JPS6070166A - 耐クリ−プ耐酸化性低合金鋼 - 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】 〔発明の利用分野〕 本発明は、ＮｉＣｒＭｏＶ鋼の改良に係り、特に高低圧
および低温、高温における蒸気環境下においても高温強
度、靭性および耐酸化性を有する高低圧一体型蒸気ター
ビン用ロータに用いる耐クリープ耐酸化性低合金鋼に関
するものである。

〔発明の背景〕

現在の蒸気タービン用ロータは、その使用蒸気の温度、
圧力によって高圧部、中圧部および低圧部からなシ、そ
れぞれの蒸気の温度、圧力に応じた強度、靭性および耐
酸化性を有する異種材質を組合せて構成されている。し
かし、蒸気タービン用ロータの高圧部、中圧部を構成す
る材料としては、蒸気によシ５３８〜５６６Ｃの高温に
さらされるため、高温下においても高強度を有すること
が要求されている。そのため、一般に高圧、中圧部は１
％Ｃｒ−１％　Ｍ　ｏ　−１，／　４　Ｖ鋼が使用され
ている。一方、低圧部には２００〜３００ｔＴの蒸気に
さらされるため、低温靭性の高い鋼たとえば高Ｎｉの１
．６〜３．　ｓ　％　Ｎ　ｔ　−１，２〜１．７％Ｃｒ
−０，４５ｌＭｏ−０，１３１Ｖ鋼、あるいは０．３５
１Ｃ以下を含む１．７〜３．５％Ｎ１−１．２〜１．７
チＣｒ−０，４５１Ｍｏ−０，１３％Ｍ鋼などが使用さ
れている。

最近、ロータとディスクの組合せ構造を簡略化するため
高圧部から低圧部までを同一材質で構成するいわゆる一
体型蒸気タービン用ロータが注目されている。この高低
圧一体型蒸気タービン用ロータに要求される材質として
は低温靭性にあわせて高温強度を有することが要求され
る。特に、木型化した一体型蒸気タービン用ロータでは
、ロータの外表部と中心部における冷却速度が異っても
長時間の使用によシ機械的性質の劣化、特に脆化を起さ
ないような材料で構成することが重要である。

しかしながら、現在、タービン、ロータに用いられてい
る１％Ｃｒ−１％Ｍ　ｏ−１／　４％Ｍ鋼では、高温で
のクリープ強度が低い一方、低温での靭性が十分でない
。特に外表部と中心部での焼入れ冷却速度が異なる場合
には機械的性質を均一にすることができない。特に、大
型化した場合には、中心部では焼入れの際の冷却速度が
３０〜４０ｐ以下となシ３５０〜５００ｃの温度領域で
おいて冷却されるため靭性が低下するとｈう欠点がある
。

また、５３８〜５６６ｃの蒸気温度領域においては、Ｏ
ｒ　Ｍ　Ｏ”Ｊ鋼の高温焼もどし脆化温度域（３７５〜
５７５Ｃ）に相当し、この温度範囲で長時間使用すれば
タービン、ロータは著しく脆化される。

近年、発電用蒸気タービンにおいては、電力消費量が昼
と夜で相違しているため、蒸気タービンの起動、停止回
数が増えてきている。そのため、蒸気タービン用ロータ
は起動−停止に伴う加熱−冷却が繰シ返されるため、経
済的に脆化して靭性が低下し、ついには、脆性破壊を起
す危険性が増大する。

そこで、高低圧一体型蒸気タービン用−一タ材としては
高いクリープ破壊強度、高い靭性および長期間の使用で
脆化しない材料が必要となってきている。特に、高圧部
および中圧部では５５０Ｃｘ１０ａｈ、で１０に９／咽
２以上のクリープ破断強度が要求される。さらに、高低
圧蒸気タービン用ロータの構成材料としては、上記クリ
ープ破断強度の目標値を満足すると共に、低圧部におい
て低温靭性も優れていることが必要である。

したがって、高低圧一体型蒸気タービン用ロータの構成
材料としては、低温靭性の優れた現用のＮｔ−ｃｒ−Ｍ
Ｏ−Ｖ鋼が最適’ｔＪる。

しかし、従来の低圧蒸気タービン用ロータにＮｉＣｒＭ
ｏＶ鋼を用いるときには、２００〜３００Ｃの蒸気中に
使用されるため、クリープ破断強度はあまシ要求されな
かった。

