(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータと、該ロータを被うケーシングとを備えた高低圧一体型蒸気タービンにおいて、前記蒸気入口温度が５３０℃以上及びその出口温度が１００℃以下であり、
前記ロータシャフトは、重量で、Ｃ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１５〜０．３５％を含み、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｉ量がＣｒ量より高い場合０．２０％以下及びＮｉ量がＣｒ量より低い場合０．３０％以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる長尺鋼塊を前記高圧側の焼入温度及び焼戻温度を前記低圧側の焼入温度及び焼戻温度よりいずれも高くし、前記焼入温度は８５０〜１０００℃であり、そのオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後、５５０〜７００℃で焼戻し処理を施すことにより得られ、
前記ロータシャフトは前記高圧側の強度が低圧側の強度より高く及び前記低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前記高圧側の初段ブレードを植設する部分の中心部の５３８℃、１０万時間クリープ破断強度が１２ｋｇ／ｍｍ2以上及び前記低圧側の最終段ブルードを植設する部分の中心部のＦＡＴＴが２０℃以下又は室温のＶノッチ衝撃値が４ｋｇ−ｍ以上であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項２】
請求項１において、前記ブレードの少なくとも前記最終段ブレードの翼部長さが３０インチ以上であることを特徴とする蒸気タービン。
【請求項３】
請求項１において、前記ロータシャフトは、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上又は（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上である前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項４】
請求項１において、前記ロータシャフトは、重量でＣ０．２０〜０．３０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．１０〜０．２５％、Ｎｉ１．６〜２．７％、Ｃｒ１．９〜２．５％、Ｍｏ１．００〜１．５０％及びＶ０．２０〜０．３５％を含む前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
【請求項５】
蒸気タービン及びガスタービンによって発電機駆動するコンバインド発電システムにおいて、前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータと、該ロータを被うケーシングとを備えた高低圧一体型蒸気タービンであり、該高低圧一体型蒸気タービンが請求項１〜４のいずれかに記載の高低圧一体型蒸気タービンよりなることを特徴とするコンバインド発電システム。
【請求項６】
請求項５において、前記ガスタービンの初段ブレード入口での燃焼ガス温度が１３００℃以上であることを特徴とするコンバインド発電システム。
【請求項７】
重量で、Ｃ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１５〜０．３５％を含み、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｉ量がＣｒ量より高い場合０．２０％以下及びＮｉ量がＣｒ量より低い場合０．３０％以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる長尺鋼塊を前記高圧側の焼入温度及び焼戻温度を前記低圧側の焼入温度及び焼戻温度よりいずれも高くし、前記焼入温度は８５０〜１０００℃であり、そのオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後、５５０〜７００℃で焼戻し処理を施すことにより得られ、
前記ロータシャフトは前記高圧側の強度が低圧側の強度より高く及び前記低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前記高圧側の初段ブレードを植設する部分の中心部の５３８℃、１０万時間クリープ破断強度が１２ｋｇ／ｍｍ2以上及び前記低圧側の最終段ブルードを植設する部分の中心部のＦＡＴＴが２０℃以下又は室温のＶノッチ衝撃値が４kg−ｍ以上であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。
【請求項８】
請求項７において、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×〔Ｎｉ／Ｍｏ〕＋２．７８〕によって求められる値以上、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上、又は（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上である前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービンロータシャフト。
【請求項９】
請求項７において、重量で、Ｃ０．２０〜０．３０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．５％、Ｎｉ１．６〜２．７％、Ｃｒ１．９〜２．５％、Ｍｏ１．０〜１．５％及びＶ０．２０〜０．３５％を含む前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。
【請求項１０】
請求項９において、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上である前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。
【請求項１１】
請求項７において、重量で、Ｃ０．２０〜０．３０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．６〜２．７％、Ｃｒ１．９〜２．５％、Ｍｏ１．０〜１．５％、Ｖ０．２０〜０．３５％と、Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種０．００５〜０．１５％と、Ｗ０．１〜１．０％とを含む前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。
【請求項１２】
請求項１０において、重量で、Ｃ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１〜０．５％を含み、Ｔｉ、Ａｌ、Ｚｒ、Ｂ、Ｃａ及び希土類元素の少なくとも１種を合計で０．００１〜０．１％と少なくとも１種を含む前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。
【請求項１３】
請求項７において、重量で、Ｃ０．２０〜０．３０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．１０〜０．２５％、Ｎｉ１．７〜２．０％、Ｃｒ１．９〜２．５％、Ｍｏ１．０〜２．５％及びＶ０．２０〜０．３５％を含み、Ｔｉ、Ａｌ、Ｚｒ、Ｂ、Ｃａ及び希土類元素の少なくとも１種を合計で０．００１〜０．１％と少なくとも１種を含む前記Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフト。
【請求項１４】
重量で、Ｃ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１５〜０．３５％を含み、を含み、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｉ量がＣｒ量より高い場合０．２０％以下及びＮｉ量がＣｒ量より低い場合０．３０％以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる長尺鋼塊を高圧側の焼入温度及び焼戻温度を低圧側の焼入温度及び焼戻温度よりいずれも高くし、前記焼入温度は８５０〜１０００℃であり、そのオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後、５５０〜７００℃で焼戻し処理を施すことを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトの製造法。
【請求項１５】
高速で流れる燃焼ガスによって駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの排ガスのエネルギーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前記水蒸気によって駆動される高低圧一体型蒸気タービンと、前記ガスタービン及び高低圧一体型蒸気タービンによって駆動される発電機とを備えた複合発電プラントにおいて、前記ガスタービンはブレードが３段以上、前記燃焼ガスのタービン入口温度が１２００℃以上、タービン出口の排ガス温度が５３０℃以上であり、前記排熱回収ボイラによって５３０℃以上の水蒸気とし、前記高低圧一体型蒸気タービンは請求項１に記載の高低圧一体型蒸気タービンよりなり、前記ブレードの少なくとも前記最終段ブレードの翼部長さが３０インチ以上であることを特徴とする複合発電システム。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【技術分野】
【０００２】
本発明は新規な高低圧一体型蒸気タービンに係り、特に高温強度が高く、靭性の高いＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼を用いた蒸気タービン用ロータシャフトとその製造法及び複合発電システムに関する。
【背景技術】
【０００３】
