JPS60174295A - サブマ−ジア−ク溶接ワイヤおよび溶接方法 - Google Patents
サブマ−ジア−ク溶接ワイヤおよび溶接方法Info
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- JPS60174295A JPS60174295A JP3077284A JP3077284A JPS60174295A JP S60174295 A JPS60174295 A JP S60174295A JP 3077284 A JP3077284 A JP 3077284A JP 3077284 A JP3077284 A JP 3077284A JP S60174295 A JPS60174295 A JP S60174295A
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
- B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
- B23K35/24—Selection of soldering or welding materials proper
- B23K35/30—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 1550 degrees C
- B23K35/3053—Fe as the principal constituent
- B23K35/308—Fe as the principal constituent with Cr as next major constituent
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- Arc Welding In General (AREA)
- Nonmetallic Welding Materials (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
（産業上の利用分野）
本発明は高温高圧用ボイラー鋼として知られる各種９％
Ｃｒ鋼に向くサブマージアーク溶接ワイヤとサブマージ
アーク溶接方法に関する。
Ｃｒ鋼に向くサブマージアーク溶接ワイヤとサブマージ
アーク溶接方法に関する。
高温高圧ボイラ用鋼として９％Ｃｒ鋼が使用される。こ
の９％Ｃｒ鋼には各種の９１Ｃｒ鋼が開発されているが
、最も許容応力の高い成分系は９Ｃｒ−ＩＭ。
の９％Ｃｒ鋼には各種の９１Ｃｒ鋼が開発されているが
、最も許容応力の高い成分系は９Ｃｒ−ＩＭ。
−Ｖ −Ｎｂ系鋼があげられる。これ等の鋼に使われる
溶接にはサブマージアーク溶接が適する。良好な溶接結
果を得るためには、溶接金属が良い冶金学的性能、機械
的性能を持っていることが望まれる。
溶接にはサブマージアーク溶接が適する。良好な溶接結
果を得るためには、溶接金属が良い冶金学的性能、機械
的性能を持っていることが望まれる。
（従来技術）
９ ％ Ｃｒ鋼のサブマージアーク溶接については、ワ
イヤは共金系のものが適している。従来の９０ｒ−ＩＭ
ｏ−Ｖ−Ｎｂ鋼のサブマージアーク溶接ワイヤとしでは
０．Ｉ ０Ｃ−０，４５８ｉ−８，５０Ｃｒ−１１０Ｍ
ｏ−０，２０Ｖ−０，ｌＮｂのものが知られている。９
Ｃｒ −ＩＭｏ −Ｖ−Ｎｂ系鋼は高温許容応力を高
めるため焼入れ性の高い成分系となっている。そのため
上記共金系の溶接材料を使うとき溶接性に難点゛があっ
た。すなわち高Ｃのため溶接低温割れ性が高く、さらに
高Ｃに姉が添加されるため溶接高温割れ性が高い。
イヤは共金系のものが適している。従来の９０ｒ−ＩＭ
ｏ−Ｖ−Ｎｂ鋼のサブマージアーク溶接ワイヤとしでは
