(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
高圧タービン，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ける前記低圧タービンの最終段動翼の製造方法であって、翼部及び室温の引張強さが100kg／mm2 以上で前記翼部の室温の引張強さの９６％以上であるダブテイルを有し、前記翼部長さが翼の回転数３０００rpm に対して１３２０mm以上又は翼の回転数３６００rpm に対して１０９２mm以上であり、重量でＡｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からなる蒸気タービン翼の翼素材を熱間鍛造した後、本願図１に示す（時効温度，溶体化温度）で表したＡ（６０５℃，８５５℃），Ｂ（５９０℃，７９０℃），Ｃ（４１０℃，７９０℃）及びＤ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後水冷する溶体化処理及び時効処理を行うことを特徴とする蒸気タービン発電プラントにおける低圧蒸気タービン翼の製造方法。
【請求項２】
高圧タービン，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ける前記低圧タービンの最終段動翼の製造方法であって、翼部及び室温の引張強さが100kg／mm2 以上で前記翼部の室温の引張強さの９６％以上であるダブテイルを有し翼部長さが翼の回転数３０００rpm に対して１３２０mm以上又は翼の回転数３６００rpm に対して１０９２mm以上であり、重量でＡｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からなる蒸気タービン翼の翼素材を熱間鍛造した後、本願図２に示す（時効温度，溶体化温度）で表したＥ（５２５℃，８５５℃），Ｆ（５１０℃，７９０℃），Ｇ（４１０℃，７９０℃）及びＨ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後衝風冷却する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とする蒸気タービン発電プラントにおける低圧蒸気タービン翼の製造方法。
【請求項３】
高圧タービン，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ける前記低圧タービンの最終段動翼の製造方法であって、翼部及び室温の引張強さが100kg／mm2 以上で前記翼部の室温の引張強さの９６％以上であるダブテイルを有し翼部長さが翼の回転数３０００rpmに対して１３２０mm以上又は翼の回転数３６００rpmに対して
１０９２mm以上であり、重量でＡｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からなる蒸気タービン翼の最終熱処理前に前記ダブテイルをスリット加工し、次いで本願図３に示す（時効温度，溶体化温度）で表したＪ（６８５℃,８５５℃）,Ｋ（５８５℃，７９０℃），Ｌ（４１０℃，７９０℃）及びＭ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後水冷する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とする蒸気タービン発電プラントにおける低圧蒸気タービン翼の製造方法。
【請求項４】
高圧タービン，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ける前記低圧タービンの最終段動翼の製造方法であって、翼部及び室温の引張強さが100kg／mm2 以上で前記翼部の室温の引張強さの９６％以上であるダブテイルを有し翼部長さが翼の回転数３０００rpm に対して１３２０mm以上又は翼の回転数３６００rpm に対して１０９２mm以上であり、重量でＡｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からなる蒸気タービン翼の最終熱処理前に前記ダブテイルをスリット加工し、次いで本願図４に示す（時効温度，溶体化温度）で表したＮ（５７５℃,８５５℃）,Ｏ（５６０℃，７９０℃），Ｐ（４１０℃，７９０℃）及びＱ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後衝風冷却する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とする蒸気タービン発電プラントにおける低圧蒸気タービン翼の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、蒸気タービン発電プラントにおけるＴｉ基合金製低圧蒸気タービン翼の製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、蒸気タービン低圧最終段では、８５０mm（３３.５ インチ）長翼に１２Ｃｒ鋼、１０１６mm（４０インチ）長翼にＴｉ−６Ａｌ−４Ｖが、また、現在、５０ヘルツ対応機として国内外最長の１０９２mm（４３インチ）長翼用として高強度１２Ｃｒ鋼が開発されているが、最終翼段の長翼化による効率向上ならびにプラントのコンパクト化の需要はますます増大し、さらなる長翼化が要求されている。そのためには、従来使用実績のあるＴｉ−６Ａｌ−４Ｖに替わる軽量・高強度のチタン合金が必要不可欠である。
【０００３】
１０１６mm（４０インチ）長翼までは、引張強さ９５kg／mm2 級のチタン合金で、十分長翼化に伴う遠心力の増加に対応可能であったが、さらに１１４３mm（４５インチ）以上の長翼では、引張強さ１００kg／mm2 級のチタン合金が必要となる。引張強さ１００kg／mm2 以上のチタン合金としては、時効硬化性のβ型チタン合金があるが、このβ型チタン合金は靭性が低いという欠点があるため、翼全体をこの合金で製造するには問題がある。一方、靭性の高いα＋β型のチタン合金では、翼のダブティルの厚肉化に伴い、溶体化処理時の冷却速度が強度を大きく左右し、小鋼塊で得られる強度も、大型品では再現できないことが多く、硬実に１００kg／mm2 級のチタン合金を得ることが困難であった。
【０００４】
また、特開平1−202389 号では、α＋β型の高強度Ｔｉ合金であるＴｉ−６Ａｌ−６Ｖ−２Ｓｎの熱処理条件についてβ変態点の１０〜６０℃下、すなわち８６７〜９１７℃で溶体化を実施し、その後５００〜６５０℃で時効処理をするとされているが、薄肉の翼プロファイル部では強度は得られるものの、冷却速度の遅い厚肉ダブティル部の強度が確保できないという問題があった。
【０００５】
更に、特開平7−150316 号にはタービンブレード材としてＡｌ３〜５％，Ｖ２.１〜３.７％，Ｍｏ０.８５〜３.１５％，Ｆｅ０.８５〜３.１５％を有するＴｉ基合金からなるタービンブレードが記載されているが、時効処理については示されていない。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の目的は、１０９２mm（４３インチ）以上の翼長を有する蒸気タービン翼として、翼部とダブティル部との引張強さの差が小さく、ダブティルの室温の引張強さが100 kg／mm2 以上を有し、強度とともに適度な靭性を兼ね備えたα＋β型相からなるＴｉ基合金製蒸気タービン翼の製造方法を提供するものである。
