JPH0970688A - 被覆アーク溶接棒 - Google Patents
被覆アーク溶接棒Info
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- JPH0970688A JPH0970688A JP22988195A JP22988195A JPH0970688A JP H0970688 A JPH0970688 A JP H0970688A JP 22988195 A JP22988195 A JP 22988195A JP 22988195 A JP22988195 A JP 22988195A JP H0970688 A JPH0970688 A JP H0970688A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】Ｃｏ基超合金に係り、特にガスタービンのノズ
ルの精密鋳造時に生じた欠陥及び稼働中に生じたクラッ
クの補修溶接に好適でかつ、溶接金属の耐熱疲労特性に
優れたＣｏ基被覆アーク溶接棒を提供する。 【構成】芯線の成分が重量％で、Ｃ：０.０３〜０.１
５，Ｓｉ：０.０５〜１.００，Ｍｎ：０.０５〜１.５，
Ｐ＜０.０５，Ｓ＜０.０５，Ｎｉ：１５〜２２，Ｃｒ：
２５〜３０，Ｆｅ：０.５〜３.０，Ｔａ：１５〜２０，
残Ｃｏ。またフラックス成分が重量％で、金属炭酸塩：
２５〜３０％，金属酸化物：５０〜６５，弗化物：４〜
１５と残りが電解Ｍｎ，電解Ｃｒ，Ｃ，Ｆｅ−Ｓｉ，Ｎ
ｉ等の金属粉末からなる被覆アーク溶接棒。
ルの精密鋳造時に生じた欠陥及び稼働中に生じたクラッ
クの補修溶接に好適でかつ、溶接金属の耐熱疲労特性に
優れたＣｏ基被覆アーク溶接棒を提供する。 【構成】芯線の成分が重量％で、Ｃ：０.０３〜０.１
５，Ｓｉ：０.０５〜１.００，Ｍｎ：０.０５〜１.５，
Ｐ＜０.０５，Ｓ＜０.０５，Ｎｉ：１５〜２２，Ｃｒ：
２５〜３０，Ｆｅ：０.５〜３.０，Ｔａ：１５〜２０，
残Ｃｏ。またフラックス成分が重量％で、金属炭酸塩：
２５〜３０％，金属酸化物：５０〜６５，弗化物：４〜
１５と残りが電解Ｍｎ，電解Ｃｒ，Ｃ，Ｆｅ−Ｓｉ，Ｎ
ｉ等の金属粉末からなる被覆アーク溶接棒。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明はガスタービンのノズルの
補修溶接に係り、特に、稼働中に生じたクラックの補修
に好適な被覆アーク溶接棒に関する。
補修溶接に係り、特に、稼働中に生じたクラックの補修
に好適な被覆アーク溶接棒に関する。
【０００２】
【従来の技術】ガスタービンのノズルの材料は高温引張
強度が大きいことはもちろん、クリープ強度，耐熱疲労
性，耐食性及び耐酸化性の優れた材料が要求される。こ
れらの要求される特性でバランスがとれているノズル用
材料として現在以下の組成を有するＣｏ基超合金(Ｆ合
金と略す）が多く用いられている〔重量％でＣ：０.２
０〜０.３０，Ｓｉ：０.７５〜１.０，Ｍｎ：５０.４０
〜１.０，Ｃｒ：２４.５〜３０.５，Ｎｉ：９.５〜１
１.５，Ｗ：６.５〜８.０，Ｆｅ：２以下，Ｂ：０．０
０５〜０．０１５ を含み残部にはＣｏよりなる合
金〕。しかし、ノズルは、プラントの起動・停止の繰返
しによる熱応力と運転中の定常応力が重畳する履歴を受
けるためクラックが発生する場合がある。クラックが発
生したノズルはクラックの許容値を越えた場合、タング
ステンイナートガスアーク溶接法（ＴＩＧ）あるいは被
覆アーク溶接法等による補修溶接で再生される。この補
修溶接材料として従来、以下の組成を有する鍛錬用のＣ
ｏ超合金（Ｌ合金と略す）が使用されていた〔重量％で
Ｃ：０.０５〜０.１５，Ｃｒ：１９〜２１，Ｎｉ：９〜
１１，Ｗ：１４〜１６，Ｆｅ≦３，Ｍｎ：１〜２，Ｐ≦
０.０４，Ｓ≦０.０４及び残部がＣｏよりなる合金〕。
しかし、従来の溶接材料Ｌ合金を用いた場合、溶接金属
の高応力，短時間のクリープ特性はノズル材のＦ合金と
同等であるが、Ｌ合金で補修溶接されたノズルは前述と
