蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを用いた蒸気タービンのタービンロータ
【課題】熱間加工性を維持しつつ、かつ、高温強度と鍛造性の双方に優れた蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを材料とする蒸気タービンのタービンロータを提供する。
【解決手段】蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなる。
【解決手段】蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなる。
【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Ｎｉ基合金、およびこのＮｉ基合金を用いた蒸気タービンのタービンロータに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
火力発電プラントにおいては、地球環境の保護の観点から二酸化炭素の排出量の抑制技術が注目されており、また発電の高効率化のニーズが高まっている。
蒸気タービンの発電効率を上げるためには、蒸気タービンの蒸気温度を高温化することが有効であり、近年の火力発電プラントにおいては、タービンの蒸気温度は６００℃以上に上昇しており、将来的には６５０℃、さらに７００℃以上へと上昇することが予想される。
【０００３】
高温の蒸気を受けて回転する動翼を支持するタービンロータは、周囲に高温の蒸気が回流し高温になるとともに、回転により高い応力が発生する。そのため蒸気タービンのタービンロータは、高温、高応力に耐える必要があり、タービンロータを構成する材料として、室温から高温度の領域において優れた強度、延性、靭性を有する合金が求められている。
【０００４】
特に蒸気温度が７００℃を超える場合には、従来の鉄系材料では高温強度が不足するため、Ｎｉ基合金を用いることが検討されている（例えば、特許文献１参照。）。
Ｎｉ基合金は、高温強度、耐食性が優れていることから主にジェットエンジンやガスタービン材料として広く用いられてきており、その代表例として、インコネル６１７合金（スペシャルメタル社製）やインコネル７０６合金（スペシャルメタル社製）が挙げられる。
【０００５】
Ｎｉ基合金の高温強度を強化するメカニズムとして、ＡｌやＴｉを添加することにより、Ｎｉ基合金の母相材内にガンマプライム相（Ｎｉ３（Ａｌ，Ｔｉ））、あるいはガンマダブルプライム相（Ｎｉ３Ｎｂ）と称される析出相、又はそれらの両相を析出させて高温強度を確保させるようにしたものが知られている。例えばインコネル７０６合金がその例である。
【０００６】
また、インコネル６１７合金のように、Ｃｏ，Ｍｏを添加することにより、Ｎｉ基の母相を強化（固溶強化）して高温強度を確保するようにしたＮｉ基合金も知られている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開平７−１５０２７７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
上記したように、７００℃を超える蒸気タービンのタービンロータ材として、鉄系材料よりは高温強度が強いＮｉ基合金の使用が検討されており、Ｎｉ基合金の熱間加工性を維持しつつ、高温強度、鍛造性等を満足する組成の改良が求められている。
【０００９】
そこで、本発明は、上記従来の事情に対処してなされたもので、熱間加工性を維持しつつ、高温強度と鍛造性の双方に優れた蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを用いた蒸気タービンのタービンロータを提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の一態様は、質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、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。
【００１１】
本発明の蒸気タービンのタービンロータの一態様は、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であって、少なくとも所定部位が、上記した蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金からなることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１２】
本発明によれば、熱間加工性を維持しつつ、高温強度と鍛造性の双方に優れた蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを用いた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】
【００１３】
【図１】本実施形態のＮｉ基合金の組織写真。
【図２】グリーブル試験の結果を示すグラフ。
【図３】Ｎｉ基合金の組織写真。
【図４】Ｎｉ基合金の別の組織写真。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下、本発明に係る蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを材料とする蒸気タービンのタービンロータの実施形態について説明する。
インコネル７０６合金、インコネル６１７合金などのＮｉ基合金は、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、Ｎｉ基合金の熱間加工性（絞り等）を維持しつつ、高温強度（高温における機械的強度）、鍛造性をも満足させる必要がある。
【００１５】
たとえばインコネル６１７合金は、コバルト（Ｃｏ）、モリブデン（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の向上を図った合金であるが、高温強度をさらに高めるに当たっては、固溶強化のみでは必ずしも十分ではない。
そこで本発明は、固溶強化の他に析出強化をも利用してさらなる高強度化を図ったものである。
【００１６】
以下、その高強度化の内容を詳細に説明する。
本発明の蒸気タービンのタービン用Ｎｉ基合金は、代表的なＮｉ基合金であるインコネル６１７合金の組成を基本として、添加調整を図ることにより高温での強度特性、鍛造性の向上を図った。
