JPH07102465B2 - ステンレスクラッド鋼板の片面溶接方法 - Google Patents
ステンレスクラッド鋼板の片面溶接方法Info
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- JPH07102465B2 JPH07102465B2 JP424888A JP424888A JPH07102465B2 JP H07102465 B2 JPH07102465 B2 JP H07102465B2 JP 424888 A JP424888 A JP 424888A JP 424888 A JP424888 A JP 424888A JP H07102465 B2 JPH07102465 B2 JP H07102465B2
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- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
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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
- B23K35/32—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at more than 1550°C
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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、炭素鋼板の表面にステンレス鋼板のクラッド
されたステンレスクラッド鋼板を、ステンレス鋼板側か
ら効率良く片面溶接することができ、しかも耐食性や耐
衝撃性能のすぐれた溶接金属を得ることのできる片面溶
接方法に関するものである。
されたステンレスクラッド鋼板を、ステンレス鋼板側か
ら効率良く片面溶接することができ、しかも耐食性や耐
衝撃性能のすぐれた溶接金属を得ることのできる片面溶
接方法に関するものである。
［従来の技術］ 各種の化学工業機器や海水淡水化装置あるいは原油タン
カー等の建造に当たっては、耐食性及び経済性の両要請
を同時に満足させる必要があるため、炭素鋼板の表面に
ステンレス鋼板をクラッドしたステンレスクラッド鋼板
を使用することが多い。即ち必要な強度は安価で強度の
優れた炭素鋼板によって確保し、耐食性については表層
部に比較的薄肉のステンレス鋼板をクラッドすることに
より対応しようというものである。
カー等の建造に当たっては、耐食性及び経済性の両要請
を同時に満足させる必要があるため、炭素鋼板の表面に
ステンレス鋼板をクラッドしたステンレスクラッド鋼板
を使用することが多い。即ち必要な強度は安価で強度の
優れた炭素鋼板によって確保し、耐食性については表層
部に比較的薄肉のステンレス鋼板をクラッドすることに
より対応しようというものである。
ところでこの様なステンレスクラッド鋼板を溶接しよう
とする場合、炭素鋼板部分とステンレス鋼板部分では母
材の化学成分が著しく異なるため、母材の希釈効果が全
く相違し同一の溶接材料を用いて一気に溶接する訳には
いかない。従って各母材の化学成分や溶接時における相
互の希釈等を考慮して溶接材料を複雑に変更しなければ
ならない。たとえば第１図（Ａ）はステンレスクラッド
鋼板を両面溶接する場合の公知の累層例、第１図（Ｂ）
はステンレス鋼板クラッド側から片面溶接する場合の公
知の累層例を示したものであり、各累層に示した数字は
累層順を示している。即ち第１図（Ａ）における累層
、および第１図（Ｂ）における累層、について
は、ステンレス鋼板Ｓから合金元素が混入してくること
がないので、炭素鋼板Ｃに対する共金系の溶接材料を用
いて溶接を行なう。そして炭素鋼板Ｃとステンレス鋼板
Ｓの境界部付近の累層［第１図（Ａ）の、第１図
（Ｂ）の］については、ステンレス鋼板が炭素鋼板に
よって希釈されることを考慮し、高Ni−高Cr組成の溶接
材料（たとえば309系あるいは309Mo系など）を使用し、
マルテンサイト組織の生成に伴う割れの発生防止を図っ
ている。次いでステンレス鋼板Ｓ側の累層［第１図
（Ａ）の、第１図（Ｂ）の］については、炭素鋼板
による希釈を考慮する必要がないので、ステンレス鋼板
Ｓに対する共金系の溶接材料が使用される。
とする場合、炭素鋼板部分とステンレス鋼板部分では母
材の化学成分が著しく異なるため、母材の希釈効果が全
く相違し同一の溶接材料を用いて一気に溶接する訳には
いかない。従って各母材の化学成分や溶接時における相
互の希釈等を考慮して溶接材料を複雑に変更しなければ
ならない。たとえば第１図（Ａ）はステンレスクラッド
鋼板を両面溶接する場合の公知の累層例、第１図（Ｂ）
はステンレス鋼板クラッド側から片面溶接する場合の公
知の累層例を示したものであり、各累層に示した数字は
累層順を示している。即ち第１図（Ａ）における累層
、および第１図（Ｂ）における累層、について
は、ステンレス鋼板Ｓから合金元素が混入してくること
がないので、炭素鋼板Ｃに対する共金系の溶接材料を用
いて溶接を行なう。そして炭素鋼板Ｃとステンレス鋼板
Ｓの境界部付近の累層［第１図（Ａ）の、第１図
（Ｂ）の］については、ステンレス鋼板が炭素鋼板に
よって希釈されることを考慮し、高Ni−高Cr組成の溶接
材料（たとえば309系あるいは309Mo系など）を使用し、
マルテンサイト組織の生成に伴う割れの発生防止を図っ
ている。次いでステンレス鋼板Ｓ側の累層［第１図
（Ａ）の、第１図（Ｂ）の］については、炭素鋼板
による希釈を考慮する必要がないので、ステンレス鋼板
Ｓに対する共金系の溶接材料が使用される。
このようにステンレスクラッド鋼板を溶接する際には少
なくとも３種類の溶接材料を使用しなければならず、ま
た適用される溶接方法についても母材による希釈を考慮
しつつ被覆アーク溶接法によって対応するか、ソリッド
ワイヤあるいはフラックス入りワイヤを用いたガスシー
