JP2004169562A - Steam turbine - Google Patents
Steam turbine Download PDFInfo
- Publication number
- JP2004169562A JP2004169562A JP2002333140A JP2002333140A JP2004169562A JP 2004169562 A JP2004169562 A JP 2004169562A JP 2002333140 A JP2002333140 A JP 2002333140A JP 2002333140 A JP2002333140 A JP 2002333140A JP 2004169562 A JP2004169562 A JP 2004169562A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- turbine
- steam
- temperature
- rotor shaft
- pressure turbine
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Images
Landscapes
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
Abstract
Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、高温高圧の蒸気によって駆動される火力発電用の蒸気タービンに関する。
【0002】
【従来の技術】
火力発電プラントの蒸気条件の高温・高圧化は、その効率向上に寄与する非常に重要かつ基本的な要因である。1960年代の後半に24.1MPa、538/566℃の一段再熱の蒸気条件が我が国の事業用火力タービンの標準的なものとして確立されてからは、最近に至るまで画期的な進展は見られなかったが、オイルショック以来、省エネルギー化が強力に推進され、その後の地球温暖化問題に対する急速な関心の高まりから火力発電プラントの高効率化が推し進められている。
【0003】
発電効率を上げるためには蒸気タービンの蒸気温度を上げるのが最も有効であるが、従来の蒸気タービン設備の蒸気条件が600℃級以下の蒸気温度であることから、蒸気タービンのロータシャフト、タービン動翼やタービンケーシング等の主要部材にはフェライト系耐熱鋼が用いられている。これらのフェライト系耐熱鋼としては、高強度耐熱鋼が知られており(特許文献1参照)、特にこれらの材料として高温強度のより優れた高強度耐熱鋼が知られている(特許文献2参照)。
【0004】
【特許文献1】
特開平2−149649号公報
【0005】
【特許文献2】
特開平8−3697号公報
【0006】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、蒸気タービンの蒸気条件が650℃級以上の蒸気温度になった場合には、蒸気タービンのロータシャフト、タービン動翼やタービンケーシングなどの主要部材にはフェライト系耐熱鋼では強度的に厳しくなることから、Ni基超合金や鉄基超合金などのオーステナイト系耐熱合金が用いられるものと考えられていた。
【0007】
これらオーステナイト系耐熱合金は、特に650℃以上の高温においてフェライト系耐熱鋼に比べて高温強度が大きく改善されている材料であり、高温強度の観点からは好ましい材料であるが、フェライト系耐熱鋼に比べて熱伝導率が小さいという欠点を持っている材料である。蒸気タービンのような高温機械において熱伝導率が小さいということは、特に厚肉部分を有するタービンケーシングのようなタービン構成部品の内面と外面の間に大きな温度差を発生せしめ、その結果、そのようなタービン構成部品に大きな熱応力・熱歪みが発生し、変形や割れなどの損傷が発生する確率が極めて大きくなってしまうという短所を有する。
【0008】
さらに、オーステナイト系耐熱合金は線膨張係数がフェライト系耐熱鋼よりも大きいが、このことも熱応力・熱歪みを増大させてしまう要因になるという問題がある。また、オーステナイト系耐熱鋼はフェライト系耐熱鋼に比べて高価であるとともに、大型合金塊の製造性に限界があり、タービンケーシングなどの一体で形成される大型部品への適用には困難が伴うという問題がある。
【0009】
本発明の目的は、蒸気条件が650℃級以上であっても熱応力や熱歪み発生を抑制できる蒸気タービンを提供することである。
【0010】
【課題を解決するための手段】
本発明の蒸気タービンは、Ni基超合金や鉄基超合金に代表されるオーステナイト系耐熱合金の使用を制限し、特に厚肉部品であるタービンケーシングにオーステナイト系耐熱合金を使用することを回避する。厚肉部品であるタービンケーシングには遮熱コーティングを施工して温度上昇を抑制し、蒸気条件が650℃級以上であってもフェライト系耐熱鋼の使用を可能とし、また、高温強度が要求させる部分にはフェライト系耐熱鋼に代えてオーステナイト系耐熱合金を使用し高温強度を確保する。これにより、高い発電効率を有する蒸気条件が650℃級以上の蒸気タービンを提供する。
【0011】
例えば、タービンケーシングにフェライト系耐熱鋼を使用し、高圧タービンまたは中圧タービンの高温部分のタービン動翼にNi基超合金を使用し、高圧タービンまたは中圧タービンのロータシャフトにNi基超合金や鉄基超合金などに代表されるオーステナイト系耐熱合金を使用し、内部ケーシングの内面の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分に遮熱コーティングを施工する。そして、必要に応じてロータシャフトには中心孔を形成しその直径が200mm以上とし温度上昇を抑制する。同様に、必要に応じてロータシャフトの表面の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分に遮熱コーティングを施工するか、蒸気通路部の蒸気温度が少なくとも650℃以上となるタービン軸方向部位に位置する部分のロータシャフト表面に冷却蒸気を誘導して冷却する。
