JP4783053B2 - 蒸気タービン発電設備 - Google Patents

Description

本発明は、高温蒸気タービンを備える蒸気タービン発電設備に係り、特に各構成部分が好適な耐熱合金、耐熱鋼などで構成された蒸気タービンを備える蒸気タービン発電設備に関する。

火力発電システムにおいて、オイルショック以来、省エネルギ化が強力に推進されており、更に近年は、地球環境保護の観点からＣＯ_２の発生量を抑制する方向にあり、高効率化へのニーズが高まっている。

従来の蒸気タービン発電システムでは、蒸気温度が最高で６００℃程度であることから、蒸気タービンのタービンロータ、ケーシング等の主用部材には、フェライト系耐熱鋼が用いられている。上記した省エネルギ化や高効率化を達成するために、蒸気タービンシステムにおいては、蒸気タービンにおける蒸気温度を高温化し、発電効率を上げることが最も有効である。

しかしながら、蒸気タービンにおける蒸気温度を、例えば６５０℃級以上にして発電効率の向上を図る場合、従来の蒸気タービン発電システムでは、蒸気タービンのノズル、タービンロータ、ケーシング等の主要部材にフェライト系耐熱鋼を用いているので、機械的性質や耐環境特性の観点から、そのままの構造を適用することは困難である。

このようなことから、近年、高温蒸気に晒されるタービン部位の材料として、Ｎｉ基合金やオーステナイト系材料等を用いることが検討されている。Ｎｉ基合金やオーステナイト系材料では、フェライト系材料に比較して、加工性、製造性、経済性が劣るため、これらの材料をタービン部位の材料として用いるために、これまで様々な工夫がなされてきた（例えば、特許文献１〜８参照。）。また、最近では、タービンケーシングやタービンロータを高温部と低温部に分割して使用することも検討されている（例えば、特許文献４および７参照。）。
特開平４−１７１２０２号公報 特許第３０９５７４５号公報 特許第３５８２８４８号公報 特開２０００−２７４２０８号公報 特開２０００−２８２８０５号公報 特開２０００−２８２８０７号公報 特開２０００−２８２８０８号公報 特開２００４−１６９５６２号公報

しかしながら、高効率の蒸気タービン発電システムを実現させるために、Ｎｉ基合金やオーステナイト系材料等を用いた場合、依然として、上記したように、フェライト系材料よりも、経済性が劣り、さらに、大型鋼塊の製造性などが劣るという問題を抱えている。

そこで、本発明は、上記問題を解決するためになされたものであり、蒸気タービンの各構成部分を好適な耐熱合金、耐熱鋼などで構成することで、６５０℃級以上の高温蒸気で作動することが可能な蒸気タービンを備える蒸気タービン発電設備を提供することを目的とする。

上記目的を達成するために、本発明の蒸気タービン発電設備は、超高圧タービンと、高圧タービンと、中圧タービンと、低圧タービンとを備え、前記超高圧タービンに、６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービン発電設備であって、前記超高圧タービンが、外部ケーシングと内部ケーシングとから構成される二重構造のケーシングと、前記外部ケーシングと前記内部ケーシングとの間に冷却蒸気を導入して前記外部ケーシングを冷却する外部ケーシング冷却手段とを備え、前記超高圧タービンのタービンロータが、質量％で、Ｃ：０．１０〜０．２０、Ｓｉ：０．０１〜０．５、Ｍｎ：０．０１〜０．５、Ｃｒ：２０〜２３、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：８〜１０、Ａｌ：０．０１〜１．５、Ｔｉ：０．０１〜０．６、Ｂ：０．００１〜０．００６を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、前記不可避的不純物のうちＦｅ：５以下、Ｐ：０．０１５以下、Ｓ：０．０１５以下、Ｃｕ：０．５以下に抑制された耐熱合金で構成され、前記超高圧タービンの内部ケーシングおよびノズルボックスが、それぞれ質量％で、Ｃ：０．０３〜０．２５、Ｓｉ：０．０１〜１．０、Ｍｎ：０．０１〜１．０、Ｃｒ：２０〜２３、Ｍｏ：８〜１０、Ｎｂ：１．１５〜３．０を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、前記不可避的不純物のうち、Ｆｅ：５以下、Ｐ：０．０１５以下、Ｓ：０．０１５以下、Ｃｕ：０．５以下に抑制された耐熱合金で構成され、前記超高圧タービンの外部ケーシングが、質量％で、Ｃ：０．０５〜０．１５、Ｓｉ：０．３以下、Ｍｎ：０．１〜１．５、Ｎｉ：１．０以下、Ｃｒ：９以上１０未満、Ｖ：０．１〜０．３、Ｍｏ：０．６〜１．０、Ｗ：１．５〜２．０、Ｃｏ：１．０〜４．０、Ｎｂ：０．０２〜０．０８、Ｂ：０．００１〜０．００８、Ｎ：０．００５〜０．１、Ｔｉ：０．００１〜０．０３を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋳鋼で構成されることを特徴とする。

この蒸気タービン発電設備によれば、超高圧タービンにおける、タービンロータ、内部ケーシング、ノズルボックスをそれぞれ上記した化学組成範囲の耐熱合金で構成し、さらに、外部ケーシング冷却手段によって冷却される外部ケーシングを上記した化学組成範囲の鋳鋼で構成することにより、６５０℃以上の高温蒸気を超高圧タービンに導入することができ、熱効率の向上を図ることができる。さらに、外部ケーシング冷却手段を備え、外部ケーシングを、従来と同じフェライト系合金鋼で構成することで、信頼性、運用性、経済性を確保することができる。

本発明の蒸気タービン発電設備によれば、蒸気タービンの各構成部分を好適な耐熱合金、耐熱鋼などで構成することで、蒸気タービンを６５０℃級以上の高温蒸気で作動することができ、高効率化を図ることができる。

以下、本発明の一実施の形態を図を参照して説明する。

（第１の実施の形態）
図１には、第１の実施の形態の蒸気タービン発電システム１０の概要が模式的に示されている。また、図２には、超高圧タービン１００の上半ケーシング部における断面図が示されている。

図１を参照して、蒸気タービン発電システム１０の概要を説明する。

蒸気タービン発電システム１０は、超高圧タービン１００、高圧タービン２００、中圧タービン３００、低圧タービン４００、発電機５００、復水器６００、ボイラ７００から主に構成されている。

続いて、蒸気タービン発電システム１０における蒸気の動作について説明する。

ボイラ７００で６５０℃以上の温度に加熱されて流出する蒸気は、主蒸気管２０を通り超高圧タービン１００に流入する。超高圧タービン１００の動翼を例えば７段落で構成するとすれば、この蒸気は、超高圧タービン１００で膨張仕事を行った後、第７段落出口から排気され、低温再熱管２１を通りボイラ７００に流入する。このボイラ７００は、流入した蒸気を再熱し、再熱された蒸気は、高温再熱管２２を経て高圧タービン２００に流入する。

高圧タービン２００の動翼を例えば７段落で構成するとすれば、この高圧タービン２００に流入した蒸気は、高圧タービン２００で膨張仕事を行った後、第７段落出口から排気され、低温再熱管２３を通りボイラ７００に流入する。ボイラ７００は、流入した蒸気を再熱し、再熱された蒸気は、高温再熱管２４を経て中圧タービン３００に流入する。

中圧タービン３００の動翼を例えば７段落で構成するとすれば、この中圧タービン３００に流入した蒸気は、中圧タービン３００で膨張仕事を行った後、第７段落出口から排気され、クロスオーバ管２５を通り、低圧タービン４００に供給される。

この低圧タービン４００に供給された蒸気は、膨張仕事をしたのち復水器６００で復水され、ボイラ給水ポンプ２６で昇圧されてボイラ７００に還流される。ボイラ７００に還流された復水は、加熱され６５０℃以上の高温蒸気となり、再び主蒸気管２０を経て、超高圧タービン１００に供給される。なお、発電機５００は、各蒸気タービンの膨張仕事によって回転駆動され発電する。また、ここでは、低圧タービン４００として、同じ構造を有する２基の低圧タービン部がタンデム結合された構成を示したがこれに限られるものではない。

