KR101173695B1

KR101173695B1 - 내열강과 그것을 이용한 증기 터빈용 회전자 샤프트 및증기 터빈 및 증기 터빈 발전 플랜트

Info

Publication number: KR101173695B1
Application number: KR1020050059943A
Authority: KR
Inventors: 마사히꼬 아라이; 히로쯔구 가와나까; 겐이찌 무라따; 히데오 요다
Original assignee: 가부시키가이샤 히타치세이사쿠쇼
Priority date: 2004-07-06
Filing date: 2005-07-05
Publication date: 2012-08-13
Also published as: US20060216145A1; KR20060049826A; CN100445412C; JP2006022343A; CN1718831A; JP4256311B2; US7540711B2

Abstract

본 발명의 목적은 고온 강도 및 절결 강도에 우수한 내열강과 그것을 이용한 증기 터빈용 회전자 샤프트 및 증기 터빈 및 증기 터빈 발전 플랜트를 제공하는 데 있다.

본 발명은 중량으로, C 0.15 내지 0.40 ％, Si 0.5 ％ 이하, Mn 0.05 내지 0.50 ％, Ni 0.5 내지 1.5 ％, Cr 0.8 내지 1.5 ％, Mo 0.8 내지 1.8 ％ 및 V 0.05 내지 0.35 ％를 포함하고, (Ni/Mn)의 비가 3.0 내지 10.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강에 있다.

증기 터빈용 회전자 샤프트, 베어링, 샤프트 패킹, 노즐 박스, 블레이드

Description

내열강과 그것을 이용한 증기 터빈용 회전자 샤프트 및 증기 터빈 및 증기 터빈 발전 플랜트{HEAT RESISTANT STEEL, ROTOR SHAFT FOR STEAM TURBINE AND STEAM TURBINE USING THE SAME, AND STEAM TURBINE POWER GENERATING PLANT}

도1은 (Ni/Mn)비와 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도.

도2는 (Ni/Mn)비와 클리프 취화도와의 관계를 나타내는 도면.

도3은 (Cr/Mn)비와 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도.

도4는 (Cr/Mn)비와 클리프 취화도와의 관계를 나타내는 도면.

도5는 Ni 첨가량과 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도.

도6은 Mn 첨가량과 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도.

도7은 Mn 첨가량과 클리프 취화도와의 관계를 나타내는 도면.

도8은 본 발명에 관한 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈을 1축으로 결합한 단면 구성도.

도9는 본 발명에 관한 고압 증기 터빈(HP)과, 중압 증기 터빈(IP)과, 1대 또는 2대의 저압 증기 터빈(LP)과, 발전기(GEN)를 탠덤 컴파운드에 배치한 증기 터빈 발전 플랜트의 구성도.

도10은 본 발명에 관한 고압 증기 터빈(HP), 중압 증기 터빈(IP), 발전기(GEN)와, 2대의 저압 증기 터빈(LP) 및 발전기(GEN)를 크로스 컴팬드에 배치한 증 기 터빈 발전 플랜트의 구성도.

도11은 본 발명에 관한 고압 증기 터빈의 회전자 샤프트의 정면도.

도12는 본 발명에 관한 중압 증기 터빈의 회전자 샤프트의 정면도.

도13은 본 발명에 관한 고중압 일체형 증기 터빈의 단면도.

도14는 본 발명에 관한 고중압 증기 터빈(HP/IP)과, 1대의 저압 증기 터빈(LP)과, 발전기(GEN)를 탠덤 컴파운드에 배치한 증기 터빈 발전 플랜트의 구성도.

도15는 본 발명에 관한 고중압 증기 터빈(HP/IP)과, 2대의 저압 증기 터빈(LP)과, 발전기(GEN)를 탠덤 컴파운드에 배치한 증기 터빈 발전 플랜트의 구성도.

도16은 본 발명에 관한 고중압 증기 터빈의 회전자 샤프트의 정면도.

<도면의 주요 부분에 대한 부호의 설명>

1 : 제1 베어링

2 : 제2 베어링

3 : 제3 베어링

4 : 제4 베어링

5 : 추력 베어링

10 : 제1 샤프트 패킹

11 : 제2 샤프트 패킹

12 : 제3 샤프트 패킹

13 : 제4 샤프트 패킹

14 : 고압 격판

15 : 중압 격판

16 : 고압 동익

17 : 중압 동익

18 : 고압 내부 차실

19 : 고압 외부 차실

20 : 중압 내부 제1 차실

21 : 중압 내부 제2 차실

22 : 중압 외부 차실

23 : 고압 증기 터빈의 회전자 샤프트

24 : 중압 증기 터빈의 회전자 샤프트

25 : 플랜지, 엘보

26 : 전방측 베어링 상자

27 : 저널부

28 : 주증기 입구

29 : 재열 증기 입구

30 : 고압 증기 배기구

31 : 기통 연락관

33 : 고중압 증기 터빈의 회전자 샤프트

38 : 노즐 박스(고압 제1 단)

39 : 추력 베어링 마모 차단 장치

40 : 난기 증기 입구

41 : 동익

42 : 정익

43 : 베어링

44 : 회전자 샤프트

[문헌 1] 일본 특허 공개 평10-183294호 공보

[문헌 2] 일본 특허 공개 평9-41076호 공보

[문헌 3] 일본 특허 공개 평9-194987호 공보

[문헌 4] 일본 특허 공개 평9-268343호 공보

본 발명은 고압, 중압 및 고중압 증기 터빈의 회전 샤프트로서 고온 강도가 높고, 내클리프 취화도가 높은 Cr-Mo-V 저합금강을 이용한 새로운 내열강과 그것을 이용한 회전자 샤프트 및 증기 터빈 및 증기 터빈 발전 플랜트 관한 것이다.