同様プラントの起動・停止の繰返しにより熱応力と運転
中の定常応力が重畳する履歴を受けるのでクラックが溶
接金属に発生し易い欠点があった。このため、耐クッラ
ク性に優れた溶接材料（以下溶接材料と表記するのは特
にことわらない限り溶接金属の記述である）の開発が望
まれている。Ｃｏ基超合金では高温強度あるいはクリー
プ強度を向上させるため固溶強化あるいは析出強化を狙
ってＷ，Ｔａ，Ｎｂ，Ｍｏ等の高融点金属を添加する。
従来の溶接材料であるＬ合金はＷを添加して強化を図っ
ているが、前述したように耐熱疲労性に問題があった従
って、本発明者らは、Ｔａを添加し固溶強化を図ると共
に金属間化合物を析出させて高温特性及び耐熱疲労性の
向上を狙った溶接材料の開発を進めており、溶接材料を
想定し重量％でＣ：０.０３〜０.１５，Ｎｉ：１５〜２
２，Ｃｒ：２５〜３０の範囲の組成を基本としＴａ量を
重量％で３〜２０に変化させた真空溶解材でクリープ特
性を検討したところ、例えば８１６℃，σ＝１７.６kg
ｆ／mm2での破断時間の目標を≧４０ｈとするとＴａ量
が４〜１５重量％の範囲に抑えれば目標が達成出来るこ
とがわかった。特に好ましいＴａ量としては重量％で５
〜１０であった。そこでこの合金系の材料を被覆アーク
溶接棒とすべく芯線中のＴａ量を重量％で７％とした被
覆アーク溶接棒を作製し溶接したところ、芯線中のＴａ
がフラックスと反応しスラグとして除去されるために溶
接金属中のＴａが減少し目標のクリープ強度が得られな
いと言う新たな問題があることが判明した。
強度が大きいことはもちろん、クリープ強度，耐熱疲労
性，耐食性及び耐酸化性の優れた材料が要求される。こ
れらの要求される特性でバランスがとれているノズル用
材料として現在以下の組成を有するＣｏ基超合金(Ｆ合
金と略す）が多く用いられている〔重量％でＣ：０.２
０〜０.３０，Ｓｉ：０.７５〜１.０，Ｍｎ：５０.４０
〜１.０，Ｃｒ：２４.５〜３０.５，Ｎｉ：９.５〜１
１.５，Ｗ：６.５〜８.０，Ｆｅ：２以下，Ｂ：０．０
０５〜０．０１５ を含み残部にはＣｏよりなる合
金〕。しかし、ノズルは、プラントの起動・停止の繰返
しによる熱応力と運転中の定常応力が重畳する履歴を受
けるためクラックが発生する場合がある。クラックが発
生したノズルはクラックの許容値を越えた場合、タング
ステンイナートガスアーク溶接法（ＴＩＧ）あるいは被
覆アーク溶接法等による補修溶接で再生される。この補
修溶接材料として従来、以下の組成を有する鍛錬用のＣ
ｏ超合金（Ｌ合金と略す）が使用されていた〔重量％で
Ｃ：０.０５〜０.１５，Ｃｒ：１９〜２１，Ｎｉ：９〜
１１，Ｗ：１４〜１６，Ｆｅ≦３，Ｍｎ：１〜２，Ｐ≦
０.０４，Ｓ≦０.０４及び残部がＣｏよりなる合金〕。
しかし、従来の溶接材料Ｌ合金を用いた場合、溶接金属
の高応力，短時間のクリープ特性はノズル材のＦ合金と
同等であるが、Ｌ合金で補修溶接されたノズルは前述と
同様プラントの起動・停止の繰返しにより熱応力と運転
中の定常応力が重畳する履歴を受けるのでクラックが溶
接金属に発生し易い欠点があった。このため、耐クッラ
ク性に優れた溶接材料（以下溶接材料と表記するのは特
にことわらない限り溶接金属の記述である）の開発が望
まれている。Ｃｏ基超合金では高温強度あるいはクリー
プ強度を向上させるため固溶強化あるいは析出強化を狙
ってＷ，Ｔａ，Ｎｂ，Ｍｏ等の高融点金属を添加する。
従来の溶接材料であるＬ合金はＷを添加して強化を図っ
ているが、前述したように耐熱疲労性に問題があった従
って、本発明者らは、Ｔａを添加し固溶強化を図ると共
に金属間化合物を析出させて高温特性及び耐熱疲労性の
向上を狙った溶接材料の開発を進めており、溶接材料を
想定し重量％でＣ：０.０３〜０.１５，Ｎｉ：１５〜２
２，Ｃｒ：２５〜３０の範囲の組成を基本としＴａ量を
重量％で３〜２０に変化させた真空溶解材でクリープ特
性を検討したところ、例えば８１６℃，σ＝１７.６kg
ｆ／mm2での破断時間の目標を≧４０ｈとするとＴａ量
が４〜１５重量％の範囲に抑えれば目標が達成出来るこ
