JP4594948B2 - Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法 - Google Patents

Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法 Download PDF

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Description

本発明はＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法に関し、たとえば特殊な工具を使わずに脆化度を評価するとともに、評価の精度を向上するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法に関する。
タービンロータは大型の高速回転機器であり、その使用中に万が一破壊すようなことがあると大惨事を引き起こすこととなるため、高い信頼性を確保しておくことが要求される。火力プラントの高中圧タービンロータはＣｒ―Ｍｏ―Ｖ鋼製であり、その運転温度が脆化の発生する可能性のある温度域に相当するため、長期間使用されている高中圧タービンロータにおいては脆化が進行する可能性がある。タービンロータの脆化が進行すると材料の靭性が低下し、大惨事に繋がる瞬時の脆性破壊によるロータバーストを引き起こす可能性が高くなる。そのため、長期使用Ｃｒ―Ｍｏ―Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度を評価することは、タービンロータの強度信頼性を検討するためにも、供用中の設備の余寿命を評価する上でも最も重要な課題の１つである。
一般的に、タービンロータの脆化度の評価にはＪＩＳで規定されているシャルピー衝撃試験により求められる破面遷移温度（以下、ＦＡＴＴともいう）を指標として評価される。しかし、実際のＦＡＴＴを求めるためには通常、断面１０ｍｍ角で長さ５５ｍｍの試験片が１０本程度以上必要であるところ、供用中のタービンロータからこのような試験片を切り出すことはできない。そのため、タービンロータの脆化度の評価には、非破壊検査法や供用中のタービンロータから採取可能な微小な試験片による破壊試験結果をＦＡＴＴに換算する方法が用いられている。
非破壊検査法の例としては、粒界腐食法に基づくレプリカ法により粒界腐食溝の幅や深さからＦＡＴＴを推定する方法や、材料組織の不純物元素の粒界偏析量とＦＡＴＴとの関係を推定する方法が提案されている（たとえば、非特許文献１参照）。
また、ＦＡＴＴに換算する方法の例としては、微小試験片による衝撃試験や小型パンチ（ＳＰ）試験による破壊特性評価法（たとえば、非特許文献２参照）による試験結果とＦＡＴＴとの相関からタービンロータのＦＡＴＴを推定する方法が提案されている。
しかしながら、非特許文献１に開示の非破壊評価法によるＦＡＴＴ推定では、実験室で作製された脆化模擬材による試験結果からの換算式が利用される。そのため、温度変化による粒界腐食量の差の影響を受ける等、精度的に問題となる場合がある。また、タービンロータの脆化が最も問題となる部位は中心孔部であるため通常の作業での評価部位からのレプリカ採取はできない。そのため、採取可能な位置での結果を中心孔部の結果と推定するか、中心孔部奥深くからレプリカ等を採取するための特殊工具が必要となる。
また、非特許文献２に開示の微小な試験片による評価においては、非破壊評価と同様に、中心孔部からの試験片の採取ができない上に、タービンロータが複雑な形状をした高速回転設備であるため、試験片を採取できる箇所が限定される。すなわち、評価部位から直接試験片を採取することができないことから、間接的な評価しかできない。したがって、脆化度の測定精度に改善の余地がある。
角屋好邦他、「Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼高温ロータの経年脆化の非破壊推定法」、日本機械学会論文集、平成３年５月、５７巻、５３７号、Ａ編、第６５頁〜第７０頁 「微小試験片材料評価技術の進歩」、日本原子力学会、１９９２年３月、第１５１頁〜第２４１頁
したがって、本発明の目的は、特殊な工具を使わずに脆化度を評価するとともに、評価の精度を向上する、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法を提供することである。
本発明のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法は、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度を評価する方法である。温度Ｔ（℃）で時間ｔ（時間）使用による破面遷移温度の増加量（ΔＦＡＴＴTt）を、ｘをｘ＝３６０×［１７５０ｔ×ｅｘｐ｛−３３２００／（Ｔ＋２７３）｝］1/2×［１＋１．７９ｙ×１０-5×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］／［８．５×１０-8×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］で表わし、ｙをｙ＝（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０2で表わし、Ｋ2をＫ2＝（２Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ）×（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０２で表わし、Ｓｉ（珪素）、Ｍｎ（マンガン）、Ｎｉ（ニッケル）、Ｃｕ（銅）、Ｐ（リン）、Ｓｂ（アンチモン）、Ｓｎ（スズ）、およびＡｓ（ヒ素）をタービンロータを構成する材料に含有されるそれぞれの元素の濃度（質量％）として、
ΔＦＡＴＴTt＝（４２５．０＋１．７７８Ｋ2−０．９６４３Ｔ−０．００１９９０Ｋ2Ｔ）×｛1−ｅｘｐ（ｘ2）ｅｒｆｃ（ｘ）｝・・・・（式１）により求めることにより、タービンロータの脆化度を判断することを特徴としている。
本発明者は火力発電所にて長時間使用されたタービンロータについて使用中の温度の異なる部位についてシャルピー衝撃試験により脆化度調査を実施し、不純物元素量、使用温度、および使用時間と実際のタービンロータの材料の脆化量との関係を見出し、その結果、上記式（１）を見出した。そのため、上記式１によりタービンロータの中心孔部など所望の部位のΔＦＡＴＴTtを、その部位を採取することなく評価することができる。すなわち、特殊な工具を使わずに脆化度を評価することができる。また、上記式（１）は温度条件なども加味されているので、脆化度の評価の精度を向上することができる。
