JPH1193603A - 蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】本発明の目的は、フェライト系鋼の使用による
蒸気温度６００〜６６０℃の高温化を可能にし、高熱効
率でコンパクトな超々臨界圧蒸気タービン発電プラント
を提供する。 【解決手段】本発明は、高温部にさらされるロータシャ
フト等の主要部品をフェライト系鍛鋼及び鋳鋼からな
り、低圧タービン最終段ブレードをマルテンサイト鋼と
することにより主蒸気温度と再熱蒸気温度が５９３〜６
６０℃としたコンパクトな特定の構造を有する超々臨界
圧蒸気タービン発電プラントにある。特に、最終段動翼
の引張強さが１２０kgｆ／mm² 以上，ロータシャフトの
各使用温度での１０万時間クリープ破断強度が１１kgｆ
／mm² 以上のフェライト系鍛鋼からなる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は新規な蒸気タービン
に係り、特に低圧蒸気タービンの最終段動翼として１２
％Ｃｒ系鋼を用いた高温蒸気タービンに関する。

【０００２】

【従来の技術】現在、蒸気タービン用動翼には１２Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼が使用されている。近年、省エ
ネルギーの観点からガスタービンの熱効率の向上が、省
スペースの観点から機器のコンパクト化が望まれてい
る。

【０００３】熱効率の向上及び機器のコンパクト化には
蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのため
に低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にあ
る。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳し
くなり、これまでの１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−Ｖ−Ｎ鋼で
は強度不足で、より強度の高い材料が必要である。長翼
材の強度としては、機械的特性の基本である、引張強さ
が要求される。

【０００４】また、破壊に対する安全性確保の観点か
ら、高強度で高靭性が要求される。

【０００５】引張強さが従来の１２Ｃｒ−Ｍｏ−Ｎｉ−
Ｖ−Ｎ鋼（マルテンサイト系鋼）より高い構造材料とし
て、Ｎｉ基合金及びＣｏ基合金が一般に知られている
が、熱間加工性，切削性及び振動減衰特性が劣るので、
翼材としては望ましくない。

【０００６】ガスタービン用ディスク材として特開昭63
−171856号公報及び特開平4− 120246号公報が知ら
れている。

【０００７】また、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。

【０００８】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。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料と
して特開平7−233704 号が知られている。

【０００９】本発明は、近年の低圧蒸気タービン翼の長
大化に対処するためになされたもので、特開昭63−1718
56号公報及び特開平4−120246 号公報には蒸気タービン
用動翼材については全く開示されていない。

【００１０】また、特開平7−233704 号に上述した公報
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高中圧一体型蒸気タービン
及び低圧蒸気タービンにおける最終段動翼として１２％
Ｃｒ系マルテンサイト鋼に関する記載はない。

【００１１】

【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、蒸気
温度６００〜６６０℃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。

【００１２】さらに本発明の目的は、６００〜６６０℃
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。

【００１３】

【課題を解決するための手段】本発明は、高圧タービ
ン，中圧タービン及び低圧タービンとを別々に備えた蒸
気タービン発電プラントにおいて、前記低圧タービンの
最終段動翼の翼部長さに対する前記高圧タービン及び中
圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離及びタンデ
ムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合
計の比が２６〜３０であることを特徴とする。

【００１４】本発明は、高圧タービン，中圧タービン及
び低圧タービンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラ
ント用高圧タービンにおいて、前記低圧タービンの最終
段動翼の翼部長さに対する前記高圧タービンの軸受間距
離の比が３.５〜６.０であることを特徴とする。

【００１５】本発明は、高圧タービン，中圧タービン及
び低圧タービンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラ
ント用中圧タービンにおいて、前記低圧タービンの最終
段動翼の翼部長さに対する前記中圧タービンの軸受間距
離の比が４.０〜６.０であることを特徴とする。

【００１６】本発明は、高圧タービン，中圧タービン及
び低圧タービンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラ
ントにおいて、前記低圧タービン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１５.５〜１７.５であること
を特徴とする。

【００１７】本発明は、蒸気タービン発電プラントにお
いて、該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記
高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸
受間距離、及びタンデムに結合した２台の前記低圧ター
ビンの軸受間距離の合計距離(mm)の比が２８.０〜３２.
０であることを特徴とする。

【００１８】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用高圧タービンにおいて、該発電プラントの定格出力
（ＭＷ）に対する前記高圧タービンの軸受間距離（mm）
の比が３.５〜６.５であることを特徴とする。

【００１９】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用中圧タービンにおいて、該発電プラントの定格出力
（ＭＷ）に対する前記中圧タービンの軸受間距離（mm）
の比が４.０〜７.０であることを特徴とする。

【００２０】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用低圧タービンにおいて、該発電プラントの定格出力
（ＭＷ）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（mm）の比が１６.０〜１９.０であ
ることを特徴とする。

【００２１】本発明は、高圧タービンと中圧タービンと
を一体にした高中圧一体タービン及び低圧タービンを備
えた蒸気タービン発電プラントであって、前記低圧ター
ビンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タ
ービンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記
低圧タービンの軸受間距離の合計の比が２４〜２８であ
ることを特徴とする。

【００２２】本発明は、前述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
中圧一体タービンであって、前記低圧タービンの最終段
動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受
間距離の比が５.５〜７.０であることを特徴とする。

【００２３】本発明は、前述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低
圧タービンであって、前記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比が１５.０〜１７.５であること
を特徴とする。

【００２４】本発明は、高圧タービンと中圧タービンと
を一体にした高中圧一体タービン及び低圧タービンを備
えた蒸気タービン発電プラントであって、前記低圧ター
ビンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タ
ービンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受
間距離の合計の比が１１.５〜１５.５であることを特徴
とする。

【００２５】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用高中圧一体タービンであって、前記低圧タービンの
最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービン
の軸受間距離の比が４.５〜６.０であることを特徴とす
る。

【００２６】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用低圧タービンであって、前記低圧タービンの最終段
動翼の翼部長さに対する前記１台の低圧タービンの軸受
間距離の比が４.５〜６.５であることを特徴とする。

【００２７】本発明は、高圧タービンと中圧タービンと
を一体にした高中圧一体タービン及び低圧タービンを備
えた蒸気タービン発電プラントであって、前記発電プラ
ントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービ
ンの軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧
タービンの軸受間距離の合計距離（mm)の比が３５.０〜
３９.５であることを特徴とする。

【００２８】本発明は、前述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
中圧一体タービンであって、前記発電プラントの定格出
力(ＭＷ)に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離
(mm)の比が８.０〜１１.０であることを特徴とする。

【００２９】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用低圧タービンであって、前記発電プラントの定格出
力（ＭＷ）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距離（mm）の比が２１.０
〜２５.５であることを特徴とする。

【００３０】本発明は、高圧タービンと中圧タービンと
を一体にした高中圧一体タービン及び低圧タービンを備
えた蒸気タービン発電プラントであって、前記発電プラ
ントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービ
ンの軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距
離の合計の比が２２.０〜２６.５であることを特徴とす
る。

【００３１】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用高中圧一体タービンであって、前記発電プラントの
定格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸
受間距離（mm）の比が８.０〜１１.０であることを特徴
とする。

【００３２】本発明は、前述の蒸気タービン発電プラン
ト用低圧タービンであって、前記発電プラントの定格出
力（ＭＷ）に対する前記１台の低圧タービンの軸受間距
離（mm）の比が８.５〜１１.５であることを特徴とす
る。

【００３３】上述の要件は以下の発明に適用できるもの
である。

【００３４】本発明は、高圧タービンと中圧タービン及
び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと低
圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結さ
れ、又は高中圧一体型蒸気タービンと１台又はタンデム
に２台の低圧タービンとが連結され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
又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が５
９３〜６６０℃（好ましくは６１０〜６２０℃，６２０
〜６３０℃，６３０〜６４０℃）の範囲に対し、前記低
圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が３５０〜４
００℃の範囲に対し、前記高圧タービン及び中圧タービ
ン又は高中圧タービンの前記水蒸気入口温度にさらされ
るロータシャフト又はロータシャフト，動翼，静翼及び
内部ケーシングの全部がＣｒ８〜１３重量％を含有する
高強度マルテンサイト鋼によって構成され、又はこれら
のうち前記動翼の初段又は２段、又は３段までをＮｉ基
合金によって構成され、かつ前記低圧タービンの最終段
動翼の〔翼部長さ(インチ)×回転数(rpm）〕の値が120,
000 以上（好ましくは12,500以上、より好ましくは12,9
00〜15,000であるマルテンサイト鋼、又は翼部長さが４
１インチ以上をＴｉ基合金からなることが好ましい。

【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
し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が５９
３〜６６０℃及び圧力が250kgｆ／cm²以上(好ましくは
２４６〜３１６kgｆ／cm²)又は１７０〜２００kgｆ／cm
² であって、前記ロータシャフト又はロータシャフトと
動翼及び静翼の少なくとも初段とが各蒸気温度（好まし
くは６１０℃，６２５℃，６４０℃，６５０℃，６６０
℃）に対応した温度での１０⁵ 時間クリープ破断強度が
１０kgｆ／mm²以上(好ましくは１７kgｆ／mm² 以上）で
あるＣｒ８.５〜１３重量％（好ましくは１０.５〜１
１.５重量％）を含有する全焼戻しマルテンサイト組織
を有する高強度マルテンサイト鋼からなり、又はこれら
のうち前記動翼の初段又は２段又は３段までをＮｉ基合
金からなり、前記内部ケーシングが前記各蒸気温度に対
応した温度での１０⁵時間クリープ破断強度が１０kgｆ
／mm²以上(好ましくは１０.５kgｆ／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
らなる高圧蒸気タービン，中圧蒸気タービン又は高圧側
タービンより出た蒸気を加熱し、高圧側入口温度と同等
以上に加熱して中圧側タービンに送る高中圧一体型蒸気
タービンとするのが好ましい。

【００３６】高圧タービン及び中圧タービン又は高中圧
一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフト又は
前記動翼及び静翼の少なくとも一方の初段が重量で、Ｃ
０．０５〜０．２０％，Ｓｉ０.６％以下、好ましくは
０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは０.０５
〜１.５％，Ｃｒ８.５〜１３％、好ましくは９.５〜１
３％,Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜０.５％、好
ましくは０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくと
も１種０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.１％、好ま
しくは０.０１〜０.０６％，Ｍｏ１.５％ 以下、好まし
くは０.０５〜１.５％，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは
１.０〜４.０％，Ｃｏ１０％以下、好ましくは２〜１０
％，Ｂ０.０３％以下、好ましくは０.０００５〜０.０
３％ を含み、７８％以上のＦｅを有する高強度マルテ
ンサイト鋼が好ましく、５９３〜６６０℃の蒸気温度に
対応するのが好ましく、又はＣ０.１〜０.２５％，Ｓｉ
０.６％以下,Ｍｎ１.５％以下，Ｃｒ８.５〜１３％，Ｎ
ｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜0.5％，Ｗ０.１０〜
０.６５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜
０.２０％，Ａｌ０.１％以下，Ｍｏ１.５％以下，Ｎ０.
０２５〜０.１％を有し、８０％以上のＦｅを有する高
強度マルテンサイト鋼が好ましく、６００〜６２０℃未
満に対応するのが好ましい。前記内部ケーシングは重量
でＣ０.０６〜０.１６％，Ｓｉ０.５％以下，Ｍｎ１％
以下，Ｎｉ０.２〜１.０％，Ｃｒ８〜１２％，Ｖ ０.
０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０
１〜０.１５％，Ｎ０.０１〜０.８％，Ｍｏ１％以下，
Ｗ１〜４％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含み、８５
％以上のＦｅを有する高強度マルテンサイト鋼からなる
のが好ましい。

