JP3632272B2 - 蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービン - Google Patents
蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービンInfo
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Description
【発明の属する技術分野】
本発明は新規な蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法に係り、特にジャーナル部を溶接性良好なマルテンサイト鋼で、胴部を高温強度の高いマルテンサイト鋼よりなる超々臨界圧蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び蒸気タービン発電プラントとその蒸気タービンに関する。
【0002】
【従来の技術】
従来の蒸気タービンは蒸気温度最大566℃,蒸気圧力246atg である。このロータ材としては1Cr−1Mo−1/4V低合金鋼や、特公昭40−4137号に示されている11Cr−1Mo−V−Nb−N鋼が用いられている。
【0003】
しかし、石油,石炭などの化石燃料の枯渇及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これらの高効率タービン用材料としては、現用ロータ材では強度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。
【0004】
しかし、前述した合金はいずれも、蒸気温度621℃以上の高温蒸気タービンロータとしては、高温強度が不足であるため、発明者らは高温強度の高い特開平4−147948 号に示されている11Cr−W−Co−Mo−V−Nb−N−B鋼が開発している。しかし、12%Cr系鋼には優れた機械的性質を有しているが、耐摩耗性が極めて劣っている。そのため、ロータジャーナル部おいて軸受メタルとの間に損傷事故が発生する。このジャーナル部損傷は、ジャーナルと軸受メタル間への異物浸入が原因と考えられている。特に、12%Cr系耐熱鋼は熱伝導度が小さく、Cr含有量が多いため、Cr炭化物が生成し易く、ジャーナル部損傷を助長すると考えられている。この12%Cr系耐熱鋼ロータジャーナル部損傷を防止するためには、耐摩耗性の優れた低合金鋼の肉盛溶接が最も優れた方法である。そのため、上記12%Cr系鋼ロータ材は高温強度が高く、かつジャーナル部は摺動性が悪いため特開昭57−105502号公報にはジャーナル部を低合金鋼とする一体型ロータシャフトが開示されている。
【0005】
【発明が解決しようとする課題】
上記公報に記載の発明では蒸気タービンがより高温になった場合には胴部での高強度化とともにジャーナル部での温度もより高温になるので、低合金鋼からなるジャーナル部では強度的に問題がある。更に、ジャーナル部への低合金鋼の肉盛溶接が知られているが、前述の如く大型構造物からなる高合金化に対する肉盛溶接がきわめて困難であることを発明者らが見い出し、本発明に至った。
【0006】
更に、石油,石炭などの化石燃料の枯渇,省エネ及び環境汚染防止の観点から、火力発電プラントの高効率化が望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これらの高効率超高温蒸気タービン用材料として特開平7−233704号が知られている。
【0007】
本発明は、近年の低圧蒸気タービン翼の長大化に対処するためになされたもので、特開昭63−171856号公報及び特開平4−120246 号公報には蒸気タービン用動翼材については全く開示されていない。
【0008】
また、特開平7−233704 号に上述した公報にはロータ材及びケーシング材等が開示されているが、前述の如くより高温下に伴う高中圧一体型蒸気タービン及び低圧蒸気タービンにおける最終段動翼として12%Cr系マルテンサイト鋼に関する記載はない。
【0009】
本発明の目的はより高合金化されたマルテンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性を有するジャーナル部を有する蒸気タービンと蒸気タービン発電プラントとそのロータシャフトを提供することにある。
【0011】
【課題を解決するための手段】
本発明の蒸気タービンロータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部が溶接性良好な12%Cr系合金鋼で、胴部がジャーナル部より高温強度の高い12% Cr系合金鋼で一体に構成したものである。
【0012】
本発明の超々臨界圧タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部が重量比でC0.06〜0.14%,Si0.5 %以下,Mn2%以下,Cr7〜13%,Ni0.2〜2%,V0.05〜0.35%,Nb0.01〜0.20%,N0.005〜0.05%,Mo1%以下,W3%以下,B無添加又は0.003% 以下及びCo5%以下を含むマルテンサイト鋼からなり、胴部が重量比でC0.06〜0.14%,Si0.15%以下,Mn0.03〜1.5%,Cr9〜13%,Ni0.05〜1.0%,V0.05〜0 . 3%,Nb0.01〜0.20%,N0.005〜0 . 05%,Mo0.05〜0.5%,W1.0〜3.5%,B0 . 001〜0.03%及びCo10%以下を含むマルテンサイト鋼からなり、ジャーナル部より高温強度の高い12%Cr系合金鋼によって構成されるのが好ましい。
【0013】
本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部が胴部にくらべ溶接性が高いか、胴部がジャーナル部より高温強度が高い合金鋼の2種又はそれ以上の消耗電極を別々に準備し、まず前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解し、所望の長さが得られ次第直ちに後者の胴部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者のジャーナル部に相当する消耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足し一体に接合することによって製造できる。
【0014】
また、本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトは、ジャーナル部及び低温域部を溶接性良好な合金鋼(上端部及び下端部)で胴部(中央部)を高温強度の高い合金鋼で製作した一体の消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによっても製造することができる。
【0015】
さらに、本発明の超々臨界圧力タービン用ロータシャフトの軸受部には、軸受特性の高い低合金鋼が所望の厚さの肉盛溶接層が形成される。
【0016】
本発明は、高圧タービンと中圧タービンとが連結され、タンデムに1台又は2台連結された低圧タービン又は高中圧一体型蒸気タービンと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600〜660℃(好ましくは600〜620℃,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380〜475℃(好ましくは400〜430℃)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、前記ロータシャフトの軸受部分が胴部より溶接性が高く、更に好ましくは前記低圧タービンの最終段動翼の〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が125,000以上であることを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
【0017】
さらに、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を有し、前記水蒸気の前記動翼の初段に流入する温度が600〜660℃及び圧力が250kg/cm2以上(好ましくは246〜316kg/cm2)又は170〜200kg/cm2 である蒸気タービンであって、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12kgf/mm2以上)であるCr9.5〜13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、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ましくは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ことを特徴とする高圧,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にある。
【0018】
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の胴部又は前記動翼及び静翼の少なくとも初段が重量で、C0.05〜0.20%,Si0.15%以下,Mn0.05〜1.5%,Cr9.5〜13%,Ni0.05〜1.0%,V0.05〜0.35%,Nb0.01〜0.20%,N 0.005〜0.06%,Mo0.05〜0.5%,W1.0〜4.0%,Co2〜 10%,B0.0005〜0.03%を含み、78%以上のFeを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、620〜640℃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%,Al0.1 %以下を有し、80%以上のFeを有する高強度マルテンサイト鋼からなり、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%,Nb0.01〜0.15 %,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。
【0019】
本発明に係る高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は10段以上有し、好ましくは初段が複流であり、前記ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ましくは軸受中心間距離(L)が5000mm以上(好ましくは5200〜5500mm)及び前記静翼が設けられた部分での最小直径(D)が660mm以上(好ましくは620〜700mm)であり、前記(L/D)が8.0〜9.0(好ましくは 8.3〜8.7)であるCr9〜13重量%を含有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【0020】
本発明に係る中圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各6段以上を有し、前記ロータシャフトの軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましくはその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5200mm以上(好ましくは5300〜5800mm)及び前記静翼が設けられた部分での最小直径(D)が620mm以上(好ましくは620〜680mm)であり、前記(L/D)が8.2〜9.2(好ましくは8.5〜9.0)であるCr9〜13重量%を含有する高強度マルテンサイト鋼からなるのが好ましい。高圧タービンと中圧タービンとを別々に有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各8段以上有し、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7200mm以上(好ましくは7400〜7600mm)及び前記静翼が設けられた部分での最小直径(D)が1150mm以上(好ましくは1200〜1350mm)であり、前記(L/D)が5.4〜6.3(好ましくは5.7〜6.1)であるNi3.25〜 4.25 重量%を含有するNi−Cr−Mo−V低合金鋼からなり、最終段動翼は〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が125,000以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする低圧蒸気タービンとするのが好ましい。
【0021】
