JPH0698495B2 - オ−ステナイト系ステンレス鋼の溶接法 - Google Patents
オ−ステナイト系ステンレス鋼の溶接法Info
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- JPH0698495B2 JPH0698495B2 JP16984087A JP16984087A JPH0698495B2 JP H0698495 B2 JPH0698495 B2 JP H0698495B2 JP 16984087 A JP16984087 A JP 16984087A JP 16984087 A JP16984087 A JP 16984087A JP H0698495 B2 JPH0698495 B2 JP H0698495B2
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- welding
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- weld metal
- stainless steel
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は化学機械、海水淡水化装置、ケミカルタンカー
などで耐食などの目的で多く使用されているオーステナ
イト系ステンレス鋼のサブマージアーク溶接方法につい
て、高能率化、高品質安定化を図るための溶接施工法に
関するものである。
などで耐食などの目的で多く使用されているオーステナ
イト系ステンレス鋼のサブマージアーク溶接方法につい
て、高能率化、高品質安定化を図るための溶接施工法に
関するものである。
従来ステンレス鋼の両面サブマージアーク溶接法の一例
を第10図及び下記第13表によつて説明する。第10図は板
厚25mmのオーステナイト系ステンレス鋼を図示するよう
な開先条件の単電極両面多層盛りでのサブマージアーク
溶接方法を図示するもので、この一般的な溶接条件は第
13表の通りである。これはステンレス鋼や溶接金属にで
きるだけ熱をあたえないためであり、単電極の小入熱、
多層盛り溶接が採用されてきた。
を第10図及び下記第13表によつて説明する。第10図は板
厚25mmのオーステナイト系ステンレス鋼を図示するよう
な開先条件の単電極両面多層盛りでのサブマージアーク
溶接方法を図示するもので、この一般的な溶接条件は第
13表の通りである。これはステンレス鋼や溶接金属にで
きるだけ熱をあたえないためであり、単電極の小入熱、
多層盛り溶接が採用されてきた。
〔発明が解決しようとする問題点〕 従来法では、多層盛り溶接であるため、同一溶接線を繰
り返し溶接しなければならないし、又初層側溶接終了
後、反転し、最終層側の溶接前にかならずアークエアー
ガウジングにて開先を深く堀り下げ、グラインダーにて
再成形する必要がある。これは最終層側初層溶接の電流
が低いため初層側溶接金属まで完全に溶け込むようにす
るためであり、いずれも大幅な工数を費す。そして更
に、多層盛り溶接による繰り返し溶接熱サイクルの影響
を受けてσ相が析出し耐食性が劣化するといつた問題点
がある。
り返し溶接しなければならないし、又初層側溶接終了
後、反転し、最終層側の溶接前にかならずアークエアー
ガウジングにて開先を深く堀り下げ、グラインダーにて
再成形する必要がある。これは最終層側初層溶接の電流
が低いため初層側溶接金属まで完全に溶け込むようにす
るためであり、いずれも大幅な工数を費す。そして更
に、多層盛り溶接による繰り返し溶接熱サイクルの影響
を受けてσ相が析出し耐食性が劣化するといつた問題点
がある。
本発明は上記従来法の技術における問題点を解消したオ
ーステナイト系ステンレス鋼の両面サブマージアーク突
合せ溶接法を提供しようとするものである。
ーステナイト系ステンレス鋼の両面サブマージアーク突
合せ溶接法を提供しようとするものである。
本発明はオーステナイト系ステンレス鋼の両面サブマー
ジアーク突合せ溶接に際し、多電極一層サブマージアー
ク溶接法により初層側を溶接し、次いで初層側に形成さ
れた溶接金属と熱影響部とその近傍を強制冷却しながら
最終層側を多電極一層サブマージアーク溶接法により溶
接することを特徴とするオーステナイト系ステンレス鋼
の溶接法である。
ジアーク突合せ溶接に際し、多電極一層サブマージアー
ク溶接法により初層側を溶接し、次いで初層側に形成さ
れた溶接金属と熱影響部とその近傍を強制冷却しながら
