JP2004148346A - Welding material, welding method therefor and turbine rotor - Google Patents

Abstract

<P>PROBLEM TO BE SOLVED: To provide a cost-reducing welding method capable of maintaining sufficient corrosion resistance even if a welding material is used under harsh environments to which corrosion resistant gases such as a geothermal power generation or the like are exposed. <P>SOLUTION: When a damaged area of a turbine rotor composed of a low alloy steel is mended by an overlaying, several welding layers are formed on the damaged area by the overlaying, and then, a tempering is executed at 620°C to 660°C and the overlaying for subsequent layers is superimposed on the welding layers and then, the tempering is conducted at 580°C to 600°C which is lower than the temperature of the above tempering. <P>COPYRIGHT: (C)2004,JPO

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は溶接材料、これを用いた溶接方法及びタービンロータに関し、特に地熱発電所で用いるタービンロータに適用して有用なものである。
【０００２】
【従来の技術】
地熱発電に用いる蒸気タービン、すなわち腐食性ガス等を大量に含む環境下で使用する蒸気タービンのタービンロータの材料としては、鉄に僅かに合金元素を添加した、いわゆる低合金鋼が汎用されている。かかる低合金鋼で形成した蒸気タービンを、地熱蒸気中等の腐食環境下で用いた場合、応力腐食割れ及び腐食疲労等で当該タービンロータに亀裂が発生して運転を継続することが不可能になる場合がある。
【０００３】
タービンロータに応力腐食割れ及び腐食疲労等を生起して運転の継続が不可能になった場合の最も簡易な対策としてタービンロータの取り替えが挙げられる。しかし、タービンロータの一部が損傷しただけで全体を取り替えることは、経済的な不利益をもたらすことになる。
【０００４】
このため、亀裂等の発生部分について溶接補修を行うことにより、その後の使用に供している。かかる溶接補修を行う場合、従来においては、当該タービンロータの母材（低合金鋼）と同一材料の溶接材料を用いる肉盛溶接等で対処している。
【０００５】
地熱蒸気環境下における十分な耐食性の確保と、必要な強度と靱性を有するタービンロータ用合金鋼を開示する公知文献として特許文献１がある。この特許文献１は、耐食性を確保するため所定量のＣｒを基礎にして靱性及び耐食性向上のため低Ｃ化を図り、それにより低下した焼入れ性をＮｉの多量添加で確保するとともに靱性を大きく向上させ、さらにＣｕを添加して強度と耐食性を向上させたロータ材を開示するものである。
【０００６】
【特許文献１】
特開平８−３６９５号
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
上述の如く従来技術に係る溶接補修においては、タービンロータ材と同種の低合金鋼を補修材として用いているので、溶接補修後の使用の際、再度亀裂が発生してしまうことになる。
【０００８】
一方、低合金鋼よりも耐食性に優れたマルテンサイト系ステンレス鋼（１２Ｃｒ鋼）を用いて溶接により欠陥部を補修することで、タービンロータの製造時よりも耐食性が優れたタービンロータとすることができる可能性はある。しかし、この場合、溶接材料や施工方法が適切でないと、耐食性は逆に低合金鋼よりも劣ることとなる。また、初めから耐食性の優れた１２Ｃｒ鋼でロータ全体を作る場合、製造方法に制限があり、さらに合金元素も多く必要とすることから低合金鋼のロータ材に比べて工期が長くなり、コストも高騰するという問題がある。
【０００９】
本発明は、上記従来技術に鑑み、地熱発電等、腐食性ガスに晒される苛酷な環境で使用しても十分な耐食性を有するとともに、コストも低廉な溶接材料、これを用いた溶接方法及びタービンロータを提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成する本発明の構成は次の点を特徴とする。
【００１１】
＜溶接材料＞
１） 重量％で、Ｃ：０．０１〜０．０８％、Ｓｉ：０．０３〜０．３０％、Ｍｎ：０．１〜１．０％、Ｎｉ：４．０〜６．０％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．１〜１．２％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなること。
【００１２】
２） 重量％で、Ｃ：０．０３〜０．０６％、Ｓｉ：０．１５〜０．２５％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなること。
【００１３】
３） 重量％で、Ｃ：０．０４〜０．０５％、Ｓｉ：０．１８〜０．２２％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなること。
【００１４】
４） 重量％で、Ｃ：０．０１〜０．０８％、Ｓｉ：０．０３〜０．３０％、Ｍｎ：０．１〜１．０％、Ｎｉ：４．０〜６．０％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．１〜１．２％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．００１％〜０．０７０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなること。
【００１５】
５） 重量％で、Ｃ：０．０３〜０．０６％、Ｓｉ：０．１５〜０．２５％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．０３５〜０．０７０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなること。
【００１６】
６） 重量％で、Ｃ：０．０４〜０．０５％、Ｓｉ：０．１８〜０．２２％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．０５〜０．０７％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなること。
【００１７】
上記１）乃至６）に記載する溶接材料の成分限定理由は、次のａ）乃至ｈ）に示す通りである。
【００１８】
ａ） Ｃ（炭素）：Ｃは本発明に係る溶接材料の中で最も重要な元素の一つであり、材料強度や耐食性に大きな影響を与える。０．０１％よりも少ないと十分な材料強度は得られない。また、０．０８％を超える量を添加すると、Ｃｒ炭化物の量が多くなり、耐食性を低下させる。
【００１９】
このために、０．０１〜０．０８％とする（上記１）、４）参照。）。なお、好ましい範囲は０．０３〜０．０６％（上記２）、５）参照。）、特に好ましい範囲は０．０４〜０．０５％（上記３）、６）参照。）である。
【００２０】
ｂ） Ｓｉ（珪素）：Ｓｉは脱酸剤として有用な元素であるが、その量が多くなると靱性や延性を低下させる。０．０３％未満であると、十分な脱酸が行えない。また、０．８％を超える量を添加すると靱性（衝撃特性）が劣化する。
【００２１】
このために、０．０３〜０．３％（上記１）、４）参照。）とする。なお、好ましい範囲は０．１５〜０．２５％（上記２）、５）参照。）、特に好ましい範囲は０．１８〜０．２２％（上記３）、６）参照。）である。
【００２２】
ｃ） Ｍｎ（マンガン）：Ｍｎも脱酸剤として有用な元素である。また、不純物のＳと結びついて脆化を防止する。０．１％未満であるとその効果は十分ではなく、また１％よりも多く添加すると、それ自身の存在で靱性が低下する。
【００２３】
このため、０．１〜１％（上記１）、４）参照。）とする。なお、好ましい範囲は０．３〜０．７％（上記２）、３）、５）、６）参照。）である。
【００２４】
ｄ） Ｎｉ（ニッケル）：ＮｉはＣｒ，Ｆｅとともにマトリックス金属を構成する重要な元素である。Ｎｉはマトリックスに溶け込むことにより、溶接金属の組織を緻密なマルテンサイトにする。４％未満であると他の元素との兼ね合いから安定したマルテンサイト組織は得られず、一部にδ−フェライトが現れるようになり、延性や靱性を低下させる。また、６％を超える量を添加してもマルテンサイト組織は不安定になり、十分な材料強度が得られない。これは、オーステナイト相が部分的に現れることによる。
【００２５】
このために、４〜６％（上記１）、４）参照。）とする。なお、好ましい範囲は５〜５．５％（上記２）、３）、５）、６）参照。）である。
【００２６】
ｅ） Ｃｒ（クロム）：ＣｒもＮｉやＦｅとともにマトリックスを構成する元素である。Ｃｒは耐食性にとって重要な元素であり、１１．５％よりも少ないと十分な耐食性が得られない。また、１２．５％を超える量を添加すると、δ−フェライトが生成して延性及び靱性を低下させる。
【００２７】
このために１１．５〜１２．５％（上記１）〜６）参照。）とする。
【００２８】
ｆ） Ｍｏ（モリブデン）：Ｍｏは機械的強度を向上させ、また耐食性の向上にも有用である。０．１％未満ではその効果は十分ではなく、１．２％を超えると延性や靱性を低下させる。
【００２９】
このために、０．１〜１．２％（上記１）、４）参照。）とする。なお、好ましい範囲は０．３〜１％（上記２）、３）、５）、６）参照。）である。
【００３０】
ｇ） Ｖ（バナジウム）：Ｖは、微細な炭化物を構成して機械的強度の向上に寄与する。０．０１％未満であるとその効果は十分ではなく、０．１％を超えると靱性低下をもたらす。
【００３１】
このために、０．０１〜０．１％（上記１）〜６）参照。）とする。
【００３２】
ｈ） Ｎ（窒素）：ＮはＣとともに材料強度の向上に寄与する。材料強度を高めていくことが必要なときには必要に応じてＮを添加する。Ｎを添加する代わりにＣを添加することで強度確保を行うことも可能であるが、Ｃを多く添加すると耐食性を低下させるので、Ｃで高強度材を得ることは実際には不可能である。このために、高強度の材料が求められる場合にはＮを添加することになる。
ただし、Ｎを０．０７％以上添加すると靱性を低下させる。
【００３３】
このために、０．００１〜０．００７０（上記４）参照。）とする。なお、好ましい範囲は０．０３５〜０．０７％（上記５）参照。）、特に好ましい範囲は０．０５〜０．０７％（上記６）参照。）である。
【００３４】
＜溶接方法＞
７） 低合金鋼で形成したタービンロータの損傷部分を肉盛溶接により補修する場合の溶接方法において、
上記１）乃至６）に記載する何れか一つの溶接材料を使用して損傷部分を肉盛溶接で補修する溶接工程と、
その後当該補修部分を所定温度まで加熱する焼き戻し工程とを有すること。
【００３５】
８） 上記７）に記載する溶接方法において、
焼き戻し工程における加熱温度を、５８０°Ｃ乃至６００°Ｃとしたこと。
【００３６】
９） 低合金鋼で形成したタービンロータの損傷部分を肉盛溶接により補修する場合の溶接方法において、
上記１）乃至６）に記載する何れか一つの溶接材料を使用して損傷部分を肉盛溶接で補修する第１の溶接工程と、
その後当該補修部分を所定温度まで加熱する第１の焼き戻し工程と、
前記第１の溶接工程で用いたのと同じ溶接材料を使用し、前記第１の溶接工程で形成した溶接層に重畳してさらに肉盛溶接を行うことにより当該部分の補修を行う第２の溶接工程と、
その後前記第１の焼き戻し工程よりも低温の所定温度まで、前記補修部分を加熱する第２の焼き戻し工程とを含むこと。
【００３７】
１０） 上記９）に記載する溶接方法において、
第１の焼き戻し工程における加熱温度を、補修するタービンロータの製造時の焼き戻し温度よりも低い温度にするとともに、
第２の焼き戻し工程における加熱温度を、前記第１の焼き戻し工程よりも低温の５８０°Ｃ乃至６００°Ｃとしたこと。
【００３８】
１１） 上記９）に記載する溶接方法において、
第１の焼き戻し工程における加熱温度を、６２０°Ｃ乃至６６０°Ｃにするとともに、
第２の焼き戻し工程における加熱温度を、５８０°Ｃ乃至６００°Ｃにすること。
【００３９】
＜タービンロータ＞
１２） 低合金鋼で形成した母材の表面に、〔請求項７〕に記載する溶接方法により、〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を肉盛溶接して形成するコーティング層を設けたこと。
【００４０】
１３） 低合金鋼で形成した母材の表面に、上記８）に記載する溶接方法により、上記１）乃至６）に記載する何れか一つの溶接材料を肉盛溶接して形成するコーティング層を設けたこと。
【００４１】
【発明の実施の形態】
以下本発明の実施の形態を図面に基づき詳細に説明する。
【００４２】
＜第１の実施の形態＞
本形態に係る溶接材料及び比較材の成分は表１に示す通りである。なお、表１中に記した成分の残部は、Ｆｅ及び付随的不純物である。
【００４３】
本形態においては、Ｎｏ，１〜Ｎｏ，５の５種類の溶接材料を形成した。これらの成分構成は、何れも〔請求項１〕で特定した溶接材料の成分範囲に含まれている。また、比較材としてＮｏ，６〜Ｎｏ，１４の９種類の溶接材料を用意した。なお、表１に示す数値中、下線を付したものが前記〔請求項１〕で特定した数値範囲に含まれないものである。
【００４４】
【表１】