従来のインコネル６１７合金のＴｉ含有率は０．６質量％程度であって、この程度の含有率では析出強化は期待できない。このため、Ｔｉ含有率を０．７〜３．０質量％に増加させて、析出するγ’相（ガンマプライム相（Ｎｉ３（Ａｌ，Ｔｉ）））の析出量を多くした。さらに、高温強度の向上を図るために、Ａｌ濃度を１．６質量％以上にし、かつ、Ｔｉ濃度を０．７質量％以上にした場合のＮｉ基合金の組織写真を図３に示す。図３では、矢印で示すように、σ相と称される有害相の析出が認められた。なお、図３に示されたＮｉ基合金の組成は、Ｎｉ−１．８Ａｌ−１．３Ｔｉ−２３Ｃｒ−１２Ｃｏ−９Ｍｏ−０．１Ｔａ−０．３Ｎｂ（構成成分の前に記載された数字は各構成成分の含有率（質量％）、残部はＮｉ）である。そこで、本発明では、有害相の析出を防ぐため、Ａｌ濃度を０．５〜１．５質量％未満とし、必要に応じてタンタル（Ｔａ）、ニオブ（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、結果的に、当該Ｎｉ基合金の高強度化を達成することができた。
【００１７】
本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の実施形態は、以下の通りである。
（合金１） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金２） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｔａ：０．１〜０．７％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金３） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｎｂ：０．１〜０．４％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金４） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｔａ：０．１〜０．７％、Ｎｂ：０．１〜０．４％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金５） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｔａ＋２Ｎｂ（ＴａとＮｂとのモル比が１：２）：０．１〜０．７％を含有し、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Ｎｉ基合金。
なお、以下の説明において、合金の組成成分を表す％は、特に明記しない限り質量％である。
【００１８】
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Ｎｉ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％以下に低減することが望ましい。
次に、上記した本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金における各組成の成分範囲の限定理由について説明する。
【００１９】
（１）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ものである。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、高温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、大型鋳塊を製作する際に成分の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、さらに高温強度は向上するが、鍛造性は低下する。そのため、Ｃの含有率を０．０１〜０．１５％にした。
【００２０】
（２）Ｃｒ（クロム）
Ｃｒは、Ｎｉ基合金の耐酸化性、耐食性、高温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は高温蒸気の環境下における耐酸化性を高めることができる。Ｃｒの含有率が１８％未満の場合には、耐酸化性が低下する。一方、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。そのため、Ｃｒの含有率を１８〜２８％にした。
【００２１】
（３）Ｃｏ（コバルト）
Ｃｏは、Ｎｉ基合金において、母相内に固溶して母相を強化する作用を有する。Ｃｏの含有率が１０％未満の場合には、高温強度が低下する。一方、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、さらに鍛造性が低下する。そのため、Ｃｏの含有率を１０〜１５％にした。
【００２２】
（４）Ｍｏ（モリブデン）
Ｍｏは、Ｎｉ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ことができる。Ｍｏの含有率が８％未満の場合には、上記した効果が発揮されず、一方、Ｍｏの含有率が１２％を超えると、大型鋳塊を製作する際に成分の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する。そのため、Ｍｏの含有率を８〜１２％にした。
【００２３】
（５）Ａｌ（アルミニウム）
Ａｌは、Ｎｉとともにγ′相を生成し、析出によるＮｉ基合金の強化を図ることができる。Ａｌの含有率が０．５％未満の場合には、高温強度が低下する。一方、Ａｌの含有率が１．５％以上の場合に、鍛造性の低下とともにσ相と称される脆化相の析出を促進する可能性がある。そのため、Ａｌの含有率を０．５〜１．５％未満（０．５％以上、１．５％未満）にした。
【００２４】
（６）Ｔｉ（チタン）
Ｔｉは、Ａｌと同様に、Ｎｉとともにγ′相を生成し、Ｎｉ基合金を強化することができる。Ｔｉの含有率が０．７％未満の場合には、高温強度は従来材と同等である。一方、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、切欠き感受性が高くなったりする。そのため、Ｔｉの含有率を０．７〜３．０％にした。
【００２５】
（７）Ｂ（ホウ素）
Ｂは、粒界に偏析して高温特性を向上させることができる。この効果を、Ｂの含有率が０．００１％以上の場合に発現させることができる。しかしながら、Ｂの含有率が０．００６％を超えると、粒界脆化を招く恐れがある。そのため、Ｂの含有率を、０．００１〜０．００６％にした。
