KR20180034646A

KR20180034646A - 서브머지드 아크 용접용 와이어

Info

Publication number: KR20180034646A
Application number: KR1020187006052A
Authority: KR
Inventors: 가즈야 이카이; 켄 야마시타
Original assignee: 가부시키가이샤 고베 세이코쇼
Priority date: 2015-09-04
Filing date: 2016-09-02
Publication date: 2018-04-04
Also published as: CN107949455B; KR102088179B1; CN107949455A; JP2017047472A; JP6760758B2; ES2833354T3; EP3345716A4; EP3345716A1; EP3345716B1

Abstract

플럭스와 조합하여 사용하는 서브머지드 아크 용접용 와이어로서, 와이어의 성분으로서 C, Si, Mn, Cr, Mo, V, Nb, N을 각각 소정량 함유하는 동시에, Ni, P, S, Cu,Al, B, O를 각각 소정량 이하로 하는 동시에, Mn량과 Ni량의 합계량이 0.50~1.75 질량%, Mn량과 S량의 비율 Mn/S가 87 이상이며, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어진다.

Description

서브머지드 아크 용접용 와이어

본 발명은 서브머지드 아크 용접용 와이어에 관한 것이다.

화력 발전 보일러나 터빈, 탈황이나 개질(중유 분해)용의 화학 반응 용기(리액터)는, 고온, 고압에서 운전되기 때문에, 사용 환경에 따라서, 1.25Cr-0.5Mo강, 2.25Cr-1.0Mo강, 2.25Cr-1.0Mo-V강, 8질량% 이상의 Cr을 함유하는 고Cr계 CSEF강(Creep Strength Enhanced Ferritic Steel) 등의 페라이트계 내열강이 적용되어 있다. 고Cr계 CSEF강이란, 소정의 열처리를 실시하여 미세한 탄화물을 석출시켜, 크리프 강도를 강화시킨 페라이트계 내열강이다. 고Cr계 CSEF강에는, ASTM(American Society for Testing and Materials : 미국 재료 시험 협회) 규격이나 ASME(American Society of Mechanical Engineers : 미국 기계 협회) 규격에 규정되는 SA387Gr. 91, SA213Gr. T91 등이 있다.

예를 들면, 고Cr계 CSEF강 중 하나인 Mod. 9Cr-1Mo강은 고온 강도나 내식성이 우수하여, 화력 발전 보일러 내의 배관에 적용되어 있다. 또한, 최근, 중유의 유효 이용이나 석유 정제에 있어서, 더욱 고능률화가 요구되고 있으며, 고Cr계 CSEF강의 적용이 검토되고 있다. 그렇지만, 고Cr계 CSEF강의 서브머지드 아크 용접은 일반적으로 용접 입열이 높아, 고온 균열(이른바 응고 균열)이 발생하기 쉽다. 고온 균열을 억제하기 위해서는, C를 저감하는 것이 일반적으로 유효하지만, C의 저감은 크리프 강도를 저하시켜 버리는 문제가 있었다. 이러한 상황 하에서, 고Cr계 CSEF강의 용접 방법으로서, 예를 들어 특허문헌 1, 2가 제안되어 있다.

특허문헌 1에는, 구체적으로는, C : 0.01~0.15%(질량% 이하 동일), Mn : 0.4~2.5%, Cr : 8.0~11.0%, Mo : 0.5~1.2%, Ni : 0.05~1.3%, V : 0.03~0.30%, Nb : 0.02~0.12%, Al : 0.005~1.5%, N : 0.004~0.100%를 함유하며, 또한 Si : 0.05% 이하, O : 0.01% 이하로 한정한 와이어와, CaF₂ : 25~70%, CaO, MgO의 1종 또는 2종 : 8~30%, Al₂O₃, ZrO₂의 1종 또는 2종 : 2~35%, Al : 0.5~7%를 함유하며, 또한 SiO₂ : 5% 이하로 한정하고, Si를 실질적으로 함유하지 않는 용접 플럭스를 조합하여 실행하는 것을 특징으로 하는 9Cr-1Mo강의 서브머지드 아크 용접 방법이 제안되어 있다.

또한, 특허문헌 2에는, 중량비로, C : 0.03~0.12%, Si : 0.3% 이하, Mn : 0.3~1.5%, Cr : 8~13%, Nb : 0.01~0.15%, V : 0.03~0.40%, N : 0.01~0.08%를 함유하며, 잔부는 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 와이어와, CaF₂ : 10~30%, CaO 또는 MgO 중 적어도 한쪽 : 10~40%, Al₂O₃ : 10~40%, SiO₂ : 5~25%를 함유하는 플럭스와, 이하의 각 성분 원소를 M으로 했을 때, M=와이어 중의 M＋0.7×플럭스 중의 M에 따라서 와이어와 플럭스 중 한쪽 또는 양쪽에, Mo : 0.3~1.6%, W : 0.5~3.5%, Ni : 0.05~1.2%, Cu 또는 Co 중 적어도 한쪽 : 1.0~5.0%, Ta : 0.001~0.5%를 함유시키며, 또한 Mo, W, Ni, Cu,Co량의 사이에, (Mo＋W)/(Ni＋Cu＋Co)≤1.8이 되는 관계를 성립시키는 것을 특징으로 하는 고Cr 페라이트계 내열강용 잠호 용접 방법이 제안되어 있다.

일본 특허 공개 제 소63-220993 호 공보 일본 특허 공개 제 평9-277084 호 공보

상기한 바와 같이, 고Cr계 CSEF강의 서브머지드 아크 용접은 일반적으로 용접 입열이 높아, 고온 균열(이른바 응고 균열)이 발생하기 쉽다는 문제가 있다. 예를 들면, 화력 발전 보일러나 터빈, 리액터는, 파이프나 튜브, 휨 가공 강판, 단조 링을 적절히 조합하여 용접된다. 특히, 리액터는, 판 두께 150~450㎜, 최대 외경 약 7m의 부재가 이용되어, 용접되고 있다. 이들 용접 시에는, 능률을 중시하기 때문에, 일반적으로 협개선 내를 서브머지드 아크 용접법이 이용되고 있다. 또한, 최근, 더욱 고온·고수소 분압하에서의 조업이 요구되고 있어, 고Cr계 CSEF강의 적용이 검토되고 있지만, 고Cr계 CSEF강의 용접부는 자경성(自硬性)이 높아, 고온 균열이 발생하기 쉬운 상황에 있다.

이에 반하여, 특허문헌 1에서는, 와이어, 플럭스의 Si를 저감하고, 플럭스로부터 Al을 첨가하는 것에 의해 내응고 균열성과 용접 작업성을 양립하는 성분계를 제안하고 있다. 그렇지만, 플럭스로부터 Al을 첨가하면, 용접 금속 중의 탄질화물의 생성량을 줄여버려, 크리프 강도를 대폭 저하시킬 가능성이 있다. 또한, SiO₂는 슬래그의 점성에 영향을 주어, 비드 외관에 영향을 미치는 성분이며, CaF₂는 염기도를 높이고, 용접 금속 중의 O량을 저감하여 인성을 향상시키지만, 이들의 과도한 첨가는 비드 형상이나 슬래그의 박리성을 열화시킨다. 따라서, 특허문헌 1에 있어서는 용접 작업성에 대해서도 충분한 검토가 이루어져 있지 않다.

또한, 특허문헌 2에 제안되어 있는 발명은, 용접 후 열처리(Post Weld Heat Treatment; PWHT) 온도가 740℃로 낮아, 최근, 해외의 보일러나 리액터 등의 제작에 있어서 장시간 실행되는 PWHT의 실정과 괴리가 있다. 그 때문에, 특허문헌 2에 제안되어 있는 발명이 장시간 실행되는 PWHT에 대응할 수 있을지는 불명, 즉, 장시간의 PWHT 후의 크리프 강도는 불명하다. 또한, 용접 작업성은, 와이어의 성분 및 플럭스의 성분의 상호적인 작용으로 결정되는 것이므로, 그 점에 대하여 언급이 없다. 예를 들면, 와이어 Cr량의 범위가 매우 넓어, 동등의 작업성을 갖고 있다고는 생각할 수 없다.

본 발명은, 상기 상황을 감안하여 이루어진 것으로서, 크리프 성능, 인성, 내균열성 및 용접 작업성이 우수한 서브머지드 아크 용접용 와이어를 제공하는 것을 과제로 한다.

본 발명자들은, 크리프 성능, 인성, 내균열성, 용접 작업성이 우수한 서브머지드 아크 용접용 와이어를 제공하기 위해 예의 연구 개발하여, 이하의 지견이나 대처에 의해 이를 해결했다.

고Cr계 CSEF강의 서브머지드 아크 용접은, 고입열이기 때문에, 용접 비드 표면 및 내부에 고온 균열을 일으키기 쉽다. 이것은, Cr량이 9 질량% 정도로 비교적 높기 때문에 용접 시의 응고 완료 온도가 저온화되어, 용융 금속의 점성이 높아지고, 용융 금속이 최종 응고부에 골고루 미치지 않게 되기 때문에, 균열이 생기는 것이다. 또한, 최종 응고부에 저융점 화합물이 농축되는 것에 의해서도 그 감수성은 증대된다. 또한, 고Cr계 CSEF강의 서브머지드 아크 용접용 와이어와 플럭스에 의해 형성되는 용착 금속의 미크로 조직은 마르텐사이트 주체이며, 용접한 그대로의 상태에서는 경도가 높고, 저인성이다. 따라서, PWHT를 실시하는 것에 의해 조직을 회복시키는 동시에 탄질화물을 석출시켜, 인성 및 크리프 강도를 개선하고 있다.

따라서, 본 발명자들은, 용접 시에 고온 균열을 발생하지 않으며, PWHT 후에 우수한 인성 및 크리프 강도를 갖는 용착 금속을 얻는 것을 기도하여, 서브머지드 아크 용접용 와이어의 화학 성분을 설계했다.

또한, 재료의 성분 설계의 관점에서 고온 균열성을 개선하려면, (1) 최종 응고부에 저융점 화합물을 형성하는 원소의 저감, (2) 응고 완료 온도를 낮추는 원소의 저감이 유효하다.

상기 (1)의 실현에는, P나 S 등의 불순물을 저감하는 것이 유효하지만, 이들 불순물은 공업적으로 이미 충분히 낮은 레벨로 관리되어 있어, 용제 능력상 더 이상의 저감은 어렵다.

또한, 상기 (2)의 실현에는, C나 Cr 등의 주요 합금 성분을 저감하는 것이 유효하다. 특히, 협개선 내의 서브머지드 아크 용접은, 고온 균열 감수성이 매우 높기 때문에, C의 저감이 특히 유효하다. 그러나, C나 Cr은 크리프 강도의 확보에 필요 불가결하므로, 안이하게 저감할 수 없다. 한편, C나 Cr 이외의 합금 원소에 대해서는 개선의 여지가 남아 있다. 따라서, 본 발명에서는 상기 (2)에 관하여, C나 Cr 이외의 합금 원소에 대하여 검토했다.

또한, 크리프 강도의 개선에는, (3) 탄질화물 석출량의 확보, 탄질화물 석출물의 조대화 억제, (4) 연질인 δ 페라이트상의 저감이 유효하다.

또한, 상기 (3)의 실현에는, 내고온 균열성의 향상을 위해서 저감시킨 C량만큼을 다른 원소로 확보·보충하면서, 장시간 실행되는 PWHT에 의한 석출물 사이즈의 조대화를 억제할 필요가 있다. 또한, Cr이나 Nb, V 등의 탄질화물 형성 원소의 증량이 유효하지만, 탄질화물의 석출량 증대는 인성을 열화시킨다. 동시에, Cr이나 Nb의 증량은, 용접 비드와 슬래그의 결합력을 높이도록 작용하여, 용접 작업성(슬래그 박리성)을 열화시킨다. 따라서, 본 발명에서는 Cr이나 Nb, V 등의 탄질화물 형성 원소의 과도한 첨가를 실행하지 않고, 크리프 강도를 향상시키는 합금 원소에 대하여 검토했다.

