JP4702267B2

JP4702267B2 - 析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼

Info

Publication number: JP4702267B2
Application number: JP2006312382A
Authority: JP
Inventors: 啓嗣川中; 将彦新井; 秀夫依田
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 2006-11-20
Filing date: 2006-11-20
Publication date: 2011-06-15
Anticipated expiration: 2026-11-20
Also published as: JP2008127613A

Description

本発明は、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼に係り、特に、蒸気タービン動翼に関するものである。

火力発電用蒸気タービンに用いられる低圧段動翼は、蒸気タービンの効率を高めるために、終段動翼の翼長を長くする方法が採られている。

翼長の長い終段を含む低圧段動翼には、高強度・高靭性および高耐食性が要求され、さらにエロージョン対策のために焼入れ硬化性などが求められる。

このような要求に対応するため、高Ｃｒを含有する特許文献１や特許文献２に記載のような１２Ｃｒ鋼や、特許文献３や特許文献４に記載のように析出硬化型のマルテンサイト鋼などが蒸気タービンの低圧段動翼として使用されている。

特開２００１−０９８３４９号公報特開２００５−１７１３３９号公報特開２００５−１９４６２６号公報ＵＳＰ５,６８１,５２８

信頼性が高いエロージョン対策として、動翼の先端へのステライト接合があり、広く用いられている。

しかし、多くの析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、ステライト溶合の後に応力除去焼きなまし（ＳＲ）処理を行った場合、強度特性を得るための時効温度よりも高い温度でＳＲ処理を行う必要があり、強度低下が生じる。

ステライト接合する部分に限定してＳＲ処理を実施する場合は、必ずしもその限りではないが、蒸気タービンに使用する多数の動翼に対して、効率よく部分的にＳＲ処理を施すことができるような装置がないため、一般的には、炉内で、動翼の全体を熱処理する方法が用いられている。

そのため、ＳＲ処理の温度以上の時効温度で強度が得られる、高強度・高靭性を有する析出硬化型マルテンサイト鋼が必要となる。

特許文献３および特許文献４において、高い時効温度での高強度を得る材料が確認されている。しかし、これらの材料は、フェライト形成元素で計算されるＣｒ当量が高くなり、δフェライトを生成し易くなり、また、オーステナイト形成元素で計算されるＮｉ当量が高くなり、残留オーステナイトを生成し易くなるなど、マルテンサイト組織の安定性を欠く。

そこで、本発明は、マルテンサイト組織の安定性に優れ、高強度・高靭性を有する析出硬化型マルテンサイト鋼を提供するものである。

本発明の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、質量で、Ｃ：０.０５％以下，Ｓｉ：０.１０％以下，Ｍｎ：０.１０％以下，Ｎｉ：８.００〜１０.００％，Ｃｒ：
１１.００〜１２.５０％，Ｍｏ：０.８０〜２.００％，Ｃｕ：２.５０〜３.５０％，Ｎｂ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：１.００〜２.００％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下を含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物元素からなることを特徴とする。

そして、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの総和が４.３〜７.５％であり、このときの割合がＣｕ：３５〜６５％，Ｔｉ：１５〜３５％，Ｍｏ：１５〜３５％であることが望ましい。

こうした、析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、蒸気タービン動翼、特に、低圧段の蒸気タービン動翼に用いられることが望ましい。

また、本発明は、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉを含む析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いた蒸気タービン動翼であって、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの割合が、Ｃｕ：３５〜
６５％，Ｔｉ：１５〜３５％，Ｍｏ：１５〜３５％であるとも表現することができ、このとき、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの総和が、質量で、４.３〜７.５％であることが望ましい。

そして、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの含有量は、質量で、Ｍｏ：０.８０〜２.００％，Ｃｕ：２.５０〜３.５０％，Ｔｉ：１.００〜２.００％を含み、他には、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，
Ｎｉ，Ｃｒ，Ｎｂ，Ｐ，Ｓの元素を含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物元素からなることが望ましい。

Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｎｉ，Ｃｒ，Ｎｂ，Ｐ，Ｓの含有量は、質量で、Ｃ：０.０５％以下，Ｓｉ：０.１０％以下，Ｍｎ：０.１０％以下，Ｎｉ：８.００〜１０.００％，Ｃｒ：
１１.００〜１２.５０％，Ｎｂ：０.１０〜０.３０％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下を含むことが望ましい。

なお、本実施形態の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼は、低圧の蒸気タービンの後段動翼、特に最終段動翼に使用することが望ましい。

