JP2004150443A - 蒸気タービン翼とそれを用いた蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラント - Google Patents

Abstract

【課題】
本発明の目的は強度及び靭性の高いマルテンサイト系鋼を用いた蒸気タービン翼とそれを用いた低圧蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラントを提供することにある。
【解決手段】
本発明は、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.５０％以下，Ｍｎ１.５０％以下,Ｃｒ８.０〜１３.０％，Ｎｉ２〜３.５％，Ｍｏ１.５〜４.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種の合計量が０.０２〜０.３０％、及びＮ０.０４〜０.１５％を含有するマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼と、それを用いた蒸気タービン並びに蒸気タービン発電プラントにある。
【選択図】図８

Description

本発明は新規な蒸気タービン翼に係り、特に低圧蒸気タービンの最終段動翼として１２％Ｃｒ系鋼を用いた低圧蒸気タービンとそれを用いた蒸気タービン発電プラントに関する。

現在、蒸気タービン用動翼には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ガスタービンの熱効率の向上が、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。

熱効率の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。

また、破壊に対する安全性確保の観点から、高強度で高靭性が要求される。

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。

また、低圧蒸気タービン用最終段動翼材として１２Ｃｒ系マルテンサイト鋼からなること、それを用いた低圧蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラントはＷＯ９７／30272 号公報に開示されている。更に、３０００rpm ，４８インチ低圧タービン翼として１７−
４ＰＨ鋼が三菱重工技報、Ｖol.３５，Ｎo.１（１９９８−１）に開示されている。

特開平１１−６２５０３号公報

しかし、前者のＷＯ公報には低圧蒸気タービンの最終段動翼として、回転数３０００
rpm に対し翼部長さ４３インチ，３６００rpm に対し３５.８ インチ翼について示されているが、それ以上の翼部長さに対しては具体的に開示されていないし、その翼形状及び低圧蒸気タービンの大きさについても全く開示されていない。

更に、後者の公報にはより長翼化への対応及び強度と靭性について全く開示されていない。

本発明の目的は、翼部長さとして３０００rpmに対して４８インチ以上又は３６００rpmに対して４０インチ以上を達成することができるより高強度で高靭性を有するマルテンサイト鋼からなる蒸気タービン翼、それを用いた低圧蒸気タービンと蒸気タービン発電プラントを提供するにある。

本発明は、翼部長さが３０００rpm に対して４５インチ以上又は３６００rpm に対して３７.５インチ以上であり、２０℃Ｖノッチ衝撃値が６kg・ｍ／cm²以上及び２０℃引張強さが１４０kg／mm² 以上、好ましくは１５０kg／mm²以上、より好ましくは１５２kg／mm²以上を有する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翼にある。後者の引張強さに対しては各々５kg・ｍ／cm² 以上及び６kg・ｍ／cm² 以上が好ましい。

本発明は、２０℃Ｖノッチ衝撃値（kg・ｍ／cm²）(ｙ)が２０℃引張強さ（kg／mm²）
(ｘ)より、ｙ＝−０.４４ｘ＋６８、好ましくはｙ＝−０.４４ｘ＋７１、より好ましくはｙ＝−０.４４ｘ＋７３ の式によって求められる値以上を有するマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼にある。

前記蒸気タービン翼は重量で、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼よりなることが好ましい。

本発明は、重量で、Ｃ０.１９〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼にある。

上述の蒸気タービン翼は重量で、Ｃ０.２５〜０.４０％及びＭｏ１.５〜２.０％又は
Ｃ０.１９〜０.４０％及びＭｏ３〜４％を含むことを特徴とする。

本発明は、翼部長さが、３０００rpm に対し４５インチ以上又は３６００rpm に対し
３７.５インチ以上であり、重量で、Ｃ０.１６〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下,Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ２〜３.５％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼にある。

本発明は、翼部長さが、３０００rpm に対し４５インチ以上又は３６００rpm に対し
３７.５インチ以上であり、重量で、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下,Ｍｎ１.５％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含み、前記Ｃ量とＭｏ量がＡ(０.２１％，１.５％)，Ｂ(０.１５％，２.５％)，Ｃ(０.１５％，３.２％)及びＤ(０.２５％,４.０％) を結ぶ範囲内であるマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼にある。更に、好ましくはＥ(０.３９％，１.９％)，
Ｆ(０.２１％，２.４％)，Ｇ(０.２５％，３.９０％)を結ぶ範囲内である。

本発明は、高圧タービン，中圧タービン及び１台又は２台の低圧タービンをタンデム又はクロスに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンはその最終段翼が前述のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。

本発明は、高圧タービンと低圧タービンと発電機及び中圧タービンと低圧タービンと発電機とをタンデムに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンはその最終段翼が前述のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。

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ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼の最終段が前述のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。

回転数が３０００rpm又は３６００rpmである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、前記最終段動翼が前述のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする。

前記ロータシャフトは、該ロータシャフト内中心部の室温の０.０２％ 耐力が８０kg／mm² 以上，０.２％耐力が８７.５kg／mm² 以上又は引張強さが９２kg／mm² 以上及びFATTが−５℃以下又は２０℃Ｖノッチ衝撃値が１０kg・ｍ以上であるベーナイト鋼よりなることが好ましい。

前記ベーナイト鋼は、重量で、Ｃ０.２０〜０.２８％,Ｓｉ０.１５％以下,Ｍｎ０.２５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％及びＶ０.０５〜０.２０％を含む鍛鋼よりなるのが好ましい。

本発明に係る蒸気タービン翼として、３０００rpmに対して４６″又は３６００rpmに対して３８.５″に要求される２０℃引張強さは１４７kg／mm² 以上及び０.０２％耐力は
１０１kg／mm² を有するものが好ましい。

