JP3215405B2

JP3215405B2 - 高低圧一体型蒸気タービン

Info

Publication number: JP3215405B2
Application number: JP02199690A
Authority: JP
Inventors: 正男志賀; 寛福井; 良美前野; 慎太郎高橋; 光男栗山; 正輝諏訪; 了市金子; 敏美丹; 武志小野田; 康雄渡辺; 英史梶原; 平賀　　良
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1989-02-03
Filing date: 1990-02-02
Publication date: 2001-10-09
Anticipated expiration: 2016-10-09
Also published as: JPH03130502A

Description

【発明の詳細な説明】〔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に関する。

〔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,Class8）が、低圧（蒸気温
度：約100℃）ロータ材としては、ASTM規格材3.5NiCrMo
V鋼（Designation:A470−84,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。

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。

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53−30915号公報，同60−22476
0号公報に開示されている。

〔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
温強度が率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。

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
％,Mo0.5％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。

特開昭60−224766号公報には、C0.10〜0.35％,Si0.1
％以下,Mn10％以下,Ni1.5〜2.5％,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。

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、加熱脆化が少ない
ロータシャフトを用いることにより、530℃以上の蒸気
温度で、特定の回転数に対して最終段で特定の翼部長さ
を有する小型で単機出力の高い高低圧一体型蒸気タービ
ンを提供するにある。

〔課題を解決するための手段〕

本発明は、蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、前記ロータシャフトは重量
で、C0.15〜0.4％,Si0.1％以下,Mn0.08〜0.25％,Ni1.5
〜2.5％,Cr0.8〜2.5％,Mo0.8〜2.5％及びV0.15〜0.35％
を含み、残部が実質的にFeである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にある。

本発明は、蒸気の高温高圧部初段ブレードへの蒸気入
口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部を出た蒸気
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も前述と
同様である。

前記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
とが好ましい。

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％,Mo0.8
〜2.5％及びV0.1〜0.35％を含むNi−Cr−Mo−Ｖ鋼、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低合金
鋼からなるものが好ましい。

本発明に係る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11kg
/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が好ましい。

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
ブレードの出口温度が好ましくは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が前述の
ものからなるものが好ましい。

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低合金鋼からなることが好ま
しい。

少なくとも３段までの高温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％,N
i0.5％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。

本発明の前述の最終段のブレードの先端リーデングエ
ッヂ部には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、3
3.5″,40″,46.5″等のものを用いることができる。

本発明においては、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
プラントを構成でき、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
温度が好ましくは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、前記最終段ブレードは前述のも
のとするものである。

本発明は、前述の如く、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て中圧にして流すとともに、
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。

また、本発明における翼部長さが30インチ以上の動翼
は前述のTi翼のものを除き重量で、C0.08〜0.15％,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C0.15〜0.30％,
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。

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,Mn
0.05〜0.25％,Ni1.5〜2.5％,Cr0.8〜2.5％,Mo0.8〜2.5
％及びV0.10〜0.35％と、W0.1〜0.5％及びAl,Zr,Ca及び
希土類元素の１種以上を合計で0.001〜0.1％の前者及び
後者の少なくとも一方とを含む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。

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％以上0.20％未満,Ni1.5〜2.5
％,Cr0.8〜2.5％,Mo0.8〜2.5％及びV0.15〜0.35％と、N
b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鋼からなるものが好まし
い。

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％以上0.20％未満,Ni1.5〜2.5
％,Cr0.8〜2.5％,Mo0.8〜2.5％及びV0.10〜0.35％と、W
0.1〜0.5％及びAl,Zr,Ca及び希土類元素の１種以上を合
計で0.001〜0.1％の前者及び後者の少なくとも一方と、
Nb及びTaの１種以上を0.005〜0.15％とを含むNi−Cr−M
o−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。

本発明に係るロータシャフトは、（Ｖ＋Mo）／（Ni＋
Cr）比が0.45〜0.7であることが好ましい。

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,Mn0.0
8％以上0.20％未満,Ni1.5〜2.5％,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％,Ti0.00
1〜0.1％,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であるものが好ましい。

更に、前述に記載のCr−Mo−Ｖ低合金鋼の酸素量が25
ppm以下であるのが好ましい。

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ものが好ましい。

焼入れ温度は900〜1000℃、焼戻し温度は630〜700℃
が好ましい。

本発明に係る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。

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好ましい組成及び熱処理条件につ
いて説明する。

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。

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％以下が好ましく、
特にSi0.05％以下,Mn0.25％以下より0.20％以下が好ま
しい。

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％以上にするのが好ましい。特に、0.08〜0.25％、よ
り0.1〜0.2％が好ましい。

Niは焼入性を向上させ、靭性向上に不可欠の元素であ
る。靭性向上効果には1.5％以下、またはクリープ破断
強度の低下を防止するには2.5％以下が好ましい。特に
1.5％を超え、1.6〜2.0％の範囲が好ましい。

