JP3716684B2 - 高強度マルテンサイト鋼 - Google Patents
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Description
【発明の属する技術分野】
本発明は新規なマルテンサイト鋼に係り、特に低圧蒸気タービンの最終段動翼に用いられる12%Cr系鋼に関する。
【0002】
【従来の技術】
現在、蒸気タービン用動翼には12Cr−Mo−Ni−V−N鋼が使用されている。近年、省エネルギーの観点からガスタービンの熱効率の向上が、省スペースの観点から機器のコンパクト化が望まれている。
【0003】
熱効率の向上及び機器のコンパクト化には蒸気タービン翼の長翼化が有効な手段である。そのために低圧蒸気タービン最終段の翼長は年々上昇の傾向にある。これに伴って、蒸気タービンの翼の使用条件も厳しくなり、これまでの12Cr−Mo−Ni−V−N鋼では強度不足で、より強度の高い材料が必要である。長翼材の強度としては、機械的特性の基本である、引張強さが要求される。
【0004】
また、破壊に対する安全性確保の観点から、高強度で高靭性が要求される。
【0005】
引張強さが従来の12Cr−Mo−Ni−V−N鋼(マルテンサイト系鋼)より高い構造材料として、Ni基合金及びCo基合金が一般に知られているが、熱間加工性,切削性及び振動減衰特性が劣るので、翼材としては望ましくない。
【0006】
また、低圧蒸気タービン用最終段動翼材として12Cr系マルテンサイト鋼からなること、それを用いた低圧蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラントはWO97/30272号公報に開示されている。更に、3000rpm ,48インチ低圧タービン翼として17−4PH鋼が三菱重工技報、Vol.35,No.1 (1998−1)に開示されている。
【0007】
更に、蒸気タービン翼材として特開昭57−120655号公報,特開昭60−224765号公報及び特開平2−101143 号公報がある。
【0008】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、前者のWO公報には低圧蒸気タービンの最終段動翼として、回転数 3000rpm に対し翼部長さ43インチ,3600rpm に対し35.8 インチ翼について示されているが、それ以上の翼部長さに対しては具体的に開示されていないし、その翼形状及び低圧蒸気タービンの大きさについても開示されていない。
【0009】
更に、後者の公報にはより長翼化への対応及び強度と靭性について開示されていないし、翼材料についても異なるものである。
【0010】
本発明の目的は、翼部長さとして3000rpm に対して48インチ以上又は3600rpm に対して40インチ以上を達成することができるより高強度で高靭性を有するマルテンサイト鋼を提供するにある。
【0011】
【課題を解決するための手段】
本発明に係る蒸気タービン翼として、翼部長さが3000rpm に対して45インチ以上又は3600rpm に対して37.5 インチ以上に好適であり、20℃Vノッチ衝撃値が5 . 6kg・m/cm2 以上及び20℃引張強さが140kg/mm2 以上、好ましくは150kg/mm2 以上、より好ましくは152kg/mm2 以上を有する以下に示すマルテンサイト鋼からなること、後者の引張強さに対しては各々5kg・m/cm2 以上及び6kg・m/cm2 以上が好ましい。
【0012】
本発明は、前述と同様に20℃Vノッチ衝撃値(kg・m/cm2)(y)が20℃引張強さ(kg/mm2)(x)より、y=−0.44x+68、好ましくはy=−0.44x+71、より好ましくはy=−0.44x+73 の式によって求められる値以上を有する以下に示すマルテンサイト鋼が望ましい。
【0013】
前記蒸気タービン翼は重量で、C0.15〜0.40%,Si0.5%以下,Mn1.5%以下,Ni2〜3.5%,Cr8〜13%,Mo1.5〜4%,Nb及びTaを1種又は2種を合計で0.02〜0.3%,V0.05〜0.35%及びN0.04〜0.15%を含み、残部が不可避的不純物及びFeからなり、20℃Vノッチ衝撃値が5.6kg・m/cm2以上及び20℃引張強さが140kg/mm2以上であるマルテンサイト鋼よりなるものである。
【0014】
本発明は、重量で、C0.15〜0.40%,Si0.5%以下,Mn1.5%以下,Ni2〜3.5%,Cr8〜13%,Mo2.1〜4%,Nb及びTaを1種又は2種を合計で0.02〜0.3%,V0.05〜0.35%及びN0.04〜0.15%を含み、残部が不可避的不純物及びFeからなり、20℃Vノッチ衝撃値が5.6kg・m/cm2以上及び20℃引張強さが140kg/mm2以上であるマルテンサイト鋼よりなるものである。
【0015】
上述のマルテンサイト鋼は重量で、前述の組成のうちC0.31〜0.40%及びMo1.5〜4.0%を含むことが好ましい。
【0016】
本発明は、蒸気タービン翼として翼部長さが、3000rpmに対し45インチ以上又は3600rpmに対し37.5インチ以上に好適であり、重量で、C0.31〜0.40%、Si0.5%以下、Mn1.5%以下、Ni2〜3.5%、Cr8〜13%、Mo1.5〜4.0%、Nb及びTaを1種又は2種を合計で0.02〜0.3%、V0.05〜0.35%及びN0.04〜0.15%を含み、残部が実質的にFeであるマルテンサイト鋼が好ましい。
【0017】
本発明は、前述と同様に、翼部長さが、3000rpmに対し45インチ以上又は3600rpmに対し37.5 インチ以上に好適であり、重量で、C0.15〜0.40%、Si0.5%以下、Mn1.5%以下、Ni2〜3.5%、Cr8〜13%、Mo1.5〜4%、Nb及びTaの1種又は2種を合計で0.02〜0.3%、V0.05〜0.35%及びN0.04〜0.15%を含み、かつ、C量及びMo量とを整数目盛で表示し、A点 ( C0 . 21%、Mo1 . 5% ) 、B点 ( C0 . 15%、Mo2 . 5% ) 、C点 ( C0 . 15%、Mo3 . 2% ) 、D点 ( C0 . 25%、Mo4 . 0% ) 、H点(C0 . 4%、Mo4 . 0%)、I点(C0 . 4%、Mo1 . 5%)及び前記A点の各点を結ぶ範囲内にあるマルテンサイト鋼又は残部が実質的にFeであるマルテンサイト鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン翼にある。更に、好ましくは、(C量、Mo量)が(0.3%、1.9%)をE点、(0.21%,2.4%)をF点、(0.25%,3.9%)をG点とした時に、E点とF点を結んだ線及びE点の延長線上、F点とG点を結んだ線よりもC量が上部にある範囲である。
【0018】
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において、前記低圧タービンはその最終段翼が前述のいずれかに記載のマルテンサイト鋼よりなる蒸気タービン翼からなることが好ましい。
【0019】
本発明は、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、前記低圧タービンはその最終段翼が前述のいずれかに記載のマルテンサイト鋼よりなる蒸気タービン翼からなることが好ましい。
【0020】
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ケーシングを有する低圧蒸気タービンにおいて、前記動翼の最終段が前述のいずれかに記載のマルテンサイト鋼からなる蒸気タービン翼からなることが好ましい。
【0021】
回転数が3000rpm又は3600rpmである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、前記最終段動翼が前述のいずれかに記載の蒸気タービン翼からなることが好ましい。
【0022】
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0.02% 耐力が80kg/mm2 以上,0.2%耐力が87.5kg/mm2 以上又は引張強さが92kg/mm2 以上及びFATTが−5℃以下又は20℃Vノッチ衝撃値が10kg・m以上であるベーナイト鋼よりなることが好ましい。