次に、図２を参照して、超高圧タービン１００の構成について説明する。

この超高圧タービン１００は、内部ケーシング１１０とその外側に設けられた外部ケーシング１１１とから構成される二重構造のケーシングを備えている。また、内部ケーシング１１０内にタービンロータ１１２が貫設されている。また、内部ケーシング１１０の内側面には、例えば７段落のノズル１１３が配設され、タービンロータ１１２には、動翼１１４が植設されている。さらに、超高圧タービン１００には、主蒸気管２０が、外部ケーシング１１１および内部ケーシング１１０を貫通して設けられ、さらに主蒸気管２０の端部が、動翼１１４側に向けて蒸気を導出するノズルボックス１１５に連通して接続されている。

また、この超高圧タービン１００には、膨張仕事を行った後の蒸気の一部を、冷却蒸気１３０として、内部ケーシング１１０と外部ケーシング１１１との間に導入して外部ケーシング１１１を冷却する外部ケーシング冷却手段が設けられている。

続いて、超高圧タービン１００における蒸気の動作について説明する。

主蒸気管２０を経て、超高圧タービン１００内のノズルボックス１１５内に流入した温度が６５０℃以上の蒸気は、内部ケーシング１１０に固定されたノズル１１３とタービンロータ１１２に植設された動翼１１４との間の蒸気通路を通り、タービンロータ１１２を回転させる。タービンロータ１１２には、回転による強大な遠心力の影響で各部に大きな力がかかる。また、膨張仕事をした蒸気の大部分は、排気され、低温再熱管２１を通りボイラ７００に流入する。一方、膨張仕事をした蒸気の一部は、冷却蒸気１３０として内部ケーシング１１０と外部ケーシング１１１との間に導かれ、外部ケーシング１１１を冷却する。この冷却蒸気１３０は、グランド部または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。

次に、超高圧タービン１００を構成する、内部ケーシング１１０、外部ケーシング１１１、タービンロータ１１２、ノズルボックス１１５の構成材料について説明する。なお、以下に示す化学組成の割合は、質量％である。

（１）タービンロータ１１２
タービンロータ１１２を構成する材料は、次の（Ｍ１）の化学組成範囲の耐熱合金が用いられる。
（Ｍ１）Ｃ：０．１０〜０．２０、Ｓｉ：０．０１〜０．５、Ｍｎ：０．０１〜０．５、Ｃｒ：２０〜２３、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：８〜１０、Ａｌ：０．０１〜１．５、Ｔｉ：０．０１〜０．６、Ｂ：０．００１〜０．００６を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、前記不可避的不純物のうちＦｅ：５以下、Ｐ：０．０１５以下、Ｓ：０．０１５以下、Ｃｕ：０．５以下に抑制された耐熱合金。

次に、耐熱合金の各成分を上記した範囲内に限定した理由を説明する。

（ａ）Ｃ（炭素）
Ｃは、強化相であるＭ_２３Ｃ_６型炭化物の構成元素として不可欠であり、特に６５０℃以上の高温環境下では、タービンの運転中にＭ_２３Ｃ_６型炭化物を析出させることで、合金のクリープ強度が維持される。添加率が０．１０％未満の場合、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の析出量が十分でないため、所望のクリープ強度を確保できず、また、０．２０％を超えて添加すると、大型鋳塊製作時の成分偏析傾向が増加するとともに、脆化相であるＭ_６Ｃ型炭化物の生成を促進する。そのため、Ｃの添加率を０．１０〜０．２０％とした。

（ｂ）Ｓｉ（ケイ素）
Ｓｉは、脱酸効果を有し、鋳塊の清浄度を高める。ただし、０．５％を超えて添加すると、合金の靭性を低下させ、かつ６５０℃以上の高温環境下での脆化を促進する。また、０．０１％未満では、脱酸効果が認められず、鋳塊製作時の溶湯の流動性が低下する。そのため、Ｓｉの添加率を０．０１〜０．５％とした。

（ｃ）Ｍｎ（マンガン）
Ｍｎは、脱硫効果を有し、鋳塊の清浄度を高める。ただし、０．５％を超えて添加すると、硫化物として鋳塊中に残存するＭｎが著しく増加する。また、０．０１％未満では、脱硫効果が認められない。そのため、Ｍｎの添加率を０．０１〜０．５％とした。

（ｄ）Ｃｒ（クロム）
Ｃｒは、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の構成元素として不可欠であり、特に６５０℃以上の高温環境下では、タービンの運転中にＭ_２３Ｃ_６型炭化物を析出させることで、合金のクリープ強度が維持される。また、Ｃｒは、高温蒸気環境下における耐酸化性を高める。添加率が２０％未満の場合、耐酸化性が低下し、２３％を超えて添加すると、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の析出を著しく促進することによって粗大化傾向を高める。そのため、Ｃｒの添加率を２０〜２３％とした。

（ｅ）Ｃｏ（コバルト）
Ｃｏは、Ｎｉ母相中に固溶して母相の高温における安定性を高める効果を有し、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の粗大化を抑制する。１０％未満の添加では、タービンロータとしての所望の特性を発揮できず、また、１５％を超えて添加すると、大型鋳塊の成形性を低下させるとともに、経済性を損なう。そのため、Ｃｏの添加率を１０〜１５％とした。

（ｆ）Ｍｏ（モリブデン）
Ｍｏは、Ｎｉ母相中に固溶して母相の強度を高める効果を有し、また、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物中に一部が置換することによって炭化物の安定性を高める。８％未満の添加では、上記した効果が発揮されず、１０％を超えて添加すると、大型鋳塊製作時の成分偏析傾向が増加するとともに、脆化相であるＭ_６Ｃ型炭化物の生成を促進する。そのため、Ｍｏの添加率を８〜１０％とした。

（ｇ）Ａｌ（アルミニウム）
Ａｌは、主として脱酸を目的として添加される。Ａｌは、Ｎｉ中ではγ’相を構成して析出強化に寄与する場合もあるが、本合金におけるγ’相の析出量は、有効な析出強化を期待できるほど多くはなく、むしろ活性な金属元素であることから、溶解工程や鋳塊製作時の製造性を低下させる。特にタービンロータのような、比較的大型の鋳塊を製作する場合は、添加率が１．５％を超えるときに、この点が顕著になる。また、添加率が０．０１％未満の場合には、脱酸効果が認められなくなる。そのため、Ａｌの添加率を０．０１〜１．５％とした。

（ｈ）Ｔｉ（チタン）
Ｔｉは、主として脱酸を目的として添加される。Ｔｉは、Ｎｉ中ではγ’相を構成して析出強化に寄与する場合もあるが、本合金におけるγ’相の析出量は、有効な析出強化を期待できるほど多くはなく、むしろ活性な金属元素であることから、溶解工程や鋳塊製作時の製造性を低下させる。特にタービンロータのような、比較的大型の鋳塊を製作する場合は、添加率が０．６％を超えるときに、この点が顕著になる。また、添加率が０．０１％未満の場合には、脱酸効果が認められなくなる。そのため、Ｔｉの添加率を０．０１〜０．６％とした。

（ｉ）Ｂ（ホウ素）
Ｂは、一部が強化相であるＭ_２３Ｃ_６型炭化物中に置換し、炭化物の高温での安定性を高めるとともに、母相の、特に高温における結晶粒界近傍の延性を高める効果を有する。これらの効果は、０．００１％以上の極微量の添加で発揮されるが、０．００６％を超えて添加すると、大型鋳塊における成分偏析傾向が増加するとともに、鍛造時の変形抵抗が高くなり、鍛造割れが生じ易くなる。そのため、Ｂの添加率を０．００１〜０．００６％とした。

（ｊ）Ｆｅ（鉄）、Ｐ（リン）、Ｓ（硫黄）、Ｃｕ（銅）
タービンロータ材料として規定した合金においては、多種類の不可避的不純物が混入し、残存する。そのうち特にＦｅ、Ｐ、ＳおよびＣｕの４元素については、その上限を設定した。ＰおよびＳについては、高温環境下での粒界偏析に起因した脆化が抑制可能な上限として０．０１５％、Ｃｕについては、製鋼上不可避的に混入するため、特性上影響を及ぼさない上限として０．５％とした。また、通常、Ｆｅを主構成元素とする鋼を溶製する大型溶解炉を利用する場合、意図的にＦｅを添加しない合金を溶製するに当たっては、溶解時のＦｅの混入は不可避であり、特性上影響を及ぼさない上限として５％とした。なお、これらの不可避的不純物は、工業的に可能な限り混入率を０％に近づけることが好ましい。

