JPH0959747A

JPH0959747A - 高強度耐熱鋳鋼，蒸気タービンケーシング，蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン

Info

Publication number: JPH0959747A
Application number: JP7217047A
Authority: JP
Inventors: Mitsuo Kuriyama; 光男栗山; Masao Shiga; 正男志賀; Kishio Hidaka; 貴志夫日▲高▼; Shigeyoshi Nakamura; 重義中村; Hiroshi Fukui; 寛福井; Makoto Hiraga; 平賀　　良; Nobuo Shimizu; 暢夫清水; Masao Kawakami; 正夫川上
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1995-08-25
Filing date: 1995-08-25
Publication date: 1997-03-04
Also published as: KR970010998A; EP0767250A2; US5961284A; EP0767250A3; KR100414474B1

Abstract

(57)【要約】【目的】本発明の目的は、蒸気温度６１０〜６６０℃の
高温化をフェライト系鋼の使用によって可能にし、高熱
効率の蒸気タービン及びそれを用いた蒸気タービン発電
プラントとそれに用いる蒸気タービン用ケーシングとそ
の耐熱鋳鋼を提供する。【構成】本発明は、高温部及び中圧部にさらされるロー
タシャフト等の主要部品がフェライト系鋼から成り、主
蒸気温度と再熱蒸気温度が６１０℃〜６６０℃の蒸気タ
ービン及びそれを用いた蒸気タービン発電プラントにあ
る。又、動翼をマルテンサイト鋼のみ又はそれとＮｉ基
合金との組合わせによって構成し、タービンのロータは
各使用温度での１０万時間クリープ破断強度が１５kg／
mm²以上のフェライト系鍛鋼、ケーシングは同様に１０
万時間クリープ破断強度が１０kg／mm²以上のフェライ
ト系鋳鋼からなる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、新規な耐熱鋳鋼，蒸気
タービンケーシングおよびそれらの製造法，蒸気タービ
ン発電プラント及び蒸気タービンに係り、特に６２１℃
以上における高いクリープ破断強度と、良好な溶接性を
有し、主蒸気温度及び圧力がそれぞれ６２１℃以上，２
５０kgｆ／cm²以上の超々臨界圧タービンの高圧及び中
圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシ
ングに好適な耐熱鋳鋼，蒸気タービンケーシング，蒸気
タービン発電プラント及び蒸気タービンに関する。

【０００２】

【従来の技術】従来の蒸気タービンは蒸気温度最大５６
６℃，蒸気最大圧力２４６kgｆ／cm²である。このケー
シング材としては１Ｃｒ−１Ｍｏ−１／４Ｖ低合金鋳鋼
や、１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋳鋼が用いられて
いる。

【０００３】しかし、石油，石炭などの化石燃料の枯渇
及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が
望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービン
の蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これら
の高効率タービン用材料としては、現用ケーシング材で
は強度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。

【０００４】しかし、前述した鋳鋼はいずれも、蒸気温
度６２１℃以上の高温蒸気タービンケーシングとして
は、高温強度が不足である。特開平7−118812 号公報に
は９％Ｃｒ鋼からなるケーシングが開示されているが、
高温強度にばらつきを示した。従来の蒸気タービンは蒸
気温度最大５６６℃，蒸気圧力２４６atg であった。し
かし、石油，石炭などの化石燃料の枯渇，省エネ及び環
境汚染防止の観点から、火力発電プラントの高効率化が
望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービン
の蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これら
の高効率タービン用材料にはロータ材として１Ｃｒ−１
Ｍｏ−１／４Ｖフェライト系低合金鍛鋼や、１１Ｃｒ−
１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鍛鋼，ケーシング材として１Ｃｒ
−１Ｍｏ−１／４Ｖフェライト系低合金鋳鋼や、１１Ｃ
ｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋳鋼が知られ、特にこれらの
材料として高温強度のより高い材料としては、特開昭62
−180044号及び特開昭61−23749 号公報に示されている
オーステナイト系合金、特開平4−147948号公報，特開
平2−290950号公報，特開平4−371551 号公報に示され
ているマルテンサイト鋼が知られている。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】前述の従来ケーシング
材料よりも高温強度の高い材料としては、発明者らが開
発した、特開昭61−23749 号公報に示されているオース
テナイト系鋳鋼が知られている。しかし、これらの合金
は高温クリープ破断強度に優れているが、コストが高い
上に熱膨張係数が大きいために、タービンの起動停止時
に大きな熱応力を発生する問題があった。

【０００６】上述した公報にはロータ材及びケーシング
材等が開示されているが、前述の如くより高温下に伴う
蒸気タービン及び火力発電プラントシステムについては
全く考慮されていない。

【０００７】さらに、超高温高圧蒸気タービンとしては
特開昭62−248806号公報にて知られているが、プラント
全体システムについては全く考慮されていない。

【０００８】本発明の目的は、熱膨張係数が従来使用材
と同等で、６２１℃以上でのクリープ破断強度の高く、
かつ溶接性の良好なフェライト系耐熱鋳鋼タービンケー
シングとその製造法を提供することにある。

【０００９】本発明の目的は、蒸気温度６１０〜６６０
℃の高温化をフェライト系耐熱鋼によって可能にし高熱
効率を有する蒸気タービン及びそれを用いた蒸気タービ
ン発電プラントを提供するにある。

【００１０】さらに本発明の目的は、６１０〜６６０℃
の各運転温度で基本構造がほぼ同じである蒸気タービン
及びそれを用いた蒸気タービン発電プラントを提供する
にある。

【００１１】

【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本発明の耐熱鋳鋼タービンケーシングは、重量比で
Ｃ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ１％以下，
Ｃｒ８〜１２％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.
３％，Ｎｂ０.０１〜０.１５％，Ｎ０.０１〜０.１
％，Ｍｏ１.５％以下，Ｗ１〜３％，Ｂ０.０００５〜
０.００３％，Ｏ０.０１５％以下を含み、残部がＦｅ及
び不可避不純物からなる耐熱鋳鋼で構成されていること
を特徴とする。そしてＮｉ／Ｗ比が０.２５〜０.７５で
あることが好ましい。

【００１２】また本発明の別の耐熱鋳鋼タービンケーシ
ングは、重量比でＣ０.０９〜0.14％，Ｓｉ０.３％未
満，Ｍｎ０.４０〜０.７０％，Ｃｒ８〜１０％，Ｎｉ
０.４〜０.７％，Ｖ０.１５〜０.２５％，Ｎｂ０.０４
〜０.０８％,Ｎ０.０２〜０.０６％，Ｍｏ０.４０〜０.
８０％，Ｗ１.４〜１.９％，Ｂ０.００１〜０.００２５
％を含み、残部がＦｅ及び不可避不純物からなる耐熱鋳
鋼で構成されていることを特徴とする。

【００１３】上記本発明の各耐熱鋳鋼タービンケーシン
グの組成にさらにＴａ０.１５％以下及びＺｒ０.１％
以下のうち少なくとも一種を含有させることが好まし
い。また次式で計算されるＣｒ当量が４〜１０であるこ
とが好ましい。

【００１４】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ −３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ …（１）さらに、本発明の各耐熱鋳鋼タービンケーシングを構成
する耐熱鋳鋼は６２５℃，１０⁵ｈクリープ破断強度を
９kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収エネルギーを１kgｆ−
ｍ以上を有し、溶接性が良好なものとする。さらに、よ
り高い信頼性を確保するには、６２５℃，１０⁵ｈクリ
ープ破断強度を１０kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収エネ
ルギーを２kgｆ−ｍ以上であることが好ましい。

【００１５】本発明は耐熱鋳鋼タービンケーシングの製
造法は、上記各耐熱鋳鋼ケーシング材を目標組成とする
合金原料を電気炉で溶解し、真空とりべ精錬による脱ガ
ス後、砂型鋳型に鋳込み成形することを特徴とする。そ
して鋳込み成形の後に、1000〜１１５０℃で焼鈍し、１
０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼準熱処理を行
い、５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃で２回焼戻
しを行うことが好ましい。

【００１６】本発明は、高圧タービンと中圧タービンと
が連結され、タンデムに２台連結された低圧タービンを
備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タ
ービン及び中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度
が６１０〜６６０℃（好ましくは６１５〜６４０℃より
好ましくは６２０〜６３０℃）の範囲に対し、前記低圧
タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７
５℃（好ましくは400〜４３０℃）の範囲に対し、前記
高圧タービン及び中圧タービンの前記水蒸気入口温度に
さらされるロータシャフト，動翼及び静翼の少なくとも
初段及びケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する高
強度マルテンサイト鋼又は前記動翼の少なくとも初段が
Ｎｉ基合金によって構成され、前記内部ケーシングが前
記蒸気温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断
強度が９kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以
上であるＣｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト
鋳鋼からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラン
トにある。

【００１７】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温
度が６１０〜６６０℃及び圧力が２５０kg／cm²以上(好
ましくは２４６〜３１６kg／cm²)又は１７０〜２００kg
／cm²である蒸気タービンであって、前記ロータシャフ
トと動翼及び静翼の少なくとも初段とが各蒸気温度（好
ましくは６１０℃，６２５℃,６４０℃,６５０℃，６６
０℃）に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度
が１５kg／mm²以上（好ましくは１７kg／mm²以上）であ
るＣｒ９.５〜１３重量％（好ましくは１０.５〜１１.
５重量％）を含有する全焼戻しマルテンサイト組織を有
する高強度マルテンサイト鋼又は前記動翼の少なくとも
初段が室温での抗張力が９０kg／mm²以上の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９kg／mm²
以上、好ましくは１０kg／mm²以上（より好ましくは１
０.５kg／mm²以上）、室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上
であるＣｒ８〜９.５重量％を含有するマルテンサイト
鋳鋼からなることを特徴とする蒸気タービンにある。

【００１８】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有する蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフ
トと前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、Ｃ
０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０５
〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０
％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，
Ｎ０.０１〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.
０〜４.０％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０
３％を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテン
サイト鋼からなり、前記内部ケーシングは重量でＣ０.
０６〜０.１６％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，
Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％，Ｖ０.０５〜０.
３５％，Ｎｂ０.０１〜０.１５％，Ｎ0.01〜０.８％，
Ｍｏ１％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ０.０００５〜０.００３
％，Ｏ0.015％以下を含み、８５％以上のＦｅを有する
高強度マルテンサイト鋳鋼からなることを特徴とする蒸
気タービンにある。

【００１９】好ましくは少なくとも初段動翼が、Ｃ０.
０３〜０.２０％，Ｓｉ０.３％以下,Ｍｎ０.２％以下，
Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９〜２０％，Ａｌ０.５〜１.５
％，Ｔｉ２〜３％，Ｆｅ５％以下，Ｂ０.００３〜０.０
１５％を含むＮｉ基合金からなる。さらに、Ｃｏ１２％
以下含むことができる。

【００２０】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有する高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は１
０段以上有し、初段が複流であり、前記ロータシャフト
は軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上（好ましくは
５２００〜５５００mm）及び前記静翼が設けられた部分
での最小直径（Ｄ）が６００mm以上（好ましくは６２０
〜７００mm）であり、前記(Ｌ／Ｄ）が８.０〜９.０(好
ましくは８.３〜８.７）であるＣｒ９〜１３重量％を含
有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前述の内部ケ
ーシングからなることを特徴とする高圧蒸気タービンに
ある。

【００２１】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有する中圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左
右対称に各６段以上を有し、前記ロータシャフト中心部
に初段が植設された複流構造であり、前記ロータシャフ
トは軸受中心間距離（Ｌ）が５２００mm以上（好ましく
は５３００〜５８００mm）及び前記静翼が設けられた部
分での最小直径（Ｄ）が６２０mm以上（好ましくは６２
０〜６８０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.２〜９.２
（好ましくは８.５〜９.０）であるＣｒ９〜１３重量％
を含有する高強度マルテンサイト鋼からなり、前述の内
部ケーシングからなることを特徴とする中圧蒸気タービ
ンにある。

【００２２】さらに、本発明は、ロータシャフトと、該
ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気
の流入を案内する静翼及び該静翼を保持する内部ケーシ
ングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左
右対称に各８段以上有し、前記ロータシャフト中心部に
初段が植設された複流構造であり、前記ロータシャフト
は軸受中心間距離（Ｌ）が７２００mm以上(好ましくは
７４００〜７６００mm)及び前記静翼が設けられた部分
での最小直径（Ｄ）が１１５０mm以上（好ましくは１２
００〜１３５０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５.４〜
６.３（好ましくは５.７〜６.１）であるＮｉ３.２５〜
４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金
鋼からなり、最終段動翼は翼長さが４０インチ以上であ
るＴｉ基合金からなることを特徴とする低圧蒸気タービ
ンにある。

【００２３】さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タ
ービンとが連結され、タンデムに２台連結された低圧タ
ービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前
記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼への水蒸気
入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧タービンは初段
動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５℃であり、前
記高圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び
前記初段動翼のメタル温度が前記高圧タービンの初段動
翼への水蒸気入口温度より４０℃以上（好ましくは水蒸
気温度より２０〜３５℃低くし）下まわらないように
し、前記中圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設
部及び初段動翼のメタル温度が前記中圧タービンの初段
動翼への水蒸気入口温度より７５℃以上（好ましくは水
蒸気温度より５０〜７０℃低くし）下まわらないように
し、前記高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフ
トと少なくとも初段動翼がＣｒ９.５〜１３重量％を含
有するマルテンサイト鋼からなり、又は動翼が少なくと
も初段が前述のＮｉ基合金と前記マルテンサイト鋼との
組合わせからなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温度
に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９kg
／mm²以上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上であるＣ
ｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からな
ることを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。

