KR100304433B1 - Steam turbine power generating plant and steam turbine - Google Patents
Steam turbine power generating plant and steam turbineInfo
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Abstract
본 발명의 목적은 페라이트계 강의 사용에 따른 증기 온도 600 내지 660 ℃의 고온화를 가능하게 하고, 고열효율로 간편한 초초 임계압 증기 터빈 발전 플랜트를 제공하는 것이다.It is an object of the present invention to provide a super-ultra-critical pressure steam turbine power plant that enables the high temperature of the steam temperature of 600 to 660 ° C. according to the use of ferritic steel and is convenient with high thermal efficiency.
본 발명은 고온부에 노출되는 로터 샤프트 등의 주요 부품을 페라이트계 단강 및 주강으로 이루어지며, 저압 터빈 최종단 블레이드를 마르텐사이트강으로 함으로써 주 증기 온도와 재열 증기 온도가 600 내지 660 ℃로 한 간편한 초초 임계압 증기 터빈 발전 플랜트에 있다.The present invention is made of ferrite-based forged steel and cast steel, such as the rotor shaft exposed to the high temperature portion, the low-pressure turbine final stage blades are made of martensitic steel, the main steam temperature and reheat steam temperature of 600 to 660 ℃ easy ultra-ultra Critical pressure steam turbine is in power plant.
최종단 블레이드의 인장 강도가 120 ㎏f/㎟ 이상, 로터 샤프트의 각 사용 온도에서의 10만 시간 크리프 파단 강도가 11 ㎏f/㎟ 이상의 페라이트계 단강, 내부 케이싱의 10만 시간 크리프 파단 강도가 10 ㎏f/㎟ 이상의 페라이트계 주강으로 이루어진다.Tensile creep rupture strength of 11 kgf / mm2 or more at 100 kg of tensile strength of the final blade at 120 kgf / mm2 It consists of ferritic cast steel of kgf / mm 2 or more.
Description
현재, 증기 터빈용 동익에는 12 Cr - Mo - Ni - V - N 강이 사용되고 있다. 최근, 에너지 절약의 관점으로부터 가스 터빈의 열효율 향상이, 공간 효율성의 관점으로부터 기기의 소형화가 요망되고 있다.Currently, 12 Cr-Mo-Ni-V-N steels are used for rotor blades for steam turbines. In recent years, from the viewpoint of energy saving, the gas turbine's thermal efficiency has been improved, and from the viewpoint of space efficiency, there has been a demand for miniaturization of equipment.
열효율의 향상 및 기기의 소형화에는 증기 터빈익의 장익화가 유효한 수단이다. 그로 인해 저압 증기 터빈 최종단의 익 길이는 매년 상승 경향에 있다. 이에 수반하여 증기 터빈의 익 사용 조건도 엄격해지며, 지금까지의 12 Cr - Mo - Ni - V - N 강으로는 강도가 부족하고, 보다 강도가 높은 재료가 필요하다. 장익 재료의 강도로서는 기계적 특성의 기본인 인장 강도가 요구된다.Steam turbine blades are an effective means for improving thermal efficiency and miniaturizing equipment. As a result, the blade length of the low-pressure steam turbine final stage tends to rise every year. This leads to stricter steam turbine operating conditions, and to 12-Cr-Mo-Ni-V-N steels up to now, the strength is insufficient and a higher strength material is required. As strength of the blade material, tensile strength, which is the basis of mechanical properties, is required.
또한, 파괴에 대한 안전성 확보의 관점에서 고강도와 고인성이 요구된다.In addition, high strength and high toughness are required from the viewpoint of securing safety against fracture.
인장 강도가 종래의 12 Cr - Mo - Ni - V - N 강(마르텐사이트계 강)보다 높은 구조 재료로서 Ni 기합금 및 Co 기합금이 일반적으로 알려져 있지만, 열간 가공성, 절삭성 및 진동 감쇠 특성이 떨어지므로, 익 재료로서는 바람직하지 않다.Although Ni base alloys and Co base alloys are generally known as structural materials having higher tensile strengths than conventional 12 Cr-Mo-Ni-V-N steels (martensitic steels), they have poor hot workability, machinability and vibration damping characteristics. As a raw material, it is not preferable.
가스 터빈용 디스크 재료로서 일본 특허 공개 소63-171856호 공보 및 일본 특허 공개 평4-120246호 공보가 알려져 있다.As a disk material for a gas turbine, Japanese Patent Laid-Open No. 63-171856 and Japanese Patent Laid-Open No. Hei 4-120246 are known.
또한, 종래의 증기 터빈은 증기 온도 최대 566 ℃, 증기 압력 246 atg였다.In addition, the conventional steam turbine had a steam temperature of up to 566 ° C and a steam pressure of 246 atg.
그러나, 석유, 석탄 등의 화석 연료의 고갈, 에너지 절약 및 환경 오염 방지의 관점으로부터 화력 발전 플랜트의 고효율화가 요망되고 있다. 발전 효율을 높이기 위해서는 증기 터빈의 증기 온도를 높이는 것이 가장 유효한 수단이다. 이들의 고효율 초고온 증기 터빈용 재료로서 일본 특허 공개 평7-233704호가 알려져 있다.However, from the viewpoint of depletion of fossil fuels such as petroleum and coal, energy saving and environmental pollution prevention, there is a demand for high efficiency of a thermal power plant. In order to increase the power generation efficiency, increasing the steam temperature of the steam turbine is the most effective means. Japanese Patent Laid-Open No. 7-233704 is known as a material for these highly efficient ultra high temperature steam turbines.
본 발명은 최근 저압 증기 터빈의 익 장대화에 대처하기 위해 이루어진 것으로, 일본 특허 공개 소63-171856호 공보 및 일본 특허 공개 평4-120246호 공보에는 증기 터빈용 동익 재료에 대해서는 전혀 개시되어 있지 않다.The present invention has been made to cope with the blade expansion of a low pressure steam turbine in recent years, and Japanese Patent Laid-Open No. 63-171856 and Japanese Patent Laid-Open No. Hei 4-120246 disclose no rotor blade material for a steam turbine. .
또한, 일본 특허 공개 평7-233704호에 상술한 공보에는 로터 부재 및 케이싱 부재 등이 개시되어 있지만, 전술한 바와 같이 보다 고온하에 수반하는 고중압 일체형 증기 터빈 및 저압 증기 터빈에 있어서의 최종단 동익으로서 12 % Cr계 마르텐사이트강에 관한 기재는 없다.Moreover, although the rotor member, the casing member, etc. are disclosed by the publication mentioned in Unexamined-Japanese-Patent No. 7-233704, the last stage rotor blade in the high medium pressure integrated steam turbine and low pressure steam turbine accompanying high temperature as mentioned above. There is no description of 12% Cr-based martensitic steel.
본 발명의 목적은 증기 온도 600 내지 660 ℃의 고온화를 페라이트계 내열강에 의해 가능하게 하고 높은 열효율을 갖는 증기 터빈 및 증기 터빈을 이용한 증기 터빈 발전 플랜트를 제공하는 데 있다.It is an object of the present invention to provide a steam turbine power plant using a steam turbine and a steam turbine which enables a high temperature of steam temperature 600 to 660 ° C. by ferritic heat resistant steel and has high thermal efficiency.
또한 본 발명의 목적은 600 내지 660 ℃의 각 운전 온도에서 기본 구조가 거의 같은 증기 터빈 및 증기 터빈을 이용한 증기 터빈 발전 플랜트를 제공하는 데있다.It is also an object of the present invention to provide a steam turbine power plant using steam turbines and steam turbines having substantially the same basic structure at each operating temperature of 600 to 660 ° C.
본 발명은 새로운 증기 터빈에 관한 것으로, 특히 저압 증기 터빈의 최종단 동익으로서 12 % Cr계 강을 이용한 고온 증기 터빈에 관한 것이다.The present invention relates to a novel steam turbine, and more particularly to a high temperature steam turbine utilizing 12% Cr based steel as the final stage rotor of a low pressure steam turbine.
도1은 인장 강도와 Ni - Mo (%)의 관계를 도시한 선도.1 is a diagram showing the relationship between tensile strength and Ni-Mo (%).
도2는 충격치와 Ni - Mo (%)의 관계를 도시한 선도.2 is a diagram showing the relationship between impact value and Ni-Mo (%).
도3은 인장 강도와 소입 온도의 관계를 도시한 선도.3 is a diagram showing the relationship between tensile strength and quenching temperature.
도4는 인장 강도와 소려 온도의 관계를 도시한 선도.4 is a diagram showing the relationship between tensile strength and considered temperature.
도5는 층격치와 소입 온도의 관계를 도시한 선도.5 is a diagram showing the relationship between the layer spacing value and the quenching temperature.
도6은 충격치와 소려 온도의 관계를 도시한 선도.Fig. 6 is a diagram showing the relationship between impact value and considered temperature.
도7은 충격치와 인장 강도의 관계를 도시한 선도.Fig. 7 is a diagram showing the relationship between impact value and tensile strength.
도8은 본 발명에 관한 고압, 중압 증기 터빈의 단면도.8 is a sectional view of a high pressure and medium pressure steam turbine according to the present invention;
도9는 본 발명에 관한 저압 증기 터빈의 단면 구조도.9 is a cross-sectional structural view of a low pressure steam turbine according to the present invention.
도10은 본 발명에 관한 터빈 동익의 사시도.10 is a perspective view of a turbine rotor blade according to the present invention.
도11은 본 발명에 관한 고중압 증기 터빈의 단면도.11 is a sectional view of a high medium pressure steam turbine according to the present invention.
도12는 본 발명에 관한 고중압 증기 터빈용 로터 샤프트의 단면도.12 is a sectional view of a rotor shaft for a high medium pressure steam turbine according to the present invention.
도13은 본 발명에 관한 저압 증기 터빈의 단면도.Fig. 13 is a sectional view of a low pressure steam turbine according to the present invention.
도14는 본 발명에 관한 저압 증기 터빈용 로터 샤프트의 단면도.14 is a sectional view of a rotor shaft for a low pressure steam turbine according to the present invention.
도15는 본 발명의 터빈 동익의 선단부 사시도.15 is a perspective view of a distal end of a turbine rotor blade of the present invention.
본 발명은 고압 터빈과 중압 터빈 및 저압 터빈과 저압 터빈, 또는 고압 터빈과 저압 터빈 및 중압 터빈과 저압 터빈이 연결되고, 또는 고중압 일체형 증기 터빈과 1대 또는 탠덤식으로 2대의 저압 터빈이 연결된 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고압 터빈 및 중압 터빈 또는 고중압 터빈은 초단 동익으로의 수증기 입구 온도가 600 내지 660 ℃(바람직하게는 600 내지 620 ℃, 620 내지 630 ℃, 630 내지 640 ℃)의 범위에 대해, 상기 저압 터빈은 초단 동익으로의 수증기 입구 온도가 350 내지 400 ℃의 범위에 대해, 상기 고압 터빈 및 중압 터빈 또는 고중압 터빈의 상기 수증기 입구 온도에 노출되는 로터 샤프트 또는 로터 샤프트, 동익, 정익 및 내부 케이싱이 Cr 8 내지 13 중량 %를 함유하는 고강도 마르텐사이트강에 의해 구성되고, 또 상기 저압 터빈의 최종단 동익의〔익 길이(인치) × 회전수(rpm)〕의 값이 125,000 이상인 마르텐사이트강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈 발전 플랜트에 있다.According to the present invention, a high pressure turbine, a medium pressure turbine, a low pressure turbine and a low pressure turbine, or a high pressure turbine and a low pressure turbine, a medium pressure turbine and a low pressure turbine are connected, or a high and medium pressure integrated steam turbine and one or two low pressure turbines connected in tandem. In a steam turbine power plant, the high pressure turbine and the medium pressure turbine or the high pressure turbine have a steam inlet temperature of 600 to 660 ° C. (preferably 600 to 620 ° C., 620 to 630 ° C., 630 to 640 ° C.). For the range, the low pressure turbine may comprise a rotor shaft or rotor shaft, rotor blade exposed to the steam inlet temperature of the high pressure turbine and the medium or high pressure turbine, for a range of 350 to 400 ° C. for the ultrashort rotor. , The vane and the inner casing are composed of high strength martensitic steel containing 8 to 13% by weight of Cr, and the final stage of the low pressure turbine A steam turbine power plant comprising a martensitic steel having a rotor blade value (inch length x rotational speed) of 125,000 or more.
그리고, 본 발명은 로터 샤프트와, 상기 로터 샤프트에 꽂아 설치된 동익과, 상기 동익으로의 수증기 유입을 안내하는 정익 및 상기 정익을 보유 지지하는 내부 케이싱을 갖고, 상기 수증기의 상기 동익의 초단으로 유입하는 온도가 600 내지 660 ℃ 및 압력이 250 kgf/㎠ 이상(바람직하게는 246 내지 316 kgf/㎠) 또는 170 내지 200 kgf/㎠인 증기 터빈으로서, 상기 로터 샤프트 또는 로터 샤프트와 동익 및 정익의 적어도 초단이 각 증기 온도(바람직하게는 610 ℃, 625 ℃, 640 ℃, 650℃, 660 ℃)에 대응한 온도에서의 105시간 크리프 파단 강도가 10 kgf/㎟ 이상(바람직하게는 17 kgf/㎟ 이상)인 Cr 9.5 내지 13 중량 %(바람직하게는 10.5 내지 11.5 중량 %)를 함유하는 완전 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지며, 상기 내부 케이싱이 상기 각 증기 온도에 대응한 온도에서의 105시간 크리프 파단 강도가 10 kgf/㎟ 이상(바람직하게는 10.5 kgf/㎟ 이상)인 Cr 8 내지 9.5 중량 %를 함유하는 마르텐사이트 주강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈 또는 고압측 터빈으로부터 나온 증기를 가열하고, 고압측 입구 온도와 동등 이상으로 가열하여 중압측 터빈으로 보내는 고중압 일체형 증기 터빈에 있다.The present invention has a rotor shaft, a rotor blade inserted into the rotor shaft, a vane for guiding water vapor inflow into the rotor blade, and an inner casing holding the vane, which flows into the first stage of the rotor blade of the steam. A steam turbine having a temperature of 600 to 660 ° C. and a pressure of at least 250 kgf / cm 2 (preferably 246 to 316 kgf / cm 2) or 170 to 200 kgf / cm 2, wherein the rotor shaft or the rotor shaft and the rotor and stator blades are at least the shortest 10 5 hours creep rupture strength at a temperature corresponding to each of these steam temperatures (preferably 610 ° C, 625 ° C, 640 ° C, 650 ° C, 660 ° C) is 10 kgf / mm2 or more (preferably 17 kgf / mm2 or more) ) Is made of high strength martensitic steel with a fully considered martensitic structure containing 9.5 to 13% by weight (preferably 10.5 to 11.5% by weight) of Cr, wherein the inner casing is To 10 5 hours creep rupture strength of 10 kgf / ㎟ than in a corresponding temperature (preferably, 10.5 kgf / ㎟ or more), characterized in that comprising a martensite cast steel containing the Cr 8 to 9.5% by weight of the steam turbine or It is a high-medium-pressure integrated steam turbine which heats the steam from the high pressure side turbine, heats it more than the high pressure side inlet temperature, and sends it to a medium pressure side turbine.
고압 터빈 및 중압 터빈 또는 고중압 일체형 증기 터빈에 있어서, 상기 로터 샤프트 또는 상기 동익 및 정익의 적어도 초단이 중량비로 C 0.05 내지 0.20 %, Si 0.15 % 이하, Mn 0.05 내지 1.5 %, Cr 9.5 내지 13 %, Ni 0.05 내지 1.0 %, V 0.05 내지 0.35 %, Nb 0.01 내지 0.20 %, N 0.01 내지 0.06 %, Mo 0.05 내지 0.5 %, W 1.0 내지 4.0 %, Co 2 내지 10 %, B 0.0005 내지 0.03 %를 함유하고, 78 % 이상의 Fe를 갖는 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지며, 620 내지 640 ℃의 증기 온도에 대응하는 것이 바람직하고, 또는 C 0.1 내지 0.25 %, Si 0.6 % 이하, Mn 1.5 % 이하, Cr 8.5 내지 13 %, Ni 0.05 내지 1.0 %, V 0.05 내지 0.5 %, W 0.10 내지 0.65 %, Al 0.1 % 이하를 갖고, 80 % 이상의 Fe를 갖는 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지며, 600 내지 620 ℃ 미만에 대응하는 것이 바람직하다. 상기 내부 케이싱은중량비로 0.06 내지 0.16 %, Si 0.5 % 이하, Mn 1 % 이하, Ni 0.2 % 내지 1.0 %, Cr 8 내지 12 %, V 0.05 내지 0.35 %, Nb 0.01 내지 0.15 %, N 0.01 내지 0.8 %, Mo 1 % 이하, W 1 내지 4 %, B 0.0005 내지 0.003 %를 함유하고, 85 % 이상의 Fe를 갖는 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지는 것이 바람직하다.In a high pressure turbine and a medium pressure turbine or a high-pressure integrated steam turbine, at least the first stage of the rotor shaft or the rotor and the stator blades has a weight ratio of C 0.05 to 0.20%, Si 0.15% or less, Mn 0.05 to 1.5%, Cr 9.5 to 13% , Ni 0.05-1.0%, V 0.05-0.35%, Nb 0.01-0.20%, N 0.01-0.06%, Mo 0.05-0.5%, W 1.0-4.0%, Co 2-10%, B 0.0005-0.03% It is made of a high strength martensitic steel having a Fe of 78% or more, preferably corresponding to the vapor temperature of 620 to 640 ℃, or C 0.1 to 0.25%, Si 0.6% or less, Mn 1.5% or less, Cr 8.5 to 13%, Ni 0.05-1.0%, V 0.05-0.5%, W 0.10-0.65%, Al 0.1% or less, made of high strength martensitic steel with 80% or more of Fe, corresponding to less than 600-620 ° C It is preferable. The inner casing is 0.06 to 0.16%, Si 0.5% or less, Mn 1% or less, Ni 0.2% to 1.0%, Cr 8 to 12%, V 0.05 to 0.35%, Nb 0.01 to 0.15%, N 0.01 to 0.8 by weight ratio It is preferably made of a high strength martensitic steel containing%, Mo 1% or less, W 1-4%, B 0.0005-0.003%, and having 85% or more of Fe.
본 발명에 관한 고압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 9단 이상, 바람직하게는 10단 이상 갖고, 초단이 복류이며, 상기 로터 샤프트는 베어링 중심간 거리(L)가 5000 ㎜ 이상(바람직하게는 5100 내지 6500 ㎜) 및 상기 정익이 설치된 부분에서의 최소 직경(D)이 660 ㎜ 이상(바람직하게는 680 내지 740 ㎜)이며, 상기 (L/D)가 6.8 내지 9.9(바람직하게는 7.9 내지 8.7)인 Cr 9 내지 13 중량 %를 함유하는 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지는 것이 바람직하다.In the high pressure steam turbine according to the present invention, the rotor blade has at least 9 stages, preferably at least 10 stages, and the first stage is double flow, and the rotor shaft has a bearing distance L of 5000 mm or more (preferably 5100). To 6500 mm) and the minimum diameter D at the part where the vane is installed is 660 mm or more (preferably 680 to 740 mm), and the (L / D) is 6.8 to 9.9 (preferably 7.9 to 8.7) It is preferable that it consists of high strength martensitic steel containing 9 to 13 weight% of phosphorus Cr.
본 발명에 관한 중압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 각 6단 이상을 갖고, 상기 로터 샤프트 중심부에 초단이 꽂아 설치된 복류 구조이며, 상기 로터 샤프트는 베어링 중심간 거리(L)가 5000 ㎜ 이상(바람직하게는 5100 내지 6500 ㎜) 및 상기 정익이 설치된 부분에서의 최소 직경(D)이 630 ㎜ 이상(바람직하게는 650 내지 710 ㎜)이며, 상기 (L/D)가 7.0 내지 9.2(바람직하게는 7.8 내지 8.3)인 Cr 9 내지 13 중량 %를 함유하는 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지는 것이 바람직하다.In the medium-pressure steam turbine according to the present invention, the rotor blade has a six-stage or more in the symmetrical direction, each of which is a double flow structure provided by inserting the first stage into the center of the rotor shaft, the rotor shaft is 5000 mm between the bearing center (L) The above-mentioned (preferably 5100-6500 mm) and the minimum diameter (D) in the part in which the said vane was installed are 630 mm or more (preferably 650-710 mm), and said (L / D) is 7.0-9.2 (preferably It is preferably made of a high strength martensitic steel containing Cr 9 to 13% by weight of 7.8 to 8.3).
고압 터빈과 중압 터빈을 별도로 갖는 저압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 각 6단 이상 갖고, 상기 로터 샤프트 중심부에 초단이 꽂아 설치된 복류 구조이며, 상기 로터 샤프트는 베어링 중심간 거리(L)가 6500 ㎜ 이상(바람직하게는 6600 내지 7100 ㎜) 및 상기 정익이 설치된 부분에서의 최소 직경(D)이 750 ㎜ 이상(바람직하게는 760 내지 900 ㎜)이며, 상기 (L/D)가 7.8 내지 10.2(바람직하게는 8.0 내지 8.6)인 Ni 3.25 내지 4.25 중량 %를 함유하는 Ni - Cr - Mo - V 저합금강으로 이루어지며, 최종단 동익은〔익 길이(인치) × 회전수(rpm)〕의 값이 125,000 이상인 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 저압 증기 터빈에 있다.In a low pressure steam turbine having a high pressure turbine and a medium pressure turbine separately, the rotor blade has six or more stages each in symmetrical symmetry, and has a double flow structure in which a first stage is inserted in the center of the rotor shaft, and the rotor shaft has a distance between bearing centers (L). Is 6500 mm or more (preferably 6600-7100 mm) and the minimum diameter (D) in the part in which the said vane is provided is 750 mm or more (preferably 760-900 mm), and said (L / D) is 7.8- Ni-Cr-Mo-V low-alloy steel containing 3.25-4.25% by weight of Ni, preferably 10.2 (preferably 8.0-8.6), and the final stage rotor is [blade length (inch) x rotational speed (rpm)]. A low pressure steam turbine comprising a high strength martensitic steel having a value of 125,000 or more.
또한, 본 발명은 고압 터빈과 중압 터빈 및 저압 터빈과 저압 터빈, 또는 고압 터빈과 저압 터빈 및 중압 터빈과 저압 터빈이 연결되고, 또는 고중압 터빈과 1대 또는 탠덤식으로 2대의 저압 터빈이 연결된 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고압 터빈 및 중압 터빈 또는 고중압 터빈은 초단 동익으로의 수증기 입구 온도가 600 내지 660 ℃, 상기 저압 터빈은 초단 동익으로의 수증기 입구 온도가 350 내지 400 ℃이며, 상기 고압 터빈의 로터 샤프트의 초단 동익 삽입 설치부 및 상기 초단 동익 메탈 온도가 상기 고압 터빈의 초단 동익으로의 수증기 입구 온도보다 40 ℃ 이상(바람직하게는 수증기 온도보다 20 내지 35 ℃ 낮게 함) 하회하지 않도록 하고, 상기 중압 터빈의 로터 샤프트의 초단 동익 삽입 설치부 및 초단 동익의 메탈 온도가 상기 중압 터빈의 초단 동익으로의 수증기 입구 온도보다 75 ℃ 이상(바람직하게는 수증기 온도보다 50 내지 70 ℃ 낮게 함) 하회하지 않도록 하고, 상기 고압 터빈 및 중압 터빈의 로터 샤프트와 적어도 초단 동익이 Cr 9.5 내지 13 중량 %를 함유하는 마르텐사이트강으로 이루어지며, 상기 저압 터빈의 최종단 동익이〔익 길이(인치) × 회전수(rpm)〕의 값이 125,000 이상인 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈 발전 플랜트에 있다.In addition, the present invention is connected to a high pressure turbine, a medium pressure turbine and a low pressure turbine and a low pressure turbine, or a high pressure turbine and a low pressure turbine and a medium pressure turbine and a low pressure turbine, or a high or medium pressure turbine and one or two low pressure turbines connected in tandem. In the steam turbine power plant, the high pressure turbine and the medium pressure turbine or high medium pressure turbine has a steam inlet temperature of 600 to 660 ° C to the ultrashort rotor, the low pressure turbine has a steam inlet temperature of 350 to 400 ° C to the ultrashort rotor, To ensure that the rotor blade installation portion and the rotor blade metal temperature of the rotor shaft of the high pressure turbine are not lower than 40 ° C. (preferably 20 to 35 ° C. below the steam temperature) of the steam inlet temperature to the rotor blade of the high pressure turbine. And the metal temperature of the ultra-stage rotor insertion portion and the ultra-stage rotor of the rotor shaft of the medium pressure turbine is However, it should not be lower than 75 ° C. or more (preferably 50 to 70 ° C. below the steam temperature) to the steam inlet temperature to the rotor blade, and the rotor shaft and at least the ultra-short rotor of the high pressure turbine and the medium pressure turbine will be Cr 9.5 to 13% by weight. Steam turbine power plant, characterized in that it consists of martensitic steel containing a high-strength martensitic steel whose final stage rotor of the low-pressure turbine is at least 125,000 [inches length (inch) x rotational speed (rpm)]. Is in.
또한, 본 발명은 석탄 연소 보일러와, 상기 보일러에 의해 얻을 수 있었던 수증기에 의해 구동하는 증기 터빈과, 상기 증기 터빈에 의해 구동하는 1대 또는 2대 이상, 바람직하게는 2대로 1000 MW 이상의 발전 출력을 갖는 발전기를 구비한 석탄 연소 화력 발전 플랜트에 있어서, 상기 증기 터빈은 고압 터빈과 중압 터빈 및 저압 터빈과 저압 터빈 또는 고압 터빈과 저압 터빈 및 중압 터빈과 저압 터빈이 연결되고, 또는 고중압 터빈과 1대 또는 탠덤식으로 2대의 저압 터빈이 연결되고, 상기 고압 터빈 및 중압 터빈 또는 고중압 터빈은 초단 동익으로의 수증기 입구 온도가 600 내지 660 ℃ 및 상기 저압 터빈은 초단 동익으로의 수증기 입구 온도가 350 내지 400 ℃이며, 상기 보일러의 과열기에 의해 상기 고압 터빈의 초단 동익으로의 수증기 입구 온도보다 3 ℃ 이상(바람직하게는 3 내지 10 ℃, 보다 바람직하게는 3 내지 7 ℃) 높은 온도로 가열된 수증기를 상기 고압 터빈의 초단 동익으로 유입하고, 상기 고압 터빈을 나온 수증기를 상기 보일러의 재열기에 의해 상기 중압 터빈의 초단 동익으로의 수증기 입구 온도보다 2 ℃ 이상(바람직하게는 2 내지 10 ℃, 보다 바람직하게는 2 내지 5 ℃) 높은 온도로 가열하여 상기 중압 터빈의 초단 동익으로 유입하고, 상기 중압 터빈으로부터 나온 수증기를 바람직하게는 상기 보일러의 절탄기에 의해 상기 저압 터빈의 초단 동익으로의 수증기 입구 온도보다 3 ℃ 이상(바람직하게는 3 내지 10 ℃, 보다 바람직하게는 3 내지 6 ℃) 높은 온도로 가열하여 상기 저압 터빈의 초단 동익으로 유입시키는 동시에, 상기 저압 터빈의 최종단 동익이〔익 길이(인치) × 회전수(rpm)〕의 값이 125,000 이상인 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 석탄 연소 화력 발전 플랜트에 있다.In addition, the present invention is a coal fired boiler, a steam turbine driven by water vapor obtained by the boiler, and one or two or more, preferably two or more power generation outputs of 1000 MW or more driven by the steam turbine. In the coal-fired thermal power plant having a generator having a high pressure turbine, medium pressure turbine and low pressure turbine and low pressure turbine or high pressure turbine and low pressure turbine, medium pressure turbine and low pressure turbine, or high pressure turbine and Two low pressure turbines are connected in a single or tandem manner, and the high pressure turbine and the medium pressure turbine or the high pressure turbine have a steam inlet temperature of 600 to 660 ° C. for the ultrashort rotor, and the low pressure turbine has a steam inlet temperature for the ultrashort rotor. 350 to 400 ° C., which is 3 ° C. above the steam inlet temperature of the high-speed turbine to the ultrashort rotor of the high pressure turbine by the superheater of the boiler. Water vapor heated to a high temperature (preferably from 3 to 10 ° C., more preferably from 3 to 7 ° C.) is introduced into the first stage rotor of the high pressure turbine, and the water vapor exiting the high pressure turbine is heated by the reheater of the boiler. It is heated to a temperature higher than the steam inlet temperature of the medium pressure turbine to the rotor blade of the medium pressure turbine by 2 ° C. or more (preferably 2 to 10 ° C., more preferably 2 to 5 ° C.), and flows into the first stage rotor of the medium pressure turbine. Water vapor from the turbine is preferably brought to a temperature higher than 3 ° C. (preferably 3 to 10 ° C., more preferably 3 to 6 ° C.) above the steam inlet temperature of the low pressure turbine to the ultrashort rotor of the low pressure turbine by means of a coal mill of the boiler. Heated to flow into the first stage rotor of the low pressure turbine, and the final stage rotor of the low pressure turbine has a value of [wing length (inch) x rotational speed (rpm)] of 12; The coal-fired thermal power plant is characterized by consisting of high strength martensitic steel of 5,000 or more.
