JP2007222931A - サブマージアーク溶接用焼成型フラックス、肉盛溶接方法及びタービンロータ - Google Patents

Abstract

【課題】 少ない溶接工数で十分な耐衝撃性を有する肉盛溶接部を形成するために用いられるサブマージアーク溶接用焼成型フラックス、これを用いた肉盛溶接方法及びタービンロータを提供することを目的とする。
【解決手段】 混合原料を少なくとも焼成することにより得られ、質量％で、ＳｉＯ_２：５〜２０％、ＭｇＯ：１５〜２０％、Ａｌ_２Ｏ_３：２０〜３０％、ＣａＦ_２：５〜２０％、マンガン酸化物：ＭｎＯ換算値で２〜１０％、ＭｇＣＯ_３：４〜１０％、ＺｒＯ_２：２〜１０％、Ｋ_３ＡｌＦ_６：２〜１０％、金属粉を１５％以下、及びＣａＯ：５〜２０％を含有するフラックスであって、前記混合原料が、前記ＣａＯの原料として、実質的に化合物としての酸化カルシウムのみを５〜２０％含有するフラックスを、サブマージアーク溶接に採用する。
【選択図】 図１

Description

本発明はサブマージアーク溶接用焼成型フラックス、これを用いた肉盛溶接方法及びタービンロータに関し、特に地熱発電所で用いるタービンロータ及び火力発電所等で用いる低圧タービンロータに適用して有用なものである。

地熱発電に用いる蒸気タービン、すなわち腐食性ガス等を大量に含む環境下で使用する蒸気タービンのタービンロータの材料としては、鉄に僅かに合金元素を添加した、いわゆる低合金鋼が汎用されている。かかる低合金鋼で形成した蒸気タービンを、地熱蒸気中等の腐食環境下で用いた場合、応力腐食割れ及び腐食疲労等で当該タービンロータに亀裂が発生して運転を継続することが不可能になる場合がある。

火力発電に用いる蒸気タービンにおいても、後流側の温度が低いため、凝縮した湿分とこれに含まれるボイラ水中の不純物とによって後流側の低圧タービンロータに応力腐食割れ及び腐食疲労等を生じる場合がある。

タービンロータに応力腐食割れ及び腐食疲労等を生起して運転の継続が不可能になった場合の最も簡易な対策としてタービンロータの取り替えが挙げられる。しかし、タービンロータの一部が損傷しただけで全体を取り替えることは、経済的な不利益をもたらすことになる。

このため、亀裂等の発生部分について溶接補修を行うことにより、その後の使用に供している。かかる溶接補修を行う場合、従来においては、当該タービンロータの母材（低合金鋼）と同一材料または特定材料の溶接材料を用いる肉盛溶接等で対処している。

このような溶接補修の技術を、地熱発電用タービンロータに適用したものとしては、例えば特許文献１に示すものが知られている。この特許文献１の溶接補修においては、１２Ｃｒ５Ｎｉ系材料を溶接材料とし、４段処理（２段焼き戻し処理）により溶接補修を行う方法が開示されている。
表１に溶接材料の化学成分の一例を示す。

地熱発電用の蒸気タービンロータの仕様において要求される衝撃特性は、ＪＩＳ Ｚ２２０２（Ｖノッチ試験）による室温での衝撃吸収エネルギー測定値で表すと、例えば２０Ｊ以上である。
一方、低圧タービンロータの仕様において要求される衝撃特性は、ＪＩＳ Ｚ２２０２（Ｖノッチ試験）による室温での衝撃吸収エネルギー測定値で表すと、例えば５４Ｊ以上である。

特開２００４−１４８３４６号公報

上記特許文献１に開示された溶接補修は、通常はＴＩＧ溶接により行われる。しかし、ＴＩＧ溶接を採用した場合、溶接工数が多大となり、コストが高くなるという問題があった。

また、溶接工数を低減した高速溶接法としては、サブマージアーク溶接法が上げられるが、この溶接法は、溶接金属に酸素が混入するなどの理由により、溶接金属の衝撃特性がＴＩＧ溶接の場合より悪くなるという問題があった。

