タービン翼、それを用いたタービンロータ及び蒸気タービン
【課題】本発明の目的は、防食板接合部の信頼性に優れるタービン翼と、それを用いたタービンロータ、蒸気タービンを提供することにある。
【解決手段】本発明のタービン翼は、鉄系合金からなるタービン長翼の先端前縁部に、Ｃｏ基合金からなるエロージョンシールド板を、Ｎｉ−Ｆｅ合金からなるシム材を介して１パスの電子ビーム溶接で固着したことを特徴とする。電子ビーム溶接で固着する際、溶接開先部にタービン翼、シールド部それぞれの厚さより大きな厚みを有する凸部を設け、凸部とほぼ同等の厚みを有するシム材を用いることが好ましい。
【解決手段】本発明のタービン翼は、鉄系合金からなるタービン長翼の先端前縁部に、Ｃｏ基合金からなるエロージョンシールド板を、Ｎｉ−Ｆｅ合金からなるシム材を介して１パスの電子ビーム溶接で固着したことを特徴とする。電子ビーム溶接で固着する際、溶接開先部にタービン翼、シールド部それぞれの厚さより大きな厚みを有する凸部を設け、凸部とほぼ同等の厚みを有するシム材を用いることが好ましい。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、新規なタービン翼、それを用いたタービンロータ及び蒸気タービンに関する。
【背景技術】
【０００２】
原子力あるいは火力発電用タービン等の湿り蒸気中で使用されるタービン動翼の前縁部には、浸食防止の目的で防食片（エロージョンシールド）が取り付けられている。この防食片の取り付けに関しては、例えば、特許文献１には１２Ｃｒ鋼にステライトをインコネル系の溶接棒を用いてＴＩＧ溶接で取り付ける方法が開示されている。また、特許文献２には段違いにステライトを加工し、翼の背側、腹側の両面からインコネル系のシム材を挟み込み、翼とステライト間の延靭性を高めるために各１パスで電子ビーム溶接する方法が開示されている。
【０００３】
しかしながら、ＴＩＧ溶接は入熱量が大きく、翼部の変形が生じ易くなるため、翼部の曲り修正が必要になる。また、段違いに加工したステライトで背腹両面からの電子ビーム溶接は、真空チャンバー内の段取り作業に多大な労力を要する。電子ビーム溶接は溶融幅を確保するためにビーム振幅を利用し、入射側の溶け込み幅が広くなる。このとき、翼母材およびステライトの希釈率が上がり、希釈部の延靭性が低下するため、破壊に対する信頼性も低下する。これらの提案された防食板の取り付け方法は、製造工数の増加により欠陥発生頻度が高まり、翼の信頼性が低下するため、さらに製造工数を低減し、翼の信頼性を高める開発が望まれていた。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００１−９８３４９号公報
【特許文献２】特開平５−２３９２０号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
本発明の目的は、防食板取り付け部の信頼性に優れるタービン翼、それを用いたタービンロータ、蒸気タービンを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明のタービン翼は、鉄系合金からなるタービン長翼の先端前縁部に、Ｃｏ基合金からなるエロージョンシールド板を、Ｎｉ−Ｆｅ合金からなるシム材を介して電子ビーム溶接で固着したことを特徴とする。
【発明の効果】
【０００７】
本発明によれば、防食板溶接部の信頼性の高い蒸気タービン翼の製造が可能になり、より翼負荷の大きい構造が実現できるため、蒸気タービン発電プラント高出力化、高効率化に顕著な効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【０００８】
【図１】蒸気タービン長翼の正面図。
【図２】溶接開先部の断面図。
【図３】低圧蒸気タービンの断面図。
【図４】低圧蒸気タービンの断面図。
【発明を実施するための形態】
【０００９】
以下、本発明を詳細に説明する。
【００１０】
本発明のタービン翼は、１パスの電子ビーム溶接で固着することが好ましく、固着する際に、溶接開先部にタービン翼、シールド部それぞれの厚さより大きな厚みを有する凸部を設け、凸部とほぼ同等の厚みを有するシム材を用いることが好ましい。
【００１１】
電子ビーム溶接で固着する際、電子線の入射側のシム材の幅が広い開先形状を有することが好ましい。また、シム材質はＮｉを７０％以上を含むＮｉ−Ｆｅ合金とすることで、鉄系翼材およびＣｏ基合金シールド材の希釈部の有害相組成を抑制することができる。
【００１２】
低圧蒸気タービンの最終段翼材質はタービン翼として多数使用されている鉄系材料の１２％Ｃｒステンレス鋼、または析出硬化型ステンレス鋼の使用が望ましい。特に、１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼として、Ｃ０.１４〜０.４０％、好ましくは０.１９〜０.４０％、Ｓｉ０.５％以下、Ｍｎ１.５％以下、Ｎｉ２〜３.５％、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１.５〜４％、Ｎｂ及びＴａの１種以上を合計で０.０２〜０.３％、Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むものが好ましい。より、Ｃ０.２０〜０.４０％及びＭｏ１.５〜３.５％又はＣ０.１４〜０.１９％及びＭｏ２.０〜３.５％を含む組み合わせが好ましい。防食板は耐摩耗性に優れるＣｏ基合金のステライトで、重量でＣｒ２５〜３０％、Ｗ１.５〜７.０％、Ｃ０.５〜１.５％を有する。シム材質は延性の高いＮｉ−Ｆｅ合金が望ましく、ステライトに亀裂が発生した時に、母材への亀裂伝播を抑える機能が必要である。シム材は母材、およびステライトと希釈するため、母材およびステライトの希釈率が高い場合は、共晶炭化物を凝固界面に形成し、延靭性を低下させるため、Ｎｉを７０％以上含有することが望ましい。