또한, 본 발명에 관한 고압 터빈과 중압 터빈을 지니고, 또는 고중압 일체 터빈을 갖는 전술한 저압 증기 터빈에 있어서, 상기 초단 동익으로의 수증기 입구 온도가 350 내지 400 ℃(바람직하게는 360 내지 380 ℃)이며, 상기 로터 샤프트는 중량비로, C 0.2 내지 0.3 %, Si 0.05 % 이하, Mn 0.1 % 이하, Ni 3.25 내지 4.25 %, Cr 1.25 내지 2.25 %, Mo 0.07 내지 0.20 %, V 0.07 내지 0.2 % 및 Fe 92.5 % 이상인 저합금강으로 이루어지는 것이 바람직하다.Further, in the above-mentioned low pressure steam turbine having a high pressure turbine and a medium pressure turbine according to the present invention, or having a high medium pressure integrated turbine, the steam inlet temperature to the ultrashort rotor blade is 350 to 400 ° C (preferably 360 to 380 ° C). Wherein the rotor shaft has a weight ratio of C 0.2 to 0.3%, Si 0.05% or less, Mn 0.1% or less, Ni 3.25 to 4.25%, Cr 1.25 to 2.25%, Mo 0.07 to 0.20%, V 0.07 to 0.2% and It is preferable that it consists of low alloy steel which is 92.5% or more of Fe.
전술한 고압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 7단 이상(바람직하게는 9 내지 12단) 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측의 길이가 25 내지 180 ㎜ 갖고, 상기 로터 샤프트의 상기 동익의 삽입 설치부 직경은 상기 정익에 대응하는 부분의 직경보다 크고, 상기 삽입 설치부의 축 방향의 폭은 상기 하류측이 상류측에 비해 3단계 이상(바람직하게는 4 내지 7 단계) 단계적으로 크고, 상기 익부 길이에 대한 비율이 0.2 내지 1.6(바람직하게는 0.30 내지 1.30, 보다 바람직하게는 0.65 내지 0.95)으로 상기 상류측으로부터 하류측을 따라서 작게 되어 있는 것이 바람직하다.In the above-described high pressure steam turbine, the rotor blade has 7 or more stages (preferably 9 to 12 stages) and the blade length is 25 to 180 mm in length from the upstream side to the downstream side of the steam stream, The insertion part diameter of the rotor blade is larger than the diameter of the part corresponding to the stator blade, and the width in the axial direction of the insertion part is larger than the upstream side by three steps or more (preferably 4 to 7 steps). It is preferable that the ratio with respect to the blade length is 0.2 to 1.6 (preferably 0.30 to 1.30, more preferably 0.65 to 0.95) so as to be small along the downstream side from the upstream side.
그리고, 상술한 고압 증기 터빈에 있어서, 본 발명은 상기 동익은 7단 이상(바람직하게는 9단 이상) 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 25 내지 180 ㎜ 지니고, 인접하는 각 단의 상기 익부 길이의 비는 2.3 이하로, 상기 비율이 서서히 하류측에서 크고, 상기 익부 길이는 상기 하류측이 상류측에비해 크게 되어 있는 것이 바람직하다.In the above-described high pressure steam turbine, the present invention has a rotor blade having seven or more stages (preferably nine or more stages) and a blade length of 25 to 180 mm downstream from an upstream side of the steam stream, and adjacent to each other. It is preferable that the ratio of the blade length of the stage is 2.3 or less, and the ratio is gradually larger on the downstream side, and the blade length is larger on the downstream side than on the upstream side.
또한, 상술한 고압 증기 터빈에 있어서, 본 발명은 상기 동익은 7단 이상(바람직하게는 9단 이상) 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 25 내지 180 ㎜ 지니고, 상기 로터 샤프트의 상기 정익부에 대응하는 부분의 축 방향의 폭은 상기 하류측이 상류측에 비해 2단계 이상(바람직하게는 2 내지 4단계) 단계적으로 작고, 상기 동익의 하류측 익부 길이에 대한 비율이 4.5 이하의 범위로 상기 하류측이 됨에 따라서 단계적으로 상기 비율이 작게 되어 있는 것이 바람직하다.In the above-described high pressure steam turbine, the present invention is characterized in that the rotor blade has 7 or more stages (preferably 9 or more stages) and the blade length is 25 to 180 mm downstream from the upstream side of the steam stream, and the rotor shaft The width in the axial direction of the portion corresponding to the stator blades of the downstream side is smaller by two or more steps (preferably two to four steps) than the upstream side, and the ratio of the rotor blades to the downstream blade length is 4.5. It is preferable that the said ratio becomes small gradually as it becomes the said downstream side in the following ranges.
전술한 중압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 6단 이상(바람직하게는 6 내지 9단) 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 60 내지 300 ㎜ 지니고, 상기 로터 샤프트의 상기 동익의 삽입 설치부 직경은 상기 정익에 대응하는 부분의 직경보다 크고, 상기 삽입 설치부의 축 방향의 폭은 상기 하류측이 상류측에 비해 2단계 이상(바람직하게는 2 내지 6단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 익부 길이에 대한 비율이 0.35 내지 0.80(바람직하게는 0.5 내지 0.7)으로 상기 상류측으로부터 하류측을 따라서 작게 되어 있는 것이 바람직하다.In the above-mentioned medium-pressure steam turbine, the rotor blade has a double flow structure having a six-stage or more (preferably 6 to 9 stages) in the symmetrical direction and the blade length is 60 to 300 mm downstream from the upstream side of the steam stream, The insertion mounting portion diameter of the rotor blade of the rotor shaft is larger than the diameter of the portion corresponding to the stator blade, and the width of the insertion mounting portion in the axial direction is two or more steps (preferably 2 to 6 steps) compared with the upstream side of the upstream side. ), And the ratio with respect to the blade length is preferably 0.35 to 0.80 (preferably 0.5 to 0.7), which is small along the downstream side from the upstream side.
또한, 본 발명은 전술한 중압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 6단 이상 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 60 내지 300 ㎜ 지니고, 인접하는 상기 익부 길이는 상기 하류측이 상류측에 비해 커지며, 그 비는 1.3 이하(바람직하게는 1.1 내지 1.2)로 서서히 상기하류측에서 크게 되어 있는 것이 바람직하다.In addition, in the above-described medium-pressure steam turbine, the rotor blade has a double flow structure and the blade length having at least six stages in symmetrical direction and the blade length is 60 to 300 mm downstream from the upstream side of the steam stream, adjacent blade length It is preferable that the downstream side is larger than the upstream side, and the ratio thereof is 1.3 or less (preferably 1.1 to 1.2), and gradually increases on the downstream side.
그리고, 본 발명은 전술한 중압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 6단 이상 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 60 내지 300 ㎜ 지니고, 상기 로터 샤프트의 상기 정익부에 대응하는 부분의 축 방향 폭은 상기 하류측이 상류측에 비해 2단계 이상(바람직하게는 3 내지 6 단계)으로 단계적으로 작아지며, 상기 동익의 하류측 익부 길이에 대한 비율이 0.80 내지 2.50(바람직하게는 1.0 내지 2.0)의 범위로 상기 하류측이 됨에 따라서 단계적으로 상기 비율이 작게 되어 있는 것이 바람직하다.In the above-described medium pressure steam turbine, the rotor blade has a double flow structure having six or more stages in symmetrical symmetry and a blade length of 60 to 300 mm from the upstream side of the steam stream to the downstream side of the rotor shaft. The axial width of the portion corresponding to the stator is smaller in stages in two or more stages (preferably three to six stages) compared to the upstream side, and the ratio of the rotor blades to the downstream blade length of the rotor is 0.80 to It is preferable that the said ratio becomes small gradually as it becomes the said downstream side in the range of 2.50 (preferably 1.0-2.0).
본 발명은 전술한 고압 터빈 및 중압 터빈이 개별로 설치된 발전 플랜트에서의 저압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 각 6단 이상(바람직하게는 8 내지 10단) 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측을 따라서 80 내지 1300 ㎜ 지니고, 상기 로터 샤프트의 상기 동익의 삽입 설치부 직경은 상기 정익에 대응하는 부분의 직경보다 크고, 상기 삽입 설치부의 축 방향의 폭은 상기 하류측이 상류측에 비해 바람직하게는 3단계 이상(보다 바람직하게는 4 내지 7단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 익부 길이에 대한 비율이 0.2 내지 0.7(바람직하게는 0.3 내지 0.55)로 상기 상류측으로부터 하류측을 따라서 작게 되어 있는 것이 바람직하다.The present invention relates to a low pressure steam turbine in a power plant in which the above-described high pressure turbine and the medium pressure turbine are separately installed, and the rotor blade has a double flow structure and blade length having six or more stages (preferably 8 to 10 stages) in symmetry. 80 to 1300 mm from the upstream side to the downstream side of the water vapor stream, wherein the insertion mounting portion diameter of the rotor blade of the rotor shaft is larger than the diameter of the portion corresponding to the stator blade, and the width in the axial direction of the insertion mounting portion is The downstream side of the upstream side is preferably increased in steps of three or more stages (more preferably, 4 to 7 stages), and the ratio of the blade length is 0.2 to 0.7 (preferably 0.3 to 0.55). It is preferable that it becomes small along the downstream side from.
또한, 본 발명은 전술한 고압 터빈과 중압 터빈을 개별로 갖는 경우의 저압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 각 6단 이상 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측을 따라서 80 내지 1300 ㎜ 지니고, 이웃하는 각 단의 상기 익부 길이는 상기 하류측이 상류측에 비해 커지며, 그 비는 1.2 내지 1.8(바람직하게는 1.4 내지 1.6)의 범위로 서서히 상기 하류측에서 상기 비율이 크게 되어 있는 것이 바람직하다.In addition, the present invention is a low-pressure steam turbine in the case of separately having the above-described high-pressure turbine and medium-pressure turbine, wherein the rotor blade has a double flow structure having six or more stages each in symmetry, and the blade length is downstream from the upstream side of the steam stream. Along the length of the blades of each neighboring stage, the downstream side is larger than the upstream side, and the ratio is gradually in the range of 1.2 to 1.8 (preferably 1.4 to 1.6). It is preferable that the ratio is large.
그리고, 본 발명은 전술한 저압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 각 6단 이상, 바람직하게는 8단 이상 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측을 따라서 80 내지 1300 ㎜ 지니고, 상기 로터 샤프트의 상기 정익부에 대응하는 부분의 축 방향의 폭은 상기 하류측이 상류측에 비해 바람직하게는 3단계 이상(보다 바람직하게는 4 내지 7 단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 동익의 이웃하는 하류측 익부 길이에 대한 비율이 0.2 내지 1.4(바람직하게는 0.25 내지 1.25 특히 0.5 내지 0.9)의 범위로 상기 하류측이 됨에 따라서 단계적으로 상기 비율이 작게 되어 있는 것이 바람직하다.In the low-pressure steam turbine described above, the rotor blade has a reciprocating symmetrical structure and blade length having six or more stages, preferably eight or more stages, each of which has a blade length of 80 to 80 along the downstream side from the upstream side of the steam stream. 1300 mm, the width in the axial direction of the portion corresponding to the stator portion of the rotor shaft is increased in stages, preferably at least three stages (more preferably four to seven stages) compared to the upstream side, It is preferable that the said ratio becomes small step by step as the ratio with respect to the neighboring downstream wing part length of the said rotor blade becomes the said downstream side in the range of 0.2-1.4 (preferably 0.25-1.25 especially 0.5-0.9).
전술한 고압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 7단 이상, 바람직하게는 9단 이상 지니고, 상기 로터 샤프트는 상기 정익에 대응하는 부분의 직경이 상기 동익 삽입 설치부에 대응하는 부분의 직경보다 작고, 상기 정익에 대응하는 상기 직경의 축 방향 폭은 상기 수증기류의 상류측이 하류측에 비교하여 2단계 이상(바람직하게는 2 내지 4단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 동익의 최종단과 그 바로 앞단 사이의 폭은 상기 동익의 2단째와 3단째 사이의 폭 0.75 내지 0.95배(바람직하게는 0.8 내지 0.9배 보다 바람직하게는 0.82 내지 0.88배)이며, 상기 로터 샤프트의 상기 동익부 삽입 설치부 축 방향의 폭은 상기 수증기류의 하류측이 상류측에 비교하여 3단계 이상(바람직하게는 4 내지 7단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 동익의최종단의 축 방향의 폭은 상기 2단째의 축 방향의 폭에 대해 1 내지 2배(바람직하게는 1.4 내지 1.7배)인 것이 바람직하다.In the above-described high pressure steam turbine, the rotor blade has seven or more stages, preferably nine or more stages, the rotor shaft has a diameter smaller than the diameter of the portion corresponding to the rotor blade insert portion, The axial width of the diameter corresponding to the vane is increased stepwise in two or more steps (preferably two to four steps) compared with the downstream side of the water vapor stream, and between the final end and the front end of the rotor blade. Is a width of 0.75 to 0.95 times (preferably 0.82 to 0.88 times more than 0.8 to 0.9 times) between the second and third stages of the rotor blade, and the rotor shaft of the rotor shaft The width of the water vapor stream is increased stepwise by three or more steps (preferably, 4 to 7 steps) compared with the upstream side, and the width in the axial direction of the final end of the rotor blade is the second step. It is preferable that it is 1 to 2 times (preferably 1.4 to 1.7 times) with respect to the width | variety of 1st axial direction.
전술한 중압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 6단 이상 지니고, 상기 로터 샤프트는 상기 정익에 대응하는 부분의 직경이 상기 동익 삽입 설치부에 대응하는 부분의 직경보다 작고, 상기 정익에 대응하는 상기 직경의 축 방향의 폭은 상기 수증기류의 상류측이 하류측에 비교하여 바람직하게는 2단계 이상(보다 바람직하게는 3 내지 6단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 동익의 최종단과 그 바로 앞단 사이의 폭은 상기 동익의 초단과 2단째 사이의 폭 0.5 내지 0.9배(바람직하게는 0.65 내지 0.75배)이며, 상기 로터 샤프트의 상기 동익부 삽입 설치부 축 방향의 폭은 상기 수증기류의 하류측이 상류측에 비교하여 바람직하게는 2단계 이상(바람직하게는 3 내지 6 단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 동익의 최종단의 축 방향의 폭은 상기 초단의 축 방향의 폭에 대해 0.8 내지 2배(바람직하게는 1.2 내지 1.5배)인 것이 바람직하다.In the above-mentioned medium-pressure steam turbine, the rotor blade has six or more stages, the rotor shaft diameter of the portion corresponding to the vane is smaller than the diameter of the portion corresponding to the rotor insertion portion, the diameter corresponding to the vane The width in the axial direction of the upstream side of the water vapor stream is preferably increased stepwise by two or more stages (more preferably, three to six stages), compared to the downstream side, and the width between the last end of the rotor blade and the front end thereof. Is 0.5 to 0.9 times the width (preferably 0.65 to 0.75 times) between the first and second stages of the rotor blade, and the width of the rotor shaft portion of the rotor portion insertion portion of the rotor shaft in the upstream side of the steam stream It is preferably increased stepwise in two or more steps (preferably 3 to 6 steps), and the width in the axial direction of the final end of the rotor blade is equal to the width in the axial direction of the first stage. It is to 0.8 to 2 times (preferably 1.2 to 1.5) is preferred.
전술한 저압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 8단 이상하는 복류 구조를 지니고, 상기 로터 샤프트는 상기 정익에 대응하는 부분의 직경이 상기 동익 삽입 설치부에 대응하는 부분의 직경보다 작고, 상기 정익에 대응하는 상기 직경의 축 방향의 폭은 상기 수증기류의 상류측이 하류측에 비교하여 바람직하게는 3단계 이상(보다 바람직하게는 4 내지 7단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 동익의 최종단과 그 바로 앞단 사이의 폭은 상기 동익의 초단과 2단째 사이의 폭 1.5 내지 3.0배(바람직하게는 2.0 내지 2.7배)이며, 상기 로터 샤프트의 상기 동익부 삽입 설치부 축 방향의 폭은 상기 수증기류의 하류측이 상류측에 비교하여 바람직하게는 3단계 이상(바람직하게는 4 내지 7 단계)으로 단계적으로 커지며, 상기 동익의 최종단의 축 방향의 폭은 상기 초단의 축 방향의 폭에 대해 5 내지 8배(바람직하게는 6.2 내지 7.0배)인 것이 바람직하다.In the above-described low pressure steam turbine, the rotor blade has a double-flow structure of at least eight stages in symmetrical symmetry, the rotor shaft has a diameter smaller than the diameter of the portion corresponding to the rotor blade insert portion, The width in the axial direction of the diameter corresponding to the stator is preferably increased stepwise in three or more stages (more preferably in four to seven stages) compared to the downstream side of the steam stream, and the final stage of the rotor blade. The width between the stage and the front end thereof is 1.5 to 3.0 times the width between the first and second stages of the rotor (preferably 2.0 to 2.7 times), and the width of the rotor shaft portion of the rotor shaft in the rotor shaft is axially. The downstream side of the stream is preferably enlarged stepwise in three or more stages (preferably between four and seven stages) as compared to the upstream side, and the width in the axial direction of the final stage of the rotor blade is It is preferable that it is 5 to 8 times (preferably 6.2 to 7.0 times) with respect to the width | variety of the axial direction of the said first stage.
이상의 고압, 중압 또는 고중압 일체형 터빈 및 저압 터빈의 구조는 610 내지 660 ℃의 각 사용 증기 온도 중 어느 하나의 온도에 대해서도 같은 구조로 할 수 있는 것이다.The structures of the above-mentioned high pressure, medium pressure or high medium pressure integrated turbine and low pressure turbine can be the same structure with respect to any one temperature of each use steam temperature of 610-660 degreeC.
본 발명의 로터 부재에 있어서는 완전 소려 마르텐사이트 조직으로서 높은 고온 강도와 저온 인성 및 높은 피로 강도를 얻기 위해 다음 식에서 계산되는 Cr 당량을 4 내지 8로 성분 조정하는 것이 바람직하다.In the rotor member of the present invention, it is preferable to adjust the Cr equivalent calculated by the following formula to 4 to 8 in order to obtain high high temperature strength, low temperature toughness and high fatigue strength as the fully martensitic structure.
본 발명의 고중압 일체형 증기 터빈은 고압측 상기 동익은 7단 이상 바람직하게는 8단 이상 및 중압측 상기 동익은 5단 이상 바람직하게는 6단 이상 지니고, 상기 로터 샤프트는 베어링 중심간 거리(L)가 6000 ㎜ 이상(바람직하게는 6100 내지 7000 ㎜) 및 상기 정익이 설치된 부분에서의 최소 직경(D)이 660 ㎜ 이상(바람직하게는 620 내지 760 ㎜)이며, 상기 (L/D)가 8.0 내지 11.3(바람직하게는 9.0 내지 10.0)인 Cr 9 내지 13 중량 %를 함유하는 고강도 마르텐사이트강으로 이루어지는 것을 특징으로 한다.In the high-medium-pressure integrated steam turbine of the present invention, the rotor of the high pressure side has at least 7 stages, preferably at least 8 stages, and at least 5 stages of the intermediate pressure rotor blades, preferably at least 6 stages, and the rotor shaft has a distance between bearing centers (L). ) Is 6000 mm or more (preferably 6100 to 7000 mm) and the minimum diameter (D) in the part where the vane is installed is 660 mm or more (preferably 620 to 760 mm), and the (L / D) is 8.0 It is characterized by consisting of a high strength martensitic steel containing from 9 to 13% by weight of Cr, which is from 11.3 (preferably 9.0 to 10.0).
본 발명의 고중압 일체형 터빈에 대한 저압 증기 터빈은 이하의 요건을 갖는다. 저압 증기 터빈에 있어서, 상기 동익은 좌우 대칭으로 각 5단 이상, 바람직하게는 6단 이상을 지니고, 상기 로터 샤프트 중심부에 초단이 꽂아 설치된 복류 구조이며, 상기 로터 샤프트는 베어링 중심간 거리(L)가 6500 ㎜ 이상(바람직하게는 6600 내지 7500 ㎜) 및 상기 정익이 설치된 부분에서의 최소 직경(D)이 750 ㎜ 이상(바람직하게는 760 내지 900 ㎜)이며, 상기 (L/D)가 7.2 내지 10.0(바람직하게는 8.0 내지 9.0)인 Ni 3.25 내지 4.25 중량 %를 함유하는 Ni - Cr - Mo - V 저합금강으로 이루어지며, 최종단 동익은〔익 길이(인치) × 회전수(rpm)〕의 값이 125,000 이상인 고강도 마르텐사이트강으로 이루어진다.The low pressure steam turbine for the high medium pressure integrated turbine of the present invention has the following requirements. In the low pressure steam turbine, the rotor blades are bilaterally symmetrical, each having five or more stages, preferably six or more stages, and having a first stage inserted in the center of the rotor shaft, the rotor shaft having a distance between bearing centers (L). Is 6500 mm or more (preferably 6600-7500 mm) and the minimum diameter D in the part in which the said vane is provided is 750 mm or more (preferably 760-900 mm), and said (L / D) is 7.2- Ni-Cr-Mo-V low-alloy steel containing 3.25-4.25% by weight of Ni, preferably 10.0 (preferably 8.0-9.0), and the final stage rotor has a blade length (inches x revolutions rpm). It consists of high strength martensitic steel with a value of 125,000 or more.
상기 로터 샤프트는 상기 정익 부분의 직경(D)이 750 내지 1300 ㎜, 베어링 중심간 거리(L)가 상기 D의 5.0 내지 9.5배이며 중량비로 C 0.2 내지 0.3 %, Si 0.05 % 이하, Mn 0.1 이하, Ni 3.0 내지 4.5 %, Cr 1.25 내지 2.25 %, Mo 0.07 내지 0.20 %, V 0.07 내지 0.2 % 및 Fe 92.5 % 이상인 저합금강으로 이루어진다.The rotor shaft has a diameter (D) of the vane portion of 750 to 1300 mm, the distance between the center of the bearing (L) is 5.0 to 9.5 times that of the D, the weight ratio of C 0.2 to 0.3%, Si 0.05% or less, Mn 0.1 or less , Low alloy steel with Ni 3.0 to 4.5%, Cr 1.25 to 2.25%, Mo 0.07 to 0.20%, V 0.07 to 0.2% and Fe 92.5% or more.
상기 동익은 좌우 대칭으로 각 5단 이상 바람직하게는 6단 이상 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측을 따라서 80 내지 1300 ㎜의 범위 내에 있으며, 상기 로터 샤프트의 상기 동익의 삽입 설치부 직경은 상기 정익에 대응하는 부분의 직경보다 크고, 상기 삽입 설치부의 축 방향 부근부의 폭은 나팔형으로 상기 익부 삽입 설치부의 폭보다 크고, 상기 하류측으로부터 상류측을 따라서 단계적으로 작아지며, 상기 익부 길이에 대한 비율이 0.25 내지 0.80이다.The rotor blades have a lateral symmetry and a double flow structure having five or more stages, preferably six or more stages, in the range of 80 to 1300 mm from the upstream side to the downstream side of the steam stream, and the rotor section of the rotor shaft. The diameter of the insertion portion is larger than the diameter of the portion corresponding to the stator blade, the width of the vicinity of the axial direction of the insertion portion is a trumpet shape, larger than the width of the blade portion insertion portion, and gradually decreases along the upstream side from the downstream side. , The ratio of the blade length is 0.25 to 0.80.
상기 동익은 좌우 대칭으로 각 5단 이상 바람직하게는 6단 이상 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에 따라서 80 내지 1300 ㎜의 범위 내에 있으며, 인접하는 각 단의 상기 익부 길이는 상기 하류측이상류측에 비해 크게 되어 있으며, 그 비는 1.2 내지 1.7의 범위로 상기 하류측에서 상기 익부 길이가 서서히 크게 되어 있다.The rotor blades have a lateral symmetry and a double flow structure and a blade length each having five or more stages, preferably six or more stages, are in the range of 80 to 1300 mm from the upstream side to the downstream side of the steam stream, and the blade portions of adjacent stages. The length is larger than that of the downstream side, and the ratio is in the range of 1.2 to 1.7, and the blade length is gradually increased on the downstream side.
상기 동익은 좌우 대칭으로 각 5단 이상 바람직하게는 6단 이상 지니는 복류 구조 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에 따라서 커지며, 80 내지 1300 ㎜의 범위 내에 있으며, 상기 로터 샤프트의 상기 동익의 삽입 설치부 부근부의 축 방향의 폭은 적어도 3단계로 상기 하류측이 상류측에 비해 커지며, 나팔형으로 상기 익부 삽입 설치부의 폭보다 크게 되어 있다.The rotor blade has a lateral symmetry and a double flow structure and a blade length each having five or more stages, preferably six or more stages, are increased from the upstream side to the downstream side of the steam stream, and are in the range of 80 to 1300 mm, and the rotor shaft The width | variety of the axial direction of the blade insertion part vicinity part of a rotor blade is large compared with an upstream side by the said downstream side in at least 3 steps, and is a trumpet shape and becomes larger than the width | variety of the said blade insertion part.
본 발명에 있어서의 고중압 일체형 증기 터빈은 이하의 구성을 갖는다.The high medium pressure integrated steam turbine in this invention has the following structures.
고압측의 상기 동익은 7단 이상 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 40 내지 200 ㎜ 지니고, 상기 로터 샤프트의 상기 동익의 삽입 설치부 직경은 상기 정익에 대응하는 부분의 직경보다 크고, 상기 삽입 설치부의 축 방향 부근부의 폭은 상기 상류측이 하류측에 비해 단계적으로 크고, 상기 익부 길이에 대한 비율이 0.20 내지 1.60, 바람직하게는 0.25 내지 1.30으로 상기 상류측으로부터 하류측에 따라서 커지며, 중압측의 상기 동익은 좌우 대칭으로 5단 이상 지니고, 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 100 내지 350 ㎜ 지니고, 상기 로터 샤프트의 상기 동익의 삽입 설치부 직경은 상기 정익에 대응하는 부분의 직경보다 크고, 상기 삽입 설치부 부근부의 축 방향의 폭은 최종단을 제외하고 상기 하류측이 상류측에 비해 커지며, 상기 익부 길이에 대한 비율이 0.35 내지 0.80, 바람직하게는 0.40 내지 0.75로 상기 상류측으로부터 하류측에 따라서 작게 되어 있다.The rotor blade on the high pressure side has at least 7 stages and the blade length is 40 to 200 mm downstream from the upstream side of the steam stream, and the diameter of the insertion portion of the rotor blade of the rotor shaft is larger than the diameter of the portion corresponding to the stator blade. The upstream side is larger stepwise than the downstream side, and the width of the insertion-mounting portion in the axial direction is larger than the downstream side, and the ratio to the blade length is 0.20 to 1.60, preferably 0.25 to 1.30, along the downstream side from the upstream side. The rotor blade on the medium pressure side has at least five stages in lateral symmetry, and has a blade length of 100 to 350 mm downstream from the upstream side of the steam stream, and the diameter of the rotor shaft of the rotor shaft in the rotor shaft It is larger than the diameter of the corresponding part, and the width in the axial direction of the vicinity of the insertion portion is on the upstream side except for the final end. The ratio with respect to the said blade length becomes large compared with it, and becomes 0.35-0.80, Preferably it is 0.40-0.75, and becomes small along the downstream from the said upstream side.