本発明に係る蒸気タービン翼は翼部の幅方向の傾きが植込み部近傍が回転軸の軸方向に対してほぼ平行であり、翼部先端が前記軸方向に対して好ましくは６５〜８５度傾いており、より７０〜８０度が好ましい。

本発明は、翼部長さが３０００rpmに対し４５インチ以上又は３６００rp に対し37.5インチ以上であり、植込み部が４５インチ以上に対し９本以上及び３７.５ インチ以上に対し７本以上であるフォーク型又は４段以上の突起を有する逆クリスマスツリー型であることが好ましい。

本発明は、前記翼部先端の幅に対する植込み部幅が２.１〜２.５倍であることが好ましい。

本発明は、前記翼部先端部のリーデング側にエロージョン防止シールド部が設けられ、植込み部がフォーク型で、ロータシャフトへの固定用ピン挿入孔が複数段に設けられ、該挿入孔の直径は前記翼部側がその反対側より大きいことが好ましい。

低圧タービンは、前記最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し３５２０mm以上好ましくは３６００〜３７５０mm又は前記３６００rpm に対し２９３０mm以上好ましくは３０００〜３１３０mmである。

低圧タービンは、最終段動翼の平均直径が前記３０００rpm に対し２８００mm以上好ましくは３０００〜３０４０mm又は前記３６００rpm に対し２３３０mm以上好ましくは2400〜２５３０mmである。

上述の要件は以下の発明に適用できるものである。

本発明は、前述の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５３８〜６６０℃（５３８℃，５６６℃，５９３〜６０５℃，６１０〜６２０℃，６２０〜６３０℃,６３０〜６４０℃）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３５０〜４００℃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の全部が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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２段、又は３段までをＮｉ基合金によって構成されることが好ましい。

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５３８〜６６０℃及び圧力が２５０kgｆ／cm²以上(好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm²) 又は１７０〜２００kgｆ／cm²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（５３８℃，566℃，６１０℃，６２５℃，６４０℃，６５０℃，６６０℃）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１７kgｆ／mm² 以上)であるＣｒ８.５ 〜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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２段又は３段までをＮｉ基合金からなり、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１０.５
kgｆ／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高圧蒸気タービン，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とするのが好ましい。

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又は前記動翼及び静翼の少なくとも一方の初段が重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.６％以下、好ましくは０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは０.０５〜
１.５％，Ｃｒ８.５〜１３％、好ましくは９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ
０.０５〜０.５％、好ましくは０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種
０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％、好ましくは０.０１〜０.０６％，Ｍｏ１.５％以下、好ましくは０.０５〜１.５％，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜４.０％，Ｃｏ１０％以下、好ましくは０.５〜１０％，Ｂ０.０３％以下、好ましくは０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、
５９３〜６６０℃の蒸気温度に対応するのが好ましく、又はＣ０.１〜０.２５％，Ｓｉ
０.６％以下，Ｍｎ１.５％以下，Ｃｒ８.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.５％ ，Ｗ０.１０〜０.６５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.２０％，Ａｌ０.１％以下，Ｍｏ１.５％以下，Ｎ０.０２５〜０.１％を有し、８０％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、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％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.１５％，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。

本発明に係る高圧蒸気タービンは、前記動翼が７段以上、好ましくは９段以上、好ましくは９〜１２段有し、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（好ましくは５１００〜６５００mm）が好ましい。翼部長さは初段から最終段まで２５〜１８０mmが好ましい。

本発明に係る中圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各６段以上、好ましくは６〜９段を有し、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（好ましくは５１００〜６５００mm）が好ましい。翼部長さは６０〜３００mmが好ましい。

本発明に係る低圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各５段以上、好ましくは６段以上、より好ましくは８〜１０段有し、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６５００mm以上（好ましくは６６００〜７５００mm）が好ましい。翼部長さは初段が９０mm以上が好ましく、最終段が前述の長さとするものである。

本発明に係る高圧，中圧及び高中圧タービン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、Ｃｒ当量を４〜８に成分調整することが好ましい。

Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ
−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ
本発明に係る高中圧一体型蒸気タービンは、高圧側前記動翼は７段以上好ましくは８段以上及び中圧側前記動翼は５段以上好ましくは６段以上有し、前記ロータシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)が６０００mm以上（好ましくは６１００〜７０００mm）が好ましい。翼部長さは高圧側が２５〜２００mm、中圧部が１００〜３５０mmが好ましい。

（１）本発明の蒸気タービン翼は、高速回転による高い遠心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とすることが最も好ましい。

本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当量が１０以下、好ましくは４〜１０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。

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、１０００℃〜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、５４０〜６２０℃で焼戻し、特に５４０℃〜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１０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高くするのが好ましい。また、残留オーステナイトをより完全に分解するためにドライアイス又は液体窒素温度まで冷却する深冷処理を施すことが好ましい。

本発明の低圧タービン最終段翼部長さは前述のように３６００rpmに対しては９５２.５mm(３７.５″) 以上、好ましくは１０１６mm(４０″)〜１０６７mm(４２″)及び３０００rpmに対しては１１６８.４mm(４６″)以上、好ましくは１２１９.２mm(４８″) 〜1270mm(５０″)である。

Ｃは高い引張強さと靭性を得るために０.１３％以上、また、０.４％を超えて多くすると、靭性を低下させる恐れがある。特に、Ｍｏ量との関係によって０.１３〜０.４０％，０.１９〜０.４０％又は０.２５〜０.４０％とすることが好ましい。

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、０.５％ 以下、より０.２５％ 以下が好ましい。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。

少量の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、１.５ ％以下が好ましい。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０.０５〜０.２％が好ましい。