０．Ｉ ０Ｃ−０，４５８ｉ−８，５０Ｃｒ−１１０Ｍ
ｏ−０，２０Ｖ−０，ｌＮｂのものが知られている。９
Ｃｒ −ＩＭｏ −Ｖ−Ｎｂ系鋼は高温許容応力を高
めるため焼入れ性の高い成分系となっている。そのため
上記共金系の溶接材料を使うとき溶接性に難点゛があっ
た。すなわち高Ｃのため溶接低温割れ性が高く、さらに
高Ｃに姉が添加されるため溶接高温割れ性が高い。
また高Ｓｉ高Ｏのため靭性が低くなる欠点があった。
またフラップ年での渦流れの悪いことはフランク基の塩
基度が高いことによる。
基度が高いことによる。
（発明の目的）
本発明は上記実状に鑑み、従来の９Ｃｒ−ＩＭｏ−Ｖ−
姉系鋼用すブマージアーク溶接材別の欠点を改良し、低
Ｃ化により溶接低温割れ性と溶接高温割れ性を改善する
とともにＮｂＣの減少により同じく溶接高温割れ性を改
善し、また低Ｓｉ化、低Ｏ化により靭性を改善し、さら
にＮｉの添加によりマルテンサイト組織の安定化を図り
、溶接金属の靭性と強度を上昇せしめようとするもので
溶接低温割れ性、溶接高温割れ性の低いしかも靭性の高
い溶接金属を得るのに適したサブマージアーク溶接ワイ
ヤおよびそのサブマージアーク溶接方法を得ることを目
的とする。
姉系鋼用すブマージアーク溶接材別の欠点を改良し、低
Ｃ化により溶接低温割れ性と溶接高温割れ性を改善する
とともにＮｂＣの減少により同じく溶接高温割れ性を改
善し、また低Ｓｉ化、低Ｏ化により靭性を改善し、さら
にＮｉの添加によりマルテンサイト組織の安定化を図り
、溶接金属の靭性と強度を上昇せしめようとするもので
溶接低温割れ性、溶接高温割れ性の低いしかも靭性の高
い溶接金属を得るのに適したサブマージアーク溶接ワイ
ヤおよびそのサブマージアーク溶接方法を得ることを目
的とする。
（発明の構成）
溶接施工を容易にするためには低温割れ性、高温割れ性
が少なくかつフラックス中での流動性がよいことが要求
される。本発明者は上記の問題点を解決するために実験
、研究を行い、次の通り各問題点を解明して新しい知見
を得た。
が少なくかつフラックス中での流動性がよいことが要求
される。本発明者は上記の問題点を解決するために実験
、研究を行い、次の通り各問題点を解明して新しい知見
を得た。
０９％Ｃｒ鋼はＣｒが高いが、Ｃｒは多く含有すると金
属組織をフェライトにする性質がある。ところが溶接金
属はマルテンサイトであることが好ましい。
属組織をフェライトにする性質がある。ところが溶接金
属はマルテンサイトであることが好ましい。
従来の溶接ワイヤはマルテンサイト化のため゛にＣを使
っていた。Ｃによるマルテンサイト化には溶接低温割れ
、溶接高温割れを招く欠点があった。
っていた。Ｃによるマルテンサイト化には溶接低温割れ
、溶接高温割れを招く欠点があった。
溶接性を害することなくフェライトを抑制してマルテン
サイト組織を得るために本発明者は次の組成改善を図っ
た。
サイト組織を得るために本発明者は次の組成改善を図っ
た。
■低Ｃ化。Ｃ０，１０チをＣ０，０３〜０，０８係に低
くした。Ｃによることのないマルテンサイト組織を得る
ためＮｉを添加して良好な性質のマルテンサイト組織と
した。すなわちＣを低くすることによって溶接金属の硬
度を低下させ溶接低温割れ性を改善し、かつ溶接金属の
溶接直後の凝固時での凝固温度範囲を減少させて溶接高
温割れ性を改善し、また溶接金λ・ｊ工に含有されるＮ
ｂＣを減少させて溶接高温割れ性を改１゛９させた。
くした。Ｃによることのないマルテンサイト組織を得る
ためＮｉを添加して良好な性質のマルテンサイト組織と
した。すなわちＣを低くすることによって溶接金属の硬
度を低下させ溶接低温割れ性を改善し、かつ溶接金属の
溶接直後の凝固時での凝固温度範囲を減少させて溶接高
