JP3207384B2 - コンバインド発電プラント - Google Patents
コンバインド発電プラントInfo
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- JP3207384B2 JP3207384B2 JP02567398A JP2567398A JP3207384B2 JP 3207384 B2 JP3207384 B2 JP 3207384B2 JP 02567398 A JP02567398 A JP 02567398A JP 2567398 A JP2567398 A JP 2567398A JP 3207384 B2 JP3207384 B2 JP 3207384B2
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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％を超え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、７６．２ｃｍ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％を超え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、７６．２ｃｍ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。本発明の目的は単機で小型高出力
及び高い熱効率を有する高低圧一体型蒸気タービン及び
ガスタービンを備え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。本発明の目的は単機で小型高出力
及び高い熱効率を有する高低圧一体型蒸気タービン及び
ガスタービンを備え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、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
及び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、前記蒸気タービンはベーナイト組織
を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる一体の
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植設されたロータ、該ロ
ータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受及び前記ロ
ータを被い前記ブレードに対応する位置に植設された静
翼を有するケーシングを備え、前記初段ブレードへの蒸
気入口温度が530〜566m℃及び低圧側最終段ブレードは
その翼部長さが前記ロータシャフトの回転数3000rpmに
対して１０１．６〜１１８．１１ｃｍ（４０〜４６.５
インチ）又は３６００rpmに対し８５．０９〜１０１．
６ｃｍ（３３.５〜４０インチ）であること、また高温
高圧タービン部と、該高温高圧タービン部を出た蒸気を
再熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる中圧ター
ビン部と、該中圧タービン部を出た蒸気を流入させる低
圧タービン部とを有し、前記低合金鋼は重量で、Ｃ０.
１５〜０.４％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.５％を含む
ことを特徴とする。
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
及び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、前記蒸気タービンはベーナイト組織
を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる一体の
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植設されたロータ、該ロ
ータの前記高圧側と低圧側とを支持する軸受及び前記ロ
ータを被い前記ブレードに対応する位置に植設された静
翼を有するケーシングを備え、前記初段ブレードへの蒸
気入口温度が530〜566m℃及び低圧側最終段ブレードは
その翼部長さが前記ロータシャフトの回転数3000rpmに
対して１０１．６〜１１８．１１ｃｍ（４０〜４６.５
インチ）又は３６００rpmに対し８５．０９〜１０１．
６ｃｍ（３３.５〜４０インチ）であること、また高温
高圧タービン部と、該高温高圧タービン部を出た蒸気を
再熱して高温で中圧となった蒸気を流入させる中圧ター
ビン部と、該中圧タービン部を出た蒸気を流入させる低
圧タービン部とを有し、前記低合金鋼は重量で、Ｃ０.
１５〜０.４％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.５％を含む
ことを特徴とする。
【００１０】本発明に係る再熱型高低圧一体型蒸気ター
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を植設されており、そのロー
タシャフトは重量比で（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下
又は(Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下であるベー
ナイト組織を有し、Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼から
なるものが好ましい。
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を植設されており、そのロー
タシャフトは重量比で（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０.１２以下
又は(Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下であるベー
ナイト組織を有し、Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼から
なるものが好ましい。
【００１１】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％を含む、（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低合金鋼からなるものが好ましい。
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％を含む、（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低合金鋼からなるものが好ましい。
【００１２】本発明に係るコンバインド発電プラント
は、高低圧一体型蒸気タービンが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出口温度
が好ましくは１００℃以下であり、前記ブレードの少な
くとも最終段の翼部長さが前記ロータシャフトの回転数
３０００rpmに対して１０１．６〜１１８．１１ｃｍ
（４０〜４６.５インチ）又は３６００rpmに対し８５．
０９〜１０１．６ｃｍ（３３.５〜４０インチ）のもの
であり、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℃以下の温度及び５００
℃，3000時間加熱後のＶノッチ衝撃値が３.０kg−ｍ／c
m2以上又は前記加熱前のＶノッチ衝撃値が３.７５kg−
ｍ／cm2 以上の特性と５３８℃，１０万時間クリープ破
断強度が１１kg／mm2 以上特に、１２kg／mm2以上での
特性とを有するベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼からなり、該低合金鋼は重量で、Ｃ０.
