JP4584102B2 - タービンロータと逆クリスマスツリー型タービン動翼及びそれを用いた低圧蒸気タービン並びに蒸気タービン発電プラント - Google Patents

Description

本発明は、軸方向に挿入する逆クリスマスツリー型翼植込み部に対し嵌め合い構造を有する新規なタービンロータと逆クリスマスツリー型タービン動翼及びそれを用いた低圧蒸気タービン並びに蒸気タービン発電プラントに関する。

蒸気タービンの大容量化と高性能化を図るため、低圧蒸気タービンの最終段翼の長翼化は最重要テーマの一つである。この低圧蒸気タービンの最終段翼の長翼化に伴い遠心応力が増加するのに対し、材料強度を増加させて対応するのが通常行なわれる設計であるが、特にロータ材は材料強度増加に伴い応力腐食割れ（ＳＣＣ）感受性が高くなるため、翼材ほど材料強度を増加することは出来ない。したがって、最終段翼の長翼化に伴い、適用可能な翼材とロータ材の材料強度差が大きくなり、ロータに発生する応力の許容値に対する裕度が厳しくなる傾向がある。その場合、翼とロータの発生応力のバランスを図ることが技術課題となる。

翼とロータの材料の違いを考慮したタービン動翼に対する従来技術として、例えば特許文献１には、翼とロータのフック部の厚みを材料の縦弾性係数と逆比例するように選定し、翼フックとロータフックの接触面方向の撓みを考慮することで片当たり減少と応力集中を除去する構造が開示されている。

又、特許文献２には最上位根元首部において上部半径が下部半径より長いネック構造を有する逆クリスマスツリー型タービン羽根について、特許文献３及び４には特定のフック及びネック構造を有する逆クリスマスツリー型タービン羽根について開示されている。

特開昭６０−６５２０４号公報 特開平５−８６８０５号公報 特開平６−１０８８０１号公報 特開昭６３−３０６２０８号公報

上述したように、長翼化に伴う遠心応力の増加により、翼材とロータ材の材料強度差が大きくなり、適用可能なロータに発生する応力の許容値に対する裕度が厳しくなる傾向がある。さらに、逆クリスマスツリー型翼植込み部及び嵌め合い構造をとるタービンロータは、強度設計上、せん断応力、引張応力、ピーク応力など留意すべき評価項目が多数存在する。万一、ロータに破損が生じた場合、翼の破損に比べ影響が大きい。

したがって、これらの応力バランスを図りながら形状を適正化し、翼材とロータ材の材料強度比に応じてタービンロータ発生応力を低減することが重要な課題である。

又、特許文献１においては、翼とロータが共に鋼で両者の縦弾性係数の差がほとんどない場合には適用不可である。更に、特許文献２〜４には、フック部及びネック部の長さについての特定の構造については開示されていない。

本発明の目的は、翼材よりロータ材の引張強さが小さくその差が大きいタービンロータにおいて、翼側の強度裕度分をロータ側の強度裕度分に適切に配分することによりロータのフック部せん断応力を低減し、ロータフック部の剛性増加を図り、ロータネック部ピーク応力を低減することにより翼材とロータ材の材料強度比に応じて発生する応力バランスの適正化を図ったタービンロータと逆クリスマスツリー型タービン動翼及びそれを用いた低圧蒸気タービンと高中低圧一体型蒸気タービン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、翼材よりロータ材の材料強度が小さく、その差が大きい場合、翼材とロータ材の材料強度比に応じて発生する応力バランスの適正化を図ったタービンロータ及びタービン動翼にある。
本発明は、フック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼植込み部に対し嵌め合い構造のロータフック及びロータネックを有するタービンロータにおいて、
ロータ最外周からｉ番目のロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）と、動翼最外周から数えてｉ番目の翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）とを（Ｈｒｉ＞Ｈｂｉ）（ｉ＝１〜ｎ−１）の関係にすること、及び、ロータ最外周から数えてｉ番目のロータネック部のロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）と、動翼最内周から数えてｉ番目の翼ネック部の翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）とを（Ｗｒｉ＞Ｗｂｉ）（ｉ＝１〜ｎ）の関係にすることの少なくとも一方を有し、
ロータ最内周フックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）を、ロータ最外周から数えてｊ番目のロータ中間フックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）より大きく（Ｈｒｎ＞Ｈｒｊ）（ｊ＝２〜ｎ−１）することにある。
又、本発明は、ロータフック及びロータネックを有するタービンロータに対し嵌め合い構造を有するフック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼において、
前記ロータフックに接する前記翼フック接触面と前記翼ネックに形成される円弧との接点からの前記翼フックの翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）が前記翼フック接触面に接する位置において前記ロータフック接触面と前記ロータネックに形成される円弧との接点からの前記ロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）より小さく、
前記翼ネック部をその最内周から数えて所定の位置での翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）が前記ロータネック部をその最外周から数えて前記翼ネック部と同じ数に対応する位置でのロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）より小さくすることの少なくとも一方を有し、
前記翼フックの最外周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂ１）と、前記翼フックの内周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂｊ）とが、Ｈｂ１＞Ｈｂｊ（ｊ＝２〜ｎ）の関係を有することにある。