ルドアーク溶接法等を組合せて採用することが行なわれ
ており、溶接材料の種類が多く且つ溶接施工の工数が多
い為作業が煩雑で非能率的であるという問題があった。
なくとも３種類の溶接材料を使用しなければならず、ま
た適用される溶接方法についても母材による希釈を考慮
しつつ被覆アーク溶接法によって対応するか、ソリッド
ワイヤあるいはフラックス入りワイヤを用いたガスシー
ルドアーク溶接法等を組合せて採用することが行なわれ
ており、溶接材料の種類が多く且つ溶接施工の工数が多
い為作業が煩雑で非能率的であるという問題があった。
また、クラッド鋼板における炭素鋼板部分については、
炭素鋼用サブマージアーク溶接材料を用いて溶接の高能
率化を図る方法も検討されているが、開先精度のばらつ
きや溶接条件の変動等に起因して溶着金属の高さが安定
せず、ステンレス鋼板部の一部を溶かして溶接金層中に
CrやNiなどの合金成分が混入し、溶接金属中にマルテン
サイトが生成して硬化割れを生じ易くなり、安全性の点
で重大な欠陥となる。
炭素鋼用サブマージアーク溶接材料を用いて溶接の高能
率化を図る方法も検討されているが、開先精度のばらつ
きや溶接条件の変動等に起因して溶着金属の高さが安定
せず、ステンレス鋼板部の一部を溶かして溶接金層中に
CrやNiなどの合金成分が混入し、溶接金属中にマルテン
サイトが生成して硬化割れを生じ易くなり、安全性の点
で重大な欠陥となる。
［発明が解決しようとする課題］ 本発明は上記の様な事情に着目してなされたものであっ
て、その目的は、ステンレスクラッド鋼板を、比較的簡
単な操作で且つ溶接部に対して十分な機械的特性と耐食
性を与えることができ、しかも高溶接能率が得られる様
な片面溶接方法を提供しようとするものである。
て、その目的は、ステンレスクラッド鋼板を、比較的簡
単な操作で且つ溶接部に対して十分な機械的特性と耐食
性を与えることができ、しかも高溶接能率が得られる様
な片面溶接方法を提供しようとするものである。
［課題を解決する為の手段］ 本発明に係る片面溶接方法の構成は、炭素鋼板の表面に
ステンレス鋼板がクラッドされたステンレスクラッド鋼
板を、ステンレス鋼板クラッド側から片面溶接する方法
であって、Cr:50〜70重量％、Ni:20〜30重量％、残部Fe
および不可避不純物からなる金属粉末またはCr:45〜55
重量％、Ni:20〜30重量％、Mo:10〜20重量％、残部Feお
よび不可避不純物よりなる金属粉末を開先内へ充填する
と共に、ステンレス鋼用潜弧溶接材料を用いて前記炭素
鋼板同士を溶接することにより、３〜15％のフェライト
を含むオーステナイト系金属組織を得、次いで前記クラ
ッドされたステンレス鋼板部で構成される開先表側部分
を、共金系溶接材料を用いて溶接するところに要旨を有
するものである。
ステンレス鋼板がクラッドされたステンレスクラッド鋼
板を、ステンレス鋼板クラッド側から片面溶接する方法
であって、Cr:50〜70重量％、Ni:20〜30重量％、残部Fe
および不可避不純物からなる金属粉末またはCr:45〜55
重量％、Ni:20〜30重量％、Mo:10〜20重量％、残部Feお
よび不可避不純物よりなる金属粉末を開先内へ充填する
と共に、ステンレス鋼用潜弧溶接材料を用いて前記炭素
鋼板同士を溶接することにより、３〜15％のフェライト
を含むオーステナイト系金属組織を得、次いで前記クラ
ッドされたステンレス鋼板部で構成される開先表側部分
を、共金系溶接材料を用いて溶接するところに要旨を有
するものである。
［作用及び実施例］ 以下実験経緯を追って本発明の構成及び作用効果を明確
にしていく。
にしていく。
まず本発明者らは、ステンレスクラッド鋼板における炭
素鋼板同士の溶接を、通常のステンレス鋼用サブマージ
アーク溶接材料を用いて支障なく行ない得るか否かにつ
いて検討を行なった。即ち厚さ16mmの炭素鋼板を第２図
（Ａ）に示す開先形状で突き合わせ、開先裏面に耐火物
系の裏当材を配置し、309系の溶接ワイヤを用いて第２
図（Ｂ）に示す条件でタンデムサブマージ片面溶接実験
を行なった。尚使用した炭素鋼、309系溶接ワイヤおよ
び該溶接ワイヤによって得られる母材希釈を受けない接
続金属の各化学成分は第１表に示す通りであり、溶接条
件は下記の通りとした。
素鋼板同士の溶接を、通常のステンレス鋼用サブマージ
アーク溶接材料を用いて支障なく行ない得るか否かにつ
いて検討を行なった。即ち厚さ16mmの炭素鋼板を第２図
（Ａ）に示す開先形状で突き合わせ、開先裏面に耐火物
系の裏当材を配置し、309系の溶接ワイヤを用いて第２
図（Ｂ）に示す条件でタンデムサブマージ片面溶接実験
を行なった。尚使用した炭素鋼、309系溶接ワイヤおよ
び該溶接ワイヤによって得られる母材希釈を受けない接
続金属の各化学成分は第１表に示す通りであり、溶接条
件は下記の通りとした。
（溶接条件） 溶接速度:65cm/min 溶接電流：先行極…1050A 後行極… 700A 溶接電圧：先行極…37V 後行極…40V 上記の溶接実験で溶接金属の母材への溶込み率及び溶接
金属組織を調べたところ、溶接金属の母材への溶込み率
は約50％となり、溶接金属はマルテンサイト組織となり
非常に脆弱で実用性に欠けるものとなることが確認され
た。ちなみに第３図は上記の溶接条件のもとで得られる
溶接金属組織をシェフラーの組織図に当てはめて推定し
た場合の図であり、この図からも希釈率が50％を超える
場合の溶接金属組織はマルテンサイト組織となることが
分かる。
金属組織を調べたところ、溶接金属の母材への溶込み率
は約50％となり、溶接金属はマルテンサイト組織となり
非常に脆弱で実用性に欠けるものとなることが確認され
た。ちなみに第３図は上記の溶接条件のもとで得られる
溶接金属組織をシェフラーの組織図に当てはめて推定し
た場合の図であり、この図からも希釈率が50％を超える
場合の溶接金属組織はマルテンサイト組織となることが
分かる。
本発明は上記の予備実験結果を基に、ステンレスクラッ
ド鋼板における炭素鋼板同士の溶接部に優れた物性（特
に耐割れ性）を与える為には、適正な金属組織が得られ
