JPS61103698A - Austenite stainless steel welding wire which is excellent in both high temperature creep breaking strength and creep breaking elongation - Google Patents
Austenite stainless steel welding wire which is excellent in both high temperature creep breaking strength and creep breaking elongationInfo
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- JPS61103698A JPS61103698A JP22407084A JP22407084A JPS61103698A JP S61103698 A JPS61103698 A JP S61103698A JP 22407084 A JP22407084 A JP 22407084A JP 22407084 A JP22407084 A JP 22407084A JP S61103698 A JPS61103698 A JP S61103698A
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Abstract
Description
【発明の詳細な説明】
(産業上の利用分野)
本発明はアーク溶接用ワイヤーに係り、特に主として原
子力および化学工業用圧力容器あるいは配管系などの構
成部材として使用されるオーステナイトステンレス銅の
溶接に際し、耐高温クリープ性に優れたオーステナイト
ステンレス鋼溶接金属の得られるアーク溶接用ワイヤー
に関するものである。Detailed Description of the Invention (Industrial Application Field) The present invention relates to an arc welding wire, particularly for welding austenitic stainless copper, which is mainly used as a component of pressure vessels or piping systems for the nuclear and chemical industries. This invention relates to an arc welding wire that produces an austenitic stainless steel weld metal with excellent high-temperature creep resistance.
(従来の技術)
圧力容器およびその配管系は、筒温でかつ厄カのかかっ
た状態で、長期にわたって使用されるために、耐筒温ク
リープ性が必要である。オーステナイトステンレス鋼溶
接金属は同組成の母材に比べて、耐制温クリープ性が劣
るので、浴接蛍属の耐筒温クリープ性を改善することは
極めて重要である。(Prior Art) Pressure vessels and their piping systems are required to be resistant to cylinder temperature creep because they are used for long periods of time at cylinder temperatures and under stress. Since austenitic stainless steel weld metal has poorer temperature creep resistance than a base metal of the same composition, it is extremely important to improve the tube temperature creep resistance of bath-welded fluorite.
耐高温クリープ性に優れた材料とは、高温クリープ破断
強さおよび高温クリープ破断伸びのも・ずれも共に優れ
た材料である。A material with excellent high-temperature creep resistance is a material with both high-temperature creep rupture strength and high-temperature creep rupture elongation.
従来の308系などのオーステナイトステンレス鋼浴接
金属では、これに■や歯を単独またしま複合で痛加して
、高温クリープ特性を改善した溶接金属に対して、さら
にP、C,Nを添加したり、Ti、B、 P、 C,N
を添加し、浴接金属の筒温り1ノープ破断特性をより一
層改善する試みがなされてきた。In conventional austenitic stainless steel bath welding metals such as the 308 series, P, C, and N are added to the weld metal, which has improved high-temperature creep properties by adding ■ and teeth with single or striped composites. Or, Ti, B, P, C, N
Attempts have been made to further improve the tube temperature 1 Knope rupture properties of bath-welded metals by adding .
また本発明者の二人は、さきに特開昭56−53897
号公報において、308v溶接金属のクリープ破断強度
は、N量の増加に伴って強(なることを明らかにし、ま
たさらに本発明者の一人t1、特開昭55−1909号
公報において、308溶接金践のクリープ破断伸びは、
■添加によって改善されることを明らかにした。In addition, the two inventors previously published Japanese Patent Application Laid-Open No. 56-53897.
In JP-A-55-1909, it was revealed that the creep rupture strength of 308V weld metal increases as the amount of N increases. The creep rupture elongation of
■It was revealed that the effect was improved by addition.
高温で長時間吠用される材料の耐用寿命は、使用鋼材の
高温クリープ破断強度によって推定されるが、高温で使
用される産業設備は、オーバーホールなどのため操業を
停止したり、不慮の過熱、故障などによる急熱急冷など
が生じたりして、通常の操業状態より大きな衝撃熱応力
などが発生する場合があるので、これら低サイクル熱疲
労に耐する繰返し寿命の長い材料特性も必要である。The service life of materials that are used at high temperatures for long periods of time is estimated by the high-temperature creep rupture strength of the steel used. Rapid heating and cooling may occur due to failures, etc., which may generate shock thermal stress greater than in normal operating conditions, so material properties that can withstand such low-cycle thermal fatigue and have a long repeated life are also required.