【００１３】
ビームの入射側では母材およびステライトの希釈率が高くなるため、入射側のシム幅を大きくし、厚さ方向の希釈率をほぼ等しくすることが望ましい。
【００１４】
本発明に係る低圧蒸気タービンは、回転数が３０００rpm又は３６００rpmであり、前記動翼は左右対称に各５段以上、好ましくは６段以上、より好ましくは８〜１０段有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が、６５００mm以上（好ましくは６６００〜７５００mm）であることが好ましい。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を有するものである。前記ロータシャフトは、該ロータシャフト内中心部の室温の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／cm2以上であるベイナイト鋼よりなることが好ましい。
【００１５】
低圧蒸気タービンの最終段翼は、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ことと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼は、有害なδフェライトが存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻しマルテンサイト組織として、δフェライト相を実質的に含まないようにすること、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００〜１１００℃（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。
【００１６】
低圧タービンの最終段翼部長さは、３６００rpmに対しては８８２mm（３５.８″）、９５２.５mm（３７.５″）、１０１６mm（４０″）、１０６７mm（４２″）及び３０００rpmに対しては１０９２mm（４３″）、１１６８.４mm（４６″）、１２１９.２mm（４８″）、１２７０mm（５０″）のものが適用される。
【００１７】
低圧蒸気タービンの最終段翼は翼部の幅方向の傾きが植込み部近傍が回転軸の軸方向に対してほぼ平行であり、翼部先端が前記軸方向に対して好ましくは６５〜８５度傾いており、より７０〜８０度が好ましい。その翼部長さが３０００rpmに対し４３インチ以上又は３６００rpmに対し３７.５インチ以上であり、植込み部が４３インチ以上に対し９本以上及び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。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。その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。
【００１８】
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、Ｎｉ３.２５〜４.５％、Ｃｒ１.６〜２.５％、Ｍｏ０.２５〜０.６％、Ｖ０.０５〜０.２５％を有し、Ｆｅ９２.５％以上の全焼戻しベイナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述の高圧、中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造されるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は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、その中心部の室温の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／cm2以上であるベイナイト鋼が好ましい。本発明に係るロータシャフトには中心孔を有するものに対しては最終段動翼としてフォーク型のもの、中心孔を設けないものに対しては逆クリスマスツリー型のものを設けるのが好ましい。
【００１９】
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。
【００２０】
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。
【００２１】
以下、本発明の実施例を説明する。
【００２２】
〔実施例１〕
図１に電子ビーム溶接で防食板を取り付けた４３インチの翼長さを有するタービン翼を示す。
【００２３】
４３インチ長翼は、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造・熱処理を行ったものである。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は１０５０℃で１時間加熱保持後、油焼入れを行い、５５０℃で２時間加熱保持後室温まで冷却する１次焼戻しと、５６０℃で２時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回の焼戻し熱処理を施した。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。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１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。
