JPS6334207B2 - - Google Patents
Info
- Publication number
- JPS6334207B2 JPS6334207B2 JP58053784A JP5378483A JPS6334207B2 JP S6334207 B2 JPS6334207 B2 JP S6334207B2 JP 58053784 A JP58053784 A JP 58053784A JP 5378483 A JP5378483 A JP 5378483A JP S6334207 B2 JPS6334207 B2 JP S6334207B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- turbine rotor
- creep rupture
- rupture strength
- toughness
- temperature
- Prior art date
- Legal status (The legal status 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 status listed.)
- Expired
Links
Classifications
-
- 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
- C21D9/38—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for roll bodies
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
- Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
Description
〔発明の技術分野〕
この発明は高温で優れたクリープ破断強さを有
する12Cr系耐熱鋼で構成されたタービンロータ
の製造方法に関する。 〔発明の技術的背景〕 近年蒸気タービンやガスタービンは熱効率の向
上を目的に、使用する蒸気温度やガス温度が上昇
してきている。 ところで、クリープ破断強さの優れたロータの
一つに12Cr−Mo−Ｖ−Nb（Ta）−Ｎ鋼で構成さ
れたロータがあるが、今後の高温化に対処するた
めには更に高温のクリープ破断強さに優れた
12Cr系ロータが必要とされる。 高温のクリープ破断強さを向上させる方法の一
つとして焼入温度の上昇があるが、従来の12Cr
系ロータで行なわれている高周波炉や電弧炉によ
る溶解で製造されたタービンロータ素体の焼入温
度をただ単に上昇させた場合にはクリープ破断強
さは向上するが、反面延性靭性が低下し、また切
欠弱化を生じやすくなる。そのためタービンロー
タの脆性破壊に対する安全性信頼性の観点より従
来12Cr系タービンロータの焼入温度はクリープ
破断強さと延性および靭性を考慮して1030℃以上
〜1070℃未満で行なつている。 〔発明の目的〕 本発明は上記点に鑑みてなされたもので、高温
のクリープ破断強さが優れるとともに延性および
靭性にも優れたタービンロータの脆性破壊に対す
る安全性、信頼性の高い12Cr系タービンロータ
の製造方法を提供することを目的としたものであ
る。 〔発明の概要〕 本発明は従来の12Cr系タービンロータの化学
組成、溶解方法および熱処理方法などについて広
範囲に実験検討した結果、高温のクリープ破断強
さに優れ、かつ延性および靭性にも優れた12Cr
系タービンロータが得られることを見いだした事
による。 すなわち、本発明に係る12Cr系タービンロー
タは重量パーセントでC0.1〜0.25％、Si0.5％以
下、Mn0.1〜1.0％、Ni0.1〜1.0％、Cr9.0〜13.0
％、Mo0.5〜2.0％、V0.1〜0.3％、Nb、Taの少
なくとも一種0.03〜0.3％、N0.03〜0.1％、残部
Feおよび付随的不純物より成る合金組成を有し、
エレクトロスラグ再溶解による二次溶解をして得
た鋼塊を鍛造成形してタービンロータ素体とした
のち、1095℃以上〜1150℃以下の温度範囲に加熱
後焼入れし、次いで530〜730℃の温度範囲で焼戻
し処理を行うことを特徴とする高温クリープ破断
強さと延性および靭性に優れた12Cr系タービン
ロータの製造方法である。 ここで本発明方法に係る12Cr系タービンロー
タの組成および溶解、熱処理の限定理由について
説明する。 Ｃは引張強さやクリープ破断強さを確保するた
めに必要な元素であり、0.1％未満ではフエライ
