KR20040010398A - 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어 - Google Patents

가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어 Download PDF

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고토아키노부
하타노히토시
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가부시키가이샤 고베 세이코쇼
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Abstract

가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어(flux-cored wire)는 강재 외피(steel sheath), 및 상기 강재 외피내에 충전된 플럭스를 포함한다. 상기 플럭스-코어드 와이어는, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.20 질량％ 이하의 C, 0.06 내지 1.10 질량％의 Si, 0.55 내지 1.60 질량％의 Mn, 2.60 질량％ 이하의 Cr, 0.30 내지 1.50 질량％의 Mo, 0.20 내지 1.50 질량％의 Mg, 0.005 내지 0.035 질량％의 N 및 0.001 내지 0.020 질량％의 B를 함유한다. 플럭스는, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 4.2 내지 8.2 질량％의 TiO2, 및 F 함량면에서 0.025 내지 0.55 질량％의 불소 화합물을 함유하고, 상기 플럭스-코어드 와이어는, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.50 질량％ 이하의 Al, 0.015 질량％ 이하의 Nb 및 0.015 질량％ 이하의 V를 함유한다. 상기 플럭스-코어드 와이어는 용접 금속이 PWHT시 고온에서 장시간 동안 가공되는 경우일지라도 페라이트 밴드를 형성시키기 않고 적절한 인장 강도 및 우수한 인성을 유지하는 용접 금속을 형성한다. 플럭스-코어드 와이어는 만족스러운 유용성을 갖는다.

Description

가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어{FLUX-CORED WIRE FOR GAS-SHIELDED ARC WELDING}
본 발명은 원자력 발전, 화력 발전 및 석유 정제 플랜트 등의 각종 플랜트에서 사용되고 내열성 저합금강으로 형성된 물질을 용접하는데 사용되는 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어에 관한 것이다. 더욱 구체적으로는, 본 발명은 용접 금속을 용접후-열처리(post weld heat treatment)(이후, "PWHT"로 약칭함)를고온에서 장시간 동안 실시하는 경우 용접 금속중의 페라이트 밴드의 형성을 억제하거나 또는 완벽히 방지할 수 있으며 높은 인장 강도 및 높은 인성을 갖는 용접 금속을 형성할 수 있고 용접 작업을 용이하게 하는, 내열성 저합금강으로 형성된 물질을 용접하기 위한 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어에 관한 것이다.
가스-보호 아크 용접용 와이어는 솔리드 와이어와 플럭스-코어드 와이어로 분류된다. 플럭스-코어드 와이어는 솔리드 와이어에 비해 스패터링(spattering)을 덜 야기시키고, 비드의 외관 및 형상을 만족스럽게 형성시키고, 수직자세 용접, 위보기자세 용접 및 수평자세 용접을 용이하게 하는 성능을 비롯한 여러 장점을 갖는다. 따라서, 내열성 저합금강으로 형성된 물질을 용접하기 위한 플럭스-코어드 와이어의 사용이 점차 증가하고 있다.
내열성 저합금강으로 형성된 물질과 함께 용접하여 형성된 용접 구조물은 고온 고압 환경하에서 사용하므로 이를 구성하는데 사용되는 플럭스-코어드 와이어는 이러한 작업 환경에 요구되는 작업 조건을 충족시키는 특성을 갖도록 요구된다. 일반적으로, 내열성 저합금강으로 형성된 물질에서의 용접부는 PWHT가 실시되어 잔류 응력이 감소되고, 잔류 수소가 제거되고, 기계적 특성이 향상된다. 따라서, 내열성 저합금강으로 형성된 물질을 용접하기 위한 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어는 용접 금속의 특성의 열화를 방지할 수 있도록 요구된다.
종래의 플럭스-코어드 와이어가 내열성 저합금강으로 형성된 물질의 가스-보호 아크 용접에 사용되는 경우에는, 용접부를 고온에서 장기간 PWHT를 실시하면 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되어 용접 금속의 기계적 특성이 열화된다. 더욱 구체적으로, 페라이트 밴드는 용접 금속의 인장 강도를 저하시킨다. 페라이트 밴드는 용접 금속의 고형화 과정에서의 금속 성분의 분리 및 PWHT 과정에서의 용접 금속중에 함유되어 있는 탄소의 이동을 야기시키는 것으로 고려된다.
이러한 문제를 해결하기 위해 일부 기법이 제안된 바 있다. JP-B-96-13432 호(이후, "참고문헌(1)"로 칭함)에 개시된 기법은 강력한 카바이드 형성 원소인 Nb 및 V를 동시에 첨가하여 용접 금속중의 탄소의 이동을 억제하여 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 것이다. 본 발명의 발명자들은, 종래 JP-A-2001-314996 호(이후, "참고문헌(2)"로 칭함)에서 아크의 안정성을 향상시키면 합금 성분의 분리를 감소시키고 페라이트 밴드의 형성을 억제하여 용접 금속의 기계적 특성을 향상시킨다는 지식에 근거하여 티타니아계 플럭스-코어드 와이어의 TiO2, 알칼리금속 화합물 및 플루오라이드 함량을 적절히 조정함으로써 페라이트 밴드의 형성을 억제하기 위한 기법을 제안하였다. 와이어에 N을 적절히 함유한 용접 금속의 인성을 향상시키기 위한 기법은 JP-A-82-4397 호 및 JP-B-87-19959 호(이후, "참고문헌(3)"으로 칭함)에 개시되어 있다. JP-B-90-42313 호 및 JP-B-91-3558 호(이후, "참고문헌(4)"로 칭함)에서 제안된 지르코니아계 플럭스-코어드 와이어는, 용접 금속중에 함유되어 있는 Ti가 용접 금속의 인성을 저하시킨다는 지식에 근거하여 TiO2함량 및 금속 Ti 성분을 소정의 제한 조건 아래하에 규정하거나 또는 TiO2함량 및 금속 Ti 성분을 소정의 제한 조건하에 규정하고 N 함량을 적절한 범위로 제한함으로써 플럭스의TiO2함량, 즉 Ti 공급원 및 와이어의 Ti 함량을 가능한 최소한으로 저감시킨다.
플럭스-코어드 와이어에 Nb 및 V를 첨가시키는 참고문헌(1)에 개시된 기법이 탄소의 이동을 억제하여 페라이트 밴드의 형성을 방지하는데 효과적이지만, Nb 및 V는 용접 금속의 인성을 매우 저하시키는 원소들이다. 따라서, 참고문헌(1)은 용접 금속이 충분한 인성을 확보하는데 있어 바람직하지 못하다. 참고문헌(2)은 더욱 높은 인성에 대한 요건을 충족시키기 어렵다. 참고문헌(3)은 페라이트 밴드의 형성을 방지하기 위한 어떠한 기법도 개시하고 있지 않으며, 용접 물질이 양호한 인성을 확보하고 페라이트 밴드의 형성을 방지하기 위한 어떠한 기법도 개시하고 있지 않다. 참고문헌(4)에 개시된 지르코니아계 플럭스-코어드 와이어는 수직자세 용접 및 위보기자세 용접에 있어 와이어 유용성면에서 열등하다.
본 발명은 전술된 문제점에 착관하여 완성되었으며, 따라서 본 발명의 목적은 용접 금속이 장시간 동안 고온 PWHT가 실시되는 경우에도 페라이트 밴드의 형성을 방지하는 용접 금속을 형성시키고 높은 인성을 갖는 용접 금속을 형성시킬 수 있는, 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어를 제공하는데 있다.
본 발명에 따르면, 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어는 강재 외피, 및 상기 강재 외피내에 충전된 플럭스를 포함하며, 상기 플럭스-코어드 와이어는, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.20 질량％ 이하의 C, 0.55내지 1.60 질량％의 Mn, 2.60 질량％ 이하의 Cr, 0.30 내지 1.50 질량％의 Mo, 0.06 내지 1.10 질량％의 Si, 0.20 내지 1.50 질량％의 Mg, 0.005 내지 0.035 질량％의 N 및 0.001 내지 0.020 질량％의 B를 함유하고, 상기 플럭스는, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 4.2 내지 8.2 질량％의 TiO2및 F 함량면에서 0.025 내지 0.55 질량％의 불소 화합물을 함유하고, 상기 플럭스-코어드 와이어는, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.50 질량％ 이하의 Al, 0.015 질량％ 이하의 Nb 및 0.015 질량％ 이하의 V를 함유한다.
본 발명에 따른 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어에서는 Mn 함량이, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.55 내지 1.45 질량％인 것이 바람직하다. 본 발명에 따른 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어는, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, Ti 함량면에서 TiO2이외의 Ti 0.005 내지 0.3 질량％, 및 Zr 함량면에서 Zr 0.002 내지 0.3 질량％로 이루어진 군으로부터 선택된 성분중 하나 이상을 함유하는 것이 바람직하다. 본 발명에 따른 플럭스-코어드 와이어는 (전체 Ti 함량)/(N 함량)이 250 내지 500 범위인 조건을 충족시킨다(상기 전체 Ti 함량 및 N 함량은 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로 한 전체 Ti 함량 및 N 함량이다).
