(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
重量比で炭素：０．１〜０．１８％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：１．３〜１．９％及び不可避的不純物及び鉄からなる鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマルテンサイトのマトリックスが形成されていることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ材。
【請求項２】
重量比で炭素：０．０８〜０．１６％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：０．１〜０．５％、タングステン：０．９〜３％を含有し、かつモリブデン及びタングステンの含有量〔Ｍｏ〕，〔Ｗ〕が０．７５≦〔Ｍｏ〕＋  １／２〔Ｗ〕および３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕をそれぞれ満足し、かつ不可避的不純物及び鉄からなる鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマルテンサイトのマトリックスが形成されていることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ材。
【請求項３】
鉄の一部をボロンで置換し、重量比でボロン：０．００１〜０．０３％含有していることを特徴とする請求項１又は２記載の高温用蒸気タービンロータ材。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は高温用蒸気タービンロータ材に関し、特に火力発電用蒸気タービンロータ材として有利に適用しうる同材料に関する。
【０００２】
【従来の技術】
火力発電用蒸気タービンプラントに用いられる高温用ロータ材としては、ＣｒＭｏＶ鋼や１２Ｃｒ鋼があげられる。このうち、ＣｒＭｏＶ鋼は高温強度の限界から５６６℃までの蒸気温度のプラントに制限される。一方、１２Ｃｒ鋼製のロータ材（例えば特開昭６０−１６５３５９号、特開昭６２−１０３３４５号各公報など）は高温強度がＣｒＭｏＶ鋼よりも優れているため、最高６００℃程度の蒸気温度のプラントに適用することも可能であるが、これを越える温度に対しては高温強度が不足することから蒸気タービンロータとしての適用は困難である。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
そこで、本発明は１２Ｃｒ系鋼の材料で６００℃以上の蒸気条件で適用できる高温強度の優れた高温用蒸気タービンロータ材を提供するものである。
【０００４】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは鋭意研究を重ねた結果、以下に示す優れた高温用蒸気タービンロータ材を発明した。すなわち、本発明の高温用蒸気タービンロータ材は以下の（１）〜（３）の構成を有するものである。
【０００５】
（１）重量比で炭素：０．１〜０．１８％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：１．３〜１．９％及び不可避的不純物及び鉄からなる鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマルテンサイトのマトリックスが形成されていることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ材。
【０００６】
（２）重量比で炭素：０．０８〜０．１６％、シリコン：０．００５〜０．１％、マンガン：０．０１〜１％、クロム：８〜１１％、バナジウム：０．１〜０．２５％、ニオブ及び／又はタンタルの合計：０．０１〜０．１％、窒素：０．０１〜０．１％、モリブデン：０．１〜０．５％、タングステン：０．９〜３％を含有し、かつモリブデン及びタングステンの含有量〔Ｍｏ〕，〔Ｗ〕が０．７５≦〔Ｍｏ〕＋  １／２〔Ｗ〕および３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕をそれぞれ満足し、かつ不可避的不純物及び鉄からなる鉄基合金であって、組織中にδフェライトを含まずマルテンサイトのマトリックスが形成されていることを特徴とする高温用蒸気タービンロータ材。
【０００７】
（３）鉄の一部をボロンで置換し、重量比でボロン：０．００１〜０．０３％含有していることを特徴とする上記（１）又は（２）記載の高温用蒸気タービンロータ材。
【０００８】
（作用）
本発明者らは１２Ｃｒ系鋼を基本成分として合金元素の厳選を行って高温強度の改善を鋭意行い、優れた高温特性を有する新しい高温用蒸気タービンロータ材を発明した。
従来の１２Ｃｒ鋼系タービンロータ材にはＮｉが０．５％程度は添加されている。Ｎｉは本質的にはクリープ破断強度を低下させる元素であるが、基地組織を制御するうえでδフェライトの抑制に有効であり、かつ靱性も向上させるため、これらの有用な効果を優先した結果の添加である。一方、本発明材ではクリープ破断強度の確保を最優先に考え、不可避的に混入するものを除いてはＮｉを完全に排除し、同時にδフェライトの出現を抑制するためにその他の強化元素をバランスよく添加した点に特徴がある。また、靱性に悪影響を及ぼすＳｉやＭｎの含有量も極力低減し靱性を確保している。
