JP2583238B2 - オーステナイト系ステンレス耐熱合金用ｔｉｇ溶接用溶加材 - Google Patents
オーステナイト系ステンレス耐熱合金用ｔｉｇ溶接用溶加材Info
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- JP2583238B2 JP2583238B2 JP62146085A JP14608587A JP2583238B2 JP 2583238 B2 JP2583238 B2 JP 2583238B2 JP 62146085 A JP62146085 A JP 62146085A JP 14608587 A JP14608587 A JP 14608587A JP 2583238 B2 JP2583238 B2 JP 2583238B2
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- 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
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Description
【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は火力発電、原子力発電のボイラー等に使用さ
れるオーステナイト系ステンレス耐熱合金を溶接する溶
加材に関するものであり、さらに詳しくは高温における
クリーブ特性、耐酸化性、靱性および耐割れ性にすぐれ
た溶接金属を与えるTIG溶接用溶加材に係るものであ
る。
れるオーステナイト系ステンレス耐熱合金を溶接する溶
加材に関するものであり、さらに詳しくは高温における
クリーブ特性、耐酸化性、靱性および耐割れ性にすぐれ
た溶接金属を与えるTIG溶接用溶加材に係るものであ
る。
［従来の技術］ 近年、火力発電所の大型化に伴い、ボイラーが高温、
高圧下で使用される傾向にある。高温、高圧化によって
得られるプラントの効率の上昇分は、例えば蒸気温度を
現状の538℃から650℃に高め、圧力を3500psigから5000
psigまで高めた場合、約７％であるといわれている。こ
のような蒸気条件で使用できるボイラー用耐熱合金の開
発が進められている。
高圧下で使用される傾向にある。高温、高圧化によって
得られるプラントの効率の上昇分は、例えば蒸気温度を
現状の538℃から650℃に高め、圧力を3500psigから5000
psigまで高めた場合、約７％であるといわれている。こ
のような蒸気条件で使用できるボイラー用耐熱合金の開
発が進められている。
蒸気温度650℃の場合、ボイラーのメタル温度は720℃
付近になるが、この使用温度に耐えうる耐熱材料は従来
のSUS347,SUS316,SUS310のオーステナイト鋼では不充分
でさらに高強度のものが必要となる。また従来のオース
テナイトステンレス鋼、例えばSUS347やSUS316では常温
の耐食性を中心に考えて開発されてきた。このような観
点から高温の使用に耐えうる成分的な検討を加えた高温
強度、高温耐食性、溶接性などの点において、ボイラー
用材料に必要な性能を具備する耐熱合金の開発研究がか
なり進められてきている。
付近になるが、この使用温度に耐えうる耐熱材料は従来
のSUS347,SUS316,SUS310のオーステナイト鋼では不充分
でさらに高強度のものが必要となる。また従来のオース
テナイトステンレス鋼、例えばSUS347やSUS316では常温
の耐食性を中心に考えて開発されてきた。このような観
点から高温の使用に耐えうる成分的な検討を加えた高温
強度、高温耐食性、溶接性などの点において、ボイラー
用材料に必要な性能を具備する耐熱合金の開発研究がか
なり進められてきている。
このような状況から耐酸化性、クリープ特性を含む高
