JP2001179486A - 低熱膨張合金用溶接材料、溶接管の製造方法、及び溶接管の円周溶接方法 - Google Patents
低熱膨張合金用溶接材料、溶接管の製造方法、及び溶接管の円周溶接方法Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】この発明は、ＬＮＧ輸送用配管等に使用される
低熱膨張係数特性を有する高Ｎｉ合金用溶接材料および
溶接管の製造方法を提供する。 【解決手段】低熱膨張係数特性とするために基本成分組
成が３５〜４０％Ｎｉ系で、溶接金属の低温靭性、耐再
熱割れ性の観点から、Ｔｉ，Ｎｂ量を調整した質量比で
Ｃ：０．００１〜０．１％，Ｓｉ：０．５％以下、Ｍ
ｎ：０．１〜１％、Ｎｉ：３５〜４０％、Ｔｉ：０．１
〜０．５％、Ｎｂ：０．１〜０．５％を含有する溶接材
料を用い、製管用縦シーム溶接をＳＡＷ溶接で、円周溶
接をＴＩＧまたはプラズマ溶接で施工する。
低熱膨張係数特性を有する高Ｎｉ合金用溶接材料および
溶接管の製造方法を提供する。 【解決手段】低熱膨張係数特性とするために基本成分組
成が３５〜４０％Ｎｉ系で、溶接金属の低温靭性、耐再
熱割れ性の観点から、Ｔｉ，Ｎｂ量を調整した質量比で
Ｃ：０．００１〜０．１％，Ｓｉ：０．５％以下、Ｍ
ｎ：０．１〜１％、Ｎｉ：３５〜４０％、Ｔｉ：０．１
〜０．５％、Ｎｂ：０．１〜０．５％を含有する溶接材
料を用い、製管用縦シーム溶接をＳＡＷ溶接で、円周溶
接をＴＩＧまたはプラズマ溶接で施工する。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、液化天然ガス
（以下ＬＮＧ）の輸送用配管等に使用される低熱膨張係
数特性を有する高Ｎｉ合金（以下低熱膨張合金）用の溶
接材料、および該溶接材料を用いる低熱膨張合金溶接管
及び溶接方法に関する。
（以下ＬＮＧ）の輸送用配管等に使用される低熱膨張係
数特性を有する高Ｎｉ合金（以下低熱膨張合金）用の溶
接材料、および該溶接材料を用いる低熱膨張合金溶接管
及び溶接方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】近年、クリーンエネルギの需要増に伴う
ＬＮＧの使用量増加により、ＬＮＧ各種設備にＦｅ−３
６Ｎｉ系低熱膨張合金（以下インバー鋼）を適用する動
きが活発となっている。その理由としてインバー鋼の特
徴である低熱膨張係数特性がＬＮＧ各種設備製造コスト
を大幅に低減させる効果が挙げられる。例えば、海上バ
ースからＬＮＧタンクまでの地下輸送配管の場合、従来
の配管系では通常、低温域で発生する熱応力を緩和させ
るため一定間隔で曲管部を設ける必要があり、配管系全
体では多数の曲管の設置が必要となる。インバー鋼を適
用した場合、この曲管数を大幅に低減することが可能
で、地下配管の埋設トンネル径をその分小さくすること
により、土木工事費が低減される。
ＬＮＧの使用量増加により、ＬＮＧ各種設備にＦｅ−３
６Ｎｉ系低熱膨張合金（以下インバー鋼）を適用する動
きが活発となっている。その理由としてインバー鋼の特
徴である低熱膨張係数特性がＬＮＧ各種設備製造コスト
を大幅に低減させる効果が挙げられる。例えば、海上バ
ースからＬＮＧタンクまでの地下輸送配管の場合、従来
の配管系では通常、低温域で発生する熱応力を緩和させ
るため一定間隔で曲管部を設ける必要があり、配管系全
体では多数の曲管の設置が必要となる。インバー鋼を適
用した場合、この曲管数を大幅に低減することが可能
で、地下配管の埋設トンネル径をその分小さくすること
により、土木工事費が低減される。
【０００３】しかしながら、このような効果にも拘わら
ず、従来、インバー鋼の使用実績が殆どない理由として
オーステナイト系ステンレス鋼など他の低温用材料と比
較してインバー鋼の溶接が非常に難しいことが挙げられ
る。インバー鋼の溶接ではオーステナイト系合金特有の