【００２４】さらに、本発明は、石炭燃焼ボイラと、該
ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タ
ービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は２
台以上、好ましくは２台で１０００ＭＷ以上の発電出力
を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにお
いて、前記蒸気タービンは高圧タービンと該高圧タービ
ンに連結された中圧タービンと、２台の低圧タービンと
を有し、前記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼
への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃及び前記低圧タ
ービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３８０〜４７５
℃であり、前記ボイラの過熱器によって前記高圧タービ
ンの初段動翼への水蒸気入口温度より３℃以上（好まし
くは３〜１０℃、より好ましくは３〜７℃）高い温度に
加熱した水蒸気を前記高圧タービンの初段動翼に流入
し、前記高圧タービンを出た水蒸気を前記ボイラの再熱
器によって前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より２℃以上（好ましくは２〜１０℃、より好まし
くは２〜５℃）高い温度に加熱して前記中圧タービンの
初段動翼に流入し、前記中圧タービンより出た水蒸気を
前記ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの初段動
翼への水蒸気入口温度より３℃以上（好ましくは３〜１
０℃、より好ましくは３〜６℃）高い温度に加熱して前
記低圧タービンの初段動翼に流入させ、前記高圧タービ
ン及び中圧タービンのロータシャフトと動翼とが９.５
〜１３重量％Ｃｒを含有するマルテンサイト鋼からな
り、又は動翼が少なくとも初段が前述のＮｉ基合金と前
記マルテンサイト鋼との組合わせからなり、前記内部ケ
ーシングが前記蒸気温度に対応した温度での１０⁵時間
クリープ破断強度が９kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.
２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１２重量％を含有するマル
テンサイト鋳鋼からなることを特徴とする石炭燃焼火力
発電プラントにある。

【００２５】さらに、本発明は、前述の低圧蒸気タービ
ンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入口温度が３８０
〜４７５℃（好ましくは４００〜４５０℃）であり、前
記ロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ
０.０５％以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２
５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ０.０７〜０.２０
％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％以上である
低合金鋼からなることを特徴とする低圧蒸気タービンに
ある。

【００２６】本発明は、前述の高圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は７段以上（好ましくは９〜１２段）及び
翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２
１０mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部
直径は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記
植込み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ３段
階以上（好ましくは４〜７段階）段階的に大きく、前記
翼部長さに対する比率が０.６〜１.０(好ましくは０.６
５〜０.９５)で前記上流側から下流側に従って小さくな
っていることを特徴とする高圧蒸気タービンにある。

【００２７】さらに、上述の高圧蒸気タービンにおい
て、本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水
蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、隣り
合う各段の前記翼部長さの比は１.２以下（好ましくは
１.１０〜１.１５）で、該比率が徐々に下流側で大き
く、前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて大きく
なっていることを特徴とする。

【００２８】さらに、上述の高圧蒸気タービンにおい
て、本発明は前記動翼は７段以上及び翼部長さが前記水
蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm有し、前記
ロータシャフトの前記静翼部に対応する部分の軸方向の
幅は前記下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは
２〜４段階）段階的に小さく、前記動翼の下流側翼部長
さに対する比率が０.６５〜１.８（好ましくは０.７〜
１.７）の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前
記比率が小さくなっていることを特徴とする。

【００２９】本発明は、前述の中圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に６段以上（好ましくは６〜９
段）有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流
側から下流側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャ
フトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部
分の直径より大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記
下流側が上流側に比べ２段階以上（好ましくは３〜６段
階）で段階的に大きくなっており、前記翼部長さに対す
る比率が０.４５〜０.７５(好ましくは０.５〜０.７）
で前記上流側から下流側に従って小さくなっていること
を特徴とする。さらに、本発明は前述の中圧蒸気タービ
ンにおいて、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流
構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で
１００〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長さは前記下
流側が上流側に比べて大きくなっており、その比は１.
３以下(好ましくは１.１〜１.２）で徐々に前記下流側
で大きくなっていることを特徴とする。

【００３０】さらに、本発明は前述の中圧蒸気タービン
において、前記動翼は左右対称に６段以上有する複流構
造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で１
００〜３００mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部
に対応する部分の軸方向幅は前記下流側が上流側に比べ
２段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に小さく
なっており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が
０.４５〜１.６０（好ましくは０.５〜１.５）の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っていることを特徴とする。

【００３１】本発明は前述の低圧蒸気タービンにおい
て、前記動翼は左右対称に各８段以上（好ましくは８〜
１０段）有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の
上流側から下流側に従って９０〜１３００mm有し、前記
ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に
対応する部分の直径より大きく、前記植込み部の軸方向
の幅は前記下流側が上流側に比べ３段階以上（好ましく
は４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記翼部
長さに対する比率が０.１５〜１.０（好ましくは０.１
５〜０.９１）で前記上流側から下流側に従って小さく
なっていることを特徴とする。

【００３２】さらに、本発明は前述の低圧蒸気タービン
において、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流
構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に
従って９０〜１３００mm有し、隣り合う各段の前記翼部
長さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、
その比は１.２〜１.７（好ましくは１.３〜１.６）の範
囲で徐々に前記下流側で前記比率が大きくなっているこ
とを特徴とする。

【００３３】さらに、本発明は前述の低圧蒸気タービン
において、前記動翼は左右対称に各８段以上有する複流
構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に
従って９０〜１３００mm有し、前記ロータシャフトの前
記静翼部に対応する部分の軸方向の幅は前記下流側が上
流側に比べ３段階以上（好ましくは４〜７段階）で段階
的に大きくなっており、前記動翼の隣り合う下流側翼部
長さに対する比率が０.２〜１.４（好ましくは０.２５
〜１.２５）の範囲で前記下流側になるに従って段階的
に前記比率が小さくなっていることを特徴とする。

【００３４】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
する高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は７段以上有
し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直
径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より小さく、
前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気
流の上流側が下流側に比較して２段階以上（好ましくは
２〜４段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の
最終段とその手前との間の幅は前記動翼の２段目と３段
目との間の幅の０.７５〜０.９５倍（好ましくは０.８
〜０.９倍より好ましくは０.８４〜0.88)であり、前記
ロータシャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅は前記水
蒸気流の下流側が上流側に比較して３段階以上（好まし
くは４〜７段階）で段階的に大きくなっており、前記動
翼の最終段の軸方向の幅は前記２段目の軸方向の幅に対
して１〜２倍（好ましくは１.４〜１.７倍）であり、前
記内部ケーシングが前記蒸気温度に対応した温度での１
０⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm²以上，室温の衝
撃値が３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１２重量％を含
有するマルテンサイト鋳鋼からなることを特徴とする。

【００３５】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
する中圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は６段以上有
し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直
径が前記動翼植込部に対応する部分の直径より小さく、
前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気
流の上流側が下流側に比較して２段階以上（好ましくは
３〜６段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の
最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と２段目
との間の幅の０.５５〜０.８倍（好ましくは０.６〜０.
７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込部
軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して
２段階以上（好ましくは３〜６段階）で段階的に大きく
なっており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段
の軸方向の幅に対して０.８〜２倍（好ましくは１〜1.5
倍）であり、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に対応
した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm²
以上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜
１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からなること
を特徴とする。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
有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称
に８段以上する複流構造を有し、前記ロータシャフトは
前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込部に対応
する部分の直径より小さく、前記静翼に対応する前記直
径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較
して３段階以上（好ましくは４〜７段階）で段階的に大
きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との間の
幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅の１.５〜２.５
倍（好ましくは１.７〜２.２倍）であり、前記ロータシ
ャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅は前記水蒸気流の
下流側が上流側に比較して３段階以上（好ましくは４〜
７段階）で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終
段の軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して２〜３
倍（好ましくは２.２〜２.７倍）であることを特徴とす
る。

【００３６】以上の高圧，中圧及び低圧タービンの構造
は６１０〜６６０℃の各使用蒸気温度のいずれの温度に
対して同様の構造とできるものである。

【００３７】本発明のロータ材においては、全焼戻しマ
ルテンサイト組織として、高い高温強度と低温靭性並び
に高い疲労強度を得るために、次式で計算されるＣｒ当
量を４〜８に成分調整することが好ましい。

【００３８】又本発明の耐熱鋳鋼からなるケーシング材
においては、９５％以上の焼戻しマルテンサイト（δフ
ェライト５％以下）組織となるように合金組成を調整し
て前述の高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を
得るために、次式で計算されるＣｒ当量を４〜１０に成
分調整することが好ましい。

【００３９】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ −３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍ
ｎ−４Ｎｉ−２Ｃｏ本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、特に６２１℃以上
の蒸気中で使用される場合には、６２５℃，１０⁵ｈク
リープ破断強度１０kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収エネ
ルギー１kgｆ−ｍ以上にすることが好ましい。

【００４０】

【作用】

（１）本発明にかかる耐熱鋳鋼の組成成分を次のように
限定した。

【００４１】Ｃは高い引張強さを得るために０.０６％
以上必要な元素であるが、０.１６％を超えると、高温
に長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり、長
時間クリープ破断強度を低下させるので、０.０６〜０.
１６％に限定される。特に0.09〜０.１４％が好まし
い。

【００４２】Ｎはクリープ破断強度の改善及び有害な
（靭性及び疲労強度を低下させる）δフェライト組織の
生成防止に効果があるが、０.０１％未満ではその効果
が十分で０.１％を越えると靭性を低下させると共に、
クリープ破断強度も低下させる。特に０.０２〜０.０６
％が好ましい。

【００４３】Ｍｎは脱酸剤として添加するものであり、
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させる。特に０.４〜０.
７％が好ましい。

【００４４】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空カーボン脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ
脱酸は不要である。又Ｓｉを低くすることにより有害な
δフェライト組織生成防止効果がある。したがって、添
加する場合には１％以下に抑える必要があり、好ましく
は０.４％以下、特に０.３％以下が好ましい。

【００４５】Ｖはクリープ破断強度を高める効果があ
る。０.０５％未満ではその効果が不十分で０.３％を
越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。

【００４６】Ｎｂは高温強度を高めるのに非常に効果的
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
又０.０１％未満のＮｂでは効果が不十分である。特に
大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４〜
０.０８％が好ましい。Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフ
ェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素である
が、０.１％未満ではその効果が十分でなく、１％を越
える添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましく
ない。好ましくは０.２〜０.９％、特に０.４〜０.７％
が好ましい。

【００４７】Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。又Ｃｒ添加は、クリープ破断
強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフェ
ライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に8.0〜
１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。

【００４８】Ｗは高温長時間強度を顕著に高める効果が
ある。１％より少ないＷでは、621〜６５０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。又Ｗが３％を越
えると靭性が低くなる。１.２〜２.０％が好ましく、特
に１.４〜１.８％が好ましい。

【００４９】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を超えるＷを含む場
合には、１％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低下
させるので、１.５％以下に制限される。特に０.４〜
０.８％が好ましく、より0.55〜０.７０％が好ましい。

【００５０】Ｏの含有量は、０.０１５％を越えると高
温強度及び靭性値を低下させるので、０.０１５％以下
とすべきであり、特に、０.０１０％以下が好ましい。

【００５１】本発明において、重要な点はＮｉ／Ｗ比の
調整である。Ｎｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整する
ことにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm²以上の超々臨
界圧タービン高圧および中圧内部ケーシング並びに主蒸
気止め弁および加減弁ケーシングに要求される、６２５
℃，１０⁵ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm²以上，０℃衝
撃吸収エネルギー１kgｆ−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング
材が得られる。

【００５２】Ｔａ及びＺｒの添加は、低温靭性を高める
効果があり、Ｔａ０.１５％以下及びＺｒ０.１％以下
の単独又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。

【００５３】本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材は、δフェ
ライト組織が混在すると、高温クリープ破断強度及び低
温靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサ
イト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得る
ために、（１）式で計算されるＣｒ当量を、成分調整に
より１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり
低くすると高温クリープ破断強度が低下してしまうの
で、４以上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量６〜
９が好ましい。

【００５４】Ｂ添加は高温（６２１℃以上）クリープ破
断強度を著しく高める。Ｂ含有量が０.００３０％を超
えると、溶接性が悪くなるため、上限は０.００３０％
に制限される。大形ケーシングのＢ含有量は０.０００
５〜０.００２５％が好ましく、特に０.００１〜０.０
０２％が好ましい。

【００５５】タービンケーシングは、６２１℃以上の高
圧蒸気に曝されるので、内圧による高応力が作用する。
そのため、クリープ破壊防止の観点から、ケーシング材
は９kgｆ／mm²以上の６２５℃，１０⁵ｈクリープ破断強
度が要求される。又、タービン起動時には、メタル温度
が低い時に熱応力が作用するので、脆性破壊防止の観点
から、１kgｆ−ｍ以上の０℃衝撃吸収エネルギーが要求
される。特に、より高い信頼性を確保するためには、６
２５℃，１０⁵ｈクリープ破断強度１０kgｆ／mm²以上，
０℃衝撃吸収エネルギー２kgｆ−ｍ以上又は２０℃では
３.２kgｆ−ｍ以上であることが好ましい。

