JPH07316721A

JPH07316721A - 高低圧一体型タービンロータおよびその製造方法

Info

Publication number: JPH07316721A
Application number: JP7060718A
Authority: JP
Inventors: Masayuki Yamada; 政之山田; Yoichi Tsuda; 陽一津田
Original assignee: Toshiba Corp
Current assignee: Toshiba Corp
Priority date: 1994-03-30
Filing date: 1995-03-20
Publication date: 1995-12-05

Abstract

(57)【要約】【目的】比較的低温の蒸気条件下において高い引張強
さを、高温条件下において高いクリープ破断強度を有
し、かつ長期間にわたって高い引張強さやクリープ破断
強度を維持し脆化現象を生じることがない。【構成】鋼の組成が重量割合で、Ｃ：０．１０〜０．
３５％、Ｓｉ：０．３％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｎ
ｉ：１．０〜２．０％、Ｃｒ：１．５〜３．０％、Ｍ
ｏ：０．９〜１．３％、Ｖ：０．１０〜０．３５％、Ｎ
ｂ：０．０１〜０．１５％、Ｗ：０．１〜１．５％およ
び残部がＦｅおよび付随的不純物であって、この付随的
不純物が重量割合で、Ｐ：０．００５％以下、Ｓ：０．
００１％以下、Ａｓ：０．００８％以下、Ｓｂ：０．０
０４％以下、Ｓｎ：０．００８％以下からなる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明は高低圧一体型タービン
ロータおよびその製造方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】一般に、蒸気タービンにおいては、使用
蒸気条件に応じて異なる材質のロータが用いられてい
る。従来の蒸気タービンの一例を図６に示す。例えば大
型蒸気タービンにおいて、高温・高圧側（例えば５６６
℃近傍）１で用いられるロータ材としては、ＡＳＴＭ−
Ａ４７０（Ｃｌａｓｓ８）に規定されているように、高
温下で優れたクリープ破断強度を有するＣｒＭｏＶ鋼が
使用されている。また、低圧側（例えば３５０℃以下）
２で用いられるロータ材としては、ＡＳＴＭ−Ａ４７０
（Ｃｌａｓｓ２〜７）に規定されているように、２．５
％以上のＮｉを有するＮｉＣｒＭｏＶ鋼が使用されてい
る。そして、これら蒸気条件に対応した異なる材質から
なるロータを、接合部３においてそれぞれ機械的に接合
して蒸気タービンを構成して発電機４を回転させてい
る。このように、従来の大型蒸気タービンにおいては、
異なる材質からなる複数本のロータを接合してタービン
を構成するため、製造工程が複雑になるとともに、ター
ビン全体の設置スペースが広くなり、プラントのコスト
アップ要因となっている。

【０００３】一方、比較的小型の蒸気タービン（出力１
００ＭＷ以下の発電設備）においては、通常、高圧側か
ら低圧側までを同一材料からなる一本のロータにより構
成した高低圧一体型ロータが用いられている。このよう
な高低圧一体型ロータ用材料としては、通常ＣｒＭｏＶ
鋼やＮｉＣｒＭｏＶ鋼、１ＣｒＭｏＶＮｉＮｂ鋼が用い
られている。

【０００４】しかし出力１００ＭＷをこえる発電設備に
おいて、高低圧一体型ロータよりなる蒸気タービンを使
用する場合、次のような問題が生じる。高低圧一体型ロ
ータよりなる蒸気タービンの一例を図７に示す。図７に
おいて、蒸気タービンロータの高圧部１は５００℃をこ
える高温環境で使用され高圧部１の下流側と低圧部２の
上流側付近５は３５０〜４５０℃の温度域で使用され
る。このため、従来使用されているＣｒＭｏＶ鋼は引張
強さや靭性の点で十分満足のいくものではなく、またＮ
ｉＣｒＭｏＶ鋼は引張強さは優れているもののクリープ
破断強度に欠け、さらに３５０℃以上の温度域において
脆化が進行しやすいという問題がある。一方、クリープ
破断強度や靭性に優れ、しかも低温域での引張強さにも
優れたロータ材としては、すでに１２Ｃｒ鋼が開発され
ているが、１２Ｃｒ鋼は高価であるためこれをロータ材
として用いると製造コストの増大をもたらすという問題
がある。このため、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ等にＷを配合
し、さらにＢやＮを配合した蒸気タービンロータ用合金
が開発されている（特開昭６３−１５７８３９号公
報）。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、出力１
００ＭＷをこえる発電設備において、高圧部におけるク
リープ破断強度を確保しつつ経年的な強度（引張強さや
クリープ破断強度）の低下を抑制すること、および低圧
部における靱性、引張強さを確保しつつ経年的な靱性の
低下（脆化）を抑制することのできる高低圧一体型ター
ビンロータは見出だされていないのが現状である。した
がって、従来のロータ材では、高温蒸気を使用しかつ長
尺の低圧最終段翼を装着することにより蒸気タービンの
効率向上を図ろうとする場合に大きな制限があるという
問題があった。