ト相が生成して所要の特性が得られず、また0.25
％を越えると靭性が低下することからこの範囲と
する。 Siは脱酸剤として添加する元素であるが多量の
添加は靭性を劣下させるので0.5％以下とする。 Mnは脱酸、脱硫剤として添加する元素で0.1％
未満では十分な効果得られず、また1.0％を越え
るとクリープ破断強さを低下させるのでこの範囲
とする。 Niはフエライト相の生成を抑え均一なマルテ
ンサイト組織を得るために必要な元素であるが、
0.1％未満ではその効果が発揮されにくく、また
1.0％を越えるとクリープ破断強さを低下させる
のでこの範囲とする。なおNiの一部あるいは全
部をCoに置き換えることは可能である。 Crは本発明に係るロータの機械的性質を得る
ために必要な元素で、その量が90％未満では必要
とするクリープ破断強さが確保し難く、また13.0
％を越えるとフエライト相が生成し、クリープ破
断強さが低下することからこの範囲とする。 Moはクリープ破断強さの向上と焼戻し脱性を
防止するために必要な元素で、0.5％未満ではそ
の効果が十分でなく、また2.0％を越えるとフエ
ライト相の生成によるクリープ破断強さの低下や
靭性の低下などを生ずることからこの範囲とす
る。 Ｖはクリープ破断強さの向上に必要な元素であ
るが0.1％未満ではその効果が十分でなく、また
0.3％を越るとMoと同様にフエライト相が生成し
クリープ破断強さを低下させることからこの範囲
とする。 NbおよびTaは本発明に係るロータを構成する
12Cr系鋼の素地中に炭窒化物として微細に析出
分散し、クリープ破断強さを向上させる元素で、
その量が0.03％未満では十分な効果が得られず、
また0.3％を越えると後述するエレクトロスラグ
再溶解を行なつてもロータ中心部に粗大な炭窒化
物を生成して延性を劣下させることからこの範囲
とする。なお、さらに優れたクリープ破断強さを
必要とする場合には、Nb、Taの少なくとも一種
が0.13％以上が望ましい。 Ｎはフエライト相の生成を抑えるとともに炭窒
化物を生成してクリープ破断強さを向上させるに
必要な元素で0.03％未満ではその効果が十分でな
く、また0.1％を越えるとピンホールやブローホ
ールを発生させることからこの範囲とした。 次に本発明方法で重要なエレクトロスラグ再溶
解および熱処理について述べる。 エレクトロスラグ再溶解を行う理由は、高温ク
リープ破断強さ、延性および靭性に優れた12Cr
系タービンロータを得るために、次に述べる熱処
理と共に必要不可欠な工程で、このエレクトロス
ラグ再溶解をしない従来の高周波炉溶解や電弧炉
溶解のままの場合には焼入温度を従来の1050℃＜
±20℃、最高で1090℃より上昇した本発明方法と
同じ焼入温度1095℃以上〜1150℃以下で焼入する
と、高温のクリープ破断強さは同じような値にな
るが、延性や靭性が大幅に低下し、脆性破壊に対
する安全性や信頼性のある12Cr系タービンロー
タを得ることが出来ない。 また、従来の12Cr系タービンロータでは高周
波溶解炉や電弧炉で溶解した溶湯を鋳型に流し込
み凝固させているため溶湯の凝固に時間がかか
り、タービンロータの中心部にNbやTaを含む粗
大な炭窒化物が析出して靭性の低下をまねくこと
からこれまでNbやTaの含有量は通常0.03〜0.1％
程度までしか添加しておらず本発明方法によれば
それ以上の添加でもタービンロータ中心部に炭化
物の粗大偏析はなく、高温クリープ破断強さに優
れ、かつ延性や靭性にも優れた12Cr系タービン
ロータを得ることが出来る。1095℃以上〜1150℃
以下の温度範囲に加熱後焼入し、次いで530〜730
℃の温度範囲で焼戻しを行なう理由としてはNb
やTaの炭窒化物を多量に固溶させ焼戻しで再析
出させるには焼入れ温度が1095℃未満では十分で
なく、また1150℃を越えると結晶粒の粗大化が大
きくなり靭性を害するのでこの範囲とした。ま
た、焼戻し温度が530℃未満では十分な焼戻しが
行なわれず、所要の靭性が得られず、730℃を越
えた場合には所要の引張強さや耐力を得ることが
出来ないことからこの範囲とした。 なお、本発明方法に係るタービンロータの製造
方法において上記エレクトロスラグ再溶解と熱処
理の両者が必要不可欠であり、このうちの一つで
も欠けた場合には高温のクリープ破断強さに優
れ、かつ延性および靭性を有する12Cr系タービ
ンロータを得ることは出来ない。 〔発明の実施例〕 第１表に示す化学組成を有するタービンロータ
モデル（直径600ミリ、長さ800ミリ）を作製した
のち各種試験を行なつた。 本発明に係る実施例１、２、３のタービンロー
