JPH07118812A - 耐熱鋳鋼タービンケーシング及びその製造法 - Google Patents
耐熱鋳鋼タービンケーシング及びその製造法Info
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- JPH07118812A JPH07118812A JP5267032A JP26703293A JPH07118812A JP H07118812 A JPH07118812 A JP H07118812A JP 5267032 A JP5267032 A JP 5267032A JP 26703293 A JP26703293 A JP 26703293A JP H07118812 A JPH07118812 A JP H07118812A
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- resistant cast
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- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E10/00—Energy generation through renewable energy sources
- Y02E10/20—Hydro energy
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P70/00—Climate change mitigation technologies in the production process for final industrial or consumer products
- Y02P70/50—Manufacturing or production processes characterised by the final manufactured product
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- Hydraulic Turbines (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【目的】 高温でのクリ−プ破断強度が高く、良好な溶
接性を有し、主蒸気温度及び圧力が621 ℃、250 kgf/cm
2の超々臨界圧タービンに用いる耐熱鋳鋼ケーシングを
提供する。 【構成】 ケーシングは、重量比でＣ 0.06〜0.16％、
Ｓi 0.4％未満、Ｍn 1％未満、Ｃr 8〜12％、Ｎi 0.2〜
0.9％、Ｖ 0.05〜0.3％、Ｎb 0.01〜0.15％、Ｎ0.01〜
0.08％、Ｍo 1％未満、Ｗ 1％を越え3％未満、Ｂ 0.002
7％未満を含み、残部が実質的にＦeからなる耐熱鋳鋼に
より構成し、Ｎi／Ｗを0.25〜0.75とするのがよく、ま
たＴa 0.15％以下及びＺr 0.1％以下の少なくとも一種
を添加してもよく、さらに次式で計算されるＣr当量が4
〜10とするのがよい。 Ｃr当量=Cr+6Si+4Mo+1.5W+11V+5Nb-40C-30N-30B-2Mn-4N
i-2Co
接性を有し、主蒸気温度及び圧力が621 ℃、250 kgf/cm
2の超々臨界圧タービンに用いる耐熱鋳鋼ケーシングを
提供する。 【構成】 ケーシングは、重量比でＣ 0.06〜0.16％、
Ｓi 0.4％未満、Ｍn 1％未満、Ｃr 8〜12％、Ｎi 0.2〜
0.9％、Ｖ 0.05〜0.3％、Ｎb 0.01〜0.15％、Ｎ0.01〜
0.08％、Ｍo 1％未満、Ｗ 1％を越え3％未満、Ｂ 0.002
7％未満を含み、残部が実質的にＦeからなる耐熱鋳鋼に
より構成し、Ｎi／Ｗを0.25〜0.75とするのがよく、ま
たＴa 0.15％以下及びＺr 0.1％以下の少なくとも一種
を添加してもよく、さらに次式で計算されるＣr当量が4
〜10とするのがよい。 Ｃr当量=Cr+6Si+4Mo+1.5W+11V+5Nb-40C-30N-30B-2Mn-4N
i-2Co
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、新規な耐熱鋳鋼タービ
ンケーシングおよびその製造法に係り、特に621℃以上
における高いクリ−プ破断強度と、良好な溶接性を有
し、主蒸気温度及び圧力がそれぞれ621℃、250 kgf/cm2
の超々臨界圧タービンの高圧及び中圧内部ケーシング並
びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシングに好適な耐熱鋳
鋼で構成されたタ−ビンケーシングに関する。
ンケーシングおよびその製造法に係り、特に621℃以上
における高いクリ−プ破断強度と、良好な溶接性を有
し、主蒸気温度及び圧力がそれぞれ621℃、250 kgf/cm2
の超々臨界圧タービンの高圧及び中圧内部ケーシング並
びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシングに好適な耐熱鋳
鋼で構成されたタ−ビンケーシングに関する。
【０００２】
【従来の技術】従来の蒸気タ−ビンは蒸気温度最大566
℃、蒸気最大圧力246 kgf/cm2 である。このケーシング
材としては1Ｃr−1Ｍo−1/4Ｖ 低合金鋳鋼や、11Ｃr−1
Ｍo−Ｖ−Ｎb−Ｎ鋳鋼が用いられている。
℃、蒸気最大圧力246 kgf/cm2 である。このケーシング
材としては1Ｃr−1Ｍo−1/4Ｖ 低合金鋳鋼や、11Ｃr−1
Ｍo−Ｖ−Ｎb−Ｎ鋳鋼が用いられている。
【０００３】しかし、石油、石炭などの化石燃料の枯渇
及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が
望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タ−ビン
の蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これら
の高効率タ−ビン用材料としては、現用ケーシング材で
は強度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。