なお、上記タービンロータの脆化度の評価にはＦＡＴＴを指標として評価される。また、本明細書において、ＦＡＴＴとは、破面遷移温度（Fracture Appearance Transition Temperature）を意味し、ＪＩＳ Ｚ ２２４２に規定されている金属材料のシャルピー衝撃試験により測定される値である。また、上記式１中のｙおよびＫ2を求めるために必要な対象材料に含まれる各元素の濃度は、ＪＩＳ Ｇ１２１１，Ｇ１２１５，１２３５，１２５３，１２５７等の一般公知の鉄鋼材料の化学成分分析の測定に用いられる方法により測定される値である。
上記Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法において好ましくは、温度Ｔ（℃）で時間ｔ（時間）経過後のタービンロータの破面遷移温度（ＦＡＴＴTt）を、ΔＦＡＴＴTtを上記式１により求める値とし、ＦＡＴＴ0を未使用状態のタービンロータの初期破面遷移温度として、
ＦＡＴＴTt＝ＦＡＴＴ0＋ΔＦＡＴＴTt・・・・・（式２）
により求めることにより、タービンロータの脆化度を判断することを特徴としている。
これにより、使用前の初期ＦＡＴＴであるＦＡＴＴ0が判れば上記式１によりタービンロータの中心孔部など所望の部位のＦＡＴＴTtを、その部位を採取することなく評価することができる。すなわち、特殊な工具を使わずに脆化度を評価することができる。また、上記式１は温度条件なども加味されているので、ＦＡＴＴTtに基づく脆化度の評価の精度を向上することができる。
上記Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法において好ましくは、タービンロータのＦＡＴＴ0が不明な場合に、ＦＡＴＴ0は、タービンロータからサンプル材を採取する採取工程と、サンプル材から作製した微小試験片の破壊試験により脆化度評価データを測定する測定工程と、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの破面遷移温度と微小試験片により測定される前記脆化度評価データとの予め求められている相関関係を用いて、測定工程で測定された微小試験片の脆化度評価データをタービンロータの破面遷移温度に換算する換算工程と、測定工程におけるサンプル材の採取位置のタービンロータ運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下の場合には、式１を用いて破面遷移温度の増加量を求めるとともに式２により初期破面遷移温度を求め、測定工程におけるサンプル材の採取位置のタービンロータ運転中の温度が３５０℃未満または４６０℃を超える場合には、換算工程における換算された破面遷移温度を初期破面遷移温度とする工程とを実施することにより求めることを特徴としている。
これにより、製造年次の古いタービンロータなどタービンロータのＦＡＴＴ0が不明な場合に、より正確なＦＡＴＴ0を求めることができる。
本発明のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法によれば、評価対象とする部位の脆化度を評価できるので、特殊な工具を使わずに脆化度を評価するとともに、評価の精度を向上することができる。
以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には、同一の参照符号を付し、その説明は繰り返さない。
図１は、本発明の実施の形態におけるタービンロータの例を示す概略図である。図２は、シャルピー衝撃試験により求まる遷移曲線とＦＡＴＴとの関係を示す模式図である。図３は、本発明の実施の形態におけるＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価の手順を示すフローチャートである。図４は、微小試験片を示す概略図である。図５は、タービンロータ断面での中心孔部からのシャルピー衝撃試験片を採取した図である。図６は、実機にて長期間使用されたタービンロータ中心孔部のＦＡＴＴと使用温度との関係を示す図である。図７は、長期間使用されたタービンロータ中心孔部の脆化量ΔＦＡＴＴと使用温度との関係を示す図である。図８は、脆化係数Ｋ2と脆化量ΔＦＡＴＴとの関係を示す図である。図９は、実測脆化量ΔＦＡＴＴと推定脆化量ΔＦＡＴＴTtとの関係を示す図である。図１０は、推定脆化量ΔＦＡＴＴTtと使用温度との関係を実測脆化量ΔＦＡＴＴを含めて示す図である。図１１は、複数のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼タービンロータの材料によるシャルピー衝撃試験により求めた破面遷移温度ＦＡＴＴと、同材料の微小試験片による衝撃試験による破面遷移温度ＦＡＴＴsとの相関関係を示す図である。図１〜図１１を参照して、本発明の実施の形態におけるＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法を説明する。
なお、上記「Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータ」とは、ＡＳＴＭ（米国材料試験協会；American Society for Testing and Materials）規格のＡ４７０−６５ Ｃｌａｓｓ８に代表されるＣｒ（クロム）が０．９０質量％〜１．５０質量％、Ｍｏ（モリブデン）が１．００質量％〜１．５０質量％、Ｖ（バナジウム）が０．２０質量％〜０．３０質量％含有された低合金鋼鍛造タービンロータを意味する。
また、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータは、たとえば図１に示すような形状である。図１に示すように、検査対象となるＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータ１０において、高速回転により最も応力の大きくなる部位は、タービンロータ１０の断面中心部に設けられている中心孔部１１である。そのため、長期使用後の脆化度評価の対象は、運転中のタービンロータ１０の脆性破壊に対して最も考慮する必要のある部位である中心孔部１１である。
本発明では、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度を、中心孔部１１について、破面遷移温度の増加量（ΔＦＡＴＴTt）またはタービンロータの破面遷移温度（ＦＡＴＴTt）の少なくともいずれか一方で評価している。
