JP3800630B2 - 蒸気タービン発電プラント及び低圧蒸気タービンの最終段動翼とその製造法 - Google Patents
蒸気タービン発電プラント及び低圧蒸気タービンの最終段動翼とその製造法 Download PDFInfo
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、低圧蒸気タービンの最終段階翼として新規な１２％Ｃｒ系鋼を用いた蒸気タービン発電プラント及び低圧蒸気タービンの最終段動翼とその製造法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
現在、蒸気タービン用動翼には１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エネルギーの観点からガスタービンの熱効率の向上が、省スペースの観点から機器のコンパクト化が望まれている。
【０００３】
熱効率の向上及び機器のコンパクト化には蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのために低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にある。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳しくなり、これまでの１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼では強度不足で、より強度の高い材料が必要である。長翼材の強度としては、機械的特性の基本である、引張強さが要求される。また、破壊に対する安全性確保の観点から、高強度で高靭性が要求される。
【０００４】
引張強さが従来の１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料として、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られているが、熱間加工性、切削性及び振動減衰特性が劣るので、翼材としては望ましくない。
【０００５】
ガスタービン用ディスク材として特許文献１及び特許文献２が知られている。また、従来の蒸気タービンは蒸気温度最大５６６℃、蒸気圧力２４６ａｔｇであった。
【０００６】
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。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料として特許文献３が知られている。
【０００７】
本発明は、近年の低圧蒸気タービン翼の長大化に対処するためになされたもので、特許文献４及び特許文献５には蒸気タービン用動翼材については全く開示されていない。
【０００８】
また、特開平７−２３３７０４号に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高中圧一体型蒸気タービン及び低圧蒸気タービンにおける最終段動翼として１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼に関する記載はない。
【０００９】
【特許文献１】
特開昭６３−１７１８５６号公報
【特許文献２】
特開平４−１２０２４６号公報
【特許文献３】
特開平７−２３３７０４号公報
【特許文献４】
特開昭６３−１７１８５６号公報
【特許文献５】
特開平４−１２０２４６号公報
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の目的は、蒸気温度６００〜６６０℃の高温化を可能にし、低圧蒸気タービンの最終段動翼として高強度フェライト系耐熱鋼を用いた高熱効率を有する蒸気タービン発電プラント及び低圧蒸気タービンの最終段動翼とその製造法を提供するにある。
【００１１】
【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及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結され、又は高中圧一体型タービンと１台又はタンデムに２台の低圧タービンとが連結され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又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が６００〜６６０℃（好ましくは６００〜６２０℃、６２０〜６３０℃、６３０〜６４０℃）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℃温度が３５０〜４００℃の範囲に対し、前記高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧タービンの前記水蒸気入℃温度にさらされるロータシャフト又はロータシャフト、動翼、静翼及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構成され、かつ前記低圧タービンの最終段動翼は、重量で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ 2 以上及び翼部長さが３６インチ以上であり、その〔翼長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上であ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。
【００１２】
さらに、本発明に係る高中圧タービンは、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６００〜６６０℃及び圧力が２５０ｋｇｆ／ｃｍ2以上（好ましくは２４６〜３１６ｋｇｆ／ｃｍ2）又は１７０〜２００ｋｇｆ／ｃｍ2である蒸気タービンであって、前記ロータシャフト又はロータシャフトと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１０ｋｇｆ／ｍｍ2以上（好ましくは１７ｋｇｆ／ｍｍ2以上）であるＣｒ９．５〜１３重量％（好ましくは１０．５〜１１．５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１０ｋｇｆ／ｍｍ2以上（好ましくは１０．５ｋｇｆ／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り、高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入℃温度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送るものである。
【００１３】
高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧一体型タービンにおいて、前記ロータシャフト又は前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０．０５〜０．２０％、Ｓｉ０．１５％以下、Ｍｎ０．０５〜１．５％以下、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、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６２０〜６４０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、又はＣ０．１〜０．２５％、Ｓｉ０．６％以下、Ｍｎ１．５％以下、Ｃｒ８．５〜１３％、Ｎｉ０．０５〜１．０％、Ｖ０．０５〜０．５％、Ｗ０．１０〜０．６５％、Ａｌ０．１％以下を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６００〜６２０℃未満に対応するのが好ましい。前記内部ケーシングは重量でＣ０．０６〜０．１６％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｎｉ０．２〜１．０％、Ｃｒ８〜１２％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．１５％、Ｎ０．０１〜０．８％、Ｍｏ１％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のが好ましい。
【００１４】
本発明に係る高圧タービンにおいて、前記動翼は９段以上、好ましくは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５１００〜６５００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０ｍｍ以上（好ましくは６８０〜７４ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が６．８〜９．９（好ましくは７．９〜８．７）であるＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００１５】
本発明に係る中圧蒸気タービンにおいて、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（好ましくは５１００〜６５００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６３０ｍｍ以上（好ましくは６５０〜７１０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７．０〜９．２（好ましくは７．８〜８．３）であるＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００１６】
本発明に係る高圧タービンと中圧タービンとを別々に有する低圧タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６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６５００ｍｍ以上（好ましくは６６００〜７１００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が７５０ｍｍ以上（好ましくは７６０〜９００ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７．８〜１０．２（好ましくは８．０〜８．６）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（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする。
【００１７】
さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに２台の低圧タービンとが連結し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又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が６００〜６６０℃、前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が３５０〜４００℃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℃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℃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り、前記低圧タービンの最終段動翼が翼部長さが３６インチ以上、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５，０００以上である前述の高強度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。
【００１８】
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中圧タービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結され、又は高中圧一体型タービンと１台又はタンデムに２台の低圧タービンとが連結し、前記高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が６００〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が３５０〜４００℃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℃温度より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℃温度より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好ましくは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℃温度より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るとともに、前記低圧タービンの最終段動翼が翼部長さが３６インチ以上、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上である前述の高強度マルテンサイト鋼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。
【００１９】
さらに、本発明に係る高圧タービンと中圧タービンとを有し、又は高中圧一体タービンを有する前述の低圧タービンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入℃温度が３５０〜４００℃（好ましくは３６０〜３８０℃）であり、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．０５％以下、Ｍｎ０．１％以下、Ｎｉ３．２５〜４．２５％、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のが好ましい。
【００２０】
前述の高圧タービンにおいて、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２５〜１８０ｍｍ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０．２〜１．６（好ましくは０．３０〜１．３０、より好ましくは０．６５〜０．９５）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が好ましい。
【００２１】
更に、上述の高圧タービンにおいて、本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９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２５〜１８０ｍｍ有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は２．３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いることが好ましい。
【００２２】
更に、上述の高圧タービンにおいて、本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９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２５〜１８０ｍｍ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４．５以下の範囲で前記下流側になる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。
【００２３】
前述の中圧タービンにおいて、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６０〜３００ｍｍ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２〜６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０．３５〜０．８０（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のが好ましい。
【００２４】
更に、本発明は前述の中圧タービンにおいて、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６０〜３００ｍｍ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のが好ましい。
【００２５】
更に、本発明は前述の中圧タービンにおいて、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６０〜３００ｍｍ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０．８０〜２．５０（好ましくは１．０〜２．０）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のが好ましい。
【００２６】
本発明は前述の高圧タービン及び中圧タービンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６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８０〜１３００ｍｍ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好ましくは３段階以上（より好ましくは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０．２〜０．７（好ましくは０．３〜０．５５）で前記上流側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【００２７】
更に、本発明は前述の高圧タービンと中圧タービンを別々に有する場合の低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各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に従って８０〜１３００ｍｍ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１．２〜１．８（好ましくは１．４〜１．６）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のが好ましい。
【００２８】
更に、本発明は前述の低圧タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以上、好ましくは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８０〜１３００ｍｍ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好ましくは３段階以上（より好ましくは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特に０．５〜０．９）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のが好ましい。
【００２９】
前述の高圧タービンにおいて、前記動翼は７段以上、好ましくは９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み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０．８２〜０．８８）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み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）であるのが好ましい。
【００３０】
前述の中圧タービンにおいて、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み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好ましくは２段階以上（より好ましくは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０．５〜０．９倍（好ましくは０．６５〜０．７５倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み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好ましくは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１．２〜１．５倍）であるのが好ましい。
【００３１】
前述の低圧タービンにおいて、前記動翼は左右対称に８段以上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み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好ましくは３段階以上（より好ましくは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１．５〜３．０倍（好ましくは２．０〜２．７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み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好ましくは３段階以上（より好ましくは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５〜８倍（好ましくは６．２〜７．０倍）であるのが好ましい。
【００３２】
以上の高圧、中圧又は高中圧一体型タービン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も同様の構造とできるものである。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。
【００３３】
本発明の高中圧一体型タービンは、高圧側前記動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側前記動翼は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６０００ｍｍ以上（好ましくは６１００〜７０００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０ｍｍ以上（好ましくは６２０〜７６０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８．０〜１１．３（好ましくは９．０〜１０．０）であるＣｒ９〜１３重量％を含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。
【００３４】
本発明の高中圧一体型タービンに対する低圧タービンは以下の要件を有する。低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各５段以上、好ましくは６段以上を有し、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６５００ｍｍ以上（好ましくは６６００〜７５００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が７５０ｍｍ以上（好ましくは７６０〜９００ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７．２〜１０．０（好ましくは８．０〜９．０）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、最終段動翼は翼部長さが３６インチ以上、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、００0以上である高強度マルテンサイト鋼からなる。
【００３５】
前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径（Ｄ）が７５０〜１３００ｍｍ、軸受中心間距離（Ｌ）が前記Ｄの５．０〜９．５倍であり、重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．０５％以下、Ｍｎ０．１％以下、Ｎｉ３．０〜４．５％、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。
【００３６】
前記動翼は左右対称に各５段以上好ましくは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に従って８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、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付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って段階的に小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０．２５〜０．８０である。
【００３７】
