WO2016056654A1 - 軸体の製造方法 - Google Patents

軸体の製造方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2016056654A1
WO2016056654A1 PCT/JP2015/078789 JP2015078789W WO2016056654A1 WO 2016056654 A1 WO2016056654 A1 WO 2016056654A1 JP 2015078789 W JP2015078789 W JP 2015078789W WO 2016056654 A1 WO2016056654 A1 WO 2016056654A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
shaft
strength
welding
tempering
shaft member
Prior art date
Application number
PCT/JP2015/078789
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
平川　裕一
寛明 福島
西本　慎
裕之 遠藤
Original Assignee
三菱日立パワーシステムズ株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 三菱日立パワーシステムズ株式会社 filed Critical 三菱日立パワーシステムズ株式会社
Priority to CN201580042810.6A priority Critical patent/CN106574504B/zh
Priority to US15/516,760 priority patent/US10590508B2/en
Priority to DE112015004640.2T priority patent/DE112015004640B4/de
Priority to KR1020177003637A priority patent/KR101989708B1/ko
Priority to JP2016553172A priority patent/JP6288532B2/ja
Publication of WO2016056654A1 publication Critical patent/WO2016056654A1/ja

Links

Images

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K31/00—Processes relevant to this subclass, specially adapted for particular articles or purposes, but not covered by only one of the preceding main groups
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K31/00—Processes relevant to this subclass, specially adapted for particular articles or purposes, but not covered by only one of the preceding main groups
    • B23K31/02—Processes relevant to this subclass, specially adapted for particular articles or purposes, but not covered by only one of the preceding main groups relating to soldering or welding
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/0026—Arc welding or cutting specially adapted for particular articles or work
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/235—Preliminary treatment
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D6/00—Heat treatment of ferrous alloys
    • C21D6/002—Heat treatment of ferrous alloys containing Cr
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/28—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for plain shafts
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/50—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for welded joints
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
    • F01D25/00—Component parts, details, or accessories, not provided for in, or of interest apart from, other groups
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
    • F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
    • F01D5/02—Blade-carrying members, e.g. rotors
    • F01D5/06—Rotors for more than one axial stage, e.g. of drum or multiple disc type; Details thereof, e.g. shafts, shaft connections
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
    • F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
    • F01D5/02—Blade-carrying members, e.g. rotors
    • F01D5/06—Rotors for more than one axial stage, e.g. of drum or multiple disc type; Details thereof, e.g. shafts, shaft connections
    • F01D5/063—Welded rotors
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
    • F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
    • F01D5/30—Fixing blades to rotors; Blade roots ; Blade spacers
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2101/00—Articles made by soldering, welding or cutting
    • B23K2101/001—Turbines
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
    • B23K2103/04—Steel or steel alloys
    • B23K2103/05—Stainless steel
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/18—Dissimilar materials
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2220/00—Application
    • F05D2220/30—Application in turbines
    • F05D2220/31—Application in turbines in steam turbines
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2230/00—Manufacture
    • F05D2230/20—Manufacture essentially without removing material
    • F05D2230/23—Manufacture essentially without removing material by permanently joining parts together
    • F05D2230/232—Manufacture essentially without removing material by permanently joining parts together by welding
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2230/00—Manufacture
    • F05D2230/40—Heat treatment
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2240/00—Components
    • F05D2240/20—Rotors
    • F05D2240/24—Rotors for turbines
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2240/00—Components
    • F05D2240/60—Shafts
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2300/00—Materials; Properties thereof
    • F05D2300/10—Metals, alloys or intermetallic compounds
    • F05D2300/17—Alloys
    • F05D2300/171—Steel alloys