【００５６】欠陥の少ない鋳塊を作製するには、鋳塊重
量５０トン前後と大形になるので、高度な製造技術が要
求される。上記の本発明にかかるフェライト系の耐熱鋳
鋼材は、その耐熱鋳鋼を目標組成とする合金原料を電気
炉で溶解し、真空とりべ精錬による脱ガス後、砂型鋳型
に鋳込み成形することにより健全なものが作製できる。
鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことにより、引
け巣等の鋳造欠陥の少ないものにできる。

【００５７】又、成形された耐熱鋳鋼を１０００〜１１
５０℃で焼鈍熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し
急冷する焼準熱処理、５５０〜７５０℃及び６７０〜７
７０℃で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の
蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシング等の大型鋳
塊が製造できる。焼鈍及び焼準温度は、１０００℃以下
では炭窒化物を十分固溶させることができず、あまり高
くすると結晶粒粗大化の原因になる。又、２回焼戻し
は、残留オーステナイトを完全に分解させ、均一な焼き
戻しマルテンサイト組織にすることができる。上記の製
法で作製することにより、９kgｆ／mm²以上の６２５
℃，１０⁵ｈクリープ破断強度と１kgｆ−ｍ以上の０℃
又は３.２kgｆ−ｍ以上の２０℃室温衝撃吸収エネルギ
ーが得られ、６２１℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タ
ービンケーシングにできる。

【００５８】（２）本発明における蒸気タービンの高圧
と中圧のロータ，ブレード，ノズル，内部ケーシング締
付ボルト及び中圧部初段ダイヤフラムを構成するフェラ
イト系耐熱鋼の組成の限定理由について説明する。

【００５９】Ｃは焼入性を確保し、焼戻し熱処理過程で
炭化物を析出させて高温強度を高めるのに不可欠の元素
であり、又高い引張強さを得るためにも０.０５％以上
必要な元素であるが、０.２０％を越えると高温に長時
間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間クリ
ープ破断強度を低下させるので、０.０５〜０.２０％に
限定される。望ましくは０.０８〜０.１４％であり、特
に０.０９〜０.１４％が好ましい。

【００６０】Ｍｎは脱酸剤等のために添加するものであ
り、少量の添加でその効果は達成され、１.５％を越え
る多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ま
しくない。特に０.０３〜０.２０％又は０.３〜０.７％
が好ましく、多い方に対しては０.３５〜０.６５％がよ
り好ましい。Ｍｎの少ない方が高強度が得られる。又、
Ｍｎ量の多い方は加工性がよい。

【００６１】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。Ｓｉを低くすることにより有害なδフェラ
イト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防
止する効果がある。したがって、添加する場合には０.
１５％以下に抑える必要があり、望ましくは０.０７％
以下であり、特に０.０５％以下が好ましい。

【００６２】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.０
５％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える
添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくな
い。特に０.３〜０.７％、より０.４〜０.６５％が好ま
しい。

【００６３】Ｃｒは高温強度及び高温耐酸化を高めるの
に不可欠の元素であり、最低９％必要であるが、１３％
を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及
び靭性を低下させるので、９〜１２％に限定される。特
に１０〜１２％、より10.8〜１１.８％が好ましい。

【００６４】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋼の様に１％を越えるＷを含む場合
には、０.５％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を低
下させるので、０.５％以下に制限される。特に０.０５
〜０.４５％、より０.１〜０.３％が好ましい。

【００６５】Ｗは高温での炭化物の凝集粗大化を抑制
し、又マトリックスを固溶強化するので、６２０℃以上
の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。６２０℃
では１〜１.５％、６３０℃では１.６〜２.０％、６４
０℃では２.１〜２.５％、650℃では２.５〜３.０％、
６６０℃では３.１〜３.５％とするのが好ましい。又Ｗ
が３.５％を越えるとδフェライトを生成して靭性が低
くなるので、１〜３.５％に限定される。特に２.４〜
３.０％が好ましく、より２.４〜２.８％が好ましい。

【００６６】Ｖは、Ｖの炭窒化物を析出してクリープ破
断強度を高める効果があるが、0.05％未満ではその効果
が不十分で０.３％越えるとδフェライトを生成して疲
労強度を低下させる。特に０.１０〜０.２５％が好まし
く、より０.１５〜０.２５％が好ましい。

【００６７】ＮｂはＮｂＣ炭化物を析出し、高温強度を
高めるのに非常に効果的な元素であるが、あまり多量に
添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶ＮｂＣ炭化物
が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下
させるδフェライトを析出させる原因になるので０.２
０％以下に抑える必要がある。又０.０１％未満のＮｂ
では効果が不十分である。特に０.０２〜０.１５％が、
より０.０４〜０.１０％が好ましい。

【００６８】Ｃｏは本発明を従来の発明から区別して特
徴づける重要な元素である。本発明においては、Ｃｏ添
加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も
高める。これは、Ｗとの相互作用によると考えられ、Ｗ
を１％以上含む本発明合金において特徴的な現象であ
る。このようなＣｏの効果を実現するために、本発明合
金におけるＣｏの下限は２.０％であるが、過度に添加
してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が
低下するので、上限は１０％になる。望ましくは６２０
℃に対しては２〜３％、６３０℃に対しては３.５〜４.
５％、６４０℃に対しては５〜６％、６５０℃に対して
は６.５〜７.５％、６６０℃に対しては８〜９％と選定
することが望ましいが、どの温度に対してもＣｏ２％以
上で６５０℃以下で十分な強度が得られる。

【００６９】Ｎも本発明を従来の発明から区別して特徴
づける重要な元素である。Ｎはクリープ破断強度の改善
及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが０.０
１％以下ではその効果が十分でなく０.０５％を越える
と靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下さ
せる。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０１〜０.
０２５％が好ましい。

【００７０】Ｂは粒界強度作用とＭ₂₃Ｃ₆炭化物中に固
溶し、Ｍ₂₃Ｃ₆型炭化物の凝集粗大化を妨げる作用によ
り高温強度を高める効果があり、０.００１％を越える
添加が有効であるが、０.０３％を越えると溶接性や鍛
造性を害するので、０.００１〜０.０３％に制限され
る。望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜
0.02％が好ましい。

【００７１】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独又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。本発明におけるロータシ
ャフト及び動翼と静翼の少なくとも初段は６２０〜６３
０℃の蒸気温度に対してはＣ０.０９〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％以下,Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１
２.５％，Ｎｉ０.１〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３０
％，Ｎ０.０１〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ
２〜３.５％，Ｃｏ２〜４.５％，Ｂ０.００１〜０.０３
０％，７７％以上のＦｅを有する全焼戻しマルテンサ
イト組織を有する鋼によって構成されるものが好まし
い。また、６３５〜６６０℃の蒸気温度に対しては前述
のＣｏ量を５〜８％とし、７８％以上のＦｅを有する全
焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によって構成され
るのが好ましい。特に、両者の温度に対してＭｎ量を
０.０３〜０.２％及びＢ量を０.００１〜０.０１％と少
なくすることによって高強度が得られる。特に、Ｃ０.
０９〜０.２０％，Ｍｎ０.１〜０.７％，Ｎｉ０.１〜
１.０％，Ｖ０.１０〜0.３０％，Ｎ０.０２〜０.０５
％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ２〜３.５％を含有し、
６３０℃以下に対してはＣｏ２〜４％，Ｂ０.００１〜
０.０１％及び630〜６６０℃に対してはＣｏ５.５〜９.
０％，Ｂ０.０１〜０.０３％とするのが好ましいが、前
者のＣｏ量でも６２０〜６５０℃での使用が可能であ
る。

【００７２】後述の式によって求められるＣｒ当量をロ
ータシャフトに対しては４〜10.5、特に６.５〜９.５が
好ましく、他のものも同様である。

【００７３】本発明の蒸気タービンの高圧と中圧のロー
タ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び
靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイ
ト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るた
めに、（１）式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り１０以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり低
くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、４以
上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量５〜８が好ま
しい。

【００７４】本発明におけるロータシャフト動翼，静翼
の少なくとも１つはＢ＋Ｎ量が０.０５０％以下，（Ｎ
／Ｂ）比が１.５以上（好ましくは１.５〜２.０），
（Ｂ／Ｃｏ）比が０.００３５以上(好ましくは０.００
３５〜０.００８、より好ましくは０.０４〜０.００
６），（Ｃｏ／Ｍｏ）比が１８以下（好ましくは８〜１
８、より好ましくは１１〜１６），（Ｃｏ／Ｎｂ）比が
３０以上（好ましくは３０〜７０）の少なくとも１つの
関係を有するものが好ましい。これらの要件を全部満た
すものがより好ましい。これらの元素は互いに有機的に
関係しているものである。

【００７５】（３）本発明における高圧及び中圧タービ
ンの動翼の少なくとも初段に前述のＮｉ基析出強化合金
の成分の限定理由は次の通りである。

【００７６】Ｃは０.０３％以上の添加により固溶又
は、高温度で使用中に炭化物を析出して高温における耐
力，クリープ強度を高めるが、０.２％を越えると高温
で使用中に炭化物の析出が著しく、高温引張絞り率を低
める。０.０３〜０.１５％が好ましい。

【００７７】Ｃｒは合金に固溶して高温における耐力，
クリープ強度を高め、更に合金の高温耐酸化性，耐硫化
腐食性を高めるために１２％以上含有させることが必要
である。しかし２０％を越えるとシグマ相を析出し、高
温引張試験における絞り率を減ずる。好ましい範囲は１
２〜２０％である。

【００７８】Ｍｏは９％を越える添加によって合金に固
溶して高温における耐力を顕著に高め、更にクリープ破
断強度を顕著に高める。しかし、２０％を越えると逆に
高温における耐力を急激に低め、さらに冷間加工性及び
シグマ相を析出し高温引張における絞り率を減ずる。好
ましい範囲は１２％〜２０％である。

【００７９】Ｃｏは１２％以下の添加で合金に固溶して
室温および高温でのクリープ破断強度を顕著に高める。
しかし、１２％を越えると高温延性が急激に低下すると
ともにシグマ相を析出し高温引張における絞り率を減じ
る。好ましくは５〜１２％である。

【００８０】Ａｌは０.５〜１.５％の添加で、合金中に
固溶し、さらに高温で長時間使用中にガンマ・プライム
相を析出して高温引張における耐力，クリープ破断強度
を高める。しかし１.５％を越えると高温引張における
絞り率を減ずる。好ましい範囲は０.５〜１.２％であ
る。

【００８１】Ｔｉは２〜３％の添加で、合金中に固溶
し、さらに高温で長時間使用中にガンマ・プライム相を
析出して高温引張における耐力，クリープ破断強度を高
める。しかしＴｉは３％を越えると高温引張における絞
り率を減ずる。

【００８２】Ｆｅはクリープ破断強度を低めるので、極
力その含有を避けるべきである。不純物として含有され
る場合でも５％以下にすべきである。

【００８３】Ｓｉ及びＭｎは脱酸剤として又は熱間加工
性を高めるために各々０.３％以下及び０.２％以下添
加される。しかし、いずれも無添加が最も好ましい。

【００８４】Ｂは極微量でオーステナイト結晶粒界に偏
析し、クリープ破断強度及び高温延性を向上させる元素
であり、０.００３％以上で効果が得られるが、０.０１
５％を越えると熱間塑性加工性を低めるとともに高温延
性を低めるので、０.００３〜０.０１５％とすべきで
ある。

【００８５】Ｍｇ及び希土類元素は合金のオーステナイ
ト結晶粒界に偏析し、クリープ破断強度を高める。又、
Ｚｒは強力な炭化物形成元素であり微量の添加によって
Ｔｉ等の他の炭化物の形成とともに相乗的な作用によっ
てクリープ破断強度を高める。しかし、これらの元素を
過剰に添加すると粒界の結合力を減じるとともに粗大な
炭化物の形成となるなど高温における延性を減少させる
ので、Ｍｇ０.１％以下，希土類元素０.５％以下及び
Ｚｒ０.５％以下、特に、Ｍｇ０.００５〜０.０５％，
希土類元素０.００５〜０.１％及びＺｒ０.０１〜０.２
％を添加することが好ましい。

【００８６】本発明に係る合金は溶体化処理後、時効処
理される。

【００８７】溶体化処理は、１０５０〜１２００℃で３
０分〜１０時間保持後水冷又は空冷等によって行うこと
によって行われる。水冷は合金を所定温度より水中に投
入するか、又は板の場合には所定温度の合金面に水をス
プレーすることにより行われる。

【００８８】時効処理は前述の溶体化処理後、７００〜
８７０℃で４〜２４時間加熱保持することにより行われ
る。

【００８９】本発明に係る合金は非酸化性雰囲気中で溶
解するのが好ましい。本発明に係る合金に使用される原
料は純金属を使用するので、真空中で溶落ちる直前まで
加熱し、その後非酸化性ガスを封入して溶解するのが合
金元素の歩留りを向上させ、組成のバラツキをなくす点
から好ましい。

【００９０】さらに、このようにして溶解したものを真
空アーク再溶解又はエレクトロスラグ再溶解によって得
ることができる。

【００９１】本発明におけるＮｉ基析出強化合金は室温
での抗張力が９０kg／mm²以上、好ましくは１００kg／
mm²以上、７３２℃抗張力が８０kg／mm²以上、その伸
び率が１０％以上が好ましい。