（２）内部ケーシング１１０、ノズルボックス１１５
内部ケーシング１１０、ノズルボックス１１５を構成する材料は、次の（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金が用いられる。
（Ｍ２）Ｃ：０．０３〜０．２５、Ｓｉ：０．０１〜１．０、Ｍｎ：０．０１〜１．０、Ｃｒ：２０〜２３、Ｍｏ：８〜１０、Ｎｂ：１．１５〜３．０を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、前記不可避的不純物のうち、Ｆｅ：５以下、Ｐ：０．０１５以下、Ｓ：０．０１５以下、Ｃｕ：０．５以下に抑制された耐熱合金。

次に、耐熱合金の各成分を上記した範囲内に限定した理由を説明する。

（ａ）Ｃ（炭素）
Ｃは、強化相であるＭ_２３Ｃ_６型炭化物の構成元素として有用であり、特に６５０℃以上の高温環境下では、タービンの運転中にＭ_２３Ｃ_６型炭化物を析出させることが、合金のクリープ強度を維持される要因の一つである。また、内部ケーシング１１０などは、大型鋳造品として製作されるため、鋳造時の溶湯の流動性が要求され、Ｃは、この溶湯の流動性を確保する効果も併せ持つ。添加率が０．０３％未満の場合、炭化物の十分な析出量を確保することができないとともに、鋳造時の溶湯の流動性が著しく低下する。一方、０．２５％を超えて添加すると、大型鋳塊製作時の成分偏析傾向が増加するとともに脆化相であるＭ_６Ｃ型炭化物の生成を促進する。そのため、Ｃの添加率を０．０３〜０．２５％とした。

（ｂ）Ｓｉ（ケイ素）
Ｓｉは、脱酸効果を有するとともに、溶湯の流動性を確保する効果も併せ持つ。大型の鋳造品製作は、大気中で溶解した溶湯を大気中で鋳造するため、脱酸は、真空中での鋳造で鋳塊を製作する場合より重要度が増し、また、溶湯の流動性は、大型の鋳造品製作時には特に重要となる。しかし、１．０％を超えて添加すると、合金の靭性低下、６５０℃以上での高温環境下での脆化が著しく促進される。また、０．０１％未満では、脱酸効果が認められず、鋳塊製作時の溶湯の流動性が低下する。そのため、Ｓｉの添加率を０．０１〜１．０％とした。

（ｃ）Ｍｎ（マンガン）
Ｍｎは、脱硫効果と溶湯の流動性を増加させる効果を有する。これらは、大気中で溶解した溶湯を大気中で鋳造する大型鋳造品製作における重要な点である。しかし、１．０％を超えて添加すると、合金の靭性低下、６５０℃以上での高温環境下での脆化が著しく促進される。また、０．０１％未満では、脱硫効果が認められない。そのため、Ｍｎの添加率を０．０１〜１．０％とした。

（ｄ）Ｃｒ（クロム）
Ｃｒは、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の構成元素として不可欠であり、特に６５０℃以上の高温環境下では、タービンの運転中にＭ_２３Ｃ_６型炭化物を析出させることで、合金のクリープ強度が維持される。また、Ｃｒは、高温蒸気環境下における耐酸化性を高める。添加率が２０％未満の場合、耐酸化性が低下し、２３％を超えて添加すると、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物の析出を著しく促進することによって粗大化傾向を高める。そのため、Ｃｒの添加率を２０〜２３％とした。

（ｅ）Ｍｏ（モリブデン）
Ｍｏは、Ｎｉ母相中に固溶して母相の強度を高める効果を有し、また、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物中に一部が置換することによって炭化物の安定性を高める。８％未満の添加では、上記した効果が発揮されず、１０％を超えて添加すると、大型鋳塊製作時の成分偏析傾向が増加するとともに、脆化相であるＭ_６Ｃ型炭化物の生成を促進する。そのため、Ｍｏの添加率を８〜１０％とした。

（ｆ）Ｎｂ（ニオブ）
Ｎｂは、主として析出強化に寄与するγ”相とδ相の構成元素として添加される。添加率が１．１５％を下回ると、γ”相とδ相の析出量が不十分にあり、特にクリープ強度が低下する。一方、３．０％を超えて添加した場合、６５０℃以上の高温環境下におけるγ”相とδ相の析出量が急激に増加し、短時間で著しい脆化を生じる。また、大型鋳造品製作時の成分偏析傾向が著しくなる。そのため、Ｎｂの添加率を１．１５〜３．０％とした。

（ｇ）Ｆｅ（鉄）、Ｐ（リン）、Ｓ（硫黄）、Ｃｕ（銅）
内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５の材料として規定した合金においては、多種類の不可避的不純物が混入し、残存する。そのうち特にＦｅ、Ｐ、ＳおよびＣｕの４元素については、その上限を設定した。ＰおよびＳについては、高温環境下での粒界偏析に起因した脆化が抑制可能な上限として０．０１５％、Ｃｕについては、製鋼上不可避的に混入するため、特性上影響を及ぼさない上限として０．５％とした。また、通常、Ｆｅを主構成元素とする鋼を溶製する大型溶解炉を利用する場合、意図的にＦｅを添加しない合金を溶製するに当たっては、溶解時のＦｅの混入は不可避であり、特性上影響を及ぼさない上限として５％とした。なお、これらの不可避的不純物は、工業的に可能な限り混入率を０％に近づけることが好ましい。

（３）外部ケーシング１１１
外部ケーシング１１１を構成する材料は、次の（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼が用いられる。
（Ｍ３）Ｃ：０．０５〜０．１５、Ｓｉ：０．３以下、Ｍｎ：０．１〜１．５、Ｎｉ：１．０以下、Ｃｒ：９以上１０未満、Ｖ：０．１〜０．３、Ｍｏ：０．６〜１．０、Ｗ：１．５〜２．０、Ｃｏ：１．０〜４．０、Ｎｂ：０．０２〜０．０８、Ｂ：０．００１〜０．００８、Ｎ：０．００５〜０．１、Ｔｉ：０．００１〜０．０３を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋳鋼。

外部ケーシング１１１は、外部ケーシング冷却手段によって冷却されているため、鋳造等の製造性に優れた、上記したフェライト系の鋳鋼を用いることができる。基本的な成分がこの範囲にある鋳鋼として、例えば、特開２００５−６０８２６号公報に記載された「（Ｍ１１）Ｃ：０．０５〜０．１５、Ｓｉ：０．３以下（０を含まず）、Ｍｎ：０．１〜１．５、Ｎｉ：１．０以下（０を含まず）、Ｃｒ：９．０以上１０未満、Ｖ：０．１〜０．３、Ｍｏ：０．６〜１．０、Ｗ：１．５〜２．０、Ｃｏ：１．０〜４．０、Ｎｂ：０．０２〜０．０８、Ｂ：０．００１〜０．００８、Ｎ：０．００５〜０．１、Ｔｉ：０．００１〜０．０３を含有し、残部はＦｅおよび不可避的不純物で構成され、焼戻し熱処理によって、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物を主として結晶粒界およびマルテンサイトラス境界に析出させ、該マルテンサイトラス内部にはＭ_２Ｘ型炭窒化物およびＭＸ型炭窒化物を析出させ、Ｍ２Ｘ型炭窒化物の構成元素中のＶとＭｏに間にＶ＞Ｍｏの関係を有し、該Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物、Ｍ_２Ｘ型炭窒化物およびＭＸ型炭窒化物の析出物合計が２．０〜４．０質量％である合金鋼」などが挙げられる。

次に、上記したタービンロータ１１２、内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５を構成する材料が、６５０℃以上の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることを実施例１において説明する。

さらに、上記した外部ケーシング１１１を構成する材料が、６００℃の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることを実施例２において説明する。ここで、外部ケーシング１１１における試験温度を６００℃としたのは、外部ケーシング１１１は、外部ケーシング冷却手段によって冷却されるため、６００℃程度の温度に対して、所望の機械的特性を発揮でき、経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであるれば、超高圧タービン１００に６５０℃以上の高温蒸気が導入されても、十分対応できるものと判断できるからである。

