WO2009154243A1 - 回転機器のロータ及びその製造方法 - Google Patents

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WO2009154243A1
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西本慎
中野隆
田中良典
藤川立誠
川崎憲治
角屋好邦
山本隆一
平川裕一
重隆司
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三菱重工業株式会社
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Definitions

  • Patent application title ROTOR FOR ROTATING EQUIPMENT AND METHOD FOR PRODUCING THE SAME
  • the present invention relates to a rotor for a rotating device used in a steam turbine or the like, in which a plurality of members having different strengths according to the temperature of a working fluid such as a passing steam are joined by welding, and a method for manufacturing the rotor.
  • thermal power generation has a high utility value as a power generation method that is safe and capable of handling load fluctuations, and is expected to continue to play an important role in the power generation field.
  • Coal-fired thermal power generation including steam turbines has been promoted with higher efficiency than before, and now power generation is generally performed under steam conditions of 60 ° C or lower, and turbine power High-chromium steel (ferritic heat-resistant steel) such as 12 Cr steel that has heat resistance against the steam temperature is used for the main components such as blades.
  • High-chromium steel ferritic heat-resistant steel
  • 12 Cr steel that has heat resistance against the steam temperature is used for the main components such as blades.
  • Ni-based alloy with higher high-temperature strength as a material for the turbine rotor.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2 0 0 8-8 8 5 2 5
  • the Ni base alloy is used only for the parts that are required to be composed of the Ni base alloy, and the other parts are
  • a turbine rotor composed of a steel material a turbine rotor provided in a steam turbine into which high-temperature steam of 6500 ° C. or more is introduced, the turbine rotor being made of a Ni-based alloy according to the steam temperature
  • the part divided into a part and a part made of CrMoV steel Each of them is connected by welding, and the steam temperature of the connecting portion between the Ni-based alloy portion and the Cr MoV steel portion and the CrMoV steel portion is 580 ° C.
  • a turbine rotor maintained below is disclosed.
  • CrMo V steel low CrMo V steel containing 0.85 to 2.5% by weight of the same 1: is mentioned.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2008-88525
  • the present invention can maintain the strength at the joint even if the Ni-based alloy and another heat-resistant steel material such as 12Cr steel are joined by welding, It is an object to provide a turbine rotor that can be used even under steam conditions of 700 ° C class and a method for manufacturing the same.
  • the first member formed of an Ni-based alloy having a temperature of 0 X 10 16 Z ° C or less and the second member formed of high chromium steel are joined by welding,
  • the portion corresponding to the inlet of the working fluid is the first member formed of the Ni-based alloy.
  • the first average linear expansion coefficient of the member from room temperature to 7 0 0 ° C is 1 2. 4 X 1 0 _ 6 Z ° C ⁇ 1 4. 5 X 1 0- 6 ⁇ , preferably 1 4 . 0 X 1 0 _ 6 .
  • the linear expansion 3S between the first member and the second member has a difference in number. Therefore, the thermal stress applied to the welded joint between the first member and the second member is also reduced, so that sufficient strength can be maintained in the welded joint.
  • the rotor in the high temperature portion where the working fluid is introduced to the rotor at substantially the same temperature. In other parts (parts below the temperature at which the working fluid is introduced to the mouth of the working fluid), sufficient strength can be maintained by using the second member made of high chromium steel. be able to.
  • the present invention is applicable even when the working fluid is a steam of 700 ° C. class.
  • Each of the two or more first members is made of at least two first members each made of a Ni-based alloy and at least two second members each made of high chromium steel. It is preferable that the members are joined by welding, and the second member is joined by welding to each of both end portions of the members to which the first members are joined.
  • the rotor can be increased in size and the degree of freedom in rotor design is increased.
  • the second member formed of high chromium copper is joined to at least one end side of the second member formed of low alloy steel by welding.
  • Low alloy steel is compatible with the metal normally used for rotor bearings.
  • a third member made of low alloy steel is joined to the end of the rotor by welding, contact with the bearing at the rotor end is achieved. Processing such as welding overlay is unnecessary at the part.
  • the Ni-based alloy is, by weight%, C: 0.15% or less, Si: 1% or less, Mn: 1% or less, Cr: 5 to 15%, Mo, W and Re 1 M o + (W + Re) Z2: 17 to 25%, Al: 0.2 to 2%, T i: 0.5 to 4.5%, Fe: 10% or less, B: 0.02% or less and Zr: 0.2% or less, containing 1 or 2%, A 1 + T i atomic% is 2.5 to 7.0%, and the balance is Ni It may consist of inevitable impurities.
  • the Ni-based alloy is, by weight percent, C: 0.15% or less, Si: 1% or less, Mn: 1% or less, Cr: 5-20%, Mo: 17-26%, A 1: 0.1 to 2.0%, T i: 0.1 to 2.0%, Fe: 10% or less, B: 0.02% or less, Zr: 0.2% or less, W and Re containing bets, the components of the balance substantially of N i, an atom 0/0 a 1 + T i is 1 to 5.5%, the following formula: 17 ⁇ M o + (W + Re ) / 2 ⁇ 27 may be satisfied.
  • the Ni-based alloy is C: 0.15% or less, S i: 1% or less, Mn: 1% or less, Cr: 5 to 20%, Mo, W, and Re 1 by weight%.
  • M o + (W + R e) 2 17-27%
  • Nb and Ta are Nb + T aZ2: 1.5% or less
  • Zr 0.001 to 0.2%
  • the Ni-based alloy is C: 0.15% or less, Si: 1% or less, Mn: 1% or less, Cr: less than 5 to 20%, Mo, W and R e by weight%.
  • the atomic% of 8 1 + 1 ⁇ + 1 ⁇ 13 + Ding 3 is 2.0 to 6.5%, and the balance Ni may be included and inevitable impurities.
  • the high-chromium steel and a line ⁇ number in 1 1. 2 X 10 one 6 Z ⁇ 12.
  • C 0. 08 ⁇ 0 . 25%
  • S i 0. 1 Fei 0/0 hereinafter
  • Mn 0. 10% or less
  • N i 0. 05 ⁇ : 1. 0%
  • C r 10. 0 ⁇ 12.
  • Mo 0.6 to 1.9%
  • W 1. 0 to: 1. 95%
  • V 0.10 to 0.35%
  • N b 0.02 to 0.10%
  • N 0.01 ⁇ 0.08%
  • B 0.001 ⁇ 0.011%
  • Co 2.0 ⁇ 8.0%
  • the balance may be iron and incidental impurities.
  • the low alloy steel is preferably 2.25C rMoV steel or CrMoV steel.
  • the first member and the second member are subjected to a first-stage aging treatment on the welded joint of the first member formed of the Ni-based alloy.
  • the second aging treatment of the welded joint between the first members and the post-weld heat treatment of the welded portion of the first member and the second member are simultaneously performed at the same temperature. May be.
  • the welds between the first members and between the first member and the second member are in a quenched state until they are welded, and in order to ensure the strength characteristics of the welded joint, each joint is secured. A post-weld heat treatment according to the hand is required.
  • a post-weld heat treatment according to the hand is required at the welded part between the Ni-based alloys, that is, the welded part between the first members.
  • the Ni-based alloy and the high chromium steel, that is, the first member It is necessary to perform post-weld heat treatment on the welded part between the first and second members. If the first member is a Ni-based alloy and the second member is a high chromium steel, the second stage aging treatment conditions and the welded portion between the first member and the second member The heat treatment conditions after welding are almost the same.
  • the second stage aging treatment of the welded joint between the first members By performing post-weld heat treatment of the welded portion of the first member and the second member at the same temperature simultaneously, the second stage aging and the post-weld heat treatment of the welded portion of the first member and the second member are performed. Can be performed simultaneously, and the time required for the heat treatment can be shortened.
  • the entire rotor is heat-treated instead of locally heat-treating only the welded joint between the first members and the welded portion between the first member and the second member, the residual stress varies. It is also effective in preventing deformation.