温割れ性を改善し、また溶接金λ・ｊ工に含有されるＮ
ｂＣを減少させて溶接高温割れ性を改１゛９させた。
■Ｎｉ添加。新しく Ｎｉ Ｏ，：’、 ０〜０．８０
％加えることによって、低Ｃ化に伴うフェライトの生成
を抑制してマルテンサイト組織を安定させた結果溶接金
属の靭性を改善し、機械的強度を一ヒ昇させることがで
きた。
％加えることによって、低Ｃ化に伴うフェライトの生成
を抑制してマルテンサイト組織を安定させた結果溶接金
属の靭性を改善し、機械的強度を一ヒ昇させることがで
きた。
（２）従来の溶接ワイヤにはＳｊ ｆｊＥが（１，／１
５％も含んでいるため、溶接金属が高Ｓｉ：ｊ’１４の
影響で靭性を害していた。故にＳｉＯ，４５％を５ｉ（
１，１０％以下に低下さして溶接金属を細粒化し・■性
を改善させた。
５％も含んでいるため、溶接金属が高Ｓｉ：ｊ’１４の
影響で靭性を害していた。故にＳｉＯ，４５％を５ｉ（
１，１０％以下に低下さして溶接金属を細粒化し・■性
を改善させた。
■ 溶接金属にはＯ量が高いものがあり、このＯが溶接
金属のり性を害していた。とのＯはザブマージ溶接のと
きのフラックス成分の塩基度を１，５〜４Ｉ、０にすれ
ば、フラックス中での湯の流動性をよくしかつＯの混入
が防止できて溶接金属の靭性を向上させることを見出し
た。すなわち従来一般に使われるサブマージアーク溶接
用フラックスによるときは溶接金属中のＯ量は０．０６
％程度であったが、このフラノ〉スを使うことによって
溶接金属のＯ量を０．０４％以下に低下させ靭性を改善
させることができる。
金属のり性を害していた。とのＯはザブマージ溶接のと
きのフラックス成分の塩基度を１，５〜４Ｉ、０にすれ
ば、フラックス中での湯の流動性をよくしかつＯの混入
が防止できて溶接金属の靭性を向上させることを見出し
た。すなわち従来一般に使われるサブマージアーク溶接
用フラックスによるときは溶接金属中のＯ量は０．０６
％程度であったが、このフラノ〉スを使うことによって
溶接金属のＯ量を０．０４％以下に低下させ靭性を改善
させることができる。
以上の如くにしてなされた本発明の要旨は、Ｃ０１０３
〜０．０８％、Ｓｉ０．１０％以下、Ｍｎ ０．３０〜
０．８０係、Ｐｏ、０１０％以下、Ｓ Ｏ，０１０％以
下、Ｎｉ Ｏ，３０〜０．８０％、Ｃｒ ８．００〜９
．５０％、Ｍｏ ０．８５〜１．１５％、Ｖｏ、２０〜
０．２８ ％、ＮｂＯ，０８〜０．１６％を含み残部は
実質的にＦｅよりなる高温用鋼用サブマージアーク溶接
ワイヤおよび、その溶接ワイヤに ＳｉＯ２： １０〜３０ ｗｔ％、ＣａＦ２ ： ５〜
２０ ｗｔ％を必須成分とするとともに、（ＣａＱ＋Ｍ
ｇ０）／５ｉＯｚで示される塩基度が１．５ Ｔｈ ４
．０であるフラックスを組合せてサブマージアーク溶接
を行うことを特徴とする高温用鋼用サブマージアーク溶
接方法である。
〜０．０８％、Ｓｉ０．１０％以下、Ｍｎ ０．３０〜
０．８０係、Ｐｏ、０１０％以下、Ｓ Ｏ，０１０％以
下、Ｎｉ Ｏ，３０〜０．８０％、Ｃｒ ８．００〜９
．５０％、Ｍｏ ０．８５〜１．１５％、Ｖｏ、２０〜
０．２８ ％、ＮｂＯ，０８〜０．１６％を含み残部は
実質的にＦｅよりなる高温用鋼用サブマージアーク溶接
ワイヤおよび、その溶接ワイヤに ＳｉＯ２： １０〜３０ ｗｔ％、ＣａＦ２ ： ５〜
２０ ｗｔ％を必須成分とするとともに、（ＣａＱ＋Ｍ
ｇ０）／５ｉＯｚで示される塩基度が１．５ Ｔｈ ４
．０であるフラックスを組合せてサブマージアーク溶接
を行うことを特徴とする高温用鋼用サブマージアーク溶
接方法である。
本発明において各成分の範囲をｌＸ：記の如く限定した
理由は次の通りである。
理由は次の通りである。
Ｃ：溶接金属の強度を保つため必要でありその効果を確
保するため下限を０．０３％とした。しかし多すぎると
