JP3159954B2 - 高低圧一体型蒸気タービン及びそれを用いたコンバインド発電プラント - Google Patents
高低圧一体型蒸気タービン及びそれを用いたコンバインド発電プラント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
蒸気タービン及びそれを用いたコンバインド発電プラン
トに関する。
蒸気タービン及びそれを用いたコンバインド発電プラン
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、３.５Ｎｉ−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、３.５Ｎｉ−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、加熱脆化が少なく、５３０℃以上の蒸気温度にさら
され、少なくとも最終段で３０インチ以上の動翼を植設
できるロータシャフトを用いた高低圧一体型蒸気タービ
ン及びそれを用いたコンバインド発電プラントを提供す
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、加熱脆化が少なく、５３０℃以上の蒸気温度にさら
され、少なくとも最終段で３０インチ以上の動翼を植設
できるロータシャフトを用いた高低圧一体型蒸気タービ
ン及びそれを用いたコンバインド発電プラントを提供す
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
シャフトに蒸気の高圧側初段ブレードから低圧側最終段
ブレードにかけて多段にブレードが植設され前記蒸気の
流れを受けて回転するロータ、該ロータの前記高圧側と
低圧側とを支持する軸受、前記ブレードに前記蒸気を所
定の方向に導く静翼、及び前記ロータを被うケーシング
を備え、又は前記高圧側を出た蒸気を再熱して高温で中
圧となった蒸気を流入させる中圧部及び該中圧部を出た
低圧となった蒸気を流入させる低圧部を有する高低圧一
体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフトは以下
に示す合金組成及び重量比で（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１
２以下又は(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低合金
鋼からなり、且つ５３８℃，１０万時間クリープ破断強
度が１１kg／mm2 以上であることを特徴とする。
シャフトに蒸気の高圧側初段ブレードから低圧側最終段
ブレードにかけて多段にブレードが植設され前記蒸気の
流れを受けて回転するロータ、該ロータの前記高圧側と
低圧側とを支持する軸受、前記ブレードに前記蒸気を所
定の方向に導く静翼、及び前記ロータを被うケーシング
を備え、又は前記高圧側を出た蒸気を再熱して高温で中
圧となった蒸気を流入させる中圧部及び該中圧部を出た
低圧となった蒸気を流入させる低圧部を有する高低圧一
体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフトは以下
に示す合金組成及び重量比で（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１
２以下又は(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低合金
鋼からなり、且つ５３８℃，１０万時間クリープ破断強
度が１１kg／mm2 以上であ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，Ｍｎ０.０５〜０.２５
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.３５％を含み、ベーナ
イト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からな
るものである。
０.４％，Ｓｉ０.１％ 以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.３５％を含み、ベーナ
イト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からな
るものである。
【００１１】本発明に係る蒸気タービンは前記蒸気入口
温度が５３０℃以上、好ましくはその出口温度が１００
℃以下であり、前記ブレードの最終段の翼部長さが３０
インチ以上のものであり、好ましくは、前記ロータシャ
フトはその中心部のＦＡＴＴが前記蒸気出口温度以下の
６０℃以下の温度，５００℃，３０００時間加熱後のＶ
ノッチ衝撃値が３kg−ｍ／cm2以上及び前記加熱前のＶ
ノッチ衝撃値が３.７５kg−ｍ／cm2 以上の少なくとも
１つ、及び５３８℃，１０万時間クリープ破断強度が１
１kg／mm2 以上特に、１２kg／mm2 以上であるベーナイ
ト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる
ことを特徴とする。
温度が５３０℃以上、好ましくはその出口温度が１００
℃以下であり、前記ブレードの最終段の翼部長さが３０
インチ以上のものであり、好ましくは、前記ロータシャ
フトはその中心部のＦＡＴＴが前記蒸気出口温度以下の
６０℃以下の温度，５００℃，３０００時間加熱後のＶ
ノッチ衝撃値が３kg−ｍ／cm2以上及び前記加熱前のＶ
ノッチ衝撃値が３.７５kg−ｍ／cm2 以上の少なくとも
１つ、及び５３８℃，１０万時間クリープ破断強度が１
１kg／mm2 以上特に、１２kg／mm2 以上であるベーナイ
ト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる
ことを特徴とする。
【００１２】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンに
おいては、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）が１.４〜２.３であり、前記ブレードは少なくとも
最終段で３０インチ以上の長さとすることが好ましい。
おいては、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）が１.４〜２.３であり、前記ブレードは少なくとも
最終段で３０インチ以上の長さとすることが好ましい。
【００１３】前記ロータシャフトは前記５３０℃以上の
蒸気温度に耐える高温強度と前記１００℃以下の蒸気温
度で前記３０インチ以上の長さのブレードの植設に耐え
る衝撃値を有するベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする。
蒸気温度に耐える高温強度と前記１００℃以下の蒸気温
度で前記３０インチ以上の長さのブレードの植設に耐え
る衝撃値を有するベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする。
【００１４】前記ブレードは低圧側で３０インチ以上の
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。