일반적으로, 고온(증기 온도 538 내지 566 ℃)의 증기가 되는 고압, 중압 및 고중압 회전자로서는 ASTM 규격재(Designation : A470 class8) Cr-Mo-V 저합금강이 사용되고 있다. 최근, 에너지 절약의 관점으로부터 증기 터빈의 발전 효율의 향상이 요구되고, 발전 효율을 향상시키기 위해서는 증기 온도 및 압력을 올리는 것이 가장 유효한 수단이므로, 화력 발전 설비는 증기 온도의 고온화가 진행되고 있다. 초임계압을 포함하는 증기 온도 566 내지 600 ℃의 고온에서는 내용온도, 내환경 특성이 높은 12 ％ Cr강이 사용되고 있다. 고효율 발전을 함으로써 화석 연료의 절약, 배출 가스의 발생량을 억제하는 것이 가능해지고, 지구 환경 보전에 공헌할 수 있다.

특허문헌 1에는 중량으로, C 0.15 내지 0.40 ％, Si 0.1 ％ 이하, Mn 0.05 내지 0.25 ％, Ni 1.5 내지 2.5 ％, Cr 0.8 내지 2.5 ％, Mo 0.8 내지 2.5 ％ 및 V 0.15 내지 0.35 ％를 포함하고, (Mn/Ni)의 비가 0.12 이하, 즉 (Ni/Mn)의 비가 8.3 이상인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 내열강이 개시되고, 그 내열강을 회전자 샤프트에 이용한 고저압 일체형 증기 터빈이 개시되어 있다.

특허문헌 2에는 중량으로, C 0.1 내지 0.3 ％, Si 0.05 ％ 이하, Mn 0.1 ％ 이하, Ni 0.1 내지 1.5 ％, Cr 0.5 내지 3 ％, Mo 0.05 내지 0.5 ％, V 0.1 내지 0.35 ％, Nb 0.01 내지 0.15 ％, W 0.5 내지 2 ％, B 0.001 내지 0.01 ％를 포함하는 Cr-Mo-V 저합금강을 고저압 일체형 증기 터빈, 증기 터빈의 고압측, 저압측의 회전자재에 적용하는 것이 개시되어 있다.

특허문헌 3에는 중량으로, C 0.05 내지 0.15 ％, Si 0.005 내지 0.3 ％, Mn 0.01 내지 1.0 ％, Ni 0.1 내지 2.0 ％, Cr 0.8 내지 1.5 ％, Mo 0.1 내지 1.5 ％, V 0.05 내지 0.3 ％, W 0.1 내지 2.5 ％를 포함하는 Cr-Mo-V 저합금강을 증기 터빈의 고온용 회전자에 적용하는 것이 개시되어 있다.

특허문헌 4에는 중량으로, C 0.05 내지 0.30 ％, Si 0.005 내지 0.3 ％, Mn 0.01 내지 1.0 ％, Ni 0.1 내지 2.0 ％, Cr 0.8 내지 3.5 ％, Mo 0.1 내지 2.5 ％, V 0.05 내지 0.4 ％, Co 0.1 내지 3.5 ％를 포함하는 Cr-Mo-V 저합금강을 증기 터빈의 고온용 회전자에 적용하는 것이 개시되어 있다.

[특허문헌 1] 일본 특허 공개 평10-183294호 공보

[특허문헌 2] 일본 특허 공개 평9-41076호 공보

[특허문헌 3] 일본 특허 공개 평9-194987호 공보

[특허문헌 4] 일본 특허 공개 평9-268343호 공보

그러나, 증기 온도의 고온화에 의한 초임계압 발전 플랜트(593 ℃부터)에 적용하는 12 Cr강은 저합금강에 비교하여 경제적으로 불리하고, 제조성도 뒤떨어진다. 또한, 보일러, 터빈 부재의 고온화에 대응하는 초임계압 발전 플랜트의 운전 관리 기술은 고도이고, 건설 비용, 운전 및 보수 점검 비용이 증대된다.

한편, 종래 증기 터빈의 증기 온도 538 내지 566 ℃에 있어서, 종래의 Cr-Mo-V 저합금강과 동등 이상의 제조성과 기계적 성질을 갖는 저합금 강재료를 적용할 수 있으면, 증기 조건의 고도화에 상관없이 출력 증대가 가능하고, 고성능의 터빈을 구성할 수 있다.

또한, 특허문헌 1 내지 4에 기재된 Cr-Mo-V 저합금강 중 어느 것에 있어서도 고온 강도 및 절결 강도가 충분하지 않다.

본 발명은 중량으로, C 0.15 내지 0.40 ％, Si 0 % 이상 0.5 ％ 이하, Mn 0.05 내지 0.50 ％, Ni 0.5 내지 1.5 ％, Cr 0.8 내지 1.5 ％, Mo 0.8 내지 1.8 ％ 및 V 0.05 내지 0.35 ％를 포함하고, 잔부로서 Fe 및 불가피 불순물을 포함하고, (Ni/Mn)의 비가 3.0 내지 10.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강에 있다.

또한, 본 발명의 내열강은 중량비로, C 0.23 내지 0.32 ％, Si 0.01 내지 0.05 ％, Mn 0.15 내지 0.35 ％, Ni 0.7 내지 1.2 ％, Cr 0.8 내지 1.5 ％, Mo 0.8 내지 1.8 ％ 및 V 0.10 내지 0.30 ％를 포함하고, 잔부로서 Fe 및 불가피 불순물을 포함하고, (Ni/Mn)의 비가 3.0 내지 10.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것이 바람직하다.

또한, 전술한 내열강은 상기 Ni가 0.65 내지 0.95 ％ 및 (Ni/Mn)의 비가 3.5 내지 7.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것, 상기 Ni가 0.95 내지 1.35 ％ 및 (Ni/Mn)의 비가 4 내지 8인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것, 또한 상기 Ni가 1.35 내지 1.5 ％ 및 (Ni/Mn)의 비가 5.5 내지 10.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것이 바람직하다.

