CN100445412C - 耐热钢及使用它的转轴、蒸汽汽轮机以及发电装置 - Google Patents

耐热钢及使用它的转轴、蒸汽汽轮机以及发电装置 Download PDF

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Abstract

本发明提供高温强度及切口强度优良的耐热钢，及使用该耐热钢的蒸汽汽轮机用转轴和蒸汽汽轮机及蒸汽汽轮机发电装置。本发明的特征在于其以含有重量比C0.15～0.40%、Si小于等于0.5%、Mn0.05～0.50%、Ni0.5～1.5%、Cr0.8～1.5%、Mo0.8～1.8%及V0.05～0.35%，Ni/Mn的比为3.0～10.0的Cr-Mo-V的低合金钢组成。

Description

耐热钢及使用它的转轴、蒸汽汽轮机以及发电装置
技术领域
本发明涉及适用于高压、中压及高中压蒸汽汽轮机转轴的高温强度高、耐蠕变脆化度高的Cr-Mo-V低合金钢的新型耐热钢和用其制造的转轴及蒸汽汽轮机和蒸汽汽轮机发电装置。
背景技术
作为在高温(蒸汽温度538～566℃)蒸汽中暴露的高压、中压和高中压转轴，一般使用ASTM规格的材料(分类：A470 class8)Cr-Mo-V低合金钢。近年来，从节能的角度出发希望提高蒸汽汽轮机的发电效率，提高发电效率的最有效方法是提高蒸汽温度和压力，因此火力发电设备向蒸汽温度的高温化方向推进。在包括超超临界压下的蒸汽温度为566～600℃的高温下目前使用耐用温度、耐环境特性高的12％Cr钢。实现高效率发电可以节约矿石燃料、抑制排出气体的产生量、为地球环境保护作出贡献。
在特开平10-183294号公报中，介绍了以重量计含有C0.15～0.40％、Si在小于等于0.1％、Mn0.05～0.25％、Ni1.5～2.5％、Cr0.8～2.5％、Mo0.8～2.5％和V0.15～0.35％，Mn/Ni比小于等于0.12，即Ni/Mn比大于等于8.3的由Cr-Mo-V低合金钢制成的耐热钢和使用该耐热钢的高低压一体型的蒸汽汽轮机。
在特开平9-41076号公报中，介绍了以重量计含有C0.1～0.3％、Si小于等于0.05％、Mn小于等于0.1％、Ni0.1～1.5％、Cr0.5～3％、Mo0.05～0.5％、V0.1～0.35％、Nb0.01～0.15％、W0.5～2％、B0.001～0.01％的Cr-Mo-V低合金钢，适用于高低压一体型的蒸汽汽轮机、蒸汽汽轮机的高压侧、低压侧的转子材料。
在特开平9-194987号公报中，介绍了以重量计含有C0.05～0.15％、Si0.005～0.3％、Mn0.01～1.0％、Ni0.1～2.0％、Cr0.8～1.5％、Mo0.1～1.5％、V0.05～0.3％、W0.1～2.5％的Cr-Mo-V低合金钢，适用于蒸汽汽轮机的高温用转子。
在特开平9-268343号公报中，介绍了以重量计含有C0.05～0.30％、Si0.005～0.3％、Mn0.01～1.0％、Ni0.1～2.0％、Cr0.8～3.5％、Mo0.1～2.5％、V0.05～0.4％、Co0.1～3.5％的Cr-Mo-V低合金钢，适用于蒸汽汽轮机的高温用转子。
但是，由于蒸汽温度的高温化，适用于超超临界压发电装置(593℃～)的12Cr钢与低合金钢相比在经济上不利，制造性能也差。而且对应锅炉、汽轮机器件材料的高温化，对超超临界压发电装置的运行管理技术要求高，建设成本、运行、维护费用增大。
对于以往的蒸汽汽轮机的蒸汽温度538～566℃，如果能够使用与以往Cr-Mo-V低合金钢相比具有相同或更好制造性和机械性能的低合金钢材料的话，不提高蒸汽条件也可能增大输出，可以构成高性能的汽轮机。
另外，对于上述特开平10-183294号公报、特开平9-41076号公报、特开平9-194987号公报、特开平9-268343号公报中所记载的Cr-Mo-V低合金钢的任何一种，高温强度和切口强度都不充分。
发明内容
本发明的目的是，提供高温强度和切口强度优良的耐热钢和使用其制造的蒸汽汽轮机用转轴和蒸汽汽轮机及蒸汽汽轮机发电装置。
本发明是以重量计含有C0.15～0.40％、Si小于等于0.5％、Mn0.05～0.50％、Ni0.5～1.4％、Cr0.8～1.5％、Mo0.8～1.8％和V0.05～0.35％，Ni/Mn比为3.0～10.0的Cr-Mo-V低合金钢为特征的耐热钢。
另外，本发明是以重量计含有C0.23～0.32％、Si0.01～0.05％、Mn0.15～0.35％、Ni0.7～1.2％、Cr0.8～1.5％、Mo0.8～1.8％和V0.10～0.30％，Ni/Mn比3.0～10.0的组成的Cr-Mo-V低合金钢更为理想。
