は５３８℃、１０万時間クリープ破断強度が
１１ｋｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチシャルピー衝撃値が
２．５ｋｇ−ｍ以上の特性有することを特徴とする高低
圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。 - 【請求項５】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％ 及びＶ
０.１５〜０.３５％を含み、残部が実質的にＦｅであ
り、（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０.１２以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ）
/Ｎｉ比が０.１８ 以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低
合金鋼からなり、該鋼は５３８℃、１０万時間クリープ
破断強度が１１ｋｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチシャルピー
衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以上の特性有することを特徴と
する高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。 - 【請求項６】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％ 及びＶ
０.１５〜０.３５％と、Ａｌ，Ｚｒ，Ｃａ及び希土類元
素の１種以上を合計で０.００１〜０.１％とを含み、
（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０．１２以下、又は（Ｍｎ/Ｎｉ）比
が０．１２以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ）/Ｎｉ比が０．１８
以下であり、残部が実質的にＦｅであるＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼からなり、該鋼は５３８℃、１０万時間
クリープ破断強度が１１ｋｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチシ
ャルピー衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以上の特性有すること
を特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフ
ト。 - 【請求項７】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％ 及びＶ
０.１５〜０.３５％ と、Ｎｂ及びＴａの１種以上０.０
０５〜０.１５％とを含み、（Ｍ ｎ/Ｎｉ）比が０．１２
以下、又は（Ｍｎ/Ｎｉ）比が０．１２以下及び（Ｓｉ
＋Ｍｎ）/Ｎｉ比が０．１８以下であり、残部が実質的
にＦｅであるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、
該鋼は５３８℃、１０万時間クリープ破断強度が１１ｋ
ｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチシャルピー衝撃値が２．５ｋ
ｇ−ｍ以上の特性有することを特徴とする高低圧一体型
蒸気タービン用ロータシャフト。 - 【請求項８】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.５〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％ 及びＶ
０.１５〜０.３５％と、Ａｌ，Ｚｒ，Ｃａ及び希土類元
素の１種以上を合計で０.００１〜０.１％と、Ｎｂ及び
Ｔａの１種以上を０.００５〜０.１５％とを含み、（Ｍ
ｎ/Ｎｉ）比が０．１２以下、又は（Ｍｎ/Ｎｉ）比が
０．１２以下及び（Ｓｉ＋Ｍｎ）/Ｎｉ比が０．１８以
下であり、残部が実質的にＦｅであるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ低合金鋼からなり、該鋼は５３８℃、１０万時間ク
リープ破断強度が１１ｋｇ/ｍｍ 2 以上及びＶノッチシャ
ルピー衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以上の特性有することを
特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフ
ト。 - 【請求項９】重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１
％ 以下，Ｍｎ０.０８〜０.２０％，Ｎｉ１.６〜２.５
％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％，Ｖ０.
１５〜０.３５％及びＷ０.１〜０.５％を含み、（Ｍｎ/
Ｎｉ）比が０．１２以下であり、残部が実質的にＦｅで
あるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、該鋼は５
３８℃、１０万時間クリープ破断強度が１１ｋｇ/ｍｍ 2
以上及びＶノッチシャルピー衝撃値が２．５ｋｇ−ｍ以
上の特性有することを特徴とする高低圧一体型蒸気ター
ビン用ロータシャフト。
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2014083579A (ja) * | 2012-10-26 | 2014-05-12 | Hitachi Ltd | 蒸気タービンロータの溶接方法 |
| US11431175B2 (en) * | 2016-03-15 | 2022-08-30 | Baker Hughes Holdings Llc | Rotor synchronization of cross-compound systems on turning gear |
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| JP4256311B2 (ja) * | 2004-07-06 | 2009-04-22 | 株式会社日立製作所 | 蒸気タービン用ロータシャフト及び蒸気タービン並びに蒸気タービン発電プラント |
-
1998
- 1998-02-04 JP JP2294898A patent/JP3159954B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| JPH10183294A (ja) | 1998-07-14 |
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