る様に溶接金属の化学成分を調整する必要があると考
え、その線に沿って研究を進めた。そして溶接金属の耐
割れ性を改善するには、溶接金属組織が靭性の優れた若
干のフェライトを含むオーステナイト組織となる様、該
溶接金属の化学成分を適正に調整する必要があると考え
た。そのためには母材による希釈によって生じるCrやNi
の濃度低下を外部からの合金元素の添加によって補って
やればよいと考え更に研究を進めた結果、ステンレスク
ラッド鋼板における炭素鋼板によって構成される開先部
分内に、Cr,Niあるいはこれらと共にMoを多量に含有す
る金属粉末を充填しておけば、これらが溶接工程で溶接
金属中に混入して該溶接金属中のCr,Ni,Mo濃度を高め、
母材による希釈が生じた場合でも溶接金属を靭性の優れ
た金属組織となし得ることが分かった。
ド鋼板における炭素鋼板同士の溶接部に優れた物性（特
に耐割れ性）を与える為には、適正な金属組織が得られ
る様に溶接金属の化学成分を調整する必要があると考
え、その線に沿って研究を進めた。そして溶接金属の耐
割れ性を改善するには、溶接金属組織が靭性の優れた若
干のフェライトを含むオーステナイト組織となる様、該
溶接金属の化学成分を適正に調整する必要があると考え
た。そのためには母材による希釈によって生じるCrやNi
の濃度低下を外部からの合金元素の添加によって補って
やればよいと考え更に研究を進めた結果、ステンレスク
ラッド鋼板における炭素鋼板によって構成される開先部
分内に、Cr,Niあるいはこれらと共にMoを多量に含有す
る金属粉末を充填しておけば、これらが溶接工程で溶接
金属中に混入して該溶接金属中のCr,Ni,Mo濃度を高め、
母材による希釈が生じた場合でも溶接金属を靭性の優れ
た金属組織となし得ることが分かった。
ところで溶接金属の組織に最も大きく影響する化学成分
は下記のものによって左右される。
は下記のものによって左右される。
溶接条件：溶接ワイヤの組成、溶融量および母材希釈
率 開先内へ充填される金属粉末の組成および充填量 従って上記項目を適正に調整し、溶接金属が高靭性の金
属組織となるのに好適な化学成分とすればよい。そのた
めの基準としては、優れた靭性を示す溶接金属の金属組
織を明確にしておく必要があると考え、次の様な実験を
行なった。その結果、３〜15％のフェライトを含むオー
ステナイト組織が高靭性を安定して発揮し得る条件であ
ることをつきとめた。そこでこの様な溶接金属組織を得
るための溶接条件を明確にすべく更に実験を進めた。
率 開先内へ充填される金属粉末の組成および充填量 従って上記項目を適正に調整し、溶接金属が高靭性の金
属組織となるのに好適な化学成分とすればよい。そのた
めの基準としては、優れた靭性を示す溶接金属の金属組
織を明確にしておく必要があると考え、次の様な実験を
行なった。その結果、３〜15％のフェライトを含むオー
ステナイト組織が高靭性を安定して発揮し得る条件であ
ることをつきとめた。そこでこの様な溶接金属組織を得
るための溶接条件を明確にすべく更に実験を進めた。
（１）溶接条件 まず被溶接材として、ケミカルタンカー等の構造材とし
て広く用いられている317Lステンレスクラッド鋼板（板
及び化学成分は第２表に示す）を選択し、第３表に示す
溶接材料を用いて炭素鋼板部分の潜弧溶接実験を行なっ
た。尚溶接ワイヤとしてはJIS Z3321のY309に該当する
4mmφのサブマージアーク溶接用ワイヤを使用し、充填
金属粉末としては、溶接金属が前述の好適金属組織とな
る最適の金属組成（この金属組成が10〜12％Ni,16〜19
％Cr,2〜３％Moのステンレス鋼であることはシェフラー
の組織図により予め求めておいた）となる様に予備実験
により決定しておいた「50％Cr−27％Ni−14％Mo−９％
Feの金属粉末」を使用した。また開先形状は第４図（S:
ステンレス鋼板、C:炭素鋼板、Me:充填金属粉末、De:溶
接金属、B:裏当材、H:充填高さ、G:ルートギャップ、
θ：開先角度）に示す通りとし、溶接は第５図（L:先行
電極、T:後行電極）に示す如く極間距離（ｌ）を30,60
又は90mmに設定したタンデムサブマージアーク溶接法と
した。
て広く用いられている317Lステンレスクラッド鋼板（板
及び化学成分は第２表に示す）を選択し、第３表に示す
溶接材料を用いて炭素鋼板部分の潜弧溶接実験を行なっ
た。尚溶接ワイヤとしてはJIS Z3321のY309に該当する
4mmφのサブマージアーク溶接用ワイヤを使用し、充填
金属粉末としては、溶接金属が前述の好適金属組織とな
る最適の金属組成（この金属組成が10〜12％Ni,16〜19
％Cr,2〜３％Moのステンレス鋼であることはシェフラー
の組織図により予め求めておいた）となる様に予備実験
により決定しておいた「50％Cr−27％Ni−14％Mo−９％
Feの金属粉末」を使用した。また開先形状は第４図（S:
ステンレス鋼板、C:炭素鋼板、Me:充填金属粉末、De:溶
接金属、B:裏当材、H:充填高さ、G:ルートギャップ、
θ：開先角度）に示す通りとし、溶接は第５図（L:先行
電極、T:後行電極）に示す如く極間距離（ｌ）を30,60
又は90mmに設定したタンデムサブマージアーク溶接法と
した。
溶接条件及び結果を第４表に一括して示す。尚溶接金属
の組織は、各溶接金属の化学分析値を基にシェフラー組
織図を利用して求め、また溶接割れの有無はＸ線透過試
験により、偏析の有無はＸ線マイクロアナライザーによ
り夫々確認した（これらの確認法は以下のすべての実験
例に共通する）。
の組織は、各溶接金属の化学分析値を基にシェフラー組
織図を利用して求め、また溶接割れの有無はＸ線透過試
験により、偏析の有無はＸ線マイクロアナライザーによ
り夫々確認した（これらの確認法は以下のすべての実験
例に共通する）。
第４表からも明らかな様にタンデムサブマージアーク溶
接法を採用する場合、溶接電極の極間距離や先行電極
（Ｌ）と後行電極（Ｔ）の電流、電圧のバランスによっ
て、溶接金属の性能や組織は大きな影響を受けることが
分かる。そして符号B,C,G,Hでは極間距離が60mmあるい
