JPS6149788A - 蒸気タ−ビン - Google Patents
蒸気タ−ビンInfo
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- JPS6149788A JPS6149788A JP59169346A JP16934684A JPS6149788A JP S6149788 A JPS6149788 A JP S6149788A JP 59169346 A JP59169346 A JP 59169346A JP 16934684 A JP16934684 A JP 16934684A JP S6149788 A JPS6149788 A JP S6149788A
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- weld
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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
-
- 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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- Materials Engineering (AREA)
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- Plasma & Fusion (AREA)
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
- Arc Welding In General (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６００〜６５０Ｃ，圧力３００〜３５０
Ｋｇ ｆ ／ ｃｍ”の蒸気を使用する新規な蒸気ク
ーピンに関する。
Ｋｇ ｆ ／ ｃｍ”の蒸気を使用する新規な蒸気ク
ーピンに関する。
蒸気タービンは、従来５３８Ｃの主蒸気を使用し、Ｃｒ
−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼（ＣｒＭｏＶ鋳ｆＡ）又は２−！−Ｃ−
ｒ−へ１０−■鋼（２”ＣｒＭｏＶ 鋼）によシケーシ
／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語によシ、主蒸気の温度が例えば６
００Ｃ以上の高温高圧発電プラントが検討されている。
−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼（ＣｒＭｏＶ鋳ｆＡ）又は２−！−Ｃ−
ｒ−へ１０−■鋼（２”ＣｒＭｏＶ 鋼）によシケーシ
／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語によシ、主蒸気の温度が例えば６
００Ｃ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 Ｃ，３５２に９／ｃｎｒ２
の蒸気発電プラントの構造を示す。６５０Ｃの主蒸気は
主蒸気管１、伸縮管２を経てブレード３に当ってローフ
シャフト４を回転させる。その時の内部ケーシング５の
温度は６５０Ｃであるが、外部ゲージング６は５５０Ｃ
である。
の蒸気発電プラントの構造を示す。６５０Ｃの主蒸気は
主蒸気管１、伸縮管２を経てブレード３に当ってローフ
シャフト４を回転させる。その時の内部ケーシング５の
温度は６５０Ｃであるが、外部ゲージング６は５５０Ｃ
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５Ｕ８３１
６）が使用される。
酸化性の点からオーステナイト系鋼（例えば５Ｕ８３１
６）が使用される。
一方、外部ケーシング６にはその温度が５５０Ｃ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。しかし、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。しかしながら
、すでに文献［溶接技術、１９７３．ＶｏＬ、２１Ｊ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、Ｏｒ−Ｍ Ｏ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。
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。しかし、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。しかしながら
、すでに文献［溶接技術、１９７３．ＶｏＬ、２１Ｊ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、Ｏｒ−Ｍ Ｏ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−Ｍ６鋼は溶接割れ感受性が高いので予
熱及びバス間温度を約１５０Ｃ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。
