JPH10237600A - 耐高温溶接割れ性および溶接熱影響部の靭性に優れるフェライト系耐熱鋼 - Google Patents
耐高温溶接割れ性および溶接熱影響部の靭性に優れるフェライト系耐熱鋼Info
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- JPH10237600A JPH10237600A JP4387497A JP4387497A JPH10237600A JP H10237600 A JPH10237600 A JP H10237600A JP 4387497 A JP4387497 A JP 4387497A JP 4387497 A JP4387497 A JP 4387497A JP H10237600 A JPH10237600 A JP H10237600A
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Abstract
接部の耐高温溶接割れ性と溶接熱影響部の靭性に優れ、
かつ良好なクリープ破断強度、耐酸化性および耐食性を
備えるフェライト系耐熱鋼を提供すること。 【解決手段】重量%で、C:0.005〜0.035%、Si:0.01〜0.8%、
Mn:2%以下、P:0.05%以下、S:0.01%以下、Cr:8〜13%、Ni:0.1
〜2%、Nb:0.01〜0.2%、V:0.05〜0.3%、Cu:0.1〜3%、B:0.001
〜0.01%、Al:0.003〜0.2%、N:0.005〜0.05%、WおよびMoの
うちの1種以上を合計で0.5〜2.5、Ca、Y、Hf、LaおよびCe
のうちの1種以上を合計で0.005〜0.15%、TiおよびZrの
うちの1種以上を合計で0〜0.2%含有し、かつC%+0.5×N
%が0.045%以下で、残部が実質的にFeおよび不可避的不
純物からなる耐高温溶接割れ性および溶接熱影響部の靭
性に優れるフェライト系耐熱鋼。
Description
鋼に係わり、特に溶接前後の熱処理を省略しても耐高温
溶接割れ性と溶接熱影響部の靭性に優れ、かつ良好なク
リープ破断強度および優れた耐酸化性と耐食性を備える
フェライト系耐熱鋼に関する。
イト系ステンレス鋼が火力発電および原子力発電などの
エネルギープラントならびに化学プラントなどのダクト
や脱硝設備の排ガス出側設備の素材として使用されてい
る。しかし、オーステナイト系ステンレス鋼は熱膨張係
数が大きく、高温で使用する際に変形する恐れがあるの
で、オーステナイト系ステンレス鋼に比べて熱膨張係数
の小さいフェライト系耐熱鋼への代替が図られつつあ
る。
超える温度において、ボイラ管に求められるクリープ破
断強度程ではないが、ある程度高いクリープ破断強度を
備えていることが要求される。650℃を超える温度で
の使用環境下で、優れた耐酸化性と耐食性を備えている
素材であることも要求される。さらに、排ガス出側設備
は構造が複雑で大きく、溶接後に熱処理を施すことが事
実上不可能であるため、溶接後熱処理が省略できる素材
であることも要求される。
ライト系耐熱鋼として、例えば特公昭56−34628
号公報、同57−36341号公報および特公平3−6
54289号公報に、耐酸化性および耐食性に優れる9
〜12重量%(以下、化学組成の%表示は重量%を意味
している。)Cr含有する鋼にMoやWなどを添加して
固溶強化によりクリープ破断強度を向上させた鋼が開示
されている。しかし、これら9〜12%Cr含有鋼は、
優れたクリープ破断強度を備えるものの、溶接ままでは
溶接熱影響部の靭性に乏しく、溶接後熱処理が必須であ
るという欠点がある。溶接熱影響部の靭性を向上したフ
ェライト系耐熱鋼として、特開平2−232345号公
報、同2−294452号公報および同3−97832
号公報に、Cuを添加することによって靭性を改善した
鋼が開示されてある。特公平3−75622号公報、特
開平2−310340号公報、同3−53047号公報
および同4−371551号公報には、Coを添加する
ことにより析出物の安定化を図り、靭性を改善した鋼が
開示されてある。しかし、これらの改良鋼であっても、
溶接後熱処理を省略したならば充分な溶接熱影響部の靭
性が得られないという欠点がある。
系耐熱鋼として、2.25Cr−1Mo鋼がある。2.
