JP6334384B2 - 蒸気タービンロータ、該蒸気タービンロータを用いた蒸気タービン、および該蒸気タービンを用いた火力発電プラント - Google Patents

蒸気タービンロータ、該蒸気タービンロータを用いた蒸気タービン、および該蒸気タービンを用いた火力発電プラント Download PDF

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Description

本発明は、蒸気タービンロータの技術に関し、特に、ロータシャフトとして従前のフェライト系耐熱鋼を用いながら、主蒸気温度の高温化に対応することができる蒸気タービンロータ、該蒸気タービンロータを用いた蒸気タービン、および該蒸気タービンを用いた火力発電プラントに関するものである。
近年、省エネルギー（例えば、化石燃料の節約）および地球環境保護（例えば、CO2ガスの発生量抑制）の観点から火力発電プラントの効率向上（例えば、蒸気タービンにおける効率向上）が望まれている。蒸気タービンの効率を向上させる有効な手段の１つとして、主蒸気温度の高温化がある。例えば、現在の最新鋭の超々臨界圧（USC）発電プラントでは主蒸気温度が600℃級（約600℃〜約620℃）となっているが、この主蒸気温度を650℃級（約650℃〜約670℃）に高めることにより、大幅な熱効率向上が期待できる。
600℃級のUSC発電プラントの蒸気タービン部材（例えば、蒸気タービンロータ）には、種々の耐熱鋼（例えば、特許文献１に記載のフェライト系耐熱鋼、特許文献２に記載のオーステナイト系耐熱鋼）が使用されている。ここで、主蒸気温度を650℃級に上昇させるためには、蒸気タービン部材がその主蒸気温度で必要十分な機械的強度（例えば、クリープ強度）を維持できることが必要である。
一方、600℃級のUSC発電プラントよりも更なる高効率化を目指した700℃級の先進超々臨界（A-USC）発電プラントの開発が、世界各国で進められている。700℃級のA-USC発電プラントの蒸気タービン部材用の材料としては、耐熱鋼よりも高温強度に優れるニッケル基超合金（例えば、特許文献３に記載のニッケル基合金）が開発されている。
特公平８−３０２５１号公報 特開平８−１３１０２号公報 特開平７−１５０２７７号公報
世界的に地球環境保護の気運が高まる一方で、エネルギー需要も増大し続けている。これらの相反する要求に対応するため、火力発電プラント（特に、蒸気タービン）に対して効率向上が強く求められている。そして、蒸気タービンの効率向上には、前述したように、主蒸気温度の高温化が非常に有効である。
700℃級の主蒸気温度は、蒸気タービンにおける長年の目標であり、実用化に向けての研究開発が数多くなされてきたが、残念なことに今日においても700℃級のA-USCの蒸気タービンは実用化されていない。そこで、700℃級のA-USC発電プラントに先立ち、650℃級の発電プラントを先行実用化させようという気運が近年高まっている。
しかしながら、700℃級の主蒸気温度に耐えるニッケル基超合金は、その材料コストが非常に高いため、650℃級の発電プラントを実用化することによる経済的メリットを相殺してしまう可能性がある。一方、フェライト系耐熱鋼製のロータシャフトの耐用温度は、該ロータシャフトに掛かる遠心負荷応力を考慮すると、一般的に620℃が限界と言われており、耐熱鋼組成制御などの従前の手段で該ロータシャフトの耐用温度を650℃級へ向上させることは、容易ではない。
なお、一般的に、フェライト系耐熱鋼は、マトリックス結晶粒中の転位密度が比較的低いことから、高温長時間の環境においても微細組織変化が少なく長期安定性／信頼性に優れる利点を有するが、高温での機械的強度が比較的低いという弱点を有する。オーステナイト系耐熱鋼は、高温強度と耐酸化性とに優れる利点を有するが、熱膨張係数が比較的大きいために温度変化に起因する熱疲労に弱点を有する（すなわち、長期安定性／信頼性の観点で弱点を有する）。
したがって、本発明の目的は、ロータシャフトとして従前の低コストのフェライト系耐熱鋼を用いながら、主蒸気温度の650℃級への高温化に対応することができる蒸気タービンロータ、該蒸気タービンロータを用いた蒸気タービン、および該蒸気タービンを用いた火力発電プラントを提供することにある。
（I）本発明の一態様は、上記目的を達成するため、ロータシャフトと動翼とを有する蒸気タービンロータであって、
