JP3245097B2 - 高温用蒸気タービンロータ材 - Google Patents
高温用蒸気タービンロータ材Info
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- JP3245097B2 JP3245097B2 JP22324397A JP22324397A JP3245097B2 JP 3245097 B2 JP3245097 B2 JP 3245097B2 JP 22324397 A JP22324397 A JP 22324397A JP 22324397 A JP22324397 A JP 22324397A JP 3245097 B2 JP3245097 B2 JP 3245097B2
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- creep rupture
- steel
- steam turbine
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
- C22C38/52—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with cobalt
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
- C22C38/46—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with vanadium
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
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- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
- C22C38/54—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with boron
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- Materials Engineering (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は火力発電用蒸気ター
ビンロータ材に関する。
ビンロータ材に関する。
【０００２】
【従来の技術】火力発電用蒸気タービンプラントに用い
られる高温用ロータ材としては、ＣｒＭｏＶ鋼や１２Ｃ
ｒ鋼があげられる。このうち、ＣｒＭｏＶ鋼は高温強度
の限界から５６６℃までの蒸気温度のプラントに制限さ
れる。一方、１２Ｃｒ系鋼製のロータ材は高温強度がＣ
ｒＭｏＶ鋼よりも優れているため、５９３℃までの蒸気
温度のプラントに適用することも可能であるが、これを
越える温度に対しては高温強度が不足することから蒸気
タービンロータとしての適用は困難である。
られる高温用ロータ材としては、ＣｒＭｏＶ鋼や１２Ｃ
ｒ鋼があげられる。このうち、ＣｒＭｏＶ鋼は高温強度
の限界から５６６℃までの蒸気温度のプラントに制限さ
れる。一方、１２Ｃｒ系鋼製のロータ材は高温強度がＣ
ｒＭｏＶ鋼よりも優れているため、５９３℃までの蒸気
温度のプラントに適用することも可能であるが、これを
越える温度に対しては高温強度が不足することから蒸気
タービンロータとしての適用は困難である。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】そこで、本発明は１２
Ｃｒ系鋼の材料で５９３℃以上の蒸気条件で適用できる
高温強度の優れた高温用蒸気タービンロータ材を提供す
るものである。
Ｃｒ系鋼の材料で５９３℃以上の蒸気条件で適用できる
高温強度の優れた高温用蒸気タービンロータ材を提供す
るものである。
【０００４】
【課題を解決するための手段】このため、本発明者らは
鋭意研究を重ねた結果、以下（１）〜（６）に示す優れ
た高温用蒸気タービンロータ材を開発した。本発明は上
記課題を解決する手段として次の鋼材（３）〜（６）を
提供するものである。
鋭意研究を重ねた結果、以下（１）〜（６）に示す優れ
た高温用蒸気タービンロータ材を開発した。本発明は上
記課題を解決する手段として次の鋼材（３）〜（６）を
提供するものである。
【０００５】（１）重量比で炭素：０．０５〜０．１３
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．１
〜１％、クロム：９．５〜１１％、ニッケル：０．１〜
０．８％、バナジウム：０．１〜０．３％、ニオブ及び
／又はタンタルの合計：０．０１〜０．２％、窒素：
０．０１〜０．１％、モリブデン：０．０１〜０．５
％、タングステン：０．９〜３．５％、コバルト：０．
１〜４％、ハフニウム：０．０１〜０．２％及び不可避
的不純物及び鉄からなることを特徴とする高温用蒸気タ
ービンロータ材。（以下、鋼材１という）
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．１
〜１％、クロム：９．５〜１１％、ニッケル：０．１〜
０．８％、バナジウム：０．１〜０．３％、ニオブ及び
／又はタンタルの合計：０．０１〜０．２％、窒素：
０．０１〜０．１％、モリブデン：０．０１〜０．５
％、タングステン：０．９〜３．５％、コバルト：０．
１〜４％、ハフニウム：０．０１〜０．２％及び不可避
的不純物及び鉄からなることを特徴とする高温用蒸気タ
ービンロータ材。（以下、鋼材１という）
【０００６】（２）重量比で炭素：０．０５〜０．１３
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．０
１〜０．１％、クロム：９．５〜１１％、ニッケル：
０．１〜０．８％、バナジウム：０．１〜０．３％、ニ
オブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．２％、
窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：０．０１〜
０．５％、タングステン：０．９〜３．５％、コバル
ト：０．１〜４％、ハフニウム：０．０１〜０．２％及
び不可避的不純物及び鉄からなることを特徴とする高温
用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材２という）
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．０
１〜０．１％、クロム：９．５〜１１％、ニッケル：
０．１〜０．８％、バナジウム：０．１〜０．３％、ニ
オブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．２％、
窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：０．０１〜
０．５％、タングステン：０．９〜３．５％、コバル
ト：０．１〜４％、ハフニウム：０．０１〜０．２％及