Definitions

  • the present invention relates to a method of manufacturing a shaft body that forms a shaft body by welding a plurality of shaft members.
  • a method in which a turbine rotor (shaft body) constituting a steam turbine is divided into a plurality of shaft members, and these shaft members are joined together by welding (for example, Patent Document 1). reference).
  • the material can be different depending on the shaft member.
  • the material of the shaft member can be selected according to the temperature distribution in the steam turbine. For example, when the turbine rotor is divided into three parts in the axial direction, a high Cr steel excellent in high temperature strength is used as a base material of a central portion arranged at a position where the environmental temperature in the steam turbine is a high temperature region, and other parts
  • the material can be selected by using low alloy steel.
  • PWHT post-weld heat treatment
  • HZ heat-affected zone
  • the post-weld heat treatment temperature is higher than the tempering temperature of the material, and the strength of the base material is reduced at the same time.
  • the initial strength of the base material is determined by the strength requirement near the final stage to which high stress is applied. Taking into account the strength decrease after heat treatment after welding, the strength of the base metal before welding is adjusted to be higher.
  • An object of the present invention is to provide a method of manufacturing a shaft body that can reduce unevenness in strength in the vicinity of a welded portion even when the temperature fluctuation in the circumferential direction in heat treatment after welding is large.
  • the shaft body manufacturing method is a shaft body manufacturing method in which a plurality of shaft members are welded to form a shaft body, wherein at least any one of the shaft members, Before welding the shaft members, the strength of the end portion side of the range is greater than the strength of the range opposite to the end portion in the vicinity of the other end portion of the shaft member side adjacent to each other.
  • a primary tempering step in which tempering is performed to be low, a welding step in which the shaft members are welded after the primary tempering step, and a tempering process in the vicinity of the welded portion between the shaft members after the welding step.
  • a secondary tempering step is a secondary tempering step.
  • the strength reduction in the secondary tempering process is reduced by reducing the strength in the vicinity of the welded portion of one shaft member.
  • the strength unevenness in the circumferential direction in the vicinity of the welded portion can be reduced while ensuring the strength of the portion separated from the welded portion. it can.
  • the vicinity of the welded portion of the shaft member can be made to have a strength corresponding to the required strength that gradually changes along the axial direction.
  • each of the shaft members is formed before the welding material forming step of forming the pre-welding material of each of the shaft members, after the pre-welding material forming step, and before the primary tempering step.
  • a quenching step of quenching the material before welding is performed before the welding material forming step of forming the pre-welding material of each of the shaft members, after the pre-welding material forming step, and before the primary tempering step.
  • the primary tempering step may be performed by changing a tempering temperature in the range and a tempering temperature outside the range.
  • the temperature can be easily controlled by changing the tempering temperature in the primary tempering step.
  • the secondary tempering step may heat the vicinity of the weld using a panel heater.
  • the secondary tempering step may be performed with the axis of the shaft body along a horizontal direction.
  • a rotor of a rotary machine may be manufactured as the shaft body.
  • a turbine shaft is formed as the rotor, and the one shaft member is disposed at a position where the environmental temperature in the turbine is in the middle and low temperature region and has a blade groove for installing the final stage turbine blade.
  • a range on the upper stage side than the last stage may be set as the range.
  • the one shaft member may be formed of low alloy steel, and the other shaft member may be formed of high chromium steel.
  • the strength reduction in the secondary tempering process becomes minor.
  • the strength unevenness in the circumferential direction in the vicinity of the welded portion can be reduced while ensuring the strength of the portion separated from the welded portion. it can.
  • composition of a turbine rotor of a first embodiment of the present invention strength, and hardness. It is a flowchart explaining the process of the manufacturing method of the shaft body of 1st embodiment of this invention. It is the schematic explaining the method of the primary tempering process in the manufacturing method of the shaft body of 1st embodiment of this invention. It is a flowchart explaining the process of the manufacturing method of the shaft body of 2nd embodiment of this invention. It is (a) LMP plot of a welding heat affected zone used in the manufacturing method of the shaft object of a second embodiment of the present invention, and (b) LMP plot of a base material.
  • a turbine rotor 1 manufactured by the shaft body manufacturing method of the present embodiment includes a first shaft member 2 that forms a first end of the turbine rotor 1, and a first shaft rotor 1.
  • the first shaft member 2, the second shaft member 3, and the third shaft member 4 are welded together in the axial direction of the turbine rotor 1.
  • Each shaft body has a shape whose diameter changes in the longitudinal direction, and the cross-sectional shape of the turbine rotor 1 is circular.
  • the turbine rotor 1 is a dissimilar steel type welded rotor, and the first shaft member 2 (low pressure turbine rotor) and the third shaft member 4 disposed at a position where the environmental temperature in the steam turbine is in a medium to low temperature region are low alloy steel.
  • the second shaft member 3 formed and disposed at a position where the environmental temperature in the steam turbine is in the high temperature region is formed of high Cr steel having excellent high temperature strength.
  • the first shaft member 2 is made of 3.5% NiCrMoV low alloy steel
  • the second shaft member 3 is made of 12% Cr steel
  • the third shaft member 4 is made up of 1-2. It is made of 25% CrMoV low alloy steel.
  • the first shaft member 2 is a low-pressure turbine rotor to which a plurality of turbine blades RB are attached.
  • the turbine blade RB to be attached extends in a direction orthogonal to the axial direction of the first shaft member 2, and the blade height is upstream (the second shaft member 3 side) so that the last stage turbine blade LRB is the longest. It becomes longer gradually.
  • the first shaft member 2 is formed with a blade groove 6 in which the final stage turbine blade LRB is installed.
  • the last stage turbine blade LRB having a high blade height is attached to the blade groove 6 of the first shaft member 2, and a large centrifugal force (stress) is applied in the vicinity of the blade groove 6. Thereby, the strength required in the blade groove 6 of the first shaft member 2 is high.
  • a welded portion 5 made of a weld metal is formed between the first shaft member 2 and the second shaft member 3 and between the second shaft member 3 and the third shaft member 4.
  • the relative strength in the axial direction of the turbine rotor 1 is adjusted as indicated by a two-dot chain line in FIG. That is, the second shaft member 3 has higher strength than the third shaft member 4.
  • the portion of the first shaft member 2 where the blade groove 6 is formed has higher strength than the second shaft member 3.
  • the strength of the portion of the first shaft member 2 where the blade groove 6 is formed is higher than the required strength H5 of the blade groove 6.
  • the strength is lower than that of the portion where the blade groove 6 of the first shaft member 2 is formed. That is, in the same shaft member, the strength varies depending on the position in the axial direction.
  • the required strength H2 at the end of the range R closest to the welded portion 5 is significantly lower than the required strength H5 in the blade groove.
  • the strength of the end portion of the range R closest to the welded portion 5 is adjusted to be higher than the required strength H2 of the portion and lower than the strength of the third shaft member 4. In the range R of the first shaft member 2, the strength is adjusted so that the strength gradually increases from the end of the range R closest to the welded portion 5 toward the blade groove 6.
  • the shaft body manufacturing method M ⁇ b> 1 of the present embodiment includes a pre-welding material forming step S ⁇ b> 11 for forming the pre-welding material for the shaft members 2, 3, and 4, and welding of the shaft members 2, 3, and 4.
  • a quenching step S12 that quenches the previous material, a primary tempering step S13 that quenches the pre-weld material of the quenched shaft members 2, 3, and 4, and the shaft members are welded together.
  • a welding step S14 and a secondary tempering step S15 (heat treatment after welding) for tempering each welding heat-affected zone after the welding step S14 are provided.
  • the pre-weld material forming step S11 is a step of casting the melted molten alloy and performing forging and forming to form the pre-weld material of the shaft members 2, 3, and 4.
  • the quenching step S12 is a step of quenching the material before welding of the shaft members 2, 3, and 4.
  • a pre-weld material formed of 3.5% NiCrMoV low alloy steel is rapidly cooled from a temperature of 800 to 900 ° C.
  • a pre-weld material formed of high Cr steel is rapidly cooled from a temperature of 1050 to 1150 ° C.
  • a pre-weld material formed of 1 to 2.25% CrMoV low alloy steel is rapidly cooled from a temperature of 900 to 1000 ° C.
  • the primary tempering step S13 is a step of tempering the pre-weld material of the shaft members 2, 3, and 4 that has been quenched.
  • the second shaft member 3 and the third shaft member 4 are tempered so that the overall strength is uniform.
  • tempering is performed so as to have a difference in strength in the axial direction.
  • the second shaft member 3 is tempered by reheating the quenched second shaft member 3 at a temperature of 650 to 750 ° C.
  • the third shaft member 4 is tempered by reheating the quenched third shaft member 4 at a temperature of 600 to 700 ° C.
  • tempering of the first shaft member 2 in the primary tempering step S13 will be described.
  • the primary tempering step S13 for the first shaft member 2 only the material strength in the vicinity of the welded portion 5 of the first shaft member 2 is adjusted to be low. Specifically, inclined tempering with a difference in strength between the vicinity of the welded portion 5 of the first shaft member 2 (range R shown in FIG. 1) and the blade groove 6 is performed. Specifically, tempering is performed so that the strength on the welded part 5 side in the range R is lower than the strength on the opposite side of the welded part 5 in the range R.