う。更に、Ｃｒ−Ｍ６鋼は溶接割れ感受性が高いので予
熱及びバス間温度を約１５０Ｃ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。
本発明の目的は、主蒸気温度６００〜６５０ Ｃ。
圧力３００〜３５０に９ｆ／ｃｍ”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。
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。
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、本発明の溶接継手構造はフェライト系鋼外部ケ
ーシング６の開先面にＮｌ基合金肉盛溶接部８を有し、
更にそのＮｉ基合金肉盛溶接部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。
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ェライト系鋼外部ケ
ーシング６の開先面にＮｌ基合金肉盛溶接部８を有し、
更にそのＮｉ基合金肉盛溶接部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基合金溶接金属８は炭素物を安定化するため、フェ
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。
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。
に述べる。
最初にフェライト鋼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５ｗ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。予熱及び溶接バス間温度は１０
０〜２５（）Ｃが好ましい。
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５ｗ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。予熱及び溶接バス間温度は１０
０〜２５（）Ｃ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能なまし処理を施す。
上のために応力除去能なまし処理を施す。
なお、応力除去能なまし処理前の溶接部の温度は１００
Ｃ以上が好しい。また、応力除去能なまし処理前に４０
０ｔｌ：’、３０分保持の脱水素処理を施してもよい。
Ｃ以上が好しい。また、応力除去能なまし処理前に４０
０ｔｌ：’、３０分保持の脱水素処理を施してもよい。
応力除去能なまし処理は６５０〜７３０Ｃ，１時間以上
保持の条件であることが好しい。
保持の条件であることが好しい。
上記応力除去能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、数裂のフェライトを含
有しているものが好しい。
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、数裂のフェライトを含
有しているものが好しい。
予熱は飾石ないことが好しい。溶接パス間温度は１５０
Ｃ以下が好しい。
Ｃ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ｃｏ
、ｏｓｓ以下、ＳｉＯ，８％以下、Ｍｎ １〜６％、Ｃ
ｒ１２〜２２％、Ｔｉ０．１〜４．０％、ＦｅｌＯ％以
１及び残部が６０％以上のＮｉからなるものが好ましい
。溶接継手部は、母材からの希釈のない部分で重量でＣ
０６１％以下、Ｓｉ０．１〜０．５％、Ｍｎ０１５〜１
．５％、Ｎｉ１ｌ〜１４％、Ｃｒ１７〜２０％、Ｍ ｏ
１．５〜３．５ ％及び残部が実質的に壬゛Ｃからな
るものが好ましい。
、ｏｓｓ以下、ＳｉＯ，８％以下、Ｍｎ １〜６％、Ｃ
ｒ１２〜２２％、Ｔｉ０．１〜４．０％、ＦｅｌＯ％以
１及び残部が６０％以上のＮｉからなるものが好ましい
。溶接継手部は、母材からの希釈のない部分で重量でＣ
０６１％以下、Ｓｉ０．１〜０．５％、Ｍｎ０１５〜１
．５％、Ｎｉ１ｌ〜１４％、Ｃｒ１７〜２０％、Ｍ ｏ
１．５〜３．５ ％及び残部が実質的に壬゛Ｃからな
るものが好ましい。
外部ケーシングは、重量でｃｏ、ｏｓ〜０．１６％、Ｓ
ｉ１．０％以下、Ｍ ｎ ０．５〜１．５ ％、Ｎｉｏ
、ｓｓ以１、Ｃｒ Ｏ，８〜１．８ ％、Ｍ ｏ ０．
８〜１．５ ％、■０、１〜０．３ ％又はＣｕ ０．
４ ％以下、ＡＡｏ、０１％以１、’ｒｉｏ、ｏｏ１〜
０．０２％及びＢ５０Ｐ以下を含み、残部Ｆｅからなる
ものが好ましい。内部ケーシング及び主蒸気管は、重量
で００．０３〜０．１頭、ＳｉＯ，６〜１，３９５、Ｍ
ｎ１〜２％、Ｎｉ１１〜１６襲、Ｃｒ１４〜２０％、Ｍ
Ｏ２〜３ ％及び残部Ｆｅｓ又はこれにＴｉｏ、１〜
０．４％、Ｎｂ０１０５〜０．３係、Ｂ２０〜１００Ｆ
ＸＡｔＯ，０１５〜０．０６％、ＣｕＯ，４％以下の１
種以上を含むものが好ましい。
ｉ１．０％以下、Ｍ ｎ ０．５〜１．５ ％、Ｎｉｏ
、ｓｓ以１、Ｃｒ Ｏ，８〜１．８ ％、Ｍ ｏ ０．
８〜１．５ ％、■０、１〜０．３ ％又はＣｕ ０．
４ ％以下、ＡＡｏ、０１％以１、’ｒｉｏ、ｏｏ１〜
０．０２％及びＢ５０Ｐ以下を含み、残部Ｆｅからなる