び不可避的不純物及び鉄からなることを特徴とする高温
用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材２という）
【０００７】（３）重量比で炭素：０．０５〜０．１３
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．１
〜１％、クロム：９．５〜１１％、バナジウム：０．１
〜０．３％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０
１〜０．２％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：０．０１〜０．５％、タングステン：０．９〜３．
５％、コバルト：０．１〜４％、ハフニウム：０．０１
〜０．２％及び不可避的不純物及び鉄からなることを特
徴とする高温用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材３
という）
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．１
〜１％、クロム：９．５〜１１％、バナジウム：０．１
〜０．３％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０
１〜０．２％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：０．０１〜０．５％、タングステン：０．９〜３．
５％、コバルト：０．１〜４％、ハフニウム：０．０１
〜０．２％及び不可避的不純物及び鉄からなることを特
徴とする高温用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材３
という）
【０００８】（４）重量比で炭素：０．０５〜０．１３
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．０
１〜０．１％、クロム：９．５〜１１％、バナジウム：
０．１〜０．３％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：
０．０１〜０．２％、窒素：０．０１〜０．１％、モリ
ブデン：０．０１〜０．５％、タングステン：０．９〜
３．５％、コバルト：０．１〜４％、ハフニウム：０．
０１〜０．２％及び不可避的不純物及び鉄からなること
を特徴とする高温用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼
材４という）
％、シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．０
１〜０．１％、クロム：９．５〜１１％、バナジウム：
０．１〜０．３％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：
０．０１〜０．２％、窒素：０．０１〜０．１％、モリ
ブデン：０．０１〜０．５％、タングステン：０．９〜
３．５％、コバルト：０．１〜４％、ハフニウム：０．
０１〜０．２％及び不可避的不純物及び鉄からなること
を特徴とする高温用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼
材４という）
【０００９】（５）重量比でボロン：０．００１〜０．
０１％を含むことを特徴とする上記（１）〜（４）記載
の高温用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材５とい
う）
０１％を含むことを特徴とする上記（１）〜（４）記載
の高温用蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材５とい
う）
【００１０】（６）上記（１）〜（５）に記載の材料成
分のうち、ハフニウムの一部又は全部、及び／又は鉄の
一部をネオジウムで置き換え、その量（ネオジウム量）
が０．００５〜０．５％であることを特徴とする高温用
蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材６という）
分のうち、ハフニウムの一部又は全部、及び／又は鉄の
一部をネオジウムで置き換え、その量（ネオジウム量）
が０．００５〜０．５％であることを特徴とする高温用
蒸気タービンロータ材。（以下、鋼材６という）
【００１１】（作用） 本発明者らは１２Ｃｒ系鋼を基本成分として合金元素の
厳選を行って高温強度の改善を鋭意行い、優れた高温特
性を有する新しい高温用蒸気タービンロータを見出し
た。先ず、鋼材１における成分限定理由を述べる。な
お、以下の説明における％は重量％を意味する。
厳選を行って高温強度の改善を鋭意行い、優れた高温特
性を有する新しい高温用蒸気タービンロータを見出し
た。先ず、鋼材１における成分限定理由を述べる。な
お、以下の説明における％は重量％を意味する。
【００１２】Ｃ：ＣはＮとともに炭窒化物を形成しクリ
ープ破断強度の向上に寄与する。しかし、０．０５％未
満では十分な効果は得られず、また０．１３％を越える
と使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高温長時間強度を
劣化させる。このため０．０５〜０．１３％とする。
ープ破断強度の向上に寄与する。しかし、０．０５％未
満では十分な効果は得られず、また０．１３％を越える
と使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高温長時間強度を
劣化させる。このため０．０５〜０．１３％とする。
【００１３】Ｓｉ：Ｓｉは脱酸材としての効果がある。
その効果は０．０１％未満では十分ではない。また、Ｓ
ｉは高温強度、とりわけクリープ破断強さを低下させ
る。このため、本発明材１においては真空カーボン脱酸
法を適用することも併せて考慮し、製鋼において必要な
最小限度の添加とし、その範囲を０．０１〜０．１％と
する。
その効果は０．０１％未満では十分ではない。また、Ｓ
ｉは高温強度、とりわけクリープ破断強さを低下させ
る。このため、本発明材１においては真空カーボン脱酸
法を適用することも併せて考慮し、製鋼において必要な
最小限度の添加とし、その範囲を０．０１〜０．１％と
する。
【００１４】Ｍｎ：Ｍｎも脱酸材として有用な元素であ
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
一方、多量にこの元素を加えるとクリープ破断強度が劣
化する。このため、１％を越える量の添加は好ましくな
い。また、Ｍｎは不純物として混入するＳの悪影響をＭ
ｎＳを形成することで無害化する作用もある。ただし、
製鋼段階での作り込を考えた場合にはスクラップの管理
をする上で０．１％以上の方がコスト的にメリットがあ
る。そこで０．１〜１％とする。
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
一方、多量にこの元素を加えるとクリープ破断強度が劣
化する。このため、１％を越える量の添加は好ましくな
い。また、Ｍｎは不純物として混入するＳの悪影響をＭ