また、地熱発電用のタービンロータの溶接補修に使用する１２Ｃｒ５Ｎｉ系溶接材料を、低圧タービンロータの溶接補修に用いることも強度的には可能であるが、衝撃特性においては低圧タービンロータの仕様を十分満足することができなかった。

本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであって、少ない溶接工数で十分な耐衝撃性を有する肉盛溶接部を形成するために用いられるサブマージアーク溶接用焼成型フラックス、これを用いた肉盛溶接方法及びタービンロータを提供することを目的とする。

上記課題を解決するために、本発明は以下の手段を採用する。
本発明にかかるフラックスは、混合原料を少なくとも焼成することにより得られ、質量％で、ＳｉＯ_２：５〜２０％、ＭｇＯ：１５〜２０％、Ａｌ_２Ｏ_３：２０〜３０％、ＣａＦ_２：５〜２０％、マンガン酸化物：ＭｎＯ換算値で２〜１０％、ＭｇＣＯ_３：４〜１０％、ＺｒＯ_２：２〜１０％、Ｋ_３ＡｌＦ_６：２〜１０％、金属粉を１５％以下、及びＣａＯ：５〜２０％を含有するサブマージアーク溶接用焼成型フラックスであって、前記混合原料は、前記ＣａＯの原料として、実質的に化合物としての酸化カルシウムのみを５〜２０％含有することを特徴とする。

サブマージアーク溶接用のフラックスとしては溶融型と焼成型がある。これらのうち、焼成型フラックス（「ボンドフラックス」とも呼ばれる）は、混合原料に水ガラスのような結合剤を少量加えて練合してから造粒した後に、６００℃付近で焼成して得られる。
一般に、サブマージアーク溶接に使用する焼成型フラックスは、溶接ビードの安定や脱酸および脱硫効果による金属内の清浄度向上を目的に、ＣａＯを含有している。通常溶接に使用されるフラックスは、このＣａＯの原料として、その焼成前の混合原料中にＣａＣＯ_３等の金属炭酸塩を含有している。
一方、本発明においては、フラックスを焼成する前の混合原料において、ＣａＣＯ_３の替わりに化合物としての酸化カルシウム（ＣａＯ）を用いることにより、より高い脱酸効果を実現している。この高い脱酸効果により、ＴＩＧ溶接と比較して溶接金属の衝撃特性が低下するのを防ぎつつ、大電流による大入熱溶接であるサブマージアーク溶接により、溶接工数の少ない高速溶接が可能となる。

以下、本発明に係るサブマージアーク溶接用焼成型フラックスに含有される化学成分の成分限定理由について説明する。なお、以下において、成分量を表す「％」は、重量％を表すものとする。

１）ＳｉＯ_２：５〜２０％
ＳｉＯ_２は、スラグに適度の粘性及び流動性を与え、ビード形状を整える作用を有する。ＳｉＯ_２量が５％未満では、スラグの粘性が低下し、流動性が悪くなりビードが蛇行する。一方、フラックス中のＳｉＯ_２量が２０％を超えるとフラックスの塩基度が低下し、溶接金属中の酸素量が高くなり、靭性が低下する。従って、ＳｉＯ_２量は５〜２０％とする。より好ましくは、ＳｉＯ_２量は１０〜１４％とする。

２）ＭｇＯ：１５〜２０％
ＭｇＯは、スラグの融点を上昇させ、スラグ剥離性を向上させるのに有効な成分である。また、フラックスの塩基度を高めて溶接金属中の酸素量を低減して靭性を向上させるのにも有効な成分である。ＭｇＯ量が１５％未満ではその十分な効果が得られず、一方ＭｇＯが２０％を超えると融点が上昇しすぎてビード外観を悪くし、またビード表面にスラグの焼付きも多くなる。従って、ＭｇＯ量は１５〜２０％とする。より好ましくは、ＭｇＯ量は１７〜１９％とする。