상기 동익은 7단 이상 및 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 25 내지 200 ㎜ 지니고, 인접하는 각 단의 상기 익부 길이의 비는 1.05 내지 1.35로, 상기 익부 길이는 상기 하류측이 상류측에 비해 서서히 커지며, 중압부 상기 동익은 5단 이상 지니고, 익부 길이가 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에서 100 내지 350 ㎜ 지니고, 인접하는 상기 익부 길이는 상기 하류측이 상류측에 비해 커지며, 그 비는 1.10 내지 1.30으로 서서히 상기 하류측에서 크게 되어 있다.The rotor blade has more than seven stages and the blade length is 25 to 200 mm downstream from the upstream side of the steam stream, the ratio of the blade length of each adjacent stage is 1.05 to 1.35, the blade length is the downstream side It is gradually larger than the upstream side, the rotor portion of the middle pressure portion has five or more stages, and the blade length is 100 to 350 mm downstream from the upstream side of the water vapor stream, and the adjacent blade length has the downstream side compared with the upstream side. It becomes large and the ratio becomes 1.10-1.30 gradually and becomes large on the said downstream side.
고압측의 상기 동익은 6단 이상, 바람직하게는 7단 이상 지니고, 상기 로터 샤프트는 상기 정익에 대응하는 부분의 직경이 상기 동익 삽입 설치부에 대응하는 부분의 직경보다 작고, 상기 동익의 삽입 설치부 부근부의 축 방향의 폭은 초단부가 가장 크고, 상기 수증기류의 상류측으로부터 하류측에 따라서 2단 이상, 바람직하게는 3단계 이상으로 단계적으로 커지며, 중압측의 상기 동익은 5단 이상 지니고, 상기 로터 샤프트는 상기 정익에 대응하는 부분의 직경이 상기 동익 삽입 설치부에 대응하는 부분의 직경보다 작고, 상기 동익의 삽입 설치부 부근부의 축 방향의 폭은 상기 수증기류의 상류측이 하류측에 비교하여 바람직하게는 4단계 이상으로 단계적으로 다르며, 상기 동익의 초단은 2단보다, 최종단이 다른 단보다 크고 초단 및 2단째는 나팔형으로 되어 있다.The rotor blade on the high pressure side has six or more stages, preferably seven or more stages, and the rotor shaft has a diameter smaller than that of the portion corresponding to the rotor blade inserting portion, and the rotor shaft has a diameter of the portion corresponding to the rotor blade inserting portion. The width in the axial direction of the vicinity of the portion is the largest in the first stage, and gradually increases in two or more stages, preferably three or more stages, from the upstream side to the downstream side of the steam stream, and the rotor blade on the medium pressure side has five or more stages. The rotor shaft has a diameter of a portion corresponding to the stator blade smaller than a diameter of a portion corresponding to the rotor insertion portion, and an axial width in the vicinity of the insertion portion of the rotor blade is located at an upstream side of the steam stream. In comparison, it is preferably different in stages by four or more stages, and the first stage of the rotor blade is larger than the second stage, and the final stage is larger than the other stage, and the first stage and the second stage are trumpets. It is.
본 발명은 중량비로 C 0.08 내지 0.18 %, Si 0.25 % 이하, Mn 0.90 % 이하, Cr 8.0 내지 13.0 %, Ni 2 내지 3 % 이하, Mo 1.5 내지 3.0 %, V 0.05 내지 0.35 %, Nb 및 Ta의 1종류 또는 2종류의 합계량이 0.02 내지 0.20 % 및 0.02 내지 0.10%를 함유하는 마르텐사이트강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈 장익에 있다.The present invention has a weight ratio of C 0.08 to 0.18%, Si 0.25% or less, Mn 0.90% or less, Cr 8.0 to 13.0%, Ni 2 to 3% or less, Mo 1.5 to 3.0%, V 0.05 to 0.35%, Nb and Ta One or two types of total amounts are made of the martensitic steel which contains 0.02 to 0.20% and 0.02 to 0.10%, The steam turbine long blade characterized by the above-mentioned.
이 증기 터빈 장익은 고속 회전에 따른 높은 원심 응력과 진동 응력에 견디기 위해 인장 강도가 높은 동시에, 고사이클 피로 강도가 높아야만 한다. 그로 인해, 익 재료의 금속 조직은 유해한 δ페라이트가 존재하면, 피로 강도를 현저하게 저하시키므로, 완전 소려 마르텐사이트 조직이어야만 한다.The steam turbine blades must have high tensile strength and high cycle fatigue strength to withstand the high centrifugal and vibrational stresses of high speed rotation. Therefore, the metal structure of the blade material should be a completely soothing martensite structure, since the presence of harmful δ ferrite significantly lowers the fatigue strength.
본 발명의 강은 전술한 식에서 계산되는 Cr 당량이 10 이하가 되도록 성분 조정되고, δ페라이트 상을 실질적으로 포함하지 않도록 하는 것이 필요하다.The steel of this invention needs to be adjusted so that Cr equivalent calculated by the above formula may be 10 or less, and substantially does not contain a δ ferrite phase.
장익 부재의 인장 강도는 120 kgf/㎟ 이상, 바람직하게는 128.5 kgf/㎟ 이상이다.The tensile strength of the blade member is 120 kgf / mm 2 or more, preferably 128.5 kgf / mm 2 or more.
또한 균질로 고강도의 증기 터빈 장익 부재를 얻기 위해, 조질 열처리로서 용해·단조 후에 1000 ℃ 내지 1100 ℃로 바람직하게는 0.5 내지 3시간 가열 보유 지지후 실온까지 급냉하는 소입을 행하고, 다음에, 550 ℃ 내지 570 ℃로 바람직하게는 1 내지 6시간 가열 보유 지지후 실온까지 냉각하는 1차 소려와 560 ℃ 내지 590 ℃로 바람직하게는 1 내지 6 시간 가열 보유 지지후 실온까지 냉각하는 2차 소려의 2회 이상의 소려 열처리가 실시된다.Further, in order to obtain a homogeneously high strength steam turbine blade member, as a temper heat treatment, after dissolution and forging, quenching is performed at 1000 ° C. to 1100 ° C., preferably at 0.5 to 3 hours, and then quenched to room temperature, and then 550 ° C. 2 times of first consideration to cool to room temperature after heat holding at 1 to 6 hours preferably at 1 to 6 hours and 2 times of second cooling at room temperature after heat holding at 1 to 6 hours preferably at 560 to 590 ° C. The above mentioned heat treatment is performed.
본 발명은 저압 터빈 최종단 익부 길이 914 ㎜(36 인치) 이상, 바람직하게는 965 ㎜(38 인치) 이상으로 한 3600 rpm 증기 터빈 및 저압 터빈 최종단 익 길이를 1092 ㎜(43 인치) 이상, 바람직하게는 1168 ㎜(46 인치) 이상으로 한 3000 rpm 증기 터빈으로 하고,〔익부 길이(인치) × 회전수(rpm)〕의 값을 125,000 이상, 바람직하게는 138,000 이상으로 한 것이다.The present invention provides a 3600 rpm steam turbine and a low pressure turbine end blade length of at least 914 mm (36 inches), preferably at least 965 mm (38 inches), of at least 1092 mm (43 inches). Preferably, it is set as the 3000 rpm steam turbine set to 1168 mm (46 inches) or more, and the value of [blade length (inch) x rotation speed (rpm)] is 125,000 or more, Preferably it is 138,000 or more.
또한 본 발명의 내열 주강으로 이루어지는 케이싱 부재에 있어서는 95 % 이상의 소려 마르텐사이트(δ페라이트 5 % 이하) 조직이 되도록 합금 조성을 조정하여 높은 고온 조도와 저온 인성 및 높은 피로 강도를 얻기 위해 다음 식의 각 원소의 함유량을 중량 %로 하여 계산되는 Cr 당량을 4 내지 10으로 성분 조정하는 것이 바람직하다.In addition, in the casing member made of the heat-resistant cast steel of the present invention, the alloy composition is adjusted to have 95% or more of martensite (δ ferrite 5% or less) structure to obtain high high temperature roughness, low temperature toughness and high fatigue strength. It is preferable to adjust the Cr equivalent calculated by content of as weight% to 4-10.
Cr 당량 = Cr + 6Si + 4Mo + 1.5W + 11V + 5Nb - 40C - 30NCr equivalent = Cr + 6Si + 4Mo + 1.5W + 11V + 5Nb-40C-30N
- 30B - 2Mn - 4Ni - 2Co + 2.5Ta-30B-2Mn-4Ni-2Co + 2.5Ta
본 발명의 12 Cr 내열강에 있어서는, 특히 621 ℃ 이상의 증기 내에서 사용될 경우에는 625 ℃, 105h 크리프 파단 강도 10 kgf/㎟ 이상, 실온 충격 흡수 에너지 1kgf - m 이상으로 하는 것이 바람직하다.In the 12 Cr heat-resistant steel of the present invention, in particular, when used in steam of 621 ° C or higher, it is preferable to set it to 625 ° C, 10 5 h creep rupture strength of 10 kgf / mm 2 or more, and room temperature shock absorption energy of 1 kgf-m or more.
(1) 본 발명에 있어서의 저압 증기 터빈의 최종단 블레이드에 이용하는 12 % Cr 강의 성분 범위 한정 이유에 대해서 설명한다.(1) The reason for limiting the component range of the 12% Cr steel used for the final stage blade of the low pressure steam turbine according to the present invention will be described.
C는 높은 인장 강도를 얻기 위해 최저 0.08 % 필요하다. 지나치게 C를 많게 하면, 인성을 저하시키므로 0.20 % 이하로 해야만 한다. 특히, 0.10 내지 0.18 %가 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.12 내지 0.16 %이다.C needs at least 0.08% to obtain high tensile strength. Too much C deteriorates toughness, so it must be 0.20% or less. In particular, 0.10 to 0.18% is preferable. More preferably, it is 0.12 to 0.16%.
Si는 탈산제, Mn은 탈황산·탈산제로, 강의 용해시에 첨가하는 것이며, 소량이라도 효과가 있다. Si는 δ페라이트 생성 원소이며, 다량의 첨가는 피로 및 인성을 저하시키는 유해한 δ페라이트 생성 원인이 되므로, 0.25 % 이하로 해야만 한다. 또한, 카본 진공 탈산법 및 일렉트로슬래그 용해법 등에 따르면 Si 첨가가 필요 없으며, Si 무첨가가 좋다. 특히, 0.10 % 이하, 0.05 % 이하가 보다 바람직하다.Si is a deoxidizer and Mn is a desulfuric acid deoxidizer and is added at the time of dissolution of the steel, and even a small amount is effective. Si is a δ ferrite generating element, and the addition of a large amount should be 0.25% or less, since it causes harmful δ ferrite generation which reduces fatigue and toughness. In addition, according to the carbon vacuum deoxidation method, the electroslag dissolving method, etc., Si addition is unnecessary and Si addition is good. In particular, 0.10% or less and 0.05% or less are more preferable.
다량의 Mn은 인성을 저하시키므로, 0.9 % 이하로 해야할 것이다.Since a large amount of Mn lowers toughness, it should be 0.9% or less.
특히, Mn은 탈산제로서 유효하므로, 인성 향상면에서 0.4 % 이하, 보다 바람직하게는 0.2 % 이하가 바람직하다.In particular, since Mn is effective as a deoxidizer, from the viewpoint of toughness improvement, 0.4% or less, more preferably 0.2% or less is preferable.
Cr은 내식성과 인장 강도를 높이지만, 13 % 이상 첨가하면 δ페라이트 조직 생성의 원인이 된다. 8 %보다 작으면 내식성과 인장 강도가 불충분하므로, Cr은 8 내지 13 %로 결정되었다. 특히 강도면에서 10.5 내지 12.5 %가, 보다 바람직하게는 11 내지 12 %가 바람직하다.Cr increases corrosion resistance and tensile strength, but addition of 13% or more causes δ ferrite structure formation. If less than 8%, the corrosion resistance and tensile strength were insufficient, so Cr was determined to be 8 to 13%. 10.5 to 12.5% is particularly preferable in terms of strength, and more preferably 11 to 12%.
Mo는 고용 강화 및 석출 강화 작용에 의해 인장 강도를 높이는 효과가 있다. Mo는 인장 강도 향상 효과가 불충분하며 3 % 이상이 되면 δ페라이트 생성 원인이 되므로 1.5 내지 3.0 %로 한정된다. 특히, 1.8 내지 2.7 %, 보다 바람직하게는 2.0 내지 2.5 %가 바람직하다. 또한, W 및 Co도 Mo와 같은 효과가 있다.Mo has the effect of raising the tensile strength by solid solution strengthening and precipitation strengthening action. Mo is insufficient to improve the tensile strength, and when 3% or more becomes δ ferrite generation, it is limited to 1.5 to 3.0%. In particular, 1.8 to 2.7%, more preferably 2.0 to 2.5% are preferred. W and Co also have the same effect as Mo.
V 및 Nb는 탄화물을 석출하여 인장 강도를 높이는 동시에 인성 향상 효과가 있다. V 0.05 %, Nb 0.02 % 이하에서는 그 효과가 불충분하며, V 0.35 %, Nb 0.2 % 이상에서는 δ페라이트 생성 원인이 된다. 특히 V는 0.15 내지 0.30 %, 보다 바람직하게는 0.25 내지 0.30 %, Nb는 0.04 내지 0.15 %, 보다 바람직하게는 0.06 내지 0.12 %가 바람직하다. Nb 대신에 Ta를 모두 마찬가지로 첨가할 수 있어 복합 첨가가 가능하다.V and Nb precipitate carbides to increase tensile strength and increase toughness. In V 0.05% and Nb 0.02% or less, the effect is inadequate, and in V 0.35% and Nb 0.2% or more, it becomes a cause of δ ferrite production. In particular, V is 0.15 to 0.30%, more preferably 0.25 to 0.30%, and Nb is preferably 0.04 to 0.15%, more preferably 0.06 to 0.12%. Instead of Nb, all of Ta can be added as well, and complex addition is possible.
Ni는 저온 인성을 높이는 동시에, δ페라이트 생성의 방지 효과가 있다. 이 효과는 Ni 2 % 이하에서는 불충분하며, 3 %를 초과하는 첨가로 효과가 포화한다. 특히, 2.3 내지 2.9 %가 바람직하다. 보다 바람직하게는 2.4 내지 2.8 %이다.Ni increases the low temperature toughness and has an effect of preventing the generation of δ ferrite. This effect is insufficient below Ni 2%, and the effect is saturated with additions above 3%. In particular, 2.3 to 2.9% is preferable. More preferably, it is 2.4 to 2.8%.
N은 인장 강도의 향상 및 δ페라이트의 생성 방지에 효과가 있지만, 0.02 % 미만에서는 그 효과가 불충분하며, 0.1 %를 초과하면 인성을 저하시킨다. 특히, 0.04 내지 0.08, 보다 바람직하게는 0.06 내지 0.08 %의 범위에서 우수한 특성을 얻을 수 있다.N is effective in improving the tensile strength and preventing the formation of δ ferrite, but the effect is insufficient at less than 0.02%, and when it exceeds 0.1%, the toughness is lowered. In particular, excellent characteristics can be obtained in the range of 0.04 to 0.08, more preferably 0.06 to 0.08%.
Si, P 및 S의 저감은 인장 강도를 손상시키지 않고, 저온 인성을 높이는 효과가 있으며, 가능한 한 저감하는 것이 바람직하다. 저온 인성 향상면에서 Si 0.1 % 이하, P 0.015 % 이하, S 0.015 % 이하가 바람직하다. 특히, Si 0.05 % 이하, P 0.010 % 이하, S 0.010 % 이하가 바람직하다. Sb, Sn 및 As의 저감도 저온 인성을 높이는 효과가 있으며, 가능한 한 저감하는 것이 바람직하지만, 현상 제강 기술 레벨면에서 Sb 0.0015 % 이하, Sn 0.01 % 이하 및 As 0.02 % 이하로 한정했다. 특히, Sb 0.001 %, Sn 0.005 % 및 As 0.01 % 이하가 바람직하다.Reduction of Si, P, and S has the effect of improving low-temperature toughness without damaging the tensile strength, and it is preferable to reduce it as much as possible. In view of improving low temperature toughness, Si is 0.1% or less, P 0.015% or less, and S 0.015% or less are preferable. In particular, Si 0.05% or less, P 0.010% or less, S 0.010% or less are preferable. Reduction of Sb, Sn, and As also has the effect of increasing low-temperature toughness, and it is preferable to reduce it as much as possible, but it is limited to Sb 0.0015% or less, Sn 0.01% or less, and As 0.02% or less from the viewpoint of developing steelmaking technology level. In particular, Sb 0.001%, Sn 0.005% and As 0.01% or less are preferable.
또한, 본 발명에 있어서는 Mn/Ni 비를 0.11 이하로 하는 것이 바람직하다.In addition, in this invention, it is preferable to make Mn / Ni ratio into 0.11 or less.
본 발명 재료의 열처리는, 우선 완전한 오스테나이트로 변태하는 데 충분한 온도, 최저 1000 ℃, 최고 1100 ℃로 균일하게 가열하고나서 급냉하고(바람직하게는 유냉), 이어서 550 내지 570 ℃의 온도로 가열 보유 지지·냉각하고(1차 소려), 이어서 560 내지 680 ℃의 온도로 가열 보유 지지하고나서 2차 소려를 행하고, 완전 소려 마르텐사이트 조직으로 하는 것이 바람직하다.The heat treatment of the material of the invention is first heated uniformly to a temperature sufficient to transform into complete austenite, at least 1000 ° C., at most 1100 ° C., then quenched (preferably oil-cooled), and then heated to a temperature of 550-570 ° C. It is preferable to carry out 2nd consideration after carrying out support and cooling (primary consideration), and carrying out heat holding at the temperature of 560-680 degreeC, and to make it a completely soothing martensite structure.
(2) 본 발명에 있어서의 620 내지 640 ℃ 증기 터빈의 고압과 중압 또는 고중압 일체형 로터, 블레이드, 노즐, 내부 케이싱 체결 볼트 및 중압부 초단 다이머프램을 구성하는 페라이트계 내열강의 조성 한정 이유에 대해서 설명한다.(2) The reason for limiting the composition of the ferritic heat-resistant steel constituting the high pressure, medium or high pressure integrated rotor, blade, nozzle, internal casing fastening bolt, and medium pressure section ultra-short diaphragm of the 620 to 640 ° C. steam turbine according to the present invention. Explain.
C는 소입성을 확보하고, 소려 열처리 과정에서 탄화물을 석출시켜 고온 강도를 높이는 데 불가결한 원소이며, 또한 높은 인장 강도를 얻기 위해서도 0.05 % 이상 필요한 원소이지만, 0.20 %를 초과하면 고온으로 장시간 노출된 경우에 금속 조직이 불안정해지며 장시간 크리프 파단 강도를 저하시키므로, 0.05 내지 0.20 %로 한정된다. 바람직하게는 0.08 내지 0.13 %이며, 특히 0.09 내지 0.12 %가 바람직하다.C is an element that is indispensable to secure hardenability, precipitate carbide in the heat treatment process, and increase the high temperature strength, and C is required to obtain high tensile strength over 0.05%, but when it exceeds 0.20%, In this case, the metal structure becomes unstable and lowers the creep rupture strength for a long time, so it is limited to 0.05 to 0.20%. Preferably it is 0.08 to 0.13%, and especially 0.09 to 0.12% is preferable.
Mn은 탈산제 등을 위해 첨가하는 것이며, 소량의 첨가로 그 효과는 달성되고, 1.5 %를 초과하는 다량의 첨가는 크리프 파단 강도를 저하시키므로 바람직하지 않다. 특히 0.03 내지 0.20 % 또는 0.3 내지 0.7 %가 바람직하고, 많은 쪽에 대해서는 0.35 내지 0.65 %가 보다 바람직하다. Mn이 적은 쪽이 고강도를 얻을 수 있다. 또한, Mn량이 많은 쪽은 가공성이 좋다.Mn is added for the deoxidizer and the like, and its effect is achieved by the addition of a small amount, and a large amount exceeding 1.5% is not preferable because it lowers the creep rupture strength. Especially 0.03-0.20% or 0.3-0.7% is preferable, and, for many, 0.35-0.65% is more preferable. Higher Mn yields higher strength. In addition, the higher the Mn amount, the better the workability.
Si도 탈산제로서 첨가하는 것이지만, 진공 C 탈산법 등의 제강 기술에 따르면, Si 탈산은 불필요하다. Si를 낮게 함으로써 유해한 δ페라이트 조직 생성 방지와 결정 입계 편석 등에 의한 인성 저하를 방지하는 효과가 있다. 따라서, 첨가하는 경우에는 0.15 % 이하로 억제할 필요가 있으며, 바람직하게는 0.07 % 이하이며, 특히 0.04 % 미만이 바람직하다.Although Si is also added as a deoxidizer, Si deoxidation is unnecessary according to steelmaking techniques such as vacuum C deoxidation. By lowering Si, it is effective to prevent harmful δ ferrite structure generation and to reduce the toughness due to grain boundary segregation. Therefore, when adding, it is necessary to suppress it to 0.15% or less, Preferably it is 0.07% or less, Especially less than 0.04% is preferable.
Ni는 인성을 높이고, 또 δ페라이트의 생성을 방지하는 데 매우 유효한 원소이지만, 0.05 % 미만에서는 그 효과가 충분하지 않으며, 1.0 %를 초과하는 첨가는 크리프 파단 강도를 저하시키므로 바람직하지 않다. 특히 0.3 내지 0.7 %, 보다 바람직하게는 0.4 내지 0.65 %가 바람직하다.Ni is an element which is very effective in increasing toughness and preventing the formation of δ ferrite, but its effect is not sufficient at less than 0.05%, and addition above 1.0% is not preferable because it lowers the creep rupture strength. Especially 0.3-0.7%, More preferably, 0.4-0.65% are preferable.
Cr은 고온 강도 및 고온 내산화를 높이는 데 불가결한 원소이며, 최저 9 % 필요하지만, 13 %를 초과하면 유해한 δ페라이트 조직을 생성하고 고온 강도 및 인성을 저하시키므로, 9 내지 12 %에 한정된다. 특히 10 내지 12 %, 보다 바람직하게는 10.8 내지 11.8 %가 바람직하다.Cr is an indispensable element for increasing high temperature strength and high temperature oxidation resistance, and is required at least 9%, but exceeds 13% is limited to 9 to 12% because it generates harmful δ ferrite structure and lowers high temperature strength and toughness. Especially 10 to 12%, More preferably, 10.8 to 11.8% are preferable.
Mo 첨가는 고온 강도 향상을 위해 행해진다. 그러나, 본 발명의 강과 같이 1 %를 초과하는 W를 포함하는 경우에는 0.5 % 이상의 Mo 첨가는 인성 및 피로 강도를 저하시키므로 0.5 % 이하로 제한된다. 특히 0.05 내지 0.45 %, 보다 바람직하게는 0.1 내지 0.2 %가 바람직하다.Mo addition is performed for high temperature strength improvement. However, in the case of containing more than 1% of W, such as the steel of the present invention, Mo addition of 0.5% or more is limited to 0.5% or less because it lowers toughness and fatigue strength. 0.05 to 0.45% is particularly preferable, and 0.1 to 0.2% is more preferable.
W는 고온에서의 탄화물의 응집 조대화를 억제하고, 또한 매트릭스를 고용 강화하므로, 620 ℃ 이상의 고온 장시간 강도를 현저하게 높이는 효과가 있다. 620 ℃에서는 1 내지 1.5 %, 630 ℃에서는 1.6 % 내지 2.0 %, 640 ℃에서는 2.1 % 내지 2.5 %, 650 ℃에서는 2.6 내지 3.0 %, 660 ℃에서는 3.1 내지 3.5 %로 하는 것이 바람직하다. 그리고 W가 3.5 %를 초과하면 δ페라이트를 생성하여 인성이 낮아지므로 1 내지 3.5 %로 한정된다. 특히, 2.4 내지 3.0 %가 바람직하고, 보다 바람직하게는 2.5 내지 2.7 %가 바람직하다.W suppresses the coarsening of carbides at high temperatures and strengthens the matrix so as to significantly increase the high temperature long time strength of 620 ° C or higher. It is preferable to set it as 1 to 1.5% at 620 degreeC, 1.6 to 2.0% at 630 degreeC, 2.1 to 2.5% at 640 degreeC, 2.6 to 3.0% at 650 degreeC, and 3.1 to 3.5% at 660 degreeC. When W exceeds 3.5%, δ ferrite is generated and the toughness is lowered, so it is limited to 1 to 3.5%. Especially, 2.4 to 3.0% is preferable, More preferably, 2.5 to 2.7% is preferable.
V는 V의 탄질화물을 석출하여 크리프 파단 강도를 높이는 효과가 있지만, 0.05 % 미만에서는 그 효과가 불충분하여 0.3 %를 초과하면 δ페라이트를 생성하여피로 강도를 저하시킨다. 특히 0.10 내지 0.25 %가 바람직하고, 보다 바람직하게는 0.15 내지 0.23 %가 바람직하다.V has the effect of increasing the creep rupture strength by precipitating the carbonitride of V, but the effect is insufficient at less than 0.05%, and when the content exceeds 0.3%, V decreases fatigue strength. 0.10 to 0.25% is particularly preferable, and 0.15 to 0.23% is more preferable.
Nb는 NbC 탄화물을 석출하고, 고온 강도를 높이기 위해 매우 효과적인 원소이지만, 지나치게 다량으로 첨가하면, 특히 대형 강괴에서는 조대한 공정 NbC 탄화물이 생성되고, 반대로 강도를 저하시키거나, 피로 강도를 저하시키는 δ페라이트를 석출시키는 원인이 되므로 0.20 % 이하로 억제할 필요가 있다. 그리고 0.01 % 미만의 Nb에서는 효과가 불충분하다. 특히 0.02 내지 0.15 %가, 보다 바람직하게는 0.04 내지 0.10 %이다.Nb is a very effective element for precipitating NbC carbides and increasing high temperature strength, but when added in excessively large amounts, coarse eutectic NbC carbides are produced, especially in large ingots, and conversely, δ, which reduces strength or reduces fatigue strength. Since it causes precipitation of ferrite, it is necessary to suppress it to 0.20% or less. And at less than 0.01% of Nb, the effect is insufficient. In particular, 0.02 to 0.15% is more preferably 0.04 to 0.10%.
Co는 본 발명을 종래의 발명으로부터 구별하여 특징을 지우는 중요한 원소이다. 본 발명에 있어서는 Co 첨가에 의해 고온 강도가 현저하게 개선되는 동시에 인성도 높인다. 이것은 W와의 상호 작용에 따른 것이라 생각할 수 있고, W를 1 % 이상 함유하는 본 발명 합금에 있어서 특징적인 현상이다. 이와 같은 Co의 효과를 실현하기 위해 본 발명 합금에 있어서의 Co의 하한은 2.0 %이지만, 과도하게 첨가해도 보다 큰 효과를 얻을 수 없을 뿐만 아니라, 연성이 저하하므로 하한은 10 %가 된다. 바람직하게는 620 ℃에 대해서는 2 내지 3 %, 630 ℃에 대해서는 3.5 내지 4.5 %, 640 ℃에 대해서는 5 내지 6 %, 650 ℃에 대해서는 6.5 내지 7.5 %, 660 ℃에 대해서는 8 내지 9 %가 바람직하다.Co is an important element which distinguishes and distinguishes the present invention from the conventional invention. In the present invention, the addition of Co significantly improves the high temperature strength and also increases the toughness. This is considered to be due to interaction with W, and is a characteristic phenomenon in the alloy of the present invention containing 1% or more of W. In order to realize such an effect of Co, the lower limit of Co in the alloy of the present invention is 2.0%, but even if it is added excessively, a larger effect cannot be obtained, and since the ductility is lowered, the lower limit is 10%. Preferably 2 to 3% for 620 ° C, 3.5 to 4.5% for 630 ° C, 5 to 6% for 640 ° C, 6.5 to 7.5% for 650 ° C and 8 to 9% for 660 ° C. .