ものが好ましい。内部ケーシング及び主蒸気管は、重量
で００．０３〜０．１頭、ＳｉＯ，６〜１，３９５、Ｍ
ｎ１〜２％、Ｎｉ１１〜１６襲、Ｃｒ１４〜２０％、Ｍ
Ｏ２〜３ ％及び残部Ｆｅｓ又はこれにＴｉｏ、１〜
０．４％、Ｎｂ０１０５〜０．３係、Ｂ２０〜１００Ｆ
ＸＡｔＯ，０１５〜０．０６％、ＣｕＯ，４％以下の１
種以上を含むものが好ましい。
東に、本発明の溶接継手構造はフェライト系鋼外部ケー
シング６の溶接開先面に５Ｕ８３０９系肉盛溶接部８を
有し、更にＳＵＳ ３０９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の間にスーーステナイト
系継手本溶接部を有するものである。
シング６の溶接開先面に５Ｕ８３０９系肉盛溶接部８を
有し、更にＳＵＳ ３０９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の間にスーーステナイト
系継手本溶接部を有するものである。
５ＵＳ３０９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、フェ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。
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、フェ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。
以下に述べる。
最初にフェライト鋼６の開先に５ＵＳ３０９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５ｔＩｒＩｎ以上が好ましい。溶
接入熱量はできる限シ低目が好ましい。予熱及び溶接パ
ス間温度は１００〜２００Ｃ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１００Ｃ以上が好まし
い。
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５ｔＩｒＩｎ以上が好ましい。溶
接入熱量はできる限シ低目が好ましい。予熱及び溶接パ
ス間温度は１００〜２００Ｃ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１００Ｃ以上が好まし
い。
またＳＲ処理前に４００Ｃ，３０分間保保持度の脱水素
処理を施してもよい。ＳＲ処理は６３０〜７００Ｃ，１
時間以上保持の条件であることが好ましい。
処理を施してもよい。ＳＲ処理は６３０〜７００Ｃ，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。
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条のフェライトを含有
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１５０Ｃ以下が好ましい。
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１５０Ｃ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００
．０２〜０．１％、５ｉＯ６１％以下、Ｍ ｎ２．５％
す、下、Ｎｉ１１〜１７チ、Ｃｒ２０〜２５饅及び残部
Ｉｉ”６からなるもの、又はこれにＭｏ２〜３．５％、
Ｎ ｂ Ｏ，１〜１．０係の１種以上を含むものが好ま
しい。本溶接部には若干のフェライトを含むものが好ま
しい。
．０２〜０．１％、５ｉＯ６１％以下、Ｍ ｎ２．５％
す、下、Ｎｉ１１〜１７チ、Ｃｒ２０〜２５饅及び残部
Ｉｉ”６からなるもの、又はこれにＭｏ２〜３．５％、
Ｎ ｂ Ｏ，１〜１．０係の１種以上を含むものが好ま
しい。本溶接部には若干のフェライトを含むものが好ま
しい。
外部ケーシング及び内部ケーシングはいずれも鋳鋼が好
ましい。オーステナイト鋼は溶体処理されたもの、フェ
ライト鋼は焼入れ、焼戻しされたものが好ましい。
ましい。オーステナイト鋼は溶体処理されたもの、フェ
ライト鋼は焼入れ、焼戻しされたものが好ましい。
（実施例１）
第１表に母材の化学組成（重ｆｋ％）を示す。溶接に用
いた母材の形状はＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼及び５ＵＳ３１６
鋳鋼ともに板厚１００１、幅２００闘、長さ４００ｍｍ
でおる。
いた母材の形状はＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳鋼及び５ＵＳ３１６
鋳鋼ともに板厚１００１、幅２００闘、長さ４００ｍｍ
でおる。
第１表
溶接−光彩状は第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５ＵＳ３１６鋳
鋼は２０°とした。
−Ｖ鋳鋼は垂直形状で、それに相対する５ＵＳ３１６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を行った。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（ａ格：ＡＷＳ
ＥＲＮｉＣｒＦｅ−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１５０ｔＺ’