又、本発明は、翼材引張強さとロータ材引張強さの比α（翼材引張強さ／ロータ材引張強さ）に対するロータ最外周からｉ番目のロータフックと翼フックの前記半径方向フック長さの比β（＝Ｈｒｉ／Ｈｂｉ）を（１．０＜β≦１．１α）にすることが好ましい。

更に、本発明は、ロータフック部は、動翼とロータが接触する接触面と同ロータフック部の外周側に位置する非接触面とが円弧、又は、直線部とその両端の円弧により連結された構造とすること、ロータ軸方向に対して動翼の嵌め合いの挿入角度がロータの軸方向に対して傾斜した構造とするタービンロータ、及び、翼フック部は、ロータフックに接する接触面とロータフックに非接触となる非接触面とが円弧、又は、直線部と該直線部の両端の円弧とにより連結されていること、翼部と該翼部に連なる翼植え込み部とを有し、翼植え込み部のロータへの挿入角度がロータ軸方向に対して傾斜している逆クリスマスツリー型タービン動翼が好ましい。

本発明は、ロータシャフトと、該ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静翼と、該静翼を保持するケーシングとを有し、前記動翼は前記水蒸気の流入に対して片側、左右対称及び左右非対称のいずれかに配置され、少なくとも片側に４段以上ある低圧蒸気タービン、又は、高温水蒸気を高圧から低圧にかけて晒され一体に形成されたロータシャフトと、該ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静翼と、該静翼を保持するケーシングとを有する高低圧一体型蒸気タービンにおいて、前記ロータシャフトが前述に記載のロータ、及び、前記動翼少なくとも最終段が前述に記載の動翼よりなることを特徴とする。

本発明は、高圧蒸気タービンと中圧蒸気タービンと低圧蒸気タービン、高中圧一体型蒸気タービンと低圧蒸気タービン及び高低圧一体型蒸気タービンのいずれかを有する蒸気タービン発電プラントにおいて、前述に記載の低圧蒸気タービン又は高低圧一体型蒸気タービンよりなることを特徴とする。

本発明によれば、翼材よりロータ材の引張強さが小さくその差が大きいタービンロータにおいて、翼側の強度裕度分をロータ側の強度裕度分に適切に配分することによりロータのフック部せん断応力を低減し、ロータフック部の剛性増加を図り、ロータネック部ピーク応力を低減することにより翼材とロータ材の材料強度比に応じて発生する応力バランスの適正化を図ったタービンロータとタービン動翼及びそれを用いた低圧蒸気タービンと高中低圧一体型蒸気タービン並びに蒸気タービン発電プラントを提供することができる。

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説明する。

図１は、本発明に係るタービンロータの部分断面図（ａ）、（ａ）のｂ部拡大図（ｂ）及び（ａ）のｃ部拡大図（ｃ）である。本実施例は、翼材の引張強さが９６５〜１３２５ＭＰａ、ロータ材の引張強さが８２５〜９４５ＭＰａであり、ロータ材の引張強さに対して翼材の引張強さが１．２〜１．６を有する関係タービン動翼１からロータ中心方向に延びる逆クリスマスツリー型翼植込み部２に対し嵌め合い構造を有するタービンロータ３に関するものである。

逆クリスマスツリー型翼植込み部を有するタービン動翼１に対して嵌め合い構造を有するタービンロータ３は、翼側とロータ側の溝に４つのフックが形成されており、翼側溝をタービンの軸方向に挿入して翼とロータのフックを互いに噛み合わせ、翼の遠心力ＣＦを支える構造である。翼フックとロータフックは中心線に対し対称構造である。

タービン動翼１とタービンロータ３のフック部では互いに接触するロータフック接触面４と同フック部に位置するロータフック非接触面５がロータフック部円弧７により連結された構造を有している。従来形状は、ロータ最外周からｉ番目のロータフックと動翼最外周からｉ番目の翼フックが合同に形成されていた。

本実施例においては、タービンロータにおいては、ロータ最外周からｉ番目のロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）を動翼最外周からｉ番目の翼フックの翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）に対し大きく形成している点である。図１に示すように、ロータ最外周からｉ番目のロータフック部において、フック接触面４とネック部を構成する円弧６が内接する接点をａとし、ａを起点に翼植込み部の中心を通る半径方向線と平行な線と同フック非接触面５との交点をｂとする。このとき、接点ａから接点ｂまでの距離をロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）と定義する。一方、タービン動翼１側も同様に、動翼最外周からｉ番目の翼フック部において、フック接触面８とネック部を構成する円弧１０が内接する接点をｃとし、ｃを起点に翼植込み部の中心を通る半径方向線と平行な線と同フック非接触面９との交点をｄとする。このとき、接点ｃから接点ｄまでの距離を翼フックの翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）と定義する。

従って、タービン動翼１とタービンロータ３の両者の半径方向フック長さの関係として、Ｈｒｉ＞Ｈｂｉ（ｉ＝１〜ｎ−１）の関係に形成させるものである。従って、タービン動翼１とタービンロータ３の半径方向フック長さは対応する各位置において常に前述の関係を有するものである。このように、ロータ側の半径方向フック長さを増加させることにより、フック部に発生するせん断応力の低減とフック部の剛性増加によりネック応力集中部に発生するピーク応力の低減が可能となる。