ここで、破面遷移温度について説明する。図２に示すように、シャルピー衝撃試験において、試験片の温度を変化させて多数の試験を実施することにより２種類の遷移曲線を得ることができる。その１つは、試験片破断時の吸収エネルギーが試験片の温度に従って変化することにより得られるものであり、図２において吸収エネルギーで示した曲線であり、各試験温度での値は図２の左縦軸（吸収エネルギー）で示した値である。他の１つは、試験後の破断試験片の破断面に表れる脆性破面と延性破面の面積の比である破面率が試験片の温度に従って変化することにより得られるものであり、図２の脆性破面率で示した曲線で、各試験温度での値は図２の右縦軸（脆性破面率）で示した値である。このうち、脆性破面率の遷移曲線において、試験片破断面の脆性破面の面積と延性破面の面積とが等しくなる温度、すなわち脆性破面率および延性破面率が５０％となる試験温度（図２におけるＴｒS50で示される温度）が破面遷移温度（Fracture Appearance Transition Temperature）であり、ＦＡＴＴで表される。
タービンロータを長時間使用して脆化が進行すると、図２に示すように、脆性破面率で示した遷移曲線が、脆化後の脆性破面率として示した曲線のように遷移曲線が高温側に移動し、これに伴いＦＡＴＴも大きくなる。使用温度Ｔ℃でｔ時間使用された後のＦＡＴＴをＦＡＴＴTtと、この間のＦＡＴＴの増加量をΔＦＡＴＴTtとすると、ΔＦＡＴＴTtによって、タービンロータの脆化度を評価することができる。
また、図１に示すように、使用前の初期ＦＡＴＴをＦＡＴＴ0とすると、ＦＡＴＴTtは次の（式２）で表せる。
ＦＡＴＴTt＝ＦＡＴＴ0＋ΔＦＡＴＴTt・・・・・（式２）
したがって、使用前の初期ＦＡＴＴ0と使用温度Ｔ℃でｔ時間使用されたことによる脆化量ΔＦＡＴＴTtが求まれば、その時点でのＦＡＴＴであるＦＡＴＴTtを求めることができる。ＦＡＴＴTtによっても、タービンロータの脆化度を評価することができる。
具体的には、図３に示すように、まず、タービンロータからサンプル材を採取する採取工程（Ｓ１０）を実施する。採取工程（Ｓ１０）では、後述する測定工程（Ｓ２０）におけるサンプル材から作製した微小試験片の破壊試験による脆化度評価データの測定と分析工程（Ｓ６０）における不純物元素量の分析のために、評価対象のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの採取可能な部位から、必要量のサンプル材を採取する。採取可能な位置として、図１に例示したタービンロータの場合では、たとえば位置１２から小さなサンプル材を採取する。なお、サンプル材の採取可能な位置は、タービンロータのタイプによって異なり、それぞれのタービンロータの採取可能な位置１２からサンプル材は採取される。
採取工程（Ｓ１０）では、一般公知の方法により必要量のサンプル材を採取できる。採取の方法は、たとえば、中空ドリルや芯取工具等により必要なサンプル材を採取する方法などが挙げられる。
次に、図３に示すように、サンプル材から作製した微小試験片の破壊試験により脆化度評価データを測定する測定工程（Ｓ２０）と、サンプル材の不純物元素を分析する分析工程（Ｓ６０）とを実施する。
微小試験片の脆化度評価データを測定する測定工程（Ｓ２０）では、採取工程（Ｓ１０）で採取したサンプル材から、たとえば図４に示す形状の微小試験片を作製し、非特許文献２に開示されている衝撃試験を実施して、微小衝撃試験片の破面遷移温度ＦＡＴＴsを測定する。なお、上記「脆化度評価データ」は、微小試験片により求められる破面遷移温度や、微小試験片を破壊する際の吸収エネルギー値などが挙げられる。
サンプル材の不純物元素を分析する分析工程（Ｓ６０）では、採取工程（Ｓ１０）で採取したサンプル材の一部を用いて、ＪＩＳ Ｇ１２１１，Ｇ１２１５，１２３５，１２５３，１２５７等の一般公知の鉄鋼材料の成分分析測定に用いられる方法による化学成分分析により、当該タービンロータに含まれる、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓの各元素の濃度（質量％）を求める。
なお、評価対象としているタービンロータに含まれる、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓの全ての濃度（質量％）がそのタービンロータ製造時のミルシート等により既知の場合は、分析工程（Ｓ６０）を省略しても良い。また、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓの一部の濃度（質量％）が既知の場合は、分析工程（Ｓ６０）では、既知でない元素のみの濃度を測定してもよい。
次に、図３に示すように、評価対象部位の運転中の温度Ｔ（℃）で時間ｔ（時間）使用による破面遷移温度の増加量（ΔＦＡＴＴTt）を求めるΔＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ８０）を実施する。ΔＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ８０）では、ｘをｘ＝３６０×［１７５０ｔ×ｅｘｐ｛−３３２００／（Ｔ＋２７３）｝］1/2×［１＋１．７９ｙ×１０-5×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］／［８．５×１０-8×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］で表わし、ｙをｙ＝（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０2で表わし、Ｋ2をＫ2＝（２Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ）×（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０２で表わし、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓをタービンロータを構成する材料に含有されるそれぞれの元素の濃度（質量％）として、
ΔＦＡＴＴTt＝（４２５．０＋１．７７８Ｋ2−０．９６４３Ｔ−０．００１９９０Ｋ2Ｔ）×｛1−ｅｘｐ（ｘ2）ｅｒｆｃ（ｘ）｝・・・・（式１）
により求める。ΔＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ８０）で求めたΔＦＡＴＴTtにより、タービンロータの脆化度を判断する。
ΔＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ８０）では、上記式２に、分析工程（Ｓ６０）で測定されたそれぞれの元素の濃度、またはそれぞれの元素の既知の濃度と、温度Ｔと、時間ｔとを代入する。これにより、ΔＦＡＴＴTtを求めることができる。
ここで、上記式１について説明する。タービンロータは長尺設備であり、運転中のタービンロータの温度は部位により異なるため、当該部位の運転中の温度に従って長期使用に伴う脆化量が異なる。このため本発明者は、火力発電所にて１５．２万〜２４．２万時間使用後に廃却された型式の異なる図１に例示するような８体のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータＡ〜Ｈを、図１における軸方向数カ所で輪切りし、図５に示すように輪切りした各部分の中心孔部１１から円周方向にＪＩＳ Ｚ ２２０２の２ｍｍＶノッチシャルピー衝撃試験片２３を１８本採取し、当該中心孔部のＦＡＴＴをそれぞれ求める試験を実施した。そして、本発明者は、８体のタービンロータＡ〜Ｈについて実施して求めたＦＡＴＴと、シャルピー衝撃試験片２３の採取位置の運転中の推定温度との関係を求めた。その結果を図６に示す。図６に示すように、本発明者は、使用温度が３５０℃以上４６０℃以下の温度範囲内ではＦＡＴＴが大きいことを見出した。
また、本発明者は、図６に示す試験対象としたタービンロータＡ〜Ｈの使用前の初期ＦＡＴＴが不明であるため、上記ＦＡＴＴの測定とは別に、タービンロータＡ〜Ｈから切り出した供試材に対して脱脆化熱処理を施した。具体的には、鉄鋼材料の脆化は、材料中の不純物元素が長時間の使用に伴って材料の粒界に偏析する事により粒界強度が低下するために発生する。そのため、粒界に偏析した不純物元素を拡散させるために、各タービンロータから採取した供試材を加熱して６００℃で１時間保持後、冷却速度を毎時３０℃で加熱炉内で冷却する脱脆化熱処理を行なった。脱脆化熱処理後の供試材からシャルピー衝撃試験片を作製して、上述したシャルピー衝撃試験を同様に実施して、タービンロータＡ〜Ｈの脱脆化熱処理後における供試材のＦＡＴＴを求めた。これらの脱脆化処理後の供試材のＦＡＴＴを各タービンロータＡ〜Ｈの初期ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴ0）として、図６で求めた各タービンロータについて測定した各中心孔部のＦＡＴＴと、ＦＡＴＴ0との差を各タービンロータの各中心孔部の長期使用による脆化量であるΔＦＡＴＴとした。そして、各タービンロータＡ〜Ｈについて求めた結果と、図６と同様の運転中の推定温度との関係を求めた。その結果を図７に示す。図７に示すように、図６と同様に、本発明者は、使用温度が３５０℃以上４６０℃以下の温度範囲内ではΔＦＡＴＴが大きくなっていることを見出した。
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化は、材料中の不純物元素が長時間の使用に伴って材料の粒界に偏析することにより粒界強度が低下するために発生し、その低下の度合いは使用温度および使用時間とともに、タービンロータの材料中に含まれる不純物元素の量により異なる。このため、不純物元素量に基づいて導出される各種脆化係数と、図７を求めた各タービンロータの推定使用温度が３５０℃以上４６０℃以下でのΔＦＡＴＴとの関係を本発明者が検討した結果、図８に示すように、次の式１−２で表わされるＫ2とΔＦＡＴＴとの関係が最も良い相関を示した。
Ｋ2＝（２Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ）×（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０２・・・・・・（式１−２）
そこで、脆化量が不純物元素の粒界偏析量に比例すると仮定すると，D.Mcleanの二元合金の平衡粒界偏析の時間依存性を表す式（D.McLean : Grain Boundary in metals , p116 , Oxford Univ.Press,London , 1957）から次の式３が成立する。
ΔＦＡＴＴTt＝ΔＦＡＴＴT∞｛1−ｅｘｐ（ｘ2）ｅｒｆｃ（ｘ）｝・・・・（式３）
式３中、ΔＦＡＴＴTtは温度Ｔ℃でｔ時間使用したことによる脆化量（ＦＡＴＴの増加量）、ΔＦＡＴＴT∞は温度Ｔ℃におけるにおける飽和脆化量であり、ｘは次の式４で表される。
ｘ＝２（Ｄｔ）1/2／αｄ・・・・・・（式４）
ただし、式４中、Ｄは、偏析元素の対象材料母相中の拡散係数、ｔは使用時間、αは偏析元素の粒界への飽和偏析量と偏析元素の母相中での濃度の比、およびｄは粒界の厚さである。
したがって、ｘが定まり、ΔＦＡＴＴT∞を推定できれば上記式３から使用温度Ｔ℃でｔ時間使用したことによる脆化量ΔＦＡＴＴTtを推定することができる。
なお、上記式４にて求まるｘについては、ここでは便宜上、２．２５Ｃｒ―１Ｍｏ低合金鋼と３Ｃｒ−１Ｍｏ低合金鋼について求められている文献値（高野、勝亦：２１／４Ｃｒ−１Ｍｏおよび３Ｃｒ−１Ｍｏ鋼の長時間恒温焼きもどし脆化量の推定、鉄と鋼 第７８年（１９９２）第２号 Ｐ２９６）を用いることとし、拡散係数については、Ｄ＝１７５０ｅｘｐ｛−３３２００／（Ｔ＋２７３）｝、偏析元素の濃度比αについては、α＝［（１／３）ｅｘｐ｛Ｑ／Ｒ（Ｔ＋２７３）｝］／［１＋Ｃ０ｅｘｐ｛Ｑ／（Ｔ＋２７３）｝］、ただし、Ｑは偏析元素が母相に固溶した時と粒界に偏析した時のエネルギー差でＱ＝１０５００ｃａｌ／ｍｏｌ、Ｒはガス定数でＲ＝１．９８ｃａｌ／Ｋ・ｍｏｌ、Ｃ０は偏析元素の母相中での濃度でＣ０＝１．７９（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０-5とし、粒界の厚さｄをｄ＝８．５×１０-8ｃｍと仮定した値を用いることにより、上述の式（４）からｘが求まる。すなわち、ｙをｙ＝（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０2で表わすと、ｘは、ｘ＝３６０×［１７５０ｔ×ｅｘｐ｛−３３２００／（Ｔ＋２７３）｝］1/2×［１＋１．７９ｙ×１０-5×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］／［８．５×１０-8×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］で示される。