低サイクル熱疲労の破断までの繰返し数は、材料の延性
と密接なかかわりがあり、延性の太きいものほど寿命が
長い。このため賃温で使用する材料を厳しく評価するた
めには、高温クリープ破断試験と、低サイクル熱疲労試
域などの結果から判定すべきであり、高温クリープ破断
強さと、クリープ破断伸びのいずれもが優れた材料であ
れば、これらのいずれもが劣った材料に比べ、低サイク
ル熱疲労特性も優れていると判断しても、大きな間違い
はないと考えられている。以上の理由で、高温耐熱材料
には、クリープ破断強さと共に、ク 、リープ破断伸び
が要求される。The number of repetitions until rupture in low-cycle thermal fatigue is closely related to the ductility of the material, and the greater the ductility, the longer the life. Therefore, in order to strictly evaluate materials used at low temperatures, judgments should be made based on the results of high-temperature creep rupture tests and low-cycle thermal fatigue test areas, and both high-temperature creep rupture strength and creep rupture elongation should be evaluated. It is thought that it is not a big mistake to judge that a material with excellent low-cycle thermal fatigue properties also has better low-cycle thermal fatigue properties than a material with poorer properties. For the above reasons, high-temperature heat-resistant materials are required to have not only creep rupture strength but also creep rupture elongation.
しかし乍ら通常の場合、合金元素を添加してクリープ破
断強さを強くすると、クリープ破断伸びが低下する。こ
のために優れたクリープ破断強さと、優れたクリープ破
断伸びを共に具備した材料を開発することは、耐熱材料
開発者の当面の大きな問題である。However, in normal cases, when adding alloying elements to increase creep rupture strength, creep rupture elongation decreases. Therefore, developing a material that has both excellent creep rupture strength and excellent creep rupture elongation is a major problem facing heat-resistant material developers.
しかしながら308V鋼の高温クリープ破断強さと共に
、クリープ破断伸びにも着眼し、PとNの複合添加が、
この目的に対し極めて効果的である点について明らかに
したものはない。However, we focused on the creep rupture elongation as well as the high temperature creep rupture strength of 308V steel, and combined addition of P and N
Nothing has been shown to be extremely effective for this purpose.
(発明が解決しようとする問題点)
本発明は、溶接用ワイヤのNとPの割合N/Pを、重量
比で特定の範囲内とすることにより、高温で長時間使用
される耐熱ステンレス鋼に、要求される高温クリープ破
断強さと、高温クリープ破断伸びが、共に優れたオース
テナイトステンレス鋼溶接用ワイヤを提供、するもので
ある。(Problems to be Solved by the Invention) The present invention provides a heat-resistant stainless steel that can be used at high temperatures for long periods of time by setting the ratio N/P of N and P of the welding wire within a specific range by weight. Another object of the present invention is to provide an austenitic stainless steel welding wire that has both excellent high-temperature creep rupture strength and high-temperature creep rupture elongation.
(問題点を解決するための手段)
本発明の要旨とするところは、通常のオーステナイ)M
基本成分に、C0,02〜0.10%(重量係以下同じ
)、P 0.01〜0.08%、VO601〜0.4%
、N02%以下、Si 0.1〜1.0%を含有し、ま
たはこれにさらにTi 0.6%以下、B0.01%以
下を添加し、残部は鉄および不可避なる不純物よりなり
、NとPの比N/Pが1重量矛で4,0以下であること
を特徴とする耐高温クリープ性の優れたオーステナイト
ステンレス鋼溶接用ワイヤーにある。(Means for Solving the Problems) The gist of the present invention is that ordinary austenite) M
Basic components include C0.02-0.10% (same as below by weight), P 0.01-0.08%, VO601-0.4%
, N02% or less, Si 0.1-1.0%, or further added with Ti 0.6% or less, B 0.01% or less, and the remainder consists of iron and unavoidable impurities, N and The present invention provides an austenitic stainless steel welding wire with excellent high temperature creep resistance, characterized in that the P ratio N/P is 4.0 or less per weight.
以下本発明について詳細に説明する。The present invention will be explained in detail below.
クリープ破断伸びを向上させるためには、制温クリープ
過程において、クリープ変形が局所化することは好まし
くない。このためには、応力や温度の多少の差があって
も1局部的な組織変化を起こさず、できる限り広範囲に
わたって、均一な組織変化を起こさせることが必要であ
る。In order to improve creep rupture elongation, it is not preferable that creep deformation becomes localized in the temperature controlled creep process. To this end, it is necessary to cause uniform structural changes over as wide a range as possible without causing local structural changes even if there are slight differences in stress or temperature.