또한, 상기 (4)의 실현에는, 페라이트상을 안정화하는 Si나 Cr, Mo 등의 합금 성분을 저감하거나, 오스테나이트상을 안정화하여 상대적으로 페라이트상을 불 안정화하는 Mn이나 Ni, Co 등의 합금 성분을 증량하는 것이 유효하다. 그렇지만, 이들 합금 원소 중에는 탄질화물의 석출량을 변화시켜, 용착 금속의 인성이나 크리프 성능에 영향을 주는 것이 있는 점에도 유의해야 한다. 또한, 여기에서 말하는 탄질화물이란 주로 Nb, V의 탄화물, 질화물에 의한 복합 화합물을 가리킨다. 또한, 상기 (3)의 효과를 잃지 않도록 이들 원소의 함유량을 컨트롤하는 것이 필요하다.

또한, 플럭스의 성분도 인성에 영향을 준다. 그 때문에, 인성 확보의 목적으로 플럭스의 성분으로서, 소정량의 금속 불화물, 금속 탄산염을 첨가하지만, 이들 첨가량이 늘어나면 슬래그 박리성 등의 용접 작업성을 열화시키는 경우가 있다. 따라서, 용접 작업성을 확보하기 위해, Ca, Si, Al을 적정량 첨가하는 것에 의해, 인성과 슬래그 박리성을 고위(高位)에서 양립하는 경우도 함께 검토하기로 했다.

본 발명자들은, 예의 연구를 거듭한 결과, Ni가 용접 시의 최종 응고부에 농화되어 응고 완료 온도를 저하시켜, 고온 균열을 촉진하는 것을 명확하게 했다. 또한, Ni는 PWHT 시의 탄질화물의 석출량에는 영향을 주지 않지만, 탄질화물을 불안정화하여, 이른바 오스트발트(Ostwald) 성장이라 불리는 단위 체적 당의 표면적을 가능한 한 감소시키도록 성장을 촉진하여, 그 조대화를 촉진하여서, 크리프 강도를 열화시키는 것도 명확하게 했다. 따라서, 서브머지드 아크 용접용 와이어를 저 Ni 설계로 함으로써 고온 균열을 억제하고, 탄질화물의 석출량에 영향을 주지 않음으로써 인성을 열화시키는 일 없이, 탄질화물을 안정화함으로써 크리프 강도를 높이는 것에 성공했다.

이상에서 설명한 지견이나 조합에 의해 상기 과제를 해결한 본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 플럭스와 조합하여 사용하는 서브머지드 아크 용접용 와이어로서, 상기 와이어가, 상기 와이어 전체 질량당, 질량%로, C : 0.03~0.13%, Si : 0.05~0.50%, Mn : 0.20~1.40%, Cr : 8.00~10.50%, Mo : 0.85~1.20%, V : 0.15~0.30%, Nb : 0.02~0.09%, N : 0.03~0.09% 함유하며, 또한 Ni : 0.70% 이하, P : 0.010% 이하, S : 0.010% 이하, Cu: 0.30% 이하, Al : 0.04% 이하, B : 0.0015% 이하, O : 0.030% 이하이며, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.75%, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것으로 했다.

이와 같이, 본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 상기한 각 화학 성분과, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량과, 함유하는 Mn량과 S량의 비율(Mn/S)을 상기 범위로 각각 제어하고 있다. 그 때문에, 본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 용접 시에 고온 균열이 생기지 않아, PWHT 후의 크리프 강도 및 인성이 우수한 동시에, 용접 작업성을 우수하게 할 수 있다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 플럭스와 조합하여 사용하는 서브머지드 아크 용접용 와이어로서, 상기 와이어가, 상기 와이어 전체 질량당, 질량%로, C : 0.07~0.13%, Si : 0.05~0.50%, Mn : 0.20~1.00%, Cr : 8.00~10.50%, Mo : 0.85~1.20%, V : 0.15~0.30%, Nb : 0.02~0.08%, Co : 0.05~0.80%, N : 0.03~0.07% 함유하며, 또한 Ni : 0.50% 이하, P : 0.010% 이하, S : 0.002~0.010%, Cu: 0.30% 이하, Al : 0.04% 이하, B : 0.0015% 이하, O : 0.030% 이하이며, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.15%, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것으로 한다.

이와 같이 하면, 본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는 보다 우수한 크리프 성능, 인성, 내균열성 및 용접 작업성을 얻을 수 있다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 상기 플럭스가, 상기 플럭스 전체 질량당, 질량%로, 금속 불화물(F로 환산한 값) : 1.5~11%, 금속 탄산염(CO₂로 환산한 값) : 3~15%, MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂ 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 10~60%, SiO₂ : 5~20%, Mn : 2.5% 이하, Ni : 0.10% 이하, S : 0.010% 이하, Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 0.5~2.5%를 함유하며, 상기 와이어의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_W, [Ni]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_F, [Ni]_F로 한 경우에, 0.55%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F≤1.00%, [Ni]_W＋[Ni]_F≤0.50%, 0.60%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F≤1.15%인 것이 바람직하다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 상기 와이어 및 상기 플럭스가 Pb 및 Bi 중 적어도 1종을 포함하고 있으며, 상기 와이어의 성분의 Pb량(%), Bi량(%)을 각각 [Pb]_W, [Bi]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 Pb량(%), Bi량(%)을 각각 [Pb]_F, [Bi]_F로 한 경우에, [Pb]_W＋[Bi]_W＋0.2×[Pb]_F＋0.2×[Bi]_F≤2.0ppm인 것이 바람직하다.

이와 같이 하면, 본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는 보다 우수한 인성을 얻을 수 있다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 상기 와이어 및 상기 플럭스가 P, Sn, As 및 Sb 중 적어도 1종을 포함하고 있으며, 상기 와이어의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_W, [Sn]_W, [As]_W, [Sb]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_F, [Sn]_F, [As]_F, [Sb]_F로 한 경우에, X=10×[P]_W＋4×[Sn]_W＋[As]_W＋5×[Sb]_W, Y=10×[P]_F＋4×[Sn]_F＋[As]_F＋5×[Sb]_F, X＋0.2×Y≤1500ppm인 것이 바람직하다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 플럭스와 조합하여 사용하는 서브머지드 아크 용접용 와이어로서, 상기 와이어가, 상기 와이어 전체 질량당, 질량%로, C : 0.03~0.08% 함유하고, Si : 0.05~0.50%, Mn : 0.20~1.40%, Cr : 8.00~10.50%, Mo : 0.85~1.20%, V : 0.15~0.30%, Nb : 0.02~0.09%, N : 0.03~0.09% 함유하며, 또한 Ni : 0.70% 이하, P : 0.010% 이하, S : 0.010% 이하, Cu: 0.30% 이하, Al : 0.04% 이하, B : 0.0015% 이하, O : 0.030% 이하이며, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.60~1.75%, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상, 함유하는 C량과 N량의 합계량 : 0.09~0.15%, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것으로 한다.

이와 같이 하면, 본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는 내균열성과 장시간의 PWHT 후의 크리프 성능을 보다 우수하게 할 수 있다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 상기 와이어의 성분의 V량(%), Nb량(%), C량(%), N량(%), Ni량(%), Mn량(%), Al량(%)을 각각 [V]_W, [Nb]_W, [C]_W, [N]_W, [Ni]_W, [Mn]_W, [Al]_W로 한 경우에, ([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋[Ni]_W)×100≥5%인 것이 바람직하다.

이와 같이 하면, 본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는 장시간의 PWHT 후의 크리프 성능을 보다 우수하게 할 수 있다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 상기 플럭스가, 상기 플럭스 전체 질량당, 질량%로, 금속 불화물(F로 환산한 값) : 1.5~11%, 금속 탄산염(CO₂로 환산한 값) : 3~15%, MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂ 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 10~60%, SiO₂ : 5~20%, Mn : 2.5% 이하, Ni : 0.10% 이하, S : 0.010% 이하, Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 0.5~2.5%를 함유하고, 상기 와이어의 성분의 V량(%), Nb량(%), C량(%), N량(%), Ni량(%), Mn량(%), Al량(%)을 각각 [V]_W, [Nb]_W, [C]_W, [N]_W, [Ni]_W, [Mn]_W, [Al]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_F, [Ni]_F로 한 경우에, 0.55%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F≤1.00%, [Ni]_W＋[Ni]_F≤0.70%, 0.60%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F≤1.45%, ([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F)×100≥5%인 것이 바람직하다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 상기 와이어가, 또한0.05~0.80%를 함유하고, 상기 와이어의 성분의 Co량(%)을 [Co]_W로 한 경우에, ([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F＋[Co]_W)×100≥5%인 것이 바람직하다.

본 발명에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어는 크리프 성능, 인성, 내균열성 및 용접 작업성이 우수하다.

도 1은 용접 시험을 실시한 시험판의 개선 형상을 도시하는 모식도,
도 2는 내고온 균열성을 평가하는 용접을 실행하는 형태를 도시하는 모식도,
도 3은 샤르피 충격 시험편 및 크리프 시험편의 시험편 채취 위치를 도시하는 모식도,
도 4a는 크리프 시험편의 형상을 도시하는 모식도,
도 4b는 도 4a의 A부를 확대한 확대도.

이하, 본 발명의 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접용 와이어(이하, 간단히 「와이어」라 호칭하는 경우도 있음)를 실시하기 위한 형태에 대하여 상세하게 설명한다. 또한, 이하의 설명에 있어서, 「~」로 연결한 전후의 수치는, 해당 수치를 포함하는 것으로 하고, 해당 수치를 포함하지 않는 경우는, 수치에 「미만」, 「보다 작은」, 「초과하는」, 「보다 큰」 등의 문언을 부여하여 명기한다. 또한, 「이상」, 「이하」, 「≤」 및 「≥」는 나타내는 수치를 포함하는 것으로 하고, 「＜」 및 「＞」는 나타내는 수치를 포함하지 않는 것으로 한다.

＜제 1 실시형태＞

제 1 실시형태에 따른 와이어는, 플럭스와 조합하여 사용한다. 플럭스는 임의의 것을 사용할 수 있지만, 바람직한 것을 후술한다.

이러한 와이어는, 와이어 전체 질량당, 질량%로, C : 0.03~0.13%, Si : 0.05~0.50%, Mn : 0.20~1.40%, Cr : 8.00~10.50%, Mo : 0.85~1.20%, V : 0.15~0.30%, Nb : 0.02~0.09%, N : 0.03~0.09% 함유하며, 또한 Ni : 0.70% 이하, P : 0.010% 이하, S : 0.010% 이하, Cu: 0.30% 이하, Al : 0.04% 이하, B : 0.0015% 이하, O : 0.030% 이하이며, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.75%, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것으로 하고 있다.

이하, 제 1 실시형태에 따른 와이어의 화학 성분의 한정 이유에 대하여 설명한다.

제 1 실시형태에 따른 와이어의 성분은, 와이어 전체 질량당, 질량%로 이하와 같이 한다.

(C : 0.03~0.13%)

C는, 용착 금속 중의 담금질성과 탄질화물의 석출량에 큰 영향을 미치는 동시에, 오스테나이트 안정화 원소로서 기능하여, 용착 금속 중의 δ 페라이트상의 잔존을 억제한다. 용착 금속 중의 C량이 너무 적으면 탄화물의 석출량이 불충분하게 되고, 또한 δ 페라이트상이 잔존하여 소정의 크리프 강도를 얻을 수 없다. 한편, C량이 너무 많으면 고온 균열 감수성이 높아지고, 특히 협개선 내의 서브머지드 아크 용접에서 균열이 발생하기 쉬워진다. 또한, C량이 너무 많으면 탄화물의 석출량이 증대되어 용착 금속의 강도를 현저하게 높여서, 인성을 열화시킨다. 따라서, C량은 0.03~0.13%로 한다. 또한, C량의 하한은 0.04%인 것이 바람직하고, 0.07%인 것이 보다 바람직하며, 0.08%인 것이 더욱 바람직하다. C량의 상한은 0.12%인 것이 바람직하다.

