JPH10103006A

JPH10103006A - 高低圧一体型蒸気タービンとその長翼及びコンバインド発電サイクル

Info

Publication number: JPH10103006A
Application number: JP8251200A
Authority: JP
Inventors: Masao Shiga; 正男志賀; Takeshi Onoda; 武志小野田; Shigeyoshi Nakamura; 重義中村; Makoto Hiraga; 平賀　　良
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1996-09-24
Filing date: 1996-09-24
Publication date: 1998-04-21
Anticipated expiration: 2016-09-24
Also published as: EP0831203A3; EP0831203B1; US6182439B1; JP3898785B2; DE69726524D1; EP0831203A2; US6074169A; DE69726524T2

Abstract

(57)【要約】【課題】本発明の目的は、最終段で３３インチ以上のブ
レードを備えた高低圧一体型蒸気タービンとその翼及び
ガスタービンと組み合わせたコンバインド発電サイクル
を提供する。【解決手段】８〜１３重量％Ｃｒを含むマルテンサイト
鋼からなり、６０サイクルに対し３３インチ以上及び５
０サイクルに対し４０インチ以上の最終段ブレードを有
する高低圧一体型蒸気タービン翼とそれを用いた高低圧
一体型蒸気タービン及びガスタービンとの組み合わせた
コンバインド発電サイクル。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は新規な耐熱鋼を用い
た高低圧一体型蒸気タービン用長翼とそれを用いた高低
圧一体型蒸気タービン及びコンバインド発電サイクルに
関する。

【０００２】

【従来の技術】現在、蒸気タービン用翼には１２Ｃｒ−
Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エネ
ルギーの観点から火力プラントの熱効率の向上が、省ス
ペースの観点から機器のコンパクト化が望まれている。

【０００３】熱効率を向上及び機器のコンパクト化には
蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのため
に低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にあ
る。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳し
くなり、これまでの１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼で
は強度不足で、より強度の高い材料が必要である。長翼
材の強度としては、機械的特性の基本である、引張強さ
が要求される。

【０００４】また、破壊に対する安全性確保の観点か
ら、ある程度の靭性も要求される。

【０００５】引張強さが従来の１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−
Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料とし
て、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られている
が、熱間加工性，切削性及び振動減衰特性が劣るので、
翼材としては望ましくない。

【０００６】ガスタービンのディスク用として特開昭63
−171856号があるが、高い引張強さは得られていない。

【０００７】また、１０万ＫＷ未満の小容量及び１０か
ら３０万ＫＷの中容量のタービン省スペースの観点か
ら、高圧部から低圧部まで一体化した、いわいる一体型
タービンが実用化される様になってきた。この一体型タ
ービンの最終段翼長は、ロータ及び翼材の強度の制約か
ら、高々３３.５インチである。しかし、この翼長は、
出力向上のために、もっと長くしたい。

【０００８】特開平3−130502 号に１２％Ｃｒ系鋼を用
いた高低圧一体型蒸気タービン用翼が開示されている。

【０００９】

【発明が解決しようとする課題】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、特開平3−1
30502号公報に記載の鋼では引張強さが低いものであ
る。

【００１０】本発明の目的は引張強さの高いマルテンサ
イト系鋼を用いた高低圧一体型蒸気タービン用翼とそれ
を用いた高低圧一体型蒸気タービン及びコンバインド発
電サイクルを提供することにある。

【００１１】

【課題を解決するための手段】本発明は、８〜１３重量
％クロームを含むマルテンサイト系ステンレス鋼からな
り、４０インチ以上、好ましくは４３インチ以上の長翼
を取り付けた５０サイクル発電用一体型蒸気タービンに
ある。

【００１２】本発明は、更に前述のマルテンサイト系ス
テンレス鋼からなり、３３インチ以上、好ましくは３５
インチ以上の長翼を取り付けた６０サイクル発電用一体
型蒸気タービンにある。

【００１３】前述のマルテンサイト系ステンレス鋼は、
重量比で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以
下，Ｍｎ１.００％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ
２.１を越え３％以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０
５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量
が０.０２〜０.２０％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含
有するものが好ましい。

【００１４】更に本発明は、重量比で、Ｃ０.１８〜０.
２８％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.１〜０.３％，Ｃｒ
１.５〜２.５％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｍｏ１〜２％，
Ｖ０.１〜０.３５％及びＯ０.００３％以下を有し、高
圧部の５３８℃・１０⁵ｈ平滑及び切欠クリ−プ破断強
度が１３kg／mm²以上、低圧部の引張強さが８４kg／mm
²以上、破面遷移温度が３５℃であるマルテンサイト系
耐熱鋼からなるロータシャフトに、引張強さ１２８.５k
g／mm²以上の前述の長翼を取り付けた高低圧一体型蒸気
タービンにある。

【００１５】本発明は、一体のロータシャフトに蒸気の
高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロ
ータと、該ロータを被うケーシングとを備えた蒸気ター
ビンにおいて、初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０
℃以上であり、前記ロータシャフトは高圧側の強度が低
圧側の強度より高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性
より高いベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ
低合金鋼よりなり、前記ブレードの少なくとも最終段の
長さを４０インチ以上好ましくは４３インチ以上とした
８〜１３重量％Ｃｒを含むマルテンサイト系ステンレス
鋼からなる５０サイクル発電用蒸気タービン、又は前記
ブレードの少なくとも最終段の長さを３３インチ以上、
好ましくは３５インチ以上とした８〜１３重量％Ｃｒを
含むマルテンサイト系ステンレス鋼からなる６０サイク
ル発電用蒸気タービンにある。本発明は、蒸気タービン
及びガスタービンによって発電機を駆動するコンバイン
ド発電システムにおいて、前記蒸気タービンは一体のロ
ータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側にかけて多段に
ブレードを植設したロータと、該ロータを被うケーシン
グとを備え、初段ブレード入口の前記蒸気温度が５３０
℃以上であり、前記ロータシャフトは高圧側の強度が低
圧側の強度より高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性
より高く、前記高圧側の初段ブレードを植設する部分の
中心部の５３８℃，１０万時間クリープ破断強度が１２
kg／mm²以上又は前記低圧側の最終段ブレードを植設す
る部分の中心部のＦＡＴＴが２０℃以下又は室温のＶノ
ッチ衝撃値が４kg−ｍ以上であるベーナイト組成を有す
るＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、前記ブレー
ドの少なくとも最終段は〔翼長さ（インチ）×回転数(r
pm）〕が１２０,０００以上であるＣｒ８〜１３重量％
を含むマルテンサイト鋼からなることを特徴とするコン
バインド発電システムにある。

【００１６】本発明は、蒸気タービン及びガスタービン
によって発電機を駆動するコンバインド発電システムに
おいて、前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸
気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設し
たロータと、該ロータを被うケーシングとを備え、初段
ブレード入口の前記蒸気温度が５３０℃以上、前記ブレ
ードがその少なくとも最終段の〔翼長さ（インチ）×回
転数(rpm)〕が120,000以上、及びＣｒ８〜１３重量％を
有するマルテンサイト鋼よりなり、前記ロータシャフト
は前記高圧側のクリープ破断強度が前記低圧側の強度よ
り高く、又は前記低圧側の靭性が前記高圧側の靭性より
高く、前記ガスタービンの初段ブレード入口での燃焼ガ
ス温度が１３００℃以上であることを特徴とするコンバ
インド発電システムにある。

【００１７】更に、本発明は高速で流れる燃焼ガスによ
って駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの排ガ
スのエネルギーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラ
と、前記水蒸気によって駆動される蒸気タービンと、前
記ガスタービン及び蒸気タービンによって駆動される発
電機とを備えた複合発電プラントにおいて、前記ガスタ
ービンはブレードが３段以上、前記燃焼ガスのタービン
入口温度が１２００℃以上、タービン出口の排ガス温度
が５３０℃以上であり、前記排熱回収ボイラによって５
３０℃以上の水蒸気とし、前記蒸気タービンは高低圧一
体型ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼よりなり、高圧側の高温強度が低圧側のそれより高
いロータシャフトと〔翼長さ（インチ）×回転数(rp
m)〕が120,000以上のＣｒ８〜１３重量％を有するマル
テンサイト鋼よりなるブレードを有することを特徴とす
る複合発電システムにある。

【００１８】（１）高低圧一体型蒸気タービン用長翼材
の成分限定理由本発明は、重量比で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.
２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，
Ｎｉ２〜３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ0.05〜０.３５
％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.０２〜
０.２０％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有するマル
テンサイト鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸
気タービン用長翼にある。

【００１９】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くなければならない。
そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが
存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻
しマルテンサイト組織でなければならない。

【００２０】本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当
量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト
相を実質的に含まないようにすることが必要である。

【００２１】長翼材の引張強さは１２０kgｆ／mm²以
上、好ましくは１２８.５kgｆ／mm²以上である。

【００２２】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℃（好ましくは１０００〜１０５５
℃）で好ましくは０.５〜３時間加熱保持後室温まで急
冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次
に、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に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のが好ましい。２次焼戻し温
度は１次焼戻し温度より高くするのが好ましく、特に１
０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高
くするのが好ましい。

【００２３】本発明は、低圧タービン最終段翼部長さ９
１４mm（３６″）以上、好ましくは９６５mm（３８″）
以上にした６０サイクル発電用の３６００rpm 蒸気ター
ビン及び低圧タービン最終段翼長を１０９２mm（４
３″）以上、好ましくは１１６８mm（４６″）以上にし
た５０サイクル発電用の３０００rpm 蒸気タービンに
し、〔翼部長さ（インチ）×回転数（rpm）〕値を１２
５,０００以上、好ましくは１３８０００以上としたも
のである。

【００２４】また本発明の耐熱鋼からなるブレード材に
おいては、全マルテンサイト組織となるように合金組成
を調整して高い強度と低温靭性並びに疲労強度を得るた
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。

【００２５】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５ＴａＣは高い引張強さを得るために最低０.０８％必要であ
る。あまりＣを多くすると、靭性を低下させるので０.
２％以下にしなければならない。特に、０.１０〜０.１
８％が好ましい。より、０.１２〜０.１６％が好まし
い。

【００２６】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。

【００２７】小量のＭｎ添加は靭性を向上するが多量の
添加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。

【００２８】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。

【００２９】Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
が不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因
になるので１.５〜３.０％に限定される。特に、１.８
〜２.７％、より２.０〜２.５％が好ましい。なお、Ｗ
及びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。

【００３０】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。

【００３１】Ｎｉは低温靭性を高めると共に、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。

【００３２】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。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Ｓｉ
０.１％以下，Ｐ０.０１５％以下，Ｓ０.０１５％以
下が好ましい。特に、Ｓｉ０.０５％以下，Ｐ０.０１０
％以下，Ｓ０.０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及
びＡｓの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低
減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点か
ら、Ｓｂ０.００１５％以下，Ｓｎ０.０１％以下、及び
Ａｓ0.02％以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％以
下，Ｓｎ０.００５％及びＡｓ0.01％以下が望ましい。

【００３３】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。

【００３４】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。

【００３５】（２）本発明の高低圧一体型蒸気タービン
ロータを構成する低合金鋼の組成及び熱処理条件の限定
理由について説明する。

【００３６】Ｃは焼入性を向上し強度を確保するのに必
要な元素である。その量が０.１５％以下では十分な焼
入性が得られず、ロータ中心に軟らかいフエライト組織
が生成し、十分な引張強さ及び耐力が得られない。また
０.４％以上になると靭性を低下させるので、Ｃの範囲
は０.１５〜０.４％に限定される。特にＣは０.２０〜
０.２８％の範囲が好ましい。