組織変化を均一化するためには、ある程度炭化物、璧化
物をオーステナイトマトリックスや、δフエライト内に
析出し易くして、一度析出してからは、クリープ時間が
それ以上経過しても、析出物など第2相を、さらに局部
的に生成させたり、成長させたすせず、結晶粒やδフェ
ライト強さの不均一な部分を、できる限り少な(するこ
とが必要である。In order to make the structural changes uniform, it is necessary to make it easier for carbides and ferrides to precipitate to some extent in the austenite matrix and δ-ferrite, and once they are precipitated, even if the creep time elapses, the precipitates, etc. In order to prevent the second phase from being generated or grown locally, it is necessary to minimize areas where crystal grains and δ ferrite strength are uneven.
一方りリープ破断強さに対しては、オーステナイトマト
リックス内に、微細析出物を均一に分散析出させて、な
おかつ高温長時間のクリープ過程においても、消滅ある
いは粗大化を進行させなければ、高温長時間におけるク
リープ破断強さは強(なる。On the other hand, for leap rupture strength, fine precipitates must be uniformly dispersed and precipitated within the austenite matrix and do not disappear or coarsen even during the creep process at high temperatures and long periods of time. The creep rupture strength is strong.
本発明者らは種々の実験結果から、オーステナイトステ
ンレス鋼溶接金属中のNは、高温長時間保持中の析出物
の形成や、粗大化を抑制する効果があり、一方Pは、析
出物の形成を促進し、高温変形過程において、変形の多
い部分も少ない部分も、一様に析出物を析出せしめる効
果がある等の事実を確認した。The present inventors found from various experimental results that N in austenitic stainless steel weld metal has the effect of suppressing the formation and coarsening of precipitates during long-term holding at high temperatures, while P suppresses the formation of precipitates. It was confirmed that this method has the effect of uniformly precipitating precipitates both in areas with a lot of deformation and in areas with a little deformation during the high-temperature deformation process.
これらの実験結果から、NとPを適当に添加すれば、高
温クリープ変形中、析出物を微細かつ均一に析出せしめ
、さらに高温長時間保持中においても、析出物の粗大化
を抑制し、長時間にわたって、析出物の分布形状を、均
一かつ微細に保ち続け、その結果として、高温クリープ
破断強さが強く、かつクリープ破断伸びの大きい溶接金
属が得られるものと推察した。From these experimental results, we found that adding N and P appropriately allows precipitates to precipitate finely and uniformly during high-temperature creep deformation, and also suppresses the coarsening of precipitates even during long-term holding at high temperatures. It was inferred that the distribution shape of the precipitates was kept uniform and fine over time, and as a result, a weld metal with strong high-temperature creep rupture strength and large creep rupture elongation was obtained.
そこで本発明者らは、P、Nのいかなる組合わせの範囲
において耐高温クリープ性の格段と優れたオーステナイ
トステンレス鋼溶接金属を得ることができるかについて
種々検討を行った。Therefore, the present inventors conducted various studies to find out in what range of combinations of P and N it is possible to obtain an austenitic stainless steel weld metal with extremely excellent high-temperature creep resistance.
さらにまた、ステンレス鋼を長時間加熱した場合、形成
されるσ層を抑制すればクリープ破断伸びが向上するこ
とが判っているので、T1、Bを添加したものに、さら
にP、Nの最適組合わせによるクリープ破断伸びの改善
が、可能がどうかについて検討を行った。Furthermore, when stainless steel is heated for a long time, it is known that the creep rupture elongation can be improved by suppressing the σ layer that is formed. We investigated whether it is possible to improve creep rupture elongation by bonding.
まず、C0,03〜0.06%、Si0.12〜0.1
8%、Mn 1.5〜2.0%、P 0.005〜0.
05%、30.002〜0.004%、Ni 9.0〜
11.0%、Cr19.0〜21%、V 0.06〜0
.15%、N 0.02〜0.05%、’ Ti 0
.01%以下、B0.01%以下を含有するワイヤを用
い、板厚4011111のSUS 304を母材として
、TIG溶接を行った。First, C0.03~0.06%, Si0.12~0.1
8%, Mn 1.5-2.0%, P 0.005-0.