【0023】
前記ベーナイト鋼は、重量で、C0.20〜0.28%,Si0.15%以下, Mn0.25%以下,Ni3.25〜4.25%,Cr1.6〜2.5%,Mo0.25 〜0.60% 及びV0.05〜0.20%を含む鍛鋼よりなるのが好ましい。
【0024】
本発明に係る蒸気タービン翼材として、3000rpm に対して46″又は3600rpm に対して38.5″に要求される20℃引張強さは147kg/mm2以上及び0.02% 耐力は101kg/mm2 を有するものが好ましい。
【0025】
本発明に係る蒸気タービン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。
【0026】
本発明に係る蒸気タービン翼は、翼部長さが3000rpm に対し45インチ以上又は3600rpmに対し37.5インチ以上であり、植込み部が45インチ以上に対し9本以上及び37.5 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。
【0027】
本発明に係る翼は、前記翼部先端の幅に対する植込み部幅が2.1〜2.5倍であることが好ましい。
【0028】
本発明に係る翼は、前記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。
【0029】
低圧タービンは、前記最終段動翼の平均直径が前記3000rpm に対し3520mm以上好ましくは3600〜3750mm又は前記3600rpm に対し2930mm以上好ましくは3000〜3130mmである。
【0030】
低圧タービンは、最終段動翼の平均直径が前記3000rpm に対し2800mm以上好ましくは3000〜3040mm又は前記3600rpm に対し2330mm以上好ましくは2400〜2530mmである。
【0031】
上述の要件は以下の発明に適用できるものである。
【0032】
本発明は、前述の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538〜660 ℃(538℃,566℃,593〜605℃,610〜620℃,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350〜400℃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の全部が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、又はこれらのうち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。
【0033】
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538〜660℃及び圧力が250 kgf/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(538℃,566℃,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17kgf/mm2 以上)であるCr8.5〜13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、又はこれらのうち前記動翼の初段又は2段又は3段までをNi基合金からなり、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高圧蒸気タービン,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とするのが好ましい。
【0034】
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又は前記動翼及び静翼の少なくとも一方の初段が重量で、C0.05〜0.20%,Si0.6%以下、好ましくは0.15%以下,Mn1.5%以下、好ましくは0.05〜1.5%,Cr8.5〜13%、好ましくは9.5〜13%, Ni0.05〜1.0%,V0.05〜0.5%、好ましくは0.05〜0.35%,Nb及びTaの少なくとも1種0.01〜0.20%,N0.01〜0.1%、好ましくは0.01〜0.06%,Mo1.5%以下、好ましくは0.05〜1.5%, W0.1〜4.0%、好ましくは1.0〜4.0%,Co10%以下、好ましくは0.5〜10%,B0.03%以下、好ましくは0.0005〜0.03%を含み、78%以上のFeを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、593〜660℃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%,Nb及びTaの少なくとも1種0.01〜0.20% ,Al0.1%以下,Mo1.5%以下,N0.025〜0.1%を有し、80%以上のFeを有する高強度マルテンサイト鋼が好ましく、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%,Nb及びTaの少なくとも1種0.01〜0.15%,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。
【0035】
本発明に係る前述の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。
【0036】
本発明に係る前述の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。
【0037】
本発明に係る前述の低圧蒸気タービンは、前記動翼が左右対称に各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。
【0038】
本発明に係る高圧,中圧及び高中圧タービン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、Cr当量を4〜8に成分調整することが好ましい。
【0039】
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。
【0040】
(1)本発明材を用いる蒸気タービン翼は、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と同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。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とすることが最も好ましい。
【0041】
本発明鋼は前述した式で計算されるCr当量が10以下、好ましくは4〜103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。
【0042】
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℃(好ましくは1000〜1055℃)で好ましくは0.5〜3 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℃で焼戻し、特に540℃〜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℃高くするのが好ましく、より15〜20℃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。
【0043】
本発明に係る低圧タービン最終段翼部長さは前述のように3600rpm に対しては952.5mm(37.5″)以上、好ましくは1016mm(40″)〜1067mm(42″)及び3000rpm に対しては1168.4mm(46″)以上、好ましくは1219.2mm(48″)〜1270mm(50″)である。
【0044】
以下、本発明に係るマルテンサイト鋼の合金元素について説明する。
【0045】
