JPS6123749A - Austenitic stainless steel having high strength at high temperature - Google Patents
Austenitic stainless steel having high strength at high temperatureInfo
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Abstract
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
本発明は高温強度に優れたオーステナイト鋼に係り、特
に頻々臨界圧蒸気タービン用ケーシング又は弁本体に使
用するのに好適なオーステナイト系ステンレス鋼に関す
る。DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION [Field of Application of the Invention] The present invention relates to an austenitic steel having excellent high-temperature strength, and particularly to an austenitic stainless steel often suitable for use in casings or valve bodies for critical pressure steam turbines. .
石油の枯渇、価格の高騰に対処するため、発電プラント
の高温高圧化による効率向上化が検討されている。蒸気
発電プラントは現在５３８Ｃの蒸気条件で運転され、ま
たそのケーシングおよび弁本体材料としては、Ｏｒ−Ｍ
ｏ−Ｖ並びに１２Ｃｒ等のフェライト系耐熱鋼が使用さ
れている。In order to cope with oil depletion and soaring prices, efforts are being made to improve efficiency by increasing the temperature and pressure of power plants. Steam power plants are currently operated at 538C steam conditions, and the casing and valve body materials are Or-M
Ferritic heat-resistant steels such as o-V and 12Cr are used.
しかし、これらフェライト系耐熱鋼は、５５０Ｃ以上の
温度領域では粒界すベシが顕著となシ、クリープ強度が
極端に低下する欠点があり 、６０００以上の蒸気条件
で使用するのは困難でおる。However, these ferritic heat-resistant steels have the drawbacks that grain boundary formation becomes noticeable in the temperature range of 550C or higher, and creep strength is extremely reduced, making it difficult to use them under steam conditions of 6000C or higher.
６００１：”以上の温度領域で現在使用されているオー
ステナイト系耐熱鋼としては５ＵＳ３０４および５ＵＳ
３１４鋼などがあるが、これらの材料の６５００，１０
１１時間クリープ破断強度は金属材料技術研究所クリー
プデータシートＡ ４Ａ（１９７８）および金属材料高
温強度データ集（１９７５年）に゛その１例が記載され
ているように、７ｋｇ４／ｍ２程度である。超々臨界圧
蒸気タービン用ケーシングまたは弁本体に対し要求され
るクリープ破断強度は、設計要求値で８．５ｋｇ・ｆ／
１ｌＩ２以上である。6001: 5US304 and 5US are the austenitic heat-resistant steels currently used in the temperature range above 6001.
314 steel etc., but these materials have 6500,10
The 11-hour creep rupture strength is about 7 kg4/m2, as an example is described in the National Institute of Materials Science Creep Data Sheet A 4A (1978) and Metal Materials High Temperature Strength Data Collection (1975). The creep rupture strength required for ultra-supercritical pressure steam turbine casings or valve bodies is 8.5 kg・f/
1lI2 or more.
したがって、従来のオーステナイト系耐熱鋼、例えば５
Ｕ８３０４および５ＵＳ３１６鋼などでは、設計要求値
を満たさない。Therefore, conventional austenitic heat-resistant steels, such as 5
U8304 and 5US316 steels do not meet the design requirements.
一方、既存のオーステナイト系耐熱鋼の高温強度を向上
させるため、Ｎｂ、Ｚｒ、 Ｔｉ等の炭化物生成元素を
単独添加した例が見られる。しかし、これらの元素は炭
化物より！化物の方がよシ安定であるため、ＮｂＮＩＴ
ＩＮ、ＺｒＮなどを形成し易い。しかもこれらの窒化物
は基地に対する溶解度がほとんどなく、大きな角状晶を
なして粒内粒界に分布するため、合金の析出硬化にあず
からないと考えられる。したがって、Ｎｂ＋ Ｚ ｒ。On the other hand, in order to improve the high-temperature strength of existing austenitic heat-resistant steels, there are examples in which carbide-forming elements such as Nb, Zr, and Ti are added singly. However, these elements are better than carbides! Since NbNIT is more stable, NbNIT
It is easy to form IN, ZrN, etc. Moreover, these nitrides have almost no solubility in the matrix and are distributed in the grain boundaries in the form of large angular crystals, so it is thought that they do not participate in the precipitation hardening of the alloy. Therefore, Nb+Zr.
Ｔｉなどを添加して強化したオーステナイト系耐熱鋼は
、短時間のクリープ破断強度は満足されるが、大気中よ
りＮが吸収される長時間側でのクリープ破断強度が著し
く低ドする。Austenitic heat-resistant steel strengthened by adding Ti or the like has satisfactory short-term creep rupture strength, but the long-term creep rupture strength is significantly lower when N is absorbed from the atmosphere.
