JP4508772B2 - 蒸気タービンロータの補修方法、肉盛溶接材料及び蒸気タービン - Google Patents

Description

本発明は、蒸気タービンロータの補修方法に関するものであり、特に応力腐食割れ（以下ＳＣＣと表示）、腐食疲労等により発生した損傷を肉盛溶接により補修する方法に関するものである。

火力発電プラント、原子力発電プラントは蒸気タービンを用いて発電を行っている。この蒸気タービンのうちで、最も低温側に配置されるタービンは低圧タービンと呼ばれている。この低圧タービンロータは、３．５ＮｉＣｒＭｏＶ鋼、２．５ＮｉＣｒＭｏＶ鋼、２．２５ＣｒＭｏＶ鋼、１ＣｒＭｏＶ鋼などの低合金鋼が用いられているが、３５０℃以下の温度の蒸気で駆動されており、その下流側の温度は１００℃を下回ることになる。したがって、この下流側における水蒸気は湿ったものとなり、タービンロータを始めとする構成部材は腐食されやすい環境に晒されることになる。その中で、乾湿交番域（乾燥、湿潤が交互に訪れる部位）は、ボイラ水中の処理物質が濃縮するために、特に腐食しやすい環境となっている。

このような腐食しやすい条件下で低圧タービンを運転し続けていると、タービンロータの翼溝など応力が集中する部分に、応力腐食割れ、腐食疲労による亀裂が発生する。この亀裂は、運転の継続によって大きくなり、そのまま放置しておくと、ついには翼がタービンロータから外れて他の部位を破壊することになる。したがって、発電プラントでは定期的に検査を行って、タービンロータ各部位の亀裂発生の有無を検査し、その成長状況を定期的に把握するようにしている。

発生した亀裂に対して必要に応じて補修を行う。補修では対応できないような場合には、タービンロータを取替えるが、コストを考慮すると取替えに至る前に補修を行うことが望ましい。タービンロータの補修は、肉盛溶接にて行うことが一般的である（例えば、特開平１−３１５６０３号公報（特許文献１）、特開２００３−２１１２８８号公報（特許文献２））。

特許文献１は、溶接金属の第１の層を磨耗表面に溶着させてタービン構成要素中に熱影響部を生ぜしめ、溶接金属の第２の層を第１の層上に溶着させ、第２の層がタービン構成要素中の熱影響部の少なくとも一部を焼き戻すことを提案している。特許文献１には、タービンロータ材料として、Ｃが０．２７〜０．３４ｗｔ％、Ｍｎが０．７０〜１．０ｗｔ％、Ｐ及びＳが最大で０．０１２ｗｔ％、Ｓｉが０．２０〜０．３５ｗｔ％、Ｎｉが最大０．５０ｗｔ％、Ｃｒが１．０５〜１．３５ｗｔ％、Ｍｏが１．００〜１．３０ｗｔ％、Ｖが０．２１〜０．２９ｗｔ％、Ｃｕが最大０．１５ｗｔ％、Ａｌが最大０．０１０ｗｔ％、Ｓｂが最大０．００１５ｗｔ％、Ｓｎが最大０．０１５ｗｔ％、Ａｓが最大０．０２０ｗｔ％の低合金鋼が開示されている。
特許文献１には、肉盛溶接にとって望ましい材料として、Ｃが０．０４〜０．２２ｗｔ％、Ｍｎが０．１５〜１．０ｗｔ％、Ｓｉが０．１５〜１．０ｗｔ％、Ｐが０．０〜０．０２ｗｔ％、Ｓが０．０〜０．０１６ｗｔ％、Ｎｉが０．０〜０．８ｗｔ％、Ｃｒが４．００〜１９．０ｗｔ％、Ｍｏが０．４３〜２．１ｗｔ％、Ｖが０．０９〜０．５ｗｔ％、Ｎｂが０．０３〜０．２０ｗｔ％、Ａｌが０．０〜０．０８ｗｔ％、Ｃｕが０．０〜０．２０ｗｔ％、Ｎが０．００５〜０．０６ｗｔ％、Ｆｅが残部を占める合金が開示されている。

