JP4934738B2 - 高温蒸気タービンプラント - Google Patents

Description

本発明は、主蒸気温度が６７５℃以上、出力が１００ＭＷ以上の高温蒸気タービン発電プラントに関する。

蒸気タービン発電プラントの発電効率を向上させるためには、主蒸気温度の向上が有効である。現在は主蒸気温度が６００℃を超えた蒸気タービン発電プラントが商用運転されており、主蒸気温度６５０℃クラスの蒸気タービンの開発が進められている。また、更なる効率向上をめざして、主蒸気温度を７００℃以上とした蒸気タービンの開発も進められている。

主蒸気温度７００℃以上を目指した蒸気タービンにおいては、従来、ロータ材に用いられてきた鉄鋼材料の耐用温度が６５０℃程度であるため、ロータ材などをＮｉ基超合金にする必要がある。Ｎｉ基超合金は、鉄鋼材料と比較して強度は高いが高価であり、また、大型鍛造品の製作が困難である。現在、大型鍛造品の製作に優れたＮｉ基超合金の開発・選定および実証作業が進められており、一部のＮｉ基超合金では重量が１０ｔｏｎクラスの鍛造品の製作が可能な見通しが得られている。しかし、一般的な大型蒸気タービンのロータの重量は３０〜４０ｔｏｎである。このため、複数の鍛造材を溶接により連結してロータとする溶接ロータ方式が検討されている。また、温度が高い部分だけを分割して、小型の高温タービンとするトップタービン形式が検討されている（例えば、特許文献１参照）。

Ｅ.Saito,et al.，"Development of the Ultra-Supersritical Steam Turbine for Large Coal-fired Power Plants"，Proc.Power-Gen International，(2004)

主蒸気温度７００℃以上を目指した蒸気タービンプラントでは、Ｎｉ基超合金を用いてタービンやボイラの高温部を形成する技術に加え、従来の鉄鋼材料と比べて高価であるＮｉ、更には一部のＮｉ基超合金に多く含まれている高価なＣｏ，Ｍｏの使用量を少なくすることが大きな課題である。

溶接ロータ方式では、３０〜４０ｔｏｎのロータを全てＮｉ基超合金にすると、Ｎｉ使用量が膨大となるため、温度の高い部位（約１０ｔｏｎ相当）を超合金とし、温度の低い部位を１２Ｃｒ鋼などの鉄鋼材料として、両部位を接合する必要がある。温度の高い部位は、重量がせいぜい１０ｔｏｎ程度であるから、Ｎｉ使用量を減らすことができる。

しかし、異種材料の接合となるため、高温長時間の使用において、材料間の組成の違いによって起こる元素の拡散により、接合部が変質するため、信頼性の確保が難しい。また、鋼としては高温強度に優れたフェライト鋼が使用されることになるが、フェライト鋼とＮｉ基超合金では、Ｎｉ基超合金の熱膨張係数の方が大きく、両者の熱膨張係数が異なることによって、接合時の熱応力による割れ、使用時の熱応力による疲労破壊が問題となる可能性がある。このため、熱膨張の小さいＮｉ基超合金を用いる必要がある。

Ｎｉ基超合金の中にはＦｅを多く含みながらも高強度を有するＮｉ−Ｆｅ基超合金が存在する。しかし、Ｆｅは線膨張係数を大きくするため、Ｎｉ−Ｆｅ基超合金は溶接ロータ材としては好ましくない。Ｎｉ基超合金の線膨張係数をフェライト鋼と同程度にするためには、安価なＦｅを添加しないことに加えて、熱膨張を小さくするＭｏを多く添加する必要がある。

Ｍｏを多く含むＮｉ基超合金は、溶接ロータ材として適しているが、安価なＦｅを含まず、Ｎｉよりも高価なＭｏを多く含むため、コスト的に問題である。トップタービン形式では、溶接部がないため信頼性が高く、また、低コストのＮｉ−Ｆｅ基超合金を使用することができるが、タービンが一基増えることによるコストアップが問題である。