또한, 전술한 내열강은 상기 Ni가 0.5 내지 1.5 ％ 및 (Cr/Mn)의 비가 3.5 내지 14.0인 것, 상기 Ni가 0.65 내지 0.95 ％ 및 (Cr/Mn)의 비가 3.0 내지 9.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것, 상기 Ni가 0.95 내지 1.35 ％ 및 (Cr/Mn)의 비가 3.5 내지 8.5인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것, 상기 Ni가 1.35 내지 1.5 ％ 및 (Cr/Mn)의 비가 5.0 내지 8.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것이 바람직하다.

상기 Cr-Mo-V 저합금강은 538 ℃, 10만 시간 평활 클리프 파단 강도가 150 ㎫ 이상, 바람직하게는 170 ㎫ 이상, 180 ㎫ 이상인 것이 가장 바람직하다.

클리프 취화 특성을 평가하는 시험법으로서, 시험편의 표점 사이에 절결부를 설치한 절결 클리프 시험이 있다. 절결 시험에서는 절결부의 변형을 구속하는 다축 응력이 작용하고, 연성이 높은 재료에서는 평활 클리프 파단 시간보다도 장시간으로 파단하는 절결 강화가 된다. 그러나, 시험 중에 취화가 진행되어 재료의 연성이 저하된 경우에는 평활 시험보다도 단시간에 파단하는 절결 약화가 된다. 클리프 취화 특성으로서(절결 시료의 파단 시간/평활 시료의 파단 시간)의 비가 2배 이상, 바람직하게는 2.5배 이상으로 하는 것이 좋다. 이하, 본 발명재의 성분 한정 이유에 대해 설명한다.

C는 켄칭성을 향상시켜 강도를 확보하는 데 필요한 원소이다. 그 양이 0.15 ％ 이하에서는 충분한 켄칭성을 얻을 수 없고, 회전자 중심으로 연한 페라이트 조직이 생성되어 충분한 인장 강도 및 내력을 얻을 수 없다. 또한 0.4 ％ 이상이 되면 인성을 저하시키기 때문에, C의 범위는 0.15 내지 0.40 ％로 한정된다. 특히 0.20 내지 0.35 ％의 범위가 바람직하고, 0.23 내지 0.32 ％의 범위가 보다 바람직하다.

Si는 탈산제, Mn은 탈황ㆍ탈산제이고, 강의 용해 시에 첨가하는 것으로, 소량이라도 효과가 있다. 카본 진공 탈산법 및 일렉트로 슬러그 재용해법 등에 따르면 Si 첨가가 필요없고, Si 무첨가가 좋다. Si는 0 % 이상 0.50 ％ 이하가 바람직하고, 0 % 이상 0.10 ％ 이하가 보다 바람직하다. 특히 0 % 이상 0.05 ％ 이하가 바람직하다.

적량의 Mn 첨가는 강 중에 불순물 원소로서 존재하고, 열간 가공성을 나쁘게 하는 유해한 S를 황화물 MnS로서 고정하는 작용이 있다. 이로 인해, Mn의 적량 첨가는 전술한 S의 해를 감소시키는 효과가 있으므로, 증기 터빈용 회전자 샤프트와 같은 대형 단조품의 제조에 있어서는 0.05 ％ 이상으로 해야 한다. 한편, 다량으로 첨가하면 클리프 취화가 생기기 쉬워져 절결 약화가 되므로 0.5 ％ 이하로 한다. 특히, 0.10 내지 0.40 ％, 보다 0.15 내지 0.35 ％의 범위로 하는 것이 바람직하다.

Ni는 켄칭성을 향상시키고, 인성 향상에 불가결의 원소이다. Ni 0.5 ％ 미만에서는 인성 향상 효과가 충분하지 않다. 또한, 1.5 ％를 넘는 다량의 첨가는 클리프 파단 강도를 저하시킨다. 특히 0.6 내지 1.3 ％, 0.7 내지 1.2 ％의 범위로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한, Ni의 함유량은, 전술한 바와 같이 (Ni/Mn) 및 (Cr/Mn)비에 따라서 특성이 다르기 때문에, 0.65 내지 0.95 ％, 0.95 내지 1.35 ％ 및 1.35 내지 1.5 ％의 각각의 범위에 있어서 (Ni/Mn) 및 (Cr/Mn)비에 각각 바람직한 범위를 갖는 것이다. 특히, 0.65 ％ 이상 0.95 ％ 미만, 0.95 ％ 이상 1.35 ％ 미만 및 1.35 ％ 내지 1.5 ％의 각각의 범위가 바람직하고, 0.65 내지 0.9 ％, 0.95 내지 1.3 ％ 및 1.35 내지 1.5 ％의 범위가 보다 바람직하다.

Cr은 켄칭성을 향상시키고, 인성 및 강도 향상 효과가 있다. 또한, 증기 중의 내식성도 향상시킨다. 0.8 ％ 미만에서는 이들 효과가 충분하지 않고, 1.5 ％를 넘는 첨가는 클리프 파단 강도를 저하시킨다. 특히, 0.9 내지 1.4 ％, 1.0 내 지 1.3 ％의 범위로 하는 것이 보다 바람직하다.

Mo는 템퍼링 처리 중에 결정립 내에 미세 탄화물을 석출시키고, 고온 강도 향상 및 템퍼링 취화 방지 효과가 있다. 0.8 ％ 미만에서는 이들 효과가 충분하지 않고, 1.8 ％를 넘는 다량의 첨가는 인성을 저하시킨다. 특히 인성의 점으로부터는 1.0 내지 1.6 ％, 1.2 내지 1.5 ％의 범위로 하는 것이 보다 바람직하다.