(Si : 0.05~0.50%)

Si는, 용접 비드의 친밀성을 개선하는 동시에, 탈산제로서 기능하여, 용착 금속의 강도와 인성을 향상시킨다. 용착 금속 중의 Si량이 너무 적으면 용접 작업성(예를 들면, 용접 비드의 친밀성이나 융합성)이 열화되고, 인성 및 크리프 강도도 열화된다. 한편, Si량이 너무 많으면 용착 금속의 강도를 현저하게 높여, 인성을 열화시킨다. 따라서, Si량은 0.05~0.50%로 한다. 또한, Si량의 하한은 0.10%인 것이 바람직하다. Si량의 상한은 0.40%인 것이 바람직하며, 0.30%인 것이 보다 바람직하다.

(Mn : 0.20~1.40%)

Mn은, Si와 마찬가지로, 탈산제로서 기능하여, 용착 금속의 인성을 향상시킨다. 또한, Mn은, 오스테나이트 안정화 원소로서 기능하여, 용착 금속 중의 δ 페라이트상의 잔존을 억제한다. 용착 금속의 Mn량이 너무 적으면 소정의 인성을 얻을 수 없으며, 또한 연질인 δ 페라이트상이 용착 금속 중에 잔존하여 크리프 강도를 열화시킨다. 한편, 용착 금속 중의 Mn량이 너무 많으면, 탄질화물을 불안정화시켜, 크리프 강도를 열화시킨다. Mn은 후술하는 바와 같이, S의 고온 균열성에의 악영향을 완화시키는 효과도 있다. 따라서, Mn량은 0.20~1.40%로 한다. Mn량의 하한은 0.55%로 하는 것이 바람직하고, 0.60%로 하는 것이 보다 바람직하다. Mn량의 상한은 1.00%로 하는 것이 바람직하며, 0.80%로 하는 것이 보다 바람직하다.

(Cr : 8.00~10.50%)

Cr은 PWHT 시에 탄질화물을 형성하여 용착 금속의 크리프 강도를 높인다. Cr량이 너무 적으면 탄질화물의 석출량이 부족하여 소정의 크리프 강도를 얻을 수 없다. 한편, Cr량이 너무 많으면 응고 완료 온도를 저하시켜 고온 균열 감수성을 높이는 동시에, δ 페라이트상이 용착 금속 중에 잔류하여 크리프 강도 및 인성을 열화시킨다. 또한, Cr량이 너무 많으면, 슬래그 박리성이 대폭 열화된다. 따라서, Cr량은 8.00~10.50%로 한다. Cr량의 하한은 8.40%로 하는 것이 바람직하다. Cr량의 상한은 9.20%로 하는 것이 바람직하다.

(Mo : 0.85~1.20%)

Mo는, PWHT 시에 Cr계 탄화물 중 또는 모상 중에 고용되어 용착 금속의 크리프 강도를 향상시킨다. Mo량이 너무 적으면 소정의 크리프 강도를 얻을 수 없다. 한편, Mo량이 너무 많으면, Cr계 탄화물 및 모상 중으로의 고용량이 과잉으로 증가하여 용착 금속의 강도가 현저하게 높아져, 인성을 열화시킨다. 따라서, Mo량은 0.85~1.20%로 한다. Mo량의 하한은 0.94%로 하는 것이 바람직하다. Mo량의 상한은 1.05%로 하는 것이 바람직하다.

(V : 0.15~0.30%)

V는, PWHT 시에 탄질화물을 형성하여, 용착 금속의 크리프 강도를 향상시킨다. V량이 너무 적으면 소정의 크리프 강도를 얻을 수 없다. 한편, V량이 너무 많으면 탄질화물의 석출량이 현저하게 증가하여 용착 금속의 강도가 높아져서, 인성을 열화시킨다. 따라서, V량은 0.15~0.30%로 한다. V량의 하한은 0.21%로 하는 것이 바람직하다. V량의 상한은 0.27%로 하는 것이 바람직하다.

(Nb : 0.02~0.09%)

Nb는, V와 마찬가지로, PWHT 시에 탄질화물을 형성하여, 용착 금속의 크리프 강도를 향상시킨다. Nb량이 너무 적으면 소정의 크리프 강도를 얻을 수 없다. 한편, Nb량이 너무 많으면 탄질화물의 석출량이 현저하게 증가하여 용착 금속의 강도가 높아져서, 인성을 열화시킨다. 또한, Nb량이 너무 많으면, 슬래그 박리성이 대폭 열화된다. 따라서, Nb량은 0.02~0.09%로 한다. Nb량의 하한은 0.04%로 하는 것이 바람직하다. Nb량의 상한은 0.08%로 하는 것이 바람직하며, 0.07%로 하는 것이 보다 바람직하다.

(N : 0.03~0.09%)

N은, PWHT 시에 Cr이나 V, Nb 등과 결합해서 탄질화물을 형성하여, 용착 금속의 크리프 강도를 향상시킨다. N량이 너무 적으면 소정의 크리프 강도를 얻을 수 없다. 한편, N량이 많아지면 탄질화물의 석출량이 현저하게 증가하여 용착 금속의 강도가 높아져서, 인성을 열화시킨다. 또한, N량이 너무 많으면 용접 과정에서 발생하는 N₂ 가스가 용융 금속 중에 잔류하기 쉬워져, 블로우홀을 발생시킨다. 따라서, N량은 0.03~0.09%로 한다. N량의 하한은 0.04%로 하는 것이 바람직하다. N량의 상한은 0.07%로 하는 것이 바람직하며, 0.06%로 하는 것이 보다 바람직하다.

(Ni : 0.70% 이하)

Ni는 본 발명의 실시형태에 있어서 가장 특징적인 원소이다. Ni가 용접 시의 최종 응고부에 농화되어, 응고 완료 온도를 저온화시키는 것에 의해 고온 균열 감수성을 높인다. 또한, Ni는 크리프 변형 중에 탄질화물의 사이즈를 조대화하여, 크리프 강도를 열화시킨다. 따라서, Ni량은 0.70% 이하로 한다. Ni량은 0.50% 이하로 하는 것이 바람직하며, 0.20% 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

(P : 0.010% 이하)

P는, 용접 시의 최종 응고부에 저융점 화합물을 형성하여, 고온 균열 감수성을 높일 뿐만 아니라, 용착 금속을 취화시켜 인성을 열화시킨다. 따라서, P량은 0.010% 이하로 한다. P량은 0.006% 이하로 하는 것이 바람직하다.

(S : 0.010% 이하)

S는, 용접 시에 Fe와 결합하여 Fe-FeS의 저융점 공정을 최종 응고부에 형성하여, 고온 균열성을 높일 뿐만 아니라, 용착 금속을 취화시켜 인성을 열화시킨다. 따라서, S량은 0.010% 이하로 한다. S량은 0.007% 이하로 하는 것이 바람직하다. 한편, S에는 용접 비드의 친밀성이나 슬래그 박리성을 개선하는 효과가 있으며, 이러한 효과를 얻는 경우는, S량을 0.002% 이상으로 하는 것이 바람직하며, 0.003% 이상으로 하는 것이 보다 바람직하다.

(Cu : 0.30%이하)

와이어의 Cu량이증가하면, 용착 금속 중의 Cu량도 증가하여, 인성을 열화시킨다. 따라서, Cu량은0.30% 이하로 한다. Cu량은 0.10% 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, Cu량은전기 도금 등의 수법으로 용접용 와이어의 표면에 Cu를코팅하고 있는 경우에는, 해당 코팅되어 있는 Cu를포함하여 상기한 바와 같이 0.30% 이하로 한다.

(Al : 0.04% 이하)

Al은, N과도 결합하여 AlN을 형성하고, 크리프 강도의 확보에 필요 불가결한 Cr이나 Nb, V의 탄질화물 석출량을 저감하여, 크리프 강도를 열화시킨다. Al량의 증가는 비드가 소착되어, 슬래그 박리성을 열화시킨다. 또한, 용접 금속 중의 원소의 수율이 향상되어, 강도가 상승하고, 결과적으로 인성이 열화된다. 따라서, Al량은 0.04% 이하로 한다. Al량은 0.03% 이하로 하는 것이 바람직하다.

(B : 0.0015% 이하)

B는, 용접 시의 최종 응고 온도를 저하시켜, 고온 균열 감수성을 높인다. 따라서, B량은 0.0015% 이하로 한다. B량은 0.0003% 이하로 하는 것이 바람직하다.

(O : 0.030% 이하)

O는, 용접 시의 응고 과정에서 Si나 Mn, Al 등과 결합해서 산화물을 형성하여, 슬래그량을 증가시킨다. 또한, 형성된 산화물은, 취성 파괴의 발생 기점으로서 작용하여, 용착 금속의 인성을 열화시킨다. 따라서, O량은 0.030% 이하로 한다. O량은 0.005% 이하로 하는 것이 바람직하다.

(함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.75%)

인성의 확보, δ 페라이트상의 저감 및 크리프 강도 확보의 관점에서, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량을 관리하는 것이 유효하다. 즉, 인성의 확보의 관점에서 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량의 하한을 규정할 필요가 있으며, δ 페라이트상의 저감 및 크리프 강도 확보의 관점에서 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량에 대하여 상한의 규정이 필요하다. 구체적으로는, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량은 0.50~1.75%로 한다. 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량의 하한은 0.70%로 하는 것이 바람직하다. 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량의 상한은 1.15%로 하는 것이 바람직하며, 1.00%로 하는 것이 보다 바람직하다.

(함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상)

또한, Mn은, 용접 응고 과정에서 S와 결합해서 MnS를 형성하여, 상술한 악영향을 완화시키는 것에 의해 고온 균열성을 저감한다. 이러한 효과를 얻기 위해서는, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S를 87 이상으로 하는 것이 필요하다. 바람직하게는, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S를 100 이상으로 하고, 보다 바람직하게는 150 이상으로 한다.

(잔부)

잔부는 Fe 및 불가피 불순물이다. 불가피 불순물로서는, 예를 들면, Sn, As, Sb, Pb, Bi 등을 들 수 있다. 본 발명의 실시형태에 있어서는, Sn, As, Sb는, 예를 들어 각각 0.005 질량% 이하, 합계로 0.015 질량% 이하이면 좋다. 또한, Pb, Bi는, 예를 들어 0.001 질량% 이하이면 좋다. 상기 조건을 만족하는 한 이들 불가피 불순물이나, 본 명세서에서 설명한 원소 이외의 원소를 적극적으로 함유시켜도 좋다(그러한 태양도 본 발명의 실시형태에 따른 와이어의 기술적 범위에 포함됨).

이상에 설명한 제 1 실시형태에 따른 와이어는, 상기한 각 화학 성분과, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량과, 함유하는 Mn량과 S량의 비율(Mn/S)을 상기 범위로 각각 제어하고 있다. 그 때문에, 이러한 와이어는, 임의의 플럭스와 조합하여 사용하는 것에 의해, 용접 시에 고온 균열이 생기지 않아, PWHT 후의 크리프 강도 및 인성이 우수한 동시에, 용접 작업성을 우수하게 할 수 있다.

＜제 2 실시형태＞

제 2 실시형태에 따른 와이어와 제 1 실시형태에 따른 와이어의 화학 성분은 거의 동일하지만, 제 2 실시형태에 따른 와이어의 C, Mn, Nb, N, Ni 및 S의 각 함유량과, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량이 제 1 실시형태에 따른 와이어와 상위하다. 또한, 제 2 실시형태에 따른 와이어는 Co를 함유하고 있는 점에서 제 1 실시형태에 따른 와이어와 상위하다.