Cは高い引張強さと靭性を得るために0.15%以上、また、0.4%を超えて多くすると、靭性を低下させる恐れがある。特に、Mo量との関係によって0.15〜0.40%又は、0.31〜0.40%とするものである。
【0046】
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、0.5% 以下、より0.25% 以下が好ましい。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。
【0047】
少量のMn添加は靭性を向上するが多量の添加は靭性を低下させるので、1.5 %以下が好ましい。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0.05〜0.2%が好ましい。
【0048】
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%が好ましい。特に強度の点から10.5〜12.5%が、より11〜12%好ましい。
【0049】
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4%を超えるとδフェライト生成原因になるので1.5〜4%とする。特に、C量が0.13〜0.40%のとき、2.1〜4.0%又はC量が0.31〜0.40%のときMo量を1.5〜4.0%とするものである。なお、WもMoと同じ様な効果があり、より高強度化のためにその一部を置換させて好ましくは2%以下含有させることができる。
【0050】
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% ,Nb0.3%以下がδフェライト生成の抑制から好ましい。特にVは0.15〜0.30%、より0.25〜0.30%、Nbは0.10〜0.20%、より0.12〜0.18% が好ましい。Nbの代わりにTaを全く同様に添加でき、複合添加においても合計量で同様の含有量とすることができる。
【0051】
Niは低温靭性を高めると共に、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、3.5% を超える添加で効果が飽和する。特に、2.6〜3.2%が好ましい。
【0052】
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0.04% 未満ではその効果が十分でなく、0.15% を超えると靭性を低下させる。特に、0.06〜0.10%の範囲で優れた特性が得られる。
【0053】
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P0.015%以下,S0.015%以下が好ましい。特に、P0.010%以下,S0.010%以下が望ましい。
【0054】
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% 以下,Sn0.005%及びAs0.01%以下が望ましい。
【0055】
さらに、本発明においては、Ti,Zr,Hf等のMC炭化物形成元素を1種又は2種以上の各々の組合せで合計で0.5%以下含むものが好ましい。その他に、塑性加工性,靭性を改善するためにAl,Ca,Mg,Y,希土類元素の少なくとも1種又は合計で0.2%以下含有させるのが好ましい。
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・冷却し(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。第2次焼戻しは第1次焼戻し温度より高い温度とするものである。
【0056】
最終段動翼の先端リーデングエッヂ部には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%,W1.5〜7.0%,C0.5〜1.5%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。
【0057】
(2)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、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 重量%程度少なくし、4層目以降の溶接層のCr量を0.5〜3重量%(好ましくは1〜2.5重量%)とするものである。
【0058】
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。また、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。
【0059】
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。
【0060】
(3)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。
【0061】
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以上が要求される。
【0062】
内部ケーシング材として具体的な組成は、重量で、C0.06〜0.16%(好ましくは0.09〜0.14%),N0.01〜0.1%(好ましくは0.02〜0.06%),Mn1%以下(好ましくは0.4〜0.7%),Si無添加又は0.5%以下(好ましくは0.1〜0.4%),V0.05〜0.35%(好ましくは0.15〜0.25%),Nb0.15%以下(好ましくは0.02〜0.1%),Ni0.2〜1%(好ましくは0.4〜0.8%),Cr8〜12%(好ましくは8〜10%、より好ましくは8.5〜9.5%),W1〜3.5%,Mo1.5%以下(好ましくは0.4〜0.8%)及び残部Feからなるマルテンサイト鋳鋼が好ましい。
【0063】
W量は、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。
【0064】
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。
【0065】
(4)低圧蒸気タービンロータシャフトは重量で、C0.2〜0.3%,Si0.15 %以下,Mn0.25%以下,Ni3.25〜4.25%,Cr1.6〜2.5%, Mo0.25〜0.6%,V0.05〜0.25%を有し、Fe92.5% 以上の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、好ましくは0.015%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。本ロータシャフトは前述の回転数に対する特定の長さを有するマルテンサイト鋼を有する最終段動翼と密接な関係を有する。本発明に係るロータシャフトは後述の実施例に記載のとおりである。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。
【0066】
(5)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。
【0067】
(6)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%,Si0.3〜0.7%,Mn1%以下を有する炭素鋳鋼が好ましい。
【0068】
(7)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。
【0069】
(8)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。
【0070】
(9)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、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、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、時効処理される。
【0071】
【発明の実施の形態】
〔実施例1〕