  • the rotor of the rotating device is the first member and the second member after the first-stage aging treatment is performed on the welded joint between the first members formed of the Ni-based alloy.
  • the second member and the third member, the second stage aging treatment of the welded joint between the first members, the first member and the second member The post-welding process of the welded part of the member and the post-welding process of the welded part of the second member and the third member may be simultaneously performed at the same temperature.
  • the post-weld heat treatment conditions for the weld are almost the same.
  • the first member and the second member are welded, and Welding the second member and the third member, the second stage aging treatment of the weld joint of the Ni-based alloy, the post-welding treatment of the welded portion of the first member and the second member,
  • post-weld treatment of the welded portion of the second member and the third member at the same temperature at the same time, the second stage aging and the welded portion between the first member and the second member
  • the post-weld heat treatment and the post-weld heat treatment of the welded portion between the second member and the third member can be performed simultaneously, and the time required for the heat treatment can be shortened.
  • heat treatment is locally performed only on the welded joint between the first members, the welded portion between the first member and the second member, and the welded portion between the second member and the third member.
  • heat treatment of the entire rotor is effective in preventing variations in residual stress and deformation It is.
  • At least two first members formed of an Ni-based alloy having a temperature of 6 to 16 ° C or less are joined together by welding, and the first stage of aging treatment is applied to the welded joint between the first members, A second member formed of high chromium copper is joined to each of both ends of the member to which the first members are connected by welding, and the second stage of the weld joint of the first members to each other.
  • An aging treatment and a post-welding treatment of the welded portion of the first member and the second member are simultaneously performed at the same temperature.
  • first stage aging treatment of the welded joint between the first members is performed at 700 ° C .: L 0 00 ° C
  • second stage aging treatment of the welded joint between the first members The post-weld processing of the welded portion of the first member and the second member is preferably performed at 600 to 800 ° C.
  • each welded portion can have sufficient strength.
  • first stage aging treatment is applied to the weld joint of the first members, and both end portions of the members to which the first members are connected
  • a second member made of high chromium steel is joined to each by welding
  • a third member made of low alloy copper is joined to at least one end of the second member by welding.
  • Second-stage aging treatment of the welded joint between the first members, post-welding treatment of the welded portion of the first member and the second member, welding of the second member and the third member The post-weld processing of the part is performed at the same temperature at the same time.
  • the first stage aging treatment of the welded joint between the first members is performed at 70 to 100 ° C
  • the second stage aging treatment of the welded joint between the first members The post-weld processing of the welded portion of the first member and the second member and the post-weld processing of the welded portion of the second member and the third member are performed at 600 to 800 ° C. It is preferable to do.
  • each welded portion can have sufficient strength.
  • FIG. 1 is a plan view schematically showing a configuration of a turbine rotor according to a first embodiment.
  • FIG. 2 is a schematic view illustrating a manufacturing process of the turbine rotor according to the first embodiment.
  • FIG. 1 is a plan view schematically showing the configuration of the turbine rotor 1 according to the first embodiment.
  • the turbine rotor 1 has two Ni-based alloy parts 1 1 a, 1 1 b, two high chromium steel parts 1 2 a, 1 2 b, and two low chromium steel parts 1 3 a 1 3 b force, etc.
  • the two Ni-based alloy parts 1 1 a and 1 1 b are joined by welding to form a welded joint 2 1, and the two Ni-based alloy parts 1 1 a and 1 1 b are high chromium copper parts 1 2, respectively.
  • the turbine rotor 1 is formed in the order of 3b.
  • the Ni-based alloy part 11a, lib and the welded joint 21 are arranged at positions exposed to steam having a temperature of 650 ° C or higher, the welded joints 22a and 22b, and the high chromium steel part 12 a and 12 b are placed in a position where they are exposed to steam at a temperature of 650 3 ⁇ 4 or less, and the front welded joints 23 a and 23 b, and the low-cut steel 13 a and 13 b are further placed in a low temperature position. Be placed.
  • These arrangement temperatures can be set to other temperatures as long as they are below the high temperature limit temperature at which the material constituting each part can be stably used.
  • the Ni-based alloy part has heat resistance that can be used stably even at a high temperature of 650 ° C or higher, preferably about 700 ° C, and has an average linear expansion coefficient from room temperature to 700 ° C. 12. 4 X 10- 6. C ⁇ : 14. 5 X 1 ⁇ - 6 / ⁇ , preferably are formed in 14. or less 0 X 1 0- 6 Z ° C N i based alloy.
  • Ni, base alloy parts ll a , lib and high chrome steel parts 12 a, 12 b between the welded joints 22 a, 22 b thermal stress is reduced, and therefore the welded joint has sufficient strength
  • the Ni-based alloy parts lla, 11b and the high chromium steel parts 12a, 12b can be joined.
  • the Ni-based alloy is not limited to the range of (1) to (4), and has heat resistance that can be used stably even at high temperatures of 65 or higher, from room temperature to 700 ° C. wherein the average linear expansion coefficient of up to 12. 4X 10 _ 6. C ⁇ 14. 5 X 10- 6 / a, desirable properly in Choi have another composition if N i based alloy range of 14. 0 X 10 _ 6 Z ° C.
  • Al + Ti exhibitor X Al + Ti atom X Nb + Ta / 2 ⁇ Nb + Ta / 2 ⁇ is 2.5-7.0% and 5.5 * 1.5% 1.5%
  • B and Zr are either AI + Ti + NB +
  • % In Table 1 means% by weight.
  • Ni base alloys having the compositions (1) to (4) in Table 1 contain unavoidable impurities, but the content is preferably closer to 0%.
  • the high chromium steel part has heat resistance that can be used stably up to a temperature of about 6500 ° C, and has an average linear expansion from room temperature to 700 ° C, the number of which is 11.2 X 10 6 . C ⁇ 1 2.4 x 1 0 1 6 /. It is made of high chromium steel which is C. Linear expansion in the above range? !
  • Ni-based alloy having a number
  • the difference in the coefficient of linear expansion between ⁇ 1-base alloy part 1 1 &, 1 1 b and high-chromium steel part 1 2 a, 1 2 b becomes small, Ni base alloy part 1 1 a, 1 1 b and high
  • the thermal stress applied to the welded joints 22a and 22b between the chrome steel parts 12a and 12b is also reduced, so that sufficient strength is maintained in the welded joints, and the Ni-based alloy parts lla and 11 b and high chromium steel parts 12a and 12b can be joined.
  • the linear expansion? S, number 11. 2 X 10 one 6. C ⁇ l 2. include materials having the chemical composition ranges of which are summarized in Table 2 as a high-chromium steel, which is a 4 X 10 one 6 Z ° C (5) ( 6) is. Note that high chromium steel is not limited to the range of (5) and (6), and has heat resistance that can be used stably up to a temperature of about 650 ° C, with an average from room temperature to 700 ° C. linear expansion coefficient of the 11. 2X 10- 6 Z. Celsius to 12. may be other compositions if the high click port beam steel ranging from 4 X 10- 6 Z ° C.
  • This range of high-chromium steel includes 12Cr steel that is generally used for turbine rotors, and 12Cr steel that has been used for turbine rotors in the past can be used as high-chromium steel.
  • % In Table 2 means% by weight.
  • high chromium steels with compositions (5) and (6) contain unavoidable impurities, but the content is preferably closer to 0%.
  • the low-cut steel part may have any heat resistance that can be used stably up to the temperature at which the low-cut steel part that is at a lower temperature than the high-cut steel part rises.
  • Examples include 25 CrMo V steel or CrMo V steel.
  • the low chromium copper part is not limited to 2.25 C rMo V steel or Cr Mo V steel, and is stable even at a temperature at which the low chromium steel part rises at a lower temperature than the high chromium steel part. Any other composition can be used as long as it is a low-chromium steel with heat resistance that can be used.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing a manufacturing process (manufacturing procedure) of the turbine 1 according to the first embodiment.