高低圧一体型蒸気ロータにＮｉＣｒＭＯＶ鋼を用いる場
合には、クリープ破断強度が低いため、使用中に破壊す
るという問題点を有していた。

一方、高低圧一体型蒸気タービン用ロータの高温側にお
いて、ロータの表面は高温の蒸気にさらされるため、酸
化スケールが生成する。そのため、酸化スクールは蒸気
タービンの起動、停止に伴うロータの膨張収縮によシ剥
離し、減肉の原因となると共に、表面欠陥を起こす。そ
のため、ロータ材としては高強度および高靭性を有する
と共に、高温蒸気に対する耐酸化性がよいことが要求さ
れる。

しかしながら、従来のＮｉＣｒＭｏＶ鋼では、高温蒸気
に対する耐酸化性が劣シ、酸化スケールの剥離による減
肉および表面欠陥を生ずるという問題点を有していた。

〔発明の目的〕

本発明の目的は、高圧部、中圧部および低圧部からなる
蒸気タービン用ロータヲＮ　ｉ　Ｃｒ　Ｍ　ＯＶ鋼の鍛
造品で一体に形成すると共に、ＮｉＣｒＭ　ｏ　Ｖ鋼に
特殊元素を添加して高温クリープ破断強度、靭性および
耐酸化性の優れた高低圧一体型蒸気タービン用ロータに
用いる低合金鋼を提供することにおる。

本発明の他の目的は、ロータの外表部と中心部における
冷却速度が異なる場合でも使用中に脆化を起さないよう
に改良したＮｉＣｒＭｏＶ鋼から構成した高低圧一体型
蒸気タービン用ロータを提供することにある。

〔発明の概要〕

本発明は、重量比でＣｉ　０．１５〜０．３５％。

５ｉＨ０，０５％以下、ＭｎＨｌ、０％以下、Ｎｉ；１
、５〜４．０％＋　Ｃｒ　；　１〜２　％、　Ｍｏ　；
　０．２〜０．８％、Ｖｉｏ、０７〜０．１５％、残部
Ｆｅおよび不可避的不純物からなるＮ　ｒ　Ｃｒ　Ｍ　
ｏ　Ｖ鋼において、ＮｂをＮｂ／Ｖの比で１〜２の範囲
に添加すると共に、Ｃｒを前記成分範囲で且つＣ＋Ｎ／
Ｃｒの比で１．５以下になるよう添加し、さらに不純物
であるＰ、Ｓｎ、Ｓｂ＋　Ｚｎ、Ｐｂ、Ａｓ、Ｃｕ。

Ａｔ、Ｂと、Ｓｉとを極力低くおさえた高低圧一体型蒸
気タービン用ロータに用いる大型鍛造品用低合金鋼であ
る。

本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン用ロータは、従
来使用されたＮｉＣｒＭｏＶ鋼から成る蒸気タービン用
ロータに比べてクリープ破断強度、低温靭性が優れてい
ると共に耐酸化性がよく実用上中動に使用に耐え得るも
のである。

特に、本発明においては、重量比でＣｉｏ、１８〜０．
２３％、　Ｓ　ｉ　；０．０５％以下、Ｍｎ１０．３〜
０．７　、　Ｎ　ｉ　Ｈ２〜ｓ、５．　ｃ　ｒ　；　１
．２〜ｘ、６％。

Ｍｏ　３０．４〜０．６’１．　Ｖ　＋　０．１〜０．
１３．　Ｎｂ　；０、１〜０．２５％および残部Ｆｅか
らなシ、Ｐ。

Ｓｂ、　ＳｎおよびＡｓの不純物が０．０３チ以下で、
且つＳｉ量との合計がｏ、　ｏ　８　％以下に抑制し、
焼入れ焼もどした状態で全ベイナイト組織を有する鍛造
品が好ましい。

本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン用ロータを構成
するＮＩＣｒＭｏＶ鋼を上記成分範囲に限定した理由は
次の通シである。

Ｃｉｏ、１５〜０．３５％ Ｃは焼入性を向上させ引張強さや耐力を向上させると共
に、ＭＯ，Ｃｒ、Ｖ、Ｎｂと結合して炭化物を形成し高
温クリープ破断強度を向上させるのに必要な元素である
が、０．１５％未満ではＣが炭化物の生成に消費される
ためフェライト相を生成し、実質的に完全ベイナイト組
織が得られず、引張強さとクリープ破断強度が得られな
い。一方、０．３５％を越えれば、炭化物が凝集して粗
大化し、靭性およびクリープ破断強度を却って低下させ
る傾向がある。したがってＣ量は１．５〜０．３５％の
範囲に限定した。さらに好ましくは０．１８〜０．２３
チの範囲がよい。