【００４５】
本形態においては、図１に示すロータ材Ａに開先部を形成し、上記各溶接材を用いて溶接部Ｃを形成した。前記ロータ材Ａの成分は表１の最下欄に示す通りである。これは従来より公知の低合金鋼ロータ材の一種である。
【００４６】
また、本形態では、前記溶接部Ｃを形成した後、溶接部分に対し５８０℃で１０時間の焼き戻し処理を行った。
【００４７】
上述の如き溶接工程及び焼き戻し工程を経た、各溶接材料毎に形成した試験材である各ロータ材Ａに対して常温引張試験，衝撃試験，応力腐食割れ試験を実施し、表２の結果を得た。なお、同表中の引張り試験のデータは、図１に示す各試験片の両端部に左右方向の引張力をそれぞれ作用させて計測したものであり、また応力腐食割れ試験は、図２に示す装置で前記各試験片であるロータ材Ａの中央部に図中下方から上方に向かう荷重を作用させた状態で特定の地熱蒸気雰囲気に晒し、５０００時間経過後の割れの発生状況を調査したものである。同表中、○印は割れなし、△印は微細な割れの発生、×印は亀裂発生をそれぞれ示している。
【００４８】
【表２】

【００４９】
上記表２を参照すれば、本形態に係るＮｏ，１〜Ｎｏ，５の各溶接材料で上述の如き溶接及び焼き戻し処理を行った場合は、機械的強度，衝撃特性及び応力腐食割れ特性など、Ｎｏ，６〜Ｎｏ，１４の各比較材に比べて優れた特性を示すことがわかる。
【００５０】
＜第２の実施の形態＞
本形態に係る溶接材料の成分は表３に示す通りである。なお、表３中に記した成分の残部は、Ｆｅ及び付随的不純物であり、比較のため前記第１の実施の形態に係る溶接材料の成分も併せて記載している。
【００５１】
本形態においては、Ｎｏ，１５〜Ｎｏ，１９の５種類の溶接材料を形成した。これらの成分構成は、何れも〔請求項４〕で特定した溶接材料の成分範囲に含まれている。すなわち、Ｎｏ，１〜Ｎｏ，５の溶接材料には含まれない、Ｎを含有するものである。このように、Ｎを微量含有させることにより材料強度の向上を図ると同時に、良好な耐食性も確保した。この際、靱性を低下させることがないよう、Ｎの含有量の上限を０．０７％とした。
【００５２】
【表３】

【００５３】
本形態に関しても、図１に示すロータ材Ａに開先部を形成し、上記各溶接材を用いて溶接部Ｃを形成し、同様の条件で常温引張試験，衝撃試験，応力腐食割れ試験を実施した。その結果を表４に示す。
【００５４】
【表４】

【００５５】
上記表４を参照すれば、本形態に係るＮｏ，１５〜Ｎｏ，１９の各溶接材料で上述の如き溶接及び焼き戻し処理を行った場合は、機械的強度，衝撃特性及び応力腐食割れ特性などが、Ｎｏ，６〜Ｎｏ，１４（表２参照。）の各比較材に比べて優れた特性を示すのは勿論、第１の実施の形態に係るＮｏ，１〜Ｎｏ，５の溶接材料を用いた場合よりも機械的強度を高くすることができる。したがって、本形態に係る溶接材料は、高強度を必要とする、例えば蒸気タービンの最終段翼根部の補修などに有用である。
【００５６】
第１の実施の形態に示す各溶接材で溶接部Ｃを形成した各ロータ材Ａについて５６０℃から６４０℃の各温度で１０時間焼もどしを行ったときの溶接部熱影響部の最高硬さ及びロータ材Ａ自体の硬さ測定結果について表５に示す。
【００５７】
【表５】