【００２４】
図２に開先部の構成を示す。翼面、および防食板よりも厚い凸部を形成し、凸部厚さとほぼ同等のシム材を用いることで、アンダーカットは生じなかった。また、電子ビームの入射側のシム幅を広くすることで希釈率がほぼ均一化し、ビームの入射側、背面側を用いて表曲げ試験を行った結果、入射側および背面側の特性はほぼ同等であった。
【００２５】
表１は電子ビーム溶接に用いたシム材質を示す。Ｎｉを７０％以上含むシム材Ａと、Ｎｉが約６０％のシム材Ｂで防食板を１２Ｃｒ鋼翼に電子ビーム溶接し取り付け、溶接部の表曲げ試験を行った結果、シム材Ａでは割れ発生の曲げ角度が大きく十分な延性を示すが、シム材Ｂでは割れ発生の曲げ角度が小さく延性は不十分であった。ミクロ組織観察を行った結果、シム材Ｂではデンドライト界面にＮｂＣに代表される共晶炭化物が網目状に析出し、延性を低下させていることが分かった。
【００２６】
【表１】
【００２７】
〔実施例２〕
（低圧蒸気タービン）
図３は低圧タービンの断面図である。動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けられる。ノズルボックス４５は複流型である。
【００２８】
ロータシャフト４４には、重量で、Ｃ０.２〜０.３％、Ｓｉ０.０３〜０.１％、Ｍｎ０.１〜０.２％、Ｐ０.０１％以下、Ｓ０.０１％以下、Ｎｉ３.５〜４.５％、Ｃｒ１.８〜２.５％、Ｍｏ０.３〜０.５％、Ｖ０.１〜０.２％、Ａｌ０.０１％以下、Ｓｎ０.００５％以下、Ａｓ０.００５％以下、Ｓｂ０.００１％以下を含むスーパークリーンされた全焼戻しベイナイト鋼の鍛鋼が用いられる。これらの鋼は熱間鍛造後８４０℃×３ｈ加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ後、５７５℃×３２ｈ加熱する焼戻しが施され、全焼戻しベイナイト組織を有する。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４３〜５０インチの植設ができるものであった。
【００２９】
本実施例の４３インチ翼には、Ｃ０.１４％、Ｓｉ０.０４％、Ｍｎ０.１５％、Ｃｒ１１.５％、Ｎｉ２.６０％、Ｍｏ２.３０％、Ｖ０.２７％、Ｎｂ０.１０％、Ｎ０.０７％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが１３４kg／mm2、Ｖノッチ衝撃値が５.０kg−ｍ／cm2であった。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。
【００３０】
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。
【００３１】
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。
【００３２】
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。
【００３３】
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。
【００３４】
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。
【００３５】
（発電プラント）
本実施例における発電プラントは主として石炭専焼ボイラ、高圧タービン、中圧タービン、低圧タービン２台、復水器、復水ポンプ、低圧給水加熱器系統、脱気器、昇圧ポンプ、給水ポンプ、高圧給水加熱器系統などより構成されている。ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統、脱気器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポンプ、給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【００３６】
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。
【００３７】
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。
【００３８】
１０５０ＭＷ級発電機用ロータシャフトとしては、より高強度のものが用いられる。特に、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イナイト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2以上、特に１００kgｆ／mm2以上、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。
【００３９】
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。
【００４０】
〔実施例３〕