ＭＪｌ、０％以下 １１Ｊｎは脱酸および脱硫剤として作用すると共に、焼
入性および強度に寄与する元素であるが、あまり多量に
添加すると靭性を害すので１．０−以下とした。特に０
．３〜０．７優にするのが好ましい。

Ｎｉ；１．５〜４．０チ Ｎｉは焼入性を向上させると共に低温靭性を向（９） 上させるのにもつとも有効な元素である。しかし、１．
５ｑ６未満では強度、靭性が十分に得られない７一方、
４．０％を越えると、実質的に完全ベイナイト組織が得
られなくなると共に高温強度が得られないので、Ｎｉ量
は１．５〜４．０チの範囲に限定した。特に好ましくは
２〜３．５チがよい。

Ｃｒ１ｌ〜２％ Ｃｒは焼入性を向上させ、靭性およびクリープ破断強度
を向上させるのに有効な元素であると共に、耐酸化性に
寄与する元素である。しかし、１チ未満ではその効果が
小さく、また、２％を越えると、耐酸化性の向上に対す
る効果を除き、効果が飽和するので、Ｃｒ量は１〜２％
の範囲に限定した。さらにクリープ破断強度および靭性
を保持しつつ、耐酸化性を向上させるには、ＣｒはＣ＋
Ｎ／Ｃｒの比で１．５以下になるように添加することが
好ましい。従って、Ｃｒ量は少なくとも１．６〜２．０
％にすることが望ましい。

Ｍｌｏ、２〜０．８ ＭＯはＣおよびＣｒとの共存下で高温強度を向（１０） 上させると共に高温脆性ならびに焼もどし脆性を抑制す
るの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。また０、８チを越えると、フェライト生
成元素であるためＣｒと相乗して完全ベイナイト組織が
得られなくなるので、Ｍｏ量は０．２〜０．８％の範囲
に限定した。

ｖ；ｏ、ｏ７〜０，１５チ ＶはＣと結合して微細炭化物を析出して高温強度を向上
させるのに最も有効な元素であるが、０．０７％未満で
はその効果が少なく、０．１５％を越えると、高温延性
が低下するので、Ｖ量は０．０７〜０．１５％の範囲に
限定した。さらに、Ｃと結合して微細は炭化物を析出す
るＮｂとの関係から、■量は０．１〜０．１３　％の範
囲にすることが好ましい。

ＮｂＨｏ、ｏ７〜０．３チ Ｎｂは本発明において添加する重要元素であって結晶粒
を微細にして靭性を向上させると共に、微細な炭化物を
マトリックス基地に析出して高温強度、特にクリープ破
断強度を向上させるに必要（１１） 力元素である。Ｎｂ量はＶ量との関係においてＮｂ／Ｖ
の比が１〜２の範囲になるのが好ましい。

Ｎｂ／Ｖの比が１未満ではその効果が十分でなく、Ｎｂ
／Ｖの比が２を越えると、フェライト相が生成して強度
が低下する。Ｈｂ量はＮｂ／Ｖの比が１〜２となる０、
０７〜０．３係の範囲に限定した。

さらに好ましくはＮｂ量は０．１〜０．２５　％の範囲
とすることがよい。

さらに、本発明に係る耐クリープ耐酸化性低合金鋼は不
純物としての８　’　＋　Ｐ　、Ｓ　ｎＩ　Ｓ　ｂ＋Ａ
ＳＩ　Ｚｎ、ｐｂ、　Ｃｕ、ｈｔおよびＢの混入を極力
低くおさえることによシ、更にクリープ破断強度および
耐酸化性を改善したことにも特徴がある。

ｐ、ｓｂ、ｓｎおよびＡｓの不純物はクリープ破断強度
および靭性に対して有害な元素で、ｌ、Ｐが最も有害で
あＩ）、Ｓｂ、Ｓｎ、Ａｓの順となる。これらの合計量
が０．０３５％以上になると特に顕著であり、Ｓｔを含
めた合計量を０．０８チ以下とすることが好ましい。

（１２） また、上記のＰ、Ｓｂ、ＳｎおよびＡｓに加えてＡｔ、
Ｚｎ、Ｃｕ、Ｐｂ、Ｂは高ｍ蒸気におｆｆる耐酸化性を
低下させる元素でｓｂ、ｓｌを含めた混入量が０．２５
％以上になると、高度蒸気中で耐酸化性を著しく低下さ
せる。従って、不純物の混入量を０．２％以下に抑制す
ることが好ましい。