本発明は、マルテンサイト組織の安定性に優れ、高強度・高靭性を有する析出硬化型マルテンサイト鋼を提供することができる。

以下に、本発明の一実施形態を説明する。
（成分限定理由）
Ｃは、微細炭化物の析出による強度向上やδフェライトの生成の抑制に効果があるが、残留オーステナイトの生成や耐食性を低下させる要因となる。そのため、０.０５％以下、特に、十分な耐食性を配慮する場合には、０.０２％以下とすることが望ましい。

Ｓｉは、脱酸材の効果があるが、過剰含有は脆化特性の悪化やδフェライトの生成を促進させる原因となる。そのため、０.１０％以下とすることが望ましく、さらに０.０５％以下とし、Ｓｉの含有量を低く抑えることが望ましい。

Ｍｎは、Ｓｉと同様に脱酸材の効果があり、δフェライトの生成の抑制に効果があるが、過剰含有は脆化特性の悪化や残留オーステナイトを生成させる原因となる。そのため、０.１０％以下とすることが望ましく、さらに０.０５％以下とし、Ｓｉと同様にＭｎの含有量も低く抑えることが望ましい。

Ｎｉは、微細金属間化合物の形成による強度向上やδフェライトの生成の抑制，靭性の向上に効果があるが、過剰含有は残留オーステナイトを生成させる原因となる。材料の特性と組織の安定性とのバランスから８.００％〜１０.００％とすることが望ましい。

Ｃｒは、耐食性を高め、腐食環境下で使用する蒸気タービンの動翼の材料には欠くことのできない元素である。ただし、含有量が多くなるとδフェライトの生成を促進させる原因となる。材料の特性と組織の安定性とのバランスから１１.００％〜１２.５０％とすることが望ましい。

Ｎｂは、Ｃと結合して微細な炭化物を形成し、強度を高め、また、組織の微細化に効果がある。０.３０％を超える含有では、δフェライトの生成を促進させる原因となり、マルテンサイト組織の安定性を欠くことになる。そのため、０.１０〜０.３０％とすることが望ましい。

ＰおよびＳは、不純物元素で、脆化を引き起こす原因となるため可能な限り、含有量を低くすることが望ましいが、完全に含有させないことは難しく、０.０３％以下とすることが望ましく、さらに０.０１％以下とし、ＰおよびＳの含有量を低く抑え、可能な限り低減することが望ましい。

Ｍｏは、固溶強化により強度を高め、焼戻し脆化防止および焼戻し軟化防止の効果があり、耐食性を向上させる元素である。但し、０.８０％未満では十分な固溶の効果が得られず、２.００％を超える含有ではδフェライトの生成を促進させる原因となり、マルテンサイト組織の安定性を欠くことになる。そのため、０.８０％〜２.００％とすることが望ましい。

Ｃｕは、耐食性向上に優れた特性を示し、また、組織中に微細なＣｕ−ｒｉｃｈ相が分散析出することで強度向上の効果が得られる。しかし、過剰含有は熱間加工性や、強度・靭性を低下させ、δフェライトの生成を促進させる原因となる。このため、２.５０〜
３.５０％とすることが望ましい。

Ｔｉは、Ｎｉと結合して微細金属間化合物を形成して、強度を高める効果がある元素である。しかし、過剰含有は、靭性を低下させるため、１.００〜２.００％とすることが望ましい。
（材料組成設計）
低圧の蒸気タービンの最終段動翼は、特に、引張強度や疲労強度と靭性および耐食性が必要である。

また、δフェライトや残留オーステナイトなどの組織偏析があると疲労強度を低下させる。そのため、回転体である動翼の材料は、組織の安定性が不可欠である。

さらに、エロージョンシールドの溶接後のＳＲ処理を行っても、強度低下を引き起こさないように高い時効温度での引張強度を得る必要がある。

本発明の材料組成設計の基本的な考えは、質量で、Ｃ：０.０５％以下，Ｓｉ：０.１０％以下,Ｍｎ：０.１０％以下,Ｎｉ：８.００〜１０.００％,Ｃｒ：１１.００〜１２.５０％の組成をベース組成として、Ｍｏ，Ｃｕ，Ｎｂ，Ｔｉの含有量を適正化して、ステンレス鋼の強度を強化するところにある。

ベース組成は、優れた耐食性を得るため、Ｃｒの含有量を１１.００〜１２.５０％とする必要があり、強化のために加えるフェライト形成元素である、Ｍｏ，Ｎｂ，Ｔｉを必要量添加してもδフェライトの生成を抑制できる範囲とした。

また、γ領域の拡大によるマルテンサイトの安定化やδフェライトの生成の抑制、金属間化合物析出および靭性強化などに必要な元素であるため、Ｎｉの含有量を８.００〜
１０.００％とする必要があり、強化のために加えるオーステナイト形成元素であるＣｕを必要量添加しても残留オーステナイトの生成を抑制できる範囲とした。