とがわかった。特に好ましいＴａ量としては重量％で５
〜１０であった。そこでこの合金系の材料を被覆アーク
溶接棒とすべく芯線中のＴａ量を重量％で７％とした被
覆アーク溶接棒を作製し溶接したところ、芯線中のＴａ
がフラックスと反応しスラグとして除去されるために溶
接金属中のＴａが減少し目標のクリープ強度が得られな
いと言う新たな問題があることが判明した。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】本発明は高温強度及び
耐熱疲労性に優れたＣｏ基合金の被覆アーク溶接棒を提
供しようとするもので、芯線中のＴａがフラックスと反
応しやすくスラグとして除去されやすい課題を克服し溶
接金属中に好ましいＴａ量を確保することを目的とす
る。
耐熱疲労性に優れたＣｏ基合金の被覆アーク溶接棒を提
供しようとするもので、芯線中のＴａがフラックスと反
応しやすくスラグとして除去されやすい課題を克服し溶
接金属中に好ましいＴａ量を確保することを目的とす
る。
【０００４】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、上述した
課題の解決のため先ず溶接金属のＴａ量の減少の原因の
究明と目標とするＴａ量を有する溶接金属が被覆アーク
溶接法によって得られるかどうかを探るため芯線中のＴ
ａ量及びフラックスの組成及びフラックスの塗装量を変
化させた実験を行った。その結果、芯線中のＴａはフラ
ックス中の酸素，チタンあるいはシリコン等と反応しス
ラグとして除去されるため溶接金属中に目標のＴａ量が
入らないことが分かった。即ち、溶接金属中に芯線中の
Ｔａ量と同等のＴａ量を含有させるにはフラックス構成
元素を変えない限り無理であることが分かった。しか
し、アーク特性，作業性，スラグの剥離性等を考えると
現状のフラックスが優れているため、さらに現状のフラ
ックスで溶接金属に目標のＴａ量を含有させることが出
来ないか検討したところ溶接金属のＴａ量の歩留まりを
向上させることの出来る手段を突き止めた。即ち、フラ
ックスは従来の組成範囲内とし塗布するフラックスの重
量を溶接棒の全重量に対し３５〜４０の範囲とし芯線中
のＴａ量を増加させることが必要である。つまり、本発
明は芯線中に添加する元素が重量％で、Ｃ：０.０３〜
０.１５％，Ｓｉ：０.０５〜１.０，Ｍｎ：０.０５〜
１.５，Ｐ＜０.０５，Ｓ＜０.０５，Ｎｉ：１５〜２
２，Ｃｒ：２５〜３０，Ｔａ：１５〜２０，Ｆｅ：０.
５〜３.０，残Ｃｏに対し、であること並びにそのフッ
ラクスの組成が重量％で、金属炭酸塩：２５〜３０％，
金属酸化物：５０〜６５，弗化物：４〜１５残成分調整
用金属粉末でなければならないことが分かった。
課題の解決のため先ず溶接金属のＴａ量の減少の原因の
究明と目標とするＴａ量を有する溶接金属が被覆アーク
溶接法によって得られるかどうかを探るため芯線中のＴ
ａ量及びフラックスの組成及びフラックスの塗装量を変
化させた実験を行った。その結果、芯線中のＴａはフラ
ックス中の酸素，チタンあるいはシリコン等と反応しス
ラグとして除去されるため溶接金属中に目標のＴａ量が
入らないことが分かった。即ち、溶接金属中に芯線中の
Ｔａ量と同等のＴａ量を含有させるにはフラックス構成
元素を変えない限り無理であることが分かった。しか
し、アーク特性，作業性，スラグの剥離性等を考えると
現状のフラックスが優れているため、さらに現状のフラ
ックスで溶接金属に目標のＴａ量を含有させることが出
来ないか検討したところ溶接金属のＴａ量の歩留まりを
向上させることの出来る手段を突き止めた。即ち、フラ
ックスは従来の組成範囲内とし塗布するフラックスの重
量を溶接棒の全重量に対し３５〜４０の範囲とし芯線中
のＴａ量を増加させることが必要である。つまり、本発
明は芯線中に添加する元素が重量％で、Ｃ：０.０３〜
０.１５％，Ｓｉ：０.０５〜１.０，Ｍｎ：０.０５〜
１.５，Ｐ＜０.０５，Ｓ＜０.０５，Ｎｉ：１５〜２
２，Ｃｒ：２５〜３０，Ｔａ：１５〜２０，Ｆｅ：０.