更进一步，前述的耐热钢，以前述Ni为0.65～0.95％及Ni/Mn比为3.5～7.0组成的Cr-Mo-V低合金钢、前述Ni0.95～1.35％及Ni/Mn比为4～8组成的Cr-Mo-V低合金钢和前述Ni为1.35～1.4％及Ni/Mn比为5.5～10.0组成的Cr-Mo-V低合金钢更为理想。
还有，前述的耐热钢，以前述Ni为0.5～1.4％及Cr/Mn比为3.5～14.0、前述Ni为0.65～0.95％及Cr/Mn比为3.0～9.0的Cr-Mo-V低合金钢、前述Ni为0.95～1.35％及Cr/Mn比为3.5～8.5的Cr-Mo-V低合金钢和前述Ni为1.35～1.5％及Cr/Mn比为5.0～8.0的Cr-Mo-V低合金钢更为理想。
前述Cr-Mo-V低合金钢在538℃下、10万小时的平滑蠕变断裂强度大于等于150MPa，最好大于等于170MPa，大于等于180Mpa则更为理想。
作为评价蠕变脆化特性的试验方法，是在试验试片的计量标记点之间设置切口的切口蠕变试验。切口蠕变试验中，约束切口部分变形的多轴应力起作用，延展性高的材料其断裂时间比平滑蠕变断裂时间长，断裂切口强化。但是，试验中脆化发展，材料的延展性下降时，断裂时间较平滑试验短，断裂切口弱化。作为蠕变脆化特性，(切口试样的断裂时间/平滑试样的断裂时间)的比为2倍或以上，以2.5倍或以上为更佳。以下，对本发明的材料的成分限定的理由进行说明。
C是提高淬硬性、确保强度的必要元素。如果其含量小于等于0.15％的话无法得到充分的淬硬性，转子中心生成软性的铁素体组织，无法得到充分的拉伸强度和抗拉伸力。如果大于等于0.4％，韧性发生下降，所以C的范围限定在0.15～0.40％，以0.20～0.35％的范围为佳，以0.23～0.32％的范围为更佳。
Si是脱氧剂，Mn是脱硫、脱氧剂，在钢融熔时添加，很少的量就能产生效果。如果是碳真空脱氧法和电渣重熔法等就不必要添加硅，不添加硅为佳。硅的含量希望小于或等于0.50％，以小于等于0.10％为佳，特别以小于等于0.05％为更佳。
适量Mn的添加，作为钢中的杂质元素存在，起到将使热加工性能恶化的有害的硫作为硫化物MnS被固定的作用。所以，Mn的适量添加起到前述的减少硫的危害的效果，所以对于蒸汽汽轮机用转轴这样的大型锻造制品的制造，须大于等于0.05％。另一方面，如果过量添加容易产生蠕变脆化、切口弱化，所以要小于等于0.5％。特别希望是0.10～0.40％，以0.15～0.35％的范围更佳。
Ni是提高淬硬性、提高韧性所不可缺少的元素。如果Ni低于0.5％则不能充分实现提高韧性的效果，但超过1.5％的过量添加则会降低蠕变断裂强度。特别希望0.6～1.3％，选择0.7～1.2％的范围更佳。还有，Ni的含量，如前所述，随着Ni/Mn及Cr/Mn的比值不同则特性不同，在0.65～0.95％、0.95～1.35％及1.35～1.5％的各范围内，分别有Ni/Mn及Cr/Mn比的理想范围。特别是大于等于0.65％低于0.95％，大于等于0.95％低于1.35％及1.35～1.5％的各范围比较理想，0.65～0.9％，0.95～1.35％及1.35～1.5％的范围更为理想。
Cr具有提高淬硬性、提高韧性和强度的效果。而且能提高蒸汽中的耐蚀性。低于0.8％则不能充分得到这些效果，超过1.5％的过量添加会引起蠕变断裂强度的下降。特别选择0.9～1.4％，优选1.0～1.3％的范围较为理想。
Mo在回火处理中使在晶粒内的细微碳化物析出，具有提高高温强度和防止回火脆化的效果。低于0.8％其效果不充分，超过1.8％的过量添加会引起韧性下降。特别是从韧性的角度，选择1.0～1.6％，以1.2～1.5％的范围为更佳。
与Mo相同，作为使细微碳化物析出，具有提高高温强度及防止回火脆化的效果的元素，在小钢块的试验结果中W被明显提到。但是，根据试验温度，Mo和W对高温强度的效果各异，在本发明钢的适用温度范围是低于或等于566℃的温度下，Mo的添加表明为有效。另外，试验结果显示W的添加在制造蒸汽汽轮机转子这样的大型钢块时容易产生偏析，由于W的添加反而会引起强度降低、韧性降低。也就是说，本发明钢不添加W。
V在回火处理中在使晶粒内细微碳化物析出，具有提高高温强度和提高韧性的效果。低于0.05％其效果不充分，超过0.35％的添加则达到饱和的效果。特别选择0.15～0.33％，以0.20～0.30％的范围为更佳。