【００３７】Ｓｉ及びＭｎは従来脱酸剤として添加して
いたが、真空Ｃ脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法な
どの製鋼技術によれば、特に添加しなくとも健全なロー
タが溶製可能である。長時間使用による脆化の点から、
Ｓｉ及びＭｎは低目にすべきであり、それぞれ０.１％
及び０.５％以下に限定され、特にＳｉ０.０５％以
下，Ｍｎ０.０５〜０.２５％、より前者が０.０１％以
下，後者が０.２０％以下が好ましい。

【００３８】一方、極少量のＭｎ添加は、熱間加工性を
悪くする有害なＳを、硫化物ＭｎＳとして固定する作用
があるために、Ｍｎの極微量添加は、前述のＳの害を減
少する効果があるので、蒸気タービン用ロータシャフト
のような大型鍛造品の製造においては０.０１％以上含
有するのが好ましい。しかし、製鋼上Ｓを少なくできれ
ばＭｎの添加は靭性，高温強度を低めるので、Ｓ及びＰ
量を低めるスパークリーン化できればゼロがよく、０.
０１〜０.２％が好ましい。

【００３９】Ｎｉは焼入性を向上させ、靭性向上に不可
欠の元素である。１.５％未満では靭性向上効果が十分
でない。また２.７％を越える多量の添加は、クリープ
破断強度を低下させてしまう。特に１.６〜２.０％より
１.７〜１.９％の範囲が好ましい。更に、Ｎｉ量はＣｒ
量より０.２０％まで高く又はＣｒ量より０.３０％以
下に低くする範囲内とすることにより高い高温強度と靭
性とを兼ね備えた特性が得られる。

【００４０】Ｃｒは焼入性を向上させ、靭性及び強度向
上効果がある。また蒸気中の耐食性も向上させる。１.
５％未満ではこれらの効果が十分でなく、２.５％を
越える添加は、クリープ破断強度を低下させる。特に
１.７〜２.３％、より1.9〜2.1％が好ましい。

【００４１】Ｍｏは焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度向上及び焼戻し脆化防止効果が
ある。０.８％未満ではこれらの効果が十分でなく、
２.５％を越える多量の添加は靭性を添加させる。特に
強度と靭性の点から1.0〜1.5％、より１.１〜１.３％が
好ましい。

【００４２】Ｖは、焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化
物を析出させ、高温強度及び靭性向上効果がある。０.
１５％未満ではこれらの効果が十分でなく、０.３５％
を越える添加は効果が飽和してしまう。特に０.２０〜
０.３０％、より０.２５を越え０.３０％以下の範囲
が好ましい。

【００４３】また上記の組成からなる低合金を溶製する
ときに、希土類元素，Ｃａ，Ｚｒ及びＡｌのいずれかを
添加することにより靭性が向上する。希土類元素は０.
０５％未満では効果が不十分で、０.４％を越える添加
はその効果が飽和する。Ｃａは少量の添加で靭性向上効
果があるが、０.０００５％未満では効果が不十分で、
０.０１％を越える添加はその効果が飽和する。Ｚｒは
０.０１％未満では靭性向上効果が不十分であり、０.２
％を越える添加はその効果が飽和する。Ａｌは０.００
１％未満では靭性向上効果が不十分であり、０.０２％
を越える添加はクリープ破断強度を低下させる。

【００４４】さらに、酸素は高温強度に関与し、本発明
鋼においては、Ｏ₂を５〜２５ppmの範囲に制御するこ
とにより、より高いクリープ破断強度が得られる。

【００４５】Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種を０.００
５〜０.１５％添加するのが好ましい。これらの含有量
が０.００５％未満では強度の向上に十分な効果が得ら
れず、逆に０.１５％を越えると蒸気タービン用ロータ
シャフトの如く大型構造物ではこれらの巨大な炭化物が
晶出し強度及び靭性を低めるので０.００５〜０.１５％
とする。特に０.０１〜０.０５％が好ましい。

【００４６】Ｗは強度を高めるため０.１％以上加える
のが好ましいが、１.０％を越えると大型鋼塊において
は偏析の問題が生じる等強度を低めるので、０.１〜１.
０％とするのが好ましい。好ましくは０.１〜０.５％で
ある。

【００４７】Ｍｎ／Ｎｉ比又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比
は各々０.１３又は０.１８以下が好ましい。これによ
り、ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼における加熱脆化を顕著に防止でき、高低圧一体型
ロータシャフトとして適用できる。また、（Ｎｉ／Ｍ
ｏ）比が１.２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１.１以
上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１.４５以上及び（Ｃｒ／
Ｍｏ）比が〔−１.１１×(Ｎｉ／Ｍｏ）＋２.７８〕に
よって求められる値以上とすることにより全体を同じ条
件で熱処理することにより５３８℃，１０⁵時間クリー
プ破断強度が１２kg／mm²以上の高い強度が得られる。

【００４８】また、Ｎｉ量をＣｒ量に対して特定の範囲
で含有させることにより高圧側でより高強度で、低圧側
でより靭性の高い強度とを兼ね備えたものが得られる。

【００４９】本発明は、高低圧一体型蒸気タービン用ロ
ータシャフトとして、その高圧部の５３８℃，１０⁵ｈ
平滑及び切欠クリープ破断強度が１３kg／mm²以上、低
圧部の引張強さが８４kg／mm²以上、破面遷移温度が３
５℃以下とするのが好ましい。このように優れた機械的
性質を得るため次の様な傾斜調質熱処理を施すのが好ま
しい。この調質熱処理を施す前に、金属組織を微細にす
るために、６５０℃〜７１０℃で７０時間以上保持のパ
ーライト処理を施すのが好ましい。

【００５０】ロータシャフトの高圧部：高い高温強度を
得る。

【００５１】 ○焼入れ：９３０〜９７０℃に加熱・保持後冷却 ○焼戻し：５７０〜６７０℃に加熱・保持後徐冷（２回
焼戻しが好ましく、うち１回は６５０〜６７０℃に加熱
・保持するのが好ましまい）ロータシャフトの低圧部：高い引張強さと低温靭性を得
る。

【００５２】 ○焼入れ：８８０〜９１０℃に加熱・保持後急冷 ○焼戻し：５７０〜６４０℃に加熱・保持後徐冷（２回
焼戻しが好ましく、うち１回は６１５〜６３５℃に加熱
・保持するのが好ましい）即ち、本発明は高圧側を低圧側より高い焼入温度で焼入
れすることにより高圧側では５５０℃，３０kg／mm²で
１８０ｈｒ以上のクリープ破断時間が得られるように低
圧側より高温強度を高くし、低圧側は高圧側より遷移温
度を中心孔で１０℃以下とするように傾斜熱処理するこ
とが好ましい。焼戻温度においても高圧側を低圧側にく
らべ高い温度で焼戻しするのがよい。

【００５３】このようにクリープ破断強度が高く、衝撃
値が高い両者の特性を備えた鋼を得ることができ、本発
明の高低圧一体型ロータシャフトにおいてブレードとし
て５０サイクル発電に対しては４０インチ以上好ましく
は４３インチ以上、６０サイクル発電に対しては３３イ
ンチ以上好ましくは３５インチ以上の長さのものを植設
することができる。

【００５４】このような新しい材料をロータシャフトと
して使用することにより、最終段ブレードとして上述の
長翼を植設できるとともに、ロータシャフト軸受間の長
さ（Ｌ）と翼直径（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）を１.４〜２.
３とコンパクトにでき、好ましくは１.６〜２.０とする
ことができる。又、ロータシャフト最大径（ｄ）と最終
段長翼の長さ（ｌ）との比（ｄ／ｌ）を１.５〜２.０と
することができ、これにより蒸気量をロータシャフトの
特性との関係から最大限に増すことができ、小型で大容
量の発電が可能となる。特に、この比を１.６〜１.８と
することが好ましい。１.５以上とすることはブレード
数との関係から求められ、その数は多い程よいが、遠心
力による強度上の点から２.０以下が好ましい。

【００５５】本発明の高低圧一体型ロータシャフトを用
いた蒸気タービンは小型で１０〜３０万ＫＷの発電出力
が可能であり、そのロータシャフトとして軸受間距離を
発電出力として１万ＫＷ当り０.８ｍ以下の非常に短い
軸受間距離とすることができる。好ましくは１万ＫＷ当
り０.２５〜０.６ｍである。

【００５６】前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼を高
低圧一体型ロータシャフトに用いることにより少なくと
も最段階に３０インチ以上、特に３３.５インチ以上の
長さの動翼を設けることができ、単機出力の向上と効率
の向上とともに、小型化できる。

【００５７】本発明の蒸気タービンにおける動翼及び静
翼は以下のとおりである。

【００５８】前述の最終段前記高圧側ブレードは初段又
は初段〜３段を重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.５
％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５
％以下，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ
０.１５〜０.３５％を含むマルテンサイト鋼、それ以外
の前記２６インチ未満の低圧側ブレードは重量で、Ｃ
０.０５〜０.１５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以
下、好ましくは０.２〜1.0％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｎｉ
０.５％以下，Ｍｏ０.５％以下を含むマルテンサイト
鋼が好ましい。

【００５９】最終段のブレードの先端リーデングエッチ
部にはエロージョン防止層が設けられているのが好まし
い。具体的な翼の長さとして、３３.５″,４０″,４６.
５″等のものを用いることができる。

【００６０】本発明における静翼は重量で、Ｃ０.０５
〜０.１５％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.２〜１％，Ｃ
ｒ１０〜１３％，Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ０.５％以下
を含む焼戻し全マルテンサイト鋼からなるものが好まし
い。

【００６１】本発明におけるケーシングは、重量でＣ
０.１０〜０.２０％，Ｓｉ０.７５％以下，Ｍｎ１％以
下，Ｃｒ１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜
０.２％，Ｔｉ０.０５％以下を含むベーナイト組織を
有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼よりなるものが好ましい。

【００６２】前述に記載の組成を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ鋼からなるロータシャフトは、その鋼塊を特にエ
レクトロ再溶解又はアーク炉にて大気中溶解後に取鍋下
部より非酸化性ガス（特にＡｒガス）を吹き込みを行っ
た後、真空炭素脱酸した鋼塊を製造し、該鋼塊を熱間鍛
造し、次いでオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却
速度で冷却する焼入れを施した後焼戻し処理を施し、主
にベーナイト組織を有するものとするのがよい。

【００６３】本発明に係るガスタービンは以下の構成を
有する。

【００６４】ディスク，デイスタントピース，タービン
スペーサ，タービンスタッキングボルト，コンプレッサ
スタッキングボルト及びコンプレッサディスクの少なく
とも最終段の１種以上を重量でＣ０.０５〜０.２％，Ｓ
ｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ
３％以下，Ｍｏ１.５〜３％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎ
ｂ０.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％を含む全焼戻
しマルテンサイト組織を有する耐熱鋼によって構成する
ことができる。これらの部品の全部をこの耐熱鋼によっ
て構成することによってより高いガス温度にすることが
でき、熱効率の向上が得られる。特にこれらの部品の少
なくとも１種は重量で、Ｃ０.０５〜0.2％，Ｓｉ０.５
％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２〜
３％，Ｍｏ１.５〜３％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎｂ
０.０２〜０.２％，Ｎ０.０２〜０.１％を含み、(Ｍｎ
／Ｎｉ）比が０.１３以下、特に０.０４〜０.１０が好
ましく、全焼戻しマルテンサイト組織を有する耐熱鋼に
よって構成するのが好ましい。

