JP3031169B2 - 炭素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼との溶接方法及び電力送配電用ガス遮断器の溶接方法 - Google Patents
炭素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼との溶接方法及び電力送配電用ガス遮断器の溶接方法Info
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- Welding Or Cutting Using Electron Beams (AREA)
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明はレーザビームを用いて炭
素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼とを溶接する溶接
方法及び電力送配電用ガス遮断器の外装容器の溶接方法
に関する。
素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼とを溶接する溶接
方法及び電力送配電用ガス遮断器の外装容器の溶接方法
に関する。
【０００２】
【従来の技術】構造容器を溶接で作ると溶接熱により変
形、及び残留応力が生じるので精度の高い構造容器を作
るのが困難である。特に溶接入熱が大きい場合、その影
響は大きくなる。一度変形した場合、変形を整形するた
めの機械加工が必要となるので、その変形低減が望まれ
ている。炭酸ガスアーク溶接やミグ（ＭＩＧ）溶接法な
どのアーク溶接はレーザ溶接，電子ビーム溶接等の高密
度エネルギー溶接方法に比べて溶接入熱量が大きいので
溶接量が増加すると溶接変形並びに残留応力が著しく大
きくなる傾向がある。また、溶接速度が小さいので生産
性が低く、溶接時にはヒュームやスパッターを多量に発
生させて、その除去に余分な作業を必要とし、同時に作
業環境の悪化を招いている。
形、及び残留応力が生じるので精度の高い構造容器を作
るのが困難である。特に溶接入熱が大きい場合、その影
響は大きくなる。一度変形した場合、変形を整形するた
めの機械加工が必要となるので、その変形低減が望まれ
ている。炭酸ガスアーク溶接やミグ（ＭＩＧ）溶接法な
どのアーク溶接はレーザ溶接，電子ビーム溶接等の高密
度エネルギー溶接方法に比べて溶接入熱量が大きいので
溶接量が増加すると溶接変形並びに残留応力が著しく大
きくなる傾向がある。また、溶接速度が小さいので生産
性が低く、溶接時にはヒュームやスパッターを多量に発
生させて、その除去に余分な作業を必要とし、同時に作
業環境の悪化を招いている。
【０００３】そこで、レーザ溶接，電子ビーム溶接等の
高密度エネルギー溶接方法の適用が盛んに検討されてい
る。
高密度エネルギー溶接方法の適用が盛んに検討されてい
る。
【０００４】一方、レーザ溶接，電子ビーム溶接等の高
密度エネルギー溶接方法は、上記したように入熱量が炭
酸ガスアーク溶接やミグ（ＭＩＧ）溶接法に比べ小さく
することができるので、異種材の溶接への適用も検討さ
れている。溶接により炭素鋼とオーステナイト系ステン
レス鋼のような異種材を接合する場合は、接合部に生成
する溶接金属は異種材の中間の成分をもったものとな
る。その場合両材料成分が混合して脆いマルテンサイト
組織や金属間化合物が生成することがある。特に、炭素
鋼側の溶接境界は炭素とＣｒ元素からなる金属間化合物
を含む金属組織と極めて高度の高い脆いボンドマルテン
サイト組織となる。このように、異種材溶接部マルテン
サイト組織などが生じ易いので、硬化して機械的性質が
低下すると共に、高温割れや低温割れなどの各種溶接欠
陥が生じ易い。特に、炭酸ガスアーク溶接やミグ（ＭＩ
Ｇ）溶接法のような入熱量の大きい溶接法では、脆いマ
ルテンサイト組織や金属間化合物が特に生成し易い。健
全性，信頼性の高い溶接部を得るには適正な溶接材料を
炭素鋼側に肉盛り溶接を行うなど、接合部の溶接金属の
組成，組織を制御することが必要不可欠である。入熱量
の小さいレーザ溶接，電子ビーム溶接等の高密度エネル
ギー溶接方法を用いると溶接幅が狭く、深溶込みの溶接
となり、溶融量が少なくなるので上記した脆いマルテン
サイト組織や金属間化合物の生成の絶対量が抑制される
ことが期待される。従って、適正な溶接材料の溶加を不
要にできるか、または少ない溶接材料の溶加で十分な健
全性，信頼性の溶接部を得られるものと期待されたから
である。しかし、溶接部に高い信頼性を要求される構造
物に対しては、何らかの溶接材料を溶加することが提案
されている。
密度エネルギー溶接方法は、上記したように入熱量が炭
酸ガスアーク溶接やミグ（ＭＩＧ）溶接法に比べ小さく
することができるので、異種材の溶接への適用も検討さ
れている。溶接により炭素鋼とオーステナイト系ステン
レス鋼のような異種材を接合する場合は、接合部に生成
する溶接金属は異種材の中間の成分をもったものとな
る。その場合両材料成分が混合して脆いマルテンサイト
組織や金属間化合物が生成することがある。特に、炭素
鋼側の溶接境界は炭素とＣｒ元素からなる金属間化合物
を含む金属組織と極めて高度の高い脆いボンドマルテン
サイト組織となる。このように、異種材溶接部マルテン
サイト組織などが生じ易いので、硬化して機械的性質が
低下すると共に、高温割れや低温割れなどの各種溶接欠
陥が生じ易い。特に、炭酸ガスアーク溶接やミグ（ＭＩ
Ｇ）溶接法のような入熱量の大きい溶接法では、脆いマ
ルテンサイト組織や金属間化合物が特に生成し易い。健
全性，信頼性の高い溶接部を得るには適正な溶接材料を
炭素鋼側に肉盛り溶接を行うなど、接合部の溶接金属の
組成，組織を制御することが必要不可欠である。入熱量
の小さいレーザ溶接，電子ビーム溶接等の高密度エネル
ギー溶接方法を用いると溶接幅が狭く、深溶込みの溶接
となり、溶融量が少なくなるので上記した脆いマルテン
サイト組織や金属間化合物の生成の絶対量が抑制される
ことが期待される。従って、適正な溶接材料の溶加を不
要にできるか、または少ない溶接材料の溶加で十分な健
全性，信頼性の溶接部を得られるものと期待されたから
である。しかし、溶接部に高い信頼性を要求される構造
物に対しては、何らかの溶接材料を溶加することが提案
されている。
【０００５】高い信頼性を要求される発電用水車のベー
ン部材とスピンドル部材では、水に接するベーン部材は
１３Ｃｒステンレス鋼を用い、潤滑剤等で耐食性を付与
できるスピンドル部材に炭素鋼を用いる。このベーン部
材とスピンドル部材の溶接に電子ビーム溶接を用いると
ともにニッケル材の中間媒体金属を介在させることによ
り接合部分の組成を調整する方法が特開昭58−132378号
公報に開示されている。この方法によれば、添加金属な
しでの溶接に比べ高い衝撃靭性をもつ溶接部が得られ
る。
ン部材とスピンドル部材では、水に接するベーン部材は
１３Ｃｒステンレス鋼を用い、潤滑剤等で耐食性を付与
できるスピンドル部材に炭素鋼を用いる。このベーン部
材とスピンドル部材の溶接に電子ビーム溶接を用いると
ともにニッケル材の中間媒体金属を介在させることによ
り接合部分の組成を調整する方法が特開昭58−132378号
公報に開示されている。この方法によれば、添加金属な
しでの溶接に比べ高い衝撃靭性をもつ溶接部が得られ