前記動翼は左右対称に各５段以上好ましくは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に従って８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、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の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくなっている。
【００３８】
前記動翼は左右対称に各５段以上好ましくは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に従って大きくなり、８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きくなっている。
【００３９】
本発明における高中圧一体型蒸気タービンは以下の構成を有する。
【００４０】
高圧側の前記動翼は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４０〜２００ｍｍ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付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的に大きく、前記翼部長さに対する比率が０．２０〜１．６０、好ましくは０．２５〜１．３０で前記上流側から下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０ｍｍ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、前記植込み部付根部の軸方向の幅は最終段を除き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０．３５〜０．８０、好ましくは０．４０〜０．７５で前記上流側から下流側に従って小さくなっている。
【００４１】
高圧側の前記動翼は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２５〜２００ｍｍ有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は１．０５〜１．３５で、前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きくなっており、中圧部前記動翼は５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０ｍｍ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１．１０〜１．３０で徐々に前記下流側で大きくなっていることが好ましい。
【００４２】
高圧側の前記動翼は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み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側に従って２段以上、好ましくは３段階以上で段階的に大きくなっており、中圧側の前記動翼は５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み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部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好ましくは４段階以上で段階的に異なっており、前記動翼の初段は２段より、最終段が他の段より大きく、初段及び２段目は末広がりになっている。
【００４３】
本発明は、重量比で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％以下、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ 2 以上、好ましくは１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ 2 以上であり、更に、翼部長さが３６インチ以上及びその〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼にある。
【００４４】
この低圧蒸気タービンの最終段動翼は、高速回転による高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻しマルテンサイト組織でなければならない。
【００４５】
本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト相を実質的に含まないようにすることが必要である。
【００４６】
また均質で高強度の低圧蒸気タービンの最終段動翼材を得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００℃〜１１００℃で好ましくは０．５〜３時間加熱保持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、５５０℃〜５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する１次焼戻しと５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上の焼戻し熱処理が施される。
【００４７】
本発明は、低圧タービン最終段翼部長さ９１４ｍｍ（３６″）以上、好ましくは９６５ｍｍ（３８″）以上にした３６００ｒｐｍ蒸気タービン及び低圧タービン最終段翼長を１０９２ｍｍ（４３″）以上、好ましくは１１６８ｍｍ（４６″）以上にした３０００ｒｐｍ蒸気タービンにし、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値を１２５、０００以上、好ましくは１３８００0以上としたものである。
【００４８】
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、次式の各元素の含有量を重量％として計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
【００４９】
Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１．５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２．５Ｔａ
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。
（１）本発明における低圧タービンの最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ鋼の成分範囲限定理由について説明する。
【００５０】
Ｃは高い引張強さを得るために最低０．０８％必要である。あまりＣを多くすると、靭性を低下させるので０．２０％以下にしなければならない。特に、０．１０〜０．１８％が好ましい。より、０．１２〜０．１６％が好ましい。
【００５１】
Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫酸・脱酸剤で鋼の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果がある。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加は、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成の原因になるので、０．２５％以下にしなければならない。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶解法などによればＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。特に、０．１０％以下、より０．０５％以下が好ましい。
【００５２】
多量のＭｎは靭性を低下させるので、０．９％以下にすべきである。特に、Ｍｎは脱酸剤として有効なので、靭性向上の点から０．４％以下、より０．２％以下が好ましい。
【００５３】
Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、１３％以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。８％より少ないと耐食性と引張強さが不十分なので、Ｃｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１０．５〜１２．５％が、より１１〜１２％好ましい。
【００５４】
Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果が不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因になるので１．５〜３．０％に限定される。特に、１．８〜２．７％、より２．０〜２．５％が好ましい。なお、Ｗ及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
【００５５】
Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０．０５％、Ｎｂ０．０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０．３５％、Ｎｂ０．２％以上ではδフェライト生成の原因となる。特にＶは０．１５〜０．３０％、より０．２５〜０．３０％、Ｎｂは０．０４〜０．１５％、より０．０６〜０．１２％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加することができる。
【００５６】
Ｎｉは低温靭性を高めと共に、δフェライト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下では不十分で、３％を越えると添加で効果が飽和する。特に、２．３〜２．９％が好ましい。より好ましくは２．４〜２．８％である。
【００５７】
Ｎは引張強さの向上及びδフェライトの生成防止に効果があるが０．０２％未満ではその効果が十分でなく、０．１％を越えると靭性を低下させる。特に、０．０４〜０．０８、より０．０６〜０．０８％の範囲で優れた特性が得られる。
【００５８】
Ｓｉ、Ｐ及びＳの低減は、引張強さを損なわず、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましい。低温靭性向上の点からＳｉ０．１％以下、Ｐ０．０１５％以下、Ｓ０．０１５％以下が好ましい。特に、Ｓｉ０．０５％以下、Ｐ０．０１０％以下、Ｓ０．０１０％以下が望ましい。Ｓｂ、Ｓｎ及びＡｓの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０．００１５％以下、Ｓｎ０．０１％以下、及びＡｓ０．０２％以下に限定した。特に、Ｓｂ０．００１％、Ｓｎ０．００５％及びＡｓ０．０１％以下が望ましい。さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０．１１以下にするのが好ましい。
【００５９】
本発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態するに十分な温度、最低１０００℃、最高１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織とするものが好ましい。
（２）本発明における６２０〜６４０℃蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータ、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。
【００６０】
Ｃは焼入れ性を確保し、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。
【００６１】
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。
【００６２】
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。
【００６３】
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、０．０５％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。
【００６４】
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。
【００６５】
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。
【００６６】
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％、６４０℃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。
【００６７】
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。
【００６８】
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０．２０％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０．０２〜０．１５％が、より０．０４〜０．１０％が好ましい。
【００６９】
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。
【００７０】
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０．０１％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。
【００７１】
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。
【００７２】
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。
【００７３】
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％、Ｎ０．０１〜０．０６％、Ｍｏ０．０５〜０．５％、Ｗ２〜３．５％、Ｃｏ２〜４．５％、Ｂ０．００１〜０．０３０％、７７％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ものが好ましい。
【００７４】
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％、Ｗ２〜３．５％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。
【００７５】
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。
【００７６】
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、前述の式で計算される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。
【００７７】
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。
【００７８】
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。
（３）本発明における６００〜６２０℃未満の蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型ロータシャフトを構成する組成は以下のものが好ましい。
【００７９】
Ｃは高い引張強さを得るために０．０５％以上必要な元素であるが、その量が０．２５％を越えると、高温に長時間さらされた場合に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、０．０５〜０．２５％に限定される。特に、０．１〜０．２％が好ましい。
【００８０】
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Ｎｂ炭化物の阻大な析出が生じ、また、マトリックスのＣ濃度を低下させ、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欠点があるので０．１５％以下に抑える必要がある。また０．０２％未満のＮｂでは効果が不十分である。特に、０．０７〜０．１２％が好ましい。
【００８１】
Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェライトの生成防止に効果があるが、０．０２５％未満ではその効果が充分でなく０．１％を越えると著しく靭性を低下させる。特に、０．０４〜０．０７％が好ましい。
【００８２】
Ｃｒは高温強度を改善するが、１３％を越えるとδフェライトを生成させる原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する耐食性が不十分となる。特に、１０〜１１．５％が好ましい。
【００８３】
Ｖはクリープ破断強度を高める効果があるが、０．０２％未満ではその効果が不十分で、０．５％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、０．１〜０．３％が好ましい。
【００８４】
Ｍｏは固溶強化及び析出硬化作用によってクリープ強度を改善するが、０．５％未満ではその効果が少なく、２％を越えるとδフェライトを生成し、靭性及びクリープ破断強度を低下させる。特に、０．７５〜１．５％が好ましい。
【００８５】
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、１．５％を越えると添加はクリープ破断強度を低下させてしまうので好ましくない。特に、０．４〜１％が好ましい。
【００８６】
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、１．５％を越える多量添加はクリープ破断強度を低下させる。特に、０．５〜１％が好ましい。
【００８７】
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、δフェライト析出防止及び靭性改善に効果があるので、０．６％以下に抑える必要がある。添加する場合に、特に、０．２５％が好ましい。
【００８８】
Ｗは微量で顕著に高温強度を高める。０．１％未満では効果が少なく、また０．６５％を越えると急激に強度を低下させる。Ｗは０．１〜０．６５％以下とすべきである。一方、Ｗは０．５％を越えると著しく靭性を低めるので、靭性が要求される部材では０．５％未満とするのが好ましい。特に、０．２〜０．４５％が好ましい。
【００８９】
Ａｌは脱酸剤として有効な元素で、０．０２％以下添加する。０．０２％を越えるＡｌ量は高温強度を低める。
（４）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好ましくは３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。
【００９０】
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。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるスリーブの焼ばめ、はめ込みとする構造とすることもできる。溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げるのに３層以上が好ましく、１０層以上溶接してもそれ以上の効果は得られない。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少なくとも５層の肉盛溶接層が好ましい。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、Ｃ０．０１〜０．１％、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。
（５）本発明の高圧タービン、中圧タービン及び高中圧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℃管、再熱入℃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℃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。
【００９１】
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℃、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。
【００９２】
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、前述の式で計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
【００９３】
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１ｋｇｆ−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２ｋｇｆ−ｍ以上であることが好ましい。
【００９４】
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。
【００９５】
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０．０２〜０．０６％が好ましい。
【００９６】
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。
【００９７】
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。
【００９８】
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。
【００９９】
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。
【０１００】
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。
【０１０１】
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。
【０１０２】
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％、６６０℃では３．１〜３．５％が好ましい。
【０１０３】
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。
【０１０４】
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。
【０１０５】
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。
【０１０６】
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、前述の式で計算される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。
【０１０７】
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、大型ケーシングの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。
【０１０８】
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１０5ｈ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％、６５０℃に対しては５．５〜６．５％、６６０℃に対しては７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でもよい。
【０１０９】
欠陥の少ないケーシングを作製するには、鋳塊重量５０トン前後と大型になるので、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。
【０１１０】
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できず、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℃、１０5ｈ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。
【０１１１】
Ｏは０．０１５％を越えると高温強度及び靭性値を低下させるので、０．０１５％以下が好ましく、特に０．０１０％以下が好ましい。
【０１１２】
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。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。
（６）その他
【０１１３】