又、ロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）は、最内周が最外周からｊ番目（ｊ＝２〜ｎ−１）の中間のフックに対し大きく形成している。すなわち、ロータ最内周フックについて、ロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）を、ロータ最外周からｊ番目のロータ中間フックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）として、Ｈｒｎ＞Ｈｒｊ（ｊ＝２〜ｎ−１）の関係に形成している。本形状にすることにより、荷重分担比率の大きなロータ最内周フックのせん断応力を低減することが可能である。又、ロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）は、最外周がいずれよりも大きくするのが良い。

図２は、タービン動翼とタービンロータとの各ネック部の周方向ネック幅の関係を示す断面図である。図２に示すように、タービンロータ３の最外周から数えてｉ番目のロータネック部のロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）と、タービン動翼１の最内周から数えてタービンロータと同じｉ番目の翼ネック部の翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）とを、Ｗｒｉ＞Ｗｂｉ（ｉ＝１〜ｎ）の関係に形成したものである。即ち、互いに、タービンロータ３の最外周とタービン動翼１の最内周から数えて同じ位置に各対応する位置において、常にタービンロータネック部の周方向ネック幅がタービン動翼の翼ネック部の周方向ネック幅より大きくしたものである。例えば、タービンロータネック部のロータ周方向ネック幅（Ｗｒ１）がタービン動翼のネック部の翼周方向ネック幅（Ｗｂ１）より大きく、これ以降同じく、タービンロータのネック部の周方向ネック幅（Ｗｒ４）がタービン動翼のネック部の翼周方向ネック幅（Ｗｂ４）より大きくなっている。

本実施例では、ロータネック部のロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）はタービンロータ３の最外周から順次大きく、又、翼ネック部の翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）はタービン動翼１の最内周から順次大きくなっている。

以下に、有限要素法（ＦＥＭ）解析による計算結果を用いて本発明の効果について説明する。検討を行なったパラメータは、タービン動翼材とタービンロータ材の引張強さの比α（タービン翼材引張強さ／タービンロータ材引張強さ）、最外周からｉ番目の翼フックとロータフックの半径方向フック長さ比β（Ｈｒｉ／Ｈｂｉ）、翼最外周ネック部の周方向ネック幅（Ｗｂｎ）とロータ最内周ネック部の周方向ネック幅（Ｗｒｎ）の比γ（Ｗｂｎ／Ｗｒｎ）である。

最初に、γを固定し、αとして翼材とロータ材の材料強度比が小さい場合（α＝１．１）と大きい場合（α＝１．５）、βとして各フックが合同に形成されたβ＝１．０と本発明構造であるβ＝１．２、１．４について計算を行なった結果について述べる。

図３は、許容応力に対して発生応力を無次元化したせん断強度比（せん断強度／許容応力）と、（ロータ半径方向フック長さ／翼半径方向フック長さ）半径方向フック長さ比βと（タービン動翼材の引張強さ／タービンロータ材の引張強さ）比αの比率（β／α）との関係を示す線図である。図３に示すように、タービン動翼材の引張強さがタービンロータ材の引張強さより大きい場合α＝１．１とタービン動翼とタービンロータでフックが合同に形状された従来構造β＝１．０とにより、（β／α＝０．９）となり、タービン翼のせん断強度比（図３中の点Ａ２）とロータのせん断強度比（図３中の点Ａ１）のバランスは図られている。

一方、タービン動翼材とタービンロータ材の引張強さの比が大きい場合（α＝１．５）と、タービン動翼とタービンロータでフックが合同に形状された従来構造β＝１．０とにより、（β／α＝０．６５）のとき、タービンロータのせん断強度比（図３中の点Ｂ１）はタービン動翼の強度比（図３中の点Ｂ２）に比べ著しく高くなる。Ａ１、Ａ２、Ｂ１、Ｂ２はいずれも従来構造せん断強度比値である。

しかし、α＝１．５の場合において、タービン動翼とタービンロータの半径方向フック長さを（Ｈｒｉ＞Ｈｂｉ）（ｉ＝１〜ｎ−１）の関係に形成した本発明によるβ＝１．２（β／α＝０．８０）及びβ＝１．４（β／α＝０．９５）では、タービン翼の強度裕度分をタービンロータ側の強度向上（せん断強度比減少）に配分することができ、タービン動翼とタービンロータの応力バランスを図ることが可能となる。Ｂ１に沿う線がタービンロータに関するものであり、Ｂ２に沿う線が翼に関するものである。

このタービン動翼とタービンロータの強度比バランスは、（β／α）が１．１３のＣ点以降では逆転しており、（β／α）を１．１３に近づけるほど、タービンロータとタービン動翼の応力バランスを適正に図られる。

図４は、縦軸にβ＝１．０のときのピーク応力を基準にしたピーク応力比と横軸の周方向ネック幅比γ（Ｗｂｎ／Ｗｒｎ）との関係を示す線図である。Ｌ１がβ＝１．０のピーク応力比曲線、Ｌ２がβ＝１．２のピーク応力比曲線、Ｌ３がβ＝１．４のピーク応力比曲線である。いずれのピーク応力においても、βの増加にともない応力が低減することがＦＥＭにて確認されている。次に、適正な周方向ネック幅比γの領域について述べる。