【００６５】尚、これらの部品に使用する材料として４
５０℃での１０⁵ｈクリープ破断強度が４０kg／mm²以
上で、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５kg−ｍ／cm
²以上のマルテンサイト鋼が用いられるが、特に好まし
い組成においては４５０℃での１０⁵ｈクリープ破断強
度が５０kg／mm²以上及び５００で１０⁵ｈ加熱後の２
０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５kg−ｍ／cm²以上を
有するものが得られる。

【００６６】これらの材料には更に、Ｗ１％以下，Ｃｏ
０.５％以下，Ｃｕ０.５％以下，Ｂ０.０１％以下，Ｔ
ｉ０.５％以下，Ａｌ０.３％以下，Ｚｒ０.１％以下，
Ｈｆ０.１％以下，Ｃａ０.０１％以下，Ｍｇ０.０１％
以下，Ｙ０.０１％以下，希土類元素０.０１％以下の少
なくとも１種を含むことができる。

【００６７】コンプレッサディスクの少なくとも最終段
又はその全部を前述の耐熱鋼によって構成することがで
きるが、初段から中心部まではガス温度が低いので、他
の低合金鋼を用いることができ、中心部から最終段まで
を前述の耐熱鋼を用いることができる。空気上流側の初
段から中心部までの上流側を重量で、Ｃ０.１５〜０.
３０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.６％以下，Ｃｒ１〜
２％，Ｎｉ２.０〜４.０％，Ｍｏ０.５〜１％，Ｖ０.０
５〜０.２％を含み、室温の引張強さ８０kg／mm²以
上，室温のＶノッチシャルピー衝撃値が２０kg−ｍ／cm
²以上のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、中心部から少なくと
も最終段を除き重量で、Ｃ０.２〜０.４％，Ｓｉ０.１
〜０.５％，Ｍｎ０.５〜１.５％，Ｃｒ０.５〜１.５％,
Ｎｉ０.５％以下，Ｍｏ１.０〜２.０％，Ｖ０.１〜０.
３％を含み、室温の引張強さが８０kg／mm²以上，伸び
率１８％以上，絞り率５０％以上を有するＣｒ−Ｍｏ−
Ｖ鋼を用いることができる。

【００６８】コンプレッサスタブシャフト及びタービン
スタブシャフトは上述のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いること
ができる。

【００６９】本発明のコンプレッサ用ロータはディスク
状又は複数段のブレードを一体にした分割型、全ブレー
ドを一体型のいずれでも良く、ディスク状、分割型には
外側部分にスタッキングボルト挿入用の穴が複数個全周
に設けられる。

【００７０】コンプレッサ用ロータ材の一例として、１
７段からなる場合には初段から１２段目までを前述のＮ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼，１３段目から１６段目をＣｒ−
Ｍｏ−Ｖ鋼及び１７段目を前述のマルテンサイト鋼によ
って構成することができる。コンプレッサのブレードは
Ｃ０.０７〜０.１５％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ１％
以下，Ｃｒ１０〜１３％又はこれにＭｏ０.５％以下及
び、Ｎｉ０.５％以下を含むマルテンサイト鋼によって
構成されるのが好ましい。

【００７１】タービンブレードの先端部分と摺動接触し
リング状に形成されるシュラウドの初段部分には重量
で、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ１７〜２７％，Ｃｏ５％以下，Ｍｏ５〜１５
％，Ｆｅ１０〜３０％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％以下
を含むＮｉ基鋳造合金が用いられ、他の部分には重量
で、Ｃ０.３〜０.６％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，
Ｃｒ２０〜２７％，Ｎｉ２０〜３０％以下，Ｎｂ０.１
〜０.５％，Ｔｉ０.１〜０.５％を含むＦｅ基鋳造合金
が好ましい。これらの合金は複数個のブロックによって
リング状に構成されるものである。

【００７２】タービンノズルを固定するダイヤフラムに
は初段のタービンノズル部分が重量で、Ｃ０.０５％以
下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ１６〜２２％，
Ｎｉ８〜１５％を含むオーステナイト鋳鋼、他のタービ
ンノズル部分には高Ｃ−高Ｎｉ系鋼鋳物によって構成す
るのが好ましい。

【００７３】タービンブレードは重量で、Ｃ０.０７〜
０.２５％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ１２〜
２０％，Ｃｏ５〜１５％，Ｍｏ１.０〜５.０％，Ｗ１.
０〜５.０％，Ｂ０.００５〜０.０３％，Ｔｉ２.０〜
７.０％，Ａｌ３.０〜７.０％と、Ｎｂ１.５％以下，
Ｚｒ０.０１〜０.５％，Ｈｆ０.０１〜０.５％，Ｖ0.01
〜０.５％の１種以上とを含み、オーステナイト相基地
にγ′相及びγ″相が析出したＮｉ基鋳造合金が用いら
れる。

【００７４】また、タービンブレードは高温の燃焼ガス
による腐食を防止するためにＡｌ，Ｃｒ又はＡｌ＋Ｃｒ
拡散コーテングを施すこと、更にその上に安定化ＺｒＯ
₂系セラミックスからなる遮熱コーテング層を設けるの
が好ましい。コーテング層の厚さは３０〜１５０μｍ
で、ガスに接する翼部に設けるのが好ましい。

【００７５】ガスタービン用ノズルにはＮｉ基超合金及
びＣｏ基合金が用いられる。燃焼ガス温度が１２６０℃
以下に対ししては初段に以下のＮｉ基合金及び初段以外
には重量で、Ｃ０.２０〜０.６０％，Ｓｉ２％以下，Ｍ
ｎ２％以下，Ｃｒ２５〜３５％，Ｎｉ５〜１５％，Ｗ３
〜１０％，Ｂ０.００３〜０.０３％及び残部が実質的に
Ｃｏからなり、又は更にＴｉ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.
１〜０.５％及びＺｒ０.１〜０.３％の少なくとも１種
を含み、オーステナイト相基地に共晶炭化物及び二次炭
化物を含むＣｏ基鋳造合金が好ましい。これらの合金は
いずれも溶体処理された後時効処理が施され、前述の析
出物を形成させ、強化される。

【００７６】ガスタービン用ノズルの初段には、重量で
Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｃｏ１５〜２５％，Ｃｒ１５〜
２５％，Ａｌ１.０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０％，Ｎ
ｂ１.０〜３.０％，Ｗ５〜１０％を含み、４２％以上の
Ｎｉを含むＮｉ基鋳造合金が好ましい。特に、Ａｌ＋Ｔ
ｉ量とＷ量とは、Ａ(２.５％，１０％），Ｂ（５％，１
０％），Ｃ（５％，５％），Ｄ（３.５％，５％)，Ｅ
（２.５％，７.５％）の各点を結ぶ範囲内のものが好ま
しい。特に、Ｃが０.０８〜０.１６％、Ｃｏが２０〜２
５％、Ａｌ＋Ｔｉが３.０〜５.０％、Ｔｉ／Ａｌが０.
７〜１.５％、Ｎｂが０.６〜１.０％、Ｔａが０.９〜
１.３％、Ｚｒが０.０５％以下、Ｂが０.００１〜０.
０３％、Ｗが６〜８％、Ｒｅが２％以下、Ｙ，Ｓｃの１
種以上０.５％以下とするのが好ましい。Ｓｉ，Ｍｎは
０.５％以下、より０.０１〜０.１％が好ましい。

【００７７】本Ｎｉ基鋳造合金は９００℃，１４kg／mm
²で３００時間以上の破断強度を有し、特に１０００〜
５０００時間有するものが好ましい。

【００７８】本発明に係るガスタービンは、燃焼ガス温
度１３００℃以下では燃焼ガス入口側の初段又は全段を
重量でＣ０.０５〜０.２０％，Ｃｏ２０〜２５％，Ｃｒ
１５〜２５％，Ａｌ１.０〜３.０％，Ｔｉ１.０〜３.０
％，Ｎｂ１.０〜３.０％，Ｗ５〜１０％及び４２％以上
のＮｉを含むＮｉ基鋳造合金よりなること、初段に該Ｎ
ｉ基合金を用い、２段目以降が重量でＣ０.２〜０.６
％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ２５〜３５％，
Ｎｉ５〜１５％，Ｗ３〜１０％，Ｂ０.００３〜０.０３
％及びＣｏ５０％以上を有するＣｏ基鋳造合金よりな
ることが好ましい。また、燃料ガス温度１３００℃を越
える場合には初段を除き２段，３段に前述のＮｉ基合金
又はＣｏ基合金が好ましい。初段はＮｉ基又はＣｏ基合
金の単結晶合金鋳物が好ましい。以上のノズルの構成に
よりその定検を年に１度行っていたものを少なくとも２
年に１度にできる。Ｎｉ基合金にはＭｏ２％以下，Ｚｒ
0.3％以下，Ｈｆ０.５％以下，Ｒｅ０.５％以下，Ｙ
０.２％以下の少なくとも１種を含むことが好ましい。

【００７９】燃焼器はタービンの周囲に複数個設けられ
るとともに、外筒と内筒との２重構造からなり、内筒は
重量でＣ０.０５〜０.２％，Ｓｉ２％以下，Ｍｎ２％以
下，Ｃｒ２０〜２５％，Ｃｏ０.５〜５％，Ｍｏ５〜１
５％，Ｆｅ１０〜３０％，Ｗ５％以下，Ｂ０.０２％以
下を含むＮｉ基合金又はＦｅの代りにＮｉ２５〜４０％
を含む耐熱鋼からなり、板厚２〜５mmの塑性加工材を溶
接又は一体鋳造，遠心鋳造によって構成され、円筒体全
周にわたって空気を供給する三ケ月形のルーバ孔又は外
表面に冷却フィンが設けられ、全オーステナイト組織を
有する溶体化処理材が用いられる。冷却フィンは円筒体
外周に所定の間隔と高さで一体にリング状に形成するこ
とによりルーバ孔なしに出来る。特にら旋状に形成する
のも好ましい。鋳造管においては厚さ２〜５mmとなるの
が好ましい。

【００８０】

【発明の実施の形態】

〔実施例１〕表１は高低圧一体型蒸気タービン用長翼材
に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示すもので
ある。試料Ｎo.１〜Ｎo.６はそれぞれ１５０kg真空高周
波溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とし
た。試料Ｎo.１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れに
より室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し、２ｈ
保持後室温まで空冷した。Ｎo.２は、１０５０℃で１ｈ
加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５７０
℃に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した。試料Ｎo.３〜
Ｎo.７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）。

【００８１】

【表１】

【００８２】表１において、Ｎo.３，４及び７は本発明
材、Ｎo.５及びＮo.６は比較材，Ｎo.１及び２は、現用
の長翼材である。

【００８３】表２はこれら試料の室温の機械的性質を示
す。本発明材（Ｎo.３，４及び７）は、蒸気タービン用
長翼材として要求される引張強さ（１２０kgｆ／mm²以
上又は１２８.５kgｆ／mm²以上）及び低温靭性（２０℃
Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm²以上）を十
分満足することが確認された。

【００８４】これに対し、比較材のＮo.１，Ｎo.５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両方又はいずれかの値が低い。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。

【００８５】

【表２】

【００８６】図１は（Ｎｉ−Ｍｏ）量と引張強さとの関
係を示す線図である。本実施例においてはＮｉとＭｏ量
とは同等の含有量で含有させることによって低温におけ
る強度と靭性とをともに高めるものであり、両者の含有
量の差が大きくなるに従って強度が低下する傾向を示
す。Ｎｉ量がＭｏ量より０.６％以上少なくなると急激
に強度が低下し、逆に１.０％以上多くなることによっ
ても急激に強度が低下する。従って、（Ｎｉ−Ｍｏ）量
が−０.６〜１.０％が高い強度を示す。