５〜３.０，残Ｃｏに対し、であること並びにそのフッ
ラクスの組成が重量％で、金属炭酸塩：２５〜３０％，
金属酸化物：５０〜６５，弗化物：４〜１５残成分調整
用金属粉末でなければならないことが分かった。
【０００５】なお、芯線中のＴａ量が重量％で１５を越
える場合、芯線化が困難であるため上記に述べた溶接金
属のＴａ量の歩留まりを向上させる方法の他にフラック
ス中に合金元素の調整と同様にＴａの粉末を添加するこ
とも可能であることは容易に判断される。
える場合、芯線化が困難であるため上記に述べた溶接金
属のＴａ量の歩留まりを向上させる方法の他にフラック
ス中に合金元素の調整と同様にＴａの粉末を添加するこ
とも可能であることは容易に判断される。
【０００６】
【作用】本発明のＣｏ基被覆アーク溶接棒を構成する芯
線及びフラックスに含まれる各元素の役割を次に示す。
先ず、芯線の成分から説明する。
線及びフラックスに含まれる各元素の役割を次に示す。
先ず、芯線の成分から説明する。
【０００７】Ｃ；０.０３〜０.１５重量％ ＣはＣｒ，Ｔｉ等と溶接金属中に炭化物を形成し、補修
溶接したノズルに必要な強度を得るために必須のもので
ある。しかし、０.０３より少なくては所望の強度が得
られず、逆に０.１５％ を越えるとＣｏ，Ｔａ等のリッ
チな炭化物が結晶粒界にフィルム状に析出しむしろ高温
強度及び耐熱疲労性を損なう問題及び芯線の作製上の問
題がある。
溶接したノズルに必要な強度を得るために必須のもので
ある。しかし、０.０３より少なくては所望の強度が得
られず、逆に０.１５％ を越えるとＣｏ，Ｔａ等のリッ
チな炭化物が結晶粒界にフィルム状に析出しむしろ高温
強度及び耐熱疲労性を損なう問題及び芯線の作製上の問
題がある。
【０００８】Ｓｉ；０.０５〜１.００重量％ Ｓｉは脱酸材及び強度を得るために添加されるが、０.
０５％ よりすくなくてはその役割は無さず、一方１％
を越えると溶接金属中に非金属介在物が生じやすくな
り、補修溶接したノズルの強度及び高温延性を低下させ
る。
０５％ よりすくなくてはその役割は無さず、一方１％
を越えると溶接金属中に非金属介在物が生じやすくな
り、補修溶接したノズルの強度及び高温延性を低下させ
る。
【０００９】Ｍｎ；０.０５〜１.５重量％ ＭｎはＳｉと同様脱酸材及び強度を得るために添加され
るが、０.０５％ より少なくてはその役割は無さず、一
方１.５％ を越えると強度及び高温延性を低下させる。
るが、０.０５％ より少なくてはその役割は無さず、一
方１.５％ を越えると強度及び高温延性を低下させる。
【００１０】Ｎｉ；１５〜２２重量％ Ｎｉはオーステナイト安定化元素の一つでありまた高温
強度及び耐熱疲労性を向上させる金属組織上の（Ｎｉ，
Ｃｏ)3Ｔａの金属間化合物の生成に必要で少なくとも１
５％を含有させる必要がある。２２％より多くしても添
加量の割にはその効果は期待されない。
強度及び耐熱疲労性を向上させる金属組織上の（Ｎｉ，
Ｃｏ)3Ｔａの金属間化合物の生成に必要で少なくとも１
５％を含有させる必要がある。２２％より多くしても添
加量の割にはその効果は期待されない。
【００１１】Ｃｒ；２５〜３０重量％ Ｃｒは補修溶接したノズルに必要な耐酸化性及び耐食性
を得るために必要な元素であるが、過剰に添加すると有
害なσ相の析出や炭化物の粗大化を引起こし高温強度を
低下させる。
を得るために必要な元素であるが、過剰に添加すると有
害なσ相の析出や炭化物の粗大化を引起こし高温強度を
低下させる。
【００１２】Ｆｅ；０.５〜３重量％ ＦｅはＣｏ基合金の溶製に際しＣｒ等の合金元素を添加
する場合、フェロ合金を用いるため含有される。その量
は、３％を越えるとクリープ破断強度を低めるので３％
以下でなければならない。
する場合、フェロ合金を用いるため含有される。その量
は、３％を越えるとクリープ破断強度を低めるので３％
以下でなければならない。
【００１３】Ｔａ；１５〜２０重量％ Ｔａは、（Ｃｏ，Ｎｉ)3Ｔａ等金属間化合物を生成し高
温強度及び耐熱疲労性の向上に寄与する重要な元素であ