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、少なくとも３段までの高圧側動翼又
は静翼は重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以
下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％ 以
下，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１
５〜０.３５％を含むマルテンサイト鋼からなり、前記
３０インチ未満の低圧側動翼又は静翼は重量で、Ｃ０.
０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下、
好ましくは０.２〜１.０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
０.５％以下及びＭｏ０.５％以下を含む焼戻し全マルテ
ンサイト組織を有す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、少なくとも３段までの高圧側動翼又
は静翼は重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.５％ 以
下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％ 以
下，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１
５〜０.３５％を含むマルテンサイト鋼からなり、前記
３０インチ未満の低圧側動翼又は静翼は重量で、Ｃ０.
０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下、
好ましくは０.２〜１.０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
０.５％以下及びＭｏ０.５％以下を含む焼戻し全マルテ
ンサイト組織を有す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。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。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、発電機を高低圧一体型蒸気ター
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
電プラントにおいて、前記ガスタービンは空気を圧縮す
る圧縮機、該圧縮された空気を用いて燃焼ガスを形成す
る燃焼器、該燃焼ガスを所定の方向に導く静翼、該導か
れた燃焼ガスを植設された動翼に導入し回転するロータ
とを備え、前記蒸気タービン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が植設
されるロータシャフトを備え、前記初段ブレードへの蒸
気入口温度が５３０℃以上、最終段ブレードでのその出
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室に構成されるの
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。
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
電プラントにおいて、前記ガスタービンは空気を圧縮す
る圧縮機、該圧縮された空気を用いて燃焼ガスを形成す
る燃焼器、該燃焼ガスを所定の方向に導く静翼、該導か
れた燃焼ガスを植設された動翼に導入し回転するロータ
とを備え、前記蒸気タービン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が植設
されるロータシャフトを備え、前記初段ブレードへの蒸
気入口温度が５３０℃以上、最終段ブレードでのその出
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室に構成されるの
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、前記高圧
側から出た蒸気を再熱し低圧側に流すとともに、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、前記高圧
側から出た蒸気を再熱し低圧側に流すとともに、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】また、本発明における翼部長さが３０イン
チ以上の動翼は重量で、Ｃ０.０８〜０.１５％，Ｓｉ
０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
１.５〜３.５％ ，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.５％及
びＮ０.０２〜０.０８％を含む焼戻し全マルテンサイト
組織を有するマルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
本発明におけるケーシングは、重量でＣ０.１５〜０.３
０％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜２
％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，Ｔｉ
０.０５％ 以下を含むベーナイト組織を有するＣｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋳鋼よりなるのが好ましい。
チ以上の動翼は重量で、Ｃ０.０８〜０.１５％，Ｓｉ
０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
１.５〜３.５％ ，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.２〜０.５％及
びＮ０.０２〜０.０８％を含む焼戻し全マルテンサイト
組織を有するマルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
本発明におけるケーシングは、重量でＣ０.１５〜０.３
０％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜２
％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，Ｔｉ
０.０５％ 以下を含むベーナイト組織を有するＣｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋳鋼よりなるのが好ましい。
【００２０】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン
は、そのロータシャフトが、重量で、Ｃ０.１５〜０.４
％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５％，Ｎｉ
１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.
