JP3858077B2 - Welding material and method for manufacturing welded joint - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、船舶、橋梁、貯槽、建設機械等の大型鋼構造物の溶接に用いて好適な溶接材料に係り、とくに溶接継手部の耐溶接割れ性改善、耐疲労特性の改善に関する。
【０００２】
【従来の技術】
船舶、海洋構造物、ペンストック、橋梁や貯槽、建設機械等の大型鋼構造物においては、軽量化の目的から使用鋼材の高強度化が要望されている。これら鋼構造物に使用される鋼材には、主としてCr、Ni、Mo等の合金元素が10質量％未満、好ましくは 5.0質量％未満含有された、いわゆる低合金鋼が使用され、その強度は、引張強さ：290MPa〜1180MPa の範囲を有している。
【０００３】
このような鋼材の高強度化への要望に応じ、低合金鋼のなかでも高強度の鋼材を使用すると、溶接の際に低温割れが多発する場合がある。この高強度鋼材の溶接継手に発生する低温割れの主因は、溶接中に溶接金属に溶解した水素であり、この水素は冷却中に拡散して、とくに溶接熱により硬化した止端部、ルート部などの応力集中部に集まり、割れを発生させる。溶接金属に溶解した拡散性水素が多いほど、また応力が高いほど低温割れが発生しやすく、拡散性水素量が多いほど低い応力で低温割れが発生することはよく知られている。低温割れ発生の限界曲線を模式的に図２に示す。
【０００４】
このような溶接における低温割れの発生を回避するために、従来から、
▲１▼溶接時に予熱を行うこと、
▲２▼溶接直後に適正な後熱を行うこと、
▲３▼低水素系の溶接材料を使用すること、などが行われており、さらには、被溶接材である鋼材についても、
▲４▼Ｃ等を低減して低炭素当量として溶接硬化性を低減した鋼材、
▲５▼ＰCM値を低減して低温割れ感受性を低減した鋼材
等が、採用されている。
【０００５】
しかしながら、溶接に際し予熱、後熱を行うことは大変な作業でありかつ多大な時間を要し、溶接作業コストの高騰や、溶接作業能率の低下を招く。また、 780MPa級以上の高張力鋼では、強度確保のため合金元素を多量添加しており、低水素系溶接材料を用いてもなお、溶接低温割れ防止の観点から、溶接時の予熱を必須としている。
【０００６】
このような問題に対し、例えば、特開平９−253860号公報には、全溶着金属のＭs 点が 400℃以下で、Ni： 7.5〜12.0重量％およびＨ：２重量ppm 以下としたソリッドワイヤを使用し、ワイヤ供給速度を５〜40g/min として、 760〜980 N/mm2 級の高張力鋼をＴＩＧ溶接する溶接方法が提案されている。この溶接方法によれば、50mmを超える極厚の 760〜980 N/mm2 級の高張力鋼においても、室温における溶接割れの発生を防止できるとしている。
【０００７】
また、特開平11-138290 号公報には、溶接により生成する溶接金属を、溶接後の冷却過程でマルテンサイト変態を起こさせ、室温において該マルテンサイト変態の開始時よりも膨張している状態とする溶接方法が開示されている。その際、溶接材料として、マルテンサイト変態開始温度が 250℃未満 170℃以上の鉄合金を使用すると記載されている。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、特開平９−253860号公報に記載された技術では、ＴＩＧ溶接に限定され、それ以外の拡散性水素が２重量ppm 以上と多くなる溶接方法では、依然として、溶接割れを防止するために予熱を必要とするという問題があった。
また、特開平11-138290 号公報に記載された技術では、溶接金属の強度が被溶接材の強度にくらべ高くなり、いわゆるオーバーマッチングの問題がある。
【０００９】
本発明は、上記した従来技術の問題を解決し、 490〜1180MPa 級高張力鋼の溶接継手を、予熱を施すことなく低温割れを防止でき、さらに溶接継手の疲労強度を高め、また溶接金属の強度を適正に調整できる、溶接材料および溶接継手の製造方法を提案するとともに、溶接低温割れを防止した溶接継手を提案することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、上記した課題を達成するため、 490〜1180MPa 級高張力鋼を、各種溶接材料を用いて溶接し、低温割れ、溶接継手部の疲労強度、溶接金属の強度におよぼす要因および低温割れの防止方法について、鋭意考究した。
その結果、低温割れの発生を防止し、溶接継手の疲労強度を向上させるためには、溶接金属を、溶接後の冷却過程でマルテンサイト変態を生じ、室温まで冷却したのちにマルテンサイト変態開始時にくらべ膨張状態となる、温度−伸び曲線（熱膨張曲線）を有するような組成とすることが肝要であることに想到した。
【００１１】
そして、本発明者らは、溶接金属が、溶接の冷却過程でマルテンサイト変態を生じ、しかも常温で、マルテンサイト変態開始時よりも膨張状態となることにより、冷却過程で溶接金属に発生した引張残留応力を緩和すること、あるいは引張残留応力に代えて圧縮残留応力とすることができることを見い出した。そして、これにより、溶接熱で硬化する止端部やルート部へ引張応力が集中することを防止して、溶接継手部の疲労強度を向上させ、さらに、拡散性水素が止端部やルート部へ拡散、集中することを防止して、予熱を行うことなく、低温割れを阻止できるという知見を得た。
【００１２】
また、本発明者らは、耐割れ性向上に最適な溶接金属の変態特性を検討した結果、温度−伸び曲線（熱膨張曲線）において、マルテンサイト変態により伸びが膨張に転ずる温度、すなわち変態開始直後における伸びの最低点の温度から50℃までの温度範囲の線膨張量が長さ１mm当たり２×10-3〜８×10-3mmの範囲となった際に溶接割れ率がゼロになることを見いだした。
【００１３】
また、さらに、本発明者らは、溶接金属にオーステナイトを適量残留させることにより、上記した溶接金属の特性を維持しつつ、溶接金属の強度を適正範囲に調整することができ、溶接金属の強度が高くなるために生じるオーバーマッチング度合いが大きくなることを防止できることを見いだした。
上記したような組成の溶接金属とするためには、溶接材料以外に、被溶接材からの希釈を考慮する必要があり、被溶接材として低合金鋼の組成に応じ、溶接材料の組成、および溶接入熱等の溶接条件を調整して、溶接することが肝要となる。溶接材料としては、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が 170℃未満０℃以上となる組成とすることにより、通常の鋼構造物の適用溶接条件の範囲内では、十分であることを見いだした。
【００１４】
本発明は、上記した知見に基づいて、さらに検討を加え完成されたものである。
すなわち、本発明では、質量％で、Ｃ：0.20％以下、Cr： 6.0〜16.0％、Ni： 6.0〜16.0％（但し、８％以下を除く）を含有し、Ｃ、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nbの含有量を次（１）式
０≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170
……（１）
（ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％））
を満足するように調整し、残部Feおよび不可避的不純物からなり、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が 170℃未満０℃以上の組成を有する鉄基合金であることを特徴とする溶接材料とする。また、本発明では、前記各組成が、質量％で、Ｃ：0.20％以下、Cr： 6.0〜16.0％、Ni： 6.0〜16.0％を含有し、さらにSi： 1.0％以下、Mn： 2.5％以下を含み、あるいはさらにMo： 4.0％以下、Nb： 1.0％以下の１種または２種を含み、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成であることが好ましい。また、本発明では、前記組成が、さらに伸び−温度曲線においてマルテンサイト変態により変態開始直後に伸びが膨張に転ずる温度から50℃までの温度範囲の線膨張量が、長さ１mm当たり２×10-3〜８×10-3mmとなる組成であることが好ましい。
【００１５】
第２の本発明は、溶接材料を用いて被溶接材同士を溶接し溶接継手とする溶接継手の製造方法において、前記被溶接材を低合金鋼材とし、前記溶接により形成される溶接金属が、Ｃ：0.20質量％以下、Cr： 3.0〜13.0質量％、Ni： 3.0〜13.0質量％を含有する鉄合金組成で、かつ 360℃以下50℃以上のマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を有するように、前記低合金鋼材の組成に応じ、前記溶接材料の組成、溶接条件を調整し、前記溶接金属の線膨張量が、溶接金属の温度−伸び曲線においてマルテンサイト変態により変態開始直後に伸びが膨張に転ずる温度から50℃までの温度範囲で、長さ１mm当たり２×10-3〜８×10-3mmであることを特徴とする溶接継手の製造方法であり、第２の本発明では、前記溶接金属の組成を、次（２）式
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜360
…（２）
（ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％））
を満足するように調整する。また、第２の本発明では、前記溶接金属のマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が、 170℃未満50℃以上とするのが好ましく、また、第２の本発明では、前記溶接金属が、Ｃ、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nbの含有量を次（３）式
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170
……（３）
（ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％））
を満足するように調整することが好ましい。また、第２の本発明では、前記溶接金属が、溶接後の冷却過程でマルテンサイト変態を起こし、室温において該マルテンサイト変態の開始時より膨張した状態となることが好ましい。また、第２の本発明では、前記溶接が予熱なしで行うのが好ましく、また、前記溶接を多層盛溶接とすることが好ましく、また前記多層盛溶接の初層溶接および／または最終溶接により形成される溶接金属の組成が、前記（２）式、または（３）式を満足するのが好ましい。
【００１６】