（イ）低圧タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．２％以下、Ｎｉ３．２〜４．０％、Ｃｒ１．２５〜２．２５％、Ｍｏ０．１〜０．６％、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、Ｍｎ０．１％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。
【０１１４】
（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。
【０１１５】
（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％、Ｍｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【０１１６】
（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％、Ｍｏ０．３〜１．０％、Ｗ１．０〜３．０％、Ｖ０．１〜０．３％、Ｎｂ０．０３〜０．１％、Ｎ０．０３〜０．０８％、Ｂ０．０００５〜０．００３％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼が好ましい。
【０１１７】
（ホ）低圧タービンの最終段動翼として１２％Ｃｒ鋼のほかＴｉ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合金が用いられる。特に、４３インチにおいてはＡｌ５．５〜６．５％、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。
【０１１８】
（ヘ）高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービン用外部ケーシングにはＣ０．１０〜０．２０％、Ｓｉ０．０５〜０．６％、Ｍｎ０．１〜１．０％、Ｎｉ０．１〜０．５％、Ｃｒ１〜２．５％、Ｍｏ０．５〜１．５％、Ｖ０．１〜０．３５％を含み、好ましくはＡｌ０．０２５％以下、Ｂ０．０００５〜０．００４％及びＴｉ０．０５〜０．２％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。特に、Ｃ０．１０〜０．１８％、Ｓｉ０．２０〜０．６０％、Ｍｎ０．２０〜０．５０％、Ｎｉ０．１〜０．５％、Ｃｒ１．０〜１．５％、Ｍｏ０．９〜１．２％、Ｖ０．２〜０．３％、Ａｌ０．００１〜０．００５％、Ｔｉ０．０４５〜０．１０％及びＢ０．０００５〜０．００２０％を含む鋳鋼が好ましい。より好ましくはＴｉ／Ａｌ比が０．５〜１０である。
【０１１９】
（ト）蒸気温度６２５〜６５０℃における高圧、中圧、高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段ブレードとして重量で、Ｃ０．０３〜０．２０％（好ましくは０．０３〜０．１５％）、Ｃｒ１２〜２０％、Ｍｏ９〜２０％（好ましくは１２〜２０％）、Ｃｏ１２％以下（好ましくは５〜１２％）、Ａｌ０．５〜１．５％、Ｔｉ１〜３％、Ｆｅ５％以下、Ｓｉ０．３％以下、Ｍｎ０．２％以下、Ｂ０．００３〜０．０１５％の他、Ｍｇ０．１％以下、希土類元素０．５％以下、Ｚｒ０．５％以下の一種以上を含むＮｉ基合金が用いられる。以下については０％も含む。鍛造後、溶体化処理され、７００〜８７０℃で時効処理される。
【発明の実施の形態】
【０１２０】
以下、本発明の実施の形態を具体的な実施例によって説明する。
【０１２１】
【実施例１】
表１は低圧蒸気タービン用最終段動翼材に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示すものである。各試料はそれぞれ１５０ｋｇ真空アーク溶解し、〜１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料Ｎｏ．１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。Ｎｏ．２は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。試料Ｎｏ．３〜Ｎｏ．６は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼戻し）。第１表において、Ｎｏ．３、４及び５は本発明材、Ｎｏ．６は比較材及びＮｏ．１及び２は、現用の長翼材である。
【０１２２】
表２はこれら試料の室温の機械的性質を示す。本発明材（Ｎｏ．３〜５）は、蒸気タービン用長翼材として要求される引張強さ(１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上又は１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ2以上)及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値２．５ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上）を十分満足することが確認された。これに対し、比較材のＮｏ．１及び６は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値とで示される値が低い。比較材試番２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎｏ．５は、衝撃値が３．８ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2と若干低く、４３″以上に対しては４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上の要求に若干不足である。
【０１２３】
【表１】
【０１２４】
【表２】
図１は（Ｎｉ−Ｍｏ）量と引張強さとの関係を示す線図である。本実施例においてはＮｉとＭｏ量とは同等の含有量で含有させることによって低温における強度と靭性とをともに高めるものであり、両者の含有量の差が大きくなるに従って強度が低下する傾向を示す。Ｎｉ量がＭｏ量より０．６％以上少なくなると急激に強度が低下し、逆に１．０％以上多くなることによっても急激に強度が低下する。従って、（Ｎｉ−Ｍｏ）量が−０．６〜１．０％が高い強度を示す。
【０１２５】
図２は（Ｎｉ−Ｍｏ）量と衝撃値との関係を示す線図である。図に示す如く、（Ｎｉ−Ｍｏ）量は−０．５％付近で衝撃値が低下するがその前後では高い値を示す。
【０１２６】
図４〜図６は、試料Ｎｏ．３の引張強さ及び衝撃値に及ぼす熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し温度）の影響を示す線図である。焼入れ温度は９７５〜１１２５℃、１次焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５６０〜５９０℃である。図に示すように、長翼材として要求される特性（引張強さ≧１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ2、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値≧４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2）を、満足することが確認された。尚、図３及び図５の２次焼戻し温度は、５７５℃であり、図４及び図６の焼入れ温度は１０５０℃である。
【０１２７】
図７は引張強さと衝撃値との関係を示す線図である。本実施例における１２％Ｃｒ鋼は前述の如く引張強さ１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上及び緩衝値４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上を有するものが好ましいが、衝撃値（ｙ）が〔−０．４５×（引張強さ）＋６１．５〕によって求められる値以上とするものが特に好ましいものである。本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎｂ量が０．１８〜０．３５％で、（Ｎｂ／Ｎ）比が０．４５〜１．００、（Ｎｂ／Ｎ）比が０．８〜３．０が好ましい。
【０１２８】
【実施例２】
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６００〜６４９℃の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３に示す。
【０１２９】
【表３】
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１６ｍ、１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ、火炉奥行き１８ｍとなる。
【０１３０】
表４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、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３０００ｒ／ｍｉｎ、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々同じく３０００ｒ／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℃、２５０ｋｇｆ／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、４５〜６５ｋｇｆ／ｃｍ2の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下、７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１３１】
【表４】
図８は表４のタービン構成のＡにおける高圧及び中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℃を構成するフランジ、エルボ２５より主蒸気入℃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５．８ｍ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７１０ｍｍであり、直径に対する長さの比は約８．２である。
【０１３２】
ロータシャフト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０．７１倍の大きさである。
【０１３３】
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。
【０１３４】
本実施例においては後述する表５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６５〜１８０ｍｍ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。
【０１３５】
中圧タービンは高圧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タービンと共に発電機を回転させるもので、３０００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と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が設けられる。中圧動翼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５．８ｍであり、初段翼長さ約１００ｍｍ、最終段翼長さ約２３０ｍｍである。初段、２段の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９．２倍である。
【０１３６】
本実施例の中圧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。
【０１３７】
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の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０．７５倍と小さくなる。
【０１３８】
本実施例においては後述する表５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６０〜３００ｍｍ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。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０．３５〜０．８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。
【０１３９】
図９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、ほぼ同じ構造を有している。各々の最終段動翼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。最終段動翼４１の動部長さは４３インチあり、表１のＮｏ．７の１２％Ｃｒ鋼が使用され、図１０示すダブルティノン、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。低圧ロータシャフト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４５での中心間距離は７５００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１２８０ｍｍ、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。
【０１４０】
図１０は１０９２ｍｍ（４３″）長翼の斜視図である。５１は、高速蒸気が突き当たる翼部、５２はロータシャフトへの翼植え込み部、５３は翼の遠心力を支えるためのピンを挿入する穴、５４は蒸気中の水滴によるエロージョンを防止するためのエロージョンシールド（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合）、５７はカバーである。本実施例においては全体一定の鍛造後に切削加工によって形成されたものである。尚、カバー５７は機械的に一体に形成することもできる。
【０１４１】
４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は実施例１に示した条件で行った。表１のＮｏ．７はこの長翼材の化学組成（重量％）を示す。この長翼の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。
【０１４２】
表１のＮｏ．７には室温引張及び２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性質は、要求される特性、引張強さ１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ2以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上を有し、十分満足することが確認された。
【０１４３】
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６．８倍と大きくなっている。
【０１４４】
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部から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と２段の間に対して約２．５倍大きくなっている。
【０１４５】
本実施例における動翼は６段であり、その翼部長さは初段の約３″から４３″の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８０〜１１００ｍｍ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１．２〜１．８倍の割合で長くなっている。
【０１４６】
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。
【０１４７】
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。
【０１４８】
本実施例の他、高圧タービン及び中圧タービンへの蒸気入℃温度６１０℃、２基の低圧蒸気タービンへの蒸気入℃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。
【０１４９】
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、高圧タービン、中圧タービン、低圧タービン２台、復水器、復水ポンプ、低圧給水加熱器系統、脱気器、昇圧ポンプ、給水ポンプ、高圧給水加熱器系統などより構成されている。すなわち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統、脱気器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポンプ、給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【０１５０】
ここで、ボイラにおいて給水は節炭器、蒸発器、過熱器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を出た後、空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ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。
【０１５１】
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、必然的にボイラ内の節炭器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。
【０１５２】
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１基又は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ウ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％、Ｖ０．０５〜０．２０％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９３ｋｇｆ／ｍｍ2以上、特に１００ｋｇｆ／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。
【０１５３】
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９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、目視検査及び蛍光探傷によって欠陥の有無が検査される。また、外表面から超音波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。
【０１５４】
表５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、高圧部及び中圧部の高温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係数約１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなかった。
【０１５５】
高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、第５表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１０５０ｍｍ、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。
【０１５６】
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。
【０１５７】
高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく第５表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。
【０１５８】
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５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、ＪＩＳ 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。
【０１５９】
【表５】
表６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。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(６２５℃、１０5ｈ強度≧１０ｋｇｆ／ｍｍ2、２０℃衝撃吸収エネルギー≧１．５ｋｇｆ−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。
【０１６０】
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。
【０１６１】
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≧１ｋｇｆ−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。
【０１６２】
【表６】
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。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７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。溶接条件は溶接電流１７０Ａ、電圧２４Ｖ、速度２６ｃｍ／ｍｉｎである。
【０１６３】
【表７】
肉盛溶接を上述の供試母材表面に表８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。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。
【０１６４】
【表８】
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。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。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１基又は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及び第４表のタービン構成Ｂにおいても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を同様に組合せて構成できるものである。
【０１６５】
【実施例３】
表９は蒸気温度６００℃、６００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例は、タンデムコンパウンドダブルフロー型、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−体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００ｒ／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６００℃、２５０ｋｇｆ／ｃｍ2の圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６００℃に再熱器によって加熱され、４５〜６５ｋｇｆ／ｃｍ2の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下、７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１６６】
【表９】
図１１は高圧中圧一体型タービンの断面構成図及び図１２はそのロータシャフトの断面図である。高圧側蒸気タービンは内部車室１８とその外側の外部車室１９内に高圧側の高圧動翼１６を植設した高中圧車軸（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℃を構成するフランジ、エルボ２５より主蒸気入℃２８を通り、ノズルボックス３８より初段の動翼に導かれる。動翼は図中左側の高圧側に８段及び（図中右側約半分の）中圧側に６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。動翼は鞍型又はゲタ型、ダブティル型式、ダブルティノン、高圧側初段翼長約４０ｍｍ、中圧側初段翼長が１００ｍｍである。軸受４５の長さは約６．７ｍ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７４０ｍｍであり、直径に対する長さの比は約9.0である。高圧側ロータシャフトの初段と最終段の動翼植込み付根部分の幅は初段が最も広く、２段目〜７段目がそれより小さく、初段の０．４０〜０．５６倍でいずれも同等の大きさであり、最終段が初段と２〜７段目の大きさの間にあり、初段の０．４６〜０．６２倍の大きさである。
【０１６７】