구체적으로, 제 2 실시형태에 따른 와이어는, 와이어 전체 질량당, 질량%로, C : 0.07~0.13%, Si : 0.05~0.50%, Mn : 0.20~1.00%, Cr : 8.00~10.50%, Mo : 0.85~1.20%, V : 0.15~0.30%, Nb : 0.02~0.08%, Co : 0.05~0.80%, N : 0.03~0.07%함유하며, 또한 Ni : 0.50% 이하, P : 0010% 이하, S : 0.002~0.010%, Cu: 0.30% 이하, Al : 0.04% 이하, B : 0.0015% 이하, O : 0.030% 이하이며, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.15%, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것으로 하고 있다.

즉, 제 2 실시형태에 따른 와이어는, C : 0.07~0.13%, Mn : 0.20~1.00%, Nb : 0.02~0.08%, Co : 0.05~0.80%, N : 0.03~0.07% 함유하며, 또한 Ni : 0.50% 이하, S : 0.002~0.010%, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.15%로 하고 있는 점에서, 제 1 실시형태에 따른 와이어와 상위하다. 제 2 실시형태에 따른 와이어에 있어서의 그 이외의 점은 제 1 실시형태에 따른 와이어와 마찬가지이다.

제 2 실시형태에 따른 와이어에 있어서의 C, Mn, Nb, N, Ni 및 S의 각 함유량과, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량은 제 1 실시형태와 수치 범위는 상이하지만, 한정 이유는 제 1 실시형태에 따른 와이어와 동일한 취지이기 때문에, 이들에 대한 설명은 생략하고, 여기에서는 Co를 한정한 이유에 대하여 설명한다.

(Co : 0.05~0.80%)

Co는 오스테나이트 안정화 원소로서 기능한다. 그 때문에, Co는 δ 페라이트상의 잔존을 억제하여, 크리프 강도를 향상시킬 수 있다. Co량이 너무 적으면 그 효과를 발휘하지 않으며, 너무 많으면 용착 금속의 강도가 향상되어, 인성을 열화시킨다. 따라서, Co량은 0.05~0.80%로 하는 것이 바람직하다. 크리프 강도와 인성을 더욱 양립시키기 위해서는, Co량을 0.10~0.75%로 하는 것이 보다 바람직하며, 0.10~0.50%로 하는 것이 더욱 바람직하다.

(플럭스)

여기서, 제 1 실시형태 및 제 2 실시형태에 있어서 바람직하게 이용할 수 있는 플럭스에 대하여 설명한다.

제 1 실시형태 및 제 2 실시형태에 따른 와이어는 임의의 플럭스와 조합하여 이용할 수 있지만, 이하에 규정하는 플럭스와 조합하여 이용하면 바람직하다.

이러한 플럭스로서는, 예를 들면, 플럭스 전체 질량당, 질량%로, 금속 불화물(F로 환산한 값) : 1.5~11%, 금속 탄산염(CO₂로 환산한 값) : 3~15%, MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂ 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 10~60%, SiO₂ : 5~20%, Mn : 2.5% 이하, Ni : 0.10% 이하, S : 0.010% 이하, Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 0.5~2.5%를 함유하고 있는 것이 바람직하다.

(금속 불화물(F로 환산한 값) : 1.5~11%)

금속 불화물은, 용접 금속의 확산성 수소량을 저감하여, 내저온 균열성을 향상시키는 효과와, 용접 금속 중의 산소량을 컨트롤하는 역할과, 비드 형상을 정돈하는 효과가 있다. 본 발명의 실시형태에 따른 와이어의 경우, 금속 불화물을 F로 환산한 값이 1.5% 이상이면, 용접 금속 중의 산소량이 저감되어, 인성이 향상된다. 또한, 금속 불화물을 F로 환산한 값이 11% 이하이면, 아크가 안정화되어, 비드 형상이나 슬래그의 박리성이 좋아진다. 따라서, 플럭스 중의 금속 불화물을 F로 환산한 값은 1.5~11%인 것이 바람직하다. 또한, 금속 불화물의 하한은 4%인 것이 보다 바람직하다. 금속 불화물의 상한은 9%인 것이 보다 바람직하다. 금속 불화물로서는, CaF₂, AlF₃, BaF₃, Na₃AlF₆, MgF₂ 및 NaF 등이 있지만, F로 환산한 값이 동일한 경우, 동일한 효과를 갖는다.

(금속 탄산염(CO₂로 환산한 값) : 3~15%)

금속 탄산염에 의한 CO₂는, 용접 금속의 확산성 수소량을 저감하여, 내저온 균열성을 향상시키는 효과와, 용접 금속 중의 산소량을 컨트롤하는 역할을 가진다. 본 발명의 실시형태에 따른 와이어의 경우, 이러한 효과를 효율적으로 얻기 위해서는, 금속 탄산염을 CO₂로 환산한 값을 3% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 금속 탄산염을 CO₂로 환산한 값이 15% 이하이면, 용접 금속 중의 산소량이 저하되고, 인성이 향상되는 동시에, 슬래그 박리성이 향상된다. 따라서, 금속 탄산염을 CO₂로 환산한 값은 3~15%인 것이 바람직하다. 또한, 금속 탄산염의 하한은 5%인 것이 보다 바람직하다. 금속 탄산염의 상한은 10%인 것이 보다 바람직하다. 금속 탄산염으로서는 CaCO₃, BaCO₃ 및 MgCO₃ 등이 있지만, CO₂로 환산한 값이 동일한 경우, 마찬가지의 효과를 갖는다.

(MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂ 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 10~60%)

MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂는 슬래그 조재제(造滓濟)이다. 이들 슬래그 조재제는 슬래그의 유동성을 향상시켜, 비드 형상을 정돈하는 효과가 있다. 본 발명의 실시형태에 따른 와이어의 경우, 이러한 효과를 효율적으로 얻기 위해서는, 이들 중 1종 또는 2종 이상의 합계를 10% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 이들 중 1종 또는 2종 이상의 합계가 60% 이하이면, 슬래그 혼입이 생기기 어려워져, 용접 작업성이 향상된다. 따라서, 플럭스 중의 MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂ 중 1종 또는 2종 이상의 합계는 10~60%인 것이 바람직하다.

그 이외에, 플럭스에는 필요에 따라서, Na₂O, K₂O, LiO₂, BaO 등을 첨가할 수 있다. 이들을 첨가하는 경우에는, 각각 10% 이하로 하는 것이 바람직하다.

(SiO₂ : 5~20%)

SiO₂는, 슬래그의 유동성을 향상시켜, 비드 형상을 정돈하는 효과가 있다. 본 발명의 실시형태에 따른 와이어의 경우, 이러한 효과를 효율적으로 얻기 위해서는, SiO₂량을 5% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, SiO₂량이 20% 이하이면, 슬래그 혼입이 생기기 어려워져, 용접 작업성이 향상된다. 따라서, 플럭스 중의 SiO₂량은 5~20%인 것이 바람직하다. 또한, SiO₂량의 하한은 8%인 것이 보다 바람직하다. SiO₂량의 상한은 15%인 것이 보다 바람직하다. 이러한 SiO₂에는, 바인더로서 사용되는 물유리에서 유래된 SiO₂도 포함된다.

(Mn : 2.5% 이하)

플럭스 중의 Mn은 와이어 중의 Mn과 마찬가지의 효과를 발휘한다. 즉, 플럭스 중의 Mn은 탈산제로서 기능하여, 용착 금속의 인성을 향상시킨다. 그렇지만, 플럭스 중의 Mn은, 용착 금속 중에서 편석되기 쉽기 때문에, 충분한 효과를 얻을 수 없는 경우가 있다. 또한, 플럭스 중의 Mn의 대부분은, 슬래그가 되기 때문에, 용착 금속에 충분히 남지 않는 경우가 있다. Mn은 기본적으로는 와이어로부터 첨가하는 편이 성능면에서 안정적이다. 따라서, 플럭스 중의 Mn량은 2.5% 이하인 것이 바람직하다. 플럭스 중의 Mn량은 2.0% 이하인 것이 보다 바람직하다.

(Ni : 0.10% 이하)

플럭스 중의 Ni는, 와이어 중의 Ni와 마찬가지의 효과를 나타내며, 응고 완료 온도를 저온화하는 것에 의해 고온 균열 감수성을 높일 가능성이 있다. 또한, 플럭스 중의 Ni는, 용착 금속 중에서 편석되기 쉽기 때문에, 국소적으로 고온 균열 감수성을 높일 가능성이 있다. 따라서, 플럭스 중의 Ni량은 0.10% 이하인 것이 바람직하다. 플럭스 중의 Ni량은 0.05% 이하인 것이 보다 바람직하다.

(S : 0.010% 이하)

플럭스 중의 S는 와이어 중의 S와 마찬가지의 효과를 나타내며, 고온 균열 감수성을 높인다. 또한, 플럭스 중의 S는, 용착 금속 중에서 편석되기 쉽기 때문에, 국소적으로 고온 균열 감수성을 높일 가능성이 있다. 따라서, 플럭스 중의 S량은 0.010% 이하인 것이 바람직하다.

(Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 0.5~2.5%)

플럭스 중의 Ca, Si, Al은, 탈산제로서 작용하여, 용착 금속 중의 O를 저감 한다. 본 실시형태에 따른 와이어의 경우, 플럭스 중의 Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계가 0.5% 이상이면, 충분한 탈산 효과를 얻을 수 있어, 비드 외관이 양호해진다. 또한, 플럭스 중의 Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계가 2.5% 이하이면, 슬래그 박리성이 향상된다. 따라서, 플럭스 중의 Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계는 0.5~2.5%로 하는 것이 바람직하다.

(와이어와 플럭스의 화학 성분의 관계)

제 2 실시형태에 따른 와이어는, 와이어와 플럭스의 화학 성분의 관계가 하기의 관계식을 만족하고 있는 것이 바람직하다.

(Mn 및 Ni에 대하여)

제 2 실시형태에 따른 와이어는, 상기한 와이어의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_W, [Ni]_W로 하고, 플럭스의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_F, [Ni]_F로 한 경우에, 이하의 관계식 (1) 내지 (3)을 만족하는 것이 바람직하다.

0.55%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F≤1.00% … (1)

[Ni]_W＋[Ni]_F≤0.50% … (2)

0.60%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F≤1.15% … (3)

상기 관계식 (1)은, 본 발명의 실시형태에 따른 와이어에 있어서, 와이어 및 플럭스 중의 Mn의 수율을 고려한 것이다. Mn은, 오스테나이트 안정화 원소로서 기능하여, 용착 금속 중의 δ 페라이트상의 잔존을 억제한다. 용착 금속의 Mn량이 너무 적으면 소정의 인성을 얻을 수 없을 우려가 있다. 또한, 용착 금속의 Mn량이 너무 적으면 연질인 δ 페라이트상이 용착 금속 중에 잔존하여 크리프 강도를 열화시킬 우려가 있다. 한편, 용착 금속 중의 Mn량이 너무 많으면, 탄질화물을 불안정화시켜, 크리프 강도를 열화시킬 우려가 있다. 따라서, 상기 관계식 (1)에서 나타내는 바와 같이, 산출되는 값의 범위는 0.55~1.00%인 것이 바람직하다. 상기 관계식 (1)로 산출되는 값의 하한은 0.60%인 것이 보다 바람직하다. 상기 관계식 (1)로 산출되는 값의 상한은 0.80%인 것이 보다 바람직하다.

상기 관계식 (2)는, 본 발명의 실시형태에 따른 와이어에 있어서, 와이어 및 플럭스 중의 Ni의 수율을 고려한 것이다. Ni는 응고 완료 온도를 저온화하는 것에 의해 고온 균열 감수성을 높일 우려가 있다. 따라서, 상기 관계식 (2)에서 나타내는 바와 같이, 산출되는 값은 0.50% 이하인 것이 바람직하다. 상기 관계식 (2)로 산출되는 값은 0.20% 이하인 것이 보다 바람직하다.

