JPS6123749A - 高温強度オ−ステナイト系ステンレス鋼 - Google Patents
高温強度オ−ステナイト系ステンレス鋼Info
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- JPS6123749A JPS6123749A JP14384984A JP14384984A JPS6123749A JP S6123749 A JPS6123749 A JP S6123749A JP 14384984 A JP14384984 A JP 14384984A JP 14384984 A JP14384984 A JP 14384984A JP S6123749 A JPS6123749 A JP S6123749A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
Ｕ８３０４および５ＵＳ３１６鋼などでは、設計要求値
を満たさない。
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。
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。
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。
、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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
する。なお、以下に述べるチは重量饅である。
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。
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。
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。
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。
マ／ガ／はケイ素同様重要な脱酸成分である。
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。
％とする。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
、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。
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。
、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。
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。
強度を向上するために重要な元素である。
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。
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。
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。
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。
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。
ｉ８〜１８％とすることが好ましい。
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。
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。
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。
を形成し、クリープ破断強度を向上する。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
の適正量は℃、０５〜０，１％で粒界共晶型介在物がな
くなる。
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。
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。
以下、本発明の実施例について述べる。
〈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
。
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
。
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。
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。
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。
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。
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。
／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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
す通シである。
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。
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。
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。
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。
〈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。
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。
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
。
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
。
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。
温の割れ数との関係を示す線図である。
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
。
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
。
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。
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。
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。
、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。
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。
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。
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。
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。
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。
、Ｔ ｉを複合付加し、さらに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。
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。
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。
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。
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
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
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、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％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。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59143849A JPH0672286B2 (ja) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | ▲高▼温強度に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59143849A JPH0672286B2 (ja) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | ▲高▼温強度に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6123749A true JPS6123749A (ja) | 1986-02-01 |
| JPH0672286B2 JPH0672286B2 (ja) | 1994-09-14 |
Family
ID=15348386
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59143849A Expired - Lifetime JPH0672286B2 (ja) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | ▲高▼温強度に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0672286B2 (ja) |
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| JPH0672286B2 (ja) | 1994-09-14 |
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