一般に、高温（蒸気温度：約５３８℃）の蒸気にさらされる高圧ロータ材としては、ＡＳＴＭ規格材Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（Designation:Ａ４７０−８４、Class８）が、低圧（蒸気温度：約１００℃）ロータ材としては、ＡＳＴＭ規格材３．５ＮｉＣｒＭｏＶ鋼（Designation:Ａ４７０−８４、Class７）が使用されている。前者のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は高温強度が高いが、低温靭性が低い。後者の３．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼は低温靭性が高いが、高温強度が低い。
【０００４】
大容量タービンは、蒸気条件により高圧部、中圧部及び低圧部からなっており、高圧及び中圧ロータはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で、低圧ロータは３．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼で一般に作製されている。
【０００５】
１０万ＫＷ未満の小容量及び１０〜３０万ＫＷ中容量タービンは、ロータサイズが小さいことから、上記の高圧ロータ材と低圧ロータ材の長所を兼ね備えた材料があれば、高圧部から低圧部までを一体化（同一材料の作製）することができる。一体化すると、タービン全体がコンパクトとなり、著しい原価低減効果がある。この高低圧一体化ロータ材の一例が特開昭５３−３０９１５号公報、同６０−２２４７６６号公報、特開平１−１８４２３０号公報、同５−１９５０６８号公報、同５−３４５９２２号公報、同６−６５６７８号公報に開示されている。高低圧一体型ロータシャフトを用いた蒸気タービンは特開平３−１３０５０２号公報に開示されている。
【０００６】
上記現有ロータで一体化しようとすると、Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では低温の靭性が低いために低圧部の脆性破壊に対する安全性が確保できず、３．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼では高温強度が低いために高温部のクリープ破壊に対する安全性が確保できない。
【０００７】
また、前述の特開昭５３−３０９１５号公報にはＣ０．１５〜０．３％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ１．０％以下、Ｃｒ０．５〜１．５％、Ｎｉ０．５〜１．５％、Ｍｏ０．５％を越え１．５％以下、Ｖ０．１５〜０．３０％、Ｎｂ０．０１〜０．１％、残部Ｆｅからなる高低圧一体型ロータ、他の公報には同等の組成に対して高圧部と低圧部とを異なった温度で焼入れを施すことが開示されているが、３０インチ以上の長翼を植設することは示されていない。
【０００８】
特開昭６０−２２４７６６号公報には、Ｃ０．１０〜０．３５％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ１．０％以下、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ１．５〜３．０％、Ｍｏ０．３〜１．５％、Ｖ０．０５〜０．２５％、残部Ｆｅからなる蒸気タービンロータが開示され、更にこれにＮｂ０．０１〜０．１％、Ｎ０．０２〜０．１％を含むことが開示されている。しかし、このロータはクリープ破断強度が低い。
【０００９】
特開昭６２−１８９３０１号公報には高低圧一体型蒸気タービンが開示されているが、ロータシャフトは靭性が低いが高温強度の高い材料と高温強度は低いが靭性の高い材料を機械的に結合したロータシャフトが用いられており、同じ組成で一体型のものにはなっていない、このような機械的な結合では十分な強度を確保するには大がかりな構造となり、小型化できないだけでなく、信頼性が劣ってしまう。特開平３−１３０５０２号公報には一体の熱処理が示され、高圧側と低圧側の特性をより一層高めることは困難である。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
本発明の目的は、少なくとも最終段での翼部長さが３０インチ以上である動翼を備え、高圧側で高温強度が高く、低圧側で靭性が高い高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトを用いた単機で小型高出力を有する高低圧一体型蒸気タービン及びそのロータシャフトとその製造法並びに高低圧一体型蒸気タービンとガスタービンとを一体にした複合発電システムを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本発明は、一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータと、該ロータを被うケーシングとを備えた高低圧一体型蒸気タービンにおいて、前記蒸気入口温度が５３０℃以上及びその出口温度が１００℃以下であり、
前記ロータシャフトは、重量で、Ｃ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１５〜０．３５％を含み、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｉ量がＣｒ量より高い場合０．２０％以下及びＮｉ量がＣｒ量より低い場合０．３０％以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる長尺鋼塊を前記高圧側の焼入温度及び焼戻温度を前記低圧側の焼入温度及び焼戻温度よりいずれも高くし、前記焼入温度は８５０〜１０００℃であり、そのオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後、５５０〜７００℃で焼戻し処理を施すことにより得られ、
前記ロータシャフトは高圧側の強度が低圧側の強度より高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前記高圧側の初段ブレードを植設する部分の中心部の５３８℃、１０万時間クリープ破断強度が１２ｋｇ／ｍｍ2以上又は前記低圧側の最終段ブレードを植設する部分の中心部のＦＡＴＴが２０℃以下又は室温のＶノッチ衝撃値が４ｋｇ−ｍ以上であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービンにある。
【００１２】
本発明の高低圧一体型蒸気タービンは、初段ブレードへの蒸気入口温度が５３０℃以上であり、前記ロータシャフトは高圧側の強度が低圧側の強度より高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性より高いベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなり、前記ブレードの少なくとも最終段の長さを３０インチ以上としたことを特徴とする。
【００１３】
本発明の高低圧一体型蒸気タービンは、前記ロータシャフトが重量でＣ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．０８〜２．５％及びＶ０．１〜０．３５％を含み、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上又は（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする。
【００１４】
本発明は前記ロータシャフトが重量でＣ０．２０〜０．３０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．６〜２．７％、Ｃｒ１．９〜２．５％、Ｍｏ１．００〜１．５０％及びＶ０．２０〜０．３５％を含み、Ｎｉ量がＣｒ量より０．２０％まで高いか又はＣｒ量より０．３０％以下で低く、高圧部の強度又は靭性が低圧部の強度又は靭性より高いＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする。
【００１５】
本発明は、高低圧一体型蒸気タービン及びガスタービンによって発電機駆動するコンバインド発電システムにおいて、前記蒸気タービンは一体のロータシャフトに蒸気の高圧側より低圧側にかけて多段にブレードを植設したロータと、該ロータを被うケーシングとを備え、初段ブルード入口の前記蒸気温度が５３０℃以上であり、前記ロータシャフトは高圧側の強度が低圧側の強度より高く及び低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前記高圧側の初段ブレードを植設する部分の中心部の５３８℃、１０万時間クリーブ破断強度が１２ｋｇ／ｍｍ2以上又は前記低圧側の最終段ブレードを植設する部分の中心部のＦＡＴＴが２０℃以下又は室温のＶノッチ衝撃値が４ｋｇ−ｍ以上であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とするコンバインド発電システムにある。
【００１６】
本発明のコンバインド発電システムは前記ロータシャフトが重量でＣ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１〜０．３５％を含み、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする。
【００１７】
本発明のコンバインド発電システムは、前記ロータシャフトは重量で、Ｃ０．２０〜０．３０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．６〜２．７％、Ｃｒ１．９〜２．５％、Ｍｏ１．００〜１．５０％及びＶ０．２０〜０．３５％を含み、Ｎｉ量がＣｒ量より０．２０％まで高いか又はＣｒ量より０．３０％以下で低く、高圧部の強度又は靭性が低圧部の強度又は靭性より高いＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼よりなることを特徴とする。
【００１８】
本発明のコンバインド発電システムは、前記ブレードの少なくとも最終段の長さを３０インチ以上及び前記ガスタービンの初段ブレード入口での燃焼ガス温度が１３００℃以上であることを特徴とする。
【００１９】