ｎＳを形成することで無害化する作用もある。ただし、
製鋼段階での作り込を考えた場合にはスクラップの管理
をする上で０．１％以上の方がコスト的にメリットがあ
る。そこで０．１〜１％とする。
【００１５】Ｃｒ：Ｃｒは炭化物を形成しクリープ破断
強度の改善に寄与するとともに、マトリックス中に溶け
込んで耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を
強化して高温長時間側の強度の向上に寄与する。９．５
％未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越
える量を添加するとδフェライトを生成しやすくなって
強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このため９．５〜
１１％とする。
強度の改善に寄与するとともに、マトリックス中に溶け
込んで耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を
強化して高温長時間側の強度の向上に寄与する。９．５
％未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越
える量を添加するとδフェライトを生成しやすくなって
強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このため９．５〜
１１％とする。
【００１６】Ｎｉ：Ｎｉは靱性を改善する上で有効な元
素である。また、Ｃｒ当量を下げてδフェライトの生成
を抑制する効果もある。しかし、この元素の添加はクリ
ープ破断強度を低下させる。このため、必要最小限度の
添加が望まれる。本発明ではＮｉの効果を発揮する元素
としてＣｏを添加しており、Ｎｉの役割をＣｏによって
置き換えることができる。ただし、Ｃｏは高価な元素で
あり、Ｃｏの使用量は経済性から見た場合には可能なか
ぎり少なくすることも必要である。このため、他の合金
元素との関係もあるが、０．８％以下の添加によってδ
−フェライトの生成を抑制する。なお、下限値について
は不可避的不純物として混入する量を考慮して０．１％
以上とする。したがって、０．１〜０．８％とする。
素である。また、Ｃｒ当量を下げてδフェライトの生成
を抑制する効果もある。しかし、この元素の添加はクリ
ープ破断強度を低下させる。このため、必要最小限度の
添加が望まれる。本発明ではＮｉの効果を発揮する元素
としてＣｏを添加しており、Ｎｉの役割をＣｏによって
置き換えることができる。ただし、Ｃｏは高価な元素で
あり、Ｃｏの使用量は経済性から見た場合には可能なか
ぎり少なくすることも必要である。このため、他の合金
元素との関係もあるが、０．８％以下の添加によってδ
−フェライトの生成を抑制する。なお、下限値について
は不可避的不純物として混入する量を考慮して０．１％
以上とする。したがって、０．１〜０．８％とする。
【００１７】Ｖ：Ｖは炭窒化物となってクリープ破断強
度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られな
い。また、逆に０．３％を越える量を添加するとむしろ
クリープ破断強度は低下してしまう。このため０．１〜
０．３％とする。
度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られな
い。また、逆に０．３％を越える量を添加するとむしろ
クリープ破断強度は低下してしまう。このため０．１〜
０．３％とする。
【００１８】Ｎｂ及び／又はＴａ：Ｎｂ及び／又はＴａ
は炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。ま
た、高温で析出する炭化物（Ｍ23Ｃ6 ）を微細にして長
時間クリープ破断強度の改善に寄与する。その合計量が
０．０１％未満ではその効果はなく、またその合計量が
０．２％を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成し
たＮｂ及び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処
理：９８０〜１１５０℃）時にマトリックスに十分に固
溶できず、使用中に粗大化して長時間のクリープ破断強
度を低下させる。このためＮｂ及び／又はＴａの合計量
を０．０１〜０．２％とする。
は炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。ま
た、高温で析出する炭化物（Ｍ23Ｃ6 ）を微細にして長
時間クリープ破断強度の改善に寄与する。その合計量が
０．０１％未満ではその効果はなく、またその合計量が
０．２％を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成し
たＮｂ及び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処
理：９８０〜１１５０℃）時にマトリックスに十分に固
溶できず、使用中に粗大化して長時間のクリープ破断強
度を低下させる。このためＮｂ及び／又はＴａの合計量
を０．０１〜０．２％とする。
【００１９】Ｎ：ＮはＣや合金元素とともに炭窒化物を
形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満で
は十分な炭窒化物を形成することができないために、ク
リープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％を
越える量を添加すると長時間側で炭窒化物が凝集粗大化
して十分なクリープ破断強度を得ることができなくな
る。このため０．０１〜０．１％とする。
形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満で
は十分な炭窒化物を形成することができないために、ク
リープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％を
越える量を添加すると長時間側で炭窒化物が凝集粗大化
して十分なクリープ破断強度を得ることができなくな
る。このため０．０１〜０．１％とする。
【００２０】Ｍｏ：ＭｏはＷとともにマトリックス中に
固溶してクリープ破断強度を改善する。Ｍｏの単独の添
加であれば１．５％程度添加することが可能であるが、
本発明材のようにＷを添加する場合、Ｗの方が高温強度
の改善に有効であり、またＭｏ及びＷを多量に添加する
とδフェライトが形成されてクリープ破断強度を劣化さ
せる。このため、Ｗの添加量とのバランスから０．５％
以下の添加となる。また、Ｗ単独では十分な高温強度が
発揮できないことから僅かな添加でも必要であり、その
量は０．０１％以上となる。したがってＭｏの添加量は
０．０１〜０．５％とする。
固溶してクリープ破断強度を改善する。Ｍｏの単独の添
加であれば１．５％程度添加することが可能であるが、
本発明材のようにＷを添加する場合、Ｗの方が高温強度
の改善に有効であり、またＭｏ及びＷを多量に添加する
とδフェライトが形成されてクリープ破断強度を劣化さ