N도 본 발명을 종래의 발명으로부터 구별하여 특징을 지우는 중요한 원소이다. N은 크리프 파단 강도의 개선 및 δ페라이트 조직의 생성 방지에 효과가 있지만 0.01 % 이하에서는 그 효과가 충분하지 않고 0.05 %를 초과하면 인성을 저하시키는 동시에 크리프 파단 강도도 저하시킨다. 특히 0.01 내지 0.03 %가, 보다 바람직하게는 0.015 내지 0.025 %가 바람직하다.N is also an important element which distinguishes and distinguishes the present invention from the conventional invention. N is effective in improving the creep rupture strength and preventing the formation of the δ ferrite structure, but the effect is not sufficient at 0.01% or less, and when it exceeds 0.05%, the toughness is lowered and the creep rupture strength is also lowered. In particular, 0.01 to 0.03% is more preferably 0.015 to 0.025%.
B는 입계 강도 작용과 M23C6탄화물 중에 고용하고, M23C6형 탄화물의 응집 조대화를 방지하는 작용에 의해 고온 강도를 높이는 효과가 있으며, 0.001 %를 초과하는 첨가가 유효하지만, 0.03 %를 초과하면 용접성이나 단조성을 저해하므로, 0.001 내지 0.03 %로 제한된다. 바람직하게는 0.001 내지 0.01 %, 또는 0.01 내지 0.02 %가 바람직하다.B has the effect of increasing the high temperature strength by the grain boundary strength action and the action of solidifying in M 23 C 6 carbide and preventing coagulation coarsening of M 23 C 6 type carbide, and addition exceeding 0.001% is effective, but 0.03 When it exceeds%, since weldability and forgeability are inhibited, it is limited to 0.001 to 0.03%. Preferably it is 0.001-0.01%, or 0.01-0.02% is preferable.
Ta, Ti 및 Zr의 첨가는 인성을 높이는 효과가 있으며, Ta 0.15 % 이하, Ti 0.1 % 이하 및 Zr 0.1 % 이하의 단독 또는 복합 첨가로 충분한 효과를 얻을 수 있다. Ta를 0.1 % 이상 첨가한 경우에는 Nb의 첨가를 생략할 수 있다.The addition of Ta, Ti, and Zr has the effect of increasing the toughness, and sufficient effects can be obtained by adding alone or in combination of 0.15% or less of Ta, 0.1% or less of Ti and 0.1% or less of Zr. When Ta is added 0.1% or more, the addition of Nb can be omitted.
본 발명에 있어서의 로터 샤프트 및 동익과 정익의 적어도 초단은 620 내지 630 ℃의 증기 온도에 대해서는 C 0.09 내지 0.20 %, Si 0.15 % 이하, Mn 0.05 내지 1.0 %, Cr 9.5 내지 12.5 %, Ni 0.1 내지 1.0 %, V 0.05 내지 0.30 %, N 0.01 내지 0.06 %, Mo 0.05 내지 0.5 %, W 2 내지 3.5 %, Co 2 내지 4.5 %, B 0.001 내지 0.030 %, 77 % 이상의 Fe를 갖는 완전 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 강에 의해 구성되는 것이 바람직하다. 또한, 635 내지 660 ℃의 증기 온도에 대해서는 전술한 Co량을 5 내지 8 %로 하고, 78 % 이상의 Fe를 갖는 완전 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 강에 의해 구성되는 것이 바람직하다. 특히, 양자의 온도에 대해 Mn량을 0.03 내지 0.2 % 및 B량을 0.001 내지 0.01 %로 작게 함으로써 고강도를 얻을수 있다. 특히, C 0.09 내지 0.20 %, Mn 0.1 내지 0.7 %, Ni 0.1 내지 1.0 %, V 0.10 내지 0.30 %, N 0.02 내지 0.05 %, Mo 0.05 내지 0.5 %, W 2 내지 3.5 %를 함유하고, 630 ℃ 이하에 대해서는 Co 2 내지 4 %, B 0.001 내지 0.01 % 및 630 내지 660 ℃에 대해서는 Co 5.5 내지 9.0 %, B 0.01 내지 0.03 %로 하는 것이 바람직하다.At least the first stage of the rotor shaft and the rotor blade and stator in the present invention is C 0.09 to 0.20%, Si 0.15% or less, Mn 0.05 to 1.0%, Cr 9.5 to 12.5%, Ni 0.1 to the steam temperature of 620 to 630 ° C. Fully soothed martensite structure with 1.0%, V 0.05-0.30%, N 0.01-0.06%, Mo 0.05-0.50%, W 2-3.5%, Co 2-4.5%, B 0.001-0.030%, 77% Fe It is preferable that it is comprised by the steel which has. In addition, it is preferable to make the above-mentioned Co amount into 5 to 8% about the vapor temperature of 635-660 degreeC, and to be comprised by the steel which has a fully soothed martensite structure which has 78% or more of Fe. In particular, high strength can be obtained by reducing the amount of Mn to 0.03 to 0.2% and the amount of B to 0.001 to 0.01% with respect to both temperatures. In particular, it contains C 0.09 to 0.20%, Mn 0.1 to 0.7%, Ni 0.1 to 1.0%, V 0.10 to 0.30%, N 0.02 to 0.05%, Mo 0.05 to 0.5%, W 2 to 3.5%, and 630 DEG C or lower. Regarding Co 2 to 4%, B 0.001 to 0.01%, and 630 to 660 ° C, Co 5.5 to 9.0% and B 0.01 to 0.03% are preferred.
후술한 식에 의해 구할 수 있는 Cr 당량을 로터 샤프트에 대해서는 4 내지 10.5, 특히 6.5 내지 9.5 %가 바람직하고, 다른 것도 마찬가지이다.4-10.5, especially 6.5-9.5% are preferable with respect to a rotor shaft of Cr equivalent calculated | required by the formula mentioned later, and others are the same.
본 발명의 증기 터빈의 고압과 중압의 로터 부재는 δ페라이트 조직이 혼재하면, 피로 강도 및 인성이 낮아지므로, 조직은 균일한 소려 마르텐사이트 조직이 바람직하다. 소려 마르텐사이트 조직을 얻기 위해 전술한 식에서 계산되는 Cr 당량을 성분 조정에 의해 10 이하로 해야만 한다. Cr 당량을 지나치게 낮게 하면 크리프 파단 강도가 저하해버리므로 4 이상으로 해야만 한다. 특히, Cr 당량 5 내지 8이 바람직하다.In the high and medium pressure rotor members of the steam turbine of the present invention, when the δ ferrite structure is mixed, the fatigue strength and toughness are lowered, so that the structure is preferably uniform and martensite structure. In order to obtain the martensitic structure, the Cr equivalent calculated in the above formula must be 10 or less by component adjustment. When Cr equivalent is made too low, creep rupture strength will fall, so it should be made 4 or more. In particular, Cr equivalent 5-8 is preferable.
본 발명의 로터는 목표 조성으로 하는 합금 원료를 전기로에서 용해하고, 카본 진공 탈산하고, 금형 주형으로 주입, 단조 연신하여 전극봉을 제작한다. 이 전극봉을 일렉트로슬래그 재용해하고, 로터 형상으로 단조 연신하여 성형한다. 이 단조 연신은 단조 균열을 방지하기 위해 1150 ℃ 이하의 온도로 행해져야만 한다. 또한 이 단강을 소둔 열처리 후, 1000 내지 1100 ℃로 가열하고 급냉하는 소입 처리, 550 내지 650 ℃ 및 670 내지 770 ℃의 순서로 2회 소려를 행함으로써 620 ℃ 이상의 증기 내에서 사용 가능한 증기 터빈 로터를 제조할 수 있다.The rotor of this invention melt | dissolves the alloy raw material made into a target composition in an electric furnace, degasses | carbon-vacuums, inject | pours into a metal mold, and forging-stretches, and produces an electrode rod. The electrode bar is re-dissolved in electroslag, forged and molded into a rotor shape. This forging stretching must be performed at a temperature of 1150 ° C. or lower to prevent forging cracking. In addition, after the annealing heat treatment of the forged steel, the steam turbine rotor can be used in steam of 620 ℃ or more by performing two times in the order of quenching treatment to heat and quench to 1000 to 1100 ℃, 550 to 650 ℃ and 670 to 770 ℃ It can manufacture.
본 발명에 있어서의 블레이드, 노즐, 내부 케이싱 체결 볼트, 중압부 초단 다이어프램은 진공 용해에 의해 용해되고, 진공하에서 금형으로 주조되고, 잉곳이 제조된다. 잉곳은 전술한 바와 같은 온도로 소정 형상으로 열간 단조되고, 1050 내지 1150 ℃로 가열후 수냉 또는 오일 소입되고, 이어서 700 내지 800 ℃로 소려 처리가 실시되고, 절삭 가공에 의해 소망 형상의 블레이드가 된다. 진공 용해는 10-1내지 10-4㎜Hg 하에서 행해진다. 특히, 본 발명에 있어서의 내열강은 고압부 및 중압부의 블레이드 및 노즐의 전체 단에 이용할 수 있지만, 특히 양자의 초단에는 필요한 것이다.In the present invention, the blade, the nozzle, the inner casing fastening bolt, and the intermediate pressure ultra-short diaphragm are melted by vacuum melting, cast into a mold under vacuum, and an ingot is produced. The ingot is hot forged to a predetermined shape at a temperature as described above, heated to 1050 to 1150 ° C., then water cooled or oil quenched, followed by a soaking treatment at 700 to 800 ° C., to form a blade having a desired shape by cutting. . Vacuum dissolution is carried out under 10 −1 to 10 −4 mmHg. In particular, the heat-resistant steel in the present invention can be used for the whole stages of the blades and the nozzles of the high pressure section and the medium pressure section, but is particularly necessary for the first stage of both.
(3) 본 발명에 있어서의 600 내지 620 ℃ 미만의 증기 터빈의 고압과 중압 또는 고중압 일체형 로터 샤프트를 구성하는 조성은 이하의 것이 바람직하다.(3) The composition constituting the high pressure, medium pressure or high medium pressure integrated rotor shaft of the steam turbine of less than 600 to 620 ° C in the present invention is preferably the following.
C는 높은 인장 강도를 얻기 위해 0.05 % 이상 필요한 원소이지만, 그 양이 0.25 %를 초과하면, 고온에 장시간 노출된 경우에 조직이 불안정해지며 장시간 크리프 파단 강도를 저하시키므로 0.05 내지 0.25 %로 한정된다. 특히, 0.1 내지 0.2 %가 바람직하다.C is an element that is required at least 0.05% to obtain a high tensile strength, but when the amount exceeds 0.25%, it is limited to 0.05 to 0.25% because the tissue becomes unstable and prolongs creep rupture strength after prolonged exposure to high temperature. . In particular, 0.1 to 0.2% is preferable.
Nb는 고온 강도를 높이기 위해 매우 효과적인 원소이지만, 지나치게 다량으로 첨가하면 특히 대형 강괴에서는 Nb 탄화물의 조대한 석출이 발생하고, 또한 매트릭스의 C 농도를 저하시키고, 오히려 강도를 저하시키거나, 피로 강도를 저하시키는 δ페라이트를 석출시키는 결점이 있으므로 0.15 % 이하로 억제할 필요가 있다. 또한 0.02 % 미만의 Nb에서는 효과가 불충분하다. 특히, 0.07 내지 0.12 %가바람직하다.Nb is a very effective element for increasing the high temperature strength, but when added in excessive amounts, coarse precipitation of Nb carbides occurs, especially in large ingots, and also lowers the C concentration of the matrix, but rather decreases the strength or fatigue strength. It is necessary to suppress it to 0.15% or less because it has a defect of precipitating? Ferrite to be reduced. In addition, the effect is insufficient at Nb of less than 0.02%. In particular, 0.07 to 0.12% is preferred.
N은 크리프 파단 강도의 개선 및 δ페라이트의 생성 방지에 효과가 있지만, 0.025 % 미만에서는 그 효과가 충분하지 않고, 0.1 %를 초과하면 현저하게 인성을 저하시킨다. 특히, 0.04 내지 0.07 %가 바람직하다.N is effective in improving the creep rupture strength and preventing the formation of δ ferrite, but the effect is not sufficient at less than 0.025%, and when the content exceeds 0.1%, the toughness is significantly lowered. In particular, 0.04 to 0.07% is preferable.
Cr은 고온 강도를 개선하지만, 13 %를 초과하면 δ페라이트를 생성시키는 원인이 되며, 8 %보다 작으면 고온 고압 증기에 대한 내식성이 불충분해진다. 특히, 10 내지 11.5 %가 바람직하다.Cr improves the high temperature strength, but if it exceeds 13%, it causes δ ferrite, and if it is less than 8%, the corrosion resistance to the high temperature and high pressure steam is insufficient. In particular, 10 to 11.5% is preferable.
V는 크리프 파단 강도를 높이는 효과가 있지만, 0.02 % 미만에서는 그 효과 불충분하며, 0.5 %를 초과하면 δ페라이트를 생성하여 피로 강도를 저하시킨다. 특히, 0.1 내지 0.3 %가 바람직하다.V has an effect of increasing the creep rupture strength, but less than 0.02%, the effect is insufficient. If V exceeds 0.5%, δ ferrite is generated to lower the fatigue strength. In particular, 0.1 to 0.3% is preferable.
Mo는 고용 강화 및 석출 경화 작용에 의해 크리프 강도를 개선하지만, 0.5 % 미만에서는 그 효과가 작고, 2 %를 초과하면 δ페라이트를 생성하고, 인성 및 크리프 파단 강도를 저하시킨다. 특히, 0.75 내지 1.5 %가 바람직하다.Mo improves creep strength by solid solution strengthening and precipitation hardening action, but when the content is less than 0.5%, the effect is small. When Mo exceeds 2%, Mo produces ferrite and reduces toughness and creep rupture strength. In particular, 0.75 to 1.5% is preferable.
Ni는 인성을 높이고, 또 δ페라이트의 생성을 방지하기 위해 매우 유효한 원소이지만, 1.5 %를 초과하면 첨가는 크리프 파단 강도를 저하시켜 버리므로 바람직하지 않다. 특히 0.4 내지 1 %가 바람직하다.Ni is a very effective element for increasing the toughness and preventing the formation of δ ferrite, but when it exceeds 1.5%, the addition lowers the creep rupture strength, which is not preferable. Especially 0.4-1% is preferable.
Mn은 탈산제로서 첨가하는 것이며, 소량의 첨가로 그 효과는 달성되고, 1.5 %를 초과하는 다량 첨가는 크리프 파단 강도를 저하시킨다. 특히, 0.5 내지 1 %가 바람직하다.Mn is added as a deoxidizer, and the effect is achieved with a small amount of addition, and a large amount of more than 1.5% lowers the creep rupture strength. In particular, 0.5 to 1% is preferable.
Si도 탈산제로서 첨가하는 것이지만, 진공 C 탈산법 등의 제강 기술에 따르면, Si 탈산은 불필요하다. 그리고, Si를 낮게 함으로써 δ페라이트 석출 방지 및 인성 개선에 효과가 있으므로, 0.6 % 이하로 억제할 필요가 있다. 첨가할 경우에 특히 0.25 %가 바람직하다.Although Si is also added as a deoxidizer, Si deoxidation is unnecessary according to steelmaking techniques such as vacuum C deoxidation. In addition, since it is effective in preventing δ ferrite precipitation and improving toughness by lowering Si, it is necessary to suppress it to 0.6% or less. 0.25% is particularly preferred when added.
W는 미량으로 현저하게 고온 강도를 높인다. 0.1 % 미만에서는 효과가 작고, 또한 0.65 %를 초과하면 급격하게 강도를 저하시킨다. W는 0.1 내지 0.65 % 이하로 해야 할 것이다. 한편, W는 0.5 %를 초과하면 현저하게 인성을 낮추므로 인성이 요구되는 부재에서는 0.5 % 미만으로 하는 것이 바람직하다. 특히, 0.2 내지 0.45 %가 바람직하다.W significantly increases the high temperature strength. If it is less than 0.1%, the effect is small, and if it exceeds 0.65%, the strength is sharply lowered. W should be 0.1 to 0.65% or less. On the other hand, if W exceeds 0.5%, the toughness is remarkably lowered, so it is preferable to set it to less than 0.5% in the member requiring toughness. In particular, 0.2 to 0.45% is preferable.
Al은 탈산제로서 유효한 원소로 0.02 % 이하 첨가한다. 0.02 %를 초과하는 Al량은 고온 강도를 낮춘다.Al is added as an effective deoxidizer to 0.02% or less. An amount of Al exceeding 0.02% lowers the high temperature strength.
(4) 본 발명에 있어서의 12 중량 % Cr계 마르텐사이트강으로 이루어지는 증기 터빈 로터 샤프트는 그 저널부를 형성하는 모재 표면에 베어링 특성의 높은 육성 용접층을 형성하는 것이 바람직하고, 강으로 이루어지는 용접 부재를 이용하여 바람직하게는 3층 내지 10층의 상기 육성 용접층을 형성하고, 1층 내지 2층째 내지 4층째 중 어느 한 층까지의 상기 용접 부재의 Cr량을 차례로 저하시키는 동시에, 4층째 이후를 같은 Cr량을 갖는 강으로 이루어지는 용접 부재를 이용하여 용접하고, 상기 1층의 용접에 이용되는 용접 부재의 Cr량을 상기 모재의 Cr량보다 2 내지 6 중량 % 정도 작게 하고, 4층째 이후의 용접층의 Cr량을 0.5 내지 3 중량 %(바람직하게는 1 내지 2.5 %)로 하는 것이다.(4) In the present invention, the steam turbine rotor shaft made of 12 wt% Cr-based martensitic steel preferably forms a high weld layer having bearing characteristics on the surface of the base material forming the journal, and is made of steel. Using the above, preferably the said 3rd thru | or 10th layer of the said welding welding layer is formed, and the Cr amount of the said welding member to one layer of 1st-2nd-4th layer is lowered one by one, and after 4th layer, Welding using a welding member made of steel having the same Cr amount, and making the Cr amount of the welding member used for the welding of the first layer about 2 to 6 wt% smaller than the Cr amount of the base material, and welding after the fourth layer. The amount of Cr in the layer is 0.5 to 3% by weight (preferably 1 to 2.5%).
본 발명에 있어서는 저널부의 베어링 특성 개선에는 육성 용접이 가장 안전성이 높은 점에서 바람직하다. 또한, Cr량 1 내지 3 %를 갖는 저합금강으로 이루어지는 슬리브의 가열 끼워 맞춤, 끼워 맞춤으로 하는 구조로도 할 수 있다.In the present invention, the wet welding is preferable for improving the bearing characteristics of the journal portion, in terms of the highest safety. Moreover, it can also be set as the structure which heat-fits and fits the sleeve which consists of low-alloy steels with Cr amount 1-3%.
용접 층수를 많게 하여 서서히 Cr량을 낮추는 데 3층 이상이 바람직하고, 10층 이상 용접해도 그 이상의 효과는 얻을 수 없다. 일예로서 최종 마무리 단계에서 약 18 ㎜의 두께가 요구된다. 이와 같은 두께를 형성하는 데는 절삭에 따른 최종 마무리 값을 제외해도 적어도 5층의 육성 용접층이 바람직하다. 3층째 이후는 주로 소려 마르텐사이트 조직을 갖고, 탄화물이 석출되고 있는 것이 바람직하다. 특히, 4층째 이후의 용접층의 조성으로서 중량비로 C 0.01 내지 0.1 %, Si 0.3 내지 1 %, Mn 0.3 내지 1.5 %, Cr 0.5 내지 3 %, Mo 0.1 내지 1.5 %를 함유하고 잔부 Fe로 이루어지는 것이 바람직하다.In order to increase the number of welding layers and gradually reduce the amount of Cr, three or more layers are preferable, and even if it welds ten or more layers, the further effect cannot be acquired. As an example a thickness of about 18 mm is required in the final finishing step. In order to form such a thickness, at least five layers of the build-up welding layer are preferable even if the final finishing value due to cutting is excluded. It is preferable that after the 3rd layer, it has a mainly martensite structure and carbide is precipitated. In particular, the composition of the weld layer after the fourth layer contains C by 0.01 to 0.1%, Si 0.3 to 1%, Mn 0.3 to 1.5%, Cr 0.5 to 3%, Mo 0.1 to 1.5% and the balance Fe desirable.
(5) 본 발명의 고압 터빈, 중압 터빈 및 고중압 터빈의 내부 케이싱 가감 밸브 밸브 하우징, 조합 재열 밸브 밸브 하우징, 주 증기 리드관, 주 증기 입구관, 재열 입구관, 고압 터빈 노즐 박스, 중압 터빈 초단 다이어프램, 고압 터빈 주 증기 입구 플랜지, 엘보, 주 증기 정지 밸브를 구성하는 페라이트계 내열강 조성의 한정 이유에 대해서 설명한다.(5) Internal casing regulating valve valve housing, combination reheat valve valve housing, main steam lead pipe, main steam inlet pipe, reheat inlet pipe, high pressure turbine nozzle box, medium pressure turbine of high pressure turbine, medium pressure turbine and high medium pressure turbine of the present invention The reason for limitation of the ferritic heat resistant steel composition which comprises an ultra-short diaphragm, a high pressure turbine main steam inlet flange, an elbow, and a main steam stop valve is demonstrated.
페라이트계 내열 주강 케이싱 부재에 있어서는 특히 Ni/W 비를 0.25 내지 0.75로 조정함으로써, 621 ℃, 250 kgf/㎠ 이상의 초초 임계압 터빈 고압 및 중압 내부 케이싱 및 주 증기 정지 밸브 및 가감 밸브 케이싱에 요구된다. 625 ℃, 105h 크리프 파단 강도 9 kgf/㎟ 이상, 실온 충격 흡수 에너지 1kgf - m 이상의 내열 주강 케이싱 부재를 얻을 수 있다.In the ferritic heat-resistant cast steel casing member, in particular, the Ni / W ratio is adjusted to 0.25 to 0.75, which is required for ultra-high threshold pressure turbine high pressure and medium pressure internal casing and main steam stop valve and regulating valve casing at 621 ° C and 250 kgf / cm 2 or more. . A heat resistant cast steel casing member of 625 ° C, 10 5 h creep rupture strength of 9 kgf / mm 2 or more, and room temperature shock absorption energy of 1 kgf-m or more can be obtained.
본 발명 페라이트계 내열 주강 케이싱 부재에 있어서는 높은 고온 강도와 저온 인성 및 높은 피로 강도를 얻기 위해, 전술한 식에서 계산되는 Cr 당량을 4 내지 10으로 성분 조정하는 것이 바람직하다.In the ferrite heat-resistant cast steel casing member of the present invention, in order to obtain high high temperature strength, low temperature toughness and high fatigue strength, it is preferable to adjust the Cr equivalent calculated by the above formula to 4 to 10.
본 발명의 12 Cr의 내열 강에 있어서는 621 ℃ 이상의 증기 내에서 사용되므로, 625 ℃, 105h 크리프 파단 강도 9kgf/㎟ 이상, 실온 충격 흡수 에너지 1kgf - m 이상으로 해야만 한다. 또한, 보다 높은 신뢰성을 확보하기 위해서는 625 ℃, 105h 크리프 파단 강도 10 kgf/㎟ 이상, 실온 충격 흡수 에너지 2kgf - m 이상인 것이 바람직하다.In the 12 Cr heat-resistant steel of the present invention, since it is used in steam of 621 ° C or higher, it must be 625 ° C, 10 5 h creep rupture strength of 9 kgf / mm 2 or more, and room temperature shock absorption energy of 1 kgf-m or more. Moreover, in order to ensure higher reliability, it is preferable that it is 625 degreeC, 10 5 h creep rupture strength 10 kgf / mm <2> or more, and room temperature shock absorption energy 2kgf-m or more.
C는 높은 인장 강도를 얻기 위해 0.06 % 이상 필요한 원소이지만, 0.16 %를 초과하면 고온에 장시간 노출된 경우에 금속 조직이 불안정해지며 장시간 크리프 파단 강도를 저하시키므로, 0.06 내지 0.16 %로 한정된다. 특히 0.90 내지 0.14 %가 바람직하다.C is an element necessary for at least 0.06% to obtain a high tensile strength, but when it exceeds 0.16%, the metal structure becomes unstable when exposed to high temperature for a long time and lowers the creep rupture strength for a long time, so it is limited to 0.06 to 0.16%. 0.90 to 0.14% is particularly preferable.
N은 크리프 파단 강도의 개선 및 δ페라이트 조직의 생성 방지에 효과가 있지만, 0.01 % 미만에서는 그 효과가 충분하지 않으며 0.1 %를 초과해도 현저한 효과는 없으며, 역으로 인성을 저하시키는 동시에, 크리프 파단 강도도 저하시킨다. 특히 0.02 내지 0.06 %가 바람직하다.N is effective in improving creep rupture strength and preventing the formation of δ ferrite tissue, but the effect is not sufficient at less than 0.01%, and there is no remarkable effect at more than 0.1%. Also lowers. In particular, 0.02 to 0.06% is preferable.
Mn은 탈산제로서 첨가하는 것이며, 소량의 첨가로 그 효과는 달성되고, 1 %를 초과하는 다량의 첨가는 크리프 파단 강도를 저하시키고, 특히 0.4 내지 0.7 %가 바람직하다.Mn is added as a deoxidizer, and the effect is achieved by the addition of a small amount, and the addition of a large amount of more than 1% lowers the creep rupture strength, and particularly preferably 0.4 to 0.7%.
Si도 탈산제로서 첨가하는 것이지만, 진공 C 탈산법 등의 제강 기술에 따르면, Si 탈산은 불필요하다. 또한 Si를 낮게 함으로써 유해한 δ페라이트 조직 생성 방지 효과가 있다. 따라서, 첨가할 경우에는 0.5 % 이하로 억제할 필요가 있으며, 특히 0.1 내지 0.4 %가 바람직하다.Although Si is also added as a deoxidizer, Si deoxidation is unnecessary according to steelmaking techniques such as vacuum C deoxidation. In addition, by lowering Si, it is possible to prevent harmful δ ferrite structure generation. Therefore, when added, it is necessary to suppress it to 0.5% or less, and 0.1 to 0.4% is especially preferable.
V는 크리프 파단 강도를 높이는 효과가 있지만, 0.05 % 미만에서는 그 효과가 불충분하므로 0.35 %를 초과하면 δ페라이트를 생성하여 피로 강도를 저하시킨다. 특히, 0.15 내지 0.25 %가 바람직하다.V has an effect of increasing creep rupture strength, but less than 0.05%, the effect is insufficient. If V exceeds 0.35%, δ ferrite is generated to lower the fatigue strength. In particular, 0.15 to 0.25% is preferable.
Nb는 고온 강도를 높이는 데 매우 효과적인 원소이지만, 지나치게 다량으로 첨가하면, 특히 대형 강괴에서는 조대한 공정 Nb 탄화물이 생성되고, 반대로 강도를 저하시키거나 피로 강도를 저하시키는 δ페라이트를 석출시키는 원인이 되므로 0.15 % 이하로 억제할 필요가 있다. 또한 0.01 % 미만의 Nb에서는 효과가 불충분하다. 특히 대형 강괴의 경우는 0.02 내지 0.1 %가, 보다 바람직하게는 0.04 내지 0.08 %가 바람직하다.Nb is a very effective element to increase the high temperature strength, but when added in excessively large amounts, especially large ingots produce coarse eutectic Nb carbide, which in turn causes precipitation of δ ferrite, which lowers the strength or decreases the fatigue strength. It is necessary to suppress it to 0.15% or less. In addition, the effect is insufficient at Nb of less than 0.01%. Especially in the case of a large ingot, 0.02 to 0.1% is more preferable.
Ni는 인성을 높이고, 또 δ페라이트의 생성을 방지하기 위해 매우 유효한 원소이지만, 0.2 % 미만에서는 그 효과가 충분하지 않고, 1.0 %를 초과하는 첨가는 크리프 파단 강도를 저하시키므로 바람직하지 않다. 특히 0.4 내지 0.8 %가 바람직하다.Ni is a very effective element for increasing toughness and preventing the formation of δ ferrite, but its effect is insufficient at less than 0.2%, and an addition exceeding 1.0% is not preferable because it lowers the creep rupture strength. 0.4 to 0.8% is particularly preferable.
