JPH11285889A - 高温クリープ強度と時効後靭性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用ｔｉｇ溶接材料 - Google Patents
高温クリープ強度と時効後靭性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用ｔｉｇ溶接材料Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 オーステナイト系耐熱鋼において、溶接性の
みならず高温クリープ強度と時効後靱性に優れたＴＩＧ
溶接材料を提供する。 【解決手段】 重量％でＣ：０．０１％〜０．０５％、
Ｓｉ：０．１％〜１．０％、Ｍｎ：０．５％〜１．５
％、Ｐ：０．０１％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃ
ｒ：１４．０％〜２２．０％、Ｎｉ：１０．０％〜２
０．０％、Ｍｏ：０．５％〜２．５％、Ｗ：０．５％〜
４．０％、Ｎｂ：０．１％〜０．５％、Ｃｕ：０．５％
〜４．０％、Ａｌ：０．０４％以下、Ｖ：０．３％〜
０．８％、Ｎ：０．１０％〜０．３０％を含有し、残部
鉄および不可避不純物からなり、（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ
当量）が０．５０〜０．９０以下であることを特徴とす
る、高温におけるクリープ強度と時効後靱性と溶接性の
優れたオーステナイト系耐熱鋼用ＴＩＧ溶接材料。
みならず高温クリープ強度と時効後靱性に優れたＴＩＧ
溶接材料を提供する。 【解決手段】 重量％でＣ：０．０１％〜０．０５％、
Ｓｉ：０．１％〜１．０％、Ｍｎ：０．５％〜１．５
％、Ｐ：０．０１％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃ
ｒ：１４．０％〜２２．０％、Ｎｉ：１０．０％〜２
０．０％、Ｍｏ：０．５％〜２．５％、Ｗ：０．５％〜
４．０％、Ｎｂ：０．１％〜０．５％、Ｃｕ：０．５％
〜４．０％、Ａｌ：０．０４％以下、Ｖ：０．３％〜
０．８％、Ｎ：０．１０％〜０．３０％を含有し、残部
鉄および不可避不純物からなり、（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ
当量）が０．５０〜０．９０以下であることを特徴とす
る、高温におけるクリープ強度と時効後靱性と溶接性の
優れたオーステナイト系耐熱鋼用ＴＩＧ溶接材料。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、高温におけるクリ
ープ強度と時効後靱性と溶接性に優れたオーステナイト
系耐熱鋼用ＴＩＧ溶接材料に関するものである。
ープ強度と時効後靱性と溶接性に優れたオーステナイト
系耐熱鋼用ＴＩＧ溶接材料に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】発電効率の向上の目的で火力発電用ボイ
ラの稼働条件は高温、高圧化の方向にある。これに伴
い、ボイラに使用される材料に対してもより優れた高温
強度が要求されるようになり、従来のＳＵＳ３４７、Ｓ
ＵＳ３１６、ＳＵＳ３１０といったオーステナイト系の
ステンレス鋼や、さらに高温強度を高めたオーステナイ
ト系耐熱鋼の開発が進められている。しかし、溶接構造
物である火力発電用ボイラを考えた場合、溶接部も母材
と同様に優れた高温強度が要求される。また、ボイラの
稼働中の温度変化などによる衝撃力に耐えるように時効
後の靱性も要求される。さらに、現地で溶接する事も考
えられるため、溶接性も兼ね備える必要がある。ところ
が、一方では、圧延、熱処理を加え優れた特性と得る母
材とは異なり、溶接金属は凝固のままで使用する。その
ため、溶接材料には母材と異なった成分設計が必要であ
る。
ラの稼働条件は高温、高圧化の方向にある。これに伴
い、ボイラに使用される材料に対してもより優れた高温
強度が要求されるようになり、従来のＳＵＳ３４７、Ｓ
ＵＳ３１６、ＳＵＳ３１０といったオーステナイト系の
ステンレス鋼や、さらに高温強度を高めたオーステナイ