しかし、前述した鋳鋼はいずれも、蒸気温度621℃以
上の高温蒸気タ−ビンケーシングとしては、高温強度が
不足である。
及び省エネの観点から、火力発電プラントの高効率化が
望まれている。発電効率を上げるためには蒸気タ−ビン
の蒸気温度を上げるのが最も有効な手段である。これら
の高効率タ−ビン用材料としては、現用ケーシング材で
は強度不足で、これよりも高強度の材料が必要である。
しかし、前述した鋳鋼はいずれも、蒸気温度621℃以
上の高温蒸気タ−ビンケーシングとしては、高温強度が
不足である。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】前述の従来ケーシング
材料よりも高温強度の高い材料としては、発明者らが開
発した、特開昭61-23749号公報に示されているオーステ
ナイト系鋳鋼が知られている。しかし、これらの合金は
高温クリ-プ破断強度に優れているが、コストが高い上
に熱膨張係数が大きいために、タ-ビンの起動停止時に
大きな熱応力を発生する問題があった。
材料よりも高温強度の高い材料としては、発明者らが開
発した、特開昭61-23749号公報に示されているオーステ
ナイト系鋳鋼が知られている。しかし、これらの合金は
高温クリ-プ破断強度に優れているが、コストが高い上
に熱膨張係数が大きいために、タ-ビンの起動停止時に
大きな熱応力を発生する問題があった。
【０００５】本発明の目的は、熱膨張係数が従来使用材
と同等で、621℃以上でのクリ-プ破断強度の高く、かつ
溶接性の良好なフェライト系耐熱鋳鋼タービンケーシン
グとその製造法を提供することにある。
と同等で、621℃以上でのクリ-プ破断強度の高く、かつ
溶接性の良好なフェライト系耐熱鋳鋼タービンケーシン
グとその製造法を提供することにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本発明の耐熱鋳鋼タービンケーシングは、重量比で
Ｃ 0.06〜0.16％、Ｓi 0.4％未満、Ｍn 1％未満、Ｃr 8
〜12％、Ｎi 0.2〜0.9％、Ｖ 0.05〜0.3％、Ｎb 0.01〜
0.15％、Ｎ 0.01〜0.08％、Ｍo 1％未満、Ｗ 1％を超え
3％未満、Ｂ 0.0027％未満を含み、残部がＦe及び不可
避不純物からなる耐熱鋳鋼で構成されていることを特徴
とする。そしてＮi／Ｗ比が0.25〜0.75であることが好
ましい。
に、本発明の耐熱鋳鋼タービンケーシングは、重量比で
Ｃ 0.06〜0.16％、Ｓi 0.4％未満、Ｍn 1％未満、Ｃr 8
〜12％、Ｎi 0.2〜0.9％、Ｖ 0.05〜0.3％、Ｎb 0.01〜
0.15％、Ｎ 0.01〜0.08％、Ｍo 1％未満、Ｗ 1％を超え
3％未満、Ｂ 0.0027％未満を含み、残部がＦe及び不可
避不純物からなる耐熱鋳鋼で構成されていることを特徴
とする。そしてＮi／Ｗ比が0.25〜0.75であることが好
ましい。
【０００７】また本発明の別の耐熱鋳鋼タービンケーシ
ングは、重量比でＣ 0.09〜0.14％、Ｓi 0.3％未満、Ｍ
n 0.40〜0.70％、Ｃr 8〜10％、Ｎi 0.4〜0.7％、Ｖ 0.
15〜0.25％、Ｎb 0.04〜0.08％、Ｎ 0.02〜0.06％、Ｍo
0.40〜0.80％、Ｗ 1.4〜1.9％、Ｂ 0.001〜0.0025％を
含み、残部がＦe及び不可避不純物からなる耐熱鋳鋼で
構成されていることを特徴とする。
ングは、重量比でＣ 0.09〜0.14％、Ｓi 0.3％未満、Ｍ
n 0.40〜0.70％、Ｃr 8〜10％、Ｎi 0.4〜0.7％、Ｖ 0.
15〜0.25％、Ｎb 0.04〜0.08％、Ｎ 0.02〜0.06％、Ｍo
0.40〜0.80％、Ｗ 1.4〜1.9％、Ｂ 0.001〜0.0025％を
含み、残部がＦe及び不可避不純物からなる耐熱鋳鋼で
構成されていることを特徴とする。
【０００８】上記本発明の各耐熱鋳鋼タービンケーシン
グの組成にさらにＴa 0.15％以下及びＺr 0.1％以下の
うち少なくとも一種を含有させることが好ましい。また
次式で計算されるＣr当量が4〜10であることが好まし
い。
グの組成にさらにＴa 0.15％以下及びＺr 0.1％以下の
うち少なくとも一種を含有させることが好ましい。また
次式で計算されるＣr当量が4〜10であることが好まし
い。
【０００９】 Ｃr当量=Cr+6Si+4Mo+1.5W+11V+5Nb-40C-30N-30B-2Mn-4Ni-2Co (1) さらに、本発明の各耐熱鋳鋼タービンケーシングを構成
する耐熱鋳鋼は625 ℃、105 hクリープ破断強度を9 kgf
/mm2以上、室温衝撃吸収エネルギーを1 kgf-m以上を有
し、溶接性が良好なものとする。更に、より高い信頼性
を確保するには、625 ℃、105 hクリープ破断強度を10
kgf/mm2以上、室温衝撃吸収エネルギーを2 kgf-m以上で
あることが好ましい。
する耐熱鋳鋼は625 ℃、105 hクリープ破断強度を9 kgf
/mm2以上、室温衝撃吸収エネルギーを1 kgf-m以上を有
し、溶接性が良好なものとする。更に、より高い信頼性
を確保するには、625 ℃、105 hクリープ破断強度を10
kgf/mm2以上、室温衝撃吸収エネルギーを2 kgf-m以上で
あることが好ましい。
【００１０】本発明は耐熱鋳鋼タービンケーシングの製
造法は、上記各耐熱鋳鋼ケーシング材を目標組成とする
合金原料を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に
鋳込み成形することを特徴とする。そして鋳込み成形の
後に、1000〜1150℃で焼鈍し、1000〜1100℃に加熱し急
冷する焼準熱処理を行い、550〜750℃及び670〜770℃で
２回焼もどしを行うことが好ましい。
造法は、上記各耐熱鋳鋼ケーシング材を目標組成とする
合金原料を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に
鋳込み成形することを特徴とする。そして鋳込み成形の
後に、1000〜1150℃で焼鈍し、1000〜1100℃に加熱し急
冷する焼準熱処理を行い、550〜750℃及び670〜770℃で
２回焼もどしを行うことが好ましい。
【００１１】
【作用】本発明にかかる耐熱鋳鋼の組成成分を次のよう