せる。このため、Ｗの添加量とのバランスから０．５％
以下の添加となる。また、Ｗ単独では十分な高温強度が
発揮できないことから僅かな添加でも必要であり、その
量は０．０１％以上となる。したがってＭｏの添加量は
０．０１〜０．５％とする。
【００２１】Ｗ：Ｗは前述のようにＭｏとともにマトリ
ックス中に固溶してクリープ破断強度を改善する。Ｗは
Ｍｏよりも固溶体強化機能が強く有効な元素である。し
かし多量に添加するとδフェライトや多量のラーベス相
を生成するため、逆にクリープ破断強度を劣化させる。
このためＭｏの添加量とのバランスを考慮して０．９〜
３．５％の添加とする。
ックス中に固溶してクリープ破断強度を改善する。Ｗは
Ｍｏよりも固溶体強化機能が強く有効な元素である。し
かし多量に添加するとδフェライトや多量のラーベス相
を生成するため、逆にクリープ破断強度を劣化させる。
このためＭｏの添加量とのバランスを考慮して０．９〜
３．５％の添加とする。
【００２２】Ｃｏ：Ｃｏはマトリックスに固溶してδフ
ェライトの生成を抑制する。また、Ｎｉのように高温強
度を劣化させることはない。このためＣｏを添加する
と、Ｃｏを添加しないものよりもＣｒやＷ、Ｍｏ等の強
化元素を多く添加することが可能となる。この結果、高
いクリープ破断強度を得ることが可能となる。加えてＣ
ｏには焼もどし軟化抵抗を大きくする作用があり、使用
中の材料の軟化を抑制することに効果がある。これらの
効果は他の元素との関係もあるが、０．１％以上添加す
るとその効果は現れる。しかし４％を越える量を添加す
るとδ相などの金属間化合物が生成しやすくなり、一度
金属間化合物が生成すると脆化してしまうことになる。
加えて長時間側のクリープ破断強度も劣化させてしまう
ことにつながる。したがってＣｏの添加は０．１〜４％
となる。
ェライトの生成を抑制する。また、Ｎｉのように高温強
度を劣化させることはない。このためＣｏを添加する
と、Ｃｏを添加しないものよりもＣｒやＷ、Ｍｏ等の強
化元素を多く添加することが可能となる。この結果、高
いクリープ破断強度を得ることが可能となる。加えてＣ
ｏには焼もどし軟化抵抗を大きくする作用があり、使用
中の材料の軟化を抑制することに効果がある。これらの
効果は他の元素との関係もあるが、０．１％以上添加す
るとその効果は現れる。しかし４％を越える量を添加す
るとδ相などの金属間化合物が生成しやすくなり、一度
金属間化合物が生成すると脆化してしまうことになる。
加えて長時間側のクリープ破断強度も劣化させてしまう
ことにつながる。したがってＣｏの添加は０．１〜４％
となる。
【００２３】Ｈｆ：Ｈｆはニッケル基の超合金などに添
加されている合金元素であり、粒界の強度を向上させて
高温強度、とりわけクリープ破断強さの向上に効果が大
きい元素である。このようなＨｆの効果は高Ｃｒ鋼の本
ロータ素材にも有用であり、上述のようにクリープ破断
強さ向上に効果が大きい。高Ｃｒ鋼では上述の効果の他
にマトリックスに固溶してマトリックス自体を強化する
こと、炭窒化物の凝集・粗大化を遅延させて長時間クリ
ープ破断強さを向上させる効果などがある。この効果は
０．０１％未満では十分に機能しない。また、０．２％
以上を添加すると製造時にマトリックス中に固溶するこ
とができないため、それ以上添加することの効果は期待
できない。加えて、多量に添加すると溶解時に耐火物と
反応して介在物となり素材自体の清浄度を劣化させると
ともに、溶解炉も損傷させてしまう。このため必要最小
限度の添加を行うことが必要となる。以上のことからＨ
ｆの添加は０．０１〜０．２％とする。
加されている合金元素であり、粒界の強度を向上させて
高温強度、とりわけクリープ破断強さの向上に効果が大
きい元素である。このようなＨｆの効果は高Ｃｒ鋼の本
ロータ素材にも有用であり、上述のようにクリープ破断
強さ向上に効果が大きい。高Ｃｒ鋼では上述の効果の他
にマトリックスに固溶してマトリックス自体を強化する
こと、炭窒化物の凝集・粗大化を遅延させて長時間クリ
ープ破断強さを向上させる効果などがある。この効果は
０．０１％未満では十分に機能しない。また、０．２％
以上を添加すると製造時にマトリックス中に固溶するこ
とができないため、それ以上添加することの効果は期待
できない。加えて、多量に添加すると溶解時に耐火物と
反応して介在物となり素材自体の清浄度を劣化させると
ともに、溶解炉も損傷させてしまう。このため必要最小
限度の添加を行うことが必要となる。以上のことからＨ
ｆの添加は０．０１〜０．２％とする。
【００２４】：鋼材２における成分限定理由を述べる
が、鋼材１の説明と重複するところは省略し、ここでは
新たに狭い範囲に限定したＭｎの現定理由のみの説明を
行う。
が、鋼材１の説明と重複するところは省略し、ここでは
新たに狭い範囲に限定したＭｎの現定理由のみの説明を
行う。
【００２５】Ｍｎ：Ｍｎは鋼材１の説明でも述べたよう
に、脱酸材として有用な元素であり、さらにδフェライ
トの生成を抑制する作用がある。しかし、前述のよう
に、この元素を加えるとＮｉと同様にクリープ破断強度
が劣化してしまう。このため可能な限り低く抑えること
が必要である。特に、０．１％以下に低く抑えるとクリ
ープ破断強度は大きく改善される。また、Ｍｎは不純物
として混入するＳの悪影響をＭｎＳを形成することで無
害化する作用もある。このため０．０１％以上の添加は
必要である。したがって鋼材２においてはＭｎを０．０
１〜０．１％に限定する。
に、脱酸材として有用な元素であり、さらにδフェライ
トの生成を抑制する作用がある。しかし、前述のよう
に、この元素を加えるとＮｉと同様にクリープ破断強度
が劣化してしまう。このため可能な限り低く抑えること
が必要である。特に、０．１％以下に低く抑えるとクリ
ープ破断強度は大きく改善される。また、Ｍｎは不純物
として混入するＳの悪影響をＭｎＳを形成することで無
害化する作用もある。このため０．０１％以上の添加は
必要である。したがって鋼材２においてはＭｎを０．０
１〜０．１％に限定する。
【００２６】：鋼材３における成分限定理由を述べる
が、鋼材１の説明と重複するところは省略し、ここでは
鋼材１及び２とは異なり、全く添加しないことになった
Ｎｉについての説明を行う。
が、鋼材１の説明と重複するところは省略し、ここでは
鋼材１及び２とは異なり、全く添加しないことになった
Ｎｉについての説明を行う。
【００２７】Ｎｉ：Ｎｉは鋼材１の説明でも述べたよう
に、マトリックス中に溶け込んでδフェライトの生成を
抑制する作用がある。加えて靱性向上にも効果がある。
しかし、先にも述べたようにＮｉを添加するとクリープ
破断強度が低下してしまう。このため、可能な限り低く
抑えることが必要である。鋼材３の場合にはＣｏを添加
することによりＮｉの効果を置き換えることができるよ
うになっているので、δ−フェライトが生成しないよう
にＣｏ、Ｃ、Ｎ等の元素を加えてその管理を行えば、ク
リープ破断強さに悪影響を与えるＮｉの添加を全く行わ
ないことも可能となる。このようにＮｉを全く添加しな
いことで、Ｎｉを添加したものに比べて遙かに高いクリ
ープ破断強さを得ることが可能となる。
に、マトリックス中に溶け込んでδフェライトの生成を
