JPH09195701A - 蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン - Google Patents
蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービンInfo
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- JPH09195701A JPH09195701A JP632296A JP632296A JPH09195701A JP H09195701 A JPH09195701 A JP H09195701A JP 632296 A JP632296 A JP 632296A JP 632296 A JP632296 A JP 632296A JP H09195701 A JPH09195701 A JP H09195701A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】本発明の目的は、溶接性に優れたジャーナル部
を有する蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及
びフェライト系鋼の使用による蒸気温度６００〜６６０
℃の高温化を可能にし、高熱効率でコンパクトな超々臨
界圧蒸気タービン発電プラントを提供する。 【解決手段】本発明は、ジャーナル部が溶接性の高い蒸
気タービン用ロータシャフト、更にそれを用い高温部に
さらされるロータシャフトの他主要部品をフェライト系
鍛鋼及び鋳鋼からなり、低圧タービン最終段ブレードを
マルテンサイト鋼とすることにより主蒸気温度と再熱蒸
気温度が６００〜６６０℃としたコンパクトな超々臨界
圧蒸気タービン発電プラントにある。
を有する蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及
びフェライト系鋼の使用による蒸気温度６００〜６６０
℃の高温化を可能にし、高熱効率でコンパクトな超々臨
界圧蒸気タービン発電プラントを提供する。 【解決手段】本発明は、ジャーナル部が溶接性の高い蒸
気タービン用ロータシャフト、更にそれを用い高温部に
さらされるロータシャフトの他主要部品をフェライト系
鍛鋼及び鋳鋼からなり、低圧タービン最終段ブレードを
マルテンサイト鋼とすることにより主蒸気温度と再熱蒸
気温度が６００〜６６０℃としたコンパクトな超々臨界
圧蒸気タービン発電プラントにある。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は新規な蒸気タービン
用ロータシャフトとその製造法に係り、特にジャーナル
部を溶接性良好なマルテンサイト鋼で、胴部を高温強度
の高いマルテンサイト鋼よりなる超々臨界圧蒸気タービ
ン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電
プラントとその蒸気タービンに関する。
用ロータシャフトとその製造法に係り、特にジャーナル
部を溶接性良好なマルテンサイト鋼で、胴部を高温強度
の高いマルテンサイト鋼よりなる超々臨界圧蒸気タービ
ン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電
プラントとその蒸気タービンに関する。
【０００２】
【従来の技術】従来の蒸気タービンは蒸気温度最大５６
６℃，蒸気圧力２４６atg である。このロータ材として
は１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／４Ｖ低合金鋼や、特公昭40−41
37号に示されている１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋼
が用いられている。
６℃，蒸気圧力２４６atg である。このロータ材として
は１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／４Ｖ低合金鋼や、特公昭40−41
37号に示されている１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋼
が用いられている。
【０００３】しかし、石油，石炭などの化石燃料の枯渇
及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が
望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービン
の蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これら
の高効率タービン用材料としては、現用ロータ材では強
度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。
及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が
望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービン
の蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これら
の高効率タービン用材料としては、現用ロータ材では強
度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。
【０００４】しかし、前述した合金はいずれも、蒸気温
度６２１℃以上の高温蒸気タービンロータとしては、高
温強度が不足であるため、発明者らは高温強度の高い特
開平4−147948 号に示されている１１Ｃｒ−Ｗ−Ｃｏ−
Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ−Ｂ鋼が開発している。しかし、１
２％Ｃｒ系鋼には優れた機械的性質を有しているが、耐
摩耗性が極めて劣っている。そのため、ロータジャーナ
ル部おいて軸受メタルとの間に損傷事故が発生する。こ
のジャーナル部損傷は、ジャーナルと軸受メタル間への
異物浸入が原因と考えられている。特に、１２％Ｃｒ系
耐熱鋼は熱伝導度が小さく、Ｃｒ含有量が多いため、Ｃ
ｒ炭化物が生成し易く、ジャーナル部損傷を助長すると
考えられている。この１２％Ｃｒ系耐熱鋼ロータジャー
ナル部損傷を防止するためには、耐摩耗性の優れた低合
金鋼の肉盛溶接が最も優れた方法である。そのため、上
記１２％Ｃｒ系鋼ロータ材は高温強度が高く、かつジャ
ーナル部は摺動性が悪いため特開昭57−105502号公報に
はジャーナル部を低合金鋼とする一体型ロータシャフト
が開示されている。
度６２１℃以上の高温蒸気タービンロータとしては、高
温強度が不足であるため、発明者らは高温強度の高い特
開平4−147948 号に示されている１１Ｃｒ−Ｗ−Ｃｏ−
Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ−Ｂ鋼が開発している。しかし、１
２％Ｃｒ系鋼には優れた機械的性質を有しているが、耐
摩耗性が極めて劣っている。そのため、ロータジャーナ
ル部おいて軸受メタルとの間に損傷事故が発生する。こ
のジャーナル部損傷は、ジャーナルと軸受メタル間への
異物浸入が原因と考えられている。特に、１２％Ｃｒ系
耐熱鋼は熱伝導度が小さく、Ｃｒ含有量が多いため、Ｃ
ｒ炭化物が生成し易く、ジャーナル部損傷を助長すると
考えられている。この１２％Ｃｒ系耐熱鋼ロータジャー
ナル部損傷を防止するためには、耐摩耗性の優れた低合
金鋼の肉盛溶接が最も優れた方法である。そのため、上
記１２％Ｃｒ系鋼ロータ材は高温強度が高く、かつジャ
ーナル部は摺動性が悪いため特開昭57−105502号公報に
はジャーナル部を低合金鋼とする一体型ロータシャフト
が開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】上記公報に記載の発明
では蒸気タービンがより高温になった場合には胴部での
高強度化とともにジャーナル部での温度もより高温にな
るので、低合金鋼からなるジャーナル部では強度的に問
題がある。更に、ジャーナル部への低合金鋼の肉盛溶接
が知られているが、前述の如く大型構造物からなる高合
金化に対する肉盛溶接がきわめて困難であることを発明
者らが見い出し、本発明に至った。
では蒸気タービンがより高温になった場合には胴部での
高強度化とともにジャーナル部での温度もより高温にな
るので、低合金鋼からなるジャーナル部では強度的に問
題がある。更に、ジャーナル部への低合金鋼の肉盛溶接
が知られているが、前述の如く大型構造物からなる高合
金化に対する肉盛溶接がきわめて困難であることを発明
者らが見い出し、本発明に至った。
【０００６】更に、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
特開平7−233704号が知られている。
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
特開平7−233704号が知られている。
【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、特開昭63−1718
56号公報及び特開平4−120246 号公報には蒸気タービン
用動翼材については全く開示されていない。
大化に対処するためになされたもので、特開昭63−1718
56号公報及び特開平4−120246 号公報には蒸気タービン
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。
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】本発明の目的はより高合金化されたマルテ
ンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性
を有するジャーナル部を有する蒸気タービンと蒸気ター
ビン発電プラントとそのロータシャフトを提供すること
にある。
ンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性
を有するジャーナル部を有する蒸気タービンと蒸気ター
ビン発電プラントとそのロータシャフトを提供すること
にある。
【００１０】本発明の他の目的は、蒸気温度６００〜６
６０℃の高温化をフェライト系耐熱鋼によって可能にし
高熱効率を有する蒸気タービン及びそれを用いた蒸気タ
ービン発電プラントを提供するにある。
６０℃の高温化をフェライト系耐熱鋼によって可能にし
高熱効率を有する蒸気タービン及びそれを用いた蒸気タ
ービン発電プラントを提供するにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】本発明の蒸気タービンロ
ータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部が溶接性良
好な１２％Ｃｒ系合金鋼で、胴部がジャーナル部より高
温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼で一体に構成したもの
である。
ータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部が溶接性良
好な１２％Ｃｒ系合金鋼で、胴部がジャーナル部より高
温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼で一体に構成したもの
である。
【００１２】本発明の超々臨界圧タービン用ロータシャ
フトは、ジャーナル部が重量比でＣ０.０６〜０.１４
％，Ｓｉ０.５ ％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１２
％，Ｎｉ０.２〜２％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.
０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０５％，Ｍｏ１％
以下，Ｗ３％以下，Ｂ無添加又は０.００３％以下及び
Ｃｏ５％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、胴部が
重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.１５％以下，
Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ０.０５
〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.
２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５
％，Ｗ１.０〜３.５％，Ｂ０.０００５〜0.03％及びＣ
ｏ１０％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、ジャー
ナル部より高温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼によって
構成されるのが好ましい。
フトは、ジャーナル部が重量比でＣ０.０６〜０.１４
％，Ｓｉ０.５ ％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ７〜１２
％，Ｎｉ０.２〜２％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.
０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０５％，Ｍｏ１％
以下，Ｗ３％以下，Ｂ無添加又は０.００３％以下及び
Ｃｏ５％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、胴部が
重量比でＣ０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.１５％以下，
Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ０.０５
〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.
２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５
％，Ｗ１.０〜３.５％，Ｂ０.０００５〜0.03％及びＣ
ｏ１０％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、ジャー
ナル部より高温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼によって
構成されるのが好ましい。
【００１３】本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシ
ャフトは、ジャーナル部が胴部にくらべ溶接性が高い
か、胴部がジャーナル部より高温強度が高い合金鋼の２
種又はそれ以上の消耗電極を別々に準備し、まず前者の
ジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶
解し、所望の長さが得られ次第直ちに後者の胴部に相当
する消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その
後再び前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレク
トロスラグ溶解し継ぎ足し一体に接合することによって
製造できる。
ャフトは、ジャーナル部が胴部にくらべ溶接性が高い
か、胴部がジャーナル部より高温強度が高い合金鋼の２
種又はそれ以上の消耗電極を別々に準備し、まず前者の
ジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶
解し、所望の長さが得られ次第直ちに後者の胴部に相当
する消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その
後再び前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレク
トロスラグ溶解し継ぎ足し一体に接合することによって
製造できる。
【００１４】また、本発明の超々臨界圧力タービン用ロ
ータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部を溶接性良
好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴部（中央部）を高
温強度の高い合金鋼で製作した一体の消耗電極を準備
し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによ
っても製造することができる。
ータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部を溶接性良
好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴部（中央部）を高
温強度の高い合金鋼で製作した一体の消耗電極を準備
し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによ
っても製造することができる。
【００１５】さらに、本発明の超々臨界圧力タービン用
ロータシャフトの軸受部には、軸受特性の高い低合金鋼
が所望の厚さの肉盛溶接層が形成される。
ロータシャフトの軸受部には、軸受特性の高い低合金鋼
が所望の厚さの肉盛溶接層が形成される。
【００１６】本発明は、高圧タービンと中圧タービンと
が連結され、タンデムに１台又は２台連結された低圧タ
ービン又は高中圧一体型蒸気タービンと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タービンは初
段動翼への水蒸気入口温度が６００〜６６０℃（好まし
くは６００〜６２０℃，６２０〜６３０℃，６３０〜６
４０℃）の範囲に対し、前記低圧タービンは初段動翼へ
の水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃（好ましくは４０
０〜４３０℃）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口温度に
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、前記ロー
タシャフトの軸受部分が胴部より溶接性が高く、更に好
ましくは前記低圧タービンの最終段動翼の〔翼長さ（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にある。
が連結され、タンデムに１台又は２台連結された低圧タ
ービン又は高中圧一体型蒸気タービンと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タービンは初
段動翼への水蒸気入口温度が６００〜６６０℃（好まし
くは６００〜６２０℃，６２０〜６３０℃，６３０〜６
４０℃）の範囲に対し、前記低圧タービンは初段動翼へ
の水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃（好ましくは４０
０〜４３０℃）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口温度に
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、前記ロー
タシャフトの軸受部分が胴部より溶接性が高く、更に好
ましくは前記低圧タービンの最終段動翼の〔翼長さ（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にある。
【００１７】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６００〜６６０℃及び圧力が２５０kg／cm2以上(好
ましくは２４６〜３１６kg／cm2)又は１７０〜２００kg
／cm2 である蒸気タービンであって、前記ロータシャフ
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℃，６
４０℃，６５０℃，６６０℃）に対応した温度での１０
５ 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上（好ま
しくは１２kgｆ／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、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の
要件を有し、好ましくは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
サイト鋳鋼からなることを特徴とする高圧，中圧蒸気タ
ービン又は高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧
側入口温度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送る
高中圧一体型蒸気タービンにある。
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６００〜６６０℃及び圧力が２５０kg／cm2以上(好
ましくは２４６〜３１６kg／cm2)又は１７０〜２００kg
／cm2 である蒸気タービンであって、前記ロータシャフ
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℃，６
４０℃，６５０℃，６６０℃）に対応した温度での１０
５ 時間クリープ破断強度が１０kgｆ／mm2 以上（好ま
しくは１２kgｆ／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、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の
要件を有し、好ましくは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
サイト鋳鋼からなることを特徴とする高圧，中圧蒸気タ
ービン又は高圧側タービンより出た蒸気を加熱し、高圧
側入口温度と同等以上に加熱して中圧側タービンに送る
高中圧一体型蒸気タービンにある。
【００１８】高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフトの胴
部又は前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ
0.05〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５〜
１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％,Ｎｉ０.０５〜１.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ
０.００５〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.