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、Ｃｒは８〜１３％が好ましい。特に強度の点から１０.５〜１２.５％が、より１１〜１２％好ましい。

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４％を超えるとδフェライト生成原因になるので１.５ 〜４％とする。特に、Ｃ量との関係から１.５〜２.０％，２.０〜３.５％，３〜４％が好ましい。なお、ＷもＭｏと同じ様な効果があり、より高強度化のためにその一部を置換させて好ましくは２％以下含有させることができる。

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％，Ｎｂ０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.３５％ ，Ｎｂ０.３％以下がδフェライト生成の抑制から好ましい。特にＶは０.１５〜０.３０％、より０.２５ 〜0.30％、Ｎｂは０.１０〜０.２０％、より０.１２〜０.１８％が好ましい。Ｎｂの代わりに
Ｔａを全く同様に添加でき、複合添加においても合計量で同様の含有量とすることができる。

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、３.５％を超える添加で効果が飽和する。特に、２.６〜3.2％が好ましい。

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０.０４％ 未満ではその効果が十分でなく、０.１５％ を超えると靭性を低下させる。特に、０.０６〜０.１０％の範囲で優れた特性が得られる。

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Ｐ０.０１５％以下，Ｓ０.０１５％以下が好ましい。特に、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。

さらに、本発明においては、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ｔａ等のＭＣ炭化物形成元素を１種又は２種，３種，４種の各々の組合せで合計で０.５％ 以下含むものが好ましい。その他に、塑性加工性，靭性を改善するためにＡｌ，Ｃａ，Ｍｇ，Ｙ，希土類元素の少なくとも１種又は合計で０.２％以下含有させるのが好ましい。

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・冷却し（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。第２次焼戻しは第１次焼戻し温度より高い温度とするものである。

最終段動翼の先端リーデングエッヂ部にはＣｏ基合金からなるエロージョン防止層が設けられているのが好ましい。Ｃｏ基合金は重量でＣｒ２５〜３０％，Ｗ１.５〜７.０％，Ｃ０.５〜１.５％を有する板材を電子ビーム又はＴＩＧ溶接によって接合するのが好ましい。

（２）本発明に係る高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気タービンロータシャフトはそのジャーナル部に軸受特性の高いＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層を形成することが好ましく、溶接材を用いて好ましくは３層〜１０層のいずれかの層数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重量％程度少なくし、４層目以降の溶接層のＣｒ量を０.５〜３重量％（好ましくは１〜２.５重量％）とするものである。

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。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるスリーブの焼ばめ，はめ込みとする構造とすることもできる。

溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げるのに３層以上が好ましく、１０層以上溶接してもそれ以上の効果は得られない。一例として最終仕上げで約１８mmの厚さが要求される。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少なくとも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。

（３）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マルテンサイト系耐熱鋼が好ましい。

２５０kgｆ／cm² 以上の超々臨界圧タービン高圧，中圧又は高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は、その使用温度に対して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以上が要求される。

内部ケーシング材として具体的な組成は、重量で、Ｃ０.０６〜０.１６％（好ましくは０.０９〜０.１４％），Ｎ０.０１〜０.１％（好ましくは０.０２〜０.０６％），Ｍｎ１％以下（好ましくは０.４〜０.７％），Ｓｉ無添加又は０.５％以下(好ましくは０.１〜
０.４％)，Ｖ０.０５〜０.３５％(好ましくは０.１５〜０.２５％)，Ｎｂ０.１５％以下（好ましくは０.０２〜０.1％），Ｎｉ０.２〜１％（好ましくは０.４〜０.８％），Ｃｒ８〜１２％(好ましくは８〜１０％、より好ましくは８.５〜９.５％），Ｗ１〜３.５％，Ｍｏ１.５％以下（好ましくは０.４〜０.８％）及び残部Ｆｅからなるマルテンサイト鋳鋼が好ましい。

Ｗ量は、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％、６６０℃では３.１〜３.５％が好ましい。

Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高める効果があり、Ｔａ０.１５％ 以下，Ｔｉ
０.１％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。

（４）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍｎ０.２５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５％，Ｍｏ０.２５〜
０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有し、Ｆｅ９２.５％以上の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，Ｓｎ等の不純物を極力低めた原料を用い、総量０.０２５％以下、好ましくは
０.０１５％ 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，Ａｓ0.005％以下，Ｓｂ０.００１％ 以下が好ましい。本ロータシャフトは前述の回転数に対する特定の長さを有するマルテンサイト鋼を有する最終段動翼と密接な関係を有する。本発明に係るロータシャフトは後述の実施例に記載のとおりである。本発明に係るロータシャフトには中心孔を有するものに対しては最終段動翼としてフォーク型のもの、中心孔を設けないものに対しては逆クリスマスツリー型のものを設けるのが好ましい。

（５）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％，Ｓｉ
０.１〜０.５％，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。

（６）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％，Ｍｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。

（７）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％，Ｍｏ０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.０３〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，Ｂ
０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼が好ましい。

（８）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Ｃ０.１０〜０.２０％，Ｓｉ０.０５〜０.６％，Ｍｎ０.１〜１.０％,Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０２５％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％，Ｍｎ０.２０〜０.５０％，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。

（９）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、好ましくは高圧タービン及び高中圧タービンの高圧側は２段又は３段まで、中圧タービン及び高中圧タービンの中圧側は２段までを前述のマルテンサイト鋼に代えて重量で、Ｃ０.０３〜０.２０％（好ましくは０.０３〜０.１５％），Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９〜２０％（好ましくは１２〜２０％），Ｃｏ１２％以下（好ましくは５〜１２％），Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ１〜３％，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、時効処理される。