溶接高温割れが生じやすく、その回避が課題となる。図
１は溶接高温割れの形態を示すもので、図1（ａ）の単
層溶接金属内に生じる凝固割れと図１（ｂ）の多層溶接
時に、後続パスの熱影響により先行パス内で発生する再
熱割れの両者がある。通常の溶接施工では多層溶接の場
合が多く、単層溶接であっても後に補修溶接が実施され
る可能性を考慮すると再熱割れが実質上、問題となる。
ず、従来、インバー鋼の使用実績が殆どない理由として
オーステナイト系ステンレス鋼など他の低温用材料と比
較してインバー鋼の溶接が非常に難しいことが挙げられ
る。インバー鋼の溶接ではオーステナイト系合金特有の
溶接高温割れが生じやすく、その回避が課題となる。図
１は溶接高温割れの形態を示すもので、図1（ａ）の単
層溶接金属内に生じる凝固割れと図１（ｂ）の多層溶接
時に、後続パスの熱影響により先行パス内で発生する再
熱割れの両者がある。通常の溶接施工では多層溶接の場
合が多く、単層溶接であっても後に補修溶接が実施され
る可能性を考慮すると再熱割れが実質上、問題となる。
【０００４】尚、再熱割れは溶接金属内で発生し、溶接
金属の耐再熱割れ性が重要である。インバー鋼の溶接金
属では、上記の再熱割れ性の確保以外にも、極低温域で
使用されるため、低温靭性が、また、母材の低熱膨張特
性を損なわないために、溶接金属部においてもその熱膨
張係数が母材と同等であることが必要となる。
金属の耐再熱割れ性が重要である。インバー鋼の溶接金
属では、上記の再熱割れ性の確保以外にも、極低温域で
使用されるため、低温靭性が、また、母材の低熱膨張特
性を損なわないために、溶接金属部においてもその熱膨
張係数が母材と同等であることが必要となる。
【０００５】さらに、実工事ではインバー鋼管と他の素
材による部材との異材溶接性が問題となる。インバー鋼
は通常、鋼板製造時の熱間延性を確保するため、Ｓを始
めとする不純物元素を低減させているが、ＬＮＧ設備の
周辺部材に使用される鋼材は必ずしもインバー鋼並に清
浄性が保たれているわけではなく、その為、前述の高温
割れも異材継手を考慮した対策が必要とされる。
材による部材との異材溶接性が問題となる。インバー鋼
は通常、鋼板製造時の熱間延性を確保するため、Ｓを始
めとする不純物元素を低減させているが、ＬＮＧ設備の
周辺部材に使用される鋼材は必ずしもインバー鋼並に清
浄性が保たれているわけではなく、その為、前述の高温
割れも異材継手を考慮した対策が必要とされる。
【０００６】特開平４−２３１１９４号はＦｅ−Ｎｉ−
Ｎｂ系を基本成分組成とするインバー鋼用の溶接材料を
開示しているが、成分設計は溶接金属の凝固割れの抑制
が目的で、再熱割れに関する記載はなくサブマージアー
ク溶接（以下ＳＡＷ溶接）金属の低温靭性も良好とは言
い難い。
Ｎｂ系を基本成分組成とするインバー鋼用の溶接材料を
開示しているが、成分設計は溶接金属の凝固割れの抑制
が目的で、再熱割れに関する記載はなくサブマージアー
ク溶接（以下ＳＡＷ溶接）金属の低温靭性も良好とは言
い難い。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】この発明は、以上の点
に鑑みなされたもので、その目的は、溶接金属の耐高温
割れ性、特に耐再熱割れ性に優れ、且つ母材と同等の低
熱膨張特性と低温靭性を有し、鋼管の円周溶接性、さら
には異材溶接性をも兼ね備えた低熱膨張合金用溶接材料
およびその溶接材料を使用した溶接管の製造方法を提供
する。
に鑑みなされたもので、その目的は、溶接金属の耐高温
割れ性、特に耐再熱割れ性に優れ、且つ母材と同等の低
熱膨張特性と低温靭性を有し、鋼管の円周溶接性、さら
には異材溶接性をも兼ね備えた低熱膨張合金用溶接材料
およびその溶接材料を使用した溶接管の製造方法を提供
する。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明者らは上記課題を