図５は、周方向ネック幅比γとＦＥＭによるフック荷重分担割合との関係を示す線図である。Ｆ１が最外周フック荷重分担割合曲線、Ｆ２、Ｆ３が中間フック荷重分担割合曲線、Ｆ４が最内周フック荷重分担割合曲線を示すものである。フック荷重分担の比率は、周方向ネック幅比γを大きくするほど、Ｆ４のロータ最内周フック部の荷重分担比率が大きくなり、Ｆ２、Ｆ３のロータ中間フック部の荷重分担比率が小さくなる傾向にある。又、図４に示したように、周方向ネック幅比γが大きいほど、逆クリスマスツリー型翼植込み部は拡大し、フックの形状が大きく形成されるため、ピーク応力が低減されると共に、加工性の面でも向上する。

しかし、周方向ネック幅比γを大きくしすぎた場合には、ロータネック部の引張応力が過大になる問題が生じるため、γ≦１．０が望ましい。

この両者のバランスを考えた領域は、Ｆ４のロータ最内周フック部の荷重分担比率がＦ２、Ｆ３のロータ中間フック部の荷重分担比率に対し大きくなる領域に相当する。したがって、ロータ最内周フックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）を、ロータ最外周からｊ番目のロータ中間フックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）に対し長く形成することは、荷重分担の大きなフックの半径方向長さを長く形成することであり、フック間の応力の適正化を図る効果がある。

図６は、タービンロータ最内周フックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）とロータ最外周からｊ番目のロータ中間フックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）の比η（Ｈｒｎ／Ｈｒｊ）＝１．２の場合の結果を示す線図である。半径方向フック長さの比β＝１．２の条件において、上記構造を採用することにより、半径方向フック長さをタービン翼とタービンロータで適正化した強度比低減効果点Ｃから、さらに約５％の強度比低減効果（図６中の点Ｄ）が期待できる。

本実施例においては、タービン翼の翼植え込み部のタービンロータへの挿入角度はタービンロータ軸方向に対して直角になっているものであるが、タービン翼の翼植え込み部のタービンロータへの挿入角度をタービンロータ軸方向に対して傾斜させて挿入するタービン翼及びタービンロータの構造を有することにより、傾斜角度θの余弦の逆数倍軸方向距離を増加できるため、フックせん断面及びネック引張断面に発生する応力を低減することがより効果的となる。

本実施例によれば、ロータ最外周からｉ番目のロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）と動翼最外周からｉ番目の動翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）とを、Ｈｒｉ＞Ｈｂｉにすることにより、ロータのフック部せん断応力を低減し、特に、翼材とロータ材の引張強さの差が大きいタービンロータにおいて、翼側の強度裕度分をロータ側の強度裕度分に適切に配分する効果がある。さらに、ロータフック部の剛性増加により、ネック部ピーク応力を低減する効果もある。

更に、ロータ最内周フックの半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）をロータ最外周からｊ番目のロータ中間フックの半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）より長く形成することによって、荷重分担率の高いロータ最外周のフックせん断強度を増加して、フック間の応力適正化を図る効果がある。

以上、本実施例によれば、翼材よりロータ材の材料強度が小さく、その差が大きくなる場合に、翼材とロータ材の材料強度比に応じて発生する応力バランスの適正化を図ったタービンロータ及びタービン翼を得ることができる。

図７は、本発明に係るタービンロータの要部拡大断面図である。タービンロータのフック部形状は、図１に示すフック接触面４と非接触面５が直線部２４とその両端の円弧２５、２６により連結された構造とするものである。実施例１のフック接触面４と非接触面５が一つの円弧７によって連結されたフック部に比べタービンロータのフック部を周方向に小さく形成することができるため、翼ネック部の引張応力を低減すると共に、加工性を高める効果が期待できる。図７には示していないが、タービン翼２においてもフック接触面４と非接触面５に対応する部分を直線部２４とその両端の円弧２５、２６と同様に連結された構造とすることが好ましい。

また、最外周からｉ番目におけるタービン動翼とタービンロータの各フック部、ネック部を形成する円弧は同一円弧である必要はなく、二つの異なる円弧や、直線部とその両端の異なる二つの円弧の組合せによって形成させることができる。また、最外周、中間、最内周フック部も上記組合せによって形成されるものでもよい。

以上、本実施例においても、実施例１と同様に、翼材とロータ材の材料強度差が大きくなる場合に、翼材とロータ材の材料強度比に応じて発生する応力バランスの適正化を図ったタービンロータを得ることができる。

図８は、本発明に係る低圧蒸気タービンの最終段動翼を用いた３０００ｒｐｍ用の翼部長さ４８”長翼の正面図（ａ）及びその側面図（ｂ）である。図８に示すように、植込み部は逆クリスマスツリー型で、翼植込み部５２は両側に４段のストレートなフックを有し、これらの翼フック及び翼ネックは実施例１又は２の構造を有するものである。これらの翼フック及び翼ネックを有する翼植え込み部は、ロータフック及びロータネックに嵌め合う構造を有する。翼部５１は植込み部の厚さが最も大きく、先端部になるに従って徐々に薄肉となっている。

