(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトであって、質量％で、Ｎｉ：１．５〜５．５、Ｃｒ：１．０〜３．０、Ｍｏ：０．２〜０．７、Ｖ：０．０５〜０．２、Ｃ：０．２〜０．３５を含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼とし、前記ロータシャフトの最終段部を、この最終段部を除く他の複数の段部よりも高引張強度としたことを特徴とするロータシャフト。
【請求項２】
低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトであって、質量％で、Ｎｉ：０．５〜２．０、Ｃｒ：２．０〜３．０を含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼とし、前記ロータシャフトの最終段部を、この最終段部を除く他の複数の段部よりも高引張強度としたことを特徴とするロータシャフト。
【請求項３】
低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトを製造するにあたり、このロータシャフトに焼入れを行なった後、前記ロータシャフトの最終段部を含む第一のロータホイールに対して焼戻しを行なう温度を、前記ロータシャフトのＡ３変態点温度以下であり、かつ、前記第一のロータホイールを含まない第二のロータホイールに対して行なう焼戻し温度よりも低温とし、前記第一のロータホイールの焼戻し温度にあっては５５０〜５９０℃とし、前記第二のロータホイールの焼戻し温度にあっては５９０〜６６０℃としたことを特徴とするロータシャフトの製造方法。
【請求項４】
低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトを製造するにあたり、このロータシャフトに焼入れを行なった後、前記ロータシャフトの最終段部を含む第一のロータホイールに対して焼戻しを行なう温度を、前記ロータシャフトのＡ３変態点温度以下であり、かつ、前記第一のロータホイールを含まない第二のロータホイールに対して行なう焼戻し温度よりも低温とし、前記第一のロータホイールの焼戻し温度にあっては５５０〜５９０℃とし、前記第一のロータホイールと前記第二のロータホイールとの間に、または、前記第一のロータ部と前記第二のロータ部との間に、熱遮蔽を行なうための遮熱板を挿入可能な溝部を形成する工程を含むことを特徴とするロータシャフトの製造方法。
【請求項５】
低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトを製造するにあたり、このロータシャフトに焼入れを行なった後、前記ロータシャフトの最終段部を含む第一のロータホイールに対して焼戻しを行なう温度を、前記ロータシャフトのＡ３変態点温度以下であり、かつ、前記第一のロータホイールを含まない第二のロータホイールに対して行なう焼戻し温度よりも低温とし、前記ロータシャフトに行なう焼入れの温度を８００〜９００℃としたことを特徴とするロータシャフトの製造方法。
【請求項６】
低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトを製造するにあたり、第一のロータホイールと第二のロータホイールとの間に、または、第一のロータ部と第二のロータ部との間に、熱遮蔽を行なうための遮熱板を挿入可能な溝部を形成する工程を含み、この溝部に前記遮熱板を挿入して、このロータシャフトにおいて前記低圧部に用いられる第一のロータ部に対して焼入れを行なう温度を、前記第一のロータ部を含まない第二のロータ部に対して行なう焼入れの温度よりも低温としたことを特徴とするロータシャフトの製造方法。
【請求項７】
前記第一のロータ部の焼入れ温度にあっては８６０〜９３０℃とし、前記第二のロータ部の焼入れ温度にあっては９３０〜１０００℃としたことを特徴とする請求項６に記載のロータシャフトの製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、低圧部を有する蒸気タービンに適用されるロータシャフトおよびその製造方法、ならびにこのロータシャフトを用いたタービンロータに係り、特に、長尺化した最終段翼をロータシャフトに接続することにより高効率化を図ったものである。
【０００２】
【従来の技術】
近年、蒸気タービンの効率化および大容量化が要求されている。蒸気タービンの効率化を図るため、ロータシャフトに接続される最終段翼を長尺化し、最終段翼の環状面積を増大させることが必要不可欠となっている。
【０００３】
図５は、低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータの構造を示す一部切り欠きされた斜視図であり、低圧タービンロータ１は、ロータシャフト２の外周面に複数の動翼３が環状に接続された構成となっている。蒸気タービンの高効率化および大容量化を図るために、図５に示す最終段翼４を長尺化して、最終段翼４の環状面積を拡大させる試みがなされている。
【０００４】
しかし、最終段翼４を長尺化すると、最終段翼４の有効部・植込部およびロータシャフト２の植込部・中心部に遠心応力が働き、遠心応力の増大に伴い材料強度の制限値を超えてしまう。
【０００５】
最終段翼４を長尺化すると遠心応力が増大し、応力比（遠心応力／材料の引張強度）の値が高くなる。このため、蒸気タービンの定格回転数に応じ最終段翼４の有効長は制限されていた。具体的には、定格回転数３０００ｒｐｍのタービンでは最終段翼の有効長が４０インチに程度に制限され、定格回転数３６００ｒｐｍのタービンでは最終段翼の有効長が３３インチ程度に制限されていた。
【０００６】
従って、蒸気タービンの高効率化を図るため、ロータシャフト２の植込部および中心部に働く遠心応力、ならびに最終段翼４の有効部および植込部に働く遠心応力を、材料強度の制限値を超えない値とする必要があった。すなわちロータシャフト２の植込部および中心部における応力比（遠心応力／材料の引張強度）、ならびに最終段翼４の有効部および植込部における応力比を従来の最終段翼４の使用時と同等に維持する必要があった。最終段翼４の使用時と同等に応力比を維持するために、ロータシャフト２および最終段翼４に高強度材料を適用して、応力比の値を低減することが可能である。
【０００７】
