JPH0510191B2 - - Google Patents
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- JPH0510191B2 JPH0510191B2 JP59169346A JP16934684A JPH0510191B2 JP H0510191 B2 JPH0510191 B2 JP H0510191B2 JP 59169346 A JP59169346 A JP 59169346A JP 16934684 A JP16934684 A JP 16934684A JP H0510191 B2 JPH0510191 B2 JP H0510191B2
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K9/00—Arc welding or cutting
- B23K9/23—Arc welding or cutting taking account of the properties of the materials to be welded
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
- B23K35/001—Interlayers, transition pieces for metallurgical bonding of workpieces
- B23K35/004—Interlayers, transition pieces for metallurgical bonding of workpieces at least one of the workpieces being of a metal of the iron group
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
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- Plasma & Fusion (AREA)
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
- Arc Welding In General (AREA)
Description
〔発明の利用分野〕
本発明は、温度600〜650℃、圧力300〜350Kg
f/cm2の蒸気を使用する新規な蒸気タービンに関
する。 〔発明の背景〕 蒸気タービンは、従来538℃の主蒸気を使用し、
Cr−Mo−V鋳鋼(CrMoV鋳鋼)又は21/4Cr− Mo−V鋼(21/4CrMoV鋼)によりケーシング 及び主蒸気管を形成していた。しかし、発電プラ
ントの効率向上化の要請により、主蒸気の温度が
例えば600℃以上の高温高圧発電プラントが検討
されている。 第1図は蒸気条件が650℃、352Kg/cm2の蒸気発
電プラントの構造を示す。650℃の主蒸気は主蒸
気管1、伸縮管2を経てブレード3に当つてロー
タシヤフト4を回転させる。その時の内部ケーシ
ング5の温度は650℃であるが、外部ケーシング
6は550℃である。 主蒸気管材1及び内部ケーシング5には高温強
度及び耐酸化性の点からオーステナイト系鋼(例
えばSUS316)が使用される。 一方、外部ケーシング6にはその温度が550℃
と低いためクリープ強度及び経済性を考慮すると
フラエライト系鋼である低合金鋼の適用が有望で
ある。しかし、フエライト系鋼の外部ケーシング
6とオーステナイト系鋼である主蒸気管1を溶接
接合する必要がある。しかしながら、すでに文献
「溶接技術,1973,VOL.21」に述べられている
ごとく、オーステナイト鋼とCr−Mo鋼の溶接に
高温強度の高いオーステナイト系ステンレス溶接
棒を用いて継手溶接を行なうと、Cr−Mo鋼と前
記オーステナイト系ステンレス溶接部の溶接境界
部に脱炭層及び浸炭層が形成する。それら脱炭層
は強度を減じ、浸炭層は延性を著しく損なう。更
に、Cr−Mo鋼は溶接割れ感受性が高いので予熱
及びパス間温度を約150℃以上に高める必要があ
る。しかし、予熱及びパス間温度を高めて、溶接
すると溶接金属の高温延性を低めるために、溶接