【００２６】
（８）Ｔａ（タンタル）
Ｔａは、γ′相に固溶して析出強化相を安定化させる効果を有する。Ｔａの含有率が０．１％未満の場合には、安定化効果が発揮されず、一方、Ｔａの含有率が０．７％を超えると、高温強度は向上するが鍛造性が低下する。そのため、Ｔａの含有率を０．１〜０．７％にした。
【００２７】
（９）Ｎｂ（ニオブ）
Ｎｂは、Ｔａと同様に、γ′相に固溶して高温強度を高め、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％未満の場合には、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、高温強度は向上するが、鍛造性が低下する。そのため、Ｎｂの含有率を、０．１〜０．４％にした。
また、上記したＴａとＮｂを、（Ｔａ＋２Ｎｂ）の含有率が０．１〜０．７％の範囲で含有することで、γ′相に固溶して高温強度を高め、析出強度を安定させる。（Ｔａ＋２Ｎｂ）の含有率が０．１％未満の場合には、上記した効果において従来材と比べて向上が見られず、一方、（Ｔａ＋２Ｎｂ）の含有率が０．７％を超えると、高温強度は向上するが、鍛造性が低下する。なお、この場合、ＴａおよびＮｂは、それぞれ少なくとも０．０１％以上含有される。
【００２８】
（１０）Ｓｉ（ケイ素）、Ｍｎ（マンガン）、Ｆｅ（鉄）、Ｃｕ（銅）およびＳ（硫黄）
Ｓｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、ＣｕおよびＳは、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金においては、不可避的不純物に分類されるものである。これらの不可避的不純物は、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが望ましい。また、これらの不可避的不純物のうち、少なくとも、ＳｉおよびＭｎは、それぞれ０．１％以下に抑制されることが好ましい。
Ｍｎは、普通鋼の場合、脆性に起因するＳ（硫黄）をＭｎＳとして脆性を防止する。しかしながら、Ｎｉ基合金中のＳ含有量は極めて少く、Ｍｎを添加する必要はない。そのため、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金では、Ｍｎの含有率を０．１％以下とし、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが望ましい。
Ｓｉは、普通鋼の場合、耐食性を補うために添加される。しかしながら、Ｎｉ基合金ではＣｒ含有量が多く、十分に耐食性を確保できることから、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金では、Ｓｉの含有率を０．１％以下とし、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが望ましい。
【００２９】
図４は従来のインコネル６１７合金の組織写真である。図１[組成：Ｎｉ−０．０５Ｃ−１．１５Ａｌ−１．８Ｔｉ−２３Ｃｒ−１２Ｃｏ−９Ｍｏ−０．１Ｔａ−０．３Ｎｂ−０．００３Ｂ]は本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の組織写真である。図１に示すように、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、上記合金の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、矢印で示すように、微細なγ’を安定的に析出させることが可能となった。
【００３０】
次に、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の好ましい製造方法について説明する。
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、当該鋳塊に、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の開始温度以下とするのが望ましい。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ってくるが、安定化処理として、例えば１０００〜１２５０℃の温度範囲で３〜７２時間の加熱により行うことができ、一方、溶体化処理として、例えば１０００〜１２００℃の温度範囲で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℃の温度範囲で３〜２４時間の時効処理を行うことにより、γ’の早期析出を達成することもできる。
【００３１】
（高温強度特性および製造性の評価）
本実施形態を、Ｎｉ基合金の合金組成、高温強度特性および製造性について表を参照し説明する。表１に示す化学成分を有するＮｉ基合金２０ｋｇを真空誘導溶解炉にて溶解し、２６種類の鋳塊から鍛造材を得た。２１種類の比較例は、本実施形態で示す各元素の添加量の範囲を評価するため、添加量を範囲外に調整した。残り５種類は実施例である。なお、比較例１は従来材であるインコネル６１７合金相当の化学成分を有する。表１中、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｃｕ、Ｓは不可避的に混入したものである。
【表１】
【００３２】
上記２６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から表面の黒皮組織を切削除去して得られたものである。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のち、ただ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、鍛造材の温度が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７０ｍｍ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。
【００３３】
次に、鍛造品それぞれを１１７０℃で４時間加熱したのち水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℃で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。