상기 관계식 (3)은, 본 발명의 실시형태에 따른 와이어에 있어서, 와이어 및 플럭스 중의 Mn, Ni의 수율을 고려한 것이다. 인성의 확보의 관점에서 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량의 하한을 규정하는 것이 바람직하며, δ 페라이트상의 저감 및 크리프 강도 확보의 관점에서 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량의 상한을 규정하는 것이 바람직하다. 따라서, 상기 관계식 (3)에서 나타내는 바와 같이, 산출되는 값의 범위는 0.60~1.15%인 것이 바람직하다. 제 2 실시형태에 있어서의 상기 관계식 (3)으로 산출되는 값의 하한은 0.70%인 것이 보다 바람직하다. 상기 관계식 (3)으로 산출되는 값의 상한은 1.00%인 것이 보다 바람직하다.

(Pb 및 Bi에 대하여)

상기한 와이어 및 플럭스는 Pb 및 Bi 중 적어도 1종을 불순물 성분으로서 포함할 수 있는 것이다.

이러한 경우에 있어서, 본 발명의 실시형태에 따른 와이어는, 상기한 와이어의 성분의 Pb량(ppm(질량ppm의 의미임. 이하 동일)), Bi량(ppm)을 각각 [Pb]_W, [Bi]_W로 하고, 플럭스의 성분의 Pb량(ppm), Bi량(ppm)을 각각 [Pb]_F, [Bi]_F로 한 경우에, 이하의 관계식 (4)를 만족하는 것이 바람직하다.

[Pb]_W＋[Bi]_W＋0.2×[Pb]_F＋0.2×[Bi]_F≤2.0ppm … (4)

상기 관계식 (4)는, 본 발명의 실시형태에 따른 와이어에 있어서, 와이어 중 및 플럭스 중의 Pb, Bi의 수율을 고려한 것이다. Pb 및 Bi는, 소려(燒戾)에 의해, 결정입계에 편석되어 취화되는 원소로서, 현저하게 인성을 열화시킬 우려가 있다. 따라서, 상기 관계식 (4)에서 나타내는 바와 같이, 산출되는 값은 2.0ppm 이하인 것이 바람직하다. 상기 관계식 (4)으로 산출되는 값은 1.5ppm 이하인 것이 보다 바람직하다.

(P, Sn, As 및 Sb에 대하여)

또한, 상기한 와이어 및 플럭스는 P, Sn, As 및 Sb 중 적어도 1종을 불순물 성분으로서 포함할 수 있는 것이다.

이러한 경우에 있어서, 본 발명의 실시형태에 따른 와이어는, 상기한 와이어의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_W, [Sn]_W, [As]_W, [Sb]_W로 하고, 플럭스의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_F, [Sn]_F, [As]_F, [Sb]_F로 한 경우에, 이하의 관계식 (5) 내지 (7)을 만족하는 것이 바람직하다. 또한, P는, 앞의 설명에서는 「%」로 규정하고 있다. 따라서, P에 대해서는, 하기의 관계식 (5) 내지 (7)을 계산할 때에 「ppm」으로 환산한다. 또한, 1%=10000ppm으로 환산된다.

X=10×[P]_W＋4×[Sn]_W＋[As]_W＋5×[Sb]_W … (5)

Y=10×[P]_F＋4×[Sn]_F＋[As]_F＋5×[Sb]_F … (6)

X＋0.2×Y≤1500ppm … (7)

상기 관계식 (5), (6)을 대입하여 구할 수 있는 관계식 (7)은, 본 실시형태에 따른 와이어에 있어서, 와이어 중 및 플럭스 중에 있어서의 P, Sn, As, Sb의 수율을 고려한 것이다. P, Sn, As, Sb는, 소려에 의해, 결정 입계에 편석되어 취화되는 원소이고, 현저하게 인성을 열화시킬 우려가 있다. 따라서, 상기 관계식 (5), (6)을 대입하여 구할 수 있는 관계식 (7)로 산출되는 값은 1500ppm 이하인 것이 바람직하다. 상기 관계식 (7)로 산출되는 값은 1200ppm 이하인 것이 보다 바람직하다.

(잔부)

본 발명에서 이용할 수 있는 플럭스의 성분 조성에 있어서의 그 외의 잔부에는, 그 외의 금속으로서, 예를 들어 금속 Fe, 금속 Mo, 금속 W, 금속 Cu등을 본 발명의 효과를 방해하지 않는 범위에서 함유하여도 좋다. 또한, 이들 성분은 단체로서 존재하여도 좋고, 합금으로서 존재하고 있어도 좋다.

또한, 그 외의 잔부는 불가피 불순물이다. 불가피 불순물로서, 예를 들어 Ta, B 등이 본 발명의 효과를 방해하지 않는 범위에서 함유되어 있어도 좋다. 이들 불가피 불순물은 천연 광물을 원료로 하기 때문에 함유되는 것이다. 불가피 불순물은 상기한 소정의 함유량을 초과하지 않으면, 불가피 불순물로서 함유되는 경우 뿐만 아니라, 적극적으로 첨가되는 경우라도, 본 발명의 효과를 방해하지 않는다.

또한, 필수 원소가 아닌 금속 Fe, 금속 Mo, 금속 W, 금속 Cu등에 대해서는, 적극적으로 첨가하여도 좋지만, 불가피 불순물로서 포함되어 있어도 좋다.

(제 2 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법)

제 2 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법은, 제 2 실시형태에서 설명한 와이어 및 플럭스를 조합하여 실행하면 좋으며, 특정 조건에 한정되지 않지만, 다음과 같이 하여 실행할 수 있다.

예를 들면, 2개 내지 4개의 전극(와이어)을 이용한 다전극법으로 할 수 있으며, 전극이 1개인 단전극법으로 할 수도 있다. 와이어 직경은 2.4~4.8㎜φ로 할 수 있다. 전원 극성은 DCEP(Direct CurrentElectrode Positive), AC(Alternating Current)중 어느 것이어도 상관없다. 와이어 송급 속도는 100~170g/min로 할 수 있다. 용접 속도는 20~60㎝/min로 할 수 있다. 용접 전류 350~500A로 할 수 있다. 아크 전압은 29~33V로 할 수 있다. 용접 입열은 15~25kJ/㎝로 할 수 있다. 플럭스의 산포 높이는 25~35㎜로 할 수 있다. 팁/모재간 거리는 25~35㎜로 할 수 있다.

제 2 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법은, 제 2 실시형태에서 설명한 와이어 및 플럭스를 조합하여 이용하고 있으므로, 크리프 성능, 인성, 내균열성, 용접 작업성을 우수하게 할 수 있다.

＜제 3 실시형태＞

제 3 실시형태에 따른 와이어와 제 1 실시형태에 따른 와이어의 화학 성분은 거의 동일하지만, 제 3 실시형태에 따른 와이어의 C량과, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량과, 함유하는 C량과 N량의 합계량을, 소정의 범위로 하고 있는 점에서, 제 1 실시형태에 따른 와이어와 상위하다. 또한, 제 3 실시형태에 따른 와이어는, 와이어의 성분의 V량, Nb량, C량, N량, Ni량, Mn량, Al량으로부터 산출되는 소정의 값이 관계식 (8)을 만족하는 것으로 하고 있는 점에서, 제 1 실시형태에 따른 와이어와 상위하다.

구체적으로, 제 3 실시형태에 따른 와이어는, 와이어 전체 질량당, 질량%로, C : 0.03~0.08% 함유하고, Si : 0.05~0.50%, Mn : 0.20~1.40%, Cr : 8.00~10.50%, Mo : 0.85~1.20%, V : 0.15~0.30%, Nb : 0.02~0.09%, N : 0.03~0.09% 함유하며, 또한 Ni : 0.70% 이하, P : 0.010% 이하, S : 0.010% 이하, Cu: 0.30% 이하, Al : 0.04% 이하, B : 0.0015% 이하, O : 0.030% 이하이며, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.60~1.75%, 함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상, 함유하는 C량과 N량의 합계량 : 0.09~0.15%, 잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것으로 하고 있다.

즉, 제 3 실시형태에 따른 와이어는, C : 0.03~0.08% 함유하며, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.60~1.75%, 함유하는 C량과 N량의 합계량 : 0.09~0.15%로 하고 있는 점에서, 제 1 실시형태에 따른 와이어와 상위하다. 제 3 실시형태에 따른 와이어에 있어서의 C량과, 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량은, 제 1 실시형태보다 수치 범위는 좁게 되어 있지만, 한정 이유는 제 1 실시형태에 따른 와이어와 동일한 취지이기 때문에, 이들에 대한 설명은 생략하고, 여기에서는 함유하는 C량과 N량의 합계량에 대하여 설명한다.

(함유하는 C량과 N량의 합계량 : 0.09~0.15%)

인성의 확보, 크리프 강도 확보의 관점에서, 함유하는 C량과 N량의 합계량을 관리하는 것이 유효하다. 본 실시형태에 따른 와이어의 경우, C량과 N량의 합계량이 0.09% 이상이면, 크리프 강도가 향상된다. 또한, C량과 N량의 합계량이 0.15% 이하이면, 인성이 향상된다. 따라서, 함유하는 C량과 N량의 합계량은 0.09~0.15%인 것이 바람직하다. 함유하는 C량과 N량의 합계량의 하한은 0.10%로 하는 것이 보다 바람직하다. 함유하는 C량과 N량의 합계량의 상한은 0.14%로 하는 것이 보다 바람직하다.

(V, Nb, C, N, Ni, Mn 및 Al에 대하여)

또한, 제 3 실시형태에 따른 와이어는, 상기 와이어의 성분의 V량(%), Nb량(%), C량(%), N량(%), Ni량(%), Mn량(%), Al량(%)을 각각 [V]_W, [Nb]_W, [C]_W, [N]_W, [Ni]_W, [Mn]_W, [Al]_W로 한 경우에, 하기 관계식 (8)을 만족하는 것이 바람직하다.

([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋[Ni]_W)×100≥5% … (8)

상기 관계식 (8)은 장시간 PWHT 후의 크리프 성능을 확보하는 것을 고려한 것이다. 본 실시형태에 따른 와이어는 Nb나 V를 주체로 한 탄질화물을 적극적으로 석출시키도록 설계되어 있다. 이들 탄질화물은, 장시간 PWHT 후에도 미세하게 유지되고 있어, 크리프 성능의 확보에 유효하다. 본 식의 분자는, 유효한 석출물의 양을 나타내는 항이며, 분모는 석출물의 조대화에 영향을 미치는 항이다. 즉, 상기 관계식 (8)로 산출되는 값이 클수록, 크리프 성능에 유효한 석출물의 양, 사이즈를 확보할 수 있다. 관계식 (8)로 산출되는 값은 바람직하게는 7% 이상, 보다 바람직하게는 10% 이상이다.

(플럭스)

제 3 실시형태에 있어서도 상기한 플럭스를 마찬가지로 바람직하게 이용할 수 있다.

제 3 실시형태에 따른 와이어와 함께 상기한 플럭스를 이용하는 경우, 와이어와 플럭스의 화학 성분의 관계는 하기의 관계식을 만족하는 것이 바람직하다.

제 3 실시형태에 따른 와이어는, 상기한 플럭스의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_F, [Ni]_F로 한 경우에, 이하의 관계식 (9) 내지 (12)를 만족하는 것이 바람직하다. 또한, [V]_W, [Nb]_W, [C]_W, [N]_W, [Ni]_W, [Mn]_W, [Al]_W는 관계식 (8)과 동일한 의미이다.

0.55%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F≤1.00% … (9)

[Ni]_W＋[Ni]_F≤0.70% … (10)

0.60%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F≤1.45% … (11)

([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F)×100≥5% … (12)

상기 관계식 (9)는 제 2 실시형태에서 설명한 관계식 (1)과 완전히 동일하다.