温強度特性、靱性および耐割れ性にすぐれた溶接溶加材
の開発が必要となり、例えば特開昭59−66994号公報に
開示されている如く、Ni基耐熱合金に微量のＢを含有さ
せることにより、クリープ特性上の欠陥のない溶接金属
が得られるようにしたNi基耐熱合金の溶接用溶加材が提
案されている。また特公昭61−25472号公報では特定％
のC,Ti,Zr,Cr,Mo等を含み、残部Niからなるニッケル基
耐熱材料のTIG溶接用溶加材の技術を示しているが、い
ずれも前述のボイラー用耐熱合金を対象とするものでは
なく、Niベースによるコスト面の問題と、クリープ強度
や耐割れ性にすぐれるオーステナイト系ステンレス耐熱
合金用TIG溶接用溶加材を提供するに至っていない。
温強度特性、靱性および耐割れ性にすぐれた溶接溶加材
の開発が必要となり、例えば特開昭59−66994号公報に
開示されている如く、Ni基耐熱合金に微量のＢを含有さ
せることにより、クリープ特性上の欠陥のない溶接金属
が得られるようにしたNi基耐熱合金の溶接用溶加材が提
案されている。また特公昭61−25472号公報では特定％
のC,Ti,Zr,Cr,Mo等を含み、残部Niからなるニッケル基
耐熱材料のTIG溶接用溶加材の技術を示しているが、い
ずれも前述のボイラー用耐熱合金を対象とするものでは
なく、Niベースによるコスト面の問題と、クリープ強度
や耐割れ性にすぐれるオーステナイト系ステンレス耐熱
合金用TIG溶接用溶加材を提供するに至っていない。
これらのことから高クリープ強度を有するTIG溶接用
溶加材の開発が望まれている。
溶加材の開発が望まれている。
［発明が解決しようとする問題点］ 本発明はこのような事情にかんがみ、オーステナイト
系ステンレス耐熱合金の溶接において、高いクリープ強
度を有したTIG溶接用溶加材を提供するものである。
系ステンレス耐熱合金の溶接において、高いクリープ強
度を有したTIG溶接用溶加材を提供するものである。
［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、重量パーセントでC:
0.02〜0.15％,Si:0.1〜3.5％,Mn:0.3〜1.5％,Cr:18〜30
％,Ni:16〜31.2％,Mo:0.5〜3.0％,V:0.01〜0.3％,Ti:0.
01〜0.5％,Nb:0.01〜0.5％,B:0.003〜0.01％,P:0.04％
以下,S:0.005％以下,N:0.02〜0.4％を含有するもので、
残部鉄および不可避不純物からなることを特徴とするオ
ーステナイト系ステンレス耐熱合金用TIG溶接用溶加材
である。
0.02〜0.15％,Si:0.1〜3.5％,Mn:0.3〜1.5％,Cr:18〜30
％,Ni:16〜31.2％,Mo:0.5〜3.0％,V:0.01〜0.3％,Ti:0.
01〜0.5％,Nb:0.01〜0.5％,B:0.003〜0.01％,P:0.04％
以下,S:0.005％以下,N:0.02〜0.4％を含有するもので、
残部鉄および不可避不純物からなることを特徴とするオ
ーステナイト系ステンレス耐熱合金用TIG溶接用溶加材
である。
溶接金属のクリープ強度を高めるには（ａ）固溶体を
つくることによる強化、（ｂ）微細析出物をつくること
による強化、（ｃ）粒昇の強度を高めることが有効な手
段であり、これには本発明者らは鋭意研究の結果、オー
ステナイト系ステンレス耐熱合金にV,Nを共存させるこ
とと、Mo,Ti,Nb,V,Bの複合添加が有効であることを見出
した。基本的には溶接金属にMoを固溶させ、Ti,Nb,Vに
よる炭化物、窒化物を微細に析出させ、Ｂによって粒界
強度を高めることがクリープ破断強度の向上に有効であ
る。
つくることによる強化、（ｂ）微細析出物をつくること
による強化、（ｃ）粒昇の強度を高めることが有効な手
