"重量で、C005~030,Si02以下,Mn001~15,Ni0005~03,Cr85~110,Mo005~05,W10~30,V005~030,Nb001~020,Co05~25,Re001~10,N001~01,B0001~0030及びAl00005~0006を含み、残部がFe及び不可避的不純物からなる耐熱鋼を用いたことを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフト。請求項1において、650°C,105時間クリープ破断強度が105kg/mm2以上であることを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフト。請求項1または2に記載のロータシャフトと、該ロータシャフトの中心部に初段が複流構造に植設され、少なくとも片側に5段以上植設された動翼と、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とを具備することを特徴とする高圧蒸気タービン。請求項1または2に記載のロータシャフトと、該ロータシャフトの中心部に初段が複流構造に植設され、左右対称に各6段以上植設された動翼と、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とを具備することを特徴とする中圧蒸気タービン。請求項1または2に記載のロータシャフトと、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とを備え、前記ロータシャフトに植設された6段以上の動翼の中央部より高温高圧の蒸気が流入する高圧側タービン部と、該高圧側タービン部より出た前記蒸気を加熱して前記ロータシャフトに植設された5段以上の動翼の中央部より高温中圧の蒸気が流入する中圧側タービン部とを具備することを特徴とする高中圧蒸気タービン。高圧タービンと低圧タービンと発電機とをタンデムに結合し、更に中圧タービンと低圧タービンと発電機とをタンデムに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タービンは請求項3に記載の高圧蒸気タービン及び前記中圧タービンは請求項4に記載の中圧蒸気タービンの少なくとも一方からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。高圧タービンと中圧タービンと発電機とをタンデムに結合し、更に低圧タービンと発電機とをタンデムに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高圧タービンは請求項3に記載の高圧蒸気タービン及び前記中圧タービンは請求項4に記載の中圧蒸気タービンの少なくとも一方からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。高中圧タービンと低圧タービンと発電機とをタンデムに結合した蒸気タービン発電プラントにおいて、前記高中圧タービンは請求項5に記載の高中圧蒸気タービンからなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。しかしながら、650°Cという究極の蒸気温度を達成するためには、これらの提案された合金では多くのW,Coを含有するため長時間側で脆弱な金属間化合物を形成し、長時間クリープ破断強度を低下させるため、未だ不十分であり、さらに高温強度の高いしかも長時間でも強度の安定したフェライト系耐熱鋼の開発が望まれていた。本発明の目的は、600°C以上及び5万時間以上の特定の温度及び長時間側において高温長時間側強度の優れた蒸気タービン用ロータシャフトとそれを用いた高圧,中圧,高中圧蒸気タービン並びに蒸気タービン発電プラントを提供することにある。本発明の蒸気タービン用ロータシャフトは、重量で、C005~030,Si02以下,Mn001~15,Ni0005~03,Cr85~110,Mo005~05,W10~30,V005~030,Nb001~020,Co05~25,Re001~10,N001~01,B0001~0030及びAl00005~0006を含み、残部がFe及び不可避的不純物からなる耐熱鋼を用いたことを特徴とする。本発明によれば、600°C以上及び5万時間以上の特定の温度及び長時間側において高温長時間側強度の優れた蒸気タービン用ロータシャフトが得られ、それを高圧,中圧,高中圧蒸気タービンを用いることにより、特に超々臨界圧蒸気タービンに適用すれば、蒸気タービンの蒸気温度を650°C以上に高めることが可能になり、蒸気タービン発電プラントの熱効率の向上に顕著な効果が得られる。以下、本発明を詳細に説明する。本発明の蒸気タービン用ロータシャフトは、重量で、C005~030,Si02以下,Mn001~15,Ni0005~03,Cr85~110,Mo005~05,W10~30,V005~030,Nb001~020,Co05~25,Re001~10,N001~01,B0001~0030及びAl00005~0006を含み、残部がFe及び不可避的不純物からなる耐熱鋼を用いている。残部が実質的にFeよりなるマルテンサイト鋼を用いることが好ましい。上記蒸気タービン用ロータシャフトは、650°C,10万時間クリープ破断強度が105kg/mm2以上であることが好ましい。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とを有し;前記動翼が少なくとも片側に5段以上で中心部に初段が複流構造に植設された高圧蒸気タービン,前記動翼が左右対称に各6段以上有し前記ロータシャフトの中心部に初段が植設された複流構造である中圧蒸気タービン、又は前記ロータシャフトの中央部より高温高圧の蒸気が流入する高圧側タービンより出た前記蒸気を加熱して前記ロータシャフトの中央部より中圧側タービンに流入し前記高圧側タービン動翼が6段以上及び前記中圧側タービン動翼が5段以上有する高中圧蒸気タービンのいずれかにおいて、前記ロータシャフトは前述の組成からなるロータシャフト、又は重量で、C005~020、好ましくは009~015,Si02以下、好ましくは015以下,Mn001~15、好ましくは01~07、より好ましくは035~065,Ni0005~03、好ましくは001~025、より好ましくは001~020,Cr85~110、好ましくは90~105、より好ましくは92~103,Mo005~05、好ましくは005~04,W10~30、好ましくは10~25,V005~030、好ましくは015~030,Nb001~020、好ましくは004~013,Co05~25、好ましくは10~20,Re001~10、好ましくは001~08、より好ましくは002~005,N001~01、好ましくは001~004,B0001~0030、好ましくは0005~0025、及びAl00005~0006を含む特定のマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする。Cは焼入性を確保し、また焼もどし過程でM23C6型炭化物を析出させて高温強度を高めるために不可欠の元素であり、最低005を必要とするが、030を越えるとM23C6型炭化物を過度に析出させ、マトリックス度を低めてかえって長時間側の高温強度を損なうので、005~030に限定する。望ましくは、009~015である。Mnは、δフェライトの生成を抑制し、M23C6型炭化物の析出を促進する元素として最低001は必要であるが、15を越えると耐酸化性を劣化させるので、001~15に限定する。望ましくは、01~07である。さらに望ましくは、035~065である。Niはδフェライトの生成を抑制し、靭性を付与する元素であり、最低0005必要であるが、03を越えると600°C以上、5万時間以上の長時間クリープ破断強度を低下させるので、03以下、望ましくは、001~025、より001~020とするものである。特に、Coと共に低くした方が10万時間以上の長時間クリープ破断強度を改善する。Crは耐酸化性を付与し、M23C6型炭化物を析出させて高温強度を高めるために不可欠の元素であり、最低85必要であるが、11を越えるとオーステナイト化温度域でフェライト相の安定度が高くなり、δフェライトを生成して高温強度および靭性を低下させるので85~110に限定する。望ましくは、90~105、より望ましくは92~103である。MoはM23C6型炭化物の微細析出を促進し、凝集を妨げる作用があり、このため高温強度を長時間保持するのに有効で、最低005必要であるが、05以上になるとWとの複合添加によりδフェライトを生成し易くするので005~05に限定する。好ましくは、005~04で、より好ましくは01~03である。WはMo以上にM23C6型炭化物の凝集粗大化を抑制する作用が強く、またマトリックスを固溶強化するので高温強度の向上に有効であり、最低10必要であるが、30を越えるとδフェライトやラーベス相を生成しやすくなり、逆に高温強度を低下させる。好ましくは、10~25である。Vは、Vの炭窒化物を析出して高温強度を高めるのに有効であり、最低005を必要とするが、03を越えると炭素を過度に固定し、M23C6型炭化物の析出量を減じて逆に高温強度を低下させるので005~03に限定する。好ましくは、015~030である。Nb及びTaの少なくとも一つは、NbC,TaCを生成して結晶粒の微細化に役立ち、また一部は焼入れの際、固溶して焼もどし過程でNbC,TaCを析出し、高温強度を高める作用があり、最低001必要であるが、020を越えるとVと同様炭素を過度に固定してM23C6型炭化物の析出量を減少し、高温強度の低下を招くので001~020に限定する。好ましくは、004~013である。Coは固溶強化による高温強度の向上のため、最低05必要である。25を超えるとラーベス相の生成を促進して高温強度を低下させるため、Niと共に低くすることによりクリープ破断強度を改善する。いずれもオーステナイト安定化元素であり、05~25に限定する。好ましくは10~20である。Re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。Reは固溶強化による高温強度の向上のため最低001必要であるが、Reは希少金属で非常に高価な元素であるため、本発明においては10を上限とし、001~10に限定する。好ましくは001~008、より好ましくは002~005とした。AlはFe中の溶質原子の固溶量に影響し、Al0006を超えると溶質元素の固溶量を下げる効果があり、固溶強化能の大きな元素Mo,W、特にReにおいて顕著となる。そこで、Al上限を0006に制限することにより、Alとの相互作用を抑制してReを10まで含むことが可能となった。NはVの窒化物を析出したり、また固溶した状態でMoやWと共同でIS効果侵入型固溶元素と置換型固溶元素の相互作用により高温強度を高める作用があり、最低001は必要であるが、01を越えると延性を低下させるので、001~01に限定する。望ましくは、001~004である。Siはラーベス相の生成を促し、また粒界偏析等により延性を低下させるので、02以下に制限する。好ましくは、015以下である。しかし、Siは脱酸剤として003以上の極めて微量加えることによって後述のAl脱酸との関係から良好な高温特性が得られるものである。Bは粒界強化作用とM23C6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、最低0001添加すると有効であるが、0030を越えると溶接性や鍛造性を害するので、0001~0030に限定する。望ましくは、0005~0025である。Alは脱酸剤及び結晶粒微細化剤として00005以上添加される。しかし、Alは強窒化物形成元素であり、クリープに有効に働く窒素を固着することにより、特に0006を越えると625°C~700°Cといった高温域での5万時間以上の長時間クリープ強度を低下させる作用を有する。また、AlはMo,W,Reの固溶強化能の大きい元素の固溶量を下げ、脆弱な金属間化合物であるラーベス相の析出を促進し、結晶粒界への析出を招き長時間側のクリープ破断強度を低下させる。特に、極度の結晶粒微細化では粒界にラーベス相が連続に析出する。従って、その上限を0006とするものである。より好ましくは0001~0004である。次式によって求められるクロム当量は4~105が好ましく、特に65~95が好ましい。クロム当量=-40C-30N-2Mn-4NiCr6Si4Mo15W11V5Nb25Ta-2Co-2Co本発明のロータシャフトはインゴットを真空溶解,真空C脱酸,ESR溶解によって鋳造し、鍛造を行った後、900~1150°Cで加熱し、中心孔で50~600°C/h冷却による焼入れし、次いで500~620°Cで一次焼戻し及びそれより高い温度の600~750°Cでの2次焼戻しが施される。本発明は、高圧タービン,中圧タービン及び1台又は2台の低圧タービンをタンデム又はクロスに結合した蒸気タービン発電プラント、又は高圧タービンと低圧タービンと発電機及び中圧タービンと低圧タービンと発電機とをいずれもタンデムに結合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は前述に記載の高圧タービン及び中圧タービン少なくとも一方からなり、又、そのロータシャフトが前述のいずれかに記載の蒸気タービン用ロータシャフトからなることを特徴とする。本発明に係る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°C,593~605°C,610~620°C,620~630°C,630~640°Cの範囲が好ましく、又圧力が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に対応した温度での105時間クリープ破断強度が105kgf/mm2以上好ましくは17kgf/mm2以上である前述のCr85~11好ましくは90~105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が好ましい。