Mo와 마찬가지로, 미세 탄화물을 석출시키고, 고온 강도 향상 및 템퍼링 취화 방지의 효과를 갖는 원소로서, W를 들 수 있는 것이 소강 덩어리의 실험의 결과로부터 명백해졌다. 그러나, 시험 온도에 의해 Mo와 W가 고온 강도에 미치는 효과가 다르고, 본 개발 강의 적용 온도 범위인 566 ℃ 이하의 온도에서는 Mo의 첨가가 유효하다는 것이 명백해졌다. 또한, W의 첨가는 증기 터빈 회전자와 같은 대형 강 덩어리 제조 시에는 편석이 생기기 쉽고, W 첨가에 의해 반대로 강도 저하, 인성 저하를 초래하는 것도 실험의 결과로부터 명백해졌다. 따라서, 본 발명 강에서는, W는 첨가하지 않는 것이다.

V는 템퍼링 처리 중에 결정립 내에 미세 탄화물을 석출시키고, 고온 강도 및 인성 향상 효과가 있다. 0.05 ％ 미만에서는 이들 효과가 충분하지 않고, 0.35 ％를 넘는 첨가는 효과가 포화된다. 특히, 0.15 내지 0.33 ％, 0.20 내지 0.30 ％의 범위로 하는 것이 보다 바람직하다.

Nb는 V와 마찬가지로 미세 탄화물을 석출시키고, 고온 강도 향상, 인성 향상에 기여한다. V와의 복합 첨가에 의해 대폭적인 강도 향상 효과를 얻을 수 있는 것이 소강 덩어리를 이용한 실험의 결과로부터 명백해졌지만, 증기 터빈 회전자와 같은 대형 단조품의 강 덩어리 제조에 있어서는 강 덩어리 중심에서 편석이 생기기 쉬워지고, Nb 첨가에 의해 반대로 강도 저하, 인성 저하를 초래하는 것도 실험의 결과로부터 명백해졌다. 따라서, 본 발명 강에서는, Nb는 첨가하지 않은 것이다.

Mn, Ni 및 Cr은 고온 강도, 클리프 취화 특성에 크게 관여하여 본 발명 강에서는 복합적으로 작용하는 것이 실험적으로 명백해졌다. 즉, 높은 고온 강도와 내클리프 취화 특성을 겸비한 재료 특성을 얻기 위해서는 켄칭성을 향상시키고, 인성을 향상시키는 Ni와 클리프 취화를 촉진하는 Mn과의 비(Ni/Mn)를 3.0 내지 10.0으로 하고, 또한 켄칭성을 향상시키고 고온 강도를 향상시키는 Cr과 클리프 취화를 촉진하는 Mn과의 비(Cr/Mn)를 3.5 내지 14.0으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 전술한 바와 같이 Ni량에 의해 (Ni/Mn) 및 (Cr/Mn)의 범위를 보다 적절하게 설정하는 것이 바람직하다.

본 발명 강은 그 용제에 있어서, 희토류 원소, Ca, Zr 및 Al 중 1종 이상을 첨가함으로써 그 자체에 의한 효과와 탈산의 효과 등에 의해 인성을 향상시키기 때문에, 그것들 중 1종 이상을 첨가하는 것이 바람직하다. 희토류 원소는 0.05 ％ 미만에서는 효과가 불충분하고, 0.4 ％를 넘는 첨가는 그 효과가 포화된다. Ca는, 소량의 첨가에서는 인성 향상 효과가 있지만, 0.0005 ％ 미만에서는 효과가 불충분하고, 0.01 ％를 넘는 첨가는 그 효과가 포화된다. Zr은 0.01 ％ 미만에서는 인성 향상 효과가 불충분하고, 0.2 ％를 넘는 첨가는 그 효과가 포화된다. Al은 0.001 ％ 미만에서는 인성 향상 효과가 불충분하고, 0.02 ％를 넘는 첨가는 클리프 파단 강도를 저하시킨다.

산소는 고온 강도에 영향을 주기 때문에, 5 내지 25 ppm의 범위가 바람직하고, 이에 의해 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있다.

또한, P 및 S는 Mn, 희토류 원소 등의 첨가에 의해 저감시킬 수 있고, 그것에 의해 클리프 파단 강도 및 저온 인성을 높이는 효과가 있고, 최대한 저감시키는 것이 바람직하다. 저온 인성 향상의 점으로부터 P 0.020 ％ 이하 및 S 0.020 ％ 이하가 바람직하다. 특히, P 0.015 ％ 이하, S 0.015 ％ 이하, P 0.010 ％ 이하, S 0.010 ％ 이하가 보다 바람직하다.

Sb, Sn 및 As의 저감도, 저온 인성을 높이는 효과가 있고, 최대한 저감시키는 것이 바람직하지만, 현상 제강 기술 레벨의 점으로부터 Sb 0.0015 ％ 이하, Sn 0.01 ％ 이하 및 As 0.02 ％ 이하가 바람직하다. 특히, Sb 0.0010 ％ 이하, Sn 0.005 ％ 및 AS 0.01 ％ 이하가 바람직하다.

본 발명재의 열처리는, 우선 완전한 오스테나이트로 변태되는 데 충분한 온도, 최저 900 ℃, 최고 1000 ℃에서 소정 시간, 균일 가열 보유 지지한 후, 급냉한다(바람직하게는 유냉 또는 물분무). 900 ℃ 미만에서는 높은 인성을 얻을 수 있지만 높은 클리프 파단 강도를 얻기 어렵고, 1000 ℃를 넘는 온도에서는 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있지만, 높은 인성을 얻기 어렵다.

다음에, 630 내지 700 ℃의 온도에서 소정 시간 가열 보유 지지한 후, 냉각하는 템퍼링을 행하여 전체 켄칭 베이나이트 조직으로 하는 것이 바람직하다. 630 ℃ 미만에서는 높은 인성을 얻기 어렵고, 700 ℃를 넘는 온도에서는 높은 클리프 파단 강도를 얻기 어렵다. 또한, 템퍼링한 후에 또한 강도와 인성을 조정하기 위 해, 630 내지 700 ℃의 온도로 가열 보유 지지ㆍ냉각하는 템퍼링을 필요에 따라서 대응하여 반복할 수 있다. 템퍼링을 반복함으로써 강도는 저하되지만 인성은 향상된다.

