JP4844188B2

JP4844188B2 - ケーシング

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Publication number: JP4844188B2
Application number: JP2006079906A
Authority: JP
Inventors: 啓嗣川中; 将彦新井; 建樹中村
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 2006-03-23
Filing date: 2006-03-23
Publication date: 2011-12-28
Anticipated expiration: 2026-03-23
Also published as: JP2007254806A; US8025746B2; CN101270454A; US20070224041A1; CN101270454B

Description

本発明は、タービンケーシングやバルブケーシングに係り、特に、蒸気タービンに使用するタービンケーシング又はバルブケーシングに関する。

火力発電用蒸気タービンに用いられるタービンケーシングやバルブケーシングは、その形状が複雑であるため、多くの場合、鋳鋼が用いられている。これらの高温部材には、高温強度及びクリープ破断強度が高いことが要求され、さらに鋳鋼を用いた場合には、欠陥部を溶接により補修する必要があるため優れた溶接性が求められる。

このような要求に対応するため、特許文献１に開示されているような、高強度であり、しかも溶接性に優れたケーシング材料が使用されるようになった。

その他、特許文献２や特許文献３に記載されるような、高Ｃｒ系耐熱鋼の代替材となる２.２５Ｃｒ−２Ｗ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼や、特許文献４や特許文献５に記載されるような、耐衝撃特性を改善することで溶接性を向上させたＣｒ−Ｍｏ−Ｖ−Ｗ鋳鋼がある。

特開平８−２０９２９３号公報特開２００１−１１５２３０号公報特開２００１−０５９１３０号公報特開２０００−２７３５７０号公報特開平１０−２５９４４９号公報

しかし、近年の火力発電プラントは、高い熱効率と共に優れた経済性が要求される。蒸気タービンに使用されるケーシング材料についても、従来使用していた材料では必ずしも十分であるとはいえない状況である。

そこで、本発明は、高温高圧の蒸気環境で使用されるケーシング材料として、高温強度に優れ、高靭性及び溶接性に優れるケーシングを提供することにある。

本発明のケーシング材料としては、質量で、Ｃ：０.０８〜０.２０％，Ｓｉ：０.０５〜０.４５％，Ｍｎ：０.１０〜０.３０％，Ｎｉ：０.８０〜１.４０％，Ｃｒ：１.００〜１.４０％，Ｍｏ：１.２０〜１.６０％，Ｖ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：０.０６〜0.10％，Ｂ：０.０００５〜０.００１０％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下，Ａｌ：０.００５％以下からなり、残部がＦｅ及び不可避的不純物元素からなる合金によって形成されることを特徴とする。

また、本発明のケーシング材料としては、質量で、Ｃ：０.０８〜０.２０％，Ｓｉ：
０.０５〜０.４５％，Ｍｎ：０.１０〜０.３０％，Ｎｉ：１.１０〜１.４０％，Ｃｒ：
１.００〜１.４０％，Ｍｏ：１.２０〜１.６０％，Ｖ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：0.06
〜０.１０％,Ｂ：０.０００５〜０.００１０％,Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下，Ａｌ：０.００５％以下からなり、残部がＦｅ及び不可避的不純物元素からなることを特徴とする。

これらケーシング材料は、タービンのタービンケーシングやバルブのバルブケーシングに使用される。また、これらケーシング材料は、鋳鋼であることが好ましい。

また、これらタービンケーシングやバルブケーシングは蒸気タービンに使用される。

本発明によって、高温高圧の蒸気環境で使用されるケーシング材料として、高温強度に優れ、高靭性及び溶接性に優れるケーシングを提供することができる。

本実施形態で説明する蒸気タービン用のタービンケーシング及びバルブケーシングは、質量で、Ｃ：０.０８〜０.２０％，Ｓｉ：０.０５〜０.４５％，Ｍｎ：０.１０〜０.３０％，Ｎｉ：０.８０〜１.４０％，Ｃｒ：１.００〜１.４０％，Ｍｏ：１.２０〜１.６０％，Ｖ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：０.０６〜０.１０％，Ｂ：０.０００５〜０.００１０％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下，Ａｌ：０.００５％以下からなり、残部がＦｅ及び不可避的不純物元素からなる合金によって形成されることを特徴とするものである。