25Cr−1Mo鋼は、溶接前後の熱処理を省略しても
優れた耐高温割れ性と溶接熱影響部の靭性を備える材料
である。しかし、この鋼は、排ガス出側設備の素材とし
て求められる耐酸化性および耐食性を持っていない。
に優れるフェライト系ステンレス鋼としてSUS405
鋼、特公昭51−13463号公報および同61−23
259号公報などに示されるステンレス鋼がある。しか
し、これらのステンレス鋼はいずれも排ガス出側設備の
素材として求められるクリープ破断強度を備えていな
い。
よびステンレス鋼は、650℃まで耐酸化性と耐食性
に優れること、650℃までクリープ破断強度が高い
こと、溶接前後の熱処理を省略しても充分な耐高温溶
接割れ性と溶接熱影響部の靭性を備えること、の3つの
条件を同時に満足するような性能を持っていない。
前後の熱処理を省略しても2.25Cr−1Mo鋼と同
等以上の耐高温溶接割れ性と溶接熱影響部の靭性を備
え、2.25Cr−1Mo鋼を凌ぐ650℃までクリー
プ破断強度を備え、さらに9〜12%Cr含有鋼と同等
の650℃まで耐酸化性と耐食性を備えるフェライト系
耐熱鋼を提供することである。
高温溶接割れ性および溶接熱影響部の靭性に優れるフェ
ライト系耐熱鋼にある。
%、Si:0.01〜0.8%、Mn:2%以下、P:
0.05%以下、S:0.01%以下、Cr:8〜13
%、Ni:0.1〜2%、Nb:0.01〜0.2%、
V:0.05〜0.3%、Cu:0.1〜3%、B:
0.001〜0.01%、Al:0.003〜0.2
%、N:0.005〜0.05%、WおよびMoのうち
の1種以上を合計で0.5〜2.5、Ca、Y、Hf、
LaおよびCeのうちの1種以上を合計で0.005〜
0.15%、TiおよびZrのうちの1種以上を合計で
0〜0.2%含有し、かつC%+0.5×N%が0.0
45%以下で、残部が実質的にFeおよび不可避的不純
物からなる耐高温溶接割れ性および溶接熱影響部の靭性
に優れるフェライト系耐熱鋼。』 本発明者らは、上記課題を解決することを目的として、
化学組成を変化させたフェライト系耐熱鋼について調査
した結果、以下の知見を得て本発明を完成させた。
に溶接前後の熱処理、すなわち溶接予熱処理と溶接後熱
処理を施す必要性の判断基準について検討した。その結
果、溶接予熱処理は水素起因の高温溶接割れを防ぎ、溶
接後熱処理は溶接熱影響部の靭性の低下を防ぐために行
われるが、これらの熱処理が必要であるか否かは、焼入
れまたは焼ならし後に溶接を実施した場合のフェライト
系耐熱鋼の溶接熱影響部の最高硬さによって判断できる
ことを見出した。通常、溶接熱影響部の中で最も硬くな
る部分は、溶接金属に最も近い粗粒域と呼ばれる部分で
ある。なお、本発明でいう高温溶接割れとは、高温(固
液共存領域)で溶接金属部または溶接熱影響部に水素起
因により発生する鋭い切欠き状の割れを意味している。
を併せて、溶接前後の熱処理ともいう。)を施さずに溶
接した2.25Cr−1Mo鋼の溶接熱影響部の最高硬
さが、ビッカース硬度Hv(1kgf荷重)で330〜
350程度であるのに対し、9〜12%程度のCrを含
有するフェライト系耐熱鋼のそれは、400〜450と
高い。9〜12%程度のCrを含有するフェライト系耐
熱鋼の溶接熱影響部の最高硬さが高くなるのは、2.2
5Cr−1Mo鋼と比べてCr含有量が多いために焼入
性が良いからである。
施さずに溶接した場合に母材の溶接熱影響部の最高硬さ
が340を超えるような鋼は、高温溶接割れの防止と溶
接熱影響部の靭性の向上のために、溶接する際には溶接
前後の熱処理を施す必要があり、340以下の鋼には、
溶接前後の熱処理を省略しても十分な耐高温溶接割れ性
と溶接熱影響部の靭性を備えることがわかった。したが
って、従来から、2.25Cr−1Mo鋼は、溶接前後
の熱処理が不要で、9〜12%程度Crを含有するフェ
ライト系耐熱鋼は、溶接前後の熱処理が必要であったの
である。
した母材の溶接熱影響部の最高硬さを340以下にする
鋼の化学組成について種々検討したところ、鋼中のC、
N、PおよびSの含有量が溶接熱影響部の最高硬さに大
きく影響を及ぼすことがわかった。