さらに、ＣｒｚＮは割れ付近の粒界に析出するため、き
裂が表面より伝播する疲労寿命には悪影響を及ぼす。こ
のためクリープに加え、起動停止による熱疲労が生ずる
蒸気タービンケージングおよび弁本体材料としては特に
窒化物の発生を防止する必要がある。超々臨界圧蒸気タ
ービン用ケーシングとしての設計要求値の面からみれば
、Ｉｎｃｏｌｙ８０℃、１５−１５Ｎ、０１３Ｂ等の高
Ｎ！耐熱鋼は設計要求値を満足するが、ケーシング材を
対象とした大型鋼塊を溶解するのは製造技術面で困難上
みられる。Furthermore, since CrzN precipitates at grain boundaries near cracks, it has an adverse effect on the fatigue life in which cracks propagate from the surface. Therefore, in addition to creep, it is necessary to prevent the generation of nitrides in the steam turbine casing and valve body materials, which cause thermal fatigue due to startup and shutdown. From the standpoint of design requirements for ultra-supercritical pressure steam turbine casings, high N such as Incoly 80℃, 15-15N, 013B! Although heat-resistant steel satisfies design requirements, melting large steel ingots intended for casing material is difficult in terms of manufacturing technology.
本発明の目的は、６００〜７００Ｃ超々臨界圧蒸気ター
ビン用ケーシングまたは弁本体として十分なりリープ破
断強度を示し、かつ製造容易な高温強度に優れたオース
テナイト系ステンレス鋼を提供するにある。An object of the present invention is to provide an austenitic stainless steel that exhibits sufficient leap rupture strength for a 600-700C ultra-supercritical pressure steam turbine casing or valve body, is easy to manufacture, and has excellent high-temperature strength.
本発明は、ＢＮ、ＮｂＮ、Ｔ ｉＮ、ＣｒｚＮ等の有害
な窒化物の析出を窒素との親和力が高いＡ２の添加によ
って抑え、かつＡｔとＭｏとの相互作用によって母相を
強化し、安定な炭化物生成元素またはＢを添加してクリ
ープ破断強度を向上させたものである。The present invention suppresses the precipitation of harmful nitrides such as BN, NbN, TiN, and CrzN by adding A2, which has a high affinity for nitrogen, and strengthens the matrix through the interaction between At and Mo, thereby making it stable. Creep rupture strength is improved by adding a carbide-forming element or B.
以下、本発明における合金組成の限定理由について説明
する。なお、以下に述べるチは重量饅である。The reasons for limiting the alloy composition in the present invention will be explained below. In addition, the chi mentioned below is a heavy steamed rice cake.
炭素は炭化物生成元素と化合して炭化物として析出し、
クリープ破断強度を向上させる。しかし多量に添加する
と、靭性および溶接性を著しく低下させるためその上限
を℃、１５％とする。Carbon combines with carbide-forming elements and precipitates as carbide,
Improves creep rupture strength. However, when added in large amounts, toughness and weldability are significantly reduced, so the upper limit is set at 15% at °C.
ケイ素は製造上重要な脱酸成分である。しかし多量に添
加した場合、靭性、延性および溶接性に悪影響を及ぼす
ためその上限を１．０％とする。Silicon is an important deoxidizing component in manufacturing. However, if added in large amounts, it will have a negative effect on toughness, ductility, and weldability, so the upper limit is set at 1.0%.
マ／ガ／はケイ素同様重要な脱酸成分である。Like silicon, MA/GA/ is an important deoxidizing component.
しかし少ない方が耐酸化性が良好であるため上限を２０
％とする。However, the lower the number, the better the oxidation resistance, so the upper limit is set at 20.
%.
ニッケル（Ｎ ｉ ）はオーステナイト組織を形成する
重要な元素である。少量であるとこの効果嘉薄くその下
限を１℃、０％とする。一方、ニッケルはクロムと作用
し耐食性を改善するが、多量であると高価となるためそ
の上限を２℃、０％とする。Nickel (N i ) is an important element that forms an austenite structure. If the amount is small, this effect will be weak, so the lower limit is set at 1°C and 0%. On the other hand, nickel interacts with chromium to improve corrosion resistance, but is expensive if used in large amounts, so the upper limit is set at 2°C and 0%.
クロム（Ｃｒ）は耐酸化性を向上させるために重要な添
加元素であシ、少量ではこの効果が低いため１３．０％
を下限とする。しかし多量に含有すると溶接性を低下さ
せる以外にも、δフエライト１生成し高温使用中での脆
化を助長するなどの悪影響を及ぼすためその上限を２５
．０％とする。Chromium (Cr) is an important additive element to improve oxidation resistance, and in small amounts this effect is low, so chromium (Cr) is added at 13.0%.
is the lower limit. However, if it is contained in a large amount, it not only reduces weldability but also produces negative effects such as producing δ ferrite 1 and promoting embrittlement during high-temperature use, so the upper limit has been set to 25
．． Set to 0%.
モリブデン（Ｍｏ）は基地に固溶し材料を強化すると共
に、炭素と化合し炭化物を析出することによシフリープ
破断強度を向上する。１．０％以下ではその効果が低く
、また多量に含まれると加工性を悪化するためその上限
を２．６％にする。Molybdenum (Mo) is dissolved in the matrix to strengthen the material, and also combines with carbon to precipitate carbide, thereby improving the rupture strength of the steel sheet. If it is less than 1.0%, the effect will be low, and if it is contained in a large amount, workability will deteriorate, so the upper limit is set at 2.6%.