る。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】しかし、ニッケル材を
添加してオーステナイト系ステンレス鋼と炭素鋼を高密
度エネルギー線で溶接した場合、炭素鋼中のＰ，Ｓ等の
不純物が溶接金属中に拡散し、ステンレス鋼中のＣｒな
どと反応してオーステナイト結晶粒界に金属間化合物層
として析出する。この化合物層が接合部内に存在する
と、溶接後の冷却時の熱応力によって微小な割れが生じ
る可能性があった。
添加してオーステナイト系ステンレス鋼と炭素鋼を高密
度エネルギー線で溶接した場合、炭素鋼中のＰ，Ｓ等の
不純物が溶接金属中に拡散し、ステンレス鋼中のＣｒな
どと反応してオーステナイト結晶粒界に金属間化合物層
として析出する。この化合物層が接合部内に存在する
と、溶接後の冷却時の熱応力によって微小な割れが生じ
る可能性があった。
【０００７】本発明の目的は、溶接後に割れが発生せ
ず、しかも高い靱性を有する溶接部をもつ炭素鋼とオー
ステナイト系ステンレス鋼とのレーザビームを用いた溶
接方法及び電力送配電用ガス遮断器の溶接方法を提供す
ることにある。
ず、しかも高い靱性を有する溶接部をもつ炭素鋼とオー
ステナイト系ステンレス鋼とのレーザビームを用いた溶
接方法及び電力送配電用ガス遮断器の溶接方法を提供す
ることにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明は、炭素鋼とＳＵ
Ｓ３０４オーステナイト系ステンレス鋼との母材をレー
ザビームによって溶接する方法において、該溶接開先部
に前記レーザビームによって、重量で、Ｃ０.１５％以
下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ１.０〜３.０％，Ｎｉ１
０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２％，Ｐ０.０２％以下，Ｓ
０.０２％以下及びＦｅ残部からなる溶加材を溶融させ
て溶接部を形成させるとともに、前記溶接部の組織をオ
ーステナイト組織と２０％以下のフェライト組織との混
合組織となるように前記母材の前記溶接部への溶込み率
を８０％以下とすることを特徴とする炭素鋼とオーステ
ナイト系ステンレス鋼との溶接方法にある。本発明に係
る溶加材は更にＭｏ１.０〜５.０％を含むものである。
Ｓ３０４オーステナイト系ステンレス鋼との母材をレー
ザビームによって溶接する方法において、該溶接開先部
に前記レーザビームによって、重量で、Ｃ０.１５％以
下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ１.０〜３.０％，Ｎｉ１
０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２％，Ｐ０.０２％以下，Ｓ
０.０２％以下及びＦｅ残部からなる溶加材を溶融させ
て溶接部を形成させるとともに、前記溶接部の組織をオ
ーステナイト組織と２０％以下のフェライト組織との混
合組織となるように前記母材の前記溶接部への溶込み率
を８０％以下とすることを特徴とする炭素鋼とオーステ
ナイト系ステンレス鋼との溶接方法にある。本発明に係
る溶加材は更にＭｏ１.０〜５.０％を含むものである。
【０００９】本発明は、炭素鋼製フランジとＳＵＳ３０
４オーステナイト系ステンレス鋼製パイプを備える電力
送配電用ガス遮断器の溶接方法において、前記炭素鋼製
フランジとＳＵＳ３０４オーステナイト系ステンレス鋼
製パイプとの母材をレーザビームによって溶接する際、
該溶接開先部に前記レーザビームによって、重量で、Ｃ
０.１５％以下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ１.０〜３.０
％，Ｎｉ１０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２％，Ｐ０.０２
％ 以下，Ｓ０.０２％ 以下及びＦｅ残部からなる溶加
材を溶融させて溶接部を形成させるとともに、前記溶接
部の組織をオーステナイト組織と２０％以下のフェライ
ト組織との混合組織となるように前記母材の前記溶接部
への溶込み率を８０％以下とすることを特徴とする。更
に、本発明は溶加材としてＭｏ１.０〜５.０％を含むも
のである。
４オーステナイト系ステンレス鋼製パイプを備える電力
送配電用ガス遮断器の溶接方法において、前記炭素鋼製
フランジとＳＵＳ３０４オーステナイト系ステンレス鋼
製パイプとの母材をレーザビームによって溶接する際、
該溶接開先部に前記レーザビームによって、重量で、Ｃ
０.１５％以下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ１.０〜３.０
％，Ｎｉ１０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２％，Ｐ０.０２
％ 以下，Ｓ０.０２％ 以下及びＦｅ残部からなる溶加
材を溶融させて溶接部を形成させるとともに、前記溶接
部の組織をオーステナイト組織と２０％以下のフェライ
ト組織との混合組織となるように前記母材の前記溶接部
への溶込み率を８０％以下とすることを特徴とする。更
に、本発明は溶加材としてＭｏ１.０〜５.０％を含むも
のである。
【００１０】
【作用】図１は本発明の炭素鋼１とステンレス鋼２の異
種材溶接構造容器を対象とするレーザ溶接部の断面図の
一例である。母材の板厚は９mmである。ステンレス鋼２
に深さ４.５mm ，最大４５度のレ開先を採り、線材形状
の溶接材料を溶加してレーザ溶接する。溶接金属３の組
成は炭素鋼１とステンレス鋼２と溶接材料が混合したも
ので、溶接材料の供給断面積は余盛り４と裏波５と開先
部分６の和である。
種材溶接構造容器を対象とするレーザ溶接部の断面図の
一例である。母材の板厚は９mmである。ステンレス鋼２
に深さ４.５mm ，最大４５度のレ開先を採り、線材形状
の溶接材料を溶加してレーザ溶接する。溶接金属３の組
成は炭素鋼１とステンレス鋼２と溶接材料が混合したも
ので、溶接材料の供給断面積は余盛り４と裏波５と開先
部分６の和である。
【００１１】この溶接金属３の成分により、接合部の強
度，靭性，微小割れ性が変化することは従来より知られ
ている。
度，靭性，微小割れ性が変化することは従来より知られ
ている。
【００１２】発明者らは、レーザビームを用いた場合の
最適な溶接金属の組織，組成について検討し、本発明に
至った。レーザビームを用いた場合には、溶接金属の冷
却速度は大きく、従って溶接金属の結晶粒は小さい。入
熱量が大きく、溶接金属の冷却速度が小さいアーク溶接
などの低密度エネルギー溶接法を用いた場合に比べ溶接
金属の結晶粒は小さくなる。発明者らは、結晶粒が大き
い場合にはそれほど問題にならなかった、被溶接母材
（特に炭素鋼中の）のＰ，Ｓ不純物が、接合部の溶接金
属中のオーステナイト結晶粒の周りに析出し、溶接が終
了した後の冷却過程において溶接割れを生じさせること
を新たに見い出したのである。一般にアーク溶接で使用
される炭素鋼１とオーステナイト系ステンレス鋼２の異
種材用溶接材料はＪＩＳ規格Ｄ３０９系，Ｄ３１０系な
どのステンレス鋼や高ニッケル合金である。発明者らは
レーザ溶接方法としてこれらの材料が使用可能か確認試
験を行った。その結果、Ｄ３０９系，Ｄ３１０系を使う