表２は蒸気温度６００℃、定格出力７００ＭＷ蒸気タービン発電プラントの主な仕様である。本実施例は、タンデムコンパウンドダブルフロー型、低圧タービンにおける最終段翼長が４６インチであり、ＨＰ（高圧）・ＩＰ（中圧）一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００rpmの回転数を有し、高圧部及び低圧部においては表２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。
【００４１】
本実施例における高中圧一体タービン及び２台の低圧タービンをタンデムに備えた蒸気タービン発電プラント（Ｄ）は、軸受間距離が約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）に対して１９.４倍であり、また発電プラントの定格出力７００ＭＷの１ＭＷ当たりの軸受間距離の合計距離が３２.４mmである。更に、本実施例における高中圧一体タービン及び１台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント（Ｃ）は、軸受間距離が約１４.７ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対して１２.６倍であり、定格出力１ＭＷ当たり２１.０mmである。
【００４２】
【表２】
【００４３】
図４は低圧タービンの断面図である。低圧タービンは１基又はタンデムに２基あり、いずれも高中圧タービンにタンデムに結合される。動翼４１は左右に６段あり、左右ほぼ対称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けられる。最終段の動翼には長さが４６インチであり、実施例２と同様にＴｉ基合金又は高強度１２％Ｃｒ鋼が用いられる。ロータシャフト４４は、実施例２と同様に、スーパークリーン材の全焼戻しベ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８００mm、動翼植込み部での直径は各段同じである。静翼部に対応するロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は１０倍である。
【００４４】
本実施例の４６インチ翼には、Ｃ０.２３％、Ｓｉ０.０６％、Ｍｎ０.１５％、Ｃｒ１１.４％、Ｎｉ２.６５％、Ｍｏ３.１０％、Ｖ０.２５％、Ｎｂ０.１１％、Ｎ０.０６％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが１４５kg／mm2、Ｖノッチ衝撃値が６.２kg−ｍ／cm2であった。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。
【００４５】
ロータシャフトには動翼の植込み部が設けられ、最終段のダブティルにはフォーク型の他に逆クリスマスツリー型も同様に用いられる。
【００４６】
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。
【００４７】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４６″の最終段になるに従って各段で長くなっており、最大で８段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さで１.２〜１.９倍の範囲内で徐々に長くなっている。
【００４８】
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。
【００４９】
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。
【００５０】
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。
【００５１】
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。
【００５２】
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。
【００５３】
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。尚、蒸気温度として、５９３℃又は６３０℃においても本実施例の材料構成及び構造をそのまま使用できる。
【符号の説明】
【００５４】
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
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、６３ 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
６１ ステライトシールド
６２ シム材
【技術分野】
【０００１】
本発明は、新規なタービン翼、それを用いたタービンロータ及び蒸気タービンに関する。
【背景技術】
【０００２】
原子力あるいは火力発電用タービン等の湿り蒸気中で使用されるタービン動翼の前縁部には、浸食防止の目的で防食片（エロージョンシールド）が取り付けられている。この防食片の取り付けに関しては、例えば、特許文献１には１２Ｃｒ鋼にステライトをインコネル系の溶接棒を用いてＴＩＧ溶接で取り付ける方法が開示されている。また、特許文献２には段違いにステライトを加工し、翼の背側、腹側の両面からインコネル系のシム材を挟み込み、翼とステライト間の延靭性を高めるために各１パスで電子ビーム溶接する方法が開示されている。
【０００３】