【００５８】
溶接部熱影響部に極端に硬い部分が存在すると、その部分が応力腐食割れを起こし、再使用中に損傷が発生してしまう。これを防止する観点から考えると、熱影響部の最高硬さはビッカース硬さで３５０以下にすることが望ましい。表５を参照すれば、焼きもどし温度が５６０℃以下であるとビッカース硬さが３５０以上になり、不適切な熱処理となる。一方、焼もどし温度を上げることによってロータ材Ａ（母材）の硬さは低下していく。ロータ材Ａの強度が低下すると蒸気タービンロータとして必要な機械的強度が満足できなくなる。このためには、焼もどし温度を必要以上に高くすることはできない。材料強度としても目安はビッカース硬さで２４０以上を確保することが望ましく、かかる観点からは６２０℃以下の温度での焼き戻しが望ましいことが分かる。
【００５９】
上述の如き結果を踏まえれば、Ｎｏ，１〜Ｎｏ，５又はＮｏ，１５〜Ｎｏ，１９の溶接材を用いて低合金鋼であるロータ材Ａを母材とするタービンロータの肉盛溶接補修を行い、その後焼き戻し温度が５８０°Ｃ乃至６００°Ｃの焼き戻し処理を行えば十分な機械的強度及び耐食性を有するタービンロータとして再生し得る。
【００６０】
＜第３の実施の形態＞
表１の最下欄にその成分を示すロータ材Ａは、上述の如き温度（５８０°Ｃ）の焼き戻し処理でもロータ材Ａの溶接による熱影響部の硬さを緩和して実用に供し得る程度の機械的強度を確保することはできる。ロータ材Ａは比較的Ｎｉの含有量が多いからである。すなわち、Ｎｉの含有量が多ければ多い程、低い温度の焼き戻し処理で前記熱影響部の機械的強度の回復を図ることができる。ただ、この場合でも溶接前の機械的強度を回復する迄には至らない。
【００６１】
一方、Ｎｉの含有量が減少した場合には、前記熱影響部の硬さが増し、上述の如き温度（５８０°Ｃ）の焼き戻し処理では当該熱影響部が溶接処理前の機械的強度を回復するのは当然困難であるとして、実用に供し得る程度の機械的強度を回復することも困難である場合がある。この場合、単純に焼き戻し温度を上げた場合には、今度はこの焼き戻し処理により溶接部Ｃが軟化してその機械的強度を保持することが困難になる。すなわち、タービンロータの熱影響部の機械的強度を回復させるための要件と、溶接部の機械的強度を確保するための要件とは、二律背反する要件となっている。
【００６２】
本形態は表１又は表２に示す成分の溶接材を用いる溶接補修処理において、前記二律背反する要件の調和を図り、例えＮｉの含有量が少ない低合金鋼を母材とするタービンロータであっても、その熱影響部の機械的強度を回復させると同時に、溶接部の機械的強度を十分確保することができる溶接方法を提供するものである。本形態では、ロータ材Ａに較べてＮｉの含有量が少ないロータ材Ｂを考える。このロータ材Ｂは表６に示す成分を含有するものである。
【００６３】
【表６】

【００６４】
本形態に係る溶接方法では、低合金鋼であるロータ材Ｂを母材とするタービンロータの補修部に、まず表１乃至表２に示す成分の各溶接材を用いて一回目の溶接処理により最初の数層（例えば３層乃至４層）の溶接層を形成する。その後、第１及び第２の実施の形態に関連して示す溶接方法における焼き戻し温度（５８０°Ｃ）よりも高温の焼き戻し温度６２０°Ｃ乃至６６０°Ｃで一回目の焼き戻し処理を行う。続いて、同様の溶接材を用いて残りの全層の溶接を前記第一回目の溶接層に重畳して行う。最後に、前記一回目の焼き戻し温度よりも低温の焼き戻し温度である５８０°Ｃ乃至６００°Ｃで二回目の焼き戻し処理を行う。
【００６５】
かかる溶接方法によれば、高温で行う一回目の焼き戻し処理で、一回目の溶接処理による熱影響部を十分軟化させることができ、当該熱影響部に関しては応力腐食割れの発生懸念を除去し得る適切な熱処理とすることができる。
【００６６】
一方、この熱処理により溶接層は軟化するが、これは二回目の溶接処理により焼入れがなされて硬化する。そして、二回目の溶接処理に続く一回目の焼き戻し処理よりも低温で行う二回目の焼き戻し処理により所定の機械的強度を確保することができる。このとき、一回目の溶接処理に伴うロータ材Ｂの熱影響部は、二回目の溶接処理による熱的な影響を受けることはない。溶接時には、溶接部から十分に離れていることから焼きが入って硬くなる等の熱影響はないし、また二回目の焼き戻し時には、一回目の焼き戻し処理の温度よりも温度が低いために二回目の焼き戻しで機械的強度が低下することはないためである。
【００６７】
なお、ここで一回目の焼き戻し処理の温度は補修するタービンロータの材質で異なるが、何れにしても補修するタービンロータの製造時の焼き戻し温度よりも低い温度にする必要かある。例えば、当該焼き戻し温度よりも４０°Ｃ程度低温とする。また、ロータ材Ｂ等の低合金鋼の場合には、６２０°Ｃ乃至６６０°Ｃが適当である。
【００６８】
一方、二回目の焼き戻し温度は、溶接材料により異なる。本形態では、第１及び第２の実施の形態と同様の溶接材料を用いているので、５８０°Ｃ乃至６００°Ｃが適当である。
【００６９】
表７は、表６に示すロータ材（ＣｒＭｏＶ鋼製ロータ材）Ｂについて表５と同様のデータを収集したものである。すなわち、前記Ｎｏ，１〜Ｎｏ，３の各溶接材を用いてロータ材Ｂに関する図１に示す試験材と同様の試験材を形成し、これを５６０°Ｃ乃至６４０°Ｃの各温度で１０時間熱処理した場合の試験結果を示すものである。
【００７０】
【表７】

【００７１】
表７を参照すれば、ロータ材ＢがＮｉの含有量を減じた材質である場合には、熱影響部の最高硬さは６４０℃以上の高温で焼もどしを行わないとビッカース硬さが３５０以下にはならないことが分かる。
【００７２】
また、表８には溶接金属の常温引張試験結果を示すが、焼もどし温度を５８０℃以下にしないと０．２％耐力の仕様である６４０ＭＰａを満足できない。すなわち、単純な焼もどしでは、熱影響部の最高硬さを下げること（応力腐食割れを起こさないため）と溶接金属の材料強度を満足させること（十分な機械的強度を得ること）の２つの仕様を両立させることはできない。
【００７３】
【表８】

【００７４】
そこで、表９に示す溶接及び熱処理を行い、熱影響部最高硬さ及び溶接継手の常温引張試験における０．２％耐力の測定を行った。その結果を同表に併せて示す。
【００７５】
【表９】

【００７６】
表９を参照すれば、本形態に係る溶接方法によって、溶接層の層数が３層乃至４層の場合、熱影響部最高硬さ＜３５０Ｈｖ及び溶接継手の０．２％耐力の仕様を満足することができることが分かる。
【００７７】
＜第４の実施の形態＞
上記第１乃至第３の実施の形態は、タービンロータの肉盛補修に最適な溶接材料及びこれを用いた溶接方法に関するものであるが、従来公知の低合金鋼を母材とするタービンロータの表面に第１乃至第３の実施の形態に記載する溶接材料及び溶接方法により肉盛溶接層をコーティングすることにより新製ロータを形成することもできる。これを第４の実施の形態に係るタービンロータとする。
【００７８】
かかるタービンロータには、第１乃至第３の実施の形態に示す補修ロータと同様の機械的強度及び耐食性を期待し得る。
【００７９】
表１０に示す成分系のロータ材Ｄについて同表に示す溶接材を用いて図３に示す新製ロータを製造した。このときのロータ材Ｄはロータ材Ｂと同様の成分をほぼ同様の割合で含有する従来公知の低合金鋼であり、溶接部Ｆは〔請求項４〕に記載する発明に係る成分を含有する溶接材Ｅで形成したものである。また、製造に当たっては、ロータ材Ｄに第３の実施の形態と同様の溶接方法により溶接部Ｆを形成した。すなわち、小径部が１１００ｍｍφで長さが１０００ｍｍ、また大径部が１７００ｍｍφで長さが１０００ｍｍのロータ材Ｄに、第１の溶接処理で数層の溶接部Ｅを形成し、その後６４０°Ｃで１０時間の第１の焼き戻し処理を行う。続いて、第２の溶接処理で前記溶接部Ｆに重畳して同様の溶接材Ｄを肉盛溶接する。その後、その後５８０°Ｃで１０時間の第２の焼き戻し処理を行い、最後に溶接部Ｆを研削加工してその厚みを１００ｍｍとした。
【００８０】
【表１０】

【００８１】
当該ロータは安価な低合金鋼であるロータ材Ｄの蒸気が触れる裏面のみに１２Ｃｒ鋼を溶接肉盛したロータである。本ロータを切断調査し、各種特性評価試験を実施した結果を表１１に示す。
【００８２】
【表１１】