本発明に係る耐クリープ耐酸性低合金鋼は、上記化学組
成から構成され、焼入れ焼もどし状態で完全ベイナイト
組織を呈している。ベイナイト組織を有する低合金鋼は
最もすぐれたクリープ破断強度を有している。このベイ
ナイト組織は焼入れ焼もどし処理によって得られるが、
完全ベイナイト組織を得るにはＣ，Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、
ＭＯおよびＶの添加量を相乗的に成分調整することが必
要である。

次に、本発明に係る耐クリープ耐酸化性低合金鋼を製造
する際の留意点を説明すると、溶鋼中のＰ、Ｓｂ、Ｓｎ
およびＡｓを低めるには、使用する原料を精選すると共
に、溶鋼を減圧下に保持しながらＡｒまたはＨｅなどの
不活性ガスをランス（１３） を介して溶鋼中に吹込む。このようにすれば％ＰＩＳｂ
、ＳｎおよびＡ８は減圧下で酸化反応が促進されて酸化
物として廖鋼上に浮上除去されると共に、不活性ガスの
吹込みによる攪拌により、気化されて除去される。一方
、脱酸剤としてのＳｉを添加しない場合にはｈｒｉたは
Ｎｅの不活性ガスを溶鋼中にランスを介して吹込むこと
によシ、溶鋼中のＣとＯとを反応させて脱酸作用を補う
ことができる。

〔発明の実施例〕

次に、本発明の実施例について説明する。

まず、原料を精選してアーク電気炉で溶解し、次いて、
本発明についてはアーク電気炉から出鋼した溶鋼を取鍋
炉内に移注して取鍋精錬を行った。

この取鍋精錬では１ｔＯｒｒの真空に保持して加熱し、
取鍋炉底部の孔からＡｒガスを容鋼中に吹込み、脱ガス
および酸化物の浮上によシネ細物（Ｓ　１１　’Ｐ＋　
Ｓｎｇ　Ｓ　ｂｅ　Ｚ”ｒ　Ｐ　Ｊ　Ａ８＋Ｃｕ＃ＡＡ
およびＢ）を除去し、次いで再びＡトガスを吹込みなが
゛らアークによシ溶鋼を加熱した後、（１４） 真空鋳造してインゴットを得た。さらにインゴットを所
定形状に鍛造し、続いて８４０Ｃに加熱して１時間保持
した後、６００　Ｃ／　ｈ　ｒの冷却速度で焼入れ処理
節して、さらに６３０ＣＸ１０ｈｒ空冷焼もどしを行っ
て供試材とした。また、焼入れの冷却速度の影響をみる
ため、冷却速度を５０Ｃ／ｈ　ｒで焼入れした供試材を
も準備した。

一方、比較鋼はアーク電気炉で溶解した溶鋼をそのまま
真空鋳造してインゴットとし、鍛造して所定形状にした
後、上記と同様の熱処理を施した。

第１表には本発明鋼と比較鋼の化学組成が示されている
。

（１５） ワｎｎ このように得られた各供試機（Ｎｏ　１〜１９）につい
て引張クリープ試験、シャルピー衝撃試験および高温酸
化試験を行った。

第１図は代表的な本発明鋼（ＡＩ、Ａ２．Ａ３およびＡ
４）と比較鋼（Ａｌ　４　、　Ａｌ　５　）でのクリー
プ破断強度を示す線図であって、クリープ破断強度はラ
ルンンミラーパラメータで計算した５５０Ｃ×１０１１
　ｈｒＯ値である。図から本発明鋼／Ｉ６１〜４は比較
鋼Ａ１４．１５に比べて高いクリップ破断強度を示すこ
とがわかった。

第２図はＮｂ量とクリープ破断強度との関係を示す線図
である。図中の括弧内の数値はＮｂ／ｖの比を示し、Ｎ
ｂ量（チ）が０．１％（Ｎｂ／Ｖの比が１．１）以上で
はクリープ破断強度はよいが、０．２３チ（Ｎｂ／Ｖの
比で１．９）以上になるとかえって低下する傾向を示す
。Ｎの適正な添加はクリープ破断強度を向上させるに効
果的であることがわかった。

