JP3310825B2 - 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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- 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
- C22C38/22—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with molybdenum or tungsten
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
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- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/001—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing N
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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
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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鋼製のロータ材（例えば特開昭６
０−１６５３５９号、特開昭６２−１０３３４５号各公
報など）は高温強度がＣｒＭｏＶ鋼よりも優れているた
め、最高６００℃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鋼製のロータ材（例えば特開昭６
０−１６５３５９号、特開昭６２−１０３３４５号各公
報など）は高温強度がＣｒＭｏＶ鋼よりも優れているた
め、最高６００℃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６００℃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６００℃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、以下に示す優れた高温用蒸気タ
ービンロータ材を発明した。すなわち、本発明は（１）
重量比で炭素：０．０５〜０．１３％、シリコン：０．
００５〜０．０８％、マンガン：０．０１〜０．５％、
クロム：９〜１２％、バナジウム：０．１〜０．３％、
ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．１５
％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：０．０５
〜０．４６％、タングステン：１．５〜３％、コバル
ト：２．５〜３．５％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及び
（２）鉄の一部をボロンで置換し、重量比でボロン：
０．００１〜０．０３％含有してなることを特徴とする
上記（１）記載の高温用蒸気タービンロータ材である。
鋭意研究を重ねた結果、以下に示す優れた高温用蒸気タ
ービンロータ材を発明した。すなわち、本発明は（１）
重量比で炭素：０．０５〜０．１３％、シリコン：０．
００５〜０．０８％、マンガン：０．０１〜０．５％、
クロム：９〜１２％、バナジウム：０．１〜０．３％、
ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．１５
％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：０．０５
〜０．４６％、タングステン：１．５〜３％、コバル
ト：２．５〜３．５％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及び
（２）鉄の一部をボロンで置換し、重量比でボロン：
０．００１〜０．０３％含有してなることを特徴とする
上記（１）記載の高温用蒸気タービンロータ材である。
【０００５】（第１の高温用蒸気タービンロータ材につ
いて）本発明の第１の高温用蒸気タービンロータ材は１
２Ｃｒ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ったもので、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材である。従来の
１２Ｃｒ鋼系タービンロータ材にはＮｉが０．５％程度
は添加されている。Ｎｉは本質的にはクリープ破断強度
を低下させる元素であるが、基地組織を制御するうえで
δフェライトの抑制に有効であり、かつ靱性も向上させ
るため、これらの有用な効果を優先した結果の添加であ
る。一方、本発明材ではクリープ破断強度の確保を最優
先に考え、不可避的に混入するものを除いてはＮｉを完
全に排除し、同時にＮｉと同じくδフェライトの抑制効
果が高いＣｏを積極的に添加した点に特徴がある。ま
た、靱性に悪影響を及ぼすＳｉやＭｎの含有量も極力低
減し靱性を確保している。以下に本発明の第１の高温用
蒸気タービンロータ材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。
いて）本発明の第１の高温用蒸気タービンロータ材は１
２Ｃｒ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ったもので、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材である。従来の
１２Ｃｒ鋼系タービンロータ材にはＮｉが０．５％程度
は添加されている。Ｎｉは本質的にはクリープ破断強度
を低下させる元素であるが、基地組織を制御するうえで
δフェライトの抑制に有効であり、かつ靱性も向上させ
るため、これらの有用な効果を優先した結果の添加であ
る。一方、本発明材ではクリープ破断強度の確保を最優
先に考え、不可避的に混入するものを除いてはＮｉを完
全に排除し、同時にＮｉと同じくδフェライトの抑制効
果が高いＣｏを積極的に添加した点に特徴がある。ま
た、靱性に悪影響を及ぼすＳｉやＭｎの含有量も極力低
減し靱性を確保している。以下に本発明の第１の高温用
蒸気タービンロータ材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。
【０００６】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。望
ましい成分範囲は０．０９〜０．１１％である。
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。望
ましい成分範囲は０．０９〜０．１１％である。
【０００７】Ｓｉ： Ｓｉは脱酸材としての効果がある
反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材