に限定した。Ｃは高い引張強さを得るために0.06％以上
必要な元素であるが、0.16％を超えると、高温に長時間
さらされた場合に金属組織が不安定になり、長時間クリ
−プ破断強度を低下させるので、0.06〜0.16％に限定さ
れる。特に0.09〜0.14％が好ましい。
に限定した。Ｃは高い引張強さを得るために0.06％以上
必要な元素であるが、0.16％を超えると、高温に長時間
さらされた場合に金属組織が不安定になり、長時間クリ
−プ破断強度を低下させるので、0.06〜0.16％に限定さ
れる。特に0.09〜0.14％が好ましい。
【００１２】Ｎはクリ−プ破断強度の改善及び有害な
（靭性及び疲労強度を低下させる）δフェライト組織の
生成防止に効果があるが、0.001％未満ではその効果が
十分でな0.08％を越えると靭性を低下させると共に、ク
リ−プ破断強度も低下させる。特に0.02〜0.06％が好ま
しい。
（靭性及び疲労強度を低下させる）δフェライト組織の
生成防止に効果があるが、0.001％未満ではその効果が
十分でな0.08％を越えると靭性を低下させると共に、ク
リ−プ破断強度も低下させる。特に0.02〜0.06％が好ま
しい。
【００１３】Ｍnは脱酸剤として添加するものであり、
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリ−プ破断強度を低下させる。特に0.4〜0.7％
が好ましい。
少量の添加でその効果は達成され、１％を越える多量の
添加はクリ−プ破断強度を低下させる。特に0.4〜0.7％
が好ましい。
【００１４】Ｓiも脱酸剤として添加するものである
が、真空カーボン脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓi
脱酸は不要である。またＳiを低くすることにより有害
なδフェライト組織生成防止効果がある。したがって、
添加する場合には0.4％以下に抑える必要があり、特に
0.3％未満が好ましい。
が、真空カーボン脱酸法などの製鋼技術によれば、Ｓi
脱酸は不要である。またＳiを低くすることにより有害
なδフェライト組織生成防止効果がある。したがって、
添加する場合には0.4％以下に抑える必要があり、特に
0.3％未満が好ましい。
【００１５】Ｖはクリ−プ破断強度を高める効果があ
る。0.05％未満ではその効果が不十分で0.3％を越える
とδフェライトを生成して疲労強度を低下させる。特
に、0.15〜0.25 ％が好ましい。
る。0.05％未満ではその効果が不十分で0.3％を越える
とδフェライトを生成して疲労強度を低下させる。特
に、0.15〜0.25 ％が好ましい。
【００１６】Ｎb は高温強度を高めるのに非常に効果的
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎb炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また0.01％未満のＮbでは効果が不十分である。特に大
型鋼塊の場合は0.02〜0.1％が、より0.04〜0.08％が好
ましい。
な元素であるが、あまり多量に添加すると、特に大型鋼
塊では粗大な共晶Ｎb炭化物が生じ、かえって強度を低
下させたり、疲労強度を低下させるδフェライトを析出
させる原因になるので0.15％以下に抑える必要がある。
また0.01％未満のＮbでは効果が不十分である。特に大
型鋼塊の場合は0.02〜0.1％が、より0.04〜0.08％が好
ましい。
【００１７】Ｎiは靭性を高め、かつ、δフェライトの
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、0.2％
未満ではその効果が十分でなく、0.9 ％を越える添加は
クリ−プ破断強度を低下させるので好ましくない。特に
0.4〜0.7 ％が好ましい。
生成を防止するのに非常に有効な元素であるが、0.2％
未満ではその効果が十分でなく、0.9 ％を越える添加は
クリ−プ破断強度を低下させるので好ましくない。特に
0.4〜0.7 ％が好ましい。
【００１８】Ｃrは高強度及び高温酸化を改善する効果
がある。12 ％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、8 ％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣr添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に8.0
〜10％、より8.5〜9.5％が好ましい。
がある。12 ％を越えると有害なδフェライト組織生成
の原因となり、8 ％より少ないと高温高圧蒸気に対する
耐酸化性が不十分となる。またＣr添加は、クリープ破
断強度を高める効果があるが、過剰の添加は有害なδフ
ェライト組織生成及び靭性低下の原因となる。特に8.0
〜10％、より8.5〜9.5％が好ましい。
【００１９】Ｗは高温長時間強度を顕著に高める効果が
ある。1％より少ないＷでは、621〜650℃で使用する耐
熱鋼としては効果が不十分である。またＷが3％を越え
ると靭性が低くなる。1.2〜2.0 ％が好ましく、特に1.4
〜1.8 ％が好ましい。
ある。1％より少ないＷでは、621〜650℃で使用する耐
熱鋼としては効果が不十分である。またＷが3％を越え
ると靭性が低くなる。1.2〜2.0 ％が好ましく、特に1.4
〜1.8 ％が好ましい。
【００２０】Ｍo添加は、高温強度向上のために行なわ
れる。しかし、本発明鋳鋼の様に1％を超えるＷを含む
場合には、1％以上のＭo添加は靭性及び疲労強度を低下
させるので、1％未満に制限される。特に0.4〜0.8％が
好ましく、より0.55〜0.70％が好ましい。
れる。しかし、本発明鋳鋼の様に1％を超えるＷを含む
場合には、1％以上のＭo添加は靭性及び疲労強度を低下
させるので、1％未満に制限される。特に0.4〜0.8％が
好ましく、より0.55〜0.70％が好ましい。
【００２１】本発明において、重要な点はＮi/Ｗ比の調
整である。Ｎi／Ｗ比を0.25〜0.75に調整することによ
り、621℃、250 kgf/cm2以上の超々臨界圧タービン高圧
