JPS6142492A - 蒸気タ−ビン主蒸気管とケ−シングとの溶接構造 - Google Patents
蒸気タ−ビン主蒸気管とケ−シングとの溶接構造Info
- Publication number
- JPS6142492A JPS6142492A JP16023984A JP16023984A JPS6142492A JP S6142492 A JPS6142492 A JP S6142492A JP 16023984 A JP16023984 A JP 16023984A JP 16023984 A JP16023984 A JP 16023984A JP S6142492 A JPS6142492 A JP S6142492A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- welding
- steel
- casing
- nickel
- based alloy
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
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
- B23K9/232—Arc welding or cutting taking account of the properties of the materials to be welded of different metals
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Plasma & Fusion (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
- Arc Welding In General (AREA)
- Butt Welding And Welding Of Specific Article (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
本発明は、温度600〜650℃、圧力300〜352
Kpf/cニーの蒸気を使用する蒸気タービンにおいて
その主蒸気管とケーシングとの接合構造に関する。
Kpf/cニーの蒸気を使用する蒸気タービンにおいて
その主蒸気管とケーシングとの接合構造に関する。
蒸気タービンは、従来538℃の主蒸気を使用Cr−M
O−V鋼(2’ CrMoV鋼)によりケーンング及び
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。
O−V鋼(2’ CrMoV鋼)によりケーンング及び
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℃、 352 Kp/crI
の蒸気発電プラントの簡単な構造を示す。650℃の主
蒸気は主蒸気管1、伸縮管2を経てブレード3に当って
ロータ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。
の蒸気発電プラントの簡単な構造を示す。650℃の主
蒸気は主蒸気管1、伸縮管2を経てブレード3に当って
ロータ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5US31
.6)が使用される。一方、外部ケーシング材6には当
初は主蒸気管1と同種のオーステナイト系鋼が適用され
、その溶接7にはオーステナイト系溶接棒による溶接が
考えられていた。
酸化性の点からオーステナイト系鋼(例えば5US31
.6)が使用される。一方、外部ケーシング材6には当
初は主蒸気管1と同種のオーステナイト系鋼が適用され
、その溶接7にはオーステナイト系溶接棒による溶接が
考えられていた。
しかし、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ェライ
ト系鋼である低合金鋼の適用が有望である。すなわち、
外部ケーシング6としてフェライト系鋼をもって構成し
、主蒸気管1をオーステナイト系鋼によって構成するの
が最適である。
いため、クリープ強度及び経済性を考慮するとフェライ
ト系鋼である低合金鋼の適用が有望である。すなわち、
外部ケーシング6としてフェライト系鋼をもって構成し
、主蒸気管1をオーステナイト系鋼によって構成するの
が最適である。
従ってフェ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。
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、Vo
L21 Jに述べられているごとく、オーステナイト系
鋼は、一般に低合金鋼に比べ熱膨張係数が1.5倍はど
高い。そのため低合金鋼の外部ケーシングとオーステナ
イト系鋼の主蒸気管とを溶接接合するときは、熱膨張係
結の相違による溶接割れや、含有炭素量の相違に基づく
脱炭、浸炭等の欠陥を生じやすい欠点がある。特に、低
合金鋼の熱的影響部は、靭性回復のため残留応力除去焼
なまし操作をすると、低合金鋼側溶接境界部に浸炭層甘
だは脱炭層が形成し、延性を著しく損う恐れがある。
L21 Jに述べられているごとく、オーステナイト系
鋼は、一般に低合金鋼に比べ熱膨張係数が1.5倍はど