【０００７】
【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を備えた蒸気タービン発電プラントにおける前記低圧タービンの最終段動翼の製造方法であって、翼部及びダブテイルを有し翼部長さが翼の回転数３０００rpm に対して１３２０mm以上又は翼の回転数３６００rpm に対して１０９２mm以上であるＴｉ基合金製蒸気タービン翼について、後述する本願図１ないし図４に示す（時効温度，溶体化温度）で表した各点を結ぶ範囲内で加熱後冷却する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とする。
【０００８】
本発明によれば、重量で、Ａｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金からなり、前記ダブティルの室温の引張強さが１００kg／mm2 以上、好ましくは１１０kg／mm2以上及び室温のＶノッチ衝撃値(ｙ）が(−０.０２２ｘ＋４.１０)によって求められる値（kg−ｍ）以上、又は前記翼部はその室温の引張強さ(ｘ)が１０５kg／mm2以上及び室温のＶノッチ衝撃値(ｙ）が(−０.０２ｘ＋３.９８)によって求められる値（kg−ｍ）以上であり、前記ダブティルの室温の引張強さが前記翼部の室温の引張強さの９６％以上である蒸気タービン翼が得られる。
【０００９】
本発明によれば、翼部長さが前記翼の回転数３０００rpm に対して１３２０mm（５２インチ）以上又は前記回転数３６００rpm に対して１０９２mm（４３インチ）以上であり、重量で、Ａｌ４〜１０％，Ｖ４〜１０％及びＳｎ１〜５％を含むＴｉ基合金からなり、前記翼部は室温の引張強さ（ｘ）が１０５kg／mm2 以上及び室温のＶノッチ衝撃値（ｙ）が（−０.０２ｘ＋３.９８）によって求められる値（kg−ｍ）以上であり、又は前記ダブティルはその室温の引張強さ（ｘ）が１００kg／mm2以上及び室温のＶノッチ衝撃値(ｙ）が(−０.０２２ｘ＋４.１０)によって求められる値（kg−ｍ）以上である蒸気タービン翼が得られる。
【００１０】
本発明は、Ｔｉ基合金製蒸気タービン翼の製造方法において、本願図１に示す（時効温度，溶体化温度）で表したＡ（６０５℃，８５５℃），Ｂ（５９０℃，７９０℃），Ｃ（４１０℃，７９０℃）及びＤ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後水冷する溶体化処理及び時効処理を行うことを特徴とすること、前記（時効温度，溶体化温度）で表した領域が、本願図２に示すＥ（５２５℃，８５５℃），Ｆ（５１０℃，７９０℃），Ｇ（４１０℃，７９０℃），Ｈ  （４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後衝風冷却する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とすること、最終熱処理前に、前記ダブティル部を最終形状に近い状態に粗加工し、次いで、本願図３に示す（時効温度，溶体化温度）で表したＪ（６８５℃，８５５℃），Ｋ(５８５℃，７９０℃)，Ｌ（４１０℃，７９０℃），Ｍ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲内で加熱後水冷する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とすること、最終熱処理前に、前記ダブティル部を最終形状に近い状態に粗加工し、次いで、本願図４に示す（時効温度，溶体化温度）で表したＮ（５７５℃，８５５℃），Ｏ（５６０℃，７９０℃），Ｐ（４１０℃，７９０℃），Ｑ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲で加熱後衝風冷却する溶体化処理及び時効処理を施すことを特徴とすることのいずれかからなるものである。
【００１３】
Ｔｉ基合金は、熱間鍛造後に、α＋β相を有する温度領域で加熱・保持し強制冷却（溶体化）することにより、α相とα′マルテンサイト二相組織が微細化・均質化し、高延性・高靭性が得られる。さらに、これに続く時効処理でα′マルテンサイトがα＋β２相に分解し、初析α粒と時効でαが析出した旧β粒の混粒形態を形成することにより（時効硬化），高い強張強度や疲労強度が得られる。溶体化温度は、Ａｌ４〜８％，Ｖ４〜８％及びＳｎ１〜４％を含むＴｉ基合金の中の特にＴｉ−６％Ａｌ−６％Ｖ−２％Ｓｎではβ変態点（約９２７℃）以下の８００〜９００℃の範囲が適切である。特に、組み合わせによって７９０〜８５５℃がより好適である。β変態点以上では、結晶粒の粗大化や初析α量の減少により延性・靭性の低下を引き起こす。また、溶体化温度を低くしすぎると、熱間鍛造組織が残留するとともに初析α量が増加し、適切な強度が得られない。
続く時効温度は、５００〜６００℃の範囲が適切である。時効温度は、高くなるほど、引張強度が低下して、延性・靭性が向上する。特に、溶体化処理温度との組み合わせによって４１０〜６８５℃での特定の組み合わせが好適である。
【００１４】
本願発明で用いるＴｉ基合金の成分の好ましい範囲の理由は以下の通りである。
【００１５】
Ａｌ：代表的なα安定化元素で、(α＋β)型Ｔｉ基合金には必須の添加元素である。Ａｌ量が４％未満では(α＋β)型合金になりにくく、材料として十分な強度が得られにくい。一方、Ａｌ量が１０％を超えると、金属間化合物のＴｉ3Ａｌが生成し、靭性が著しく低下するので、好ましくない。
【００１６】
特に、Ａｌ量は４〜８％が好ましい。
【００１７】
Ｖ；β相を安定化させると同時にβ変態点を低下させる重要な添加元素である。焼鈍後あるいは溶体化処理後のα相の急速な生成および増大を抑制し、α相を微細に析出させる効果がある。Ｖ含有量が４％未満では、β変態点を十分に低下させることができず、またβ相を安定化する効果も小さくなるので、焼鈍中または溶体化後にα相の生成を抑制する効果が得られない。一方、Ｖ含有量が１０％を超えるとβ相の安定度が大きくなりすぎ、（α＋β）の好ましい２相組織が得られにくいので、強度の点で不十分なものとなる。特に、Ｖ含有量は４〜８％が好ましい。
【００１８】
Ｓｎ：β相を安定化させ、同時に粒成長を抑制する効果を有する。従って、Ａｌと同様に、焼鈍後あるいは溶体化後のα相の急速な生成および増大を抑制し、α相の急速な生成および増大を抑制し、α相を微細に析出させるために重要であるだけでなく、組織全体を微細化する効果があり、高強度化の上で重要な位置を占める添加成分である。Ｓｎ含有量が１％未満では焼鈍中あるいは溶体化後に結晶粒が粗大化し、上述した所望の効果が得られにくい。一方、Ｓｎ含有量が５％を超えると、β相が安定化し過ぎて好ましい２相組織が得られにくく、より高い強度の向上が望めない。特に、Ｓｎ含有量は１〜４％が好ましい。
【００１９】
低圧タービンの最終段動翼として前述のＴｉ合金が翼部長さが３６００rpm に対し１０９２mm（４３インチ）以上又は３０００rpm に対し１３２０mm（５２インチ）以上にて用いられ、特に、Ａｌ５〜７％，Ｖ５〜７％及びＳｎ１〜３％，Ｆｅ０.２〜１.５％ ，Ｏ０.２０％以下，Ｃｕ０.３〜１.５％，残Ｔｉからなる合金が好ましく、前述と同様の熱処理を施すのが好ましい。
【００２０】
上述の要件は以下の発明に適用できるものである。
【００２１】