しかしながら、ＴＩＧ溶接は入熱量が大きく、翼部の変形が生じ易くなるため、翼部の曲り修正が必要になる。また、段違いに加工したステライトで背腹両面からの電子ビーム溶接は、真空チャンバー内の段取り作業に多大な労力を要する。電子ビーム溶接は溶融幅を確保するためにビーム振幅を利用し、入射側の溶け込み幅が広くなる。このとき、翼母材およびステライトの希釈率が上がり、希釈部の延靭性が低下するため、破壊に対する信頼性も低下する。これらの提案された防食板の取り付け方法は、製造工数の増加により欠陥発生頻度が高まり、翼の信頼性が低下するため、さらに製造工数を低減し、翼の信頼性を高める開発が望まれていた。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００１−９８３４９号公報
【特許文献２】特開平５−２３９２０号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
本発明の目的は、防食板取り付け部の信頼性に優れるタービン翼、それを用いたタービンロータ、蒸気タービンを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明のタービン翼は、鉄系合金からなるタービン長翼の先端前縁部に、Ｃｏ基合金からなるエロージョンシールド板を、Ｎｉ−Ｆｅ合金からなるシム材を介して電子ビーム溶接で固着したことを特徴とする。
【発明の効果】
【０００７】
本発明によれば、防食板溶接部の信頼性の高い蒸気タービン翼の製造が可能になり、より翼負荷の大きい構造が実現できるため、蒸気タービン発電プラント高出力化、高効率化に顕著な効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【０００８】
【図１】蒸気タービン長翼の正面図。
【図２】溶接開先部の断面図。
【図３】低圧蒸気タービンの断面図。
【図４】低圧蒸気タービンの断面図。
【発明を実施するための形態】
【０００９】
以下、本発明を詳細に説明する。
【００１０】
本発明のタービン翼は、１パスの電子ビーム溶接で固着することが好ましく、固着する際に、溶接開先部にタービン翼、シールド部それぞれの厚さより大きな厚みを有する凸部を設け、凸部とほぼ同等の厚みを有するシム材を用いることが好ましい。
【００１１】
電子ビーム溶接で固着する際、電子線の入射側のシム材の幅が広い開先形状を有することが好ましい。また、シム材質はＮｉを７０％以上を含むＮｉ−Ｆｅ合金とすることで、鉄系翼材およびＣｏ基合金シールド材の希釈部の有害相組成を抑制することができる。
【００１２】
低圧蒸気タービンの最終段翼材質はタービン翼として多数使用されている鉄系材料の１２％Ｃｒステンレス鋼、または析出硬化型ステンレス鋼の使用が望ましい。特に、１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼として、Ｃ０.１４〜０.４０％、好ましくは０.１９〜０.４０％、Ｓｉ０.５％以下、Ｍｎ１.５％以下、Ｎｉ２〜３.５％、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１.５〜４％、Ｎｂ及びＴａの１種以上を合計で０.０２〜０.３％、Ｖ０.０５〜０.３５％及びＮ０.０４〜０.１５％を含むものが好ましい。より、Ｃ０.２０〜０.４０％及びＭｏ１.５〜３.５％又はＣ０.１４〜０.１９％及びＭｏ２.０〜３.５％を含む組み合わせが好ましい。防食板は耐摩耗性に優れるＣｏ基合金のステライトで、重量でＣｒ２５〜３０％、Ｗ１.５〜７.０％、Ｃ０.５〜１.５％を有する。シム材質は延性の高いＮｉ−Ｆｅ合金が望ましく、ステライトに亀裂が発生した時に、母材への亀裂伝播を抑える機能が必要である。シム材は母材、およびステライトと希釈するため、母材およびステライトの希釈率が高い場合は、共晶炭化物を凝固界面に形成し、延靭性を低下させるため、Ｎｉを７０％以上含有することが望ましい。
【００１３】
ビームの入射側では母材およびステライトの希釈率が高くなるため、入射側のシム幅を大きくし、厚さ方向の希釈率をほぼ等しくすることが望ましい。
【００１４】
本発明に係る低圧蒸気タービンは、回転数が３０００rpm又は３６００rpmであり、前記動翼は左右対称に各５段以上、好ましくは６段以上、より好ましくは８〜１０段有し、前記ロータシャフト中心部に初段が植設された複流構造であり、前記ロータシャフトは軸受中心間距離（Ｌ）が、６５００mm以上（好ましくは６６００〜７５００mm）であることが好ましい。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を有するものである。前記ロータシャフトは、該ロータシャフト内中心部の室温の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／cm2以上であるベイナイト鋼よりなることが好ましい。
【００１５】
低圧蒸気タービンの最終段翼は、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ことと同時に、高サイクル疲労強度が高くなければならない。１２％Ｃｒ系マルテンサイト鋼は、有害なδフェライトが存在すると、疲労強度を著しく低下させるので、全焼戻しマルテンサイト組織として、δフェライト相を実質的に含まないようにすること、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００〜１１００℃（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。