また、特許文献２には、タービンロータ材料として、３．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、２．５Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、２．２５Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼、１Ｃｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼等の低合金鋼が用いられること、望ましい肉盛溶接用の合金として、Ｃが０．０２〜０．０８ｗｔ％、Ｓｉが１．２ｗｔ％以下、Ｍｎが１．２ｗｔ％以下、Ｎｉが０．５〜５．５ｗｔ％、Ｃｒが１０．０〜１４．５ｗｔ％、Ｍｏが０．３〜１．０ｗｔ％、残部が実質的にＦｅの合金が開示されている。

ところで、肉盛溶接により補修を行う場合に留意すべき点は以下の通りである。
１）タービンロータが応力腐食あるいは腐食疲労によって亀裂等の損傷を受けているのであるから、肉盛溶接に用いる材料は、タービンロータに用いられる材料よりも耐食性が優れることが望ましい。
２）タービンロータは低合金鋼から構成されている。この低合金鋼は、炭素を多く含む材料であるため、肉盛溶接時の熱によって焼きが入る熱影響部が発生する。この熱影響部は、硬くかつ脆くなってしまうため、焼もどしを行う必要がある。
３）肉盛溶接部は、タービンロータと同等以上の機械的強度を備えていることが必要である。

特開平１−３１５６０３号公報 特開２００３−２１１２８８号公報

以上のような要求に対する現状の技術のレベルは以下の通りである。
１）溶接材料としてタービンロータと同じ成分の材料を用いることは、溶接性の観点からは望ましいが、低合金鋼では十分な耐食性を得ることができない。また、十分な機械的強度も得られない。
２）耐食性の高い材料としてステンレス鋼を用いることが考えられるが、ステンレス鋼は機械的強度が十分でない。また、ステンレス鋼は、一般に炭素量が少ない。そのために、溶接後に応力除去焼鈍を行うと、タービンロータ材から溶接材料側に炭素が移動するカーボンマイグレーション現象が発生する。そうすると、溶接材料に隣接するタービンロータ材の組織がベイナイトからフェライトへ変化してしまい、その部分の強度が低下してしまう。

３）溶接によるタービンロータの熱影響部の硬さを低下させるために溶接後に行う焼もどしは、その硬さの低下のみを目的とする場合には高い温度を選定することが必要である。一方で、溶接金属の機械的強度はできるだけ高いことが望まれるため、溶接金属の応力除去焼鈍の役割を果たす焼もどし（以下、応力除去焼鈍と総称する）の温度はできるだけ低くする必要がある。この２つの相反する要求を満足することは容易ではない。
本発明は、このような技術的課題に基づいてなされたもので、耐食性、機械的強度の優れる溶接材料、さらにはその溶接材料を用いてタービンロータを補修する方法を提供することを目的とする。また本発明は、そのような溶接材料を用いて補修されたタービンを提供することを目的とする。

本発明者は、重量比でＣ：０．０１〜０．０５％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：０．１〜０．８％、Ｎｉ：３．５〜６％、Ｃｒ：１２〜１６％、Ｍｏ：０．０１〜０．５％、Ｃｕ：３〜５％、Ｎｂ：０．０３〜０．５％、Ｎ：０．００５〜０．１％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成され、下記で示されるＣｒ当量が−１５〜０の範囲にある溶接材料が上記目的に合致し、この溶接材料で、低合金鋼から構成される蒸気タービンロータに発生した損傷部に対して肉盛溶接、補修することを提案するものである。
Ｃｒ当量＝Ｃｒ含有量（％）＋６×Ｓｉ含有量（％）＋４×Ｍｏ含有量（％）＋１．５×Ｗ含有量（％）＋５×Ｎｂ含有量（％）−４０×Ｃ含有量（％）−２×Ｍｎ含有量（％）−４×Ｎｉ含有量（％）−３０×Ｎ含有量（％）

本発明において、肉盛溶接後に、５８０〜６２０℃で５〜２０時間保持する熱処理を施すことが望ましい。また、この肉盛溶接方法としては、ＴＩＧ溶接又はサブマージアーク溶接を採用することができる。

本発明の肉盛溶接材料としては、重量比でＣ：０．０２〜０．０４％、Ｓｉ：０．０５〜０．３％、Ｍｎ：０．２〜０．６％、Ｎｉ：４〜５．５％、Ｃｒ：１３〜１５．５％、Ｍｏ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：３．２〜４．５％、Ｎｂ：０．０５〜０．３％、Ｎ：０．０１〜０．０５％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成することが望ましい。