と広い溶接条件範囲でマルテンサイト組織が生じて溶接
低温割れが発生することを確認した。また、高ニッケル
合金を使うと広い溶接条件範囲で溶接高温割れが発生す
る。レーザビームを用いた場合には、アーク溶接に用い
られる溶接材料の選択基準とは異なる基準により溶接材
料を選択する必要があることを確認した。
最適な溶接金属の組織，組成について検討し、本発明に
至った。レーザビームを用いた場合には、溶接金属の冷
却速度は大きく、従って溶接金属の結晶粒は小さい。入
熱量が大きく、溶接金属の冷却速度が小さいアーク溶接
などの低密度エネルギー溶接法を用いた場合に比べ溶接
金属の結晶粒は小さくなる。発明者らは、結晶粒が大き
い場合にはそれほど問題にならなかった、被溶接母材
（特に炭素鋼中の）のＰ，Ｓ不純物が、接合部の溶接金
属中のオーステナイト結晶粒の周りに析出し、溶接が終
了した後の冷却過程において溶接割れを生じさせること
を新たに見い出したのである。一般にアーク溶接で使用
される炭素鋼１とオーステナイト系ステンレス鋼２の異
種材用溶接材料はＪＩＳ規格Ｄ３０９系，Ｄ３１０系な
どのステンレス鋼や高ニッケル合金である。発明者らは
レーザ溶接方法としてこれらの材料が使用可能か確認試
験を行った。その結果、Ｄ３０９系，Ｄ３１０系を使う
と広い溶接条件範囲でマルテンサイト組織が生じて溶接
低温割れが発生することを確認した。また、高ニッケル
合金を使うと広い溶接条件範囲で溶接高温割れが発生す
る。レーザビームを用いた場合には、アーク溶接に用い
られる溶接材料の選択基準とは異なる基準により溶接材
料を選択する必要があることを確認した。
【００１３】溶接金属の組織，組成は溶接接合する金
属の各組成溶接中に添加する溶接材料の組成溶接時
の入熱条件開先形状溶接材料の供給速度の各条件に
より変化するため、上記条件〜を要素とする関数の
計算結果が接合部の強度，靭性，微小割れ性を最も好ま
しくするように、〜の要素を決定することが必要と
なる。レーザビームを用いた場合には上記〜のうち
がアーク溶接などの低エネルギー密度溶接とは異
なるため、の溶接中に添加する溶接材料の組成も変え
る必要があるのである。
属の各組成溶接中に添加する溶接材料の組成溶接時
の入熱条件開先形状溶接材料の供給速度の各条件に
より変化するため、上記条件〜を要素とする関数の
計算結果が接合部の強度，靭性，微小割れ性を最も好ま
しくするように、〜の要素を決定することが必要と
なる。レーザビームを用いた場合には上記〜のうち
がアーク溶接などの低エネルギー密度溶接とは異
なるため、の溶接中に添加する溶接材料の組成も変え
る必要があるのである。
【００１４】以下にの溶接中に添加する溶接材料の組
成を本発明のように特定した理由を以下に示す。まず、
溶接金属３の成分がステンレス鋼２の成分に実質的に等
しいものであると、前記解決すべき課題で述べたように
オーステナイト結晶粒の周りのＰ，Ｓなどの不純物に起
因する異層が微小な溶接割れを発生させる原因となる。
そのため溶接金属中にはデルタフェライト粒子が存在す
ることが望ましい。デルタフェライト粒子は不純物であ
るＰ，Ｓを多く固溶しオーステナイト結晶粒の周りの不
純物層を減少させるからである。但し、デルタフェライ
ト量が増加するにしたがい溶接金属は硬度が大きくな
り、靱性が低下する。溶接金属は２０％以下のデルタフ
ェライトを含むオーステナイト組織が望ましい。
成を本発明のように特定した理由を以下に示す。まず、
溶接金属３の成分がステンレス鋼２の成分に実質的に等
しいものであると、前記解決すべき課題で述べたように
オーステナイト結晶粒の周りのＰ，Ｓなどの不純物に起
因する異層が微小な溶接割れを発生させる原因となる。
そのため溶接金属中にはデルタフェライト粒子が存在す
ることが望ましい。デルタフェライト粒子は不純物であ
るＰ，Ｓを多く固溶しオーステナイト結晶粒の周りの不
純物層を減少させるからである。但し、デルタフェライ
ト量が増加するにしたがい溶接金属は硬度が大きくな
り、靱性が低下する。溶接金属は２０％以下のデルタフ
ェライトを含むオーステナイト組織が望ましい。
【００１５】また、被溶接母材の溶接金属への溶込み量
はできるだけ少ない方が良い。炭素鋼中の炭素は溶接時
に溶接金属中へ拡散する。しかし、溶接金属中で局部的
に炭素量が少なくなる部分が生じると材料強度が低下す
るからである。また、溶込み量が多いと溶接後の溶接部
の変形が大きくなるので、溶接金属中への母材の溶込み
率は８０％を越えないようにする必要がある。好ましく
は０％にできるだけ近い方が良い。
はできるだけ少ない方が良い。炭素鋼中の炭素は溶接時
に溶接金属中へ拡散する。しかし、溶接金属中で局部的
に炭素量が少なくなる部分が生じると材料強度が低下す
るからである。また、溶込み量が多いと溶接後の溶接部
の変形が大きくなるので、溶接金属中への母材の溶込み
率は８０％を越えないようにする必要がある。好ましく
は０％にできるだけ近い方が良い。
【００１６】さらに、溶接金属組織を制御するには溶接
設計の面でも適切な配慮をしなければならない。すなわ
ち、適切な溶接材料を使用しても、母材と溶接材料の混
合割合で溶接金属成分は変化するので、溶接部に適切な
開先を採り、溶接材料の添加量を適切に調整しなければ
ならない。この調整は溶接材料の形状によっても変化さ
せることが可能で、溶接ワイヤ，薄板状の融合インサー
トやリボン等によって達成できる。しかし、適正な溶接
材料を使用しても溶接金属への母材成分の溶込み率は８
０％未満の時に溶接金属成分は適切なものとなる。
設計の面でも適切な配慮をしなければならない。すなわ
ち、適切な溶接材料を使用しても、母材と溶接材料の混
合割合で溶接金属成分は変化するので、溶接部に適切な
開先を採り、溶接材料の添加量を適切に調整しなければ
ならない。この調整は溶接材料の形状によっても変化さ
せることが可能で、溶接ワイヤ，薄板状の融合インサー
トやリボン等によって達成できる。しかし、適正な溶接
材料を使用しても溶接金属への母材成分の溶込み率は８
０％未満の時に溶接金属成分は適切なものとなる。
【００１７】さらに、発明者らの実験によると溶接金属
への炭素鋼１とステンレス鋼２が概ね１対１で混合した
場合の溶込み率が８０％未満で、かつ溶接金属３の組織
が２０％以下のフェライトを含むオーステナイト組織と
するには、溶接材料の成分(重量％）範囲は以下のよう
にすれば良いことを見出した。Ｃ≦０.１５％，Ｓｉ≦
０.６５％ ，Ｍｎ：１.０〜３.０％，Ｎｉ：１０〜１６
％，Ｃｒ：２６〜３２％，Ｆｅ：残部とし不可避的不純
物としてＰ≦０.０２％，Ｓ≦０.０２％この他の元素と
してモリブデン（Ｍｏ）をＣｒに変えて１.０〜５.０％
の範囲で添加することができる。これらの化学組成の限
定理由について以下に述べる。
への炭素鋼１とステンレス鋼２が概ね１対１で混合した
場合の溶込み率が８０％未満で、かつ溶接金属３の組織
が２０％以下のフェライトを含むオーステナイト組織と
するには、溶接材料の成分(重量％）範囲は以下のよう
にすれば良いことを見出した。Ｃ≦０.１５％，Ｓｉ≦
０.６５％ ，Ｍｎ：１.０〜３.０％，Ｎｉ：１０〜１６
％，Ｃｒ：２６〜３２％，Ｆｅ：残部とし不可避的不純
物としてＰ≦０.０２％，Ｓ≦０.０２％この他の元素と
してモリブデン（Ｍｏ）をＣｒに変えて１.０〜５.０％
の範囲で添加することができる。これらの化学組成の限