【００１６】
低圧タービンの最終段翼部長さは、３６００rpmに対しては８８２mm（３５.８″）、９５２.５mm（３７.５″）、１０１６mm（４０″）、１０６７mm（４２″）及び３０００rpmに対しては１０９２mm（４３″）、１１６８.４mm（４６″）、１２１９.２mm（４８″）、１２７０mm（５０″）のものが適用される。
【００１７】
低圧蒸気タービンの最終段翼は翼部の幅方向の傾きが植込み部近傍が回転軸の軸方向に対してほぼ平行であり、翼部先端が前記軸方向に対して好ましくは６５〜８５度傾いており、より７０〜８０度が好ましい。その翼部長さが３０００rpmに対し４３インチ以上又は３６００rpmに対し３７.５インチ以上であり、植込み部が４３インチ以上に対し９本以上及び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。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。その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。
【００１８】
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、Ｎｉ３.２５〜４.５％、Ｃｒ１.６〜２.５％、Ｍｏ０.２５〜０.６％、Ｖ０.０５〜０.２５％を有し、Ｆｅ９２.５％以上の全焼戻しベイナイト組織を有する低合金鋼が好ましく、前述の高圧、中圧ロータシャフトと同様の製法によって製造されるのが好ましい。特に、Ｓｉ量は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、その中心部の室温の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／cm2以上であるベイナイト鋼が好ましい。本発明に係るロータシャフトには中心孔を有するものに対しては最終段動翼としてフォーク型のもの、中心孔を設けないものに対しては逆クリスマスツリー型のものを設けるのが好ましい。
【００１９】
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。
【００２０】
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。
【００２１】
以下、本発明の実施例を説明する。
【００２２】
〔実施例１〕
図１に電子ビーム溶接で防食板を取り付けた４３インチの翼長さを有するタービン翼を示す。
【００２３】
４３インチ長翼は、エレクトロスラグ再溶解法により溶製し、鍛造・熱処理を行ったものである。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は１０５０℃で１時間加熱保持後、油焼入れを行い、５５０℃で２時間加熱保持後室温まで冷却する１次焼戻しと、５６０℃で２時間加熱保持後室温まで冷却する２次焼戻しの２回の焼戻し熱処理を施した。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。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１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。
【００２４】
図２に開先部の構成を示す。翼面、および防食板よりも厚い凸部を形成し、凸部厚さとほぼ同等のシム材を用いることで、アンダーカットは生じなかった。また、電子ビームの入射側のシム幅を広くすることで希釈率がほぼ均一化し、ビームの入射側、背面側を用いて表曲げ試験を行った結果、入射側および背面側の特性はほぼ同等であった。
【００２５】
表１は電子ビーム溶接に用いたシム材質を示す。Ｎｉを７０％以上含むシム材Ａと、Ｎｉが約６０％のシム材Ｂで防食板を１２Ｃｒ鋼翼に電子ビーム溶接し取り付け、溶接部の表曲げ試験を行った結果、シム材Ａでは割れ発生の曲げ角度が大きく十分な延性を示すが、シム材Ｂでは割れ発生の曲げ角度が小さく延性は不十分であった。ミクロ組織観察を行った結果、シム材Ｂではデンドライト界面にＮｂＣに代表される共晶炭化物が網目状に析出し、延性を低下させていることが分かった。
【００２６】
【表１】
【００２７】
〔実施例２〕
（低圧蒸気タービン）
図３は低圧タービンの断面図である。動翼４１は左右に８段あり、左右ほぼ対称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けられる。ノズルボックス４５は複流型である。
【００２８】
ロータシャフト４４には、重量で、Ｃ０.２〜０.３％、Ｓｉ０.０３〜０.１％、Ｍｎ０.１〜０.２％、Ｐ０.０１％以下、Ｓ０.０１％以下、Ｎｉ３.５〜４.５％、Ｃｒ１.８〜２.５％、Ｍｏ０.３〜０.５％、Ｖ０.１〜０.２％、Ａｌ０.０１％以下、Ｓｎ０.００５％以下、Ａｓ０.００５％以下、Ｓｂ０.００１％以下を含むスーパークリーンされた全焼戻しベイナイト鋼の鍛鋼が用いられる。これらの鋼は熱間鍛造後８４０℃×３ｈ加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ後、５７５℃×３２ｈ加熱する焼戻しが施され、全焼戻しベイナイト組織を有する。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４３〜５０インチの植設ができるものであった。
