JP3956602B2 - 蒸気タービン用ロータシャフトの製造法 - Google Patents

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は新規な蒸気タービン用ロータシャフトの製造法に係り、特にその製造法によって得られたロータシャフトを高圧、中圧、高中圧一体蒸気タービンに適用でき、更にそれを蒸気タービン発電プラントとして特に超々臨界圧火力プラントに適用できるものである。
【０００２】
【従来の技術】
近年、火力発電プラントは効率向上の観点から高温高圧化が目視されており、蒸気タービンの蒸気温度は現在最高の６００℃からさらに究極的には６５０℃が目標となっている。蒸気温度を高めるためには、従来使われているフエライト系耐熱鋼より高温強度の優れた耐熱材料が必要である。オーステナイト系耐熱合金の中には耐温強度の優れたものがあるが、熱膨張係数が大きいために熱疲労強度が劣る問題がある。
【０００３】
このため、高温強度を改良した新しいフエライト系耐熱鋼の例として特開平4−147948号公報、特開平9−296258号公報及び特公平8−30249 号公報がある。蒸気タービン発電プラントとしては、特開平7−233704号公報、特開平11−93603号公報が知られている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、６５０℃という究極の蒸気温度を達成するためには、これらの提案された合金では多くのＷ、Ｃｏを含有するため長時間側で脆弱な金属間化合物を形成し、長時間クリープ破断強度を低下させるため、未だ不十分であり、さらに高温強度の高いしかも長時間でも強度の安定したフエライト系耐熱鋼の開発が望まれていた。
【０００５】
本発明の目的は、６００℃以上及び５万時間以上の特定の温度及び長時間側において高温長時間側強度の優れた蒸気タービン用ロータシャフトの製造法を提供することにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明は、重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％、Ｓｉ０.２％以下、Ｍｎ０.０１〜１.５％、Ｎｉ０.０１〜０.３％、Ｃｒ９.０〜１３.０％、Ｍｏ０.０５〜０.５％、Ｗ０.５〜５.０％、Ｖ０.０５〜０.３０％、Ｎｂ０.０１〜０.２０％、Ｃｏ１．０〜２．０％、Ｎ０.０１〜０.１％、Ｂ０.００１〜０.０３０％及びＡｌ０．０００５〜０.００６％を含み、（Ｎｉ／Ｃｏ）比が０．１以下であり、残部Ｆｅ及び不可避不純物からなるマルテンサイト鋼からなり、中心孔での冷却速度が５０〜６００℃／ｈになるように焼入れを行った後、焼戻しすることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法にある。
【０００７】
本発明における、前述のマルテンサイト鋼の（Ｎｉ／Ｃｏ）比は０．０９以下が好ましい。
【０００９】
本発明は、前述のマルテンサイト鋼の６５０℃、１０万時間クリープ破断強度が１０．５ｋｇ／ｍｍ^２以上であることが好ましい。
【００１０】
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とを有し、前記動翼が少なくとも片側に５段以上で中心部に初段が複流構造に植設された高圧蒸気タービン、前記動翼が左右対称に各６段以上有し前記ロータシャフトの中心部に初段が植設された複流構造である中圧蒸気タービン、又は前記ロータシャフトの中央部より高温高圧の蒸気が流入する高圧側タービンより出た前記蒸気を加熱して前記ロータシャフトの中央部より中圧側タービンに流入し前記高圧側タービン動翼が６段以上及び前記中圧側タービン動翼が５段以上有する高中圧蒸気タービンのいずれかにおいて、前記ロータシャフトは前述の製造法によって得られることが好ましい。
【００１１】
Ｃは焼入性を確保し、また焼もどし過程でＭ₂₃Ｃ₆ 型炭化物を析出させて高温強度を高めるために不可欠の元素であり、最低０.０５％ を必要とするが、０.２０％を越えるとＭ₂₃Ｃ₆ 型炭化物を過度に析出させ、マトリックス度を低めてかえって長時間側の高温強度を損なうので、０.０５〜０.２０％に限定する。望ましくは、０.１〜０.１５％である。
【００１２】
Ｍｎは、δフエライトの生成を抑制し、Ｍ₂₃Ｃ₆ 型炭化物の析出を促進する元素として最低０.０１％は必要であるが、１.５％を越えると耐酸化性を劣化させるので、０.０１〜１.５％に限定する。望ましくは、０.１〜０.７％である。さらに望ましくは、０.３５〜０.６５％である。
【００１３】
Ｎｉはδフエライトの生成を抑制し、靭性を付与する元素であり、最低０．０１％必要であり、ＣｏとＮｉとの（Ｎｉ／Ｃｏ）の比を０．１以下とするものである。しかし、Ｎｉは、（Ｎｉ／Ｃｏ）比が０．１以下のときは０．３％を越えると、６００℃以上、５万時間以上の長時間クリープ破断強度を低下させるので、上限を０.３％とし、好ましくは０.２％以下、より望ましくは０.１５％、特に０．０１〜０．０６％とするのが好ましい。特に、Ｃｏと共に低くした方が１０万時間以上の長時間クリープ破断強度を改善する。
【００１４】
Ｃｒは耐酸化性を付与し、Ｍ₂₃Ｃ₆ 型炭化物を析出させて高温強度を高めるため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δフエライトを生成し、高温強度および靭性を低下させるので９.０〜１３.０％に限定する。望ましくは、９.５〜１１.５％、より望ましくは１０.０〜１１.０％である。
【００１５】
ＭｏはＭ _２３ Ｃ _６ 型炭化物の微細析出を促進し、凝集を妨げる作用があり、このため高温強度を長時間保持するのに有効で、最低０.０５％必要であるが、０ . ５％以上になるとδフエライトを生成し易くするので０.０５〜０ . ５％に限定する。より好ましくは０.１〜０.３％である。
【００１６】
ＷはＭｏ以上にＭ₂₃Ｃ₆ 型炭化物の凝集粗大化を抑制する作用が強く、またマトリックスを固溶強化するので高温強度の向上に有効であり、最低０.５％ 必要であるが、５.０％ を越えるとδフエライトやラーベス相を生成しやすくなり、逆に高温強度を低下させる。望ましくは、１.０〜３.０％である。
【００１７】
Ｖは、Ｖの炭窒化物を析出して高温強度を高めるのに有効であり、最低0.05％を必要とするが、０.３％を越えると炭素を過度に固定し、Ｍ₂₃Ｃ₆ 型炭化物の析出量を減じて逆に高温強度を低下させるので０.０５〜０.３％に限定する。望ましくは、０.１０〜０.３０％である。
【００１８】