さらに、本発明は、高圧タービンと中圧タービンとが連結され、タンデムに2台連結された低圧タービン又は高中圧タービンと低圧タービンを備え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又は高中圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が600〜660℃、前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が380〜475℃であり、前記高圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び前記初段動翼のメタル温度が前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より40℃以上(好ましくは水蒸気温度より20〜35℃低くし)下まわらないようにし、前記中圧タービンのロータシャフトの初段動翼植設部及び初段動翼のメタル温度が前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より75℃以上(好ましくは水蒸気温度より50〜70℃低くし)下まわらないようにし、前記高圧タービン,中圧タービン及び高中圧タービンのロータシャフトと少なくとも初段動翼がCr9.5〜13 重量%を含有するマルテンサイト鋼からなり、該ロータシャフトの軸受部分は前述の要件を有し、好ましくは前記低圧タービンの最終段動翼が〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が125,000 以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする蒸気タービン発電プラントにある。
【0022】
さらに、本発明は、石炭燃焼ボイラと、該ボイラによって得られた水蒸気によって駆動する蒸気タービンと、該蒸気タービンによって駆動する単機又は2台以上、好ましくは2台で1000MW以上の発電出力を有する発電機を備えた石炭燃焼火力発電プラントにおいて、前記蒸気タービンは高圧タービンと該高圧タービンに連結された中圧タービンと、1台又は2台の低圧タービンとを有し、又は高中圧タービンと低圧タービンとを有し、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は初段動翼への水蒸気入口温度が600〜660℃及び前記低圧タービンは初段動翼への水蒸気入口温度が380〜475℃であり、前記ボイラの過熱器によって前記高圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より3℃以上(好ましくは3〜10℃、より好ましくは3〜7℃)高い温度に加熱した水蒸気を前記高圧タービンの初段動翼に流入し、前記高圧タービンを出た水蒸気を前記ボイラの再熱器によって前記中圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より2℃以上(好ましくは2〜10℃、より好ましくは2〜5℃)高い温度に加熱して前記中圧タービンの初段動翼に流入し、前記中圧タービン又は高中圧タービンより出た水蒸気を前記ボイラの節炭器によって前記低圧タービンの初段動翼への水蒸気入口温度より3℃以上(好ましくは3〜10℃、より好ましくは3〜6℃)高い温度に加熱して前記低圧タービンの初段動翼に流入させるとともに、高圧タービン,中圧タービン又は高中圧タービン用ロータシャフトの軸受部分は前述と同様の要件を有し、好ましくは前記低圧タービンの最終段動翼が〔翼長さ(インチ)×回転数(rpm)〕の値が125,000以上である高強度マルテンサイト鋼からなることを特徴とする石炭燃焼火力発電プラントにある。
【0023】
さらに、本発明に係る高圧タービンと中圧タービンとを有し、又は高中圧一体型蒸気タービンを有する前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記初段動翼への水蒸気入口温度が380〜475℃(好ましくは400〜450℃)であり、前記ロータシャフトは重量で、C0.2〜0.3%,Si0.05%以下,Mn0.1%以下,Ni3.25〜4.25%,Cr1.25〜2.25%,Mo0.07〜0.20%,V0.07〜0.2%及びFe92.5% 以上である低合金鋼からなるのが好ましい。
【0024】
前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は7段以上(好ましくは9〜12段)及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で35〜210mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は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3段階以上 (好ましくは4〜7段階)で段階的に大きく、前記翼部長さに対する比率が0.6〜1.0(好ましくは0.65〜0.95)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が好ましい。
【0025】
更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、本発明は前記動翼は7段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で35〜210mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は1.2 以下(好ましくは1.10〜1.15)で、該比率が徐々に下流側で大きく、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いることが好ましい。
【0026】
更に、上述の高圧蒸気タービンにおいて、本発明は前記動翼は7段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で35〜210mm有し、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2段階以上(好ましくは2〜4段階)段階的に小さく、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が0.65〜1.8(好ましくは0.7〜1.7)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が好ましい。
【0027】
前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に6段以上(好ましくは6〜9段)有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で100〜300mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は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2段階以上(好ましくは3〜6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0.45〜0.75(好ましくは0.5〜0.7)で前記上流側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【0028】
更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に6段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で100〜300mm有し、隣り合う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1.3以下(好ましくは1.1〜1.2)で徐々に前記下流側で大きくなっているのが好ましい。
【0029】
更に、本発明は前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に6段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で100〜300mm有し、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幅は前記下流側が上流側に比べ2段階以上(好ましくは3〜6段階)で段階的に小さくなっており、前記動翼の下流側翼部長さに対する比率が0.45〜1.60(好ましくは0.5〜1.5)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のが好ましい。
【0030】
本発明は前述の高圧タービン及び中圧タービンとを別々に設けられた発電プラントでの低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各8段以上(好ましくは8〜10段)有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って90〜1300mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は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3段階以上(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0.15〜1.0(好ましくは0.15〜0.91)で前記上流側から下流側に従って小さくなっているのが好ましい。
【0031】
更に、本発明は前述の高圧タービンと中圧タービンを別々に有する場合の低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各8段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って90〜1300mm有し、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1.2〜1.7(好ましくは1.3〜1.6)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のが好ましい。
【0032】
更に、本発明は前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各8段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って90〜1300mm有し、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3段階以上(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)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のが好ましい。
【0033】
前述の高圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は7段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して2段階以上(好ましくは2〜4段階)で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の2段目と3段目との間の幅の0.75〜0.95倍(好ましくは0.8〜0.9倍より好ましくは0.84〜0.88)であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して3段階以上(好ましくは4〜7段階)で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記2段目の軸方向の幅に対して1〜2倍(好ましくは1.4〜1.7倍)であるのが好ましい。
【0034】
前述の中圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は6段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して2段階以上(好ましくは3〜6段階)で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と2段目との間の幅の0.55〜0.8倍(好ましくは0.6〜0.7倍)であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して2段階以上(好ましくは3〜6段階)で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して0.8〜2倍(好ましくは1〜1.5 倍)であるのが好ましい。
【0035】
前述の低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に8段以上する複流構造を有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記静翼に対応する前記直径の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して3段階以上(好ましくは4〜7段階)で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段とその手前との間の幅は前記動翼の初段と2段目との間の幅の1.5〜2.5倍(好ましくは1.7〜2.2倍)であり、前記ロータシャフトの前記動翼部植込み部軸方向の幅は前記水蒸気流の下流側が上流側に比較して3段階以上(好ましくは4〜7段階)で段階的に大きくなっており、前記動翼の最終段の軸方向の幅は前記初段の軸方向の幅に対して2〜3倍(好ましくは2.2〜2.7倍)であるのが好ましい。
【0036】
以上の高圧,中圧又は高中圧一体型蒸気タービン及び低圧タービンの構造は 610〜660℃の各使用蒸気温度のいずれの温度に対しても同様の構造とできるものである。
【0037】
