(57)【要約】【課題】タービンの静止部と回転部の間隔を小さくできるシール装置に用いられるメタルシール材。【解決手段】タービンの静止部と回転部のシール装置に用いられるメタルシール材が、多孔質メタル層から成る表面層と下部層を含み、該表面層の気孔率が、該下部層の気孔率よりも小さいこと。前記表面層の気孔率が60％以上かつ65％未満であり、前記下部層の気孔率が65％以上かつ75％以下であること。多孔質メタル層は、厚さが0.3〜3.0ｍｍで、MをNi又はCoとするところのMCrAlY合金を主成分とし、固体潤滑材のh-BNを含んでもよい。【選択図】図６
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
タービンの静止部と回転部との隙間から漏出する流体を低減するシール装置に用いられるメタルシール材において、
該メタルシール材は、多孔質メタル層を有し、
該多孔質メタル層は、気孔率が異なる複数の層を備えることを特徴とするタービン用メタルシール材。
【請求項２】
請求項１に記載のタービン用メタルシール材において、
前記複数の層が、作動流体に直接接触する表面層とその下部の下部層を含み、
該表面層の気孔率が、該下部層の気孔率よりも小さいことを特徴とするタービン用メタルシール材。
【請求項３】
請求項２に記載のタービン用メタルシール材において、
前記表面層の気孔率が60％以上かつ65％未満であり、前記下部層の気孔率が65％以上かつ75％以下であることを特徴とするタービン用メタルシール材。
【請求項４】
請求項１から３のいずれかの請求項に記載のタービン用メタルシール材において、
前記多孔質メタル層は、MをNi及びCoのいずれか又はこれらの両方とする場合のMCrAlY合金を主成分とし、六方晶窒化ホウ素（h-BN）を含むことを特徴とするタービン用メタルシール材。
【請求項５】
請求項４に記載のタービン用メタルシール材において、
前記MCrAlY合金は、Crが15〜30％、Alが6〜15％、Yが0.3〜1.0％の範囲にあり、かつ、残部が、Ni及びCoのいずれか又はこれらの両方の成分からなることを特徴とするタービン用メタルシール材。
【請求項６】
請求項２に記載のタービン用メタルシール材において、
前記多孔質メタル層の厚さが0.3〜3.0mm、前記下部層に対する前記表面層の比率が0.1〜1.0の範囲であることを特徴とするタービン用メタルシール材。
【請求項７】
請求項１から６のいずれかの請求項に記載のタービン用メタルシール材が、蒸気タービン用であることを特徴とする蒸気タービン用メタルシール材。
【請求項８】
請求項１ないし７のいずれかの請求項に記載されたメタルシール材を適用したことを特徴とする蒸気タービン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、タービン、特に、複合発電プラント、従来型火力発電プラント、原子力発電プラント等の蒸気タービンのシール装置に用いられる信頼性の高いメタルシール材に関する。
【背景技術】
【０００２】
発電プラントに使用される蒸気タービンの仕事効率は、タービン翼を回転させて動力（回転トルク）を発生させる流体の量の影響を受けるので、タービンの静止部と回転部との隙間から漏出する流体の量を低減させるシール技術の性能が、タービンの性能を左右することになる。シール技術には、静止部と回転部とが接触してしまった最悪の場合でも、静止部と回転部のいずれもが損傷なく、シール材のみがこすられて減肉する機能（アブレダビリティ）を有することが期待される。静止部と回転部との隙間に設けられたシール材のアブレダビリティにより、静止部と回転部との間隙を限りなくゼロにすることができ、隙間から漏出する流体をゼロに近づけることが可能となるので、タービンの仕事効率の向上に大きく寄与することができる。
【０００３】
シール技術に関して、例えば特許文献１は、多孔質メタル（密度比が26〜40％、気孔率換算で60〜74％）からなるシール層を開示し、さらに、その最表面部に作動流体の耐侵食性を付与するためにセラミック微粒子を含む表層を設けることを示している。本発明者らが検討したところでは、後述する耐水蒸気熱サイクル試験の結果から、最表層には耐水蒸気効果が認められなかった。また比較材として記載されている気孔率換算で60〜74％の多孔質メタル層について、いずれも同一の気孔率の多孔質メタル層で構成されており、後述の耐水蒸気熱サイクル試験の結果では、表面部からのはく離、アブレダビリティの低下等の問題点が見いだされ、高耐久性シールとしての課題が残っていることがわかった。
【０００４】