５％及びＶ０.１０〜０.３５％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
を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、より好ましくはＭｎ／
Ｎｉ比は０.１２ 以下又は（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。
は、そのロータシャフトが、重量で、Ｃ０.１５〜０.４
％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５％，Ｎｉ
１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.
５％及びＶ０.１０〜０.３５％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
を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、より好ましくはＭｎ／
Ｎｉ比は０.１２ 以下又は（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。
【００２１】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，Ｍｎ０.０５〜
０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５
％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１０〜０.３５％と、
Ｎｂ及びＴａの１種以上０.００５〜０.１５％とを含む
Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなること、より好ましく
は、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２以下又は（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。
Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜
０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５
％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１０〜０.３５％と、
Ｎｂ及びＴａの１種以上０.００５〜０.１５％とを含む
Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなること、より好ましく
は、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２以下又は（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。
【００２２】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，Ｍｎ０.０５〜
０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５
％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１０〜０.３５％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％とを含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼か
らなること又はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２以下又は（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。
Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜
０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５
％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１０〜０.３５％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％とを含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼か
らなること又はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２以下又は（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。
【００２３】本発明に係るロータシャフトは、（Ｖ＋Ｍ
ｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０.４５〜０.７であることが
好ましい。
ｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０.４５〜０.７であることが
好ましい。
【００２４】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンは
そのロータシャフトは、重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，
Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.５％，Ｎｉ１.６〜
2.5％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及び
Ｖ０.１〜０.５％を含み、Ｎｂ０.００５〜０.１５％，
Ｔａ０.００５〜０.１５％，Ａｌ０.００１〜０.１％，
Ｚｒ０.００１〜０.１％，Ｃａ０.００１〜０.１％，希
土類元素０.００１〜０.１％，Ｗ０.１〜１.０％，Ｔｉ
０.００１〜０.１％，Ｂ０.００１〜０.１％の少なくと
も１種を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼よりなり、好まし
くは、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０.４５〜０.
７であることを特徴とする。
そのロータシャフトは、重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，
Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.５％，Ｎｉ１.６〜
2.5％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及び
Ｖ０.１〜０.５％を含み、Ｎｂ０.００５〜０.１５％，
Ｔａ０.００５〜０.１５％，Ａｌ０.００１〜０.１％，
Ｚｒ０.００１〜０.１％，Ｃａ０.００１〜０.１％，希
土類元素０.００１〜０.１％，Ｗ０.１〜１.０％，Ｔｉ
０.００１〜０.１％，Ｂ０.００１〜０.１％の少なくと
も１種を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼よりなり、好まし
くは、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比が０.４５〜０.
７であることを特徴とする。
【００２５】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。
鋼の酸素量が２５ppm 以下であるのが好ましい。
【００２６】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。
【００２７】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。
【００２８】本発明に係る蒸気タービンは特に１０〜３
０万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。
０万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。
【００２９】本発明の高低圧一体型蒸気タービンのロー
タシャフト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。
タシャフト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。
【００３０】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。
【００３１】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は低目にすべきであり、それぞれ０.１％
及び０.５％以下に限定され、特にＳｉ≦０.０５％ ，
Ｍｎ≦０.２５％より０.２０％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は低目にすべきであり、それぞれ０.１％
及び０.５％以下に限定され、特にＳｉ≦０.０５％ ，
Ｍｎ≦０.２５％より０.２０％以下が好ましい。
【００３２】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０.０５％ 以上にすべきである。特
に、０.０８〜０.２５％、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０.０５％ 以上にすべきである。特
に、０.０８〜０.２５％、より０.１〜０.２％が好まし
い。
【００３３】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 ％を超え、
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 ％を超え、
１.６〜２.０％の範囲が好ましい。
【００３４】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。
【００３５】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％
を超え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％
を超え２.０％以下が好ましい。
【００３６】Ｖは、焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度及び靭性向上効果がある。０.