タモデルの作成は第１表に示した合金組成となる
ように原料を配合したのち電弧炉で溶解次いでエ
レクトロスラグ再溶解の消耗電極用モールドに鋳
込みインゴツトを得た。引続いて、このインゴツ
トを消耗電極としてエレクトロスラグ再溶解を行
なつたのち、鍛造を行ないタービンロータモデル
素体を得た。さらにこのタービンロータモデル素
体に第１表に併記した熱処理を施こしたのち機械
加工を行ないタービンロータモデルを得た。 また、比較例１は上記実施例と同様に溶解、鍛
造を行なつたのち、第１表に併記した従来より行
なわれている熱処理を施こしたのち、機械加工を
行ないタービンロータモデルを得た。 さらに比較例２、３は従来の12Cr系タービン
ロータの溶解方法と同様に電弧炉で溶解した溶湯
をモールドに注ぎ、インゴツトを得たのち、これ
を鍛造してタービンロータモデル素体としたあ
と、第１表に併記した熱処理、比較例２は従来よ
り行なわれている熱処理、比較例３は焼入温度を
高くした熱処理を施こしたのち、機械加工を行な
いタービンロータモデルとした。 試験は上記のようにして得たタービンロータモ
デルのそれぞれについて試験片を切り出し、引張
試験、衝撃試験、クリープ破断試験を行なつた。 第２表に引張試験および衝撃試験結果をまた第
３表にクリープ破断試験結果を示す。
する12Cr系耐熱鋼で構成されたタービンロータ
の製造方法に関する。 〔発明の技術的背景〕 近年蒸気タービンやガスタービンは熱効率の向
上を目的に、使用する蒸気温度やガス温度が上昇
してきている。 ところで、クリープ破断強さの優れたロータの
一つに12Cr−Mo−Ｖ−Nb（Ta）−Ｎ鋼で構成さ
れたロータがあるが、今後の高温化に対処するた
めには更に高温のクリープ破断強さに優れた
12Cr系ロータが必要とされる。 高温のクリープ破断強さを向上させる方法の一
つとして焼入温度の上昇があるが、従来の12Cr
系ロータで行なわれている高周波炉や電弧炉によ
る溶解で製造されたタービンロータ素体の焼入温
度をただ単に上昇させた場合にはクリープ破断強
さは向上するが、反面延性靭性が低下し、また切
欠弱化を生じやすくなる。そのためタービンロー
タの脆性破壊に対する安全性信頼性の観点より従
来12Cr系タービンロータの焼入温度はクリープ
破断強さと延性および靭性を考慮して1030℃以上
〜1070℃未満で行なつている。 〔発明の目的〕 本発明は上記点に鑑みてなされたもので、高温
のクリープ破断強さが優れるとともに延性および
靭性にも優れたタービンロータの脆性破壊に対す
る安全性、信頼性の高い12Cr系タービンロータ
の製造方法を提供することを目的としたものであ
る。 〔発明の概要〕 本発明は従来の12Cr系タービンロータの化学
組成、溶解方法および熱処理方法などについて広
範囲に実験検討した結果、高温のクリープ破断強
さに優れ、かつ延性および靭性にも優れた12Cr
系タービンロータが得られることを見いだした事
による。 すなわち、本発明に係る12Cr系タービンロー
タは重量パーセントでC0.1〜0.25％、Si0.5％以
下、Mn0.1〜1.0％、Ni0.1〜1.0％、Cr9.0〜13.0
％、Mo0.5〜2.0％、V0.1〜0.3％、Nb、Taの少
なくとも一種0.03〜0.3％、N0.03〜0.1％、残部
Feおよび付随的不純物より成る合金組成を有し、
エレクトロスラグ再溶解による二次溶解をして得
た鋼塊を鍛造成形してタービンロータ素体とした
のち、1095℃以上〜1150℃以下の温度範囲に加熱
後焼入れし、次いで530〜730℃の温度範囲で焼戻
し処理を行うことを特徴とする高温クリープ破断
強さと延性および靭性に優れた12Cr系タービン
ロータの製造方法である。 ここで本発明方法に係る12Cr系タービンロー
タの組成および溶解、熱処理の限定理由について
説明する。 Ｃは引張強さやクリープ破断強さを確保するた
めに必要な元素であり、0.1％未満ではフエライ
ト相が生成して所要の特性が得られず、また0.25
％を越えると靭性が低下することからこの範囲と
する。 Siは脱酸剤として添加する元素であるが多量の
添加は靭性を劣下させるので0.5％以下とする。 Mnは脱酸、脱硫剤として添加する元素で0.1％
未満では十分な効果得られず、また1.0％を越え
るとクリープ破断強さを低下させるのでこの範囲
とする。 Niはフエライト相の生成を抑え均一なマルテ
ンサイト組織を得るために必要な元素であるが、
0.1％未満ではその効果が発揮されにくく、また
1.0％を越えるとクリープ破断強さを低下させる