ト系耐熱鋼の開発が進められている。しかし、溶接構造
物である火力発電用ボイラを考えた場合、溶接部も母材
と同様に優れた高温強度が要求される。また、ボイラの
稼働中の温度変化などによる衝撃力に耐えるように時効
後の靱性も要求される。さらに、現地で溶接する事も考
えられるため、溶接性も兼ね備える必要がある。ところ
が、一方では、圧延、熱処理を加え優れた特性と得る母
材とは異なり、溶接金属は凝固のままで使用する。その
ため、溶接材料には母材と異なった成分設計が必要であ
る。
【０００３】高温強度の優れた溶接材料として例えば、
特開昭５９−６６９９４号公報に開示されているような
Ｎｉ基耐熱合金に微量のＢを添加して高温強度を向上さ
せた溶接材料や特開昭６１−２５４７２号公報に開示さ
れているような特定量のＣ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｃｒ、Ｍｏ等
を含有し、残部がＮｉからなるＮｉ基耐熱材料のＴＩＧ
溶接材料が既に知られているが、何れもＮｉ基の溶接材
料でボイラ用耐熱合金を対象としているものではない。
さらに、高価なＮｉがベースであり経済的にも問題があ
る。また、特開平５−５０２８７号公報や特開平５−５
０２８８号公報に開示されているようなオーステナイト
系ステンレス鋼用の溶接材料も知られているが、これは
高速増殖炉を対象としたもので、適用温度が前記火力発
電用ボイラに比べて低く適用分野が異なり、火力発電ボ
イラの使用温度域ではクリープ強度が不足している。さ
らに、破断延性を重視するためＰを意図的に添加するな
ど解決手段も全く異なる。
特開昭５９−６６９９４号公報に開示されているような
Ｎｉ基耐熱合金に微量のＢを添加して高温強度を向上さ
せた溶接材料や特開昭６１−２５４７２号公報に開示さ
れているような特定量のＣ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｃｒ、Ｍｏ等
を含有し、残部がＮｉからなるＮｉ基耐熱材料のＴＩＧ
溶接材料が既に知られているが、何れもＮｉ基の溶接材
料でボイラ用耐熱合金を対象としているものではない。
さらに、高価なＮｉがベースであり経済的にも問題があ
る。また、特開平５−５０２８７号公報や特開平５−５
０２８８号公報に開示されているようなオーステナイト
系ステンレス鋼用の溶接材料も知られているが、これは
高速増殖炉を対象としたもので、適用温度が前記火力発
電用ボイラに比べて低く適用分野が異なり、火力発電ボ
イラの使用温度域ではクリープ強度が不足している。さ
らに、破断延性を重視するためＰを意図的に添加するな
ど解決手段も全く異なる。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】以上の背景から、火力
発電ボイラの分野を適用分野とした、高温強度の優れた
経済的な溶接材料は未だなく、その開発が望まれてい
た。
発電ボイラの分野を適用分野とした、高温強度の優れた
経済的な溶接材料は未だなく、その開発が望まれてい
た。
【０００５】本発明は、このような事情に鑑み、オース
テナイト系耐熱鋼を溶接する上で必要な溶接性、高温ク
リープ強度および時効後靱性のすべてに優れ、しかも経
済的にも有利なＴＩＧ用溶接材料を提供するものであ
る。
テナイト系耐熱鋼を溶接する上で必要な溶接性、高温ク
リープ強度および時効後靱性のすべてに優れ、しかも経
済的にも有利なＴＩＧ用溶接材料を提供するものであ
る。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明は前記課題を解決
するもので、その要旨とするところは、重量％で、 Ｃ ：０．０１〜０．０５％、 Ｓｉ：０．１〜１．０％、 Ｍｎ：０．５〜１．５％、 Ｐ ：０．０１％以下、 Ｓ ：０．００５％以下、 Ｃｒ：１４．０〜２２．０％、 Ｎｉ：１０．０〜２０．０％、 Ｍｏ：０．５〜２．５％、 Ｗ ：０．５〜４．０％、 Ｎｂ：０．１〜０．５％、 Ｃｕ：０．５〜４．０％、 Ａｌ：０．０４％以下、 Ｖ ：０．３〜０．８％、 Ｎ ：０．１０〜０．３０％ を含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなり、さら