第３の本発明は、溶接材料を用いて被溶接材同士を溶接した溶接継手であって、前記被溶接材を低合金鋼材とし、前記溶接により形成された溶接金属が、Ｃ：0.20質量％以下、Cr： 3.0〜13.0質量％、Ni： 3.0〜13.0質量％を含有し、さらにＣ、 Si 、 Mn 、 Cr 、 Ni 、 Mo 、 Nb の含有量を前記（２）式を満足するように調節された鉄合金組成で、かつ 360℃以下50℃以上のマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を有し、さらに、該溶接金属が室温においてマルテンサイト変態の開始時よりも膨張した状態の温度−伸び曲線を示す組成とし、前記溶接金属の線膨張量が、溶接金属の温度−伸び曲線においてマルテンサイト変態により変態開始直後に伸びが膨張に転ずる温度から50℃までの温度範囲で、長さ１mm当たり２×10-3〜８×10-3mmであることを特徴とする溶接継手であり、また、第３の本発明では、前記溶接金属が、Ｃ：0.20質量％以下、Cr： 3.0〜13.0質量％、Ni： 3.0〜13.0質量％を含有し、さらにSi： 1.0質量％以下、Mn： 2.5質量％以下を含み、あるいはさらにMo： 4.0質量％以下、Nb： 1.0質量％以下の１種または２種を含み残部Feおよび不可避的不純物からなる鉄合金組成を有することが好ましい。また、第３の本発明では、前記溶接金属のマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が、 170℃未満50℃以上とするのが好ましい。また、第３の本発明では、前記溶接金属が、Ｃ、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nbの含有量を前記（３）式を満足するように調整することが好ましい。
【００１７】
【発明の実施の形態】
本発明の溶接材料は、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が 170℃未満０℃以上の組成を有する鉄基合金からなる。Ｍs 点が 170℃以上では、溶接金属のマルテンサイト変態による膨張量が多くなるが、溶接金属の強度が被溶接材である低合金鋼材の強度にくらべ高くなりすぎる。一方、Ｍs 点が０℃未満では、冷却過程における溶接金属のマルテンサイト変態による膨張効果が十分でなく、耐低温割れ性の改善、疲労強度の増加が少ない。このようなことから、溶接材料を、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が 170℃未満０℃以上の組成を有する鉄基合金に限定した。これにより、耐低温割れ性が改善し、溶接継手の疲労強度が増加する。
【００１８】
また、溶接材料のＭs 点を 170℃未満０℃以上とすることにより、室温の溶接金属中に残留オーステナイトが適量存在するようになり、合金元素の多量添加による強度の異常増加を抑制でき、溶接金属を適正な強度とすることができる。これにより、溶接金属への応力集中を防止できる。
つぎに、Ｍs 点が 170℃未満０℃以上となる、本発明の溶接材料組成について説明する。なお、本発明における溶接材料の化学成分、Ｍs 点は、JIS Z 3111の規定に準拠して作製した溶着金属についての値とする。
【００１９】
本発明の溶接材料は、Ｃ：0.20質量％以下、Cr： 6.0〜16.0質量％、Ni： 6.0〜16.0質量％（但し、８質量％以下を除く）を含有し、好ましくはさらにSi： 1.0質量％以下、Mn： 2.5質量％以下を含み、あるいはさらにMo： 4.0質量％以下、Nb： 1.0質量％以下のうちの１種または２種を含み、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成を有する鉄合金である。（以下、質量％は％と記す。）
Ｃ：0.20％以下
Ｃは、マルテンサイトの硬さを増加し、溶接硬化性を増大し低温割れを助長する元素であり、できるだけ低減するのが望ましく，溶接割れの観点から0.20％以下、好ましくは0.10％以下とする。
10％以下とする。
【００２０】
Cr： 6.0〜16.0％
Crは、マルテンサイト変態開始温度を低温とする元素であり、本発明の溶接材料としては重要な元素の一つであり、 6.0％以上の含有を必要とする。Crの含有量が 6.0％未満では、マルテンサイト変態開始温度を 170℃未満とするために高価なNiの多量添加、および加工性を劣化させる元素の多量添加を必要とし、経済性、製造性の観点から問題がある。一方、Crの含有量が16.0％を超えると、溶接金属にフェライトが現出し、靱性の点で好ましくない。このようなことから溶接材料のCr含有量を 6.0〜16.0％とする。
【００２１】
Ni： 6.0〜16.0％（但し、８％以下を除く）
Niは、マルテンサイトを安定化する元素てあり、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を 170℃未満と低温とするために重要な元素である。このようなことから、本発明では、Niは 6.0％以上（但し、８％以下を除く）含有させる必要がある。一方、16.0％を超える多量の含有量は、溶接材料を高価なものとし経済的に不利となる。
【００２２】
Si： 1.0％以下、
Siは、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を低下させる作用を有し、Ｍs 点低下のためには多く含有させるほうが好ましい。しかし、 1.0％を超えて含有すると、加工性が低下し、溶接材料の製造性が低下する。このため、Siは 1.0％以下とするのが好ましい。
【００２３】
Mn： 2.5％以下
Mnは、脱酸剤として作用するが、 2.5％を超えて含有すると、加工性が低下し、溶接材料の製造性が低下する。このため、Mnは 2.5％以下に調整するのが好ましい。
本発明では、さらにMo： 4.0％以下、Nb： 1.0％以下のうちの１種または２種を含有できる。
【００２４】
Moは、溶接金属の耐食性を向上させる目的で、添加することができるが、 4.0％を超えて含有すると、加工性が低下し、溶接材料の製造性が低下する。このため、Moは 4.0％以下とするのが好ましい。
Nbは、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を低下させる作用を有し、Ｍs 点低下のためには多く含有させるほうが好ましい。しかし、 1.0％を超えて含有すると、加工性が低下し、溶接材料の製造性が低下する。このため、Nbは 1.0％以下に限定するのが好ましい。
【００２５】
上記した以外は残部がFeおよび不可避的不純物である。不可避的不純物としては、Ｎ： 0.050％以下、Ｏ： 0.080％以下、Ｐ： 0.010％以下、Ｓ： 0.010％以下が許容される。なお、溶接材料には耐食性の観点からCuめっきを施してもよいのはいうまでもない。
本発明の溶接材料は、上記した組成範囲で、かつＣ、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nbを含有量を次（１）式
０≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170
……（１）
（ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％））を満足するように調整する。なお、本発明においては、（１）式における各元素のうち、含有しない元素がある場合には、その元素量を０として（１）式を計算するものとする。（以下、（２）式、（３）式の場合にも同様とする。）
上記した（１）式を満足させるように、溶接材料の組成を調整することにより、耐低温割れ性を向上させ、さらに溶接継手の疲労強度を増加させ、溶接金属の異常な強度増加を抑制することができる。（１）式を満足しない場合においても耐溶接割れ性および疲労強度を確保できる場合があるが、溶接金属の強度が大きく増加することによるオーバーマッチングが生じる。
【００２６】
また、本発明の溶接材料は、温度−伸び曲線において、マルテンサイト変態により伸びが膨張に転ずる温度、すなわち変態開始直後に伸びが最低となる温度から50℃までの温度範囲で線膨張量が、長さ１mm当たり２×10-3〜８×10-3mmとなる組成を有するのが好ましい。
なお、本発明における溶接材料の線膨張量は、JIS Z 3111の規定に準拠して作製した溶接金属についての値とする。
【００２７】
上記した温度範囲での線膨張量が長さ１mm当たり２×10-3mm未満あるいは、８×10-3mmを超えると、溶接部に引張残留応力が残留し、割れが発生しやすくなる。
つぎに、本発明の溶接継手は、上記した組成の溶接材料を用い、被溶接材同士を溶接することにより作製される。
【００２８】
本発明の溶接継手においては、被溶接材として、低合金鋼を用いる。低合金鋼は、20mm厚以上の 490〜980MPa級高張力鋼材が好適であり、なかでも、75mm厚以上の極厚490MPa級高張力鋼材および 590〜1180MPa 級高張力鋼材が好適である。ただし本発明に用いられるこれら低合金鋼材の組成については、とくに限定する必要はなく、通常公知の鋼材いずれもが適用可能である。
【００２９】
本発明では、被溶接材に応じて、溶接材料の組成、および溶接方法、溶接条件を調整して、適正組成の溶接金属を形成する。本発明の溶接継手の製造にあたっては、被覆アーク溶接、（メタル）ガスアーク溶接、サブマージアーク溶接、ＦＣＷなど各種溶接法がいずれも好適に適用できる。また、継手形状は、荷重非伝達型十字溶接継手、角回し溶接などの隅肉溶接継手、突き合わせ溶接継手など、船舶、海洋構造物、ペンストック、橋梁、貯槽、建設機械等の大型構造物に用いられる継手形状がいずれも好適である。
【００３０】
つぎに、本発明の溶接継手における溶接金属について説明する。
本発明の溶接継手における溶接金属は、温度−伸び曲線、すなわち熱膨張曲線が室温においてマルテンサイト変態の開始時よりも膨張した状態の温度−伸び曲線を示す。本発明の溶接継手における溶接金属の温度−伸び曲線の一例を図１に示す。本発明の溶接金属（実線）は、冷却過程においてマルテンサイト変態を生じ、そのマルテンサイト変態による膨張で、室温において、マルテンサイト変態開始時より膨張した状態となるものである。このような組成の溶接金属とすることにより、溶接継手には、冷却時の収縮による引張応力を緩和するか、あるいは圧縮応力が残留することになる。一方、本発明の範囲を外れる溶接金属（点線）では、マルテンサイト変態開始温度Ｍs 点が高く、マルテンサイト変態による膨張が少ないため、室温においては、変態後の冷却で収縮した状態となる。なお、本発明における溶接金属の変態挙動は、通常の熱膨張による伸びの温度変化を連続的に測定して得られる、温度−伸び曲線（熱膨張曲線）を作成して求めるものとする。
【００３１】