05%, 30.002~0.004%, Ni 9.0~
11.0%, Cr19.0-21%, V 0.06-0
.. 15%, N 0.02-0.05%, 'Ti 0
.. Using a wire containing 0.01% or less and 0.01% or less of B, TIG welding was performed using SUS 304 with a plate thickness of 40111111 as a base material.
溶接はl、 5111111ダのワイヤを用い、電流1
50A、電圧13V、溶接速度15r!IMmin、
パス間温度150℃、入熱7.8 KJloRとし、ア
ルゴンガスを用いて行った。試験片の長手方向が、ビー
ド方向と直角な試験片を第3図に示す要領(a= l
5 ram、1) = 4 QwR,C:301E+I
l、a=6mmm、& =10 ”Rs R2=8MR
,θ=30°)で採取し、550℃、25 Kq/ra
n2の荷重でクリープ破断試験を行った。For welding, we used a wire of 5111111 da, and a current of 1
50A, voltage 13V, welding speed 15r! IMmin,
The interpass temperature was 150° C., the heat input was 7.8 KJloR, and argon gas was used. The longitudinal direction of the test piece is perpendicular to the bead direction as shown in Figure 3 (a = l
5 ram, 1) = 4 QwR, C: 301E+I
l, a=6mmmm, &=10”Rs R2=8MR
, θ=30°), 550°C, 25 Kq/ra
A creep rupture test was conducted under a load of n2.
この試験結果より求めたクリープ破断伸びと、溶接金属
のNとPの重量比N/Pの関係を第1図べ示した。The relationship between the creep rupture elongation determined from the test results and the weight ratio N/P of N and P in the weld metal is shown in Figure 1.
同図から判るように、クリープ破断伸びは、NとPの重
量比N/Pが、1.5チで最大となり、N/Pが4.0
以上では、クリープ破断伸びが最大値の2/3以下とな
り、N/Pは低くした方が、クリープ破断伸びに対し有
利であることが判った。一方りリープ破断強さは、Ni
が多くなると、第2図に示すように強くなる。図は55
0℃、400Hrにおけるクリープ破断強さである。As can be seen from the figure, creep rupture elongation reaches its maximum when the weight ratio N/P of N and P is 1.5 inches, and when N/P is 4.0 inches.
In the above, the creep rupture elongation was 2/3 or less of the maximum value, and it was found that lowering N/P is more advantageous for creep rupture elongation. On the other hand, the leap rupture strength is Ni
As the number increases, the strength increases as shown in Figure 2. The figure is 55
This is the creep rupture strength at 0°C and 400 hours.
本発明は、以上のような知見に基づいてなされたもので
ある。The present invention has been made based on the above findings.
本発明において、オーステナイトステンレス鋼基本成分
とは、SUS 304.5US304L、 5US30
8、SUS 309などのオーステナイト鋼の成分に、
その合金成分が準拠するものを指し、成分範囲として、
重量%でMn2.0%以下、Ni8〜16%、Cr18
〜27%などを含有、するものである。In the present invention, the basic components of austenitic stainless steel include SUS 304.5US304L, 5US30
8. The composition of austenitic steel such as SUS 309,
Refers to what the alloy composition complies with, and the composition range is:
Mn 2.0% or less, Ni 8-16%, Cr18 in weight%
~27% etc.
また、本発明においてアーク溶接法とはTIG#接、潜
弧溶接、MIG溶接および手溶接を指し、TIG溶接に
ついては、溶加ワイヤー、その他の溶接法については、
溶接電極ワイヤーあるいは溶接棒芯線として本発明ワイ
ヤーを用いるものである。Furthermore, in the present invention, the arc welding method refers to TIG# welding, submerged arc welding, MIG welding, and manual welding, and TIG welding refers to filler wire, and other welding methods include
The wire of the present invention is used as a welding electrode wire or a welding rod core wire.
この場合望ましい浴接条件としては、例えばTIG m
接については1.6Mgのワイヤーを用いた場合には、
電流150〜200A1篭圧lO〜15v、浴接゛速度
12〜15偏/min、パス間温度室温〜150℃、シ
ールドガスとして純アルゴンガスを用い、流量を20〜
25t/minとするものである。In this case, desirable bath contact conditions include, for example, TIG m
Regarding contact, when using 1.6Mg wire,
Current: 150-200A, pressure: 10-15V, bath contact speed: 12-15%/min, interpass temperature: room temperature - 150°C, using pure argon gas as shielding gas, flow rate: 20-15V
The speed is set at 25t/min.