  • the first manufacturing process is as follows: 1 01 ⁇ 102 ⁇ 103 ⁇ 104 ⁇ 11 1 ⁇ 1 12 ⁇ 115 ⁇ 1 16 ⁇ 1 17
  • the second manufacturing process is 101 ⁇ 102 ⁇ 103 ⁇ 104 ⁇ 1 1 1 ⁇ 1 12 ⁇ 1 13 ⁇ 1 14
  • the third manufacturing process is 101 ⁇ 102 ⁇ 103 ⁇ 1 04 ⁇ 105 ⁇ 108 ⁇ 109 ⁇ 110.
  • the fourth manufacturing process is 101 ⁇ 102 ⁇ 103 ⁇ 104 ⁇ 105 ⁇ 106 ⁇ 107.
  • the solution treatment of the Ni-based alloy parts 11 a and l i b is performed in 101.
  • Ni-base alloy parts are welded together at 102, and solution treatment of Ni-base alloy joint 21 is performed at 103 as necessary.
  • the first stage aging of the Ni-based alloy joint 21 is performed (a). The first stage aging is performed in the range of 700 to 1000 ° C.
  • the second-stage aging of the Ni-base alloy joint 21 (a), which has finished the first-stage aging, is subsequently performed at 1.11.
  • the second stage aging is performed at 600-800 ° C.
  • the heat treatment is performed at 600 to 800 ° C.
  • the welds between Ni-based alloys are aged in the first stage.
  • Ni-base alloy parts 1 1 a, 1 1 b and high chromium copper parts 12 a, 12 b are welded (b '), then 1 13 high chromium copper parts 12 a, 12 b and low chromium Weld the steel parts 1 3 a and 13 b (c ').
  • the welding (c ′ ′) is completed in 1 13
  • the Ni-based alloy parts 1 1 a, 1 1 b and the high chromium steel parts 12 a, 1 2 b are welded (b ′ ′) and high in 1 14
  • the chrome steel parts 12a and 12b and the low chrome steel parts 13a and 13b are heat-treated on the welded part (c ′ ′).
  • the heat treatment is performed at 600 to 800 ° C.
  • the rotor 1 is manufactured by the above process.
  • the Ni-base alloy parts 11a and lib and the high chromium steel parts 12a and 12b are welded (b) in 105.
  • the entire rotor is heat-treated at 6800 to 800 ° C. This establishes the two-stage aging of the Ni-base joint 21 and also the heat treatment after welding of the weld between the Ni base alloy part and the high chromium steel part.
  • the rotor 1 is manufactured by the above process.
  • the second-stage aging of the Ni-base alloy joints and the heat treatment of the welds of the Ni-base alloy parts lla, 11b and the high chromium steel parts 12a, 12b were simultaneously carried out at 10 8 utilizing the fact that can be carried out at the same temperature. This makes it possible to manufacture the turbine rotor 1 in a shorter time than the first manufacturing process, and heat treatment of the entire rotor in 108 is effective in preventing variations in residual stress and deformation.
  • Ni-based alloy parts 1 1 a, 1 1 b and high chromium steel parts 1 2 a, 1 2 b are welded (b), and then 10 6 are high chromium copper parts 1 2 a, 1 Weld (c) 2 b and the low chromium steel parts 1 3 a and 1 3 b.
  • the entire rotor is heat-treated at 6800 to 800 ° C.
  • two-stage aging of the Ni-base joint 2 1 is established, and the post-weld heat treatment of the weld between the Ni-base alloy part and the high chromium copper part is also established. Heat treatment after welding of the welded portion with the low chromium steel portion is also established.
  • the rotor 1 is manufactured by the above process.
  • the turbine rotor 1 can be manufactured in a shorter time than any of the first to third manufacturing processes, and the residual response can be achieved by heat-treating the entire rotor in 107. It is also effective in preventing force variation and deformation.
  • the present invention can be used as a usable turbine rotor and a manufacturing method thereof.

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Abstract

Ｎｉ基合金と１２Ｃｒ鋼などの他の耐熱性鉄鋼材料とを溶接によって接合しても、該接合部における強度を維持することができ、７００℃級の蒸気条件でも採用可能なタービンロータ及びその製造方法を提供する。６５０℃以上である作動流体が導入される回転機器に備えられ、通過する作動流体温度に応じて異なる強度の複数の部材を溶接によって接合した回転機器のロータにおいて、室温から７００℃までの平均線膨張係数が１２．４×１０－６／℃～１４．５×１０－６／℃、望ましくは１４．０×１０－６／℃以下であるＮｉ基合金で形成された第１の部材と、高クロム鋼で形成された第２の部材とを溶接によって接合することで構成され、６５０℃以上の作動流体と接する部位を前記Ｎｉ基合金で形成した第１の部材とする。

Description

【書類名】 明細書
【発明の名称】 回転機器のロータ及びその製造方法
【技術分野】
本発明は、 蒸気タービンなどに用いられ、 通過する蒸気など作動流体温度に応 じて異なる強度の複数の部材を溶接によつて接合した回転機器のロータ及びその 製造方法に関する。
【背景技術】
現在、 主要な発電方法として原子力、 火力、 水力の 3つの方法が用いられてお り、 資源量及びエネルギー密度の観点から、 今後も前記 3つの発電方法が主要な 発電方法として用いられていくと予想される。 中でも火力発電は安全で負荷変動 への対応能力の高い発電方法として利用価値が高く、 発電分野において今後も引 き続き重要な役割を果たしていくものと予想される。
蒸気タービンを含む石炭焚火力発電では、 従来より高効率ィ匕が進められてきて おり、 現在では一般的に 6 0 0°C級以下の蒸気条件で発電が行われ、 タービン口 ータ、 動翼等の主要部材には前記蒸気温度に対する耐熱性を有する 1 2 C r鋼な どの高クロム鋼 （フェライト系耐熱鋼） が用いられている。
また近年、 C 02排出量削減と、 更なる熱効率向上のために、 7 0 0 °C級の蒸 気条件を採用した発電技術が求められているが、 7 0 0 °C級の蒸気条件を採用す ると前記 1 2 C r鋼などの高クロム鋼 （フェライト系耐熱鋼） では強度不足とな る。
そこで、 タービンロータの材料として、 更に高い高温強度を有する N i基合金 を適用することが考えられるが、 N i基合金は大型鋼塊の製造が難しいためター ビンロータの大型化が難しく、 さらに非常に高価格であるため、 N i基合金のみ を用いてタービンロータを製造することは現実的ではない。
そこで、 特許文献 1 (特開 2 0 0 8— 8 8 5 2 5号公報） には N i基合金で構 成することが必須な部位にのみ N i基合金を用い、 それ以外の部位は鉄鋼材料で 構成したタービンロータとして、 6 5 0°C以上の高温蒸気が導入される蒸気ター ビンに備えられるタービンロータであって、 前記タービンロータが、 蒸気温度に 応じて N i基合金からなる部分と C r M o V鋼からなる部分に分割された部位を それぞれ溶着により連結して構成され、 前記 N i基合金からなる部分と前記 C r M o V鋼からなる部分との連結部及び前記 C r M o V鋼からなる部分の蒸気温度 が 580°C以下に維持されるタービンロータが開示されている。 また C rMo V 鋼としては、 じ1：が重量％で0. 85〜2. 5%含有される低 C rMo V鋼が挙 げられている。
しかしながら、 特許文献 1に開示された技術においては、 C rMo V銅として C rが重量％で 0.85〜2.5%含有される低 C rMo V銅が挙げられており、 該低 C rMo V鋼では N i基合金で構成される部位以外の部位において耐熱性が 不足することが予想される。 また、 特許文献 1に開示された技術における低 C r Mo V鋼を単純に高 C r鋼に置き換えると、 N i基合金と高 C r鋼の線膨 ¾S、数 の差が大きく溶接継手部にかかる熱応力が大きくなり、 溶接継手部での強度を維 持することが困難となる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【特許文献 1】 特開 2008— 88525号公報
【発明の概要】
従って、 本発明はかかる従来技術の問題に鑑み、 N i基合金と 12Cr鋼など の他の耐熱性鉄鋼材料とを溶接によって接合しても、 該接合部における強度を維 持することができ、 700°C級の蒸気条件でも採用可能なタービンロータ及びそ の製造方法を提供することを目的とする。
上記課題を解決するため本発明においては、
蒸気又は燃焼ガスが作動流体として導入される回転機器に備えられ、 通過する 作動流体温度に応じて異なる強度の複数の部材を溶接によって接合した回転機器 のロータにおいて、 室温 （「常温」 ともいう。 以下同様。） から 700°Cまでの平 均線膨張係数が 12.4 X 10—6ノで〜 14. 5 X 10 _6Z 、望ましくは 14.
