JP6049331B2 - 蒸気タービンの動翼、蒸気タービンの動翼の製造方法および蒸気タービン - Google Patents

Description

本発明の実施形態は、蒸気タービンの動翼、蒸気タービンの動翼の製造方法および蒸気タービンに関する。

発電用の蒸気タービンにおいて、低圧段のタービン段落に備えられる動翼は、発電効率の向上および発電容量の増大のために、翼長が増大する傾向にある。そのため、低圧段のタービン段落に備えられる動翼に対しては、高強度、高靭性、高耐食性が要求される。

現状の蒸気タービンにおける低圧段の動翼を構成する材料としては、強度として引張強さが１３００ＭＰａ級、靭性として室温のシャルピ吸収エネルギが４０Ｊ級の特性を有する鉄鋼材料が使われている。現在、動翼を構成する鉄鋼材料として、より強度や靭性に優れたものが求められている。

動翼にはタービンの高速回転による遠心応力が作用するため、強度については比強度（引張強さを密度で除したもの）が重視されている。そのため、近年では、動翼を構成する材料として、密度の小さなチタン合金なども使用されている。しかしながら、チタン合金は高価なため、これを安価な鉄鋼材料で代替することが望まれる。

高強度、高靭性、高耐食性を有する鉄鋼材料としては、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼があり、このステンレス鋼において、強度、靭性、耐食性などを向上させるための検討がなされている。

特許第３２２７４６８号公報 特許第３９６２７４３号公報

従来の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、一般的に、引張強度を向上させると靭性が低下する。そのため、強度と靭性をバランスよく向上させるように、様々な元素が添加されている。しかしながら、添加元素の量が多いと、マルテンサイト変態開始温度が低下し、焼入れ時に残留オーステナイトが生成しやすくなる。耐食性の向上を図るためＣｒの添加量を増加すると、δフェライトが生成しやすくなる。

このように熱処理プロセスにおけるマルテンサイト組織の安定性の維持には、複雑な制約条件があり、この制約の下で、所定の強度と靭性を有する析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が求められている。

従来の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、例えば、熱処理過程においてマルテンサイト変態を完了させるためにサブゼロ処理を要する場合があり、製造コストが増加するという問題を有している。また、従来の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、例えば、蒸気タービンにおける低圧段の動翼の材料として適した、十分な強度や靭性が得られていない。

本発明が解決しようとする課題は、強度および靭性に優れた析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いた蒸気タービンの動翼、蒸気タービンの動翼の製造方法および蒸気タービンを提供することである。

実施形態の蒸気タービンの動翼は、質量％で、Ｃｒ：８．５〜１２．５、Ｍｏ：１〜２、Ｎｉ：８．５〜１１．５、Ｔｉ：０．６０〜１．４０、Ｃ：０．０００５〜０．０５、Ａｌ：０．０００５〜０．２５、Ｃｕ：０．００５〜０．７５、Ｎｂ：０．０００５〜０．３、Ｓｉ：０．００５〜０．７５、Ｍｎ：０．００５〜１、Ｎ：０．０００１〜０．０３を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、引張強さが１５００ＭＰａ以上であり、かつシャルピ吸収エネルギが４０Ｊを超える析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて構成されている。

実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて構成された動翼の斜視図である。 実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて構成された動翼を備える蒸気タービンの子午断面の一部を示す図である。

以下、本発明の実施の形態について説明する。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、質量％で、Ｃｒ：８．５〜１２．５、Ｍｏ：１〜２、Ｎｉ：８．５〜１１．５、Ｔｉ：０．６〜１．４、Ｃ：０．０００５〜０．０５、Ａｌ：０．０００５〜０．２５、Ｃｕ：０．００５〜０．７５、Ｎｂ：０．０００５〜０．３、Ｓｉ：０．００５〜０．７５、Ｍｎ：０．００５〜１、Ｎ：０．０００１〜０．０３を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる。

ここで、不可避的不純物としては、例えば、Ｐ、Ｓ、Ａｓ、Ｓｎ、Ｓｂなどが挙げられる。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、次の式（１）によって算出された値が０．１以上となるように構成されることが好ましい。
［Ｃｒ］／（［Ｃｒ］＋［Ｆｅ］） …式（１）