なお、Ｎｉの含有量としては、好ましくは１.１０〜１.４０％である。

また、最近では、蒸気タービンの運転が定常的ではなく、起動停止が繰返し行われることも多く、蒸気タービンの起動停止に伴う熱応力の低減が必要である。

こうした材料組成のケーシングを実現することにより、起動停止時の応力条件下においても優れた特性を具備し、かつ、溶接性や製造性にも優れたタービンケーシング及びバルブケーシングを有する蒸気タービンを提供するが可能となる。

こうした材料組成のケーシングは、機械的性質も向上し、経済性にも優れている。そして、高温強度に優れ、高靭性及び溶接性を有する耐熱鋼が実現できる。

本実施形態で説明するケーシングは、多量のＣｒやＷ，Ｎｂを強化材として含有しないため、溶接性，製造性，鋳造性を低下させることもない。また、超臨界環境下でも安定的に使用でき、強度や靭性も十分である。

特に、溶接性に関しては、溶接後の応力除去焼鈍なしで溶接熱影響部に生じる割れ
（ＳＲ割れ）感受性を低めた耐熱鋼を実現できる。

また、蒸気タービンのケーシングには、必要な特性はいろいろあるが、特徴的なものとしては大型製品の製造性，靭性および溶接性が上げられる。そのため、ボイラ配管の材料やロータの材料をケーシングの材料として転用することはできない。すなわち、低合金耐熱鋼であっても用途の違いによって材料組成の設計が変わってくる。

特に５６６℃以上における高いクリープ破断強度を有し、さらに靭性および溶接性に優れ、主蒸気温度及び圧力がそれぞれ、温度５６６℃以上、圧力２４ＭＰａ以上の超臨界圧タービンの高圧及び中圧に使用されるタービンケーシングやバルブケーシングの材料にとっては、独自の研究開発が必須となる。
（成分限定理由）
Ｃは、高温強度を高めるために必要な元素であり、０.０５％以上の含有量が必要である。その含有量が０.２５％を越えると、高温で長時間さらされた場合には、炭化物等の過剰析出による脆化が生じ、クリープ破断強度を低下させ、また、溶接における溶接部の割れ感受性を高めるので、０.２５％以下に限定される。特に、高い強度及び靭性を得るには、０.０８〜０.２０％が好ましい。

Ｓｉは、一般に、脱酸材として添加され、焼入れ性を増す元素であるが、過剰含有は焼戻し脆化感受性を高めるので、０.０５〜０.７５％にする必要があり、好ましくは、その含有量の上限を０.４５％とし、さらにはその含有量の上限を０.４０％とすることが好ましい。

Ｍｎは、Ｓｉと同様に脱酸材として添加され、焼入れ性を増し、強度及び靭性を向上させる元素であるが、過剰含有は焼戻し脆化感受性を高め、クリープ破断強度が低下し、含有量が少ない場合は、クリープ破断延性や鋳造性を低下させる。Ｎｉと複合添加し、靭性とクリープ破断強度を高めようとする場合は、０.１０〜０.３０％が好ましく、さらには０.１０〜０.２５％が好ましい。

Ｎｉは、靭性を高めるのに有効な元素である。しかし、Ｎｉの添加は、クリープ破断強度を低下させるため、従来のＣｒＭｏＶ組成合金では、概ね０.５０％以下の含有と制限されることが多い。我々は、研究の結果、Ｍｎの含有量を０.１０〜０.３０％とすることによって、クリープ破断強度を保ちながら、Ｎｉの含有量を増やし、靭性を高めることができることを発見した。使用温度５６６℃では、Ｍｎの含有量が０.１０〜０.３０％において、Ｎｉの含有量を０.８０〜１.４０％とすることが好ましいことがわかった。より高い靭性を要求する場合には、Ｎｉの含有量を１.１０〜１.４０％とすることが好ましく、この際のＭｎの含有量は０.１０〜０.３０％が好ましく、さらには０.１０〜０.２５％が好ましい。