のでこの範囲とする。なおNiの一部あるいは全
部をCoに置き換えることは可能である。 Crは本発明に係るロータの機械的性質を得る
ために必要な元素で、その量が90％未満では必要
とするクリープ破断強さが確保し難く、また13.0
％を越えるとフエライト相が生成し、クリープ破
断強さが低下することからこの範囲とする。 Moはクリープ破断強さの向上と焼戻し脱性を
防止するために必要な元素で、0.5％未満ではそ
の効果が十分でなく、また2.0％を越えるとフエ
ライト相の生成によるクリープ破断強さの低下や
靭性の低下などを生ずることからこの範囲とす
る。 Ｖはクリープ破断強さの向上に必要な元素であ
るが0.1％未満ではその効果が十分でなく、また
0.3％を越るとMoと同様にフエライト相が生成し
クリープ破断強さを低下させることからこの範囲
とする。 NbおよびTaは本発明に係るロータを構成する
12Cr系鋼の素地中に炭窒化物として微細に析出
分散し、クリープ破断強さを向上させる元素で、
その量が0.03％未満では十分な効果が得られず、
また0.3％を越えると後述するエレクトロスラグ
再溶解を行なつてもロータ中心部に粗大な炭窒化
物を生成して延性を劣下させることからこの範囲
とする。なお、さらに優れたクリープ破断強さを
必要とする場合には、Nb、Taの少なくとも一種
が0.13％以上が望ましい。 Ｎはフエライト相の生成を抑えるとともに炭窒
化物を生成してクリープ破断強さを向上させるに
必要な元素で0.03％未満ではその効果が十分でな
く、また0.1％を越えるとピンホールやブローホ
ールを発生させることからこの範囲とした。 次に本発明方法で重要なエレクトロスラグ再溶
解および熱処理について述べる。 エレクトロスラグ再溶解を行う理由は、高温ク
リープ破断強さ、延性および靭性に優れた12Cr
系タービンロータを得るために、次に述べる熱処
理と共に必要不可欠な工程で、このエレクトロス
ラグ再溶解をしない従来の高周波炉溶解や電弧炉
溶解のままの場合には焼入温度を従来の1050℃＜
±20℃、最高で1090℃より上昇した本発明方法と
同じ焼入温度1095℃以上〜1150℃以下で焼入する
と、高温のクリープ破断強さは同じような値にな
るが、延性や靭性が大幅に低下し、脆性破壊に対
する安全性や信頼性のある12Cr系タービンロー
タを得ることが出来ない。 また、従来の12Cr系タービンロータでは高周
波溶解炉や電弧炉で溶解した溶湯を鋳型に流し込
み凝固させているため溶湯の凝固に時間がかか
り、タービンロータの中心部にNbやTaを含む粗
大な炭窒化物が析出して靭性の低下をまねくこと
からこれまでNbやTaの含有量は通常0.03〜0.1％
程度までしか添加しておらず本発明方法によれば
それ以上の添加でもタービンロータ中心部に炭化
物の粗大偏析はなく、高温クリープ破断強さに優
れ、かつ延性や靭性にも優れた12Cr系タービン
ロータを得ることが出来る。1095℃以上〜1150℃
以下の温度範囲に加熱後焼入し、次いで530〜730
℃の温度範囲で焼戻しを行なう理由としてはNb
やTaの炭窒化物を多量に固溶させ焼戻しで再析
出させるには焼入れ温度が1095℃未満では十分で
なく、また1150℃を越えると結晶粒の粗大化が大
きくなり靭性を害するのでこの範囲とした。ま
た、焼戻し温度が530℃未満では十分な焼戻しが
行なわれず、所要の靭性が得られず、730℃を越
えた場合には所要の引張強さや耐力を得ることが
出来ないことからこの範囲とした。 なお、本発明方法に係るタービンロータの製造
方法において上記エレクトロスラグ再溶解と熱処
理の両者が必要不可欠であり、このうちの一つで
も欠けた場合には高温のクリープ破断強さに優
れ、かつ延性および靭性を有する12Cr系タービ
ンロータを得ることは出来ない。 〔発明の実施例〕 第１表に示す化学組成を有するタービンロータ
モデル（直径600ミリ、長さ800ミリ）を作製した
のち各種試験を行なつた。 本発明に係る実施例１、２、３のタービンロー
タモデルの作成は第１表に示した合金組成となる
ように原料を配合したのち電弧炉で溶解次いでエ
レクトロスラグ再溶解の消耗電極用モールドに鋳
込みインゴツトを得た。引続いて、このインゴツ
トを消耗電極としてエレクトロスラグ再溶解を行
なつたのち、鍛造を行ないタービンロータモデル
素体を得た。さらにこのタービンロータモデル素
体に第１表に併記した熱処理を施こしたのち機械
加工を行ないタービンロータモデルを得た。 また、比較例１は上記実施例と同様に溶解、鍛
造を行なつたのち、第１表に併記した従来より行
