KR101300196B1

KR101300196B1 - 증기터빈용 배관과 그 제조법 및 그것을 이용한 증기터빈용주증기 배관과 재열 배관 및 증기터빈 발전플랜트

Info

Publication number: KR101300196B1
Application number: KR1020060063578A
Authority: KR
Inventors: 마사히코 아라이; 히로츠구 가와나카; 히로유키 도이; 겐이치 무라타; 하지메 도리야
Original assignee: 가부시끼가이샤 히다치 세이사꾸쇼
Priority date: 2005-07-07
Filing date: 2006-07-06
Publication date: 2013-08-26
Also published as: JP2007016274A; KR20070006595A; US7632066B2; CN1891843A; CN100529138C; US20070014671A1; JP4386364B2

Abstract

본 발명의 목적은, 결정립을 균일하게 세립화한 원심주조재를 배관에 사용함 으로써 더욱 고온화를 달성할 수 있고, 또 배관의 신뢰성을 높인 원심주조 배관으로 이루어지는 증기터빈용 배관과 그 제조법 및 그것을 이용한 증기터빈용 주증기 배관과 재열 배관 및 증기터빈 발전플랜트를 제공하는 것에 있다.

이를 위한 본 발명은, 지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 5 이상인 지름방향의 주상 결정을 가지는 마르텐사이트강으로, 원심주조재로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관에 있고, 질량으로 C 0.05∼0.5%, Si 1.0% 이하, Mn 0.05∼1.5%, Ni 0.01∼2.5%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.05∼2.5%, W 3.0% 이하, V 0.05∼0.35%, Nb 0.01∼0.5%, Co 5% 이하, N 0.01∼0.1%, B 0.03% 이하, Al 0.05% 이하, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어진다.

Description

증기터빈용 배관과 그 제조법 및 그것을 이용한 증기터빈용 주증기 배관과 재열 배관 및 증기터빈 발전플랜트{PIPING FOR STEAM TURBINES, A MANUFACTURING METHOD THEREOF, AND MAIN STEAM PIPINGS FOR STEM TURBINES USING THEM RE-HEATING PIPINGS AND GENERATION PLANTS}

도 1은 응력과 파단시간과의 관계를 나타내는 선도,

도 2는 초음파 탐상의 모식도,

도 3은 초음파 반사의 에코 모식도,

도 4는 본 발명에 관한 고중압 일체형 증기터빈의 단면도,

도 5는 도 4의 좌측면도,

도 6은 본 발명에 관한 엘보의 원심주조 제조장치의 단면도이다.

※ 도면의 주요부분에 대한 부호의 설명

13 : 고중압 일체형 로터 샤프트 16 : 고압측 동익

17 : 중압측 동익 18 : 고압측 내부 케이싱

19 : 고압측 외부 케이싱 20 : 중압측 내부 케이싱

21 : 중압측 외부 케이싱 23 : 베어링

25 : 플랜지 27 : 노즐박스

28 : 주증기 배관 29 : 직선부

30 : 엘보 31 : 외부 케이싱의 접속부

32, 33 : 용접부 41 : 회전 주형

42 : 용탕 43 : 레이들

본 발명은 초음파 탐상시험의 결함검출 정밀도가 높은 원심주조 배관으로 이루어지는 신규 증기터빈용 배관과 그 제조법 및 그것을 이용한 증기터빈용 주증기 배관과 재열 배관 및 증기터빈 발전플랜트에 관한 것이다.

증기터빈 발전플랜트에서는 고온 고압의 증기에 노출되는 배관류 중에서 특히 주증기에 노출되는 주증기 배관의 건전성이, 플랜트 수명을 좌우한다. 배관 내부에 결함이 있을 때, 이 결함을 기점으로 하여 부식이나 균열이 발생하여 수명을 저하시킨다. 사용 중에 있어서의 파손, 누설사고를 방지하기 위해서는, 배관의 제조시 및 사용 중에 있어서, 배관 내부의 결함 유무를 검사하는 것이 중요하고, 일반적으로 비파괴시험에 의한 재료시험을 실시하고 있다.

비파괴시험법으로서, 예를 들면 초음파 탐상(UT), 방사선 투과(RT), 자분탐상(MT)이, 각각 JIS G0582, JIS G0581, JIS G0565에 규정되어 실시되고 있으나, 내부 결함의 위치, 크기의 검출 정밀도로서는 초음파 탐상(UT)이 유효하다.

또, 배관 재료는 사용 온도에 의하여 탄소강, 저합금강, 고Cr함유 합금이 사용되고 있다. 최근의 에너지절약의 관점에서 개발 실용화가 진행되고 있는 증기의 고온화, 고압력화에 대응하는 550℃ 이상의 증기온도에서는 내용온도, 내환경성이 높은 8∼13%의 Cr을 함유하는 고Cr 마르텐사이트강이 사용되고, 합금조성으로서 일례로는, 발전용 화력설비의 기술기준인 화(火)SFVAF28에 9% Cr 단강이, 화SUS410J3에 12% Cr 단강이 규정되어 있다. 이들 단강의 합금조성에 관해서는 특허문헌 1 및 2 등이 있다.

[특허문헌 1]

일본국 특개소59-116360호 공보

[특허문헌 2]

일본국 특개평2-290950호 공보

그러나 종래의 9% Cr 단강 및 12% Cr 단강에서는, 더욱 고온에서 사용되도록 하기 위해서는 Mo, W, Co, Nb 및 B 등의 강화원소를 더 많이 함유시킴으로써 강화되나, 단강으로 하지 않을 수 없기 때문에 이들 원소를 다량으로 함유시킬 수 없고, 그 때문에 더욱 고온화를 달성할 수 없다.

또, 초음파 탐상시험에서 고정밀도로 결함을 검출하기 위해서는, 피검사재료의 초음파 투과성능이 양호한 것이 필요하다. 주조 재료는 일반적으로 입도번호가 4 이하로 결정립이 조대하며, 또 형상, 두께에 따라 응고속도가 다르기 때문에 혼립조직을 형성하기 쉽고, 초음파의 감쇠, 이상굴절 때문에 초음파 탐상성이 열화되어 충분한 탐상은 곤란하다. 이 때문에 초음파 탐상검사에 요하는 시간은 방대해져 정기검사에 많은 시간이 걸린다. 또 검출 정밀도가 낮기 때문에 운전 중에 허용되는 결함치수를 더욱 작은 값으로 규정하지 않을 수 없어, 부재가 원래 가지고 있는 수명에 도달하기 전에 폐각(廢却)하지 않을 수 없기 때문에, 유효한 이용을 할 수 없는 문제가 있다.