本発明は、前述の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５３８〜660 ℃（好ましくは５９３〜６２０℃，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３５０〜４００℃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ることが好ましい。
【００２２】
本発明に係る高圧タービン，中圧タービン又は高中圧タービンは、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５３８〜６６０℃及び圧力が２５０kgｆ／cm2以上(好ましくは２４６〜３１６kgｆ／cm2)又は１７０〜２００kgｆ／cm2 であって、前記ロータシャフト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５６６℃，５９３℃，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１０.５〜１１.５重量％）を含有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する高強度マルテンサイト鋼からなり、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。
【００２３】
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、Ｃ0.05〜０.２０％，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９.５〜１３％, 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０.５〜１０％，Ｂ０.０３％以下、好ましくは０.０００５〜０.０３％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％，Ｓｉ０.６％ 以下,Ｍｎ１.５％以下，Ｃｒ８.５〜１３％，Ｎｉ０.０５〜１.０％，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％，Ｖ０.０５〜０.３５％，Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０.０１〜０.１５％，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。
【００２４】
本発明に係る蒸気タービン発電プラントにおいて、高圧蒸気タービンは、前記動翼が７段以上、好ましくは９〜１２段以上有し、初段が複流であり、更に中圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各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、また、高中圧一体型蒸気タービンは、高圧側前記動翼は６段以上好ましくは７段以上、より好ましくは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、そして、低圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各５段以上、好ましくは６段以上、より好ましくは８〜１０段有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であるものが好ましい。
【００２５】
本発明に係る低圧タービンは、初段動翼への蒸気入口温度が３５０〜４００℃が好ましく、そのロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が６５００mm以上（好ましくは６６００〜７５００mm）及び前記静翼が設けられた部分での最小直径（Ｄ）が７５０〜１３００mm（好ましくは７６０〜９００mm）であり、前記（Ｌ／Ｄ）が５〜１０、好ましくは７〜１０（より好ましくは８.０〜９.０）である前述のＮｉ３.２５〜４.２５重量％を含有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなるものが好ましい。
【００２６】
本発明に係る低圧蒸気タービンは、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動翼の植込み部直径が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０.２〜０.８（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こと、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こと、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ことのいずれか又は組み合わせが好ましい。
【００２７】
以下、低圧タービンの他の構成材料について説明する。
【００２８】
（１）低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、Ｃ０.２〜０.３５％,Ｓｉ０.１％以下，Ｍｎ０.２％以下，Ｎｉ３.２５〜４.２５％，Ｃｒ１.２５〜２.２５％,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０.０１〜０.０５％,Ｍｎ０.０５〜０.２％の他Ｐ，Ｓ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｓｎ等の不純物を極力低めた原料を用い、総量０.０２５％ 以下とするように用いられる原材料の不純物の少ないものを使用するスーパークリーン化した製造とするのが好ましい。Ｐ，Ｓ各０.０１０％ 以下、Ｓｎ，Ａｓ０.００５％以下，Ｓｂ０.００１％以下が好ましい。
【００２９】
（２）低圧タービン用ブレート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。
【００３０】
（３）低圧タービン用内部及び外部ケーノングともにＣ０.２〜０.３％，Ｓｉ０.３〜０.７％，Ｍｎ１％以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【００３１】
（４）主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングはＣ０.１〜０.２％，Ｓｉ０.１〜０.４％，Ｍｎ０.２〜１.０％，Ｃｒ８.５〜１０.５％，Ｍｏ０.３ 〜１.０％ ，Ｗ１.０〜３.０％，Ｖ０.１〜０.３％，Ｎｂ０.０３〜０.１％，Ｎ０.０３〜０.０８％，Ｂ０.０００５〜０.００３％を含む全焼戻しマルテンサイト鋼が好ましい。
【００３２】
【発明の実施の形態】
〔実施例１〕
本発明に係る蒸気タービン翼材として、重量で、Ａｌ５.８９％，Ｖ５.９８％，Ｆｅ０.３３％，Ｏ０.１６％，Ｓｎ２.３１％，Ｃｕ０.４０％，残部Ｔｉからなるα＋β型Ｔｉ合金を用いた。初析α相は溶体化温度が８００℃では４８〜５５％，８５０℃では３７〜４６％，９００℃では２２〜２８％であった。
【００３３】