に下記（１）式で得られるＣｒ当量および（２）式で得
られるＮｉ当量の比（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）が０．
５０〜０．９０であることを特徴とする、高温クリープ
強度と時効後靱性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用Ｔ
ＩＧ溶接材料である。 Ｃｒ当量＝Ｃｒ重量％＋Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％＋１．５×Ｓｉ重量％ ＋０．５×Ｎｂ重量％＋５×Ｖ重量％＋３×Ａｌ重量％・・（１）式 Ｎｉ当量＝Ｎｉ重量％＋３０×Ｃ重量％＋３０×（Ｎ重量％−０．０４５） ＋０．４４×Ｃｕ重量％＋０．８７ ・・・・・・・・・・（２）式
するもので、その要旨とするところは、重量％で、 Ｃ ：０．０１〜０．０５％、 Ｓｉ：０．１〜１．０％、 Ｍｎ：０．５〜１．５％、 Ｐ ：０．０１％以下、 Ｓ ：０．００５％以下、 Ｃｒ：１４．０〜２２．０％、 Ｎｉ：１０．０〜２０．０％、 Ｍｏ：０．５〜２．５％、 Ｗ ：０．５〜４．０％、 Ｎｂ：０．１〜０．５％、 Ｃｕ：０．５〜４．０％、 Ａｌ：０．０４％以下、 Ｖ ：０．３〜０．８％、 Ｎ ：０．１０〜０．３０％ を含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなり、さら
に下記（１）式で得られるＣｒ当量および（２）式で得
られるＮｉ当量の比（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）が０．
５０〜０．９０であることを特徴とする、高温クリープ
強度と時効後靱性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用Ｔ
ＩＧ溶接材料である。 Ｃｒ当量＝Ｃｒ重量％＋Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％＋１．５×Ｓｉ重量％ ＋０．５×Ｎｂ重量％＋５×Ｖ重量％＋３×Ａｌ重量％・・（１）式 Ｎｉ当量＝Ｎｉ重量％＋３０×Ｃ重量％＋３０×（Ｎ重量％−０．０４５） ＋０．４４×Ｃｕ重量％＋０．８７ ・・・・・・・・・・（２）式
【０００７】
【発明の実施の形態】圧延、熱処理を加え優れた特性を
とりうる母材とは異なり、凝固ままで使用する溶接金属
の場合、高温強度の確保は添加元素による強化が主たる
強化方法であるため、適正成分範囲の決定は詳細な検討
を要する。具体的には、Ｃ、Ｎ、ＭｏおよびＷにより固
溶強化を行い、さらにＮｂ、Ｖの適量添加により炭窒化
物の微細析出を利用し高温強度の向上を図り、クリープ
強度を確保する。さらにＷの適量添加による析出物の粗
大化を防止し、長時間にわたり安定したクリープ強度を
確保する。
とりうる母材とは異なり、凝固ままで使用する溶接金属
の場合、高温強度の確保は添加元素による強化が主たる
強化方法であるため、適正成分範囲の決定は詳細な検討
を要する。具体的には、Ｃ、Ｎ、ＭｏおよびＷにより固
溶強化を行い、さらにＮｂ、Ｖの適量添加により炭窒化
物の微細析出を利用し高温強度の向上を図り、クリープ
強度を確保する。さらにＷの適量添加による析出物の粗
大化を防止し、長時間にわたり安定したクリープ強度を
確保する。
【０００８】次に、溶接性に関しては、特にオーステナ
イト系の溶接材料の場合、高温割れが大きな課題となる
ので、これに対しては、まずＰおよびＳの低減を行い溶
接金属の高純化を図った。しかし、それだけでは不十分
であり、さらに極微量のδフェライトを溶接直後に晶出
させることが有効であるが、δフェライトを晶出させた
場合、例えば６５０℃等の高温で長時間保持するいわゆ
る時効処理の後、σ相が析出し靱性の低下を招く。その
ため、時効処理後の後の靱性の確保と、溶接性の確保の
両立のために、本発明者らは詳細な検討を行った。その
結果、適切なδフェライト量と、さらにＣｕ添加の相乗
効果で時効後の靱性を確保しつつ溶接性を改善できるこ
とを見いだした。