段であり、これには本発明者らは鋭意研究の結果、オー
ステナイト系ステンレス耐熱合金にV,Nを共存させるこ
とと、Mo,Ti,Nb,V,Bの複合添加が有効であることを見出
した。基本的には溶接金属にMoを固溶させ、Ti,Nb,Vに
よる炭化物、窒化物を微細に析出させ、Ｂによって粒界
強度を高めることがクリープ破断強度の向上に有効であ
る。
耐高温腐食性の向上にはCrを高めることが有効である
がオーステナイトの安定度を下げることによるクリープ
強度の低下、或いはσ相の生成による靱性、強度の低下
等の問題を生ずる。
がオーステナイトの安定度を下げることによるクリープ
強度の低下、或いはσ相の生成による靱性、強度の低下
等の問題を生ずる。
これを防ぐためにはCr量に見合う量のNiを含有させる
必要がある。また本発明者らはこのような耐高温腐食性
にSiが極めて顕著なことを見出している。
必要がある。また本発明者らはこのような耐高温腐食性
にSiが極めて顕著なことを見出している。
本発明はかかる知見に基いてなされたものであり、以
下に作用とともに本発明を詳細に説明する。
下に作用とともに本発明を詳細に説明する。
［作用］ 本発明の最大の特徴はオーステナイト系ステンレス耐
熱合金にV,Nを共存させ、Mo,Ti,Nb,V,Bを複合添加する
ことにより、溶接金属にこれら元素の固溶、析出および
粒界の強化を計ることによりクリープ破断強度を高める
ことにある。
熱合金にV,Nを共存させ、Mo,Ti,Nb,V,Bを複合添加する
ことにより、溶接金属にこれら元素の固溶、析出および
粒界の強化を計ることによりクリープ破断強度を高める
ことにある。
次に各成分の限定理由について述べる。
C;0.02〜0.15％ Ｃは炭化物の形状や分布がクリープ破断強さや破断伸
びに大きな影響を与えるので、Cr,Mo,Ti,B,Nbとクリー
プ特性に効果的な炭化物を形成するのに必要な量を最小
限添加する必要がある。一方溶接高温割れを防止するた
めにはＣ量をできる限り下げる必要がある。以上の観点
からＣの下限を0.02％、上限を0.15％とした。
びに大きな影響を与えるので、Cr,Mo,Ti,B,Nbとクリー
プ特性に効果的な炭化物を形成するのに必要な量を最小
限添加する必要がある。一方溶接高温割れを防止するた
めにはＣ量をできる限り下げる必要がある。以上の観点
からＣの下限を0.02％、上限を0.15％とした。
Si:0.1〜3.5％ Siは次のような実験に基くものである。第１図は0.05
％ C,1.0％ Mn,20％ Cr,25％ Ni,0.5％ Mo,0.01％ V,0.
05％ Ti,0.2％ Nb,0.005％ B,0.02％ P,0.002％ S,0.2
％ Nの高Ｎ添加残部鉄および不可避不純物からなる溶加
材（図中□印）と、0.1％ C,1.0％ Mn,21％ Cr,25％ N
i,0.5％ Mo,0.01％ V,0.1％ Ti,0.2％ Nb,0.004％ B,0.
02％ P,0.003％ S,0.05％ Nの通常のＮ含有残部鉄およ
び不可避不純物からなる溶加材（図中○印）を用い、２
水準のＮ量の異なるものについてそれぞれSi量を変化さ
せ、これを1150℃×30分溶体化処理後、組織を調べ、結
晶粒の大きさとSi量との関係を示したものである。同図
から判るようにSiを高くすると、結晶粒が大きくなり、
JIS規定による結晶粒度番号が低下する。
％ C,1.0％ Mn,20％ Cr,25％ Ni,0.5％ Mo,0.01％ V,0.
05％ Ti,0.2％ Nb,0.005％ B,0.02％ P,0.002％ S,0.2
％ Nの高Ｎ添加残部鉄および不可避不純物からなる溶加
材（図中□印）と、0.1％ C,1.0％ Mn,21％ Cr,25％ N
i,0.5％ Mo,0.01％ V,0.1％ Ti,0.2％ Nb,0.004％ B,0.
