(57)【要約】【課題】鍛造性等の加工性を維持しつつ、高い高温強度を有するとともに、高温環境下においても長期間に亘り健全性と組織安定性を維持することのできる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金及び蒸気タービンのタービンロータを提供する。【解決手段】質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５、Ｃｒ：１８〜２８、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：４〜７、Ａｌ：０．３〜２．０、Ｔｉ：０．３〜３．０、Ｂ：０．００１〜０．０３５を含み、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。【選択図】なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５、Ｃｒ：１８〜２８、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：４〜７、Ａｌ：０．３〜２．０、Ｔｉ：０．３〜３．０、Ｂ：０．００１〜０．０３５を含み、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【請求項２】
質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５、Ｃｒ：１８〜２８、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：４〜７、Ａｌ：０．３〜２．０、Ｔｉ：０．３〜３．０、Ｂ：０．００１〜０．０３５、Ｔａ:０．１〜０．７を含み、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【請求項３】
質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５、Ｃｒ：１８〜２８、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：４〜７、Ａｌ：０．３〜２．０、Ｔｉ：０．３〜３．０、Ｂ：０．００１〜０．０３５、Ｎｂ:０．１〜０．４を含み、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【請求項４】
質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５、Ｃｒ：１８〜２８、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：４〜７、Ａｌ：０．３〜２．０、Ｔｉ：０．３〜３．０、Ｂ：０．００１〜０．０３５、Ｔａ:０．１〜０．７、Ｎｂ:０．１〜０．４含み、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【請求項５】
質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５、Ｃｒ：１８〜２８、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：４〜７、Ａｌ：０．３〜２．０、Ｔｉ：０．３〜３．０、Ｂ：０．００１〜０．０３５、Ｔａ＋２Ｎｂ＝０．１〜０．７含み、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【請求項６】
蒸気が導入される蒸気タービンに貫設されるタービンロータであって、少なくとも所定部位が、請求項１〜５いずれか１項記載の蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金からなることを特徴とする蒸気タービンのタービンロータ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、蒸気タービンのタービンロータ用のニッケル基合金及び蒸気タービンのタービンロータに関する。
【背景技術】
【０００２】
今日における我が国の総発電量に占める火力発電の割合はおよそ６０％であり、化石燃料への依存度は未だ高い。その中でも、石炭は世界中に広く豊富に分布しており、供給の安定性の観点で優位に立っている。そのため、我が国でも原子力と共にベース電源として石炭火力発電システムの開発が進められているが、石炭の単位電力あたりのＣＯ２排出量は他の化石燃料と比較して高いため、石炭火力システムの高効率化が重要な課題とされている。
【０００３】
蒸気タービンの発電効率の向上を図るためには、タービン蒸気温度を高温化することが有効である。このため、近年の蒸気タービン火力発電プラントでは、その蒸気温度を６００℃以上まで上昇させている。将来的には、蒸気タービン火力発電プラントにおける蒸気温度は、６５０℃、さらに７００℃以上の高温とすることが世界的な傾向となっている。