Nb与V同样使细微碳化物析出，提高高温强度和提高韧性。从小钢块的试验结果来看与V复合添加可以得到大幅度提高强度的效果，但在制造蒸汽汽轮机转子这样的大型钢块时容易在钢块中心产生偏析，试验结果显示Nb的添加反而会导致强度降低、韧性降低。也就是说，本发明钢不添加Nb。
Mn、Ni和Cr与高温强度、蠕变脆性特性关系密切，在本发明钢中的复合的作用结果已被试验所明确。即，为了兼顾获得高的高温强度和耐蠕变脆性特性的材料特性，使淬硬性提高、韧性提高的Ni与促进蠕变脆化特性的Mn的比值Ni/Mn在3.0～10.0，另外，使淬硬性提高和高温强度提高的Cr与促进蠕变脆化的Mn的比Cr/Mn最好为3.5～14.0。进而，根据前述，最好根据Ni的量，设定更适当的Ni/Mn和Cr/Mn的范围。
本发明钢在其熔炼之际，添加稀土元素、Ca、Zr及Al中的一种或以上，因这些元素自身效果和脱氧效果使得韧性得以提高，因此希望添加这些中的一种或一种以上。稀土元素在0.05％以下效果不充分，超过0.4％的添加其效果达到饱和。少量添加Ca产生提高韧性的效果，但在0.0005％以下效果不显著，超过0.01％的添加则达到饱和效果。Zr在0.01％以下提高韧性的效果不充分，超过0.2％的添加其效果达到饱和。Al在0.001％以下提高韧性的效果不充分，超过0.02％的添加导致蠕变断裂强度的下降。
氧影响高温强度，所以以在5～25ppm的范围为佳，在此范围得到高的蠕变断裂强度。
另外，P和S可在Mn、稀土元素等的添加下降低，因而产生提高蠕变断裂强度和低温韧性的效果，希望尽可能降低其含量。从提高低温韧性的角度，希望P小于等于0.020％及S小于等于0.020％。以P小于等于0.015％、S小于等于0.015％为佳，特别以P小于等于0.010％、S小于等于0.010％为更佳。
降低Sb、Sn和As的含量具有提高低温韧性的效果，因此希望尽力降低，从目前的炼钢技术水平考虑，希望Sb小于等于0.0015％、Sn小于等于0.01％、及As小于等于0.02％，特别以Sb小于等于0.0010％、Sn小于等于0.005％、及As小于等于0.01％为佳。
对于本发明材料的热处理，首先在完全奥氏体相变的必要温度，最低900℃，最高1000℃下，进行一定时间的均一加热保温后进行急冷(最好是油冷或水喷雾)。低于900℃，可以得到高韧性的材料但很难得到高的蠕变断裂强度，超过1000℃，可以得到高的蠕变断裂强度，但很难得到高的韧性。
然后在630～700℃进行一定时间的加热保温后，进行冷却回火，希望获得全部的回火贝氏体组织。低于630℃很难获得高韧性，高于700℃很难获得高蠕变断裂强度。还有，回火之后为了进一步调整强度和韧性，可以在630～700℃的温度根据需要重复加热保温、冷却回火。通过反复的回火，降低强度但提高韧性。
具有前述记载的成分的Cr-Mo-V钢，最好采用碱性电炉和钢包精炼炉进行熔解和精炼，进行真空浇铸的同时进行真空碳脱氧。
本发明蒸汽汽轮机用转轴是以前述记载的耐热钢制成为特征，再有，对于具有转轴、在该转轴上植设的动叶片、引导水蒸气流向该动叶片的静叶片和保持该静叶片的内部套筒，向前述动叶片的初级流入从最末端流出的前述水蒸气的压力在具有高压的蒸汽汽轮机中，以由前述转轴构成为特征。
本发明涉及的蒸汽汽轮机，最好为高压蒸汽汽轮机、中压蒸汽汽轮机及高压蒸汽汽轮机与中压蒸汽汽轮机一体的高中压一体型汽轮机中的任意一种。
另外，本发明，对于由配备有高压蒸汽汽轮机、中压蒸汽汽轮机，一台或两台串连结合的低压蒸汽汽轮机和发电机的串联多缸型蒸汽汽轮机发电机设备，前述高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机中至少一方由前述记载的蒸汽汽轮机制成；还有，串连配置高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机和发电机、串连配置一台或串连结合的两台低压蒸汽汽轮机和发电机、在将从前述中压蒸汽汽轮机排出的蒸汽向前述低压蒸汽汽轮机供给的并列多缸型蒸汽汽轮发电装置中，前述高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机中至少一方由前述蒸汽汽轮机制成；而且，对于具有高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机为一体的高中压一体型汽轮机、一台或串连结合的两台低压蒸汽汽轮机和发电机的蒸汽汽轮发电装置，前述高中压蒸汽汽轮机以由前述记载的蒸汽汽轮机来制造为佳。