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ので、0.8％以上
が好ましく、また、クリープ破断強度の低下を防ぐには
2.5％以下が好ましい。特に1.2〜1.9％が好ましい。

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の
で、0.8％以上添加するのが好ましく、また靭性の低下
を防ぐには2.5％以下添加するのが好ましい。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。

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。

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、炭化物生物元素
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。

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％を越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％を越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。

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。

Nb及びTaの少なくとも１種が0.005〜0.15％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0.005〜0.1
5％とする。特に0.01〜0.05％が好ましい。

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。

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。

（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。

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前述の長翼を植設
でき、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。

本発明に係る前述の高低圧一体型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0.2
〜0.8mの非常に短い軸受間距離とすることができ、好ま
しくは１万KW当り0.25〜0.6mである。

〔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に用いるロ
ータシャフトについて、実施例により説明する。第１表
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は比較のため溶製したものであり、No.5はASTM規
格A470class8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
焼打れした。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。

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℃にするのが好ま
しい。

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にくい。

第２表は引張，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11kg/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
約15kg/mm²以上の強度を有するものがよい。

第２図は試料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（vE₂₀2.5kg/m）及びクリー
プ破断強度（σ_Ｒ≧11kg/mm²）は（Ｖ＋Mo）／（Ni＋C
r）＝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。

本発明に係る試料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。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。

第３表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。

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。第４表に前述と同様に538℃クリープ破
断強度を示す。第３図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100ppm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15k
g/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。

第４図は548℃,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。

第５図は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＋M
n）/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.1
2〜No.14の（Si＋Mn）/Ni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。

第６図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。

第７図は同じく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が0.18以下で
2.5kg−ｍ以上の高い衝撃値を示す。

〔実施例２〕第５表は本発明の高低圧一体型蒸気タービンに用いる
ロータシャフトに供した代表的な試料の化学組成（重量
％）を示す。

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No.21及びNo.22は本発
明に係る材料と比較のためのものである。No.23〜No.32
は本発明に係る高靭性ロータ材料である。

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。

本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は900〜1000
℃にするのが好ましい。高い靭性を確保するとともに、
高いクリープ破断強度を確保するには900〜1000℃が好
ましい。焼戻し温度は630℃〜700℃にするのが好まし
い。高い靭性と高いクリープ破断強度を得るには630〜7
00℃の焼戻し温度とするのが好ましい。

第６表は引張，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（FATT）で示し
た。

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。

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5k
g−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
タ材料ときわめて有用であると言える。

これら本発明に係る鋼は、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、本発明に係る材料
は538℃,10⁵h切欠クリープ破断強度が著しく高い。

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
（vE₂₀2.5kg−ｍ）及びクリープ破断強度（σ_Ｒ≧11k
g/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（FATT）を調
べた結果、比較材No.21のFATTは119℃から135℃に（ΔF
ATT＝16℃）,No.2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。

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。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。

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。

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。

加熱脆化の衝撃値と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。

Ni値が1.52〜2.0％を含むもののMn/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。

〔実施例３〕第１図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
8.0atg,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。

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
応することができる。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。

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−Mo−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（ASTMA470class7）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。

さらに、前述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℃,10⁵h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。

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。

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−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。

本発明に係るロータシャフト３は実施例１で示したN
o.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。

本実施例における各部の材料組成は次の通りである。

（１）ブレード高温高圧側の３段の長さが約40mmで、重量でC0.20〜
0.30％,Cr10〜13％,Mo0.5〜1.5％,W0.5〜1.5％,V0.1〜
0.35％,Si0.5％以下,Mn1％以下、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。

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。

最終段として、3000rpmでは40インチまでは12％Crマ
ルテンサイト鋼及びそれを超える長さにはTi基合金が用
いられ、3600rpmでは33.5インチまでは12％Crマルテン
サイト鋼及びそれを超える長さにはTi基合金が用いられ
る。

最終段として、長さ33.5インチでは、一周で約90本あ
り、12％Crマルテンサイト鋼として、重量でC0.08〜0.1
5％,Mn1％以下,Si0.5％以下,Cr10〜13％,Ni1.5〜3.5％,
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材でからなるのが好ましい。
また、12％Cr鋼として30インチ以上の長さのブレードに
対して重量で、C0.08〜0.15％,Si0.5％以下,Mn1.5％以
下,Cr10〜13％,Mo1〜2.5％,V0.2〜0.5％,N0.02〜0.1％
を含むマルテンサイト鋼が好ましい。更に、Ti基合金と
して、Al5〜７％及びV3〜５％を含むTi基合金が好まし
い。これら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
デングエッヂ部に設けられる。またシールド板以外に部
分的な焼入れ処理が施される。

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。

（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。

（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。

８は発電機であり、この発電機により10〜20KW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。

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、外径に対する
軸受間比が1.43となる。これにより発電力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。