特許文献２は、ガスタービン用の遮熱コーテイング（TBC）のメタルボンド層を下部層と上部層の二層構造とし、上部層を多孔質（気孔率が3〜4％）とし、セラミックトップ層と一体化してTBCの熱的耐久性を向上している。この例では、熱応力を緩和するために、メタルボンド層の下部層と上部層、更にセラミックトップ層まで、気孔率を順次変化させている。しかし、セラミック層とメタルボンド層との熱膨張率が約1：10と大きな差異があるため、熱応力が増大する問題がある。
【０００５】
特許文献３は、セラミックシールに関して、トップセラミック層であるシスプロシア（Dy2O3）安定化ジルコニア（ZrO2）材料（DySZ）の気孔率を15〜45％と多孔質化し、緻密な下地メタル層との二層構造として、1200℃まで使用できる高温用シール材を提示している。
【０００６】
特許文献４は、セラミック被覆部材に関し、トップセラミック層の気孔率を0〜5％と緻密化し、下地層セラミック層の気孔率を20〜30％と多孔質し、熱応力を緩和した二層構造を開示している。特許文献２と同様にセラミック層とメタルボンド層との熱膨張率が約1：10と大きな差異があるため、セラミック層を二層化して熱応力緩和を目的としている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開昭６１−１７１９６９号公報
【特許文献２】特開２００５−３３０５８６号公報
【特許文献３】特開２００７−３２７１３９号公報
【特許文献４】特開平９−６７６６２号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
上記した従来技術のシール材の表面のはく離、アブレダビリティの低下の問題を解決し、更に、セラミック層を用いることなく、十分な耐熱性の確保と熱応力の緩和による耐久性の向上を実現することが課題となっていた。
【０００９】
本発明は、上記の従来技術の課題を達成し、タービンの作動効率を向上するシール装置のシール材を提供することを目的とするものである。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
上記の目的と達成するために、本発明のタービン用メタルシール材は、タービンの静止部と回転部との隙間から漏出する流体を低減するシール装置に用いられるメタルシール材において、該メタルシール材は、多孔質メタル層を有し、該多孔質メタル層は、気孔率が異なる複数の層を備えることを特徴とする。
【００１１】
また、本発明のタービン用メタルシール材は、上記の特徴に加えて、前記複数の層が、作動流体に直接接触する表面層とその下部の下部層を含み、該表面層の気孔率が、該下部層の気孔率よりも小さいことを特徴とする。
【００１２】
また、本発明のタービン用メタルシール材は、上記の特徴に加えて、前記表面層の気孔率が60％以上かつ65％未満であり、前記下部層の気孔率が65％以上かつ75％以下であることを特徴とする。
【００１３】
また、本発明のタービン用メタルシール材は、上記の特徴に加えて、前記多孔質メタル層は、MをNi及びCoのいずれか又はこれらの両方とするところのMCrAlY合金を主成分とし、六方晶窒化ホウ素（h-BN）を含むことを特徴とする。
【００１４】
また、本発明のタービン用メタルシール材は、上記の特徴に加えて、前記MCrAlY合金は、Crが15〜30％、Alが6〜15％、Yが0.3〜1.0％の範囲にあり、かつ、残部が、Ni及びCoのいずれか又はこれらの両方の成分からなることを特徴とする。
【００１５】
さらに、本発明のタービン用メタルシール材は、上記の特徴に加えて、蒸気タービン用であることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１６】
本発明のシール材を蒸気タービンの静止部と回転部との隙間にシール材を設けることにより、長期間にわたり隙間を限りなくゼロにすることができ、隙間から漏出する流体をゼロに近づけられ、長期間にわたり効率向上に大きく寄与できる。
【００１７】
本発明が対象とする蒸気タービン用高信頼性シール材では、多孔質メタル層（MCrAlY合金：MはNi及びCoの何れか又は両方）の熱膨張率は13×10-6で、蒸気タービンロータ、翼、ケーシング等を構成するフェライト鋼の熱膨張率（13〜15×10-6）と大差がなく、熱応力の緩和を考慮する必要がない。
【００１８】
本発明で対象とする蒸気タービンでは、最高温度が700℃であり、セラミック材は不要で、メタルシール材で十分な耐熱性が確保できる。
【００１９】
