JPS61180693A - 高延性オ−ステナイトステンレス鋼の溶接方法 - Google Patents
高延性オ−ステナイトステンレス鋼の溶接方法Info
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- JPS61180693A JPS61180693A JP24402485A JP24402485A JPS61180693A JP S61180693 A JPS61180693 A JP S61180693A JP 24402485 A JP24402485 A JP 24402485A JP 24402485 A JP24402485 A JP 24402485A JP S61180693 A JPS61180693 A JP S61180693A
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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
- B23K35/3066—Fe as the principal constituent with Ni as next major constituent
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】
本発明は高温で高延性を有し、しかも高温強度のすぐれ
たオーステナイト鋼の溶接方法に関する。
たオーステナイト鋼の溶接方法に関する。
水素、アンモニアあるいはエチレンなどを製造する石油
化学プラントに使用されているインコロイ８００ （０
，０８％Ｃ−２０％Ｃｒ−３２％Ｎｉ−０，３％Ｔｉ−
０，３％ＡＪ鋼）のようなＣｒ−Ｎｉ鋼の溶接には、母
材と同じ組成をもつ共金系溶接材料の使用が試みられた
こともあったが、チタンおよびアルミニウムを含むため
、これらの酸化物が形成された溶融金属の流動性を悪く
し、溶接欠陥を生じ易い、チタンおよびアルミニウムを
除くと高温強度が低下する。そこで高温強度向上のため
、モリブデンやタングステンを加えたインコロイ１３８
（２８％Ｃｒ−３８％Ｎｉ−４％Ｍ ｏ −１％Ｗ−
残Ｆｅ）や高ニッケルのインコネル１８２（１５％Ｃｒ
−０，５％Ｔｉ−２％Ｎｂ−７％Ｍ ｎ −８％Ｆｅ−
残Ｎｉ）あるいは高ニッケルでＮｂ−Ｔａを加えたイン
コネル１２２（２０％Ｃｒ−８％Ｍ ｏ −３、５％Ｎ
ｂ＋Ｔａ−７％Ｆ・−残Ｎｉ）およびインコウエルドＡ
（１５％Ｃｒ−２％Ｎｂ−１，５％Ｍ ｏ −８％Ｆｅ
−残Ｎｉ）などが検討され、現在使用されている。これ
らインコロイ１８８．インコロイ１８２゜インコネル１
１２およびインコウエルドＡの全溶着金属および溶接継
手のクリープ強度は母材と同等あるいはそれより低く、
かつ高温使用中の組織変化が大きく、延性が低下する欠
点がある。 本発明の目的は、上述のような従来の溶接
材料における欠点、特に溶接製品を高温で使用する場合
に致命的な欠点となるクリープ破断延性の低い点を改良
しかつクリープ破断強度の高い溶接方法を撮供するにあ
る。
化学プラントに使用されているインコロイ８００ （０
，０８％Ｃ−２０％Ｃｒ−３２％Ｎｉ−０，３％Ｔｉ−
０，３％ＡＪ鋼）のようなＣｒ−Ｎｉ鋼の溶接には、母
材と同じ組成をもつ共金系溶接材料の使用が試みられた
こともあったが、チタンおよびアルミニウムを含むため
、これらの酸化物が形成された溶融金属の流動性を悪く
し、溶接欠陥を生じ易い、チタンおよびアルミニウムを
除くと高温強度が低下する。そこで高温強度向上のため
、モリブデンやタングステンを加えたインコロイ１３８
（２８％Ｃｒ−３８％Ｎｉ−４％Ｍ ｏ −１％Ｗ−
残Ｆｅ）や高ニッケルのインコネル１８２（１５％Ｃｒ
−０，５％Ｔｉ−２％Ｎｂ−７％Ｍ ｎ −８％Ｆｅ−
残Ｎｉ）あるいは高ニッケルでＮｂ−Ｔａを加えたイン
コネル１２２（２０％Ｃｒ−８％Ｍ ｏ −３、５％Ｎ
ｂ＋Ｔａ−７％Ｆ・−残Ｎｉ）およびインコウエルドＡ
（１５％Ｃｒ−２％Ｎｂ−１，５％Ｍ ｏ −８％Ｆｅ