−残部Feおよび不可避的不純物からなる鋼を基本組成
とし、CおよびNの含有量を種々変化させた鋼に対し
て、溶接前後の熱処理を施さずに溶接した場合の溶接熱
影響部(後述の再現熱サイクル法によって作製)の最高
硬さを示す図である。溶接前後の熱処理を施さずに溶接
した場合の溶接熱影響部の最高硬さをビッカース硬度H
v(1kgf荷重)で340以下にするためには、Cお
よびNの含有量については、Cの含有量を0.005〜
0.035%、Nの含有量を0.005〜0.05%、
かつC%+0.5×N%を0.045%以下にする必要
があることが明らかとなった。
Sは、溶接金属および溶接熱影響部の粒界に偏析し、高
温溶接割れを発生させたり、溶接熱影響部の靭性を低下
させるので、Pの含有量を0.05%以下、Sの含有量
を0.01%以下に制限する必要があることも明らかと
なった。
よびSの含有量を規定することにより、溶接前後の熱処
理を省略しても、耐高温溶接割れ性と溶接熱影響部の靭
性を向上させ得ることがわかった。
母材の強度が低下し、クリープ破断強度が下がる。しか
し、固溶強化作用を持つWとMoを合計で0.5%以上
含有させ、さらに、炭窒化物を形成するNbとVをそれ
ぞれ0.01%以上、0.05%以上含有させることに
より、耐高温溶接割れ性と溶接熱影響部の靭性に何等影
響を及ぼすことなく、クリープ破断強度を高めることが
できることが明らかとなった。
を超え650℃程度の高温環境下で使用に十分耐え得る
耐酸化性と耐食性を持たせるには、耐酸化性と耐食性を
向上させる元素であるCrを8%以上含有させるだけで
は不十分であることが明らかとなった。そこで、耐酸化
性と耐食性の向上のために化学組成を検討した結果、C
a、Y、Hf、LaおよびCeの中の1種以上を含有さ
せることが有効であることがわかった。
−残部Feの鋼を基本組成として、Ca、Y、Hf、L
a、Ceのうちの1種以上の元素を様々な量で含有させ
た鋼を対象として、空気と10%H2Oの混合ガス中に
て650℃で200時間保持した後の酸化増量を調べた
結果を示している。酸化増量が少ないほど耐酸化性と耐
食性に優れている。図2から、650℃での使用環境下
における十分な耐酸化性と耐食性の指数値である酸化増
量(10g/m2 )を下回るためには、Ca、Y、H
f、La、Ceのうちから1種以上を合計で0.005
%以上含有させる必要があることがわかった。Caなど
が耐酸化性と耐食性を向上させるのは、フェライト系耐
熱鋼の表面に生成するCr系酸化物の表面保護作用を高
めるからだと考えられる。
V−残部Feの鋼を基本組成として、Ca、Y、Hf、
La、Ceのうちの1種以上の元素を様々な量で含有さ
せた鋼に対して上記と同じ試験を行って求めた酸化増量
を示す図である。9%Cr−1.5%W−Nb、V−残
部Feの鋼と同様にCa、Y、Hf、La、Ceのうち
から1種以上を合計で0.005%以上含有させれば、
目標の耐酸化性と耐食性を備えることがわかった さらに、TiおよびZrの1種以上を合計で0.01%
以上含有させることにより、耐酸化性と耐食性がより一
層向上することも明らかとなった。
下、本発明鋼と略すこともある。)の化学組成を説明す
る。
3%のCrを含有する鋼は、前述したように、焼入性が
高すぎて、溶接熱影響部の硬化が著しい。その硬化の程
度は、鋼中のCの含有量が高ければ高いほど著しい。C
含有量が0.035%を超えると、溶接前後の熱処理を
施さないままの溶接熱影響部の最高硬さがビッカース硬
度Hv(1kgf荷重)で340を超えるので、高温溶
接割れが発生するとともに、溶接熱影響部の靭性が悪化
する。したがって、C含有量が0.03%を超えると、
本発明の重要課題である溶接予熱処理と溶接後熱処理の
省略が不可能となる。一方、C含有量が0.005%未
満になると、クリープ破断強度が低くなる。したがっ
て、本発明鋼のC含有量は、0.005〜0.035%
とした。
るとともに、耐酸化性と耐食性を改善する元素でもあ
る。これらの効果を確実に発揮させるためには0.01
%以上含有させる必要がある。一方、Si含有量が0.