本実施例の最終段翼は、重量で、Ｃ０．１５〜０．４０％、Ｓｉ０．５％以下、Ｍｎ１．５％以下、Ｎｉ２．０〜３．５％、Ｃｒ８〜１３％、Ｍｏ１．５〜４．０％、Ｖ０．０５〜０．３５％及びＮ０．０４〜０．１５％を有し、又はこれにＮｂ及びＴａの少なくとも１種を０．０２〜０．３％を有し、全焼戻しマルテンサイト組織を有する鋼よって構成する。

最終段の長翼材を得るために、エレクトロスラグ再溶接法により溶製し、調質熱処理として、溶解・鍛造後に、１０００〜１００℃（好ましくは１０００〜１０５５℃）で加熱保持後室温まで急冷する（特に油焼入れが好ましい）焼入れを行い、次に、５４０〜６２０℃での一次焼戻し、それより高い温度の５６０〜５９０℃で加熱保持後室温まで冷却する二次焼戻しが施される。

本実施例の最終段動翼は、Ｃ量と、Ｎｂ及びＴａの有無とその含有量によって、２０℃の引張強さが９６５〜１４５０ＭＰａを有し、２０℃Ｖノツチ衝撃値が６ｋｇ−ｍ／ｃｍ^２以上を有するマルテンサイト鋼からなる。

高速蒸気が突き当たる翼部５１、ロータシャフトヘの翼植え込み部５２、タイボス５５及びコンティニュアスカバー５７を有し、蒸気中の水滴によりエロージョンを防止するための翼部リーデング側に、重量で、Ｃ１．０％、Ｃｒ２８．０％、Ｗ４．０％を含むＣｏ基合金板からなるエロージョンシールド５４が電子ビーム溶接で接合される。

本実施例の最終段動翼は、翼部５１は隣り同志で重り合うように配置され、水蒸気の流れをふさぐようにコンティニュアスカバーを有し、本体の材料と同一の一体に成形加工によって作られたものである。翼部５１の先端は植込み部５２に対して約７５．５度軸方向に対して交叉するようにねじれた構造となっている。

本発明の最終段翼部長さとして、３６００ｒｐｍに対しては４０”以上、好ましくは４２”〜４６”及び３０００ｒｐｍに対しては４８”以上、好ましくは５０”〜５５”を構成することができる。

図９は、本実施例に係る低圧蒸気タービンの断面図である。低圧蒸気タービンは蒸気が中央部より入る複流型である。動翼４１は左右に６段づつあり、左右ほぼ対称になっており、動翼に対応して静翼４２が設けられる。ロータシャフト４４の動翼４１の植込部はディスク状である。

本実施例は実施例１又は２のタービン動翼の翼植え込み部を有するロータシャフト４４材に、重量で、Ｃ０．２〜０．３％、Ｓｉ０．１５％以下、Ｍｎ０．２５％以下、Ｎｉ３．２５〜４．２５％、Ｃｒ１．６〜２．５％、Ｍｏ０．２５〜０．６％、Ｖ０．０５〜０．２５％を有し、全焼戻しべ一ナイト組織を有する低合金鋼を用いたものである。又、Ｐ、Ｓ、Ａｓ、Ｓｂ及びＳｎ等の不純物を極力低めた原料を用い、総量で０．０２５％以下、好ましくは０．０１５％以下とするスーパークリーン化するのが好ましい。

本実施例のロータシャフトは、インゴットを真空溶解、真空カーボン脱酸溶解及びエレクトロスラグ再溶解のいずれかにより溶解鋳造され、次いで８５０〜１１５０℃にて熱間鍛造後、８４０℃×３ｈ加熱後、１００℃／ｈで冷却する焼入れ後、５７５℃で加熱保持する焼戻しが施される。本ロータシャフトは、前述の不純物を極力低めることにより引張強さ８２５〜９８０ＭＰａとし、Ｖノッチ衝撃値１０ｋｇ・ｍ以上、ＦＡＴＴは−２０℃以下と高強度及び高靭性を有し、本実施例の最終段動翼として翼部長さ４８インチ以上は勿論、５５インチの植設を満足するものであった。本ロータシャフトは本実施例の逆クリスマスツリー型のものに対して中心孔を設けないものが好ましい。

最終段以外の動翼及び静翼にはいずれもＭｏ１％以下含有する１２％Ｃｒ鋼が用いられる。内外部ケーシング材にはＣ０．２５％の鋳鋼が用いられる。

本実施例は、低圧蒸気タービンにおける最終段動翼の翼部長さが４８インチであり、高圧蒸気タービン（ＨＰ）−中圧蒸気タービン（ＩＰ）及び低圧蒸気タービン（ＬＰ）２台を有するクロスコンパウンド型４流排気、ＨＰ−ＬＰ及びＩＰ−ＬＰ、ＨＰ−ＩＰ−ＬＰのいずれでも良く、いずれも３０００ｒｐｍ／ｍｉｎの回転数を有する。