高圧側においてはブレード及びノズルを後述する表５に示す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５０〜１５０ｍｍの範囲内であり、段数は７〜１２段の範囲内にあり、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１．０５〜１．３５倍の範囲内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。
【０１６８】
中圧側蒸気タービンは高圧側蒸気タービンより排出された蒸気を再度６００℃に再熱器によって加熱された蒸気によって高圧側蒸気タービンと共に発電機を回転させるもので、３０００ＲＰＭの回転数によって回転される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に内部車室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。中圧動翼１７は６段である。初段翼長さ約１３０ｍｍ、最終段翼長さ約２６０ｍｍである。ダブティルは逆クリ型である。静翼に対応するロータシャフトの直径は約７４０ｍｍである。
【０１６９】
中圧蒸気タービンのロータシャフトは動翼植込み付根部の軸方向幅が初段が最も大きく、２段目がそれより小さく、３〜５段目が２段目より小さくいずれも同じで、最終段の幅は３〜５段目と２段目の間の大きさで、初段の０．４８〜０．６４倍である。初段は２段目の１．１〜１．５倍である。
【０１７０】
中圧側においてはブレード及びノズルを後述する第５表に示す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、段数が６〜９段の範囲内にあり、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１．１０〜１．２５の割合で長くなっている。
【０１７１】
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と位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さに対する比率は初段が最も大きく、１．３５〜１．８０倍、２段目が０．８８〜１．１８倍、３〜６段目が最終段になるに従って小さくなっており、０．４０〜０．６５倍である。
【０１７２】
図１３は低圧タービンの断面図及び図１４はそのロータシャフトの断面図である。低圧タービンは１基で高中圧にタンデムに結合される。最終段動翼４１は左右に６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。最終段動翼４１の翼部長さは４３インチあり、表１に示す１２％Ｃｒ鋼が使用される。低圧ロータシャフト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。最終段とその前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４５での中心間距離は７０００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約８００ｍｍ、動翼植込み部での直径は各段同じである。静翼部に対応するロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約８．８である。
【０１７３】
低圧タービンは動翼植込み付根部の軸方向の幅が初段が最も小さく、下流側に従って２、３段が同等、４段、５段が同等で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６．２〜７．０倍と大きくなっている。２、３段は初段の１．１５〜１．４０倍、４、５段が２、３段の２．２〜２．６倍、最終段が４、５段の２．８〜３．２倍となっている。付根部の幅は末広がりの延長線とロータシャフトの直径とを結ぶ点で示す。
【０１７４】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４３″の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１００〜１２７０ｍｍの範囲内で、最大で８段、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１．２〜１．９倍の範囲内で長くなっている。
【０１７５】
動翼の植込み付根部は静翼に対応する部分に比較して直径が大きく末広がりになっており、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の前までが０．３０〜１．５であり、その比率は初段から最終段の前になるに従って徐々に小さくなっており、後段の比率はその１つ手前のものより０．１５〜０．４０の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段は０．５０〜０．６５の比率である。
【０１７６】
本実施例における最終段動翼は実施例２と同じである。図１０は本実施例におけるエロージョンシールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によって接合した状態を示す断面と斜視図である。図に示すようにエロージョンシールド５４は表と裏側との２個所で溶接される。
【０１７７】
本実施例の他、高中圧蒸気タービンの蒸気入℃温度６１０℃以上、低圧蒸気タービンへの蒸気入℃温度約４００℃及び出℃温度が約６０℃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。
【０１７８】
本実施例における高温高圧蒸気タービン発電プラントは主としてボイラ、高中圧タービン、低圧タービン、復水器、復水ポンプ、低圧給水加熱器系統、脱気器、昇圧ポンプ、給水ポンプ、高圧給水加熱器系統などより構成される。すなわち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧側タービンに入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中圧側タービンへ入り動力を発生させる。この高中圧タービン排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統、脱気器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポンプ、給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【０１７９】
ここで、ボイラにおいて給水は節炭器、蒸発器、過熱器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を出た後、空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ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。
【０１８０】
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、必然的にボイラ内の節炭器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。
【０１８１】
尚、本実施例では高中圧一体型タービン及び１基の低圧タービンを１台の発電機タンデムに連結し発電するタンデムコンパウンドダブルフロー型発電プラントに構成したものである。別の実施例として、表９のタービン構成（Ｄ）とし、２台の低圧タービンをタンデムに連結し、出力１０５０ＭＷ級の発電においても本実施例と同様に構成できるものである。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％、Ｖ０．０５〜０．２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織を有し、室温引張り強さ９３ｋｇｆ／ｍｍ2以上、特に１００ｋｇｆ／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。
【０１８２】
前述の表５は本実施例の高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、高圧側及び中圧側とを一体にした高温部後述の実施例４のＮｏ．９のマルテンサイト鋼を使用した他は表５のものを用い、全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係数１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなかった。
【０１８３】
高中圧部のロータシャフトは、表１０のＮｏ．１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１４５０ｍｍ、長さ５０００ｍｍ）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１２に示す形状に切削加工によって得たものである。他の各部の材料及び製造条件は実施例２と同様である。更に、軸受ジャーナル部４５への肉盛溶接も同様に行った。
【０１８４】
【実施例４】
本実施例は、実施例２及び３における高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンに用いられるロータシャフトに係るものである。
【０１８５】
表１０に示す組成の合金を真空溶解によって、１０ｋｇのインゴットに鋳造し、３０ｍｍ角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時間保持後、中心部での冷却速度１００℃／ｈ冷却の焼入れ、５７０℃×２０時間の１次焼戻しと６９０℃×２０時間の２次焼戻し及びブレードにおいては１１００℃×１時間の焼入れ、７５０℃×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。
【０１８６】
表１０のＮｏ．１〜Ｎｏ．６の本発明合金は、６２０℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもので、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Ｃｏ量が多い程クリープ破断時間が向上するが、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。Ｂは０．０３％以下が優れた強度を示す。６２０〜６３０℃ではＢ量を０．００１〜０．０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６０℃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が得られる。
【０１８７】
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、Ｎ量の多いものに比べて強度が高いことが明らかとなった。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。
【０１８８】
表１０に示すように、ロータ材は本実施例のＮｏ．２の合金に相当し、高い強度が得られる。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Ｍｎ量を０．０３〜０．２０％とするのが好ましい。
【０１８９】
【表１０】
同じく、表１１は６００℃級に適したロータシャフト用材料の化学組成（重量％）である。熱処理は、１１００℃×２ｈ→１００℃／ｈで冷却後、５６５℃×１５ｈ→２０℃／ｈで冷却、６６５℃×４５ｈ→２０℃／ｈで冷却した。熱処理はいずれも回転軸を中心に回転しながら行った。
【０１９０】
表１２はロータシャフト材の機械的特性を示すものである。衝撃値はＶノッチシャルピー値、ＦＡＴＴは５０％破面遷移温度である。
【０１９１】
【表１１】
【０１９２】
【表１２】
クリープ破断強度を見ると本発明材の６００℃、１０5ｈクリープ破断強度は１１ｋｇｆ／ｍｍ2で、高効率タービン材として必要な強度（１０ｋｇｆ／ｍｍ2）以上及び靭性も１ｋｇｆ−ｍ以上の高い値を示している。
【０１９３】
Ｎｏ．２はＡｌが０．０１５％を越えたものであるが、１０5時間クリープ破断強度が１１ｋｇｆ／ｍｍ2以下と強度が若干低下する。Ｗが１．０％程度多くなるとδフェライトが析出し、強度と靭性がともに低く、発明の目的が達成されないことも確認された。Ｗは０．１〜１．６５％で高い強度が得られる。
【０１９４】
ＦＡＴＴに及ぼすＷの影響はＷは０．１〜０．６５％の範囲でＦＡＴＴが低く、高い靭性を有するが、それ以下及び以上でも靭性が低下する。特に０．２〜０．５％で低いＦＡＴＴが得られる。
【０１９５】
本実施例のマルテンサイト鋼は６００℃付近の高温クリープ破断強度は著しく高く、超高温高圧蒸気タービン用ロータシャフトとして要求される強度を十分満足し、好適である。また、６００℃付近での高効率タービン用ブレードとしても好適である。
【０１９６】
【実施例５】
表１３は実施例２及び３における本発明の高圧、中圧及び高中圧タービン用内部ケーシング材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は大型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４４０ｍｍの砂型に鋳込み、鋳塊を作製した。試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処理後、大型蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して焼準（１０５０℃×８ｈ→空冷）、焼戻し（７１０℃×７ｈ→空冷、７１０℃×７ｈ→空冷の２回）の熱処理を行った。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。
【０１９７】
【表１３】
表１４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℃、１０5ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。適量のＢ、Ｍｏ及びＷを添加した本発明材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≧１ｋｇｆ−ｍ）を十分満足する。特に、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．１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、Ｍｏ０．１１％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。
【０１９８】
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０．２５〜０．７５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１０ｋｇｆ／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。
【０１９９】
【表１４】
Ｗ量は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８．０ｋｇｆ／ｍｍ2以上の値が得られる。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。
【０２００】
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３に記載の高中圧部の内部ケーシングを得た。このケーシングを１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍熱処理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理、７３０℃×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≧１ｋｇｆ−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。
【０２０１】
【実施例６】
本実施例においては、実施例２及び３における高圧蒸気タービン及び中圧タービン又は高中圧タービンの蒸気温度を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２又は３とほぼ同じ設計で得られるものである。ここで実施例２と変わるものはこの温度に直接接する高圧、中圧又は高中圧一体型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第７表に示す材料のうち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２のＷ量を２〜３％に高め、Ｃｏを３％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℃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。
【０２０２】
更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施例２又は３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２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。
【０２０３】
更に、本実施例におけるクロスコンパウンド型に対し、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。
【０２０４】
【発明の効果】
本発明によれば、蒸気温度として６００〜６６０℃の高温化を可能にし、低圧タービンの最終段動翼として高強度を有する高Ｃｒマルテンサイト鋼を用いた蒸気タービン翼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ことができ、又、ロータシャフト及び内部ケーシングとしての高温化を可能にし、又、６００〜６６０℃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鋼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。
【０２０５】
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型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型ロータの製造が可能である。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。
【図面の簡単な説明】
【図１】引張強さとＮｉ−Ｍｏ（％）との関係を示す線図である。
【図２】衝撃値とＮｉ−Ｍｏ（％）との関係を示す線図である。
【図３】引張強さと焼入れ温度との関係を示す線図である。
【図４】引張強さと焼戻し温度との関係を示す線図である。
【図５】衝撃値と焼入れ温度との関係を示す線図である。
【図６】衝撃値と焼戻し温度との関係を示す線図である。
【図７】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。
【図８】本発明に係る高圧、中圧蒸気タービンの断面図である。
【図９】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図である。
【図１０】本発明に係るタービン動翼の斜斜図である。
【図１１】本発明に係る高中圧タービンの断面図である。
【図１２】本発明に係る高中圧タービン用ロータシャフトの断面図である。
【図１３】本発明に係る低圧タービンの断面図である。
【図１４】本発明に係る低圧タービン用ロータシャフトの断面図である。
【図１５】本発明のタービン動翼の先端部斜視図である。
【符号の説明】
１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２１…中圧内部車室、２２…中圧外部車室、２３…高圧ロータシャフト、２５…エルボ、３８、４４…ノズルボックス、４１…最終段動翼、４２…静翼、４３…低圧ロータシャフト、４５…軸受、５１…翼部、５２…翼植込み部、５３…穴、５４…エロージョンシールド、５７…カバー。
【発明の属する技術分野】
本発明は、低圧蒸気タービンの最終段階翼として新規な１２％Ｃｒ系鋼を用いた蒸気タービン発電プラント及び低圧蒸気タービンの最終段動翼とその製造法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
現在、蒸気タービン用動翼には１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エネルギーの観点からガスタービンの熱効率の向上が、省スペースの観点から機器のコンパクト化が望まれている。
【０００３】
熱効率の向上及び機器のコンパクト化には蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのために低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にある。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳しくなり、これまでの１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼では強度不足で、より強度の高い材料が必要である。長翼材の強度としては、機械的特性の基本である、引張強さが要求される。また、破壊に対する安全性確保の観点から、高強度で高靭性が要求される。
【０００４】
引張強さが従来の１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料として、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られているが、熱間加工性、切削性及び振動減衰特性が劣るので、翼材としては望ましくない。
【０００５】
ガスタービン用ディスク材として特許文献１及び特許文献２が知られている。また、従来の蒸気タービンは蒸気温度最大５６６℃、蒸気圧力２４６ａｔｇであった。
【０００６】
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。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料として特許文献３が知られている。
【０００７】
本発明は、近年の低圧蒸気タービン翼の長大化に対処するためになされたもので、特許文献４及び特許文献５には蒸気タービン用動翼材については全く開示されていない。
【０００８】
また、特開平７−２３３７０４号に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高中圧一体型蒸気タービン及び低圧蒸気タービンにおける最終段動翼として１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼に関する記載はない。
【０００９】
【特許文献１】
特開昭６３−１７１８５６号公報
【特許文献２】
特開平４−１２０２４６号公報
【特許文献３】
特開平７−２３３７０４号公報
【特許文献４】
特開昭６３−１７１８５６号公報
【特許文献５】
特開平４−１２０２４６号公報
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の目的は、蒸気温度６００〜６６０℃の高温化を可能にし、低圧蒸気タービンの最終段動翼として高強度フェライト系耐熱鋼を用いた高熱効率を有する蒸気タービン発電プラント及び低圧蒸気タービンの最終段動翼とその製造法を提供するにある。
【００１１】
【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及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結され、又は高中圧一体型タービンと１台又はタンデムに２台の低圧タービンとが連結され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又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が６００〜６６０℃（好ましくは６００〜６２０℃、６２０〜６３０℃、６３０〜６４０℃）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℃温度が３５０〜４００℃の範囲に対し、前記高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧タービンの前記水蒸気入℃温度にさらされるロータシャフト又はロータシャフト、動翼、静翼及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構成され、かつ前記低圧タービンの最終段動翼は、重量で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ 2 以上及び翼部長さが３６インチ以上であり、その〔翼長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上であ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。
【００１２】