抑制する作用がある。加えて靱性向上にも効果がある。
しかし、先にも述べたようにＮｉを添加するとクリープ
破断強度が低下してしまう。このため、可能な限り低く
抑えることが必要である。鋼材３の場合にはＣｏを添加
することによりＮｉの効果を置き換えることができるよ
うになっているので、δ−フェライトが生成しないよう
にＣｏ、Ｃ、Ｎ等の元素を加えてその管理を行えば、ク
リープ破断強さに悪影響を与えるＮｉの添加を全く行わ
ないことも可能となる。このようにＮｉを全く添加しな
いことで、Ｎｉを添加したものに比べて遙かに高いクリ
ープ破断強さを得ることが可能となる。
【００２８】：鋼材４における成分限定理由を述べる
が、鋼材２において、前記鋼材３とと同様にＮｉの添加
を行わないもので、他成分の限定理由は鋼材１及び２で
説明したとおりであるので、その説明は省略する。
が、鋼材２において、前記鋼材３とと同様にＮｉの添加
を行わないもので、他成分の限定理由は鋼材１及び２で
説明したとおりであるので、その説明は省略する。
【００２９】：鋼材５における成分限定理由を述べる
が、ここでは鋼材１〜４と重複する成分についての説明
は省略し、新たに限定したＢの設定理由のみの説明を行
う。
が、ここでは鋼材１〜４と重複する成分についての説明
は省略し、新たに限定したＢの設定理由のみの説明を行
う。
【００３０】Ｂ：Ｂは粒界強度を高くする作用がある。
このためクリープ破断強度の改善に寄与する。しかし、
多量に添加すると熱間加工性が悪くなるとともに靱性が
低下する。０．００１％未満ではＢの効果が十分に得ら
れない。一方、０．０１％を越える量を添加すると熱間
加工性や靱性が低下する。このため０．００１〜０．０
１％とする。
このためクリープ破断強度の改善に寄与する。しかし、
多量に添加すると熱間加工性が悪くなるとともに靱性が
低下する。０．００１％未満ではＢの効果が十分に得ら
れない。一方、０．０１％を越える量を添加すると熱間
加工性や靱性が低下する。このため０．００１〜０．０
１％とする。
【００３１】：鋼材６における成分限定理由を述べる
が、ここでは鋼材１〜５と重複する成分についての説明
は省略し、新たに限定したＮｄの設定理由のみの説明を
行う。
が、ここでは鋼材１〜５と重複する成分についての説明
は省略し、新たに限定したＮｄの設定理由のみの説明を
行う。
【００３２】Ｎｄ：Ｎｄは粒界強度を向上させるととも
に、マトリックスへの固溶強化、炭窒化物の凝集・粗大
化遅延効果により、高温強度、とりわけクリープ破断強
度の向上に効果が大きい。この効果は０．００５％未満
の含有量では十分に機能しない。一方、過剰に添加する
と、介在物となり鋼の清浄度を低下させ、靱性の低下や
クリープ破断強度の低下を引き起こす。このため、上限
値を０．５％とする。
に、マトリックスへの固溶強化、炭窒化物の凝集・粗大
化遅延効果により、高温強度、とりわけクリープ破断強
度の向上に効果が大きい。この効果は０．００５％未満
の含有量では十分に機能しない。一方、過剰に添加する
と、介在物となり鋼の清浄度を低下させ、靱性の低下や
クリープ破断強度の低下を引き起こす。このため、上限
値を０．５％とする。
【００３３】
【実施例】以下、本発明高温用蒸気タービンロータ材を
含む鋼材１〜６の実施例をあげ、本発明の効果を明らか
にする。
含む鋼材１〜６の実施例をあげ、本発明の効果を明らか
にする。
【００３４】（例１） 以下、鋼材１に関する実施例について説明する。第１表
には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。全て
の材料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材と
した。この試験材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造
を行い、その後に以下の熱処理を施した。熱処理は胴
径：１２００φのロータを油冷したときの中心部を模擬
した焼入れ処理を行い、次いで焼もどしは０．２％耐力
がおよそ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料
の焼もどし温度を決めて行った。
には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。全て
の材料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材と
した。この試験材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造
を行い、その後に以下の熱処理を施した。熱処理は胴
径：１２００φのロータを油冷したときの中心部を模擬
した焼入れ処理を行い、次いで焼もどしは０．２％耐力
がおよそ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料
の焼もどし温度を決めて行った。
【００３５】第２表に鋼材１及び比較材の機械的性質並
びにクリープ破断強さを示す。常温引張試験の結果には
とほんど差はないが、比較材の１０、１４、１９の材料
の伸び、絞りが鋼材１に比べて低くなっている。また、
衝撃特性の点では、比較材の材料番号の８〜１１、１４
〜１７、１９、２０が低い値を示しており、鋼材１に比
べて靱性が低いことが明らかとなっている。また、本表
には試験温度：６５０℃、応力：１５ｋｇｆ／ｍｍ2 に
おけるクリープ破断試験の破断時間を示す。この結果か
ら明らかなように比較材の１０を除いて鋼材１のクリー
プ破断強さは比較材に比べて各段に優れていることがわ
かる。
びにクリープ破断強さを示す。常温引張試験の結果には
とほんど差はないが、比較材の１０、１４、１９の材料
の伸び、絞りが鋼材１に比べて低くなっている。また、
衝撃特性の点では、比較材の材料番号の８〜１１、１４
〜１７、１９、２０が低い値を示しており、鋼材１に比
べて靱性が低いことが明らかとなっている。また、本表
には試験温度：６５０℃、応力：１５ｋｇｆ／ｍｍ2 に
おけるクリープ破断試験の破断時間を示す。この結果か
ら明らかなように比較材の１０を除いて鋼材１のクリー
プ破断強さは比較材に比べて各段に優れていることがわ
かる。
【００３６】
【表１】
【００３７】
【表２】
【００３８】（例２） 以下、鋼材２に関する実施例について説明する。第３表
には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。鋼材
２の成分は鋼材１の成分と対比すると、鋼材１の成分の
Ｍｎを低減させているものである。全ての材料は例１と
同様に５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材とし
た。この試験材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を
行い、その後に以下の熱処理を施した。熱処理は胴径：
１２００φのロータを油冷したときの中心部を模擬した
焼入れ処理を行い、次いで焼もどしは０．２％耐力がお
