JP3315800B2 - 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン - Google Patents
蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービンInfo
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- JP3315800B2 JP3315800B2 JP02396294A JP2396294A JP3315800B2 JP 3315800 B2 JP3315800 B2 JP 3315800B2 JP 02396294 A JP02396294 A JP 02396294A JP 2396294 A JP2396294 A JP 2396294A JP 3315800 B2 JP3315800 B2 JP 3315800B2
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- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
- F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
- F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
- F01D5/12—Blades
- F01D5/28—Selecting particular materials; Particular measures relating thereto; Measures against erosion or corrosion
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
- B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
- B23K35/24—Selection of soldering or welding materials proper
- B23K35/30—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 1550 degrees C
- B23K35/3053—Fe as the principal constituent
- B23K35/308—Fe as the principal constituent with Cr as next major constituent
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/38—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for roll bodies
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
- B23K35/001—Interlayers, transition pieces for metallurgical bonding of workpieces
- B23K35/004—Interlayers, transition pieces for metallurgical bonding of workpieces at least one of the workpieces being of a metal of the iron group
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
- C21D2211/005—Ferrite
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は新規な高効率高温蒸気タ
ービンに係り、特に主蒸気温度と再熱蒸気温度の両方又
はいずれかが６１０〜６６０℃の蒸気タービンとそれを
用いた蒸気タービン発電プラントに関する。
ービンに係り、特に主蒸気温度と再熱蒸気温度の両方又
はいずれかが６１０〜６６０℃の蒸気タービンとそれを
用いた蒸気タービン発電プラントに関する。
【０００２】
【従来の技術】従来の蒸気タービンは蒸気温度最大５６
６℃，蒸気圧力２４６atg であった。しかし、石油，石
炭などの化石燃料の枯渇，省エネ及び環境汚染防止の観
点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。
発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上
げるのが最も有効な手段である。これらの高効率タービ
ン用材料にはロータ材として１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／４Ｖ
フェライト系低合金鍛鋼や、１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎ
ｂ−Ｎ鍛鋼，ケーシング材として１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／
４Ｖフェライト系低合金鋳鋼や、１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ
−Ｎｂ−Ｎ鋳鋼が知られ、特にこれらの材料として高温
強度のより高い材料としては、特開昭62−180044号及び
特開昭61−23749 号公報に示されているオーステナイト
系合金、特開平4−147948号公報，特開平2−290950号公
報，特開平4−371551 号公報に示されているマルテンサ
イト鋼が知られている。
６℃，蒸気圧力２４６atg であった。しかし、石油，石
炭などの化石燃料の枯渇，省エネ及び環境汚染防止の観
点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。
発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上
げるのが最も有効な手段である。これらの高効率タービ
ン用材料にはロータ材として１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／４Ｖ
フェライト系低合金鍛鋼や、１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎ
ｂ−Ｎ鍛鋼，ケーシング材として１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／
４Ｖフェライト系低合金鋳鋼や、１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ
−Ｎｂ−Ｎ鋳鋼が知られ、特にこれらの材料として高温
強度のより高い材料としては、特開昭62−180044号及び
特開昭61−23749 号公報に示されているオーステナイト
系合金、特開平4−147948号公報，特開平2−290950号公
報，特開平4−371551 号公報に示されているマルテンサ
イト鋼が知られている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】上述した公報にはロー
タ材及びケーシング材等が開示されているが、前述の如
くより高温下に伴う蒸気タービン及び火力発電プラント
システムについては全く考慮されていない。
タ材及びケーシング材等が開示されているが、前述の如
くより高温下に伴う蒸気タービン及び火力発電プラント
システムについては全く考慮されていない。
【０００４】更に、超高温高圧蒸気タービンとしては特
開昭62−248806号公報にて知られているが、プラント全
体システムについては全く考慮されていない。
開昭62−248806号公報にて知られているが、プラント全
体システムについては全く考慮されていない。
【０００５】本発明の目的は、蒸気温度６１０〜６６０
℃の高温化をフェライト系耐熱鋼によって可能にし高熱
効率を有する蒸気タービン及びそれを用いた蒸気タービ
ン発電プラントを提供するにある。
℃の高温化をフェライト系耐熱鋼によって可能にし高熱
効率を有する蒸気タービン及びそれを用いた蒸気タービ
ン発電プラントを提供するにある。
【０００６】
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明は、高圧タービン
と中圧タービンとが連結され、タンデムに２台連結され
た低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにお
いて、前記高圧タービン及び中圧タービンは後述のもの
よりなり、初段動翼への水蒸気入口温度が610〜６６０
℃（好ましくは６１５〜６４０℃より好ましくは６２０
〜６３０℃）の範囲に対し、前記低圧タービンは初段動
翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃（好ましくは
４００〜４３０℃）の範囲に対し、前記高圧タービン及
び中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらされる動翼
の全段，静翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３
重量％を含有するマルテンサイト鋼によって構成される
ことを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
と中圧タービンとが連結され、タンデムに２台連結され
た低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにお
いて、前記高圧タービン及び中圧タービンは後述のもの
よりなり、初段動翼への水蒸気入口温度が610〜６６０
℃（好ましくは６１５〜６４０℃より好ましくは６２０
〜６３０℃）の範囲に対し、前記低圧タービンは初段動
翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃（好ましくは
４００〜４３０℃）の範囲に対し、前記高圧タービン及
び中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらされる動翼
の全段，静翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３
重量％を含有するマルテンサイト鋼によって構成される
ことを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
【０００８】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６１０〜６６０℃である高圧及び中圧蒸気タービン
において、前記ロータシャフト、動翼の全段，静翼の全
段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する
マルテンサイト鋼によって構成され、好ましくは圧力が
２４６kg／cm2 以上（好ましくは２４６〜316kg／cm2)
又は１７０〜２００kg／cm2 である蒸気タービンであっ
て、前記動翼及び静翼の少なくとも初段とが各蒸気温度
（好ましくは６１０℃，６２５℃，６４０℃，６５０
℃，６６０℃）に対応した温度での１０5 時間クリープ
破断強度が１５kg／mm2 以上（好ましくは１７kg／mm2
以上）であるＣｒ９.５〜１３ 重量％（好ましくは１
０.５〜１１.５重量％）を含有する全焼戻しマルテンサ
イト組織を有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前
記内部ケーシングが前記各蒸気温度に対応した温度での
１０5 時間クリープ破断強度が１０kg／mm2 以上（好ま
しくは１０.５kg／mm2 以上）であるＣｒ８〜９.５ 重
量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からなるものが好ま
しく、特に前記ロータシャフトが重量で、Ｃ０.０５〜
０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍｎ０.０５〜１.５
％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ0.0
5〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜
０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％ ，Ｗ１.０〜４.０
％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含
み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼
からなるものである。
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６１０〜６６０℃である高圧及び中圧蒸気タービン
において、前記ロータシャフト、動翼の全段，静翼の全
段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する
マルテンサイト鋼によって構成され、好ましくは圧力が
２４６kg／cm2 以上（好ましくは２４６〜316kg／cm2)
又は１７０〜２００kg／cm2 である蒸気タービンであっ
て、前記動翼及び静翼の少なくとも初段とが各蒸気温度
（好ましくは６１０℃，６２５℃，６４０℃，６５０
℃，６６０℃）に対応した温度での１０5 時間クリープ
破断強度が１５kg／mm2 以上（好ましくは１７kg／mm2
以上）であるＣｒ９.５〜１３ 重量％（好ましくは１
０.５〜１１.５重量％）を含有する全焼戻しマルテンサ
イト組織を有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前
記内部ケーシングが前記各蒸気温度に対応した温度での
１０5 時間クリープ破断強度が１０kg／mm2 以上（好ま
しくは１０.５kg／mm2 以上）であるＣｒ８〜９.５ 重
量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からなるものが好ま
しく、特に前記ロータシャフトが重量で、Ｃ０.０５〜
０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍｎ０.０５〜１.５
％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ0.0
5〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜
０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％ ，Ｗ１.０〜４.０
％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含
み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼
からなるものである。
【０００９】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有する前述の高圧及び中圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ
０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍｎ０.０
５〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０
％，Ｖ0.05〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ
０.０１〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％ ，Ｗ１.０
〜４.０％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３
％を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサ
イト鋼からなり、前記内部ケーシングは重量でＣ０.０
６〜０.１６％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｎ
ｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％，Ｖ０.０５〜０.３
５％，Ｎｂ０.０１〜0.15％，Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍ
ｏ１％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ０.０００５〜0.003％を含
み、８５％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼
からなるものが好ましい。
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有する前述の高圧及び中圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ
０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍｎ０.０
５〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０
％，Ｖ0.05〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ
０.０１〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％ ，Ｗ１.０
〜４.０％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３
％を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサ
イト鋼からなり、前記内部ケーシングは重量でＣ０.０
６〜０.１６％，Ｓｉ０.５％ 以下，Ｍｎ１％以下，Ｎ
ｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％，Ｖ０.０５〜０.３
５％，Ｎｂ０.０１〜0.15％，Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍ
ｏ１％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ０.０００５〜0.003％を含
み、８５％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼
からなるものが好ましい。
【００１０】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段への入口温度
が６１０〜６６０℃である高圧蒸気タービンであって、
前記動翼の全段，静翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ
８〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋼からなり、
前記動翼は初段を除き片側に７段以上、好ましくは全段
で１０段以上有し、初段が複流であり、前記ロータシャ
フトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上（好まし
くは５２００〜５５００mm）及び前記静翼が設けられた
部分での最小直径（Ｄ）が６００mm以上（好ましくは６
２０〜７００mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０〜９.
０(好ましくは８.３〜８.７）である前述の高強度マル
テンサイト鋼からなり、更に後述の要件を含むことが好
ましい。
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段への入口温度
が６１０〜６６０℃である高圧蒸気タービンであって、
前記動翼の全段，静翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ
８〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋼からなり、
前記動翼は初段を除き片側に７段以上、好ましくは全段
で１０段以上有し、初段が複流であり、前記ロータシャ
フトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上（好まし
くは５２００〜５５００mm）及び前記静翼が設けられた
部分での最小直径（Ｄ）が６００mm以上（好ましくは６
２０〜７００mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０〜９.
０(好ましくは８.３〜８.７）である前述の高強度マル
テンサイト鋼からなり、更に後述の要件を含むことが好
ましい。
【００１１】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段への入口温度
が６１０〜６６０℃である中圧蒸気タービンであって、
前記動翼の全段，静翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ
８〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋼からなり、
前記ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造
であり、好ましくは前記動翼は左右対称に各６段以上を
有し、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５
０００ｍｍ以上、好ましくは５２００mm以上（より好ま
しくは５３００〜５８００mm）及び前記静翼が設けられ
た部分での最小直径（Ｄ）が６００ｍｍ以上、好ましく
は６２０mm以上（より好ましくは６２０〜６８０mm）で
あり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.２〜９.２（好ましくは８.
５〜９.０）である前述の高強度マルテンサイト鋼から
なり、更に後述の要件を含むものが好ましい。
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段への入口温度
が６１０〜６６０℃である中圧蒸気タービンであって、
前記動翼の全段，静翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ
８〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋼からなり、
前記ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造
であり、好ましくは前記動翼は左右対称に各６段以上を
有し、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５
０００ｍｍ以上、好ましくは５２００mm以上（より好ま
しくは５３００〜５８００mm）及び前記静翼が設けられ
た部分での最小直径（Ｄ）が６００ｍｍ以上、好ましく
は６２０mm以上（より好ましくは６２０〜６８０mm）で
あり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.２〜９.２（好ましくは８.
５〜９.０）である前述の高強度マルテンサイト鋼から
なり、更に後述の要件を含むものが好ましい。
【００１２】さらに、本発明の発電プラントにおいて
は、ロータシャフトと、該ロータシャフトに植設された
動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静翼及び該
静翼を保持する内部ケーシングを有する低圧蒸気タービ
ンとして、前記動翼は左右対称に各８段以上有し、前記
ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であ
り、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が７２
００mm以上（好ましくは７４００〜７６００mm）及び前
記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が１１５０
mm以上（好ましくは１２００〜１３５０mm）であり、前
記（Ｌ／Ｄ）が５.４〜６.３（好ましくは５.７〜６.
１）であるＮｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、最終段動翼は翼長
さが４０インチ以上であるＴｉ基合金からなるのが好ま
しい。
は、ロータシャフトと、該ロータシャフトに植設された
動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静翼及び該
静翼を保持する内部ケーシングを有する低圧蒸気タービ
ンとして、前記動翼は左右対称に各８段以上有し、前記
ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であ
り、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が７２
００mm以上（好ましくは７４００〜７６００mm）及び前
記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が１１５０
mm以上（好ましくは１２００〜１３５０mm）であり、前
記（Ｌ／Ｄ）が５.４〜６.３（好ましくは５.７〜６.