도 1은 실시예 및 비교예에서의 홈(groove)을 갖는 피용접재의 전형적인 단면도이다.
도 2는 본 발명의 실시예의 플럭스-코어드 와이어를 사용함으로써 제조된 용접 금속의 샤르피(Charpy) 충격 에너지2mmvE-18℃(평균)와 실시예의 (전체 Ti 함량)/(N 함량)의 관계를 도시한 그래프이다.
본 발명의 목적, 특징 및 장점은 첨부된 도면과 관련된 하기 설명에 의해 더욱 명백해질 것이다.
이하, 본 발명의 실시양태를 도면을 참조하면서 설명한다.
본 발명의 발명자들은 전술된 문제점을 해결하기 위해 시험과 연구에 전념하였다. 각각 상이한 Nb 및 V 함량을 갖는 통상의 티타니아계 플럭스-코어드 와이어가 1.25％의 Cr 및 0.5％의 Mo를 함유하는 내열성 저합금강으로 형성된 물질을 용접하는데 사용되었다. 1.25％의 Cr 및 0.5％의 Mo를 함유하는 강철로 제조된 시험 단편을 전술된 플럭스-코어드 와이어를 사용하여 용접하였다. 이와 같이 수득된 용접 금속을 장시간 동안 고온 PWHT를 실시하고, 이어 용접 금속의 미세구조를 관찰하였다. PWHT 공정에서는 용접 금속을 690℃에서 9.5시간 동안 가열한 후 노냉(furnace cooling)에 의해 냉각시켰다.
용접 금속의 미세구조를 관찰한 결과 TiO2의 환원을 통해 생성된 Nb, V 및 Ti를 함유하는 각종 침전물은 용접 금속의 그레인(grain) 및 그레인 경계물로 분포하고 있음을 나타내었다. 그레인 경계물은 상기 침전물의 피닝(pinning) 효과(즉, 원자 및 그레인 경계물의 이동을 방지함으로써 현 상태를 고정시키는 효과)에 의해 고정되며, 결과적으로 페라이트 밴드의 형성이 억제되는 것으로 알려져 있다. PWHT 과정에서 Ti 및 기타 원소를 함유하는 각종 침전물의 피닝 효과는 그레인 경계물의 이동을 억제함으로써 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 것으로 알려져 있다.
Ti 및 기타 원소들을 함유하는 각종 침전물의 피닝 효과에 의한 PWHT 과정에서 그레인 경계물의 이동의 억제는 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 것으로 알려져 있다. 이러한 페라이트 밴드의 형성을 억제시키는 방법은 용접 금속중의 Nb 및/또는 V를 첨가하여 Nb 카바이드 및/또는 V 카바이드를 침전시켜 PWHT 과정의 C 원자의 이동을 억제함으로써 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 기존의 페라이트 밴드의 형성을 억제시키는 방법과 상이하다. 본 발명에 따르면, 티타니아를 함유하는 플럭스를 갖는 플럭스-코어드 와이어는 피닝 물질로서의 Ti를 공급하기 위한 Ti 공급원으로 사용된다. 용접 금속중에 불가피하게 함유되어 있는 TiO2를 환원시켜 생성된 Ti는 N과 결합하여 TiN 침전물을 생성한다.
본 발명은 전술된 지식과 착상에 근거하여 완성되었다. 다음은 본 발명의 목적을 달성하기 위해 충족되어야 하는 필수적인 조건들이다:
(1) 적당량의 Si, Mn, Mg 및 F 화합물을 용접 금속에 첨가함으로써 TiO2의 환원을 촉진시키며, 적당량의 N을 용접 금속에 첨가하고 TiO2를 환원시켜 Ti를 생성시킴으로써 TiN의 침전물을 촉진시켜 페라이트 밴드의 형성을 효과적으로 제한하는 단계,
(2) 적당량의 B를 용접 금속에 첨가함으로써 미세구조를 피닝시켜 용접 금속의 인성을 향상시키고, 용접 금속의 Nb 및 V 함량을 조절하여 PWHT 과정에서 MX형 Nb 및 V 카바이드의 침전으로 인한 용접 금속의 인성의 저하를 방지하고, Al 함량을 조절하여 취화(embrittlement)로 인한 용접 금속의 인성의 저하를 방지하는 단계, 및
(3) 아크 안정화제 함량, 예컨대 TiO2함량 및 불소 화합물 함량을 최적화시켜 양호한 용접 작업성을 확보하며 양호한 점성을 갖는 슬래그를 형성시키고 스패터링을 방지하는 단계.
가스-보호 아크 용접을 위한 본 발명에 따른 플럭스-코어드 와이어의 조성에 대한 제한 조건은 아래에서 설명할 것이다. 플럭스-코어드 와이어의 성분의 함량은 와이어의 전체 질량을 기준으로 한 질량％로 표현된다.
C 함량: 0.2 질량％ 이하
탄소는 강철의 견고성을 증강시키고 용접 금속의 인장 강도 및 인성을 향상시킨다. 따라서, 탄소는 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스-코어드 와이어의 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 C 함량이 0.20 질량％ 초과일 경우에는 용접 금속의 인장 강도가 과도하게 높고, 용접 금속의 인성이 매우 낮고 용접 금속에서 고온 크래킹(cracking) 현상이 발생하기 쉽다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 탄소 함량은 0.20 질량％ 이하이어야 한다. 탄소를 플럭스에 첨가하는 경우, 탄소, 예컨대 흑연 또는 합금, 예컨대 크롬 카바이드, Si-C, 고급 C-Fe-Mn 또는 고급 C-Fe-Cr이 사용된다. 바람직하게는, 플럭스-코어드 와이어의 탄소 함량은 0.03 질량％ 이상이다.
Si 함량: 0.06 내지 1.10 질량％
규소는 용접 금속을 탈산화시키기 위한 탈산화제로서 작용한다. 규소는 용접 금속의 점성을 증가시켜 비드의 형상을 갖추는 효과를 갖는다. 규소는 TiO2의환원 반응을 촉진시키고 B의 용접 금속으로의 회수를 안정화시키는 효과를 갖는다. 규소는 상기 용도로 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 와이어와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 그러나, 플럭스-코어드 와이어의 Si 함량이 0.06 질량％ 미만인 경우에는 규소의 탈산화 효과가 불충분하고, 블로우 홀(blow hole)이 용접 금속중에 형성되기 쉽고, 용접 금속의 불충분한 점성으로 인해 불량한 형상의 비드가 형성되고, TiO2의 불충분한 환원으로 인해 페라이트 밴드의 형성을 억제하는데 효과적인 TiN이 충분히 생성될 수 없다. 또한, 플럭스-코어드 와이어의 Si 함량이 0.06 질량％ 미만인 경우에는 용접 금속중의 B의 회수가 낮고, 용접 금속의 미세구조가 미세화될 수 없으며 용접 금속의 인성이 낮다. 플럭스-코어드 와이어의 Si 함량이 1.10 질량％ 초과인 경우에는 용접 금속의 인장 강도가 과도하게 높고, TiO2가 과도하게 환원되고 Ti 고용체의 양이 증가하기 때문에 용접 금속의 인성이 낮아진다. 그러므로, Si 함량은 0.06 내지 1.10 질량％이어야 한다. Si를 플럭스에 첨가하는 경우 합금, 예컨대 Fe-Si, Fe-Si-Mn 또는 Fe-Si-Cr이 사용된다.
Mn 함량: 0.55 내지 1.60 질량％(바람직하게는, 0.55 내지 1.45 질량％)
망간은 용접 금속을 탈산화시키기 위한 탈산화제로서 작용하고, 용접 금속의 견고성을 증강시키고, 용접 금속의 인장 강도 및 인성을 향상시킨다. 망간은, Si와 유사하게, TiO2의 환원 반응을 촉진시키고 B의 용접 금속으로의 회수를 안정화시킨다. Mn은 상기 용도로 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 Mn의 함량이 0.55 질량％ 미만인 경우에는 Mn의 탈산화 효과가 불충분하고, 블로우 홀이 형성되기 쉽고, 용접 금속의 인장 강도가 불충분하며, TiO2의 불충분한 환원으로 인해 페라이트 밴드의 형성을 억제하는데 효과적인 TiN이 충분히 생성될 수 없다. 플럭스-코어드 와이어의 Mn 함량이 0.55 질량％ 미만인 경우에는 B의 용접 금속으로의 회수가 감소하고, 용접 금속의 미세구조가 미세화될 수 없으며 용접 금속의 인성이 저하된다. 한편, 플럭스-코어드 와이어의 Mn 함량이 1.60 질량％ 초과인 경우에는 용융된 용접 금속의 과도하게 높은 유동성으로 인해 수직자세 용접 및 위보기자세 용접에 의해 형성된 비드의 형상이 크게 열화되고, 용접 금속의 인장 강도가 과도하게 높고, TiO2의 과도한 환원으로 인해 Ti 고용체의 양이 증가하여 용접 금속의 인성이 저하된다. 그러므로, 플럭스-코어드 와이어의 Mn 함량은 0.55 내지 1.6 질량％이어야 한다. 플럭스-코어드 와이어의 Mn 함량이 1.45 질량％ 이하이면 비드가 양호한 형상으로 형성되기 때문에 플럭스-코어드 와이어의 Mn 함량은 1.45 질량％ 이하인 것이 바람직하다. 전술된 목적에 의해 Mn을 플럭스에 첨가시키는 경우, 금속, 예컨대 Mn, 합금, 예컨대 Fe-Mn, Fe-Si-Mn이 사용된다.