０〜４.０％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０
３％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％，Ｎ
ｉ０.０５〜１.０％，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。
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフトの胴
部又は前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ
0.05〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５〜
１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％,Ｎｉ０.０５〜１.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ
０.００５〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.
０〜４.０％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０
３％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％，Ｎ
ｉ０.０５〜１.０％，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。
【００１９】本発明に係る高圧蒸気タービンにおいて、
前記動翼は１０段以上有し、好ましくは初段が複流であ
り、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有
し、好ましくは軸受中心間距離(Ｌ）が５０００mm以上
(好ましくは５２００〜５５００mm）及び前記静翼が設
けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上（好ま
しくは６２０〜７００mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
８.０〜９.０（好ましくは８.３〜８.７）である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。
前記動翼は１０段以上有し、好ましくは初段が複流であ
り、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有
し、好ましくは軸受中心間距離(Ｌ）が５０００mm以上
(好ましくは５２００〜５５００mm）及び前記静翼が設
けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上（好ま
しくは６２０〜７００mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
８.０〜９.０（好ましくは８.３〜８.７）である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。
【００２０】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
ャフトの軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましく
はその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５２００mm以
上（好ましくは５３００〜５８００mm）及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径(Ｄ）が６２０mm以上(好ま
しくは６２０〜６８０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
８.２〜９.２（好ましくは８.５〜９.０）である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。高圧タービンと中圧タービンとを別々
に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８段以上有し、前記ロータシャフト中心部に初段
が植設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸
受中心間距離（Ｌ）が７２００mm以上（好ましくは７４
００〜７６００mm）及び前記静翼が設けられた部分での
最小直径（Ｄ）が１１５０mm以上（好ましくは１２００
〜１３５０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５.４〜６.３
(好ましくは５.７〜６.１）であるＮｉ３.２５〜４.２
５ 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(rp
m)〕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低圧蒸気タービンとするのが
好ましい。
前記動翼は左右対称に各６段以上を有し、前記ロータシ
ャフトの軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましく
はその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５２００mm以
上（好ましくは５３００〜５８００mm）及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径(Ｄ）が６２０mm以上(好ま
しくは６２０〜６８０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
８.２〜９.２（好ましくは８.５〜９.０）である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。高圧タービンと中圧タービンとを別々
に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８段以上有し、前記ロータシャフト中心部に初段
が植設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸
受中心間距離（Ｌ）が７２００mm以上（好ましくは７４
００〜７６００mm）及び前記静翼が設けられた部分での
最小直径（Ｄ）が１１５０mm以上（好ましくは１２００
〜１３５０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５.４〜６.３
(好ましくは５.７〜６.１）であるＮｉ３.２５〜４.２
５ 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(rp
m)〕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低圧蒸気タービンとするのが
好ましい。
【００２１】さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タ
ービンとが連結され、タンデムに２台連結された低圧タ
ービン又は高中圧タービンと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℃であり、前
記高圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び
前記初段動翼のメタル温度が前記高圧タービンの初段動
翼への水蒸気入口温度より４０℃以上（好ましくは水蒸
気温度より２０〜３５℃低くし）下まわらないように
し、前記中圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設
部及び初段動翼のメタル温度が前記中圧タービンの初段
動翼への水蒸気入口温度より７５℃以上（好ましくは水
蒸気温度より５０〜７０℃低くし）下まわらないように
し、前記高圧タービン，中圧タービン及び高中圧タービ
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、
該ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ま
しくは前記低圧タービンの最終段動翼が〔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蒸気タービ
ン発電プラントにある。
ービンとが連結され、タンデムに２台連結された低圧タ
ービン又は高中圧タービンと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℃であり、前
記高圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び
前記初段動翼のメタル温度が前記高圧タービンの初段動
翼への水蒸気入口温度より４０℃以上（好ましくは水蒸
気温度より２０〜３５℃低くし）下まわらないように
し、前記中圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設
部及び初段動翼のメタル温度が前記中圧タービンの初段
動翼への水蒸気入口温度より７５℃以上（好ましくは水
蒸気温度より５０〜７０℃低くし）下まわらないように
し、前記高圧タービン，中圧タービン及び高中圧タービ
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、
該ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ま
しくは前記低圧タービンの最終段動翼が〔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蒸気タービ
ン発電プラントにある。
【００２２】さらに、本発明は、石炭燃焼ボイラと、該
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと該高圧タービ
ンに連結された中圧タービンと、１台又は２台の低圧タ
ービンとを有し、又は高中圧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
タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００〜６６
０℃及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が３８０〜４７５℃であり、前記ボイラの過熱器によ
って前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度よ
り３℃以上（好ましくは３〜１０℃、より好ましくは３
〜７℃）高い温度に加熱した水蒸気を前記高圧タービン
の初段動翼に流入し、前記高圧タービンを出た水蒸気を
前記ボイラの再熱器によって前記中圧タービンの初段動
翼への水蒸気入口温度より２℃以上（好ましくは２〜１
０℃、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
又は高中圧タービンより出た水蒸気を前記ボイラの節炭
器によって前記低圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より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、高圧タービン，中圧タ
ービン又は高中圧タービン用ロータシャフトの軸受部分
は前述と同様の要件を有し、好ましくは前記低圧タービ
ンの最終段動翼が〔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石炭燃焼火力発電プラントにあ
る。
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと該高圧タービ
ンに連結された中圧タービンと、１台又は２台の低圧タ
ービンとを有し、又は高中圧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
タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６００〜６６
０℃及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が３８０〜４７５℃であり、前記ボイラの過熱器によ
って前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度よ
り３℃以上（好ましくは３〜１０℃、より好ましくは３
〜７℃）高い温度に加熱した水蒸気を前記高圧タービン
の初段動翼に流入し、前記高圧タービンを出た水蒸気を
前記ボイラの再熱器によって前記中圧タービンの初段動
翼への水蒸気入口温度より２℃以上（好ましくは２〜１
０℃、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
又は高中圧タービンより出た水蒸気を前記ボイラの節炭
器によって前記低圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より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、高圧タービン，中圧タ
ービン又は高中圧タービン用ロータシャフトの軸受部分
は前述と同様の要件を有し、好ましくは前記低圧タービ
ンの最終段動翼が〔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石炭燃焼火力発電プラントにあ
る。
【００２３】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、又は高中圧一体型蒸気タービンを有
する前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記初段動翼へ
の水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃(好ましくは４０
０〜４５０℃)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。
タービンとを有し、又は高中圧一体型蒸気タービンを有
する前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記初段動翼へ
の水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃(好ましくは４０
０〜４５０℃)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。
【００２４】前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上
（好ましくは４〜７段階)で段階的に大きく、前記翼部
長さに対する比率が０.６〜１.０(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。
翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び翼部長さが
前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有
し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前
記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部
の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上
（好ましくは４〜７段階)で段階的に大きく、前記翼部
長さに対する比率が０.６〜１.０(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。
【００２５】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、隣り合う
各段の前記翼部長さの比は１.２ 以下（好ましくは１.
１０〜１.１５）で、該比率が徐々に下流側で大きく、
前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっ
ていることが好ましい。
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、隣り合う
各段の前記翼部長さの比は１.２ 以下（好ましくは１.
１０〜１.１５）で、該比率が徐々に下流側で大きく、
前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっ
ていることが好ましい。
【００２６】更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、前記ロー
タシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の幅は
前記下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは２〜
４段階）段階的に小さく、前記動翼の下流側翼部長さに
対する比率が０.６５〜１.８（好ましくは０.７〜１.
７）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記比
率が小さくなっていることが好ましい。
本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水蒸気
流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、前記ロー
タシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の幅は
前記下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは２〜
４段階）段階的に小さく、前記動翼の下流側翼部長さに
対する比率が０.６５〜１.８（好ましくは０.７〜１.
７）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記比
率が小さくなっていることが好ましい。
【００２７】前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９段）有する
複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流
側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記
動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の直径よ
り大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上
流側に比べ２段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階
的に大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が
０.４５〜０.７５（好ましくは０.５〜０.７）で前記上
流側から下流側に従って小さくなっているのが好まし
い。
翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９段）有する
複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流
側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記
動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の直径よ
り大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上
流側に比べ２段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階
的に大きくなっており、前記翼部長さに対する比率が
０.４５〜０.７５（好ましくは０.５〜０.７）で前記上
流側から下流側に従って小さくなっているのが好まし
い。
【００２８】更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１０
０〜３００mm有し、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。
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１０
０〜３００mm有し、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。
【００２９】更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１０
０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に
対応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２
段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくな
っており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が
０.４５〜１.６０（好ましくは０.５〜１.５）の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構造
及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１０
０〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に
対応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ２
段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さくな
っており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が
０.４５〜１.６０（好ましくは０.５〜１.５）の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っているのが好ましい。
【００３０】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８段以上（好
ましくは８〜１０段）有する複流構造及び翼部長さが前
記水蒸気流の上流側から下流側に従って９０〜１３００
mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以
上（好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなってお
り、前記翼部長さに対する比率が０.１５〜１.０(好ま
しくは０.１５〜０.９１)で前記上流側から下流側に従
って小さくなっているのが好ましい。
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８段以上（好
ましくは８〜１０段）有する複流構造及び翼部長さが前
記水蒸気流の上流側から下流側に従って９０〜１３００
mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以
上（好ましくは４〜７段階）で段階的に大きくなってお
り、前記翼部長さに対する比率が０.１５〜１.０(好ま
しくは０.１５〜０.９１)で前記上流側から下流側に従
って小さくなっているのが好ましい。
【００３１】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８段以上有する複流構造及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って
９０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さは
前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、その比
は１.２〜１.７（好ましくは１.３〜１.６）の範囲で徐
々に前記下流側で前記比率が大きくなっているのが好ま
しい。
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８段以上有する複流構造及
び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って
９０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さは
前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、その比
は１.２〜１.７（好ましくは１.３〜１.６）の範囲で徐
々に前記下流側で前記比率が大きくなっているのが好ま
しい。
【００３２】更に、本発明は前述の低圧蒸気タービンに
おいて、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従
って９０〜１３００mm有し、前記ロータシャフトの前記
静翼部に対応する部分の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ３段階以上(好ましくは４〜７段階)で段階的に
大きくなっており、前記動翼の隣り合う下流側翼部長さ
に対する比率が０.２〜１.４(好ましくは０.２５〜１.
２５）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記
比率が小さくなっているのが好ましい。
おいて、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従
って９０〜１３００mm有し、前記ロータシャフトの前記
静翼部に対応する部分の軸方向の幅は前記下流側が上流
側に比べ３段階以上(好ましくは４〜７段階)で段階的に
大きくなっており、前記動翼の隣り合う下流側翼部長さ
に対する比率が０.２〜１.４(好ましくは０.２５〜１.