高い。そのため低合金鋼の外部ケーシングとオーステナ
イト系鋼の主蒸気管とを溶接接合するときは、熱膨張係
結の相違による溶接割れや、含有炭素量の相違に基づく
脱炭、浸炭等の欠陥を生じやすい欠点がある。特に、低
合金鋼の熱的影響部は、靭性回復のため残留応力除去焼
なまし操作をすると、低合金鋼側溶接境界部に浸炭層甘
だは脱炭層が形成し、延性を著しく損う恐れがある。
本発明の目的は、前記従来技術の欠点を解消するために
なされたもので、主蒸気温度600〜650℃、圧力3
00〜352Kvf/cd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主蒸気管とケーシン
グとの溶接構造を提供することにある。
なされたもので、主蒸気温度600〜650℃、圧力3
00〜352Kvf/cd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主蒸気管とケーシン
グとの溶接構造を提供することにある。
第2図は本発明のフェ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、オーステナイト系鋼主蒸気管1とフェライト系
鋼外部ケーシング6との間に高温強度の高いニッケル基
合金部材8を介しである。
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、オーステナイト系鋼主蒸気管1とフェライト系
鋼外部ケーシング6との間に高温強度の高いニッケル基
合金部材8を介しである。
オーステナイト鋼とフェライト鋼を直接溶接した場合に
は前者の熱膨張係数が後者よりも約1.5倍高く、熱膨
張係数の差によって高い応力が発生し、溶接割れが発生
する恐れがある。それに対してニッケル基台金8の熱膨
張係数は前記2鋼徨の中間位いである。ニッケル基台金
8を第2図のととくオーステナイト系鋼主蒸気管材1と
フェライト系鋼6との間に介することによって熱応力が
軽減されるため、実機の作用応力が軽減される。
は前者の熱膨張係数が後者よりも約1.5倍高く、熱膨
張係数の差によって高い応力が発生し、溶接割れが発生
する恐れがある。それに対してニッケル基台金8の熱膨
張係数は前記2鋼徨の中間位いである。ニッケル基台金
8を第2図のととくオーステナイト系鋼主蒸気管材1と
フェライト系鋼6との間に介することによって熱応力が
軽減されるため、実機の作用応力が軽減される。
しかしながら、フェライト系鋼6とニッケル基台金8を
オーステナイト系溶接棒で溶接した場合には溶接施工の
高温熱処理(応力除去焼なまし処理)によってフェライ
ト系鋼とオーステナイト系溶接部の境界に炭素の移行現
象に伴なう、脱炭層及び浸炭層が形成される。脱炭層は
クリープ破断強度が著しく低く、また、浸炭層は延性が
著しく低い。したがって、このような炭素移行領域を溶
接部に形成させることは、機器の信頼性を著しく低める
。
オーステナイト系溶接棒で溶接した場合には溶接施工の
高温熱処理(応力除去焼なまし処理)によってフェライ
ト系鋼とオーステナイト系溶接部の境界に炭素の移行現
象に伴なう、脱炭層及び浸炭層が形成される。脱炭層は
クリープ破断強度が著しく低く、また、浸炭層は延性が
著しく低い。したがって、このような炭素移行領域を溶
接部に形成させることは、機器の信頼性を著しく低める
。
第3図は本発明のフェライト系鋼6とNi基合金部材8
の溶接継手の詳細を示す。本発明においてはフェライト
系鋼6側開先部にニッケル基合金系の溶接肉盛部材9が
施されており、更に上記ニッケル基合金系溶接肉盛部材
9とニッケル基合金部材8をニッケル基合金系溶接部材
10によって溶接接合される。
の溶接継手の詳細を示す。本発明においてはフェライト
系鋼6側開先部にニッケル基合金系の溶接肉盛部材9が
施されており、更に上記ニッケル基合金系溶接肉盛部材
9とニッケル基合金部材8をニッケル基合金系溶接部材
10によって溶接接合される。
前記ニッケル基合金溶接肉盛部材9は炭素の安定性に対
して優れており、フェライト系鋼6に溶接しても炭素の
移行現象に伴なう脱炭及び浸炭領域の形成は々い。
して優れており、フェライト系鋼6に溶接しても炭素の
移行現象に伴なう脱炭及び浸炭領域の形成は々い。
本発明のフェライト系鋼6へのニッケル基合金の肉盛溶
接に対してはフェライト系鋼溶接熱影響部の割れ防止の
点から予熱することが好しい。予熱温度は80℃以上が
好しい。また、パス間温度も80℃以上に保つことが好
しい。また、溶接後は650℃以上での応力除去焼なま
しすることが好しい。ニッケル基合金系溶接肉盛部9の
厚さは次に行うニック基合金部材10との溶接の際にそ
の溶接熱影響がフェライト系鋼6に伝わらぬ程度の厚さ
にすることが好しい。
接に対してはフェライト系鋼溶接熱影響部の割れ防止の
点から予熱することが好しい。予熱温度は80℃以上が
好しい。また、パス間温度も80℃以上に保つことが好
しい。また、溶接後は650℃以上での応力除去焼なま
しすることが好しい。ニッケル基合金系溶接肉盛部9の
厚さは次に行うニック基合金部材10との溶接の際にそ
の溶接熱影響がフェライト系鋼6に伝わらぬ程度の厚さ
にすることが好しい。
次に上記ニッケル基合金系肉盛溶接10の後に行なわれ
るニッケル基合金部材1との継手溶接方法について述べ
る。
るニッケル基合金部材1との継手溶接方法について述べ