本発明のロータ材においては、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、次式で計算されるCr当量を4〜8に成分調整することが好ましい。
【0038】
本発明の高中圧一体型蒸気タービンは、高圧側前記動翼は7段以上及び中圧側前記動翼は5段以上有し、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5200〜5500mm)及び前記静翼が設けられた部分での最小直径(D)が660mm以上(好ましくは620〜700mm)であり、前記 (L/D)が7.2〜8.2(好ましくは7.4〜8.0)であるCr9〜13重量%を含有する高強度マルテンサイト鋼からなるものが好ましい。
【0039】
本発明の高中圧一体型蒸気タービンに対する低圧蒸気タービンは以下の要件を有するのが好ましい。低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼は左右対称に各5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、前記ロータシャフトは軸受中心間距離(L)が5500mm以上(好ましくは5500〜6200mm)及び前記静翼が設けられた部分での最小直径(D)が850mm以上(好ましくは1200〜1350mm)であり、前記(L/D)が6.3〜7.3(好ましくは6.5〜7.0)であるNi3.25〜4.25重量%を含有するNi−Cr−Mo−V低合金鋼からなり、最終段動翼は〔翼長さ(インチ)×回転数 (rpm)〕の値が125,000 以上である高強度マルテンサイト鋼からなる。
【0040】
前記ロータシャフトは前記静翼部分の直径(D)が850〜1100mm、軸受中心間距離(L)が前記Dの6.0〜7.0倍であり、重量で、C0.2〜0.3%,Si0.05 %以下,Mn0.1%以下,Ni3.0〜4.5%,Cr1.25〜2.25%,Mo0.07〜0.20%,V0.07〜0.2%及びFe92.5%以上である低合金鋼からなる。
【0041】
前記動翼は左右対称に各5段以上有する複流構造及び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の範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は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付根部の幅は末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きく、前記下流側から上流側に従って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0.25〜1.50である。
【0042】
前記動翼は左右対称に各5段以上有する複流構造及び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の範囲内にあり、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1.2〜1.7の範囲で、前記下流側で前記翼部長さが徐々に大きくなっている。
【0043】
前記動翼は左右対称に各5段以上有する複流構造及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側に従って大きくなり、80〜1300mmの範囲内にあり、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は少なくとも3段階で前記下流側が上流側に比べ大きくなっており、末広がりに前記翼部植込み部の幅より大きくなっている。
【0044】
本発明における高中圧一体型蒸気タービンは以下の構成を有するのが好ましい。
【0045】
高圧側の前記動翼は7段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で30〜150mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は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付根部の幅は前記上流側が下流側に比べ段階的に大きく、前記翼部長さに対する比率が0.20〜 1.30 で前記上流側から下流側に従って大きくなっており、中圧側の前記動翼は左右対称に5段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で100〜300mm有し、前記ロータシャフトの前記動翼の植込み部直径は前記静翼に対応する部分の直径より大きく、前記植込み部付根部の軸方向の幅は最終段を除き前記下流側が上流側に比べ小さくなっており、前記翼部長さに対する比率が0.40〜0.75 で前記上流側から下流側に従って小さくなっている。
【0046】
前記動翼は7段以上及び翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で30〜150mm有し、隣り合う各段の前記翼部長さの比は1.05〜1.35で、前記翼部長さは前記下流側が上流側に比べて徐々に大きくなっており、中圧部前記動翼は5段以上有し、翼部長さが前記水蒸気流の上流側から下流側で100〜1300mm有し、隣り合う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1.10〜1.30で徐々に前記下流側で大きくなっている。
【0047】
高圧側の前記動翼は6段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は初段部が最も大きく、前記水蒸気流の上流側から下流側に従って3段階以上で段階的に大きくなっており、中圧側の前記動翼は5段以上有し、前記ロータシャフトは前記静翼に対応する部分の直径が前記動翼植込み部に対応する部分の直径より小さく、前記動翼の植込み部付根部の軸方向の幅は前記水蒸気流の上流側が下流側に比較して4段階で段階的に異なっており、前記動翼の初段,2段及び最終段が他の段より大きくなっている。
【0048】
本発明に係るタービン長翼は、重量比でC0.08 〜0.18%,Si0.25%以下,Mn0.90%以下,Cr8.0〜13.0%,Ni2〜3%以下,Mo1.5〜3.0%,V0.05〜0.35%,Nb及びTaの1種又は2種の合計量が0.02〜0.20%、及びN0.02〜0.10%を含有するマルテンサイト鋼からなるのが好ましい。
【0049】
この蒸気タービン長翼は、高速回転による高い遠心応力と振動応力に耐えるため引張強さが高いと同時に、高サイクル疲労強度が高かけねばならい。そのために、翼材の金属組織は、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でなければならない。
【0050】
本発明鋼は後述する式で計算されるCr当量が10以下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が必要である。
【0051】
長翼材の室温の引張強さは120kgf/mm2 以上、より128.5kgf/mm2以上が好ましい。
【0052】
また均質で高強度の蒸気タービン長翼材を得るために、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、1000℃〜1100℃で好ましくは0.5 〜3時間加熱保持後室温まで急冷する焼入れを行い、次に、550℃〜570℃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℃〜590℃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。
【0053】
本発明は、前述の長翼は低圧タービンの最終段翼に用いられその翼部長さ914 mm(36″)以上にした3600rpm 蒸気タービン及び低圧タービン最終段翼長を1092mm(43″)以上にした3000rpm蒸気タービンにし、〔翼部長さ (インチ)×回転数(rpm)〕の値を125,000 以上としたものである。
【0054】
また本発明の耐熱鋳鋼からなるケーシング材においては、95%以上の焼戻しマルテンサイト(δフェライト5%以下)組織となるように合金組成を調整して高い高温調度と低温靭性並びに高い疲労強度を得るために、次式の各元素の含有量を重量%として計算されるCr当量を4〜10に成分調整することが好ましい。
【0055】
本発明の12%Cr系耐熱鋼においては、特に621℃以上の蒸気中で使用される場合には、625℃,105hクリープ破断強度10kgf/mm2以上,室温衝撃吸収エネルギー1kgf−m以上にすることが好ましい。
【0056】
(1)本発明における低圧蒸気タービンの最終段ブレードに用いる12%Cr系鋼の好ましい成分範囲限定理由について説明する。
【0057】
Cは高い引張強さを得るために最低0.08 %必要である。あまりCを多くすると、靭性を低下させるので0.20 %以下にしなければならない。特に、0.10〜0.18 %が好ましい。より0.12〜0.16%が好ましい。
【0058】
Siは脱酸剤、Mnは脱硫酸・脱酸剤で鋼の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果がある。Siはδフェライト生成元素であり、多量の添加は、疲労及び靭性を低下させる有害なδフェライト生成の原因になるので、0.25% 以下にしなければならない。なお、カーボン真空脱酸法及びエレクトロスラグ溶解法などによればSi添加の必要がなく、Si無添加がよい。特に、0.10 %以下、より0.05%以下が好ましい。
【0059】
多量のMnは靭性を低下させるので、0.9% 以下にすべきである。特に、 Mnは脱酸剤として有効なので、靭性向上の点から0.4%以下、より0.2%以下が好ましい。
【0060】
Crは耐食性と引張強さを高めるが、13%以上添加するとδフェライト組織生成の原因になる。8%より少ないと耐食性と引張強さが不十分なので、Crは8〜13%に決定された。特に強度の点から10.5〜12.5%が、より11〜12%好ましい。
【0061】
Moは固溶強化及び析出強化作用によって引張強さを高める効果がある。Moは引張強さ向上効果が不十分であり3%以上になるとδフェライト生成原因になるので1.5〜3.0%に限定される。特に、1.8〜2.7%、より2.0〜2.5%好ましい。なお、W及びCoもMoと同じ様な効果がある。
【0062】
V及びNbは炭化物を析出し引張強さを高めると同時に靭性向上効果がある。V0.05%,Nb0.02%以下ではその効果が不十分であり、V0.35%,Nb0.2%以上ではδフェライト生成の原因となる。特にVは0.15〜0.30%、より0.25〜0.30%、Nbは0.04〜0.15%、より0.06〜0.12%が好ましい。Nbの代わりにTaを全く同様に添加でき、複合添加することができる。
【0063】
Niは低温靭性を高めと共に、δフェライト生成の防止効果がある。この効果は、Ni2%以下では不十分で、3%を越えると添加で効果が飽和する。特に
、2.3〜2.9%が好ましい。より好ましくは2.4〜2.8%である。
【0064】
Nは引張強さの向上及びδフェライトの生成防止に効果があるが0.02% 未満ではその効果が十分でなく、0.1% を越えると靭性を低下させる。特に、 0.04〜0.08、より0.06〜0.08%の範囲で優れた特性が得られる。
【0065】
Si,P及びSの低減は、引張強さを損なわず、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましい。低温靭性向上の点からSi0.1%以下,P 0.015%以下,S0.015%以下が好ましい。特に、Si0.05%以下,P0.010%以下,S0.010%以下が望ましい。Sb,Sn及びAsの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Sb0.0015%以下,Sn0.01%以下、及びAs0.02%以下に限定した。特に、Sb0.001%,Sn0.005 %及びAs0.01%以下が望ましい。
【0066】
さらに、本発明においては、Mn/Ni比を0.11 以下にするのが好ましい。
【0067】
本発明材の熱処理は、まず完全なオーステナイトに変態するに十分な温度,最低1000℃,最高1100℃に均一加熱し、急冷し(好ましくは油冷)、次いで550〜570℃の温度に加熱保持・冷却し(第1次焼戻し)、次いで560〜680℃の温度に加熱保持し第2次焼戻しを行い、全焼戻しマルテンサイト組織とするものが好ましい。
【0068】
(2)本発明における620〜640℃蒸気タービンの高圧と中圧又は高中圧一体型のロータシャフト胴部,ブレード,ノズル,内部ケーシング締付ボルト及び中圧部初段ダイヤフラムを構成するフェライト系耐熱鋼の組成の好ましい限定理由について説明する。
【0069】
Cは焼入れ性を確保し、焼戻し熱処理過程で炭化物を析出させて高温強度を高めるのに不可欠の元素であり、また高い引張強さを得るためにも0.05 %以上必要な元素であるが、0.20 %を越えると高温に長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間クリープ破断強度を低下させるので、0.05 〜0.20%に限定される。望ましくは0.06〜0.14%、又は0.08〜0.13%であり、特に0.09〜0.12%が好ましい。
【0070】