本発明によって補修された蒸気タービンロータは、翼が結合されて蒸気タービンとして機能する。この蒸気タービンは、低合金鋼から構成され、翼結合部を備える蒸気タービンロータと、翼結合部を介して蒸気タービンロータと一体化される翼と、を備え、翼結合部は、重量比でＣ：０．０１〜０．０５％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：０．１〜０．８％、Ｎｉ：３．５〜６％、Ｃｒ：１２〜１６％、Ｍｏ：０．０１〜０．５％、Ｃｕ：３〜５％、Ｎｂ：０．０３〜０．５％、Ｎ：０．００５〜０．１％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成され、下記で示されるＣｒ当量が−１５〜０の範囲にある材料が肉盛溶接（以下、肉盛溶接を、単に「溶接」という）されていることを特徴とする。
Ｃｒ当量＝Ｃｒ含有量（％）＋６×Ｓｉ含有量（％）＋４×Ｍｏ含有量（％）＋１．５×Ｗ含有量（％）＋５×Ｎｂ含有量（％）−４０×Ｃ含有量（％）−２×Ｍｎ含有量（％）−４×Ｎｉ含有量（％）−３０×Ｎ含有量（％）

本発明によって溶接、補修されたタービンは、その溶接部分の機械的強度が高く、また耐食性も高い。

以下、本発明を詳細に説明する。
本発明は低圧タービンに適用される。低圧タービン１の一例を図１に示す。図１に示すように、低圧タービン１は、タービンロータ２と翼３とを構成要素として含む。低圧タービン１の駆動中には、翼３には遠心力により円周方向への張力が加わり、翼３を結合するタービンロータ２の翼溝部２１には高い応力が加わり、図２に示すように応力腐食割れＡ等の損傷を起こすことがある。本発明は、このような損傷を補修する肉盛溶接材料、補修方法及び補修されたタービンに関するものである。

＜肉盛溶接材料＞
始めに、本発明の肉盛溶接材料（以下、肉盛溶接材料を、単に「溶接材料」という）を説明する。
本発明の溶接材料は、重量比でＣ：０．０１〜０．０５％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：０．１〜０．８％、Ｎｉ：３．５〜６％、Ｃｒ：１２〜１６％、Ｍｏ：０．０１〜０．５％、Ｃｕ：３〜５％、Ｎｂ：０．０３〜０．５％、Ｎ：０．００５〜０．１％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成される。この溶接材料は、マルテンサイト組織を有する。以下、各元素の限定理由を説明する。

Ｃ（炭素）：
Ｃは鋼にとって重要な元素である。しかし、Ｃ量が多くなると本来はマトリックスに存在して耐食性向上に寄与するＣｒと炭化物を形成する傾向が強くなり、耐食性を劣化させる。そこで本発明ではＣの上限を０．０５％とする。ただし、Ｃ量が極端に少なくなると素材製造時に多大な工数を必要とするので、製造コストを考慮して０．０１％以上とする。好ましいＣ量は０．０２〜０．０４％である。

Ｓｉ：
鋼の中で脱酸剤として機能する。Ｓｉは溶鋼の時の他に、溶接時にも脱酸剤として機能することがある。つまり、溶接時に溶接金属は大気に触れる可能性があり、この時に大気中の酸素に対する脱酸剤として機能することがある。溶湯の脱酸処理を真空中で行う場合であっても、Ｓｉを所定量含有させることが望ましい。以上の効果を発揮するために、Ｓｉは０．０１％以上含有する。ただし、含有量が多くなると靭性が低下するために、０．６％を上限とする。好ましいＣ量は０．０５〜０．３％である。

Ｍｎ：
Ｍｎはマトリックス中に固溶して焼入れ性を高める作用がある。また、その結果として、δ−フェライトの生成を抑制する作用がある。さらに、Ｓｉと同様の脱酸剤としての効果も有する。Ｍｎ含有量が０．１ｗｔ％以下ではその効果を十分得ることができない。ただし、０．８％を超えてもその量に見合う効果を得ることができないため、本発明ではＭｎ含有量を０．１〜０．８％にする。好ましいＭｎ含有量は０．２〜０．６％、さらに好ましいＭｎ含有量は０．３〜０．５％である。