【００３７】本発明に係る高圧蒸気タービンにおいて、
前記動翼は９段以上、好ましくは１０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５１００〜６５００
mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）
が６６０mm以上（好ましくは６８０〜７４０mm）であ
り、前記（Ｌ／Ｄ）が６.８〜９.９（好ましくは７.９
〜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るのが好ましい。

【００３８】本発明に係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（好ましくは５１００〜６５００mm）及び前記静翼が
設けられた部分での最小直径（Ｄ）が６３０mm以上（好
ましくは６５０〜７１０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が
７.０〜９.２（好ましくは７.８〜８.３）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
るのが好ましい。

【００３９】高圧タービンと中圧タービンとを別々に有
し、又はこれらを一体にした高中圧タービンを有する低
圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６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６５００mm以上（好ましくは６６００〜７１
００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径
（Ｄ）が７５０mm以上（好ましくは７６０〜９００mm）
であり、前記（Ｌ／Ｄ）が７.８〜１０.２（好ましくは
８.０〜８.６）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（インチ）×回転数(rpm)〕の値が120,0
00以上である高強度マルテンサイト鋼又は翼部長さが４
１インチ以上をＴｉ基合金からなるものが好ましい。

【００４０】さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タ
ービン及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧ター
ビンと低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンと
が連結され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに
２台の低圧タービンとが連結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℃、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℃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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は２
段又は３段までをＮｉ基合金からなり、前記低圧タービ
ンの最終段動翼が〔翼長さ（インチ）×回転数(rpm)〕
の値が120,000以上である高強度マルテンサイト鋼又は
翼部長さが４１インチ以上のＴｉ基合金からなるものが
好ましい。

【００４１】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中圧タービン
及び低圧タービンと低圧タービン、又は高圧タービンと
低圧タービン及び中圧タービンと低圧タービンとが連結
され、又は高中圧タービンと１台又はタンデムに２台の
低圧タービンとが連結し、前記高圧タービン及び中圧タ
ービン又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温
度が５９３〜６６０℃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３５０〜４００℃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好ましくは前記
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３〜１０
℃、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るとともに、前記低
圧タービンの最終段動翼が〔翼長さ(インチ）×回転数
(rpm)〕の値が120,000 以上である高強度マルテンサイ
ト鋼又は翼部長さが４１インチ以上のＴｉ基合金からな
るものが好ましい。

【００４２】さらに、本発明に係る高圧タービンと中圧
タービンとを有し、又は高中圧一体タービンを有する前
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３５０〜４００℃（好ましくは３６０〜３
８０℃）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，
Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％，Ｍ
ｏ０.０７〜０.２０％，Ｖ０.０７〜０.２％及びＦｅ９
２.５％ 以上である低合金鋼からなるのが好ましい。

【００４３】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２５〜１８０mm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０.２〜１.６(好ましくは０.３０〜
１.３０、より好ましくは０.６５〜０.９５）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が好まし
い。

【００４４】更に、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（好ましくは９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２５〜
180mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は２.３
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いることが
好ましい。

【００４５】更に、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（好ましくは９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２５〜
180mm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４.５ 以下の範囲で
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
っていることが好ましい。

【００４６】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６０〜３００mm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２〜６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.
３５〜０.８０（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のが好ましい。

【００４７】更に、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６０
〜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
くなっているのが好ましい。

【００４８】更に、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６０
〜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.
８０〜２.５０（好ましくは１.０〜２.０）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
ているのが好ましい。

【００４９】本発明は前述の高圧タービン及び中圧ター
ビンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タ
ービンにおいて、前記動翼は左右対称に各６段以上（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８０〜１３００
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好ましく
は３段階以上（より好ましくは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０.２
〜０.７（好ましくは０.３〜０.５５）で前記上流側か
ら下流側に従って小さくなっているのが好ましい。

【００５０】更に、本発明は前述の高圧タービンと中圧
タービンを別々に有し又は一体の高中圧タービンを有す
る場合の低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８０〜１３００mm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１.２〜１.８（好
ましくは１.４〜１.６）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のが好ましい。

【００５１】更に、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６段以上、好ましくは
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８０〜１３００mm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好ましくは３段階以上
（より好ましくは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特に０.
５〜０.９）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のが好ましい。

【００５２】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
み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０.８２〜０.８８）であり、前記ロータシャフ
トの前記動翼部植込み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）であるのが好ましい。

【００５３】前述の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み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好まし
くは２段階以上（より好ましくは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０.５〜
０.９倍（好ましくは０.６５〜０.７５倍）であり、前
記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前
記水蒸気流の下流側が上流側に比較して好ましくは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１.２〜１.５
倍）であるのが好ましい。

【００５４】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
植込み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好ましくは３段階以上（より好まし
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１.５〜３.０倍（好ましくは２.０〜
２.７倍）であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植
込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比
較して好ましくは３段階以上（より好ましくは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５〜８倍
（好ましくは６.２〜７.０倍）であるのが好ましい。

【００５５】以上の高圧，中圧又は高中圧一体型タービ
ン及び低圧タービンの構造は５９３〜６６０℃、好まし
くは６１０〜６６０℃の各使用蒸気温度のいずれの温度
に対しても同様の構造とできるものである。

【００５６】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。

【００５７】本発明の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）及び前記静翼が設けら
れた部分での最小直径（Ｄ）が６６０mm以上（好ましく
は６２０〜７６０mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が８.０
〜１１.３（好ましくは９.０〜１０.０）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
ることが好ましい。

【００５８】本発明は、高中圧一体型タービンを有する
発電プラント用低圧蒸気タービンは以下の要件を有する
のが好ましい。前記動翼は左右対称に各５段以上、好ま
しくは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６５００mm以上（好ましくは６
６００〜７５００mm）及び前記静翼が設けられた部分で
の最小直径（Ｄ）が７５０mm以上（好ましくは７６０〜
９００mm）であり、前記(Ｌ／Ｄ）が７.２〜１０.０
（好ましくは８.０〜９.０）であるＮｉ３.０〜４.５
％、好ましくは ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮ
ｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、最終段動翼は
〔翼部長さ（インチ）×回転数(rpm)〕の値が120,000以
上である高強度マルテンサイト鋼又は翼部長さが４１イ
ンチ以上のＴｉ基合金からなるものが好ましい。

【００５９】低圧蒸気タービン用ロータシャフトは前記
静翼部分の直径（Ｄ）が７５０〜１３００mm，軸受中心
間距離（Ｌ）が前記Ｄの５.０〜９.５倍であり、重量
で、Ｃ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.０５％以下，Ｍｎ０.１
％以下，Ｎｉ３.０〜４.５％，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が好ましい。

【００６０】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は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に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、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
み部の軸方向付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部
の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って段階的
に小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が０.
２５〜０.８０が好ましい。

【００６１】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は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に従って８０〜１３００mmの範囲内
にあり、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、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくな
っていることが好ましい。

【００６２】前記動翼は左右対称に各５段以上好ましく
は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に従って大きくなり、８０〜１３０
０mmの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の
植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも３段階で前記
下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前
記翼部植込み部の幅より大きくなっているものが好まし
い。

【００６３】本発明における高中圧一体型蒸気タービン
は以下の構成を有するものが好ましい。

【００６４】高圧側の前記動翼は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４０〜２００mm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
の軸方向付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的
に大きく、前記翼部長さに対する比率が０.２０ 〜１.
６０ 、好ましくは０.２５〜１.３０で前記上流側から
下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は
左右対称に５段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上
流側から下流側で１００〜３５０mm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、前記植込み部付根部の軸方向の
幅は最終段を除き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０.３５〜０.８
０、好ましくは０.４０〜０.７５で前記上流側から下流
側に従って小さくなっている。

【００６５】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２５〜２００mm有し、隣り
合う各段の前記翼部長さの比は１.０５〜１.３５で、前
記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きく
なっており、中圧部前記動翼は５段以上有し、翼部長さ
が前記水蒸気流の上流側から下流側で１００〜３５０mm
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１.１０〜１.３０ で
徐々に前記下流側で大きくなっている。

【００６６】高圧側の前記動翼は６段以上、好ましくは
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み部に対応する部分の直径
より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は
初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側
に従って２段以上、好ましくは３段階以上で段階的に大
きくなっており、中圧側の前記動翼は５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
記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記
動翼の植込み部付根部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好ましくは４段階以上で段階的
に異なっており、前記動翼の初段は２段より、最終段が
他の段より大きく、初段及び２段目は末広がりになって
いる。

【００６７】本発明に係る低圧蒸気タービン用最終段蒸
気タービン動翼は、重量比で、Ｃ０.０８〜０.１８％，
Ｓｉ０.２５％以下，Ｍｎ０.９０ ％以下，Ｃｒ８.０〜
１３.０％，Ｎｉ２〜３％以下，Ｍｏ１.５〜３.０％，
Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の
合計量が０.０２〜０.２０％ 、及びＮ０.０２〜０.１
０％を含有するマルテンサイト鋼からなることが好まし
い。

【００６８】この低圧蒸気タービン動翼は、高速回転に
よる高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高
いと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならな
い。そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライ
トが存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全
焼戻しマルテンサイト組織でなければならない。

【００６９】本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当
量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト
相を実質的に含まないようにすることが必要である。

【００７０】長翼材の引張強さは１２０kgｆ／mm²以
上、好ましくは１２８.５kgｆ／mm² 以上である。

【００７１】また均質で高強度の低圧蒸気タービン動翼
材を得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、
１０００℃〜１１００℃で好ましくは０.５ 〜３時間加
熱保持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、５５０
℃〜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。

【００７２】本発明に係る低圧タービン最終段翼部長さ
は、３６００rpm 蒸気タービンに対して８６４mm(３
４″)以上、好ましくは、９１４mm(３６″)以上、より
好ましくは９６５mm(３８″）以上、又は３０００rpm低
圧蒸気タービンに対して最終段翼長を１０４１mm（４
１″）以上、好ましくは１０９２mm（４３″）以上、よ
り好ましくは１１６８mm(４６″）以上とするものが好
ましく、〔翼部長さ（インチ)×回転数(rpm)〕の値を12
2,400 以上、好ましくは125,000以上、より好ましくは1
2,900〜15,000としたものである。

