JP2007016274A - 蒸気タービン用配管とその製造法及びそれを用いた蒸気タービン用主蒸気配管と再熱配管並びに蒸気タービン発電プラント - Google Patents

蒸気タービン用配管とその製造法及びそれを用いた蒸気タービン用主蒸気配管と再熱配管並びに蒸気タービン発電プラント Download PDF

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Abstract

【課題】
本発明の目的は、結晶粒を均一に細粒化した遠心鋳造材を配管に用いることで、より高温化が達成でき、又、配管の信頼性を高めた遠心鋳造配管からなる蒸気タービン用配管とその製造法及びそれを用いた蒸気タービン用主蒸気配管と再熱配管並びに蒸気タービン発電プラントを提供することにある。
【解決手段】
本発明は、径方向に垂直な面の結晶粒度番号が５以上である径方向の柱状晶を有するマルテンサイト鋼で、遠心鋳造材よりなることを特徴とする蒸気タービン用配管にあり、質量で、Ｃ０．０５〜０．５％、Ｓｉ１．０％以下、Ｍｎ０．０５〜１．５％、Ｎｉ０．０１〜２．５％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．０５〜２．５％、Ｗ３．０％以下、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．５％、Ｃｏ５％以下、Ｎ０．０１〜０．１％、Ｂ０．０３％以下、Ａｌ０．０５％以下、残部が不可避的不純物と鉄からなる。
【選択図】 図１

Description

本発明は、超音波探傷試験の欠陥検出精度の高い遠心鋳造配管からなる新規な蒸気タービン用配管とその製造法及びそれを用いた蒸気タービン用主蒸気配管と再熱配管並びに蒸気タービン発電プラントに関する。
蒸気タービン発電プラントでは高温高圧の蒸気に晒される配管類の中で、特に主蒸気に晒される主蒸気配管の健全性が、プラント寿命を左右する。配管内部に欠陥があるとき、この欠陥を起点として腐食や亀裂が発生し、寿命を低下させる。使用中における破損、漏洩事故を防止するためには、配管の製造時及び使用中において、配管内部の欠陥有無を検査することが重要であり、一般に非破壊試験による材料試験を実施している。
非破壊試験法として、例えば超音波探傷（ＵＴ）、放射線透過（ＲＴ）、磁紛探傷（ＭＴ）が、それぞれＪＩＳ Ｇ０５８２、ＪＩＳ Ｇ０５８１、ＪＩＳ Ｇ０５６５に規定され、実施されているが、内部欠陥の位置、大きさの検出精度としては超音波探傷（ＵＴ）が有効である。
また、配管材料は使用温度により、炭素鋼、低合金鋼、高Ｃｒ含有合金が用いられている。近年の省エネルギーの観点から開発実用化が進められている蒸気の高温化、高圧力化に対応する５５０℃以上の蒸気温度では、耐用温度、耐環境性が高い８〜１３％のＣｒを含有する高Ｃｒマルテンサイト鋼が使用され、合金組成として一例では、発電用火力設備の技術基準の火ＳＦＶＡＦ２８に９％Ｃｒ鍛鋼が、火ＳＵＳ４１０Ｊ３に１２％Ｃｒ鍛鋼が規定されている。これらの鍛鋼の合金組成に関しては、特許文献１及び２等がある。
特開昭５９−１１６３６０号公報 特開平２−２９０９５０号公報
しかし、従来の９％Ｃｒ鍛鋼及び１２％Ｃｒ鍛鋼においては、より高温で使用されるようにするには、Ｍｏ、Ｗ、Ｃｏ、Ｎｂ及びＢ等の強化元素をより多く含有させることにより強化されるが、鍛鋼とせざるを得ないためこれらの元素を多量に含有させることができず、そのためより高温化が達成できない。
又、超音波探傷試験で高精度に欠陥を検出するためには、被検査材料の超音波透過性能が良好であることが必要である。鋳造材料は一般に粒度番号が４以下と結晶粒が粗大であり、また形状、肉厚により凝固速度が異なるために混粒組織を形成しやすく、超音波の減衰、異常屈折のために超音波探傷性が劣化し、充分な探傷は困難である。このため、超音波探傷検査に要する時間は膨大となり、定期検査に多くの時間がかかる。また、検出精度が低いことから、運転中に許容される欠陥寸法をより小さな値に規定せざるを得ず、部材本来が有している寿命に達する前に廃却せざるを得ないため、有効な利用ができない問題がある。
本発明の目的は、結晶粒を均一に細粒化した遠心鋳造材を配管に用いることで、より高温化が達成でき、又、配管の信頼性を高めた遠心鋳造配管からなる蒸気タービン用配管とその製造法及びそれを用いた蒸気タービン用主蒸気配管と再熱配管並びに蒸気タービン発電プラントを提供することにある。
本発明は、径方向に垂直な面の結晶粒度番号が５以上である径方向の柱状晶を有するマルテンサイト鋼で、遠心鋳造材よりなることを特徴とする蒸気タービン用配管にある。
遠心鋳造材は、同じ合金組成を有する鍛造材と比較して、径方向に垂直な面の結晶粒度番号が同等であること、又、室温及び高温での引張強度及び延性が同等であることを見出し、更に、クリープ破断強度がより長時間側又は高温側で高いことを見出したものである。