【０００４】
この高温の蒸気を受け回転する動翼を支持するタービンロータにおいては、タービンロータ周囲にも高温の蒸気が回流するため高温になるとともに、回転により高い応力が発生する。そのためタービンロータは、高温、高応力に耐える必要があり、タービンロータ用の材料としては、室温から高温領域において優れた強度、延性、靭性を有する材料が求められている。
【０００５】
蒸気温度が７００℃を超えるようになると従来の鉄系材料では高温強度が不足する。高温強度の優れた材料として、従来からニッケル基合金が知られている（例えば、特許文献１、特許文献２、特許文献３参照。）。このため、タービンロータ等にニッケル基合金を適用することが検討されている。
【０００６】
ニッケル基合金は、大きく分けて析出強化型と固溶強化型に分けられる。前者はニッケルにＡｌ、Ｔｉ、Ｔａ、Ｎｂを添加することによってガンマプライム相（γ’相）（Ｎｉ３（Ａｌ,Ｔｉ））、あるいはガンマダブルプライム相（Ｎｉ３Ｎｂ）と呼ばれる析出相を析出させることによって高温での強度を向上させたものである。代表的な析出強化型ニッケル合金としてインコネル７０６合金（スペシャルメタル社製）が挙げられる。後者はニッケルにＣｏ，Ｍｏ等を添加することによってニッケル母相そのものを強化するものであり、インコネル６１７合金（スペシャルメタル社製）がそれにあたる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開平７−１５０２７７号公報
【特許文献２】特許第２８６２４８７号公報
【特許文献３】米国特許出願公開第２００５／０２４４２９６号明細書
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
上記のように、蒸気温度が７００℃を超えるような蒸気タービンでは、鉄系材料では高温強度が不足するためニッケル基合金の適用が検討されている。このため、鍛造性等の加工性を維持しつつ、高温強度を満足し、かつ、高温に長期間曝露された際にも、長期間に亘り材料の健全性と組織安定性を維持することのできるニッケル基合金の開発が求められている。
【０００９】
本発明は、上記従来の事情に対処してなされたもので、鍛造性等の加工性を維持しつつ、高い高温強度を有するとともに、高温環境下においても長期間に亘り健全性と組織安定性を維持することのできる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金及び蒸気タービンのタービンロータを提供しようとするものである。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明の一態様の蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金は、質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５、Ｃｒ：１８〜２８、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：４〜７、Ａｌ：０．３〜２．０、Ｔｉ：０．３〜３．０、Ｂ：０．００１〜０．０３５を含み、残部はＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１１】
本発明によれば、鍛造性等の加工性を維持しつつ、高い高温強度を有するとともに、高温環境下においても長期間に亘り健全性と組織安定性を維持することのできるニッケル基合金及び蒸気タービンのタービンロータを提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１２】
【図１】インコネル６１７におけるＭｏ濃度と各相のモル分率との関係を示すグラフ。
【図２】（a）および（b）は本発明の実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金の組織とインコネル６１７合金の組織を示す電子顕微鏡写真。
【図３】グリーブル試験結果を示すグラフ。
【図４】従来のニッケル基合金の組織を示す電子顕微鏡写真。
【発明を実施するための形態】
【００１３】
以下、本発明の実施形態を、図面を参照して説明する。本実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金は、組成成分範囲を細かく調整することにより、従来のニッケル基合金の鍛造性等の加工性を維持しつつ、高温における機械的強度の向上と、長期間に渡る材料の健全性の維持を図れるようにしたものである。これによって、高温蒸気が導入される蒸気タービンのタービンロータ材として、高温環境下において数万時間に及ぶ長い期間においても高い信頼性を維持することができ、７００℃以上の蒸気温度の蒸気タービンの実現を可能とする。