【００８７】図２は（Ｎｉ−Ｍｏ）量と衝撃値との関係
を示す線図である。図に示す如く、（Ｎｉ−Ｍｏ）量は
−０.５％付近で衝撃値が低下するがその前後では高い
値を示す。

【００８８】図４〜図６は、試料Ｎo.３の引張強さ及び
衝撃値に及ぼす熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し
温度）の影響を示す線図である。焼入れ温度は975〜112
5℃,１ｈ焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻
し温度は５６０〜５９０℃である。図に示すように、長
翼材として要求される特性(引張強さ≧１２８.５kgｆ／
mm²，２０℃ノッチシャルピー衝撃値≧４kgｆ−ｍ／c
m²）を、満足することが確認された。尚、図３及び図５
の２次焼戻し温度は、５７５℃であり、図４及び図６の
焼入れ温度は１０５０℃である。

【００８９】本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎ
ｂ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。

【００９０】〔実施例２〕表３は実施例１と同様に蒸気
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。各試料は真空アーク溶解し、
１１５０℃付近で鍛造したものである。

【００９１】表４は各試料の熱処理とその室温の機械的
性質及び金属組織を示すものである。全試料とも全焼戻
しマルテンサイト組織を有している。各試料の平均結晶
粒径は粒度番号（ＧＳＮo.）で５.５〜６.０である。

【００９２】

【表３】

【００９３】

【表４】

【００９４】図７は実施例１の試料と合せて２０℃Ｖノ
ッチシャルピー衝撃値と引張強さとの関係を示す線図で
ある。図に示すように本実施例での衝撃値はいずれも
２.５kgf−ｍ／cm²以上の高い値であり、更に衝撃値
（ｙ）は７７.２から引張強さ（ｘ）に０.６倍した値
を差し引いた値以上とするのが好ましく、より８０.４
から同様に差し引いた値以上、特に８４.０から差し引
いた値以上とするのがより好ましい。

【００９５】図８は０.２％耐力と引張強さとの関係を
示す線図である。本発明に係る材料は特に、０.２％耐
力（ｙ）が３６.０に引張強さ（ｘ）を０.５倍した値
を加えた値以上とするものが好ましい。

【００９６】図９は０.２％耐力と０.０２％耐力との
関係を示す線図である。本発明に係る材料は特に０.２
％耐力（ｙ）が５８.４に０.０２％耐力（ｘ）を０.
５４倍した値を加えた値以上とするものが好ましい。

【００９７】〔実施例３〕表５は本発明に係る高低圧一
体型蒸気タービンロータの靭性及びクリープ破断試験に
供した代表的な試料の化学組成を示す。試料は真空高周
波溶解炉で溶解・造塊し、温度８５０〜１１５０℃で３
０mm角に熱間鍛造した。試料Ｎo.２１〜Ｎo.２３及びＮ
o.２７〜Ｎo.３１は本発明に係る材料である。試料Ｎo.
２４〜Ｎo.２６は比較のため溶製したものであり、Ｎo.
２５はＡＳＴＭ規格Ａ４７０class ８相当材、Ｎo.２６
はＡＳＴＭ規格Ａ４７０class ７相当材である。これら
試料は、高低圧一体型蒸気タービンロータシャフト中心
部の条件をシミレートして、９５０℃に加熱しオーステ
ナイト化した後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入し
た。ついで、６６５℃×４０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処
理した。本発明に係るＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフエライト相
を含まず、全ベーナイト組織であつた。

【００９８】

【表５】

【００９９】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
９００〜１０００℃にする必要である。９００℃未満で
は高い靭性が得られるもので、クリープ破断強度が低く
なつてしまう。１０００℃を越える温度では高いクリー
プ破断強度が得られるものの、靭性が低くなつてしま
う。焼戻し温度は６３０℃〜７００℃にする必要があ
る。６３０℃未満では高い靭性が得られず、７００℃を
越える温度では高いクリープ破断強度が得られない。

【０１００】表６は引張，衝撃及びクリープ破断試験結
果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャル
ピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度は
ラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０⁵ｈ強度で示
した。表から明らかなように本発明に係る材料は、室温
の引張強さが８８kg／mm²以上，０.２％耐力７０kg／
mm²以上，ＦＡＴＴ４０℃以下、衝撃吸収エネルギーが
加熱前後でいずれも２.５kg−ｍ以上及びクリープ破断
強度が約１１kg／mm²以上と高く、高低圧一体型タービ
ンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３
３.５インチ長翼を植設するタービンロータ材としては
約１５kg／mm²以上の強度を有するものがよい。

【０１０１】

【表６】

【０１０２】またＮo.２，Ｎo.５（現用高圧ロータ相当
材）及びＮo.６(現用低圧ロータ材)の脆化特性を調べる
ため、５００℃×３０００ｈ脆化処理前後の試料につい
て衝撃試験を行い５０％破面遷移温度（ＦＡＴＴ）を調
べた。Ｎo.５のＦＡＴＴは１１９℃から１３５℃に(Δ
ＦＡＴＴ＝１６℃)，Ｎo.６のＦＡＴＴは−２０℃から
１８℃に（ΔＦＡＴＴ＝３８℃）、脆化処理によってＦ
ＡＴＴが上昇（脆化）してしまう。これに対し、本発明
に係るＮo.３のＦＡＴＴは、脆化処理前後とも３８℃
で、脆化しないことも確認された。

【０１０３】Ｎo.８〜Ｎo.１１は、それぞれ、希土類元
素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ、及びＡｌ添加材である
が、これらの元素添加により靭性が向上する。特に希土
類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌａ−Ｃｅのほ
かＹ添加材についても調べ、著しい靭性向上効果のある
ことを確認している。

【０１０４】また、Ｏ₂を１００ppm 以下にすることに
より約１２kg／mm²以上の高い強度が得られ、特に８０
ppm 以下で１５kg／mm²以上で、更に４０ppm 以下で１
８kg／mm²以上の高いクリープ破断強度が得られる。

【０１０５】５３８℃，１０⁵時間クリープ破断強度
は、Ｎｉ量が増加するにつれて低下傾向を示し、特に、
Ｎｉ量が２％以下では約１１kg／mm²以上の強度を示
す。特に、１.９％以下では１２kg／mm²以上の強度を
有する。

【０１０６】図１０は５００℃，３０００時間加熱後の
衝撃値とＮｉ量との関係を示す線図である。図に示す如
く（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８以下又はＭｎ／Ｎ
ｉ比が０.１２以下のものはＮｉ量の増加によって高い
衝撃値が得られるが、比較のＮo.１２〜Ｎo.１４の（Ｓ
ｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８を越えるもの又はＭｎ／
Ｎｉ比が０.１２を越えるものは２.４kg−ｍ以下の低
い値であり、Ｎｉ量が高くてもあまり関係しない。ま
た、特定のＮｉ量において衝撃値に及ぼすＭｎ又はＳｉ
＋Ｍｎの影響がきわめて大きいことが明らかである。Ｍ
ｎ量が０.２％以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.２５以下で
きわめて高い衝撃値を有する。従って、Ｍｎ／Ｎｉ比が
０.１２以下、（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比が０.１８以下
で２.５kg−ｍ以上の高い衝撃値を示す。

【０１０７】炭化物生成元素であるＶとＭｏの和と焼入
性向上元素であるＮｉとＣｒの和の比とクリープ破断強
度及び衝撃吸収エネルギーとの関係成分比（Ｖ＋Ｍｏ）
／（Ｎｉ＋Ｃｒ）が約０.７までは、成分比が大きくな
るにつれて高くなる。衝撃吸収エネルギーは上記の成分
比が大きくなるにつれて低くなる。高低圧一体型タービ
ンロータとして必要な靭性及びクリープ破断強度は（Ｖ
＋Ｍｏ)／(Ｎｉ＋Ｃｒ）０.４５〜０.７にすることによ
って優れた特性が得られる。

【０１０８】加熱脆化後の衝撃値とＮｉ量１.６〜１.９
％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量との関係を調べ
た結果、特定のＮｉ量において衝撃値に及ぼすＭｎ又は
Ｓｉ＋Ｍｎの影響がきわめて大きく、Ｍｎ量が０.２％
以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０.０７〜０.２５できわめて
高い衝撃値を有することがわかった。

【０１０９】Ｎｉ量が１.５２〜２.０％を含むもののＭ
ｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との関係を調べた
結果、Ｍｎ／Ｎｉ比が０.１２以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ
比が０.０４〜０.１８で２.５kg−ｍ以上の高い衝撃値
を示すことが分った。

【０１１０】図１１に本発明に係る高低圧一体型蒸気タ
ービンの部分断面図を示す。この高低圧一体型蒸気ター
ビンの主蒸気入口部の蒸気圧力１００atg ，温度５３６
℃に上昇させることによりタービンの単機出力の増加を
図ることができる。単機出力の増加は、最終段動翼の翼
長を増大し、蒸気流量を増す必要がある。例えば、最終
段動翼の翼長を２６インチから３３.５インチ長翼にす
ると環帯面積が１.７倍程度増える。したがって、従来
出力１００ＭＷから１７０ＭＷに、さらに４０インチま
で翼長を長くすれば、単機出力を２倍以上に増大するこ
とができる。

【０１１１】発電サイクルに応じて３３インチ以上又は
４０インチ以上の長翼を使用する場合、高低圧一体型ロ
ータシャフト材として引張強さ８８kg／mm²以上、５３
８℃，１０⁵ｈクリープ破断強度１５kg／mm²以上、低
圧側の脆性破壊に対する安全性確保の点から室温の衝撃
吸収エネルギー２.５kg−ｍ（３kg−ｍ／cm²）以上の材
料が好ましい。

【０１１２】本発明に係る蒸気タービンは高低圧一体型
ロータシャフト３に植設されたブレード４を１３段備え
ており、蒸気は蒸気コントロールバルブ５を通って蒸気
入口１より前述の如く５３８℃，８８atg の高温高圧で
流入する。蒸気は入口１より一方向に流れ、蒸気温度３
３℃，７２２mmＨｇとなって最終段のブレード４より蒸
気出口２より排出される。本発明に係る高低圧一体型ロ
ータシャフト３は538℃蒸気から３３℃の温度までさら
されるので、本実施例で記載した特性のＮｉ−Ｃｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる、高低圧一体型ロー
タシャフト３のブレード４の植込み部はディスク状にな
っており、高低圧一体型ロータシャフト３より一体に切
削されて製造される。ディスク部の長さはブレードの長
さが短いほど長くなり、振動を少なくするようになって
いる。

【０１１３】本実施例における各部の材料組成は次の通
りである。

【０１１４】（１）ロータシャフトロータシャフト材としてＮo.２の合金組成をエクレトロ
スラグ再溶解によって各々製造し、直径１.２ｍに鍛造
し、９５０℃，１０時間加熱保持した後、中心部で約１
００℃／ｈとなるようにシャフトを回転しながら水噴霧
冷却を行った。次いで６６５℃で４０時間加熱保持の焼
戻しを行った。このロータシャフト中心部より試験片を
切り出しクリープ破断試験、加熱前後（５００℃，３０
００時間加熱後）のＶノッチ衝撃試験（試験片の断面積
０.８cm²)、引張試験を行ったが、前述とほぼ同等の値
であった。

【０１１５】（２）ブレード高温高圧側の３段の長さが約４０mmで、重量でＣ０.２
０〜０.３０％，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｗ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｓｉ０.５
％以下，Ｍｎ１％以下及び残部Ｆｅからなるマルテン
サイト鋼の鍛鋼で構成した。