【0012】
また、前記高圧タービンまたは中圧タービンのロータシャフトに、オーステナイト系耐熱合金ではなくフェライト系耐熱鋼を使用し、必要に応じて、ロータシャフトに直径が200mm以上の中心孔を設けたり、ロータシャフトの表面の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分に遮熱コーティングを施工するか、蒸気通路部の蒸気温度が少なくとも650℃以上となるタービン軸方向部位に位置する部分のロータシャフト表面に冷却蒸気を誘導して冷却する。
【0013】
また、タービンケーシングおよびにロータシャフトにフェライト系耐熱鋼を使用し、前記高圧タービンまたは中圧タービンのロータシャフトの高温蒸気にさらされる部分の表面に遮熱コーティングを施工する。そして、必要に応じて高圧タービンまたは前記中圧タービンの高温蒸気にさらされる段落のタービン動翼の表面に遮熱コーティングを施工する。
【0014】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を説明する。本発明の実施の形態において、Ni基超合金とは、Niを重量比で35%以上含有しかつ重量比でNiが最大の構成成分であって、その機械的強度が常温における0.2%耐力が500MPa以上あって650℃における10万時間クリープ破断強度が100MPa以上を満足するオーステナイト系耐熱合金を称する。その代表的なものとして、インコネル718やインコネル738が挙げられる。
【0015】
また、鉄基超合金とは、鉄(Fe)が重量比で最大の構成成分でありかつその機械的強度が常温における0.2%耐力が500MPa以上あって650℃における10万時間クリープ破断強度が100MPa以上を満足するオーステナイト系耐熱合金を称する。その代表的なものとして、A286が挙げられる。また、オーステナイト系耐熱合金にはSUS316に代表されるようなオーステナイト系ステンレス鋼も本発明の実施の形態では含まれるものとする。
【0016】
図1は本発明の第1の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図であり、図2はタービンケーシングの内部ケーシングの一部切り欠き縦断面図である。図1に示す蒸気タービン1は、図3の蒸気タービン1の模式図に示す高圧タービン2、中圧タービン3および低圧タービン4からなる蒸気タービン1のうち、高圧タービン2および中圧タービン3の部分の縦断面を示している。
【0017】
図1において、高圧タービン2および中圧タービン3は、ロータシャフト5にタービン動翼6が取り付けられタービンケーシング7に収納されている。ロータシャフト5やタービン動翼6などの蒸気タービン1の回転部分を総称してタービンロータと称する。また、タービンケーシング7は、高圧タービン2を収納する高圧ケーシング、中圧タービン3を収納する中圧ケーシング、低圧タービン4を収納する低圧ケーシング、または高圧タービン2および中圧タービン3を一体的に収納する高中圧一体ケーシングの総称であり、本発明の対象となる蒸気タービン1のタービンケーシング7は内部ケーシング8a、8bと外部ケーシング9とを有している。
【0018】
高圧タービン2の内部ケーシング8aまたは中圧タービン3の内部ケーシング8bはフェライト系耐熱鋼によって形成されており、その内面10の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分には遮熱コーティング11が施工されている。また、高圧部分と中圧部分とが一体に形成されたロータシャフト5はオーステナイト系耐熱合金によって形成され、高温部分の段落のタービン動翼6はNi基超合金によって形成されている。
【0019】
一般に、蒸気タービン1のタービンロータの回転による強大な遠心力の影響でタービンロータ各部には高応力が作用するが、第1の実施の形態においては、高温部分のタービン動翼6には、700℃級の高温においても高強度を有しているNi基超合金を適用するとともに高温蒸気にさらされるロータシャフト5に700℃級の高温においても高強度を有しているNi基超合金や鉄基超合金などのオーステナイト系耐熱合金を適用して遠心力の影響による高応力に対処している。
【0020】
同時に、最高の高温蒸気にさらされかつ水平フランジなどの厚肉部分を有する蒸気タービン1の高圧内部ケーシング8aの内面10や中圧内部ケーシング8bの内面10で、少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分に遮熱コーティング11を施工することによって、タービンケーシング7の温度が高温にならないように抑制し、オーステナイト系耐熱合金に比べて高温強度に劣るフェライト系耐熱鋼の適用を可能にしている。
【0021】
図4は、タービンケーシング7の内部ケーシング8の肉厚断面の温度分布の説明図であり、図4(a)は遮熱コーティングを施工しない場合の特性図、図4(b)は遮熱コーティング11を施工した場合の特性図である。内部ケーシング8の内面10は高温蒸気にさらされるが、内部ケーシング8の外面12はタービン動翼6で仕事をして温度が低くなった蒸気にさらされている。すなわち、内部ケーシング8は内面10で加熱され外面12で冷却される。従って、図4(a)、図4(b)のように内面10から外面12に向かって温度が低下する温度分布となっている。
【0022】
内部ケーシング8に遮熱コーティング11を施工しない場合は、図4(a)に示すように外側から内側に向かって急激な温度分布となる。一般的に、フェライト系耐熱鋼はおよそ600℃以上で10万時間クリープ破断強度に代表されるように高温強度の低下が顕著になり、650℃を越えるとその強度は大型蒸気タービンのタービンケーシングの設計が困難となるレベルにまで低下する。
【0023】
