JPS6017016A - タ−ビンロ−タの熱処理方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 ［発明の技術分野］ 本発明は蒸気タービン覆二用いられるタービンロータの
製造方法Ｃ二係り、％ｇユ鍛造成形され次タービンロー
タ形状素体の熱処理方法Ｃ二関する。

［発明の技術的背景とその問題点］ 火力発電用蒸気タービンは蒸気の保有する熱エネルギを
有効Ｉ：利用するためＣ二、通常高圧、中圧。

低圧等のタービンからなり、それらＣ二供するロータも
高圧、中圧、低圧等蒸気条件に適した性質を有するもの
が各個別に使用され、これらを−軸ｆユ連結して一基の
蒸気タービンが構成されている。

かくして、超臨界圧ボイラを採用しまた再熱サイクルを
具備した火力発電プラン）−二あっては、蒸気温度は高
圧タービン入口で５３８℃、中圧タービン入口５６６℃
であり、これらの各タービンの初段落は常に５００℃以
上の温度５二加熱されている。他方、流入蒸気圧力は高
圧タービン２４６ａｔｇ　、中圧タービン４０ａｔｇ　
ｌ＝も及び、上記温度と相俟って高圧、中圧の各タービ
ンは極めて過酷な条件の下で、しかも非常Ｃ上長期間安
定して動作することを要求される。こうした蒸気タービ
ンにあって、最も高い信頼性を必要とするのがロータで
ある。タービンロータは高速回転体であるから、万一破
損した場合には発電所建屋を破壊する等大惨事に至るお
それがある。したがってロータは前述のように蒸気榮件
に）％ｌ　Ｌ／た性質を備えた材質のものが使用される
が、現在のところ高圧あるいは中圧タービン用にはＣｒ
　−Ｍｏ−Ｖ糸鉤タービンロータを使用するのが一般的
である。しかるに、Ｃｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼は高・中圧タ
ービンロータに要求されるクリープ強度。

クリープ破断強度、熱疲労強度、破壊靭性の各特性につ
いて非常に優れた性質を示す。

一方、上記Ｃｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼の諸性質は、Ａ；１１
域および製造方法の観点から改良が加えられ、大幅に向
上してきている。タービンロータは製＠＠　、合金成分
添加、造塊、鍛造を経てタービンロータ形状素体とされ
友後、熱処理、切削の各工程を経−ｃｉＪＪ。

造されるが、特に不純物の含有堵を低減するために塩基
性平炉５二よる製鋼、真空脱ガス、負空カーボン脱酸等
が行われている。その結果、偏析の原因となる８やａｌ
ｔ−よび有害なガス成分が低減さ力。

均一なマクロ組織と畠い清浄ＩＭ−を有する大型鋼塊を
得ることが可能となっている。またＮｂ　−？　Ｔａあ
るいはＮ、Ｂなどの合金成分を微量添加することにより
、鍛造性を損うことなくクリープ特１イＩユを改善する
ことも一般を二よく行われている。さらに熱処理の段階
では、鎖端されたロータ形状素体を回転させながら加熱
あるいけ冷却し、温度分布に不均一が生じないよう配慮
するなどしている。

ところが、かようＣ二して得られた高・中圧用タービン
ロータであっても、前述の超臨界圧プラントにおいては
、運開後数年を経過するとロータ自体に曲がりが生じ、
それによって生ずるアンバランスから回転中Ｃ二振動を
呈することが認められるようになってきた。この経年的
な曲がりの原因はロータ（上止じたクリープ伸びである
ことが知られている。すなわち、ロータの部分部分≦上
止じたクリープ伸びが一様でない友めＣ二押び差が生じ
、それによってロータの曲がりが生ずるとされている。

したがって、かかるロータの曲がりは、とりもなおさず
ロータのクリープ強度が不足しているためＣ二生ずると
いうことができる。

上記クリープ強度を高める方策として、Ｃｒ　−Ｍ。

Ｖ系鋼にあっては焼入れ温度を高めてより高温か、ら焼
入れることか効果的であるが、さように高温まで加熱す
るとオーステナイト結晶粒度が大きくなり、そのため焼
入硬化能までが同上して焼入れ後Ｃ；十分な靭性が得ら
れないという不都合がある。