【００８３】
表１１を参照すれば、機械的強度及びビッカース硬さ、共に良好な値を有していることが分かる。すなわち、機械的強度及び耐食性に優れるロータであることが分かる。このことは、高価な１２Ｃｒロータ材でロータ全体を製造する必要はなく、安価な低合金鋼を母材とする場合であっても適切なコーテッングを施すことによりこれと等価なロータを形成することができる。
【００８４】
【発明の効果】
以上実施の形態とともに具体的に説明した通り、〔請求項１〕に記載する発明は、
重量％で、Ｃ：０．０１〜０．０８％、Ｓｉ：０．０３〜０．３０％、Ｍｎ：０．１〜１．０％、Ｎｉ：４．０〜６．０％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．１〜１．２％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなる溶接材料であるので、
既存のタービンロータに発生した腐食性欠陥を容易に補修し、しかも元々のロータ材よりも優れた耐食性を有するロータに変えることができる。
【００８５】
〔請求項２〕に記載する発明は、
重量％で、Ｃ：０．０３〜０．０６％、Ｓｉ：０．１５〜０．２５％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなる溶接材料であるので、
既存のタービンロータに発生した腐食性欠陥を容易に補修し、しかも元々のロータ材よりも優れた耐食性を有するロータに変えることができるという効果をより顕著に得ることができる。
【００８６】
〔請求項３〕に記載する発明は、
重量％で、Ｃ：０．０４〜０．０５％、Ｓｉ：０．１８〜０．２２％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなる溶接材料であるので、
既存のタービンロータに発生した腐食性欠陥を容易に補修し、しかも元々のロータ材よりも優れた耐食性を有するロータに変えることができるという効果を最も顕著な形で得ることができる。
【００８７】
〔請求項４〕に記載する発明は、
重量％で、Ｃ：０．０１〜０．０８％、Ｓｉ：０．０３〜０．３０％、Ｍｎ：０．１〜１．０％、Ｎｉ：４．０〜６．０％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．１〜１．２％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．００１％〜０．０７０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなる溶接材料であるので、
既存のタービンロータに発生した腐食性欠陥を容易に補修し、しかも元々のロータ材よりも優れた耐食性を有するロータに変えることができる。
さらに、Ｎを微量含有するので、耐食性を向上させるべくＣを減じても、Ｃに代わって十分な機械的強度も確保し得る。
【００８８】
〔請求項５〕に記載する発明は、
重量％で、Ｃ：０．０３〜０．０６％、Ｓｉ：０．１５〜０．２５％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．０３５〜０．０７０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなる溶接材料であるので、
既存のタービンロータに発生した腐食性欠陥を容易に補修し、しかも元々のロータ材よりも優れた耐食性を有するロータに変えることができる。
さらに、Ｎを微量含有するので、耐食性を向上させるべくＣを減じても、Ｃに代わって十分な機械的強度も確保し得るという効果をより顕著なものとして得ることができる。
【００８９】
〔請求項６〕に記載する発明は、
重量％で、Ｃ：０．０４〜０．０５％、Ｓｉ：０．１８〜０．２２％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．０５〜０．０７％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなる溶接材料であるので、
既存のタービンロータに発生した腐食性欠陥を容易に補修し、しかも元々のロータ材よりも優れた耐食性を有するロータに変えることができる。
さらに、Ｎを微量含有するので、耐食性を向上させるべくＣを減じても、Ｃに代わって十分な機械的強度も確保し得るという効果を最も顕著なものとして得ることができる。
【００９０】
〔請求項７〕に記載する発明は、
低合金鋼で形成したタービンロータの損傷部分を肉盛溶接により補修する場合の溶接方法において、
〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を使用して損傷部分を肉盛溶接で補修する溶接工程と、
その後当該補修部分を所定温度まで加熱する焼き戻し工程とを有する溶接方法であるので、
補修したタービンロータの機械的強度と耐食性とを同時に備えたものとすることができ、その分寿命を延ばすことより当該タービンロータを有する蒸気タービンの稼働効率を向上させることができ、ランニングコストの低減等により良好な経済性を有するタービンを構築するのに資することができる。
【００９１】
〔請求項８〕に記載する発明は、
〔請求項７〕に記載する溶接方法において、
焼き戻し工程における加熱温度を、５８０°Ｃ乃至６００°Ｃとした溶接方法であるので、
溶接部の硬さを好適なものとして〔請求項７〕に記載する発明と同様の効果を奏する。
【００９２】
〔請求項９〕に記載する発明は、
低合金鋼で形成したタービンロータの損傷部分を肉盛溶接により補修する場合の溶接方法において、
〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を使用して損傷部分を肉盛溶接で補修する第１の溶接工程と、
その後当該補修部分を所定温度まで加熱する第１の焼き戻し工程と、
前記第１の溶接工程で用いたのと同じ溶接材料を使用し、前記第１の溶接工程で形成した溶接層に重畳してさらに肉盛溶接を行うことにより当該部分の補修を行う第２の溶接工程と、
その後前記第１の焼き戻し工程よりも低温の所定温度まで、前記補修部分を加熱する第２の焼き戻し工程とを含むこ溶接方法であるので、
従来二律背反する要件とされていたロータ母材の硬さを適正にする要件と、溶接部の機械的強度を適正にするための要件との調和をとり、両者を同士に適正なものとして十分な機械的強度を有し、同時に十分な耐食性も有するタービンロータを肉盛り補修により提供することができる。
【００９３】
〔請求項１０〕に記載する発明は、
〔請求項９〕に記載する溶接方法において、
第１の焼き戻し工程における加熱温度を、補修するタービンロータの製造時の焼き戻し温度よりも低い温度にするとともに、
第２の焼き戻し工程における加熱温度を、前記第１の焼き戻し工程よりも低温の５８０°Ｃ乃至６００°Ｃとした溶接方法であるので、
〔請求項９〕に記載する発明の効果を確実に得ることができる。
【００９４】
〔請求項１１〕に記載する発明は、
〔請求項９〕に記載する溶接方法において、
第１の焼き戻し工程における加熱温度を、６２０°Ｃ乃至６６０°Ｃにするとともに、
第２の焼き戻し工程における加熱温度を、５８０°Ｃ乃至６００°Ｃにする溶接方法であるので、
〔請求項９〕に記載する発明の効果を確実に得ることができる。
【００９５】
〔請求項１２〕に記載する発明は、
低合金鋼で形成した母材の表面に、〔請求項７〕に記載する溶接方法により、〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を肉盛溶接して形成するコーティング層を設けたタービンロータであるので、
機械的強度に優れ、同時に耐食性にも優れるタービンロータを安価に製造することができる。すなわち、高価な１２Ｃｒロータ材を全体に使用する必要はなく、その結果として極めて廉価な高品質のタービンロータを提供し得る。この結果、当該タービンロータを適用するタービンの稼働率を向上させ、ランニングコストの低減等と相俟って極めて効率の良い地熱プラントを構築し得る。
【００９６】
〔請求項１３〕に記載する発明は、
低合金鋼で形成した母材の表面に、〔請求項８〕に記載する溶接方法により、〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を肉盛溶接して形成するコーティング層を設けたタービンロータであるので、
〔請求項１２〕に記載する発明よりもさらに耐食性及び機械的強度に優れるタービンロータとすることができ、〔請求項１２〕に記載する発明と同様の効果をより顕著なものとして得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】溶接部の強度及び耐食性を調べるために作製したロータ材を示す説明図である。
【図２】図１に示すロータ材の応力腐食割れを調べるための試験の態様を示す説明図である。
【図３】本発明の実施の形態に係るタービンロータの性能を調べるために作製した試験ロータを概念的に示す説明図である。
【符号の説明】
Ａ、Ｂ、Ｄ ロータ材
Ｃ、Ｆ 溶接部[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a welding material, a welding method using the same, and a turbine rotor, and is particularly useful when applied to a turbine rotor used in a geothermal power plant.
[0002]
[Prior art]
As a material of a steam turbine used for geothermal power generation, that is, a turbine rotor of a steam turbine used in an environment containing a large amount of corrosive gas and the like, a so-called low-alloy steel in which an alloy element is slightly added to iron is widely used. . When a steam turbine formed of such a low alloy steel is used in a corrosive environment such as in geothermal steam, cracks are generated in the turbine rotor due to stress corrosion cracking and corrosion fatigue, and the operation cannot be continued. There are cases.
[0003]
In a case where stress corrosion cracking and corrosion fatigue occur in the turbine rotor and the operation cannot be continued, the simplest countermeasure is to replace the turbine rotor. However, replacing an entire turbine rotor with only a damaged portion has economic disadvantages.
[0004]
For this reason, welding repair is performed on a portion where a crack or the like occurs, so that the portion is used for subsequent use. Conventionally, such welding repairs have been dealt with by overlay welding using the same welding material as the base material (low alloy steel) of the turbine rotor.
[0005]
Patent Document 1 discloses a known alloy that discloses alloy steel for a turbine rotor having sufficient corrosion resistance in a geothermal steam environment and having necessary strength and toughness. This Patent Document 1 aims at lowering the C content for improving toughness and corrosion resistance based on a predetermined amount of Cr in order to ensure corrosion resistance, thereby securing reduced hardenability by adding a large amount of Ni and greatly improving toughness. It discloses a rotor material having improved strength and corrosion resistance by further adding Cu.
[0006]
[Patent Document 1]
JP-A-8-3695
[0007]
[Problems to be solved by the invention]
As described above, in the welding repair according to the prior art, since a low alloy steel of the same kind as the turbine rotor material is used as the repair material, a crack is generated again when used after welding repair.
[0008]
On the other hand, by repairing the defective portion by welding using a martensitic stainless steel (12Cr steel) having better corrosion resistance than low alloy steel, it is possible to obtain a turbine rotor having better corrosion resistance than when manufacturing the turbine rotor. There is a possibility. However, in this case, if the welding material and the construction method are not appropriate, the corrosion resistance will be inferior to that of the low alloy steel. In addition, when the entire rotor is made of 12Cr steel having excellent corrosion resistance from the beginning, the manufacturing method is limited, and since many alloying elements are required, the construction period is longer than that of a low alloy steel rotor material, and the cost is also increased. There is a problem of soaring.
[0009]
In view of the above prior art, the present invention provides a welding material which has sufficient corrosion resistance even when used in a harsh environment exposed to corrosive gas such as geothermal power and has a low cost, a welding method using the same, and a turbine using the same It is intended to provide a rotor.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
The configuration of the present invention that achieves the above object has the following features.
[0011]
<Welding material>
1) By weight%, C: 0.01 to 0.08%, Si: 0.03 to 0.30%, Mn: 0.1 to 1.0%, Ni: 4.0 to 6.0%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.1 to 1.2%, V: 0.01 to 0.10%, the balance being Fe and incidental impurities.
[0012]
2) In weight%, C: 0.03 to 0.06%, Si: 0.15 to 0.25%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.3 to 1.0%, V: 0.01 to 0.10%, the balance being Fe and incidental impurities.