溶接金属の硬度が上りすぎて溶接低温割れ性、溶接高温
割れ性、靭性を害するので上限を０．０８％とした。
保するため下限を０．０３％とした。しかし多すぎると
溶接金属の硬度が上りすぎて溶接低温割れ性、溶接高温
割れ性、靭性を害するので上限を０．０８％とした。
Ｓｉ：少ない種籾性を良好にしかつ使用中のｒｎ性劣化
防止するため上限を０．１． ＋１ ％とした。
防止するため上限を０．１． ＋１ ％とした。
Ｍｎ：脱酸のため、および組織をマルテンサイト化して
強度を確保し靭性を改善するのに役立たしめるために下
限を０．３０ ％とした。多すきると硬化し靭性を劣化
しかつ使用１４月こ靭性を劣化させるので上限を０．８
０％とした。
強度を確保し靭性を改善するのに役立たしめるために下
限を０．３０ ％とした。多すきると硬化し靭性を劣化
しかつ使用１４月こ靭性を劣化させるので上限を０．８
０％とした。
Ｐ：少いほど靭性、溶接高温割れ性が良好である。
上限は０．０１０％まで許容できる。
Ｓ：少いほど靭性、溶接高温割れ性が良好である。
上限は０．０１０％まで許容できる。
Ｎｉ ： Ｎｉは組織をマルテンサイト化し強度を確保
し靭性を改善するのに有効でありその効果を確保するた
め下限を０．３０％とした。多すぎると硬化をおこすの
で上限を０．８０％とした。
し靭性を改善するのに有効でありその効果を確保するた
め下限を０．３０％とした。多すぎると硬化をおこすの
で上限を０．８０％とした。
Ｃｒ：耐食性、耐酸化性、耐水素性、高温強度をみな確
保するのに有効であるがその効果を得るため下限を８０
０％とした。多すぎると強度を確保し靭性を改善するに
役立つマルテンサイト組織の安定化を害するので上限を
９．５０係とした。
保するのに有効であるがその効果を得るため下限を８０
０％とした。多すぎると強度を確保し靭性を改善するに
役立つマルテンサイト組織の安定化を害するので上限を
９．５０係とした。
Ｍｏ：高温クリープ破断強度の確保に不可欠のものであ
る。その効果を確保するため下限を０．８５条とした。
る。その効果を確保するため下限を０．８５条とした。
しかし多すぎると強度を確保し靭性を改善するのに役立
つマルテンサイト組織の安定化を害するので上限を１．
１５％とした。
つマルテンサイト組織の安定化を害するので上限を１．
１５％とした。
Ｖ：クリープ破断強度の確保に有効であるがその効果を
得るため下限を０．２０ ％とした。しかし多すぎると
再加熱のときの割れ防止および強度を確保し靭性を改善
するのに役立つマルテンサイト組織の安定化を害するの
で上限を０．２８％とした。
得るため下限を０．２０ ％とした。しかし多すぎると
再加熱のときの割れ防止および強度を確保し靭性を改善
するのに役立つマルテンサイト組織の安定化を害するの
で上限を０．２８％とした。
Ｎｂ：クリープ破断強度の確保に有効であるがその効果
を得るため下限を０．０８％とした。しかし多すぎると
ＮｂＣを増加させて、溶接高温割れ防止および強度を確
保し靭性を改善するのに役立つマルテンサイト組織の安
定化を害するので上限を０．１６％とした。
を得るため下限を０．０８％とした。しかし多すぎると
ＮｂＣを増加させて、溶接高温割れ防止および強度を確
保し靭性を改善するのに役立つマルテンサイト組織の安
定化を害するので上限を０．１６％とした。
次にフラックス中の各成分については、５ｉ０２ ：ビ
ード外観等作業性確保のため役立つが量が少いと効果が
ないので下限を１０％とした。また多すぎると溶接金属
のＳｊ ：、’ｊｆ低減の効果を害するので上限を３０
％とした。
ード外観等作業性確保のため役立つが量が少いと効果が
ないので下限を１０％とした。また多すぎると溶接金属