このような状態となる溶接金属とするためには、被溶接材、溶接材料および溶接条件により得られる溶接金属の組成を、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が 360℃以下50℃以上となる組成とする必要がある。Ｍs 点が 360℃を超えると、マルテンサイト変態による膨張量が少なくなるとともに、変態膨張の最大点が室温より高くなりすぎるため、変態後の冷却により再度熱収縮が生じ、これにより引張残留応力が発生するようになり、耐低温割れ性が低下する。また、Ｍs 点が50℃未満では、冷却過程におけるマルテンサイト変態による膨張効果が十分でなく、耐低温割れ性が改善が少ない。このようなことから、溶接金属の組成を、溶接金属のマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が 360℃以下50℃以上となる組成に限定した。これにより、耐低温割れ性が改善できる。なお、耐低温割れ性をさらに改善するためには、溶接金属のＭs 点は 170℃未満50℃以上とするのがより好ましい。
【００３２】
溶接金属のＭs 点が50℃以上360 ℃以下となっても、温度−伸び曲線においてマルテンサイト変態により変態開始直後に伸びが膨張に転ずる温度（図１：Ｔ点）から50℃までの温度範囲での、溶接金属の線膨張量が、長さ１mm当たり２×10-3mm未満では、溶接熱影響部に引張残留応力がかかるため低温割れが生じる。一方、上記したＴ点から50℃までの温度範囲で、溶接金属の線膨張量が、長さ１mm当たり８×10-3mm超では、溶接金属のルート部に引張残留応力が発生し、溶接金属において割れが生じる。このようなことから、溶接金属の温度−伸び曲線においてマルテンサイト変態により変態開始直後に伸びが膨張に転ずる温度（Ｔ点）から50℃までの温度範囲での溶接金属の線膨張量が、長さ１mm当たり２×10-3〜８×10-3mmの範囲とした。
【００３３】
そして、このような範囲のマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を有する溶接金属となるには、溶接金属の組成を、Ｃ：0.20質量％以下、Cr： 3.0〜13.0質量％、Ni： 3.0〜13.0質量％を含有する鉄合金組成で、好ましくは、さらにSi： 1.0質量％以下、Mn： 2.5質量％以下を含み、あるいはさらにMo： 4.0質量％以下、Nb： 1.0質量％以下のうちの１種または２種を含み残部Feおよび不可避的不純物からなる鉄合金組成とする。（以下、質量％は％と記す。）
Ｃは、マルテンサイトの硬さを増加し、溶接硬化性を増大し低温割れを助長する元素であり、できるだけ低減するのが望ましく、溶接割れの観点から0.20％以下、好ましくは0.12％以下とする。
【００３４】
Crは、マルテンサイト変態開始温度を低温とする元素であり、本発明の溶接金属としては重要な元素の一つであり、 3.0％以上の含有を必要とする。Crの含有量が 3.0％未満では、マルテンサイト変態開始温度を 360℃以下とするには、溶接材料に高価なNiの多量添加、および溶接材料の加工性を劣化させる元素の多量添加を必要とし、経済性、製造性の観点から問題がある。一方、Crの含有量が13.0％を超えると、溶接金属にフェライトが現出し、靱性の点で好ましくない。このようなことから溶接金属のCr含有量を 3.0〜13.0％とする。
【００３５】
Niは、マルテンサイトを安定化する元素てあり、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を 360℃以下と低温とするために重要な元素である。このようなことから、本発明では、Niは 3.0％以上含有させる必要がある。一方、13.0％を超える多量の含有量は、溶接材料を高価なものとし経済的に不利となる。
さらに、Siは、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を低下させる作用を有し、Ｍs 点低下のためには多く含有させるほうが好ましい。しかし、Siは脱酸剤として溶接材料から主として供給され、溶接金属にSiを 1.0％を超えて含有させるためには、溶接材料の製造における加工性が低下する。このため、Siは 1.0％以下に調整するのが好ましい。
【００３６】
Mnは、脱酸剤として溶接材料から供給されるが、 2.5％を超えて含有させるためには、溶接材料の製造時における加工性が低下する。このため、Mnは 2.5％以下に調整するのが好ましい。
本発明では、さらにMo、Nbのうちの１種または２種を含有できる。
Moは、溶接金属の耐食性を向上させる目的として、添加することができるが、 4.0％を超えて含有させるためには、溶接材料の加工性が低下する。このため、Moは 4.0％以下とするのが好ましい。
【００３７】
Nbは、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を低下させる作用を有し、Ｍs 点低下のためには多く含有させるほうが好ましい。しかし、 1.0％を超えて含有させるためには、溶接材料の製造における加工性が低下する。このため、Nbは 1.0％以下に限定するのが好ましい。
上記した以外の元素については、とくに限定されないが、Ｖ、Cu、REM をそれぞれ 0.5％以下含有することは許容される。なお、上記した元素以外に被溶接材、溶接材料に含有される元素が不可避的に含有されてもなんら問題はない。
【００３８】
本発明では、上記した組成範囲で、かつＣ、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nbの含有量を次（２）式
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜360
……（２）
（ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％））を満足するように調整する。なお、本発明においては、（２）式における各元素のうち、含有しない元素がある場合には、その元素量を０として（２）式を計算するものとする。
【００３９】
また、さらに耐低温割れ性を改善する観点からは、次（３）式
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170 ……（３）
（ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％））を満足するのがより好ましい。
【００４０】
上記した（２）式あるいは（３）式を満足させるように、溶接金属の組成を調整することにより、耐低温割れ性が向上する。（２）式あるいは（３）式を満足しない場合には、溶接金属のマルテンサイト変態による膨張が少なく、溶接継手に生じる引張残留応力の緩和が少なく、あるいは圧縮残留応力の発生が見られず、耐低温割れ性が劣る。
【００４１】
本発明では、低合金鋼材を被溶接材として、溶接材料を用いて被溶接材同士を溶接し溶接継手とするが、上記した組成、特性の溶接金属が形成されるように低合金鋼材の組成に応じ、溶接材料の組成、溶接入熱等の溶接条件を調整する。
つぎに、各種継手形状の溶接継手の製造方法について、図面を参照して説明する。図３には、端部を所定の開先形状（ここではＸ開先）に加工した被溶接材11の端部同士を対向させ、この開先内に多くの層を重ねるように積層する多層盛溶接により溶接継手を作製した例を示す。被溶接材の板厚に応じて、積層数は決定されることはいうまでもない。図３の場合には、極厚材であるため、板厚中央を境にして両側から積層するのが好ましく、両面に溶接最終層10が形成される。なお、一方向から積層してもよいことはいうまでもない。
【００４２】
本発明では、各層溶接で形成される溶接金属をそれぞれ、上記した 360℃以下50℃以上、好ましくは 170℃未満50℃以上のマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）を有する組成の溶接金属になるように調整する。
これにより、溶接金属に生じる引張残留応力が変態膨張により緩和されるか、あるいは圧縮応力が残留するようになり、耐低温割れ性が改善される。この際、先に置かれた溶接金属がマルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）以上のうちに次の層を重ねることが好ましい。
【００４３】
なお、多くの多層盛溶接では、図３（ｂ）に示すように、少なくとも、初層溶接あるいはさらに最終層溶接により形成される溶接金属のみ上記した組成の溶接金属になるように調整してもよい。これにより、予熱、後熱を必要としなくても、低温割れの発生は防止される。初層あるいは最終層以外の溶接金属を、上記した組成、特性の溶接金属とすることは必ずしも必要でない。
【００４４】
また、本発明では，各層溶接で形成する溶接金属のうち、少なくとも初層または最終層をマルテンサイト変態により変態開始直後に伸びが膨張に転ずる温度から50℃までの温度範囲で、溶接金属の線膨張量が長さ１mm２×10-3〜８×10-3mmの範囲とする。この溶接金属の線膨張量を、上記した範囲内とすることにより耐溶接割れ感受性が改善される。
【００４５】
また、本発明は、図４に示すような、十字溶接継手を作製する場合も有効である。この場合も、溶接金属が上記した本発明範囲の組成となるように、溶接材料、溶接条件を調整するのが好ましい。これにより、低温割れの発生は防止できる。
また、本発明は、隅肉溶接、円周溶接、補修溶接である肉盛り溶接等の場合にも適用できることはいうまでもない。
【００４６】
つぎに、被圧延材と溶接材料の好適な組合せを例示する。
まず、被溶接材として、
Ｃ：0.05〜0.20％、Si：0.05〜0.30％、Mn：0.50〜1.50％、Cr：３％以下、Ni：３％以下、Mo：１％以下を含み、さらにCu： 0.5％以下、Nb： 0.020％以下、Ｖ：0.02％以下、Ti：0.02％以下、Ｐ： 0.020％以下のうちの１種または２種以上を含有し、残部Feおよび不可避的不純物からなる780MPa級高張力鋼材を用いる場合は、溶接材料として、被覆アーク溶接の場合には、JIS Z 3111の規定による溶着金属の組成が、Ｃ：0.20％以下、Si：1.00％以下、Mn： 2.0％以下、Cr：３〜13％、Ni：３〜13％を含み、さらにMo： 1.0％以下、Nb：0.10％以下、Ti：0.05％以下、Ｖ：0.10％以下、Cu： 0.5％以下のうちの１種または２種以上を含有し、残部Feおよび不可避的不純物からなる溶接材料を使用し、５〜50kJ/cm の入熱で溶接するのが好ましく、ガスアーク溶接の場合には、５〜100kJ/cmの入熱で溶接するのが好ましい。
【００４７】
【実施例】
（実施例１）
表１に示す組成の低合金鋼材（鋼板）を被溶接材として、表２に示す組成（JIS Z 3111に準拠して測定した溶着金属の組成）を溶接材料を用いて、表３に示す溶接条件で、JIS Z 3158の規定に準拠した試験片を用いて溶接割れ性を調査した。溶接割れ性の試験条件は、▲１▼温度：30℃、相対湿度：80％、▲２▼温度：20℃、相対湿度：60％の雰囲気中で行い、予熱は実施しなかった。試験繰り返し数を３とし、溶接部に発生した割れをJIS Z 3158の規定に準拠して割れの有無、割れ率を測定した。
【００４８】
それらの結果を表４に示す。
なお、形成された溶着金属から熱膨張試験片（3 φ×12mm）を採取して、温度−伸び曲線を求め、マルテンサイト変態により変態膨張直後に伸びが膨張に転ずる温度から50℃までの長さ１mm当たりの線膨張量を測定し、表２に示す。