根据本发明，可以提供高温强度和切口强度优良的耐热钢及使用该耐热钢用于蒸汽汽轮机的转轴及蒸汽汽轮机和蒸汽汽轮机发电装置。
附图说明
图1是Ni/Mn比与蠕变断裂强度的关系曲线。
图2是Ni/Mn比与蠕变脆化度的关系曲线。
图3是Cr/Mn比与蠕变断裂强度的关系曲线。
图4是Cr/Mn比与蠕变脆化度的关系曲线。
图5是Ni添加量与蠕变断裂强度的关系曲线。
图6是Mn添加量与蠕变断裂强度的关系曲线。
图7是Mn添加量与蠕变脆化度的关系曲线。
图8是本发明涉及的高压蒸汽汽轮机和中压汽轮机通过同一轴相结合的结构断面图。
图9是由本发明涉及的高压蒸汽汽轮机(HP)、中压蒸汽汽轮机(IP)、一台或者两台低压蒸汽汽轮机(LP)、发电机(GEN)进行串联多缸配置而成的蒸汽汽轮机发电装置的结构图。
图10是由本发明涉及的高压蒸汽汽轮机(HP)、中压蒸汽汽轮机(IP)、发电机(GEN)、两台低压蒸汽汽轮机(LP)及发电机(GEN)进行并列多缸配置而成的蒸汽汽轮机发电装置的结构图。
图11是本发明涉及的高压蒸汽汽轮机的转轴的正面图。
图12是本发明涉及的中压蒸汽汽轮机的转轴的正面图。
图13是本发明涉及的高中压一体型蒸汽汽轮机的断面图。
图14是由本发明涉及的高中压蒸汽汽轮机(HP/IP)、一台低压蒸汽汽轮机(LP)和发电机(GEN)进行串联多缸配置而成的蒸汽汽轮机发电装置的结构图。
图15是由本发明涉及的高中压蒸汽汽轮机(HP/IP)、两台低压蒸汽汽轮机(LP)、发电机(GEN)进行串联多缸配置而成的蒸汽汽轮机发电装置的结构图。
图16是本发明涉及的高中压蒸汽汽轮机的转轴的正面图。
符号说明
1…第1轴承、2…第2轴承、3…第3轴承、4…第4轴承、5…推力轴承、10…第1轴密封、11…第2轴密封、12…第3轴密封、13…第4轴密封、14…高压隔板、15…中压隔板、16…高压动叶片、17…中压动叶片、18…高压内部机室、19…高压外部机室、20…中压内部第1机室、21…中压内部第2机室、22…中压外部机室、23…高压蒸汽汽轮机的转轴、24…中压蒸汽汽轮机的转轴、25…法兰，弯头、26…前侧轴承箱、27…轴颈、28…主蒸汽入口、29…再热蒸汽入口、30…高压蒸汽排气口、31…气筒联络管、33…高中压蒸汽汽轮机的转轴、38…喷嘴箱(高压第1段)、39…推力轴承磨耗断路装置、40…暖机蒸汽入口、41…动叶片、42…静叶片、43…轴承、44…转轴
具体实施方式
以下，通过对具体的实施例来详细说明本发明的最佳实施方式，但本发明并不仅限定于这些实施例。
实施例1
表1表示用于本发明涉及的蒸汽汽轮机用转轴的耐热钢的化学成分(重量％)。表示供韧性和蠕变试验使用的代表性样品的化学成分(重量％)。各样品分别用高频炉熔化后，铸锭，在850～1150℃下以30mm的方型进行热锻造而成为试验样品。样品No.1～No.15为本发明的钢。样品No.21～No.26是为了对比而熔炼的对比钢，No.26是与ASTM规格的A470 class8相当的材料。这些样品，模拟蒸汽汽轮机转轴中心部的条件，在950℃加热保温全部奥氏体化之后，以100℃/h的速度冷却，淬火。然后在650℃加热保温20小时后，进行空冷回火。本发明的Cr-Mo-V钢不含铁素体相，全部为贝氏体组织。
表1
  样品号   C   Si   Mn   P   S   Ni   Cr   Mo   V   Fe   Ni/Mn   Cr/Mn
  1   0.25   0.03   0.20   0.002   0.006   1.5   1.2   1.3   0.25   余量   7.5   6.0
  2   0.25   0.04   0.20   0.005   0.006   1.2   1.2   1.3   0.25   余量   6.0   6.0
  3   0.26   0.05   0.20   0.004   0.007   0.8   1.2   1.3   0.25   余量   4.0   6.0
  4   0.24   0.04   0.20   0.006   0.008   0.7   1.4   1.5   0.12   余量   3.5   7.0
  5   0.23   0.03   0.31   0.004   0.006   1.0   1.3   1.7   0.22   余量   3.2   4.2
  6   0.28   0.03   0.22   0.005   0.007   1.1   1.1   1.2   0.13   余量   5.0   5.0