【００７３】また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、次式の各元素の含有量を重量％として計算され
るＣｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。

【００７４】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ 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。

【００７５】（１）低圧蒸気タービン用長翼材の成分に
ついて 本発明は、重量比で、Ｃ０.０８〜０.１８％，Ｓｉ０.
２５％以下，Ｍｎ0.90％以下，Ｃｒ８.０〜１３.０％，
Ｎｉ２〜３％，Ｍｏ１.５〜３.０％，Ｖ0.05〜０.３５
％ ，Ｎｂ及びＴａの一種又は二種の合計量が０.０２〜
０.２０％、及びＮ０.０２〜０.１０％を含有するマル
テンサイト鋼からなることが好ましい。

【００７６】この蒸気タービン長翼は、高速回転による
高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと
同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。
そのために、翼材の金属組織は、有害なδフェライトが
存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻
しマルテンサイト組織でなければならない。

【００７７】本発明鋼は前述した式で計算されるＣｒ当
量が１０以下になるように成分調整され、δフェライト
相を実質的に含まないようにすることが必要である。

【００７８】長翼材の引張強さは１２０kgｆ／mm² 以
上、好ましくは１２８.５kgｆ／mm²以上である。

【００７９】また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を
得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０
００℃〜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、５５０〜６２０℃で焼戻し、特に５５０℃〜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１
０〜３０℃高くするのが好ましく、より１５〜２０℃高
くするのが好ましい。

【００８０】本発明は、低圧タービン最終段翼部長さは
６０サイクル発電用の３６００rpm蒸気タービン及び５
０サイクル発電用の３０００rpm 蒸気タービンに対し、
前述のように〔翼部長さ（インチ）×回転数（rpm）〕
値を120,000以上とするものが好ましい。

【００８１】また本発明の耐熱鋼からなるブレード材に
おいては、全マルテンサイト組織となるように合金組成
を調整して高い強度と低温靭性並びに疲労強度を得るた
めに、次式の各元素の含有量を重量％として計算される
Ｃｒ当量を４〜１０に成分調整することが好ましい。

【００８２】Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋６Ｓｉ＋４Ｍｏ＋１.５
Ｗ＋１１Ｖ＋５Ｎｂ−４０Ｃ−３０Ｎ−３０Ｂ−２Ｍｎ
−４Ｎｉ−２Ｃｏ＋２.５Ｔａ Ｃは高い引張強さを得るために０.０８％ 以上、あまり
Ｃを多くすると、靭性を低下させるので０.２％ 以下に
することが好ましい。特に、０.１０〜０.１８％が好ま
しい。より、０.１２〜０.１６％が好ましい。

【００８３】Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫酸・脱酸剤で鋼
の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果があ
る。Ｓｉはδフェライト生成元素であり、多量の添加
は、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成
の原因になるので、０.２５％ 以下が好ましい。なお、
カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶解法などに
よればＳｉ添加の必要がなく、Ｓｉ無添加がよい。特
に、０.１０％ 以下、より０.０５％ 以下が好ましい。

【００８４】少量のＭｎ添加は靭性を向上するが多量の
添加は靭性を低下させるので、0.9％以下が好ましい。
特に、Ｍｎは脱酸剤として有効なので、靭性向上の点か
ら０.４％以下、より０.２％以下が好ましい。

【００８５】Ｃｒは耐食性と引張強さを高めるが、１３
％以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。
８％より少ないと耐食性と引張強さが不十分なので、Ｃ
ｒは８〜１３％が好ましい。特に強度の点から１０.５
〜１２.５％が、より１１〜１２％好ましい。

【００８６】Ｍｏは固溶強化及び析出強化作用によって
引張強さを高める効果がある。Ｍｏは引張強さ向上効果
が不十分であり３％以上になるとδフェライト生成原因
になるので１.５〜３.０％が好ましい。特に、１.８〜
２.７％、より２.０〜２.５％が好ましい。なお、Ｗ及
びＣｏもＭｏと同じ様な効果がある。

【００８７】Ｖ及びＮｂは炭化物を析出し引張強さを高
めると同時に靭性向上効果がある。Ｖ０.０５％，Ｎｂ
０.０２％以下ではその効果が不十分であり、Ｖ０.３５
％ ，Ｎｂ０.２％以下がδフェライト生成の抑制から好
ましい。特にＶは０.１５〜０.３０％、より０.２５〜
０.３０％、Ｎｂは０.０４〜０.１５％、より０.０６〜
０.１２％ が好ましい。Ｎｂの代わりにＴａを全く同様
に添加でき、複合添加することができる。

【００８８】Ｎｉは低温靭性を高めると共に、δフェラ
イト生成の防止効果がある。この効果は、Ｎｉ２％以下
では不十分で、３％を越える添加で効果が飽和する。特
に、２.３〜２.９％が好ましい。より好ましくは２.４
〜２.８％である。

【００８９】Ｎは引張強さの向上及びδフェライトの生
成防止に効果があるが０.０２％ 未満ではその効果が十
分でなく、０.１％ を越えると靭性を低下させる。特
に、０.０４〜０.０８％、より０.０６〜０.０８％の範
囲で優れた特性が得られる。Ｓｉ，Ｐ及びＳの低減は、
引張強さを損なわず、低温靭性を高める効果があり、極
力低減することが望ましい。低温靭性向上の点からＳｉ
０.１％ 以下，Ｐ０.０１５％以下，Ｓ０.０１５％ 以
下が好ましい。特に、Ｓｉ０.０５％以下，Ｐ０.０１０
％以下，Ｓ０.０１０％以下が望ましい。Ｓｂ，Ｓｎ及
びＡｓの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低
減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点か
ら、Ｓｂ０.００１５％以下，Ｓｎ０.０１％以下、及び
Ａｓ0.02％以下に限定した。特に、Ｓｂ０.００１％以
下，Ｓｎ０.００５％及びＡｓ0.01％以下が望ましい。

【００９０】さらに、本発明においては、Ｍｎ／Ｎｉ比
を０.１１ 以下にするのが好ましい。

【００９１】本発明材の熱処理は、まず完全なオーステ
ナイトに変態するに十分な温度，最低１０００℃，最高
１１００℃に均一加熱し、急冷し（好ましくは油冷）、
次いで５５０〜５７０℃の温度に加熱保持・冷却し（第
１次焼戻し）、次いで５６０〜６８０℃の温度に加熱保
持し第２次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織
とするものが好ましい。

【００９２】最終段動翼の先端リーデングエッチ部には
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。具体的な翼部の長さとして、３３.
５″，４０″,４６.５″，５０″等のものを用いること
ができる。Ｃｏ基合金は重量でＣｒ２５〜３０％，Ｗ
１.５〜７.０％，Ｃ０.５〜１.５％を有する板材を溶接
によって設けるのが好ましい。

【００９３】（２）本発明における６２０〜６６０℃蒸
気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータシャ
フト，動翼，静翼，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マルテンサイト系耐熱鋼
の組成について説明する。

【００９４】Ｃは焼入れ性を確保し、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、また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％
が好ましい。望ましくは０.０８〜０.１３％であり、特
に０.０９〜０.１２％が好ましい。

【００９５】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６２０℃以上で高強度が
得られる。また、Ｍｎ量の多い方は６２０℃未満の加工
性がよい方が選ばれる。

【００９６】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０.０４％未満が好ましい。

【００９７】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。

【００９８】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、８〜１３％が好ましい。特に
１０〜１２％、より１０.８〜１１.８％が好ましい。

【００９９】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、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％ 以下が好ましい。特に０.０５
〜１.０％、より０.１〜０.５％が好ましい。

【０１００】Ｗは高温での炭化物の凝集粗大化を抑制
し、また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％、６
４０℃では２.１〜２.５％、６５０℃では２.６〜３.０
％、６６０℃では３.１〜３.５％とするのが好ましい。
また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２.５〜２.７％が好ま
しい。

【０１０１】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０.３５％ 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０.１０〜０.２５％が好
ましく、より０.１５ 〜0.23％が好ましい。

【０１０２】Ｎｂ及びＴａはＮｂＣ，ＴａＣ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又はＴａＣ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０.２０％ 以下が好ましい。また
０.０１％ 未満のＮｂ又はＴａでは効果が不十分であ
る。特に単独又は複合で０.０２〜０.１５％が、より
０.０４〜０.１０％が好ましい。

【０１０３】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は２.０ ％以上が好ましいが、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、１０％以下が好ましい。望ましくは６
１０℃未満では無添加、６１０〜６２０℃に対しては２
〜３％、６２０℃を越え６３０℃に対しては３.５〜４.
５％、６３０℃を越え６４０℃に対しては５〜６％、６
４０℃を越え６５０℃に対しては６.５〜７.５％、６５
０℃を越え６６０℃に対しては８〜１０％が望ましい。

【０１０４】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％以下又は０.１％を越えてもその効果が十分でな
く、また０.０６％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ので、０.０６％ 以
下が好ましい。特に０.０１〜０.０３％が、より０.０
１５〜０.０２５％が好ましい。

【０１０５】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、０.０００５ ％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、0.0005〜０.０３％が好ましい。
望ましくは０.００１〜０.０１％、又は０.０１〜0.02
％が好ましい。

【０１０６】Ｔｉ及びＺｒの添加は、靭性を高める効果
があり、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。

【０１０７】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６１０〜６３０℃の蒸気温度に
対してはＣ０.０９〜０.２０％ ，Ｓｉ０.１５％以下，
Ｍｎ０.０５〜１.０％，Ｃｒ９.５〜１２.５％，Ｎｉ
０.１〜１.０％,Ｖ０.０５〜０.３０％，Ｎ０.０１〜
０.０６％，Ｎｂ及びＴａを単独又は複合で０.０１〜
０.２０％，Ｍｏ０.０５〜１.０％,Ｗ２.０〜３.５％，
Ｃｏ２.０〜４.５％，Ｂ０.００１〜０.０３０％，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、６３
５〜６６０℃の蒸気温度に対しては前述のＣｏ量を５〜
９％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％，Ｎｂ及びＴａの単独又は複合で０.０
１〜０.２０％，Ｎ０.０２〜０.０５％，Ｍｏ０.０５〜
0.5％，Ｗ２〜３.５％を含有し、６２０〜６３０℃に対
してはＣｏ３.５〜４.５％,Ｂ０.００１〜０.０１％及
び６３０〜６６０℃に対してはＣｏ５.５〜９.０％，Ｂ
０.０１〜０.０３％とするのが好ましい。

【０１０８】本発明の動翼は好ましくは２段又は３段ま
で用いることができる。また、静翼は強度があまり要求
されないが、２段まで用いることができる。本発明の動
翼の３段目までをマルテンサイト鋼が用いられるが、こ
れに代えて同様に後述のＮｉ基合金を用いることができ
る。