１）であるＮｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ
−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、最終段動翼は翼長
さが４０インチ以上であるＴｉ基合金からなるのが好ま
しい。
【００１３】さらに、本発明は、前述の高圧タービンと
中圧タービンとが連結され、タンデムに２台連結された
低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおい
て、前記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼への
水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧タービン
は初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃であ
り、前記高圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設
部及び前記初段動翼のメタル温度が前記高圧タービンの
初段動翼への水蒸気入口温度より４０℃以上（好ましく
は水蒸気温度より２０〜３５℃低くし）下まわらないよ
うにし、前記中圧タービンのロータシャフトの初段動翼
植設部及び初段動翼のメタル温度が前記中圧タービンの
初段動翼への水蒸気入口温度より７５℃以上（好ましく
は水蒸気温度より５０〜７０℃低くし）下まわらないよ
うにし、前記高圧タービン及び中圧タービンのロータシ
ャフトと少なくとも初段動翼がＣｒ９.５〜１３ 重量％
を含有するマルテンサイト鋼からなることを特徴とする
蒸気タービン発電プラントにある。
中圧タービンとが連結され、タンデムに２台連結された
低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおい
て、前記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼への
水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧タービン
は初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃であ
り、前記高圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設
部及び前記初段動翼のメタル温度が前記高圧タービンの
初段動翼への水蒸気入口温度より４０℃以上（好ましく
は水蒸気温度より２０〜３５℃低くし）下まわらないよ
うにし、前記中圧タービンのロータシャフトの初段動翼
植設部及び初段動翼のメタル温度が前記中圧タービンの
初段動翼への水蒸気入口温度より７５℃以上（好ましく
は水蒸気温度より５０〜７０℃低くし）下まわらないよ
うにし、前記高圧タービン及び中圧タービンのロータシ
ャフトと少なくとも初段動翼がＣｒ９.５〜１３ 重量％
を含有するマルテンサイト鋼からなることを特徴とする
蒸気タービン発電プラントにある。
【００１４】さらに、本発明は、石炭燃焼ボイラと、該
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと該高圧タービ
ンに連結された中圧タービンと、２台の低圧タービンと
を有し、前記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃及び前記低圧タ
ービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５
℃であり、前記ボイラの過熱器によって前記高圧タービ
ンの初段動翼への水蒸気入口温度より特に３℃以上（好
ましくは３〜１０℃、より好ましくは３〜７℃）高い温
度に加熱した水蒸気を前記高圧タービンの初段動翼に流
入し、前記高圧タービンを出た水蒸気を前記ボイラの再
熱器によって前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入
口温度より特に２℃以上（好ましくは２〜１０℃、より
好ましくは２〜５℃）高い温度に加熱して前記中圧ター
ビンの初段動翼に流入し、前記中圧タービンより出た水
蒸気を前記ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの
初段動翼への水蒸気入口温度より特に３℃以上（好まし
くは３〜１０℃、より好ましくは３〜６℃）高い温度に
加熱して前記低圧タービンの初段動翼に流入させ前記高
圧蒸気タービン及び中圧蒸気タービンは前述のものから
なることを特徴とする石炭燃焼火力発電プラントにあ
る。
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと該高圧タービ
ンに連結された中圧タービンと、２台の低圧タービンと
を有し、前記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃及び前記低圧タ
ービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５
℃であり、前記ボイラの過熱器によって前記高圧タービ
ンの初段動翼への水蒸気入口温度より特に３℃以上（好
ましくは３〜１０℃、より好ましくは３〜７℃）高い温
度に加熱した水蒸気を前記高圧タービンの初段動翼に流
入し、前記高圧タービンを出た水蒸気を前記ボイラの再
熱器によって前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入
口温度より特に２℃以上（好ましくは２〜１０℃、より
好ましくは２〜５℃）高い温度に加熱して前記中圧ター
ビンの初段動翼に流入し、前記中圧タービンより出た水
蒸気を前記ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの
初段動翼への水蒸気入口温度より特に３℃以上（好まし
くは３〜１０℃、より好ましくは３〜６℃）高い温度に
加熱して前記低圧タービンの初段動翼に流入させ前記高
圧蒸気タービン及び中圧蒸気タービンは前述のものから
なることを特徴とする石炭燃焼火力発電プラントにあ
る。
【００１５】さらに、本発明は、前述の低圧蒸気タービ
ンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３８０
〜４７５℃（好ましくは４００〜４５０℃）であり、前
記ロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ
０.０５％以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２
５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜０.２０
％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％ 以上である
低合金鋼からなることが好ましい。
ンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３８０
〜４７５℃（好ましくは４００〜４５０℃）であり、前
記ロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ
０.０５％以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２
５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜０.２０
％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％ 以上である
低合金鋼からなることが好ましい。
【００１６】本発明は、前述の高圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び
翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２
１０mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部
直径は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記
植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段
階以上（好ましくは４〜７段階）段階的に大きく、前記
翼部長さに対する比率が０.６〜１.０(好ましくは０.６
５〜０.９５)で前記上流側から下流側に従って小さくな
っていることを特徴とする高圧蒸気タービンにある。
て、前記動翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び
翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２
１０mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部
直径は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記
植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段
階以上（好ましくは４〜７段階）段階的に大きく、前記
翼部長さに対する比率が０.６〜１.０(好ましくは０.６
５〜０.９５)で前記上流側から下流側に従って小さくな
っていることを特徴とする高圧蒸気タービンにある。
【００１７】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、隣り合う
各段の前記翼部長さの比は１.２ 以下（好ましくは１.
１０〜１.１５）で、該比率が徐々に下流側で大きく、
前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっ
ていることを特徴とする。
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、隣り合う
各段の前記翼部長さの比は１.２ 以下（好ましくは１.
１０〜１.１５）で、該比率が徐々に下流側で大きく、
前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっ
ていることを特徴とする。
【００１８】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、前記ロー
タシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の幅は
前記下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは２〜
４段階）段階的に小さく、前記動翼の下流側翼部長さに
対する比率が０.６５〜１.８（好ましくは０.７〜１.
７）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記比
率が小さくなっていることを特徴とする。
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、前記ロー
タシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の幅は
前記下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは２〜
４段階）段階的に小さく、前記動翼の下流側翼部長さに
対する比率が０.６５〜１.８（好ましくは０.７〜１.
７）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記比
率が小さくなっていることを特徴とする。
【００１９】本発明は、前述の中圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９
段）有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流
側から下流側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャ
フトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部
分の直径より大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記
下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは３〜６段
階）で段階的に大きくなっており、前記翼部長さに対す
る比率が０.４５〜０.７５(好ましくは０.５〜０.７ ）
で前記上流側から下流側に従って小さくなっていること
を特徴とする。更に、本発明は前述の中圧蒸気タービン
において、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１
００〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流
側が上流側に比べて大きくなっており、その比は１.３
以下(好ましくは１.１〜１.２）で徐々に前記下流側で
大きくなっていることを特徴とする。
て、前記動翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９
段）有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流
側から下流側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャ
フトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部
分の直径より大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記
下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは３〜６段
階）で段階的に大きくなっており、前記翼部長さに対す
る比率が０.４５〜０.７５(好ましくは０.５〜０.７ ）
で前記上流側から下流側に従って小さくなっていること
を特徴とする。更に、本発明は前述の中圧蒸気タービン
において、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１
００〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長さは前記下流
側が上流側に比べて大きくなっており、その比は１.３
以下(好ましくは１.１〜１.２）で徐々に前記下流側で
大きくなっていることを特徴とする。
【００２０】更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１０
０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に
対応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２
段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくな
っており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が
０.４５〜１.６０（好ましくは０.５〜１.５）の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っていることを特徴とする。
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１０
０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に
対応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２
段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくな
っており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が
０.４５〜１.６０（好ましくは０.５〜１.５）の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っていることを特徴とする。
【００２１】本発明は前述の低圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に各８段以上（好ましくは８〜
１０段）有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の
上流側から下流側に従って９０〜１３００mm有し、前記
ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に
対応する部分の直径より大きく、前記植込み部の軸方向
の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上（好ましく
は４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記翼部
長さに対する比率が０.１５〜１.０（好ましくは０.１
５〜０.９１）で前記上流側から下流側に従って小さく
なっていることが好ましい。
て、前記動翼は左右対称に各８段以上（好ましくは８〜
１０段）有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の
上流側から下流側に従って９０〜１３００mm有し、前記
ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に
対応する部分の直径より大きく、前記植込み部の軸方向
の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上（好ましく
は４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記翼部
長さに対する比率が０.１５〜１.０（好ましくは０.１
５〜０.９１）で前記上流側から下流側に従って小さく
なっていることが好ましい。
【００２２】更に、本発明は前述の低圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従
って９０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長
さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、そ
の比は１.２〜１.７（好ましくは１.３〜１.６）の範囲
で徐々に前記下流側で前記比率が大きくなっていること
が好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従
って９０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長
さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、そ
の比は１.２〜１.７（好ましくは１.３〜１.６）の範囲
で徐々に前記下流側で前記比率が大きくなっていること
が好ましい。
【００２３】更に、本発明は前述の低圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従
って９０〜１３００mm有し、前記ロータシャフトの前記
静翼部に対応する部分の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ３段階以上（好ましくは４〜７段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の隣り合う下流側翼部長
さに対する比率が0.2〜１.４(好ましくは０.２５〜１.
２５）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記
比率が小さくなっていることが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従
って９０〜１３００mm有し、前記ロータシャフトの前記
静翼部に対応する部分の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ３段階以上（好ましくは４〜７段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の隣り合う下流側翼部長
さに対する比率が0.2〜１.４(好ましくは０.２５〜１.
２５）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記
比率が小さくなっていることが好ましい。
【００２４】本発明は、ロータシャフトと、該ロータシ
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
する前述の高圧蒸気タービンであって、前記動翼は７段
以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部
分の直径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より小
さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記
水蒸気流の上流側が下流側に比較して２段階以上（好ま
しくは２〜４段階）で段階的に大きくなっており、前記
動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の２段目
と３段目との間の幅の０.７５〜０.９５倍(好ましくは
０.８〜０.９倍より好ましくは０.８４〜０.８８)であ
り、前記ロータシャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅
は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して３段階以上
（好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなってお
り、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記２段目の軸方
向の幅に対して１〜２倍（好ましくは１.４〜１.７倍）
であることを特徴とする。
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
する前述の高圧蒸気タービンであって、前記動翼は７段
以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部
分の直径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より小
さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記
水蒸気流の上流側が下流側に比較して２段階以上（好ま
しくは２〜４段階）で段階的に大きくなっており、前記
動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の２段目
と３段目との間の幅の０.７５〜０.９５倍(好ましくは
０.８〜０.９倍より好ましくは０.８４〜０.８８)であ
り、前記ロータシャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅
は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して３段階以上
（好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなってお
り、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記２段目の軸方
向の幅に対して１〜２倍（好ましくは１.４〜１.７倍）
であることを特徴とする。
【００２５】本発明は、ロータシャフトと、該ロータシ
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
する前述の中圧蒸気タービンであって、前記動翼は６段
以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部
分の直径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より小
さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記
水蒸気流の上流側が下流側に比較して２段階以上（好ま
しくは３〜６段階）で段階的に大きくなっており、前記
動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と
２段目との間の幅の０.５５〜０.８倍（好ましくは０.
６〜０.７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼
部植込部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に
比較して２段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は
前記初段の軸方向の幅に対して０.８〜２倍(好ましくは
１〜１.５ 倍）であることを特徴とする。
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
する前述の中圧蒸気タービンであって、前記動翼は６段
以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部
分の直径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より小
さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記
水蒸気流の上流側が下流側に比較して２段階以上（好ま
しくは３〜６段階）で段階的に大きくなっており、前記
動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と
２段目との間の幅の０.５５〜０.８倍（好ましくは０.