は90mmと広いため、先行電極により形成される溶融プー
ルと後行電極により形成される溶融プールがプールとし
ては合体せず、凝固後の成分が同一組成とならないため
に溶接金属中に偏析が生じた。また符号D,Iは先行電極
の電流値が低すぎるため、先行電極による溶接工程で充
填金属粉末の溶融が十分に行なわれず、ルート部に融合
不良が発生するばかりでなく溶接金属中に偏析が生じて
いる。一方符号E,Jでは後行電極の電流値が低すぎるた
め、後行電極のアークの広がりが不足し、ビード形状が
悪化する。
接法を採用する場合、溶接電極の極間距離や先行電極
（Ｌ）と後行電極（Ｔ）の電流、電圧のバランスによっ
て、溶接金属の性能や組織は大きな影響を受けることが
分かる。そして符号B,C,G,Hでは極間距離が60mmあるい
は90mmと広いため、先行電極により形成される溶融プー
ルと後行電極により形成される溶融プールがプールとし
ては合体せず、凝固後の成分が同一組成とならないため
に溶接金属中に偏析が生じた。また符号D,Iは先行電極
の電流値が低すぎるため、先行電極による溶接工程で充
填金属粉末の溶融が十分に行なわれず、ルート部に融合
不良が発生するばかりでなく溶接金属中に偏析が生じて
いる。一方符号E,Jでは後行電極の電流値が低すぎるた
め、後行電極のアークの広がりが不足し、ビード形状が
悪化する。
これらの実験からも明らかな様に本発明でタンデムサブ
マージアーク溶接法を採用する場合は、先行電極によっ
て形成される溶融プールと後行電極によって形成される
溶融プールが合体し、且つ先行電極の溶接電流について
は充填金属粉末を完全に溶融せしめ得る様、また後行電
極の溶接電流についてはアークに十分な広がりを与えて
適正なビード形状が確保される様、各電流値及びそのバ
ランスをうまく調整することが望まれる。
マージアーク溶接法を採用する場合は、先行電極によっ
て形成される溶融プールと後行電極によって形成される
溶融プールが合体し、且つ先行電極の溶接電流について
は充填金属粉末を完全に溶融せしめ得る様、また後行電
極の溶接電流についてはアークに十分な広がりを与えて
適正なビード形状が確保される様、各電流値及びそのバ
ランスをうまく調整することが望まれる。
またタンデムサブマージアーク溶接法を採用した場合
は、単電極サブマージアーク溶接法に比べて溶接部の一
点に集中する入熱量を低く抑えることができ、その結果
母材による希釈率が低く抑えられるという効果が発揮さ
れるので、充填金属粉末の使用量を低減することができ
る。そのため本発明ではタンデム溶接法を採用するのが
最も有利であるが、もとより単電極サブマージアーク溶
接法の適用を排除するものではない。
は、単電極サブマージアーク溶接法に比べて溶接部の一
点に集中する入熱量を低く抑えることができ、その結果
母材による希釈率が低く抑えられるという効果が発揮さ
れるので、充填金属粉末の使用量を低減することができ
る。そのため本発明ではタンデム溶接法を採用するのが
最も有利であるが、もとより単電極サブマージアーク溶
接法の適用を排除するものではない。
ところで通常の片面溶接においては、１プール溶接、２
プール溶接、セミ１プール溶接の順で溶接金属の耐割れ
性が良好になることが知られており、本発明では前述の
如く溶接金属中の偏析防止という観点から、耐割れ性に
とって最も不利な１プール溶接法を採用しなければなら
ない。それにもかかわらず良好な耐割れ性を確保するた
めには、以下に詳述する如く開先内へ充填される金属粉
末の組成および充填量が重要な意味を帯びてくる。
プール溶接、セミ１プール溶接の順で溶接金属の耐割れ
性が良好になることが知られており、本発明では前述の
如く溶接金属中の偏析防止という観点から、耐割れ性に
とって最も不利な１プール溶接法を採用しなければなら
ない。それにもかかわらず良好な耐割れ性を確保するた
めには、以下に詳述する如く開先内へ充填される金属粉
末の組成および充填量が重要な意味を帯びてくる。
（２）充填金属粉末の組成 前述の如く充填金属粉末は、母材希釈によって生ずる溶
接金属中のCrやNi濃度の低下を補って適正な金属組織を
与える金属組成を確保する為に用いられるものであり、
溶接金属組織が３〜15％のフェライトを含むオーステナ
イト組織となる様にNi,Cr等をバランスよく含有する金
属粉末を使用する必要がある。こうした観点から、適正
な金属組織を確保するために必要とされる充填金属粉末
の成分組成を明確にする目的で実験を行なった。但し溶
接条件は前記第４表の符号Ｆと同様とし、充填金属粉末
としては成分組成の異なる様々のCr−Ni−Mo−Fe粉末を
用いた。また充填金属粉末の高さ11mmを被溶接材の炭素
鋼板で構成される開先断面積の面積比率に換算すると、
51％となり、同表に示す溶接条件のもとで溶接を行なっ
たときの母材希釈率は40〜60％の範囲となる。
接金属中のCrやNi濃度の低下を補って適正な金属組織を
与える金属組成を確保する為に用いられるものであり、
溶接金属組織が３〜15％のフェライトを含むオーステナ
イト組織となる様にNi,Cr等をバランスよく含有する金
属粉末を使用する必要がある。こうした観点から、適正
な金属組織を確保するために必要とされる充填金属粉末
の成分組成を明確にする目的で実験を行なった。但し溶
接条件は前記第４表の符号Ｆと同様とし、充填金属粉末
としては成分組成の異なる様々のCr−Ni−Mo−Fe粉末を
用いた。また充填金属粉末の高さ11mmを被溶接材の炭素
鋼板で構成される開先断面積の面積比率に換算すると、
51％となり、同表に示す溶接条件のもとで溶接を行なっ
たときの母材希釈率は40〜60％の範囲となる。
この実験で得た溶接金属の組織及び性能等を第５表に一
括して示す。
括して示す。
第５表において符号a,d,e,g,i,mは充填金属粉末の成分
組成が適正であって、溶接金属組成が、３〜15％のフェ
ライトを含むオーステナイトからなる適正な組織を有す
るものとなっているため、溶接割れのない健全な溶接金
属が得られている。
組成が適正であって、溶接金属組成が、３〜15％のフェ
ライトを含むオーステナイトからなる適正な組織を有す