本実施例における蒸気タービン発電プラントは、主としてボイラ、ＨＰ、ＩＰ、ＬＰ、復水器、復水ボンプ、低圧給水加熱器系統、脱気器、昇圧ボンプ、給水ポンプ、高圧給水加熱器系統などより構成されている。

以上、本実施例においては、引張強度は最終段動翼材がロータ材よりも大きく、ロータ材の引張強さに対して翼材の引張強さが１．２〜１．６を有し、タービン動翼４１からロータ中心方向に延びる逆クリスマスツリー型翼植込み部に対し嵌め合い構造を有するタービンロータ４４に関するものである。実施例１又は２と同様に、翼材とロータ材の材料強度差が大きい場合に、タービンロータ及び動翼において、ロータ最外周からｉ番目のロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）と、動翼最外周から数えてｉ番目の翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）とを（Ｈｒｉ＞Ｈｂｉ）（ｉ＝１〜ｎ−１）の関係にすると共に、ロータ最外周から数えてｉ番目のロータネック部のロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）と、動翼最内周から数えてｉ番目の翼ネック部の翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）とを（Ｗｒｉ＞Ｗｂｉ）（ｉ＝１〜ｎ）の関係にすることにより、翼材とロータ材の材料強度比に応じて発生する応力バランスの適正化を図ったタービンロータ及び翼構造を得ることができる。

図１０に本発明に係る再熱型高中低圧一体型蒸気タービンの部分断面図を示す。本高中低圧一体型蒸気タービンのロータシャフト３１はその最終段動翼部及び最終段動翼を実施例１及び２と同様の形状にすると共に、ロータシャフト３１を以下に示す合金組成を有するもの、最終段動翼材には実施例３に示す１２％Ｃｒ鋼を用いた。

本実施例に係る再熱型高中低圧一体型のロータシャフト３１に植設された動翼は高圧側６段、中圧・低圧側８段を備えており、高温高圧蒸気は高圧側入口３０より一方向に流れ、中圧・低圧側を通って最終段動翼３２より排出される。本実施例に係る高低圧一型体ロータシャフト３１は後述するＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼の鍛鋼が用いられる。ロータシャフト３１の動翼の植込部はディスク状であり、内部ケーシング３４、外部ケーシング３５及び軸受け３３を有する。

本実施例のロータシャフト３１は、重量でＣ０．１５〜０．４％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ０．０５〜０．３％、Ｎｉ１．５〜２．５％、Ｃｒ０．８〜２．５％、Ｍｏ０．０８〜２．５％及びＶ０．１〜０．３５％を含むＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ低合金鋼からなる。本実施例に係るロータシャフト３１はこの合金組成の鍛鋼を９５０℃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による焼入れを行った後、６６５℃で加熱保持の焼戻しを行った。高圧側の高温強度が低圧側の高温強度より高く、又は低圧側の靭性が高圧側の靭性より高くなるように熱処理を行うことが好ましい。

本実施例によれば、室温の引張強度は最終段動翼材がロータ材よりも大きいものであり、ロータ最外周からｉ番目のロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）と動翼最外周からｉ番目の動翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）とをＨｒｉ＞Ｈｂｉ（ｉ＝１〜ｎ）にし、ロータ最外周から数えてｉ番目のロータネック部のロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）と、動翼最内周から数えてｉ番目の翼ネック部の翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）とを（Ｗｒｉ＞Ｗｂｉ）（ｉ＝１〜ｎ）の関係にすることにより、ロータのフック部せん断応力を低減し、翼側の強度裕度分をロータ側の強度裕度分に適切に配分する効果がある。さらに、ロータフック部の剛性増加により、ネック部のピーク応力を低減することができる。

本発明に係るタービン動翼とタービンロータとの各フック部及びネック部の関係を示し、（ａ）は要部断面図、（ｂ）は（ａ）のｂ部拡大図、（ｃ）は（ａ）のｃ部拡大図である。 本発明に係るタービン動翼とタービンロータとの各フック部幅の関係を示す要部断面図である。 本発明に係るタービン動翼とタービンロータとのせん断強度比と（β／α）との関係を示す線図である。 本発明に係るタービン動翼とタービンロータとのピーク応力比とγとの関係を示す線図である。 本発明に係るタービン動翼とタービンロータとのフック荷重分担割合とγとの関係を示す線図である。 本発明に係るタービン動翼とタービンロータとのせん断強度比と（β／α）との関係を示す線図である。 本発明に係るタービン動翼とタービンロータとの各フック部及びネック部の関係を示す要部断面図である。 本発明に係るタービン動翼の正面図及び側面図である。 本発明に係る低圧蒸気タービンの断面図である。 本発明に係る本発明に係る高中低圧蒸気タービンの正面図である。