Ｃｒは、炭化物形成元素であり、高温強度及び耐酸化性を高め、高温材料として欠くことのできない元素である。そのため０.５０％以上を含有させる必要があるが、２.００％を越える含有量では、高温での長時間加熱によって析出物の粗大化が生じ、クリープ破断強度を低める。特に、高いクリープ破断強度を得るには１.００〜１.４０％が好ましい。

Ｍｏは、固溶強化及び析出強化作用によってクリープ破断強度を高め、さらに焼戻し脆化を防止する元素である。０.５０％未満の含有では十分な強度が得られない。さらに、２.００％を越える含有量では、それ以上の大きな効果が得られない。特に、高いクリープ破断強度を得るには１.２０〜１.６０％が好ましい。

Ｖは、Ｃと結合して炭化物を形成しクリープ破断強度を高める。０.０５％未満では十分な強度を得られないが、０.５０％を越えると溶接後のＳＲ割れ感受性を高めるので避ける必要がある。特に、高いクリープ破断強度及び延性を得るには、０.１０〜０.３０％が好ましい。

Ｂは、焼入れ性を向上させ、顕著にクリープ破断強度を向上させる。その含有量が、
０.０００３％未満では十分な強度が得られないが、０.００３０％を越える含有量では、溶接後のＳＲ割れ感受性を著しく高めるので避ける必要がある。特に、高いクリープ破断強度を有し、溶接後のＳＲ割れ感受性を低く抑えるには、０.０００５〜０.００１０％が好ましい。

Ｔｉは、Ｓｉ同様に脱酸材として添加される。０.１５％を越えると高温で長時間の加熱による脆化感受性を高めるので避ける必要があり、Ｔｉの含有量として、好ましくは
０.０６〜０.１０％である。

Ａｌは、Ｓｉ同様に脱酸材としての効果がある。我々は、ＣｒＭｏＶ組成鋳鋼の研究の結果から、Ａｌがクリープ破断強度及びクリープ破断延性を低下させ、溶接後のＳＲ割れ感受性を高めることを発見した。本実施形態では、０.００５％以下の含有量とすることが好ましい。その含有量の下限としては、できる限り０％であることが好ましい。

Ｐ及びＳは、不純物元素で、焼戻し脆化を引き起こしたりするため、可能な限り低めることが望ましいが、完全に含有しないということは難しく、本実施形態では、０.０１％以下の含有とすることが望ましい。その含有の下限としては、Ｐ及びＳとも０％であることが好ましい。
（その他の元素）
なお、本実施形態において添加しない元素の中から、一般の低合金耐熱鋼に添加が確認されているＷ，Ｎｂ及びＮについて特徴と、本実施形態において添加を避けた理由を示す。

Ｗは、Ｍｏと同様に、固溶強化及び析出強化作用によってクリープ破断強度を高め、より高温でその効果を発揮する。しかし、Ｗの含有は、延性，靭性及び溶接性を低下させる傾向にあり、また、鋳造性を低下させる。

Ｎｂは、Ｃと結合して炭化物を形成し高温強度を高める。しかし、Ｎｂの含有は、溶接性及び鋳造性を低下させる。また、低合金耐熱鋼におけるＮｂの含有は、高Ｃｒ鋼などの高合金耐熱鋼に見られるほどの強度向上効果はない。

Ｎは、本実施形態においてはむしろ有害な元素である。Ｎの含有は、Ｂと結合してＢＮを析出するため、Ｂの固溶量が減り、Ｂによる焼入れ性が低下し、クリープ破断強度の向上効果を減じる。さらに、靭性及び溶接性を低下させる。
（材料組成設計）
ケーシング材料の強化には、クリープ破断強度と靭性のバランスが必要である。

ＣｒＭｏＶ組成鋳鋼の強化材として、Ｗ，Ｎｂ及びＮを添加することが一般的に確認されているが、溶接性や靭性及び鋳造性の観点から、本実施形態ではこれを用いない。

本実施形態で説明するケーシング材料の基本的な考えは、クリープ破断強度をＭｏ，Ｖ，Ｂで補い、靭性をＮｉで確保するというところにあり、その含有量は前述した通りである。