本発明が対象とする蒸気タービン用高信頼性シール材では、多孔質メタル層（MCrAlY合金：MはNi及びCoの何れか又は両方）の熱膨張率は13×10-6で、蒸気タービンロータ、翼、ケーシング等を構成するフェライト鋼の熱膨張率（13〜15×10-6）と大差がなく、熱応力の緩和を考慮する必要がない。
【００２０】
本発明は、以上の効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【００２１】
【図１】本発明の実施形態であり、ａ）は本発明のシール材を回転部側に設けた一例であり、ｂ）はシール材をケーシング側に設けた一例を示す。
【図２】蒸気タービンの蒸気温度までの温度でのアブレダビリティの評価に用いた高温摩耗試験の概略図を示す。
【図３】リング材7の板厚み(d)と、多孔質メタル層に形成された溝の溝幅（Ｄ）を示す。
【図４】温度が600℃における多孔質メタル層の気孔率の範囲を更に広げて実験をした結果を示す。
【図５】特性を評価する実験結果のまとめを示す。
【図６】本発明の各実施例のシール材の断面模式図を示す。
【図７】作製した皮膜の気孔率と硬さの関係を示す。
【図８】表２中のNo.3（実施例３）のシール材が設けられた模擬ロータのシール部の外観を示す。
【図９】表２中のNo.3（実施例３）のシール材が設けられた800MW級高中圧ロータ型蒸気タービンの実機の断面図を示す。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２２】
本発明の実施形態の一例を図１に示す。図１のａ）は、本発明に係るシール材5を、ケーシング2に設けられたフィン3に対抗する回転部であるロータ1に設けた一例を示す。図１のｂ）は、本発明に係るシール材5を、動翼4先端に設けられたフィンに対抗するケーシング2に設けた一例を示す。
【００２３】
シール材は、多孔質メタル層であり、気孔率が材料パラメータとなる。気孔率は多孔質メタル層を作製するプロセスにて制御することができる。作製法の一例として、プラズマ溶射を用いる場合、溶射原料のMCrAlY＋ポリエステル+六方晶窒化ホウ素（h-BN）の混合粉末にポリエステル粉末を追加添加して溶射することにより、多孔質メタル層の気孔率を制御することができる。本発明者らが用いたMCrAlY合金は、Cr：15〜30％、Al：6〜15％、Y：0.3〜1.0％、残部がNiとCoのいずれか又は両方である。
【００２４】
上記のように作製した多孔質メタル層を用いて、蒸気タービン用シール材としての具備すべき条件である、（1）蒸気タービンの蒸気温度までの温度範囲におけるアブレダビリティ、(2)起動・停止の耐水蒸気熱サイクル（停止時の水分含浸後、蒸気温度までの加熱、冷却の繰り返し）、(3)蒸気温度での長時間暴露に対する耐久性について検討し、これらのすべての要件をも満たす多孔質メタル層を見出した。
【００２５】
図２は、(1)蒸気タービンの蒸気温度までの温度でのアブレダビリティの評価に用いた高温摩耗試験の概略図を示す。回転側のリング材7に対抗するバー材6の表面に多孔質メタル層を設け、ヒータ8にて所定の温度に加熱後、試験を開始した。リング材7（外径φ25ｍｍ）の回転数は6000rpmとし、バー材6（10×10×40ｍｍ）の押し込み加重を順次増加させて多孔質メタル層厚さの80％まで押し込んだ。試験の結果、アブレダビリティが乏しい場合は、リング材と多孔質メタル層が焼き付き、アブレダビリティが良好の場合には、リング材と多孔質メタル層の焼き付きは全く認められず、多孔質メタル層がリング材によって切削される。
【００２６】
図３は、このリング材7の板厚み(d)と、このリング材7がバー材6の表面に設けられた多孔質メタル層に押し込まれて形成した溝の溝幅（Ｄ）を示している。アブレダビリティの程度を示すアブレダブル性として、リングの板厚み(d)と多孔質メタル層に形成された溝幅（Ｄ）との比（ｄ／Ｄ）を用いた。
【００２７】
アブレダビリティが良好な場合には、アブレダブル性（ｄ／Ｄ）が1.0に近い値を示す。試験は室温（RT）、400、500、600、700℃の各温度で実施した。多孔質メタル層の気孔率は、60、65、70、75％のバー材を用いた。
【表１】
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【００２８】
表１は、上記の試験結果のデータを示す。気孔率60％は、一部焼き付きが認められるが、その他いずれの気孔率、温度においても良好であった。
【００２９】