[0013]
3) By weight%, C: 0.04 to 0.05%, Si: 0.18 to 0.22%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.3 to 1.0%, V: 0.01 to 0.10%, the balance being Fe and incidental impurities.
[0014]
4) By weight%, C: 0.01 to 0.08%, Si: 0.03 to 0.30%, Mn: 0.1 to 1.0%, Ni: 4.0 to 6.0%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.1 to 1.2%, V: 0.01 to 0.10%, N: 0.001% to 0.070%, the balance being Consist of Fe and incidental impurities.
[0015]
5) By weight%, C: 0.03 to 0.06%, Si: 0.15 to 0.25%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.3 to 1.0%, V: 0.01 to 0.10%, N: 0.035 to 0.070%, the balance being Fe And incidental impurities.
[0016]
6) By weight%, C: 0.04 to 0.05%, Si: 0.18 to 0.22%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.3 to 1.0%, V: 0.01 to 0.10%, N: 0.05 to 0.07%, the balance being Fe And incidental impurities.
[0017]
The reasons for limiting the components of the welding material described in the above 1) to 6) are as shown in the following a) to h).
[0018]
a) C (carbon): C is one of the most important elements in the welding material according to the present invention, and has a large effect on the material strength and corrosion resistance. If it is less than 0.01%, sufficient material strength cannot be obtained. Further, when the amount exceeds 0.08%, the amount of Cr carbide increases, and the corrosion resistance is reduced.
[0019]
For this reason, the content is set to 0.01 to 0.08% (the above 1) and 4). ). For a preferable range, see 0.03 to 0.06% (2) and 5). ), Particularly preferably 0.04 to 0.05% (see 3) and 6) above. ).
[0020]
b) Si (silicon): Si is an element useful as a deoxidizing agent, but when its amount increases, toughness and ductility decrease. If it is less than 0.03%, sufficient deoxidation cannot be performed. Further, when added in an amount exceeding 0.8%, toughness (impact characteristics) is deteriorated.
[0021]
For this purpose, see 0.03 to 0.3% (1) and 4). ). In addition, a preferable range is 0.15 to 0.25% (see the above 2) and 5). ), A particularly preferable range is 0.18 to 0.22% (3), 6). ).
[0022]
c) Mn (manganese): Mn is also a useful element as a deoxidizing agent. In addition, it combines with impurity S to prevent embrittlement. If it is less than 0.1%, the effect is not sufficient, and if it is added more than 1%, the toughness is reduced due to its own presence.
[0023]
For this reason, see 0.1 to 1% (1) and 4). ). The preferred range is 0.3 to 0.7% (see 2), 3), 5) and 6). ).
[0024]
d) Ni (nickel): Ni is an important element constituting a matrix metal together with Cr and Fe. Ni dissolves in the matrix to make the structure of the weld metal dense martensite. If it is less than 4%, a stable martensitic structure cannot be obtained due to the balance with other elements, and δ-ferrite will appear in a part, resulting in a decrease in ductility and toughness. Further, even if the amount exceeds 6%, the martensite structure becomes unstable, and sufficient material strength cannot be obtained. This is due to the partial appearance of the austenitic phase.
[0025]
For this purpose, see 4-6% (1 above), 4). ). The preferred range is 5 to 5.5% (see 2), 3), 5) and 6). ).
[0026]
e) Cr (chromium): Cr is also an element constituting a matrix together with Ni and Fe. Cr is an important element for corrosion resistance, and if less than 11.5%, sufficient corrosion resistance cannot be obtained. Further, when an amount exceeding 12.5% is added, δ-ferrite is formed and ductility and toughness are reduced.
[0027]
For this purpose, see 11.5-12.5% (above 1) -6). ).
[0028]
f) Mo (Molybdenum): Mo improves mechanical strength and is also useful for improving corrosion resistance. If it is less than 0.1%, the effect is not sufficient, and if it exceeds 1.2%, ductility and toughness are reduced.
[0029]
For this purpose, see 0.1 to 1.2% (1 above), 4). ). The preferred range is 0.3 to 1% (see 2), 3), 5) and 6). ).
[0030]
g) V (vanadium): V forms fine carbides and contributes to improvement in mechanical strength. If it is less than 0.01%, the effect is not sufficient, and if it exceeds 0.1%, the toughness is reduced.
[0031]
For this purpose, see 0.01 to 0.1% (1) to 6) above. ).
[0032]
h) N (nitrogen): N contributes to the improvement of material strength together with C. When it is necessary to increase the material strength, N is added as needed. It is also possible to secure the strength by adding C instead of adding N, but it is actually impossible to obtain a high-strength material with C, because adding more C lowers the corrosion resistance. . For this reason, when a high-strength material is required, N is added.
However, if N is added at 0.07% or more, the toughness is reduced.
[0033]
For this reason, see 0.001 to 0.0070 (4 above). ). In addition, a preferable range is 0.035 to 0.07% (refer to the above 5). ), A particularly preferable range is 0.05 to 0.07% (see 6 above). ).
[0034]
<Welding method>
7) In a welding method for repairing a damaged portion of a turbine rotor made of low alloy steel by overlay welding,
A welding step of repairing a damaged portion by overlay welding using any one of the welding materials described in 1) to 6) above;
And a tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature thereafter.
[0035]
8) In the welding method described in 7) above,
The heating temperature in the tempering step is 580 ° C to 600 ° C.
[0036]
9) In a welding method for repairing a damaged portion of a turbine rotor formed of low alloy steel by overlay welding,
A first welding step of repairing a damaged portion by overlay welding using any one of the welding materials described in 1) to 6) above;
After that, a first tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature,
The same welding material used in the first welding step is used, and the overlay is welded to the welding layer formed in the first welding step and further overlay welding is performed to repair the portion. Welding process,
Thereafter, a second tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature lower than the first tempering step is included.
[0037]
10) In the welding method described in 9) above,
The heating temperature in the first tempering step is set to a temperature lower than the tempering temperature at the time of manufacturing the turbine rotor to be repaired,
The heating temperature in the second tempering step is 580 ° C. to 600 ° C., which is lower than in the first tempering step.
[0038]
11) In the welding method described in 9) above,
The heating temperature in the first tempering step is set to 620 ° C to 660 ° C,
The heating temperature in the second tempering step is 580 ° C to 600 ° C.
[0039]
<Turbine rotor>
12) Overlay welding of any one of the welding materials described in [1] to [6] on the surface of the base material formed of low alloy steel by the welding method described in [7]. That a coating layer to be formed is provided.
[0040]
13) A coating layer formed by overlay welding any one of the welding materials described in 1) to 6) above on the surface of the base material formed of low alloy steel by the welding method described in 8) above. That you have provided.
[0041]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
[0042]
<First Embodiment>
The components of the welding material and the comparative material according to the present embodiment are as shown in Table 1. The balance of the components described in Table 1 is Fe and incidental impurities.
[0043]
In this embodiment, five types of welding materials No. 1 to No. 5 were formed. All of these components are included in the component range of the welding material specified in claim 1. Nine types of welding materials No. 6 to No. 14 were prepared as comparative materials. In the numerical values shown in Table 1, those underlined are not included in the numerical range specified in the above [Claim 1].
[0044]
[Table 1]