の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、
その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとどめ
成分範囲を０．００５〜０．０８％とする。望ましい範
囲は０．００５〜０．０５％である。
反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材
の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、
その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとどめ
成分範囲を０．００５〜０．０８％とする。望ましい範
囲は０．００５〜０．０５％である。
【０００８】Ｍｎ： Ｍｎは脱酸材として作用するとと
もに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素であ
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断
強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素
でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重
視して添加の最大量を０．５％とした。また、特に０．
１５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善さ
れる。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて
添加することが必要である。ただし、０．０１％未満に
制御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要
となりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定
している。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％で
ある。
もに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素であ
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断
強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素
でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重
視して添加の最大量を０．５％とした。また、特に０．
１５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善さ
れる。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて
添加することが必要である。ただし、０．０１％未満に
制御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要
となりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定
している。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％で
ある。
【０００９】Ｃｒ： Ｃｒは炭化物を形成しクリープ破
断強度の改善に寄与し、かつ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
することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。９％
未満であるとその効果が十分でなく、また１２％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、成分範囲
を９〜１２％とする。望ましい範囲は１０．５〜１１．
５％である。
断強度の改善に寄与し、かつ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
することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。９％
未満であるとその効果が十分でなく、また１２％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、成分範囲
を９〜１２％とする。望ましい範囲は１０．５〜１１．
５％である。
【００１０】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、成
分範囲を０．１〜０．３％とする。
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、成
分範囲を０．１〜０．３％とする。
【００１１】Ｎｂ及び／又はＴａ： Ｎｂ及び／又はＴ
ａ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。両元素の合計
量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１５
％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）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。そこで成分範
囲を０．０１％〜０．１５％に限定する。
ａ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。両元素の合計
量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１５
％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）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。そこで成分範
囲を０．０１％〜０．１５％に限定する。
【００１２】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。望ましい
量は０．０２〜０．０５％である。
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。望ましい
量は０．０２〜０．０５％である。
【００１３】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、Ｗを本発明のように添加する場合、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０．０
５〜０．４６％の範囲の添加とする。
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、Ｗを本発明のように添加する場合、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０．０