（実施例１）
表１に、タービンロータ１１２、内部ケーシング１１０、ノズルボックス１１５を構成する材料（材料ＰＡ１、材料ＰＡ３、材料ＰＡ４）の化学組成、および比較例として本発明に係る化学組成の範囲ではない材料（材料ＣＡ１〜材料ＣＡ４）の化学組成を示す。ここで、タービンロータ１１２を構成する材料として、材料ＰＡ１を、内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５を構成する材料として、材料ＰＡ３および材料ＰＡ４を使用した。なお、材料ＰＡ１は、前述したタービンロータ１１２を構成する材料（Ｍ１）の化学組成範囲の耐熱合金で構成され、材料ＰＡ３および材料ＰＡ４は、前述した内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５を構成する材料（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金で構成されている。

所定の熱処理が施された上記各材料に対して、７００℃で１００００時間の加熱を行っ後に、常温０．２％耐力、２０℃衝撃吸収エネルギおよび７００℃−１０万時間クリープ破壊強度を測定した。

表２には、各測定における加熱後の値を加熱前の値で除した値が示されている。ここで、７００℃で１００００時間の加熱後の常温０．２％耐力を加熱前の常温０．２％耐力で除した値を指標１とし、７００℃で１００００時間の加熱後の２０℃衝撃吸収エネルギを加熱前の２０℃衝撃吸収エネルギで除した値を指標２とし、７００℃で１００００時間の加熱後の７００℃−１０万時間クリープ破壊強度を加熱前の７００℃−１０万時間クリープ破壊強度で除した値を指標３とした。

表２に示した結果から、材料ＰＡ１、材料ＰＡ３、材料ＰＡ４において、７００℃で１００００時間の加熱後では、２０℃衝撃吸収エネルギは、加熱前に比べ低下するものの、常温０．２％耐力は、少なくとも加熱前の１．４倍程度確保されていた。さらに、高温部品において最も重要なクリープ破断強度は、ほぼ加熱前の強度が維持されることがわかった。

一方、本発明に係る化学組成の範囲ではない材料ＣＡ１および材料ＣＡ２では、常温０．２％耐力、２０℃衝撃吸収エネルギ、７００℃−１０万時間クリープ破壊強度におけるすべてに関して、加熱後における値は加熱前における値を下回り、特に７００℃−１０万時間クリープ破壊強度は著しく低下している。また、材料ＣＡ３および材料ＣＡ４では、常温０．２％耐力は、加熱後における値は加熱前における値を上回っているが、２０℃衝撃吸収エネルギは、著しく低下し、７００℃−１０万時間クリープ破壊強度についても、特に材料ＣＡ４では、上記した実施例ほどの値は維持されていないことがわかった。

（実施例２）
表３に、外部ケーシング１１１を構成する材料（材料ＰＳ１）の化学組成、および比較例として本発明に係る化学組成の範囲ではない材料（材料ＣＳ１）の化学組成を示す。なお、材料ＰＳ１は、前述した外部ケーシング１１１を構成する材料（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼で構成されている。

所定の熱処理が施された材料ＰＳ１および材料ＣＳ１に対して、６００℃で１００００時間の加熱を行った後に、常温０．０２％耐力、２０℃衝撃吸収エネルギおよび６００℃−１０万時間クリープ破壊強度を測定した。

表４には、各測定における加熱後の値を加熱前の値で除した値が示されている。ここで、６００℃で１００００時間の加熱後の常温０．０２％耐力を加熱前の常温０．０２％耐力で除した値を指標１とし、６００℃で１００００時間の加熱後の２０℃衝撃吸収エネルギを加熱前の２０℃衝撃吸収エネルギで除した値を指標２とし、６００℃で１００００時間の加熱後の６００℃−１０万時間クリープ破壊強度を加熱前の６００℃−１０万時間クリープ破壊強度で除した値を指標３とした。

表４に示した結果から、材料ＰＳ１において、６００℃で１００００時間の加熱後では、２０℃衝撃吸収エネルギは、加熱前に比べ１／２程度に低下するものの、常温０．０２％耐力および６００℃−１０万時間クリープ破壊強度は、ほぼ加熱前の強度が維持されることがわかった。

一方、本発明に係る化学組成の範囲ではない材料ＣＳ１では、常温０．０２％耐力および６００℃−１０万時間クリープ破壊強度が大きく低下した。

以上の実施例１および実施例２で示した測定結果から、上記したタービンロータ１１２、内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５を構成する材料が、６５０℃以上の温度（７００℃）に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることが明らかとなった。また、外部ケーシング１１１を構成する材料が、６００℃の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることが明らかとなった。これらのことから、超高圧タービン１００の所定の構成部を、前述した（Ｍ１）〜（Ｍ３）の化学組成範囲にある耐熱合金あるいは鋳鋼で構成することにより、超高圧タービン１００において６５０℃以上の高温蒸気を作動流体として採用することが可能であることが明らかとなった。

上記したように、第１の実施の形態の蒸気タービン発電システム１０では、超高圧タービン１００における、タービンロータ１１２を（Ｍ１）の化学組成範囲の耐熱合金、内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５を（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金、さらに、外部ケーシング冷却手段によって冷却される外部ケーシング１１１を（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼で構成することにより、６５０℃以上の高温蒸気を超高圧タービン１００に導入することができ、熱効率の向上を図ることができる。さらに、外部ケーシング冷却手段を備え、外部ケーシング１１１を、従来と同じフェライト系合金鋼で構成することで、信頼性、運用性、経済性を確保することができる。

（第２の実施の形態）
第２の実施の形態の蒸気タービン発電システムは、第１の実施の形態の蒸気タービン発電システム１０における超高圧タービン１００に、タービンロータ１１２を冷却蒸気で冷却するタービンロータ冷却手段を備え、タービンロータ１１２を構成する材料を変更したこと以外は、第１の実施の形態の蒸気タービン発電システム１０における構成と同じである。

ここでは、第２の実施の形態の蒸気タービン発電システムにおける超高圧タービン１００Ａについて説明する。なお、第１の実施の形態の蒸気タービン発電システム１０における超高圧タービン１００の構成と同一部分には同一の符号を付して、重複する説明を簡略または省略する。また、第２の実施の形態の蒸気タービン発電システムは、図１において、超高圧タービン１００を超高圧タービン１００Ａとするものである。

図３には、超高圧タービン１００Ａの上半ケーシング部における断面図が示されている。

この超高圧タービン１００Ａは、内部ケーシング１１０とその外側に設けられた外部ケーシング１１１とから構成される二重構造のケーシングを備えている。また、内部ケーシング１１０内にタービンロータ１１２Ａが貫設されている。また、内部ケーシング１１０の内側面には、例えば７段落のノズル１１３が配設され、タービンロータ１１２Ａには、動翼１１４が植設されている。さらに、超高圧タービン１００Ａには、主蒸気管２０が、外部ケーシング１１１および内部ケーシング１１０を貫通して設けられ、さらに主蒸気管２０の端部が、動翼１１４側に向けて蒸気を導出するノズルボックス１１５に連通して接続されている。

また、この超高圧タービン１００Ａには、膨張仕事を行った後の蒸気の一部を、冷却蒸気１３０として、内部ケーシング１１０と外部ケーシング１１１との間に導入して外部ケーシング１１１を冷却する外部ケーシング冷却手段が設けられている。さらに、図示はしていないが、ノズルボックス１１５の周囲に、冷却蒸気導入部を設け、この冷却蒸気導入部からの冷却蒸気１３１を、タービンロータ１１２Ａに沿って流してタービンロータ１１２Ａを冷却するタービンロータ冷却手段が設けられている。

タービンロータ１１２Ａを冷却する冷却蒸気１３１として、例えば、主蒸気管２０に連通するボイラ７００内の配管から抽出された、主蒸気管２０に導入される前の加熱途中の蒸気が用いられ、この蒸気は、冷却用蒸気配管（図示しない）を介して超高圧タービン１００Ａのノズルボックス１１５の周囲に供給される。なお、タービンロータ１１２Ａを冷却する冷却蒸気１３１は、主蒸気管２０に連通するボイラ７００内の配管から抽出された蒸気に限られるものではなく、タービンロータ１１２Ａが所定温度以上にならないように冷却できる温度の蒸気であれば用いることができる。