Cr은 고강도 및 고온 산화를 개선하는 효과가 있다. 12 %를 초과하면 유해한 δ페라이트 조직 생성의 원인이 되며, 8 %보다 작으면 고온 고압 증기에 대한내산화성이 불충분해진다. 또한 Cr 첨가는 크리프 파단 강도를 높이는 효과가 있지만, 과잉 첨가는 유해한 δ페라이트 조직 생성 및 인성 저하의 원인이 된다. 특히, 8.0 내지 10 %, 보다 바람직하게는 8.5 내지 9.5 %이다.Cr has the effect of improving high strength and high temperature oxidation. If it exceeds 12%, it causes harmful δ ferrite tissue formation, and if it is less than 8%, oxidation resistance to high temperature and high pressure steam is insufficient. In addition, Cr addition has an effect of increasing creep rupture strength, but excessive addition causes harmful δ ferrite structure generation and toughness degradation. In particular, it is 8.0 to 10%, more preferably 8.5 to 9.5%.
W는 고온 장시간 강도를 현저하게 높이는 효과가 있다. 1 %보다 작은 W에서는 620 내지 660 ℃에서 사용하는 내열강으로서는 효과가 불충분하다. 또한 W가 4 %를 초과하면 인성이 낮아진다. 620 ℃에서는 1.0 내지 1.5 %, 630 ℃에서는 1.6 내지 2.0 %, 640 ℃에서는 2.1 내지 2.5 %, 650 ℃에 대해서는 2.6 내지 3.0 %, 660 ℃에서는 3.1 내지 3.5 %가 바람직하다.W has the effect of significantly increasing the high temperature long time strength. At W less than 1%, the effect is insufficient for the heat resistant steel used at 620 to 660 ° C. In addition, when W exceeds 4%, toughness becomes low. 1.0 to 1.5% at 620 ° C, 1.6 to 2.0% at 630 ° C, 2.1 to 2.5% at 640 ° C, 2.6 to 3.0% at 650 ° C and 3.1 to 3.5% at 660 ° C.
W와 Ni는 서로 상관성이 있으며 Ni/W 비를 0.25 내지 0.75로 함으로써 강도와 인성 모두 높은 것을 얻을 수 있다.W and Ni are correlated with each other, and a high strength and toughness can be obtained by setting the Ni / W ratio to 0.25 to 0.75.
Mo 첨가는 고온 강도 향상을 위해 행해진다. 그러나, 본 발명의 주강과 같이 1 %를 초과하는 W를 포함하는 경우에는 1.5 % 이상의 Mo 첨가는 인성 및 피로 강도를 저하시키므로, 1.5 % 이하가 좋고, 특히 0.4 내지 0.8 %, 보다 바람직게는 0.55 내지 0.70 %가 바람직하다.Mo addition is performed for high temperature strength improvement. However, in the case of containing more than 1% of W, such as the cast steel of the present invention, since 1.5% or more of Mo decreases toughness and fatigue strength, 1.5% or less is preferable, particularly 0.4 to 0.8%, more preferably 0.55. To 0.70% is preferred.
Ta, Ti 및 Zr의 첨가는 인성을 높이는 효과가 있으며, Ta 0.15 % 이하, Ti 0.1 % 이하 및 Zr 0.1 % 이하의 단독 또는 복합 첨가로 충분한 효과를 얻을 수 있다. Ta를 0.1 % 이상 첨가한 경우에는 Nb의 첨가를 생략할 수 있다.The addition of Ta, Ti, and Zr has the effect of increasing the toughness, and sufficient effects can be obtained by adding alone or in combination of 0.15% or less of Ta, 0.1% or less of Ti and 0.1% or less of Zr. When Ta is added 0.1% or more, the addition of Nb can be omitted.
본 발명의 내열 주강 케이싱 부재는 δ페라이트 조직이 혼재되면, 피로 강도 및 인성이 낮아지므로, 조직은 균일한 소려 마르텐사이트 조직이 바람직하다. 소려 마르텐사이트 조직을 얻기 위해 전술한 식에서 계산되는 Cr 당량을 성분 조정에의해 10 이하로 해야만 한다. Cr 당량을 지나치게 낮게 하면 크리프 파단 강도가 저하해 버리므로 4 이상으로 해야만 한다. 특히, Cr 당량 6 내지 9 %가 바람직하다.In the heat-resistant cast steel casing member of the present invention, when the δ ferrite structure is mixed, the fatigue strength and toughness are lowered, and therefore, the martensite structure is preferably uniform in structure. In order to obtain the martensitic structure, the Cr equivalent calculated in the above formula must be 10 or less by component adjustment. When Cr equivalent is made too low, creep rupture strength will fall, so it must be made 4 or more. In particular, Cr equivalent 6-9% is preferable.
B 첨가는 고온(620 ℃ 이상) 크리프 파단 강도를 현저하게 높인다. B 함유량이 0.003 %를 초과하면 용접성이 악화되므로, 상한은 0.003 %로 제한된다. 특히, 대형 케이싱의 B 함유량의 상한은 0.0028 %, 또 0.0005 내지 0.0025 %가 바람직하고, 특히 0.001 내지 0.002 %가 바람직하다.The addition of B significantly increases the high temperature (above 620 ° C) creep rupture strength. If the B content exceeds 0.003%, the weldability deteriorates, so the upper limit is limited to 0.003%. In particular, the upper limit of the B content of the large casing is preferably 0.0028%, more preferably 0.0005 to 0.0025%, particularly preferably 0.001 to 0.002%.
케이싱은 620 ℃ 이상의 고압 증기를 커버하고 있으므로, 내압에 따른 고응력이 작용한다. 그로 인해, 크리프 파괴 방지의 관점에서 10 kgf/㎟ 이상의 105h 크리프 파단 강도가 요구된다. 또한, 기동시에는 메탈 온도가 낮은 때에 열응력이 작용하므로, 취성 파괴 방지의 관점으로부터 1kgf - m 이상의 실온 충격 흡수 에너지가 요구된다. 보다 고온도측에 대해서는 Co를 10 % 이하 함유시킴으로써 강화가 도모된다. 특히, 620 ℃에 대해서는 1 내지 2 %, 630 ℃에 대해서는 2.5 내지 3.5 %, 640 ℃에 대해서는 4 내지 5 %, 650 ℃에 대해서는 5.5 내지 6.5 %, 660 ℃에 대해서는 7 내지 8 %가 바람직하다. 600 내지 620 ℃에서는 무첨가라도 좋다.The casing covers high pressure steam of 620 ° C. or higher, and thus high stress acts on the internal pressure. Therefore, 10 5 h creep rupture strength of 10 kgf / mm 2 or more is required from the viewpoint of creep fracture prevention. In addition, since the thermal stress acts when the metal temperature is low at the start, a room temperature shock absorbing energy of 1 kgf-m or more is required from the viewpoint of preventing brittle fracture. On the higher temperature side, reinforcement is aimed at by containing 10% or less of Co. In particular, 1 to 2% for 620 ° C, 2.5 to 3.5% for 630 ° C, 4 to 5% for 640 ° C, 5.5 to 6.5% for 650 ° C, and 7 to 8% for 660 ° C. At 600-620 degreeC, you may add no addition.
결함이 작은 케이싱을 제작하기 위해서는 주괴 중량 50톤 전후로 대형이 되므로, 고도의 제조 기술이 요구된다. 본 발명의 페라이트계 내열 주강 케이싱 부재는 목표 조성으로 하는 합금 원료를 전기로에서 용해하고, 레이들 정련후, 사형 주형으로 주입 성형함으로써 건전한 것을 제작할 수 있다. 주입 전에 충분한 정련및 탈산을 행함으로써, 수축 공동 등의 주조 결함이 작은 것으로 할 수 있다.In order to manufacture a casing with a small defect, since it becomes large about 50 tons of ingot weight, advanced manufacturing technology is required. The ferritic heat-resistant cast steel casing member of the present invention can produce a healthy one by dissolving an alloy raw material having a target composition in an electric furnace and after injection ladle refining, by injection molding into a sand mold. By performing sufficient refining and deoxidation before injection, casting defects, such as a shrinkage cavity, can be made small.
또한, 상기 주강을 1000 내지 1150 ℃로 소둔 열처리 후, 1000 내지 1100 ℃로 가열하여 급냉하는 소준 열처리, 550 내지 750 ℃ 및 670 내지 770 ℃의 순서로 2회 소려를 행함으로써 621 ℃ 이상의 증기 내에서 사용 가능한 증기 터빈 케이싱을 제조할 수 있다. 소둔 및 소준 온도는 1000 ℃ 이하에서는 탄질화물을 충분히 고용시킬 수 없으며, 지나치게 높게 하면 결정 입자 조대화의 원인이 된다. 그리고, 2회 소려는 잔류 오스테나이트를 완전히 분해시키고, 균일한 소려 마르텐사이트 조직으로 할 수 있다. 상기의 제작 방법으로 제작함으로써 10 kgf/㎟ 이상의 625 ℃, 105h 크리프 파단 강도와 1 kgf - m 이상의 실온 충격 흡수 에너지를 얻을 수 있고, 620 ℃ 이상의 증기 내에서 사용 가능한 증기 터빈 케이싱으로 할 수 있다.In addition, the annealing heat treatment of the cast steel at 1000 to 1150 ℃, and then subjected to two times in the order of annealing heat treatment to be quenched by heating to 1000 to 1100 ℃, 550 to 750 ℃ and 670 to 770 ℃ in the steam of 621 ℃ or more Usable steam turbine casings can be made. In the annealing and annealing temperature, carbonitride cannot be fully dissolved at 1000 degrees C or less, and when too high, it will cause coarse crystal grains. Then, the two-time soak can completely decompose the retained austenite and have a uniform sour martensite structure. By producing by the above production method, it is possible to obtain 625 ° C of 10 kgf / mm 2 or more, 10 5 h creep rupture strength and 1 kgf-m of room temperature shock absorbing energy, and to use a steam turbine casing that can be used in steam of 620 ° C or higher. have.
O는 0.015 %를 초과하면 고온 강도 및 인성치를 저하시키므로, 0.015 % 이하가 바람직하고, 특히 0.010 % 이하가 바람직하다.When O exceeds 0.015%, since high temperature strength and toughness fall, 0.015% or less is preferable, and 0.010% or less is especially preferable.
본 발명에 있어서의 케이싱은 전술한 Cr 당량으로 하고, δ페라이트량이 5 % 이하로 하는 것이 바람직하고, 보다 바람직하게는 0 %이다.It is preferable that the casing in this invention is made into Cr equivalent mentioned above, and (delta ferrite amount is 5% or less), More preferably, it is 0%.
내부 케이싱을 주강에 의해 제조하는 외에 단강에 의해 제조하는 것이 바람직하다.It is preferable to manufacture the inner casing by forging steel in addition to manufacturing by cast steel.
(6) 기타(6) other
(A) 저압 증기 터빈 로터 샤프트는 중량비로 C 0.2 내지 0.3 %, Si 0.1 % 이하, Mn 0.2 % 이하, Ni 3.2 내지 4.0 %, Cr 1.25 내지 2.25 %, Mo 0.1 내지 0.6 %, V 0.05 내지 0.25 %를 갖는 완전 소려 베이나이트 조직을 갖는 저합금강이 바람직하고, 전술한 고압, 중압 로터 샤프트와 같은 제조법에 의해 제조되는 것이 바람직하다. 특히, Si량은 0.05 % 이하, Mn 0.1 % 이하, 그 밖의 P, S, As, Sb, Sn 등의 불순물을 가능한 한 낮춘 원료를 이용하여 총량 0.025 % 이하로 하도록 이용되는 원재료의 불순물이 작은 것을 사용하는 슈퍼클린화한 제조로 하는 것이 바람직하다. P, S 각 0.010 % 이하, Sn, As 0.005 % 이하, Sb 0.001 % 이하가 바람직하다.(A) Low pressure steam turbine rotor shafts by weight ratio of C 0.2 to 0.3%, Si 0.1% or less, Mn 0.2% or less, Ni 3.2 to 4.0%, Cr 1.25 to 2.25%, Mo 0.1 to 0.6%, V 0.05 to 0.25% Low-alloy steels having a fully known bainite structure with a metal are preferable, and are preferably produced by a manufacturing method such as the high pressure and medium pressure rotor shafts described above. Particularly, the amount of Si is less than 0.05%, Mn is 0.1% or less, and other impurities such as P, S, As, Sb, Sn, etc. are used so that the total amount of the raw materials used is less than 0.025% by using raw materials with the lowest possible amount. It is preferable to set it as the supercleaned manufacture to be used. P and S are preferably 0.010% or less, Sn, As 0.005% or less, and Sb 0.001% or less.
(B) 저압 터빈용 블레이드의 최종단 이외 및 노즐은 C 0.05 내지 0.2 %, Si 0.1 내지 0.5 %, Mn 0.2 내지 1.0 %, Cr 10 내지 13 %, Mo 0.04 내지 0.2 %를 갖는 완전 소려 마르텐사이트강이 바람직하다.(B) Other than the final end of the blade for low pressure turbines and the nozzles are fully soothed martensitic steels with C 0.05 to 0.2%, Si 0.1 to 0.5%, Mn 0.2 to 1.0%, Cr 10 to 13%, Mo 0.04 to 0.2% This is preferred.
(C) 저압 터빈용 내부 및 외부 케이싱 모두 C 0.2 내지 0.3 %, Si 0.3 내지 0.7 %, Mn 1 % 이하를 갖는 탄소 주강이 바람직하다.(C) Carbon cast steels having C 0.2 to 0.3%, Si 0.3 to 0.7%, and Mn 1% or less are preferred for both the inner and outer casings for the low pressure turbine.
(D) 주 증기 정지 밸브 케이싱 및 증기 가감 밸브 케이싱은 C 0.1 내지 0.2 %, Si 0.1 내지 0.4 %, Mn 0.2 내지 1.0 %, Cr 8.5 내지 10.5 %, Mo 0.3 내지 1.0 %, W 1.0 내지 3.0 %, V 0.1 내지 0.3 %, Nb 0.03 내지 0.1 %, N 0.03 내지 0.08 %, B 0.0005 내지 0.003 %를 함유하는 완전 소려 마르텐사이트강이 바람직하다.(D) the main steam stop valve casing and the steam regulating valve casing are C 0.1 to 0.2%, Si 0.1 to 0.4%, Mn 0.2 to 1.0%, Cr 8.5 to 10.5%, Mo 0.3 to 1.0%, W 1.0 to 3.0%, Preferred martensitic steels containing V 0.1 to 0.3%, Nb 0.03 to 0.1%, N 0.03 to 0.08%, and B 0.0005 to 0.003% are preferred.
(E) 저압 터빈의 최종단 동익으로서 12 % Cr 강 이외의 Ti 합금이 이용되고, 특히 40 인치를 초과하는 길이에 대해서는 Al 5 내지 8 중량 % 및 V 3 내지 6 중량 %를 갖는 Ti 합금이 이용된다. 특히, 43 인치에 있어서는 Al 5.5 내지 6.5 %, V 3.5 내지 4.5 %로 하고, 46 인치에서는 Al 4 내지 7 % V 4 내지 7 % 및 Sn 1 내지3 %를 갖는 고강도 재료가 좋다.(E) Ti alloys other than 12% Cr steel are used as final stage rotors of low pressure turbines, in particular Ti alloys having 5 to 8% by weight of Al and V 3 to 6% by weight for lengths exceeding 40 inches. do. In particular, a high-strength material having an Al of 5.5 to 6.5%, V 3.5 to 4.5% at 43 inches, and an Al 4 to 7% V 4 to 7% and Sn 1 to 3% at 46 inches is preferable.
(F) 고압 터빈, 중압 터빈 및 고중압 터빈용 외부 케이싱에는 C 0.10 내지 0.20 %, Si 0.05 내지 0.6 %, Mn 0.1 내지 1.0 %, Ni 0.1 내지 0.5 %, Cr 1 내지 2.5 %, Mo 0.5 내지 1.5 %, V 0.1 내지 0.35 %를 함유하고, 바람직하게는 Al 0.025 % 이하, B 0.0005 내지 0.004 % 및 Ti 0.05 내지 0.2 %의 적어도 한 쪽을 포함하고, 완전 소려 베이나이트 조직을 갖는 주강에 의해 제조하는 것이 바람직하다. 특히, C 0.10 내지 0.18 %, Si 0.20 내지 0.60 %, Mn 0.20 내지 0.50 %, Ni 0.1 내지 0.5 %, Cr 1.0 내지 1.5 %, Mo 0.9 내지 1.2 %, V 0.2 내지 0.3 %, Al 0.001 내지 0.005 %, Ti 0.045 내지 0.10 % 및 B 0.0005 내지 0.0020 %를 포함하는 주강이 바람직하다. 보다 바람직하게는 Ti/Al 비가 0.5 내지 10이다.(F) External casings for high pressure turbines, medium and high pressure turbines include C 0.10 to 0.20%, Si 0.05 to 0.6%, Mn 0.1 to 1.0%, Ni 0.1 to 0.5%, Cr 1 to 2.5%, Mo 0.5 to 1.5 %, Containing from 0.1 to 0.35% of V, preferably made of cast steel containing at least one of 0.025% or less of Al, 0.0005 to 0.004% of B and 0.05 to 0.2% of Ti, and having a fully soaked bainite structure It is preferable. In particular, C 0.10 to 0.18%, Si 0.20 to 0.60%, Mn 0.20 to 0.50%, Ni 0.1 to 0.5%, Cr 1.0 to 1.5%, Mo 0.9 to 1.2%, V 0.2 to 0.3%, Al 0.001 to 0.005%, Cast steels comprising 0.045 to 0.10% Ti and 0.0005 to 0.0020% B are preferred. More preferably, the Ti / Al ratio is 0.5 to 10.
(G) 증기 온도 625 내지 650 ℃에 있어서의 고압, 중압, 고중압 터빈(고압측과 중압측)의 초단 블레이드로서 중량비로 C 0.03 내지 0.20 %(바람직하게는 0.03 내지 0.15 %), Cr 12 내지 20 %, Mo 9 내지 20 %(바람직하게는 12 내지 20 %), Co 12 % 이하(바람직하게는 5 내지 12 %), Al 0.5 내지 1.5 %, Ti 1 내지 3 %, Fe 5 % 이하, Si 0.3 % 이하, Mn 0.2 % 이하, B 0.003 내지 0.015 % 외의 Mg 0.1 % 이하, 희토류 원소 0.5 % 이하, Zr 0.5 % 이하의 1종류 이상을 포함하는 Ni 기합금이 이용된다. 이하에 대해서는 0 %도 포함한다. 단조후, 용체화 처리되고, 700 내지 870 ℃로 시효 처리된다.(G) Ultrashort blades of high pressure, medium pressure, and high pressure turbines (high pressure side and medium pressure side) at steam temperatures of 625 to 650 ° C. with a weight ratio of C 0.03 to 0.20% (preferably 0.03 to 0.15%), Cr 12 to 20%, Mo 9-20% (preferably 12-20%), Co 12% or less (preferably 5-12%), Al 0.5-1.5%, Ti 1-3%, Fe 5% or less, Si Ni base alloys containing one or more of 0.3% or less, Mn 0.2% or less, B 0.003 to 0.015%, Mg 0.1% or less, rare earth elements 0.5% or less, and Zr 0.5% or less are used. The following also includes 0%. After forging, the solution is subjected to solution treatment and aged at 700 to 870 ° C.
<실시예 1><Example 1>
표1은 증기 터빈용 장익 재료에 관한 12 % Cr 강의 화학 조성(중량 %)을 도시한 것이다. 각 시료는 각각 150 ㎏ 진공 아크 용해하고, 1150 ℃로 가열하고 단조하여 실험 소재로 했다. 시료 No. 1은 1000 ℃로 1h 가열후 오일 소입에 의해 실온까지 냉각하고, 이어서 570 ℃로 가열하여 2h 보유 지지후 실온까지 냉각했다.No. 2는 1050 ℃로 1h 가열후 오일 소입에 의해 실온까지 냉각하고, 이어서 570 ℃로 가열하여 2h 보유 지지후 실온까지 냉각했다. 시료 No. 3 내지 No. 6은 1050 ℃로 1h 가열후 오일 소입에 의해 실온까지 냉각하고, 이어서 560 ℃로 가열하여 2h 보유 지지후 실온까지 냉각하고(1차 소려), 또 580 ℃로 가열하여 2h 보유 지지후 실온까지 노냉했다(2차 소려).Table 1 shows the chemical composition (% by weight) of 12% Cr steels for the steam turbine benefit material. Each sample was melt | dissolved by 150 kg vacuum arc, and heated and forged at 1150 degreeC, respectively, and it was set as the experimental material. Sample No. 1 was heated to 1000 ° C. for 1 h and then cooled to room temperature by oil quenching, followed by heating to 570 ° C. for 2 h holding, and then cooled to room temperature. 2 was cooled to room temperature by oil quenching after 1 h of heating to 1050 ° C, and then heated to 570 ° C to cool to room temperature after 2h holding. Sample No. 3 to No. 6 is heated to 1050 ℃ 1h, then cooled to room temperature by oil quenching, then heated to 560 ℃ to hold for 2h, then cooled to room temperature (primary consideration), and heated to 580 ℃ to be cooled to room temperature after 2h holding (Second opinion).
표1에 있어서, No. 3, 4 및 5는 본 발명 재료, No. 6은 비교 재료 및 No. 1 및 2는 현재 사용하는 장익 재료이다.In Table 1, No. 3, 4, and 5 are materials of the present invention, No. 6 is a comparative material and No. 1 and 2 are the present field materials.
표2는 이들 시료의 실온의 기계적 성질을 나타낸다. 본 발명의 재료(No. 3 내지 5)는 증기 터빈용 장익 재료로서 요구되는 인장 강도(120 kgf/㎟ 이상 또는 128.5 kgf/㎟ 이상) 및 저온 인성(20 ℃ V 노치 샤르피 충격치 2.5 kgf - m/㎠ 이상)을 충분히 만족시키는 것이 확인되었다.Table 2 shows the mechanical properties of these samples at room temperature. The materials of the present invention (Nos. 3 to 5) are characterized by tensile strength (120 kgf / mm 2 or more or 128.5 kgf / mm 2 or more) and low temperature toughness (20 ° C. V notch Charpy impact value 2.5 kgf-m /) required as a steam turbine benefit material. Cm 2 or more) was confirmed to be sufficiently satisfied.
이에 반해, 비교 재료의 No. 1 및 6은 증기 터빈용 장익으로 사용하기 위해 서는 인장 강도와 충격치로 나타내는 값이 낮다. 비교 재료 시료 번호 2는 인장 강도 및 인성이 낮다. No. 5는 충격치가 3.8 kgf - m/㎠로 약간 낮고, 43 인치 이상에 대해서는 4 kgf - m/㎠ 이상의 요구에 약간 부족하다.In contrast, the No. 1 and 6 are low values for tensile strength and impact value for use as a steam turbine benefit. Comparative Material Sample No. 2 has low tensile strength and toughness. No. 5 has a slightly lower impact value of 3.8 kgf-m / cm 2, and slightly less than 4 kgf-m / cm 2 or more for 43 inches or more.
도1은 (Ni - Mo)량과 인장 강도와의 관계를 도시한 선도이다. 본 실시예에 있어서는 Ni와 Mo량과는 동등한 함유량으로 함유시킴으로써 저온에 있어서의 강도와 인성을 동시에 높이는 것이며, 양자의 함유량의 차가 커짐에 따라서 강도가 저하는 경향을 나타낸다. Ni량이 Mo량보다 0.6 % 이상 작아지면 급격히 강도가 저하하고, 반대로 1.0 % 이상 많아짐에 따라서도 급격하게 강도가 저하한다. 따라서 (Ni - Mo)량이 -0.6 내지 1.0 %가 높은 강도를 나타낸다.1 is a diagram showing the relationship between the (Ni-Mo) amount and the tensile strength. In the present embodiment, the content and content of Ni and Mo are added to increase the strength and toughness at low temperature at the same time, and the strength tends to decrease as the difference between the two contents increases. When the amount of Ni becomes 0.6% or more smaller than the amount of Mo, the strength decreases rapidly. On the contrary, the strength decreases rapidly as the amount of Ni increases by 1.0% or more. Therefore, the (Ni-Mo) amount of -0.6 to 1.0% shows high strength.
도2는 (Ni - Mo)량과 충격치와의 관계를 도시한 선도이다. 도면에 도시한 바와 같이, (Ni - Mo)량은 -0.5 % 부근에서 충격치가 저하하지만 그 전후에서는 높은 값을 나타낸다.Fig. 2 is a diagram showing the relationship between the (Ni-Mo) amount and the impact value. As shown in the figure, the (Ni-Mo) amount shows a high value at around -0.5% while the impact value decreases.
도4 내지 도6은 시료 No. 3의 인장 강도 및 충격치에 미치는 열처리 조건(소입 온도 및 2차 소려 온도)의 영향을 도시한 선도이다. 소입 온도는 975 내지 1125 ℃, 1차 소려 550 내지 560 ℃로 행한 후, 2차 소려 온도는 560 내지 590 ℃이다. 도면에 도시한 바와 같이, 장익 재료로서 요구되는 특성(인장 강도 ≥ 128.5 kgf/㎟, 20 ℃ V 노치 샤르피 충격치 ≥ 4 kgf - m/㎠)을 만족시키는 것이 확인되었다. 또, 도3 및 도5의 2차 소려 온도는 575 ℃이며, 도4 및 도6의 소입 온도는 1050 ℃이다.4 to 6 show Sample No. 3 is a diagram showing the influence of heat treatment conditions (annealing temperature and secondary consideration temperature) on tensile strength and impact value of 3. FIG. After the quenching temperature is performed at 975 to 1125 ° C and the first source of 550 to 560 ° C, the second source temperature is 560 to 590 ° C. As shown in the figure, it was confirmed that the characteristics (tension strength ≧ 128.5 kgf / mm 2, 20 ° C. V notch Charpy impact value ≧ 4 kgf −m / cm 2) required as the blade material were satisfied. 3 and 5 are 575 ° C, and the quenching temperature of Figs. 4 and 6 is 1050 ° C.
도7은 인장 강도와 충격치와의 관계를 도시한 선도이다. 본 실시예에 있어서의 12 % Cr 강은 전술한 바와 같이 인장 강도 120 kgf/㎟ 이상 및 충격치 4 kgf - m/㎠ 이상을 갖는 것이 바람직하지만, 충격치(y)가〔-0.45 × (인장 강도) + 61.5〕에 의해 구할 수 있는 값 이상으로 하는 것이 특히 바람직한 것이다.Fig. 7 is a diagram showing the relationship between tensile strength and impact value. As described above, the 12% Cr steel in the present embodiment preferably has a tensile strength of 120 kgf / mm 2 or more and an impact value of 4 kgf −m / cm 2 or more, but the impact value y is [-0.45 × (tension strength) It is especially preferable to set it as the value calculated | required by +61.5].
본 발명에 관한 12 % Cr 강은 특히, C + Nb량이 0.18 내지 0.35 %로, (Nb/C) 비가 0.45 내지 1.00, (Nb/N) 비가 0.8 내지 3.0이 바람직하다.As for 12% Cr steel which concerns on this invention, C + Nb amount is 0.18 to 0.35% especially, (Nb / C) ratio is 0.45 to 1.00, and (Nb / N) ratio is preferable 0.8-3.0.
<실시예 2><Example 2>
오일 쇼크 후의 연료비 급등을 계기로 증기 조건의 향상에 의한 열효율 향상을 도모하기 위해 증기 온도 600 ℃ 내지 649 ℃ 미분탄 직접 연소 보일러 및 증기 터빈이 요구된다. 이와 같은 증기 조건 보일러의 일예를 표3에 나타낸다.A steam temperature of 600 ° C to 649 ° C pulverized coal direct combustion boilers and steam turbines are required to improve thermal efficiency by improving steam conditions in response to the fuel cost surge after oil shock. An example of such a steam condition boiler is shown in Table 3.
대용량화와 함께 미분탄 연소 화로가 대형화되고, 1050 MW 급으로 화로 폭 31 m, 화로 깊이 16 m, 1400 MW 급으로 화로 폭 34 m, 화로 깊이 18 m가 된다.Along with the increased capacity, pulverized coal-fired furnaces are enlarged, and the furnace width is 31m, furnace depth 16m, furnace depth 34m and furnace depth 18m at 1050 MW.