Cr 함량: 2.6 질량％ 이하
크롬은 저합금내열강의 중요한 성분이며 용접 금속의 인장 강도를 개선시키는 효과를 갖는다. 크롬은 상기 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 Cr 함량은 용접되는 금속의 재질에 따라 적절히 조정된다. 한편, 플럭스-코어드 와이어의 Cr 함량이 2.60 질량％ 초과인 경우에는 용접 금속의 인장 강도는 지나치게 높고 용접 금속의 인성은 낮다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 Cr 함량은 2.6 질량％ 이하이어야 한다. Cr을 플럭스에 첨가시키는 경우 금속, 예컨대 금속 Cr, 또는 합금, 예컨대 Fe-Cr이 사용된다.
Mo 함량: 0.30 내지 1.50 질량％
몰리브덴은, Cr과 유사하게, 저합금내열강의 중요한 성분이며 용접 금속의 인장 강도를 개선시키는 효과를 갖는다. 몰리브덴은 용접 금속의 일시적 연화에 대한 저항성을 증가시키고 PWHT에 의한 인장 강도의 저하를 억제하는 효과를 갖는다. 몰리브덴은 상기 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 Mo 함량은 용접되는 금속의 재질에 따라 적절히 조정된다. 플럭스-코어드 와이어의 Mo 함량이 0.30 질량％ 미만인 경우에는 용접 금속의 인장 강도가 불충분하다. 한편, 플럭스-코어드 와이어의 Mo 함량이 1.50 질량％ 초과인 경우에는 용접 금속의 인장 강도가 지나치게 높고, 용접 금속의 인성이 낮다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 Mo 함량은 0.30 내지 1.5 질량％이어야 한다. Mo를 플럭스에 첨가시키는 경우 금속, 예컨대 금속 Mo, 또는 합금, 예컨대 Fe-Mo가 사용된다.
Mg 함량: 0.20 내지 1.50 질량％
마그네슘은 용접 금속을 탈산화시키기 위한 강력한 탈산화제이며 플럭스-코어드 와이어에 첨가되어 용접 금속의 인성을 증강시킨다. 이러한 작용 및 효과를 위해 Mg가 플럭스에 첨가되는 것이 바람직하다. 마그네슘은, Si 및 Mn과 유사하게, TiO2의 환원 반응을 촉진시키고 B의 용접 금속으로의 회수를 안정화시키는 효과를 갖는다. 마그네슘은 상기 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 Mg 함량이 0.20 질량％ 미만인 경우에는 Mg의 탈산화 효과가 불충분하고, 블로우 홀이 형성되기 쉬우며, 산소의 양이 증가되고 용접 금속의 인성이 낮다. 또한, 플럭스-코어드 와이어의 Mg 함량이 0.20 질량％ 미만이면 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 페라이트 밴드의 형성을 억제시키는 TiN이 충분히 생성되지 못하고, 용접 금속으로의 B의 회수가 낮고, 미세구조가 미세화될 수 없고 용접 금속의 인성이 낮다. 한편, 플럭스-코어드 와이어의 Mg 함량이 1.50 질량％ 초과인 경우에는 스패터링이 증대하고, 슬래그의 피복력이 열화하고, 수직자세 용접 및 위보기자세 용접에 의해 형성된 비드의 형상이 열화되며, TiO2가 과도하게 환원되고 Ti 고용체의 양이 증가함에 따라 용접 금속의 인성이 감소된다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 Mg 함량은 0.20 내지 1.50 질량％이어야 한다. Mg 공급원은 금속 Mg 또는 Mg 합금, 예컨대 Si-Mg 또는 Ni-Mg이다.
N 함량: 0.005 내지 0.035 질량％
질소는 Ti과 결합되어 용접 금속중에서의 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 효과를 갖는 TiN을 침전시킨다. N은 질화물중의 Ti 고용체를 고정시켜 용접 금속의 인성을 향상시키는 효과를 갖는다. 질소는 상기 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 N 함량이 0.005 질량％ 미만인 경우에는 질화물의 불충분한 침전으로 인해 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 효과가 얻어지지 못하고 뿐만아니라 Ti 고용체의 양이 저감되지 못하여 용접 금속의 인성이 낮다. 한편, 플럭스-코어드 와이어의 N 함량이 0.035 질량％ 초과인 경우에는 N 고용체 양이 증가하기 때문에 용접 금속의 인성이 감소하고, 과도한 N이 블로우 홀을 형성하고 슬래그 회수능이 열화된다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 N 함량은 0.005 내지 0.035 질량％이어야 한다. N이 플럭스-코어드 와이어에 첨가되는 경우 금속 질화물, 예컨대 N-Cr, N-Si 또는 N-Ti가 사용된다.
B 함량: 0.001 내지 0.020 질량％
붕소는 용접 금속의 미세구조를 미세화하고 용접 금속의 인성을 향상시키는 효과를 갖는다. 붕소는 상기 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 B 함량이 0.001 질량％ 미만인 경우에는 B의 인성-향상 효과가 불충분하다. 한편, 플럭스-코어드 와이어의 B 함량이 0.020 질량％ 초과이면 용접 금속은 고온 크래킹을 발생하기 쉽다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 B 함량은 0.001 내지 0.020 질량％이어야 한다. B가 플럭스에 첨가되는 경우 합금, 예컨대 Fe-B 또는 Fe-Si-B, 또는 붕소 산화물, 예컨대 B2O3가 사용되며, 붕소 산화물을 사용하는 경우의 B 함량은 붕소 산화물의 B 함량을 기준으로 조정된다.
TiO2함량: 4.2 내지 8.2 질량％
티타늄 산화물은 주요 슬래그-형성 물질이며 아크 안정화제로서 작용한다. TiO2의 일부는 Si, Mn, Mg 및 불소 화합물에 의해 환원되어 Ti를 생성시키고, Ti는 N과 결합하여 TiN을 용접 금속중에 침전시킨다. 이와 같이 침전된 TiN은 페라이트 밴드의 형성을 억제하는데 매우 효과적이다. TiO2가 주요 슬래그-형성 물질이고 TiO2의 일부의 환원 반응이 고온 분위기하에서 쉽게 일어나므로, TiO2의 환원 반응을 촉진시키도록 TiO2가 플럭스중에 함유되어 있다. 플럭스의 TiO2함량이 4.2 질량％ 미만이면 아크가 불안정해지고, 용접 작업이 사실상 불가능해지고, 단지 소량의 Ti만이 환원에 의해 생성되어 침전되는 TiN의 양이 감소하므로 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiO2의 효과가 불충분해진다. 반면, 플럭스의 TiO2함량이 8.2 질량％ 초과이면 슬래그는 매우 높은 점성을 갖고 슬래그 혼입(inclusion)을 비롯한 용접 결함을 야기시키며, 이러한 슬래그 혼입은 용접 금속에 함유된 산소의 양을 증가시켜 용접 금속의 인성을 감소시킨다. 따라서, 플럭스의 TiO2함량은 4.2 내지 8.2 질량％이어야 한다.
