JP6124621B2 - タービン動翼 - Google Patents

Description

本発明は、タービン動翼に関する。

火力発電等に用いられる蒸気タービンの動翼において、翼先端のカバーおよび翼先端と翼根元の間に設けられたタイボスの部位で、隣接する翼と接触連結するものがある。この動翼は、運転中に接触面がすべり変形するので、翼振動の減衰効果を得ることができると共に、剛性を高めることができる。

この動翼の接触面には、遠心力による接触面圧が作用した条件の下で、翼振動による微小往復振動が付加されるため、フレッティング摩耗や疲労を抑制することが重要になる。接触面における摩耗損傷を低減すると共に耐摩耗性を向上させるために、接触面にパルス放電や溶射によりセラミックス硬質被膜を施工する技術が開示されている（例えば、特許文献１参照）。

特開２００２−８９２０３号公報

ところで、蒸気タービンの低圧最終段の長翼には、一般的な翼材である鋼と比較して比強度が大きく、耐食性が良いために、チタン合金が翼材として採用されることがある。

タービン動翼の翼材をチタン合金とすると、鋼製の動翼に比べて、以下の課題が生じる。
（１）材料の相違により、翼振動の減衰特性が鋼製の動翼の減衰特性より低い。
（２）チタン合金製の動翼の接触面に施工するセラミックス硬質被膜には、以下の疲労強度低下が生じる。

上述した翼先端のカバーおよびタイボスの部位で隣接する翼と接触連結するタービン動翼において、動翼の接触面に施された被膜に発生するひずみは、被膜の厚みが十分に薄いことから、翼材のひずみに依存する。チタン合金のヤング率は鋼の約６０％であるため、同じ振動応力が作用した時の発生ひずみは、チタン合金の方が鋼より大きくなる。このため、鋼製の動翼の接触面に施工された被膜に発生する応力に比べて、チタン合金製の動翼の接触面に施工された被膜に発生する応力が高くなり、被膜の割れが発生しやすくなる。また、チタン合金は切欠き感受性が高いので、接触面の被膜に微小な割れが発生すると、これを起点に疲労き裂が進展しやすくなり、これらの疲労強度低下に対する対策が必要となる。このようなチタン合金製の動翼における接触面の疲労強度低下に対する施策は、上述した従来技術を含めて、十分には開示されていなかった。

本発明は、上述した事柄に基づいてなされたものであって、その目的は、カバーの接触面とタイボスの接触面とにおけるフレッティング疲労強度を向上させたチタン合金からなるタービン動翼を提供するものである。

上記課題を解決するために、例えば特許請求の範囲に記載の構成を採用する。本願は、
上記課題を解決する手段を複数含んでいるが、その一例を挙げるならば、チタン合金から
なる翼部と，前記翼部に一体に形成されたチタン合金からなる連結部材とを有する動翼と、前記動翼と隣接する他の動翼とが、遠心力によるねじり戻り力により互いのチタン合金からなる連結部材を介して接触連結するタービン動翼において、前記チタン合金からなる連結部材の前縁部の接触面と前記チタン合金からなる連結部材の後縁部の接触面のうち、少なくともいずれか一方の接触面に硬質セラミックス被膜を施工し、前記硬質セラミックス被膜の材質はクロムカーバイド（ＣｒＣ）及びＮｉＣｒを含み、前記硬質セラミックス被膜のうち前記クロムカーバイドが占める配合比が７０％以下、ＮｉＣｒが占める配合比が３０％以上であることを特徴とする。

本発明によれば、適切な組成に設定したセラミックス硬質被膜をタービン動翼の連結部材であるカバーの接触面とタイボスの接触面とに施工したので、チタン合金からなるタービン動翼の接触面におけるフレッティング疲労強度を向上させることができる。

本発明のタービン動翼の一実施の形態を示す斜視図である。 図１におけるＡ矢視から見た本発明のタービン動翼の一実施の形態であって、カバー部の接触面を説明する図である。 図１におけるＢ矢視から見た本発明のタービン動翼の一実施の形態であって、タイボス部の接触面を説明する図である。 本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験機器の構成を示す模式図である。 本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験における、応力振幅と接触面圧との関係を説明する特性図である。 本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、応力振幅と接触面圧との関係を示す特性図である。 本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、接線力係数とすべり量との関係を示す特性図である。 本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、相対変位と接線力との関係を示す特性図である。 本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、ＣｒＣ配合比とチタン合金母材に対するフレッティング強度比との関係を示す特性図である。 本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、ＣｒＣ配合比と摩擦係数との関係を示す特性図である。