イト系の溶接材料の場合、高温割れが大きな課題となる
ので、これに対しては、まずＰおよびＳの低減を行い溶
接金属の高純化を図った。しかし、それだけでは不十分
であり、さらに極微量のδフェライトを溶接直後に晶出
させることが有効であるが、δフェライトを晶出させた
場合、例えば６５０℃等の高温で長時間保持するいわゆ
る時効処理の後、σ相が析出し靱性の低下を招く。その
ため、時効処理後の後の靱性の確保と、溶接性の確保の
両立のために、本発明者らは詳細な検討を行った。その
結果、適切なδフェライト量と、さらにＣｕ添加の相乗
効果で時効後の靱性を確保しつつ溶接性を改善できるこ
とを見いだした。
【０００９】すなわち、δフェライト量は式（１）で示
されるＣｒ当量および（２）で示されるＮｉ当量の比
（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）で制御した。すなわち、
０．５５未満の場合δフェライト量が過剰に晶出し、高
温での時効に伴い脆いσ相が結晶粒界を被う様につなが
って析出し靱性低下につながる。一方、１．００超では
δフェライトの溶接金属凝固の晶出量が少なく凝固割れ
を防止することができない。そのため、（Ｎｉ当量）／
（Ｃｒ当量）の値が０．５〜０．９の範囲では凝固時に
晶出するδフェライトにより、高温割れは防ぐことがで
きる。一方、時効後靱性に対してはＣｕを０．５〜４．
０％添加することにより高温割れを防ぐ程度にδフェラ
イトが晶出していても、時効後の靱性の低下を防ぐこと
ができる。
されるＣｒ当量および（２）で示されるＮｉ当量の比
（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）で制御した。すなわち、
０．５５未満の場合δフェライト量が過剰に晶出し、高
温での時効に伴い脆いσ相が結晶粒界を被う様につなが
って析出し靱性低下につながる。一方、１．００超では
δフェライトの溶接金属凝固の晶出量が少なく凝固割れ
を防止することができない。そのため、（Ｎｉ当量）／
（Ｃｒ当量）の値が０．５〜０．９の範囲では凝固時に
晶出するδフェライトにより、高温割れは防ぐことがで
きる。一方、時効後靱性に対してはＣｕを０．５〜４．
０％添加することにより高温割れを防ぐ程度にδフェラ
イトが晶出していても、時効後の靱性の低下を防ぐこと
ができる。
【００１０】以下に各成分元素の範囲の限定理由を詳細
に説明する。Ｃは、析出強化および固溶強化に対して重
要な元素である。そのため、最低０．０１％以上は必要
である。しかし、過剰の添加は析出物の粗大化をまね
き、高温で時効後の靱性低下や、クリープ強度の低下に
つながる。そのため、Ｃ量は限定する必要がある。詳細
な検討の結果、Ｃ量は０．０５％以下とした。
に説明する。Ｃは、析出強化および固溶強化に対して重
要な元素である。そのため、最低０．０１％以上は必要
である。しかし、過剰の添加は析出物の粗大化をまね
き、高温で時効後の靱性低下や、クリープ強度の低下に
つながる。そのため、Ｃ量は限定する必要がある。詳細
な検討の結果、Ｃ量は０．０５％以下とした。
【００１１】Ｓｉは、脱酸剤として添加する。また、溶
融した溶接金属の流動性を向上させ、作業性を確保する
ためにも必要である。その効果を得るためには０．１％
以上必要である。しかし、過剰の添加は溶接金属の靱性
の低下をまねき有害である。そのためＳｉ量は１．０％
以下とした。
融した溶接金属の流動性を向上させ、作業性を確保する
ためにも必要である。その効果を得るためには０．１％
以上必要である。しかし、過剰の添加は溶接金属の靱性
の低下をまねき有害である。そのためＳｉ量は１．０％
以下とした。
【００１２】Ｍｎは、脱酸剤として必要な元素であり、
さらに耐高温割れ性に対して有害なＳを固定する元素と
しても重要な元素である。しかし、過剰添加は、耐酸化
性に対して悪影響を及ぼすため、その適正範囲を０．５
〜１．５％とした。
さらに耐高温割れ性に対して有害なＳを固定する元素と
しても重要な元素である。しかし、過剰添加は、耐酸化
性に対して悪影響を及ぼすため、その適正範囲を０．５
〜１．５％とした。
【００１３】Ｐは、母材ではクリープ強度およびクリー