Ｎｂ及びＴａの少なくとも一つは、ＮｂＣ，ＴａＣを生成して結晶粒の微細化に役立ち、また一部は焼入れの際固溶して焼もどし過程でＮｂＣ，ＴａＣを析出し、高温強度を高める作用があり、最低０.０１％ 必要であるが、０.２０％ を越えるとＶと同様炭素を過度に固定してＭ₂₃Ｃ₆ 型炭化物の析出量を減少し、高温強度の低下を招くので０.０１〜０.２０％に限定する。望ましくは、０.０４ 〜０.１３％である。
【００１９】
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、Ｎｉとの（Ｎｉ／Ｃｏ）の比を０．１以下とするものであり、０．１以下の比に対してはＣｏ１．０〜２．０％ の添加により６００℃以上、５万時間以上の長時間側高温強度が著しく改善される。これは、Ｗとの相互作用によるものと考えられ、Ｗを０.５％以上含む本発明合金において特徴的な現象である。又、Ｃｏ２．０％を越える添加は長時間側強度が低下するので、好ましくない。望ましくは、１.１〜１．８％である。更に、ＣｏはＮｉと共に低くすることによりクリープ破断強度を改善する。いずれもオーステナイト安定化元素であり、又、析出を促進させ長時間側を不安定させるためである。両者を低くし、且つ（Ｎｉ／Ｃｏ）比は、０．１以下で最も優れた長時間安定性を示し、特に、より０.０９以下が好ましい。しかし、これらを低くしすぎるとデルタフェライトが生成するので、Ｃを高くする。
【００２０】
ＮはＶの窒化物を析出したり、また固溶した状態でＭｏやＷと共同でＩＳ効果（侵入型固溶元素と置換型固溶元素の相互作用）により高温強度を高める作用があり、最低０.０１％は必要であるが、０.１％を越えると延性を低下させるので、０.０１〜０.１％に限定する。望ましくは、０.０１〜０.０４％である。
【００２１】
Ｓｉはラーベス相の生成を促し、また粒界偏析等により延性を低下させるので、０ . ２％以下、好ましくは０.１５％以下に制限する。より望ましくは、０.１０％以下である。しかし、Ｓｉは脱酸剤として０.０３％以上の極めて微量加えることによって後述のＡｌ脱酸との関係から良好な高温特性が得られるものである。
【００２２】
Ａｌは脱酸剤及び結晶粒微細化剤として０.０００５％ 以上添加される。しかし、Ａｌは強窒化物形成元素であり、クリープに有効に働く窒素を固着することにより、特に０.００６％を越えると６２５℃〜700℃といった高温域での５万時間以上の長時間クリープ強度を低下させる作用を有する。また、ＡｌはＷを主体とする脆弱な金属間化合物であるラーベス相の析出を促進し、結晶粒界への析出を招き長時間側のクリープ破断強度を低下させる。特に、極度の結晶粒微細化では粒界にラーベス相が連続に析出する。従って、その上限を０.００６％ とするものである。より好ましくは０.００１〜０.００４％である。特にＷが１.５〜３.０％と高Ｗ側で効果が大きい。
【００２３】
Ｂは粒界強化作用とＭ₂₃Ｃ₆ 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、最低０.００１％ 添加すると有効であるが、０.０３０％を越えると溶接性や鍛造性を害するので、０.００１〜０.０３０％ に限定する。望ましくは、０.００５〜０.０２５％である。
【００２４】
次式によって求められるクロム当量は４〜１０.５が好ましく、特に６.５〜９.５が好ましい。
クロム当量＝−４０Ｃ（％）−３０Ｎ（％）−２Ｍｎ（％）−４Ｎｉ（％） ＋Ｃｒ（％）＋６Ｓｉ（％）＋４Ｍｏ（％）＋１．５Ｗ（％）＋１１Ｖ（％）＋５Ｎｂ（％）＋２．５Ｔａ（％）−２Ｃｏ（％）―２Ｃｏ（％）
本発明のロータシャフトはインゴットを真空溶解，真空Ｃ脱酸，ＥＳＲ溶解によって鋳造し、鍛造を行った後、９００〜１１５０℃で加熱し、中心孔で５０〜６００℃／ｈ冷却による焼入れし、次いで５００〜６２０℃で一次焼戻し及びそれより高い温度の６００〜７５０℃での２次焼戻しが施される。
【００２５】
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、又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いずれも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、前記高圧タービン及び中圧タービンの少なくとも一方のロータシャフトが前述に記載の製造法によって得られることが好ましい。
【００２６】
本発明に係る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５９３〜６６０℃(５９３〜６０５℃、６１０〜６２０℃、６２０〜６３０℃、６３０〜６４０℃)の範囲が好ましく、又圧力が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が前述に記載の製造法によって得られ、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１０ kgｆ／ｍｍ² 以上（好ましくは１０．５kgｆ／ｍｍ² 以上）及び動翼及び静翼の少なくとも初段とが各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好ましくは１７ kg ｆ／ｍｍ ² 以上である前述のＣｒ９〜１３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が好ましい。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℃の範囲が好ましい。更に、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。
【００２７】
（１）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。
【００２８】
（２）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。
【００２９】
（３）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。
【００３０】
（４）本発明に係る高圧，中圧及び高中圧タービンのロータシャフトは、前述の組成を有する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、前述したＣｒ当量を４〜８に成分調整することが好ましい。
【００３１】
（５）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、それ以降を同じ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、それ以降の溶接層の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。
【００３２】
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が、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。