ここで、式（１）中の各括弧書きは、各括弧書き内の元素の含有率（質量％）を意味する（以下、式（２）、式（３）においても同様とする。）。

ステンレス鋼において耐食性（耐全面腐食性）を備えるために、表面に不動態皮膜が形成されることが必要である。ここで、不動態皮膜に含有されるＣｒの含有量が多いほど耐食性（耐全面腐食性）に優れる。すなわち、式（１）の値が大きいほど、耐食性（耐全面腐食性）に優れる（例えば、腐食防食協会 腐食センター発行、腐食センターニュース Ｎｏ．０４８、２００９年１月）。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、耐食性（耐全面腐食性）を向上させるために、式（１）の値を０．１以上とした。また、式（１）の値を０．１１以上とすることがより好ましい。なお、式（１）の値の上限値は、実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に含まれるＣｒとＦｅの含有率の範囲から必然的に定まる。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、次の式（２）によって算出された値が１２．５以上となるように構成されることが好ましい。
［Ｃｒ］＋３．３［Ｍｏ］ …式（２）

ステンレス鋼において、使用される環境によって、不動態皮膜が破壊して起こる孔食と呼ばれる腐食現象を生じることがある。ステンレス鋼の耐孔食性は、式（２）で示された孔食指数（ＰＲＥ：Pitting Resistance Equivalent）で評価することができる（例えば、腐食防食協会 腐食センター発行、腐食センターニュース Ｎｏ．０４８、２００９年１月）。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼においては、耐孔食性を向上させるために、式（２）の値を１２．５以上とした。また、式（２）の値を１４以上とすることがより好ましい。なお、式（２）の値の上限値は、実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に含まれるＣｒとＭｏの含有率の範囲から必然的に定まる。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、上記した式（１）および式（２）に係る条件の少なくともいずれか一方の条件を満たすことが好ましく、双方の条件を満たすことはより好ましい。上記した式（１）および式（２）に係る条件の少なくともいずれか一方を満たす析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて、例えば、蒸気タービンの低圧段のタービン段落に備えられる動翼を構成することで、より耐食性に優れた動翼を得ることができる。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、次の式（３）によって算出された値が１００以上となるように構成されることが好ましい。
１９５−１２００（[Ｃ]−０．００６）−２３（[Ｃｒ]−１２）−４０（[Ｎｉ]−９）−１６（[Ｍｏ]＋０．５[Ｗ]−１．５）−３．７５[Ａｌ]−３４[Ｔｉ]−２０[Ｃｕ] …式（３）

式（３）において、実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼の組成成分には含まれないタングステン（Ｗ）が記載されているが、例えば、不可避的不純物にＷが含まれるときに、そのＷの含有率を代入する。したがって、Ｗが含まれない場合には、[Ｗ]の値は「０」となる。

析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼から、例えば動翼などのタービン部品を作製する工程で施される熱処理は、製造コストなどに影響を与える。そのため、マルテンサイト変態開始温度に対する合金元素の作用も、マルテンサイト系ステンレス鋼において重要であると考えられている。式（３）は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼におけるマルテンサイト変態開始温度の評価指標Ｍｓ（℃）として用いられている指標である（例えば、特許第４６８５０２８号公報）。

実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼において、焼入れた後に、完全に焼入れマルテンサイト組織にするためには、式（３）、すなわちＭｓの値は、１００以上であることが好ましい。

式（３）の値である、マルテンサイト変態開始温度の評価指標Ｍｓが１００以上の場合、通常の冷却によっても組織の大部分をマルテンサイト化できるため、サブゼロ処理などの低温処理が不要となる。冷却速度が遅くなる厚肉素材の中心部や化学成分に偏りのあるミクロ偏析部も含めた大部分をマルテンサイト化するために、式（３）の値は、１２０以上であることがより好ましい。なお、式（３）の値の上限値は、実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に含まれる、式（３）に含まれる各組成成分の含有率の範囲から必然的に定まる。

ここで、実施の形態における析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、上記した式（１）および式（２）に係る条件の少なくとも一方を満たすとともに、式（３）に係る条件を満たすことが好ましい。また、上記した式（１）〜式（３）に係るすべての条件を満たすことがより好ましい。

上記した実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼における各組成成分範囲の限定理由を説明する。なお、以下の説明において組成成分を表す％は、特に明記しない限り質量％とする。