プ破断延性を向上させるため添加する場合がある。しか
し、Ｐは凝固時に結晶粒界に偏析し高温割れをまねくた
め、溶接材料に対しては最も有害な元素である。そのた
め、可能な限り低減する目的で０．０１％以下とした。
プ破断延性を向上させるため添加する場合がある。しか
し、Ｐは凝固時に結晶粒界に偏析し高温割れをまねくた
め、溶接材料に対しては最も有害な元素である。そのた
め、可能な限り低減する目的で０．０１％以下とした。
【００１４】ＳもＰと同様に耐高温割れ性に悪影響を及
ぼすため、０．００５％以下とした。
ぼすため、０．００５％以下とした。
【００１５】Ｃｒは、高温クリープ強度、耐高温酸化性
を向上させるので、耐熱鋼の溶接材料にとっては必須の
元素である。また、溶接性確保のための組織制御のため
にも重要な元素である。耐酸化性を確保する上で１４．
０％以上必要である。また、δフェライトを生成させる
ためにも１４．０％以上必要である。しかし、過剰に添
加するとδフェライトが過剰に生成し、これが高温での
時効中にσ相の析出を促進し時効後の靱性が低下するた
め好ましくない。このため、Ｃｒ量は２２．０％以下と
した。
を向上させるので、耐熱鋼の溶接材料にとっては必須の
元素である。また、溶接性確保のための組織制御のため
にも重要な元素である。耐酸化性を確保する上で１４．
０％以上必要である。また、δフェライトを生成させる
ためにも１４．０％以上必要である。しかし、過剰に添
加するとδフェライトが過剰に生成し、これが高温での
時効中にσ相の析出を促進し時効後の靱性が低下するた
め好ましくない。このため、Ｃｒ量は２２．０％以下と
した。
【００１６】Ｎｉは、オーステナイト生成元素として高
温強度の優れたオーステナイト系耐熱鋼溶接材料には必
須の元素である。特に、σ相の析出を抑制し適正量にす
るためには１０．０％以上の添加が望ましい。一方、過
剰の添加はコスト的にも望ましくなく、また、オーステ
ナイトが安定化しすぎ溶接性も損なう。また、主たるフ
ェライト生成元素であるＣｒ、ＭｏおよびＷの上限を考
慮すると、最大２０．０％のＮｉ添加でフェライトの抑
制効果は得られる。
温強度の優れたオーステナイト系耐熱鋼溶接材料には必
須の元素である。特に、σ相の析出を抑制し適正量にす
るためには１０．０％以上の添加が望ましい。一方、過
剰の添加はコスト的にも望ましくなく、また、オーステ
ナイトが安定化しすぎ溶接性も損なう。また、主たるフ
ェライト生成元素であるＣｒ、ＭｏおよびＷの上限を考
慮すると、最大２０．０％のＮｉ添加でフェライトの抑
制効果は得られる。
【００１７】Ｍｏは、固溶強化により高温クリープ強度
を向上させる重要な元素である。そのため、０．５％以
上のＭｏを添加する必要がある。しかし、過剰の添加は
高温で時効した場合に、炭化物の粗大化による脆化をま
ねき特性上望ましくない。また、耐酸化性に対しても悪
影響をおよぼす。そのため２．５％以下とした。
を向上させる重要な元素である。そのため、０．５％以
上のＭｏを添加する必要がある。しかし、過剰の添加は
高温で時効した場合に、炭化物の粗大化による脆化をま
ねき特性上望ましくない。また、耐酸化性に対しても悪
影響をおよぼす。そのため２．５％以下とした。
【００１８】Ｗは、Ｍｏと同じく固溶強化元素である。
さらに、適量のＷを添加する事により炭化物の析出・成
長を遅くさせ安定したクリープ強度を得ることができ
る。しかし、過剰添加は、ＣｒおよびＭｏと同様δフェ
ライトを過剰に析出し、高温での時効後の靱性低下をま
ねく。以上の観点から、Ｗの量は０．５％以上、４．０
％以下とした。
さらに、適量のＷを添加する事により炭化物の析出・成
長を遅くさせ安定したクリープ強度を得ることができ
る。しかし、過剰添加は、ＣｒおよびＭｏと同様δフェ
ライトを過剰に析出し、高温での時効後の靱性低下をま
ねく。以上の観点から、Ｗの量は０．５％以上、４．０
％以下とした。
【００１９】ＮｂおよびＶは、単独添加でも炭窒化物を
形成し、析出強化によりクリープ強度を向上させる。し
かし、本発明では、これらを適正範囲で複合添加するこ
とによりその特性を、飛躍的に向上させることが可能と