【０００６】また、５００℃をこえる高温環境下で長時
間使用されると経年的に引張強さやクリープ破断強度が
低下し、３５０〜４５０℃の温度域で使用されると経年
的に脆化現象を生じるという問題があった。

【０００７】さらに、低合金鋼において、付随的不純物
元素を低下させると鋼塊中心部、言い換えれば、ロータ
中心部における成分偏析、特にＣ（炭素）の成分偏析が
顕著になるという問題があった。

【０００８】本発明は、このような問題に対処するため
になされたもので、ロータ中心部における成分偏析を低
減するとともに、比較的低温の蒸気条件下において高い
引張強さを、高温条件下において高いクリープ破断強度
を有し、かつ長期間にわたって高い引張強さやクリープ
破断強度を維持し脆化現象を生じることなく使用するこ
とができるコスト的にも安価な高低圧一体型タービンロ
ータおよびその製造方法を提供することを目的とする。

【０００９】

【課題を解決するための手段および作用】請求項１の高
低圧一体型タービンロータは、鋼の組成が重量割合で、
Ｃ：０．１０〜０．３５％、Ｓｉ：０．３％以下、Ｍ
ｎ：１．０％以下、Ｎｉ：１．０〜２．０％、Ｃｒ：
１．５〜３．０％、Ｍｏ：０．９〜１．３％、Ｖ：０．
１０〜０．３５％、Ｎｂ：０．０１〜０．１５％、Ｗ：
０．１〜１．５％および残部がＦｅおよび付随的不純物
であって、この付随的不純物が重量割合で、Ｐ：０．０
０５％以下、Ｓ：０．００１％以下、Ａｓ：０．００８
％以下、Ｓｂ：０．００４％以下、Ｓｎ：０．００８％
以下からなることを特徴とする。

【００１０】請求項２の高低圧一体型タービンロータの
製造方法は、鋼の組成が重量割合で、Ｃ：０．１０〜
０．３５％、Ｓｉ：０．３％以下、Ｍｎ：１．０％以
下、Ｎｉ：１．０〜２．０％、Ｃｒ：１．５〜３．０
％、Ｍｏ：０．９〜１．３％、Ｖ：０．１０〜０．３５
％、Ｎｂ：０．０１〜０．１５％、Ｗ：０．１〜１．５
％および残部がＦｅおよび付随的不純物であって、前記
付随的不純物は重量割合で、Ｐ：０．００５％以下、
Ｓ：０．００１％以下、Ａｓ：０．００８％以下、Ｓ
ｂ：０．００４％以下、Ｓｎ：０．００８％以下からな
る高低圧一体型タービンロータの製造方法であって、そ
の製造方法は、前述の組成を有する鋼材を溶解炉で溶解
して一次鋼塊とする工程と、この一次鋼塊をエレクトロ
スラグ溶解法（ＥＳＲ）により再溶解および鋳造して二
次鋼塊とする工程と、この二次鋼塊を鍛造してロータ形
状の鍛造品とする工程と、このロータ形状の鍛造品を焼
鈍、焼入れおよび焼戻し処理する工程とからなることを
特徴とする。

【００１１】高低圧一体型タービンロータは、高圧部に
おけるクリープ破断強度を確保しつつ経年的な強度（引
張強さやクリープ破断強度）の低下、および低圧部にお
ける靱性、引張強さを確保しつつ経年的な靱性の低下
（脆化）をそれぞれ抑制することが必要とされる。本発
明者等は、このような必要特性が合金元素の種類および
量とともに付随的に含まれる不純物が大きく影響を及ぼ
すことを見出だし、その最適量を検討した。また、通常
の溶解・精練工程に加えて再溶解法としてＥＳＲを適用
すると、鋼塊中心部、言い換えればロータ中心部におけ
る成分偏析、特にＣ（炭素）の成分偏析が大きく抑制さ
れることを新たに見出だした。特に本発明組成を有する
インゴットはロータ中心部の成分偏析が比較的生じ易い
ため、このＥＳＲの新たな作用効果を見出だしたことに
より、本発明の高低圧一体型タービンロータは極めて優
れた特性を得ることができた。

【００１２】ＥＳＲは、溶融スラグの電気抵抗熱により
消耗電極を溶解し、水冷銅鋳型のなかで連続的に凝固さ
せてゆく方法である。このＥＳＲを用いた鋳造法の効果
として以下の点が知られている。１）凝固中に非金属介在物がトラップされ、インゴット
中にＶ型や逆Ｖ型の偏析スポットが生じる、いわゆるＶ
偏析や逆Ｖ偏析現象が抑えられ凝固組織が改善される。
２）鋳塊の肌がきれいになる。３）Ｖ偏析や逆Ｖ偏析現
象が抑えられる結果、非金属介在物の除去が良好とな
る。４）スラグの精練作用により、脱硫、脱酸などが容
易にできる。