（１）Ｃｒ（クロム）
Ｃｒは、優れた耐食性を得るために重要な元素である。この効果を発揮させるために、Ｃｒを８．５％以上含有することが必要である。一方、Ｃｒの含有率が１２．５％を越えると、δフェライトの析出により靭性が低下する。また、強度や靭性などの向上に有効なその他の元素の添加が制限される。そのため、Ｃｒの含有率を８．５〜１２．５％とした。同様の理由により、Ｃｒの含有率を９〜１０％とすることがより好ましい。

（２）Ｍｏ（モリブデン）
Ｍｏは、Ｃｒと同様に、耐食性の向上に有効な元素である。この効果を発揮させるために、Ｍｏを１％以上含有することが必要である。一方、Ｍｏの含有率が２％を越えると、δフェライトの析出により靭性が低下する。また、Ｍｏは、比較的高価な元素であるため、製造コストが増加する。そのため、Ｍｏの含有率を１〜２％とした。同様の理由により、Ｍｏの含有率を１．３〜１．８％とすることがより好ましい。

（３）Ｎｉ（ニッケル）
Ｎｉは、Ｔｉと金属間化合物を形成して析出硬化に寄与し、靭性を向上させ、δフェライトの析出を抑制する効果がある。目標とする靭性を達成するには、Ｎｉを８．５％以上含有することが必要である。一方、Ｎｉの含有率が１１．５％を越えると、前述した式（３）で示される評価指標Ｍｓが低下し、残留オーステナイトが生成される。また、Ｎｉは、比較的高価な元素であるため、製造コストが増加する。そのため、Ｎｉの含有率を８．５〜１１．５％とした。同様の理由により、Ｎｉの含有率を１０〜１１．５％とすることがより好ましい。

（４）Ｔｉ（チタン）
Ｔｉは、Ｎｉと金属間化合物を形成して析出硬化に寄与する。この効果を発揮させるために、Ｔｉを０．６％以上含有することが必要である。一方、Ｔｉの含有率が１．４％を越えると、靭性が低下する。そのため、Ｔｉの含有率を０．６〜１．４％とした。同様の理由により、Ｔｉの含有率を０．７〜１．３％とすることがより好ましい。

（５）Ｃ（炭素）
Ｃは、δフェライトの析出の抑制に有効である。この効果を発揮させるために、Ｃを０．０００５％以上含有することが必要である。一方、Ｃの含有率が０．０５％を越えると、前述した式（３）で示される評価指標Ｍｓが低下し、残留オーステナイトが生成される。また、炭化物の析出は、耐食性を低下させる。そのため、Ｃの含有率を０．０００５〜０．０５％とした。同様の理由により、Ｃの含有率を０．０１〜０．０２％とすることがより好ましい。

（６）Ａｌ（アルミニウム）
Ａｌは、析出硬化に寄与する。この効果を発揮させるために、Ａｌを０．０００５％以上含有することが必要である。一方、Ａｌの含有率が０．２５％を越えると、靭性が低下する。そのため、Ａｌの含有率を０．０００５〜０．２５％とした。同様の理由により、Ａｌの含有率を０．００１〜０．０２５％とすることがより好ましい。

（７）Ｃｕ（銅）
Ｃｕは、析出硬化に寄与する。この効果を発揮させるために、Ｃｕを０．００５％以上含有することが必要である。一方、Ｃｕの含有率が０．７５％を越えると、靭性、延性、強度が低下する。そのため、Ｃｕの含有率を０．００５〜０．７５％とした。同様の理由により、Ｃｕの含有率を０．００５〜０．２５％とすることがより好ましい。

（８）Ｎｂ（ニオブ）
Ｎｂは、析出硬化に寄与する。この効果を発揮させるために、Ｎｂを０．０００５％以上含有することが必要である。一方、Ｎｂの含有率が０．３％を越えると、靭性が低下する。そのため、Ｎｂの含有率を０．０００５〜０．３％とした。同様の理由により、Ｎｂの含有率を０．００１〜０．０２５％とすることがより好ましい。

（９）Ｓｉ（ケイ素）
Ｓｉは、脱酸剤としての機能を備える。この効果を発揮させるために、Ｓｉを０．００５％以上含有することが必要である。一方、Ｓｉの含有率が０．７５％を越えると、δフェライトの析出によって靭性が低下する。そのため、Ｓｉの含有率を０．００５〜０．７５％とした。同様の理由により、Ｓｉの含有率を０．００５〜０．１％とすることが好ましい。