  • a weld heat affected zone HZ, Heat-Affected Zone
  • the strength of the first shaft member 2 after the primary tempering step S ⁇ b> 13 is performed so that the strength in the vicinity of the end portion welded to the second shaft member 3 is the end portion welded to the second shaft member 3. Lower than the more distant sites.
  • the range above the blade groove 6 (final stage) is a range R in which the material strength is adjusted to be low.
  • the strength changes with an inclination from the strength on the welded portion 5 side to the strength on the opposite side to the welded portion 5.
  • the strength on the welded part 5 side (joint part) is adjusted low because the strength requirement on the welded part 5 side is low. In other words, since no additional components such as turbine blades are attached to the joint portion of the first shaft member 2 and a large stress is not applied, 3.5% NiCrMoV which is the base material of the first shaft member 2 is low. The strength and hardness of alloy steel is not required.
  • the strength on the side opposite to the welded portion 5 in the range R is adjusted to be high because the strength requirement of the blade groove 6 is high.
  • the required strength H2 at the end portion closest to the welded portion 5 is significantly lower than the required strength H5 at the blade groove 6 (final stage).
  • the required strength H3 in the last stage before the final stage is slightly larger than the required strength H2 in the end part closest to the welded part 5.
  • the required strength H4 in the previous stage is slightly larger than the required strength H3 in the previous stage of the final stage.
  • the required strength H4 in the previous stage of the final stage is adjusted to be significantly smaller than the required strength H5 in the blade groove 6 (final stage).
  • a method for tempering the first shaft member 2 with a difference in strength in the range R as described above will be described.
  • a partition plate 9 is placed in a cylindrical vertical furnace 8, and a difference in strength is imparted by changing the tempering temperature.
  • a heating wire is disposed as a heating device.
  • primary tempering is performed in a temperature range of 550 to 600 ° C. for 40 to 60 hours.
  • primary tempering is performed in a temperature range of 600 to 650 ° C. for 40 to 60 hours.
  • the primary tempering temperature is controlled so that the temperature measured by the thermocouple attached to the surface of the shaft member is within a range of ⁇ 5 ° C. with respect to the predetermined temperature.
  • the transition temperature region near the partition plate 9 is preferably as narrow as possible.
  • the welding step S14 is a step in which the shaft members, that is, the first shaft member 2, the second shaft member 3, and the third shaft member 4 are butt welded to each other.
  • the shaft members are brought together and welded between the shaft members by, for example, arc welding using a 9% Cr-based filler material having a nitrogen content of 0.025% or less by mass.
  • a weld 5 (see FIG. 1) made of metal is formed.
  • a welding heat affected zone is formed by the welding step S14.
  • the welding heat affected zone is composed of a welded portion 5 made of a weld metal and an end portion of a shaft member in contact with the welded portion 5.
  • Strength and hardness are significantly increased. That is, the weld heat-affected zone has a high quenching curability due to welding and becomes extremely hard. If the hardness of the welded part 5 becomes harder than HV350, for example, delayed cracking may occur during use of the turbine. Therefore, it is necessary to reduce the hardness to a reference value or less by the secondary tempering step S15.
  • the secondary tempering step S15 is a post-weld heat treatment (PWHT, Post , Helt Treatment) in which tempering is performed on each weld heat affected zone after the welding step S14.
  • the secondary tempering step S15 is local tempering in which only the welding heat affected zone is heated, and heating is performed with the axis of the turbine rotor 1 along the horizontal direction using, for example, a panel heater. In addition to the panel heater, auxiliary heating is preferably performed using a high-frequency heating device or the like.
  • a post-weld heat treatment is performed between the first shaft member 2 and the second shaft member 3 in a temperature range of 595 ° C. to 620 ° C. for 40 hours to 60 hours. Further, a post-weld heat treatment is performed between the second shaft member 3 and the third shaft member 4 in a temperature range of 625 ° C. to 650 ° C. for 40 hours to 60 hours.
  • the secondary tempering step S15 may be performed with the turbine rotor 1 facing sideways. This is because local tempering is performed using a panel heater in the secondary tempering step S15. That is, by heating only the vicinity of the welded portion 5 using a panel heater, it is not necessary to consider creep deformation during heat treatment.
  • the strength and hardness of the weld heat affected zone are lower than the reference value H1 (HAZ hardness upper limit).
  • H1 HZ hardness upper limit
  • the strength of the first shaft member 2 closest to the welded portion 5 is higher than the required strength H2 of the portion.
  • the strength determined in the primary tempering step S13 in the first shaft member 2 is set in consideration of the strength that decreases through the secondary tempering step S15.
  • the strength in the blade groove 6 of the first shaft member 2 is higher than the required strength H5 of the part. That is, since the strength of the primary tempering range R of the first shaft member 2 is inclined, the strength of the end portion and the blade groove 6 is maintained more than necessary.
  • the strength fall in secondary tempering process S15 (heat treatment after welding) becomes small by making the intensity
  • the strength change due to the influence of the temperature fluctuation in the circumferential direction during the secondary tempering step S15 that is, the heat treatment after welding can be minimized.
  • permissible_range of the temperature fluctuation of the circumferential direction in secondary tempering process S15 becomes wide, and the uniformity of the intensity
  • the vicinity of the welded portion 5 of the first shaft member 2 can be set to a strength corresponding to the required strength that gradually changes along the axial direction.
  • the secondary tempering step S15 by using a method of heating only the vicinity of the welded portion 5 using a panel heater, heat treatment after welding is performed at a lower cost compared to a method of heating using an electric furnace. can do.
  • the post-weld heat treatment in the secondary tempering step S15 is performed in a state where the axis of the turbine rotor 1 is in the horizontal direction, so that the post-weld heat treatment is performed without using a vertical facility such as a vertical electric furnace. Can be implemented.
  • the shaft body manufacturing method according to the second embodiment of the present invention will be described below with reference to the drawings. In the present embodiment, differences from the first embodiment described above will be mainly described, and description of similar parts will be omitted.
  • the shaft body manufacturing method of the present embodiment provides feedback to heat treatment conditions based on actual strength (hardness) measurement data after welding and actual temperature measurement data during heat treatment, and further improves the target strength accuracy after heat treatment. .
  • the shaft body manufacturing method M ⁇ b> 2 of the present embodiment includes a pre-weld material forming step S ⁇ b> 21, a quenching step S ⁇ b> 22, a primary tempering step S ⁇ b> 23, and shaft members between the shaft members.
  • a secondary tempering temperature / holding time correcting step S30 for correcting the temperature / holding time of the post-heat treatment and a second hardness measuring step S31 for measuring the hardness after the post-welding heat treatment are provided.
  • the first hardness measurement step S25 is a step of measuring the hardness (Vickers hardness Hv) of the weld heat affected zone (HAZ) of the turbine rotor 1 and the hardness of the base material of the turbine rotor 1 after welding.
  • the LMP range determining step S26 is a step of determining the LMP range of the secondary tempering step S28 (heat treatment after welding) using the LMP plot of the weld heat affected zone as shown in FIG. 5 and the LMP plot of the base material. It is.
  • FIG. 5A is a graph showing the relationship between the hardness of the weld heat affected zone (HAZ) and the Larson mirror parameter.
  • FIG. 5B is a graph showing the relationship between the hardness of the base material and the Larson mirror parameter.
  • the hardness of the weld heat affected zone is equal to or less than the predetermined hardness Hv1 shown in FIG. 5A
  • the hardness of the base material is the predetermined hardness Hv2 shown in FIG. 5B.
  • the LMP range is determined as described above.
  • the actual temperature in the circumferential direction in the vicinity of the welded portion 5 is measured, the temperature distribution is controlled so that the heat treatment condition range falls within the LMP range determined in the LMP range determination step S26, and the holding time is set. It is a process of adjusting. For example, since the change of the substantial temperature in the circumferential direction with time differs between the surface layer and the inner circumferential side as shown in FIG. 6, the heating / warming range is determined in consideration of this.
  • a substantial temperature measuring step S29 for performing a substantial temperature measurement (axial direction and circumferential direction) of the turbine rotor 1 is performed.
  • the amount of change in hardness is predicted.
  • the temperature / holding time correction step S30 for example, as shown in FIG. 7A, when the temperature change in the secondary tempering step S28 differs depending on the circumferential position, the temperature / holding time of the secondary tempering step S28. Is a step of correcting the above.
  • the temperature change in the secondary tempering process differs depending on the circumferential position. For example, as shown in FIG.
  • the LMP at 180 ° and 270 ° is the LMP range determined in the LMP range determining step S26. If it is off, the post-weld heat treatment conditions are corrected so that the LMP at 180 ° and 270 ° falls within the LMP range.
  • the second hardness measurement step S31 is a step of measuring the hardness of the weld heat affected zone of the turbine rotor 1 and the hardness of the base material of the turbine rotor 1 after the secondary tempering step S28.
  • the shaft body manufacturing method M2 of the present embodiment is terminated, If any hardness is out of range, the process returns to the LMP range determination step.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Plasma & Fusion (AREA)
  • Heat Treatment Of Articles (AREA)
  • Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)