アルミニウム（Ａ、／＝）は溶湯の脱酸剤であると共に
、モリブデンとの相互作用によシ母相を強化する。さら
に窒素との親和力が高＜ＮｂＮ、ＴｉＮ。Aluminum (A, /=) is a deoxidizing agent for the molten metal and also strengthens the mother phase through interaction with molybdenum. Furthermore, the affinity with nitrogen is high <NbN, TiN.
０ｒ２Ｎ、ＢＮ等の有害な窒化物の析出をおさえるため
、クリープ破断強度の向上に特に重要な添加元素である
が℃、０１％以下ではその効果が発揮されず、℃、１％
以上では鋼中の清浄度を損ないクリープ破断強度の低下
をきたす。したがって、アルミニウムＶ１℃、０１〜℃
、１％の範囲に限定した。It is an especially important additive element for improving creep rupture strength in order to suppress the precipitation of harmful nitrides such as N and BN, but its effect is not exhibited at temperatures below 1% at °C.
Above this, the cleanliness in the steel is impaired and the creep rupture strength is reduced. Therefore, aluminum V1℃, 01~℃
, limited to a range of 1%.
ボロン（Ｂ）はクリープ破断強度、特に長時間クリープ
強度を向上するために重要な元素である。Boron (B) is an important element for improving creep rupture strength, especially long-term creep strength.
その効果は℃、００２％以上で顕著となる。一方、多量
に添加すると溶接性を低下させるため上限を℃、０１５
％とする。さらに溶接高温割れ感受性が低下できるため
ＢはＰ＋Ｓ≦℃、０８８−２．８２Ｂを満たす範囲で添
加することが望ましい。The effect becomes significant at temperatures above 0.002%. On the other hand, if added in a large amount, weldability will deteriorate, so the upper limit should be set at ℃, 015
%. Furthermore, it is desirable to add B in a range that satisfies P+S≦°C and 088-2.82B since the welding hot cracking susceptibility can be reduced.
チタン（Ｔｉ）はモリブデンと同様に基地に固溶して材
料を強化すると共に、炭化物を析出しクリープ破断強度
を向上させる。−この効果はボロン量と関係があシ、ボ
ロン量が℃、００５％以下の場合は℃、１６〜℃、４０
％の添加で、ボロン量が℃、００６〜℃、０１５％の場
合は℃、０６％以上の添加でクリープ破断強度が向上す
る。Like molybdenum, titanium (Ti) is dissolved in the matrix to strengthen the material, and also precipitates carbides to improve creep rupture strength. -This effect has nothing to do with the amount of boron; if the amount of boron is less than 0.05%, the temperature is 16 to 40℃.
%, if the amount of boron is 0.06 to 0.015%, the creep rupture strength is improved by addition of 0.6% or more.
銅を４％以−Ｆ含むことができる。銅を含むときは、Ｎ
ｉ８〜１８％とすることが好ましい。It can contain copper in an amount of 4% or more -F. When containing copper, N
It is preferable that i is 8 to 18%.
以上の各元素は本発明における必須成分であシ、以下の
各元素は任意成分であって、合金中にいずれか２種以上
添加される。Each of the above elements is an essential component in the present invention, and each of the following elements is an optional component, and two or more of them are added to the alloy.
ニオビウム（Ｎｂ）、タンタル（Ｔａ）は安定な炭化物
を形成し、クリープ破断強度を向上する。Niobium (Nb) and tantalum (Ta) form stable carbides and improve creep rupture strength.
この効果は℃、０５％以上であられれる一方、多量に添
加するとやや耐酸化性を低下させる。このため上限を℃
、１５％とする。While this effect can be achieved at temperatures above 0.5%, the addition of a large amount slightly lowers the oxidation resistance. For this reason, the upper limit is
, 15%.
バナジウム（Ｖ）は耐食性を向上するのに有効な元素で
あシ、℃、１％以下ではその効果があられれない一方、
℃、５％を超えるとオーステナイトのバランスが不安定
となるので、℃、１〜℃、５％の範囲に限定した。Vanadium (V) is an effective element for improving corrosion resistance, but at temperatures below 1%, the effect is not achieved.
If the temperature exceeds 5%, the austenite balance becomes unstable, so it is limited to a range of 1 to 5%.
ジルコニウム（Ｚｒ）は結晶粒を微細化して高温強度、
延性を向上させる元素であるが、多量に添加すると製造
性に影響を及ぼすので上限を℃、３チとした。Zirconium (Zr) improves high-temperature strength by making crystal grains finer.
Although it is an element that improves ductility, adding a large amount affects manufacturability, so the upper limit was set at 3°C.
カルシウム（Ｃａ）は鋳造性を増すために添加する。そ
の適正量は℃、０５〜０，１％で粒界共晶型介在物がな
くなる。Calcium (Ca) is added to improve castability. The appropriate amount is 0.5 to 0.1% at a temperature of 0.05 to 0.1% to eliminate grain boundary eutectic inclusions.