一方、第1の実施の形態のように内面10を遮熱コーティング11で被覆すると、図4(b)で示すように図4(a)に比較して緩やかな温度分布となる。つまり、遮熱コーティング11の材料の熱伝導率がタービンケーシング7を形成する金属材料の熱伝導率に比べて著しく低いために、内部ケーシング8の内面10を介して内部ケーシング8を形成する金属に流れ込もうとする熱流束が少なくなるため、内部ケーシング8の内面10の高温側の金属表面温度が低下し、それに伴って内部ケーシング8の金属部分全体の温度を低く保つことができる。従って、高圧タービンまたは中圧タービンに供給される蒸気の温度が650℃以上であってもタービンケーシングにオーステナイト系耐熱合金を使用することなく熱伝導率が高いフェライト系耐熱鋼を使用することができる。
【0024】
また、第1の実施の形態においては、ロータシャフト5は熱伝導率が低いオーステナイト系耐熱合金で形成されているので、図5に示すようにロータシャフト5に中心孔13を形成してロータシャフト5の肉厚を薄くしロータシャフト5の半径方向に発生する温度差を小さくして熱応力の発生を抑制する。熱応力の抑制の観点からロータシャフト5の中心孔13の直径は200mm以上とすることが好ましい。これにより、蒸気タービンの信頼性を向上させ、運転性すなわち起動時間短縮を図ることができるようにしている。
【0025】
第1の実施の形態によれば、タービンケーシング7にフェライト系耐熱鋼を適用し、内部ケーシング8の内面には耐熱コーティング11を施工したので、熱応力の発生が小さく起動特性に優れかつ安価で、650℃以上の温度の蒸気を使用する高効率の蒸気タービンを提供することが可能になる。
【0026】
次に、本発明の第2の実施の形態を説明する。図6は本発明の第2の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図である。この第2の実施の形態は、図1に示した第1の実施の形態に対し、ロータシャフト5Aがオーステナイト系耐熱合金に代えてフェライト系耐熱鋼によって形成され、ロータシャフト5Aの表面の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分に遮熱コーティング14を施工したものである。図1と同一部分には同一符号を付し重複する説明は省略する。
【0027】
高圧タービン2および中圧タービン3の内部ケーシング8a、8bはフェライト系耐熱鋼によって形成されており、その内面10の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分には遮熱コーティング11が施工されている。また、高圧部分と中圧部分とが一体に形成されたロータシャフト5Aはフェライト系耐熱鋼によって形成され、高温部分の段落のタービン動翼6がNi基超合金によって形成されている。さらに、ロータシャフト5Aの表面の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分には遮熱コーティング14が施工される。また、遮熱コーティング14に代えて、蒸気通路部15の蒸気温度が少なくとも650℃以上となる部分のロータシャフト5Aのタービン軸方向表面に、冷却蒸気を誘導してロータシャフト5Aを冷却する。
【0028】
さらに、第1の実施の形態と同様に、ロータシャフト5Aに中心孔を形成してロータシャフト5Aの肉厚を薄くしロータシャフト5Aに発生する径方向の温度差を小さくして熱応力の発生を抑制するようにしても良い。熱応力の抑制の観点からロータシャフト5Aの中心孔の直径は200mm以上とすることが好ましい。これにより、蒸気タービンの信頼性を向上させ、運転性すなわち起動時間短縮を図ることができるようにしている。
【0029】
このように、ロータシャフト5Aに熱伝導率の高いフェライト系耐熱鋼を使用し、少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされるロータシャフト5Aの表面に遮熱コーティング14を施工しているので、内部ケーシング8a、8bの遮熱コーティング11と同様に、ロータシャフト5Aの高温部位の金属部分の温度を蒸気温度よりも低くすることができる。また、少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされるロータシャフト5Aの表面に冷却蒸気を誘導して冷却するようにしているので、ロータシャフト5Aの高温部位の金属部分の温度を蒸気温度よりも低くすることができる。
【0030】
以上の説明では、ロータシャフト5Aの表面に遮熱コーティング14を施工した場合について説明したが、ロータシャフト5Aの高温強度が確保できる場合には遮熱コーティング14を省略して良いし、冷却蒸気の誘導を省略しても良い。
【0031】
第2の実施の形態によれば、高圧タービンまたは中圧タービンに供給される蒸気の温度が650℃以上である蒸気タービンにおいて、タービンケーシング7およびロータシャフト5Aにフェライト系耐熱鋼を適用したので、熱応力の発生が小さく起動特性に優れかつ安価で、650℃以上の温度の蒸気を使用する高効率の蒸気タービンとして提供することが可能となる。
【0032】
次に、本発明の第3の実施の形態を説明する。図7は本発明の第3の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図である。この第3の実施の形態は、図1に示した第1の実施の形態に対し、ロータシャフト5の表面の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分に遮熱コーティング14を施工したものである。図1と同一部分には同一符号を付し重複する説明は省略する。
【0033】
高圧タービン2または中圧タービン3の内部ケーシング8a、8bはフェライト系耐熱鋼によって形成されており、その内面10の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分には遮熱コーティング11が施工されている。また、高温部分の段落のタービン動翼6はNi基超合金によって形成されている。
【0034】