および中圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁および加
減弁ケーシングに要求される、625℃、105hクリープ破
断強度9 kgf/mm2以上、室温衝撃吸収エネルギー1 kgf-m
以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
整である。Ｎi／Ｗ比を0.25〜0.75に調整することによ
り、621℃、250 kgf/cm2以上の超々臨界圧タービン高圧
および中圧内部ケーシング並びに主蒸気止め弁および加
減弁ケーシングに要求される、625℃、105hクリープ破
断強度9 kgf/mm2以上、室温衝撃吸収エネルギー1 kgf-m
以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が得られる。
【００２２】Ｔa及びＺrの添加は、低温靭性を高める効
果があり、Ｔa 0.15％以下及びＺr0.1％以下の単独また
は複合添加で十分な効果が得られる。Ｔaを0.1％以上添
加した場合には、Nbの添加を省略することができる。
果があり、Ｔa 0.15％以下及びＺr0.1％以下の単独また
は複合添加で十分な効果が得られる。Ｔaを0.1％以上添
加した場合には、Nbの添加を省略することができる。
【００２３】本発明の耐熱鋳鋼ケーシング材は、δフェ
ライト組織が混在すると、高温クリープ破断強度及び低
温靭性が低くなるので、組織は均一な焼もどしマルテン
サイト組織が好ましい。焼もどしマルテンサイト組織を
得るために、(1)式で計算されるＣｒ当量を、成分調整
により10以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり
低くすると高温クリープ破断強度が低下してしまうの
で、4以上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量 6〜9
が好ましい。
ライト組織が混在すると、高温クリープ破断強度及び低
温靭性が低くなるので、組織は均一な焼もどしマルテン
サイト組織が好ましい。焼もどしマルテンサイト組織を
得るために、(1)式で計算されるＣｒ当量を、成分調整
により10以下にしなければならない。Ｃｒ当量をあまり
低くすると高温クリープ破断強度が低下してしまうの
で、4以上にしなければならない。特に、Ｃｒ当量 6〜9
が好ましい。
【００２４】Ｂ添加は高温(621℃以上)クリ-プ破断強度
を著しく高める。Ｂ含有量が0.0028％を超えると、溶接
性が悪くなるため、上限は0.0028％に制限される。大形
ケーシングのＢ含有量は0.0005〜0.0025％が好ましく、
特に0.001〜0.002％が好ましい。
を著しく高める。Ｂ含有量が0.0028％を超えると、溶接
性が悪くなるため、上限は0.0028％に制限される。大形
ケーシングのＢ含有量は0.0005〜0.0025％が好ましく、
特に0.001〜0.002％が好ましい。
【００２５】タービンケーシングは、621℃以上の高圧
蒸気に曝されるので、内圧による高応力が作用する。そ
のため、クリープ破壊防止の観点から、ケーシング材は
9kgf/mm2以上の625℃、105hクリープ破断強度が要求さ
れる。また、タービン起動時には、メタル温度が低い時
に熱応力が作用するので、脆性破壊防止の観点から、1k
gf-m以上の室温衝撃吸収エネルギーが要求される。特
に、より高い信頼性を確保するためには、625℃、105h
クリープ破断強度 10kgf/mm2以上、室温衝撃吸収エネル
ギー 2kgf-m以上であることが好ましい。
蒸気に曝されるので、内圧による高応力が作用する。そ
のため、クリープ破壊防止の観点から、ケーシング材は
9kgf/mm2以上の625℃、105hクリープ破断強度が要求さ
れる。また、タービン起動時には、メタル温度が低い時
に熱応力が作用するので、脆性破壊防止の観点から、1k
gf-m以上の室温衝撃吸収エネルギーが要求される。特
に、より高い信頼性を確保するためには、625℃、105h
クリープ破断強度 10kgf/mm2以上、室温衝撃吸収エネル
ギー 2kgf-m以上であることが好ましい。
【００２６】欠陥の少ないケーシングを作製するには、
鋳塊重量50トン前後と大形になるので、高度な製造技術
が要求される。上記の本発明にかかるフェライト系の耐
熱鋳鋼ケーシング材は、その耐熱鋳鋼を目標組成とする
合金原料を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に
鋳込み成形することにより健全なものが作製できる。鋳
込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことにより、引け
巣等の鋳造欠陥の少ないものにできる。
鋳塊重量50トン前後と大形になるので、高度な製造技術
が要求される。上記の本発明にかかるフェライト系の耐
熱鋳鋼ケーシング材は、その耐熱鋳鋼を目標組成とする
合金原料を電気炉で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に
鋳込み成形することにより健全なものが作製できる。鋳
込み前に、十分な精錬及び脱酸を行うことにより、引け
巣等の鋳造欠陥の少ないものにできる。
【００２７】また、成形された耐熱鋳鋼を1000〜1150℃
で焼鈍熱処理後、1000〜1100℃に加熱し急冷する焼準熱
処理、550〜750℃及び670〜770℃で２回焼もどしを行う
ことにより、621℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タ−
ビンケーシングが製造できる。焼鈍及び焼準温度は、10
00℃以下では炭窒化物を十分固溶させることが出来ず、
あまり高くすると結晶粒粗大化の原因になる。また、２
回焼もどしは、残留オーステナイトを完全に分解させ、
均一な焼きもどしマルテンサイト組織にすることができ
る。上記の製法で作製することにより、9kgf/mm2以上の
625℃、105hクリープ破断強度と1kgf-m以上の室温衝撃
吸収エネルギーが得られ、621℃以上の蒸気中で使用可
能な蒸気タ−ビンケーシングにできる。
で焼鈍熱処理後、1000〜1100℃に加熱し急冷する焼準熱
処理、550〜750℃及び670〜770℃で２回焼もどしを行う