希土類元素は機械的性質を改善すると共に、オーステナ
イトの安定化および焼入れ性を向上させるために添加す
るが、その効果は℃、２５％以下で顕著である。Rare earth elements are added to improve mechanical properties, as well as to stabilize austenite and improve hardenability, but the effect is significant at temperatures below 25% Celsius.
以下、本発明の実施例について述べる。 Examples of the present invention will be described below.
〈実施例１２
第１図は本発明のオーステナイト系ステンレス鋼をケー
シングに用いた蒸気タービンの一例を示す断面図である
。Example 12 FIG. 1 is a sectional view showing an example of a steam turbine using the austenitic stainless steel of the present invention for a casing.
第１図において、複数の動翼１０を植設したロータ１２
は、各動翼１０間に位置するように複数の静翼１４を設
けている内部ケーシング１６を貫通している。そして、
内部ケーシング１６は複数の凸部１８が形成され、これ
ら複数の凸部１８が内部ケーシングを内設している外部
ケーシング２０の凹部に嵌入され、ボルト等によって固
定されている。また外部ケーシング２０は、貫通孔部２
２においてロータ１２の両端を回転自在に支持しており
、図において左下部に流出口２４が形成され、上部には
開口２６が形成されている。In FIG. 1, a rotor 12 in which a plurality of rotor blades 10 are installed
penetrates an inner casing 16 in which a plurality of stator blades 14 are provided so as to be located between each rotor blade 10. and,
The inner casing 16 has a plurality of protrusions 18 formed therein, and these plurality of protrusions 18 are fitted into recesses of the outer casing 20 in which the inner casing is installed, and are fixed with bolts or the like. Further, the outer casing 20 has a through hole portion 2
At 2, both ends of the rotor 12 are rotatably supported, and an outlet 24 is formed at the bottom left in the figure, and an opening 26 is formed at the top.
主蒸気は、矢印に示す如く主蒸気管３０内を流ドし、ノ
ズルボックス２８を経て内部ケーシング１６内に流入す
る。その後、動翼１０をロータ１２と一体的に回動作動
させると、主蒸気は内部ケーシング１６と外部ケーシン
グ２０との間との空間部に入シ、流出口２４から流出す
る。The main steam flows through the main steam pipe 30 as shown by the arrow, passes through the nozzle box 28, and flows into the internal casing 16. Thereafter, when the moving blades 10 are rotated integrally with the rotor 12, the main steam enters the space between the inner casing 16 and the outer casing 20 and flows out from the outlet 24.
ここで、主蒸気の温度を６５０Ｕ１圧力３５０ｋｇ−ｆ
／ｍ”とすると、前記蒸気タービンは、内部ケーシング
１６において温度６５０Ｃ〜５５４．３Ｃ。Here, the main steam temperature is 650U1 pressure 350kg-f
/m'', the steam turbine has a temperature of 650C to 554.3C in the inner casing 16.
圧力３５０ ｋｇ４／ｃｍ” 〜１９９ ｋｇ・ｆ／ｃ
ｗ” 、外部ケーシングにおいて温度５５４．３℃、圧
力１９９ｋｇ−ｆ／ｃｍ’、内外ケーシングの最大圧力
差１５１ｋｇ−ｆ／副２を得る。Pressure 350 kg4/cm” ~199 kg・f/c
w'', the temperature in the outer casing is 554.3°C, the pressure is 199 kg-f/cm', and the maximum pressure difference between the inner and outer casings is 151 kg-f/sub2.
このような運転条件に対する内部ケーシングに用いられ
る材料としては、第１表に示すような設計要求強度が必
要である。The material used for the inner casing under such operating conditions must have the required design strength as shown in Table 1.
第１表
このような蒸気タービンにおける内部ケーシングに用い
られるオーステナイト系ステンレス鋼として、本発明の
化学組成の範囲で本発明材（Ｔｌ−Ｔ１２）溶製すると
共に、比較のため一般のオーステナイト系耐熱鋼を溶製
して比較材（Ｕｌ〜６．８１〜３）とし、クリープ破断
強度を比較した。クリープ破断試験は温度：６５０℃、
応カニ１７、５ ｋｇ−ｆ／、２で行った。Table 1 As an austenitic stainless steel used for the internal casing of such a steam turbine, the present invention material (Tl-T12) was melted within the chemical composition range of the present invention, and for comparison, a general austenitic heat-resistant steel was manufactured. Comparative materials (Ul~6.81~3) were produced by melting, and the creep rupture strengths were compared. Creep rupture test temperature: 650℃,
It was carried out with Okani 17.5 kg-f/, 2.
溶製した本発明材および比較材の化学組成は第２表に示
す通シである。The chemical compositions of the melt-produced materials of the present invention and comparative materials are shown in Table 2.
第２図はクリーブ破断試験の結果を示す線図であって、
オーステナイト系゛ステンレス鋼に添加するｈｔ、’ｒ
１およびＢの量と破断時間との関係を示している。FIG. 2 is a diagram showing the results of a cleave rupture test,
ht, 'r added to austenitic stainless steel
1 shows the relationship between the amounts of 1 and B and the rupture time.