るものとなっているため、溶接割れのない健全な溶接金
属が得られている。
これに対し符号f,j,oは充填金属中のNiやCr等が不足
し、母材希釈によって生じるNiやCrの濃度低下を十分に
補うことができないため、溶接金属はマルテンサイト組
織となり、微細な溶接割れが生じている。また符号b,k
では数％のフェライトを含むオーステナイト組織を有す
る溶接金属は得られるものの、フェライト量が低すぎる
ためやはり溶接割れが発生している。更に符号c,nで
は、逆に溶接金属組織中のフェライト量が高すぎるた
め、溶接金属が脆化現象を起こし溶接割れが生じてい
る。
し、母材希釈によって生じるNiやCrの濃度低下を十分に
補うことができないため、溶接金属はマルテンサイト組
織となり、微細な溶接割れが生じている。また符号b,k
では数％のフェライトを含むオーステナイト組織を有す
る溶接金属は得られるものの、フェライト量が低すぎる
ためやはり溶接割れが発生している。更に符号c,nで
は、逆に溶接金属組織中のフェライト量が高すぎるた
め、溶接金属が脆化現象を起こし溶接割れが生じてい
る。
これらの実験結果より、充填金属粉末の好ましい成分組
成を求めると、 Cr:45〜55％ Ni:20〜30％ Mo:10〜20％ 残部:Feおよび不可避不純物 が導かれる。
成を求めると、 Cr:45〜55％ Ni:20〜30％ Mo:10〜20％ 残部:Feおよび不可避不純物 が導かれる。
尚充填金属粉末の好適組成は、母材希釈率、あるいは使
用する溶接ワイヤ中のCr,Ni,Moの量等によっても変わる
ので母材希釈率が高い場合は充填金属粉末中のCr,Ni,Mo
の量を相対的に増加し、同希釈率が小さい場合は上記各
元素の量を相対的に減少すべきであり、また溶接ワイヤ
中のCr,Ni,Mo含有量によっても同様の調整を行なうべき
であるが、本発明では、良好な溶接状況を確保し得る溶
接条件下での母材稀釈率が殆んどの場合40〜60％の範囲
に収まっていること、及び溶接ワイヤとしてステンレス
鋼溶接用サブマージアーク溶接ワイヤを使用すること、
を考慮して、充填金属粉末の成分組成を前述の範囲に定
めた。
用する溶接ワイヤ中のCr,Ni,Moの量等によっても変わる
ので母材希釈率が高い場合は充填金属粉末中のCr,Ni,Mo
の量を相対的に増加し、同希釈率が小さい場合は上記各
元素の量を相対的に減少すべきであり、また溶接ワイヤ
中のCr,Ni,Mo含有量によっても同様の調整を行なうべき
であるが、本発明では、良好な溶接状況を確保し得る溶
接条件下での母材稀釈率が殆んどの場合40〜60％の範囲
に収まっていること、及び溶接ワイヤとしてステンレス
鋼溶接用サブマージアーク溶接ワイヤを使用すること、
を考慮して、充填金属粉末の成分組成を前述の範囲に定
めた。
尚上記ではCr−Ni−Mo−Fe系の充填金属粉末を用いた場
合について説明したが、Cr−Ni−Fe系の充填金属粉末を
用いた場合についても同様の実験を行なったところ、 Cr:50〜70％ Ni:20〜30％ 残部:Feおよび不可避不純物 の組成の充填金属粉末を使用することによって、３〜15
％のフェライトを含むオーステナイトからなる適正な組
織を有し、耐割れ性の優れた溶接金属を確保し得ること
が分かった。
合について説明したが、Cr−Ni−Fe系の充填金属粉末を
用いた場合についても同様の実験を行なったところ、 Cr:50〜70％ Ni:20〜30％ 残部:Feおよび不可避不純物 の組成の充填金属粉末を使用することによって、３〜15
％のフェライトを含むオーステナイトからなる適正な組
織を有し、耐割れ性の優れた溶接金属を確保し得ること
が分かった。
（３）金属粉末充填量 溶接金属の化学成分は、前述の如く充填金属粉末の成分
組成によって変わってくるばかりでなく、該金属粉末の
充填量によっても当然変わってくる。そこで実際の溶接
施工を行なう際における最も好ましい充填量を明確にす
る方向で実験を行なった。
組成によって変わってくるばかりでなく、該金属粉末の
充填量によっても当然変わってくる。そこで実際の溶接
施工を行なう際における最も好ましい充填量を明確にす
る方向で実験を行なった。
即ち9mm厚の317Lクラッド鋼板を母材として用いた単電
極サブマージアーク溶接法、および板厚12mm又は16mmの
317Lクラッド鋼板を母材として使用し、極間距離を30mm
に設定してタンデムサブマージアーク溶接法、を採用
し、充填金属粉末の充填量のパラメータであるルートギ
ャップ（第４図のＬ）と充填高さ（第４図のＨ）を種々
変化させてサブマージアーク溶接を行ない、溶接金属の
組織及び溶接割れの有無等を前記と同様にして調べた。
尚充填金属粉末としては何れの場合もCr:50,Ni:27,Mo:1
4,残部Fe及び不可避不純物からなるものを使用した。ま
た該金属粉末の充填量については、開先断面積に対する
充填金属粉末の占める面積比率として記載した。
極サブマージアーク溶接法、および板厚12mm又は16mmの
317Lクラッド鋼板を母材として使用し、極間距離を30mm
に設定してタンデムサブマージアーク溶接法、を採用
し、充填金属粉末の充填量のパラメータであるルートギ
ャップ（第４図のＬ）と充填高さ（第４図のＨ）を種々
変化させてサブマージアーク溶接を行ない、溶接金属の
組織及び溶接割れの有無等を前記と同様にして調べた。
尚充填金属粉末としては何れの場合もCr:50,Ni:27,Mo:1
4,残部Fe及び不可避不純物からなるものを使用した。ま
た該金属粉末の充填量については、開先断面積に対する
充填金属粉末の占める面積比率として記載した。
結果を第６、７、８、９、10、11、12表に示す。
第６〜12表より次の様に考えることができる。
（１）No.1〜22は単電極サブマージアーク溶接法、No.2
3〜67はタンデムサブマージアーク溶接法を採用した各
実施例であり、何れの方式を採用した場合でも本発明の
規定要件に合致するかぎり割れのない良好な溶接金属が
得られている。
3〜67はタンデムサブマージアーク溶接法を採用した各
実施例であり、何れの方式を採用した場合でも本発明の