Abstract

　複数の軸部材を溶接して軸体を形成する軸体の製造方法であって、少なくともいずれか一の軸部材について、軸部材同士を溶接する前に、隣り合う他の軸部材側の端部の近傍の範囲に、範囲の端部側の強度が範囲の端部と反対側の強度よりも低くなるように焼もどしを行う一次焼もどし工程と、一次焼きもどし工程後に、軸部材同士を溶接する溶接工程と、溶接工程後に、軸部材間の溶接部近傍について焼もどしを行う二次焼もどし工程と、を備える軸体の製造方法。

Description

軸体の製造方法
　本発明は、複数の軸部材を溶接して軸体を形成する軸体の製造方法に関する。
　本願は、２０１４年１０月１０日に出願された特願２０１４－２０８８１４号について優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　例えば、蒸気タービンを構成するタービンロータ（軸体）を、複数の軸部材に分割した上で、これら軸部材を互いに溶接により接合させることによって製造する方法が知られている（例えば、特許文献１参照）。このような方法であれば、例えば軸部材によって材料を異なるものとすることができ、例えば蒸気タービン内の温度分布に応じて、軸部材の材料を選定することができる。
　例えば、タービンロータを軸方向に三分割する場合、蒸気タービン内の環境温度が高温領域である位置に配置される中央部の母材として高温強度に優れた高Ｃｒ鋼を用い、それ以外の部位には低合金鋼を用いるという材料選定を行うことができる。
　この製造方法においては、隣り合う軸部材同士の間に形成される溶接金属の靱性確保と溶接熱影響部（ＨＡＺ，Heat-Affected Zone）の硬さを下げる目的で溶接後熱処理（ＰＷＨＴ，Post Weld Heat Treatment）を実施するのが一般的である。
日本国特許第４２８８３０４号公報
　ところで、溶接後熱処理を実施する際、低合金鋼側は素材の焼もどし温度よりも溶接後熱処理温度の方が高くなり、母材の強度低下も同時に生じてしまうことが知られている。
　一方、複数の軸部材のうち、最終段タービン翼を設置する翼溝を含む軸部材においては、高い応力が付加される最終段近傍の強度要求により、母材の初期強度が決まっているため、溶接後熱処理後の強度低下分を加味して溶接前の母材強度を高めに調整している。
　ここで、溶接後熱処理中における周方向の温度変動が大きい場合、即ち、溶接後熱処理における加熱温度の均一性が悪い場合においては、処理後における強度の周方向の不均一が生じる。特に、母材強度を高めに調整している場合、強度変化が大きくなることに伴なって均一性は悪化する。
　強度の均一性の悪化を抑制するためには、電気炉を用いて溶接後熱処理を行うことが一般的である。電気炉を用いてロータの全体を加熱することによって、溶接後熱処理中の周方向の温度変動を小さくすることができる。また、電気炉としては、ロータ自重によるクリープ変形を抑制するために、竪型電気炉の使用が一般的である。
　しかしながら、ロータを収容可能な電気炉の使用は多大なるコストを要するため、溶接部近傍のみを加熱する方法も検討されている。しかしながら、溶接部近傍のみを加熱する方法では、ロータの周囲の雰囲気を加熱する電気炉と比較して、溶接後熱処理中の温度変動を小さくすることが難しいという課題があった。
　この発明は、溶接後熱処理における周方向の温度変動が大きい場合においても溶接部近傍の強度むらを小さくすることができる軸体の製造方法を提供することを目的とする。
　本発明の第一の態様によれば、軸体の製造方法は、複数の軸部材を溶接して軸体を形成する軸体の製造方法であって、少なくともいずれか一の前記軸部材について、前記軸部材同士を溶接する前に、隣り合う他の前記軸部材側の端部の近傍の範囲に、前記範囲の前記端部側の強度が前記範囲の前記端部と反対側の強度よりも低くなるように焼もどしを行う一次焼もどし工程と、前記一次焼きもどし工程後に、前記軸部材同士を溶接する溶接工程と、前記溶接工程後に、前記軸部材間の溶接部近傍について焼もどしを行う二次焼もどし工程と、を備える。
　このような構成によれば、一の軸部材の溶接部近傍の強度を低くすることによって、二次焼もどし工程における強度低下が軽微となる。これにより、二次焼もどし工程における加熱温度の周方向の温度変位が大きい場合においても、溶接部から離間する部位の強度を確保しながら、溶接部近傍の周方向の強度むらを小さくすることができる。
　また、軸部材の溶接部近傍を、軸方向に沿って徐々に変化する必要強度に応じた強度にすることができる。
　上記軸体の製造方法において、各々の前記軸部材の溶接前素材を形成する溶接前素材形成工程と、前記溶接前素材形成工程後、かつ、前記一次焼もどし工程前に、各々の前記軸部材の溶接前素材に対して焼入れを行う焼入れ工程と、を備えていてよい。
　上記軸体の製造方法において、前記一次焼もどし工程は、前記範囲の焼もどし温度と前記範囲以外の焼もどし温度を変えることによって行ってよい。
　このような構成によれば、一次焼もどし工程にて焼もどし温度を変えることによって、容易に温度制御を行うことができる。
　上記軸体の製造方法において、前記二次焼きもどし工程は、パネルヒーターを用いて前記溶接部近傍を加熱してよい。
　上記軸体の製造方法において、前記二次焼きもどし工程は、前記軸体の軸線が水平方向に沿う状態で実施してよい。
　上記軸体の製造方法において、前記軸体として回転機械のロータを製造してもよい。
　上記軸体の製造方法において、前記ロータとしてタービン軸を形成し、前記一の軸部材は、タービン内の環境温度が中低温領域である位置に配置されて最終段タービン翼を設置する翼溝を含み、前記範囲として最終段よりも上段側の範囲を設定してもよい。
　上記軸体の製造方法において、前記一の軸部材を低合金鋼にて形成し、前記他の軸部材を高クロム鋼にて形成してもよい。
　このような構成によれば、焼もどし温度の高い高クロム鋼と低合金鋼とを溶接する場合においても、溶接部近傍の周方向の強度むらを小さくすることができる。
　本発明によれば、一の軸部材の溶接部近傍の強度を低くすることによって、二次焼もどし工程における強度低下が軽微となる。これにより、二次焼もどし工程における加熱温度の周方向の温度変位が大きい場合においても、溶接部から離間する部位の強度を確保しながら、溶接部近傍の周方向の強度むらを小さくすることができる。
本発明の第一実施形態のタービンロータの構成及び強度・硬さを説明する図である。 本発明の第一実施形態の軸体の製造方法の工程を説明するフローチャートである。 本発明の第一実施形態の軸体の製造方法における一次焼もどし工程の方法を説明する概略図である。 本発明の第二実施形態の軸体の製造方法の工程を説明するフローチャートである。 本発明の第二実施形態の軸体の製造方法にて使用される（ａ）溶接熱影響部のＬＭＰプロットと、（ｂ）母材のＬＭＰプロットである。 本発明の第二実施形態の軸体の製造方法にて使用される実体温度計測の結果を示すグラフである。 本発明の第二実施形態の軸体の製造方法にて使用される、二次焼もどし工程における温度変化を示すグラフである。 本発明の第二実施形態の軸体の製造方法にて使用される、溶接後熱処理の条件の補正方法を説明するグラフである。
（第一実施形態）
　以下、本発明の第一実施形態の軸体の製造方法について図面を参照して詳細に説明する。以下の説明においては、本実施形態の軸体の製造方法を蒸気タービン（回転機械）のタービンロータ（タービン軸）の製造方法を用いて説明する。
　まず、本実施形態の軸体の製造方法によって製造されるタービンロータについて説明する。図１に示すように、本実施形態の軸体の製造方法によって製造されるタービンロータ１は、タービンロータ１の第一の端部をなす第一軸部材２と、タービンロータ１の第一の端部とは反対側の第二の端部をなす第三軸部材４と、第一軸部材２と第三軸部材４との間に配置される第二軸部材３と、を有している。
　第一軸部材２と第二軸部材３と第三軸部材４は、タービンロータ１の軸線方向に互いに溶接されている。それぞれの軸体は、長手方向において径が変化する形状をなしており、タービンロータ１の断面形状は、円形状となっている。
　タービンロータ１は、異鋼種溶接ロータであり、蒸気タービン内の環境温度が中低温領域である位置に配置される第一軸部材２（低圧タービンロータ）及び第三軸部材４は低合金鋼で形成され、蒸気タービン内の環境温度が高温領域である位置に配置される第二軸部材３は高温強度に優れた高Ｃｒ鋼で形成されている。