次に、蒸気タービンに供給する高圧蒸気を生成するボイラ側の課題について述べる。

大型蒸気タービンプラントのボイラは一般に７０ｍ以上の高さがあり、上部ほど高温となり、蒸気タービンに供給される高温高圧蒸気の配管は、ボイラ上部から地面にあるタービン建屋に引き回されるため、その長さは１００ｍ以上に及ぶことになる。

主蒸気温度６７５℃以上の蒸気タービンプラントでは、鉄鋼材料の耐用温度が６５０℃程度であるため、上記の高温高圧蒸気配管はＮｉ基超合金で製作する必要がある。この蒸気配管は６００ｍｍ程度の外径、１００ｍｍ程度の肉厚があり、その長さが１００ｍ以上に及ぶため、配管の総重量はタービンで使用するＮｉ基超合金の量よりも遥かに多くなる。

また、ボイラ材としては、７００℃以下の主蒸気温度では、Ｎｉ基超合金としてはコスト、製造性に優れたＨＲ６ＷなどのＮｉ−Ｆｅ基超合金を使用できるが、７００℃以上では強度の優れたＩＮ６１７などの固溶強化型Ｎｉ基超合金、７２０℃以上ではさらに強度特性に優れたＮｉｍｏｎｉｃ２６３などの析出強化型Ｎｉ基超合金を使用する必要がある。ＩＮ６１７やＮｉｍｏｎｉｃ２６３などは、コストが高いだけでなく、製造性が悪いため、６００ｍｍ程度の外径を有する長尺配管の製作が不可能である。したがって、外径の小さい複数の配管で高温高圧の蒸気をボイラ建屋からタービン建屋に供給する必要があるが、配管を複数化した場合、流量面積あたりの重量が増えるため、配管重量が増し、これにより、さらにコストが増大する。

このような背景から、タービン建屋とボイラ建屋間の配管を短くすることを目的に、縦型のボイラを横に倒す試みがなされているが、燃焼効率が下がることと、設置面積が大幅に増えることが問題である。

本発明の目的は、信頼性とコストを両立し、燃焼効率に優れた縦型ボイラから構成される主蒸気温度６７５℃以上、出力１００ＭＷ以上の高温蒸気タービン発電プラントを提供することである。

本発明では、主蒸気温度６７５℃以上、出力１００ＭＷ以上の高温蒸気タービンプラントについて、トップタービン形式とし、以下のように構成にした。

すなわち、上部にＶＨＴ（Very high temperature）タービンが設置された縦型ボイラを含むボイラ建屋と、地面を基礎として設置されたタービン建屋とを備え、ＶＨＴタービンの入口温度が６７５℃以上、出口温度が５５０℃以上６５０℃以下であり、縦型ボイラの上部にＶＨＴタービンが設置され、VHTタービンと、ボイラ建屋とタービン建屋間の高圧配管とを合わせた総Ni当量が４トン以下である。

本発明により、コストおよび信頼性を両立する高効率な高温蒸気タービンプラントを提供することができた。

本発明の一実施例による高温蒸気タービンプラントの概略構成図である。 本発明の他の実施例による高温蒸気タービンプラントの概略構成図である。 高温蒸気タービンプラントの参考例を示した概略構成図である。 高温蒸気タービンプラントの従来例を示した概略構成図である。 高温蒸気タービンプラントの別の従来例を示した概略構成図である。 高温蒸気タービンプラントの比較例を示した概略構成図である。 別の比較例による高温蒸気タービンプラントの概略構成図である。 他の比較例による高温蒸気タービンプラントの概略構成図である。

ＶＨＴタービンは、トップタービンを意味する。ボイラ建屋とタービン建屋間の最も高圧な蒸気配管の材質をフェライト鋼またはＦｅを５０重量％以上含むオーステナイト鋼とするためには、これらの材料の耐用温度上限が６５０℃であるため、ＶＨＴタービンの出口温度を６５０℃以下にしなくてはならない。これにより、従来はＮｉ基超合金で製作していたタービン建屋とボイラ建屋間の最も高圧な蒸気配管を鉄鋼材料で製作できるため、Ｎｉの使用量が大幅に低減できる。