３）Ａｌ_２Ｏ_３：２０〜３０％
Ａｌ_２Ｏ_３は、スラグに適度の粘性及び流動性を与え、ビード形状を整える作用がある。Ａｌ_２Ｏ_３量が２０％未満では、スラグの粘性が低下して、ビード形状が悪くなる。一方Ａｌ_２Ｏ_３量が３０％を超えるとスラグの融点が高くなると共にスラグの粘性が高くなり、スラグの剥離性も低下する。従ってＡｌ_２Ｏ_３量は２０〜３０％とする。より好ましくは、Ａｌ_２Ｏ_３量は２２〜２６％とする。

４）ＣａＦ_２：５〜２０％
ＣａＦ_２はスラグの流動性を調整する上で重要な成分であるとともに、塩基性成分であることから溶接金属中の酸素量を低下させる効果がある。ＣａＦ_２量が５％未満では十分な効果が得られず、一方ＣａＦ_２量が２０％を超えるとアークが不安定になり、ビード波形も荒くなり、作業性を劣化させる。従ってＣａＦ_２量は５〜２０％とする。より好ましくは、ＣａＦ_２量は１０〜１４％とする。

５）マンガン酸化物：ＭｎＯ換算値で２〜１０％
マンガン酸化物は、スラグの粘性を調整し、ビードのなじみ性を良好にするのに効果がある。特に肉盛溶接を行う場合ビード止端部の角度をなめらかにすることが重要である。マンガン酸化物量がＭｎＯ換算値で２％未満では、その効果が十分得られず、一方１０％を超えると溶接スラグ表面にポックマークが発生し、スラグの剥離性が低下するなど作業性を劣化させる。従ってマンガン酸化物はＭｎＯ換算値で２〜１０％とする。より好ましくは、マンガン酸化物はＭｎＯ換算値で３〜５％とする。

６）ＭｇＣＯ_３：４〜１０％
ＭｇＣＯ_３は、溶接時に溶接金属中への水素侵入を低下させるために有効である。ＭｇＣＯ_３が溶接中に分解し、ＣＯ_２が発生し水素分圧を下げる効果がある。ＭｇＣＯ_３が４％未満では、その効果が十分得られず、一方１０％を超えるとガス発生が多くなりすぎポックマークが発生するなど作業性を劣化させる。従ってＭｇＣＯ_３は４〜１０％とする。より好ましくは、ＭｇＣＯ_３量は４〜７％とする。

７）ＺｒＯ_２：２〜１０％
ＺｒＯ_２は、アークの安定性を向上させビードの光沢やビード波形を良好にするために有効である。ＺｒＯ_２が２％未満ではその効果が十分得られず、一方１０％を超えるとスラグの焼付きが多くなる。従ってＺｒＯ_２量は２〜１０％とする。より好ましくは、ＺｒＯ_２量は２〜５％とする。

８）Ｋ_３ＡｌＦ_６：２〜１０％
Ｋ_３ＡｌＦ_６は、その脱酸効果により溶接金属の低酸素化に有効である。また、アークの安定性を向上させ、ビード形状を良好にするなどの効果がある。２％未満ではその効果が十分得られず、一方１０％を超えるとアークが荒くなり、ビード波形も荒くなり作業性が劣化する。従ってＫ_３ＡｌＦ_６量は２〜１０％とする。より好ましくは、Ｋ_３ＡｌＦ_６量は２〜５％とする。

９）ＣａＯ：５〜２０％ 原料中の酸化カルシウム５〜２０％
ＣａＯは、金属を溶解する際、炉壁材として使用すると強力な脱酸、脱硫効果により、金属の清浄度を上げることが知られている。溶接に使用されるフラックスには、ＣａＯは通常ＣａＣＯ_３のように金属炭酸塩の形態で一般には添加されるが、この金属炭酸塩の形態では溶接金属中の酸素量が十分低減できず、溶接金属の靭性向上に十分な効果が得られなかった。
そこで本発明は、ＣａＯを、焼成前のフラックス原料として、酸化カルシウムの形態で添加したことに特徴がある。この酸化カルシウムの添加により溶接金属中の酸素量が極めて低減する。さらに、ＣａＯはフラックスの塩基度を上げる原料であり、塩基度の上昇により脱酸効果がより高められる。従って、酸化カルシウムを添加することにより、その脱酸効果によって溶接金属の靭性が大きく向上する。酸化カルシウムの量が５％未満では靱性の向上効果が十分得られず、一方２０％を超えるとビードの焼付きが発生し、ビード外観が劣化する。従って原料中の酸化カルシウム（ＣａＯ）の量は５〜２０％とする。より好ましくは、原料中の酸化カルシウム（ＣａＯ）の量は５〜１０％とする。

