JPH09105305A - 高温用蒸気タービンロータ材 - Google Patents
高温用蒸気タービンロータ材Info
- Publication number
- JPH09105305A JPH09105305A JP26395495A JP26395495A JPH09105305A JP H09105305 A JPH09105305 A JP H09105305A JP 26395495 A JP26395495 A JP 26395495A JP 26395495 A JP26395495 A JP 26395495A JP H09105305 A JPH09105305 A JP H09105305A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- creep rupture
- high temperature
- rupture strength
- strength
- present
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Landscapes
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 高温用蒸気タービンロータ材に関し、特に火
力発電用蒸気タービンロータ材として有利に適用しうる
同材料に関する。 【解決手段】 重量比で炭素：０．１〜０．１８％、シ
リコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１〜
１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜０．
２５％、ニオブおよび／またはタンタルの合計：０．０
１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：１．３〜１．９％及び不可避的不純物及び鉄からな
る鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマ
ルテンサイトのマトリックスが形成されている高温用蒸
気タービンロータ材。
力発電用蒸気タービンロータ材として有利に適用しうる
同材料に関する。 【解決手段】 重量比で炭素：０．１〜０．１８％、シ
リコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１〜
１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜０．
２５％、ニオブおよび／またはタンタルの合計：０．０
１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：１．３〜１．９％及び不可避的不純物及び鉄からな
る鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマ
ルテンサイトのマトリックスが形成されている高温用蒸
気タービンロータ材。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は高温用蒸気タービン
ロータ材に関し、特に火力発電用蒸気タービンロータ材
として有利に適用しうる同材料に関する。
ロータ材に関し、特に火力発電用蒸気タービンロータ材
として有利に適用しうる同材料に関する。
【０００２】
【従来の技術】火力発電用蒸気タービンプラントに用い
られる高温用ロータ材としては、ＣｒＭｏＶ鋼や１２Ｃ
ｒ鋼があげられる。このうち、ＣｒＭｏＶ鋼は高温強度
の限界から５６６℃までの蒸気温度のプラントに制限さ
れる。一方、１２Ｃｒ鋼製のロータ材（例えば特開昭６
０−１６５３５９号、特開昭６２−１０３３４５号各公
報など）は高温強度がＣｒＭｏＶ鋼よりも優れているた
め、最高６００℃程度の蒸気温度のプラントに適用する
ことも可能であるが、これを越える温度に対しては高温
強度が不足することから蒸気タービンロータとしての適
用は困難である。
られる高温用ロータ材としては、ＣｒＭｏＶ鋼や１２Ｃ
ｒ鋼があげられる。このうち、ＣｒＭｏＶ鋼は高温強度
の限界から５６６℃までの蒸気温度のプラントに制限さ
れる。一方、１２Ｃｒ鋼製のロータ材（例えば特開昭６
０−１６５３５９号、特開昭６２−１０３３４５号各公
報など）は高温強度がＣｒＭｏＶ鋼よりも優れているた
め、最高６００℃程度の蒸気温度のプラントに適用する
ことも可能であるが、これを越える温度に対しては高温
強度が不足することから蒸気タービンロータとしての適
用は困難である。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】そこで、本発明は１２
Ｃｒ系鋼の材料で６００℃以上の蒸気条件で適用できる
高温強度の優れた高温用蒸気タービンロータ材を提供す
るものである。
Ｃｒ系鋼の材料で６００℃以上の蒸気条件で適用できる
高温強度の優れた高温用蒸気タービンロータ材を提供す
るものである。
【０００４】
【課題を解決するための手段】本発明者らは鋭意研究を
重ねた結果、以下に示す優れた高温用蒸気タービンロー
タ材を発明した。すなわち、本発明の高温用蒸気タービ
ンロータ材は以下の（１）〜（３）の構成を有するもの
である。
重ねた結果、以下に示す優れた高温用蒸気タービンロー
タ材を発明した。すなわち、本発明の高温用蒸気タービ
ンロータ材は以下の（１）〜（３）の構成を有するもの
である。
【０００５】（１）重量比で炭素：０．１〜０．１８
％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．
０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１
〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．
０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：１．３〜１．９％及び不可避的不純物及び鉄からな
る鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマ
ルテンサイトのマトリックスが形成されていることを特
徴とする高温用蒸気タービンロータ材。
％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．
０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１
〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．
０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：１．３〜１．９％及び不可避的不純物及び鉄からな
る鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマ
ルテンサイトのマトリックスが形成されていることを特
徴とする高温用蒸気タービンロータ材。
【０００６】（２）重量比で炭素：０．０８〜０．１６