【００１３】高低圧一体型ロータが５００℃をこえる高
温環境で使用されると、合金材料の強化に寄与している
微細炭化物が使用中に凝集粗大化して、徐々に強化に寄
与しなくなり、引張強さやクリープ破断強度が低下す
る。また、３５０〜４５０℃の温度域で使用されると、
合金材料中に含まれている不純物が結晶粒界に集まり易
くなり、いわゆる粒界偏析を生じ、粒界の原子間の結合
力を弱めるため経年的に脆化現象を生じる。以上の知見
により、付随的に含まれる不純物のうちＰ（燐）を０．
００５％以下、Ｓ（硫黄）を０．００１％以下、Ａｓ
（ひ素）を０．００８％以下、Ｓｂ（アンチモン）を
０．００４％以下、Ｓｎ（錫）を０．００８％以下とす
ることにより、粒界偏析量を著しく低減するとともに、
使用中の経年的な強度低下や靱性低下を大幅に抑制する
ことができた。その結果、高低圧一体型ロータの長時間
安定性を確保し、寿命を延ばすとともに脆性破壊の危険
性を防止し、長期間の安定運用を可能にした。

【００１４】また、合金元素のなかでもＮｉ、Ｍｏおよ
びＷの３つの元素が材料特性に大きく影響を及ぼすこと
を見出だし、その最適量を検討した。以下、各元素ごと
に説明する。なお、以下の説明において、％は重量％を
表す。Ｎｉ（ニッケル）；ニッケルはオーステナイト生成元素
であり、焼入加熱時のオーステナイト相を安定にし、ま
た、焼入冷却時にフェライト相の生成を防止するのに有
効である。さらに、引張強さや靭性を高めるのに有効で
ある。本発明の高低圧一体型タービンロータとして必要
な引張強さや靭性を得るためには１．０％を越える添加
が必要である。しかし、２．０％を越えて添加すると、
逆にクリープ破断強度の低下や、脆化が促進される傾向
があるので、添加量は１．０〜２．０％である。より好
ましくは１．３〜１．８％である。

【００１５】Ｍｏ（モリブデン）；モリブデンは鋼の焼
入性を向上させ、引張強さやクリープ破断強度を高める
のに有効な元素である。本発明の高低圧一体型タービン
ロータとして必要な引張強さやクリープ破断強度を得る
ためには０．９％を越える添加が必要である。しかし、
１．３％を越えると、逆にクリープ破断強度が低下する
だけでなく、靭性の低下が顕著になる。また、タービン
ロータの中心部における成分偏析、特にＣ（炭素）の成
分偏析も顕著に認められるようになる。そのため、０．
９〜１．３％の範囲である。より好ましくは１．０〜
１．２％である。

【００１６】なお、ここで、Ｃ（炭素）の成分偏析と
は、インゴットの部位によってＣ（炭素）成分濃度が異
なる現象をいう。インゴットはインゴットケース（鋳
型）の外周部や底部から凝固を開始し、徐々に内部に向
かって凝固が進行する。中心部や上部は最後に凝固す
る。材料の成分系によって異なるが、本発明に係わる成
分系の材料ではインゴット中心部において、Ｃ成分の偏
析現象が見られやすい。具体的には、この成分偏析は中
心部の上部において濃度が高くなる。このような成分偏
析が顕著に生じると、材料特性が変化し、大型ロータと
しての仕様を満たさなくなることが考えられる。そのた
め、成分の選定にあたっては、成分偏析をできるだけ低
減するように配慮する必要がある。そこで、実際にイン
ゴットを製作し、中心部における上部と下部のＣ含有量
を分析し、その比を評価することによって各鋼種の偏析
程度を判断することができる。本発明において、モリブ
デン量が１．３％を越えると、このＣ（炭素）の成分偏
析が顕著になる。

【００１７】Ｗ（タングステン）；タングステンは固溶
強化により、高温強度の向上に有効な元素である。その
効果を発揮させるためには、０．１％以上の添加が必要
である。しかし、１．５％を越えて添加すると靭性を低
下させるので、０．１〜１．５％の範囲である。より好
ましくは０．２〜０．８％である。

【００１８】なお、本発明に係わる靭性、クリープ破断
強度、引張強さ等の特性は以下に説明する引張試験、シ
ャルピー衝撃試験、クリープ破断試験等によって評価す
ることができる。引張試験は供試材の引張強さ、０．２
％耐力、伸び、絞りを求めることを目的とする材料試験
である。それぞれの値が大きいほうが特性としては優れ
ている。試験片の温度環境を変化させれば、それぞれの
温度における引張性質（引張強さ、０．２％耐力、伸
び、絞り）を得ることができる。

【００１９】シャルピー衝撃試験は供試材の衝撃値、Ｆ
ＡＴＴ（衝撃試験片の破面率から求めた延性・脆性遷移
温度）を求めることを目的とする材料試験である。一般
に、「衝撃値」と言った場合は、常温（２０℃）におけ
る特性をいう。衝撃値（衝撃的な力が加わったときの壊
れにくさ、すなわち靭性を表わす）は引張性質と同様
に、値が大きいほうが特性としては優れている。また、
本発明に係わる供試材は温度によって衝撃値が変化し、
同一の供試材でも、温度の高い領域では衝撃値は大き
く、破面は延性破面を呈しているが、逆に、温度の低い
領域では衝撃値は小さく、破面は脆性破面を呈してい
る。これらの中間温度域では、延性破面と脆性破面が混
在している。この両方の破面の面積率を計測し、ちょう
ど５０％−５０％になるような温度を求め、この温度を
ＦＡＴＴとしている。従って、ＦＡＴＴの値は小さいほ
うが靭性が高い。