Mnは脱酸剤等のために添加するものであり、少量の添加でその効果は達成され、1.5% を越える多量の添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくない。特に0.03〜0.20%又は0.3〜0.7%が好ましく、多い方に対しては0.35〜0.65%がより好ましい。Mnの少ない方が高強度が得られる。また、Mn量の多い方は加工性がよい。
【0071】
Siも脱酸剤として添加するものであるが、真空C脱酸法などの製鋼技術によれば、Si脱酸は不要である。Siを低くすることにより有害なδフェライト組織生成防止と結晶粒界偏析等による靭性低下を防止する効果がある。したがって、添加する場合には0.15 %以下に抑える必要があり、望ましくは0.07%以下であり、特に0.04%未満が好ましい。
【0072】
Niは靭性を高め、かつ、δフェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、0.05%未満ではその効果が十分でなく、1.0%を越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくない。特に0.3〜0.7%、より 0.4〜0.65%が好ましい。
【0073】
Crは高温強度及び高温耐酸化を高めるのに不可欠の元素であり、最低9%必要であるが、13%を越えると有害なδフェライト組織を生成し高温強度及び靭性を低下させるので、9〜13%に限定される。特に10〜12%、より10.8〜11.8%が好ましい。
【0074】
Mo添加は、高温強度向上のために行われる。しかし、本発明鋼の様に1%を越えるWを含む場合には、0.5 %以上のMo添加は靭性及び疲労強度を低下させるので、0.5%以下に制限される。特に0.05〜0.45%、より0.1〜 0.2 %が好ましい。
【0075】
Wは高温での炭化物の凝集粗大化を抑制し、またマトリックスを固溶強化するので、620℃以上の高温長時間強度を顕著に高める効果がある。620℃では1〜1.5 %、630℃では1.6〜2.0%、640℃では2.1〜2.5%、 650℃では2.6〜3.0%、660℃では3.1〜3.5%とするのが好ましい。またWが3.5 %を越えるとδフェライトを生成して靭性が低くなるので、1〜3.5 %に限定される。特に2.1〜3.0%が好ましく、より2.5〜2.8%が好ましい。
【0076】
Vは、Vの炭窒化物を析出してクリープ破断強度を高める効果があるが、0.05%未満ではその効果が不十分で0.3 %を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させる。特に0.10〜0.25%が好ましく、より0.15〜0.23%が好ましい。
【0077】
NbはNbC炭化物を析出し、高温強度を高めるのに非常に効果的な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶NbC炭化物が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出させる原因になるので0.20%以下に抑える必要がある。また0.01%未満の Nbでは効果が不十分である。特に0.02〜0.15%、又は0.03〜0.10%、より0.04〜0.08%が好ましい。
【0078】
Co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。本発明においては、Co添加により高温強度が著しく改善されるとともに、靭性も高める。これは、Wとの相互作用によると考えられ、Wを1%以上含む本発明合金において特徴的な現象である。このようなCoの効果を実現するために、本発明合金におけるCoの下限は2.0 %であるが、過度に添加してもより大きな効果が得られないだけでなく、延性が低下するので、上限は10%になる。望ましくは620℃に対しては2〜3%、630℃に対しては3.5〜4.5%、640℃に対しては5〜6%、650℃に対しては6.5〜7.5%、660℃に対しては8〜9%が望ましい。
【0079】
Nも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。Nはクリープ破断強度の改善及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが0.005 %以下ではその効果が十分でなく0.05 %を越えると靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下させる。特に0.01〜0.03%が、より0.015 〜0.025%が好ましい。
【0080】
Bは粒界強度作用とM23C6炭化物中に固溶し、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、0.001 %を越える添加が有効であるが、0.03%を越えると溶接性や鍛造性を害するので、0.001〜0.03 %に制限される。望ましくは0.001〜0.01%、又は0.01〜 0.02%が好ましい。
【0081】
Ta,Ti及びZrの添加は、靭性を高める効果があり、Ta0.15%以下,Ti0.1%以下及びZr0.1%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0.1 %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。
【0082】
本発明におけるロータシャフト胴部及び動翼と静翼の少なくとも初段は620〜630℃の蒸気温度に対してはC0.09〜0.20%,Si0.15 %以下,Mn0.05〜1.0%,Cr9.5〜12.5%,Ni0.1〜1.0%,V0.05〜0.30%,N0.01〜0.06%,Mo0.05〜0.5%,W2〜3.5%,Co2〜4.5%,B0.001〜0.030%,77% 以上のFeを有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によって構成されるものが好ましい。また、635〜660℃の蒸気温度に対しては前述のCo量を5〜8%とし、78%以上のFeを有する全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼によって構成されるのが好ましい。特に、両者の温度に対してMn量を0.03〜0.2%及びB量を 0.001〜0.01%と少なくすることによって高強度が得られる。特に、C 0.09〜0.20%,Mn0.1〜0.7%,Ni0.1〜1.0%,V0.10〜 0.30%,N0.02〜0.05%,Mo0.05〜0.5%,W2〜3.5%を含有し、630℃以下に対してはCo2〜4%,B0.001〜0.01%及び630〜660℃に対してはCo5.5〜9.0%,B0.01〜0.03%とするのが好ましい。
【0083】
前述の式によって求められるCr当量をロータシャフトに対しては4〜10.5、特に6.5〜9.5が好ましく、他のものも同様である。
【0084】
本発明の蒸気タービンの高圧と中圧のロータ材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、前述の式で計算されるCr当量を、成分調整により10以下にしなければならない。Cr当量をあまり低くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、4以上が好ましく、特に、Cr当量5〜8が好ましい。
【0085】
ロータ胴部は、621℃以上の蒸気中で高速回転(3000又は3600rpm)されるので、ブレードを支持しているダブテール部と中心孔部には、高い応力が作用するので、クリープ破壊防止の観点から、10kgf/mm2以上の105hクリープ破壊強度が要求される。また、起動時にはメタル温度が低い時に中心孔部に引張り熱応力が作用するので、脆性破壊防止の観点から、1kgf−m以上の室温衝撃吸収エネルギーが要求される。
【0086】
(3)次にロータジャーナル部及び低温域部の好ましい成分限定理由とその働きについて説明する。
【0087】
Cは高い引張強さを得るために0.06%以上必要な元素であるが、0.14%を越えると溶接性を悪くするので、0.06〜0.14%が好ましい。特に0.08〜0.11%が好ましい。
【0088】
Nはδフェライト組織の生成防止に効果があるが、0.005% 以下ではその効果が十分でなく0 . 05%を越えると靭性を低下させるとともに溶接性を悪くする。特に、0.015〜0.03%が好ましい。
【0089】
Mnは脱硫酸として添加するものであり、2%以下の添加でその効果は達成される。特に1%以下が好ましい。
【0090】
Siも脱酸剤として添加するものであるが、真空C脱酸法などの製鋼技術によれば、Si脱酸は不要である。またSiを低くすることにより有害なδフェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加する場合には0.5 %以下に抑えることが好ましく、特に0.2 %以下が好ましい。
【0091】
Vは焼入れ性を高める効果があるが、0.05 %以下ではその効果が不十分で0.35 %を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させる恐れがある。特に、0.15〜0.25%が好ましい。
【0092】
Nbは靭性を高めるのに効果的な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶Nb炭化物が生じ、かえって靭性を低下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出させる恐れがあるので0.2 %以下に抑えることが好ましい。また0.01 %以下のNbでは効果が不十分である。特に大型鋼塊の場合は0.03〜0.1%が、より0.04〜0.08%が好ましい。
【0093】
Niは靭性を高め、かつ、δフェライト生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、0.2 %以下ではその効果が十分でなく、2%を越える添加は残留オーステナイト組織を生成させるので好ましくない。
【0094】
Crは高強度及び高温酸化を改善する効果がある。13%を越えると有害なδフェライト組織生成の原因となり、7%より少ないと高温高圧蒸気に対する耐酸化性が不十分となる。また過剰のCr添加は有害なδフェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に、9.5 〜12%、より10.5〜11.5%が好ましい。
【0095】
Wは焼戻し抵抗高め引張強さを高める効果がある。しかし、Wが3%を越えると靭性が低くなる。2.0〜2.8%が好ましい。
【0096】
Moも焼戻し抵抗高め引張強さを高める効果がある。1%以上のMo添加は靭性及び疲労強度を低下させる恐れがあるので、1%以下が好ましい。
【0097】
Ta,Ti及びZrの添加は、靭性を高める効果があり、Ta0.2 %以下,Ti0.1%以下及びZr0.1%以下の単独または複合添加で十分な効果が得られる。Taを添加した場合には、Nbの添加を省略することができ、特に0.1%以上が好ましい。
【0098】
B添加は引張強さを高める効果がある。B含有量が0.0030%を越えると、溶接性が著しく悪くなる恐れがあり、上限は0.0030%、より0.0020%が好ましい。特に無添加が好ましい。
【0099】
Co添加は有害組織であるδフェライト相の析出を防止すると共に、靭性を高める効果がある。5%以上を越える添加は、靭性を低める恐れがある。特に1〜3%が好ましい。
【0100】
ロータ全体を均質にするのには、鋼塊重量80トン前後(ロータ直径:1200mm,長さ:約8m)と大型になるので、高度な製造技術が要求される。本発明ロータは目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し精錬後、真空カーボン脱酸法で脱酸し、電極を作製し、この電極を用いエレクトロスラグ再溶解法で鋼塊を作製し、この鋼塊を熱間鍛錬で成形することにより作製できる。電気炉とエレクトロスラグ再溶解法で、2回溶解を繰り返すことにより、成分偏析の少ない均質なロータが作製できる。本発明の12%Cr系耐熱鋼製ロータシャフトは、溶接性良好な合金鋼及び高温強度の高い合金鋼の2種以上の消耗電極を上述のように別々に準備し、まずジャーナル部に該当する前者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解した後、直ちに胴部に該当する後者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解して接合し、その後再び前者の消耗電極をエレクトロスラグ溶解し継ぎ足すことによって一体の所定の長さと直径の鋼塊が得られる。また、ジャーナルを溶接性良好な合金鋼(上端部及び下端部)で胴部(中央部)を高温強度の高い合金鋼で作製した消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することによっても得られる。
【0101】
また、前記鋼塊の熱間鍛錬は、高温で行うほど変形抵抗が小さく鍛錬し易いが、あまり高温で行うと割れてしまうので、850〜1150℃の温度範囲で行わなければならない。熱間鍛錬成形後、950〜1150℃に加熱し焼鈍し、更に1000〜1150℃に加熱焼入れ後、550〜650℃及び650〜750℃で2回焼戻しを行うことにより、10kgf/mm2以上の650℃,105hクリープ破断強度と1kgf−m以上の室温衝撃吸収エネルギーが得られ、621℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンロータが製造法できる。また、2回焼戻しは、残留オーステナイトを完全に分解させ、均一な全焼戻しマルテンサイト組織にすることができる。