このため、最近、ロータシャフト２および最終段翼４に適用される高強度材料が種々開発されている。高強度材料を最終段翼に適用し、応力比を従来の最終段翼の使用と同等に維持することにより、最終段翼４の有効長を４０インチ以上とし、蒸気タービンの高効率化を図る試みがなされている。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、材料は高強度化するほど応力腐食割れを起こしやすいことが知られている。従って、ロータシャフト２や最終段翼４を高強度材料から形成し、実際に蒸気タービンを運転すると、従来の最終段翼４の使用時と同等に応力比を維持した場合であっても、応力腐食割れが発生しやすくなるという問題を有していた。
【０００９】
最終段翼４を接続する最終段部においては、蒸気の圧力および温度が低いため、最終段部の周辺は常に湿り状態の環境下となっている。このため、不純物は常に湿り蒸気により洗い流されることになり、最終段部の近傍は腐食作用を受けにくい。従って、最終段部においてはロータシャフト２や最終段翼４を高強度材料から形成しても、応力腐食割れは発生しにくい状態にある。
【００１０】
一方、最終段翼４が装着される最終段部の手前の段部（以下、Ｌ−１と示す。）または最終段部の二つ手前の段部（以下、Ｌ−２と示す。）の近傍においては、蒸気の圧力および温度が最終段部に比較して高い。このため、Ｌ−１およびＬ−２の周辺部は、湿り状態と乾き状態とが交互に繰り返す状態、すなわち、乾湿交番状態の環境下となっている。このため、不純物の気液分配率から、Ｎａイオン、Ｃｌイオンなどの不純物が濃縮し易く、不純物の濃縮に伴い、Ｌ−１およびＬ−２の近傍は腐食作用を受けやすい環境となっている。
【００１１】
特に、ロータシャフト２とロータシャフト２に接続される翼３との嵌合部は、隙間構造を有するため、湿り状態においても不純物が洗い流されにくく、より一層不純物の濃縮が助長されていた。このため、遠心応力と腐食環境の相乗効果により、植込部では応力腐食割れを生じる可能性を有していた。換言すると、４０インチ以上の長尺化した最終段翼４を使用するために、ロータシャフト２および最終段翼４に高強度材料を適用することにより、ロータシャフト２のＬ−１およびＬ−２の植込部において応力腐食割れの発生する危険性が一層高まっていた。なお、４０インチ以上の長尺化した最終段翼４を使用する場合においても、ロータシャフト２のＬ−１およびＬ−２に装着される翼３はさほど長尺化されないため、翼の材料として従来の材料を適用している。従って、高強度材を適用したロータシャフト２では、より一層応力腐食割れの発生が問題となっていた。
【００１２】
本発明は、上記問題を解決するためになされたものであり、４０インチ以上の長翼化した最終段翼を接続可能なロータシャフトを提供するとともに、蒸気タービンの高効率化を図るとともに、応力腐食割れを防止し、高信頼性を確保したタービンロータおよびその製造方法を提供することを目的とする。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、上記目的を達成するために種々研究した結果、以下に示すような知見に基づき、本発明を完成したものである。
【００１４】
定格回転数３６００ｒｐｍ機の低圧タービンにおいては、従来適用していた最終段翼の最長翼は３３インチ級となっていた。最終段翼を４０インチの長翼に置き換えると、低圧タービンの効率は、相対比で０．５〜１％程度と大きく向上するとともに、最終段翼の長尺化に伴い遠心応力が増大し、ロータシャフトとして引張強さ１００ｋｇｆ／ｍｍ２級、翼として引張強さ１２０ｋｇｆ／ｍｍ２級の高強度が必要となる。ロータシャフトや翼などを高強度化するために、材料組成を調節するとともに、熱処理温度を制御する必要があり、従来は、円筒形状の段階でロータシャフトを熱処理していた。
【００１５】
図６に示す（ａ）は低圧タービンロータシャフト５の断面図、（ｂ）は高中低圧一体型タービンロータシャフト６の断面図、（ｃ）は中低圧一体型タービンロータシャフト７の断面図である。なお、図６に示すように、実線部分はロータシャフト５，６，７の熱処理時の形状８を示し、破線部はロータシャフト５，６，７の最終形状９を示す。
【００１６】
図６の実線に示す円筒形状の段階で、ロータシャフト５，６，７全体に対し単一の条件で焼入れ・焼戻しをして、ロータシャフト５，６，７全体に高強度を付与できる。しかし、ロータシャフト５，６，７全体に一律に高強度を付与すると、前述したような応力腐食割れの問題が生じる。
【００１７】
蒸気タービンの高効率化を図るために、４０インチ以上の長尺化した最終段翼を装着した場合には、高強度特性が要求される部位はロータシャフト５，６，７の最終段部（以下、Ｌ−０と称す）のみであり、Ｌ−０部分に高強度を付与し、最終段翼に比較して短い翼を装着するＬ−１およびＬ−２のロータシャフトに要求される強度は、Ｌ−０より低くても問題がない。従って、高強度が要求される最終段部を有するロータシャフト５，６，７の最終段部分のみを個別に熱処理し、最終段部以外の部位よりも低温で焼戻しすることにより、最終段部を有するロータシャフト５，６，７の最終段部分のみに高強度特性を付与したものである。そして、ロータシャフト５，６，７の最終段部以外の部位は、高温で焼戻しすることにより、最終段部よりも低強度化し、ロータシャフト５，６，７の応力腐食割れ発生を防止し、高信頼性を確保したタービンロータを完成したものである。
【００１８】
すなわち、本発明は、低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトであって、質量％で、Ｎｉ：１．５〜５．５、Ｃｒ：１．０〜３．０、Ｍｏ：０．２〜０．７、Ｖ：０．０５〜０．２、Ｃ：０．２〜０．３５を含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼とし、前記ロータシャフトの最終段部を、この最終段部を除く他の複数の段部よりも高引張強度としたことを特徴とする。
【００１９】
また、上記ロータシャフトにおいて、ロータシャフトの最終段部には、４０インチ以上のマルテンサイト鋼から成る最終段翼が接続可能であることを特徴とする。
【００２０】
このように最終段翼を長尺化することにより、最終段翼を接続する最終段部を有するロータシャフトが比較的大きな遠心力を受ける。このため、ロータシャフトの材料として、室温近傍での高引張強度および高靭性が要求される。
【００２１】
また、質量％で、Ｎｉ：１．５〜５．５、Ｃｒ：１．０〜３．０、Ｍｏ：０．２〜０．７、Ｖ：０．０５〜０．２、Ｃ：０．２〜０．３５を含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼から形成されるロータシャフトは、一般に、４００℃以下の比較的低温で使用される低圧タービンロータに適用されるものである。以下、ＮｉＣｒＭｏＶ鋼の各元素の成分限定理由を示す。
【００２２】