達成するため、低熱膨張係数を確保する観点から３５〜
４０％Ｎｉを含有し、各種合金成分を添加した成分系を
対象に、多層溶接金属の低温靭性および再熱割れ発生要
因について、検討を行った。尚、本発明は低熱膨張係数
合金としてインバー合金などＮｉを３５〜４０％含有す
る合金を対象とする。
達成するため、低熱膨張係数を確保する観点から３５〜
４０％Ｎｉを含有し、各種合金成分を添加した成分系を
対象に、多層溶接金属の低温靭性および再熱割れ発生要
因について、検討を行った。尚、本発明は低熱膨張係数
合金としてインバー合金などＮｉを３５〜４０％含有す
る合金を対象とする。
【０００９】図２はＴＩＧ多層溶接による溶接金属の低
温靭性に及ぼすＴｉ，Ｎｂ量の影響を示すもので、両者
の増大に従い、低温靭性（吸収エネルギー）は低下する
結果が得られた。炭窒化物形成元素であるＣ，Ｎ量は一
定であることより、多層溶接金属の低温靭性はＴｉ，Ｎ
ｂの炭窒化物、Ｔｉ酸化物量に強く依存することが判明
した。
温靭性に及ぼすＴｉ，Ｎｂ量の影響を示すもので、両者
の増大に従い、低温靭性（吸収エネルギー）は低下する
結果が得られた。炭窒化物形成元素であるＣ，Ｎ量は一
定であることより、多層溶接金属の低温靭性はＴｉ，Ｎ
ｂの炭窒化物、Ｔｉ酸化物量に強く依存することが判明
した。
【００１０】一方、再熱割れに関しては、ある特定の量
以上のＴｉ，Ｎｂの単独添加、もしくは複合添加によ
り、もっとも割れ感受性が高いとされる多層ＴＩＧ溶接
金属においても割れの抑制効果を見出した。Ｔｉ酸化物
による凝固組織の微細化、Ｔｉ，Ｎｂ炭窒化物の粒界で
の微細析出による粒界強化の効果と推測される。
以上のＴｉ，Ｎｂの単独添加、もしくは複合添加によ
り、もっとも割れ感受性が高いとされる多層ＴＩＧ溶接
金属においても割れの抑制効果を見出した。Ｔｉ酸化物
による凝固組織の微細化、Ｔｉ，Ｎｂ炭窒化物の粒界で
の微細析出による粒界強化の効果と推測される。
【００１１】これらの結果は、溶接金属部の靭性と耐再
熱割れ性に及ぼす析出強化型元素の影響が相反すること
を示し、Ｔｉ，Ｎｂそれぞれの添加量を目標とする特性
に応じ、適切に制御しなければならない。
熱割れ性に及ぼす析出強化型元素の影響が相反すること
を示し、Ｔｉ，Ｎｂそれぞれの添加量を目標とする特性
に応じ、適切に制御しなければならない。
【００１２】本発明は上記知見を基にさらに検討を進
め、完成したもので、 １．質量％で、Ｃ：０．００１〜０．１％、Ｓｉ：０．
５％以下、Ｍｎ：０．１〜１％、Ｎｉ：３５〜４０％、
Ｔｉ：０．１〜０．５％、Ｎｂ：０．１〜０．５％、残
部Ｆｅ及び不可避不純物からなる低熱膨張合金用溶接材
料。
め、完成したもので、 １．質量％で、Ｃ：０．００１〜０．１％、Ｓｉ：０．
５％以下、Ｍｎ：０．１〜１％、Ｎｉ：３５〜４０％、
Ｔｉ：０．１〜０．５％、Ｎｂ：０．１〜０．５％、残
部Ｆｅ及び不可避不純物からなる低熱膨張合金用溶接材
料。
【００１３】２．更に、質量％で、Ｃａ：０．００１〜
０．０１％、Ｍｇ：０．００１〜０．０１％の一種また
は二種を添加する１記載の低熱膨張合金用溶接材料。
０．０１％、Ｍｇ：０．００１〜０．０１％の一種また
は二種を添加する１記載の低熱膨張合金用溶接材料。
【００１４】３．低熱膨張合金溶接管の製管溶接におい
て、１または２記載の溶接材料によるサブマージアーク
溶接を用いる溶接管の製造方法。
て、１または２記載の溶接材料によるサブマージアーク
溶接を用いる溶接管の製造方法。
【００１５】４．３記載の製造方法による低熱膨張合金
溶接管を相互に、あるいは、該低熱膨張合金溶接管と異
材継手となる鋼管との円周溶接において、１または２記
載の溶接材料によるＴＩＧ溶接またはプラズマ溶接を用
いる溶接管の円周溶接方法。
溶接管を相互に、あるいは、該低熱膨張合金溶接管と異
材継手となる鋼管との円周溶接において、１または２記