상기 관계식 (10)은 관계식 (2)보다 수치 범위는 넓게 되어 있지만, 이것을 규정한 취지는 제 2 실시형태에서 설명한 관계식 (2)와 동일한 이유에 의한다. 즉, 상기 관계식 (10)은, 제 3 실시형태에 있어서, 와이어 및 플럭스 중의 Ni의 수율을 고려한 것이다. Ni는 응고 완료 온도를 저온화하는 것에 의해 고온 균열 감수성을 높일 우려가 있다. 따라서, 제 3 실시형태에 있어서의 상기 관계식 (10)에서 나타내는 바와 같이, 산출되는 값은 0.70% 이하인 것이 바람직하다. 상기 관계식 (10)으로 산출되는 값은 0.50% 이하인 것이 보다 바람직하다. 상기 관계식 (10)으로 산출되는 값은 0.30% 이하인 것이 더욱 바람직하다.

상기 관계식 (11)은 관계식 (3)보다 수치 범위는 넓게 되어 있지만, 이것을 규정한 취지는 제 2 실시형태에서 설명한 관계식 (3)과 동일한 이유에 의한다. 즉, 상기 관계식 (11)은, 제 3 실시형태에 있어서, 와이어 및 플럭스 중의 Mn, Ni의 수율을 고려한 것이다. 인성의 확보의 관점에서 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량의 하한을 규정하는 것이 바람직하며, δ 페라이트상의 저감 및 크리프 강도 확보의 관점에서 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량의 상한을 규정하는 것이 바람직하다. 따라서, 제 3 실시형태에 있어서의 상기 관계식 (11)에서 나타내는 바와 같이, 산출되는 값의 범위는 0.60~1.45%인 것이 바람직하다. 제 3 실시형태에 있어서의 상기 관계식 (11)로 산출되는 값의 하한은 0.70%인 것이 보다 바람직하다. 제 3 실시형태에 있어서의 상기 관계식 (11)로 산출되는 값의 상한은 1.35%인 것이 보다 바람직하다.

관계식 (12)를 규정한 취지는 관계식 (8)과 동일한 이유에 의한다. 또한, 관계식 (12)는, 관계식 (8)에 대하여, 와이어 및 플럭스 중의 Mn, Ni의 수율을 더욱 고려한 것이다. 상기 관계식 (12)를 만족하도록 하면, 리액터 등의 제작에 있어서, 와이어와 플럭스를 조합하여 용접한 경우라도, 장시간 실행되는 PWHT에 의해 크리프 강도가 저하되기 어렵다. 즉, 상기 관계식 (12)를 만족하는 와이어 및 플럭스로 하면, 리액터의 제작에 바람직하게 이용할 수 있다.

(Co)

제 3 실시형태에 따른 와이어는, 제 2 실시형태와 마찬가지로, Co : 0.05~0.80%를 함유하고 있어도 좋다. Co를 함유하는 의의 및 함유량을 한정하는 이유는 제 2 실시형태에서 설명한 바와 같다.

또한, 제 3 실시형태에 따른 와이어가 Co를 함유하는 경우, 상기한 플럭스를 조합하여 이용할 수 있다. 그 경우, 이하의 관계식 (13)을 만족하는 것이 바람직하다. 또한, [Co]_W는 와이어의 성분의 Co량(%)을 나타낸다. [V]_W, [Nb]_W, [C]_W, [N]_W,[Ni]_W, [Mn]_W, [Al]_W는 관계식 (8)과 동일한 의미이며, [Mn]_F, [Ni]_F는 관계식 (12)과 동일한 의미이다.

([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F＋[Co]_W)×100≥5% … (13)

관계식 (13)을 규정한 취지는 관계식 (8)과 동일한 이유에 의한다. 또한, 관계식 (13)은, 관계식 (8)에 대하여, 와이어 및 플럭스 중의 Mn, Ni의 수율과 함께, 와이어의 Co의 수율을 고려한 것이다. 상기 관계식 (13)을 만족하도록 하면, 리액터 등의 제작에 있어서, 와이어와 플럭스를 조합하여 용접한 경우라도, 장시간 실행되는 PWHT에 의해 크리프 강도가 저하되기 어렵다. 즉, 상기 관계식 (13)을 만족하는 와이어 및 플럭스로 하면, 리액터의 제작에 바람직하게 이용할 수 있다.

(제 3 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법)

제 3 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법은 제 3 실시형태에서 설명한 와이어 및 플럭스를 조합하여 실행하면 좋다. 제 3 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법은, 예를 들어 상기한 제 2 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법과 동일한 조건을 이용할 수 있다.

제 3 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법은, 제 3 실시형태에서 설명한 와이어 및 플럭스를 조합하여 이용하고 있으므로, 크리프 성능, 인성, 내균열성, 용접 작업성을 우수하게 할 수 있다. 또한, 제 3 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법에 의해 용접되면, 장시간 실행되는 PWHT에 의해 크리프 강도가 저하되기 어렵다. 따라서, 제 3 실시형태에 따른 서브머지드 아크 용접 방법은, 특히 리액터의 제작에 바람직하게 적용할 수 있다.

실시예

[제 1 실시예]

이하에, 본 발명의 효과를 나타내는 실시예와 비교예를 참조하여, 본 발명의 내용을 구체적으로 설명한다.

표 1에 나타낸 화학 성분을 갖는 와이어와, 표 2에 나타낸 화학 성분을 갖는 플럭스를 제조했다.

용접 와이어는, 고주파 용해로에서 용해 후에, 압출, 소둔, 신선을 실시하여, 2.4㎜φ로 했다. 와이어 번호 1 내지 13은 실시예이며, 와이어 번호 14 내지 37은 비교예이다.

플럭스는, 소정 원료(불화물, 금속 탄산염을 포함하는 광석 분말, 용융 플럭스)를 혼합하고, 교반한 후, 물유리를 이용하여 조립(造粒)하고, 500℃에서 약 1시간 소결했다. 플럭스 번호 1 내지 5는 실시예이며, 플럭스 번호 6 내지 10은 비교예이다. 또한, 표 1, 2 중, 「-」은 검출 한계값 미만인 것을 나타내고 있다.

[표 1]

[표 2]

표 1에 나타낸 번호 1 내지 37에 따른 와이어와, 표 2에 나타낸 번호 1 내지 10에 따른 플럭스를 표 4에 나타내는 바와 같이 하여 조합, 용접했다. 용접 전원은 수하 특성을 나타내는 주식회사 다이헨제 KRUMC-1000을 사용했다. 표 3에, 서브머지드 아크 용접의 용접 조건을 나타낸다. 또한, 도 1에, 용접 시험을 실시한 시험판의 개선 형상을 나타낸다. 또한, 시험판의 모재는 ASTM A387 Gr.22를 이용했다. 개선면 내는 와이어로 두께 10㎜ 정도로 버터링(buttering)했다. 용접은 최초층으로부터 1층 2패스로 적층하고, 용접 작업성의 확인 시험으로서, 최종층에 있어서의 비드 외관, 슬래그 박리성을 평가했다.

[표 3]

또한, 용접 시험체를 제작 후, 760℃×4hr의 PWHT를 실시했다. 용접 시험체의 용착 금속부의 크리프 성능 및 충격 성능을 평가했다. 시험편의 채취부는 데포 중앙(용착 금속 중앙) 및 판 두께 중앙부로 했다.

(용접 작업성)

용접 작업성의 확인 시험은, 비드 외관이 우수하고, 슬래그가 용이하게 박리 된 것을 「0」, 비드 외관이 뒤떨어지거나, 슬래그가 부착되어, 박리가 곤란하거나 한 것을 「×」로 평가했다. ○가 합격, ×가 불합격이다.

(내고온 균열성)

도 2와 같은 U홈에 2층 3패스의 용접을 실시하여, 최종 패스에 있어서의 균열의 유무를 확인했다. 또한, 시험판의 모재는 ASTM A387 Gr.91을 이용했다. 균열의 평가 방법은, 표면에 있어서의 균열 발생의 유무를 JIS Z 2343:2001에 준하여 침투 탐상 시험으로 평가했다. 균열이 발생하지 않은 것을 「○」, 발생한 것을 「×」로 평가했다. ○가 합격, ×가 불합격이다.

(인성)

전체 용착 금속의 인성을 평가하기 위해 JIS Z 2242:2005에 준하여 샤르피(Charpy) 충격 시험을 실행했다.

전체 용착 금속의 인성의 평가에는, 용착 금속의 판 두께 중앙부로부터 용접선과 법선 방향(이음 방향)으로 AWS B4.0에 준거한 10㎜각의 2㎜-V 노치(사이드 노치)의 샤르피 충격 시험편을 제공했다. 또한, 시험 온도는 20℃, 시험수는 3으로 하여 그 평균값을 구했다. 또한, 도 3에 샤르피 충격 시험편의 시험편 채취 위치(10) 및 크리프 시험편의 시험편 채취 위치(20)를 나타낸다.

전체 용착 금속의 인성은, 20℃에 있어서의 샤르피 충격 시험에 있어서의 흡수 에너지(ｖE＋20℃)의 3점 평균이 65J 이상의 것을 「◎」, 45J 이상 65J 미만의 것을 「○」, 45J 미만의 것을 「×」로 평가했다. ◎ 및 ○가 합격, ×가 불합격이다.

(크리프 성능)

전체 용착 금속의 크리프 성능을 평가하기 위해 JIS Z 2271:2010에 준하여 크리프 시험을 실행했다.

전체 용착 금속의 크리프 성능의 평가에는, 용착 금속의 판 두께 중앙부로부터 용접선 방향으로 크리프 시험편(시험편 직경 : φ6.0㎜, 평행부 길이 : 30.0㎜)을 제공했다. 도 4a 및 도 4b에 크리프 시험편의 형상을 나타낸다.

크리프 시험은, 시험 온도를 650℃, 초기 부하 응력을 100㎫로 하고, 크리프 파단 시간(Tr)이 1000h 이상의 것을 「◎」, 600h 이상 1000h 미만의 것을 「○」, 600h 미만의 것을 「×」로 평가했다. ◎ 및 ○가 합격, ×가 불합격이다.

표 4에, 용접에 이용한 와이어와 플럭스의 조합을 나타내는 동시에, 용접 작업성, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능의 평가 결과를 나타낸다. 또한, 표 4 중, 「-」은, 관계식에 관한 원소가 검출 한계 미만이었기 때문에 산출할 수 없었던 것을 나타낸다.

여기서, 용접 작업성, 내고온 균열성의 평가 결과가 「○」이며, 인성, 크리프 성능의 평가 결과가 「◎」인 것을 종합 평가 「◎」로 평가했다.

용접 작업성, 내고온 균열성의 평가 결과가 「○」이며, 인성 또는 크리프 성능의 평가 결과가 「○」인 것을 종합 평가 「○」로 평가했다.

용접 작업성, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능의 평가 결과 중에서 적어도 1개 「×」가 있는 것을 종합 평가 「×」로 평가했다.

또한, 이번 검토 중에, 와이어 및 플럭스 중의 Mn과 Ni에 관한 지견(즉, 소정의 관계식)을 발견했으므로, 해당 지견에 대해서도 함께 나타냈다.

[표 4]

표 4의 No.1 내지 14에 따른 용접 시험체는, 본 발명의 요건을 만족하고 있으므로, 용접 작업성, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능의 평가 결과가 우수했다(실시예).

특히, No.1 내지 4, 6 내지 8, 10에 따른 용접 시험체는, 와이어 성분 및 플럭스 성분이 바람직하며, 와이어의 성분의 Mn량(%(질량%의 의미임. 이하 동일)), Ni량(%)을 각각 [Mn]_W, [Ni]_W로 하고, 플럭스의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_F, [Ni]_F로 한 경우에, 이하의 관계식 (1) 내지 (3)을 만족하고 있었다. 이들 용접 시험체는, 특히 관계식 (1)을 만족하고 있으며, 또한 와이어의 성분에 Co를 함유하고 있었다.

0.55%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F≤1.00% … (1)

[Ni]_W＋[Ni]_F≤0.50% … (2)

0.60%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F≤1.15% … (3)

그 때문에, No.1 내지 4, 6 내지 8, 10에 따른 용접 시험체는, 용접 작업성, 내고온 균열성의 평가 결과가 「○」, 인성, 크리프 성능의 평가 결과가 「◎」이며, 종합 평가가 「◎」이 되었다. 즉, 이들은 보다 양호한 태양인 것을 알 수 있었다.