【０００９】
以下、本発明の第１の高温用蒸気タービンロータ材における成分限定理由を述べる。なお以下の説明における％は重量％を意味する。
【００１０】
Ｃ：  ＣはＮとともに炭窒化物を形成しクリープ破断強度の向上に寄与する。しかし、本合金系では０．１％未満では十分な効果は得られず、また０．１８％を越えると使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高温長時間強度を劣化させる。このため０．１〜０．１８％とする。望ましい成分範囲は０．１２〜０．１６％である。
【００１１】
Ｓｉ：  Ｓｉは脱酸材としての効果がある反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとどめ、成分範囲を０．００５〜０．１％とする。望ましい範囲は０．００５〜０．０５％である。
【００１２】
Ｍｎ：  Ｍｎは脱酸材として作用するとともに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素である。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重視して、添加の最大量を１％とした。また、特に０．１５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善される。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて添加することが必要である。ただし、０．０１％未満に制御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要となりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定している。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％である。
【００１３】
Ｃｒ：  Ｃｒは炭化物を形成しクリープ破断強度の改善に寄与し、かつマトリックス中に溶け込んで耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を強化することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。８％未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越える量を添加すると本合金系ではδフェライトを生成しやすくなって強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このため、成分範囲を８〜１１％とする。望ましい範囲は９．５〜１０．５％である。
【００１４】
Ｖ：  Ｖは炭窒化物となってクリープ破断強度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られない。また、逆に０．２５％を越える量を添加すると、むしろクリープ破断強度は低下してしまう。このため、成分範囲を０．１〜０．２５％とする。
【００１５】
Ｎｂ及び／又はＴａ：  Ｎｂ及び／又はＴａは炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。また、高温で析出する炭化物（Ｍ２３Ｃ６  ）を微細にして長時間クリープ破断強度の改善に寄与する。両元素の合計量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１％を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成したＮｂ及び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処理）時にマトリックスに十分に固溶できず、使用中に粗大化して長時間のクリープ破断強度を低下させる。そこで成分範囲を０．０１〜０．１％に限定する。
【００１６】
Ｎ：  ＮはＣや合金元素とともに炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満では十分な炭窒化物を形成することができないために、クリープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％を越える量を添加すると、長時間側で炭窒化物が凝集粗大化して十分なクリープ破断強度を得ることができなくなる。このため、０．０１〜０．１％とする。望ましい量は０．０４〜０．０７％である。
【００１７】
Ｍｏ：  Ｍｏはマトリックス中や炭窒化物中に固溶してクリープ破断強度を改善する。添加量が１．３％未満であれば顕著な効果は期待されない。一方、多量に添加すると不安定な析出物が増加するとともにδフェライトの生成を促進するために、添加量の上限を１．９％に制限している。
【００１８】
次に、本発明の第２の高温用蒸気タービンロータ材における成分限定理由を述べる。
【００１９】