部に割れが発生する。 〔発明の目的〕 本発明の目的は、主蒸気温度600〜650℃、圧力
300〜350Kgf/cm2の高温高圧の蒸気の使用を可能
にすることができる蒸気タービンを提供すること
にある。 〔発明の概要〕 第2図は本発明のフエライト系鋼外部ケーシン
グ6とオーステナイト系鋼主蒸気管1の溶接継手
構造を示す。すなわち、本発明の溶接継手構造は
フエライト系鋼外部ケーシング6の垂直な開先面
に特定の組成のオーステナイト鋼又はNi基合金
肉盛溶接部8を有し、更にその肉盛溶接部8とオ
ーステナイト系ステンレス鋼主蒸気管1の間にオ
ーステナイト系ステンレス継手溶接部を有する。 Ni基合金肉盛溶接部8は炭化物を安定化する
ため、フエライト系鋼に溶接してもその溶接境界
部には脱炭層や浸炭層は形成しない。また、溶接
施工における予熱及びパス間温度を高めても溶接
割れが発生し難い。 本発明の溶接継手構造における溶接施工法につ
いて以下に述べる。 最初にフエライト鋼6の開先部にNi基合金溶
接棒を用いて溶接8する。溶接姿勢は下向き溶接
が好しい。肉盛溶接部の厚さは5mm以上が好まし
い。溶接入熱量はできる限り低目が好ましい。予
熱及び溶接パス間温度は100〜250℃が好ましい。 上記溶接後は残留応力の除去及び溶接熱影響部
の靭性向上のために応力除去焼なまし処理を施
す。なお、応力除去焼なまし処理前の溶接部の温
度は100℃以上が好しい。また、応力除去焼なま
し処理前に400℃,30分保持の脱水素処理を施し
てもよい。応力除去焼なまし処理は650〜730℃,
1時間以上保持の条件であることが好しい。 上記応力除去焼なまし処理後は肉盛溶接部8を
機械加工仕上後、継手本溶接9を行う。使用する
溶接金属の化学組成はオーステナイト系であり、
数%のフエライトを含有しているものが好しい。
予熱は施さないことが好しい。溶接パス間温度は
150℃以下が好しい。 Ni基合金は、母材からの希釈のない部分で重
量でC0.08%以下、Si0.8%以下、Mn1〜6%、
Cr12〜22%、Ti0.1〜4.0%、Fe10%以下及び残部
が60%以上のNiからなる。溶接継手部は、重量
でC0.1%以下、Si0.1〜0.5%、Mn0.5〜1.5%、
Ni11〜14%、Cr17〜20%、Mo1.5〜3.5%及び残
部が実質的にFeからなるものが好ましい。 外部ケーシングは、重量でC0.08〜0.16%、
Si1.0%以下、Mn0.5〜1.5%、Ni0.5%以下、
Cr0.8〜1.8%、Mo0.8〜1.5%、V0.1〜0.3%又は
Cu0.4以下、Al0.01%以下、Ti0.001〜0.02%及び
B30ppm以下を含み、残部Feからなる。内部ケー
シング及び主蒸気管は、重量でC0.03〜0.1%、
Si0.6〜1.3%、Mn1〜2%、Ni11〜16%、Cr14〜
20%、Mo2〜3%及び残部Fe、又はこれにTi0.1
〜0.4%、Nb0.05〜0.3%、B20〜100ppm、
Al0.015〜0.06%、Cu0.4%以下の1種以上を含む
ことができる。 更に、本発明の溶接継手構造はフエライト系鋼
外部ケーシング6の溶接開先面にSUS309系肉盛
溶接部8を有し、更にSUS309系肉盛溶接部8と
オーステナイト系ステンレス鋼主蒸気管1の間に
オーステナイト系継手本溶接部を有するものであ
る。 SUS309系肉盛溶接金属8はオーステナイト系
ステンレス溶接棒の中でも、特に炭化物の安定性
に優れているため、フエライト系鋼に溶接しても
その溶接境界部には脱炭素や浸炭層は形成しな
い。 次に本発明の溶接継手構造における溶接施工法
について以下に述べる。 最初にフエライト鋼6の開先にSUS309系溶接
棒を用いて肉盛溶接する。溶接姿勢は下向き溶接
が好ましい。肉盛溶接部の厚さは5mm以上が好ま
しい。溶接入熱量はできる限り低目が好ましい。
予熱及び溶接パス間温度は100〜200℃が好まし
い。上記溶接後は残留応力の除去及び溶接熱影響
部の靭性向上のために応力除去焼なまし処理(以
下SR処理と略す)を施す。なお、SR処理前の溶
接部の温度は100℃以上が好ましい。またSR処理
前に400℃,30分間保持程度の脱水素処理を施し
てもよい。SR処理は630〜700℃,1時間以上保