るが、芯線中のＴａ量が１５重量％より少ない被覆アー
ク溶接棒であっては溶接金属中のＴａ量の目標値を確保
出来ない問題がある。多くしても添加量の割にはその効
果は期待されなく芯線中のＴａ量は１５〜２０重量％と
した。
温強度及び耐熱疲労性の向上に寄与する重要な元素であ
るが、芯線中のＴａ量が１５重量％より少ない被覆アー
ク溶接棒であっては溶接金属中のＴａ量の目標値を確保
出来ない問題がある。多くしても添加量の割にはその効
果は期待されなく芯線中のＴａ量は１５〜２０重量％と
した。
【００１４】一方、フラックスの機能は（１）アークの
安定剤（２）ガス発生剤（３）スラグ生成剤（４）脱酸
剤（５）合金添加剤等でありこれらの割合のバランスが
重要となる。金属炭酸塩は主にガス発生剤及びスラグ生
成剤、金属酸化物は主にアークの安定剤及びスラグ生成
剤、金属弗化物は主としてスラグ生成剤である。スラグ
生成剤が少なすぎると溶融スラグの粘性が高すぎ溶融金
属の被覆が悪くなることやガス発生剤が不足すると溶接
金属中に介在物が多くなったり、ビード形状を悪化させ
る等の問題が生じる。スラグ生成剤があまり多すぎては
溶融スラグの粘性が不足し溶接作業性が悪化すること等
の問題が生じるため添加量を限定した。さらにこれらの
フラックスを溶接棒の全重量に対して３５〜４０％塗布
することを限定した理由及びその組成を限定した理由は
以下の通りである。塗布率が３５％未満では保護筒の形
成が不十分でありスパッタが増加したりスラグの生成量
が不足し精錬作用及びビード外観も悪くなる。一方、４
０％を越えるとスラグ量が多くなりすぎスラグの巻き込
み等溶接欠陥が発生するばかりでなく特に溶融中のＴａ
がフラックスと反応しやすくスラグとして除去スラグさ
れ易くなる問題がある。
安定剤（２）ガス発生剤（３）スラグ生成剤（４）脱酸
剤（５）合金添加剤等でありこれらの割合のバランスが
重要となる。金属炭酸塩は主にガス発生剤及びスラグ生
成剤、金属酸化物は主にアークの安定剤及びスラグ生成
剤、金属弗化物は主としてスラグ生成剤である。スラグ
生成剤が少なすぎると溶融スラグの粘性が高すぎ溶融金
属の被覆が悪くなることやガス発生剤が不足すると溶接
金属中に介在物が多くなったり、ビード形状を悪化させ
る等の問題が生じる。スラグ生成剤があまり多すぎては
溶融スラグの粘性が不足し溶接作業性が悪化すること等
の問題が生じるため添加量を限定した。さらにこれらの
フラックスを溶接棒の全重量に対して３５〜４０％塗布
することを限定した理由及びその組成を限定した理由は
以下の通りである。塗布率が３５％未満では保護筒の形
成が不十分でありスパッタが増加したりスラグの生成量
が不足し精錬作用及びビード外観も悪くなる。一方、４
０％を越えるとスラグ量が多くなりすぎスラグの巻き込
み等溶接欠陥が発生するばかりでなく特に溶融中のＴａ
がフラックスと反応しやすくスラグとして除去スラグさ
れ易くなる問題がある。
【００１５】
【実施例】以下、本発明を実施例に基づき具体的に説明
する。表１に被覆アーク溶接棒の芯線の化学成分及びフ
ラックスの配合割合を示す。
する。表１に被覆アーク溶接棒の芯線の化学成分及びフ
ラックスの配合割合を示す。
【００１６】
【表１】
【００１７】表１中のＮo.７は従来の溶接材料のＬ合金
である。図１に被覆アーク溶接棒の製作工程を示す。
である。図１に被覆アーク溶接棒の製作工程を示す。
【００１８】芯線中のＴａ量が１０％未満の合金につい
ては真空溶解した５kgｆのインゴットを鍛造，スエージ
ング等を経て最終の直径２.６mm ，長さ２５０mmとした
後フラックス（ライム・チタニア系）を所定の厚さに塗
装し表１に示す被覆アーク溶接棒とした。なお、Ｔａ量
が１５重量％を越える芯線は鍛造中割れが発生しやすい
問題があったため、真空溶解したインゴットを直接放電
加工することによって直径２.６mm ，長さ２５０mmの芯
線とした。この放電加工による芯線の製作方法は実用上
量産する場合コスト高となり問題があることから射出成
形法を用いて芯線とすること望ましい。
ては真空溶解した５kgｆのインゴットを鍛造，スエージ