さらに、本発明に係る高中圧タービンは、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６００〜６６０℃及び圧力が２５０ｋｇｆ／ｃｍ2以上（好ましくは２４６〜３１６ｋｇｆ／ｃｍ2）又は１７０〜２００ｋｇｆ／ｃｍ2である蒸気タービンであって、前記ロータシャフト又はロータシャフトと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１０ｋｇｆ／ｍｍ2以上（好ましくは１７ｋｇｆ／ｍｍ2以上）であるＣｒ９．５〜１３重量％（好ましくは１０．５〜１１．５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１０ｋｇｆ／ｍｍ2以上（好ましくは１０．５ｋｇｆ／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り、高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入℃温度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送るものである。
【００１３】
高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧一体型タービンにおいて、前記ロータシャフト又は前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ０．０５〜０．２０％、Ｓｉ０．１５％以下、Ｍｎ０．０５〜１．５％以下、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、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６２０〜６４０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、又はＣ０．１〜０．２５％、Ｓｉ０．６％以下、Ｍｎ１．５％以下、Ｃｒ８．５〜１３％、Ｎｉ０．０５〜１．０％、Ｖ０．０５〜０．５％、Ｗ０．１０〜０．６５％、Ａｌ０．１％以下を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、６００〜６２０℃未満に対応するのが好ましい。前記内部ケーシングは重量でＣ０．０６〜０．１６％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｎｉ０．２〜１．０％、Ｃｒ８〜１２％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．１５％、Ｎ０．０１〜０．８％、Ｍｏ１％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のが好ましい。
【００１４】
本発明に係る高圧タービンにおいて、前記動翼は９段以上、好ましくは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５１００〜６５００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０ｍｍ以上（好ましくは６８０〜７４ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が６．８〜９．９（好ましくは７．９〜８．７）であるＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００１５】
本発明に係る中圧蒸気タービンにおいて、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（好ましくは５１００〜６５００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６３０ｍｍ以上（好ましくは６５０〜７１０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７．０〜９．２（好ましくは７．８〜８．３）であるＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【００１６】
本発明に係る高圧タービンと中圧タービンとを別々に有する低圧タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６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６５００ｍｍ以上（好ましくは６６００〜７１００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が７５０ｍｍ以上（好ましくは７６０〜９００ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７．８〜１０．２（好ましくは８．０〜８．６）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（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする。
【００１７】
さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに２台の低圧タービンとが連結し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又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が６００〜６６０℃、前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が３５０〜４００℃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℃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℃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り、前記低圧タービンの最終段動翼が翼部長さが３６インチ以上、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５，０００以上である前述の高強度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。
【００１８】
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中圧タービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結され、又は高中圧一体型タービンと１台又はタンデムに２台の低圧タービンとが連結し、前記高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が６００〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が３５０〜４００℃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℃温度より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℃温度より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好ましくは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℃温度より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るとともに、前記低圧タービンの最終段動翼が翼部長さが３６インチ以上、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上である前述の高強度マルテンサイト鋼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。
【００１９】
さらに、本発明に係る高圧タービンと中圧タービンとを有し、又は高中圧一体タービンを有する前述の低圧タービンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入℃温度が３５０〜４００℃（好ましくは３６０〜３８０℃）であり、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．０５％以下、Ｍｎ０．１％以下、Ｎｉ３．２５〜４．２５％、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のが好ましい。
【００２０】
前述の高圧タービンにおいて、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２５〜１８０ｍｍ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０．２〜１．６（好ましくは０．３０〜１．３０、より好ましくは０．６５〜０．９５）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が好ましい。
【００２１】
更に、上述の高圧タービンにおいて、本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９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２５〜１８０ｍｍ有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は２．３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いることが好ましい。
【００２２】
更に、上述の高圧タービンにおいて、本発明は前記動翼は７段以上（好ましくは９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２５〜１８０ｍｍ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４．５以下の範囲で前記下流側になる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。
【００２３】
前述の中圧タービンにおいて、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６０〜３００ｍｍ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２〜６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０．３５〜０．８０（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のが好ましい。
【００２４】
更に、本発明は前述の中圧タービンにおいて、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６０〜３００ｍｍ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のが好ましい。
【００２５】
更に、本発明は前述の中圧タービンにおいて、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６０〜３００ｍｍ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０．８０〜２．５０（好ましくは１．０〜２．０）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のが好ましい。
【００２６】
本発明は前述の高圧タービン及び中圧タービンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６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８０〜１３００ｍｍ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好ましくは３段階以上（より好ましくは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０．２〜０．７（好ましくは０．３〜０．５５）で前記上流側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【００２７】
更に、本発明は前述の高圧タービンと中圧タービンを別々に有する場合の低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各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に従って８０〜１３００ｍｍ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１．２〜１．８（好ましくは１．４〜１．６）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のが好ましい。
【００２８】
更に、本発明は前述の低圧タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以上、好ましくは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８０〜１３００ｍｍ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好ましくは３段階以上（より好ましくは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特に０．５〜０．９）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のが好ましい。
【００２９】
前述の高圧タービンにおいて、前記動翼は７段以上、好ましくは９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み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０．８２〜０．８８）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み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）であるのが好ましい。
【００３０】
前述の中圧タービンにおいて、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み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好ましくは２段階以上（より好ましくは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０．５〜０．９倍（好ましくは０．６５〜０．７５倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み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好ましくは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１．２〜１．５倍）であるのが好ましい。
【００３１】
前述の低圧タービンにおいて、前記動翼は左右対称に８段以上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み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好ましくは３段階以上（より好ましくは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１．５〜３．０倍（好ましくは２．０〜２．７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み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好ましくは３段階以上（より好ましくは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５〜８倍（好ましくは６．２〜７．０倍）であるのが好ましい。
【００３２】
以上の高圧、中圧又は高中圧一体型タービン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も同様の構造とできるものである。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。
【００３３】
本発明の高中圧一体型タービンは、高圧側前記動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側前記動翼は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６０００ｍｍ以上（好ましくは６１００〜７０００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０ｍｍ以上（好ましくは６２０〜７６０ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８．０〜１１．３（好ましくは９．０〜１０．０）であるＣｒ９〜１３重量％を含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。
【００３４】
本発明の高中圧一体型タービンに対する低圧タービンは以下の要件を有する。低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各５段以上、好ましくは６段以上を有し、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６５００ｍｍ以上（好ましくは６６００〜７５００ｍｍ）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が７５０ｍｍ以上（好ましくは７６０〜９００ｍｍ）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７．２〜１０．０（好ましくは８．０〜９．０）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、最終段動翼は翼部長さが３６インチ以上、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、００0以上である高強度マルテンサイト鋼からなる。
【００３５】
前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径（Ｄ）が７５０〜１３００ｍｍ、軸受中心間距離（Ｌ）が前記Ｄの５．０〜９．５倍であり、重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．０５％以下、Ｍｎ０．１％以下、Ｎｉ３．０〜４．５％、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。
【００３６】
前記動翼は左右対称に各５段以上好ましくは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に従って８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、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付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って段階的に小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０．２５〜０．８０である。
【００３７】
前記動翼は左右対称に各５段以上好ましくは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に従って８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、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の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくなっている。
【００３８】
前記動翼は左右対称に各５段以上好ましくは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に従って大きくなり、８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きくなっている。
【００３９】
本発明における高中圧一体型蒸気タービンは以下の構成を有する。
【００４０】
高圧側の前記動翼は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４０〜２００ｍｍ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付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的に大きく、前記翼部長さに対する比率が０．２０〜１．６０、好ましくは０．２５〜１．３０で前記上流側から下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０ｍｍ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、前記植込み部付根部の軸方向の幅は最終段を除き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０．３５〜０．８０、好ましくは０．４０〜０．７５で前記上流側から下流側に従って小さくなっている。
【００４１】
高圧側の前記動翼は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２５〜２００ｍｍ有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は１．０５〜１．３５で、前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きくなっており、中圧部前記動翼は５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０ｍｍ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１．１０〜１．３０で徐々に前記下流側で大きくなっていることが好ましい。
【００４２】
高圧側の前記動翼は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み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側に従って２段以上、好ましくは３段階以上で段階的に大きくなっており、中圧側の前記動翼は５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み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部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好ましくは４段階以上で段階的に異なっており、前記動翼の初段は２段より、最終段が他の段より大きく、初段及び２段目は末広がりになっている。
【００４３】
本発明は、重量比で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％以下、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ 2 以上、好ましくは１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ 2 以上であり、更に、翼部長さが３６インチ以上及びその〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼にある。
【００４４】
この低圧蒸気タービンの最終段動翼は、高速回転による高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻しマルテンサイト組織でなければならない。
【００４５】
本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト相を実質的に含まないようにすることが必要である。
【００４６】
また均質で高強度の低圧蒸気タービンの最終段動翼材を得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００℃〜１１００℃で好ましくは０．５〜３時間加熱保持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、５５０℃〜５７０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する１次焼戻しと５６０℃〜５９０℃で好ましくは１〜６時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回以上の焼戻し熱処理が施される。
【００４７】
本発明は、低圧タービン最終段翼部長さ９１４ｍｍ（３６″）以上、好ましくは９６５ｍｍ（３８″）以上にした３６００ｒｐｍ蒸気タービン及び低圧タービン最終段翼長を１０９２ｍｍ（４３″）以上、好ましくは１１６８ｍｍ（４６″）以上にした３０００ｒｐｍ蒸気タービンにし、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値を１２５、０００以上、好ましくは１３８００0以上としたものである。