[0045]
In the present embodiment, a groove portion is formed in the rotor material A shown in FIG. 1, and a welded portion C is formed using each of the above-described welding materials. The components of the rotor material A are as shown in the lowermost column of Table 1. This is a kind of conventionally known low alloy steel rotor material.
[0046]
In the present embodiment, after forming the welded portion C, the welded portion was tempered at 580 ° C. for 10 hours.
[0047]
A normal temperature tensile test, an impact test, and a stress corrosion cracking test were performed on each rotor material A, which is a test material formed for each welding material, after the welding process and the tempering process as described above. Obtained. In addition, the data of the tensile test in the same table was measured by applying a lateral tensile force to both ends of each test piece shown in FIG. 1, and the stress corrosion cracking test was shown in FIG. The apparatus was exposed to a specific geothermal steam atmosphere in a state where a load was applied from the bottom to the top in the figure and applied to the center of the rotor material A, which was each of the test specimens, to investigate the occurrence of cracks after 5000 hours. It is. In the same table, the mark な し indicates no cracking, the mark △ indicates generation of fine cracks, and the mark × indicates generation of cracks.
[0048]
[Table 2]

[0049]
Referring to Table 2 above, when the above-described welding and tempering processes are performed on the welding materials No. 1 to No. 5 according to the present embodiment, mechanical strength, impact characteristics, stress corrosion cracking characteristics, and the like are obtained. , No. 6 to No. 14 show superior characteristics as compared with the comparative materials.
[0050]
<Second Embodiment>
The components of the welding material according to this embodiment are as shown in Table 3. The remainder of the components described in Table 3 are Fe and incidental impurities, and the components of the welding material according to the first embodiment are also described for comparison.
[0051]
In this embodiment, five types of welding materials No. 15 to No. 19 were formed. All of these components are included in the component range of the welding material specified in [Claim 4]. That is, it contains N which is not included in the welding materials No. 1 to No. 5. As described above, by adding a small amount of N, the strength of the material was improved, and at the same time, good corrosion resistance was secured. At this time, the upper limit of the N content was set to 0.07% so as not to lower the toughness.
[0052]
[Table 3]

[0053]
Also in this embodiment, a groove is formed in the rotor material A shown in FIG. 1, a welded portion C is formed by using each of the above-mentioned welding materials, and a room temperature tensile test, an impact test, and a stress corrosion cracking test are performed under the same conditions. Carried out. The results are shown in Table 4.
[0054]
[Table 4]

[0055]
Referring to Table 4, when the above-described welding and tempering treatments are performed on each of the welding materials No. 15 to No. 19 according to the present embodiment, mechanical strength, impact characteristics, stress corrosion cracking characteristics, and the like are obtained. However, the welding materials No. 1 to No. 5 according to the first embodiment, of course, show superior characteristics as compared with the comparative materials No. 6 to No. 14 (see Table 2). The mechanical strength can be made higher than when used. Therefore, the welding material according to this embodiment is useful for, for example, repairing the root of the last stage blade of a steam turbine, which requires high strength.
[0056]
Maximum hardness of the heat-affected zone of the welded part when tempering is performed for 10 hours at each temperature of 560 ° C. to 640 ° C. for each rotor material A in which the welded part C is formed with each welded material shown in the first embodiment. Table 5 shows the hardness measurement results of the rotor material A itself.
[0057]
[Table 5]

[0058]
If an extremely hard portion is present in the heat-affected zone of the weld, the portion will undergo stress corrosion cracking and damage will occur during reuse. From the viewpoint of preventing this, the maximum hardness of the heat-affected zone is desirably 350 or less in Vickers hardness. Referring to Table 5, when the tempering temperature is 560 ° C. or less, the Vickers hardness becomes 350 or more, which is an inappropriate heat treatment. On the other hand, by increasing the tempering temperature, the hardness of the rotor material A (base material) decreases. When the strength of the rotor material A decreases, the mechanical strength required for the steam turbine rotor cannot be satisfied. For this purpose, the tempering temperature cannot be made higher than necessary. It is desirable to secure a material strength of 240 or more in terms of Vickers hardness, and it is understood from this viewpoint that tempering at a temperature of 620 ° C. or less is desirable.
[0059]
Based on the above results, the weld overlay of a turbine rotor having a base material of a rotor material A, which is a low alloy steel, using the welding materials No. 1 to No. 5, or No. 15 to No. 19, is used. After that, if the tempering treatment is performed at a tempering temperature of 580 ° C. to 600 ° C., the turbine rotor having sufficient mechanical strength and corrosion resistance can be regenerated.
[0060]
<Third Embodiment>
The rotor material A whose components are shown in the lowermost column of Table 1 can be put to practical use by relaxing the hardness of the heat-affected zone due to welding of the rotor material A even in the tempering treatment at the above-mentioned temperature (580 ° C.). A certain degree of mechanical strength can be ensured. This is because the rotor material A has a relatively large Ni content. That is, as the Ni content increases, the mechanical strength of the heat-affected zone can be recovered by tempering at a lower temperature. However, even in this case, the mechanical strength before welding cannot be recovered.
[0061]
On the other hand, when the content of Ni decreases, the hardness of the heat-affected zone increases, and in the tempering process at the temperature (580 ° C.) as described above, the heat-affected zone increases the mechanical strength before the welding process. As it is naturally difficult to recover, there are cases where it is also difficult to recover mechanical strength that can be practically used. In this case, when the tempering temperature is simply increased, the tempering process softens the welded portion C and it becomes difficult to maintain the mechanical strength. That is, the requirement for restoring the mechanical strength of the heat-affected zone of the turbine rotor and the requirement for ensuring the mechanical strength of the welded portion are mutually exclusive requirements.
[0062]
The present embodiment is a turbine rotor that uses a low alloy steel having a low Ni content as a base material in a welding repair process using a welding material having a component shown in Table 1 or Table 2 in order to harmonize the above two requirements. It is also an object of the present invention to provide a welding method capable of restoring the mechanical strength of the heat-affected zone and securing sufficient mechanical strength of the welded zone. In the present embodiment, a rotor material B having a smaller Ni content than the rotor material A is considered. This rotor material B contains the components shown in Table 6.
[0063]
[Table 6]

[0064]
In the welding method according to the present embodiment, a first welding process is performed on a repair portion of a turbine rotor having a rotor material B, which is a low-alloy steel, as a base material by first using welding materials having components shown in Tables 1 and 2. The first few (for example, three or four) welding layers are formed. Thereafter, a first tempering process is performed at a tempering temperature of 620 ° C. to 660 ° C. higher than the tempering temperature (580 ° C.) in the welding method described in connection with the first and second embodiments. . Subsequently, the welding of all the remaining layers is performed by using the same welding material so as to overlap the first welding layer. Finally, a second tempering process is performed at a tempering temperature of 580 ° C. to 600 ° C. lower than the first tempering temperature.
[0065]
According to such a welding method, in the first tempering process performed at a high temperature, the heat-affected zone due to the first welding process can be sufficiently softened. It can be an appropriate heat treatment to obtain.
[0066]
On the other hand, the heat treatment softens the weld layer, which is hardened and hardened by the second welding process. Then, a predetermined mechanical strength can be ensured by a second tempering process performed at a lower temperature than the first tempering process following the second welding process. At this time, the heat-affected zone of the rotor material B associated with the first welding process is not thermally affected by the second welding process. At the time of welding, there is no heat effect such as hardening due to quenching because it is sufficiently away from the welded part, and at the time of the second tempering, the temperature is lower than the temperature of the first tempering treatment. This is because the mechanical strength is not reduced by the second tempering.
[0067]
Here, the temperature of the first tempering process varies depending on the material of the turbine rotor to be repaired, but in any case, it is necessary to set the temperature to be lower than the tempering temperature at the time of manufacturing the turbine rotor to be repaired. For example, the temperature is lower by about 40 ° C. than the tempering temperature. In the case of a low alloy steel such as the rotor material B, 620 ° C. to 660 ° C. is appropriate.
[0068]
On the other hand, the second tempering temperature differs depending on the welding material. In this embodiment, the same welding material as in the first and second embodiments is used, so that 580 ° C. to 600 ° C. is appropriate.
[0069]
Table 7 collects the same data as Table 5 for the rotor material (CrMoV steel rotor material) B shown in Table 6. That is, a test material similar to the test material shown in FIG. 1 for the rotor material B was formed using the welding materials No. 1 to No. 3 described above, and was formed at a temperature of 560 ° C. to 640 ° C. It shows the test results when heat treatment was performed for an hour.
[0070]
[Table 7]