２５）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前記
比率が小さくなっているのが好ましい。
【００３３】前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は７段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対
応する部分の直径が前記動翼植込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０.８４〜０.８
８)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。
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、前記静翼に対応する前記直径の軸方向
の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して２段階
以上(好ましくは２〜４段階)で段階的に大きくなってお
り、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼
の２段目と３段目との間の幅の０.７５〜０.９５倍(好
ましくは０.８〜０.９倍より好ましくは０.８４〜０.８
８)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。
【００３４】前述の中圧蒸気タービンにおいて、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２段階
以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に大きくなって
おり、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動
翼の初段と２段目との間の幅の０.５５〜０.８倍（好ま
しくは０.６〜０.７倍）であり、前記ロータシャフトの
前記動翼部植込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２段階以上（好ましくは３〜６段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の
軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して０.８〜２
倍(好ましくは１〜１.５ 倍）であるのが好ましい。
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２段階
以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に大きくなって
おり、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動
翼の初段と２段目との間の幅の０.５５〜０.８倍（好ま
しくは０.６〜０.７倍）であり、前記ロータシャフトの
前記動翼部植込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２段階以上（好ましくは３〜６段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の
軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して０.８〜２
倍(好ましくは１〜１.５ 倍）であるのが好ましい。
【００３５】前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に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３段階以上（好ましくは４〜７段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段と
その手前との間の幅は前記動翼の初段と２段目との間の
幅の１.５〜２.５倍(好ましくは１.７〜２.２倍)であ
り、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の
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初段の軸方向
の幅に対して２〜３倍（好ましくは２.２〜２.７倍）で
あるのが好ましい。
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３段階以上（好ましくは４〜７段
階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段と
その手前との間の幅は前記動翼の初段と２段目との間の
幅の１.５〜２.５倍(好ましくは１.７〜２.２倍)であ
り、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の
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初段の軸方向
の幅に対して２〜３倍（好ましくは２.２〜２.７倍）で
あるのが好ましい。
【００３６】以上の高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気タ
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。
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。
【００３７】本発明のロータ材においては、全焼戻しマ
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。
【００３８】本発明の高中圧一体型蒸気タービンは、高
圧側前記動翼は７段以上及び中圧側前記動翼は５段以上
有し、前記ロータシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)が５０
００mm以上（好ましくは５２００〜５５００mm）及び前
記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm
以上（好ましくは６２０〜７００mm）であり、前記（Ｌ
／Ｄ）が７.２〜８.２（好ましくは７.４〜８.０）であ
るＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト
鋼からなるものが好ましい。
圧側前記動翼は７段以上及び中圧側前記動翼は５段以上
有し、前記ロータシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)が５０
００mm以上（好ましくは５２００〜５５００mm）及び前
記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm
以上（好ましくは６２０〜７００mm）であり、前記（Ｌ
／Ｄ）が７.２〜８.２（好ましくは７.４〜８.０）であ
るＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト
鋼からなるものが好ましい。
【００３９】本発明の高中圧一体型蒸気タービンに対す
る低圧蒸気タービンは以下の要件を有するのが好まし
い。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５５００mm以上（好ましくは５５００
〜６２００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小
直径（Ｄ）が８５０mm以上（好ましくは１２００〜１３
５０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が６.３〜７.３（好ま
しくは６.５〜７.０）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。
る低圧蒸気タービンは以下の要件を有するのが好まし
い。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５５００mm以上（好ましくは５５００
〜６２００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小
直径（Ｄ）が８５０mm以上（好ましくは１２００〜１３
５０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が６.３〜７.３（好ま
しくは６.５〜７.０）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。
【００４０】前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径
（Ｄ）が８５０〜１１００mm、軸受中心間距離（Ｌ）が
前記Ｄの６.０〜７.０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。
（Ｄ）が８５０〜１１００mm、軸受中心間距離（Ｌ）が
前記Ｄの６.０〜７.０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。
【００４１】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０.２５〜１.５０であ
る。
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大きくなってお
り、前記翼部長さに対する比率が０.２５〜１.５０であ
る。
【００４２】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。
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。
【００４３】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。
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。
【００４４】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のが好ましい。
は以下の構成を有するのが好ましい。
【００４５】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３０〜１５０mm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０.２０〜１.３
０ 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左右対称に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100〜３００m
m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０．４０〜０．７５ で前記上流側から下流側に従
って小さくなっている。
が前記水蒸気流の上流側から下流側で３０〜１５０mm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０.２０〜１.３
０ 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左右対称に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100〜３００m
m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０．４０〜０．７５ で前記上流側から下流側に従
って小さくなっている。
【００４６】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３０〜１５０mm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１００〜1300mm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。
蒸気流の上流側から下流側で３０〜１５０mm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１００〜1300mm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。
【００４７】高圧側の前記動翼は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
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。
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
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。
【００４８】本発明に係るタービン長翼は、重量比でＣ
０.０８ 〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９
０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３％以下，
Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及び
Ｔａの１種又は２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
らなるのが好ましい。
０.０８ 〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９
０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３％以下，
Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及び
Ｔａの１種又は２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
らなるのが好ましい。
【００４９】この蒸気タービン長翼は、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かけねばならい。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。
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かけねばならい。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。
【００５０】本発明鋼は後述する式で計算される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。
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。
【００５１】長翼材の室温の引張強さは１２０kgｆ／mm
2 以上、より１２８.５kgｆ／mm2以上が好ましい。
2 以上、より１２８.５kgｆ／mm2以上が好ましい。
【００５２】また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜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。
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜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。
【００５３】本発明は、前述の長翼は低圧タービンの最
終段翼に用いられその翼部長さ914mm（３６″）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 以上としたものである。
終段翼に用いられその翼部長さ914mm（３６″）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 以上としたものである。
【００５４】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。
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。
【００５５】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ −３０Ｎ−３０Ｂ−２
Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ 本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼においては、特に６２１℃
以上の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5
ｈクリープ破断強度１０kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ −３０Ｎ−３０Ｂ−２
Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ 本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼においては、特に６２１℃
以上の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０5
ｈ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。
【００５６】（１）本発明における低圧蒸気タービンの
最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ系鋼の好ましい成分
範囲限定理由について説明する。
最終段ブレードに用いる１２％Ｃｒ系鋼の好ましい成分
範囲限定理由について説明する。
【００５７】Ｃは高い引張強さを得るために最低０.０
８ ％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０.１２〜０.１
６％が好ましい。
８ ％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０.１２〜０.１
６％が好ましい。
【００５８】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。
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。
【００５９】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。
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。
【００６０】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、Ｃ
ｒ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。
％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、Ｃ
ｒ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。
【００６１】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％好ましい。なお、Ｗ及
びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
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％好ましい。なお、Ｗ及
びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。
【００６２】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％，Ｎｂ
０.０２％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。
めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０.０５％，Ｎｂ
０.０２％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。
【００６３】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。
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。
【００６４】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。
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。
【００６５】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，
Ｐ ０.０１５％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、Ｓｂ０.０
０１５％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。
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，
Ｐ ０.０１５％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、Ｓｂ０.０
０１５％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。
【００６６】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。
を０.１１ 以下にするのが好ましい。
【００６７】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。
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。
【００６８】（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シャ
フト胴部，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
耐熱鋼の組成の好ましい限定理由について説明する。
気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータシャ
フト胴部，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
耐熱鋼の組成の好ましい限定理由について説明する。
【００６９】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０.０６〜０.１４％、又は
０.０８〜０.１３％であり、特に０.０９〜０.１２％が
好ましい。
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０.０６〜０.１４％、又は
０.０８〜０.１３％であり、特に０.０９〜０.１２％が
好ましい。
【００７０】Ｍｎは脱酸剤等のために添加するものであ
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を越え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％ を越え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。ま
た、Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。
【００７１】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４ ％未満が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０４ ％未満が好ましい。
【００７２】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える
添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくな
い。特に０.３〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える
添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくな
い。特に０.３〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。
【００７３】Ｃｒは高温強度及び高温耐酸化を高めるの
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８ ％が好ましい。
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８ ％が好ましい。
【００７４】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋼の様に１％を越えるＷを含む場合
には、０.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低
下させるので、０.５％以下に制限される。特に０.０５
〜０.４５％、より０.１〜０.２ ％が好ましい。
る。しかし、本発明鋼の様に１％を越えるＷを含む場合
には、０.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低
下させるので、０.５％以下に制限される。特に０.０５
〜０.４５％、より０.１〜０.２ ％が好ましい。
【００７５】Ｗは高温での炭化物の凝集粗大化を抑制
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃では１〜１.５ ％、６３０℃では１.６〜２.０％、６
４０℃では２.１〜２.５％、６５０℃では２.６〜３.０
％、６６０℃では３.１〜３.５％とするのが好ましい。
またＷが３.５ ％を越えるとδフェライトを生成して靭
性が低くなるので、１〜３.５ ％に限定される。特に
２.１〜３.０％が好ましく、より２.５〜２.８％が好ま
しい。
し、またマトリックスを固溶強化するので、６２０℃以
上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０
℃では１〜１.５ ％、６３０℃では１.６〜２.０％、６
４０℃では２.１〜２.５％、６５０℃では２.６〜３.０
％、６６０℃では３.１〜３.５％とするのが好ましい。
またＷが３.５ ％を越えるとδフェライトを生成して靭
性が低くなるので、１〜３.５ ％に限定される。特に
２.１〜３.０％が好ましく、より２.５〜２.８％が好ま
しい。
【００７６】Ｖは、Ｖの炭窒化物を析出してクリープ破
断強度を高める効果があるが、0.05％未満ではその効果
が不十分で０.３ ％を越えるとδフェライトを生成して
疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が好ま
しく、より０.１５〜０.２３％が好ましい。
断強度を高める効果があるが、0.05％未満ではその効果
が不十分で０.３ ％を越えるとδフェライトを生成して
疲労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が好ま
しく、より０.１５〜０.２３％が好ましい。
【００７７】ＮｂはＮｂＣ炭化物を析出し、高温強度を
高めるのに非常に効果的な元素であるが、あまり多量に
添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶ＮｂＣ炭化物
が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下
させるδフェライトを析出させる原因になるので０.２
０％以下に抑える必要がある。また０.０１％未満のＮ
ｂでは効果が不十分である。特に０.０２〜０.１５％、
又は０.０３〜０.１０％、より０.０４〜０.０８％が好
ましい。
高めるのに非常に効果的な元素であるが、あまり多量に
添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶ＮｂＣ炭化物
が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下
させるδフェライトを析出させる原因になるので０.２
０％以下に抑える必要がある。また０.０１％未満のＮ
ｂでは効果が不十分である。特に０.０２〜０.１５％、
又は０.０３〜０.１０％、より０.０４〜０.０８％が好
ましい。
【００７８】Ｃｏは本発明を従来の発明から区別して特
徴づける重要な元素である。本発明においては、Ｃｏ添
加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も
高める。これは、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗ
を１％以上含む本発明合金において特徴的な現象であ
る。このようなＣｏの効果を実現するために、本発明合
金におけるＣｏの下限は２.０ ％であるが、過度に添加
してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が
低下するので、上限は１０％になる。望ましくは６２０
℃に対しては２〜３％、６３０℃に対しては３.５〜４.
５％、６４０℃に対しては５〜６％、６５０℃に対して
は６.５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜９％が望ま
しい。
徴づける重要な元素である。本発明においては、Ｃｏ添
加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も
高める。これは、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗ
を１％以上含む本発明合金において特徴的な現象であ
る。このようなＣｏの効果を実現するために、本発明合
金におけるＣｏの下限は２.０ ％であるが、過度に添加
してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が
低下するので、上限は１０％になる。望ましくは６２０
℃に対しては２〜３％、６３０℃に対しては３.５〜４.
５％、６４０℃に対しては５〜６％、６５０℃に対して
は６.５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜９％が望ま
しい。
【００７９】Ｎも本発明を従来の発明から区別して特徴
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
０５％以下ではその効果が十分でなく０.０５ ％を越え
ると靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下
させる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１５〜
０.０２５％が好ましい。
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
０５％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。
【００８０】Ｂは粒界強度作用とＭ23Ｃ6炭化物中に固
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３ ％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
０.０２％が好ましい。
溶し、Ｍ23Ｃ6型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１ ％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３ ％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
０.０２％が好ましい。
【００８１】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合にはＮｂ
の添加を省略することができる。
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合にはＮｂ
の添加を省略することができる。
【００８２】本発明におけるロータシャフト胴部及び動
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％，Ｎ
ｉ０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％，Ｎ０.０１〜
０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ２〜３.５％,Ｃ
ｏ２〜４.５％，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。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％，Ｍｎ
０.１〜０.７％，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630〜６６
０℃に対してはＣｏ５.５〜９.０％，Ｂ０.０１〜０.０
３％とするのが好ましい。
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％，Ｎ
ｉ０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％，Ｎ０.０１〜
０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ２〜３.５％,Ｃ
ｏ２〜４.５％，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。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％，Ｍｎ
０.１〜０.７％，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630〜６６
０℃に対してはＣｏ５.５〜９.０％，Ｂ０.０１〜０.０
３％とするのが好ましい。
【００８３】前述の式によって求められるＣｒ当量をロ
ータシャフトに対しては４〜10.5、特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
ータシャフトに対しては４〜10.5、特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。
【００８４】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
上が好ましく、特に、Ｃｒ当量５〜８が好ましい。
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、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
上が好ましく、特に、Ｃｒ当量５〜８が好ましい。
【００８５】ロータ胴部は、６２１℃以上の蒸気中で高
速回転(３０００又は３６００rpm）されるので、ブレー
ドを支持しているダブテール部と中心孔部には、高い応
力が作用するので、クリープ破壊防止の観点から、１０
kgｆ／mm2以上の１０5ｈクリープ破壊強度が要求され
る。また、起動時にはメタル温度が低い時に中心孔部に
引張り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。
速回転(３０００又は３６００rpm）されるので、ブレー
ドを支持しているダブテール部と中心孔部には、高い応
力が作用するので、クリープ破壊防止の観点から、１０
kgｆ／mm2以上の１０5ｈクリープ破壊強度が要求され
る。また、起動時にはメタル温度が低い時に中心孔部に
引張り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。
【００８６】（３）次にロータジャーナル部及び低温域
部の好ましい成分限定理由とその働きについて説明す
る。
部の好ましい成分限定理由とその働きについて説明す
る。
【００８７】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、０.１４％を越えると溶接性
を悪くするので、０.０６〜０.１４％が好ましい。特に
0.08〜０.１１％が好ましい。
以上必要な元素であるが、０.１４％を越えると溶接性
を悪くするので、０.０６〜０.１４％が好ましい。特に
0.08〜０.１１％が好ましい。
【００８８】Ｎはδフェライト組織の生成防止に効果が
あるが、０.００５ ％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ともに溶接性
を悪くする。特に、０.０１５〜０.０３％が好ましい。
あるが、０.００５ ％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ともに溶接性
を悪くする。特に、０.０１５〜０.０３％が好ましい。
【００８９】Ｍｎは脱硫酸として添加するものであり、
２％以下の添加でその効果は達成される。特に１％以下
が好ましい。
２％以下の添加でその効果は達成される。特に１％以下
が好ましい。
【００９０】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 ％以下に抑えることが好ましく、特に
０.２ ％以下が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑えることが好ましく、特に
０.２ ％以下が好ましい。
【００９１】Ｖは焼入れ性を高める効果があるが、０.