본 발명의 목적은, 결정립을 균일하게 세립화한 원심 주조재를 배관에 사용함으로써 더욱 고온화를 달성할 수 있고, 또 배관의 신뢰성을 높인 원심주조 배관으로 이루어지는 증기터빈용 배관과 그 제조법 및 그것을 이용한 증기터빈용 주증기 배관과 재열 배관 및 증기터빈 발전플랜트를 제공하는 것에 있다.

본 발명은 지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 5 이상인 지름방향의 주상 결정을 가지는 마르텐사이트강으로, 원심 주조재로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관에 있다.

원심 주조재는, 동일한 합금조성을 가지는 단조재와 비교하여 지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 동등한 것, 또 실온 및 고온에서의 인장강도 및 연성이 동등한 것을 발견하고, 또한 크립 파단강도가 장시간측 또는 고온측에서 더욱 높은 것을 발견한 것이다.

또 용탕(溶湯) 금속의 중력을 이용한 보통 정지주조(still casting)에서는, 대기주조, 진공주조 중 어느 경우에도 수축소(shrinkage cavity)가 들어가기 쉽고, 또 결정립이 평균으로 입도 No. 4 이하로 조대화, 혼립화되기 쉽다. 한편, 금형을 회전시키면서 용탕 금속을 주입하여 원심력에 의한 가압력을 이용하여 응고시키는 원심주조에서는, 대기주조의 경우에도 결함이 들어가기 어려워, 결정립을 균일하고 미세한 조직을 형성하는 것이 가능하고, 또한 지름방향으로 성장한 주상 결정을 형성시킬 수 있다. 따라서 증기터빈용 배관으로서 특히 증기터빈용 주증기 배관과 같이 더욱 높은 온도에서 매우 높은 내압을 받는 부재에 있어서는, 지름방향으로 성장한 주상 결정을 가지는 원심 주조재에서는 그 내압에 대하여 그 주상 결정이 더욱 큰 변형저항이 되고, 그 결과 높은 크립 파단강도가 얻어지는 것이다. 또 결정립은 균일 조직을 형성함으로써 높은 초음파 탐상성능이 얻어지는 것이다.

상기 마르텐사이트강이, 질량으로 C 0.05∼0.5%, Si 1.0% 이하, Mn 0.05∼1.5%, Ni 0.01∼2.5%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.05∼2.5%, W 3.0% 이하, V 0.05∼0.35%, Nb 0.01∼0.5% 및 N 0.01∼0.1%를 함유하고, Co 5% 이하, B 0.03% 이하, Al 0.05% 이하이고, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것이 바람직하다.

또, 상기 마르텐사이트강이, 질량으로 C 0.07∼0.20%, Si 0.2∼0.6%, Mn 0.3∼0.7%, Ni 0.2∼0.8%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.9∼1.8%, W 0.1∼0.7%, V 0.05∼0.35%, Nb 0.01∼0.3%, N 0.01∼0.1%, Al 0.005∼0.02%, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것, 또는 질량으로 C 0.07∼0.20%, Si 0.2∼0.6%, Mn 0.3∼0.7%, Ni 0.2∼0.8%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.5∼1.2%, W 1.0∼3.0%, V 0.05∼0.35%, Nb 0.01∼0.3%, Co 0.5∼2.0%, N 0.01∼0.1%, B 0.003∼0.02%, Al 0.005∼0.02%, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것이 바람직하다.

이하, 본 발명에 사용한 원심주조재의 성분 한정 이유에 대하여 설명한다.

C는 퀀칭성(quenching ability)을 향상하여 강도를 확보하는 데 필요한 원소이다. 그 양이 0.05% 이하에서는 충분한 퀀칭성이 얻어지지 않아 냉각속도가 비교적 느려지는 원통 내주측에 유연한 페라이트조직을 생성하여 충분한 인장강도 및 내력이 얻어지지 않는다. 또 0.5% 이상이 되면 인성(靭性)을 저하시키기 때문에, C의 범위는 0.05∼0.50%에 한정된다. 특히 0.10∼0.45%의 범위가 바람직하고, 0.07∼0.20% 또는 0.20∼0.35%의 범위가 더욱 바람직하다.

Si는 탈산제, Mn은 탈황·탈산제로서, 강의 용해시에 첨가하는 것으로, 소량이어도 효과가 있다. 또 Si, Mn 첨가는 탕 흐름을 좋게 하기 때문에 주조에는 불가결한 원소이다. Si는 1.0% 이하가 바람직하고, 0.75% 이하가 더욱 바람직하다. 특히 0.2∼0.6%가 바람직하다.

적량의 Mn 첨가는, 강 중에 불순물 원소로서 존재하여 열간 가공성을 나쁘게 하는 유해한 S를 황화물 MnS로서 고정하는 작용이 있다. 이 때문에, Mn의 적량 첨가는 상기한 S의 해를 감소시키는 효과가 있기 때문에, 0.05% 이상으로 해야 한다. 한편, 다량으로 첨가하면 크립 취화를 일으키기 쉬워져 1.5% 이하로 한다. 특히, 0.15∼1.2%, 0.3∼0.7%의 범위로 하는 것이 더욱 바람직하다.

Ni는 퀀칭성을 향상시키고, 인성향상에 불가결한 원소이다. Ni 0.01% 미만에서는 인성향상 효과가 충분하지 않다. 또 2.5%를 넘는 다량의 첨가는 크립 파단강도를 저하시켜 버린다. 특히 0.2∼2.3%, 0.2∼0.8% 또는 0.8∼2.0%의 범위로 하는 것이 더욱 바람직하다.

Cr은 퀀칭성을 향상시켜 인성 및 강도향상 효과가 있다. 또 증기 중의 내식성, 내산화성도 향상시킨다. 8.0% 미만에서는 이들 효과가 충분치 않고, 13.0%를 넘는 지나친 첨가는 δ페라이트상을 형성시키기 때문에, 크립 파단강도, 인성을 저 하시킨다. 특히, 8.5∼12.5%, 8.8∼12.2%의 범위로 하는 것이 더욱 바람직하다.