１５〜０.４％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒm０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.５％を含む
ものである。
は、高低圧一体型蒸気タービンが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出口温度
が好ましくは１００℃以下であり、前記ブレードの少な
くとも最終段の翼部長さが前記ロータシャフトの回転数
３０００rpmに対して１０１．６〜１１８．１１ｃｍ
（４０〜４６.５インチ）又は３６００rpmに対し８５．
０９〜１０１．６ｃｍ（３３.５〜４０インチ）のもの
であり、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℃以下の温度及び５００
℃，3000時間加熱後のＶノッチ衝撃値が３.０kg−ｍ／c
m2以上又は前記加熱前のＶノッチ衝撃値が３.７５kg−
ｍ／cm2 以上の特性と５３８℃，１０万時間クリープ破
断強度が１１kg／mm2 以上特に、１２kg／mm2以上での
特性とを有するベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼からなり、該低合金鋼は重量で、Ｃ０.
１５〜０.４％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒm０.８〜２.
５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.５％を含む
ものである。
【００１３】本発明に係る上述の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５３
０℃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
くとも最終段で前述の長さとするものである。
ビンにおいては、初段ブレードへの蒸気入口温度が５３
０℃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
くとも最終段で前述の長さとするものである。
【００１４】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
度で前述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
鋼からなるものである。
蒸気温度に耐える高温強度と前記１００℃以下の蒸気温
度で前述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
鋼からなるものである。
【００１５】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。
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。
【００１６】本発明に係る前述のブレードには後述する
Ｔｉ基合金又はマルテンサイト鋼が用いられ、そのマル
テンサイト鋼として、７６．２ｃｍ（３０インチ）以上
の長さのブレードは、重量でＣ０.０８〜０.１５％，Ｓ
ｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下，好ましくは１．０％
以下、Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１〜２.５％，好ましく
は１から２％、Ｖ０.２〜０.５％ ，Ｎ０.０２〜０.１
％、好ましくは０．０２〜０．０８％を含むもの、更に
これにＮｉ１．５〜３．５％を含む焼き戻し全マルテン
サイト組織を有するマルテンサイト鋼が好ましい。ま
た、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，Ｃｒ１
０〜１３％，Ｎｉ０.５％ 以下，Ｍｏ０.５〜１.５％，
Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１０〜０.３５％を含むマルテ
ンサイト鋼が好ましく、それ以降、７６．２ｃｍ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％，Ｎｉ０.５％以下及びＭｏ
０.５％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。
Ｔｉ基合金又はマルテンサイト鋼が用いられ、そのマル
テンサイト鋼として、７６．２ｃｍ（３０インチ）以上
の長さのブレードは、重量でＣ０.０８〜０.１５％，Ｓ
ｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下，好ましくは１．０％
以下、Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ１〜２.５％，好ましく
は１から２％、Ｖ０.２〜０.５％ ，Ｎ０.０２〜０.１
％、好ましくは０．０２〜０．０８％を含むもの、更に
これにＮｉ１．５〜３．５％を含む焼き戻し全マルテン
サイト組織を有するマルテンサイト鋼が好ましい。ま
た、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，Ｃｒ１
０〜１３％，Ｎｉ０.５％ 以下，Ｍｏ０.５〜１.５％，
Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１０〜０.３５％を含むマルテ
ンサイト鋼が好ましく、それ以降、７６．２ｃｍ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％，Ｎｉ０.５％以下及びＭｏ
０.５％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。
【００１７】最終段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、前述
のものを用いることができる。
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、前述
のものを用いることができる。
【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が好ましい。
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が好ましい。
【００１９】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。
【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％を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼、又はこれに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鋼からなるものが好ましい。
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％を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼、又はこれに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鋼からなるものが好ましい。
【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Ｎ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなるものが好ましい。
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Ｎ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなるものが好ましい。
【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鋼からなるものが好まし
い。
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鋼からなるものが好まし
い。
【００２３】本発明に係るロータシャフトは前述の組成
において、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比を０.４５
〜０.７とすることが好ましい。
において、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比を０.４５
〜０.７とすることが好ましい。
【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％，
Ｔｉ０.００１〜０.１％，Ｂ０.００１〜０.１％の少な
くとも１種を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、また好まし
くは、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比を０.４５〜０.