６〜０.７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼
部植込部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に
比較して２段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的
に大きくなっており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は
前記初段の軸方向の幅に対して０.８〜２倍(好ましくは
１〜１.５ 倍）であることを特徴とする。
【００２６】本発明は、ロータシャフトと、該ロータシ
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に
８段以上有する複流構造を有し、前記ロータシャフトは
前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込部に対応
する部分の直径より小さく、前記静翼に対応する前記直
径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較
して３段階以上（好ましくは４〜７段階）で段階的に大
きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との間の
幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅の１.５〜２.５
倍（好ましくは１.７〜２.２倍）であり、前記ロータシ
ャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅は前記水蒸気流の
下流側が上流側に比較して３段階以上（好ましくは４〜
７段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終
段の軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して２〜３
倍（好ましくは２.２〜２.７倍）であることが好まし
い。
ャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を
案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有
する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に
８段以上有する複流構造を有し、前記ロータシャフトは
前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込部に対応
する部分の直径より小さく、前記静翼に対応する前記直
径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較
して３段階以上（好ましくは４〜７段階）で段階的に大
きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との間の
幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅の１.５〜２.５
倍（好ましくは１.７〜２.２倍）であり、前記ロータシ
ャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅は前記水蒸気流の
下流側が上流側に比較して３段階以上（好ましくは４〜
７段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終
段の軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して２〜３
倍（好ましくは２.２〜２.７倍）であることが好まし
い。
【００２７】以上の高圧，中圧及び低圧タービンの構造
は６１０〜６６０℃の各使用蒸気温度のいずれの温度に
対して同様の構造とできるものである。
は６１０〜６６０℃の各使用蒸気温度のいずれの温度に
対して同様の構造とできるものである。
【００２８】本発明のロータ材においては、全焼戻しマ
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
【００２９】また本発明の耐熱鋳鋼からなるケーシング
材においては、９５％以上の焼戻しマルテンサイト（δ
フェライト５％以下）組織となるように合金組成を調整
して高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を得る
ために、次式で計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調
整することが好ましい。
材においては、９５％以上の焼戻しマルテンサイト（δ
フェライト５％以下）組織となるように合金組成を調整
して高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を得る
ために、次式で計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調
整することが好ましい。
【００３０】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、特に６２１℃以上
の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5ｈク
リープ破断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネ
ルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、特に６２１℃以上
の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5ｈク
リープ破断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネ
ルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。
【００３１】
（１）本発明における蒸気タービンの高圧と中圧のロー
タ，ブレード，ノズル，内部ケーシング締付ボルト及び
中圧部初段ダイヤフラムを構成するフェライト系耐熱鋼
の組成の限定理由について説明する。
タ，ブレード，ノズル，内部ケーシング締付ボルト及び
中圧部初段ダイヤフラムを構成するフェライト系耐熱鋼
の組成の限定理由について説明する。
【００３２】Ｃは焼入性を確保し、焼戻し熱処理過程で
炭化物を析出させて高温強度を高めるのに不可欠の元素
であり、また高い引張強さを得るためにも０.０５ ％以
上必要な元素であるが、０.２０ ％を越えると高温に長
時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間ク
リープ破断強度を低下させるので、０.０５〜０.２０％
に限定される。望ましくは０.０８〜０.１３％であり、
特に０.０９〜０.１２％が好ましい。
炭化物を析出させて高温強度を高めるのに不可欠の元素
であり、また高い引張強さを得るためにも０.０５ ％以
上必要な元素であるが、０.２０ ％を越えると高温に長
時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間ク
リープ破断強度を低下させるので、０.０５〜０.２０％
に限定される。望ましくは０.０８〜０.１３％であり、
特に０.０９〜０.１２％が好ましい。
【００３３】Ｍｎは脱酸剤等のために添加するものであ
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を越え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を越え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
【００３４】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４ ％未満が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４ ％未満が好ましい。
【００３５】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える
添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくな
い。特に０.３〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える
添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくな
い。特に０.３〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
【００３６】Ｃｒは高温強度及び高温耐酸化を高めるの
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８ ％が好ましい。
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８ ％が好ましい。
【００３７】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋼の様に１％を越えるＷを含む場合
には、０.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低
下させるので、０.５％以下に制限される。特に０.０５
〜０.４５％、より０.１〜０.２ ％が好ましい。
る。しかし、本発明鋼の様に１％を越えるＷを含む場合
には、０.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低
下させるので、０.５％以下に制限される。特に０.０５
〜０.４５％、より０.１〜０.２ ％が好ましい。
【００３８】Ｗは高温での炭化物の凝集粗大化を抑制
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃では１〜１.５％、６３０℃では１.６〜２.０％、６
４０℃では２.１〜２.５％、６５０℃では２.６〜３.０
％、６６０℃では３.１〜３.５％とするのが好ましい。
またＷが３.５ ％を越えるとδフェライトを生成して靭
性が低くなるので、１〜３.５ ％に限定される。特に
２.４〜３.０％が好ましく、より２.５〜２.７％が好ま
しい。
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃では１〜１.５％、６３０℃では１.６〜２.０％、６
４０℃では２.１〜２.５％、６５０℃では２.６〜３.０
％、６６０℃では３.１〜３.５％とするのが好ましい。
またＷが３.５ ％を越えるとδフェライトを生成して靭
性が低くなるので、１〜３.５ ％に限定される。特に
２.４〜３.０％が好ましく、より２.５〜２.７％が好ま
しい。
【００３９】Ｖは、Ｖの炭窒化物を析出してクリープ破
断強度を高める効果があるが、０.０５％未満ではその
効果が不十分で０.３％を越えるとδフェライトを生成
して疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が
好ましく、より０.１５〜０.２３ ％が好ましい。
断強度を高める効果があるが、０.０５％未満ではその
効果が不十分で０.３％を越えるとδフェライトを生成
して疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が
好ましく、より０.１５〜０.２３ ％が好ましい。
【００４０】ＮｂはＮｂＣ炭化物を析出し、高温強度を
高めるのに非常に効果的な元素であるが、あまり多量に
添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶ＮｂＣ炭化物
が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下
させるδフェライトを析出させる原因になるので０.２
０％以下に抑える必要がある。また０.０１％未満のＮ
ｂでは効果が不十分である。特に０.０２〜０.１５％
が、より０.０４〜0.10％が好ましい。
高めるのに非常に効果的な元素であるが、あまり多量に
添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶ＮｂＣ炭化物
が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下
させるδフェライトを析出させる原因になるので０.２
０％以下に抑える必要がある。また０.０１％未満のＮ
ｂでは効果が不十分である。特に０.０２〜０.１５％
が、より０.０４〜0.10％が好ましい。
【００４１】Ｃｏは本発明を従来の発明から区別して特
徴づける重要な元素である。本発明においては、Ｃｏ添
加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も
高める。これは、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗ
を１％以上含む本発明合金において特徴的な現象であ
る。このようなＣｏの効果を実現するために、本発明合
金におけるＣｏの下限は２.０ ％であるが、過度に添加
してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が
低下するので、上限は１０％になる。望ましくは６２０
℃に対しては２〜３％、６３０℃に対しては３.５〜４.
５％、６４０℃に対しては５〜６％、６５０℃に対して
は６.５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜９％が望ま
しい。
徴づける重要な元素である。本発明においては、Ｃｏ添
加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も
高める。これは、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗ
を１％以上含む本発明合金において特徴的な現象であ
る。このようなＣｏの効果を実現するために、本発明合
金におけるＣｏの下限は２.０ ％であるが、過度に添加
してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が
低下するので、上限は１０％になる。望ましくは６２０
℃に対しては２〜３％、６３０℃に対しては３.５〜４.
５％、６４０℃に対しては５〜６％、６５０℃に対して
は６.５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜９％が望ま
しい。
【００４２】Ｎも本発明を従来の発明から区別して特徴
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
１ ％以下ではその効果が十分でなく０.０５ ％を越え
ると靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下
させる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１５〜
０.０２５ ％が好ましい。
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
１ ％以下ではその効果が十分でなく０.０５ ％を越え
ると靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下
させる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１５〜
０.０２５ ％が好ましい。
【００４３】Ｂは粒界強度作用とＭ23Ｃ6炭化物中に固
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
０.０２ ％が好ましい。
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
０.０２ ％が好ましい。
【００４４】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合にはＮｂ
の添加を省略することができる。
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合にはＮｂ
の添加を省略することができる。
【００４５】本発明におけるロータシャフト及び動翼と
静翼の少なくとも初段は６２０〜６３０℃の蒸気温度に
対してはＣ０.０９〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，
Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１２.５％,Ｎｉ０.
１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％，Ｎ０.０１〜０.０
６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ２〜３.５％,Ｃｏ２〜
４.５％，Ｂ０.００１〜０.０３０％，７７％ 以上のＦ
ｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によ
って構成されるものが好ましい。また、６３５〜６６０
℃の蒸気温度に対しては前述のＣｏ量を５〜８％とし、
７８％以上のＦｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織
を有する鋼によって構成されるのが好ましい。特に、両
者の温度に対してＭｎ量を０.０３〜０.２％及びＢ量を
０.００１〜０.０１％と少なくすることによって高強度
が得られる。特に、Ｃ０.０９〜０.２０％，Ｍｎ０.１
〜０.７％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.１０〜０.３０
％，Ｎ０.０２〜０.０５％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ
２〜３.５％を含有し、６３０℃以下に対してはＣｏ２
〜４％，Ｂ０.００１〜０.０１％及び630〜６６０℃に
対してはＣｏ５.５〜９.０％，Ｂ０.０１〜０.０３％と
するのが好ましい。
静翼の少なくとも初段は６２０〜６３０℃の蒸気温度に
対してはＣ０.０９〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，
Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１２.５％,Ｎｉ０.
１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％，Ｎ０.０１〜０.０
６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ２〜３.５％,Ｃｏ２〜
４.５％，Ｂ０.００１〜０.０３０％，７７％ 以上のＦ
ｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によ
って構成されるものが好ましい。また、６３５〜６６０
℃の蒸気温度に対しては前述のＣｏ量を５〜８％とし、
７８％以上のＦｅを有する全焼戻しマルテンサイト組織
を有する鋼によって構成されるのが好ましい。特に、両
者の温度に対してＭｎ量を０.０３〜０.２％及びＢ量を
０.００１〜０.０１％と少なくすることによって高強度
が得られる。特に、Ｃ０.０９〜０.２０％，Ｍｎ０.１
〜０.７％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.１０〜０.３０
％，Ｎ０.０２〜０.０５％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ
２〜３.５％を含有し、６３０℃以下に対してはＣｏ２
〜４％，Ｂ０.００１〜０.０１％及び630〜６６０℃に
対してはＣｏ５.５〜９.０％，Ｂ０.０１〜０.０３％と
するのが好ましい。
【００４６】後述の式によって求められるＣｒ当量をロ
ータシャフトに対しては４〜10.5，特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
ータシャフトに対しては４〜10.5，特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
【００４７】本発明の蒸気タービンの高圧と中圧のロー
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、（１）式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり低
くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、４以
上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量５〜８が好ま
しい。
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、（１）式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり低
くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、４以
上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量５〜８が好ま
しい。
【００４８】本発明のロータは、目標組成とする合金原
料を電気炉で溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に
鋳込み、鍛伸して電極棒を作製する。この電極棒をエレ
クトロスラグ再溶解し、ロータ形状に鍛伸して成型す
る。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以
下の温度で行わなければならない。またこの鍛鋼を焼鈍
熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼入
れ処理，５５０〜650℃及び６７０〜７７０℃の順序で
２回焼戻しを行うことにより、６２０℃以上の蒸気中で
使用可能な蒸気タービンロータが製造できる。
料を電気炉で溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型に
鋳込み、鍛伸して電極棒を作製する。この電極棒をエレ
クトロスラグ再溶解し、ロータ形状に鍛伸して成型す
る。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以
下の温度で行わなければならない。またこの鍛鋼を焼鈍
熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼入
れ処理，５５０〜650℃及び６７０〜７７０℃の順序で
２回焼戻しを行うことにより、６２０℃以上の蒸気中で
使用可能な蒸気タービンロータが製造できる。
【００４９】本発明におけるブレード，ノズル，内部ケ
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
【００５０】本発明における１２重量％Ｃｒ系マルテン
サイト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトはそのジ
ャーナル部を形成する母材表面に軸受特性の高い肉盛溶
接層を形成することが好ましく、鋼からなる溶接材を用
いて５層〜１０層の前記肉盛溶接層を形成し、初層から
２層目〜４層目のいずれかまでの前記溶接材のＣｒ量を
順次低下させるとともに、４層目以降を同じＣｒ量を有
する鋼からなる溶接材を用いて溶接し、前記初層の溶接
に用いられる溶接材のＣｒ量を前記母材のＣｒ量より２
〜６重量％程度少なくし、４層目以降の溶接層のＣｒ量
を０.５〜３ 重量％(好ましくは１〜２.５重量％）とす
るものである。
サイト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトはそのジ
ャーナル部を形成する母材表面に軸受特性の高い肉盛溶
接層を形成することが好ましく、鋼からなる溶接材を用
いて５層〜１０層の前記肉盛溶接層を形成し、初層から
２層目〜４層目のいずれかまでの前記溶接材のＣｒ量を
順次低下させるとともに、４層目以降を同じＣｒ量を有
する鋼からなる溶接材を用いて溶接し、前記初層の溶接
に用いられる溶接材のＣｒ量を前記母材のＣｒ量より２
〜６重量％程度少なくし、４層目以降の溶接層のＣｒ量
を０.５〜３ 重量％(好ましくは１〜２.５重量％）とす
るものである。
【００５１】本発明においては、ジャーナル部の軸受特
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好ましい
ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のＢ量の増加によっ
てきわめて困難になるので、より高強度とするためにＢ
量を０.０２ ％以上含有させるにはＣｒ量１〜３％を有
する低合金鋼からなるスリーブを焼ばめ，はめ込みとす
る構造とするのが好ましい。スリーブの組成は後述する
肉盛層の組成とするものと同じである。
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好ましい
ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のＢ量の増加によっ
てきわめて困難になるので、より高強度とするためにＢ
量を０.０２ ％以上含有させるにはＣｒ量１〜３％を有
する低合金鋼からなるスリーブを焼ばめ，はめ込みとす
る構造とするのが好ましい。スリーブの組成は後述する
肉盛層の組成とするものと同じである。
【００５２】本発明法によって得られる肉盛溶接層は５
層〜１０層とする必要がある。前述の如く、初層溶接層
としてＣｒ量の急激な低下は高い引張残留応力の発生、
或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接材と
してのＣｒ量を大幅に減らすことができないので、溶接
層数を多くして徐々にＣｒ量を下げる必要があること、
更に表面層として所望のＣｒ量をその所望の厚さとを確
保する必要があることから５層以上とすることが必要で
ある。尚、１０層以上溶接してもそれ以上の効果は得ら
れない。蒸気タービンロータシャフトの如く大型構造材
としては、肉盛溶接層として母材からの組成の影響を受
けず、かつ所望の組成と所望の厚さとを形成する必要が
あるが、母材の影響のない厚さとして３層及びその上に
所望の特性のものを所望の厚さとする必要があり、その
厚さとして２層以上必要とし、一例として最終仕上げで
約１８mmの厚さが要求される。このような厚さを形成す
るには切削による最終仕上げ代を除いても５層の肉盛溶
接層が必要となる。３層目以降は主に焼戻しマルテンサ
イト組織を有し、炭化物が析出していることが好まし
い。特に、４層目以降の溶接層の組成として重量で、Ｃ
０.０１〜０.１％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ０.３〜１.