Ｃ：  ＣはＮとともに炭窒化物を形成しクリープ破断強度の向上に寄与する。しかし、本合金系では０．０８％未満では十分な効果は得られず、また０．１６％を越えると使用中に炭窒化物が凝集粗大化し、高温長時間強度を劣化させる。このため、限定範囲を０．０８〜０．１６％とする。望ましい成分範囲は０．１２〜０．１５％である。
【００２０】
Ｓｉ：  Ｓｉは脱酸材としての効果がある反面、基地を脆化させる元素である。本発明のロータ材の製造においては真空カーボン脱酸法を適用するので、その添加量は製鋼において必要な最小限度の量にとどめ、成分範囲を０．００５〜０．１％とする。望ましい範囲は０．００５〜０．０５％である。
【００２１】
Ｍｎ：  Ｍｎは脱酸材として作用するとともに鍛造時の熱間割れを防止するのに有用な元素である。また、δフェライトの生成を抑制する作用がある。しかし、Ｍｎを加えると、その量に応じてクリープ破断強度が劣化し、また本質的には鉄鋼の脆化を進める元素でもあるため、本発明ではクリープ破断強度の確保を重視して、添加の最大量を１％とした。また、特に０．１５％以下に抑えるとクリープ破断強度はさらに改善される。このため、必要に応じて０．１５％以下に抑えて添加することが必要である。ただし、０．０１％未満に制御するためには原料鋼の厳選と過度の精錬工程が必要となりコスト高を招くため、最低量を０．０１％に設定している。望ましい成分範囲は０．０１〜０．１５％である。
【００２２】
Ｃｒ：  Ｃｒは炭化物を形成しクリープ破断強度の改善に寄与し、かつマトリックス中に溶け込んで耐酸化性を改善するとともにマトリックス自体を強化することでもクリープ破断強度の向上に寄与する。８％未満であるとその効果が十分でなく、また１１％を越える量を添加すると本合金系ではδフェライトを生成しやすくなって強度の低下や靱性の劣化をもたらす。このため、成分範囲を８〜１１％とする。望ましい範囲は９．５〜１０．５％である。
【００２３】
Ｖ：  Ｖは炭窒化物となってクリープ破断強度を改善する。０．１％未満では十分な効果が得られない。また、逆に０．２５％を越える量を添加すると、むしろクリープ破断強度は低下してしまう。このため、成分範囲を０．１〜０．２５％とする。
【００２４】
Ｎｂ及び／又はＴａ：  Ｎｂ及び／又はＴａは炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。また、高温で析出する炭化物（Ｍ２３Ｃ６  ）を微細にして長時間クリープ破断強度の改善に寄与する。両元素の合計量が０．０１％未満ではその効果はなく、また０．１％を越える量を添加すると、鋼塊製造時に生成したＮｂ及び／又はＴａの炭窒化物が熱処理（溶体化処理）時にマトリックスに十分に固溶できず、使用中に粗大化して長時間のクリープ破断強度を低下させる。そこで成分範囲を０．０１〜０．１％に限定する。
【００２５】
Ｎ：  ＮはＣや合金元素とともに炭窒化物を形成して高温強度の改善に寄与する。０．０１％未満では十分な炭窒化物を形成することができないために、クリープ破断強度が十分に得られない。また、０．１％を越える量を添加すると、長時間側で炭窒化物が凝集粗大化して十分なクリープ破断強度を得ることができなくなる。このため、０．０１〜０．１％とする。望ましい量は０．０４〜０．０７％である。
【００２６】
Ｍｏ及びＷ：  Ｍｏ及びＷはマトリックス中や炭窒化物中に固溶してクリープ破断強度を改善する。両元素をともに添加する場合、Ｗの原子量がＭｏの原子量のほぼ２倍であることからＭｏ及びＷの含有量を等価のＭｏ量に置き換えた値（Ｍｏ当量；〔Ｍｏ〕＋  １／２〔Ｗ〕）を考慮する必要がある。すなわちＭｏ当量０．７５％未満ではマトリックス中や炭窒化物中に固溶してクリープ破断強度を改善する顕著な効果は現れない。ただし、同一Ｍｏ当量であっても、Ｍｏに比べてＷの量を増やしたほうがクリープ破断強度の向上に有効なことが知られているため、その効果が顕著となるように３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕としている。一方、Ｍｏを０．５％を越える量添加すると不安定な析出物が出現しやすくなり、長時間クリープ破断強度に弊害が現れる。またＷが０．９％未満ではクリープ破断強度の向上が顕著ではなく逆に３％を越えると靱性の低下を招く。さらにＭｏやＷを多量に添加するとδフェライトの生成を促進してしまう。以上の点を総合的に判断して、Ｍｏ添加量を０．１〜０．５％、Ｗ添加量を０．９〜３％とし、かつ０．７５≦〔Ｍｏ〕＋  １／２〔Ｗ〕および３≦〔Ｗ〕／〔Ｍｏ〕の式を満足することとした。
【００２７】
続いて、本発明の第３の高温用蒸気タービンロータ材における成分限定理由を述べるが、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂ及び／又はＴａ、Ｎについては上記本発明の第１および第２の高温用蒸気タービンロータ材において説明したとおりであるので、以下、ボロンについてのみ説明する。
【００２８】
Ｂ：  Ｂは粒界強度を高くする作用がある。このため、クリープ破断強度の改善に寄与する。しかし、多量に添加すると熱間加工性が悪くなるとともに靱性が低下する。したがって、実際に添加量を制御できる最低量の０．００１％を下限値とし、上限値を悪影響が現れない０．０３％とする。望ましい範囲としては０．００５〜０．０２％である。
【００２９】