0 X 10一 6Z°C以下である N i基合金で形成された第 1の部材と、高クロム鋼で 形成された第 2の部材とを溶接によつて接合することで構成され、 前記作動流体 の入口にあたる部位を前記 N i基合金で形成した第 1の部材とすることを特徴と する。 前記第 1の部材と前記第 2の部材とを溶接によつて接合して構成することで、 ロータの大型化にも対応することができる。
また、 前記第 1の部材を室温から 7 0 0 °Cまでの平均線膨張係数が 1 2 . 4 X 1 0 _6Z°C〜1 4 . 5 X 1 0— 6Ζ 、望ましくは 1 4 . 0 X 1 0 _6 。 C以下であ る N i基合金で形成し、 前記第 2の部材を高クロム鋼で形成することにより、 前 記第 1の部材と前記第 2の部材との線膨 3S 、数の差が小さくなるため、 前記第 1 の部材と前記第 2の部材との溶接継手部にかかる熱応力も小さくなり、 従って前 記溶接継手部においても充分な強度を維持することができる。
また、 蒸気又は燃焼ガスである作動流体の入口にあたる部位を N i基合金で形 成した第 1の部材とすることで作動流体のロータへの導入温度と略同温となる高 温部におけるロータの強度を維持することができ、 その他の部位 （作動流体の口 ータへの導入温度未満の部位） においても高クロム鋼で形成した第 2の部材とす ることで充分な強度を維持することができる。
本発明は、 作動流体が 7 0 0 °C級の蒸気であっても適用可能である。
また、 それぞれ N i基合金で形成された少なくとも 2つの前記第 1の部材と、 それぞれ高クロム鋼で形成された少なくとも 2つの前記第 2の部材とから構成さ れ、 前記 2つ以上の第 1の部材同士を溶接によって接合し、 該第 1の部材同士が 接合された部材の両端部それぞれに、 前記第 2の部材を溶接によって接合するこ とで構成されることが好ましい。
これにより、 ロータのさらなる大型化に対応することができるとともに、 ロー タ設計の自由度が高くなる。
また、 前記高クロム銅で形成された第 2の部材の少なくとも一端側に、 低合金 鋼で形成された第 3の部材を溶接によつて接合することで構成されることが好ま しい。
低合金鋼は通常ロータの軸受けに使われる金属との相性がよく、 ロータの端部 に低合金鋼で形成された第 3の部材を溶接によって接合することにより、 ロータ 端部における軸受けとの接触部で溶接肉盛などの加工が不要となる。
また、室温から 7 0 0 °Cまでの平均線膨 ¾S 、数が 1 2 . 4 X 1 0— 6Z。C〜1 4 . 5 X 1 0— 6Z°C、望ましくは 1 4 . 0 X 1 0 _6Z°C以下を満たす N i基合金の組 成として、前記 N i基合金が、重量％で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1 %以下、 Mn ： 1%以下、 Cr ： 5〜15%、 Mo、 W及び R eの 1種又は 2種以上を M o + (W+ Re) Z2 : 17〜25%、 Al : 0. 2〜2%、 T i : 0. 5〜4. 5%、 F e ： 10%以下、 B ： 0. 02%以下及ぴZ r ： 0. 2%以下の 1種又 は 2種を含有し、 A 1 +T iの原子％が 2. 5〜7. 0%であり、 残部 N iと不 可避的不純物からなっていてもよい。
さらに、前記 N i基合金が、重量％で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1%以下、 Mn ： 1 %以下、 C r ： 5〜 20 %、 Mo ： 17〜 26 %、 A 1 ： 0. 1〜 2. 0 %、 T i ： 0. 1〜 2. 0 %、 F e ： 10 %以下、 B： 0. 02 %以下、 Z r ： 0. 2%以下、 W及び Reとを含有し、 残部の成分は実質的に N iからなり、 A 1 + T iの原子0 /0が 1〜 5. 5 %であり、 次式： 17≤M o + (W+ Re) /2 ≤ 27を満たしてもよい。
さらに、前記 N i基合金が、重量％で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1%以下、 Mn ： 1%以下、 C r ： 5〜20%、 Mo、 W及び R eの 1種又は 2種以上を M o + (W+ R e ) 2： 1 7〜 27 %、 A 1 ： 0. 1〜 2 %、 T i ： 0. 1〜 2 %、 Nb及び T aを Nb +T aZ2： 1. 5%以下、 F e ： 10%以下、 Co ： 5% 以下、 B : 0. 001〜0. 02%、 Z r : 0. 001〜0. 2 %を含有し、 残 部 N iと不可避的不純物からなっていてもよい。
さらに、前記 N i基合金が、重量％で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1%以下、 Mn ： 1%以下、 C r ： 5〜20%未満、 Mo、 W及ぴ R eの 1種又は 2種以上 を M o + (W+ Re) /2 ： 5〜20 %未満、 W： 10 %以下、 A 1 ： 0. 1〜 2. 5 %、 T i ： 0. 10〜 0. 95 %、 N b及び T aを Nb+Ta/2 ： 1. 5 %以下、 B : 0. 001〜0. 02%、 Z r : 0. 001〜0. 2%、 Fe : 4%以下を含有し、八1 +1^ +1^13+丁3の原子％が2. 0〜6. 5%であり、 残部 N iと不可避的不純物からなっていてもよい。
また、 前記高クロム鋼として、
前記高クロム鋼が、 室温から 700°Cまでの平均線膨 ¾S 、数が 1 1. 2 X 10 一6ノで〜 12. 4 X 10— 6Z°Cであり、 重量0 /0で、 C r ： 7%を超え 10. 0% 未満、 N i ： 1. 5 %以下、 V： 0. 10 %〜 0. 30 %以下、 N b ： 0. 02 〜0. 10%、 N : 0. 01〜0. 07%、 C : 0. 10%以上、 S i : 0. 1 0%以下、 Mn : 0. 05〜： I. 5%、 A l : 0. 02 %以下、 及び Mo並びに Wを A (1. 75%Mo、 0. 0%W)、 B (1. 75%Mo、 0. 5%W)、 C ( 1. 53 %M o、 0. 5 %W)、 D ( 1. 3 %M o、 1. 0 %W)、 E (2. 0% Mo、 1. 0%W)、 F (2. 5%Mo、 0. 5%W)、 G (2. 5%Mo、 0. 0%W)、 Aを結ぶ直線の内側 （直線を含まず） の量を含有し、残部が鉄及び付随 的不純物よりなっていてもよい。
さらに、 前記高クロム鋼が、 線膨赚数が 1 1. 2 X 10一6 Zで〜 12. 4 X 10-6Zでであり、 重量0 /0で、 C : 0. 08〜0. 25%、 S i ： 0. 1ひ0 /0以 下、 Mn： 0. 10 %以下、 N i : 0. 05〜： 1. 0%、 C r : 10. 0~ 12. 5 %、 Mo ： 0. 6〜 1. 9 %、 W： 1. 0〜： 1. 95 %、 V： 0. 10〜 0. 35 %、 N b ： 0. 02〜 0. 10 %、 N： 0. 01〜 0. 08 %、 B ： 0. 0 01〜0. 01%、 Co ： 2. 0〜8. 0%を含有し、 残部が鉄及び付随的不純 物よりなっていてもよレヽ。
また、 前記低合金鋼として、
前記低合金鋼が、 2. 25C rMoV鋼又は CrMoV鋼であることが好まし レ、。
本発明に係る回転機器のロータは、 前記 N i基合金で形成された第 1の部材同 士の溶接継手に 1段目の時効処理を施した後、 前記第 1の部材と前記第 2の部材 とを溶接し、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の 部材と第 2の部材の溶接部の溶接後熱処理とを同温度で同時に行つて形成しても よい。