Mo는 템퍼링처리 중에 결정립 내에 미세 탄화물을 석출시켜, 고온강도 향상 및 템퍼링 취화방지 효과가 있다. 0.05% 미만에서는 이들의 효과가 충분치 않고, 2.5%를 넘는 다량의 첨가는 인성을 저하시킨다. 특히, 600℃ 전후의 온도에 대해서는 Mo량을 0.9∼1.8%로 다소 높게 하고, 뒤에서 설명하는 W량을 0.1∼0.7%로 다소 낮게 하고, 630℃ 전후의 온도에 대해서는, Mo량을 0.5∼1.2%로 다소 낮게 하고, 뒤에서 설명하는 W량을 1.0∼3.0%의 다소 높은 범위로 하는 것이 바람직하다.

W는 Mo와 마찬가지로, 미세 탄화물을 석출시켜, 고온강도 향상 및 템퍼링 취화방지의 효과를 가진다. 3.0%를 넘는 다량의 첨가는 인성을 저하시킨다. 특히, 상기한 사용온도에 따라 설정하는 것이 바람직하다.

V는, 템퍼링처리 중에 결정립 내에 미세 탄화물을 석출시켜 고온강도 및 인성향상 효과가 있다. 0.05% 미만에서는 이들 효과가 충분치 않고, 0.35%를 넘는 첨가는 효과가 포화된다. 특히, 0.15∼0.33%, 0.20∼0.30%의 범위로 하는 것이 더욱 바람직하다.

Nb는, V와 마찬가지로 미세 탄화물을 석출시켜, 고온강도 향상, 인성향상에 기여한다. V와의 복합첨가에 의하여 대폭적인 강도향상 효과가 얻어지는 것이 작은 강괴를 사용한 실험의 결과 분명해졌다. 0.01% 미만에서는 이것들의 효과가 충분치 않고, 0.5%를 넘는 첨가는 효과가 포화되어 인성 저하를 초래하는 것도 실험의 결과 분명해졌다. 특히, 0.04∼0.45%, 0.06∼0.15% 또는 0.15∼0.4%의 범위로 하는 것이 더욱 바람직하다.

Co 첨가는 고온강도를 높임과 동시에, 인성을 향상시킨다. 5%를 넘는 과도 한 첨가는 인성을 저하시킨다. 특히 4% 이하, 3% 이하가 더욱 바람직하나, 상기한 630℃ 전후의 온도에 대하여 0.5∼2.0%의 함유가 바람직하다.

N은 크립 파단강도의 개선 및 δ페라이트의 생성방지에 효과가 있다. 0.01% 이하에서는 그 효과가 충분치 않고, 0.1%를 넘는 첨가에서는 인성을 저하시킬 뿐만 아니라 크립 파단강도도 저하시킨다. 특히 0.02∼0.09%, 0.03∼0.08%의 범위로 하는 것이 더욱 바람직하다.

B는 입계 강화작용과, 탄화물의 응집 조대화를 억제하여 고온강도를 높이는 효과가 있다. 0.03%를 넘는 첨가는 인성을 저하시킨다. 특히 0.020% 이하, 0.015% 이하로 하는 것이 더욱 바람직하다.

Al은 탈산재로서 첨가되나, 강질화물 형성 원소이며, 크립에 유효하게 작용하는 질소를 고착함으로써, 550℃를 넘는 고온영역에서의 크립 파단강도를 저하시키는 작용을 가진다. 또 Al은 W, Mo를 주체로 하는 취약한 금속간 화합물인 라베스상(Laves phase)의 석출을 촉진하고, 크립 파단강도를 저하시키기 때문에, 상한을 0.05%로 하였다. 특히 0.04% 이하, 0.35% 이하로 하는 것이 더욱 바람직하다.

또 P 및 S의 저감은, 크립 파단강도 및 저온 인성을 높이는 효과가 있어 적극 저감하는 것이 바람직하다. 저온 인성 향상 면에서 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 더욱 바람직하다.

Sb, Sn 및 As의 저감도, 저온 인성을 높이는 효과가 있어, 적극 저감하는 것이 바람직하나, 현재의 제강기술 레벨 면에서 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.

단강의 경우, 단조과정에서 균열을 방지하기 위하여 C, Mo, W, Nb, B 첨가량은 낮게 억제할 필요가 있으나, 주조의 경우는 단조로 대표되는 열간가공을 요하지 않기 때문에, 이들 원소의 첨가 상한은 높게 하는 것이 가능하다. 또 보통 주조의 경우는 냉각속도에 제한이 있기 때문에 성분편석을 일으키기 쉬우나, 원심주조에서는 응고속도를 빠르게 하는 것이 가능하고, 성분편석은 생기기 어렵기 때문에, 더욱 고합금화가 가능하여 더욱 고온에의 대응이 가능하다.

본 발명에 관한 원심주조재는, 600℃에서의 10만 시간의 평활 크립 파단강도로 95 MPa 이상, 바람직하게는 98.5 MPa 이상 가지는 것, 또 상온 인장강도로 570 MPa 이상, 바람직하게는 590 MPa 이상 가지는 것이 바람직하다. 또한 일방(一方)의 단부(端部)에 플랜지부를 일체로 형성하는 것이 바람직하다.

본 발명은 레이들 정련한 용강을 내면에 세라믹 도형이 형성된 회전하는 원통금형에 주탕(注湯)하여 원심주조하고, 결정립도 번호가 5 이상인 지름방향의 주상 결정을 형성하는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관의 제조법에 있다.

또, 본 발명은 지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 5 이상인 지름방향의 주상 결정을 가지는 페라이트계 강의 원심주조재를, 오스테나이트화 온도로 가열 유지 후 급냉하고, 이어서 2회의 템퍼링처리를 행하여, 마르텐사이트조직을 형성하는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관의 제조법에 있다.

상기 오스테나이트화 온도가 1000∼1100℃이고, 그 냉각을 공냉 또는 충풍냉각으로 하고, 상기 2회의 템퍼링처리 온도가 550∼780℃이고, 1회째의 상기 템퍼링의 냉각을 공냉 및 2회째의 상기 템퍼링의 냉각을 노냉(노 내에서 냉각)에 의하여 행하는 것이 바람직하다.

본 발명에 관한 원심주조재는, 결정립을 세립화하는 것이 가능하고, 결정립의 미세화 강화에 의하여 고강도화할 수 있다.