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°Cの範囲が好ましい。更に、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。1本発明に係る高圧蒸気タービンは、前記動翼が7段以上、好ましくは9段以上、好ましくは9~12段有し、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5100~6500mmが好ましい。翼部長さは初段から最終段まで25~180mmが好ましい。2本発明に係る中圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各6段以上、好ましくは6~9段を有し、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が好ましい。翼部長さは60~300mmが好ましい。3本発明に係る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が好ましい。翼部長さは高圧側が25~200mm、中圧部が100~350mmが好ましい。4本発明に係る高圧,中圧及び高中圧タービンのロータシャフトは、前述の組成を有する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、前述したCr当量を4~8に成分調整することが好ましい。5本発明に係る高圧,中圧又は高中圧一体型蒸気タービンロータシャフトはそのジャーナル部に軸受特性の高い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層のいずれかの層数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、それ以降を同じ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、それ以降の溶接層のCr量を05~3重量好ましくは1~25重量とするものである。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が、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。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18mm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ベイナイト組織を有し、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、C001~01,Si03~1,Mn03~15,Cr05~3,Mo01~15を含み残部Feからなるものが好ましい。6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マルテンサイト系耐熱鋼が好ましい。250kgf/cm2以上の超々臨界圧タービン高圧,中圧又は高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は、その使用温度に対して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以上が好ましい。7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材として、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105kgf/mm2以上であるCr8~95重量を含有するマルテンサイト鋳鋼からなる。具体的な組成は、重量で、C006~016好ましくは009~014,N001~01好ましくは002~006,Mn1以下好ましくは04~07,Si無添加又は05以下好ましくは01~04,V005~035好ましくは015~025,Nb015以下好ましくは002~01,Ni02~1好ましくは04~08,Cr8~12好ましくは8~10、より好ましくは85~95,W1~35,Mo15以下好ましくは04~08及び残部Feからなるマルテンサイト鋳鋼が好ましい。W量は、620°Cでは10~15、630°Cでは16~20、640°Cでは21~25、650°Cに対しては26~30、660°Cでは31~35が好ましい。Ta,Ti及びZrの添加は、靭性を高める効果があり、Ta015以下,Ti01以下及びZr01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01以上添加した場合には、Nbの添加を省略することができる。8本発明に係る低圧蒸気タービンは、回転数が3000rpm又は3600rpmであり、前記動翼は左右対称に各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6600~7500mmが好ましい。翼部長さは初段が90mm以上が好ましく、最終段が前述の長さとするものであるを有するものである。前記ロータシャフトは、該ロータシャフト内中心部の室温の002耐力が80kg/mm2以上,02耐力が875kg/mm2以上又は引張強さが92kg/mm2以上及びFATTが-5°C以下又は20°CVノッチ衝撃値が10kgm/cm2以上であるベイナイト鋼よりなることが好ましい。低圧蒸気タービンの最終段翼は、Ti基合金又は17-4PH,12Cr系マルテンサイト鋼が用いられ、高速回転による高い遠心力と振動応力に耐えるため引張強さが高いことと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。Ti基合金は、Al3~8及びV3~6を含み、時効処理が施されるものである。又、後者の12系マルテンサイト鋼は、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とする前述した式で計算されるCr当量が10以下、好ましくは4~10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、調質熱処理として、溶解鍛造後に、1000°C~1100°C好ましくは1000~1055°Cで好ましくは05~3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、540~620°Cで焼戻し、特に540°C~570°C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°C~590°C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10~30°C高くするのが好ましく、より15~20°C高くするのが好ましい。また、残留オーステナイトをより完全に分解するためにドライアイス又は液体窒素温度まで冷却する深冷処理を施すことが好ましい。特に、12系マルテンサイト鋼として、C014~040、好ましくは019~040,Si05以下,Mn15以下,Ni2~35,Cr8~13,Mo15~4,Nb及びTaの1種以上を合計で002~03,V005~035及びN004~015を含むものが好ましい。