前記第 1の部材同士、 及ぴ第 1の部材と第 2の部材との溶接部は、 溶接したま までは焼き入れ状態となっており、 溶接継手の強度特性を確保するためには各継 手に応じた溶接後熱処理が必要である。 また、 N i基合金同士の溶接部即ち第 1 の部材同士の溶接部では、 1段目及び 2段目の時効処理を行う必要があり、 N i 基合金と高クロム鋼即ち第 1の部材と第 2の部材との溶接部は溶接後熱処理を施 す必要がある。 前記第 1の部材が N i基合金であり、 第 2の部材が高クロム鋼で あれば、 前記 2段目の時効処理条件と前記第 1の部材と第 2の部材との溶接部の 溶接後熱処理条件とはほぼ同じである。
そこで、 前記 1段目の時効処理を施した後、 前記第 1の部材と前記第 2の部材 とを溶接し、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の 部材と第 2の部材の溶接部の溶接後熱処理とを同温度で同時に行うことで、 前記 2段目の時効と前記第 1の部材と第 2の部材との溶接部の溶接後熱処理を同時に 行うことができ熱処理に係る時間を短縮することができる。
なお、 このとき、 前記第 1の部材同士の溶接継手及ぴ第 1の部材と第 2の部材 との溶接部だけに局所的に熱処理を行うのではなく、 ロータ全体を熱処理すると 残留応力のばらつきや変形防止にも効果的である。
また、 本発明に係る回転機器のロータは、 前記 N i基合金で形成された第 1の 部材同士の溶接継手に 1段目の時効処理を施した後、 前記第 1の部材と前記第 2 の部材とを溶接し、 さらに前記第 2の部材と第 3の部材を溶接し、 前記第 1の部 材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と第 2の部材の溶接部 の溶接後処理と、 前記第 2の部材と第 3の部材の溶接部の溶接後処理とを同温度 で同時に行って形成してもよい。
前記第 1の部材同士の溶接部の 2段目の時効条件と、 前記第 1の部材と第 2の 部材との溶接部の溶接後熱処理と、 前記第 2の部材と第 3の部材との溶接部の溶 接後熱処理条件とはほぼ同じである。
そこで、 前記 N i基合金で形成された第 1の部材同士の溶接継手に 1段目の時 効処理を施した後、 前記第 1の部材と前記第 2の部材とを溶接し、 さらに前記第 2の部材と第 3の部材を溶接し、 前記 N i基合金の溶接継手の 2段目の時効処理 と、 前記第 1の部材と第 2の部材の溶接部の溶接後処理と、 前記第 2の部材と第 3の部材の溶接部の溶接後処理とを同温度で同時に行うことで、 前記 2段目の時 効と、 前記第 1の部材と第 2の部材との溶接部の溶接後熱処理と、 前記前記第 2 の部材と第 3の部材との溶接部の溶接後熱処理とを同時に行うことができ熱処理 に係る時間を短縮することができる。
なお、 このとき、 前記第 1の部材同士の溶接継手、 第 1の部材と第 2の部材と の溶接部及び第 2の部材と第 3の部材との溶接部だけに局所的に熱処理を行うの ではなく、 ロータ全体を熱処理すると残留応力のばらつきや変形防止にも効果的 である。
また、 課題を解決するためのロータの製造方法の発明として、
室温から 7 0 0 °Cまでの平均線膨 ¾S 、数が 1 2 . 4 X 1 0 -6Z°C〜 1 4 . 5 X 1 0 _6Z°C、望ましくは 1 4 . 0 X 1 0一6 Z°C以下である N i基合金で形成され た少なくとも 2つの第 1の部材同士を溶接によって接合し、 該第 1の部材同士の 溶接継手に 1段目の時効処理を施し、 前記第 1の部材同士が接続された部材の両 端部それぞれに、 高クロム銅で形成された第 2の部材を溶接によって接合し、 前 記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と第 2の部 材の溶接部の溶接後処理を同温度で同時に行うことを特徴とする。
さらに、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 1段目の時効処理を 7 0 0〜： L 0 0 0 °Cで行い、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の 部材および第 2の部材の溶接部の溶接後処理とを 6 0 0〜 8 0 0 °Cで実施するこ とが好ましい。
このような温度範囲で熱処理を実施することで、 前記各溶接部に充分な強度を 持たせることができる。
また、 少なくとも 2つの前記第 1の部材同士を溶接によって接合し、 該第 1の 部材同士の溶接継手に 1段目の時効処理を施し、 前記第 1の部材同士が接続され た部材の両端部それぞれに、 高クロム鋼で形成された第 2の部材を溶接によって 接合し、 前記第 2の部材の少なくとも一端側に、 低合金銅で形成された第 3の部 材を溶接によつて接合し、前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と第 2の部材の溶接部の溶接後処理と、 前記第 2の部材と第 3の 部材の溶接部の溶接後処理とを同温度で同時に行うことを特徴とする。
さらに、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 1段目の時効処理を 7 0 0〜 1 0 0 0 °Cで行い、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の 部材と第 2の部材の溶接部の溶接後処理と、 前記第 2の部材と第 3の部材の溶接. 部の溶接後処理とを 6 0 0〜8 0 0 °Cで実施することが好ましい。
このような温度範囲で熱処理を実施することで、 前記各溶接部に充分な強度を 持たせることができる。
以上記載のごとく本発明によれば、 N i基合金と 1 2 C r鋼などの他の耐熱性 鉄銅材料とを溶接によつて接合しても、 該接合部における強度を維持することが でき、 7 0 0 °C級の蒸気条件でも採用可能なタービンロータ及ぴその製造方法を 提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【図 1】実施例 1に係るタービンロータの構成を模式的に示した平面図である。 【図 2】 実施例 1に係るタービンロータの製造工程を表した概略図である。 【発明を実施するための形態】
以下、 図面を参照して本発明の好適な実施例を例示的に詳しく説明する。 但し この実施例に記載されている構成部品の寸法、 材質、 形状、 その相対的配置等は 特に特定的な記載がない限りは、この発明の範囲をそれに限定する趣旨ではなく、 単なる説明例に過ぎない。
【実施例 1】
図 1は、 実施例 1に係るタービンロータ 1の構成を模式的に示した平面図であ る。
(構成）
まず図 1を用いて実施例 1に係る例えば 6 5 0 °C以上の高温蒸気が導入される 蒸気タービンに用いられるタービンロータの構成について説明する。
図 1に示すように、タービンロータ 1は、 2つの N i基合金部 1 1 a、 1 1 b、 2つの高クロム鋼部 1 2 a、 1 2 b、 2つの低クロム鋼部 1 3 a、 1 3 b力、ら構 成されている。
2つの N i基合金部 1 1 aと 1 1 bは溶接によって接合されて溶接継手 2 1を 形成し、 2つの N i基合金部 1 1 a、 1 1 bはそれぞれ高クロム銅部 1 2 a、 1 2 bと溶接によって接合されてそれぞれ溶接継手 2 2 a、 2 2 bを形成し、 さら に高クロム鋼部 1 2 a、 1 2 bはそれぞれ低クロム鋼部 1 3 a、 1 3 bと溶接に よって接合されてそれぞれ溶接継手 2 3 aを形成することで、 一端部から低クロ ム鋼部 1 3 a、 溶接継手 2 3 a、 高クロム鋼部 1 2 a、 溶接継手 2 2 a、 N i基 合金部 1 1 a、 溶接継手 2 1、 N i基合金部 1 1 b、 溶接継手 2 2 b、 高クロム 鋼部 1 2 b、 溶接継手 2 3 b、 低クロム鋼部 1 3 bの順に一体ィ匕されたタービン ロータ 1を形成している。 また、 前記 N i基合金部 1 1 a、 l i b及び溶接継手 21は 650 °C以上の温 度の蒸気に晒される位置に配置され、 溶接継手 22 a並びに 22 b、 及び高クロ ム鋼部 12 a並びに 12 bは 650¾以下の温度の蒸気に晒される位置に配置さ れ、 前部溶接継手 23 a並びに 23 b、 及び低ク口ム鋼 13 a並びに 13 bは更 に低レヽ温度の位置に配置される。 これらの配置温度は前記各部位を構成する材料 を安定して使用可能な高温限界温度以下であれば他の温度に設定することもでき る。