【００９２】（４）本発明のロータは、目標組成とする
合金原料を電気炉で溶解し、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する。この電極棒
をエレクトロスラグ再溶解し、ロータ形状に鍛伸して成
型する。この鍛伸は、鍛造割れを防ぐために、１１５０
℃以下の温度で行わなければならない。またこの鍛鋼を
焼鈍熱処理後、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する
焼入れ処理，５５０〜６５０℃及び６７０〜７７０℃の
順序で２回焼戻しを行うことにより、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。

【００９３】本発明におけるブレード，ノズル，内部ケ
ーシング締付ボルト，中圧部初段ダイヤフラムは真空溶
解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴ
ットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所
定形状に熱間鍛造され、1050〜１１５０℃で加熱後水冷
又は油焼入れされ、次いで７００〜８００℃で焼戻し処
理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードと
なる。真空溶解は10^-1〜１０^-4mmＨｇ下で行われる。特
に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレー
ド及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両
者の初段には必要なものである。

【００９４】（５）本発明における１２重量％Ｃｒ系マ
ルテンサイト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトは
そのジャーナル部を形成する母材表面に軸受特性の高い
肉盛溶接層を形成することが好ましく、鋼からなる溶接
材を用いて少なくとも３層、好ましくは５層〜１０層の
前記肉盛溶接層を形成し、初層から２層目〜４層目のい
ずれかまでの前記溶接材のＣｒ量を順次低下させるとと
もに、４層目以降を同じＣｒ量を有する鋼からなる溶接
材を用いて溶接し、前記初層の溶接に用いられる溶接材
のＣｒ量を前記母材のＣｒ量より２〜６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。

【００９５】本発明においては、ジャーナル部の軸受特
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好ましい
ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のＢ量の増加によっ
てきわめて困難になるので、より高強度とするためにＢ
量を０.０２％以上含有させるにはＣｒ量１〜３％を有
する低合金鋼からなるスリーブを焼ばめ，はめ込みとす
る構造とするのが好ましい。スリーブの組成は後述する
肉盛層の組成とするものと同じである。

【００９６】本発明法によって得られる肉盛溶接層は５
層〜１０層とするのが好ましい。前述の如く、初層溶接
層としてＣｒ量の急激な低下は高い引張残留応力の発
生、或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接
材としてのＣｒ量を大幅に減らすことができないので、
溶接層数を多くして徐々にＣｒ量を下げる必要があるこ
と、さらに表面層として所望のＣｒ量をその所望の厚さ
とを確保する必要があることから５層以上とすることが
必要である。尚、１０層以上溶接してもそれ以上の効果
は得られない。蒸気タービンロータシャフトの如く大型
構造材としては、肉盛溶接層として母材からの組成の影
響を受けず、かつ所望の組成と所望の厚さとを形成する
必要があるが、母材の影響のない厚さとして３層及びそ
の上に所望の特性のものを所望の厚さとする必要があ
り、その厚さとして２層以上必要とし、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５層
の肉盛溶接層が必要となる。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。

【００９７】又、肉盛溶接層は初層より２層目〜４層目
のいずれかまでを順次Ｃｒ量を低下させるもので、肉盛
溶接にあたって層毎に徐々にＣｒ含有量を低めた溶接棒
を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大幅
な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、溶
接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形成
することができる。これにより、本発明は母材と初層部
付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しかも
最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成するこ
とができる。

【００９８】初層溶接に適用する溶接材としてはそのク
ロム含有量を母材のクロム量より２〜６重量％程度少な
くする。溶接材のＣｒ量を母材より低い値として２％以
下では肉盛溶接層のＣｒ量を十分に下げることができ
ず、効果が小さい。逆に、６％以上では母材と肉盛溶接
層との急激なＣｒ量の低下につながり、このＣｒ量の差
が熱膨脹係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或い
は溶接割れ発生の原因となる。尚、高Ｃｒほど熱膨脹係
数が小さいので、低Ｃｒとなる肉盛溶接層は母材より熱
膨脹係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成され
る。そのためより低Ｃｒ鋼での溶接は高い残留応力のた
め硬さが高く、又溶接割れ発生の原因となるので、溶接
材のＣｒ量は母材のそれより少ない値として６％以下と
する必要がある。このような溶接材を使用することによ
り初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、母
材よりも約１〜３％低くなる程度にとどまり、良好な溶
接が得られる。

【００９９】本発明法において、４層以降を同じＣｒ量
を有する鋼からなる溶接材を用いて形成することが必要
である。肉盛溶接において、３層目までは母材の組成の
影響を受けるが、４層目以降の肉盛溶接層の組成は用い
られる溶接材の組成によってのみ形成されるので、蒸気
タービンロータシャフトのジャーナル部として必要な特
性を満たすものを形成させることができる。従って、前
述のように蒸気タービンロータシャフトとしての大型構
造物として必要な肉盛溶接層は約１８mmであるので、最
終層として必要な合金組成とその組成での必要な十分な
厚さを確保するために４層目以降を同じＣｒ量の溶接材
によって２層以上溶接することになり前述のジャーナル
部として要求される特性を満足するものを十分な厚さを
もって形成させることができる。

【０１００】（６）本発明の高圧，中圧蒸気タービンの
内部ケーシング加減弁弁箱，組合せ再熱弁弁箱，主蒸気
リード管，主蒸気入口管，再熱入口管，高圧タービンノ
ズルボックス，中圧タービン初段ダイヤフラム，高圧タ
ービン主蒸気入口フランジ，エルボ，主蒸気止め弁を構
成するフェライト系耐熱鋼の組成の限定理由について説
明する。

【０１０１】フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材におい
ては、特にＮｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整するこ
とにより、６２１℃，２５０kgｆ／cm²以上の超々臨界
圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並びに主蒸気止
め弁及び加減弁ケーシングに要求される、６２５℃，１
０⁵ｈクリープ破断強度９kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収
エネルギー１kgｆ−ｍ以上好ましくは３.２kgｆ−ｍ以
上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。

【０１０２】本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材
においては、高い高温強度と低温靭性並びに高い疲労強
度を得るために、次式の各成分（重量％）で計算される
Ｃｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。

【０１０３】Ｃｒ当量＝Ｃｒ％＋６Ｓｉ％＋４Ｍｏ％＋
１.５Ｗ％＋１１Ｖ％＋５Ｎｂ％ −４０Ｃ％−３０Ｎ
％−３０Ｂ％−２Ｍｎ％−４Ｎｉ％−２Ｃｏ％本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、６２１℃以上の蒸
気中で使用されるので、６２５℃，１０⁵ｈクリープ破
断強度９kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収エネルギー１kg
ｆ−ｍ以上好ましくは３.２kgｆ−ｍ以上である。さら
に、より高い信頼性を確保するためには、６２５℃，１
０⁵ｈクリープ破断強度１０kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸
収エネルギー２kgｆ−ｍ以上であることが好ましい。

【０１０４】Ｃは高い引張強さを得るために０.０６％
以上必要な元素であるが、０.１６％を越えると高温に
長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間
クリープ破断強度を低下させるので、０.０６〜０.１６
％に限定される。特に０.０９〜０.１４％が好まし
い。

【０１０５】Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェラ
イト組織の生成防止に効果があるが、０.０１％未満で
はその効果が十分でなく、０.１％を越えても顕著な効
果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断
強度も低下させる。特に0.02〜０.０４％が好ましい。

【０１０６】Ｍｎは脱酸剤として添加するものであり、
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリープ破断強度を低下させ、特に０.４〜０.７
％が好ましい。

【０１０７】Ｓｉも脱酸剤として添加するものである
が、真空Ｃ脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓｉ脱酸は
不要である。又Ｓｉを低くすることにより有害なδフェ
ライト組織生成防止効果がある。したがって、添加する
場合には１％以下に抑える必要があり、好ましくは０.
５％以下、特に０.１〜０.４％が好ましい。

【０１０８】Ｖはクリープ破断強度を高める効果がある
が、０.０５％未満ではその効果が不十分で０.３５％
を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させ
る。特に、０.１５〜０.２５％が好ましい。

【０１０９】Ｎｂは高温強度を高めるのに非常に効果的
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎｂ炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
又０.０１％未満のＮｂでは効果が不十分である。特に
大型鋼塊の場合は０.０２〜０.１％が、より０.０４〜
０.０８が好ましい。

【０１１０】Ｎｉは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、０.１
％未満ではその効果が十分でなく、１.０％を越える添
加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくない。
好ましくは０.２〜０.９％、特に０.４〜０.８％が好ま
しい。

【０１１１】Ｃｒは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。１２％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、８％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。又Ｃｒ添加は、クリープ破断
強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフェ
ライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に8.0〜
１０％、より８.５〜９.５％が好ましい。

【０１１２】Ｗは高温長時間強度を顕著に高める効果が
ある。１％より少ないＷでは、620〜６６０℃で使用す
る耐熱鋼としては効果が不十分である。又Ｗが４％を越
えると靭性が低くなる。６２０℃では１.０〜１.５％、
６３０℃では１.６〜２.０％、６４０℃では２.１〜２.
５％、６５０℃に対しては２.６〜３.０％、６６０℃で
は３.１〜３.５％と各温度によって選定することが好
ましいが、特に、１.５〜１.９％で６５０℃以下で使用
可能である。

【０１１３】ＷとＮｉとは互いに相関性があり、Ｎｉ／
Ｗ比を０.２５〜０.７５とすることにより強度と靭性と
もに高いものが得られる。

【０１１４】Ｍｏ添加は、高温強度向上のために行われ
る。しかし、本発明鋳鋼の様に１％を越えるＷを含む場
合には、１.５％以上のＭｏ添加は靭性及び疲労強度を
低下させるので、１.５％以下がよく、特に０.４〜０.
８％、より０.５５〜０.７０％が好ましい。

【０１１５】Ｔａ，Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高め
る効果があり、Ｔａ０.１５％以下,Ｔｉ０.１％以下及
びＺｒ０.１％以下の単独又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。

【０１１６】本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材は、δフェ
ライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなる
ので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好まし
い。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、（１）式
で計算されるＣｒ当量を、成分調整により１０以下にし
なければならない。Ｃｒ当量をあまり低くするとクリー
プ破断強度が低下してしまうので、４以上にしなければ
ならない。特に、Ｃｒ当量６〜９が好ましい。

【０１１７】Ｂ添加は高温（６２０℃以上）クリープ破
断強度を著しく高める。Ｂ含有量が０.００３％を越え
ると、溶接性が悪くなるため、上限は０.００３％に制
限される。特に、大形ケーシングのＢ含有量の上限は
０.００２８％、さらに0.0005 〜０.００２５％が好ま
しく、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。

【０１１８】ケーシングは、６２０℃以上の高圧蒸気を
カバーしているので、内圧による高応力が作用する。そ
の為、クリープ破壊防止の観点から、１０kgｆ／mm²以
上の１０⁵ｈクリープ破断強度が要求される。又、起動
時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するので、
脆性破壊防止の観点から、１kgｆ−ｍ以上の室温衝撃吸
収エネルギーが要求される。より高温度側に対してはＣ
ｏを１０％以下含有させることにより強化が図れる。特
に、６２０に対しては１〜２％、６３０℃に対しては
２.５〜３.５％，６４０℃に対しては４〜５％、６５０
℃に対しては5.5〜６.５％、６６０℃に対しては７〜８
％と選定することがより好ましいが、Ｃｏ無添加でも各
温度で使用可能である。

【０１１９】本発明におけるケーシングは(Ｗ／Ｍｏ)比
を２.８５以上（好ましくは２.８５〜４.５０、より好
ましくは３〜４），(Ｍｏ／Ｃｒ）比を０.０４〜０.０
８（好ましくは０.０５〜０.０６）の少なくとも１つの
関係を有するのが好ましい。これらの関係を全部満たす
のがより好ましい。

【０１２０】欠陥の少ないケーシングを作製するには、
鋳塊重量５０トン前後と大形になるので、高度な製造技
術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシン
グ材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、真
空取鍋精錬による脱ガス後、砂型鋳型に鋳込み成形する
ことにより健全なものが作製できる。鋳込み前に、十分
な精錬及び脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥
の少ないものにできる。

【０１２１】又、前記の鋳鋼を１０００〜１１５０℃で
焼鈍熱処理後、１０００〜1100℃に加熱し急冷する焼準
熱処理，５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃の順序
で２回焼戻しを行うことにより、６２１℃以上の蒸気中
で使用可能な蒸気タービンケーシングが製造できる。焼
鈍及び焼準温度は、１０００℃以下では炭窒化物を十分
固溶させることができず、あまり高くすると結晶粒粗大
化の原因になる。又、２回焼戻しは、残留オーステナイ
トを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト組織
にすることができる。上記の製法で作製することによ
り、１０kgｆ／mm²以上の６２５℃，１０⁵ｈクリープ
破断強度と１kgｆ−ｍ以上又は好ましくは３.２kgf−ｍ
以上の室温衝撃吸収エネルギーが得られ、６２０℃以上
の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングにでき
る。

【０１２２】本発明におけるケーシングは前述のＣｒ当
量とし、δフェライト量が５％以下にするのが好まし
く、より０％がよい。

【０１２３】中圧蒸気タービン用内部ケーシングを鋳鋼
によって製造する他は鍛鋼によって製造するのが好まし
い。

【０１２４】（７）その他（イ）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ
０.２〜０.３％，Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.２％以下，
Ｎｉ３.２〜４.０％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍｏ
０.１〜０.６％，Ｖ０.０５〜０.２５％を有する全焼戻
しベーナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述の
高圧，中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造さ
れるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は０.０５％以下，Ｍ
ｎ０.１％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。