本発明は、重量で、Ｃ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１５〜０．３５％を含み、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｉ量がＣｒ量より高い場合０．２０％以下及びＮｉ量がＣｒ量より低い場合０．３０％以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる長尺鋼塊を前記高圧側の焼入温度及び焼戻温度を前記低圧側の焼入温度及び焼戻温度よりいずれも高くし、前記焼入温度は８５０〜１０００℃であり、そのオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後、５５０〜７００℃で焼戻し処理を施すことにより得られ、高圧側の強度が低圧側の強度より高く及び低圧側の靭性が高圧側の靭性より高く、前記高圧側の初段ブレードを植設する部分の中心部の５３８℃、１０万時間クリープ破断強度が１２ｋｇ／ｍｍ2以上又は前記低圧側の最終段ブレードを植設する部分の中心部のＦＡＴＴが２０℃以下又は室温のＶノッチ衝撃値が４ｋｇ−ｍ以上上であるベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、蒸気入口温度が５３０℃以上であることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトにある。
【００２０】
本発明の高低圧一体型蒸気タービンロータシャフトは、重量でＣ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１５〜０．３５％を含み、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上、（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上、又は（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする。
【００２１】
本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトは、重量で、Ｃ０．２０〜０．３０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、Ｎｉ１．６〜２．７％、Ｃｒ１．９〜２．５％、Ｍｏ１．０〜１．５％及びＶ０．２０〜０．３５％を含む前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなることを特徴とする。
【００２２】
本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトは前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼にＮｂ及びＴａの少なくとも１種０．００５〜０．１５％と、Ｗ０．１〜１．０％とを含むことを特徴とする。
【００２３】
本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトは、前述のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼にＴｉ、Ａｌ、Ｚｒ、Ｂ、Ｃａ及び希土類元素の少なくとも１種を合計で０．００１〜０．１％と少なくとも１種を含むことを特徴とする。
【００２４】
本発明は、重量で、Ｃ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．５％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．８〜２．５％及びＶ０．１５〜０．３５％を含み、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｉ量がＣｒ量より高い場合０．２０％以下及びＮｉ量がＣｒ量より低い場合０．３０％以下であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる長尺鋼塊を高圧側の焼入温度及び焼戻温度を低圧側の焼入温度及び焼戻温度よりいずれも高くし、好ましくは、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上、（Ｃｒ／Ｍｎ）比が１．４５以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上であるＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなり、前記焼入温度は８５０〜１０００℃であり、そのオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後、５５０〜７００℃で焼戻し処理を施すことを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトの製造法にある。
【００２５】
本発明は、高速で流れる燃焼ガスによって駆動されるガスタービンと、該ガスタービンの排ガスのエネルギーによって水蒸気を得る排熱回収ボイラと、前記水蒸気によって駆動される高低圧一体型蒸気タービンと、前記ガスタービン及び高低圧一体型蒸気タービンによって駆動される発電機とを備えた複合発電ブラントにおいて、前記ガスタービンはブレードが３段以上、前記燃焼ガスのタービン入口温度が１２００℃以上、タービン出口の排ガス温度が５００℃以上であり、前記排熱回収ボイラによって５００℃以上の水蒸気とし、前記高低圧一体型蒸気タービンは前述の記載の高低圧一体型蒸気タービンよりなり、最終段ブレードの翼部長さが３０インチ以上であることを特徴とする複合発電システムにある。
【００２６】
本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトを構成する低合金鋼の組成及び熱処理条件の限定理由について説明する。
【００２７】
Ｃは焼入性を向上し強度を確保するのに必要な元素である。その量が０．１５％以下では十分な焼入性が得られず、ロータ中心に軟らかいフエライト組織が生成し、十分な引張強さ及び耐力が得られない。また０．４％以上になると靭性を低下させるので、Ｃの範囲は０．１５〜０．４％に限定される。特にＣは０．２０〜０．２８％の範囲が好ましい。
【００２８】
Ｓｉ及びＭｎは従来脱酸剤として添加していたが、真空Ｃ脱酸法及びエレクトロスラグ再溶解法などの製鋼技術によれば、特に添加しなくとも健全なロータが溶製可能である。長時間使用による脆化の点から、Ｓｉ及びＭｎは低目にすべきであり、それぞれ０．１％及び０．５％以下に限定され、特にＳｉ０．０５％以下、Ｍｎ０．０５〜０．２５％、より前者が０．０１％以下、後者が０．２０％以下が好ましい。
【００２９】
一方、極少量のＭｎ添加は、熱間加工性を悪くする有害なＳを、硫化物ＭｎＳとして固定する作用があるために、Ｍｎの極微量添加は、前述のＳの害を減少する効果があるので、蒸気タービン用ロータシャフトのような大型鍛造品の製造においては０．０１％以上含有するのが好ましい。しかし、製鋼上Ｓを少なくできればＭｎの添加は靭性、高温強度を低めるので、Ｓ及びＰ量を低めるスパーグリーン化できればゼロがよく、０．０１〜０．２％が好ましい。
【００３０】
Ｎｉは焼入性を向上させ、靭性向上に不可欠の元素である。１．５％未満では靭性向上効果が十分でない。また、２．７％を越える多量の添加は、クリープ破断強度を低下させてしまう。特に１．６〜２．０％より１．７〜１．９％の範囲が好ましい。更に、Ｎｉ量はＣｒ量より０．２０％まで高く又はＣｒ量より０．３０％以下で低くする範囲内とすることにより高い高温強度と靭性とを兼ね備えた特性が得られる。
【００３１】
Ｃｒは焼入性を向上させ、靭性及び強度向上効果がある。また蒸気中の耐食性も向上させる。１．５％未満ではこれらの効果が十分でなく、２．５％を越える添加は、クリープ破断強度を低下させる。特に１．７〜２．３％、より１．９から２．１％が好ましい。
【００３２】
Ｍｏは焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化物を析出させ、高温強度向上及び焼戻し脱化防止効果がある。０．８％未満ではこれらの効果が十分でなく、２．５％を越える多量の添加は靭性を添加させる。特に強度と靭性の点から１．０〜１．５％、より１．１〜１．３％が好ましい。
【００３３】
Ｖは、焼戻し処理中に結晶粒内に微細炭化物を析出させ、高温強度及び靭性向上効果がある。０．１５％未満ではこれらの効果が十分でなく、０．３５％を越える添加は効果が飽和してしまう。特に０．２０〜０．３０％より０．２５％を越え０．３０％以下の範囲が好ましい。
【００３４】
上述のＮｉ、Ｃｒ、Ｖ及びＭｏは靭性及び高温強度に大きく関与し、本発明鋼においては、複合的に作用することが実験的に明らかにされた。即ち、高い高温強度と高い低温靭性を兼ね備えた材料を得るためには、炭化物生成元素であり高温強度向上効果のあるＶとＭｏの和と、焼入性を向上し靭性向上効果のあるＮｉとＣｒの和との比が、（Ｖ＋Ｍｏ）／（Ｎｉ＋Ｃｒ）＝０．４５〜０．７が好ましい。
【００３５】
また上記の組成からなる低合金を溶製するときに、希土類元素、Ｃａ、Ｚｒ及びＡｌのいずれかを添加することにより靭性が向上する。希土類元素は０．０５％未満では効果が不十分で、０．４％を越える添加はその効果が飽和する。Ｃａは少量の添加で靭性向上効果があるが、０．０００５％未満では効果が不十分で、０．０１％を越える添加はその効果が飽和する。Ｚｒは０．０１％未満では靭性向上効果が不十分であり、０．２％を越える添加はその効果が飽和する。Ａｌは０．００１％未満では靭性向上効果が不十分であり、０．０２％を越える添加はクリープ破断強度を低下させる。
【００３６】
さらに、酸素は高温強度に関与し、本発明鋼においては、Ｏ2、を５〜２５ｐｐｍの範囲に制御することにより、より高いクリープ破断強度が得られる。Ｎｂ及びＴａの少なくとも１種を０．００５〜０．１５％添加するのが好ましい。これらの含有量が０．００５％未満では強度の向上に十分な効果が得られず、逆に０．１５％を越えると蒸気タービン用ロータシャフトの如く大型構造物ではこれらの巨大な炭化物が晶出し強度及び靭性を低めるので０．００５〜０．１５％とする。特に０．０１〜０．０５％が好ましい。