ング等を経て最終の直径２.６mm ，長さ２５０mmとした
後フラックス（ライム・チタニア系）を所定の厚さに塗
装し表１に示す被覆アーク溶接棒とした。なお、Ｔａ量
が１５重量％を越える芯線は鍛造中割れが発生しやすい
問題があったため、真空溶解したインゴットを直接放電
加工することによって直径２.６mm ，長さ２５０mmの芯
線とした。この放電加工による芯線の製作方法は実用上
量産する場合コスト高となり問題があることから射出成
形法を用いて芯線とすること望ましい。
【００１９】図２はＴａ入被覆アーク溶接棒を用いて肉
盛溶接した場合の溶接金属，スラグ及びスパッタ中のＴ
ａ量の重量分配率を示す。芯線中のＴａ量が３〜５重量
％と少ない場合、溶接金属中のＴａの重量分配比が２０
％とスラグ中のＴａの重量分配比の７０％と比べ非常に
小さい。芯線中のＴａが溶接後大部分スラグ化してしま
うことが分かる。このＴａの重量分配比は芯線中のＴａ
量を増すとやや大きくなる傾向がある。この場合のフラ
ックスの被覆率は５０％と一定とした溶接棒であったが
被覆率を３５％及び４０％としたＮo.３及びＮo.４にお
ける被覆棒での溶接金属のＴａの重量分配比は前者の被
覆率５０％とした溶接棒のＴａの重量分配比と比べ１０
％近く大きくなることが分かった。フラックスの被覆率
を３５％から４０％の範囲とすることにより溶接金属中
のＴａ量の歩留まりは向上する。図３に芯線中のＴａ量
と溶接金属中のＴａ量の関係を示す。図中には芯線中の
Ｔａ量がほぼ７％のＴＩＧ溶接法による溶接金属のＴａ
量も示す。被覆アーク溶接法の場合、ＴＩＧ溶接法と比
べ溶接金属中のＴａ量は非常に少なくＴａの歩留まりが
悪いことがわかる。しかしながら、図２でも説明したよ
うに芯線中のＴａ量を増しかつフラックスの被覆率を４
０％程度とすることによりＴａ量の歩留まりは高くな
る。
盛溶接した場合の溶接金属，スラグ及びスパッタ中のＴ
ａ量の重量分配率を示す。芯線中のＴａ量が３〜５重量
％と少ない場合、溶接金属中のＴａの重量分配比が２０
％とスラグ中のＴａの重量分配比の７０％と比べ非常に
小さい。芯線中のＴａが溶接後大部分スラグ化してしま
うことが分かる。このＴａの重量分配比は芯線中のＴａ
量を増すとやや大きくなる傾向がある。この場合のフラ
ックスの被覆率は５０％と一定とした溶接棒であったが
被覆率を３５％及び４０％としたＮo.３及びＮo.４にお
ける被覆棒での溶接金属のＴａの重量分配比は前者の被
覆率５０％とした溶接棒のＴａの重量分配比と比べ１０
％近く大きくなることが分かった。フラックスの被覆率
を３５％から４０％の範囲とすることにより溶接金属中
のＴａ量の歩留まりは向上する。図３に芯線中のＴａ量
と溶接金属中のＴａ量の関係を示す。図中には芯線中の
Ｔａ量がほぼ７％のＴＩＧ溶接法による溶接金属のＴａ
量も示す。被覆アーク溶接法の場合、ＴＩＧ溶接法と比
べ溶接金属中のＴａ量は非常に少なくＴａの歩留まりが
悪いことがわかる。しかしながら、図２でも説明したよ
うに芯線中のＴａ量を増しかつフラックスの被覆率を４
０％程度とすることによりＴａ量の歩留まりは高くな
る。
【００２０】次に、表１に示す代表的な被覆アーク溶接
棒による溶接金属の高温強度，クリープ，熱疲労特性及
び耐酸化性を求め従来のＬ合金製の被覆アーク溶接棒に
よる溶接金属の高温強度等と比較し検討することとし
た。先ず実験方法について述べる。
棒による溶接金属の高温強度，クリープ，熱疲労特性及
び耐酸化性を求め従来のＬ合金製の被覆アーク溶接棒に
よる溶接金属の高温強度等と比較し検討することとし
た。先ず実験方法について述べる。
【００２１】図４に高温強度，クリープ強度及び耐酸化
性の評価に用いた肉盛溶接継手及び試験片採取要領を示
す。母材成分の希釈を防ぐため開先面のバタリング溶接
後各評価試験片を採取した。図５に耐熱疲労特性の評価
に用いた試験片の採取要領を示す。丸棒の素材に肉盛溶
接し、デスク状の試験片を採取した。なお、いずれの溶
接試験片についても溶接後、溶体化・時効の熱処理を施
し実験に供した。溶体化温度は１１５０℃、時効温度は