【００４９】
【表１】
【表２】
【表３】
【表４】
本発明例では、予熱なしでも低温割れの発生は認められなかった。一方、比較例では、厳しい試験条件である▲１▼の場合には割れが発生した。
（実施例２）
表１に組成を示す低合金鋼材（鋼板）を被溶接材として、表２に示す組成（JIS Z 3111に準拠して測定した溶着金属の組成）の溶接材料の一部を用いて、表５に示す溶接条件（予熱、後熱なし）で、図３、図４に示す、突合わせ溶接継手、十字溶接継手（継手長さ 0.5ｍ）を製作した。
【００５４】
これらの溶接継手について、溶接部の割れ発生状況を表面観察により調査した。また、各溶接継手について、母材部硬さ、および溶接金属部硬さ（溶接金属断面の平均硬さ）を測定した。なお、溶接金属中の残留オーステナイト量をＸ線回折法により測定した。さらに、これら溶接継手から、疲労試験片を採取し、室温大気中で一方向片振り引張疲労試験を実施し、 200万回の疲労強度を求めた。
【００５５】
また、溶接継手部の溶接金属から熱膨張試験片を採取し、温度−伸び曲線を測定し、溶接後の冷却過程でのマルテンサイト変態挙動を調査し、室温における状態が、マルテンサイト変態開始より膨張した状態かどうかを評価した。マルテンサイト変態開始時より膨張した状態の場合を○、収縮した状態の場合を×として評価した。
【００５６】
それらの結果を表６に示す。
【００５７】
【表５】
【表６】
本発明例は、割れの発生もなく、また疲労強度も高く、耐溶接低温割れ性、耐疲労特性に優れていることがわかる。また、本発明例では、溶接金属の室温における状態が、マルテンサイト変態開始時より膨張した状態となっている。さらに、本発明例では、溶接金属の残留オーステナイト量が多く、そのため、溶接金属の硬さが低く、母材強度との強度差は少なくなって、溶接金属強度の著しい増加が抑制されている。これに対して、本発明の範囲を外れる比較例では、溶接割れの発生はなく、また疲労強度も高く、耐溶接低温割れ性、耐疲労特性は本発明例と同等であるが、残留オーステナイト量が少なく、溶接金属の硬さが高く、母材強度との強度差は大きくなり、オーバーマッチングの度合いが大きくなっている。
（実施例３）
表７に示す組成の低合金鋼材（鋼板）を被溶接材として、表８に示す組成（JIS Z 3111に準拠して測定した溶着金属の組成）を溶接材料を用いて、表９に示す溶接条件で、JIS Z 3158の規定に準拠した試験片を用いて溶接割れ性を調査した。
【００６０】
試験条件は、▲１▼温度：30℃、相対湿度：80％、▲２▼温度：20℃、相対湿度：60％の２条件の雰囲気中で行い、予熱は実施しなかった。ついで、形成された溶接金属の組成分析をビード中央部付近で実施した。試験繰り返し数を３とし、溶接部に発生した割れをJIS Z 3158の規定に準拠して割れの有無、割れ率を測定した。さらに、形成された溶接金属から熱膨張試験片を採取し、温度−伸び曲線を求め、マルテンサイト変態により変態開始直後に伸びが膨張に転ずる温度から50℃までの長さ１mm当たりの線膨張量を測定した。
【００６１】
それらの結果を表10に示す。
【００６２】
【表７】
【表８】
【表９】
【表１０】
本発明例では、試験条件▲２▼の場合には予熱なしでも低温割れの発生は認められなかった。一方、本発明範囲を外れる比較例では、試験条件▲２▼の場合にも割れの発生が認められた。
（２）式を満足する本発明例は、条件の厳しい試験条件▲１▼でも低温割れの発生は認められなかった。また、本発明例である溶接継手No.3-18 〜No.3-21 は、線膨張量が5.8 ×10-3〜7.1 ×10-3mm／長さ１mmと大きく、耐溶接割れ性の顕著な改善と一致する。
（実施例４）
表７に組成を示す低合金鋼材（鋼板）の一部を被溶接材として、表８に組成（JIS Z 3111に準拠して測定した溶着金属の組成）を示す溶接材料の一部を用いて、表11に示す溶接条件（予熱、後熱なし）で、図３、図４に示す、突合わせ溶接継手、十字溶接継手（継手長さ 0.5ｍ）を製作した。これらの溶接継手について、溶接部の割れ発生状況を表面観察により調査した。なお、一部の継手については、初層と最終層を本発明の範囲の溶接金属とした。その結果を表12に示す。
【００６７】
【表１１】
【表１２】
本発明例では、割れの発生が認められなかった。
【００７０】
【発明の効果】
本発明によれば、 490〜1180MPa 級高張力鋼材の溶接においても、予熱を行うことなく、低温割れを防止でき、溶接作業の能率向上に寄与でき、産業上格段の効果を奏する。また、耐疲労特性に優れ、さらに溶接金属強度の著しい増加を抑制できる溶接金属への応力集中を回避でき、鋼構造物の施工が容易になるという効果もある。
【図面の簡単な説明】
【図１】溶接金属の変態特性の１例を示す温度−伸び曲線を模式的に示す説明図である。
【図２】溶接部の低温割れ発生限界を模式的に示す説明図である。
【図３】本発明の実施の形態である突き合わせ溶接継手の１例を示す説明図である。
【図４】本発明の実施の形態である十字溶接継手の１例を示す説明図である。
【符号の説明】
５ 溶接金属
10 溶接最終層
11 被溶接材
21 主板
22 副板[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a welding material suitable for welding large steel structures such as ships, bridges, storage tanks, construction machines, and the like, and more particularly to improvement of weld crack resistance and fatigue resistance of welded joints.
[0002]
[Prior art]
For large steel structures such as ships, offshore structures, penstock, bridges and storage tanks, construction machinery, etc., there is a demand for higher strength of steel materials used for the purpose of weight reduction. The steel materials used for these steel structures are so-called low alloy steels containing mainly less than 10% by mass, preferably less than 5.0% by mass of alloy elements such as Cr, Ni, Mo, etc. Tensile strength: It has the range of 290MPa-1180MPa.
[0003]
In response to the demand for higher strength of such steel materials, if high strength steel materials are used among low alloy steels, low temperature cracks may occur frequently during welding. The main cause of low-temperature cracking that occurs in weld joints of this high-strength steel material is hydrogen dissolved in the weld metal during welding, and this hydrogen diffuses during cooling, and in particular, the toe and root parts hardened by welding heat. It collects at the stress concentration part such as and causes cracks. It is well known that the more diffusible hydrogen dissolved in the weld metal and the higher the stress, the more likely cold cracking occurs, and the greater the amount of diffusible hydrogen, the lower the temperature cracking. A limit curve for the occurrence of cold cracking is schematically shown in FIG.
[0004]
In order to avoid the occurrence of cold cracking in such welding, conventionally,
(1) Preheating during welding,
(2) Proper post-heating immediately after welding,
(3) The use of low-hydrogen welding materials has been carried out, and also for steel materials to be welded,
(4) Steel material with reduced weld hardenability with a low carbon equivalent by reducing C,
▲ 5 ▼ PcmSteel with reduced value and reduced cold cracking susceptibility
Etc. are adopted.
[0005]
However, preheating and post-heating for welding is a terrible work and requires a lot of time, leading to an increase in welding work costs and a reduction in welding work efficiency. In addition, high strength steels of 780 MPa class or higher have a large amount of alloying elements added to ensure strength. Even if low hydrogen welding materials are used, preheating during welding is indispensable from the viewpoint of preventing cold cracking in welding. Yes.