持の条件であることが好ましい。 上記SR処理後は肉盛溶接部8表面を機械加工
仕上後、継手本溶接9を行う。この溶接に使用す
る溶接金属の化学組成はオーステナイト系であ
る。溶接金属には割れ防止の点から数%のフエラ
イトを含有していることが好ましい。予熱は施さ
ない方が好ましい。溶接パス間温度は150℃以下
が好ましい。 外部ケーシングに形成される肉盛溶接層は、重
量でC0.02〜0.1%、Si0.1%以下、Mn2.5以下、
Ni11〜17%、Cr20〜25%及び残部Feからなるも
の、又はこれにMo2〜3.5%、Nb0.1〜1.0%の1
種以上を含むことができる。本溶接部には若干の
フエライトを含むものが好ましい。 オーステナイト鋼は溶体処理されたもの、フエ
ライト鋼は焼入れ、焼戻しされたものが好まし
い。 〔発明の実施例〕 (実施例 1) 第1表に母材の化学組成(重量%)を示す。溶
接に用いた母材の形状はCr−Mo−V鋳鋼及び
SUS316鋳鋼ともに板厚100mm、幅200mm、長さ
400mmである。
f/cm2の蒸気を使用する新規な蒸気タービンに関
する。 〔発明の背景〕 蒸気タービンは、従来538℃の主蒸気を使用し、
Cr−Mo−V鋳鋼(CrMoV鋳鋼)又は21/4Cr− Mo−V鋼(21/4CrMoV鋼)によりケーシング 及び主蒸気管を形成していた。しかし、発電プラ
ントの効率向上化の要請により、主蒸気の温度が
例えば600℃以上の高温高圧発電プラントが検討
されている。 第1図は蒸気条件が650℃、352Kg/cm2の蒸気発
電プラントの構造を示す。650℃の主蒸気は主蒸
気管1、伸縮管2を経てブレード3に当つてロー
タシヤフト4を回転させる。その時の内部ケーシ
ング5の温度は650℃であるが、外部ケーシング
6は550℃である。 主蒸気管材1及び内部ケーシング5には高温強
度及び耐酸化性の点からオーステナイト系鋼(例
えばSUS316)が使用される。 一方、外部ケーシング6にはその温度が550℃
と低いためクリープ強度及び経済性を考慮すると
フラエライト系鋼である低合金鋼の適用が有望で
ある。しかし、フエライト系鋼の外部ケーシング
6とオーステナイト系鋼である主蒸気管1を溶接
接合する必要がある。しかしながら、すでに文献
「溶接技術,1973,VOL.21」に述べられている
ごとく、オーステナイト鋼とCr−Mo鋼の溶接に
高温強度の高いオーステナイト系ステンレス溶接
棒を用いて継手溶接を行なうと、Cr−Mo鋼と前
記オーステナイト系ステンレス溶接部の溶接境界
部に脱炭層及び浸炭層が形成する。それら脱炭層
は強度を減じ、浸炭層は延性を著しく損なう。更
に、Cr−Mo鋼は溶接割れ感受性が高いので予熱
及びパス間温度を約150℃以上に高める必要があ
る。しかし、予熱及びパス間温度を高めて、溶接
すると溶接金属の高温延性を低めるために、溶接
部に割れが発生する。 〔発明の目的〕 本発明の目的は、主蒸気温度600〜650℃、圧力
300〜350Kgf/cm2の高温高圧の蒸気の使用を可能
にすることができる蒸気タービンを提供すること
にある。 〔発明の概要〕 第2図は本発明のフエライト系鋼外部ケーシン
グ6とオーステナイト系鋼主蒸気管1の溶接継手
構造を示す。すなわち、本発明の溶接継手構造は
フエライト系鋼外部ケーシング6の垂直な開先面
に特定の組成のオーステナイト鋼又はNi基合金
肉盛溶接部8を有し、更にその肉盛溶接部8とオ
ーステナイト系ステンレス鋼主蒸気管1の間にオ
ーステナイト系ステンレス継手溶接部を有する。 Ni基合金肉盛溶接部8は炭化物を安定化する
ため、フエライト系鋼に溶接してもその溶接境界
部には脱炭層や浸炭層は形成しない。また、溶接
施工における予熱及びパス間温度を高めても溶接
割れが発生し難い。 本発明の溶接継手構造における溶接施工法につ
いて以下に述べる。 最初にフエライト鋼6の開先部にNi基合金溶
接棒を用いて溶接8する。溶接姿勢は下向き溶接
が好しい。肉盛溶接部の厚さは5mm以上が好まし
い。溶接入熱量はできる限り低目が好ましい。予
熱及び溶接パス間温度は100〜250℃が好ましい。 上記溶接後は残留応力の除去及び溶接熱影響部
の靭性向上のために応力除去焼なまし処理を施
す。なお、応力除去焼なまし処理前の溶接部の温