【０１１６】中圧部は低圧側になるに従って徐々に長さ
が大きくなり、重量でＣ０.０５〜０.１５％，Ｍｎ１％
以下，Ｓｉ０.５％以下，Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
５％以下，Ｎｉ０.５％以下，残部Ｆｅからなるマルテ
ンサイト鋼の鍛造で構成した。

【０１１７】最終段として、６０サイクルに対して翼部
長さ３５インチでは、一周で約９０本あり、重量でＣ
０.０８〜０.１８％，Ｍｎ１％以下，Ｓｉ０.２５％以
下，Ｃｒ８〜１３％，Ｎｉ２.０〜３.５％，Ｍｏ１.５
〜３.０％，Ｖ０.０５〜0.35％,Ｎ０.０２〜０.１０％,
Ｎｂ及びＴａの１種以上を合計量で０.０２〜０.２０％
を含むマルテンサイト鋼の鍛造によって構成した。特
に、本実施例では実施例１の表１のＮo.２の合金を用い
た。また、この最終段にはステライト板からなるエロー
ジョン防止のシールド板が溶接によってその先端で、リ
ーデングエッヂ部に設けられる。またシールド板以外に
部分的な焼入れ処理が施される。更に、５０サイクルに
は４３インチ以上の翼部長さのものが同様のマルテンサ
イト鋼の鍛造材が用いられる。

【０１１８】これらのブレードは各段で４〜５枚をその
先端に設けられた突起テノンのかしめによる同材質から
なるシュラウド板によって固定される。

【０１１９】（３）静翼７には、高圧の３段までは動翼
と同じ組成のマルテンサイト鋼が用いられるが、他には
前述の中圧部の動翼材と同じものが用いられる。

【０１２０】（４）ケーシング６には、重量でＣ０.１
５〜０.３％，Ｓｉ０.５％以下、Ｍｎ１％以下，Ｃｒ
１〜２％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.０５〜０.２％，
Ｔｉ0.1％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。

【０１２１】８は発電機であり、この発電機により１０
〜２０万ＫＷの発電ができる。本実施例におけるロータ
シャフトの軸受１２の間は約５２０cm、最終段ブレード
における外径３１６cmであり、この外径に対する軸間比
が１.６５である。発電容量として１０万ＫＷが可能で
ある。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り0.52ｍ
である。

【０１２２】また、本実施例において、最終段ブレード
として４０インチを用いた場合の外径は３６５cmとな
り、この外径に対する軸受間比が１.４３となる。これ
により発電出力２０万ＫＷが可能であり、１万ＫＷ当り
の軸受間距離が０.２６ｍとなる。

【０１２３】これらの最終段ブレードの長さに対するロ
ータシャフトのブレード植込み部の外径との比は３３.
５″ブレードでは１.７０及び４０″ブレードでは１.７
１である。

【０１２４】本実施例では蒸気温度を５６６℃としても
適用でき、その圧力を121，169及び２２４atg の各々の
圧力でも適用できる。

【０１２５】〔実施例４〕表７は本発明に係る高低圧一
体型蒸気タービン用ロータシャフトに係る代表的な試料
の化学組成（重量％）である。Ｎo.４１及び４２は各々
高圧ロータシャフト及び低圧ロータシャフトとして使用
されている従来鋼，Ｎo.４３〜５２が本発明に係る鋼で
ある。本発明に係る鋼はいずれも高周波真空溶解炉にて
溶解後、造塊後９００〜１１５０℃で熱間鍛造を行っ
た。これら試料は、高低圧一体型蒸気タービンロータシ
ャフト中心部の条件をシミレートして、９５０℃に加熱
しオーステナイト化した後、１００℃／ｈの速度で冷却
し焼入した。次いで、６６５℃×４０ｈ加熱し炉冷し、
焼戻し処理した。本発明に係るＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼
はフェライト相を含まず、全ベーナイト組織であった。

【０１２６】

【表７】

【０１２７】本発明に係る鋼のオーステナイト化温度は
８７０〜１０００℃にする必要がある。８７０℃未満で
は高い靭性が得られるもので、クリープ破断強度が低く
なってしまう。１０００℃を越える温度では高いクリー
プ破断強度が得られるものの、靭性が低くなってしま
う。焼戻し温度は６１０℃〜７００℃にする必要があ
る。６１０℃未満では高い靭性が得られず、７００℃を
越える温度では高いクリープ破断強度が得られない。

【０１２８】表８は引張，衝撃及び切欠クリープ破断試
験結果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシ
ャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強
度はラルソンミラー法で求めた５３８℃，１０⁵ｈ強度
で示した。表から明らかなように本発明材は、室温の引
張強さが８８kg／mm²以上，０.２％耐力７０kg／mm²以
上，ＦＡＴＴ４０℃以下，衝撃吸収エネルギーが加熱前
後でいずれも２.５kg−ｍ以上及びクリープ破断強度が
約１２kg／mm²以上と高く、高低圧一体型タービンロー
タとしてきわめて有用であると言える。特に、３３.５
インチ長翼を植設するタービンロータ材としては約１５
kg／mm²以上の強度を有するものがよい。

【０１２９】

【表８】

【０１３０】試料Ｎo.４７〜Ｎo.５２は、それぞれ、希
土類元素（Ｌａ−Ｃｅ），Ｃａ，Ｚｒ、及びＡｌ添加材
であるが、これらの元素添加により靭性が向上する。特
に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌａ−Ｃ
ｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向上効果
のあることを確認している。

【０１３１】更に、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１.２５以上及
び(Ｃｒ／Ｍｏ)比が１.１以上、又は(Ｃｒ／Ｍｏ)比が
１.４５以上、及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１.１１×
（Ｎｉ／Ｍｏ)＋２.７８〕によって求められる値以上と
することにより全体を同じ熱処理とすることにより５３
８℃，１０⁵時間クリープ破断強度が１２kg／mm²以上
の高い強度が得られる。

【０１３２】図１２に本発明に係る再熱型高低圧一体型
蒸気タービンの部分断面図を示す。本発明に係る蒸気タ
ービンは再熱型で高低圧一体型のロータシャフト３に植
設されたブレード４を高圧部６段，中圧部４段，低圧部
４段の１４段備えており、高圧蒸気は蒸気のコントロー
ルバルブ５を通って蒸気入口２１より前述の如く５３８
℃，１６９atg の高温高圧側に流入する。蒸気は入口よ
り左側方向に流れ、高圧蒸気出口２２より出て、再び５
３８℃に加熱されて再熱蒸気入口２３より中圧タービン
部に送られる。中圧タービン部に入った蒸気は低圧ター
ビン部へと送られるとともに低圧蒸気入口２４からも蒸
気が送られる。そして蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇと
なって最終段のブレード４より排出される。本発明に係
る高低圧一型体ロータシャフト３は５３８℃蒸気から３
３℃の温度までさらされるので、前述した特性のＮｉ−
Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる。高低圧一
体型ロータシャフト３のブレード４の植込み部はディス
ク状になっており、高低圧一体型ロータシャフト３より
一体に切削されて製造される。ディスク部の長さはブレ
ードの長さが短いほど長くなり、振動を少なくするよう
になっている。蒸気入口に対し高圧側のブレード４は５
段以上の６段あり、２段以降同じ間隔で配置され、初段
と２段との間隔は２段以降の間隔の１.５〜２.０倍であ
り、更にブレード植込部の軸方向の幅は初段が最も厚
く、２段目より最終段にかけて段階的に徐々に厚く、初
段の厚さは２段目の厚さの２〜２.６倍である。

【０１３３】蒸気入口に対して中圧側のブレード４は４
段あり、ブレード植込部の軸方向の幅は初段と最終段が
同等の厚さで最も厚く、２段及び３段目と下流側に向っ
て大きくなる。低圧部は４段で、ブレード植込部の軸方
向の幅は最終段の厚さはその直前の厚さの２.７〜３.３
倍、最終段の直前の厚さはその直前の厚さの１.１〜１.
３倍である。中圧部の初段から４段目までのブレード
の中心間の間隔はほぼ同じ間隔であり、低圧部は初段以
降最終段にかけて間隔が大きくなり、各段の間隔の前段
の間隔に対する比が下流側で大きくなっており、更に初
段の間隔が前段の間隔に対する比が１.１〜１.２倍及び
最終段と前段との間隔の前段における間隔に対する比が
１.５〜１.７倍である。

【０１３４】ブレードの長さは中圧・低圧側が初段から
最終段にかけて徐々に大きくなり、各段の前段に対する
長さは１.２〜２.１倍有し、５段目まで１.２〜１.３５
倍で長くなり、低圧部２段目が１.５〜１.７倍、３段及
び４段が各々１.９〜２.１倍である。

【０１３５】本実施例における各段の長さは中圧部より
２.５″，３″，４″,５″,６.３″，１０″，２０.
７″及び４０″である。

【０１３６】１４は内部ケーシング、１５は外部ケーシ
ングである。

【０１３７】図１３は本発明に係る高低圧一体型ロータ
シャフト３の形状である。本実施例のロータシャフトは
表９に示す合金組成の鍛鋼をアーク溶解炉にて溶解後、
取鍋に注湯し、次いで取鍋の下部よりＡｒガスを吹き込
み真空精錬して、造塊した。次いで、９００〜１１５０
℃で最大直径１.７ｍ，長さ約８ｍに鍛造し、高圧側１
６を９５０℃，１０時間，中圧・低圧側１７を８８０
℃，１０時間加熱保持した後、中心部で約１００℃／ｈ
となるようにシャフトを回転しながら水噴霧冷却を行っ
た。次いで高圧側６を６５０℃で４０時間，低圧側７を
６２５℃で４０時間加熱保持の焼戻しを行った。このロ
ータシャフト中心部より試験片を切り出しクリープ破断
試験，Ｖノッチ衝撃試験（試験片の断面積０.８cm²），
引張試験を行った。表１０は試験結果を示すものであ
る。

【０１３８】尚、図に示すように高圧側１６及び中圧・
低圧側１７の各ブレードの植込み部１８の軸方向の幅と
間隔は前述のとおりである。１９は軸受の部分、２０は
カップリングである。

【０１３９】

【表９】

【０１４０】

【表１０】

【０１４１】高圧部の動翼部及び静翼部における直径は
各段において同一であり、中圧部から低圧部においては
動翼部では徐々に直径が大きくなり、中圧部初段から４
段までは静翼部での直径は同じ、４段〜６段間での静翼
部での直径は同じ、６段〜８段までの静翼部での直径は
同じで、後段になるにつれて直径が大きくなった。

【０１４２】また、最終段の翼植込部の軸方向幅は翼部
長さに対し０.３倍であり、0.28〜０.３５倍とするの
が好ましい。

【０１４３】ロータシャフトはその最終段での翼部直径
が最も大きく、その直径は翼部長さの１.７２倍であ
り、１.６０〜１.８５倍とするのが好ましい。

【０１４４】更に、軸受間長さは最終段ブレードにおけ
る翼部先端間の直径に対して1.65倍であり、１.５５〜
１.７５倍とするのが好ましい。

【０１４５】本実施例では発電機により１０〜２０万Ｋ
Ｗの発電ができる。本実施例におけるロータシャフトの
軸受３２の間は約５２０cm、最終段ブレードにおける外
径３１６cmであり、この外径に対する軸間比が１.６５
である。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り０.
５２ｍである。

【０１４６】また、本実施例において、最終段ブレード
として４０インチを用いた場合の外径は３６５cmとな
り、この外径に対する軸受間比が１.４３となる。これ
により発電出力２０万ＫＷが可能であり、１万ＫＷ当り
の軸受間距離が０.２６ｍとなる。