以下に、本発明のタービン動翼の実施の形態を図面を用いて説明する。図１は本発明のタービン動翼の一実施の形態を示す斜視図、図２は図１におけるＡ矢視から見た本発明のタービン動翼の一実施の形態であって、カバー部の接触面を説明する図、図３は図１におけるＢ矢視から見た本発明のタービン動翼の一実施の形態であって、タイボス部の接触面を説明する図である。

図１において、タービン動翼は、複数の動翼１００の連結により構成されている。動翼１００は、翼部１と、翼部１の先端に翼部１と一体に形成されたカバー２と、図示しないロータの植込部に嵌め込み、翼部１を支える翼根元３と、カバー２と翼根元３との間であって翼部１の半径方向略中央部に翼部１と一体に形成され、周方向に複数の動翼１００を連結するための連結部材であるタイボス４とを備えている。隣接する２つの動翼１００は、タービン回転にともなう遠心力から生起するねじり戻力により、隣り合うカバー２及び隣り合うタイボス４がそれぞれ接触連結する構造になっている。

タービン動翼１００は、一般的な翼材である鋼と比較して、比強度が大きく耐食性が高いチタン合金を翼材としている。具体的には、高い強度と靭性とを兼ね備えたＴｉ−６Ａｌ−４Ｖが好適である。

図２は、連結部材であるカバー２において、隣接する動翼１００のカバー２と接触連結する接触面を示すものである。図２において、７はカバー２の厚みを示す。図２に示すカバー２の前縁側の接触面５ａは、図１に示す右側の動翼１００の更に右側に配置される図示しない動翼１００のカバー２の後縁側の接触面５ｂと接触する。

また、図２に示すカバー２の後縁側の接触面５ｂは、図１に示す左側の動翼１００のカバー２の前縁側の接触面５ａと接触する。

図３は、連結部材であるタイボス４において、隣接する動翼１００のタイボス４と接触連結する接触面を示すものである。図３において、前縁側の接触面６ａは、図１に示す右側の動翼１００の更に右側に配置される図示しない動翼１００のタイボス４の後縁側の接触面６ｂと接触する。

また、図３に示すタイボス４の後縁側の接触面６ｂは、図１に示す左側の動翼１００のタイボス４の前縁側の接触面６ａと接触する。

図２及び図３で示した各接触面５ａ，５ｂ，６ａ，６ｂには、硬質セラミックス被膜が施工されている。本実施の形態において、セラミックス被膜の材質はクロムカーバイドＣｒＣであり、バインダにはＮｉＣｒを用いて、高速フレーム溶射（以下、ＨＶＯＦ溶射という）により施工している。ＨＶＯＦ溶射は、酸素と燃料を使用した高速度ジェットフレームの溶射であり、超音速で溶射するために材料が火炎にさらされている時間が少なく、基材の温度上昇を最小に抑えることができる長所がある。また、高い衝撃エネルギーにより高い密着性を獲得でき、厚み方向に均一な硬さの緻密な被膜を形成することができる。

また、本実施の形態においては、被膜の配合比として、ＣｒＣを７０％以下に、バインダであるＮｉＣｒを３０％以上にしたことを特徴とする。また、被膜の厚みとしては、５０μｍ〜２００μｍとすることが望ましい。これは、被膜の厚みが小さいと摩滅しやくなり、被膜の厚みが大きいと被膜割れや剥離が生じやすくなるという問題があるためである。

チタン合金に硬質セラミックス被膜を施工する場合における、疲労強度の低下に対する施策として、本実施の形態においては、上述した被膜の組成に係る配合比や厚みを設定した。

本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を検証するために、タービン動翼のカバー接触面を模擬したフレッティング試験を実施した。以下に試験内容と結果について図面を用いて説明する。図４は本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験機器の構成を示す模式図、図５は本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験における、応力振幅と接触面圧との関係を説明する特性図、図６は本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、応力振幅と接触面圧との関係を示す特性図、図７は本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、接線力係数とすべり量との関係を示す特性図、図８は本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、相対変位と接線力との関係を示す特性図である。

図４において、１０Ａと１０Ｂは、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材からなる試験体を、１１Ａと１１Ｂは、２体の試験体１０Ａ，１０Ｂの相対変位を２か所で計測する変位計を、１２は、２体の試験体１０Ａ，１０Ｂが接触する接触面をそれぞれ示す。本試験では、接触法線力Ｆｎを図示しないボルトにより負荷し、図４の上下方向に図示しない油圧荷重により振動荷重Ｆｔを負荷した。振動荷重Ｆｔが接触面１２の接線力に一致する。試験は変位制御で行い、２体の試験体１０Ａ，１０Ｂの相対変位を計測した。