−残Ｎｉ）などが検討され、現在使用されている。これ
らインコロイ１８８．インコロイ１８２゜インコネル１
１２およびインコウエルドＡの全溶着金属および溶接継
手のクリープ強度は母材と同等あるいはそれより低く、
かつ高温使用中の組織変化が大きく、延性が低下する欠
点がある。 本発明の目的は、上述のような従来の溶接
材料における欠点、特に溶接製品を高温で使用する場合
に致命的な欠点となるクリープ破断延性の低い点を改良
しかつクリープ破断強度の高い溶接方法を撮供するにあ
る。
本発明は、その溶着金属が金属部材からの希釈のない部
分で重量％で−Ｃ０，０２〜０．０８ ％未満、Ｓｉ０
．１ 〜１％、Ｍ ｎ ２〜３％、Ｎｉ３３〜４２％、
Ｃｒ２１〜２５％、Ｍｏ０．８〜１．７％、Ｎｂ０．２
〜０．８ ％及びＴｉ０．１〜０．５ ％を含み、好
ましくはＭ ｏ ＋ Ｍ ｂ ＋ Ｔ ｉを１．５〜２
．５ ％含み、残部Ｆａからなる。
分で重量％で−Ｃ０，０２〜０．０８ ％未満、Ｓｉ０
．１ 〜１％、Ｍ ｎ ２〜３％、Ｎｉ３３〜４２％、
Ｃｒ２１〜２５％、Ｍｏ０．８〜１．７％、Ｎｂ０．２
〜０．８ ％及びＴｉ０．１〜０．５ ％を含み、好
ましくはＭ ｏ ＋ Ｍ ｂ ＋ Ｔ ｉを１．５〜２
．５ ％含み、残部Ｆａからなる。
次に以上のように成分範囲を限定した理由を説明する。
Ｃは高温強度を上げるために加えるものであり、Ｃ量の
多い程強度は高くなるが、多すぎると加工性が低下し、
また高温延性が低下する。そこで、高温強度を低下させ
ずに高温延性を良くするため４、：Ｏ，９２〜０．０８
％未満の範囲とした。
多い程強度は高くなるが、多すぎると加工性が低下し、
また高温延性が低下する。そこで、高温強度を低下させ
ずに高温延性を良くするため４、：Ｏ，９２〜０．０８
％未満の範囲とした。
Ｓｉは溶解時および溶接時の脱酸のために加えるもので
あり、０．１ ％より少ないと脱酸が不十分であり、ま
た１、０ ％より多いと溶接金属に高温割れが生じや
すくなるので０．１〜１．０ ％の範囲とした。
あり、０．１ ％より少ないと脱酸が不十分であり、ま
た１、０ ％より多いと溶接金属に高温割れが生じや
すくなるので０．１〜１．０ ％の範囲とした。
Ｍｎは溶解時および溶接時の脱酸、脱硫のために加える
もので、少なすぎると脱酸、脱硫が不十分であり、３．
０ ％より多くしてもその効果は飽和し効果がないので
２．０〜３．０ ％の範囲とした。
もので、少なすぎると脱酸、脱硫が不十分であり、３．
０ ％より多くしてもその効果は飽和し効果がないので
２．０〜３．０ ％の範囲とした。
ＮｉはＣｒと共存してオーステナイト組織とし、耐酸化
性および高温強度を上げるために必要である１本発明に
係る溶接材料はＭｏ及びＮｂあるいはＭｏ、Ｎｂ及びＴ
ｉを含み、これらを含んだ溶着金属は高温で長時間使用
されることになるので。
性および高温強度を上げるために必要である１本発明に
係る溶接材料はＭｏ及びＮｂあるいはＭｏ、Ｎｂ及びＴ
ｉを含み、これらを含んだ溶着金属は高温で長時間使用
されることになるので。
Ｎｉが低いとシグマ相を析出しもろくなる。一方、Ｎｉ
量が多いと、溶着金属の柱状晶が粗大になり高温割れが
発生しやすく、高温延性が低下するので３３〜４２％の
範囲とする。 ＩＣｒは耐
酸化性を向上させるために加え、Ｎｉ量が少ないとシグ
マ相を析出する恐れがあり、かつ少なすぎると十分な耐
酸化性が得られないので、２１〜２５％の範囲とした。
量が多いと、溶着金属の柱状晶が粗大になり高温割れが
発生しやすく、高温延性が低下するので３３〜４２％の
範囲とする。 ＩＣｒは耐
酸化性を向上させるために加え、Ｎｉ量が少ないとシグ
マ相を析出する恐れがあり、かつ少なすぎると十分な耐
酸化性が得られないので、２１〜２５％の範囲とした。
Ｎｏはオーステナイトマトリックスを強化し。
一部は炭化物として析出し高温強度を上げる。また結晶
粒界を強化させる。０．８ ％より少なくては１強度お
よび延性が不十分であり、１．７ ％より多くすると加
工性および耐酸化性が低下し、またシグマ相も析出しや
