JPS6376793A - Bonded flux for three o'clock submerged arc welding - Google Patents
Bonded flux for three o'clock submerged arc weldingInfo
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Abstract
Description
【発明の詳細な説明】
（産業上の利用分野）
本発明はサブマージアーク溶接に用いられるポンドブラ
ックスに係り、更に詳しくは、原油タンク、ＬＰＧタン
ク等の建造に用いる横向サブマージアーク溶接に用いら
れ、優れた靭性と共に良好な溶接作業性を得ることの出
来るボンドフラックスに関する。DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION (Field of Industrial Application) The present invention relates to pound blacks used for submerged arc welding, and more specifically, for use in horizontal submerged arc welding used in the construction of crude oil tanks, LPG tanks, etc. , relates to a bond flux that can provide excellent toughness and good welding workability.
（従来の技術）
近年、原油タンク、ＬＰＧタンクあるいはＬＮＧタンク
が各所で建造され、５０〜６０級高張力鋼あるいは、低
温用Ａｔキルド鋼の横向サブマージアーク溶接が頻繁に
行なわれている。又、ＬＰＧタンク等低温で用いられる
タンクにおいては、溶接部に対し厳しい低温靭性が要求
される。(Prior Art) In recent years, crude oil tanks, LPG tanks, or LNG tanks have been constructed in various places, and horizontal submerged arc welding of 50 to 60 grade high-strength steel or low-temperature At-killed steel is frequently performed. In addition, in tanks used at low temperatures, such as LPG tanks, strict low-temperature toughness is required for welded parts.
そこで、このような横向溶接には高塩基性に設計し易く
、高靭性が得られ易いボンドフラックスが主に用いられ
ている。Therefore, bond flux is mainly used for such horizontal welding because it can be easily designed to have high basicity and can easily provide high toughness.
又、このような横向溶接においては、溶接部の低温靭性
ばかりでなく、ビード形状、耐ポツクマーり性あるいは
、スラグ剥離性等の作業性の点においても充分優れてい
ることが要求される。In addition, in such horizontal welding, it is required that the welded part not only have sufficient low-temperature toughness but also bead shape, pot mark resistance, and workability such as slag removability.
即ち、横向溶接は溶融池の両端が上方方向に位置する特
殊な姿勢の溶接であり、それだけビード形状が不安定と
なり易（、又、欠陥が生じやすい要因を有している。That is, lateral welding is welding in a special position in which both ends of the molten pool are located upward, which makes the bead shape more likely to become unstable (and more likely to cause defects).
特にボンドフラックスにおいては、ビード表面のポック
マークの発生およびビード不均一化によるスラグ剥離性
の劣化が大きな問題である。Particularly in the case of bond flux, the occurrence of pock marks on the bead surface and deterioration of slag removability due to non-uniformity of the bead are major problems.
まずビード表面にポックマークが生じやすいという点で
あるが、通常の下向溶接においては、溶融池に生成した
溶融スラグおよび溶融金属は両端から中央に向けて凝固
が進行するが、横向溶接においては、上下から中央に向
けて凝固することになる。First, pockmarks are likely to occur on the bead surface. In normal downward welding, the molten slag and molten metal generated in the molten pool solidify from both ends toward the center, but in horizontal welding, , solidification occurs from the top and bottom toward the center.
即ち、突合わされた被溶接母材のうち、上板側に生成し
た溶融スラグは、まず上板側母材境界部より凝固し、下
方に凝固していく。That is, of the butted base materials to be welded, the molten slag generated on the upper plate side first solidifies from the boundary of the upper plate side base metal, and then solidifies downward.
一方アーク空洞中のガス成分あるいは、溶融池から発生
したガス成分は、上方へ逸出しようとするが、このとき
、上板側のスラグの凝固が進んでいるため外部に逃げら
れないまま、メタルとスラグの界面に残留し、ビード表
面にガス圧痕としてポックマークを生成する。On the other hand, the gas components in the arc cavity or the gas components generated from the molten pool try to escape upwards, but at this time, because the slag on the upper plate side has solidified, they cannot escape to the outside, and the gas components emit into the metal. It remains at the interface between the gas and the slag and creates pock marks as gas impressions on the bead surface.
又、溶接金属も開先内のワイヤ先端の位置の変動により
、上下方向にずれやすく、アンダーカット、ビード形状
不良あるいは融合不良等が生じやすい。従って、凝固ス
ラグもビード形状不良部にはまり込み、剥離し難い状況
となる。Furthermore, the weld metal is also likely to shift in the vertical direction due to fluctuations in the position of the wire tip within the groove, resulting in undercuts, poor bead shapes, poor fusion, and the like. Therefore, the solidified slag also gets stuck in the defective bead shape, making it difficult to peel it off.
これらの問題を解決するために、例えば特開昭５４−１
９４３９号公報および！開昭５５−１４１６６号公報に
Ｔｉ０ｚ、ＣａＦｔ 、 Ａ１２ｏｓ、ＭｇＯ、Ｓ ｉ
ｏ２、Ｂ２Ｏ３、ＣａＣＯｘ等を規制した非溶融型フラ
ックスが提案されている。In order to solve these problems, for example,
Publication No. 9439 and! Publication No. 55-14166 discloses Ti0z, CaFt, A12os, MgO, Si
Non-melting fluxes have been proposed in which o2, B2O3, CaCOx, etc. are regulated.