０５ ％以下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恐れ
がある。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
０５ ％以下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恐れ
がある。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
【００９２】Ｎｂは靭性を高めるの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、かえって靭性を低下させた
り、疲労強度を低下させるδフェライトを析出させる恐
れがあるので０.２ ％以下に抑えることが好ましい。ま
た０.０１ ％以下のＮｂでは効果が不十分である。特に
大型鋼塊の場合は０.０３〜０.１％が、より０.０４〜
０.０８％が好ましい。
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、かえって靭性を低下させた
り、疲労強度を低下させるδフェライトを析出させる恐
れがあるので０.２ ％以下に抑えることが好ましい。ま
た０.０１ ％以下のＮｂでは効果が不十分である。特に
大型鋼塊の場合は０.０３〜０.１％が、より０.０４〜
０.０８％が好ましい。
【００９３】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライト生
成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.２ ％
以下ではその効果が十分でなく、２％を越える添加は残
留オーステナイト組織を生成させるので好ましくない。
成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.２ ％
以下ではその効果が十分でなく、２％を越える添加は残
留オーステナイト組織を生成させるので好ましくない。
【００９４】Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。１３％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、７％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。また過剰のＣｒ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、９.５ 〜１２％、より１０.５〜１１.５％が好まし
い。
がある。１３％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、７％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。また過剰のＣｒ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、９.５ 〜１２％、より１０.５〜１１.５％が好まし
い。
【００９５】Ｗは焼戻し抵抗高め引張強さを高める効果
がある。しかし、Ｗが３％を越えると靭性が低くなる。
２.０〜２.８％が好ましい。
がある。しかし、Ｗが３％を越えると靭性が低くなる。
２.０〜２.８％が好ましい。
【００９６】Ｍｏも焼戻し抵抗高め引張強さを高める効
果がある。１％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低
下させる恐れがあるので、１％以下が好ましい。
果がある。１％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低
下させる恐れがあるので、１％以下が好ましい。
【００９７】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.２ ％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を添加した場合には、Ｎｂの添加を省
略することができ、特に０.１％以上が好ましい。
る効果があり、Ｔａ０.２ ％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を添加した場合には、Ｎｂの添加を省
略することができ、特に０.１％以上が好ましい。
【００９８】Ｂ添加は引張強さを高める効果がある。Ｂ
含有量が０.００３０％を越えると、溶接性が著しく悪
くなる恐れがあり、上限は０.００３０％、より０.００
２０％が好ましい。特に無添加が好ましい。
含有量が０.００３０％を越えると、溶接性が著しく悪
くなる恐れがあり、上限は０.００３０％、より０.００
２０％が好ましい。特に無添加が好ましい。
【００９９】Ｃｏ添加は有害組織であるδフェライト相
の析出を防止すると共に、靭性を高める効果がある。５
％以上を越える添加は、靭性を低める恐れがある。特に
１〜３％が好ましい。
の析出を防止すると共に、靭性を高める効果がある。５
％以上を越える添加は、靭性を低める恐れがある。特に
１〜３％が好ましい。
【０１００】ロータ全体を均質にするのには、鋼塊重量
８０トン前後（ロータ直径：1200mm，長さ：約８ｍ）と
大型になるので、高度な製造技術が要求される。本発明
ロータは目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し精錬
後、真空カーボン脱酸法で脱酸し、電極を作製し、この
電極を用いエレクトロスラグ再溶解法で鋼塊を作製し、
この鋼塊を熱間鍛錬で成形することにより作製できる。
電気炉とエレクトロスラグ再溶解法で、２回溶解を繰り
返すことにより、成分偏析の少ない均質なロータが作製
できる。本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼製ロータシャフト
は、溶接性良好な合金鋼及び高温強度の高い合金鋼の２
種以上の消耗電極を上述のように別々に準備し、まずジ
ャーナル部に該当する前者の消耗電極をエレクトロスラ
グ溶解した後、直ちに胴部に該当する後者の消耗電極を
エレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者の消
耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足すことによって
一体の所定の長さと直径の鋼塊が得られる。また、ジャ
ーナルを溶接性良好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴
部（中央部）を高温強度の高い合金鋼で作製した消耗電
極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解する
ことによっても得られる。
８０トン前後（ロータ直径：1200mm，長さ：約８ｍ）と
大型になるので、高度な製造技術が要求される。本発明
ロータは目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し精錬
後、真空カーボン脱酸法で脱酸し、電極を作製し、この
電極を用いエレクトロスラグ再溶解法で鋼塊を作製し、
この鋼塊を熱間鍛錬で成形することにより作製できる。
電気炉とエレクトロスラグ再溶解法で、２回溶解を繰り
返すことにより、成分偏析の少ない均質なロータが作製
できる。本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼製ロータシャフト
は、溶接性良好な合金鋼及び高温強度の高い合金鋼の２
種以上の消耗電極を上述のように別々に準備し、まずジ
ャーナル部に該当する前者の消耗電極をエレクトロスラ
グ溶解した後、直ちに胴部に該当する後者の消耗電極を
エレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者の消
耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足すことによって
一体の所定の長さと直径の鋼塊が得られる。また、ジャ
ーナルを溶接性良好な合金鋼（上端部及び下端部）で胴
部（中央部）を高温強度の高い合金鋼で作製した消耗電
極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解する
ことによっても得られる。
【０１０１】また、前記鋼塊の熱間鍛錬は、高温で行う
ほど変形抵抗が小さく鍛錬し易いが、あまり高温で行う
と割れてしまうので、８５０〜１１５０℃の温度範囲で
行わなければならない。熱間鍛錬成形後、９５０〜１１
５０℃に加熱し焼鈍し、更に１０００〜１１５０℃に加
熱焼入れ後、５５０〜６５０℃及び６５０〜７５０℃で
２回焼戻しを行うことにより、１０kgｆ／mm2以上の６
５０℃，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、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンロータが製造法できる。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、均一な全焼戻しマルテンサイト組織にすることがで
きる。
ほど変形抵抗が小さく鍛錬し易いが、あまり高温で行う
と割れてしまうので、８５０〜１１５０℃の温度範囲で
行わなければならない。熱間鍛錬成形後、９５０〜１１
５０℃に加熱し焼鈍し、更に１０００〜１１５０℃に加
熱焼入れ後、５５０〜６５０℃及び６５０〜７５０℃で
２回焼戻しを行うことにより、１０kgｆ／mm2以上の６
５０℃，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、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンロータが製造法できる。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、均一な全焼戻しマルテンサイト組織にすることがで
きる。
【０１０２】（４）本発明に係るロータシャフトはジャ
ーナル部表面に軸受特性の高い低合金鋼を肉盛溶接によ
って所望の厚さの肉盛溶接層を形成させるものである。
ーナル部表面に軸受特性の高い低合金鋼を肉盛溶接によ
って所望の厚さの肉盛溶接層を形成させるものである。
【０１０３】本発明における１２％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のジャーナル
部に形成される軸受特性の高い肉盛溶接層は好ましくは
鋼からなる溶接材を用いて５層〜１０層の前記肉盛溶接
層を形成し、初層から２層目〜４層目のいずれかまでの
前記溶接材のＣｒ量を順次低下させるとともに、４層目
以降を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて溶
接し、前記初層の溶接に用いられる溶接材のＣｒ量を前
記母材のＣｒ量より２〜６％程度少なくし、４層目以降
の溶接層のＣｒ量を０.５〜３％（好ましくは１〜２.５
％）とするものである。
ト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトのジャーナル
部に形成される軸受特性の高い肉盛溶接層は好ましくは
鋼からなる溶接材を用いて５層〜１０層の前記肉盛溶接
層を形成し、初層から２層目〜４層目のいずれかまでの
前記溶接材のＣｒ量を順次低下させるとともに、４層目
以降を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接材を用いて溶
接し、前記初層の溶接に用いられる溶接材のＣｒ量を前
記母材のＣｒ量より２〜６％程度少なくし、４層目以降
の溶接層のＣｒ量を０.５〜３％（好ましくは１〜２.５
％）とするものである。
【０１０４】本発明においては、ジャーナル部の軸受特
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好ましい
ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のＢ量の増加によっ
てきわめて困難になるが、ジャーナル部のＢ量を低くす
ることにより胴部をより高強度とするためにＢ量を０.
００５〜０.０２％含有させることができる。
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好ましい
ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のＢ量の増加によっ
てきわめて困難になるが、ジャーナル部のＢ量を低くす
ることにより胴部をより高強度とするためにＢ量を０.
００５〜０.０２％含有させることができる。
【０１０５】本発明法によって得られる肉盛溶接層は５
層〜１０層とするのが好ましい。前述の如く、初層溶接
層としてＣｒ量の急激な低下は高い引張残留応力の発
生、或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接
材としてのＣｒ量を大幅に減らすことができないので、
溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げるが、更に表面
層として所望のＣｒ量をその所望の厚さとを確保するこ
とから５層以上とする。尚、１０層以上溶接してもそれ
以上の効果は得られない。蒸気タービンロータシャフト
の如く大型構造材としては、肉盛溶接層として母材から
の組成の影響を受けず、かつ所望の組成と所望の厚さと
し、母材の影響のない厚さとして３層及びその上に所望
の特性のものを所望の厚さとし、その厚さとして２層以
上、一例として最終仕上げで約１８mmの厚さとする。こ
のような厚さを形成するには切削による最終仕上げ代を
除いても５層の肉盛溶接層が好ましい。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。
層〜１０層とするのが好ましい。前述の如く、初層溶接
層としてＣｒ量の急激な低下は高い引張残留応力の発
生、或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接
材としてのＣｒ量を大幅に減らすことができないので、
溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げるが、更に表面
層として所望のＣｒ量をその所望の厚さとを確保するこ
とから５層以上とする。尚、１０層以上溶接してもそれ
以上の効果は得られない。蒸気タービンロータシャフト
の如く大型構造材としては、肉盛溶接層として母材から
の組成の影響を受けず、かつ所望の組成と所望の厚さと
し、母材の影響のない厚さとして３層及びその上に所望
の特性のものを所望の厚さとし、その厚さとして２層以
上、一例として最終仕上げで約１８mmの厚さとする。こ
のような厚さを形成するには切削による最終仕上げ代を
除いても５層の肉盛溶接層が好ましい。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。
【０１０６】また、肉盛溶接層は初層より２層目〜４層
目のいずれかまでを順次Ｃｒ量を低下させるもので、肉
盛溶接にあたって層毎に徐々にＣｒ含有量を低めた溶接
棒を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大
幅な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、
溶接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形
成することができる。これにより、本発明は母材と初層
部付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しか
も最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成する
ことができる。
目のいずれかまでを順次Ｃｒ量を低下させるもので、肉
盛溶接にあたって層毎に徐々にＣｒ含有量を低めた溶接
棒を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大
幅な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、
溶接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形
成することができる。これにより、本発明は母材と初層
部付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しか
も最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成する
ことができる。
【０１０７】初層溶接に適用する溶接材としてはそのク
ロム含有量を母材のクロム量より２〜６重量％程度少な
くする。溶接材のＣｒ量を母材より低い値として２％以
下では肉盛溶接層のＣｒ量を十分に下げることができ
ず、効果が小さい。逆に、６％以上では母材と肉盛溶接
層との急激なＣｒ量の低下につながり、このＣｒ量の差
が熱膨張係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或い
は溶接割れ発生の原因となる。尚、高Ｃｒほど熱膨張係
数が小さいので、低Ｃｒとなる肉盛溶接層は母材より熱
膨張係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成され
る。そのためより低Ｃｒ鋼での溶接は高い残留応力のた
め硬さが高く、また溶接割れ発生の原因となるので、溶
接材のＣｒ量は母材のそれより少ない値として６％以下
とする必要がある。このような溶接材を使用することに
より初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、
母材よりも約１〜３％低くなる程度にとどまり、良好な
溶接が得られる。
ロム含有量を母材のクロム量より２〜６重量％程度少な
くする。溶接材のＣｒ量を母材より低い値として２％以
下では肉盛溶接層のＣｒ量を十分に下げることができ
ず、効果が小さい。逆に、６％以上では母材と肉盛溶接
層との急激なＣｒ量の低下につながり、このＣｒ量の差
が熱膨張係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或い
は溶接割れ発生の原因となる。尚、高Ｃｒほど熱膨張係
数が小さいので、低Ｃｒとなる肉盛溶接層は母材より熱
膨張係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成され
る。そのためより低Ｃｒ鋼での溶接は高い残留応力のた
め硬さが高く、また溶接割れ発生の原因となるので、溶
接材のＣｒ量は母材のそれより少ない値として６％以下
とする必要がある。このような溶接材を使用することに
より初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、
母材よりも約１〜３％低くなる程度にとどまり、良好な
溶接が得られる。
【０１０８】本発明法において、４層以降を同じＣｒ量
を有する鋼からなる溶接材を用いて形成する。肉盛溶接
において、３層目までは母材の組成の影響を受けるが、
４層目以降の肉盛溶接層の組成は用いられる溶接材の組
成によってのみ形成されるので、蒸気タービンロータシ
ャフトのジャーナル部として必要な特性を満たすものを
形成させることができる。従って、前述のように蒸気タ
ービンロータシャフトとしての大型構造物として必要な
肉盛溶接層は約１８mmであるので、最終層として必要な
合金組成とその組成での必要な十分な厚さを確保するた
めに４層目以降を同じＣｒ量の溶接材によって２層以上
溶接することになり前述のジャーナル部として要求され
る特性を満足するものを十分な厚さをもって形成させる
ことができる。
を有する鋼からなる溶接材を用いて形成する。肉盛溶接
において、３層目までは母材の組成の影響を受けるが、
４層目以降の肉盛溶接層の組成は用いられる溶接材の組
成によってのみ形成されるので、蒸気タービンロータシ
ャフトのジャーナル部として必要な特性を満たすものを
形成させることができる。従って、前述のように蒸気タ
ービンロータシャフトとしての大型構造物として必要な
肉盛溶接層は約１８mmであるので、最終層として必要な
合金組成とその組成での必要な十分な厚さを確保するた
めに４層目以降を同じＣｒ量の溶接材によって２層以上
溶接することになり前述のジャーナル部として要求され
る特性を満足するものを十分な厚さをもって形成させる
ことができる。
【０１０９】本発明におけるブレード，ノズル，内部ケ
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10-1〜１０-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。
【０１１０】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、Ｃ０.０
１〜0.1％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ０.３〜１.５％,Ｃ
ｒ０.５〜３％,Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残部Ｆｅから
なるものが好ましい。
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、Ｃ０.０
１〜0.1％，Ｓｉ０.３〜１％，Ｍｎ０.３〜１.５％,Ｃ
ｒ０.５〜３％,Ｍｏ０.１〜１.５％を含み残部Ｆｅから
なるものが好ましい。
【０１１１】（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，主蒸気入口管，再熱
入口管，高圧タービンノズルボックス，中圧タービン初
段ダイヤフラム，高圧タービン主蒸気入口フランジ，エ
ルボ，主蒸気止め弁を構成するフェライト系耐熱鋼の組
成の限定理由について説明する。
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，主蒸気入口管，再熱
入口管，高圧タービンノズルボックス，中圧タービン初
段ダイヤフラム，高圧タービン主蒸気入口フランジ，エ
ルボ，主蒸気止め弁を構成するフェライト系耐熱鋼の組
成の限定理由について説明する。
【０１１２】フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材におい
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整するこ
とにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨界
圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気止
め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，１
０5ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得
られる。
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整するこ
とにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm2以上の超々臨界
圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気止
め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，１
０5ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得
られる。
【０１１３】本発明の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。
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。
【０１１４】本発明の１２％Ｃｒ系耐熱鋼においては、
６２１℃以上の蒸気中で使用されるので、６２５℃，１
０5ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上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℃，１
０5ｈ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。
６２１℃以上の蒸気中で使用されるので、６２５℃，１
０5ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上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℃，１
０5ｈ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。
【０１１５】Ｃは高い引張強さを得るために０.０６％
以上必要な元素であるが、０.１６％を越えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６〜０.１６
％に限定される。特に０.０９〜０.１４ ％が好まし
い。
以上必要な元素であるが、０.１６％を越えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６〜０.１６
％に限定される。特に０.０９〜０.１４ ％が好まし
い。
【０１１６】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。
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。
【０１１７】Ｍｎは脱酸剤として添加するものであり、
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。
【０１１８】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。またＳｉを低くすることにより有害なδフ
ェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加す
る場合には０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。
【０１１９】Ｖはクリープ破断強度を高める効果がある