【０１０９】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、前述の式で計算されるＣｒ当量を、成分調整によ
り４〜１０.５ 、好ましくは１０以下が好ましい。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以上が好ましい。特に、Ｃｒ当量は５〜
９.５より６.５〜８が好ましい。

【０１１０】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。

【０１１１】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。

【０１１２】（３）本発明における６００〜６２０℃未
満(好ましくは６１０〜６２０℃未満)の蒸気タービンの
高圧と中圧又は高中圧一体型ロータシャフトを構成する
組成は以下のものが好ましい。

【０１１３】Ｃは高い引張強さを得るために０.０５ ％
以上必要な元素であるが、その量が０.２５ ％を越える
と、高温に長時間さらされた場合に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〜
０.２５％に限定される。特に、０.１〜０.２％が好ま
しい。

【０１１４】Ｎｂ及びＴａ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Ｎｂ又はＴａ炭化物の阻大な析出が生じ、
また、マトリックスのＣ濃度を低下させ、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
析出させる欠点があるので０.１５ ％以下に抑える必要
がある。また０.０２ ％未満のＮｂ及びＴａでは効果が
不十分である。特に、単独又は複合で０.０７〜０.１２
％が好ましい。

【０１１５】Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェラ
イトの生成防止に効果があるが、０.０２５％未満では
その効果が充分でなく０.１％を越えると著しく靭性を
低下させる。特に、０.０４〜０.０７％が好ましい。

【０１１６】Ｃｒは高温強度を改善するが、１３％を越
えるとδフェライトを生成させる原因となり、８％より
少ないと高温高圧蒸気に対する耐食性が不十分となる。
特に、１０〜１１.５％が好ましい。

【０１１７】Ｖはクリープ破断強度を高める効果がある
が、０.０２ ％未満ではその効果が不十分で、０.５ ％
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、０.１〜０.３％が好ましい。

【０１１８】Ｍｏは固溶強化及び析出硬化作用によって
クリープ強度を改善するが、２％を越えるとδフェライ
トを生成し、靭性及びクリープ破断強度を低下させる。
特に、好ましくは０.１〜１.５％、より０.７５〜１.５
％が好ましい。

【０１１９】Ｎｉは０.０５％ 以上で靭性を高め、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、１.５ ％を越えると添加はクリープ破断強
度を低下させてしまうので好ましくない。特に、０.４
〜１％が好ましい。

【０１２０】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、１.５％を越える多
量添加はクリープ破断強度を低下させる。特に、０.５
〜１％が好ましい。

【０１２１】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。また、Ｓｉを低くすることにより、δフェ
ライト析出防止及び靭性改善に効果があるので、０.６
％以下が好ましい。添加する場合には、特に、０.２５
％が好ましい。

【０１２２】Ｗは微量で顕著に高温強度を高める。０.
１ ％未満では効果が少なく、また０.６５％ を越える
と急激に強度を低下させる。Ｗは０.１〜０.６５％が好
ましい。一方、Ｗは０.６５ ％を越えると著しく靭性を
低めるので、靭性が要求される部材では０.５ ％未満と
するのが好ましい。特に、０.２〜０.４５％が好まし
い。

【０１２３】Ａｌは脱酸剤として有効な元素で、０.０
２％以下が好ましい。０.０２％を越えるＡｌ量は高温
強度を低める。

【０１２４】本発明の高圧，中圧又は高中圧一体蒸気タ
ービンロータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部が
胴部より溶接性良好な１２％Ｃｒ系合金鋼で、胴部がジ
ャーナル部より高温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼で一
体に構成するものが好ましい。これらの特に、超々臨界
圧タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部及び低温
部が前述の組成において、Ｂを無添加又は０.００３％
以下が好ましく、特に重量比でＣ０.０５〜０.２０％
、好ましくは０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.６％以下、
好ましくは０.５％以下，Ｍｎ２％以下，Ｃｒ８〜１３
％，Ｎｉ０.２〜２.０％ 、好ましくは０.２〜１.０
％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａを単独又は複
合で０.０１〜０.２０％ ，Ｎ０.００５〜０.０５％，
Ｍｏ１.５％以下，Ｗ０.１〜４.０％ 、好ましくは１.
０〜３.０％，Ｂ無添加又は０.００３％以下及びＣｏ１
０％以下、好ましくは５％以下を含むマルテンサイト鋼
が好ましく、胴部が重量比でＣ０.０５〜０.２０％、好
ましくは０.０６〜０.１４％，Ｓｉ０.６％以下、好ま
しくは０.１５％以下，Ｍｎ１.５％以下、好ましくは
０.０３〜１.５％，Ｃｒ８〜１３％,Ｎｉ０.０５〜１.
０％,Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａを単独又は
複合で０.０１〜０.２０％，Ｎ０.００５〜０.１％、好
ましくは０.００５〜０.０６％，Ｍｏ０.０５〜１.５
％，Ｗ０.１〜４.０％、好ましくは１.０〜３.５％，Ｂ
０.０００５〜０.０３％及びＣｏ１０％以下、好ましく
は２〜１０％を含むマルテンサイト鋼が好ましく、ジャ
ーナル部より高温強度の高い１２％Ｃｒ系合金鋼によっ
て構成されるのが好ましい。

【０１２５】本発明の超々臨界圧タービン用ロータシャ
フトは、ジャーナル部が胴部にくらべ溶接性が高いか、
胴部がジャーナル部より高温強度が高い合金鋼の２種又
はそれ以上の消耗電極を別々に準備し、まず前者のジャ
ーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解
し、所望の長さが得られ次第直ちに後者の胴部に相当す
る消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その後
再び前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレクト
ロスラグ溶解し継ぎ足し一体に接合することによって製
造できる。

【０１２６】また、本発明の超々臨界圧タービン用ロー
タシャフトは、ジャーナル部及び低温域部を溶接性良好
な合金鋼（上端部及び下端部）で胴部（中央部）を高温
強度の高い合金鋼で製作した一体の消耗電極を準備し、
この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによって
も製造することができる。

【０１２７】（４）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
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。

【０１２８】本発明においては、ジャーナル部の軸受特
性の改善には肉盛溶接が最も安全性が高い点で好まし
い。また、Ｃｒ量１〜３％を有する低合金鋼からなるス
リーブの焼ばめ，はめ込みとする構造とすることもでき
る。

【０１２９】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１８
mmの厚さが要求される。このような厚さを形成するには
切削による最終仕上げ代を除いても少なくとも５層の肉
盛溶接層が好ましい。３層目以降は主に焼戻しマルテン
サイト組織を有し、炭化物が析出していることが好まし
い。特に、４層目以降の溶接層の組成として重量で、Ｃ
０.０１〜０.１％，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。

【０１３０】（５）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。

【０１３１】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℃，
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。

【０１３２】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、前述の式で計算されるＣｒ当量を４〜
１０に成分調整することが好ましい。

【０１３３】本発明の１２Ｃｒ耐熱鋼においては、６２
１℃以上の蒸気中で使用されるので、６２５℃，１０⁵
ｈ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以上にしなければならない。更に、
より高い信頼性を確保するためには、６２５℃，１０⁵
ｈ 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。

【０１３４】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。

【０１３５】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0.02〜０.０６％が好ましい。

【０１３６】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。

【０１３７】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。また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０.５ ％以下に抑える必要があり、特に０.
１〜０.４％が好ましい。

【０１３８】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。

【０１３９】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。
また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、０.２％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０.４〜０.８％が好ましい。

【０１４０】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。また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。

【０１４１】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。また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％、６６
０℃では３.１〜３.５％が好ましい。

【０１４２】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。

【０１４３】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。

【０１４４】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、Ｎ
ｂの添加を省略することができる。

【０１４５】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、前述の式
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。

【０１４６】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、大型ケーシングのＢ含有量の上限は
０.００２８％、更に０.０００５〜０.００２５％が好
ましく、特に０.００１〜０.００２％が好ましい。

【０１４７】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１０⁵ ｈクリープ破断強度が要求される。また、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Ｃｏ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％が好ましい。６００〜６２０℃では無添加で
もよい。

【０１４８】欠陥の少ないケーシングを作製するには、
鋳塊重量５０トン前後と大型になるので、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、と
りべ精錬後、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。

【０１４９】また、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。また、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℃，１０⁵ ｈクリープ破
断強度と１kgｆ−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。

【０１５０】Ｏ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％以下が好まし
く、特に０.０１０％以下が好ましい。

【０１５１】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。

【０１５２】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。

【０１５３】（６）低圧蒸気タービンロータシャフトは
重量で、Ｃ０.２〜０.３％,Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.
２％ 以下，Ｎｉ３.２〜４.０％，Ｃｒ１.２５〜２.２
５％，Ｍｏ０.１〜０.６％，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，Ｍｎ０.１％以下の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓ
ｎ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，Ａｓ０.００
５％以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。

【０１５４】（７）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。

【０１５５】（８）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。

【０１５６】（９）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。

【０１５７】（10）低圧タービンの最終段動翼として１
２％Ｃｒ鋼のほかＴｉ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合金が用いられる。特に、４３イン
チにおいてはＡｌ５.５〜６.５％，Ｖ３.５〜４.５％と
し、４６インチではＡｌ４〜７％，Ｖ４〜７％及びＳｎ
１〜３％を有する高強度材がよい。

【０１５８】（11）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％,Ｎｉ
０.１〜０.５％，Ｃｒ１〜２.５％，Ｍｏ０.５〜１.５
％，Ｖ０.１〜０.３５％を含み、好ましくはＡｌ０.０
２５％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％，Ｃ
ｒ１.０〜１.５％，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。

【０１５９】（12）蒸気温度６２５〜６５０℃における
高圧，中圧，高中圧タービン（高圧側と中圧側）の初段
ブレード、好ましくは高圧タービン及び高中圧タービン
の高圧側は２段又は３段まで、中圧タービン及び高中圧
タービンの中圧側は２段までを前述のマルテンサイト鋼
に代えて重量で、Ｃ０.０３〜０.２０％（好ましくは
０.０３〜０.１５％），Ｃｒ１２〜２０％，Ｍｏ９〜２
０％（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％以下の一種以
上を含むＮｉ基合金が用いることができる。以下につい
ては０％も含む。鍛造後、溶体化処理され、時効処理さ
れる。

【０１６０】Ｎｉ基析出強化合金の成分範囲の理由は次
の通りである。

【０１６１】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。より０.０３〜０.１５％が好ましい。

【０１６２】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好ま
しい。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。より好ましい範囲は
１２〜２０％である。

【０１６３】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、更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。より
好ましい範囲は１２〜２０％である。

【０１６４】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。より好ましくは５〜１２％である。

【０１６５】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。より好ましい範囲は０.５〜１.２％で
ある。

【０１６６】Ｔｉは１〜３％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。

【０１６７】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％以下が好ましい。

【０１６８】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、
いずれも無添加が最も好ましい。

【０１６９】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％が好ましい。

【０１７０】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。ま
た、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。