定理由について以下に述べる。
【００１８】（イ）炭素（Ｃ）はオーステナイト生成元
素で０.１％ 程度の添加は鋼の強度を得るためには必要
である。しかし、添加量の増加と共に鋼を硬化させ、他
の元素と結合して鋼の性質を低下させると共に、溶接性
も低下させる。とくに、クロム（Ｃｒ）と金属間化合物
を生成するので添加量を０.１５％ 以下とした。 （ロ）ケイ素（Ｓｉ）は溶接時の脱酸剤として添加され
る。フェライト生成元素として作用する。多量の添加は
鋼の延性と衝撃特性の低下を招くので上限値を０.６５
％とした。
素で０.１％ 程度の添加は鋼の強度を得るためには必要
である。しかし、添加量の増加と共に鋼を硬化させ、他
の元素と結合して鋼の性質を低下させると共に、溶接性
も低下させる。とくに、クロム（Ｃｒ）と金属間化合物
を生成するので添加量を０.１５％ 以下とした。 （ロ）ケイ素（Ｓｉ）は溶接時の脱酸剤として添加され
る。フェライト生成元素として作用する。多量の添加は
鋼の延性と衝撃特性の低下を招くので上限値を０.６５
％とした。
【００１９】（ハ）マンガン（Ｍｎ）はＳｉと同様、溶
接時の脱酸剤及びＰ，Ｓなどの不純物の除去に有効に作
用するので添加される。オーステナイト生成元素として
作用し、適当量の添加は鋼の延性を改善するが、多量の
添加は機械加工性を損なうので１.０〜３.０％とした。
接時の脱酸剤及びＰ，Ｓなどの不純物の除去に有効に作
用するので添加される。オーステナイト生成元素として
作用し、適当量の添加は鋼の延性を改善するが、多量の
添加は機械加工性を損なうので１.０〜３.０％とした。
【００２０】（ニ）ニッケル（Ｎｉ）はオーステナイト
生成元素でステンレス鋼の主要元素でこの１０〜１６％
が適切である。少量の添加は鋼を硬化させる。多量の添
加は溶接高温割れを生じさせ易くする。
生成元素でステンレス鋼の主要元素でこの１０〜１６％
が適切である。少量の添加は鋼を硬化させる。多量の添
加は溶接高温割れを生じさせ易くする。
【００２１】（ホ）クロム（Ｃｒ）はフェライト生成元
素として作用する。添加量はＳｉおよびＮｉの添加量と
関連するが２６〜３２％が適切である。添加量が３０％
を超える場合にはＣｒ１％の増加につきＮｉを０.５％
増加させるか、Ｍｏを添加させる。多量の添加は鋼を硬
化させて延性と衝撃値を低下させる。
素として作用する。添加量はＳｉおよびＮｉの添加量と
関連するが２６〜３２％が適切である。添加量が３０％
を超える場合にはＣｒ１％の増加につきＮｉを０.５％
増加させるか、Ｍｏを添加させる。多量の添加は鋼を硬
化させて延性と衝撃値を低下させる。
【００２２】（ヘ）モリブデン（Ｍｏ）はフェライト生
成元素として作用する。Ｃｒに変えて添加することがで
きる。Ｃｒが３０％を超える場合は延性が低下傾向を示
すので１.０〜５.０％の範囲でＭｏを添加することが望
ましい。
成元素として作用する。Ｃｒに変えて添加することがで
きる。Ｃｒが３０％を超える場合は延性が低下傾向を示
すので１.０〜５.０％の範囲でＭｏを添加することが望
ましい。
【００２３】（ト）燐（Ｐ），硫黄（Ｓ）は不可避的不
純物として０.０２％ 以下で製鋼技術上可能な限り低減
させてよい。これら不純物の増加は溶接高温割れを助長
する。
純物として０.０２％ 以下で製鋼技術上可能な限り低減
させてよい。これら不純物の増加は溶接高温割れを助長
する。
【００２４】上記元素は単独で添加するのでなく、Ｎｉ
当量＝Ｎｉ％＋３０×Ｃ％＋１／２Ｍｎ％及びＣｒ当量
＝Ｃｒ％＋１.５×Ｓｉ％＋Ｍｏ％ の式でＮｉ当量が１
５〜１７％，Ｃｒ当量が２８〜３３％になるように調整
すべきである。レーザ溶接用材料ではワイヤ、もしくは
融合インサートの形状として使用することになる。
当量＝Ｎｉ％＋３０×Ｃ％＋１／２Ｍｎ％及びＣｒ当量
＝Ｃｒ％＋１.５×Ｓｉ％＋Ｍｏ％ の式でＮｉ当量が１
５〜１７％，Ｃｒ当量が２８〜３３％になるように調整
すべきである。レーザ溶接用材料ではワイヤ、もしくは
融合インサートの形状として使用することになる。
【００２５】電力送配電設備のガス遮断器及びガス絶縁
開閉装置用シース（鎧装）容器の炭素鋼フランジとステ
ンレス鋼パイプの溶接構造容器をレーザ溶接方法を用い
て、開先を採り、適正な溶接材料を溶加して溶接する。
この溶接構造容器はアーク溶接ほどの溶接変形は生じな
いが、溶接量に応じた変形は生じる。溶接施工後、フラ
ンジ部をパイプ板厚より剛性の高い厚板で密閉させて容
器に内圧を作用させ、パイプの溶接部分を塑性変形させ
ることで溶接角変形を矯正させる。この内圧は水圧で段
階的に加圧するのが望ましい。この操作を加えることで
機械加工の全部もしくは一部を省くことができ、溶接残
留応力も小さく除去することが出来る。最終的に長期間
使用しても高精度で高品質が保たれる異種材の溶接構造
容器を提供することができる。
開閉装置用シース（鎧装）容器の炭素鋼フランジとステ
ンレス鋼パイプの溶接構造容器をレーザ溶接方法を用い
て、開先を採り、適正な溶接材料を溶加して溶接する。
この溶接構造容器はアーク溶接ほどの溶接変形は生じな
いが、溶接量に応じた変形は生じる。溶接施工後、フラ
ンジ部をパイプ板厚より剛性の高い厚板で密閉させて容
器に内圧を作用させ、パイプの溶接部分を塑性変形させ
ることで溶接角変形を矯正させる。この内圧は水圧で段
階的に加圧するのが望ましい。この操作を加えることで
機械加工の全部もしくは一部を省くことができ、溶接残
留応力も小さく除去することが出来る。最終的に長期間
使用しても高精度で高品質が保たれる異種材の溶接構造
容器を提供することができる。
【００２６】
【実施例】（実施例１） 表１は発明鋼溶接材料の化学組成例である。ＬＷ−１は
Ｍｏを無添加，ＬＷ−２は添加したものである。
Ｍｏを無添加，ＬＷ−２は添加したものである。
【００２７】
【表１】
【００２８】これらの溶接材料をワイヤに加工して、図
１の溶接開先を持つ試験片で図２に示すレーザ溶接装置
を用いて溶接実験を行った。溶接金属への炭素鋼１とオ
ーステナイト系ステンレス鋼２の母材溶込み率を変化さ
せるために開先角度を変化させた。
１の溶接開先を持つ試験片で図２に示すレーザ溶接装置
を用いて溶接実験を行った。溶接金属への炭素鋼１とオ
ーステナイト系ステンレス鋼２の母材溶込み率を変化さ
せるために開先角度を変化させた。
【００２９】図３はシェフラー組織図上における炭素鋼
１とオーステナイト系ステンレス鋼２及び溶接材料ＬＷ
−１，ＬＷ−２材の金属組織の関係を示す。溶接材料の
組織は○印で示す位置にあり、フェライトを約２０％を
有するオーステナイト組織である。炭素鋼１とオーステ
ナイト系ステンレス鋼２を溶接材料を用いないで溶接す
ると溶接金属の組織は炭素鋼１とオーステナイト系ステ
ンレス鋼２の混合割合が概ね１対１となり、△印で示す
位置となり、マルテンサイト組織である。溶接材料ＬＷ
−１，ＬＷ−２材を用いて溶接すると溶接金属の組織は
母材の溶込み率が減少するにつれて、△印で示すマルテ
ンサイト組織から□印で示す約１０％フェライトを有す
るオーステナイト組織に変化する。
１とオーステナイト系ステンレス鋼２及び溶接材料ＬＷ
−１，ＬＷ−２材の金属組織の関係を示す。溶接材料の
組織は○印で示す位置にあり、フェライトを約２０％を
有するオーステナイト組織である。炭素鋼１とオーステ
ナイト系ステンレス鋼２を溶接材料を用いないで溶接す