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
が、０.０５ ％未満ではその効果が不十分で０.３５ ％
を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。
【０１２０】Ｎｂは高温強度を高めるのに非常に効果的
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１ ％未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８が好ましい。Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフ
ェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素である
が、０.２％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を
越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好まし
くない。特に０.４〜０.８％が好ましい。
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また０.０１ ％未満のＮｂでは効果が不十分である。特
に大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４
〜０.０８が好ましい。Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフ
ェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素である
が、０.２％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を
越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好まし
くない。特に０.４〜０.８％が好ましい。
【０１２１】Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０ 〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣｒ添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に８.
０ 〜１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。
【０１２２】Ｗは高温長時間強度を顕著に高める効果が
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
越えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５
％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１
〜２.５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。またＷが４％を
越えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５
％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１
〜２.５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。
【０１２３】ＷとＮｉとは互いに相関性があり、Ｎｉ／
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。
【０１２４】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を越えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を越えるＷを含む場
合には、１.５ ％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５ ％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。
【０１２５】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独または複合添加で十分な効果
が得られる。Ｔａを０.１ ％以上添加した場合には、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。
【０１２６】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。
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。
【０１２７】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。
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。
【０１２８】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
のため、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2
以上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、
起動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％，６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でも
よい。
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
のため、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm2
以上の１０5 ｈクリープ破断強度が要求される。また、
起動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するの
で、脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝
撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対して
はＣｏを１０％以下含有させることにより強化が図れ
る。特に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対し
ては２.５〜３.５％，６４０℃に対しては４〜５％、６
５０℃に対しては５.５〜６.５％、６６０℃に対しては
７〜８％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加でも
よい。
【０１２９】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。
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。
【０１３０】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℃，１０5 ｈクリー
プ破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギー
が得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気ター
ビンケーシングにできる。
で焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼
準熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順
序で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気
中で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。
焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十
分固溶させることができず、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℃，１０5 ｈクリー
プ破断強度と１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸収エネルギー
が得られ、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気ター
ビンケーシングにできる。
【０１３１】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。
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。
【０１３２】本発明におけるケーシングは前述のＣｒ当
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。
【０１３３】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。
は鍛鋼によって製造するのが好ましい。
【０１３４】（６）低圧蒸気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，Ｓ
ｎ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,Ａｓ０.０
０５％以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
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，Ｓ
ｎ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,Ａｓ０.０
０５％以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
【０１３５】（７）低圧タービン用ブレードの最終段以
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２ ％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２ ％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。
【０１３６】（８）低圧タービン用内部及び外部ケーシ
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【０１３７】（９）主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％,Ｓｉ０.１ 〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％，Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３〜０.１ ％，Ｎ０.０３〜０.０８％，
Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサ
イト鋼が好ましい。
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％,Ｓｉ０.１ 〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％，Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３〜０.１ ％，Ｎ０.０３〜０.０８％，
Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサ
イト鋼が好ましい。
【０１３８】（１０）低圧タービンの最終段動翼として
１２％Ｃｒ系鋼のほか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％及びＶ３〜６
％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。
１２％Ｃｒ系鋼のほか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％及びＶ３〜６
％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。
【０１３９】（１１）高圧タービン，中圧タービン及び
高中圧タービン用外部ケーシングにはＣ０.１０〜０.２
０％，Ｓｉ０.０５〜０.６％，Ｍｎ０.１〜１.０％，Ｎ
ｉ0.1〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０
２５％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％，Ｍ
ｎ０.２０〜０.５０％，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。
高中圧タービン用外部ケーシングにはＣ０.１０〜０.２
０％，Ｓｉ０.０５〜０.６％，Ｍｎ０.１〜１.０％，Ｎ
ｉ0.1〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０
２５％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％，Ｍ
ｎ０.２０〜０.５０％，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。
【０１４０】（１２）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％，Ｍｏ
９〜２０％（好ましくは１２〜２０％)，Ｃｏ１２％以
下（好ましくは５〜１２％)，Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔ
ｉ１〜３％，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１
種以上を含むＮｉ基合金を用いることができる。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。
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％，Ｍｏ
９〜２０％（好ましくは１２〜２０％)，Ｃｏ１２％以
下（好ましくは５〜１２％)，Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔ
ｉ１〜３％，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１
種以上を含むＮｉ基合金を用いることができる。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。
【０１４１】
（実施例１）オイルショック後の燃料高騰を契機に、蒸
気条件の向上による熱効率向上を図るため蒸気温度６０
０℃〜６４９℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び蒸気タービン
が要求される。このような、蒸気条件のボイラの一例を
表１に示す。
気条件の向上による熱効率向上を図るため蒸気温度６０
０℃〜６４９℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び蒸気タービン
が要求される。このような、蒸気条件のボイラの一例を
表１に示す。
【０１４２】
【表１】
【０１４３】大容量化とともに微粉炭燃焼火炉が大型化
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。
【０１４４】表２は蒸気温度６２５℃，１０５０ＭＷ蒸
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気，低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＨＰ−ＩＰにて３６００rpm／min
及びＬＰ２台で１８００rpm／minの回転数を有し、高温
部においては表に示す主な材料によって構成される。高
圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kg／cm2 の
圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再
熱器によって加熱され、１７０〜１８０kg／cm2の圧力
で運転される。低圧部(ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で
入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送
られる。
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気，低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＨＰ−ＩＰにて３６００rpm／min
及びＬＰ２台で１８００rpm／minの回転数を有し、高温
部においては表に示す主な材料によって構成される。高
圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kg／cm2 の
圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再
熱器によって加熱され、１７０〜１８０kg／cm2の圧力
で運転される。低圧部(ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で
入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送
られる。
【０１４５】
【表２】
【０１４６】図１は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内に高圧動翼１６を植設した
高圧車軸（高圧ロータシャフト）２３が設けられる。前
述の高温高圧の蒸気は前述のボイラによって得られ、主
蒸気管を通って、主蒸気入口を構成するフランジ，エル
ボ２５より主蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８
より初段複流の動翼に導かれる。初段は複流であり、片
側に他８段設けられる。これらの動翼に対応して各々静
翼が設けられる。動翼は鞍型ダブティル型式，ダブルテ
ィノン，初段翼長約３５mmである。車軸間の長さは約
５.２５ ｍ及び静翼部に対応する部分で最も小さい部分
の直径は約６２０mmであり、直径に対する長さの比は約
８.５ である。
成図である。高圧蒸気タービンは高圧内部車室１８とそ
の外側の高圧外部車室１９内に高圧動翼１６を植設した
高圧車軸（高圧ロータシャフト）２３が設けられる。前
述の高温高圧の蒸気は前述のボイラによって得られ、主
蒸気管を通って、主蒸気入口を構成するフランジ，エル
ボ２５より主蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８
より初段複流の動翼に導かれる。初段は複流であり、片
側に他８段設けられる。これらの動翼に対応して各々静
翼が設けられる。動翼は鞍型ダブティル型式，ダブルテ
ィノン，初段翼長約３５mmである。車軸間の長さは約
５.２５ ｍ及び静翼部に対応する部分で最も小さい部分
の直径は約６２０mmであり、直径に対する長さの比は約
８.５ である。
【０１４７】ロータシャフトの初段と最終段の動翼植込
み部分の幅はほぼ等しく、２段目，３〜５段目，６段
目，７〜８段目の５段階で下流側に従って段階的に小さ
くなっており、２段目の植込み部の軸方向の幅は最終段
のそれに対して０.６４ 倍の大きさである。
み部分の幅はほぼ等しく、２段目，３〜５段目，６段
目，７〜８段目の５段階で下流側に従って段階的に小さ
くなっており、２段目の植込み部の軸方向の幅は最終段
のそれに対して０.６４ 倍の大きさである。
【０１４８】ロータシャフトの静翼に対応する部分は動
翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっ
ている。その部分の軸方向の幅は２段目動翼と３段目動
翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との
間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者
の幅に対して０.８６ 倍と小さくなっている。２段目〜
６段目までと、６段目〜９段目までとの２段階で小さく
したものである。
翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっ
ている。その部分の軸方向の幅は２段目動翼と３段目動
翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との
間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者
の幅に対して０.８６ 倍と小さくなっている。２段目〜
６段目までと、６段目〜９段目までとの２段階で小さく
したものである。
【０１４９】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６５〜２１０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜２１０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。
【０１５０】中圧蒸気タービンは高圧蒸気タービンより
排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱さ
れた蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転
させるもので、３６００回／min の回転数によって回転
される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部
車室２１と外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗
して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流となり、
中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ
対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約５.５ ｍ
であり、初段翼長さ約９２mm，最終段翼長さ約２３５mm
である。ダブティルは逆クリ型である。最終段動翼前の
静翼に対応するロータシャフトの直径は約６３０mmであ
り、その直径に対する軸受間距離の比は約８.７ 倍であ
る。
排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱さ
れた蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転
させるもので、３６００回／min の回転数によって回転
される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部
車室２１と外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗
して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流となり、
中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ
対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約５.５ ｍ
であり、初段翼長さ約９２mm，最終段翼長さ約２３５mm
である。ダブティルは逆クリ型である。最終段動翼前の
静翼に対応するロータシャフトの直径は約６３０mmであ
り、その直径に対する軸受間距離の比は約８.７ 倍であ
る。
【０１５１】本実施例の中圧蒸気タービンのロータシャ
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
フトは動翼植込み部の軸方向幅が初段から４段，５段及
び最終段に従って３段階で段階的に大きくなっており、
最終段での幅は初段に対して約１.４ 倍と大きくなって
いる。
【０１５２】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０.７ 倍と小さくなる。
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０.７ 倍と小さくなる。
【０１５３】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９０〜３５０mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１ 〜１.２の割合で長くなっている。
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが９０〜３５０mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１ 〜１.２の割合で長くなっている。
【０１５４】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
５〜０.７であり、初段から最終段になるに従って段階
的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
５〜０.７であり、初段から最終段になるに従って段階
的に小さくなっている。
【０１５５】図２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。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対
称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けら
れる。最終段の動翼長さは４３インチあり、表３のＮo.