１％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、０.３５％
を超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。
物を析出させ、高温強度及び靭性向上効果がある。０.
１％ 未満ではこれらの効果が十分でなく、０.３５％
を超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。
【００３７】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。
【００３８】また上記の組成からなる低合金を溶製する
ときに、希土類元素、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。Ａｌは０.０
０１ ％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を低下させる。
ときに、希土類元素、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。Ａｌは０.０
０１ ％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を低下させる。
【００３９】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。
【００４０】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％を超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％を超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。
【００４１】Ｗは強度を高めるため０.１％ 以上加えら
れるが、１.０％ を超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、０.１〜１.０％とす
べきである。好ましくは０.１〜０.５％である。
れるが、１.０％ を超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、０.１〜１.０％とす
べきである。好ましくは０.１〜０.５％である。
【００４２】Ｍｎ／Ｎｉ比又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比
は各々０.１２又は０.１８以下にすべきである。これに
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。
は各々０.１２又は０.１８以下にすべきである。これに
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。
【００４３】（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比を０.４
５〜０.７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。
５〜０.７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。
【００４４】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
の軸受間の長さ（Ｌ）と低圧側最終段ブレードでの翼先
端間の翼直径（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
の軸受間の長さ（Ｌ）と低圧側最終段ブレードでの翼先
端間の翼直径（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。
【００４５】本発明の高低圧一体型ロータシャフトを用
いた蒸気タービンは小型で１０〜３０万ＫＷ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。
いた蒸気タービンは小型で１０〜３０万ＫＷ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。
【００４６】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３０インチ以上特に、３３.５ インチ以上の長さの
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３０インチ以上特に、３３.５ インチ以上の長さの
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。
【００４７】
【発明の実施の形態】 〔実施例１〕以下、本発明の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８５０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試
料Ｎo.１〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１１は本発明材であ
る。試料Ｎo.４〜Ｎo.６は比較のため溶製したものであ
り、Ｎo.５はASTM規格Ａ４７０class ８相当材、Ｎo.６
はＡＳＴＭ規格Ａ４７０class７ 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℃×４０ｈ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。
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８５０〜１１５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試
料Ｎo.１〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１１は本発明材であ
る。試料Ｎo.４〜Ｎo.６は比較のため溶製したものであ
り、Ｎo.５はASTM規格Ａ４７０class ８相当材、Ｎo.６
はＡＳＴＭ規格Ａ４７０class７ 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℃×４０ｈ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。
【００４８】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。
【００４９】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℃
を超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℃
を超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。
【００５０】６３０℃未満では高い靭性が得られず、７
００℃を超える温度では高いクリープ破断強度が得られ
ない。
００℃を超える温度では高いクリープ破断強度が得られ
ない。
【００５１】
【表１】
【００５２】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，
ＦＡＴＴ４０℃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１
１kg／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／
mm2 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，
ＦＡＴＴ４０℃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１
１kg／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／
mm2 以上の強度を有するものがよい。
【００５３】
【表２】
【００５４】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
（ｖＥ 20＞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
（ｖＥ 20＞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。
【００５５】本発明の試料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。
【００５６】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。
【００５７】
【表３】
【００５８】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。
【００５９】
【表４】
【００６０】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。
【００６１】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
本発明材の（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、比較のＮo.１２〜Ｎo.１
４の（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ を超えるもの又
はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２を超えるものは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
本発明材の（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、比較のＮo.１２〜Ｎo.１
４の（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ を超えるもの又
はＭｎ／Ｎｉ比が０.１２を超えるものは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。
【００６２】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。
【００６３】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。
【００６４】〔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。
試料の化学組成（重量％）を示す。
【００６５】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は本発明材と比較のためのものであ
る。Ｎo.２３〜Ｎo.３２は本発明の高靭性ロータ材料で
ある。
８５０〜１２５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試料Ｎ
o.２１及びＮo.２２は本発明材と比較のためのものであ
る。Ｎo.２３〜Ｎo.３２は本発明の高靭性ロータ材料で
ある。
【００６６】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。