本発明によれば、低圧蒸気タービンの最終段翼として要求される引張強さ及び靱性が満足され、その結果、３０００rpm に対して４８インチ以上又は３６００rpm として４０インチ以上の翼部長さを有する長翼を使用した低圧蒸気タービンが達成できる顕著な効果が得られる。そして、蒸気タービン発電プラントとして、より高い熱効率とコンパクト化が達成される顕著な効果が発揮される。

〔実施例１〕
表１は蒸気タービン用長翼材に係る１２％Ｃｒ鋼の化学組成（重量％）を示し、残部はＦｅである。各試料はそれぞれ１５０kg真空アーク溶解し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料Ｎo.１及び１５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.１１及びＮo.１６〜Ｎo.１９は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れ、Ｎo.１２〜１４及びＮo.２０，２１は１０７５℃で１時間加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５６０℃（低温戻し）に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に５８０℃（高温戻し）に加熱し２ｈ保持後室温まで空冷した（２次焼戻し）。Ｎo.２２及び２３は１０７５℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで液体窒素までの深冷処理を行い、更に５７０℃で２ｈ加熱保持し室温まで空冷した。いずれのものも全焼戻しマルテンサイト組織を有していた。

表１において、Ｎo.３〜７及び１６は比較のもの、８〜１５，１７〜２３は本発明に係る材料及びＮo.１及び２は、現用の長翼材である。

表２はこれらの試料の室温（２０℃）の機械的性質を示す。本発明に係る材料の（Ｎo.９，１０，１３，１４，１７〜２３）は、翼部長さ４６インチ以上の３０００rpm 蒸気タービン用長翼材として要求される引張強さ(１４３kgｆ／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。尚、表中Ｎo.１〜１１，Ｎo.１２〜１４及び２０，２１の上段は高温戻し材、及びＮo.１２〜１４の下段は低温戻し材、更にＮo.２２，２３の下段は深冷処理材の値である。

これに対し、Ｎo.１，６及び１６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。Ｎo.２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎo.３，４，５及び７は、衝撃値が３.８kgｆ−ｍ／cm²以上及び引張強さ１２８.５kg／mm²以上であり、翼部長さ４３インチ以上に対しては満足するものである。

図１は引張強さとＣ量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さはＭｏ量との関係によってＣ量の効果は著しく異なる。Ｍｏ量が１.７〜３.１％の範囲のものはＣ量の増加とともに引張強さが増加する。Ｃ量が０.１３％ 前後で１３０〜１３８kg／mm² であるのに対し、０.１５〜０.２３％ではいずれも１４０kg／mm² 以上で、１４２〜１４５kg／mm²の高い強度が得られる。更に、Ｃ量を０.２４〜０.３２％では１４５kg／mm²を超え１５２kg／mm²のより高い強度が得られる。また、Ｍｏ量が３.２％以上のものはＣ量が
０.１７％以上で１３５kg／mm²以上、更にＣ量０.１８％を超えるものでは１４０kg／mm²以上、Ｃ量０.２１％以上では１４５kg／mm² 以上の引張強さが得られる。

図２は引張強さとＭｏ量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さはＭｏ量の増加とＣ量の増加によって顕著に高くなる。Ｃ量が０.１３〜０.１４％ではＭｏ量が2.0〜３.２％で引張強さが１３２〜１３５kg／mm² の高い値が得られ、更にＣ量が０.１５〜０.１６％ではＭｏ量が２.０％以上で１３７kg／mm²以上、Ｍｏ量２.４〜４％では１４０kg／mm² 以上となる。また、Ｃ量０.１９〜０.２３％ではＭｏ２.０〜３.５％で１４０kg／mm²以上が得られ、特にＭｏ２〜３.２％ では１４２kg／mm²以上の高い値が得られる。より２.４〜３.１％のＭｏでは１４５kg／mm² 以上のきわめて高いものが得られる。尚、Ｎo.１２〜１４を図中に示していないのは、他のものと焼入温度が異なること及びＣｒ量が異なることからである。更に、Ｃ量を０.２５〜０.３２％とすることによりＭｏ量を２〜４％において１４５kg／mm²を超える１４７〜１５２kg／mm²のより高い強度が得られる。特に、Ｍｏは２.２〜３.８％において１４８kg／mm² 以上の強度が得られる。

図３は引張強さと(Ｍｏ／Ｃ)比との関係を示す線図である。Ｃ量が０.１２〜０.１４％の低Ｃ量の強度は（Ｍｏ／Ｃ）比が１０〜２４の範囲で１２８.５kg／mm² 以上の強度が得られる。更に、Ｃ０.１９〜０.２２％では（Ｍｏ／Ｃ）比５〜２２で１４０kg／mm² 以上のより高い強度が得られる。特に、(Ｍｏ／Ｃ）比８〜２０では１４２〜１４５kg／mm²の強度が得られる。また、Ｃ０.２５〜０.３２％では、(Ｍｏ／Ｃ)比６５〜２０で１４５kg／mm² を超える引張強さが得られ、特に７〜１５で１４８〜１５２kg／mm² の強度が得られる。

図４はＣ量とＭｏ量との引張強さの関係を示す線図である。前述のようにＣ量とＭｏ量との関係によって引張強さが大きく変る。従って、図に示すように引張強さとして１４０kg／mm² 以上又は１３６kg／mm²以上で８kg・ｍ／cm²以上が得られる範囲はＣ量とＭｏ量はＡ(０.２１％と１.５％)，Ｂ(０.１５％と２.５％)，Ｃ(０.１５％と３.２％)及び
Ｄ(０.２５％と４.０％)の各点を結ぶ範囲内が好ましい。更に、引張強さ１４５kg／mm²以上が得られる範囲はＥ(０.３％と１.９％) ，Ｆ(０.２１％と２.４％) 及びＧ(０.２５％と３.９％）の各点を結ぶ範囲内が好ましい。