すくなるので、０．８〜１．７ ％の範囲とする。
粒界を強化させる。０．８ ％より少なくては１強度お
よび延性が不十分であり、１．７ ％より多くすると加
工性および耐酸化性が低下し、またシグマ相も析出しや
すくなるので、０．８〜１．７ ％の範囲とする。
Ｎｂは炭化物として析出させ、高温強度を上げるととも
に溶着金属の酸素量を低くして高温延性を向上させる。
に溶着金属の酸素量を低くして高温延性を向上させる。
０．２ ％未満では強度向上が不十分であり、また、０
．８ ％より多いと高温延性が低下するので０．２〜０
．８ ％の範囲とする。
．８ ％より多いと高温延性が低下するので０．２〜０
．８ ％の範囲とする。
Ｔｉは一部脱酸剤として作用し、溶着金属の酸素量を低
くして高温延性を向上させ、他は溶着金属中に残って炭
化物として析出し、高温強度を上げるａ Ｔ ｉを多く
すると溶接性を下げ、溶接割れ。
くして高温延性を向上させ、他は溶着金属中に残って炭
化物として析出し、高温強度を上げるａ Ｔ ｉを多く
すると溶接性を下げ、溶接割れ。
介在物など溶接欠陥を生じやすくなるので０．１００．
５０ ％の範囲とする。
５０ ％の範囲とする。
以上のように本発明はＣｒ−Ｎｉオーステナイト鋼の炭
素量を低くし、更に溶接性を害さない程度にモリブデン
ニオビウムおよびチタニウムを加え、強度、延性の高い
溶着金属からなるものである。
素量を低くし、更に溶接性を害さない程度にモリブデン
ニオビウムおよびチタニウムを加え、強度、延性の高い
溶着金属からなるものである。
以下に本発明を実施例により詳細に説明する。
第１表は実験に用いた溶接金属の化学組成を示す０表中
の数値は組成を重量％で示したものである。Ｃ−１及び
Ｃ−２は本発明のものである。
の数値は組成を重量％で示したものである。Ｃ−１及び
Ｃ−２は本発明のものである。
溶接材料は、真空中で溶解、鋳造した鋼塊を鍛造、熱間
圧延した後冷間引抜を行い、直径３．２面の線に仕上げ
、被覆剤にライムチタニア型を用いたものである。１５
ｍ厚さのインコロイ８００（０，０８％Ｃ，０，４５％
Ｓｉ、０．７６Ｍｎ、３１．８ Ｎｉ、２０．８ Ｃ
ｒ、０．２５ＡＱ。
圧延した後冷間引抜を行い、直径３．２面の線に仕上げ
、被覆剤にライムチタニア型を用いたものである。１５
ｍ厚さのインコロイ８００（０，０８％Ｃ，０，４５％
Ｓｉ、０．７６Ｍｎ、３１．８ Ｎｉ、２０．８ Ｃ
ｒ、０．２５ＡＱ。
０．５２Ｔ、残Ｆａ）板材に、電圧２４Ｖ、電流１１０
Ａの溶接条件で５〜７層で１０〜１３パス肉盛溶接した
溶着金属からクリープ破断試験片を加工し、８００℃で
クリープ破断試験を行った。
Ａの溶接条件で５〜７層で１０〜１３パス肉盛溶接した
溶着金属からクリープ破断試験片を加工し、８００℃で
クリープ破断試験を行った。
第１図は８００℃、１０００時間でのクリープ破断強度
を示す、従来の溶接材料を用いた溶接金属Ａ−１，２，
３及びＢ−１，２，３は母材の下限値および平均値であ
る４、１ および５．０ ｋｇ／ｍ２と比べ同等あるい
は母材より低い、これに対し本発明の溶接材料を用いた
溶着金属は、Ｍｉ。
を示す、従来の溶接材料を用いた溶接金属Ａ−１，２，
３及びＢ−１，２，３は母材の下限値および平均値であ
る４、１ および５．０ ｋｇ／ｍ２と比べ同等あるい
は母材より低い、これに対し本発明の溶接材料を用いた
溶着金属は、Ｍｉ。
Ｎｂ、Ｔｉを添加したＣ−１，２で母材の平均値と同等
以上の値を示し、母材の平均値以上の強度を示す。
以上の値を示し、母材の平均値以上の強度を示す。
第２図は８００℃、７００〜１２００時間でのクリープ
破断絞りを示す、従来、溶接金属の延性は母材の半分以
上を有していることが理想的とされており、本発明は理
想的な破断延性を有する。
破断絞りを示す、従来、溶接金属の延性は母材の半分以
上を有していることが理想的とされており、本発明は理
想的な破断延性を有する。
また、従来の溶着金属の破断延性は１０％以下と延性に
乏しく、高温使用中の割れの原因になっていた。本発明