【００６７】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。
【００６８】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
℃を超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℃を超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
℃を超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℃を超える温度では高いクリープ破
断強度が得られない。
【００６９】
【表５】
【００７０】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。
【００７１】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。
【００７２】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、高低圧一体型蒸気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℃，１０5ｈ 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、高低圧一体型蒸気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。
【００７３】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。
【００７４】
【表６】
【００７５】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（ｖＥ 20＞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（ｖＥ 20＞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。
【００７６】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。
【００７７】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。
【００７８】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、本発明の（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、比較の０.１８ を超え
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量との関係を調べた結果、本発明の（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、比較の０.１８ を超え
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。
【００７９】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０.０７〜０.２５ 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０.０７〜０.２５ できわめて
高い衝撃値を有することがわかった。
【００８０】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。
【００８１】〔実施例３〕図１に本発明に係る高低圧一
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消費する蒸気タービ
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１００atg ，温度５３６℃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３３.５ 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。
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消費する蒸気タービ
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１００atg ，温度５３６℃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３３.５ 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。
【００８２】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共に、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共に、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。
【００８３】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。
【００８４】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。
【００８５】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。
【００８６】本発明の高低圧一体型蒸気タービンは高低
圧一体型ロータシャフト３に植設されたブレード４を１
３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℃，８８atg 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。本発明に係る高低圧一体
型ロータシャフト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−Ｃ
ｒ−Ｍｏ−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。
圧一体型ロータシャフト３に植設されたブレード４を１
３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℃，８８atg 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。本発明に係る高低圧一体
型ロータシャフト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−Ｃ
ｒ−Ｍｏ−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。
【００８７】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。
【００８８】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。
【００８９】(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％，Ｖ０.１〜０.３５％，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。また、Ｎｉ０.５％ 以下
含むことができる。
０〜０.３０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３５％，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。また、Ｎｉ０.５％ 以下
含むことができる。
【００９０】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％，Ｍｏ０.
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％，Ｍｏ０.
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。
【００９１】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。
【００９２】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。
【００９３】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。
【００９４】(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。
【００９５】(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％，Ｔ
ｉ０.１％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％，Ｔ
ｉ０.１％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。
【００９６】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。
【００９７】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。
【００９８】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。
【００９９】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。
【０１００】〔実施例４〕図８は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。５３
８℃，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は静翼を、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。
気タービンの構成例を示す一部切欠断面図である。５３
８℃，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は静翼を、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。
【０１０１】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。
【０１０２】〔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。
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。
【０１０３】〔実施例６〕実施例３〜５に記載の蒸気タ
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。
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。
【０１０４】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。
【０１０５】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。