【０１４７】これらの最終段ブレードの長さに対するロ
ータシャフトのブレード植込み部の外径との比は３３.
５″ブレードでは１.７０及び４０″ブレードでは１.７
１である。

【０１４８】本実施例では蒸気温度を５６６℃としても
適用でき、その圧力を121，169及び２２４atg の各々の
圧力に適用できる。

【０１４９】〔実施例５〕図１４は再熱型高低圧一体型
蒸気タービンの構成例を示す断面図である。538℃，１
２６atg の蒸気は入口２１から入り、高低圧一体型ロー
タシャフト３の高圧部を通って温度３６７℃，３８atg
となって高圧蒸気出口２２より出て、更に再熱器により
５３８℃，３５atg に加熱された蒸気が再熱蒸気入口２
３より入り高低圧一体型ロータシャフト３の中圧部へと
入るとともに低圧へと通り、約４６℃，０.１atgの蒸気
として出口より排出される再熱型のものである。２２か
ら出た蒸気は一部他の熱源として使用され、２４よりタ
ービンの熱源として再び供給される。

【０１５０】本実施例においても前述の実施例２又は３
と同様に高低圧一体型ロータシャフト３，ブレード４，
静翼７，ケーシング６の材料は同じものが用いられる。
最終段の動翼は４３インチの長さのものが用いられ、発
電出力は１２５万ＫＷである。最終段の動翼は実施例３
と同様のマルテンサイト鋼が用いられる。軸受１２間は
約６５５cmであり、最終段ブレードとして４３インチで
は直径３８２cmで、この外径に対する軸受間比は１.７
２である。

【０１５１】本発明に係る蒸気タービンは再熱型で高低
圧一体型ロータシャフト３に植設されたブレード４を高
圧側７段，中圧側６段，低圧側５段の１８段備えてい
る。高圧蒸気は蒸気のコントロールバルブを通って蒸気
入口２１より前述の如く５３８℃，１６９atg の高温高
圧側に流入する。高圧蒸気は入口より一方向に流れ、高
圧蒸気出口２２より出て、再び５３８℃に加熱されて再
熱蒸気入口２３より中圧タービン部に送られる。中圧タ
ービン部に入った蒸気は低圧タービン部へと送られると
ともに低圧蒸気入口２４からも蒸気が送られる。そして
蒸気温度３３℃，７２２mmＨｇとなって最終段のブレー
ド４より排出される。本発明に係る高低圧一型体ロータ
シャフト３は５３８℃蒸気から３３℃の温度までさらさ
れるので、前述した特性のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金
鋼の鍛鋼が用いられる。高低圧一体型ロータシャフト３
のブレード４の植込み部はディスク状になっており、高
低圧一体型ロータシャフト３より一体に切削されて製造
される。ディスク部の長さはブレードの長さが短いほど
長くなり、振動を少なくするようになっている。

【０１５２】蒸気入口に対し高圧タービン部のブレード
は５段以上の７段あり、初段から最終段の前まではほぼ
同じ間隔で配置され、最終段とその前との間隔は２段以
降の間隔の１.１〜１.３倍である。更にブレード植込部
の軸方向の幅は初段及び最終段が最も厚く、初段と最終
段を除きほぼ同じ厚さである。初段の厚さは２段目の厚
さの２〜２.６倍である。

【０１５３】中圧タービン部は６段あり、ブレード中心
間間隔は初段と２段目までが最も大きく、２段目以降最
終段までほぼ同じ間隔である。初段と２段目との間隔は
それ以降の間隔の１.１〜１.５倍である。

【０１５４】蒸気入口に対して低圧タービン部のブレー
ドは５段である。中心部での間隔は初段から最終段にか
けて徐々に広くなり最終段は初段の４.０〜４.８倍であ
る。ブレード植込部の軸方向の幅は最終段が最も厚く、
最終段より上流側に向って段階的に小さくなり、最終段
の厚さはその直前の厚さの２.０〜２.８倍、最終段の直
前の厚さはその直前の厚さの１.０〜１.５倍である。初
段は、最終段の0.20〜０.２５倍の厚さである。

【０１５５】ブレードの翼部長さは低圧側タービン部が
初段から最終段にかけて徐々に大きくなり、最終段の長
さは４３インチの長さを有し、最終段の前段に対する長
さは１.８〜２.２倍、その前段はその前段の１.７〜２.
１倍有し以降前段に対し1.1〜１.５倍で長くなる。

【０１５６】中圧側タービン部のブレードの翼部長さは
初段より最終段にかけて除々に大きくなり、最終段は初
段の３〜３.５倍である。

【０１５７】本実施例における中圧部２５から低圧部２
６の各段の長さは１.６″，２.１″，２.１″，２.
６″，３″，４.７″，６.２″，９.３″,１１.９″，
２２.２″及び４３″である。

【０１５８】１４は内部ケーシング、１５は外部ケーシ
ングである。

【０１５９】図１５は本発明に係る高低圧一体型ロータ
シャフト３の形状である。本実施例のロータシャフトは
表９に示す合金組成とほぼ同一の鍛鋼を実施例４と同様
の方法によって各々製造し、最大直径１.７ｍ，長さ約
８ｍに鍛造し、高圧と中圧側を９５０℃，１０時間，低
圧側７を８８０℃，１０時間加熱保持した後、中心部で
約１００℃／ｈとなるようにシャフトを回転しながら水
噴霧冷却を行った。次いで高圧と中圧側を６５５℃で４
０時間，低圧側７を６２０℃で４０時間加熱保持の焼戻
しを行った。このロータシャフト中心部より試験片を切
り出しクリープ破断試験，Ｖノッチ衝撃試験（試験片の
断面積０.８cm²），引張試験を行った試験結果は実施例
４と同様である。

【０１６０】最終段ブレード部の直径は３８０cmであ
り、その直径に対する軸受間比は1.72であり、１.６０
〜１.８５が好ましい。軸受間距離は発電出力１万ＫＷ
当り前者が０.５２ｍであり、０.４５〜０.７０が好ま
しい。

【０１６１】高圧部及び中圧部での動翼部及び静翼部で
のロータシャフト直径は各ブレードの段で同じであり、
中圧部での動翼最終段で若干その直径が大きくなってい
る。低圧部での直径は動翼部及び静翼部で段階的に大き
くなっており、最終段とその前での直径はいずれも同じ
である。最終段ブレードの翼部長さに対する翼植込部の
軸方向幅は０.３０倍で、０.２８〜０.３２倍とするの
が好ましい。また、最終段での翼植込部直径は翼部長さ
に対し１.５０倍で、１.４６〜１.５５倍とするのが好
ましい。

【０１６２】図１６は翼部長さが１０９２mm（４３″）
である最終段ブレードの斜視図である。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植込
部、５３は翼の遠心力を支えるためのピンを挿入する
穴、５４は蒸気中の水滴によるエロージョンを防止する
ためのエロージョンシールド（Ｃｏ基合金のステライト
板を溶接で接合）、５７はカバーである。本実施例にお
いては全体一体の鍛造後に切削加工によって形成された
ものである。尚、カバー５７は機械的に一体に形成する
こともできる。

【０１６３】４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法
により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は実施例
１に示した条件（焼入：１０５０℃，１次焼きもどし：
５６０℃，２次焼きもどし：５８０℃）で行った。表１
のＮo.７はこの長翼材の化学組成（重量％）を示す。こ
の長翼の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であっ
た。

【０１６４】表１のＮo.７には室温引張及び２０℃Ｖノ
ッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性
質は、要求される特性，引張強さ１２８.５kgｆ／mm²以
上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm²
以上を有し、十分満足することが確認された。

【０１６５】図１７は本実施例におけるエロージョンシ
ールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴ
ＩＧ溶接５６によって接合した状態を示す断面と斜視図
である。図に示すようにシールド５４は表と裏側との２
個所で溶接される。

【０１６６】〔実施例６〕図１８はガスタービン２台
と、実施例３〜５の高低圧一体型蒸気タービン１台と併
用した多軸型コンバインドサイクル発電システムを示す
概略図である。

【０１６７】ガスタービンを利用して発電を行う場合、
近年では液化天然ガス（ＬＮＧ）を燃料としてガスター
ビンを駆動するとともにガスタービンの排ガスエネルギ
ーを回収して得た水蒸気で蒸気タービンを駆動し、この
蒸気タービンとガスタービンとで発電機を駆動するよう
にした、いわゆる複合発電方式を採用する傾向にある。
この複合発電方式を採用すると、従来の蒸気タービン単
独の場合の熱効率４０％に比べ約４４％と熱効率を大幅
に向上させることが可能となる。

【０１６８】このような複合発電プラントにおいて、最
近ではさらに、液化天然ガス（LNG)専焼から液化石油ガ
ス（ＬＰＧ）との両用を図ったり、ＬＮＧ，ＬＰＧの混
焼の実現によって、プラント運用の円滑化，経済性の向
上化を図ろうとするものである。

【０１６９】まず空気は吸気フィルタと吸気サイレンを
通ってガスタービンの空気圧縮機に入り空気圧縮機は、
空気を圧縮し圧縮空気を低ＮＯｘ燃焼器へ送る。

【０１７０】そして、燃焼器では、この圧縮空気の中に
燃料が噴射され燃焼して１２００℃以上の高温ガスを作
りこの高温ガスは、タービンで仕事をし動力が発生す
る。

【０１７１】タービンから排出された５３０℃以上の排
気は、排気消音装置を通って排熱回収ボイラへ送られ、
ガスタービン排気中の熱エネルギーを回収して５３０℃
以上の高圧水蒸気を発生する。このボイラには乾式アン
モニア接触還元による脱硝装置が設けられている。排ガ
スは３脚集合型の数百ｍもある煙突から外部に排出され
る。

【０１７２】発生した高圧および低圧の蒸気は高低圧一
体型ロータからなる蒸気タービンに送られる。蒸気ター
ビンは以後に示される。

【０１７３】また、蒸気タービンを出た蒸気は、復水器
に流入し、真空脱気されて復水になり、復水は、復水ポ
ンプで昇圧され給水となってボイラへ送られる。そし
て、ガスタービンと蒸気タービンは夫々、発電機をその
両軸端から駆動して、発電が行われる。このような複合
発電に用いられるガスタービン翼の冷却には、冷却媒体
として蒸気タービンで利用される蒸気を用いることもあ
る。

【０１７４】一般には翼の冷却媒体としては空気が用い
られているが、蒸気は空気と比較して比熱が格段に大き
く、また重量が軽いため冷却効果は大きい。比熱が大き
いために冷却に利用された蒸気を主流ガス中に放出する
と主流ガスの温度低下がはげしくプラント全体の効率を
低下させるので蒸気タービン内の比較的低温（例えば約
３００〜４００℃程度）の蒸気をガスタービン翼の冷却
媒体供給口から供給し、翼本体を冷却，熱交換して比較
的高温になった冷却媒体を回収して蒸気タービンに戻す
ように構成して、主流ガス温度（約１３００℃〜１５０
０℃程度）の低下を防止すると共に蒸気タービンの効率
向上、ひいてはプラント全体の効率を向上させることが
できる。この多軸型コンバインド発電システムによりガ
スタービンが５〜３０万ＫＷ、蒸気タービンにより５〜
２０万ＫＷのトータルで１０〜５０万ＫＷの発電を得る
ことができ、本実施例における蒸気タービンはコンパク
トとなり、また複数のガスタービン及び蒸気タービン全
体で７０〜１００万ＫＷの発電が可能で、大型蒸気ター
ビンに比べ同じ発電容量に対し経済的に製造可能とな
り、発電量の変動に対して経済的に運転できる大きなメ
リットが得られる。図１９は本実施例のガスタービンの
回転部分の部分断面図である。