のＣ−１，Ｃ−２は約１０％以上の破断延性を有し、従
来材であるＡ−１，２，３、Ｂ−１，２，３よりも高い
延性を有している。
乏しく、高温使用中の割れの原因になっていた。本発明
のＣ−１，Ｃ−２は約１０％以上の破断延性を有し、従
来材であるＡ−１，２，３、Ｂ−１，２，３よりも高い
延性を有している。
第３図は８００”Ｃ，５００〜１５００時間チックリー
プ破断絞りと炭素含有量の関係を示す。
プ破断絞りと炭素含有量の関係を示す。
１０％以上の破断延性を得る為の炭素量を０．０７５％
以下であり、１０％以上の破断延性を有しでいる本発明
材ＦＣ−１，Ｃ−２，Ｅ−２はばらつきを考えると０．
０７５％Ｃ以下のものである。
以下であり、１０％以上の破断延性を有しでいる本発明
材ＦＣ−１，Ｃ−２，Ｅ−２はばらつきを考えると０．
０７５％Ｃ以下のものである。
以上述べたところから明らかなように、本発明の溶接継
手は高いクリープ破断強度およびクリープ破断延性が得
られる。従来の溶接継手は高温使中に熱応力を受け、こ
れの繰返しによって熱疲労を起す、この場合、溶着金属
が母材より強度が低いこと、および特に溶着金属の延性
が母材より低いため、溶着金属にき裂を発生する事故が
しばしば起った。これに対し１本発明の溶接継手は、第
２１！ｆに示すように、母材と同等のクリープ強度を示
し、かつ第３図に示すように、溶着金属の破断延性が１
０％以上と従来材より高いので、熱応力。
手は高いクリープ破断強度およびクリープ破断延性が得
られる。従来の溶接継手は高温使中に熱応力を受け、こ
れの繰返しによって熱疲労を起す、この場合、溶着金属
が母材より強度が低いこと、および特に溶着金属の延性
が母材より低いため、溶着金属にき裂を発生する事故が
しばしば起った。これに対し１本発明の溶接継手は、第
２１！ｆに示すように、母材と同等のクリープ強度を示
し、かつ第３図に示すように、溶着金属の破断延性が１
０％以上と従来材より高いので、熱応力。
熱ひずみが溶着金属に集中せず、母材を含めた継手全体
で受けることになり、熱疲労による溶着金属部のき裂は
発生しにくくなる。き裂が発生すれば、補修９部品の交
換やその間のプラント操業停止など大きな損害が生じる
０本発明によればき裂の発生を防止でき、これらの費用
を節約でき、実用上の効果は大きい。
で受けることになり、熱疲労による溶着金属部のき裂は
発生しにくくなる。き裂が発生すれば、補修９部品の交
換やその間のプラント操業停止など大きな損害が生じる
０本発明によればき裂の発生を防止でき、これらの費用
を節約でき、実用上の効果は大きい。
第１図は各種溶着金属の８００℃、１０００時間でのク
リープ破断強度を、示す棒グラフ、第２図は各種溶着金
属の８００＠Ｃ，７００〜１２００時間でのクリープ破
断絞りを示す棒グラフ、第３図はＳＯＯ℃、５００〜１
５００時間でのクリープ破断絞りと炭素量の関係を示す
線図である。
リープ破断強度を、示す棒グラフ、第２図は各種溶着金
属の８００＠Ｃ，７００〜１２００時間でのクリープ破
断絞りを示す棒グラフ、第３図はＳＯＯ℃、５００〜１
５００時間でのクリープ破断絞りと炭素量の関係を示す
線図である。
Claims (1)
- １。Ｃｒ−Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼からなる
母材を溶着金属によつて突合せ溶接する方法において、
前記溶着金属は前記母材からの希釈のない部分で重量で
、Ｃ０．０２〜０．０８％未満、Ｓｉ０．１〜１％、Ｍ
ｎ２〜３％、Ｎｉ３３〜４２％、Ｃｒ２１〜２５％、Ｍ
ｏ０．８〜１．７％、Ｎｂ０．２〜０．８％及びＴｉ０
．１〜０．５％を含み、残部Ｆｅからなることを特徴と
する高延性オーステナイトステンレス鋼の溶接方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP24402485A JPS61180693A (ja) | 1985-11-01 | 1985-11-01 | 高延性オ−ステナイトステンレス鋼の溶接方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP24402485A JPS61180693A (ja) | 1985-11-01 | 1985-11-01 | 高延性オ−ステナイトステンレス鋼の溶接方法 |