なわれている熱処理を施こしたのち、機械加工を
行ないタービンロータモデルを得た。 さらに比較例２、３は従来の12Cr系タービン
ロータの溶解方法と同様に電弧炉で溶解した溶湯
をモールドに注ぎ、インゴツトを得たのち、これ
を鍛造してタービンロータモデル素体としたあ
と、第１表に併記した熱処理、比較例２は従来よ
り行なわれている熱処理、比較例３は焼入温度を
高くした熱処理を施こしたのち、機械加工を行な
いタービンロータモデルとした。 試験は上記のようにして得たタービンロータモ
デルのそれぞれについて試験片を切り出し、引張
試験、衝撃試験、クリープ破断試験を行なつた。 第２表に引張試験および衝撃試験結果をまた第
３表にクリープ破断試験結果を示す。
【表】
【表】
【表】
【表】
第２表および第３表より明らかなように、本発
明方法に係る12Cr系タービンロータモデルは比
較例に比べ引張強さが優れるとともに伸び、絞り
も大きく、また衝撃靭性が著しく大きい。さらに
クリープ破断強さも従来の12Cr系ロータ材であ
る比較例２に比べるとクリープ破断伸びや絞りは
同等以上でありまたクリープ破断強さも優れてい
る。これらのことから本発明方法に係る12Cr系
タービンロータ材は、室温および高温強度に優れ
るとともに延性、靭性にも優れており工業上有用
である。
明方法に係る12Cr系タービンロータモデルは比
較例に比べ引張強さが優れるとともに伸び、絞り
も大きく、また衝撃靭性が著しく大きい。さらに
クリープ破断強さも従来の12Cr系ロータ材であ
る比較例２に比べるとクリープ破断伸びや絞りは
同等以上でありまたクリープ破断強さも優れてい
る。これらのことから本発明方法に係る12Cr系
タービンロータ材は、室温および高温強度に優れ
るとともに延性、靭性にも優れており工業上有用
である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 重量パーセントでC0.1〜0.25％、Si0.5％以
下、Mn0.1〜1.0％、Ni0.1〜1.0％、Cr9.0〜13.0
％、Mo0.5〜2.0％、V0.1〜0.3％、Nb、Taの少
なくとも一種0.03〜0.3％、N0.03〜0.1％、残部
Feおよび付随的不純物より成る合金組成を有し、
エレクトロスラグ再溶解により得た鋼塊を鍛造成
形してタービンロータ素体としたのち、1095℃以
上〜1150℃以下の温度範囲に加熱後焼入し、次い
で530〜730℃の温度範囲で焼戻し処理を行なうこ
とを特徴とするタービンロータの製造方法。 ２ 特許請求の範囲第１項において、Nb、Taの
少なくとも一種を重量％で0.13〜0.3％とした事
を特徴とするタービンロータの製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58053784A JPS59179719A (ja) | 1983-03-31 | 1983-03-31 | タ−ビンロ−タの製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58053784A JPS59179719A (ja) | 1983-03-31 | 1983-03-31 | タ−ビンロ−タの製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS59179719A JPS59179719A (ja) | 1984-10-12 |
| JPS6334207B2 true JPS6334207B2 (ja) | 1988-07-08 |
Family
ID=12952436
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP58053784A Granted JPS59179719A (ja) | 1983-03-31 | 1983-03-31 | タ−ビンロ−タの製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS59179719A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0651319U (ja) * | 1992-12-24 | 1994-07-12 | エヌティエヌ株式会社 | カーテンウォール用発音防止金具 |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6196062A (ja) * | 1984-10-17 | 1986-05-14 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 高温圧力容器用高クロム鋳鋼 |