【００３７】
Ｗは強度を高めるため０．１％以上加えるのが好ましいが、１．０％を越えると大型鋼塊においては偏析の問題が生じる等強度を低めるので、０．１〜１．０％とするのが好ましい。好ましくは０．１〜０．５％である。
【００３８】
Ｍｎ／Ｎｉ比又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比は各々０．１３又は０．１８以下が好ましい。これにより、ベーナイト組織を有するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼における加熱脆化を顕著に防止でき、高低圧一体型ロータシャフトとして適用できる。また、（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上とすることにより全体を同じ条件で熱処理することにより５３８℃、１０5時間クリープ破断強度が１２ｋｇ／ｍｍ2以上の高い強度が得られる。
【００３９】
また、本発明は、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｉ量がＣｒ量より高い場合０．２０％以下及びＮｉ量がＣｒ量より低い場合０．３０％以下であるＮｉ量及びＣｒ量を特定の範囲で含有させることにより高圧側でより高強度で、低圧側でより靭性の高い強度と靭性とを兼ね備えたものが得られる。更に、本発明は高圧側を低圧側より高い焼入温度で焼入れすることにより高圧側では５５０℃、３０ｋｇ／ｍｍ2で１８０ｈｒ以上のクリープ破断時間が得られるように低圧側より高温強度を高くし、低圧側は高圧側より遷移温度を中心孔で１０℃以下とするように傾斜熱処理すること、焼戻温度においても高圧側を低圧側にくらべ高い温度で焼戻しすることにより、クリープ破断強度が高く、衝撃値が高い両者の特性を備えた鋼を得ることができ、本発明の高低圧一体型ロータシャフトにおいてブレードとして３０インチ以上の長さのものを植設することができる。
【００４０】
このような新しい材料をロータシャフトとして使用することにより、最終段ブレードとして３０インチ以上の長翼を植設できるとともに、ロータシャフト軸受間の長さ（Ｌ）と翼直径（Ｄ）との比（Ｌ／Ｄ）を１．４〜２．３とコンパクトにでき、好ましくは１．６〜２．０とすることができる。又、ロータシャフト最大径（ｄ）と最終段長翼の長さ（ｌ）との比（ｄ／ｌ）を１．５〜２．０とすることができ、これにより蒸気量をロータシャフトの特性との関係から最大限に増すことができ、小型で大容量の発電が可能となる。特に、この比を１．６〜１．８とすることが好ましい。１．５以上とすることはブレード数との関係から求められ、その数は多い程よいが、遠心力による強度上の点から２．０以下が好ましい。
【００４１】
本発明の高低圧一体型ロータシャフトを用いた蒸気タービンは小型で１０〜３０万ＫＷの発電出力が可能であり、そのロータシャフトとして軸受間距離を発電出力として１万ＫＷ当り０．８ｍ以下の非常に短い軸受間距離とすることができる。好ましくは１万ＫＷ当り０．２５〜０．６ｍである。
【００４２】
前述のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼を高低圧一体型ロータシャフトに用いることにより少なくとも最段階に３０インチ以上、特に３３．５インチ以上の長さの動翼を設けることができ、単機出力の向上と効率の向上とともに、小型化できる。
【００４３】
本発明の蒸気タービンにおける動翼及び静翼は以下のとおりである。前記３０インチを越える長さのブレードは、重量でＣ０．０８〜０．１５％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１．５％以下、Ｃｒ１０〜１３％、Ｍｏ１〜２．５％、Ｖ０．２〜０．５％、Ｎ０．０２〜０．１％を含むマルテンサイト鋼、更に４０インチ以上には重量でＡｌ４〜１０％、Ｖ２〜６％を含むＴｉ合金を用いるのが好ましい。前記高圧側ブレードは初段又は初段〜３段を重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１０〜１３％、Ｎｉ０．５％以下、Ｍｏ０．５〜１．５％、Ｗ０．５〜１．５％、Ｖ０．１５〜０．３５％を含むマルテンサイト鋼、それ以外の前記２６インチ未満の低圧側ブレードは重量で、Ｃ０．０５〜０．１５％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、好ましくは０．２〜１．０％、Ｃｒ１０〜１３％、Ｎｉ０．５％以下、Ｍｎ０．５％以下を含むマルテンサイト鋼が好ましい。
【００４４】
前記３０インチ以上のブレードの先端リーデングエッチ部にはエロージョン防止層が設けられているのが好ましい。具体的な翼の長さとして、３３．５″、４０″、４３″、４６．５″等のものを用いることができる。
【００４５】
本発明における静翼は重量で、Ｃ０．０５〜０．１５％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．２〜１％、Ｃｒ１０〜１３％、Ｎｉ０．５％以下、Ｍｏ０．５％以下を含む焼戻し全マルテンサイト鋼からなるものが好ましい。
【００４６】
本発明におけるケーシングは、重量でＣ０．１５〜０．３０％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１〜２％、Ｍｏ０．５〜１．５％、Ｖ０．０５〜０．２％、Ｔｉ０．０５％以下を含むベーナイト組織を有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼よりなるものが好ましい。
【００４７】
前述に記載の組成を有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼からなるロータシャフトは、その鋼塊を特にエレクトロ再溶解又はアーク炉にて大気中溶解後に取鍋下部より非酸化性ガス（特にＡｒガス）の吹き込みを行った後、真空炭素脱酸した鋼塊を製造し、該鋼塊を熱間鍛造し、次いで前述のようにオーステナイト化温度に加熱し所定の冷却速度で冷却する焼入れを施した後焼戻し処理を施し、主にベーナイト組織を有するものとするのがよい。
【００４８】
本発明に係るガスタービンは以下の構成を有する。
【００４９】
ディスク、ディスタントピース、タービンスペーサ、タービンスタッキングボルト、コンプレッサスタッキングボルト及びコンプレッサディスクの少なくとも最終段の１種以上を重量でＣ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｎｉ３％以下、Ｍｏ１．５〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ０．０２〜０．１％を含む全焼戻しマルテンサイト組織を有する耐熱鋼によって構成することができる。これらの部品の全部をこの耐熱鋼によって構成することによってより高いガス温度にすることができ、熱効率の向上が得られる。特にこれらの部品の少なくとも１種は重量で、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ８〜１３％、Ｎｉ２〜３％、Ｍｏ１．５〜３％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ０．０２〜０．２％、Ｎ０．０２〜０．１％を含み、（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１３以下、特に０．０４〜０．１０が好ましく、全焼戻しマルテンサイト組織を有する耐熱鋼によって構成するのが好ましい。
【００５０】
尚、これらの部品に使用する材料として４５０℃での１０5ｈクリープ破断強度が４０ｋｇ／ｍｍ2以上で、２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ2以上のマルテンサイト鋼が用いられるが、特に好ましい組成においては４５０℃での１０5ｈクリープ破断強度が５０ｋｇ／ｍｍ2以上及び５００で１０5ｈ加熱後の２０℃Ｖノッチシャルピー衝撃値が５ｋｇ−ｍ／ｃｍ2以上を有するものが得られる。
【００５１】
これらの材料には更に、Ｗ１％以下、Ｃｏ０．５％以下、Ｃｕ０．５％以下、Ｂ０．０１％以下、Ｔｉ０．５％以下、Ａｌ０．３％以下、Ｚｒ０．１％以下、Ｈｆ０．１％以下、Ｃａ０．０１％以下、Ｍｇ０．０１％以下、Ｙ０．０１％以下、希土類元素０．０１％以下の少なくとも１種を含むことができる。
【００５２】
コンプレッサディスクの少なくとも最終段又はその全部を前述の耐熱鋼によって構成することができるが、初段から中心部まではガス温度が低いので、他の低合金鋼を用いることができ、中心部から最終段までを前述の耐熱鋼を用いることができる。ガス上流側の初段から中心部までの上流側を重量で、Ｃ０．１５〜０．３０％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．６％以下、Ｃｒ１〜２％、Ｎｉ２．０〜４．０％、Ｍｏ０．５〜１％、Ｖ０．０５〜０．２％を含み、室温の引張強さ８０ｋｇ／ｍｍ2以上、室温のＶノッチシャルピー衝撃値が２０ｋｇ−ｍ／ｃｍ2以上のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、中心部から少なくとも最終段を除き重量で、Ｃ０．２〜０．４％、Ｓｉ０．１〜０．５％、Ｍｎ０．５〜１．５％、Ｃｒ０．５〜１．５％、Ｎｉ０．５％以下、Ｍｏ１．０〜２．０％、Ｖ０．１〜０．３％を含み、室温の引張強さが８０ｋｇ／ｍｍ2以上、伸び率１８％以上、絞り率５０％以上を有するＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いることができる。
【００５３】
コンプレッサスタブシャフト及びタービンスタブシャフトは上述のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼を用いることができる。本発明のコンプレッサディスクは円盤状であり、外側部分にスタッキングボルト挿入用の穴が複数個全周に設けられる。
【００５４】