また潜弧溶接については、フラックスとして5iO21
0〜30%、At20320〜30%、CaO10〜2
0%、Vig014〜24%を主成分とし、これに金属
弗化物としてCaF2・AlF2の一方または両方を、
3〜30%脱酸剤および合金材40%以下などを適宜選
択して含有するものを使用し、1.61E+Ilφのワ
イヤーを用いた場合には、電流150〜200A、電圧
23〜30v、溶接速度5 Q citb/ min
、パス間温度室1〜150℃、また4、Qsngのワイ
ヤーを用いた潜弧溶接の場合には、電流550〜600
A、電圧30〜35V、溶接速度20cpm、パス間温
度室温〜150℃とするのが標準である。In addition, for submerged arc welding, 5iO21 is used as a flux.
0-30%, At20320-30%, CaO10-2
0%, Vig014-24% as the main components, and one or both of CaF2 and AlF2 as metal fluorides,
When using a wire containing 3 to 30% deoxidizing agent and 40% or less alloy material, etc., and using a wire of 1.61E+Ilφ, the current is 150 to 200A, the voltage is 23 to 30V, and the welding speed is 5 Q citb/min
, an interpass temperature chamber of 1 to 150°C, and a current of 550 to 600 in the case of submerged arc welding using a 4.Qsng wire.
A. It is standard that the voltage is 30 to 35 V, the welding speed is 20 cpm, and the interpass temperature is room temperature to 150°C.
lviIGm接についてはt、6+mmのワイヤーを用
いた場合には、電流200〜250A、電圧28〜33
■、溶接速度20〜25 e/ mib、パス間温度室
温〜150℃、7−ルドガスとして(アルゴン+2%0
、 )を用い、流量を15〜20 t/minとする。For lviIGm contact, when using t, 6+mm wire, current 200-250A, voltage 28-33
■, welding speed 20~25 e/mib, interpass temperature room temperature ~ 150℃, 7-rud gas (argon + 2% 0
, ) at a flow rate of 15 to 20 t/min.
手磐接棒ば、ライムチタニア系の被覆棒として、4 m
m鎖の溶接棒を用いた場合には、電流130〜1soA
、を圧20〜30v、溶接速度15〜25 cpm。Hand welding rod, lime titania coated rod, 4 m
When using an m-chain welding rod, the current is 130 to 1soA.
, the pressure 20-30V, welding speed 15-25 cpm.
パス間温度室温〜150℃とするのが標準である。It is standard that the interpass temperature is between room temperature and 150°C.
次に本発明における各成分の限定理田について説明する
。Next, the limitations of each component in the present invention will be explained.
C=が高いと溶接金属の高温クリープ破断強さは高(な
るが、δフエライト量が少なくなり、船間割れが起こり
易くなり、炭化物量が多くなって脆化する。したがって
ワイヤー中のC量の上限は、溶接時高温割れや溶接後の
変形での割れを考慮して0.1%とした。またワイヤー
〇〇含有重の下限は、溶接金属のクリープ強さを維持す
るために0.02%とした。If C= is high, the high temperature creep rupture strength of the weld metal will be high (but the amount of δ ferrite will be small, making inter-vessel cracking more likely to occur, and the amount of carbides will increase, resulting in embrittlement. Therefore, the amount of C in the wire will increase) The upper limit of 0.1% was set in consideration of hot cracking during welding and cracking due to deformation after welding.The lower limit of wire 〇〇 content weight was set at 0.1% in order to maintain the creep strength of the weld metal. 02%.
Pは溶接金属の高温クリープ強さや伸びを改善するので
、ワイヤー中に0.01%以上は必要である。しかし溶
接金属中のPの含有量が多過ぎると割れ易くなるので、
ワイヤー中のPの上限は0.10チとした。Since P improves the high temperature creep strength and elongation of the weld metal, it is necessary to contain 0.01% or more in the wire. However, if the content of P in the weld metal is too high, it will easily break.
The upper limit of P in the wire was 0.10 inch.
■は溶接金属の高温クリープ破断伸びを大きくするので
、ワイヤー中に0.01%以上添加する必要がある。し
かし添加量を0.4%超にしても効果は少ないので、上
限を0.4%とした。(2) increases the high-temperature creep rupture elongation of the weld metal, so it is necessary to add 0.01% or more to the wire. However, even if the amount added exceeds 0.4%, the effect is small, so the upper limit was set at 0.4%.