【０１７５】３０はタービンスタブシャフト、３３はタ
ービンブレード、４３はタービンスタッキングボルト、
３８はタービンスペーサ、３９はディスタントピース、
４０はタービンノズル、３６はコンプレッサディスク、
３７はコンプレッサブレード、４８はコンプレッサスタ
ッキングボルド、３９はコンプレッサスタブシャフト、
３４はタービンディスクである。本発明のガスタービン
はコンプレッサディスク３６が１７段あり、又タービン
ブレード３３が２段〜４段のものがある。

【０１７６】本実施例におけるガスタービンは３段のノ
ズルとブレードとを有し、初段ノズル４０ａ，初段ブレ
ード３３ａは燃焼ガス流に沿った翼部長さが入口及び出
口側ともに同じであるが、２段目以降のノズル及びブレ
ードともに翼部長さが入口側より出口側が長くなる。２
段ノズル４０ｂは１.２５〜１.４５倍、２段ブレード３
３ｂは１.０〜１.２倍、３段ノズル４０ｃは１.１〜１.
３倍、３段ブレード３３ｃは１.００〜１.０５倍いずれ
も出口側が入口側より長くなる。ノズルとブレードの軸
間距離は初段に対し、２段目が１.８５〜２.０５倍、３
段目が２.３〜２.５倍の距離を有する。

【０１７７】タービンブレード３３はいずれも翼部，プ
ラットフォーム，シャンク及びタービンディスク３４へ
の植込部となる逆クリスマストリー型のダブティルを有
し、シャンク部にシールフィン４１が設けられ、更に内
部に空気又は水蒸気冷却用の冷却孔が設けられる。冷却
孔は初段では翼部の先端とトレーリングエッジとから外
部に冷却媒体が出るように設けられ、２段ブレードは先
端部に出るように設けられる。シールフィン４１は初段
には両側に２ケずつ、２段，３段には１ケずつ設けられ
る。２段，３段の先端にはシュラウド５０との摺動が円
滑に行われるように２ケの突起を有するシール用部材が
設けられる。

【０１７８】タービンノズル４０は初段が翼部にリーデ
ングエッジ，トレーリングエッジに冷却媒体が外部に出
るように冷却孔が設けられ、翼部表面に冷却媒体による
層流が得られるように設けられる。２段目にはトレーリ
ングエッジに冷媒が出るように冷却孔が設けられる。３
段目には冷却孔は設けていないが、燃焼ガス温度が１３
００℃を越える場合には２段目と同様に冷却孔を設ける
のが好ましい。

【０１７９】本実施例におけるガスタービンは、主な形
式がヘビーテューティ形，一軸形，水平分割ケーシン
グ，スタッキング式ロータからなり、圧縮機が１７段軸
流形，タービンブレードが３段インパルス形，１，２段
空気冷却による静動翼，燃焼器がバースフロー形，１６
缶，スロットクール方式を有するものである。

【０１８０】表１１に示す材料（重量％）について実物
相当の大形鋼を、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。鍛造は８５０〜１１５０℃
の温度範囲内で、熱処理は表１０に示す条件で行った。
表１１には試料の化学組成（重量％）を示す。これら材
料の顕微鏡組織は、Ｎo.６０〜６３が全焼戻しマルテン
サイト組織、Ｎo.６４及び６５が全焼戻しベーナイト組
織であった。Ｎo.２０はディスタントピース及び最終段
のコンプレッサディスクに使用し、前者は厚さ６０mm×
幅５００mm×長さ１０００mm、後者は直径１０００mm，
厚さ１８０mm、Ｎo.６１はディスクとして直径１０００
mm×厚さ１８０mmに、Ｎo.６２はスペーサとして外径１
０００mm×内径４００mm×厚さ１００mmに、Ｎo.６３は
タービン，コンプレッサのいずれのスタッキングボルト
として直径４０mm×長さ500mm、Ｎo.６３の鋼を用い同
様にディスタントピースとコンプレッサディスクとを結
合するボルトも製造した。Ｎo.６４及び６５はそれぞれ
タービンスタブシャフト及びコンプレッサスタブシャフ
トとして直径２５０mm×長さ３００mmに鍛伸した。更
に、Ｎo.６４の合金をコンプレッサディスク６の１３〜
１６段に使用し、Ｎo.６５の鋼をコンプレッサ６の初段
から１２段まで使用された。これらはいずれもタービン
ディスクと同様の大きさに製造した。試験片は熱処理
後、試料の中心部分から、Ｎo.６３を除き、軸（長手）
方向に対して直角方向に採取した。この例は長手方向に
試験片を採取した。

【０１８１】

【表１１】

【０１８２】本発明に係るＮo.６０〜６３（１２Ｃｒ
鋼）を見ると、４５０℃，１０⁵ｈクリープ破断強度が
５１kg／mm²以上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が
７kg−ｍ／cm²以上であり、高温ガスタービン用材料と
して必要な強度を十分満足することが確認された。

【０１８３】次にスタブシャフトのＮo.６４及び６５
（低合金鋼）は、４５０℃クリープ破断強度は低いが、
引張強さが８６kg／mm²以上，２０℃Ｖノッチシャルピ
ー衝撃値が７kg−ｍ／cm²以上であり、スタブシャフト
として必要な強度（引張強さ≧８１kg／mm²，２０℃Ｖ
ノッチシャルピー衝撃値≧５kg−ｍ／cm²）を十分満足
することが確認された。

【０１８４】このような条件におけるディスタントピー
スの温度及び最終段のコンプレッサディスクの温度は最
高４５０℃となる。前者は２５〜３０mm及び後者は４０
〜７０mmの肉厚が好ましい。タービン及びコンプレッサ
ディスクはいずれも中心に貫通孔が設けられる。タービ
ンディスクには貫通孔に圧縮残留応力が形成される。

【０１８５】更に、本発明のガスタービンはタービンス
ペーサ３４，ディスタントピース４９及びコンプレッサ
ディスク３６の最終段に重量で、Ｃ０.１２％，Ｓｉ0.0
4％，Ｍｎ０.２１％，Ｃｒ１１.１０％，Ｎｉ２.５５
％，Ｍｏ２.０３％，Ｎｂ０.０４％，Ｖ０.２３％，Ｎ
０.０５％を含む全焼戻マルテンサイ鋼からなる耐熱鋼
を用い、構成した結果、圧縮比１４.７，温度３５０℃
以上，圧縮効率８６以上，初段ノズル入口のガス温度が
１２６０℃と可能となり、３２％以上の熱効率が得られ
るとともに、前述の如くクリープ破断強度及び加熱脆化
後の高い衝撃値が得られ、より信頼性の高いガスタービ
ンが得られるものである。

【０１８６】タービンディスク３４は３段有しており、
ガス流の上流側より初段及び２段目には中心孔が設けら
れている。更に、本実施例ではコンプレッサディスク３
６のガス流の下流側での最終段、ディスタントピース４
９，タービンスペーサ３８，タービンスタッキングボル
ト４３及びコンプレッサスタッキングボルト４８に表１
２に示す耐熱鋼を用いたものである。その他のタービン
ブレード３３，タービンノズル４０，燃焼器のライナ，
コンプレッサブレード３７，コンプレッサノズル，ダイ
ヤフラム及びシュラウドを表１２に示す合金によって構
成した。特に、タービンノズル４０及びタービンブレー
ド３３は鋳物によって構成される。

【０１８７】タービンブレード３３には初段に重量で、
Ｃ０.１５〜０.２０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ０.５％
以下，Ｃｒ１５〜１７％，Ｃｏ７.５〜９.５％，Ｍｏ
１.５〜２.５％，Ｂ０.００５〜０.０１５％，Ｗ２.１
〜３.０％，Ｔｉ３〜４％,Ａｌ３〜４％，Ｎｂ０.５〜
１.５％，Ｚｒ０.２％以下，Ｔａ１.５〜２.５％を含
むＮｉ基合金、２段，３段にＣ０.１０〜０.２％，Ｓｉ
０.５％以下，Ｍｎ０.５％以下，Ｃｒ１４〜１６％，Ｃ
ｏ８〜１０％，Ｍｏ２.５〜３.７％，Ｂ０.０１〜０.０
２％，Ｗ２.５〜４.５％，Ｔｉ３.５〜４.５％，Ａｌ４
〜６％，Ｚｒ０.１％以下を含むＮｉ基合金で、γ相に
γ′相を含むものが好ましい。

【０１８８】タービンノズルには表１２に示す初段がＮ
ｉ基合金、２，３段がＣｏ基鍛造合金が好ましい。初段
は翼部が１つであるが、２，３段は２ケとした。全段を
１ケとしてもよい。

【０１８９】コンプレッサディスク３６は各１連のブレ
ードに対応した分割のもの、３連〜５連を一体にした分
割のもの、全体を一体にしたもののいずれも可能であ
り、これらの材料に蒸気タービン用ロータシャフトに用
いた材料を用いることができ、本実施例において同様に
達成される。

【０１９０】シュラウドセグメント（１）はガス上流側
の１段目に使用したもので、（２）は２段及び３段目に
使用したものである。

【０１９１】

【表１２】

【０１９２】ライナー，動翼及び静翼には外表面にＹ₂
Ｏ₃安定化ジルコニア溶射層の遮熱コーテング層が火炎
に接する部分に設けられる。特に、ベース金属とコーテ
ング層との間に重量でＡｌ２〜５％，Ｃｒ２０〜３０
％，Ｙ０.１〜１％を含む残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏから
なる合金層が設けられる。

【０１９３】以上の構成によって、圧縮比１４.７，温
度３５０℃以上，圧縮効率８６％以上，初段タービンノ
ズル入口のガス温度１２６０℃，排気温度５３０℃が可
能になり、３２％以上の熱効率が得られるとともに、タ
ービンディスク，ディスタントピース，スペーサ，コン
プレッサディスクの最終段，スタッキングボルトを前述
の如く高いクリープ破断強度及び加熱脆化の少ない耐熱
鋼が使用されるとともに、タービンブレードにおいても
高温強度が高く、タービンノズルは高温強度及び高温延
性が高く、燃焼器ライナは同様に高温強度及び耐疲労強
度が高い合金が使用されているので、総合的により信頼
性が高くバランスされたガスタービンが得られるもので
ある。使用燃料として、天然ガス，軽油が使用される。

【０１９４】ガスタービンにはインタークーラーがある
ものがほとんどであるが、本発明はインタークーラーの
ない場合ノズルがより高温になるので、それに特に好適
である。本実施例でのタービン用ノズルは全周で初段で
４０ケ前後設けられる。

【０１９５】ガスタービン用ノズルはワックス模型をメ
チルエチルケトンにアクリル樹脂を溶解した液に浸漬
し、通風乾燥した後、スラリー（ジルコンフラワー＋コ
ロイダルシリカ＋アルコール）に浸漬してスタック（初
層ジルコンサンド，２層以降シャモットサンド）を吹き
付け、これを何回か繰返して鋳型を形成した。鋳型は脱
ろうした後に９００℃で焼成した。

【０１９６】次に、この鋳型を真空炉に設けるととも
に、真空溶解によってＮo.７の合金組成のものを溶解
し、真空中で鋳型に鋳込んだ。このノズルは初段がサイ
ドウォール間の翼部の幅が約７４mm，長さ１１０mm，最
も厚い部分で２５mm，肉厚が３〜４mmで、先端で約０.
７mm の空気通路のスリットが設けられている鋳物であ
る。本実施例におけるノズルはピンフィン冷却，インピ
ジメント冷却及びフィルム冷却用の穴が設けられてい
る。先端のスリット部の肉厚は約１mmである。得られた
ノズルは前述と同様に溶体化処理を時効処理が非酸化性
雰囲気中で行われる。