図４は、温度が600℃における多孔質メタル層の気孔率の範囲を更に広げて実験をした結果を示す。気孔率55％ではリング材に著しい焼き付きが生じ、多孔質メタル層が全く切削されなくなるので、アブレダブル性（ｄ／Ｄ）は、略ゼロとなる。気孔率77％では、リング材で切削された多孔質メタル層の溝壁が脱落して溝が崩れている。このような結果は、他の温度の試験でも類似の傾向が得られた。
【００３０】
上記の実験の結果、蒸気タービンの使用条件として想定される室温から700℃の範囲で多孔質メタル層の気孔率が60〜75％の範囲が良好であることが判った。特に、気孔率が65〜75％の範囲では、アブレダブル性は1.0に近くなり、非常に優れていることが判明した。
【００３１】
次に、(2)起動停止の耐水蒸気熱サイクル（停止時の水分含浸後、蒸気温度までの加熱・冷却の繰り返し）の評価を実施した。水中に浸漬した状態から700℃まで加熱し、約10分間保持した後、再び水中へ投入する熱サイクルを実施した。繰り返し数は500回である。その結果、多孔質メタル層の気孔率が55、60、65％の場合、多孔質メタル層に何ら異常は認められなかった。気孔率が70、75％の場合には、100回の繰り返し後、表面部に局部はく離（ピッチング損傷）が認められ、繰り返し数と共にその発生個数、損傷深さが増加した。77％の場合では、損傷の程度は更にひどくなり、一部では完全にはく離した状態に至った。
【００３２】
実機タービンでは、蒸気タービンが停止した際に蒸気の露点温度が下がり水分が生じ、一部ではシール部分が水中に浸漬した状態になるが、起動後は水分を含んだまま温度が上昇し、気孔率が高い多孔質メタル層では、個々の粒子の結合力が小さいので、表面部から局部的な損傷はく離が進行する。実機タービンで蒸気流速も相乗して、表面部の局部はく離（ピッチング損傷）ははく離の起点となると考えられるので、気孔率が高くなりすぎることは避けることが望ましい。それゆえ、蒸気と接する表面部には、気孔率が60〜65％の多孔質メタル層を設けることが望ましい。
【００３３】
次に、(3)蒸気温度での長時間暴露に対する耐久性について、蒸気タービンの蒸気温度（700℃）を想定し、常圧、700℃という条件で長時間暴露試験を実施した。多孔質メタル層の気孔率が55、60、65、70、75、77％のそれぞれについて1000時間の試験をした結果、いずれの場合にも、はく離等の損傷が認められず健全であった。
【００３４】
図５は、上記(1)〜(3)の実験結果のまとめを示す。図５において、気孔率60〜65％の多孔質メタル層は、(1)のアブレダブル性が0.6程度の特性を示すが、この範囲（符号Iが示す範囲）の多孔質メタル層の単層構造では、回転部と静止部が接触した場合、焼き付きが生じて、十分なシール特性が得られない。また、気孔率65〜75％の多孔質メタル層は、(1)のアブレダブル性が0.9程度の特性を示すが、この範囲（符号IIが示す範囲）の多孔質メタル層の単層構造では、(2)の耐水蒸気熱サイクル特性が劣り、使用中に表面部で局部はく離（ピッチング損傷）が生じ、表面部の凹凸が大きくなって、シール特性が低下することになる。
【００３５】
そこで、本発明に係る高耐久性シール材では、被覆層と下部層からなる二層構造とし、被覆層に(2)の耐水蒸気熱サイクル特性が優れた（符号Iが示す範囲の）多孔質メタル層を用い、その下に位置させて水蒸気に直接曝されない下部層に、(2)の耐水蒸気熱サイクル特性に劣るが、アブレダブル性が0.9程度の優れた特性を有する（符号IIが示す範囲の）多孔質メタル層を用いるものである。なお、(3)の蒸気温度での長時間暴露に対する耐久性については、上記の被覆層と下部層のいずれもが十分な特性を有する。
【００３６】
本発明の高耐久性シール材では、(2)の耐水蒸気熱サイクル特性に対しては表層部が有効に作用し、回転部と静止部が接触した場合、接触初期は表層部で起きるが、これがやがて下部層に至れば、アブレダブル性が0.9程度の優れた特性を有するので、接触した部分と接触しなかった部分の両方とも、シール材として長期間にわたり優れたシール特性を示すのである。
【００３７】
図６は、本発明のシール材の断面模式図を示す。本発明のシール材5は、多孔質メタル層が表層部51のＩと下部層52のＩＩで構成されており、表層部51のＩの気孔率が60〜65％、下部層52のＩＩの気孔率が65〜75％の二層構造を有するものであり、下地層10を介して基材9に設けられている。
【００３８】
多孔質メタル層I と多孔質メタル層IIの製造方法は、溶射被覆によるが、特にプラズマ溶射が好ましい。溶射原料としては、CoNiCrAlY合金を主成分とし、高温固体潤滑材である六方晶窒化ホウ素（h-BN）、ポリエステルを含む粉末が好ましく、h-BNが3〜7質量％、ポリエステルが15〜25質量％の範囲であることが好ましい。特に、気孔を形成するための材料であるポリエステルの添加量と皮膜の気孔率との関連が重要である。プラズマ溶射はスルーザメテコ社製9MBガンを用い、Ar-H2混合ガス、出力40kW、溶射距離125mmにより、1.5mm及び3.0mmの皮膜を作製した。