【００２９】
本実施例の４３インチ翼には、Ｃ０.１４％、Ｓｉ０.０４％、Ｍｎ０.１５％、Ｃｒ１１.５％、Ｎｉ２.６０％、Ｍｏ２.３０％、Ｖ０.２７％、Ｎｂ０.１０％、Ｎ０.０７％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが１３４kg／mm2、Ｖノッチ衝撃値が５.０kg−ｍ／cm2であった。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。
【００３０】
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。
【００３１】
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。
【００３２】
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。
【００３３】
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。
【００３４】
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。
【００３５】
（発電プラント）
本実施例における発電プラントは主として石炭専焼ボイラ、高圧タービン、中圧タービン、低圧タービン２台、復水器、復水ポンプ、低圧給水加熱器系統、脱気器、昇圧ポンプ、給水ポンプ、高圧給水加熱器系統などより構成されている。ボイラで発生した超高温高圧蒸気は高圧タービンに入り動力を発生させたのち再びボイラにて再熱されて中圧タービンへ入り動力を発生させる。この中圧タービン排気蒸気は、低圧タービンに入り動力を発生させた後、復水器にて凝縮する。この凝縮液は復水ポンプにて低圧給水加熱器系統、脱気器へ送られる。この脱気器にて脱気された給水は昇圧ポンプ、給水ポンプにて高圧給水加熱器へ送られ昇温された後、ボイラへ戻る。
【００３６】
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。
【００３７】
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。
【００３８】
１０５０ＭＷ級発電機用ロータシャフトとしては、より高強度のものが用いられる。特に、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イナイト組織を有し、室温引張強さ９３kgｆ／mm2以上、特に１００kgｆ／mm2以上、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。
【００３９】
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。
【００４０】
〔実施例３〕
表２は蒸気温度６００℃、定格出力７００ＭＷ蒸気タービン発電プラントの主な仕様である。本実施例は、タンデムコンパウンドダブルフロー型、低圧タービンにおける最終段翼長が４６インチであり、ＨＰ（高圧）・ＩＰ（中圧）一体型及びＬＰ１台（Ｃ）又は２台（Ｄ）で３０００rpmの回転数を有し、高圧部及び低圧部においては表２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。
【００４１】
本実施例における高中圧一体タービン及び２台の低圧タービンをタンデムに備えた蒸気タービン発電プラント（Ｄ）は、軸受間距離が約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）に対して１９.４倍であり、また発電プラントの定格出力７００ＭＷの１ＭＷ当たりの軸受間距離の合計距離が３２.４mmである。更に、本実施例における高中圧一体タービン及び１台の低圧タービンを備えた蒸気タービン発電プラント（Ｃ）は、軸受間距離が約１４.７ｍであり、低圧タービンの最終段動翼の翼部長さ（１１６８mm）に対して１２.６倍であり、定格出力１ＭＷ当たり２１.０mmである。
【００４２】
【表２】
【００４３】
図４は低圧タービンの断面図である。低圧タービンは１基又はタンデムに２基あり、いずれも高中圧タービンにタンデムに結合される。動翼４１は左右に６段あり、左右ほぼ対称になっており、また動翼に対応して静翼４２が設けられる。最終段の動翼には長さが４６インチであり、実施例２と同様にＴｉ基合金又は高強度１２％Ｃｒ鋼が用いられる。ロータシャフト４４は、実施例２と同様に、スーパークリーン材の全焼戻しベ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８００mm、動翼植込み部での直径は各段同じである。静翼部に対応するロータシャフト直径に対する軸受中心間の距離は１０倍である。
【００４４】
本実施例の４６インチ翼には、Ｃ０.２３％、Ｓｉ０.０６％、Ｍｎ０.１５％、Ｃｒ１１.４％、Ｎｉ２.６５％、Ｍｏ３.１０％、Ｖ０.２５％、Ｎｂ０.１１％、Ｎ０.０６％を含むマルテンサイト鋼を用い、焼入れ及び焼戻しを行った。このものの引張強さが１４５kg／mm2、Ｖノッチ衝撃値が６.２kg−ｍ／cm2であった。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。
【００４５】
ロータシャフトには動翼の植込み部が設けられ、最終段のダブティルにはフォーク型の他に逆クリスマスツリー型も同様に用いられる。