、バス間温度１２５〜１７０Ｃ１応力除去焼なまし開始
温度１２５ Ｃ，その後６８０〜７１０ｔｌｌ”、１０
時間保持の応用除去焼なまし処理の条件で実施した。
接８を行った。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（ａ格：ＡＷＳ
ＥＲＮｉＣｒＦｅ−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１５０ｔＺ’
、バス間温度１２５〜１７０Ｃ１応力除去焼なまし開始
温度１２５ Ｃ，その後６８０〜７１０ｔｌｌ”、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を行った。継手溶接に適用した溶接棒は
市販の８Ｕ８３１６系溶接棒（規格：ＡＷＳ Ｅ３１６
Ｌ−１６相轟）を用いた。バス間温度は１２０Ｃ以下で
ある。
市販の８Ｕ８３１６系溶接棒（規格：ＡＷＳ Ｅ３１６
Ｌ−１６相轟）を用いた。バス間温度は１２０Ｃ以下で
ある。
第２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６０
０ｍ、平行部の長さ４００間、厚さ１５−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た。試験片の形状は全長６０
０ｍ、平行部の長さ４００間、厚さ１５−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
母材でおった。５５０Ｃ，１０万時間クリープ破断応力
は１０．５ Ｋｑ／ｗｔｎ２でｂった。
母材でおった。５５０Ｃ，１０万時間クリープ破断応力
は１０．５ Ｋｑ／ｗｔｎ２でｂった。
実機のＣｒＭｏＶ鋼の溶接継手付近の温度は５５０Ｃで
めシ、その所の設計クリープ破断応力は５５００．１０
万時で１０に９／７１０１１”である。本結果は設計応
力を満足している。
めシ、その所の設計クリープ破断応力は５５００．１０
万時で１０に９／７１０１１”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５Ｕ
Ｓ３１６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るる。また、本発明によ
れば蒸気タービンの作動源として温度６００〜６５０Ｃ
，圧力３５２に９／σ２の高温・ （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。
Ｓ３１６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るる。また、本発明によ
れば蒸気タービンの作動源として温度６００〜６５０Ｃ
，圧力３５２に９／σ２の高温・ （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５Ｕ８３１３ｆ
ＩＪＩ鈎は２０°とした。
−Ｖ鋳鋼は垂直形状で、それに相対する５Ｕ８３１３ｆ
ＩＪＩ鈎は２０°とした。
溶接は最初にＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋳ｔＡ溶接開先に肉盛溶接
８を行った。肉盛溶接に適用した溶接棒は第３表（重量
％）に示す市販の５Ｕ８３０９溶接棒（規格： Ｅ３０
９Ｌ−１６相轟）を用いた。肉盛厚さは１５羽で多る。
８を行った。肉盛溶接に適用した溶接棒は第３表（重量
％）に示す市販の５Ｕ８３０９溶接棒（規格： Ｅ３０
９Ｌ−１６相轟）を用いた。肉盛厚さは１５羽で多る。
第３図にその溶接施工条件を示す。予熱温度１５０Ｃ，
パス間温肛１２５〜１７０Ｃ１応力除去焼なまし開始温
度１２５ Ｃ。
パス間温肛１２５〜１７０Ｃ１応力除去焼なまし開始温
度１２５ Ｃ。
その後６３０〜６５０Ｇ、５時間保持の応力除去焼なま
し処理を施した。
し処理を施した。
次に継手溶接９を行った。継手溶接に適用した溶接棒は
市販の５Ｕ８３１６系溶接棒（規格：ＡＷＳ Ｅ３１
６Ｌ−１６相当）を用いた。パス間温度は１２０Ｃ以下
でらる。
市販の５Ｕ８３１６系溶接棒（規格：ＡＷＳ Ｅ３１
６Ｌ−１６相当）を用いた。パス間温度は１２０Ｃ以下
でらる。
上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６０
０ｗｍ、平行部の長さ４００ｒｔｍ、厚さ１５閣である
。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た。試験片の形状は全長６０
０ｗｍ、平行部の長さ４００ｒｔｍ、厚さ１５閣である
。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銅
母材でめった。５５０Ｃ，１０万時間クリープ破断゛応
力は１３． ＯＫ９／ ｒａｎ２でろった。
母材でめった。５５０Ｃ，１０万時間クリープ破断゛応
力は１３． ＯＫ９／ ｒａｎ２でろった。
実機のＣｒＭｏＶ鋼の溶接継手付近の温度は５５０Ｃで
あり、その所の設計クリープ破断応力は５５０Ｃ１１０
万時で１０に９／ｍｍ２でおる。本結果は設計応力を満
足している。
あり、その所の設計クリープ破断応力は５５０Ｃ１１０
万時で１０に９／ｍｍ２でおる。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５Ｕ