【００１４】
前述したように、インコネル７０６、インコネル６１７等のニッケル基合は、タービンロータ材として極めて有用な材料ではあるが、蒸気タービン発電設備のさらなる高効率化には、ニッケル基合金の鍛造性等の加工性、高温強度を満足しつつ、かつ長期間に及ぶ信頼性を確保できる組成改良が必要とされていた。
【００１５】
例えば、インコネル６１７はＣｏ、Ｍｏを添加することにより、Ｎｉ基の母相を固溶強化して高温強度向上を図った合金であり、Ａｌ、Ｔｉ、Ｔａ及びＮｂの添加によるγ’相析出によって高温強度をさらに高めることが可能である。しかしながら、添加成分の過剰な添加は、有害相と呼ばれる弱化を引き起こす相の析出によって、逆に強度の低下を引き起こす可能性がある。本実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金は、固溶強化およびγ’相析出強化を利用しつつも、弱化を引き起こす有害相の析出の抑制を図ったものである。
【００１６】
以下、その詳細を説明する。従来のインコネル６１７にＡｌ、Ｔｉを複合添加すると、析出するγ’相の量は増加し、クリープ強度は向上するが、図４に示すように過剰な合金元素の添加によって板状あるいは針状のσ相の析出が促進される。なお、図４に示す合金は、Ｃ：０．１質量％、Ｃｒ：２３質量％、Ｃｏ：１２質量％、Ｍｏ：１０質量％、Ａｌ：３．０質量％、Ｔｉ：０．３質量％を含み、残部はＮｉおよび不可避的不純物からなる。
【００１７】
このような硬く、脆いσ相のＴＣＰ（Topological Closed Packed）相の析出は、衝撃値、クリープ特性、低サイクル疲労寿命などの機械的特性の低下を引き起こすと言われている。これは、き裂がこのような板状あるいは針状の析出物に沿って進展しやすく、また、このような析出物が生じることによって母相に含まれる強化元素が消費されることによると考えられている。
【００１８】
縦軸を各相のモル分率、横軸をＭｏ濃度（質量％）とした図１に示すインコネル６１７の平衡計算結果によると、σ相の析出量はＭｏ量に大きく依存し、σ相析出を抑制するためにはＭｏ濃度を略７質量％以下にする必要がある。そこで、本実施形態では、Ｍｏ量を４〜７質量％とし、さらに必要に応じてＴａ，Ｎｂを添加し、γ’相を安定的に析出させると共に，γ’相自身の安定性を向上させることで、結果的に、ニッケル基合金の高強度化を達成した。
【００１９】
本実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金は、以下に示す組成範囲で構成される。なお、以下の説明において、合金組成成分を表す％は、特に明記しない限り質量％である。
【００２０】
（合金１）
Ｃ：０．０１〜０．１５質量％、Ｃｒ：１８〜２８質量％、Ｃｏ：１０〜１５質量％、Ｍｏ：４〜７質量％、Ａｌ：０．３〜２．０質量％、Ｔｉ：０．３〜３．０質量％、Ｂ：０.００１〜０．０３５質量％を含み、残部はＮｉおよび不可避的不純物からなる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【００２１】
（合金２）
Ｃ：０．０１〜０．１５質量％、Ｃｒ：１８〜２８質量％、Ｃｏ：１０〜１５質量％、Ｍｏ：４〜７質量％、Ａｌ：０．３〜２．０質量％、Ｔｉ：０．３〜３．０質量％、Ｂ：０．００１〜０．０３５質量％、Ｔａ：０．１〜０．７質量％を含み、残部はＮｉおよび不可避的不純物からなる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【００２２】
（合金３）
Ｃ：０．０１〜０．１５質量％、Ｃｒ：１８〜２８質量％、Ｃｏ：１０〜１５質量％、Ｍｏ：４〜７質量％、Ａｌ：０．３〜２．０質量％、Ｔｉ：０．３〜３．０質量％、Ｂ：０．００１〜０．０３５質量％、Ｎｂ：０．１〜０．４質量％を含み、残部はＮｉおよび不可避的不純物からなる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【００２３】
（合金４）
Ｃ：０．０１〜０．１５質量％、Ｃｒ：１８〜２８質量％、Ｃｏ：１０〜１５質量％、Ｍｏ：４〜７質量％、Ａｌ：０．３〜２．０質量％、Ｔｉ：０．３〜３．０質量％、Ｂ：０．００１〜０．０３５質量％、Ｔａ：０．１〜０．７質量％、Ｎｂ：０．１〜０．４質量％を含み、残部はＮｉおよび不可避的不純物からなる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【００２４】
（合金５）