【０１７１】本発明に係る合金は溶体化処理後、時効処
理される。

【０１７２】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、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
により行うことが好ましい。

【０１７３】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うの
が好ましい。

【０１７４】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。

【０１７５】更に、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。

【０１７６】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。

【０１７７】

【発明の実施の形態】

〔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。

【０１７８】

【表１】

【０１７９】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。

【０１８０】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動翼
の翼部長さが４３インチであり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬ
Ｐ２台で３０００ｒ／min 、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−
ＬＰで各々同じく３０００ｒ／min の回転数を有し、高
温部においては表に示す主な材料によって構成される。
高圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kgｆ／cm
² 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。

【０１８１】本実施例における低圧タービンの最終段動
翼の翼部長さに対する高圧タービン及び中圧タービンを
タンデムに結合した軸受間距離、及びタンデムに結合し
た２台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計は約３
１.５ｍであり、その比が28.8であり、コンパクトにな
っている。

【０１８２】また、本実施例における蒸気タービン発電
プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧タービン
及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受間距離、及
びタンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間
距離の合計距離（mm）の比が３０である。

【０１８３】

【表２】

【０１８４】図１は表２のタービン構成のＡにおける高
圧及び中圧蒸気タービンの断面構成図である。高圧蒸気
タービンは高圧内部車室１８とその外側の高圧外部車室
１９内に高圧動翼１６を植設した高圧車軸（高圧ロータ
シャフト）２３が設けられる。前述の高温高圧の蒸気は
前述のボイラによって得られ、主蒸気管を通って、主蒸
気入口を構成するフランジ，エルボ２５より主蒸気入口
２８を通り、ノズルボックス３８より初段複流の動翼に
導かれる。初段は複流であり、片側に８段設けられる。
これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。動翼は
鞍型ダブティル型式，ダブルティノン，初段翼長約３５
mmである。車軸間の長さは約５.８ｍ 及び静翼部に対応
する部分で最も小さい部分の直径は約７１０mmであり、
直径に対する長さの比は約８.２ である。

【０１８５】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０.７１ 倍の大きさである。

【０１８６】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。

【０１８７】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初段ノズルを使用し、他のブレー
ド及びノズルはいずれもＷ，Ｃｏ及びＢを含まない１２
％Ｃｒ系鋼によって構成したものである。本実施例にお
ける動翼の翼部の長さは初段が３５〜５０mm、２段目か
ら最終段になるに従って各段で長くなっており、特に蒸
気タービンの出力によって２段から最終段までの長さが
６５〜１８０mmであり、段数は９〜１２段で、各段の翼
部の長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さで１.
１０〜１.１５の割合で長くなっているとともに、下流
側でその比率が徐々に大きくなっている。

【０１８８】本実施例における高圧タービンは軸受間距
離が約５.３ｍ であり、低圧タービンの最終段動翼の翼
部長さに対するその軸受間距離の比が４.８ である。ま
た、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高圧
タービンの軸受間距離（mm)の比は５.０である。

【０１８９】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１
７と対抗して静翼が設けられる。動翼１７は６段で２流
となり、中圧車軸（中圧ロータシャフト）の長手方向に
対しほぼ対称に左右に設けられる。軸受中心間距離は約
５.８ｍ であり、初段翼長さ約１００mm，最終段翼長さ
約２３０mmである。初段，２段のダブティルは逆クリ型
である。最終段動翼前の静翼に対応するロータシャフト
の直径は約６３０mmであり、その直径に対する軸受間距
離の比は約９.２ 倍である。

【０１９０】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。

【０１９１】また、本蒸気タービンのロータシャフトは
静翼部に対応した部分の直径が小さくなっており、その
幅は初段動翼，２〜３段及び最終段動翼側に従って４段
階で段階的に小さくなっており、前者に対する後者の軸
方向の幅が約０.７５ 倍と小さくなる。

【０１９２】本実施例においては後述する表５に示す材
料を初段ブレード，ノズルに使用される他はＷ，Ｃｏ及
びＢを含まない１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施例
における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段までの長さが６０〜３００mmで、６〜
９段で、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣
り合う長さで１.１〜１.２の割合で長くなっている。

【０１９３】動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比
較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長
さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅
の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.
３５〜０.８であり、初段から最終段になるに従って段
階的に小さくなっている。

【０１９４】本実施例における中圧タービンは、その軸
受間距離が約５.５ｍ であり、低圧タービンの最終段動
翼の翼部長さに対する中圧タービンの軸受間距離の比が
5.0であり、また、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に
対するその軸受間距離（mm）の比が５.２である。

【０１９５】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。最終段の動翼長さは４３インチあり、後述の表７
のＮo.７の１２％Ｃｒ鋼が使用され、図３に示すダブル
ティノン，鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス４５
は複流型である。ロータシャフト４４はＮｉ３.７５
％，Ｃｒ１.７５％，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
７５００mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径
は約１２８０mm，動翼植込み部での直径は２２７５mmで
ある。このロータシャフト直径に対する軸受中心間の距
離は約５.９ である。

【０１９６】図３は１０９２mm（４３″）長翼の斜視図
である。５１は、高速蒸気が突き当たる翼部、５２はロ
ータシャフトへの翼植込み部で８本有しており、５３は
翼の遠心力を支えるためのピンを挿入する穴、５４は蒸
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（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溶接で
接合）、５７はコンティニュアスカバーである。本実施
例においては全体一体の鍛造後に切削加工によって形成
されたものである。尚、コンティニュアスカバー５７は
機械的に一体に形成することもできる。

【０１９７】４３″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法
により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造
は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は後述し
た条件で行った。表７のＮo.７はこの長翼材の化学組成
（重量％）を示す。この長翼の金属組織は全焼戻しマル
テンサイト組織であった。

【０１９８】表７のＮo.７には室温引張及び２０℃Ｖノ
ッチシャルピー衝撃値を示す。本４３″長翼の機械的性
質は、要求される特性，引張強さ１２８.５kgｆ／mm²以
上，２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm²
以上を有し、十分満足することが確認された。

【０１９９】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６.８ 倍と大きくなっている。

【０２００】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２.
５ 倍大きくなっている。

【０２０１】本実施例における動翼は６段であり、その
翼部長さは初段の約３″から４３″の最終段になるに従
って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によっ
て初段から最終段の長さが８０〜１１００mm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１.２〜１.８倍の割合で長くなっている。

【０２０２】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。

【０２０３】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。

【０２０４】本実施例における低圧タービンはタンデム
に２台連結され、その合計の軸受間距離は約１８.３ｍ
であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する
タンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距
離の合計の比が１６.７ であり、更に発電プラントの定
格出力１０５０（ＭＷ）に対するタンデムに結合した２
台の両端での低圧タービンの軸受間距離（mm）の合計の
比が１７.４である。本実施例の他、高圧蒸気タービン
及び中圧蒸気タービンへの蒸気入口温度610℃，２基の
低圧蒸気タービンへの蒸気入口温度３８５℃とする１０
００ＭＷ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。

【０２０５】本実施例における高温高圧蒸気タービンプ
ラントは主として石炭専焼ボイラ，高圧タービン，中圧
タービン，低圧タービン２台，復水器，復水ポンプ，低
圧給水加熱器系統，脱気器，昇圧ポンプ，給水ポンプ，
高圧給水加熱器系統などより構成されている。すなわ
ち、ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに
入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中
圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン
排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、
復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧
給水加熱器系統，脱気器へ送られる。この脱気器にて脱
気された給水は昇圧ポンプ，給水ポンプにて高圧給水加
熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。

【０２０６】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。

【０２０７】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。

【０２０８】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１基又は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
ムコンパウンド型発電プラントとしても同様に構成する
ことができる。本実施例の如く、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％，Ｍｏ０.２５〜０.６
０％,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０.０２
５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ま
しい。

【０２０９】高圧タービンシャフトは多段側の初段ブレ
ード植設部を中心に９段のブレードが植設される構造で
ある。中圧タービンシャフトは多段ブレードが左右に各
６段ほぼ対称にブレード植設部が設けられ、ほぼ中心を
境にしたものである。低圧タービン用ロータシャフトは
図示されていないが、高圧，中圧，低圧タービンのいず
れのロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、この
中心孔を通して超音波検査，目視検査及びけい光探傷に
よって欠陥の有無が検査される。また、外表面から超音
波検査により行うことができ、中心孔が無でもよい。

【０２１０】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。

【０２１１】高圧タービン及び中圧タービンのロータシ
ャフトは、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（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、後述の図１８及び図１
９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。いずれのロ
ータシャフトも中心孔を有しており、実施例３に示すよ
うにより不純物を低下させることにより中心孔をなくす
ことができる。

【０２１２】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。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。

【０２１３】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、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、Ｊ
ＩＳ 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。

【０２１４】

【表３】

【０２１５】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。

【０２１６】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≧１０kgｆ／mm²，２０℃衝撃吸収エ
ネルギー≧１.５kgｆ−ｍ)を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンロータが製造できることが実証された。ま
たこのブレードの特性を調査した結果、高圧，中圧ター
ビンの初段ブレードに要求される特性（６２５℃，１０
⁵ｈ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。

【０２１７】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≧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。

【０２１８】

【表４】

【０２１９】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。

【０２２０】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。

【０２２１】溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４
Ｖ，速度２６cm／min である。

【０２２２】

【表５】

【０２２３】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。

【０２２４】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。

【０２２５】

【表６】

【０２２６】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。

【０２２７】更に、本発明における回転による軸受摺動
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。

【０２２８】本実施例に代えて高圧蒸気タービン，中圧
蒸気タービン及び１基又は２基の低圧蒸気タービンをタ
ンデムに結合し、３０００回転としたタンデム型発電プ
ラント及び表２のタービン構成Ｂにおいても本実施例の
高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンを同様に
組合せて構成できるものである。

【０２２９】表７は低圧蒸気タービン用最終段翼材に係
る１２％Ｃｒ鋼の化学組成(重量％)を示すものである。
試料Ｎo.１〜Ｎo.６はそれぞれ１５０kg真空高周波溶解
し、１１５０℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料
Ｎo.１は、１０００℃で１ｈ加熱後油焼入れにより室温
まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱し、２ｈ保持後室
温まで空冷した。Ｎo.２は、１０５０℃で１ｈ加熱後油
焼入れにより室温まで冷却し、次いで、５７０℃に加熱
し２ｈ保持後室温まで空冷する焼戻を施した。試料Ｎo.
３〜Ｎo.７は、１０５０℃で１ｈ加熱後油焼入れにより
室温まで冷却し、次いで、５６０℃に加熱し２ｈ保持後
室温まで空冷し（１次焼戻し）、更に５８０℃に加熱し
２ｈ保持後室温まで炉冷した（２次焼戻し）。