Ｃ（炭素）は、焼入れ時に、オーステナイト相を安定とする元素であり、また、炭化物を形成して引張強さを高める元素である。Ｃの添加量が０．３５％を超えると炭化物が過剰となり、引張強さおよび靭性が低下する。従って、Ｃの添加量を０．２〜０．３５％の範囲とすることが望ましい。
【００２３】
Ｎｉ（ニッケル）は、材料に靭性を付与する元素である。Ｎｉの添加量が５．５％を超えると焼戻し脆化傾向が高くなり、長時間の使用で３５０℃程度の温度に晒される低圧タービンロータシャフト初段近傍の靭性が低下する。従って、Ｎｉの添加量を１．５〜５．５％の範囲とすることが望ましい。
【００２４】
Ｃｒ（クロム）は、焼入れ性を増して材料に強度および靭性を付与する元素である。Ｃｒの添加量が３．０％を超えると粗大な炭化物を形成して靭性が低下し、ジャーナル特性が低下する。従って、１．０〜３．０％の範囲とすると良い。
【００２５】
Ｍｏ（モリブデン）は、鋼の焼入れ性を向上させて、高い引張強さを付与する元素である。Ｍｏの添加量が０．７％を超えると靭性の低下が顕著となる。従って、０．２〜０．７％の範囲とすることが望ましい。
【００２６】
Ｖ（バナジウム）は、鋼の焼入れ性を向上させて、高い引張強さを付与する元素である。Ｖの添加量が０．２％を超えると靭性の低下が顕著になるため、０．０５〜０．２％の範囲とすることが望ましい。
【００２７】
また、本発明は、低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトであって、質量％で、Ｎｉ：０．５〜２．０、Ｃｒ：２．０〜３．０を含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼とし、前記ロータシャフトの最終段部を、この最終段部を除く他の複数の段部よりも高引張強度としたことを特徴とする。本組成のロータシャフトは、一般に、高中低圧一体型（中低圧一体型）タービンロータのロータシャフトに適用されるものである。以下に、ＮｉＣｒＭｏＶ鋼の各元素の成分限定理由を示す。
【００２８】
Ｃｒは、焼入れ性を増し、材料に強度・靭性を付与する元素である。添加量が３．０％を超えると、粗大な炭化物を形成して靭性の低下を招くため、Ｃｒの添加量を２．０〜３．０％の範囲とすることが望ましい。
【００２９】
また、Ｎｉは材料に靭性を付与する元素であり、０．５％以上添加するのが望ましい。Ｎｉの添加量が２．０％を超えると高温クリープ破断強度が低下し、４００℃以上の高温に晒される高中圧部および中圧部の長時間信頼性が低下するため、Ｎｉの添加量を０．５〜２．０％の範囲とすることが望ましい。
【００３０】
一方、ロータシャフトに接続される最終段動翼は、一般に５０℃程度で使用され、動翼自身による大きな遠心力を受ける。このため、翼材料として室温近傍における優れた強度および靭性が要求される。また、タービン効率の面からは翼表面の粗度も重要であり、長期間に亘り滑らかな表面状態を維持するために翼材料には耐食性も要求される。
【００３１】
具体的に、最終段翼として、質量％で１１〜１８のＣｒを含むマルテンサイトステンレス鋼を適用することが望ましい。
【００３２】
マルテンサイトステンレス鋼は、一般に引張強度、靭性および耐食性に優れており、４０インチ以上の長尺化した最終段翼に適用する材料として好適である。
【００３３】
Ｃｒは、耐食性に影響を与える元素であり、添加量が１１％を下回ると最終段翼として必要な耐食性が不足してしまう。一方、Ｃｒが１８％を超えると組織の安定性が低下し、製造中にδ−フェライト組織が生成しやすくなり、引張強度や靭性が低下してしまう。
【００３４】
さらに、マルテンサイトステンレス鋼の具体的な材料組成は、以下の３種類とすることが望ましい。第一の種類は、質量％で、Ｃ：０．０８〜０．２５、Ｃｒ：１１．０〜１３．０、Ｎｉ：２．０〜３．５、Ｍｏ：１．０〜２．５、Ｖ：０．１５〜０．４５、Ｎ：０．０１５〜０．１０を含むマルテンサイト鋼である。第二の種類は、質量％で、Ｃ：０．１０以下、Ｃｒ：１３．５〜１６．０、Ｎｉ：５．０〜７．０、Ｍｏ：０．４０〜０．９０、Ｃｕ：１．０〜２．５、Ｎｂ：０．１〜１．０を含むマルテンサイト鋼である。第三の種類は、質量％で、Ｃ：０．１０以下、Ｃｒ：１５．０〜１８．０、Ｎｉ：３．０〜６．０、Ｃｕ：３．０〜６．０、Ｎｂ：０．１〜１．０を含むマルテンサイト鋼である。
【００３５】
第一の種類のマルテンサイト鋼は、焼入れ、焼戻しの熱処理を施して使用する鋼であり、Ｍｏによる固溶強化作用やＣｒ２３Ｃ６、Ｍｏ２Ｃ、Ｖ（Ｃ，  Ｎ）などの炭窒化物による析出強化作用を用いて、引張強度の向上を図ったものである。
【００３６】
本マルテンサイト鋼において、Ｃは焼入れ性の向上および引張強さや耐力の向上に必要な元素で、０．０８％以上添加する。一方、０．２５％を超えて添加すると炭化物が粗大化して本鋼の靭性や延性を低下させるため、添加量を０．０８〜０．２５％の範囲とする。
【００３７】
Ｃｒは、引張強度を高めると共に耐食性を著しく向上させる元素であり、１１．０％以上添加することが望ましい。一方、本ステンレス鋼においては１３．０％を超えて添加するとδ−フェライト組織が生成しやすくなり、引張強度や靭性が低下するため、添加量を１１．０〜１３．０％の範囲とする。
【００３８】
Ｎｉは、焼入れ性および靭性を著しく向上させる元素であるため、２．０％以上添加する。一方３．５％を超えて添加すると靭性は更に向上するものの、耐力が低下するため添加量を２．０〜３．５％の範囲とする。
【００３９】
Ｍｏは、固溶強化元素として働くとともにＣと化合して炭化物を形成し、強度向上を図るために必要な元素であるため、１．０％以上添加する。一方、２．５％を超えて添加すると添加効果が飽和するばかりか、炭化物を過剰に析出させて靭性が低下するため、添加量を１．０〜２．５％の範囲とする。
【００４０】
Ｖは、ＣやＮと化合して微細炭化物として析出し、引張強度向上を図るため必要な元素であるため、０．１５％以上添加する。一方、０．４５％を超えて添加すると炭窒化物の過剰析出により延性や靭性が低下するため、添加量を０．１５〜０．４５％の範囲とする。
【００４１】
Ｎは、熱処理時にＣとともにＶと化合して微細な炭窒化物として析出し、引張強度を向上させるために必要な元素であり、０．０１５％以上添加する。一方、０．１０％を超えて添加すると延性および靭性を低下させるため、添加量を０．０１５〜０．１０％とする。
【００４２】
次に、第二のマルテンサイト鋼を説明する。本マルテンサイト鋼は、溶体化、時効の熱処理を施して使用する鋼であり、Ｍｏによる固溶強化作用に加え、Ｃｕの析出強化作用を用いて、引張強度の向上を図ったものである。
【００４３】