７の１２％Ｃｒ系鋼が使用され、図３に示すダブルティ
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。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，Ｃ
ｒ１.７５％，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系鋼が用いられ
る。内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用い
られる。本実施例における軸受４３での中心間距離は７
５００mm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。
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。各々動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対
称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けら
れる。最終段の動翼長さは４３インチあり、表３のＮo.
７の１２％Ｃｒ系鋼が使用され、図３に示すダブルティ
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。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，Ｃ
ｒ１.７５％，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系鋼が用いられ
る。内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼が用い
られる。本実施例における軸受４３での中心間距離は７
５００mm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。
【０１５６】図３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）である。本
実施例における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。
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）である。本
実施例における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。
【０１５７】表３は蒸気タービン用長翼材に係る１２％
Ｃｒ系鋼の化学組成（重量％）を示すものである。各試
料はそれぞれ１５０kg真空アーク後エレクトロスラグ溶
解し、１１１５０℃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）。
Ｃｒ系鋼の化学組成（重量％）を示すものである。各試
料はそれぞれ１５０kg真空アーク後エレクトロスラグ溶
解し、１１１５０℃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）。
【０１５８】表３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２６″
長翼材である。
材、Ｎo.６は比較材及びＮo.１及び２は、現用の２６″
長翼材である。
【０１５９】表４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1
28.5kgｆ／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。
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1
28.5kgｆ／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。
【０１６０】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。
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。
【０１６１】
【表３】
【０１６２】
【表４】
【０１６３】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。また、(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。
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。また、(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。
【０１６４】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５
６０〜５９０℃である。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。
戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻し温度は５
６０〜５９０℃である。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。
【０１６５】本実施例における１２％Ｃｒ系鋼は前述の
如く引張強さ１２０kgｆ／mm2 以上及び衝撃値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。
如く引張強さ１２０kgｆ／mm2 以上及び衝撃値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。
【０１６６】本発明に係る１２％Ｃｒ系鋼は特に、Ｃ＋
Ｎｂ量が０.１８〜０.３５％で、（Ｎｂ／Ｃ）比が０.
４５〜１.００，(Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好まし
い。
Ｎｂ量が０.１８〜０.３５％で、（Ｎｂ／Ｃ）比が０.
４５〜１.００，(Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好まし
い。
【０１６７】本実施例の低圧タービンは動翼植込み部の
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約２.５ 倍と大きくなっている。
軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８
段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初
段の幅に比べ約２.５ 倍と大きくなっている。
【０１６８】また、静翼部に対応する部分の直径は小さ
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段側に対して約１.９ 倍大き
くなっている。
くなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から
５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっ
ており、最終段側の幅は初段側に対して約１.９ 倍大き
くなっている。
【０１６９】本実施例における動翼は８段であり、その
翼部長さは初段の３″から５″，７″，１０″，１
３″，１８″，２７″及び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９０〜１２７０mmで、８段又は
９段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り
合う長さで１.３〜１.６倍の割合で長くなっている。
翼部長さは初段の３″から５″，７″，１０″，１
３″，１８″，２７″及び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９０〜１２７０mmで、８段又は
９段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り
合う長さで１.３〜１.６倍の割合で長くなっている。
【０１７０】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。
【０１７１】また、各静翼に対応する部分のロータシャ
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
フトの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流
側から下流側になるに従って小さくなっている。
【０１７２】本実施例の他、高圧蒸気タービン及び中圧
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の低圧蒸気
タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０００ＭＷ
級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすること
ができる。
【０１７３】図４は石炭燃焼高温高圧蒸気タービンプラ
ントの代表的なプラント構成図を示すものである。
ントの代表的なプラント構成図を示すものである。
【０１７４】本実施例における高温高圧蒸気タービンプ
ラントは主として石炭専焼ボイラ５１，高圧タービン５
２，中圧タービン５３，低圧タービン５４，低圧タービ
ン５５，復水器５６，復水ポンプ５７，低圧給水加熱器
系統５８，脱気器５９，昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６
１，高圧給水加熱器系統６３などより構成されている。
すなわち、ボイラ５１で発生した超高温高圧蒸気は高圧
タービン５２に入り動力を発生させたのち再びボイラ５
１にて再熱されて中圧タービン５３へ入り動力を発生さ
せる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービン５
４，５５に入り動力を発生させた後、復水器５６にて凝
縮する。この凝縮液は復水ポンプ５７にて低圧給水加熱
器系統５８，脱気器５９へ送られる。この脱気器５９に
て脱気された給水は昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１に
て高圧給水加熱器６３へ送られ昇温された後、ボイラ５
１へ戻る。
ラントは主として石炭専焼ボイラ５１，高圧タービン５
２，中圧タービン５３，低圧タービン５４，低圧タービ
ン５５，復水器５６，復水ポンプ５７，低圧給水加熱器
系統５８，脱気器５９，昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６
１，高圧給水加熱器系統６３などより構成されている。
すなわち、ボイラ５１で発生した超高温高圧蒸気は高圧
タービン５２に入り動力を発生させたのち再びボイラ５
１にて再熱されて中圧タービン５３へ入り動力を発生さ
せる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービン５
４，５５に入り動力を発生させた後、復水器５６にて凝
縮する。この凝縮液は復水ポンプ５７にて低圧給水加熱
器系統５８，脱気器５９へ送られる。この脱気器５９に
て脱気された給水は昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１に
て高圧給水加熱器６３へ送られ昇温された後、ボイラ５
１へ戻る。
【０１７５】ここで、ボイラ５１において給水は節炭器
６４，蒸発器６５，過熱器６６を通って高温高圧の蒸気
となる。また一方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節
炭器６４を出た後、空気加熱器６７に入り空気を加熱す
る。ここで、給水ポンプ６１の駆動には中圧タービンか
らの抽気蒸気にて作動する給水ポンプ駆動用タービンが
用いられている。
６４，蒸発器６５，過熱器６６を通って高温高圧の蒸気
となる。また一方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節
炭器６４を出た後、空気加熱器６７に入り空気を加熱す
る。ここで、給水ポンプ６１の駆動には中圧タービンか
らの抽気蒸気にて作動する給水ポンプ駆動用タービンが
用いられている。
【０１７６】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ５１内
の節炭器６４を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比
べてはるかに高くなってくる。このため、このボイラ排
ガスからの熱回収をはかりガス温度を低下させないよう
にする。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ５１内
の節炭器６４を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比
べてはるかに高くなってくる。このため、このボイラ排
ガスからの熱回収をはかりガス温度を低下させないよう
にする。
【０１７７】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％，Ｍｏ０.２５〜０.６
０％，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、２１.２
ＫＧ における磁化力が９８５ＡＴ／cm以下とするも
の、不純物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を
０.０２５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするもの
が好ましい。
中圧タービン及び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％，Ｍｏ０.２５〜０.６
０％，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、２１.２
ＫＧ 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。
【０１７８】図５は高圧及び図６は中圧タービンロータ
シャフトの正面図である。図５の高圧タービンシャフト
は多段側の初段ブレード植設部を中心に８段のブレード
が植設される構造である。中圧タービンシャフトは多段
ブレードが左右に各６段ほぼ対称にブレード植設部が設
けられ、ほぼ中心を境にしたものである。低圧タービン
用ロータシャフトは図示されていないが、高圧，中圧，
低圧タービンのいずれのロータシャフトにおいても中心
孔が設けられ、この中心孔を通して超音波検査，目視検
査及びけい光探傷によって欠陥の有無が検査される。
シャフトの正面図である。図５の高圧タービンシャフト
は多段側の初段ブレード植設部を中心に８段のブレード
が植設される構造である。中圧タービンシャフトは多段
ブレードが左右に各６段ほぼ対称にブレード植設部が設
けられ、ほぼ中心を境にしたものである。低圧タービン
用ロータシャフトは図示されていないが、高圧，中圧，
低圧タービンのいずれのロータシャフトにおいても中心
孔が設けられ、この中心孔を通して超音波検査，目視検
査及びけい光探傷によって欠陥の有無が検査される。
【０１７９】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。
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。
【０１８０】高圧部及び中圧部のロータは、表５に記載
の胴部及び軸受部に係る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、この電極棒を用い、先ず軸受部をエ
レクトロスラグ溶解した後、直ちに胴部についてエレク
トロ再溶解し、更に軸受部をその上にエレクトロスラグ
再溶解し、ロータ形状（直径１０５０mm，長さ３７００
mm）に鍛伸して成型した。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐ
ために、１１５０℃以下の温度で行った。またこの鍛鋼
を焼鈍熱処理後、１０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ
処理、５７０℃及び６９０℃で２回焼戻しを行い、図５
及び図６に示す形状に切削加工によって得たものであ
る。胴部と軸受部とは点線に示す位置で接合したもので
ある。図５に示すように高圧蒸気タービン用ロータシャ
フトではブレードの下流側最終段とその手前との間、図
６に示す中圧蒸気タービン用ロータシャフトでは下流側
最終段とその手前との間で各々接合したものである。本
実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊の上部側を胴部
の初段翼側にし、下部を最終段側にするようにした。高
圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表５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１０
００mm）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し、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。
の胴部及び軸受部に係る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、この電極棒を用い、先ず軸受部をエ
レクトロスラグ溶解した後、直ちに胴部についてエレク
トロ再溶解し、更に軸受部をその上にエレクトロスラグ
再溶解し、ロータ形状（直径１０５０mm，長さ３７００
mm）に鍛伸して成型した。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐ
ために、１１５０℃以下の温度で行った。またこの鍛鋼
を焼鈍熱処理後、１０５０℃に加熱し水噴霧冷却焼入れ
処理、５７０℃及び６９０℃で２回焼戻しを行い、図５
及び図６に示す形状に切削加工によって得たものであ
る。胴部と軸受部とは点線に示す位置で接合したもので
ある。図５に示すように高圧蒸気タービン用ロータシャ
フトではブレードの下流側最終段とその手前との間、図
６に示す中圧蒸気タービン用ロータシャフトでは下流側
最終段とその手前との間で各々接合したものである。本
実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊の上部側を胴部
の初段翼側にし、下部を最終段側にするようにした。高
圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表５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１０
００mm）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し、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。
【０１８１】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、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングは、表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、Ｊ
ＩＳ Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後
熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分
にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が
良好であった。
【０１８２】
【表５】
【０１８３】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。
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。
【０１８４】このロータシャフトの中心部を調査した結
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１３kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kgｆ−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。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℃，１０
5ｈ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。
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０5ｈ強度≧１３kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kgｆ−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。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℃，１０
5ｈ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。
【０１８５】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。
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。
【０１８６】
【表６】
【０１８７】本実施例においては、ロータシャフトのジ
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。
【０１８８】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。
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。
【０１８９】溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４
Ｖ，速度２６cm／min である。
Ｖ，速度２６cm／min である。
【０１９０】
【表７】
【０１９１】肉盛溶接を上述の供試母材表面に表８に示
すごとく、Ｎo.１及びＮo.２の２種について各層ごとに
使用溶接棒を組合せて、８層の溶接を行った。各層の厚
さは３〜４mmであり、全厚さは約２８mmであり、表面を
約５mm研削した。
すごとく、Ｎo.１及びＮo.２の２種について各層ごとに
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。
【０１９２】溶接施工条件は、予熱，パス間，応力除去
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
焼鈍（ＳＲ）開始温度が２５０〜３５０℃及びＳＲ処理
条件は６３０℃×３６時間保持である。
【０１９３】
【表８】
【０１９４】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、いず
れも溶接部に割れは認められなかった。いずれも６層目
以降が各々の表に示す組成を有するものである。
に肉盛溶接し、１６０゜の側曲げ試験を行ったが、いず
れも溶接部に割れは認められなかった。いずれも６層目
以降が各々の表に示す組成を有するものである。
【０１９５】更に、本発明における回転による軸受摺動
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。
【０１９６】本実施例に代えて高圧蒸気タービン，中圧
蒸気タービン及び２基の低圧蒸気タービンをタンデムに
結合し、３６００回転としたタンデム型発電プラントに
おいても同様に構成できるものである。
蒸気タービン及び２基の低圧蒸気タービンをタンデムに
結合し、３６００回転としたタンデム型発電プラントに
おいても同様に構成できるものである。
【０１９７】（実施例２）表９は蒸気温度６２１℃，６
００ＭＷ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一体
型及びＬＰ１台で３０００rpm／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℃，２５０kg／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、１７０〜１８０kg／cm2 の圧力で運
転される。低圧部(ＬＰ)は蒸気温度は４５０℃で入り、
１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られ
る。
００ＭＷ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一体
型及びＬＰ１台で３０００rpm／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℃，２５０kg／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、１７０〜１８０kg／cm2 の圧力で運
転される。低圧部(ＬＰ)は蒸気温度は４５０℃で入り、
１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られ
る。
【０１９８】
【表９】
【０１９９】図７は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面
構成図及び図８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、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主
蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段の動
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１３０mmである。軸受４３間の長さは
約５.７ｍ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
７.７ である。高中圧一体ロータシャフトにおいても中
心孔が設けられ、欠陥の有無が検査される。
構成図及び図８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、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主
蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段の動
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１３０mmである。軸受４３間の長さは
約５.７ｍ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
７.７ である。高中圧一体ロータシャフトにおいても中
心孔が設けられ、欠陥の有無が検査される。
【０２００】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。
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。
【０２０１】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３
５〜５０mm、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１.０５〜１.３
５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。
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３
５〜５０mm、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１.０５〜１.３
５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。
【０２０２】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、動翼１７と対抗して
静翼が設けられる。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。
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、動翼１７と対抗して
静翼が設けられる。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。
【０２０３】高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。
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。
【０２０４】中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。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。図９は低圧タービンの断面図及び図１０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。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。最終段の動翼長さは４３インチ
あり、表３に示す１２％Ｃｒ系鋼又はＴｉ基合金が使用
され、図３に示すいずれもダブルティノン，鞍型ダブテ
ィルを有し、ノズルボックス４４は複流型である。Ｔｉ
基合金は時効硬化処理が施され、重量でＡｌ６％，Ｖ４
％を含むものである。ロータシャフト４３はＮｉ３.７
５ ％，Ｃｒ１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ
０.２５％，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系鋼が用
いられる。内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼
が用いられる。本実施例における軸受４３での中心間距
離は６０００mmで、静翼部に対応するロータシャフトの
直径は約８９０mm、動翼植込み部での直径は各段同じで
１８２０mm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６.７ である。
述する表５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。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。図９は低圧タービンの断面図及び図１０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。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。最終段の動翼長さは４３インチ
あり、表３に示す１２％Ｃｒ系鋼又はＴｉ基合金が使用
され、図３に示すいずれもダブルティノン，鞍型ダブテ
ィルを有し、ノズルボックス４４は複流型である。Ｔｉ
基合金は時効硬化処理が施され、重量でＡｌ６％，Ｖ４
％を含むものである。ロータシャフト４３はＮｉ３.７
５ ％，Ｃｒ１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ
０.２５％，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系鋼が用
いられる。内外部ケーシング材にはＣ０.２５ ％の鋳鋼
が用いられる。本実施例における軸受４３での中心間距
離は６０００mmで、静翼部に対応するロータシャフトの
直径は約８９０mm、動翼植込み部での直径は各段同じで
１８２０mm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６.７ である。
【０２０５】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３.８〜４.８倍と大き
くなっている。２，３段は初段の１.０５〜１.４０倍、
４，５段が２，３段の１.０５〜１.３５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。
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３.８〜４.８倍と大き
くなっている。２，３段は初段の１.０５〜１.４０倍、
４，５段が２，３段の１.０５〜１.３５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。
【０２０６】本実施例における動翼の翼部長さは初段の
５″から７″,９″,１６″,２６″及び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８０〜１２７０mm
の範囲内で、最大で９段で、各段の翼部長さは下流側が
上流側に対して隣り合う長さで１.３〜１.９倍の範囲内
で長くなっている。
５″から７″,９″,１６″,２６″及び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８０〜１２７０mm
の範囲内で、最大で９段で、各段の翼部長さは下流側が
上流側に対して隣り合う長さで１.３〜１.９倍の範囲内
で長くなっている。
【０２０７】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
ら最終段を除き０.３０〜1.5であり、初段から最終段に
なるに従って徐々に小さくなっており、後段の比率はそ
の手前のものより０.１５〜０.４０の範囲内で小さくな
っている。最終段は０.５５〜０.６５の比率である。
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
ら最終段を除き０.３０〜1.5であり、初段から最終段に
なるに従って徐々に小さくなっており、後段の比率はそ
の手前のものより０.１５〜０.４０の範囲内で小さくな
っている。最終段は０.５５〜０.６５の比率である。
【０２０８】本実施例における最終段動翼は実施例１と
同じである。
同じである。
【０２０９】本実施例の他、高中圧蒸気タービンの蒸気
入口温度６１０℃以上，低圧蒸気タービンへの蒸気入口
温度約４５０℃及び出口温度が約６０℃とする１０００
ＭＷ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。
入口温度６１０℃以上，低圧蒸気タービンへの蒸気入口
温度約４５０℃及び出口温度が約６０℃とする１０００
ＭＷ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。
【０２１０】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。
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。
【０２１１】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。
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。
【０２１２】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
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。
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ内の節
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。
【０２１３】尚、本実施例では高中圧タービン及び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、出力１０５０
ＭＷ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，Ｎ
ｉ３.２５〜４.５％，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。
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、出力１０５０
ＭＷ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，Ｎ
ｉ３.２５〜４.５％，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。
【０２１４】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。
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。
【０２１５】高中圧蒸気タービン用ロータシャフト胴部
は、表１０に示す１２％Ｃｒ系耐熱鋼が用いられ、本実
施例においてはＮo.２に記載の耐熱鋳鋼を用いて、実施
例１と同様に胴部及び軸受部の電極の製造及び電極から
のロータシャフトに相当する鋼塊を製造するとともに、
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、１
１５０℃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、５７
０℃及び６９０℃で２回焼戻しを行い、図８に示す形状
に切削加工によって得たものである。図に示す点線部で
胴部と軸受部とを別々の材料で製造した。更に、軸受ジ
ャーナル部４５への肉盛溶接も同様に行った。
は、表１０に示す１２％Ｃｒ系耐熱鋼が用いられ、本実
施例においてはＮo.２に記載の耐熱鋳鋼を用いて、実施
例１と同様に胴部及び軸受部の電極の製造及び電極から
のロータシャフトに相当する鋼塊を製造するとともに、
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、１
１５０℃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、５７
０℃及び６９０℃で２回焼戻しを行い、図８に示す形状
に切削加工によって得たものである。図に示す点線部で
胴部と軸受部とを別々の材料で製造した。更に、軸受ジ
ャーナル部４５への肉盛溶接も同様に行った。
【０２１６】（実施例３）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。
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。
【０２１７】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０.０
０１〜０.０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５ ％と高めることにより高強度が得ら
れる。
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０.０
０１〜０.０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５ ％と高めることにより高強度が得ら
れる。
【０２１８】Ｎは本実施例における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０.０１〜０.０
４％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。
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０.０１〜０.０
４％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。
【０２１９】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。Ｍｎ量
を０.０９ ％と低くすると同じＣｏ量で比較して高い強
度を示すことから、より強化のためにはＭｎ量を０.０
３〜０.２０％とするのが好ましい。
のＮo.２の合金に相当し、高い強度が得られる。Ｍｎ量
を０.０９ ％と低くすると同じＣｏ量で比較して高い強
度を示すことから、より強化のためにはＭｎ量を０.０
３〜０.２０％とするのが好ましい。
【０２２０】
【表１０】
【０２２１】（実施例４）表１１は本発明の高圧，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（７１
０℃×７ｈ→空冷，７１０℃×７ｈ→空冷の２回）の熱
処理を行った。
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（７１
０℃×７ｈ→空冷，７１０℃×７ｈ→空冷の２回）の熱
処理を行った。
【０２２２】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。
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。
【０２２３】
【表１１】
【０２２４】表１２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℃，１
０5 ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
Ｖノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、６５０℃，１
０5 ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【０２２５】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℃，１
０5ｈ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。
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℃，１
０5ｈ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。
【０２２６】機械的性質に及ぼすＷの影響を調べた結
果、Ｗ量を１.１ ％以上にするとクリープ破断強度が顕
著に高くなるが、逆にＷ量を２％以上にすると室温衝撃
吸収エネルギーが低くなる。特に、Ｎｉ／Ｗ比を０.２
５〜０.７５に調整することにより、温度６２１℃，圧
力２５０kgｆ／cm2 以上の高温高圧タービンの高圧及び
中圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁及び加減弁ケー
シングに要求される、625℃，１０5ｈクリープ破断強度
９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ−ｍ
以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。特に、Ｗ量
１.２ 〜２％，Ｎｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５ に調整
することにより、６２５℃，１０5ｈクリープ破断強度
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。
果、Ｗ量を１.１ ％以上にするとクリープ破断強度が顕
著に高くなるが、逆にＷ量を２％以上にすると室温衝撃
吸収エネルギーが低くなる。特に、Ｎｉ／Ｗ比を０.２
５〜０.７５に調整することにより、温度６２１℃，圧
力２５０kgｆ／cm2 以上の高温高圧タービンの高圧及び
中圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁及び加減弁ケー
シングに要求される、625℃，１０5ｈクリープ破断強度
９kgｆ／mm2以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ−ｍ
以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。特に、Ｗ量
１.２ 〜２％，Ｎｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５ に調整
することにより、６２５℃，１０5ｈクリープ破断強度
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。
【０２２７】
【表１２】
【０２２８】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８.０kg
ｆ／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。
著に強化されるとともに、特に１.５％以上では８.０kg
ｆ／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。
【０２２９】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／mm
2 ，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。
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／mm
2 ，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。
【０２３０】（実施例５）本実施例においては、高圧蒸
気タービン及び中圧蒸気タービン又は高中圧蒸気タービ
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１と変わるものは
この温度に直接接する高圧，中圧又は高中圧蒸気タービ
ンのロータシャフト，初段動翼及び初段静翼と内部ケー
シングである。内部ケーシングを除くこれらの材料とし
ては前述の表７に示す材料のうちＢ量を０.０１〜０.０
３％及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部ケーシング
材としては実施例１のＷ量を２〜３％に高め、Ｃｏを３
％加えることにより、要求される強度が満足し、従来の
設計が使用できる大きなメリットがある。即ち、本実施
例においては高温にさらされる構造材料が全てフェライ
ト系鋼によって構成される点に従来の設計思想がそのま
ま使用できるのである。尚、２段目の動翼及び静翼の蒸
気入口温度は約６１０℃となるので、これらには実施例
１の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
気タービン及び中圧蒸気タービン又は高中圧蒸気タービ
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１と変わるものは
この温度に直接接する高圧，中圧又は高中圧蒸気タービ
ンのロータシャフト，初段動翼及び初段静翼と内部ケー
シングである。内部ケーシングを除くこれらの材料とし
ては前述の表７に示す材料のうちＢ量を０.０１〜０.０
３％及びＣｏ量を５〜７％と高め、更に内部ケーシング
材としては実施例１のＷ量を２〜３％に高め、Ｃｏを３
％加えることにより、要求される強度が満足し、従来の
設計が使用できる大きなメリットがある。即ち、本実施
例においては高温にさらされる構造材料が全てフェライ
ト系鋼によって構成される点に従来の設計思想がそのま
ま使用できるのである。尚、２段目の動翼及び静翼の蒸
気入口温度は約６１０℃となるので、これらには実施例
１の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
【０２３１】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１の材料が十分
に高強度を有するので、同じくスーパークリーン材が用
いられる。
例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１の材料が十分
に高強度を有するので、同じくスーパークリーン材が用
いられる。
【０２３２】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。
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。
【０２３３】
【発明の効果】本発明によれば、より高温化する蒸気タ
ービン用ロータシャフトに適用ができ、更に６００〜６
６０℃でクリープ破断強度及び室温靭性の高いマルテン
サイト系耐熱及び鋳鋼が得られるので、各温度での超々
臨界圧タービン用主要部材を全てフェライト系耐熱鋼で
作製することができ、これまでの蒸気タービンの基本設
計がそのまま使用でき、信頼性の高い火力発電プラント
が得られる。
ービン用ロータシャフトに適用ができ、更に６００〜６
６０℃でクリープ破断強度及び室温靭性の高いマルテン
サイト系耐熱及び鋳鋼が得られるので、各温度での超々
臨界圧タービン用主要部材を全てフェライト系耐熱鋼で
作製することができ、これまでの蒸気タービンの基本設
計がそのまま使用でき、信頼性の高い火力発電プラント
が得られる。
【０２３４】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。
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。
【０２３５】また、本発明の全フェライト系鋼製高温蒸
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
気タービンは、熱膨張係数が大きいオーステナイト系合
金を使用していないので、タービンの急起動が容易にな
ると共に、熱疲労損傷を受け難いなどの利点がある。
【図１】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面
図。
図。
【図２】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。
【図３】本発明に係るタービン動翼の斜視図。
【図４】本発明に係る石炭燃焼発電プラントの構成図。
【図５】本発明に係る高圧蒸気タービン用ロータシャフ
トの断面図。
トの断面図。
【図６】本発明に係る中圧蒸気タービン用ロータシャフ
トの断面図。
トの断面図。
【図７】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図８】本発明に係る高中圧蒸気タービン用ロータシャ
フトの断面図。
フトの断面図。
【図９】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図１０】本発明に係る低圧蒸気タービン用ロータシャ
フトの断面図。
フトの断面図。
１…第１軸受、２…第２軸受、３…第３軸受、４…第４
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、４３…軸受、５１…ボイラ、５２…高圧
タービン、５３…中圧タービン、５４，５５…低圧ター
ビン、５６…復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給
水加熱器系統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１
…給水ポンプ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭
器、６５…蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、
６８…発電機。
軸受、５…推力軸受、１０…第１シャフトパッキン、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、４３…軸受、５１…ボイラ、５２…高圧
タービン、５３…中圧タービン、５４，５５…低圧ター
ビン、５６…復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給
水加熱器系統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１
…給水ポンプ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭
器、６５…蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、
６８…発電機。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｆ０１Ｋ 7/22 Ｆ０１Ｋ 7/22 Ｆ // Ｃ２２Ｃ 38/00 ３０２ Ｃ２２Ｃ 38/00 ３０２Ｚ 38/58 38/58
Claims (23)
- 【請求項１】ロータジャーナル部及び低温域部が溶接性
良好なマルテンサイト鋼からなり、ロータ胴部が前記マ
ルテンサイト鋼より高温強度の高い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用ロータシャフ
ト。 - 【請求項２】ロータジャーナル部及び低温域部が重量比
でＣ０.０６〜０.１４％,Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ７〜１２％，Ｎｉ０.２〜２％,Ｖ０.０５〜０.