表1は蒸気タービン用長翼材に係る12%Cr鋼の化学組成(重量%)を示し、残部はFeである。各試料はそれぞれ150kg真空アーク溶解し、1150℃に加熱し鍛造して実験素材とした。試料No.1及び15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.11及びNo.16〜No.19は、1050℃で1h加熱後油焼入れ、No.12〜14及びNo.20,21は1075℃で1時間加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで、560℃(低温戻し)に加熱し2h保持後室温まで空冷し(1次焼戻し)、更に580℃(高温戻し)に加熱し2h保持後室温まで空冷した(2次焼戻し)。No.22及び23は1075℃で1h加熱後油焼入れにより室温まで冷却し、次いで液体窒素までの深冷処理を行い、更に570℃で2h加熱保持し室温まで空冷した。いずれのものも全焼戻しマルテンサイト組織を有していた。
【0072】
表1において、No.3〜12、15及び16は比較のもの、13、14、17〜23は本発明に係る材料及びNo.1及び2は、現用の長翼材である。
【0073】
表2はこれらの試料の室温(20℃)の機械的性質を示す。本発明に係る材料の(No.9,10,13,14,17〜23)は、翼部長さ46インチ以上の3000rpm 蒸気タービン用長翼材として要求される引張強さ(143kgf/mm2以上)及び低温靭性(20℃Vノッチシャルピー衝撃値4kgf−m/cm2 以上)を十分満足することが確認された。尚、表中No.1〜11,No.12〜14及び20,21の上段は高温戻し材、及びNo.12〜14の下段は低温戻し材、更にNo.22,23の下段は深冷処理材の値である。
【0074】
これに対し、No.1,6及び16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。No.2は、引張強さ及び靭性が低い。
【0075】
No.3,4,5及び7は、衝撃値が3.8kgf−m/cm2以上及び引張強さ128.5 kg/mm2以上であり、翼部長さ43インチ以上に対しては満足するものである。
【0076】
【表1】
【0077】
【表2】
【0078】
図1は引張強さとC量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さはMo量との関係によってC量の効果は著しく異なる。Mo量が1.7〜3.1%の範囲のものはC量の増加とともに引張強さが増加する。C量が0.13% 前後で130〜138kg/mm2 であるのに対し、0.15〜0.23%ではいずれも140 kg/mm2 以上で、142〜145kg/mm2 の高い強度が得られる。更に、C量を0.24〜0.32%では145kg/mm2を超え152kg/mm2のより高い強度が得られる。また、Mo量が3.2%以上のものはC量が0.17%以上で135kg/mm2 以上、更にC量0.18%を超えるものでは140kg/mm2以上、C量0.21%以上では145kg/mm2 以上の引張強さが得られる。
【0079】
図2は引張強さとMo量との関係を示す線図である。図に示す様に引張強さはMo量の増加とC量の増加によって顕著に高くなる。C量が0.13〜0.14%ではMo量が2.0〜3.2%で引張強さが132〜135kg/mm2 の高い値が得られ、更にC量が0.15〜0.16%ではMo量が2.0%以上で137kg/mm2以上、Mo量2.4〜4%では140kg/mm2 以上となる。また、C量0.19〜0.23%ではMo2.0〜3.5%で140kg/mm2以上が得られ、特にMo2〜3.2%では142kg/mm2以上の高い値が得られる。より2.4〜3.1%のMoでは145kg/mm2 以上のきわめて高いものが得られる。尚、No.12〜14を図中に示していないのは、他のものと焼入温度が異なること及びCr量が異なることからである。更に、C量を0.25〜0.32%とすることによりMo量を2〜4%において145kg/mm2を超える147〜152kg/mm2のより高い強度が得られる。特に、Moは2.2〜3.8%において148kg/mm2 以上の強度が得られる。
【0080】
図3は引張強さと(Mo/C)比との関係を示す線図である。C量が0.12〜0.14%の低C量の強度は(Mo/C)比が10〜24の範囲で128.5kg/mm2 以上の強度が得られる。更に、C0.19〜0.22%では(Mo/C)比5〜22で140kg/mm2 以上のより高い強度が得られる。特に、(Mo/C)比8〜20では142〜145kg/mm2 の強度が得られる。また、C0.25〜0.32%では、(Mo/C)比65〜20で145kg/mm2 を超える引張強さが得られ、特に7〜15で148〜152kg/mm2 の強度が得られる。
【0081】
図4はC量とMo量との引張強さの関係を示す線図である。前述のようにC量とMo量との関係によって引張強さが大きく変る。従って、引張強さとして140kg/mm2 以上又は136kg/mm2以上で8kg・m/cm2以上が得られる範囲は、C量及びMo量とを整数目盛で表示し、A点 ( C0 . 21%、Mo1 . 5% ) 、B点 ( C0 . 15%、Mo2 . 5% ) 、C点 ( C0 . 15%、Mo3 . 2% ) 、D点 ( C0 . 25%、Mo4 . 0% ) 、H点(C0 . 4%、Mo4 . 0%)、I点(C0 . 4%、Mo1 . 5%)及び前記A点の各点を結ぶ範囲内にある。更に、引張強さ145kg/mm2以上が得られる範囲は、(C量、Mo量)が (0.3%、1.9%)をE点、(0.21%、2.4%)をF点、(0.25%、3.9%)をG点とした時に、E点とF点,F点とG点を結んだ線よりもC量が上部にある範囲が好ましい。
【0082】
図5はC量と衝撃値との関係を示す線図である。図に示す様にC量の増加によって衝撃値が向上する。その傾向はN量に大きく左右される。N量が0.06〜0.07%ではC量を0.13%以上とすることにより5kg−m/cm2 以上の衝撃値が得られ、C量0.23%以上で6kg−m/cm2以上が得られる。N量が0.08〜0.09%ではC量を0.19%以上で5kg−m/cm2以上、C量0.24%以上で6kg−m/cm2以上が得られる。N0.09%ではC量0.23% 以上で5kg−m/cm2以上、C量0.30%以上で6kg−m/cm2以上が得られる。
【0083】
図6はMo量と衝撃値との関係を示す線図である。図に示す様に衝撃値はC量によってMo量の効果が異なる。C量が0.13〜0.14%,0.16〜0.19%及び0.27〜0.32%ではいずれもMo量の増加によって衝撃値が低下するが、C量0.22〜0.25%ではMo量の増加によって衝撃値が増加する。特に、C量が0.22〜0.25% ではMo量を1.5%以上とすることにより、更にC量0.27%以上ではMo量を4.0%以下とすることにより5kg−m/cm2 以上が得られる。また、6kg−m/cm2以上を得るには、C0.22〜0.25% ではMo3%以上,C0.27%以上ではMo量を3.1%以下とすることによって得られる。
【0084】
前述のA点とB点,B点とC点,C点とD点を結んだ線よりもC量が上部である範囲では衝撃値として3 . 8 kg −m/ cm 2 以上が得られ、更にE点とF点、F点とG点を結んだ線よりもC量が上部である範囲では4 . 8 kg −m/ cm 2 以上の値が得られる。
【0085】
図7は衝撃値と引張強さとの関係を示す線図である。C量が0.19% 以上における衝撃値(kg−m/cm2)(y)は引張強さ(x)から求められる値(y=−0.44x+68)以上とすることが好ましい。更に、C量を0.25% 以上とすることにより、y=−0.44x+71によって求められる値(kg−m/cm2)以上とすることが好ましい。また、C0.30% 以上とすることによりy=−0.44x+73によって求められる値以上とすることが好ましい。
【0086】