％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．
０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１
〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．
０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：０．１〜０．５％、タングステン：０．９〜３％を
含有し、かつモリブデン及びタングステンの含有量〔Ｍ
ｏ〕，〔Ｗ〕が０．７５≦〔Ｍｏ〕＋ 1/2〔Ｗ〕および
３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕をそれぞれ満足し、かつ不可避的
不純物及び鉄からなる鉄基合金であって、組織中にδフ
ェライトを含まずマルテンサイトのマトリックスが形成
されていることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ
材。
％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．
０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１
〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．
０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：０．１〜０．５％、タングステン：０．９〜３％を
含有し、かつモリブデン及びタングステンの含有量〔Ｍ
ｏ〕，〔Ｗ〕が０．７５≦〔Ｍｏ〕＋ 1/2〔Ｗ〕および
３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕をそれぞれ満足し、かつ不可避的
不純物及び鉄からなる鉄基合金であって、組織中にδフ
ェライトを含まずマルテンサイトのマトリックスが形成
されていることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ
材。
【０００７】（３）鉄の一部をボロンで置換し、重量比
でボロン：０．００１〜０．０３％含有していることを
特徴とする上記（１）又は（２）記載の高温用蒸気ター
ビンロータ材。
でボロン：０．００１〜０．０３％含有していることを
特徴とする上記（１）又は（２）記載の高温用蒸気ター
ビンロータ材。
【０００８】（作用）本発明者らは１２Ｃｒ系鋼を基本
成分として合金元素の厳選を行って高温強度の改善を鋭
意行い、優れた高温特性を有する新しい高温用蒸気ター
ビンロータ材を発明した。従来の１２Ｃｒ鋼系タービン
ロータ材にはＮｉが０．５％程度は添加されている。Ｎ
ｉは本質的にはクリープ破断強度を低下させる元素であ
るが、基地組織を制御するうえでδフェライトの抑制に
有効であり、かつ靱性も向上させるため、これらの有用
な効果を優先した結果の添加である。一方、本発明材で
はクリープ破断強度の確保を最優先に考え、不可避的に
混入するものを除いてはＮｉを完全に排除し、同時にδ
フェライトの出現を抑制するためにその他の強化元素を
バランスよく添加した点に特徴がある。また、靱性に悪
影響を及ぼすＳｉやＭｎの含有量も極力低減し靱性を確
保している。
成分として合金元素の厳選を行って高温強度の改善を鋭
意行い、優れた高温特性を有する新しい高温用蒸気ター
ビンロータ材を発明した。従来の１２Ｃｒ鋼系タービン
ロータ材にはＮｉが０．５％程度は添加されている。Ｎ
ｉは本質的にはクリープ破断強度を低下させる元素であ
るが、基地組織を制御するうえでδフェライトの抑制に
有効であり、かつ靱性も向上させるため、これらの有用
な効果を優先した結果の添加である。一方、本発明材で
はクリープ破断強度の確保を最優先に考え、不可避的に
混入するものを除いてはＮｉを完全に排除し、同時にδ
フェライトの出現を抑制するためにその他の強化元素を
バランスよく添加した点に特徴がある。また、靱性に悪
影響を及ぼすＳｉやＭｎの含有量も極力低減し靱性を確
保している。
【０００９】以下、本発明の第１の高温用蒸気タービン
ロータ材における成分限定理由を述べる。なお以下の説
明における％は重量％を意味する。
ロータ材における成分限定理由を述べる。なお以下の説
明における％は重量％を意味する。
【００１０】Ｃ： ＣはＮとともに炭窒化物を形成しク
リープ破断強度の向上に寄与する。しかし、本合金系で
は０．１％未満では十分な効果は得られず、また０．１
８％を越えると使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高温
長時間強度を劣化させる。このため０．１〜０．１８％
とする。望ましい成分範囲は０．１２〜０．１６％であ
る。
リープ破断強度の向上に寄与する。しかし、本合金系で
は０．１％未満では十分な効果は得られず、また０．１
８％を越えると使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高温
長時間強度を劣化させる。このため０．１〜０．１８％
とする。望ましい成分範囲は０．１２〜０．１６％であ
る。
【００１１】Ｓｉ： Ｓｉは脱酸材としての効果がある
反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材
の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、
その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとど
め、成分範囲を０．００５〜０．１％とする。望ましい
範囲は０．００５〜０．０５％である。
反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材
の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、
その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとど
め、成分範囲を０．００５〜０．１％とする。望ましい
範囲は０．００５〜０．０５％である。
【００１２】Ｍｎ： Ｍｎは脱酸材として作用するとと
もに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素であ
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断
強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素
でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重
視して、添加の最大量を１％とした。また、特に０．１
５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善され
る。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて添