規定要件に合致するかぎり割れのない良好な溶接金属が
得られている。
（２）第６〜12表中適正条件の欄に○印を付したものは
本発明の規定要件を充足しており、溶接金属はオーステ
ナイトに３〜15％のフェライトを含む好適組織を有する
ものであって、何れの場合も良好な耐割れ性が得られて
いる。
本発明の規定要件を充足しており、溶接金属はオーステ
ナイトに３〜15％のフェライトを含む好適組織を有する
ものであって、何れの場合も良好な耐割れ性が得られて
いる。
（３）第６表、７のNo.1,14、第８、９表のNo.23,35は
開先内への金属粉末充填量が不足する比較例であり、C
r,Ni,Mo等の補充量が不足するため溶接金属組織が割れ
感受性の高いマルテンサイト組織となり、ビードに縦割
れあるいは横割れが生じている。
開先内への金属粉末充填量が不足する比較例であり、C
r,Ni,Mo等の補充量が不足するため溶接金属組織が割れ
感受性の高いマルテンサイト組織となり、ビードに縦割
れあるいは横割れが生じている。
（４）第６、７表のNo.3,11,15、第９、10表のNo.38,42
は、やはり開先内への金属粉末充填量が不足するため溶
接金属組織がオーステナイト単相となり、微細な割れが
生じている。
は、やはり開先内への金属粉末充填量が不足するため溶
接金属組織がオーステナイト単相となり、微細な割れが
生じている。
（５）第６、７表のNo.7,19、第８、９表のNo.24,27,3
1,36、第10、11表のNo.46,49,57,60は、金属粉末の充填
量がやや不足する比較例であり、溶接金属組織は、オー
ステナイトにわずかのフェライトを含むものであるが、
フェライト量が３％未満であるため極く微細な割れが生
じている。
1,36、第10、11表のNo.46,49,57,60は、金属粉末の充填
量がやや不足する比較例であり、溶接金属組織は、オー
ステナイトにわずかのフェライトを含むものであるが、
フェライト量が３％未満であるため極く微細な割れが生
じている。
（６）第６、７、８表のNo.6,10,18,22、第９、10表のN
o.34,45、第11、12表のNo.52,56,63,67は金属粉末の充
填量が多過ぎる場合の比較例であり、溶接金属のオース
テナイト組織中に含まれるフェライト量が15％を超えて
いるため、脆化現象と溶接熱歪の相互作用によって横割
れが発生している。
o.34,45、第11、12表のNo.52,56,63,67は金属粉末の充
填量が多過ぎる場合の比較例であり、溶接金属のオース
テナイト組織中に含まれるフェライト量が15％を超えて
いるため、脆化現象と溶接熱歪の相互作用によって横割
れが発生している。
（７）開先内へ充填される金属粉末の適正な充填量は、
厳密には該金属粉末の成分組成の他、溶接ワイヤの化学
成分、あるいは溶接条件（開先形状や溶接入熱量等）に
よって微妙に変わってくる母材稀釈率等の影響を十分に
考慮したうえで定める必要がある。ところが現実の溶接
施工においては適正な溶接状況を確保することのできる
溶接条件は比較的狭い範囲に収まっており、前述の如く
通常の母材通常稀釈率は大抵の場合40〜60％の範囲であ
る。従ってこの様な母材稀釈率を基準とし、これに前述
の様な金属粉末の好適組成及び溶接ワイヤとして選択使
用されるステンレス鋼サブマージアーク溶接用ワイヤの
標準的成分組成並びに該金属粉末の比重等を考慮して、
溶接金属の金属組織をオーステナイト＋（３〜15）％フ
ェライトとするために必要な化学成分を得ることのでき
る好ましい充填率を求めると35〜100％という範囲を導
くことができ、この好適充填率範囲は上記第６〜12表で
得られる結果と一致している。
厳密には該金属粉末の成分組成の他、溶接ワイヤの化学
成分、あるいは溶接条件（開先形状や溶接入熱量等）に
よって微妙に変わってくる母材稀釈率等の影響を十分に
考慮したうえで定める必要がある。ところが現実の溶接
施工においては適正な溶接状況を確保することのできる
溶接条件は比較的狭い範囲に収まっており、前述の如く
通常の母材通常稀釈率は大抵の場合40〜60％の範囲であ
る。従ってこの様な母材稀釈率を基準とし、これに前述
の様な金属粉末の好適組成及び溶接ワイヤとして選択使
用されるステンレス鋼サブマージアーク溶接用ワイヤの
標準的成分組成並びに該金属粉末の比重等を考慮して、
溶接金属の金属組織をオーステナイト＋（３〜15）％フ
ェライトとするために必要な化学成分を得ることのでき
る好ましい充填率を求めると35〜100％という範囲を導
くことができ、この好適充填率範囲は上記第６〜12表で
得られる結果と一致している。
上記の様にして炭素鋼板によって構成される開先底部の
溶接金属がオーステナイト＋（３〜15）％フェライトを
形成し易い化学成分となる様に充填金属粉末の成分組成
及び充填率を適正に調整し、例えば309系等のステンレ
ス鋼用のサブマージアーク溶接材料を用いて溶接を行な
うと、炭素鋼板部同士の溶接部は優れた耐割れ性を示し
且つ再加熱（溶接後熱処理）を加えた様な場合でも脆化
を生ずることのない健全な溶接部となる。
溶接金属がオーステナイト＋（３〜15）％フェライトを
形成し易い化学成分となる様に充填金属粉末の成分組成
及び充填率を適正に調整し、例えば309系等のステンレ
ス鋼用のサブマージアーク溶接材料を用いて溶接を行な
うと、炭素鋼板部同士の溶接部は優れた耐割れ性を示し
且つ再加熱（溶接後熱処理）を加えた様な場合でも脆化
を生ずることのない健全な溶接部となる。
尚本発明でサブマージアーク溶接法を採用しているの
は、溶接入熱量を高めて溶接能率を高めようとする点に
あり、そのため炭素鋼板部分の溶接段階でクラッド材で
あるステンレス鋼板の一部が溶融混合してくることは避
けられない。しかしながら本発明では前述の如く炭素鋼
板部分の溶接金属が高Ni,高Cr組成となる様に溶接条件
を定めているので、ステンレス鋼板の一部が溶融混合し
てきても実害は生じない。
は、溶接入熱量を高めて溶接能率を高めようとする点に
あり、そのため炭素鋼板部分の溶接段階でクラッド材で
あるステンレス鋼板の一部が溶融混合してくることは避