高圧部分と中圧部分とが一体に形成されたロータシャフト5はオーステナイト系耐熱合金によって形成され、ロータシャフト5の軸方向表面の少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされる部分には遮熱コーティング14が施工されている。また、遮熱コーティング14に代えて、蒸気通路部15の蒸気温度が少なくとも650℃以上となる部分のロータシャフト5のタービン軸方向表面に冷却蒸気を誘導してロータシャフト5を冷却する。
【0035】
さらに、ロータシャフト5は熱伝導率が低いオーステナイト系耐熱合金で形成されているので、第1の実施の形態と同様に、ロータシャフト5に中心孔を形成してロータシャフト5の肉厚を薄くしロータシャフト5の径方向に発生する温度差を小さくして熱応力の発生を抑制する。熱応力の抑制の観点からロータシャフト5の中心孔の直径は200mm以上とすることが好ましい。これにより、蒸気タービンの信頼性を向上させ、運転性すなわち起動時間短縮を図ることができるようにしている。
【0036】
第3の実施の形態によれば、ロータシャフト5に高温強度の高いオーステナイト系耐熱合金を使用し、少なくとも650℃以上の高温蒸気にさらされるロータシャフト5の表面に遮熱コーティング14を施工するか、またはロータシャフト5の表面に冷却蒸気を誘導して冷却するようにしているので、内部ケーシング8の遮熱コーティング11と同様にロータシャフト5の高温部位の金属部分の温度を蒸気温度よりも低くすることができる。その結果として、強度上の安全性を高めるとともに起動時間が短縮できることになるので、低熱伝導率のオーステナイト系耐熱合金の使用によるタービン起動時間を長くとる必要がなくなり起動特性を改善することができる。
【0037】
次に、本発明の第4の実施の形態を説明する。図8は本発明の第4の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図である。この第4の実施の形態は、図1に示した第1の実施の形態に対し、ロータシャフト5Aがオーステナイト系耐熱合金に代えてフェライト系耐熱鋼によって形成され、内部ケーシング8の遮熱コーティング11に代えてロータシャフト5Aのタービン軸方向表面の任意の部分に遮熱コーティング14を施工したものである。図1と同一部分には同一符号を付し重複する説明は省略する。
【0038】
高圧タービン2の内部ケーシング8はフェライト系耐熱鋼によって形成されている。また、高圧部分と中圧部分が一体に形成されたロータシャフト5Aがフェライト系耐熱鋼によって形成され、ロータシャフト5Aのタービン軸方向表面の任意の部分に遮熱コーティング14が施工されてロータシャフト5Aの金属部分を高温蒸気にさらされないようにしている。このように、ロータシャフトの高温にさらされるタービン軸方向任意の部分の表面に遮熱コーティング14が施工されているので、ロータシャフト5Aの温度上昇が抑制される。
【0039】
さらに、好ましくは高温にさらされる任意の段落のタービン動翼6の表面に遮熱コーティングを施工する。これにより、タービン動翼6の温度上昇が抑制されタービン動翼6の強度低下が抑制されるとともに高温蒸気からタービン動翼6に流入してくる熱流束が減少する。従って、タービン動翼6からロータシャフト5Aへ流入する熱流束も減少してロータシャフト5Aの温度上昇が抑制される。
【0040】
第4の実施の形態によれば、ロータシャフト5Aの温度上昇が抑制されるので、ロータシャフト5Aの熱伸び量が抑制され伸び差がさらに小さくなる。その結果、蒸気タービン回転部分と静止部分のシール部分に適用しているラビリンスシールからの漏洩蒸気量が低減するので、蒸気通路部を流れる蒸気を有効に利用されるため高効率の蒸気タービンを提供することが可能となる。
【0041】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明によれば、ケーシングやロータシャフトにおける熱応力の発生が小さく起動特性に優れかつ安価な蒸気タービンを、650℃以上の温度の蒸気を使用する高効率の蒸気タービンとして提供することが可能になる。また、ロータシャフトの熱伸び量が抑制されてケーシングなどの静止部との伸び差が小さく、従って、蒸気タービンのシール部分に適用しているラビリンスシールからの漏洩蒸気量が低減するので高効率の蒸気タービンを提供することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図1】本発明の第1の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図。
【図2】本発明の第1の実施の形態におけるタービンケーシングの内部ケーシングの一部切り欠き縦断面図。
【図3】本発明の第1の実施の形態に係る蒸気タービンの構成を示す模式図。
【図4】本発明の第1の実施の形態におけるタービンケーシングの内部ケーシングの肉厚断面の温度分布の説明図。
【図5】本発明の第1の実施の形態におけるロータシャフトの断面図。
【図6】本発明の第2の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図。
【図7】本発明の第3の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図。
【図8】本発明の第4の実施の形態に係る蒸気タービンの一部切り欠き縦断面図。
【符号の説明】
1…蒸気タービン、2…高圧タービン、3…中圧タービン、4…低圧タービン、5…ロータシャフト、6…タービン動翼、7…タービンケーシング、8…内部ケーシング、9…外部ケーシング、10…内面、11…遮熱コーティング、12…外面、13…中心孔、14…遮熱コーティング、15…蒸気通路部[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a steam turbine for thermal power generation driven by high-temperature and high-pressure steam.