加することが必要である。ただし、０．０１％未満に制
御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要と
なりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定し
ている。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％であ
る。
もに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素であ
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断
強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素
でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重
視して、添加の最大量を１％とした。また、特に０．１
５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善され
る。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて添
加することが必要である。ただし、０．０１％未満に制
御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要と
なりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定し
ている。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％であ
る。
【００１３】Ｃｒ： Ｃｒは炭化物を形成しクリープ破
断強度の改善に寄与し、かつマトリックス中に溶け込ん
で耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を強化
することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。８％
未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越え
る量を添加すると本合金系ではδフェライトを生成しや
すくなって強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このた
め、成分範囲を８〜１１％とする。望ましい範囲は９．
５〜１０．５％である。
断強度の改善に寄与し、かつマトリックス中に溶け込ん
で耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を強化
することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。８％
未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越え
る量を添加すると本合金系ではδフェライトを生成しや
すくなって強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このた
め、成分範囲を８〜１１％とする。望ましい範囲は９．
５〜１０．５％である。
【００１４】Ｖ： Ｖは炭窒化物となってクリープ破断
強度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られ
ない。また、逆に０．２５％を越える量を添加すると、
むしろクリープ破断強度は低下してしまう。このため、
成分範囲を０．１〜０．２５％とする。
強度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られ
ない。また、逆に０．２５％を越える量を添加すると、
むしろクリープ破断強度は低下してしまう。このため、
成分範囲を０．１〜０．２５％とする。
【００１５】Ｎｂ及び／又はＴａ： Ｎｂ及び／又はＴ
ａは炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。ま
た、高温で析出する炭化物（Ｍ23Ｃ6 ）を微細にして長
時間クリープ破断強度の改善に寄与する。両元素の合計
量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１％
を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成したＮｂ及
び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処理）時にマ
トリックスに十分に固溶できず、使用中に粗大化して長
時間のクリープ破断強度を低下させる。そこで成分範囲
を０．０１〜０．１％に限定する。
ａは炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。ま
た、高温で析出する炭化物（Ｍ23Ｃ6 ）を微細にして長
時間クリープ破断強度の改善に寄与する。両元素の合計
量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１％
を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成したＮｂ及
び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処理）時にマ
トリックスに十分に固溶できず、使用中に粗大化して長
時間のクリープ破断強度を低下させる。そこで成分範囲
を０．０１〜０．１％に限定する。
【００１６】Ｎ： ＮはＣや合金元素とともに炭窒化物
を形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満
では十分な炭窒化物を形成することができないために、
クリープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％
を越える量を添加すると、長時間側で炭窒化物が凝集粗
大化して十分なクリープ破断強度を得ることができなく
なる。このため、０．０１〜０．１％とする。望ましい
量は０．０４〜０．０７％である。
を形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満
では十分な炭窒化物を形成することができないために、
クリープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％
を越える量を添加すると、長時間側で炭窒化物が凝集粗
大化して十分なクリープ破断強度を得ることができなく
なる。このため、０．０１〜０．１％とする。望ましい
量は０．０４〜０．０７％である。
【００１７】Ｍｏ： Ｍｏはマトリックス中や炭窒化物
中に固溶してクリープ破断強度を改善する。添加量が
１．３％未満であれば顕著な効果は期待されない。一
方、多量に添加すると不安定な析出物が増加するととも
にδフェライトの生成を促進するために、添加量の上限