ただし、耐用温度が６３０℃を超えるフェライト鋼は、溶解および鍛造コストが高いため、後流の配管やタービンロータのコストを考慮すると、ＶＨＴタービン出口温度を６３０℃以下とすることが好ましい。

高い信頼性を得るためには、ＶＨＴタービンをＮｉ基超合金での一体型にすることが望ましい。しかし、Ｎｉ基超合金では１０ｔｏｎを大きく上回る鍛造品の製作は困難であり、ＶＨＴタービンの大きさには限界がある。ＶＨＴタービンの出口温度を低くすると、タービン段落数が増え、ロータも長くなり重量が増す。ＶＨＴタービンの出口温度を高くすると、ロータが短くなり重量も軽くなる。Ｎｉ基超合金の製造限界から、Ｎｉ基超合金での一体型ＶＨＴタービンでは、入口温度を６９０〜７２０℃とし、出口温度を６００℃以上、６２０℃以下とすることが望ましい。

Ｎｉ基超合金の製造限界を超える長さのロータについては、出口温度が６２０℃以下となるためフェライト鋼を溶接するのがよい。しかし、この場合、一体型であればＮｉ含有量の少ないＮｉ−Ｆｅ基超合金を使用できるが、溶接ロータではＮｉだけでなく、高価なＭｏを多く含むＮｉ基超合金を使用する必要があるため、コストアップとなる。超合金同士を溶接し長さを稼ぐ方法もあるが、超合金が増えた分だけＮｉ使用量が増え、コストアップとなる。

６２０℃以下の蒸気であれば、フェライト鋼製の配管でボイラ建屋にあるフェライト製のタービンに送り仕事をさせることが好ましい。ただし、主蒸気温度が７００℃を大きく超え、１０ｔｏｎクラスの鍛造品からなるロータで、出口温度を６３０℃以上６５０℃以下にできない場合は、超合金の鍛造品同士を溶接してロータ長さを稼ぎ、出口温度を６３０℃〜６５０℃以下にする必要がある。すなわち、ＶＨＴタービンの入口温度が７２０℃以上、出口温度が６３０℃〜６５０℃であって、超合金同士の溶接ロータで製作される上記のＶＨＴから構成される高温蒸気タービンプラントも本発明の範疇である。本発明では、タービン建屋内のタービンは最高圧の蒸気入口温度が５５０〜６００℃であり、現在商用運転中の主蒸気温度５５０〜６００℃クラスの蒸気タービンプラントと同等の構造であることから、主蒸気温度５５０〜６００℃クラスの蒸気タービンプラントを７００℃級にリプレースするのにも適しており、このようなリプレースされた蒸気タービンプラントについても本発明の範疇である。

出力５００ＭＷクラス、主蒸気温度７００℃の一段再熱式蒸気タービンプラントに本発明を適用した場合の例を、参考例、比較例とともに以下に示す。

表１は、本実施例の蒸気タービンプラントのＶＨＴタービン、ＨＰタービン、タービン建屋とボイラ建屋間の高圧配管に用いた材料の組成（重量％）とＮｉ当量を示す。本発明ではコストと信頼性を両立することが目的であるため、高価なＮｉの使用量を最小化する必要がある、Ｎｉの他、超合金にはＭｏ，Ｃｏ，Ｗなどの高価な元素を含む場合があるため、表１に示すＮｉ当量を超合金の素材費指標とした。表２には総Ｎｉ当量を示した。

図４は、溶接ロータによりＨＰタービンを構成した場合の従来例であり、従来Ａとする。この構成の蒸気タービンプラントにおいて、溶接ロータ４１に用いる超合金は、フェライト鋼と線膨張係数の近い超合金Ａである。高圧配管１６についても、高温高圧であるため強度と加工性のバランスから超合金Ａを用いる必要がある。この場合の高圧配管およびＨＰタービンのＮｉ当量の総和は５４．６トン（ｔｏｎ）である。