よそ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼
もどし温度を決めて行った。
には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。鋼材
２の成分は鋼材１の成分と対比すると、鋼材１の成分の
Ｍｎを低減させているものである。全ての材料は例１と
同様に５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材とし
た。この試験材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を
行い、その後に以下の熱処理を施した。熱処理は胴径：
１２００φのロータを油冷したときの中心部を模擬した
焼入れ処理を行い、次いで焼もどしは０．２％耐力がお
よそ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼
もどし温度を決めて行った。
【００３９】第４表に鋼材２及び比較のために鋼材１の
機械的性質並びにクリープ破断強さを示す。この表から
明らかなように、常温引張試験の結果にはとほんど差は
ない。ただし、衝撃特性において、鋼材２はＭｎが少な
くなった関係で鋼材１に比べて若干衝撃値が低くなって
いる。しかし、この低下は小さいものであり問題となる
ものではない。一方、クリープ破断強さを比較するとＭ
ｎを低くしたことによって鋼材２は鋼材１よりも破断時
間が長くなっており、明らかにクリープ破断強さが向上
していることがわかる。
機械的性質並びにクリープ破断強さを示す。この表から
明らかなように、常温引張試験の結果にはとほんど差は
ない。ただし、衝撃特性において、鋼材２はＭｎが少な
くなった関係で鋼材１に比べて若干衝撃値が低くなって
いる。しかし、この低下は小さいものであり問題となる
ものではない。一方、クリープ破断強さを比較するとＭ
ｎを低くしたことによって鋼材２は鋼材１よりも破断時
間が長くなっており、明らかにクリープ破断強さが向上
していることがわかる。
【００４０】
【表３】
【００４１】
【表４】
【００４２】（例３） 以下、鋼材３（本発明材）に関する実施例について説明
する。第５表には試験に供した材料の化学成分をまとめ
て示す。鋼材３の成分は鋼材１の成分と対比すると、鋼
材１の成分からＮｉを完全に排除したものである。全て
の材料は、例１、２と同様に５０ｋｇ真空高周波溶解炉
にて溶製し試験材とした。この試験材を加熱温度：１２
００℃にて熱間鍛造を行い、その後に以下の熱処理を施
した。熱処理は胴径：１２００φのロータを油冷したと
きの中心部を模擬した焼入れ処理を行い、次いで焼もど
しは０．２％耐力がおよそ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 に
なるように各材料の焼もどし温度を決めて行った。
する。第５表には試験に供した材料の化学成分をまとめ
て示す。鋼材３の成分は鋼材１の成分と対比すると、鋼
材１の成分からＮｉを完全に排除したものである。全て
の材料は、例１、２と同様に５０ｋｇ真空高周波溶解炉
にて溶製し試験材とした。この試験材を加熱温度：１２
００℃にて熱間鍛造を行い、その後に以下の熱処理を施
した。熱処理は胴径：１２００φのロータを油冷したと
きの中心部を模擬した焼入れ処理を行い、次いで焼もど
しは０．２％耐力がおよそ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 に
なるように各材料の焼もどし温度を決めて行った。
【００４３】第６表に鋼材３（本発明材）及び比較のた
めに鋼材１の機械的性質並びにクリープ破断強さを示
す。この表から明らかなように、常温引張試験の結果に
はとほんど差はない。ただし、衝撃特性において本発明
材である鋼材３はＮｉが少なくなった関係で鋼材１に比
べて若干衝撃値が低くなっている。しかし、この低下は
Ｍｎを低減した鋼材２と同様に小さいものであり問題と
なるものではない。一方、クリープ破断強さを比較する
とＮｉを排除したことによって鋼材３は鋼材１よりも明
らかにクリープ破断強さが向上していることがわかる。
めに鋼材１の機械的性質並びにクリープ破断強さを示
す。この表から明らかなように、常温引張試験の結果に
はとほんど差はない。ただし、衝撃特性において本発明
材である鋼材３はＮｉが少なくなった関係で鋼材１に比
べて若干衝撃値が低くなっている。しかし、この低下は
Ｍｎを低減した鋼材２と同様に小さいものであり問題と
なるものではない。一方、クリープ破断強さを比較する
とＮｉを排除したことによって鋼材３は鋼材１よりも明
らかにクリープ破断強さが向上していることがわかる。
【００４４】
【表５】
【００４５】
【表６】
【００４６】（例４） 以下、鋼材４（本発明材）に関する実施例について説明
する。第７表には試験に供した材料の化学成分をまとめ
て示す。鋼材４の成分は鋼材３の成分のＭｎを低減した
ものである。全ての材料は例１〜３と同様に５０ｋｇ真
空高周波溶解炉にて溶製し試験材とした。この試験材を
加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を行い、その後に以
下の熱処理を施した。熱処理は胴径：１２００φのロー
タを油冷したときの中心部を模擬した焼入れ処理を行
い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよそ６８〜７４
ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼もどし温度を決
めて行った。
する。第７表には試験に供した材料の化学成分をまとめ
て示す。鋼材４の成分は鋼材３の成分のＭｎを低減した
ものである。全ての材料は例１〜３と同様に５０ｋｇ真
空高周波溶解炉にて溶製し試験材とした。この試験材を
加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を行い、その後に以
下の熱処理を施した。熱処理は胴径：１２００φのロー
タを油冷したときの中心部を模擬した焼入れ処理を行
い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよそ６８〜７４
ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼もどし温度を決
めて行った。
【００４７】第８表に鋼材４及び比較のために鋼材３の
機械的性質並びにクリープ破断強さを示す。この表から
明らかなように、この場合においても常温引張試験の結
果にはとほんど差はない。ただし、衝撃特性において鋼
材４はＭｎが少なくなった関係で鋼材３に比べて若干衝
撃値が低くなっている。しかし、この低下も小さいもの
であり問題となるものではない。一方、クリープ破断強
さを比較するとＭｎを低くしたことによって鋼材４は鋼
材３よりも明らかにクリープ破断強さが向上しているこ
とがわかる。
機械的性質並びにクリープ破断強さを示す。この表から
明らかなように、この場合においても常温引張試験の結
果にはとほんど差はない。ただし、衝撃特性において鋼
材４はＭｎが少なくなった関係で鋼材３に比べて若干衝