る。
本発明ではフェライト系鋼6の肉盛溶接9の後に、Ni
基合金部材8との継手溶接にニッケル基合金系の溶接棒
を用いて溶接10を行う。溶接入熱量は溶接部の割れ防
止の点からでき限り低目でなければならない。なお、ニ
ッケル基合金部材8にニッケル基合金溶接棒を用いて溶
接を行なうと、溶接金属が完全オーステナイト組織とな
り、溶接条件によっては溶接金属に高温割れが発生する
ことも考えられる。それに対して本発明では高温割れ防
止のために、溶接入熱量を低めることによって対処でき
る。更に溶接金属に数多のフェライトを含有するオース
テナイト系溶接棒(たとえばSUS系309溶接棒)を
用いて肉盛溶接を行ってもよい。肉盛溶接に対しては予
熱をせず、また、バス間温度は150℃以下にすること
が好しい。
基合金部材8との継手溶接にニッケル基合金系の溶接棒
を用いて溶接10を行う。溶接入熱量は溶接部の割れ防
止の点からでき限り低目でなければならない。なお、ニ
ッケル基合金部材8にニッケル基合金溶接棒を用いて溶
接を行なうと、溶接金属が完全オーステナイト組織とな
り、溶接条件によっては溶接金属に高温割れが発生する
ことも考えられる。それに対して本発明では高温割れ防
止のために、溶接入熱量を低めることによって対処でき
る。更に溶接金属に数多のフェライトを含有するオース
テナイト系溶接棒(たとえばSUS系309溶接棒)を
用いて肉盛溶接を行ってもよい。肉盛溶接に対しては予
熱をせず、また、バス間温度は150℃以下にすること
が好しい。
本発明では以上のフェライト系$6とニッケル基合金部
材8との溶接後はニッケル基合金部材8とオーステナイ
ト系鋼1の溶接11を行う。溶接にはオーステナイト系
溶接棒(例えばS U 8309系)を用いて溶接する
。溶接施工法は予熱せずに、バス間温度150℃以下で
溶接することが好しい。
材8との溶接後はニッケル基合金部材8とオーステナイ
ト系鋼1の溶接11を行う。溶接にはオーステナイト系
溶接棒(例えばS U 8309系)を用いて溶接する
。溶接施工法は予熱せずに、バス間温度150℃以下で
溶接することが好しい。
次に本発明の実施例を述べる。
被試験体は外径500φ、内径450φ、厚さ50調の
パイプ状に加工して、溶接実験に用いた。
パイプ状に加工して、溶接実験に用いた。
パイプの長さはニッケル基合金が100mm、CrMo
V鋼及び5US316鋼が300mmである。
V鋼及び5US316鋼が300mmである。
溶接開先形状は第2図にその概略を示すが、CrMoV
鋼は垂直形状で、それに相対するインコネル基合金は2
0°とし、その反対側(S U 5316と相対する側
)は垂直及びSUS 316は20°である。
鋼は垂直形状で、それに相対するインコネル基合金は2
0°とし、その反対側(S U 5316と相対する側
)は垂直及びSUS 316は20°である。
CrMoV鋼及びそれに相対するインコネル基合金の溶
接開先に継手溶接前に9肉盛溶接を行った。
接開先に継手溶接前に9肉盛溶接を行った。
CrMoV鋼の肉盛溶接9には市販のインコネル系溶接
棒(規格:AWS ERNiCrFe−6相当)を用い
た肉盛厚さは15調である。第4図にその溶接施工条件
を示す。予熱温度150℃、バス間温度125〜150
℃、511(、開始温度125℃、その後690℃8時
間保持のSR処理を施した。
棒(規格:AWS ERNiCrFe−6相当)を用い
た肉盛厚さは15調である。第4図にその溶接施工条件
を示す。予熱温度150℃、バス間温度125〜150
℃、511(、開始温度125℃、その後690℃8時
間保持のSR処理を施した。
次に継手溶接10を行った。CrMoV鋼とインコネル
625の溶接には市販の高Ni植機アーク溶接棒(規格
:AWS ENiCrMo−3相当)を用いた。予熱は
80℃とし、バス間温度は80〜120℃とした。また
、一方のインコネル625と5US316の溶接は市販
のSUS 316系溶接棒(規格:AWS E316
L−16相当)を用い、パス間温度120℃以下で溶接
した。
625の溶接には市販の高Ni植機アーク溶接棒(規格
:AWS ENiCrMo−3相当)を用いた。予熱は
80℃とし、バス間温度は80〜120℃とした。また
、一方のインコネル625と5US316の溶接は市販
のSUS 316系溶接棒(規格:AWS E316
L−16相当)を用い、パス間温度120℃以下で溶接
した。
上記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だ。試験片の形状は全長60
0++IIn、平行部の長さ400■、厚さ15+m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。
クリープ破断試験を実施しだ。試験片の形状は全長60
0++IIn、平行部の長さ400■、厚さ15+m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CrM o
V鋼母材であった。550℃、10万時間クリープ破断
応力は12.5Kf/−であった。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℃、10万時で約109/−
である。本結果は設計応力を満足している。
V鋼母材であった。550℃、10万時間クリープ破断