　具体的には、第一軸部材２は、３．５％ＮｉＣｒＭｏＶ低合金鋼で形成され、第二軸部材３は、１２％Ｃｒ鋼で形成され、第三軸部材４は、１～２．２５％ＣｒＭｏＶ低合金鋼で形成されている。
　第一軸部材２は低圧タービンロータであり、複数のタービン翼ＲＢが取り付けられる。取り付けられるタービン翼ＲＢは、第一軸部材２の軸方向に直交する方向に延び、翼高さは、最終段タービン翼ＬＲＢが最も長くなるように、上流側（第二軸部材３の側）より漸次長くなっている。
　第一軸部材２には、最終段タービン翼ＬＲＢを設置する翼溝６が形成されている。第一軸部材２の翼溝６には、高い翼高さを有する最終段タービン翼ＬＲＢが取り付けられ、翼溝６近傍には、大きな遠心力（応力）が付加される。これにより、第一軸部材２の翼溝６において要求される強度は高い。
　第一軸部材２と第二軸部材３との間、及び第二軸部材３と第三軸部材４との間には、溶接金属からなる溶接部５が形成されている。
　タービンロータ１の軸方向の相対的な強度は、図１の二点鎖線で示すように調整されている。即ち、第二軸部材３は、第三軸部材４よりも強度が高い。第一軸部材２の翼溝６が形成されている部位は、第二軸部材３よりも強度が高い。具体的には、第一軸部材２の翼溝６が形成されている部位の強度は、翼溝６における必要強度Ｈ５よりも高くなっている。
　第一軸部材２の範囲Ｒ、即ち、翼溝６よりも上段側の範囲においては、第一軸部材２の翼溝６が形成されている部位よりも強度が低くなっている。即ち、同じ軸部材において、軸方向の位置によって強度が異なっている。
　範囲Ｒの最も溶接部５側の端部の必要強度Ｈ２は、翼溝における必要強度Ｈ５よりも大幅に低い。範囲Ｒの最も溶接部５側の端部の強度は、当該部位の必要強度Ｈ２よりも高く、かつ、第三軸部材４の強度よりも低く調整されている。
　第一軸部材２の範囲Ｒにおいては、範囲Ｒの最も溶接部５側の端部から翼溝６に向かって漸次強度が高くなるように調整されている。
　次に、複数の軸部材２，３，４を溶接して軸体を形成する軸体の製造方法について説明する。
　図２に示すように、本実施形態の軸体の製造方法Ｍ１は、軸部材２，３，４の溶接前素材を形成する溶接前素材形成工程Ｓ１１と、軸部材２，３，４の溶接前素材に対して焼き入れを行う焼き入れ工程Ｓ１２と、焼入れを行った軸部材２，３，４の溶接前素材に対して焼きもどしを行う一次焼きもどし工程Ｓ１３と、軸部材同士を溶接する溶接工程Ｓ１４と、溶接工程Ｓ１４後に、各々の溶接熱影響部について焼もどしを行う二次焼もどし工程Ｓ１５（溶接後熱処理）と、を備える。
　溶接前素材形成工程Ｓ１１は、溶解した合金溶湯を鋳造し、鍛造・成形加工を施して軸部材２，３，４の溶接前素材を形成する工程である。
　焼入れ工程Ｓ１２は、軸部材２，３，４の溶接前素材に対して焼入れを行う工程である。
　第一軸部材２については、３．５％ＮｉＣｒＭｏＶ低合金鋼にて形成された溶接前素材を８００～９００℃の温度から急冷させる。
　第二軸部材３については、高Ｃｒ鋼にて形成された溶接前素材を１０５０～１１５０℃の温度から急冷させる。
　第三軸部材４については、１～２．２５％ＣｒＭｏＶ低合金鋼にて形成された溶接前素材を９００～１０００℃の温度から急冷させる。
　一次焼もどし工程Ｓ１３は、焼入れを行った軸部材２，３，４の溶接前素材に対して焼もどしを行う工程である。
　ここで、本実施形態の軸体の製造方法Ｍ１においては、第二軸部材３及び第三軸部材４については、全体の強度が均質となるように焼もどしを行うが、第一軸部材２については、軸方向において強度差を持たせるように焼もどしを行う。
　第二軸部材３については、焼入れが施された第二軸部材３を、６５０～７５０℃の温度で再加熱することにより焼きもどしを行う。
　第三軸部材４については、焼入れが施された第三軸部材４を、６００～７００℃の温度で再加熱することにより焼きもどしを行う。
　次に、一次焼もどし工程Ｓ１３における、第一軸部材２の焼もどしについて説明する。
　第一軸部材２に対する一次焼もどし工程Ｓ１３では、第一軸部材２の溶接部５近傍の素材強度のみを低めに調整する。具体的には、第一軸部材２の溶接部５近傍（図１に示す範囲Ｒ）と翼溝６との強度差を付けた傾斜焼もどしを行う。具体的には、範囲Ｒの溶接部５側の強度が範囲Ｒの溶接部５と反対側の強度よりも低くなるように焼もどしを行う。溶接部５近傍には、溶接による溶接熱影響部（ＨＡＺ，Heat-Affected Zone）が含まれる。
　図１に示すように、一次焼もどし工程Ｓ１３実施後の第一軸部材２の強度は、第二軸部材３と溶接される端部近傍の強度が第二軸部材３と溶接される端部より離間する部位よりも低い。第一軸部材２において、翼溝６（最終段）よりも上段側の範囲が、素材強度が低めに調整される範囲Ｒとされている。
　範囲Ｒは、溶接部５側での強度から溶接部５と反対側の強度まで、強度が傾斜して変化している。溶接部５側（継手部）の強度は、溶接部５側の強度要求が低いため、低く調整されている。換言すれば、第一軸部材２の継手部にはタービン翼などの付加物が取り付けられておらず、大きな応力が付加されないため、第一軸部材２の母材である３．５％ＮｉＣｒＭｏＶ低合金鋼が有する強度・硬さは必要としていない。
　一方、範囲Ｒにおける溶接部５と反対側の強度は、翼溝６の強度要求が高いため高く調整されている。
　具体的には、翼溝６（最終段）における必要強度Ｈ５と比較して、最も溶接部５側の端部における必要強度Ｈ２は大幅に低くなっている。最終段の前々段における必要強度Ｈ３は、最も溶接部５側の端部における必要強度Ｈ２よりもやや大きい程度である。最終段の前段における必要強度Ｈ４は、最終段の前々段における必要強度Ｈ３よりもやや大きい程度である。
　一方、最終段の前段における必要強度Ｈ４は、翼溝６（最終段）における必要強度Ｈ５よりも大幅に小さく調整されている。
　次に、第一軸部材２に上記したような範囲Ｒに強度差を付与した焼もどしを行う方法を説明する。第一軸部材２の範囲Ｒに焼もどしを行うに当たっては、図３に示すように、円筒状の竪型炉８に仕切板９を入れて、焼もどし温度を変えることにより強度差を付与する。竪型炉８の周壁の内面には、加熱装置として例えば電熱線が配置されている。
　具体的には、仕切板９より下部の領域Ａ１については、５５０～６００℃の温度範囲で４０時間～６０時間の一次焼もどしを実施する。仕切板９より上部の領域Ａ２（範囲Ｒ）については、６００～６５０℃の温度範囲で４０時間～６０時間の一次焼もどしを実施する。一次焼もどし温度は、所定の温度に対して、軸部材表面に取り付けた熱電対により計測される温度が±５℃の範囲となるように制御する。また、仕切板９近傍の遷移温度領域は極力狭いほど好ましい。
　上述したような熱処理を実施することによって、各部位において最適な強度特性を有し、周方向に均質な強度分布を持つタービンロータ１の溶接前素材とすることができる。
　溶接工程Ｓ１４は、軸部材同士、即ち、第一軸部材２と第二軸部材３と第三軸部材４とを互いに突合せ溶接する工程である。溶接工程Ｓ１４においては、軸部材同士を付き合わせ、窒素含有量が質量％で０．０２５％以下である９％Ｃｒ系溶加材を用いて、例えばアーク溶接することにより、軸部材間に溶接金属からなる溶接部５（図１参照）を形成する。
　図１の破線に示すように、溶接工程Ｓ１４によって、溶接熱影響部（ＨＡＺ）が形成される。溶接熱影響部は、溶接金属からなる溶接部５と、溶接部５と接する軸部材の端部とから構成されている。
　図１からも明らかなように、第一軸部材２と第二軸部材３との間の溶接熱影響部と第二軸部材３と第三軸部材４との間の溶接熱影響部においては、強度及び硬さが大幅に上昇している。即ち、溶接熱影響部は溶接施行による焼入れ硬化性が大きく、著しく硬くなる。溶接部５の硬さが例えばＨＶ３５０以上に硬くなると、タービン使用中に遅れ割れを生じる可能性があるため、二次焼もどし工程Ｓ１５により基準値以下の硬さに低下させる必要がある。
　二次焼もどし工程Ｓ１５は、溶接工程Ｓ１４後に、各々の溶接熱影響部について焼もどしを行う溶接後熱処理（ＰＷＨＴ，Post Welt Heat Treatment）と呼ばれる工程である。二次焼もどし工程Ｓ１５は、溶接熱影響部のみを加熱する局部焼もどしであり、例えばパネルヒーターを用いて、タービンロータ１の軸線が水平方向に沿う状態で加熱を行う。パネルヒーターに加えて、高周波加熱装置等を用いて、補助加熱することが好ましい。