【００２０】クリープ破断試験は供試材のクリープ破断
強度を求めることを目的とする材料試験である。クリー
プ破断強度はクリープ破断時間と対応する特性であり、
クリープ破断時間が長ければ、それに応じてクリープ破
断強度も高くなる。

【００２１】付随的に含まれる不純物およびＮｉ、Ｍ
ｏ、Ｗの最適添加量に加えて、本発明はＣ、Ｓｉ、Ｍ
ｎ、Ｃｒ、ＶおよびＮｂからなる特定組成成分のＦｅ基
合金で構成される。これら各成分の添加目的および組成
限定の理由は次の通りである。

【００２２】Ｃ（炭素）；炭素は焼入れ時におけるオー
ステナイト相を安定にし、さらに炭化物を生成して引張
強さを高めるが、そのためには０．１０％以上は必要で
ある。しかし、０．３５％を越えると炭化物が過剰とな
り、かえって引張強さを低下させるだけでなく、靭性を
低下させる。よって炭素の量は０．１０〜０．３５％で
ある。好ましくは０．１８〜０．３０％である。

【００２３】Ｓｉ（シリコン）；シリコンは溶解時の脱
酸剤として添加されるが、これを多量に添加するとその
一部が酸化物として鋼中に残留し靭性に悪影響を及ぼ
す。従って、シリコンの添加量は０．３％以下である。
好ましくは０．１％以下である。

【００２４】Ｍｎ（マンガン）；マンガンは溶解時の脱
酸・脱硫剤として添加されるが、これを多量に添加する
と靭性が低下するので、添加量は１．０％以下である。
好ましくは０．７％以下である。

【００２５】Ｃｒ（クロム）；クロムは酸化を防止する
とともに、引張強さや靭性の向上を図るのに必要な元素
である。この目的のためには１．５％以上の添加が必要
であるが、３．０％を越えると、逆に靭性や引張強さが
低下するとともにジャーナル特性が低下するので、１．
５〜３．０％の範囲である。好ましくは１．８〜２．５
％である。

【００２６】Ｖ（バナジウム）；バナジウムは鋼の焼入
性を向上させ、クリープ破断強度を高めるのに有効な元
素である。強度を向上させるのに有効な元素である。ま
た、結晶粒の微細化を達成するのにも効果的である。そ
の効果を発揮させるには０．１０％以上の添加が必要で
あるが、０．３５％を越えると靭性や引張強さが低下す
るので、０．１０〜０．３５％の範囲である。好ましく
は０．１５〜０．３０％である。

【００２７】Ｎｂ（ニオブ）；ニオブは結晶粒の微細化
に効果のある元素である。その効果を発揮させるために
は、０．０１％以上の添加が必要である。しかし、０．
１５％を越えて添加すると、逆に粗大な炭窒化物を形成
して靭性を低下させるので、０．０１〜０．１５％の範
囲である。好ましくは０．０２〜０．１０％である。

【００２８】

【実施例】以下本発明の実施例を比較例とともに説明す
る。実施例１〜実施例１４の原料配合を表１に、比較例
１〜比較例１８の原料配合を表２にそれぞれ示す。な
お、以下の理由により実施例１〜実施例１４、および比
較例１〜比較例１８の配合割合を定めた。実施例１〜実
施例５はクリープ破断強度と靭性の改善を目的にＣ、Ｓ
ｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｖ、Ｎｂ、Ｗ量を定め、Ｍｏの
添加量を変化させた鋼種である。実施例６〜実施例９は
クリープ破断強度と靭性の改善、および成分偏析低減を
目的にＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｎｂ、Ｗ量を
定め、Ｎｉの添加量を変化させた鋼種である。実施例１
０〜実施例１４はクリープ破断強度と靭性の改善、およ
び成分偏析低減を目的にＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、
Ｍｏ、Ｖ、Ｎｂ量を定め、Ｗの添加量を変化させた鋼種
である。

【００２９】比較例１の組成は従来より火力発電所の高
温用タービンロータに使用されている１％ＣｒＭｏＶ鋼
に相当する。比較例２の組成は従来より火力発電の低温
用タービンロータに使用されている３．５％ＮｉＣｒＭ
ｏＶ鋼に相当する。比較例１８は、比較的小型の蒸気タ
ービン（出力１００ＭＷ以下の発電設備）用の高低圧一
体型ロータに使用されている１％ＣｒＭｏＶＮｉＮｂ鋼
に相当する。いずれも、付随的に含まれる不純物のうち
Ｐ、Ｓ、Ａｓ、Ｓｂ、Ｓｎの量が実施例１〜実施例１４
に比較して多い鋼種である。また、比較例３〜比較例１
７は現用タービンロータ材としては使用されていない
が、特にＮｉ、Ｍｏ、Ｗの効果について検討するために
製作したものである。すなわち、比較例３〜比較例８は
実施例１〜実施例５に含まれるＭｏの添加量の上限およ
び下限量をこえてＭｏの添加量を変動させたものであ
る。比較例９〜比較例１３は実施例６〜実施例９に含ま
れるＮｉの添加量の上限および下限量をこえてＮｉの添
加量を変動させたものである。比較例１４〜比較例１７
は実施例１０〜実施例１４に含まれるＷの添加量の上限
および下限量をこえてＷの添加量を変動させたものであ
る。