【００４６】
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。
【００４７】
本実施例における動翼の翼部長さは初段の４″から４６″の最終段になるに従って各段で長くなっており、最大で８段で、各段の翼部長さは下流側が上流側に対して隣り合う長さで１.２〜１.９倍の範囲内で徐々に長くなっている。
【００４８】
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。
【００４９】
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。
【００５０】
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。
【００５１】
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。
【００５２】
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。
【００５３】
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。尚、蒸気温度として、５９３℃又は６３０℃においても本実施例の材料構成及び構造をそのまま使用できる。
【符号の説明】
【００５４】
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
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、６３ 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
６１ ステライトシールド
６２ シム材
【特許請求の範囲】
【請求項１】
鉄系合金からなるタービン長翼の先端前縁部に、Ｃｏ基合金からなるエロージョンシールド板を、Ｎｉ−Ｆｅ合金からなるシム材を介して電子ビーム溶接で固着したことを特徴とするタービン翼。
【請求項２】
請求項１において、１パスの電子ビーム溶接で固着することを特徴とするタービン翼。
【請求項３】
請求項１または２において、前記電子ビーム溶接で固着する際に、溶接開先部にタービン翼、シールド部それぞれの厚さより大きな厚みを有する凸部を設け、凸部と同等の厚みを有するシム材を用いることを特徴とするタービン翼。
【請求項４】
請求項１または２において、前記電子ビーム溶接で固着する際に、電子線の入射側のシム材の幅が広い開先形状を有することを特徴とするタービン翼。
【請求項５】
請求項１乃至４のいずれかにおいて、前記シム材質はＮｉを７０％以上を含むＮｉ−Ｆｅ合金であることを特徴とするタービン翼。
【請求項６】
請求項１乃至５のいずれかに記載のタービン翼を備えることを特徴とする低圧タービンロータ。
【請求項７】
請求項６に記載の低圧タービンロータを備えたことを特徴とする低圧蒸気タービン。
【請求項８】
請求項７に記載の低圧蒸気タービンを備えたことを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
【請求項１】
鉄系合金からなるタービン長翼の先端前縁部に、Ｃｏ基合金からなるエロージョンシールド板を、Ｎｉ−Ｆｅ合金からなるシム材を介して電子ビーム溶接で固着したことを特徴とするタービン翼。
【請求項２】
請求項１において、１パスの電子ビーム溶接で固着することを特徴とするタービン翼。
【請求項３】
請求項１または２において、前記電子ビーム溶接で固着する際に、溶接開先部にタービン翼、シールド部それぞれの厚さより大きな厚みを有する凸部を設け、凸部と同等の厚みを有するシム材を用いることを特徴とするタービン翼。
【請求項４】
請求項１または２において、前記電子ビーム溶接で固着する際に、電子線の入射側のシム材の幅が広い開先形状を有することを特徴とするタービン翼。
【請求項５】
請求項１乃至４のいずれかにおいて、前記シム材質はＮｉを７０％以上を含むＮｉ−Ｆｅ合金であることを特徴とするタービン翼。
【請求項６】
請求項１乃至５のいずれかに記載のタービン翼を備えることを特徴とする低圧タービンロータ。
【請求項７】
請求項６に記載の低圧タービンロータを備えたことを特徴とする低圧蒸気タービン。
【請求項８】
請求項７に記載の低圧蒸気タービンを備えたことを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図２】
【図３】
【図４】
【公開番号】特開２０１３−８７７１２（Ｐ２０１３−８７７１２Ａ）
【公開日】平成２５年５月１３日（２０１３．５．１３）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−２３０２５９（Ｐ２０１１−２３０２５９）
【出願日】平成２３年１０月２０日（２０１１．１０．２０）
【出願人】（０００００５１０８）株式会社日立製作所 (27,607)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２５年５月１３日（２０１３．５．１３）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年１０月２０日（２０１１．１０．２０）
【出願人】（０００００５１０８）株式会社日立製作所 (27,607)
【Ｆターム（参考）】
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