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1.71である。

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。

〔実施例４〕第８図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。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。

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KWが可能である。実施例３
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1.4
9である。軸受間距離は発電出力１万KW当り前者が0.45
m、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。

〔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。また、
最終段のブレードは実施例３と同様に構成される。

〔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
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。

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％,M
o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MCrAlY合金層が用いられる。

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。

タービンディスク材には重量で、C0.15〜0.25％,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。

〔実施例７〕第９図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538℃，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/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。

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2.2
2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KW当り0.3mとなり、きわめてコンパクト
化ができる。

〔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53
0℃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。

【図面の簡単な説明】

第１図は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、第２図は（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、第３図はクリープ破断強度と酸素との関係を示す線
図、第４図はクリープ破断強度とNiとの関係を示す線
図、第５図は加熱脆化後の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、第
６図は加熱脆化後の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、第７図は
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、第８図は本発明
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、第９図は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である。〔符号の説明〕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、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63−157839（ＪＰ，Ａ) 「三菱重工技報」Ｖｏｌ．17，Ｎｏ. ２，昭和55年３月31日、33〜39頁「東芝レビュー」42巻６号 440−442 頁「鉄と鋼」70年10号、100〜106頁「火力原子力発電」Ｖｏｌ．39，Ｎｏ．６，29〜36頁

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、前記ロータシャフトは重量
で、C0.15〜0.4％,Si0.1％以下,Mn0.08〜0.25％,Ni1.5
〜2.5％,Cr0.8〜2.5％,Mo0.8〜2.5％及びV0.15〜0.35％
を含み、残部が実質的にFeである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】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、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％,Mo0.8〜2.5％,V0.15〜0.35％及
びW0.1〜0.5％を含み、残部が実質的にFeである低合金
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】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、前記ロータシャフトは重量
で、C0.15〜0.4％,Si0.1％以下,Mn0.08〜0.25％,Ni1.5
〜2.5％,Cr0.8〜2.5％,Mo0.8〜2.5％及びV0.15〜0.35％
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、残部が実質的にFeである低合金鋼か
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】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、前記ロータシャフトは重量
で、C0.15〜0.4％,Si0.1％以下,Mn0.08％以上0.20％未
満,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種の0.005〜0.15％
とを含み、残部が実質的にFeである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用ロータシャ
フト。
【請求項５】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、前記ロータシャフトは重量
で、C0.15〜0.4％,Si0.1％以下,Mn0.08％以上0.20％未
満,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、W0.
1〜0.5％とを含み、残部が実質的にFeである低合金鋼か
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６】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、前記ロータシャフトは重量
で、C0.15〜0.4％,Si0.1％以下,Mn0.08％以上0.20％未
満,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、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、残部が実質的にFeである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】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、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％,Mo0.8〜2.5％及びV0.15〜0.35
％と、W0.1〜0.5％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、残部が実質的にFeである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】蒸気の高温高圧部の初段ブレードへの蒸気
入口温度が530℃以上であり、前記高温高圧部の蒸気入
口側より低温低圧側の蒸気出口側にかけて同一組成によ
って一体に形成された低合金鋼製ロータシャフトと、前
記低圧側に植設された翼部長さが前記ロータシャフトの
回転数3000rpmに対し101.6cm（40インチ）以上又は前記
回転数3600rpmに対し85.09cm（33.5インチ）以上である
最終段ブレードとを備え、前記ロータシャフトは重量
で、C0.15〜0.4％,Si0.1％以下,Mn0.08％以上0.20％未
満,Ni1.5〜2.5％,Cr0.8〜2.5％,Mo0.8〜2.5％及びV0.15
〜0.35％と、W0.1〜0.5％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、残部が実質的にFeである
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】請求項１〜８のいずれかにおいて、前記高
温高圧部を出た蒸気を再熱して高温で中圧とになった蒸
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ことを特徴とする高低
圧一体型蒸気タービン。
【請求項１０】請求項１〜９のいずれかにおいて、前記
ロータシャフトの軸受間長さ（Ｌ）と最終段ブレードの
先端間の直径（Ｄ）との比（L/D）が1.4〜2.3であるこ
とを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項１１】請求項１〜10のいずれかにおいて、前記
ロータシャフトの軸受間距離が出力１万kW当たり0.25〜
0.8mであることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービ
ン。
【請求項１２】請求項１〜11のいずれかにおいて、前記
ロータシャフトは前記高温高圧部の538℃、10万時間ク
リープ破断強度が11kg/mm²以上及び前記最終段ブレード
の植設部の衝撃値が3.75kg−m/cm²以上であることを特
徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項１３】請求項１〜12のいずれかにおいて、前記
最終段ブレードは前記翼部のリーデングエッジ部にエロ
ージョン防止手段が施されていることを特徴とする高低
圧一体型蒸気タービン。