しかし、この考え方を成立させるためには、Ｎｉの含有量の増加に伴い低下するクリープ破断強度を所定値に保つ必要がある。このためにはＭｎの適正化及び靭性や溶接性を低めるＰ，Ｓ，Ａｌ等の不純物元素の低減が必要である。

これらを考慮し、ＭｎとＮｉとの間、そして、クリープ破断強度と靭性とのバランスを取るためには高温強度の強化元素と靭性の強化元素との間の組成バランスを組成設計で組み込んでいる。

ＭｎとＮｉとの関係は、図１に示すように、Ｎｉを積極的に添加する設計とし、ＮｉはＭｎよりも含有量が多くなる。そして、好ましい範囲としては、Ｍｎの含有量が０.１〜０.３％、Ｎｉの含有量が０.８〜１.４％を発見した。これをＭｎ／Ｎｉと表すと、その範囲は０.０７〜０.３２となる。また、より高い靭性を要求する場合には、Ｎｉの含有量を１.１〜１.４％とする。この場合は、Ｍｎ／Ｎｉは０.０７〜０.２７％である。最も広いＭｎ／Ｎｉの範囲は０.０５〜０.５０％である。

なお、図１は、本実施形態で示す１０種類の合金組成（表１に示す試料Ｎo.１〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１３）に関してプロットして示したものである。

クリープ破断強度と靭性とのバランスを取るためには、高温強度の強化元素と靭性の強化元素との関係が重要である。

高温強度の強化元素としてのＭｏ，Ｖ，Ｂと靭性の強化元素としてのＮｉとの関係が重要であり、Ｍｏ＋ＶとＮｉとの関係を図２に示す。図２に示すように本実施形態で示す
（Ｍｏ＋Ｖ）／Ｎｉの範囲は、傾きが３の直線より小さい領域にあり、好ましくは、
（Ｍｏ＋Ｖ）／Ｎｉが０.９３〜２.８３であるとよい。さらに、Ｎｉの含有量を１.１〜１.４％とすると、（Ｍｏ＋Ｖ）／Ｎｉは０.９３〜１.７３となることが好ましい。なお、最も広い（Ｍｏ＋Ｖ）／Ｎｉの範囲は０.７１〜３.１６である。

本実施形態のクリープ破断強度を向上させるためにかかせない元素であるＢと（Ｍｏ＋Ｖ）／Ｎｉとの関係を図３に示す。

Ｂの単位をｐｐｍとした場合、本実施形態における好ましい範囲は、傾き０.５の直線より小さい領域にあることがわかる。なお、(Ｍｏ＋Ｖ)／Ｎｉ／Ｂは１０００〜５０００であることが好ましく、Ｎｉの含有量を１.１〜１.４％とした場合には、(Ｍｏ＋Ｖ)／
Ｎｉ／Ｂは、３５００〜５０００であることが好ましい。また、最も広い（Ｍｏ＋Ｖ）／Ｎｉ／Ｂの範囲は２００〜５０００である。

図２および図３にも、本実施形態で示す１０種類の合金組成（表１に示す試料Ｎo.１〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１３）に関してプロットして示す。
（熱処理）
熱処理は、焼入れまたは焼ならしを施し、焼戻し処理が施される。

焼入れまたは焼ならしは、温度１０００〜１１００℃で保持され、強制冷却することが好ましい。焼戻し処理は、温度６８０〜７５０℃で保持され、除冷することが好ましい。焼戻し処理を２回以上繰り返すことによって靭性が向上する。さらに、焼入れまたは焼ならしと焼戻しの工程を２回繰り返すことが好ましい。

本実施形態は、全焼戻しベイナイト組織とすることが好ましく、それにより高温強度の高い鋼が得られる。
（溶接）
本実施形態の溶接条件及び補修の施工条件は、予熱温度１５０℃以上で溶接し、溶接後の冷却過程において１５０℃以上で後熱処理を開始することが望ましい。溶接後熱処理は、６５０〜７００℃で１時間以上保持することが望ましい。また、溶接後の応力除去焼鈍処理を繰り返すと溶接熱影響部の切欠き靭性が向上し、さらに溶接部の残留応力を低下することができる。