02％ P,0.003％ S,0.05％ Nの通常のＮ含有残部鉄およ
び不可避不純物からなる溶加材（図中○印）を用い、２
水準のＮ量の異なるものについてそれぞれSi量を変化さ
せ、これを1150℃×30分溶体化処理後、組織を調べ、結
晶粒の大きさとSi量との関係を示したものである。同図
から判るようにSiを高くすると、結晶粒が大きくなり、
JIS規定による結晶粒度番号が低下する。
この傾向はＮ量が0.05％のもの（図中○印）より0.2
％（図中□印）のものの方が少ない。また結晶の大きさ
も高Ｎ材の方が小さくSi増量による結晶粒の粗大化をＮ
が抑制していることが判る。さらに多数の材料について
組織を調べた結果、この成分系の材料では結晶粒度番号
が５以下のものは粗大結晶粒が局部的に形成され、混粒
になる傾向の強いことが判った。さらにクリープ破断試
験の結果、このように混粒で大きさが不均一なものはク
リープ破断強さが低下することが判った。
％（図中□印）のものの方が少ない。また結晶の大きさ
も高Ｎ材の方が小さくSi増量による結晶粒の粗大化をＮ
が抑制していることが判る。さらに多数の材料について
組織を調べた結果、この成分系の材料では結晶粒度番号
が５以下のものは粗大結晶粒が局部的に形成され、混粒
になる傾向の強いことが判った。さらにクリープ破断試
験の結果、このように混粒で大きさが不均一なものはク
リープ破断強さが低下することが判った。
第１図から混粒によるクリープ破断強さの低下をさけ
るためには例えばＮ量0.2％溶加材の場合にはSi量を1.7
％以下に抑える必要があることがわかる。
るためには例えばＮ量0.2％溶加材の場合にはSi量を1.7
％以下に抑える必要があることがわかる。
以上の観察結果からSi添加により粗粒化、混粒化が促
進されるのがＮ量の増加によりこの傾向が抑制されるこ
とが判った。この粗粒化・混粒化を抑制するには、Siと
Ｎ量の割合いが重量％で特定の関係式Ｎ％0.01＋0.1
Si％を満足する範囲にあること、さらにＮは高温クリー
プ強さを高めるのに0.4％までは効果があることなどの
実験結果から上述の式を用いSiの上限を3.5％とした。
またSiは脱酸剤として使用され、溶融金属の流動性を得
るため、溶加材中含有量を0.1％以上にすることが必要
であるのでSiの下限を0.1％とした。
進されるのがＮ量の増加によりこの傾向が抑制されるこ
とが判った。この粗粒化・混粒化を抑制するには、Siと
Ｎ量の割合いが重量％で特定の関係式Ｎ％0.01＋0.1
Si％を満足する範囲にあること、さらにＮは高温クリー
プ強さを高めるのに0.4％までは効果があることなどの
実験結果から上述の式を用いSiの上限を3.5％とした。
またSiは脱酸剤として使用され、溶融金属の流動性を得
るため、溶加材中含有量を0.1％以上にすることが必要
であるのでSiの下限を0.1％とした。
Mn:0.3〜1.5％ Mnは脱酸を十分行い、健全な溶接金属を得るために必
要で不純物として含有されるＳ成分を固定し、溶接性を
向上させるので、0.3％以上は必要である。しかし添加
量が多過ぎると耐酸化性を損なうので上限を1.5％とし
た。
要で不純物として含有されるＳ成分を固定し、溶接性を
向上させるので、0.3％以上は必要である。しかし添加
量が多過ぎると耐酸化性を損なうので上限を1.5％とし
た。
Cr:18〜30％ Crは高温クリープ強度、耐高温酸化性などを向上させ
るので、耐熱合金の溶加材にとっては必須の元素であ
る。SUS347と同等以上の耐高温酸化性が必要なので、Cr
量の下限をSUS347のCr量と同量の18％とした。しかしCr
量が多いと長時間加熱によりσ脆化が起り易くなる。Ni
を50％含有する合金鋼で25 Cr−20 Niオーステナイトス
テンレス鋼SUS310以上のσ脆化特性を確保するためにCr
量の上限を30％とした。
るので、耐熱合金の溶加材にとっては必須の元素であ
る。SUS347と同等以上の耐高温酸化性が必要なので、Cr
量の下限をSUS347のCr量と同量の18％とした。しかしCr
量が多いと長時間加熱によりσ脆化が起り易くなる。Ni
を50％含有する合金鋼で25 Cr−20 Niオーステナイトス
テンレス鋼SUS310以上のσ脆化特性を確保するためにCr
量の上限を30％とした。