次に、ΔＦＡＴＴT∞の推定については、式３を変形した次の式５を用いて、図７において使用温度が３５０℃以上４６０℃以下のデータについて、使用温度Ｔ℃と、使用時間ｔについて試験で求まった各ΔＦＡＴＴTtと式４にて求めたｘからΔＦＡＴＴT∞の推定値を求めた。
ΔＦＡＴＴT∞＝ΔＦＡＴＴTt／｛１−ｅｘｐ（ｘ2）ｅｒｆｃ（ｘ）｝・・・・（式５）
求めたΔＦＡＴＴT∞と、使用温度Ｔ℃および図８に示すΔＦＡＴＴと相関性の認められた脆化係数Ｋ2との関係を、重回帰分析により次の式６を求めた。
ΔＦＡＴＴT∞＝４１４．５＋２．０５８Ｋ2−０．９４１７Ｔ−０．００２５９４Ｋ2Ｔ・・・・・（式６）
したがって、本発明者は、式６を式３に当てはめて、上述の式２を得た。
次に、上記式２の信頼性について説明する。上記式２に、上記式４にて求めたｘを用いて、各使用温度および使用時間でのΔＦＡＴＴTtを計算した結果と、図７に示す実機材試験の結果から求まったΔＦＡＴＴとの関係を求めた。その結果を図９に示す。図９に示すように、両者の関係は、相関係数が９０．２％、標準偏差σが８．６℃となり、良い相関が認められた。
なお、ここでの誤差は、実験誤差の他に、タービンロータが大形鍛鋼品であることによるバラツキ、試験片採取位置の運転時の実際の使用温度が不明であり、その計測が非常に困難であるため解析により求められている推定使用温度を使用していること、実機では起動停止が繰り返されているため推定使用温度での使用時間の不正確さ、およびｘについて文献値をそのまま使用していることなどによるものと考えられる。
また、図１０は、使用温度が３５０℃以上４６０℃以下の間について、上記式２によりＡ〜Ｈの各タービンロータの使用時間で各使用温度における脆化量ΔＦＡＴＴTtを計算した結果を、図７で示した実測値とともに示したものである。図１０に示すように、計算結果による脆化量ΔＦＡＴＴTtは、３５０℃以上４６０℃以下の温度範囲において実験結果から求まった脆化量ΔＦＡＴＴと同様に増加しており、実験結果との誤差は±１５℃程度以下であった。このことから、精度良く推定ができていることがわかる。
以上の工程（Ｓ１０，Ｓ６０，Ｓ８０）を実施することによって、ΔＦＡＴＴTtを求めることができる。そのため、求められたΔＦＡＴＴTtを用いて、タービンロータの脆化度を評価することができる。
次に、図３に示すように、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの破面遷移温度と、微小試験片により測定される脆化度評価データとの予め求められている相関関係を用いて、測定工程（Ｓ２０）で測定された微小試験片の脆化度評価データをタービンロータの破面遷移温度に換算する換算工程（Ｓ３０）を実施する。
換算工程（Ｓ３０）では、たとえば、図１１に示すように、複数のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼のタービンロータの材料によるシャルピー衝撃試験と、微小試験片による衝撃試験とを実施して、複数のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼タービンロータの材料によるシャルピー衝撃試験での破面遷移温度ＦＡＴＴと、微小試験片の衝撃試験による破面遷移温度ＦＡＴＴsとの相関関係を予め求めておく。任意のＦＡＴＴsから、ＦＡＴＴへ変換できる図１１に示す関係を用いることによって、測定工程（Ｓ２０）で微小試験片により求まったＦＡＴＴsを、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼タービンロータの材料によるシャルピー衝撃試験によるＦＡＴＴへ変換できる。本明細書では、換算工程（Ｓ３０）において、微小試験片の衝撃試験によるＦＡＴＴsから、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼タービンロータの材料によるＦＡＴＴに換算したものをＦＡＴＴ（ＦＡＴＴs）と表す。
なお、換算工程（Ｓ３０）で用いるＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの破面遷移温度と、採取工程（Ｓ１０）により採取されたサンプル材から作製された微小試験片により得られる脆化度評価データとの相関関係は、微小試験片による破面遷移温度を用いた方法による換算に限定されず、たとえば微小試験片の衝撃試験により得られる吸収エネルギー遷移温度やＳＰ試験（スモールパンチ試験）等により求まる相関関係を予め求めておいて、それらから換算を行なってもよい。
また、評価精度の信頼性をより確保するために、換算工程（Ｓ３０）で用いるＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの破面遷移温度と、微小試験片による脆化度評価データとの相関関係は、実機にて長時間（１０万時間以上）使用されたＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの破面遷移温度と、微小試験片による破壊試験のデータとの相関関係を用いることが好ましい。
次に、図３に示すように、測定工程（Ｓ２０）における微小試験片の採取位置のタービンロータ運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下かどうかを判断する判断工程（Ｓ４０）を実施する。本発明者は、鋭意研究の結果、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータについて、使用温度が３５０℃以上４６０℃以下の範囲内で長期間使用されると有意な脆化を示すとともに、使用温度が３５０℃以上４６０℃以下の範囲外では有意な脆化が認められなかったことを発見した。そのため、判断工程（Ｓ４０）では、採取工程（Ｓ１０）で採取したサンプル材の長期使用に伴う有意な脆化量を考慮する必要があるか否かを判断する。
なお、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータが３５０℃以上４６０℃以下の使用温度で長期間使用されると有意な脆化を示すことについては、図６および図７を用いて上述した理由による。
したがって、測定工程（Ｓ２０）における微小試験片の採取位置のタービンロータ運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下の温度範囲外の場合には、判断工程（Ｓ４０）では、ＮＯと判断される。この場合には、長期使用に伴う微小試験片の脆化量を考慮する必要がない。そのため、判断工程（Ｓ４０）後には、ＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）が実施される。