溶体化処理および時効処理後の比較例１〜２１および実施例１〜５について、室温（２３℃）から高温（７００℃および８００℃）における引張強度試験の結果（０．２％耐力）および鍛造状況を表２に示す。なお、引張試験はＪＩＳ Ｚ ２２４１（金属材料引張試験方法）にしたがって実施した。引張試験における温度条件である７００℃、８００℃は、蒸気タービンの通常の運転時の温度条件およびそれに安全率を見込んだ温度を考慮して設定した。表２において、「鍛造比」は、鍛造前と後の長さをＬ０、Ｌ１としたときのＬ１／Ｌ０の値であり、「リヒート回数」は、鍛造処理において「鍛造比」を３とするまでの間に、鍛造被対象物を再加熱した回数である。「鍛造割れ」は鍛造後に「鍛造割れ」の有無を目視観察した結果であり、「無」は「鍛造割れ」が無かったもの、「有」は有ったものである。「鍛造性」は鍛造性を評価した結果であり、「○」は良好と判定されたもの、「×」は鍛造性が良くなかったものである。
【表２】
【００３４】
表２に示すように、実施例１〜５は、各温度において高い０．２％耐力が得られるとともに、鍛造性に優れていることが認められた。実施例は、比較例と対比して、析出／固溶強化により向上した高温強度と鍛造性の双方を備えていることがわかった。
【００３５】
（グリーブル試験）
表３は、表１に示す比較例１（従来材：インコネル６１７相当）と実施例１〜５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。また、図２は、表３に示した各試料におけるグリーブル試験結果を示すグラフである。ここで、図２の横軸は試験温度（℃）を示し、また縦軸に示されている断面積減少率（絞り：Reduction of area）は、試験前の試験片の断面積に対する、試験後（破断後）における試験片において試験前の断面積から減少した分の断面積の割合を意味する。すなわち、この値が大きい場合には、優れた熱間加工性を有することとなる。
【表３】
【００３６】
表３に示すように、実施例１〜５は、従来材と同等で、鍛造の温度範囲である９００〜１３００℃において絞り値５０％以上を確保しており、製造上の問題がないことがわかった。
【００３７】
本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、従来のＮｉ基合金における組成の成分範囲を細かく調整することにより、従来のＮｉ基合金の加工性を維持しつつ、高温強度を向上させることができる。このため、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、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も高い信頼性を得ることができる。
本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金によれば、上記した組成の成分範囲で構成されることで、従来のＮｉ基合金の熱間加工性を維持しつつ、高温強度と鍛造性の双方を向上させることができる。
【００３８】
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を、上記したいずれか１つの本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金で構成することができる。すなわち、蒸気タービンのタービンロータの全ての部位をこのＮｉ基合金で構成しても、また、特に高温となる上記タービンのタービンロータの一部の部位をこのＮｉ基合金で構成してもよい。ここで、高温となる蒸気タービンのタービンロータの一部としては、具体的には、高圧蒸気タービン部の全域、または高圧蒸気タービン部から中圧蒸気タービン部の一部分までの領域等が挙げられる。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。
【００３９】
なお、本発明は、上記実施形態のみに限定されるものではなく、実施段階ではその要旨を逸脱しない範囲で構成要素を変形してもよい。また、上記実施形態に開示されている複数の構成要素を適宜組み合わせることにより、種々の発明を構成できる。例えば実施形態に示される全構成要素から幾つかの構成要素を削除してもよい。さらに、異なる実施形態にわたる構成要素を適宜組み合わせてもよい。
【技術分野】
【０００１】
本発明は、蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金、およびこのＮｉ基合金を用いた蒸気タービンのタービンロータに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
火力発電プラントにおいては、地球環境の保護の観点から二酸化炭素の排出量の抑制技術が注目されており、また発電の高効率化のニーズが高まっている。
蒸気タービンの発電効率を上げるためには、蒸気タービンの蒸気温度を高温化することが有効であり、近年の火力発電プラントにおいては、タービンの蒸気温度は６００℃以上に上昇しており、将来的には６５０℃、さらに７００℃以上へと上昇することが予想される。
【０００３】
高温の蒸気を受けて回転する動翼を支持するタービンロータは、周囲に高温の蒸気が回流し高温になるとともに、回転により高い応力が発生する。そのため蒸気タービンのタービンロータは、高温、高応力に耐える必要があり、タービンロータを構成する材料として、室温から高温度の領域において優れた強度、延性、靭性を有する合金が求められている。
【０００４】
特に蒸気温度が７００℃を超える場合には、従来の鉄系材料では高温強度が不足するため、Ｎｉ基合金を用いることが検討されている（例えば、特許文献１参照。）。
Ｎｉ基合金は、高温強度、耐食性が優れていることから主にジェットエンジンやガスタービン材料として広く用いられてきており、その代表例として、インコネル６１７合金（スペシャルメタル社製）やインコネル７０６合金（スペシャルメタル社製）が挙げられる。
【０００５】
Ｎｉ基合金の高温強度を強化するメカニズムとして、ＡｌやＴｉを添加することにより、Ｎｉ基合金の母相材内にガンマプライム相（Ｎｉ３（Ａｌ，Ｔｉ））、あるいはガンマダブルプライム相（Ｎｉ３Ｎｂ）と称される析出相、又はそれらの両相を析出させて高温強度を確保させるようにしたものが知られている。例えばインコネル７０６合金がその例である。
【０００６】