これらのフラックスは優れた溶接作業性と同時に低温で
良好なシャルピー衝撃値と、ＣＯＤ値（ＣＲＡＣＫ Ｏ
Ｐ器ＩＮＧ ＤＩＳＰＬＡＣＢＥ守）が得られるボンド
フラックスである。These fluxes have excellent welding workability, good Charpy impact values at low temperatures, and COD values (CRACK O
This is the bond flux obtained.
このうち、特開昭５５−１４１６６号公報に開示された
ボンドフラックスにおいて、■５ｉｎ２と多量のＣａＦ
、が共存する場合ならびに■Ｃｏ２量が７％を超えると
ポックマークが発生しやすいことが記載されており、こ
れを防止するため夫々、Ｇ）ＳｉＯ，を９％以下、■Ｃ
Ｏ２量７％以下に制限している。Among these, the bond flux disclosed in Japanese Patent Application Laid-open No. 55-14166 has a large amount of CaF of ■5in2.
It is stated that pock marks are likely to occur when G) SiO2 coexists and ■Co2 amount exceeds 7%.
The amount of O2 is limited to 7% or less.
しかしながらこれらのフラックスにおいても、ガス発生
成分と他成分の添加バランスを考慮しな（ては、ポック
マークの発生を防止出来るものではない。又、スラグの
剥離性が充分でな（、溶接作業性を著しく劣化せしめて
いる。However, even with these fluxes, the addition balance of gas-generating components and other components must be taken into account (it is not possible to prevent the occurrence of pockmarks), and the slag removability is not sufficient (and welding workability is has significantly deteriorated.
（発明が解決しようとする問題点）
本発明は、優れた溶接金属靭性を得ると共に、横向溶接
において発生しゃすいビード表面のポックマークを防止
すると共に、ビード形状にかかわらず、スラグ剥離性を
改善することを目的とするものである。(Problems to be Solved by the Invention) The present invention provides excellent weld metal toughness, prevents pock marks on the bead surface that occur during horizontal welding, and improves slag removability regardless of the bead shape. The purpose is to
（問題点を解決するだめの手段）
本発明の要旨は、横向サブマージアーク溶接用ボンドフ
ラックスにおいて、フラックス全体に対して重量％で金
属弗化物がＦ量に換算し２．５〜１２．５％、金属炭酸
基が、Ｃ０ｚｔに換算して０．３〜３０％、Ａ２＊ Ｏ
ｓが２５〜５０％、 ’ｈ１ｇｏが２０〜３５％であり
、かつ、５００μｍより粒径の大きい粒子が３０〜８０
％、２１０μｍより粒径の小さい粒子が２０％以下を占
め、かつかさ密度が０．８〜１．３５’／ｍ３であり、
更に下式で表わされる値ＰがＰ≦Ｏであることを特徴と
する横向サブマージアーク浴接用ボンドフラックスにあ
る。(Means for Solving the Problems) The gist of the present invention is that, in a bond flux for horizontal submerged arc welding, metal fluoride is 2.5 to 12.5% by weight in terms of F content based on the entire flux. , metal carbonate group is 0.3 to 30% in terms of C0zt, A2*O
s is 25-50%, 'h1go is 20-35%, and particles with a particle size larger than 500 μm are 30-80%.
%, particles with a particle size smaller than 210 μm account for 20% or less, and the bulk density is 0.8 to 1.35'/m3,
Furthermore, the bond flux for horizontal submerged arc bath welding is characterized in that the value P expressed by the following formula satisfies P≦O.
Ｐ ＝ １５．Ｉ Ｘ （Ｃ０Ｊｔ）＋２．７ Ｘ Ｃ
Ｆ量） −６，５Ｘ （ＭｇＯ量）＋１１５ＣＯ２量；
フラックス中のＣＯ２相当量（％）Ｆ 量；フラックス
中のＦ 相当量（％）ＭｇＯｉ；フラックス中のＭｇＯ
相当量（％）（作用）
以下本発明について詳述する。P = 15. I X (C0Jt)+2.7 X C
F amount) -6,5X (MgO amount) + 115CO2 amount;
CO2 equivalent amount (%) in flux F amount; F equivalent amount (%) in flux MgOi; MgO in flux
Equivalent amount (%) (effect) The present invention will be described in detail below.
本発明フラックスにおける各成分範囲の特定は以下の如
くである。The range of each component in the flux of the present invention is specified as follows.
まず、弗化物の添加は横向溶接用フラックスにとっては
極めて重要である。すなわち、弗化物はアーク空洞中で
アーク熱によりガス化し、溶融金属のシールド作用を強
化するため、溶接金属中の酸素量および窒素量の低減に
寄与し、溶接金属靭性の向上に極めて有利である。First, fluoride addition is extremely important for transverse welding fluxes. In other words, fluoride is gasified by arc heat in the arc cavity and strengthens the shielding effect of the molten metal, so it contributes to reducing the amount of oxygen and nitrogen in the weld metal, which is extremely advantageous in improving the toughness of the weld metal. .