５％，Ｃｒ０.５〜３％，Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残
部Ｆｅからなるものが好ましい。
層〜１０層とする必要がある。前述の如く、初層溶接層
としてＣｒ量の急激な低下は高い引張残留応力の発生、
或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接材と
してのＣｒ量を大幅に減らすことができないので、溶接
層数を多くして徐々にＣｒ量を下げる必要があること、
更に表面層として所望のＣｒ量をその所望の厚さとを確
保する必要があることから５層以上とすることが必要で
ある。尚、１０層以上溶接してもそれ以上の効果は得ら
れない。蒸気タービンロータシャフトの如く大型構造材
としては、肉盛溶接層として母材からの組成の影響を受
けず、かつ所望の組成と所望の厚さとを形成する必要が
あるが、母材の影響のない厚さとして３層及びその上に
所望の特性のものを所望の厚さとする必要があり、その
厚さとして２層以上必要とし、一例として最終仕上げで
約１８mmの厚さが要求される。このような厚さを形成す
るには切削による最終仕上げ代を除いても５層の肉盛溶
接層が必要となる。３層目以降は主に焼戻しマルテンサ
イト組織を有し、炭化物が析出していることが好まし
い。特に、４層目以降の溶接層の組成として重量で、Ｃ
０.０１〜０.１％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ０.３〜１.
５％，Ｃｒ０.５〜３％，Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残
部Ｆｅからなるものが好ましい。
【００５３】また、肉盛溶接層は初層より２層目〜４層
目のいずれかまでを順次Ｃｒ量を低下させるもので、肉
盛溶接にあたって層毎に徐々にＣｒ含有量を低めた溶接
棒を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大
幅な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、
溶接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形
成することができる。これにより、本発明は母材と初層
部付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しか
も最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成する
ことができる。
目のいずれかまでを順次Ｃｒ量を低下させるもので、肉
盛溶接にあたって層毎に徐々にＣｒ含有量を低めた溶接
棒を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大
幅な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、
溶接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形
成することができる。これにより、本発明は母材と初層
部付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しか
も最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成する
ことができる。
【００５４】初層溶接に適用する溶接材としてはそのク
ロム含有量を母材のクロム量より２〜６重量％程度少な
くする。溶接材のＣｒ量を母材より低い値として２％以
下では肉盛溶接層のＣｒ量を十分に下げることができ
ず、効果が小さい。逆に、６％以上では母材と肉盛溶接
層との急激なＣｒ量の低下につながり、このＣｒ量の差
が熱膨脹係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或い
は溶接割れ発生の原因となる。尚、高Ｃｒほど熱膨脹係
数が小さいので、低Ｃｒとなる肉盛溶接層は母材より熱
膨脹係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成され
る。そのためより低Ｃｒ鋼での溶接は高い残留応力のた
め硬さが高く、また溶接割れ発生の原因となるので、溶
接材のＣｒ量は母材のそれより少ない値として６％以下
とする必要がある。このような溶接材を使用することに
より初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、
母材よりも約１〜３％低くなる程度にとどまり、良好な
溶接が得られる。
ロム含有量を母材のクロム量より２〜６重量％程度少な
くする。溶接材のＣｒ量を母材より低い値として２％以
下では肉盛溶接層のＣｒ量を十分に下げることができ
ず、効果が小さい。逆に、６％以上では母材と肉盛溶接
層との急激なＣｒ量の低下につながり、このＣｒ量の差
が熱膨脹係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或い
は溶接割れ発生の原因となる。尚、高Ｃｒほど熱膨脹係
数が小さいので、低Ｃｒとなる肉盛溶接層は母材より熱
膨脹係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成され
る。そのためより低Ｃｒ鋼での溶接は高い残留応力のた
め硬さが高く、また溶接割れ発生の原因となるので、溶
接材のＣｒ量は母材のそれより少ない値として６％以下
とする必要がある。このような溶接材を使用することに
より初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、
母材よりも約１〜３％低くなる程度にとどまり、良好な
溶接が得られる。
【００５５】本発明法において、４層以降を同じＣｒ量
を有する鋼からなる溶接材を用いて形成することが必要
である。肉盛溶接において、３層目までは母材の組成の
影響を受けるが、４層目以降の肉盛溶接層の組成は用い
られる溶接材の組成によってのみ形成されるので、蒸気
タービンロータシャフトのジャーナル部として必要な特
性を満たすものを形成させることができる。従って、前
述のように蒸気タービンロータシャフトとしての大型構
造物として必要な肉盛溶接層は約１８mmであるので、最
終層として必要な合金組成とその組成での必要な十分な
厚さを確保するために４層目以降を同じＣｒ量の溶接材
によって２層以上溶接することになり前述のジャーナル
部として要求される特性を満足するものを十分な厚さを
もって形成させることができる。
を有する鋼からなる溶接材を用いて形成することが必要
である。肉盛溶接において、３層目までは母材の組成の
影響を受けるが、４層目以降の肉盛溶接層の組成は用い
られる溶接材の組成によってのみ形成されるので、蒸気
タービンロータシャフトのジャーナル部として必要な特
性を満たすものを形成させることができる。従って、前
述のように蒸気タービンロータシャフトとしての大型構
造物として必要な肉盛溶接層は約１８mmであるので、最
終層として必要な合金組成とその組成での必要な十分な
厚さを確保するために４層目以降を同じＣｒ量の溶接材
によって２層以上溶接することになり前述のジャーナル
部として要求される特性を満足するものを十分な厚さを
もって形成させることができる。
【００５６】（２）本発明の高圧，中圧蒸気タービンの
内部ケーシング加減弁弁箱，組合せ再熱弁弁箱，主蒸気
リード管，主蒸気入口管，再熱入口管，高圧タービンノ
ズルボックス，中圧タービン初段ダイヤフラム，高圧タ
ービン主蒸気入口フランジ，エルボ，主蒸気止め弁を構
成するフェライト系耐熱鋼の組成の限定理由について説
明する。
内部ケーシング加減弁弁箱，組合せ再熱弁弁箱，主蒸気
リード管，主蒸気入口管，再熱入口管，高圧タービンノ
ズルボックス，中圧タービン初段ダイヤフラム，高圧タ
ービン主蒸気入口フランジ，エルボ，主蒸気止め弁を構
成するフェライト系耐熱鋼の組成の限定理由について説
明する。
【００５７】フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材におい
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整するこ
とにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨界
圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気止
め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，１
０5ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得
られる。
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整するこ
とにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨界
圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気止
め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，１
０5ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得
られる。
【００５８】本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材
においては、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強
度を得るために、次式の各成分（重量％）で計算される
Ｃｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
においては、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強
度を得るために、次式の各成分（重量％）で計算される
Ｃｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
【００５９】Ｃｒ当量＝Ｃｒ％＋６Ｓｉ％＋４Ｍｏ％＋
１.５Ｗ％＋１１Ｖ％＋５Ｎｂ％−４０Ｃ％−３０Ｎ％
−３０Ｂ％−２Ｍｎ％−４Ｎｉ％−２Ｃｏ％ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、６２１℃以上の蒸
気中で使用されるので、６２５℃，１０5ｈクリープ破
断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kg
ｆ−ｍ以上にしなければならない。更に、より高い信頼
性を確保するためには、６２５℃，１０5ｈクリープ破
断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー２k
gｆ−ｍ以上であることが好ましい。
１.５Ｗ％＋１１Ｖ％＋５Ｎｂ％−４０Ｃ％−３０Ｎ％
−３０Ｂ％−２Ｍｎ％−４Ｎｉ％−２Ｃｏ％ 本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、６２１℃以上の蒸
気中で使用されるので、６２５℃，１０5ｈクリープ破
断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kg
ｆ−ｍ以上にしなければならない。更に、より高い信頼
性を確保するためには、６２５℃，１０5ｈクリープ破
断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー２k
gｆ−ｍ以上であることが好ましい。
【００６０】Ｃは高い引張強さを得るために０.０６％
以上必要な元素であるが、０.１６％を越えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６〜０.１６
％に限定される。特に０.０９〜０.１４ ％が好まし
い。
以上必要な元素であるが、０.１６％を越えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６〜０.１６
％に限定される。特に０.０９〜０.１４ ％が好まし
い。
【００６１】Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェラ
イト組織の生成防止に効果があるが、０.０１％未満で
はその効果が十分でなく、０.１％を越えても顕著な効
果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断
強度も低下させる。特に0.02〜０.０１ ％が好ましい。
イト組織の生成防止に効果があるが、０.０１％未満で
はその効果が十分でなく、０.１％を越えても顕著な効
果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断
強度も低下させる。特に0.02〜０.０１ ％が好ましい。
【００６２】Ｍｎは脱酸剤として添加するものであり、
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
【００６３】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
【００６４】Ｖはクリープ破断強度を高める効果がある
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
【００６５】Ｎｂは高温強度を高めるのに非常に効果的
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１ ％未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８が好ましい。Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフ
ェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素である
が、０.２％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を
越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好まし
くない。特に０.４〜０.８％が好ましい。
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１ ％未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８が好ましい。Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフ
ェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素である
が、０.２％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を
越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好まし
くない。特に０.４〜０.８％が好ましい。
【００６６】Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０ 〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０ 〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
【００６７】Ｗは高温長時間強度を顕著に高める効果が
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
越えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５
％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１
〜２.５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
越えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５
％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１
〜２.５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
【００６８】ＷとＮｉとは互いに相関性があり、Ｎｉ／
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
【００６９】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を越えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を越えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
【００７０】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
【００７１】本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材は、δフェ
ライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなる
ので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好まし
い。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、（１）式
で計算されるＣｒ当量を、成分調整により１０以下にし
なければならない。Ｃｒ当量をあまり低くするとクリー
プ破断強度が低下してしまうので、４以上にしなければ
ならない。特に、Ｃｒ当量６〜９が好ましい。
ライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなる
ので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好まし
い。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、（１）式
で計算されるＣｒ当量を、成分調整により１０以下にし
なければならない。Ｃｒ当量をあまり低くするとクリー
プ破断強度が低下してしまうので、４以上にしなければ
ならない。特に、Ｃｒ当量６〜９が好ましい。
【００７２】Ｂ添加は高温（６２０℃以上）クリープ破
断強度を著しく高める。Ｂ含有量が０.００３％を越え
ると、溶接性が悪くなるため、上限は０.００３％に制
限される。特に、大形ケーシングのＢ含有量の上限は
０.００２８％、更に０.０００５〜０.００２５ ％が好
ましく、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。
断強度を著しく高める。Ｂ含有量が０.００３％を越え
ると、溶接性が悪くなるため、上限は０.００３％に制
限される。特に、大形ケーシングのＢ含有量の上限は
０.００２８％、更に０.０００５〜０.００２５ ％が好
ましく、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。
【００７３】ケーシングは、６２０℃以上の高圧蒸気を
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
の為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2 以
上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、起
動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％，６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
の為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2 以
上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、起
動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％，６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。
【００７４】欠陥の少ないケーシングを作製するには、
鋳塊重量５０トン前後と大形になるので、高度な製造技
術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシン
グ材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、と
りべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形することにより健全
なものが作製できる。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸
を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥の少ないものに
できる。
鋳塊重量５０トン前後と大形になるので、高度な製造技
術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシン
グ材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、と
りべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形することにより健全
なものが作製できる。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸
を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥の少ないものに
できる。
【００７５】また、前記の鋳鋼を１０００〜１１５０℃
で焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼
準熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順
序で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。
焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十
分固溶させることが出来ず、あまり高くすると結晶粒粗
大化の原因になる。また、２回焼戻しは、残留オーステ
ナイトを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト
組織にすることができる。上記の製法で作製することに
より、１０kgｆ／mm2 以上の６２５℃，１０5 ｈクリー
プ破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギー
が得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気ター
ビンケーシングにできる。
で焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼
準熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順
序で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。
焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十
分固溶させることが出来ず、あまり高くすると結晶粒粗
大化の原因になる。また、２回焼戻しは、残留オーステ
ナイトを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト
組織にすることができる。上記の製法で作製することに
より、１０kgｆ／mm2 以上の６２５℃，１０5 ｈクリー
プ破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギー
が得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気ター
ビンケーシングにできる。
【００７６】本発明におけるケーシングは前述のＣｒ当
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
【００７７】中圧蒸気タービン用内部ケーシングを鋳鋼
によって製造する他は鍛鋼によって製造するのが好まし
い。
によって製造する他は鍛鋼によって製造するのが好まし
い。
【００７８】（３）その他 （イ）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ
０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.２％以下，
Ｎｉ３.２〜４.０％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ
０.１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有する全焼戻
しベーナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述の
高圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造さ
れるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５％以下，Ｍ
ｎ０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不純
物を極力低めた原料を用い、総量０.０２５ ％以下とす
るように用いられる原材料の不純物の少ないものを使用
するスーパークリーン化した製造とするのが好ましい。
Ｐ，Ｓ各０.０１０％以下,Ｓｎ，Ａｓ０.００５％以
下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.２％以下，
Ｎｉ３.２〜４.０％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ
０.１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有する全焼戻
しベーナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述の
高圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造さ
れるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５％以下，Ｍ
ｎ０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不純
物を極力低めた原料を用い、総量０.０２５ ％以下とす
るように用いられる原材料の不純物の少ないものを使用
するスーパークリーン化した製造とするのが好ましい。
Ｐ，Ｓ各０.０１０％以下,Ｓｎ，Ａｓ０.００５％以
下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
【００７９】（ロ）低圧タービン用ブレードの最終段以
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２ ％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２ ％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
【００８０】（ハ）低圧タービン用内部及び外部ケーシ
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【００８１】（ニ）主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％,Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，Ｂ
０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイ
ト鋼が好ましい。
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％,Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，Ｂ
０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイ
ト鋼が好ましい。
【００８２】（ホ）低圧タービンの最終段動翼としてＴ
ｉ合金が用いられ、特に４０インチを越える長さに対し
てはＡｌ５〜８重量％及びＶ３〜６重量％を有するＴｉ
合金からなり、長いほどこれらの含有量の多いものを用
いることができる。特に、４３インチにおいてはＡｌ
５.５〜６.５％，Ｖ３.５〜４.５％とし、４６インチで
はＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及びＳｎ１〜３％を有する
高強度材がよい。
ｉ合金が用いられ、特に４０インチを越える長さに対し
てはＡｌ５〜８重量％及びＶ３〜６重量％を有するＴｉ
合金からなり、長いほどこれらの含有量の多いものを用
いることができる。特に、４３インチにおいてはＡｌ
５.５〜６.５％，Ｖ３.５〜４.５％とし、４６インチで
はＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及びＳｎ１〜３％を有する
高強度材がよい。
【００８３】（ヘ）高圧及び中圧蒸気タービン用外部ケ
ーシングにはＣ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.０５〜０.