【0102】
(4)本発明に係るロータシャフトはジャーナル部表面に軸受特性の高い低合金鋼を肉盛溶接によって所望の厚さの肉盛溶接層を形成させるものである。
【0103】
本発明における12%Cr系マルテンサイト鋼からなる蒸気タービンロータシャフトのジャーナル部に形成される軸受特性の高い肉盛溶接層は好ましくは鋼からなる溶接材を用いて5層〜10層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、4層目以降を同じ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%程度少なくし、4層目以降の溶接層のCr量を0.5〜3%(好ましくは1〜2.5%)とするものである。
【0104】
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ものであるが、その肉盛溶接は鋼中のB量の増加によってきわめて困難になるが、ジャーナル部のB量を低くすることにより胴部をより高強度とするためにB量を0.005〜0.02%含有させることができる。
【0105】
本発明法によって得られる肉盛溶接層は5層〜10層とするのが好ましい。前述の如く、初層溶接層としてCr量の急激な低下は高い引張残留応力の発生、或いは溶接割れ発生の原因となることからその溶接材としてのCr量を大幅に減らすことができないので、溶接層数を多くして徐々にCr量を下げるが、更に表面層として所望のCr量をその所望の厚さとを確保することから5層以上とする。尚、10層以上溶接してもそれ以上の効果は得られない。蒸気タービンロータシャフトの如く大型構造材としては、肉盛溶接層として母材からの組成の影響を受けず、かつ所望の組成と所望の厚さとし、母材の影響のない厚さとして3層及びその上に所望の特性のものを所望の厚さとし、その厚さとして2層以上、一例として最終仕上げで約18mmの厚さとする。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5層の肉盛溶接層が好ましい。3層目以降は主に焼戻しマルテンサイト組織を有し、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、C0.01〜0.1%,Si0.3 〜1%,Mn0.3〜1.5%,Cr0.5〜3%,Mo0.1〜1.5 %を含み残部 Feからなるものが好ましい。
【0106】
また、肉盛溶接層は初層より2層目〜4層目のいずれかまでを順次Cr量を低下させるもので、肉盛溶接にあたって層毎に徐々にCr含有量を低めた溶接棒を用いて溶接すれば、初層溶接部のクロム含有量の大幅な違いによる初層溶接部の延性低下の問題が生ぜず、溶接割れを生じることなく所望の組成の肉盛溶接層を形成することができる。これにより、本発明は母材と初層部付近のクロム含有量が極端に差を示すことなく、しかも最終層に上述の軸受特性の高い肉盛溶接層を形成することができる。
【0107】
初層溶接に適用する溶接材としてはそのクロム含有量を母材のクロム量より2〜6重量%程度少なくする。溶接材のCr量を母材より低い値として2%以下では肉盛溶接層のCr量を十分に下げることができず、効果が小さい。逆に、6%以上では母材と肉盛溶接層との急激なCr量の低下につながり、このCr量の差が熱膨張係数の差を生じ高い引張残留応力の発生、或いは溶接割れ発生の原因となる。尚、高Crほど熱膨張係数が小さいので、低Crとなる肉盛溶接層は母材より熱膨張係数が大きく溶接後に高い引張残留応力が形成される。そのためより低Cr鋼での溶接は高い残留応力のため硬さが高く、また溶接割れ発生の原因となるので、溶接材のCr量は母材のそれより少ない値として6%以下とする必要がある。このような溶接材を使用することにより初層溶接部のクロム含有量は母材と混合するため、母材よりも約1〜3%低くなる程度にとどまり、良好な溶接が得られる。
【0108】
本発明法において、4層以降を同じCr量を有する鋼からなる溶接材を用いて形成する。肉盛溶接において、3層目までは母材の組成の影響を受けるが、4層目以降の肉盛溶接層の組成は用いられる溶接材の組成によってのみ形成されるので、蒸気タービンロータシャフトのジャーナル部として必要な特性を満たすものを形成させることができる。従って、前述のように蒸気タービンロータシャフトとしての大型構造物として必要な肉盛溶接層は約18mmであるので、最終層として必要な合金組成とその組成での必要な十分な厚さを確保するために4層目以降を同じCr量の溶接材によって2層以上溶接することになり前述のジャーナル部として要求される特性を満足するものを十分な厚さをもって形成させることができる。
【0109】
本発明におけるブレード,ノズル,内部ケーシング締付ボルト,中圧部初段ダイヤフラムは真空溶解によって溶解され、真空下で金型に鋳造され、インゴットが製造される。インゴットは前述と同様の温度で所定形状に熱間鍛造され、1050〜1150℃で加熱後水冷又は油焼入れされ、次いで700〜800℃で焼戻し処理が施され、切削加工によって所望の形状のブレードとなる。真空溶解は10−1〜10−4mmHg下で行われる。特に、本発明における耐熱鋼は高圧部及び中圧部のブレード及びノズルの全段に用いることができるが、特に、両者の初段には必要なものである。
【0110】
3層目以降は主に焼戻しマルテンサイト組織を有し、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、C0.01〜0.1%,Si0.3〜1%,Mn0.3〜1.5%,Cr0.5〜3%,Mo0.1〜1.5%を含み残部Feからなるものが好ましい。
【0111】
(5)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フェライト系耐熱鋼の組成の限定理由について説明する。
【0112】
フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材においては、特にNi/W比を0.25〜0.75に調整することにより、621℃,250kgf/cm2以上の超々臨界圧タービン高圧及び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要求される、625℃,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以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
【0113】
本発明のフェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材においては、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、前述の式で計算されるCr当量を4〜 10に成分調整することが好ましい。
【0114】
本発明の12%Cr系耐熱鋼においては、621℃以上の蒸気中で使用されるので、625℃,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以上にしなければならない。更に、より高い信頼性を確保するためには、625℃,105hクリープ破断強度10kgf/mm2以上,室温衝撃吸収エネルギー2kgf−m以上であることが好ましい。
【0115】
Cは高い引張強さを得るために0.06%以上必要な元素であるが、0.16%を越えると高温に長時間さらされた場合に金属組織が不安定になり長時間クリープ破断強度を低下させるので、0.06〜0.16%に限定される。特に0.09 〜0.14 %が好ましい。
【0116】
Nはクリープ破断強度の改善及びδフェライト組織の生成防止に効果があるが、0.01%未満ではその効果が十分でなく、0.1%を越えても顕著な効果はなく、逆に靭性を低下させると共に、クリープ破断強度も低下させる。特に0.02〜0.06 %が好ましい。
【0117】
Mnは脱酸剤として添加するものであり、少量の添加でその効果は達成され、1%を越える多量の添加はクリープ破断強度を低下させ、特に0.4〜0.7%が好ましい。
【0118】
Siも脱酸剤として添加するものであるが、真空C脱酸法などの製鋼技術によれば、Si脱酸は不要である。またSiを低くすることにより有害なδフェライト組織生成防止効果がある。したがって、添加する場合には0.5 %以下に抑える必要があり、特に0.1〜0.4%が好ましい。
【0119】
Vはクリープ破断強度を高める効果があるが、0.05 %未満ではその効果が不十分で0.35 %を越えるとδフェライトを生成して疲労強度を低下させる。特に、0.15〜0.25%が好ましい。
【0120】
Nbは高温強度を高めるのに非常に効果的な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼塊では粗大な共晶Nb炭化物が生じ、かえって強度を低下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出させる原因になるので0.15%以下に抑える必要がある。また0.01 %未満のNbでは効果が不十分である。特に大型鋼塊の場合は0.02〜0.1%が、より0.04〜0.08が好ましい。Niは靭性を高め、かつ、δフェライトの生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、0.2%未満ではその効果が十分でなく、1.0%を越える添加はクリープ破断強度を低下させるので好ましくない。特に0.4〜0.8%が好ましい。
【0121】
Crは高強度及び高温酸化を改善する効果がある。12%を越えると有害なδフェライト組織生成の原因となり、8%より少ないと高温高圧蒸気に対する耐酸化性が不十分となる。またCr添加は、クリープ破断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に 8.0 〜10%、より8.5〜9.5%が好ましい。
【0122】
Wは高温長時間強度を顕著に高める効果がある。1%より少ないWでは、620〜660℃で使用する耐熱鋼としては効果が不十分である。またWが4%を越えると靭性が低くなる。620℃では1.0〜1.5%、630℃では1.6〜2.0%、640℃では2.1〜2.5%、650℃に対しては2.6〜3.0%、660℃では3.1〜3.5%が好ましい。
【0123】
WとNiとは互いに相関性があり、Ni/W比を0.25〜0.75とすることにより強度と靭性ともに高いものが得られる。
【0124】
Mo添加は、高温強度向上のために行われる。しかし、本発明鋳鋼の様に1%を越えるWを含む場合には、1.5 %以上のMo添加は靭性及び疲労強度を低下させるので、1.5 %以下がよく、特に0.4〜0.8%、より0.55〜0.70%が好ましい。
【0125】
Ta,Ti及びZrの添加は、靭性を高める効果があり、Ta0.15%以下,Ti0.1%以下及びZr0.1%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0.1 %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。
【0126】
本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材は、δフェライト組織が混在すると、疲労強度及び靭性が低くなるので、組織は均一な焼戻しマルテンサイト組織が好ましい。焼戻しマルテンサイト組織を得るために、前述の式で計算されるCr当量を、成分調整により10以下にしなければならない。Cr当量をあまり低くするとクリープ破断強度が低下してしまうので、4以上にしなければならない。特に、Cr当量6〜9が好ましい。
【0127】
B添加は高温(620℃以上)クリープ破断強度を著しく高める。B含有量が0.003%を越えると、溶接性が悪くなるため、上限は0.003%に制限される。特に、大型ケーシングのB含有量の上限は0.0028%、更に0.0005〜0.0025 %が好ましく、特に0.001〜0.002%が好ましい。
【0128】
ケーシングは、620℃以上の高圧蒸気をカバーしているので、内圧による高応力が作用する。そのため、クリープ破壊防止の観点から、10kgf/mm2 以上の105 hクリープ破断強度が要求される。また、起動時には、メタル温度が低い時に熱応力が作用するので、脆性破壊防止の観点から、1kgf−m以上の室温衝撃吸収エネルギーが要求される。より高温度側に対してはCoを10%以下含有させることにより強化が図れる。特に、620に対しては1〜2%、630℃に対しては2.5〜3.5%,640℃に対しては4〜5%、650℃に対しては5.5〜6.5%、660℃に対しては7〜8%が好ましい。600〜620℃では無添加でもよい。
【0129】
欠陥の少ないケーシングを作製するには、鋳塊重量50トン前後と大型になるので、高度な製造技術が要求される。本発明フェライト系耐熱鋳鋼ケーシング材は、目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形することにより健全なものが作製できる。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少ないものにできる。