또, 본 발명은 고온 고압의 주증기를 고압 증기터빈 또는 고중압 일체 증기터빈에 송급하는 주증기 배관이 상기한 증기터빈용 배관 또는 상기한 증기터빈용 배관의 제조법에 의하여 제조된 증기터빈용 배관으로 이루어지는 증기터빈용 주증기 배관에 있다.

또, 고압 증기터빈으로부터 나온 증기를 재열하여 중압 증기터빈에 송급하는 재열 배관 또는 고중압 일체 증기터빈의 고압부로부터 나온 증기를 재열하여 상기 고중압 일체 증기터빈의 중압부에 송급하는 재열 배관이 상기한 증기터빈용 배관 또는 상기한 증기터빈용 배관의 제조법에 의하여 제조된 증기터빈용 배관으로 이루어지는 증기터빈용 재열 배관에 있다.

고압 증기터빈, 중압 증기터빈 및 1대의 저압 증기터빈, 또는 고압 증기터빈, 중압 증기터빈 및 탠덤하게(tandemly) 결합한 2대의 저압 증기터빈을 구비한 증기터빈 발전플랜트에서 고온 고압의 주증기를 상기 고압 증기터빈에 송급하는 주증기 배관이 상기한 증기터빈용 주증기 배관과 상기 고압 증기터빈으로부터 나온 증기를 재열하여 상기 중압 증기터빈에 송급하는 재열 배관이 상기한 증기터빈용 재열 배관의 적어도 일방으로 이루어지고, 상기 주증기 배관이 상기 고압 증기터빈의 외부 케이싱에 엘보 배관을 거쳐 용접 접합되어 있는 것이 바람직하다.

고중압 일체 증기터빈 및 1대의 저압 증기터빈, 또는 고중압 일체 증기터빈 및 탠덤하게 결합한 2대의 저압 증기터빈을 구비한 증기터빈 발전플랜트에서, 고온 고압의 주증기를 상기 고중압 일체 증기터빈에 송급하는 주증기 배관이 상기한 증기터빈용 주증기 배관과 상기 고중압 일체 증기터빈의 고압부로부터 나온 증기를 재열하여 상기 고중압 일체 증기터빈의 중압부에 송급하는 재열 배관이 상기한 증기터빈용 재열 배관의 적어도 일방으로 이루어지고, 상기 주증기 배관이 엘보 배관을 거쳐 상기 고중압 일체 증기터빈의 외부 케이싱에 용접 접합되어 있는 것이 바람직하다.

상기 외부 케이싱은, 중량으로 C 0.07∼0.20%, Si 0.05∼0.6%, Mn 0.1∼1.0%, Ni 0.1∼0.5%, Cr 1.0∼2.5%, Mo 0.5∼1.5%, V 0.1∼0.35%를 함유하고, 바람직하게는 Al 0.025% 이하, B 0.0005∼0.004% 및 Ti 0.05∼0.2%의 적어도 일방을 함유하고, 모두 템퍼링하여 베이나이트조직을 가지는 주강에 의해 제조하는 것이 바람직하다. 특히 C 0.10∼0.18%, Si 0.20∼0.60%, Mn 0.20∼0.50%, Ni 0.1∼0.5%, Cr 1.0∼1.5%, Mo 0.9∼1.2%, V 0.2∼0.3%, Al 0.001∼0.005%, Ti 0.045∼0.010% 및 B 0.0005∼0.0020%를 함유하는 주강이 바람직하다. 더욱 바람직하게는 Ti/Al비가 0.5∼10이다.

그 내부에 중량으로, C 0.06∼0.16%, Si 0.4% 이하, Mn 1% 이하, Cr 8∼12%, Ni 0.2∼0.9%, V 0.05∼0.3%, Nb 0.01∼0.15%, N 0.01∼0.08%, Mo 1% 이하, W 1∼ 3%, B 0.003% 이하를 함유하는 마르텐사이트 주강으로 구성되는 내부 케이싱을 가지고, 더욱 바람직하게는 중량으로 C 0.09∼0.14%, Si 0.3% 이하, Mn 0.40∼0.70%, Cr 8∼10%, Ni 0.4∼0.7%, V 0.15∼0.25%, Nb 0.04∼0.08%, N 0.02∼0.06%, Mo 0.40∼0.80%, W 1.4∼1.9%, B 0.001∼0.0025%를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 마르텐사이트 주강으로 구성되며, 또 Ta 0.15% 이하 및 Zr 0.1% 이하 중 적어도 1종을 함유시키는 것이 바람직하다.

내부 케이싱을 구성하는 주강은 620℃, 10만 시간 크립 파단강도를 9 kg/㎟ 이상, 실온 충격흡수 에너지를 1 kgf-m 이상을 가지고, 용접성이 양호한 것으로 한다. 또한 더욱 높은 신뢰성을 확보하기 위해서는 625℃, 10만 시간 크립 파단강도를 10 kgf/㎟ 이상, 실온 충격흡수 에너지가 2 kgf-m 이상인 것이 바람직하다.

본 발명에 관한 외부 및 내부 케이싱의 제조법은, 각 주강을 목표조성으로 하는 합금원료를 전기로에서 용해하여 레이들 정련 후, 모래형 주형에 주입하여 성형된다. 그리고 주입성형 후에, 1000∼1150℃에서 어닐링하고, 1000∼1100℃로 가열하여 급냉하는 노멀라이징열처리를 행하고, 550∼750℃ 및 670∼770℃에서 2회 템퍼링을 행하는 것이 바람직하다.

이하, 본 발명을 실시하기 위한 최선의 형태를 구체적인 실시예에 의하여 상세하게 설명하나, 본 발명은 이들 실시예에 한정되는 것이 아니다.

(실시예 1)

본 실시예에서는, 회전 주형을 약 800 rpm으로 회전시켜 두고, 레이들에 준비한 용탕을 회전 주형 내에 주탕하여 응고시킴으로써 원심주조관이 얻어진다. 회 전수, 용량, 주형 크기에 의하여 각종 직경, 두께, 길이를 가지는 원심주조관을 얻을 수 있다. 그 주형 재료는, 급격한 열충격에 견디기 위하여 탄소강의 단강이 사용되고, 내표면에 세라믹분말의 도형이 도포된 것이다. 도형 재료와 그 두께 정도에 의하여 얻어지는 원심주조관의 결정립도의 크기를 제어할 수 있다. 본 실시예의 원심주조관에서는 외경 450 mm × 내경 250 mm × 길이 1000 mm를 얻었다.