【０１９７】本実施例のノズルは１段及び２段目，３段
目が表に示す構成であるが、２段及び３段目にも同様に
Ｎｉ基合金からなる２つの翼部からなるノズルとするこ
ともできる。１段ノズルは両端が拘束されるが、２段，
３段目は片側拘束である。２段目，３段目は１段のもの
より翼部幅が大きくなる。

【０１９８】インピジメント冷却孔を有するＳＵＳ３０
４ステンレス管は本体に全周にわたってＴＩＧ溶接さ
れ、その部分より冷却空気が流入され、溶接部からの空
気もれのないようにする。燃焼ガス出口側の内側にも冷
却空気が出る穴が設けられている。

【０１９９】１段ノズルはサイドウォール両端で拘束さ
れる構造を有するが、２段目以降はサイドウォール外周
側の片側で拘束される構造を有する。

【０２００】また、プラントの構成として、ガスタービ
ン，排熱回収ボイラ，蒸気タービン，発電機各１基から
なる１組の発電システムを６組組み合わせた１軸型とす
ることもできる。

【０２０１】本実施例では、ガスタービン２台に蒸気タ
ービン１台の多軸型であるが、４〜６台の各ガスタービ
ンにて発電するとともに、各ガスタービンに設置された
排熱回収ボイラより得た蒸気を１つにまとめて蒸気ター
ビンを回転し発電する多軸型とすることもできる。

【０２０２】ガスタービンでは、空気を圧縮してこの中
でＬＮＧを燃焼させ、高温度の燃焼ガスにして、タービ
ンを回すものである。

【０２０３】排熱回収ボイラでは、ガスタービンから出
てくる燃焼ガスの熱を有効に回収して、蒸気を発生さ
せ、この蒸気を蒸気タービンに導き、発電機を駆動する
ものである。

【０２０４】発電出力の割合は、約２／３をガスタービ
ンが、残りの約１／３を蒸気タービンが分担させた。

【０２０５】以上の複合発電方式には次のような効果が
得られた。

【０２０６】従来の火力発電に比べ熱効率が２〜３％高
くなります。また、部分負荷でもガスタービンの運転台
数を減らすことにより、運転中の設備を熱効率の高い定
格負荷付近で運転することが出来るため、プラント全体
として高い熱効率が維持出来た。

【０２０７】複合発電は、起動停止が短時間で容易なガ
スタービンと小型で単純な蒸気タービンの組み合わせで
成立っており、このため、出力調整が容易に出来、需要
の変化に即応した中間負荷火力として最適である。

【０２０８】ガスタービンの信頼性は、最近の技術の発
展により飛躍的に増大しており、また、複合発電プラン
トは、小容量機の組み合わせでシステムを構成している
ので、万一故障が発生してもその影響を局部にとどめる
ことが出来、信頼性の高い電源である。

【０２０９】複合発電の蒸気タービンの分担する出力
は、プラント全体の約３分の１と小さいため、温排水量
は同容量の従来汽力に比べ７割程度となる。

【０２１０】

【発明の効果】本発明によれば、より高温度で３３イン
チ以上の長翼を有する高低圧一体型蒸気タービンが製作
できるので、小型で単機出力が増大でき、その結果熱効
率の向上は勿論発電コストの低減効果が得られる。

【図面の簡単な説明】

【図１】引張強さと（Ｎｉ−Ｍｏ）との関係を示す線
図。

【図２】衝撃値と（Ｎｉ−Ｍｏ）との関係を示す線図。

【図３】引張強さと焼入温度との関係を示す線図。

【図４】引張強さと焼戻温度との関係を示す線図。

【図５】衝撃値と焼入温度との関係を示す線図。

【図６】衝撃値と焼戻温度との関係を示す線図。

【図７】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。

【図８】０.２％耐力と引張強さとの関係を示す線図。

【図９】０.２％耐力と０.０２％耐力との関係を示す
線図。

【図１０】加熱後の衝撃値とＮｉとの関係を示す線図。

【図１１】高低圧一体型蒸気タービンの断面図。

【図１２】高低圧一体型蒸気タービンの断面図。

【図１３】高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト
の断面図。

【図１４】高低圧一体型蒸気タービンの断面図。

【図１５】高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト
の断面図。

【図１６】最終段ブレードの斜視図。

【図１７】ブレード先端部の斜視図。

【図１８】コンバインド発電システム図。

【図１９】ガスタービンの断面図。

【符号の説明】

１，２１…蒸気入口、２…蒸気出口、３…高低圧一体型
ロータシャフト、４…ブレード、５…コントロールバル
ブ、６…ケーシング、７…静翼、８…発電機、１２…軸
受、１４…内部ケーシング、１５…外部ケーシング、２
２…高圧蒸気出口、２３…再熱蒸気入口、２４…低圧蒸
気入口、３０…タービンスタブシャフト、３３…タービ
ンブレード、３４…タービンディスク、３６…コンプレ
ッサディスク、３７…コンプレッサブレード、３８…タ
ービンスペーサ、４０…タービンノズル、４３…タービ
ンスタッキングボルト。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号ＦＩＦ０１Ｄ 5/14 Ｆ０１Ｄ 5/14 25/00 25/00 ＬＦ０１Ｋ 7/22 Ｆ０１Ｋ 7/22 Ｆ (72)発明者平賀良東京都千代田区神田駿河台四丁目６番地株式会社日立製作所内

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】８〜１３重量％Ｃｒを含むマルテンサイト
系ステンレス鋼からなる４０インチ以上の翼部長さの動
翼を有することを特徴とする５０サイクル発電用高低圧
一体型蒸気タービン。
【請求項２】８〜１３重量％Ｃｒを含むマルテンサイト
系ステンレス鋼からなる３３インチ以上の翼部長さの動
翼を有することを特徴とする６０サイクル発電用高低圧
一体型蒸気タービン。
【請求項３】前記マルテンサイト系ステンレス鋼は重量
で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ
１.００％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２.１を
越え３％以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜０.３
５％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.０２
〜０.２０％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有する請
求項１又は２に記載の高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項４】重量で、Ｃ０.１８〜０.２８％，Ｓｉ０.
１％以下，Ｍｎ０.１〜０.３％，Ｃｒ１.５〜２.５
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.１〜０.
３５％，Ｏ０.００３％以下を含有する低合金鋼からな
り、高圧部の５３８℃・１０⁵ｈ平滑及び切欠クリープ
破断強度が１３kg／mm²以上、低圧部の引張強さが８４
kg／mm²以上、５０％脆性破面遷移温度が３５℃以下で
あるロータシャフト、及び重量で、Ｃ０.０８〜０.１８
％，Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.
０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の
合計量が０.０２〜０.２０％、及びＮ０.０２〜０.１０
％を含有するマルテンサイト系ステンレス鋼からな
り、その室温の引張強さが１２８.５kg／mm²以上、４３
インチ以上の翼部長さの動翼を有することを特徴とする
５０サイクル発電用高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項５】重量で、Ｃ０.１８〜０.２８％，Ｓｉ０.
１％以下，Ｍｎ０.１〜０.３％，Ｃｒ１.５〜２.５
％，Ｎｉ１.５〜２.５％，Ｍｏ１〜２％，Ｖ０.１〜０.
３５％，Ｏ０.００３％以下を含有する低合金鋼からな
り、高圧部の５３８℃・１０⁵ｈ平滑及び切欠クリープ
破断強度が１３kg／mm²以上，低圧部の引張強さが８４
kg／mm²以上，破面遷移温度が３５℃以下であるロータ
シャフト及び重量で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.
２５％以下，Ｍｎ０.９０％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０
％，Ｎｉ２〜３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ０.０５〜
０.３５％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.
０２〜０.２０％、及びＮ０.０２〜0.10％を含有するマ
ルテンサイト系ステンレス鋼からなり引張強さ１２８.
５kg／mm²以上、３５インチ以上の翼部長さの動翼を有
することを特徴とする６０サイクル発電用高低圧一体型
蒸気タービン。
【請求項６】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より
低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータと、該
ロータを被うケーシングとを備えた蒸気タービンにおい
て、初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０℃以上であ
り、前記ロータシャフトは高圧側のクリープ破断強度が
低圧側の強度より高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭
性より高いベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ低合金鋼よりなり、前記ブレードの少なくとも最終段
の長さを４０インチ以上とした８〜１３重量％Ｃｒを含
むマルテンサイト系ステンレス鋼からなることを特徴と
する５０サイクル発電用蒸気タービン。
【請求項７】一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より
低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータと、該
ロータを被うケーシングとを備えた蒸気タービンにおい
て、初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０℃以上であ
り、前記ロータシャフトは高圧側のクリープ破断強度が
低圧側の強度より高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭
性より高いベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−
Ｖ低合金鋼よりなり、前記ブレードの少なくとも最終段
の長さを３３インチ以上とした８〜１３重量％Ｃｒを含
むマルテンサイト系ステンレス鋼からなることを特徴と
する６０サイクル発電用蒸気タービン。
【請求項８】蒸気タービン及びガスタービンによって発
電機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、前
記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧側
より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
入口の前記蒸気温度が５３０℃以上であり、前記ロータ
シャフトは高圧側のクリープ破断強度が低圧側の強度よ
り高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前
記高圧側の初段ブレードを植設する部分の中心部の５３
８℃，１０万時間クリープ破断強度が１２kg／mm²以上
又は前記低圧側の最終段ブレードを植設する部分の中心
部のＦＡＴＴが２０℃以下又は室温のＶノッチ衝撃値が
４kg−ｍ以上であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、前記ブレードの少なくと
も最終段は〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm）〕が１２
０,０００以上であるＣｒ８〜１３重量％を含むマルテ
ンサイト鋼からなることを特徴とするコンバインド発電
システム。
【請求項９】蒸気タービン及びガスタービンによって発
電機を駆動するコンバインド発電システムにおいて、前
記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧側
より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータ
と、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブレード
入口の前記蒸気温度が５３０℃以上、前記ブレードがそ
の少なくとも最終段の〔翼長さ（インチ）×回転数（rp
m）〕が１２０,０００以上及びＣｒ８〜１３重量％を有
するマルテンサイト鋼よりなり、前記ロータシャフトは
前記高圧側のクリープ破断強度が前記低圧側の強度より
高く、又は前記低圧側の靭性が前記高圧側の靭性より高
く、前記ガスタービンの初段ブレード入口での燃焼ガス
温度が１３００℃以上であることを特徴とするコンバイ
ンド発電システム。
【請求項１０】高速で流れる燃焼ガスによって駆動され
るガスタービンと、該ガスタービンの排ガスのエネルギ
ーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前記水蒸気
によって駆動される蒸気タービンと、前記ガスタービン
及び蒸気タービンによって駆動される発電機とを備えた
複合発電プラントにおいて、前記ガスタービンはブレー
ドが３段以上、前記燃焼ガスのタービン入口温度が１２
００℃以上、タービン出口の排ガス温度が５００℃以上
であり、前記排熱回収ボイラによって５３０℃以上の水
蒸気とし、前記蒸気タービンは高低圧一体型ベーナイト
組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなり、
高圧側の高温強度が低圧側のそれより高いロータシャフ
トと〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm）〕が１２０,０
００以上のＣｒ８〜１３重量％を有するマルテンサイ
ト鋼よりなるブレードを有することを特徴とする複合発
電システム。