度は100℃以上が好しい。また、応力除去焼なま
し処理前に400℃,30分保持の脱水素処理を施し
てもよい。応力除去焼なまし処理は650〜730℃,
1時間以上保持の条件であることが好しい。 上記応力除去焼なまし処理後は肉盛溶接部8を
機械加工仕上後、継手本溶接9を行う。使用する
溶接金属の化学組成はオーステナイト系であり、
数%のフエライトを含有しているものが好しい。
予熱は施さないことが好しい。溶接パス間温度は
150℃以下が好しい。 Ni基合金は、母材からの希釈のない部分で重
量でC0.08%以下、Si0.8%以下、Mn1〜6%、
Cr12〜22%、Ti0.1〜4.0%、Fe10%以下及び残部
が60%以上のNiからなる。溶接継手部は、重量
でC0.1%以下、Si0.1〜0.5%、Mn0.5〜1.5%、
Ni11〜14%、Cr17〜20%、Mo1.5〜3.5%及び残
部が実質的にFeからなるものが好ましい。 外部ケーシングは、重量でC0.08〜0.16%、
Si1.0%以下、Mn0.5〜1.5%、Ni0.5%以下、
Cr0.8〜1.8%、Mo0.8〜1.5%、V0.1〜0.3%又は
Cu0.4以下、Al0.01%以下、Ti0.001〜0.02%及び
B30ppm以下を含み、残部Feからなる。内部ケー
シング及び主蒸気管は、重量でC0.03〜0.1%、
Si0.6〜1.3%、Mn1〜2%、Ni11〜16%、Cr14〜
20%、Mo2〜3%及び残部Fe、又はこれにTi0.1
〜0.4%、Nb0.05〜0.3%、B20〜100ppm、
Al0.015〜0.06%、Cu0.4%以下の1種以上を含む
ことができる。 更に、本発明の溶接継手構造はフエライト系鋼
外部ケーシング6の溶接開先面にSUS309系肉盛
溶接部8を有し、更にSUS309系肉盛溶接部8と
オーステナイト系ステンレス鋼主蒸気管1の間に
オーステナイト系継手本溶接部を有するものであ
る。 SUS309系肉盛溶接金属8はオーステナイト系
ステンレス溶接棒の中でも、特に炭化物の安定性
に優れているため、フエライト系鋼に溶接しても
その溶接境界部には脱炭素や浸炭層は形成しな
い。 次に本発明の溶接継手構造における溶接施工法
について以下に述べる。 最初にフエライト鋼6の開先にSUS309系溶接
棒を用いて肉盛溶接する。溶接姿勢は下向き溶接
が好ましい。肉盛溶接部の厚さは5mm以上が好ま
しい。溶接入熱量はできる限り低目が好ましい。
予熱及び溶接パス間温度は100〜200℃が好まし
い。上記溶接後は残留応力の除去及び溶接熱影響
部の靭性向上のために応力除去焼なまし処理(以
下SR処理と略す)を施す。なお、SR処理前の溶
接部の温度は100℃以上が好ましい。またSR処理
前に400℃,30分間保持程度の脱水素処理を施し
てもよい。SR処理は630〜700℃,1時間以上保
持の条件であることが好ましい。 上記SR処理後は肉盛溶接部8表面を機械加工
仕上後、継手本溶接9を行う。この溶接に使用す
る溶接金属の化学組成はオーステナイト系であ
る。溶接金属には割れ防止の点から数%のフエラ
イトを含有していることが好ましい。予熱は施さ
ない方が好ましい。溶接パス間温度は150℃以下
が好ましい。 外部ケーシングに形成される肉盛溶接層は、重
量でC0.02〜0.1%、Si0.1%以下、Mn2.5以下、
Ni11〜17%、Cr20〜25%及び残部Feからなるも
の、又はこれにMo2〜3.5%、Nb0.1〜1.0%の1
種以上を含むことができる。本溶接部には若干の
フエライトを含むものが好ましい。 オーステナイト鋼は溶体処理されたもの、フエ
ライト鋼は焼入れ、焼戻しされたものが好まし
い。 〔発明の実施例〕 (実施例 1) 第1表に母材の化学組成(重量%)を示す。溶
接に用いた母材の形状はCr−Mo−V鋳鋼及び
SUS316鋳鋼ともに板厚100mm、幅200mm、長さ
400mmである。
【表】
溶接開先形状は第2図にその概略を示すが、
Cr−Mo−V鋳鋼は垂直形状で、それに相対する
SUS316鋳鋼は20゜とするレ型開先とした。 溶接は最初にCr−Mo−V鋳鋼溶接開先に肉盛
溶接8を行つた。肉盛溶接に適用した溶接棒は第
2表(重量%)に示す市販のインコネル系溶接棒
(規格:AWS ER NiCrFe−6相当)を用いた。