応力は12.5Kf/−であった。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℃、10万時で約109/−
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
かった。
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
かった。
以上の結果、本発明の異材溶接構造及び接合方法はSU
S 316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。
S 316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
6”00〜650℃、圧力352Kf/crAの高温・
高圧化の主蒸気を使用することができる。
6”00〜650℃、圧力352Kf/crAの高温・
高圧化の主蒸気を使用することができる。
第1図は蒸気条件600〜650℃、300〜352に
9/crl用蒸気発電プラントの説明図、第2及び第3
図は本発明の一実施例の継手溶接構造の断面図、第4図
は本発明の一実施例の熱処理状態の説明図である。 6・・・フェライト系鋼、8・・・ニッケル基合金部材
、9・・・肉盛部材。
9/crl用蒸気発電プラントの説明図、第2及び第3
図は本発明の一実施例の継手溶接構造の断面図、第4図
は本発明の一実施例の熱処理状態の説明図である。 6・・・フェライト系鋼、8・・・ニッケル基合金部材
、9・・・肉盛部材。
Claims (1)
- 1、複数の動翼が植設されるロータと、このロータを回
転自在に支持しているケーシングと、このケーシングに
接合した主蒸気管とからなる蒸気タービンにおいて、前
記主蒸気管をオーステナイト系鋼により形成し、前記ケ
ーシングを静翼を設けた内部ケーシングとこの内部ケー
シングを内設しているフェライト系鋼により形成された
外部ケーシングとにより構成し、前記オーステナイト鋼
系主蒸気管とフェライト鋼系外部ケーシングとの間にニ
ッケル基合金部材を介在させる溶接継手構造において、
フェライト鋼系溶接開先部にニッケル基合金溶接部材を
施し、そのニッケル基合金溶接部材とニッケル基合金部
材との間にNi基合金溶接部材を有し、更にもう一方の
溶接継手のニッケル基合金部材とオーステナイト鋼系部
材との間にオーステナイト系溶接部材を有することを特
徴とする蒸気タービン主蒸気管とケーシングとの溶接構
造。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP16023984A JPS6142492A (ja) | 1984-08-01 | 1984-08-01 | 蒸気タ−ビン主蒸気管とケ−シングとの溶接構造 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP16023984A JPS6142492A (ja) | 1984-08-01 | 1984-08-01 | 蒸気タ−ビン主蒸気管とケ−シングとの溶接構造 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS6142492A true JPS6142492A (ja) | 1986-02-28 |
Family
ID=15710708
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP16023984A Pending JPS6142492A (ja) | 1984-08-01 | 1984-08-01 | 蒸気タ−ビン主蒸気管とケ−シングとの溶接構造 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS6142492A (ja) |
Cited By (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
KR100330520B1 (ko) * | 1998-06-09 | 2002-03-28 | 마스다 노부유키 | 증기 터빈의 상이한 재료의 용접 로터 |
JP2005121023A (ja) * | 2003-10-14 | 2005-05-12 | Alstom Technology Ltd | 熱的な機械に用いられる溶接されたロータならびにこのようなロータを製作するための方法 |
JP2008080347A (ja) * | 2006-09-26 | 2008-04-10 | Babcock Hitachi Kk | 管溶接構造体及び管溶接方法ならびに管溶接構造体を備えたボイラ装置 |
CN101992356A (zh) * | 2009-08-25 | 2011-03-30 | 阿尔斯托姆科技有限公司 | 连接的涡轮转子构件及其方法 |
-
1984
- 1984-08-01 JP JP16023984A patent/JPS6142492A/ja active Pending
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
KR100330520B1 (ko) * | 1998-06-09 | 2002-03-28 | 마스다 노부유키 | 증기 터빈의 상이한 재료의 용접 로터 |