コンプレッサディスクの一例として、１７段からなる場合には初段から１２段目までを前述のＮｉ−ＣΓ−Ｍｏ−Ｖ鋼、１３段目から１６段目をＣｒ−Ｍｏ−Ｖ銅及び１７段目を前述のマルテンサイト鋼によって構成することができる。初段及び最終段コンプレッサディスクは初段のときは初段の次のもの又は最終段の場合はその前のものよりもいずれも鋼性を有する構造を有している。また、このディスクは初段より徐々に厚さを小さくして高速回転による応力を軽減する構造になっている。
【００５５】
コンプレッサのブレードはＣ０．０７〜０．１５％、Ｓｉ０．１５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１０〜１３％又はこれにＭｏ０．５％以下及び、Ｎｉ０．５％以下を含むマルテンサイト鋼によって構成されるのが好ましい。
【００５６】
タービンブレードの先端部分と摺動接触しリング状に形成されるシュラウドの初段部分には重量で、Ｃ０．０５〜０．２％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ１７〜２７％、Ｃｏ５％以下、Ｍｏ５〜１５％、Ｆｅ１０〜３０％、Ｗ５％以下、Ｂ０．０２％以下を含むＮｉ基鋳造合金が用いられ、他の部分には重量で、Ｃ０．３〜０．６％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ２０〜２７％、Ｎｉ２０〜３０％以下、Ｎｂ０．１〜０．５％、Ｔｉ０．１〜０．５％を含むＦｅ基鋳造合金が好ましい。これらの合金は複数個のブロックによってリング状に構成されるものである。
【００５７】
タービンノズルを固定するダイヤフラムには初段のタービンノズル部分が重量で、Ｃ０．０５％以下、Ｓｉ１％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ１６〜２２％、Ｎｉ８〜１５％を含むオーステナイト鋳鋼、他のタービンノズル部分には高Ｃ−高Ｎｉ系鋼鋳物によって構成するのが好ましい。
【００５８】
タービンブレードは重量で、Ｃ０．０７〜０．２５％、Ｓｉ１％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１２〜２０％、Ｃｏ５〜１５％、Ｍｏ１．０〜５．０％、Ｗ１．０〜５．０％、Ｂ０．００５〜０．０３％、Ｔｉ２．０〜７．０％、Ａｌ３．０〜７．０％と、Ｎｂ１．５％以下、Ｚｒ０．０１〜０．５％、Ｈｆ０．０１〜０．５％、Ｖ０．０１〜０．５％の１種以上とを含み、オーステナイト相基地にγ′相及びγ″相が析出したＮｉ基鋳造合金が用いられる。
【００５９】
また、タービンブレードは高温の燃焼ガスによる腐食を防止するためにＡｌ、Ｃｒ又はＡｌ＋Ｃｒ拡散コーテングを施すこと、更にその上に安定化ＺｒＯ2系セラミックスからなる遮熱コーテング層を設けることが好ましい。コーテング層の厚さは３０〜１５０μｍで、ガスに接する翼部に設けるのが好ましい。
【００６０】
ガスタービン用ノズルにはＮｉ基超合金及びＣｏ基合金が用いられる。燃焼ガス温度が１２６０℃以下に対ししては初段に以下のＮｉ基合金及び初段以外には重量で、Ｃ０．２０〜０．６０％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ２５〜３５％、Ｎｉ５〜１５％、Ｗ３〜１０％、Ｂ０．００３〜０．０３％及び残部が実質的にＣｏからなり、又は更にＴｉ０．１〜０．３％、Ｎｂ０．１〜０．５％及びＺｒ０．１〜０．３％の少なくとも１種を含み、オーステナイト相基地に共晶炭化物及び二次炭化物を含むＣｏ基鋳造合金が好ましい。これらの合金はいずれも溶体処理された後時効処理が施され、前述の析出物を形成させ、強化される。
【００６１】
初段には、重量でＣ０．０５〜０．２０％、Ｃｏ１５〜２５％、Ｃｒ１５〜２５％、Ａｌ１．０〜３．０％、Ｔｉ１．０〜３．０％、Ｎｂ１．０〜３．０％、Ｗ５〜１０％を含み、４２％以上のＮｉを含むＮｉ基鋳造合金が好ましい。特に、Ａｌ＋Ｔｉ量とＷ量とは、Ａ（２．５％、１０％）、Ｂ（５％、１０％）、Ｃ（５％、５％）、Ｄ（３．５％、５％）、Ｅ（２．５％、７．５％）の各点を結ぶ範囲内のものが好ましい。
【００６２】
以下、初段のＮｉ基超合金に含有される各元素の役割を次に示す。
【００６３】
Ｃはマトリックスあるいは粒界に固溶して強化し、高温引張強さを向上させると共に、有害なσ相の析出を防止するが、過剰に添加すると、炭化物の粗大化を助長して高温長時間の強度及び靭性低下を引起こしたり、溶接性も劣化させる。添加量としては、０．０５〜０．２％の範囲が適正であり、特に０．０８〜０．１６％が好ましい。
【００６４】
Ｃｏはマトリッグス中に固溶して高温強度を向上させると共に、耐食性向上に寄与するが、過剰に添加すると有害な金属間化合物析出を助長し、高温強度の低下を招く。添加量としては、２０〜２５％の範囲が適正である。
【００６５】
Ｃｒは耐食性を改善するのであるが、過剰添加すると有害なσ相析出や炭化物の粗大化を引起こし、高温強度を低下させる。添加量としては１５〜２５％の範囲が適正であり、特に２０〜２５％の範囲が好ましい。
【００６６】
Ａｌ、ＴｉはＮｉ基合金の強化因子であるγ′相すなわちＮｉ3（Ａｌ、Ｔｉ）を析出させて高温強度に寄与するが、過剰に添加すると溶接性を低下する。添加量としては、Ａｌ：１．０〜３．０、Ｔｉ：１．５〜３．０％の範囲は適正であり、特にＡｌ＋Ｔｉ：３．０〜５．０％、原子比Ｔｉ／Ａｌで０．７〜１．５％の範囲が好ましい。
【００６７】
Ｎｂ、Ｔａ、Ｈｆは強化因子であるγ′相に固溶され、高温強度を向上するが、過剰に添加すると、粒界に粗大炭化物を形成し、かえって強度を低下させる。添加量としては、Ｎｂ＋Ｔａ：１．０〜３．０％、Ｈｆ：０〜１．５％が適正であり、特にＮｂ：０．６〜１．０％、Ｔａ：０．９〜１．３％が好ましい。
【００６８】
Ｚｒ、Ｂは粒界を強化し、高温強度を改善するが、過剰に添加すると延性、靭性を低下し、長時間強度を低下させる。添加量としては、Ｚｒ：０〜０．０５％、Ｂ：０．００１〜０．０３％が適正である。
【００６９】
Ｗ、Ｍｏはマトリックスに固溶して強化し、特に長時間強度の改善に効果が大きい。しかしながら、過剰に添加するとσ相等の有害相析出を助長し、かえって強度を低下させる。添加量としては、Ｗ＋Ｍｏ：５．０％を超え１０％以下の範囲が適正であり、特にＷ：６．０〜８．０％が好ましい。
【００７０】
Ｒｅ及び希土類元素は耐高温腐食性を向上させるが、ある程度の添加量以上になると効果が飽和し、かえって延性、靭性の低下を招く。添加量としては、Ｒｅ：０〜２．０％、Ｙ、Ｓｃ等の希土類元素の内１種以上：０〜０．５％の範囲が適正である。
【００７１】
Ｓｉ、Ｍｎは従来脱酸の効果があるが、真空鋳造によって製造するので、これらの添加は本質的には不要であるが、加えることもでき、過剰の添加は高温使用中での靭性を低下させるため両元素とも１％以下に抑える。特に、０．５％以下、より好ましくは０．０１〜０．１％に抑えるのが好ましい。
【００７２】
本Ｎｉ基鋳造合金は９００℃、１４ｋｇ／ｍｍ2で３００時間以上の破断強度を有し、特に１０００〜５０００時間有するものが好ましい。
【００７３】
本発明に係るガスタービンは、コンプレッサによって圧縮された空気により燃焼された燃焼ガスをノズルを通して３段以上のディスクに各々植設されたブレードに衝突させて該ブレードを回転させるもので、前記ノズルは少なくとも１ケ又は２ケの翼部と該翼部両端に形成されたサイドウォールとを有し、前記回転するブレードの外周にリング状に配置されており、燃焼ガス温度１３００℃以下では燃焼ガス入口側の初段又は全段を重量でＣ０．０５〜０．２０％、Ｃｏ２０〜２５％、Ｃｒ１５〜２５％、Ａｌ１．０〜３．０％、Ｔｉ１．０〜３．０％、Ｎｂ１．０〜３．０％、Ｗ５〜１０％及び４２％以上のＮｉを含むＮｉ基鋳造合金よりなること、初段に該Ｎｉ基合金を用い、２段目以降が重量でＣ０．２〜０．６％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ２５〜３５％、Ｎｉ５〜１５％、Ｗ３〜１０％、Ｂ０．００３〜０．０３％及びＣｏ５０％以上を有するＣｏ基鋳造合金よりなることが好ましい。また、燃料ガス温度１３００℃を越える場合には初段を除き２段、３段に前述のＮｉ基合金又はＣｏ基合金が好ましい。初段はＮｉ基又はＣｏ基合金の単結晶合金鋳物が好ましい。以上のノズルの構成によりその定検を年に１度行っていたものを少なくとも２年に１度にできる。Ｎｉ基合金にはＭｏ２％以下、Ｚｒ０．３％以下、Ｈｆ０．５％以下、Ｒｅ０．５％以下、Ｙ０．２％以下の少なくとも１種を含むことが好ましい。
【００７４】
燃焼器はタービンの周囲に複数個設けられるとともに、外筒と内筒との２重構造からなり、内筒は重量でＣ０．０５〜０．２％、Ｓｉ２％以下、Ｍｎ２％以下、Ｃｒ２０〜２５％、Ｃｏ０．５〜５％、Ｍｏ５〜１５％、Ｆｅ１０〜３０％、Ｗ５％以下、Ｂ０．０２％以下を含むＮｉ基合金又はＦｅの代りにＮｉ２５〜４０％を含む耐熱鋼からなり、板厚２〜５ｍｍの塑性加工材を溶接又は一体鋳造、遠心鋳造によって構成され、円筒体全周にわたって空気を供給する三ケ月形のルーバ孔又は外表面に冷却フィンが設けられ、全オーステナイト組織を有する溶体化処理材が用いられる。冷却フィンは円筒体外周に所定の間隔と高さで一体にリング状に形成することによりルーバ孔なしに出来る。特にら旋状に形成するのも好ましい。鋳造管においては厚さ２〜５ｍｍとなるのが好ましい。
【発明の効果】
【００７５】
本発明によれば、少なくとも最終段での翼部長さが３０インチ以上である動翼を備え、高圧側で高温強度が高く、低圧側で靭性が高い高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトを用いた単機で小型高出力を有する高低圧一体型蒸気タービン及びそのロータシャフトとその製造法並びに高低圧一体型蒸気タービンとガスタービンとを一体にした複合発電システムを提供することができ、その結果熱効率の向上は勿論発電コストの低減効果が得られる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００７６】
以下、発明を実施するための最良の形態を具体的な実施例によって説明する。
【実施例１】
【００７７】