【０１２５】（ロ）低圧タービン用ブレードの最終段以
外及びノズルは、Ｃ０.０５〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.
５％，Ｍｎ０.２〜１.０％,Ｃｒ１０〜１３％，Ｍｏ０.
０４〜０.２％を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好
ましい。

【０１２６】（ハ）低圧タービン用内部及び外部ケーシ
ングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍ
ｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。

【０１２７】（ニ）主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加
減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４
％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％,Ｍｏ
０.３〜１.０％，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３
％，Ｎｂ０.０３〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，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。

【０１２８】（ホ）低圧タービンの最終段動翼としてＴ
ｉ合金が用いられ、特に４０インチを越える長さに対し
てはＡｌ５〜８重量％及びＶ３〜６重量％を有するＴｉ
合金からなり、長いほどこれらの含有量の多いものを用
いることができる。特に、４３インチにおいてはＡｌ
５.５〜６.５％，Ｖ３.５〜４.５％とし、４６インチで
はＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及びＳｎ１〜３％を有する
高強度材がよい。

【０１２９】（ヘ）高圧及び中圧蒸気タービン用外部ケ
ーシングにはＣ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ０.０５〜０.
５％，Ｍｎ０.１〜１.０％，Ｎｉ０.１〜０.５％，Ｃｒ
１〜２.５％,Ｍｏ０.５〜１.５％,Ｖ０.１〜０.３％を
含み、好ましくはＢ０.００１〜０.０１％及びＴｉ０.
２％以下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。

【０１３０】

【実施例】

（実施例１）オイルショック後の燃料高騰を契機に、蒸
気条件の向上による熱効率向上を図るため蒸気温度６０
０℃〜６４９℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び蒸気タービン
が要求される。このような、蒸気条件のボイラの一例を
表１に示す。

【０１３１】

【表１】

【０１３２】このような高温化に伴って水蒸気酸化が生
じるので、従来の２.２５％Ｃｒ鋼に代えて８〜１０％
Ｃｒ鋼を用いること、微粉炭直接燃焼ガスによる高温腐
食に対して硫黄分最大１％，塩素分最大０.１％となる
ので、過熱管としてオーステナイトステンレス鋼管のＣ
ｒ２０〜２５％,Ｎｉ２０〜３５％を含み、０.５％以下
の微量のＡｌ,Ｔｉ,Ｍｏ０.５〜３％、より好ましくは
Ｎｂ０.５％以下を含む材料が用いられる。微粉炭直接
燃焼においては高温燃焼となるので、ＮＯｘの低減のた
め一次空気と微粉炭との燃焼火炎とその外周に還元炎を
形成させる内周空気及びその外周に二次空気を送ってよ
り高温の火炎を作るようなバーナを用いることが望まし
い。

【０１３３】大容量化とともに微粉炭燃焼火炉が大型化
し、１０５０ＭＷ級で火炉幅３１ｍ，火炉奥行き１６
ｍ，１４００ＭＷ級で火炉幅３４ｍ，火炉奥行き１８ｍ
となる。

【０１３４】表２は蒸気温度６２５℃，１０５０ＭＷ蒸
気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコン
パウンド型４流排気、低圧タービンにおける最終段翼長
が４３インチであり、ＨＰ−ＩＰにて３６００ｒ／min
及びＬＰ２台で１８００ｒ／min の回転数を有し、高温
部においては表に示す主な材料によって構成される。高
圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kg／cm²の
圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再
熱器によって加熱され、１７０〜１８０kg／cm²の圧力
で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４５０℃で
入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送
られる。

【０１３５】

【表２】

【０１３６】図１は高圧蒸気タービンの断面構成図であ
る。高圧蒸気タービンは高圧内部車室１８とその外側の
高圧外部車室１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸
（高圧ロータシャフト）２３が設けられる。前述の高温
高圧の蒸気は前述のボイラによって得られ、主蒸気管を
通って、主蒸気入口を構成するフランジ，エルボ２５よ
り主蒸気入口２８を通り、ノズルボックス３８より初段
複流の動翼に導かれる。初段は複流であり、片側に他８
段設けられる。これらの動翼に対応して各々静翼が設け
られる。動翼は鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，
初段翼長約３５mmである。車軸間の長さは約５.２５ｍ
及び静翼部に対応する部分で最も小さい部分の直径は約
６２０mmであり、直径に対する長さの比は約８.５であ
る。

【０１３７】ロータシャフトの初段と最終段の動翼植込
み部分の幅はほぼ等しく、２段目，３〜５段目，６段
目，７〜８段目の５段階で下流側に従って段階的に小さ
くなっており、２段目の植込み部の軸方向の幅は最終段
のそれに対して０.６４倍の大きさである。

【０１３８】ロータシャフトの静翼に対応する部分は動
翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっ
ている。その部分の軸方向の幅は２段目動翼と３段目動
翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との
間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者
の幅に対して０.８６倍と小さくなっている。２段目〜
６段目までと、６段目〜９段目までとの２段階で小さく
したものである。

【０１３９】本実施例においては後述する表３に示す材
料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも
Ｗ，Ｃｏ及びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼によって構成
したものである。本実施例における動翼の翼部の長さは
初段が３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って
各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によっ
て２段から最終段までの長さが６５〜２１０mmであり、
段数は９〜１２段で、各段の翼部の長さは下流側が上流
側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.１５の割合で長
くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大き
くなっている。

【０１４０】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２段目から最終段で
０.６５〜０.９５であり、２段目から最終段になるに従
って段階的に小さくなっている。

【０１４１】又、各静翼に対応する部分のロータシャフ
トの幅は２段目と３段目との間から最終段とその手前と
の間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の
動翼の翼部長さに対する比率は０.７〜１.７で上流側か
ら下流側になるに従って小さくなっている。

【０１４２】図２は中圧蒸気タービンの断面図である。
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、３６００回／min の回転数によって回転される。中
圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部車室２１と
外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が
設けられる。動翼１７は６段で２流となり、中圧車軸
（中圧ロータシャフト）の長手方向に対しほぼ対称に左
右に設けられる。軸受中心間距離は約５.５ｍであり、
初段翼長さ約９２mm,最終段翼長さ約２３５mmである。
ダブティルは逆クリ型である。最終段動翼前の静翼に対
応するロータシャフトの直径は約６３０mmであり、その
直径に対する軸受間距離の比は約８.７倍である。

【０１４３】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。

【０１４４】又、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が直径が小さくなっており、その幅
は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段階
で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸方
向の幅が約０.７倍と小さくなる。

【０１４５】本実施例においては後述する表３に示す材
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが９０〜３５０mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１〜１.２の割合で長くなっている。

【０１４６】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
５〜０.７であり、初段から最終段になるに従って段階
的に小さくなっている。

【０１４７】又、各静翼に対応する部分のロータシャフ
トの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前との
間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の動
翼の翼部長さに対する比率は０.５〜１.５で上流側から
下流側になるに従って小さくなっている。

【０１４８】図３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、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、又動翼に対応して静翼４２が設けられる。
最終段の動翼長さは４３インチあり、Ｔｉ基合金が使用
され、いずれもダブルティノン，鞍型ダブティルを有
し、ノズルボックス４４は複流型である。Ｔｉ基合金は
時効硬化処理が施され、重量でＡｌ６％,Ｖ４％を含む
ものである。ロータシャフト４３はＮｉ３.７５％，Ｃ
ｒ１.７５％，Ｍｏ０.４％，Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５
％，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１０％，残Ｆｅからなる
スーパークリーン材の全焼戻しベーナイト組織を有する
鍛鋼が用いられる。最終段以外の動翼及び静翼にはいず
れもＭoを０.１％含有する１２％Ｃｒ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７５０
０mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約１
２８０mm，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。

【０１４９】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。

【０１５０】又、静翼部に対応する部分の直径は小さく
なっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から５
段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなって
おり、最終段側の幅は初段側に対して約１.９倍大きく
なっている。

【０１５１】本実施例における動翼の翼部長さは初段か
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の長さが９０〜12
70mm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。

【０１５２】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
１５〜０.９１であり、初段から最終段になるに従って
段階的に小さくなっている。

【０１５３】又、各静翼に対応する部分のロータシャフ
トの幅は初段と２段目との間から最終段とその手前との
間までの各段で段階的に小さくなっている。その幅の動
翼の翼部長さに対する比率は０.２５〜１.２５で上流側
から下流側になるに従って小さくなっている。

【０１５４】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。

【０１５５】図４は石炭燃焼高温高圧蒸気タービンプラ
ントの代表的なプラント構成図を示すものである。

【０１５６】本実施例における高温高圧蒸気タービンプ
ラントは主として石炭専焼ボイラ５１，高圧タービン５
２，中圧タービン５３，低圧タービン５４，低圧タービ
ン５５，復水器５６，復水ポンプ５７，低圧給水加熱器
系統５８，脱気器５９，昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６
１，高圧給水加熱器系統６３などより構成されている。
すなわち、ボイラ５１で発生した超高温高圧蒸気は高圧
タービン５２に入り動力を発生させたのち再びボイラ５
１にて再熱されて中圧タービン５３へ入り動力を発生さ
せる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービン５
４，５５に入り動力を発生させた後、復水器５６にて凝
縮する。この凝縮液は復水ポンプ５７にて低圧給水加熱
器系統５８，脱気器５９へ送られる。この脱気器５９に
て脱気された給水は昇圧ポンプ６０，給水ポンプ６１に
て高圧給水加熱器６３へ送られ昇温された後、ボイラ５
１へ戻る。

【０１５７】ここで、ボイラ５１において給水は節炭器
６４，蒸発器６５，過熱器６６を通って高温高圧の蒸気
となる。又一方、蒸気を加熱したボイラ燃焼ガスは節炭
器６４を出た後、空気加熱器６７に入り空気を加熱す
る。ここで、給水ポンプ６１の駆動には中圧タービンか
らの抽気蒸気にて作動する給水ポンプ駆動用タービンが
用いられている。

【０１５８】このように構成された高温高圧蒸気タービ
ンプラントにおいては、高圧給水加熱器系統６３を出た
給水の温度が従来の火力プラントにおける給水温度より
もはるかに高くなっているため、必然的にボイラ５１内
の節炭器６４を出た燃焼ガスの温度も従来のボイラに比
べてはるかに高くなってくる。このため、このボイラ排
ガスからの熱回収をはかりガス温度を低下させないよう
にする。

【０１５９】尚、本実施例に代えて同じ高圧タービン，
中圧タービン及び２基の低圧タービンをタンデムに連結
し、１台の発電機を回転させて発電するタンデムコンパ
ンド型発電プラントとしても同様に構成することができ
る。本実施例の如く、出力１０５０ＭＷ級の発電機にお
いてはその発電機シャフトとしてはより高強度のものが
用いられる。特に、Ｃ０.１５〜０.３０％，Ｓｉ０.１
〜０.３％,Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.５％，
Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，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９３kg／mm²以上，特に１００kg
／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。

【０１６０】図５は高圧及び図６は中圧タービンロータ
シャフトの正面図である。高圧タービンシャフトは多段
側の初段ブレード植設部を中心に８段のブレードが植設
される構造である。中圧タービンシャフトは多段ブレー
ドが左右に各６段ほぼ対称にブレード植設部が設けら
れ、ほぼ中心を境にしたものである。低圧タービン用ロ
ータシャフトは図示されていないが、高圧，中圧，低圧
タービンのいずれのロータシャフトにおいても中心孔が
設けられ、この中心孔を通して超音波検査，目視検査及
びけい光探傷によって欠陥の有無が検査される。

【０１６１】表３は本実施例の高圧タービン，中圧ター
ビン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（重量
％）を示す。本実施例においては、高圧及び中圧とを高
温部を全部フェライト系の結晶構造を有する熱膨脹係数
１２×１０^-6／℃のものにしたので、熱膨脹係数の違い
による問題は全くなかった。

【０１６２】高圧部及び中圧部のロータは、表３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（最大直径部１０
５０mm，長さ５７００mm）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。又この鍛鋼を焼鈍熱処理後、１０５０℃に加熱
し水噴霧冷却焼入れ処理、５７０℃及び６９０℃で２回
焼戻しを行い、図５及び図６に示す形状に切削加工によ
って得たものである。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。

【０１６３】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表３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。又この鍛鋼を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。

【０１６４】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３
に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、真空取鍋精錬によ
り脱ガス後、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、ＪＩＳＺ３１５８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。本実施例における耐熱
鋳鋼の酸素量は０.００４２％であった。

【０１６５】

【表３】

【０１６６】表４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。

【０１６７】このロータシャフトの中心部を調査した結
果、高圧，中圧タービンロータに要求される特性（６２
５℃，１０⁵ｈ強度≧１３kgｆ／mm²，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kg−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。

【０１６８】又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（６
２５℃，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。

【０１６９】さらにこのケーシングの特性を調査した結
果、高圧，中圧タービンケーシングに要求される特性
（６２５℃，１０⁵ｈ強度≧１０kgｆ／mm²，２０℃衝撃
吸収エネルギー≧１kg−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。

【０１７０】

【表４】

【０１７１】図７はロータシャフト材について１０⁵時
間破断強度と温度との関係を示す線図を示したものであ
る。本発明に係る材料は６１０〜６４０℃であることが
分かった。尚、１２Ｃｒロータ材はＢ，Ｗ及びＣｏを含
まない従来材に係るものである。