を１．９％に制限している。
中に固溶してクリープ破断強度を改善する。添加量が
１．３％未満であれば顕著な効果は期待されない。一
方、多量に添加すると不安定な析出物が増加するととも
にδフェライトの生成を促進するために、添加量の上限
を１．９％に制限している。
【００１８】次に、本発明の第２の高温用蒸気タービン
ロータ材における成分限定理由を述べる。
ロータ材における成分限定理由を述べる。
【００１９】Ｃ： ＣはＮとともに炭窒化物を形成しク
リープ破断強度の向上に寄与する。しかし、本合金系で
は０．０８％未満では十分な効果は得られず、また０．
１６％を越えると使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高
温長時間強度を劣化させる。このため、限定範囲を０．
０８〜０．１６％とする。望ましい成分範囲は０．１２
〜０．１５％である。
リープ破断強度の向上に寄与する。しかし、本合金系で
は０．０８％未満では十分な効果は得られず、また０．
１６％を越えると使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高
温長時間強度を劣化させる。このため、限定範囲を０．
０８〜０．１６％とする。望ましい成分範囲は０．１２
〜０．１５％である。
【００２０】Ｓｉ： Ｓｉは脱酸材としての効果がある
反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材
の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、
その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとど
め、成分範囲を０．００５〜０．１％とする。望ましい
範囲は０．００５〜０．０５％である。
反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材
の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、
その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとど
め、成分範囲を０．００５〜０．１％とする。望ましい
範囲は０．００５〜０．０５％である。
【００２１】Ｍｎ： Ｍｎは脱酸材として作用するとと
もに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素であ
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断
強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素
でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重
視して、添加の最大量を１％とした。また、特に０．１
５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善され
る。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて添
加することが必要である。ただし、０．０１％未満に制
御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要と
なりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定し
ている。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％であ
る。
もに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素であ
る。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。
しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断
強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素
でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重
視して、添加の最大量を１％とした。また、特に０．１
５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善され
る。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて添
加することが必要である。ただし、０．０１％未満に制
御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要と
なりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定し
ている。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％であ
る。
【００２２】Ｃｒ： Ｃｒは炭化物を形成しクリープ破
断強度の改善に寄与し、かつマトリックス中に溶け込ん
で耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を強化
することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。８％
未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越え
る量を添加すると本合金系ではδフェライトを生成しや
すくなって強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このた
め、成分範囲を８〜１１％とする。望ましい範囲は９．
５〜１０．５％である。
断強度の改善に寄与し、かつマトリックス中に溶け込ん
で耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を強化
することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。８％
未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越え
る量を添加すると本合金系ではδフェライトを生成しや
すくなって強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このた
め、成分範囲を８〜１１％とする。望ましい範囲は９．
５〜１０．５％である。
【００２３】Ｖ： Ｖは炭窒化物となってクリープ破断
強度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られ
ない。また、逆に０．２５％を越える量を添加すると、
むしろクリープ破断強度は低下してしまう。このため、
成分範囲を０．１〜０．２５％とする。