【００４８】
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、次式の各元素の含有量を重量％として計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
【００４９】
Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１．５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２．５Ｔａ
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。
（１）本発明における低圧タービンの最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ鋼の成分範囲限定理由について説明する。
【００５０】
Ｃは高い引張強さを得るために最低０．０８％必要である。あまりＣを多くすると、靭性を低下させるので０．２０％以下にしなければならない。特に、０．１０〜０．１８％が好ましい。より、０．１２〜０．１６％が好ましい。
【００５１】
Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫酸・脱酸剤で鋼の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果がある。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加は、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成の原因になるので、０．２５％以下にしなければならない。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶解法などによればＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。特に、０．１０％以下、より０．０５％以下が好ましい。
【００５２】
多量のＭｎは靭性を低下させるので、０．９％以下にすべきである。特に、Ｍｎは脱酸剤として有効なので、靭性向上の点から０．４％以下、より０．２％以下が好ましい。
【００５３】
Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、１３％以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。８％より少ないと耐食性と引張強さが不十分なので、Ｃｒは８〜１３％に決定された。特に強度の点から１０．５〜１２．５％が、より１１〜１２％好ましい。
【００５４】
Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果が不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因になるので１．５〜３．０％に限定される。特に、１．８〜２．７％、より２．０〜２．５％が好ましい。なお、Ｗ及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
【００５５】
Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０．０５％、Ｎｂ０．０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０．３５％、Ｎｂ０．２％以上ではδフェライト生成の原因となる。特にＶは０．１５〜０．３０％、より０．２５〜０．３０％、Ｎｂは０．０４〜０．１５％、より０．０６〜０．１２％が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様に添加でき、複合添加することができる。
【００５６】
Ｎｉは低温靭性を高めと共に、δフェライト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下では不十分で、３％を越えると添加で効果が飽和する。特に、２．３〜２．９％が好ましい。より好ましくは２．４〜２．８％である。
【００５７】
Ｎは引張強さの向上及びδフェライトの生成防止に効果があるが０．０２％未満ではその効果が十分でなく、０．１％を越えると靭性を低下させる。特に、０．０４〜０．０８、より０．０６〜０．０８％の範囲で優れた特性が得られる。
【００５８】
Ｓｉ、Ｐ及びＳの低減は、引張強さを損なわず、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましい。低温靭性向上の点からＳｉ０．１％以下、Ｐ０．０１５％以下、Ｓ０．０１５％以下が好ましい。特に、Ｓｉ０．０５％以下、Ｐ０．０１０％以下、Ｓ０．０１０％以下が望ましい。Ｓｂ、Ｓｎ及びＡｓの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０．００１５％以下、Ｓｎ０．０１％以下、及びＡｓ０．０２％以下に限定した。特に、Ｓｂ０．００１％、Ｓｎ０．００５％及びＡｓ０．０１％以下が望ましい。さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比を０．１１以下にするのが好ましい。
【００５９】
本発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態するに十分な温度、最低１０００℃、最高１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織とするものが好ましい。
（２）本発明における６２０〜６４０℃蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータ、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。
【００６０】
Ｃは焼入れ性を確保し、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。
【００６１】
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。
【００６２】
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。
【００６３】
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、０．０５％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。
【００６４】
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。
【００６５】
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。
【００６６】
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％、６４０℃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。
【００６７】
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。
【００６８】
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０．２０％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０．０２〜０．１５％が、より０．０４〜０．１０％が好ましい。
【００６９】
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。
【００７０】
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０．０１％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。
【００７１】
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。
【００７２】
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。
【００７３】
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％、Ｎ０．０１〜０．０６％、Ｍｏ０．０５〜０．５％、Ｗ２〜３．５％、Ｃｏ２〜４．５％、Ｂ０．００１〜０．０３０％、７７％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ものが好ましい。
【００７４】
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％、Ｗ２〜３．５％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。
【００７５】
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。
【００７６】
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、前述の式で計算される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。
【００７７】
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。
【００７８】
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。
（３）本発明における６００〜６２０℃未満の蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型ロータシャフトを構成する組成は以下のものが好ましい。
【００７９】
Ｃは高い引張強さを得るために０．０５％以上必要な元素であるが、その量が０．２５％を越えると、高温に長時間さらされた場合に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、０．０５〜０．２５％に限定される。特に、０．１〜０．２％が好ましい。
【００８０】
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Ｎｂ炭化物の阻大な析出が生じ、また、マトリックスのＣ濃度を低下させ、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欠点があるので０．１５％以下に抑える必要がある。また０．０２％未満のＮｂでは効果が不十分である。特に、０．０７〜０．１２％が好ましい。
【００８１】
Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェライトの生成防止に効果があるが、０．０２５％未満ではその効果が充分でなく０．１％を越えると著しく靭性を低下させる。特に、０．０４〜０．０７％が好ましい。
【００８２】
Ｃｒは高温強度を改善するが、１３％を越えるとδフェライトを生成させる原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する耐食性が不十分となる。特に、１０〜１１．５％が好ましい。
【００８３】
Ｖはクリープ破断強度を高める効果があるが、０．０２％未満ではその効果が不十分で、０．５％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、０．１〜０．３％が好ましい。
【００８４】
Ｍｏは固溶強化及び析出硬化作用によってクリープ強度を改善するが、０．５％未満ではその効果が少なく、２％を越えるとδフェライトを生成し、靭性及びクリープ破断強度を低下させる。特に、０．７５〜１．５％が好ましい。
【００８５】
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、１．５％を越えると添加はクリープ破断強度を低下させてしまうので好ましくない。特に、０．４〜１％が好ましい。
【００８６】
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、１．５％を越える多量添加はクリープ破断強度を低下させる。特に、０．５〜１％が好ましい。
【００８７】
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、δフェライト析出防止及び靭性改善に効果があるので、０．６％以下に抑える必要がある。添加する場合に、特に、０．２５％が好ましい。
【００８８】
Ｗは微量で顕著に高温強度を高める。０．１％未満では効果が少なく、また０．６５％を越えると急激に強度を低下させる。Ｗは０．１〜０．６５％以下とすべきである。一方、Ｗは０．５％を越えると著しく靭性を低めるので、靭性が要求される部材では０．５％未満とするのが好ましい。特に、０．２〜０．４５％が好ましい。
【００８９】
Ａｌは脱酸剤として有効な元素で、０．０２％以下添加する。０．０２％を越えるＡｌ量は高温強度を低める。
（４）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好ましくは３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。
【００９０】
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。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるスリーブの焼ばめ、はめ込みとする構造とすることもできる。溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げるのに３層以上が好ましく、１０層以上溶接してもそれ以上の効果は得られない。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少なくとも５層の肉盛溶接層が好ましい。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、Ｃ０．０１〜０．１％、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。
（５）本発明の高圧タービン、中圧タービン及び高中圧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℃管、再熱入℃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℃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。
【００９１】
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℃、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。
【００９２】
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、前述の式で計算されるＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。
【００９３】
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１ｋｇｆ−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２ｋｇｆ−ｍ以上であることが好ましい。
【００９４】
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。
【００９５】
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０．０２〜０．０６％が好ましい。
【００９６】
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。
【００９７】
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。
【００９８】
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。
【００９９】
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。
【０１００】
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。
【０１０１】
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。
【０１０２】
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％、６６０℃では３．１〜３．５％が好ましい。
【０１０３】
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。
【０１０４】
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。
【０１０５】
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。
【０１０６】
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、前述の式で計算される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。
【０１０７】
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、大型ケーシングの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。
【０１０８】
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１０5ｈ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％、６５０℃に対しては５．５〜６．５％、６６０℃に対しては７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でもよい。
【０１０９】
欠陥の少ないケーシングを作製するには、鋳塊重量５０トン前後と大型になるので、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。
【０１１０】
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できず、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℃、１０5ｈ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。
【０１１１】
Ｏは０．０１５％を越えると高温強度及び靭性値を低下させるので、０．０１５％以下が好ましく、特に０．０１０％以下が好ましい。
【０１１２】
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。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。
（６）その他
【０１１３】
（イ）低圧タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．２％以下、Ｎｉ３．２〜４．０％、Ｃｒ１．２５〜２．２５％、Ｍｏ０．１〜０．６％、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、Ｍｎ０．１％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。
【０１１４】
（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。
【０１１５】
（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％、Ｍｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【０１１６】
（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％、Ｍｏ０．３〜１．０％、Ｗ１．０〜３．０％、Ｖ０．１〜０．３％、Ｎｂ０．０３〜０．１％、Ｎ０．０３〜０．０８％、Ｂ０．０００５〜０．００３％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼が好ましい。
【０１１７】
（ホ）低圧タービンの最終段動翼として１２％Ｃｒ鋼のほかＴｉ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合金が用いられる。特に、４３インチにおいてはＡｌ５．５〜６．５％、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。
【０１１８】
（ヘ）高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービン用外部ケーシングにはＣ０．１０〜０．２０％、Ｓｉ０．０５〜０．６％、Ｍｎ０．１〜１．０％、Ｎｉ０．１〜０．５％、Ｃｒ１〜２．５％、Ｍｏ０．５〜１．５％、Ｖ０．１〜０．３５％を含み、好ましくはＡｌ０．０２５％以下、Ｂ０．０００５〜０．００４％及びＴｉ０．０５〜０．２％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。特に、Ｃ０．１０〜０．１８％、Ｓｉ０．２０〜０．６０％、Ｍｎ０．２０〜０．５０％、Ｎｉ０．１〜０．５％、Ｃｒ１．０〜１．５％、Ｍｏ０．９〜１．２％、Ｖ０．２〜０．３％、Ａｌ０．００１〜０．００５％、Ｔｉ０．０４５〜０．１０％及びＢ０．０００５〜０．００２０％を含む鋳鋼が好ましい。より好ましくはＴｉ／Ａｌ比が０．５〜１０である。
【０１１９】
（ト）蒸気温度６２５〜６５０℃における高圧、中圧、高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段ブレードとして重量で、Ｃ０．０３〜０．２０％（好ましくは０．０３〜０．１５％）、Ｃｒ１２〜２０％、Ｍｏ９〜２０％（好ましくは１２〜２０％）、Ｃｏ１２％以下（好ましくは５〜１２％）、Ａｌ０．５〜１．５％、Ｔｉ１〜３％、Ｆｅ５％以下、Ｓｉ０．３％以下、Ｍｎ０．２％以下、Ｂ０．００３〜０．０１５％の他、Ｍｇ０．１％以下、希土類元素０．５％以下、Ｚｒ０．５％以下の一種以上を含むＮｉ基合金が用いられる。以下については０％も含む。鍛造後、溶体化処理され、７００〜８７０℃で時効処理される。
【発明の実施の形態】
【０１２０】
以下、本発明の実施の形態を具体的な実施例によって説明する。
【０１２１】
【実施例１】
表１は低圧蒸気タービン用最終段動翼材に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示すものである。各試料はそれぞれ１５０ｋｇ真空アーク溶解し、〜１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料Ｎｏ．１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。Ｎｏ．２は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。試料Ｎｏ．３〜Ｎｏ．６は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に５８０℃に加熱し２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼戻し）。第１表において、Ｎｏ．３、４及び５は本発明材、Ｎｏ．６は比較材及びＮｏ．１及び２は、現用の長翼材である。
【０１２２】
表２はこれら試料の室温の機械的性質を示す。本発明材（Ｎｏ．３〜５）は、蒸気タービン用長翼材として要求される引張強さ(１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上又は１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ2以上)及び低温靭性（２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値２．５ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上）を十分満足することが確認された。これに対し、比較材のＮｏ．１及び６は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値とで示される値が低い。比較材試番２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎｏ．５は、衝撃値が３．８ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2と若干低く、４３″以上に対しては４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上の要求に若干不足である。
【０１２３】