ことにより、621℃以上の蒸気中で使用可能な蒸気タ−
ビンケーシングが製造できる。焼鈍及び焼準温度は、10
00℃以下では炭窒化物を十分固溶させることが出来ず、
あまり高くすると結晶粒粗大化の原因になる。また、２
回焼もどしは、残留オーステナイトを完全に分解させ、
均一な焼きもどしマルテンサイト組織にすることができ
る。上記の製法で作製することにより、9kgf/mm2以上の
625℃、105hクリープ破断強度と1kgf-m以上の室温衝撃
吸収エネルギーが得られ、621℃以上の蒸気中で使用可
能な蒸気タ−ビンケーシングにできる。
【００２８】図１は本発明にかかわる蒸気タービンの断
面図である。蒸気は主蒸気管1より入り、内部ケーシン
グ2に取り付けられた静翼3によって所定の方向に噴射さ
れ、その噴射によってロータシャフト4に取り付けられ
た動翼5を回転させる。仕事をした蒸気は外部ケーシン
グ6と内部ケーシング2との間を通り、冷却蒸気出口7よ
り排出される。更にこの排出された蒸気は、より低圧の
蒸気で作動する蒸気タービンへ送られるか、またはボイ
ラに送られ再加熱され再び蒸気タービンへ送られる。な
お、タービンの起動/停止及び出力調整は、ボイラから
送られて来る蒸気を、図２に示す主蒸気止め弁9および
加減弁10で流量調節することにより行われる。これら主
蒸気止め弁9と加減弁10の各ケーシングは互いに溶接11
によって接合されている。
面図である。蒸気は主蒸気管1より入り、内部ケーシン
グ2に取り付けられた静翼3によって所定の方向に噴射さ
れ、その噴射によってロータシャフト4に取り付けられ
た動翼5を回転させる。仕事をした蒸気は外部ケーシン
グ6と内部ケーシング2との間を通り、冷却蒸気出口7よ
り排出される。更にこの排出された蒸気は、より低圧の
蒸気で作動する蒸気タービンへ送られるか、またはボイ
ラに送られ再加熱され再び蒸気タービンへ送られる。な
お、タービンの起動/停止及び出力調整は、ボイラから
送られて来る蒸気を、図２に示す主蒸気止め弁9および
加減弁10で流量調節することにより行われる。これら主
蒸気止め弁9と加減弁10の各ケーシングは互いに溶接11
によって接合されている。
【００２９】以下、内部ケーシングには本発明に係る９
Ｃrフェライト系鋳鋼が、ロータシャフトには本発明に
係る鋼と同じくフェライト系の１２Ｃr鍛鋼が、外部ケ
ーシングにはＣr-Ｍo-Ｖ鋳鋼がそれぞれ用いられる。
Ｃrフェライト系鋳鋼が、ロータシャフトには本発明に
係る鋼と同じくフェライト系の１２Ｃr鍛鋼が、外部ケ
ーシングにはＣr-Ｍo-Ｖ鋳鋼がそれぞれ用いられる。
【００３０】特に、本発明においては、621℃、250kgf/
cm2以上の超々臨界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシ
ング並びに主蒸気止め弁ケーシング及び加減弁ケーシン
グに好適である。
cm2以上の超々臨界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシ
ング並びに主蒸気止め弁ケーシング及び加減弁ケーシン
グに好適である。
【００３１】
【実施例】以下、本発明の実施例について述べる。 〔実施例１〕本発明にかかるフェライト系の耐熱鋳鋼及
び比較材について、溶接性試験、室温における衝撃試
験、高温クリープ試験（625℃）等を実施した。
び比較材について、溶接性試験、室温における衝撃試
験、高温クリープ試験（625℃）等を実施した。
【００３２】表１および表２は上記各種試験に供した試
料の化学組成を示す。試料は、大形ケーシングの厚肉部
を想定して、高周波誘導溶解炉を用い200kg溶解し、最
大厚さ200mm、幅380mm、高さ440mmの砂型に鋳込み、鋳
塊を作製した。表１に示す試料Ｎo.1〜10は比較材であ
り、表２に示す試料Ｎo.11〜14は本発明材である。その
うち試料Ｎo.1およびＮo.2は現流タ−ビンに使用されて
いるCr-Mo-V鋳鋼および11Cr-1Mo-V-Nb-N 鋳鋼である。
料の化学組成を示す。試料は、大形ケーシングの厚肉部
を想定して、高周波誘導溶解炉を用い200kg溶解し、最
大厚さ200mm、幅380mm、高さ440mmの砂型に鋳込み、鋳
塊を作製した。表１に示す試料Ｎo.1〜10は比較材であ
り、表２に示す試料Ｎo.11〜14は本発明材である。その
うち試料Ｎo.1およびＮo.2は現流タ−ビンに使用されて
いるCr-Mo-V鋳鋼および11Cr-1Mo-V-Nb-N 鋳鋼である。
【００３３】
【表１】
【００３４】
【表２】
【００３５】各試料は、1050℃×8h炉冷の焼鈍処理後、
大形蒸気タ-ビンケーシングの厚肉部を想定して次の条
件で熱処理(焼準・焼もどし)した。
大形蒸気タ-ビンケーシングの厚肉部を想定して次の条
件で熱処理(焼準・焼もどし)した。
【００３６】試料Ｎo.１：１０５０℃×８ｈ 空冷 ７１０℃×７ｈ 空冷 ７１０℃×７ｈ 炉冷 試料Ｎo.２〜Ｎo.１４： １０５０℃×８ｈ 空却 ７２０℃×７ｈ 空冷 ７２０℃×７ｈ 炉冷 溶接性評価は、JIS Z3158に準ずる斜めY形溶接われ試験
により行った。図３はその試験片形状および寸法を示
す。予熱、パス間および後熱開始温度は150℃に、後熱
処理は400℃×30分にした。
により行った。図３はその試験片形状および寸法を示
す。予熱、パス間および後熱開始温度は150℃に、後熱
処理は400℃×30分にした。
【００３７】表３は比較材について、表４は本発明材に
ついて、それぞれ室温の引張特性、20℃におけるＶノッ
チシャルピ−衝撃吸収エネルギ−、625℃における105ｈ
クリ−プ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
ついて、それぞれ室温の引張特性、20℃におけるＶノッ
チシャルピ−衝撃吸収エネルギ−、625℃における105ｈ
クリ−プ破断強度及び溶接割れ試験結果を示す。
【００３８】
【表３】
【００３９】
【表４】
【００４０】適量のＢ、Ｍo及びＷを添加した本発明材
No.11〜14 のクリープ破断強度及び衝撃吸収エネルギー
は、超々臨界圧タービンロータに要求される特性(625
℃、105h強度≧9kgf/mm2、20℃衝撃吸収エネルギー≧1k
g-m)を十分満足する。また、Ｔa、及びＺrを添加した試