F 함량면에서의 불소 화합물: 0.025 내지 0.55 질량％
불소 화합물은 아크 안정화제로 작용한다. 불소 화합물은 슬래그의 융점을 낮추고 슬래그의 피복력 및 유동성을 향상시키고, 만족스런 형상으로 비드를 형성시키는 효과를 갖는다. 아크에 의한 불소 화합물의 분해 및 기화에 의해 생성된 불소 가스는, 용융 금속을 교반시켜 용융 금속으로부터의 슬래그의 분리를 촉진시키고 용접 금속에 함유된 산소의 양을 저감시키는 효과를 갖는다. 불소 화합물은, Si, Mn 및 Mg와 유사하게, TiO2의 환원에 의해 생성된 Ti를 N과 결합시켜 용접 금속중에 TiN을 침전시켜 페라이트 밴드의 형성을 억제시키고, 용접 금속으로의 B의 회수를 안정화시키는 효과를 갖는다. 불소 화합물이 슬래그-형성 물질중 하나로서 작용하고 TiO2의 일부의 환원 반응이 고온 분위기에서 용이하게 발생하기 때문에, TiO2의 환원 반응을 촉진시키도록 불소 화합물이 플럭스에 첨가된다. 플럭스의 F 함량면에서의 불소 화합물 함량이 0.025 질량％ 미만이면 이러한 효과는 얻어지지 못하며 아크가 불안정하고 스패터링 강도 및 비드의 형상이 열화된다. 또한, F 함량면에서의 불소 화합물 함량이 0.025 질량％ 미만이면 용접 금속중에 함유된 산소량을 저감시키는 효과가 불충분하여 블로우 홀이 형성되기 쉽고, 용접 금속으로의 B의 회수가 저감되어 미세구조가 미세화될 수 없어 용접 금속의 인성이 저감된다. 또한, 플럭스의 F 함량면에서의 불소 화합물 함량이 0.025 질량％ 미만이면, TiO2의 환원을 통해 생성된 Ti의 양이 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 적기 때문에 침전되는 TiN의 양이 소량이고 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 효과도 얻어지지 못한다. 반면, 플럭스의 F 함량면에서의 불소 화합물 함량이 0.55 질량％ 초과이면 슬래그의 유동성이 과도하게 높고 피복 성능이 불량하고 비드의 형상이 상당히 열화된다. 따라서, 플럭스의 F 함량면에서의 불소 화합물 함량은 0.025 내지 0.55 질량％이어야 한다. 사용될 수 있는 불소 화합물은 LiF, NaF, K2SiF, CaF2, MgF2,BaF2, CeF3, 및 CF2-함유 불소 오일이다. 플럭스-코어드 와이어는 불소 오일을 윤활제로 사용하여 CF2-함유 불소 오일로 피복될 수 있다.
Al 함량: 0.50 질량％ 이하
알루미늄은 용접 금속을 탈산화시키기 위한 탈산화제로서 작용하며 비드에서의 블로우 홀의 형성을 방지하고 용액방울을 스프레이 방식으로 이행시키는 효과를 갖는다. 알루미늄은 전술된 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 플럭스-코어드 와이어의 Al 함량이 0.50 질량％ 초과인 경우에는 용접 금속이 경화되고 깨지기 쉬워지므로 용접 금속의 인장 강도가 과도하게 높고 인성이 매우 낮다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 Al 함량은 0.50 질량％ 이하이어야 한다. 플럭스-코어드 와이어에 함유된 알루미나는 고온 아크에 의해 분해되어 Al이 생성된다. 따라서, Al2O3함량은 Al 환산치로 환산된다. 바람직하게는, 플럭스-코어드 와이어의 Al 함량은 0.03 질량％ 이상이다.
Nb 함량: 0.015 질량％ 이하
용접 금속에 함유된 니오브는 용접 금속에 함유된 카바이드를 침전시킨다. 이와 같이 침전된 카바이드는 PWHT 과정에서 원자의 이동을 억제하고 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 효과를 갖는다. 그러나, Nb는 PWHT를 실시하는 경우 C와 조합하여 미세한 MX형 카바이드를 형성한다. MX형 카바이드는 플럭스-코어드 와이어의 Nb 함량이 0.015 질량％ 초과일 경우 용접 금속의 인성을 상당히 저하시킨다.따라서, 플럭스-코어드 와이어의 Nb 함량은 0.015 질량％ 이하이어야 한다. 니오브 산화물 함량은 Nb 환산치로 환산된다.
V 함량: 0.015 질량％ 이하
용접 금속중에 함유된 바나듐은, Nb와 유사하게, 용접 금속에 함유된 카바이드를 침전시켜 PWHT 과정에서 원자의 이동을 억제함으로써 페라이트 밴드의 형성을 억제한다. 그러나, V는 PWHT를 실시하는 경우 C와 조합하여 미세한 MX형 카바이드를 형성한다. MX형 카바이드는 플럭스-코어드 와이어의 V 함량이 0.015 질량％ 초과일 경우 용접 금속의 인성을 상당히 저하시킨다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어의 V 함량은 0.015 질량％ 이하이어야 한다. 바나듐 산화물 함량은 V 환산치로 환산된다.
Ti 함량: 0.005 내지 0.3 질량％
티타늄은 용접 금속을 탈산화시키기 위한 탈산화제로서 작용하고 용접 금속의 인성을 향상시키는 효과를 갖는다. 티타늄은 N과 결합하여 페라이트 밴드의 형성을 억제하는데 효과적인 TiN을 생성시킨다. 따라서, 적절량의 Ti를 플럭스-코어드 와이어에 첨가시켜 용접 금속의 인성을 향상시키고 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 것이 바람직하다. 티타늄은 전술된 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 산-가용성 Ti-함유 물질이 강재 외피에 첨가된다. 금속 Ti 또는 Ti-함유 합금, 예컨대 Fe-Ti가 플럭스에 첨가된다. TiO2의 환원을 통해 생성된 Ti와 달리, 이러한 형태로 플럭스-코어드와이어에 함유된 Ti는 Si, Mn 및 Mg와 같이 Ti 이외의 탈산화제의 환원 효과에 영향을 받지 않는다. 따라서, 용접 금속으로의 Ti의 회수가 양호하고 Ti는 용접 금속에 안정하게 함유될 수 있다. TiO2에 함유된 티타늄은 산-불용성 Ti이다. 용접 금속의 인성은, 용접 금속이 Ti를 TiO2이외의 형태, 즉 산-불용성 Ti로서 Ti 함량면에서 플럭스-코어드 와이어의 0.005 질량％ 미만으로 함유하는 경우에는 향상될 수 없다. 용접 금속이 Ti를 산-가용성 Ti로서 Ti 함량면에서 플럭스-코어드 와이어의 0.3 질량％ 초과로 함유하는 경우에는 용접 금속의 인장 강도는 과도하게 높고 Ti 고용체의 양이 많고 용접 금속의 인성이 낮다. 따라서, TiO2이외의 Ti 함량면에서의 플럭스-코어드 와이어의 Ti 함량은 플럭스-코어드 와이어의 0.005 내지 0.3 질량％이다.
Zr 함량: 0.002 내지 0.3 질량％
지르코늄은 탈산화제로서 작용하며 용접 금속의 인성을 향상시키는 효과를 갖는다. 플럭스-코어드 와이어에 함유된 지르코늄은 용접 금속의 인성을 부가적으로 향상시킨다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어는 적절한 Zr 함량으로 Zr을 함유하여 용접 금속의 인성을 추가로 향상시키는 것이 바람직하다. 지르코늄은 이러한 효과를 위해 강재 외피 또는 플럭스에 첨가되거나, 또는 강재 외피와 플럭스 둘 모두에 첨가된다. 지르코늄은 플럭스-코어드 와이어의 Zr 함량이 0.002 질량％ 미만이면 용접 금속의 인성을 추가로 향상시킬 수 없다. 플럭스-코어드 와이어의 Zr 함량이 0.3 질량％를 초과하여 함유하여도 특별한 효과를 얻지는 못한다. 따라서,플럭스-코어드 와이어의 Zr 함량은 플럭스-코어드 와이어의 0.002 내지 0.3 질량％이어야 한다. Zr을 플럭스에 첨가시키는 경우 금속 Zr 또는 Zr-함유 합금, 예컨대 Fe-Zr 또는 Fe-Si-Zr이 사용된다.
플럭스-코어드 와이어에 함유된 Ti 및 Zr 각각의 작용 및 효과는 서로 독립적이다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어는 Ti 또는 Zr을 함유하는 것이 바람직하고 Ti과 Zr 모두를 함유하는 것은 더욱 바람직하다.
(전체 Ti 함량)/(N 함량): 250 내지 500
플럭스-코어드 와이어의 전체 Ti 함량의 비, 즉 플럭스-코어드 와이어중의 TiO2의 형태로 함유된 Ti를 기준으로 한 Ti 함량 및 강재 외피 및/또는 플럭스에 함유된 Ti를 기준으로 한 Ti 함량의 합으로, 즉 (전체 Ti 함량)/(N 함량)이 250 내지 500이 되도록 플럭스-코어드 와이어의 성분의 양(질량％)을 조정함으로써, 용접 금속에 함유된 Ti 고용체 및 N 고용체 둘 모두를 저감시키고 용접 금속의 인성을 추가로 향상시킬 수 있다.
가스-보호 아크 용접에 의한 내열성 저합금강으로 형성된 물질을 용접하는데 사용되는 본 발명의 목적하는 플럭스-코어드 와이어는 플럭스-코어드 와이어가 전술한 조성을 갖는 경우 얻어질 수 있다. 따라서, 플럭스-코어드 와이어에 함유된 슬래그-형성 물질의 양(질량％) 및 조성에 대한 특별한 제한은 없다. 슬래그-형성 물질은 비금속 성분을 함유하며, 용융 금속을 피복하여 가스-보호 아크 용접 과정에서 용접부를 주위 환경으로부터 보호하는 슬래그를 형성한다. 더욱 구체적으로는, 슬래그-형성 물질로는, TiO2(함량이 한정되어 있는 플럭스-코어드 와이어의 성분들중 하나임), Al2O3, 붕소 산화물, 니오브 산화물, 바나듐 산화물, 슬래그의 염기성 또는 슬래그의 융점, 점성 및 유동성을 세밀하게 조정하기 위한 물질, 예컨대 ZrO2, SiO2, CaO 및 MgO, 및 아크의 상태를 세밀하게 조정하기 위한 물질, 예컨대 K2O 및 Na2O이 있다.