【００３０】

【表１】

【表２】所定の合金組成になるように配合された各実施例および
比較例の原料は高周波真空溶解炉で溶解後、金型に鋳込
んでインゴットを得た。このインゴットの表面を機械加
工で削り落した後、重油炉に装入し、１２００℃に加熱
してプレス鍛造を行い、直径３０ｍｍの丸棒に鍛伸し
た。つぎにこの丸棒に対して調質前焼鈍、焼入れおよび
焼戻し処理を施した。処理条件を表３に示す。なお、表
３において、調質前焼鈍は、鍛造による組織の不均一性
を除去するとともに、粗大な未固溶炭化物をマトリック
ス中に固溶させ、その後の焼入れ、焼戻し処理後の材料
特性を向上させる役割を有している。そのためには、で
きるだけ高い温度に加熱するのが効果的であるため、実
用上のほぼ上限である１１００℃を選定した。

【００３１】焼入れ加熱は材料の結晶粒度を調整するこ
とと焼戻し処理での炭化物の均一微細析出を行わせるた
めに、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ等の炭化物生成元素を一度マトリ
ックス中に固溶させる。現用高圧ロータ（比較例１）は
９７０℃、現用低圧ロータ（比較例２）は８４０℃で実
施しているが、本発明鋼は高低圧一体型タービンロータ
であるため、それらのロータの実績焼入れ温度の間にあ
る９３０℃を一例として選定した。

【００３２】焼入れ冷却は一般の大型低圧ロータの最大
直径である１６５０ｍｍφレベルのロータを水スプレー
冷却したときの中心部における冷却速度である約１００
℃/hを採用した。

【００３３】焼戻し温度は焼入れ温度と同様に、現用高
圧ロータの６７０℃、現用低圧ロータの６００℃の間に
ある６５０℃を選定した。また、焼戻し加熱時間をそれ
ぞれの鋼種によって変化させ、室温引張強さを低圧部に
必要な８７〜９０ｋｇｆ／ｍｍ²レベルになるように調
整した。これは引張強さをほぼ一定レベルに調整し、高
低圧一体型タービンロータに必要な耐力、衝撃特性（特
にＦＡＴＴ：延性−脆性破面遷移温度）、クリープ破断
強度特性を比較評価するためである。このような比較評
価によって、成分の異なる材料間の比較を行うことが可
能となる。

【００３４】

【表３】表３に示す熱処理を施したそれぞれの供試材を機械加工
して試験片を作製し、引張試験、シャルピー衝撃試験お
よびクリープ破断試験を行った。引張試験およびシャル
ピー衝撃試験結果を表４に、また、クリープ破断試験結
果を表５に示す。引張試験は室温で行い、表４には破断
後の伸び、絞りも合わせて示してある。また、シャルピ
ー衝撃試験は室温から２００℃までの範囲の複数の温度
で実施し、ＦＡＴＴを求めた。クリープ破断試験は６０
０℃で１４ｋｇｆ／ｍｍ²および１７ｋｇｆ／ｍｍ²の
それぞれの応力をかけて実施した。

【００３５】

【表４】

【表５】以上の結果より、ＦＡＴＴ、クリープ破断時間および
“偏析比”をＭｏ含有量で整理した結果を図１、Ｎｉ含
有量で整理した結果を図２、Ｗ含有量で整理した結果を
図３にそれぞれ示す。

【００３６】また、比較例１、２、３、５、６、８、１
８および実施例１〜実施例３について、高低圧一体型タ
ービンロータを製作したときにロータ中心部におけるＣ
（炭素）の成分偏析程度を比較評価するために、それぞ
れにつき５００ｋｇのインゴットを製作し、中心部にお
けるＣ（炭素）含有量を評価した。インゴットの下部に
おけるＣ（炭素）％に対するインゴットの上部における
Ｃ（炭素）％の割合を“偏析比”と定義することにし、
各材料の“偏析比”の結果を表６に示す。

【００３７】

【表６】また、成分偏析に対するＥＳＲの効果を見るために、実
施例１、２、３に対して各 2トンのＥＳＲ鋼塊（インゴ
ット）を製作して中心部におけるＣ（炭素）含有量を評
価した。その結果、“偏析比”は実施例１が 1.03 、実
施例２が 1.06、実施例３が 1.07 となりＥＳＲを適用
しない表６の場合と比較して格段に成分偏析低減の効果
が認められた。

【００３８】経年的な強度低下および靱性低下を比較評
価するために、比較例１、２、１８および実施例２、
４、７、８、１１、１２、１３について、６００℃で１
０³時間および１０⁴時間加熱したときの引張試験およ
び４００℃で１０³時間および１０⁴時間加熱したとき
のシャルピー衝撃試験を行った。引張試験結果を表７お
よび図４に、シャルピー衝撃試験を結果を表８および図
５にそれぞれ示す。