【実施例】
以下、具体的な実施例に基づいて本発明を説明し、本発明の効果を明らかにする。
【００３０】
（実施例１）
表１には試験に供した本発明の第１の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示す。試料番号１〜５が本発明材、試料番号６〜８が比較材に相当する。全ての材料は５０ｋｇ真空高周波溶解炉にて溶製し、加熱温度：１２００℃にて鍛造を行った。各種試験に用いた試験材熱処理は胴径１２００φのロータを油冷したときの中心部を模擬した焼入れ処理を行い、次いで焼もどしは０．２％耐力がおよそ７５〜８０ｋｇｆ／ｍｍ２  になるように各材料の焼もどし温度を決めて行った。
【００３１】
【表１】
0003581458.tif 000002
【００３２】
表２に本発明材及び比較材の機械的性質およびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い衝撃値を確保できていることがわかる。６００℃で２０ｋｇｆ／ｍｍ２  の荷重を負荷した場合のクリープ破断時間に着目すると、本発明材は比較材に比べて大幅に破断時間がのびていることがわかる。以上のことは、Ｎｉの排除とその他の元素の適切な成分設計がクリープ破断強度の向上に有効であることを示唆している。
【００３３】
【表２】
0003581458.tif 000003
【００３４】
本発明の第１の高温用蒸気タービンロータ材は優れた高温強度を有するため、蒸気温度が６００℃を越える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービンロータ材として有用である。本発明により、現在の超々臨界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節約に寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える上で有用なものであると言える。
【００３５】
（実施例２）
表３には試験に供した本発明の第２の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示す。試料番号９〜１３が本発明材、試料番号１４〜１６が比較材に相当する。全ての材料は実施例１で説明した処理と同じ処理を行った。
【００３６】
【表３】
0003581458.tif 000004
【００３７】
表４に本発明材及び比較材の機械的性質およびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高い値を示しており、Ｎｉを排除しても十分に高い衝撃値を確保できていることがわかる。６００℃で２０ｋｇｆ／ｍｍ２  の荷重を負荷した場合のクリープ破断時間に着目すると、本発明材は比較材に比べて大幅に破断時間がのびていることがわかる。以上のことは、Ｎｉの排除とその他の元素の適切な成分設計がクリープ破断強度の向上に有効であることを示唆している。
【００３８】
【表４】
0003581458.tif 000005
【００３９】
以上の事実より、本発明の第２の高温用蒸気タービンロータ材も実施例１と同様な効果を奏することが判る。
【００４０】
（実施例３）
表５には試験に供した本発明の第３の高温用蒸気タービンロータ材の化学成分を示す。全ての材料は実施例１で説明した処理と同じ処理を行った。試料番号１７、１８は実施例１で用いた試料番号３の成分をベースとしてＢを添加した本発明材、試料番号１９は試料番号３の成分をベースにＢを本発明以上に添加した比較材である。また、試料番号２０および２１は実施例２で用いた試料番号１０の成分をベースとしてＢを添加した本発明材、試料番号２２はその試料番号１０の成分をベースにＢを本発明以上に添加した比較材である。
【００４１】
【表５】
0003581458.tif 000006
【００４２】
表６に本発明材及び比較材の機械的性質およびクリープ破断特性を示す。本発明材のシャルピー衝撃値（常温試験）はいずれも９．５ｋｇｆ−ｍ以上の高い値を示しており、ベース材（試料番号３、１０）と比較しても遜色ない。このことは本発明材における添加範囲内では、Ｂの添加は衝撃値に対して少なくとも悪い影響を及ぼすことはないことを示している。
６００℃で２０ｋｇｆ／ｍｍ２  の荷重を負荷した場合のクリープ破断時間に着目すると、本発明材はベース材（試料番号３、１０）に比べて破断時間がのびていることがわかる。一方、Ｂ添加量が多い比較材（試料番号１９、２２）では、ベース材に比べて破断時間が短くなっている。以上のことは、本発明の第１および第２に示したタービンロータ材のＦｅの一部を本発明の第３に示した成分範囲のＢに置き換えることで、より一層クリープ破断強度が向上することを示唆している。
【００４３】
【表６】
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【００４４】
【発明の効果】
本発明の高温用蒸気タービンロータ材は優れた高温強度を有するため、蒸気温度が６００℃を越える超々臨界圧発電プラント用の高温用蒸気タービンロータ材として有用である。本発明により、現在の超々臨界圧発電プラントをさらに高温化し、化石燃料の節約に寄与するとともに二酸化炭素の発生量を低く抑える上で有用なものであると言える。