けられない。しかしながら本発明では前述の如く炭素鋼
板部分の溶接金属が高Ni,高Cr組成となる様に溶接条件
を定めているので、ステンレス鋼板の一部が溶融混合し
てきても実害は生じない。
この様にして炭素鋼板部分を溶接した後は、残されたス
テンレス鋼板により構成される開先部を共金系溶接材料
を用いて溶接すればよい。このときの開先両面はステン
レス鋼、下面は高Cr・高Ni系の合金鋼であるから、表層
部を構成する該ステンレス鋼板同士の溶接部が母材金属
の混入によって耐食性を失なう様な恐れはない。
テンレス鋼板により構成される開先部を共金系溶接材料
を用いて溶接すればよい。このときの開先両面はステン
レス鋼、下面は高Cr・高Ni系の合金鋼であるから、表層
部を構成する該ステンレス鋼板同士の溶接部が母材金属
の混入によって耐食性を失なう様な恐れはない。
従って該ステンレス鋼板同士の溶接部の溶接はどの様な
方法を採用してもよく、被覆アーク溶接、TIG溶接、MIG
溶接、フラックス入りワイヤを用いた溶接等を任意に選
択して採用することができ、該開先幅が広い場合は帯状
電極を用いた肉盛溶接法を採用することも有効である。
方法を採用してもよく、被覆アーク溶接、TIG溶接、MIG
溶接、フラックス入りワイヤを用いた溶接等を任意に選
択して採用することができ、該開先幅が広い場合は帯状
電極を用いた肉盛溶接法を採用することも有効である。
次に本発明の最も代表的な実施例を示す。
実施例１ 厚さ16mmの317Lクラッド鋼板（炭素鋼板13mm、ステンレ
ス鋼板:3mm）を使用し、下記の条件で炭素鋼板部分の溶
接を行なった。
ス鋼板:3mm）を使用し、下記の条件で炭素鋼板部分の溶
接を行なった。
（条件） 開先形状：第４図に準拠、但しルート幅（Ｌ）:2mm、開
先角度:55度、金属粉末充填高さ（Ｈ）:10.5mm（充填
率:47％） 電極配置：第５図に準拠、但し極間距離:30mm、先後電
極の前傾角:5度 金属粉末:50％Cr−27％Ni−14％Mo−９％Fe 溶接ワイヤ：先行電極…Y309（4mmφ） 後行電極… 同上 溶接電流：先行電極…750A 後行電極…650A 溶接電圧：先行電極…37V 後行電極…42V 溶接速度:60cpm この溶接によって第６図に示す様な炭素鋼板部分の溶接
部を得た。
先角度:55度、金属粉末充填高さ（Ｈ）:10.5mm（充填
率:47％） 電極配置：第５図に準拠、但し極間距離:30mm、先後電
極の前傾角:5度 金属粉末:50％Cr−27％Ni−14％Mo−９％Fe 溶接ワイヤ：先行電極…Y309（4mmφ） 後行電極… 同上 溶接電流：先行電極…750A 後行電極…650A 溶接電圧：先行電極…37V 後行電極…42V 溶接速度:60cpm この溶接によって第６図に示す様な炭素鋼板部分の溶接
部を得た。
次いで残されたステンレス鋼板Ｓ同士の開先部を、YF31
7L−Ｃフラック入りワイヤ（1.2mmφ）を用いて開先幅
方向にウィービングしつつMAG溶接（電流:200A、電圧:3
0V、速度:12cpm、ウィービング幅:22mm、シールドガス:
100％CO2、25／分）を行ない、ステンレスクラッド鋼
板の溶接を終えた。
7L−Ｃフラック入りワイヤ（1.2mmφ）を用いて開先幅
方向にウィービングしつつMAG溶接（電流:200A、電圧:3
0V、速度:12cpm、ウィービング幅:22mm、シールドガス:
100％CO2、25／分）を行ない、ステンレスクラッド鋼
板の溶接を終えた。
得られた溶接金属の化学成分及びオーステナイト組織中
のフェライト量（ディロング組織図）を第13表に、また
該溶接部の機械的性質を第14表に示す。
のフェライト量（ディロング組織図）を第13表に、また
該溶接部の機械的性質を第14表に示す。
第13表の結果からも明らかな様に、溶接金属の金属組織
は炭素鋼板及びステンレス鋼板のいずれの部分について
もオーステナイトに適正量のフェライトを含む耐割れ性
の良好な組織を有すると共に、高耐食性の化学組成を有
しており、第14表に示す如く非常に優れた機械的強度を
有している。
は炭素鋼板及びステンレス鋼板のいずれの部分について
もオーステナイトに適正量のフェライトを含む耐割れ性
の良好な組織を有すると共に、高耐食性の化学組成を有
しており、第14表に示す如く非常に優れた機械的強度を
有している。
［発明の効果］ 本発明は以上の様に構成されており、ステンレスクラッ
ド鋼板を極めて能率良く片面溶接することができる。し
かも機械的特性の優れた金属組織からなる溶接金属を形
成することができ、強度面からしてもまた耐食性の面か
らしても非常に優れた性能の溶接部を得ることができ
る。その結果ステンレスクラッド鋼板の優位性を最大限
有効に発揮しつつ溶接建造物の強度欠陥をなくすことが
できる。
ド鋼板を極めて能率良く片面溶接することができる。し
かも機械的特性の優れた金属組織からなる溶接金属を形
成することができ、強度面からしてもまた耐食性の面か
らしても非常に優れた性能の溶接部を得ることができ
る。その結果ステンレスクラッド鋼板の優位性を最大限
有効に発揮しつつ溶接建造物の強度欠陥をなくすことが
できる。
第１図（Ａ），（Ｂ）はステンレスクラッド鋼板の溶接
に採用される公知の累層法を示す説明図、第２図
（Ａ），（Ｂ）は実験例で採用した開先形状及び電極配
置を示す説明図、第３図はシェフラーの組織図を示す
図、第４、５図は同じく実験例で採用した開先形状及び
電極配置を示す説明図、第６図は実施例で得た炭素鋼板
部分の溶接部を示す横断面図である。 S:ステンレス鋼板、C:炭素鋼板
に採用される公知の累層法を示す説明図、第２図
（Ａ），（Ｂ）は実験例で採用した開先形状及び電極配
置を示す説明図、第３図はシェフラーの組織図を示す
図、第４、５図は同じく実験例で採用した開先形状及び
電極配置を示す説明図、第６図は実施例で得た炭素鋼板
部分の溶接部を示す横断面図である。 S:ステンレス鋼板、C:炭素鋼板