なった。特に、Ｃ量の適正化および後述のＮ量の適正化
により、必要な量の炭窒化物が過剰に析出することなく
微細に析出する。各々の適正範囲は、詳細な検討の結
果、Ｎｂ：０．１〜０．５重量％、Ｖ：０．３〜０．８
重量％とした。
形成し、析出強化によりクリープ強度を向上させる。し
かし、本発明では、これらを適正範囲で複合添加するこ
とによりその特性を、飛躍的に向上させることが可能と
なった。特に、Ｃ量の適正化および後述のＮ量の適正化
により、必要な量の炭窒化物が過剰に析出することなく
微細に析出する。各々の適正範囲は、詳細な検討の結
果、Ｎｂ：０．１〜０．５重量％、Ｖ：０．３〜０．８
重量％とした。
【００２０】Ｃｕは、オーステナイト安定化元素として
組織調節の目的で添加する。さらに、Ｃｕを添加するこ
とによりδフェライトが析出していても時効後の靱性低
下を低減させ得ることが判明した。その結果、溶接性を
確保しつつ時効後の靱性低下を抑制できる。さらに、Ｃ
ｕは高温強度、特にクリープ破断強度を向上させる元素
としても有効である。この効果を得るためには、最低限
０．５重量％が必要である。しかし、４．０％を超えて
添加すると延性の低下を招く。さらにオーステナイトが
安定化元素しすぎ高温割れの発生の危険性がある。その
ためＣｕ量は４．０％以下とした。
組織調節の目的で添加する。さらに、Ｃｕを添加するこ
とによりδフェライトが析出していても時効後の靱性低
下を低減させ得ることが判明した。その結果、溶接性を
確保しつつ時効後の靱性低下を抑制できる。さらに、Ｃ
ｕは高温強度、特にクリープ破断強度を向上させる元素
としても有効である。この効果を得るためには、最低限
０．５重量％が必要である。しかし、４．０％を超えて
添加すると延性の低下を招く。さらにオーステナイトが
安定化元素しすぎ高温割れの発生の危険性がある。その
ためＣｕ量は４．０％以下とした。
【００２１】Ａｌは、脱酸材として添加されるが、本願
発明ではＳｉおよびＭｎにより脱酸を行うため、意図的
には添加しない。逆に、過剰なＡｌは靱性低下をまねく
ため、０．０４％以下とした。
発明ではＳｉおよびＭｎにより脱酸を行うため、意図的
には添加しない。逆に、過剰なＡｌは靱性低下をまねく
ため、０．０４％以下とした。
【００２２】Ｎは、ＮｂおよびＶの炭窒化物を形成する
のに必要な元素で、最低限０．１０％必要である。これ
により、微細なＮｂ、Ｖの炭窒化物を形成する。また、
析出に寄与しないＮは固溶強化として有効にはたらく。
しかし、０．３％を超えて添加してもクリープ強度の向
上は飽和し始め、逆に短時間強度の増加に伴い靱性の低
下が見られる。このため、０．３０％以下とした。
のに必要な元素で、最低限０．１０％必要である。これ
により、微細なＮｂ、Ｖの炭窒化物を形成する。また、
析出に寄与しないＮは固溶強化として有効にはたらく。
しかし、０．３％を超えて添加してもクリープ強度の向
上は飽和し始め、逆に短時間強度の増加に伴い靱性の低
下が見られる。このため、０．３０％以下とした。
【００２３】次に、（１）式で示されるＣｒ当量および
（２）式で示されるＮｉ当量の比（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ
当量）の範囲の根拠を示す。図１には、（Ｎｉ当量／Ｃ
ｒ当量）と高温割れ感受性の指標であるバレストレイン
割れ試験における割れ発生個数の関係を示す。割れ発生
個数が多いほど高温割れが発生しやすい事になる。これ
から（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）が１．００を境に割れ
個数が急激に増加していることが判る。これは、１．０
０以上では高温割れ防止に有効なδフェライトの晶出量
が足らなく高温割れを防ぎきれない為である。
（２）式で示されるＮｉ当量の比（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ
当量）の範囲の根拠を示す。図１には、（Ｎｉ当量／Ｃ
ｒ当量）と高温割れ感受性の指標であるバレストレイン
割れ試験における割れ発生個数の関係を示す。割れ発生
個数が多いほど高温割れが発生しやすい事になる。これ