[0006]
For example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 9-253860 discloses a solid wire in which the Ms point of all deposited metals is 400 ° C. or less, Ni: 7.5 to 12.0 wt%, and H: 2 wt ppm or less. 760 to 980 N / mm with wire supply speed of 5 to 40 g / min2A welding method for TIG welding high-grade high-strength steel has been proposed. According to this welding method, very thick 760 ~ 980 N / mm exceeding 50mm2Even high-grade high-strength steel can prevent the occurrence of weld cracks at room temperature.
[0007]
JP-A-11-138290 discloses that a weld metal produced by welding causes a martensitic transformation in a cooling process after welding and is expanded at room temperature from the start of the martensitic transformation. A welding method is disclosed. At that time, it is described that an iron alloy having a martensitic transformation start temperature of less than 250 ° C and 170 ° C or more is used as a welding material.
[0008]
[Problems to be solved by the invention]
However, the technique described in Japanese Patent Laid-Open No. 9-253860 is limited to TIG welding, and in other welding methods where the amount of diffusible hydrogen increases to 2 ppm by weight or more, preheating is still performed to prevent weld cracking. There was a problem of needing.
In the technique described in Japanese Patent Laid-Open No. 11-138290, the strength of the weld metal is higher than the strength of the material to be welded, and there is a so-called overmatching problem.
[0009]
The present invention solves the above-mentioned problems of the prior art, and can prevent weld cracking of 490 to 1180 MPa class high-strength steel without preheating, further increase the fatigue strength of the welded joint, An object of the present invention is to propose a welding material and a method for manufacturing a welded joint capable of appropriately adjusting the strength, and to propose a welded joint that prevents weld cold cracking.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve the above-mentioned problems, the present inventors welded 490 to 1180 MPa class high-strength steel using various welding materials, the factors affecting low-temperature cracking, fatigue strength of welded joints, strength of weld metal, and We intensively studied how to prevent cold cracking.
As a result, in order to prevent the occurrence of cold cracking and improve the fatigue strength of welded joints, the weld metal undergoes martensitic transformation in the cooling process after welding, and after cooling to room temperature, the martensitic transformation starts. It has been conceived that it is important to have a composition having a temperature-elongation curve (thermal expansion curve) that is in an expanded state as compared with that.
[0011]
Further, the present inventors have found that the weld metal undergoes martensitic transformation in the cooling process of welding, and is expanded at a room temperature more than at the start of the martensitic transformation, so that the tensile force generated in the weld metal during the cooling process. It has been found that the residual stress can be relaxed or a compressive residual stress can be used instead of the tensile residual stress. This prevents the concentration of tensile stress on the toe and root parts that are hardened by welding heat, thereby improving the fatigue strength of the welded joint part. It was found that cold cracking can be prevented without preheating by preventing diffusion and concentration.
[0012]
Further, as a result of examining the transformation characteristics of the weld metal optimum for improving crack resistance, the present inventors have found that the temperature at which the elongation turns into expansion due to the martensitic transformation in the temperature-elongation curve (thermal expansion curve), that is, transformation start. The linear expansion in the temperature range from the lowest point of elongation to 50 ° C immediately after is 2 x 10 per 1 mm length.-3~ 8 × 10-3It has been found that the weld cracking rate becomes zero when it is in the mm range.
[0013]
Furthermore, the present inventors can adjust the strength of the weld metal to an appropriate range while maintaining the above-described characteristics of the weld metal by allowing an appropriate amount of austenite to remain in the weld metal. It has been found that it is possible to prevent the degree of overmatching that occurs due to the increase in the value from being increased.
In order to obtain a weld metal having the above-described composition, it is necessary to consider dilution from the material to be welded in addition to the welding material, depending on the composition of the low alloy steel as the material to be welded, and the composition of the welding material, and It is important to adjust the welding conditions such as welding heat input and perform welding. As a welding material, it was found that a composition with a martensite transformation start temperature (Ms point) of less than 170 ° C and 0 ° C or more is sufficient within the range of the applicable welding conditions for ordinary steel structures. .
[0014]
The present invention has been completed with further studies based on the above findings.
Ie,BookIn the present invention, it contains C: 0.20% or less, Cr: 6.0 to 16.0%, Ni: 6.0 to 16.0% (excluding 8% or less), and C, Si, Mn, Cr, Ni, and Mo. , Nb content in the following formula (1)
0 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170
...... (1)
(Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%))
A welding material characterized in that it is an iron-base alloy comprising a balance Fe and unavoidable impurities and having a composition with a martensitic transformation start temperature (Ms point) of less than 170 ° C and 0 ° C or higher. YouTheIn the present invention, each composition contains, in mass%, C: 0.20% or less, Cr: 6.0-16.0%, Ni: 6.0-16.0%, Si: 1.0% or less, Mn: 2.5% or less It is preferable that the composition further includes one or two elements of Mo: 4.0% or less and Nb: 1.0% or less, and the balance of Fe and inevitable impurities. In the present invention, the composition further has a linear expansion amount of 2 × 10 2 per 1 mm in length in a temperature range from the temperature at which the elongation starts to expand immediately after the start of transformation due to martensite transformation in the elongation-temperature curve to 50 ° C.-3~ 8 × 10-3It is preferable that the composition be mm.
[0015]
2nd this invention, in the manufacturing method of the welded joint which welds to-be-welded materials using a welding material and makes it a welded joint, the said to-be-welded material is a low alloy steel material, and the weld metal formed by the said welding is, C: 0.20% by mass or less, Cr: 3.0-13.0% by mass, Ni: 3.0-13.0% by mass of iron alloy composition, and having a martensitic transformation start temperature (Ms point) of 360 ° C. or less and 50 ° C. or more In addition, the composition of the welding material and the welding conditions are adjusted according to the composition of the low alloy steel material, and the linear expansion amount of the weld metal is increased immediately after the start of transformation due to martensitic transformation in the temperature-elongation curve of the weld metal. 2 x 10 per 1 mm length in the temperature range from expansion to 50 ° C-3~ 8 × 10-3It is a manufacturing method of a welded joint characterized by being mm.RIn the second aspect of the present invention, the composition of the weld metalTheThe following equation (2)
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <360
... (2)
(Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%))
Adjust to satisfyTheIn the second aspect of the invention, the martensitic transformation start temperature (Ms point) of the weld metal is preferably less than 170 ° C. and 50 ° C. or more. In the second aspect of the invention, the weld metal contains The content of C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb is expressed by the following formula (3)
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170
...... (3)
(Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%))
It is preferable to adjust so as to satisfy the above. In the second aspect of the present invention, the weld metal preferably undergoes martensitic transformation in the cooling process after welding, and expands at the room temperature from the start of the martensitic transformation. In the second aspect of the present invention, the welding is preferably performed without preheating, and the welding is preferably multi-layer welding, and is formed by first layer welding and / or final welding of the multi-layer welding. It is preferable that the composition of the weld metal to be satisfied satisfies the formula (2) or (3).
[0016]
A third aspect of the present invention is a welded joint in which welded materials are welded to each other using a welding material, wherein the welded material is a low alloy steel material, and the weld metal formed by the welding is C: 0.20% by mass. Hereinafter, Cr: 3.0-13.0 mass%, Ni: 3.0-13.0 mass%Containing, further C, Si , Mn , Cr , Ni , Mo , Nb The content of was adjusted so as to satisfy the formula (2).Temperature-elongation curve in a state where the composition is an iron alloy and has a martensitic transformation start temperature (Ms point) of 360 ° C. or lower and 50 ° C. or higher, and the weld metal expands at room temperature more than at the start of martensitic transformation. The linear expansion amount of the weld metal is 2 per 1 mm in the temperature range from the temperature at which the elongation starts to expand immediately after the start of transformation due to martensitic transformation in the temperature-elongation curve of the weld metal to 50 ° C. × 10-3~ 8 × 10-3In the third aspect of the present invention, the weld metal contains C: 0.20% by mass or less, Cr: 3.0-13.0% by mass, Ni: 3.0-13.0% by mass. In addition, Si: 1.0% by mass or less, Mn: 2.5% by mass or less, or Mo: 4.0% by mass or less, Nb: 1.0% by mass or less, including one or two of the remaining Fe and inevitable impurities It is preferable to have the following iron alloy composition. In the third aspect of the present invention, the martensitic transformation start temperature (Ms point) of the weld metal is preferably less than 170 ° C. and 50 ° C. or more. In the third aspect of the present invention, it is preferable that the weld metal adjusts the contents of C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, and Nb so as to satisfy the expression (3).
[0017]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The welding material of the present invention comprises an iron-based alloy having a composition having a martensite transformation start temperature (Ms point) of less than 170 ° C. and 0 ° C. or more. When the Ms point is 170 ° C. or higher, the amount of expansion due to martensitic transformation of the weld metal increases, but the strength of the weld metal is too high compared to the strength of the low alloy steel material to be welded. On the other hand, if the Ms point is less than 0 ° C., the expansion effect due to the martensitic transformation of the weld metal in the cooling process is not sufficient, and the cold crack resistance is improved and the fatigue strength is small. For this reason, the welding material was limited to an iron-base alloy having a composition having a martensitic transformation start temperature (Ms point) of less than 170 ° C. and 0 ° C. or more. Thereby, the cold cracking resistance is improved and the fatigue strength of the welded joint is increased.
[0018]
In addition, by setting the Ms point of the welding material to less than 170 ° C and 0 ° C or more, an appropriate amount of retained austenite is present in the weld metal at room temperature, and an abnormal increase in strength due to the addition of a large amount of alloy elements can be suppressed. The metal can have an appropriate strength. Thereby, stress concentration on the weld metal can be prevented.