図５はＣ量と衝撃値との関係を示す線図である。図に示す様にＣ量の増加によって衝撃値が向上する。その傾向はＮ量に大きく左右される。Ｎ量が０.０６〜０.０７％ではＣ量を０.１３％以上とすることにより５kg−ｍ／cm² 以上の衝撃値が得られ、Ｃ量０.２３％以上で６kg−ｍ／cm²以上が得られる。Ｎ量が０.０８〜０.０９％ではＣ量を０.１９％以上で５kg−ｍ／cm²以上、Ｃ量０.２４％以上で６kg−ｍ／cm²以上が得られる。Ｎ０.０９％ではＣ量０.２３％ 以上で５kg−ｍ／cm²以上、Ｃ量０.３０％以上で６kg−ｍ／cm² 以上が得られる。

図６はＭｏ量と衝撃値との関係を示す線図である。図に示す様に衝撃値はＣ量によってＭｏ量の効果が異なる。Ｃ量が０.１３〜０.１４％，０.１６〜０.１９％及び０.２７ 〜０.３２％ではいずれもＭｏ量の増加によって衝撃値が低下するが、Ｃ量０.２２〜0.25％ではＭｏ量の増加によって衝撃値が増加する。特に、Ｃ量が０.２２〜０.２５％ではＭｏ量を１.５％以上とすることにより、更にＣ量０.２７％以上ではＭｏ量を４.０％ 以下とすることにより５kg−ｍ／cm²以上が得られる。また、６kg−ｍ／cm²以上を得るには、
Ｃ０.２２〜０.２５％ではＭｏ３％以上，Ｃ０.２７％以上ではＭｏ量を３.１％以下とすることによって得られる。

前述の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）及び（Ｄ）の各点を結ぶ範囲内では衝撃値として３.８
kg−ｍ／cm²以上が得られ、更に（Ｅ)，(Ｆ）及び（Ｇ）の各点を結ぶ範囲内では４.８kg−ｍ／cm²以上の値が得られる。

図７は衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。Ｃ量が０.１９％ 以上における衝撃値(kg−ｍ／cm²)(ｙ)は引張強さ（ｘ）から求められる値(ｙ＝−０.４４ｘ＋６８)以上とすることが好ましい。更に、Ｃ量を０.２５％以上とすることにより、ｙ＝−０.４４ｘ＋７１によって求められる値(kg−ｍ／cm²) 以上とすることが好ましい。また、Ｃ0.30％以上とすることによりｙ＝−０.４４ｘ＋７３ によって求められる値以上とすることが好ましい。

前述のｙ＝−０.４４ｘ＋６８ によって求められる値以上の衝撃値と引張強さを有するマルテンサイト鋼を用い、引張強さとして１４０kg／mm² 以上とすることにより、回転数３０００rpmに対し４６インチ以上とすること、又は３６００rpmに対し３７.５ インチ以上とするものを得ることができる。更に、ｙ＝−０.４４ｘ＋７１ によって求められる値以上の衝撃値と引張強さを有するマルテンサイト鋼を用い、引張強さ１４５kg／mm² 以上とすることにより回転数３０００rpm に対して４８インチ以上、３６００rpm に対して
４０インチ以上とすることができる。また、ｙ＝−０.４４ｘ＋７３ によって求められる値以上の衝撃値と引張強さを有するマルテンサイト鋼を用い、引張強さ１５０kg／mm² 以上とすることにより回転数３０００rpm に対して５０インチ以上、３６００rpm に対し
４１.５″ 以上の翼部長さを有する動翼を植設した低圧蒸気タービンが達成できる。

また、本実施例の他に、Ｃ０.３５％，Ｓｉ０.０３％，Ｍｎ０.１５％ ，Ｎｉ２.８０％，Ｃｒ１２％，Ｍｏ２.３０％，Ｖ０.２５％，Ｎｂ０.１５％，Ｎ０.０７５％又はＣ
０.３５％，Ｓｉ０.０３％，Ｍｎ０.１５％，Ｎｉ３.５０％，Ｃｒ１２％，Ｍｏ３.３％，Ｖ０.２５％，Ｎｂ０.１５％及びＮ０.０７５％を含み、残部Ｆｅからなる蒸気タービン用マルテンサイト鋼について特性を検討中である。

〔実施例２〕
図８は実施例１の本発明に係る鋼を用いた３０００rpm用の翼部長さ１１６８.４mm
（４６″）長翼の正面図及び図９はその側面図である。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ピン挿入孔、５４は蒸気中の水滴によりエロージョンを防止するための翼部リーデング側に設けられた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）、５５はタイボス及び５７はコンティニュアスカバーである。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、コンティニュアスカバー５７は機械的に一体に形成することもできる。エロージョンシールドは局部的な焼入れによって他の翼部より硬さを高めることによって設けることができる。

４６″長翼は、エレクトロスラグ再溶接法により溶製し、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に示した条件で行った。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。翼部５１は植込み部の厚さが最も大きく、先端部になるに従って徐々に薄肉となっている。

図８及び図９に示す様に、翼植込み部５２は９本の植込み部を有するフォーク型になっている。図５の側面にはフォーク型にピンを挿入するピン挿入孔５３が３段に設けられ、それに対応して凹部が設けられている。ピン挿入孔５３は翼部側が最も直径が大きく、徐々に小さくなっている。翼部５１はその幅方向の傾きが車軸の軸方向に対して翼植込み部５２がほぼ平行であり、翼先端部で約７５度に徐々に傾いている。本実施例における翼植込み部５２の最大幅は翼部先端の幅に対して約２.４ 倍であり、２.２〜２.６が好ましい。５８は翼部５１の翼植込み部５２近傍に対する接線の延長上の幅を示し、翼部５１の有効幅となるもので、翼部先端の幅に対して約１.７９ 倍有するものであり、１.６０〜
１.８５倍が好ましい。