表１は本発明の高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトに係る代表的な試料の化学組成（重量％）である。Ｎｏ．１及び２は各々高圧ロータシャフト及び低圧ロータシャフトとして使用されている従来鋼、Ｎｏ．３〜１２が本発明鋼であり、Ｎｉ量とＣｒ量との差は、Ｎｏ．３〜６、８〜１１がＮｉ量がＣｒ量より若干低く０．３％以下であり、Ｎｏ．７、１２がＮｉ量がＣｒ量より若干高く０．２０％以下である。本発明鋼はいずれもアーク溶解炉にて溶解後、取鍋に注湯し、次いで取鍋の下部より別の取鍋に注湯して除滓した後、Ａｒガスを下部より吹き込み非金属介在物を浮き上がらせるとともに真空にして精錬を行い、造塊後９００〜１１５０℃で熱間鍛造を行った。これら試料は、高低圧一体型蒸気タービンロータシャフト中心部の条件をシミレートして、９５０℃に加熱しオーステナイト化した後、１００℃／ｈの速度で冷却し焼入れした。次いで、６６５℃×４０ｈ加熱し炉冷し、焼戻し処理した。本発明に係るＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼はフェライト相を含まず、全ベーナイト組織であった。
【００７８】
【表１】
0003780352.tif 000002
本発明鋼のオーステナイト化温度は９００〜１０００℃にする必要がある。９００℃未満では高い靭性が得られるもので、クリープ破断強度が低くなってしまう。１０００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られるものの、靭性が低くなってしまう。焼戻し温度は６３０℃〜７００℃にする必要がある。６３０℃未満では高い靭性が得られず、７００℃を越える温度では高いクリープ破断強度が得られない。
【００７９】
表２は引張、衝撃及びクリープ破断試験結果を示す。靭性は温度２０℃で試験したＶノッチシャルピー衝撃吸収エネルギーで示した。クリープ破断強度はラルソンミラー法で求めた５３８℃、１０5ｈ強度で示した。表から明らかなように本発明材は、室温の引張強さが８８ｋｇ／ｍｍ2以上、０．２％耐力７０ｋｇ／ｍｍ2以上、ＦＡＴＴ４０℃以下、衝撃吸収エネルギーが加熱前後でいずれも２．５ｋｇ−ｍ以上及びクリープ破断強度が約１２ｋｇ／ｍｍ2以上と高く、高低圧一体型タービンロータとしてきわめて有用であると言える。特に、３３．５インチ長翼を植設するタービンロータ材としては約１５ｋｇ／ｍｍ2以上の強度を有するものがよい。
【００８０】
【表２】
0003780352.tif 000003
発明材試料Ｎｏ．７〜Ｎｏ．１２は、それぞれ、希土類元素（Ｌａ−Ｃｅ）、Ｃａ、Ｚｒ、及びＡｌ添加材であるが、これらの元素添加により靭性が向上する。特に希土類元素の添加が靭性向上に有効である。Ｌａ−ＣｅのほかＹ添加材についても調べ、著しい靭性向上効果のあることを確認している。
【００８１】
また、５３８℃、１０5時間クリープ破断強度とＮｉ量との関係を調べた結果、Ｎｉ量が増加するにつれてクリープ破断強度は急激に低下することがわかる。特に、Ｎｉ量が２％以下では約１１ｋｇ／ｍｍ2以上の強度を示す。特に、１．９％以下では１２ｋｇ／ｍｍ2以上の強度を有する。
【００８２】
更に、５００℃、３０００時間加熱後の衝撃値とＮｉ量との関係を調べた結果、本発明の（Ｍｎ／Ｎｉ）比が０．１２以下のものはＮｉ量の増加によって高い衝撃値が得られるが、比較の０．１２を越えるものは２．４ｋｇ−ｍ以下の低い値であり、Ｎｉ量が高くてもあまり関係しない。
【００８３】
加熱脆化後の衝撃値とＮｉ量１．６〜１．９％を含むもののＭｎ量又はＳｉ＋Ｍｎ量との関係を調べた結果、特定のＮｉ量において衝撃値に及ぼすＭｎ又はＳｉ＋Ｍｎの影響がきわめて大きく、Ｍｎ量が０．２％以下又はＳｉ＋Ｍｎ量が０．０７〜０．２５できわめて高い衝撃値を有することがわかった。
【００８４】
Ｎｉ量が１．５２〜２．０％を含むもののＭｎ／Ｎｉ又は（Ｓｉ＋Ｍｎ）／Ｎｉ比との関係を調べた結果、Ｍｎ／Ｎｉ比が０．１３以下、Ｓｉ＋Ｍｎ／Ｎｉ比が０．０４〜０．１８で２．５ｋｇ−ｍ以上の高い衝撃値を示すことが分かった。更に、本発明材は（Ｎｉ／Ｍｏ）比が１．２５以上及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．１以上、又は（Ｃｒ／Ｍｏ）比が１．４５以上、及び（Ｃｒ／Ｍｏ）比が〔−１．１１×（Ｎｉ／Ｍｏ）＋２．７８〕によって求められる値以上とすることにより全体を同じ熱処理とすることにより５３８℃、１０5時間クリープ破断強度が１２ｋｇ／ｍｍ2以上の高い強度が得られる。
【実施例２】
【００８５】
図１に本発明に係る再熱型高低圧一体型蒸気タービンの部分断面図を示す。従来の主蒸気入口部の蒸気条件は圧力８０ａｔｇ、温度４８０℃の高温高圧から排気部の圧力７２２ｍｍＨｇ、温度３３℃の低温低圧の蒸気を一本のタービンロータで消費する蒸気タービンに対し、この高低圧一体型蒸気タービンの主蒸気入口部の蒸気圧力１６９ａｔｇ、温度５３８℃に上昇させることによりタービンの単機出力の増加を図ることができる。単機出力の増加は、最終段動翼の翼長を増大し、蒸気流量を増す必要がある。例えば、最終段動翼の翼長を２６インチを越える３３．５インチ長翼にすると環帯面積が１．７倍程度増える。したがって、従来出力１００ＭＷから１７０ＭＷに、さらに４０インチまで翼長を長くすれば、単機出力を２倍以上に増大することができる。
【００８６】
この様に高出力化には、高温度域ではＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、低温度域ではＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の優れた特性を兼ね備えたロータ材が必要である。３０インチ以上４０インチクラスの長翼を使用する場合、従来のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼（ＡＳＴＭＡ４７０class７）では、前記の如く応力比が１．０７となるために、引張強さ８８ｋｇ／ｍｍ2以上の材料が必要である。
【００８７】
さらに、３０インチ以上の長翼を取付ける高低圧一体型蒸気タービンロータ材としては、高圧側の高温破壊に対する安定性確保の点から５３８℃、１０5ｈクリープ破断強度１５ｋｇ／ｍｍ2以上、低圧側の脱性破壊に対する安定性確保の点から室温の衝撃吸収エネルギー２．５ｋｇ−ｍ（３ｋｇ−ｍ／ｃｍ2）以上の材料が必要である。
【００８８】
このような観点から本発明に係る耐熱鋼は前述の特性を満足したものが得られ、前述の如く単機出力で高出力化が図れる。
【００８９】
本発明に係る蒸気タービンは再熱型高低圧一体型のロータシャフト１に植設されたブレード２を高圧側６段、中圧・低圧側８段の１４段備えており、蒸気は蒸気のコントロールバルブ３を通って蒸気入口２１より前述の如く５３８℃、１６９ａｔｇの高温高圧側に流入する。蒸気は入口より一方向に流れ、蒸気温度３３℃、７２２ｍｍＨｇとなって最終段のブレード２より排出される。本発明に係る高低圧一型体ロータシャフト１は５３８℃蒸気から３３℃の温度までさらされるので、前述した特性のＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる。ロータシャフト１のブレード２の植込部はディスク状になっており、ロータシャフト１より一体に切削されて製造される。ディスク部の長さはブレードの長さが短いほど長くなり、振動を少なくするようになっている。
蒸気入口に対し高圧側のブレードは５段以上の６段あり、２段以降同じ間隔で配置され、初段と２段との間隔は２段以降の間隔の１．５〜２．０倍であり、更にブルード植込部の軸方向の幅は初段が最も厚く、２段目より最終段にかけて段階的に徐々に厚く、初段の厚さは２段目の厚さの２〜２．６倍である。
【００９０】
蒸気入口に対して低圧側のブレードは５段以上の８段あり、前述の高圧側に対し１〜２倍の段数を有する。ブレード植込部の軸方向の幅は最終段が最も厚く、最終段より上流側に向って段階的に小さくなり、最終段の厚さはその直前の厚さの２．７〜３．３倍、最終段の直前の厚さはその直前の厚さの１．１〜１．３倍である。初段から３段目までのブレードの間隔はほぼ同じ間隔であり、４段目以降段階的に間隔が大きくなり、各段の間隔の前段の間隔に対する比が下流側で大きくなっており、更に５段目の間隔が前段の間隔に対する比が１．１〜１．２倍及び最終段と前段との間隔の前段における間隔に対する比が１．５〜１．７倍である。
【００９１】
ブレードの長さは中圧・低圧側が初段から最終段にかけて徐々に大きくなり、最終段の長さは２６″を越える又は３０″以上である４０″の長さを有し、各段の前段に対する長さは１．２〜２．１倍有し、５段目まで１．２〜１．３５倍で長くなり、６段目が１．５〜１．７倍、７段及び８段が各々１．９から２．１倍である。本実施例における各段の長さは２．５″、３″、４″、５″、６．３″、１０″、２０．７″及び４０″である。４は内部ケーシング、５は外部ケーシングである。
【００９２】
図２は本発明に係るロータシャフト１の形状である。本実施例のロータシャフトは表３に示す合金組成の鍛鋼を実施例１と同様の方法によって各々製造し、最大直径１．７ｍ、長さ約８ｍに鍛造し、高圧側６を９５０℃、１０時間、低圧側７を８８０℃、１０時間加熱保持した後、中心部で１００℃／ｈとなるようにシャフトを回転しながら水噴霧冷却を行った。次いで高圧側６を６４８℃で４０時間、低圧側７を５９０℃で４０時間加熱保持の焼戻しを行った。本発明の合金は、Ｎｉ量がＣｒ量より低く、その差は０．３０％以下の０．２１％である。
【００９３】
このロータシャフト中心部より試験片を切り出しクリープ破断試験、Ｖノッチ衝撃試験（試験片の断面積０．８ｃｍ2）、引張試験を行った。表４は試験結果を示すものである。尚、図に示すように高圧側６及び低圧側７の各ブレードの植込部８の軸方向の幅と間隔は前述のとおりである。９は軸受の部分、１０はカップリングである。
【００９４】
【表３】
0003780352.tif 000004
（Ｓｎ≦0.010，Ａｌ≦0.008，Ｃｕ≦0.10，Ｓｂ≦0.005，Ａｓ≦0.008，Ｏ2≦0.003）
【００９５】
【表４】
0003780352.tif 000005
本実施例における各部の材料組成は次の通りである。
（１）ブレード
高温高圧側の３段の長さが約４０ｍｍで、重量でＣ０．２０〜０．３０％、Ｃｒ１０〜１３％、Ｍｏ０．５〜１．５％、Ｗ０．５〜１．５％、Ｖ０．１〜０．３％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下を含むマルテンサイト鋼の鍛鋼で構成した。中圧部は低圧側になるに従って徐々に長さが大きくなり、重量でＣ０．０５〜０．１５％、Ｍｎ１％以下、Ｓｉ０．５％以下、Ｃｒ１０〜１３％、Ｍｏ０．５％以下、Ｎｉ０．５％以下を含むマルテンサイト鋼の鍛造で構成した。