前記ロータシャフトがフェライト系耐熱鋼からなり、
前記動翼がチタンアルミ合金からなり、
前記チタンアルミ合金は、その組成として、38原子％以上45原子％以下のアルミニウム（Al）と、0.5原子％以上2原子％以下のバナジウム（V）と、2原子％以上6原子％以下のクロム（Cr）および／またはモリブデン（Mo）とを含み、残部がチタン（Ti）と不可避不純物とからなるチタンアルミ合金（TiAl合金）であることを特徴とする蒸気タービンロータを提供する。
本発明は、上記の蒸気タービンロータ（I）において、以下のような改良や変更を加えることができる。
（i）前記フェライト系耐熱鋼は、12クロム鋼（12Cr鋼）であり、前記チタンアルミ合金は、ニオブ（Nb）、タンタル（Ta）、タングステン（W）、鉄（Fe）、マンガン（Mn）およびニッケル（Ni）から選ばれる一種以上を合計0.5原子％以上3原子％以下で更に含み、および／または0.05原子％以上0.2原子％以下のホウ素（B）を更に含む。
（ii）前記動翼を構成する前記チタンアルミ合金が、鍛造組織を有する。
（II）本発明の他の態様は、上記目的を達成するため、上記の蒸気タービンロータを用いた蒸気タービンであって、前記蒸気タービンは、少なくとも高圧段を有し、前記蒸気タービンロータは、前記高圧段に用いられていることを特徴とする蒸気タービンを提供する。
（III）本発明の更に他の態様は、上記目的を達成するため、上記の蒸気タービンを用いたことを特徴とする火力発電プラントを提供する。
本発明によれば、ロータシャフトとして従前の低コストのフェライト系耐熱鋼を用いながら、主蒸気温度の650℃級への高温化に対応可能な蒸気タービンロータを提供することができる。また、本発明の蒸気タービンロータを用いることにより、650℃級の主蒸気温度に対応可能な蒸気タービンを提供することができる。さらに、本発明の蒸気タービンを用いることにより、高効率化と低コスト化とに貢献する火力発電プラントを提供することができる。
12Cr鋼における温度と規格化クリープ強度との関係を示すグラフである。 本発明に係る蒸気タービンロータの動翼の一例を示す斜視模式図である。 本発明に係る蒸気タービンの一例を示す断面模式図である。 本発明に係る火力発電プラントの一例を示す系統模式図である。
（本発明の基本思想）
前述したように、フェライト系耐熱鋼は、マトリックス結晶粒中の転位密度が比較的低いことから、高温長時間の環境においても微細組織変化が少なく長期安定性／信頼性に優れる利点を有するが、高温での機械的強度が比較的低いという弱点を有する。そして、本発明の蒸気タービンロータは、ロータシャフトとして従前の低コストのフェライト系耐熱鋼を用いることを前提としている。
本発明者等は、フェライト系耐熱鋼製のロータシャフトに掛かる遠心負荷応力について詳細に検討した。図１は、12クロム鋼における温度と規格化クリープ強度との関係を示すグラフである。規格化クリープ強度は、620℃におけるクリープ強度（600℃級の蒸気タービンにおいてロータシャフトに要求されるクリープ強度）を基準とした。
図１に示したように、12Cr鋼のクリープ強度は、温度が上昇するにつれて低下していくが、温度の上昇と共にクリープ強度の低下率が大きくなっていることが判る。具体的には、620℃から650℃への30℃の上昇で、12Cr鋼のクリープ強度は約半分に低下している。
ロータシャフトに掛かる遠心負荷応力は、主に動翼の回転による遠心力「動翼の長さ×質量×(角速度)2」に起因する。タービンロータの回転力（すなわち、蒸気タービンの出力）を維持する観点から、動翼の長さおよび角速度を変更することは好ましくない。一方、動翼の質量を半分にすることができれば、遠心力を半分にすることができ、ロータシャフトのクリープ強度の低下分を相殺することができる。
そこで、本発明者等は、動翼に要求される諸特性（例えば、高温環境での機械的強度や耐酸化性）を満たした上で、密度（比重）が耐熱鋼の半分以下となる材料を鋭意調査・研究した。その結果、所定の組成範囲を有するチタンアルミ合金を用いて動翼を形成することにより、ロータシャフトに掛かる遠心負荷応力を低減してロータシャフトのクリープ強度低下分を相殺できることを見出した。本発明は、当該知見に基づいて完成されたものである。