Next, the welding material composition of the present invention in which the Ms point is less than 170 ° C. and 0 ° C. or more will be described. In addition, the chemical composition and Ms point of the welding material in the present invention are the values for the weld metal produced in accordance with the provisions of JIS Z 3111.
[0019]
The welding material of the present invention is, C: 0.20 mass% or less, Cr: 6.0-16.0 mass%, Ni: 6.0-16.0 mass% (however, excluding 8 mass% or less)PreferablyFurther, Si: 1.0% by mass or less, Mn: 2.5% by mass or less, or Mo: 4.0% by mass or less, Nb: 1.0% by mass or less, including one or two of the remaining Fe and unavoidable impurities Has the compositionIs an iron alloy. (Hereinafter, mass% is described as%.)
C: 0.20% or less
C is an element that increases the hardness of martensite, increases weld hardenability and promotes cold cracking, and is desirably reduced as much as possible. From the viewpoint of weld cracking, it is 0.20% or less, preferably 0.10% or less. .
10% or less.
[0020]
Cr: 6.0 to 16.0%
Cr is an element that lowers the martensite transformation start temperature, and is an important element for the welding material of the present invention, and needs to be contained in an amount of 6.0% or more. If the Cr content is less than 6.0%, it is necessary to add a large amount of expensive Ni and a large amount of elements that degrade workability in order to make the martensite transformation start temperature less than 170 ° C. There is a problem from the point of view. On the other hand, if the Cr content exceeds 16.0%, ferrite appears in the weld metal, which is not preferable in terms of toughness. For this reason, the Cr content of the welding material is set to 6.0 to 16.0%.
[0021]
Ni: 6.0-16.0%(However, excluding 8% or less)
Ni is an element that stabilizes martensite, and is an important element for lowering the martensite transformation start temperature (Ms point) to less than 170 ° C. Therefore, in the present invention, Ni is 6.0% or more(However, excluding 8% or less)It is necessary to contain. On the other hand, a large content exceeding 16.0% makes the welding material expensive and is economically disadvantageous.
[0022]
Si: 1.0% or less,
Si has an action of lowering the martensitic transformation start temperature (Ms point), and it is preferable to contain a large amount for decreasing the Ms point. However, if the content exceeds 1.0%, the workability is lowered and the manufacturability of the welding material is lowered. For this reason, Si is preferably 1.0% or less.
[0023]
Mn: 2.5% or less
Mn acts as a deoxidizer, but if it exceeds 2.5%, the workability is lowered and the productivity of the welding material is lowered. For this reason, it is preferable to adjust Mn to 2.5% or less.
In the present invention, one or two of Mo: 4.0% or less and Nb: 1.0% or less can be further contained.
[0024]
Mo can be added for the purpose of improving the corrosion resistance of the weld metal, but if it exceeds 4.0%, the workability is lowered and the productivity of the welding material is lowered. For this reason, Mo is preferably 4.0% or less.
Nb has the effect of lowering the martensite transformation start temperature (Ms point), and it is more preferable to contain Nb for lowering the Ms point. However, if the content exceeds 1.0%, the workability is lowered and the manufacturability of the welding material is lowered. For this reason, Nb is preferably limited to 1.0% or less.
[0025]
Other than the above, the balance is Fe and inevitable impurities. As unavoidable impurities, N: 0.050% or less, O: 0.080% or less, P: 0.010% or less, and S: 0.010% or less are allowed. Needless to say, the welding material may be subjected to Cu plating from the viewpoint of corrosion resistance.
The welding material of the present invention has the above composition range, and the content of C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, and Nb is expressed by the following formula (1).
0 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170
...... (1)
(Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%))TheIn the present invention, when there is an element that is not contained among the elements in the formula (1), the amount of the element is set to 0 and the formula (1) is calculated. (The same applies to equations (2) and (3) below.)
By adjusting the composition of the welding material so as to satisfy the above formula (1), the cold cracking resistance is improved, the fatigue strength of the welded joint is increased, and the abnormal strength increase of the weld metal is suppressed. be able to. Even when the expression (1) is not satisfied, the weld crack resistance and fatigue strength may be ensured, but overmatching occurs due to a significant increase in the strength of the weld metal.
[0026]
In the temperature-elongation curve, the welding material of the present invention has a linear expansion amount in a temperature range from the temperature at which the elongation starts to expand due to martensitic transformation, i.e., the temperature at which the elongation becomes minimum immediately after the start of transformation to 50 ° C. 2 x 10 per 1 mm length-3~ 8 × 10-3It is preferable to have a composition of mm.
In addition, the linear expansion amount of the welding material in the present invention is a value for a weld metal produced in accordance with the provisions of JIS Z 3111.
[0027]
The linear expansion amount in the above temperature range is 2 x 10 per 1 mm length.-3less than mm or 8 × 10-3If it exceeds mm, tensile residual stress remains in the welded portion, and cracking is likely to occur.
Next, the welded joint of the present invention is produced by welding the materials to be welded using the welding material having the above composition.
[0028]
In the welded joint of the present invention, low alloy steel is used as the material to be welded. As the low alloy steel, a 490 to 980 MPa class high strength steel material having a thickness of 20 mm or more is preferable, and in particular, an extremely thick 490 MPa class high strength steel material having a thickness of 75 mm or more and a 590 to 1180 MPa class high strength steel material are preferable. However, the composition of these low alloy steel materials used in the present invention is not particularly limited, and any generally known steel material can be applied.
[0029]
In the present invention, the composition of the welding material, the welding method, and the welding conditions are adjusted according to the material to be welded to form a weld metal having an appropriate composition. In the production of the welded joint of the present invention, any of various welding methods such as coated arc welding, (metal) gas arc welding, submerged arc welding, and FCW can be suitably applied. In addition, the joint shape can be applied to large structures such as ships, offshore structures, penstocks, bridges, storage tanks, construction machines, such as load non-transmission type cross welded joints, fillet welded joints such as corner turning welds, and butt welded joints. Any joint shape used is suitable.
[0030]
Next, the weld metal in the weld joint of the present invention will be described.
The weld metal in the welded joint of the present invention exhibits a temperature-elongation curve, that is, a temperature-elongation curve in which the thermal expansion curve is expanded at room temperature more than at the start of the martensitic transformation. An example of the temperature-elongation curve of the weld metal in the welded joint of the present invention is shown in FIG. The weld metal (solid line) of the present invention undergoes martensitic transformation during the cooling process, and expands due to the martensitic transformation, and is in a state expanded at the room temperature from the start of the martensitic transformation. By using a weld metal having such a composition, the tensile stress due to shrinkage during cooling is reduced or compressive stress remains in the welded joint. On the other hand, a weld metal (dotted line) outside the scope of the present invention has a high martensite transformation start temperature Ms point and little expansion due to martensitic transformation, and therefore, at room temperature, it is in a contracted state due to cooling after transformation. The transformation behavior of the weld metal in the present invention is determined by creating a temperature-elongation curve (thermal expansion curve) obtained by continuously measuring the temperature change of elongation due to normal thermal expansion.
[0031]
In order to obtain a weld metal in such a state, the martensitic transformation start temperature (Ms point) is 360 ° C. or lower and 50 ° C. or higher in the composition of the weld metal obtained by the welded material, welding material and welding conditions. It is necessary to have a composition. When the Ms point exceeds 360 ° C., the amount of expansion due to martensitic transformation decreases, and the maximum point of transformation expansion becomes too high above room temperature. It will occur and cold cracking resistance will decrease. On the other hand, if the Ms point is less than 50 ° C., the expansion effect due to martensitic transformation in the cooling process is not sufficient, and the cold cracking resistance is hardly improved. For this reason, the composition of the weld metal was limited to a composition in which the martensitic transformation start temperature (Ms point) of the weld metal was 360 ° C. or lower and 50 ° C. or higher. Thereby, cold cracking resistance can be improved. In order to further improve the cold cracking resistance, the Ms point of the weld metal is more preferably less than 170 ° C. and 50 ° C. or more.
[0032]
Even if the Ms point of the weld metal is between 50 ° C and 360 ° C, the temperature range from the temperature at which the elongation begins to expand immediately after the start of transformation due to martensitic transformation in the temperature-elongation curve (Fig. 1: T point) to 50 ° C. The amount of linear expansion of weld metal at 2 mm per 1 mm length-3If it is less than mm, low temperature cracking occurs because tensile residual stress is applied to the weld heat affected zone. On the other hand, in the temperature range from the above T point to 50 ° C., the linear expansion amount of the weld metal is 8 × 10 per 1 mm length.-3If it exceeds mm, a tensile residual stress is generated in the root portion of the weld metal, and cracks occur in the weld metal. For this reason, in the temperature-elongation curve of the weld metal, the linear expansion amount of the weld metal in the temperature range from the temperature (T point) at which the elongation starts to expand immediately after the start of transformation due to martensite transformation to 50 ° C. is long. 2 x 10 per mm-3~ 8 × 10-3mm range anddid.
[0033]
And in order to become a weld metal having a martensite transformation start temperature (Ms point) in such a range, the composition of the weld metal is: C: 0.20 mass% or less, Cr: 3.0-13.0 mass%, Ni: 3.0-13.0 mass %, And preferably contains Si: 1.0% by mass or less, Mn: 2.5% by mass or less, or Mo: 4.0% by mass or less, Nb: 1.0% by mass or less The iron alloy composition is composed of two types and the balance Fe and inevitable impurities. (Hereinafter, mass% is described as%.)