より、C020~040及びMo15~35又はC014~019及びMo20~35を含む組み合わせが好ましい。低圧タービンの最終段翼部長さは、3600rpmに対しては882mm358′′,9525mm375′′,1016mm40′′,1067mm42′′及び3000rpmに対しては1092mm43′′,11684mm46′′,12192mm48′′,1270mm50′′のものが適用される。最終段動翼の先端リーディングエッヂ部には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。Co基合金は重量でCr25~30,W15~70,C05~15を有する板材を電子ビーム又はTIG溶接によって接合するのが好ましい。低圧蒸気タービンの最終段翼は翼部の幅方向の傾きが植込み部近傍が回転軸の軸方向に対してほぼ平行であり、翼部先端が前記軸方向に対して好ましくは65~85度傾いており、より70~80度が好ましい。その翼部長さが3000rpmに対し43インチ以上又は3600rpmに対し375インチ以上であり、植込み部が43インチ以上に対し9本以上及び375インチ以上に対し7本以上であるフォーク型又は4段以上の突起を有する逆クリスマスツリー型であることが好ましい。前記翼部先端の幅に対する植込み部幅が21~25倍であることが好ましい。その翼部先端部のリーデング側にエロージョン防止シールド部が設けられ、植込み部がフォーク型で、ロータシャフトへの固定用ピン挿入孔が複数段に設けられ、該挿入孔の直径は前記翼部側がその反対側より大きいことが好ましい。9低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、C02~03,Si015以下,Mn025以下,Ni325~45,Cr16~25,Mo025~06,V005~025を有し、Fe925以上の全焼戻しベイ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005以下,Mn01以下の他P,S,As,Sb,Sn等の不純物を極力低めた原料を用い、総量0025以下、好ましくは0015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0010以下,Sn,As0005以下,Sb0001以下が好ましい。本ロータシャフトは、その中心部の室温の002耐力が80kg/mm2以上,02耐力が875kg/mm2以上又は引張強さが92kg/mm2以上及びFATTが-5°C以下又は20°CVノッチ衝撃値が10kgm/cm2以上であるベイナイト鋼が好ましい。本発明に係るロータシャフトには中心孔を有するものに対しては最終段動翼としてフォーク型のもの、中心孔を設けないものに対しては逆クリスマスツリー型のものを設けるのが好ましい。10低圧タービン用ブレードの最終段以外及びノズルは、C005~02,Si01~05,Mn02~10,Cr10~13,Mo004~02を有する全焼戻しマルテンサイト鋼が好ましい。11低圧タービン用内部及び外部ケーシングともにC02~03,Si03~07,Mn1以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。12主蒸気止め弁ケーシング及び蒸気加減弁ケーシングはC01~02,Si01~04,Mn02~10,Cr85~105,Mo03~10,W10~30,V01~03,Nb003~01,N003~008,B00005~0003を含む全焼戻しマルテンサイト鍛鋼が好ましい。13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C010~020,Si005~06,Mn01~10,Ni01~05,Cr1~25,Mo05~15,V01~035を含み、好ましくはAl0025以下,B00005~0004及びTi005~02の少なくとも一方を含み、全焼戻しベイ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、C010~018,Si020~060,Mn020~050,Ni01~05,Cr10~15,Mo09~12,V02~03,Al0001~0005,Ti0045~010及びB00005~00020を含む鋳鋼が好ましい。より好ましくはTi/Al比が05~10である。14蒸気温度610~650°C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、C003~020好ましくは003~015,Cr12~20,Mo9~20好ましくは12~20,Co12以下好ましくは5~12,Al05~15,Ti1~3,Fe5以下,Si03以下,Mn02以下,B0003~0015の他,Mg01以下,希土類元素05以下,Zr05以下の1種以上を含むNi基合金を用いることができる。各元素の含有量の以下については0も含む。Ni基合金は、溶解鍛造後、溶体化処理され、時効処理される。以下、実施例を説明する。[実施例1]高周波溶解炉を用いて50kg鋼塊を溶解し、熱間鍛造した。鍛造割れを防ぐために、1150°C以下の温度で行った。また、この鍛鋼を焼鈍熱処理後、1050°Cに加熱し、ロータシャフトを模擬した焼入れ処理を行った実際のロータシャフトにおいては水噴霧冷却が行われる後、680~740°Cで焼戻しを行い、クリープ破断試験片を作製した。表1に鋼塊の化学成分重量を示す。No1,2および3は発明材、No4および5は比較材である。表2は供試材の650°Cのクリープ破断強度を示すものである。表に示すように、0006を越えるAlの含有は本発明の特定の組成においては特に著しくクリープ破断強度を低めるので、それ以下にすべきである。更に、No4の比較材に対してReを001~10添加したNo1,2及び3は10万時間の長時間側程クリープ破断強度が105kg/mm2以上103N/mm2以上に向上していることが分かる。本実施例におけるロータシャフトは初段動翼への蒸気温度入口温度が600°C以上の高圧タービン,中圧タービン又は高圧部と中圧部を一体にした高中圧一体型蒸気タービンに用いることができる。これらの蒸気タービンは互いに反対向きの外側に向かって流れる複流構造のブレード植込み構造を有するロータシャフトとなる。更に、いずれのロータシャフトのジャーナル部にもベイナイト組織を有するCr-Mo低合金鋼の肉盛又はそのスリーブが設けられる。特に、本実施例においては、高圧タービン600°C,中圧タービン620°C、又は高圧タービン及び中圧タービン620°Cの蒸気温度を用いる単機出力で1000MW以上の超々臨界圧発電プラントに好適である。更に、これらの蒸気温度として630~650°Cへの適用が可能である。実施例2表3は本発明に係る蒸気温度625°C,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、タービン構成AはHP-IP及びLP2台で3000r/min、タービン構成BはHP-LP及びIP-LPで各々同じく3000r/minの回転数を有し、HP,IPの高温に晒されるロータシャフトには実施例1で得られた結果を基に表4に示す本発明の高強度12Cr鋼が用いられる。