Ｃ：０．０１〜０．１５質量％、Ｃｒ：１８〜２８質量％、Ｃｏ：１０〜１５質量％、Ｍｏ：４〜７質量％、Ａｌ：０．３〜２．０質量％、Ｔｉ：０．３〜３．０質量％、Ｂ：０．００１〜０．０３５質量％、Ｔａ＋２Ｎｂ＝０．１〜０．７質量％を含み、残部はＮｉおよび不可避的不純物からなる蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金。
【００２５】
ここで、上記（合金１）〜（合金５）の蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金における不可避的不純物において、その不可避的不純物のうち、少なくともＳｉ含有率を０．１％以下、Ｍｎ含有率を０．１％以下に低減していることが望ましい。また、不可避的不純物には、Ｆｅ、Ｃｕが含まれる。
【００２６】
これらの蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金によれば、上記した組成成分範囲で構成されることで、従来のニッケル基合金の鍛造性等の加工性を維持しつつ、高温における機械的強度および長時間におよぶ材料の健全性が向上する。また、高温蒸気が導入される蒸気タービンに貫設されるタービンロータの少なくとも所定部位を上記したいずれか１つの蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金で構成することができる。このタービンロータによれば、高温強度を向上させることができ、高温環境下においても高い信頼性を有する。
【００２７】
次に、上記した実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金における各組成成分範囲の限定理由について説明する。
【００２８】
Ｃ（炭素）
Ｃは、強化相であるＭ２３Ｃ６型炭化物の構成元素として有用であり、特に６５０℃以上の高温環境下では、タービンの運転中にＭ２３Ｃ６型炭化物を析出させることが合金のクリープ強度を維持させる要因の一つである。また、鋳造時の溶湯の流動性を確保する効果も併せ持つ。Ｃの含有率が０．０１％未満の場合、炭化物の十分な析出量を確保できないため強度が低下するとともに鋳造時の溶湯の流動性が著しく低下する。一方、Ｃの含有率が０．１５％を超えると大型鋳塊製作時の成分偏析傾向が増加するとともに脆化相であるＭ６Ｃ型炭化物の生成を促進し、強度は向上するが、鍛造性は低下する。このため、Ｃの含有率を０．０１〜０．１５％とした。
【００２９】
Ｃｒ（クロム）
Ｃｒは、ニッケル基合金の耐酸化性、耐食性、強度を高めるのに不可欠な元素である。さらにＭ２３Ｃ６型炭化物の構成元素として不可欠であり、特に６５０℃以上の高温環境下では、タービンの運転中にＭ２３Ｃ６型炭化物を析出させることで、合金のクリープ強度が維持される。また、Ｃｒは高温蒸気環境下における耐酸化性を高める。Ｃｒの含有率が１８％未満の場合耐酸化性が低下し、Ｃｒの含有率が２８％を超えるとＭ２３Ｃ６型炭化物の析出を著しく促進することによって粗大化傾向を高める。このため、Ｃｒの含有率を１８〜２８％とした。
【００３０】
Ｃｏ（コバルト）
Ｃｏは、ニッケル基合金において、母相内に固溶し、母相の強化作用を持つ。Ｃｏの含有率が１０％未満では、強度が低下し、Ｃｏの含有率が１５％を超えると有害な金属間化合物相を生成し、鍛造性が低下する。このため、Ｃｏの含有率を１０〜１５％とした。
【００３１】
Ｍｏ（モリブデン）
Ｍｏは、ニッケル母相中に固溶して母相の強度を高める効果を有し、また、Ｍ２３Ｃ６型炭化物中に一部が置換することによって炭化物の安定性を高める。しかしながら、前述したとおり、Ｍｏの含有率が７％を超えると上記強化と共に有害相であるσ相の析出が促進され、結果として衝撃値、クリープ特性、低サイクル疲労寿命などの機械的特性の低下を引き起こす。Ｍｏの含有率が４％未満の場合、σ相の析出は抑制されるが、上記強化の効果が得られなくなる。このため、Ｍｏの含有率を４〜７％とした。
【００３２】
Ａｌ（アルミニウム）
Ａｌは、ニッケルとともにγ’相（Ｎｉ３（Ａｌ,Ｔｉ））を生成し、析出によりニッケル基合金を強化する。Ａｌの含有率が０．３％未満の場合強度が低下する。Ａｌの含有率が３．０を超えると、その他の添加成分濃度に関わらずσ相析出が引き起こされる。このため、Ａｌの含有率を０．３〜３．０％とした。
【００３３】
Ｔｉ（チタン）
Ｔｉは、アルミニウムと同様、ニッケルとともにγ’相（Ｎｉ３（Ａｌ,Ｔｉ））を生成し、ニッケル基合金を強化する。Ｔｉの含有率が０．３％未満の場合強度は従来材と同等となり、Ｔｉの含有率が３％を超えると熱間加工性が低下し、鍛造性が低下したり、σ相析出が引き起こされたりする。このため、Ｔｉの含有率を０．３〜３．０％とした。
【００３４】
Ｂ（ホウ素）