載の溶接材料によるＴＩＧ溶接またはプラズマ溶接を用
いる溶接管の円周溶接方法。
【００１６】
【発明の実施の形態】本発明の限定理由について詳細に
説明する。
説明する。
【００１７】Ｃ：０．００１〜０．１％ Ｃは強度を確保するために添加する。継手強度を母材強
度と同等、またはそれ以上とするため０．００１％以上
とする。Ｃは炭化物形成元素であり、円周溶接のような
多層溶接において炭化物の過剰析出により溶接金属の低
温靭性の劣化が生じるのを防止するため０．１％を上限
とし、０．００１〜０．１％を添加する。
度と同等、またはそれ以上とするため０．００１％以上
とする。Ｃは炭化物形成元素であり、円周溶接のような
多層溶接において炭化物の過剰析出により溶接金属の低
温靭性の劣化が生じるのを防止するため０．１％を上限
とし、０．００１〜０．１％を添加する。
【００１８】Ｓｉ：０．５％以下 Ｓｉは脱酸剤として添加する。過剰に添加された場合、
微細酸化物の過剰生成により耐再熱割れ性が劣化するた
め、０．５％を上限とする。
微細酸化物の過剰生成により耐再熱割れ性が劣化するた
め、０．５％を上限とする。
【００１９】Ｍｎ：０．１〜１％以下 ＭｎはＳｉと同様脱酸剤として、またわずかであるが溶
接金属の強度上昇に寄与するため０．１％以上添加す
る。過剰に添加されると低温靭性が劣化するため１％を
上限とする。
接金属の強度上昇に寄与するため０．１％以上添加す
る。過剰に添加されると低温靭性が劣化するため１％を
上限とする。
【００２０】Ｎｉ：３５〜４０％ Ｎｉは本発明に係る溶接材料の特徴である低熱膨張特性
を確保するために必須の元素であり、低熱膨張合金母材
と同等の低線膨張係数を得るため３５〜４０％を添加す
る。
を確保するために必須の元素であり、低熱膨張合金母材
と同等の低線膨張係数を得るため３５〜４０％を添加す
る。
【００２１】Ｔｉ：０．１〜０．５％ Ｔｉは炭窒化物としての析出能が大きく、酸素との親和
力が強いため、比較的高温域で酸化物、窒化物を生成
し、溶接金属の結晶粒を微細化する。さらに後述するＮ
ｂとともに炭化物を形成し、粒界強度の強化により耐再
熱割れ性を向上させるため、０．１％以上を必須添加と
する。過剰に添加すると析出物により低温靭性が低下す
るため、０．５％を上限とする。
力が強いため、比較的高温域で酸化物、窒化物を生成
し、溶接金属の結晶粒を微細化する。さらに後述するＮ
ｂとともに炭化物を形成し、粒界強度の強化により耐再
熱割れ性を向上させるため、０．１％以上を必須添加と
する。過剰に添加すると析出物により低温靭性が低下す
るため、０．５％を上限とする。
【００２２】Ｎｂ：０．１〜０．５％ Ｎｂは主に溶接金属の粒界上で微細に析出し、溶接金属
内の結晶粒を微細化するとともに粒界強度を向上させる
ため、０．１％以上を必須添加とする。過剰に添加する
と析出物により低温靭性が低下するため、０．５％を上
限とする。
内の結晶粒を微細化するとともに粒界強度を向上させる
ため、０．１％以上を必須添加とする。過剰に添加する
と析出物により低温靭性が低下するため、０．５％を上
限とする。
【００２３】本発明は以上の基本成分組成と残部Ｆｅ及
び不可避不純物からなり、十分に目的を達成できるが、
更に以下の元素を一種または二種添加すると耐溶接高温
割れ性により好ましい効果が得られる。
び不可避不純物からなり、十分に目的を達成できるが、
更に以下の元素を一種または二種添加すると耐溶接高温
割れ性により好ましい効果が得られる。
【００２４】Ｃａ，Ｍｇ：０．００１〜０．０１％ Ｃａ，Ｍｇは脱酸剤としての効果とともに脱硫作用を有
し、耐溶接高温割れ性に及ぼすＳの影響を軽減させるこ
とができるため、０．００１％以上添加する。過剰に添
加すると酸化物濃度が増加し、低温靭性が低下するた
め、０．０１％を上限とする。
し、耐溶接高温割れ性に及ぼすＳの影響を軽減させるこ
とができるため、０．００１％以上添加する。過剰に添