前述のy=−0.44x+68 によって求められる値以上の衝撃値と引張強さを有するマルテンサイト鋼を用い、引張強さとして140kg/mm2 以上とすることにより、回転数3000rpm に対し46インチ以上とすること、又は3600rpm に対し37.5 インチ以上とするものを得ることができる。更に、y=−0.44x+71 によって求められる値以上の衝撃値と引張強さを有するマルテンサイト鋼を用い、引張強さ145kg/mm2 以上とすることにより回転数3000rpmに対して48インチ以上、3600rpmに対して40インチ以上とすることができる。また、y=−0.44x+73 によって求められる値以上の衝撃値と引張強さを有するマルテンサイト鋼を用い、引張強さ150kg/mm2 以上とすることにより回転数3000rpmに対して50インチ以上、3600rpmに対し41.5″以上の翼部長さを有する動翼を植設した低圧蒸気タービンが達成できる。
【0087】
また、本実施例の他に、C0.35%,Si0.03%,Mn0.15% ,Ni2.80%,Cr12%,Mo2.30%,V0.25%,Nb0.15%,N0.075%又はC0.35%,Si0.03%,Mn0.15%,Ni3.50%,Cr12%,Mo3.3%,V0.25%,Nb0.15%及びN0.075%を含み、残部Feからなる蒸気タービン用マルテンサイト鋼について特性を検討中である。
【0088】
〔実施例2〕
図8は実施例1の本発明に係るマルテンサイト鋼を用いた3000rpm 用の翼部長さ1168.4mm(46″)長翼の正面図及び図9はその側面図である。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ピン挿入孔、54は蒸気中の水滴によりエロージョンを防止するための翼部リーデング側に設けられた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)、55はタイボス及び57はコンティニュアスカバーである。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57は機械的に一体に形成することもできる。エロージョンシールドは局部的な焼入れによって他の翼部より硬さを高めることによって設けることができる。
【0089】
46″長翼は、エレクトロスラグ再溶接法により溶製し、鍛造熱・処理を行ったものである。鍛造は850〜1150℃の温度範囲内で、熱処理は実施例1に示した条件で行った。この長翼の金属組織は全焼戻しマルテンサイト組織であった。翼部51は植込み部の厚さが最も大きく、先端部になるに従って徐々に薄肉となっている。
【0090】
図8及び図9に示す様に、翼植込み部52は9本の植込み部を有するフォーク型になっている。図5の側面にはフォーク型にピンを挿入するピン挿入孔53が3段に設けられ、それに対応して凹部が設けられている。ピン挿入孔53は翼部側が最も直径が大きく、徐々に小さくなっている。翼部51はその幅方向の傾きが車軸の軸方向に対して翼植込み部52がほぼ平行であり、翼先端部で約75度に徐々に傾いている。本実施例における翼植込み部52の最大幅は翼部先端の幅に対して約2.4 倍であり、2.2〜2.6が好ましい。58は翼部51の翼植込み部52近傍に対する接線の延長上の幅を示し、翼部51の有効幅となるもので、翼部先端の幅に対して約1.79 倍有するものであり、1.60〜1.85倍が好ましい。
【0091】
図10は蒸気タービンに配置されたタービン翼におけるコンティニュアスカバー57の互いの位置関係を示す円周面の上面から見た正面図である。翼部51は隣り同志で重り合うように配置されている。また、翼部51は水蒸気の流れをふさぐように配置されている。このコンティニュアスカバー57は本体の材料と同一の一体に成形加工によって作られたものである。翼部51の先端は植込み部52に対して約75.5 度軸方向に対して交叉するようにねじれた構造となっている。
【0092】
尚、実施例1のNo.12に記載のマルテンサイト鋼は焼入れ温度を若干高めることによって引張強さを目標の138.5kg/mm2以上及び衝撃値を4kg−m/ cm2 以上のものを得ることができる。
【0093】
図11は翼部長さを46″とし、動翼の植込み部を逆クリスマスツリータイプとしたもので、平面図及び図12はその側面図である。本図面に示す蒸気タービン翼は前述の図8及び図9とは翼植込み部52の型が違うだけで、他の構造は同様である。本図に示す様に翼植込み部52は両側に4段のストレートな突起を有し、この突起によって高速回転による翼部をロータシャフトに植設され固定されるものである。そして、ロータシャフトにはこの外形と同一の空間を有する溝がロータシャフトの軸方向に沿って植込まれるように形成されている。
【0094】
本実施例の他に、前述のように更に3000rpm に対して48″,50″,52″と大きくしたもの、3600rpm に対して37.5″,40″,43″としたものは本実施例の長翼に対して相似形としたもので対応できるものである。〔実施例3〕
表3は本発明に係るマルテンサイト鋼を用いた蒸気温度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動翼の翼部長さが43インチであり、AはHP−IP及びLP2台で3000r/min 、BはHP−LP及びIP−LPで各々同じく3000r/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℃,250kgf/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、45〜65kgf/cm2 の圧力で運転される。低圧部(LP)は蒸気温度は400℃で入り、100℃以下,722mmHgの真空で復水器に送られる。
【0095】
本実施例における低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対す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31.5mであり、その比が28.8 であり、コンパクトになっている。
【0096】
また、本実施例における蒸気タービン発電プラントの定格出力(MW)に対する前記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距離(mm)の比が30である。
【0097】
【表3】
【0098】
図13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5.8 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710mmであり、直径に対する長さの比は約8.2である。
【0099】
本実施例においては後述する表6に示す材料を初段ブレード及び初段ノズルを使用し、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65〜180mm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。
【0100】
本実施例における高圧タービンは軸受間距離が約5.3m であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さに対するその軸受間距離の比が4.8 である。また、発電プラントの定格出力(MW)に対する前記高圧タービンの軸受間距離(mm) の比は5.0である。
【0101】
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、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5.8m であり、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9.2倍である。
【0102】
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。
【0103】
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0.75 倍と小さくなる。
【0104】
本実施例においては後述する表6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1.1〜 1.2の割合で長くなっている。
【0105】