撃値が低くなっている。しかし、この低下も小さいもの
であり問題となるものではない。一方、クリープ破断強
さを比較するとＭｎを低くしたことによって鋼材４は鋼
材３よりも明らかにクリープ破断強さが向上しているこ
とがわかる。
【００４８】
【表７】
【００４９】
【表８】
【００５０】（例５） 以下、鋼材５に関する実施例について説明する。第９表
には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。鋼材
５の材料は鋼材１〜４の材料の代表に対してＢをそれぞ
れ添加したものである。具体的には、鋼材５の５１〜５
８は鋼材１の３、４、鋼材２の２１、２２、鋼材３の３
４、３５及び鋼材４の４１、４２をそれぞれ基本成分と
して、それぞれの基本成分の材料に対してＢを添加した
ものである。なお、第９表の鋼材５中の５５〜５８が本
発明材である。全ての材料は鋼材１〜４と同様に５０ｋ
ｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材とした。この試験
材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を行い、その後
に以下の熱処理を施した。熱処理は胴径１２００φのロ
ータを油冷したときの中心部を模擬した焼入れ処理を行
い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよそ６８〜７４
ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼もどし温度を決
めて行った。
には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。鋼材
５の材料は鋼材１〜４の材料の代表に対してＢをそれぞ
れ添加したものである。具体的には、鋼材５の５１〜５
８は鋼材１の３、４、鋼材２の２１、２２、鋼材３の３
４、３５及び鋼材４の４１、４２をそれぞれ基本成分と
して、それぞれの基本成分の材料に対してＢを添加した
ものである。なお、第９表の鋼材５中の５５〜５８が本
発明材である。全ての材料は鋼材１〜４と同様に５０ｋ
ｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材とした。この試験
材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を行い、その後
に以下の熱処理を施した。熱処理は胴径１２００φのロ
ータを油冷したときの中心部を模擬した焼入れ処理を行
い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよそ６８〜７４
ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼もどし温度を決
めて行った。
【００５１】第１０表に、鋼材５（５５〜５８が本発明
材）及び比較のために鋼材１〜４の一部の機械的性質並
びにクリープ破断強さを示す。本結果から明らかである
ように鋼材５は鋼材１〜４と比較して機械的性質におい
てほとんど差はない。クリープ破断強さを比較するとＢ
を添加した本発明材５はそれぞれ基本成分の材料に対し
て明らかにクリープ破断強さが向上していることがわか
る。
材）及び比較のために鋼材１〜４の一部の機械的性質並
びにクリープ破断強さを示す。本結果から明らかである
ように鋼材５は鋼材１〜４と比較して機械的性質におい
てほとんど差はない。クリープ破断強さを比較するとＢ
を添加した本発明材５はそれぞれ基本成分の材料に対し
て明らかにクリープ破断強さが向上していることがわか
る。
【００５２】
【表９】
【００５３】
【表１０】
【００５４】（例６） 以下、鋼材６に関する実施例について説明する。第１１
表には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。鋼
材６の材料は鋼材１〜５の材料の代表に対してＨｆの一
部又は全部、及び／又はＦｅの一部をＮｄで置き換えた
ものである。具体的には、鋼材６の６１〜６８は鋼材１
の３、鋼材２の２１、鋼材３の３４、鋼材４の４１及び
鋼材５の５２、５４、５６、６８をそれぞれ基本成分と
して、それぞれの基本成分の材料に対してＨｆの一部又
は全部、及び／又はＦｅの一部をＮｄで置き換えたもの
である。また、さらなる比較材として、鋼材６の６４、
６８を基本成分として、本発明におけるＮｄ量の上限値
以上にＮｄを添加した材料（試料番号７１、７２）も用
意した。なお、第１１表の鋼材６中の６３、６４及び６
７、６８が本発明材である。全ての材料は鋼材１〜５と
同様に５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材とし
た。この試験材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を
行い、その後に以下の熱処理を施した。熱処理は胴径１
２００φのロータを湯冷したときの中心部を模擬した焼
入れ処理を行い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよ
そ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼も
どし温度を決めて行った。
表には試験に供した材料の化学成分をまとめて示す。鋼
材６の材料は鋼材１〜５の材料の代表に対してＨｆの一
部又は全部、及び／又はＦｅの一部をＮｄで置き換えた
ものである。具体的には、鋼材６の６１〜６８は鋼材１
の３、鋼材２の２１、鋼材３の３４、鋼材４の４１及び
鋼材５の５２、５４、５６、６８をそれぞれ基本成分と
して、それぞれの基本成分の材料に対してＨｆの一部又
は全部、及び／又はＦｅの一部をＮｄで置き換えたもの
である。また、さらなる比較材として、鋼材６の６４、
６８を基本成分として、本発明におけるＮｄ量の上限値
以上にＮｄを添加した材料（試料番号７１、７２）も用
意した。なお、第１１表の鋼材６中の６３、６４及び６
７、６８が本発明材である。全ての材料は鋼材１〜５と
同様に５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し試験材とし
た。この試験材を加熱温度：１２００℃にて熱間鍛造を
行い、その後に以下の熱処理を施した。熱処理は胴径１
２００φのロータを湯冷したときの中心部を模擬した焼
入れ処理を行い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよ
そ６８〜７４ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼も
どし温度を決めて行った。
【００５５】第１２表に、鋼材６（６３、６４、６７、
６８が本発明材）及び比較のために鋼材１〜５の一部、
更なる比較材としての試料番号７１、７２の機械的性質
並びにクリープ破断強さを示す。本結果から明らかであ
るように鋼材６は鋼材１〜５と比較して機械的性質にお
いてはほとんど差はない。クリープ破断強さを比較する