又、溶湯金属の重力を利用した普通静止鋳造では、大気鋳造、真空鋳造いずれの場合でも引け巣が入りやすく、また、結晶粒が平均で粒度Ｎｏ．４以下に粗大化、混粒化しやすい。一方、金型を回転させながら溶湯金属を注入し、遠心力による加圧力を利用して凝固させる遠心鋳造では、大気鋳造の場合でも欠陥が入りにくく、結晶粒を均一で微細な組織を形成することが可能であり、更に、径方向に成長した柱状晶を形成させることができる。従って、蒸気タービン用配管として特に蒸気タービン用主蒸気配管のようにより高い温度で、極めて高い内圧を受ける部材においては、径方向に成長した柱状晶を有する遠心鋳造材においては、その内圧に対してその柱状晶がより大きな変形抵抗となり、その結果高いクリープ破断強度が得られるものである。又、結晶粒は均一組織を形成することにより高い超音波探傷性能が得られるものである。
前記マルテンサイト鋼が、質量で、Ｃ０．０５〜０．５％、Ｓｉ１．０％以下、Ｍｎ０．０５〜１．５％、Ｎｉ０．０１〜２．５％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．０５〜２．５％、Ｗ３．０％以下、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．５％及びＮ０．０１〜０．１％を含有し、Ｃｏ５％以下、Ｂ０．０３％以下、Ａｌ０．０５％以下であり、残部が不可避的不純物と鉄からなることが好ましい。
又、前記マルテンサイト鋼が、質量で、Ｃ０．０７〜０．２０％、Ｓｉ０．２〜０．６％、Ｍｎ０．３〜０．７％、Ｎｉ０．２〜０．８％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．９〜１．８％、Ｗ０．１〜０．７％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．３％、Ｎ０．０１〜０．１％、Ａｌ０．００５〜０．０２％、残部が不可避的不純物と鉄からなること、又は、質量で、Ｃ０．０７〜０．２０％、Ｓｉ０．２〜０．６％、Ｍｎ０．３〜０．７％、Ｎｉ０．２〜０．８％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．５〜１．２％、Ｗ１．０〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．３％、Ｃｏ０．５〜２．０％、Ｎ０．０１〜０．１％、Ｂ０．００３〜０．０２％、Ａｌ０．００５〜０．０２％、残部が不可避的不純物と鉄からなることが好ましい。
以下、本発明に用いた遠心鋳造材の成分限定理由について説明する。
Ｃは焼入れ性を向上し、強度を確保するのに必要な元素である。その量が０．０５％以下では十分な焼入れ性が得られず、冷却速度が比較的遅くなる円筒内周側に軟らかいフェライト組織を生成し、十分な引張強さ及び耐力が得られない。また０．５％以上になると靭性を低下させるので、Ｃの範囲は０．０５〜０．５０％に限定される。特に０．１０〜０．４５％の範囲が好ましく、より０．０７〜０．２０％又は０．２０〜０．３５％の範囲が好ましい。
Ｓｉは脱酸剤、Ｍｎは脱硫・脱酸剤で、鋼の溶解の際に添加するものであり、少量でも効果がある。また、Ｓｉ、Ｍｎ添加は湯流れを良くするため、鋳造には不可欠の元素である。Ｓｉは１．０％以下が好ましく、より０．７５％以下が好ましい。特に０．２〜０．６％が好ましい。
適量のＭｎ添加は、鋼中に不純物元素として存在し、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。このため、Ｍｎの適量添加は前述のＳの害を減少させる効果があるので、０．０５％以上にすべきである。一方、多量に添加するとクリープ脆化を生じやすくなり、１．５％以下とする。特に、０．１５〜１．２％、より０．３〜０．７％の範囲とすることが好ましい。
Ｎｉは焼入れ性を向上させ、靭性向上に不可欠の元素である。Ｎｉ０．０１％未満では靭性向上効果が十分ではない。また２．５％を超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０．２〜２．３％、より０．２〜０．８％又は０．８〜２．０％の範囲とすることが好ましい。
Ｃｒは焼入れ性を向上させ、靭性及び強度向上効果がある。また、蒸気中の耐食性、耐酸化性も向上させる。８．０％未満ではこれらの効果が十分ではなく、１３．０％を超える過剰な添加はδフェライト相を形成させるため、クリープ破断強度、靭性を低下させる。特に、８．５〜１２．５％、より８．８〜１２．２％の範囲とすることが好ましい。
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脆化防止効果がある。０．０５％未満ではこれらの効果が十分ではなく、２．５％を超える多量の添加は靭性を低下させる。特に、６００℃前後の温度に対しては、Ｍｏ量を０．９〜１．８％の高めとし、後述のＷ量を０．１〜０．７％の低めにし、６３０℃前後の温度に対しては、Ｍｏ量を０．５〜１．２％のやや低めとし、後述のＷ量を１．０〜３．０％の高めの範囲とすることが好ましい。
ＷはＭｏと同様に、微細炭化物を析出させ、高温強度向上及び焼戻し脆化防止の効果を有する。３．０％を超える多量の添加は靭性を低下させる。特に、前述の使用温度に応じて設定するのが好ましい。
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。０．０５％未満ではこれらの効果が十分ではなく、０．３５％を超える添加は効果が飽和してしまう。特に、０．１５〜０．３３％、より０．２０〜０．３０％の範囲とすることが好ましい。