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0.35〜0.8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。
【0106】
本実施例における中圧タービンは、その軸受間距離が約5.5mであり、低圧 タービンの最終段動翼の翼部長さに対する中圧タービンの軸受間距離の比が5.0 であり、また、発電プラントの定格出力(MW)に対するその軸受間距離(mm)の比が5.2である。
【0107】
高圧タービンの初段に植込まれる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に植込まれるタービン翼は逆クリスマスツリー型である。
【0108】
図14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。最終段動翼には実施例2に示した翼部長さが46インチである蒸気タービン翼を用いた。ノズルボックス45は複流型である。
【0109】
ロータシャフト44には表4に示すスーパークリーンされた全焼戻しベーナイト鋼の鍛鋼が用いられる。表4に示す鋼は5kgの鋼塊を用い各種特性を調べた。これらの鋼は熱間鍛造後840℃×3h加熱後、100℃/hで冷却する焼入れ後、575℃×32h加熱する焼戻しを施したものである。表5は室温の特性である。
【0110】
【表4】
【0111】
【表5】
【0112】
いずれの試料も全焼戻しベーナイト組織を有する。0.02%耐力80kg/mm2以上,0.2%耐力87.5kg/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℃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インチ以上は勿論、46インチの植設を満足するものであった。Cr量が若干高いNo.4は強度が低くなっており、Crは2.20%位までが好ましい。特に、0.2%耐力(y)は0.02%耐力 (x)より、(1.35x−20)、より(1.35x−19)によって求められる値以上とするのが好ましい。更に、引張強さ(y)は0.2%耐力(x)より、y=0.89x+22.2〜24.2 によって求められる値の範囲内とするのが好ましい。
【0113】
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。
【0114】
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54には重量で、C1.0%,Cr28.0%及びW4.0% 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57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57は機械的に一体に形成することもできる。
【0115】
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。
【0116】
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1.9倍大きくなっている。
【0117】
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約3″から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。
【0118】
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0.15〜0.19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。
【0119】
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。
【0120】
本実施例におけ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18.3m 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16.7 であり、更に発電プラントの定格出力1050(MW)に対するタンデムに結合した2台の両端での低圧タービンの軸受間距離(mm)の合計の比が17.4である。
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。
【0121】
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,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。すなわち、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。
【0122】
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。
【0123】
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。
【0124】
また、本実施例に代えて同じ高圧タービン及び中圧タービンの各々に対し1基の低圧タービンをタンデムに連結し、各々に1台の発電機を連結し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。
【0125】
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9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。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。
【0126】
表6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12×10-6/℃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。高圧タービン及び中圧タービンのロータシャフトは、表6に記載の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℃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、最終形状に切削加工によって得られるものである。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なくすことができる。
【0127】
高圧部及び中圧部のブレード及びノズルは、同じく表6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,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。
【0128】
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6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。
【0129】
【表6】
【0130】
表7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。
【0131】
このロータシャフトの中心部を調査した結果、高圧,中圧,高中圧タービンロータに要求される特性(625℃,105h強度≧10kgf/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。
【0132】
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。
【0133】
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℃,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。
【0134】
【表7】
【0135】