図５は、トップタービン形式の蒸気タービンプラントの従来例であり、従来Ｂとする。
この場合、溶接構造をとらないため、ＶＨＴタービン５１に用いる材料は、フェライト鋼と線膨張係数を合わせる必要はなく、Ｆｅを多く含み製造性にも優れている超合金Ｂを使用することができる。この場合のＮｉ当量は４９．５であり、従来Ａより小さな値となるが、タービンが一基増えることによるコスト増が問題となる。

図１は本発明の一実施例であり、本発明Ａ１とする。本発明Ａ１の蒸気タービプラントは、上部にＶＨＴタービン１２と発電機１３が設置された縦型ボイラ１１を含むボイラ建屋１４と、地面を基礎として設置されたタービン建屋１５とから構成される。縦型ボイラ１１の上部にＶＨＴタービン１１が設置され、さらに、ＶＨＴタービン１１と連結された発電機１３が設置される。ＶＨＴタービン１２の入口温度を６５０℃以下とすることにより、従来は超合金を５０ｔｏｎ程度使用していたタービン建屋１５とボイラ建屋１４間の高圧配管１６をフェライト鋼に代えている。

本発明Ａ１では、出口温度を６１０℃としていることから、高圧配管１６には鋼Ｃ、ＨＰタービン１７のロータには鋼Ａを用いることができる。

ＶＨＴタービン１２の入口温度と出口温度の差が大きくなると、ＶＨＴタービンの全長が長くなり、ロータの重量が増すため、超合金Ａおよび超合金Ｂの製造限界である１０ｔｏｎを超え、一体構造では製作できなくなる。本発明Ａ１でのＶＨＴタービンロータ重量は、超合金Ｂの製造限界を越えないぎりぎりの重量であり、一体構造のＶＨＴタービンロータである。この場合の総Ｎｉ当量は４であり、従来Ａおよび従来Ｂと比較して大幅に低い値となっている。従来Ａと比較すると、Ｎｉ当量は５０ｔｏｎ以上低減されており、小型タービン一基、小型発電機一基が増えるコストデメリットを補ってあまりがあり、従来Ａよりもコスト的に優れており、また、回転部に溶接部を含まないことから信頼性も高い。

図２は、本発明Ａ１よりもＶＨＴタービン１２の出口温度を高くした場合であり、本発明Ａ２とする。フェライト鋼は６５０℃程度まで使用できるとされているが、６２０℃を超える温度で使用するためには、ＣｏやＢを添加する必要があり、これにより、素材コスト、製造コストが上昇する。鋼Ｂは長時間使用時に強度劣化が生じる傾向が強く、６２０℃程度での鋼Ａの信頼性と、６３０℃を超える温度での鋼Ｂの信頼性を比較すると、鋼Ａが優れている。

本発明Ａ２では、ＶＨＴ出口温度が６２０℃を超えているため、高圧配管１６およびＨＰタービン１７のロータにＣｏおよびＢが添加された鋼Ｂを用いる。本発明Ａ２では、超合金ＢをＶＨＴタービン１２に用い、出口温度が本発明Ａ１よりも高いためロータ全長が短くなり、ロータ重量が軽くなるため、超合金の使用量が減り、総Ｎｉ当量は本発明Ａ１よりも低くなる。

しかし、重量が大きい高圧配管やＨＰタービンに、フェライト鋼としてはコストが高く、鋼Ａと比較すると長時間信頼性の低いＢ鋼を用いる必要があるため、本発明Ａ１の方がコストおよび信頼性の点では優れている。