そこで上記オーステナイト粒の粗大化を防止し、しかも
クリープ強度をさらに高めるために、前述のようにＮｂ
＋Ｔａ、Ｎを微量添加することが行われる。Ｎｂおよび
Ｔ８け高温でオーステナイト中に固溶して結晶粒が粗大
化するのを抑制し、また冷却時に結晶粒内に微細な炭化
物ＮｂＣ，ＴａＣあるいけ炭窒化物Ｎｂ（Ｃ，Ｎ）　、
　Ｔａ（Ｃ，Ｎ）として析出しクリープ強度を高める作
用がある。この結果、結晶粒を粗大化させることなく、
通常の場合よりも高温から焼入れることも可能となる訳
である。

しかしながら、Ｎｂ、Ｔａ等を単に添加するのみでは上
記効果が十分ｉ上沓られないばかりか、却って好ましく
ない結果に至ることも多い。すなわち、Ｎｂ、　Ｔａは
容易に炭化物を生成するが粗大に成長することが多く、
このような場合にはクリープ靭性が低下し、また切欠弱
化が顕著となるのである。

かかる好ましくない事態（二至らぬためＣ二は、適切な
熱処理を施すことが極めて重要である。

［発明の目的］ 本発明の目的は、Ｎｂ、Ｔａその他の合金元素を添加し
たＣｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼の高温強度を向上させるタービ
ンロータの熱処理方法を提供することである［発明の概
要］ 本シを明１ｄ’　、重量比でｃｏ、１ｓ〜０．３０％、
ｓｉ□、１％以下、　Ｍｎ　ｌ、Ｑ％以下、全体で０１
〜１．０％の範囲でＮｉ、Ｃｏの少なくとも１１６４　
、　Ｃｒ　Ｏ，５〜３．０％、　Ｍｏ　０．３〜１．５
％、Ｖｏ、１〜０．３％、全体で０．０１〜０．３０−
の範囲でＮｂ、　Ｔａの少なくとも１種、さらＣ二所望
によりＢｏ、００２〜０．０１５係捷たは（および）　
Ｎ　Ｏ，０２〜０．１％または（および）　Ｗ　０．５
〜２．０％、残部Ｆｅおよび０Ｊ隙的不純物よりなる鍛
造成形されたタービンロータ形状索体を、１０５０〜１
１５０℃の範囲の温度まで加熱して焼鈍した後、９８０
〜１０７０℃の範囲の温度５二加熱して焼入し、さらに
６００〜７５０℃の温度範囲で焼戻しするタービンロー
タの熱処理方法である。本発明は、従来の熱処理方法に
比して常温Ｃ二おいては強度および靭性について同等の
特性を維持しつつ、高温ｆユおいてはクリープ特性（伸
び速度、破断強さ、靭性）の飛躍的な同上を達成したも
のである。

従来よりタービンロータの材料として、低合金われてい
る。これは王としてクリープ特性を向上するためにＮｂ
、Ｔ、ａの炭化物、炭窒化物を素地中に均一微細に析出
させて、高温強度を改善しようとするものである。本発
明の発明者らもこの点に着目１．て、いかにして」：記
炭化物、炭窒化物を均一微細に析出させるか倹約してき
た。そうして、鍛造成形されたタービンロータ形状索体
を上ｄ［′、温度条件で焼鈍、焼入れ、焼戻しする一連
の行程が最良であることを見出した結果、本発明をなす
ｌ二至゛゛−１、 −うたのである。

以下に壕ず、上ｉ己湖度範囲の限定理由について述べる
。

■焼鈍：　１０５０〜１１５０℃ Ｎｂまたは（および）　Ｔａの炭化物またけ（および）
炭窒化物をＣｒ　−Ｍｏ−Ｖ鋼索地中Ｃ固溶させ、しか
もＮｂまたは（および）　Ｔａによる結晶粒微細化の効
果を得ることが焼鈍の目的である。この目的を達成する
には１０５０℃以上の温度で望廿しくけ５時間程度保持
して、全体を均一に加熱することが必要である。しかし
ながら、１１５０℃よりも商い温度ｉ二加熱すると逆に
オーステナイト結晶粒が粗大化してしまい、後の焼入れ
、焼戻しの各工程を赤イても靭性を十分に回復すること
が困難となる。