本マルテンサイト鋼において、ＣはＣｒと化合して粒界にＣｒ２３Ｃ６として析出しやすい。炭化物が析出すると、粒界近傍のＣｒ濃度が低下し、粒界近傍の耐食性が局所的に低下するため応力腐食割れの原因となる。また、多量のＣｒ２３Ｃ６は延性や靭性にも悪影響を及ぼす。従って、Ｃは含有量が低いことが望ましい。後述するＮｂの添加により、Ｃは微細なＮｂＣ炭化物として固定され、Ｃｒ２３Ｃ６として粒界析出することを防止できるが、固定作用にも限度があるためＣの上限を０．１０％に制限する。
【００４４】
Ｃｒは、耐食性を高めるとともにマルテンサイト相を安定化させるために必要な元素であり、ＮｉおよびＣｕ含有量とのバランスから１３．５％以上添加することが必要である。一方、１６．０％を超えて添加するとフェライト相が析出して、強度や靭性を低下させるため、添加量を１３．５〜１６．０％とする。
【００４５】
Ｎｉは、靭性を高めるとともにマルテンサイト相を安定化させるために必要な元素であり、ＣｒおよびＣｕ含有量とのバランスから５．０％以上必要である。一方、７．０％を超えて添加するとオーステナイト相の生成傾向が高まり、強度が大幅に低下するためその添加量を５．０〜７．０％とする。
【００４６】
Ｍｏは、固溶強化元素として働き強度を向上させるために必要な元素であり、０．４０％以上添加する。一方、０．９０％を超えて添加すると添加効果が飽和し、さらにフェライト相生成傾向を高めるため、添加量を０．４０〜０．９０％とする。
【００４７】
Ｃｕは、基地中に微細析出し、強度を高めるために必要な元素であり、１．０％以上添加する。一方、２．５％を超えて添加すると粗大なＣｕ粒子が基地中に生成し、加工性を害するため、添加量を１．０〜２．５％とする。
【００４８】
Ｎｂは、不可避的不純物として含有されるＣをＮｂＣ化合物として固定するために必要な元素であり、０．１％以上添加する。一方、０．５％を超えて添加すると粗大なＮｂ炭窒化物が生成しやすくなり、延性や靭性を低下させるため添加量を０．１〜１．０％とする。
【００４９】
さらに、第三のマルテンサイト鋼について以下に説明する。本ステンレス鋼は、溶体化、時効の熱処理を施して使用する鋼であり、Ｃｕの析出強化作用を用いて、引張強度の向上を図ったものである。
【００５０】
本ステンレス鋼において、ＣはＣｒと化合して粒界にＣｒ２３Ｃ６として析出しやすい。炭化物が析出すると粒界近傍のＣｒ濃度が低下し、粒界近傍の耐食性が局所的に低下するため応力腐食割れの原因となる。また、多量のＣｒ２３Ｃ６は延性や靭性にも悪影響を及ぼす。従って、Ｃは含有量が低いことが望ましい。後述するＮｂの添加により、Ｃは微細なＮｂＣ炭化物として固定され、Ｃｒ２３Ｃ６として粒界での析出を防止できるが、固定作用にも限度があるためＣの上限を０．１０％に制限する。
【００５１】
Ｃｒは、耐食性を高めるとともに、マルテンサイト相を安定化させるために必要な元素であり、ＮｉおよびＣｕ含有量とのバランスから１５．０％以上必要である。一方、１８．０％を超えて添加するとフェライト相が析出して、強度や靭性を低下させるため、添加量を１５．０〜１８．０％とする。
【００５２】
Ｎｉは、靭性を高めるとともにマルテンサイト相を安定化させるために必要な元素であり、ＣｒおよびＣｕ含有量とのバランスから３．０％以上必要である。一方、６．０％を超えて添加するとオーステナイト相の生成傾向が高まり、強度が大幅に低下するため添加量を３．０〜６．０％とする。
【００５３】
Ｃｕは、固溶強化元素として働くとともに、基地中に微細析出して強度を高めるために必要な元素であり、３．０％以上添加する。一方、６．０％を超えて添加すると粗大なＣｕ粒子が基地中に生成して加工性を害するため、添加量を３．０〜６．０％とする。
【００５４】
Ｎｂは、不可避的不純物として含有されるＣをＮｂＣ化合物として固定するために必要な元素であり、０．１％以上添加する。一方、０．５％を超えて添加すると粗大なＮｂ炭窒化物が生成しやすくなり、延性や靭性を低下させるため、添加量を０．１〜１．０％とする。
【００５５】
次に、ロータシャフトの製造方法について説明する。
【００５６】
本発明のロータシャフトの製造方法は、低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトを製造するにあたり、このロータシャフトに焼入れを行った後、前記ロータシャフトの最終段部を含む第一のロータホイールに対して焼戻しを行なう温度を、前記ロータシャフトのＡ３変態点温度以下であり、かつ、前記第一のロータホイールを含まない第二のロータホイールに対して行なう焼戻し温度よりも低温とし、第一のロータホイールの焼戻し温度にあっては５５０〜５９０℃とし、第二のロータホイールの焼戻し温度にあっては５９０〜６６０℃としたことを特徴とする。なお、ここで、第一のロータホイールは、Ｌ−０ホイールを意味しており、第二のロータホイールは、Ｌ−０ホイールを除く他のＬ−１，Ｌ−２のホイール群を意味する。
【００５７】
低圧タービンのロータシャフトを製造する場合において、第一のロータホイールの焼戻し温度にあっては５５０〜５９０℃とし、第二のロータホイールの焼戻し温度にあっては５９０〜６６０℃とすることが望ましい理由は、第二のロータホイールの焼戻し温度が５９０℃未満になると、ロータシャフトの応力腐食割れ感受性が急激に上昇し、応力腐食割れが発生する危険性が増大するためである。
【００５８】
また、本発明のロータシャフトの製造方法は、低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトを製造するにあたり、このロータシャフトに焼入れを行った後、前記ロータシャフトの最終段部を含む第一のロータホイールに対して焼戻しを行なう温度を、前記ロータシャフトのＡ３変態点温度以下であり、かつ、前記第一のロータホイールを含まない第二のロータホイールに対して行なう焼戻し温度よりも低温とし、ロータシャフトに焼入れする際の温度は、８００〜９００℃とすることを特徴とする。ロータシャフトに焼入れする際の温度を８００〜９００℃とする理由は、焼入れ温度が８００℃未満になると焼入れ時のオーステナイト化が不完全となり要求される強度を得られず、また、焼入れ温度が９００℃を超えると、加熱中に結晶粒が粗大化して靭性が低下するためである。さらに、上記ロータシャフトの製造方法において、第一のロータホイールと第二のロータホイールとの間に、または、第一のロータ部と第二のロータ部との間に、熱遮蔽を行なうための遮熱板を挿入可能な溝部を形成する工程を含むことを特徴とする。
【００５９】
一方、高中低圧一体型タービンロータ（中低圧一体型タービンロータ）は、高中圧部・中圧部または低温部により使用環境が相違するため、ロータシャフトに要求される特性も異なる。高中圧部・中圧部は、比較的高温で使用され動翼の遠心力を受けるため、ロータシャフト材料には高い高温クリープ破断強度が要求され、低圧部には室温近傍での優れた引張強度、耐力および靭性が要求される。従って、高中低圧一体型（中低圧一体型）のタービンロータに適用されるロータシャフトを製造する場合には、以下のような製造方法を用いる。