NはV、Cr、Tiなどと蟹化物を形成し、これによっ
て直接あるいは間接的にクリープ破断強さを決定する重
要な元素である。550℃でクリープ破断応力30Kg
/mm20条件で、100 hr以上のクリープ破断時
間を要求される場合には、0.oos%以上のN量が必
要である。したがってワイヤー中に0.oos%以上添
加しなければならない。しかし添加量が多すぎると、溶
接金属中のδフェライトが減少し、高温割れを起こすの
で、0.4%以下にする必要がある。N is an important element that forms crabmides with V, Cr, Ti, etc., and thereby directly or indirectly determines the creep rupture strength. Creep rupture stress 30Kg at 550℃
/mm20 condition, if a creep rupture time of 100 hr or more is required, 0. An amount of N of oos% or more is required. Therefore, 0. oos% or more must be added. However, if the amount added is too large, δ ferrite in the weld metal will decrease and hot cracking will occur, so it is necessary to limit the amount to 0.4% or less.
Slは潜弧溶接時脱酸剤として作用するので、Tiの歩
留りを高くする。また溶接金属の高温クリープ破断強さ
を強くするので、ワイヤー中に0.1%以上必要である
。しかし添加量が過多になると、#接金属の延性が劣化
するので、ワイヤー中のSi含有量は1.0%以下に留
めなければならない。Since Sl acts as a deoxidizing agent during submerged arc welding, it increases the yield of Ti. Moreover, since it increases the high temperature creep rupture strength of the weld metal, it is necessary to contain 0.1% or more in the wire. However, if the amount added is too large, the ductility of the #welt metal will deteriorate, so the Si content in the wire must be kept at 1.0% or less.
NとPの割合N/Pの重重比は、前述の第1図に示すよ
うに、クリープ破断伸びと密接な関係があり、この値が
1.5で久す−プ破断伸びが最大となり、太き(なるに
従って、漸次減少する。この価が4のクリープ破断伸び
は、最大値の2/3に減少する。Nを添加すれば、クリ
ープ破断強さは5重くなるが、クリープ破断強さと、ク
リープ破断伸びのいずれもが、優れた材料を得るには、
Nを高(してもなおN/Pの重量比を、4以下にしてお
く必要がある。As shown in Figure 1 above, the weight ratio of N and P (N/P) has a close relationship with the creep elongation at rupture, and when this value is 1.5, the elongation at creep reaches its maximum. As the thickness increases, the creep rupture elongation decreases to 2/3 of the maximum value.If N is added, the creep rupture strength increases by 5, but the creep rupture strength To obtain a material with excellent creep rupture elongation,
Even if N is high (N/P weight ratio must be kept at 4 or less).
オーステナイトステンレス鋼において、特にCrが高い
ものは、高温クリープ過程でσ相が形成され易く、クリ
ープ中割れの起点になり、クリープ破断伸びを減少させ
る。このようなものに対して、Ti、Bは溶接金属の高
温クリープ中の抑制効果があり、溶接金属中Ti <:
0.053%、B<、0.0067%でも十分な効果
が認められる。また、σ抑制効果以上にこれらの元素を
添加すると、延性が劣化するので、浴接時の歩留りを考
慮して、ワイヤー中の上限はそれぞれTiを0.6%、
Bを0.01%とした。Among austenitic stainless steels, those with particularly high Cr content tend to form a σ phase during the high-temperature creep process, which becomes a starting point for cracking during creep and reduces creep rupture elongation. For such things, Ti and B have a suppressing effect during high temperature creep of weld metal, and Ti <:
Sufficient effects are observed even at 0.053% and B<0.0067%. Furthermore, if these elements are added in excess of the σ suppression effect, the ductility will deteriorate, so in consideration of the yield during bath welding, the upper limits of Ti in the wire are 0.6% and 0.6%, respectively.
B was set to 0.01%.
なお、オーステナイトステンレス鋼基本成分として、好
ましい成分範囲は次の如(である。The preferred range of basic components of austenitic stainless steel is as follows.
胤はオーステナイト形成元素で多過ぎると、δフェライ
トが減少し、浴接時熱間割れが起こり易くなるので、ワ
イヤー中含有童は2%以下にするのが好ましい。If there is too much austenite-forming element in the austenite-forming element, δ ferrite will decrease and hot cracking will easily occur during bath welding, so it is preferable that the content in the wire is 2% or less.