５％，Ｍｎ０.１〜１.０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ
１〜２.５％,Ｍｏ０.５〜１.５％,Ｖ０.１〜０.３％を
含み、好ましくはＢ０.００１〜０.０１％及びＴｉ０.
２％以下の少なくとも一方を含み、全焼戻しベーナイト
組織を有する鋳鋼によって製造するのが好ましい。
ーシングにはＣ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.０５〜０.
５％，Ｍｎ０.１〜１.０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ
１〜２.５％,Ｍｏ０.５〜１.５％,Ｖ０.１〜０.３％を
含み、好ましくはＢ０.００１〜０.０１％及びＴｉ０.
２％以下の少なくとも一方を含み、全焼戻しベーナイト
組織を有する鋳鋼によって製造するのが好ましい。
【００８４】
（実施例１）オイルショック後の燃料高騰を契機に、蒸
気条件の向上による熱効率向上を図るため蒸気温度６０
０℃〜６４９℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び蒸気タービン
が要求される。このような、蒸気条件のボイラの一例を
表１に示す。
気条件の向上による熱効率向上を図るため蒸気温度６０
０℃〜６４９℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び蒸気タービン
が要求される。このような、蒸気条件のボイラの一例を
表１に示す。
【００８５】
【表１】
【００８６】このような高温化に伴って水蒸気酸化が生
じるので、従来の２.２５ ％Ｃｒ鋼に代えて８〜１０％
Ｃｒ鋼を用いること、微粉炭直接燃焼ガスによる高温腐
食に対して硫黄分最大１％，塩素分最大０.１ ％となる
ので、過熱管としてオーステナイトステンレス鋼管のＣ
ｒ２０〜２５％,Ｎｉ２０〜３５％を含み、０.５％以下
の微量のＡｌ,Ｔｉ,Ｍｏ０.５〜３％、より好ましくは
Ｎｂ０.５％以下を含む材料が用いられる。微粉炭直接
燃焼においては高温燃焼となるので、ＮＯｘの低減のた
め一次空気と微粉炭との燃焼火炎とその外周に還元炎を
形成させる内周空気及びその外周に二次空気を送ってよ
り高温の火炎を作るようなバーナを用いることが望まし
い。
じるので、従来の２.２５ ％Ｃｒ鋼に代えて８〜１０％
Ｃｒ鋼を用いること、微粉炭直接燃焼ガスによる高温腐
食に対して硫黄分最大１％，塩素分最大０.１ ％となる
ので、過熱管としてオーステナイトステンレス鋼管のＣ
ｒ２０〜２５％,Ｎｉ２０〜３５％を含み、０.５％以下
の微量のＡｌ,Ｔｉ,Ｍｏ０.５〜３％、より好ましくは
Ｎｂ０.５％以下を含む材料が用いられる。微粉炭直接
燃焼においては高温燃焼となるので、ＮＯｘの低減のた
め一次空気と微粉炭との燃焼火炎とその外周に還元炎を
形成させる内周空気及びその外周に二次空気を送ってよ
り高温の火炎を作るようなバーナを用いることが望まし
い。
【００８７】大容量化とともに微粉炭燃焼火炉が大型化
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
【００８８】表２は蒸気温度６２５℃，１０５０ＭＷ蒸
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気、低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＨＰ−ＩＰにて３６００ｒ／min
及びＬＰ２台で１８００ｒ／min の回転数を有し、高温
部においては表に示す主な材料によって構成される。高
圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kg／cm2 の
圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再
熱器によって加熱され、１７０〜１８０kg／cm2 の圧力
で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で
入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送
られる。
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気、低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＨＰ−ＩＰにて３６００ｒ／min
及びＬＰ２台で１８００ｒ／min の回転数を有し、高温
部においては表に示す主な材料によって構成される。高
圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kg／cm2 の
圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再
熱器によって加熱され、１７０〜１８０kg／cm2 の圧力
で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で
入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送
られる。
【００８９】
【表２】
【００９０】図１は高圧蒸気タービンの断面構成図であ
る。高圧蒸気タービンは高圧内部車室１８とその外側の
高圧外部車室１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸
（高圧ロータシャフト）２３が設けられる。前述の高温
高圧の蒸気は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を
通って、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５よ
り主蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段
複流の動翼に導かれる。初段は複流であり、片側に他８
段設けられる。これらの動翼に対応して各々静翼が設け
られる。動翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，
初段翼長約３５mmである。車軸間の長さは約５.２５ ｍ
及び静翼部に対応する部分で最も小さい部分の直径は約
６２０mmであり、直径に対する長さの比は約８.５ であ
る。
る。高圧蒸気タービンは高圧内部車室１８とその外側の
高圧外部車室１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸
（高圧ロータシャフト）２３が設けられる。前述の高温
高圧の蒸気は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を
通って、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５よ
り主蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段
複流の動翼に導かれる。初段は複流であり、片側に他８
段設けられる。これらの動翼に対応して各々静翼が設け
られる。動翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，
初段翼長約３５mmである。車軸間の長さは約５.２５ ｍ
及び静翼部に対応する部分で最も小さい部分の直径は約
６２０mmであり、直径に対する長さの比は約８.５ であ
る。
【００９１】ロータシャフトの初段と最終段の動翼植込
み部分の幅はほぼ等しく、２段目，３〜５段目，６段
目，７〜８段目の５段階で下流側に従って段階的に小さ
くなっており、２段目の植込み部の軸方向の幅は最終段
のそれに対して０.６４ 倍の大きさである。
み部分の幅はほぼ等しく、２段目，３〜５段目，６段
目，７〜８段目の５段階で下流側に従って段階的に小さ
くなっており、２段目の植込み部の軸方向の幅は最終段
のそれに対して０.６４ 倍の大きさである。
【００９２】ロータシャフトの静翼に対応する部分は動
翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっ
ている。その部分の軸方向の幅は２段目動翼と３段目動
翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との
間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者
の幅に対して０.８６ 倍と小さくなっている。２段目〜
６段目までと、６段目〜９段目までとの２段階で小さく
したものである。
翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっ
ている。その部分の軸方向の幅は２段目動翼と３段目動
翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との
間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者
の幅に対して０.８６ 倍と小さくなっている。２段目〜
６段目までと、６段目〜９段目までとの２段階で小さく
したものである。
【００９３】本実施例においては後述する表３に示す材
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜２１０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜２１０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
【００９４】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は２段目から最終段で
０.６５〜０.９５であり、２段目から最終段になるに従
って段階的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は２段目から最終段で
０.６５〜０.９５であり、２段目から最終段になるに従
って段階的に小さくなっている。
【００９５】また、各静翼に対応する部分のロータシャ
フトの幅は２段目と３段目との間から最終段とその手前
との間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は０.７〜１.７で上流側
から下流側になるに従って小さくなっている。
フトの幅は２段目と３段目との間から最終段とその手前
との間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は０.７〜１.７で上流側
から下流側になるに従って小さくなっている。
【００９６】図２は中圧蒸気タービンの断面図である。
中圧蒸気タービンは高圧蒸気タービンより排出された蒸
気を再度６２５℃に再熱器によって加熱された蒸気によ
って高圧蒸気タービンと共に発電機を回転させるもの
で、３６００回／min の回転数によって回転される。中
圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部車室２１と
外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が
設けられる。動翼１７は６段で２流となり、中圧車軸
（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ対称に左
右に設けられる。軸受中心間距離は約５.５ｍであり、
初段翼長さ約９２mm,最終段翼長さ約２３５mmである。
ダブティルは逆クリ型である。最終段動翼前の静翼に対
応するロータシャフトの直径は約６３０mmであり、その
直径に対する軸受間距離の比は約８.７ 倍である。
中圧蒸気タービンは高圧蒸気タービンより排出された蒸
気を再度６２５℃に再熱器によって加熱された蒸気によ
って高圧蒸気タービンと共に発電機を回転させるもの
で、３６００回／min の回転数によって回転される。中
圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部車室２１と
外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が
設けられる。動翼１７は６段で２流となり、中圧車軸
（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ対称に左
右に設けられる。軸受中心間距離は約５.５ｍであり、
初段翼長さ約９２mm,最終段翼長さ約２３５mmである。
ダブティルは逆クリ型である。最終段動翼前の静翼に対
応するロータシャフトの直径は約６３０mmであり、その
直径に対する軸受間距離の比は約８.７ 倍である。
【００９７】本実施例の中圧蒸気タービンのロータシャ
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
【００９８】また、本蒸気タービンのロータシャフトは
静翼部に対応した部分が直径が小さくなっており、その
幅は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段
階で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸
方向の幅が約０.７ 倍と小さくなる。
静翼部に対応した部分が直径が小さくなっており、その
幅は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段
階で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸
方向の幅が約０.７ 倍と小さくなる。
【００９９】本実施例においては後述する表３に示す材
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが９０〜３５０mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１ 〜１.２の割合で長くなっている。
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが９０〜３５０mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１ 〜１.２の割合で長くなっている。
【０１００】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
５〜０.７であり、初段から最終段になるに従って段階
的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
５〜０.７であり、初段から最終段になるに従って段階
的に小さくなっている。
【０１０１】また、各静翼に対応する部分のロータシャ
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.５〜１.５で上流側か
ら下流側になるに従って小さくなっている。
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.５〜１.５で上流側か
ら下流側になるに従って小さくなっている。
【０１０２】図３は低圧タービンの断面図である。低圧
タービンは２基タンデムに結合され、同じ構造を有して
いる。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対称に
なっており、また動翼に対応して静翼４２が設けられ
る。最終段の動翼長さは４３インチあり、Ｔｉ基合金が
使用され、いずれもダブルティノン，鞍型ダブティルを
有し、ノズルボックス４４は複流型である。Ｔｉ基合金
は時効硬化処理が施され、重量でＡｌ６％,Ｖ４％を含
むものである。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，
Ｃｒ１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５
％，Ｓｉ０.０５％,Ｍｎ０.１０ ％，残Ｆｅからなるス
ーパークリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛
鋼が用いられる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれ
もＭoを０.１％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内
外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用いられ
る。本実施例における軸受４３での中心間距離は７５０
０mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１
２８０mm，動翼植込み部での直径は２２７５mmである。
このロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約
５.９ である。
タービンは２基タンデムに結合され、同じ構造を有して
いる。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対称に
なっており、また動翼に対応して静翼４２が設けられ
る。最終段の動翼長さは４３インチあり、Ｔｉ基合金が
使用され、いずれもダブルティノン，鞍型ダブティルを
有し、ノズルボックス４４は複流型である。Ｔｉ基合金
は時効硬化処理が施され、重量でＡｌ６％,Ｖ４％を含
むものである。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，
Ｃｒ１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５
％，Ｓｉ０.０５％,Ｍｎ０.１０ ％，残Ｆｅからなるス
ーパークリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する鍛
鋼が用いられる。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれ
もＭoを０.１％含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内
外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用いられ
る。本実施例における軸受４３での中心間距離は７５０
０mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１
２８０mm，動翼植込み部での直径は２２７５mmである。
このロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約
５.９ である。
【０１０３】本実施例の低圧タービンは動翼植込み部の
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約２.５ 倍と大きくなっている。
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約２.５ 倍と大きくなっている。
【０１０４】また、静翼部に対応する部分の直径は小さ
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段側に対して約１.９ 倍大き
くなっている。
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段側に対して約１.９ 倍大き
くなっている。
【０１０５】本実施例における動翼の翼部長さは初段か
ら最終段になるに従って各段で長くなっており、蒸気タ
ービンの出力によって初段から最終段の長さが９０〜12
70mmで、８段又は９段で、各段の翼部長さは下流側が上