３％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０５
５％，Ｍｏ１％以下，Ｗ３％以下，Ｂ無添加又は０.０
０３０ ％以下及びＣｏ５％以下を含むマルテンサイト
鋼からなり、ロータ胴部が重量比でＣ０.０６ 〜０.１
４％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１２
％，Ｎｉ０.２〜０.９％,Ｖ０.０５〜０.３ ％，Ｎｂ
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０３５％，Ｍｏ
０.５ ％以下，Ｗ２〜３％，Ｂ０.０１〜０.０３％及び
Ｃｏ５％以下を含むマルテンサイト鋼からなり、前記胴
部が前記ジャーナル部より高温強度が高いか又は溶接性
が低い合金組成を有することを特徴とする蒸気タービン
用ロータシャフト。 - 【請求項３】請求項１又は２に記載のロータシャフトに
おいて、前記ジャーナル部表面に軸受特性良好な低合金
鋼が肉盛溶接されていることを特徴とする蒸気タービン
用ロータシャフト。 - 【請求項４】請求項１又は２に記載のロータシャフトの
製造法において、溶接性良好な前記マルテンサイト鋼及
び高温強度の高い前記マルテンサイト鋼の２種以上の消
耗電極を準備し、前記電極をエレクトロスラグ再溶解に
よって前記ジャーナル部及び低温域部と胴部とを一体に
製造することを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフ
トの製造法。 - 【請求項５】請求項４に記載の製造法において、両端部
のジャーナル部及び低温域部と、中央部の前記胴部とに
相当する消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロ
スラグ溶解することを特徴とする蒸気タービン用ロータ
シャフトの製造法。 - 【請求項６】請求項４に記載のロータシャフトの製造法
において、先ず前記溶接性良好なマルテンサイト鋼の消
耗電極を溶解し、次いで前記高温強度の高いマルテンサ
イト鋼の消耗電極を溶解し、更に前記溶接性良性なマル
テンサイト鋼の消耗電極を溶解し一体に製造することを
特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。 - 【請求項７】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タービンは初段動翼への水蒸気
入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧タービンは初段
動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃、前記高圧
タービン及び中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさら
されるロータシャフトと、該ロータシャフト，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よりなり、前記ロータシャフト
の軸受部分が胴部より低強度又は溶接が高いマルテンサ
イト鋼によって構成されることを特徴とする蒸気タービ
ン発電プラント。 - 【請求項８】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２５０kg／cm2以上又は１５０〜２００kg
／cm2 である高圧，中圧又は高中圧タービンよりなる蒸
気タービンであって、前記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１
０kgｆ／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１０kg
ｆ／ｍｍ２以上であるＣｒ８〜１３重量％を含有するマ
ルテンサイト鋳鋼からなり、前記ロータシャフトの軸受
部分が胴部より低強度又は溶接性が高いマルテンサイト
鋼からなることを特徴とする蒸気タービン。 - 【請求項９】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高圧，
中圧又は高中圧よりなる蒸気タービンにおいて、前記ロ
ータシャフトは重量で、Ｃ０．０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１
３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，
Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.０６％，Ｍ
ｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.０〜３.５％，Ｃｏ２〜１０
％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦ
ｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前記ロー
タシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶接性が高
い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。 - 【請求項１０】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高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は初段を除き片側に７
段以上有し、初段が複流であり、前記ロータシャフトは
軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６００mm以上であ
るＣｒ９〜１３重量％を含有する高強度マルテンサイト
鋼からなり、前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より
低強度又は溶接性が高いマルテンサイト鋼からなること
を特徴とする高圧蒸気タービン。 - 【請求項１１】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以上及び前記静翼が設けられた部
分での最小直径（Ｄ）が６００mm以上であるＣｒ９〜１
３重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼からなり、
前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より低強度又は溶
接性が高いマルテンサイト鋼からなることを特徴とする
中圧蒸気タービン。 - 【請求項１２】高圧タービンと中圧タービンとが連結さ
れ、タンデムに１台又は２台連結された低圧タービン又
は高中圧タービンと低圧タービンとを備えた蒸気タービ
ン発電プラントにおいて、前記高圧タービンと中圧ター
ビン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度
が６１０〜６６０℃、前記低圧タービンは初段動翼への
水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃であり、前記高圧タ
ービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び前記初段
動翼のメタル温度が前記高圧タービンの初段動翼への水
蒸気入口温度より４０℃以上下まわらないようにし、前
記中圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び
初段動翼のメタル温度が前記中圧タービンの初段動翼へ
の水蒸気入口温度より７５℃以上下まわらないように
し、前記高圧タービンと中圧タービン又は高中圧タービ
ンのロータシャフトがＣｒ９.５ 〜１３重量％を含有す
るマルテンサイト鋼からなり、前記ロータシャフトの軸
受部分が胴部より溶接性が高い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１３】石炭燃焼ボイラと、該ボイラによって得
られた水蒸気によって駆動する蒸気タービンと、該蒸気
タービンによって駆動する単機又は２台で１０００ＭＷ
以上の発電出力を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発
電プラントにおいて、前記蒸気タービンは高圧タービン
と該高圧タービンに連結された中圧タービンと、１台又
は２台の低圧タービン又は高中圧タービンと低圧タービ
ンとを有し、前記高圧タービンと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口温度が610〜６６
０℃及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が３８０〜450℃であり、前記ボイラの過熱器によっ
て前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より
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
翼への水蒸気入口温度より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口温度より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、前記高圧タービン，中圧タービン又は高中圧ター
ビン用ロータシャフトはマルテンサイト鋼よりなり、そ
の軸受部は胴部より低強度又は溶接性が高いことを特徴
とする石炭燃焼火力発電プラント。 - 【請求項１４】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高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は７段以上及び翼部長
さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm
有し、前記ロータシャフトの前記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段階的に大
きく、前記翼部長さに対する比率が０.６〜１.０で前記
上流側から下流側に従って小さく、又は隣り合う各段の
前記翼部長さの比は１.２ 以下で、該比率が徐々に下流
側で大きく、前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べ
て大きく、又は前記ロータシャフトの前記静翼部に対応
する部分の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ段階
的に小さく、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が
０.６５〜１.８の範囲で前記下流側になるに従って段階
的に前記比率が小さく、前記ロータシャフトの軸受部分
が胴部より溶接性が高いマルテンサイト鋼よりなること
を特徴とする高圧蒸気タービン。 - 【請求項１５】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中圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に６段以上
有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側か
ら下流側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャフト
の前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の
直径より大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流
側が上流側に比べ大きくなっており、前記翼部長さに対
する比率が０.４５〜０.７５で前記上流側から下流側に
従って小さく、又は隣り合う前記翼部長さは前記下流側
が上流側に比べて大きくなっており、その比は１.３ 以
下で徐々に前記下流側で大きく、又は前記ロータシャフ
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
が上流側に比べ段階的に小さくなっており、前記動翼の
下流側翼部長さに対する比率が０.４５〜１.６０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
なっており、前記ロータシャフトはマルテンサイト鋼よ
りなり、その軸受部は胴部より低強度又は溶接性が高い
ことを特徴とする中圧蒸気タービン。 - 【請求項１６】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高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は７段以上有し、前記
ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記
動翼植込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段階以上で段階的に大きくな
っており、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前
記動翼の２段目と３段目との間の幅の０.７５〜０.９５
倍であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸
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
段階以上で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終
段の軸方向の幅は前記２段目の軸方向の幅に対して１〜
２倍であり、前記ロータシャフトはマルテンサイト鋼か
らなり、その軸受部が胴部より低強度又は溶接性が高い
ことを特徴とする高圧蒸気タービン。 - 【請求項１７】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中圧
蒸気タービンにおいて、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２段階以上で段階的に大きくな
っており、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前
記動翼の初段と２段目との間の幅の０.６〜０.８倍であ
り、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の
幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して２段階以
上で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の軸
方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して０.８ 〜２倍
であり、前記ロータシャフトはマルテンサイト鋼からな
り、その軸受部が胴部より低強度又は溶接性が高いこと
を特徴とする中圧蒸気タービン。 - 【請求項１８】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高中
圧一体型蒸気タービンであって、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５０００mm以上及び前記静
翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上
であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７.０〜８.０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
り、前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より溶接性が
高いマルテンサイト鋼からなることを特徴とする高中圧
一体型蒸気タービン。 - 【請求項１９】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高中
圧一体型蒸気タービンにおいて、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３０〜１５０mm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０.２０〜１.３０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左右対称に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１００〜３００mm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０.４０〜０.７５で前記上流側か
ら下流側に従って小さく、前記ロータシャフトはマルテ
ンサイト鋼からなり、その軸受部分が胴部より低強度又
は溶接性が高いことを特徴とする高中圧一体型蒸気ター
ビン。 - 【請求項２０】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高圧
蒸気タービンにおいて、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３０〜１５０mm
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１０
０〜３００mm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１.１０
〜１.３０で徐々に前記下流側で大きく、前記ロータシ
ャフトはマルテンサイト鋼からなり、その軸受部分が胴
部より低強度又は溶接性が高いことを特徴とする高中圧
一体型蒸気タービン。 - 【請求項２１】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高中
圧一体型蒸気タービンにおいて、高圧側の前記動翼は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
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、前記ロータシャフトの
軸受部分が胴部より溶接性が高いマルテンサイト鋼より
なることを特徴とする高中圧一体型蒸気タービン。 - 【請求項２２】請求項７又は１２において、前記低圧タ
ービンの最終段動翼は〔翼長さ（インチ）×回転数(rp
m)〕の値が125,000以上であるＴｉ合金又は高強度マル
テンサイト鋼からなり、前記高圧タービン及び中圧ター
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。 - 【請求項２３】請求項１３において、前記低圧蒸気ター
ビンの最終段動翼は〔翼長さ(インチ）×回転数（ｒｐ
ｍ）〕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石炭燃焼火力発電プラン
ト。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP00632296A JP3632272B2 (ja) | 1996-01-18 | 1996-01-18 | 蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP00632296A JP3632272B2 (ja) | 1996-01-18 | 1996-01-18 | 蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09195701A true JPH09195701A (ja) | 1997-07-29 |
| JP3632272B2 JP3632272B2 (ja) | 2005-03-23 |
Family
ID=11635140
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP00632296A Expired - Fee Related JP3632272B2 (ja) | 1996-01-18 | 1996-01-18 | 蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3632272B2 (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH11303608A (ja) * | 1998-04-24 | 1999-11-02 | Toshiba Corp | 蒸気タービン |
| US7192247B2 (en) | 2004-12-14 | 2007-03-20 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine power generation system and low-pressure turbine rotor |
| CN111963253A (zh) * | 2020-09-03 | 2020-11-20 | 杭州汽轮机股份有限公司 | 电站全容量给水泵汽轮机次末级动叶片 |
-
1996
- 1996-01-18 JP JP00632296A patent/JP3632272B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH11303608A (ja) * | 1998-04-24 | 1999-11-02 | Toshiba Corp | 蒸気タービン |
| US7192247B2 (en) | 2004-12-14 | 2007-03-20 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine power generation system and low-pressure turbine rotor |
| CN111963253A (zh) * | 2020-09-03 | 2020-11-20 | 杭州汽轮机股份有限公司 | 电站全容量给水泵汽轮机次末级动叶片 |
| CN111963253B (zh) * | 2020-09-03 | 2022-12-16 | 杭州汽轮动力集团股份有限公司 | 电站全容量给水泵汽轮机次末级动叶片 |
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|---|---|
| JP3632272B2 (ja) | 2005-03-23 |
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