  7   0.20   0.03   0.25   0.006   0.007   0.8   0.9   0.9   0.28   余量   3.2   3.6
  8   0.32   0.02   0.22   0.005   0.007   0.8   1.2   1.3   0.28   余量   3.6   5.5
  9   0.25   0.01   0.18   0.007   0.006   0.6   1.4   1.3   0.25   余量   3.3   7.8
  10   0.26   0.03   0.19   0.008   0.007   0.8   1.2   1.3   0.25   余量   43   6.3
  11   0.27   0.03   0.25   0.004   0.006   0.9   0.9   1.5   0.25   余量   3.6   3.6
  12   0.25   0.04   0.26   0.004   0.006   0.8   0.9   13   0.21   余量   3.1   3.5
接下页
表1，接上页
  13   0.24   0.03   0.21   0.005   0.006   1.4   1.2   1.7   0.21   余量   6.7   5.7
  14   0.27   0.05   0.42   0.006   0.006   1.4   1.3   1.4   0.21   余量   3.3   3.1
  15   0.24   0.21   0.12   0.004   0.007   1.1   1.4   1.3   0.26   余量   9.2   11.7
  21   0.24   0.03   0.87   0.006   0.006   0.2   2.2   1.5   0.25   余量   0.2   2.5
  22   0.26   0.03   1.20   0.006   0.007   1.8   1.9   1.6   0.26   余量   1.5   1.6
  23   0.25   0.04   1.00   0.006   0.007   0.3   1.9   1.3   0.24   余量   0.3   1.9
  24   0.25   0.06   0.02   0.007   0.007   0.3   1.9   1.3   0.25   余量   15.0   95.0
  25   0.25   0.08   0.78   0.008   0.007   2.5   0.5   1.4   0.25   余量   3.2   0.6
  26   0.25   0.32   0.81   0.008   0.007   0.47   1.2   1.3   0.25   余量   0.6   1.5
表2表示各样品的拉伸、冲击和蠕变断裂的试验结果。拉伸是常温的试验结果，韧性是由V型切口夏比冲击试验求出的50％FATT(断口形貌转化温度)表示。蠕变断裂强度由拉尔森-米勒法求出的538℃、105小时的断裂强度表示。蠕变脆化度(切口试样的断裂时间/平滑试样的断裂时间)的比值中，本发明的材料除No.14以外仍在持续进行切口试验，没有达到断裂。根据表2可明确本发明的材料，室温的拉伸强度为大于等于725MPa，0.02％的耐力大于等于585MPa，FATT为小于等于121℃，蠕变脆化度大于等于3这样的高指标，可以极其有效地应用于以下所述的高压蒸汽汽轮机、中压蒸汽汽轮机、高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机一体的高中压一体型汽轮机的蒸汽汽轮机用转轴。
表2
  样品号   拉伸强度(MPa)   0.02％强度(MPa)   延伸率(％)   面缩率(％)   50％FATT(℃)   蠕变断裂强度<sup>*</sup>(MPa)   蠕变脆化度   切口试验
  1   875   690   18.7   59.9   80   184   3.2   进行中
  2   900   704   18.3   52.6   95   195   3.2   进行中
  3   914   707   17.3   49.4   103   212   3.2   进行中
接下页
表2，接上页