のＳｊ ：、’ｊｆ低減の効果を害するので上限を３０
％とした。
ＣａＦ２ 二溶接金属中Ｏ量の低減に効果あるが量が少
いと効果がないので下限を５％とした。また多すぎると
作業性を確保できないので上限を２０％とした。
いと効果がないので下限を５％とした。また多すぎると
作業性を確保できないので上限を２０％とした。
（ＣａＯ＋Ｍｇ０）／Ｓ ｉｏ２：この比である塩基度
が高いとＯ量の低減、ブローホールの防止に役立つが量
が少いと効果がないので下限を１．５とした。また多す
きると作業性を害するので上限を４．０とした。
が高いとＯ量の低減、ブローホールの防止に役立つが量
が少いと効果がないので下限を１．５とした。また多す
きると作業性を害するので上限を４．０とした。
（実施例）
次に実施例にもとづきその効果を説明する。
第 １ 表
第 ２ 表 （ｗｔチ）
第 ３ 表 （ｗｔ ％）
※塩基度−（ＣａＯ＋Ｍｇ０）／５ｉ０２第１表の化学
成分の鋼板（９Ｃｒ−ＩＭｏ−Ｖ−Ｎｂ系鋼、板厚５０
ｒｒａｒＬ）に第１図の開先形状のグループを切り、第
２表の化学成分をもつ各種ワイヤを第３表の化学組成を
もつフラックス中にて次の溶接条件でサブマージアーク
溶接を行った。
成分の鋼板（９Ｃｒ−ＩＭｏ−Ｖ−Ｎｂ系鋼、板厚５０
ｒｒａｒＬ）に第１図の開先形状のグループを切り、第
２表の化学成分をもつ各種ワイヤを第３表の化学組成を
もつフラックス中にて次の溶接条件でサブマージアーク
溶接を行った。
溶接条件：電流！５００Ａ、電圧３０ｖ１溶接速度３０
ＣｒｒＬ／Ｉｎ、ｉ ｎ Ｎ 溶接入熱量３０，００
０必０、予熱層間温度１００〜２００°ｃ。
ＣｒｒＬ／Ｉｎ、ｉ ｎ Ｎ 溶接入熱量３０，００
０必０、予熱層間温度１００〜２００°ｃ。
上記のサブマーンア了り試験溶接の結果を第４表に示し
た。
た。
同表中のｌ！ｃＳＣｒｅｑは次の計算式による値である
。
。
／ｃ＝４（５０ＣＭｏ＋６Ｎｂ−１）
この式の値は次に述べる「パレスｉ・レイン試験の高温
割れの合計」の測定値に対して推定値を与える。
割れの合計」の測定値に対して推定値を与える。
Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋４Ｓｉ＋１．５Ｍｏ （２２Ｃ＋（１
，５Ｍｎ＋１．２Ｎｉ）この式は換算Ｃｒ量を計算する
式であり、この値でミクロ組織を推定する。Ｃｒは元来
フェライト化元素であるので、Ｃｒｅｑが大きい程フェ
ライト量が増加し、Ｃｒｅｑが小さい程マルテンザイト
相になりやすい。
，５Ｍｎ＋１．２Ｎｉ）この式は換算Ｃｒ量を計算する
式であり、この値でミクロ組織を推定する。Ｃｒは元来
フェライト化元素であるので、Ｃｒｅｑが大きい程フェ
ライト量が増加し、Ｃｒｅｑが小さい程マルテンザイト
相になりやすい。
第４表の実施例のデータをまとめ第２．３．４図に本発
明例を○印、従来例を■印、比較例を・印で示した。
明例を○印、従来例を■印、比較例を・印で示した。
第２図は溶接金属の強度（ＴＳ 常温引張強さ”／ｍｙ
ｎ ２）と靭性（ｖＥｏシャルピー衝撃吸収エネルギー
Ｋｇｆ−ｍ）とＣｒｅｑの関係を示す。Ｃｒｅｑ ＞り
、０ではフェライト量が増加し強度低下が大きい。
ｎ ２）と靭性（ｖＥｏシャルピー衝撃吸収エネルギー
Ｋｇｆ−ｍ）とＣｒｅｑの関係を示す。Ｃｒｅｑ ＞り
、０ではフェライト量が増加し強度低下が大きい。
Ｃｒｅｑ≦９．０ではマルテンサイト１相となり、 Ｃ
ｒｅｑの減少に伴う強度上昇につれて靭性が劣化する。
ｒｅｑの減少に伴う強度上昇につれて靭性が劣化する。
第３図は溶接金属のＣ量（％）と硬度（溶接のままの硬
度）（ｖ １０ｋｇ荷重）を示す。硬度の上昇は溶接低
温割れ性の大きいことを意味する。
度）（ｖ １０ｋｇ荷重）を示す。硬度の上昇は溶接低