１０）原料中の金属粉 １５％以下
金属粉は、溶接によって酸化消耗する元素をおぎなうため、及び脱酸剤として、混合原料に添加される。溶接によって酸化消耗する元素をおぎなう目的では、金属Ｃｒ、金属Ｎｉ、Ｆｅ−Ｍｏ等が適量添加される。脱酸剤は溶接金属の靭性向上とフラックスのガス抜けを良好にする。脱酸剤としてはＴｉ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｍｎ等あるいは、それらの元素とＦｅ（鉄）との化合物があるが、中でもＳｉの化合物であるＣａ−Ｓｉが好適である。脱酸剤は１種のみの添加でも良く、また複合添加しても良い。金属粉の総量が１５％を超えるとポックマークが発生するなどの作業性の劣化があるため、金属粉は総量で１５％以下とする。より好ましくは、金属粉は総量で５％以下とする。

また、本発明の肉盛溶接方法は、上記サブマージアーク溶接用焼成型フラックスを用いて、サブマージアーク溶接により、母材上に肉盛溶接を行う溶接工程を有することを特徴とする。
この肉盛溶接方法によれば、十分な衝撃特性を有する肉盛溶接部分を、大電流による大入熱溶接であるサブマージアーク溶接により、少ない溶接工数の高速溶接で形成することができる。

上記本発明の肉盛溶接方法において、前記溶接工程の後に、肉盛溶接部分を所定温度まで加熱する焼き戻し工程を設けることが好ましい。
この肉盛溶接方法によれば、肉盛溶接部分を所定温度まで加熱する焼き戻し工程を採用したことにより、肉盛溶接部分の機械的強度を向上させることができる。

また、本発明の別の肉盛溶接方法は、母材上に肉盛溶接を行い、第１の肉盛溶接部分を形成する第１の溶接工程と、前記第１の溶接工程の後に、前記第１の肉盛溶接部分を所定温度まで加熱する第１の焼き戻し工程と、前記第１の肉盛溶接部分の上に肉盛溶接を行い、第２の肉盛溶接部分を形成する第２の溶接工程と、前記第２の溶接工程の後に、前記第２の肉盛溶接部分を所定温度まで加熱する第２の焼き戻し工程とを有する肉盛溶接方法であって、少なくとも前記第２の溶接工程は、請求項１又は請求項２に記載のフラックスを用いて、サブマージアーク溶接により行われることを特徴とする。
この肉盛溶接方法は、従来二律背反する要件とされていた母材の硬さを適正にする要件と、肉盛溶接部分の機械的強度を適正にするための要件との調和をとりつつ、少ない溶接工数の高速溶接で肉盛溶接を行うことができる。

また、本発明のタービンロータは、低合金鋼で形成した母材の表面に、上記本発明のいずれかの肉盛溶接方法により形成されたコーティング層を設けたことを特徴とする。
このタービンロータは、十分な機械的強度を有し、低コストで補修または製造されたものとなる。

本発明によれば、溶接工数が少ない高速溶接であるサブマージアーク溶接を、溶接金属の衝撃特性を低下させずに行えるようにする、サブマージアーク溶接用焼成型フラックスを提供することができる。
また、本発明によれば、十分な衝撃特性を有する肉盛溶接部分を、少ない溶接工数の高速溶接で形成することが可能な肉盛溶接方法を提供することができる。本発明の肉盛溶接方法は、地熱発電用タービンロータ及び低圧タービンロータの溶接補修や製造に好適に採用できる。
さらに本発明によれば、十分な機械的強度を有するタービンロータを低コストで提供することができる。このタービンロータは、地熱発電用タービンロータ及び低圧タービンロータとして好適に用いられる。