전술에 기재된 조성을 갖는 Cr-Mo-V강은 염기성 전기로 및 취와 정련로이고, 용해 및 정련을 행하여 진공 주입을 행하는 동시에 진공 카본탈산을 행하는 것이 바람직하다.

본 발명은 전술에 기재된 내열강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈용 회전자 샤프트에 있고, 또한 회전 샤프트와, 상기 회전자 샤프트에 심어 설치된 동익과, 상기 동익으로의 수증기의 유입을 안내하는 정익 및 상기 정익을 보유 지지하는 내부 케이싱을 갖고, 상기 동익의 초단으로 유입하여 최종단으로부터 유출되는 상기 수증기의 압력이 고압을 갖는 증기 터빈에 있어서, 전술한 회전자 샤프트로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈에 있다.

본 발명에 관한 증기 터빈은 고압 증기 터빈, 중압 증기 터빈 및 고압 증기 터빈과 중압 증기 터빈을 일체로 한 고중압 일체형 터빈 중 어느 하나인 것이 바람직하다.

또한, 본 발명은 고압 증기 터빈과, 중압 증기 터빈과, 1대 또는 탠덤으로 결합한 2대의 저압 증기 터빈과, 발전기를 갖는 탠덤 컴파운드형 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈 중 적어도 한쪽이 전술에 기재된 증기 터빈으로 이루어지는 것, 또한 고압 증기 터빈과 중압 증기 터빈과 발전기를 탠덤으로 배치하여 1대 또는 탠덤으로 결합한 2대의 저압 증기 터빈과 발 전기를 탠덤으로 배치하고, 상기 중압 증기 터빈으로부터 나온 증기를 상기 저압 증기 터빈에 공급하는 크로스 컴팬드형 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈 중 적어도 한쪽이 전술에 기재된 증기 터빈으로 이루어지는 것, 또한 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈을 일체로 한 고중압 일체 터빈과, 1대 또는 탠덤으로 결합한 2대의 저압 증기 터빈과, 발전기를 구비한 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고중압 증기 터빈이 전술에 기술된 증기 터빈으로 이루어지는 것이 바람직하다.

이하, 본 발명을 실시하기 위한 최량의 형태를 구체적인 실시예에 의해 상세하게 설명하지만, 본 발명은 이들 실시예에 한정되는 것은 아니다.

(제1 실시예)

표1은, 본 발명에 관한 증기 터빈용 회전자 샤프트에 이용하는 내열강의 화학 조성(중량 ％)을 나타내는 것이다. 인성 및 클리프 시험에 제공한 대표적인 시료의 화학 조성(중량 ％)을 나타내는 것이다. 각 시료는 각각 고주파 용해로에서 용해한 후, 조괴(造塊)하여 온도 850 내지 1150 ℃에서 30 ㎜각으로 열간 단조하여 실험 소재로 하였다. 시료 번호 1 내지 번호 15는 본 발명 강이다. 시료 번호 21 내지 번호 26은 비교를 위해 용제한 비교 강이고, 번호 26은 ASTM 규격 A470 class8 상당재이다. 이들 시료는 증기 터빈 회전자 샤프트 중심부의 조건을 시뮬레이트하고, 950 ℃로 가열 보유 지지하여 전체를 오스테나이트화한 후, 100 ℃/h의 속도로 냉각하여 켄칭하였다. 계속해서, 650 ℃에서 20 시간 가열 보유 지지한 후, 공랭의 템퍼링을 행하였다. 본 발명에 관한 Cr-Mo-V 강은 페라이트상을 포함 하지 않고, 전베이나이트 조직이었다.

[표 1]

표2는 각 시료의 인장, 충격 및 클리프 파단 시험 결과를 나타내는 것이다. 인장은 상온 시험 결과, 인성은 V노치 샤르피 충격 시험으로부터 구한 50 ％ FATT(Fracture Appearance Transition Temperature : 충격 파면 천이 온도)로 나타냈다. 클리프 파단 강도는 랄슨 미러법으로 구한 538 ℃, 10⁵ 시간 파단 강도로 나타냈다. 클리프 취화도(절결 시료의 파단 시간/평활 시료의 파단 시간)의 비 중, 본 발명재 번호 14 이외는 절결 시험이 계속 중이고, 파단에 도달하고 있지 않은 것이다. 표2로부터 명백한 바와 같이, 본 발명재는 실온의 인장 강도가 725 ㎫ 이 상, 0.02 ％ 내력이 585 ㎫ 이상, FATT가 121 ℃ 이하, 클리프 취화도는 3 이상으로 높고, 이하에 나타내는 고압 증기 터빈, 중압 증기 터빈 및 고압 증기 터빈과 중압 증기 터빈을 일체로 한 고중압 일체형 터빈의 증기 터빈용 회전자 샤프트로서 매우 유효하다고 할 수 있다.

[표 2]

도1은 (Ni/Mn)의 비와 538 ℃, 10⁵ 시간 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도이다. 본 발명 강은 (Ni/Mn)의 비가 3.0 내지 10인 특정한 범위 내에서 높은 클리프 파단 강도를 갖는다. 특히, Ni량이 0.7 내지 0.8 ％, 1.0 내지 1.2 ％ 및 1.4 내지 1.5 ％로 차례로 높아지면 클리프 파단 강도가 낮아진다. 특히, Ni량이 0.7 내지 0.8 ％에 있어서는 그 비가 3.5 내지 7.0에서 가장 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있다. 계속해서, 또한 Ni량, 1.0 내지 1.2 ％에 있어서는 약간 저하되고, 또한 Ni량 1.4 내지 1.5 ％에서는 그것보다도 저하되어 있다. 그리고, Ni량의 증가와 함께 클리프 파단 강도의 피크치가 낮아지는 것이다.