５〜０．４６％の範囲の添加とする。
【００１４】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よりも固溶による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
１．５〜３％の添加とする。
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よりも固溶による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
１．５〜３％の添加とする。
【００１５】Ｃｏ： Ｃｏはマトリックスに固溶して基
地自体を強化するとともにδフェライトの生成を抑制す
る。このため、Ｃｏを添加すると、Ｃｏを添加しないも
のよりもＭｏやＷなどのフェライト形成傾向が強い強化
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。同様にδフ
ェライトの生成を抑制する効果を有する一般的な元素に
Ｎｉがあるが、Ｎｉは添加量の増加にしたがってクリー
プ破断強度を劣化させる。従来の１２Ｃｒ鋼系のタービ
ンロータ材ではδフェライト生成の抑制および靱性の確
保のため、０．５％程度のＮｉが添加されているが、本
発明ではクリープ破断強度の確保を重視して特にＮｉは
添加していない点に特徴がある。ただし、Ｃｏを添加す
ることでδフェライトの生成は完全に抑制している。Ｃ
ｏ添加の有効な効果が現れるのは添加量２．５％以上で
あるが、３．５％を越える量のＣｏを添加すると炭化物
の析出を促進してしまうために、長時間側のクリープ破
断強度を劣化させてしまう。加えてＣｏ自体高価な材料
であるため、多量の添加はコスト高を招く。このため、
成分範囲として２．５〜３．５％を設定している。
地自体を強化するとともにδフェライトの生成を抑制す
る。このため、Ｃｏを添加すると、Ｃｏを添加しないも
のよりもＭｏやＷなどのフェライト形成傾向が強い強化
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。同様にδフ
ェライトの生成を抑制する効果を有する一般的な元素に
Ｎｉがあるが、Ｎｉは添加量の増加にしたがってクリー
プ破断強度を劣化させる。従来の１２Ｃｒ鋼系のタービ
ンロータ材ではδフェライト生成の抑制および靱性の確
保のため、０．５％程度のＮｉが添加されているが、本
発明ではクリープ破断強度の確保を重視して特にＮｉは
添加していない点に特徴がある。ただし、Ｃｏを添加す
ることでδフェライトの生成は完全に抑制している。Ｃ
ｏ添加の有効な効果が現れるのは添加量２．５％以上で
あるが、３．５％を越える量のＣｏを添加すると炭化物
の析出を促進してしまうために、長時間側のクリープ破
断強度を劣化させてしまう。加えてＣｏ自体高価な材料
であるため、多量の添加はコスト高を招く。このため、
成分範囲として２．５〜３．５％を設定している。
【００１６】（本発明の第２の高温用蒸気タービンロー
タ材について）本発明の第２の高温用蒸気タービンロー
タ材は上記第１のＦｅの一部を重量％で０．００１〜
０．０３％のＢで置き換えたことを特徴とする高温用蒸
気タービンロータ材である。以下に成分限定の理由を述
べるが、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂ及
び／又はＴａ、Ｃｏ、Ｎについては第１の高温用蒸気タ
ービンロータ材と同じであるので、その説明は省略し、
新たな添加元素であるＢについてのみ説明する。
タ材について）本発明の第２の高温用蒸気タービンロー
タ材は上記第１のＦｅの一部を重量％で０．００１〜
０．０３％のＢで置き換えたことを特徴とする高温用蒸
気タービンロータ材である。以下に成分限定の理由を述
べるが、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂ及
び／又はＴａ、Ｃｏ、Ｎについては第１の高温用蒸気タ
ービンロータ材と同じであるので、その説明は省略し、
新たな添加元素であるＢについてのみ説明する。
【００１７】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。したがって、実際に添加量を制御でき
る最低量の０．００１％を下限値とし、上限値を悪影響
が現れない０．０３％とする。望ましい範囲としては
０．０１〜０．０２％である。
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。したがって、実際に添加量を制御でき
る最低量の０．００１％を下限値とし、上限値を悪影響
が現れない０．０３％とする。望ましい範囲としては
０．０１〜０．０２％である。
【００１８】
【実施例】以下、本発明の第１および第２の高温用蒸気
タービンロータ材の具体例をあげ、本発明の効果を明ら
かにする。
タービンロータ材の具体例をあげ、本発明の効果を明ら
かにする。
【００１９】（実施例１） 第１の高温蒸気タービンロ
ータ材について ○（実施例１の構成） 表１には試験に供した材料の化学成分を示す。試料番号
１〜５及び８が本発明材、試料番号６、７及び９が参考
材、試料番号１０〜１８が比較材に相当する。全ての材
料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し、加熱温度：
１２００℃にて鍛造を行った。各種試験に用いた試験材
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６３〜６７ｋｇｆ／ｍｍ2 になるよう
に各材料の焼もどし温度を決めて行った。
ータ材について ○（実施例１の構成） 表１には試験に供した材料の化学成分を示す。試料番号
１〜５及び８が本発明材、試料番号６、７及び９が参考
材、試料番号１０〜１８が比較材に相当する。全ての材
料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し、加熱温度：
１２００℃にて鍛造を行った。各種試験に用いた試験材
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６３〜６７ｋｇｆ／ｍｍ2 になるよう
に各材料の焼もどし温度を決めて行った。
【００２０】○（実施例１の効果） 表２に本発明材、参考材及び比較材の機械的性質および
クリープ破断特性を示す。本発明材及び参考材のシャル
ピー衝撃値（常温試験）はいずれも９．０ｋｇｆ−ｍ以
上の高い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い
衝撃値を確保できていることがわかる。６５０℃で１５
ｋｇｆ／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断時
間に着目すると、本発明材及び参考材は比較材に比べて
大幅に破断時間がのびていることがわかる。続いて、本
発明材のうちで６５０℃−１５ｋｇｆ／ｍｍ2 クリープ
破断時間が最も長い試料８と比較材の中で６５０℃−１
５ｋｇｆ／ｍｍ2 クリープ破断時間が最も長い試料１４