【００３９】

【表７】

【表８】これらの実験結果について考察する。本発明の高低圧一
体型タービンロータにとって、比較的低温の蒸気条件下
において高い引張強さを、高温条件下において高いクリ
ープ破断強度を有し、かつ長期間にわたって高い引張強
さやクリープ破断強度を維持し脆化現象を生じることな
く使用することができるために好ましい特性値として、
以下の特性値を挙げることができる。初期値の値とし
て、引張強さは８６〜９２ｋｇｆ／ｍｍ²、０．２％耐
力は７１〜７７ｋｇｆ／ｍｍ²、伸びは１８％以上、絞
りは５５％以上、衝撃値は６ｋｇｆ−ｍ／ｃｍ²以上、
ＦＡＴＴは７０℃以下が好ましい。また、６００℃×１
４ｋｇｆ／ｍｍ²のクリープ条件下にあっては、破断時
間が２５００時間以上、伸びが２０％以上、絞りが５０
％以上であることが好ましく、６００℃×１７ｋｇｆ／
ｍｍ²のクリープ条件下にあっては、破断時間が１００
０時間以上、伸びが２０％以上、絞りが５０％以上であ
ることが好ましい。

【００４０】各実施例は、いずれも上述の特性値を満足
している。なお、これらの特性のうち、引張強さは各供
試材で焼戻し条件を変化させてほぼ同レベルに揃えてい
るために、実施例はいずれも同等レベルにある。それに
伴って０．２％耐力もほぼ同等レベルにある。伸び、絞
りは合金元素の微妙な違いには大きくは影響されず、い
ずれの供試材もほぼ同等レベルにある。しかし、靭性を
表わす衝撃値やＦＡＴＴ特性は添加される元素の種類や
量によって大きく影響を受ける。特にＣｒ、Ｎｉ、Ｎｂ
は添加量が増えると靭性改善に有効であり、Ｗ、Ｍｏは
添加量が多くなると靭性を低下させる。また、長時間ロ
ータを使用するに際して粒界偏析量を著しく低減し、経
年脆化を抑制するために付随的に含まれる不純物の量は
極く微小量に制限しなければならない。一方、クリープ
破断強度（時間）や炭素の成分偏析の観点からの成分の
制約もあるため、本発明の成分の好ましい範囲として、
それぞれ、Ｃｒ：１．５〜３．０％、Ｎｉ：１．０％〜
２．０％、Ｎｂ：０．０１％〜０．１５％、Ｗ：０．１
％〜１．５％、Ｍｏ：０．９％〜１．３％とし、付随的
不純物であるＰ：０．００５％以下、Ｓ：０．００１％
以下、Ａｓ：０．００８％以下、Ｓｂ：０．００４％以
下、Ｓｎ：０．００８％以下としたが、この範囲内で十
分上述の特性値を満足している。

【００４１】実施例６は衝撃値が比較的低いが、これは
靭性改善に有効なＮｉの添加量が他の実施例に比べて少
ないことによると考えられる。実施例１４のＮｉ添加量
は実施例６よりも多いが、衝撃値はより低かった。これ
は実施例１４のＷ添加量が多い分、靭性が低くなったも
のと考えられる。表５において、比較例９、１０、１
１、１６、１７のクリープ破断時間は、むしろ本発明の
各実施例よりも優れている結果になっているが、このう
ち、比較例９、１０、１１はＮｉ添加量が１．０％以下
のため、また比較例１６、１７はＷ添加量が１．５％以
上のため、ともに靭性を表わす衝撃値やＦＡＴＴ特性が
上述の特性値を満足せず、靭性が低くなっている。

【００４２】つぎに、付随的不純物量をそれぞれ前述の
範囲内に抑えて、Ｍｏ、Ｎｉ、Ｗの含有量を変えた場合
について述べる。まず、比較例１〜比較例８と、付随的
不純物量をそれぞれ前述の範囲内に抑えてＭｏ含有量を
変化させた実施例１〜実施例５について説明する。表４
に示した試験結果から、本発明にかかる実施例１〜実施
例５は比較例１〜比較例８に比べて同等もしくはそれ以
上の良好な引張強さ、耐力、伸び、絞りを示し、比較的
低い温度での機械的性質は十分に備えている。特に各実
施例はいずれも比較例１に比べると強度の向上が著し
く、ＦＡＴＴも低く、靭性が向上している。つぎに表５
に示した試験結果から、本発明にかかる実施例１〜実施
例５は比較例２〜比較例８に比べて格段に良好なクリー
プ破断時間を有しており、従来の高圧タービン用ロータ
材である比較例１と比べても遜色ない特性を示してい
る。さらに、表６の試験結果から、本発明にかかる実施
例１〜実施例３は比較例６、８に比べて格段に小さな
“偏析比”を示すとともに、比較例１、２に示す従来の
高圧タービン用ロータ材および低圧タービン用ロータ材
とほぼ同等レベルの問題のない小さな“偏析比”になっ
ており、本発明にかかるタービンロータは製造上の成分
偏析に関する問題を生じない。図１はこれらの結果をＭ
ｏ含有量で整理したものであるが、Ｍｏ含有量が０．９
〜１．３％の範囲で、靭性、クリープ破断時間、“偏析
比”のいずれかの特性も極めて優れていることがわか
る。