한편으로, No.15 내지 43에 따른 용접 시험체는, 본 발명의 요건을 만족하지 않았으므로, 용접 작업성, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능 중 어느 하나의 평가 결과가 뒤떨어졌다(비교예). 이들은 종합 평가가 「×」였다.

구체적으로는, No.15에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 14에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.15에 따른 용접 시험체는, 와이어의 C량이 너무 많았으므로, 내고온 균열성, 인성이 뒤떨어졌다.

No.16에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 15에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.16에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Si량이 너무 적었으므로, 용접 작업성, 인성, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.17에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 16에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.17에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Si량이 너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.18에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 17에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.18에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn량이 너무 적었으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.19에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 18에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.19에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn량이 너무 많았으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, 와이어 번호 18에 따른 와이어는, 와이어의 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량(Mn＋Ni량)이 청구항 1을 만족하지만, 청구항 2는 만족하지 않는 예이다.

No.20에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 19에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.20에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Ni량이 너무 많았으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, 와이어 번호 19에 따른 와이어는, Mn＋Ni량이 청구항 1을 만족하지만, 청구항 2는 만족하지 않는 예이다.

No.21에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 20에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.21에 따른 용접 시험체는, 와이어의 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량(Mn＋Ni량)이 너무 적었으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.22에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 21에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.22에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn＋Ni량이 너무 많았으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, 와이어 번호 21에 따른 와이어는, Mn량 및 Ni량이 각각 청구항 1을 만족하지만, 청구항 2는 만족하지 않는 예이다.

No.23에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 22에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.23에 따른 용접 시험체는, 와이어의 S량이 너무 많은 동시에, 와이어의 함유하는 Mn량과 S량의 비율(Mn/S)이 너무 낮았으므로, 내고온 균열성, 인성이 뒤떨어졌다.

No.24에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 23에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.24에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn/S가 너무 낮았으므로, 내고온 균열성이 뒤떨어졌다.

No.25에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 24에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.25에 따른 용접 시험체는, 와이어의 P량이 너무 많았으므로, 내고온 균열성, 인성이 뒤떨어졌다.

No.26에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 25에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.26에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Cu량이너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.27에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 26에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.27에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Cr량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.28에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 27에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.28에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Cr량이 너무 많았으므로, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, No.28에 따른 용접 시험체는, 소착이 많고, 슬래그 박리성이 열화되었다. 그 때문에, No.28에 따른 용접 시험체는 용접 작업성이 뒤떨어졌다.

No.29에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 28에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.29에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mo량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.30에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 29에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.30에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mo량이 너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.31에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 30에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.31에 따른 용접 시험체는, 와이어의 V량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.32에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 31에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.32에 따른 용접 시험체는, 와이어의 V량이 너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.33에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 32에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.33에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Al량이 너무 많았으므로, 용접 작업성, 인성, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, 와이어 번호 32에 따른 와이어는, Mn＋Ni량이 청구항 1을 만족하지만, 청구항 2는 만족하지 않는 예이다.

No.34에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 33에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.34에 따른 용접 시험체는, 와이어의 B량이 너무 많았으므로, 내고온 균열성이 뒤떨어졌다.

No.35에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 34에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.35에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Nb량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.36에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 35에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.36에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Nb량이 너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다. 또한, No.36에 따른 용접 시험체는 소착이 많고, 슬래그 박리성이 열화되었다. 그 때문에, No.36에 따른 용접 시험체는 용접 작업성이 뒤떨어졌다.

No.37에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 36에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.37에 따른 용접 시험체는, 와이어의 N량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.38에 따른 용접 시험체는 표 1의 와이어 번호 37에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.38에 따른 용접 시험체는, 와이어의 O량이 너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.39에 따른 용접 시험체는 표 2의 플럭스 번호 6에 따른 플럭스를 사용하고 있다. No.39에 따른 용접 시험체는, 플럭스의 Mn량이 너무 많았으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.40에 따른 용접 시험체는 표 2의 플럭스 번호 7에 따른 플럭스를 사용하고 있다. No.40에 따른 용접 시험체는, 플럭스의 Ni량이 너무 많았으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.41에 따른 용접 시험체는 표 2의 플럭스 번호 8에 따른 플럭스를 사용하고 있다. No.41에 따른 용접 시험체는, 플럭스의 S량이 너무 많았으므로, 내고온 균열성이 뒤떨어졌다.

No.42에 따른 용접 시험체는 표 2의 플럭스 번호 9에 따른 플럭스를 사용하고 있다. No.42에 따른 용접 시험체는, 플럭스의 Ca, Si, Al의 합계량이 너무 적었으므로, 포크마크(pockmark)가 많고, 용접 작업성이 뒤떨어졌다.

No.43에 따른 용접 시험체는 표 2의 플럭스 번호 10에 따른 플럭스를 사용하고 있다. No.43에 따른 용접 시험체는, 플럭스의 Ca, Si, Al의 합계량이 너무 많았으므로, 소착이 많고, 슬래그 박리성이 열화되었다. 그 때문에, No.43에 따른 용접 시험체는 용접 작업성이 뒤떨어졌다.

[제 2 실시예]

표 5에 나타낸 화학 성분을 갖는 와이어와, 표 6에 나타낸 화학 성분을 갖는 플럭스를 제조했다.

용접 와이어는, 고주파 용해로에서 용해 후에, 압출하고, 소둔, 신선을 실시하여, 3.2㎜φ로 했다. 와이어 번호 38 내지 52는 실시예이며, 와이어 번호 53 내지 66은 비교예이다.

플럭스는, 소정 원료(불화물, 금속 탄산염을 포함하는 광석 분말, 용융 플럭스)를 혼합하고, 교반한 후, 물유리를 이용하여 조립하고, 500℃에서 약 1시간 소결했다. 플럭스 번호 11 내지 13은 실시예이다.

[표 5]

[표 6]

표 5에 나타낸 번호 38 내지 66에 따른 와이어와, 표 6에 나타낸 번호 11 내지 13에 따른 플럭스를 표 8에 나타내는 바와 같이 하여 조합, 용접했다. 표 7에, 서브머지드 아크 용접의 용접 조건을 나타낸다. 용접 전원은 [제 1 실시예]와 동일한 것을 이용했다. 또한, 용접 시험을 실시한 시험판의 개선 형상도 [제 1 실시예]에서 설명한 것과 마찬가지로 했다(도 1 참조). 용접은 최초층으로부터 1층 2패스로 적층하고, 용접 작업성의 확인 시험으로서, 최종층에 있어서의 비드 외관, 슬래그 박리성을 평가했다.

[표 7]

용접 시험체를 제작 후, 각 용접 시험체에 대하여, 750℃×8hr의 PWHT를 실시한 군과, 750℃×32hr의 PWHT를 실시한 군을 준비했다. 그리고, 용접 시험체의 용착 금속부의 충격 성능은 750℃×8hr의 PWHT를 실시한 군을 이용하여 평가했다. 또한, 용접 시험체의 크리프 성능은 750℃×32hr의 PWHT를 실시한 군을 이용하여 평가했다. 또한, 시험편의 채취부는 데포 중앙(용착 금속 중앙) 및 판 두께 중앙부로 했다.

용접 작업성 및 내고온 균열성의 평가를 [제 1 실시예]와 마찬가지로 하여 실행했다.

인성 및 크리프 성능에 대해서는, 이하와 같이 하여 평가했다.

(인성)

전체 용착 금속의 인성을 평가하기 위해 JIS Z 2242:2005에 준하여 샤르피 충격 시험을 실행했다.

전체 용착 금속의 인성의 평가에는, 용착 금속의 판 두께 중앙부로부터 용접선과 법선 방향(이음 방향)으로 AWS B4.0에 준거한 10㎜각의 2㎜-V노치(사이드 노치)의 샤르피 충격 시험편을 제공했다. 또한, 시험 온도는 0℃, 시험 수는 3으로 하여 그 평균값을 구했다. 또한, [제 1 실시예]와 마찬가지로 하여, 샤르피 충격 시험편 및 크리프 시험편을 채취했다(도 3 참조).

전체 용착 금속의 인성은, 0℃에 있어서의 샤르피 충격 시험에 있어서의 흡수 에너지(ｖE＋0℃)의 3점 평균이, 50J 이상의 것을 「◎」, 38J 이상 50J 미만의 것을 「○」, 38J 미만의 것을 「×」로 평가했다. ◎ 및 ○가 합격, ×가 불합격이다.

(크리프 성능)

전체 용착 금속의 크리프 성능의 평가에는, 용착 금속의 판 두께 중앙부로부터 용접선 방향으로 크리프 시험편(시험편 직경 : φ6.0㎜, 평행부 길이 : 30.0㎜)을 제공했다. 크리프 시험편의 형상은 [제 1 실시예]와 마찬가지로 했다(도 4a 및 도 4b 참조).

크리프 시험은, 시험 온도를 575℃, 초기 부하 응력을 170㎫로 하고, 크리프 파단 시간(Tr)이 500h 이상의 것을 「◎」, 200h 이상 500h 미만의 것을 「○」, 200h 미만의 것을 「×」로 평가했다. ◎ 및 ○가 합격, ×가 불합격이다.

표 8에, 용접에 이용한 와이어와 플럭스의 조합을 나타내는 동시에, 용접 작업성, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능의 평가 결과를 나타낸다.

용접 작업성, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능의 평가 결과 중 적어도 1개 「×」가 있는 것을 종합 평가 「×」로 평가했다.

[표 8]

표 8의 No.44 내지 58에 따른 용접 시험체는, 본 발명의 요건을 만족하고 있었으므로, 용접 작업성, 내고온 균열성, 인성이 우수한 동시에, 장시간의 PWHT를 실시한 후의 크리프 성능의 평가 결과가 우수했다(실시예). 특히, No.44, 45, 47 내지 49, 51, 52, 54, 55, 57, 58에 따른 용접 시험체는 장시간의 PWHT를 실시한 후의 크리프 성능의 평가 결과가 우수했다.

한편, No.59 내지 72에 따른 용접 시험체는, 본 발명의 요건을 만족하고 있지 않았으므로, 용접 작업성, 내고온 균열성, 인성, 크리프 성능 중 어느 하나의 평가 결과가 뒤떨어졌다(비교예). 이들은 종합 평가가 「×」였다.

구체적으로는, No.59에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 53에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.59에 따른 용접 시험체는, 와이어의 C량이 너무 많았으므로, 내고온 균열성이 뒤떨어졌다. 또한, No.59에 따른 용접 시험체는, 와이어가 함유하는 C량과 N량의 합계량(C＋N량)이 너무 많았으므로, 이에 의해서도 내고온 균열성이 뒤떨어졌다.

No.60에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 54에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.60에 따른 용접 시험체는, 와이어의 C량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.61에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 55에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.61에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn량이 너무 많았으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, No.61에 따른 용접 시험체는, 관계식 (8)을 만족하지 않았으므로, 이에 의해서도 크리프 성능이 뒤떨어지게 되었다.

No.62에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 56에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.62에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn량이 너무 적은 동시에, 와이어가 함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량(Mn＋Ni량)이 너무 적었으므로, 인성이 뒤떨어졌다. 또한, No.62에 따른 용접 시험체는 크리프 성능도 뒤떨어졌다.

No.63에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 57에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.63에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Nb량이 너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다. 또한, No.63에 따른 용접 시험체는, 소착이 많고, 슬래그 박리성이 열화되었다. 그 때문에, No.63에 따른 용접 시험체는 용접 작업성이 뒤떨어졌다.

No.64에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 58에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.64에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Nb량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, No.64에 따른 용접 시험체는, 관계식 (8)을 만족하지 않았으므로, 이에 의해서도 크리프 성능이 뒤떨어지게 되었다.