【０１７２】本実施例においては、ロータシャフトのジ
ャーナル部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼を肉盛溶接し、軸受特
性を改善させた。肉盛溶接は次の通りである。

【０１７３】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５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。

【０１７４】溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４
Ｖ，速度２６cm／min である。

【０１７５】

【表５】

【０１７６】肉盛溶接を上述の供試母材表面に表６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。

【０１７７】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。

【０１７８】Ｎo.１，Ｎo.２及び３いずれも本発明のも
のであり、いずれも５層目以降の組成は表６に示すＮo.
Ｃ及びＤの組成であった。

【０１７９】

【表６】

【０１８０】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。

【０１８１】さらに、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。

【０１８２】本実施例に代えて高圧蒸気タービン，中圧
蒸気タービン及び２基の低圧蒸気タービンをタンデムに
結合し、３６００回転としたタンデム型発電プラントに
おいても同様に構成できるものである。

【０１８３】表７は蒸気温度６４０℃以上の高圧タービ
ンでは３段までと中圧タービンでは初段の動翼の各々に
用いたＮｉ基析出強度化型合金の化学組成を示す。これ
らの合金は真空アーク再溶解によってインゴットを製造
後、熱間鍛造し、次いで合金組成に応じて溶体化処理１
０７０〜１２００℃で１〜８時間加熱後空冷し、７００
〜８７０℃で４〜２４時間加熱する時効処理を施したも
のである。

【０１８４】高圧タービンでは４段及び５段、及び中圧
タービンの２段及び３段に本発明における高強度マルテ
ンサイト鋼を用いた。別の例として蒸気温度６１０〜６
３８℃の高圧タービン及び中圧タービンの初段に前述の
Ｎｉ基合金を用い、高圧タービンの２段及び３段、中圧
タービンの２段目に本発明の高強度マルテンサイト鋼を
用いることができる。

【０１８５】

【表７】

【０１８６】（実施例２）表８に示す組成の合金を真空
誘導溶解によって、１０ｋｇのインゴットに鋳造し、３
０mm角の棒に鍛造したものである。表９は各組成の比率
との関係を示すものである。大型蒸気タービンロータシ
ャフトの場合には、その中心部を模擬して１０５０℃×
５時間１００℃／ｈ冷却の焼入れ，５７０℃×２０時間
の一次焼戻しと６９０℃×２０時間の二次焼戻し及びブ
レードにおいては１１００℃×１時間の焼入れ，７５０
℃×１時間の焼戻しを行って、６２５℃，３０kgｆ／mm
²でクリープ破断試験を実施した。結果を表７に合わせ
て示す。

【０１８７】表８からＮo.１〜Ｎo.９の本発明合金は、
Ｎo.１０の比較合金に比べて格段にクリープ破断寿命が
長いことがわかる。

【０１８８】なお比較合金のうち、Ｎo.１０は本発明合
金からＣｏを除去した合金である。図８はクリープ破断
強度に及ぼすＣｏ量及び図９は同じくＢ量の影響を示す
線図である。図に示す如く、Ｃｏ量が多い程クリープ破
断時間が向上しているが、Ｃｏの多量の増加は６００〜
６６０℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる傾向を有す
るので、強化と靭性の両方を高めるには６２０〜６３０
℃に対しては２〜５％，６３０〜６６０℃に対しては
５.５〜８％が好ましい。

【０１８９】図に示すようにＢ量を高めると強度が低下
する傾向を有し、Ｂ含有量は0.03％以下が優れた強度を
示すことが分かる。６２０〜６３０℃ではＢ量を０.０
０１〜０.０１％及びＣｏ量を２〜４％、６３０〜６６
０℃のより高温側ではＢ量を０.０１〜０.０３％とし、
Ｃｏ量を５〜７.５％と高めることにより高強度とな
る。

【０１９０】Ｎは本願実施例における６００℃を越える
温度では少ない方が強化されることが明らかとなり、Ｎ
o.２の方がＮ量の多いＮo.８に比べて強度が高いことか
らも明らかとなった。Ｎ量は０.０１〜０.０４％が好ま
しい。真空溶解においてはＮはほとんど含有されないの
で、母合金によって添加したものである。

【０１９１】表８に示すように、本発明に係る合金は実
施例１の図７に示すようにいずれも高い強度を示すこと
は明らかである。実施例１に示すロータ材は本実施例の
Ｎo.２の合金に相当するものである。

【０１９２】図９に示すようにＮo.８のＭｎ量が０.０
９％と低いものは同じＣｏ量で比較して高い強度を示
すことからも明らかなように、より強化のためにはＭｎ
量を０.０３〜０.２０％とするのが好ましい。

【０１９３】

【表８】

【０１９４】

【表９】

【０１９５】（実施例３）表１０は本発明の内部ケーシ
ング材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は、大形
ケーシングの厚肉部を想定して、高周波誘導溶解炉を用
い２００kg溶解し、最大厚さ２００mm，幅３８０mm，高
さ４４０mmの砂型に鋳込み，鋳塊を作製した。試料Ｎo.
３〜７は発明材であり、試料Ｎo.１及び２は従来材であ
る。試料Ｎo.１及びＮo.２は現流タービンに使用されて
いるＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼及び１１Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ−Ｎ
ｂ−Ｎ鋳鋼である。試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼
鈍処理後、大形蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定
して次の条件で熱処理（焼準・焼戻し）した。

【０１９６】試料Ｎo.１：１０５０℃×８ｈ空冷７１０℃×７ｈ空冷７１０℃×７ｈ空冷試料Ｎo.２〜Ｎo.７：１０５０℃×８ｈ空冷７１０℃×７ｈ空冷７１０℃×７ｈ空冷溶接性評価は、ＪＩＳＺ３１５８に準じて行った。予
熱，パス間及び後熱開始温度は１５０℃に、後熱処理は
４００℃×３０分にした。

【０１９７】

【表１０】

【０１９８】表１１は室温の引張特性、２０℃における
Ｖノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、６５０℃，１
０⁵ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。

【０１９９】適量のＢ，Ｍｏ及びＷを添加した本発明材
（Ｎo.３，４，６〜９）のクリープ破断強度及び衝撃吸
収エネルギーは、高温高圧タービンケーシングに要求さ
れる特性（６２５℃，１０⁵ｈ強度≧８kgｆ／mm²，２０
℃衝撃吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分満足する。特
に、Ｎo.３，６及び７は９kgｆ／mm²以上及び室温の衝
撃値３.２kgｆ−ｍ以上の高い値を示している。又、本
発明材には溶接割れが認められず、溶接性が良好であ
る。Ｂ量と溶接割れの関係を調べた結果、Ｂ量が０.０
０３５％を越えると、溶接割れが発生した。Ｎo.３の
ものは若干割れの心配があった。機械的性質に及ぼすＭ
ｏの影響を見ると、Ｍｏ量を１.１８％と多いものは、
クリープ破断強度は高いものの、衝撃値が低く、要求さ
れる靭性を満足できなかった。一方、Ｍｏ０.１１％の
ものは、靭性は高いものの、クリープ破断強度が低く、
要求される強度を満足できなかった。

【０２００】機械的性質に及ぼすＷの影響を調べた結
果、Ｗ量を１.１％以上にするとクリープ破断強度が顕
著に高くなるが、逆にＷ量を２％以上にすると室温衝撃
吸収エネルギーが低くなる。特に、Ｎｉ／Ｗ比を０.２
５〜０.７５に調整することにより、温度６２１℃,圧力
２５０kgｆ／cm²以上の高温高圧タービンの高圧及び中
圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシ
ングに要求される、６２５℃，１０⁵ｈクリープ破断強
度９kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ−
ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。特に、Ｗ量
１.２〜２％,Ｎｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整す
ることにより、６２５℃，１０⁵ｈクリープ破断強度１
０kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収エネルギー２kgｆ−ｍ
以上の優れた耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。

【０２０１】

【表１１】

【０２０２】図１０はＷ量とクリープ破断強度との関係
を示す線図である。図に示す如く、Ｗ量を１.０％以上
とすることによって顕著に強化されるとともに、特に
１.５％以上では８.０kg／mm²以上の値が得られる。

【０２０３】図１１は１０⁵時間破断強度と破断温度と
の関係を示す線図である。本発明のＮo.７は６４０℃以
下で十分要求の強度を満足するものであった。

【０２０４】本発明の耐熱鋳鋼を目標組成とする合金原
料を電気炉で１トン溶解し、真空取鍋精錬後、砂型鋳型
に鋳込み実施例１に記載の高圧部及び中圧部の内部ケー
シング図１２に示す主蒸気止め弁６９及び加減弁ケーシ
ング７０を得た。

【０２０５】前記の鋳鋼を１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍
熱処理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理，７３
０℃×８ｈ炉冷の２回焼戻しを行った。全焼戻しマルテ
ンサイト組織を有するこの試作ケーシングを切断調査し
た結果、２５０気圧，６２５℃高温高圧タービンケーシ
ングに要求される特性(６２５℃，１０⁵ｈ強度≧９kgｆ
／mm²，２０℃衝撃吸収エネルギー≧１kg−ｍ）を十分
満足することと溶接可能であることが確認できた。

【０２０６】表１２および表１３は上記各種試験に供し
た試料の化学組成を示す。試料は、大形ケーシングの厚
肉部を想定して、高周波誘導溶解炉を用い２００kg溶解
し、最大厚さ２００mm，幅３８０mm，高さ４４０mmの砂
型に鋳込み、鋳塊を作製した。表１３に示すＮo.８，９
は比較材であり、Ｎo.１０〜１２は本発明材である。

【０２０７】

【表１２】

【０２０８】

【表１３】

【０２０９】各試料は、１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処
理後、大形蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して
次の条件で熱処理（焼準・焼戻し）した。

【０２１０】試料Ｎo.８〜Ｎo.１２：１０５０℃×８ｈ空却７２０℃×７ｈ空冷７２０℃×７ｈ炉冷溶接性評価は、ＪＩＳＺ３１５８に準ずる斜めＹ形溶
接われ試験により行った。図１３はその試験片形状およ
び寸法（mm）を示す。予熱，パス間および後熱開始温度
は１５０℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。

【０２１１】図１４は機械的性質に及ぼすＯの影響を示
す。Ｏ量が多くなるとクリープ破断強度及び衝撃吸収エ
ネルギーが低くなる。Ｏ量を０.０１５％以下にするこ
とにより要求される強度及び衝撃値が得られる。

【０２１２】適量のＢ，Ｍｏ及びＷを添加した本発明材
Ｎo.１０〜１２のクリープ破断強度及び衝撃吸収エネル
ギーは、超々臨界圧タービンロータに要求される特性
（625℃，１０⁵ｈ強度≧９kgｆ／mm²，２０℃衝撃吸収
エネルギー≧１kg−ｍ）を十分満足する。又、０.０８
％Ｔａ、及び０.０５％Ｚｒを添加することにより２０
℃における靭性は、かなり優れている。又、本発明材の
０.００２５％以下のものには溶接割れが認められず、
溶接性が良好である。０.００３％を越えるＢ量の多い
材料は、溶接割れが発生した。機械的性質に及ぼすＭｏ
の影響を見ると、Ｍｏ１.５％を越える比較材は、クリ
ープ破断強度は高いものの、衝撃値が低く、要求される
靭性を満足できない。一方、Ｍｏ０.５％未満の比較材
は、靭性は高いものの、クリープ破断強度が低く、要求
される強度を満足できない。

【０２１３】Ｎｉ／Ｗ比をあまり高めるとクリープ破断
強度が低くなる。逆にＮｉ／Ｗ比をあまり低くすると室
温衝撃吸収エネルギーが低くなる。Ｎｉ／Ｗ比を０.２
５〜０.７５に調整することにより、温度６２１℃，圧
力２５０kgｆ／cm²以上の超々臨界圧タービン高圧及び
中圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁及び加減弁ケー
シングに要求される、６２５℃，１０⁵ｈクリープ破断
強度９kgｆ／mm²以上，室温衝撃吸収エネルギー１kgｆ
−ｍ以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。特に、Ｎ
ｉ／Ｗ比を０.２５〜０.７５に調整することにより、６
２５℃,１０⁵ｈクリープ破断強度１０kgｆ／mm²以上，
室温衝撃吸収エネルギー２kgｆ−ｍ以上特に３.２kgｆ
−ｍ以上の優れた耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。

【０２１４】（実施例４）本実施例においては、高圧蒸
気タービン及び中圧蒸気タービンの蒸気温度を実施例１
の６２５℃に代えて６４９℃としたものであり、構造及
び大きさを実施例１とほぼ同じ設計で得られるものであ
る。ここで実施例１と変わるものはこの温度に直接接す
る高圧，中圧蒸気タービンのロータシャフト，初段動翼
及び初段静翼と内部ケーシングである。内部ケーシング
を除くこれらの材料としては前述の表７に示す材料のう
ちＢ量を０.０１〜０.０３％及びＣｏ量を５〜７％と高
め、さらに内部ケーシング材としては実施例１のＷ量を
２〜３％に高め、Ｃｏを３％と加えることにより、要求
される強度が満足し、従来の設計が使用できる大きなメ
リットがある。即ち、本実施例においては高温にさらさ
れる高圧タービンの初段ブレードをＮｉ基合金とした他
は全てフェライト系鋼によって構成される点に従来の設
計思想がそのまま使用できるのである。尚、２段目の動
翼及び静翼の蒸気入口温度は約６１０℃となるので、こ
れらには実施例１の初段に用いた材料を用いることが好
ましい。