도2에 인성을 향상시키는 Ni와 클리프 취화를 촉진하는 Mn의 관계로 나타내는 (Ni/Mn)의 비와, 538 ℃, 10⁵ 시간 파단 강도에 있어서의 클리프 취화도(절결 시료의 파단 시간/평활 시료의 파단 시간)와의 관계를 나타내는 도면이다. 본 발명 강 중, 도면 중 화살표로 나타낸 번호 14 이외는 절결 파단 시험을 계속 중이다. (Ni/Mn)비가 높아지면 클리프 파단 강도가 높은 경향이 있다. (Ni/Mn)비가 3 내지 10에서는 절결 파단 강도가 낮게 되어 있고, 본 발명의 Ni/Mn비 범위가 클리프 취화의 면으로부터 바람직하다.

도3은 (Cr/Mn)의 비와 538 ℃, 10⁵ 시간 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도이다. 본 발명 강은 (Cr/Mn)의 비가 3.5 내지 10인 특정한 범위 내에서 높은 클리프 파단 강도를 갖는다. 특히, Ni량이 0.6 내지 0.8 ％, 1.0 내지 1.2 ％ 및 1.4 내지 1.5 ％로 차례로 높아지면 클리프 파단 강도가 낮아진다. 또한, Ni량이 0.7 내지 0.8 ％에 있어서는 그 비가 3.0 내지 9.0에서 가장 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있다. 계속해서, 또한 Ni량 1.0 내지 1.2 ％에 있어서는 (Cr/Mn)의 비가 3.5 내지 8.5에서 클리프 파단 강도가 약간 저하되고, 또한 Ni량 1.4 내지 1.5 ％에서는 (Cr/Mn)의 비가 5.0 내지 8.0에서 그것보다도 저하되어 있다. 그리고, Ni량의 증가와 함께 클리프 파단 강도의 피크치가 낮아지는 것이다.

도4는 켄칭성을 향상시키고, 고온 강도를 향상시키는 Cr과, 클리프 취화를 촉진하는 Mn과의 비(Cr/Mn)의 비와, 538 ℃, 10⁵ 시간 파단 강도와 클리프 취화도와의 관계를 나타내는 도면이다. 본 발명 강 중, 번호 14 이외는 절결 파단 시험을 계속 중이다. 또한, 시료 번호 24의 (Cr/Mn)의 비는 95로 높고, 도면으로부터 할애하는 것이 절결 약화였다. (Cr/Mn)의 비가 높아지면 클리프 파단 강도가 높은 경향이 있다. (Cr/Mn)비 3.5 이하, 14 이상에서는 절결 파단 강도가 낮게 되어 있고, 본 발명의 (Cr/Mn)비 범위가 클리프 취화의 면으로부터 바람직하다.

도5는 Ni량과 538 ℃, 10⁵ 시간 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도이다. 본 발명 강은 Mn 첨가량이 0.81 내지 1.20 ％의 비교 강에 대해 본 발명 강의 0.05 내지 0.5 ％인 것은, Ni량이 0.5 내지 1.5 ％인 특정한 범위 내에서는 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있다. 그리고, 어떠한 내열강도 Ni량의 증가와 함께 클리프 파단 강도가 저하되어 있다. 특히, Mn량이 0.2 ％에 있어서 가장 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있고, 따라서 0.15 내지 0.35 ％에 있어서 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있는 것을 알 수 있다.

또한, 본 발명 강 번호 3과 비교 강 번호 26(현용 고압 회전자 상당재)의 취화 특성을 조사하기 위해, 500 ℃ × 3000 시간 보유 지지에 의한 취화 처리 전후 의 시료에 대해 20 ℃에서 충격 시험을 행하고, 50 ％ 파면 천이 온도(FATT)를 조사하였다. 비교 강 번호 26의 FATT는 취화 처리 전의 95 ℃로부터 취화 처리 후에 128 ℃(ΔFATT ＝ 33 ℃)가 되고, 취화 처리에 의해 FATT가 상승(취화)된다. 이에 대해 본 발명 강의 번호 3의 FATT는 취화 처리 전후도 103 ℃로, 거의 취화되지 않은 것도 확인되었다.

도6은 Mn량과 538 ℃, 10⁵ 시간 클리프 파단 강도와의 관계를 나타내는 선도이다. 본 발명 강은 Mn 첨가량이 0.05 내지 0.5 ％의 특정한 범위 내에서 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있다. 특히, 어떠한 Ni량에 있어서도 Mn량을 0.15 내지 0.35 ％에 있어서 가장 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있다. 또한, Ni량이 0.7 내지 0.8 ％에 있어서는 보다 높은 클리프 파단 강도를 얻을 수 있다.

도7은 Mn량과 클리프 취화도(절결 시료의 파단 시간/평활 시료의 파단 시간)의 비와의 관계를 나타내는 선도이다. 본 발명 강 중, 번호 14는 시험이 종료되어 있지만, 그 이외는 절결 파단 시험을 계속 중이다. Mn량이 0.02 ％의 최저 Mn인 번호 24는 절결 파단 강도가 낮고, 또한 Mn 0.78 ％의 번호 25의 그 이상의 높은 함유량이라도 절결 파단 강도가 낮게 되어 있고, 본 발명의 Mn량의 범위 0.05 내지 0.5 ％에서는 클리프 취화도가 3 이상인 높은 것이 명백하다.

이상과 같이, 본 발명의 내열강은 고온 사용 시의 신뢰성에 우수하고, 또한 제조성에도 우수한 것이 명백하다.