最終層側を多電極一層サブマージアーク溶接法により溶
接することを特徴とするオーステナイト系ステンレス鋼
の溶接法である。
すなわち、本発明はオーステナイト系ステンレス鋼の両
面サブマージアーク突合せ溶接に際し、両面一層で仕上
げる多電極サブマージアーク溶接法を採用し、該方法に
おける大電流多電極で行なうために生ずる入熱量が高く
溶接金属や熱影響部が脆化するという問題点を、最終層
側溶接時に初層側溶接金属と熱影響部とその近傍を強制
水冷する方法を採用して解決したものである。
面サブマージアーク突合せ溶接に際し、両面一層で仕上
げる多電極サブマージアーク溶接法を採用し、該方法に
おける大電流多電極で行なうために生ずる入熱量が高く
溶接金属や熱影響部が脆化するという問題点を、最終層
側溶接時に初層側溶接金属と熱影響部とその近傍を強制
水冷する方法を採用して解決したものである。
本発明により片面一層で溶接が済むので能率はよいし、
最終層側の開先成形（アークエアーガウジング＋グライ
ンダー）をしなくても、高電流なので完全溶け込みが可
能であり、大幅工数低減が計れた。又、熱影響を大きく
受ける初期層側の溶接金属の機械的性能においても、従
来法と同等の性能が得られ、耐食性能においては、粒界
腐食で従来法の1/2の腐食減量で優れており、孔食では
同等という性能が得られた。
最終層側の開先成形（アークエアーガウジング＋グライ
ンダー）をしなくても、高電流なので完全溶け込みが可
能であり、大幅工数低減が計れた。又、熱影響を大きく
受ける初期層側の溶接金属の機械的性能においても、従
来法と同等の性能が得られ、耐食性能においては、粒界
腐食で従来法の1/2の腐食減量で優れており、孔食では
同等という性能が得られた。
ステンレス鋼を両面一層サブマージアーク溶接で行う
と、初層側の溶接金属が最終層側溶接時の熱によつて脆
化することが予測されるので最終層側溶接時に初層側の
溶接金属と熱影響部とその近傍を強制的に水冷すること
により脆化抑制の効果があるかどうかの検討をまず実施
した。
と、初層側の溶接金属が最終層側溶接時の熱によつて脆
化することが予測されるので最終層側溶接時に初層側の
溶接金属と熱影響部とその近傍を強制的に水冷すること
により脆化抑制の効果があるかどうかの検討をまず実施
した。
検討に使用した供試材料とその化学成分は第１表，第２
表に示す。
表に示す。
溶接条件は第１図（ａ）に示した開先形状，第１図
（ｂ）に示した電極配置により、第３表に示した条件で
タンデムサブマージアーク溶接法により施工した。
（ｂ）に示した電極配置により、第３表に示した条件で
タンデムサブマージアーク溶接法により施工した。
水冷の方法については第２図に示す通りで第２図（ａ）
に示すように、水中に浸漬させ水は常に新しい水道水を
入れながら溶接する方法と、第２図（ｂ）に示すように
アーク点裏側に水道水をホースで放水冷却しながら移動
する方法と水冷をまつたくしない方法（空冷）（図示省
略）の３種類についてその効果の確認を行つた。
に示すように、水中に浸漬させ水は常に新しい水道水を
入れながら溶接する方法と、第２図（ｂ）に示すように
アーク点裏側に水道水をホースで放水冷却しながら移動
する方法と水冷をまつたくしない方法（空冷）（図示省
略）の３種類についてその効果の確認を行つた。
まず初層側の溶接金属の熱履歴を測定して水冷の効果の
確認をした。熱電対の取付測定位置を第３図に示す。こ
の熱電対の取付目的は初層側で得た溶金の厚さ方向（A,
B,C点）を変化させ、どの深さまで水冷効果が働くかを
知るためと、水冷の仕方による効果の差及び空冷と水冷
との差をみるためである。
確認をした。熱電対の取付測定位置を第３図に示す。こ
の熱電対の取付目的は初層側で得た溶金の厚さ方向（A,
B,C点）を変化させ、どの深さまで水冷効果が働くかを
知るためと、水冷の仕方による効果の差及び空冷と水冷
との差をみるためである。
この結果、熱履歴を第４図、第５図、第６図、第７図
（ａ），（ｂ）に示す。そして最高到達温度を第４表に
示す。
（ａ），（ｂ）に示す。そして最高到達温度を第４表に
示す。
第４図は、第３図の初層側を空冷した時の初層側溶接金
属の熱履歴を示すグラフ、第５図は初層側を水中浸漬法
Ｗによつて水冷した時の初層側溶接金属の熱履歴を示す
グラフ、第６図は初層側をホースかけ法Ｈによつて水冷
した時の初層側溶接金属の熱履歴を示すグラフを示す。
また第７図（ａ）は空冷，水冷の熱履歴計測結果を示す