표4는 증기 온도 625 ℃, 1050 MW 증기 터빈의 주요한 사양이다. 본 실시예는 크로스컴파운드형 4류 배기, 저압 터빈에 있어서의 최종단 익 길이가 43 인치이며, A는 HP - IP 및 LP 2대로 3000 r/min, B는 HP - LP 및 IP - LP로 각각 마찬가지로 3000 r/min의 회전수를 지니고, 고온부에 있어서는 표에 나타내는 주요한 재료에 의해 구성된다. 고압부(HP)의 증기 온도는 625 ℃, 250 kgf/㎠의 압력이며, 중압부(IP)의 증기 온도는 625 ℃로 재열기에 의해 가열되고, 45 내지 65 kgf/㎠의 압력으로 운전된다. 저압부(LP) 증기 온도는 400 ℃로 들어가며 100 ℃ 이하, 722 ㎜Hg의 진공에서 복수기로 이송된다.Table 4 gives the main specifications for a steam temperature of 625 ° C and a 1050 MW steam turbine. In this example, the final wing length of the cross-compound type 4-class exhaust and low pressure turbine is 43 inches, A is 3000 r / min with two HP-IP and LP, and B is HP-LP and IP-LP, respectively. Similarly, it has the rotation speed of 3000 r / min, and is comprised by the main material shown to a table in a high temperature part. The steam temperature of the high pressure part HP is a pressure of 625 degreeC and 250 kgf / cm <2>, and the steam temperature of the medium pressure part IP is heated by a reheater to 625 degreeC, and is operated by the pressure of 45-65 kgf / cm <2>. The low pressure (LP) vapor temperature enters 400 ° C. and is transferred to the condenser in a vacuum of 100 ° C. or less and 722 mm Hg.
도8은 표4의 터빈 구성 A에 있어서의 고압 및 중압 증기 터빈의 단면 구성도이다. 고압 증기 터빈은 고압 내부 차실(18)과 그 외측의 고압 외부 차실(19) 내에 고압 동익(16)을 꽂아 설치한 고압 차축(고압 로터 샤프트)(23)이 설치된다. 전술한 고온 고압의 증기는 전술한 보일러에 의해 얻을 수 있고, 주 증기관을 통해 주 증기 입구를 구성하는 플랜지, 엘보(25)로부터 주 증기 입구(29)를 통해 노즐 박스(38)로부터 초단 복류의 동익으로 유도된다. 초단은 복류이며, 한 쪽에 8단설치된다. 이들 동익에 대응하여 각각 정익이 설치된다. 동익은 안장형 도브테일 형식, 더블티논, 초단 익 길이가 약 35 ㎜이다. 차축 사이의 길이는 약 5.8 m 및 정익부에 대응하는 부분에서 가장 작은 부분의 직경은 약 710 ㎜이며, 직경에 대한 길이의 비는 약 8.2이다.FIG. 8 is a sectional configuration diagram of the high pressure and medium pressure steam turbine in the turbine configuration A of Table 4. FIG. The high pressure steam turbine is provided with a high pressure axle (high pressure rotor shaft) 23 in which a high pressure rotor 16 is inserted into a high pressure inner compartment 18 and an outer high pressure outer compartment 19. The above-mentioned high temperature and high pressure steam can be obtained by the above-described boiler, and from the flange, elbow 25, which constitutes the main steam inlet through the main steam pipe, from the nozzle box 38 through the main steam inlet 29 through the main steam inlet Induced by rotor blade. The first stage is double flow, and eight stages are installed on one side. Corresponding to these rotor blades, static vanes are respectively provided. The rotor has a saddle-shaped dovetail type, double tinn and ultrashort blade length of about 35 mm. The length between the axles is about 5.8 m and the diameter of the smallest part in the portion corresponding to the stator is about 710 mm and the ratio of length to diameter is about 8.2.
로터 샤프트의 초단과 최종단의 동익 뿌리 부분의 폭은 거의 같고, 2단째, 3 내지 5단째, 6단째, 7 내지 8단째의 5단계로 하류측을 따라서 단계적으로 작아지며, 2단째의 삽입 설치부의 축 방향의 폭은 최종단에 반대 0.71배의 크기이다.The rotor blades of the first and final stages of the rotor shaft are almost equal in width, and gradually decrease along the downstream side in the fifth stage of the second, third, fifth, sixth, and seventh to eighth stages, and the second stage is installed. The negative axial width is 0.71 times the opposite end.
로터 샤프트의 정익에 대응하는 부분은 동익 삽입 설치부에 대해 로터 샤프트의 직경이 작아지고 있다. 그 부분의 축 방향의 폭은 2단째 동익과 3단째 동익 사이의 폭에 대해서 최종단 동익과 그 바로 앞단의 동익 사이의 폭까지 단계적으로 작아지며, 후자의 폭은 전자의 폭에 반해 0.86배로 작아지고 있다. 2단째 내지 6단째까지와 6단째 내지 9단째까지의 2단계로 작게 한 것이다.As for the part corresponding to the stator blade of a rotor shaft, the rotor shaft diameter becomes small with respect to the rotor blade insertion part. The width in the axial direction of the part is gradually reduced to the width between the final stage rotor and the immediately preceding rotor in relation to the width between the 2nd stage rotor and the 3rd stage rotor, and the latter width is 0.86 times smaller than the former width. ought. It is made small in 2 steps from 2nd stage to 6th stage, and 6th stage to 9th stage.
본 실시예에 있어서는 후술하는 표5에 도시한 재료를 초단 블레이드 및 노즐을 사용한 외는 모두 W, Co 및 B를 포함하지 않는 12 % Cr계 강에 의해 구성한 것이다. 본 실시예에 있어서의 동익의 익부 길이는 초단이 35 내지 50 ㎜, 2단째로부터 최종단이 됨에 따라서 각단에서 길어지며, 특히 증기 터빈의 출력에 의해 2단째부터 최종단까지의 길이가 65 내지 180 ㎜이며, 단 수는 9 내지 12단으로, 각 단 익부의 길이는 하류측이 상류측에 반해 인접하는 길이가 1.10 내지 1.15의 비율로 길어지는 동시에, 하류측에서 그 비율이 서서히 커지고 있다.In the present embodiment, the materials shown in Table 5 described later are all composed of 12% Cr-based steel that does not contain W, Co, and B except for using the ultra short blades and the nozzles. The blade length of the rotor blade in this embodiment is longer at each stage as the first stage becomes 35 to 50 mm and the second stage to the final stage, and in particular, the length from the second stage to the final stage is 65 to 180 by the output of the steam turbine. It is mm, and the number of stages is 9-12, and the length of each blade | wing part becomes longer in the ratio of 1.10-1.15 of the length which adjoins downstream compared with an upstream side, and the ratio is gradually increasing in the downstream side.
중압 증기 터빈은 고압 증기 터빈으로부터 배출된 증기를 다시 625 ℃로 재열기에 의해 가열된 증기에 의해 고압 증기 터빈과 함께 발전기를 회전시키는 것으로, 3000회/min의 회전수에 의해 회전된다. 중압 터빈은 고압 터빈과 마찬가지로 중압 내부 차실(21)과 외부 차실(22)를 갖고, 중압 동익(17)과 대항하여 정익이 설치된다. 동익(17)은 6단으로 2류가 되며, 중압 차축(중압 로터 샤프트)의 길이 방향에 대해 거의 대칭으로 좌우에 설치된다. 베어링 중심간 거리는 약 5.8 m이며, 초단 익 길이 약 100 ㎜, 최종단 익 길이 약 230 ㎜이다. 초단, 2단의 도브테일은 역 절삭형이다. 최종단 동익 앞의 정익에 대응하는 로터 샤프트의 직경은 약 630 ㎜이며, 그 직경에 대한 베어링간 거리의 비는 약 9.2배이다.The medium pressure steam turbine rotates the generator together with the high pressure steam turbine by the steam heated by the reheater to the steam discharged from the high pressure steam turbine again, and is rotated by the rotation speed of 3000 times / min. The medium pressure turbine has a medium pressure internal compartment 21 and an external compartment 22 similarly to a high pressure turbine, and a stator is provided against the medium pressure rotor blade 17. The rotor blade 17 is divided into six stages in six stages, and is installed at right and left symmetrically with respect to the longitudinal direction of the medium pressure axle (medium pressure rotor shaft). The distance between the centers of the bearings is about 5.8 m, the ultra short blade length is about 100 mm and the final blade length is about 230 mm. The first and second stage dovetails are reverse cut. The diameter of the rotor shaft corresponding to the stator in front of the final rotor is about 630 mm and the ratio of the distance between bearings to that diameter is about 9.2 times.
본 실시예의 중압 증기 터빈의 로터 샤프트는 동익 삽입 설치부의 축 방향 폭이 초단으로부터 4단, 5단 및 최종단에 따라서 3단계로 단계적으로 커지며, 최종단에서의 폭은 초단에 반해 약 1.4배가 커져 있다.The rotor shaft of the medium pressure steam turbine according to the present embodiment has a axial width of the rotor insert installation portion gradually increasing in three stages from the first stage to the fourth stage, the fifth stage and the final stage, and the width at the final stage is about 1.4 times larger than the initial stage. have.
그리고, 본 증기 터빈의 로터 샤프트는 정익부에 대응한 부분의 직경이 작아지며, 그 폭은 초단 동익, 2 내지 3단 및 최종단 동익측에 따라서 4단계로 단계적으로 작아지며, 전자에 대한 후자의 축 방향의 폭이 약 0.7배나 작아진다.The rotor shaft of the present steam turbine has a smaller diameter corresponding to the stator blade portion, and the width thereof becomes smaller in four stages depending on the first stage rotor, two to three stages, and the final stage rotor blade. The width in the axial direction is about 0.7 times smaller.
본 실시예에 있어서는 후술하는 표5에 도시한 재료를 초단 블레이드, 노즐에 사용되는 기타 W, Co 및 B를 함유하지 않는 12 % Cr계 강이 이용된다. 본 실시예에 있어서의 동익 익부의 길이는 초단으로부터 최종단이 됨에 따라서 각 단에서 길어지며, 증기 터빈의 출력에 의해 초단으로부터 최종단까지의 길이가 60 내지 300 ㎜이고, 6 내지 9단에서 각 단 익부의 길이는 하류측이 상류측에 반해 인접하는 길이가 1.1 내지 1.2의 비율로 길어지고 있다.In this embodiment, a 12% Cr-based steel is used which does not contain W, Co, and B, which are used for ultrashort blades and nozzles in the materials shown in Table 5 described later. In the present embodiment, the length of the rotor blade portion is increased at each stage as it is from the first stage to the final stage, and the length from the first stage to the final stage is 60 to 300 mm by the output of the steam turbine. As for the length of a blade | wing part, the length which adjoins the length downstream of the upstream side is 1.1-1.2.
동익의 삽입 설치부는 정익에 대응하는 부분에 비교하여 직경이 커지며, 그 폭은 동익의 익부 길이가 클 수록 그 삽입 설치부 폭은 커진다. 그 폭의 동익 익부 길이에 대한 비율은 초단으로부터 최종단이 0.35 내지 0.8이며, 초단으로부터 최종단이 됨에 따라서 단계적으로 작아진다.The insertion portion of the rotor blade is larger in diameter than the portion corresponding to the stator blade, and the width of the blade portion is larger as the blade length of the rotor blade is larger. The ratio of the width to the rotor blade length is 0.35 to 0.8 from the first stage to the final stage, and gradually decreases from the first stage to the final stage.
도9는 저압 터빈의 단면도이다. 저압 터빈은 2대가 탠덤식으로 연결되고, 거의 같은 구조를 가지고 있다. 각각 동익(41)은 좌우로 8단이며, 좌우 거의 대칭이 되며, 또한 동익에 대응하여 정익(42)이 설치된다. 최종단의 동익 길이는 43 인치이며, 표1의 No. 7의 12 % Cr 강이 사용되고, 도10에 도시한 더블티논, 안장형 도브테일을 지니고, 노즐 박스(44)는 복류형이다. 로터 샤프트(43)는 Ni 3.75 %, Cr 1.75 %, Mo 0.4 %, V 0.15 %, C 0.25 %, Si 0.05 %, Mn 0.10 %, 나머지 Fe로 이루어지는 슈퍼클린재의 완전 소려 베이나이트 조직을 갖는 단강이 이용된다. 최종단 이외의 동익 및 정익은 모두 Mo를 0.1 % 함유하는 12 % Cr 강이 이용된다. 내외부 케이싱 부재에는 C 0.25 %의 주강이 이용된다. 본 실시예에 있어서의 베어링(43)에서의 중심간 거리는 7500 ㎜이고, 정익부에 대응하는 로터 샤프트의 직경은 약 1280 ㎜, 동익 삽입 설치부에서의 직경은 2275 ㎜이다. 이 로터 샤프트 직경에 대한 베어링 중심간의 거리는 약 5.9이다.9 is a sectional view of a low pressure turbine. Two low-pressure turbines are connected in tandem and have almost the same structure. Each of the rotor blades 41 has eight stages to the left and right, becomes substantially symmetrical to the left and right, and the stator blades 42 are provided corresponding to the rotor blades. The blade length of the last stage was 43 inches, and No. A 12% Cr steel of 7 is used, and has a double tinnon, saddle-shaped dovetail as shown in FIG. 10, and the nozzle box 44 is a double flow type. The rotor shaft 43 has a forged steel having a fully polished bainite structure of a super clean material composed of Ni 3.75%, Cr 1.75%, Mo 0.4%, V 0.15%, C 0.25%, Si 0.05%, Mn 0.10%, and the remaining Fe. Is used. As for the rotor blade and the stator blade other than the final stage, 12% Cr steel containing 0.1% of Mo is used. Cast steel of C 0.25% is used for the inner and outer casing members. The center-to-center distance in the bearing 43 in this embodiment is 7500 mm, the diameter of the rotor shaft corresponding to the stator blade portion is about 1280 mm, and the diameter in the rotor blade insert portion is 2275 mm. The distance between the bearing centers for this rotor shaft diameter is about 5.9.
도10은 1092 ㎜(43 인치) 장익의 사시도이다. 51은 고속 증기가 맞닿는 익부, 52는 로터 샤프트로의 익 삽입 설치부, 53은 익의 원심력을 지지하기 위한 핀을 삽입하는 구멍, 54는 증기 중의 물방울에 의한 침식을 방지하기 위한 침식 실드(Co 기합금의 스텔라이트판을 용접으로 접합), 57은 커버이다. 본 실시예에있어서는 전체 일체 단조 후에 절삭 가공에 의해 형성된 것이다. 또, 커버(57)는 기계적으로 일체로 형성할 수도 있다.10 is a perspective view of a 1092 mm (43 inch) long blade. 51 is a blade portion where high-speed steam abuts, 52 is a blade insertion portion to the rotor shaft, 53 is a hole for inserting a pin for supporting the centrifugal force of the blade, 54 is an erosion shield to prevent erosion by water droplets in the steam (Co The stellite plate of base alloy is joined by welding), and 57 is a cover. In this embodiment, it is formed by cutting after the whole integral forging. In addition, the cover 57 may be formed integrally mechanically.
43 인치 장익은 일렉트로슬래그 재용해법에 의해 용제하고, 단조열·처리를 행한 것이다. 단조는 850 내지 1150 ℃의 온도 범위 내에서, 열처리는 실시예 1에 나타낸 조건으로 행하였다. 표1의 No. 7은 이 장익 부재의 화학 조성(중량 %)을 나타낸다. 이 장익의 금속 조직은 완전 소려 마르텐사이트 조직이었다.The 43-inch long blade was melted by an electroslag remelting method and subjected to forging heat and treatment. Forging was performed in the temperature range of 850-1150 degreeC, and heat processing was performed on the conditions shown in Example 1. No. of Table 1 7 shows the chemical composition (weight%) of this palm member. The metal structure of this funeral was a fully considered martensite structure.
표1의 No. 7에는 실온 인장 및 20 ℃ V 노치 샤르피 충격치를 나타낸다. 본 43 인치 장익의 기계적 성질은 요구되는 특성, 인장 강도 128.5 kgf/㎟ 이상, 20 ℃ V 노치 샤르피 충격치 4kgf - m/㎠ 이상을 지니고, 충분히 만족시키는 것이 확인되었다.No. of Table 1 7 shows room temperature tension and 20 degreeC V notch Charpy impact value. It was confirmed that the mechanical properties of the 43-inch long blade had required characteristics, a tensile strength of 128.5 kgf / mm 2 or more, and a 20 ° C. V notch Charpy impact value of 4 kgf −m / cm 2 or more, and were sufficiently satisfied.
본 실시예의 저압 터빈은 동익 삽입 설치부의 축 방향의 폭이 초단 내지 3단, 4단, 5단, 6 내지 7단 및 8단의 4단계로 서서히 커지며, 최종단의 폭은 초단의 폭에 비해 약 6.8배가 커진다.In the low pressure turbine of the present embodiment, the width in the axial direction of the rotor insertion installation portion is gradually increased in four stages of first to third stage, four stages, five stages, six to seven stages, and eight stages, and the width of the final stage is larger than that of the first stage. It is about 6.8 times bigger.
그리고, 정익부에 대응하는 부분의 직경은 작아지며, 그 부분의 축 방향의 폭은 초단 동익측으로부터 5단째, 6단째 및 7단째의 3단계로 서서히 커지며, 최종단측의 폭은 초단과 2단 사이에 대해 약 2.5배 커진다.And the diameter of the part corresponding to a stator blade part becomes small, the width | variety of the axial direction of the part becomes gradually larger in three steps of 5th stage, 6th stage, and 7th stage from the first stage rotor blade side, and the width | variety of the final stage side is the first stage and the second stage About 2.5 times larger.
본 실시예에 있어서의 동익은 6단이며, 그 익부 길이는 초단의 약 3인치 내지 43인치의 최종단이 됨에 따라서 각 단에서 길어지며, 증기 터빈의 출력에 의해 초단으로부터 최종단의 길이가 80 내지 1100 ㎜이고, 8단 또는 9단에서 각 단의 익부 길이는 하류측이 상류측에 반해 인접하는 길이가 1.2 내지 1.8배의 비율로 길어지고 있다.In the present embodiment, the rotor blade has six stages, and the blade length is longer at each stage as it becomes the final stage of about 3 inches to 43 inches of the first stage, and the length of the final stage is 80 from the first stage by the output of the steam turbine. It is 1100 mm, and the length of the blade | wing of each stage in 8 steps | paragraphs or 9 steps | paragraphs becomes longer by the ratio of 1.2 to 1.8 times the length which adjoins downstream compared with an upstream side.
동익의 삽입 설치부는 정익에 대응하는 부분에 비교하여 직경이 커지고 있으며, 그 폭은 동익의 익부 길이가 클 수록 그 뿌리 폭은 커진다. 그 폭의 동익 익부 길이에 대한 비율은 초단으로부터 최종단이 0.15 내지 0.91이며, 초단으로부터 최종단이 됨에 따라서 단계적으로 작아진다.The insertion portion of the rotor blade is larger in diameter than the portion corresponding to the stator blade, and the width of the blade is larger as the blade length of the blade is larger. The ratio of the width to the rotor blade length is 0.15 to 0.91 from the first stage to the final stage, and gradually decreases from the first stage to the final stage.
또한, 각 정익에 대응하는 부분의 로터 샤프트의 폭은 초단과 2단째 사이로부터 최종단과 그 바로 앞단 사이까지의 각 단에서 단계적으로 커진다. 그 폭의 동익의 익부 길이에 대한 비율은 0.25 내지 1.25로 상류측으로부터 하류측이 되는 데 따라서 작아진다.In addition, the width of the rotor shaft of the portion corresponding to each vane increases stepwise at each stage from the first stage and the second stage to the final stage and immediately preceding stage. The ratio with respect to the blade length of the rotor blade of the width becomes 0.25-1.25 as it becomes downstream from an upstream side.
본 실시예 외의 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈으로의 증기 입구 온도 610 ℃, 2대의 저압 증기 터빈으로의 증기 입구 온도 385 ℃로 하는 1000 MW급 대용량 발전 플랜트에 대해서도 같은 구성으로 할 수 있다.The same configuration can be applied to a 1000 MW class large-scale power generation plant having a steam inlet temperature of 610 ° C. to the high pressure steam turbine and a medium pressure steam turbine other than the present embodiment, and a steam inlet temperature of 385 ° C. to the two low pressure steam turbines.
본 실시예에 있어서의 고온 고압 증기 터빈 플랜트는 주로 석탄 전용 연소 보일러, 고압 터빈, 중압 터빈, 저압 터빈 2대, 복수기, 복수 펌프, 저압 급수 가열기 계통, 탈기기, 승압 펌프, 급수 펌프, 고압 급수 가열기 등으로 구성되어 있다. 즉, 보일러에서 발생한 초고온 고압 증기는 고압 터빈으로 들어가 동력을 발생시킨 다음 다시 보일러에서 재열되어 중압 터빈으로 들어가 동력을 발생시킨다. 이 중압 터빈 배기 증기는 저압 터빈으로 들어가 동력을 발생시킨 후, 복수기에서 응축한다. 이 응축액은 복수 펌프에서 저압 급수 가열기 계통, 탈기기로 이송된다. 이 탈기기에서 탈기된 급수는 승압 펌프, 급수 펌프에서 고압 급수 가열기로이송되어 상승된 후 펌프로 복귀한다.The high temperature high pressure steam turbine plant in this embodiment is mainly a coal-only combustion boiler, a high pressure turbine, a medium pressure turbine, two low pressure turbines, a condenser, a plurality of pumps, a low pressure water heater system, a deaerator, a boost pump, a water feed pump, a high pressure water supply It consists of a heater and the like. That is, the ultra-high pressure steam generated in the boiler enters the high pressure turbine to generate power, and is then reheated in the boiler to enter the medium pressure turbine to generate power. The medium pressure turbine exhaust steam enters the low pressure turbine to generate power, and then condenses in the condenser. This condensate is transferred from a plurality of pumps to a low pressure feed water heater system, a degasser. The degassed water from this deaerator is transferred to a high pressure water heater from a boost pump and a feed pump, is raised, and then returned to the pump.
여기에서, 보일러에 있어서 급수는 절탄기, 증발기, 과열기를 통해 고온 고압의 증기가 된다. 한편, 증기를 가열한 보일러 연소 가스는 절탄기를 나온 후, 공기 가열기로 들어가 공기를 가열한다. 여기에서, 급수 펌프의 구동에는 중압 터빈으로부터의 추기 증기에서 작동하는 급수 펌프 구동용 터빈이 이용되고 있다.Here, the water supply in the boiler is steam of high temperature and high pressure through a coal mill, an evaporator, and a superheater. On the other hand, the boiler combustion gas which heated the steam exits a coal mill, and enters an air heater, and heats air. Here, the feed pump drive turbine which operates with the bleed steam from a medium pressure turbine is used for driving a feed pump.
이와 같이 구성된 고온 고압 증기 터빈 플랜트에 있어서는 고압 급수 가열기 계통을 나온 급수의 온도가 종래의 화력 플랜트에 있어서의 급수 온도보다도 훨씬 높아지므로, 필연적으로 보일러 내의 절탄기를 나온 연소 가스의 온도도 종래의 보일러에 비해 훨씬 높아진다. 이로 인해, 이 보일러 배기 가스로부터의 열회수를 가늠해 가스 온도를 저하시키지 않도록 한다.In the high temperature high pressure steam turbine plant configured as described above, since the temperature of the water supply from the high pressure water heater system is much higher than the temperature of the water supply in the conventional thermal power plant, the temperature of the combustion gas from the coal firer in the boiler is inevitably also increased in the conventional boiler. Much higher than that. For this reason, the heat recovery from this boiler exhaust gas is measured, and a gas temperature is not reduced.
또, 본 실시예 대신에 동일한 고압 터빈, 중압 터빈 및 1대 또는 2대의 저압 터빈을 탠덤식으로 연결하고, 1대의 발전기를 회전시켜 발전하는 탠덤 컴파운드형 발전 플랜트로서도 마찬가지로 구성할 수 있다. 본 실시예와 같이, 출력 1050 MW급 발전기에 있어서는 그 발전기 샤프트로서는 보다 고강도인 것이 이용된다. 특히, C 0.15 내지 0.30 %, Si 0.1 내지 0.3 %, Mn 0.5 % 이하, Ni 3.25 내지 4.5 %, Cr 2.05 내지 3.0 %, Mo 0.25 내지 0.60 %, V 0.05 내지 0.20 %를 함유하는 완전 소려 베이나이트 조직을 갖고, 실온 인장 강도 93 kgf/㎟ 이상, 특히 100 kgf/㎟ 이상, 50 % FATT가 0 ℃ 이하, 특히 -20 ℃ 이하로 하는 것이 바람직하고, 21.2 KG에 있어서의 자화력이 985 AT/㎝ 이하로 하는 것과 불순물로서 P, S, Sn, Sb, As의 총량을 0.025 % 이하, Ni/Cr 비를 2.0 이하로 하는 것이 바람직하다.In addition, instead of the present embodiment, the same high-pressure turbine, medium-pressure turbine and one or two low-pressure turbines can be similarly configured as a tandem compound type power plant in which tandem type is connected and power is generated by rotating one generator. As in the present embodiment, in the output 1050 MW class generator, a higher strength one is used as the generator shaft. In particular, a fully considered bainite structure containing C 0.15 to 0.30%, Si 0.1 to 0.3%, Mn 0.5% or less, Ni 3.25 to 4.5%, Cr 2.05 to 3.0%, Mo 0.25 to 0.60%, V 0.05 to 0.20% It is preferable to have a tensile strength of 93 kgf / mm 2 or more, in particular 100 kgf / mm 2 or more, and 50% FATT of 0 ° C. or less, especially −20 ° C. or less, and the magnetization force at 21.2 KG is 985 AT / cm. It is preferable to make it into the following and to make the total amount of P, S, Sn, Sb, and As into 0.025% or less and Ni / Cr ratio to 2.0 or less as an impurity.
고압 터빈 샤프트는 다단측의 초단 블레이드 삽입 설치부를 중심으로 9단의 블레이드가 꽂아 설치되는 구조이다. 중압 터빈 샤프트는 다단 블레이드가 좌우로 각 6단 거의 대칭으로 블레이드 삽입 설치부가 설치되고, 거의 중심을 경계로 한 것이다. 저압 터빈용 로터 샤프트는 도시되어 있지 않지만, 고압, 중압, 저압의 터빈 중 어느 한 터빈의 로터 샤프트에 있어서도 중심 구멍이 마련되고, 이 중심 구멍을 통해 초음파 검사, 목시 검사 및 형광 손상에 의해 결함의 유무가 검사된다. 또한, 외표면으로부터 초음파 검사에 의해 행할 수 있어 중심 구멍이 없어도 된다.The high pressure turbine shaft has a structure in which nine blades are inserted and installed around the ultra-stage blade insertion installation unit on the multi-stage side. In the medium pressure turbine shaft, the blade insert installation part is provided in a symmetrical manner with six stages each of which the multi-stage blades are right and left, and is almost centered. Although the rotor shaft for low pressure turbine is not shown, the center hole is also provided in the rotor shaft of any turbine of a high pressure, medium pressure, and low pressure turbine, and the defect is prevented by ultrasonic inspection, visual inspection, and fluorescence damage through this center hole. The presence is checked. Moreover, since it can carry out by an ultrasonic test from an outer surface, it is not necessary to have a center hole.
표5는 본 실시예의 고압 터빈, 중압 터빈 및 저압 터빈의 주요부에 이용한 화학 조성(중량 %)을 나타낸다. 본 실시예에 있어서는 고압부 및 중압부의 고온부를 전부 페라이트계의 결정 구조를 갖는 열팽창 계수 약 12 × 10-6/℃인 것으로 하였으므로, 열팽창 계수의 차이에 따른 문제는 전혀 없었다.Table 5 shows the chemical composition (weight%) used for the main parts of the high pressure turbine, the medium pressure turbine, and the low pressure turbine of a present Example. In this embodiment, the high-temperature portion and the high-temperature portion were assumed to have a thermal expansion coefficient of about 12 × 10 −6 / ° C. having a ferrite-based crystal structure, so there was no problem due to the difference in the thermal expansion coefficient.