Ｎｂは、Ｖと同様に微細炭化物を析出させて、高温強度向上、靭性向上に寄与する。Ｖとの複合添加により大幅な強度向上効果の得られることが小鋼塊を用いた実験の結果明らかとなった。０．０１％未満ではこれらの効果が十分ではなく、０．５％を超える添加は効果が飽和し、靭性低下を招くことも実験の結果明らかとなった。特に、０．０４〜０．４５％、より０．０６〜０．１５％又は０．１５〜０．４％の範囲とすることが好ましい。
Ｃｏ添加は高温強度を高めるとともに、靭性を向上させる。５％を超える過度な添加は靭性を低下させる。特に４％以下、より３％以下が好ましいが、前述の６３０℃前後の温度に対して０．５〜２．０％の含有が好ましい。
Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェライトの生成防止に効果がある。０．０１％以下ではその効果が十分ではなく、０．１％を超える添加では、靭性を低下させるのみならずクリープ破断強度も低下させる。特に０．０２〜０．０９％、より、０．０３〜０．０８％の範囲とすることが好ましい。
Ｂは粒界強化作用と、炭化物の凝集粗大化を抑制して高温強度を高める効果がある。０．０３％を超える添加は靭性を低下させる。特に０．０２０％以下、より０．０１５％以下とすることが好ましい。
Ａｌは脱酸材として添加されるが、強窒化物形成元素であり、クリープに有効に働く窒素を固着することにより、５５０℃を超える高温域でのクリープ破断強度を低下させる作用を有する。また、ＡｌはＷ、Ｍｏを主体とする脆弱な金属間化合物であるラーベス相の析出を促進し、クリープ破断強度を低下させるため、上限を０．０５％とした。特に０．０４％以下、より０．３５％以下とすることが好ましい。
又、Ｐ及びＳの低減は、クリープ破断強度及び低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましい。低温靭性向上の点からＰ０．０２０％以下及びＳ０．０２０％以下が好ましい。特に、Ｐ０．０１５％以下、Ｓ０．０１５％以下、よりＰ０．０１０％以下、Ｓ０．０１０％以下が望ましい。
Ｓｂ、Ｓｎ及びＡｓの低減も、低温靭性を高める効果があり、極力低減することが望ましいが、現状製鋼技術レベルの点から、Ｓｂ０．００１５％以下、Ｓｎ０．０１％以下、及びＡｓ０．０２％以下が好ましい。特に、Ｓｂ０．００１０％以下、Ｓｎ０．００５％及びＡｓ０．０１％以下が望ましい。
鍛鋼の場合、鍛造過程で割れを防止するため、Ｃ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ｂ添加量は低く抑える必要が有るが、鋳造の場合は鍛造に代表される熱間加工を要しないため、これら元素の添加上限は高くすることが可能である。また、普通鋳造の場合は冷却速度に制限のあることから成分偏析を生じやすいが、遠心鋳造では凝固速度を早めることが可能であり、成分偏析は生じにくいので、より高合金化が可能であり、より高温への対応が可能である。
本発明に係る遠心鋳造材は、６００℃における１０万時間の平滑クリープ破断強度で９５ＭＰａ以上、好ましくは９８．５ＭＰａ以上有すること、又、常温引張強さで５７０ＭＰａ以上、好ましくは５９０ＭＰａ以上有することが望ましい。更に、一方の端部にフランジ部を一体に形成されることが好ましい。
本発明は、取鍋精錬した溶鋼を、内面にセラミックス塗型が形成された回転する円筒金型に注湯し、遠心鋳造し、結晶粒度番号が５以上である径方向の柱状晶を形成することを特徴とする蒸気タービン用配管の製造法にある。
又、本発明は、径方向に垂直な面の結晶粒度番号が５以上である径方向の柱状晶を有するフェライト系鋼の遠心鋳造材を、オーステナイト化温度に加熱保持後急冷し、次いで、２回の焼戻し処理を行い、マルテンサイト組織を形成することを特徴とする蒸気タービン用配管の製造法にある。
前記オーステナイト化温度が１０００〜１１００℃であり、その冷却を空冷又は衝風冷却とし、前記２回の焼戻し処理温度が５５０〜７８０℃で、１回目の前記焼戻しの冷却を空冷及び２回目の前記焼戻しの冷却を炉冷により行うことが好ましい。
本発明に係る遠心鋳造材は、結晶粒を細粒化することが可能であり、結晶粒の微細化強化により高強度化できる。
又、本発明は、高温高圧の主蒸気を高圧蒸気タービン又は高中圧一体蒸気タービンに送給する主蒸気配管が前述に記載の蒸気タービン用配管又は前述に記載の蒸気タービン用配管の製造法により製造された蒸気タービン用配管よりなる蒸気タービン用主蒸気配管にある。
又、高圧蒸気タービンより出た蒸気を再熱して中圧蒸気タービンへ送給する再熱配管又は高中圧一体蒸気タービンの高圧部より出た蒸気を再熱して前記高中圧一体蒸気タービンの中圧部へ送給する再熱配管が前述に記載の蒸気タービン用配管又は前述に記載の蒸気タービン用配管の製造法により製造された蒸気タービン用配管よりなる蒸気タービン用再熱配管にある。
高圧蒸気タービン、中圧蒸気タービン及び１台の低圧蒸気タービン、又は、高圧蒸気タービン、中圧蒸気タービン及びタンデムに結合した２台の低圧蒸気タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、高温高圧の主蒸気を前記高圧蒸気タービンへ送給する主蒸気配管が前述に記載の蒸気タービン用主蒸気配管と前記高圧蒸気タービンより出た蒸気を再熱して前記中圧蒸気タービンへ送給する再熱配管が前述に記載の蒸気タービン用再熱配管との少なくとも一方よりなり、前記主蒸気配管が前記高圧蒸気タービンの外部ケーシングにエルボ配管を介して溶接接合されていることが好ましい。