グラフであり、第７図（ｂ）は第７図（ａ）のグラフ
を、シグマ相（σ相）析出領域のグラフにプロツトした
グラフである。この第７図より、水冷法はσ相析出領域
外であることが確認できる。
属の熱履歴を示すグラフ、第５図は初層側を水中浸漬法
Ｗによつて水冷した時の初層側溶接金属の熱履歴を示す
グラフ、第６図は初層側をホースかけ法Ｈによつて水冷
した時の初層側溶接金属の熱履歴を示すグラフを示す。
また第７図（ａ）は空冷，水冷の熱履歴計測結果を示す
グラフであり、第７図（ｂ）は第７図（ａ）のグラフ
を、シグマ相（σ相）析出領域のグラフにプロツトした
グラフである。この第７図より、水冷法はσ相析出領域
外であることが確認できる。
次に機械的性能について検討した。初層側溶接金属の機
械試験片の採取位置を第８図（ａ），（ｂ）に示す。第
８図（ａ）は2mmVノツチシヤルピー試験片を、第８図
（ｂ）はベント試験片を示す。
械試験片の採取位置を第８図（ａ），（ｂ）に示す。第
８図（ａ）は2mmVノツチシヤルピー試験片を、第８図
（ｂ）はベント試験片を示す。
まず引張性能については第５表に示す通り、水冷と空冷
による差は見えけられなかつた。
による差は見えけられなかつた。
次に衝撃性能を第６表に示すが空冷6.4kg・ｍに対して
水冷9kg・ｍ以上と40％以上の靱性向上になつていて、
水冷の有効性を十分に認識した。
水冷9kg・ｍ以上と40％以上の靱性向上になつていて、
水冷の有効性を十分に認識した。
又、第７表及び第８表に示す通り曲げ性能（表面曲げ）
においても、水冷の効果が確認された。
においても、水冷の効果が確認された。
溶接金属の化学成分及びフエライト量は第９表に示す通
りである。
りである。
以上の確性試験結果によりSUS317L鋼への２電極サブマ
ージアーク溶接により両面一層溶接施工法の実用化に関
し最終層側溶接時に初層側の溶接金属を水冷しながら施
工する方法が初層側の溶接金属の脆化抑制に有効である
ことを確認した。
ージアーク溶接により両面一層溶接施工法の実用化に関
し最終層側溶接時に初層側の溶接金属を水冷しながら施
工する方法が初層側の溶接金属の脆化抑制に有効である
ことを確認した。
次に実用化可否検討のために従来法（単電極両面多層盛
りサブマージアーク溶接）と高能率法（２電極両面一層
サブマージアーク水冷溶接）とでの各種性能比較の検討
を実施した。
りサブマージアーク溶接）と高能率法（２電極両面一層
サブマージアーク水冷溶接）とでの各種性能比較の検討
を実施した。
検討に使用した供試材料の化学成分及び耐食性は第10
表，第11表に示す。
表，第11表に示す。
溶接条件は従来法については、前述した第10図の仕様及
び第13表の通りであり、本発明の高能率法は、第９図の
仕様及び下記第12表の通りである。
び第13表の通りであり、本発明の高能率法は、第９図の
仕様及び下記第12表の通りである。
従来法は初層側を２層仕上げ溶接後、反転し最終層側の
溶接前にアークエアーガウジングとグラインダーにて開
先成形をした後に３層仕上げ溶接を行う。入熱量として
は27〜37KJ/cmの小入熱である。これに対し本発明の高
能率法では56〜61KJ/cm（従来法の約２倍の入熱量）の
大入熱で一層溶接で完了することと最終層側溶接電流が
950Ampと非常に高いため、初層側溶接金属まで完全に溶
け込み開先成形がまつたく不要という点が長所である。
溶接前にアークエアーガウジングとグラインダーにて開
先成形をした後に３層仕上げ溶接を行う。入熱量として
は27〜37KJ/cmの小入熱である。これに対し本発明の高
能率法では56〜61KJ/cm（従来法の約２倍の入熱量）の
大入熱で一層溶接で完了することと最終層側溶接電流が
950Ampと非常に高いため、初層側溶接金属まで完全に溶
け込み開先成形がまつたく不要という点が長所である。
次に衝撃性能について比較してみると、高能率のDepo
（溶着金属）値が低目ではあるものの、Bond部（溶着金
属と母材との境界部）は同等という性能が得られた。こ
のDepo値の低い理由は、試験片の採取位置に最終層側溶
接熱によるσ相が初層側Depoにちようど入つたためであ
り、従来法は初層側２層溶接であるためにたまたま位置
的にσ相をかわすことができたからで性能上の差はまつ
たくない。
（溶着金属）値が低目ではあるものの、Bond部（溶着金
属と母材との境界部）は同等という性能が得られた。こ
のDepo値の低い理由は、試験片の採取位置に最終層側溶