고압 터빈 및 중압 터빈의 로터 샤프트는 표5에 기재된 내열 주강을 전기로에서 30톤 용해하고, 카본 진공 탈산하고, 금형 주형으로 주입, 단조 연신하여 전극봉을 제작하고, 이 전극봉으로서 주강의 상부로부터 하부로 용해하도록 일렉트로슬래그 재용해하고, 로터 형상(직경 1050 ㎜, 길이 3700 ㎜)으로 단조 연신하여 성형했다. 이 단조 연신은 단조 균열을 방지하기 위해 1150 ℃ 이하의 온도로 행하였다. 또 이 단강을 소둔 열처리후, 1050 ℃로 가열하고 물 분무 냉각 소입 처리, 570 ℃ 및 690 ℃로 2회 소려를 행하고, 도5 및 도6에 도시한 형상으로 절삭 가공에 의해 얻은 것이다. 본 실시예에 있어서는 일렉트로슬래그 강괴의 상부측을 초단 익측으로 하고, 하부를 최종단측으로 하도록 했다.The rotor shaft of the high pressure turbine and the medium pressure turbine melts 30 tons of the heat-resistant cast steel shown in Table 5 in an electric furnace, degassing carbon in carbon, injects and forges the mold into a mold mold, and fabricates an electrode rod from the upper portion of the cast steel to the lower portion. The electroslag was melt | dissolved so that it might melt | dissolve, and forging-stretched and shape | molded to rotor shape (diameter 1050mm, length 3700mm). This forging stretching was performed at a temperature of 1150 ° C. or lower to prevent forging cracking. After the annealing heat treatment, the forged steel was heated to 1050 ° C, subjected to water spray cooling quenching treatment, twice at 570 ° C and 690 ° C, and obtained by cutting into the shapes shown in FIGS. 5 and 6. In the present Example, the upper side of the electroslag ingot was made into the ultra short blade | wing side, and the lower side was made into the final edge side.
고압부 및 중압부의 블레이드 및 노즐은 마찬가지로 표5에 기재된 내열강을 진공 아크 용해로에서 용해하고, 블레이드 및 노즐 소재 형상(폭 150 ㎜, 높이 50 ㎜, 길이 1000 ㎜)으로 단조 연신하여 성형했다. 이 단조 연신은 단조 균열을 방지하기 위해 1150 ℃ 이하의 온도로 행하였다. 또한, 이 단강을 1050 ℃로 가열하여 오일 소입 처리, 690 ℃로 소려를 행하고, 이어서 소정 형상으로 절삭 가공한 것이다.Similarly, the blades and nozzles of the high pressure part and the medium pressure part melted the heat-resistant steels shown in Table 5 in a vacuum arc melting furnace, and were forged and molded into blade and nozzle material shapes (width 150 mm, height 50 mm, length 1000 mm). This forging stretching was performed at a temperature of 1150 ° C. or lower to prevent forging cracking. Moreover, this forged steel is heated to 1050 degreeC, the oil quenching process is performed at 690 degreeC, and is then cut into predetermined shape.
고압부 및 중압부의 내부 케이싱, 주 증기 정지 밸브 케이싱 및 증기 가감 밸브 케이싱은 표5에 기재된 내열 주강을 전기로에서 용해하고, 레이들 정련후, 사형 주형으로 주입 제작했다. 주입 전에 충분한 정련 및 탈산을 행함으로써, 수축 공동 등의 주조 결함이 없는 것이 가능했다. 이 케이싱 부재를 이용한 용접성 평가는 JIS Z3158을 기준으로 하여 행하였다. 예열, 패스간 및 후열 개시 온도는 200 ℃로 후열처리는 400 ℃ × 30분으로 했다. 본 발명의 부재에는 용접 균열을 확인할 수 없으며, 용접성이 양호했다.The inner casing of the high pressure section and the medium pressure section, the main steam stop valve casing, and the steam regulating valve casing melted the heat-resistant cast steel shown in Table 5 in an electric furnace, and after injection ladle refining, was injected into a sand mold. By performing sufficient refining and deoxidation before injection, it was possible to be free from casting defects such as shrinkage cavities. The weldability evaluation using this casing member was performed based on JISZ3158. The preheating, interpass, and postheating start temperatures were 200 ° C and the postheating treatment was 400 ° C x 30 minutes. Weld cracks could not be confirmed in the member of this invention, and weldability was favorable.
표6은 상술한 페라이트계 강으로 된 고온 증기 터빈 주요 부재를 절단 조사한 기계적 성질 및 열처리 조건을 나타낸다.Table 6 shows the mechanical properties and heat treatment conditions obtained by cutting and irradiating the main members of the high temperature steam turbine made of the ferritic steel described above.
이 로터 샤프트의 중심부를 조사한 결과, 고압, 중압 터빈 로터에 요구되는특성(625 ℃, 105h 강도 ≥ 10 kgf/㎟, 20 ℃ 충격 흡수 에너지 ≥ 1.5 kgf - m)을 충분히 만족시키는 것이 확인되었다. 이로써, 620 ℃ 이상의 증기 내에서 사용 가능한 증기 터빈 로터를 제조할 수 있는 것이 실증되었다.As a result of examining the center of the rotor shaft, it was confirmed that the characteristics (625 ° C., 10 5 h strength ≥ 10 kgf / mm 2, and 20 ° C. impact absorption energy ≥ 1.5 kgf-m) required for high and medium pressure turbine rotors were sufficiently satisfied. . This demonstrated that the steam turbine rotor which can be used in steam of 620 degreeC or more can be manufactured.
또한 이 블레이드의 특성을 조사한 결과, 고압, 중압 터빈의 초단 블레이드에 요구되는 특성(625 ℃, 105h 강도 ≥ 15 kgf/㎟)을 충분히 만족하는 것이 확인되었다. 이로써, 620 ℃ 이상의 증기 내에서 사용 가능한 증기 터빈 블레이드를 제조할 수있는 것이 실증되었다.As a result of investigating the characteristics of the blade, it was confirmed that the characteristics (625 ° C., 10 5 h strength ≥ 15 kgf / mm 2) required for the ultrashort blades of the high pressure and medium pressure turbine were sufficiently satisfied. This demonstrated that the steam turbine blade which can be used in steam of 620 degreeC or more can be manufactured.
또한 이 케이싱의 특성을 조산한 결과, 고압, 중압 터빈 케이싱에 요구되는 특성(625 ℃, 105h 강도 ≥ 10 kgf/㎟, 20 ℃ 충격 흡수 에너지 ≥ 1 kgf - m)을 충분히 만족하는 것과 용접 가능한 것이 확인되었다. 이로써, 620 ℃ 이상의 증기 내에서 사용 가능한 증기 터빈 케이싱을 제조할 수 있는 것이 실증되었다.As a result of calculating the casing's characteristics, it is sufficient to meet the characteristics required for high and medium pressure turbine casings (625 ° C, 10 5 h strength ≥ 10 kgf / mm2, 20 ° C impact absorption energy ≥ 1 kgf-m) and welding. It was confirmed that it was possible. This demonstrated that the steam turbine casing which can be used in steam of 620 degreeC or more can be manufactured.
본 실시예에 있어서는 로터 샤프트의 저널부에 Cr - Mo 저합금강을 육성 용접하고, 베어링 특성을 개선시켰다. 육성 용접은 다음과 같다.In this embodiment, Cr-Mo low alloy steel was welded and welded to the journal portion of the rotor shaft to improve bearing characteristics. Foster welding is as follows.
시험용 용접봉으로서 피복 아크 용접봉(직경 4.0 φ)을 이용했다. 그 용접봉을 이용하여 용접하였지만 용착 금속의 화학 조성(중량 %)을 표7에 나타낸다. 이 용착 금속의 조성은 용접 부재의 조성과 거의 같다.A covered arc welding rod (4.0 φ in diameter) was used as the welding rod for testing. Although the welding was carried out using the electrode, the chemical composition (wt%) of the weld metal is shown in Table 7. The composition of this weld metal is substantially the same as the composition of a welding member.
용접 조건은 용접 전류 170A, 전압 24V, 속도 26 ㎝/min이다.Welding conditions are welding current 170A, voltage 24V, and speed 26cm / min.
육성 용접을 상술한 시험용 모재 표면에 표8에 나타낸 바와 같이, 각 층마다 사용 용접봉을 조합하여 8층 용접을 행하였다. 각 층의 두께는 3 내지 4 ㎜이며, 전체 두께는 약 28 ㎜이며, 표면을 약 5 ㎜ 연삭했다.As shown in Table 8 on the surface of the test base material for the above-described welding, eight-layer welding was performed by combining the electrode used for each layer. The thickness of each layer was 3-4 mm, the total thickness was about 28 mm, and the surface was ground about 5 mm.
용접 시공 조건은 예열, 패스간, 응력 제거 소둔(SR) 개시 온도가 250 내지 350 ℃ 및 SR 처리 조건은 630 ℃ × 36 시간 보유 지지이다.Welding construction conditions are preheating, pass-through, stress relief annealing (SR) start temperature of 250-350 degreeC, and SR processing conditions are 630 degreeC x 36 hours hold | maintain.
용접부의 성능을 확인하기 위해 판 부재에 마찬가지로 성육 용접(불룩한 상태로 용접)하고, 160。의 측 굴곡 시험을 행하였지만, 용접부에 균열은 확인되지 않았다.In order to confirm the performance of a welded part, the board member was similarly grown and welded (welded in a bulging state) and subjected to a 160 ° side bending test, but no crack was found in the welded part.
또한, 본 발명에 있어서의 회전에 의한 베어링 미끄럼 이동 시험을 행하였지만, 모두 베어링에 대한 악영향도 없으며, 내산화성에 대해서도 우수한 것이었다.Moreover, although the bearing sliding test by the rotation in this invention was done, all had no bad influence to a bearing, and were excellent also in oxidation resistance.
본 실시예 대신에 고압 증기 터빈, 중압 증기 터빈 및 1대 또는 2대의 저압 증기 터빈을 탠덤식으로 결합하고, 3600 회전으로 한 탠덤형 발전 플랜트 및 표4의 터빈 구성(B)에 있어서도 본 실시예의 고압 터빈, 중압 터빈 및 저압 터빈을 마찬가지로 조합하여 구성할 수 있는 것이다.Instead of the present embodiment, in the tandem type power plant in which the high pressure steam turbine, the medium pressure steam turbine and one or two low pressure steam turbines are combined in tandem, and the turbine configuration (B) of Table 4 and the turbine configuration (B) of Table 4 The high pressure turbine, the medium pressure turbine, and the low pressure turbine can be configured similarly.
<실시예 3><Example 3>
표9는 증기 온도 600 ℃, 600 MW 증기 터빈의 주요한 사양이다. 본 실시예는 탠덤 컴파운드 더블플로우형, 저압 터빈에 있어서의 최종단 익 길이가 43 인치이며, HP·IP 일체형 및 LP 1대(C) 또는 2대(D)로 3000 r/min의 회전수를 지니고, 고온부에 있어서는 표에 나타낸 주요한 재료에 의해 구성된다. 고압부(HP)의 증기 온도는 600 ℃, 250 kgf/㎠의 압력이며, 중압부(IP)의 증기 온도는 600 ℃로 재열기에 의해 가열되고, 45 내지 65 kgf/㎠의 압력으로 운전된다. 저압부(LP) 증기 온도는 400 ℃로 들어가며, 100 ℃ 이하, 722 ㎜Hg의 진공에서 복수기로 이송된다.Table 9 lists the main specifications for a 600 MW steam turbine with a steam temperature of 600 ° C. This embodiment has a final wing length of 43 inches in a tandem compound double-flow, low-pressure turbine, and has a rotation speed of 3000 r / min for one HP / IP integrated unit and one LP (C) or two (D). In the high temperature part, it is comprised by the main material shown in the table | surface. The steam temperature of the high pressure part HP is 600 degreeC and the pressure of 250 kgf / cm <2>, The steam temperature of the medium pressure part IP is heated to 600 degreeC by a reheater, and is operated by the pressure of 45-65 kgf / cm <2>. The low pressure (LP) vapor temperature enters 400 ° C. and is transferred to the condenser in a vacuum of 100 ° C. or less and 722 mm Hg.
도11은 고압 중압 일체형 증기 터빈의 단면 구성도 및 도12는 그 로터 샤프트의 단면도이다. 고압측 증기 터빈은 내부 차실(18)과 그 외측 외부 차실(19) 내에 고압측 동익(16)을 꽂아 설치한 고중압 차축(고압 로터 샤프트)(33)이 설치된다. 전술한 고온 고압의 증기는 전술한 보일러에 의해 얻을 수 있고, 주 증기관을 통해 주 증기 입구를 구성하는 플랜지, 엘보(25)로부터 주 증기 입구(28)를 통해 노즐 박스(38)로부터 초단의 동익으로 유도된다. 동익은 도면 중 좌측의 고압측에8단 및(도면 중 우측 약 1/2) 중압측에 6단 설치된다. 이들 동익에 대응하여 각각 정익이 설치된다. 동익은 안장형 또는 나막신형 도브테일 형식, 더블티논, 고압측 초단 익 길이 약 40 ㎜, 중압측 초단 익 길이가 100 ㎜이다. 베어링(43) 사이의 길이는 약 6.7 m 및 정익부에 대응하는 부분에서 가장 작은 부분의 직경은 약 740 ㎜이며, 직경에 대한 길이의 비는 약 9.0이다.Fig. 11 is a sectional configuration diagram of the high pressure medium pressure integrated steam turbine, and Fig. 12 is a sectional view of the rotor shaft. The high pressure side steam turbine is provided with a high medium pressure axle (high pressure rotor shaft) 33 in which a high pressure side rotor 16 is inserted into an inner compartment 18 and an outer outer compartment 19 thereof. The above-mentioned high temperature and high pressure steam can be obtained by the above-described boiler, and the first stage rotor blade from the nozzle box 38 through the main steam inlet 28 from the elbow 25, the flange constituting the main steam inlet through the main steam pipe. Is induced. The rotor blades are provided in eight stages on the high pressure side on the left side of the figure and six stages on the medium pressure side (about 1/2 of the right side in the figure). Corresponding to these rotor blades, static vanes are respectively provided. The rotor blade has a saddle type or clogs type dovetail type, double tinon, about 40 mm in the high pressure side short blade length, and 100 mm in the medium pressure side ultra short blade length. The length between the bearings 43 is about 6.7 m and the diameter of the smallest part in the portion corresponding to the stator is about 740 mm and the ratio of the length to the diameter is about 9.0.
고압측 로터 샤프트의 초단과 최종단의 동익 뿌리 부근 부분의 폭은 초단이 가장 넓고, 2단째 내지 7단째가 그보다 작고, 초단의 0.40 내지 0.56배로 모두 동등한 크기이며, 최종단이 초단과 2 내지 7단째의 크기 사이에 있으며, 초단의 0.46 내지 0.62배의 크기이다.The width of the first and final stages of the rotor shaft of the high-pressure side rotor shaft is the widest at the first stage, the second to seventh stage is smaller than that, and 0.40 to 0.56 times the first stage, and the final stage is the same as both the first and second stages. It is between the stage sizes and is 0.46 to 0.62 times the size of the first stage.
고압측에 있어서는 블레이드 및 노즐을 후술하는 표5에 나타낸 12 % Cr계 강에 의해 구성한 것이다. 본 실시예에 있어서의 동익의 익부의 길이는 초단이 35 내지 50 ㎜, 2단째로부터 최종단이 됨에 따라서 각 단에서 길어지며, 특히 증기 터빈의 출력에 의해 2단으로부터 최종단까지의 길이가 50 내지 150 ㎜의 범위 내이며, 단 수는 7 내지 12단의 범위 내에 있으며, 각 단의 익부의 길이는 하류측이 상류측에 대해 인접하는 길이가 1.05 내지 1.35배의 범위 내에서 길어지는 동시에, 하류측에서 그 비율이 서서히 커지고 있다.In the high pressure side, a blade and a nozzle are comprised by 12% Cr type steel shown in Table 5 mentioned later. The blade length of the rotor blade in this embodiment is longer at each stage as the first stage becomes 35 to 50 mm and the second stage is the final stage, and in particular, the length from the second stage to the final stage is 50 by the output of the steam turbine. It is in the range of to 150 mm, the number of stages is in the range of 7 to 12 stages, and the length of the blade portion of each stage is longer in the range of 1.05 to 1.35 times the length of the downstream side adjacent to the upstream side, The ratio is gradually increasing on the downstream side.
중압측 증기 터빈은 고압측 증기 터빈으로부터 배출된 증기를 다시 600 ℃로 재열기에 의해 가열된 증기에 의해 고압 증기 터빈과 함께 발전기를 회전시키는 것으로, 3000 RPM의 회전수에 의해 회전된다. 중압측 터빈은 고압측 터빈과 마찬가지로 내부 차실(21)과 외부 차실(22)을 지니고, 동익(17)과 대항하여 정익이 설치된다. 동익(17)은 6단이다. 초단 익 길이 약 130 ㎜, 최종단 익 길이 약 260 ㎜이다. 도브테일은 역 절삭형이다. 정익에 대응하는 로터 샤프트의 직경은 약 740 ㎜이다.The medium pressure side steam turbine rotates the generator together with the high pressure steam turbine by the steam heated by the reheater to the steam discharged from the high pressure side steam turbine again to 600 ℃, it is rotated by the rotation speed of 3000 RPM. The medium pressure side turbine has an internal compartment 21 and an external compartment 22 similarly to the high pressure side turbine, and the vane is provided against the rotor blade 17. The rotor blade 17 has six stages. Ultrashort blade length is about 130 mm and final blade length is about 260 mm. The dovetail is reverse cut. The diameter of the rotor shaft corresponding to the vane is about 740 mm.
중압 증기 터빈의 로터 샤프트는 동익 뿌리 부근부의 축 방향 폭이 초단이 가장 크고, 2단째가 그보다 작고, 3 내지 5단째가 2단째보다 작아 모두 같고, 최종단의 폭은 3 내지 5단째와 2단째 사이의 크기로, 초단의 0.48 내지 0.64배이다. 초단은 2단째의 1.1 내지 1.5배이다.The rotor shaft of the medium-pressure steam turbine has the largest axial width in the vicinity of the rotor roots, the second stage is smaller, the third to fifth stages are smaller than the second stage, and the final stages are the same in the third and fifth stages and the second stage. Size between, 0.48 to 0.64 times of the first stage. The first stage is 1.1 to 1.5 times of the second stage.
중압측에 있어서는 블레이드 및 노즐을 후술하는 표5에 나타내는 12 % Cr계 강이 이용된다. 본 실시예에 있어서의 동익 익부의 길이는 초단으로부터 최종단이 됨에 따라서 각 단에서 길어지며, 증기 터빈의 출력에 의해 초단으로부터 최종단까지의 길이가 90 내지 350 ㎜, 단 수가 6 내지 9단의 범위 내에 있으며, 각 단의 익부 길이는 하류측이 상류측에 대해 인접하는 길이가 1.10 내지 1.25의 비율로 길어지고 있다.On the medium pressure side, a 12% Cr-based steel shown in Table 5 below describing the blades and the nozzles is used. In the present embodiment, the length of the rotor blade portion becomes longer at each stage as it becomes from the first stage to the final stage, and the length from the first stage to the final stage is 90 to 350 mm and the number of stages is 6 to 9 stages by the output of the steam turbine. It is in a range, and the length of the blade | wing part of each stage is long in the ratio of 1.10-1.25 in the length which a downstream side adjoins with respect to an upstream side.
동익의 삽입 설치부는 정익에 대응하는 부분에 비교하여 직경이 커지며, 그 폭은 동익의 익부 길이와 위치에 관계된다. 그 폭의 동익 익부 길이에 대한 비율은 초단이 가장 크고, 1.35 내지 1.80배, 2단째가 0.88 내지 1.18배, 3 내지 6단째가 최종단이 됨에 따라서 커지며, 0.40 내지 0.65배이다.The blade insert portion is larger in diameter than the portion corresponding to the stator blade, and its width is related to the blade length and position of the blade blade. The ratio of the rotor blade length to the width is the largest at the first stage, 1.35 to 1.80 times, the second stage is 0.88 to 1.18 times, and the third to sixth stage becomes the final stage, and is 0.40 to 0.65 times.
도13은 저압 터빈의 단면도 및 도14는 그 로터 샤프트의 단면도이다. 저압 터빈은 1대로 고중압에 탠덤식으로 결합된다. 동익(41)은 좌우 6단으로, 좌우 거의 대칭이 되며, 또한 동익에 대응하여 정익(42)이 설치된다. 최종단의 동익 길이는 43 인치이며, 표1에 나타내는 12 % Cr 강 또는 Ti 기합금이 사용된다. Ti 기합금은 시효 경화 처리가 실시되고, 중량비로 A 16 %, V 4 %를 포함하는 것이다. 로터 샤프트(43)는 Ni 3.75 %, Cr 1.75 %, Mo 0.4 %, V 0.15 %, C 0.25 %, Si 0.05 %, Mn 0.10 %, 나머지 Fe로 이루어지는 슈퍼클린재의 완전 소려 베이나이트 조직을 갖는 단강이 이용된다. 최종단과 그 전단 이외의 동익 및 정익에는 모두 Mo를 0.1 % 함유하는 12 % Cr 강이 이용된다. 내외부 케이싱 부재에는 C 0.25 %의 주강이 이용된다. 본 실시예에 있어서의 베어링(43)에서의 중심간 거리는 7000 ㎜이고, 정익부에 대응하는 로터 샤프트의 직경은 약 800 ㎜, 동익 삽입 설치부에서의 직경은 각단이 동일하다. 정익부에 대응하는 로터 샤프트 직경에 대한 베어링 중심간의 거리는 약 8.8이다.13 is a sectional view of a low pressure turbine and FIG. 14 is a sectional view of the rotor shaft thereof. The low-pressure turbine is a tandem type coupled to high medium pressure in one unit. The rotor blade 41 has six stages in the left and right, and becomes substantially symmetrical in left and right, and the stator blade 42 is provided correspondingly to the rotor blade. The blade length of the final stage is 43 inches, and 12% Cr steel or Ti base alloy shown in Table 1 is used. An aging hardening process is performed and Ti base alloy contains A16% and V4% by weight ratio. The rotor shaft 43 has a forged steel having a fully polished bainite structure of a super clean material composed of Ni 3.75%, Cr 1.75%, Mo 0.4%, V 0.15%, C 0.25%, Si 0.05%, Mn 0.10%, and the remaining Fe. Is used. 12% Cr steels containing 0.1% Mo are used for the rotor blades and stator blades other than the final stage and its front end. Cast steel of C 0.25% is used for the inner and outer casing members. The distance between the centers in the bearing 43 in this embodiment is 7000 mm, the diameter of the rotor shaft corresponding to a stator blade is about 800 mm, and the diameter in the rotor blade insertion part is the same at each end. The distance between the bearing centers relative to the rotor shaft diameter corresponding to the stator is about 8.8.
저압 터빈은 동익 뿌리 부근부의 축 방향의 폭에서 초단이 가장 작고, 하류측에 따라서 2, 3단이 동등, 4단, 5단이 동등하고 4단계에서 서서히 커지며, 최종단의 폭은 초단의 폭에 비해 6.2 내지 7.0배로 커진다. 2, 3단은 초단의 1.15 내지 1.40배, 4, 5단이 2, 3단의 2.2 내지 2.6배, 최종단이 4, 5단의 2.8 내지 3.2배로 되어 있다. 부근부의 폭은 나팔형의 연장선과 로터 샤프트의 직경을 잇는 점으로 나타낸다.The low-pressure turbine has the smallest first stage in the axial width of the rotor blade vicinity, the second and third stages are equivalent, the fourth and fifth stages are equally gradually along the downstream side, and gradually increase in four stages. Compared to 6.2 to 7.0 times larger. The 2nd and 3rd stages are 1.15 to 1.40 times of the first stage, the 4th and 5th stages are 2.2 to 2.6 times of the 2nd and 3rd stages, and the last stage is 2.8 to 3.2 times of the 4th and 5th stages. The width of the vicinity is shown by the point connecting the extension of the trumpet with the diameter of the rotor shaft.
본 실시예에 있어서의 동익의 익부 길이는 초단의 4 인치 내지 43 인치의 최종단이 됨에 따라서 각 단에서 길어지며, 증기 터빈의 출력에 의해 초단 내지 최종단의 길이가 100 내지 1270 ㎜의 범위 내에서 최대 8단이고, 각 단의 익부 길이는 하류측이 상류측에 반해 인접하는 길이가 1.2 내지 1.9배의 범위 내에서 길게 되어있다.The blade length of the rotor blade in this embodiment becomes longer at each stage as it becomes the final stage of 4 inches to 43 inches of the first stage, and the length of the first stage to the final stage is within the range of 100 to 1270 mm by the output of the steam turbine. The maximum length of the blade at each stage is longer in the range of 1.2 to 1.9 times the length adjacent to the upstream side on the downstream side.
동익의 뿌리 부근부는 정익에 대응하는 부분에 비교하여 직경이 크게 나팔형이 되며, 그 폭은 동익의 익부 길이가 클 수록 그 뿌리의 폭은 커진다. 그 폭의 동익의 익부 길이에 대한 비율은 초단으로부터 최종단의 앞단까지 0.30 내지 1.5이며, 그 비율은 초단으로부터 최종단의 앞단이 됨에 따라서 서서히 작아지며, 후단의 비율은 그 하나 바로 앞단보다 0.15 내지 0.40의 범위 내에서 서서히 작게 되어 있다. 최종단은 0.50 내지 0.65의 비율이다.The portion near the root of the rotor blade has a large trumpet-shaped diameter compared to the portion corresponding to the stator blade, and the width of the rotor blade becomes larger as the blade length of the rotor blade increases. The ratio of the blade length of the rotor blade of the width is 0.30 to 1.5 from the first edge to the front edge of the final stage, and the ratio decreases gradually from the first edge to the front edge of the final stage, and the ratio of the rear stage is 0.15 to more than just the front edge thereof. It gradually becomes small in the range of 0.40. The final stage is in the ratio of 0.50 to 0.65.
본 실시예에 있어서의 최종단 동익은 실시예 2와 같다. 도15는 본 실시예에 있어서의 침식 실드(스텔라이트 합금)(54)를 전자 빔 용접 또는 TIG 용접(56)에 의해 접합한 상태를 도시한 단면과 사시도이다. 도면에 도시한 바와 같이 실드(54)는 표면과 이면측의 2군데에서 용접된다.The final stage rotor blade in this Example is the same as that of Example 2. As shown in FIG. Fig. 15 is a sectional view and a perspective view showing a state in which the erosion shield (stellite alloy) 54 is bonded by electron beam welding or TIG welding 56 in this embodiment. As shown in the figure, the shield 54 is welded at two places on the front and back sides.
본 실시예 이외에, 고중압 증기 터빈의 증기 입구 온도 610 ℃ 이상, 저압 증기 터빈으로의 증기 입구 온도 약 400 ℃ 및 출구 온도를 약 60 ℃로 하는 1000 MW급 대용량 발전 플랜트에 대해서도 같은 구성으로 할 수 있다.In addition to the present embodiment, the same configuration can be used for a 1000 MW class large-scale power generation plant having a steam inlet temperature of 610 ° C. or higher, a steam inlet temperature of about 400 ° C. to a low pressure steam turbine, and an outlet temperature of about 60 ° C. have.
본 실시예에 있어서의 고온 고압 증기 터빈 발전 플랜트는 주로 보일러, 고중압 터빈, 저압 터빈, 복수기, 복수 펌프, 저압 급수 가열기 계통, 탈기기, 승압 펌프, 급수 펌프, 고압 급수 가열기 계통 등으로 구성된다. 즉, 보일러에서 발생한 초고온 고압 증기는 고압측 터빈으로 들어가 동력을 발생시킨 다음 다시 보일러에서 재열되어 중압측 터빈으로 들어가 동력을 발생시킨다. 이 고중압 터빈 배기 증기는 저압 터빈으로 들어가 동력을 발생시킨 후, 복수기에서 응축한다. 이 응축액은 복수 펌프에서 저압 급수 가열기 계통, 탈기기로 이송된다. 이 탈기기에서 탈기된 급수는 승압 펌프, 급수 펌프에서 고압 급수 가열기로 이송되어 승온된 후, 보일러로 복귀된다.The high temperature high pressure steam turbine power generation plant in the present embodiment mainly includes a boiler, a high pressure turbine, a low pressure turbine, a condenser, a plurality of pumps, a low pressure water heater system, a deaerator, a boost pump, a water feed pump, a high pressure water heater system, and the like. . That is, the ultra high temperature high pressure steam generated in the boiler enters the high pressure side turbine to generate power, and is then reheated in the boiler to enter the medium pressure side turbine to generate power. This high-pressure turbine exhaust steam enters the low-pressure turbine, generates power, and condenses in the condenser. This condensate is transferred from a plurality of pumps to a low pressure feed water heater system, a degasser. The degassed water from this deaerator is transferred to a high pressure feed water heater from a boost pump and a feed pump, heated up, and then returned to the boiler.