【０２３０】

【表７】

【０２３１】表７において、Ｎo.３，４及び７は本発明
材、Ｎo.５及びＮo.６は比較材，Ｎo.１及び２は、現用
の長翼材である。

【０２３２】表８はこれら試料の室温の機械的性質を示
す。本発明材（Ｎo.３，４及び７）は、蒸気タービン用
長翼材として要求される引張強さ（１２０kgｆ／mm² 以
上又は１２８.５kgｆ／mm²以上）及び低温靭性（２０℃
Ｖノッチシャルピー衝撃値４kgｆ−ｍ／cm² 以上）を十
分満足することが確認された。

【０２３３】これに対し、比較材のＮo.１，Ｎo.５及び
６は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと
衝撃値とで示される両方又はいずれかの値が低い。比較
材試番２は、引張強さ及び靭性が低い。Ｎo.５は、衝撃
値が３.８kgｆ−ｍ／cm²と若干低く、４３″以上に対し
ては４kgｆ−ｍ／cm² 以上の要求に若干不足である。

【０２３４】

【表８】

【０２３５】図４は（Ｎｉ−Ｍｏ）量と引張強さとの関
係を示す線図である。本実施例においてはＮｉとＭｏ量
とは同等の含有量で含有させることによって低温におけ
る強度と靭性とをともに高めるものであり、両者の含有
量の差が大きくなるに従って強度が低下する傾向を示
す。Ｎｉ量がＭｏ量より０.６％ 以上少なくなると急激
に強度が低下し、逆に１.０％ 以上多くなることによっ
ても急激に強度が低下する。従って、（Ｎｉ−Ｍｏ）量
が−０.６〜１.０％が高い強度を示す。

【０２３６】図５は（Ｎｉ−Ｍｏ）量と衝撃値との関係
を示す線図である。図に示す如く、（Ｎｉ−Ｍｏ）量は
−０.５％ 付近で衝撃値が低下するがその前後では高い
値を示す。

【０２３７】図６〜図９は、試料Ｎo.３の引張強さ及び
衝撃値に及ぼす熱処理条件（焼入れ温度及び２次焼戻し
温度）の影響を示す線図である。焼入れ温度は975〜112
5℃,１ｈ焼戻し５５０〜５６０℃で行った後、２次焼戻
し温度は５６０〜５９０℃である。図に示すように、長
翼材として要求される特性(引張強さ≧１２８.５kgｆ／
mm²，２０℃ノッチシャルピー衝撃値≧４kgｆ−ｍ／c
m²）を、満足することが確認された。尚、図６及び図８
の２次焼戻し温度は、５７５℃であり、図７及び図９の
焼入れ温度は１０５０℃である。

【０２３８】本発明に係る１２％Ｃｒ鋼は特に、Ｃ＋Ｎ
ｂ量が０.１８〜０.３５％で（Ｎｂ／Ｃ）比が０.４５
〜１.００、（Ｎｂ／Ｎ）比が０.８〜３.０が好まし
い。

【０２３９】本実施例の４３インチ最終段動翼に代えて
前述したＴｉ合金を用いることができる。

【０２４０】〔実施例２〕表９は実施例１の低圧蒸気タ
ービン用最終段長翼材に代えて用いた１２％Ｃｒ系鋼の
化学組成(重量％)を示すものである。他の構成は実施例
１と全く同じである。各試料は真空アーク溶解し、１１
５０℃付近で鍛造したものである。

【０２４１】表１０は各試料の熱処理とその室温の機械
的性質及び金属組織を示すものである。全試料とも全焼
戻しマルテンサイト組織を有している。各試料の平均結
晶粒径は粒度番号（ＧＳＮo.）で５.５〜６.０である。

【０２４２】

【表９】

【０２４３】

【表１０】

【０２４４】図１０は実施例１の試料と合せて２０℃Ｖ
ノッチシャルピー衝撃値と引張強さとの関係を示す線図
である。図に示すように本実施例での衝撃値はいずれも
2.5kgf−ｍ／cm²以上の高い値であり、更に衝撃値
（ｙ）は７７.２ から引張強さ（ｘ）に０.６ 倍した値
を差し引いた値以上とするのが好ましく、より８０.４
から同様に差し引いた値以上、特に８４.０ から差し引
いた値以上とするのがより好ましい。

【０２４５】図１１は０.２％ 耐力と引張強さとの関係
を示す線図である。本発明に係る材料は特に、０.２％
耐力（ｙ）が３６.０ に引張強さ（ｘ）を０.５ 倍した
値を加えた値以上とするものが好ましい。

【０２４６】図１２は０.２％ 耐力と０.０２％ 耐力と
の関係を示す線図である。本発明に係る材料は特に０.
２％ 耐力（ｙ）が５８.４に０.０２％ 耐力（ｘ）を
０.５４倍した値を加えた値以上とするものが好まし
い。

【０２４７】〔実施例３〕表１１は蒸気温度６００℃，
６００ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例
は、タンデムコンパウンドダブルフロー型、低圧タービ
ンにおける最終段翼長が４３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３０００ｒ／min の回転数を有し、高温部にお
いては表に示す主な材料によって構成される。高圧部
(ＨＰ)の蒸気温度は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。

【０２４８】本実施例における高圧タービンと中圧ター
ビンとを一体にした高中圧一体タービン及び低圧タービ
ンを備えた蒸気タービン発電プラントは、軸受間距離が
約２２.３ｍ であり、その低圧タービンの最終段動翼の
翼部長さに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び
タンデムに結合した２台の前記低圧タービンの軸受間距
離の合計の比が２６.２ であり、また発電プラントの定
格出力（ＭＷ）に対する高中圧一体タービンの軸受間距
離及びタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受間
距離の合計距離（mm）の比が３７.１である。

【０２４９】更に、本実施例における高圧タービンと中
圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び低圧
タービンを備えた蒸気タービン発電プラントは、軸受間
距離が約１４.５ｍ であり低圧タービンの最終段動翼の
翼部長さに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び
１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が１
３.３である。また発電プラントの定格出力(ＭＷ）に対
する高中圧一体タービンの軸受間距離及び１台の前記低
圧タービンの軸受間距離の合計の比が２４.２である。

【０２５０】

【表１１】

【０２５１】図１３は高圧中圧一体型蒸気タービンの断
面構成図及び図１４はそのロータシャフトの断面図であ
る。高圧側蒸気タービンは高圧内部車室１８とその外側
の高圧外部車室１９内に高圧動翼１６を植設した高中圧
車軸（高圧ロータシャフト）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２
５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７４
０mmであり、直径に対する長さの比は約９.０である。

【０２５２】高圧側ロータシャフトの初段と最終段の動
翼植込み付根部分の幅は初段が最も広く、２段目〜７段
目がそれより小さく、初段の０.４０〜０.５６倍でいず
れも同等の大きさであり、最終段が初段と２〜７段目の
大きさの間にあり、初段の０.４６〜０.６２倍の大きさ
である。

【０２５３】高圧側においてはブレード及びノズルを後
述する表３に示す１２％Ｃｒ系鋼によって構成したもの
である。本実施例における動翼の翼部の長さは初段が３
５〜５０mm、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１.０５〜１.３
５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。

【０２５４】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２
６０mmである。ダブティルは逆クリ型である。静翼に対
応するロータシャフトの直径は約７４０mmである。

【０２５５】中圧蒸気タービンのロータシャフトは動翼
植込み付根部の軸方向幅が初段が最も大きく、２段目が
それより小さく、３〜５段目が２段目より小さくいずれ
も同じで、最終段の幅は３〜５段目と２段目の間の大き
さで、初段の0.48〜0.64倍である。初段は２段目の１.
１〜１.５倍である。

【０２５６】中圧側においてはブレード及びノズルを後
述する表３に示す１２％Ｃｒ系鋼が用いられる。本実施
例における動翼の翼部の長さは初段から最終段になるに
従って各段で長くなっており、蒸気タービンの出力によ
って初段から最終段までの長さが９０〜３５０mm、段数
が６〜９段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側
が上流側に対して隣り合う長さで１.１０〜１.２５の割
合で長くなっている。動翼の植込み部は静翼に対応する
部分に比較して直径が大きくなっており、その幅は動翼
の翼部長さと位置に関係する。その幅の動翼の翼部長さ
に対する比率は初段が最も大きく、１.３５〜１.８０
倍，２段目が０.８８〜１.１８倍，３〜６段目が最終段
になるに従って小さくなっており、０.４０〜０.６５倍
である。本実施例におけるタンデムに結合した２台の低
圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用高中圧
一体タービンは、軸受間距離が約５.７ｍ であり、低圧
タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一
体タービンの軸受間距離の比が６.７ であり、またその
発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する高中圧一体タ
ービンの軸受間距離（mm）の比が９.５である。

【０２５７】また、本実施例における高圧タービンと中
圧タービンとを一体にした高中圧一体タービン及び１台
の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用高
中圧一体蒸気タービンは、軸受間距離が１４.５ｍ であ
り、発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する高中圧一
体タービンの軸受間距離（mm）の比が９.５である。ま
た、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する
前記高中圧一体タービンの軸受間距離の比が５.２であ
る。

【０２５８】図１５は低圧タービンの断面図及び図１６
はそのロータシャフトの断面図である。低圧タービンは
１基で高中圧にタンデムに結合される。動翼４１は左右
に６段あり、左右ほぼ対称になっており、また動翼に対
応して静翼４２が設けられる。最終段の動翼長さは４３
インチあり、表１に示す１２％Ｃｒ鋼又はＴｉ基合金が
使用される。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％，Ｃｒ１.７５％，Ｍｏ０.４％，
Ｖ０.１５％，Ｃ０.２５％，Ｓｉ０.０５％，Ｍｎ０.１
０％ ，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７０００mmで、静翼部に
対応するロータシャフトの直径は約８００mm，動翼植込
み部での直径は各段同じである。静翼部に対応するロー
タシャフト直径に対する軸受中心間の距離は約8.8であ
る。

【０２５９】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。

【０２６０】本実施例における動翼の翼部長さは初段の
４″から４３″の最終段になるに従って各段で長くなっ
ており、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の
長さが１００〜１２７０mmの範囲内で、最大で８段で、
各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さ
で１.２〜１.９倍の範囲内で長くなっている。

【０２６１】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。

【０２６２】本実施例における最終段動翼は実施例１と
同じである。図１７は本実施例におけるエロージョンシ
ールド（ステライト合金）５４を電子ビーム溶接又はＴ
ＩＧ溶接５６によって接合した状態を示す断面と斜視図
である。図に示すようにエロージョンシールド５４は表
と裏側との２個所で溶接される。

【０２６３】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１０００
ＭＷ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。

【０２６４】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。

【０２６５】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。

【０２６６】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。

【０２６７】尚、本実施例では高中圧タービン及び１基
の低圧タービンを１台の発電機タンデムに連結し発電す
るタンデムコンパウンドダブルフロー型発電プラントに
構成したものである。別の実施例として、表１１のター
ビン構成（Ｄ）とし、２台の低圧タービンをタンデムに
連結し、出力１０５０ＭＷ級の発電においても本実施例
と同様に構成できるものである。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、Ｃ０.１
５〜０.３０％，Ｓｉ０.１〜０.３％,Ｍｎ０.５％以
下，Ｎｉ３.２５〜４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍ
ｏ０.２５〜０.６０％，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９３kg
ｆ／mm²以上，特に１００kgｆ／mm²以上，５０％ＦＡＴ
Ｔ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。