Ｎｉ：
Ｎｉもマトリックスを構成する元素であり、焼入れ性を高めて均一なマルテンサイト組織とするのに寄与する。特に、δ−フェライト生成の抑制に有効に寄与する。また、ＮｉはＣｕとともに金属間化合物を構成して材料の機械的強度を向上する機能を有している。さらに、Ｎｉが所定量含まれていると応力除去焼鈍時にマルテンサイト組織の一部が逆変態オーステナイト相となって溶接金属の靭性向上に寄与する。ただし、含有量が多くなりすぎると、マルテンサイト組織が不安定となり、オーステナイト組織に変わってしまうことになり、十分な機械的強度を得ることができない。また、オーステナイト組織にならないとしても、逆変態オーステナイト組織が多くなりすぎて機械的強度の確保が難しくなる。そこで、Ｎｉ含有量は３．５〜６％とする。好ましいＮｉ含有量は４〜５．５％、特に好ましいＮｉ含有量は４．５〜５．４％である。

Ｃｒ：
Ｃｒもマトリックスを構成する元素である。Ｃｒは耐食性を確保する上で大切な元素であり、その量が少ないと十分な耐食性が得られない。また、Ｎｉ含有量とのバランスにもよるが、その量が少ないとマルテンサイト組織が安定とはならずにオーステナイト組織となってしまい、十分な機械的強度を得ることができない。一方、Ｃｒ含有量が多すぎると組織中にδ−フェライトが出現し、延性、靭性を低下させる。そこで本発明では、Ｃｒ含有量を１２〜１６％とする。好ましいＣｒ含有量は１３〜１５．５％、さらに好ましいＣｒ含有量は１４〜１５％である。

Ｍｏ：
Ｍｏは耐孔食性に有効な元素である。また、ＭｏはＣとの親和力が強いため、前述のカーボンマイグレーションの抑制に有効である。これらの効果を得るために本発明では０．０１％以上含有するが、その含有量が多くなりすぎると、他の元素とのバランスにもよるが、δ−フェライトの生成を助長する。そこで本発明では、Ｍｏ含有量を０．０１〜０．５％とする。好ましいＭｏ含有量は０．１〜０．４％、さらに好ましいＭｏ含有量は０．１〜０．３％である。

Ｃｕ：
ＣｕはＮｉとともに金属間化合物を形成して機械的強度の確保に寄与する。この効果を十分に享受するためには３％以上含有させることが必要である一方、５％を超えてもその量に見合う効果を期待することができない。そこで本発明では、Ｃｕ含有量を３〜５％とする。好ましいＣｕ含有量は３．２〜４．５％、さらに好ましいＣｕ含有量は３．５〜４％である。

Ｎｂ：
Ｎｂは結晶粒を微細化して機械的強度を向上する。また、Ｎｂは、Ｃとの親和力が強く、前述のカーボンマイグレーションを抑制する作用を有している。Ｎｂ含有量が０．０３％未満ではこれらの効果を十分に享受することができず、また０．５％を超えると粗大なＮｂＣが析出して靭性を低下させる。そこで本発明では、Ｎｂ含有量を０．０３〜０．５％とする。好ましいＮｂ含有量は０．０５〜０．３％、さらに好ましいＮｂ含有量は０．０７〜０．２％である。

Ｎ（窒素）：
Ｎはマトリックス中に固溶してマルテンサイト組織を安定化させる作用を有する。本発明の溶接材料は、耐食性の観点からＣ含有量を低く抑えており、マルテンサイト組織を安定化するためにＣを補う元素の含有が必要である。この元素として本発明ではＮを用いるのである。Ｎ含有量が０．００５％未満では以上の効果を十分に享受することができず、０．１％を超えて含有するとマルテンサイト組織が不安定となり、オーステナイト組織が安定になるか、もしくは逆変態オーステナイト相の量が増えすぎてしまい、十分な機械的強度を得にくくなる。そこで本発明では、Ｎ含有量を０．００５〜０．１％とする。好ましいＮ含有量は０．０１〜０．０５％、さらに好ましいＮ含有量は０．１５〜０．０３％である。