翼部長さが１１４３mm（４５インチ）の長翼の最も厚肉部となるダブティル形状素材の鍛造品（４００mm，１９０mm，１１０mm）を作製し、８００〜９００℃×１時間の溶体化処理及び５００〜６００℃×４時間の時効処理を行い、ダブティル部の肉厚中央に相当する１／２ｔ部及び翼部に相当する１／４ｔ部より試験片を採取し、室温での引張試験及び衝撃試験を行った。衝撃試験はＶノッチのもので、断面積は０.８cm2である。なお、溶体化処理における冷却は、水冷及び衝風冷却の２通りとした。冷却速度による強度は、試験片採取位置により評価した。
【００３４】
表１に溶体化処理として水冷による水冷材の１／４ｔ部の引張強さ及び衝撃吸収エネルギを、表２に１／２ｔ部の引張強さ及び衝撃吸収エネルギを示す。冷却速度の早い１／４ｔ部では、いずれの熱処理でも目標強度１１０kg／mm2 以上を満足するが、時効温度の上昇に伴って、強度は低下し、裕度が小さくなる。一方、冷却速度の遅い１／２ｔ部では、９００℃の溶体化で、目標強度１１０kg／  mm2 以上を満足しないが、８００℃と５００℃及び６００℃，８５０℃と５００℃及び６００℃の溶体化と時効温度の組み合わせではほぼ満足するものである。また、冷却速度の早い１／４ｔ部の結果と比較すると、溶体化温度が低いほど冷却速度の影響が小さく、溶体化温度が高いほど時効温度の影響が小さくなっている。一方、衝撃吸収エネルギについては、顕著な差は見られず、強度確保による破壊靭性値の低下は小さいものと考えられる。これらの結果より、目標強度を得るための時効温度と溶体化温度の関係を整理すると、溶体化時水冷却の場合、図１に示すハッチング部、すなわち、Ａ(６０５℃，８５５℃），Ｂ(５９０℃，７９０℃），Ｃ（４１０℃，７９０℃），Ｄ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲が好適である。
【００３５】
また、前述のようにダブティル部の強度は溶体化処理温度が８００℃以下では翼部の強度の約９９％を有するが、８５０℃及び９００℃と高めると各々９６％及び９２％と低下してしまうので、溶体化処理温度と時効処理温度とを図１のように調整し、ダブティル部の強度が翼部に対して９６％以上有するようにする。
【００３６】
【表１】
0003666315.tif 000002
【００３７】
【表２】
0003666315.tif 000003
【００３８】
表３は、衝風冷却による１／２ｔ部（冷却速度の最も遅い部分）の引張強さ及び衝撃吸収エネルギを示す。水冷材同様、目標強度を得るための時効温度と溶体化温度の関係を整理すると、溶体化処理時に衝風冷却した場合、前述のダブティル部と翼部とで強度差が小さくするには図２に示すハッチング部、すなわち、Ｅ(５２５℃，８５５℃），Ｆ(５１０℃，７９０℃），Ｇ(４１０℃，７９０℃)，Ｈ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲での時効処理温度及び溶体化処理温度が好適である。
【００３９】
表３に示す様に、ダブティル部に相当する強度は翼部のそれに対して９６％以上の優れた強度が得られることが分る。
【００４０】
８００℃衝風冷却材の０.０２％ 耐力は１／４ｔ部で９３〜１０１kg／mm2 ，１／２ｔ部で９３〜１００kg／mm2，０.２％耐力は１／４ｔ部で１０３〜１０６kg／mm2 ，１／２ｔ部で９６〜１０７kg／mm2 であり、伸び率はいずれも１５〜１７％，絞り率は１／４ｔ部で２２〜４３％，１／２ｔ部で４０〜５０％であった。Ｈｖ硬さは３３５〜３５６であった。
【００４１】
【表３】
0003666315.tif 000004
【００４２】
一方、厚肉部の冷却速度を増加させる方法として、熱処理前にダブティルの粗加工、すなわちダブティルをフォーク型にした場合には各フォークに対応してスリットを加工しておく方法がある。この方法では、スリットの間隔が１／４ｔより小さく、５から１０個程度はいるため、前表面から冷却され、全体の冷却速度は加工前の状態の１／４ｔ部並み以上になる。したがって、表１の結果から、厚肉部と薄肉部での目標強度を得るための時効温度と溶体化温度の関係を整理すると、スリット加工後、溶体化，水冷する場合、図３に示すハッチング部、すなわち、Ｊ(６８５℃，８５５℃)，Ｋ(５８５℃，７９０℃)，Ｌ（４１０℃，７９０℃），Ｍ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲の熱処理が可能となる。溶体化時衝風冷却の場合も同様で、表３の結果から、目標強度を得るための時効温度と溶体化温度の関係を整理すると、スリット加工後、溶体化，衝風冷却する場合、図４に示すハッチング部、すなわち、Ｎ（５７５℃，８５５℃），Ｏ（５６０℃，７９０℃），Ｐ（４１０℃，７９０℃），Ｑ（４１０℃，８５５℃）の４点を結ぶ範囲の熱処理が可能となる。
【００４３】
尚、ダブティルの形にはフォーク型，逆クリスマスツリー型，鞍型があり、いずれにも対応できる。
【００４４】
図５は１／２ｔと１／４ｔの引張強さの関係を示す線図である。図５に示すように、溶体化処理温度が８００℃及び８５０℃では溶体化処理温度における肉厚の影響による差が小さく、１／４ｔの厚さに対し１／２ｔの厚さでの強度が96.0％以上である。しかし、９００℃での溶体化処理では肉厚に対する影響を受け、９４.４％ 以下と強度が低下してしまうので好ましくない。
【００４５】
図６は翼部の厚さに相当する１／４ｔにおける衝撃吸収エネルギ（ｙ）と引張強さ（ｘ）との関係を示す線図である。下限の線はｙ＝−０.０２ｘ＋３.９８に相当し、上限の線はｙ＝−０.０２ｘ＋４.１２に相当し、本実施例におけるＴｉ基合金は翼部に相当する部分をこれらの線の範囲内とすることによって肉厚の差による影響の少ないブレードを得ることができる。
【００４６】
図７はダブティルの厚さに相当する１／２ｔにおける衝撃吸収エネルギ(ｙ)と引張強さ(ｘ）との関係を示す線図である。下限の線はｙ＝−０.０２２ｘ＋４.１０ に相当し、上限の線はｙ＝−０.０２２ｘ＋４.３５に相当し、本実施例におけるＴｉ基合金はダブティルに相当する部分をこれらの線の範囲内とすることによって上述の翼部との引張強さ及び衝撃吸収エネルギの差の少ないブレードを得ることができる。
【００４７】
更に、１／２ｔ及び１／４ｔにおける衝撃吸収エネルギ値は水冷材がダブティル部にくらべ翼部の方が高く、衝風冷却材が翼部にくらべダブティル部の方が高く、いずれも５％以内で高くなっている。
【００４８】
〔実施例２〕
図８は３６００rpm 用翼部長さ１０９２mm（４３インチ）の蒸気温度５３８〜６５０℃蒸気タービン用の低圧タービンの最終段蒸気タービン翼の斜視図である。ダブティル５２は８本のフォークによって形成され、翼部長さ１１６８mm（４６インチ）においては９本となる。本実施例では実施例１に記載のＴｉ基合金が用いられ、特にダブティル部の引張強さが１１０kg／mm2 以上で、ダブティル部の引張強さを翼部の引張強さの９６％以上とするものを用いるのが好ましい。５３はピンを挿入する穴であり、５４はエロージョンシールドでＶ１０〜２０％，Ｃｒ１.５〜５％，Ａｌ１.５〜５％及びＳｎ１.５〜５％ を含むＴｉ基合金又はステライトのＣ２〜３％，Ｃｒ２０〜３５％，Ｗ１０〜２５％，Ｆｅ０〜１０％を含むＣｏ基合金がろう付け又は電子ビーム溶接されるが、前者のＴｉ基合金を用いた。５７はコンティニュアスカバーである。５５はタイボスである。
【００４９】
本実施例によるタービン翼の製造例を以下説明する。
【００５０】