【０２６８】前述の表３は本実施例の高中圧タービン及
び低圧タービンの主要部に用いた化学組成(重量％)を示
す。本実施例においては、高圧側及び中圧側とを一体に
したロータシャフトを後述の実施例４のＮo.９のマルテ
ンサイト鋼を使用した他は表３のものを用い、全部フェ
ライト系の結晶構造を有する熱膨張係数１２×１０^-6／
℃のものにしたので、熱膨張係数の違いによる問題は全
くなかった。

【０２６９】高中圧タービンのロータシャフトとして蒸
気温度６２０℃以上に対しては、実施例１又は後述の実
施例４の表１２の材料を用いることができる。本実施例
では表１２のＮo.１は６２５℃に好適で、耐熱鋳鋼を電
気炉で３０トン溶解し、カーボン真空脱酸し、金型鋳型
に鋳込み、鍛伸して電極棒を作製し、この電極棒として
鋳鋼の上部から下部に溶解するようにエレクトロスラグ
再溶解し、ロータ形状（直径１４５０mm，長さ５０００
mm）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、図１
４に示す形状に切削加工によって得たものである。他の
各部の材料及び製造条件は実施例１と同様である。更
に、軸受部２７へのＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層も
実施例１と同様に形成した。

【０２７０】本実施例におけるタンデムに結合した２台
の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低
圧タービンは合計の軸受間距離が１３.９ｍ 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台の低圧タービンの軸受間距離の比が１６.
３ であり、またその発電プラントの定格出力（ＭＷ）
に対するタンデムに結合した２台の低圧タービンの軸受
間距離の合計距離（mm）の比が２３.１である。

【０２７１】本実施例における高圧タービンと中圧ター
ビンとを一体にした高中圧一体タービン及び１台の低圧
タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧ター
ビンは軸受間距離が約６ｍであり、その低圧タービンの
最終段動翼の翼部長さに対する比が５.５ であり、また
１台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラントの定格
出力（ＭＷ）に対する１台の低圧タービンの軸受間距離
(mm）の比が１０.０である。

【０２７２】本実施例における高中圧一体型ロータシャ
フト又は後述する実施例４〜８のいずれのロータシャフ
トにおいても中心孔を有しているが、特に、Ｐ０.０１
０％以下，Ｓ０.００５％ 以下，Ａｓ０.００５％以
下，Ｓｎ０.００５％以下，Ｓｂ０.００３％ 以下とす
ることによりいずれの実施例においても高純化によって
中心孔をなくすことができる。

【０２７３】本実施例の４３インチ最終段動翼に対して
実施例２の長翼材が適用できる。

【０２７４】〔実施例４〕実施例１及び３のロータシャ
フトに代えて表１２に示す組成の合金を真空溶解によっ
て、１０kgのインゴットに鋳造し、３０mm角に鍛造した
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時間保持後、
中心部での冷却速度１００℃／ｈ冷却の焼入れ，５７０
℃×２０時間の１次焼戻しと６９０℃×２０時間の２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℃，３
０kgｆ／mm² でクリープ破断試験を実施した。結果を表
１２に合わせて示す。

【０２７５】表１２のＮo.１〜Ｎo.６の本発明合金は、
６２０℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもの
で、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Ｃｏ量が多
い程クリープ破断時間が向上するが、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。Ｂは０.０３％ 以下が
優れた強度を示す。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が得ら
れる。

【０２７６】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、Ｎ量の多いものに比べて
強度が高いことが明らかとなった。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。

【０２７７】表１２に示すように、ロータ材のＮo.８は
そのＭｎ量が０.０９ ％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。

【０２７８】

【表１２】

【０２７９】同じく、表１３は６００℃級に適したロー
タシャフト用材料の化学組成（重量％）である。熱処理
は、１１００℃×２ｈ→１００℃／ｈで冷却後、５６５
℃×１５ｈ→２０℃／ｈで冷却，６６５℃×４５ｈ→２
０℃／ｈで冷却した。熱処理はいずれも回転軸を中心に
回転しながら行った。

【０２８０】表１４はロータシャフト材の機械的特性を
示すものである。衝撃値はＶノッチシャルピー値、ＦＡ
ＴＴは５０％破面遷移温度である。

【０２８１】

【表１３】

【０２８２】

【表１４】

【０２８３】クリープ破断強度を見ると本発明材の６０
０℃，１０⁵ ｈクリープ破断強度は１１kgｆ／mm²で、
高効率タービン材として必要な強度（１０kgｆ／mm²）
以上及び靭性も１kgｆ−ｍ以上の高い値を示している。

【０２８４】Ｎo.２はＡｌが０.０１５％を越えたもの
であるが、１０⁵時間クリープ破断強度が１１kgｆ／mm²
以下と強度が若干低下する。Ｗが１.０％程度多くなる
とδフェライトが析出し、強度と靭性がともに低く、発
明の目的が達成されないことも確認された。

【０２８５】Ｗは０.１〜０.６５％で高い強度が得られ
る。

【０２８６】ＦＡＴＴに及ぼすＷの影響はＷは０.１〜
０.６５％の範囲でＦＡＴＴが低く、高い靭性を有する
が、それ以下及び以上でも靭性が低下する。特に０.２
〜０.５％で低いＦＡＴＴが得られる。

【０２８７】本実施例のマルテンサイト鋼は６００℃付
近の高温クリープ破断強度は著しく高く、超高温高圧蒸
気タービン用ロータシャフトとして要求される強度を十
分満足し、好適である。また、６００℃付近での高効率
タービン用ブレードとしても好適である。

【０２８８】〔実施例５〕表１５は実施例１及び３にお
ける本発明の高圧，中圧及び高中圧タービン用内部ケー
シング材に係る化学組成（重量％）を示す。試料は大型
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。試料は、
１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍処理後、大型蒸気タービン
ケーシングの厚肉部を想定して焼準（１０５０℃×８ｈ
→空冷），焼戻し（７１０℃×７ｈ→空冷，７１０℃×
７ｈ→空冷の２回）の熱処理を行った。

【０２８９】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１５０℃
に、後熱処理は４００℃×３０分にした。

【０２９０】

【表１５】

【０２９１】表１６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
０⁵ ｈクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。

【０２９２】適量のＢ，Ｍｏ及びＷを添加した本発明材
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℃，１
０⁵ｈ強度≧８kgｆ／mm²，２０℃衝撃吸収エネルギー≧
１kgｆ−ｍ)を十分満足する。特に、９kgｆ／mm² 以上
の高い値を示している。また、本発明材には溶接割れが
認められず、溶接性が良好である。Ｂ量と溶接割れの関
係を調べた結果、Ｂ量が０.００３５ ％を越えると、溶
接割れが発生した。Ｎo.１のものは若干割れの心配があ
った。機械的性質に及ぼすＭｏ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。

【０２９３】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
１０kgｆ／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。

【０２９４】

【表１６】

【０２９５】Ｗ量は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
ｆ／mm²以上の値が得られる。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。

【０２９６】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、とりべ精錬後、砂型鋳型に
鋳込み実施例３に記載の高中圧部の内部ケーシングを得
た。このケーシングを１０５０℃×８ｈ炉冷の焼鈍熱処
理後、１０５０℃×８ｈ衝風冷の焼準熱処理，７３０℃
×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／mm
² ，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できた。

【０２９７】〔実施例６〕本実施例においては、実施例
１の６２５℃の高圧蒸気タービン及び中圧蒸気タービン
又は実施例３の６００℃及び６２５℃の高中圧蒸気ター
ビンの蒸気温度に代えて６４９℃としたものであり、構
造及び大きさを実施例１又は３とほぼ同じ設計で得られ
るものである。ここで実施例１又は３と変わるものはこ
の温度に直接接する高圧，中圧又は高中圧一体型蒸気タ
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４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、更に内部ケー
シング材としては実施例２のＷ量を２〜３％に高め、Ｃ
ｏを３％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構造材料が全てフ
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。

【０２９８】更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施
例１又は３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。

【０２９９】更に、本実施例におけるクロスコンパウン
ド型に対し、タンデムコンパウンド型で３６００rpm の
回転数においても実施できる。

【０３００】表１７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
１０７０〜１２００℃で１〜８時間加熱後空冷し、７０
０〜８７０℃で４〜２４時間加熱する時効処理を施した
ものである。

【０３０１】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。

【０３０２】本実施例に対して実施例２，４及び５が適
用できるものである。

【０３０３】

【表１７】

【０３０４】〔実施例７〕実施例１の発電プラントにお
ける高圧タービン及び中圧タービン用ロータシャフトを
胴部と軸受部に各々Ｂ量を変えて製造した。他の構成は
実施例１と全く同一である。表１８（重量％）に記載の
胴部及び軸受部に係る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、この電極棒を用い、先ず軸受部をエレ
クトロスラグ溶解した後、直ちに胴部についてエレクト
ロ再溶解し、更に軸受部をその上にエレクトロスラグ再
溶解し、ロータ形状（直径１０５０mm，長さ３７００m
m）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、図１８
及び図１９に示す形状に切削加工によって得たものであ
る。胴部と軸受部とは点線に示す位置で接合したもので
ある。図１８に示すように高圧蒸気タービン用ロータシ
ャフトではブレードの下流側最終段とその手前との間、
図１９に示す中圧蒸気タービン用ロータシャフトでは下
流側最終段とその手前との間で各々接合したものであ
る。本実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊の上部側
を胴部の初段翼側にし、下部を最終段側にするようにし
た。

【０３０５】高圧部及び中圧部のブレード及びノズル
は、同じく表１８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
処理し、６９０℃で焼戻しを行い、次いで所定形状に切
削加工したものである。高圧部及び中圧部の内部ケーシ
ング，主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシン
グは、表１７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４０
０℃×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。

【０３０６】

【表１８】

【０３０７】表１９は、上述したロータシャフトの胴部
の機械的性質を示す。熱処理は、１０５０℃×１５ｈ加
熱保持後、水噴霧冷却し、次いで５７０℃×２０ｈ加熱
後炉冷及び６９０℃×２０ｈ加熱後炉冷を行った。

【０３０８】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≧１.５kgｆ−ｍ)を十分満足することが確認さ
れた。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な
蒸気タービンロータが製造できることが実証された。ま
たこのブレードの特性を調査した結果、高圧，中圧ター
ビンの初段ブレードに要求される特性（６２５℃，１０
⁵ｈ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。

【０３０９】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≧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。

【０３１０】

【表１９】

【０３１１】本実施例においても実施例１と同様にロー
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。

【０３１２】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、いず
れも溶接部に割れは認められなかった。いずれも６層目
以降が各々の表に示す組成を有するものである。