９８２℃とし、いずれも所定の温度に４ｈ保持後ガス冷
却とした。次に試験条件を示す。
性の評価に用いた肉盛溶接継手及び試験片採取要領を示
す。母材成分の希釈を防ぐため開先面のバタリング溶接
後各評価試験片を採取した。図５に耐熱疲労特性の評価
に用いた試験片の採取要領を示す。丸棒の素材に肉盛溶
接し、デスク状の試験片を採取した。なお、いずれの溶
接試験片についても溶接後、溶体化・時効の熱処理を施
し実験に供した。溶体化温度は１１５０℃、時効温度は
９８２℃とし、いずれも所定の温度に４ｈ保持後ガス冷
却とした。次に試験条件を示す。
【００２２】高温引張試験は８１６℃で実施した。クリ
ープ破断試験は試験温度が８１６℃，σ＝１７.６kgｆ
／mm2の条件で実施した。耐熱疲労性評価試験は熱衝撃
試験法で実施した。直径６１mm，厚さ１０mmの試験片
（図５）に２００から８５０℃間の熱サイクルを与える
ことによって試験片外縁部に高い熱応力を付加しき裂が
発生するまでの繰返し回数で耐熱疲労性を評価した。耐
酸化性はバーナリグ高温腐食試験装置を用いて評価し
た。灯油に０.３％ の食塩混合水の噴霧した（３５リッ
トル／min ）燃焼雰囲気の燃焼筒内に直径９mm，長さ５
０mmの試験片を３０時間保持し試験片重量の減量で評価
した。燃焼雰囲気の温度を８５０〜９００℃に保持し
た。
ープ破断試験は試験温度が８１６℃，σ＝１７.６kgｆ
／mm2の条件で実施した。耐熱疲労性評価試験は熱衝撃
試験法で実施した。直径６１mm，厚さ１０mmの試験片
（図５）に２００から８５０℃間の熱サイクルを与える
ことによって試験片外縁部に高い熱応力を付加しき裂が
発生するまでの繰返し回数で耐熱疲労性を評価した。耐
酸化性はバーナリグ高温腐食試験装置を用いて評価し
た。灯油に０.３％ の食塩混合水の噴霧した（３５リッ
トル／min ）燃焼雰囲気の燃焼筒内に直径９mm，長さ５
０mmの試験片を３０時間保持し試験片重量の減量で評価
した。燃焼雰囲気の温度を８５０〜９００℃に保持し
た。
【００２３】表２に各種高温特性評価試験結果を示す。
【００２４】
【表２】
【００２５】表中には本発明の被覆アーク溶接棒の適用
の対象部品であるガスタービンのノズルに要求される目
標値を示す。従来の被覆アーク溶接棒Ｌ合金（Ｎo.７）
による溶接金属は高温引張及びクリープ特性については
目標を満足するものの熱疲労試験及びバーナリグ試験結
果は目標値に達しないことが分かる。これに対し、重量
％でＣｒ：２９％，Ｎｉ：２０％を基本組成とした本発
明の被覆アーク溶接棒では溶接金属中のＴａ量が概ね５
％を確保出来ることにより高温強度，クリープ特性，熱
疲労性及び耐酸化性のいずれの目標も満足する。特に、
図６に示す熱疲労試験結果でも明らかなように本発明の
被覆アーク溶接棒による溶接金属の熱疲労特性はノズル
材のＦ合金よりも優れていることがわかる。
の対象部品であるガスタービンのノズルに要求される目
標値を示す。従来の被覆アーク溶接棒Ｌ合金（Ｎo.７）
による溶接金属は高温引張及びクリープ特性については
目標を満足するものの熱疲労試験及びバーナリグ試験結
果は目標値に達しないことが分かる。これに対し、重量
％でＣｒ：２９％，Ｎｉ：２０％を基本組成とした本発
明の被覆アーク溶接棒では溶接金属中のＴａ量が概ね５
％を確保出来ることにより高温強度，クリープ特性，熱
疲労性及び耐酸化性のいずれの目標も満足する。特に、
図６に示す熱疲労試験結果でも明らかなように本発明の
被覆アーク溶接棒による溶接金属の熱疲労特性はノズル
材のＦ合金よりも優れていることがわかる。
【００２６】
【発明の効果】本発明のＣｏ基合金製の被覆アーク溶接
棒をノズルの補修溶接に用いることによって従来のＬ合
金製の被覆アーク溶接棒よりもノズルの寿命延命が可能
となる。
棒をノズルの補修溶接に用いることによって従来のＬ合
金製の被覆アーク溶接棒よりもノズルの寿命延命が可能
となる。
【図１】被覆アーク溶接棒の作製工程を示すブロック
図。
図。
【図２】肉盛溶接した時に生成されるスラグ，スパッタ
及び溶接金属中のＴａ重量の分配比を示す説明図。