続いて、超高圧タービン１００Ａにおける蒸気の動作について説明する。

主蒸気管２０を経て、超高圧タービン１００Ａ内のノズルボックス１１５内に流入した温度が６５０℃以上の蒸気は、内部ケーシング１１０に固定されたノズル１１３とタービンロータ１１２Ａに植設された動翼１１４との間の蒸気通路を通り、タービンロータ１１２Ａを回転させる。タービンロータ１１２Ａには、回転による強大な遠心力の影響で各部に大きな力がかかる。また、膨張仕事をした蒸気の大部分は、排気され、低温再熱管２１を通りボイラ７００に流入する。一方、膨張仕事をした蒸気の一部は、冷却蒸気１３０として内部ケーシング１１０と外部ケーシング１１１との間に導かれ、外部ケーシング１１１を冷却する。この冷却蒸気１３０は、グランド部または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。

一方、ノズルボックス１１５の周囲に供給された冷却蒸気１３１は、動翼１１４が植設されているタービンロータ１１２Ａの凸部に設けられた冷却蒸気通過孔１４０を通過し、所定の段落までタービンロータ１１２Ａを冷却する。そして、冷却蒸気通過孔１４０を流れた冷却蒸気１３１は、ノズル１１３とタービンロータ１１２Ａの凸部との間隙部から蒸気通路に排気される。

また、ノズルボックス１１５の周囲に供給された冷却蒸気１３１は、タービンロータ１１２Ａを冷却しながら、タービンロータ１１２Ａと内部ケーシング１１０との間の例えばグランドパッキンなどのシール部に流入する。そして、シール部を通過した冷却蒸気１３１は、外部ケーシング１１１を冷却した冷却蒸気１３０とともに、グランド部または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。

なお、タービンロータ１１２Ａの動翼１１４が植設されている部分の冷却は、この方法に限られるものではなく、タービンロータ１１２Ａの動翼１１４が植設されている部分を、冷却蒸気１３１によって冷却する方法であれば他の方法も採用することができる。

なお、冷却蒸気１３１は、ノズルボックス１１５の周囲に導かれるため、ノズルボックス１１５も冷却されるが、ノズルボックス１１５の内面は、高温蒸気に直接晒されるため、その外周面が冷却蒸気で冷却される場合であっても、高温に耐え得る材料で構成することが好ましく、第１の実施の形態に示した超高圧タービン１００におけるノズルボックス１１５の材料と同一の材料が用いられる。

次に、タービンロータ１１２Ａの構成材料について説明する。なお、以下に示す化学組成の割合は、質量％である。

タービンロータ１１２Ａを構成する材料は、次の（Ｍ４）の化学組成範囲の耐熱合金が用いられる。
（Ｍ４）Ｃ：０．０８〜０．１５、Ｓｉ：０．１以下、Ｍｎ：０．１〜０．３、Ｎｉ：０．１〜０．３、Ｃｒ：９以上１０未満、Ｖ：０．１５〜０．３、Ｍｏ：０．４〜１．０、Ｗ：１．５〜２．０、Ｃｏ：１．０〜４．０、Ｎｂ：０．０５〜０．０８、Ｂ：０．００１〜０．０１５、Ｎ：０．０１〜０．０４を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる耐熱鋼。

タービンロータ１１２Ａは、タービンロータ冷却手段によって冷却されているため、上記したフェライト系の耐熱鋼を用いることができる。基本的な成分がこの範囲にある耐熱鋼として、例えば、特開２００４−３５９９６９号公報に記載された「質量％で、Ｃ：０．０８〜０．１５％、Ｓｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．１〜０．３％、Ｎｉ：０．１〜０．３％、Ｃｒ：９％以上１０％未満、Ｖ：０．１５〜０．３０％、Ｍｏ：０．６〜１．０％、Ｗ：１．５〜１．８％、Ｃｏ：１．０〜４．０％、Ｎｂ：０．０５〜０．０８％、Ｂ：０．００１〜０．０１５％、Ｎ：０．０１〜０．０４％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼を焼戻し熱処理することにより、主要な析出物として結晶粒界およびマルテンサイトラス境界に析出させたＭ_２３Ｃ_６型炭化物と、マルテンサイトラス内部に析出させたＭ_２Ｘ型炭窒化物およびＭＸ型炭窒化物とを有し、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物とＭ_２Ｘ型炭窒化物とＭＸ型炭窒化物との合計量が２．０〜４．０質量％の範囲にあり、かつ、Ｍ_２Ｘ型炭窒化物に含有されるＶ量とＭｏ量とがＶ＞Ｍｏの関係を満たし、さらに、所定の使用条件下で析出させた金属間化合物とＭ_２３Ｃ_６型炭化物とＭ_２Ｘ型炭窒化物とＭＸ型炭窒化物との合計量が４．０〜６．０質量％の範囲にあることを特徴とする耐熱鋼」や、「質量％で、Ｃ：０．０８〜０．１５％、Ｓｉ：０．１％以下、Ｍｎ：０．１〜０．３％、Ｎｉ：０．１〜０．３％、Ｃｒ：９％以上１０％未満、Ｖ：０．１５〜０．３０％、Ｍｏ：０．４％以上０．６％未満、Ｗ：１．８％を超え２．０％以下、Ｃｏ：１．０〜４．０％、Ｎｂ：０．０５〜０．０８％、Ｂ：０．００１〜０．０１５％、Ｎ：０．０１〜０．０４％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼を焼戻し熱処理することにより、主要な析出物として結晶粒界およびマルテンサイトラス境界に析出させたＭ_２３Ｃ_６型炭化物と、マルテンサイトラス内部に析出させたＭ_２Ｘ型炭窒化物およびＭＸ型炭窒化物とを有し、Ｍ_２３Ｃ_６型炭化物とＭ_２Ｘ型炭窒化物とＭＸ型炭窒化物との合計量が２．０〜４．０質量％の範囲にあり、かつ、Ｍ_２Ｘ型炭窒化物に含有されるＶ量とＭｏ量とがＶ＞Ｍｏの関係を満たし、さらに、所定の使用条件下で析出させた金属間化合物とＭ_２３Ｃ_６型炭化物とＭ_２Ｘ型炭窒化物とＭＸ型炭窒化物との合計量が４．０〜６．０質量％の範囲にあることを特徴とする耐熱鋼」などが挙げられる。

次に、上記したタービンロータ１１２Ａを構成する材料が、６００℃の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることを実施例３において説明する。ここで、タービンロータ１１２Ａにおける試験温度を６００℃としたのは、タービンロータ１１２Ａは、タービンロータ冷却手段によって冷却されるため、６００℃程度の温度に対して、所望の機械的特性を発揮でき、経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであるれば、超高圧タービン１００Ａに６５０℃以上の高温蒸気が導入されても、十分対応できるものと判断できるからである。

（実施例３）
表５に、タービンロータ１１２Ａを構成する材料（材料ＰＳ２）の化学組成、および比較例として本発明に係る化学組成の範囲ではない材料（材料ＣＳ２）の化学組成を示す。

所定の熱処理が施された材料ＰＳ２および材料ＣＳ２に対して、６００℃で１００００時間の加熱を行っ後に、常温０．０２％耐力、２０℃衝撃吸収エネルギおよび６００℃−１０万時間クリープ破壊強度を測定した。

表６には、各測定における加熱後の値を加熱前の値で除した値が示されている。ここで、６００℃で１００００時間の加熱後の常温０．０２％耐力を加熱前の常温０．０２％耐力で除した値を指標１とし、６００℃で１００００時間の加熱後の２０℃衝撃吸収エネルギを加熱前の２０℃衝撃吸収エネルギで除した値を指標２とし、６００℃で１００００時間の加熱後の６００℃−１０万時間クリープ破壊強度を加熱前の６００℃−１０万時間クリープ破壊強度で除した値を指標３とした。