さらに弗化物のガスはスラグなポーラスなものとし、砕
けやす（するためスラグ剥離性の改善にも有効である。Furthermore, the fluoride gas is porous and brittle, making it effective in improving slag removability.
このような効果はフラックス中のＦ量が２．５％以上で
得ることが出来る。Such effects can be obtained when the amount of F in the flux is 2.5% or more.
一方、弗化物は粘性を低下させる成分であり、Ｆ相当量
を１２．５％を超えて添加すると、生成スラグの流動性
が過大となるためビードが不整となり、又、下方に垂れ
やすいため上板側にはアンダーカットが生じやすく、又
、下板側にはオーバーラツプを生じる様になる。On the other hand, fluoride is a component that lowers viscosity, and if the amount equivalent to F is added in excess of 12.5%, the fluidity of the generated slag will become excessive, resulting in irregular beads. Undercuts tend to occur on the plate side, and overlaps tend to occur on the lower plate side.
このような理由から弗化物の添加量の適正範囲は、Ｆ相
当鎗として２．５〜１２．５％であることが必要である
。For these reasons, the appropriate range of the amount of fluoride added needs to be 2.5 to 12.5% as F equivalent.
本発明フラックスに用いる金属弗化物とはＣａＦ、、Ｂ
ａＦ、 、 ＮａＦ 、 ＡｔＦ３ 、 ＭｇＦ、等通
常ボンドフラックスの製造に用いられろ原料である。The metal fluorides used in the flux of the present invention are CaF, B
Raw materials such as aF, NaF, AtF3, MgF, etc. are commonly used in the production of bond flux.
次にＣＯ□は溶接金属中の拡散性水素量を低減するため
に必要な成分である。特に横向サブマージアーク溶接の
如（、溶接入熱が小さい多層盛溶接においては、拡散性
水素量が集積し水素割れを生じやすいので、これを防止
するために、Ｃｏｔを添加することが必要となる。この
ような、効果を得るには、フラックス中のＣ０２相当量
が０．３％以上であることが必要である。Next, CO□ is a necessary component to reduce the amount of diffusible hydrogen in the weld metal. Especially in multi-layer welding where the welding heat input is small, such as horizontal submerged arc welding, the amount of diffusible hydrogen accumulates and hydrogen cracking tends to occur, so it is necessary to add Cot to prevent this. In order to obtain such an effect, it is necessary that the amount of CO2 equivalent in the flux is 0.3% or more.
しかし、Ｃｏｔ相当量を３．０％を超えて添加すると、
アーク空洞の大きさが不安定となり、アークが安定せず
ど一ドが不整となる。このような理由から金属炭酸塩の
添加量の適正範囲は、００２世に換算して、０．３〜３
．０％である。However, if the amount equivalent to Cot is added in excess of 3.0%,
The size of the arc cavity becomes unstable, and the arc becomes unstable and the arc becomes irregular. For these reasons, the appropriate range of the amount of metal carbonate added is 0.3 to 3
．． It is 0%.
本発明フラックスに用いる金属炭酸塩とは、ＣａＣ０１
、ＢａＣ０１、ＭｇＣＯｘ １ＭｎＣＯｘ等通常ボンド
ブラックスの製造に用いる原料である。The metal carbonate used in the flux of the present invention is CaC01
, BaC01, MgCOx 1MnCOx, etc. These are the raw materials normally used in the production of bond blacks.
次にＡ４０．はスラグ剥離性を改善するために必要な成
分である。すなわち、多量のＡ／−ｔ Ｏｓの添加は溶
接によって生じるスラグ量を減少させ、かつ、溶融スラ
グなガラス質のものにする傾向がある。Next, A40. is a necessary component to improve slag removability. That is, addition of a large amount of A/-t Os tends to reduce the amount of slag produced by welding and to make the molten slag glassy.
まずスラグ量が少ないと、溶接後、溶接金属部、開先部
と凝固スラグの間に空隙が生じる傾向にあり、これによ
り、開先内のワイヤ先端の位置の変動によりビードが不
均一になっても、貝好なスラグ剥離性が得られる。First, if the amount of slag is small, after welding, there is a tendency for voids to form between the weld metal, the groove and the solidified slag, which will cause the bead to become uneven due to fluctuations in the position of the wire tip within the groove. However, excellent slag removability can be obtained.
更に溶融スラグがガラス質のものになる傾向にあるので
、結晶質のスラグに比べ、脆く砕けやす（、前述の弗化
物によるスラグのポーラス化による効果との相乗効果に
より、極めて剥離しゃすいスラグを得ることが出来る。Furthermore, since molten slag tends to be glassy, it is more brittle and crumbly than crystalline slag (and the synergistic effect with the porous slag effect caused by fluoride described above makes it possible to create slag that is extremely easy to peel). You can get it.