＜タービンロータ材料＞
本発明において、タービンロータを構成する材料を限定するものではないが、以下の表１に示す組成の材料を用いることができる。

＜溶接方法＞
本発明は、ＴＩＧ溶接（Tungsten Inert Gas Arc Welding）、サブマージアーク溶接（Submerged Arc Welding）を適用することができる。ＴＩＧ溶接は、Ａｒガス雰囲気中でフラックスなどを一切使用しないで溶接を行うため、溶接部の品質が高く、延性、靭性等の機械的特性が良好な溶接金属を得ることができる。しかし、ＴＩＧ溶接は、溶接の効率が低く、タービンロータの補修を行う場合に、多数の工数を必要とする。これに対してサブマージアーク溶接は、ＴＩＧ溶接に比べて溶接金属の品質は劣るものの、溶接効率に優れ、短時間で補修作業を終えることができる。本発明では、このように各々の特徴を有するＴＩＧ溶接（Tungsten Inert Gas Arc Welding）、サブマージアーク溶接（Submerged Arc Welding）を適宜適用することができる。

＜応力除去焼鈍＞
本発明において、溶接施工後に、応力除去焼鈍を行うことができる。
タービンロータにおいて、溶接による熱影響を受けた部分（熱影響部）は、硬度が上昇する。この硬度を低下するために、応力除去焼鈍を行う。熱影響部の硬度を低下させるためには応力除去焼鈍の温度を高くすればよいが、そうすると溶接金属の機械的強度が低下する。また、熱影響部の硬度及び溶接金属の機械的強度には、温度のみならず、応力除去焼鈍の時間も影響する。本発明では、熱影響部の硬度及び溶接金属の機械的強度の両者を考慮して、５８０〜６２０℃で５〜２０時間保持する応力除去焼鈍を溶接後に施すことを推奨する。応力除去焼鈍の温度が５８０℃未満、あるいは時間が５時間未満では熱影響部の硬さを十分に低下させることができず、逆に６２０℃を超えるか又は２０時間を超えると溶接金属の機械的強度が低下してしまうからである。望ましい応力除去焼鈍の温度は５８５〜６１５℃、さらに望ましい応力除去焼鈍の温度は５９０〜６１０℃である。また、望ましい応力除去焼鈍の温度の時間は７〜１８時間、さらに望ましい応力除去焼鈍の温度の時間は８〜１２時間である。

以下、本発明を実施例に基づいて説明する。
表２に示す化学組成の溶接材料、タービンロータ材料（以下、ロータ材料）を用意した。なお、表２において、溶接材料Ｎｏ．１（従来材）は２Ｃｒ−１Ｍｏ系の材料であり、従来から耐熱性を必要とする圧力容器等の溶接に用いられているものである。溶接材料Ｎｏ．２（従来材）はロータ材料と同程度のＮｉ:３．５％含有する従来から用いられている溶接材料ある。
表２に示すロータ材料を図３に示す開先形状を有する試験片に加工した。この試験片の開先部分に、表２に示す溶接材料をＴＩＧ溶接にて溶接した後に、６００℃で１０時保持する応力除去焼鈍を施した。その後、溶接金属部分について表３に示す機械的特性の評価を行った。また、カーボンマイグレーション発生の有無、δ−フェライト発生の有無を確認した。その結果を表３に示す。なお、表３において、カーボンマイグレーションが発生しない場合に○を、発生した場合に×を、δ−フェライトが発生しない場合に○を、発生した場合に×を付している。さらに、カーボンマイグレーションは、ロータ材料における溶接金属との境界部分の硬さの落ち込みがＨｖ（ビッカース硬さ）で３０を超える場合にカーボンマイグレーションが発生したと判断した。

表３に示すように、従来材である溶接材料Ｎｏ．１及びＮｏ．２はともに、機械的強度、特に０．２％耐力が不足していることがわかる。
次に、溶接材料Ｎｏ．６は、０．２％耐力が７５０ＭＰａ未満と十分な機械的強度が得られない。これは、Ｃｕ含有量が２．５４ｗｔ％と不足するために、機械的強度向上に有効な金属間化合物の析出量が不足しているためと解される。
溶接材料Ｎｏ．９、１２及び１３は、室温衝撃エネルギーが他の材料よりも低く、靭性が劣ることがわかる。これは、靭性の劣るδ−フェライトが組織中に生成しているためである。なお、溶接材料Ｎｏ．９、１２及び１３は、表２に示すように、Ｃｒ当量が大きく、δ−フェライトが生成しやすい組成になっているためである。