また、インコネル６１７合金のように、Ｃｏ，Ｍｏを添加することにより、Ｎｉ基の母相を強化（固溶強化）して高温強度を確保するようにしたＮｉ基合金も知られている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開平７−１５０２７７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
上記したように、７００℃を超える蒸気タービンのタービンロータ材として、鉄系材料よりは高温強度が強いＮｉ基合金の使用が検討されており、Ｎｉ基合金の熱間加工性を維持しつつ、高温強度、鍛造性等を満足する組成の改良が求められている。
【０００９】
そこで、本発明は、上記従来の事情に対処してなされたもので、熱間加工性を維持しつつ、高温強度と鍛造性の双方に優れた蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを用いた蒸気タービンのタービンロータを提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の一態様は、質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、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。
【００１１】
本発明の蒸気タービンのタービンロータの一態様は、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であって、少なくとも所定部位が、上記した蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金からなることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１２】
本発明によれば、熱間加工性を維持しつつ、高温強度と鍛造性の双方に優れた蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを用いた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】
【００１３】
【図１】本実施形態のＮｉ基合金の組織写真。
【図２】グリーブル試験の結果を示すグラフ。
【図３】Ｎｉ基合金の組織写真。
【図４】Ｎｉ基合金の別の組織写真。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下、本発明に係る蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金およびそれを材料とする蒸気タービンのタービンロータの実施形態について説明する。
インコネル７０６合金、インコネル６１７合金などのＮｉ基合金は、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、Ｎｉ基合金の熱間加工性（絞り等）を維持しつつ、高温強度（高温における機械的強度）、鍛造性をも満足させる必要がある。
【００１５】
たとえばインコネル６１７合金は、コバルト（Ｃｏ）、モリブデン（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の向上を図った合金であるが、高温強度をさらに高めるに当たっては、固溶強化のみでは必ずしも十分ではない。
そこで本発明は、固溶強化の他に析出強化をも利用してさらなる高強度化を図ったものである。
【００１６】
以下、その高強度化の内容を詳細に説明する。
本発明の蒸気タービンのタービン用Ｎｉ基合金は、代表的なＮｉ基合金であるインコネル６１７合金の組成を基本として、添加調整を図ることにより高温での強度特性、鍛造性の向上を図った。
従来のインコネル６１７合金のＴｉ含有率は０．６質量％程度であって、この程度の含有率では析出強化は期待できない。このため、Ｔｉ含有率を０．７〜３．０質量％に増加させて、析出するγ’相（ガンマプライム相（Ｎｉ３（Ａｌ，Ｔｉ）））の析出量を多くした。さらに、高温強度の向上を図るために、Ａｌ濃度を１．６質量％以上にし、かつ、Ｔｉ濃度を０．７質量％以上にした場合のＮｉ基合金の組織写真を図３に示す。図３では、矢印で示すように、σ相と称される有害相の析出が認められた。なお、図３に示されたＮｉ基合金の組成は、Ｎｉ−１．８Ａｌ−１．３Ｔｉ−２３Ｃｒ−１２Ｃｏ−９Ｍｏ−０．１Ｔａ−０．３Ｎｂ（構成成分の前に記載された数字は各構成成分の含有率（質量％）、残部はＮｉ）である。そこで、本発明では、有害相の析出を防ぐため、Ａｌ濃度を０．５〜１．５質量％未満とし、必要に応じてタンタル（Ｔａ）、ニオブ（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、結果的に、当該Ｎｉ基合金の高強度化を達成することができた。
【００１７】
本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の実施形態は、以下の通りである。
（合金１） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金２） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｔａ：０．１〜０．７％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金３） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｎｂ：０．１〜０．４％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金４） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｔａ：０．１〜０．７％、Ｎｂ：０．１〜０．４％を含有し、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Ｎｉ基合金。
（合金５） 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％、Ｔａ＋２Ｎｂ（ＴａとＮｂとのモル比が１：２）：０．１〜０．７％を含有し、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Ｎｉ基合金。
なお、以下の説明において、合金の組成成分を表す％は、特に明記しない限り質量％である。
【００１８】