図１０は蒸気タービンに配置されたタービン翼におけるコンティニュアスカバー５７の互いの位置関係を示す円周面の上面から見た正面図である。翼部５１は隣り同志で重り合うように配置されている。また、翼部５１は水蒸気の流れをふさぐように配置されている。このコンティニュアスカバー５７は本体の材料と同一の一体に成形加工によって作られたものである。翼部５１の先端は植込み部５２に対して約７５.５ 度軸方向に対して交叉するようにねじれた構造となっている。

尚、実施例１のＮo.１２に記載のマルテンサイト鋼は焼入れ温度を若干高めることによって引張強さを目標の１３８.５kg／mm²以上及び衝撃値を４kg−ｍ／cm² 以上のものを得ることができる。

図１１は翼部長さを４６″とし、動翼の植込み部を逆クリスマスツリータイプとしたもので、平面図及び図１２はその側面図である。本図面に示す蒸気タービン翼は前述の図８及び図９とは翼植込み部５２の型が違うだけで、他の構造は同様である。本図に示す様に翼植込み部５２は両側に４段のストレートな突起を有し、この突起によって高速回転による翼部をロータシャフトに植設され固定されるものである。そして、ロータシャフトにはこの外形と同一の空間を有する溝がロータシャフトの軸方向に沿って植込まれるように形成されている。

本実施例の他に、前述のように更に３０００rpm に対して４８″，５０″，５２″と大きくしたもの、３６００rpm に対して３７.５″，４０″，４３″としたものは本実施例の長翼に対して相似形としたもので対応できるものである。

〔実施例３〕
表３は本発明に係る蒸気温度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動翼の翼部長さが４３インチであり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３０００ｒ／min 、ＢはＨＰ−
ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々同じく３０００ｒ／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℃，２５０kgｆ／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、４５〜６５kgｆ／cm² の圧力で運転される。低圧部(ＬＰ)は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。

本実施例における低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計は約３１.５ｍであり、その比が２８.８であり、コンパクトになっている。

また、本実施例における蒸気タービン発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が３０である。

図１３は表３のタービン構成のＡにおける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５.８ｍ 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７１０mmであり、直径に対する長さの比は約８.２である。

本実施例においては後述する表６に示す材料を初段ブレード及び初段ノズルを使用し、他のブレード及びノズルはいずれも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６５〜１８０mm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。

本実施例における高圧タービンは軸受間距離が約５.３ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するその軸受間距離の比が４.８ である。また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービンの軸受間距離（mm）の比は５.０である。

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、3000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第２車室２１と中圧外部車室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５.８ｍ であり、初段翼長さ約１００mm，最終段翼長さ約２３０mmである。初段，２段の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９.２倍である。

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。

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０.７５ 倍と小さくなる。

本実施例においては後述する表６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６０〜３００mm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。

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０.３５〜０.８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。

本実施例における中圧タービンは、その軸受間距離が約５.５ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する中圧タービンの軸受間距離の比が５.０であり、また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対するその軸受間距離（mm）の比が５.２である。

高圧タービンの初段に植込まれるタービン翼は鞍型の植込みを有し、また高圧タービンの２段以降及び中圧タービンの全段に植込まれるタービン翼は逆クリスマスツリー型である。

図１４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。最終段動翼には実施例２に示した翼部長さが
４６インチである蒸気タービン翼を用いた。ノズルボックス４５は複流型である。

ロータシャフト４４には表４に示すスーパークリーンされた全焼戻しベーナイト鋼の鍛鋼が用いられる。表４に示す鋼は５kgの鋼塊を用い各種特性を調べた。これらの鋼は熱間鍛造後８４０℃×３ｈ加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ後、５７５℃×３２ｈ加熱する焼戻しを施したものである。表５は室温の特性である。

いずれの試料も全焼戻しベーナイト組織を有する。０.０２％耐力８０kg／mm²以上，
０.２％耐力８７.５kg／mm²以上，引張強さ１００kg／mm²以上，Ｖノッチ衝撃値１０kg−ｍ以上，ＦＡＴＴは−２０℃以下と高強度及び高靭性を有し、本実施例の最終段動翼として翼部長さ４３インチ以上は勿論、４６インチの植設を満足するものであった。Ｃｒ量が若干高いＮo.４は強度が低くなっており、Ｃｒは２.２０％ 位までが好ましい。特に、
０.２％耐力(ｙ) は０.０２％耐力（ｘ）より、(１.３５ｘ−２０）、より（１.３５ｘ−１９）によって求められる値以上とするのが好ましい。更に、引張強さ(ｙ）は０.２％耐力（ｘ）より、ｙ＝０.８９ｘ＋２２.２〜２４.２ によって求められる値の範囲内とするのが好ましい。

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７５００mm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。

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５４には重量で、Ｃ１.０％，Ｃｒ２８.０％及びＷ４.０％ を含むＣｏ基合金のステライト板を電子ビーム溶接で接合した。コンティニュアスカバー５７は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、コンティニュアスカバー５７は機械的に一体に形成することもできる。

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。

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と２段の間に対して約１.９倍大きくなっている。

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約３″から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。

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０.１５〜０.１９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。

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。

本実施例における低圧タービンはタンデムに２台連結され、その合計の軸受間距離は約１８.３ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１６.７ であり、更に発電プラントの定格出力１０５０（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２台の両端での低圧タービンの軸受間距離（mm）の合計の比が１７.４である。