第３図〜第５図は２ｒＩｒ１ｎｖノツチシヤルピ一試験
片（ＪＩＳＺ２２０２４号）によシャルピー衝撃試験１
７） 験を行った結果を示す線図でおって、図中のＦＡＴＴは
５０％脆性破面率せん移温度を示している。第３図は本
発明鋼ＡＩ、Ａ２．Ａ４と比較鋼Ａ１４を８４００に加
熱して１時間保持した後、６００ｒ／ｈｒの冷却速度で
焼入れ処理を施し、３００．４００および５００　ＣＸ
　１０００　ｈ　ｒ加熱した後のＪＰＡＴＴと、加熱温
度との関係を示すバンド図である。図から比較鋼が加熱
温度の上昇に伴って脆化しているのに比べて本発明鋼で
は加熱温度が上昇してもほとんど脆化を起さず、切欠き
靭性に優れていることがわかった。

第４図はＪＰＡＴＴとＢ　ｉ、ｐ、ｓｂ、ＳｎおよびＡ
８の不純物の合計量との関係を示す線図である。なお、
とのΔＦＡ’Ｉ’Ｔは５００ｃで加熱して１０００時間
保持して脆化処理を施した供試材（扁１〜４　、　Ａ　
１４　、屋１５）を用いてめた。

図に示すように、Ｓ　ｉ＋Ｐ＋Ｓ　ｂ十ｓ　ｎ＋Ａ　ｓ
の量が０．０８　％以下である本発明鋼はよい切欠き靭
性を示すが、０．１％以上を含む比較鋼では切欠き靭性
が悪い。Ｓ　ｉ＋Ｐｆｓｂ＋５−４）＋ＡｓＯ量（１８
） が０．０８％以下であることが好ましいことがわかった
。

第５図は本発明鋼扁１と比較鋼扁１４についてＪＰＡＴ
Ｔに及ばず焼入冷却速度の影響を示す線図である。なお
、６００Ｃ／ｈｒとｓｏｃ／ｈｒの焼入れ冷却速度で焼
入れした後、５００Ｃ×１０００ｈｒの脆化処理を施し
た供試材について試験した。本発明鋼では焼入冷却速度
を遅くしてもＪＰＡＴＴはほとんど変わらないが、比較
鋼では焼入冷却速度が遅くなるなどＪＰＡＴＴが大きく
々シ切欠き靭性が劣化するようになる。

次に、本発明鋼と比較鋼について酸化試験を行った結果
を第６図〜第９図に示す。耐酸化性は２００〜５００Ｃ
の蒸気中で１００時間保持した後の酸化減量で評価した
。

第６図は本発明鋼Ａ１．Ａ１２および比較鋼屋１８にお
いて蒸気温度と酸化減量との関係を示す線図である。蒸
気温度が高くなるほど、酸化減量は本発明鋼、比較鋼と
も増加するが、本発明鋼では３５００以上の苛酷な酸化
条件でも比較鋼に比（１９） ぺて優れた耐酸化性を有することがわかった。

第７図および第８図はＣｒ量およびＣ＋Ｎｉ／Ｖの比と
酸化減量との関係を示す線図であって、この酸化減量（
ｎ１ｇ／ｄ）は４５０Ｃの蒸気中に１００時間保持した
後の酸化による減少量である。

Ｃｒ量が増すに従って、酸化減量は小さくなる。

しかしながら、Ｃ十Ｎｉ／Ｃｒの比が１．５を越えると
、酸化減量が大きくな・シ、耐酸化性が劣化する。従っ
て、Ｃ＋Ｎ　ｉ／Ｃｒの比は１．５以下にする必要があ
る。したがって、Ｃ−１−Ｎｉ／Ｃｒの比との関係で、
Ｃｒ量は１．６〜２．０チの範囲とすることが好ましい
。一方、Ｃｒ量が３．５チ以上のものについては示され
ていないが、本発明鋼ではＣ量を低くおさえているため
、フェライト生成元素であるＣｒをあまり多く含有させ
るとフェライト相を生成し、強度、靭性がそこなうので
、上記の範囲にした。

第９図はｓｉ、ＰＩ　ｉ９ｎ、ｓｂ、ｚｎ、ｐｂ。

Ａ８１　ＣＬＩ、ＡｔおよびＢの不純物量と酸化減量と
の関係を示す線図である。酸化試験は４５０Ｃ（２０） の蒸気中に供試材を１００時間保持して実施した。

図に示すように、不純物が多く混入するほど、酸化減量
が増し、耐酸化性が劣化することがわかった。本発明鋼
は耐食性特に耐酸化性を改善するために不純物量を下げ
たことに重要なポイントがある。特に、不純物量は少な
くとも０．２チ以下におさえることが好ましい。