したがって１０５０〜１１５０℃の温度範囲とし、上記
目的が達成されたら徐冷する。

■焼入れ二９７０〜１０７０℃ 焼入れの際５二も、Ｃｒ　−Ｍｏ−Ｖ鋼素地をオーステ
ナイト化してＮｂまたは（および）　Ｔａの炭化物また
は（および）炭窒化物を累地中Ｉ：固溶させることが必
要であるが、既に焼鈍を経ているため、焼鈍時よりもや
や低目の温度５二加熱するのが相当で“ある。実験Ｃ−
おいては、９７０℃未満では上記炭化物または（および
）炭窒化物の固溶が十分でなく、１０７０℃よりも高い
と結晶粒の粗大化が認められた。

他方、上記炭化物また＆ｉ（および）炭窒化物の再析出
は、約１０２０℃から焼入れした場合が最も微細でかつ
均一、多量なものであった。したがって上記温度範囲か
ら焼入れることとする。なお加熱後の保持時間は焼鈍の
場合と同様ｇ二５時間程度とし、タービンルータ形状素
体がなるべく均一な温度となるよう１ニするのが望まし
い。また、一般にＣｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼は比較的得易い
」二部ベナイト絹邪のときにクリープ特性に優れている
ため、焼入速１．１に関しては柔軟に対応して差支えな
い。空冷あるいは必要に応じて油冷、水冷（スプレー噴
ｂ）どすることができる。

■焼戻し１６００〜７５０℃ １　焼戻しは焼入硬化した材料に靭性・φ↓Ｉ；性を回
復させるために行う処理であるが、　Ｃｒ　−Ｍｏ−Ｖ
系鋼の場合、　６００℃未満では十分な靭性が得られず
、また７５０℃を越えると逆に軟化して常温における引
張強さが低下する。したがって上記温度範囲にて行うこ
ととする。なお、加熱保持時間は３〜２０時間程度の範
囲から選択することができる。

次に上記熱処理方法が好適１ユ適用されるタービンロー
タ用Ｃｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼の組成およびそれらの構成比
を限定した理由（二つき説明する。なお、数字は重量比
である。

ｃ　：　０．１５〜０．３０チ 炭ムは焼入性を向上し、また引張強さを高めるのに寄与
する元素であるが、本発明においては高温で地鉄中に固
溶してオーステナイト組織とし、さらに炭化物、炭窒化
物を形成するのｆ二必要である。構成比は０．１５％未
満では好ましくないフェライトが生成し、　０．３０チ
を越えるときｆ二は靭性が低下するため、　０．１５〜
０．３０％とする。

８１　：　０．１％以下 ケイ素は溶解時ｇユ脱酸剤として添加されるが、０．１
％を越えると低温における靭性が著しく損われる。

Ｍｎ　：　１．０％以下 マンガンはケイ素と同じく溶解時ｆ二股酸剤としても作
用するが、焼入性を向上し常温における引張強さを高め
る作用もある。しかしながら、１．０％を越えると逆【
−靭性が低下する。

Ｎｉ　４Ｌ＜ＵＣｏｃＤ少なくと４１［ｆ：　０．１−
１．０％（全体） ＮｉおよびＣｏ１１−、いずれもδフェライトの生成を
抑えて低温における強度、靭性の向上Ｃ二必要な元素で
あるが、両者の和が０．１％未満ではその効果が十分で
なく、また１、０俤を越えると高温強度が低下するので
この範囲とする。

Ｃｒ　コ　０．５　〜３．０　％ クロムは焼入性を良好にし、高温強度を高め、また常温
における靭性を得るのに必要な元素であるが、構成比が
０．５％未満ではこれらの効果が十分Ｃ二現れず、また
３０チを越えると却って高温強度が低下する等の不都合
がある。

Ｍｏ　：　Ｑ、３〜１．５％ モリブデンはＰＬ（ＱＣを形成してクリープ破断強度を
高め、また焼戻し時に脆化するのを防ぐ作用がある。さ
らＣ二Ｃｏとの相互作用Ｃ二よって低温靭性が良好Ｃ二
なることも認められるが、０．３％以下ではこれらの効
果が不十分であり、１．５％を越えるとフェライト相を
生じやすくそのため靭性が劣化することがある。