一方、測定工程（Ｓ２０）における微小試験片の採取位置のタービンロータ運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下の場合には、判断工程（Ｓ４０）では、ＹＥＳと判断される。この場合には、長期使用に伴う微小試験片の脆化量を考慮した補正が必要となる。そのため、判断工程（Ｓ４０）後に、ΔＦＡＴＴTt(TP)決定工程（Ｓ７０）が実施される。
判断工程（Ｓ４０）でＹＥＳと判断された場合には、微小試験片の採取位置の破面遷移温度の増加量（ΔＦＡＴＴTt(TP)）を求めるΔＦＡＴＴTt(TP)決定工程（Ｓ７０）を実施する。ΔＦＡＴＴTt(TP)工程（Ｓ７０）では、サンプル材採取位置の運転中の温度をＴ（℃）、タービンロータの運転時間をｔ（時間）として、ｘをｘ＝３６０×［１７５０ｔ×ｅｘｐ｛−３３２００／（Ｔ＋２７３）｝］1/2×［１＋１．７９ｙ×１０-5×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］／［８．５×１０-8×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］で表わし、ｙをｙ＝（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０2で表わし、Ｋ2をＫ2＝（２Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ）×（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０２で表わし、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓをタービンロータに含有されるそれぞれの元素の濃度（質量％）としたときに、
ΔＦＡＴＴTt(TP)＝（４２５．０＋１．７７８Ｋ2−０．９６４３Ｔ−０．００１９９０Ｋ2Ｔ）×｛1−ｅｘｐ（ｘ2）ｅｒｆｃ（ｘ）｝・・・・（式１−３）
を用いて破面遷移温度の増加量ΔＦＡＴＴTt(TP)を求める。
具体的には、ΔＦＡＴＴTt(TP)決定工程（Ｓ７０）では、微小試験片の採取位置の運転中の温度をＴ℃、当該タービンロータの使用時間をｔ時間とし、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓの各濃度は、分析工程（Ｓ６０）で分析した濃度を用いて上記式１−３に代入する。これにより、式１−３に基づいて採取工程（Ｓ１０）で採取した微小試験片の採取位置の運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下の場合の、微小試験片の脆化量ΔＦＡＴＴTt(TP)を求めることができる。なお、評価対象としているタービンロータに含まれる、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓの一部の濃度（質量％）が既知の場合で、分析工程（Ｓ６０）で既知でない元素のみを測定した場合は、それらを組み合わせた値を用いる。
次に、式２により初期破面遷移温度を求めるＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）を実施する。採取工程（Ｓ１０）におけるサンプル材の採取位置のタービンロータ運転中の温度が３５０℃未満または４６０℃を超える場合には、換算工程（Ｓ３０）における換算された破面遷移温度を初期破面遷移温度とする。すなわち、３５０℃未満または４６０℃を超える場合のＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）では、換算工程（Ｓ３０）で求めたＦＡＴＴ（ＦＡＴＴs）が、初期ＦＡＴＴとしてのＦＡＴＴ0と決定する。
一方、採取工程（Ｓ１０）におけるサンプル材の採取位置のタービンロータ運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下の場合には、上述したように、換算工程（Ｓ３０）で求めたＦＡＴＴ（ＦＡＴＴs）は、長期間の使用に伴う破面遷移温度の増加量ΔＦＡＴＴTt(TP)を含んだ値となる。そのため、３５０℃以上４６０℃以下の場合のＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）では、換算工程（Ｓ３０）にて求めたＦＡＴＴ（ＦＡＴＴs）からΔＦＡＴＴTt(TP)決定工程（Ｓ７０）で求めた微小試験片の破面遷移温度の増加量ΔＦＡＴＴTt(TP)を減算して、初期ＦＡＴＴであるＦＡＴＴ0を求める。すなわち、３５０℃以上４６０℃以下の場合のＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）では、
ＦＡＴＴ0＝ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴs）−ΔＦＡＴＴTt(TP)・・・・・（式７）
として評価対象のタービンロータの初期ＦＡＴＴであるＦＡＴＴ0を決定する。
これにより、微小試験片の採取位置の運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下の温度範囲によらず、ＦＡＴＴ0を求めることができる。製造年次の古いタービンロータなどの製造時の初期ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴ0）が求められていない場合や、製造時に初期ＦＡＴＴが求められていても評価対象部位と材料特性の異なる部位で求められた製造時の値である等、長期使用後の脆化度評価に対してはその信頼性に欠けることが多い。このような時にＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）を実施すると効果的である。
なお、評価対象タービンロータにおいて、脆化度評価を行なうに当たって、信頼できる初期ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴ0）が既知の場合は、測定工程（Ｓ２０）、換算工程（Ｓ３０）、判断工程（Ｓ４０）、ＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）、およびΔＦＡＴＴTt(TP)決定（Ｓ７０）の全ての工程を省略しても良い。