표 1은 본 발명에 관한 원심주조관, 단조관 및 보통 주조관의 화학조성(질량%)을 나타내는 것이다. 각 시료는 각각 고주파 용해로에서 용해 후, 원심주조관이 회전하는 주형에 주입하여 원심주조된 것, 단조관이 열간단조에 의하여 형성된 것이다.

시료 No. 1∼No. 13이 본 발명에 관한 원심주조재, No. 20이 비교를 위한 단조재, No. 21∼No. 24는 비교를 위한 보통 주조재이다. 어느 쪽의 시료도 퀀칭 후, 템퍼링처리를 2회 실시한 것이다. 각 처리는 퀀칭처리가 1050℃에서 10분 가열 유지 후, 공냉하는 처리 및 템퍼링처리가, 770℃에서 1시간 가열 유지 후, 공냉하는 처리와, 740℃에서 1시간 가열 유지 후, 노냉하는 처리의 2회의 처리를 행한 것이다.

표 2는, 본 발명에 관한 원심주조관 및 보통 주조관의 인장시험 및 600℃에서의 10만 시간 크립 파단시험의 결과를 나타내는 것이다. 표 2에 나타내는 바와 같이 본 발명에 관한 원심주조재는, 금형 외주면으로부터 급냉되어 있으나, 그 외주면으로부터 내주면에 지름방향으로 성장한 주상 결정을 가지고, 지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 6.8∼9.5 로서, 보통 주조재의 1.8∼3.3 보다 현저하게 미세화되어 있고, 동등의 합금조성을 가지는 단조재의 결정립도 번호 8.0과 동등한 결정립경을 가지는 것이었다. 또한 보통 주조재는 조립(粗粒)임과 함께, 혼립(混粒)이었다. 또 본 발명에 관한 원심주조재의 지름방향으로 수직한 면의 평균 결정립경은, 약 15∼35㎛를 가지나, 그 원심주조재는 두께를 가지기 때문에 주상 결정은 곧은 막대형상이 아니라, 서로 얽혀 형성되어 있기 때문에 상기한 높은 고온강도를 가지는 것이다.

또, 표 2에 나타내는 바와 같이 본 발명에 관한 원심주조재는, 인장강도가 660∼784 MPa 로, 보통 주조재의 522∼594 MPa보다 높고, 단조재의 676 MPa와 동등 또는 그 이상의 높은 것이었다. 또한 본 발명에 관한 원심주조재는, 인장 신장율 19∼25% 로, 보통 주조재의 16∼18%보다 높고, 수축율이 56∼70%로, 보통 주조재의 44∼52%보다 높으며, 단조재에 대해서는 동등한 것이었다.

또한 크립 파단강도에 있어서는, 본 발명에 관한 원심주조재는, 88.8∼102.5 MPa로, 보통 주조재의 74.1∼92.6 MPa보다 동등한 합금조성에 대해서는 높고, 단조재의 74.6 MPa에 대해서는 동등한 합금조성에 있어서는 높은 것이었다.

도 1은 본 발명에 관한 원심주조재 No. 13과 단조재 No. 20의 600℃ 크립 파단선도를 나타내는 것이다. 이들 원심주조재 No. 13과 단조재 No. 20은, 대략 동등한 합금조성을 가지는 것이다. 도 1에 나타내는 바와 같이 본 발명에 관한 원심주조재 No. 13은 단조재 No. 20에 비하여 600℃에서는 4000시간까지는 양자 대략 동일하나, 그 이후는 본 발명에 관한 원심주조재 No. 13이 그 경사가 작고, 장시간측에서 더욱 높은 크립 파단강도를 가지는 것을 알 수 있다. 또 650℃에서는 단시간, 장시간측의 어느 것도 본 발명에 관한 원심주조재 No. 13이 단조재 No. 20에 비하여 더욱 높은 크립 파단강도를 가지는 것을 알 수 있다.

도 2는 초음파 탐상에 있어서의 피검사체에 대한 초음파 탐상자, 탐상범위 및 결함과의 관계를 나타내는 단면도이다. 도 3은 종래의 보통 주조강에서의 초음파 탐상에 의한 반사 에코의 모식도 및 본 발명에 관한 원심주조강에서의 초음파 탐상에 의한 반사 에코의 모식도이다.

피검사체에는 9% Cr 주강의 보통 주조재(a)(결정립도 번호 No. 1∼4 ; 평균입도 번호 2.8)와, 원심주조로 제작한 9% Cr 주강의 원심주조재(b)(결정립도 번호 No. 7∼8 ; 평균입도 번호 7.6)를 사용하여, 어느 것의 피검사체에도 바닥면에 동일한 인공의 결함을 도입하여 초음파 탐상의 정밀도를 비교하였다. 티탄산바륨의 세라믹 진동자를 이용한 초음파 탐상자(2)의 조작속도는 매초 150 mm를 넘지 않는 범위로 하고, 탐상 주파수는 2 MHz, 접촉매질은 글리세린을 사용하였다.

결정립도 번호 No. 1∼4의 범위를 가지는 보통 주조재(a)의 경우, 조립과 미세립이 혼재한 혼립 조직으로 되어 있기 때문에, 이상반사에 의한 노이즈, 투과능의 저하에 의한 결함 에코의 진폭 저하에 의하여 충분한 검출 정밀도가 얻어지지 않았다. 한편, 결정립도 번호 No. 7∼8의 원심주조재(b)의 경우, 세립만으로 균일한 결정립을 가지는 조직을 형성하고 있기 때문에, 노이즈의 발생, 결함 에코의 진폭 저하는 일어나지 않아 충분한 검출 정밀도가 얻어졌다. 원심주조재의 초음파검사에서는 그 조직의 건전성으로부터 그 결함을 높은 정밀도로 검출 정밀도가 높은 것이 분명해졌다.

본 실시예에 의하면, 초음파 탐상검사에서의 결함 검출 정밀도가 높고, 정기검사의 용이화, 배관의 신뢰성이 높아지는 것이다.