先ず、実施例１に示す合金組成と同等の組成を有するインゴットをα＋β温度域の約８５０℃で丸棒素材に荒鍛造後、更に同等の温度で型打ち鍛造によって翼部とダブティル部の相似形の翼素材を形成した。いずれの部分も最終仕上がり寸法の約１.３ 倍の厚さとした。次いで、８５０℃，１時間保持し、全体を水中に投入して焼入れを行った。焼入れ後、ＮＣ加工によってほぼ最終形状に機械加工し、次いで重量で１５％Ｖ，３％Ｃｒ，３％Ａｌ及び３％Ｓｎを含むＴｉ基合金板を翼部先端のリーデングエッヂ部にろう付けした。次いで、翼部を所定のプロファイル形状を持つ治具に固定して強制的に拘束した状態で時効を兼ねて５００℃，４時間加熱した。エロージョンシールド５４は予め８００℃で２０分加熱後油焼入れしたものである。
【００５１】
以上の最終熱処理後、最終機械加工によって最終形状の翼プロファイル，翼植込み部とそのピン挿入孔が加工され、製品となる。本実施例の翼部に対する翼植込み部の引張強さは９８％以上であり、衝撃値は同等のものであった。
【００５２】
本実施例の翼植込み部５２は８本のフォーク型であり、ピン挿入孔は１フォークに対し３個有している。また、図８の側面から見た翼部５１先端には図９と同様にコンティニュアスカバー５７が設けられ、互いに接して全周でリング状に形成される。そして、翼部５１の植込み部でロータシャフトの軸方向に対してほぼ平行であるが、その先端ではその軸方向に対して約７５.５ 度交わるようにねじれて形成されている。コンティニュアスカバー５７は翼材と同じ組成であり、１／４ｔの肉厚に相当する。
【００５３】
尚、３０００rpm 用では同じく翼部長さが５２インチ以上のものを本実施例と同様に製造することができる。この翼のフォーク数は９本である。
【００５４】
〔実施例３〕
図９は翼植込み部をフォーク型に代わって逆クリスマスツリー型としたもので、その側面図である。本図面に示す蒸気タービン翼は前述の図８とは翼植込み部５２の型が違うだけで、他の構造は同様である。また、本実施例においても実施例１のＴｉ基合金を用いられる。本図に示す様に翼植込み部５２は両側に４段のストレートな突起を有し、この突起によって高速回転による翼部をロータシャフトに植設され固定されるものである。そして、ロータシャフトにはこの外形と同一の空間を有する溝がロータシャフトの軸方向に沿って植込まれるように形成されている。更に、翼部５１の先端部にはコンティニュアスカバー５７が設けられ、植込み部の翼部はロータシャフトの軸方向にほぼ平行に形成されており、その先端部は前述と同様に軸方向に対して約７５.５ 度交わるように形成されている。
【００５５】
本実施例においても、回転数３６００rpm に対して翼部長さ１０９２mm（４３インチ），１１６８mm（４６インチ），１２１９mm（４８インチ）のものを形成することができ、また、回転数３０００rpm に対して１３２０mm（５２インチ）以上のものを形成することができる。前述の突起は１１６８mm（４６インチ）までは４段であるが、１２１９mm（４８インチ）以上に対しては５段とした。
【００５６】
更に、エロージョンシールド５４が前述と同様にＴｉ基合金板又はＣｏ基合金板が用いられ、同様に接合される。
【００５７】
〔実施例４〕
表４は本発明に係る蒸気温度６２５℃，１０５０ＭＷ蒸気タービンの主な仕様である。本実施例は、クロスコンパウンド型４流排気，低圧タービンにおける最終段動翼の翼部長さが１０９２mm（４３インチ）であり、ＡはＨＰ−ＩＰ及びＬＰ２台で３６００rpm 、ＢはＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰで各々同じく３６００Rpm の回転数を有し、高温部においては表４に示す主な材料によって構成される。高圧部（ＨＰ）の蒸気温度は６２５℃，２５０kgｆ／cm2 の圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は６２５℃に再熱器によって加熱され、４５〜６５kgｆ／cm2 の圧力で運転される。低圧部（ＬＰ）は蒸気温度は４００℃で入り、１００℃以下，７２２mmＨｇの真空で復水器に送られる。
【００５８】
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３１.５ｍであり、その比が28.8 であり、コンパクトになっている。
【００５９】
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。
【００６０】
【表４】
0003666315.tif 000005
【００６１】
図１０は表４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。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３５mm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。
【００６２】
本実施例においては後述する表７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。
【００６３】
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。
【００６４】
中圧蒸気タービンは高圧蒸気タービンより排出された蒸気を再度６２５℃に再熱器によって加熱された蒸気によって高圧蒸気タービンと共に発電機を回転させるもので、３０００回／min の回転数によって回転される。中圧タービンは高圧タービンと同様に中圧内部第２車室２１と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が設けられる。動翼１７は６段で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。
【００６５】
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。
【００６６】
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。
【００６７】
本実施例においては後述する表７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。
【００６８】
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。
【００６９】
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。
【００７０】
高圧タービンの初段に植込まれるタービン翼は鞍型の植込み型であり、高圧タービンの２段以降及び中圧タービンの全段に植込まれるタービン翼は逆クリスマスツリー型である。
【００７１】
図１１は３６００rpm の回転数の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。最終段動翼には実施例２又は３に示した翼部長さが４３インチダブルティノンであるＴｉ基合金からなる蒸気タービン翼を用いた。ノズルボックス４５は複流型である。
【００７２】
ロータシャフト４４には表５に示すスーパークリーンされた全焼戻しベーナイト鋼の鍛鋼が用いられる。表５に示す鋼は５kgの鋼塊を用い各種特性を調べた。これらの鋼は熱間鍛造後８４０℃×３ｈ加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ後、５７５℃×３２ｈ加熱する焼戻しを施したものである。表６は室温の特性である。