以下、本発明に係る実施形態について、図面を参照しながら説明する。ただし、本発明はここで取り挙げた実施形態に限定されるものではなく、その発明の技術的思想を逸脱しない範囲で適宜組み合わせや改良が可能である。
本発明の蒸気タービンロータは、ロータシャフトとして従前の低コストのフェライト系耐熱鋼を用いることを前提としている。そこで、主蒸気温度を650℃級に高温化するためには、ロータシャフトに掛かる遠心負荷応力を低減してロータシャフトのクリープ強度低下分を相殺する（結果として、ロータシャフトの耐用温度を向上させる）必要がある。この要求を満たすため、動翼の材料として、軽量で比強度に優れるチタンアルミ合金（TiAl合金）を適用することが好ましい。
（蒸気タービンロータの動翼）
蒸気タービンロータの動翼は、ボイラから飛来する酸化スケールが衝突するため、高い破壊靱性が求められる。また、高温の水蒸気環境中で使用されるため、高い高温機械的強度に加えて耐水蒸気酸化特性に優れている必要がある。それらの観点から、使用するTiAl合金は、その組成として、38原子％以上45原子％以下のAlと、0.5原子％以上2原子％以下のVと、2原子％以上6原子％以下のCrおよび／またはMoとを含み、残部がTiと不可避不純物とからなる合金であることが好ましい。また、当該TiAl合金は、機械的強度向上を目的にNb、Ta、W、Fe、MnおよびNiから選ばれる一種以上を合計0.5原子％以上3原子％以下で更に含んでいてもよいし、結晶粒微細化を目的に0.05原子％以上0.2原子％以下のBを更に含んでいてもよい。TiAl合金の調合時に、B成分を二硼化チタン（TiB2）の形態で添加してもよい。
TiAl合金製動翼の製造方法に特段の限定はなく、従前の方法（例えば、鍛造をベースとする方法、精密鋳造をベースとする方法）を利用することができる。鍛造をベースとする方法では、900〜1200℃の間で加熱保持して型打鍛造した後、ミクロ組織を調整するための熱処理と、切削・研磨などの機械加工とを行うことで、TiAl合金の鍛造組織を有する動翼を製造することができる。また、TiAl合金の鍛造ブロックから削出加工や放電加工により動翼を成形する方法でもよい。
精密鋳造をベースとする方法では、ロストワックス法や遠心鋳造法などの精密鋳造を行った後、鋳造欠陥（例えば、引け巣）を消滅させる目的で熱間等方加圧処理（HIP処理）を行うことが好ましい。HIP処理条件の例としては、温度1100〜1300℃、圧力150〜250 MPaの不活性ガス中（例えば、アルゴンガス中）、2〜6時間保持が挙げられる。HIP処理を行った後、ミクロ組織を調整するための熱処理と、切削・研磨などの機械加工とを行うことで、TiAl合金の鋳造組織を有する動翼を製造することができる。なお、HIP処理は必須ではなく、必要に応じて適宜行えばよい。
図２は、本発明に係る蒸気タービンロータの動翼の一例（調速段動翼）を示す斜視模式図である。図２に示したように、動翼10は、アキシャルエントリータイプであり、翼根部11と翼部12とカバー部13とから構成される。カバー部13が翼部12に比べて比較的大きいため、一体物として製造すると余肉量が多くなり高コストになる場合がある。そのような場合、カバー部13を別個の部材として製造し、摩擦撹拌接合などの方法によりカバー部13と翼部12とを接合することでコストを抑制することができる。
また、動翼10の耐水蒸気酸化特性を向上させる目的で、動翼10の表面（特に、翼部12の表面）に保護被膜を設けることは好ましい。保護被膜の例としては、Co基合金（CoNiCrAlY合金：ステライト（登録商標））の溶射コーティングや酸化アルミニウム保護被膜（アルミナ保護被膜）が挙げられる。
（蒸気タービンロータのロータシャフト）
前述したように、本発明の蒸気タービンロータは、ロータシャフトとして従前の低コストのフェライト系耐熱鋼を用いることを前提としている。使用するフェライト系耐熱鋼としては、650℃におけるクリープ強度ができるだけ高いことが好ましく、例えば12Cr鋼を好ましく用いることができる。12Cr鋼の例としては、その組成が、0.05質量％以上0.30質量％以下の炭素（C）と、0.2質量％以下のケイ素（Si）と、0.01質量％以上1.5質量％以下のマンガン（Mn）と、0.005質量％以上0.3質量％以下のニッケル（Ni）と、8.5質量％以上11.0質量％以下のクロム（Cr）と、0.05質量％以上0.5質量％以下のモリブデン（Mo）と、1.0質量％以上3.0質量％以下のタングステン（W）と、0.05質量％以上0.30質量％以下のバナジウム（V）と、0.01質量％以上0.20質量％以下のニオブ（Nb）と、0.5質量％以上2.5質量％以下のコバルト（Co）と、0.01質量％以上1.0質量％以下のレニウム（Re）と、0.01質量％以上0.1質量％以下の窒素（N）と、0.001質量％以上0.030質量％以下のホウ素（B）と、0.0005質量％以上0.006質量％以下のアルミニウム（Al）とを含み、残部が鉄（Fe）及び不可避的不純物からなる12Cr鋼がある。