以下に、本発明の実施形態について説明する。
〔第１の実施形態〕
本実施形態においては、１２Ｃｒ５Ｎｉ系溶接材料を用いたサブマージアーク溶接に適した焼成型フラックスの配合組成について検討した。

まず、所定のフラックス混合原料を配合した後に、乾式混合を行った。これに少量の水ガラスを結合剤として添加し、練合した。次に、得られた混合物を、押出機を用いて造粒した。こうして得られた粒状の原料を自然乾燥した後に、約６００℃で焼成処理して焼成型フラックスを得た。
表２に、本発明による実施例１から実施例５の焼成型フラックスおよびこれらと対比するための比較例１から比較例１５の焼成型フラックスの成分組成を示す。なお、表２において、ＣａＯ、ＣａＣＯ_３及び金属粉については、焼成前の混合原料中の成分量を示しており、その他の成分については、焼成して得られたフラックス中の成分量を示している。

得られた各フラックスと１２Ｃｒ・５Ｎｉ系溶接材料（表１に示したものと同じ）を用いてサブマージアーク溶接を行い、溶接作業性を評価した。また、溶接金属中の酸素量及び溶接金属の吸収エネルギーを測定した。結果を表３に示す。
なお、溶接作業性は、剥離性、アーク安定性、ビード形状を総合的に判断し、良好を○、不良を×とした。また、吸収エネルギーは、ＪＩＳ Ｚ２２０２（Ｖノッチ試験）による室温での衝撃吸収エネルギーの測定値である。

表３に示した結果から、実施例１から実施例５のフラックスは、溶接作業性が良好であった。また、溶接金属中の酸素量は４００ｐｐｍと低く、衝撃特性（吸収エネルギー）は８０Ｊ以上と高かった。従って、実施例１から実施例５のフラックスは優れたフラックスであった。

一方、ＳｉＯ_２、ＺｒＯ_２を減少させた比較例１および比較例２のフラックスを用いた場合は、原料中にＣａＣＯ_３を使用しているために、溶接作業性は良好であったが、溶接金属中の酸素量が６５０ｐｐｍ以上と高く、衝撃特性も劣っていた。
また、比較例３のフラックスを用いた場合は、原料中のＣａＯの含有量が本発明の範囲の下限を下回っているため、溶接作業性は良好であったが、溶接金属中の酸素量が４００ｐｐｍを超え、衝撃特性も低下した。
また、比較例４のフラックスを用いた場合は、ＣａＯの含有量が本発明の範囲の上限を超えているため、溶接金属は極めて低酸素で、衝撃特性も良好であったが、スラグの剥離性が悪く、またスラグの焼付きが発生し溶接作業性が劣化した。

比較例５のフラックスを用いた場合は、ＣａＦ_２の含有量が本発明の範囲の上限を超えているため、溶接金属は低酸素で衝撃特性は良好であったが、ビード波形が粗くなり、ビード形状が凸型になるなど、溶接作業性が劣化した。
比較例６のフラックスを用いた場合は、ＣａＦ_２の含有量が本発明の範囲の下限を下回っているため、溶接金属の酸素量が高くなり、衝撃特性が低下した。また、ビード形状も悪化するなど溶接作業性が劣化した。
比較例７のフラックスを用いた場合は、ＳｉＯ_２の含有量が本発明の範囲の上限を超えているため、溶接作業性は良好であったが、溶接金属中の酸素量が高く、衝撃特性が低下した。

比較例８のフラックスを用いた場合は、ＳｉＯ_２の含有量が本発明の範囲の下限を下回っているため、溶接金属は低酸素で衝撃特性は良好であったが、スラグの粘性が低下し、流動性が悪くなり、溶接作業性が低下した。
比較例９のフラックスを用いた場合は、Ａｌ_２Ｏ_３の含有量が本発明の範囲の下限を下回っているため、スラグの粘性が低下して、ビード形状が悪くなり、溶接作業性が低下した。
比較例１０のフラックスを用いた場合は、Ａｌ_２Ｏ_３の含有量が本発明の範囲の上限を超えているため、粘性が高くなりすぎてビード形状が凸型になり、スラグの剥離性が低化し、溶接作業性が低下した。