料 No.13及び14 の20℃における靭性は、かなり優れて
いる。また、本発明材には溶接割れが認められず、溶接
性が良好である。図４はＢ量と溶接割れの関係を示す。
Ｂ量の多い比較材 No.3及び No.4には、溶接割れが発生
した。表３、表４で、機械的性質に及ぼすMoの影響を見
ると、Mo 1.18％を含む比較材 No.6は、クリープ破断強
度は高いものの、衝撃値が低く、要求される靭性を満足
できない。一方、Mo 0.11％を含む比較材 No.5は、靭性
は高いものの、クリープ破断強度が低く、要求される強
度を満足できない(図５)。
No.11〜14 のクリープ破断強度及び衝撃吸収エネルギー
は、超々臨界圧タービンロータに要求される特性(625
℃、105h強度≧9kgf/mm2、20℃衝撃吸収エネルギー≧1k
g-m)を十分満足する。また、Ｔa、及びＺrを添加した試
料 No.13及び14 の20℃における靭性は、かなり優れて
いる。また、本発明材には溶接割れが認められず、溶接
性が良好である。図４はＢ量と溶接割れの関係を示す。
Ｂ量の多い比較材 No.3及び No.4には、溶接割れが発生
した。表３、表４で、機械的性質に及ぼすMoの影響を見
ると、Mo 1.18％を含む比較材 No.6は、クリープ破断強
度は高いものの、衝撃値が低く、要求される靭性を満足
できない。一方、Mo 0.11％を含む比較材 No.5は、靭性
は高いものの、クリープ破断強度が低く、要求される強
度を満足できない(図５)。
【００４１】図６は機械的性質に及ぼすＮi／Ｗ比の影
響を示す。Ｎi／Ｗ比をあまり高めるとクリープ破断強
度が低くなる。逆にＮi／Ｗ比をあまり低くすると室温
衝撃吸収エネルギーが低くなる。Ｎi／Ｗ比を0.25〜0.7
5に調整することにより、温度621℃、圧力250kgf/cm2以
上の超々臨界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並
びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシングに要求される、
625℃、105hクリープ破断強度 9kgf/mm2以上、室温衝撃
吸収エネルギー 1kgf-m以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が
得られる。特に、Ｎi／Ｗ比を 0.25〜0.75に調整するこ
とにより、625℃、105hクリープ破断強度 10kgf/mm2以
上、室温衝撃吸収エネルギー 2kgf-m以上の優れた耐熱
鋳鋼ケーシング材が得られる。
響を示す。Ｎi／Ｗ比をあまり高めるとクリープ破断強
度が低くなる。逆にＮi／Ｗ比をあまり低くすると室温
衝撃吸収エネルギーが低くなる。Ｎi／Ｗ比を0.25〜0.7
5に調整することにより、温度621℃、圧力250kgf/cm2以
上の超々臨界圧タービン高圧及び中圧内部ケーシング並
びに主蒸気止め弁及び加減弁ケーシングに要求される、
625℃、105hクリープ破断強度 9kgf/mm2以上、室温衝撃
吸収エネルギー 1kgf-m以上の耐熱鋳鋼ケーシング材が
得られる。特に、Ｎi／Ｗ比を 0.25〜0.75に調整するこ
とにより、625℃、105hクリープ破断強度 10kgf/mm2以
上、室温衝撃吸収エネルギー 2kgf-m以上の優れた耐熱
鋳鋼ケーシング材が得られる。
【００４２】〔実施例２〕本発明にかかる耐熱鋳鋼を目
標組成とする合金原料を電気炉で1トン溶解し、とりべ
精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形した。この成形した鋳鋼
を1050℃×8hで保持し炉冷の焼鈍熱処理後、1050℃×8h
で保持し衝風冷の焼準熱処理、730℃×8h保持し炉冷の
２回焼もどしを行った。この試作ケーシングを切断し調
査した結果、超々臨界圧タービンケーシングに要求され
る特性(625℃、105hクリープ強度≧9kgf/mm2、20℃衝撃
吸収エネルギー≧1kg-m)を十分満足することと、溶接性
が良好であることが確認された。これにより、621℃以
上の蒸気中で使用可能な蒸気タ−ビンケーシングが製造
できることが実証された。
標組成とする合金原料を電気炉で1トン溶解し、とりべ
精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形した。この成形した鋳鋼
を1050℃×8hで保持し炉冷の焼鈍熱処理後、1050℃×8h
で保持し衝風冷の焼準熱処理、730℃×8h保持し炉冷の
２回焼もどしを行った。この試作ケーシングを切断し調
査した結果、超々臨界圧タービンケーシングに要求され
る特性(625℃、105hクリープ強度≧9kgf/mm2、20℃衝撃
吸収エネルギー≧1kg-m)を十分満足することと、溶接性
が良好であることが確認された。これにより、621℃以
上の蒸気中で使用可能な蒸気タ−ビンケーシングが製造
できることが実証された。
【００４３】
【発明の効果】本発明によれば、625℃クリ-プ破断強度
及び室温靭性の高いフェライト系耐熱鋳鋼が得られるの
で、温度650℃までの超々臨界圧タ-ビン用ケーシングお
よびその類の高温部材を従来のオーステナイト系耐熱鋳
鋼に代わり、フェライト系耐熱鋳鋼(本発明材)で作製す
ることができる。
及び室温靭性の高いフェライト系耐熱鋳鋼が得られるの
で、温度650℃までの超々臨界圧タ-ビン用ケーシングお
よびその類の高温部材を従来のオーステナイト系耐熱鋳
鋼に代わり、フェライト系耐熱鋳鋼(本発明材)で作製す
ることができる。
【００４４】これまでのオーステナイト系耐熱鋳鋼に代
わり、本発明にかかる耐熱鋳鋼をタービンケーシングに
使用することにより、材料コストを著しく低減すること
ができる。また、本発明にかかるフェライト系耐熱鋳鋼
はオーステナイト系耐熱鋳鋼に比べ熱膨張係数が小さい
ので、タービンの急起動が容易になると共に、熱疲労損
傷を受け難いなどの利点がある。
わり、本発明にかかる耐熱鋳鋼をタービンケーシングに
使用することにより、材料コストを著しく低減すること
ができる。また、本発明にかかるフェライト系耐熱鋳鋼
はオーステナイト系耐熱鋳鋼に比べ熱膨張係数が小さい
ので、タービンの急起動が容易になると共に、熱疲労損
傷を受け難いなどの利点がある。