高圧部HPの蒸気温度は625°C,250kgf/cm2の圧力であり、中圧部IPの蒸気温度は625°C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°Cで入り、100°C以下,722mmHgの真空で復水器に送られる。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315mであり、コンパクトになっている。図1は表3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をタンデム二結合した構造の断面構成図である。高圧蒸気タービン図中、左側の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23が設けられる。高温高圧の蒸気は、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,初段翼部長さが約35mmである。車軸間の長さは約53m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82である。後述する表4に示す材料を初段ブレード及び初段ノズルに使用し、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12Cr系鋼によって構成したものである。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110~115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。中圧蒸気タービン図中、右側の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°C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段で複流となり、中圧車軸の長手方向に対しほぼ左右対称の構造に設けられ、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スマスツリー型である。最終段動翼前の静翼に対応する部分のロータシャフトの直径は約630mmであり、軸受間距離の58mに対して約92倍である。本実施例においては後述する表4に示す材料を初段ブレード,初段ノズルに使用する他はW,Co及びBを含まない12Cr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11~12の割合で長くなっている。ロータシャフトは、動翼の植込み部が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、その軸方向の幅は動翼の翼部長さが大きい程大きくなっている。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035~08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。高圧タービンの初段タービン翼は鞍型の植込みを有し、また高圧タービンの2段以降及び中圧タービンの全段のタービン翼は逆クリスマスツリー型である。低圧蒸気タービン図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。ノズルボックス45は複流型である。ロータシャフト44には、重量で、C02~03,Si003~01,Mn01~02,P001以下,S001以下,Ni35~45,Cr18~25,Mo03~05,V01~02,Al001以下,Sn0005以下,As0005以下,Sb0001以下を含むスーパークリーンされた全焼戻しベイナイト鋼の鍛鋼が用いられる。これらの鋼は熱間鍛造後840°C×3h加熱後、100°C/hで冷却する焼入れ後、575°C×32h加熱する焼戻しが施され、全焼戻しベイナイト組織を有する。002耐力80kg/mm2以上,02耐力875kg/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°C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43~50インチの植設ができるものであった。本実施例の43インチ翼には、C014,Si004,Mn015,Cr115,Ni260,Mo230,V027,Nb010,N007を含むマルテンサイト鋼を用い、焼き入れ及び焼き戻しを行った。このものの引張強さが134kg/mm2、Vノッチ衝撃値が50kg-m/cm2であった。最終段以外の動翼及び静翼にはいずれもMoを01含有する12Cr鋼が用いられる。内外部ケーシング材にはC025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。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には重量で、C10,Cr280及びW40を含むCo基合金のステライト板を電子ビーム溶接で接合した。コンティニュアスカバー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は機械的に一体に形成することもできる。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25倍と大きくなっている。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19倍大きくなっている。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015~019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。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025~125で上流側から下流側になるに従って小さくなっている。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183m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167である。本実施例は、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°C,2基の低圧蒸気タービンへの蒸気入口温度385°C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。発電プラント本実施例における発電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。