強度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られ
ない。また、逆に０．２５％を越える量を添加すると、
むしろクリープ破断強度は低下してしまう。このため、
成分範囲を０．１〜０．２５％とする。
【００２４】Ｎｂ及び／又はＴａ： Ｎｂ及び／又はＴ
ａは炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。ま
た、高温で析出する炭化物（Ｍ23Ｃ6 ）を微細にして長
時間クリープ破断強度の改善に寄与する。両元素の合計
量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１％
を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成したＮｂ及
び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処理）時にマ
トリックスに十分に固溶できず、使用中に粗大化して長
時間のクリープ破断強度を低下させる。そこで成分範囲
を０．０１〜０．１％に限定する。
ａは炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。ま
た、高温で析出する炭化物（Ｍ23Ｃ6 ）を微細にして長
時間クリープ破断強度の改善に寄与する。両元素の合計
量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１％
を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成したＮｂ及
び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処理）時にマ
トリックスに十分に固溶できず、使用中に粗大化して長
時間のクリープ破断強度を低下させる。そこで成分範囲
を０．０１〜０．１％に限定する。
【００２５】Ｎ： ＮはＣや合金元素とともに炭窒化物
を形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満
では十分な炭窒化物を形成することができないために、
クリープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％
を越える量を添加すると、長時間側で炭窒化物が凝集粗
大化して十分なクリープ破断強度を得ることができなく
なる。このため、０．０１〜０．１％とする。望ましい
量は０．０４〜０．０７％である。
を形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満
では十分な炭窒化物を形成することができないために、
クリープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％
を越える量を添加すると、長時間側で炭窒化物が凝集粗
大化して十分なクリープ破断強度を得ることができなく
なる。このため、０．０１〜０．１％とする。望ましい
量は０．０４〜０．０７％である。
【００２６】Ｍｏ及びＷ： Ｍｏ及びＷはマトリックス
中や炭窒化物中に固溶してクリープ破断強度を改善す
る。両元素をともに添加する場合、Ｗの原子量がＭｏの
原子量のほぼ２倍であることからＭｏ及びＷの含有量を
等価のＭｏ量に置き換えた値（Ｍｏ当量；〔Ｍｏ〕＋ 1
/2〔Ｗ〕）を考慮する必要がある。すなわちＭｏ当量
０．７５％未満ではマトリックス中や炭窒化物中に固溶
してクリープ破断強度を改善する顕著な効果は現れな
い。ただし、同一Ｍｏ当量であっても、Ｍｏに比べてＷ
の量を増やしたほうがクリープ破断強度の向上に有効な
ことが知られているため、その効果が顕著となるように
３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕としている。一方、Ｍｏを０．５
％を越える量添加すると不安定な析出物が出現しやすく
なり、長時間クリープ破断強度に弊害が現れる。またＷ
が０．９％未満ではクリープ破断強度の向上が顕著では
なく逆に３％を越えると靱性の低下を招く。さらにＭｏ
やＷを多量に添加するとδフェライトの生成を促進して
しまう。以上の点を総合的に判断して、Ｍｏ添加量を
０．１〜０．５％、Ｗ添加量を０．９〜３％とし、かつ
０．７５≦〔Ｍｏ〕＋ 1/2〔Ｗ〕および３≦〔Ｗ〕／
〔Ｍｏ〕の式を満足することとした。
中や炭窒化物中に固溶してクリープ破断強度を改善す
る。両元素をともに添加する場合、Ｗの原子量がＭｏの
原子量のほぼ２倍であることからＭｏ及びＷの含有量を
等価のＭｏ量に置き換えた値（Ｍｏ当量；〔Ｍｏ〕＋ 1
/2〔Ｗ〕）を考慮する必要がある。すなわちＭｏ当量
０．７５％未満ではマトリックス中や炭窒化物中に固溶
してクリープ破断強度を改善する顕著な効果は現れな
い。ただし、同一Ｍｏ当量であっても、Ｍｏに比べてＷ
の量を増やしたほうがクリープ破断強度の向上に有効な
ことが知られているため、その効果が顕著となるように
３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕としている。一方、Ｍｏを０．５
％を越える量添加すると不安定な析出物が出現しやすく
なり、長時間クリープ破断強度に弊害が現れる。またＷ
が０．９％未満ではクリープ破断強度の向上が顕著では
なく逆に３％を越えると靱性の低下を招く。さらにＭｏ
やＷを多量に添加するとδフェライトの生成を促進して
しまう。以上の点を総合的に判断して、Ｍｏ添加量を
０．１〜０．５％、Ｗ添加量を０．９〜３％とし、かつ
０．７５≦〔Ｍｏ〕＋ 1/2〔Ｗ〕および３≦〔Ｗ〕／
〔Ｍｏ〕の式を満足することとした。
【００２７】続いて、本発明の第３の高温用蒸気タービ
ンロータ材における成分限定理由を述べるが、Ｃ、Ｓ
ｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂ及び／又はＴａ、
Ｎについては上記本発明の第１および第２の高温用蒸気
タービンロータ材において説明したとおりであるので、
以下、ボロンについてのみ説明する。
ンロータ材における成分限定理由を述べるが、Ｃ、Ｓ
ｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂ及び／又はＴａ、
Ｎについては上記本発明の第１および第２の高温用蒸気
タービンロータ材において説明したとおりであるので、
以下、ボロンについてのみ説明する。
【００２８】Ｂ： Ｂは粒界強度を高くする作用があ
る。このため、クリープ破断強度の改善に寄与する。し
かし、多量に添加すると熱間加工性が悪くなるとともに
靱性が低下する。したがって、実際に添加量を制御でき
る最低量の０．００１％を下限値とし、上限値を悪影響
が現れない０．０３％とする。望ましい範囲としては
０．００５〜０．０２％である。
る。このため、クリープ破断強度の改善に寄与する。し
かし、多量に添加すると熱間加工性が悪くなるとともに
靱性が低下する。したがって、実際に添加量を制御でき
る最低量の０．００１％を下限値とし、上限値を悪影響
が現れない０．０３％とする。望ましい範囲としては
０．００５〜０．０２％である。