8%を超えると、溶接熱影響部の靭性が悪化する。した
がって、Si含有量は、0.01〜0.8%とした。望
ましい範囲は0.05〜0.6%である。
れる元素であるとともに、オーステナイト組織を安定化
して溶接熱影響部の靭性を向上す元素である。しかし、
2%を超えて含有させると、むしろ溶接熱影響部の靭性
を低下させる。したがって、Mn含有量は2%以下とし
た。望ましい上限は1.5%である。
の冷却時に粒界に偏析して耐高温溶接割れおよび溶接熱
影響部の靭性を悪化させる。それを防止するためにPの
含有量を0.05%以下とした。望ましい上限は0.0
4%、さらに望ましい上限は0.035%である。
い。しかし、極低P化はコスト高となるので、経済性を
考慮すると、実用的な下限は0.01%程度となる。
り、溶接後の冷却時に粒界に偏析して耐高温溶接割れ性
および溶接熱影響部の靭性を悪化させる。それを防止す
るために含有量を0.01%以下とした。望ましい上限
は0.005%、さらに望ましい上限は0.003%で
ある。
い。しかし、極低S化はコスト高となるので、経済性を
考慮すると、実用的な下限は0.0005%程度であ
る。
である。Cr含有量が8%未満では耐酸化性と耐食性を
確保することができない。一方、Cr含有量が13%を
超えると溶接時の高温割れ感受性が高くなるので高温割
れが生じやすくなるとともに、溶接熱影響部の靭性が悪
化する。したがって、Cr含有量は8〜13%とした。
望ましい範囲は8.5〜12.5%である。
性を改善する元素であり、さらに後述する低融点Cu相
の析出を抑制し熱間加工性を確保するために必要であ
る。この効果を得るためには0.1%以上必要である。
しかし、Ni含有量が2%を超えるとクリープ破断強度
が低下する。したがって、Ni含有量は、0.1%〜2
%とした。望ましい範囲は0.1〜1.5%である。
して析出し、クリープ破断強度を向上させる元素であ
る。この効果を確実に発揮させるためには0.01%以
上必要である。しかし、Nb含有量が0.2%を超える
と母材自体の靭性が悪化する。したがって、Nb含有量
は0.01〜0.2%とした。望ましい範囲は、0.0
1〜0.15%である。
炭窒化物として析出し、クリープ破断強度を向上させる
元素である。この効果を確実に発揮させるためには、
0.05%以上のVが必要である。しかし、V含有量が
0.3%を超えると溶接熱影響部の靭性を悪化させるの
に加え、クリープ破断強度を低下させる。したがって、
V含有量は0.05〜0.3%とした。望ましい範囲は
0.05〜0.25%である。
性を向上させる作用がある。また、同じくオーステナイ
ト生成元素であるNiに比べて、AC1変態温度を低下さ
せる働きが小さいために高温短時間での焼戻しを可能と
する。したがって、Cuを添加することによって鋼の製
造コストを低減できる。また、Niに比べてクリープ破
断強度を低下させることがない。これらの効果を確実に
発揮させるためには0.1%以上、Cuを含有させる必
要がある。しかし、3%を超えると、低融点のCu相が
粒界に析出し熱間加工性が悪化する。したがって、Cu
含有量の上限を3%とした。望ましい範囲は0.1〜2
%である。
炭窒化物を安定化し、クリープ破断強度を向上させる元
素である。この効果を確実に発揮させるためには、Bは
0.001%以上必要である。しかし、B含有量が0.