温割れ性の大きいことを意味する。
第４図はパレストレイン試験の合計割れ長さくｒＭｒＬ
）とｌｃの関係を示す。パレストレイン試験合計割れ長
さの大きいことは溶接金属の割れ感受性が大きいことで
、すなわち高温割れ感受性の大きいことを意味する。
）とｌｃの関係を示す。パレストレイン試験合計割れ長
さの大きいことは溶接金属の割れ感受性が大きいことで
、すなわち高温割れ感受性の大きいことを意味する。
第４表にて本発明実施例１〜１８では、シャルピー衝撃
吸収エネルギーは５．ＯＫｇｆ−ｔルより大きし）ので
靭性の高いことを示し、溶接のままの硬度Ｈｖは３８０
より小さいので低温割れ感受性が小さく、パレストレイ
ン試験割れ長さは０．２ｎａｔｔより小さいので高温割
れ感受性が小さく、みな良好な靭性、低温割れ性、高温
割れ性の効果をイ（すている。
吸収エネルギーは５．ＯＫｇｆ−ｔルより大きし）ので
靭性の高いことを示し、溶接のままの硬度Ｈｖは３８０
より小さいので低温割れ感受性が小さく、パレストレイ
ン試験割れ長さは０．２ｎａｔｔより小さいので高温割
れ感受性が小さく、みな良好な靭性、低温割れ性、高温
割れ性の効果をイ（すている。
実施例１９．２０はワイヤは本発明のものでフラックス
は本発明によらない例である。実施例１９はフラックス
の５ｉ（）＋が多く塩ノ、（度が１．２と低いため溶接
金属のＯ量が０．０５７％と犬であり７ヤルピー衝撃値
が１．９ Ｋｇｆ −ｍ （第２図）と若干低い値にな
っているが、低温割れ性、高温割れ性は良好であり充分
使用に耐える結果を得た。実施例２０は溶接金属の靭性
、低温割れ性、高６１人割れ性はみな良好で充分使用に
耐えるが、フラックスの塩基度が高（ＣａＦ２が多いの
で溶接作業性が悪かった。
は本発明によらない例である。実施例１９はフラックス
の５ｉ（）＋が多く塩ノ、（度が１．２と低いため溶接
金属のＯ量が０．０５７％と犬であり７ヤルピー衝撃値
が１．９ Ｋｇｆ −ｍ （第２図）と若干低い値にな
っているが、低温割れ性、高温割れ性は良好であり充分
使用に耐える結果を得た。実施例２０は溶接金属の靭性
、低温割れ性、高６１人割れ性はみな良好で充分使用に
耐えるが、フラックスの塩基度が高（ＣａＦ２が多いの
で溶接作業性が悪かった。
従来実施例２１．２２は従来のワイヤを使いフラックス
だけは本発明のものを使った例で低温割れ性が悪く（溶
接のままの硬度高く）高温割れ性も悪く（パレストレイ
ン試験割れ長さは犬きく）靭性も低い（シャルピー衝撃
吸収エネルギーは小さい）。
だけは本発明のものを使った例で低温割れ性が悪く（溶
接のままの硬度高く）高温割れ性も悪く（パレストレイ
ン試験割れ長さは犬きく）靭性も低い（シャルピー衝撃
吸収エネルギーは小さい）。
比較実施例２３はワイヤ′のＣが０．０１％と低いため
常温引張強さが５８．２ ＫｇＶｍｍ２と低く、かつ靭
性を示すツヤルビー衝撃値が５．４ Ｋｇｆ −ｍと低
い値であった。（第２図） 比較実施例２４はワイヤのＣが０．１２％と高いときで
７ヤルビー衝撃値は１．７ Ｋｇｆ−ｍと低く、硬度は
４２６と高く、パレストレイン割れ長さは１７、３ 爾
昧長くて、靭性、低温割れ、高温割れはみな不良である
。（第２図、第３図、第４図）。
常温引張強さが５８．２ ＫｇＶｍｍ２と低く、かつ靭
性を示すツヤルビー衝撃値が５．４ Ｋｇｆ −ｍと低
い値であった。（第２図） 比較実施例２４はワイヤのＣが０．１２％と高いときで
７ヤルビー衝撃値は１．７ Ｋｇｆ−ｍと低く、硬度は
４２６と高く、パレストレイン割れ長さは１７、３ 爾
昧長くて、靭性、低温割れ、高温割れはみな不良である
。（第２図、第３図、第４図）。
比較実施例２５はワイヤのＭｎが１．４０％と高いもの
で硬度か３８３と高いので低温割れ性がよくない（第３