７とするのが好ましい。
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％，
Ｔｉ０.００１〜０.１％，Ｂ０.００１〜０.１％の少な
くとも１種を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、また好まし
くは、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）比を０.４５〜０.
７とするのが好ましい。
【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が好ましい。
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が好ましい。
【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８５．
０９ｃｍ（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８５．
０９ｃｍ（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】本発明のコンバインド発電プラントにおけ
る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。
る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。
【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にくい。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％が好ましい。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にくい。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％が好ましい。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は低目が好ましく、それぞれ０.１％及び
０.５％以下、特にＳｉ０.０５％以下，Ｍｎ０.２５％
以下、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は低目が好ましく、それぞれ０.１％及び
０.５％以下、特にＳｉ０.０５％以下，Ｍｎ０.２５％
以下、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％ 以上が好ましい。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％ 以上が好ましい。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戻し脱化防止効果が
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低める。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戻し脱化防止効果が
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低める。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％添加するのが好ましい。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
％が好ましい。特に０.０１〜０.０５％が好ましい。
５〜０.１５％添加するのが好ましい。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
％が好ましい。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％が好
ましい。より好ましくは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％が好
ましい。より好ましくは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以下が好ましい。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以下が好ましい。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
として前述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
として前述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
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。
【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３０００ｒｐｍ及び３６００ｒｐｍに対して各々前
述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３０００ｒｐｍ及び３６００ｒｐｍに対して各々前
述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、本発明のコンバイント発電プラントに係る高低圧
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は本発明に係る材料である。試料Ｎo.４〜Ｎo.６は
発明材と比較のため溶製したものであり、Ｎo.５はＡＳ
ＴＭ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
ミュレートして、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。
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は本発明に係る材料である。試料Ｎo.４〜Ｎo.６は
発明材と比較のため溶製したものであり、Ｎo.５はＡＳ
ＴＭ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
ミュレートして、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】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
９００〜１０００℃にする必要である。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。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。
９００〜１０００℃にする必要である。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。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。
【００４９】
【表１】
【００５０】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、８５．０９ｃ
ｍ（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、８５．０９ｃ
ｍ（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。
【００５１】
【表２】
【００５２】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
発明に係る材料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
明に係る材料Ｎo.３のＦＡＴＴは、脆化処理前後とも３
８℃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
発明に係る材料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
明に係る材料Ｎo.３のＦＡＴＴは、脆化処理前後とも３
８℃で、脆化しないことも確認された。
【００５３】本発明に係る材料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。Ｌａ−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。Ｌａ−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。
【００５４】表３は本発明に係る材料のクリープ破断強
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。
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。
【００５５】
【表３】
【００５６】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。
【００５７】
【表４】
【００５８】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。
【００５９】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
本発明の（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下又はＭ
ｎ／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.１４
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
本発明の（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８ 以下又はＭ
ｎ／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.１４
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。
【００６０】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。
【００６１】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。
【００６２】〔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。
【００６３】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は本発明に係る材料と比較するため
のものである。Ｎo.２３〜Ｎo.３２は本発明に係る高靭
性ロータシャフト用材料である。
８５０〜１２５０℃で３０mm角に熱間鍛造した。試料Ｎ
o.２１及びＮo.２２は本発明に係る材料と比較するため
のものである。Ｎo.２３〜Ｎo.３２は本発明に係る高靭
性ロータシャフト用材料である。
【００６４】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
ュレートして、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した。ついで、６
５０℃／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
ュレートして、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した。ついで、６
５０℃／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。
【００６５】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
