JP3780352B2 - 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複合発電システム - Google Patents
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複合発電システム Download PDFInfo
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Description
【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】
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】
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】
(Sn≦0.010,Al≦0.008,Cu≦0.10,Sb≦0.005,As≦0.008,O2≦0.003)
【0095】
【表4】
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】
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】
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】
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。
Claims (15)
- 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。
- 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。
- 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。
- 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。
- 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。
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