| JPS62222027A (ja) * | 1986-03-25 | 1987-09-30 | Nippon Chiyuutankou Kk | 耐熱ロ−タ−の製造法 |
| JP4602163B2 (ja) * | 2005-05-31 | 2010-12-22 | 株式会社東芝 | 耐熱鋼部材およびその製造方法 |
Family Cites Families (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS51126917A (en) * | 1975-04-30 | 1976-11-05 | Hitachi Ltd | Process for heat treatment of 12%cr steel axle material |
| JPS5558330A (en) * | 1978-10-20 | 1980-05-01 | Toshiba Corp | Heat treating method of steam turbine rotor shaft |
| JPS6054385B2 (ja) * | 1980-02-20 | 1985-11-29 | 株式会社東芝 | 耐熱鋼 |
-
1983
- 1983-03-31 JP JP58053784A patent/JPS59179719A/ja active Granted
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0651319U (ja) * | 1992-12-24 | 1994-07-12 | エヌティエヌ株式会社 | カーテンウォール用発音防止金具 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS59179719A (ja) | 1984-10-12 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| KR0175075B1 (ko) | 증기터빈용 회전자 및 그 제조방법 | |
| KR102037086B1 (ko) | 지열 발전 터빈 로터용 저합금강 및 지열 발전 터빈 로터용 저합금 물질, 및 이들의 제조 방법 | |
| JP4262414B2 (ja) | 高Ｃｒフェライト系耐熱鋼 | |
| KR20120075376A (ko) | 내열 주강, 내열 주강의 제조 방법, 증기 터빈의 주조 부품 및 증기 터빈의 주조 부품의 제조 방법 | |
| WO2004104253A1 (en) | Wear resistant cast iron | |
| US2519406A (en) | Wrought alloy | |
| JP3723924B2 (ja) | 耐熱鋳鋼およびその製造方法 | |
| GB2386906A (en) | Heat resisting steels | |
| JPS6334206B2 (ja) | ||
| JPS6334207B2 (ja) | ||
| JPS59232231A (ja) | タ−ビンロ−タの製造方法 | |
| JP3422658B2 (ja) | 耐熱鋼 | |
| JP2006083432A (ja) | 耐熱鋼、耐熱鋼の熱処理方法および高温用蒸気タービンロータ | |
| JP4177136B2 (ja) | 含Ｂ高Ｃｒ耐熱鋼の製造方法 | |
| JPS6132384B2 (ja) | ||
| JP3649618B2 (ja) | 圧力容器用鋳鋼材及びそれを用いた圧力容器の製造方法 | |
| JP2004359969A (ja) | 耐熱鋼、耐熱鋼塊の製造方法および蒸気タービンロータ | |
| JPH0234724A (ja) | タービンロータの製造方法 | |
| JP3504835B2 (ja) | 低合金耐熱鋳鋼及び蒸気タービン用鋳鋼部品 | |
| JP2004002963A (ja) | 耐熱鋼及びその製造方法 | |
| JP2001049398A (ja) | 高靭性耐熱鋼およびタービンロータの製造方法 | |
| JP3576234B2 (ja) | 蒸気タービン車室又は圧力容器用鋳鋼材 | |
| JPH0472039A (ja) | 高純度耐熱鋼 | |
| JPS6070125A (ja) | タ−ビンロ−タの製造方法 | |
| JPH02149649A (ja) | Ｃｒ合金鋼 |