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。

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，高圧タービン，中圧タービン，低圧タービン２台，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ている。すなわち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧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タービン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。

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。

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。

また、本実施例に代えて同じ高圧タービン及び中圧タービンの各々に対し１基の低圧タービンをタンデムに連結し、各々に１台の発電機を連結し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％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，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。

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９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。また、外表面から超音波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。

表６は本実施例の発電プラントに係る高圧タービン，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約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。

高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、表６に記載の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、この電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解するようにエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状（直径１０５０mm，長さ３７００mm）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、最終形状に切削加工によって得られるものである。本実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊の上部側を初段翼側にし、下部を最終段側にするようにした。いずれのロータシャフトも中心孔を有しており、不純物を低下させることにより中心孔をなくすことができる。

高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表６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１０００mm)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，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。

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６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、ＪＩＳ 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。

表７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。

このロータシャフトの中心部を調査した結果、高圧，中圧，高中圧タービンロータに要求される特性（６２５℃，１０⁵ｈ強度≧１０kgｆ／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℃，１０⁵ｈ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。

さらにこのケーシングの特性を調査した結果、高圧，中圧，高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。

本実施例においては、高圧及び中圧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。

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８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。溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４Ｖ，速度２６cm／min である。

肉盛溶接を上述の供試母材表面に表９に示すごとく、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。

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。

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、溶接部に割れは認められなかった。

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。

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１基又は２基の低圧蒸気タービンをタンデムに結合し、３０００回転としたタンデム型発電プラント及び表３のタービン構成Ｂにおいても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を同様に組合せて構成できるものである。

本実施例では高圧，中圧タービンの蒸気温度が６２５℃と高温のものであるが、５３８℃及び５６６℃においてはこれらのタービンのロータシャフト材はＡＳＴＭ−Ａ４７０のＣｒＭｏＶ鋼が用いられ、低圧タービンには本実施例と同様に用いられる。

〔実施例４〕
表１０は蒸気温度６００℃，定格出力７００ＭＷ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４６インチであり、ＨＰ（高圧）・ＩＰ（中圧）一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００rpm 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℃，２５０kgｆ／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、４５〜６５kgｆ／cm² の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。

本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び２台の低圧タービンをタンデムに備えた蒸気タービン発電プラントは、軸受間距離が約
２２.７ｍ であり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対する高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１９.４ であり、また発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離（mm）の比が２１.６である。

更に、本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び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は、軸受間距離が約14.7ｍであり低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１２.６ である。また発電プラントの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２１.０である。

図１５は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図である。高圧側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を植設した高中圧車軸（高圧ロータシャフト）３３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。蒸気はロータシャフトの中央側より入り、軸受側に流れる構造を有する。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。動翼は鞍型又はゲタ型，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１００mmである。軸受４３間の長さは約６.７ｍ 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９.０である。

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。

高圧側においてはブレード及びノズルを前述の表６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１.０５〜１.３５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。

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中圧内部第２車室２１と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が設けられる。中圧動翼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。

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。

中圧側においてはブレード及びノズルを前述の表６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。

本実施例におけるタンデムに結合した２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用高中圧一体タービンは、軸受間距離が約５.７ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対する軸受間距離の比が５.７ であり、またその発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対する高中圧一体タービンの軸受間距離
（mm）の比が６.４である。

本実施例においても、軸受部には実施例３と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。

図１６は低圧タービンの断面図である。低圧タービンは１基又はタンデムに２基あり、いずれも高中圧タービン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４６インチあり、実施例２に示す高強度１２％Ｃｒ鋼からなる蒸気タービン翼が使用される。本実施例で用いられる動翼の形状は実施例２の図８及び図９に示すものであり、翼部先端でのねじれ角度についても同様である。ロータシャフト４３は実施例３と同様に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。最終段とその前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鋼が用いられる。内外部ケーシング材にはＣ０.２５％ の前述の組成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８ｍで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約８００mm，動翼植込み部での直径は各段同じである。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１０倍である。

本実施例においてもロータシャフトには動翼の植込み部が設けられる。実施例３と同様に最終段のダブティルにはフォーク型の他に逆クリスマスツリー型も同様に用いられる。

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６.２〜７.０倍と大きくなっている。２，３段は初段の１.１５〜１.４０倍、４，５段が２，３段の２.２〜２.６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。

本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４６″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１００〜1270mmの範囲内で、最大で８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
１.２〜１.９倍の範囲内で長くなっている。

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の前までが０.３０〜１.５であり、その比率は初段から最終段の前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１つ手前のものより０.１５〜０.４０の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段は０.５０〜
０.６５の比率である。

本実施例における最終段動翼における平均直径は、３０００rpm 、４３″翼で２５９０mm、３６００rpm、３６″翼で２１６０mm、３０００rpm、４６″翼で２６６５mm、3600
rpm 、３８″翼で２２２０mmとした。

本実施例におけるエロージョンシールド４５は前述と同様にステライト合金板が電子ビーム溶接又はＴＩＧ溶接５６によって接合される。エロージョンシールド５４は湿り蒸気が直接当たる表とその反対の裏側との２個所でエロージョンシールドの全長に渡って溶接される。表側は幅が裏側より大きく、上下端部も溶接される。

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４００℃及び出口温度が約６０℃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。

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。

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。

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。

本実施例の定格出力１０５０ＭＷ級の発電において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％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ
０.０５〜０.２０％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，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。