肉盛厚さは15mmである。溶接施工条件は予熱温度
150℃、パス間温度125〜170℃、応力除去焼なま
し開始温度125℃、その後680〜710℃、10時間保
持の応用除去焼なまし処理の条件で実施した。 次に継手溶接9を行つた。継手溶接に適用した
溶接棒は市販のSUS316系溶接棒(規格:AWS
E316L−16相当)を用いた。パス間温度は120℃
以下である。
Cr−Mo−V鋳鋼は垂直形状で、それに相対する
SUS316鋳鋼は20゜とするレ型開先とした。 溶接は最初にCr−Mo−V鋳鋼溶接開先に肉盛
溶接8を行つた。肉盛溶接に適用した溶接棒は第
2表(重量%)に示す市販のインコネル系溶接棒
(規格:AWS ER NiCrFe−6相当)を用いた。
肉盛厚さは15mmである。溶接施工条件は予熱温度
150℃、パス間温度125〜170℃、応力除去焼なま
し開始温度125℃、その後680〜710℃、10時間保
持の応用除去焼なまし処理の条件で実施した。 次に継手溶接9を行つた。継手溶接に適用した
溶接棒は市販のSUS316系溶接棒(規格:AWS
E316L−16相当)を用いた。パス間温度は120℃
以下である。
【表】
前述の異種金属溶接継手試験片を用いて、継手
溶接部のクリープ破断試験を実施した。試験片の
形状は全長600mm、平行部の長さ400mm、厚さ15mm
である。平行部には2ケ所の異材溶接継手部が含
まれている。 クリープ破断試験の結果、破断位置は全て
CrMoV鋼母材であつた。550℃,10万時間クリー
プ破断応力は10.5Kg/mm2であつた。実機の
CrMoV鋼の溶接継手付近の温度は550℃であり、
その所の設計クリープ破断応力は550℃,10万時
で10Kg/mm2である。本結果は設計応力を満足して
いる。 次に異材溶接継手部の溶接欠陥を検査するため
に、異材溶接継手部の横断面の30個所から顕微鏡
用試験片を採取し、欠陥の有無を光学顕微鏡400
倍を用いて観察した。その結果いずれの試験片に
も溶接割れは認められなかつた。 以上の結果、本発明の異材溶接構造及び接合方
法はSUS316主蒸気管材とCrMoV鋼外部ケーシ
ングの溶接に適していることが明らかである。ま
た、本発明によれば蒸気タービンの作動源として
温度600〜650℃、圧力352Kg/cm2の高温・高圧が
可能となる。 (実施例 3) 第2表は使用した供試材の化学組成(重量%)
を示す。供試材の大きさは実施例1と同じであ
る。 溶接開先形状は第2図にその概略を示すが、
Cr−Mo−V鋳鋼は垂直形状で、それに相対する
SUS316鋳鋼は20゜とした。 溶接は最初にCr−Mo−V鋳鋼溶接開先に肉盛
溶接8を行つた。肉盛溶接に適用した溶接棒は第
3表(重量%)に示す市販のSUS309溶接棒(規
格:E309L−16相当)を用いた。肉盛厚さは15mm
である。第3図にその溶接施工条件を示す。予熱
温度150℃、パス間温度125〜170℃、応力除去焼
なまし開始温度125℃、その後630〜650℃,5時
間保持の応力除去焼なまし処理を施した。 次に継手溶接9を行つた。継手溶接に適用した
溶接棒は市販のSUS316系溶接棒(規格:AWS
E316L−16相当)を用いた。パス間温度は120℃
以下である。
溶接部のクリープ破断試験を実施した。試験片の
形状は全長600mm、平行部の長さ400mm、厚さ15mm
である。平行部には2ケ所の異材溶接継手部が含
まれている。 クリープ破断試験の結果、破断位置は全て
CrMoV鋼母材であつた。550℃,10万時間クリー
プ破断応力は10.5Kg/mm2であつた。実機の
CrMoV鋼の溶接継手付近の温度は550℃であり、
その所の設計クリープ破断応力は550℃,10万時
で10Kg/mm2である。本結果は設計応力を満足して
いる。 次に異材溶接継手部の溶接欠陥を検査するため
に、異材溶接継手部の横断面の30個所から顕微鏡
用試験片を採取し、欠陥の有無を光学顕微鏡400
倍を用いて観察した。その結果いずれの試験片に
も溶接割れは認められなかつた。 以上の結果、本発明の異材溶接構造及び接合方
法はSUS316主蒸気管材とCrMoV鋼外部ケーシ
ングの溶接に適していることが明らかである。ま
た、本発明によれば蒸気タービンの作動源として