表６に示した結果から、材料ＰＳ２において、６００℃で１００００時間の加熱後では、２０℃衝撃吸収エネルギは、加熱前に比べ１／２程度に低下するものの、常温０．０２％耐力および６００℃−１０万時間クリープ破壊強度は、ほぼ加熱前の強度が維持されることがわかった。

一方、本発明に係る化学組成の範囲ではない材料ＣＳ２では、常温０．０２％耐力および６００℃−１０万時間クリープ破壊強度が大きく低下した。

以上の実施例３で示した測定結果から、タービンロータ１１２Ａを構成する材料が、６００℃の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることが明らかとなった。このことから、超高圧タービン１００Ａにおいて６５０℃以上の高温蒸気を作動流体として採用することが可能であることが明らかとなった。

上記したように、第２の実施の形態の蒸気タービン発電システムでは、超高圧タービン１００Ａにおける、タービンロータ冷却手段によって冷却されるタービンロータ１１２Ａを（Ｍ４）の化学組成範囲の耐熱鋼、内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５を（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金、さらに、外部ケーシング冷却手段によって冷却される外部ケーシング１１１を（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼で構成することにより、６５０℃以上の高温蒸気を超高圧タービン１００Ａに導入することができ、熱効率の向上を図ることができる。さらに、タービンロータ冷却手段および外部ケーシング冷却手段を備え、タービンロータ１１２Ａおよび外部ケーシング１１１を、従来と同じフェライト系合金鋼で構成することで、信頼性、運用性、経済性を確保することができる。

（第３の実施の形態）
第３の実施の形態の蒸気タービン発電システムは、第２の実施の形態の蒸気タービン発電システム１０における超高圧タービン１００Ａに、内部ケーシング１１０Ｂを冷却蒸気で冷却する内部ケーシング冷却手段を備え、内部ケーシング１１０を構成する材料を変更したこと以外は、第２の実施の形態の蒸気タービン発電システムにおける構成と同じである。

ここでは、第３の実施の形態の蒸気タービン発電システムにおける超高圧タービン１００Ｂについて説明する。なお、第２の実施の形態の蒸気タービン発電システムにおける超高圧タービン１００Ａの構成と同一部分には同一の符号を付して、重複する説明を簡略または省略する。また、第３の実施の形態の蒸気タービン発電システムは、図１において、超高圧タービン１００を超高圧タービン１００Ｂとするものである。

図４には、超高圧タービン１００Ｂの上半ケーシング部における断面図が示されている。

この超高圧タービン１００Ｂは、内部ケーシング１１０Ｂとその外側に設けられた外部ケーシング１１１とから構成される二重構造のケーシングを備えている。また、内部ケーシング１１０Ｂ内にタービンロータ１１２Ａが貫設されている。また、内部ケーシング１１０Ｂの内側面には、例えば７段落のノズル１１３が配設され、タービンロータ１１２Ａには、動翼１１４が植設されている。さらに、超高圧タービン１００Ｂには、主蒸気管２０が、外部ケーシング１１１および内部ケーシング１１０Ｂを貫通して設けられ、さらに主蒸気管２０の端部が、動翼１１４側に向けて蒸気を導出するノズルボックス１１５に連通して接続されている。

また、この超高圧タービン１００Ｂには、膨張仕事を行った後の蒸気の一部を、冷却蒸気１３０として、内部ケーシング１１０Ｂと外部ケーシング１１１との間に導入して外部ケーシング１１１を冷却する外部ケーシング冷却手段が設けられている。また、第２の実施の形態と同様に、ノズルボックス１１５の周囲に、冷却蒸気１３１を導き、この冷却蒸気１３１をタービンロータ１１２Ａに沿って流してタービンロータ１１２Ａを冷却するタービンロータ冷却手段が設けられている。さらに、ノズルボックス１１５の周囲に導かれた冷却蒸気１３１の一部を冷却蒸気１３２として、ノズルダイヤフラム１５０と内部ケーシング１１０Ｂの嵌合部の間隙に流し、さらに内部ケーシング１１０Ｂに設けられた冷却蒸気排出路１５１に流して内部ケーシング１１０Ｂを冷却する内部ケーシング冷却手段が設けられている。なお、外部ケーシング冷却手段およびタービンロータ冷却手段は、上述したものと同じであるので、ここでは、主に内部ケーシング冷却手段について説明する。

内部ケーシング１１０Ｂを冷却する冷却蒸気１３２は、冷却蒸気１３１の一部を用いるものであり、前述したように、例えば、主蒸気管２０に連通するボイラ７００内の配管から抽出された、主蒸気管２０に導入される前の加熱途中の蒸気が用いられ、この蒸気は、冷却用蒸気配管（図示しない）を介して超高圧タービン１００Ｂのノズルボックス１１５の周囲に供給される。なお、冷却蒸気１３１は、主蒸気管２０に連通するボイラ７００内の配管から抽出された蒸気に限られるものではなく、タービンロータ１１２Ａや内部ケーシング１１０Ｂが所定温度以上にならないように冷却できる温度の蒸気であれば用いることができる。

続いて、超高圧タービン１００Ｂにおける蒸気の動作について説明する。

主蒸気管２０を経て、超高圧タービン１００Ｂ内のノズルボックス１１５に流入した温度が６５０℃以上の蒸気は、内部ケーシング１１０Ｂとタービンロータ１１２Ａとの間の蒸気通路を通り、タービンロータ１１２Ａを回転させる。タービンロータ１１２Ａには、回転による強大な遠心力の影響で各部に大きな力がかかる。また、膨張仕事をした蒸気の大部分は、排気され、低温再熱管２１を通りボイラ７００に流入する。一方、膨張仕事をした蒸気の一部は、冷却蒸気１３０として内部ケーシング１１０Ｂと外部ケーシング１１１との間に導かれ、外部ケーシング１１１を冷却する。この冷却蒸気１３０は、グランド部または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。

一方、ノズルボックス１１５の周囲に供給された冷却蒸気１３１は、動翼１１４が植設されているタービンロータ１１２Ａの凸部に設けられた冷却蒸気通過孔１４０を通過し、所定の段落までタービンロータ１１２Ａを冷却する。そして、冷却蒸気通過孔１４０を流れた冷却蒸気１３１は、ノズル１１３とタービンロータ１１２Ａの凸部との間隙部から蒸気通路に排気される。

また、ノズルボックス１１５の周囲に供給された冷却蒸気１３１は、タービンロータ１１２Ａを冷却しながら、タービンロータ１１２Ａと内部ケーシング１１０Ｂとの間の例えばグランドパッキンなどのシール部に流入する。そして、シール部を通過した冷却蒸気１３１は、外部ケーシング１１１を冷却した冷却蒸気１３０とともに、グランド部または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。

さらに、ノズルボックス１１５の周囲に供給された冷却蒸気１３１の一部である冷却蒸気１３２は、内部ケーシング１１０Ｂを冷却しながら、ノズルダイヤフラム１５０と内部ケーシング１１０Ｂの間隙を流れる。そして、冷却蒸気１３２は、内部ケーシング１１０Ｂの所定の段落のノズル１１３の下流側に、内部ケーシング１１０Ｂと外部ケーシング１１１との間の空間に連通して設けられた冷却蒸気排出路１５１を通り、外部ケーシング１１１を冷却した冷却蒸気１３０とともに、グランド部または膨張仕事をした蒸気の大部分が排気される排気経路から排気される。

ここで、冷却蒸気排出路１５１の入口は、内部ケーシング１１０Ｂとタービンロータ１１２Ａとの間の蒸気通路を通り、タービンロータ１１２Ａを回転させる蒸気の温度に対応して、所定の段落のノズル１１３の下流側に設けられる。例えば、３段落のノズル１１３より下流においてタービンロータ１１２Ａを回転させる蒸気の温度が、内部ケーシング１１０Ｂの許容温度よりも低い温度となる場合には、冷却蒸気排出路１５１の入口は、３段落のノズル１１３より上流側を冷却するように、３段落のノズル１１３より下流側に設けられる。

また、冷却蒸気１３１は、ノズルボックス１１５の周囲に導かれるため、ノズルボックス１１５も冷却されるが、ノズルボックス１１５の内面は高温蒸気に直接晒されるため、その外周面が冷却蒸気で冷却される場合であっても、高温に耐え得る材料で構成することが好ましく、第１の実施の形態に示した超高圧タービン１００におけるノズルボックス１１５の材料と同一の材料が用いられる。