여기에서, 보일러에 있어서는 급수는 절탄기, 증발기, 과열기를 통해 고온 고압의 증기가 된다. 한편, 증기를 가열한 보일러 연소 가스는 절탄기를 나온 후, 공기 가열기로 들어가 공기를 가열한다. 여기에서, 급수 펌프의 구동에는 중압 터빈으로부터의 추기 증기에서 작동하는 급수 펌프 구동용 터빈이 이용되고 있다.In the boiler, the feed water is steam of high temperature and high pressure through a coal mill, an evaporator, and a superheater. On the other hand, the boiler combustion gas which heated the steam exits a coal mill, and enters an air heater, and heats air. Here, the feed pump drive turbine which operates with the bleed steam from a medium pressure turbine is used for driving a feed pump.
이와 같이 구성된 고온 고압 증기 터빈 플랜트에 있어서는 고압 급수 가열기 계통을 나온 급수 온도가 종래의 화력 플랜트에 있어서의 급수 온도보다도 훨씬 높아지고 있으므로, 필연적으로 보일러 내의 절탄기를 나온 연소 가스의 온도도 종래의 보일러에 비해 훨씬 높아진다. 이로 인해, 이 보일러 배기 가스로부터의 열회수를 가늠해 가스 온도를 저하시키지 않도록 한다.In the high temperature and high pressure steam turbine plant configured as described above, since the water supply temperature from the high pressure water heater system is much higher than the water supply temperature of the conventional thermal power plant, the temperature of the combustion gas from the coal firer in the boiler is inevitably compared with that of the conventional boiler. Much higher. For this reason, the heat recovery from this boiler exhaust gas is measured, and a gas temperature is not reduced.
또, 본 실시예에서는 고중압 터빈 및 1대의 저압 터빈을 1대의 발전기에 탠덤식으로 연결하여 발전하는 탠덤 컴파운드 더블플로우형 발전 플랜트로 구성한 것이다. 다른 실시예로서, 표9의 터빈의 구성(D)으로 하고, 2대의 저압 터빈을 탠덤식으로 연결하고, 출력 1050 MW급 발전에 있어서도 본 실시예와 마찬가지로 구성할 수 있는 것이다. 그 발전기 샤프트로서는 보다 고강도의 것이 이용된다. 특히, C 0.15 내지 0.30 %, Si 0.1 내지 0.3 %, Mn 0.5 % 이하, Ni 3.25 내지 4.5 %, Cr 2.05 내지 3.0 %, Mo 0.25 내지 0.60 %, V 0.05 내지 0.20 %를 함유하는 완전 소려 베이나이트 조직을 갖고, 실온 인장 강도 93 kgf/㎟ 이상, 특히 100 kgf/㎟ 이상,50 % FATT가 0 ℃ 이하, 특히 -20 ℃ 이하로 하는 것이 바람직하고, 21.2 KG에 있어서의 자화력이 985 AT/㎝ 이하로 하는 것과, 불순물로서 P, S, Sn, Sb, As의 총량을 0.025 % 이하, Ni/Cr 비를 2.0 이하로 하는 것이 바람직하다.In this embodiment, a high-medium voltage turbine and one low-pressure turbine are constructed as a tandem compound double flow type power generation plant that generates power by connecting a single generator to a generator in tandem. As another example, the turbine (D) of Table 9 is used, and two low-pressure turbines are connected in tandem and can be configured in the same manner as in the present embodiment in the output of 1050 MW class power generation. As the generator shaft, a higher strength one is used. In particular, a fully considered bainite structure containing C 0.15 to 0.30%, Si 0.1 to 0.3%, Mn 0.5% or less, Ni 3.25 to 4.5%, Cr 2.05 to 3.0%, Mo 0.25 to 0.60%, V 0.05 to 0.20% It is preferable to have a tensile strength of 93 kgf / mm 2 or more, in particular 100 kgf / mm 2 or more, and 50% FATT of 0 ° C. or less, especially −20 ° C. or less, and the magnetization force at 21.2 KG is 985 AT / cm. It is preferable to make it into the following and to make the total amount of P, S, Sn, Sb, and As into an impurity 0.00.0% or less, and Ni / Cr ratio to 2.0 or less.
전술한 표5는 본 실시예의 고중압 터빈 및 저압 터빈의 주요부에 이용한 화학 조성(중량 %)을 나타낸다. 본 실시예에 있어서는 고압측 및 중압측을 일체로 한 고온부의 후술한 실시예 4의 No. 9의 마르텐사이트강을 사용한 외는 표5의 것을 이용하여 전부 페라이트계의 결정 구조를 갖는 열팽창 계수 12 × 10-6/℃의 것으로 하였으므로, 열팽창 계수의 차이에 따른 문제는 전혀 없었다.Table 5 mentioned above shows the chemical composition (weight%) used for the principal part of the high medium pressure turbine and the low pressure turbine of a present Example. In the present embodiment, the No. Since the martensitic steel of 9 was used as the thing of Table 5, it was set as the thermal expansion coefficient of 12x10 <-6> / degreeC which has all the ferrite type crystal structure, and there was no problem by the difference of a thermal expansion coefficient at all.
고중압부의 로터 샤프트는 표10의 No. 1에 기재된 내열 주강을 전기로에서 30톤 용해하고, 카본 진공 탈산하고, 금형 주형으로 주입, 단조 연신하여 전극봉을 제작하고, 이 전극봉으로서 주강의 상부로부터 하부로 용해하도록 일렉트로슬래그 재용해하고, 로터 형상(직경 1450 ㎜, 길이 5000 ㎜)으로 단조 연신하여 성형했다. 이 단조 연신은 단조 균열을 방지하기 위해 1150 ℃ 이하의 온도로 행하였다. 또한, 이 단강을 소둔 열처리후, 1050 ℃로 가열하고 물분무 급냉 소입 처리, 570 ℃ 및 690 ℃로 2회 소려를 행하고, 도12에 도시한 형상으로 절삭 가공에 의해 얻은 것이다. 다른 각부의 재료 및 제조 조건은 실시예 2와 같다. 또, 베어링 저널부(45)로의 육성 용접도 마찬가지로 행하였다.The rotor shaft of the high-pressure part is listed in No. 10 in Table 10. 30 tons of the heat-resistant cast steel described in 1 is melted in an electric furnace, carbon vacuum deoxidation, injected into a mold mold, forged and stretched to produce an electrode rod, and the electrode slag is redissolved so as to dissolve from the upper portion of the cast steel to the lower portion. (1450 mm in diameter and 5000 mm in length) were forged and molded. This forging stretching was performed at a temperature of 1150 ° C. or lower to prevent forging cracking. After the annealing heat treatment, the forged steel was heated to 1050 ° C, subjected to water spray quench hardening treatment, 570 ° C and 690 ° C twice, and obtained by cutting in the shape shown in FIG. Materials and manufacturing conditions of the other parts are the same as in Example 2. Moreover, the welding welding to the bearing journal part 45 was similarly performed.
<실시예 4><Example 4>
표10에 도시한 조성의 합금을 진공 용해에 의해 10 ㎏의 잉곳으로 주조하고,30 ㎜ 각으로 단조한 것이다. 대형 증기 터빈 로터 샤프트의 경우에는 그 중심부를 모의하여 1050 ℃ × 5시간 보유 지지후, 중심부에서의 냉각 속도 100 ℃/h 냉각의 소입, 570 ℃ × 20 시간의 1차 소려와 690 ℃ × 20 시간의 2차 소려 및 블레이드에 있어서는 1100 ℃ × 1시간의 소입, 750 ℃ × 1시간의 소려를 행해 625 ℃, 30 kgf/㎟로 크리프 파단 시험을 실시했다. 결과를 표7에 종합하여 나타낸다.The alloy of the composition shown in Table 10 was cast into a 10 kg ingot by vacuum melting, and forged to a 30 mm angle. In the case of a large steam turbine rotor shaft, the center of the shaft is simulated and held at 1050 ° C for 5 hours, and then the cooling rate at the center is quenched at 100 ° C / h, the primary consideration is 570 ° C for 20 hours, and 690 ° C for 20 hours. In the second consideration and the blade, quenching at 1100 ° C. for 1 hour and 750 ° C. for 1 hour were performed, and a creep rupture test was performed at 625 ° C. and 30 kgf / mm 2. The results are summarized in Table 7.
표10의 No. 1 내지 No. 6의 본 발명의 합금은 620 ℃ 이상의 증기 조건에 적용하는 데 바람직한 것으로, 크리프 파단 수명이 긴 것을 알 수 있다.No. of Table 10 1 to No. The alloy of this invention of 6 is preferable to apply to the vapor conditions of 620 degreeC or more, and it turns out that creep rupture life is long.
Co량이 많을 수록 크리프 파단 시간이 향상되지만, Co의 다량 증가는 600 내지 660 ℃로 가열을 받으면 가열 취화가 발생하는 경향을 가지므로, 강화와 인성의 양방을 높이는 데는 620 내지 630 ℃에 대해서는 2 내지 5 %, 630 내지 660 ℃에 대해서는 5.5 내지 8 %가 바람직하다. B는 0.03 % 이하가 우수한 강도를 나타낸다. 620 내지 630 ℃에서는 B량을 0.001 내지 0.01 % 및 Co량을 2 내지 4 %, 630 내지 660 ℃의 보다 고온측에서는 B량을 0.01 내지 0.03 %로 하고, Co량을 5 내지 7.5 %로 높임으로써 고강도를 얻을 수 있다.As the amount of Co increases, creep rupture time is improved. However, a large increase in Co tends to cause heat embrittlement when heated to 600 to 660 ° C., thus increasing both toughening and toughness to 2 to about 620 to 630 ° C. About 5% and 630-660 degreeC, 5.5 to 8% is preferable. B exhibits excellent strength at 0.03% or less. At 620 to 630 ° C., the amount of B is 0.001 to 0.01%, the amount of Co is 2 to 4%, and on the higher temperature side of 630 to 660 ° C., the amount of B is 0.01 to 0.03% and the amount of Co is increased to 5 to 7.5%. Can be obtained.
N은 본원 실시예에 있어서의 600 ℃를 넘는 온도에서는 적은 쪽이 강화되고, N량이 많은 쪽에 비해 강도가 높은 것이 명백해졌다. N량은 0.01 내지 0.04 %가 바람직하다. 진공 용해에 있어서는 N은 거의 함유되지 않으므로, 모합금에 따라서 첨가한 것이다.As for N, the less one strengthened at the temperature over 600 degreeC in the Example, and it turned out that intensity | strength is higher than the one with much N amount. As for N amount, 0.01 to 0.04% is preferable. Since N is hardly contained in vacuum melting, it is added according to a master alloy.
표10에 나타내는 바와 같이, 로터 부재는 본 실시예의 No. 2의 합금에 상당하고, 높은 강도를 얻을 수 있다. No. 8의 Mn량이 0.09 %로 낮은 것은 같은 Co량과 비교하여 높은 강도를 나타내는 것으로부터도 명백한 바와 같이, 보다 강화하기 위해서는 Mn량을 0.03 내지 0.20 %로 하는 것이 바람직하다.As shown in Table 10, the rotor member is the No. It corresponds to the alloy of 2, and high strength can be obtained. No. As is apparent from the fact that the Mn amount of 8 is as low as 0.09% as compared with the same Co amount, it is preferable that the Mn amount be 0.03 to 0.20% in order to further strengthen.
마찬가지로, 표11은 600 ℃급에 적합한 로터 샤프트용 재료의 화학 조성(중량 %)이다. 열처리는 1100 ℃ × 2h → 100 ℃/h로 냉각 후, 565 ℃ × 15h → 20℃/h로 냉각, 665 ℃ × 45h → 20 ℃/h로 냉각했다. 열처리는 모두 회전축을 중심으로 회전하면서 행하였다.Similarly, Table 11 shows the chemical composition (% by weight) of the rotor shaft material suitable for the 600 ° C class. The heat treatment was cooled to 1100 ° C. × 2 h → 100 ° C./h, and then cooled to 565 ° C. × 15 h → 20 ° C./h, and 665 ° C. × 45 h → 20 ° C./h. All the heat processing was performed, rotating about the rotating shaft.
표12는 로터 샤프트 재료의 기계적 특성을 나타낸 것이다. 충격치는 V 노치 샤르피 값, FATT는 50 % 파면 천이 온도이다.Table 12 shows the mechanical properties of the rotor shaft material. Impact value is V notch Charpy value, FATT is 50% wavefront transition temperature.
크리프 파단 강도를 보면 본 발명 부재의 600 ℃, 105h 크리프 파단 강도는 11 kgf/㎟이고, 고효율 터빈 부재로서 필요한 강도(10 kgf/㎟) 이상 및 인성도 1 kgf - m 이상의 높은 값을 나타내고 있다.In terms of creep rupture strength, 600 ° C and 10 5 h creep rupture strength of the member of the present invention is 11 kgf / mm 2, and exhibits high values of strength (10 kgf / mm 2) or more and toughness of 1 kgf −m or more that are required as a high efficiency turbine member. have.
No. 2는 Al이 0.015 %를 초과한 것이지만, 105시간 크리프 파단 강도가 11 kgf/㎟ 이하로 강도가 약간 저하한다. W가 1.0 % 정도 많아지면 δ페라이트가 석출되고, 강도와 인성이 동시에 낮고, 발명의 목적이 달성되지 않는 것도 확인되었다.No. 2 is more than 0.015% of Al, but the strength slightly decreases to a creep rupture strength of 11 kgf / mm 2 or less for 10 5 hours. It was also confirmed that when W increased by about 1.0%, δ ferrite precipitated, the strength and toughness were low at the same time, and the object of the invention was not achieved.
W는 0.1 내지 0.65 %로 높은 강도를 얻을 수 있다.W can obtain high strength from 0.1 to 0.65%.
FATT에 미치는 W의 영향은 W는 0.1 내지 0.65 %의 범위로 FATT가 낮고, 높은 인성을 갖지만, 그 이하 및 이상이라도 인성이 저하한다. 특히, 0.2 내지 0.5 %로 낮은 FATT를 얻을 수 있다.The influence of W on FATT is that W has a low FATT in the range of 0.1 to 0.65% and has high toughness, but the toughness decreases even below and above. In particular, FATT as low as 0.2 to 0.5% can be obtained.
본 실시예의 마르텐사이트강은 600 ℃ 부근의 고온 크리프 파단 강도는 현저하게 높고, 초고온 고압 증기 터빈용 로터 샤프트로서 요구되는 강도를 충분히 만족시켜 적합하다. 또한, 600 ℃ 부근에서의 고효율 터빈용 블레이드로서도 적합하다.The martensitic steel of this embodiment is remarkably high in high temperature creep rupture strength around 600 ° C, and satisfactorily satisfies the strength required as a rotor shaft for an ultrahigh temperature high pressure steam turbine. It is also suitable as a blade for a high efficiency turbine at around 600 ° C.
<실시예 5>Example 5
표13은 본 발명의 고압, 중압 및 고중압 터빈용 내부 케이싱 부재에 관한 화학 조성(중량 %)을 나타낸다. 시료는 대형 케이싱의 두께부를 상정하여 고주파 유도 용해로를 이용하여 200 ㎏ 용해하고, 최대 두께 200 ㎜, 폭 380 ㎜, 높이 440 ㎜의 사형으로 주입, 주괴를 제작했다. 시료는 1050 ℃ × 8h 노냉의 소둔 처리후, 대형 증기 터빈 케이싱의 두께부를 상정하여 소준(1050 ℃ × 8h → 공냉), 소려(710 ℃ × 7h → 공냉, 710 ℃ × 7h → 공냉의 2회)의 열처리를 행하였다.Table 13 shows the chemical compositions (% by weight) of the inner casing members for high, medium and high pressure turbines of the present invention. The sample melt | dissolved 200 kg using the high frequency induction melting furnace assuming the thickness part of a large casing, and injected | poured and produced the ingot in the sand mold of maximum thickness 200mm, width 380mm, and height 440mm. After annealing treatment at 1050 ° C × 8h furnace cooling, assuming the thickness of the large steam turbine casing, the sample should be roughened (1050 ° C × 8h → air cooling), or so (710 ° × 7h → air cooling, 710 ° C × 7h → air cooling twice). The heat treatment of was performed.
용접성 평가는 JIS Z3158에 준하여 행하였다. 예열, 패스간 및 후열 개시 온도는 150 ℃로, 후열 처리는 400 ℃ × 30분으로 했다.Weldability evaluation was performed according to JIS Z3158. The preheating, interpass, and postheating start temperatures were 150 ° C, and the postheating treatment was 400 ° C x 30 minutes.
표14는 실온의 인장 특성, 20 ℃에 있어서의 V 노치 샤르피 충격 흡수 에너지, 650 ℃, 105h 크리프 파단 강도 및 용접 균열 시험 결과를 나타낸다.Table 14 shows tensile properties at room temperature, V notch Charpy impact absorption energy at 20 ° C, 650 ° C, 10 5 h creep rupture strength, and weld crack test results.
적량의 B, Mo 및 W를 첨가한 본 발명 부재의 크리프 파단 강도 및 충격 흡수 에너지는 고온 고압 터빈 케이싱에 요구되는 특성(625 ℃, 105h 강도 ≥ 8 kgf/㎟, 20 ℃ 충격 흡수 에너지 ≥ 1 kgf - m)을 충분히 만족시킨다. 특히, 9 kgf/㎟ 이상의 높은 값을 나타내고 있다. 또한, 본 발명 부재에는 용접 균열을 확인할 수 없으며 용접성이 양호하다. B량과 용접 균열의 관계를 조사한 결과, B량이 0.0035 %를 초과하면, 용접 균열이 발생했다. No. 1의 것은 약간 균열의 염려가 있었다. 기계적 성질에 미치는 Mo의 영향을 보면, Mo량이 1.18 %로 많은 것은 크리프 파단 강도는 높지만, 충격치가 낮고 요구되는 인성을 만족할 수 없었다. 한편, Mo 0.11 %의 것은 인성은 높지만, 크리프 파단 강도가 낮고, 요구되는 강도를 만족할 수 없었다.The creep rupture strength and impact absorption energy of the present invention with the addition of appropriate amounts of B, Mo and W are required for high temperature and high pressure turbine casings (625 ° C, 10 5 h strength ≥ 8 kgf / mm2, 20 ° C impact absorption energy ≥ 1 kgf-m) are fully satisfied. In particular, the high value of 9 kgf / mm <2> or more is shown. In addition, weld cracks cannot be confirmed in the member of the present invention, and weldability is good. As a result of examining the relationship between the amount of B and the weld crack, when the amount of B exceeded 0.0035%, a weld crack occurred. No. One was a bit cracky. In view of the influence of Mo on the mechanical properties, the Mo content of 1.18% was high in creep rupture strength, but the impact value was low and the required toughness could not be satisfied. On the other hand, Mo 0.11% had high toughness but low creep rupture strength and could not satisfy the required strength.
기계적 성질에 미치는 W의 영향을 조사한 결과, W량을 1.1 % 이상으로 하면, 크리프 파단 강도가 현저하게 높아지지만, 역으로 W량을 2 % 이상으로 하면 실온 충격 흡수 에너지가 낮아진다. 특히, Ni/W 비를 0.25 내지 0.75로 조정함으로써,온도 621 ℃, 압력 250 kgf/㎠ 이상의 고온 고압 터빈의 고압 및 중압 내부 케이싱 및 주 증기 정지 밸브 및 가감 밸브 케이싱에 요구된다. 625 ℃, 105h 크리프 파단 강도 9 kgf/㎟ 이상, 실온 충격 흡수 에너지 1 kgf - m 이상의 내열 주강 케이싱 부재를 얻을 수 있다. 특히, W량 1.2 내지 2 %, Ni/W 비를 0.25 내지 0.75로 조정함으로써 625 ℃, 105h 크리프 파단 강도 10 kgf/㎟ 이상, 실온 충격 흡수 에너지 2 kgf - m 이상의 우수한 내열 주강 케이싱 부재를 얻을 수 있다.As a result of investigating the influence of W on the mechanical properties, the creep rupture strength is remarkably increased when the amount of W is 1.1% or more. On the contrary, when the amount of W is 2% or more, the room temperature shock absorbing energy is low. In particular, by adjusting the Ni / W ratio to 0.25 to 0.75, it is required for the high pressure and medium pressure internal casing and the main steam stop valve and the regulating valve casing of a high temperature high pressure turbine with a temperature of 621 ° C and a pressure of 250 kgf / cm 2 or more. A heat resistant cast steel casing member of 625 ° C, 10 5 h creep rupture strength of 9 kgf / mm 2 or more and room temperature shock absorbing energy of 1 kgf-m or more can be obtained. In particular, by adjusting the W amount of 1.2 to 2% and the Ni / W ratio to 0.25 to 0.75, an excellent heat-resistant cast steel casing member of 625 ° C, 10 5 h creep rupture strength of 10 kgf / mm 2 or more, and room temperature shock absorbing energy of 2 kgf-m or more You can get it.
W량은 1.0 % 이상으로 함으로써 현저하게 강화되는 동시에, 특히 1.5 % 이상에서는 8.0 kgf/㎟ 이상의 값을 얻을 수 있다. 본 발명의 No. 7은 640 ℃ 이하에서 충분한 요구의 강도를 만족시키는 것이었다.The amount of W is reinforced remarkably by setting it to 1.0% or more, and especially the value of 8.0 kgf / mm <2> or more can be obtained at 1.5% or more. No. of the present invention 7 satisfy | filled the intensity | strength of sufficient requirements below 640 degreeC.
본 발명의 내열 주강을 목표 조성으로 하는 합금 원료를 전기로에서 1톤 용해하고, 레이들 정련후, 사형 주형으로 주입하고 실시예 3에 기재된 고중압부의 내부 케이싱을 얻었다. 이 케이싱을 1.050 ℃ × 8h 노냉 소둔 열처리후, 1050 ℃ × 8h 충돌 풍냉의 소준 열처리, 730 ℃ × 8h 노냉의 2회 소려를 행하였다. 완전 소려 마르텐사이트 조직을 갖는 이 시험 제작 케이싱을 절단 조사한 결과, 250 기압, 625 ℃ 고온 고압 터빈 케이싱에 요구되는 특성(625 ℃, 105h 강도 ≥ 9 kgf/㎟, 20 ℃ 충돌 흡수 에너지 ≥ 1 kgf - m)을 충분히 만족시키는 것과 용접 가능한 것을 확인할 수 있었다.The alloy raw material which makes the heat-resistant cast steel of this invention the target composition was melt | dissolved in an electric furnace for 1 ton, and after ladle refinement, it injected | poured into the sand mold and obtained the internal casing of the high-medium pressure part of Example 3. After this casing was subjected to 1.050 ° C. × 8 h furnace cold annealing heat treatment, two times of 1050 ° C. × 8 h crash-air cooling and annealing heat treatment and 730 ° C. × 8 h furnace cooling were performed. This test fabrication casing, which has a fully considered martensitic structure, was cut and examined to find the characteristics required for a 250 atm, 625 ° C. high temperature and high pressure turbine casing (625 ° C., 10 5 h strength ≥ 9 kgf / mm 2, 20 ° C. impact absorption energy ≥ 1 It was confirmed that kgf-m) was sufficiently satisfied and weldable.
<실시예 6><Example 6>
본 실시예에 있어서는 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈 또는 고중압 증기 터빈의 증기 온도를 625 ℃ 대신에 649 ℃로 한 것이며, 구조 및 크기를 실시예 2 또는 3과 거의 같은 설계로 얻을 수 있는 것이다. 여기에서 실시예 2로 변경되는 것은 이 온도에 직접 접하는 고압, 중압 또는 고중압 일체형 증기 터빈의 로터 샤프트, 초단 동익 및 초단 정익과 내부 케이싱이다. 내부 케이싱을 제외하고 이들의 재료로서는 전술한 표7에 나타내는 재료 중 B량을 0.01 내지 0.03 % 및 Co량을 5 내지 7 %로 높이고, 또 내부 케이싱 부재로서는 실시예 2의 W량을 2 내지 3%로 높이고, Co를 3 % 더함으로써 요구되는 강도가 만족되고, 종래의 설계를 사용할 수 있는 장점이 있다. 즉, 본 실시예에 있어서는 고온에 노출되는 구조 재료가 모든 페라이트계 강에 의해 구성되는 점에서 종래의 설계 사상을 그대로 사용할 수 있는 것이다. 또, 2단째의 동익 및 정익의 증기 입구 온도는 약 610 ℃가 되므로, 이들에게는 실시예 1의 초단에 이용한 재료를 이용하는 것이 바람직하다.In this embodiment, the steam temperature of the high pressure steam turbine, the medium pressure steam turbine, or the high medium pressure steam turbine is set to 649 ° C. instead of 625 ° C., and the structure and size can be obtained with the same design as in Example 2 or 3. Changed to Example 2 herein is the rotor shaft, ultra-low rotor and ultra-low stator and inner casing of a high pressure, medium or high pressure integrated steam turbine directly in contact with this temperature. Except for the inner casing, as these materials, the amount of B in the materials shown in Table 7 above was increased from 0.01 to 0.03%, and the amount of Co was increased to 5 to 7%, and as the inner casing member, the amount of W in Example 2 was increased to 2-3. By increasing the percentage and adding Co by 3%, the required strength is satisfied, and there is an advantage that a conventional design can be used. That is, in this embodiment, since the structural material exposed to high temperature is comprised by all the ferritic steels, the conventional design idea can be used as it is. Moreover, since the steam inlet temperature of the rotor blades and stator blades of a 2nd stage | paragraph becomes about 610 degreeC, it is preferable to use the material used for the first stage of Example 1 for these.
그리고, 저압 증기 터빈의 증기 온도는 실시예 2 또는 3의 약 380 ℃에 비해 약간 높은 약 405 ℃가 되지만, 그 로터 샤프트 자신은 실시예 2의 재료가 충분히 고강도를 지니므로, 마찬가지로 슈퍼클린재가 이용된다.The steam temperature of the low pressure steam turbine is about 405 ° C., which is slightly higher than about 380 ° C. of Example 2 or 3, but the rotor shaft itself uses the super clean material as the material of Example 2 is sufficiently high in strength. do.
또한, 본 실시예에 있어서의 크로스컴파운드형에 대해 전부를 직결한 탠덤형으로 3600 rpm의 회전수에 있어서도 실시할 수 있는 것이다.In addition, the tandem type which is directly connected to the cross compound type in the present embodiment can also be implemented at a rotational speed of 3600 rpm.
본 발명에 따르면, 600 내지 660 ℃로 크리프 파단 강도 및 실온 인성이 높은 마르텐사이트계 내열 및 주강을 얻을 수 있으므로, 각 온도에서의 초초 임계압 터빈용 주요 부재를 모든 페라이트계 내열강으로 제작할 수 있고, 지금까지의 증기 터빈의 기본 설계를 그대로 사용할 수 있어 신뢰성이 높은 화력 발전 플랜트를 얻을 수 있다.According to the present invention, since martensitic heat resistance and cast steel having high creep rupture strength and room temperature toughness can be obtained at 600 to 660 ° C., the main member for the ultra-supercritical pressure turbine at each temperature can be made of all ferritic heat-resistant steel, The basic design of the steam turbine so far can be used as it is, resulting in a reliable thermal power plant.
종래, 이와 같은 온도에서는 오스테나이트계 합금으로 되지 않을 수 없으며, 그로 인해 제조성의 관점으로부터 건전한 대형 로터를 제조할 수 없었지만, 본 발명의 페라이트계 내열 단강에 따르면 건전한 대형 로터의 제조가 가능하다.Conventionally, at such a temperature, it cannot be made into an austenitic alloy, and therefore, a healthy large rotor could not be manufactured from the viewpoint of manufacturability, but according to the ferritic heat-resistant forged steel of the present invention, a healthy large rotor can be manufactured.
또한, 본 발명의 모든 페라이트계 강으로 된 고온 증기 터빈은 열팽창 계수가 큰 오스테나이트계 합금을 사용하고 있지 않으므로, 터빈의 급기동이 용이해지는 동시에, 열피로 손상을 받기 어렵다는 등의 이점이 있다.In addition, the high temperature steam turbine made of all ferritic steels of the present invention does not use an austenitic alloy having a large coefficient of thermal expansion, so that the turbine can be started quickly and hardly damaged by thermal fatigue.
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