（１０）Ｍｎ（マンガン）
Ｍｎは、脱酸剤の効果があり、δフェライトの析出の抑制に有効である。この効果を発揮させるために、Ｍｎを０．００５％以上含有することが必要である。一方、Ｍｎの含有率が１％を越えると、残留オーステナイトを生成する。そのため、Ｍｎの含有率を０．００５〜１％とした。同様の理由により、Ｍｎの含有率を０．００５〜０．１％とすることが好ましい。

（１１）Ｎ（窒素）
Ｎは、δフェライトの析出の抑制に有効である。この効果を発揮させるために、Ｎを０．０００１％以上含有することが必要である。一方、Ｎの含有率が０．０３％を越えると、残留オーステナイトを生成する。また、ＮがＴｉと化合物を形成し、強度に寄与するＮｉとＴｉとによる金属間化合物の形成が抑制される。そのため、Ｎの含有率を０．０００１〜０．０３％とした。同様の理由により、Ｎの含有率を０．０００５〜０．０１％とすることが好ましい。

（１２）Ｐ（リン）、Ｓ（硫黄）、Ａｓ（砒素）、Ｓｎ（スズ）およびＳｂ（アンチモン）
実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼において、Ｐ、Ｓ、Ａｓ、Ｓｎ およびＳｂは、不可避的不純物に分類される成分である。これらの不可避的不純物は、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが望ましい。

上記した実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、強度および靭性に優れている。そのため、実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、例えば、蒸気タービンの動翼を構成する材料として好適である。蒸気タービンの動翼の中でも、特に、高強度、高靭性、高耐食性が要求される、例えば、翼長が増大する、低圧タービンの低圧段（例えば、最終段など）のタービン段落に備えられる動翼を構成する材料として好適である。

ここで、実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼およびこの析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて製造される蒸気タービンの動翼の製造方法について説明する。

実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、例えば、次のように製造される。

上記した析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を構成する組成成分を得るために必要な原材料を、アーク式電気炉、真空誘導電気炉などの溶解炉で溶解し、精錬、脱ガスを行う。そして、所定サイズの型に注湯し、凝固させ鋼塊を形成する。ここで、鋼塊に偏析などの不均一な構成を生じる場合には、これを均一な構成とするために、ＥＳＲ（エレクトロスラグ再溶解）あるいはＶＡＲ（真空アーク再溶解）などによって鋼塊を再度溶解し、所定サイズの型に注湯し、凝固させ鋼塊を形成することが好ましい。

続いて、凝固が完了した鋼塊を、１０５０〜１２５０℃に加熱し、所定サイズになるように熱間加工（鍛造）する。続いて、鋼塊に対して、９４０〜９８０℃の温度で一定時間、溶体化処理を施し、その後水焼入れを施す。続いて、鋼塊に対して、４９０〜５８０℃の温度で一定時間、時効処理を施す。この時効処理を施すことで、金属間化合物や炭化物による析出強化を図ることができる。このような工程を経て、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が製造される。

蒸気タービンの動翼は、例えば、次のように製造される。

上記した析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を構成する組成成分を得るために必要な原材料を、アーク式電気炉、真空誘導電気炉などの溶解炉で溶解し、精錬、脱ガスを行う。そして、所定サイズの型に注湯し、凝固させ鋼塊を形成する。ここで、鋼塊に偏析などの不均一な構成を生じる場合には、これを均一な構成とするために、ＥＳＲ（エレクトロスラグ再溶解）あるいはＶＡＲ（真空アーク再溶解）などによって鋼塊を再度溶解し、所定サイズの型に注湯し、凝固させ鋼塊を形成することが好ましい。

続いて、凝固が完了した鋼塊を、１０５０〜１２５０℃に加熱し、金型を用いて動翼の翼形状に熱間加工（型鍛造）する。続いて、鋼塊に対して、９４０〜９８０℃の温度で一定時間、溶体化処理を施し、その後水焼入れを施す。続いて、鋼塊に対して、４９０〜５８０℃の温度で一定時間、時効処理を施す。この時効処理を施すことで、金属間化合物や炭化物による析出強化を図ることができる。このような工程を経て、動翼が製造される。

ここで、溶体化処理および時効処理における加熱温度を上記した範囲とすることが好ましいのは、次の理由からである。溶体化処理において、温度が９４０℃よりも低い場合には、熱間加工時に生じた粗大な未固溶炭窒化物の固溶が不十分となり、温度が９８０℃よりも高い場合には、オーステナイト結晶粒径が粗大になり、時効処理後の靭性が低下する。時効処理において、温度が４９０℃よりも低い場合には、金属間化合物の時効析出が十分に行われず、強度の向上が十分でなく、温度が５８０℃よりも高い場合には、金属間化合物が過剰に時効析出し、靭性が低下する。