(材料）
次に、 タービンロータ 1を構成する、 ^^ 1基合金部1 1 &、 l i b、 高クロム 鋼部 12 a、 12 b、 低クロム銅部 13 a、 13 bの材料について説明する。
(A) N i基合金部
N i基合金部は、 650°C以上であって好ましくは 700°C程度の高温であつ ても安定して使用可能な耐熱性を有し、 室温から 700°Cまでの平均線膨張係数 が 12. 4 X 10— 6 。 C〜： 14. 5 X 1 Ο—6/^、 望ましくは 14. 0 X 1 0— 6Z°C以下である N i基合金で形成されている。 前記範囲の線膨張係数を有する N i基合金を用いることで、 N i基合金部 1 1 a、 1 1 bと高クロム鋼部 12 a、 12 bとの線膨張係数の差が小さくなるため、 N i,基合金部l l a、 l i bと高 クロム鋼部 12 a、 12 bとの間の溶接継手 22 a、 22 bにかかる熱応力も小 さくなり、 従って前記溶接継手においても充分な強度を維持して、 N i基合金部 l l a、 1 1 bと高クロム鋼部 12 a、 12 bを接合することができる。
前記線膨 ¾i 、数が 12. 4X 10_6Z°C〜14. 5 X 10_6Z°C、 望ましくは 14. 0 X 1 0一 6Z°C以下である N i基合金として表 1にまとめた（1) 〜（4) の化学組成範囲の材料が挙げられる。
なお、 N i基合金は、 （1)〜（4)の範囲に限定されるものではなく、 65 以上の高温であっても安定して使用可能な耐熱性を有し、 室温から 700°Cまで の平均線膨張係数が前記の 12. 4X 10 _6 。 C〜 14. 5 X 10— 6/で、 望ま しくは 14. 0 X 10 _6Z°C以下の範囲の N i基合金であれば他の組成であって ちょい。
【表 1】 (1 ) (2) (3) (4)
c ^0.15% ≤0.15%
Si ≤n ≤1%
Mn ≤n ≤1% ≤n ^1%
Cr 5-15% 5~20% 5〜20% 5〜20»
Mo (下記参照） ，7〜26Χ (下記参照） (下記参照）
W (下記参照） (下記参照） (下 IB参照） ≤10%
Re (下お参照） (下記参照） (下お参照） (下 E参照）
Al 0.2~2% 0.1 ~2% 0.1 ~2% 0.1 ~2.5
Ti 0.5-4.5% 0.1 -2% 0.ト 2% 0.10-0.95%
Nb (下 E参照） (下お参照）
Ta (下 参照） (下お参照）
B ≤0.02% ^0.02% 0.00卜 0.02% 0.001 ~0.02%
Zr ^0.2% 0.001 ~0.2% 0.001 -0.2%
Fe ≤m ≤10 ≤m ≤4\
Ni Bal. Bal. Bal. Bal.
Co
Mo、 W及び Re Mo、 W及び Re Mo、 W及び Re の 1種又は 2種 17≤Mo+ (W の 1種又は 2種 の 1種又は 2種 以上で Mo+ +Re)/2≤ 以上で Mo+ 以上で Mo+
(W+Re)/2: 27% (W+Re)/2: (W+Re)/2:
17~25* 17〜27* 5~20% その他条件
Al+Tiの展子 X Al+Tiの原子 X Nb+Ta/2≤ Nb+Ta/2≤ が 2.5〜7.0% がト 5.5* 1.5% 1.5%
Bと Zrは何れか AI+Ti+NB+
1種又は 2種を Taの原子 Xが
含有 2.0-6.5%
表 1中における％は重量％を意味する。
また、 表 1中における （1 ) 〜 （4 ) の組成の N i基合金には不可避的不純物 も含まれるが、 その含有率は 0 %に近いほど好ましい。
(B ) 高クロム鋼部
高クロム鋼部は、 6 5 0°C程度の温度まで安定して使用可能な耐熱性を有し、 室温から 7 0 0 °Cまでの平均線膨 ¾S 、数が 1 1 . 2 X 1 0 6 。 C〜 1 2. 4 X 1 0一6/。 Cである高クロム鋼で形成されている。前記範囲の線膨？！ 、数を有する N i基合金を用いることで、 ^^ 1基合金部1 1 &、 1 1 bと高クロム鋼部 1 2 a、 1 2 bとの線膨張係数の差が小さくなるため、 N i基合金部 1 1 a、 1 1 bと高 クロム鋼部 12 a、 12 bとの間の溶接継手 22 a、 22 bにかかる熱応力も小 さくなり、 従って前記溶接継手においても充分な強度を維持して、 N i基合金部 l l a、 11 bと高クロム鋼部 12 a、 12 bを接合することができる。
前記線膨？ S 、数が 11. 2 X 10一6 。 C〜l 2. 4 X 10一6 Z°Cである高クロ ム鋼として表 2にまとめた （5) (6) の化学組成範囲の材料が挙げられる。 なお、 高クロム鋼は、 （5) (6) の範囲に限定されるものではなく、 650°C 程度の温度まで安定して使用可能な耐熱性を有し、 室温から 700°Cまでの平均 線膨張係数が前記の 11. 2X 10— 6Z。C〜 12. 4 X 10— 6Z°Cの範囲の高ク 口ム鋼であれば他の組成であってもよい。
このような範囲の高クロム鋼には、 一般にタービンロータに使用される 12C r鋼も含まれており、 従来よりタービンロータに使用されている 12C r鋼を高 クロム鋼として使用できる。
【表 2】
W 200
12
Figure imgf000014_0001
表 2中における％は重量％を意味する。
また、表 2中における （5) (6)の組成の高クロム鋼には不可避的不純物も含 まれるが、 その含有率は 0%に近いほど好ましい。
(C) 低クロム鋼部
低ク口ム鋼部は、 前記高ク口ム鋼部よりも低温である低ク口ム鋼部が上昇する 温度まで安定して使用可能な耐熱性を有するものであればよく、 例えば 2. 25 C r Mo V鋼又は C r Mo V鋼などが挙げられる。 なお、 低クロム銅部は、 2. 25C rMo V鋼又は C rMo V鋼に限定される ものではなく、 前記高クロム鋼部よりも低温である低クロム鋼部が上昇する温度 であっても安定して使用可能な耐熱性を有する低クロム鋼であれば他の組成であ つてもよレヽ。
(製造方法）
次に図 1及び図 2を参照しながら実施例 1に係るタービン 1の製造方法につい て説明する。
図 2は実施例 1に係るタービン 1の製造工程 （製造手順） を表した概略図であ る。
図 2においては 4種類の製造工程を概略図で示しており、 第 1の製造工程は 1 01→102→103→104→11 1→1 12→115→1 16→1 17のェ 程であり、 第 2の製造工程は 101→102→103→104→1 1 1→1 12 →1 13→1 14の工程であり、 第 3の製造工程は 101→102→103→1 04→105→108→109→110の工程であり、 第 4の製造工程は 101 →102→103→104→105→106→107である。
以下においては第 1の製造工程から順に説明していく。
(A) 第 1の製造工程
第 1の製造工程においては、 101でまず N i基合金部 11 a、 l i bの溶体 化処理を行う。
次に 102で N i基合金部同士を溶接し、 必要に応じて 103で N i基合金同 士継手 21の溶体化処理を実施する。 次いで 104で N i基合金同士継手 21の 1段目時効を行う （a)。 1段目時効は 700〜1000°Cの範囲で行う。