Ni:16〜31.2％ Niは鋼に10％以上添加すると体心立方構造の鋼を面心
立方構造の鋼に変えるので、安定した高温強度を確保す
る上で欠かせない元素であるが、ボイラーなど高温で長
時間使用される高Cr系耐熱合金に起るσ脆化を抑制する
ためには、16％以上添加する必要がある。しかしNi量が
多くオーステナイトが安定になると、加工硬化が起りや
すく熱間加工性を劣化し伸線製造上から好ましくない。
またコスト面でもNi量が多くなると高価になる。以上の
理由によりNi量の上限を31.2％とした。
立方構造の鋼に変えるので、安定した高温強度を確保す
る上で欠かせない元素であるが、ボイラーなど高温で長
時間使用される高Cr系耐熱合金に起るσ脆化を抑制する
ためには、16％以上添加する必要がある。しかしNi量が
多くオーステナイトが安定になると、加工硬化が起りや
すく熱間加工性を劣化し伸線製造上から好ましくない。
またコスト面でもNi量が多くなると高価になる。以上の
理由によりNi量の上限を31.2％とした。
Mo:0.5〜3.0％ Moは固溶体硬化作用や析出硬化作用によってクリープ
破断強さを高めるのに必要な元素であるが0.5％未満で
は効果が少いので添加量の下限を0.5％とした。しかしM
oを偏折の傾向が強く、高温高圧下において偏折部にお
いてσ化を促進し局部的な割れや腐食を起こし易くする
場合がある。したがって添加量の上限を3.0％とした。
破断強さを高めるのに必要な元素であるが0.5％未満で
は効果が少いので添加量の下限を0.5％とした。しかしM
oを偏折の傾向が強く、高温高圧下において偏折部にお
いてσ化を促進し局部的な割れや腐食を起こし易くする
場合がある。したがって添加量の上限を3.0％とした。
V:0.01〜0.3％ Ｖは高温クリープ中安定な析出物を形成し、クリープ
破断強さを高める。第２図は0.05％ C,0.5％ Si,1.5％
Mn,20％ Cr,10％ Ni,0.03％ P,0.05％ Mo,0.002％ Ti,
0.0005％ B,0.004％ S,0.028％ Nを含有し残部鉄および
不可避不純物からなる溶加材でＶ量を変化させた溶接金
属について、550℃、31kgf/mm2のクリープ条件でクリー
プ破断した時のクリープ破断時間とＶ量との関係を示し
たものである。同図から判るようにＶを添加するクリー
プ破断時間が長くなるが、0.3％を超えて添加してもク
リープ破断時間の増加は認められない。これはＶを含む
析出物が熱的に安定で長時間にわたってクリープ破断強
さの強化に寄与するためで、Ｎ量が0.028％の場合、Ｖ
量を0.3％を超えて添加すると析出物の粗大化が起こり
易く、クリープ破断強さを高める効果が減退するだけで
なく、粗大化した析出物によってクリープ破断強さが劣
化する場合がある。またＶは0.01％より少いと、Ｖを含
む析出物が形成され難く、クリープ破断強さを高める効
果は少ない。以上の点を考慮してＶ量の下限を0.05％、
上限を0.3％とした。
破断強さを高める。第２図は0.05％ C,0.5％ Si,1.5％
Mn,20％ Cr,10％ Ni,0.03％ P,0.05％ Mo,0.002％ Ti,
0.0005％ B,0.004％ S,0.028％ Nを含有し残部鉄および
不可避不純物からなる溶加材でＶ量を変化させた溶接金
属について、550℃、31kgf/mm2のクリープ条件でクリー
プ破断した時のクリープ破断時間とＶ量との関係を示し
たものである。同図から判るようにＶを添加するクリー
プ破断時間が長くなるが、0.3％を超えて添加してもク
リープ破断時間の増加は認められない。これはＶを含む
析出物が熱的に安定で長時間にわたってクリープ破断強
さの強化に寄与するためで、Ｎ量が0.028％の場合、Ｖ
量を0.3％を超えて添加すると析出物の粗大化が起こり
易く、クリープ破断強さを高める効果が減退するだけで
なく、粗大化した析出物によってクリープ破断強さが劣
化する場合がある。またＶは0.01％より少いと、Ｖを含
む析出物が形成され難く、クリープ破断強さを高める効
果は少ない。以上の点を考慮してＶ量の下限を0.05％、
上限を0.3％とした。
Ti:0.01〜0.5％ Nb:0.01〜0.5％ Ti,Nbは炭窒化物形成元素でクリープ破断特性の改善