図）。
で硬度か３８３と高いので低温割れ性がよくない（第３
図）。
比較実施例２６はワイヤのＮｉが０．０９％と低（、引
張強さが６０．７ ＫｇｆＡｒｕｎｚと低く、ツヤルビ
ー衝撃値が３．８ Ｋｇｆ−ｍと低いから靭性がよくな
い（第２図）。
張強さが６０．７ ＫｇｆＡｒｕｎｚと低く、ツヤルビ
ー衝撃値が３．８ Ｋｇｆ−ｍと低いから靭性がよくな
い（第２図）。
比較実施例２７はワイヤのＮｂが０．３６％と高く、引
張強さが５８．’６ ＫｇｆＡＭＬ２と低（、シャルピ
ー衝撃値が（］、 ７ Ｋｇｆ −ｍと低く、パレスト
レイン割れ長さが１２．５ｍｍと長いから靭性と高温割
れ性がよくない（第２図、第４図）。
張強さが５８．’６ ＫｇｆＡＭＬ２と低（、シャルピ
ー衝撃値が（］、 ７ Ｋｇｆ −ｍと低く、パレスト
レイン割れ長さが１２．５ｍｍと長いから靭性と高温割
れ性がよくない（第２図、第４図）。
比較実施例２８はワイヤのＰが００１７％と高いため引
張強さが６０．４Ｋｇ％７，２と低く、シャルピー衝撃
値が２．２ Ｋｇｆ−ｍと低く、パレストレイン割れ長
さが１０５ｗｒＬと長いから靭性と高温割れ性かよくな
い（第２図、第４図）。
張強さが６０．４Ｋｇ％７，２と低く、シャルピー衝撃
値が２．２ Ｋｇｆ−ｍと低く、パレストレイン割れ長
さが１０５ｗｒＬと長いから靭性と高温割れ性かよくな
い（第２図、第４図）。
（発明の効果）
本発明のザブマージアーク溶接ワイヤ及びその溶接方法
はあらゆる高温用９％Ｃｒ鋼のザブマージアーク溶接に
広く利用でき溶接施工容易で良好な耐低温割れ性、劇高
温割れ１３ｉ：、・γヅ１」ユをもつ溶接金属を提供す
るものである。
はあらゆる高温用９％Ｃｒ鋼のザブマージアーク溶接に
広く利用でき溶接施工容易で良好な耐低温割れ性、劇高
温割れ１３ｉ：、・γヅ１」ユをもつ溶接金属を提供す
るものである。
第１図は開先形状を示す説明図である。第２図はシャル
ピー衝撃吸収エネルギーｖＥｏ および常温引張強さＴ
ＳとＣｒｅｑの関係を示す図、第３図は溶接金属の硬度
Ｈｖと溶接金属のＣ量との関係を示す図、第４図はパレ
ストレイン試験合計割れ長さとｌｃとの関係を示す図で
ある。 第 １ 図 （ｋｊ Ｑ ：５０ｍｍ ｂ ； １０ｍｍ （：８ｍｍＲｄ：５＋コ （Ｊ 第２図 二〇 −ｉ ′Ｓ Ｃｒｅｑ＝（：ｒ＋４５ｉ＋１．５Ｍｏ −（２２Ｃ＋
０．５Ｍｎ＋１．２Ｎｉ）％Ｆ５３図 ″−シネ持奮屓ＯＣ量（×） 第 ４ 図
ピー衝撃吸収エネルギーｖＥｏ および常温引張強さＴ
ＳとＣｒｅｑの関係を示す図、第３図は溶接金属の硬度
Ｈｖと溶接金属のＣ量との関係を示す図、第４図はパレ
ストレイン試験合計割れ長さとｌｃとの関係を示す図で
ある。 第 １ 図 （ｋｊ Ｑ ：５０ｍｍ ｂ ； １０ｍｍ （：８ｍｍＲｄ：５＋コ （Ｊ 第２図 二〇 −ｉ ′Ｓ Ｃｒｅｑ＝（：ｒ＋４５ｉ＋１．５Ｍｏ −（２２Ｃ＋
０．５Ｍｎ＋１．２Ｎｉ）％Ｆ５３図 ″−シネ持奮屓ＯＣ量（×） 第 ４ 図
Claims (1)
- （１）Ｃ： （１，０３〜０．０８％、 Ｓｉ：（１，
１０％以下、Ｍｎ ： ０．３０〜０．８０％、 Ｐ：
０．０１０％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ｎｉ：ｌ）
、３０〜（）８０％、Ｃｒ： ８．０ ０〜９．５ ０
％、Ｍｏ ： ０．８ ５〜１． 夏 ５つ撃５、Ｖ
：０．２０〜０．２８％、Ｎｂ： （１，０８〜（１，
Ｌ ６ヂ、を含み、残部は実質的にＦｅよりなる高温用
鋼用ザブマージアーク溶接ワイヤ。 Ｔ２１Ｃ： ０．０３〜０．０８％、Ｓｉ：０．１０％
以−ＦｌＭｎ： ０．３’０〜０．８０％、 Ｐ：Ｏ，
１０％以下、Ｓ：０．０１０係以下、Ｎｉ：０．３０〜