次に、内部ケーシング１１０Ｂの構成材料について説明する。

内部ケーシング１１０Ｂは、内部ケーシング冷却手段によって冷却されているため、内部ケーシング１１０Ｂを構成する材料には、第１の実施の形態における超高圧タービン１００の外部ケーシングを構成する材料と同じ材料である（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼が用いられる。

ここで、内部ケーシング１１０Ｂは、内部ケーシング冷却手段によって冷却されるため、内部ケーシング１１０Ｂにおいても、６００℃程度の温度に対して、所望の機械的特性を発揮でき、経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであるれば、超高圧タービン１００Ｂに６５０℃以上の高温蒸気が導入されても、十分対応できるものと判断できる。したがって、第１の実施の形態における実施例２で示したように、（Ｍ３）の材料が、６００℃の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることは明らかであるので、超高圧タービン１００Ｂに６５０℃以上の高温蒸気が導入される場合でも、内部ケーシング１１０Ｂの材料として適用できる。

上記したように、第３の実施の形態の蒸気タービン発電システムでは、超高圧タービン１００Ｂにおける、タービンロータ冷却手段によって冷却されるタービンロータ１１２Ａを（Ｍ４）の化学組成範囲の耐熱鋼、内部ケーシング冷却手段によって冷却される内部ケーシング１１０Ｂおよび外部ケーシング冷却手段によって冷却される外部ケーシング１１１を（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼、さらにノズルボックス１１５を（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金で構成することにより、６５０℃以上の高温蒸気を超高圧タービン１００Ｂに導入することができ、熱効率の向上を図ることができる。さらに、タービンロータ冷却手段、内部ケーシング冷却手段および外部ケーシング冷却手段を備え、タービンロータ１１２Ａ、内部ケーシング１１０Ｂ、外部ケーシング１１１を、従来と同じフェライト系合金鋼で構成することで、信頼性、運用性、経済性を確保することができる。

（第４の実施の形態）
第４の実施の形態の蒸気タービン発電システムは、第１〜３の実施の形態の蒸気タービン発電システムにおいて、高圧タービン２００に、第３の実施の形態における超高圧タービン１００Ｂと同様に、タービンロータ冷却手段、内部ケーシング冷却手段および外部ケーシング冷却手段を備え、高圧タービン２００の、タービンロータ、内部ケーシング、外部ケーシングをフェライト系合金で構成したものである。また、高圧タービン２００には、６５０℃以上の高温蒸気が導入される。

ここで、高圧タービン２００のタービンロータおよび内部ケーシングを冷却する冷却蒸気として、超高圧タービン１００、１００Ａ、１００Ｂの途中段落から抽気した蒸気が用いられ、この蒸気は、冷却用蒸気配管を介して高圧タービン２００のノズルボックスの周囲に供給される。なお、冷却蒸気は、超高圧タービン１００、１００Ａ、１００Ｂの途中段落から抽気されたものに限られるものではなく、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングが所定温度以上にならないように冷却できる温度の蒸気であれば用いることができる。

次に、高圧タービン２００のタービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングを構成する材料について説明する。

タービンロータは、第２の実施の形態における超高圧タービン１００Ａのタービンロータ１１２Ａを構成する材料と同じ材料である（Ｍ４）の化学組成範囲の耐熱鋼が用いられる。

内部ケーシングおよび外部ケーシングは、第１の実施の形態における超高圧タービン１００の外部ケーシングを構成する材料と同じ材料である（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼が用いられる。

なお、ノズルボックスの内面は高温蒸気に直接晒されるため、その外周面が冷却蒸気で冷却される場合であっても、高温に耐え得る材料で構成することが好ましく、第１の実施の形態に示した超高圧タービン１００におけるノズルボックス１１５の材料と同一の材料が用いられる。

ここで、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングは、それぞれ冷却手段によって冷却されるため、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングにおいても、６００℃程度の温度に対して、所望の機械的特性を発揮でき、経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであるれば、高圧タービン２００に６５０℃以上の高温蒸気が導入されても、十分対応できるものと判断できる。したがって、第１の実施の形態における実施例２および第２の実施の形態における実施例３で示したように、（Ｍ３）および（Ｍ４）の材料が、６００℃の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることは明らかであるので、高圧タービン２００に６５０℃以上の高温蒸気が導入される場合でも、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングの材料として適用できる。

上記したように、第４の実施の形態の蒸気タービン発電システムでは、６５０℃以上の高温蒸気を超高圧タービンに導入して熱効率の向上を図るとともに、高圧タービン２００における、タービンロータ冷却手段によって冷却されるタービンロータを（Ｍ４）の化学組成範囲の耐熱鋼、内部ケーシング冷却手段によって冷却される内部ケーシングおよび外部ケーシング冷却手段によって冷却される外部ケーシングを（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼、さらにノズルボックスを（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金で構成することにより、６５０℃以上の高温蒸気を高圧タービン２００に導入することができ、熱効率の向上を図ることができる。さらに、タービンロータ冷却手段、内部ケーシング冷却手段および外部ケーシング冷却手段を備え、タービンロータ、内部ケーシング、外部ケーシングを、従来と同じフェライト系合金鋼で構成することで、信頼性、運用性、経済性を確保することができる。

（第５の実施の形態）
第５の実施の形態の蒸気タービン発電システムは、第１〜４の実施の形態の蒸気タービン発電システムにおいて、中圧タービン３００に、第３の実施の形態における超高圧タービン１００Ｂと同様に、タービンロータ冷却手段、内部ケーシング冷却手段および外部ケーシング冷却手段を備え、中圧タービン３００の、タービンロータ、内部ケーシング、外部ケーシングをフェライト系合金で構成したものである。また、中圧タービン３００には、６５０℃以上の高温蒸気が導入される。

ここで、中圧タービン３００のタービンロータおよび内部ケーシングを冷却する冷却蒸気として、高圧タービンの途中段落から抽気した蒸気が用いられ、この蒸気は、冷却用蒸気配管を介して中圧タービン３００のノズルボックスの周囲に供給される。なお、冷却蒸気は、高圧タービンの途中段落から抽気されたものに限られるものではなく、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングが所定温度以上にならないように冷却できる温度の蒸気であれば用いることができる。

次に、中圧タービン３００のタービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングを構成する材料について説明する。

タービンロータは、第２の実施の形態における超高圧タービン１００Ａのタービンロータ１１２Ａを構成する材料と同じ材料である（Ｍ４）の化学組成範囲の耐熱鋼が用いられる。

内部ケーシングおよび外部ケーシングは、第１の実施の形態における超高圧タービン１００の外部ケーシングを構成する材料と同じ材料である（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼が用いられる。

なお、ノズルボックスの内面は高温蒸気に直接晒されるため、その外周面が冷却蒸気で冷却される場合であっても、高温に耐え得る材料で構成することが好ましく、第１の実施の形態に示した超高圧タービン１００におけるノズルボックス１１５の材料と同一の材料が用いられる。

ここで、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングは、それぞれ冷却手段によって冷却されるため、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングにおいても、６００℃程度の温度に対して、所望の機械的特性を発揮でき、経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであるれば、中圧タービン３００に６５０℃以上の高温蒸気が導入されても、十分対応できるものと判断できる。したがって、第１の実施の形態における実施例２および第２の実施の形態における実施例３で示したように、（Ｍ３）および（Ｍ４）の材料が、６００℃の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることは明らかであるので、中圧タービン３００に６５０℃以上の高温蒸気が導入される場合でも、タービンロータ、内部ケーシングおよび外部ケーシングの材料として適用できる。