流側に対して隣り合う長さで１.３〜１.６倍の割合で長
くなっている。
ら最終段になるに従って各段で長くなっており、蒸気タ
ービンの出力によって初段から最終段の長さが９０〜12
70mmで、８段又は９段で、各段の翼部長さは下流側が上
流側に対して隣り合う長さで１.３〜１.６倍の割合で長
くなっている。
【０１０６】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
【０１０７】また、各静翼に対応する部分のロータシャ
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
【０１０８】本実施例の他、高圧蒸気タービン及び中圧
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
【０１０９】図４は石炭燃焼高温高圧蒸気タービンプラ
ントの代表的なプラント構成図を示すものである。
ントの代表的なプラント構成図を示すものである。
【０１１０】本実施例における高温高圧蒸気タービンプ
ラントは主として石炭専焼ボイラ５１，高圧タービン５
２，中圧タービン５３，低圧タービン５４，低圧タービ
ン５５，復水器５６，復水ポンプ５７，低圧給水加熱器
系統５８，脱気器５９，昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６
１，高圧給水加熱器系統６３などより構成されている。
すなわち、ボイラ５１で発生した超高温高圧蒸気は高圧
タービン５２に入り動力を発生させたのち再びボイラ５
１にて再熱されて中圧タービン５３へ入り動力を発生さ
せる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービン５
４，５５に入り動力を発生させた後、復水器５６にて凝
縮する。この凝縮液は復水ポンプ５７にて低圧給水加熱
器系統５８，脱気器５９へ送られる。この脱気器５９に
て脱気された給水は昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１に
て高圧給水加熱器６３へ送られ昇温された後、ボイラ５
１へ戻る。
ラントは主として石炭専焼ボイラ５１，高圧タービン５
２，中圧タービン５３，低圧タービン５４，低圧タービ
ン５５，復水器５６，復水ポンプ５７，低圧給水加熱器
系統５８，脱気器５９，昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６
１，高圧給水加熱器系統６３などより構成されている。
すなわち、ボイラ５１で発生した超高温高圧蒸気は高圧
タービン５２に入り動力を発生させたのち再びボイラ５
１にて再熱されて中圧タービン５３へ入り動力を発生さ
せる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービン５
４，５５に入り動力を発生させた後、復水器５６にて凝
縮する。この凝縮液は復水ポンプ５７にて低圧給水加熱
器系統５８，脱気器５９へ送られる。この脱気器５９に
て脱気された給水は昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１に
て高圧給水加熱器６３へ送られ昇温された後、ボイラ５
１へ戻る。
【０１１１】ここで、ボイラ５１において給水は節炭器
６４，蒸発器６５，過熱器６６を通って高温高圧の蒸気
となる。また一方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節
炭器６４を出た後、空気加熱器６７に入り空気を加熱す
る。ここで、給水ポンプ６１の駆動には中圧タービンか
らの抽気蒸気にて作動する給水ポンプ駆動用タービンが
用いられている。
６４，蒸発器６５，過熱器６６を通って高温高圧の蒸気
となる。また一方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節
炭器６４を出た後、空気加熱器６７に入り空気を加熱す
る。ここで、給水ポンプ６１の駆動には中圧タービンか
らの抽気蒸気にて作動する給水ポンプ駆動用タービンが
用いられている。
【０１１２】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ５１内
の節炭器６４を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比
べてはるかに高くなってくる。このため、このボイラ排
ガスからの熱回収をはかりガス温度を低下させないよう
にする。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ５１内
の節炭器６４を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比
べてはるかに高くなってくる。このため、このボイラ排
ガスからの熱回収をはかりガス温度を低下させないよう
にする。
【０１１３】尚、本実施例に代えて同じ高圧タービン，
中圧タービン及び２基の低圧タービンをタンデムに連結
し、１台の発電機を回転させて発電するタンデムコンパ
ンド型発電プラントとしても同様に構成することができ
る。本実施例の如く、出力１０５０ＭＷ級の発電機にお
いてはその発電機シャフトとしてはより高強度のものが
用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，Ｓｉ０.１
〜０.３％,Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.５％，
Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ
０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織
を有し、室温引張強さ９３kg／mm2 以上，特に１００kg
／mm2 以上，５０％ＦＡＴＴが０℃以下、特に−２０℃
以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ における磁化
力が９８５ＡＴ／cm以下とするもの、不純物としての
Ｐ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を０.０２５％以下，
Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ましい。
中圧タービン及び２基の低圧タービンをタンデムに連結
し、１台の発電機を回転させて発電するタンデムコンパ
ンド型発電プラントとしても同様に構成することができ
る。本実施例の如く、出力１０５０ＭＷ級の発電機にお
いてはその発電機シャフトとしてはより高強度のものが
用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，Ｓｉ０.１
〜０.３％,Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.５％，
Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ
０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織
を有し、室温引張強さ９３kg／mm2 以上，特に１００kg
／mm2 以上，５０％ＦＡＴＴが０℃以下、特に−２０℃
以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ における磁化
力が９８５ＡＴ／cm以下とするもの、不純物としての
Ｐ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を０.０２５％以下，
Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ましい。
【０１１４】図５は高圧及び図６は中圧タービンロータ
シャフトの正面図である。高圧タービンシャフトは多段
側の初段ブレード植設部を中心に８段のブレードが植設
される構造である。中圧タービンシャフトは多段ブレー
ドが左右に各６段ほぼ対称にブレード植設部が設けら
れ、ほぼ中心を境にしたものである。低圧タービン用ロ
ータシャフトは図示されていないが、高圧，中圧，低圧
タービンのいずれのロータシャフトにおいても中心孔が
設けられ、この中心孔を通して超音波検査，目視検査及
びけい光探傷によって欠陥の有無が検査される。
シャフトの正面図である。高圧タービンシャフトは多段
側の初段ブレード植設部を中心に８段のブレードが植設
される構造である。中圧タービンシャフトは多段ブレー
ドが左右に各６段ほぼ対称にブレード植設部が設けら
れ、ほぼ中心を境にしたものである。低圧タービン用ロ
ータシャフトは図示されていないが、高圧，中圧，低圧
タービンのいずれのロータシャフトにおいても中心孔が
設けられ、この中心孔を通して超音波検査，目視検査及
びけい光探傷によって欠陥の有無が検査される。
【０１１５】表３は本実施例の高圧タービン，中圧ター
ビン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量
％）を示す。本実施例においては、高圧及び中圧とを高
温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨脹係数
１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨脹係数の違い
による問題は全くなかった。
ビン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量
％）を示す。本実施例においては、高圧及び中圧とを高
温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨脹係数
１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨脹係数の違い
による問題は全くなかった。
【０１１６】高圧部及び中圧部のロータは、表３に記載
の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶解し、カーボン真空脱
酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸して電極棒を作製し、こ
の電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解するようにエ
レクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径１０５０m
m，長さ３７００mm）に鍛伸して成型した。この鍛伸
は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で行
った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃に加熱
し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６９０℃で２回
焼戻しを行い、図５及び図６に示す形状に切削加工によ
って得たものである。本実施例においてはエレクトロス
ラグ鋼塊の上部側を初段翼側にし、下部を最終段側にす
るようにした。
の耐熱鋳鋼を電気炉で３０トン溶解し、カーボン真空脱
酸し、金型鋳型に鋳込み、鍛伸して電極棒を作製し、こ
の電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解するようにエ
レクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径１０５０m
m，長さ３７００mm）に鍛伸して成型した。この鍛伸
は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で行
った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃に加熱
し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６９０℃で２回
焼戻しを行い、図５及び図６に示す形状に切削加工によ
って得たものである。本実施例においてはエレクトロス
ラグ鋼塊の上部側を初段翼側にし、下部を最終段側にす
るようにした。
【０１１７】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表３に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm）に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理、６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削加
工したものである。
は、同じく表３に記載の耐熱鋼を真空アーク溶解炉で溶
解し、ブレード及びノズル素材形状（幅１５０mm，高さ
５０mm，長さ１０００mm）に鍛伸して成型した。この鍛
伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０℃以下の温度で
行った。またこの鍛鋼を１０５０℃に加熱し油焼入れ処
理、６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切削加
工したものである。
【０１１８】高圧部及び中圧部の内部ケーシング，主蒸
気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングは、表３
に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂
型鋳型に鋳込み作製した。鋳込み前に、十分な精錬及び
脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥のないもの
ができた。このケーシング材を用いた溶接性評価は、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングは、表３
に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂
型鋳型に鋳込み作製した。鋳込み前に、十分な精錬及び
脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥のないもの
ができた。このケーシング材を用いた溶接性評価は、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
【０１１９】
【表３】
【０１２０】表４は、上述したフェライト系鋼製高温蒸
気タービン主要部材を切断調査した機械的性質及び熱処
理条件を示す。
気タービン主要部材を切断調査した機械的性質及び熱処
理条件を示す。
【０１２１】このロータシャフトの中心部を調査した結
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１３kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kg−ｍ)を十分満足することが確認され
た。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸
気タービンロータが製造できることが実証された。
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１３kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kg−ｍ)を十分満足することが確認され
た。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸
気タービンロータが製造できることが実証された。
【０１２２】またこのブレードの特性を調査した結果、
高圧，中圧タービンの初段ブレードに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１５kgｆ／mm2）を十分満足
することが確認された。これにより、６２０℃以上の蒸
気中で使用可能な蒸気タービンブレードが製造できるこ
とが実証された。
高圧，中圧タービンの初段ブレードに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１５kgｆ／mm2）を十分満足
することが確認された。これにより、６２０℃以上の蒸
気中で使用可能な蒸気タービンブレードが製造できるこ
とが実証された。
【０１２３】さらにこのケーシングの特性を調査した結
果、高圧，中圧タービンケーシングに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃
吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分満足することと溶接
可能であることが確認された。これにより、６２０℃以
上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造
できることが実証された。
果、高圧，中圧タービンケーシングに要求される特性
（６２５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃
吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分満足することと溶接
可能であることが確認された。これにより、６２０℃以
上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造
できることが実証された。
【０１２４】
【表４】
【０１２５】図７はロータシャフト材について１０5 時
間破断強度と温度との関係を示す線図を示したものであ
る。本発明に係る材料は６１０〜６４０℃であることが
分かった。尚、１２Ｃｒロータ材はＢ，Ｗ及びＣｏを含
まない従来材に係るものである。
間破断強度と温度との関係を示す線図を示したものであ
る。本発明に係る材料は６１０〜６４０℃であることが
分かった。尚、１２Ｃｒロータ材はＢ，Ｗ及びＣｏを含
まない従来材に係るものである。
【０１２６】本実施例においては、ロータシャフトのジ
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
【０１２７】供試溶接棒として被覆アーク溶接棒(直径
４.０φ）を用いた。その溶接棒を用いて溶接したもの
の溶着金属の化学組成（重量％）を表５に示す。この溶
着金属の組成は溶接材の組成とほぼ同じである。
４.０φ）を用いた。その溶接棒を用いて溶接したもの
の溶着金属の化学組成（重量％）を表５に示す。この溶
着金属の組成は溶接材の組成とほぼ同じである。
【０１２８】溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４
Ｖ，速度２６cm／min である。
Ｖ，速度２６cm／min である。
【０１２９】
【表５】
【０１３０】肉盛溶接を上述の供試母材表面に表６に示
すごとく、各層ごとに使用溶接棒を組合せて、８層の溶
接を行った。各層の厚さは３〜４mmであり、全厚さは約
２８mmであり、表面を約５mm研削した。
すごとく、各層ごとに使用溶接棒を組合せて、８層の溶
接を行った。各層の厚さは３〜４mmであり、全厚さは約
２８mmであり、表面を約５mm研削した。
【０１３１】溶接施工条件は、予熱，パス間，応力除去
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
【０１３２】Ｎo.１，Ｎo.２及び３いずれも本発明のも
のであり、いずれも５層目以降の組成は表６に示すＮo.
Ｃ及びＤの組成であった。
のであり、いずれも５層目以降の組成は表６に示すＮo.