【００６０】
すなわち、低圧部を有する蒸気タービンに適用されるタービンロータを構成するロータシャフトを製造するにあたり、第一のロータホイールと第二のロータホイールとの間に、または、第一のロータ部と第二のロータ部との間に、熱遮蔽を行なうための遮熱板を挿入可能な溝部を形成する工程を含み、この溝部に遮熱板を挿入して、このロータシャフトにおいて前記低圧部に用いられる第一のロータ部に対して焼入れを行なう温度を、第一のロータ部を含まない第二のロータ部に対して行なう焼入れの温度よりも低温としたことを特徴とする。なお、ここで第一のロータ部は、低圧ロータに用いられる部位を示し、第二のロータ部は、高圧ロータまたは中高圧ロータに用いられる部位を示す。
【００６２】
さらに、上記ロータシャフトの製造方法において、第一のロータホイールと第二のロータホイールとの間に、または、第一のロータ部と第二のロータ部との間に、熱遮蔽を行なうための遮熱板を挿入可能な溝部を形成する工程を含むことを特徴とする。
【００６３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明に係るタービンロータ、ロータシャフトおよびその製造方法について、図１〜図５，表１〜表１３を用いて説明する。
【００６４】
第１実施形態（図１、表１〜表９）
本実施形態では、低圧タービンロータを例に挙げて説明する。
【００６５】
以下に、低圧タービンロータの製造方法の手順を示す。
【００６６】
Ｆｅを主成分としたＮｉＣｒＭｏＶ鋼を用い、円筒形状のロータシャフトを形成した。図１（ａ）は、ロータシャフトの断面を示す図である。
【００６７】
ロータシャフト１０に最終段翼を接続する部位の両側の位置、具体的には、図１（ａ）に示すＬ−０ホイール１１とこの手前のＬ−１ホイール１２との間に溝を形成し、ロータシャフト１０を８００〜９００℃で焼入れした。その後、図１（ｂ）に示すように溝１３に遮熱板１４を挿入し、Ｌ−０ホイール１１を５５０〜５９０℃の温度、最終段部となるＬ−０ホイール１１以外の部位を５９０〜６６９℃の温度として焼き入れした。なお、図１の（ａ）および（ｂ）に示す実線は、ロータシャフトの熱処理時の形状１５を示し、破線部はロータシャフトの最終形状１６を示す。
【００６８】
一方、１１〜１８％のＣｒを含むマルテンサイトステンレス鋼から成る翼を複数個形成し、最終段翼は４０インチ以上の長翼とした。
【００６９】
ロータシャフト１０の各ホイールに複数の翼を接続して一体化して、図１（ｃ）に示す低圧タービンロータを形成した。図１（ｃ）に示すように、低圧タービンロータ１７は、ロータシャフト１０の外周面に複数の翼１８が環状に接続された構成となっており、Ｌ−０ホイール１１には翼長が４０インチ以上の最終段翼１９が接続される。
【００７０】
次に、後述する実施例１から実施例３まで、熱処理温度条件を変化させた各供試材を作製して、各種特性を評価した。なお、実施例１〜実施例３は、表１に示す化学組成を有するＮｏ．１，Ｎｏ．２の供試材を用いた。
【００７１】
【表１】
0004460797.tif 000002
【００７２】
表１に示す試料Ｎｏ．１，Ｎｏ．２は、１．０〜３．０％のＣｒ、１．５〜５．５％のＮｉを含有したＦｅを主成分とするＮｉＣｒＭｏＶ鋼である。
【００７３】
試料Ｎｏ．１，Ｎｏ．２を２００ｋｇ準備し、真空高周波誘導電気炉にて溶解し、鋳造した。鋳造後、プレス鍛造を行い、直径１００ｍｍの丸棒に鍛伸して供試材Ｎｏ．１，Ｎｏ．２を作製した。その後、各供試材に対し、以下に示す実施例１から実施例３までの各種試験を実施した。
【００７４】
実施例１（表２）
本実施例では、焼戻し温度を変えて応力腐食割れ感受性を調査した。
【００７５】
供試材Ｎｏ．１，Ｎｏ．２を８３０℃で焼入れした後、各供試材を５５０〜６３０℃の温度範囲で各々温度を変えて焼戻しした。焼戻し温度を５９０℃以上とした供試材を実施例とし、焼き戻し温度を５５０℃または５７０℃とした供試材を比較例とした。
【００７６】
このようにして焼戻し後に得られた各供試材について、応力腐食割れ試験を実施した。なお、応力腐食割れ試験は、図２に示すＣＢＢ（ｃｒｅｖｉｃｅ  ｂｅｎｔ  ｂｅａｍ）試験装置を用いてＣＢＢ試験により評価したものである。ＣＢＢ試験は、まず、供試材Ｎｏ．１，Ｎｏ．２から平板試験片２０を切り出し、平板試験片２０を図２に示すように上下方向から治具２１により把持した。治具２１の両端部はボルト２２締結され、平板試験片２０に応力が負荷される。なお、応力は５０ｋｇｆ／ｍｍ２，６０ｋｇｆ／ｍｍ２の２水準とした。１３５℃の脱気蒸気環境中に設置し、所定時間経過後に平板試験片２０を環境中から取り出して応力腐食割れの有無を観察した。なお、１３５℃の脱気蒸気環境中に設置した所定時間は、１０００時間，２０００時間，４０００時間，８０００時間，１２０００時間，１６０００時間，２０００時間，２８０００時間，３６０００時間，５００００時間後とした。その結果を表２に示す。
【００７７】
【表２】
0004460797.tif 000003
【００７８】
表２に示すように、５９０℃以上で焼戻しした実施例は、５００００時間経過後であっても応力腐食割れの発生が確認されなかった。一方、５７０℃および５５０℃で焼戻しした比較例は、いずれも５００００時間以内で応力腐食割れの発生が確認された。従って、低圧部に適用するロータシャフト１０を５９０℃以上の温度で焼戻すことにより、応力腐食割れ感受性の低減を図ることができる。
【００７９】
本実施例では、ロータシャフト１０のＬ−１ホイール部１２、Ｌ−２ホイール部を５９０℃以上で焼戻し、強度を低減することにより応力腐食割れ発生を防止できる。また、Ｌ−０ホイール部１１は、低圧最終段翼の応力状態に応じて自由に焼戻し温度を選択できる。
【００８０】
実施例２（表３）
本実施例では、ロータシャフト１０のＬ−０ホイール１１とＬ−１ホイール１２との間に溝１３を形成し、焼き入れ処理前あるいは処理後に溝形成をした場合の影響について調査した。なお、Ｌ−０ホイール１１近傍のロータ中心部の靭性を測定して、溝形成の時期を調査したものである。
【００８１】
まず、ロータシャフト１０のＬ−０ホイール１１部の直径を１８００ｍｍとし、ロータシャフト１０を円筒形で焼入れした場合と、予めＬ−０ホイール１１とＬ−１ホイール１２との間に溝１３を形成して焼入れした場合のＬ−０ホイール１１中心部の冷却速度曲線を解析により算出した。これら２種類の冷却速度曲線を適用し、供試材Ｎｏ．１，Ｎｏ．２を８４０℃で焼き入れした。その後、各供試材に対し５８５℃で焼戻し、引張試験および衝撃試験を実施した。