について、さらに種々の応力で６５０℃、７００℃にお
けるクリープ破断試験を実施し、得られたデータより６
５０℃における１０5 時間クリープ破断強度を推定し
た。試料８は１２．１ｋｇｆ／ｍｍ2 、試料１４は８．
２ｋｇｆ／ｍｍ2 であり、長時間のクリープ破断強度も
本発明材が非常に優れていることがわかる。以上のこと
は、Ｎｉの排除とＣｏの積極添加を基本とした成分設計
がクリープ破断強度の向上に有効であることを示唆して
いる。
クリープ破断特性を示す。本発明材及び参考材のシャル
ピー衝撃値（常温試験）はいずれも９．０ｋｇｆ−ｍ以
上の高い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い
衝撃値を確保できていることがわかる。６５０℃で１５
ｋｇｆ／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断時
間に着目すると、本発明材及び参考材は比較材に比べて
大幅に破断時間がのびていることがわかる。続いて、本
発明材のうちで６５０℃−１５ｋｇｆ／ｍｍ2 クリープ
破断時間が最も長い試料８と比較材の中で６５０℃−１
５ｋｇｆ／ｍｍ2 クリープ破断時間が最も長い試料１４
について、さらに種々の応力で６５０℃、７００℃にお
けるクリープ破断試験を実施し、得られたデータより６
５０℃における１０5 時間クリープ破断強度を推定し
た。試料８は１２．１ｋｇｆ／ｍｍ2 、試料１４は８．
２ｋｇｆ／ｍｍ2 であり、長時間のクリープ破断強度も
本発明材が非常に優れていることがわかる。以上のこと
は、Ｎｉの排除とＣｏの積極添加を基本とした成分設計
がクリープ破断強度の向上に有効であることを示唆して
いる。
【００２１】
【表１】
【００２２】
【表２】
【００２３】（実施例２） 第２の高温蒸気タービンロ
ータ材について ○（実施例２の構成） 表３には試験に供した材料の化学成分を示す。全ての材
料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し、加熱温度：
１２００℃にて鍛造を行った。各種試験に用いた試験材
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６５〜６７ｋｇｆ／ｍｍ2 になるよう
に各材料の焼もどし温度を決めて行った。試料番号１
９、２０が本発明材、試料番号２１が参考材、試料番号
２２、２３が比較材に相当する。試料番号１９、２０お
よび２２は前記実施例１で用いた試料番号８の成分をベ
ースとして、Ｂの添加量を変化させた材料、試料番号２
１および２３は前記実施例１で用いた試料番号６の成分
をベースとして、Ｂの添加量を変化させた材料である。
なお、厳密には試料番号１９、２０および２２の成分ベ
ースは試料番号８と微差があり、試料番号２１および２
３は試料番号６の成分ベースと微差があるが、現実には
この程度の成分ベースのばらつきは制御し難いので、試
料番号１９、２０及び２２は試料番号８を成分ベースと
したもの、試料番号２１および２３は試料番号６を成分
ベースとしたものということができるものである。
ータ材について ○（実施例２の構成） 表３には試験に供した材料の化学成分を示す。全ての材
料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し、加熱温度：
１２００℃にて鍛造を行った。各種試験に用いた試験材
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６５〜６７ｋｇｆ／ｍｍ2 になるよう
に各材料の焼もどし温度を決めて行った。試料番号１
９、２０が本発明材、試料番号２１が参考材、試料番号
２２、２３が比較材に相当する。試料番号１９、２０お
よび２２は前記実施例１で用いた試料番号８の成分をベ
ースとして、Ｂの添加量を変化させた材料、試料番号２
１および２３は前記実施例１で用いた試料番号６の成分
をベースとして、Ｂの添加量を変化させた材料である。
なお、厳密には試料番号１９、２０および２２の成分ベ
ースは試料番号８と微差があり、試料番号２１および２
３は試料番号６の成分ベースと微差があるが、現実には
この程度の成分ベースのばらつきは制御し難いので、試
料番号１９、２０及び２２は試料番号８を成分ベースと
したもの、試料番号２１および２３は試料番号６を成分
ベースとしたものということができるものである。
【００２４】○（実施例２の効果） 表４に本発明材、参考材及び比較材の機械的性質および
クリープ破断特性を示す。本発明材及び参考材のシャル
ピー衝撃値（常温試験）はいずれも１０．０ｋｇｆ−ｍ
以上の高い値を示しており、ベース材（試料番号６、
８）と比較しても遜色ない。このことは本発明材におけ
る添加範囲内では、Ｂの添加は衝撃値に対して少なくと
も悪い影響を及ぼすことはないことを示している。６５
０℃で１５ｋｇｆ／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリ
ープ破断時間に着目すると、本発明材及び参考材はベー
ス材（試料番号６、８）に比べて破断時間がのびている
ことがわかる。一方、Ｂ添加量が覆い比較材（試料番号
２２、２３）では、ベース材（試料番号６、８）に比べ
て破断時間が短くなっている。続いて、本発明材のうち
で６５０℃−１５ｋｇｆ／ｍｍ2 クリープ破断時間が最
も長い試料２０について、さらに種々の応力で６５０
℃、７００℃におけるクリープ破断試験を実施し、得ら
れたデータより６５０℃における１０5 時間クリープ破
断強度を推定した。試料２０の推定破断強度は１２．７
ｋｇｆ／ｍｍ2 であり、長時間のクリープ破断強度もベ
ース材（試料番号８）に比べて優れていることがわか
る。以上のことは、実施例１に示したタービンロータ材
にＦｅの一部を実施例２に示した成分範囲のＢに置き換
えることで、より一層クリープ破断強度が向上すること
を示唆している。
クリープ破断特性を示す。本発明材及び参考材のシャル
ピー衝撃値（常温試験）はいずれも１０．０ｋｇｆ−ｍ
以上の高い値を示しており、ベース材（試料番号６、
８）と比較しても遜色ない。このことは本発明材におけ
る添加範囲内では、Ｂの添加は衝撃値に対して少なくと
も悪い影響を及ぼすことはないことを示している。６５
０℃で１５ｋｇｆ／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリ
ープ破断時間に着目すると、本発明材及び参考材はベー
ス材（試料番号６、８）に比べて破断時間がのびている
ことがわかる。一方、Ｂ添加量が覆い比較材（試料番号
２２、２３）では、ベース材（試料番号６、８）に比べ
て破断時間が短くなっている。続いて、本発明材のうち
で６５０℃−１５ｋｇｆ／ｍｍ2 クリープ破断時間が最
も長い試料２０について、さらに種々の応力で６５０
℃、７００℃におけるクリープ破断試験を実施し、得ら
れたデータより６５０℃における１０5 時間クリープ破
断強度を推定した。試料２０の推定破断強度は１２．７
ｋｇｆ／ｍｍ2 であり、長時間のクリープ破断強度もベ
ース材（試料番号８）に比べて優れていることがわか
る。以上のことは、実施例１に示したタービンロータ材