比較例１１及び１２のフラックスを用いた場合は、ＭｇＯ、Ｋ_３ＡｌＦ_６、ＺｒＯ_２の量が本発明の範囲外であるため、スラグの剥離性が悪くなり、溶接作業性が劣化した。
比較例１３のフラックスを用いた場合は、ＭｎＯの含有量が本発明の範囲の上限を超えているため、スラグの剥離性が悪く、溶接作業性が低下した。
比較例１４のフラックスを用いた場合は、ＭｇＣＯ_３の含有量が本発明の範囲の上限を超え、かつＭｎＯの含有量が本発明の範囲を下回っているため、ガス発生量が多くなり、溶接作業性が劣化した。
比較例１５のフラックスを用いた場合、ＺｒＯ_２の含有量が本発明の範囲の上限を超え、かつＭｇＣＯ_３の含有量が本発明の範囲を下回っているため、スラグの剥離性が悪くなり、スラグの焼付きが多くなるなど、溶接作業性が悪くなった。

なお、本実施形態においては、溶接材料として１２Ｃｒ５Ｎｉ系溶接材料を用いた場合について検討したが、本発明はこれに限定されるものではない。例えば、Ｃｒ含有量が９〜１３重量％、Ｎｉ含有量が０〜７重量％の溶接材料を用いた場合でも、本発明は適用可能である。

〔第２の実施形態〕
実施例１のサブマージアーク溶接用焼成型フラックス及び１２Ｃｒ・５Ｎｉ系溶接材料（表１に示したものと同じ）を用いて、表４に示す成分組成（単位：重量％）の地熱発電用タービンロータ材（母材）に肉盛溶接施工を行い、各種特性を調べた。

図１及び図２は、本実施形態で用いた溶接試験材を示す図であり、図１は斜視図、図２は断面図である。この溶接試験材（タービンロータ）１は、タービンロータの実機を模したものである。
本実施形態においては、以下の４段処理によって肉盛溶接を行った（実施例６）。

１）初期盛溶接（第１の溶接工程）：
ＴＩＧ溶接にて、母材２上に高さ約６ｍｍまで肉盛を行い、第１の肉盛溶接部分３を形成した。
２）第１の焼き戻し工程：
母材熱影響部の硬さを３５０Ｈｖ以下にするために、６４０℃×１０時間で熱処理を行った。
３）後盛溶接（第２の溶接工程）：
上記フラックス及び溶接材料を用いたサブマージアーク溶接にて、第１の肉盛溶接部分３上に、目標高さ（約６０ｍｍ）まで肉盛を行い、第２の肉盛溶接部分４を形成した。
４）第２の焼き戻し工程：
溶接金属の残留応力低減および溶接金属の強度調整のために、５８０℃×１０時間で熱処理を行った。

また、比較のために、上記初期盛溶接及び後盛溶接のいずれもＴＩＧ溶接により肉盛した溶接試験材用意した（比較例１６）。
得られた溶接試験材１（実施例６及び比較例１６）に関して、引張特性（０．２％耐力、引張強さ）、衝撃特性（吸収エネルギー）、応力腐食割れ特性（地熱蒸気中での１２ヶ月試験）及び溶接コストを評価した。
実施例６及び比較例１６の評価結果と地熱発電用タービンロータの目標値を表５に示す。
なお、引張特性の０．２％耐力は、ＪＩＳ Ｚ２２０１に準じて測定した。引張特性の引張強さは、ＪＩＳ Ｚ２２０１に準じて測定した。衝撃特性の吸収エネルギーは、ＪＩＳ Ｚ２２０２（Ｖノッチ試験）に準じて、室温で測定した。応力腐食割れ特性の地熱蒸気中での１２ヶ月試験は、３点曲げタイプの応力負荷試験方法により試験を行い、亀裂を生じなかったものを○、亀裂を生じたものを×とした。溶接コストは、比較例１６の溶接コストを１００とした場合の相対値である。
また、測定値が上下２段になっているものは、測定を２回行って得られたそれぞれの値である。