01%を超えると硼化物や多量の窒化物を形成し、溶接
熱影響部の靭性および熱間加工性、さらにはクリープ破
断強度を著しく低下させる。したがって、B含有量は
0.001〜0.01%とした。望ましい範囲は0.0
01〜0.008%である。
り、その効果を確実に発揮させるためには0.003%
以上含有させる必要がある。一方、Al含有量が0.2
%を超えると窒化物の析出によるクリープ破断強度の低
下と溶接熱影響部の靭性の悪化を引き起こす。したがっ
て、Al含有量は0.003〜0.2%とした。望まし
い範囲は0.003〜0.15%、さらに望ましい範囲
は0.005〜0.12%である。
3%のCrを含有する鋼は、前述したように、焼入性が
高すぎて、溶接後の溶接熱影響部の硬化が著しい。その
硬化の程度は、鋼中のNの含有量が高ければ高いほど著
しい。N含有量が0.05%を超えると、溶接前後の熱
処理を施さずに溶接した際の溶接熱影響部の最高硬さが
ビッカース硬度Hv(1kgf荷重)で340を超え、
高温溶接割れが発生し、溶接熱影響部の靭性が悪化する
ので、本発明の重要課題である溶接予熱処理と溶接後熱
処理の省略が不可能となる。一方、N含有量が0.00
5%未満になると、クリープ破断強度が低下してしま
う。したがって、本発明鋼のN含有量は、0.005〜
0.05%とした。
0.5〜2.5 WとMoは、固溶強化元素として働くとともに、微細な
炭化物の析出を促進し高温、長時間側のクリープ破断強
度を向上させる元素である。WとMoの合計含有量が
0.5%未満ではクリープ破断強度を確保することがで
きない。一方、WとMoの合計含有量が2.5%を超え
ると母材自体の靭性および熱間加工性が悪化する。Wと
Moは、必ずしも両方を添加する必要はなく、規定する
含有量を満たすならば、いずれか一方のみを含有させて
もよい。
図1に基づいて説明したように耐高温溶接割れ性と溶接
熱影響部の靭性を向上させるためには、C%+0.5×
N%が0.045%を超えてはならない。
合計で0.005〜0.15% Ca、Y、Hf、La、およびCeは本発明において重
要な元素である。8〜13%のCrを含有する鋼にC
a、Y、Hf、LaまたはCeを添加すると、耐酸化性
および耐食性が向上する。それらの効果を確実に発揮さ
せるためにはCa、Y、Hf、La、Ceのうちの1種
以上を合計で0.005%以上含有させる必要がある。
一方、合計で0.15%を超えて含有させると、耐酸化
性および耐食性を向上させる効果が飽和するばかりか、
熱間加工性および母材自体の靭性を悪化させる。したが
って、本発明鋼は、Ca、Y、Hf、La、Ceのうち
の1種以上を合計で0.005〜0.15%含有する。
望ましい範囲は、0.01〜0.10%であり、さらに
望ましい範囲は0.01〜0.08%である。
% TiおよびZrは、含有させなくともよい元素である
が、含有させれば耐酸化性および耐食性を向上させる。
したがって、より一層の耐酸化性および耐食性の改善を
図る場合には、いずれか一方または両方を含有させる。
その効果を得るためには、合計で0.01%以上含有さ
せることが望ましい。しかし、含有量が合計で0.2%
を超えると、粗大な炭窒化物を形成し、クリープ破断強
度を低下させ、さらに焼入れ処理後の組織安定性を損な
う。したがって、これらの元素を用いた場合の合計含有
量の上限は、0.2%とする。望ましい範囲は、0.0
2〜0.2%であり、さらに望ましい範囲は0.02〜
0.15%である。
することができる。すなわち、まず溶製手段として転炉
(LD)、電気炉(EF)、真空誘導溶解炉(VIM)
などを用いて溶製し、次いで、AOD(Argon Oxygen D
ecarburization)、VAD(Vacuum Argon Decarburiza
tion)、VOD(Vacuum Oxygen Decarburization)、
LF(Ladle Furnace)およびその他の真空脱ガスまた
は粉体吹き込み装置(例えば、RH、DH)などの炉外