接触面１２が、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材のみの場合と、表１に示すＣｒＣの配合比を変えた２種類の溶射被膜のいずれかを施工した場合の３つの態様について、それぞれ試験を行った。試験に用いた溶射被膜の厚みは、いずれも約５０μｍである。試験周波数は、１０〜２５Ｈｚであり、室温大気環境で試験を実施した。

本フレッティング試験による試験結果について図５と図６とを用いて説明する。
図５は本フレッティング試験における、応力振幅と接触面圧との関係を説明する特性図であり、横軸は接触面圧を、縦軸は応力振幅をそれぞれ示している。図５において、特性線は、接触面圧の増加とともに応力振幅も増加するいわゆる右肩上がりの特性を備えている。この右肩上がりの特性線は、接触面圧の小さい領域で一定の傾きを有するＰ部と、このＰ部に交点Ｒで接続され、Ｐ部の傾きより小さな傾きを有するＱ部とを備えている。

ここで特性線のＱ部は、本フレッティング試験による破断と未破断の境界を示すものである。特性線のＱ部の上方は破断を示し、特性線のＱ部の下方は未破断を示す。接触面圧が低下するほどフレッティング疲労限度応力が低下する傾向を示している。

特性線のＰ部は試験材の摩擦係数に相当する傾きの直線である。特性線のＱ部と特性線のＰ部との交点Ｒにおいて、縦軸の値がフレッティング疲労により試験材が破断する最少応力を示している。したがって、フレッティング疲労強度の比較には、交点Ｒの応力振幅を用いることで評価することができる。

次に、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材のみの場合と、表１に示すＣｒＣの配合比を変えた２種類の溶射被膜のいずれかを施工した場合の３つの態様についての試験結果を図６に示す。
図６に示すように、各態様の特性線の交点Ｒの縦軸（応力振幅）の値は、Ｂ材＞Ａ材＞母材のみとなっている。したがって、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材のみの場合と比較すると、ＣｒＣの溶射により、疲労限度応力が増加することが確認できた。また、ＣｒＣの配合比を変えた２種類の溶射被膜を比較すると、ＣｒＣの配合比が小さいＢ材の方が、Ａ材よりもフレッティング疲労強度が増加するという結果が得られた。このことから、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材のフレッティング疲労強度を向上させるためには、ＣｒＣの含有率を低下させることが効果的であるということが確認できた。

次に、本フレッティング試験により取得したすべり量と接線力係数との関係を図７に示す。ここで、すべり量は、図８に示す接線力Ｆｔと相対変位との関係におけるヒステリシスカーブの相対変位の幅と定義し、接線力係数は、接線力を法線力で除した値と定義する。図７において、菱形のシンボルはＴｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材におけるすべり量と接線力係数との関係を、四角形のシンボルはＡ材におけるすべり量と接線力係数との関係を、三角形のシンボルはＢ材におけるすべり量と接線力係数との関係をそれぞれ表記している。

図８に示す相対変位と接線力とのヒステリシスカーブの面積が、１サイクル当たりの消費エネルギーであり、この面積が大きいほど、タービン動翼に要求される減衰比を増加することができる。

すべり量が十分に大きく（一般に１０μm以上）、マクロすべりが発生する条件の下においては、接線力係数は、一般的に知られている摩擦係数に相当する。接線力係数は、繰り返し回数に依存する傾向があるため、図７においては、定常状態（１０^６回）における値を表記している。

図７に示すように、接線力係数とすべり量とは相関がある。すべり量が約１０μmまではすべり量の増加と共に接線力係数は増加している。一方、すべり量が２０〜３０μm以上の領域では、すべり量の増加と共に接線力係数は低下する傾向がある。

図７に示すように、タービン動翼で想定されるすべり量（１０〜３０μm）における各態様の接線力係数（摩擦係数）を比較すると、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材の値が最も大きく（約１．３）、次いでＡ材（約１．１）で、最も摩擦係数が低くなるのがＢ材であった。このことから、ＣｒＣの配合比を低下させることにより、摩擦係数を低減できることが確認された。

接触面の摩擦係数を低減することにより、接触面のすべり量が増加できるので、構造減衰を高める効果が期待できる。

上述した試験結果を用いて、ＣｒＣの配合比と各評価項目について整理した結果を図９Ａ及び図９Ｂを用いて説明する。図９Ａは本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、ＣｒＣ配合比とチタン合金母材に対するフレッティング強度比との関係を示す特性図、図９Ｂは本発明のタービン動翼の一実施の形態の効果を確認する試験の結果であって、ＣｒＣ配合比と摩擦係数との関係を示す特性図である。