及び溶接金属中のＴａ重量の分配比を示す説明図。
【図３】被覆アーク溶接における芯線中のＴａ量と溶接
金属中のＴａ量の関係を示す説明図。
金属中のＴａ量の関係を示す説明図。
【図４】溶接継手及び引張，クリープ及び耐酸化性評価
試験片の採取要領を示す説明図。
試験片の採取要領を示す説明図。
【図５】耐熱疲労性評価試験片の採取要領を示す説明
図。
図。
【図６】熱疲労試験結果を示す説明図。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 // Ｂ２３Ｋ 9/14 Ｂ２３Ｋ 9/14 Ａ (72)発明者 和知 弘 茨城県日立市大みか町七丁目１番１号 株 式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者 中崎 隆光 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 (72)発明者 小林 計 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 (72)発明者 黒川 武雄 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 (72)発明者 横場 範夫 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 (72)発明者 飯塚 信之 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 (72)発明者 熊田 和彦 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内
Claims (2)
- 【請求項１】芯線とその周囲にケイ酸ソーダあるいはケ
イ酸カリ等の結合剤でフラックスが溶接棒の全重量に対
して３５〜４０％塗布された被覆アーク溶接棒であっ
て、芯線の成分が重量％で、 Ｃ：０.０３〜０.１５，Ｓｉ：０.０５〜１.０，Ｍｎ：
０.０５〜１.５，Ｐ＜０.０５，Ｓ＜０.０５，Ｎｉ：１
５〜２２，Ｃｒ：２５〜３０，Ｆｅ：０.５ 〜３.０，
Ｔａ：１５〜２０，残Ｃｏ またフラックス成分が重量％で、 金属炭酸塩：２５〜３０，金属酸化物：５０〜６５，弗
化物：４〜１５と残りが電解Ｍｎ，電解Ｃｒ，Ｃ，Ｆｅ
−Ｓｉ，Ｎｉ等の金属粉末からなることを特徴とするＣ
ｏ基被覆アーク溶接棒。 - 【請求項２】請求項１の前記芯線が射出成形法で製造さ
れたＣｏ基被覆アーク溶接棒。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22988195A JPH0970688A (ja) | 1995-09-07 | 1995-09-07 | 被覆アーク溶接棒 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22988195A JPH0970688A (ja) | 1995-09-07 | 1995-09-07 | 被覆アーク溶接棒 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0970688A true JPH0970688A (ja) | 1997-03-18 |
Family
ID=16899179
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP22988195A Pending JPH0970688A (ja) | 1995-09-07 | 1995-09-07 | 被覆アーク溶接棒 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0970688A (ja) |
-
1995
- 1995-09-07 JP JP22988195A patent/JPH0970688A/ja active Pending
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