  4   852   665   19.3   58.4   74   194   3.2   进行中
  5   844   699   17.3   55.6   70   175   3.2   进行中
  6   832   674   19.8   60.2   74   185   3.2   进行中
  7   815   650   17.4   58.1   95   180   3.2   进行中
  8   820   648   17.5   58.3   98   194   3.2   进行中
  9   887   704   17.3   54.8   112   192   3.2   进行中
  10   892   715   17.4   56.4   110   184   3.2   进行中
  11   872   620   18.1   57.9   94   165   3.2   进行中
  12   795   658   18.0   58.4   92   167   3.2   进行中
  13   780   647   19.2   63.2   42   164   3.2   进行中
  14   778   631   20.4   66.7   25   157   3.1   结束
  15   813   666   18.7   60.4   67   168   3.2   进行中
  21   915   712   17.4   54.1   66   154   1.96   结束
  22   875   674   17.2   64.2   12   137   2.1   结束
  23   803   624   17.4   63.1   47   168   0.8   结束
  24   812   634   15.4   51.8   154   184   0.7   结束
  25   724   542   18.7   63.4   -14   152   1.4   结束
  26   812   647   17.6   57.4   95   164   1.5   结束
*538℃、105小时的断裂强度
图1为Ni/Mn比和538℃、105小时蠕变断裂强度之间的关系曲线图。本发明钢的Ni/Mn比在3.0～10的特定范围内具有高的蠕变断裂强度。特别是Ni含量以0.7～0.8％、1.0～1.2％及1.4～1.5％的顺序提高时蠕变断裂强度降低。对于Ni含量在0.7～0.8％、Ni/Mn比在3.5～7.0时可以得到最高的蠕变断裂强度。其次，在Ni含量在1.0～1.2％时稍稍降低，在1.4～1.5％时又有降低。所以，随着Ni含量的提高，蠕变断裂强度的峰值降低。
图2是表示使韧性提高的Ni和促进蠕变脆化的Mn之间的关系，所示的Ni/Mn比，与538℃、105小时断裂强度的蠕变脆化度(切口试样的断裂时间/平滑试样的断裂时间)的关系图。在本发明钢中，图中箭头表示除了No.14以外的切口断裂试验仍在继续进行中。Ni/Mn的比值升高，蠕变断裂强度有升高的倾向。Ni/Mn比在3～10时切口断裂强度变低，本发明的Ni/Mn比的范围从蠕变脆化方面考虑为佳。
图3是Cr/Mn比和538℃、105小时蠕变断裂强度之间的关系。本发明钢，在Cr/Mn比在3.5～10的特定范围内具有高的蠕变断裂强度。特别是Ni含量以0.6～0.8％、1.0～1.2％及1.4～1.5％的顺序提高时蠕变断裂强度降低。对于Ni含量在0.7～0.8％，Cr/Mn比在3.0～9.0时可得到最高的蠕变断裂强度。在Ni含量在1.0～1.2％时，Cr/Mn比在3.5～8.5时蠕变断裂强度稍稍降低；在Ni为1.4～1.5％时，Cr/Mn比在5.0～8.0时又有降低。所以，随着Ni含量的提高，蠕变断裂强度的峰值降低。
图4为提高淬硬性和提高高温强度的Cr与促进蠕变脆化的Mn的比Cr/Mn和538℃、105小时蠕变断裂强度和蠕变脆化度的关系图。在本发明的钢中，除No.14以外的切口断裂试验仍在继续中。试样No.24的Cr/Mn比高到95，为切口弱化，在图中舍弃了。Cr/Mn比升高蠕变断裂强度有升高的倾向。Cr/Mn比小于等于3.5，大于等于14时，切口断裂强度降低，在本发明的Cr/Mn比的范围从蠕变脆化方面考虑为佳。