【００７３】
【表５】
0003666315.tif 000006
【００７４】
【表６】
0003666315.tif 000007
【００７５】
いずれの試料も全焼戻しベーナイト組織を有する。０.０２％耐力８０kg／mm2以上，引張強さ１００kg／mm2 以上，Ｖノッチ衝撃値１０kg−ｍ以上、ＦＡＴＴは−２０℃以下と高強度及び高靭性を有し、本実施例の最終段動翼として翼部長さ１０９２mm（４３インチ）以上は勿論、１１６８mm（４６インチ）の植設を満足するものであった。Ｃｒ量が若干高いＮo.４は強度が低くなっており、Ｃｒは２.２０％ 位までが好ましい。特に、０.２％耐力（ｙ）は０.０２％耐力（ｘ）より、（１.３５ｘ−２０）、より好ましくは（１.３５ｘ−１９）によって求められる値以上とするのが好ましい。
【００７６】
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。
【００７７】
コンティニュアスカバー５７は本実施例においては全体一体の鍛造後に切削加工によって形成されたものである。尚、コンティニュアスカバー５７は機械的に一体に形成することもできる。
【００７８】
本実施例の低圧タービンは動翼植込み部の軸方向の幅が初段〜３段，４段，５段，６〜７段及び８段の４段階で徐々に大きくなっており、最終段の幅は初段の幅に比べ約２.５倍と大きくなっている。
【００７９】
また、静翼部に対応する部分の直径は小さくなっており、その部分の軸方向の幅は初段動翼側から５段目，６段目及び７段目の３段階で徐々に大きくなっており、最終段側の幅は初段と２段の間に対して約１.９倍大きくなっている。
【００８０】
本実施例における動翼は８段であり、その翼部長さは初段の７６mm(３インチ)から１０９２mm（４３インチ）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９０〜１２７０mm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１.３ 〜１.６倍の割合で長くなっている。
【００８１】
動翼の植込み部は静翼に対応する部分に比較して直径が大きくなっており、その幅は動翼の翼部長さの大きい程その植込み幅は大きくなっている。その幅の動翼の翼部長さに対する比率は初段から最終段で０.１５〜０.１９であり、初段から最終段になるに従って段階的に小さくなっている。
【００８２】
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。
【００８３】
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１０００ＭＷ級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすることができる。
【００８４】
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。
【００８５】
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。
【００８６】
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。
【００８７】
また、本実施例に代えて同じ高圧タービン及び中圧タービンの各々に対し１基の低圧タービンをタンデムに連結し、各々に１台の発電機を連結し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 〜０.６０％,Ｖ０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2以上、特に１００kgｆ／mm2以上，５０％ＦＡＴＴが０℃以下、特に−２０℃以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ における磁化力が９８５ＡＴ／cm以下とするもの、不純物としてのＰ，Ｓ，Ｓｎ，Ｓｂ，Ａｓの総量を０.０２５％以下，Ｎｉ／Ｃｒ比を２.０以下とするものが好ましい。
【００８８】
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。
【００８９】
表７は実施例の発電プラントに係る高圧タービン，中圧タービン及び低圧タービンの主要部に用いた化学組成（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。
【００９０】
高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、表７（重量％）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、最終形状に切削加工によって得られるものである。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、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。高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表７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。
【００９１】
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７に記載の耐熱鋳鋼を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み作製した。鋳込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことにより、引け巣等の鋳造欠陥のないものができた。このケーシング材を用いた溶接性評価は、ＪＩＳ  Ｚ３１５８に準じて行った。予熱，パス間及び後熱開始温度は２００℃に、後熱処理は４００℃×３０分にした。本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が良好であった。
【００９２】
【表７】
0003666315.tif 000008
【００９３】
表８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。
【００９４】
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（６２５℃，１０5ｈ強度≧１０kgｆ／mm2，２０℃衝撃吸収エネルギ≧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℃，１０5ｈ強度≧１５kgｆ／mm2）を十分満足することが確認された。これにより、６２０℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンブレードが製造できることが実証された。
【００９５】
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≧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。
【００９６】
【表８】
0003666315.tif 000009
【００９７】
本実施例においては、高圧及び中圧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。