９００〜１０００℃にする必要がある。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。
９００〜１０００℃にする必要がある。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。
【００６６】
【表５】
【００６７】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。
【００６８】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。
【００６９】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。
【００７０】これら本発明に係る鋼は、現用の高圧ロー
タシャフト相当材（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、本発明に係る材料は５３８℃，１０5ｈ 切欠
クリープ破断強度が著しく高い。
タシャフト相当材（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、本発明に係る材料は５３８℃，１０5ｈ 切欠
クリープ破断強度が著しく高い。
【００７１】
【表６】
【００７２】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。
【００７３】本発明に係る材料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。Ｌａ−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。
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。Ｌａ−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。
【００７４】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。
【００７５】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。
【００７６】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。
【００７７】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。
【００７８】〔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８０
atg ，温度４８０℃の高温高圧から排気部の圧力７２２
mmＨｇ，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６６．０４ｃｍ（２６イン
チ）から８５．０９ｃｍ（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１０１．６ｃｍ
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。
面図を示す。従来の主蒸気入口部の蒸気条件は圧力８０
atg ，温度４８０℃の高温高圧から排気部の圧力７２２
mmＨｇ，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６６．０４ｃｍ（２６イン
チ）から８５．０９ｃｍ（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１０１．６ｃｍ
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。
【００７９】この８５．０９ｃｍ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、６６．０４ｃｍ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８５．０９ｃｍ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、
８５．０９ｃｍ長翼を使用しても、前記する応力比は約
０.９６ である。また１０１．６ｃｍ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、６６．０４ｃｍ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８５．０９ｃｍ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、
８５．０９ｃｍ長翼を使用しても、前記する応力比は約
０.９６ である。また１０１．６ｃｍ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。
【００８０】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。７６．２ｃｍ以上１０１．６ｃｍクラスの長翼を使
用する場合、従来のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（ＡＳＴＭ
Ａ４７０class７)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。７６．２ｃｍ以上１０１．６ｃｍクラスの長翼を使
用する場合、従来のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（ＡＳＴＭ
Ａ４７０class７)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。
【００８１】さらに、７６．２ｃｍ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℃，１０
5ｈ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。
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℃，１０
5ｈ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。
【００８２】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。
【００８３】本実施例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
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℃，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。本比較例に係る高低圧
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
−Ｃｒ−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。
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
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℃，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。本比較例に係る高低圧
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
−Ｃｒ−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。
【００８４】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。
【００８５】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。
【００８６】(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％，Ｎｉ０.５％ 以下，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。
０〜０.３０％，Ｎｉ０.５％ 以下，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。
【００８７】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。
【００８８】最終段として、長さ８５．０９ｃｍ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、１０１．６ｃｍ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、１０１．６ｃｍ以上の長いものにはＡｌ５〜
７％，Ｖ３〜５％を含むＴｉ翼が用いられる。
【００８９】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。
【００９０】３０００rpm では１０１．６ｃｍの長さで
も上述の１２％Ｃｒ鋼が用いられ、3600rpm では１０
１．６ｃｍではＴｉ翼となるが、８５．０９ｃｍまでは
１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
も上述の１２％Ｃｒ鋼が用いられ、3600rpm では１０
１．６ｃｍではＴｉ翼となるが、８５．０９ｃｍまでは
１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
【００９１】(2)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。
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。
【００９２】(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％，Ｔｉ
０.１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％，Ｔｉ
０.１以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。
【００９３】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。
【００９４】また、本実施例において、最終段ブレード
として１０１．６ｃｍ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１０１．６ｃｍ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。
【００９５】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８５．
０９ｃｍのブレードでは１.７０及び１０１．６ｃｍの
ブレードでは１.７１ 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８５．
０９ｃｍのブレードでは１.７０及び１０１．６ｃｍの
ブレードでは１.７１ である。
【００９６】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。
【００９７】〔実施例４〕 図８は本発明のコンバインド発電プラント用再熱型高低
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℃，３
５atg 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８０〜１２
０℃と高いため蒸気出口２附近……ｂ部……の温度が５
０℃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。