設備を用いるプロセスを単独または併用して溶鋼を清浄
化することができる。
続鋳造によってインゴットまたはスラブにした後、分塊
圧延または熱延などの適宜な製造工程を通じて、例えば
厚板、熱延鋼板、さらには冷延鋼板などの使用目的に適
した最終製品形状に加工される。また、最終製品として
管製品を得たい場合には、インゴットを分塊圧延するな
どして得られたビレットを素材として傾斜ロール穿孔圧
延機または熱間押出プレスによって継目無管に加工する
か、または上記熱延鋼板などの板材を素材として溶接管
に加工することができる。
板、冷延鋼板および管製品は、圧延まま、またはその目
的に応じて各種最終熱処理を施して製品にすることがで
きる。
(1〜33)と本発明で規定する化学組成から外れる表3
に示す化学組成の比較鋼(A〜L)を真空炉(高周波電気
炉)を用いて溶解し、25kgのインゴットに鋳造した
後、鍛造と熱間圧延を施して厚さ15mmの板材に加工
した。
25Cr−1Mo鋼であり、比較鋼C、D、E、F、H
およびKは、9〜12%のCrを含有する鋼である。
した後、水冷する焼入れ処理を施し、760℃で1時間
保持した後空冷する焼戻し処理を施した。ただし、比較
鋼Aについては、通常行われている、焼ならし(101
0℃×1時間)+焼戻し(760℃×5時間)を施し
た。
前後の剥離スケールを含めた重量変化(g/m2 )で行
った。酸化試験片は、熱処理後の板材から圧延方向と平
行に厚さ2mm、幅20mm、長さ25mmに切り出し
て作製した。酸化試験は、実際の使用環境雰囲気の一つ
であるLNG燃焼排ガス成分に含まれる10%程度の水
分が及ぼす酸化と腐食の影響を考慮し、空気に10%の
水分を含むガスを試験雰囲気として650℃で200時
間保持する条件で実施した。
延方向と平行に直径6mm、標準距離30mmに切り出
したクリープ破断試験片を用いて、650℃で8kgf
/mm2 の条件にてクリープ破断試験を行って得られた
クリープ破断時間によって評価した。
拘束溶接割れ試験により求めた割れ率(%)を用いて決
定した。すなわち、前記熱処理後の各板材からその圧延
方向と平行に、厚さ10mm、幅150mm、長さ20
0mmの試験片を切り出し、斜めy字に加工した。これ
らの試験片をTIG溶接法により溶接を施し、割れ率
(%)を測定した。なお、割れ率(%)はJIS Z3
158に準じて求めた。割れ率(%)が20%以下を溶
接予熱処理省略が可能であると判断した。
に述べる再現熱サイクル試験を行って形成させた試験片
の最高硬さ{ビッカース硬度Hv(1kgf荷重)}と
試験温度0℃でのシャルピー衝撃試験により求めた衝撃
値により決定した。
垂直に、厚さ8mm、幅12mm、長さ80mmの試験
片を切り出し、図4に示すヒートパターンで高周波加熱
して試験片全体を熱影響部とした。その後、試験片から
衝撃試験片および硬度測定用試験片を切り出して試験を
行った。再現熱サイクル試験を行って形成させた試験片
の最高硬さと実際に溶接を施した際の溶接熱影響部の最
高硬さは、同程度の硬さである。なお衝撃試験片は、J
IS−Z2202に規定されている4号試験片であって
幅のみを5mmにした2mmVノッチのサブサイズ試験
片とし、熱影響部の中央がVノッチ部に位置するように
作製した。
衝撃値が50J/cm2 以上である場合を溶接後熱処理
の省略が可能と判定した。
た。
鋼(1〜33)は、いずれも酸化増量が10g/m2 以
下と小さく、9〜12%Crを含有する従来の鋼である
比較鋼C、D、E、F、H、K鋼と同等の耐酸化性と耐
食性を備えている。
であり、比較鋼Aである2.25Cr−1Mo鋼を遥か
に凌いでいる。
斜めy字拘束溶接割れ試験においてはいずれも10%以
下であり、溶接予熱処理の省略が可能であることがわか
った。さらに再現熱サイクル試験によって形成させた溶
接熱影響部相当の試験片の最高硬さは340以下で、衝
撃値も50J/cm2 以上であり、溶接後熱処理の省略
も可能であることがわかった。