【００９８】
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９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。溶接条件は溶接電流１７０Ａ，電圧２４Ｖ，速度２６cm／minである。
【００９９】
【表９】
0003666315.tif 000010
【０１００】
肉盛溶接を上述の供試母材表面に表１０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。
【０１０１】
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。
【０１０２】
【表１０】
0003666315.tif 000011
【０１０３】
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。
【０１０４】
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。
【０１０５】
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、３６００回転としたタンデム型発電プラント及び表４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み合わせて構成できるものである。
【０１０６】
〔実施例５〕
表１１は主蒸気温度５３８℃／５６６℃，定格出力７００ＭＷ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１１６８mm（４６インチ）であり、ＨＰ（高圧）・ＩＰ（中圧）一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３６００rpm 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５３８℃，２４６kgｆ／cm2 の圧力であり、中圧部（ＩＰ）の蒸気温度は５６６℃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。
【０１０７】
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２台の低圧タービンをタンデムに備えた蒸気タービン発電プラントは、軸受間距離が約２２.７ｍ であり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ  （１１６８mm）に対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１９.４ である。
【０１０８】
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は、軸受間距離が約１４.７ｍであり低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm)に対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１２.６ である。また発電プラントの定格出力７００ＭＷにおける１ＭＷ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２１.０である。
【０１０９】
【表１１】
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【０１１０】
図１２は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図の断面図である。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）３３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より初段の動翼に導かれる。蒸気はロータシャフトの中央側より入り、軸受側に流れる構造を有する。動翼は図中左側の高圧側に８段及び（図中右側約半分の）中圧側に６段設けられる。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。動翼は鞍型又はゲタ型，ダブティル型式，ダブルティノン，高圧側初段翼長約４０mm，中圧側初段翼長が１００mmである。軸受４３間の長さは約６.７ｍ 及び静翼部に対応する部分で最も小さい部分の直径は約７４０mmであり、直径に対する長さの比は約９.０である。
【０１１１】
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。
【０１１２】
高圧側においてはブレード及びノズルを前述の表７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３５〜５０mm、２段目から最終段になるに従って各段で長くなっており、特に蒸気タービンの出力によって２段から最終段までの長さが５０〜１５０mmの範囲内であり、段数は７〜１２段の範囲内にあり、各段の翼部の長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さで１.０５〜１.３５倍の範囲内で長くなっているとともに、下流側でその比率が徐々に大きくなっている。
【０１１３】
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５６６℃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、３６００rpm の回転数によって回転される。中圧側タービンは高圧側タービンと同様に中圧内部第２車室２１と中圧外部車室２２とを有し、中圧動翼１７と対抗して静翼が設けられる。中圧動翼１７は６段である。初段翼長さ約１３０mm，最終段翼長さ約２６０mmである。ダブティルは逆クリ型である。
【０１１４】
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。
【０１１５】
中圧側においてはブレード及びノズルを前述の表７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。
【０１１６】
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（１１６８mm)に対する軸受間距離の比が５.７である。
【０１１７】
本実施例においても、軸受部には実施例３と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。
【０１１８】
図１３は３６００rpm の低圧タービン及び図１４はそのロータシャフトの断面図である。
【０１１９】
低圧タービンは１基で主蒸気５３８℃／５６６℃の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１１６８mm（４６インチ）あり、Ｔｉ基合金が使用される。Ｔｉ基合金は実施例１及び２に示すものが用いられる。特に、重量でＡ１６％，Ｖ６％及びｓｎ２％を含むものである。更に、ロータシャフト４３には実施例２と同じものが用いられ、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。