【００３９】
皮膜の硬さは、荷重15ｋｇのスーパーフィッシャルで測定し、気孔率は皮膜の断面組織から画像解析にて求めた。なお、画像解析は、白色に観察されるCoNiCrAlY合金部分のみを測定して気孔率を求めた。ポリエステルは400℃程度で昇華して消失し、h-BNは光学顕微鏡では空隙との識別が困難であるので、いずれも気孔として取り扱ってある。
【００４０】
図７は、作製した皮膜の気孔率と硬さの関係を示す。本発明では、気孔率により多孔質メタル層IとIIを提示したが、図７に示されたように、硬さについても、多孔質メタル層Iが77〜74、多孔質メタル層IIが74〜65の特性を示している。
【００４１】
なお、図６に示された下地層については、特に限定はないが、成分としてMCrAlY合金、Ni-Al合金、Ni-Cr合金等の耐熱金属が好ましく、気孔率も5％以下の比較的緻密な被覆層が好ましい。基材は、例えばロータ材として用いられる12Cr鋼である。
【００４２】
本発明の実施例及びその比較例について、以下、詳述する。
【表２】
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【００４３】
表２は、本発明の実施例のシール材及び比較例の特性比較を示す。表におけるNo.1〜6は、それぞれ本発明の実施例１〜６のシール材であり、アブレダブル性と耐水蒸気の両方の特性について良好又はほぼ良好の結果を示すが、比較例となるNo.7〜8は、アブレダブル性と耐水蒸気のどちらかで不合格であり、使用に適する特性までには達していないことが明らかになった。
【００４４】
本発明の多孔質メタル層全体の厚さは、0.3mm以下ではアブレダブル性が十分発揮されず、3.0mm以上ではシール部の間隙見込みが大きすぎる。それゆえ、多孔質メタル層全体の厚さは0.3〜3.0mmの範囲が好ましい。また、多孔質メタル層Iと多孔質メタル層IIの厚さについては、多孔質メタル層II に対する多孔質メタル層Iの比率（I/II）が、0.1〜1.0の範囲が好ましい。その理由は、この比率が0.1以下の場合、多孔質メタル層Iによる耐水蒸気性が低下し、1.0以上の場合には、多孔質メタル層IIによるアブレダブル性が十分に発揮できないからである。
【００４５】
図８は、表２中のNo.3（実施例３）のシール材を設けた模擬ロータのシール部の外観を示す。図８は、図１ａ）のロータ1に相当する部分に、本発明のシール5を設けた構成である。シール材の製造方法は、ロータを回転治具に取り付け、ロータを所定の回転数で回しながら溶射した。模擬ロータを用い、図1のａ)及びｂ）に示す模式図の組み合わせの室温回転試験を実施した。回転数は4000rpmである。シール材を設けることにより、間隙を小さくできる（例えば、0.8mmから0.26ｍｍにする）。その結果、間隙からの漏れ量を約30％低減することができた。また、間隙を更に小さくした試験でも、試験中何ら異常は認められず、試験後の観察結果でも、シール材にはフィンによる磨耗跡が認められ、良好なアブレダブル性を有することが確認された。
【００４６】
図９は、表２中のNo.3（実施例３）のシール材が設けられた800MW級高中圧ロータ型蒸気タービンの実機を示す。シール材の製造方法は、ロータを回転治具に取り付け、ロータを所定の回転数で回しながら溶射した。その他プラズマ溶射条件は、上記したものと同様である。この実機による運転試験結果によれば、ロータのシール材による蒸気タービンの作動効率の向上として、約１％が見込めることがわかった。
【符号の説明】
【００４７】
1…ロータ、  2…ケーシング、3…フィン、4…静翼、5…シール材、6…バー材（固定片）、  7…リング材（可動片）、8…ヒータ、11…基材、12…下地層、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…中圧内部車室、21…中圧内部車室、22…中圧外部車室、25…フランジ、エルボ、28…主蒸気入口、33…高中圧ロータシャフト、38…ノズルボックス、43…軸受け、51…本発明のシール材の表層部、52…本発明のシール材の下部層
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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