このようなＡ４０ｇの効果は２５％以上の添加により得
られるが、一方５０％を超えて添加すると、生成スラグ
の粘度が高（なりすぎ、ビード形状が三角ビード気味と
なり、更には、ビード表面に突起状欠陥が発生し、ビー
ド外観を劣化せしめる結果となる。更に多量のＡ４０ｓ
の添加は溶接金属中に微小なスラグ巻込みを生じさせる
。このような理由からＡｔｔ Ｏｘの添加量の適正範囲
は２５〜５０％である。Such an effect of A40g can be obtained by adding 25% or more, but on the other hand, if the amount exceeds 50%, the viscosity of the produced slag becomes too high (too much, the bead shape becomes triangular bead-like, and furthermore, the bead surface becomes Protruding defects occur, resulting in deterioration of the bead appearance.Furthermore, a large amount of A40s
The addition of slag causes minute slag inclusions in the weld metal. For these reasons, the appropriate range of the amount of Att Ox added is 25 to 50%.
本発明フラックスに用いろＡ４０３は、ＡＡｔ Ｏｓ単
体のアルミナあるいはシャモット、スピネル等の化合物
の如（、通常のボンドフラックスの製造に用いる原料で
ある。A403 used in the flux of the present invention is a raw material used in the production of ordinary bonded fluxes, such as alumina of AAtOs alone, or compounds such as chamotte and spinel.
次にＭｇＯは、ビード表面のポックマークの発生を防止
するのに極めて重要な成分である。すなわちｈｉｇｏは
フラックスの耐火度を大とし、溶接中において溶融スラ
グの厚さを薄（する。Next, MgO is an extremely important component for preventing the formation of pock marks on the bead surface. In other words, higo increases the fire resistance of the flux and reduces the thickness of the molten slag during welding.
フラックス等から発生したガスは溶融スラグが厚いと外
部に逸出しにくく、メタルとスラグの界面に残留し、ビ
ード表面のガス圧痕としてポックマークとなるが、Ｍｇ
Ｏは溶融スラグの厚みを薄くするので、ガスが外部に逸
出しやす（、ポックマーク発生の防止に効果がある。When the molten slag is thick, gas generated from flux, etc. is difficult to escape to the outside, and remains at the interface between the metal and slag, resulting in pock marks as gas impressions on the bead surface.
O reduces the thickness of the molten slag, making it easier for gas to escape to the outside (and is effective in preventing pockmarks from occurring).
又、ＭｇＯは、フラックスの塩基度を高め、溶接金属中
の酸素量の増加をおさえ、良好な低温靭性な得るのに効
果がある。更に、フラックスの耐火度を高くし、溶接ビ
ードの垂れを防止し、良好なビード形状を得るのに効果
がある。このようなＭｇＯの効果は、２０％以上の添加
で侮られる。Furthermore, MgO is effective in increasing the basicity of the flux, suppressing an increase in the amount of oxygen in the weld metal, and obtaining good low-temperature toughness. Furthermore, it is effective in increasing the fire resistance of the flux, preventing drooping of the weld bead, and obtaining a good bead shape. Such an effect of MgO is underestimated when it is added in an amount of 20% or more.
しかしながら４０％を超えて添加すると耐火度が高くな
り過ぎ、ビード表面に突起状欠陥が発生しビード形状が
不良となる。このような理由からＭｇＯの添加量の適正
範囲は２０〜４０％である。However, if it is added in an amount exceeding 40%, the refractoriness becomes too high, protruding defects occur on the bead surface, and the bead shape becomes poor. For these reasons, the appropriate range of the amount of MgO added is 20 to 40%.
本発明フラックスに用いるＭｇＯは、マグネシアクリン
カ−、スピネル等通常のボンドフラックスの製造に用い
ろ原料である。MgO used in the flux of the present invention is a raw material used in the production of ordinary bond fluxes such as magnesia clinker and spinel.
以上の様にフラックスの組成を規定しても、更にフラッ
クスの物理的性質を適正にしなければ、良好な溶接作業
性は得られない。Even if the composition of the flux is defined as described above, good welding workability cannot be obtained unless the physical properties of the flux are further optimized.
まずフラックスの粒度構成を適正にすることにより、適
度の通気度を保つことが必要である。このためには、フ
ラックスの粒子径が、５００μｍより大きい粒子が３０
〜８０％であり、かつ、２１０μｍより小さい粒子が２
０％以下であることが必要である。First, it is necessary to maintain appropriate air permeability by optimizing the particle size structure of the flux. For this purpose, the particle diameter of the flux must be 30 μm or more.
~80% and particles smaller than 210 μm are 2
It needs to be 0% or less.
すなわち、粒子径が５００μｍより大きい粒子が３０％
未満では適正な通気性が保持出来ない。このためフラッ
クス等から発生したガスは、フラックス中を通過しにく
く、外部に逸出しにくく、メタルとスラグの界面に残留
しビード表面のガス圧痕としてポックマークとなる。In other words, 30% of particles have a particle size larger than 500 μm.
If it is less than that, proper air permeability cannot be maintained. For this reason, gas generated from flux etc. is difficult to pass through the flux, difficult to escape to the outside, and remains at the interface between the metal and slag, resulting in pock marks as gas impressions on the bead surface.