图5是Ni含量与538℃、105小时蠕变断裂强度的关系曲线图。本发明的钢，与Mn含量在0.81～1.20％的对比钢比较时，本发明钢的0.05～0.5％的Mn，在Ni含量在0.5～1.5％的特定的范围内可得到高的蠕变断裂强度。所以随着任何一种耐热钢的Ni含量增加，蠕变断裂强度下降。特别是Mn含量在0.2％时可得到最高的蠕变断裂强度，也就是说在0.15～0.35％可得到高的蠕变断裂强度。
为了研究本发明钢No.3和对比钢No.26(相当于现在的高压转子用钢)的脆化特性，对在500℃保温3000小时进行脆化处理的前后试样进行20℃的冲击试验，研究50％的断口形貌转化温度(FATT)，对比钢No.26的FATT从脆化处理前为95℃到处理后128℃(ΔFATT＝33℃)，脆化处理使得FATT上升(脆化)。与此相对，本发明钢No.3的FATT在脆化处理前后均为103℃，证实了几乎没有发生脆化。
图6是Mn含量与538℃、105小时蠕变断裂强度的关系曲线图。本发明的钢，Mn的添加量在0.05～0.5％的特定范围内可得到高蠕变断裂强度。特别是对于任何Ni含量，Mn含量在0.15～0.35％可以得到最高的蠕变断裂强度，且在Ni含量是0.7～0.8％时，可以获得更高的蠕变断裂强度。
图7是Mn含量与蠕变脆化度(切口试样的断裂时间/平滑试样的断裂时间)比的关系曲线图。本发明的钢中，只有No.14完成了试验，除此之外的切口断裂试验仍在进行中。对于Mn含量为0.02％的极低Mn含量的No.24，切口断裂强度低，另外，即使比对于含Mn 0.78％的No.25的含量更高，切口断裂强度也低，对于本发明的Mn含量的范围在0.05～0.5％，可以明确蠕变脆化度高达大于等于3。
由上可知，本发明的耐热钢具有优良的高温使用时的可靠性，且制造性能优良。
实施例2
图8是高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机以同一轴相结合时的断面结构图。高压蒸汽汽轮机，设置了在高压内部机室18和其外侧的高压外部机室19内植设高压动叶片16的高压机轴(高压转轴)23。由锅炉可以得到538℃或566℃的高温高压蒸汽，其通过主蒸汽管，介由构成蒸汽入口的法兰、弯头25，通过主蒸汽入口28，经过喷嘴箱38被导向初级双流的动叶片，初级为双流，在单侧设置其他的8级。对应于动叶片分别设置静叶片。动叶片为鞍型燕尾型，双榫头(ダブルテイノン)，初级叶片长为35mm。轴间长度约为5.8m，对应静叶片部分的最小区域的直径约为710mm。
图9为由高压蒸汽汽轮机(HP)、中压蒸汽汽轮机(IP)、一台或者两台低压蒸汽汽轮机(LP)和发电机(GEN)串联多缸配置的蒸汽汽轮发电装置，图10是由高压蒸汽汽轮机(HP)、中压蒸汽汽轮机(IP)、发电机(GEN)、两台低压蒸汽汽轮机(LP)及发电机(GEN)并联多缸配置成的蒸汽汽轮机发电装置。从高压蒸汽汽轮机(HP)排出的蒸汽经过再加热器(R/H)进行加热后导入中压蒸汽汽轮机(IP)。
图11是高压蒸汽汽轮机的转轴的正面图，图12是中压蒸汽汽轮机的转轴的正面图。如图所示，任意一个动叶片植设部分都形成为比圆筒体的直径大。在本实施例中，这些高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机的转轴使用实施例1所记载的耐热钢，没有检测出钢块制造时的偏析等的有害相，熔炼、铸造及热塑加工性的制造性良好。加工后进行与实施例1相同的热处理，加热保温时间对应其容量而延长。
对于本实施例的转轴用材料，FATT小于等于121℃，室温拉伸强度大于等于725MPa，0.02％强度大于等于585Mpa，延伸率大于等于17％，面缩率大于等于43％，538℃、105小时的蠕变断裂强度大于等于150MPa。因为高压、中压转轴的耐用温度提高，对蠕变脆化的可靠性的提高，可增大高压、中压的输出，提高汽轮机效率。
因此，蒸汽温度为538℃或566℃时，可以不因蒸汽条件的高度化增大蒸汽汽轮机的输出，可以形成高性能的汽轮机。而且，因为高效率的发电使节约化石燃料成为可能，可为保护地球环境作出贡献。
实施例3
图13是本发明涉及的高压蒸汽汽轮机及中压蒸汽汽轮机一体的高中压一体型汽轮机的剖面图。高压侧蒸汽汽轮机设置有高压内部机室18、其外侧的高压外部机室19内设置有植设有高压动叶片16的高中压轴(高中压一体型转轴)。高温高压蒸汽由锅炉获得，具有通过主蒸汽管，经过由法兰、弯头25构成的主蒸汽入口28，通过喷嘴箱38导向初级动叶片。蒸汽通过转轴的中央进入，向轴承43测流出的构造。
从高压侧蒸汽汽轮机排出的蒸汽经过再加热器(R/H)加热后被导入中压侧，中压侧蒸汽汽轮机与高压汽轮机共同旋转发电机。中压侧汽轮机和高压侧汽轮机一样具有中压内部机室21和中压外部机室22，与中压动叶片17相对设置而静叶片。