【０２１５】さらに、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実
施例１の約３８０℃に比べ若干高い約４０５℃となる
が、そのロータシャフト自身は実施例１の材料が十分に
高強度を有するので、同じくスーパークリーン材が用い
られる。

【０２１６】さらに、本実施例におけるクロスコンパン
ド型に対し、全部を直結したタンデム型で３６００rpm
の回転数においても実施できるものである。

【０２１７】

【発明の効果】本発明によれば、６２５℃クリープ破断
強度及び室温靭性の高いフェライト系耐熱鋳鋼が得られ
るので、温度６５０℃までの超々臨界圧タービン用ケー
シングおよびその類の高温部材を従来のオーステナイト
系耐熱鋳鋼に代わり、フェライト系耐熱鋳鋼（本発明
材）で作製することができる。

【０２１８】これまでのオーステナイト系耐熱鋳鋼に代
わり、本発明にかかる耐熱鋳鋼をタービンケーシングに
使用することにより、同様の設計思想で製作することが
できる。又、本発明にかかるフェライト系耐熱鋳鋼はオ
ーステナイト系耐熱鋳鋼に比べ熱膨張係数が小さいの
で、タービンの急起動が容易になると共に、熱疲労損傷
を受け難いなどの利点がある。

【０２１９】本発明によれば、６１０〜６６０℃でクリ
ープ破断強度及び室温靭性の高いマルテンサイト系耐熱
及び鋳鋼が得られるので、各温度での超々臨界圧タービ
ン用主要部材を全てフェライト系耐熱鋼で作製すること
ができ、これまでの蒸気タービンの基本設計がそのまま
使用でき、信頼性の高い火力発電プラントが得られる。

【０２２０】従来、このような温度ではオーステナイト
系合金とせざるを得なく、そのため製造性の観点から健
全な大形ロータを製造することができなかったが、本発
明フェライト系耐熱鍛鋼によれば健全な大形ロータの製
造が可能である。

【０２２１】又、本発明の大型部材のほとんどをフェラ
イト系鋼製とした高温蒸気タービンは、熱膨張係数が大
きいオーステナイト系合金を使用していないので、ター
ビンの急起動が容易になると共に、熱疲労損傷を受け難
いなどの利点がある。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係るフェライト系鋼製高圧蒸気タービ
ンの断面構造図。

【図２】本発明に係るフェライト系鋼製中圧蒸気タービ
ンの断面構造図。

【図３】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。

【図４】本発明に係る石炭燃焼発電プラントの構成図。

【図５】本発明に係る高圧蒸気タービン用ロータシャフ
トの断面図。

【図６】本発明に係る中圧蒸気タービン用ロータシャフ
トの断面図。

【図７】ロータシャフト材のクリープ破断強度を示す線
図。

【図８】クリープ破断時間とＣｏ量との関係を示す線
図。

【図９】クリープ破断時間とＢ量との関係を示す線図。

【図１０】クリープ破断強度とＷ量との関係を示す線
図。

【図１１】ケーシング材のクリープ破断強度を示す線
図。

【図１２】主蒸気止め弁及び加減弁ケーシングの断面
図。

【図１３】溶接割れ試験片の構造図。

【図１４】クリープ破断強度及び衝撃値とＯ量との関係
を示す図。

【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、１
１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキ
ン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１
５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８
…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部
第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車
室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フラン
ジ，エルボ、２６…前側軸受箱、２７…ジャーナル部、
２８…主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸
気排気口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス
（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…
暖機蒸気入口、５１…ボイラ、５２…高圧タービン、５
３…中圧タービン、５４，５５…低圧タービン、５６…
復水器、５７…復水ポンプ、５８…低圧給水加熱器系
統、５９…脱気器、６０…昇圧ポンプ、６１…給水ポン
プ、６３…高圧給水加熱器系統、６４…節炭器、６５…
蒸発器、６６…過熱器、６７…空気加熱器、６８…発電
機、６９…主蒸気止め弁、７０…加減弁ケーシング、７
１…溶接部。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者中村重義茨城県日立市大みか町七丁目１番１号株式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者福井寛茨城県日立市大みか町七丁目１番１号株式会社日立製作所日立研究所内 (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 (72)発明者清水暢夫茨城県日立市幸町三丁目１番１号株式会社日立製作所日立工場内 (72)発明者川上正夫茨城県ひたちなか市堀口832番地の２株式会社日立製作所日立工場素形材センタ内