본 발명의 플럭스-코어드 와이어의 강재 외피의 재질 및 조성에 대한 특별한 제한은 없지만, 이는 강재 외피 및 플럭스를 비롯한 플럭스-코어드 와이어의 모든 구성요소의 재질 및 조성은 앞서 한정된 조건을 충족시키는 것이다.
본 발명의 플럭스-코어드 와이어의 플럭스는 특별히 한정된 플럭스 비율로 강재 외피에 충전되어야 할 필요는 없다. 플럭스 비율은 플럭스-코어드 와이어의 생산성, 공정 조건, 예컨대 형성 과정 및 드로잉(drawing) 과정에서 강재 외피의 파손 가능성을 고려하여 적절히 결정될 수 있다. 바람직한 플럭스 비율은 예컨대 11.0 내지 18.0 질량％이다.
보호 가스는 CO2가스, 임의의 적합한 조성의 Ar-CO2혼합가스, 임의의 적합한 조성의 Ar-O2혼합가스 및 임의의 적합한 조성의 Ar-CO2-O2혼합가스 중 하나일 수 있다. 바람직하게는, 강재 외피의 조성은 용접되는 물질의 조성에 따라 선택적으로 결정될 수 있다. 강재 외피로서 가능한 물질로는 연강 및 합금강을 포함한다. 강재 외피의 단면 형상에 대한 특별한 제한은 없으며 강재 외피는 이음매있는튜브이거나 이음매없는 튜브일 수 있다.
본 발명의 플럭스-코어드 와이어는 용접되는 물질에 요구되는 성능을 충족시키도록 필요한 경우 상기 언급된 것 이외의 성분들, 예컨대 Cu, Ni, Co 및/또는 W를 함유할 수 있다. 강재 외피가 이음매없는 튜브인 경우 강재 외피의 표면은 Cu, Ni 또는 복합체 물질로 도금될 수 있다.
상기 언급한 바와 같이, 본 발명의 특징중 하나는 적절량의 Si, Mn, Mg 및 불소 화합물을 용접 금속에 첨가함으로써 TiO2의 환원을 촉진시킨다는데 있다. Si 함량, Mn 함량, Mg 함량 및 불소 화합물 함량이 각각 전술된 범위내로 제공되는 경우 TiO2를 만족스럽게 환원시킬 수 있다.
실시예
하기 실시예에서의 본 발명의 플럭스-코어드 와이어의 효과를 비교예의 플럭스-코어드 와이어의 효과와 비교하여 설명할 것이다.
각각 표 1 및 2에 제시된 화학 조성을 갖는 연강(외피 유형 A 및 B) 및 Cr-Mo 철강(외피 유형 C 및 D)의 외피를 사용하여 하기 표 3 내지 11에 나열된 플럭스-코어드 와이어를 제조하였다. 모든 플럭스-코어드 와이어의 외부 지름은 각각 1.2㎜이었다. 두께가 19㎜이고 도 1에 도시된 홈에 의해 이격되어 있는 저합금내열강의 시험 평판(1), 즉 피용접재에 표 12 및 13에 제시된 용접 조건하에서 맞대기(butt) 가스-보호 아크 용접을 실시하였다. 저합금내열강은 0.5％ Mo 철강(A2O4, Cr.A, JIS(일본공업규격)), 1.25％ Cr-0.5％ Mo 철강(A387 Cr.11,Cl.2, JIS), 2.25％ Cr-1.0％ Mo 철강(A387, G4.22, Cl.2, JIS)이었다. 표 12는 성능 시험을 실시하는 용접 금속을 형성하기 위한 용접 조건이고, 표 13은 유용성 시험을 위한 용접 조건을 제시한 것이다. 평판(1)들 사이에 형성된 홈은 각도가 45°이고 루트갭(root gap)이 13㎜인 V-홈이었다.
시험 용접은 하기 시험 항목 및 성능 평가 항목에 대해 수행하였다.
(1) 용접 금속의 성능 평가
용접 금속은, 표 12에 제시된 수평자세 용접에 대한 용접 조건하에서 표 3 내지 6에 제시된 비교예 1 내지 29의 플럭스-코어드 와이어 및 표 7 내지 11에 제시된 실시예 1 내지 35의 플럭스-코어드 와이어를 사용하여 수평자세 용접에 의해 제작되었다. 용접 금속을 방사선투과 검사로 검사하였다. Z3104 1, JIS에 규정된 조건을 충족시키는 재질의 용접 금속은 양호한 것으로, 그 외에는 불량한 것으로 결정하였다.
용접 금속은 PWHT 실시후 인장 시험 및 샤르피 충격 시험을 실시하였다. 실시예 7의 플럭스-코어드 와이어를 사용하여 0.5％ Mo 철강의 평판(1)을 용접하여 제조한 용접 금속만을 620℃에서 1시간 동안 보관하고 PWHT시 노냉에 의해 냉각시킨 반면, 그 외 플럭스-코어드 와이어는 690℃에서 1시간 동안 유지시키고 노냉에 의해 냉각시켰다. 인장 시험은 0.2％-내력(0.2％-offset yield) 강도 및 연신율을 측정하였다. 기계적 측정치에 의해 측정된 값으로 표시된 인장 성능에 대한 합격 범위를 평판(1)의 재질, 즉 표 15 내지 23에 제시된 시험 평판의 재질에 대해 각각 규정하였다. 표 14는 실시예 및 비교예에 대한 인장 성능 합격 범위를 나타낸다.용접 금속이 2㎜ V 노치(notch)를 갖는 각각 3개의 제 4 번 샤르피 시험 단편을 -18℃에서 샤르피 충격 시험을 실시하고, 시험 단편에 의해 흡수된 에너지의 양을 측정하고, 용접 금속의 충격 성능은 상기 3개의 측정치의 평균값으로 표시하였다. 허용가능한 충격 성능의 범위는 55J 이상이며, 이는 2㎜VE-18℃(평균)≥55J로 표시하였다.
시험 단편을 고온에서 장시간 동안 PWHT를 실시한 후 용접 금속중의 페라이트 밴드를 검사하였다. 0.5％ Mo 철강 및 1.2％ Cr-0.5％ Mo 철강의 용접 평판으로 제작한 시험 단편을 690℃에서 9.5시간 동안 보관하고 노냉에 의해 냉각시켰다. 2.25％ Cr-1.0％ Mo 철강의 용접 평판으로 제작한 시험 단편을 690℃에서 15.3시간 동안 보관하고 노냉에 의해 냉각시켰다. 시험 평판(1)의 재질(시험 평판 강철 유형) 및 보호 가스의 조성은 시험 결과를 제시하고 있는 표 15 내지 23에 제시되어 있다. PWHT 후의 용접 금속의 용접 선을 따라 동일한 간격으로 용접 금속에서 6개 부분을 샘플링하고 상기 구역을 거울과 같이 마무리처리하여 광택을 내고 에칭으로 마무리하여 6개의 미세구조 관찰용 시험 단편을 얻었다. 시험 단편을 광학 현미경으로 관찰하여 페라이트 밴드의 형성 유무를 조사하였다. 플럭스-코어드 와이어의 페라이트 밴드-억제 성능은, 어떠한 페라이트 밴드도 각 용접 금속의 6개의 시험 단편에서 발견되지 않을 경우 합격으로 하고, 페라이트 밴드가 각 용접 금속의 6개의 시험 단편중에서 하나라도 발견되면 불합격으로 결정하였다. 용접 금속을 분석하여 그의 화학 조성을 측정하였다.
(2) 와이어 유용성 평가
표 6 내지 11에 제시된 실시예 1 내지 33의 플럭스-코어드 와이어 및 표 3 내지 6에 제시된 비교예 1 내지 29의 플럭스-코어드 와이어를 사용하여 표 13에 제시된 조건하에서 위보기자세로 필릿(fillet) 용접 및 상기 (1)에 언급된 바와 같이 수평자세 용접에 의해 용접 금속을 제조하였다. 플럭스-코어드 와이어의 유용성은 용접 과정에서의 아크 안정성, 슬래그 제거능, 스패터링 강도 및 비드 형상의 측면에서 감각 시험에 의해 평가하였다.
상기 모든 시험의 결과 및 평가의 결과는 표 15 내지 23에 제시되어 있다.
실시예 및 비교예의 플럭스-코어드 와이어를 사용하는 시험 결과를 하기에서설명할 것이다.