加すると酸化物濃度が増加し、低温靭性が低下するた
め、０．０１％を上限とする。
【００２５】本発明では以上の化学成分を有する合金か
ら、ＳＡＷ溶接用ワイヤ、ＴＩＧ溶接用ワイヤ、及びプ
ラズマ溶接用ワイヤを製造し、製管溶接（溶接管の縦シ
ーム溶接）、円周溶接に適用する。
ら、ＳＡＷ溶接用ワイヤ、ＴＩＧ溶接用ワイヤ、及びプ
ラズマ溶接用ワイヤを製造し、製管溶接（溶接管の縦シ
ーム溶接）、円周溶接に適用する。
【００２６】低熱膨張合金溶接管の製管溶接は溶接効率
を考慮して、ＳＡＷによる内外面各一層溶接とする。フ
ラックスは市販されている高合金用フラックスを用いる
ことが可能である。
を考慮して、ＳＡＷによる内外面各一層溶接とする。フ
ラックスは市販されている高合金用フラックスを用いる
ことが可能である。
【００２７】低熱膨張合金溶接管相互、あるいは異材継
手となる合金成分の溶接管との円周溶接には上記組成を
有するソリッドワイヤによるＴＩＧまたはプラズマ溶接
を適用する。多層溶接となる円周溶接の場合、溶接金属
中に占める再熱域の比率が高くなり低温靭性が低下する
傾向があるため、高靭性となる低酸素の凝固組織が得ら
れるＴＩＧまたはプラズマ溶接を適用する。
手となる合金成分の溶接管との円周溶接には上記組成を
有するソリッドワイヤによるＴＩＧまたはプラズマ溶接
を適用する。多層溶接となる円周溶接の場合、溶接金属
中に占める再熱域の比率が高くなり低温靭性が低下する
傾向があるため、高靭性となる低酸素の凝固組織が得ら
れるＴＩＧまたはプラズマ溶接を適用する。
【００２８】
【実施例】表１に供試した溶接ワイヤの化学成分を示
す。ワイヤＮｏ．1〜８が本発明例、Ｎｏ．９〜１６は
比較例を示す。溶接ワイヤは溶製後、線引きを行い、Ｓ
ＡＷ用（３．２ｍｍφ）、ＴＩＧ用（１．２ｍｍφ）と
した。尚、ＳＡＷ溶接はインバー管縦シーム溶接部に、
ＴＩＧ溶接はインバー管相互の円周溶接部、インバー
管、ＳＵＳ管の異材円周溶接部に適用する。
す。ワイヤＮｏ．1〜８が本発明例、Ｎｏ．９〜１６は
比較例を示す。溶接ワイヤは溶製後、線引きを行い、Ｓ
ＡＷ用（３．２ｍｍφ）、ＴＩＧ用（１．２ｍｍφ）と
した。尚、ＳＡＷ溶接はインバー管縦シーム溶接部に、
ＴＩＧ溶接はインバー管相互の円周溶接部、インバー
管、ＳＵＳ管の異材円周溶接部に適用する。
【００２９】これらの溶接ワイヤについて（１）耐溶接
高温割れ（再熱割れ）性試験、（２）溶接金属部衝撃試
験、（３）全溶接金属部平均線膨張係数測定、を実施し
た。表2にこれら試験に用いたインバー鋼の化学成分を
示す。（１）耐溶接高温割れ（再熱割れ）性の評価は、
クロスビード試験（Ｃｒｏｓｓ Ｂｅａｄ Ｔｅｓｔ：
ＣＢＴ）により行った。本試験はＬＮＧ船用インバー合
金の鋼板規格：ＧａｚＴｒａｎｓｐｏｒｔ ａｎｄ Ｔ
ｅｃｈｉｇａｚに規定されている。
高温割れ（再熱割れ）性試験、（２）溶接金属部衝撃試
験、（３）全溶接金属部平均線膨張係数測定、を実施し
た。表2にこれら試験に用いたインバー鋼の化学成分を
示す。（１）耐溶接高温割れ（再熱割れ）性の評価は、
クロスビード試験（Ｃｒｏｓｓ Ｂｅａｄ Ｔｅｓｔ：
ＣＢＴ）により行った。本試験はＬＮＧ船用インバー合
金の鋼板規格：ＧａｚＴｒａｎｓｐｏｒｔ ａｎｄ Ｔ
ｅｃｈｉｇａｚに規定されている。
【００３０】図3は試験方法を説明するもので、予め突
き合わせ溶接を行った溶接ビードＡに対して垂直にビー
ドＢを溶接する。ビードＢの溶接は図中矢印で示す方向
に拘束応力を付与した状態で行ない、再熱割れはビード
Ａ内で且つビードＢの溶接熱影響部（領域Ｃ）で、凝固
割れはビードＢ内で発生する。耐再熱割れ性の指標は発
生した割れの総長さと拘束応力との関係で示される。
き合わせ溶接を行った溶接ビードＡに対して垂直にビー
ドＢを溶接する。ビードＢの溶接は図中矢印で示す方向
に拘束応力を付与した状態で行ない、再熱割れはビード