高中圧一体蒸気タービン及び１台の低圧蒸気タービン、又は、高中圧一体蒸気タービン及びタンデムに結合した２台の低圧蒸気タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、高温高圧の主蒸気を前記高中圧一体蒸気タービンへ送給する主蒸気配管が前述に記載の蒸気タービン用主蒸気配管と前記高中圧一体蒸気タービンの高圧部より出た蒸気を再熱して前記高中圧一体蒸気タービンの中圧部へ送給する再熱配管が前述に記載の蒸気タービン用再熱配管との少なくとも一方よりなり、前記主蒸気配管がエルボ配管を介して前記高中圧一体蒸気タービンの外部ケーシングに溶接接合されていることが好ましい。
前記外部ケーシングは、重量で、Ｃ０．０７〜０．２０％，Ｓｉ０．０５〜０．６％，Ｍｎ０．１〜１．０％，Ｎｉ０．１〜０．５％，Ｃｒ１．０〜２．５％，Ｍｏ０．５〜１．５％，Ｖ０．１〜０．３５％を含み、好ましくはＡｌ０．０２５％以下，Ｂ０．０００５〜０．００４％及びＴｉ０．０５〜０．２％の少なくとも一方を含み、全焼戻しベーナイト組織を有する鋳鋼によって製造するのが好ましい。特に、Ｃ０．１０〜０．１８％，Ｓｉ０．２０〜０．６０％，Ｍｎ０．２０〜０．５０％，Ｎｉ０．１〜０．５％，Ｃｒ１．０〜１．５％，Ｍｏ０．９〜１．２％，Ｖ０．２〜０．３％，Ａｌ０．００１〜０．００５％，Ｔｉ０．０４５〜０．０１０％及びＢ０．０００５〜０．００２０％を含む鋳鋼が好ましい。より好ましくはＴｉ／Ａｌ比が０．５〜１０である。
その内部に重量で、Ｃ０．０６〜０．１６％、Ｓｉ０．４％以下、Ｍｎ１％以下、Ｃｒ８〜１２％、Ｎｉ０．２〜０．９％、Ｖ０．０５〜０．３％、Ｎｂ０．０１〜０．１５％、Ｎ０．Ｏ１〜０．０８％、Ｍｏ１％以下、Ｗ１〜３％、Ｂ０．００３％以下を含むマルテンサイト鋳鋼で構成される内部ケーシングを有し、より好ましくは、重量で、Ｃ０．０９〜０．１４％、Ｓｉ０．３％以下、Ｍｎ０．４０〜０．７０％、Ｃｒ８〜１０％、Ｎｉ０．４〜０．７％、Ｖ０．１５〜０．２５％、Ｎｂ０．０４〜０．０８％、Ｎ０．０２〜０．０６％、Ｍｏ０．４０〜０．８０％、Ｗ１．４〜１．９％、Ｂ０．００１〜０．００２５％を含み、残部がＦｅ及び不可避不純物からなるマルテンサイト鋳鋼で構成され、又、Ｔａ０．１５％以下及びＺｒ０．１％以下のうち少なくとも一種を含有させることが好ましい。
内部ケーシングを構成する鋳鋼は、６２０℃、１０万時間クリープ破断強度を９ｋｇ／ｍｍ２以上、室温衝撃吸収エネルギーを１ｋｇｆ−ｍ以上を有し、溶接性が良好なものとする。更に、より高い信頼性を確保するには、６２５℃、１０万時間クリープ破断強度を１０ｋｇｆ／ｍｍ２以上、室温衝撃吸収エネルギーを２ｋｇｆ−ｍ以上であることが好ましい。
本発明に係る外部及び内部ケーシングの製造法は、各鋳鋼を目標組成とする合金原料を電気炉で溶解し、取鍋精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形される。そして鋳込み成形の後に、１０００〜１１５０℃で焼鈍し、１０００〜１１００℃に加熱し急冷する焼準熱処理を行い、５５０〜７５０℃及び６７０〜７７０℃で２回焼戻しを行うことが好ましい。
本発明の目的は、結晶粒を均一に細粒化した遠心鋳造材を配管に用いることで、より高温化が達成でき、又、配管の信頼性を高めた遠心鋳造配管からなる蒸気タービン用配管とその製造法及びそれを用いた蒸気タービン用主蒸気配管と再熱配管並びに蒸気タービン発電プラントを提供することにある。
以下、本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詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。
本実施例においては、回転鋳型を約８００ｒｐｍに回転させておき、取鍋に準備した溶湯を回転鋳型内に注湯し、凝固させることにより遠心鋳造管が得られる。回転数、容量、鋳型サイズにより各種の直径、肉厚、長さを有する遠心鋳造管を得ることができる。その鋳型材料は、急激な熱衝撃に耐えるため、炭素鋼の鍛鋼が用いられ、内表面にセラミックス粉末の塗型が塗布されたものである。塗型材料とその厚さ程度によって得られる遠心鋳造管の結晶粒度の大きさを制御することができる。本実施例の遠心鋳造管では、外径４５０ｍｍ×内径２５０ｍｍ×長さ１０００ｍｍを得た。
表１は、本発明に係る遠心鋳造管、鍛造管及び普通鋳造管の化学組成（質量％）を示すものである。各試料は、それぞれ高周波溶解炉で溶解後、遠心鋳造管が回転する鋳型に注入し、遠心鋳造されたもの、鍛造管が熱間鍛造によって形成したものである。
試料Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１３が本発明に係る遠心鋳造材、Ｎｏ．２０が比較のための鍛造材、Ｎｏ．２１〜Ｎｏ．２４は比較のために普通鋳造材である。いずれの試料も焼入れ後、焼戻し処理を２回施したものである。各処理は、焼入れ処理が、１０５０℃で１０分加熱保持後、空冷する処理、及び、焼戻し処理が、７７０℃で１時間加熱保持後、空冷する処理と、７４０℃で１時間加熱保持後、炉冷する処理の２回の処理を行ったものである。
Figure 2007016274