にＦｅの一部を実施例２に示した成分範囲のＢに置き換
えることで、より一層クリープ破断強度が向上すること
を示唆している。
【００２５】
【表３】
【００２６】
【表４】
【００２７】
【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６００℃
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。
は、優れた高温強度を有するため、蒸気温度が６００℃
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 北川 幾次郎 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 (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５−311344（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−371552（ＪＰ，Ａ) 特開 平３−274223（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−197550（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−290950（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) C22C 38/00 - 38/60 F01D 5/02 F01D 25/00
Claims (2)
- 【請求項１】 重量比で炭素：０．０５〜０．１３％、
シリコン：０．００５〜０．０８％、マンガン：０．０
１〜０．５％、クロム：９〜１２％、バナジウム：０．
１〜０．３％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．
０１〜０．１５％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブ
デン：０．０５〜０．４６％、タングステン：１．５〜
３％、コバルト：２．５〜３．５％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】 鉄の一部をボロンで置換し、重量比でボ
ロン：０．００１〜０．０３％含有してなることを特徴
とする請求項１記載の高温用蒸気タービンロータ材。
Priority Applications (2)
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|---|---|---|---|
| JP17976995A JP3310825B2 (ja) | 1995-07-17 | 1995-07-17 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
| EP96103067A EP0754774A1 (en) | 1995-07-17 | 1996-02-29 | Steam turbine rotor materials for high-temperature applications |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP17976995A JP3310825B2 (ja) | 1995-07-17 | 1995-07-17 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0931600A JPH0931600A (ja) | 1997-02-04 |
| JP3310825B2 true JP3310825B2 (ja) | 2002-08-05 |
Family
ID=16071571
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP17976995A Expired - Fee Related JP3310825B2 (ja) | 1995-07-17 | 1995-07-17 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| EP (1) | EP0754774A1 (ja) |
| JP (1) | JP3310825B2 (ja) |
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| JP3982069B2 (ja) * | 1998-07-08 | 2007-09-26 | 住友金属工業株式会社 | 高Ｃｒフェライト系耐熱鋼 |
| JP2005076062A (ja) * | 2003-08-29 | 2005-03-24 | National Institute For Materials Science | 高温ボルト材 |
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| DE3668009D1 (de) * | 1985-07-09 | 1990-02-08 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Hochtemperaturrotor fuer eine dampfturbine und verfahren zu seiner herstellung. |
| JPH0830251B2 (ja) * | 1989-02-23 | 1996-03-27 | 日立金属株式会社 | 高温強度の優れたフェライト系耐熱鋼 |
| JP2808048B2 (ja) * | 1991-06-18 | 1998-10-08 | 新日本製鐵株式会社 | 高強度フェライト系耐熱鋼 |
| JPH083697A (ja) * | 1994-06-13 | 1996-01-09 | Japan Steel Works Ltd:The | 耐熱鋼 |
| WO1996001334A1 (fr) * | 1994-07-06 | 1996-01-18 | The Kansai Electric Power Co., Inc. | Procede de production d'un alliage a base de fer ferritique et acier thermoresistant ferritique |
-
1995
- 1995-07-17 JP JP17976995A patent/JP3310825B2/ja not_active Expired - Fee Related
-
1996
- 1996-02-29 EP EP96103067A patent/EP0754774A1/en not_active Withdrawn
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| EP0754774A1 (en) | 1997-01-22 |
| JPH0931600A (ja) | 1997-02-04 |
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