【００３３】
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ベーナイト組織を有し、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。
【００３４】
（６）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。
【００３５】
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以上が好ましい。
【００３６】
（７）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材として、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１０.５kgｆ／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。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。
【００３７】
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。
【００３８】
（８）本発明に係る低圧蒸気タービンは、回転数が３０００rpm又は３６００rpmであり、前記動翼は左右対称に各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を有するものである。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/ｃｍ²以上であるベーナイト鋼よりなることが好ましい。
【００３９】
低圧蒸気タービンの最終段翼は、Ｔｉ基合金又は１７―４ＰＨ、１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼が用いられ、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ことと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。Ｔｉ基合金は、Ａｌ３〜８％及びＶ３〜６％を含み、時効処理が施されるものである。又、後者の１２％系マルテンサイト鋼は、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、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。
【００４０】
特に、１２％系マルテンサイト鋼として、Ｃ０．１４〜０．４０％、好ましくは０．１９〜０．４０％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１．５％以下、Ｎｉ２〜３．５％、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜４％、Ｎｂ及びＴａの１種以上を合計で０．０２〜０．３％、Ｖ０．０５〜０．３５％及びＮ０．０４〜０．１５％を含むものが好ましい。より、Ｃ０．２０〜０．４０％及びＭｏ１．５〜３．５％又はＣ０．１４〜０．１９％及びＭｏ２．０〜３．５％を含む組み合わせが好ましい。
【００４１】
低圧タービンの最終段翼部長さは、３６００rpm に対しては８８２ｍｍ（３５．８″）、９５２.５mm(３７.５″）、１０１６mm（４０″)、１０６７mm（４２″）及び３０００rpm に対しては１０９２ｍｍ（４３″）、１１６８.４mm(４６″）、１２１９.２mm(４８″)、１２７０mm(５０″)のものが適用される。
【００４２】
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。
【００４３】
低圧蒸気タービンの最終段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。その翼部長さが３０００rpmに対し４３インチ以上又は３６００rpmに対し３７.５ インチ以上であり、植込み部が４３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。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。その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。
【００４４】
（９）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，Ｎｉ３.２５〜４.５％，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、その中心部の室温の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/ｃｍ²以上であるベーナイト鋼が好ましい。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。
【００４５】
（１０）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。
【００４６】
（１１）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。
【００４７】
（１２）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％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイト鍛鋼が好ましい。
【００４８】
（１３）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。
【００４９】
（１４）蒸気温度６１０〜６５０℃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。各元素の含有量の以下については０％も含む。Ｎｉ基合金は、溶解鍛造後、溶体化処理され、時効処理される。
【００５０】
【発明の実施の形態】
[実施例１]
高周波溶解炉を用いて５０ｋｇ鋼塊を溶解し、熱間鍛造した。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、ロータシャフトを模擬した焼入れ処理を行なった（実際のロータシャフトにおいては水噴霧冷却が行われる）後、６８０〜７４０℃で焼戻しを行い、クリープ破断試験片を作製した。表１に鋼塊の化学成分（重量％）を示す。Ｎｏ．１は比較材、Ｎｏ．２及び３は本発明材である。
【００５１】
【表１】