に効果があることは従来認められている。Ti,Nb量はそ
れぞれ0.01％より少ないと高温クリープ破断強さに対し
て効果が少ない。また0.5％を超すと、炭・窒化物など
の粗大化が起こり易くクリープ破断強さを低下させる。
以上の理由によりTiとNbの下限をそれぞれ0.01％、上限
を0.5％とした。
に効果があることは従来認められている。Ti,Nb量はそ
れぞれ0.01％より少ないと高温クリープ破断強さに対し
て効果が少ない。また0.5％を超すと、炭・窒化物など
の粗大化が起こり易くクリープ破断強さを低下させる。
以上の理由によりTiとNbの下限をそれぞれ0.01％、上限
を0.5％とした。
B:0.003〜0.01％ Ｂはクリープ強さを高めるのに0.003％以上は必要で
あるが添加量が多いと溶接性および延性が劣化するので
添加量の上限を0.01％とした。
あるが添加量が多いと溶接性および延性が劣化するので
添加量の上限を0.01％とした。
P:0.04％以下 Ｐは添加量が多いとクリープ中析出を促進しクリープ
脆化を促進させるので上限を0.04％とした。
脆化を促進させるので上限を0.04％とした。
S:0.005％以下 Ｓも粒界に偏折しクリープ中粒界の脆化を促進させる
ので上限を0.005％とした。
ので上限を0.005％とした。
N:0.02〜0.4％ Ｎは高Cr、高Ni系オーステナイト合金の高温クリープ
強さを高めることが知られている。第３図は0.05％ C,
0.5％ Si,1.0％ Mn,0.02％ P,0.002％ S,25％ Ni,20％
Cr,1.5％ Mo,0.2％ Nb,0.1％ Ti,0.005％ B残部鉄およ
び不可避不純物からなる添加材でＮ量を0.02％から0.4
％まで変えたものについて、750℃,12kgf/mm2のクリー
プ破断試験を行い、クリープ破断時間とＮ量との関係を
示したものである。Ｎ量を増すとクリープ破断強さが次
第に強くなるが、Ｎ量が0.3％より多くなるとクリープ
破断強さの増加傾向は少なくなり、0.4％を超えて添加
してもクリープ破断強さを高める効果は期待できない
し、クリープ破断伸びも劣化する。またＮは0.02％未満
ではクリープ破断強さを高める作用は期待できない。以
上の理由によりＮの上限を0.4％、下限を0.02％とし
た。
強さを高めることが知られている。第３図は0.05％ C,
0.5％ Si,1.0％ Mn,0.02％ P,0.002％ S,25％ Ni,20％
Cr,1.5％ Mo,0.2％ Nb,0.1％ Ti,0.005％ B残部鉄およ
び不可避不純物からなる添加材でＮ量を0.02％から0.4
％まで変えたものについて、750℃,12kgf/mm2のクリー
プ破断試験を行い、クリープ破断時間とＮ量との関係を
示したものである。Ｎ量を増すとクリープ破断強さが次
第に強くなるが、Ｎ量が0.3％より多くなるとクリープ
破断強さの増加傾向は少なくなり、0.4％を超えて添加
してもクリープ破断強さを高める効果は期待できない
し、クリープ破断伸びも劣化する。またＮは0.02％未満
ではクリープ破断強さを高める作用は期待できない。以
上の理由によりＮの上限を0.4％、下限を0.02％とし
た。
次に本発明溶加材の効果を実施例についてさらに具体
的に述べる。
的に述べる。
［実 施 例］ 板厚20mmに溶加材と同成分の溶解材を圧延し、第４図
に示すような開先（厚さＴ＝20mm,開先角度θ＝20゜，
ルートギャップＬ＝14mm）を形成、第１表に示す成分組
成のワイヤ径1.6φmmの溶加材、溶接電流150〜220A,電
圧８〜11V,溶接速度６〜12cm/minの溶接条件でTIG溶接
を実施した。
に示すような開先（厚さＴ＝20mm,開先角度θ＝20゜，
ルートギャップＬ＝14mm）を形成、第１表に示す成分組
成のワイヤ径1.6φmmの溶加材、溶接電流150〜220A,電
圧８〜11V,溶接速度６〜12cm/minの溶接条件でTIG溶接
を実施した。
第４図中１は被溶接剤、２は裏当材を示す。
同第１表に750℃,12kgf/mm2の応力での全溶接金属の
クリープ破断時間、破断伸びを表わす。
クリープ破断時間、破断伸びを表わす。
第１表に示す溶加材のうち試料番号１から６までは比
較材料で１はSUS347、２はSUS304相当材、３は25 Ni−2