又、一方フラックスの粒子径が５００μｍより大きい粒
子が８０％を超えろと、フラックスの耐火性が過大とな
り、溶接時にフラックスの溶融がスムーズにいかず、ビ
ードが不整となり、更には、アーク空洞が変動するよう
になるため、母材と溶接ビードの境界にアンダーカット
が発生する。On the other hand, if the particle size of the flux exceeds 80%, the fire resistance of the flux will be excessive, and the flux will not melt smoothly during welding, resulting in irregular beads, and furthermore, the arc cavity will fluctuate. As a result, an undercut occurs at the boundary between the base metal and the weld bead.
更に５００μｍより大きい粒子が３０〜８０％の適正範
囲であっても、２１０μｍより小さい粒子が２０％を超
えると、通気性力を悪くなり、ポックマークが発生する
。Furthermore, even if the proportion of particles larger than 500 μm is in the appropriate range of 30 to 80%, if the proportion of particles smaller than 210 μm exceeds 20%, the air permeability becomes poor and pock marks occur.
更に、上記粒度構成のフラックスにおいても、かさ密度
を０．８〜１．３ Ｓ’１０１ｎ”にすることが必要で
ある。すなわち、かさ密度はフラックスの通気性を適正
にするため、ならびに良好なビード形状を得るために重
要である。Furthermore, even in the flux having the above particle size structure, it is necessary to set the bulk density to 0.8 to 1.3 S'101n". In other words, the bulk density is set to make the air permeability of the flux appropriate, as well as to have a good This is important for obtaining the bead shape.
かさ密度が０．８９／ＵＪｋ３未満では、フラックスに
よるビードの押えがきかな（なるため、垂れビードとな
りビード形状が劣化する。又、繰り返し使用において、
粉化が敏しく通気性が損なわれ、ポックマークが発生す
るようになる。If the bulk density is less than 0.89/UJk3, the bead cannot be held down by the flux (this results in a sagging bead and deterioration of the bead shape. Also, in repeated use,
It powderizes easily, impairs breathability, and causes pock marks.
一方、かさ密度が１．３９１０ｒｂ３を超えると、フラ
ックスによるビードの押えが強くなりすぎ、三角気味の
ビードとなり、かつビードが乱れビード形状が劣化する
。又、更に通気性も悪くなり、ポックマークが発生する
。このような理由から、フラックスの粒度構成において
、粒子径が５００μｍより大きい粒子が３０〜５０％、
２１０μｍより小さい粒子が２０％以下であり、かつか
さ密度は０．８〜１．３２／濡３である。On the other hand, when the bulk density exceeds 1.3910 rb3, the bead is pressed down too strongly by the flux, resulting in a slightly triangular bead, and the bead becomes disordered and the bead shape deteriorates. Moreover, the air permeability is further deteriorated and pock marks occur. For these reasons, in the particle size composition of the flux, particles with a particle size larger than 500 μm account for 30 to 50%.
The particles smaller than 210 μm account for 20% or less, and the bulk density is 0.8 to 1.32/3.
このような粒度構成およびかさ密度の調整は、フラック
スの造粒時に使用する固着剤の梯類、量等の調整あるい
はヘンシュル造粒、皿型造粒など造粒法あるいは造粒条
件によって調整する。The particle size structure and bulk density are adjusted by adjusting the ladder type, amount, etc. of the fixing agent used when granulating the flux, or by a granulation method such as Henschel granulation or dish granulation, or by granulation conditions.
次にポックマークとは何らかのガスが、溶融スラグと溶
融金属の界面に残存した結果によるガス圧痕であるが、
このガス源は一般的には、鋼中のＣの酸化によるＣＯあ
るいはＣＯ２、Ｆ、 Ｈ２Ｏである。Next, pockmarks are gas impressions caused by some gas remaining at the interface between molten slag and molten metal.
This gas source is generally CO or CO2, F, H2O from the oxidation of C in the steel.
このうち、フラックス中のＨｚＯ量は、５３０℃の如く
の高温で焼成したフラックスにおいては、フラックスが
吸湿しない限り大差がないと考えるべきである。Among these, it should be considered that the amount of HzO in the flux does not differ much in a flux fired at a high temperature such as 530° C. unless the flux absorbs moisture.
従って本発明フラックスにおいて、ポックマークの発生
の原因とな、るガス源は、フラックス中に添加するＣＯ
ｚとＦが主であり、その量が問題となる。すなわち、Ｃ
ｏｔあるいはＦのどちらか一方だけでな（、両方のトー
タル量でポックマーク発生の感受性が高くなる。Therefore, in the flux of the present invention, the gas source that causes pockmarks is the CO added to the flux.
The main factors are z and F, and their quantities are the problem. That is, C
Not just either ot or F (but the total amount of both increases the susceptibility to pock mark generation.
又、ＣｏｗとＦはポックマークの発生に対して同等の影
響力ではなく、又、ポックマークを防止する成分は、前
述の如＜ ＮｆｇＯである。したがってポックマークの
発生を防止するためには、ＣＯ２、ＦおよびＭｇＯの３
成分を、適正にコントロールすることが重要である。Further, Cow and F do not have equal influence on the occurrence of pockmarks, and the component that prevents pockmarks is <NfgO as described above. Therefore, in order to prevent the occurrence of pockmarks, it is necessary to
It is important to properly control the ingredients.