符号の説明

１…タービン動翼、２…逆クリスマスツリー型翼植込み部、３…タービンロータ、４…ロータフック接触面、５…ロータフック非接触面、６…ロータネック部円弧、７…ロータフック部円弧、８…翼フック接触面、９…翼フック非接触面、１０…翼ネック部円弧、１１…翼フック部円弧、１２…翼最外周ネック部、１３…翼中間ネック部、１４…翼最内周ネック部、１５…翼最外周フック部、１６…翼中間フック部、１７…翼最内周フック部、１８…ロータ最外周ネック部、１９…ロータ中間ネック部、２０…ロータ最内周ネック部、２１…ロータ最外周フック部、２２…ロータ中間フック部、２３…ロータ最内周フック部、２４…フック直線部、２５…ロータ非接触面側フック部円弧、２６…ロータ接触面側フック部円弧、３０…蒸気入口、３２、４１…タービン動翼、３４…内部ケーシング、３５…外部ケーシング、３７、４２…タービン静翼、３３、４３…軸受け、３１、４４…ロータシャフト、５１…翼部、５２…植込み部、５４…エロージョンシールド、５５…タイボス、５７…コンティニアスカバー、ＣＦ…遠心力、Ｈｒｉ…最外周からｉ番目のロータ半径方向フック長さ、Ｈｂｉ…最外周からｉ番目の翼半径方向フック長さ、Ｈｒｎ…最外周ロータ半径方向フック長さ、Ｈｒｊ…最外周からｊ番目のロータ半径方向フック長さ、Ｗｒｉ…最外周からｉ番目のロータ周方向ネック幅、Ｗｂｉ…最内周からｉ番目の翼周方向ネック幅、Ｗｒｎ…最外周ロータ周方向ネック幅、Ｗｂｎ…最内周翼周方向ネック幅、α…翼材とロータ材の引張強さの比（翼材引張強さ／ロータ材引張強さ）、β…最外周からｉ番目の翼とロータの半径方向フック長さ比（＝Ｈｒｉ／Ｈｂｉ）、γ…最外周翼周方向ネック幅と最内周ロータ周方向ネック幅Ｗｒｎ比（＝Ｗｂｎ／Ｗｒｎ）、Ａ１、Ａ２、Ｂ１、Ｂ２…従来構造せん断強度比値、Ｃ、Ｄ…適正値、Ｌ１…β＝１．０のピーク応力比曲線、Ｌ２…β＝１．２のピーク応力比曲線、Ｌ３…β＝１．４のピーク応力比曲線、Ｆ１…最外周フック荷重分担割合曲線、Ｆ２、Ｆ３…中間フック荷重分担割合曲線、Ｆ４…最内周フック荷重分担割合曲線。

Claims (17)