(제2 실시예)

도8은 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈을 1축으로 결합한 단면 구성도이다. 고압 증기 터빈은 고압 내부 차실(18)과 그 외측의 고압 외부 차실(19) 내에 고압 동익(16)을 심어 설치한 고압 차축(고압 회전자 샤프트)(23)이 설치된다. 538 ℃ 또는 566 ℃의 고온 고압의 증기는 보일러에 의해 얻게 되고, 주증기관을 통해 증기 입구를 구성하는 플랜지, 엘보(25)로부터 주증기 입구(28)를 통해 노즐 박스(38)로부터 초단 복류의 동익으로 유도되는 초단은 복류이고, 편측에 다른 8단 설치된다. 이들 동익에 대응하여 각각 정익이 설치된다. 동익은 안장형 도브테일 형식, 더블티논, 초단 블레이드 길이 약 35 ㎜이다. 차축 사이의 길이는 약 5.8 m 및 정익에 대응하는 부분에서 가장 작은 부분의 직경은 약 710 ㎜이다.

도9는 고압 증기 터빈(HP)과, 중압 증기 터빈(IP)과, 1대 또는 2대의 저압 증기 터빈(LP)과, 발전기(GEN)를 탠덤 컴파운드에 배치한 증기 터빈 발전 플랜트, 도10은 고압 증기 터빈(HP), 중압 증기 터빈(IP), 발전기(GEN)와, 2대의 저압 증기 터빈(LP) 및 발전기(GEN)를 크로스 컴팬드에 배치한 증기 터빈 발전 플랜트이다. 고압 증기 터빈(HP)으로부터 배출된 증기가 재열기(R/H)에 의해 가열되어 중압 증기 터빈(IP)으로 유도된다.

도11은 고압 증기 터빈의 회전자 샤프트 및 도12는 중압 증기 터빈의 회전자 샤프트의 정면도이다. 도면에 도시한 바와 같이, 모두 동익을 심어 설치하는 부분이 동체부보다도 대직경으로 형성되어 있다. 본 실시예에 있어서는 이들 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈의 회전자 샤프트에 제1 실시예에 기재된 내열강이 이용되고, 강 덩어리 제조 시에 편석 등의 유해상은 검출되지 않고, 용해, 주조 및 열 간 소성 가공성의 제조성도 양호했다. 또한, 가공 후, 제1 실시예와 같은 열처리가 행해진다. 가열 보유 지지 시간은 그 용량에 따라서 길어진다.

본 실시예에 있어서의 회전자 샤프트재는 FATT가 121 ℃ 이하, 실온 인장 강도 725 ㎫ 이상, 0.02 ％ 내력 585 ㎫ 이상, 신장률 17 ％ 이상, 교축률 43 ％ 이상, 538 ℃, 10⁵ 시간 클리프 파단 강도 150 ㎫ 이상을 갖는 것이다. 고압, 중압 회전자 샤프트의 내용온도가 상승하여 클리프 취화에 대한 신뢰성도 향상되었으므로, 고압, 중압의 출력을 증대시킬 수 있어 터빈 효율이 향상되었다.

이에 의해, 증기 온도 538 ℃ 또는 566 ℃에 있어서 증기 조건의 고도화에 따르지 않고 증기 터빈의 출력 증대가 가능하고, 고성능의 터빈을 구성할 수 있는 것이다. 또한, 고효율 발전을 함으로써 화석 연료의 절약이 가능해져 지구 환경 보전에 공헌할 수 있다.

(제3 실시예)

도13은 본 발명에 관한 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈을 일체로 한 고중압 일체형 증기 터빈의 단면도이다. 고압측 증기 터빈은 고압 내부 차실(18)과, 그 외측의 고압 외부 차실(19) 내에 고압 동익(16)을 심어 설치한 고중압 차축(고중압 일체형 회전자 샤프트)이 설치된다. 고온 고압의 증기는 보일러에 의해 얻을 수 있고, 주증기관을 통해 주증기 입구를 구성하는 플랜지, 엘보(25)로부터 주증기 입구(28)를 통해 노즐 박스(38)로부터 초단의 동익으로 유도된다. 증기는 회전자 샤프트의 중앙측으로부터 들어가 베어링(43)측으로 흐르는 구조를 갖는다.

고압측 증기 터빈으로부터 배출된 증기가 재열기(R/H)에 의해 가열되어 중압측으로 유도되고, 중압측 증기 터빈은 고압 증기 터빈과 함께 발전기를 회전시킨다. 중압측 터빈은 고압측 터빈과 마찬가지로 중압 내부 차실(21)과 중압 외부 차실(22)을 갖고, 중압 동익(17)과 대향하여 정익이 설치된다.

도14는 고중압 증기 터빈(HP/IP)과, 1대의 저압 증기 터빈(LP)과, 발전기(GEN)를 탠덤 컴파운드에 배치한 증기 터빈 발전 플랜트, 도15는 고중압 증기 터빈(HP/IP)과, 2대의 저압 증기 터빈(LP)과, 발전기(GEN)를 텐덤 컴파운드에 배치한 증기 터빈 발전 플랜트이다.

도16은 고중압 증기 터빈의 회전자 샤프트의 정면도이다. 도면에 도시한 바와 같이, 모두 동익을 심어 설치하는 부분이 동체부보다도 대직경으로 형성되어 있다. 본 실시예에 사용한 고중압 회전자 샤프트(33)는 제1 실시예에 기재된 전베이나이트 조직을 갖는 Cr-Mo-V 강으로 이루어진다. 강 덩어리 제조 시에 편석 등의 유해상은 검출되지 않고, 용해, 주조 및 열간 소성 가공성의 제조성도 양호했다. 또한, 가공 후의 열처리는 제1 실시예와 마찬가지이다. 본 실시예의 입구 증기 온도는 538 ℃ 또는 566 ℃이다.