本実施例においては、高圧及び中圧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。
【0136】
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8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。溶接条件は溶接電流170A,電圧24V,速度26cm/minである。
【0137】
【表8】
【0138】
肉盛溶接を上述の供試母材表面に表9に示すごとく、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。
【0139】
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。
【0140】
【表9】
【0141】
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、溶接部に割れは認められなかった。
【0142】
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。
【0143】
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1基又は2基の低圧蒸気タービンをタンデムに結合し、3000回転としたタンデム型発電プラント及び表3のタービン構成Bにおいても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を同様に組合せて構成できるものである。
【0144】
本実施例では高圧,中圧タービンの蒸気温度が625℃と高温のものであるが、538℃及び566℃においてはこれらのタービンのロータシャフト材はASTM−A470のCrMoV鋼が用いられ、低圧タービンには本実施例と同様に用いられる。
【0145】
〔実施例4〕
表10は本発明に係るマルテンサイト鋼を用いた蒸気温度600℃,定格出力700MW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℃,250kgf/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、45〜65kgf/cm2 の圧力で運転される。低圧部(LP)は蒸気温度は400℃で入り、100℃以下,
722mmHgの真空で復水器に送られる。
【0146】
本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした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は、軸受間距離が約22.7mであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ (1168mm)に対する高中圧一体タービンの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の比が19.4 であり、また発電プラントの定格出力1050MWにおける1MWに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及びタンデムに結合した2台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離(mm)の比が21.6である。
【0147】
更に、本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした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は、軸受間距離が約14.7mであり低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ(1168mm)に対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び1台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が12.6 である。また発電プラントの定格出力700MWにおける1MWに対する高中圧一体タービンの軸受間距離及び1台の前記低圧タービンの軸受間距離の合計の比が21.0である。
【0148】
【表10】
【0149】
図15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(高圧ロータシャフト)33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。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6.7m 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9.0である。
【0150】
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。
【0151】
高圧側においてはブレード及びノズルを前述の表6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。
【0152】
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。
【0153】
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。
【0154】
中圧側においてはブレード及びノズルを前述の表6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。
【0155】
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。本実施例における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5.7m であり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ(1168mm)に対する軸受間距離の比が5.7であり、またその発電プラントの定格出力1050MWにおける1MWに対する高中圧一体タービンの軸受間距離(mm)の比が6.4である。
【0156】
本実施例においても、軸受部には実施例3と同様に低合金鋼の肉盛溶接層が設けられる。
【0157】
図16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。最終段の動翼長さは46インチあり、実施例2に示す高強度12%Cr鋼からなる蒸気タービン翼が使用される。本実施例で用いられる動翼の形状は実施例2の図8及び図9に示すものであり、翼部先端でのねじれ角度についても同様である。ロータシャフト43は実施例3と同様に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。最終段とその前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鋼が用いられる。内外部ケーシング材にはC0.25% 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800 mm,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。
【0158】
本実施例においてもロータシャフトには動翼の植込み部が設けられる。実施例3と同様に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。
【0159】
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6.2〜7.0倍と大きくなっている。2,3段は初段の1.15〜1.40倍、4,5段が2,3段の2.2〜2.6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。
【0160】