図から明らかなように、６５０ＣＸＩＯ”ｈのクリープ
条件で設計要求値１７．５ｋｇ−ｆ／ＩＩＩＩＩ＋２を
満たすには、Ａ４．ＢおよびＴｉの添加量は、Ａｔ：℃
、０１〜℃、１％、Ｂ ： ℃、００２〜℃、０１５％
およびＴｉ：℃、１６〜℃、４０％またはＢ：℃、００
６〜℃、０１５％およびＴｉ：℃、０６〜℃、４０％に
する必要がある。As is clear from the figure, in order to meet the design requirement of 17.5 kg-f/III+2 under the creep condition of 650CXIO"h, the addition amount of A4.B and Ti is At:℃
, 01~℃, 1%, B: ℃, 002~℃, 015%
and Ti: ℃, 16~℃, 40% or B: ℃, 00
It is necessary to set the Ti: 6 to 015% and 40% at 06 to 0.0C.
〈実施例２ン
次に、第３表に示すようにオーステナイト系耐熱鋼にＢ
添加量を変化させて、溶接する際の高温割れ感受性に及
ぼす効果を調査した。<Example 2> Next, as shown in Table 3, B was added to the austenitic heat-resistant steel.
The effect of varying the addition amount on hot cracking susceptibility during welding was investigated.
溶接部の高温割れ感受性評価法はパレストレイン試験で
おって、被溶接材（板厚１０＋＋ｍ、板幅４０１１１１
１１％長さ３００ｍ）の上面にＴＩＧ溶接法で長手方向
に溶接し、溶接途中で歪量℃、５％まで急激に曲げて行
う方法である。この溶接条件は、溶接電圧１℃、５Ｖ、
電流１１０Ａおよび速度１８０瓢／朋である。そして高
温割れ感受性は、試験後曲げた溶接部から２０ｗ前後の
範囲の高温割れのみを割れ発生数として数えて評価した
。The method for evaluating the hot cracking susceptibility of welded parts is the Palestrain test.
This method involves welding in the longitudinal direction using the TIG welding method on the upper surface of a 11% length (300 m), and then sharply bending the weld to a strain of 5% at a temperature of °C during welding. The welding conditions are welding voltage 1°C, 5V,
The current is 110 A and the speed is 180 gourds/tomo. The hot cracking susceptibility was evaluated by counting only the hot cracking in the range of around 20 W from the welded part bent after the test as the number of cracks.
第３図はオーステナイト系ステンレス声のＢ添加量と高
温の割れ数との関係を示す線図である。FIG. 3 is a diagram showing the relationship between the amount of B added in austenitic stainless steel and the number of cracks at high temperatures.
高温割れはＢ量が℃、０１５％を境として、それ以上に
なると発生する。したがって溶接割れ防止の観点から、
Ｂ量は℃、０１５％以下が好ましいことが明らかである
。Hot cracking occurs when the amount of B exceeds 0.15% in °C. Therefore, from the perspective of preventing weld cracking,
It is clear that the amount of B is preferably 0.015% or less at °C.
第４図は第３表の供試材を用いてパンストレイン試験を
行い、ＢとＰ＋Ｓとの関係を示す線図である。Ｐおよび
Ｓは溶接部の高温割れ感受性を助−長する不純物元素で
アシ、低めることによって高温割れ感受性を低下させる
ことができる。図によればＰ＋８を低めることによって
、高温強度を高めるＢ含有量を増加することができる。FIG. 4 is a diagram showing the relationship between B and P+S obtained by conducting a pan strain test using the test materials shown in Table 3. P and S are impurity elements that promote the hot cracking susceptibility of the welded part, and by lowering them, the hot cracking susceptibility can be lowered. According to the figure, by lowering P+8, the B content, which increases high temperature strength, can be increased.
すなわちＢ１１！：Ｐ＋Ｓの関係において、Ｐ＋Ｓ≦℃
、０８８−２．８２Ｂの式を満たす領域であるならば、
Ｂは℃、０３％まで含有できることが明らかとなった。In other words, B11! : In the relationship of P+S, P+S≦℃
,088-2.82B, if the area satisfies the formula,
It has become clear that B can be contained up to 0.3% at °C.
第５図は本発明材（Ｔ７：白丸印）と比較材（８１〜Ｓ
３の平均値：点線）のクリープ破断強度を示す。本発明
材は比較材に比べ、１０”ｈおよび１０’ｈの外挿によ
るクリープ破断強度は、それぞれＩ Ｂ ｋｇ−ｆ／ｒ
ａｎ” （比較材に対し約４５％向上する）および９．
２ｋｇ−ｆ ／ｍ’ （比較鋼に対し約３０％上昇）を
示し、第１表に示す設計要求値を満たすことがわかる。Figure 5 shows the inventive material (T7: white circle) and the comparative material (81-S
Average value of 3: dotted line) shows the creep rupture strength. Compared to the comparative material, the creep rupture strength of the present invention material by extrapolation of 10"h and 10'h is I B kg-f/r, respectively.
an” (approximately 45% improvement over comparative material) and 9.