【表１】
【表２】
【０１２５】
図２は（Ｎｉ−Ｍｏ）量と衝撃値との関係を示す線図である。図に示す如く、（Ｎｉ−Ｍｏ）量は−０．５％付近で衝撃値が低下するがその前後では高い値を示す。
【０１２６】
図４〜図６は、試料Ｎｏ．３の引張強さ及び衝撃値に及ぼす熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し温度）の影響を示す線図である。焼入れ温度は９７５〜１１２５℃、１次焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５６０〜５９０℃である。図に示すように、長翼材として要求される特性（引張強さ≧１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ2、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値≧４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2）を、満足することが確認された。尚、図３及び図５の２次焼戻し温度は、５７５℃であり、図４及び図６の焼入れ温度は１０５０℃である。
【０１２７】
図７は引張強さと衝撃値との関係を示す線図である。本実施例における１２％Ｃｒ鋼は前述の如く引張強さ１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上及び緩衝値４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上を有するものが好ましいが、衝撃値（ｙ）が〔−０．４５×（引張強さ）＋６１．５〕によって求められる値以上とするものが特に好ましいものである。本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎｂ量が０．１８〜０．３５％で、（Ｎｂ／Ｎ）比が０．４５〜１．００、（Ｎｂ／Ｎ）比が０．８〜３．０が好ましい。
【０１２８】
【実施例２】
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６００〜６４９℃の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３に示す。
【０１２９】
【表３】
【０１３０】
表４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、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３０００ｒ／ｍｉｎ、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々同じく３０００ｒ／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℃、２５０ｋｇｆ／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、４５〜６５ｋｇｆ／ｃｍ2の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下、７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１３１】
【表４】
【０１３２】
ロータシャフト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０．７１倍の大きさである。
【０１３３】
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。
【０１３４】
本実施例においては後述する表５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６５〜１８０ｍｍ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。
【０１３５】
中圧タービンは高圧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タービンと共に発電機を回転させるもので、３０００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と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が設けられる。中圧動翼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５．８ｍであり、初段翼長さ約１００ｍｍ、最終段翼長さ約２３０ｍｍである。初段、２段の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９．２倍である。
【０１３６】
本実施例の中圧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。
【０１３７】
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の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０．７５倍と小さくなる。
【０１３８】
本実施例においては後述する表５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６０〜３００ｍｍ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。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０．３５〜０．８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。
【０１３９】
図９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、ほぼ同じ構造を有している。各々の最終段動翼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。最終段動翼４１の動部長さは４３インチあり、表１のＮｏ．７の１２％Ｃｒ鋼が使用され、図１０示すダブルティノン、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。低圧ロータシャフト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４５での中心間距離は７５００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１２８０ｍｍ、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。
【０１４０】
図１０は１０９２ｍｍ（４３″）長翼の斜視図である。５１は、高速蒸気が突き当たる翼部、５２はロータシャフトへの翼植え込み部、５３は翼の遠心力を支えるためのピンを挿入する穴、５４は蒸気中の水滴によるエロージョンを防止するためのエロージョンシールド（Ｃｏ基合金のステライト板を溶接で接合）、５７はカバーである。本実施例においては全体一定の鍛造後に切削加工によって形成されたものである。尚、カバー５７は機械的に一体に形成することもできる。
【０１４１】
４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は実施例１に示した条件で行った。表１のＮｏ．７はこの長翼材の化学組成（重量％）を示す。この長翼の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。
【０１４２】
表１のＮｏ．７には室温引張及び２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性質は、要求される特性、引張強さ１２８．５ｋｇｆ／ｍｍ2以上、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ2以上を有し、十分満足することが確認された。
【０１４３】
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６．８倍と大きくなっている。
【０１４４】
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部から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と２段の間に対して約２．５倍大きくなっている。
【０１４５】
本実施例における動翼は６段であり、その翼部長さは初段の約３″から４３″の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８０〜１１００ｍｍ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１．２〜１．８倍の割合で長くなっている。
【０１４６】
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。
【０１４７】
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。
【０１４８】
本実施例の他、高圧タービン及び中圧タービンへの蒸気入℃温度６１０℃、２基の低圧蒸気タービンへの蒸気入℃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。
【０１４９】
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、高圧タービン、中圧タービン、低圧タービン２台、復水器、復水ポンプ、低圧給水加熱器系統、脱気器、昇圧ポンプ、給水ポンプ、高圧給水加熱器系統などより構成されている。すなわち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統、脱気器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポンプ、給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【０１５０】
ここで、ボイラにおいて給水は節炭器、蒸発器、過熱器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を出た後、空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ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。
【０１５１】
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、必然的にボイラ内の節炭器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。
【０１５２】
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１基又は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ウ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％、Ｖ０．０５〜０．２０％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９３ｋｇｆ／ｍｍ2以上、特に１００ｋｇｆ／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。
【０１５３】
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９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、目視検査及び蛍光探傷によって欠陥の有無が検査される。また、外表面から超音波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。
【０１５４】
表５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、高圧部及び中圧部の高温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係数約１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなかった。
【０１５５】
高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、第５表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１０５０ｍｍ、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。
【０１５６】
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。
【０１５７】
高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく第５表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。
【０１５８】
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５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、ＪＩＳ 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。
【０１５９】
【表５】
【０１６０】
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。
【０１６１】
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≧１ｋｇｆ−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。
【０１６２】
【表６】
【０１６３】
【表７】
【０１６４】
【表８】
【０１６５】
【実施例３】
表９は蒸気温度６００℃、６００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例は、タンデムコンパウンドダブルフロー型、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−体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００ｒ／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６００℃、２５０ｋｇｆ／ｃｍ2の圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６００℃に再熱器によって加熱され、４５〜６５ｋｇｆ／ｃｍ2の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下、７２２ｍｍＨｇの真空で復水器に送られる。
【０１６６】
【表９】
【０１６７】
高圧側においてはブレード及びノズルを後述する表５に示す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５０〜１５０ｍｍの範囲内であり、段数は７〜１２段の範囲内にあり、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１．０５〜１．３５倍の範囲内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。
【０１６８】
中圧側蒸気タービンは高圧側蒸気タービンより排出された蒸気を再度６００℃に再熱器によって加熱された蒸気によって高圧側蒸気タービンと共に発電機を回転させるもので、３０００ＲＰＭの回転数によって回転される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に内部車室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。中圧動翼１７は６段である。初段翼長さ約１３０ｍｍ、最終段翼長さ約２６０ｍｍである。ダブティルは逆クリ型である。静翼に対応するロータシャフトの直径は約７４０ｍｍである。
【０１６９】
中圧蒸気タービンのロータシャフトは動翼植込み付根部の軸方向幅が初段が最も大きく、２段目がそれより小さく、３〜５段目が２段目より小さくいずれも同じで、最終段の幅は３〜５段目と２段目の間の大きさで、初段の０．４８〜０．６４倍である。初段は２段目の１．１〜１．５倍である。
【０１７０】
中圧側においてはブレード及びノズルを後述する第５表に示す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、段数が６〜９段の範囲内にあり、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１．１０〜１．２５の割合で長くなっている。
【０１７１】
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と位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さに対する比率は初段が最も大きく、１．３５〜１．８０倍、２段目が０．８８〜１．１８倍、３〜６段目が最終段になるに従って小さくなっており、０．４０〜０．６５倍である。
【０１７２】
図１３は低圧タービンの断面図及び図１４はそのロータシャフトの断面図である。低圧タービンは１基で高中圧にタンデムに結合される。最終段動翼４１は左右に６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。最終段動翼４１の翼部長さは４３インチあり、表１に示す１２％Ｃｒ鋼が使用される。低圧ロータシャフト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。最終段とその前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４５での中心間距離は７０００ｍｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約８００ｍｍ、動翼植込み部での直径は各段同じである。静翼部に対応するロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約８．８である。
【０１７３】
低圧タービンは動翼植込み付根部の軸方向の幅が初段が最も小さく、下流側に従って２、３段が同等、４段、５段が同等で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６．２〜７．０倍と大きくなっている。２、３段は初段の１．１５〜１．４０倍、４、５段が２、３段の２．２〜２．６倍、最終段が４、５段の２．８〜３．２倍となっている。付根部の幅は末広がりの延長線とロータシャフトの直径とを結ぶ点で示す。
【０１７４】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４３″の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１００〜１２７０ｍｍの範囲内で、最大で８段、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１．２〜１．９倍の範囲内で長くなっている。
【０１７５】
動翼の植込み付根部は静翼に対応する部分に比較して直径が大きく末広がりになっており、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の前までが０．３０〜１．５であり、その比率は初段から最終段の前になるに従って徐々に小さくなっており、後段の比率はその１つ手前のものより０．１５〜０．４０の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段は０．５０〜０．６５の比率である。
【０１７６】
本実施例における最終段動翼は実施例２と同じである。図１０は本実施例におけるエロージョンシールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によって接合した状態を示す断面と斜視図である。図に示すようにエロージョンシールド５４は表と裏側との２個所で溶接される。
【０１７７】
本実施例の他、高中圧蒸気タービンの蒸気入℃温度６１０℃以上、低圧蒸気タービンへの蒸気入℃温度約４００℃及び出℃温度が約６０℃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。
【０１７８】
本実施例における高温高圧蒸気タービン発電プラントは主としてボイラ、高中圧タービン、低圧タービン、復水器、復水ポンプ、低圧給水加熱器系統、脱気器、昇圧ポンプ、給水ポンプ、高圧給水加熱器系統などより構成される。すなわち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧側タービンに入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中圧側タービンへ入り動力を発生させる。この高中圧タービン排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統、脱気器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポンプ、給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【０１７９】
ここで、ボイラにおいて給水は節炭器、蒸発器、過熱器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を出た後、空気加熱器に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ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。
【０１８０】
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、必然的にボイラ内の節炭器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。
【０１８１】
尚、本実施例では高中圧一体型タービン及び１基の低圧タービンを１台の発電機タンデムに連結し発電するタンデムコンパウンドダブルフロー型発電プラントに構成したものである。別の実施例として、表９のタービン構成（Ｄ）とし、２台の低圧タービンをタンデムに連結し、出力１０５０ＭＷ級の発電においても本実施例と同様に構成できるものである。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％、Ｖ０．０５〜０．２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織を有し、室温引張り強さ９３ｋｇｆ／ｍｍ2以上、特に１００ｋｇｆ／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。
【０１８２】
前述の表５は本実施例の高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、高圧側及び中圧側とを一体にした高温部後述の実施例４のＮｏ．９のマルテンサイト鋼を使用した他は表５のものを用い、全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨張係数１２×１０-6／℃のものにしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全くなかった。
【０１８３】
高中圧部のロータシャフトは、表１０のＮｏ．１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１４５０ｍｍ、長さ５０００ｍｍ）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１２に示す形状に切削加工によって得たものである。他の各部の材料及び製造条件は実施例２と同様である。更に、軸受ジャーナル部４５への肉盛溶接も同様に行った。
【０１８４】
【実施例４】
本実施例は、実施例２及び３における高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンに用いられるロータシャフトに係るものである。
【０１８５】
表１０に示す組成の合金を真空溶解によって、１０ｋｇのインゴットに鋳造し、３０ｍｍ角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時間保持後、中心部での冷却速度１００℃／ｈ冷却の焼入れ、５７０℃×２０時間の１次焼戻しと６９０℃×２０時間の２次焼戻し及びブレードにおいては１１００℃×１時間の焼入れ、７５０℃×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。
【０１８６】