图14是由高中压蒸汽汽轮机(HP/IP)、一台低压蒸汽汽轮机(LP)和发电机(GEN)串联多缸设置的蒸汽汽轮机发电装置，图15是由高中压蒸汽汽轮机(HP/IP)、两台低压蒸汽汽轮机(LP)和发电机(GEN)进行串联多缸设置的蒸汽汽轮机发电装置。
图16是高中压蒸汽汽轮机的转轴的正面图。如图所示，任意一个动叶片植设部分都比主体圆筒部分的直径大。本实施例中使用的高中压转轴33由实施例1所记载的具有全部为贝氏体组织的Cr-Mo-V钢制成。在制造钢块时没有检测出偏析等有害相，熔炼、铸造及热塑性加工性的制造性能良好。加工后的热处理与实施例1相同。本实施例中的入口蒸汽温度为538℃或566℃。
对于本实施例中的转轴材料，FATT小于等于121℃，室温拉伸强度大于等于725MPa，0.02％强度大于等于585MPa，延伸率大于等于17％，面缩率大于等于43％，538℃、105小时的蠕变断裂强度大于等于150MPa。由于高中压转轴的耐用温度的提高，抗蠕变脆性的可靠性提高，高中压蒸汽汽轮机的输出增大，汽轮机效率提高。
根据本发明，可得到蠕变断裂强度及切口断裂强度优良的转轴，因此，可以不因蒸汽条件的高度化增大蒸汽汽轮机的输出，可以形成高性能的汽轮机。而且，因为高效率的发电使节约化石燃料成为可能，可为保护地球环境作出贡献。

Claims (13)

1.一种耐热钢，其特征在于：为以重量计含有C0.15～0.40％、Si小于等于0.5％、Mn0.05～0.50％、Ni0.65～0.95％、Cr0.8～1.5％、Mo0.8～1.8％及V0.05～0.35％，并且余量由铁和不可避免不纯物构成，Ni/Mn之比为3.0～10.0的Cr-Mo-V低合金钢。
2.一种耐热钢，其特征在于：为以重量计含有C0.23～0.32％，Si0.01～0.05％，Mn0.15～0.35％，Ni0.65～0.95％，Cr0.8～1.5％，Mo0.8～1.8％及V0.10～0.30％，并且余量由铁和不可避免不纯物构成，Ni/Mn之比为3.0～10.0的Cr-Mo-V低合金钢。
3.根据权利要求1所述的耐热钢，其特征在于：前述Ni为0.65～0.95％及Ni/Mn之比为3.5～7.0的Cr-Mo-V低合金钢。
4.根据权利要求1所述的耐热钢，其特征在于：Cr/Mn之比为3.5～14.0。
5.根据权利要求4所述的耐热钢，其特征在于：前述Ni为0.65～0.95％及Cr/Mn之比为3.0～9.0的Cr-Mo-V低合金钢。
6.根据权利要求1所述的耐热钢，其特征在于：前述Cr-Mo-V低合金钢在538℃、10万小时的平滑蠕变断裂强度大于等于150MPa。
7.根据权利要求1所述的耐热钢，其特征在于：前述Cr-Mo-V低合金钢在同一温度同一应力下的蠕变试验中切口试样的断裂时间/平滑试样的断裂时间之比大于等于2。
8.一种蒸汽汽轮机用转轴，其特征在于：由权利要求1至7任何一项所述的耐热钢制成。
9.一种蒸汽汽轮机，其为具有如权利要求8所述的转轴、在该转轴上植设的动叶片、引导水蒸气流向该动叶片的静叶片和保护固定该静叶片的内部套筒，向前述动叶片的初级流入从末级流出的前述水蒸气的压力为高压的蒸汽汽轮机。
10.根据权利要求9所述的蒸汽汽轮机，其特征在于：为高压蒸汽汽轮机、中压蒸汽汽轮机和高压蒸汽汽轮机与中压蒸汽汽轮机一体的高中压一体型汽轮机中的任意一种。
11.一种蒸汽汽轮机发电装置，为具有高压蒸汽汽轮机、中压蒸汽汽轮机、一台或者串联结合的两台低压蒸汽汽轮机和发电机的串联多缸型蒸汽汽轮机发电装置，其特征在于：前述高压蒸汽汽轮机及中压蒸汽汽轮机中至少有一方为权利要求9所述的蒸汽汽轮机。
12.一种蒸汽汽轮机发电装置，为由高压蒸汽汽轮机、中压蒸汽汽轮机和发电机串联配置，一台或者串联结合的两台低压蒸汽汽轮机和发电机串联配置，将从前述中压蒸汽汽轮机排出的蒸汽供给到前述低压蒸汽汽轮机的并列多缸型蒸汽汽轮机发电装置，其特征在于：前述高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机中至少有一方为权利要求9所述的蒸汽汽轮机。
13.一种蒸汽汽轮机发电装置，为具有高压蒸汽汽轮机和中压蒸汽汽轮机一体的高中压一体型汽轮机、一台或串联结合的两台低压蒸汽汽轮机和发电机的串联多缸型蒸汽汽轮机发电装置，其特征在于：前述高中压蒸汽汽轮机为权利要求9所述的蒸汽汽轮机。
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