【０１２０】
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。
【０１２１】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４６″の最終段になるに従って各段で長くなっており、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。
【０１２２】
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。
【０１２３】
本実施例におけるエロージョンシールドは実施例２と同様に設けられる。
【０１２４】
本実施例の他、高中圧蒸気タービンの蒸気入口温度６１０℃以上，低圧蒸気タービンへの蒸気入口温度約４００℃及び出口温度が約６０℃とする１０００ＭＷ級大容量発電プラントに対しても同様の構成とすることができる。
【０１２５】
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。
【０１２６】
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。
【０１２７】
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。
【０１２８】
前述の表７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として、Ｃ０.１１％，Ｓｉ０.０２％，Ｍｎ０.４５％ ，Ｎｉ０.５０％，Ｃｒ１１.２１％，Ｍｏ０.２５％，Ｗ２.７８％，Ｖ０.２０％,Ｎｂ０.０７％，Ｃｏ１.５０％，Ｎ０.０２５％，Ｂ０.０１６％，残部Ｆｅからなるマルテンサイト鋼を使用した他は表７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。
【０１２９】
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、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、Ｃ０.１５ 〜０.３０％，Ｓｉ０.１〜０.３％，Ｍｎ０.５％以下，Ｎｉ３.２５〜４.５％，Ｃｒ２.０５〜３.０％，Ｍｏ０.２５〜０.６０％，Ｖ０.０５〜０.２０％を含有する全焼戻しベーナイト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2 以上、特に１００kgｆ／mm2 以上、５０％ＦＡＴＴが０℃以下、特に−２０℃以下とするものが好ましく、２１.２ＫＧ における磁化力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。
【０１３０】
前述の表７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も同様に用いられる。本実施例においては、高圧側及び中圧側とを一体にした高中圧一体ロータシャフトの他回転部周辺に対してマルテンサイト鋼を使用することにより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。
【０１３１】
また、本実施例における高中圧一体ロータシャフトは前述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１４５０mm，長さ５０００ｍmm）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、所定の形状に切削加工によって得られるものである。更に、軸受部へはＣｒ−Ｍｏ低合金鋼の肉盛溶接層が施される。
【０１３２】
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。
【０１３３】
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。
【０１３４】
本実施例における高中圧一体型ロータシャフトは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、Ｐ０.０１０％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。
本実施例の発電プラントは３０００rpm に対して適用することができ、最終段ブレートの翼長は１３２０mm（５２インチ）又は１４２２mm（５６インチ）に適用できる。
【０１３５】
【発明の効果】
本発明によれば、低圧蒸気タービン最終段動翼用Ｔｉ基合金として、質量効果の影響が大きい大型鍛造品で目標の引張強さ１１０kg／mm2 以上が確保でき、３６００rpmに対し１０９２mm(４３インチ)以上，３０００rpmに対して１２７０mm(５０インチ)以上の蒸気タービン長翼が可能となり、蒸気温度５３８〜６６０℃の蒸気タービン発電プラントとしてより大容量化が可能となり、より高効率化が達成される。
【図面の簡単な説明】
【図１】溶体化水冷材の目標の引張強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
【図２】溶体化衝風冷却材の目標の引張強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
【図３】ダブティル粗加工後溶体化水冷材の目標の引張強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
【図４】ダブティル粗加工後溶体化衝風冷却材の目標の引張強さを得る時効温度と溶体化温度の関係を示す図。
【図５】１／２ｔと１／４ｔの引張強さの関係を示す線図。
【図６】衝撃吸収エネルギと引張強さとの関係を示す線図。
【図７】衝撃吸収エネルギと引張強さとの関係を示す線図。
【図８】蒸気タービン翼の斜視図。
【図９】低圧タービン翼の側面図。
【図１０】高圧タービンと中圧タービンとが連結した断面図。
【図１１】低圧蒸気タービンの断面図。
【図１２】高中圧タービンの断面図。
【図１３】低圧蒸気タービンの断面図。
【図１４】低圧蒸気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、１１…第２シャフトパッキン、１２…第３シャフトパッキン、１３…第４シャフトパッキン、１４…高圧隔板、１５…中圧隔板、１６…高圧動翼、１７…中圧動翼、１８…高圧内部車室、１９…高圧外部車室、２０…中圧内部第１車室、２１…中圧内部第２車室、２２…中圧外部車室、２３…高圧車軸、２４…中圧車軸、２５…フランジ，エルボ、２６…前側軸受箱、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、３３…高中圧車軸、３８…ノズルボックス（高圧第１段）、３９…推力軸受摩耗遮断装置、４０…暖機蒸気入口、４１…動翼、４２…静翼、４３…軸受、４４…ロータシャフト、５１…翼部、５２…翼植込み部、５３…ピン挿入孔、５４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５７…コンティニュアスカバー。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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