2 kg-f/m' (approximately 30% increase compared to comparative steel), which indicates that the design requirements shown in Table 1 are satisfied.
また、第５図に本発明の溶接継手強度について検討した
結果を併せて記載している。母材として！Ｉ′ｉ第２表
のＴ７材を用いた。溶接継手試験片の形状は、板厚５０
節、板幅１５０咽、長さ３００旭であシ、長さ方向に幅
３（１ｍの０字開先を施したものである。溶接棒は市販
のＡＷＳ Ｂ３１６−１６被覆アーク溶接棒を用いた
。溶接はパス間温度１５０Ｃ以下で行っている。゛上記
の方法で継手溶接を行い、継手溶接クリープ試験片−（
平行部１０φ）を作製した。図中の黒丸印が継手溶接の
試験結果である。この結果、本発明材の継手強度は母材
と同一であシ、本発明材の溶接性能が優れていることが
明らかである。Further, FIG. 5 also shows the results of a study on the strength of the welded joint of the present invention. As a base material! I'i T7 material shown in Table 2 was used. The shape of the welded joint test piece is plate thickness 50
The plate width is 150 mm, the length is 300 mm, and the width in the length direction is 3 (1 m) with a 0-shaped bevel.A commercially available AWS B316-16 coated arc welding rod is used as the welding rod. Welding was performed at an interpass temperature of 150C or less.゛Joint welding was performed using the method described above, and joint weld creep test specimens (
A parallel portion (10φ) was fabricated. The black circles in the figure are the joint welding test results. As a result, it is clear that the joint strength of the material of the present invention is the same as that of the base material, and that the welding performance of the material of the present invention is excellent.
以上によ）、オーステナイト系ステンレス鋼にｈｔ、Ｂ
、Ｔ ｉを複合付加し、さらにＶ、Ｃ’ａ。(according to the above), ht, B for austenitic stainless steel
, T i and further V, C'a.
Ｚｒおよび希土類元素を微量付加したオーステナイト系
ステンレス鋼は、従来のオーステナイト系ステンレス鋼
よシも約４５％高い１０″ｈクリ一プ破断強度を有し、
かつ超々臨界圧タービン用ケーシングの設計要求値も満
足している。Austenitic stainless steel with trace amounts of Zr and rare earth elements has a 10″h clip rupture strength that is approximately 45% higher than that of conventional austenitic stainless steel.
It also satisfies the design requirements for ultra-supercritical pressure turbine casings.
以上のように本発明によれば、クリープ破断強度が高い
ので超々臨界圧タービン用ケーシングまたは弁本体の材
料として有効であるオーステナイト系ステンレス鋼を提
供することができる。As described above, according to the present invention, it is possible to provide an austenitic stainless steel that has a high creep rupture strength and is therefore effective as a material for a casing or a valve body for an ultra-supercritical pressure turbine.
第１図は本発明のオーステナイト系ステンレス鋼をケー
シングに用いた蒸気タービンの一例を示す断面図、第２
図はＡｔ、Ｔｉ、Ｂの添加量とクリープ破断時間との関
係を示す線図、第３図はオーステナイト系ステンレス鋼
のＢ添加量と高温の割れ数との関係を示す線図、第４図
はパレストレイン試験におけるＢとＰ＋８との関係を示
す図、第５図は本発明材と比較材とのクリープ破断強度
を示す線図である。
１０・・・動翼、１２・・・ロータ、１６・・・内部ケ
ーシング、２０・・・外部ケーシング。
箭 ３ 口
Ｂ（ｐ、ｐ−纂）
Ｐ−ｔ Ｓ ： ℃、０４０〜℃、０４３箔 ４０
Ｂ（７，）
０：専ｊ収ｔし
・ζ寥団あすFig. 1 is a sectional view showing an example of a steam turbine using the austenitic stainless steel of the present invention for its casing;
The figure is a diagram showing the relationship between the addition amount of At, Ti, and B and the creep rupture time. Figure 3 is a diagram showing the relationship between the addition amount of B and the number of cracks at high temperature in austenitic stainless steel. Figure 4 is a diagram showing the relationship between the addition amount of At, Ti, and B and the creep rupture time. is a diagram showing the relationship between B and P+8 in the palestrain test, and FIG. 5 is a diagram showing the creep rupture strength of the present invention material and the comparative material. DESCRIPTION OF SYMBOLS 10... Moving blade, 12... Rotor, 16... Internal casing, 20... External casing. Bamboo 3 Mouth B (p, p-strand) P-t S: ℃, 040~℃, 043 foil 40 B (7,) 0: Exclusive j tshi・zeta group tomorrow
Claims (1)
下、Ｍｎ：２．０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０％
、Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０〜２．６
％、Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらに、Ｂ：
０．００２〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜０
．４％、Ｔｉ：０．１６〜０．４％含有する高温強度オ
ーステナイト系ステンレス鋼。 ２、特許請求の範囲第１項において、主蒸気温度６００
〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾２の
超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本体に
使用することを特徴とする高温強度オーステナイト系ス
テンレス鋼。 ３、重量比にてＣ：０．１５％以下、Ｓｉ：１．０％以
下、Ｍｎ：２０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０％、
Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０２．６％、
Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらに、Ｂ：０．
００６〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜４．０
％、Ｔｉ：０．０６〜０．４０％を含有することを特徴
とする高温強度オーステナイト系ステンレス鋼。 ４、特許請求の範囲第３項において、主蒸気温度６００
〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾２の
超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本体に
使用することを特徴とする高温強度オーステナイト系ス
テンレス鋼。 ５、重量比にてＣ：０．１５％以下、Ｓｉ：１．０％以
下、Ｍｎ：２０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０％、
Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０〜２．６％
、Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらにＢ：０．
００２〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜０．４
％、Ｔｉ：０．１６〜０．４％、Ｖ：０．１０〜０．５
％を含有することを特徴とする高温強度オーステナイト
系ステンレス鋼。 ６、特許請求の範囲第５項において、主蒸気温度６００
〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾２の
超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本体に
使用することを特徴とする高温強度オーステナイト系ス
テンレス鋼。 ７、重量比にてＣ：０．１５％以下、Ｓｉ：１．０％以
下、Ｍｎ：２．０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０％
、Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０〜２．６
％、Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらに、Ｂ：
０．００６〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜４
．０％、Ｔｉ：０．０６〜０．４０％、Ｖ：０．１〜０
．５％を含有することを特徴とする高温強度オーステナ
イト系ステンレス鋼。 ８、特許請求の範囲第７項において、主蒸気温度６００
〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾２の
超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本体に
使用することを特徴とする高温強度オーステナイト系ス
テンレス鋼。 ９、重量比にてＣ：０．１５％以下、Ｓｉ：１．０％以
下、Ｍｎ：２．０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０％
、Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０〜２．６
％、Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらに、Ｂ：
０．００２〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜４
．０％、Ｔｉ：０．１６〜０．４％およびＣａ：０．０
５〜０．１％、Ｚｒ：０．３％以下、希土類元素：０．
２５％以下の１種または２種以上含有することを特徴と
する高温強度オーステナイト系ステンレス鋼。 １０、特許請求の範囲第９項において、主蒸気温度６０
０〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾２
の超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本体
に使用することを特徴とする高温強度オーステナイト系
ステンレス鋼。 １１、重量比にてＣ：０．１５％以下、Ｓｉ：１．０％
以下、Ｍｎ：２．０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０
％、Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０〜２．
６％、Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらにＢ：
０．００６〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜４
．０％、Ｔｉ：０．０６〜０．４０％、およびＣａ：０
．０５〜０．１％、Ｚｒ：０．３％以下、希土類元素：
０．２５％以下の１種または２種以上を含有することを
特徴とする高温強度オーステナイト系ステンレス鋼。 １２、特許請求の範囲第１１項において、主蒸気温度６
００〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾
２の超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本
体に使用することを特徴とする高温強度オーステナイト
系ステンレス鋼。 １３、重量比にてＣ：０．１５％以下、Ｓｉ：１．０％
以下、Ｍｎ：２．０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０
％、Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０〜２．
６％、Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらに、Ｂ
：０．００２〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜
０．４％、Ｔｉ：０．１６〜０．４％を含有し、ＢとＰ
＋ＳがＰ＋Ｓ≦０．０８８−２．８２Ｂを満足すること
を特徴とする高温強度オーステナイト系ステンレス鋼。 １４、特許請求の範囲第１３項において、主蒸気温度６
００〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾
２の超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本
体に使用することを特徴とする高温強度オーステナイト
系ステンレス鋼。 １５、重量比にてＣ：０．１５％以下、Ｓｉ：１．０％
以下、Ｍｎ：２．０％以下、Ｎｉ：１０．０〜２０．０
％、Ｃｒ：１３．０〜２５．０％、Ｍｏ：１．０〜２．
６％、Ａｌ：０．０１〜０．１％を含有し、さらに、Ｂ
：０．００６〜０．０１５％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．０５〜
４．０％、Ｔｉ：０．０６〜０．４０％を含有し、Ｂと
Ｐ＋ＳがＰ＋Ｓ≦０．０８８−２．８２Ｂを満たすこと
を特徴とする高温強度オーステナイト系ステンレス鋼。 １６、特許請求の範囲第１５項において、主蒸気温度６
００〜７００℃、圧力２５０〜４００ｋｇ・ｆ／ｃｍ＾
２の超高温・高圧蒸気タービン用ケーシングまたは弁本
体に使用することを特徴とする高温強度オーステナイト
系ステンレス鋼。[Claims] 1. C: 0.15% or less, Si: 1.0% or less, Mn: 2.0% or less, Ni: 10.0 to 20.0% by weight.
, Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.0-2.6
%, Al: 0.01 to 0.1%, and further B:
0.002-0.015%, Nb+Ta: 0.05-0
．． 4%, high temperature strength austenitic stainless steel containing Ti: 0.16 to 0.4%. 2. In claim 1, the main steam temperature is 600
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by being used for casings or valve bodies for ultra-high temperature/high-pressure steam turbines at ~700°C and pressures of 250-400 kg·f/cm^2. 3. Weight ratio C: 0.15% or less, Si: 1.0% or less, Mn: 20% or less, Ni: 10.0 to 20.0%,
Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.02.6%,
Contains Al: 0.01 to 0.1%, and further contains B: 0.