Ａ内で且つビードＢの溶接熱影響部（領域Ｃ）で、凝固
割れはビードＢ内で発生する。耐再熱割れ性の指標は発
生した割れの総長さと拘束応力との関係で示される。
【００３１】図4は本実施例における試験要領を示すも
ので、板厚１０ｍｍのインバー鋼を用い、ＳＡＷ溶接の
場合はインバー鋼同士の開先を、ＴＩＧ溶接の場合はイ
ンバー鋼同士およびインバー鋼とオーステナイト系ＳＵ
Ｓ（ＳＵＳ３０４鋼）からなる異材の開先を製作し、そ
れぞれ1層のみの溶接を行なう。試験片は継手を溶接金
属を含むように減厚加工し、採取する。
ので、板厚１０ｍｍのインバー鋼を用い、ＳＡＷ溶接の
場合はインバー鋼同士の開先を、ＴＩＧ溶接の場合はイ
ンバー鋼同士およびインバー鋼とオーステナイト系ＳＵ
Ｓ（ＳＵＳ３０４鋼）からなる異材の開先を製作し、そ
れぞれ1層のみの溶接を行なう。試験片は継手を溶接金
属を含むように減厚加工し、採取する。
【００３２】表3にＣＢＴ試験条件、第一ビードの溶接
条件を示す。本試験の目標性能として拘束応力２０ｋｇ
ｆ／ｍｍ2において割れの発生がないこととした。溶接
金属部衝撃試験は図5に示す開先形状を用い、表4に示す
溶接条件で製作した３種類の継手から、シャルピー衝撃
試験片を採取し、切欠き位置：溶接金属部中央、試験温
度：−１９６℃（液体窒素温度）で実施した。シャルピ
ー衝撃試験片はガス事業法の規定に則り、継手外表面よ
り１ｍｍ研削後、５ｍｍ×１０ｍｍのＪＩＳ４号ハーフ
サイズ試験片を採取した。
条件を示す。本試験の目標性能として拘束応力２０ｋｇ
ｆ／ｍｍ2において割れの発生がないこととした。溶接
金属部衝撃試験は図5に示す開先形状を用い、表4に示す
溶接条件で製作した３種類の継手から、シャルピー衝撃
試験片を採取し、切欠き位置：溶接金属部中央、試験温
度：−１９６℃（液体窒素温度）で実施した。シャルピ
ー衝撃試験片はガス事業法の規定に則り、継手外表面よ
り１ｍｍ研削後、５ｍｍ×１０ｍｍのＪＩＳ４号ハーフ
サイズ試験片を採取した。
【００３３】表5に試験結果を示す。本発明に係る溶接
材料Ｎｏ．１〜８は拘束応力２０ｋｇｆ／ｍｍ2でのＣ
ＢＴ試験において凝固割れ、再熱割れを発生せず、また
いずれの試作継手においてもその溶接金属の−１９６℃
での吸収エネルギー値は５０Ｊ以上と高く、また、線膨
張係数はいずれの溶接金属でも２．０×１０-6／℃以下
とインバー鋼母材と同等の低い線膨張係数特性を有して
いることが確認された。
材料Ｎｏ．１〜８は拘束応力２０ｋｇｆ／ｍｍ2でのＣ
ＢＴ試験において凝固割れ、再熱割れを発生せず、また
いずれの試作継手においてもその溶接金属の−１９６℃
での吸収エネルギー値は５０Ｊ以上と高く、また、線膨
張係数はいずれの溶接金属でも２．０×１０-6／℃以下
とインバー鋼母材と同等の低い線膨張係数特性を有して
いることが確認された。
【００３４】一方、溶接材料Ｎｏ．９〜１６は本発明の
成分範囲外の組成で、Ｎｏ．９はＣ添加量が本発明範囲
外で高く、ＣＢＴにおいて顕著な凝固割れ、再熱割れが
認められた。Ｎｏ．１０はＮｂ添加量、Ｎｏ．１１では
Ｔｉ添加量が低く、再熱割れが発生した。Ｎｏ．１２，
１３はＴｉ，Ｎｂ添加量が過剰で、ＣＢＴにおける再熱
割れ発生は認められないもの、ＳＡＷ，ＴＩＧ溶接金属
の靭性が低下している。
成分範囲外の組成で、Ｎｏ．９はＣ添加量が本発明範囲
外で高く、ＣＢＴにおいて顕著な凝固割れ、再熱割れが
認められた。Ｎｏ．１０はＮｂ添加量、Ｎｏ．１１では
Ｔｉ添加量が低く、再熱割れが発生した。Ｎｏ．１２，
１３はＴｉ，Ｎｂ添加量が過剰で、ＣＢＴにおける再熱
割れ発生は認められないもの、ＳＡＷ，ＴＩＧ溶接金属
の靭性が低下している。
【００３５】Ｎｏ．１４，１５は脱硫元素であるＣａ，
Ｍｇ添加量が過剰で、耐再熱割れ性、溶接金属の低温靭
性が共に劣っている。Ｎｏ．１６はＮｉ添加量が少な
く、耐高温割れ性、低温靭性は発明鋼と同等の特性が得
られているが、線膨張係数特性が母材より劣っている。