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 黒川 剛志 神奈川県茅ケ崎市緑が浜７―66 (56)参考文献 特開 昭61−162274（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−154776（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−140378（ＪＰ，Ａ) 特開 昭52−114455（ＪＰ，Ａ)
Claims (2)
- 【請求項１】炭素鋼板の表面にステンレス鋼板がクラッ
ドされたステンレスクラッド鋼板を、ステンレス鋼板ク
ラッド側から片面溶接する方法であって、Cr:50〜70重
量％、Ni:20〜30重量％、残部Feおよび不可避不純物か
らなる金属粉末を開先内へ充填すると共に、ステンレス
鋼用潜弧溶接材料を用いて前記炭素鋼板同士を溶接する
ことにより、３〜15％のフェライトを含むオーステナイ
ト系溶接金属組織とし、次いで前記クラッドされたステ
ンレス鋼板部で構成される開先表側部分を、共金系溶接
材料を用いて溶接することを特徴とするステンレスクラ
ッド鋼板の片面溶接方法。 - 【請求項２】炭素鋼板の表面にステンレス鋼板がクラッ
ドされたステンレスクラッド鋼板を、ステンレス鋼板ク
ラッド側から片面溶接する方法であって、Cr:45〜55重
量％、Ni:20〜30重量％、Mo:10〜20重量％、残部Feおよ
び不可避不純物からなる金属粉末を開先内へ充填すると
共に、ステンレス鋼用潜弧溶接材料を用いて、前記炭素
鋼板同士を溶接することにより、３〜15％のフェライト
を含むオーステナイト系溶接金属組織とし、次いで前記
クラッドされたステンレス鋼板部で構成される開先表側
部分を、共金系溶接材料を用いて溶接することを特徴と
するステンレスクラッド鋼板の片面溶接方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP424888A JPH07102465B2 (ja) | 1988-01-11 | 1988-01-11 | ステンレスクラッド鋼板の片面溶接方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP424888A JPH07102465B2 (ja) | 1988-01-11 | 1988-01-11 | ステンレスクラッド鋼板の片面溶接方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01178375A JPH01178375A (ja) | 1989-07-14 |
| JPH07102465B2 true JPH07102465B2 (ja) | 1995-11-08 |
Family
ID=11579236
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP424888A Expired - Fee Related JPH07102465B2 (ja) | 1988-01-11 | 1988-01-11 | ステンレスクラッド鋼板の片面溶接方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH07102465B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN103752993A (zh) * | 2013-12-24 | 2014-04-30 | 上海振华重工集团(南通)传动机械有限公司 | 一种不锈钢复合板的焊接方法 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US8240544B2 (en) * | 2005-08-02 | 2012-08-14 | Linde Aktiengesellschaft | Introduction of nanoparticles |
| JP2007268551A (ja) * | 2006-03-30 | 2007-10-18 | Kobe Steel Ltd | 多電極片面サブマージアーク溶接方法 |
| JP2008055462A (ja) * | 2006-08-31 | 2008-03-13 | Hitachi Ltd | 溶接継手の製作方法 |
| CN103521886B (zh) * | 2013-10-25 | 2016-02-03 | 武汉一冶钢结构有限责任公司 | 用于不锈钢单面焊双面成型的焊接方法 |
| CN103567613B (zh) * | 2013-11-14 | 2016-01-20 | 南车眉山车辆有限公司 | 一种不锈钢复合板铁路罐车焊接工艺 |
| JP6329769B2 (ja) | 2014-01-14 | 2018-05-23 | 三菱重工業株式会社 | 溶接方法及び補修方法 |
| CN111745269A (zh) * | 2020-07-10 | 2020-10-09 | 首钢集团有限公司 | 一种不锈钢复合板双面埋弧焊接方法 |
| CN115476019B (zh) * | 2022-09-16 | 2024-02-02 | 苏州优霹耐磨复合材料有限公司 | 一种连铸辊堆焊工艺 |
-
1988
- 1988-01-11 JP JP424888A patent/JPH07102465B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN103752993A (zh) * | 2013-12-24 | 2014-04-30 | 上海振华重工集团(南通)传动机械有限公司 | 一种不锈钢复合板的焊接方法 |
| CN103752993B (zh) * | 2013-12-24 | 2016-07-06 | 上海振华重工集团(南通)传动机械有限公司 | 一种不锈钢复合板的焊接方法 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01178375A (ja) | 1989-07-14 |
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