【０１０６】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。
【０１０７】〔実施例７〕図９は本発明に係る高低圧一
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４
０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５
３８℃，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６３k
g／mm2以上，伸び率１６％以上，絞り率４５％以上，５
３８℃，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
℃，３５atg 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１０段である。本実施例では発電出力１万ＫＷ当
り０.５ｍであり、従来の１.１ｍに比較し約４０％短く
なる。
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４
０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５
３８℃，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６３k
g／mm2以上，伸び率１６％以上，絞り率４５％以上，５
３８℃，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
℃，３５atg 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１０段である。本実施例では発電出力１万ＫＷ当
り０.５ｍであり、従来の１.１ｍに比較し約４０％短く
なる。
【０１０８】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。
【０１０９】
【発明の効果】本発明によれば、初段ブレードへの蒸気
入口温度が５３０℃以上及び３０インチ以上の長翼を取
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。ま
た、本発明によれば高温強度が高く、加熱脆化の少ない
ロータシャフト及び耐熱鋼が得られ、特に３０インチ以
上の長さのブレードを植設できる高低圧一体型ロータシ
ャフトが得られる。
入口温度が５３０℃以上及び３０インチ以上の長翼を取
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。ま
た、本発明によれば高温強度が高く、加熱脆化の少ない
ロータシャフト及び耐熱鋼が得られ、特に３０インチ以
上の長さのブレードを植設できる高低圧一体型ロータシ
ャフトが得られる。
【図１】本発明の高低圧一体型ロータシャフトを用いた
蒸気タービンの一部断面図。
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ロータシャフトを用いた
蒸気タービンの一部断面図。
蒸気タービンの一部断面図。
【図９】本発明の高低圧一体型ロータシャフトを用いた
蒸気タービンの一部断面図。
蒸気タービンの一部断面図。
１…蒸気入口、２…蒸気出口、３…高低圧一体型ロータ
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、１
１…くし歯、１２…軸受、１３…再熱器、１７…安全
弁。
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、１
１…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62−189301（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−96248（ＪＰ，Ａ) 特開 昭54−145318（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−180051（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−221355（ＪＰ，Ａ) 特開 昭58−96102（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−190341（ＪＰ，Ａ) 特開 昭51−103817（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−83451（ＪＰ，Ａ) 特開 昭58−34164（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−94118（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−159629（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−224766（ＪＰ，Ａ) 特開 昭53−30915（ＪＰ，Ａ) 特開 平１−230723（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−157839（ＪＰ，Ａ) 実開 昭57−89802（ＪＰ，Ｕ) 機械工学便覧 応用編 Ｂ６ 動力プ ラント（昭和61年７月発行）73頁 (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) F01D 5/28 C22C 38/00 301 C22C 38/46 C22C 38/48
Claims (21)
- 【請求項１】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備え、前記高圧側を出た
蒸気を再熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる中
圧部及び該中圧部を出た低圧となった蒸気を流入させる
低圧部を有する高低圧一体型蒸気タービンにおいて、前
記初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０℃以上及び低
圧側最終段ブレードはその翼部長さが３０インチ以上で
あり、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ０.１５〜０.４
％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５％，Ｎｉ
１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％ ，Ｍｏ０.８〜
２.５％ 及びＶ０.１〜０.３５％を含み、（Ｍｎ／Ｎ
ｉ）比が０.１２以下又は（Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.
１８以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる
ことを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項２】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備えた高低圧一体型蒸気
タービンにおいて、前記初段ブレードへの蒸気入口温度
が５３０℃以上及び低圧側最終段ブレードはその翼部長
さが３０インチ以上であり、前記ロータシャフトは重量
で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０
５〜０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.３５％を含
み、(Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下又は（Ｓｉ＋Ｍｎ)
／Ｎｉ比が０.１８ 以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低
合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気ター
ビン。 - 【請求項３】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備えた高低圧一体型蒸気
タービンにおいて、前記初段ブレードへの蒸気入口温度
が５３０℃以上及び低圧側最終段ブレードはその翼部長
さが３０インチ以上であり、前記ロータシャフトは重量
で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０
５〜０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.５％，Ｖ０.１〜0.5％と、Ｎｂ
０.００５〜０.１５％，Ｔａ０.００５〜０.１５％及び
Ｗ０.１〜1.0％の少なくとも１種とを含み、(Ｍｎ／Ｎ
ｉ）比が０.１２以下又は(Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１
８ 以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる
ことを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項４】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備えた高低圧一体型蒸気
タービンにおいて、前記初段ブレードへの蒸気入口温度
が５３０℃以上及び低圧側最終段ブレードはその翼部長
さが３０インチ以上であり、前記ロータシャフトは重量
で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０
５〜０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１ 〜０.５％ と、
Ｔｉ，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以下又は（Ｓｉ＋Ｍ
ｎ)／Ｎｉ比が０.１８以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ
低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タ
ービン。 - 【請求項５】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備えた高低圧一体型蒸気
タービンにおいて、前記初段ブレードへの蒸気入口温度
が５３０℃以上及び少なくとも低圧側最終段ブレードの
翼部長さが３０インチ以上であり、前記ロータシャフト
は重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下,Ｍｎ
０.０５〜０.２５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８
〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％，Ｖ０.１〜０.３５％
及び残部が実質的にＦｅであり、(Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.