【００２９】
【実施例】以下、具体的な実施例に基づいて本発明を説
明し、本発明の効果を明らかにする。
明し、本発明の効果を明らかにする。
【００３０】（実施例１）表１には試験に供した本発明
の第１の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示
す。試料番号１〜５が本発明材、試料番号６〜８が比較
材に相当する。全ての材料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉
にて溶製し、加熱温度：１２００℃にて鍛造を行った。
各種試験に用いた試験材熱処理は胴径１２００φのロー
タを油冷したときの中心部を模擬した焼入れ処理を行
い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよそ７５〜８０
ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼もどし温度を決
めて行った。
の第１の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示
す。試料番号１〜５が本発明材、試料番号６〜８が比較
材に相当する。全ての材料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉
にて溶製し、加熱温度：１２００℃にて鍛造を行った。
各種試験に用いた試験材熱処理は胴径１２００φのロー
タを油冷したときの中心部を模擬した焼入れ処理を行
い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよそ７５〜８０
ｋｇｆ／ｍｍ2 になるように各材料の焼もどし温度を決
めて行った。
【００３１】
【表１】
【００３２】表２に本発明材及び比較材の機械的性質お
よびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝
撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高
い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い衝撃値
を確保できていることがわかる。６００℃で２０ｋｇｆ
／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断時間に着
目すると、本発明材は比較材に比べて大幅に破断時間が
のびていることがわかる。以上のことは、Ｎｉの排除と
その他の元素の適切な成分設計がクリープ破断強度の向
上に有効であることを示唆している。
よびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝
撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高
い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い衝撃値
を確保できていることがわかる。６００℃で２０ｋｇｆ
／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断時間に着
目すると、本発明材は比較材に比べて大幅に破断時間が
のびていることがわかる。以上のことは、Ｎｉの排除と
その他の元素の適切な成分設計がクリープ破断強度の向
上に有効であることを示唆している。
【００３３】
【表２】
【００３４】本発明の第１の高温用蒸気タービンロータ
材は優れた高温強度を有するため、蒸気温度が６００℃
を越える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービ
ンロータ材として有用である。本発明により、現在の超
々臨界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節
約に寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える
上で有用なものであると言える。
材は優れた高温強度を有するため、蒸気温度が６００℃
を越える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービ
ンロータ材として有用である。本発明により、現在の超
々臨界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節
約に寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える
上で有用なものであると言える。
【００３５】（実施例２）表３には試験に供した本発明
の第２の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示
す。試料番号９〜１３が本発明材、試料番号１４〜１６
が比較材に相当する。全ての材料は実施例１で説明した
処理と同じ処理を行った。
の第２の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示
す。試料番号９〜１３が本発明材、試料番号１４〜１６
が比較材に相当する。全ての材料は実施例１で説明した
処理と同じ処理を行った。
【００３６】
【表３】
【００３７】表４に本発明材及び比較材の機械的性質お
よびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝
撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高
い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い衝撃値
を確保できていることがわかる。６００℃で２０ｋｇｆ
／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断時間に着
目すると、本発明材は比較材に比べて大幅に破断時間が
のびていることがわかる。以上のことは、Ｎｉの排除と
その他の元素の適切な成分設計がクリープ破断強度の向
上に有効であることを示唆している。
よびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝
撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高
い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い衝撃値
を確保できていることがわかる。６００℃で２０ｋｇｆ
／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断時間に着
目すると、本発明材は比較材に比べて大幅に破断時間が
のびていることがわかる。以上のことは、Ｎｉの排除と
その他の元素の適切な成分設計がクリープ破断強度の向
上に有効であることを示唆している。
【００３８】
【表４】
【００３９】以上の事実より、本発明の第２の高温用蒸
気タービンロータ材も実施例１と同様な効果を奏するこ