【図１】本発明の耐熱鋳鋼タービンケーシングを構成要
素とする蒸気タービンの断面図である。
素とする蒸気タービンの断面図である。
【図２】主蒸気止め弁および加減弁それぞれのケーシン
グを示す図である。
グを示す図である。
【図３】本発明にかかる耐熱鋳鋼の溶接割れ試験片形状
を示す図である。
を示す図である。
【図４】本発明材におけるＢ量と溶接割れの関係を示す
図である。
図である。
【図５】本発明材における機械的性質に及ぼすＭoの影
響を示す図である。
響を示す図である。
【図６】本発明材における機械的性質におよぼすＮi／
Ｗ比の影響を示す図である。
Ｗ比の影響を示す図である。
１ 主蒸気管 ２ 内部ケーシング ３ 静翼 ４ ロータシャフト ５ 動翼 ６ 外部ケーシング ７ 冷却蒸気出口 ９ 主蒸気止め弁 １０ 加減弁
フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｆ０３Ｂ 11/02 7504−3Ｈ (72)発明者 中村 重義 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 福井 寛 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 藤田 利夫 東京都千代田区神田駿河台四丁目６番地 株式会社日立製作所内
Claims (8)
- 【請求項１】 重量比でＣ 0.06〜0.16％、Ｓi 0.4％未
満、Ｍn 1％未満、Ｃr 8〜12％、Ｎi 0.2〜0.9％、Ｖ
0.05〜0.3％、Ｎb 0.01〜0.15％、Ｎ 0.01〜0.08％、Ｍ
o 1％未満、Ｗ 1％を超え3％未満、Ｂ 0.0027％未満を
含み、残部がＦe及び不可避不純物かるなる耐熱鋳鋼で
構成されていることを特徴とする耐熱鋳鋼タービンケー
シング。 - 【請求項２】 前記耐熱鋳鋼におけるＮiとＷの含有量
の比Ｎi／Ｗが0.25〜0.75であることを特徴とする請求
項1記載の耐熱鋳鋼タービンケーシング。 - 【請求項３】 重量比でＣ 0.09〜0.14％、Ｓi 0.3％未
満、Ｍn 0.40〜0.70％、Ｃr 8〜10％、Ｎi 0.4〜0.7
％、Ｖ 0.15〜0.25％、Ｎb 0.04〜0.08％、Ｎ0.02〜0.0
6％、Ｍo 0.40〜0.80％、Ｗ 1.4〜1.9％、Ｂ 0.001〜0.
0025％を含み、残部がＦe及び不可避不純物からなる耐
熱鋳鋼で構成されていることを特徴とする耐熱鋳鋼ター
ビンケーシング。 - 【請求項４】 請求項１ないし３いずれかに記載の耐熱
鋳鋼タービンケーシングの組成にさらにＴa 0.15％以下
及びＺr 0.1％以下のうち少なくとも一種を含有する耐
熱鋳鋼で構成されていることを特徴とする耐熱鋳鋼ター
ビンケーシング。 - 【請求項５】 前記耐熱鋳鋼は次式により計算されるＣ
r当量が4〜10であることを特徴とする請求項１ないし４
のいずれかに記載の耐熱鋳鋼タービンケーシング。 Ｃr当量=Cr+6Si+4Mo+1.5W+11V+5Nb-40C-30N-30B-2Mn-4N
i-2Co - 【請求項６】 前記耐熱鋳鋼は625℃、105hクリープ破
断強度を9 kgf/mm2以上、室温衝撃吸収エネルギーを1 k
gf-m以上を有し、溶接性が良好であることを特徴とする
請求項１ないし５のいずれかに記載の耐熱鋳鋼タービン
ケーシング。 - 【請求項７】 請求項１ないし６のいずれかに記載の耐
熱鋳鋼ケーシング材を目標組成とする合金原料を電気炉
で溶解し、とりべ精錬後、砂型鋳型に鋳込み成形するこ
とを特徴とする耐熱鋳鋼タービンケーシングの製造法。 - 【請求項８】 前記鋳込み成形後に、1000〜1150℃で焼
鈍し、1000〜1100℃に加熱し急冷する焼準熱処理を行
い、550〜750℃及び670〜770℃で2回焼もどしを行うこ
とを特徴とする請求項７記載の耐熱鋳鋼タービンケーシ
ングの製造法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5267032A JPH07118812A (ja) | 1993-10-26 | 1993-10-26 | 耐熱鋳鋼タービンケーシング及びその製造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5267032A JPH07118812A (ja) | 1993-10-26 | 1993-10-26 | 耐熱鋳鋼タービンケーシング及びその製造法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07118812A true JPH07118812A (ja) | 1995-05-09 |
Family
ID=17439108
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5267032A Pending JPH07118812A (ja) | 1993-10-26 | 1993-10-26 | 耐熱鋳鋼タービンケーシング及びその製造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH07118812A (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0959747A (ja) * | 1995-08-25 | 1997-03-04 | Hitachi Ltd | 高強度耐熱鋳鋼，蒸気タービンケーシング，蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン |
| EP1544312A1 (en) * | 2003-12-19 | 2005-06-22 | Korea Atomic Energy Research Institute | Method of producing heat-resistant high chromium ferritic/martensitic steel |
| JP2014014849A (ja) * | 2012-07-10 | 2014-01-30 | Shinko Yosetsu Service Kk | ｙ形溶接割れ試験板及びｙ形溶接割れ試験板の製造方法 |