【００４３】つぎに、比較例１および比較例９〜比較例
１３と、付随的不純物量をそれぞれ前述の範囲内に抑え
てＮｉ含有量を変化させた実施例６〜実施例９について
説明する。表４に示した試験結果から、本発明にかかる
実施例６〜実施例９も、比較例１および比較例９〜比較
例１３に比べて同等もしくはそれ以上の良好な引張強
さ、耐力、伸び、絞りを示し、比較的低い温度での機械
的性質は十分に備えていることが理解される。特にこれ
ら実施例６〜９はいずれも比較例１に比べると強度の向
上が著しく、ＦＡＴＴも低く、靭性が向上している。さ
らに、実施例６〜実施例９は比較例９〜比較例１１に比
べてＦＡＴＴが低く、靭性の向上が顕著である。また、
表５に示した試験結果から、本発明にかかる実施例６〜
実施例９は、比較例１２、１３に比べて、格段に良好な
クリープ破断時間を有しており、従来の高圧タービン用
ロータ材である比較例１と比べても遜色ない特性を示し
ている。図２は、これらの結果をＮｉ含有量で整理した
ものであるが、Ｎｉ含有量が１．０〜２．０％の範囲
で、靭性、クリープ破断時間のいずれの特性も極めて優
れていることがわかる。

【００４４】また、比較例１および比較例１４〜比較例
１７と、付随的不純物量をそれぞれ前述の範囲内に抑え
てＷ含有量を変化させた実施例１０〜実施例１４につい
て説明する。表４に示した試験結果から、本発明にかか
る実施例１、２および実施例１０〜実施例１４も、比較
例１および比較例１４〜比較例１７に比べて同等もしく
はそれ以上の良好な引張強さ、耐力、伸び、絞りを示
し、比較的低い温度での機械的性質は十分に備えている
ことが理解される。特にこれら実施例１、２および実施
例１０〜実施例１４はいずれも比較例１に比べると強度
の向上が著しく、ＦＡＴＴも低く、靭性が向上してい
る。さらに、実施例１、２および実施例１０〜実施例１
４は比較例１６、１７に比べてＦＡＴＴが低く、靭性の
向上が顕著である。また、表５に示した試験結果から、
本発明にかかる実施例１、２および実施例１０〜実施例
１４は、比較例１４、１５に比べて、格段に良好なクリ
ープ破断時間を有しており、従来の高圧タービン用ロー
タ材である比較例１と比べても遜色ない特性を示してい
る。図３は、これらの結果をＷ含有量で整理したもので
あるが、Ｗ含有量が０．１〜１．５％の範囲で、靭性、
クリープ破断時間のいずれの特性も極めて優れているこ
とがわかる。

【００４５】経年的な強度のうち引張強さの低下を評価
した表７および図４より、比較例１、２は経年的な引張
強さの低下が大きく、６００℃×１０⁴時間で比較例１
の引張強さは５．３ｋｇｆ／ｍｍ²の低下、比較例２の
それは８．６ｋｇｆ／ｍｍ²の低下を示した。それに対
して、各実施例の引張強さの低下量は１〜２ｋｇｆ／ｍ
ｍ²であり、従来材の比較例より大きく改善されてい
る。本発明材においては、Ｗを添加していることが特徴
の一つであるが、Ｗがマトリックス中に固溶して引張強
さやクリープ破断強度を高めるだけでなく高温における
組織の安定性をも改善し、強度の経年変化を抑制してい
るものと考えられる。また、比較例１は比較例２に較べ
て、強度の経年変化が大きかったが、これはＮｉ含有量
の相違によるものと考えられる。すなわち、Ｎｉは靱性
を高めるのに極めて効果的な元素であるが、高温におけ
る強度低下を助長する元素でもある。本発明において
は、Ｎｉ含有量の上限を２．０％としているため、Ｗ添
加による組織安定性効果とあいまって引張強さの経年変
化を極めて小さく抑えることができた。

【００４６】また、経年的な靱性低下を評価した表８お
よび図５より、比較例１、２は脆化程度が大きく、４０
０℃×１０⁴時間加熱により、比較例１のＦＡＴＴは３
３℃、比較例２のＦＡＴＴは５７℃の上昇をそれぞれ示
した。それに対して、実施例のＦＡＴＴの上昇は−３〜
＋７であり、従来材の比較例より大きく改善されてい
る。本発明材においては、付随的に含まれる不純物のう
ちＰ、Ｓ、Ａｓ、Ｓｂ、Ｓｎの量が極く微小量であるの
で、長時間ロータを使用しても不純物の粒界偏析量が著
しく低減し、経年脆化を抑制しているものと考えられ
る。比較例２は比較例１に較べて脆化程度が大きかった
が、これは、前述した強度低下の場合と同様、Ｎｉ含有
量の違いによるものと考えられる。すなわち、Ｎｉは靱
性を高めるのに極めて効果的な元素であるが、３５０℃
〜４５０℃付近における脆化を助長する元素でもある。
本発明においては、Ｎｉ含有量の上限を２．０％として
いるため、付随的に含まれる不純物の量が極く微小量で
あることによる粒界偏析量の抑制効果とあいまって経年
脆化を極めて小さく抑えることができた。以上の考察の
結果、実施例４および実施例６〜実施例９は本発明の高
低圧一体型タービンロータにとってより好ましい実施態
様を示すものである。