JP2005121023A (ja) * | 2003-10-14 | 2005-05-12 | Alstom Technology Ltd | 熱的な機械に用いられる溶接されたロータならびにこのようなロータを製作するための方法 |
US7168916B2 (en) * | 2003-10-14 | 2007-01-30 | Alstom Technology Ltd. | Welded rotor for a thermal machine, and process for producing a rotor of this type |
JP2008080347A (ja) * | 2006-09-26 | 2008-04-10 | Babcock Hitachi Kk | 管溶接構造体及び管溶接方法ならびに管溶接構造体を備えたボイラ装置 |
CN101992356A (zh) * | 2009-08-25 | 2011-03-30 | 阿尔斯托姆科技有限公司 | 连接的涡轮转子构件及其方法 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
US7591410B2 (en) | Methods for extending the life of alloy steel welded joints by elimination and reduction of the HAZ | |
US5118028A (en) | Diffusion bonding method for corrosion-resistant materials | |
US6753504B2 (en) | Method for welding together two parts which are exposed to different temperatures, and turbomachine produced using a method of this type | |
RU2196671C2 (ru) | Способ ремонта изделия из легированной стали посредством сварки | |
Zhang et al. | Creep rupture properties of dissimilar metal weld between Inconel 617B and modified 9% Cr martensitic steel | |
US7168916B2 (en) | Welded rotor for a thermal machine, and process for producing a rotor of this type | |
JP2008093668A (ja) | 蒸気タービン溶接ロータ | |
Sorrentino | Welding technologies for ultra-supercritical power plant materials | |
US11738404B2 (en) | Method to eliminate dissimilar metal welds | |
JPH11320097A (ja) | 高Crフェライト鋼の溶接継手構造 | |
Lundin et al. | Report No. 1: Effect of carbon migration in Cr-Mo weldments on metallurgical structure and mechanical properties | |
JP2002001539A (ja) | 異材溶接方法 | |
Gauzzi et al. | Microstructural transformations in austenitic-ferritic transition joints | |
JPS6142492A (ja) | 蒸気タ−ビン主蒸気管とケ−シングとの溶接構造 | |
Shige et al. | Development of large-capacity, highly efficient welded rotor for steam turbines | |
Maruyama | Arc welding technology for dissimilar joints | |
JPH0724938B2 (ja) | 高温高圧蒸気タ−ビン及び溶接方法 | |
JPH0510191B2 (ja) | ||
JP2018086676A (ja) | ステンレス鋼母材/ニッケル基合金母材の異材溶接継手の製造方法 | |
JPS6142493A (ja) | 蒸気タ−ビン主蒸気管とケ−シングとの溶接構造 | |
JP4283380B2 (ja) | 異種材料溶接型タービンロータ及びその製造方法 | |
JPS61108477A (ja) | 異材溶接継手構造 | |
JP2000288738A (ja) | 高クロムフェライト鋼の溶接継手構造 | |
JPH06339776A (ja) | ニッケルクロムモリブデン鉄系耐熱合金材料とクロムモリブデン鋼との溶接方法 | |
Zheng et al. | Research of Dissimilar Steel Welding for HTR-PM SG Heat Exchange Tube |