[0002]
[Prior art]
High temperature and high pressure of the steam conditions of a thermal power plant are very important and fundamental factors that contribute to the improvement of the efficiency. Since the steam conditions for single-stage reheating at 24.1 MPa and 538/566 ° C were established as the standard for Japanese commercial thermal turbines in the latter half of the 1960s, breakthrough progress has been seen until recently. However, energy conservation has been strongly promoted since the oil crisis, and the rapid increase in interest in global warming has led to higher efficiency of thermal power plants.
[0003]
It is most effective to raise the steam temperature of the steam turbine in order to increase the power generation efficiency. However, since the steam condition of the conventional steam turbine equipment is a steam temperature of 600 ° C. class or less, the rotor shaft of the steam turbine and the turbine Ferrite heat-resistant steel is used for main members such as a rotor blade and a turbine casing. As these ferritic heat-resistant steels, high-strength heat-resistant steels are known (see Patent Document 1). In particular, high-strength heat-resistant steels having higher high-temperature strength are known as these materials (see Patent Document 2). ).
[0004]
[Patent Document 1]
JP-A-2-149649
[Patent Document 2]
JP-A-8-3697
[Problems to be solved by the invention]
However, when the steam conditions of the steam turbine reach a steam temperature of 650 ° C. or higher, the strength of the ferrite heat-resistant steel for the main members such as the rotor shaft, turbine rotor blade, and turbine casing of the steam turbine becomes severe. Therefore, it has been considered that an austenitic heat-resistant alloy such as a Ni-based superalloy or an iron-based superalloy is used.
[0007]
These austenitic heat-resistant alloys are materials whose high-temperature strength is greatly improved as compared with ferritic heat-resistant steel, especially at a high temperature of 650 ° C. or higher, and are preferable materials from the viewpoint of high-temperature strength. The material has a disadvantage that the thermal conductivity is smaller than that of the material. Low thermal conductivity in high temperature machines, such as steam turbines, results in large temperature differences between the inner and outer surfaces of turbine components, especially turbine casings having thicker sections, and as a result, such There is a disadvantage that large thermal stress and thermal strain are generated in various turbine components, and the probability of occurrence of damage such as deformation and cracking becomes extremely large.
[0008]
Further, the heat-resistant austenitic alloy has a larger coefficient of linear expansion than the heat-resistant ferritic steel, which also causes a problem of increasing thermal stress and thermal strain. In addition, heat-resistant austenitic steels are more expensive than heat-resistant ferritic steels, and have limitations in the productivity of large alloy ingots, which makes it difficult to apply them to large integrated parts such as turbine casings. There's a problem.
[0009]
An object of the present invention is to provide a steam turbine that can suppress the occurrence of thermal stress and thermal distortion even when the steam condition is 650 ° C. or higher.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
The steam turbine of the present invention restricts the use of an austenitic heat-resistant alloy typified by a Ni-based superalloy or an iron-based superalloy, and avoids using an austenitic heat-resistant alloy in a turbine casing, which is a particularly thick-walled part. . The heat insulation coating is applied to the turbine casing, which is a thick part, to suppress the rise in temperature, enabling the use of heat-resistant ferritic steel even when the steam condition is 650 ° C or higher, and requiring high-temperature strength. Austenitic heat-resistant alloy is used in place of ferritic heat-resistant steel to ensure high-temperature strength. This provides a steam turbine having high power generation efficiency and a steam condition of 650 ° C. class or higher.
[0011]
For example, heat-resistant ferritic steel is used for the turbine casing, Ni-based superalloy is used for the turbine rotor blades in the high-temperature portion of the high-pressure or medium-pressure turbine, and Ni-based superalloy or the like is used for the rotor shaft of the high-pressure or medium-pressure turbine. An austenitic heat-resistant alloy typified by an iron-based superalloy is used, and a thermal barrier coating is applied to a portion of the inner surface of the inner casing that is exposed to high-temperature steam of at least 650 ° C or higher. If necessary, a center hole is formed in the rotor shaft and the diameter thereof is set to 200 mm or more to suppress a temperature rise. Similarly, if necessary, a thermal barrier coating may be applied to a portion of the surface of the rotor shaft that is exposed to high-temperature steam of at least 650 ° C. or a turbine axial portion where the steam temperature of the steam passage is at least 650 ° C. The cooling steam is guided to the surface of the rotor shaft at the portion where the cooling steam is to be cooled.