接熱によるσ相が初層側Depoにちようど入つたためであ
り、従来法は初層側２層溶接であるためにたまたま位置
的にσ相をかわすことができたからで性能上の差はまつ
たくない。
衝撃試験片採取要領は第11図に、衝撃性能は第14表に示
す。
す。
上記第14表の衝撃性能（０℃の吸収エネルギーkgf−
ｍ）の高能率溶接法（本発明方法）のDepoの値の平均値
が2.9kgf−ｍであつて、従来法のそれが5.7kgf−ｍより
劣つているようにみえるが、事実はそうではなく、衝撃
試験片の2mmノツチ切欠き位置中央にσ相が入つている
ので従来溶接法より低目に値が出たゞけであり、従来溶
接法でもノツチ位置にσ相が入つていれば本発明の高能
率溶接法と同等の結果になるものである。
ｍ）の高能率溶接法（本発明方法）のDepoの値の平均値
が2.9kgf−ｍであつて、従来法のそれが5.7kgf−ｍより
劣つているようにみえるが、事実はそうではなく、衝撃
試験片の2mmノツチ切欠き位置中央にσ相が入つている
ので従来溶接法より低目に値が出たゞけであり、従来溶
接法でもノツチ位置にσ相が入つていれば本発明の高能
率溶接法と同等の結果になるものである。
次に第12図に示した曲げ試験片による曲げ性能比較をす
ると第15表に示す通り同性能であつた。
ると第15表に示す通り同性能であつた。
次に実用上特に重要な耐食性能比較であるが、粒界腐食
については高能率法は従来法の約1/2の腐食減量であ
り、非常に優れている。孔食については同等であり、総
合的には高能率法の方が優れている。第13図に腐食試験
片の採取要領、第16表に耐食性能を示す。
については高能率法は従来法の約1/2の腐食減量であ
り、非常に優れている。孔食については同等であり、総
合的には高能率法の方が優れている。第13図に腐食試験
片の採取要領、第16表に耐食性能を示す。
次は硬度試験によりσ脆化の程度を調べたが、従来法の
方が少し（Hv20程度）硬目ではあるが大差はないという
結果が得られた。この結果を第14図に示す。
方が少し（Hv20程度）硬目ではあるが大差はないという
結果が得られた。この結果を第14図に示す。
次に第15図に示す溶接金属のミクロ組織の写真（倍率30
0倍）の観察をしてみると、従来法は、再熱によりσ相
が多数点在しているのに対して、高能率法は、板厚中央
部に１ケ所（最終層側溶接熱による初層側溶接金属部）
σ相が析出しているにすぎない。
0倍）の観察をしてみると、従来法は、再熱によりσ相
が多数点在しているのに対して、高能率法は、板厚中央
部に１ケ所（最終層側溶接熱による初層側溶接金属部）
σ相が析出しているにすぎない。
以上まとめると、高能率法は、治金的性能、機械的性
能、耐食性能に於いて従来法より劣るところはなく、か
えつて耐食性などは優れており、強制水冷を確実に行え
ば、実用上なんら問題ないという検討結果が得られた。
能、耐食性能に於いて従来法より劣るところはなく、か
えつて耐食性などは優れており、強制水冷を確実に行え
ば、実用上なんら問題ないという検討結果が得られた。
以上述べた本発明の高能率法により下記の効果があつ
た。
た。
１）高能率化が図れた。
２）高品質安定化が図れた。従来法より耐食性などが優
れている。
れている。
第１図（ａ）は本発明の一実施例において採用した開先
形状、第１図（ｂ）は溶接の際の電極配置を示す図、第
２図は同実施例で採用した水冷法の説明図で、（ａ）は
水中浸漬法、（ｂ）はホース水かけ法の説明図、第３図
は同実施例の初層側の溶接金属の熱履歴を測定するため
の熱電対の取付け位置を示す図、第４図は第３図の初層
側を空冷した時の初層側溶接金属の熱履歴を示すグラ
フ、第５図は初層側を水中浸漬法によつて水冷した時の
初層側溶接金属の熱履歴を示すグラフ、第６図は初層側
をホースかけ法によつて水冷した時の初層側溶接金属の
熱履歴を示すグラフ、第７図（ａ）は空冷、水冷の熱履
歴計測結果を示すグラフであり、第７図（ｂ）は第７図
（ａ）のグラフをσ相析出領域のグラフにプロツトした
グラフである。第８図は機械的性能を検査するための初
層側の機械試験片採取位置を示す図、第９図は本発明の
一実施例において採用した開先形状及び溶接金属の状態
を示す図、第10図は従来法の単電極両面多層盛りのサブ
マージアーク溶接法で採用した開先形状及び溶接金属状
態を示す図、第11図は衝撃試験を行うための衝撃試験片
採取要領を示す図、第12図は曲げ試験を行うための曲げ
試験片採取要領を示す図、第13図は腐食試験を行うため