Ｂは、粒界に偏析して高温特性を向上させる。この効果は、Ｂの含有率が０．００１％以上で発現する。したがって、Ｂの含有率は０．００１％以上とする必要がある。しかしながら、Ｂの含有率が過剰となり、Ｂの含有率が０．０３５％を超えると粒界脆化を招く恐れがある。このため、Ｂの含有率を０．００１〜０．０３５%とした。
【００３５】
Ｔａ（タンタル）
Ｔａはγ’相に固溶し、析出強化相を安定化させる効果を有するので、必要に応じて含有させる。Ｔａの含有率が０．１％未満の場合は上記した効果が発揮されず、Ｔａの含有率が０．７％を超えると強度は向上するが鍛造性が低下する。このため、Ｔａの含有率は０．１〜０．７％とした。
【００３６】
Ｎｂ（ニオブ）
Ｎｂは、Ｔａと同様にγ’相に固溶し強度を高め、析出強化相を安定化させる効果を有する。Ｎｂの含有率が０．１％未満では上記した効果が発揮されず、Ｎｂの含有率が０．４％を超えると強度は向上するが鍛造性が低下する。このため、Ｎｂ含有率は、０．１〜０．４％とした。
【００３７】
Ｍｎ（マンガン）
普通鋼の場合、脆性に起因するＳ（イオウ）を、Ｍｎを添加することでＭｎＳとして、脆性を防止する。しかし、ニッケル基合金のＳ含有量は極めて少なく、Ｍｎを添加する必要はない。このため、Ｍｎを極力除去することが好ましく、Ｍｎの含有率を０．１％以下とした。
【００３８】
Ｓｉ（ケイ素）
普通鋼の場合、耐食性を補うためＳｉを添加するが、ニッケル基合金の場合、Ｃｒ含有率が多く十分に耐食性を確保できる。このため、Ｓｉを極力除去することが好ましく、Ｓｉの含有率を０．１％以下とした。
【００３９】
図２（ａ）に従来のインコネル６１７の電子顕微鏡組織写真、図２（ｂ）に本実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金の電子顕微鏡組織写真を示す。図２（ｂ）に示されるとおり、本実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金では、上記合金組成範囲とすることにより、σ相の析出を抑制しつつγ母相中に微細なγ’相を安定的に析出させることが可能となり、インコネル６１７と比べた場合においても、より良好な組織の状態とすることができた。
【００４０】
次に、本実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金の好ましい製造方法について説明する。まず、上記のように成分調整された合金を、常法により溶製し鋳造する。その後、当該鋼塊に、安定化処理、通常の熱間鍛造、溶体化処理を施す。熱間鍛造後の溶体化処理では、γ’相の溶解温度以上でかつ局部溶融開始温度以下とすることが望ましい。
【００４１】
上記安定化処理および溶体化処理は、合金組成と処理物のサイズによって条件が異なるが、安定化処理の場合、例えば１０００℃〜１２５０℃、３〜７２時間の加熱により行うことができ、溶体化処理の場合、例えば１０００℃〜１２００℃、３〜２４時間の加熱とその後の急冷により行うことができる。これらの処理は、多段に行うものであってもよい。さらに必要に応じ、７００℃〜８００℃、３〜２４時間の時効処理を行うことにより、γ’相の早期析出を達成することもできる。これらの処理は、多段に行うものであってもよい。
【００４２】
本発明の実施例の蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金及び比較例のニッケル基合金の合金組成、高温強度特性および加工性を調査した結果を説明する。これらの実施例の蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金及び比較例のニッケル基合金の合金組成を表１に示す。
【００４３】
【表１】
2010275597.tif 000002
【００４４】
表１に示す化学成分を有するニッケル基合金２０ｋｇを真空誘導溶解炉にて溶解し、３８種類の鋳塊から鍛造材を得た。１８種類の比較例１〜１８は、実施例における各元素の含有率の範囲を評価するため、含有率を範囲外に調整したものである。比較例1は、従来材であるインコネル６１７相当の化学成分を有する。比較例２，３は、Ｃの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例４，５は、Ｃｒの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例６，７は、Ｃｏの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例８，９は、Ｍｏの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例１０，１１は、Ａｌの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例１２，１３は、Ｔｉの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例１４は、Ｂの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例１５，１６は、Ｔａの含有率が本発明の範囲外となっている。比較例１７，１８は、Ｎｂの含有率が本発明の範囲外となっている。