図３は、ＶＨＴタービンの入口温度を７３０℃と高くした場合であり、参考例とする。高圧配管１６およびＨＰタービン１７の材質をコストと信頼性を両立する鋼Ａおよび鋼Ｃとするためには、ＶＨＴタービンの出口温度を６３０℃以下にする必要がある。この場合、ＶＨＴタービンの全長が長くなり、超合金Ｂの一体構造とはできない。また、超合金Ｂは７３０℃では強度不足となるため、温度の高い部分に超合金Ｃを溶接接合して、溶接ロータ構造のＶＨＴタービン３０とする。この場合の総Ｎｉ量は、約１４ｔｏｎとなり、ＶＨＴタービン入口温度を７００℃とした従来Ａおよび従来Ｂよりも大幅に低い値となっている。

本発明Ａ１および本発明Ａ２と比較すると、Ｎｉ当量はやや高い値となっているが、ＶＨＴタービン入口温度が３０℃上がることによる効率向上を考慮すれば、参考例も十分に有効な構成であると言える。

図６に示した比較例１は、ＶＨＴタービンの出口温度を６７５℃とした場合であり、この場合、高圧配管１６は超合金、ＨＰタービンは超合金とフェライト鋼の溶接構造とする必要があるため、総Ｎｉ当量は従来Ａおよび従来Ｂと同程度となり、小型発電機が増えるコストを考えると、全く効果がない。

図７に示した比較例２は、ＶＨＴタービの出口温度を５００℃まで下げた場合である。
この場合、ＶＨＴタービンロータが大型となり、超合金Ａと鋼Ａの溶接ロータとなる。フェライト鋼と超合金の溶接構造となるが、総Ｎｉ当量は本発明Ａ１、本発明Ａ２と比べて、高い値となりメリットがない。また、ＶＨＴタービンの総重量が増すことから、ボイラ上部に設置するには補強等のコストが伴うこととなる。このような理由から、ＶＨＴタービンの出口温度は５５０℃以上としなくてはならない。

図８に示した比較例３は、ＨＰタービンを全てボイラ上に上げた場合であるが、ＨＰタービンは１５０ｔｏｎを超す重量の構造物であることから、ボイラ上部に設置するのは不可能であり、現実的でない。

以上の結果から、本発明の有効性が明らかである。

本発明によれば、信頼性とコストを両立し、燃焼効率に優れた縦型ボイラから構成される主蒸気温度６７５℃以上、出力１００ＭＷ以上の高温蒸気タービン発電プラントを構成することができるので、今後の高温、高出力発電プラントに適用される可能性が高い。

１１…縦型ボイラ、１２…ＶＨＴタービン、１３…発電機、１４…ボイラ建屋、１５…タービン建屋、１６…高圧配管、１７…ＨＰタービン、３０…溶接ロータ構造のＶＨＴタービン。

Claims (3)

1. 上部にＶＨＴタービンが設置された縦型ボイラを含むボイラ建屋と、地面を基礎として設置され、前記ＶＨＴタービンで仕事をした蒸気を第1の蒸気配管を介して得る第1タービンと、該第1タービンで仕事をした蒸気を前記ボイラ建屋内の縦型ボイラで再加熱した後第２の蒸気配管を介して得る第２タービンと、第1タービンと第２タービンにより駆動される第1の発電機を含むタービン建屋とを備え、前記ＶＨＴタービンの入口温度が６７５℃以上、出口温度が５５０℃以上６５０℃以下であり、前記縦型ボイラの上部に前記ＶＨＴタービンおよびこのＶＨＴタービンと連結された第2の発電機が設置され、
   前記ＶＨＴタービンと、前記ボイラ建屋と前記タービン建屋間の高圧配管とを合わせた総Ｎi当量が４トン以下であることを特徴とする高温蒸気タービンプラント。
2. 前記ＶＨＴタービンが、蒸気流路に溶接接合部を含まない一体型のＮｉ基超合金製ロータから構成され、入口温度が６９０℃〜７２０℃、出口温度が６００〜６２０℃である請求項１記載の高温蒸気タービンプラント。
3. 前記縦型ボイラと前記ＶＨＴタービン間の蒸気流路が外径３００ｍｍ以下の複数の配管からなり、その材質が析出強化型Ｎｉ基超合金である、主蒸気温度が７００℃以上の請求項１記載の高温蒸気タービンプラント。

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