と、Ｎｄを添加した鋼材６はそれぞれの基本成分の材料
に対して明らかにクリープ破断強さが向上していること
がわかる。一方、Ｎｄを過剰に添加した試料番号７１、
７２は、基本成分材である鋼材６の６４、６８と比較し
て、衝撃値及びクリープ破断強さが明らかに低下してお
り、上限値以上のＮｄの添加はかえって材料特性を低下
させることがわかる。
６８が本発明材）及び比較のために鋼材１〜５の一部、
更なる比較材としての試料番号７１、７２の機械的性質
並びにクリープ破断強さを示す。本結果から明らかであ
るように鋼材６は鋼材１〜５と比較して機械的性質にお
いてはほとんど差はない。クリープ破断強さを比較する
と、Ｎｄを添加した鋼材６はそれぞれの基本成分の材料
に対して明らかにクリープ破断強さが向上していること
がわかる。一方、Ｎｄを過剰に添加した試料番号７１、
７２は、基本成分材である鋼材６の６４、６８と比較し
て、衝撃値及びクリープ破断強さが明らかに低下してお
り、上限値以上のＮｄの添加はかえって材料特性を低下
させることがわかる。
【００５６】
【表１１】
【００５７】
【表１２】
【００５８】
【発明の効果】本発明の高温用蒸気タービンロータ材は
優れた高温強度を有するため、蒸気温度が５９３℃を越
える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービンロ
ータ材として有用である。本発明により、現在の超々臨
界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節約に
寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える上で
有用なものであると言える。
優れた高温強度を有するため、蒸気温度が５９３℃を越
える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービンロ
ータ材として有用である。本発明により、現在の超々臨
界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節約に
寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える上で
有用なものであると言える。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 加来 勝夫 福岡県北九州市戸畑区大字中原先ノ浜46 番地59 日本鋳鍛鋼株式会社内 (56)参考文献 特開 平４−371552（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−147948（ＪＰ，Ａ) 特開 平３−274223（ＪＰ，Ａ) 特開 平８−120414（ＪＰ，Ａ) 特開 平８−85850（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) C22C 38/00 - 38/60 F01D 5/02 F01D 5/28
Claims (4)
- 【請求項１】 重量比で炭素：０．０５〜０．１３％、
シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．１〜１
％、クロム：９．５〜１１％、バナジウム：０．１〜
０．３％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１
〜０．２％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：
０．０１〜０．５％、タングステン：０．９〜３．５
％、コバルト：０．１〜４％、ハフニウム：０．０１〜
０．２％及び不可避的不純物及び鉄からなることを特徴
とする高温用蒸気タービンロータ材。 - 【請求項２】 重量比で炭素：０．０５〜０．１３％、
シリコン：０．０１〜０．１％、マンガン：０．０１〜
０．１％、クロム：９．５〜１１％、バナジウム：０．
１〜０．３％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．
０１〜０．２％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：０．０１〜０．５％、タングステン：０．９〜３．
５％、コバルト：０．１〜４％、ハフニウム：０．０１
〜０．２％及び不可避的不純物及び鉄からなることを特
徴とする高温用蒸気タービンロータ材。 - 【請求項３】 重量比でボロン：０．００１〜０．０１
％を含むことを特徴とする請求項１又は２記載の高温用
蒸気タービンロータ材。 - 【請求項４】 請求項１〜３に記載の材料成分のうち、
ハフニウムの一部又は全部、及び／又は鉄の一部をネオ
ジウムで置き換え、その量が重量比で０．００５〜０．
５％であることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ
材。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22324397A JP3245097B2 (ja) | 1997-01-08 | 1997-08-20 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
| EP97947913A EP0896071A4 (en) | 1997-01-08 | 1997-12-12 | MATERIALS FOR STEAM TURBINE WHEEL FOR USE AT HIGH TEMPERATURES |
| CZ982849A CZ284998A3 (cs) | 1997-01-08 | 1997-12-12 | Materiály rotorů parních turbín pro uplatnění při vysokých teplotách |
| PCT/JP1997/004580 WO1998030727A1 (fr) | 1997-01-08 | 1997-12-12 | Materiaux pour roue de turbine a vapeur, destines a etre utilises a des temperatures elevees |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP136097 | 1997-01-08 | ||
| JP9-1360 | 1997-01-08 | ||
| JP22324397A JP3245097B2 (ja) | 1997-01-08 | 1997-08-20 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10251811A JPH10251811A (ja) | 1998-09-22 |
| JP3245097B2 true JP3245097B2 (ja) | 2002-01-07 |
Family
ID=26334568
Family Applications (1)
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