そこで単位長さ当りのポックマーク発生数（個／ｍ）Ｐ
を、種々フラックスの組成を変化させて行なった実験の
結果から、多重回帰分析によりフラックス中のＣ０２量
、Ｆ量およびＭｇＯ量の関数として求めた。Therefore, the number of pockmarks generated per unit length (pieces/m) P
was determined as a function of the amount of CO2, F, and MgO in the flux by multiple regression analysis from the results of experiments conducted with various flux compositions.
すなわち、Ｐは下式の通りである。That is, P is as shown in the formula below.
ｐ ＝ １５．１ ｘ（Ｃｏ、量）＋２．７Ｘ（Ｆ量）
−６，５ｘ （ＭｇＯ量）＋１１５ＣＯ２量：フラッ
クス中のＣＯ２相当量（％）Ｆ 量：フラックス中のＦ
相当量（％）ＭｇＯ量：フラックス中のＭｇＯ相当量（
％）すなわち、ポックマークの発生に対してＣＯ１量、
Ｆ量の係数は夫々＋１５．１ 、 ＋２．７でありＣＯ
３はＦに比し、１５．１／’２．７倍ポックマークを発
生しやすい傾向であることを示す。p = 15.1 x (Co, amount) + 2.7X (F amount)
-6,5x (MgO amount) + 115CO2 amount: CO2 equivalent amount in flux (%) F amount: F in flux
Equivalent amount (%) MgO amount: Equivalent amount of MgO in flux (
%) In other words, the amount of CO1 for the occurrence of pockmarks,
The coefficients of F amount are +15.1 and +2.7, respectively, and CO
3 indicates that compared to F, pock marks tend to occur 15.1/'2.7 times more easily.
一方ＭｇＯの係数は−６，５であり、ポックマークを減
少させろ傾向であることを示す。すなわち、Ｐ＝０でポ
ックマークの発生がなくなることを示し、フラックスと
しては、ｃｏ、ｔ、Ｆ量およびＭｇＯ量を調整し、Ｐを
０以下に設計すればよいことを見出したものである。On the other hand, the coefficient of MgO is -6.5, indicating a tendency to reduce pockmarks. That is, it has been shown that pock marks do not occur when P=0, and it has been found that the flux can be designed so that P is 0 or less by adjusting the amounts of co, t, F, and MgO.
又、以上に述べた組成の他には、目的に応じて通常フラ
ックス原料として用いられるＴｉｅ、 、 ＺｒＯ，，
５ｉｎｓ、Ｂ２Ｏ３等の金属酸化物、Ｆｅ−８ｉ 、
Ｆｅ−Ａｔ。In addition to the above-mentioned compositions, Tie, ZrO, etc., which are usually used as flux raw materials depending on the purpose, may also be used.
5ins, metal oxides such as B2O3, Fe-8i,
Fe-At.
Ｓｉ、狗、Ａｔのような脱酸性金属粉、１Ｖｆｎ、Ｔｉ
、Ｍｏ、Ｎｉ等の合金粉を適宜選択して添加することが
出来る。Deoxidizing metal powder such as Si, Dog, At, 1Vfn, Ti
, Mo, Ni, etc. can be appropriately selected and added.
以上本発明について詳述したが、以下に本発明の効果を
明らかにするために実施例について述べる。The present invention has been described in detail above, and examples will be described below to clarify the effects of the present invention.
（実施例）
まず第１表に示すようなＦｌ−Ｆ２１の２１λ１類のボ
ンドフラックスを作製した。即ち、フラックス原料組成
欄に示すような原料粉を、水ガラス（珪酸ソーダ＋珪酸
カリ）を固着剤として造粒した後、５３０ＬＸＳＯ分の
条件で焼成し、１２Ｘｌ ００メツシユの粒度のフラッ
クスとした。(Example) First, a 21λ1 type bond flux of Fl-F21 as shown in Table 1 was prepared. That is, the raw material powder as shown in the flux raw material composition column was granulated using water glass (sodium silicate + potassium silicate) as a fixing agent, and then fired under conditions for 530LXSO to obtain a flux with a particle size of 12Xl 00 mesh.
仕上ったフラックスの特定成分の含有量は第１表の特定
成分欄に、又、特定値は第１表の特定値欄に示す。The content of specific components in the finished flux is shown in the specific component column of Table 1, and the specific value is shown in the specific value column of Table 1.
第１表のフラックスのうちＦｌ−ＦＩＯは本発明例であ
り、Ｆｉｌ−Ｆ２１は本発明の効果を明確にするための
比較例である。Among the fluxes in Table 1, Fl-FIO is an example of the present invention, and Fil-F21 is a comparative example for clarifying the effects of the present invention.
先ず、表中のそれぞれのフラックスを用い、２１種類の
横向潜弧溶接による突合せ溶接を実施した。First, butt welding was performed using 21 types of horizontal submerged arc welding using each of the fluxes listed in the table.