Ｍｇ添加量が過剰で、耐再熱割れ性、溶接金属の低温靭
性が共に劣っている。Ｎｏ．１６はＮｉ添加量が少な
く、耐高温割れ性、低温靭性は発明鋼と同等の特性が得
られているが、線膨張係数特性が母材より劣っている。
【００３６】
【表１】
【００３７】
【表２】
【００３８】
【表３】
【００３９】
【表４】
【００４０】
【表５】
【００４１】
【発明の効果】以上説明したように、この発明に係る溶
接材料は、上記のような構成を有しているので、極低温
下で使用されるインバー鋼などＮｉを３５〜４０％含有
する低熱膨張合金、および低熱膨張合金とＳＵＳ３０４
等の低温用鋼との異材継手のＳＡＷ溶接、ＴＩＧ多層溶
接において、優れた耐溶接高温割れ性と低温靭性、さら
に母材と同等の低熱膨張特性を有する溶接金属が得ら
れ、産業上、極めて有用である。
接材料は、上記のような構成を有しているので、極低温
下で使用されるインバー鋼などＮｉを３５〜４０％含有
する低熱膨張合金、および低熱膨張合金とＳＵＳ３０４
等の低温用鋼との異材継手のＳＡＷ溶接、ＴＩＧ多層溶
接において、優れた耐溶接高温割れ性と低温靭性、さら
に母材と同等の低熱膨張特性を有する溶接金属が得ら
れ、産業上、極めて有用である。
【図面の簡単な説明】
【図１】インバー鋼の溶接高温割れの発生状況を示す模
式図
式図
【図２】溶接金属部のシャルピー衝撃試験結果に及ぼす
Ｎｂ，Ｔｉ量の影響を示す図
Ｎｂ，Ｔｉ量の影響を示す図
【図３】クロスビード試験の概要を示す図
【図４】クロスビード試験片の作成要領を示す図
【図５】溶接継手用開先形状を示す図
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｃ２２Ｃ 38/00 ３０２ Ｃ２２Ｃ 38/00 ３０２Ｚ 38/14 38/14 Ｆターム(参考） 4E001 AA03 BB05 BB07 BB11 CB03 CC03 EA05 4E081 AA05 BA08 BA19 BA27 BB03 BB07 CA05 CA11 CA14 DA05 FA03 YX02 YX15
Claims (4)
- 【請求項１】 質量％で、Ｃ：０．００１〜０．１％、
Ｓｉ：０．５％以下、Ｍｎ：０．１〜１％、Ｎｉ：３５
〜４０％、Ｔｉ：０．１〜０．５％、Ｎｂ：０．１〜
０．５％、残部Ｆｅおよび不可避不純物からなる低熱膨
張合金用溶接材料。 - 【請求項２】 更に、質量％で、Ｃａ：０．００１〜
０．０１％、Ｍｇ：０．００１〜０．０１％の一種また
は二種を添加する請求項１記載の低熱膨張合金用溶接材
料。 - 【請求項３】 低熱膨張合金溶接管の製管溶接におい
て、請求項１または２記載の溶接材料によるサブマージ
アーク溶接を用いる溶接管の製造方法。 - 【請求項４】 請求項３記載の製造方法による低熱膨張
合金溶接管を相互に、あるいは、該低熱膨張合金溶接管
と異材継手となる鋼管との円周溶接において、請求項１
または２記載の溶接材料によるＴＩＧ溶接またはプラズ
マ溶接を用いる溶接管の円周溶接方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP36446899A JP3475885B2 (ja) | 1999-12-22 | 1999-12-22 | 低熱膨張合金用溶接材料、溶接管の製造方法、及び溶接管の円周溶接方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP36446899A JP3475885B2 (ja) | 1999-12-22 | 1999-12-22 | 低熱膨張合金用溶接材料、溶接管の製造方法、及び溶接管の円周溶接方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2001179486A true JP2001179486A (ja) | 2001-07-03 |