Related Parent Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP16952180A Division JPS5794488A (en) | 1980-12-03 | 1980-12-03 | Welded joint of austenite stainless steel of high ductility |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61180693A true JPS61180693A (ja) | 1986-08-13 |
Family
ID=17112572
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP24402485A Pending JPS61180693A (ja) | 1985-11-01 | 1985-11-01 | 高延性オ−ステナイトステンレス鋼の溶接方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS61180693A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001107197A (ja) * | 1999-10-07 | 2001-04-17 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐溶接割れ性に優れたオーステナイト系合金溶接継手 |
| JP2003053584A (ja) * | 2001-08-07 | 2003-02-26 | Sango Co Ltd | 異材溶接ワイヤ |
| CN113478118A (zh) * | 2021-05-25 | 2021-10-08 | 江苏新恒基特种装备股份有限公司 | 一种增材制造用的镍-铬-铁耐热合金氩弧焊焊丝及制备方法 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS4857852A (ja) * | 1971-11-24 | 1973-08-14 |
-
1985
- 1985-11-01 JP JP24402485A patent/JPS61180693A/ja active Pending
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS4857852A (ja) * | 1971-11-24 | 1973-08-14 |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001107197A (ja) * | 1999-10-07 | 2001-04-17 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐溶接割れ性に優れたオーステナイト系合金溶接継手 |
| JP2003053584A (ja) * | 2001-08-07 | 2003-02-26 | Sango Co Ltd | 異材溶接ワイヤ |
| JP4532794B2 (ja) * | 2001-08-07 | 2010-08-25 | 株式会社三五 | 溶接ワイヤ及びこの溶接ワイヤを用いた組付け体の製造方法。 |
| CN113478118A (zh) * | 2021-05-25 | 2021-10-08 | 江苏新恒基特种装备股份有限公司 | 一种增材制造用的镍-铬-铁耐热合金氩弧焊焊丝及制备方法 |
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