図９Ａの縦軸は、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの母材に対するフレッティング疲労強度比を示している。図９Ａに示すように、ＣｒＣ配合比を低減するほどフレッティング疲労強度が向上する結果が得られた。

次に、図９Ｂにおいては、ＣｒＣ配合比を低減するほど摩擦係数が低下して高減衰化の効果が得られることが分かった。一般的な翼材である鋼の摩擦係数の上限値が約１．１であることから、ＣｒＣ配合比を７０％以下とすることにより、鋼よりも摩擦係数を低減できることが分かる。ＣｒＣ配合比を低減するほどフレッティング疲労強度が向上するのは、ＣｒＣ配合比の低減により摩擦係数が低下するため、接触面の局所応力（接線力）が低下することによると考えられる。

一般的に、カバー２の接触面のフレッティング疲労を向上させるためには、図２に示すカバー２の厚み７を増加させる必要がある。しかし、カバー２の厚み７を増加するとカバー２に作用する遠心力が増加するため、カバー２よりも内周側に位置する翼部１や翼根元３の応力が増加するという問題がある。

本発明の実施の形態によれば、カバー接触面にＣｒＣ溶射することで、フレッティング疲労強度を高めることができるので、カバー２の厚み７を薄く形成することができる。この結果、タービン翼の長翼化による高効率化の効果が期待できる。具体的には、３６００ｒｐｍの蒸気タービンを構成する低圧タービンの最終段に適用する翼部１が５０インチの長さのタービン動翼に好適である。

上述した本発明のタービン動翼の一実施の形態によれば、適切な組成に設定したセラミックス硬質被膜をタービン動翼の連結部材であるカバー２の接触面とタイボス４の接触面とに施工したので、チタン合金からなるタービン動翼の接触面におけるフレッティング疲労強度を向上させることができる。

また、上述した本発明のタービン動翼の一実施の形態によれば、接触面の摩擦係数を低減できるので、翼振動の減衰特性を高めることができる。

なお、本発明の実施の形態において、タービン動翼のカバー２及びタイボス４の各接触面５ａ，５ｂ，６ａ，６ｂの全てに、硬質セラミックス被膜を施工した例を説明したが、これに限るものではない。タービン動翼のカバー２の接触面のみ、又はタイボス４の接触面のみに硬質セラミックス被膜を施工するものであっても良い。

また、タービン動翼のカバー２の２か所の接触面のうちのいずれか一方の接触面、又は、タイボス４の２か所の接触面のうちのいずれか一方の接触面に硬質セラミックス被膜を施工するものであっても良い。

１ 翼部
２ カバー
３ 翼根元
４ タイボス
５ａ カバーの前縁側の接触面
５ｂ カバーの後縁側の接触面
６ａ タイボスの前縁側の接触面
６ｂ タイボスの後縁側の接触面
７ カバーの厚み
１０ 試験体
１１ 変位計
１００ 動翼

Claims (5)

1. チタン合金からなる翼部と，前記翼部に一体に形成されたチタン合金からなる連結部材とを有する動翼と、
   前記動翼と隣接する他の動翼とが、遠心力によるねじり戻り力により互いのチタン合金からなる連結部材を介して接触連結するタービン動翼において、
   前記チタン合金からなる連結部材の前縁部の接触面と前記チタン合金からなる連結部材の後縁部の接触面のうち、少なくともいずれか一方の接触面に硬質セラミックス被膜を施工し、前記硬質セラミックス被膜の材質はクロムカーバイド（ＣｒＣ）及びＮｉＣｒを含み、前記硬質セラミックス被膜のうち前記クロムカーバイドが占める配合比が７０％以下、ＮｉＣｒが占める配合比が３０％以上である
   ことを特徴とするタービン動翼。
2. 請求項１に記載のタービン動翼において、
   前記チタン合金からなる連結部材は、前記翼部の先端に前記翼部と一体に形成されたカバーである
   ことを特徴とするタービン動翼。
3. 請求項１に記載のタービン動翼において、
   前記チタン合金からなる連結部材は、前記翼部の半径方向の略中央部に前記翼部と一体に形成されたタイボスである
   ことを特徴とするタービン動翼。
4. 請求項１乃至３のいずれか１項に記載のタービン動翼において、
   前記翼部が５０インチ以上の長さを有する
   ことを特徴とするタービン動翼。
5. 請求項１乃至４のいずれか１項に記載のタービン動翼において、
   低圧蒸気タービンの最終段に用いられる
   ことを特徴とするタービン動翼。

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