上記したように、第５の実施の形態の蒸気タービン発電システムでは、６５０℃以上の高温蒸気を超高圧タービン、または超高圧タービンおよび高圧タービンに導入して熱効率の向上を図るとともに、中圧タービン３００における、タービンロータ冷却手段によって冷却されるタービンロータを（Ｍ４）の化学組成範囲の耐熱鋼、内部ケーシング冷却手段によって冷却される内部ケーシングおよび外部ケーシング冷却手段によって冷却される外部ケーシングを（Ｍ３）の化学組成範囲の鋳鋼、さらにノズルボックスを（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金で構成することにより、６５０℃以上の高温蒸気を中圧タービン３００に導入することができ、熱効率の向上を図ることができる。さらに、タービンロータ冷却手段、内部ケーシング冷却手段および外部ケーシング冷却手段を備え、タービンロータ、内部ケーシング、外部ケーシングを、従来と同じフェライト系合金鋼で構成することで、信頼性、運用性、経済性を確保することができる。

（第６の実施の形態）
図５には、第６の実施の形態の蒸気タービン発電システム８００の概要が模式的に示されている。なお、第１〜５の実施の形態の蒸気タービン発電システムの構成と同一部分には同一の符号を付して、重複する説明を簡略または省略する。

この蒸気タービン発電システム８００は、第１〜５の実施の形態の蒸気タービン発電システムにおける超高圧タービン１００、１００Ａ、１００Ｂの高温蒸気入口に連通する蒸気弁８１０を設けたものである。ボイラ７００で６５０℃以上の温度まで加熱されて流出する蒸気は、主蒸気管２０を通り、蒸気弁８１０を介して、超高圧タービン１００、１００Ａ、１００Ｂに流入する。

次に、蒸気弁８１０のケーシングを構成する材料について説明する。

蒸気弁８１０のケーシングは、第１の実施の形態における超高圧タービン１００の内部ケーシング１１０およびノズルボックス１１５を構成する材料と同じ材料である（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金が用いられる。

また、第１の実施の形態における実施例１で示したように、（Ｍ２）の材料が、６５０℃以上（７００℃）の温度に晒されても、所望の機械的特性を発揮することができ、さらに経年的な材質変化も実運用に耐え得るものであることは明らかであるので、蒸気弁８１０に６５０℃以上の高温蒸気が導入される場合でも、蒸気弁８１０のケーシングの材料として適用できる。

上記したように、蒸気弁８１０のケーシングを（Ｍ２）の化学組成範囲の耐熱合金で構成することにより、超高圧タービン１００、１００Ａ、１００Ｂに６５０℃以上の高温蒸気が導入される場合でも、超高圧タービン１００、１００Ａ、１００Ｂの高温蒸気入口に蒸気弁８１０を設置して、高温蒸気の流量調整をすることが可能となる。

なお、蒸気弁８１０は、超高圧タービン１００、１００Ａ、１００Ｂの高温蒸気入口に蒸気弁８１０を設ける以外にも、例えば、高圧タービン２００、中圧タービン３００の高温蒸気入口に設けてもよい。特に、高圧タービン２００、中圧タービン３００に、６５０℃以上の高温蒸気が導入される場合でも、高圧タービン２００、中圧タービン３００の高温蒸気入口に蒸気弁８１０を設置して、高温蒸気の流量調整をすることが可能となる。

本発明の第１の実施の形態の蒸気タービン発電システムの概要を模式的に示す図。 超高圧タービンの上半ケーシング部における断面図。 超高圧タービンの上半ケーシング部における断面図。 超高圧タービンの上半ケーシング部における断面図。 本発明の第６の実施の形態の蒸気タービン発電システムの概要を模式的に示す図。

符号の説明

１０…蒸気タービン発電システム、２０…主蒸気管、２１、２３…低温再熱管、２２、２４…高温再熱管、２５…クロスオーバ管、２６…ボイラ給水ポンプ、１００…超高圧タービン、１１０…内部ケーシング、１１１…外部ケーシング、１１２…タービンロータ、１１３…ノズル、１１４…動翼、１１５…ノズルボックス、２００…高圧タービン、３００…中圧タービン、４００…低圧タービン、５００…発電機、６００…復水器、７００…ボイラ。

Claims (4)

1. 超高圧タービンと、高圧タービンと、中圧タービンと、低圧タービンとを備え、前記超高圧タービンに、６５０℃以上の高温蒸気が導入される蒸気タービン発電設備であって、
   前記超高圧タービンが、
   外部ケーシングと内部ケーシングとから構成される二重構造のケーシングと、
   前記外部ケーシングと前記内部ケーシングとの間に冷却蒸気を導入して前記外部ケーシングを冷却する外部ケーシング冷却手段と
   を備え、
   前記超高圧タービンのタービンロータが、
   質量％で、Ｃ：０．１０〜０．２０、Ｓｉ：０．０１〜０．５、Ｍｎ：０．０１〜０．５、Ｃｒ：２０〜２３、Ｃｏ：１０〜１５、Ｍｏ：８〜１０、Ａｌ：０．０１〜１．５、Ｔｉ：０．０１〜０．６、Ｂ：０．００１〜０．００６を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、前記不可避的不純物のうちＦｅ：５以下、Ｐ：０．０１５以下、Ｓ：０．０１５以下、Ｃｕ：０．５以下に抑制された耐熱合金で構成され、
   前記超高圧タービンの内部ケーシングおよびノズルボックスが、
   それぞれ質量％で、Ｃ：０．０３〜０．２５、Ｓｉ：０．０１〜１．０、Ｍｎ：０．０１〜１．０、Ｃｒ：２０〜２３、Ｍｏ：８〜１０、Ｎｂ：１．１５〜３．０を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、前記不可避的不純物のうち、Ｆｅ：５以下、Ｐ：０．０１５以下、Ｓ：０．０１５以下、Ｃｕ：０．５以下に抑制された耐熱合金で構成され、
   前記超高圧タービンの外部ケーシングが、
   質量％で、Ｃ：０．０５〜０．１５、Ｓｉ：０．３以下、Ｍｎ：０．１〜１．５、Ｎｉ：１．０以下、Ｃｒ：９以上１０未満、Ｖ：０．１〜０．３、Ｍｏ：０．６〜１．０、Ｗ：１．５〜２．０、Ｃｏ：１．０〜４．０、Ｎｂ：０．０２〜０．０８、Ｂ：０．００１〜０．００８、Ｎ：０．００５〜０．１、Ｔｉ：０．００１〜０．０３を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋳鋼で構成されることを特徴とする蒸気タービン発電設備。
2. ６５０℃以上の高温蒸気が導入される前記中圧タービンにおいて、
   前記中圧タービンの外部ケーシングを冷却する中圧用外部ケーシング冷却手段と、
   前記中圧タービンのタービンロータを冷却蒸気によって冷却する中圧用タービンロータ冷却手段と、
   前記中圧タービンの内部ケーシングを冷却蒸気によって冷却する中圧用内部ケーシング冷却手段と
   を備え、
   前記中圧タービンの外部ケーシング、タービンロータおよび内部ケーシングを、フェライト系合金で構成することを特徴とする請求項１記載の蒸気タービン発電設備。
3. ６５０℃以上の高温蒸気が導入される前記高圧タービンにおいて、
   前記高圧タービンの外部ケーシングを冷却する高圧用外部ケーシング冷却手段と、
   前記高圧タービンのタービンロータを冷却蒸気によって冷却する高圧用タービンロータ冷却手段と、
   前記高圧タービンの内部ケーシングを冷却蒸気によって冷却する高圧用内部ケーシング冷却手段と
   を備え、
   前記高圧タービンの外部ケーシング、タービンロータおよび内部ケーシングを、フェライト系合金で構成することを特徴とする請求項１または２記載の蒸気タービン発電設備。
4. 前記超高圧タービン、前記高圧タービンおよび前記中圧タービンのそれぞれに、各高温蒸気導入口に連通する蒸気弁を備え、
   少なくとも前記超高圧タービンに備えられた前記蒸気弁のケーシングが、
   質量％で、Ｃ：０．０３〜０．２５、Ｓｉ：０．０１〜１．０、Ｍｎ：０．０１〜１．０、Ｃｒ：２０〜２３、Ｍｏ：８〜１０、Ｎｂ：１．１５〜３．０を含有し、残部がＮｉおよび不可避的不純物からなり、前記不可避的不純物のうち、Ｆｅ：５以下、Ｐ：０．０１５以下、Ｓ：０．０１５以下、Ｃｕ：０．５以下に抑制された耐熱合金で構成されることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載の蒸気タービン発電設備。

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