ると溶接金属の組織は炭素鋼１とオーステナイト系ステ
ンレス鋼２の混合割合が概ね１対１となり、△印で示す
位置となり、マルテンサイト組織である。溶接材料ＬＷ
−１，ＬＷ−２材を用いて溶接すると溶接金属の組織は
母材の溶込み率が減少するにつれて、△印で示すマルテ
ンサイト組織から□印で示す約１０％フェライトを有す
るオーステナイト組織に変化する。
【００３０】図４は溶接金属への母材溶込み率とビッカ
ース硬さとの関係である。ここで母材とは炭素鋼１とオ
ーステナイト系ステンレス鋼２が１対１に混合したもの
である。母材溶込み率０％は溶接材料そのものの成分組
成である。その硬さはＨｖ（０.５)＝１７０〜２００で
あり、ＬＷ−１，ＬＷ−２材とも大差ない。ＬＷ−１材
を使用した場合、母材溶込み率が７０％以上で硬さの上
昇が認められる。
ース硬さとの関係である。ここで母材とは炭素鋼１とオ
ーステナイト系ステンレス鋼２が１対１に混合したもの
である。母材溶込み率０％は溶接材料そのものの成分組
成である。その硬さはＨｖ（０.５)＝１７０〜２００で
あり、ＬＷ−１，ＬＷ−２材とも大差ない。ＬＷ−１材
を使用した場合、母材溶込み率が７０％以上で硬さの上
昇が認められる。
【００３１】ＬＷ−２材の場合は母材溶込み率が８０％
以上で硬さの上昇が認められる。後者が僅かに硬さの軟
らかい範囲が広い。発明者らの実験によるとビッカース
硬さが３００以上になると溶接割れが生じ易くなり、機
械的性質も低下する。したがって、ＬＷ−２材の場合の
方が溶接施工管理は容易である。なお、母材溶込み率１
００％は前述したように炭素鋼１とオーステナイト系ス
テンレス鋼２の混合割合が１対１の場合で溶接材料が溶
加されないマルテンサイト組織である。
以上で硬さの上昇が認められる。後者が僅かに硬さの軟
らかい範囲が広い。発明者らの実験によるとビッカース
硬さが３００以上になると溶接割れが生じ易くなり、機
械的性質も低下する。したがって、ＬＷ−２材の場合の
方が溶接施工管理は容易である。なお、母材溶込み率１
００％は前述したように炭素鋼１とオーステナイト系ス
テンレス鋼２の混合割合が１対１の場合で溶接材料が溶
加されないマルテンサイト組織である。
【００３２】図５は融合インサート７を母材板厚と同厚
に挿入して実施するものである。炭素鋼１とステンレス
鋼２の異種材を対象とするレーザ溶接断面図である。母
材の板厚は９mmである。貫通溶接することで溶接金属の
上部と下部の組織の変化を小さくすることができ溶接角
変形を減少させ、かつブローホールなどの溶接欠陥も減
少させることが出来る。
に挿入して実施するものである。炭素鋼１とステンレス
鋼２の異種材を対象とするレーザ溶接断面図である。母
材の板厚は９mmである。貫通溶接することで溶接金属の
上部と下部の組織の変化を小さくすることができ溶接角
変形を減少させ、かつブローホールなどの溶接欠陥も減
少させることが出来る。
【００３３】図６は融合インサート７を母材板厚より小
さいものを挿入し開先部分６は溶接ワイヤを溶加するも
のである。この開先をとることでワインカップ型の溶融
断面が解消でき、溶接金属の上部と下部の溶融幅が実質
的に等しくさせることができる。なお、溶接は１パスで
も多パスで完成させて良いが、最終パスは貫通溶接させ
ることでブローホール欠陥が防止でき、溶接角変形を小
さくすることができる。
さいものを挿入し開先部分６は溶接ワイヤを溶加するも
のである。この開先をとることでワインカップ型の溶融
断面が解消でき、溶接金属の上部と下部の溶融幅が実質
的に等しくさせることができる。なお、溶接は１パスで
も多パスで完成させて良いが、最終パスは貫通溶接させ
ることでブローホール欠陥が防止でき、溶接角変形を小
さくすることができる。
【００３４】（実施例２） 表２は平板の溶接板継ぎ溶接母材の化学組成である。
【００３５】
【表２】
【００３６】炭素鋼１とオーステナイト系ステンレス鋼
２母材の板厚は各９mm，板幅は各１３０mm，溶接長は４
００mmである。溶接開先は図１のように４５度レ開先で
ルートフェイスは４.５mmである。溶接材料は表１のＬ
Ｗ−２材の直径０.６mmの溶接ワイヤを使用した。表３
はその炭酸ガスレーザ（以下レーザと略記する）溶接施
工条件である。
２母材の板厚は各９mm，板幅は各１３０mm，溶接長は４
００mmである。溶接開先は図１のように４５度レ開先で
ルートフェイスは４.５mmである。溶接材料は表１のＬ
Ｗ−２材の直径０.６mmの溶接ワイヤを使用した。表３
はその炭酸ガスレーザ（以下レーザと略記する）溶接施
工条件である。
【００３７】
【表３】
【００３８】溶接は２パスで完了させ、２パスの最終溶
接パスは貫通溶接である。溶接材料の断面積Ｓと溶接金
属断面積Ｗｓから母材溶込み率Ｗｄは１−（Ｓ／Ｗｓ）
で計算でき、表３のＷｄは７９.１％ となる。表４は表
３の溶接条件で実施したレーザ溶接継手の特性試験結果
である。
接パスは貫通溶接である。溶接材料の断面積Ｓと溶接金
属断面積Ｗｓから母材溶込み率Ｗｄは１−（Ｓ／Ｗｓ）
で計算でき、表３のＷｄは７９.１％ となる。表４は表
３の溶接条件で実施したレーザ溶接継手の特性試験結果
である。
【００３９】Ａ：オーステナイト Ｆ：フェライト
【００４０】
【表４】
【００４１】継手引張強さは炭素鋼と同等の強度を示
し、溶接金属の衝撃値はオーステナイト系ステンレス鋼
に匹敵する優れた特性を示した。ひずみゲージによる溶
接残留応力の測定結果、溶接線方向は４５０ＭＰａ，溶
接線直角方向（パイプ軸方向）は２９０ＭＰａであっ
た。発明のＬＷ−２材はレーザ溶接用材料として適切な
ものであることが確認できた。
し、溶接金属の衝撃値はオーステナイト系ステンレス鋼
に匹敵する優れた特性を示した。ひずみゲージによる溶
接残留応力の測定結果、溶接線方向は４５０ＭＰａ，溶
接線直角方向（パイプ軸方向）は２９０ＭＰａであっ
た。発明のＬＷ−２材はレーザ溶接用材料として適切な
ものであることが確認できた。
【００４２】（実施例３） 実施例２と同様に表２の母材組成と形状の異種材平板板
継ぎ溶接で、溶接開先を図５のように板幅１.０mm の板
状の融合インサート７を添加した。融合インサートの組
成は表１のＬＷ−１材である。レーザ溶接施工条件は出
力１０ｋｗ，溶接速度８mm／ｓで実施した。融合インサ
ート７の断面積Ｓは９mm2 で、溶接金属断面積Ｗｓは２
４.５mm2であった。母材溶込み率Ｗｄは６２.５％ であ
ったが、この溶接部の継手特性は表４と同等で、実施例
２と同様の結果が得られた。すなわち、発明の溶接材料
を使用すれば比較的広い溶接施工範囲で優れた継手特性
を持つ溶接部が得られる。
継ぎ溶接で、溶接開先を図５のように板幅１.０mm の板
状の融合インサート７を添加した。融合インサートの組
成は表１のＬＷ−１材である。レーザ溶接施工条件は出
力１０ｋｗ，溶接速度８mm／ｓで実施した。融合インサ
ート７の断面積Ｓは９mm2 で、溶接金属断面積Ｗｓは２
４.５mm2であった。母材溶込み率Ｗｄは６２.５％ であ
ったが、この溶接部の継手特性は表４と同等で、実施例
２と同様の結果が得られた。すなわち、発明の溶接材料
を使用すれば比較的広い溶接施工範囲で優れた継手特性
を持つ溶接部が得られる。
【００４３】（実施例４） 実施例２と同様に表２の母材組成と形状の異種材の平板
板継ぎ溶接を実施した。溶接開先は図６のように板幅