0 Crを基本成分としたものでV,Ti,Nb,Bを添加しないも
のである。試料番号4,5,6はいずれもV,Ti,Nb,Bのいずれ
かが添加されていないNi−Cr系オーステナイト溶加材で
ある。試料番号7,8,9,10,11は特許請求の範囲（１）に
該当する本発明溶加材である。
較材料で１はSUS347、２はSUS304相当材、３は25 Ni−2
0 Crを基本成分としたものでV,Ti,Nb,Bを添加しないも
のである。試料番号4,5,6はいずれもV,Ti,Nb,Bのいずれ
かが添加されていないNi−Cr系オーステナイト溶加材で
ある。試料番号7,8,9,10,11は特許請求の範囲（１）に
該当する本発明溶加材である。
試料番号7,8はＮを0.05％としＶをそれぞれ0.1,0.2％
添加したものである。Ｖ添加なしの試料番号６に比べ、
強さが増しかつクリープ破断伸びも増す。試料番号9,10
はＶを0.23％としＮを0.121,0.231,0.4％添加したもの
でＶが存在するとＮを添加し強さを高めても伸びの減少
が少ない。また試料番号11はSiを1.0％にしたものであ
るがＮを0.4％添加することにより、Si増加による強さ
の減少は抑制されている。
添加したものである。Ｖ添加なしの試料番号６に比べ、
強さが増しかつクリープ破断伸びも増す。試料番号9,10
はＶを0.23％としＮを0.121,0.231,0.4％添加したもの
でＶが存在するとＮを添加し強さを高めても伸びの減少
が少ない。また試料番号11はSiを1.0％にしたものであ
るがＮを0.4％添加することにより、Si増加による強さ
の減少は抑制されている。
［発明の効果］ 本発明溶加材は高温でのクリープ強度を著しく高めた
ものである。第１表に示したように溶接溶加材組成が本
発明の要件を満たすものは、本発明の要件を満たさない
もの（比較例）と較べて高温クリープ特性にすぐれてい
ることは明らかである。各種発電ボイラーに使用される
オーステナイト系ステンレス耐熱合金をTIG溶接する場
合に本発明に係る溶加材を使用することにより溶接継手
の信頼性を大幅に向上させることができる。
ものである。第１表に示したように溶接溶加材組成が本
発明の要件を満たすものは、本発明の要件を満たさない
もの（比較例）と較べて高温クリープ特性にすぐれてい
ることは明らかである。各種発電ボイラーに使用される
オーステナイト系ステンレス耐熱合金をTIG溶接する場
合に本発明に係る溶加材を使用することにより溶接継手
の信頼性を大幅に向上させることができる。
第１図はSi量と結晶粒度の関係を示す図、第２図はクリ
ープ破断強さに及ぼすＶの影響を示す図、第３図はクリ
ープ破断強さに及ぼすＮの影響を示す図、第４図は実施
例に用いた溶接部の開先形状を示す断面図である。 １……被溶接材、２……裏当材
ープ破断強さに及ぼすＶの影響を示す図、第３図はクリ
ープ破断強さに及ぼすＮの影響を示す図、第４図は実施
例に用いた溶接部の開先形状を示す断面図である。 １……被溶接材、２……裏当材
Claims (1)
- 【請求項１】（１）重量（％）で C:0.02〜0.15％ Si:0.1〜3.5％ Mn:0.3〜1.5％ Cr:18〜30％ Ni:16〜31.2％ Mo:0.5〜3.0％ V:0.01〜0.3％ Ti:0.01〜0.5％ Nb:0.01〜0.5％ B:0.003〜0.01％ P:0.04％以下 S:0.005％以下 N:0.02〜0.4％ を含有し、残部鉄および不可避不純物からなることを特
徴とするオーステナイト系ステンレス耐熱合金用TIG溶
接用溶加材。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62146085A JP2583238B2 (ja) | 1987-06-11 | 1987-06-11 | オーステナイト系ステンレス耐熱合金用ｔｉｇ溶接用溶加材 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62146085A JP2583238B2 (ja) | 1987-06-11 | 1987-06-11 | オーステナイト系ステンレス耐熱合金用ｔｉｇ溶接用溶加材 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63309392A JPS63309392A (ja) | 1988-12-16 |