　具体的には、第一軸部材２と第二軸部材３との間については、５９５℃～６２０℃の温度範囲で４０時間～６０時間の溶接後熱処理を実施する。また、第二軸部材３と第三軸部材４との間については、６２５℃～６５０℃の温度範囲で４０時間～６０時間の溶接後熱処理を実施する。
　上述したように、二次焼もどし工程Ｓ１５は、タービンロータ１を横向きにして行ってよい。これは、二次焼もどし工程Ｓ１５においてはパネルヒーターを用いて局部焼もどしを行うためである。即ち、パネルヒーターを用いて溶接部５近傍のみを加熱することによって、熱処理時のクリープ変形を考慮する必要がない。
　図１の一点鎖線に示すように、二次焼もどし工程Ｓ１５後においては、溶接熱影響部の強度及び硬さは、基準値Ｈ１（ＨＡＺ硬さ上限）よりも低くなる。一方で、第一軸部材２の最も溶接部５側の強度は、当該部位の必要強度Ｈ２よりも高くなる。換言すれば、第一軸部材２において一次焼もどし工程Ｓ１３にて決定される強度は、二次焼もどし工程Ｓ１５を経て低下する強度を加味して設定されている。同様に、第一軸部材２の翼溝６における強度は、当該部位の必要強度Ｈ５よりも高くなる。
　即ち、第一軸部材２の一次焼もどし範囲Ｒの強度が傾斜していることによって、端部や翼溝６の強度が必要強度以上に維持される。
　上記実施形態によれば、第一軸部材２の溶接部５近傍の強度を低くすることによって、二次焼もどし工程Ｓ１５（溶接後熱処理）における強度低下が軽微となる。これにより、二次焼もどし工程Ｓ１５における加熱温度の周方向の温度変動が大きい場合においても、溶接部５近傍の周方向の強度むらを小さくすることができる。
　即ち、周方向の温度むらが大きいパネルヒーターを用いた場合においても、溶接部５近傍の周方向の強度むらを小さくすることができる。
　換言すれば、二次焼もどし工程Ｓ１５、即ち、溶接後熱処理中の周方向の温度変動の影響による強度変化を最小限とすることができる。これにより、二次焼もどし工程Ｓ１５における周方向の温度変動の許容幅が広くなり、二次焼もどし工程Ｓ１５後の周方向の強度の均質性を確保することができる。
　これにより、異鋼種溶接ロータの製造の際、要求強度の高い翼溝６を有する一方で蒸気タービン内の環境温度が中低温領域である低圧タービンロータを、他のロータと溶接する際において、翼溝６の強度を確保しながら、溶接部５近傍の周方向の強度むらを小さくすることができる。
　また、焼もどし温度の高い高Ｃｒ鋼によって形成されている第二軸部材３と、低合金鋼によって形成されている第一軸部材２とを溶接する場合においても、溶接部５近傍の周方向の強度むらを小さくすることができる。
　また、範囲Ｒの強度が傾斜して変化していることによって、第一軸部材２の溶接部５近傍を、軸方向に沿って徐々に変化する必要強度に応じた強度にすることができる。
　また、二次焼もどし工程Ｓ１５において、パネルヒーターを用いて溶接部５近傍のみを加熱する方法を用いることによって、電気炉を用いて加熱する方法と比較して、低コストで溶接後熱処理を実施することができる。
　さらに、二次焼もどし工程Ｓ１５における溶接後熱処理をタービンロータ１の軸線が水平方向に沿う状態で加熱を行うことによって、竪型電気炉などの竪型の設備を用いることなく、溶接後熱処理を実施することができる。
（第二実施形態）
　以下、本発明の第二実施形態の軸体の製造方法を図面に基づいて説明する。なお、本実施形態では、上述した第一実施形態との相違点を中心に述べ、同様の部分についてはその説明を省略する。
　本実施形態の軸体の製造方法は、溶接後の実体強度（硬さ）計測データ及び熱処理中の実体温度計測データを基に熱処理条件にフィードバックを行い、熱処理後の狙い強度精度を更に向上させる。
　図４に示すように、本実施形態の軸体の製造方法Ｍ２は、第一実施形態と同様の溶接前素材形成工程Ｓ２１と、焼き入れ工程Ｓ２２と、一次焼もどし工程Ｓ２３と、軸部材同士を溶接する溶接工程Ｓ２４と、溶接熱影響部及び母材の硬さ測定を行う第一硬さ測定工程Ｓ２５と、溶接後熱処理におけるＬＭＰ範囲を決定するＬＭＰ範囲決定工程Ｓ２６と、温度解析を行い溶接後熱処理の加熱・保温範囲を決定する保温範囲決定工程Ｓ２７と、第一実施形態と同様の二次焼もどし工程Ｓ２８と、タービンロータ１の実体温度計測を行う実体温度測定工程Ｓ２９と、溶接後熱処理の温度・保持時間を補正する二次焼もどし温度・保持時間補正工程Ｓ３０と、溶接後熱処理後の硬さを測定する第二硬さ測定工程Ｓ３１と、を備える。
　第一硬さ測定工程Ｓ２５は、溶接後におけるタービンロータ１の溶接熱影響部（ＨＡＺ）の硬さ（ビッカース硬さＨｖ）、及びタービンロータ１の母材の硬さを測定する工程である。
　ＬＭＰ範囲決定工程Ｓ２６は、図５に示すような溶接熱影響部のＬＭＰプロットと、母材のＬＭＰプロットとを用いて、二次焼もどし工程Ｓ２８（溶接後熱処理）のＬＭＰ範囲を決定する工程である。
　ここで、ＬＭＰ（ラーソンミラーパラメータ）とは、焼もどしパラメータとも呼ばれる時間と温度の関数であり、次式で表される。
　ＬＭＰ＝（Ｔ＋２７３）×（ｌｏｇ・ｔ＋２０）、Ｔ：温度（℃）、ｔ：保持時間（hour）
　図５（ａ）は、溶接熱影響部（ＨＡＺ）の硬さとラーソンミラーパラメータの関係を示すグラフである。図５（ｂ）は、母材の硬さとラーソンミラーパラメータの関係を示すグラフである。
　ＬＭＰ範囲決定工程Ｓ２６では、溶接熱影響部の硬さが図５（ａ）に示す所定の硬さＨｖ１以下となるとともに、母材の硬さが図５（ｂ）に示す所定の硬さＨｖ２以上となるようなＬＭＰの範囲を決定する。
　保温範囲決定工程Ｓ２７は、溶接部５近傍の周方向の実体温度計測を行い、ＬＭＰ範囲決定工程Ｓ２６にて決定されたＬＭＰ範囲に熱処理条件範囲が入るように温度分布を制御するとともに保持時間を調整する工程である。例えば、周方向の実体温度の時間による変化は、図６に示すように、表層と、内周側とで異なるため、これも考慮して加熱・保温範囲を決定する。
　本実施形態の二次焼もどし工程Ｓ２８（溶接後熱処理）においては、タービンロータ１の実体温度計測（軸方向及び周方向）を行う実体温度測定工程Ｓ２９を実施する。実体温度測定工程Ｓ２９を実施することによって、硬さ変化量（溶接熱影響部、母材）の予測を行う。
　二次焼もどし温度・保持時間補正工程Ｓ３０は、例えば、図７Ａに示すように、周方向位置によって二次焼もどし工程Ｓ２８における温度変化が異なる場合、二次焼もどし工程Ｓ２８の温度・保持時間を補正する工程である。
　上述したように、周方向位置によって二次焼もどし工程における温度変化が異なり、例えば、図７Ｂに示すように、１８０°及び２７０°におけるＬＭＰがＬＭＰ範囲決定工程Ｓ２６にて決定されたＬＭＰ範囲を外れる場合、１８０°及び２７０°におけるＬＭＰがＬＭＰ範囲に入るように溶接後熱処理の条件を補正する。
　第二硬さ測定工程Ｓ３１は、二次焼もどし工程Ｓ２８後におけるタービンロータ１の溶接熱影響部の硬さ及びタービンロータ１の母材の硬さを測定する工程である。第二硬さ測定工程Ｓ３１において測定された母材及び溶接熱影響部の硬さが、要求される硬さの範囲内にある場合は、本実施形態の軸体の製造方法Ｍ２は終了され、いずれかの硬さが範囲外になった場合は、ＬＭＰ範囲決定工程に戻る。
　上記実施形態によれば、実態強度・実態温度に基づいた条件選定及び補正を行うことにより、熱処理後の強度狙い値の精度向上を図ることができる。
　以上、本発明の実施形態について図面を参照して詳述したが、各実施形態における各構成及びそれらの組み合わせ等は一例であり、本発明の趣旨から逸脱しない範囲内で、構成の付加、省略、置換、及びその他の変更が可能である。また、本発明は実施形態によって限定されることはなく、クレームの範囲によってのみ限定される。
　例えば、上記実施形態では、軸体としてタービンロータ１を用いて説明を行ったが、軸体はタービンロータ１のような円柱形状の部材に限ることはなく、角柱形状の部材同士を溶接した軸体などにも適用が可能である。
　１　タービンロータ（軸体）
　２　第一軸部材
　３　第二軸部材
　４　第三軸部材
　５　溶接部
　６　翼溝
　８　竪型炉
　９　仕切板
　Ｍ１，Ｍ２　軸体の製造方法
　Ｓ１１　溶接前素材形成工程
　Ｓ１２　焼き入れ工程
　Ｓ１３　一次焼もどし工程
　Ｓ１４　溶接工程
　Ｓ１５　二次焼もどし工程
　Ｒ　範囲