１.０mm の板状の融合インサートを添加して溶接をし
た。融合インサートは母材板厚の約１／２の厚さであ
り、上部は溶接ワイヤで充填するものである。融合イン
サート７の組成は表１のＬＷ−１材である。この１パス
溶接後、２パス溶接は表１のＬＷ−２材の直径０.８mm
の溶接ワイヤを溶加した。レーザ溶接施工条件は表３で
実施した。溶接材料の断面積Ｓは１２mm2で、溶接金属
断面積Ｗｓは２７.４mm2であった。母材溶込み率Ｗｄは
５６.２％である。この溶接部の継手特性は表４と同等
で、実施例２および実施例３と同様の結果が得られた。
板継ぎ溶接を実施した。溶接開先は図６のように板幅
１.０mm の板状の融合インサートを添加して溶接をし
た。融合インサートは母材板厚の約１／２の厚さであ
り、上部は溶接ワイヤで充填するものである。融合イン
サート７の組成は表１のＬＷ−１材である。この１パス
溶接後、２パス溶接は表１のＬＷ−２材の直径０.８mm
の溶接ワイヤを溶加した。レーザ溶接施工条件は表３で
実施した。溶接材料の断面積Ｓは１２mm2で、溶接金属
断面積Ｗｓは２７.４mm2であった。母材溶込み率Ｗｄは
５６.２％である。この溶接部の継手特性は表４と同等
で、実施例２および実施例３と同様の結果が得られた。
【００４４】（実施例５） 電力設備用大型金属容器モデルの実施例について説明す
る。図７はガス絶縁開閉装置の容器モデルである。オー
ステナイト系ステンレス鋼２パイプは内径560mm，板厚
９mmのＳＵＳ３０４材で作られる遮断器容器であり、外
径６５０mm，板厚２５mmのＳＳ４００炭素鋼フランジ１
Ａとレーザ溶接して、他の機器とボルト締結される。遮
断器には０.５９ＭＰａ(６kgｆ／cm2）以下のＳＦ6ガス
が封入されて使用される。したがって、容器は気密性が
保たれなければならない。すなわち、溶接部は健全でな
ければならない。同時に炭素鋼フランジ１Ａは他の機器
と互いに密着性がＯリングを介してシール性が活かされ
るように軸芯に対して直角な面と平坦度が不可欠であ
る。すなわち、図中に示すように炭素鋼フランジ１Ａな
どのフランジ面内の内径部と外径部の変形量δ，δ′は
実質的に零であることが望ましい。図８は図７の容器と
フランジ溶接部分の断面図である。溶接母材の化学組成
は表２と実質的に同一のものである。炭素鋼フランジ１
Ａには溶接変形防止と溶接後の変形矯正用の水圧を作用
させるための封止板８をボルトナット９で取り付けた構
造となる。溶接開先は図１と類似の４５度レ開先でルー
トフェイスは４.５mmである。溶接材料は表１のＬＷ−
２材の直径０.８mmの溶接ワイヤを使用した。表５はそ
のレーザ溶接施工条件である。
る。図７はガス絶縁開閉装置の容器モデルである。オー
ステナイト系ステンレス鋼２パイプは内径560mm，板厚
９mmのＳＵＳ３０４材で作られる遮断器容器であり、外
径６５０mm，板厚２５mmのＳＳ４００炭素鋼フランジ１
Ａとレーザ溶接して、他の機器とボルト締結される。遮
断器には０.５９ＭＰａ(６kgｆ／cm2）以下のＳＦ6ガス
が封入されて使用される。したがって、容器は気密性が
保たれなければならない。すなわち、溶接部は健全でな
ければならない。同時に炭素鋼フランジ１Ａは他の機器
と互いに密着性がＯリングを介してシール性が活かされ
るように軸芯に対して直角な面と平坦度が不可欠であ
る。すなわち、図中に示すように炭素鋼フランジ１Ａな
どのフランジ面内の内径部と外径部の変形量δ，δ′は
実質的に零であることが望ましい。図８は図７の容器と
フランジ溶接部分の断面図である。溶接母材の化学組成
は表２と実質的に同一のものである。炭素鋼フランジ１
Ａには溶接変形防止と溶接後の変形矯正用の水圧を作用
させるための封止板８をボルトナット９で取り付けた構
造となる。溶接開先は図１と類似の４５度レ開先でルー
トフェイスは４.５mmである。溶接材料は表１のＬＷ−
２材の直径０.８mmの溶接ワイヤを使用した。表５はそ
のレーザ溶接施工条件である。
【００４５】
【表５】
【００４６】溶接は２パスで完了させ、２パスの最終溶
接パスは貫通溶接である。溶接後の染色浸透試験で割れ
などの欠陥はなく、Ｘ線の透過試験でもＪＩＳ２級の溶
接判定基準を合格した。封止板８を外して溶接変形を計
測したが、フランジ面内の内径部と外径部の変形量δ、
すなわち、炭素鋼フランジ１Ａと封止板８の外径部の隙
間は０.２４〜０.５０mmであった。溶接変形を計測後、
封止板８を再度取付けて容器内部に水圧を段階的に加圧
させ１.７６４ＭＰａ（１８kgｆ／cm2）で1800秒（３０
分）保持した。除荷後、同様炭素鋼フランジ１Ａと封止
板８の外径部の隙間の変形量を計測した結果、実質的に
変形は矯正された。炭素鋼フランジ１Ａと封止板８の外
径部の隙間は平均値としても０.１mm 以下であった。水
圧後の溶接部の残留応力をひずみゲージにより計測し
た。溶接線方向(パイプ周方向)は８３.３ＭＰａ 、溶接
線直角方向（パイプ軸方向）は５２.８ＭＰａ であっ
た。残留応力も低下した。なお、レーザ溶接は裏波の形
状が小さくなるので、溶接構造容器の有効内径が大きく
なる。
接パスは貫通溶接である。溶接後の染色浸透試験で割れ
などの欠陥はなく、Ｘ線の透過試験でもＪＩＳ２級の溶
接判定基準を合格した。封止板８を外して溶接変形を計
測したが、フランジ面内の内径部と外径部の変形量δ、
すなわち、炭素鋼フランジ１Ａと封止板８の外径部の隙
間は０.２４〜０.５０mmであった。溶接変形を計測後、
封止板８を再度取付けて容器内部に水圧を段階的に加圧
させ１.７６４ＭＰａ（１８kgｆ／cm2）で1800秒（３０
分）保持した。除荷後、同様炭素鋼フランジ１Ａと封止
板８の外径部の隙間の変形量を計測した結果、実質的に
変形は矯正された。炭素鋼フランジ１Ａと封止板８の外
径部の隙間は平均値としても０.１mm 以下であった。水
圧後の溶接部の残留応力をひずみゲージにより計測し
た。溶接線方向(パイプ周方向)は８３.３ＭＰａ 、溶接
線直角方向（パイプ軸方向）は５２.８ＭＰａ であっ
た。残留応力も低下した。なお、レーザ溶接は裏波の形
状が小さくなるので、溶接構造容器の有効内径が大きく
なる。
【００４７】（実施例６） 金属加工用金属真空容器モデルの実施例について説明す
る。モデルは図７と類似である。容器フランジ溶接部分
の断面図は図８と同様である。内径６００mm，板厚９mm
のＳＵＳ３０４ステンレス鋼２パイプと外径６６０mm，
板厚２５mmのＳＳ４００炭素鋼フランジ１Ａとの溶接に
適用した。溶接母材の化学組成は表２と実質的に同一で
ある。炭素鋼フランジ１Ａには実施例５と同様の封止板
８を取り付けた構造である。溶接開先は図３のように板
幅１.０mm の融合インサート７を使用した。融合インサ
ートの組成は表１のＬＷ−１材である。レーザ溶接施工
条件は出力１０ｋｗ，溶接速度８mm／ｓ，焦点位置±０
mmで実施した。溶接は１パスで完了させた貫通溶接であ
る。溶接後の染色浸透試験で割れなどの欠陥はなく、Ｘ
線の透過試験でもＪＩＳ２級の溶接判定基準を合格し
た。さらに、封止板８を外して溶接変形を計測した。炭
素鋼フランジ１Ａと封止板８の外径部の隙間は０.１５
〜０.６５mmであった。溶接変形を計測後、容器内部に
１.１７６ＭＰa（１２kgｆ／cm2)の水圧を作用させ１８
００秒（３０分）保持した。除荷後、変形量を計測した
結果、実質的に変形は矯正された。平均値としても０.