とが判る。
気タービンロータ材も実施例１と同様な効果を奏するこ
とが判る。
【００４０】（実施例３）表５には試験に供した本発明
の第３の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示
す。全ての材料は実施例１で説明した処理と同じ処理を
行った。試料番号１７、１８は実施例１で用いた試料番
号３の成分をベースとしてＢを添加した本発明材、試料
番号１９は試料番号３の成分をベースにＢを本発明以上
に添加した比較材である。また、試料番号２０および２
１は実施例２で用いた試料番号１０の成分をベースとし
てＢを添加した本発明材、試料番号２２はその試料番号
１０の成分をベースにＢを本発明以上に添加した比較材
である。
の第３の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示
す。全ての材料は実施例１で説明した処理と同じ処理を
行った。試料番号１７、１８は実施例１で用いた試料番
号３の成分をベースとしてＢを添加した本発明材、試料
番号１９は試料番号３の成分をベースにＢを本発明以上
に添加した比較材である。また、試料番号２０および２
１は実施例２で用いた試料番号１０の成分をベースとし
てＢを添加した本発明材、試料番号２２はその試料番号
１０の成分をベースにＢを本発明以上に添加した比較材
である。
【００４１】
【表５】
【００４２】表６に本発明材及び比較材の機械的性質お
よびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝
撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高
い値を示しており、ベース材（試料番号３、１０）と比
較しても遜色ない。このことは本発明材における添加範
囲内では、Ｂの添加は衝撃値に対して少なくとも悪い影
響を及ぼすことはないことを示している。６００℃で２
０ｋｇｆ／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断
時間に着目すると、本発明材はベース材（試料番号３、
１０）に比べて破断時間がのびていることがわかる。一
方、Ｂ添加量が多い比較材（試料番号１９、２２）で
は、ベース材に比べて破断時間が短くなっている。以上
のことは、本発明の第１および第２に示したタービンロ
ータ材のＦｅの一部を本発明の第３に示した成分範囲の
Ｂに置き換えることで、より一層クリープ破断強度が向
上することを示唆している。
よびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝
撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高
い値を示しており、ベース材（試料番号３、１０）と比
較しても遜色ない。このことは本発明材における添加範
囲内では、Ｂの添加は衝撃値に対して少なくとも悪い影
響を及ぼすことはないことを示している。６００℃で２
０ｋｇｆ／ｍｍ2 の荷重を負荷した場合のクリープ破断
時間に着目すると、本発明材はベース材（試料番号３、
１０）に比べて破断時間がのびていることがわかる。一
方、Ｂ添加量が多い比較材（試料番号１９、２２）で
は、ベース材に比べて破断時間が短くなっている。以上
のことは、本発明の第１および第２に示したタービンロ
ータ材のＦｅの一部を本発明の第３に示した成分範囲の
Ｂに置き換えることで、より一層クリープ破断強度が向
上することを示唆している。
【００４３】
【表６】
【００４４】
【発明の効果】本発明の高温用蒸気タービンロータ材は
優れた高温強度を有するため、蒸気温度が６００℃を越
える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービンロ
ータ材として有用である。本発明により、現在の超々臨
界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節約に
寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える上で
有用なものであると言える。
優れた高温強度を有するため、蒸気温度が６００℃を越
える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービンロ
ータ材として有用である。本発明により、現在の超々臨
界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節約に
寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える上で
有用なものであると言える。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｆ０１Ｄ 25/00 Ｆ０１Ｄ 25/00 Ｌ
Claims (3)
- 【請求項１】 重量比で炭素：０．１〜０．１８％、シ
リコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１〜
１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜０．
２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜
０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：
１．３〜１．９％及び不可避的不純物及び鉄からなる鉄
基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマルテ
ンサイトのマトリックスが形成されていることを特徴と
する高温用蒸気タービンロータ材。 - 【請求項２】 重量比で炭素：０．０８〜０．１６％、
シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１
〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜
０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０
１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデ
ン：０．１〜０．５％、タングステン：０．９〜３％を
含有し、かつモリブデン及びタングステンの含有量〔Ｍ
ｏ〕，〔Ｗ〕が０．７５≦〔Ｍｏ〕＋ 1/2〔Ｗ〕および
３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕をそれぞれ満足し、かつ不可避的
不純物及び鉄からなる鉄基合金であって、組織中にδフ
ェライトを含まずマルテンサイトのマトリックスが形成
されていることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ
材。 - 【請求項３】 鉄の一部をボロンで置換し、重量比でボ
ロン：０．００１〜０．０３％含有していることを特徴