Claims (8)

  1. 　複数の軸部材を溶接して軸体を形成する軸体の製造方法であって、
    　少なくともいずれか一の前記軸部材について、前記軸部材同士を溶接する前に、隣り合う他の前記軸部材側の端部の近傍の範囲に、前記範囲の前記端部側の強度が前記範囲の前記端部と反対側の強度よりも低くなるように焼もどしを行う一次焼もどし工程と、
    　前記一次焼きもどし工程後に、前記軸部材同士を溶接する溶接工程と、
    　前記溶接工程後に、前記軸部材間の溶接部近傍について焼もどしを行う二次焼もどし工程と、を備える軸体の製造方法。
  2. 　各々の前記軸部材の溶接前素材を形成する溶接前素材形成工程と、
    　前記溶接前素材形成工程後、かつ、前記一次焼もどし工程前に、各々の前記軸部材の溶接前素材に対して焼入れを行う焼入れ工程と、を備える請求項１に記載の軸体の製造方法。
  3. 　前記一次焼もどし工程は、前記範囲の焼もどし温度と前記範囲以外の焼もどし温度を変えることによって行う請求項１又は請求項２に記載の軸体の製造方法。
  4. 　前記二次焼きもどし工程は、パネルヒーターを用いて前記溶接部近傍を加熱する請求項１から請求項３のいずれか一項に記載の軸体の製造方法。
  5. 　前記二次焼きもどし工程は、前記軸体の軸線が水平方向に沿う状態で実施する請求項１から請求項４のいずれか一項に記載の軸体の製造方法。
  6. 　前記軸体として回転機械のロータを製造する請求項１から請求項５のいずれか一項に記載の軸体の製造方法。
  7. 　前記ロータとしてタービン軸を形成し、
    　前記一の軸部材は、タービン内の環境温度が中低温領域である位置に配置されて最終段タービン翼を設置する翼溝を含み、
    　前記範囲として最終段よりも上段側の範囲を設定する請求項６に記載の軸体の製造方法。
  8. 　前記一の軸部材を低合金鋼にて形成し、前記他の軸部材を高クロム鋼にて形成する請求項１から請求項７のいずれか一項に記載の軸体の製造方法。
PCT/JP2015/078789 2014-10-10 2015-10-09 軸体の製造方法 WO2016056654A1 (ja)

Priority Applications (5)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CN201580042810.6A CN106574504B (zh) 2014-10-10 2015-10-09 轴体的制造方法
US15/516,760 US10590508B2 (en) 2014-10-10 2015-10-09 Method for manufacturing shaft body
DE112015004640.2T DE112015004640B4 (de) 2014-10-10 2015-10-09 Verfahren zur Herstellung eines Wellenkörpers
KR1020177003637A KR101989708B1 (ko) 2014-10-10 2015-10-09 축체의 제조 방법
JP2016553172A JP6288532B2 (ja) 2014-10-10 2015-10-09 軸体の製造方法

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2014-208814 2014-10-10
JP2014208814 2014-10-10

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2016056654A1 true WO2016056654A1 (ja) 2016-04-14

Family

ID=55653258

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2015/078789 WO2016056654A1 (ja) 2014-10-10 2015-10-09 軸体の製造方法

Country Status (6)

Country Link
US (1) US10590508B2 (ja)
JP (1) JP6288532B2 (ja)
KR (1) KR101989708B1 (ja)
CN (1) CN106574504B (ja)
DE (1) DE112015004640B4 (ja)
WO (1) WO2016056654A1 (ja)

Citations (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS58217636A (ja) * 1982-06-14 1983-12-17 Kawasaki Steel Corp 鍛鋼軸素材の熱処理方法
JPH07171681A (ja) * 1991-12-30 1995-07-11 General Electric Co <Ge> 蒸気タービンロータの溶接方法
JP2002235116A (ja) * 2000-12-08 2002-08-23 General Electric Co <Ge> 高強度蒸気タービンロータ並びに応力腐蝕割れを増大させずにロータを製造する方法
JP2003049223A (ja) * 2001-08-03 2003-02-21 Mitsubishi Heavy Ind Ltd タービン用ロータの製造方法
JP2008093668A (ja) * 2006-10-06 2008-04-24 Hitachi Ltd 蒸気タービン溶接ロータ
WO2010041506A1 (ja) * 2008-10-08 2010-04-15 三菱重工業株式会社 タービンロータ及びタービンロータの製造方法
JP2012250268A (ja) * 2011-06-03 2012-12-20 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 溶接方法及び溶接装置
JP2013144837A (ja) * 2012-01-16 2013-07-25 Babcock Hitachi Kk 高強度低合金鋼の溶接後熱処理法
JP2013245383A (ja) * 2012-05-28 2013-12-09 Toshiba Corp 溶接ロータおよびその製造方法