の腐食試験片採取要領を示す図、第14図は硬度試験の測
定位置と各位置の硬さ（Hv）の傾向を示すグラフ、第15
図は従来法、本発明法によつて得られた溶接金属各部の
金属組織を示す顕微鏡写真（倍率300倍）である。
形状、第１図（ｂ）は溶接の際の電極配置を示す図、第
２図は同実施例で採用した水冷法の説明図で、（ａ）は
水中浸漬法、（ｂ）はホース水かけ法の説明図、第３図
は同実施例の初層側の溶接金属の熱履歴を測定するため
の熱電対の取付け位置を示す図、第４図は第３図の初層
側を空冷した時の初層側溶接金属の熱履歴を示すグラ
フ、第５図は初層側を水中浸漬法によつて水冷した時の
初層側溶接金属の熱履歴を示すグラフ、第６図は初層側
をホースかけ法によつて水冷した時の初層側溶接金属の
熱履歴を示すグラフ、第７図（ａ）は空冷、水冷の熱履
歴計測結果を示すグラフであり、第７図（ｂ）は第７図
（ａ）のグラフをσ相析出領域のグラフにプロツトした
グラフである。第８図は機械的性能を検査するための初
層側の機械試験片採取位置を示す図、第９図は本発明の
一実施例において採用した開先形状及び溶接金属の状態
を示す図、第10図は従来法の単電極両面多層盛りのサブ
マージアーク溶接法で採用した開先形状及び溶接金属状
態を示す図、第11図は衝撃試験を行うための衝撃試験片
採取要領を示す図、第12図は曲げ試験を行うための曲げ
試験片採取要領を示す図、第13図は腐食試験を行うため
の腐食試験片採取要領を示す図、第14図は硬度試験の測
定位置と各位置の硬さ（Hv）の傾向を示すグラフ、第15
図は従来法、本発明法によつて得られた溶接金属各部の
金属組織を示す顕微鏡写真（倍率300倍）である。
Claims (1)
- 【請求項１】オーステナイト系ステンレス鋼の両面サブ
マージアーク突合せ溶接に際し、多電極一層サブマージ
アーク溶接法により初層側を溶接し、次いで初層側に形
成された溶接金属と熱影響部とその近傍を強制冷却しな
がら最終層側を多電極一層サブマージアーク溶接法によ
り溶接することを特徴とするオーステナイト系ステンレ
ス鋼の溶接法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16984087A JPH0698495B2 (ja) | 1987-07-09 | 1987-07-09 | オ−ステナイト系ステンレス鋼の溶接法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16984087A JPH0698495B2 (ja) | 1987-07-09 | 1987-07-09 | オ−ステナイト系ステンレス鋼の溶接法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6415289A JPS6415289A (en) | 1989-01-19 |
| JPH0698495B2 true JPH0698495B2 (ja) | 1994-12-07 |
Family
ID=15893900
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP16984087A Expired - Lifetime JPH0698495B2 (ja) | 1987-07-09 | 1987-07-09 | オ−ステナイト系ステンレス鋼の溶接法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0698495B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2903222B2 (ja) * | 1989-06-13 | 1999-06-07 | 株式会社日立製作所 | ホウ素含有ステンレス鋼の溶接方法及び使用済燃料貯蔵ラックの製造方法 |
| JP4765283B2 (ja) * | 2004-08-31 | 2011-09-07 | Ｊｆｅスチール株式会社 | マルテンサイト系ステンレス鋼管円周溶接継手の製造方法 |
-
1987
- 1987-07-09 JP JP16984087A patent/JPH0698495B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6415289A (en) | 1989-01-19 |
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