溶接法としては、ＴＩＧ溶接やＭＩＧ溶接などのアーク溶接法が適用される。

溶接棒としては、Ｃｒ−Ｍｏ系の溶接棒が望ましい。また、溶接後の焼入れ(焼なまし)焼戻し処理が必要な場合には、クリープ破断強度を得るために、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ系溶接棒が望ましい。

本実施例で説明する材料として、高周波誘導溶解炉にて溶解し、砂型に鋳込み鋳塊を製作した。形状は、幅３００mm×高さ１６０mm×奥行き８０mmである。

熱処理は、いずれの試料も１０５０℃で５時間保持後に４００℃／ｈで冷却する焼ならし処理を施し、その後、７２５℃で１２時間保持後に炉冷の焼戻し処理を施した。

表１に試験に用いた試料の化学組成を示す。

試料の組成は、いずれも均一な全焼戻しベイナイト組織である。Ｎo.１〜Ｎo.３及び
Ｎo.７〜Ｎo.１３が本実施例の鋼であり、Ｎo.４〜Ｎo.６及びＮo.１４〜Ｎo.１８が比較のために作製した参考例の鋼である。

クリープ破断試験は、平行部の直径６mm、平行部の長さ３０mmのクリープ試験片を用いて行った。衝撃試験は、Ｖノッチ試験片を用いて行った。

溶接熱影響部割れ試験は、ｙ型開先試験片（板厚２０mm）を用いて行った。溶接には表２に示す組成のＣｒ−Ｍｏ鋼用被覆アーク溶接棒（棒直径４mm）を用い、２５０℃に予熱後、表３に示す条件で、１パス溶接を行った。そして、試験片の溶接部近傍に対して、溶接熱影響部開始温度を２００℃とし、後熱処理を６９０℃で２時間の焼鈍しを行った。

図４に、溶接熱影響部割れ試験片の構造図を示す。

表４は、表１に示す合金の衝撃破面遷移温度（ＦＡＴＴ）とクリープ破断強度（５６６℃×１０万時間強度）及び溶接ＳＲ割れの有無を示すものである。

表４より、本実施例の試料Ｎo.１〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１３のいずれもが、衝撃破面遷移温度（ＦＡＴＴ），クリープ破断強度（５６６℃×１０万時間強度）及び溶接ＳＲ割れの有無に対して良好な結果であることがわかる。

図５は、Ｎｉの含有量と１０万時間クリープ破断強度との関係を示したものである。図６は、Ｎｉの含有量と衝撃破面遷移温度（ＦＡＴＴ）との関係を示したものである。

図５及び図６よりも、本実施例の試料Ｎo.１〜Ｎo.３及びＮo.７〜Ｎo.１３のいずれもが、衝撃破面遷移温度（ＦＡＴＴ），クリープ破断強度（５６６℃×１０万時間強度）の良好なものであることがわかる。

このように、機械的性質に及ぼすＮｉの含有量の影響を調べた結果、Ｎｉの含有量が増加するとクリープ破断強度は低下し、靭性は向上することがわかった。

図７及び図８は、本実施形態で示した高強度耐熱鋼を用いた高圧蒸気タービンの断面構成図である。なお、図７に示した蒸気タービンは、高圧蒸気タービンであり、図８に示した蒸気タービンは、高中圧一体型蒸気タービンである。

図７に示すように、高圧蒸気タービンは、高圧外部ケーシング１０と、その内側に高圧内部ケーシング１１とがあり、その高圧内部ケーシング１１の内に高圧動翼１２を植設した高圧ロータシャフト１３が設けられる。

また、図８に示すように、高中圧一体型蒸気タービンは、高圧側は、高圧外部ケーシング１０と、その内側に高圧内部ケーシング１１とがあり、その高圧内部ケーシング１１の内に高圧動翼１２を植設した高圧ロータシャフトが設けられる。中圧側も高圧側と同様に、中圧外部ケーシング２０と、その内部に中圧内部ケーシング２１とがあり、その中圧内部ケーシング２１の内に中圧動翼２２を植設した中圧ロータシャフトが設けられる。なお、符号４０は、高中圧一体ロータである。