No.65에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 59에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.65에 따른 용접 시험체는, 와이어의 N량이 너무 많았으므로, 인성이 뒤떨어졌다. 또한, No.65에 따른 용접 시험체는 용접 작업성도 뒤떨어졌다.

No.66에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 60에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.66에 따른 용접 시험체는, 와이어의 N량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다.

No.67에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 61에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.67에 따른 용접 시험체는, 플럭스의 Ni량이 너무 많았으므로, 내고온 균열성이 뒤떨어졌다.

No.68에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 62에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.68에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn＋Ni량이 너무 많았으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한, No.68에 따른 용접 시험체는, 관계식 (8)을 만족하지 않았으므로, 이에 의해서도 크리프 성능이 뒤떨어지게 되었다.

No.69에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 63에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.69에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn＋Ni량이 너무 적었으므로, 인성이 뒤떨어졌다.

No.70에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 64에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.70에 따른 용접 시험체는, 와이어의 함유하는 C량과 N량의 합계량(C＋N량)이 너무 많았으므로, 내고온 균열성이 뒤떨어졌다.

No.71에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 65에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.71에 따른 용접 시험체는, 와이어가 함유하는 C＋N량이 너무 적었으므로, 크리프 성능이 뒤떨어졌다. 또한 No.71에 따른 용접 시험체는, 관계식 (8)을 만족하지 않았으므로, 이에 의해서도 크리프 성능이 뒤떨어지게 되었다.

No.72에 따른 용접 시험체는 표 5의 와이어 번호 66에 따른 와이어를 사용하고 있다. No.72에 따른 용접 시험체는, 와이어의 Mn/S가 너무 낮았으므로, 내고온 균열성이 뒤떨어졌다.

[제 3 실시예; 불순물 성분의 영향]

표 1의 와이어 번호 1과, 표 2의 플럭스 번호 3의 성분을 베이스로 하여, 불순물량을 변화시킨 와이어 및 플럭스를 제작했다. 표 9에 나타내는 와이어 번호 1-2와 와이어 번호 1-3, 및, 표 10에 나타내는 플럭스 번호 3-2와 플럭스 번호 3-3은 의도적으로 불순물을 증가시킨 성분계이다. 또한, 표 9에 나타내는 와이어 번호 1-1은 와이어 번호 1의 불순물 성분을 나타내고 있으며, 표 10에 나타내는 플럭스 번호 3-1은 플럭스 번호 1의 불순물 성분을 나타내고 있다. 표 9에 나타내는 X 및 표 6에 나타내는 Y는 각각 후기하는 관계식 (5), (6)에 의해 산출한 값이다.

표 9에 나타낸 번호 1-1 내지 1-3에 따른 와이어와, 표 10에 나타낸 번호 3-1 내지 3-3에 따른 플럭스를 표 11에 나타내는 바와 같이 조합하여 용접하고, PWHT를 실시하여 표 11의 No.73 내지 75에 따른 용접 시험체를 얻었다. 또한, 용접 및 PWHT는 [제 1 실시예]에서 설명한 것과 마찬가지로 하여 실행했다.

[표 9]

[표 10]

그리고, [제 1 실시예]에서 설명한 바와 동일한 방법에 의해, 인성의 평가를 실행했다. 그 결과를 표 11에 나타낸다.

[표 11]

표 11에 나타내는 바와 같이, No.73에 따른 용접 시험체는, 와이어의 성분의 Pb량(ppm), Bi량(ppm)을 각각 [Pb]_W, [Bi]_W로 하고, 플럭스의 성분의 Pb량(ppm), Bi량(ppm)을 각각 [Pb]_F, [Bi]_F로 한 경우에, 이하의 관계식 (4)를 만족하고 있었다.

[Pb]_W＋[Bi]_W＋0.2×[Pb]_F＋0.2×[Bi]_F≤2.0ppm … (4)

또한, No.73에 따른 용접 시험체는, 와이어의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_W, [Sn]_W, [As]_W, [Sb]_W로 하고, 플럭스의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_F, [Sn]_F, [As]_F, [Sb]_F로 한 경우에, 이하의 관계식 (5) 내지 (7)을 만족하고 있었다. 그 때문에, No.73에 따른 용접 시험체는 인성이 우수했다.

X=10×[P]_W＋4×[Sn]_W＋[As]_W＋5×[Sb]_W … (5)

Y=10×[P]_F＋4×[Sn]_F＋[As]_F＋5×[Sb]_F … (6)

X＋0.2×Y≤1500ppm … (7)

한편, No.74에 따른 용접 시험체는 상기한 관계식 (4)를 만족하고 있지 않았다. 그 때문에, No.74에 따른 용접 시험체는 인성이 뒤떨어졌다.

또한, No.75에 따른 용접 시험체는 상기한 관계식 (7)을 만족하고 있지 않았다. 그 때문에, No.75에 따른 용접 시험체는 인성이 뒤떨어졌다.

본 발명을 상세하게 또한 특정의 실시형태를 참조하여 설명했지만, 본 발명의 정신과 범위를 일탈하는 일 없이 여러 가지 변경이나 수정을 가할 수 있는 것은 당업자에게 있어서 명확하다.

본 출원은 2015년 9월 4일 출원된 일본 특허 출원(일본 특허 출원 제 2015-175218 호), 2016년 4월 28일 출원된 일본 특허 출원(일본 특허 출원 제 2016-091902 호)에 근거하는 것이며, 그 내용은 여기에 참조로서 도입된다.

[산업상의 이용 가능성]

본 발명의 서브머지드 아크 용접용 와이어는, 화력 발전 보일러나 터빈, 탈황이나 개질(중유 분해)용의 화학 반응 용기(리액터) 등의 용접에 유용하다.

Claims

플럭스와 조합하여 사용하는 서브머지드 아크 용접용 와이어에 있어서,
상기 와이어가, 상기 와이어 전체 질량당, 질량%로,
C : 0.03~0.13%,
Si : 0.05~0.50%,
Mn : 0.20~1.40%,
Cr : 8.00~10.50%,
Mo : 0.85~1.20%,
V : 0.15~0.30%,
Nb : 0.02~0.09%,
N : 0.03~0.09% 함유하며, 또한,
Ni : 0.70% 이하,
P : 0.010% 이하,
S : 0.010% 이하,
Cu: 0.30% 이하,
Al : 0.04% 이하,
B : 0.0015% 이하,
O : 0.030% 이하이며,
함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.75%,
함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상,
잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
플럭스와 조합하여 사용하는 서브머지드 아크 용접용 와이어에 있어서,
상기 와이어가, 상기 와이어 전체 질량당, 질량%로,
C : 0.07~0.13%,
Si : 0.05~0.50%,
Mn : 0.20~1.00%,
Cr : 8.00~10.50%,
Mo : 0.85~1.20%,
V : 0.15~0.30%,
Nb : 0.02~0.08%,
Co : 0.05~0.80%,
N : 0.03~0.07% 함유하며, 또한,
Ni : 0.50% 이하,
P : 0.010% 이하,
S : 0.002~0.010%,
Cu: 0.30% 이하,
Al : 0.04% 이하,
B : 0.0015% 이하,
O : 0.030% 이하이며,
함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.50~1.15%,
함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상,
잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
상기 플럭스가, 상기 플럭스 전체 질량당, 질량%로,
금속 불화물(F로 환산한 값) : 1.5~11%,
금속 탄산염(CO₂로 환산한 값) : 3~15%,
MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂ 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 10~60%,
SiO₂ : 5~20%,
Mn : 2.5% 이하,
Ni : 0.10% 이하,
S : 0.010% 이하,
Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 0.5~2.5%를 함유하고,
상기 와이어의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_W, [Ni]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_F, [Ni]_F로 한 경우에,
0.55%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F≤1.00%,
[Ni]_W＋[Ni]_F≤0.50%,
0.60%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F≤1.15%인 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
제 2 항에 있어서,
상기 와이어 및 상기 플럭스가 Pb 및 Bi 중 적어도 1종을 포함하고 있으며,
상기 와이어의 성분의 Pb량(ppm), Bi량(ppm)을 각각 [Pb]_W, [Bi]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 Pb량(ppm), Bi량(ppm)을 각각 [Pb]_F, [Bi]_F로 한 경우에,
[Pb]_W＋[Bi]_W＋0.2×[Pb]_F＋0.2×[Bi]_F≤2.0ppm인 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
제 2 항에 있어서,
상기 와이어 및 상기 플럭스가 P, Sn, As 및 Sb 중 적어도 1종을 포함하고 있으며,
상기 와이어의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_W, [Sn]_W, [As]_W, [Sb]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 P량(ppm), Sn량(ppm), As량(ppm), Sb량(ppm)을 각각 [P]_F, [Sn]_F, [As]_F, [Sb]_F로 한 경우에,
X=10×[P]_W＋4×[Sn]_W＋[As]_W＋5×[Sb]_W,
Y=10×[P]_F＋4×[Sn]_F＋[As]_F＋5×[Sb]_F,
X＋0.2×Y≤1500ppm인 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
플럭스와 조합하여 사용하는 서브머지드 아크 용접용 와이어에 있어서,
상기 와이어가, 상기 와이어 전체 질량당, 질량%로,
C : 0.03~0.08% 함유하고,
Si : 0.05~0.50%,
Mn : 0.20~1.40%,
Cr : 8.00~10.50%,
Mo : 0.85~1.20%,
V : 0.15~0.30%,
Nb : 0.02~0.09%,
N : 0.03~0.09% 함유하고, 또한,
Ni : 0.70% 이하,
P : 0.010% 이하,
S : 0.010% 이하,
Cu: 0.30% 이하,
Al : 0.04% 이하,
B : 0.0015% 이하,
O : 0.030% 이하이며,
함유하는 Mn량과 Ni량의 합계량 : 0.60~1.75%,
함유하는 Mn량과 S량의 비율 Mn/S : 87 이상,
함유하는 C량과 N량의 합계량 : 0.09~0.15%,
잔부가 Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
제 6 항에 있어서,
상기 와이어의 성분의 V량(%), Nb량(%), C량(%), N량(%), Ni량(%), Mn량(%), Al량(%)을 각각 [V]_W, [Nb]_W, [C]_W, [N]_W, [Ni]_W, [Mn]_W, [Al]_W로 한 경우에,
([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋[Ni]_W)×100≥5%인 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
제 6 항 또는 제 7 항에 있어서,
상기 플럭스가, 상기 플럭스 전체 질량당, 질량%로,
금속 불화물(F로 환산한 값) : 1.5~11%,
금속 탄산염(CO₂로 환산한 값) : 3~15%,
MgO, Al₂O₃, ZrO₂, TiO₂ 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 10~60%,
SiO₂ : 5~20%,
Mn : 2.5% 이하,
Ni : 0.10% 이하,
S : 0.010% 이하,
Ca, Si, Al 중 1종 또는 2종 이상의 합계 : 0.5~2.5%를 함유하고,
상기 와이어의 성분의 V량(%), Nb량(%), C량(%), N량(%), Ni량(%), Mn량(%), Al량(%)을 각각 [V]_W, [Nb]_W, [C]_W, [N]_W, [Ni]_W, [Mn]_W, [Al]_W로 하고, 상기 플럭스의 성분의 Mn량(%), Ni량(%)을 각각 [Mn]_F, [Ni]_F로 한 경우에,
0.55%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F≤1.00%,
[Ni]_W＋[Ni]_F≤0.70%,
0.60%≤[Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F≤1.45%,
([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F)×100≥5%인 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.
제 8 항에 있어서,
상기 와이어가, 또한 Co : 0.05~0.80%를 함유하고,
상기 와이어의 성분의 Co량(%)을 [Co]_W로 한 경우에,
([C]_W＋1.5×[N]_W)×([V]_W＋10×[Nb]_W-[Al]_W)/([Mn]_W＋0.1×[Mn]_F＋[Ni]_W＋[Ni]_F＋[Co]_W)×100≥5%인 것을 특징으로 하는
서브머지드 아크 용접용 와이어.