（蒸気タービンロータ）
650℃級蒸気タービンの実用化を考えた場合、蒸気タービンロータとして、例えば、ロータシャフト材および動翼材を共にNi基超合金とする構成と、ロータシャフト材をNi基超合金として動翼材を高耐熱鋼とする構成と、ロータシャフト材をフェライト系耐熱鋼として動翼材をTiAl合金とする構成とが考えられる。１番目の構成は、Ni基超合金を全面的に使用することから、600℃級蒸気タービンのタービンロータに比してコストが非常に高いものとなる。２番目の構成は、ロータシャフト材の分だけ600℃級蒸気タービンに比してコストが高くなる。一方、３番目の構成（本発明の蒸気タービンロータの構成）は、動翼材の分だけ600℃級蒸気タービンのそれに比してコストが高くなる。
ここで、蒸気タービンロータにおいては、通常、ロータシャフトが重量・容積の大部分を占めるため、ロータシャフトのコストが全体コストの主要部分を占める。この観点で上記２番目の構成と３番目の構成とを比較すると、３番目の構成は、ロータシャフトのコストを抑えられるため、全体コストとして、２番目の構成の半分程度以下に抑えられるという試算が得られた。すなわち、本発明の蒸気タービンロータは、650℃級蒸気タービンに対するコスト的な寄与が大きいと言える。
（蒸気タービン）
図３は、本発明に係る蒸気タービンの一例を示す断面模式図である。図３に示した蒸気タービンは、高中圧一体型蒸気タービン20であり、高圧段蒸気タービンと中圧段蒸気タービンとが一体化したものである。高圧段蒸気タービン（図中の左半分）では、高圧内部車室21とその外側の高圧外部車室22とが形成され、それら車室内に、高圧段動翼23が植設された高中圧車軸（高中圧一体型ロータシャフト24）が設けられている。高温高圧の蒸気は、ボイラ（図示せず）によって得られ、主蒸気管（図示せず）を通って、主蒸気入口を構成するフランジ・エルボ25より主蒸気入口26を通り、ノズルボックス27より高圧初段動翼23’に導かれる。蒸気は、高中圧一体型ロータシャフト24の中央側より入り、高圧段蒸気タービン側のロータ軸受部24’・軸受け28の方向に流れる。なお、本蒸気タービンでの主蒸気温度は650℃級を想定している。
高圧段蒸気タービンより排出された蒸気は、再熱器（図示せず）によって再加熱された後、中圧段蒸気タービン（図中の右半分）に導かれる。中圧段蒸気タービンは高圧段蒸気タービンと共に発電機（図示せず）を回転させる。中圧段蒸気タービンは、高圧段蒸気タービンと同様に、中圧内部車室31と中圧外部車室32とを有し、高中圧一体型ロータシャフト24には中圧段動翼33が植設されている。再加熱された蒸気は、高中圧一体型ロータシャフト24の中央側より入り、中圧初段動翼33’に導かれて中圧段蒸気タービン側のロータ軸受部24”・軸受け28’の方向に流れる。
（火力発電プラント）
図４は、本発明に係る火力発電プラントの一例を示す系統概略図である。図４においては、高圧段蒸気タービンと中圧段蒸気タービンとが別体であり、ロータシャフトを介してタンデム連結されている例を示した。図４に示したように、火力発電プラント40では、まず、ボイラ41で発生した高温高圧の蒸気は、高圧段蒸気タービン42で仕事をした後、ボイラ41で再加熱される。次に、再加熱された蒸気は、中圧段蒸気タービン43で仕事をした後、さらに低圧段蒸気タービン44で仕事をする。蒸気タービンで発生した仕事は、発電機45で電力に変えられる。低圧段蒸気タービン44を出た蒸気は、復水器46に導かれて水になった後、ボイラ41に戻される。
以下、本発明を実施例に基づいてより具体的に説明するが、本発明はこれらに限定されるものではない。
本発明に係る蒸気タービンロータを試作し、検証試験設備にて650℃における発電試験と長時間信頼性の評価とを行った。