温度600〜650℃、圧力352Kg/cm2の高温・高圧が
可能となる。 (実施例 3) 第2表は使用した供試材の化学組成(重量%)
を示す。供試材の大きさは実施例1と同じであ
る。 溶接開先形状は第2図にその概略を示すが、
Cr−Mo−V鋳鋼は垂直形状で、それに相対する
SUS316鋳鋼は20゜とした。 溶接は最初にCr−Mo−V鋳鋼溶接開先に肉盛
溶接8を行つた。肉盛溶接に適用した溶接棒は第
3表(重量%)に示す市販のSUS309溶接棒(規
格:E309L−16相当)を用いた。肉盛厚さは15mm
である。第3図にその溶接施工条件を示す。予熱
温度150℃、パス間温度125〜170℃、応力除去焼
なまし開始温度125℃、その後630〜650℃,5時
間保持の応力除去焼なまし処理を施した。 次に継手溶接9を行つた。継手溶接に適用した
溶接棒は市販のSUS316系溶接棒(規格:AWS
E316L−16相当)を用いた。パス間温度は120℃
以下である。
本発明によれば、溶接割れが発生せず、蒸気温
度600〜650℃、圧力300〜352Kg/cm2の高温高圧下
にされされる蒸気タービンにおいて溶接部の組織
が安定で強度が高いすぐれた効果が発揮される。
度600〜650℃、圧力300〜352Kg/cm2の高温高圧下
にされされる蒸気タービンにおいて溶接部の組織
が安定で強度が高いすぐれた効果が発揮される。
第1図は蒸気温度600〜650℃、圧力300〜350
Kg/cm2用蒸気タービンの断面図、第2図は本発明
の継手溶接構造、第3図は溶接及び溶接後のSR
処理温度と時間との関係を示す線図である。 1…主蒸気管、3…動翼、4…ロータシヤフ
ト、5…内部ケーシング、6…外部ケーシング、
7…溶接継手部、8…肉盛溶接層、9…本溶接
部。
Kg/cm2用蒸気タービンの断面図、第2図は本発明
の継手溶接構造、第3図は溶接及び溶接後のSR
処理温度と時間との関係を示す線図である。 1…主蒸気管、3…動翼、4…ロータシヤフ
ト、5…内部ケーシング、6…外部ケーシング、
7…溶接継手部、8…肉盛溶接層、9…本溶接
部。
Claims (1)
- 1 複数の動翼が植設されているロータと、該ロ
ータを被い且つ回転自在に支持し静翼が植設され
ている内部ケーシングと、該内部ケーシングを被
う外部ケーシングと、該外部ケーシングに接続さ
れ温度600〜650℃の蒸気を導入する主蒸気管とを
備えた蒸気タービンにおいて、前記内部ケーシン
グ及び主蒸気管は重量でC0.03〜0.1%,Si0.6〜
1.3%,Mu1〜2%,Ni11〜16%,Cr14〜20%,
Mo2〜3%及び残部Feであるオーステナイト鋳
鋼よりなり、前記外部ケーシングは重量でC0.08
〜0.16%,Si1%以下,Mu0.5〜1.5%,Ni0.5%以
下,Cr0.8〜1.8%,Mo0.8〜1.5%,V0.1〜0.3%
及び残部FeであるCr−Mo−V鋳鋼からなり、前
記主蒸気管側が傾斜した開先及び外部ケーシング
側が垂直の開先であるレ型開先を有し、該開先面
の前記外部ケーシング側に重量でC0.02〜0.1%,
Si0.1%以下,Mn2.5%以下,Ni11〜17%,Cr20
〜25%及び残部Fe又は重量でC0.08%以下,Si0.8
%以下,Mn1〜6%,Cr12〜22%,Ti0.1〜4.0
%,Fe10%以下及び残部が60%以上のNiである
溶接材によつて肉盛溶接層が設けられ、該肉盛溶
接層を応力除去焼なまし処理した後前記主蒸気管
に重量で0.1%以下,Si0.1〜0.5%,Mu0.5〜1.5
%,Ni11〜14%,Cr17〜20%,Mo1.5〜3.5%及
び残部Feである溶接材によつて突合せ溶接が行
なわれることを特徴とする蒸気タービン。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP59169346A JPS6149788A (ja) | 1984-08-15 | 1984-08-15 | 蒸気タ−ビン |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP59169346A JPS6149788A (ja) | 1984-08-15 | 1984-08-15 | 蒸気タ−ビン |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS6149788A JPS6149788A (ja) | 1986-03-11 |