【0130】
また、前記の鋳鋼を1000〜1150℃で焼鈍熱処理後、1000〜1100℃に加熱し急冷する焼準熱処理,550〜750℃及び670〜770℃の順序で2回焼戻しを行うことにより、621℃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。焼鈍及び焼準温度は、1000℃以下では炭窒化物を十分固溶させることができず、あまり高くすると結晶粒粗大化の原因になる。また、2回焼戻しは、残留オーステナイトを完全に分解させ、均一な焼戻しマルテンサイト組織にすることができる。上記の製法で作製することにより、10kgf/mm2 以上の625℃,105 hクリープ破断強度と1kgf−m以上の室温衝撃吸収エネルギーが得られ、620℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タービンケーシングにできる。
【0131】
Oは0.015%を越えると高温強度及び靭性値を低下させるので、0.015%以下が好ましく、特に0.010 %以下が好ましい。
【0132】
本発明におけるケーシングは前述のCr当量とし、δフェライト量が5%以下にするのが好ましく、より0%がよい。
【0133】
内部ケーシングを鋳鋼によって製造する他は鍛鋼によって製造するのが好ましい。
【0134】
(6)低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、C0.2〜0.3%,Si0.1%以下,Mn0.2%以下,Ni3.2〜4.0%,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0.05%以下,Mn0.1%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。
【0135】
(7)低圧タービン用ブレード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。
【0136】
(8)低圧タービン用内部及び外部ケーシングともにC0.2〜0.3%,Si 0.3〜0.7%,Mn1%以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【0137】
(9)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。
【0138】
(10)低圧タービンの最終段動翼として12%Cr系鋼のほかTi合金が用いられ、特に40インチを越える長さに対してはAl5〜8%及びV3〜6%を有するTi合金が用いられる。特に、43インチにおいてはAl5.5〜6.5%,V3.5〜4.5%とし、46インチではAl4〜7%,V4〜7%及びSn1〜3%を有する高強度材がよい。
【0139】
(11)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C0.10〜0.20%,Si0.05〜0.6%,Mn0.1〜1.0%,Ni0.1〜0.5%,Cr1〜2.5%,Mo0.5〜1.5%,V0.1〜0.35%を含み、好ましくはAl0.025%以下,B0.0005〜0.004%及びTi0.05〜0.2 %の少なくとも一方を含み、全焼戻しベー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、C0.10〜0.18%,Si0.20〜0.60%,Mn0.20〜0.50%,Ni0.1〜0.5%,Cr1.0〜1.5%,Mo0.9〜1.2%,V0.2〜0.3%,Al0.001〜0.005%,Ti0.045〜0.10 %及びB0.0005〜0.0020%を含む鋳鋼が好ましい。より好ましくはTi/Al比が0.5〜10である。
【0140】
(12)蒸気温度625〜650℃における高圧,中圧,高中圧タービン(高圧側と中圧側)の初段ブレードとして重量で、C0.03〜0.20%(好ましくは0.03〜0.15%),Cr12〜20%,Mo9〜20%(好ましくは12〜20%),Co12%以下(好ましくは5〜12%),Al0.5〜1.5%,Ti1〜3%,Fe5%以下,Si0.3%以下,Mn0.2%以下,B0.003 〜0.015%の他,Mg0.1%以下,希土類元素0.5%以下,Zr0.5%以下の1種以上を含むNi基合金を用いることができる。以下については0%も含む。鍛造後、溶体化処理され、700〜870℃で時効処理される。
【0141】
【発明の実施の形態】
(実施例1)
オイルショック後の燃料高騰を契機に、蒸気条件の向上による熱効率向上を図るため蒸気温度600℃〜649℃微粉炭直接燃焼ボイラ及び蒸気タービンが要求される。このような、蒸気条件のボイラの一例を表1に示す。
【0142】
【表1】
【0143】
大容量化とともに微粉炭燃焼火炉が大型化し、1050MW級で火炉幅31m,火炉奥行き16m,1400MW級で火炉幅34m,火炉奥行き18mとなる。
【0144】
表2は蒸気温度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翼長が 43インチであり、HP−IPにて3600rpm/min及びLP2台で1800 rpm/min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625℃,250kg/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、170〜180kg/cm2の圧力で運転される。低圧部(LP)は蒸気温度は450℃で入り、100℃以下,722mmHgの真空で復水器に送られる。
【0145】
【表2】
【0146】
図1は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。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より初段複流の動翼に導かれる。初段は複流であり、片側に他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5.25 m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620mmであり、直径に対する長さの比は約8.5 である。
【0147】
ロータシャフトの初段と最終段の動翼植込み部分の幅はほぼ等しく、2段目,3〜5段目,6段目,7〜8段目の5段階で下流側に従って段階的に小さくなっており、2段目の植込み部の軸方向の幅は最終段のそれに対して0.64 倍の大きさである。
【0148】
ロータシャフトの静翼に対応する部分は動翼植込み部に対してロータシャフトの直径が小さくなっている。その部分の軸方向の幅は2段目動翼と3段目動翼との間の幅に対して最終段動翼とその手前の動翼との間の幅まで段階的に小さくなっており、後者の幅は前者の幅に対して0.86 倍と小さくなっている。2段目〜6段目までと、6段目〜9段目までとの2段階で小さくしたものである。
【0149】
本実施例においては後述する表5に示す材料を初段ブレード及びノズルを使用した他はいずれも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65〜210mm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。
【0150】
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、3600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車室21と外部車室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5.5 mであり、初段翼長さ約92mm,最終段翼長さ約235mmである。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8.7 倍である。
【0151】
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。
【0152】
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0.7 倍と小さくなる。
【0153】
本実施例においては後述する表5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90〜350mm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。
【0154】
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0.5〜0.7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。
【0155】
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。最終段の動翼長さは 43インチあり、表3のNo.7の12%Cr系鋼が使用され、図3に示すダブルティノン,鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス44は複流型である。ロータシャフト43は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系鋼が用いられる。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。
【0156】
図3は1092mm(43″)長翼の斜視図である。51は、高速蒸気が突き当たる翼部、52はロータシャフトへの翼植え込み部、53は翼の遠心力を支えるためのピンを挿入する穴、54は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(Co基合金のステライト板を溶接で接合)である。本実施例における43″長翼は、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造熱・処理を行った。
【0157】
表3は蒸気タービン用長翼材に係る12%Cr系鋼の化学組成(重量%)を示すものである。各試料はそれぞれ150kg真空アーク後エレクトロスラグ溶解し、11150℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料No.1は、1000℃で1h加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、570℃に加熱し2h保持後室温まで空冷した。No.2は、1050℃で1h加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、570℃に加熱し2h保持後室温まで空冷した。試料No.3〜No.6は、1050℃で1h加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、560℃に加熱し2h保持後室温まで空冷し(1次焼戻し)、更に580℃に加熱し2h保持後室温まで炉冷した(2次焼戻し)。
【0158】
表3において、No.3,4及び5は本発明材、No.6は比較材及びNo.1及び2は、現用の26″長翼材である。
【0159】
表4はこれら試料の室温の機械的性質を示す。本発明材(No.3〜5)は、蒸気タービン用長翼材として要求される引張強さ(120kgf/mm2以上又は128.5kgf/mm2以上)及び低温靭性(20℃Vノッチシャルピー衝撃値2.5kgf−m/cm2以上)を十分満足することが確認された。
【0160】
これに対し、比較材のNo.1及び6は、蒸気タービン用長翼に使用するには、引張強さと衝撃値とで示される値が低い。比較材試番2は、引張強さ及び靭性が低い。No.5は、衝撃値が3.8kgf−m/cm2と若干低く、43″以上に対しては4kgf−m/cm2以上の要求に若干不足である。
【0161】
【表3】
【0162】
【表4】
【0163】
本実施例においてはNiとMo量とは同等の含有量で含有させることによって低温における強度と靭性とをともに高めるものであり、両者の含有量の差が大きくなるに従って強度が低下する傾向を示す。Ni量がMo量より0.6 %以上少なくなると急激に強度が低下し、逆に1.0 %以上多くなることによっても急激に強度が低下する。従って、(Ni−Mo)量が−0.6〜1.0%が高い強度を示す。また、(Ni−Mo)量は−0.5%付近で衝撃値が低下するがその前後では高い値を示す。
【0164】
焼入れ温度は975〜1125℃,1次焼戻し550〜560℃で行った後、2次焼戻し温度は560〜590℃である。長翼材として要求される特性(引張強さ≧128.5kgf/mm2,20℃Vノッチシャルピー衝撃値≧4kgf−m/ cm2)を、満足することが確認された。
【0165】
本実施例における12%Cr系鋼は前述の如く引張強さ120kgf/mm2 以上及び衝撃値4kgf−m/cm2以上を有するものが好ましいが、衝撃値(y)が 〔−0.45×(引張強さ)+61.5〕によって求められる値以上とするものが特に好ましいものである。
【0166】
本発明に係る12%Cr系鋼は特に、C+Nb量が0.18〜0.35%で、 (Nb/C)比が0.45〜1.00,(Nb/N)比が0.8〜3.0が好ましい。
【0167】