Ｎｂ含有量が０．０１ｗｔ％と低い溶接材料Ｎｏ．１０は、カーボンマイグレーションが発生した。図４に、溶接材料Ｎｏ．１０の溶接部近傍の硬さ測定結果を示す。図４に示すように、ロータ材料には溶接金属との境界部分に硬さが著しく低下している部分（脱炭層）がある。この境界部分は溶接によって加熱された際にＣが溶接金属側に移動し、組織がベイナイトからフェライトに変化したために、硬さが低下したものと解される。
逆にＮｂ含有量が０．５５ｗｔ％と多い溶接材料Ｎｏ．１４は、室温衝撃エネルギーが他の材料よりも低く、靭性が劣る。これは、初晶の粗大なＮｂＣが析出したことに基づいている。したがって、必要以上にＮｂを含有させることは避ける必要がある。

また、Ｎｉ含有量、Ｎ含有量が多い溶接材料Ｎｏ．１１は、０．２％耐力が低く、十分な機械的強度を得ることができない。

十分な機械的特性が得られ、かつカーボンマイグレーション及びδ−フェライトの発生が観察されない溶接材料Ｎｏ．３〜５、７及び８について応力腐食割れ試験を実施した。この試験は、図５に示すように治具Ｊに拘束して試験片ＴＰ（５×８×１０８ｍｍ）に曲げ応力を付与した状態で腐食環境下に晒した。試験片ＴＰに付与される曲げ応力は、当該材料の降伏応力（σｙ）の０．５倍、０．８倍及び１．０倍の３種類とした。２５０℃に保持されたオートクレーブ中において、試験片ＴＰに応力を付与した状態で１０％水酸化ナトリウム水溶液に５００時間浸漬したのちに、目視で応力腐食割れの有無を観察した。その結果を表４に示す。なお、表４において、応力腐食割れが観察されない場合には○を、観察された場合には×を記している。

表４に示すように、溶接材料Ｎｏ．７及び８は、応力腐食割れ性が劣ることがわかる。溶接材料Ｎｏ．７は耐食性に有効なＣｒ含有量が５．２ｗｔ％と低いためである。また、溶接材料Ｎｏ．８は、Ｃ含有量が０．１５ｗｔ％と多いことが原因と解される。つまり、ＣはＣｒと結び付くために、Ｃ含有量が多いとマトリックスに固溶して耐食性に寄与するＣｒ量が不足する。特に、粒界近傍では物質の拡散速度が速く、そのためにＣｒ炭化物が形成されやすい。そのために、Ｃ含有量が多いとＣｒによる耐食性向上の効果が損なわれ、応力腐食割れが発生したものと解される。

次に、表２の溶接材料Ｎｏ．３を用いて、溶接後の応力除去焼鈍の条件について検討した。その結果を表５に示す。表５に示すように、熱処理温度が低いか、又は熱処理時間が短いと熱処理影響部の硬さを十分に低下させることができない。また、熱処理温度が高すぎるか、又は熱処理時間が長くなりすぎると、０．２％耐力が低下してしまう。以上より、本発明において、好ましい応力除去焼鈍の温度は５８０〜６２０℃、時間は５〜２０時間とする。

表２の溶接材料Ｎｏ．３を、ＴＩＧ溶接、サブマージアーク溶接により溶接を行って機械的特性を比較した。その結果を表６に示す。表６に示すように、ＴＩＧ溶接にて溶接を行う方が機械的特性は高い。しかし、溶接に要する工数は、サブマージアーク溶接の方が遥かに少なくて済む。また、サブマージアーク溶接による靭性（室温衝撃エネルギー）はＴＩＧ溶接に比べて低いものの、タービンロータに要求される室温衝撃エネルギーのレベル（２０Ｊ）を十分にクリアしている。したがって本発明において、溶接の品質を重視する場合にはＴＩＧ溶接を適用し、経済性を重視する場合にはサブマージアーク溶接を適用することができる。なお、表６における溶接の工数は、平板上に４０×１００×４０ｍｍの溶接金属を形成するのに要した時間である。