図１は、実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて構成された動翼１０の斜視図である。図２は、実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて構成された動翼１０を備える蒸気タービン２０の子午断面の一部を示す図である。

上記した製造工程を経て、例えば、図１に示すような長翼の動翼１０が製造される。この動翼１０は、例えば、低圧タービンの最終段のタービン段落に備えられる。

動翼１０が備えられた蒸気タービン２０は、ケーシング２１を備え、このケーシング２１内には、動翼１０が植設されたタービンロータ２２が貫設されている。動翼１０を周方向に複数植設して動翼翼列を構成し、この動翼翼列をタービンロータ軸方向に複数段備えている。タービンロータ２２は、図示しないロータ軸受によって回転可能に支持されている。

ケーシング２１の内周には、タービンロータ２２の軸方向に動翼１０と交互になるように、ダイアフラム外輪２３とダイアフラム内輪２４に支持された静翼２５が配設されている。静翼２５を周方向に複数配置して静翼翼列を構成し、静翼翼列と直下流側に位置する動翼翼列とで一つのタービン段落を構成している。

蒸気タービン２０内に流入した蒸気は、各タービン段落の静翼２５、動翼１０を備える、徐々に拡大する蒸気通路２６を膨張仕事をしながら通過し、タービンロータ２２を回転させる。そして、最終段のタービン段落を通過した蒸気は、排気流路（図示しない）を通過し、蒸気タービン２０の外部に流出する。

上記したように、蒸気タービン２０の動翼１０を実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼によって構成することで、強度および靭性に優れた動翼１０を構成することができる。

（強度および靭性の評価）
（化学組成の影響）
以下に、実施の形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が、強度および靭性に優れていることを説明する。まず、強度および靭性に及ぼす化学組成の影響について説明する。

表１は、強度および靭性の評価に用いられた試料１〜試料１３の化学組成を示す。表２には、熱処理条件、強度および靭性の評価結果を示している。なお、試料１〜試料８は、本実施の形態の化学組成範囲にある析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼であり、試料９〜試料１３は、その組成が本実施の形態の化学組成範囲にない析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼であり、比較例である。表１に示された各試料の組成成分は、質量％で示されている。また、表１には、前述した式（１）、式（２）、式（３）で算出された値を示しており、表１に示されたＭｓは、式（３）で算出された値である。

ここでは、強度を引張試験（引張強さ）によって、靭性をシャルピ衝撃試験（シャルピ吸収エネルギ）によって評価した。それぞれの試験に使用する試験片は、次のように作製した。

表１に示す化学組成を有する試料１〜試料１３の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を構成する組成成分を得るために必要な原材料のそれぞれを、真空溶解炉において溶解し、精錬、脱ガスを行い、３０ｋｇの鋳塊を作製した。

続いて、凝固が完了した鋼塊を、１１００℃に加熱して、熱間加工（型鍛造）して、平板とした。

続いて、各平板に対して、表２に示す溶体化処理条件で溶体化処理を施し、その後水焼入れを行った。溶体化処理された各平板に対して、表２に示す時効処理条件で時効処理を施した。時効処理後、試験片長手方向を鍛伸方向として、各平板から引張試験用の試験片およびシャルピ衝撃試験用の試験片を採取した。

引張試験は、平行部直径が６ｍｍ、平行部長さが３０ｍｍの試験片を用い、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して室温下で行われた。衝撃試験は、フルサイズのＶノッチ試験片を用いて、衝撃刃半径２ｍｍとして、ＪＩＳ Ｚ ２２４２に準拠して室温下で行われた。引張試験およびシャルピ衝撃試験において、２つの試験片に対して試験を行い、それらの平均値を試験結果とした。

表２に示すように、試料１〜試料８においては、引張強さが１５００ＭＰａ以上であり、かつシャルピ吸収エネルギが４０Ｊを超え、強度および靭性の双方に優れていることがわかった。この結果は、現状の蒸気タービンにおける低圧段の動翼に使用されている引張強さが１３００ＭＰａ級（室温）、シャルピ吸収エネルギが４０Ｊ級（室温）の材料と比べても、高い強度および靭性が得られている。