１２以下、又は（Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１８以下で
あるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなることを特徴とする
高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項６】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備え、前記高圧側を出た
蒸気を再熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる中
圧部及び該中圧部を出た低圧となった蒸気を流入させる
低圧部を有する高低圧一体型蒸気タービンにおいて、前
記初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０℃以上及び少
なくとも低圧側最終段ブレードの翼部長さが３０インチ
以上であり、前記ロータシャフトが重量で、Ｃ０.１５
〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％ ，Ｖ０.１〜０.５％と、Ｎｂ０.００５
〜０.１５％，Ｔａ０.００５〜０.１５％及びＷ０.１〜
１.０％の少なくとも１種とを含み、(Ｍｎ／Ｎｉ）比が
０.１２以下又は（Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１８ 以下
であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特
徴とする高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項７】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備え、前記高圧側を出た
蒸気を再熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる中
圧部及び該中圧部を出た低圧となった蒸気を流入させる
低圧部を有する高低圧一体型蒸気タービンにおいて、前
記初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０℃以上及び少
なくとも低圧側最終段ブレードの翼部長さが３０インチ
以上であり、前記ロータシャフトが重量で、Ｃ０.１５
〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.０５〜０.２５
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.５％ と、Ｔｉ，Ａ
ｌ，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％ と少なくとも１種を含み、(Ｍｎ
／Ｎｉ）比が０.１２以下又は（Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が
０.１８以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼から
なることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項８】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側初段
ブレードから低圧側最終段ブレードにかけて多段にブレ
ードが植設され前記蒸気の流れを受けて回転するロー
タ、該ロータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受、
前記ブレードに前記蒸気を所定の方向に導く静翼、及び
前記ロータを被うケーシングを備えた高低圧一体型蒸気
タービンにおいて、前記初段ブレードへの蒸気入口温度
が５３０℃以上及び少なくとも低圧側最終段ブレードの
翼部長さが３０インチ以上であり、前記ロータシャフト
が重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍ
ｎ０.０５〜0.25％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜
２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ0.15〜０.３５％
と、Ｔｉ，Ａｌ，Ｚｒ，Ｃａ及び希土類元素の１種以上
を合計で0.001〜０.１％と、Ｎｂ０.００５〜０.１５
％，Ｔａ０.００５〜０.１５％及びＷ0.1〜１.０％ の
少なくとも１種とを含み、(Ｍｎ／Ｎｉ)比が０.１２以
下又は(Ｓｉ＋Ｍｎ)／Ｎｉ比が０.１８以下であるＮｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高
低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項９】前記低圧側最終段ブレードは重量で、Ａｌ
５〜７％及びＶ３〜５％を含むＴｉ合金からなる請求項
１〜８のいずれかに記載の高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項１０】前記低圧側最終段ブレードは重量で、Ｃ
０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１.５％
以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１〜２.５％，Ｖ０.２〜
０.５％及びＮ０.０２〜０.１％を含むマルテンサイト
鋼からなる請求項１〜８のいずれかに記載の高低圧一体
型蒸気タービン。 - 【請求項１１】前記低圧側最終段ブレードは重量で、Ｃ
０.０８〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ１.５〜３.５％，Ｍｏ１〜