104で前記 1段目時効が終了すると、 1 1 1で引き続いて、 1段目時効を終 えた N i基合金同士継手 21 (a) の 2段目時効を行う。 2段目時効は 600〜 800°Cで実施する。
1 1 1で 2段目時効が終了すると 1 12で N i基合金部 1 1 a、 l i bと高ク ロム鋼部 12 a、 12 bとを溶接し （b ' ' )、 1 15で該溶接部 (b ' ' ) の 熱処理を実施する。 該熱処理は 600〜800°Cで実施する。
1 15で N i基合金部 1 1 a、 l i bと高クロム鋼部 12 a、 12 bとの溶接 部 （b ' ') の熱処理が終了すると、 1 16で高クロム鋼部 12 a、 12 bと低 ク口ム鋼部 13 a、 13 bとを溶接し （ c ' ' ' )、 1 1 7で該溶接部 （ c 一 '
' ) に熱処理を施す。 該熱処理は 600〜800°Cで実施する。
以上の 101から 1 17の工程により、 N i基合金同士の溶接部は 1段目時効
(104) 及び 2段目時効 (1 1 1) が施され、 N i基合金と高クロム鋼の溶接 部は溶接後に熱処理 （1 15) が施され、 高クロム鋼と低クロム鋼の溶接部は溶 接後に熱処理 （1 17) が施され、 溶接継手部にも充分な強度を持たせたロータ を製造することができる。
(B) 第 2の製造工程
第 2の製造工程は、 前記第 1の製造工程と図 2における 1 12までは同じであ るのでその説明を省略する。
1 12で N i基合金部 1 1 a、 1 1 bと高クロム銅部 12 a、 12 bとを溶接 (b ') すると、 次いで 1 13で高クロム銅部 12 a、 12 bと低クロム鋼部 1 3 a、 13 bとを溶接 （c ') する。
1 13で前記溶接 (c ' ') が終了すると、 1 14で N i基合金部 1 1 a、 1 1 bと高クロム鋼部 12 a、 1 2 bの溶接部 （ b ' ' ) と高クロム鋼部 12 a、 12 bと低クロム鋼部 13 a、 13 bとを溶接部 （c ' ' ) とに熱処理を施す。 該熱処理は 600〜 800 °Cで実施する。
以上の工程によりロータ 1が製造される。
第 2の製造工程においては、 1^ 1基合金部1 13、 l i bと高クロム鋼部 12 a、 12 bの溶接部の熱処理と、 高クロム鋼部 12 a、 12 bと低クロム鋼部 1 3 a、 13 bとの溶接部の熱処理とを同じ温度で実施できることを利用して、 1 1 2, 1 13で溶接を実施した後、 1 14で同時に熱処理を実施した。 これによ り、 第 1の製造工程よりも短時間でタービンロータ 1の製造が可能となる。
(C) 第 3の製造工程
第 3の製造工程は、 前記第 1及び第 2の製造工程と図 2における 104までは 同じであるのでその説明を省略する。
104で N i基合金同士継手 21の 1段目の時効処理が終了すると、 105で N i基合金部 11 a、 l i bと高クロム鋼部 12 a、 12 bとを溶接 (b)する。 該溶接が終了するとロータ全体に 6 0 0〜8 0 0 °Cで熱処理を施す。 これにより N i基同士継手 2 1の 2段時効が成立するとともに、 N i基合金部と高クロム鋼 部との溶接部の溶接後の熱処理も成立する。
1 0 8で熱処理が終了すると、 1 0 9で高クロム銅部 1 2 a、 1 2 bと低クロ ム鋼部 1 3 a、 1 3 bとを溶接 （ c ' ) し、 1 1 0で該溶接部 （ c ' ) に 6 0 0 〜8 0 0 °Cで熱処理を施す。
以上の工程によりロータ 1が製造される。
第 3の製造工程においては、 N i基合金部同士継手の 2段目時効と、 N i基合 金部 l l a、 1 1 bと高クロム鋼部 1 2 a、 1 2 bの溶接部の熱処理とを同じ温 度で実施できることを利用して、 該 2段目時効と熱処理を 1 0 8で同時に実施し た。 これにより、 第 1の製造工程よりも短時間でタービンロータ 1の製造が可能 となるとともに、 1 0 8でロータ全体を熱処理することで残留応力のばらつきや 変形防止にも効果的である。
(D) 第 4の製造工程
第 4の製造工程は、 前記第 3の製造工程と図 2における 1 0 5までは同じであ るのでその説明を省略する。
1 0 5で N i基合金部 1 1 a、 1 1 bと高クロム鋼部 1 2 a、 1 2 bとを溶接 ( b ) すると、 次いで 1 0 6で高クロム銅部 1 2 a、 1 2 bと低クロム鋼部 1 3 a、 1 3 bとを溶接 （c ) する。 該溶接が終了するとロータ全体に 6 0 0〜8 0 0 °Cで熱処理を施す。 これにより N i基同士継手 2 1の 2段時効が成立するとと もに、 N i基合金部と高クロム銅部との溶接部の溶接後の熱処理も成立し、 さら に高クロム鋼部と低クロム鋼部との溶接部の溶接後の熱処理も成立する。
以上の工程によりロータ 1が製造される。
第 4の製造工程においては、 N i基合金部同士継手の 2段目時効と、 N i基合 金部 l l a、 1 1 bと高クロム鋼部 1 2 a、 1 2 bの溶接部の熱処理と、 高クロ ム鋼部 1 2 a、 1 2 bと低クロム鋼部 1 3 a、 1 3 bの溶接部の熱処理とを同じ 温度で実施できることを利用して、 該 2段目時効と熱処理を 1 0 7で同時に実施 した。 これにより、 第 1〜第 3の何れの製造工程よりも短時間でタービンロータ 1の製造が可能となるとともに、 1 0 7でロータ全体を熱処理することで残留応 力のばらつきや変形防止にも効果的である。
【産業上の利用可能性】
N i基合金と 1 2 C r鋼などの他の耐熱性鉄鋼材料とを溶接によって接合して も、 該接合部における強度を維持することができ、 7 0 0 °C級の蒸気条件でも採 用可能なタービンロータ及びその製造方法として利用することができる。

Claims

【書類名】 請求の範囲
【請求項 1】
蒸気又は燃焼ガスが作動流体として導入される回転機器に備えられ、 通過す る作動流体温度に応じて異なる強度の複数の部材を溶接によって接合した回転機 器のロータにおいて、
室温から 700でまでの平均線膨 ¾g 、数が 12. 4 X 10— 6/°C〜 14. 5 X 10一6 Z°Cである N i基合金で形成された第 1の部材と、高クロム鋼で形成され た第 2の部材とを溶接によつて接合することで構成され、
前記作動流体の入口にあたる部位を前記 N i基合金で形成した第 1の部材とす ることを特徴とする回転機器のロータ。
【請求項 2】
それぞれ N i基合金で形成された少なくとも 2つの前記第 1の部材と、 それぞれ高ク口ム鋼で形成された少なくとも 2つの前記第 2の部材とから構成 され、
前記 2つ以上の第 1の部材同士を溶接によつて接合し、
該第 1の部材同士が接合された部材の両端部それぞれに、 前記第 2の部材を溶 接によつて接合することで構成されることを特徴とする請求項 1記載の回転機器 のロータ。
【請求項 3】
前記 N i基合金で形成された第 1の部材同士の溶接継手に 1段目の時効処理 を施した後、 前記第 1の部材と前記第 2の部材とを溶接し、 前記第 1の部材同士 の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と第 2の部材の溶接部の溶接 後熱処理とを同温度で同時に行って形成されることを特徴とする請求項 2記載の 回転機器のロータ。
【請求項 4】
前記 N i基合金が、重量。/。で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1%以下、 Mn ： 1 %以下、 C r ： 5〜： 15 %、 M o、 W及ぴ R eの 1種又は 2種以上を M o + (W + R e) /2 ： 17超〜 25 %、 A 1 ： 0. 2〜 2 %、 T i ： 0. 5〜4. 5 %、 F e ： 10%以下、 B： 0. 02%以下及びZ Γ ： 0. 2%以下の 1種又は 2種 を含有し、 A 1 +T iの原子％が 2. 5〜7. 0%であり、 残部 N iと不可避的 不純物からなることを特徴とする請求項 1〜 3何れかに記載の回転機器のロータ。