【００８２】
引張試験は、供試材の引張強さ、耐力、伸び、絞りなどを求めることを目的とする材料試験である。引張強さおよび耐力は供試材の引張強度を表し、伸びおよび絞りは供試材の延性を表す。いずれの場合も、値が大きいと特性が優れていることを示している。
【００８３】
また、衝撃試験としては、シャルピー衝撃試験を用いた。シャルピー衝撃試験は、供試材の衝撃値、ＦＡＴＴ（衝撃試験片の破面率から求めた延性−脆性遷移温度）を求める材料試験である。一般に、「衝撃値」は室温（２０℃）における特性を示す。衝撃値（衝撃的な力が加わったときの壊れ難さの特性を示す靭性）は、引張性質と同様に、値が大きければ特性が優れている。また、本実施形態で用いた供試材は温度により衝撃値が変化し、同一の供試材でも高温領域では衝撃値は大きく破面は延性破面を呈している。逆に低温領域では衝撃値は小さく、破面は脆性破面を呈している。また、これらの中間温度域では延性破面と脆性破面とが混在している。両方の破面の面積率を計算し、ちょうど５０％−５０％になる温度を求め、この温度をＦＡＴＴとした。ＦＡＴＴの値が小さいと靭性が高いことを示す。得られた結果を表３に示す。
【００８４】
【表３】
0004460797.tif 000004
【００８５】
表３に示すように、ロータシャフト１０を円筒形で焼入れした場合と、あらかじめＬ−０ホイール１１とＬ−１ホイール１２との間に溝１３を形成して焼入れした場合とを比較した。その結果、引張強さ、０．０２％耐力、伸び、絞りはほとんど差がないが、予めロータシャフト１０に溝１３を形成し、その後焼入れ処理を施すことにより、ＦＡＴＴが低下することを確認できた。
【００８６】
従って、本実施例によれば、Ｌ−０ホイール１１中心部における靭性向上を図ることができる。このため、従来にない長尺の最終段翼を装着すると、Ｌ−０ホイール１１中心部に高い遠心応力が作用した場合であっても、脆性破壊の危険性を低減できる。
【００８７】
実施例３（表４）
本実施例では、焼入れ時の温度条件の影響を調査した。
【００８８】
供試材Ｎｏ．１，Ｎｏ．２について、７８０〜９２０℃の温度で焼入れを行った。なお、焼入れ時の冷却速度は、実施例２で示した冷却速度曲線を用い、具体的には、あらかじめＬ−０ホイール１１とＬ−１ホイール１２との間に溝１３を形成して焼入れした場合のＬ−０ホイール１１中心部の冷却速度曲線を用いた。
【００８９】
次に、各供試材を６３０℃で焼戻し、その後、各試供材を引張試験、衝撃試験した。なお、引張試験および衝撃試験の条件は、実施例２と同様とした。これらの試験結果を表４に示す。
【００９０】
【表４】
0004460797.tif 000005
【００９１】
表４に示すように、供試材Ｎｏ．１，Ｎｏ．２の引張試験の結果、８００℃以上よりも７８０℃で焼入れすることにより、引張強さおよび０．０２％耐力を大幅に低減することができた。また、焼入れ温度を９００℃以下よりも９２０℃で焼入れすることにより、若干延性が低下し、大幅に靭性が低下した。
【００９２】
従って、本実施例によれば、Ｃｒを１〜３％、Ｎｉを１．５〜５．５％含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼を用いたロータシャフト材に対し、８００〜９００℃の温度範囲で焼入れすることにより、室温近傍での強度・靭性向上を図れることを確認できた。
【００９３】
さらに、実施例４および実施例５を用いて、ロータシャフト１０の材料組成、翼の材料組成について調査した。
【００９４】
実施例４（表５、表６）
本実施例では、ロータシャフト１０を構成する材料組成について調査した。
【００９５】
表５に示す素材Ｎｏ．１およびＮｏ．１５のロータシャフト材料を２００ｋｇ準備し、真空高周波誘導電気炉にて溶解・鋳造した後、プレス鍛造を行い、直径１００ｍｍの丸棒に鍛伸し、Ｎｏ．１からＮｏ．１５までの供試材を作製した。
【００９６】
Ｎｏ．１からＮｏ．６までの供試材は、質量％で、Ｎｉ：１．５〜５．５％、Ｃｒ：１．０〜３．０％、Ｍｏ：０．２〜０．７％、Ｖ：０．０５〜０．２％、Ｃ：０．２〜０．３５％を含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼であり、本発明の範囲内とした。また、Ｎｏ．７からＮｏ．１５までの供試材は、本発明の組成範囲外とした。
【００９７】
【表５】
0004460797.tif 000006
【００９８】
これらの供試材を８４０℃で焼入れした。なお、焼入れ時の冷却速度は、実施例２で示した冷却速度曲線を用いた。具体的には、Ｌ−０ホイール１１とＬ−１ホイール１２との間に溝１３を形成し、焼入れした場合のＬ−０ホイール１１中心部の冷却速度曲線を用いた。
【００９９】
次に、各供試材を６３０℃で焼戻しした。その後、各供試材について引張試験、衝撃試験を実施した。なお、引張試験および衝撃試験の条件は、実施例２と同様である。これらの試験結果を表６に示す。
【０１００】
【表６】
0004460797.tif 000007
【０１０１】
表６に示すように、実施例の供試材Ｎｏ．１からＮｏ．６に比べ、比較例のＮｏ．７，Ｎｏ．８，Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１２，Ｎｏ．１４は引張強さおよび０．０２％耐力が大幅に低かった。また、実施例の供試材Ｎｏ．１からＮｏ．６に比べ、比較例のＮｏ．８〜Ｎｏ．１１，Ｎｏ．１３，Ｎｏ．１５はＦＡＴＴが大幅に高かった。すなわち、比較例は実施例に比べ、引張強度および靭性のいずれか一方、あるいは両方が大幅に劣っていることが判った。
【０１０２】
従って、本実施例によれば、ロータシャフト材を質量％で、Ｎｉ：１．５〜５．５％、Ｃｒ：１．０〜３．０％、Ｍｏ：０．２〜０．７％、Ｖ：０．０５〜０．２％、Ｃ：０．２〜０．３５％を含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼で構成することにより、室温近傍における引張強度・靭性向上を図れることが確認できた。
【０１０３】
実施例５（表７〜表９）
本実施例では、翼の材料組成を調査した。
【０１０４】
表７に示す素材Ｎｏ．１６およびＮｏ．５５の翼材料を２００ｋｇ準備し、真空高周波誘導電気炉を用いて溶解・鋳造した。鋳造後、プレス鍛造を行い、直径８０ｍｍの丸棒に鍛伸し、Ｎｏ．１６からＮｏ．５５までの供試材を作製した。
【０１０５】
Ｎｏ．１６からＮｏ．２１までの供試材は、本発明の範囲内のマルテンサイト系ステンレス鋼とした。また、Ｎｏ．２２、Ｎｏ．２３はそれぞれ翼材料として広く使用されているＡＩＳＩ  ４２２相当材とＡＩＳＩ  ４０３相当材であり、Ｎｏ．２４からＮｏ．５５までの供試材は、本発明の組成範囲外とした。