２mm 以下であった。
る。モデルは図７と類似である。容器フランジ溶接部分
の断面図は図８と同様である。内径６００mm，板厚９mm
のＳＵＳ３０４ステンレス鋼２パイプと外径６６０mm，
板厚２５mmのＳＳ４００炭素鋼フランジ１Ａとの溶接に
適用した。溶接母材の化学組成は表２と実質的に同一で
ある。炭素鋼フランジ１Ａには実施例５と同様の封止板
８を取り付けた構造である。溶接開先は図３のように板
幅１.０mm の融合インサート７を使用した。融合インサ
ートの組成は表１のＬＷ−１材である。レーザ溶接施工
条件は出力１０ｋｗ，溶接速度８mm／ｓ，焦点位置±０
mmで実施した。溶接は１パスで完了させた貫通溶接であ
る。溶接後の染色浸透試験で割れなどの欠陥はなく、Ｘ
線の透過試験でもＪＩＳ２級の溶接判定基準を合格し
た。さらに、封止板８を外して溶接変形を計測した。炭
素鋼フランジ１Ａと封止板８の外径部の隙間は０.１５
〜０.６５mmであった。溶接変形を計測後、容器内部に
１.１７６ＭＰa（１２kgｆ／cm2)の水圧を作用させ１８
００秒（３０分）保持した。除荷後、変形量を計測した
結果、実質的に変形は矯正された。平均値としても０.
２mm 以下であった。
【００４８】（実施例７） 電力設備用ガス絶縁開閉装置鎧装容器モデルの実施例に
ついて説明する。モデルは図７と類似である。容器フラ
ンジ溶接部分の断面図は図８と同様である。内径１６０
０mm，板厚９mmのステンレス鋼パイプ２と外径１６６０
mm，板厚２５mmの炭素鋼フランジ１Ａとの溶接に適用し
た。溶接母材の化学組成は表２と実質的に同一である。
溶接開先は図４のように板幅１.０mm の板状の融合イン
サート７を使用して溶接をした。融合インサートは母材
板厚の約１／２の厚さであり、開先上部は溶接線材で充
填するものである。中間材組成は表１のＬＷ−１材であ
る。この１パス溶接後、２パス溶接は表１のＬＷ−２材
の直径０.８mm の溶接ワイヤを使用して溶接した。レー
ザ溶接施工条件は表３である。溶接は２パスで完了さ
せ、２パスの最終溶接パスは貫通溶接である。溶接後の
染色浸透試験で割れなどの欠陥はなく、Ｘ線の透過試験
でもＪＩＳ２級の溶接判定基準を合格した。溶接変形を
計測した。炭素鋼フランジ１Ａと封止板８の外径部の隙
間は０.２５〜０.７５mmであった。溶接変形を計測後、
容器内部に０.８８２ＭＰａ（９kgｆ／cm2)の水圧を作
用させ１８００秒（３０分）保持した。除荷後、変形量
を計測した結果、実質的に変形は矯正された。平均値と
しても０.１５mm 以下であった。
ついて説明する。モデルは図７と類似である。容器フラ
ンジ溶接部分の断面図は図８と同様である。内径１６０
０mm，板厚９mmのステンレス鋼パイプ２と外径１６６０
mm，板厚２５mmの炭素鋼フランジ１Ａとの溶接に適用し
た。溶接母材の化学組成は表２と実質的に同一である。
溶接開先は図４のように板幅１.０mm の板状の融合イン
サート７を使用して溶接をした。融合インサートは母材
板厚の約１／２の厚さであり、開先上部は溶接線材で充
填するものである。中間材組成は表１のＬＷ−１材であ
る。この１パス溶接後、２パス溶接は表１のＬＷ−２材
の直径０.８mm の溶接ワイヤを使用して溶接した。レー
ザ溶接施工条件は表３である。溶接は２パスで完了さ
せ、２パスの最終溶接パスは貫通溶接である。溶接後の
染色浸透試験で割れなどの欠陥はなく、Ｘ線の透過試験
でもＪＩＳ２級の溶接判定基準を合格した。溶接変形を
計測した。炭素鋼フランジ１Ａと封止板８の外径部の隙
間は０.２５〜０.７５mmであった。溶接変形を計測後、
容器内部に０.８８２ＭＰａ（９kgｆ／cm2)の水圧を作
用させ１８００秒（３０分）保持した。除荷後、変形量
を計測した結果、実質的に変形は矯正された。平均値と
しても０.１５mm 以下であった。
【００４９】
【発明の効果】本発明によれば溶接時に割れが発生せ
ず、しかも高い靱性を有する溶接部をもつ炭素鋼とSUS3
04ステンレス鋼のレーザビームを用いた溶接方法が得ら
れる。これにより長期間にわたり高い信頼性を有する電
力送配電設備用ガス遮断器が得られる。
ず、しかも高い靱性を有する溶接部をもつ炭素鋼とSUS3
04ステンレス鋼のレーザビームを用いた溶接方法が得ら
れる。これにより長期間にわたり高い信頼性を有する電
力送配電設備用ガス遮断器が得られる。
【図１】レ開先溶接部の断面図。
【図２】本発明の溶接装置の概念図。
【図３】本発明溶接材料の金属組織図。
【図４】本発明溶接材料への異種材料母材の溶込み率と
溶接金属の硬さとの関係を示すグラフ。
溶接金属の硬さとの関係を示すグラフ。
【図５】中間材適用溶接部の断面図。
【図６】中間材と溶接線材適用溶接部の断面図。
【図７】ガス絶縁開閉装置の容器モデル。
【図８】実施例金属容器の溶接部の断面図。
１…炭素鋼、１Ａ…炭素鋼フランジ、２…ステンレス
鋼、２Ａ…ステンレス鋼パイプ、３…溶接金属、４…余
盛り、５…裏波、６…溶接開先、７…融合インサート、
８…封止板、９…ボルトナット、１０…レーザ発振器、
１１…反射鏡、１２…シールドガスノズル、１３…プラ
ズマ制御ガスノズル、１４…放物面鏡、１５…溶接金
属、１６…駆動モータ、１７…スプール、１８…溶接ワ
イヤ、１９…溶接ワイヤ送給装置、２０…母材、２１…
走行台車。
鋼、２Ａ…ステンレス鋼パイプ、３…溶接金属、４…余
盛り、５…裏波、６…溶接開先、７…融合インサート、
８…封止板、９…ボルトナット、１０…レーザ発振器、
１１…反射鏡、１２…シールドガスノズル、１３…プラ
ズマ制御ガスノズル、１４…放物面鏡、１５…溶接金
属、１６…駆動モータ、１７…スプール、１８…溶接ワ
イヤ、１９…溶接ワイヤ送給装置、２０…母材、２１…
走行台車。
フロントページの続き (72)発明者 後藤 浩二 茨城県日立市国分町一丁目１番１号 株 式会社 日立製作所 国分工場内 (72)発明者 松島 修 茨城県日立市国分町一丁目１番１号 株 式会社 日立製作所 国分工場内 (72)発明者 鈴木 秀夫 茨城県日立市国分町一丁目１番１号 株 式会社 日立製作所 国分工場内 (72)発明者 米沢 立雄 茨城県日立市国分町一丁目１番１号 株 式会社 日立製作所 国分工場内 (72)発明者 村下 雅紀 茨城県日立市国分町一丁目１番１号 株 式会社 日立製作所 国分工場内 (56)参考文献 特開 昭57−139487（ＪＰ，Ａ) 特開 昭58−132378（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−189092（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−123887（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−339591（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−10493（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) B23K 26/00 310 B23K 35/30 320
Claims (4)
- 【請求項１】炭素鋼とＳＵＳ３０４オーステナイト系ス
テンレス鋼との母材をレーザビームによって溶接する方
法において、溶接開先部に前記レーザビームによって、 重量で、Ｃ０.１５％以下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ
１.０〜３.０％，Ｎｉ１０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２
％，Ｐ０.０２％以下，Ｓ０.０２％以下及びＦｅ残部か
らなる溶加材を溶融させて溶接部を形成させるととも
に、 前記溶接部の組織をオーステナイト組織と２０％以下の
フェライト組織との混合組織となるように前記母材の前
記溶接部への溶込み率を８０％以下とすることを特徴と
する炭素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼との溶接方
法。 - 【請求項２】炭素鋼とＳＵＳ３０４オーステナイト系ス
テンレス鋼との母材をレーザビームによって溶接する方
法において、溶接開先部に前記レーザビームによって、 重量で、Ｃ０.１５％以下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ
１.０〜３.０％，Ｎｉ１０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２
％，Ｍｏ１.０〜５.０％，Ｐ０.０２％ 以下，Ｓ０.０
２％ 以下及びＦｅ残部からなる溶加材を溶融させて溶