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Ｎｉ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％以下に低減することが望ましい。
次に、上記した本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金における各組成の成分範囲の限定理由について説明する。
【００１９】
（１）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ものである。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、高温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、大型鋳塊を製作する際に成分の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、さらに高温強度は向上するが、鍛造性は低下する。そのため、Ｃの含有率を０．０１〜０．１５％にした。
【００２０】
（２）Ｃｒ（クロム）
Ｃｒは、Ｎｉ基合金の耐酸化性、耐食性、高温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は高温蒸気の環境下における耐酸化性を高めることができる。Ｃｒの含有率が１８％未満の場合には、耐酸化性が低下する。一方、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。そのため、Ｃｒの含有率を１８〜２８％にした。
【００２１】
（３）Ｃｏ（コバルト）
Ｃｏは、Ｎｉ基合金において、母相内に固溶して母相を強化する作用を有する。Ｃｏの含有率が１０％未満の場合には、高温強度が低下する。一方、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、さらに鍛造性が低下する。そのため、Ｃｏの含有率を１０〜１５％にした。
【００２２】
（４）Ｍｏ（モリブデン）
Ｍｏは、Ｎｉ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ことができる。Ｍｏの含有率が８％未満の場合には、上記した効果が発揮されず、一方、Ｍｏの含有率が１２％を超えると、大型鋳塊を製作する際に成分の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する。そのため、Ｍｏの含有率を８〜１２％にした。
【００２３】
（５）Ａｌ（アルミニウム）
Ａｌは、Ｎｉとともにγ′相を生成し、析出によるＮｉ基合金の強化を図ることができる。Ａｌの含有率が０．５％未満の場合には、高温強度が低下する。一方、Ａｌの含有率が１．５％以上の場合に、鍛造性の低下とともにσ相と称される脆化相の析出を促進する可能性がある。そのため、Ａｌの含有率を０．５〜１．５％未満（０．５％以上、１．５％未満）にした。
【００２４】
（６）Ｔｉ（チタン）
Ｔｉは、Ａｌと同様に、Ｎｉとともにγ′相を生成し、Ｎｉ基合金を強化することができる。Ｔｉの含有率が０．７％未満の場合には、高温強度は従来材と同等である。一方、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、切欠き感受性が高くなったりする。そのため、Ｔｉの含有率を０．７〜３．０％にした。
【００２５】
（７）Ｂ（ホウ素）
Ｂは、粒界に偏析して高温特性を向上させることができる。この効果を、Ｂの含有率が０．００１％以上の場合に発現させることができる。しかしながら、Ｂの含有率が０．００６％を超えると、粒界脆化を招く恐れがある。そのため、Ｂの含有率を、０．００１〜０．００６％にした。
【００２６】
（８）Ｔａ（タンタル）
Ｔａは、γ′相に固溶して析出強化相を安定化させる効果を有する。Ｔａの含有率が０．１％未満の場合には、安定化効果が発揮されず、一方、Ｔａの含有率が０．７％を超えると、高温強度は向上するが鍛造性が低下する。そのため、Ｔａの含有率を０．１〜０．７％にした。
【００２７】
（９）Ｎｂ（ニオブ）
Ｎｂは、Ｔａと同様に、γ′相に固溶して高温強度を高め、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％未満の場合には、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、高温強度は向上するが、鍛造性が低下する。そのため、Ｎｂの含有率を、０．１〜０．４％にした。
また、上記したＴａとＮｂを、（Ｔａ＋２Ｎｂ）の含有率が０．１〜０．７％の範囲で含有することで、γ′相に固溶して高温強度を高め、析出強度を安定させる。（Ｔａ＋２Ｎｂ）の含有率が０．１％未満の場合には、上記した効果において従来材と比べて向上が見られず、一方、（Ｔａ＋２Ｎｂ）の含有率が０．７％を超えると、高温強度は向上するが、鍛造性が低下する。なお、この場合、ＴａおよびＮｂは、それぞれ少なくとも０．０１％以上含有される。
【００２８】
（１０）Ｓｉ（ケイ素）、Ｍｎ（マンガン）、Ｆｅ（鉄）、Ｃｕ（銅）およびＳ（硫黄）
Ｓｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、ＣｕおよびＳは、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金においては、不可避的不純物に分類されるものである。これらの不可避的不純物は、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが望ましい。また、これらの不可避的不純物のうち、少なくとも、ＳｉおよびＭｎは、それぞれ０．１％以下に抑制されることが好ましい。
Ｍｎは、普通鋼の場合、脆性に起因するＳ（硫黄）をＭｎＳとして脆性を防止する。しかしながら、Ｎｉ基合金中のＳ含有量は極めて少く、Ｍｎを添加する必要はない。そのため、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金では、Ｍｎの含有率を０．１％以下とし、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが望ましい。
Ｓｉは、普通鋼の場合、耐食性を補うために添加される。しかしながら、Ｎｉ基合金ではＣｒ含有量が多く、十分に耐食性を確保できることから、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金では、Ｓｉの含有率を０．１％以下とし、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが望ましい。