006-0.015%, Nb+Ta: 0.05-4.0
%, Ti: 0.06 to 0.40%. 4. In claim 3, the main steam temperature is 600
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by being used for casings or valve bodies for ultra-high temperature/high-pressure steam turbines at ~700°C and pressures of 250-400 kg·f/cm^2. 5. Weight ratio C: 0.15% or less, Si: 1.0% or less, Mn: 20% or less, Ni: 10.0 to 20.0%,
Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.0-2.6%
, Al: 0.01 to 0.1%, and B: 0.
002-0.015%, Nb+Ta: 0.05-0.4
%, Ti: 0.16-0.4%, V: 0.10-0.5
High temperature strength austenitic stainless steel characterized by containing %. 6. In claim 5, the main steam temperature is 600
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by being used for casings or valve bodies for ultra-high temperature/high-pressure steam turbines at ~700°C and pressures of 250-400 kg·f/cm^2. 7. C: 0.15% or less, Si: 1.0% or less, Mn: 2.0% or less, Ni: 10.0 to 20.0% by weight
, Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.0-2.6
%, Al: 0.01 to 0.1%, and further B:
0.006-0.015%, Nb+Ta: 0.05-4
．． 0%, Ti: 0.06-0.40%, V: 0.1-0
．． High temperature strength austenitic stainless steel characterized by containing 5%. 8. In claim 7, the main steam temperature is 600
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by being used for casings or valve bodies for ultra-high temperature/high-pressure steam turbines at ~700°C and pressures of 250-400 kg·f/cm^2. 9. C: 0.15% or less, Si: 1.0% or less, Mn: 2.0% or less, Ni: 10.0 to 20.0% by weight
, Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.0-2.6
%, Al: 0.01 to 0.1%, and further B:
0.002-0.015%, Nb+Ta: 0.05-4
．． 0%, Ti: 0.16-0.4% and Ca: 0.0
5 to 0.1%, Zr: 0.3% or less, rare earth element: 0.
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by containing 25% or less of one or more types. 10. In claim 9, the main steam temperature is 60
0~700℃, pressure 250~400kg・f/cm^2
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by its use in the casings or valve bodies of ultra-high-temperature, high-pressure steam turbines. 11. C: 0.15% or less, Si: 1.0% by weight
Below, Mn: 2.0% or less, Ni: 10.0 to 20.0
%, Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.0-2.
6%, Al: 0.01-0.1%, and further B:
0.006-0.015%, Nb+Ta: 0.05-4
．． 0%, Ti: 0.06-0.40%, and Ca: 0
．． 05-0.1%, Zr: 0.3% or less, rare earth elements:
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by containing 0.25% or less of one or more types. 12. In claim 11, the main steam temperature 6
00~700℃, pressure 250~400kg・f/cm^
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by being used for the casing or valve body of ultra-high temperature/high-pressure steam turbines. 13. C: 0.15% or less, Si: 1.0% by weight
Below, Mn: 2.0% or less, Ni: 10.0 to 20.0
%, Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.0-2.
6%, Al: 0.01 to 0.1%, and further contains B
:0.002~0.015%, Nb+Ta:0.05~
0.4%, Ti: 0.16-0.4%, B and P
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized in that +S satisfies P+S≦0.088-2.82B. 14. In claim 13, the main steam temperature 6
00~700℃, pressure 250~400kg・f/cm^
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by being used for the casing or valve body of ultra-high temperature/high-pressure steam turbines. 15. C: 0.15% or less, Si: 1.0% by weight
Below, Mn: 2.0% or less, Ni: 10.0 to 20.0
%, Cr: 13.0-25.0%, Mo: 1.0-2.
6%, Al: 0.01 to 0.1%, and further contains B
:0.006~0.015%, Nb+Ta:0.05~
4.0%, Ti: 0.06-0.40%, and high-temperature strength austenitic stainless steel characterized in that B and P+S satisfy P+S≦0.088-2.82B. 16. In claim 15, the main steam temperature 6
00~700℃, pressure 250~400kg・f/cm^
A high-temperature strength austenitic stainless steel characterized by being used for the casing or valve body of ultra-high temperature/high-pressure steam turbines.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59143849A JPH0672286B2 (en) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | ▲ High ▼ Austenitic stainless steel with excellent temperature strength |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59143849A JPH0672286B2 (en) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | ▲ High ▼ Austenitic stainless steel with excellent temperature strength |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6123749A true JPS6123749A (en) | 1986-02-01 |
| JPH0672286B2 JPH0672286B2 (en) | 1994-09-14 |
Family
ID=15348386
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59143849A Expired - Lifetime JPH0672286B2 (en) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | ▲ High ▼ Austenitic stainless steel with excellent temperature strength |
Country Status (1)
| Country | Link |
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