Niは耐高温クリープ性や耐熱性を付与するために、ワ
イヤー中に8%以上必要であるが、Niはオーステナイ
ト形成元素であり、過多になるとδフェライトが減少し
、溶接時熱間割れを起こし易くなる。また製造コストを
おさえろためにも、ワイヤー中含有量として16%以下
が好ましい。Ni is required to be at least 8% in the wire in order to provide high temperature creep resistance and heat resistance, but Ni is an austenite-forming element, and when it is in excess, δ ferrite decreases and hot cracking occurs during welding. It becomes easier. Also, in order to reduce manufacturing costs, the content in the wire is preferably 16% or less.
Crはフェライト形成元素で、溶接金属中にδフェライ
トを生ぜしめるためには、ワイヤー中に18%以上合金
成分として含有することが必要である。また、Crは耐
熱、耐酸化性を高め、高温クリープ強さを強くするので
、この点からも18%以上は必要である。また、Crは
炭化物やσ相などの金属間化合物の生成を促進する元素
で、多過ぎると延性が低下し割れ易くなるので、ワイヤ
ー中の含有量を27%以下にするのが好ましい。Cr is a ferrite-forming element, and in order to produce δ ferrite in the weld metal, it must be contained in the wire in an amount of 18% or more as an alloying component. Further, since Cr improves heat resistance and oxidation resistance and strengthens high-temperature creep strength, from this point of view as well, 18% or more is necessary. Further, Cr is an element that promotes the formation of intermetallic compounds such as carbides and σ phase, and if it is too large, the ductility decreases and it becomes easy to crack, so the content in the wire is preferably 27% or less.
また、Sは潜弧溶接の場合に、フラックスから溶接金属
に歩留り溶接金属の脆化を促進するので、ワイヤー中の
S含有量は、003%以下にするのが好ましい。In addition, in the case of submerged arc welding, S is transferred from the flux to the weld metal and promotes embrittlement of the weld metal, so the S content in the wire is preferably 0.03% or less.
(実施例)
以下実施例により、本発明の効果をさらに具体的に示す
。(Example) The effects of the present invention will be illustrated in more detail by Examples below.
板厚40IlOiのSUS 304を母材とし、これに
深さ30fiのU開先(角度30°)を作り、第1表に
示すワイヤーを用−・て、第2表に示す溶接条件で溶接
した。溶接方向を試験片の長手方向とし、溶接金属から
第4図の形状(a=13瓢、b=7M、C=30ffl
+II、d=7 Q++on、 6=14m、 f=
6+++n+t3、G=10gIIIR)のクリープ破
断試駿片を採取した。谷俗接金属について、550℃で
クリープ破断試枳を行った。SUS 304 with a plate thickness of 40IlOi was used as the base material, a U groove (angle of 30°) with a depth of 30fi was made in it, and welding was performed using the wire shown in Table 1 and the welding conditions shown in Table 2. . The welding direction is the longitudinal direction of the test piece, and the shape shown in Fig. 4 (a = 13 gourd, b = 7M, C = 30ffl) is made from the weld metal.
+II, d=7 Q++on, 6=14m, f=
A creep rupture specimen of 6+++n+t3, G=10gIIIR) was collected. A creep rupture test was conducted on Tanizuki welding metal at 550°C.
クリープ破断試験結果の1例として、550℃、27匈
/1111112の破断時間と、破断伸びと、N/Pの
重量比を第1表に示した。As an example of the results of the creep rupture test, Table 1 shows the rupture time at 550° C. and 27 homs/1111112, the elongation at break, and the N/P weight ratio.
同表から判るように、N/Pの重量比か、4より大きい
比較例のA、 °B、 C,D、 Eは、クリープ破断
伸びが小さいが、N/Pの重量比が、4以下の本発明F
−0は、比較例と同程度のクリープ4i!i断時間のA
−Eと比べると、クリープ破断伸びが大きく、クリープ
破断伸び、クリープ破断強さが共に優れている。As can be seen from the same table, the creep rupture elongation of Comparative Examples A, °B, C, D, and E whose N/P weight ratio is greater than 4 is small, but the N/P weight ratio is 4 or less. The present invention F
-0 means the same level of creep 4i as the comparative example! i-off time A
-E has a larger creep rupture elongation and is superior in both creep rupture elongation and creep rupture strength.