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】重量比で、Ｃ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ１
％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１２％,Ｎｉ０.１〜
１.０％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎｂ０.０１〜０.１５
％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍｏ１.５％以下,Ｗ１〜３
％,Ｂ０.０００５〜０.００３％，Ｏ０.０１５％以下を
含むことを特徴とする高強度耐熱鋳鋼。
【請求項２】前記耐熱鋳鋼におけるＮｉとＷの含有量の
比Ｎｉ／Ｗが０.２５〜０.７５であることを特徴とする
請求項１記載の高強度耐熱鋳鋼。
【請求項３】重量比で、Ｃ０.０９〜０.１４％，Ｓｉ
０.３％以下，Ｍｎ０.４０〜０.７０％，Ｃｒ８〜１０
％，Ｎｉ０.４〜０.７％，Ｖ０.１５〜０.２５％,Ｎｂ
０.０４〜０.０８％、Ｎ０.０２〜０.０６％，Ｍｏ０.
４０〜０.８０％,Ｗ１.４〜１.９％，Ｂ０.００１〜０.
００２５％，Ｏ０.０１５％以下を含み、残部がＦｅ及
び不可避不純物からなることを特徴とする高強度耐熱鋳
鋼。
【請求項４】請求項１〜３いずれかにおいて、Ｔａ０.
１５％以下及びＺｒ０.１％以下のうち少なくとも一種
を含有することを特徴とする高強度耐熱鋳鋼。
【請求項５】前記耐熱鋳鋼は次式により計算されるＣｒ
当量が４〜１０であることを特徴とする請求項１〜４の
いずれかに記載の高強度耐熱鋳鋼。Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋
５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２
Ｃｏ
【請求項６】６２５℃，１０⁵ｈクリープ破断強度が９
kgｆ／mm²以上、室温の衝撃値が３.２kgｆ−ｍ以上で
あることを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載の
高強度耐熱鋳鋼。
【請求項７】請求項１〜６のいずれかに記載の組成とす
る原料を電気炉で溶解し、真空とりべ精錬による脱ガス
処理後、砂型鋳型に鋳込み成形することを特徴とする高
強度耐熱鋳鋼の製造法。
【請求項８】前記鋳込み成形後に、１０００〜１１５０
℃で焼鈍し、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼
準熱処理を行い、次いで５５０〜７５０℃及び６７０〜
770℃で２回焼戻しを行うことを特徴とする請求項７記
載の高強度耐熱鋳鋼の製造法。
【請求項９】重量比で、Ｃ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ１
％以下，Ｍｎ１％以下，Ｃｒ８〜１２％,Ｎｉ０.１〜
１.０％，Ｖ０.０５〜０.３％，Ｎｂ０.０１〜０.１５
％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍｏ１.５％以下，Ｗ１〜３
％,Ｂ０.０００５〜０.００３％，Ｏ０.０１５％以下を
含む鋳鋼で構成されていることを特徴とする蒸気タービ
ンケーシング。
【請求項１０】前記鋳鋼におけるＮｉとＷの含有量の比
Ｎｉ／Ｗが０.２５〜０.７５である請求項９記載の蒸気
タービンケーシング。
【請求項１１】重量比で、Ｃ０.０９〜０.１４％，Ｓｉ
０.３％以下，Ｍｎ０.４０〜０.７０％，Ｃｒ８〜１０
％，Ｎｉ０.４〜０.７％，Ｖ０.１５〜０.２５％,Ｎｂ
０.０４〜０.０８％，Ｎ０.０２〜０.０６％，Ｍｏ０.
４０〜０.８０％,Ｗ１.４〜１.９％，Ｂ０.００１〜０.
００２５％，Ｏ０.０１５％以下を含み、残部がＦｅ及
び不可避不純物からなる耐熱鋳鋼で構成されていること
を特徴とする蒸気タービンケーシング。
【請求項１２】請求項９〜１１いずれかにおいて、Ｔａ
０.１５％以下及びＺｒ０.１％以下のうち少なくとも一
種を含有する前記鋳鋼で構成されている蒸気タービンケ
ーシング。
【請求項１３】前記鋳鋼は次式により計算されるＣｒ当
量が４〜１０である請求項９〜１２のいずれかに記載の
蒸気タービンケーシング。Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５Ｗ＋１１Ｖ＋
５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ−４Ｎｉ−２
Ｃｏ
【請求項１４】前記鋳鋼は６２５℃，１０⁵ｈクリープ
破断強度が９kgｆ／mm²以上，室温の衝撃値が３.２kgｆ
−ｍ以上である請求項９〜１３のいずれかに記載の蒸
気タービンケーシング。
【請求項１５】請求項９〜１４のいずれかに記載の組成
とする合金原料を電気炉で溶解し、真空とりべ精錬によ
る脱ガス処理後、砂型鋳型に鋳込みにより鋳造成形する
ことを特徴とする蒸気タービンケーシング。
【請求項１６】前記鋳込み成形後に、１０００〜１１５
０℃で焼鈍し、更に１０００〜1100℃に加熱し急冷する
焼準熱処理を行い、次いで５５０〜７５０℃及び６７０
〜770℃で２回焼戻しを行うことを特徴とする請求項１
５記載の蒸気タービンケーシングの製造法。
【請求項１７】高圧タービン，中圧タービン及び低圧タ
ービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、前
記高圧タービン及び中圧タービンは初段動翼への水蒸気
入口温度が６１０〜６６０℃、前記低圧タービンは初段
動翼への水蒸気入口温度が380〜４７５℃、前記高圧タ
ービン及び中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらさ
れるロータシャフト，動翼，静翼の少なくとも初段、及
び内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有する高強
度マルテンサイト鋼、又は前記動翼は前記マルテンサイ
ト鋼とＮｉ基合金との組合わせによって構成され、前記
内部ケーシングが前記蒸気温度に対応した温度での１０
⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm²以上，室温の衝撃
値が３.２kg−ｍ以上であることを特徴とする蒸気ター
ビン発電プラント。
【請求項１８】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有し、前記
水蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が６１０〜６６
０℃及び圧力が２５０kg／cm²以上又は１５０〜２００k
g／cm²である蒸気タービンであって、前記ロータシャ
フトと動翼と静翼の少なくとも初段とが前記動翼の初段
への流入蒸気温度に対応した温度での１０⁵時間クリー
プ破断強度が１５kg／mm²以上であるＣｒ９〜１３重量
％を含有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する高強
度マルテンサイト鋼又は前記動翼は前記マルテンサイト
鋼と室温での抗張力が９０kg／mm²以上のＮｉ基合金と
の組合わせからなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温
度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９
kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上である
Ｃｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼から
なることを特徴とする蒸気タービン。
【請求項１９】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する蒸気
タービンにおいて、前記ロータシャフトと前記静翼の少
なくとも初段とが重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％，Ｓｉ
０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ９.５〜１
３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.３５％，
Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.０６％，Ｍｏ
０.０５〜０.５％，Ｗ１.０〜３.５％，Ｃｏ２〜１０
％，Ｂ０.０００５〜０.０３％を含み、７８％以上のＦ
ｅを有する高強度マルテンサイト鋼、前記動翼は前記マ
ルテンサイト鋼と重量でＣ０.０３〜0.15％，Ｓｉ０.３
％以下，Ｍｎ０.２％以下，Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９
〜２０％，Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ２〜３％，Ｂ０.
００３〜０.０１５％を含有するＮｉ基合金との組合わ
せからなり、前記内部ケーシングは重量でＣ０.０６〜
０.１６％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｎｉ０.
２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％，Ｖ０.０５〜０.３５
％，Ｎｂ０.０１〜０.１５％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍ
ｏ１.５％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ０.０００５〜０.００
３％，Ｏ０.０１５％以下を含み、８５％以上のＦｅを
有する高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とす
る蒸気タービン。
【請求項２０】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は初段を除き片側に７
段以上有し、初段が複流であり、前記ロータシャフトは
軸受中心間距離（Ｌ）が５０００mm以上及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６００mm以上であ
り、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０〜９.０であるＣｒ９〜１３
重量％を含有する高強度マルテンサイト鋼又は、前記動
翼は前記マルテンサイト鋼とＮｉ基合金との組合わせか
らなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に対応した
温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm²以
上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１
２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からなることを
特徴とする高圧蒸気タービン。
【請求項２１】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する中圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以
上を有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植設され
た複流構造であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距
離（Ｌ）が５０００mm以上及び前記静翼が設けられた部
分での最小直径（Ｄ）が６００mm以上であり、前記（Ｌ
／Ｄ）が８.２〜９.２であるＣｒ９〜１３重量％を含有
する高強度マルテンサイト鋼からなり、前記動翼は前記
マルテンサイト鋼又は該マルテンサイト鋼とＮｉ基合金
との組合せからなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温
度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９
kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上である
Ｃｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼から
なることを特徴とする中圧蒸気タービン。
【請求項２２】高圧タービンと中圧タービンとが連結さ
れ、タンデムに２台連結された低圧タービンを備えた蒸
気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タービン及
び中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が６１０
〜６６０℃、前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入
口温度が３８０〜４７５℃であり、前記高圧タービンの
ロータシャフトの初段動翼植設部及び前記初段動翼のメ
タル温度が前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口
温度より４０℃以上下まわらないようにし、前記中圧タ
ービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び初段動翼
のメタル温度が前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気
入口温度より７５℃以上下まわらないようにし、前記高
圧タービン及び中圧タービンのロータシャフト及び動翼
がＣｒ9.5〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋼か
らなり、又は前記高圧及び中圧タービンの動翼の少なく
とも初段のＮｉ基合金と前記マルテンサイト鋼との組合
わせからなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に対
応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm
²以上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８
〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からなるこ
とを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
【請求項２３】石炭燃焼ボイラと、該ボイラによって得
られた水蒸気によって駆動する蒸気タービンと、該蒸気
タービンによって駆動する単機又は２台で１０００ＭＷ
以上の発電出力を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発
電プラントにおいて、前記蒸気タービンは高圧タービン
と該高圧タービンに連結された中圧タービンと、２台の
低圧タービンとを有し、前記高圧タービン及び中圧ター
ビンは初段動翼への水蒸気入口温度が６１０〜６６０℃
及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が
３８０〜４５０℃であり、前記ボイラの過熱器によって
前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より３
℃以上高い温度に加熱した水蒸気を前記高圧タービンの
初段動翼に流入し、前記高圧タービンを出た水蒸気を前
記ボイラの再熱器によって前記中圧タービンの初段動翼
への水蒸気入口温度より２℃以上高い温度に加熱して前
記中圧タービンの初段動翼に流入し、前記中圧タービン
より出た水蒸気を前記ボイラの節炭器によって前記低圧
タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より３℃以上高
い温度に加熱して前記低圧タービンの初段動翼に流入さ
せ、前記高圧及び中圧タービンの動翼がＣｒ９.５〜１
３重量％を含有するマルテンサイト鋼又は前記動翼の少
なくとも初段のＮｉ基合金とＣｒ９.５〜１３重量％を
含有するマルテンサイト鋼との組合わせからなり、前記
内部ケーシングが前記蒸気温度に対応した温度での１０
⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm²以上，室温の衝撃
値が３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１２重量％を含有
するマルテンサイト鋳鋼からなることを特徴とする石炭
燃焼火力発電プラント。
【請求項２４】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は７段以上及び翼部長
さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm
有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は
前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み
部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ段階的に大
きく、前記翼部長さに対する比率が０.６〜１.０で前記
上流側から下流側に従って小さくなっており、前記動翼
がＣｒ９.５〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋼
又は前記動翼の少なくとも初段のＮｉ基合金とＣｒ９.
５〜１３重量％を含むマルテンサイト鋼との組合わせ
からなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に対応し
た温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm²以
上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１
２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からなることを
特徴とする高圧蒸気タービン。
【請求項２５】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は７段以上及び翼部長
さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm
有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は１.２以下
で、該比率が徐々に下流側で大きく、前記翼部長さは前
記下流側が上流側に比べて大きくなっており、前記動翼
がＣｒ９.５〜１３重量％を含有するマルテンサイト鋼
又は前記動翼の少なくとも初段のＮｉ基合金とＣｒ９.
５〜１３重量％を含むマルテンサイト鋼との組合わせ
からなり、前記内部ケーシングが前記蒸気温度に対応し
た温度での１０⁵時間クリープ破断強度が９kg／mm²以
上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１
２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼からなることを
特徴とする高圧蒸気タービン。
【請求項２６】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は７段以上及び翼部長
さが前記水蒸気流の上流側から下流側で３５〜２１０mm
有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対応する部分
の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ段階的に小さ
く、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が０.６５
〜１.８の範囲で前記下流側になるに従って段階的に前
記比率が小さくなっており、前記動翼がＣｒ９.５〜１
３重量％を含有するマルテンサイト鋼又は前記動翼の少
なくとも初段のＮｉ基合金とＣｒ９.５〜１３重量％を
含むマルテンサイト鋼との組合わせからなり、前記内部
ケーシングが前記蒸気温度に対応した温度での１０⁵時
間クリープ破断強度が９kg／mm²以上，室温の衝撃値が
３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１２重量％を含有する
マルテンサイト鋳鋼からなることを特徴とする高圧蒸気
タービン。
【請求項２７】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する中圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に６段以上
有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側か
ら下流側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャフト
の前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の
直径より大きく、前記植込み部の軸方向の幅は前記下流
側が上流側に比べ大きくなっており、前記翼部長さに対
する比率が０.４５〜０.７５で前記上流側から下流側に
従って小さくなっており、前記動翼がＣｒ９.５〜１３
重量％を含有するマルテンサイト鋼又は前記動翼の少な
くとも初段のＮｉ基合金とＣｒ９.５〜１３重量％を含
むマルテンサイト鋼との組合わせからなり、前記内部ケ
ーシングが前記蒸気温度に対応した温度での１０⁵時間
クリープ破断強度が９kg／mm²以上，室温の衝撃値が
３.２kg−ｍ以上であるＣｒ８〜１２重量％を含有する
マルテンサイト鋳鋼からなることを特徴とする中圧蒸気
タービン。
【請求項２８】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する中圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に６段以上
有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側か
ら下流側で１００〜３００mm有し、隣り合う前記翼部長
さは前記下流側が上流側に比べて大きくなっており、そ
の比は１.３以下で徐々に前記下流側で大きくなってお
り、前記動翼がＣｒ９.５〜１３重量％を含有するマル
テンサイト鋼又は前記動翼の少なくとも初段のＮｉ基合
金とＣｒ９.５〜１３重量％を含むマルテンサイト鋼
との組合わせからなり、前記内部ケーシングが前記蒸気
温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が
９kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２ kg−ｍ以上であ
るＣｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼か
らなることを特徴とする中圧蒸気タービン。
【請求項２９】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する中圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に６段以上
有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側か
ら下流側で１００〜３００mm有し、前記ロータシャフト
の前記静翼部に対応する部分の軸方向幅は前記下流側が
上流側に比べ段階的に小さくなっており、前記動翼の下
流側翼部長さに対する比率が０.４５〜１.６０の範囲で
前記下流側になるに従って段階的に前記比率が小さくな
っており、前記動翼がＣｒ９.５〜１３重量％を含有す
るマルテンサイト鋼又は前記動翼の少なくとも初段のＮ
ｉ基合金とＣｒ９.５〜１３重量％を含むマルテンサイ
ト鋼との組合わせからなり、前記内部ケーシングが前記
蒸気温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強
度が９kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２ kg−ｍ以上
であるＣｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳
鋼からなることを特徴とする中圧蒸気タービン。
【請求項３０】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する高圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は７段以上有し、前記
ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記
動翼植込部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼
に対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流
側が下流側に比較して２段階以上で段階的に大きくなっ
ており、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記
動翼の２段目と３段目との間の幅の０.７５〜０.９５倍
であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込部軸方向
の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して３段階
以上で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の
軸方向の幅は前記２段目の軸方向の幅に対して１〜２倍
であり、前記動翼がＣｒ９.５〜１３重量％を含有する
マルテンサイト鋼又は前記動翼の少なくとも初段のＮｉ
基合金とＣｒ９.５〜１３重量％を含むマルテンサイト
鋼との組合わせからなり、前記内部ケーシングが前記蒸
気温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度
が９kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２ kg−ｍ以上で
あるＣｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼
からなることを特徴とする高圧蒸気タービン。
【請求項３１】ロータシャフトと、該ロータシャフトに
植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する
静翼及び該静翼を保持する内部ケーシングを有する中圧
蒸気タービンにおいて、前記動翼は６段以上有し、前記
ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記
動翼植込部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼
に対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流
側が下流側に比較して２段階以上で段階的に大きくなっ
ており、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記
動翼の初段と２段目との間の幅の０.６〜０.８倍であ
り、前記ロータシャフトの前記動翼部植込部軸方向の幅
は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して２段階以上
で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の軸方
向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して０.８〜２倍で
あり、前記動翼がＣｒ９.５〜１３重量％を含有するマ
ルテンサイト鋼又は前記動翼の少なくとも初段のＮｉ基
合金とＣｒ９.５〜１３重量％を含むマルテンサイト鋼
との組合わせからなり、前記内部ケーシングが前記蒸気
温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が
９kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２ kg−ｍ以上であ
るＣｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳鋼か
らなることを特徴とする中圧蒸気タービン。
【請求項３２】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６１０〜６６
０℃である蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフト
及び前記内部ケーシングがＣｒ８〜１３重量％を含有す
るマルテンサイト鋼からなり、前記内部ケーシングが前
記蒸気温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断
強度が９kg／mm²以上，室温の衝撃値が３.２kg−ｍ以上
であるＣｒ８〜１２重量％を含有するマルテンサイト鋳
鋼からなることを特徴とする蒸気タービン。
【請求項３３】前記ロータシャフトの１０⁵時間クリー
プ破断強度が１５kg／mm²以上であるＣｒ９〜１３重量
％を含有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する高強
度マルテンサイト鋼からなる請求項３２の蒸気タービ
ン。
【請求項３４】前記動翼及び静翼の少なくとも一方が、
且つ各々の少なくとも初段が前記動翼の初段への流入蒸
気温度に対応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度
が１５kg／mm²以上又は室温での抗張力が９０kg／mm²
以上であるＣｒ８〜１３重量％を含有するマルテンサイ
ト鋼からなる請求項３２又は３３の蒸気タービン。
【請求項３５】前記動翼の少なくとも初段が室温での抗
張力が９０kg／mm²以上であるＮｉ基析出強化合金より
なる請求項３２又は３３の蒸気タービン。
【請求項３６】前記ロータシャフトが重量で、Ｃ０.０
５〜０.２０％，Ｓｉ０.１５％以下，Ｍｎ０.０３〜１.
５％，Ｃｒ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ
０.０５〜０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.
０１〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.０〜
３.５％，Ｃｏ２〜１０％，Ｂ０.０００５〜０.０３％
を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイ
ト鋼からなり、前記内部ケーシングは重量でＣ０.０６
〜０.１６％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％以下，Ｎｉ
０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％,Ｖ０.０５〜０.３５
％,Ｎｂ０.０１〜０.１５％，Ｎ０.０１〜０.１％，Ｍ
ｏ１.５％以下，Ｗ１〜４％,Ｂ０.０００５〜0.003％，
Ｏ０.０１０％以下を含み、８５％以上のＦｅを有する
高強度マルテンサイト鋼からなる請求項３２〜３５のい
ずれかの蒸気タービン。
【請求項３７】前記低圧蒸気タービンはロータシャフト
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、前記動翼は左右対称に各８段以上有
し、前記ロータシャフト中心部に初段が植設された複流
構造であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距離(Ｌ)
が７０００mm以上及び前記静翼が設けられた部分での最
小直径（Ｄ）が１１５０mm以上であり、前記(Ｌ／Ｄ）
が５.４〜６.３であるＣｒ１〜２.５重量％及びＮｉ３.
０〜４.５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合
金鋼からなり、最終段動翼は翼長さが４０インチ以上で
あるＴｉ基合金からなる請求項１７又は２３の発電プラ
ント。
【請求項３８】前記低圧タービンは、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
ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記初
段動翼への水蒸気入口温度が380〜４５０℃であり、前
記ロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ0.
05％以下，Ｍｎ０.１％以下，Ｎｉ３.０〜４.５％，Ｃ
ｒ１.２５〜２.２５％,Ｍｏ０.０７〜０.２０％，Ｖ０.
０７〜０.２％及びＦｅ９２.５％以上である低合金鋼
からなる請求項１７，２３，３７のいずれかの発電プラ
ント。
【請求項３９】前記低圧タービンは、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
ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に各８段以上有する複流構造及び翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側に従って９０〜1300
mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径
は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込
み部の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ大きくな
っており、前記翼部長さに対する比率が０.１５〜１.０
で前記上流側から下流側に従って小さくなっている請求
項１７，２３，３７，３８のいずれかの発電プラント。
【請求項４０】前記低圧プラントは、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
ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に各８段以上有する複流構造及び翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側に従って９０〜1300
mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さは前記下流側が上
流側に比べて大きくなっており、その比は１.２〜１.７
の範囲で徐々に前記下流側で前記比率が大きくなってい
る請求項１７，２３，３７〜３９のいずれかの発電プラ
ント。
【請求項４１】前記低圧プラントは、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
ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動
翼は左右対称に各８段以上有する複流構造及び翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側に従って９０〜1300
mm有し、前記ロータシャフトの前記静翼部に対応する部
分の軸方向の幅は前記下流側が上流側に比べ大きくなっ
ており、前記動翼の隣り合う下流側翼部長さに対する比
率が０.２〜１.４の範囲で前記下流側になるに従って
段階的に前記比率が小さくなっている請求項１７，２
３，３７〜４０のいずれかの発電プラント。
【請求項４２】前記低圧タービンは、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、前記動翼は左右対称に８段以上有す
る複流構造を有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対
応する部分の直径が前記動翼植込部に対応する部分の直
径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の
幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して３段階以
上で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とそ
の手前との間の幅は前記動翼の初段と２段目との間の幅
の１.５〜２.５倍であり、前記ロータシャフトの前記動
翼部植込部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側
に比較して３段階以上で段階的に大きくなっており、前
記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に
対して２〜３倍である請求項１７，２３，３７〜４１の
いずれかの発電プラント。