[0071]
Referring to Table 7, when the rotor material B is a material having a reduced Ni content, the highest hardness of the heat-affected zone is 350 Vickers hardness unless tempered at a high temperature of 640 ° C or higher. It turns out that it does not become the following.
[0072]
Table 8 shows the results of the room-temperature tensile test of the weld metal. However, unless the tempering temperature is set to 580 ° C. or lower, the specification of 0.2% proof stress of 640 MPa cannot be satisfied. In other words, simple tempering involves lowering the maximum hardness of the heat-affected zone (to avoid stress corrosion cracking) and satisfying the material strength of the weld metal (obtaining sufficient mechanical strength). The specifications cannot be compatible.
[0073]
[Table 8]

[0074]
Therefore, the welding and heat treatment shown in Table 9 were performed, and the maximum hardness of the heat-affected zone and the 0.2% proof stress in the room-temperature tensile test of the welded joint were measured. The results are shown in the same table.
[0075]
[Table 9]

[0076]
Referring to Table 9, when the number of welding layers is three or four, the welding method according to the present embodiment satisfies the specifications of the maximum hardness of the heat-affected zone <350 Hv and the 0.2% proof stress of the welded joint. You can see that it can be done.
[0077]
<Fourth embodiment>
The first to third embodiments relate to a welding material most suitable for repairing the build-up of a turbine rotor and a welding method using the same. A new rotor can also be formed by coating the surface with a build-up welding layer using the welding materials and welding methods described in the first to third embodiments. This is the turbine rotor according to the fourth embodiment.
[0078]
Such a turbine rotor can be expected to have the same mechanical strength and corrosion resistance as the repair rotor shown in the first to third embodiments.
[0079]
A new rotor shown in FIG. 3 was manufactured using the welding materials shown in Table 10 for the rotor materials D of the component system shown in Table 10. The rotor material D at this time is a conventionally known low alloy steel containing the same components as the rotor material B at substantially the same ratio, and the welded portion F contains the component according to the invention described in [Claim 4]. It is formed of a welding material E. In the manufacture, a welded portion F was formed on the rotor material D by the same welding method as in the third embodiment. That is, several layers of welded portions E are formed by a first welding process on a rotor material D having a small diameter portion of 1100 mmφ and a length of 1000 mm, and a large diameter portion of 1700 mmφ and a length of 1000 mm. A first tempering process for 10 hours is performed. Subsequently, in the second welding process, the same welding material D is overlay-welded on the welding portion F in a similar manner. Thereafter, a second tempering treatment was performed at 580 ° C. for 10 hours, and finally the welded portion F was ground to a thickness of 100 mm.
[0080]
[Table 10]

[0081]
The rotor is a rotor in which 12Cr steel is weld-welded only on the back surface of the rotor material D, which is an inexpensive low-alloy steel, with which steam comes into contact. Table 11 shows the results of cutting investigations of the rotor and performing various characteristic evaluation tests.
[0082]
[Table 11]

[0083]
Referring to Table 11, it can be seen that both the mechanical strength and the Vickers hardness have good values. That is, it is understood that the rotor is excellent in mechanical strength and corrosion resistance. This means that it is not necessary to manufacture the entire rotor using an expensive 12Cr rotor material, and that even if a low-alloy steel is used as a base material, an equivalent rotor can be formed by applying an appropriate coating. Can be.
[0084]
【The invention's effect】
As described specifically with the above embodiments, the invention described in [Claim 1]
By weight%, C: 0.01 to 0.08%, Si: 0.03 to 0.30%, Mn: 0.1 to 1.0%, Ni: 4.0 to 6.0%, Cr: Since it is a welding material containing 11.5-12.5%, Mo: 0.1-1.2%, and V: 0.01-0.10%, with the balance being Fe and incidental impurities,
Corrosive defects generated in existing turbine rotors can be easily repaired, and the rotor can be changed to a rotor having better corrosion resistance than the original rotor material.
[0085]
The invention described in [Claim 2]
By weight%, C: 0.03 to 0.06%, Si: 0.15 to 0.25%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5-12.5%, Mo: 0.3-1.0%, V: 0.01-0.10%, the balance being a welding material consisting of Fe and incidental impurities,
The effect of easily repairing a corrosive defect generated in an existing turbine rotor and changing the rotor to a rotor having better corrosion resistance than the original rotor material can be obtained more remarkably.
[0086]
The invention described in [Claim 3]
By weight%, C: 0.04 to 0.05%, Si: 0.18 to 0.22%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5-12.5%, Mo: 0.3-1.0%, V: 0.01-0.10%, the balance being a welding material consisting of Fe and incidental impurities,
The most remarkable effect can be obtained in that the corrosive defects generated in the existing turbine rotor can be easily repaired, and the rotor can be replaced with a rotor having better corrosion resistance than the original rotor material.
[0087]
The invention described in [Claim 4]
By weight%, C: 0.01 to 0.08%, Si: 0.03 to 0.30%, Mn: 0.1 to 1.0%, Ni: 4.0 to 6.0%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.1 to 1.2%, V: 0.01 to 0.10%, N: 0.001% to 0.070%, the balance being Fe and Since it is a welding material consisting of incidental impurities,
Corrosive defects generated in existing turbine rotors can be easily repaired, and the rotor can be changed to a rotor having better corrosion resistance than the original rotor material.
Further, since a small amount of N is contained, even if C is reduced to improve corrosion resistance, sufficient mechanical strength can be secured in place of C.
[0088]
The invention described in [Claim 5]
By weight%, C: 0.03 to 0.06%, Si: 0.15 to 0.25%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5-12.5%, Mo: 0.3-1.0%, V: 0.01-0.10%, N: 0.035-0.070%, the balance being Fe and accompanying Since it is a welding material consisting of natural impurities,
Corrosive defects generated in existing turbine rotors can be easily repaired, and the rotor can be changed to a rotor having better corrosion resistance than the original rotor material.
Further, since a small amount of N is contained, even if C is reduced in order to improve the corrosion resistance, the effect of securing sufficient mechanical strength in place of C can be obtained as a more remarkable effect.
[0089]
The invention described in claim 6 is:
By weight%, C: 0.04 to 0.05%, Si: 0.18 to 0.22%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5-12.5%, Mo: 0.3-1.0%, V: 0.01-0.10%, N: 0.05-0.07%, the balance being Fe and accompanying Since it is a welding material consisting of natural impurities,
Corrosive defects generated in existing turbine rotors can be easily repaired, and the rotor can be changed to a rotor having better corrosion resistance than the original rotor material.
Further, since a small amount of N is contained, even if C is reduced in order to improve corrosion resistance, the effect of securing sufficient mechanical strength in place of C can be obtained as the most remarkable effect.
[0090]
The invention described in claim 7 is:
In the welding method when repairing the damaged part of the turbine rotor made of low alloy steel by overlay welding,
[Claim 1] A welding step of repairing a damaged portion by overlay welding using any one of the welding materials according to [Claim 6],
After that, since the welding method has a tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature,
The mechanical strength and corrosion resistance of the repaired turbine rotor can be provided at the same time, and the operating efficiency of the steam turbine having the turbine rotor can be improved by extending the service life, thereby reducing the running cost. This can contribute to constructing a turbine having better economic efficiency.
[0091]
The invention described in [Claim 8]
In the welding method according to claim 7,
Since it is a welding method in which the heating temperature in the tempering step is 580 ° C to 600 ° C,
The same effect as that of the invention described in [Claim 7] can be obtained by making the hardness of the welded portion suitable.
[0092]
The invention described in claim 9 is:
In the welding method when repairing the damaged part of the turbine rotor made of low alloy steel by overlay welding,
A first welding step of repairing a damaged part by overlay welding using any one of the welding materials according to claims 1 to 6;
After that, a first tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature,
The same welding material used in the first welding step is used, and the overlay is welded to the welding layer formed in the first welding step and further overlay welding is performed to repair the portion. Welding process,
Thereafter, a second tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature lower than the first tempering step is performed.
Harmonize the requirements for adjusting the hardness of the rotor base material, which had previously been a contradictory requirement, with the requirements for adjusting the mechanical strength of the weld, and make sure that both are appropriate for each other. A turbine rotor having mechanical strength and at the same time having sufficient corrosion resistance can be provided by overlaying repair.
[0093]
The invention described in claim 10 is:
In the welding method according to claim 9,
The heating temperature in the first tempering step is set to a temperature lower than the tempering temperature at the time of manufacturing the turbine rotor to be repaired,
Since the heating temperature in the second tempering step is 580 ° C. to 600 ° C., which is lower than that in the first tempering step,
The effect of the invention described in [Claim 9] can be reliably obtained.
[0094]
The invention described in [Claim 11]
In the welding method according to claim 9,
The heating temperature in the first tempering step is set to 620 ° C to 660 ° C,
Since the heating temperature in the second tempering step is 580 ° C. to 600 ° C.,
The effect of the invention described in [Claim 9] can be reliably obtained.
[0095]
The invention described in [Claim 12]
Any one of the welding materials according to [1] to [6] is build-up welded on the surface of the base material formed of the low alloy steel by the welding method according to [7]. Because it is a turbine rotor with a coating layer to be formed,
A turbine rotor having excellent mechanical strength and also excellent corrosion resistance can be manufactured at low cost. That is, it is not necessary to use an expensive 12Cr rotor material as a whole, and as a result, an extremely inexpensive high-quality turbine rotor can be provided. As a result, it is possible to improve the operation rate of the turbine to which the turbine rotor is applied, and to construct an extremely efficient geothermal plant in combination with the reduction of the running cost.
[0096]
The invention described in [Claim 13]
Any one of the welding materials according to any one of claims 1 to 6 is overlay-welded to the surface of the base material formed of the low alloy steel by the welding method according to claim 8. Because it is a turbine rotor with a coating layer to be formed,
A turbine rotor having more excellent corrosion resistance and mechanical strength than the invention described in [Claim 12] can be obtained, and the same effect as the invention described in [Claim 12] can be obtained as a more remarkable one. .
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an explanatory view showing a rotor material manufactured for examining the strength and corrosion resistance of a welded portion.
FIG. 2 is an explanatory view showing a mode of a test for examining stress corrosion cracking of the rotor material shown in FIG. 1;
FIG. 3 is an explanatory view conceptually showing a test rotor manufactured for examining the performance of the turbine rotor according to the embodiment of the present invention.
[Explanation of symbols]
A, B, D Rotor material
C, F welds