【００５２】
表２は供試材の６５０℃のクリープ破断強度を示すものである。表に示すように、０.００６％ を越えるＡｌの含有は本発明の特定の組成においては特に著しくクリープ破断強度を低めるので、それ以下にすべきである。更に、Ｎｏ．１の比較材に対してＣｏを２％以下又、Ｎｉを０．２％以下に低めたＮｏ．２及び３は１０万時間の長時間側程クリープ破断強度が１０．５ｋｇ/ｍｍ²以上に向上しており、更に、（Ｎｉ／Ｃｏ）比を０．０９以下とした０．０３４及び０．００６７とより小さいもの程長時間側程クリープ破断強度が優れていることが分かる。
【００５３】
【表２】

【００５４】
本実施例におけるロータシャフトは初段動翼への蒸気温度入口温度が６００℃以上の高圧タービン，中圧タービン又は高圧部と中圧部を一体にした高中圧一体型蒸気タービンに用いることができる。これらの蒸気タービンは互いに反対向きの外側に向かって流れる複流構造のブレード植込み構造を有するロータシャフトとなる。更に、いずれのロータシャフトのジャーナル部にもベーナイト組織を有するＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛又はそのスリーブが設けられる。特に、本実施例においては、高圧タービン６００℃，中圧タービン６２０℃、又は高圧タービン及び中圧タービン６２０℃の蒸気温度を用いる単機出力で１０００ＭＷ以上の超々臨界圧発電プラントに好適である。更に、これらの蒸気温度として６３０〜６５０℃への適用が可能である。
【００５５】
〔実施例２〕
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、タービン構成ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で3000ｒ／min、タービン構成ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々同じく３０００ｒ／minの回転数を有し、ＨＰ、ＩＰの高温に晒されるロータシャフトには実施例１で得られた結果を基に表４に示す本発明の高強度１２Ｃｒ鋼が用いられる。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。
【００５６】
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、コンパクトになっている。
【００５７】
【表３】