비교예 1의 플럭스-코어드 와이어는 0.20 질량％(본 발명에 의해 한정된 C 함량의 상한치임) 초과의 C를 함유한다. 비교예 1에서 플럭스-코어드 와이어를 사용함으로써 형성된 용접 금속에서 고온 크래킹이 발생하였으며, 용접 금속은 과도하게 높은 인장 강도를 가지며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 2의 플럭스-코어드 와이어는 0.06 질량％(본 발명에 의해 한정된 Si 함량의 하한치임) 미만의 Si를 함유한다. 용접 금속은 점성이 불충분하여 허용되지 못하는 볼록 비드가 위보기자세 용접에 의해 형성되었다. 블로우 홀이 불충분한 탈산화로 인해 용접 금속중에 형성되었다. 용접 금속은 낮은 B 회수로 인해 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다. 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 충분히 침전될 수 없어 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교예 3의 플럭스-코어드 와이어는 1.10 질량％(본 발명에 의해 한정된 Si 함량의 상한치임) 초과의 Si를 함유한다. 용접 금속은 과도하게 높은 인장 강도를 가졌으며 TiO2의 과도한 환원으로 인해 증가된 Ti 고용체 때문에 인성이 감소하여 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 4의 플럭스-코어드 와이어는 0.55 질량％(본 발명에 의해 한정된 Mn 함량의 하한치임) 미만의 Mn을 함유한다. 플럭스-코어드 와이어의 유용성은 양호하지만 불충분한 탈산화로 인해 용접 금속중에 블로우 홀이 형성되었고 용접 금속의 인장 강도 및 0.2％-내력 강도 및 인성은 불충분한 경화 및 낮은 B 회수로 인해 낮았다. 용접 금속은 상기 특성에 상응하는 성능 요건을 충족시킬 수 없었다. 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 충분히 침전될 수 없어 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교예 5의 플럭스-코어드 와이어는 1.60 질량％(본 발명에 의해 한정된 Mn 함량의 상한치임) 초과의 Mn을 함유한다. 용접 금속의 유동성이 과도하게 높고 허용되지 못하는 볼록 비드가 위보기자세 용접에 의해 형성되었다. 용접 금속은 과도하게 높은 인장 강도를 가졌다. Ti 고용체가 TiO2의 과도한 환원으로 인해 증가하였다. 결과적으로, 용접 금속은 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 6의 플럭스-코어드 와이어는 2.60 질량％(본 발명에 의해 한정된 Cr 함량의 상한치임) 초과의 Cr을 함유한다. 용접 금속은 과도하게 높은 인장 강도 및 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 7의 플럭스-코어드 와이어는 0.30 질량％ (본 발명에 의해 한정된 Mo 함량의 상한치임) 초과의 Mo을 함유한다. 용접 금속은 낮은 인장 강도 및 낮은 0.2％-내력 인장 즉 강도 특성을 가졌다.
비교예 8의 플럭스-코어드 와이어는 1.50 질량％(본 발명에 의해 한정된 Mo 함량의 상한치임) 초과의 Mo를 함유한다. 용접 금속은 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 9 및 10의 플럭스-코어드 와이어는 0.50 질량％(본 발명에 의해 한정된 Al 함량의 상한치임) 초과의 Al을 함유한다. 용접 금속은 경화하고 취화하였으며, 각각 과도하게 높은 인장 강도 및 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 11 및 12의 플럭스-코어드 와이어는 0.015 질량％(본 발명에 의해 한정된 Nb 함량의 상한치임) 초과의 Nb를 함유한다. 용접 금속은 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 13 및 14의 플럭스-코어드 와이어는 0.015 질량％(본 발명에 의해 한정된 V 함량의 상한치임) 초과의 V를 함유한다. 용접 금속은 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 15의 플럭스-코어드 와이어는 0.001 질량％(본 발명에 의해 한정된 B 함량의 하한치임) 미만의 B를 함유한다. 고온 크래킹이 용접 금속에서 발생하였다.
비교예 18의 플럭스-코어드 와이어는 0.005 질량％(본 발명에 의해 한정된 N 함량의 하한치임) 미만의 N을 함유한다. Ti는 TiN 침전물로 고정될 수 없었고 용접 금속은 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다. 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 충분히 침전되지 않아 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교예 19의 플럭스-코어드 와이어는 0.035 질량％(본 발명에 의해 한정된 N 함량의 상한치임) 초과의 N을 함유한다. 블로우 홀이 용접 금속중에 형성되고 용접 금속의 인성은 N 고용체의 증가로 인해 저하되고 용접 금속은 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 20의 플럭스-코어드 와이어는 0.20 질량％(본 발명에 의해 한정된 Mg 함량의 하한치임) 미만의 Mg를 함유한다. 불충분한 탈산화로 인해 블로우 홀이 용접 금속중에 형성되었다. B 회수가 낮고 용접 금속은 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다. 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 충분히 침전될 수 없어 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교에 21의 플럭스-코어드 와이어는 1.50 질량％(본 발명에 의해 한정된 Mg 함량의 상한치임) 초과의 Mg를 함유한다. 강한 스패터링이 용접시 발생하였다. 용접 금속은 TiO2의 과도한 환원으로부터 생성된 Ti 고용체가 증가함에 따라 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 22의 플럭스-코어드 와이어는 4.2 질량％(본 발명에 의해 한정된 TiO2함량의 하한치임) 미만의 TiO2를 함유한다. 아크가 불안정하였으며 플럭스-코어드 와이어의 유용성도 사실상 허용될 수 없었다. TiO2함량이 낮고 TiO2의 환원이 불충분하기 때문에 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 충분이 침전되지 않아 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교예 23의 플럭스-코어드 와이어는 8.2 질량％(본 발명에 의해 한정된TiO2함량의 상한치임) 초과의 TiO2를 함유한다. 슬래그는 용접 과정에서 용융지(molten pool)를 피복시켰으며 슬래그 혼입이 발생하였다. 용접 금속은 높은 산소 함량으로 인해 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 24의 플럭스-코어드 와이어는 0.025 질량％(본 발명에 의해 한정된 F 함량면에서의 불소 화합물 함량의 하한치임) 미만의 F 함량면에서 불소 화합물을 함유한다. 아크는 용접 과정에서 불안정하였으며 플럭스-코어드 와이어의 유용성은 사실상 허용될 수 없었다. 불충분한 탈산화로 인해 용접 금속중에 블로우 홀이 형성되었다. 용접 금속은 낮은 B 회수로 인해 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다. 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 충분히 침전될 수 없어 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교예 25의 플럭스-코어드 와이어는 0.55 질량％(본 발명에 의해 한정된 F 함량면에서의 불소 화합물의 상한치임) 초과의 F 함량면에서 불소 화합물을 함유한다. 슬래그의 유동성은 과도하게 높았고, 슬래그의 비드 피복성은 불량하였으며, 허용될 수 없는 볼록 비드가 수직자세 용접에 의해 형성되었다.
비교예 26의 플럭스-코어드 와이어는 각각 0.06 질량％(본 발명에 의해 한정된 Si 함량의 하한치임) 미만 및 0.55 질량％(본 발명에 의해 한정된 Mn 함량의 하한치임) 미만의 Si 및 Mn을 함유한다. 용접 금속은 불충분한 점성을 가졌으며 허용될 수 없는 볼록 비드가 수직자세 용접에 의해 형성되었다. 용접 금속은 불충분하게 탈산화되어 블로우 홀이 용접 금속중에 형성되었다. 용접 금속은 불충분한 B 회수로 인해 낮은 인성을 가졌으며 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다. 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 충분히 침전될 수 없어 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교예 27의 플럭스-코어드 와이어는 4.2 질량％(본 발명에 의해 한정된 TiO2함량의 하한치임) 미만의 TiO2, 및 0.55 질량％(본 발명에 의해 한정된 F 함량면에서의 불소 화합물 함량의 상한치임) 초과의 F 함량면에서 불소 화합물을 함유한다. 용접시 아크가 불안정하였으며 슬래그의 비드 피복성은 불량하였으며 허용되지 못하는 볼록 비드가 수직자세 용접에 의해 형성되었다. 페라이트 밴드의 형성을 억제하는 TiN이 TiO2의 불충분한 환원으로 인해 충분히 침전될 수 없어 페라이트 밴드가 용접 금속중에 형성되었다.
비교예 28의 플럭스-코어드 와이어는 각각 0.50 질량％(본 발명에 의해 한정된 Al 함량의 상한치임) 초과 및 0.035 질량％(본 발명에 의해 한정된 N 함량의 상한치임) 초과의 Al 및 N을 함유한다. 슬래그의 제거능은 불량하였으며 블로우 홀이 용접 금속중에 형성되었다. 용접 금속은 과량의 Al로 인해 경화되었으며, 그 결과 인장 강도는 과도하게 높았다. 과량의 N으로 인해 N 고용체의 양이 많았으며, 그 결과 용접 금속은 낮은 인성을 갖고 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
비교예 29의 플럭스-코어드 와이어는 각각 0.020 질량％(본 발명에 의해 한정된 B 함량의 상한치임) 초과 및 0.035 질량％(본 발명에 의해 한정된 N 함량의 상한치임) 초과의 B 및 N을 함유한다. 슬래그의 제거능은 불량하였으며 블로우 홀이 용접 금속중에 형성되었다. N 고용체의 양은 과량의 N으로 인해 많았으며, 그 결과 용접 금속은 낮은 인성을 갖고 요구되는 충격 성능을 충족시킬 수 없었다.