なお、強度の強化は、Ｍｏ，Ｃｕ，Ｎｂ，Ｔｉの添加で析出硬化させるという考えである。

本発明において重要なことは、高い時効温度で強度が得られるということである。具体的には、５６０℃以上の時効温度で１２６０ＭＰａ以上の強度が必要である。そのために、Ｍｏ：０.８０〜２.００％，Ｃｕ：２.５０〜３.５０％，Ｎｂ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：１.００〜２.００％とした。

高耐食性および高引張強度を得るためには、特に、Ｃｕ，ＭｏおよびＴｉの複合添加が有効であり、その添加量の和は４.３〜７.５％の範囲が良い。さらに、これら元素の総和を１００とした場合の元素の割合は、Ｃｕ：３５〜６５％，Ｔｉ：１５〜３５％，Ｍｏ：１５〜３５％となるようにすることが望ましい。
（熱処理）
熱処理は、固溶化処理および時効処理が施される。固溶化処理は、固溶化温度９５０〜１０５０℃で保持され強制冷却することが望ましい。時効処理は、時効温度５５０〜600℃で保持され強制冷却することが望ましい。

なお、本実施形態は、均一なマルテンサイト組織とすることが望ましく、それにより高強度，高靭性が得られ、引張強度，疲労強度の低下に寄与する偏析を抑えることで回転体の材料としての特性を満足する。
（動翼製造方法）
本実施形態の動翼の製造方法は、析出硬化状態で加工する方法の他に、溶体化状態で加工・曲がり取りを行い、最後に時効処理する方法も用いることができる。溶体化状態では切削性が良く、加工効率の向上が期待できる。

本実施例で説明する材料として、真空溶解炉にて２０kg溶解し、２５０kgハンマで鍛錬比８の鍛造を行い製作した。形状は幅６０mm×高さ３０mm×長さ９００mmである。

熱処理は、１０３０℃で２時間保持後に強制冷却を施し、その後５３８℃〜５８３℃の所定の温度で４時間保持後に空冷を施した。

表１に試験に用いた試料の化学組成を示す。表１−１には、各元素の組成を示し、表１−２には、Ｃｕ，Ｍｏ，Ｔｉの総含有量及び含有比を示す。

試料の組成は、均一な全焼戻しマルテンサイト組織であり、Ｎo.１〜７に記載した材料は、すべて本発明の本実施例である材料である。

引張試験は平行部直径６mm，平行部長さ３０mmの引張試験片を用いて行った。衝撃試験はＶノッチ試験片を用いて行った。

なお、表１−２に示した内容を図示したものが、図１である。

図１は、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの含有バランスを示した図であり、本発明の実施例としての試料は、Ｃｕ：３５〜６５％（表記載では４３.２〜６１.９％），Ｔｉ：１５〜３５％（表記載では１８.５〜３１.２％）、およびＭｏ：１５〜３５％(表記載では１８.４〜３０.９％)の範囲に記載されている。なお、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉのそれぞれの組成は、Ｍｏ：０.８０〜２.００％（表記載では１.１０〜１.９７％），Ｃｕ：２.５０〜３.５０％(表記載では２.６７〜３.７３)、およびＴｉ：１.００〜２.００％(表記載では１.０４〜１.７７％)であり、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの総和は４.３〜７.５％(表記載では５.０９〜６.３８％）である。

なお、表１に示すように本発明の実施例としての試料は、いずれもδフェライトが確認されなかった。

表２は、表１に示す試料を５６６℃で時効処理したものの、引張強さと衝撃吸収エネルギを示したものである。本発明の実施例としての試料は、時効温度５６６℃で１２９２Ｎ／mm² 以上の強度および３５Ｊ以上の衝撃吸収エネルギを満足した。

図２および図３は、時効温度と引張強さとの関係を、及び、時効温度と衝撃吸収エネルギとの関係を、それぞれ示したものである。

図２および図３から分かるように、本発明の実施例としての試料は、所定の時効温度に対して十分な引張強さと衝撃吸収エネルギとを有する。

なお、表２では、５６６℃の時効温度で処理した試料に関して記載したが、図２及び図３では、５３９℃及び５８０℃の時効温度で処理した試料に関しても合わせて記載した。

５３９℃の時効温度の場合、引張強さは１４５０〜１５００Ｎ／mm² であり、衝撃吸収エネルギは２８〜３５Ｊである。

５８０℃の時効温度の場合、引張強さは１２１０〜１２６０Ｎ／mm² であり、衝撃吸収エネルギは３８〜６２Ｊである。

このように本発明の実施例としての試料は、いずれもマルテンサイト組織の安定性に優れ、高強度・高靭性を有する析出硬化型マルテンサイト鋼であるといえる。

次に、図４及び図５は、本実施形態で示した高強度・高靭性マルテンサイト鋼を用いた低圧タービン動翼を示したものである。図４は、フォークタイプと呼ばれるものであり、図５は、アキシャルタイプと呼ばれるものである。