Ｓ３１６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１ｉ６００〜６５０
Ｃ，圧力３５２に９／ａｎ２の高温・高圧下の主蒸気を
使用することができる。
Ｓ３１６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１ｉ６００〜６５０
Ｃ，圧力３５２に９／ａｎ２の高温・高圧下の主蒸気を
使用することができる。
本発明によれば、溶接割れが発生せず、蒸気温度６００
〜６５０Ｃ１圧力３００〜３５２に９／ｃｒｎ２の高温
高圧下にさら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。
〜６５０Ｃ１圧力３００〜３５２に９／ｃｒｎ２の高温
高圧下にさら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６００〜６５０Ｃ，圧力３００〜３５
０に９／ｃｍ”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ろる。 １・・・主蒸気管、３・・・動翼、４・・・ロータシャ
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。
０に９／ｃｍ”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ろる。 １・・・主蒸気管、３・・・動翼、４・・・ロータシャ
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)
- 【特許請求の範囲】 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蒸気を導入する主蒸気管
とを備えたものにおいて、前記内部ケーシング及び主蒸
気管をオーステナイト鋼により構成し、前記外部ケーシ
ングをＣｒ−Ｍｏ鋳鋼により構成し、前記主蒸気管と外
部ケーシングとの溶接開先面の前記外部ケーシング側に
Ｎｉ１０重量％以上を有するオーステナイト合金の肉盛
溶接層が設けられ、該肉盛溶接層と前記主蒸気管とをオ
ーステナイト鋼からなる溶接材によつて溶接接合されて
いることを特徴とする蒸気タービン。 ２、前記オーステナイト合金は、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からなる特許請求の範囲第１項に記載
の蒸気タービン。 ３、前記オーステナイト合金は、重量でＣ０．０２〜０
．１０％、Ｓｉ０．１％以下、Ｍｎ２．５％以下、Ｎｉ
１１〜１７％、Ｃｒ２０〜２５％及び残部が実質的にＦ
ｅからなる特許請求の範囲第１項に記載の蒸気タービン
。 ４、前記溶接材は、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からなる特許請求の範囲第２項又は第３項
に記載の蒸気タービン。
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 true JPS6149788A (ja) | 1986-03-11 |
| JPH0510191B2 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) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2000032350A1 (en) * | 1998-12-02 | 2000-06-08 | Siemens Plc | Improved welding method for joining dissimilar steel workpieces |
| JP2010174904A (ja) * | 2010-05-20 | 2010-08-12 | Hitachi Ltd | 高温蒸気タービンプラント |
| JP2010269342A (ja) * | 2009-05-21 | 2010-12-02 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 溶接材料の選定方法及び発電用プラント |
| JPWO2015129612A1 (ja) * | 2014-02-28 | 2017-03-30 | 三菱重工業株式会社 | 可動壁部材の溶接方法 |
| JP2020097893A (ja) * | 2018-12-17 | 2020-06-25 | 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 | ||
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| JP2020097893A (ja) * | 2018-12-17 | 2020-06-25 | 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 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0510191B2 (ja) | 1993-02-09 |
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