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。
【0168】
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側に対して約1.9 倍大きくなっている。
【0169】
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3″から5″, 7″,10″,13″,18″,27″及び43″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。
【0170】
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0.15〜0.91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。
【0171】
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小さくなっている。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。
【0172】
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。
【0173】
図4は石炭燃焼高温高圧蒸気タービンプラントの代表的なプラント構成図を示すものである。
【0174】
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 51,高圧タービン52,中圧タービン53,低圧タービン54,低圧タービン55,復水器56,復水ポンプ57,低圧給水加熱器系統58,脱気器59,昇圧ポンプ60,給水ポンプ61,高圧給水加熱器系統63などより構成されている。すなわち、ボイラ51で発生した超高温高圧蒸気は高圧タービン52に入り動力を発生させたのち再びボイラ51にて再熱されて中圧タービン53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54,55に入り動力を発生させた後、復水器56にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプ57にて低圧給水加熱器系統58,脱気器59へ送られる。この脱気器59にて脱気された給水は昇圧ポンプ60,給水ポンプ61にて高圧給水加熱器63へ送られ昇温された後、ボイラ51へ戻る。
【0175】
ここで、ボイラ51において給水は節炭器64,蒸発器65,過熱器66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64を出た後、空気加熱器67に入り空気を加熱する。ここで、給水ポンプ61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。
【0176】
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63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51内の節炭器64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。
【0177】
尚、本実施例に代えて同じ高圧タービン,中圧タービン及び1基又は2基の低圧タービンをタンデムに連結し、1台の発電機を回転させ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。本実施例の如く、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。
【0178】
図5は高圧及び図6は中圧タービンロータシャフトの正面図である。図5の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8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。
【0179】
表5は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。
【0180】
高圧部及び中圧部のロータは、表5に記載の胴部及び軸受部に係る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、この電極棒を用い、先ず軸受部をエレクトロスラグ溶解した後、直ちに胴部についてエレクトロ再溶解し、更に軸受部をその上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、図5及び図6に示す形状に切削加工によって得たものである。胴部と軸受部とは点線に示す位置で接合したものである。図5に示すように高圧蒸気タービン用ロータシャフトではブレードの下流側最終段とその手前との間、図6に示す中圧蒸気タービン用ロータシャフトでは下流側最終段とその手前との間で各々接合したものである。本実施例においてはエレクトロスラグ鋼塊の上部側を胴部の初段翼側にし、下部を最終段側にするようにした。高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表5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し、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。
【0181】
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5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。
【0182】
【表5】
【0183】
表6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。
【0184】
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≧13kgf/mm2,20℃衝撃吸収エネルギー≧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。
【0185】
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℃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。
【0186】
【表6】
【0187】
本実施例においては、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。
【0188】
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7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。
【0189】
溶接条件は溶接電流170A,電圧24V,速度26cm/min である。
【0190】
【表7】
【0191】
肉盛溶接を上述の供試母材表面に表8に示すごとく、No.1及びNo.2の2種について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。
【0192】
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。
【0193】
【表8】
【0194】
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、いずれも溶接部に割れは認められなかった。いずれも6層目以降が各々の表に示す組成を有するものである。
【0195】
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。
【0196】
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においても同様に構成できるものである。
【0197】
(実施例2)
表9は蒸気温度621℃,600MW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43インチであり、HP・IP一体型及びLP1台で3000rpm/min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600℃,250kg/cm2 の圧力であり、中圧部(IP)の蒸気温度は600℃に再熱器によって加熱され、170〜180kg/cm2 の圧力で運転される。低圧部(LP)は蒸気温度は450℃で入り、100℃以下,722mmHgの真空で復水器に送られる。
【0198】
【表9】
【0199】
図7は高圧中圧一体型蒸気タービンの断面構成図及び図8はそのロータシャフトの断面図である。高圧側蒸気タービンは内部車室18とその外側の外部車室 19内に高圧側動翼16を植設した高中圧車軸(高圧ロータシャフト)23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。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130mmである。軸受43間の長さは約5.7m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7.7 である。高中圧一体ロータシャフトにおいても中心孔が設けられ、欠陥の有無が検査される。
【0200】
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。
【0201】
高圧側においてはブレード及びノズルを後述する表5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。
【0202】
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℃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内部車室21と外部車室22とを有し、動翼17と対抗して静翼が設けられる。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。静翼に対応するロータシャフトの直径は約740mmである。
【0203】
高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。
【0204】
中圧側においてはブレード及びノズルを後述する表5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。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。図9は低圧タービンの断面図及び図10はそのロータシャフトの断面図である。低圧タービンは1基で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43インチあり、表3に示す12%Cr系鋼又はTi基合金が使用され、図3に示すいずれもダブルティノン,鞍型ダブティルを有し、ノズルボックス44は複流型である。Ti基合金は時効硬化処理が施され、重量で Al6%,V4%を含むものである。ロータシャフト43は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系鋼が用いられる。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6000mmで、静翼部に対応するロータシャフトの直径は約890mm、動翼植込み部での直径は各段同じで1820mm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6.7 である。
【0205】
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3.8〜4.8倍と大きくなっている。2,3段は初段の1.05〜1.40倍、4,5段が2,3段の1.05〜1.35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。
【0206】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の5″から7″,9″,16″,26″及び43″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80〜1270mmの範囲内で、最大で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1.3〜1.9倍の範囲内で長くなっている。
【0207】
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を除き0.30〜1.5であり、初段から最終段になるに従って徐々に小さくなっており、後段の比率はその手前のものより0.15〜0.40の範囲内で小さくなっている。最終段は 0.55〜0.65の比率である。
【0208】
本実施例における最終段動翼は実施例1と同じである。
【0209】
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450℃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。