低圧タービンの一例を示す図である。 翼溝部の応力腐食割れの例を示す図である。 実施例で用いた溶接部の開先形状を示す図である。 実施例において溶接境界部の硬さを測定した結果を示す図である。 実施例における応力腐食割れ試験の試験片形状、応力付加状態を示す図である。

符号の説明

１…低圧タービン、２…タービンロータ、２１…翼溝部、３…翼、ＴＰ…試験片、Ｊ…治具

Claims (6)

1. 低合金鋼から構成される蒸気タービンロータに発生した損傷部に対して、
   重量比でＣ：０．０１〜０．０５％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：０．１〜０．８％、Ｎｉ：３．５〜６％、Ｃｒ：１２〜１６％、Ｍｏ：０．０１〜０．５％、Ｃｕ：３〜５％、Ｎｂ：０．０３〜０．５％、Ｎ：０．００５〜０．１％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成され、下記で示されるＣｒ当量が−１５〜０の範囲にある材料を肉盛溶接して補修することを特徴とする蒸気タービンロータの補修方法。
   Ｃｒ当量＝Ｃｒ含有量（％）＋６×Ｓｉ含有量（％）＋４×Ｍｏ含有量（％）＋１．５×Ｗ含有量（％）＋５×Ｎｂ含有量（％）−４０×Ｃ含有量（％）−２×Ｍｎ含有量（％）−４×Ｎｉ含有量（％）−３０×Ｎ含有量（％）
2. 前記肉盛溶接後、５８０〜６２０℃で５〜２０時間保持する熱処理を施すことを特徴とする請求項１に記載の蒸気タービンロータの補修方法。
3. 前記肉盛溶接をＴＩＧ溶接又はサブマージアーク溶接で行うことを特徴とする請求項１又は２に記載の蒸気タービンロータの補修方法。
4. 低合金鋼から構成される被溶接材用の肉盛溶接材料であって、
   重量比でＣ：０．０１〜０．０５％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：０．１〜０．８％、Ｎｉ：３．５〜６％、Ｃｒ：１２〜１６％、Ｍｏ：０．０１〜０．５％、Ｃｕ：３〜５％、Ｎｂ：０．０３〜０．５％、Ｎ：０．００５〜０．１％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成され、下記で示されるＣｒ当量が−１５〜０の範囲にあることを特徴とする肉盛溶接材料。
   Ｃｒ当量＝Ｃｒ含有量（％）＋６×Ｓｉ含有量（％）＋４×Ｍｏ含有量（％）＋１．５×Ｗ含有量（％）＋５×Ｎｂ含有量（％）−４０×Ｃ含有量（％）−２×Ｍｎ含有量（％）−４×Ｎｉ含有量（％）−３０×Ｎ含有量（％）
5. 前記肉盛溶接材料が重量比でＣ：０．０２〜０．０４％、Ｓｉ：０．０５〜０．３％、Ｍｎ：０．２〜０．６％、Ｎｉ：４〜５．５％、Ｃｒ：１３〜１５．５％、Ｍｏ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：３．２〜４．５％、Ｎｂ：０．０５〜０．３％、Ｎ：０．０１〜０．０５％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成されることを特徴とする請求項４に記載の肉盛溶接材料。
6. 低合金鋼から構成され、翼結合部を備える蒸気タービンロータと、
   前記翼結合部を介して前記蒸気タービンロータと一体化される翼と、を備え、
   前記翼結合部は、重量比でＣ：０．０１〜０．０５％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：０．１〜０．８％、Ｎｉ：３．５〜６％、Ｃｒ：１２〜１６％、Ｍｏ：０．０１〜０．５％、Ｃｕ：３〜５％、Ｎｂ：０．０３〜０．５％、Ｎ：０．００５〜０．１％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から構成され、下記で示されるＣｒ当量が−１５〜０の範囲にある材料が肉盛溶接されていることを特徴とする蒸気タービン。
   Ｃｒ当量＝Ｃｒ含有量（％）＋６×Ｓｉ含有量（％）＋４×Ｍｏ含有量（％）＋１．５×Ｗ含有量（％）＋５×Ｎｂ含有量（％）−４０×Ｃ含有量（％）−２×Ｍｎ含有量（％）−４×Ｎｉ含有量（％）−３０×Ｎ含有量（％）

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