蒸気タービンに導かれる高温高圧の蒸気は、高圧蒸気タービンおよび高中圧一体型蒸気タービンのいずれの場合も、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３０を通り、ノズルボックス３１より初段動翼に導かれる。これらの動翼に対応して、各々静翼が設けられる。

本実施例においては、外部ケーシング，内部ケーシング，バルブケーシング（主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシング）として、実施例１の表１に記載のＮo.８の鋳鋼を用いる。電気炉で５０トン溶解し、真空取鍋精錬後、砂型の鋳型に鋳込む。

この鋳鋼を１０５０℃で１０時間保持し、炉冷の焼ならし処理後、１０５０℃で１０時間保持し、衝風冷の焼入れを行い、ついで７２５℃で１２時間保持の焼戻しを２回行う。

全焼戻しベイナイト組織有するこれらケーシングを切断調査した結果、５６６℃，２４ＭＰａ高温高圧ケーシングに要求される特性（５６６℃１０万時間強度≧９８ＭＰａ，
ＦＡＴＴ≦１３５℃）を十分満足すると共に、溶接ＳＲ割れ試験においても割れのない良好なものである。

こうしたケーシング材料を用いたタービンケーシング又はバルブケーシングは、高温高圧の蒸気環境で使用される蒸気タービンに利用可能性を有する。

実施形態で示した合金のＭｎとＮｉとのバランスを示す図である。実施形態で示した合金の高温強度の強化元素と靭性の強化元素とのバランスを示す図である。実施形態で示した合金の高温強度の強化元素／靭性の強化元素とＢとのバランスを示す図である。溶接ＳＲ割れ試験片の構造図である。Ｎｉの含有量と１０万時間クリープ破断強度との関係を示した図である。Ｎｉの含有量と衝撃破面遷移温度（ＦＡＴＴ）との関係を示した図である。高圧蒸気タービンの構造断面図である。高中圧一体型蒸気タービンの構造断面図である。

符号の説明

１０…高圧外部ケーシング、１１…高圧内部ケーシング、１２…高圧動翼、１３…高圧ロータシャフト、２０…中圧外部ケーシング、２１…中圧内部ケーシング、２２…中圧動翼、３０…エルボ、３１…ノズルボックス、４０…高中圧一体ロータ。

Claims

質量で、Ｃ：０.０８〜０.２０％，Ｓｉ：０.０５〜０.４５％，Ｍｎ：０.１０〜０.３０％，Ｎｉ：０.８０〜１.４０％，Ｃｒ：１.００〜１.４０％，Ｍｏ：１.２０〜１.６０％，Ｖ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：０.０６〜０.１０％，Ｂ：０.０００５〜０.００１０％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下，Ａｌ：０.００５％以下からなり、残部がＦｅ及び不可避的不純物元素からなる合金によって形成されることを特徴とするケーシング。
請求項１に記載のケーシングをタービンに使用したことを特徴とするタービンケーシング。
請求項１に記載のケーシングをバルブに使用したことを特徴とするバルブケーシング。
請求項１に記載の合金が、鋳鋼であることを特徴とするケーシング。
質量で、Ｃ：０.０８〜０.２０％，Ｓｉ：０.０５〜０.４５％，Ｍｎ：０.１０〜０.３０％，Ｎｉ：１.１０〜１.４０％，Ｃｒ：１.００〜１.４０％，Ｍｏ：１.２０〜１.６０％，Ｖ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：０.０６〜０.１０％，Ｂ：０.０００５〜０.００１０％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下，Ａｌ：０.００５％以下からなり、残部がＦｅ及び不可避的不純物元素からなる合金によって形成されることを特徴とするケーシング。
請求項５に記載のケーシングをタービンに使用したことを特徴とするタービンケーシング。
請求項５に記載のケーシングをバルブに使用したことを特徴とするバルブケーシング。
請求項５に記載の合金が、鋳鋼であることを特徴とするケーシング。
請求項２に記載のタービンケーシングを使用することを特徴とする蒸気タービン。
請求項３に記載のバルブケーシングを使用することを特徴とする蒸気タービン。
請求項６に記載のタービンケーシングを使用することを特徴とする蒸気タービン。
請求項７に記載のバルブケーシングを使用することを特徴とする蒸気タービン。