실시예 1 내지 35의 플럭스-코어드 와이어는 C, Si, Mn, Cr, Mo, Mg, N 및 B 함량은 본 발명에 의해 한정된 범위내에 있으며, 이들 플럭스-코어드 와이어의 플럭스는 TiO2및 불소 화합물을 함유하며, F 함량면에서의 TiO2함량 및 불소 화합물 함량은 본 발명에 의해 한정된 범위내에 있으며, 이들 플럭스-코어드 와이어의 Al 함량, Nb 함량 및 V 함량은 Al 함량, Nb 함량 및 V 함량의 상한치를 초과하지 않는다. 실시예 1 내지 35의 플럭스-코어드 와이어를 사용하는 용접에 의해 제조된 모든 용접 금속들은 방사선투과 성능 면에서 만족스러운 결과를 나타내었으며 PWHT 후의 인장 강도 및 인성이 우수하고, 용접 금속이 PWHT를 위해 고온에서 장시간 동안 가공된 후일지라도 페라이트 밴드가 용접 금속중에 전혀 형성되지 않았다. 실시예들의 플럭스-코어드 와이어를 사용하는 용접에 의해 제조된 모든 용접 금속은 합격이었다. 실시예 1 내지 10, 실시예 12 내지 25 및 실시예 29 내지 35의 플럭스-코어드 와이어는 Ti 및/또는 Zr을 함유하며, 상기 플럭스-코어드 와이어의 Ti 함량 및/또는 Zr 함량은 본 발명에 의해 한정된 함량 범위에 있다. 따라서, 본 발명의 상기 플럭스-코어드 와이어를 사용하는 용접에 의해 제조된 용접 금속은 다른실시예에 비해 인성 면에서 우수하였다. 실시예 5의 플럭스-코어드 와이어를 제외한 실시예 1 내지 35의 모든 플럭스-코어드 와이어는 본 발명에 의해 한정된 Mn 함량의 상한인 1.45 질량％ 이하의 Mn 함량을 가지며, 상기 플럭스-코어드 와이어는 수직자세 용접에 의해 매우 만족스러운 형상의 비드를 형성시켰다.
실시예 1 내지 6 및 실시예 6, 8, 9, 19, 20, 34 및 35의 플럭스-코어드 와이어에서, (전체 Ti 함량)/(N 함량)은 250 내지 500이며, 상기 플럭스-코어드 와이어를 사용하는 용접에 의해 제조된 용접 금속은 도 2에 도시된 바와 같이 다른 실시예의 플럭스-코어드 와이어를 사용하는 용접에 의해 제조된 용접 금속에 비해 인성 면에서 우수하였으며, 상기 도 2는 샤르피 충격 에너지2mmvE-18℃(평균)와 (전체 Ti 함량)/(N 함량)의 관계를 도시한 그래프이다.
본 발명이 어느 정도 상세하게 그의 바람직한 실시양태로 기술되었더라도 많은 변경 및 수정이 그 안에서 가능함이 명백하다. 따라서, 본 발명은 구체적으로 서술되지 않더라도 발명의 범주 및 취지로부터 벗어나지 않는 범위내에서 실행될 수 있는 것으로 이해된다.
본 발명에 따르면, 용접 금속은 PWHT를 위해 고온에서 장시간 동안 가공하는 경우일지라도 용접 금속중의 페라이트 밴드의 형성이 억제되며, 인장 강도의 저하를 방지되고, 또한 용접 금속은 인성 면에서 우수하다. 본 발명의 가스-보호 아크용접용 플럭스-코어드 와이어는 수평자세 용접뿐 아니라 수직자세 용접 및 위보기자세 용접에서 우수한 유용성을 갖는다.

Claims (4)

  1. 강재 외피(steel sheath), 및 상기 강재 외피내에 충전된 플럭스를 포함하는 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어(flux-cored wire)로서,
    상기 플럭스-코어드 와이어가, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.20 질량％ 이하의 C, 0.06 내지 1.10 질량％의 Si, 0.55 내지 1.60 질량％의 Mn, 2.60 질량％ 이하의 Cr, 0.30 내지 1.50 질량％의 Mo, 0.20 내지 1.50 질량％의 Mg, 0.005 내지 0.035 질량％의 N 및 0.001 내지 0.020 질량％의 B를 함유하고;
    상기 플럭스가, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 4.2 내지 8.2 질량％의 TiO2및 F 함량면에서 0.025 내지 0.55 질량％의 불소 화합물을 함유하고;
    상기 플럭스-코어드 와이어가, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.50 질량％ 이하의 Al, 0.015 질량％ 이하의 Nb 및 0.015 질량％ 이하의 V를 함유하는,
    가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어.
  2. 제 1 항에 있어서,
    Mn 함량이, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, 0.55 내지 1.45 질량％인 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어.
  3. 제 1 항에 있어서,
    플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로, Ti 함량면에서 TiO2이외의 Ti 0.005 내지 0.3 질량％ 및 Zr 함량면에서 Zr 0.002 내지 0.3 질량％로 이루어진 군으로부터 선택된 성분중 하나 이상을 추가로 함유하는 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어.
  4. 제 1 항에 있어서,
    (전체 Ti 함량)/(N 함량)이 250 내지 500이고, 상기 전체 Ti 함량 및 N 함량이, 플럭스-코어드 와이어의 전체 질량을 기준으로 한 Ti 함량 및 N 함량인 가스-보호 아크 용접용 플럭스-코어드 와이어.
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Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR20200123227A (ko) * 2018-03-29 2020-10-28 가부시키가이샤 고베 세이코쇼 플럭스 코어드 와이어

Families Citing this family (78)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US7166817B2 (en) * 2004-04-29 2007-01-23 Lincoln Global, Inc. Electric ARC welder system with waveform profile control for cored electrodes
US8704135B2 (en) * 2006-01-20 2014-04-22 Lincoln Global, Inc. Synergistic welding system
US7842903B2 (en) * 2005-10-31 2010-11-30 Lincoln Global, Inc. Short arc welding system
US8759715B2 (en) 2004-10-06 2014-06-24 Lincoln Global, Inc. Method of AC welding with cored electrode
US9333580B2 (en) 2004-04-29 2016-05-10 Lincoln Global, Inc. Gas-less process and system for girth welding in high strength applications
FR2874848B1 (fr) * 2004-09-03 2008-01-04 Cie Francaise Eiffel Construct Procede et metal d'apport pour souder des pieces en acier
US20060096966A1 (en) * 2004-11-08 2006-05-11 Lincoln Global, Inc. Self-shielded flux cored electrode for fracture critical applications
US7812284B2 (en) 2005-07-12 2010-10-12 Lincoln Global, Inc. Barium and lithium ratio for flux cored electrode
JP4646764B2 (ja) * 2005-09-28 2011-03-09 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
JP4841238B2 (ja) * 2005-12-07 2011-12-21 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
US8669491B2 (en) * 2006-02-16 2014-03-11 Ravi Menon Hard-facing alloys having improved crack resistance
US20100101780A1 (en) * 2006-02-16 2010-04-29 Michael Drew Ballew Process of applying hard-facing alloys having improved crack resistance and tools manufactured therefrom
JP4787062B2 (ja) 2006-04-26 2011-10-05 株式会社神戸製鋼所 靭性および耐ｓｒ割れ性に優れた溶接金属
US8153934B2 (en) * 2006-09-15 2012-04-10 Lincoln Global, Inc. Saw flux system for improved as-cast weld metal toughness
JP4986562B2 (ja) * 2006-10-02 2012-07-25 株式会社神戸製鋼所 チタニヤ系ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
JP5005309B2 (ja) * 2006-10-02 2012-08-22 株式会社神戸製鋼所 高張力鋼用ガスシールドアーク溶接フラックス入りワイヤ
US20080093351A1 (en) 2006-10-19 2008-04-24 Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho (Kobe Steel, Ltd.) Flux-cored wire for gas shielded arc welding for creep-resisting steels
CN100427260C (zh) * 2006-10-20 2008-10-22 北京工业大学 盾构刀头刃口用自保护堆焊药芯焊丝
JP4209913B2 (ja) * 2006-12-15 2009-01-14 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
CN100455695C (zh) * 2007-01-10 2009-01-28 北京球冠科技有限公司 非晶抗磨蚀电弧喷涂粉芯丝材
US8907248B2 (en) 2007-05-03 2014-12-09 Illinois Tool Works Inc. Aluminum deoxidizing welding wire
JP5314414B2 (ja) * 2008-12-22 2013-10-16 株式会社神戸製鋼所 フラックス入りワイヤ
JP5361516B2 (ja) * 2009-04-27 2013-12-04 日鐵住金溶接工業株式会社 硬化肉盛用メタル系ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
JP5351641B2 (ja) * 2009-07-23 2013-11-27 株式会社神戸製鋼所 フラックス入りワイヤ
US8527458B2 (en) * 2009-08-03 2013-09-03 Oracle International Corporation Logging framework for a data stream processing server
KR101193273B1 (ko) * 2009-12-16 2012-10-19 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤 모든 자세 용접이 가능한 가스 실드 아크 용접용 플럭스 내장 와이어
JP5198481B2 (ja) * 2010-01-09 2013-05-15 株式会社神戸製鋼所 Ｎｉ基合金フラックス入りワイヤ
JP5242665B2 (ja) * 2010-12-08 2013-07-24 日鐵住金溶接工業株式会社 ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