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℃，３
５atg 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８０〜１２
０℃と高いため蒸気出口２附近……ｂ部……の温度が５
０℃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。
【００９８】本実施例においても前述の実施例３と同様
にロータシャフト３，動翼４の高圧側，低圧側の全段，
静翼７の全段，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８５．０９ｃｍ以上の長さのもの
が用いられ、発電出力１２万ＫＷが可能である。そし
て、比較例と同様にこのブレードには１２％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８５．０９ｃｍでは直径３１
６cm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１０１．６ｃｍ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０.４
５ｍ、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の高圧側，低圧側の全段，
静翼７の全段，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８５．０９ｃｍ以上の長さのもの
が用いられ、発電出力１２万ＫＷが可能である。そし
て、比較例と同様にこのブレードには１２％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８５．０９ｃｍでは直径３１
６cm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１０１．６ｃｍ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０.４
５ｍ、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。
【００９９】〔実施例５〕 高低圧一体型蒸気タービンとして実施例３のシングルフ
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３に記載と同様の材料を用いる
ことができる。
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３に記載と同様の材料を用いる
ことができる。
【０１００】〔実施例６〕 実施例４及び４に記載の再熱型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。このコンバインド発電システム
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。
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。このコンバインド発電システム
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。
【０１０１】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、その燃焼ガスがブレードを
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、その燃焼ガスがブレードを
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。
【０１０２】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。
【０１０３】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。
【０１０４】〔実施例７〕 図９は本発明に係る再熱型高低圧一体型蒸気タービンの
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は比較例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８５．０９ｃ
ｍ又は１０１．６ｃｍ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比較例に記載のもの、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５３８℃，圧力１０２kg／cm2 、出力は温度４
６℃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／mm2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℃，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。
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は比較例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８５．０９ｃ
ｍ又は１０１．６ｃｍ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比較例に記載のもの、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５３８℃，圧力１０２kg／cm2 、出力は温度４
６℃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／mm2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℃，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。
【０１０５】また、本実施例において最終段ブレードと
して８５．０９ｃｍ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、１０１．６ｃｍ
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１０１．６ｃ
ｍ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ＫＷ当り０.３ｍ となり、きわめてコンパクト化
ができる。
して８５．０９ｃｍ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、１０１．６ｃｍ
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１０１．６ｃ
ｍ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ＫＷ当り０.３ｍ となり、きわめてコンパクト化
ができる。
【０１０６】
【発明の効果】本発明によれば、前述の特定の長さの最
終段翼を取り付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コン
バインド発電プラントが得られ、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
ャフトを用いているので、特に前述の長さのブレードを
植設した高低圧一体型ロータシャフトにおいて高い信頼
性を有するコンバインド発電プラントが得られる。
終段翼を取り付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コン
バインド発電プラントが得られ、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
ャフトを用いているので、特に前述の長さのブレードを
植設した高低圧一体型ロータシャフトにおいて高い信頼
性を有するコンバインド発電プラントが得られる。
【図１】 比較の高低圧一体型蒸気タービンの一部断面
図。
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。
破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。
【図４】 クリープ破断強度とＮｉとの関係を示す線
図。
図。
【図５】 加熱脆化後のＶノッチ衝撃値とＮｉ，Ｍｎ，
Ｓｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比と
の関係を示す線図。
Ｓｉ＋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，
Ｓｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比と
の関係を示す線図。
Ｓｉ＋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，
Ｓｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比と
の関係を示す線図。
Ｓｉ＋Ｍｎ，Ｍｎ／Ｎｉ比，（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比と
の関係を示す線図。
【図８】 本発明の再熱型高低圧一体型蒸気タービンの
一部断面図。
一部断面図。
【図９】 本発明の再熱型高低圧一体型蒸気タービンの
一部断面図。
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 前野 良美 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 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58−167811（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−189301（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−165512（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−83451（ＪＰ，Ａ) 特開 昭53−30915（ＪＰ，Ａ) 特公 昭63−38420（ＪＰ，Ｂ２) 特公 昭47−29090（ＪＰ，Ｂ１)
Claims (9)
- 【請求項１】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及び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、前記蒸
気タービンはベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ低合金鋼からなる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
段に植設されたロータ、該ロータの前記高圧側と低圧側
とを支持する軸受及び前記ロータを被い前記ブレードに
対応する位置に植設された静翼を有するケーシングを備
え、前記初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０〜５６
６℃及び低圧側最終段ブレードはその翼部長さが前記ロ
ータシャフトの回転数３０００rpmに対して１０１．６
〜１１８．１１ｃｍ又は３６００rpmに対し８５．０９
〜１０１．６ｃｍであり、高温高圧タービン部と、該高
温高圧タービン部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タービン部と、該中圧タービ
ン部を出た蒸気を流入させる低圧タービン部とを有し、
前記低合金鋼は重量で、Ｃ０.１５〜０.４％，Ｎｉ１.