102%と多いものの、Cr含有量が少なく、焼入性が
低いため、熱影響部の最高硬さが340以下で衝撃値も
50J/cm2 以上であるので溶接予熱処理および溶接
後熱処理の省略は可能である。しかし、Cr含有量が少
ないため、酸化試験では酸化増量が150g/m2 以上
であり、650℃での使用は不可能である。また、N
b、V、Bを含有しないためにクリープ破断時間が24
5時間と短くクリープ破断強度が劣っている。
080時間であり、クリープ破断強度には優れるもの
の、C含有量が0.110%と高いために斜めy字拘束
溶接割れ試験の割れ率が100%であり、また溶接熱影
響部の最高硬さが425と高く、かつ衝撃値が15J/
cm2 と低いために溶接予熱処理および溶接後熱処理の
省略は不可能であった。また、Ca、Y、Hf、La、
Ceを含有していないので、耐酸化性と耐食性に劣って
いた。
0時間であり、クリープ破断強度には優れるものの、C
含有量が0.120%と高いために斜めy字拘束溶接割
れ試験の割れ率が100%であり、また熱影響部の最高
硬さが476と高く、かつ衝撃値が13J/cm2 と低
いために溶接予熱処理および溶接後熱処理の省略は不可
能であった。
最高硬さが316、衝撃値が108J/cm2 で、溶接
予熱処理および溶接後熱処理の省略は可能であったが、
C含有量が0.002%と少な過ぎるためにクリープ破
断時間が52時間と極めて短い。比較鋼E、JおよびL
もクリープ破断時間が短い。
量が本発明で規定する範囲内であるものの、それぞれ
W、P、Sの含有量が本発明で規定する上限値を超えて
いるために、割れ率がそれぞれ70%、60%、80%
と高く、溶接熱影響部の衝撃値がそれぞれ、16J/c
m2、16J/cm2、8J/cm2 と低い。これらの鋼
では、溶接予熱処理および溶接後熱処理の省略が不可能
である。
いために割れ率が100%で、溶接熱影響部の最高硬さ
が378で衝撃値が20J/cm2 と低いために溶接予
熱処理および溶接後熱処理の省略が不可能である。
の合計含有量が0.001%と低いため、酸化増量が3
2.1g/m2と高く、耐酸化性および耐食性に劣って
いた。
の熱処理を省略しても2.25Cr−1Mo鋼と同等以
上の耐高温溶接割れ性と溶接熱影響部の靭性を備え、
2.25Cr−1Mo鋼を凌ぐ650℃でのクリープ破
断強度を備え、さらに9〜12%Cr含有鋼と同等以上
の650℃までの耐酸化性と耐食性を兼ね備えている。
したがって、火力発電、化学プラントなどの既存プラン
トおよび燃料電池など新型発電にガスタービンを付帯し
たコンバインド発電設備の燃焼排ガス出側のディフュー
ザー、ダクトおよびそれらに付随する設備などの構造材
料として用いることができる。
最高硬さとCおよびN含有量の関係を示す図である。
における9%Cr−1.5%W−Nb、V−残部Feの
鋼の酸化増量とCa、希土類元素含有量の関係を示す図
である。
における9%Cr−1.5%Mo−Nb、V−残部Fe
の鋼の酸化増量とCa、希土類元素含有量の関係を示す
図である。
ある。
Claims (1)
- 【請求項1】重量%で、C:0.005〜0.035
%、Si:0.01〜0.8%、Mn:2%以下、P:
0.05%以下、S:0.01%以下、Cr:8〜13
%、Ni:0.1〜2%、Nb:0.01〜0.2%、
V:0.05〜0.3%、Cu:0.1〜3%、B:
0.001〜0.01%、Al:0.003〜0.2
%、N:0.005〜0.05%、WおよびMoのうち
の1種以上を合計で0.5〜2.5、Ca、Y、Hf、
LaおよびCeのうちの1種以上を合計で0.005〜
0.15%、TiおよびZrのうちの1種以上を合計で
0〜0.2%含有し、かつC%+0.5×N%が0.0
45%以下で、残部が実質的にFeおよび不可避的不純
物からなることを特徴とする耐高温溶接割れ性および溶
接熱影響部の靭性に優れるフェライト系耐熱鋼。
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