[0012]
Further, for the rotor shaft of the high-pressure turbine or the medium-pressure turbine, a heat-resistant ferritic steel is used instead of an austenitic heat-resistant alloy. If necessary, a center hole having a diameter of 200 mm or more is provided in the rotor shaft. A thermal barrier coating is applied to a portion of the surface exposed to high-temperature steam of at least 650 ° C. or cooling steam is applied to a surface of the rotor shaft in a portion of the steam passage portion located in a turbine axial direction where a steam temperature is at least 650 ° C. or more. To induce cooling.
[0013]
In addition, heat-resistant ferritic steel is used for a turbine casing and a rotor shaft, and a thermal barrier coating is applied to a surface of a portion of the rotor shaft of the high-pressure turbine or the intermediate-pressure turbine that is exposed to high-temperature steam. Then, if necessary, a thermal barrier coating is applied to the surface of the turbine blade in the stage exposed to the high-temperature steam of the high-pressure turbine or the intermediate-pressure turbine.
[0014]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described. In the embodiment of the present invention, a Ni-based superalloy is a component that contains 35% by weight or more of Ni and has the largest Ni by weight, and has a mechanical strength of 0.2% at room temperature. Austenitic heat-resistant alloy having a proof stress of 500 MPa or more and a creep rupture strength at 650 ° C. for 100,000 hours of 100 MPa or more. Representative examples thereof include Inconel 718 and Inconel 738.
[0015]
The iron-based superalloy is iron (Fe) which is the largest constituent component in weight ratio, has a mechanical strength of 0.2% proof stress at room temperature of 500 MPa or more, and has a creep rupture strength at 100,000 hours at 650 ° C. Refers to an austenitic heat-resistant alloy satisfying 100 MPa or more. A286 is a typical example thereof. Further, the austenitic heat-resistant alloy includes an austenitic stainless steel represented by SUS316 in the embodiment of the present invention.
[0016]
FIG. 1 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a first embodiment of the present invention, and FIG. 2 is a partially notched longitudinal sectional view of an inner casing of a turbine casing. The steam turbine 1 shown in FIG. 1 is a part of the high-
[0017]
In FIG. 1, a high-
[0018]
The
[0019]
Generally, high stress acts on each part of the turbine rotor under the influence of a strong centrifugal force due to the rotation of the turbine rotor of the steam turbine 1. In the first embodiment, however, the 700 A Ni-based superalloy having high strength even at a high temperature of 700 ° C is applied, and a Ni-based superalloy or iron having high strength even at a high temperature of 700 ° C is applied to the
[0020]
At the same time, the
[0021]
FIG. 4 is an explanatory diagram of the temperature distribution of the thick section of the
[0022]
When the
[0023]
On the other hand, when the
[0024]
In the first embodiment, since the
[0025]
According to the first embodiment, since the heat-resistant ferritic steel is applied to the
[0026]
Next, a second embodiment of the present invention will be described. FIG. 6 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a second embodiment of the present invention. This second embodiment is different from the first embodiment shown in FIG. 1 in that rotor shaft 5A is formed of ferritic heat-resistant steel instead of austenitic heat-resistant alloy, and at least 650 of the surface of rotor shaft 5A is formed. The
[0027]
The
[0028]
Further, similarly to the first embodiment, a center hole is formed in the rotor shaft 5A, the thickness of the rotor shaft 5A is reduced, and the temperature difference in the radial direction generated in the rotor shaft 5A is reduced to generate thermal stress. May be suppressed. From the viewpoint of suppressing thermal stress, the diameter of the center hole of the rotor shaft 5A is preferably 200 mm or more. Thereby, the reliability of the steam turbine is improved, and the operability, that is, the start-up time can be shortened.
[0029]
As described above, since the heat-resistant ferritic steel having high thermal conductivity is used for the rotor shaft 5A and the heat-shielding
[0030]
In the above description, the case where the
[0031]
According to the second embodiment, the ferrite heat-resistant steel is applied to the
[0032]
Next, a third embodiment of the present invention will be described. FIG. 7 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a third embodiment of the present invention. The third embodiment differs from the first embodiment shown in FIG. 1 in that a
[0033]
The
[0034]
The
[0035]
Further, since the
[0036]
According to the third embodiment, an austenitic heat-resistant alloy having high high-temperature strength is used for the
[0037]
Next, a fourth embodiment of the present invention will be described. FIG. 8 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a fourth embodiment of the present invention. This fourth embodiment is different from the first embodiment shown in FIG. 1 in that the rotor shaft 5A is formed of ferritic heat-resistant steel instead of the austenitic heat-resistant alloy, and the heat-shielding
[0038]
The
[0039]
Furthermore, a thermal barrier coating is preferably applied to the surface of the
[0040]
According to the fourth embodiment, since the temperature rise of the rotor shaft 5A is suppressed, the amount of thermal elongation of the rotor shaft 5A is suppressed, and the difference in elongation is further reduced. As a result, the amount of steam leaking from the labyrinth seal applied to the rotating part and the stationary part of the steam turbine is reduced, so that the steam flowing through the steam passage is effectively used to provide a high-efficiency steam turbine. It is possible to do.