２％，Ｖ０.２〜０.５％及びＮ０.０２〜０.０８％を含
むマルテンサイト鋼からなる請求項１〜８のいずれかに
記載の高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項１２】少なくとも３段までの高圧側のブレード
又は静翼は重量で、Ｃ０.２０〜0.30％，Ｓｉ０.５％
以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜
１.５％，Ｗ０.５〜１.５％及びＶ０.１〜０.３５％を
含むマルテンサイト鋼からなる請求項１〜１１のいずれ
かに記載の高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項１３】前記高圧側ブレードを除く翼部長さが３
０インチ未満のブレード又は静翼は重量で、Ｃ０.０５
〜０.１５％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ
１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下及びＭｏ０.５％以下を
含むマルテンサイト鋼からなる請求項１〜１２のいずれ
かに記載の高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項１４】前記低圧側最終段ブレードはそのリーデ
ングエッチ部にＣｏ基合金からなるエロージョン防止部
材が設けられている請求項９〜１１のいずれかに記載の
高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項１５】前記ケーシングは重量で、Ｃ０.１５〜
０.３％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１〜
２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％及びＴ
ｉ０.１％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼からなる請求項１
〜１４のいずれかに記載の高低圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項１６】高低圧一体型蒸気タービン，ガスタービ
ン及び発電機を備えたコンバインド発電プラントにおい
て、前記ガスタービンは空気を圧縮する圧縮機、該圧縮
された空気を用いて燃焼ガスを形成する燃焼器、該燃焼
ガスを所定の方向に導く静翼、該導かれた燃焼ガスを植
設された動翼に導入し回転するロータを備え、前記高低
圧一体型蒸気タービンは請求項１〜１５のいずれかに記
載の高低圧一体型蒸気タービンによって構成したことを
特徴とするコンバインド発電プラント。 - 【請求項１７】前記ガスタービンはその燃焼ガス温度が
１１００℃以上である請求項１６記載のコンバインド発
電プラント。 - 【請求項１８】前記ガスタービンを出た燃焼排ガスによ
って前記蒸気タービンを駆動する水蒸気を得る排熱回収
ボイラを備えている請求項１６又は１７記載のコンバイ
ンド発電プラント。 - 【請求項１９】前記ガスタービンはそのタービン動翼
が、重量で、Ｃ０.０４〜０.１％，Ｃｒ１２〜１６％，
Ａｌ３〜５％，Ｔｉ３〜５％，Ｍｏ２〜５％及びＮｂ２
〜５％を含むＮｉ基鋳造合金よりなる請求項１６〜１８
のいずれかに記載のコンバインド発電プラント。 - 【請求項２０】前記ガスタービンは前記静翼が、重量
で、Ｃ０.２５〜０.４５％，Ｃｒ２０〜３０％，Ｍｏ及
びＷの１種以上２〜５％，Ｔｉ及びＮｂの１種以上０.
１〜０.５％を含むＣｏ基鋳造合金よりなる請求項１６
〜１９のいずれかに記載のコンバインド発電プラント。 - 【請求項２１】前記ガスタービンはそのタービンディス
クが、重量で、Ｃ０.１５〜０.２５％，Ｓｉ０.５％以
下，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ１〜２％，Ｃｒ１０〜１３
％，Ｎｂ及びＴａの１種以上０.０２〜０.１％，Ｎ０.
０３〜０.１％及びＭｏ１.０〜2.0％を含むマルテンサ
イト鋼からなる請求項１６〜２０のいずれかに記載のコ
ンバインド発電プラント。
Priority Applications (1)
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| JP2294898A JP3159954B2 (ja) | 1989-02-03 | 1998-02-04 | 高低圧一体型蒸気タービン及びそれを用いたコンバインド発電プラント |
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| JP12662289 | 1989-05-22 | ||
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Related Parent Applications (1)
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|---|---|---|---|
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Family Applications (1)
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-
1998
- 1998-02-04 JP JP2294898A patent/JP3159954B2/ja not_active Expired - Fee Related
Non-Patent Citations (1)
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| 機械工学便覧 応用編 Ｂ６ 動力プラント（昭和６１年７月発行）７３頁 |
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