動翼の材料としては、44.5原子％のAlと、1.0原子％のVと、4.0原子％のMoと、0.1原子％のBとを含み、残部がTiからなるTiAl合金を適用した。この材料の密度は、約4.0 g/cm3であり、従来材である12Cr鋼のそれの半分程度である。当該TiAl合金を用いて動翼を作製することにより、動翼質量が半分程度に低減され、ロータシャフトに掛かる遠心力を半減させることができる。
動翼の製造は、次のような手順で行った。まず、上記TiAl合金のビレットを用意し、該ビレットを型打鍛造して動翼形状に成形した。次に、ミクロ組織を調整するための熱処理を行い、最後に、動翼全体に仕上げ機械加工を施して、図２に示したような動翼を作製した。本試作動翼では、耐水蒸気酸化用コーティングを施さなかった。
得られた動翼を12Cr鋼製のロータシャフトに植え込み、図３に示したような高圧段蒸気タービンのタービンロータとして検証試験設備に供した。
検証試験設備にて主蒸気温度650℃で10,000時間の実運転試験を行い、送電端効率を調査した。その結果、本発明に係る蒸気タービンを用いた火力発電は、主蒸気温度を620℃から650℃に高温化できたことにより、送電端効率で1.0％向上することが確認された。
上記実運転試験を行った後、試作蒸気タービンロータを取り出して、動翼およびロータシャフトの状態を検査した。その結果、TiAl合金製動翼における酸化スケールは微量であり、問題ないレベルであることが確認された。また、12Cr鋼製ロータシャフトにも、特段の問題は認められなかった。すなわち、本発明の蒸気タービンロータは、十分な長時間信頼性を有することが確認された。
なお、上述した実施例は、本発明の理解を助けるために具体的に説明したものであり、本発明は、説明した全ての構成を備えることに限定されるものではない。例えば、ある実施形態の構成の一部を他の実施形態の構成に置き換えることが可能であり、また、ある実施形態の構成に他の実施形態の構成を加えることも可能である。さらに、各実施形態の構成の一部について、削除・他の構成に置換・他の構成の追加をすることが可能である。
10…動翼、11…翼根部、12…翼部、13…カバー部、
20…高中圧一体型蒸気タービン、21…高圧内部車室、22…高圧外部車室、
23…高圧段動翼、23’…高圧初段動翼、
24…高中圧一体型ロータシャフト、24’，24”…ロータ軸受部、
25…フランジ・エルボ、26…主蒸気入口、27…ノズルボックス、28，28’…軸受け、
31…中圧内部車室、32…中圧外部車室、
33…中圧タービン翼、33’…中圧初段動翼、
40…火力発電プラント、41…ボイラ、42…高圧段蒸気タービン、
43…中圧段蒸気タービン、44…低圧段蒸気タービン、45…発電機、46…復水器。

Claims (5)

  1. ロータシャフトと動翼とを有する蒸気タービンロータであって、
    前記ロータシャフトがフェライト系耐熱鋼からなり、
    前記動翼がチタンアルミ合金からなり、
    前記チタンアルミ合金は、その組成として、38原子％以上45原子％以下のアルミニウムと、0.5原子％以上2原子％以下のバナジウムと、2原子％以上6原子％以下のクロムおよび／またはモリブデンとを含み、残部がチタンと不可避不純物とからなるチタンアルミ合金であることを特徴とする蒸気タービンロータ。
  2. 請求項１に記載の蒸気タービンロータにおいて、
    前記フェライト系耐熱鋼は、12クロム鋼であり、
    前記チタンアルミ合金は、ニオブ、タンタル、タングステン、鉄、マンガンおよびニッケルから選ばれる一種以上を合計0.5原子％以上3原子％以下で更に含み、および／または0.05原子％以上0.2原子％以下のホウ素を更に含むことを特徴とする蒸気タービンロータ。
  3. 請求項１又は請求項２に記載の蒸気タービンロータにおいて、
    前記動翼を構成する前記チタンアルミ合金が、鍛造組織を有することを特徴とする蒸気タービンロータ。
  4. 請求項１乃至請求項３のいずれかに記載の蒸気タービンロータを用いた蒸気タービンであって、
    前記蒸気タービンは、少なくとも高圧段を有し、
    前記蒸気タービンロータは、前記高圧段に用いられていることを特徴とする蒸気タービン。
  5. 請求項４に記載の蒸気タービンを用いたことを特徴とする火力発電プラント。
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