본 실시예에 있어서의 회전자 샤프트재는 FATT가 121 ℃ 이하, 실온 인장 강도 725 ㎫ 이상, 0.02 ％ 내력 585 ㎫ 이상, 신장률 17％ 이상, 교축률 43 ％ 이상, 538 ℃, 10⁵ 시간 클리프 파단 강도 150 ㎫ 이상을 갖는 것이다. 고중압 회전자 샤프트의 내용온도가 상승하여 클리프 취화에 대한 신뢰성도 향상되었으므로, 고중압 증기 터빈의 출력을 증대시킬 수 있어 터빈 효율이 향상되었다.

본 발명에 따르면, 클리프 파단 강도 및 절결 강도에 우수한 회전자 샤프트를 얻을 수 있음으로써 증기 조건의 고도화에 따르지 않고 증기 터빈의 출력 증대가 가능하고, 고성능의 터빈을 구성할 수 있는 것이다. 또한, 고효율 발전을 함으로써 화석 연료의 절약이 가능해져 지구 환경 보전에 공헌할 수 있다.

본 발명에 따르면, 고온 강도 및 절결 강도에 우수한 내열강과 그것을 이용한 증기 터빈용 회전자 샤프트 및 증기 터빈 및 증기 터빈 발전 플랜트를 제공할 수 있다.

Claims

중량으로, C 0.15 내지 0.40 ％, Si 0 % 이상 0.5 ％ 이하, Mn 0.05 내지 0.50 ％, Ni 0.65 내지 0.95 ％, Cr 0.8 내지 1.5 ％, Mo 0.8 내지 1.8 ％ 및 V 0.05 내지 0.35 ％를 포함하고, 잔부로서 Fe 및 불가피 불순물을 포함하고, (Ni/Mn)의 비가 3.5 내지 7.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강.
중량비로, C 0.23 내지 0.32 ％, Si 0.01 내지 0.05 ％, Mn 0.15 내지 0.35 ％, Ni 0.7 내지 1.2 ％, Cr 0.8 내지 1.5 ％, Mo 0.8 내지 1.8 ％ 및 V 0.10 내지 0.30 ％를 포함하고, 잔부로서 Fe 및 불가피 불순물을 포함하고, (Ni/Mn)의 비가 3.0 내지 10.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강.
제2항에 있어서, 상기 Ni가 0.65 내지 0.95 ％ 및 (Ni/Mn)의 비가 3.5 내지 7.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강.
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제1항 또는 제2항에 있어서, (Cr/Mn)의 비가 3.5 내지 14.0인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강.
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제1항 또는 제2항에 있어서, 538 ℃, 10만 시간 평활 클리프 파단 강도가 150 ㎫ 이상인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강.
제1항 또는 제2항에 있어서, 동일 온도와 동일 응력으로 실시되는, 절결 시료 및 평활 시료 각각에 대한 클리프 시험에 있어서의 (절결 시료의 파단 시간/평활 시료의 파단 시간) 비가 2배 이상인 Cr-Mo-V 저합금강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 내열강.
제1항 또는 제2항에 기재된 내열강으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈용 회전자 샤프트.
회전자 샤프트와, 상기 회전자 샤프트에 심어 설치된 동익과, 상기 동익으로의 수증기의 유입을 안내하는 정익 및 상기 정익을 보유 지지하는 내부 케이싱을 갖고, 상기 수증기를 상기 동익의 초단으로 유입시켜 상기 동익의 최종단으로부터 유출시키는 증기 터빈에 있어서, 상기 회전자 샤프트는 제12항에 기재된 회전자 샤프트로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈.
제13항에 있어서, 상기 유입된 상기 수증기의 온도가 538 ℃ 이상인 고압 증기 터빈, 상기 고압 증기 터빈으로부터 나온 상기 수증기를 가열하여 동익의 초단으로 유입시키는 중압 증기 터빈 및 고압 증기 터빈과 중압 증기 터빈을 일체로 한 고중압 일체형 터빈 중 어느 하나로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈.
유입되는 수증기의 온도가 538 ℃ 이상인 고압 증기 터빈과, 상기 고압 증기 터빈으로부터 나온 상기 수증기를 가열하여 동익의 초단으로 유입시키는 중압 증기 터빈과, 상기 중압 증기 터빈으로부터 나온 상기 수증기를 동익의 초단에 유입시키는, 1대 또는 탠덤으로 결합한 2대의 저압 증기 터빈과, 발전기를 갖는 텐덤 컴파운드형 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈 중 적어도 한쪽이 제13항에 기재된 증기 터빈으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈 발전 플랜트.
유입되는 수증기의 온도가 538 ℃ 이상인 고압 증기 터빈과, 상기 고압 증기 터빈으로부터 나온 상기 수증기를 가열하여 동익의 초단으로 유입시키는 중압 증기 터빈과 발전기를 탠덤으로 배치하고, 상기 중압 증기 터빈으로부터 나온 상기 수증기를 동익의 초단에 유입시키는, 1대 또는 탠덤으로 결합한 2대의 저압 증기 터빈과 발전기를 탠덤으로 배치하고, 상기 중압 증기 터빈으로부터 나온 증기를 상기 저압 증기 터빈으로 공급하는 크로스 컴팬드형 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고압 증기 터빈 및 중압 증기 터빈 중 적어도 한쪽이 제13항에 기재된 증기 터빈으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈 발전 플랜트.
동익의 초단으로 유입되는 수증기의 온도가 538 ℃ 이상인 고압 증기 터빈과 상기 고압 증기 터빈으로부터 나온 상기 수증기를 가열하여 동익의 초단으로 유입시키는 중압 증기 터빈을 일체로 한 고중압 일체형 터빈과, 상기 중압 증기 터빈으로부터 나온 상기 수증기를 동익의 초단에 유입시키는, 1대 또는 탠덤으로 결합한 2대의 저압 증기 터빈과, 발전기를 갖는 텐덤 컴파운드형 증기 터빈 발전 플랜트에 있어서, 상기 고중압 증기 터빈이 제13항에 기재된 증기 터빈으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기 터빈 발전 플랜트.
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