表１０のＮｏ．１〜Ｎｏ．６の本発明合金は、６２０℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもので、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Ｃｏ量が多い程クリープ破断時間が向上するが、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。Ｂは０．０３％以下が優れた強度を示す。６２０〜６３０℃ではＢ量を０．００１〜０．０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６０℃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が得られる。
【０１８７】
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、Ｎ量の多いものに比べて強度が高いことが明らかとなった。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。
【０１８８】
表１０に示すように、ロータ材は本実施例のＮｏ．２の合金に相当し、高い強度が得られる。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Ｍｎ量を０．０３〜０．２０％とするのが好ましい。
【０１８９】
【表１０】
【０１９０】
表１２はロータシャフト材の機械的特性を示すものである。衝撃値はＶノッチシャルピー値、ＦＡＴＴは５０％破面遷移温度である。
【０１９１】
【表１１】
【表１２】
【０１９３】
Ｎｏ．２はＡｌが０．０１５％を越えたものであるが、１０5時間クリープ破断強度が１１ｋｇｆ／ｍｍ2以下と強度が若干低下する。Ｗが１．０％程度多くなるとδフェライトが析出し、強度と靭性がともに低く、発明の目的が達成されないことも確認された。Ｗは０．１〜１．６５％で高い強度が得られる。
【０１９４】
ＦＡＴＴに及ぼすＷの影響はＷは０．１〜０．６５％の範囲でＦＡＴＴが低く、高い靭性を有するが、それ以下及び以上でも靭性が低下する。特に０．２〜０．５％で低いＦＡＴＴが得られる。
【０１９５】
本実施例のマルテンサイト鋼は６００℃付近の高温クリープ破断強度は著しく高く、超高温高圧蒸気タービン用ロータシャフトとして要求される強度を十分満足し、好適である。また、６００℃付近での高効率タービン用ブレードとしても好適である。
【０１９６】
【実施例５】
表１３は実施例２及び３における本発明の高圧、中圧及び高中圧タービン用内部ケーシング材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は大型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４４０ｍｍの砂型に鋳込み、鋳塊を作製した。試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処理後、大型蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して焼準（１０５０℃×８ｈ→空冷）、焼戻し（７１０℃×７ｈ→空冷、７１０℃×７ｈ→空冷の２回）の熱処理を行った。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。
【０１９７】
【表１３】
【０１９８】
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０．２５〜０．７５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１０ｋｇｆ／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。
【０１９９】
【表１４】
【０２００】
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３に記載の高中圧部の内部ケーシングを得た。このケーシングを１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍熱処理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理、７３０℃×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≧１ｋｇｆ−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。
【０２０１】
【実施例６】
本実施例においては、実施例２及び３における高圧蒸気タービン及び中圧タービン又は高中圧タービンの蒸気温度を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２又は３とほぼ同じ設計で得られるものである。ここで実施例２と変わるものはこの温度に直接接する高圧、中圧又は高中圧一体型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第７表に示す材料のうち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２のＷ量を２〜３％に高め、Ｃｏを３％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℃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。
【０２０２】
更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施例２又は３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２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。
【０２０３】
更に、本実施例におけるクロスコンパウンド型に対し、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。
【０２０４】
【発明の効果】
本発明によれば、蒸気温度として６００〜６６０℃の高温化を可能にし、低圧タービンの最終段動翼として高強度を有する高Ｃｒマルテンサイト鋼を用いた蒸気タービン翼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ことができ、又、ロータシャフト及び内部ケーシングとしての高温化を可能にし、又、６００〜６６０℃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鋼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。
【０２０５】
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型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型ロータの製造が可能である。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。
【図面の簡単な説明】
【図１】引張強さとＮｉ−Ｍｏ（％）との関係を示す線図である。
【図２】衝撃値とＮｉ−Ｍｏ（％）との関係を示す線図である。
【図３】引張強さと焼入れ温度との関係を示す線図である。
【図４】引張強さと焼戻し温度との関係を示す線図である。
【図５】衝撃値と焼入れ温度との関係を示す線図である。
【図６】衝撃値と焼戻し温度との関係を示す線図である。
【図７】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。
【図８】本発明に係る高圧、中圧蒸気タービンの断面図である。
【図９】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図である。
【図１０】本発明に係るタービン動翼の斜斜図である。
【図１１】本発明に係る高中圧タービンの断面図である。
【図１２】本発明に係る高中圧タービン用ロータシャフトの断面図である。
【図１３】本発明に係る低圧タービンの断面図である。
【図１４】本発明に係る低圧タービン用ロータシャフトの断面図である。
【図１５】本発明のタービン動翼の先端部斜視図である。
【符号の説明】
１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２１…中圧内部車室、２２…中圧外部車室、２３…高圧ロータシャフト、２５…エルボ、３８、４４…ノズルボックス、４１…最終段動翼、４２…静翼、４３…低圧ロータシャフト、４５…軸受、５１…翼部、５２…翼植込み部、５３…穴、５４…エロージョンシールド、５７…カバー。
Claims (17)
- 高圧タービン、中圧タービン及び低圧タービン又は高中圧一体型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、前記高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧一体型タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００〜６６０℃、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℃、前記高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧一体型タービンの前記水蒸気入口温度にさらされるロータシャフト、動翼、静翼及び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼によって構成され、かつ前記低圧タービンの最終段動翼は、重量比で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上及び翼部長さが３６インチ以上であり、その〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５，０００以上であることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンの少なくとも１つは、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６００〜６６０℃で、前記ロータシャフト又はロータシャフトと動翼及び静翼の少なくとも初段とが前記動翼の初段への流入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１０ｋｇｆ／ｍｍ2以上であるＣｒ９〜１３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１０ｋｇｆ／ｍｍ2以上であるＣｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳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。
- 請求項１において、前記高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンの少なくとも１つは、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、前記ロータシャフトと前記動翼及び静翼の少なくとも初段とが重量で、Ｃ０．０５〜０．２０％Ｓｉ０．１５％以下、Ｍｎ０．０３〜１．５％、Ｃｒ９．５〜１３％、Ｎｉ０．０５〜１．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．２０％、Ｎ０．０１〜０．０６％、Ｍｏ０．０５〜０．５％、Ｗ１．０〜３．５％、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Ｃ０．０６〜０．１６％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｎｉ０．２〜１．０％、Ｃｒ８〜１２％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．１５％、Ｎ０．０１〜０．１％、Ｍｏ１．５％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ことを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記高中圧一体型タービンは、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、前記動翼は高圧側が７段以上及び中圧側が５段以上であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６０００ｍｍ以上及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０ｍｍ以上であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８．０〜１１．３であるＣｒ９〜１３重量％を含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蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンの少なくとも１つは、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、前記ロータシャフトと前記動翼及び静翼の少なくとも初段とが重量で、Ｃ０．１〜０．２５％、Ｓｉ０．６％以下、Ｍｎ１．５％以下、Ｃｒ８．５〜１３％、Ｎｉ０．０５〜１．０％、Ｖ０．０５〜０．５％、Ｎｂ０．０２〜０．２０％、Ｎ０．０１〜０．１％、Ｍｏ０．５〜２．５％、Ｗ０．１０〜０．６５％及びＡｌ０．１％以下を有し、８０％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蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記低圧タービンは、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、前記動翼は左右対称に各５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６５００ｍｍ以上及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が７５０ｍｍ以上であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７．２〜１０．０であるＣｒ１〜２．５重量％及びＮｉ３．０〜４．５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金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。
- 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又は高中圧一体型タービンと１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又は高中圧一体型タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００〜６６０℃、前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４００℃であり、前記低圧タービンの最終段動翼は重量で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上及び翼部長さが３６インチ以上であり、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５，０００以上であり、前記高圧タービン、中圧タービン及び高中圧一体型タービンの初段動翼がＣｒ９．５〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼又はＮｉ基合金からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 石炭燃料ボイラと、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、又は高中圧一体型タービンと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又は高中圧一体型タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００〜６６０℃及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入℃温度が３８０〜４００℃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３℃以上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℃温度より２℃以上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℃温度より３℃以上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るとともに、前記低圧タービンの最終段動翼は、重量比で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上及び翼部長さが３６インチ以上であり、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５，０００以上であることを特徴とする石炭燃焼火力発電プラント。
- 請求項１において、前記低圧タービンは、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、前記初段動翼への水蒸気入℃温度が３５０〜４５０℃であり、前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径（Ｄ）が７５０〜１０００ｍｍ、軸受中心間距離（Ｌ）が前記Ｄの７．２〜１０．０倍であり、重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．０５％以下、Ｍｎ０．１％以下、Ｎｉ３．０〜４．５％、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を特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記高中圧一体型タービンは、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、高圧側の前記動翼は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４０〜２００ｍｍ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付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的に大きく、前記翼部長さに対する比率が０．２０〜１．６０で前記上流側から下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０ｍｍ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、前記植込み部付根部の軸方向の幅は最終段を除き前記下流側が上流側に比べ小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０．３５〜０．８０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蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記高中圧一体型タービンは、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、高圧側の前記動翼は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４０〜２００ｍｍ有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は１．０５〜１．３５で前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きくなっており、中圧側の前記動翼は５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０ｍｍ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１．０５〜１．３５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蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記低圧タービンは、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、前記動翼は左右対称に各５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８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、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付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って階段的に大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が最終段の手前から初段にかけて０．２０〜１．６０で徐々に大きくなっていることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記低圧タービンは、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、前記動翼は左右対称に各５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８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、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の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくなっていることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記低圧タービンは、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、前記動翼は左右対称に各５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大きくなり、８０〜１３００ｍｍの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きくなっていることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 請求項１において、前記高中圧一体型タービンは、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、高圧側の前記動翼は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み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側に従って３段階以上で階段的に大きくなっており、中圧側の前記動翼は５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み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部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４段階で段階的に異なっており、前記動翼の初段、２段及び最終段が他の段より大きくなっていることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
- 重量比で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％、及びＮ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、該マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１２０ｋｇｆ/ｍｍ2以上及び翼部長さが３６インチ以上であり、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼。
- 重量比で、Ｃ０．０８〜０．１８％、Ｓｉ０．２５％以下、Ｍｎ０．９０％以下、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０．０２〜０．２０％及び、Ｎ０．０２〜０．１０％を含有するマルテンサイト鋼からなり、溶解及び鍛造後、１０００℃〜１１００℃で加熱保持後急冷する焼入れ処理を施し、次いで５５０℃〜５７０℃で加熱保持後冷却する１次焼戻しと５６０℃〜５９０℃で加熱保持後冷却する２次焼戻し熱処理を施し、前記マルテンサイト鋼の室温の引張強さが１２０ｋｇｆ／ｍｍ2以上及び翼部長さが３６インチ以上であり、〔翼部長さ（インチ）×回転数（ｒｐｍ）〕の値が１２５、０００以上であることを特徴とする低圧蒸気タービンの最終段動翼の製造法。
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