表２は、本発明に係る遠心鋳造管及び普通鋳造管の引張試験及び６００℃における１０万時間クリープ破断試験の結果を示すものである。表２に示すように、本発明に係る遠心鋳造材は、金型外周面より急冷されているが、その外周面より内周面に径方向に成長した柱状晶を有し、径方向に垂直な面の結晶粒度番号が６．８〜９．５であり、普通鋳造材の１．８〜３．３より著しく微細化されており、同等の合金組成を有する鍛造材の結晶粒度番号８．０と同等の結晶粒径を有するものであった。尚、普通鋳造材は、粗粒であると共に、混粒であった。又、本発明に係る遠心鋳造材の径方向に垂直な面の平均結晶粒径は、約１５〜３５μｍを有するが、その遠心鋳造材は厚肉を有するため柱状晶は真直ぐな棒状ではなく、互いに絡み合って形成しているため前述の高い高温強度を有するものである。
Figure 2007016274
又、表２に示すように、本発明に係る遠心鋳造材は、引張強さが６６０〜７８４ＭＰａであり、普通鋳造材の５２２〜５９４ＭＰａよりも高く、鍛造材の６７６ＭＰａと同等又はそれ以上の高いものであった。更に、本発明に係る遠心鋳造材は、引張伸び率１９〜２５％であり、普通鋳造材の１６〜１８％よりも高く、及び絞り率が５６〜７０％であり、普通鋳造材の４４〜５２％よりも高く、鍛造材に対しては同等のものであった。
更に、クリープ破断強度においては、本発明に係る遠心鋳造材は、８８．８〜１０２．５ＭＰａであり、普通鋳造材の７４．１〜９２．６ＭＰａよりも同等の合金組成に対しては高く、鍛造材の７４．６ＭＰａに対しては同等の合金組成においては高いものであった。
図１は、本発明に係る遠心鋳造材Ｎｏ．１３と鍛造材Ｎｏ．２０の６００℃クリープ破断線図を示すものである。これらの遠心鋳造材Ｎｏ．１３と鍛造材Ｎｏ．２０とは、ほぼ同等の合金組成を有するものである。図１に示すように、本発明に係る遠心鋳造材Ｎｏ．１３は鍛造材Ｎｏ．２０に比べて、６００℃においては４０００時間までは両者ほぼ同じであるが、それ以降は本発明に係る遠心鋳造材Ｎｏ．１３がその傾斜が小さく、長時間側でより高いクリープ破断強度を有することが分かる。又、６５０℃においては、短時間、長時間側のいずれも本発明に係る遠心鋳造材Ｎｏ．１３が鍛造材Ｎｏ．２０に比べてより高いクリープ破断強度を有することが分かる。
図２は、超音波探傷における被検査体に対する超音波探傷子、探傷範囲及び欠陥との関係を示す断面図である。図３は、従来の普通鋳造鋼における超音波探傷による反射エコーの模式図及び本発明に係る遠心鋳造鋼における超音波探傷による反射エコーの模式図である。
被検査体には９％Ｃｒ鋳鋼の普通鋳造材（ａ）（結晶粒度番号Ｎｏ．１〜４；平均粒度番号２．８）と、遠心鋳造で作製した９％Ｃｒ鋳鋼の遠心鋳造材（ｂ）（結晶粒度番号Ｎｏ．７〜８；平均粒度番号７．６）を用い、いずれの被検査体にも底面に同様の人工の欠陥を導入し、超音波探傷の精度を比較した。チタン酸バリウムのセラミクス振動子を用いた超音波探触子２の操作速度は毎秒１５０ｍｍを超えない範囲とし、探傷周波数は２ＭＨｚ、接触媒質はグリセリンを用いた。
結晶粒度番号Ｎｏ．１〜４の範囲を有する普通鋳造材（ａ）の場合、粗粒と微細粒が混在した混粒組織となっているため、異常反射によるノイズ、透過能の低下による欠陥エコーの振幅低下により、十分な検出精度が得られなかった。一方、結晶粒度番号Ｎｏ．７〜８の遠心鋳造材（ｂ）の場合、細粒のみで均一な結晶粒を有する組織を形成しているため、ノイズの発生、欠陥エコーの振幅低下は起こらず、十分な検出精度が得られた。遠心鋳造材の超音波検査においては、その組織の健全性からその欠陥を高い精度で検出精度の高いことが明らかとなった。
本実施例によれば、超音波探傷検査における欠陥検出精度高く、定期検査の容易化、配管の信頼性が高められるものである。
以上のように、本発明の遠心鋳造材は、均一な細粒組織を形成しており、ほぼ同一の化学組成で比較した場合、強度、延靭性は、普通鋳造材より優れ、常温引張強さ、１０万時間クリープ破断強度においても優れた値を有し、蒸気タービン用配管として必要な特性が全て得られた。
よって、本実施例においては、結晶粒を均一に細粒化した遠心鋳造材を配管に用いることで、より高温化が達成でき、又、配管の信頼性を高めた遠心鋳造配管からなる蒸気タービン用配管が得られるものである。
表３は、６００℃の高中圧一体型蒸気タービンの材料構成とそれを用いた発電プラントの構成を示すものである。表に示すように、（Ａ）においては、高中圧一体型蒸気タービンとそれに直結した１台の低圧蒸気タービン（ＬＰ）とによって回転される発電機Ｇによって発電が行なわれる。（Ｂ）においては、高中圧一体型ロータシャフトとそれに直結した２台の低圧蒸気タービン（ＬＰ）とによって回転される発電機Ｇによって発電が行なわれる。更に、表３には、高圧側初段動翼の構造、低圧蒸気タービン最終段動翼の材料、高中圧ロータシャフトの材料等が示されている。
Figure 2007016274
図４は、遠心鋳造で作製した主蒸気配管を適用した出力６００ＭＷの高中圧一体蒸気タービンの一例を示す全体構成図である。高圧側蒸気タービン（ＨＰ）は、内部ケーシング１８と、その外側の外部ケーシング１９と、高圧側動翼１６と有し、中圧側蒸気タービン（ＩＰ）は、内部ケーシング２０と、その外側の外部ケーシング２１と、高圧側動翼１７と有し、これらの動翼を植設した高中圧一体型ロータシャフト１３が設けられる。
高温高圧の主蒸気はボイラによって得られ、その主蒸気はボイラ側の主蒸気配管がフランジ２５に接続され、高中圧一体型蒸気タービン側の主蒸気配管２８より高中圧一体型蒸気タービンの主蒸気入口を通り、ノズルボツクス２７より高圧側動翼１６の初段に導かれる。高中圧一体型蒸気タービンは、図中左側の高圧側に高圧側動翼１６が８段有し、図中右側約半分の中圧側に６段設けられる。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。これらの動翼は、鞍型又はゲタ型のダブティル型式、ダブルティノン、高圧側初段翼長約４０ｍｍ、中圧側初段翼長が１００ｍｍである。
中圧側蒸気タービンは高圧側蒸気タービンより排出された蒸気を再度６００℃に再熱器（Ｒ／Ｈ）によって加熱し、その蒸気によって高圧側蒸気タービンと共に発電機Ｇを回転させるもので、３０００ＲＰＭの回転数によって回転される。
図５は、図４の左側から見た高中圧一体蒸気タービンの一例を示す部分構成図である。図に示すように、高温高圧の主蒸気は高中圧一体型蒸気タービン側の主蒸気配管２８を通して供給される。本実施例においては、主蒸気配管２８はフランジ２５と、その直線部２９と、エルボ３０とを有し、フランジ２５と直線部２９とは遠心鋳造による一体構造とするものである。直線部２９とエルボ３０とは開先が形成されて肉盛溶接によって形成された溶接部３２によって一体化されたものである。又、主蒸気配管２８のエルボ３０と外部ケーシング１９の接続部３１とはこれらに形成された開先への肉盛溶接によって形成された溶接部３３によって一体化される。
図６は、主蒸気配管のフランジと直線部とを遠心鋳造による一体構造とする遠心鋳造製造装置の構成図である。図６に示すように、回転鋳型４１はフランジ２５を形成する部分と直線部２９を形成する部分とを有する金型からなるものである。回転鋳型４１は所定の回転数にて回転させておき、取鍋４３に準備した溶湯４２を回転鋳型４１内に注湯し、凝固させることによりフランジ２５を有する遠心鋳造管が得られる。回転数、容量、鋳型サイズにより各種の直径、肉厚、長さを有する遠心鋳造管を得ることができる。その鋳型材料は、急激な熱衝撃に耐えるため、炭素鋼の鍛鋼が用いられ、内表面にセラミックス粉末の塗型が塗布されたものである。塗型材料とその厚さ程度によって得られる遠心鋳造管の結晶粒度の大きさを制御することができる。直線部２９は実施例１の直径及び内径を有し、長さは１ｍ程度である。
本実施例の主蒸気配管２８のフランジ２５と直線部２９は実施例１の表１のＮｏ．８の組成を用いて製作したもので、直線部２９は径方向の柱状晶を有し、前述の表２に示すように、室温の引張強さが６９４ＭＰａ、６００℃、１０万時間クリープ破断強度が９８．９ＭＰａを有するものである。使用前の超音波探傷検査で検出された欠陥寸法は、最大で等価直径１．４ｍｍであり、破壊力学から規定される最大許容欠陥の大きさよりも遥かに小さく、１００万時間以上の使用が可能である。
エルボ３０は、表１に示すＮｏ．２０の鍛造材によって形成され、直線部２９に対して共金の溶接材を用い、開先内に肉盛溶接されて互いに接合され、主蒸気配管２８が形成される。又、主蒸気配管２８は、重量で、Ｃ０．０６〜０．２％、Ｃｒ１．５〜２．５％、Ｍｏ０．５〜１．５％、Ｖ０．０５〜０．３％及びＢ０．００５〜０．０３％を含有するマルテンサイト鋳鋼よりなる外部ケーシング１９にＢを含まないこのマルテンサイト鋼からなる溶接ワイヤを用いてＴＩＧ溶接により肉盛溶接される。
本実施例においても、超音波探傷試験の欠陥検出精度を向上させた遠心鋳造配管を用いることで、検査コストを低減し、部材を長寿命化するとともにプラントの信頼性を高めることが可能となる。
又、表３に示すように、高中圧一体蒸気タービンの高圧部より出た蒸気を再熱（Ｒ／Ｈ）して高中圧一体蒸気タービンの中圧部へ送給する図４に示す再熱配管２４を有するが、本実施例においてはこの再熱配管２４においても前述の主蒸気配管２８と同様に同等の合金組成を有し、同様に遠心鋳造によって製造され、熱処理したものを用いることができ、それにより更に信頼性の高い蒸気タービン発電プラントが得られるものである。
更に、本実施例においては、送給される高温高圧の主蒸気をボイラ側の高中圧一体蒸気タービンまでの間の主蒸気配管としてフランジを形成したもの又はフランジ無しのものを共金の溶接材によって全体を形成することができる。その主蒸気配管は前述の直径及び内径を有し、１ｍ以上の長さのものを製造できる。
以上のように、本実施例においては、結晶粒を均一に細粒化した遠心鋳造材を配管に用いることで、より高温化が達成でき、又、配管の信頼性を高められるためより信頼性の高い蒸気タービン発電プラントが得られるものである。
本実施例は、高中圧一体型蒸気タービンに代えて高圧蒸気タービンと中圧蒸気タービンとを用いる場合においては、表３（Ｂ）に示す構造において（ＨＰ）と（ＩＰ）とをそれぞれ高圧蒸気タービンと中圧蒸気タービンに置き換えたクロスコンパウンド構造（ＣＣ４Ｆ）とし、高圧蒸気タービンと中圧蒸気タービンとにより発電機Ｇを回転させると共に、２台の低圧蒸気タービンにて発電機Ｇを回転させる構造を有するものである。
高圧蒸気タービンと中圧蒸気タービン共に外部ケーシングと内部ケーシングとを有し、実施例２と同様の材料構成を有する。前述の高温高圧の主蒸気はボイラによって得られ、主蒸気配管を通って、高圧蒸気タービンの外部ケーシングに前述と同様に溶接接続されたエルボよりノズルボヅクスを通して初段動翼に導かれる。初段は複流であり、片側に他８段設けられる。これらの動翼に対応して各々静翼が設けられる。
本実施例においても、主蒸気配管のフランジと直線部とは実施例２と同様に遠心鋳造によって製造され、前述と同様の結晶組織と機械特性を有すると共に、同様の合金組成を有する鍛造材からなるエルボに溶接接続され、外部ケーシングに接続されるものである。従って、本実施例においても、結晶粒を均一に細粒化した遠心鋳造材を配管に用いることで、より高温化が達成でき、又、配管の信頼性が高められるためより信頼性の高い蒸気タービン発電プラントが得られるものである。
又、実施例２と同様に、高圧蒸気タービンより出た蒸気を再熱して中圧蒸気タービンへ送給する再熱配管、更に、ボイラ側の高圧蒸気タービンまでの主蒸気配管についても構成することができる。
本実施例においては、高圧蒸気タービンの蒸気温度を５３８℃とするもので、この温度に対しては、主蒸気配管及び再熱配管は、質量で、Ｃ０．０９〜０．２０％、Ｓｉ０．１５〜０．７５％、Ｍｎ０．２０〜１．００％、Ｎｉ０．５０％以下、Ｃｒ０．９〜１．６５％、Ｍｏ０．８０〜１．３０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、残部Ｆｅを有する鋼が用いられる。本実施例は、実施例２と同様に遠心鋳造によって主蒸気配管及び再熱配管を製造するものである。これらの配管は、１０２５〜１０７５℃にて加熱保持後、衝風冷却した後、６９０〜７３０℃で加熱保持後、炉冷を行い、ベーナイト組織とするものである。主蒸気配管は、ボイラ側の高圧蒸気タービンまでの間と、高圧蒸気タービン側について実施例２と同様にエルボを除くフランジと直線部を有するものについて製造される。
本実施例においても、主蒸気配管は、実施例２と同様に結晶組織を有すると共に、同様の合金組成を有する鍛造材からなるエルボに溶接接続され、エルボを通して外部ケーシングに接続されるものである。従って、本実施例においても、結晶粒を均一に細粒化した遠心鋳造材を配管に用いることで、配管の信頼性を高められるためより信頼性の高い蒸気タービン発電プラントが得られるものである。
応力と破断時間との関係を示す線図である。 超音波探傷の模式図である。 超音波反射のエコー模式図である。 本発明に係る高中圧一体型蒸気タービンの断面図である。 図４の左側面図である。 本発明に係るエルボの遠心鋳造製造装置の断面図である。
符号の説明
１３…高中圧一体型ロータシャフト、１６…高圧側動翼、１７…中圧側動翼、１８…高圧側内部ケーシング、１９…高圧側外部ケーシング、２０…中圧側内部ケーシング、２１…中圧側外部ケーシング、２３…軸受け、２５…フランジ、２７…ノズルボックス、２８…主蒸気配管、２９…直線部、３０…エルボ、３１…外部ケーシングの接続部、３２、３３…溶接部、４１…回転鋳型、４２…溶湯、４３…取鍋。

Claims (17)

  1. 径方向に垂直な面の結晶粒度番号が５以上である径方向の柱状晶を有するマルテンサイト鋼で、遠心鋳造材よりなることを特徴とする蒸気タービン用配管。
  2. 請求項１において、前記マルテンサイト鋼が、質量で、Ｃ０．０５〜０．５％、Ｓｉ１．０％以下、Ｍｎ０．０５〜１．５％、Ｎｉ０．０１〜２．５％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．０５〜２．５％、Ｗ３．０％以下、Ｖ０．０５〜０．３５％及びＮｂ０．０１〜０．５％を含有し、Ｃｏ５％以下、Ｎ０．０１〜０．１％、Ｂ０．０３％以下及びＡｌ０．０５％以下であることを特徴とする蒸気タービン用配管。
  3. 請求項１において、前記マルテンサイト鋼が、質量で、Ｃ０．０７〜０．２０％、Ｓｉ０．２〜０．６％、Ｍｎ０．３〜０．７％、Ｎｉ０．２〜０．８％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．９〜１．８％、Ｗ０．１〜０．７％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．３％、Ｎ０．０１〜０．１％、Ａｌ０．００５〜０．０２％、残部が不可避的不純物と鉄からなることを特徴とする蒸気タービン用配管。
  4. 請求項１において、前記マルテンサイト鋼が、質量で、Ｃ０．０７〜０．２０％、Ｓｉ０．２〜０．６％、Ｍｎ０．３〜０．７％、Ｎｉ０．２〜０．８％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．５〜１．２％、Ｗ１．０〜３．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．３％、Ｃｏ０．５〜２．０％、Ｎ０．０１〜０．１％、Ｂ０．００３〜０．０２％、Ａｌ０．００５〜０．０２％、残部が不可避的不純物と鉄からなることを特徴とする蒸気タービン用配管。
  5. 請求項１〜４のいずれかにおいて、前記遠心鋳造材の６００℃における１０万時間の平滑クリープ破断強度が９５ＭＰａ以上及び常温の引張強さが５７０ＭＰａ以上であることを特徴とする蒸気タービン用配管。