この場合の供試鋼板、供試ワイヤ（Ｍｎ系鋼ワイヤ）を
それぞれ第２表および第３表に、又、溶接条件を第４表
、第１図、第２図および第３図に示す。The test steel plates and test wires (Mn-based steel wires) in this case are shown in Tables 2 and 3, respectively, and the welding conditions are shown in Table 4, FIG. 1, FIG. 2, and FIG. 3.
第１図、第２図および第３図においてｌは被溶接材であ
る。第２図において、２はワイヤ、３はチップである。In FIGS. 1, 2, and 3, l represents the material to be welded. In FIG. 2, 2 is a wire and 3 is a chip.
又、第３図は、積層方法を示す模式図であり、図中イ〜
トは溶接パスの順序を示す記号である。Moreover, FIG. 3 is a schematic diagram showing the lamination method, and in the figure
is a symbol indicating the order of welding passes.
溶接結果を第５表に示す。The welding results are shown in Table 5.
スラグ剥離性については、１〜３パス目ビード（イ）〜
（ハ）の剥離しやすさについて調べた。又、ビード形状
、ビードの表面状態およびポックマークの発生の有無に
ついては、７パス目のビード（ト）について調べ、ビー
ド形状としては、突起状欠陥発生の有無、アンダーカッ
ト、オーバーラツプ等、ビードの表面状態としては、凝
固波の粗さ、を主に調査した。Regarding slag removability, 1st to 3rd pass beads (A) to
The ease of peeling of (c) was investigated. In addition, the bead shape, surface condition of the bead, and presence or absence of pockmarks were examined for the 7th pass bead (G). As for the surface condition, the roughness of coagulation waves was mainly investigated.
又衝撃試験は、第４図に示す位置からＶノツチシャルピ
ー試験片４ （ＪＩＳＺ３１１２４号）を採取し、−５
０℃で試験を行なった。なお、第４図において、被溶接
材１０表面から試験片の中心までの距離ｄは７鴎である
。In addition, for the impact test, V-notch Charpy test piece 4 (JIS Z31124) was taken from the position shown in Figure 4.
Tests were conducted at 0°C. In addition, in FIG. 4, the distance d from the surface of the material to be welded 10 to the center of the test piece is 7 mm.
又１次に各フラックスについて、ガスクロマトグラフ法
（■Ｓ １００３）による拡散性水素試験を行なった。Firstly, each flux was subjected to a diffusible hydrogen test using gas chromatography (■S 1003).
使用したワイヤは２．０％Ｍｎワイヤ４．０φ、鋼板は
５ｌｖｌ−５０Ｂを使用した。７２時間後の測定結果な
紀５表に示す。The wire used was a 2.0% Mn wire of 4.0φ, and the steel plate was 5lvl-50B. The measurement results after 72 hours are shown in Table 5.
本発明例の屋１〜ＡＩＯは本発明の効果により。Examples of the present invention, Ya1 to AIO, are due to the effects of the present invention.
いずれも満足し得る結果が得られたが、比較例のＡ １
１−４２１はいずれも何らかの問題があり満足し得るも
のではなかった。Satisfactory results were obtained in all cases, but Comparative Example A1
No. 1-421 had some problems and was not satisfactory.
すなわち、Ａ１１．屋１３、扁１５、屋１６．およびム
１７はＰ値がＯより太きくいずれもポックマークが発生
した。又、４１３はＭｇＯを不足、Ａ ｌ ９は粒度構
成が適正範囲から外れたため、Ａ ２０および煮２１は
かさ密度が適正範囲から外れたため、それぞれポックマ
ークが発生した。That is, A11. Ya 13, Bian 15, Ya 16. In both cases, the P value was thicker than O, and pockmarks occurred in both cases. In addition, 413 lacked MgO, A 1 9 had a particle size structure outside of the appropriate range, and A 20 and Ni 21 had bulk densities outside of the appropriate range, causing pock marks.
又、ム１２はＦ量不足、Ａ１４はＡ ｊ４ Ｏａ量不足
、ム１７はＣＯ□量不足のため、夫々衝撃値の劣化、ス
ラグ剥離性の劣化、拡散性水素量の増加が生じた。又、
Ａ１４はＭｇＯ量過剰、ノに１５はＡ ４ Ｏｓ量過剰
、ム１１はＣＯ２量過剰のため、ビード形状、ビード表
面の状態が劣化した。In addition, Mu12 had an insufficient amount of F, A14 had an insufficient amount of A j4 Oa, and Mu 17 had an insufficient amount of CO□, which resulted in deterioration of the impact value, deterioration of slag removability, and increase in the amount of diffusible hydrogen, respectively. or,
A14 had an excessive amount of MgO, No. 15 had an excessive amount of A 4 Os, and No. 11 had an excessive amount of CO2, resulting in deterioration of the bead shape and the condition of the bead surface.
又、４１８は粒度構成が適正範囲から外れたため、屋２
０および屋２１はかさ密度が適正範囲から外れたためビ
ード形状、ピード表面の状態が劣化した。In addition, 418 had a particle size structure outside of the appropriate range, so it was
In samples No. 0 and No. 21, the bulk density was out of the appropriate range, so the bead shape and surface condition of the bead were deteriorated.