一方、比較例に係る試料９〜試料１３においては、シャルピ吸収エネルギが４０Ｊを下回り、靭性が劣ることがわかった。

（熱処理温度の影響）
ここでは、溶体化処理および時効処理における熱処理温度が強度および靭性に及ぼす影響について説明する。表３には、溶体化処理条件、時効処理条件、強度および靭性の評価結果を示している。

熱処理温度の影響は、表１に示した試料１を用いて、化学組成の影響を調べたときと同様に、真空溶解炉における溶解、熱間加工を経て形成された平板に対して、表３に示す各溶体化処理条件で溶体化処理を施し、その後水焼入れを行った。溶体化処理された各平板に対して、表３に示す時効処理条件で時効処理を施した。時効処理後、試験片長手方向を鍛伸方向として、各平板から引張試験用の試験片およびシャルピ衝撃試験用の試験片を採取した。

化学組成の影響を調べたときと同様に、強度を引張試験によって、靭性をシャルピ衝撃試験によって評価した。

表３に示すように、溶体化処理温度が９４０〜９８０℃で、かつ時効処理温度が４９０〜５８０℃の場合（試料１４）には、引張強さが１５００ＭＰａ以上であり、かつシャルピ吸収エネルギが４０Ｊ以上であり、強度および靭性の双方に優れていることがわかった。なお、溶体化処理温度および時効処理温度が上記した範囲である、表２に示された試料１においても、試料１４と同様の結果が得られている。

一方、溶体化処理温度が９４０〜９８０℃の範囲内ではないか、または時効処理温度が４９０〜５８０℃の範囲内ではない場合（試料１５〜試料１８）には、引張強さ、シャルピ吸収エネルギのいずれか一方が低く、強度および靭性の双方に優れたものはなかった。

以上説明した実施形態によれば、優れた強度および靭性を得ることが可能となる。

本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。これら新規な実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれるとともに、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。

１０…動翼、２０…蒸気タービン、２１…ケーシング、２２…タービンロータ、２３…ダイアフラム外輪、２４…ダイアフラム内輪、２５…静翼、２６…蒸気通路。

Claims (6)

1. 質量％で、Ｃｒ：８．５〜１２．５、Ｍｏ：１〜２、Ｎｉ：８．５〜１１．５、Ｔｉ：０．６０〜１．４０、Ｃ：０．０００５〜０．０５、Ａｌ：０．０００５〜０．２５、Ｃｕ：０．００５〜０．７５、Ｎｂ：０．０００５〜０．３、Ｓｉ：０．００５〜０．７５、Ｍｎ：０．００５〜１、Ｎ：０．０００１〜０．０３を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、引張強さが１５００ＭＰａ以上であり、かつシャルピ吸収エネルギが４０Ｊを超える析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いて構成されたことを特徴とする蒸気タービンの動翼。
2. 前記析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼において、式（１）によって算出された値が０．１０以上であることを特徴とする請求項１記載の蒸気タービンの動翼。
   ［Ｃｒ］／（［Ｃｒ］＋［Ｆｅ］） …式（１） （ここで、式（１）中の各括弧書きは、各括弧書き内の元素の含有率（質量％）を意味する。）
3. 前記析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼において、式（２）によって算出された値が１２．５以上であることを特徴とする請求項１または２記載の蒸気タービンの動翼。
   ［Ｃｒ］＋３．３［Ｍｏ］ …式（２） （ここで、式（２）中の各括弧書きは、各括弧書き内の元素の含有率（質量％）を意味する。）
4. 前記析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼において、式（３）によって算出された値が１００以上であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載の蒸気タービンの動翼。
   １９５−１２００（［Ｃ］−０．００６）−２３（［Ｃｒ］−１２）−４０（［Ｎｉ］−９）−１６（［Ｍｏ］＋０．５［Ｗ］−１．５）−３．７５［Ａｌ］−３４［Ｔｉ］−２０［Ｃｕ］ …式（３） （ここで、式（３）中の各括弧書きは、各括弧書き内の元素の含有率（質量％）を意味する。）
5. 請求項１乃至４のいずれか１項記載の蒸気タービンの動翼を製造する際に、９４０〜９８０℃の温度で溶体化処理、４９０〜５８０℃の温度で時効処理が施されたことを特徴とする蒸気タービンの動翼の製造方法。
6. 請求項１乃至４のいずれか１項記載の蒸気タービンの動翼を少なくとも１つのタービン段落に備えたことを特徴とする蒸気タービン。

Images