| JP2583238B2 true JP2583238B2 (ja) | 1997-02-19 |
Family
ID=15399787
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP62146085A Expired - Lifetime JP2583238B2 (ja) | 1987-06-11 | 1987-06-11 | オーステナイト系ステンレス耐熱合金用ｔｉｇ溶接用溶加材 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2583238B2 (ja) |
Families Citing this family (9)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2800661B2 (ja) * | 1993-11-16 | 1998-09-21 | 住友金属工業株式会社 | 高Ｃｒ高Ｎオーステナイト鋼用溶接材料 |
| 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 |
| JP2001107196A (ja) * | 1999-10-07 | 2001-04-17 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐溶接割れ性と耐硫酸腐食性に優れたオーステナイト鋼溶接継手およびその溶接材料 |
| JP3838216B2 (ja) | 2003-04-25 | 2006-10-25 | 住友金属工業株式会社 | オーステナイト系ステンレス鋼 |
| JP2017042796A (ja) * | 2015-08-27 | 2017-03-02 | 株式会社神戸製鋼所 | Ｎｉ基合金溶接金属 |
| JP6753136B2 (ja) * | 2016-05-09 | 2020-09-09 | 日本製鉄株式会社 | オーステナイト系耐熱鋼溶接金属およびそれを有する溶接継手 |
| JP6756147B2 (ja) * | 2016-05-09 | 2020-09-16 | 日本製鉄株式会社 | オーステナイト系耐熱鋼用溶接材料 |
| CN108788516A (zh) * | 2018-07-02 | 2018-11-13 | 北京金威焊材有限公司 | 镍铬钼钨系镍基药芯焊丝 |
| 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 |
Family Cites Families (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS4857852A (ja) * | 1971-11-24 | 1973-08-14 | ||
| JPS58125396A (ja) * | 1982-01-22 | 1983-07-26 | Hitachi Ltd | オ−ステナイト系溶接構造物 |
| JPS58196192A (ja) * | 1982-05-10 | 1983-11-15 | Hitachi Ltd | 高温用オ−ステナイト系溶接構造物 |
| JPS5966994A (ja) * | 1982-10-06 | 1984-04-16 | Nippon Uerudeingurotsuto Kk | ニツケル基耐熱合金の溶接用溶加材 |
| JPS59127991A (ja) * | 1983-01-12 | 1984-07-23 | Kawasaki Steel Corp | 耐塩化物応力腐食割れ性のすぐれたオ−ステナイトステンレス鋼溶着金属 |
-
1987
- 1987-06-11 JP JP62146085A patent/JP2583238B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63309392A (ja) | 1988-12-16 |
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