第２表
第 ３ 表
第 ４ 表
（発明の効果）
以上述べた如（、本発明フラックスによれば、横向潜弧
溶接にお℃・て、ビード表面のポックマークの発生を防
止出来ると共に、優れたスラグ剥離性、ビード形状およ
び低温靭性が得られ、又、溶接金属中の拡散性水素量も
低減することが可能となる。Table 2 Table 3 Table 4 Table 4 (Effects of the Invention) As stated above, the flux of the present invention can prevent the occurrence of pock marks on the bead surface during horizontal submerged arc welding at °C, and has excellent It is possible to obtain good slag removability, bead shape, and low-temperature toughness, and also to reduce the amount of diffusible hydrogen in the weld metal.
第１図は実施例に用いた開先形状を説明するための断面
図、第２図は実施例に用いたワイヤ狙いを説明するため
の断面図、第３図は実施例で行なった溶接の積層要領を
説明するための断面図、第４図は、実施例で行なった衝
撃試験におけろ試験片の採取位置を説明するための断面
図である。Fig. 1 is a cross-sectional view for explaining the groove shape used in the example, Fig. 2 is a cross-sectional view for explaining the wire aiming used in the example, and Fig. 3 is a cross-sectional view for explaining the welding performed in the example. FIG. 4 is a cross-sectional view for explaining the lamination procedure, and FIG. 4 is a cross-sectional view for explaining the sampling position of the test piece in the impact test conducted in the example.
Claims (1)
、フラックス全体に対して重量％で金属弗化物がＦ量に
換算し、２．５〜１２．５、％、金属炭酸塩がＣＯ＿２
量に換算して、０．３〜３．０％、Ａｌ＿２Ｏ＿３が２
５〜５０％、ＭｇＯが２０〜４０％であり、かつ、５０
０μｍより粒径の大きい粒子が３０〜８０％、２１０μ
ｍより粒径の小さい粒子が２０％以下を占めかつ、かさ
密度が０．８〜１．３ｇ／ｃｍ＾３であり、更に下式で
表わされる値ＰがＰ≦Ｏであることを特徴とする横向サ
ブマージアーク溶接用ボンドフラックス。 Ｐ＝１５．１×（ＣＯ＿２量）＋２．７×（Ｆ量）−６
．５×（ＭｇＯ量）＋１１５ＣＯ＿２量；フラックス中
のＣＯ＿２相当量（％）Ｆ量；フラックス中のＦ相当量
（％） ＭｇＯ量；フラックス中のＭｇＯ相当量（％）[Claims] In the bond flux for horizontal submerged arc welding, metal fluorides are 2.5 to 12.5% by weight of the entire flux, converted to F amount, and metal carbonates are CO_2.
In terms of amount, 0.3 to 3.0%, Al_2O_3 is 2
5-50%, MgO is 20-40%, and 50%
30-80% particles with a particle size larger than 0μm, 210μm
Particles having a particle diameter smaller than m account for 20% or less, have a bulk density of 0.8 to 1.3 g/cm^3, and are further characterized in that the value P expressed by the following formula satisfies P≦O. Bond flux for horizontal submerged arc welding. P=15.1×(CO_2 amount)+2.7×(F amount)-6
．． 5 x (MgO amount) + 115CO_2 amount; CO_2 equivalent amount in flux (%) F amount; F equivalent amount in flux (%) MgO amount; MgO equivalent amount in flux (%)
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21795386A JPS6376793A (en) | 1986-09-18 | 1986-09-18 | Bonded flux for three o'clock submerged arc welding |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21795386A JPS6376793A (en) | 1986-09-18 | 1986-09-18 | Bonded flux for three o'clock submerged arc welding |
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| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6376793A true JPS6376793A (en) | 1988-04-07 |
| JPH0214156B2 JPH0214156B2 (en) | 1990-04-06 |
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ID=16712301
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP21795386A Granted JPS6376793A (en) | 1986-09-18 | 1986-09-18 | Bonded flux for three o'clock submerged arc welding |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6376793A (en) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2015019684A1 (en) * | 2013-08-05 | 2015-02-12 | 株式会社神戸製鋼所 | Flux for submerged arc welding |
| JP2016140888A (en) * | 2015-02-02 | 2016-08-08 | 株式会社神戸製鋼所 | Flux for submerged arc welding |
-
1986
- 1986-09-18 JP JP21795386A patent/JPS6376793A/en active Granted
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| JP2015030019A (en) * | 2013-08-05 | 2015-02-16 | 株式会社神戸製鋼所 | Flux for submerged arc welding |
| CN105408054A (en) * | 2013-08-05 | 2016-03-16 | 株式会社神户制钢所 | Flux for submerged arc welding |
| US10272528B2 (en) | 2013-08-05 | 2019-04-30 | Kobe Steel, Ltd. | Flux for submerged arc welding |
| JP2016140888A (en) * | 2015-02-02 | 2016-08-08 | 株式会社神戸製鋼所 | Flux for submerged arc welding |
| WO2016125568A1 (en) * | 2015-02-02 | 2016-08-11 | 株式会社神戸製鋼所 | Flux for use in submerged arc welding |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0214156B2 (en) | 1990-04-06 |
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