前述の表６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ロータシャフトとして、Ｃ０.１１％，Ｓｉ０.０２％，Ｍｎ０.４５％，Ｎｉ０.５０％,Ｃｒ１１.２１％，Ｍｏ０.２５％，Ｗ２.７８％，Ｖ０.２０％ ，Ｎｂ０.０７％，Ｃｏ１.５０％，Ｎ
０.０１７％，Ｂ０.０１６％及び残部Ｆｅからなる全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼を使用した他は表６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。

前述の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、この電極棒として鋳鋼の上部から下部に溶解するようにエレクトロスラグ再溶解し、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、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回焼戻しを行った後、所望の形状に切削加工によって得られるものである。他の各部の材料及び製造条件は実施例３と同様である。更に、軸受部２７へのＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層も実施例３と同様に形成した。

本実施例におけるタンデムに結合した２台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧タービンは合計の軸受間距離が１６ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の比が１３.７ であり、またその発電プラントの定格出力１０５０ＭＷにおける１ＭＷに対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離(mm）の比が１５.２である。

本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び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用低圧タービンは軸受間距離が６ｍであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対する比が６.８ であり、また１台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラントの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷに対する１台の低圧タービンの軸受間距離(mm）の比が１１.４である。

本実施例における高中圧一体型ロータシャフトは中心孔を有しているが、特に、Ｐ
０.０１０％以下，Ｓ０.００５％以下,Ａｓ０.００５％以下,Ｓｎ０.００５％以下，Ｓｂ０.００３％ 以下とする高純化によりその中心孔をなくすことができる。

尚、蒸気温度として、５３８℃又は５６６℃においても本実施例の低圧タービンをそのまま使用できる。

引張強さとＣ（％）との関係を示す線図。 引張強さとＭｏ（％）との関係を示す線図。 引張強さと（Ｍｏ／Ｃ）との関係を示す線図。 Ｃ量とＭｏ量との関係を示す線図。 衝撃値とＣ（％）との関係を示す線図。 衝撃値とＭｏ（％）との関係を示す線図。 衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。 蒸気タービン翼の正面図。 蒸気タービン翼の側面図。 蒸気タービン翼上端部の平面図。 蒸気タービン翼の正面図。 蒸気タービン翼の側面図。 高圧タービン及び中圧タービンを連結した断面図。 低圧タービンの断面図。 高中圧タービンの断面図。 低圧タービンの断面図。

符号の説明

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、１１…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、１５…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…軸受部、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、３３…高中圧車軸、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、４１…動翼、４２…静翼、４３…軸受、４４…ロータシャフト、５１…翼部、５２…翼植込み部、５３…ピン挿入孔、５４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５７…コンティニュアスカバー。

Claims (13)

1. 翼部長さが３０００rpm に対し４５インチ以上又は３６００rpm に対し３７.５ インチ以上であり、２０℃Ｖノッチ衝撃値が６kg・ｍ／cm² 以上及び２０℃引張強さが１４０kg／mm² 以上を有する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翼。
2. ２０℃Ｖノッチ衝撃値（kg・ｍ／cm²）(ｙ)が２０℃引張強さ（kg／mm²）(ｘ)より、
   (ｙ＝−０.４４ｘ＋６８) の式によって求められる値以上を有するマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼。
3. 重量で、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下 ，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％ ，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする請求項１又は２記載の蒸気タービン翼。
4. 重量で、Ｃ０.１９〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.５％以下 ，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａの１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％ ，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼。
5. 重量で、Ｃ０.２５〜０.４０％及びＭｏ１.５〜２.０％又はＣ０.１９〜０.４０％及びＭｏ３〜４％を含むことを特徴とする請求項４記載の蒸気タービン翼。
6. 翼部長さが、３０００rpmに対し４５インチ以上又は３６００rpm に対し３７.５インチ以上であり、重量で、Ｃ０.１６〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.２％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ２〜３.５％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼。
7. 翼部長さが、３０００rpmに対し４５インチ以上又は３６００rpmに対し３７.５ インチ以上であり、重量で、Ｃ０.１３〜０.４０％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１.２％以下，Ｎｉ２〜３.５％，Ｃｒ８〜１３％，Ｍｏ１.５〜４％，Ｎｂ及びＴａを１種又は２種を合計で０.０２〜０.３％，Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含み、前記Ｃ量とＭｏ量がＡ（０.２１％，１.５％）,Ｂ(０.１５％，２.５％），Ｃ(０.１５％，３.２％)及びＤ（０.２５％，４.０％）を結ぶ範囲内であるマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼。
8. 高圧タービン，中圧タービン及び１台又は２台の低圧タービンをタンデム又はクロスに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンはその最終段翼が請求項１〜７のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
9. 高圧タービンと低圧タービンと発電機及び中圧タービンと低圧タービンと発電機とをタンデムに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンはその最終段翼が請求項１〜７のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
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ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼の最終段が請求項１〜７のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする低圧蒸気タービン。
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ケーシングを有し、回転数が３０００rpm又は3600rpmである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、
    前記最終段動翼が請求項１〜７のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることを特徴とする低圧蒸気タービン。
12. 前記ロータシャフトは、該ロータシャフト内中心部の室温の０.０２％ 耐力が８０kg／mm² 以上，０.２％耐力が８７.５kg／mm² 以上又は引張強さが９２kg／mm² 以上及びFATTが−５℃以下又は２０℃Ｖノッチ衝撃値が１０kg・ｍ以上であるベーナイト鋼よりなる請求項１０又は１１に記載の低圧蒸気タービン。
13. 前記ベーナイト鋼は、重量で、Ｃ０.２０〜０.２８％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ0.25％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.６〜２.５％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％及びＶ０.０５〜０.２０％を含む鍛鋼よりなる請求項１０〜１２のいずれかに記載の低圧蒸気タービン。
    
    
    

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