이상과 같이 본 발명의 원심주조재는, 균일한 세립조직을 형성하고 있어, 대략 동일한 화학조성으로 비교한 경우, 강도, 연인성(延靭性, ductility and toughness)은, 보통 주조재보다 우수하고, 상온 인장강도, 10만 시간 크립 파단강도에서도 우수한 값을 가져, 증기터빈용 배관으로서 필요한 특성이 모두 얻어졌다.

따라서 본 실시예에서는 결정립을 균일하게 세립화한 원심주조재를 배관에 사용함으로써 더욱 고온화를 달성할 수 있고, 또 배관의 신뢰성을 높인 원심주조 배관으로 이루어지는 증기터빈용 배관이 얻어지는 것이다.

(실시예 2)

표 3은 600℃의 고중압 일체형 증기터빈의 재료구성과 그것을 사용한 발전플랜트의 구성을 나타내는 것이다. 표에 나타내는 바와 같이, (A)에서는 고중압 일체형 증기터빈과 그것에 직결된 1대의 저압 증기터빈(LP)에 의하여 회전되는 발전기(G)에 의하여 발전이 행하여진다. (B)에서는 고중압 일체형 로터 샤프트와 그것에 직결된 2대의 저압 증기터빈(LP)에 의하여 회전되는 발전기(G)에 의하여 발전이 행하여진다. 또한 표 3에는 고압측 초단 동익의 구조, 저압 증기터빈 최종단 동익의 재료, 고중압 로터 샤프트의 재료 등이 나타나 있다.

TCDF-43 : 탠덤 컴파운드 더블 플로우 배기, 43인치 장익 사용

HP : 고압부, IP : 중압부, LP : 저압부, R/H : 재열기(보일러)

도 4는 원심주조로 제작한 주증기 배관을 적용한 출력 600MW의 고중압 일체 증기터빈의 일례를 나타내는 전체 구성도이다. 고압측 증기터빈(HP)은, 내부 케이싱(18)과, 그 외측의 외부 케이싱(19)과, 고압측 동익(16)을 가지고, 중압측 증기터빈(IP)은, 내부 케이싱(20)과, 그 외측의 외부 케이싱(21)과, 고압측 동익(17)을 가지고, 이들 동익을 임플랜팅한 고중압 일체형 로터 샤프트(13)가 설치된다.

고온 고압의 주증기는 보일러에 의하여 얻어지고, 그 주증기는 보일러측의 주증기 배관이 플랜지(25)에 접속되고, 고중압 일체형 증기터빈측의 주증기 배관(28)으로부터 고중압 일체형 증기터빈의 주증기 입구를 통하여 노즐박스(27)로부터 고압측 동익(16)의 초단으로 유도된다. 고중압 일체형 증기터빈은, 도면에서 좌측의 고압측에 고압측 동익(16)이 8단 가지고, 도면에서 우측 약 절반의 중압측에 6단 설치된다. 이들 동익에 대응하여 각각 정익이 설치된다. 이들 동익은 안장형 또는 나막신형의 도브테일형식, 더블 테넌, 고압측 초단 날개길이 약 40 mm, 중압측 초단 날개길이가 100 mm 이다.

중압측 증기터빈은 고압측 증기터빈으로부터 배출된 증기를 다시 600℃로 재열기(R/H)에 의하여 가열하고, 그 증기에 의하여 고압측 증기터빈과 함께 발전기(G)를 회전시키는 것으로, 3000 RPM의 회전수에 의하여 회전된다.

도 5는 도 4의 좌측에서 본 고중압 일체 증기터빈의 일례를 나타내는 부분 구성도이다. 도면에 나타내는 바와 같이 고온 고압의 주증기는 고중압 일체형 증기터빈측의 주증기 배관(28)을 통하여 공급된다. 본 실시예에서는 주증기 배관(28)은 플랜지(25)와, 그 직선부(29)와, 엘보(30)를 가지고, 플랜지(25)와 직선부(29)는 원심주조에 의한 일체 구조로 하는 것이다. 직선부(29)와 엘보(30)는 개선(開先)이 형성되어 오버레이 용접에 의하여 형성된 용접부(32)에 의해 일체화된 것이다. 또 주증기 배관(28)의 엘보(30)와 외부 케이싱(19)의 접속부(31)는 이들에 형성된 개선에 대한 오버레이 용접에 의하여 형성된 용접부(33)에 의해 일체화된다.

도 6은 주증기 배관의 플랜지와 직선부를 원심주조에 의한 일체 구조로 하는 원심주조 제조장치의 구성도이다. 도 6에 나타내는 바와 같이 회전주형(41)은 플랜지(25)를 형성하는 부분과 직선부(29)를 형성하는 부분을 가지는 금형으로 이루어지는 것이다. 회전 주형(41)은 소정의 회전수로 회전시켜 두고, 레이들(43)에 준비한 용탕(42)을 회전 주형(41) 내에 주탕하여 응고시킴으로써 플랜지(25)를 가지는 원심주조관이 얻어진다. 회전수, 용량, 주형 크기에 따라 각종 직경, 두께, 길이를 가지는 원심주조관을 얻을 수 있다. 그 주형재료는 급격한 열충격에 견디기 위하여 탄소강의 단강이 사용되고, 내표면에 세라믹분말의 도형이 도포된 것이다. 도형재료와 그 두께 정도에 따라 얻어지는 원심주조관의 결정립도의 크기를 제어할 수 있다. 직선부(29)는 실시예 1의 직경 및 내경을 가지고, 길이는 1 m 정도이다.

본 실시예의 주증기 배관(28)의 플랜지(25)와 직선부(29)는 실시예 1의 표 1의 No. 8의 조성을 사용하여 제작한 것으로, 직선부(29)는 지름방향의 주상 결정을 가지고, 상기한 표 2에 나타내는 바와 같이 실온의 인장강도가 694 MPa, 600℃, 10만 시간 크립 파단강도가 98.9 MPa를 가지는 것이다. 사용 전의 초음파 탐상검사에서 검출된 결함치수는, 최대로 등가 직경 1.4 mm로, 파괴역학으로부터 규정되는 최대 허용 결함의 크기보다 훨씬 작아, 100만 시간 이상의 사용이 가능하다.