| JP3475885B2 JP3475885B2 (ja) | 2003-12-10 |
Family
ID=18481890
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP36446899A Ceased JP3475885B2 (ja) | 1999-12-22 | 1999-12-22 | 低熱膨張合金用溶接材料、溶接管の製造方法、及び溶接管の円周溶接方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3475885B2 (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006308014A (ja) * | 2005-04-28 | 2006-11-09 | Air Water Inc | 超低温容器構造体 |
| JP2007298178A (ja) * | 2007-06-06 | 2007-11-15 | Air Water Inc | 超低温容器 |
| KR20150110795A (ko) * | 2013-02-01 | 2015-10-02 | 아뻬랑 | Fe-36Ni 합금용 용접 와이어 |
| US10988829B2 (en) | 2016-12-21 | 2021-04-27 | Vdm Metals International Gmbh | Method for producing nickel alloys with optimized strip weldability |
| WO2021132634A1 (ja) * | 2019-12-27 | 2021-07-01 | 日本製鉄株式会社 | 合金 |
-
1999
- 1999-12-22 JP JP36446899A patent/JP3475885B2/ja not_active Ceased
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006308014A (ja) * | 2005-04-28 | 2006-11-09 | Air Water Inc | 超低温容器構造体 |
| JP2007298178A (ja) * | 2007-06-06 | 2007-11-15 | Air Water Inc | 超低温容器 |
| KR20150110795A (ko) * | 2013-02-01 | 2015-10-02 | 아뻬랑 | Fe-36Ni 합금용 용접 와이어 |
| JP2016507384A (ja) * | 2013-02-01 | 2016-03-10 | アペラム | Ｆｅ−３６Ｎｉ合金用の溶接ワイヤ |
| KR102069157B1 (ko) | 2013-02-01 | 2020-01-22 | 아뻬랑 | Fe-36Ni 합금용 용접 와이어 |
| US10988829B2 (en) | 2016-12-21 | 2021-04-27 | Vdm Metals International Gmbh | Method for producing nickel alloys with optimized strip weldability |
| WO2021132634A1 (ja) * | 2019-12-27 | 2021-07-01 | 日本製鉄株式会社 | 合金 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3475885B2 (ja) | 2003-12-10 |
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|---|---|---|---|
| RVOP | Cancellation by post-grant opposition |