とする請求項１又は２記載の高温用蒸気タービンロータ
材。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26395495A JP3581458B2 (ja) | 1995-10-12 | 1995-10-12 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26395495A JP3581458B2 (ja) | 1995-10-12 | 1995-10-12 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09105305A true JPH09105305A (ja) | 1997-04-22 |
| JP3581458B2 JP3581458B2 (ja) | 2004-10-27 |
Family
ID=17396564
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP26395495A Expired - Fee Related JP3581458B2 (ja) | 1995-10-12 | 1995-10-12 | 高温用蒸気タービンロータ材 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3581458B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2017180647A1 (en) * | 2016-04-11 | 2017-10-19 | Terrapower, Llc | High temperature, radiation-resistant, ferritic-martensitic steels |
-
1995
- 1995-10-12 JP JP26395495A patent/JP3581458B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2017180647A1 (en) * | 2016-04-11 | 2017-10-19 | Terrapower, Llc | High temperature, radiation-resistant, ferritic-martensitic steels |
| CN108779535A (zh) * | 2016-04-11 | 2018-11-09 | 泰拉能源公司 | 高温、耐辐射铁素体-马氏体钢 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3581458B2 (ja) | 2004-10-27 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| KR0175075B1 (ko) | 증기터빈용 회전자 및 그 제조방법 | |
| US4564392A (en) | Heat resistant martensitic stainless steel containing 12 percent chromium | |
| EP0384433B1 (en) | Ferritic heat resisting steel having superior high-temperature strength | |
| EP0806490B1 (en) | Heat resisting steel and steam turbine rotor shaft | |
| JP3354832B2 (ja) | 高靭性フェライト系耐熱鋼 | |
| JP2001262286A (ja) | 高純度高Ｃｒフェライト系耐熱鋼および高純度高Ｃｒフェライト系耐熱鋼の製造方法 | |
| JPH1136038A (ja) | 耐熱鋳鋼 | |
| JPH04147948A (ja) | 高温蒸気タービン用ロータシヤフト | |
| JP3422658B2 (ja) | 耐熱鋼 | |
| CA2260498C (en) | Material for gas turbine disk | |
| JP3310825B2 (ja) | 高温用蒸気タービンロータ材 | |
| JP3468975B2 (ja) | 低合金耐熱鋼および蒸気タービンロータ | |
| JP3819848B2 (ja) | 耐熱鋼及びその製造方法 | |
| JPH05113106A (ja) | 高純度耐熱鋼および高純度耐熱鋼からなる高低圧一体型タービンロータの製造方法 | |
| JP3245097B2 (ja) | 高温用蒸気タービンロータ材 | |
| JP3581458B2 (ja) | 高温用蒸気タービンロータ材 | |
| JPH11106860A (ja) | 溶接熱影響部のクリープ特性に優れたフェライト系耐熱鋼 | |
| JPH1036944A (ja) | マルテンサイト系耐熱鋼 | |
| KR100268708B1 (ko) | 고온고압용 고크롬페라이트계 내열합금 및 제조방법 | |
| JP3576328B2 (ja) | 低合金耐熱鋼及び蒸気タービンロータ | |
| JPH11217655A (ja) | 高強度耐熱鋼およびその製造方法 | |
| JPH09194987A (ja) | 低合金耐熱鋼および蒸気タービンロータ | |
| JP3392639B2 (ja) | 溶接性及び高温強度に優れた低Ｃｒフェライト鋼 | |
| JPH09184050A (ja) | フェライト系鉄基合金の製造方法、フェライト系耐熱鋼の製造方法およびフェライト系耐熱鋼 | |
| JPH06256893A (ja) | 高温強度に優れた高靭性低合金鋼 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Effective date: 20040706 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20040723 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (prs date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20080730 Year of fee payment: 4 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (prs date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20080730 Year of fee payment: 4 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (prs date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20090730 Year of fee payment: 5 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |