JP2008088525A - タービンロータおよび蒸気タービン - Google Patents

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Abstract

【課題】タービンロータ高温部とタービンロータ低温部との接合部における熱延び差を小さくすることができ、６５０℃級以上の高温蒸気で作動することが可能なタービンロータおよび蒸気タービンを提供することを目的とする。
【解決手段】タービンロータ１０は、６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンに備えられ、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、前部高温パッキン部２２、前部高温動翼部２３、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６の分割された部分をそれぞれ溶着して連結することで構成される。また、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６はＣｒＭｏＶ鋼で形成され、前部高温パッキン部２２および前部高温動翼部２３はＮｉ基合金で形成される。
【選択図】図１

Description

本発明は、分割されたタービンロータの構成部分を溶着して構成されるタービンロータに係り、特に各構成部分が好適な耐熱合金、耐熱鋼で形成されたタービンロータおよびそのタービンロータを備える蒸気タービンに関する。
蒸気タービンを含む火力発電プラントに関しては、オイルショック以来、省エネルギ化が強力に推進されており、更に近年は、地球環境保護の観点からＣＯ２の排出量を抑制する技術が注目されている。この一環としてプラントの高効率化へのニーズが高まっている。
蒸気タービンの発電効率を上げるためには、蒸気温度の高温化が非常に有効であり、近年の蒸気タービン火力発電プラントにおいてその蒸気温度は６００℃以上にまで上昇している。将来的には、タービンの蒸気温度が６５０℃、さらには７００℃へと上昇する傾向が世界中でみられる。
この高温の蒸気を受け回転する動翼を支持するタービンロータにおいて、タービンロータの周囲にも高温の蒸気が回流するため、タービンロータの温度は高温になる。さらに、タービンロータには、タービンロータの回転により高い応力が発生する。そのため、タービンロータは、高温、高応力に耐える必要がある。そのようなタービンロータにおいて、特に高い温度になる部位を高温でも高い強度を有するＮｉ基合金で構成することがある。このようにＮｉ基合金を用いた場合、製造可能なサイズに上限があることおよびＮｉ基合金の価格が高いことから、Ｎｉ基合金で構成することが必須な部位にのみＮｉ基合金を用い、それ以外の部位は鉄鋼材料で構成されることが好ましい。
このようなことから、最近では、Ｎｉ基合金と鉄鋼材料とを組み合わせてタービンロータを形成する技術も開示されている。ここで、Ｎｉ基合金と鉄鋼材料とを溶接などにより連結してタービンロータを形成する場合、一般的に、Ｎｉ基合金を用いる部位の大きさを極力小さくするために、連結される鉄鋼材料も高温に耐える種類が選択される。具体的には、６７５℃から７００℃の高温の蒸気が流入する蒸気タービンのタービンロータを、Ｎｉ基合金と１２Ｃｒ鋼とを連結して構成する技術が開示されている（例えば、特許文献１参照。）。また、蒸気タービンのタービンロータを、１２Ｃｒ鋼とＣｒＭｏＶ鋼とを連結して構成する技術が開示されている（例えば、特許文献２参照。）。
特開２００４−３６４６９号公報 特開２０００−６４８０５号公報
上記したように、高い発電効率を得るために、主蒸気および再熱蒸気の温度は、益々上昇する傾向にある。また、蒸気温度が６５０℃を超える蒸気タービンを実現するには、タービン各部位に従来と同じ材料を使用しては蒸気タービンが高温蒸気に耐えることができない。そこで、耐熱性の高いＮｉ基合金を蒸気タービンの高温となる部位に使用することは有効である。
しかしながら、上記した従来の、Ｎｉ基合金と１２Ｃｒ鋼とを組み合わせてタービンロータを形成する方法では、Ｎｉ基合金の線膨張係数と１２Ｃｒ鋼の線膨張係数とには大きな差があるため、接合部分に大きな熱応力が発生するという問題があった。
そこで、本発明は、上記問題を解決するためになされたものであり、タービンロータ高温部とタービンロータ低温部との接合部における熱延び差を小さくすることができ、６５０℃級以上の高温蒸気で作動することが可能なタービンロータおよび蒸気タービンを提供することを目的とする。
上記目的を達成するために、本発明の一態様によれば、６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンに備えられるタービンロータであって、前記タービンロータが、蒸気温度に応じてＮｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割された部位をそれぞれ溶着により連結して構成され、前記Ｎｉ基合金からなる部分と前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との連結部および前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の蒸気温度が５８０℃以下に維持されることを特徴とするタービンロータが提供される。
このタービンロータによれば、蒸気温度に応じてＮｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割して構成し、それぞれを溶着により連結することで、接合部における熱応力の発生を抑制する。
また、本発明の一態様によれば、６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンに備えられるタービンロータであって、前記タービンロータが、金属温度に応じてＮｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割された部位をそれぞれ溶着により連結して構成され、前記Ｎｉ基合金からなる部分と前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との連結部および前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に冷却手段を設け、５８０℃より高い温度の蒸気に晒される前記連結部および前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の金属温度が５８０℃以下に維持されることを特徴とするタービンロータが提供される。
このタービンロータによれば、冷却手段を設けることで、５８０℃より高い温度の蒸気に晒される領域に配置された、Ｎｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との連結部およびＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の金属温度を５８０℃以下に維持することができる。
また、上記したタービンロータを蒸気タービンに具備して、６５０℃以上の高温蒸気を導入可能な蒸気タービンを構成してもよい。
本発明のタービンロータおよび蒸気タービンによれば、タービンロータ高温部とタービンロータ低温部との接合部における熱延び差を小さくすることができ、６５０℃級以上の高温蒸気で作動することができる。
以下、本発明の一実施の形態を図を参照して説明する。
（第１の実施の形態）
図１は、本発明の第１の実施の形態に係るタービンロータ１０の構成を模式的に示した平面図である。
図１に示すように、タービンロータ１０は、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、前部高温パッキン部２２、前部高温動翼部２３、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６から構成される。
前部シャフト２０および前部低温パッキン部２１は、一体的に構成されている。また、前部高温パッキン部２２および動翼が植設される前部高温動翼部２３は、一体的に構成されている。さらに、後部シャフト２６、後部低温パッキン部２５および動翼が植設される後部低温動翼部２４は、一体的に構成されている。また、前部低温パッキン部２１は、前部高温パッキン部２２と溶接により連結され接合部３０を形成し、前部高温動翼部２３は、後部低温動翼部２４と溶接により連結され接合部３１を形成し、全体として一本のタービンロータ１０を構成している。なお、前部シャフト２０、後部シャフト２６は、それぞれ図示しない軸受けに支持され、タービンロータ１０が水平に支持される。
また、接合部３０および接合部３１は、５８０℃以下の温度の蒸気に晒される位置に設定され、接合部３０および接合部３１の金属温度が５８０℃以下に維持されている。また、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４および後部低温パッキン部２５も、５８０℃以下の温度の蒸気に晒される位置に設定され、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４および後部低温パッキン部２５、さらに前部シャフト２０および後部シャフト２６の金属温度が５８０℃以下に維持されている。ここで、接合部３０、接合部３１、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６の金属温度を５８０℃以下に維持するのは、これらの部位を構成する材料の安定して使用可能な高温限界温度がほぼ５８０℃だからである。
次に、タービンロータ１０を構成する、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、前部高温パッキン部２２、前部高温動翼部２３、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６の構成材料について説明する。
（１）前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６の構成材料
前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６は、５８０℃程度の温度まで安定して使用可能なＣｒＭｏＶ鋼で形成されている。これらの前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６を形成するＣｒＭｏＶ鋼の線膨張係数は、５８０℃において、１３.３×１０−６〜１５.３×１０−６／℃であるのが好ましい。この範囲の線膨張係数を有するＣｒＭｏＶ鋼を用いるのが好ましいのは、このＣｒＭｏＶ鋼の線膨張係数と、後述する、前部高温パッキン部２２および前部高温動翼部２３の構成材料の線膨張係数との差を小さくし、線膨張係数の差による接合部３０、３１での熱応力の発生を抑制するためである。
このＣｒＭｏＶ鋼の具体的な例として、次の（Ｍ１）や（Ｍ２）の化学組成範囲の材料が挙げられる。なお、ＣｒＭｏＶ鋼は、これらの化学組成範囲の材料に限定されるものではなく、５８０℃程度の温度まで安定して使用可能であり、かつ上記した線膨張係数の範囲のＣｒＭｏＶ鋼であればよい。
（Ｍ１）重量％で、Ｃ：０．２４〜０．３４、Ｓｉ：０．１５〜０．３５、Ｍｎ：０．７〜１、Ｃｒ：０．８５〜２．５、Ｖ：０．２〜０．３、Ｍｏ：１〜１．５を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、不可避的不純物のうちＮｉ：０．５以下、Ｐ：０．０３５以下、Ｓ：０．０３５以下である鉄鋼材料。
（Ｍ２）特開２００５−６０８２６号公報に記載された、重量％で、Ｃ：０．０５〜０．１５、Ｓｉ：０．３以下（０を含まず）、Ｍｎ：０．１〜１．５、Ｎｉ：１．０以下（０を含まず）、Ｃｒ：９．０以上１０未満、Ｖ：０．１〜０．３、Ｍｏ：０．６〜１．０、Ｗ：１．５〜２．０、Ｃｏ：１．０〜４．０、Ｎｂ：０．０２〜０．０８、Ｂ：０．００１〜０．００８、Ｎ：０．００５〜０．１、Ｔｉ：０．００１〜０．０３を含有し、残部はＦｅおよび不可避的不純物で構成され、焼戻し熱処理によって、Ｍ２３Ｃ６型炭化物を主として結晶粒界およびマルテンサイトラス境界に析出させ、該マルテンサイトラス内部にはＭ２Ｘ型炭窒化物およびＭＸ型炭窒化物を析出させ、Ｍ２Ｘ型炭窒化物の構成元素中のＶとＭｏに間にＶ＞Ｍｏの関係を有し、該Ｍ２３Ｃ６型炭化物、Ｍ２Ｘ型炭窒化物およびＭＸ型炭窒化物の析出物合計が２．０〜４．０重量％である合金鋼。
また、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６の構成材料として、例えば１％ＣｒＭｏＶ鋳鋼などのより安価な低合金鋳鋼を用いてもよい。
なお、上記した（Ｍ１）および（Ｍ２）における不可避的不純物は、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが好ましい。
（２）前部高温パッキン部２２および前部高温動翼部２３の構成材料
前部高温パッキン部２２および前部高温動翼部２３は、６５０℃以上、具体的には７００℃程度の温度まで安定して使用可能なＮｉ基合金で形成されている。これらの前部高温パッキン部２２および前部高温動翼部２３を形成するＮｉ基合金の線膨張係数は、５８０℃において、１１.５×１０−６〜１７×１０−６／℃であるのが好ましい。この範囲の線膨張係数を有するＮｉ基合金を用いるのが好ましいのは、このＮｉ基合金の線膨張係数と、前述した、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６を構成するＣｒＭｏＶ鋼の線膨張係数との差を小さくし、線膨張係数の差による接合部３０、３１での熱応力の発生を抑制するためである。
このＮｉ基合金の具体的な例として、次の（Ｍ３）〜（Ｍ７）の化学組成範囲の材料が挙げられる。なお、Ｎｉ基合金は、これらの化学組成範囲の材料に限定されるものではなく、６５０℃以上、具体的には７００℃程度の温度まで安定して使用可能であり、かつ上記した線膨張係数の範囲のＮｉ基合金であればよい。
（Ｍ３）重量％で、Ｃ：０．０５〜０．１５、Ｓｉ：０．０１〜１、Ｍｎ：０．０１〜１、Ｃｒ：２０〜２４、Ｍｏ：８〜１０、Ｃｏ：１０〜１５、Ｂ：０．０００１〜０．００６、Ａｌ：０．８〜１．５、Ｔｉ：０．１〜０．６を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、不可避的不純物のうちＦｅ：３以下、Ｃｕ：０．５以下、Ｓ：０．０１５以下であるＮｉ基合金。
（Ｍ４）重量％で、Ｃ：０．００１〜０．０６、Ｓｉ：０．０１〜０．４、Ｃｒ：１４〜１８、Ｂ：０．０００１〜０．００６、Ａｌ：０．１〜３、Ｔｉ：０．１〜２、Ｎｉ：３９〜４４を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、不可避的不純物のうちＭｎ：０．４以下、Ｃｏ：１以下、Ｃｕ：０．３以下、Ｓ：０．０１５以下であるＮｉ基合金。
（Ｍ５）重量％で、Ｃ：０．０１〜０．１、Ｃｒ：８〜１５、Ｍｏ：１６〜２０、Ａｌ：０．８〜１．５、Ｔｉ：０．１〜１．５を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなるＮｉ基合金。
（Ｍ６）重量％で、Ｃ：０．０１〜０．２、Ｃｒ：１５〜２５、Ｍｏ：８〜１２、Ｃｏ：５〜１５、Ａｌ：０．８〜１．５、Ｔｉ：０．１〜２を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなるＮｉ基合金。
（Ｍ７）重量％で、Ｃ：０．０１〜０．２、Ｃｒ：１０〜２０、Ｍｏ：８〜１２、Ａｌ：４〜８、Ｔｉ：０．１〜２、Ｎｂ：０．１〜３を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなるＮｉ基合金。
なお、上記した（Ｍ３）〜（Ｍ７）における不可避的不純物は、可能な限りその残存含有率を０％に近づけることが好ましい。
ここで、上記した化学組成範囲のＮｉ基合金における線膨張係数は、５８０℃において、（Ｍ３）が１３×１０−６〜１５×１０−６／℃、（Ｍ４）が１５×１０−６〜１７×１０−６／℃、（Ｍ５）が１１.５×１０−６〜１３.５×１０−６／℃、（Ｍ６）が１２.６×１０−６〜１４.６×１０−６／℃、（Ｍ７）が１１.６×１０−６〜１３.６×１０−６／℃である。また、Ｍ３の化学組成範囲のＮｉ基合金として、具体的にはＩＮ６１７（Ｉｎｃｏ社製）などが挙げられ、（Ｍ７）の化学組成範囲のＮｉ基合金として、具体的にはＩＮ７１３Ｃ（Ｉｎｃｏ社製）などが挙げられる。
また、Ｎｉ基合金の線膨張係数とＣｒＭｏＶ鋼の線膨張係数との差を、５８０℃（蒸気タービン運転時）において、２×１０−６／℃以下とすることが好ましい。このように、Ｎｉ基合金の線膨張係数とＣｒＭｏＶ鋼の線膨張係数との差を２×１０−６／℃以下とすることが好ましいのは、線膨張係数の差による接合部３０、３１での熱応力の発生を抑制するためである。
前述したように、本発明に係るタービンロータ１０において、接合部３０および接合部３１において溶接接合されるＮｉ基合金およびＣｒＭｏＶ鋼の線膨張係数は、それぞれ、１１．５×１０−６〜１７×１０−６／℃（Ｎｉ基合金）と、１３.３×１０−６〜１５.３×１０−６／℃（ＣｒＭｏＶ鋼）である。すなわち、上記した線膨張係数のＮｉ基合金とＣｒＭｏＶ鋼との組み合わせにより、それぞれの線膨張係数の差を、５８０℃（蒸気タービン運転時）において、２×１０−６／℃以下とすることができる。
一方、従来のタービンロータに用いられている一般的な１２Ｃｒ鋼をＮｉ基合金と接合した場合、それぞれの線膨張係数の差が、上記したＮｉ基合金とＣｒＭｏＶ鋼における線膨張係数の差よりも大きくなり、大きな熱応力を発生するので好ましくない。
上記したように、第１の実施の形態に係るタービンロータ１０によれば、タービンロータ１０を、蒸気温度や金属温度に応じてＮｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割して構成し、線膨張係数の差の小さいそれぞれを溶着により連結することで、接合部における熱応力の発生を抑制することができる。また、Ｎｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との接合部やＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の金属温度を５８０℃以下に維持することで、６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンに備えられるタービンロータとして使用することができる。
次に、上記した第１の実施の形態に係るタービンロータ１０を備える超高圧タービン１００について、図２を参照して説明する。なお、ここではタービンロータ１０を超高圧タービン１００に備えた一例を示すが、タービンロータ１０を高圧タービンや中圧タービンなどに備えても同様の作用効果が得られる。
図２は、タービンロータ１０を備えた超高圧タービン１００の上半ケーシング部における断面図が示されている。
図２に示すように、超高圧タービン１００は、内部ケーシング１１０とその外側に設けられた外部ケーシング１１１とから構成される二重構造のケーシングを備えている。また、内部ケーシング１１０内にタービンロータ１０が貫設されている。また、内部ケーシング１１０の内側面には、例えば７段落のノズル１１３が配設され、タービンロータ１０には、動翼１１４が植設されている。さらに、超高圧タービン１００には、主蒸気管１１２が、外部ケーシング１１１および内部ケーシング１１０を貫通して設けられ、さらに主蒸気管１１２の端部が、動翼１１４側に向けて蒸気を導出するノズルボックス１１５に連通して接続されている。
また、この超高圧タービン１００には、膨張仕事を行った後の蒸気の一部を、冷却蒸気１１６として、内部ケーシング１１０と外部ケーシング１１１との間に導入して外部ケーシング１１１を冷却する外部ケーシング冷却手段が設けられている。
続いて、超高圧タービン１００における蒸気の動作について説明する。
主蒸気管１１２を経て、超高圧タービン１００内のノズルボックス１１５内に流入した温度が６５０℃以上、例えば７００℃程度の高温の蒸気は、内部ケーシング１１０に固定されたノズル１１３とタービンロータ１０に植設された動翼１１４（前部高温動翼部２３および後部低温動翼部２４）との間の蒸気通路を通り、タービンロータ１０を回転させる。タービンロータ１０には、回転による強大な遠心力の影響で各部に大きな力がかかる。
ここで、タービンロータ１０における蒸気の動作について詳しく説明する。
前部高温動翼部２３の前側（図１において前部高温動翼部２３の左側の部分）には、ノズルボックス１１５から導出された７００℃程度の高温の蒸気が流入する。このとき前部高温動翼部２３の前側の金属温度は７００℃程度の温度になる。この高温の蒸気は、前部高温動翼部２３において膨張仕事をし、前部高温動翼部２３の最終段落においては、蒸気の温度が５８０℃以下となる。そのため、前部高温動翼部２３の最終段落より下流側の金属温度は５８０℃以下に維持される。すなわち、前部高温動翼部２３と後部低温動翼部２４との接合部３１、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６の金属温度が５８０℃以下に維持される。接合部３１や前述した化学組成のＣｒＭｏＶ鋼（Ｍ１、Ｍ２など）で形成された、後部低温動翼部２４、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６は、この５８０℃以下の温度域において十分な強度を確保することができる。また、前部高温動翼部２３を形成するＮｉ基合金と後部低温動翼部２４を形成するＣｒＭｏＶ鋼の５８０℃の温度における線膨張係数の差は小さく同程度なので、接合部３１に発生する熱応力を十分に小さくすることができる。
一方、前部高温パッキン部２２には、ノズルボックス１１５から導出された７００℃程度の高温の蒸気が流入し、この蒸気は前部低温パッキン部２１に向けて流れる。この高温の蒸気が前部低温パッキン部２１に流入する直前に、低温のシール蒸気がこの７００℃程度の高温の蒸気に混入し、蒸気の温度は５８０℃以下になる。そして、前部低温パッキン部２１と前部高温パッキン部２２との接合部３０および前部低温パッキン部２１には、温度が５８０℃以下の蒸気が流入する。そのため、接合部３０、前部低温パッキン部２１および前部シャフト２０の金属温度は５８０℃以下に維持される。接合部３０や前述した化学組成のＣｒＭｏＶ鋼（Ｍ１、Ｍ２など）で形成された、前部低温パッキン部２１および前部シャフト２０は、この温度域において十分な強度を確保することができる。また、前部高温パッキン部２２を形成するＮｉ基合金と前部低温パッキン部２１を形成するＣｒＭｏＶ鋼の５８０℃の温度における線膨張係数の差は小さく同程度なので、接合部３０に発生する熱応力を十分に小さくすることができる。
また、前部高温動翼部２３および後部低温動翼部２４において膨張仕事をした蒸気の大部分は、排気され、図示しない低温再熱管を通りボイラに流入し加熱される。一方、膨張仕事をした蒸気の一部は、冷却蒸気１１６として内部ケーシング１１０と外部ケーシング１１１との間に導かれ、外部ケーシング１１１を冷却する。この冷却蒸気１１６は、前部低温パッキン部２１または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。
上記したように、第１の実施の形態に係るタービンロータ１０を備える蒸気タービンによれば、タービンロータ１０を、蒸気温度や金属温度に応じてＮｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割して構成し、線膨張係数の差の小さいそれぞれを溶着により連結することで、接合部における熱応力の発生を抑制することができる。また、Ｎｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との接合部やＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の金属温度を５８０℃以下に維持することで、６５０℃以上の高温蒸気を導入することが可能となり、熱効率の向上を図ることができる。
（第２の実施の形態）
図３は、本発明の第２の実施の形態に係るタービンロータ５０の構成を模式的に示した平面図である。なお、第１の実施の形態に係るタービンロータ１０の構成と同一の構成部分には同一の符号を付して、重複する説明を省略または簡略する。
ここで、第２の実施の形態に係るタービンロータ５０の構成は、第１の実施の形態に係るタービンロータ１０における、前部高温動翼部２３と後部低温動翼部２４の構成を変更し、冷却手段を設けたこと以外は第１の実施の形態に係るタービンロータ１０における構成と同じである。図３に示すように、タービンロータ５０は、前部シャフト２０、前部低温パッキン部２１、前部高温パッキン部２２、前部高温動翼部６０、後部低温動翼部６１、後部低温パッキン部２５、後部シャフト２６、図示しない冷却手段から構成される。
タービンロータ５０における、前部高温動翼部６０と後部低温動翼部６１との接合部７０は、５８０℃よりも高い温度の蒸気に晒される位置に形成されている。なお、前部高温動翼部６０と後部低温動翼部６１との接合部７０は、第１の実施の形態と同様に、溶接により接合されている。また、５８０℃よりも高い温度の蒸気に晒される、接合部７０および後部低温動翼部６１には、図示しない冷却手段が設けられ、接合部７０および後部低温動翼部６１の金属温度が５８０℃以下に維持される。
冷却手段の構成は、特に限定されるものではないが、例えば、５８０℃よりも高い温度の蒸気に晒される、接合部７０および後部低温動翼部６１の表面に、５８０℃よりも温度の低い冷却蒸気を吹き付け、５８０℃よりも高い温度の蒸気に、接合部７０および後部低温動翼部６１が晒されるのを防止してもよい。また、後部低温動翼部６１においては、後部低温動翼部６１内部に冷却蒸気を流して、後部低温動翼部６１を冷却してもよい。さらに、後部低温動翼部６１内部から表面に沿うように冷却蒸気を噴出し、この冷却蒸気によって後部低温動翼部６１の表面に形成された冷却蒸気膜により、５８０℃よりも高い温度の蒸気に、後部低温動翼部６１が晒されるのを防止してもよい。
なお、前部高温動翼部６０は、第１の実施の形態における前部高温動翼部２３と同じ材料で構成され、後部低温動翼部６１は、第１の実施の形態における後部低温動翼部２４と同じ材料で構成される。
上記したように、第２の実施の形態に係るタービンロータ５０によれば、冷却手段を設けることで、５８０℃よりも高い温度の蒸気に晒される領域に、接合部７０および後部低温動翼部６１を設定することができる。これによって、高価なＮｉ基合金を使用する部位を少なくすることができるので、タービンロータの製作コストを削減することができる。また、タービンロータ５０を、Ｎｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割して構成し、線膨張係数の差の小さいそれぞれを溶着により連結することで、接合部における熱応力の発生を抑制することができる。また、Ｎｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との接合部やＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の金属温度を５８０℃以下に維持することで、６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンに備えられるタービンロータとして使用することができる。
次に、上記した第２の実施の形態に係るタービンロータ５０を備える超高圧タービン１００について説明する。なお、タービンロータ５０を備える超高圧タービン１００の構成は、図２に示した第１の実施の形態に係るタービンロータ１０を備える超高圧タービン１００と同じなので、図２および図３を参照して、超高圧タービン１００における蒸気の動作について説明する。また、ここではタービンロータ５０を超高圧タービン１００に備えた一例を示すが、タービンロータ５０を高圧タービンや中圧タービンなどに備えても同様の作用効果が得られる。
主蒸気管１１２を経て、超高圧タービン１００内のノズルボックス１１５内に流入した温度が６５０℃以上、例えば７００℃程度の高温の蒸気は、内部ケーシング１１０に固定されたノズル１１３とタービンロータ５０に植設された動翼１１４（前部高温動翼部６０および後部低温動翼部６１）との間の蒸気通路を通り、タービンロータ５０を回転させる。タービンロータ５０には、回転による強大な遠心力の影響で各部に大きな力がかかる。
ここで、タービンロータ５０における蒸気の動作について詳しく説明する。
前部高温動翼部６０の前側（図３において前部高温動翼部６０の左側の部分）には、ノズルボックス１１５から導出された７００℃程度の高温の蒸気が流入する。このとき前部高温動翼部６０の前側の金属温度は７００℃程度の温度になる。この高温の蒸気は、前部高温動翼部６０において膨張仕事をするが、前部高温動翼部６０における段落が少ないため、前部高温動翼部６０の最終段落においても、蒸気の温度は５８０℃以上となる。また、５８０℃よりも高い温度の蒸気に晒される、接合部７０および後部低温動翼部６１の表面には、冷却手段により５８０℃よりも温度の低い冷却蒸気が流されているので、接合部７０および後部低温動翼部６１は、５８０℃以上の蒸気に晒されることはない。そのため、接合部７０および後部低温動翼部６１の金属温度は、５８０℃以下に維持される。接合部７０や、前述した化学組成のＣｒＭｏＶ鋼（Ｍ１、Ｍ２など）で形成された、後部低温動翼部６１、後部低温パッキン部２５および後部シャフト２６は、この温度域において十分な強度を確保することができる。また、前部高温動翼部６０を形成するＮｉ基合金と後部低温動翼部６１を形成するＣｒＭｏＶ鋼の５８０℃の温度における線膨張係数の差は小さく同程度なので、接合部７０に発生する熱応力を十分に小さくすることができる。
一方、前部高温パッキン部２２には、ノズルボックス１１５から導出された７００℃程度の高温の蒸気が流入し、この蒸気は前部低温パッキン部２１に向けて流れる。この高温の蒸気が前部低温パッキン部２１に流入する直前に、低温のシール蒸気がこの７００℃程度の高温の蒸気に混入し、蒸気の温度は５８０℃以下になる。そして、前部低温パッキン部２１と前部高温パッキン部２２との接合部３０および前部低温パッキン部２１には、温度が５８０℃以下の蒸気が流入する。そのため、接合部３０、前部低温パッキン部２１および前部シャフト２０の金属温度は５８０℃以下に維持される。接合部３０や前述した化学組成のＣｒＭｏＶ鋼（Ｍ１、Ｍ２など）で形成された、前部低温パッキン部２１および前部シャフト２０は、この温度域において十分な強度を確保することができる。また、前部高温パッキン部２２を形成するＮｉ基合金と前部低温パッキン部２１を形成するＣｒＭｏＶ鋼の５８０℃の温度における線膨張係数の差は小さく同程度なので、接合部３０に発生する熱応力を十分に小さくすることができる。
また、前部高温動翼部６０および後部低温動翼部６１において膨張仕事をした蒸気の大部分は、排気され、図示しない低温再熱管を通りボイラに流入し加熱される。一方、膨張仕事をした蒸気の一部は、冷却蒸気１１６として内部ケーシング１１０と外部ケーシング１１１との間に導かれ、外部ケーシング１１１を冷却する。この冷却蒸気１１６は、前部低温パッキン部２１または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。
上記したように、第２の実施の形態に係るタービンロータ５０を備える蒸気タービンによれば、冷却手段を設けることで、５８０℃よりも高い温度の蒸気に晒される領域に、接合部７０および後部低温動翼部６１を設定することができる。これによって、高価なＮｉ基合金を使用する部位を少なくすることができるので、蒸気タービンの製作コストを削減することができる。また、タービンロータ５０を、Ｎｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割して構成し、線膨張係数の差の小さいそれぞれを溶着により連結することで、接合部における熱応力の発生を抑制することができる。また、Ｎｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との接合部やＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の金属温度を５８０℃以下に維持することで、６５０℃以上の高温蒸気を導入することが可能となり、熱効率の向上を図ることができる。
（実施例１および比較例１）
ここでは、上記した本発明に係るタービンロータに使用するＮｉ基合金とＣｒＭｏＶ鋼とを用い、このＮｉ基合金とＣｒＭｏＶ鋼とを溶着して構成されたことを想定した試算試料１（実施例１）、および従来の異材溶接型のタービンロータに使用されているＮｉ基合金と１２Ｃｒ鋼とを用い、このＮｉ基合金と１２Ｃｒ鋼とを溶着して構成されたことを想定した試算試料２（比較例１）における接合部に発生する熱応力を試算した。
試算試料１は、直径が８００ｍｍ、長さが１０００ｍｍのＮｉ基合金の柱体と、直径が８００ｍｍ、長さが１０００ｍｍのＣｒＭｏＶ鋼の柱体をそれそれの断面で溶接したものである。また、Ｎｉ基合金としてＩＮ６１７（Ｉｎｃｏ社製）を用いた。また、使用したＮｉ基合金とＣｒＭｏＶ鋼における、５８０℃における線膨張係数の差は０．３×１０−６／℃であった。
試算試料２は、直径が８００ｍｍ、長さが１０００ｍｍのＮｉ基合金の柱体と、直径が８００ｍｍ、長さが１０００ｍｍの１２Ｃｒ鋼の柱体をそれそれの断面で溶接したものである。また、Ｎｉ基合金としてＩＮ６１７（Ｉｎｃｏ社製）を、１２Ｃｒ鋼として新１２Ｃｒ鋼を用いた。また、使用したＮｉ基合金と１２Ｃｒ鋼における、５８０℃における線膨張係数の差は２．８×１０−６／℃であった。
熱応力試算の結果、試算試料１における熱応力は２８．８ＭＰａであり、試算試料２における熱応力は２６９ＭＰａであった。この結果から、試算試料１の接合部における熱応力は、試算試料２の接合部における熱応力よりも小さいことが明らかとなった。
以上、本発明を実施の形態により具体的に説明したが、本発明はこれらの実施の形態にのみ限定されるものではなく、その要旨を逸脱しない範囲で種々変更可能である。
本発明の第１の実施の形態に係るタービンロータの構成を模式的に示した平面図。 本発明の第１の実施の形態に係るタービンロータを備えた超高圧タービンの上半ケーシング部における断面図。 本発明の第２の実施の形態に係るタービンロータの構成を模式的に示した平面図。
符号の説明
１０…タービンロータ、２０…前部シャフト、２１…前部低温パッキン部、２２…前部高温パッキン部、２３…前部高温動翼部、２４…後部低温動翼部、２５…後部低温パッキン部、２６…後部シャフト、３０、３１…接合部、１００…超高圧タービン、１１０…内部ケーシング、１１１…外部ケーシング、１１２…主蒸気管、１１３…ノズル、１１４…動翼、１１５…ノズルボックス、１１６…冷却蒸気。

Claims (10)

  1. ６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンに備えられるタービンロータであって、
    前記タービンロータが、蒸気温度に応じてＮｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割された部位をそれぞれ溶着により連結して構成され、
    前記Ｎｉ基合金からなる部分と前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との連結部および前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の蒸気温度が５８０℃以下に維持されることを特徴とするタービンロータ。
  2. ６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンに備えられるタービンロータであって、
    前記タービンロータが、金属温度に応じてＮｉ基合金からなる部分とＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に分割された部位をそれぞれ溶着により連結して構成され、
    前記Ｎｉ基合金からなる部分と前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分との連結部および前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分に冷却手段を設け、５８０℃より高い温度の蒸気に晒される前記連結部および前記ＣｒＭｏＶ鋼からなる部分の金属温度が５８０℃以下に維持されることを特徴とするタービンロータ。
  3. 前記Ｎｉ基合金の線膨張係数と前記ＣｒＭｏＶ鋼の線膨張係数との差が、使用時の溶着部の温度において２×１０−６／℃以下であることを特徴とする請求項１または２記載のタービンロータ。
  4. 前記Ｎｉ基合金が、重量％で、Ｃ：０．０５〜０．１５、Ｓｉ：０．０１〜１、Ｍｎ：０．０１〜１、Ｃｒ：２０〜２４、Ｍｏ：８〜１０、Ｃｏ：１０〜１５、Ｂ：０．０００１〜０．００６、Ａｌ：０．８〜１．５、Ｔｉ：０．１〜０．６を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、不可避的不純物のうちＦｅ：３以下、Ｃｕ：０．５以下、Ｓ：０．０１５以下であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載のタービンロータ。
  5. 前記Ｎｉ基合金が、重量％で、Ｃ：０．００１〜０．０６、Ｓｉ：０．０１〜０．４、Ｃｒ：１４〜１８、Ｂ：０．０００１〜０．００６、Ａｌ：０．１〜３、Ｔｉ：０．１〜２、Ｎｉ：３９〜４４を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、不可避的不純物のうちＭｎ：０．４以下、Ｃｏ：１以下、Ｃｕ：０．３以下、Ｓ：０．０１５以下であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載のタービンロータ。
  6. 前記Ｎｉ基合金が、重量％で、Ｃ：０．０１〜０．１、Ｃｒ：８〜１５、Ｍｏ：１６〜２０、Ａｌ：０．８〜１．５、Ｔｉ：０．１〜１．５を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載のタービンロータ。
  7. 前記Ｎｉ基合金が、重量％で、Ｃ：０．０１〜０．２、Ｃｒ：１５〜２５、Ｍｏ：８〜１２、Ｃｏ：５〜１５、Ａｌ：０．８〜１．５、Ｔｉ：０．１〜２を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載のタービンロータ。
  8. 前記Ｎｉ基合金が、重量％で、Ｃ：０．０１〜０．２、Ｃｒ：１０〜２０、Ｍｏ：８〜１２、Ａｌ：４〜８、Ｔｉ：０．１〜２、Ｎｂ：０．１〜３を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載のタービンロータ。
  9. 前記ＣｒＭｏＶ鋼が、重量％で、Ｃ：０．２４〜０．３４、Ｓｉ：０．１５〜０．３５、Ｍｎ：０．７〜１、Ｃｒ：０．８５〜２．５、Ｖ：０．２〜０．３、Ｍｏ：１〜１．５を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、不可避的不純物のうちＮｉ：０．５以下、Ｐ：０．０３５以下、Ｓ：０．０３５以下であることを特徴とする請求項１乃至８のいずれか１項記載のタービンロータ。
  10. ６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービンであって、
    請求項１乃至９のいずれか１項記載のタービンロータを具備することを特徴とする蒸気タービン。
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