| CN111344427A (zh) * | 2017-11-15 | 2020-06-26 | 日本制铁株式会社 | 奥氏体系耐热钢焊接金属、焊接接头、奥氏体系耐热钢用焊接材料以及焊接接头的制造方法 |
| CN114480978A (zh) * | 2022-01-11 | 2022-05-13 | 中国船舶重工集团公司第七二五研究所 | 一种非淬火和回火的微合金铸钢及其热处理方法 |
Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5970752A (ja) * | 1982-10-15 | 1984-04-21 | Hitachi Ltd | 高温強度に優れたオ−ステナイト耐熱鋼 |
| JPS60128250A (ja) * | 1983-12-15 | 1985-07-09 | Toshiba Corp | 高クロム耐熱鋳鋼 |
| JPS60200912A (ja) * | 1984-03-26 | 1985-10-11 | Toshiba Corp | 高クロム鋼からなる鋳物の熱処理方法 |
| JPS61133365A (ja) * | 1984-12-03 | 1986-06-20 | Toshiba Corp | 蒸気タ−ビンロ−タ |
| JPH02149649A (ja) * | 1988-11-30 | 1990-06-08 | Toshiba Corp | Ｃｒ合金鋼 |
| JPH02310340A (ja) * | 1989-05-23 | 1990-12-26 | Nippon Steel Corp | 靭性およびクリープ強度に優れたフェライト系耐熱鋼 |
-
1993
- 1993-10-26 JP JP5267032A patent/JPH07118812A/ja active Pending
Patent Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5970752A (ja) * | 1982-10-15 | 1984-04-21 | Hitachi Ltd | 高温強度に優れたオ−ステナイト耐熱鋼 |
| JPS60128250A (ja) * | 1983-12-15 | 1985-07-09 | Toshiba Corp | 高クロム耐熱鋳鋼 |
| JPS60200912A (ja) * | 1984-03-26 | 1985-10-11 | Toshiba Corp | 高クロム鋼からなる鋳物の熱処理方法 |
| JPS61133365A (ja) * | 1984-12-03 | 1986-06-20 | Toshiba Corp | 蒸気タ−ビンロ−タ |
| JPH02149649A (ja) * | 1988-11-30 | 1990-06-08 | Toshiba Corp | Ｃｒ合金鋼 |
| JPH02310340A (ja) * | 1989-05-23 | 1990-12-26 | Nippon Steel Corp | 靭性およびクリープ強度に優れたフェライト系耐熱鋼 |
Cited By (10)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0959747A (ja) * | 1995-08-25 | 1997-03-04 | Hitachi Ltd | 高強度耐熱鋳鋼，蒸気タービンケーシング，蒸気タービン発電プラント及び蒸気タービン |
| EP0767250A2 (en) * | 1995-08-25 | 1997-04-09 | Hitachi, Ltd. | High strenght heat resisting cast steel, steam turbine casing, steam turbine power plant and steam turbine |
| EP0767250A3 (en) * | 1995-08-25 | 1997-12-29 | Hitachi, Ltd. | High strenght heat resisting cast steel, steam turbine casing, steam turbine power plant and steam turbine |
| US5961284A (en) * | 1995-08-25 | 1999-10-05 | Hitachi, Ltd. | High strength heat resisting cast steel, steam turbine casing, steam turbine power plant and steam turbine |
| KR100414474B1 (ko) * | 1995-08-25 | 2004-05-31 | 가부시끼가이샤 히다치 세이사꾸쇼 | 고강도내열주강,증기터빈케이싱,증기터빈발전플랜트및증기터빈 |
| EP1544312A1 (en) * | 2003-12-19 | 2005-06-22 | Korea Atomic Energy Research Institute | Method of producing heat-resistant high chromium ferritic/martensitic steel |
| JP2014014849A (ja) * | 2012-07-10 | 2014-01-30 | Shinko Yosetsu Service Kk | ｙ形溶接割れ試験板及びｙ形溶接割れ試験板の製造方法 |
| CN111344427A (zh) * | 2017-11-15 | 2020-06-26 | 日本制铁株式会社 | 奥氏体系耐热钢焊接金属、焊接接头、奥氏体系耐热钢用焊接材料以及焊接接头的制造方法 |
| CN111344427B (zh) * | 2017-11-15 | 2021-08-31 | 日本制铁株式会社 | 奥氏体系耐热钢焊接金属、焊接接头、奥氏体系耐热钢用焊接材料以及焊接接头的制造方法 |
| CN114480978A (zh) * | 2022-01-11 | 2022-05-13 | 中国船舶重工集团公司第七二五研究所 | 一种非淬火和回火的微合金铸钢及其热处理方法 |
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