C is an element that increases the hardness of martensite, increases weld hardenability and promotes cold cracking, and is desirably reduced as much as possible. From the viewpoint of weld cracking, it is 0.20% or less, preferably 0.12% or less. .
[0034]
Cr is an element that lowers the martensite transformation start temperature, and is an important element for the weld metal of the present invention, and needs to be contained in an amount of 3.0% or more. If the Cr content is less than 3.0%, it is necessary to add a large amount of expensive Ni to the welding material and a large amount of element that degrades the workability of the welding material in order to keep the martensite transformation start temperature below 360 ° C. There is a problem from the viewpoint of economy and manufacturability. On the other hand, if the Cr content exceeds 13.0%, ferrite appears in the weld metal, which is not preferable in terms of toughness. For these reasons, the Cr content of the weld metal is set to 3.0 to 13.0%.
[0035]
Ni is an element that stabilizes martensite, and is an important element for reducing the martensite transformation start temperature (Ms point) to a low temperature of 360 ° C. or lower. For this reason, in the present invention, Ni needs to be contained by 3.0% or more. On the other hand, a large content exceeding 13.0% makes the welding material expensive and is economically disadvantageous.
Further, Si has an action of lowering the martensite transformation start temperature (Ms point), and it is preferable to contain a large amount for decreasing the Ms point. However, Si is mainly supplied from the welding material as a deoxidizer, and if Si is contained in the weld metal in an amount exceeding 1.0%, workability in the production of the welding material is lowered. For this reason, it is preferable to adjust Si to 1.0% or less.
[0036]
Mn is supplied from the welding material as a deoxidizer, but if it is contained in excess of 2.5%, the workability during the production of the welding material is reduced. For this reason, it is preferable to adjust Mn to 2.5% or less.
In the present invention, one or two of Mo and Nb can be further contained.
Mo can be added for the purpose of improving the corrosion resistance of the weld metal. However, if it exceeds 4.0%, the workability of the welding material is lowered. For this reason, Mo is preferably 4.0% or less.
[0037]
Nb has the effect of lowering the martensite transformation start temperature (Ms point), and it is more preferable to contain Nb for lowering the Ms point. However, if the content exceeds 1.0%, workability in the production of the welding material is lowered. For this reason, Nb is preferably limited to 1.0% or less.
The elements other than those described above are not particularly limited, but it is allowed to contain 0.5% or less of V, Cu, and REM. In addition to the above-described elements, there is no problem even if elements contained in the material to be welded and the welding material are inevitably contained.
[0038]
In the present invention, the content of C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, and Nb is expressed by the following formula (2) within the above composition range.
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <360
(2)
(Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%))TheIn the present invention, when there is an element that is not contained among the elements in the formula (2), the amount of the element is set to 0 and the formula (2) is calculated.
[0039]
Further, from the viewpoint of further improving the cold cracking resistance, the following formula (3)
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170 …… (3)
It is more preferable to satisfy (here, C 2, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content (mass%) of each element).
[0040]
The cold cracking resistance is improved by adjusting the composition of the weld metal so as to satisfy the above-described expression (2) or (3). When the formula (2) or the formula (3) is not satisfied, there is little expansion due to martensitic transformation of the weld metal, there is little relaxation of the tensile residual stress generated in the welded joint, or generation of compressive residual stress is not seen, Low resistance to cold cracking.
[0041]
In the present invention, a low alloy steel material is a welded material, and the welded materials are welded together to form a welded joint. However, the composition of the low alloy steel material is such that a weld metal having the above-described composition and characteristics is formed. The welding conditions such as the composition of the welding material and welding heat input are adjusted accordingly.
Next, a method for producing welded joints having various joint shapes will be described with reference to the drawings. FIG. 3 shows a multilayer in which end portions of a material to be welded 11 whose end portions are processed into a predetermined groove shape (here, X groove) are opposed to each other and many layers are stacked in the groove. The example which produced the welded joint by prime welding is shown. Needless to say, the number of layers is determined according to the thickness of the material to be welded. In the case of FIG. 3, since it is an extremely thick material, it is preferable to laminate from both sides with the center of the plate thickness as a boundary, and the final welded
[0042]
In the present invention, the weld metal formed by each layer welding is a weld metal having a composition having a martensite transformation start temperature (Ms point) of 360 ° C. or lower and 50 ° C. or higher, preferably less than 170 ° C. and 50 ° C. or higher. Adjust asThe
Thereby, the tensile residual stress which arises in a weld metal is relieved by transformation expansion, or a compressive stress comes to remain, and cold cracking resistance is improved. At this time, it is preferable to overlap the next layer while the weld metal previously placed is above the martensite transformation start temperature (Ms point).
[0043]
In many multi-layer welding, as shown in FIG. 3 (b), at least the weld metal formed by the initial layer welding or further the final layer welding can be adjusted to be a weld metal having the above-described composition. Good. This prevents the occurrence of cold cracking even if preheating and postheating are not required. It is not always necessary to make the weld metal other than the first layer or the final layer a weld metal having the composition and characteristics described above.
[0044]
In the present invention, among the weld metals formed by each layer welding, at least the first layer or the last layer is welded in the temperature range from the temperature at which the elongation starts to expand immediately after the start of transformation by martensitic transformation to 50 ° C. Expansion amount is 1mm in length 2 × 10-3~ 8 × 10-3mm rangeTheBy setting the amount of linear expansion of the weld metal within the above range, the resistance to weld cracking is improved.
[0045]
The present invention is also effective when a cross weld joint as shown in FIG. 4 is produced. Also in this case, it is preferable to adjust the welding material and welding conditions so that the weld metal has a composition within the range of the present invention described above. Thereby, generation | occurrence | production of a cold crack can be prevented.
It goes without saying that the present invention can also be applied to fillet welding, circumferential welding, build-up welding that is repair welding, and the like.
[0046]
Next, a suitable combination of the material to be rolled and the welding material will be exemplified.
First, as the material to be welded,
C: 0.05 to 0.20%, Si: 0.05 to 0.30%, Mn: 0.50 to 1.50%, Cr: 3% or less, Ni: 3% or less, Mo: 1% or less, Cu: 0.5% or less, Nb: When using 780MPa class high-strength steel materials that contain one or more of 0.020% or less, V: 0.02% or less, Ti: 0.02% or less, P: 0.020% or less, and the balance Fe and inevitable impurities In the case of coated arc welding as the welding material, the composition of the deposited metal according to the provisions of JIS Z 3111 is C: 0.20% or less, Si: 1.00% or less, Mn: 2.0% or less, Cr: 3 to 13% Ni: 3 to 13%, Mo: 1.0% or less, Nb: 0.10% or less, Ti: 0.05% or less, V: 0.10% or less, Cu: 0.5% or less It is preferable to use a welding material containing the balance Fe and unavoidable impurities and welding with a heat input of 5 to 50 kJ / cm. In the case of gas arc welding, a heat input of 5 to 100 kJ / cm Preferably welded.
[0047]
【Example】
(Example 1)
Using the low alloy steel (steel plate) with the composition shown in Table 1 as the material to be welded, the composition shown in Table 2 (the composition of the deposited metal measured in accordance with JIS Z 3111) using the welding material shown in Table 3 Under the conditions, the weld cracking property was investigated using a test piece compliant with the provisions of JIS Z 3158. Test conditions for weld cracking were as follows: (1) temperature: 30 ° C., relative humidity: 80%, (2) temperature: 20 ° C., relative humidity: 60%, and no preheating. The number of test repetitions was 3, and cracks occurring in the welded portion were measured for the presence or absence of cracks and the crack rate in accordance with the provisions of JIS Z 3158.
[0048]
The results are shown in Table 4.
A thermal expansion test piece (3φ × 12mm) was collected from the formed weld metal, and a temperature-elongation curve was obtained. The length from the temperature at which the elongation began to expand immediately after transformation expansion by martensite transformation was extended from 50 ° C. The amount of linear expansion per 1 mm was measured and shown in Table 2.
[0049]
[Table 1]
[Table 2]
[Table 3]
[Table 4]
In the examples of the present invention, the occurrence of cold cracking was not observed without preheating. On the other hand, in the comparative example, cracks occurred in the case of (1) which is a severe test condition.
(Example 2)
Using a low alloy steel material (steel plate) having the composition shown in Table 1 as a material to be welded, a part of the welding material having the composition shown in Table 2 (composition of weld metal measured in accordance with JIS Z 3111) is used. A butt weld joint and a cross weld joint (joint length 0.5 m) shown in FIGS. 3 and 4 were manufactured under the welding conditions shown in FIG.
[0054]
For these welded joints, the occurrence of cracks in the welds was investigated by surface observation. Moreover, about each welded joint, base material part hardness and weld metal part hardness (average hardness of a weld metal cross section) were measured. The amount of retained austenite in the weld metal was measured by the X-ray diffraction method. In addition, fatigue test specimens were collected from these welded joints and subjected to a unidirectional unidirectional tensile fatigue test at room temperature in the atmosphere to obtain fatigue strength of 2 million times.
[0055]
In addition, a thermal expansion test piece is taken from the weld metal of the weld joint, the temperature-elongation curve is measured, the martensitic transformation behavior in the cooling process after welding is investigated, and the state at room temperature is from the start of the martensitic transformation. It was evaluated whether it was in an expanded state. The case of the expanded state from the start of the martensitic transformation was evaluated as ◯, and the case of the contracted state was evaluated as ×.