いずれの場合も、低圧段に使用される蒸気タービンの動翼０は、蒸気を受ける翼部１と根部２とを有する。

また、図６は、低圧の蒸気タービンの構造を示したものである。

蒸気タービンのロータ１０の翼溝に動翼０の根部２が植設される。ロータ１０には、フォークタイプの動翼が形成される場合にはフォークタイプの、アキシャルタイプの動翼が形成される場合にはアキシャルタイプの溝が形成される。

なお、本実施形態においては、動翼０として、表１記載のＮo.１の組成を用いた。

そして、本実施形態では、この動翼０を低圧の蒸気タービンの最終段動翼１１として使用する。

また、製造方法としては、電気炉で３トンの電極を溶解し、エレクトロスラグ再溶解後、各鍛造工程を経て、最後に４３インチ翼型を用いて、型打ち鍛造を行った。

この型打ち翼を１０３０℃で２時間保持後、油冷を行い、次いで５６６℃で４時間保持の時効処理を行った。

この低圧の蒸気タービンの最終段動翼を切断調査した結果、目標特性（引張強さ≧1260Ｎ／mm² ，衝撃吸収エネルギ≧３３Ｊ）を満足すると共に、組織偏析や欠陥が無いことを確認した。

このように、本実施形態で示したマルテンサイト鋼は、健全なマルテンサイト組織を得ることができると共に、低圧蒸気タービンの最終段動翼のように厳しい蒸気条件下および応力条件下において使用しても優れた特性を有し、製造性に優れた蒸気タービンの動翼、特に、低圧段動翼を提供できる。また、合わせて蒸気タービンを提供することもできる。

なお、本実施形態で示したマルテンサイト鋼は、最終段動翼のみに使用されるものではなく、４０インチ以上の翼長を有する高強度・高靭性が必要な蒸気タービンの低圧段の動翼にも使用可能である。

本発明は、火力発電用蒸気タービンに用いられる動翼に利用できる。

Ｃｕ，ＭｏおよびＴｉの含有バランスを示した図。時効温度と引張強さとの関係を示した図。時効温度と衝撃吸収エネルギとの関係を示した図。フォークタイプの蒸気タービン動翼を示した図。アキシャルタイプの蒸気タービン動翼を示した図。低圧の蒸気タービンの構造を示した図。

符号の説明

０蒸気タービン動翼
１翼部
２根部
１０蒸気タービンロータ
１１最終段静翼
１２軸受け

Claims

質量で、Ｃ：０.０５％以下，Ｓｉ：０.１０％以下，Ｍｎ：０.１０％以下，Ｎｉ：８.００〜１０.００％，Ｃｒ：１１.００〜１２.５０％，Ｍｏ：０.８０〜２.００％，Ｃｕ：２.５０〜３.５０％，Ｎｂ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：１.００〜２.００％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下を含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物元素からなることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１に記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼であって、
Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの総和が４.３〜７.５％であり、このときの割合がＣｕ：３５〜６５％，Ｔｉ：１５〜３５％，Ｍｏ：１５〜３５％であることを特徴とする析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼。
請求項１に記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いたことを特徴とする蒸気タービン動翼。
請求項２に記載の析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いたことを特徴とする蒸気タービン動翼。
Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉを含む析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼を用いた蒸気タービン動翼であって、
前記析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼が、質量で、Ｃ：０.０５％以下，Ｓｉ：０.１０％以下，Ｍｎ：０.１０％以下，Ｎｉ：８.００〜１０.００％,Ｃｒ：１１.００〜１２.５０％，Ｍｏ：０.８０〜２.００％，Ｃｕ：２.５０〜３.５０％，Ｎｂ：０.１０〜０.３０％，Ｔｉ：１.００〜２.００％，Ｐ：０.０１％以下，Ｓ：０.０１％以下を含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物元素からなり、
Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの総和が、質量で、４.３〜７.５％であり、Ｍｏ，ＣｕおよびＴｉの割合が、Ｃｕ：３５〜６５％，Ｔｉ：１５〜３５％，Ｍｏ：１５〜３５％であることを特徴とする蒸気タービン動翼。
請求項５に記載の蒸気タービン動翼を低圧段に用いたことを特徴とする蒸気タービン。