０．８０％、Ｃｒ： ８．００〜９．５０％、Ｍｏ ：
０．８５〜１．１５％、Ｖ ： ０．２０〜０．２８
％、Ｎｂ： ０．０８〜０．１６ ％、を含み、残部は
実質的にＦ’ｅよりなるザブマージアーク溶接ワイヤに
、 ５ｉＯｚ ： １０〜３０ ｗｔ％、ＣａＦ２：５〜２
０ｗｔ％、を必須成分とするとともに、（ＣａＯ＋Ｍｇ
０）／５ｉＯ２ｆ示される塩基度が１．５〜４．０であ
るフラックスを組合せてザブマージアーク溶接を行うこ
とを特徴とする高温用鋼用サブマージアーク溶接方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3077284A JPS60174295A (ja) | 1984-02-20 | 1984-02-20 | サブマ−ジア−ク溶接ワイヤおよび溶接方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3077284A JPS60174295A (ja) | 1984-02-20 | 1984-02-20 | サブマ−ジア−ク溶接ワイヤおよび溶接方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60174295A true JPS60174295A (ja) | 1985-09-07 |
Family
ID=12312968
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3077284A Pending JPS60174295A (ja) | 1984-02-20 | 1984-02-20 | サブマ−ジア−ク溶接ワイヤおよび溶接方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS60174295A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2017038975A1 (ja) * | 2015-09-04 | 2017-03-09 | 株式会社神戸製鋼所 | サブマージアーク溶接用ワイヤ |
| CN107949455A (zh) * | 2015-09-04 | 2018-04-20 | 株式会社神户制钢所 | 埋弧焊用焊丝 |
| WO2018110357A1 (ja) * | 2016-12-12 | 2018-06-21 | 日立造船株式会社 | 溶接施工方法 |
-
1984
- 1984-02-20 JP JP3077284A patent/JPS60174295A/ja active Pending
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2017038975A1 (ja) * | 2015-09-04 | 2017-03-09 | 株式会社神戸製鋼所 | サブマージアーク溶接用ワイヤ |
| CN107949455A (zh) * | 2015-09-04 | 2018-04-20 | 株式会社神户制钢所 | 埋弧焊用焊丝 |
| EP3345716A4 (en) * | 2015-09-04 | 2019-01-23 | Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho (Kobe Steel, Ltd.) | WIRE FOR SUBMERGED ARC WELDING |
| WO2018110357A1 (ja) * | 2016-12-12 | 2018-06-21 | 日立造船株式会社 | 溶接施工方法 |
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