【０３１３】更に、本発明における回転による軸受摺動
試験を行ったが、いずれも軸受に対する悪影響もなく、
耐酸化性に対しても優れたものであった。

【０３１４】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、３０００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。

【０３１５】本実施例に対して実施例２，４及び５を適
用でき、更に実施例６の蒸気温度に対しても同様に適用
できるものである。

【０３１６】〔実施例８〕本実施例は、実施例３と同様
の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４３インチであり、ＨＰ(高圧）
・ＩＰ(中圧）一体型及びＬＰ１台又は２台で３０００r
pm の回転数を有し、実施例３と同様に主な材料によっ
て構成される。左側の高圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６０
０℃，２５０kg／cm² の圧力であり、右側の中圧部（Ｉ
Ｐ）の蒸気温度は６００℃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。

【０３１７】図２０は本実施例において用いた高圧中圧
一体型蒸気タービンのロータシャフトの断面図である。
図に示すように、水蒸気は高圧部及び中圧部ともにロー
タシャフト中心部より入り、いずれも軸受部側に流れる
ような配置を有し、従って軸受部側で温度が低くなって
いる。本実施例におけるロータシャフトは実施例７と同
様に軸受部と胴部とで合金組成を変えてエレクトロスラ
グ再溶解法によって製造したものであり、いずれも最終
段の前で組成を変えたものである。図２０の構造は図１
４と全く同じものである。本実施例における胴部組成を
表１２のＮo.５とし、軸受部をＢ量のみを０.００３％
とし、他の成分を同じものにしたものである。鍛造後の
熱処理は前述と同様である。

【０３１８】本実施例においても実施例３と同様に軸受
部にＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層が形成されている
ものである。

【０３１９】本実施例に対して実施例２，４及び５が適
用でき、更に実施例６の蒸気温度に対しても同様に適用
できるものである。

【０３２０】

【発明の効果】本発明によれば、６００〜６６０℃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。

【０３２１】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
全な大型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型ロータの製
造が可能である。

【０３２２】また、本発明の全フェライト系鋼製高温蒸
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】本発明に係る高圧，中圧蒸気タービンの断面
図。

【図２】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。

【図３】本発明に係るタービン動翼の斜視図。

【図４】引張強さとＮｉ−Ｍｏ（％）との関係を示す線
図。

【図５】衝撃値とＮｉ−Ｍｏ（％）との関係を示す線
図。

【図６】引張強さと焼入れ温度との関係を示す線図。

【図７】引張強さと焼戻し温度との関係を示す線図。

【図８】衝撃値と焼入れ温度との関係を示す線図。

【図９】衝撃値と焼戻し温度との関係を示す線図。

【図１０】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。

【図１１】０.２％ 耐力と引張強さとの関係を示す線
図。

【図１２】０.２％耐力と０.０２％耐力との関係を示す
線図。

【図１３】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。

【図１４】本発明に係る高中圧蒸気タービン用ロータシ
ャフトの断面図。

【図１５】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。

【図１６】本発明に係る低圧蒸気タービン用ロータシャ
フトの断面図。

【図１７】本発明のタービン動翼の先端部斜視図。

【図１８】高圧タービン用ロータシャフトの正面図。

【図１９】中圧タービン用ロータシャフトの正面図。

【図２０】高中圧タービン用ロータシャフトの断面図。

【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、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…軸受部、２８…
主蒸気入口、２９…再熱蒸気入口、３０…高圧蒸気排気
口、３１…気筒連絡管、３８…ノズルボックス（高圧第
１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…暖機蒸気
入口、４１…動翼、４２…静翼、４３…軸受、４４…ロ
ータシャフト、５１…翼部、５２…翼植込み部、５３…
穴、５４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５
６…溶接部、５７…コンティニュアスカバー。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 志賀 正男 茨城県日立市弁天町三丁目10番２号 日立 協和エンジニアリング株式会社内

Claims (23)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラントにおい
   て、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する
   前記高圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合し
   た軸受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タ
   ービンの軸受間距離の合計の比が２６〜３０であること
   を特徴とする蒸気タービン発電プラント。
2. 【請求項２】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラント用高圧
   タービンにおいて、前記低圧タービンの最終段動翼の翼
   部長さに対する前記高圧タービンの軸受間距離の比が
   ３.５〜６.０であることを特徴とする蒸気タービン発電
   プラント用高圧タービン。
3. 【請求項３】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラント用中圧
   タービンにおいて、前記低圧タービンの最終段動翼の翼
   部長さに対する前記中圧タービンの軸受間距離の比が
   ４.０〜６.０であることを特徴とする蒸気タービン発電
   プラント用中圧タービン。
4. 【請求項４】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラントにおい
   て、前記低圧タービン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１５.５ 〜１７.５であることを特徴と
   する蒸気タービン発電プラント用低圧タービン。
5. 【請求項５】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラントにおい
   て、該発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記高
   圧タービン及び中圧タービンをタンデムに結合した軸受
   間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービン
   の軸受間距離の合計距離(mm)の比が２８.０〜３２.０で
   あることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
6. 【請求項６】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラント用高圧
   タービンにおいて、該発電プラントの定格出力（ＭＷ）
   に対する前記高圧タービンの軸受間距離（mm）の比が
   ３.５〜６.５であることを特徴とする蒸気タービン発電
   プラント用高圧タービン。
7. 【請求項７】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラント用中圧
   タービンにおいて、該発電プラントの定格出力（ＭＷ）
   に対する前記中圧タービンの軸受間距離（mm）の比が
   ４.０〜７.０であることを特徴とする蒸気タービン発電
   プラント用中圧タービン。
8. 【請求項８】高圧タービン，中圧タービン及び低圧ター
   ビンとを別々に備えた蒸気タービン発電プラント用低圧
   タービンにおいて、該発電プラントの定格出力（ＭＷ）
   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（mm）の比が16.0〜１９.０ であることを特
   徴とする蒸気タービン発電プラント用低圧タービン。
9. 【請求項９】高圧タービンと中圧タービンとを一体にし
   た高中圧一体タービン及び低圧タービンを備えた蒸気タ
   ービン発電プラントであって、前記低圧タービンの最終
   段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸
   受間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービ
   ンの軸受間距離の合計の比が２４〜２８であることを特
   徴とする蒸気タービン発電プラント。
10. 【請求項１０】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び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
    圧一体タービンであって、前記低圧タービンの最終段動
    翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの軸受間
    距離の比が５.５〜７.０であることを特徴とする蒸気タ
    ービン発電プラント用高中圧一体タービン。
11. 【請求項１１】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及びタンデムに結合した２台の
    低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント用低圧
    タービンであって、前記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比が１５.０〜１７.５であることを
    特徴とする蒸気タービン発電プラント用低圧タービン。
12. 【請求項１２】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び低圧タービンを備えた蒸気
    タービン発電プラントであって、前記低圧タービンの最
    終段動翼の翼部長さに対する前記高中圧一体タービンの
    軸受間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の
    合計の比が１１.５〜１５.５であることを特徴とする蒸
    気タービン発電プラント。
13. 【請求項１３】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び１台の低圧タービンを備え
    た蒸気タービン発電プラント用高中圧一体タービンであ
    って、前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対す
    る前記高中圧一体タービンの軸受間距離の比が４.５〜
    ６.０であることを特徴とする蒸気タービン発電プラン
    ト用高中圧一体タービン。
14. 【請求項１４】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び１台の低圧タービンを備え
    た蒸気タービン発電プラント用低圧タービンであって、
    前記低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対する前記
    １台の低圧タービンの軸受間距離の比が４.５〜６.５で
    あることを特徴とする蒸気タービン発電プラント用低圧
    タービン。
15. 【請求項１５】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び低圧タービンを備えた蒸気
    タービン発電プラントであって、前記発電プラントの定
    格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受
    間距離及びタンデムに結合した２台の前記低圧タービン
    の軸受間距離の合計距離(mm)の比が３５.０〜３９.５で
    あることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
16. 【請求項１６】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び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
    圧一体タービンであって、前記発電プラントの定格出力
    （ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受間距離
    （mm）の比が８.０〜１１.０であることを特徴とする蒸
    気タービン発電プラント用高中圧一体タービン。
17. 【請求項１７】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び低圧タービンを備えた蒸気
    タービン発電プラント用低圧タービンであって、前記発
    電プラントの定格出力（ＭＷ）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距離
    （mm）の比が２１.０〜２５.５であることを特徴とする
    蒸気タービン発電プラント用低圧タービン。
18. 【請求項１８】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び低圧タービンを備えた蒸気
    タービン発電プラントであって、前記発電プラントの定
    格出力（ＭＷ）に対する前記高中圧一体タービンの軸受
    間距離及び１台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計
    の比が２２.０〜２６.５であることを特徴とする蒸気タ
    ービン発電プラント。
19. 【請求項１９】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び１台の低圧タービンを備え
    た蒸気タービン発電プラント用高中圧一体タービンであ
    って、前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前
    記高中圧一体タービンの軸受間距離（mm）の比が８.０
    〜１１.０であることを特徴とする蒸気タービン発電プ
    ラント用高中圧一体タービン。
20. 【請求項２０】高圧タービンと中圧タービンとを一体に
    した高中圧一体タービン及び１台の低圧タービンを備え
    た蒸気タービン発電プラント用低圧タービンであって、
    前記発電プラントの定格出力（ＭＷ）に対する前記１台
    の低圧タービンの軸受間距離（mm）の比が８.５〜１１.
    ５であることを特徴とする蒸気タービン発電プラント用
    低圧タービン。
21. 【請求項２１】高圧タービンと中圧タービンとが一体で
    ある高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，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、前記動翼は前記マルテンサイ
    ト鋼とＮｉ基合金との組み合わせによって構成されるこ
    とを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
22. 【請求項２２】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 である高中圧蒸気タービンであって、前記ロー
    タシャフト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及び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
    の組み合わせからなり、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
    １０kg／mm² 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中圧蒸
    気タービン。
23. 【請求項２３】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中
    圧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
    ％，Ｓｉ０.１５％ 以下，Ｍｎ０.０３〜１.５％，Ｃｒ
    ９.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，Ｖ０.０５〜
    ０.３５％，Ｎｂ０.０１〜０.２０％，Ｎ０.０１〜０.
    ０６％，Ｍｏ０.０５〜０.５％，Ｗ１.０〜３.５％,Ｃ
    ｏ２〜１０％，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、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％，Ｎｏ９〜２０％，Ａｌ０.５〜１.５％，Ｔｉ
    ２〜３％，Ｂ０.００３〜０.０１５％を含有するＮｉ基
    合金との組み合わせからなり、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％ ，Ｎ０.０
    １〜０.１％，Ｍｏ１.５％以下，Ｗ１〜４％，Ｂ０.０
    ００５〜０.００３％を含み、８５％以上のＦｅを有す
    る高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする高
    中圧蒸気タービン。