[0056]
The results are shown in Table 6.
[0057]
[Table 5]
[Table 6]
It can be seen that the examples of the present invention do not generate cracks, have high fatigue strength, and are excellent in welding cold crack resistance and fatigue resistance characteristics. In the example of the present invention, the state of the weld metal at room temperature is in an expanded state from the start of martensitic transformation. Furthermore, in the example of the present invention, the amount of retained austenite of the weld metal is large. Therefore, the hardness of the weld metal is low, the difference in strength from the base metal strength is reduced, and a significant increase in weld metal strength is suppressed. On the other hand, in the comparative example out of the scope of the present invention, there is no occurrence of weld cracking, fatigue strength is high, welding cold crack resistance and fatigue resistance characteristics are the same as the present invention example, but the amount of retained austenite There are few, the hardness of a weld metal is high, the strength difference with a base material intensity | strength is large, and the degree of overmatching is large.
(Example 3)
Welding materials shown in Table 9 using the low alloy steel (steel plate) having the composition shown in Table 7 as the material to be welded and the composition shown in Table 8 (the composition of the weld metal measured in accordance with JIS Z 3111) as the welding material. Under the conditions, the weld cracking property was investigated using a test piece compliant with the provisions of JIS Z 3158.
[0060]
Test conditions were as follows: (1) temperature: 30 ° C., relative humidity: 80%, (2) temperature: 20 ° C., relative humidity: 60%, and no preheating was performed. Subsequently, composition analysis of the formed weld metal was performed near the center of the bead. The number of test repetitions was 3, and cracks occurring in the welded portion were measured for the presence or absence of cracks and the crack rate in accordance with the provisions of JIS Z 3158. Furthermore, a thermal expansion test piece is taken from the formed weld metal, a temperature-elongation curve is obtained, and the linear expansion amount per 1 mm length from the temperature at which the elongation starts to expand immediately after the start of transformation by martensite transformation to 50 ° C. Was measured.
[0061]
The results are shown in Table 10.
[0062]
[Table 7]
[Table 8]
[Table 9]
[Table 10]
In the example of the present invention, in the case of the test condition (2), the occurrence of cold cracking was not observed without preheating. On the other hand, in the comparative example out of the scope of the present invention, the occurrence of cracks was also observed under the test condition (2).
In the example of the present invention satisfying the formula (2), the occurrence of cold cracking was not observed even under severe test conditions (1). In addition, the welded joints No. 3-18 to No. 3-21 which are examples of the present invention have a linear expansion amount of 5.8 × 10.-3~ 7.1 x10-3mm / length is as large as 1 mm, consistent with a marked improvement in weld crack resistance.
(Example 4)
Using a part of the low alloy steel (steel plate) whose composition is shown in Table 7 as a material to be welded, and a part of the welding material whose composition is shown in Table 8 (composition of weld metal measured according to JIS Z 3111) A butt weld joint and a cross weld joint (joint length 0.5 m) shown in FIGS. 3 and 4 were manufactured under the welding conditions shown in Table 11 (no preheating and no post-heating). For these welded joints, the occurrence of cracks in the welds was investigated by surface observation. For some joints, the first layer and the final layer were weld metals within the scope of the present invention. The results are shown in Table 12.
[0067]
[Table 11]
[Table 12]
In the example of the present invention, no crack was observed.
[0070]
【The invention's effect】
According to the present invention, even when welding 490 to 1180 MPa class high-strength steel materials, it is possible to prevent low-temperature cracking without preheating, contribute to improving the efficiency of welding work, and have a remarkable industrial effect. In addition, it has excellent fatigue resistance characteristics, and further has the effect of avoiding stress concentration on the weld metal that can suppress a significant increase in weld metal strength and facilitating the construction of the steel structure.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an explanatory view schematically showing a temperature-elongation curve showing an example of a transformation characteristic of a weld metal.
FIG. 2 is an explanatory view schematically showing a low temperature crack occurrence limit of a welded portion.
FIG. 3 is an explanatory view showing an example of a butt-welded joint according to an embodiment of the present invention.
FIG. 4 is an explanatory view showing an example of a cross weld joint which is an embodiment of the present invention.
[Explanation of symbols]
5 Weld metal
10 Welding final layer
11 Welded materials
21 Main plate
22 Subboard
Claims (13)
Ｃ：0.20％以下、 Cr： 6.0〜16.0％、
Ni： 6.0〜16.0％（但し、８％以下を除く）
を含有し、Ｃ、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nbを下記（１）式を満足するように調整し、残部Feおよび不可避的不純物からなり、マルテンサイト変態開始温度（Ｍs 点）が 170℃未満０℃以上の組成を有する鉄合金であることを特徴とする溶接材料。
記
０≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170
……（１）
ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％）% By mass
C: 0.20% or less, Cr: 6.0 to 16.0%,
Ni: 6.0 to 16.0% (excluding 8% or less)
C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, and Nb are adjusted so as to satisfy the following formula (1), and the balance is composed of Fe and inevitable impurities, and the martensitic transformation start temperature (Ms point) is A welding material characterized by being an iron alloy having a composition of less than 170 ° C and 0 ° C or more.
0 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170
...... (1)
Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%)
Ｃ：0.20％以下、 Cr： 6.0〜16.0％、
Ni： 6.0〜16.0％（但し、８％以下を除く）
を含有し、さらに
Si： 1.0％以下、 Mn： 2.5％以下
を含み、あるいはさらにMo： 4.0％以下、Nb： 1.0％以下の１種または２種を含み、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成であることを特徴とする請求項１に記載の溶接材料。The composition is in weight percent,
C: 0.20% or less, Cr: 6.0 to 16.0%,
Ni: 6.0 to 16.0% (excluding 8% or less)
Contains
Si: 1.0% or less, Mn: 2.5% or less, or Mo: 4.0% or less, Nb: 1.0% or less, one or two kinds, and the composition comprising the balance Fe and inevitable impurities The welding material according to claim 1 .
記
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb ＜ 360
……（２）
ここに、 C 、 Si 、 Mn 、 Cr 、 Ni 、 Mo 、 Nb ：各元素の含有量（質量％） In the method for manufacturing a welded joint in which welded materials are welded to each other using a welding material, the welded material is a low alloy steel, and the weld metal formed by the welding is C: 0.20% by mass or less, Cr: 3.0 to 13.0% by mass, Ni: 3.0 to 13.0% by mass, an iron alloy composition satisfying the following formula (2) , and a martensitic transformation start temperature (Ms point) of 360 ° C. or lower and 50 ° C. or higher In accordance with the composition of the low alloy steel material, the composition of the welding material and the welding conditions are adjusted so that the weld metal has a temperature at which the elongation starts to expand immediately after the start of transformation due to martensitic transformation in the temperature-elongation curve. A method for producing a welded joint having a linear expansion amount of 2 × 10 −3 to 8 × 10 −3 mm per 1 mm in a temperature range from 1 to 50 ° C.
Record
50 ≤ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb < 360
(2)
Here, C , Si , Mn , Cr , Ni , Mo , Nb : Content of each element (% by mass)
記
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170
……（３）
ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％）Producing the weld metal, C, Si, Mn, Cr , Ni, Mo, of the welded joint according to claim 5, characterized in that it is adjusting the content of Nb so as to satisfy the following formula (3) Method.
Record
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170
...... (3)
Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%)
記
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170
……（３）
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜360
……（２）
ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％）The weld joint composition according to claim 8 , wherein the composition of the weld metal formed by the first layer welding or the final welding of the multi-layer welding satisfies the following formula (2) or (3). Production method.
Record
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170
...... (3)
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <360
(2)
Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%)
記
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb ＜ 360
……（２）
ここに、 C 、 Si 、 Mn 、 Cr 、 Ni 、 Mo 、 Nb ：各元素の含有量（質量％） A weld joint in which welded materials are welded to each other using a welding material, wherein the welded material is a low alloy steel material, and the weld metal formed by the welding is C: 0.20 mass% or less, Cr: 3.0 to 13.0 An iron alloy composition containing, by mass, Ni: 3.0 to 13.0% by mass , and further adjusting the content of C, Si , Mn , Cr , Ni , Mo , and Nb to satisfy the following formula (2) : And having a martensitic transformation start temperature (Ms point) of 360 ° C. or lower and 50 ° C. or higher, and further exhibiting a temperature-elongation curve in a state where the weld metal has expanded more than at the start of martensitic transformation at room temperature, The weld metal has a temperature range of 2 × 10 −3 to 8 × 10 −3 mm per 1 mm in a temperature range from the temperature at which the elongation starts to expand immediately after the start of transformation due to martensitic transformation in the temperature-elongation curve to 50 ° C. A welded joint having a linear expansion amount.
Record
50 ≤ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb < 360
(2)
Here, C , Si , Mn , Cr , Ni , Mo , Nb : Content of each element (% by mass)
記
50≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb＜170
……（３）
ここに、C 、Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Nb：各元素の含有量（質量％）11. The weld joint according to claim 10 , wherein the weld metal is adjusted so that the contents of C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, and Nb satisfy the following expression (3).
Record
50 ≦ 719-795C-35.55Si-13.25Mn-23.7Cr-26.5Ni-23.7Mo-11.85Nb <170
...... (3)
Here, C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, Nb: content of each element (mass%)
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