〔発明の効果〕

以上説明したように、本発明に係る耐クリープ耐酸化性
低合金鋼によれば、高圧部、中圧部および低下部からな
る蒸気タービン用ロータを一体的に形成する材料として
、高温、低温の蒸気下で使用しても高温クリープ破断強
度、靭性および耐酸化性が優れ、苛酷な条件での永年の
使用に耐える高低圧一体型蒸気タービン用ロータを提供
できるという顕著な効果を有している。

さらに、外表部と中心部における冷却速度が異なる大型
ロータにおいて、蒸気タービンの起動−停止を繰９返し
ても脆化を起さないという利点を兼ね備えている。

（２１）

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明鋼、比較鋼のクリープ破断強度を示す線
図、第２図はＮ量とクリープ破断強度との関係を示す線
図、第３図は脆性処理の温度とΔＦＡＴＴとの関係を示
す線図、第４図はｓｉ、ｐ。 Ｓｂ、　ＳｎおよびＡｓの不純物量とΔＦＡＴＴとの関
係を示す線図、第５図は本発明鋼、比較鋼におけるΔＦ
ＡＴＴに及ぼす焼入冷却速度の影響を示す線図、第６図
は本発明鋼、比較鋼において蒸気温度と酸化減量との関
係を示す線図、第７図林および第８図はＣｒ量およびＣ
＋Ｎｉ／Ｃｒの比と酸化減量との関係を示す線図、第９
図はｓｉ、ｐ。 Ｓｎ、Ｓｂ、Ｐｂ、Ａｓ、Ｃｕ、ＡｔおよびＢの不純物
量と酸化減量との関係を示す線図である。 代理人　弁理士　鵜沼辰之 （２２） 第１図 ＮＯ，ｌ　ＮＯ，Ｉ　Ｎｏ、３　Ｎ０Ａ−Ｆ、＋ルＮＯ
，１５早２図 Ｎｂ量（ス） 高３図 力０寮外温度（°Ｃ） １咽 Ｓｔ＋Ｐ＋Ｓｂ＋Ｓｎ＋Ａｓｔ（％） 第５図 燻Ｘ命却袢度（”Ｃ／　ｈ） 荊６区 私産（°Ｃ） も′Ｖワ ｃ、？ｔ　γ・ 躬８図 Ｃ＋Ｎ′／ｃ計・上ヒー

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、重量比でＣ７Ｏ，１５〜０．３５％、５ｉＢ０．０
   ５チ以下、Ｍｎ；１．０％以下、Ｎ　ｉ　；　１．５〜
   ４．０％、Ｃｒ；１〜２％、Ｍ　ｏ　３０．２〜０．８
   　％、Ｖ　；０．０７〜０．１５　％、残部Ｆｅおよび
   不可避的不純物からなる低合金鋼において、ＮｂをＮｂ
   ／Ｖの比で１〜２の範囲で添加したことを特徴とする耐
   クリープ耐酸化性低合金鋼。 ２、Ｎｂの添加量は少なくとも重量比で０．０７〜０．
   ３チであることを特徴とする特許請求の範囲第１項記載
   の耐クリープ耐酸化性低合金鋼。 ３、Ｃｒは（Ｃ＋Ｎｉ）／Ｃｒの比で１．５以下に添加
   したことを特徴とする特許請求の範囲第１項および第２
   項記載の耐クリープ耐酸化性低合金鋼。 ４．０ｒ添加量は少なくとも１．６〜２．０％であるこ
   とを特徴とする特許請求の範囲第３項記載の耐クリープ
   耐酸化性低合金鋼。 ５、Ｐ　ｒ　Ｓ　ｂ＋　Ｓ　”＋　Ａ　８の不可避的不
   純物とＳＩとの合計量が０．０８％以下であることを特
   徴とする特許請求の範囲第１項および第２項記載の耐ク
   リープ耐酸化性低合金鋼。 ６、Ｐｔ　Ｓｎ＋　３ｂ、Ｚｎ、Ｐｂ＋　Ａｓ、Ｃｕ。 Ａｔ、Ｂの不可避的不純物とＳｉとの合計量が０．２％
   以下でおることを特徴とする特許請求の範囲第３項およ
   び第４項記載の耐クリープ耐酸化性低合金鋼。