  6. 請求項１〜５のいずれかにおいて、前記遠心鋳造材は、少なくとも一方の端部にフランジ部を有することを特徴とする蒸気タービン用配管。
  7. 取鍋精錬したフェライト系溶鋼を、内面にセラミックス塗型が形成された回転する円筒金型に注湯して遠心鋳造し、径方向に垂直な面の結晶粒度番号が５以上である径方向の柱状晶を形成することを特徴とする蒸気タービン用配管の製造法。
  8. 請求項７において、前記溶鋼が、質量で、Ｃ０．０５〜０．５％、Ｓｉ１．０％以下、Ｍｎ０．０５〜１．５％、Ｎｉ０．０１〜２．５％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．０５〜２．５％、Ｗ３．０％以下、Ｖ０．０５〜０．３５％及びＮｂ０．０１〜０．５％を含有し、Ｃｏ５％以下、Ｎ０．０１〜０．１％、Ｂ０．０３％以下及びＡｌ０．０５％以下であることを特徴とする蒸気タービン用配管の製造法。
  9. 径方向に垂直な面の結晶粒度番号が５以上である径方向の柱状晶を有するフェライト系鋼の遠心鋳造材を、オーステナイト化温度に加熱保持後急冷し、次いで、２回の焼戻し処理を行い、マルテンサイト組織を形成することを特徴とする蒸気タービン用配管の製造法。
  10. 請求項９において、前記オーステナイト化温度が１０００〜１１００℃であり、その冷却を空冷又は衝風冷却にて行い、前記２回の焼戻し処理温度が５５０〜７８０℃で、１回目の前記焼戻しの冷却を空冷及び２回目の前記焼戻しの冷却を炉冷により行うことを特徴とする蒸気タービン用配管の製造法。
  11. 請求項９又は１０において、前記遠心鋳造材が、質量で、Ｃ０．０５〜０．５％、Ｓｉ１．０％以下、Ｍｎ０．０５〜１．５％、Ｎｉ０．０１〜２．５％、Ｃｒ８．０〜１３．０％、Ｍｏ０．０５〜２．５％、Ｗ３．０％以下、Ｖ０．０５〜０．３５％、Ｎｂ０．０１〜０．５％及びＮ０．０１〜０．１％を含有し、Ｃｏ５％以下、Ｂ０．０３％以下及びＡｌ０．０５％以下であることを特徴とする蒸気タービン用配管の製造法。
  12. 高温高圧の主蒸気を高圧蒸気タービン又は高中圧一体蒸気タービンに送給する主蒸気配管が請求項１〜６のいずれかに記載の蒸気タービン用配管又は請求項７〜１１のいずれかに記載の蒸気タービン用配管の製造法により製造された蒸気タービン用配管よりなることを特徴とする蒸気タービン用主蒸気配管。
  13. 高圧蒸気タービンより出た蒸気を再熱して中圧蒸気タービンへ送給する再熱配管又は高中圧一体蒸気タービンの高圧部より出た蒸気を再熱して前記高中圧一体蒸気タービンの中圧部へ送給する再熱配管が請求項１〜６のいずれかに記載の蒸気タービン用配管又は請求項７〜１１のいずれかに記載の蒸気タービン用配管の製造法により製造された蒸気タービン用配管よりなることを特徴とする蒸気タービン用再熱配管。
  14. 高圧蒸気タービン、中圧蒸気タービン及び１台の低圧蒸気タービン、又は、高圧蒸気タービン、中圧蒸気タービン及びタンデムに結合した２台の低圧蒸気タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、高温高圧の主蒸気を前記高圧蒸気タービンへ送給する主蒸気配管が請求項１２に記載の蒸気タービン用主蒸気配管と前記高圧蒸気タービンより出た蒸気を再熱して前記中圧蒸気タービンへ送給する再熱配管が請求項１３に記載の蒸気タービン用再熱配管との少なくとも一方よりなり、前記主蒸気配管が前記高圧蒸気タービンの外部ケーシングにエルボ配管を介して溶接接合されていることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
  15. 高中圧一体蒸気タービン及び１台の低圧蒸気タービン、又は、高中圧一体蒸気タービン及びタンデムに結合した２台の低圧蒸気タービンを備えた蒸気タービン発電プラントにおいて、高温高圧の主蒸気を前記高中圧一体蒸気タービンへ送給する主蒸気配管が請求項１２に記載の蒸気タービン用主蒸気配管と前記高中圧一体蒸気タービンの高圧部より出た蒸気を再熱して前記高中圧一体蒸気タービンの中圧部へ送給する再熱配管が請求項１３に記載の蒸気タービン用再熱配管との少なくとも一方よりなり、前記主蒸気配管がエルボ配管を介して前記高中圧一体蒸気タービンの外部ケーシングに溶接接合されていることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
  16. 請求項１４又は１５において、前記外部ケーシングは、重量で、Ｃ０．０６〜０．２％、Ｃｒ１．５〜２．５％及びＭｏ０．５〜１．５％を含有するマルテンサイト鋳鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
  17. 請求項１４〜１６のいずれかにおいて、前記高圧蒸気タービン又は高中圧一体蒸気タービンは前記外部ケーシングの内部に内部ケーシングを有し、該内部ケーシングは、重量で、Ｃ０．０９〜０．１４％、Ｓｉ０．３％以下、Ｍｎ０．４０〜０．７０％、Ｃｒ８〜１０％、Ｎｉ０．４〜０．７％、Ｖ０．１５〜０．２５％、Ｎｂ０．０４〜０．０８％、Ｎ０．０２〜０．０６％、Ｍｏ０．４０〜０．８０％、Ｗ１．４〜１．９％及びＢ０．００１〜０．００２５％を含有するマルテンサイト鋳鋼よりなることを特徴とする蒸気タービン発電プラント。
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