【００５８】
図１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をタンデム二結合した構造の断面構成図である。
【００５９】
（高圧蒸気タービン）
図中、左側の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２３が設けられる。高温高圧の蒸気は、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，初段翼部長さが約３５mmである。車軸間の長さは約５.３ ｍ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。
【００６０】
後述する表４に示す材料を初段ブレード及び初段ノズルに使用し、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。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。
【００６１】
（中圧蒸気タービン）
図中、右側の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段で複流となり、中圧車軸の長手方向に対しほぼ左右対称の構造に設けられ、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スマスツリー型である。最終段動翼前の静翼に対応する部分のロータシャフトの直径は約６３０mmであり、軸受間距離の５．８ｍに対して約９.２倍である。
【００６２】
本実施例においては後述する表４に示す材料を初段ブレード，初段ノズルに使用する他は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。
【００６３】
ロータシャフトは、動翼の植込み部が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、その軸方向の幅は動翼の翼部長さが大きい程大きくなっている。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。
【００６４】
高圧タービンの初段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のタービン翼は逆クリスマスツリー型である。
【００６５】
（低圧蒸気タービン）
図２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。ノズルボックス４５は複流型である。
【００６６】
ロータシャフト４４には、重量で、Ｃ0.2〜0.3％,Ｓｉ0.03〜0.1％、Ｍｎ0.1〜0.2％、P0.01％以下、S0.01％以下、Ｎｉ3.5〜4.5％、Ｃｒ1.8〜2.5％、Ｍｏ0.3〜0.5％、Ｖ0.1〜0.2％、Ａｌ0.01％以下、Ｓｎ0.005％以下、Ａｓ0.005％以下、Ｓｂ0.001％以下を含む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。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加熱する焼戻しが施され、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４３〜５０インチの植設ができるものであった。
【００６７】
本実施例の４３インチ翼には、Ｃ０．１４％、Ｓｉ０．０４％、Ｍｎ０．１５％、Ｃｒ１１．５％、Ｎｉ２．６０％、Ｍｏ２．３０％、Ｖ０．２７％、Ｎｂ０．１０％、Ｎ０．０７％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼き入れ及び焼き戻しを行った。このものの引張強さが１３４ｋｇ/ｍｍ²、Ｖノッチ衝撃値が５．０ｋｇ―ｍ/ｃｍ²であった。
【００６８】
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。
【００６９】
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は機械的に一体に形成することもできる。
【００７０】
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。
【００７１】
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。
【００７２】
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。
【００７３】
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。
【００７４】
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 である。
【００７５】
本実施例は、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。
【００７６】
（発電プラント）
本実施例における発電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。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。
【００７７】
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。
【００７８】
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。
【００７９】
１０５０ＭＷ級発電機用ロータ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。
【００８０】
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。
【００８１】
表４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材料の化学組成（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。
【００８２】
【表４】

【００８３】
高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、表4に記載の耐熱鋼を電気炉で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。高圧タービン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無くすことができる。そして、Ａｌは０．００４％であり、Ｎｉ/Ｃｏ比は０．０４である。本実施例のロータシャフト中心部の６５０℃の１０³ｈ、１０⁴ｈおよび１０⁵ｈのクリープ破断強度は表１のＮｏ．２，３と同等であった。特に、長時間側で高い強度を示すものであった。
【００８４】
更に、このロータシャフトの中心部を調査した結果、高圧，中圧及び後述する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。
【００８５】
高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表4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。
【００８６】
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。
【００８７】
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4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。
【００８８】
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。
【００８９】
本実施例においては、高圧及び中圧タービン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。供試溶接棒として表５に示す（重量％）被覆アーク溶接棒(直径４.０ｍｍ）を用い、肉盛溶接を表６に示す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。
【００９０】
【表５】

【００９１】
【表６】

【００９２】
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ず、更に、回転による軸受摺動試験においても、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。
【００９３】
〔実施例３〕
表７は蒸気温度６００℃，定格出力７００ＭＷ蒸気タービン発電プラントの主な仕様である。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、高圧部及び低圧部においては前述の表４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。
【００９４】
本実施例における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（Ｄ）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）に対して１９.４倍 であり、また発電プラントの定格出力７００ＭＷの１ＭＷ当たりの軸受間距離の合計距離が３２．４ｍｍである。更に、本実施例における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（Ｃ）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) に対して１２.６倍 であり、定格出力１ＭＷ当たり２１.０ｍｍである。
【００９５】
【表７】