CN102554496A (zh) * 2010-12-20 2012-07-11 昆山京群焊材科技有限公司 高强度钢用金属粉型药芯焊丝
JP5592810B2 (ja) * 2011-01-25 2014-09-17 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接用耐火材
JP5410466B2 (ja) * 2011-03-01 2014-02-05 株式会社神戸製鋼所 ステンレス鋼フラックス入りワイヤ
CN102139424A (zh) * 2011-03-21 2011-08-03 北京工业大学 一种焊渣可循环利用的气保护药芯焊丝
JP5558406B2 (ja) * 2011-04-25 2014-07-23 日鐵住金溶接工業株式会社 炭酸ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
US9605328B2 (en) * 2011-07-29 2017-03-28 Progress Rail Services Corporation Surface contouring of a weld cap and adjacent base metal using ultrasonic impact treatment
CN102513662B (zh) * 2011-12-23 2013-12-18 山东大学 Q690与q980高强异种钢不预热焊接方法
US8765052B2 (en) 2012-03-27 2014-07-01 Stoody Company Abrasion and corrosion resistant alloy and hardfacing/cladding applications
JP5440744B1 (ja) * 2012-05-08 2014-03-12 新日鐵住金株式会社 超高張力鋼溶接用フラックス入りワイヤ
US10906135B2 (en) 2012-05-24 2021-02-02 Hobart Brothers Llc Systems and methods for low-manganese welding wire
US10898966B2 (en) 2012-05-24 2021-01-26 Hobart Brothers Llc Systems and methods for low-manganese welding wire
US9999944B2 (en) 2012-08-28 2018-06-19 Hobart Brothers Company Systems and methods for welding electrodes
US10016850B2 (en) 2012-08-28 2018-07-10 Hobart Brothers Company Systems and methods for welding electrodes
US10543556B2 (en) * 2012-08-28 2020-01-28 Hobart Brothers Llc Systems and methods for welding zinc-coated workpieces
US9199341B2 (en) 2012-08-28 2015-12-01 Hobart Brothers Company Systems and methods for welding electrodes
US10316395B2 (en) * 2012-10-09 2019-06-11 The Esab Group, Inc. Low-manganese gas-shielded flux cored welding electrodes
EP2952288B1 (en) * 2013-01-31 2018-09-05 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Flux cored wire, welding method using flux cored wire, method for producing welded joint using flux cored wire, and welded joint
JP6029513B2 (ja) * 2013-03-28 2016-11-24 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
US9844838B2 (en) * 2013-05-08 2017-12-19 Hobart Brothers Company Systems and methods for low-manganese welding alloys
US9895774B2 (en) * 2013-05-08 2018-02-20 Hobart Brothers Company Systems and methods for low-manganese welding alloys
US20150034605A1 (en) * 2013-07-08 2015-02-05 Lincoln Global, Inc. High fracture toughness welds in thick workpieces
CN106063015B (zh) * 2013-07-19 2020-09-15 巴斯夫欧洲公司 反应性烷氧基硼酸锂在锂离子电池组用电解质中作为电解质添加剂的用途
EP3055101A2 (en) 2013-10-09 2016-08-17 Hobart Brothers Company Systems and methods for corrosion-resistant welding electrodes
JP5968855B2 (ja) * 2013-10-31 2016-08-10 株式会社神戸製鋼所 Ｎｉ基合金フラックス入りワイヤ
US9770789B2 (en) * 2013-11-08 2017-09-26 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Flux-cored wire for gas-shielded arc welding, method for welding steel for very low temperature use, and method for manufacturing weld joint
JP6235402B2 (ja) * 2014-04-17 2017-11-22 株式会社神戸製鋼所 強度、靭性および耐ｓｒ割れ性に優れた溶接金属
EP3180157B1 (en) * 2014-08-12 2020-09-16 Hobart Brothers Company Systems and methods for low-manganese welding alloys
WO2016060208A1 (ja) * 2014-10-15 2016-04-21 株式会社神戸製鋼所 ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
US10300565B2 (en) 2014-10-17 2019-05-28 Hobart Brothers Company Systems and methods for welding mill scaled workpieces
JP6382117B2 (ja) * 2015-01-16 2018-08-29 日鐵住金溶接工業株式会社 Ａｒ−ＣＯ２混合ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
JP6437327B2 (ja) * 2015-01-28 2018-12-12 日鐵住金溶接工業株式会社 炭酸ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
US11426821B2 (en) * 2015-02-25 2022-08-30 Hobart Brothers Llc Aluminum metal-cored welding wire
CN104858562B (zh) * 2015-05-06 2017-11-28 贵州凯宏汇达冷却系统有限公司 一种耐热药芯焊丝
CN104907733B (zh) * 2015-07-10 2017-10-17 中国科学院合肥物质科学研究院 一种抗辐照低活化钢气体保护焊用焊丝及其制备方法
JP2017094360A (ja) 2015-11-25 2017-06-01 日鐵住金溶接工業株式会社 Ａｒ−ＣＯ２混合ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ
US11285559B2 (en) 2015-11-30 2022-03-29 Illinois Tool Works Inc. Welding system and method for shielded welding wires
CA2943252C (en) * 2015-12-04 2019-01-29 Hobart Brothers Company Systems and methods for welding zinc-coated workpieces
US10722986B2 (en) 2015-12-11 2020-07-28 Hobart Brothers Llc Systems and methods for low-manganese welding wire
WO2017154122A1 (ja) * 2016-03-08 2017-09-14 新日鐵住金株式会社 フラックス入りワイヤ、溶接継手の製造方法、及び溶接継手
CN106735900A (zh) * 2016-11-11 2017-05-31 北京首钢冷轧薄板有限公司 一种激光焊接的方法
CN109465565A (zh) * 2017-09-07 2019-03-15 宝山钢铁股份有限公司 一种气体保护焊丝及其制造方法
US11529697B2 (en) * 2017-09-29 2022-12-20 Lincoln Global, Inc. Additive manufacturing using aluminum-containing wire
US11426824B2 (en) 2017-09-29 2022-08-30 Lincoln Global, Inc. Aluminum-containing welding electrode
CN111629859A (zh) * 2018-01-16 2020-09-04 株式会社神户制钢所 气体保护电弧焊用药芯焊丝
JP2019171457A (ja) * 2018-03-29 2019-10-10 株式会社神戸製鋼所 高速溶接用フラックス入りワイヤ及び高速アーク溶接方法
CN109266972B (zh) * 2018-12-14 2022-02-18 辽宁衡业高科新材股份有限公司 一种1400MPa级别热处理车轮的制备方法
JP7469597B2 (ja) 2020-01-10 2024-04-17 日本製鉄株式会社 フラックス入りワイヤ及び溶接継手の製造方法
US20210229204A1 (en) * 2020-01-29 2021-07-29 Lincoln Global, Inc. Systems and methods for multi-wire submerged arc welding using a flux-cored wire electrode
CN111451490B (zh) * 2020-05-25 2021-04-20 华中科技大学 一种金属型粉芯丝材及其制备方法与应用
CN112917041B (zh) * 2021-01-26 2022-07-01 西安理工大学 X100管线钢用气保护金属型药芯焊丝及其制备方法

Family Cites Families (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6219959A (ja) 1985-07-19 1987-01-28 Hitachi Ltd フアイル転送の同期処理方式
JPH0242313A (ja) 1988-08-02 1990-02-13 Toshiba Corp ナビゲーション装置
JPH02220797A (ja) * 1989-02-21 1990-09-03 Kobe Steel Ltd Ｃｒ―Ｍｏ系低合金鋼用被覆アーク溶接棒
JP3258135B2 (ja) * 1993-05-24 2002-02-18 株式会社神戸製鋼所 高強度Ｃｒ−Ｍｏ鋼用サブマージアーク溶接方法
JP2717767B2 (ja) 1994-06-30 1998-02-25 株式会社ユニオン 柵用支柱
JP3747237B2 (ja) 2000-05-01 2006-02-22 株式会社神戸製鋼所 耐熱鋼用ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR20200123227A (ko) * 2018-03-29 2020-10-28 가부시키가이샤 고베 세이코쇼 플럭스 코어드 와이어

Also Published As

Publication number Publication date
JP3758040B2 (ja) 2006-03-22
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