엘보(30)는, 표 1에 나타내는 No. 20의 단조재에 의하여 형성되고, 직선부(29)에 대하여 공금(共金, eutectic alloy)의 용접재를 사용하여 개선 내에 오버레이 용접되어 서로 접합되어 주증기 배관(28)이 형성된다. 또 주증기 배관(28)은 중량으로 C 0.06∼0.2%, Cr 1.5∼2.5%, Mo 0.5∼1.5%, V 0.05∼0.3% 및 B 0.005∼0.03%를 함유하는 마르텐사이트주강으로 이루어지는 외부 케이싱(19)에 B를 함유하지 않은 이 마르텐사이트강으로 이루어지는 용접 와이어를 사용하여 TIG 용접에 의하여 오버레이 용접된다.

본 실시예에서도 초음파 탐상시험의 결함 검출 정밀도를 향상시킨 원심주조 배관을 사용함으로써 검사비용을 저감하고, 부재를 장수명화함과 함께 플랜트의 신뢰성을 높이는 것이 가능해진다.

또, 표 3에 나타내는 바와 같이 고중압 일체 증기터빈의 고압부로부터 나온 증기를 재열(R/H)하여 고중압 일체 증기터빈의 중압부에 송급하는 도 4에 나타내는 재열 배관(24)을 가지나, 본 실시예에서는 이 재열 배관(24)에서도 상기한 주증기 배관(28)과 마찬가지로 동등한 합금조성을 가지고, 마찬가지로 원심주조에 의하여 제조되어, 열처리한 것을 사용할 수 있으며, 그것에 의하여 더욱 신뢰성이 높은 증기터빈 발전플랜트가 얻어지는 것이다.

또한 본 실시예에서는 송급되는 고온 고압의 주증기를 보일러측의 고중압 일체 증기터빈까지의 사이의 주증기 배관으로서 플랜지를 형성한 것 또는 플랜지가 없는 것을 공금(共金)의 용접재에 의하여 전체를 형성할 수 있다. 그 주증기 배관은 상기한 직경 및 내경을 가지고, 1 m 이상의 길이인 것을 제조할 수 있다.

이상과 같이 본 실시예에서는 결정립을 균일하게 세립화한 원심주조재를 배관에 사용함으로써 더욱 고온화를 달성할 수 있고, 또 배관의 신뢰성을 높일 수 있기 때문에 더욱 신뢰성이 높은 증기터빈 발전플랜트가 얻어지는 것이다.

(실시예 3)

본 실시예는 고중압 일체형 증기터빈 대신에 고압 증기터빈과 중압 증기터빈을 사용하는 경우에서는 표 3(B)에 나타내는 구조에서 (HP)와 (IP)를 각각 고압 증기터빈과 중압 증기터빈으로 대체한 크로스 컴파운드구조(CC4F)로 하고, 고압 증기터빈과 중압 증기터빈에 의하여 발전기(G)를 회전시킴과 함께, 2대의 저압 증기터빈으로 발전기(G)를 회전시키는 구조를 가지는 것이다.

고압 증기터빈과 중압 증기터빈 모두 외부 케이싱과 내부 케이싱을 가지고, 실시예 2와 동일한 재료구성을 가진다. 상기한 고온 고압의 주증기는 보일러에 의하여 얻어지고, 주증기 배관을 통하여 고압 증기터빈의 외부 케이싱에 상기와 마찬가지로 용접 접속된 엘보로부터 노즐박스를 통하여 초단 동익으로 유도된다. 초단은 복류이며, 한쪽에 다른 8단이 설치된다. 이들 동익에 대응하여 각각 정익이 설치된다.

본 실시예에서도 주증기 배관의 플랜지와 직선부는 실시예 2와 마찬가지로 원심주조에 의하여 제조되고, 상기와 동일한 결정조직과 기계특성을 가짐과 함께 동일한 합금조성을 가지는 단조재로 이루어지는 엘보에 용접 접속되고, 외부 케이싱에 접속되는 것이다. 따라서 본 실시예에서도 결정립을 균일하게 세립화한 원심주조재를 배관에 사용함으로써 더욱 고온화를 달성할 수 있고, 또 배관의 신뢰성을 높일 수 있기 때문에 더욱 신뢰성이 높은 증기터빈 발전플랜트가 얻어지는 것이다.

또, 실시예 2와 마찬가지로 고압 증기터빈으로부터 나온 증기를 재열하여 중압 증기터빈에 송급하는 재열 배관, 또한 보일러측의 고압 증기터빈까지의 주증기 배관에 대해서도 구성할 수 있다.

(실시예 4)

본 실시예에서는 고압 증기터빈의 증기온도를 538℃로 하는 것으로, 이 온도에 대해서는 주증기 배관 및 재열 배관은 질량으로 C 0.09∼0.20%, Si 0.15∼0.75%, Mn 0.20∼1.00%, Ni 0.50% 이하, Cr 0.9∼1.65%, Mo 0.80∼1.30%, V 0.05∼0.35%, 잔부 Fe를 가지는 강이 사용된다. 본 실시예는 실시예 2와 마찬가지로 원심주조에 의하여 주증기 배관 및 재열 배관을 제조하는 것이다. 이들 배관은, 1025∼1075℃에서 가열유지 후, 충풍 냉각한 후, 690∼730℃에서 가열 유지 후, 노냉을 행하여 베이나이트조직으로 하는 것이다. 주증기 배관은, 보일러측의 고압 증기터빈까지의 사이와, 고압 증기터빈측에 대하여 실시예 2와 마찬가지로 엘보를 제거하는 플랜지와 직선부를 가지는 것에 대하여 제조된다.

본 실시예에서도 주증기 배관은, 실시예 2와 마찬가지로 결정조직을 가짐과 함께, 동일한 합금조성을 가지는 단조재로 이루어지는 엘보에 용접 접속되고, 엘보를 통하여 외부 케이싱에 접속되는 것이다. 따라서 본 실시예에서도 결정립을 균일하게 세립화한 원심주조재를 배관에 사용함으로써 배관의 신뢰성을 높일 수 있기 때문에 더욱 신뢰성이 높은 증기터빈 발전플랜트가 얻어지는 것이다.