【００９６】
最終段として、翼部長さ３０インチ以上、更に好ましくは３３．５インチ以上では、一周で約９０本あり、重量でＣ０．０８〜０．１８％、Ｍｎ１％以下、Ｓｉ０．５％以下、Ｃｒ１０〜１３％、Ｎｉ１．５〜３．５％、Ｍｏ１〜３．５％、Ｖ０．２〜０．５％、Ｎ０．０２〜０．０８％を含むマルテンサイト鋼の鍛造によって構成した。また、この最終段にはステライト板からなるエロージョン防止のシールド板が溶接によってその先端で、リーデングエッジ部に設けられる。またシールド板以外に部分的な焼入れ処理が施される。更に、４０インチ以上の長いものには前述のマルテンサイト鋼を更に強化したものあるいはＡ１５〜７％、Ｖ３〜５％を含むＴｉ合金翼が用いられる。最終段の長さとして５０インチ程度まで可能である。
【００９７】
これらの最終段ブレードは各段で４〜５枚をその先端に設けられた突起テノンのかしめによる同材質からなるシュラウド板によって固定される。
【００９８】
３０００ｒｐｍでは４０インチの長さでも上述の１２％Ｃｒ鋼が用いられ、３６００ｒｐｍでは４０インチではＴｉ翼となるが３３．５インチまでは１２％Ｃｒ鋼が用いられる。
（２）静翼２７には、高圧の３段までは動翼と同じ組成のマルテンサイト鋼が用いられるが、他には前述の中圧部の動翼材と同じものが用いられる。
（３）ケーシング２５には、重量でＣ０．１５〜０．３％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ１〜２％、Ｍｏ０．５〜１．５％、Ｖ０．０５〜０．２％、Ｔｉ０．１％以下のＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼が用いられる。発電機により１０〜２０万ＫＷの発電ができる。本実施例におけるロータシャフトの軸受２２の間は約５２０ｃｍ、最終段ブレードにおける外径３１６ｃｍであり、この外径に対する軸間比が１．６５である。この軸受間の長さは発電出力１万ＫＷ当り０．５２ｍである。
【００９９】
また、本実施例において、最終段ブレードとして４０インチを用いた場合の外径は３６５ｃｍとなり、この外径に対する軸受間比が１．４３となる。これにより発電出力２０万ＫＷが可能であり、１万ＫＷ当りの軸受間距離が０．２６ｍとなる。これらの最終段ブレードの長さに対するロータシャフトのブレード植込部の外径との比は３３．５″ブレードでは１．７０及び４０″ブレードでは１．７１である。
【０１００】
本実施例では蒸気温度を５６６℃としても適用でき、その圧力を１２１、１６９及び２２４ａｔｇの各々の圧力でも適用できる。
【実施例３】
【０１０１】
図３はガスタービン２台と、実施例２の高低圧一体型蒸気タービン１台と併用した多軸型コンバインドサイクル発電システムを示す概略図である。ガスタービンを利用して発電を行う場合、近年では液化天然ガス（ＬＮＧ）を燃料としてガスタービンを駆動するとともにガスタービンの排ガスエネルギーを回収して得た水蒸気で蒸気タービンを駆動し、この蒸気タービンとガスタービンとで発電機を駆動するようにした、いわゆる複合発電方式を採用する傾向にある。この複合発電方式を採用すると、従来の蒸気タービン単独の場合の熱効率４０％に比べ約４４％と熱効率を大幅に向上させることが可能となる。
【０１０２】
このような複合発電プラントにおいて、最近ではさらに、液化天然ガス（ＬＮＧ）専焼から液化石油ガス（ＬＰＧ）との両用を図ったり、ＬＮＧ、ＬＰＧの混焼の実現によって、プラント運用の円滑化、経済性の向上化を図ろうとするものである。まず空気は吸気フィルタと吸気サイレンを通ってガスタービンの空気圧縮機に入り空気圧縮機は、空気を圧縮し圧縮空気を低ＮＯｘ燃焼器へ送る。
【０１０３】
そして、燃焼器では、この圧縮空気の中に燃焼を噴射され燃焼して１２００℃以上の高温ガスを作りこの高温ガスは、タービンで仕事をし動力が発生する。タービンから排出された５３０℃以上の排気は、排気消音装置を通って排熱回収ボイラへ送られ、ガスタービン排気中の熱エネルギーを回収して５３０℃以上の高圧水蒸気を発生する。このボイラには乾式アンモニア接触還元による脱硝装置が設けられている。排ガスは３脚集合型の約百ｍもある煙突から外部に排出される。発生した高圧蒸気は高低圧一体型蒸気タービンに送られる。
【０１０４】
また、高低圧一体型蒸気タービンを出た蒸気は、復水器に流入し、真空脱気されて復水になり、復水は、復水ポンプで昇圧され給水となってボイラへ送られる。そして、ガスタービンと蒸気タービンは夫々、発電機をその両軸端から駆動して、発電が行われる。このような複合発電に用いられるガスタービン翼の冷却には、冷却媒体として蒸気タービンで利用される蒸気を用いることもある。
【０１０５】
一般には翼の冷却媒体としては空気が用いられているが、蒸気は空気と比較して比熱が格段に大きく、また重量が軽いため冷却効果は大きい。比熱が大きいために冷却に利用された蒸気を主流ガス中に放出すると主流ガスの温度低下がはげしくプラント全体の効率を低下させるので蒸気タービン内の比較的低温（例えば約８００℃程度）の蒸気をガスタービン翼の冷却媒体供給口から供給し、翼本体を冷却、熱交換して比較的高温（例えば約９００℃程度）になった冷却媒体を回収して蒸気タービンを戻すように構成して、主流ガス温度（約１３００℃〜１５００℃程度）の低下を防止すると共に高低圧一体型蒸気タービンの効率向上、ひいてはプラント全体の効率を向上させることができる。この多軸型コンバインド発電システムによりガスタービンが各約７万ＫＷ、高低圧一体型蒸気タービンにより８万ＫＷのトータルで約１５万ＫＷの発電を得ることができ、本実施例における高低圧一体型蒸気タービンはコンパクトとなるので、全体で７０〜１００万ＫＷの発電が可能で、大型蒸気タービンに比べ同じ発電容量に対し経済的に製造可能となり、発電量の変動に対して経済的に運転できる大きなメリットが得られる。
【０１０６】
図４は実施例のガスタービンの回転部分の部分断面図である。３０はタービンスタブシャフト、３３はタービンブレード、４３はタービンスタッキングボルト、３８はタービンスペーサ、４９はディスタントピース、４０はタービンノズル、３６はコンプレッサディスク、３７はコンプレッサブレード、４８はコンプレッサスタッキングボルト、３９はコンプレッサスタブシャフト、３４はタービンディスクである。本発明のガスタービンはコンプレッサディスク３６が１７段あり、又タービンブレード３３が２段〜４段のものがある。
【０１０７】
図５は図４のタービン部の拡大図である。本実施例におけるガスタービンは３段のノズルとブレードとを有し、初段ノズル４０ａ、初段ブレード３３ａは燃焼ガス流に沿った翼部長さが入口及び出口側ともに同じであるが、２段目以降のノズル及びブレードともに翼部長さが入口側より出口側が長くなる。２段ノズル４０ｂは１．２５〜１．４５倍、２段ブレード３３ｂは１．０〜１．２倍、３段ノズル４０ｃは１．１〜１．３倍、３段ブレード３３ｃは１．００〜１．０５倍いずれも出口側が入口側より長くなる。ノズルとブレードの軸間距離は初段に対し、２段目が１．８５〜２．０５倍、３段目が２．３〜２．５倍の距離を有する。
【０１０８】
タービンブレード３３はいずれも翼部、プラットフォーム、シャンク及びタービンディスク３４への植込部となる逆クリスマストリー型のダブティルを有し、シャンク部にシールフィン４１が設けられ、更に内部に空気又は水蒸気冷却用の冷却孔が設けられる。冷却孔は初段では翼部の先端とトレーリングエッジとから外部に冷却媒体が出るように設けられ、２段ブレードは先端部に出るように設けられる。シールフィン４１は初段には両側に２ケずつ、２段、３段には１ケずつ設けられる。２段、３段の先端にはシュラウド５０との摺動が円滑に行われるように２ケの突起を有するシール用部材が設けられる。
【０１０９】
タービンノズル４０は初段が翼部にリーデングエッジ、トレーリングエッジに冷却媒体が外部に出るように冷却孔が設けられ、翼部表面に冷却媒体による層流が得られるように設けられる。２段目にはトレーリングエッジに冷媒が出るように冷却孔が設けられる。３段目には冷却孔は設けていないが、燃焼ガス温度が１３００℃を越える場合には２段目と同様に冷却孔を設けるのが好ましい。
【０１１０】
本実施例におけるガスタービンは、主な形式がヘビーテューティ形、一軸形、水平分割ケーシング、スタッキング式ロータからなり、圧縮機が１７段軸流形、タービンブレードが３段インパルス形、１、２段空気冷却による静動翼、燃焼器がバースフロー形、１６缶、スロットクール方式を有するものである。
【０１１１】
表５に示す材料について実物相当の大形鋼を、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。鍛造は８５０〜１１５０℃の温度範囲内で、熱処理は表４に示す条件で行った。表５には試料の化学組成（重量％）を示す。これら材料の顕微鏡組織は、Ｎｏ．２０〜２３が全焼戻しマルテンサイト組織、Ｎｏ．２４及び２５が全焼戻しベーナイト組織であった。Ｎｏ．２０はディスタントピース及び最終段のコンプレッサディスクに使用し、前者は厚さ６０ｍｍ×幅５００ｍｍ×長さ１０００ｍｍ、後者は直径１０００ｍｍ、厚さ１８０ｍｍ、Ｎｏ．２１はディスクとして直径１０００ｍｍ×厚さ１８０ｍｍに、Ｎｏ．２２はスペーサとして外径１０００ｍｍ×内径４００ｍｍ×厚さ１００ｍｍに、Ｎｏ．２３はタービン、コンプレッサのいずれのスタッキングボルトとして直径４０ｍｍ×長さ５００ｍｍ、Ｎｏ．２３の鋼を用い同様にディスタントピースとコンプレッサディスクとを結合するボルトも製造した。Ｎｏ．２４及び２５はそれぞれタービンスタブシャフト及びコンプレッサスタブシャフトとして直径２５０ｍｍ×長さ３００ｍｍに鍛伸した。更に、Ｎｏ．２４の合金をコンプレッサディスク６の１３〜１６段に使用し、Ｎｏ．２５の鋼をコンプレッサ６の初段から１２段まで使用された。これらはいずれもタービンディスクと同様の大きさに製造した。試験片は熱処理後、試料の中心部分から、Ｎｏ．２３を除き、軸（長手）方向に対して直角方向に採取した。この例は長手方向に試験片を採取した。
【０１１２】
【表５】
0003780352.tif 000006
表６はその室温引張、２０℃、Ｖノッチシャルピー衝撃およびクリープ破断試験結果を示すものである。４５０℃×１０5ｈクリープ破断強度は一般に用いられているラルソン−ミラー法によって求めた。