Claims (13)

重量％で、Ｃ：０．０１〜０．０８％、Ｓｉ：０．０３〜０．３０％、Ｍｎ：０．１〜１．０％、Ｎｉ：４．０〜６．０％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．１〜１．２％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなることを特徴とする溶接材料。By weight%, C: 0.01 to 0.08%, Si: 0.03 to 0.30%, Mn: 0.1 to 1.0%, Ni: 4.0 to 6.0%, Cr: Welding material containing 11.5 to 12.5%, Mo: 0.1 to 1.2%, V: 0.01 to 0.10%, the balance being Fe and incidental impurities. . 重量％で、Ｃ：０．０３〜０．０６％、Ｓｉ：０．１５〜０．２５％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなることを特徴とする溶接材料。By weight%, C: 0.03 to 0.06%, Si: 0.15 to 0.25%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: Welding material containing 11.5 to 12.5%, Mo: 0.3 to 1.0%, V: 0.01 to 0.10%, the balance being Fe and incidental impurities. . 重量％で、Ｃ：０．０４〜０．０５％、Ｓｉ：０．１８〜０．２２％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなることを特徴とする溶接材料。By weight%, C: 0.04 to 0.05%, Si: 0.18 to 0.22%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: Welding material containing 11.5 to 12.5%, Mo: 0.3 to 1.0%, V: 0.01 to 0.10%, the balance being Fe and incidental impurities. . 重量％で、Ｃ：０．０１〜０．０８％、Ｓｉ：０．０３〜０．３０％、Ｍｎ：０．１〜１．０％、Ｎｉ：４．０〜６．０％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．１〜１．２％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．００１％〜０．０７０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなることを特徴とする溶接材料。By weight%, C: 0.01 to 0.08%, Si: 0.03 to 0.30%, Mn: 0.1 to 1.0%, Ni: 4.0 to 6.0%, Cr: 11.5 to 12.5%, Mo: 0.1 to 1.2%, V: 0.01 to 0.10%, N: 0.001% to 0.070%, the balance being Fe and A welding material characterized by comprising incidental impurities. 重量％で、Ｃ：０．０３〜０．０６％、Ｓｉ：０．１５〜０．２５％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．０３５〜０．０７０％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなることを特徴とする溶接材料。By weight%, C: 0.03 to 0.06%, Si: 0.15 to 0.25%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5-12.5%, Mo: 0.3-1.0%, V: 0.01-0.10%, N: 0.035-0.070%, the balance being Fe and accompanying Welding material characterized by consisting of chemical impurities. 重量％で、Ｃ：０．０４〜０．０５％、Ｓｉ：０．１８〜０．２２％、Ｍｎ：０．３〜０．７％、Ｎｉ：５．０〜５．５％、Ｃｒ：１１．５〜１２．５％、Ｍｏ：０．３〜１．０％、Ｖ：０．０１〜０．１０％、Ｎ：０．０５〜０．０７％を含有し、残部がＦｅ及び付随的不純物よりなることを特徴とする溶接材料。By weight%, C: 0.04 to 0.05%, Si: 0.18 to 0.22%, Mn: 0.3 to 0.7%, Ni: 5.0 to 5.5%, Cr: 11.5-12.5%, Mo: 0.3-1.0%, V: 0.01-0.10%, N: 0.05-0.07%, the balance being Fe and accompanying Welding material characterized by consisting of chemical impurities. 低合金鋼で形成したタービンロータの損傷部分を肉盛溶接により補修する場合の溶接方法において、
〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を使用して損傷部分を肉盛溶接で補修する溶接工程と、
その後当該補修部分を所定温度まで加熱する焼き戻し工程とを有することを特徴とする溶接方法。In the welding method when repairing the damaged part of the turbine rotor made of low alloy steel by overlay welding,
[Claim 1] A welding step of repairing a damaged portion by overlay welding using any one of the welding materials according to [Claim 6],
A tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature thereafter. 〔請求項７〕に記載する溶接方法において、
熱応力除去工程における加熱温度を、５８０°Ｃ乃至６００°Ｃとしたことを特徴とする溶接方法。In the welding method according to claim 7,
A welding method, wherein the heating temperature in the thermal stress removing step is 580 ° C to 600 ° C. 低合金鋼で形成したタービンロータの損傷部分を肉盛溶接により補修する場合の溶接方法において、
〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を使用して損傷部分を肉盛溶接で補修する第１の溶接工程と、
その後当該補修部分を所定温度まで加熱する第１の焼き戻し工程と、
前記第１の溶接工程で用いたのと同じ溶接材料を使用し、前記第１の溶接工程で形成した溶接層に重畳してさらに肉盛溶接を行うことにより当該部分の補修を行う第２の溶接工程と、
その後前記第１の焼き戻し工程よりも低温の所定温度まで、前記補修部分を加熱する第２の焼き戻し工程とを含むことを特徴とする溶接方法。In the welding method when repairing the damaged part of the turbine rotor made of low alloy steel by overlay welding,
A first welding step of repairing a damaged part by overlay welding using any one of the welding materials according to claims 1 to 6;
After that, a first tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature,
The same welding material used in the first welding step is used, and the overlay is welded to the welding layer formed in the first welding step and further overlay welding is performed to repair the portion. Welding process,
Thereafter, a second tempering step of heating the repaired portion to a predetermined temperature lower than the first tempering step. 〔請求項９〕に記載する溶接方法において、
第１の焼き戻し工程における加熱温度を、補修するタービンロータの製造時の焼き戻し温度よりも低い温度にするとともに、
第２の焼き戻し工程における加熱温度を、前記第１の焼き戻し工程よりも低温の５８０°Ｃ乃至６００°Ｃとしたことを特徴とする溶接方法。In the welding method according to claim 9,
The heating temperature in the first tempering step is set to a temperature lower than the tempering temperature at the time of manufacturing the turbine rotor to be repaired,
A welding method, wherein the heating temperature in the second tempering step is 580 ° C. to 600 ° C., which is lower than that in the first tempering step. 〔請求項９〕に記載する溶接方法において、
第１の焼き戻し工程における加熱温度を、６２０°Ｃ乃至６６０°Ｃにするとともに、
第２の焼き戻し工程における加熱温度を、５８０°Ｃ乃至６００°Ｃにすることを特徴とする溶接方法。In the welding method according to claim 9,
The heating temperature in the first tempering step is set to 620 ° C to 660 ° C,
A welding method, wherein the heating temperature in the second tempering step is 580 ° C to 600 ° C. 低合金鋼で形成した母材の表面に、〔請求項７〕に記載する溶接方法により、〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を肉盛溶接して形成するコーティング層を設けたことを特徴とするタービンロータ。Any one of the welding materials according to [1] to [6] is build-up welded on the surface of the base material formed of the low alloy steel by the welding method according to [7]. A turbine rotor provided with a coating layer to be formed. 低合金鋼で形成した母材の表面に、〔請求項８〕に記載する溶接方法により、〔請求項１〕乃至〔請求項６〕に記載する何れか一つの溶接材料を肉盛溶接して形成するコーティング層を設けたことを特徴とするタービンロータ。Any one of the welding materials according to any one of claims 1 to 6 is overlay-welded to the surface of the base material formed of the low alloy steel by the welding method according to claim 8. A turbine rotor provided with a coating layer to be formed.

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