Family Cites Families (36)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US2439309A (en) * 1943-04-06 1948-04-06 Loftus Engineering Corp Inc Industrial furnace and method of operating the same
CH399139A (it) * 1963-02-01 1966-03-31 Terni Ind Elettr Procedimento di saldatura di acciai ad alta temperabilità e prodotto relavito
JPS498137B1 (ja) 1970-11-16 1974-02-25
JPS48856Y1 (ja) 1970-11-18 1973-01-10
JPS4929399B1 (ja) 1970-12-23 1974-08-03
JPS5011931B1 (ja) 1971-06-28 1975-05-08
JPS6053737B2 (ja) * 1978-10-20 1985-11-27 株式会社日立製作所 水車ランナ用ステンレス鋳鋼
JPS5837159A (ja) * 1981-08-26 1983-03-04 Hitachi Ltd マルテンサイト系耐熱鋼
DE69601340T2 (de) 1995-04-12 1999-08-26 Mitsubishi Jukogyo K.K. Hochfester, hochzaher warmebestandiger stahl und verfahren zu seiner herstellung
JP2948324B2 (ja) 1995-04-12 1999-09-13 三菱重工業株式会社 高強度・高靭性耐熱鋼
JP2001317301A (ja) 1999-10-21 2001-11-16 Toshiba Corp 蒸気タービンロータおよびその製造方法
FR2800124B1 (fr) 1999-10-21 2004-03-19 Toshiba Kk Rotor combine de turbine a vapeur
JP2003145271A (ja) 2001-11-13 2003-05-20 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 異鋼種溶接方法
JP4430974B2 (ja) 2004-04-27 2010-03-10 大同特殊鋼株式会社 低熱膨張Ｎｉ基超合金の製造方法
JP2005344527A (ja) 2004-05-31 2005-12-15 Toshiba Corp 蒸気タービンロータおよびその製造方法
EP1860279A1 (de) 2006-05-26 2007-11-28 Siemens Aktiengesellschaft Geschweisste ND-Turbinenwelle
JP4805728B2 (ja) 2006-05-31 2011-11-02 株式会社東芝 蒸気タービンロータ及び蒸気タービン
JP4800856B2 (ja) 2006-06-13 2011-10-26 大同特殊鋼株式会社 低熱膨張Ｎｉ基超合金
JP4908137B2 (ja) 2006-10-04 2012-04-04 株式会社東芝 タービンロータおよび蒸気タービン
JP4951488B2 (ja) 2007-12-17 2012-06-13 株式会社日立製作所 蒸気タービンロータ及びその製造方法
KR101207147B1 (ko) 2008-06-18 2012-11-30 미츠비시 쥬고교 가부시키가이샤 Ｎｉ기 합금-고크롬강 구조물 및 그 제조 방법
WO2009154243A1 (ja) 2008-06-18 2009-12-23 三菱重工業株式会社 回転機器のロータ及びその製造方法
WO2010053023A1 (ja) 2008-11-04 2010-05-14 株式会社東芝 蒸気タービンロータの製造方法及び蒸気タービンロータ
JP2010131629A (ja) 2008-12-04 2010-06-17 Toshiba Corp 溶接構造物の変形監視装置及び方法
JP4959744B2 (ja) 2009-03-31 2012-06-27 株式会社日立製作所 蒸気タービン用タービンロータ及び蒸気タービン
US20110036471A1 (en) 2009-05-06 2011-02-17 General Electric Company NiCrMoNb ALLOY WITH IMPROVED MECHANICAL PROPERTIES
JP2012006787A (ja) 2010-06-24 2012-01-12 Ohara Inc 光学ガラス、プリフォーム及び光学素子
JP5525961B2 (ja) 2010-08-11 2014-06-18 株式会社東芝 蒸気タービンの鍛造部品用Ｎｉ基合金および蒸気タービンの鍛造部品
JP5389763B2 (ja) 2010-09-30 2014-01-15 株式会社日立製作所 蒸気タービン用ロータシャフトとそれを用いた蒸気タービン及び蒸気タービン発電プラント
US20120189460A1 (en) 2011-01-21 2012-07-26 General Electric Company Welded Rotor, a Steam Turbine having a Welded Rotor and a Method for Producing a Welded Rotor
US20120189459A1 (en) 2011-01-21 2012-07-26 General Electric Company Welded Rotor, a Steam Turbine having a Welded Rotor and a Method for Producing a Welded Rotor
US8944761B2 (en) 2011-01-21 2015-02-03 General Electric Company Welded rotor, a steam turbine having a welded rotor and a method for producing a welded rotor
US8961144B2 (en) * 2011-06-30 2015-02-24 General Electric Company Turbine disk preform, welded turbine rotor made therewith and methods of making the same
JP5610445B2 (ja) * 2011-10-20 2014-10-22 三菱日立パワーシステムズ株式会社 タービン翼、それを用いたタービンロータ及び蒸気タービン
US20130177431A1 (en) 2012-01-06 2013-07-11 General Electric Company Multi-material rotor, a steam turbine having a multi-material rotor and a method for producing a multi-material rotor
JP5870007B2 (ja) * 2012-11-09 2016-02-24 株式会社神戸製鋼所 鋼部材およびその製造方法

Patent Citations (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS58217636A (ja) * 1982-06-14 1983-12-17 Kawasaki Steel Corp 鍛鋼軸素材の熱処理方法
JPH07171681A (ja) * 1991-12-30 1995-07-11 General Electric Co <Ge> 蒸気タービンロータの溶接方法
JP2002235116A (ja) * 2000-12-08 2002-08-23 General Electric Co <Ge> 高強度蒸気タービンロータ並びに応力腐蝕割れを増大させずにロータを製造する方法
JP2003049223A (ja) * 2001-08-03 2003-02-21 Mitsubishi Heavy Ind Ltd タービン用ロータの製造方法
JP2008093668A (ja) * 2006-10-06 2008-04-24 Hitachi Ltd 蒸気タービン溶接ロータ
WO2010041506A1 (ja) * 2008-10-08 2010-04-15 三菱重工業株式会社 タービンロータ及びタービンロータの製造方法
JP2012250268A (ja) * 2011-06-03 2012-12-20 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 溶接方法及び溶接装置
JP2013144837A (ja) * 2012-01-16 2013-07-25 Babcock Hitachi Kk 高強度低合金鋼の溶接後熱処理法
JP2013245383A (ja) * 2012-05-28 2013-12-09 Toshiba Corp 溶接ロータおよびその製造方法

Also Published As

Publication number Publication date
JPWO2016056654A1 (ja) 2017-09-28
KR20170028433A (ko) 2017-03-13
JP6288532B2 (ja) 2018-03-07
KR101989708B1 (ko) 2019-06-14
DE112015004640B4 (de) 2022-12-08
US20170298468A1 (en) 2017-10-19
DE112015004640T5 (de) 2017-09-07
CN106574504B (zh) 2018-06-01
CN106574504A (zh) 2017-04-19
US10590508B2 (en) 2020-03-17

Similar Documents

Publication Publication Date Title
US9821407B2 (en) Friction stir welding method for structural steel and method of manufacturing joint for structural steel
US10786873B2 (en) Fillet arc welded joint and method for producing same
US20110305506A1 (en) Apparatus and method for dissimilar welding of alloy steel
US8961144B2 (en) Turbine disk preform, welded turbine rotor made therewith and methods of making the same
CN116174978A (zh) 用于焊接导管连接件以用于高温应用的工艺
EP3727716B1 (en) Method of manufacturing a welded steel part to be used as motor vehicle part
US20070177839A1 (en) Bearing unit with brazed or soldered connection
JP6288532B2 (ja) 軸体の製造方法
US9254518B2 (en) Method of eliminating the heat-affected zone in a welded article
JP2010201491A (ja) 耐熱鋼品の溶接補修方法及び溶接補修部を有する耐熱鋼品
AU2019101079A4 (en) A method of connecting metals having dissimilar thermal expansion rates to one another and a rudder manufactured by that method
EP2886236A1 (en) Rudder tabs
JP6771641B2 (ja) ロータ軸およびロータ軸の製造方法
US9975208B1 (en) Alloy for cast iron repair
JPH08155642A (ja) 熱間金型の肉盛溶接補修方法
US20160363167A1 (en) Steel composition for flash-butt welding
Chauvy et al. Potential Detrimental Consequences of Excessive PWHT on Pressure Vessel Steel Properties
GB2521537A (en) Rudder tabs
RU2544763C2 (ru) Способ изготовления тонколистовых конструкций из молибдена или его сплавов
Rütti et al. Investigation of failed actuator piston rods

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 15849204

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20177003637

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2016553172

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 15516760

Country of ref document: US

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 112015004640

Country of ref document: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 15849204

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1