【００４５】
残りの２０種類の実施例１〜２０のうち、実施例１〜４は、前記した合金１に相当するものであり、実施例５〜８は、前記した合金２に相当するものであり、実施例９〜１２は、前記した合金３に相当するものであり、実施例１３〜１６は、前記した合金４に相当するものであり、実施例１７〜２０は、前記した合金５に相当するものである。なお、表1中、Ｆｅ，Ｃｕは不可避的に混入したものである。
【００４６】
上記３８種類の鍛造材は、いずれも直径約１２５ｍｍ長さ約２１０ｍｍの中実円筒状の鋳塊に対し、表面の黒皮組織を切削除去して得た。黒皮除去後の鍛造材は直径約１２０ｍｍ、長さ約２００ｍｍとなった。これらの鍛造材を１１８０℃で６時間の安定化処理を施した後、直ちに熱間鍛造を実施した。鍛造比が３となるまで、熱間鍛造を実施したが、その際鍛造材の温度を計測し、鍛造材温度が１０００℃まで低下すると一旦鍛造作業を中断し、１１８０℃での再加熱を実施した。鍛造比が３となった時点、すなわち、鍛造品の全長が６００ｍｍとなった時点で、鍛造を終了し放冷した。この時点で鍛造品の直径は約６３ｍｍとなっていた。冷却後、鍛造品の表面を観察し、鍛造割れの有無を調査した。
【００４７】
次に、鍛造品それぞれを１１７０℃で４時間加熱した後強制空冷する溶体化処理を実施した。溶体化処理後の鍛造品に対し、７５０℃、１０時間の時効処理を実施した。時効処理後の鍛造品より、適宜試験片を採取して各種試験に供した。
【００４８】
溶体化処理および時効処理後の比較例１〜１８および実施例1〜２０について、クリープ試験結果から得た７００℃・１０万時間クリープ破断強度（ＭＰａ）、および鍛造状況を表２に示す。なお、クリープ試験はＪＩＳ  Ｚ  ２２７１に従って実施した。
【００４９】
【表２】
2010275597.tif 000003
【００５０】
表２に示されるように、従来材であるインコネル６１７相当の化学成分を有する比較例1の７００℃・１０万時間クリープ破断強度が１１２（ＭＰａ）であったのに対して、本実施例１〜２０の７００℃・１０万時間クリープ破断強度は１９０〜２１４（ＭＰａ）であり、析出／固溶強化により高温強度が向上していることが分かった。また、実施例１〜２０では、リヒート回数１０（鍛造比＝３）で鍛造割れも無く、比較例１（従来材：インコネル６１７相当）と同等の鍛造性を有していることが分かった。なお、比較例３，７，１６，１８では、７００℃・１０万時間クリープ破断強度は各実施例と同等程度となったが、リヒート回数の増加、鍛造割れの発生等が生じ、鍛造性の低下が見られた。
【００５１】
表３に比較例１（従来材：インコネル６１７相当）と実施例１，５，９，１３，１７の５種について熱間加工性を評価したグリーブル試験の結果を示す。グリーブル試験は、９００℃、１０００℃、１１００℃、１２００℃および１３００℃にて引張速度１０％歪／秒で行った。図３は、上記のグリーブル試験結果をグラフに示すものであり、縦軸は断面減少率（絞り値）（％）、横軸は試験温度（℃）を示している。
【００５２】
【表３】
2010275597.tif 000004
【００５３】
表３及び図３に示されるように、グリーブル試験の結果、実施例１，５，９，１３，１７は、鍛造温度範囲である９００〜１２００℃において絞り値５０％以上を確保しており、比較例１（従来材：インコネル６１７相当）と同等の熱間加工性を有していることが分かった。したがって、製造上の問題はない。
【００５４】
以上のように、上記実施形態に係る蒸気タービンのタービンロータ用ニッケル基合金は、鍛造性等の加工性を維持しつつ、高い高温強度を有するとともに、高温環境下においても長期間に亘り健全性と組織安定性を維持することができる。したがって、蒸気が導入される蒸気タービンに貫設されるタービンロータの全部または少なくとも所定部位を、上記実施形態に係るニッケル基合金のいずれか１つによって構成することにより、タービンロータの高温強度を高めることができるとともに、高温環境下においても長期間に亘り健全性と組織安定性を維持することが可能となり、７００℃以上の蒸気温度の蒸気タービンを実現することができる。
【図１】
2010275597.tif 000005
【図３】
2010275597.tif 000006
【図２】
2010275597.tif 000007
【図４】
2010275597.tif 000008