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
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- 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
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-
- 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
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- 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 |
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