【００４７】

【発明の効果】請求項１の高低圧一体型タービンロータ
は、Ｃが０．１０〜０．３５％、Ｓｉが０．３％以下、
Ｍｎが１．０％以下、Ｎｉが１．０〜２．０％、Ｃｒが
１．５〜３．０％、Ｍｏが０．９〜１．３％、Ｖが０．
１０〜０．３５％、Ｎｂが０．０１〜０．１５％、Ｗが
０．１〜１．５％および残部がＦｅおよび付随的不純物
であって、その付随的に含まれる不純物量のＰを０．０
０５％以下、Ｓを０．００１％以下、Ａｓを０．００８
％以下、Ｓｂを０．００４％以下、Ｓｎを０．００８％
以下としたので、引張強さと靭性が優れているため低圧
段側に長翼の使用を可能とするとともに、高いクリープ
破断強度を備えていることから高温蒸気環境で使用する
ことができ、かつ経年的な強度（引張強さやクリープ破
断強度）や靱性の低下（脆化）を抑制することができ
る。その結果、出力１００ＭＷをこえる発電設備の蒸気
タービンに使用することができる。

【００４８】請求項２の高低圧一体型タービンロータの
製造方法は、一次鋼塊をＥＳＲにより再溶解および鋳造
して二次鋼塊とする工程を有するので、ロータ中心部に
おける成分偏析、特にＣ（炭素）の成分偏析を大きく抑
制することができる。その結果、より優れた上述の特性
を有する高低圧一体型タービンロータが得られる。

【図面の簡単な説明】

【図１】ＦＡＴＴ、クリープ破断時間および“偏析比”
をＭｏ含有量で整理した結果を示す図である。

【図２】ＦＡＴＴおよびクリープ破断時間をＮｉ含有量
で整理した結果を示す図である。

【図３】ＦＡＴＴおよびクリープ破断時間をＷ含有量で
整理した結果を示す図である。

【図４】６００℃での加熱時間と引張試験との関係を示
す図である。

【図５】４００℃での加熱時間とシャルピー衝撃試験と
の関係を示す図である。

【図６】従来の蒸気タービンの一例を説明するための図
である。

【図７】高低圧一体型ロータよりなる蒸気タービンの一
例を説明するための図である。

【符号の説明】

１………高温・高圧側、２………低圧側、３………接合
部、４………発電機、５………高圧部の下流側と低圧部
の上流側付近。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号庁内整理番号ＦＩ技術表示箇所Ｆ０１Ｄ 5/02 // Ｂ２２Ｄ 23/10 ５９０

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】鋼の組成が重量割合で、Ｃ：０．１０〜
０．３５％、Ｓｉ：０．３％以下、Ｍｎ：１．０％以
下、Ｎｉ：１．０〜２．０％、Ｃｒ：１．５〜３．０
％、Ｍｏ：０．９〜１．３％、Ｖ：０．１０〜０．３５
％、Ｎｂ：０．０１〜０．１５％、Ｗ：０．１〜１．５
％および残部がＦｅおよび付随的不純物であって、前記
付随的不純物は重量割合で、Ｐ：０．００５％以下、
Ｓ：０．００１％以下、Ａｓ：０．００８％以下、Ｓ
ｂ：０．００４％以下、Ｓｎ：０．００８％以下からな
ることを特徴とする高低圧一体型タービンロータ。
【請求項２】鋼の組成が重量割合で、Ｃ：０．１０〜
０．３５％、Ｓｉ：０．３％以下、Ｍｎ：１．０％以
下、Ｎｉ：１．０〜２．０％、Ｃｒ：１．５〜３．０
％、Ｍｏ：０．９〜１．３％、Ｖ：０．１０〜０．３５
％、Ｎｂ：０．０１〜０．１５％、Ｗ：０．１〜１．５
％および残部がＦｅおよび付随的不純物であって、前記
付随的不純物は重量割合で、Ｐ：０．００５％以下、
Ｓ：０．００１％以下、Ａｓ：０．００８％以下、Ｓ
ｂ：０．００４％以下、Ｓｎ：０．００８％以下からな
る高低圧一体型タービンロータの製造方法であって、そ
の製造方法は、前記組成を有する鋼材を溶解炉で溶解して一次鋼塊とす
る工程と、この一次鋼塊をエレクトロスラグ溶解法により再溶解お
よび鋳造して二次鋼塊とする工程と、この二次鋼塊を鍛造してロータ形状の鍛造品とする工程
と、このロータ形状の鍛造品を焼鈍、焼入れおよび焼戻し処
理する工程とからなることを特徴とする。