[0041]
【The invention's effect】
As described above, according to the present invention, an inexpensive steam turbine that generates little thermal stress in a casing or a rotor shaft and has excellent startup characteristics is used as a high-efficiency steam turbine that uses steam at 650 ° C. or higher. Can be provided. In addition, the amount of thermal expansion of the rotor shaft is suppressed and the difference in expansion from the stationary part such as the casing is small, and therefore, the amount of steam leaking from the labyrinth seal applied to the seal portion of the steam turbine is reduced, so that high efficiency is achieved. It is possible to provide a steam turbine.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a first embodiment of the present invention.
FIG. 2 is a partially cutaway longitudinal sectional view of an inner casing of the turbine casing according to the first embodiment of the present invention.
FIG. 3 is a schematic diagram showing a configuration of the steam turbine according to the first embodiment of the present invention.
FIG. 4 is an explanatory diagram of a temperature distribution of a thick section of the inner casing of the turbine casing according to the first embodiment of the present invention.
FIG. 5 is a sectional view of the rotor shaft according to the first embodiment of the present invention.
FIG. 6 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a second embodiment of the present invention.
FIG. 7 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a third embodiment of the present invention.
FIG. 8 is a partially cutaway longitudinal sectional view of a steam turbine according to a fourth embodiment of the present invention.
[Explanation of symbols]
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 ... Steam turbine, 2 ... High pressure turbine, 3 ... Medium pressure turbine, 4 ... Low pressure turbine, 5 ... Rotor shaft, 6 ... Turbine rotor blade, 7 ... Turbine casing, 8 ... Inner casing, 9 ... Outer casing, 10 ... Inner surface , 11: thermal barrier coating, 12: outer surface, 13: center hole, 14: thermal barrier coating, 15: steam passage
Claims (12)
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2002333140A JP2004169562A (en) | 2002-11-18 | 2002-11-18 | Steam turbine |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2002333140A JP2004169562A (en) | 2002-11-18 | 2002-11-18 | Steam turbine |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2004169562A true JP2004169562A (en) | 2004-06-17 |
Family
ID=32697933
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2002333140A Pending JP2004169562A (en) | 2002-11-18 | 2002-11-18 | Steam turbine |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2004169562A (en) |
Cited By (10)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2007514094A (en) * | 2003-12-11 | 2007-05-31 | シーメンス アクチエンゲゼルシヤフト | Thermal insulation layer and steam turbine used for casing of steam turbine |
AU2006200810B2 (en) * | 2005-04-28 | 2008-09-04 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine power plant |
JP2009544895A (en) * | 2006-07-25 | 2009-12-17 | アンサルド・エネルジャ・ソシエタ・ペル・アチオニ | Highly corrosion-resistant movable blade assembly for steam turbines, especially for geothermal impulse turbines |
JP2010106827A (en) * | 2008-10-13 | 2010-05-13 | Alstom Technology Ltd | Constituent member of high-temperature steam turbine and high-temperature steam turbine |
JP2011038424A (en) * | 2009-08-07 | 2011-02-24 | Toshiba Corp | Steam turbine, cooling method of steam turbine and heat cutoff method of steam turbine |
US8596982B2 (en) | 2009-06-30 | 2013-12-03 | Hitachi, Ltd. | Turbine rotor |
JP2014531559A (en) * | 2011-09-30 | 2014-11-27 | ゼネラル・エレクトリック・カンパニイ | How to repair rotating machine components |
JP2019218878A (en) * | 2018-06-18 | 2019-12-26 | 三菱日立パワーシステムズ株式会社 | Steam turbine facility and combined cycle plant |
JP2020097893A (en) * | 2018-12-17 | 2020-06-25 | 東芝エネルギーシステムズ株式会社 | Method for manufacturing turbine casing |
JP2021076039A (en) * | 2019-11-06 | 2021-05-20 | 株式会社東芝 | Steam turbine casing, steam turbine, steam turbine system, preheating method for steam turbine casing, and steam turbine casing preheating control system |
-
2002
- 2002-11-18 JP JP2002333140A patent/JP2004169562A/en active Pending
Cited By (19)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2007514094A (en) * | 2003-12-11 | 2007-05-31 | シーメンス アクチエンゲゼルシヤフト | Thermal insulation layer and steam turbine used for casing of steam turbine |