Claims

지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 5 이상인 지름방향의 주상 결정을 가지는 마르텐사이트강으로, 원심주조재로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관.
제 1항에 있어서,

상기 마르텐사이트강이, 질량으로 C 0.05∼0.5%, Si 0% 초과 1.0% 이하, Mn 0.05∼1.5%, Ni 0.01∼2.5%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.05∼2.5%, W 3.0% 이하, V 0.05∼0.35% 및 Nb 0.01∼0.5%를 함유하고, Co 5% 이하, N 0.01∼0.1%, B 0.03% 이하 및 Al 0% 초과 0.05% 이하이며, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관.
제 1항에 있어서,

상기 마르텐사이트강이, 질량으로 C 0.07∼0.20%, Si 0.2∼0.6%, Mn 0.3∼0.7%, Ni 0.2∼0.8%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.9∼1.8%, W 0.1∼0.7%, V 0.05∼0.35%, Nb 0.01∼0.3%, N 0.01∼0.1%, Al 0.005∼0.02%, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관.
제 1항에 있어서,

상기 마르텐사이트강이, 질량으로 C 0.07∼0.20%, Si 0.2∼0.6%, Mn 0.3∼0.7%, Ni 0.2∼0.8%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.5∼1.2%, W 1.0∼3.0%, V 0.05∼0.35%, Nb 0.01∼0.3%, Co 0.5∼2.0%, N 0.01∼0.1%, B 0.003∼0.02%, Al 0.005∼0.02%, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관.
제 1항 내지 제 4항 중 어느 한 항에 있어서,

상기 원심주조재의 600℃에서의 10만 시간의 평활 크립 파단강도가 95 MPa 이상 및 상온의 인장강도가 570 MPa 이상인 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관.
제 1항 내지 제 4항 중 어느 한 항에 있어서,

상기 원심주조재는, 적어도 일방의 단부에 플랜지부를 가지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관.
레이들 정련한 페라이트계 용강을, 내면에 세라믹 도형이 형성된 회전하는 원통 금형에 주탕(注湯)하여 원심주조하고, 지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 5 이상인 지름방향의 주상 결정을 형성하는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관의 제조법.
제 7항에 있어서,

상기 용강이, 질량으로 C 0.05∼0.5%, Si 0% 초과 1.0% 이하, Mn 0.05∼1.5%, Ni 0.01∼2.5%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.05∼2.5%, W 3.0% 이하, V 0.05∼0.35% 및 Nb 0.01∼0.5%를 함유하고, Co 5% 이하, N 0.01∼0.1%, B 0.03% 이하 및 Al 0% 초과 0.05% 이하이며, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관의 제조법.
지름방향으로 수직한 면의 결정립도 번호가 5 이상인 지름방향의 주상 결정을 가지는 페라이트계 강의 원심주조재를, 오스테나이트화 온도로 가열 유지 후 급냉하고, 이어서 2회의 템퍼링처리를 행하여 마르텐사이트조직을 형성하는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관의 제조법.
제 9항에 있어서,

상기 오스테나이트화 온도가 1000∼1100℃이고, 그 냉각을 공냉 또는 충풍냉각(衝風冷却, BAC(Blast Air Cooling))으로 행하고, 상기 2회의 템퍼링처리온도가 550∼780℃이고, 1회째의 상기 템퍼링의 냉각을 공냉 및 2회째의 상기 템퍼링의 냉각을 노냉(爐冷)에 의하여 행하는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관의 제조법.
제 9항 또는 제 10항에 있어서,

상기 원심주조재가, 질량으로 C 0.05∼0.5%, Si 0% 초과 1.0% 이하, Mn 0.05∼1.5%, Ni 0.01∼2.5%, Cr 8.0∼13.0%, Mo 0.05∼2.5%, W 3.0% 이하, V 0.05∼0.35%, Nb 0.01∼0.5% 및 N 0.01∼0.1%를 함유하고, Co 5% 이하, B 0.03% 이하 및 Al 0% 초과 0.05% 이하이며, 잔부가 불가피적 불순물과 철로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 배관의 제조법.
고온 고압의 주증기를 고압 증기터빈 또는 고중압 일체 증기터빈에 송급하는 주증기 배관이 제 1항 내지 제 4항 중 어느 한 항에 기재된 증기터빈용 배관 또는 제 7항 내지 제 10항 중 어느 한 항에 기재된 증기터빈용 배관의 제조법에 의하여 제조된 증기터빈용 배관으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 주증기 배관.
고압 증기터빈으로부터 나온 증기를 재열하여 중압 증기터빈에 송급하는 재열 배관 또는 고중압 일체 증기터빈의 고압부로부터 나온 증기를 재열하여 상기 고중압 일체 증기터빈의 중압부에 송급하는 재열 배관이 제 1항 내지 제 4항 중 어느 한 항에 기재된 증기터빈용 배관 또는 제 7항 내지 제 10항 중 어느 한 항에 기재된 증기터빈용 배관의 제조법에 의하여 제조된 증기터빈용 배관으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 증기터빈용 재열 배관.
고압 증기터빈, 중압 증기터빈 및 1대의 저압 증기터빈, 또는 고압 증기터빈, 중압 증기터빈 및 탠덤하게 결합한 2대의 저압 증기터빈을 구비한 증기터빈 발전플랜트에 있어서,

고온 고압의 주증기를 상기 고압 증기터빈에 송급하는 주증기 배관이 제 12항에 기재된 증기터빈용 주증기 배관과 상기 고압 증기터빈으로부터 나온 증기를 재열하여 상기 중압 증기터빈에 송급하는 재열 배관이 제 13항에 기재된 증기터빈용 재열 배관의 적어도 일방으로 이루어지고, 상기 주증기 배관이 상기 고압 증기터빈의 외부 케이싱에 엘보 배관을 거쳐 용접 접합되어 있는 것을 특징으로 하는 증기터빈 발전플랜트.
고중압 일체 증기터빈 및 1대의 저압 증기터빈, 또는 고중압 일체 증기터빈 및 탠덤하게 결합한 2대의 저압 증기터빈을 구비한 증기터빈 발전플랜트에 있어서,

고온 고압의 주증기를 상기 고중압 일체 증기터빈에 송급하는 주증기 배관이 제 12항에 기재된 증기터빈용 주증기 배관과 상기 고중압 일체 증기터빈의 고압부로부터 나온 증기를 재열하여 상기 고중압 일체 증기터빈의 중압부에 송급하는 재열 배관이 제 13항에 기재된 증기터빈용 재열 배관의 적어도 일방으로 이루어지고, 상기 주증기 배관이 엘보 배관을 거쳐 상기 고중압 일체 증기터빈의 외부 케이싱에 용접 접합되어 있는 것을 특징으로 하는 증기터빈 발전플랜트.
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