Ｃ及びＤの組成であった。
【０１３３】
【表６】
【０１３４】溶接部の性能を確認するために板材に同様
に肉盛溶接し、１６０゜の側曲げ試験を行ったが、溶接
部に割れは認められなかった。
に肉盛溶接し、１６０゜の側曲げ試験を行ったが、溶接
部に割れは認められなかった。
【０１３５】更に、本発明における回転による軸受摺動
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
【０１３６】本実施例に代えて高圧蒸気タービン，中圧
蒸気タービン及び２基の低圧蒸気タービンをタンデムに
結合し、３６００回転としたタンデム型発電プラントに
おいても同様に構成できるものである。
蒸気タービン及び２基の低圧蒸気タービンをタンデムに
結合し、３６００回転としたタンデム型発電プラントに
おいても同様に構成できるものである。
【０１３７】（実施例２）表７に示す組成の合金を真空
誘導溶解によって、１０kgのインゴットに鋳造し、３０
mm角の棒に鍛造したものである。大型蒸気タービンロー
タシャフトの場合には、その中心部を模擬して１０５０
℃×５時間１００℃／ｈ冷却の焼入れ，５７０℃×２０
時間の一次焼戻しと６９０℃×２０時間の二次焼戻し及
びブレードにおいては１１００℃×１時間の焼入れ，７
５０℃×１時間の焼戻しを行って、６２５℃，３０kgｆ
／mm2 でクリープ破断試験を実施した。結果を表７に合
わせて示す。
誘導溶解によって、１０kgのインゴットに鋳造し、３０
mm角の棒に鍛造したものである。大型蒸気タービンロー
タシャフトの場合には、その中心部を模擬して１０５０
℃×５時間１００℃／ｈ冷却の焼入れ，５７０℃×２０
時間の一次焼戻しと６９０℃×２０時間の二次焼戻し及
びブレードにおいては１１００℃×１時間の焼入れ，７
５０℃×１時間の焼戻しを行って、６２５℃，３０kgｆ
／mm2 でクリープ破断試験を実施した。結果を表７に合
わせて示す。
【０１３８】表７からＮo.１〜Ｎo.９の本発明合金は、
Ｎo.１０の比較合金に比べて格段にクリープ破断寿命が
長いことがわかる。
Ｎo.１０の比較合金に比べて格段にクリープ破断寿命が
長いことがわかる。
【０１３９】なお比較合金のうち、Ｎo.１０は本発明合
金からＣｏを除去した合金である。図８はクリープ破断
強度に及ぼすＣｏ量及び図９は同じくＢ量の影響を示す
線図である。図に示す如く、Ｃｏ量が多い程クリープ破
断時間が向上しているが、Ｃｏの多量の増加は６００〜
６６０℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる傾向を有す
るので、強化と靭性の両方を高めるには６２０〜６３０
℃に対しては２〜５％，６３０〜６６０℃に対しては
５.５〜８ ％が好ましい。
金からＣｏを除去した合金である。図８はクリープ破断
強度に及ぼすＣｏ量及び図９は同じくＢ量の影響を示す
線図である。図に示す如く、Ｃｏ量が多い程クリープ破
断時間が向上しているが、Ｃｏの多量の増加は６００〜
６６０℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる傾向を有す
るので、強化と靭性の両方を高めるには６２０〜６３０
℃に対しては２〜５％，６３０〜６６０℃に対しては
５.５〜８ ％が好ましい。
【０１４０】図に示すようにＢ量を高めると強度が低下
する傾向を有し、Ｂ含有量は0.03％以下が優れた強度を
示すことが分かる。６２０〜６３０℃ではＢ量を０.０
０１〜０.０１ ％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５ ％と高めることにより高強度とな
る。
する傾向を有し、Ｂ含有量は0.03％以下が優れた強度を
示すことが分かる。６２０〜６３０℃ではＢ量を０.０
０１〜０.０１ ％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５ ％と高めることにより高強度とな
る。
【０１４１】Ｎは本願実施例における６００℃を越える
温度では少ない方が強化されることが明らかとなり、Ｎ
o.２の方がＮ量の多いＮo.８に比べて強度が高いことか
らも明らかとなった。Ｎ量は０.０１〜０.０４％が好ま
しい。真空溶解においてはＮはほとんど含有されないの
で、母合金によって添加したものである。
温度では少ない方が強化されることが明らかとなり、Ｎ
o.２の方がＮ量の多いＮo.８に比べて強度が高いことか
らも明らかとなった。Ｎ量は０.０１〜０.０４％が好ま
しい。真空溶解においてはＮはほとんど含有されないの
で、母合金によって添加したものである。
【０１４２】表７に示すように、本発明に係る合金は実
施例１の図７に示すようにいずれも高い強度を示すこと
は明らかである。実施例１に示すロータ材は本実施例の
Ｎｏ．２の合金に相当するものである。
施例１の図７に示すようにいずれも高い強度を示すこと
は明らかである。実施例１に示すロータ材は本実施例の
Ｎｏ．２の合金に相当するものである。
【０１４３】図９に示すようにＮｏ．８のＭｎ量が０.
０９ ％と低いものは同じＣｏ量で比較して高い強度を
示すことからも明らかなように、より強化のためにはＭ
ｎ量を０.０３〜０.２０％とするのが好ましい。
０９ ％と低いものは同じＣｏ量で比較して高い強度を
示すことからも明らかなように、より強化のためにはＭ
ｎ量を０.０３〜０.２０％とするのが好ましい。
【０１４４】
【表７】
【０１４５】（実施例３）表８は本発明の内部ケーシン
グ材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は、大形ケ
ーシングの厚肉部を想定して、高周波誘導溶解炉を用い
２００kg溶解し、最大厚さ２００mm,幅３８０mm,高さ４
４０mmの砂型に鋳込み，鋳塊を作製した。試料Ｎo.３〜
７は発明材であり、試料Ｎo.１及び２は従来材である。
試料Ｎo.１及びＮo.２は現流タービンに使用されている
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼及び１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−
Ｎ鋳鋼である。試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処
理後、大形蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して
次の条件で熱処理（焼準・焼戻し）した。
グ材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は、大形ケ
ーシングの厚肉部を想定して、高周波誘導溶解炉を用い
２００kg溶解し、最大厚さ２００mm,幅３８０mm,高さ４
４０mmの砂型に鋳込み，鋳塊を作製した。試料Ｎo.３〜
７は発明材であり、試料Ｎo.１及び２は従来材である。
試料Ｎo.１及びＮo.２は現流タービンに使用されている
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼及び１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−
Ｎ鋳鋼である。試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処
理後、大形蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して
次の条件で熱処理（焼準・焼戻し）した。
【０１４６】試料Ｎo.１：１０５０℃×８ｈ 空冷 ７１０℃×７ｈ 空冷 ７１０℃×７ｈ 空冷 試料Ｎo.２〜Ｎo.７：１０５０℃×８ｈ 空冷 ７１０℃×７ｈ 空冷 ７１０℃×７ｈ 空冷 溶接性評価は、ＪＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予
熱，パス間及び後熱開始温度は１５０℃に、後熱処理は
４００℃×３０分にした。
熱，パス間及び後熱開始温度は１５０℃に、後熱処理は
４００℃×３０分にした。
【０１４７】
【表８】
【０１４８】表９は室温の引張特性、２０℃におけるＶ
ノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、６５０℃，１０
5 ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
ノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、６５０℃，１０
5 ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【０１４９】適量のＢ，Ｍｏ及びＷを添加した本発明材
（Ｎo.３，４，６，７）のクリープ破断強度及び衝撃吸
収エネルギーは、高温高圧タービンケーシングに要求さ
れる特性（６２５℃，１０5ｈ強度≧８kgｆ／mm2，２０
℃衝撃吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分満足する。特
に、Ｎo.３，６及び７は９kgｆ／mm2 以上の高い値を示
している。また、本発明材には溶接割れが認められず、
溶接性が良好である。Ｂ量と溶接割れの関係を調べた結
果、Ｂ量が０.００３５ ％を越えると、溶接割れが発生
した。Ｎo.３のものは若干割れの心配があった。機械的
性質に及ぼすＭｏの影響を見ると、Ｍｏ量を１.１８％
と多いものは、クリープ破断強度は高いものの、衝撃値
が低く、要求される靭性を満足できなかった。一方、Ｍ
ｏ０.１１ ％のものは、靭性は高いものの、クリープ破
断強度が低く、要求される強度を満足できなかった。
（Ｎo.３，４，６，７）のクリープ破断強度及び衝撃吸
収エネルギーは、高温高圧タービンケーシングに要求さ
れる特性（６２５℃，１０5ｈ強度≧８kgｆ／mm2，２０
℃衝撃吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分満足する。特
に、Ｎo.３，６及び７は９kgｆ／mm2 以上の高い値を示
している。また、本発明材には溶接割れが認められず、
溶接性が良好である。Ｂ量と溶接割れの関係を調べた結
果、Ｂ量が０.００３５ ％を越えると、溶接割れが発生
した。Ｎo.３のものは若干割れの心配があった。機械的
性質に及ぼすＭｏの影響を見ると、Ｍｏ量を１.１８％
と多いものは、クリープ破断強度は高いものの、衝撃値
が低く、要求される靭性を満足できなかった。一方、Ｍ
ｏ０.１１ ％のものは、靭性は高いものの、クリープ破
断強度が低く、要求される強度を満足できなかった。
【０１５０】機械的性質に及ぼすＷの影響を調べた結
果、Ｗ量を１.１ ％以上にするとクリープ破断強度が顕
著に高くなるが、逆にＷ量を２％以上にすると室温衝撃
吸収エネルギーが低くなる。特に、Ｎｉ／Ｗ比を０.２
５〜０.７５に調整することにより、温度６２１℃,圧力
２５０kgｆ／cm2以上の高温高圧タービンの高圧及び中
圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシ
ングに要求される、６２５℃，１０5ｈクリープ破断強
度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ−
ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。特に、Ｗ量
１.２〜２％,Ｎｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５ に調整す
ることにより、６２５℃，１０5ｈクリープ破断強度１
０kgｆ／mm2 以上，室温衝撃吸収エネルギー２kgｆ−ｍ
以上の優れた耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
果、Ｗ量を１.１ ％以上にするとクリープ破断強度が顕
著に高くなるが、逆にＷ量を２％以上にすると室温衝撃
吸収エネルギーが低くなる。特に、Ｎｉ／Ｗ比を０.２
５〜０.７５に調整することにより、温度６２１℃,圧力
２５０kgｆ／cm2以上の高温高圧タービンの高圧及び中
圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシ
ングに要求される、６２５℃，１０5ｈクリープ破断強
度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ−
ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。特に、Ｗ量
１.２〜２％,Ｎｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５ に調整す
ることにより、６２５℃，１０5ｈクリープ破断強度１
０kgｆ／mm2 以上，室温衝撃吸収エネルギー２kgｆ−ｍ
以上の優れた耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
【０１５１】
【表９】
【０１５２】図１０はＷ量とクリープ破断強度との関係
を示す線図である。図に示す如く、Ｗ量を１.０％以上
とすることによって顕著に強化されるとともに、特に
１.５％以上では８.０kg／mm2 以上の値が得られる。
を示す線図である。図に示す如く、Ｗ量を１.０％以上
とすることによって顕著に強化されるとともに、特に
１.５％以上では８.０kg／mm2 以上の値が得られる。
【０１５３】図１１は１０5 時間破断強度と破断温度と
の関係を示す線図である。本発明のＮo.７は６４０℃以
下で十分要求の強度を満足するものであった。
の関係を示す線図である。本発明のＮo.７は６４０℃以
下で十分要求の強度を満足するものであった。
【０１５４】本発明の耐熱鋳鋼を目標組成とする合金原
料を電気炉で１トン溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に
鋳込み実施例１に記載の高圧部及び中圧部の内部ケーシ
ングを得た。
料を電気炉で１トン溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に
鋳込み実施例１に記載の高圧部及び中圧部の内部ケーシ
ングを得た。
【０１５５】前記の鋳鋼を１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍
熱処理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理，７３
０℃×８ｈ炉冷の２回焼戻しを行った。全焼戻しマルテ
ンサイト組織を有するこの試作ケーシングを切断調査し
た結果、２５０気圧，６２５℃高温高圧タービンケーシ
ングに要求される特性(６２５℃，１０5ｈ強度≧９kgｆ
／mm2 ，２０℃衝撃吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分
満足することと溶接可能であることが確認できた。
熱処理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理，７３
０℃×８ｈ炉冷の２回焼戻しを行った。全焼戻しマルテ
ンサイト組織を有するこの試作ケーシングを切断調査し
た結果、２５０気圧，６２５℃高温高圧タービンケーシ
ングに要求される特性(６２５℃，１０5ｈ強度≧９kgｆ
／mm2 ，２０℃衝撃吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分
満足することと溶接可能であることが確認できた。
【０１５６】（実施例４）本実施例においては、高圧蒸
気タービン及び中圧蒸気タービンの蒸気温度を実施例１
の６２５℃に代えて６４９℃としたものであり、構造及
び大きさを実施例１とほぼ同じ設計で得られるものであ
る。ここで実施例１と変わるものはこの温度に直接接す
る高圧，中圧蒸気タービンのロータシャフト，初段動翼
及び初段静翼と内部ケーシングである。内部ケーシング
を除くこれらの材料としては前述の表７に示す材料のう
ちＢ量を０.０１〜０.０３％及びＣｏ量を５〜７％と高
め、更に内部ケーシング材としては実施例１のＷ量を２
〜３％に高め、Ｃｏを３％と加えることにより、要求さ
れる強度が満足し、従来の設計が使用できる大きなメリ
ットがある。即ち、本実施例においては高温にさらされ
る構造材料が全てフェライト系鋼によって構成される点
に従来の設計思想がそのまま使用できるのである。尚、
２段目の動翼及び静翼の蒸気入口温度は約６１０℃とな
るので、これらには実施例１の初段に用いた材料を用い
ることが好ましい。
気タービン及び中圧蒸気タービンの蒸気温度を実施例１
の６２５℃に代えて６４９℃としたものであり、構造及
び大きさを実施例１とほぼ同じ設計で得られるものであ
る。ここで実施例１と変わるものはこの温度に直接接す
る高圧，中圧蒸気タービンのロータシャフト，初段動翼
及び初段静翼と内部ケーシングである。内部ケーシング
を除くこれらの材料としては前述の表７に示す材料のう
ちＢ量を０.０１〜０.０３％及びＣｏ量を５〜７％と高
め、更に内部ケーシング材としては実施例１のＷ量を２
〜３％に高め、Ｃｏを３％と加えることにより、要求さ
れる強度が満足し、従来の設計が使用できる大きなメリ
ットがある。即ち、本実施例においては高温にさらされ
る構造材料が全てフェライト系鋼によって構成される点
に従来の設計思想がそのまま使用できるのである。尚、
２段目の動翼及び静翼の蒸気入口温度は約６１０℃とな
るので、これらには実施例１の初段に用いた材料を用い
ることが好ましい。
【０１５７】更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施
例１の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃となるが、
そのロータシャフト自身は実施例１の材料が十分に高強
度を有するので、同じくスーパークリーン材が用いられ
る。
例１の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃となるが、
そのロータシャフト自身は実施例１の材料が十分に高強
度を有するので、同じくスーパークリーン材が用いられ
る。
【０１５８】更に、本実施例におけるクロスコンパンド
型に対し、全部を直結したタンデム型で３６００rpm の
回転数においても実施できるものである。
型に対し、全部を直結したタンデム型で３６００rpm の
回転数においても実施できるものである。
【０１５９】
【発明の効果】本発明によれば、６１０〜６６０℃でク
リープ破断強度及び室温靭性の高いマルテンサイト系耐
熱及び鋳鋼が得られるので、各温度での超々臨界圧ター
ビン用主要部材を全てフェライト系耐熱鋼で作製するこ
とができ、これまでの蒸気タービンの基本設計がそのま
ま使用でき、信頼性の高い火力発電プラントが得られ
る。
リープ破断強度及び室温靭性の高いマルテンサイト系耐
熱及び鋳鋼が得られるので、各温度での超々臨界圧ター
ビン用主要部材を全てフェライト系耐熱鋼で作製するこ
とができ、これまでの蒸気タービンの基本設計がそのま
ま使用でき、信頼性の高い火力発電プラントが得られ
る。
【０１６０】従来、このような温度ではオーステナイト
系合金とせざるを得なく、そのため製造性の観点から健
全な大形ロータを製造することができなかったが、本発
明フェライト系耐熱鍛鋼によれば健全な大形ロータの製
造が可能である。
系合金とせざるを得なく、そのため製造性の観点から健
全な大形ロータを製造することができなかったが、本発
明フェライト系耐熱鍛鋼によれば健全な大形ロータの製
造が可能である。
【０１６１】また、本発明の全フェライト系鋼製高温蒸
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
【図１】本発明に係るフェライト系鋼製高圧蒸気タービ
ンの断面構造図。
ンの断面構造図。
【図２】本発明に係るフェライト系鋼製中圧蒸気タービ
ンの断面構造図。
ンの断面構造図。
【図３】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。
【図４】本発明に係る石炭燃焼発電プラントの構成図。
【図５】本発明に係る高圧蒸気タービン用ロータシャフ
トの断面図。
トの断面図。
【図６】本発明に係る中圧蒸気タービン用ロータシャフ
トの断面図。
トの断面図。
【図７】ロータシャフト材のクリープ破断強度を示す線
図。
図。
【図８】クリープ破断時間とＣｏ量との関係を示す線
図。
図。
【図９】クリープ破断時間とＢ量との関係を示す線図。
【図１０】クリープ破断強度とＷ量との関係を示す線
図。
図。
【図１１】ケーシング材のクリープ破断強度を示す線
図。
図。
１…第１軸受、２…第２軸受、３…第３軸受、４…第４
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、５１…ボイラ、５２…高圧タービン、５
３…中圧タービン、５４，５５…低圧タービン、５６…
復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給水加熱器系
統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１…給水ポン
プ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭器、６５…
蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、６８…発電
機。
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、５１…ボイラ、５２…高圧タービン、５
３…中圧タービン、５４，５５…低圧タービン、５６…
復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給水加熱器系
統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１…給水ポン
プ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭器、６５…
蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、６８…発電
機。
フロントページの続き (72)発明者 清水 暢夫 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式 会社 日立製作所 日立工場内 (72)発明者 山田 範雄 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株式会社 日立製作所 日立研究所内 (72)発明者 栗山 光男 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株式会社 日立製作所 日立研究所内 (72)発明者 日高 貴志夫 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株式会社 日立製作所 日立研究所内 (72)発明者 中村 重義 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株式会社 日立製作所 日立研究所内 (72)発明者 福井 寛 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株式会社 日立製作所 日立研究所内 (72)発明者 藤田 利夫 東京都千代田区神田駿河台四丁目６番地 株式会社 日立製作所内 (56)参考文献 特開 昭62−248806（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−180044（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−217554（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−133365（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−85502（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−23749（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−45702（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−116360（ＪＰ，Ａ) 特開 平５−113106（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−371551（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−147948（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−290950（ＪＰ，Ａ) 実開 昭60−63004（ＪＰ，Ｕ) 実開 昭57−40603（ＪＰ，Ｕ) 特表 昭55−500876（ＪＰ，Ａ) 火力原子力発電 第411号 86〜108頁 （1990年12月号）社団法人 火力原子力 発電技術協会発行 機械工学便覧 応用編 Ｂ６ 動力プ ラント（昭和61年７月）52、53頁 (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) F01D 5/28 C22C 38/00 F01D 5/02 F01D 25/00
Claims (11)
- 【請求項１】ロータシャフトと、該ロータシャフトに植
設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静
翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有し、前記水
蒸気の前記動翼の初段への入口温度が６１０〜６６０℃
である高圧蒸気タービンであって、前記動翼の全段，静
翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含
有するマルテンサイト鋼からなり、前記動翼は初段を除
き片側に７段以上有し、初段が複流であり、前記ロータ
シャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上及び
前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６００
mm以上、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０〜９.０であり、隣り合
う各段の前記動翼の翼部長さの比は１.２ 以下で、該比
率が徐々に下流側で大きく、前記翼部長さは前記下流側
が上流側に比べて大きくなっており、前記ロータシャフ
トが重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％ 以
下，Ｍｎ０.０５〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ
０.０５〜１.０％，Ｖ0.05〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜
０.２０％，Ｎ０.０１〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.
５％ ，Ｗ１.０〜４.０％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.００
０５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦｅを有する高
強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする高圧蒸
気タービン。 - 【請求項２】ロータシャフトと、該ロータシャフトに植
設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静
翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有し、前記水
蒸気の前記動翼の初段への入口温度が６１０〜６６０℃
である高圧蒸気タービンであって、前記動翼の全段，静
翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含
有するマルテンサイト鋼からなり、前記動翼は初段を除
き片側に７段以上有し、初段が複流であり、前記ロータ
シャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上及び
前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６００
mm以上、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０〜９.０であり、翼部長
さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm
の範囲内であり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込
み部直径は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、
前記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ
大きく、前記翼部長さに対する比率が０.６〜１.０の範
囲内で前記上流側から下流側に従って小さくなってお
り、隣り合う各段の前記動翼の翼部長さの比は１.２ 以
下で、該比率が徐々に下流側で大きく、前記翼部長さは
前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、前記ロ
ータシャフトが重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％ 以下，Ｍｎ０.０５〜１.５％，Ｃｒ９.５〜
１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ0.05〜０.３５％，
Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.０６％，Ｍｏ
０.０５〜０.５％ ，Ｗ１.０〜４.０％，Ｃｏ２〜１０
％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦ
ｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴
とする高圧蒸気タービン。 - 【請求項３】前記ロータシャフトの前記静翼部に対応す
る部分の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ段階的
に小さく、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が0.
65〜１.８ の範囲で前記下流側になるに従って段階的に
前記比率が小さくなっている請求項１又は２に記載の高
圧蒸気タービン。 - 【請求項４】前記ロータシャフトは前記静翼に対応する
部分の直径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より
小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前
記水蒸気流の上流側が下流側に比較して２段階以上で段
階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前
との間の幅は前記動翼の２段目と３段目との間の幅の
０.７５〜０.９５倍であり、前記ロータシャフトの前記
動翼部植込部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流
側に比較して３段階以上で段階的に大きくなっており、
前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記２段目の軸方向の
幅に対して１〜２倍である請求項１〜３のいずれかに記
載の高圧蒸気タービン。 - 【請求項５】ロータシャフトと、該ロータシャフトに植
設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静
翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有し、前記水
蒸気の前記動翼の初段への入口温度が６１０〜６６０℃
である中圧蒸気タービンであって、前記動翼の全段，静
翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含
有するマルテンサイト鋼からなり、前記ロータシャフト
中心部に初段が植設された複流構造であり、前記ロータ
シャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上及び
前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６００
mm以上、前記（Ｌ／Ｄ）が８.２〜９.２であり、前記動
翼は左右対称に６段以上有する複流構造及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３００mmの
範囲内であり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み
部直径は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前
記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ大
きくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.４５
〜０.７５ で前記上流側から下流側に従って小さくなっ
ており、前記ロータシャフトが重量で、Ｃ０.０５〜０.
２０％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍｎ０.０５〜１.５％，
Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ0.05〜
０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.
０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％ ，Ｗ１.０〜４.０％，
Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含み、７
８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からな
ることを特徴とする中圧蒸気タービン。 - 【請求項６】ロータシャフトと、該ロータシャフトに植
設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静
翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有し、前記水
蒸気の前記動翼の初段への入口温度が６１０〜６６０℃
である中圧蒸気タービンであって、前記動翼の全段，静
翼の全段及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含
有するマルテンサイト鋼からなり、前記ロータシャフト
中心部に初段が植設された複流構造であり、前記ロータ
シャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上及び
前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６００
mm以上、前記（Ｌ／Ｄ）が８.２〜９.２であり、前記動
翼は左右対称に６段以上有する複流構造及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３００mmの
範囲内であり、隣り合う前記翼部長さは前記下流側が上
流側に比べて大きくなっており、その比は１.３ 以下で
徐々に前記下流側で大きくなっており、前記ロータシャ
フトが重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％
以下，Ｍｎ０.０５〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎ
ｉ０.０５〜１.０％，Ｖ0.05〜０.３５％，Ｎｂ０.０１
〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜
０.５％ ，Ｗ１.０〜４.０％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.
０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦｅを有す
る高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする中
圧蒸気タービン。 - 【請求項７】前記ロータシャフトの前記静翼部に対応す
る部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ小さくな
っており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が0.
45〜１.６０ の範囲で前記下流側になるに従って前記比
率が小さくなっている請求項５又は６に記載の中圧蒸気
タービン。 - 【請求項８】前記ロータシャフトは前記静翼に対応する
部分の直径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より
小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前
記水蒸気流の上流側が下流側に比較して大きくなってお
り、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼
の初段と２段目との間の幅の０.６〜０.８倍であり、前
記ロータシャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅は前記
水蒸気流の下流側が上流側に比較して大きくなってお
り、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸方向
の幅に対して０.８〜２ 倍である請求項５〜７のいずれ
かに記載の中圧蒸気タービン。 - 【請求項９】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
ビンを備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記
高圧タービンは請求項１〜４のいずれかに記載の高圧蒸
気タービンよりなり、前記中圧タービンは請求項５〜８
のいずれかに記載の中圧蒸気タービンよりなることを特
徴とする蒸気タービン発電プラント。 - 【請求項１０】高圧タービン，中圧タービン及び２台の
低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおい
て、前記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼への
水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧タービン
は初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃であ
り、前記高圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設
部及び前記初段動翼のメタル温度が前記高圧タービンの
初段動翼への水蒸気入口温度より４０℃以上下まわらな
いようにし、前記中圧タービンのロータシャフトの初段
動翼植設部及び初段動翼のメタル温度が前記中圧タービ
ンの初段動翼への水蒸気入口温度より７５℃以上下まわ
らないようにし、前記高圧タービンは請求項１〜４のい
ずれかに記載の高圧蒸気タービンよりなり、前記中圧タ
ービンは請求項５〜８のいずれかに記載の中圧蒸気ター
ビンよりなることを特徴とする蒸気タービン発電プラン
ト。 - 【請求項１１】石炭燃焼ボイラと、該ボイラによって得
られた水蒸気によって駆動する蒸気タービンと、該蒸気
タービンによって駆動する単機又は２台で１０００ＭＷ
以上の発電出力を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発
電プラントにおいて、前記蒸気タービンは高圧タービン
と中圧タービンと、２台の低圧タービンとを有し、前記
高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼への水蒸気入
口温度が６１０〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段
動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４５０℃であり、前
記ボイラの過熱器によって前記高圧タービンの初段動翼
への水蒸気入口温度より高い温度に加熱した水蒸気を前
記高圧タービンの初段動翼に流入し、前記高圧タービン
を出た水蒸気を前記ボイラの再熱器によって前記中圧タ
ービンの初段動翼への水蒸気入口温度より高い温度に加
熱して前記中圧タービンの初段動翼に流入し、前記中圧
タービンより出た水蒸気を前記ボイラの節炭器によって
前記低圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より高
い温度に加熱して前記低圧タービンの初段動翼に流入さ
せ、前記高圧タービンは請求項１〜４のいずれかに記載
の高圧蒸気タービンよりなり、前記中圧タービンは請求
項５〜８のいずれかに記載の中圧蒸気タービンよりなる
ことを特徴とする石炭燃焼火力発電プラント。
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|---|---|---|---|
| JP02396294A JP3315800B2 (ja) | 1994-02-22 | 1994-02-22 | 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン |
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