【０１１３】
【表６】
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本発明のＮｏ．２０〜２３（１２Ｃｒ鋼）を見ると、４５０℃、１０5ｈクリープ破断強度が５１ｋｇ／ｍｍ2以上、２０℃、Ｖノッチシャルピー衝撃値が７ｋｇ−ｍ／ｃｍ2以上であり、高温ガスタービン用材料として必要な強度を十分満足することが確認された。
【０１１４】
次にスタブシャフトのＮｏ．２４及び２５（低合金鋼）は、４５０℃、クリープ破断強度は低いが、引張強さが８６ｋｇ／ｍｍ2以上、２０℃、Ｖノッチシャルピー衝撃値が７ｋｇ−ｍ／ｃｍ2以上であり、スタブシャフトとして必要な強度（引張強さ８１ｋｇ／ｍｍ2、２０℃、Ｖノッチシャルピー衝撃値５ｋｇ−ｍ／ｃｍ2）を十分満足することが確認された。
【０１１５】
このような条件におけるディスタントピースの温度及び最終段のコンプレッサディスクの温度は最高４５０℃となる。前者は２５〜３０ｍｍ及び後者は４０〜７０ｍｍの肉厚が好ましい。タービン及びコンプレッサディスクはいずれも中心に貫通孔が設けられる。タービンディスクには貫通孔に圧縮残留応力が形成される。
【０１１６】
更に、本発明のガスタービンはタービンスペーサ３８、ディスタントピース４９及びコンプレッサディスク３６の最終段に重量で、Ｃ０．１２％、Ｓｉ０．０４％、Ｍｎ０．２１％、Ｃｒ１１．１０％、Ｎｉ２．５５％、Ｍｏ２．０３％、Ｎｂ０．０４％、Ｖ０．２３％、Ｎ０．０５％を含む全焼戻しマルテンサイ鋼からなる耐熱鋼を用い、構成した結果、圧縮比１４．７、温度３５０℃以上、圧縮効率８６以上、初段ノズル入口のガス温度が１２６０℃と可能となり、３２％以上の熱効率が得られるとともに、前述の如くクリープ破断強度及び加熱脆化後の高い衝撃値が得られ、より信頼性の高いガスタービンが得られるものである。タービンディスク３４は３段有しており、ガス流の上流側より初段及び２段口には中心孔が設けられている。
【０１１７】
更に、本実施例ではコンプレッサディスク３６のガス流の下流側での最終段、ディスタントピース４９、タービンスペーサ３８、タービンスタッキングボルト４３及びコンプレッサスタッキングボルト４８に表７に示す耐熱鋼を用いたものである。その他のタービンブレード３３、タービンノズル４０、燃焼器のライナ、コンプレッサブレード３７、コンプレッサノズル、ダイヤフラム及びシュラウド５０を表７に示す合金によって構成した。特に、タービンノズル４０及びタービンブレード３３は鋳物によって構成される。
【０１１８】
タービンブレード３３には初段に重量で、Ｃ０．１５〜０．２０％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ０．５％以下、Ｃｒ１５〜１７％、Ｃｏ７．５〜９．５％、Ｍｏ１．５〜２．５％、Ｂ０．００５〜０．０１５％、Ｗ２．１〜３．０％、Ｔｉ３〜４％、Ａｌ３〜４％、Ｎｂ０．５〜１．５％、Ｚｒ０．２％以下、Ｔａ１．５〜２．５％を含むＮｉ基合金、２段、３段にＣ０．１０〜０．２％、Ｓｉ０．５以下、Ｍｎ０．５％以下、Ｃｒ１４〜１６％、Ｃｏ８〜１０％、Ｍｏ２．５〜３．７％、Ｂ０．０１〜０．０２％、Ｗ２．５〜４．５％、Ｔｉ３．５〜４．５％、Ａｌ４〜６％、Ｚｒ０．１％以下を含むＮｉ基合金で、γ相にγ′相を含むものが好ましい。
【０１１９】
タービンノズルには表７に示す初段がＮｉ基合金、２、３段がＣｏ基鍛造合金が好ましい。初段は翼部が１つであるが、２、３段は２ケとした。全段を１ケとしてもよい。
【０１２０】
コンプレッサディスク３６は各１連のブレードに対応した分割のもの、３連〜５連を一体にした分割のもの、全体を一体にしたもののいずれも可能であり、これらの材料に蒸気タービン用ロータシャフトに用いた材料を用いることができ、本実施例において同様に達成される。
【０１２１】
シュラウドセグメント（１）はガス上流側の１段目に使用したもので、（２）は２段及び３段目に使用したものである。
【０１２２】
【表７】
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ライナー、動翼及び静翼には外表面にＹ2Ｏ3安定化ジルコニア溶射層の遮熱コーテング層が火炎に接する部分に設けられる。特に、ベース金属とコーテング層との間に重量でＡｌ２〜５％、Ｃｒ２０〜３０％、Ｙ０．１〜１％を含む残部Ｎｉ又はＮｉ＋Ｃｏからなる合金層が設けられる。
【０１２３】
以上の構成によって、圧縮比１４．７、温度３５０℃以上、圧縮効率８６％以上、初段タービンノズル入口のガス温度１２６０℃、排気温度５３０℃が可能になり、３２％以上の熱効率が得られるとともに、タービンディスク、ディスタントピース、スペーサ、コンプレッサディスクの最終段、スタッキングボルトを前述の如く高いクリープ破断強度及び加熱脆化の少ない耐熱鋼が使用されるとともに、タービンブレードにおいても高温強度が高く、タービンノズルは高温強度及び高温延性が高く、燃焼器ライナは同様に高温強度及び耐疲労強度が高い合金が使用されているので、総合的により信頼性が高くバランスされたガスタービンが得られるものである。使用燃料として、天然ガス、軽油が使用される。
【０１２４】
ガスタービンにはインタークーラーがあるものがほとんどであるが、本発明はインタークーラーのない場合ノズルがより高温になるので、それら特に好適である。本実施例でのタービン用ノズルは全周で初段で４０ケ前後設けられる。ガスタービン用ノズルは図５に示す形状のワックス模型をメチルエチルケトンにアクリル樹脂を溶解した液に浸漬し、通風乾燥した後、スラリー（ジルコンフラワー＋コロイダルシリカ＋アルコール）に浸漬してスタック（初層ジルコンサンド、２層以降シャモットサンド）を吹き付け、これを何回か繰返して鋳型を形成した。鋳型は脱ろうした後に９００℃で焼成した。
【０１２５】
次に、この鋳型を真空炉に設けるとともに、真空溶解によってＮｏ．７の合金組成のものを溶解し、真空中で鋳型に鋳込んだ。このノズルは初段がサイドウォール間の翼部の幅が約７４ｍｍ、長さ１１０ｍｍ、最も厚い部分で２５ｍｍ、肉厚が３〜４ｍｍで、先端で約０．７ｍｍの空気通路のスリットが設けられている鋳物である。本実施例におけるノズルはピンフィン冷却、インピジメント冷却及びフィルム冷却用の穴が設けられている。先端のスリット部の肉厚は約１ｍｍである。得られたノズルは前述と同様に溶体化処理を時効処理が非酸化性雰囲気中で行われる。本実施例のノズルは１段及び２段目、３段目が表に示す構成であるが、２段及び３段目にも同様にＮｉ基合金からなる２つの翼部からなるノズルとすることもできる。１段ノズルは両端が拘束されるが、２段、３段目は片側拘束である。２段目、３段目は１段のものより翼部幅が大きくなる。
【０１２６】
インピジメント冷却孔を有するＳＵＳ３０４ステンレス管は本体に全周にわたってＴＩＧ溶接され、その部分より冷却空気が流入され、溶接部からの空気もれのないようにする。燃焼ガス出口側の内側にも冷却空気が出る穴が設けられている。
【０１２７】
１段ノズルはサイドウォール両端で拘束される構造を有するが、２段目以降はサイドウォール外周側の片側で拘束される構造を有する。また、プラントの構成として、ガスタービン、排熱回収ボイラ、蒸気タービン、発電機各１基からなる１組の発電システムを６組組み合わせた１軸型とすることもできる。
【０１２８】
本実施例では、ガスタービン２台に高低圧一体型蒸気タービン１台の多軸型であるが、４〜６台の各ガスタービンにて発電するとともに、各ガスタービンに設置された排熱回収ボイラより得た蒸気を１つにまとめて蒸気タービンを回転し発電する多軸型とすることもできる。ガスタービンでは、空気を圧縮してこの中でＬＮＧを燃焼させ、高温度の燃焼ガスにして、タービンを回すものである。排熱回収ボイラでは、ガスタービンから出てくる燃焼ガスの熱を有効に回収して、蒸気を発生させ、この蒸気を蒸気タービンに導き、発電機を駆動するものである。発電出力の割合は、約２／３をガスタービンが、残りの約１／３を蒸気タービンが分担させた。
【０１２９】
以上の複合発電方式には次のような効果が得られた。従来の火力発電に比べ熱効率が２〜３％高くなります。また、部分負荷でもガスタービンの運転台数を減らすことにより、運転中の設備を熱効率の高い定格負荷付近で運転することが出来るため、プラント全体として高い熱効率が維持出来た。複合発電は、起動停止が短時間で容易なガスタービンと小型で単純な高低圧一体型蒸気タービンの組み合わせで成立っており、このため、出力調整が容易に出来、需要の変化に即応した中間負荷火力として最適である。
【０１３０】
ガスタービンの信頼性は、最近の技術の発展により飛躍的に増大しており、また、複合発電プラントは、小容量機の組み合わせでシステムを構成しているので、万一故障が発生してもその影響を局部にとどめることが出来、信頼性の高い電源である。複合発電の蒸気タービンの分担する出力は、プラント全体の約３分の１と小さいため、温排水量は同容量の従来汽力に比べ７割程度となる。
【図面の簡単な説明】
【０１３１】
【図１】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービンの断面図である。
【図２】本発明に係る高低圧一体型蒸気タービン用ロータシャフトの断面図である。
【図３】本発明に係る複合発電システム図である。
【図４】本発明に係るガスタービンの全体図である。
【図５】図４の拡大図である。
【符号の説明】
【０１３２】
１…ロータシャフト、２…ブレード、３…コントロールバルブ、６…高圧側、７…低圧側、８…ブレードの植込部、９、２２…軸受、１０…カップリング、２１…蒸気入口、２５…ケーシング、２７…静翼、３０…タービンスタブシャフト、３３…タービンブレード、３４…タービンディスク、３６…コンプレッサディスク、３７…コンプレッサブレード、３８…タービンスペーサ、３９…コンプレッサスタブシャフト、４０…タービンノズル、４１…シールフィン、４３…タービンスタッキングボルト、４８…コンプレッサスタッキングボルト、４９…ディスタントピース、５０…シュラウド。
【図１】
0003780352.tif 000009
【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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