【０１０６】
【表７】
0004460797.tif 000008
【０１０７】
これらの供試材について、表８に示す条件により熱処理を行った。
【０１０８】
【表８】
0004460797.tif 000009
【０１０９】
その後、各供試材を引張試験および衝撃試験により試験した。なお、引張試験および衝撃試験の各条件は、実施例２と同様とした。各試験結果を表９に示す。
【０１１０】
【表９】
0004460797.tif 000010
【０１１１】
表９に示すように、実施例の供試材Ｎｏ．１６からＮｏ．２１に比べ、比較例のＮｏ．２２〜Ｎｏ．２４，Ｎｏ．２６〜Ｎｏ．３０，Ｎｏ．３２，Ｎｏ．３４，Ｎｏ．３７〜Ｎｏ．４１，Ｎｏ．４３，Ｎｏ．４８〜Ｎｏ．５２は、引張強さおよび０．０２％耐力のいずれか一方、あるいは両方が大幅に低かった。また、実施例の供試材Ｎｏ．１からＮｏ．６に比べ、比較例のＮｏ．２２，Ｎｏ．２５，Ｎｏ．３１，Ｎｏ．３３，Ｎｏ．３５，Ｎｏ．３６，Ｎｏ．４２，Ｎｏ．４４，Ｎｏ．４５〜Ｎｏ．４７，Ｎｏ．５３〜Ｎｏ．５５は、衝撃値が大幅に低かった。これにより、比較例は実施例に比べ、引張強度および靭性のいずれか一方、あるいは両方が大幅に劣っていることが判った。
【０１１２】
従って、本実施例によれば、翼材を本発明のマルテンサイト系ステンレス鋼から構成することにより、室温近傍での引張強度・靭性向上を図れることを確認できた。
【０１１３】
本実施形態によれば、ロータシャフト１０の熱処理前に、予めＬ−０ホイール１１とＬ−１ホイール１２との間に溝１３を形成し、この溝１３に遮熱板１４を挿入し、Ｌ−０ホイール１１を低温度で焼戻したため、Ｌ−０ホイール１１に高強度を付与でき、また、Ｌ−１ホイール・Ｌ−２ホイールの強度を低下または強度を適性化させて、応力腐食割れ発生を防止できる。
【０１１４】
また、溝１３形成後に焼入れし、Ｌ−０ホイール１１近傍のロータシャフト中心部の焼入れ冷却速度を上げて冷却したため、ロータシャフト１０中心部の靭性向上を図ることができる。従って、長尺化した最終段翼を適用した場合であっても、高い遠心応力が働くロータシャフト中心部において、脆性破壊の危険性を低下させ、その結果、タービンロータの高信頼性を確保できる。
【０１１５】
第２実施形態（図３〜図４、表１０〜表１３）
本実施形態では、高中低圧一体型タービンロータおよび中低圧一体型タービンロータを例に挙げて説明する。
【０１１６】
高中低圧一体型タービンロータの製造方法を以下に示す。
【０１１７】
Ｆｅを主成分としたＮｉＣｒＭｏＶ鋼を用いて、円筒形状のロータシャフトを形成した。ロータシャフトの断面図を図３（ａ）に示す。なお、図３（ａ）に示す実線は、ロータシャフトの熱処理時の形状１５を示し、破線部はロータシャフトの最終形状１６を示す。また、第１実施形態に示す図１と同一箇所には、同一の符号を用いた。
【０１１８】
図３（ａ）に示すように、高中圧部の第一のロータ部２３と、低圧部の第二のロータ部２４とが一体化され、高中低圧部を一体型としたロータシャフト２５を形成している。低圧部の第二のロータ部２４におけるＬ−０ホイール１０とＬ−１ホイールとの間に、予め溝１３を形成した。また、第一のロータ部２３と第二のロータ部２４との間にも溝１３を形成し、図３（ｂ）に示すように、遮熱板１４を配置して仕切りを設けて焼入れした。焼入れ温度は、第一のロータ部２３を９３０〜１０００℃とし、第二のロータ部２４を８６０〜９３０℃とした。
【０１１９】
焼入れ後、Ｌ−０ホイール１１と、Ｌ−１ホイール１２との間の溝１３に遮熱板１４を挿入し焼戻しした。なお、焼戻し温度は、最終段部であるＬ−０ホイール１１以外の部位を５９０℃以上とした。
【０１２０】
また、高中低圧一体型タービンロータと同様の製造手順を用いて、中低圧一体型タービンロータを製造した。これを図４（ａ）〜図４（ｃ）に示す。
【０１２１】
図４（ａ）は、中低圧一体型タービンロータのロータシャフトの断面を示す図である。図４（ａ）に示すように、中圧部の第一のロータ部２６と低圧部の第二のロータ部２７とが一体化され、中低圧部を一体型としたロータシャフト２８を形成している。
【０１２２】
低圧部におけるロータシャフト２７のＬ−０ホイール１１と、Ｌ−１ホイール１２との間に、予め溝１３を形成した。次に、第一のロータ部２６と第二のロータ部２７との間に溝１３を形成し、図４（ｂ）に示すように、溝１３に遮熱板１４を配置して仕切りを設けて焼入れを行った。焼入れ温度は、低圧部の第二のロータ部２７を８６０〜９３０℃とし、中圧部の第一のロータ部２６を９３０〜１０００℃とした。
【０１２３】
焼入れ後、図４（ｃ）に示すように、Ｌ−０ホイール１０と、Ｌ−１ホイール１１との間の溝１３に遮熱板１４を挿入し、焼戻してロータシャフト２８を得た。なお、焼戻し温度は、第二のロータ部２７の最終段部であるＬ−０ホイール１０以外の部位を５９０℃以上とした。
【０１２４】
次に、以下に示す実施例１から実施例３により、熱処理温度（焼入れ温度、焼戻し温度）の条件を変えて各特性を調査した。なお、実施例１〜実施例３は、表１０に示す素材Ｎｏ．１００またはＮｏ．１０１の２種類の素材を用いた。
【０１２５】
【表１０】
0004460797.tif 000011
【０１２６】
表１０に示すように、供試材Ｎｏ．１００およびＮｏ．１０１は、Ｃｒを２〜３％、Ｎｉを０．５〜２％含みＦｅを主成分とするＮｉＣｒＭｏＶ鋼である。
【０１２７】
Ｎｏ．１００およびＮｏ．１０１の供試材を２００ｋｇ、真空高周波誘導電気炉により溶解・鋳造した後、プレス鍛造を行い、直径１００ｍｍの丸棒に鍛伸して供試材とした。その後、各供試材に対して、以下の実施例１から実施例３までに示す各種試験を実施した。
【０１２８】
実施例１（表１１）
本実施例では、焼戻し温度を変え、応力腐食割れ感受性について調査した。
【０１２９】
Ｎｏ．１００およびＮｏ．１０１の供試材について、９２０℃で焼き入れ処理をした後、各供試材を５５０〜６３０℃の温度範囲で焼戻しした。焼戻し温度を５９０℃以上とした場合を実施例とし、焼戻し温度を５５０℃、５７０℃とした場合を比較例とした。
【０１３０】
上記実施例および比較例の各試料について、応力腐食割れ試験を実施した。なお、応力腐食割れ試験は、第１実施形態に示した試験条件と同様とした。結果を表１１に示す。
【０１３１】
【表１１】
0004460797.tif 000012
【０１３２】
表１１に示すように、５９０℃以上で焼戻しした実施例は、５００００時間で応力腐食割れの発生は確認されなかったが、５７０℃および５５０℃で焼戻しした比較例は、いずれも５００００時間以内で応力腐食割れが発生していることが確認された。