表５に示した評価結果から、本実施形態の溶接試験材（実施例６）は、引張特性および衝撃特性の目標値を十分満足しており、応力腐食割れ特性も初期盛溶接及び後盛溶接を共にＴＩＧ溶接により行った溶接試験材（比較例１６）と同等であることが分かった。また、実施例６の溶接コストは、比較例１６の溶接コストに比べ、５分の１となっている。

本実施形態の溶接方法（４段処理）では、母材の熱影響部の硬さを可能な限り低く抑えつつ、溶接金属の強度を確保することができる。この方法を適応することにより、遅れ割れおよびＳＲ割れ対策としての効果もあると考えられる。
遅れ割れは、母材熱影響部の硬くなっている部分に溶接残留応力による引張応力が働くことにより、溶接金属中の水素が集まってくるため水素脆化を生じ、亀裂が生じる現象である。また、ＳＲ割れは、母材熱影響部の硬くなっている部分に溶接残留応力による引張応力が働いた状態で高温（ＳＲ温度）にさらされるために、亀裂が生じる現象である。このため、遅れ割れおよびＳＲ割れに対しても、残留応力が低い時点、すなわち初期盛時点で、母材の熱影響部の硬さを低くしておくことは、効果があると考えられる。

〔第３の実施形態〕
実施例１のサブマージアーク溶接用焼成型フラックス及び１２Ｃｒ・５Ｎｉ系溶接材料（表１に示したものと同じ）を用いて、表６に示す成分組成（単位：重量％）の低圧タービンロータ材（母材）に肉盛溶接施工を行い、各種特性を調べた。

本実施形態で用いた溶接試験材の形状は上記第２の実施形態で用いた溶接試験材の形状と同様であるので、図１及び図２を参照して本実施形態の肉盛溶接を説明する。
本実施形態においては、以下の４段処理によって肉盛溶接を行った（実施例７）。

１）初期盛溶接（第１の溶接工程）：
ＴＩＧ溶接にて、母材２上に高さ約６ｍｍまで肉盛を行い、第１の肉盛溶接部分３を形成した。
２）第１の焼き戻し工程：
母材熱影響部の硬さを３５０Ｈｖ以下にするために、５８０℃×１０時間で熱処理を行った。
３）後盛溶接（第２の溶接工程）：
上記フラックス及び溶接材料を用いたサブマージアーク溶接にて、第１の肉盛溶接部分３上に、目標高さ約６０ｍｍまで肉盛を行い、第２の肉盛溶接部分４を形成した。
４）第２の焼き戻し工程：
溶接金属の残留応力低減および溶接金属の強度調整のために、５８０℃×１０時間で熱処理を行った。

なお、低圧タービンロータ材への溶接肉盛は、溶接熱影響部の硬さを低く抑えるための温度と溶接金属の強度を調整するための温度が同じであるため、４段処理を適用する必要性は少なく、第１の焼き戻し工程を省略することも可能である。しかし、本実施形態においては、遅れ割れおよびＳＲ割れの対策として４段処理を用いて溶接肉盛を行った。

得られた溶接試験材１（実施例１７）及び低圧タービンロータ材（母材２）に関して、引張特性（０．２％耐力、引張強さ）、衝撃特性（吸収エネルギー）及び応力腐食割れ特性（アルカリ環境中Ｕベンド試験値）を評価した。
実施例１７及び低圧タービンロータ材の評価結果と低圧タービンロータの目標値を表７に示す。
なお、引張特性の０．２％耐力は、ＪＩＳ Ｚ２２０１に準じて測定した。引張特性の引張強さは、ＪＩＳ Ｚ２２０１に準じて測定した。衝撃特性の吸収エネルギーは、ＪＩＳ Ｚ２２０２（Ｖノッチ試験）に準じて室温で測定した。応力腐食割れ特性のアルカリ環境中Ｕベンド試験は、ＪＩＳ−Ｇ０５７６（ステンレス鋼の４２％塩化Ｍｇ腐食試験方法）と同様の試験片を用いて、４０％ＮａＯＨ溶液中、試験温度１２０℃で試験を行い、亀裂を生じなかったものを○、亀裂を生じたものを×とした。亀裂を生じなかった場合を○、亀裂を生じた場合を×とした。
また、測定値が上下２段になっているものは、測定を２回行って得られたそれぞれの値である。