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。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。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。1050MW級発電機用ロータシャフトとしてはより高強度のものが用いられる。特に、C015~030,Si01~03,Mn05以下,Ni325~45,Cr205~30,Mo025~060,V005~020を含有する全焼戻しベイナイト組織を有し、室温引張強さ93kgf/mm2以上、特に100kgf/mm2以上,50FATTが0°C以下、特に-20°C以下とするものが好ましく、212KG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0025以下,Ni/Cr比を20以下とするものが好ましい。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。表4は本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材料の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12×106/°C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。高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、表4に記載の耐熱鋼を電気炉で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°C以下の温度で行った。またこの鍛鋼を焼鈍熱処理後、1050°Cに加熱し水噴霧冷却焼入れ処理,570°C及び690°C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。高圧タービン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無くすことができる。そして、Alは0004であり、Reは07である。本実施例のロータシャフト中心部の650°Cの103h,104hおよび105hのクリープ破断強度は表1のNo2,3と同等であった。特に、長時間側で高い強度を示すものであった。更に、このロータシャフトの中心部を調査した結果、高圧,中圧及び後述する高中圧タービンロータに要求される特性625°C,105h強度≧10kgf/mm2,20°C衝撃吸収エネルギー≧15kgf-mを十分満足することが確認された。これにより、620°C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。高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表4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°C以下の温度で行った。またこの鍛鋼を1050°Cに加熱し油焼入れ処理,690°C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。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°C,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°C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。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4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、JISZ3158に準じて行った。予熱,パス間及び後熱開始温度は200°Cに、後熱処理は400°C×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。さらにこのケーシングの特性を調査した結果、高圧,中圧,高中圧タービンケーシングに要求される特性625°C,105h強度≧10kgf/mm2,20°C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°C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。本実施例においては、高圧及び中圧タービン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。供試溶接棒として表5に示す重量被覆アーク溶接棒直径40mmを用い、肉盛溶接を表6に示す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。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°C及びSR処理条件は630°C×36時間保持である。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 ゚の側曲げ試験を行ったが、溶接部に割れは認められず、更に、回転による軸受摺動試験においても、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。実施例3表7は蒸気温度600°C,定格出力700MW蒸気タービン発電プラントの主な仕様である。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3000rpmの回転数を有し、高圧部及び低圧部においては前述の表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600°C,250kgf/cm2の圧力であり、中圧部IPの蒸気温度は600°C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°Cで入り、100°C以下,722mmHgの真空で復水器に送られる。本実施例における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Dは、軸受間距離が約227mであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ1168mmに対して194倍であり、また発電プラントの定格出力700MWの1MW当たりの軸受間距離の合計距離が324mmである。更に、本実施例における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Cは、軸受間距離が約147mであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ1168mmに対して126倍であり、定格出力1MW当たり210mmである。