JPH0510191B2 true JPH0510191B2 (ja) | 1993-02-09 |
Family
ID=15884857
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP59169346A Granted JPS6149788A (ja) | 1984-08-15 | 1984-08-15 | 蒸気タ−ビン |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS6149788A (ja) |
Families Citing this family (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
GB2344549A (en) * | 1998-12-02 | 2000-06-14 | Siemens Plc | Welding method for two different types of steel |
JP5433302B2 (ja) * | 2009-05-21 | 2014-03-05 | 三菱重工業株式会社 | 溶接材料の選定方法及び発電用プラント |
JP4934738B2 (ja) * | 2010-05-20 | 2012-05-16 | 株式会社日立製作所 | 高温蒸気タービンプラント |
WO2015129612A1 (ja) * | 2014-02-28 | 2015-09-03 | 三菱重工業株式会社 | 可動壁部材および溶接方法 |
JP7106440B2 (ja) * | 2018-12-17 | 2022-07-26 | 東芝エネルギーシステムズ株式会社 | タービン車室の製造方法 |
Citations (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS49103945A (ja) * | 1973-02-03 | 1974-10-02 | ||
JPS54102261A (en) * | 1978-01-31 | 1979-08-11 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Welding method for preventing stress-corrosion-cracking |
JPS56160882A (en) * | 1980-05-14 | 1981-12-10 | Hitachi Ltd | Butt welding for different material joint of piping |
-
1984
- 1984-08-15 JP JP59169346A patent/JPS6149788A/ja active Granted
Patent Citations (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS49103945A (ja) * | 1973-02-03 | 1974-10-02 | ||
JPS54102261A (en) * | 1978-01-31 | 1979-08-11 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Welding method for preventing stress-corrosion-cracking |
JPS56160882A (en) * | 1980-05-14 | 1981-12-10 | Hitachi Ltd | Butt welding for different material joint of piping |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPS6149788A (ja) | 1986-03-11 |
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