【００９６】
図３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（高中圧一体型ロータシャフト）３３が設けられる。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。
【００９７】
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前述の表４に示す化学組成（重量％）を有する材料を用いた。高中圧一体型ロータシャフトには実施例２に記載ものものを用いた。又、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、Ｐ０.０１０％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。更に、軸受部へのＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層も同様に形成した。又、その発電機シャフトとしては実施例２と同様により高強度のものが用いられる。
【００９８】
高圧側のロータシャフトは初段と最終段の動翼植込み付根部分の幅が初段が最も広く、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。
【００９９】
高圧側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。
【０１００】
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。
【０１０１】
中圧側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。
【０１０２】
中圧側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。
【０１０３】
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。
【０１０４】
本実施例の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６.７ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対して５.７倍であり、また定格出力１ＭＷ当たり９．５７ｍｍである。
【０１０５】
本実施例においても、高中圧一体型蒸気タービンロータシャフトの軸受部には実施例２と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。
【０１０６】
図４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。最終段の動翼には長さが４６インチであり、実施例２と同様にＴｉ基合金又は高強度１２％Ｃｒ鋼が用いられる。ロータシャフト４４は実施例２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800 mm，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。
【０１０７】
本実施例の４６インチ翼には、Ｃ０．２３％、Ｓｉ０．０６％、Ｍｎ０．１５％、Ｃｒ１１．４％、Ｎｉ２．６５％、Ｍｏ３．１０％、Ｖ０．２５％、Ｎｂ０．１１％、Ｎ０．０６％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが１４５ｋｇ/ｍｍ²、Ｖノッチ衝撃値が６．２ｋｇ―ｍ/ｃｍ²であった。
【０１０８】
ロータシャフトには動翼の植込み部が設けられ、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。
【０１０９】
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。
【０１１０】
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、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倍の範囲内で徐々に長くなっている。
【０１１１】
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。
【０１１２】
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、３６００rpm 、３８″翼で２２２０mmとした。
【０１１３】
本実施例におけるエロージョンシールド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溶接によって接合される。エロージョンシールドは湿り蒸気が直接当たる表側とその裏側の２個所でエロージョンシールド部材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。
【０１１４】
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。
【０１１５】
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。
【０１１６】
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。
【０１１７】
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。尚、蒸気温度として、５９３℃又は６３０℃においても本実施例の材料構成及び構造をそのまま使用できる。
【０１１８】
【発明の効果】
本発明によれば、６００℃以上及び５万時間以上の特定の温度及び長時間側において高温長時間側強度の優れた蒸気タービン用ロータシャフトが得られ、それを高圧、中圧、高中圧蒸気タービンを用いることにより、特に超々臨界圧蒸気タービンに適用すれば、蒸気タービンの蒸気温度を６５０℃以上に高めることが可能になり、蒸気タービン発電プラントの熱効率の向上に顕著な効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】高圧蒸気タービン及び中圧蒸気タービンを連結した断面図。
【図２】低圧蒸気タービンの断面図。
【図３】高中圧蒸気タービンの断面図。
【図４】低圧蒸気タービンの断面図。
【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、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。

Claims (1)

1. 重量で、Ｃ０.０５〜０.２０％、Ｓｉ０.２％以下、Ｍｎ０.０１〜１.５％、Ｎｉ０．０１〜０.３％、Ｃｒ９.０〜１３.０％、Ｍｏ０.０５〜０.５％、Ｗ０.５〜５.０％、Ｖ０.０５〜０.３０％、Ｎｂ０.０１〜０.２０ ％、Ｃｏ１．０〜２.０％、Ｎ０.０１〜０.１％、Ｂ０.００１〜０.０３０％及びＡｌ０．０００５〜０.００６％を含み、（Ｎｉ／Ｃｏ）比が０．１以下であり、残部Ｆｅ及び不可避不純物からなるマルテンサイト鋼よりなり、中心孔での冷却速度が５０〜６００℃／ｈになるように焼入れを行った後、焼戻しすることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。

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