【請求項 5】
前記 N i基合金が、重量％で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1%以下、 Mn ： 1 %以下、 C r ： 5〜 20 %、 Mo ： 17〜 26 %、 A 1 ： 0. ：!〜 2. 0 %、 T i ： 0. 1〜 2. 0 %、 F e ： 10 %以下、 B ： 0. 02 %以下、 Z r ： 0. 2%以下、 W及び Reとを含有し、 残部の成分は実質的に N iからなり、 A1 + T iの原子％が：！〜 5. 5 %であり、 次式：
1 7≤Mo + (W+ Re) / 2≤ 27
を満たすことを特徴とする請求項 1〜 3何れかに記載の回転機器のロータ。
【請求項 6】
前記 N i基合金が、重量％で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1%以下、 Mn ： 1 %以下、 C r ： 5〜20%、 Mo、 W及び R eの 1種又は 2種以上を M o + (W + R e) /2 1 7〜 27 %、 A 1 ： 0. 1〜 2 %、 T i ： 0. 1〜 2 %、 Nb 及び T aを Nb+Ta 2 : 1. 5 %以下、 F e ： 10 %以下、 C o： 5 %以下、 B： 0. 001〜0. 02%、 Z r ： 0. 001〜0. 2 %を含有し、 残部 N i と不可避的不純物からなることを特徴とする請求項 1〜 3何れかに記載の回転機 器のロータ。
【請求項 7】
前記 N i基合金が、重量％で、 C： 0. 15%以下、 S i ： 1%以下、 Mn ： 1 %以下、 C r ： 5〜 20 %未満、 M o、 W及び R eの 1種又は 2種以上を M o + (W+R e ) Z 2： 5〜 20。/。未満、 W： 10 %以下、 A 1 ： 0. 1〜 2. 5 %、 T i ： 0. 10〜0. 95%、 Nb及び T aを Nb +T a 2 ： 1. 5%以下、 B： 0. 001〜0. 02%、 Z r ： 0. 001〜0. 2%、 F e ： 4 %以下を 含有し、 A 1 +T i +Nb +T aの原子0 /0が 2. 0〜6. 5%であり、 残部 N i と不可避的不純物からなることを特徴とする請求項 1〜 3何れかに記載の回転機 器のロータ。
【請求項 8】
前記高クロム鋼が、 室温から 700°Cまでの平均線膨¾§ ^数が 1 1. 2X 1 0一6 ^〜 12. 4X 10— 6 。 Cであり、重量％で、 C r： 7 %を超え 10. 0 % 未満、 N i ： 1. 5 %以下、 V： 0. 10 %〜 0. 30 %以下、 N b ： 0. 02 〜 0. 10 %、 N： 0. 01〜 0. 07 %、 C： 0. 10 %以上、 S i ： 0. 1 0%以下、 Mn ： 0. 05〜1. 5%、 A1 ： 0. 02 %以下、 及び Mo並びに Wを A (1. 75%Mo、 0. 0%W)、 B (1. 75 %M o 0. 5%W)、 C ( 1. 53 %M o、 0. 5 %W)、 D ( 1. 3 %M o、 1. 0 %W)、 E (2. 0% Mo、 1. 0%W)、 F (2. 5%Mo、 0. 5%W)、 G (2. 5%Mo、 0. 0%W)、 Aを結ぶ直線の内側 （直線を含まず） の量を含有し、残部が鉄及び付随 的不純物よりなることを特徴とする請求項 1〜 7何れかに記載の回転機器の口一 タ。
【請求項 9】
前記高クロム鋼が、 室温から 700°Cまでの平均線膨？ 1、数が 1 1. 2 X 1 0 - 6ノ。 c〜 12 4X 10— 6Z°Cであり、重量0/。で、 C： 0. 08〜 0. 25%、 S i ： 0. 10 %以下、 Mn ： 0. 10 %以下、 N i ： 0. 05〜： 1. 0 %、 C r ： 10. 0〜： I 2. 5 %、 M o ： 0. 6〜 1. 9 %、 W： 1. 0〜 1. 95%、 V： 0. 10〜0. 35%、 Nb : 0. 02~0. 10%, N： 0. 01〜0. 08%, B ： 0. 001〜0. 01%、 Co : 2. 0〜8. 0%を含有し、 残部 が鉄及び付随的不純物よりなることを特徴とする請求項 1〜 7何れかに記載の回 転機器のロータ。
【請求項 10】
前記高クロム鋼で形成された第 2の部材の少なくとも一端側に、 低合金鋼で形成された第 3の部材を溶接によつて接合することで構成されるこ とを特徴とする請求項 1〜 9何れかに記載の回転機器のロータ。
【請求項 1 1】
前記低合金銅が、 2. 25C rMo V鋼又は C rMo V鋼であることを特徴 とする請求項 10に記載の回転機器のロータ。
【請求項 12】
前記 N i基合金で形成された第 1の部材同士の溶接継手に 1段目の時効処理 を施した後、 前記第 1の部材と前記第 2の部材とを溶接し、 さらに前記第 2の部 材と第 3の部材を溶接し、 前記 N i基合金の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前 記第 1の部材と第 2の部材の溶接部の溶接後処理と、 前記第 2の部材と第 3の部 材の溶接部の溶接後処理とを同温度で同時に行つて形成されることを特徴とする 請求項 1 0又は 1 1に記載の回転機器のロータ。
【請求項 1 3】
室温から 7 0 0 °Cまでの平均線膨張係数が 1 2 . 4 X 1 0— 6Z ：〜 1 4. 5 X 1 0一6 Z°Cである N i基合金で形成された少なくとも 2つの第 1の部材同士 を溶接によって接合し、
該第 1の部材同士の溶接継手に 1段目の時効処理を施し、
前記第 1の部材同士が接続された部材の両端部それぞれに、 高クロム鋼で形成 された第 2の部材を溶接によつて接合し、
前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と第 2 の部材の溶接部の溶接後処理を同温度で同時に行うことを特徴とする回転機器の ロータの製造方法。
【請求項 1 4】
前記第 1の部材同士の溶接継手の 1段目の時効処理を 7 0 0〜 1 0 0 0 °Cで行 レ、、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と第 2の部材の溶接部の溶接後処理とを 6 0 0〜8 0 0 °Cで実施することを特徴とす る請求項 1 3記載の回転機器のロータの製造方法。
【請求項 1 5】
少なくとも 2つの前記第 1の部材同士を溶接によつて接合し、
該第 1の部材同士の溶接継手に 1段目の時効処理を施し、
前記第 1の部材同士が接続された部材の両端部それぞれに、 高クロム鋼で形成 された第 2の部材を溶接によつて接合し、
前記第 2の部材の少なくとも一端側に、 低合金鋼で形成された第 3の部材を溶 接によって接合し、
前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と第 2 の部材の溶接部の溶接後処理と、 前記第 2の部材と第 3の部材の溶接部の溶接後 処理とを同温度で同時に行うことを特徴とする請求項 1 3記載の回転 «の口一 タの製造方法。
【請求項 1 6】
前記第 1の部材同士の溶接継手の 1段目の時効処理を 7 0 0〜 1 0 0 0でで 行い、 前記第 1の部材同士の溶接継手の 2段目の時効処理と、 前記第 1の部材と 第 2の部材の溶接部の溶接後処理と、 前記第 2の部材と第 3の部材の溶接部の溶 接後処理とを 6 0 0〜8 0 0 °Cで実施することを特徴とする請求項 1 5記載の回 転機器のロータの製造方法。
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