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、蒸気タービンの出力によって初段から最終段の長さが100〜1270mmの範囲内で、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1.2〜1.9倍の範囲内で長くなっている。
【0161】
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0.30 〜1.5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0.15〜0.40の範囲内で徐々に小さくなっている。最終段は0.50〜0.65の比率である。
【0162】
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。
【0163】
本実施例におけるエロージョンシールド45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56によって接合される。エロージョンシールド54は湿り蒸気が直接当たる表とその反対の裏側との2個所でエロージョンシールド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。
【0164】
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400℃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。
【0165】
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。
【0166】
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。
【0167】
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。
【0168】
本実施例の定格出力1050MW級の発電において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,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。
【0169】
前述の表6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ロータシャフトとして、C0.11%,Si0.02%,Mn0.45% ,Ni0.50%,Cr11.21%,Mo0.25%,W2.78%,V0.20% ,Nb0.07%,Co1.50%,N0.017%,B0.016%及び残部Feからなる全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼を使用した他は表6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。
【0170】
前述の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回焼戻しを行った後、所望の形状に切削加工によって得られるものである。他の各部の材料及び製造条件は実施例3と同様である。更に、軸受部27へのCr−Mo低合金鋼の肉盛溶接層も実施例3と同様に形成した。
【0171】
本実施例における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低圧タービンは合計の軸受間距離が16mであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ(1168mm)に対するタンデムに結合した2台の低圧タービンの軸受間距離の比が13.7 であり、またその発電プラントの定格出力1050MWにおける1MWに対するタンデムに結合した2台の低圧タービンの軸受間距離の合計距離(mm)の比が15.2である。
【0172】
本実施例における高圧タービンと中圧タービンとを一体にした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用低圧タービンは軸受間距離が6mであり、その低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ(1168mm)に対する比が6.8 であり、また1台の低圧タービンの軸受間距離の発電プラントの定格出力700MWにおける1MWに対する1台の低圧タービンの軸受間距離(mm)の比が11.4である。
【0173】
本実施例における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、P0.010%以下,S0.005%以下,As0.005%以下,Sn0.005%以下,Sb0.003% 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。
【0174】
尚、蒸気温度として、538℃又は566℃においても本実施例の低圧タービンをそのまま使用できる。
【0175】
【発明の効果】
本発明に係るマルテンサイト鋼によれば、低圧蒸気タービンの最終段翼として要求される引張強さ及び靱性が満足され、その結果、3000rpm に対して48インチ以上又は3600rpm として40インチ以上の翼部長さを有する長翼を使用した低圧蒸気タービンが達成できる顕著な効果が得られる。そして、蒸気タービン発電プラントとして、より高い熱効率とコンパクト化が達成される顕著な効果が発揮される。
【図面の簡単な説明】
【図1】引張強さとC(%)との関係を示す線図。
【図2】引張強さとMo(%)との関係を示す線図。
【図3】引張強さと(Mo/C)との関係を示す線図。
【図4】C量とMo量との関係を示す線図。
【図5】衝撃値とC(%)との関係を示す線図。
【図6】衝撃値とMo(%)との関係を示す線図。
【図7】衝撃値と引張強さとの関係を示す線図。
【図8】蒸気タービン翼の正面図。
【図9】蒸気タービン翼の側面図。
【図10】蒸気タービン翼上端部の平面図。
【図11】蒸気タービン翼の正面図。
【図12】蒸気タービン翼の側面図。
【図13】高圧タービン及び中圧タービンを連結した断面図。
【図14】低圧タービンの断面図。
【図15】高中圧タービンの断面図。
【図16】低圧タービンの断面図。
【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…軸受部、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、33…高中圧車軸、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、41…動翼、42…静翼、43…軸受、44…ロータシャフト、51…翼部、52…翼植込み部、53…ピン挿入孔、54…エロージョンシールド、55…タイボス、57…コンティニュアスカバー。
Claims (4)
- 重量で、C0.15〜0.40%、Si0.5%以下、Mn1.5%以下、Ni2〜3.5%、Cr8〜13%、Mo1.5%〜4%、Nb及びTaの1種又は2種を合計で0.02〜0.3%、V0.05〜0.35%及びN0.04〜0.15%を含み、残部が不可避的不純物及びFeからなり、20℃Vノッチ衝撃値が5.6kg・m/cm2以上及び20℃引張強さが140kg/mm2以上を有することを特徴とする高強度マルテンサイト鋼。
- 請求項1において、前記C量とMo量とを整数目盛で表示し、A点(C0.21%、Mo1.5%)、B点(C0.15%、Mo2.5%)、C点(C0.15%、Mo3.2%)、D点(C0.25%、Mo4.0%)、H点(C0.4%、Mo4.0%)、I点(C0.4%、Mo1.5%)及び前記A点の各点を結ぶ範囲内にあることを特徴とする高強度マルテンサイト鋼。
- 請求項1又は2において、重量でW2%以下を含むことを特徴とする高強度マルテンサイト鋼。
- 請求項1〜3のいずれかにおいて、Ti、Zr及びHfの1種又は2種以上を合計で0.5重量%以下含むことを特徴とする高強度マルテンサイト鋼。
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