接部を形成させるとともに、 前記溶接部の組織をオーステナイト組織と２０％以下の
フェライト組織との混合組織となるように前記母材の前
記溶接部への溶込み率を８０％以下とすることを特徴と
する炭素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼との溶接方
法。 - 【請求項３】炭素鋼製フランジとＳＵＳ３０４オーステ
ナイト系ステンレス鋼製パイプを備える電力送配電用ガ
ス遮断器の溶接方法において、 前記炭素鋼製フランジとＳＵＳ３０４オーステナイト系
ステンレス鋼製パイプとの母材をレーザビームによって
溶接する際、溶接開先部に前記レーザビームによって、 重量で、Ｃ０.１５％以下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ
１.０〜３.０％，Ｎｉ１０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２
％，Ｐ０.０２％ 以下，Ｓ０.０２％ 以下及びＦｅ残部
からなる溶加材を溶融させて溶接部を形成させるととも
に、 前記溶接部の組織をオーステナイト組織と２０％以下の
フェライト組織との混合組織となるように前記母材の前
記溶接部への溶込み率を８０％以下とすることを特徴と
する電力送配電用ガス遮断器の溶接方法。 - 【請求項４】炭素鋼製フランジとＳＵＳ３０４オーステ
ナイト系ステンレス鋼製パイプを備える電力送配電用ガ
ス遮断器の溶接方法において、 前記炭素鋼製フランジとＳＵＳ３０４オーステナイト系
ステンレス鋼製パイプとの母材をレーザビームによって
溶接する際、溶接開先部に前記レーザビームによって、 重量で、Ｃ０.１５％以下，Ｓｉ０.６５％以下，Ｍｎ
１.０〜３.０％，Ｎｉ１０〜１６％，Ｃｒ２６〜３２
％，Ｍｏ１.０〜５.０％，Ｐ０.０２％ 以下，Ｓ０.０
２％ 以下及びＦｅ残部からなる溶加材を溶融させて溶
接部を形成させるとともに、 前記溶接部の組織をオーステナイト組織と２０％以下の
フェライト組織との混合組織となるように前記母材の前
記溶接部への溶込み率を８０％以下とすることを特徴と
する電力送配電用ガス遮断器の溶接方法。
Priority Applications (5)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6132770A JP3031169B2 (ja) | 1994-06-15 | 1994-06-15 | 炭素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼との溶接方法及び電力送配電用ガス遮断器の溶接方法 |
| US08/480,396 US5628449A (en) | 1994-06-15 | 1995-06-07 | Method of welding a carbon steel and an austenitic stainless steel together and resultant structure |
| TW084105840A TW290487B (ja) | 1994-06-15 | 1995-06-08 | |
| KR1019950015663A KR960000392A (ko) | 1994-06-15 | 1995-06-14 | 이종 재료의 고에너지 선을 이용한 용접 방법 및 용접 구조물 |
| CN95107006A CN1120478A (zh) | 1994-06-15 | 1995-06-15 | 碳钢与奥氏体不锈钢焊接的方法以及所得到的结构 |
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| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6132770A JP3031169B2 (ja) | 1994-06-15 | 1994-06-15 | 炭素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼との溶接方法及び電力送配電用ガス遮断器の溶接方法 |
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| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH081360A JPH081360A (ja) | 1996-01-09 |
| JP3031169B2 true JP3031169B2 (ja) | 2000-04-10 |
Family
ID=15089154
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6132770A Expired - Lifetime JP3031169B2 (ja) | 1994-06-15 | 1994-06-15 | 炭素鋼とオーステナイト系ステンレス鋼との溶接方法及び電力送配電用ガス遮断器の溶接方法 |
Country Status (5)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5628449A (ja) |
| JP (1) | JP3031169B2 (ja) |
| KR (1) | KR960000392A (ja) |
| CN (1) | CN1120478A (ja) |
| TW (1) | TW290487B (ja) |
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|---|---|---|---|---|
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| FR2742368B1 (fr) * | 1995-12-18 | 1998-03-06 | Framatome Sa | Procede de raccordement par soudage heterogene bout a bout de deux pieces de natures differentes et utilisations |
| US6066828A (en) * | 1997-04-24 | 2000-05-23 | Honda Giken Kogyo Kabushiki Kaisha | Laser beam welding method for carbon steels |
| US6221505B1 (en) * | 1997-10-03 | 2001-04-24 | Denso, Corporation | Lap joint welding arrangement and a related welding method for forming the same |
| JP3941269B2 (ja) * | 1997-12-11 | 2007-07-04 | 株式会社デンソー | 金属部材のレーザ溶接構造および方法，並びに燃料噴射弁 |
| DE59904169D1 (de) * | 1998-05-12 | 2003-03-06 | Steyr Daimler Puch Ag | Verfahren zum verbinden eines gussteiles mit einem teil aus einsatzgehärtetem stahl und bauteil erhältlich durch dieses verfahren |
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- 1994-06-15 JP JP6132770A patent/JP3031169B2/ja not_active Expired - Lifetime
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1995
- 1995-06-07 US US08/480,396 patent/US5628449A/en not_active Expired - Fee Related
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- 1995-06-14 KR KR1019950015663A patent/KR960000392A/ko not_active Application Discontinuation
- 1995-06-15 CN CN95107006A patent/CN1120478A/zh active Pending
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