表７に示した評価結果から、本実施形態の溶接試験材（実施例７）は、溶接金属の引張特性は目標値を十分満足するものであり、衝撃特性においても目標値を満足していた。また、アルカリ水溶液中での応力腐食割れ特性は、低圧タービンロータ材よりも優れていた。

第２及び第３の実施形態で用いた溶接試験材を示す斜視図である。 第２及び第３の実施形態で用いた溶接試験材を示す断面図である。

符号の説明

１ 溶接試験材（タービンロータ）
２ 母材
３ 第１の肉盛溶接部分
４ 第２の肉盛溶接部分

Claims (6)

1. 混合原料を少なくとも焼成することにより得られ、
   質量％で、ＳｉＯ_２：５〜２０％、マンガン酸化物：ＭｎＯ換算値で１５〜２０％、Ａｌ_２Ｏ_３：２０〜３０％、ＣａＦ_２：５〜２０％、ＭｎＯ：２〜１０％、ＭｇＣＯ_３：４〜１０％、ＺｒＯ_２：２〜１０％、Ｋ_３ＡｌＦ_６：２〜１０％、金属粉を１５％以下、及びＣａＯ：５〜２０％を含有するサブマージアーク溶接用焼成型フラックスであって、
   前記混合原料は、前記ＣａＯの原料として、実質的に化合物としての酸化カルシウムのみを５〜２０％含有することを特徴とするサブマージアーク溶接用焼成型フラックス。
2. 混合原料を少なくとも焼成することにより得られ、
   質量％で、ＳｉＯ_２：１０〜１４％、ＭｇＯ：１７〜１９％、Ａｌ_２Ｏ_３：２２〜２６％、ＣａＦ_２：１０〜１４％、マンガン酸化物：ＭｎＯ換算値で３〜５％、ＭｇＣＯ_３：４〜７％、ＺｒＯ_２：２〜５％、Ｋ_３ＡｌＦ_６：２〜５％、金属粉を５％以下、及びＣａＯ：５〜１０％を含有するサブマージアーク溶接用焼成型フラックスであって、
   前記混合原料は、前記ＣａＯの原料として、実質的に化合物としての酸化カルシウムのみを５〜１０％含有することを特徴とするサブマージアーク溶接用焼成型フラックス。
3. 請求項１又は請求項２に記載のフラックスを用いて、サブマージアーク溶接により、母材上に肉盛溶接を行う溶接工程を有することを特徴とする肉盛溶接方法。
4. 前記溶接工程の後に、肉盛溶接部分を所定温度まで加熱する焼き戻し工程を有することを特徴とする請求項３に記載の肉盛溶接方法。
5. 母材上に肉盛溶接を行い、第１の肉盛溶接部分を形成する第１の溶接工程と、
   前記第１の溶接工程の後に、前記第１の肉盛溶接部分を所定温度まで加熱する第１の焼き戻し工程と、
   前記第１の肉盛溶接部分の上に肉盛溶接を行い、第２の肉盛溶接部分を形成する第２の溶接工程と、
   前記第２の溶接工程の後に、前記第２の肉盛溶接部分を所定温度まで加熱する第２の焼き戻し工程
   とを有する肉盛溶接方法であって、
   少なくとも前記第２の溶接工程は、請求項１又は請求項２に記載のフラックスを用いて、サブマージアーク溶接により行われることを特徴とする肉盛溶接方法。
6. 低合金鋼で形成した母材の表面に、請求項３から請求項５のいずれかに記載の肉盛溶接方法により形成されたコーティング層を設けたことを特徴とするタービンロータ。

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