Ｖ　：　０．１〜０．３％ バナジウムは高温強度向上に寄与する元素であるが、０
．１俤未満ではその効果が十分でなく、また０、３％を
越えるとフェライト相を生成しゃすくなるので、この範
囲とする。

ＮｂおよびＴａの少なくともいずれか１種：０．０１〜
０．３係（全体） ＮｂおよびＴａｉいずれもオーステナイト結晶粒の粗大
化を抑制する作用がある。したがって焼入温度をさらＣ
二高めることができるし、また結晶粒を微ｓｌｌ化して
延性、靭性を増すのＣ二有用である。

加えて、これらＮｂおよびＴａの炭化物および炭窒化物
は、分散析出させた場合には、クリープ特性な茗しく改
善するという顕著表効果を奏する。これらの効果を得る
ｆユけＮ’ｂおよびＴａの和がｏ、ｏｉｓ未満では十分
ではなく、また０、３０　％を越える場合には上記炭化
物および炭窒化物が粗大になって、分散析出させるのが
難しくなり、その結果延性。

靭性を低下させることがあるので上記範囲とする。

Ｂ　：　０．００２〜００２５％ ホウ素は焼入性を向上し、高温強度を改善することがあ
るといわれ、上記の範囲で含有させることがある。なお
、０．００２％未満ではその効果がなく０、Ｏｆ２５％
を越えた場合には鍛造性が害されることがある。

Ｎ　：　０．０２〜０．１％ 窒素は７エライ！・相の生成を抑えるとともに、Ｎｂお
よびＴＩＩの炭窒化物を形成する上で必要な元素である
が、窒素はピンホールやブローホール等の原因となり、
またＮｂおよびＴａの炭化物もこれらの炭窒化物と同勢
な作用を有することから％あえて添加しない場合もある
。炭窒化物を積極的に形成させる場合には０．０２％以
−ヒは必要で、上記ピンホール等を発生させないよう上
限を０．１％とする。

Ｗ　：　０．５〜２０チ タンゲステンはクリープ破断強さを向上させるのに寄与
する元素で、タービンロータ材には添加することがある
。０．５俤未満ではその効果が少なく、また２、０％を
越えるとフェライト相を生成するなど好ましくない作用
を示すので、添加する場合には上記範囲となるようにす
る。

なお、上記に含まれないｒｅ以外のその他の付随的不純
物とは、たとえばＰ、８などであり、通常の冶金的手段
により除くことができない程度のｍである。

［発明の実施例］ 本発明の実施例とそれらの試験結果ｇ二つき以下ζ−説
明する。

熱処理を行うべき試料は、第１表および第２表に示す合
金組成となるよう原料を配合して電弧炉で溶製し、真空
カーボン脱酸、真空造塊を行った後１円柱状に鍛造して
タービンロータ形状素体のモデルとして作成したもので
ある。こうして得たタービンロータ形状素体は直径６０
０　ｍ　、長さ８００關のものであり、実際のタービン
ロータ形状素体の一部をあられすモデルとして十分な大
きさである。かかるタービンロータ形状素体モデルＣ二
、第１表および第２衣に記載したよう（二、纂１図に示
す１〜■の熱処理を施した。なお、第１図中ＦＣは炉冷
な、　ＡＣは空冷を示す。

しかして第１表記載の合金組成および熱処理の組合せは
本発明の実施例をなすものであり、第２表記載のものは
参考に供するためＣ二行った比較例である。すなわち、
第１表の実施例１乃至１２はＮｂあるいはＴａを含有す
るＣｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼およびこ）′Ｌ５二Ｎ、Ｂ、Ｗ
等添加元巣を加えたものＣ１１０５０〜１１５０℃から
の焼鈍、９７０〜１０７０℃からの焼入れおよび６００
〜７５０℃での焼戻しからなる一連の熱処理を施したも
のである。これＣ二対し第２表に示したもののうち、比
較例１０１は単なるＣｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼であってＮｂ
、　’Ｉ’ａ、　Ｎ、　Ｉ３．　Ｗのいずれの元素も添
加されていない本発明と相違する組成のものＳ二、本発
明よりも焼鈍温度、焼入温度とともに低い従来より行わ
れていた熱処理■を施したものである。