【０１３３】
従って、本発明の範囲内の組成を有するＮｉＣｒＭｏＶ鋼を用い、５９０℃以上の温度で焼戻しすることにより、応力腐食割れ感受性を低減できる。
【０１３４】
従って、厳しい腐食環境に晒されるロータシャフト２８のＬ−１ホイール部およびＬ−２ホイールを５９０℃以上の温度で焼戻すことにより、応力腐食割れ発生を防止できる。なお、Ｌ−０ホイール１０部は、低圧最終段翼の応力状態に応じて自由に焼戻し温度を選択できる。
【０１３５】
実施例２（表１２）
本実施例では、Ｌ−０ホイール１０とＬ−１ホイール１１との間の溝の影響について、Ｌ−０ホイール１０近傍におけるロータ中心部の靭性の測定により調査した。
【０１３６】
まず、ロータＬ−０ホイール１０部の直径を１８００ｍｍとし、ロータを円筒形で焼入れした場合と、予めＬ−０ホイール１０と、Ｌ−１ホイール１１との間に溝を形成して焼入れした場合について、Ｌ−０ホイール１０中心部の冷却速度曲線を解析により算出した。これら２種の冷却速度曲線を適用し、供試材Ｎｏ．１００およびＮｏ．１０１を９２０℃で焼き入れした。その後、各供試材に対し５８５℃で焼戻し、引張試験および衝撃試験を実施した。なお、引張試験およびシャルピー衝撃試験の各試験条件は、第１実施形態と同様とした。その結果を表１２に示す。
【０１３７】
【表１２】
0004460797.tif 000013
【０１３８】
表１２に示すように、ロータシャフトを円筒形で焼入れした場合と、予めＬ−０ホイール１０とＬ−１ホイール１１との間に溝を形成して焼入れした場合とを比較すると、引張強さ、０．０２％耐力、伸び、絞りはほとんど差がないが、予め溝形成して焼入れすることにより、ＦＡＴＴが低下することを確認できた。
【０１３９】
従って、本実施例によれば、溝１３形成後に焼入れることにより、Ｌ−０ホイール１１中心部の靭性向上を図ることができ、かつ、長尺化した最終段動翼を装着することにより、強い応力が作用した場合であっても脆性による破壊の危険性を低減できる。
【０１４０】
実施例３（表１３）
本実施例では、焼入れ時における温度条件の影響について調査した。
【０１４１】
供試材Ｎｏ．１００およびＮｏ．１０１について、８４０〜１０２０℃の温度範囲で焼入れを行った。なお、焼入れ時の冷却速度は、実施例２において示したＬ−０ホイール１１とＬ−１ホイール１２との間に溝１３形成後に焼入れした場合に適用したＬ−０ホイール１１中心部の冷却速度曲線を用いた。
【０１４２】
次に、各供試材を６３０℃で焼戻し、その後、各試供材について引張試験および衝撃試験を実施した。また、各供試材にクリープ破断試験を行い、５５０℃における１０５時間破断強度を求めた。
【０１４３】
クリープ破断試験は、供試材のクリープ破断強度などを求めることを目的とする材料試験である。クリープ破断強度はクリープ破断時間と対応する特性であり、クリープ破断時間が長いとこれに応じてクリープ破断強度も高くなる。また、複数の試験片のクリープ破断試験結果（試験温度、試験応力、破断時間）をラーソン・ミラー・パラメータで整理し、各温度におけるクリープ破断強度（１０５時間破断強度など）を求めることが可能である。試験結果を表１３に示す。
【０１４４】
【表１３】
0004460797.tif 000014
【０１４５】
表１３に示すように、供試材Ｎｏ．１００およびＮｏ．１０１は、８４０℃の温度で焼入れすると、引張強さ、０．０２％耐力およびクリープ破断強度が低かった。一方、１０２０℃の高温で焼入れすると靭性が大幅に低下した。さらに、供試材Ｎｏ．１００およびＮｏ．１０１は、９４０℃以上で焼入れしたため、クリープ破断強度が向上した。また、９２０℃以下で焼入れすると靭性が良好であった。
【０１４６】
従って、本実施例によれば、Ｃｒを２〜３％、Ｎｉを０．５〜２％含むＮｉＣｒＭｏＶ鋼から形成されるロータシャフト材に対し８６０〜１０００℃の範囲で焼入れすることにより、室温近傍の強度、靭性およびクリープ破断強度を得られることが判明した。
【０１４７】
本実施形態によれば、ロータシャフトに長尺の最終段翼を装着した場合であっても、応力腐食割れを防止できるとともに高信頼性を確保することができ、その結果、蒸気タービンの高効率化を図ることが可能である。
【０１４８】
また、本実施形態では、第一のロータ部２３，２６と第二のロータ部２４，２７との間に溝１３を設け、溝１３に遮熱板１４を配置して焼入れしたため、同一材料からロータシャフト２５，２８を形成した場合であっても、第一のロータ部２３，２６に要求される高強度特性を確保できる。
【０１４９】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明のロータシャフトの製造方法によれば、ロータシャフトに高強度を付与できるとともに、低圧最終段部のロータシャフトに４０インチ以上の長翼化した最終段翼を接続した場合であっても、ロータシャフトの応力腐食割れを防止でき、蒸気タービンの高効率化を実現できるとともに、長時間に亘り高信頼性を確保可能なタービンロータを得られ、その結果、化石燃料の節約により地球環境の維持に貢献できるなど、産業上有益な効果を有するものである。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の第１実施形態における、低圧部タービンロータのロータシャフトを示す断面図。
【図２】本発明の第１実施形態における、応力腐食割れ試験を行う試験装置を示す断面図。
【図３】本発明の第２実施形態における、高中低圧一体型タービンロータのロータシャフトを示す断面図。
【図４】本発明の第２実施形態における、中低圧一体型タービンロータのロータシャフトを示す断面図。
【図５】従来における、蒸気タービンの構造を示す斜視図。
【図６】従来における、熱処理時のタービンロータの形状を示す断面図。
【符号の説明】
１０…ロータシャフト，１１…Ｌ−０ホイール，１２…Ｌ−１ホイール，１３…溝，１４…遮熱板，１５…ロータシャフトの熱処理時の形状，１６…ロータシャフトの最終形状，１７…低圧タービンロータ，１８…翼，１９…最終段翼，２０…平板試験片，２１…治具，２２…ボルト，２３…第一のロータ部，２４…第二のロータ部，２５…高中低圧部一体型のロータシャフト，２６…第一のロータ部，２７…第二のロータ部，２８…中低圧部一体型のロータシャフト。
【図１】
0004460797.tif 000015
【図２】
0004460797.tif 000016
【図３】
0004460797.tif 000017
【図４】
0004460797.tif 000018
【図５】
0004460797.tif 000019
【図６】
0004460797.tif 000020