次に、温度Ｔ（℃）で時間ｔ（時間）経過後のタービンロータの破面遷移温度（ＦＡＴＴTt）を求めるＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ９０）を実施する。ＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ９０）では、ΔＦＡＴＴTtを式１により求める値とし、ＦＡＴＴ0を未使用状態のタービンロータの初期破面遷移温度として、
ＦＡＴＴTt＝ＦＡＴＴ0＋ΔＦＡＴＴTt・・・・・（式２）
により求める。ＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ９０）により求められるＦＡＴＴTt用いて、タービンロータの脆化度を判断する。
具体的には、ＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ９０）では、
ＦＡＴＴTt＝ＦＡＴＴ0＋［（４２５．０＋１．７７８Ｋ2−０．９６４３Ｔ−０．００１９９０Ｋ2Ｔ）×｛1−ｅｘｐｘ2ｅｒｆｃ（ｘ）｝］・・・・・（式８）
を用いて、ＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）により決定したＦＡＴＴ0または既知のＦＡＴＴ0を式８に代入することにより、ＦＡＴＴTtを求める。
以上の工程（Ｓ１０〜Ｓ９０）を実施することによって、ＦＡＴＴTtを求めることができる。求められたＦＡＴＴTtを用いてタービンロータの脆化度を評価することができる。
［実施例］
以下、実施例を挙げて本発明をより詳細に説明するが、本発明はこれらに限定されるものではない。
実施例では、火力発電所にて２２４千時間程度運転された後に廃却されたＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータについて、評価対象とした箇所からシャルピー衝撃試験片を採取して実際にシャルピー衝撃試験を実施して求めた実測ＦＡＴＴおよび実測ΔＦＡＴＴと、本発明に基づいて求めた評価対象部位の推定ＦＡＴＴ値であるＦＡＴＴTtおよび推定ΔＦＡＴＴとを比較した例で説明する。なお、実測ΔＦＡＴＴは、対象タービンロータの初期ＦＡＴＴが不明であるため、ＦＡＴＴの測定とは別に供試材を切り出して脱脆化熱処理を施し、その脱脆化処理材からシャルピー衝撃試験片を作製してシャルピー衝撃試験を実施して求めたＦＡＴＴを初期ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴ0）とし、評価対象部位で測定されたＦＡＴＴとＦＡＴＴ0との差を実測ΔＦＡＴＴとした。
具体的には、本発明の実施の形態および図１２に基づいて、評価対象部位３１の推定ＦＡＴＴであるＦＡＴＴTtを図３の手順に従って、以下のとおり求めた。なお、図１２は、実施例におけるタービンロータの評価部位とサンプル材採取位置を示す略図である。実施例におけるタービンロータは図１に示したタービンロータと同様に、タービン翼の取り付け部が左右対称であり、かつタービンロータは上下対象である。そのため、図１２は実施例におけるタービンロータのタービン翼の取り付け部の１／４部分についての概略図である。なお、図１２は、タービン翼を省略して図示している。
まず、採取工程（Ｓ１０）として、当該タービンロータの端面部を切断し、図１における位置１２に相当するタービンロータ端面から、サンプル材を採取した。なお、実施例では廃却タービンロータを対象としているため、端面を切断して、微小試験片を作製するために必要なサンプル材を採取した。そして、採取したサンプル材から、図４に示す形状の微小試験片を１４本作製した。
次に、測定工程（Ｓ２０）として、採取したサンプル材から微小試験片を作製して、微小試験片による衝撃試験を実施し、微小試験片による破面遷移温度（ＦＡＴＴs）を測定した。その結果、ＦＡＴＴsは１０℃であった。
次に、換算工程（Ｓ３０）として、測定工程（Ｓ２０）にて求めたＦＡＴＴs（１０℃）を、図１１によりシャルピー衝撃試験によるＦＡＴＴに換算した。その結果、ＦＡＴＴは１２０℃であった。
次に、当該タービンロータの微小衝撃試験片の採取位置の運転中の温度は、解析により求められている温度分布から２８０℃であると推定された。そのため、使用温度３５０℃以上４６０℃以下の範囲外であったので、判断工程（Ｓ４０）での判定はＮＯであった。
次に、ＦＡＴＴ0決定工程（Ｓ５０）として、初期ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴ0）は、換算工程（Ｓ３０）にてＦＡＴＴに換算して求めた値となるので、ＦＡＴＴ0は１２０℃となった。
次に、分析工程（Ｓ６０）として、不純物元素分析を分析した。その結果、Ｓｉは０．２８（質量％）、Ｍｎは０．７３（質量％）、Ｎｉは０．１８（質量％）、Ｃｕは０．１１（質量％）、Ｐは０．０１５（質量％）、Ｓｂは０．００２（質量％）、Ｓｎは０．０１１（質量％）、Ａｓは０．００９（質量％）であった。
次に、ΔＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ８０）として、上記式１に基づいて、図１２の中心孔部の内の評価対象部位３１の位置でのΔＦＡＴＴTtを求めた。式１において、評価対象部位３１の運転中の温度は解析より求められている温度分布から４００℃であったことから、使用温度Ｔは、４００℃であり、使用時間ｔは、当該タービンロータの運転時間で、２２４，０００時間であった。
また、脆化係数Ｋ2およびｘを、分析工程（Ｓ６０）で求めた各元素濃度（質量％）を用いて、式１−２および式４により計算した。その結果、Ｋ2は３３．７であり、ｘは１．２３６であった。
その結果、ΔＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ８０）では、ΔＦＡＴＴTtは４６℃となった。また、ＦＡＴＴTt決定工程（Ｓ９０）では、ＦＡＴＴTtは１６６℃となった。
（実測値）
実測値を求めるために、図１２において、タービンロータの中心孔部１１の、評価対象部位３１を脆化評価する箇所として、評価対象部位３１を含む位置３３にて当該タービンロータを切断した。そして、図５に示すシャルピー衝撃試験片２３と同様に、切断面の中心孔部の評価対象部位３１からシャルピー衝撃試験片１８本を採取して、シャルピー衝撃試験を実施して、評価対象部位３１のＦＡＴＴを計測した。その結果、実測値によるＦＡＴＴは１６７℃であった。また、ＦＡＴＴ測定とは別に切り出した供試材の脱脆化熱処理後の供試材から作製したシャルピー衝撃試験片によるシャルピー衝撃試験により求めた初期ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴ0）は、１２６℃であり、評価対象部位で測定されたＦＡＴＴ（１６７℃）とＦＡＴＴ0（１２６℃）との差から脆化量ΔＦＡＴＴは、４１℃であった。