図3は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図である。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中圧一体型ロータシャフト33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67m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90である。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前述の表4に示す化学組成重量を有する材料を用いた。高中圧一体型ロータシャフトには実施例2に記載ものものを用いた。又、高中圧一体型ロータシャフトは中心孔を有しているが、特に、P0010以下,S0005以下,As0005以下,Sn0005以下,Sb0003以下とする高純化によりその中心孔をなくすことができる。更に、軸受部へのCr-Mo低合金鋼の肉盛溶接層も同様に形成した。又、その発電機シャフトとしては実施例2と同様により高強度のものが用いられる。高圧側のロータシャフトは初段と最終段の動翼植込み付根部分の幅が初段が最も広く、2段目~7段目がそれより小さく、初段の040~056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046~062倍の大きさである。高圧側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105~135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。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°C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260mmである。ダブティルは逆クリ型である。中圧側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048~064倍である。初段は2段目の11~15倍である。中圧側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110~125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、135~180倍,2段目が088~118倍,3~6段目が最終段になるに従って小さくなっており、040~065倍である。本実施例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は、軸受間距離が約67mであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ1168mmに対して57倍であり、また定格出力1MW当たり957mmである。本実施例においても、高中圧一体型蒸気タービンロータシャフトの軸受部には実施例2と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。図4は低圧タービンの断面図である。低圧タービンは1基又はタンデムに2基あり、いずれも高中圧タービン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。最終段の動翼には長さが46インチであり、実施例2と同様にTi基合金又は高強度12Cr鋼が用いられる。ロータシャフト44は実施例2と同様にスーパークリーン材の全焼戻しベイ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01含有する12Cr鋼が用いられる。内外部ケーシング材にはC025の前述の組成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8m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10倍である。本実施例の46インチ翼には、C023,Si006,Mn015,Cr114,Ni265,Mo310,V025,Nb011,N006を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが145kg/mm2、Vノッチ衝撃値が62kg-m/cm2であった。ロータシャフトには動翼の植込み部が設けられ、最終段のダブティルにはフォーク型の他に逆クリスマスツリー型も同様に用いられる。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62~70倍と大きくなっている。2,3段は初段の115~140倍、4,5段が2,3段の22~26倍、最終段が4,5段の28~32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。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、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12~19倍の範囲内で徐々に長くなっている。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030~15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015~040の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段は050~065の比率である。本実施例における最終段動翼における平均直径は、3000rpm、43′′翼で2590mm、3600rpm、36′′翼で2160mm、3000rpm、46′′翼で2665mm、3600rpm、38′′翼で2220mmとした。本実施例におけるエロージョンシールドは前述と同様にステライト合金板が電子ビーム溶接又はTIG溶接によって接合される。エロージョンシールドは湿り蒸気が直接当たる表側とその裏側の2個所でエロージョンシールド部材の全長に渡って溶接される。表側は幅が裏側より大きく、上下端部も溶接される。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。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。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。本実施例の他、高中圧蒸気タービンの蒸気入口温度610°C以上,低圧蒸気タービンへの蒸気入口温度約400°C及び出口温度が約60°C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。尚、蒸気温度として、593°C又は630°Cにおいても本実施例の材料構成及び構造をそのまま使用できる。"