【0210】
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。
【0211】
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。
【0212】
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63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。
【0213】
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、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。
【0214】
前述の表5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高温部後述の実施例4のNo.9のマルテンサイト鋼を使用した他は表5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。
【0215】
高中圧蒸気タービン用ロータシャフト胴部は、表10に示す12%Cr系耐熱鋼が用いられ、本実施例においてはNo.2に記載の耐熱鋳鋼を用いて、実施例1と同様に胴部及び軸受部の電極の製造及び電極からのロータシャフトに相当する鋼塊を製造するとともに、ロータ形状(直径1450mm,長さ5000mm)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、図8に示す形状に切削加工によって得たものである。図に示す点線部で胴部と軸受部とを別々の材料で製造した。更に、軸受ジャーナル部45への肉盛溶接も同様に行った。
【0216】
(実施例3)
表10に示す組成の合金を真空溶解によって、10kgのインゴットに鋳造し、30mm角に鍛造したものである。大型蒸気タービンロータシャフトの場合には、その中心部を模擬して1050℃×5時間100℃/h冷却の焼入れ、570℃×20時間の1次焼戻しと690℃×20時間の2次焼戻し及びブレードにおいては1100℃×1時間の焼入れ、750℃×1時間の焼戻しを行って、625℃,30kgf/mm2 でクリープ破断試験を実施した。結果を表7に合わせて示す。
【0217】
表10のNo.1〜No.6の本発明合金は、620℃以上の蒸気条件に適用するのに好ましいもので、クリープ破断寿命が長いことがわかる。Co量が多い程クリープ破断時間が向上するが、Coの多量の増加は600〜660℃で加熱を受けると加熱脆化が生じる傾向を有するので、強化と靭性の両方を高めるには620〜630℃に対しては2〜5%、630〜660℃に対しては5.5〜8 %が好ましい。Bは0.03 %以下が優れた強度を示す。620〜630℃ではB量を0.001〜0.01%及びCo量を2〜4%、630〜660℃のより高温側ではB量を0.01〜0.03%とし、Co量を5〜7.5 %と高めることにより高強度が得られる。
【0218】
Nは本実施例における600℃を越える温度では少ない方が強化され、N量の多いものに比べて強度が高いことが明らかとなった。N量は0.01〜0.04%が好ましい。真空溶解においてはNはほとんど含有されないので、母合金によって添加したものである。
【0219】
表10に示すように、ロータ材は本実施例のNo.2の合金に相当し、高い強度が得られる。Mn量を0.09 %と低くすると同じCo量で比較して高い強度を示すことから、より強化のためにはMn量を0.03〜0.20%とするのが好ましい。
【0220】
【表10】
【0221】
(実施例4)
表11は本発明の高圧,中圧及び高中圧タービン用内部ケーシング材に係る化学組成(重量%)を示す。試料は大型ケーシングの厚肉部を想定して、高周波誘導溶解炉を用い200kg溶解し、最大厚さ200mm,幅380mm,高さ440mmの砂型に鋳込み,鋳塊を作製した。試料は、1050℃×8h炉冷の焼鈍処理後、大型蒸気タービンケーシングの厚肉部を想定して焼準(1050℃×8h→空冷),焼戻し(710℃×7h→空冷,710℃×7h→空冷の2回)の熱処理を行った。
【0222】
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150℃に、後熱処理は400℃×30分にした。
【0223】
【表11】
【0224】
表12は室温の引張特性、20℃におけるVノッチシャルピー衝撃吸収エネルギー、650℃,105 hクリープ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【0225】
適量のB,Mo及びWを添加した本発明材のクリープ破断強度及び衝撃吸収エネルギーは、高温高圧タービンケーシングに要求される特性(625℃,105h強度≧8kgf/mm2,20℃衝撃吸収エネルギー≧1kgf−m)を十分満足する。特に、9kgf/mm2 以上の高い値を示している。また、本発明材には溶接割れが認められず、溶接性が良好である。B量と溶接割れの関係を調べた結果、B量が0.0035 %を越えると、溶接割れが発生した。No.1のものは若干割れの心配があった。機械的性質に及ぼすMoの影響を見ると、Mo量を1.18 %と多いものは、クリープ破断強度は高いものの、衝撃値が低く、要求される靭性を満足できなかった。一方、Mo0.11 %のものは、靭性は高いものの、クリープ破断強度が低く、要求される強度を満足できなかった。
【0226】
機械的性質に及ぼすWの影響を調べた結果、W量を1.1 %以上にするとクリープ破断強度が顕著に高くなるが、逆にW量を2%以上にすると室温衝撃吸収エネルギーが低くなる。特に、Ni/W比を0.25〜0.75に調整することにより、温度621℃,圧力250kgf/cm2 以上の高温高圧タービンの高圧及び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要求される、625℃,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以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。特に、W量1.2 〜2%,Ni/W比を0.25〜0.75 に調整することにより、625℃,105hクリープ破断強度10kgf/mm2 以上,室温衝撃吸収エネルギー2kgf−m以上の優れた耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
【0227】
【表12】
【0228】
W量は1.0%以上とすることによって顕著に強化されるとともに、特に1.5%以上では8.0kgf/mm2以上の値が得られる。本発明のNo.7は640℃以下で十分要求の強度を満足するものであった。
【0229】
本発明の耐熱鋳鋼を目標組成とする合金原料を電気炉で1トン溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み実施例3に記載の高中圧部の内部ケーシングを得た。このケーシングを1050℃×8h炉冷の焼鈍熱処理後、1050℃×8h衝風冷の焼準熱処理,730℃×8h炉冷の2回焼戻しを行った。全焼戻しマルテンサイト組織を有するこの試作ケーシングを切断調査した結果、250気圧,625℃高温高圧タービンケーシングに要求される特性(625℃,105h強度≧9 kgf/mm2 ,20℃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できた。
【0230】
(実施例5)
本実施例においては、高圧蒸気タービン及び中圧蒸気タービン又は高中圧蒸気タービンの蒸気温度を625℃に代えて649℃としたものであり、構造及び大きさを実施例2又は3とほぼ同じ設計で得られるものである。ここで実施例1と変わるものはこの温度に直接接する高圧,中圧又は高中圧蒸気タービンのロータシャフト,初段動翼及び初段静翼と内部ケーシングである。内部ケーシングを除くこれらの材料としては前述の表7に示す材料のうちB量を0.01〜0.03%及びCo量を5〜7%と高め、更に内部ケーシング材としては実施例1のW量を2〜3%に高め、Coを3%加えることにより、要求される強度が満足し、従来の設計が使用できる大きなメリットがある。即ち、本実施例においては高温にさらされる構造材料が全てフェライト系鋼によって構成される点に従来の設計思想がそのまま使用できるのである。尚、2段目の動翼及び静翼の蒸気入口温度は約610℃となるので、これらには実施例1の初段に用いた材料を用いることが好ましい。
【0231】
更に、低圧蒸気タービンの蒸気温度は実施例2又は3の約380℃に比べ若干高い約405℃となるが、そのロータシャフト自身は実施例1の材料が十分に高強度を有するので、同じくスーパークリーン材が用いられる。
【0232】
更に、本実施例におけるクロスコンパウンド型に対し、全部を直結したタンデム型で3600rpm の回転数においても実施できるものである。
【0233】
【発明の効果】
発明によれば、より高合金化されたマルテンサイト鋼からなるロータシャフトにおいて高い溶接性を有するジャーナル部を有する蒸気タービン用ロータシャフトが得られる。
【図面の簡単な説明】
【図1】本発明に係る高圧,中圧蒸気タービンの断面図。
【図2】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面構造図。
【図3】本発明に係るタービン動翼の斜視図。
【図4】本発明に係る石炭燃焼発電プラントの構成図。
【図5】本発明に係る高圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図6】本発明に係る中圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図7】本発明に係る高中圧蒸気タービンの断面図。
【図8】本発明に係る高中圧蒸気タービン用ロータシャフトの断面図。
【図9】本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図。
【図10】本発明に係る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…ジャーナル部、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、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、43…軸受、51…ボイラ、52…高圧タービン、53…中圧タービン、54,55…低圧タービン、56…復水器、57…復水ポンプ、58…低圧給水加熱器系統、59…脱気器、60…昇圧ポンプ、61…給水ポンプ、63…高圧給水加熱器系統、64…節炭器、65…蒸発器、66…過熱器、67…空気加熱器、68…発電機。
Claims (5)
- ロータジャーナル部及びロータ胴部が一体に構成されたマルテンサイト鋼からなる蒸気タービン用ロータシャフトであって、
前記ロータジャーナル部が重量比でC0.06〜0.14%,Si0.5%以下,Mn2%以下,Cr7〜13%,Ni0.2〜2%,V0.05〜0 . 35%,Nb0.01〜0.20%,N0.005〜0 . 05%,Mo1%以下,W3%以下,B無添加又は0.0030%以下及びCo5%以下を含み、前記ロータ胴部のマルテンサイト鋼より溶接性が高い合金組成を有するマルテンサイト鋼からなり、
ロータ胴部が重量比でC0.06〜0.14%,Si0 . 15%以下,Mn0 . 03〜1 . 5%,Cr9〜13%,Ni0 . 05〜1 . 0%,V0.05〜0.3%,Nb0.01〜0.20%,N0.005〜0 . 05%,Mo0 . 05〜0 . 5%,W1 . 0〜3 . 5%,B0 . 001〜0.03% 及びCo10%以下を含み、前記ロータジャーナル部のマルテンサイト鋼より高温強度が高い合金組成を有するマルテンサイト鋼からなる
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に記載のロータシャフトにおいて、前記ジャーナル部表面に軸受特性良好な低合金鋼が肉盛溶接されてい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に記載のロータシャフトの製造法において、溶接性良好な前記マルテンサイト鋼及び高温強度の高い前記マルテンサイト鋼の2種以上の消耗電極を準備し、前記電極をエレクトロスラグ再溶解によって前記ジャーナル部と胴部とを一体に製造することを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。
- 請求項3に記載の製造法において、両端部のジャーナル部と、中央部の前記胴部とに相当する消耗電極を準備し、この消耗電極をエレクトロスラグ溶解することを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。
- 請求項3に記載のロータシャフトの製造法において、先ず前記溶接性良好なマルテンサイト鋼の消耗電極を溶解し、次いで前記高温強度の高いマルテンサイト鋼の消耗電極を溶解し、更に前記溶接性良性なマルテンサイト鋼の消耗電極を溶解し一体に製造することを特徴とする蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。
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