1. フック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼植込み部に対し嵌め合い構造のロータフック及びロータネックを有するタービンロータにおいて、前記翼フックに接する前記ロータフック接触面と前記ロータネック円弧との接点からの前記ロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）が前記ロータフック接触面に接する前記翼フック接触面と前記翼ネック円弧との接点からの前記翼フックの翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）より大きく、前記ロータネック部をその最外周から数えて所定の位置でのロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）が前記翼ネック部をその最内周から数えて前記ロータネック部と同じ数に対応する位置での翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）より大きく、
   前記ロータフックの最内周におけるロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）と、前記ロータフックの中間における半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）とが、Ｈｒｎ＞Ｈｒｊ（ｊ＝２〜ｎ−１）の関係を有する
   ことを特徴とするタービンロータ。
2. フック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼植込み部に対し嵌め合い構造のロータフック及びロータネックを有するタービンロータにおいて、前記ロータ材の引張強さが前記動翼材の引張強さより小さく、前記翼フックに接する前記ロータフック接触面と前記ロータネック円弧との接点からの前記ロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）が前記ロータフック接触面に接する前記翼フック接触面と前記翼ネック円弧との接点からの前記翼フックの翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）より大きく、
   前記ロータフックの最内周におけるロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）と、前記ロータフックの中間における半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）とが、Ｈｒｎ＞Ｈｒｊ（ｊ＝２〜ｎ−１）の関係を有する
   ことを特徴とするタービンロータ。
3. フック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼植込み部に対し嵌め合い構造のロータフック及びロータネックを有するタービンロータにおいて、前記ロータ材の引張強さが前記動翼材の引張強さより小さく、前記ロータネック部をその最外周から数えて所定の位置でのロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）が前記翼ネック部をその最内周から数えて前記ロータネック部と同じ数に対応する位置での翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）より大きく、
   前記ロータフックの最内周におけるロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｎ）と、前記ロータフックの中間における半径方向フック長さ（Ｈｒｊ）とが、Ｈｒｎ＞Ｈｒｊ（ｊ＝２〜ｎ−１）の関係を有する
   ことを特徴とするタービンロータ。
4. 請求項１〜３のいずれかにおいて、前記動翼材の引張強さと前記ロータ材の引張強さとの（翼材引張強さ／ロータ材引張強さ）比αと、前記（Ｈｒｉ／Ｈｂｉ）比βとを、
   １．０＜β≦１．１α
   の範囲内に形成することを特徴とするタービンロータ。
5. 請求項１〜４のいずれかにおいて、前記ロータフック部は、前記翼フックに接触する接触面と前記翼フックに非接触となる非接触面とが円弧により連結されていることを特徴とするタービンロータ。
6. 請求項１〜４のいずれかにおいて、前記ロータフック部は、前記翼フックに接触する接触面と前記翼フックに非接触となる非接触面とが直線部と該直線部の両端の円弧とにより連結されていることを特徴とするタービンロータ。
7. 請求項１〜６のいずれかにおいて、前記動翼の前記嵌め合いの挿入角度が前記ロータの軸方向に対して傾斜していることを特徴とするタービンロータ。
8. ロータフック及びロータネックを有するタービンロータに対し嵌め合い構造を有するフック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼において、
   前記ロータフックに接する前記翼フック接触面と前記翼ネックに形成される円弧との接点からの前記翼フックの翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）が前記翼フック接触面に接する位置において前記ロータフック接触面と前記ロータネックに形成される円弧との接点からの前記ロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）より小さく、
   前記翼ネック部をその最内周から数えて所定の位置での翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）が前記ロータネック部をその最外周から数えて前記翼ネック部と同じ数に対応する位置でのロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）より小さく、
   前記翼フックの最外周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂ１）と、前記翼フックの内周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂｊ）とが、Ｈｂ１＞Ｈｂｊ（ｊ＝２〜ｎ）の関係を有する
   ことを特徴とする逆クリスマスツリー型タービン動翼。
9. ロータフック及びロータネックを有するタービンロータに対し嵌め合い構造を有するフック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼において、
   前記動翼材の引張強さが前記ロータ材の引張強さより大きく、前記ロータフックに接する前記翼フック接触面と前記翼ネックに形成される円弧との接点からの前記翼フックの翼半径方向フック長さ（Ｈｂｉ）が前記翼フック接触面に接する位置において前記ロータフック接触面と前記ロータネックに形成される円弧との接点からの前記ロータフックのロータ半径方向フック長さ（Ｈｒｉ）より小さく、
   前記翼フックの最外周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂ１）と、前記翼フックの内周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂｊ）とが、Ｈｂ１＞Ｈｂｊ（ｊ＝２〜ｎ）の関係を有する
   ことを特徴とする逆クリスマスツリー型タービン動翼。
10. ロータフック及びロータネックを有するタービンロータに対し嵌め合い構造を有するフック数が３以上である翼フック及び翼ネックを有する逆クリスマスツリー型タービン動翼において、
    前記動翼材の引張強さが前記ロータ材の引張強さより大きく、前記翼ネック部をその最内周から数えて所定の位置での翼周方向ネック幅（Ｗｂｉ）が前記ロータネック部をその最外周から数えて前記翼ネック部と同じ数に対応する位置でのロータ周方向ネック幅（Ｗｒｉ）より小さく、
    前記翼フックの最外周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂ１）と、前記翼フックの内周における前記翼半径方向フック長さ（Ｈｂｊ）とが、Ｈｂ１＞Ｈｂｊ（ｊ＝２〜ｎ）の関係を有する
    ことを特徴とする逆クリスマスツリー型タービン動翼。
11. 請求項８〜１０のいずれかにおいて、翼材引張強さとロータ材引張強さの比α（翼材引張強さ／ロータ材引張強さ）比αと、前記（Ｈｒｉ／Ｈｂｉ）比βとを、
    １．０＜β≦１．１α
    の範囲内に形成することを特徴とする逆クリスマスツリー型タービン動翼。
12. 請求項８〜１１いずれかにおいて、前記翼フック部は、前記ロータフックに接する接触面と前記ロータフックに非接触となる非接触面とが円弧により連結されていることを特徴とする逆クリスマスツリー型タービン動翼。
13. 請求項８〜１１のいずれかにおいて、前記翼フック部は、前記ロータフックに接触する接触面と前記ロータフックに非接触となる非接触面とが直線部と該直線部の両端の円弧とにより連結されていることを特徴とする逆クリスマスツリー型タービン動翼。
14. 請求項８〜１３のいずれかにおいて、翼部と、該翼部に連なる翼植え込み部とを有し、該翼植え込み部の前記ロータへの挿入角度が前記ロータ軸方向に対して傾斜していることを特徴とする逆クリスマスツリー型タービン動翼。
15. ロータシャフトと、該ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静翼と、該静翼を保持するケーシングとを有し、前記動翼は前記水蒸気の流入に対して片側、左右対称及び左右非対称のいずれかに配置され、少なくとも片側に４段以上あり、前記ロータシャフトが請求項１〜７のいずれかに記載のタービンロータ、及び、前記動翼の少なくとも最終段が請求項８〜１４のいずれかに記載の逆クリスマスツリー型タービン動翼よりなることを特徴とする低圧蒸気タービン。
16. 高温水蒸気を高圧から低圧にかけて晒され一体に形成されたロータシャフトと、該ロータシャフトに植設された動翼と、該動翼への水蒸気の流入を案内する静翼と、該静翼を保持するケーシングとを有し、前記ロータシャフトが請求項１〜７のいずれかに記載のタービンロータ、及び、前記動翼が請求項８〜１４のいずれかに記載の逆クリスマスツリー型タービン動翼よりなることを特徴とする高低圧一体型蒸気タービン。
17. 高圧蒸気タービンと中圧蒸気タービンと低圧蒸気タービン、高中圧一体型蒸気タービンと低圧蒸気タービン及び高低圧一体型蒸気タービンのいずれかを有する蒸気タービン発電プラントにおいて、前記低圧蒸気タービンが請求項１５に記載の低圧蒸気タービンよりなり、前記高低圧一体型蒸気タービンが請求項１６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蒸気タービン発電プラント。

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