【００２９】
図４は従来のインコネル６１７合金の組織写真である。図１[組成：Ｎｉ−０．０５Ｃ−１．１５Ａｌ−１．８Ｔｉ−２３Ｃｒ−１２Ｃｏ−９Ｍｏ−０．１Ｔａ−０．３Ｎｂ−０．００３Ｂ]は本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の組織写真である。図１に示すように、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、上記合金の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、矢印で示すように、微細なγ’を安定的に析出させることが可能となった。
【００３０】
次に、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金の好ましい製造方法について説明する。
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、当該鋳塊に、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の開始温度以下とするのが望ましい。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ってくるが、安定化処理として、例えば１０００〜１２５０℃の温度範囲で３〜７２時間の加熱により行うことができ、一方、溶体化処理として、例えば１０００〜１２００℃の温度範囲で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℃の温度範囲で３〜２４時間の時効処理を行うことにより、γ’の早期析出を達成することもできる。
【００３１】
（高温強度特性および製造性の評価）
本実施形態を、Ｎｉ基合金の合金組成、高温強度特性および製造性について表を参照し説明する。表１に示す化学成分を有するＮｉ基合金２０ｋｇを真空誘導溶解炉にて溶解し、２６種類の鋳塊から鍛造材を得た。２１種類の比較例は、本実施形態で示す各元素の添加量の範囲を評価するため、添加量を範囲外に調整した。残り５種類は実施例である。なお、比較例１は従来材であるインコネル６１７合金相当の化学成分を有する。表１中、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｃｕ、Ｓは不可避的に混入したものである。
【表１】
【００３２】
上記２６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から表面の黒皮組織を切削除去して得られたものである。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のち、ただ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、鍛造材の温度が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７０ｍｍ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。
【００３３】
次に、鍛造品それぞれを１１７０℃で４時間加熱したのち水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℃で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。
溶体化処理および時効処理後の比較例１〜２１および実施例１〜５について、室温（２３℃）から高温（７００℃および８００℃）における引張強度試験の結果（０．２％耐力）および鍛造状況を表２に示す。なお、引張試験はＪＩＳ Ｚ ２２４１（金属材料引張試験方法）にしたがって実施した。引張試験における温度条件である７００℃、８００℃は、蒸気タービンの通常の運転時の温度条件およびそれに安全率を見込んだ温度を考慮して設定した。表２において、「鍛造比」は、鍛造前と後の長さをＬ０、Ｌ１としたときのＬ１／Ｌ０の値であり、「リヒート回数」は、鍛造処理において「鍛造比」を３とするまでの間に、鍛造被対象物を再加熱した回数である。「鍛造割れ」は鍛造後に「鍛造割れ」の有無を目視観察した結果であり、「無」は「鍛造割れ」が無かったもの、「有」は有ったものである。「鍛造性」は鍛造性を評価した結果であり、「○」は良好と判定されたもの、「×」は鍛造性が良くなかったものである。
【表２】
【００３４】
表２に示すように、実施例１〜５は、各温度において高い０．２％耐力が得られるとともに、鍛造性に優れていることが認められた。実施例は、比較例と対比して、析出／固溶強化により向上した高温強度と鍛造性の双方を備えていることがわかった。
【００３５】
（グリーブル試験）
表３は、表１に示す比較例１（従来材：インコネル６１７相当）と実施例１〜５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。また、図２は、表３に示した各試料におけるグリーブル試験結果を示すグラフである。ここで、図２の横軸は試験温度（℃）を示し、また縦軸に示されている断面積減少率（絞り：Reduction of area）は、試験前の試験片の断面積に対する、試験後（破断後）における試験片において試験前の断面積から減少した分の断面積の割合を意味する。すなわち、この値が大きい場合には、優れた熱間加工性を有することとなる。
【表３】
【００３６】
表３に示すように、実施例１〜５は、従来材と同等で、鍛造の温度範囲である９００〜１３００℃において絞り値５０％以上を確保しており、製造上の問題がないことがわかった。
【００３７】
本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、従来のＮｉ基合金における組成の成分範囲を細かく調整することにより、従来のＮｉ基合金の加工性を維持しつつ、高温強度を向上させることができる。このため、本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金は、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も高い信頼性を得ることができる。