AU2006200810B2 (en) * | 2005-04-28 | 2008-09-04 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine power plant |
US7484926B2 (en) | 2005-04-28 | 2009-02-03 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine power plant |
JP2009544895A (en) * | 2006-07-25 | 2009-12-17 | アンサルド・エネルジャ・ソシエタ・ペル・アチオニ | Highly corrosion-resistant movable blade assembly for steam turbines, especially for geothermal impulse turbines |
JP2010106827A (en) * | 2008-10-13 | 2010-05-13 | Alstom Technology Ltd | Constituent member of high-temperature steam turbine and high-temperature steam turbine |
US8596982B2 (en) | 2009-06-30 | 2013-12-03 | Hitachi, Ltd. | Turbine rotor |
US8727705B2 (en) | 2009-08-07 | 2014-05-20 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Steam turbine, method of cooling steam turbine, and heat insulating method for steam turbine |
CN101994529A (en) * | 2009-08-07 | 2011-03-30 | 株式会社东芝 | Steam turbine and cooling and heat insulation method of steam turbine |
JP2011038424A (en) * | 2009-08-07 | 2011-02-24 | Toshiba Corp | Steam turbine, cooling method of steam turbine and heat cutoff method of steam turbine |
JP2014531559A (en) * | 2011-09-30 | 2014-11-27 | ゼネラル・エレクトリック・カンパニイ | How to repair rotating machine components |
JP2019218878A (en) * | 2018-06-18 | 2019-12-26 | 三菱日立パワーシステムズ株式会社 | Steam turbine facility and combined cycle plant |
WO2019244785A1 (en) * | 2018-06-18 | 2019-12-26 | 三菱日立パワーシステムズ株式会社 | Steam turbine installation and combined cycle plant |
CN112041543A (en) * | 2018-06-18 | 2020-12-04 | 三菱动力株式会社 | Steam turbine plant and combined cycle plant |
US11359520B2 (en) | 2018-06-18 | 2022-06-14 | Mitsubishi Power, Ltd. | Steam turbine facility and combined cycle plant |
JP7093238B2 (en) | 2018-06-18 | 2022-06-29 | 三菱重工業株式会社 | Steam turbine equipment and combined cycle plant |
JP2020097893A (en) * | 2018-12-17 | 2020-06-25 | 東芝エネルギーシステムズ株式会社 | Method for manufacturing turbine casing |
US11319879B2 (en) | 2018-12-17 | 2022-05-03 | Toshiba Energy Systems & Solutions Corporation | Manufacturing method of turbine casing |
JP7106440B2 (en) | 2018-12-17 | 2022-07-26 | 東芝エネルギーシステムズ株式会社 | Turbine casing manufacturing method |
JP2021076039A (en) * | 2019-11-06 | 2021-05-20 | 株式会社東芝 | Steam turbine casing, steam turbine, steam turbine system, preheating method for steam turbine casing, and steam turbine casing preheating control system |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
JP4908137B2 (en) | Turbine rotor and steam turbine | |
US6699015B2 (en) | Blades having coolant channels lined with a shape memory alloy and an associated fabrication method | |
EP3054111B1 (en) | Method and device for cooling steam turbine generating equipment | |
JP4805728B2 (en) | Steam turbine rotor and steam turbine | |
JP2007291966A (en) | Steam turbine and turbine rotor | |
JP2008151013A (en) | Turbine rotor and steam turbine | |
EP2180147A1 (en) | Rotor of rotary machine and method for manufacturing same | |
JP2004169562A (en) | Steam turbine | |
JP2000282808A (en) | Steam turbine facility | |
JPH0658168A (en) | Compressor for gas turbine and gas turbine | |
JP2006104951A (en) | Steam turbine | |
JP5610445B2 (en) | Turbine blade, turbine rotor and steam turbine using the same | |
JP2000274208A (en) | Steam turbine power generating equipment | |
US20060008352A1 (en) | Composite gas turbine discs for increased performance and reduced cost | |
JP2001221012A (en) | Steam turbine and generation equipment | |
JP2004307910A (en) | Heat resistant steel, gas turbine obtained by using the same, and various member thereof | |
JP2006022343A (en) | Heat resistant steel, rotor shaft for steam turbine using it, steam turbine, and power plant with the use of steam turbine | |
US5428953A (en) | Combined cycle gas turbine with high temperature alloy, monolithic compressor rotor | |
WO2014078042A1 (en) | Hybrid gas turbine bearing support | |
JP2005315122A (en) | Steam turbine | |
JP2010249050A (en) | Steam turbine and steam turbine installation | |
JP2010043590A (en) | Steam valve for steam turbine | |
Nomoto et al. | Recent development of steam turbines with high steam temperatures | |
JP7106440B2 (en) | Turbine casing manufacturing method | |
JP2003269106A (en) | Steam turbine |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Effective date: 20050222 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20070416 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20070508 |
|
A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20071002 |