５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５
％及びＶ０.１〜０.５％を含むことを特徴とするコンバ
インド発電プラント。 - 【請求項２】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及び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、前記蒸
気タービンはベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ
−Ｖ低合金鋼からなる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
段に植設されたロータ、該ロータの前記高圧側と低圧側
とを支持する軸受及び前記ロータを被い前記ブレードに
対応する位置に植設された静翼を有するケーシングを備
え、前記初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０〜５６
６℃及び低圧側最終段ブレードはその翼部長さが前記ロ
ータシャフトの回転数３０００rpmに対して１０１．６
〜１１８．１１ｃｍ又は３６００rpm に対し８５．０９
〜１０１．６ｃｍであり、前記低合金鋼は重量で、Ｃ
０.１５〜０.４％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜
２.５％，Ｍｏ０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.５％を
含むことを特徴とするコンバインド発電プラント。 - 【請求項３】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１又は２記載のコンバインド発
電プラント。 - 【請求項４】前記蒸気タービンはそのロータシャフト軸
受間の長さ（Ｌ）と最終段ブレード先端間の翼直径
（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）が１.４〜２.３である請求項１
〜３のいずれかに記載のコンバインド発電プラント。 - 【請求項５】前記蒸気タービンはその発電出力１万ＫＷ
当りの前記ロータシャフトの軸受間距離が０.２５〜０.
８ｍである請求項１〜４のいずれかに記載のコンバイン
ド発電プラント。 - 【請求項６】前記蒸気タービンは低圧側最終段ブレード
がＴｉ基合金又はＣｒ１０〜１３重量％を含むマルテン
サイト鋼からなる請求項１〜５のいずれかに記載のコン
バインド発電プラント。 - 【請求項７】前記低圧側最終段ブレードはそのリーデン
グエッヂ部にエロージョン防止部材が設けられている請
求項６に記載のコンバインド発電プラント。 - 【請求項８】前記ガスタービンはそのタービンディスク
がＣｒ１０〜１３重量％を含むマルテンサイト鋼からな
る請求項１〜７のいずれかに記載のコンバインド発電プ
ラント。 - 【請求項９】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、前記蒸気タービン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
多段に植設されたロータ、該ロータの前記高圧側と低圧
側とを支持する軸受及び前記ロータを被い前記ブレード
に対応した位置に植設された静翼を有するケーシングを
備え、前記初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０〜５
６６℃及び少なくとも低圧側最終段ブレードの翼部長さ
が前記ロータシャフトの回転数３０００rpmに対して１
０１．６〜１１８．１１ｃｍ又は３６００rpmに対し８
５．０９〜１０１．６ｃｍであり、高温高圧タービン部
と、該高温高圧タービン部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タービン部と、該中
圧タービン部を出た蒸気を流入させる低圧タービン部と
を有し、前記ロータシャフトは５００℃，３０００時間
加熱後のＶノッチ衝撃値が３.０kg−ｍ／cm2以上又はＦ
ＡＴＴが６０℃以下及び前記加熱前のＶノッチ衝撃値が
３.７５kg−ｍ／cm2 以上の特性と、５３８℃，１０万
時間クリープ破断強度が１１kg／mm2 以上の特性とを有
し、ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼からなり、該低合金鋼は重量で、Ｃ０.１５〜０.４
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｃｒ０.８〜２.５％，Ｍｏ
０.８〜２.５％及びＶ０.１〜０.５％を含むことを特徴
とするコンバインド発電プラント。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP02567398A JP3207384B2 (ja) | 1989-02-03 | 1998-02-06 | コンバインド発電プラント |
Applications Claiming Priority (5)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2389089 | 1989-02-03 | ||
| JP12662289 | 1989-05-22 | ||
| JP1-23890 | 1989-05-22 | ||
| JP1-126622 | 1989-05-22 | ||
| JP02567398A JP3207384B2 (ja) | 1989-02-03 | 1998-02-06 | コンバインド発電プラント |
Related Parent Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP02199690A Division JP3215405B2 (ja) | 1989-02-03 | 1990-02-02 | 高低圧一体型蒸気タービン |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10196301A JPH10196301A (ja) | 1998-07-28 |
| JP3207384B2 true JP3207384B2 (ja) | 2001-09-10 |
Family
ID=27284426
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP02567398A Expired - Fee Related JP3207384B2 (ja) | 1989-02-03 | 1998-02-06 | コンバインド発電プラント |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3207384B2 (ja) |
-
1998
- 1998-02-06 JP JP02567398A patent/JP3207384B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH10196301A (ja) | 1998-07-28 |
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