本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金によれば、上記した組成の成分範囲で構成されることで、従来のＮｉ基合金の熱間加工性を維持しつつ、高温強度と鍛造性の双方を向上させることができる。
【００３８】
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を、上記したいずれか１つの本実施形態の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金で構成することができる。すなわち、蒸気タービンのタービンロータの全ての部位をこのＮｉ基合金で構成しても、また、特に高温となる上記タービンのタービンロータの一部の部位をこのＮｉ基合金で構成してもよい。ここで、高温となる蒸気タービンのタービンロータの一部としては、具体的には、高圧蒸気タービン部の全域、または高圧蒸気タービン部から中圧蒸気タービン部の一部分までの領域等が挙げられる。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。
【００３９】
なお、本発明は、上記実施形態のみに限定されるものではなく、実施段階ではその要旨を逸脱しない範囲で構成要素を変形してもよい。また、上記実施形態に開示されている複数の構成要素を適宜組み合わせることにより、種々の発明を構成できる。例えば実施形態に示される全構成要素から幾つかの構成要素を削除してもよい。さらに、異なる実施形態にわたる構成要素を適宜組み合わせてもよい。
【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：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、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Ｎｉ基合金。
【請求項２】
前記タービンロータ用Ｎｉ基合金が、質量％で、Ｔａ：０．１〜０．７％をさらに含有することを特徴とする請求項１記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項３】
前記タービンロータ用Ｎｉ基合金が、質量％で、Ｎｂ：０．１〜０．４％をさらに含有することを特徴とする請求項１又は２記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項４】
前記タービンロータ用Ｎｉ基合金が、質量％で、Ｔａ＋２Ｎｂ（ＴａとＮｂとのモル比が１：２）：０．１〜０．７％をさらに含有することを特徴とする請求項１記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項５】
前記不可避的不純物のうち、質量％で、Ｓｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．１％以下であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項６】
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であって、
少なくとも所定部位が、請求項１〜５のいずれか１項記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ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。
【請求項１】
質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１５％、Ｃｒ：１８〜２８％、Ｃｏ：１０〜１５％、Ｍｏ：８〜１２％、Ａｌ：０．５〜１．５％未満、Ｔｉ：０．７〜３．０％、Ｂ：０．００１〜０．００６％を含有し、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Ｎｉ基合金。
【請求項２】
前記タービンロータ用Ｎｉ基合金が、質量％で、Ｔａ：０．１〜０．７％をさらに含有することを特徴とする請求項１記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項３】
前記タービンロータ用Ｎｉ基合金が、質量％で、Ｎｂ：０．１〜０．４％をさらに含有することを特徴とする請求項１又は２記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項４】
前記タービンロータ用Ｎｉ基合金が、質量％で、Ｔａ＋２Ｎｂ（ＴａとＮｂとのモル比が１：２）：０．１〜０．７％をさらに含有することを特徴とする請求項１記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項５】
前記不可避的不純物のうち、質量％で、Ｓｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．１％以下であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ基合金。
【請求項６】
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であって、
少なくとも所定部位が、請求項１〜５のいずれか１項記載の蒸気タービンのタービンロータ用Ｎｉ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。
【図２】
【図１】
【図３】
【図４】
【図１】
【図３】
【図４】
【公開番号】特開２０１０−２１５９８９（Ｐ２０１０−２１５９８９Ａ）
【公開日】平成２２年９月３０日（２０１０．９．３０）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００９−６６５１７（Ｐ２００９−６６５１７）
【出願日】平成２１年３月１８日（２００９．３．１８）
【出願人】（０００００３０７８）株式会社東芝 (54,554)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２２年９月３０日（２０１０．９．３０）
【国際特許分類】
【出願日】平成２１年３月１８日（２００９．３．１８）
【出願人】（０００００３０７８）株式会社東芝 (54,554)
【Ｆターム（参考）】
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