（結果）
以上の結果から、図１２における評価対象部位３１のＦＡＴＴの実測値が１６７℃、初期ＦＡＴＴとしてＦＡＴＴ0が１２６℃、脆化量であるΔＦＡＴＴが４１℃であったのに対して、本発明に基づく評価対象部位３１の推定ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴTt）は１６６℃、推定初期ＦＡＴＴ（ＦＡＴＴ0）は１２０℃、推定脆化量であるΔＦＡＴＴTtは４６℃であった。そのため、精度良くＦＡＴＴTtおよびΔＦＡＴＴTtが推定できることが確認された。
今回開示された実施の形態および実施例はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した実施の形態ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。
本発明のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法によれば、特殊な工具を使わずに脆化度を評価するとともに、評価の制度を向上することができる。そのため、火力発電所で用いられているタービンロータについて、検査時に脆化度を評価することができる。
本発明の実施の形態におけるタービンロータの例を示す概略図である。 シャルピー衝撃試験により求まる遷移曲線とＦＡＴＴとの関係を示す模式図である。 本発明の実施の形態におけるＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価の手順を示すフローチャートである。 微小試験片を示す概略図である。 タービンロータ断面での中心孔部からのシャルピー衝撃試験片を採取した図である。 実機にて長期間使用されたタービンロータ中心孔部のＦＡＴＴと使用温度との関係を示す図である。 長期間使用されたタービンロータ中心孔部の脆化量ΔＦＡＴＴと使用温度との関係を示す図である。 脆化係数Ｋ2と脆化量ΔＦＡＴＴとの関係を示す図である。 実測脆化量ΔＦＡＴＴと推定脆化量ΔＦＡＴＴTtとの関係を示す図である。 推定脆化量ΔＦＡＴＴTtと使用温度との関係を実測脆化量ΔＦＡＴＴを含めて示す図である。 複数のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼タービンロータの材料によるシャルピー衝撃試験により求めた破面遷移温度ＦＡＴＴと、同材料の微小試験片による衝撃試験による破面遷移温度ＦＡＴＴsとの相関関係を示す図である。 実施例におけるタービンロータの評価部位とサンプル材採取位置を示す略図である。
符号の説明
１０ タービンロータ、１１ 中心孔部、１２，３３ 位置、２３ シャルピー衝撃試験片、３１ 評価対象部位。

Claims (3)

  1. Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度を評価する方法であって、
    温度Ｔ（℃）で時間ｔ（時間）使用による破面遷移温度の増加量（ΔＦＡＴＴTt）を、
    ｘをｘ＝３６０×［１７５０ｔ×ｅｘｐ｛−３３２００／（Ｔ＋２７３）｝］1/2×［１＋１．７９ｙ×１０-5×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］／［８．５×１０-8×ｅｘｐ｛１０５００／１．９８（Ｔ＋２７３）｝］で表わし、ｙをｙ＝（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０2で表わし、Ｋ2をＫ2＝（２Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ）×（１０Ｐ＋５Ｓｂ＋４Ｓｎ＋Ａｓ）×１０２で表わし、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、およびＡｓを前記タービンロータを構成する材料に含有されるそれぞれの元素の濃度（質量％）として、
    ΔＦＡＴＴTt＝（４２５．０＋１．７７８Ｋ2−０．９６４３Ｔ−０．００１９９０Ｋ2Ｔ）×｛1−ｅｘｐ（ｘ2）ｅｒｆｃ（ｘ）｝・・・・（式１）
    により求めることにより、前記タービンロータの脆化度を判断することを特徴とする、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法。
  2. 温度Ｔ（℃）で時間ｔ（時間）経過後の前記タービンロータの破面遷移温度（ＦＡＴＴTt）を、
    ΔＦＡＴＴTtを前記式１により求める値とし、ＦＡＴＴ0を未使用状態の前記タービンロータの初期破面遷移温度として、
    ＦＡＴＴTt＝ＦＡＴＴ0＋ΔＦＡＴＴTt・・・・・（式２）
    により求めることにより、前記タービンロータの脆化度を判断することを特徴とする、請求項１に記載のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法。
  3. 前記タービンロータの前記ＦＡＴＴ0が不明な場合に、前記ＦＡＴＴ0は、
    前記タービンロータからサンプル材を採取する採取工程と、
    前記サンプル材から作製した微小試験片の破壊試験により脆化度評価データを測定する測定工程と、
    Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの破面遷移温度と、前記微小試験片により測定される前記脆化度評価データとの予め求められている相関関係を用いて、前記測定工程で測定された前記微小試験片の前記脆化度評価データを前記タービンロータの破面遷移温度に換算する換算工程と、
    前記測定工程における前記サンプル材の採取位置の前記タービンロータ運転中の温度が３５０℃以上４６０℃以下の場合には、前記式１を用いて破面遷移温度の増加量を求めるとともに前記式２により初期破面遷移温度を求め、前記測定工程における前記サンプル材の採取位置の前記タービンロータ運転中の温度が３５０℃未満または４５０℃を超える場合には、前記換算工程における換算された破面遷移温度を初期破面遷移温度とする工程とを実施することにより求めることを特徴とする、請求項２に記載のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼製のタービンロータの脆化度評価方法。
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