また比較例１０２．１０３．１０４けＮｂ、Ｂ、Ｗが添
加されて本発明に包含されうる組成のものＩｎ、上記比
較例１０１と同じく本発明と相違する熱処′Ｍｉｖを施
したものである。さらに比較例１０５は比較例１０１と
同様にＮｂ、　Ｔａ、　Ｎ、　Ｂ、　Ｗのいずれの元素
も添加されていないＣｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼であるが、本
発明に包含されうる熱処理■を施したものである。

こうして熱処理を施したタービンロータ形状素体モデル
から試験片を切り出し、引張試験、衝撃試験、クリープ
およびクリープ破断試験を行った。

嶋３表は常温【二おける引張試験およびシャルピー衝撃
試験の結果を示すものである。この表から引張強さ、耐
力および延性・靭性に関し、本発明の実施例はいずれも
比較例と同程度の特性を有していることが理解される。

なお、比較例１０５はＮｂ。

Ｔａ等を添加していない組成からなるものに、本発明に
係る高温の熱処理を施したものであるため、延性・靭性
が極端に低下しているのである。

第４表は試験温度６００℃、負荷応力１４Ｋｆ／ｓＪ＊
１７〜／−の２棟類のクリープ試験を行った結果を示し
ている。この表Ｃ′−おいて、本発明の実施例はクリー
プ破断時間について、比較例Ｃ−較べ極めて優れた値を
示し、かつクリープ靭性Ｃユ関して伸び・絞りとも十分
満足しうる結果と々つている０以下余白 第３表 上スＴ　４≧ｂ 第４表 上ス王乍９ また第２図は第４表の試験温度６００℃、負荷応力１７
〜／−の試験を行ったときの、時間に対するクリープ伸
びを例示したものである。同図中の符号は実施例あるい
は比較例の番号を示している。

この図から明らかなように本発明に係る実施例６は、比
較例に較べて同一のクリープ伸びに至るのに極めて長時
間を要しており、クリープ伸び速度が非常に小さくなっ
ていることが理解される。

［発明の効果］ 上記実施例８二おいて明らか２二したごとく、本発明に
よれば低温における強度、靭性な犠牲ζユすることなく
高温におけるクリープ特性Ｃ二優れたタービンロータ形
状系体を得ることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は熱処理の工程を模式的に示した図％第２図は時
間に対するクリープ伸びを示す図である。 代理人　弁理士　則　近　憲　佑（ほか１名）−只

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 （１）鍛造成形されたＮｂまｆｃは（および）　Ｔａを
   含むＣｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼からなるタービンロータ形状
   素体をｓ　１０５０〜１１５０℃の範囲の温度まで加熱
   して焼鈍した後、９８０〜１０７０℃の・範囲の温度に
   加熱して焼入れ、さらに６００〜７５０℃の温度範囲で
   焼戻しするタービンロータの熱処理方法。 （２）前６己Ｃｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼は重量比で、Ｃ０，
   １５−０，３０％、　８１０．１％以下、　Ｍｎ　１．
   ０　％以下、全体で０．１〜１．０俤のＮｌもしく　ｉ
   ｊ　Ｃｏの少なくともいずれか１種、　Ｃｒ　０．５−
   ３．０％１Ｍ００．３−１．５％　、　Ｖ　Ｏ，１−０
   ，３俤、全体で０．０１〜０．３０チのＮｂもしくはＴ
   ａの少なくともいずれか１種、残部Ｆｅおよび付随的不
   純物よりなる特許請求の範囲第１項記載のタービンロー
   タの熱処理方法〇 （８）前記Ｃｒ　−Ｍｏ−Ｖ系鋼はｋｔ比で、ＣＯ，１
   ５〜０．３０％、　８１０．１％以下、　Ｍｎ　１．０
   ％以下、全体で０．１〜１，０チのＮ１もしくはＣＯの
   少なくともいずれか１種、　Ｃｒ　Ｑ、５　”　３．０
   チ、　Ｍｏ　ｏ、ａ　−１，５チ、　Ｖ　Ｏ，１〜０．
   ３チ、全体で０．０１〜０．３０％のＮｂもしくはＴａ
   の少なくともいずれか１釉、および１３０．００２〜０
   ．０１５％もしくけＮＯ，０２〜０．１％もしくはＷＯ
   ３５〜２，０チの少なくともいずれか１種、残部Ｆｅお
   よび付随的不純物よりなる特許請求の範囲第１項記載の
   タービンロータの熱処理方法。