第2表
(発明の効果)
以上のように本発明のワイヤーによれば、従来明らかに
されていなかった高温クリープ破断強さと、クリープ破
断伸びが、ともに優れたオーステナイトステンレス溶接
部を保障することが可能となり、産業上極めて顕著な効
果を奏するものである。Table 2 (Effects of the Invention) As described above, the wire of the present invention guarantees an austenitic stainless steel welded joint with excellent high-temperature creep rupture strength and creep rupture elongation, which have not been clarified in the past. This makes it possible to achieve this and has extremely significant industrial effects.
第1図は550℃ 25Kff/It!+”におけるク
リープ破断伸びとNとPの重量比N/Pとの関係を示す
図表、第2図は550℃400 Hrのクリープ破断強
さとNiとの関係を示す図表、第3図は探索試験に用い
た試験片の形状寸法を示す説明図、第4図は実施例・に
用し・た試験片の形状寸法を示す説明図である。Figure 1 shows 550℃ 25Kff/It! Figure 2 is a graph showing the relationship between creep rupture strength at 550°C and 400 hours and Ni, and Figure 3 is the exploratory test. FIG. 4 is an explanatory diagram showing the shape and dimensions of the test piece used in Examples.
Claims (1)
0.02〜0.10%(重量%、以下同じ)P0.01
〜0.10%、V0.01〜0.4%、N0.2%以下
、Si0.1〜1.0%を含有し、残部は鉄および不可
避なる不純物よりなり、NとPの比N/Pが、重量%で
4.0以下であることを特徴とする高温クリープ破断強
さとクリープ破断伸びが共に優れたオーステナイトステ
ンレス鋼溶接用ワイヤー。 2 通常のオーステナイトステンレス鋼基本成分に、C
0.02〜0.10%(重量%、以下同じ)P0.01
〜0.10%、V0.01〜0.4%、N0.2%以下
、Si0.1〜1.0%、Ti0.6%以下、B0.0
1%以下を含有し、残部は鉄および不可避なる不純物よ
りなり、NとPの比N/Pが、重量%で4.0以下であ
ることを特徴とする高温クリープ破断強さとクリープ破
断伸びが共に優れたオーステナイトステンレス鋼溶接用
ワイヤー。[Claims] 1. In the basic components of ordinary austenitic stainless steel, C
0.02-0.10% (weight%, same below) P0.01
~0.10%, V0.01~0.4%, N0.2% or less, Si0.1~1.0%, the remainder consists of iron and unavoidable impurities, and the ratio of N and P is N/ An austenitic stainless steel welding wire having excellent high-temperature creep rupture strength and creep rupture elongation, characterized in that P is 4.0 or less in weight%. 2 In addition to the basic components of normal austenitic stainless steel, C
0.02-0.10% (weight%, same below) P0.01
~0.10%, V0.01-0.4%, N0.2% or less, Si0.1-1.0%, Ti0.6% or less, B0.0
1% or less, the remainder consists of iron and unavoidable impurities, and the high temperature creep rupture strength and creep rupture elongation are characterized by the ratio N/P of N and P being 4.0 or less in weight%. Both are excellent austenitic stainless steel welding wires.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP22407084A JPS61103698A (en) | 1984-10-26 | 1984-10-26 | Austenite stainless steel welding wire which is excellent in both high temperature creep breaking strength and creep breaking elongation |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP22407084A JPS61103698A (en) | 1984-10-26 | 1984-10-26 | Austenite stainless steel welding wire which is excellent in both high temperature creep breaking strength and creep breaking elongation |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS61103698A true JPS61103698A (en) | 1986-05-22 |
Family
ID=16808090
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP22407084A Pending JPS61103698A (en) | 1984-10-26 | 1984-10-26 | Austenite stainless steel welding wire which is excellent in both high temperature creep breaking strength and creep breaking elongation |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS61103698A (en) |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
WO2008013223A1 (en) * | 2006-07-27 | 2008-01-31 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Austenitic stainless steel welded joint and austenitic stainless steel welding material |
WO2009093676A1 (en) * | 2008-01-25 | 2009-07-30 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Welding material and welded joint structures |
-
1984
- 1984-10-26 JP JP22407084A patent/JPS61103698A/en active Pending
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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US7951469B2 (en) | 2008-01-25 | 2011-05-31 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Welding material and welded joint structure |
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