から（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）が１．００を境に割れ
個数が急激に増加していることが判る。これは、１．０
０以上では高温割れ防止に有効なδフェライトの晶出量
が足らなく高温割れを防ぎきれない為である。
【００２４】図２には、（Ｎｉ当量／Ｃｒ当量）と６０
０℃および７００℃の１００００時間後の溶接金属の２
０℃における吸収エネルギーの関係をしめす。この図よ
り、（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）が０．６０以下は６０
０℃および７００℃の１００００時間時効後の靱性の低
下が著しいことがわかる。これは、（Ｎｉ当量）／（Ｃ
ｒ当量）が０．５５未満になると、δフェライトは凝固
時に結晶粒界を被う様に晶出し、その結果高温で時効
後、脆いσ相が結晶粒界を被うように析出するためであ
る。以上のことから、（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）の値
を０．５０〜０．９０の範囲で限定した。
０℃および７００℃の１００００時間後の溶接金属の２
０℃における吸収エネルギーの関係をしめす。この図よ
り、（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）が０．６０以下は６０
０℃および７００℃の１００００時間時効後の靱性の低
下が著しいことがわかる。これは、（Ｎｉ当量）／（Ｃ
ｒ当量）が０．５５未満になると、δフェライトは凝固
時に結晶粒界を被う様に晶出し、その結果高温で時効
後、脆いσ相が結晶粒界を被うように析出するためであ
る。以上のことから、（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）の値
を０．５０〜０．９０の範囲で限定した。
【００２５】
【実施例】表１に本発明の実施例および比較例の溶接材
料化学組成を示す。溶接材料Ｎｏ．１〜１９までは本発
明による溶接材料、溶接材料Ｎｏ．１９〜４０までが比
較例である。これらの溶接材料を用いて溶接金属を作成
し、溶接金属のクリープ破断強度および時効後の靱性を
測定した。溶接金属を作成するために用いた母材は、各
溶接材料と同成分の溶解材を厚さ２０ｍｍに圧延し作成
した板を用い、溶接金属の化学組成が母材の影響を受け
ないようにした。図３には用いた開先形状を示す。
料化学組成を示す。溶接材料Ｎｏ．１〜１９までは本発
明による溶接材料、溶接材料Ｎｏ．１９〜４０までが比
較例である。これらの溶接材料を用いて溶接金属を作成
し、溶接金属のクリープ破断強度および時効後の靱性を
測定した。溶接金属を作成するために用いた母材は、各
溶接材料と同成分の溶解材を厚さ２０ｍｍに圧延し作成
した板を用い、溶接金属の化学組成が母材の影響を受け
ないようにした。図３には用いた開先形状を示す。
【００２６】
【表１】
【００２７】表２に、溶接金属の性能の評価結果を示
す。溶接金属の性能は、試験温度が７００℃で付加応力
が２００ＭＰａと１６０ＭＰａの試験条件でのクリープ
破断時間、６００Ｃ℃と７００℃の温度で１００００時
間時効した後の溶接金属の２０℃における吸収エネルギ
ーおよび溶接金属の断面観察による割れ発生状況の観察
を行い評価した。
す。溶接金属の性能は、試験温度が７００℃で付加応力
が２００ＭＰａと１６０ＭＰａの試験条件でのクリープ
破断時間、６００Ｃ℃と７００℃の温度で１００００時
間時効した後の溶接金属の２０℃における吸収エネルギ
ーおよび溶接金属の断面観察による割れ発生状況の観察
を行い評価した。
【００２８】
【表２】
【００２９】溶接材料Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１９は各々化学
組成を本発明の範囲内で変化させ且つ、（Ｎｉ当量）／
（Ｃｒ当量）の比を本発明の範囲である０．５０〜０．
９０の範囲内になるように成分設計してある。そのた
め、添加元素による強化機構が有効に働き、比較例に比
べて格段の優れたクリープ破断強度を示している。ま
た、δフェライト量を適正に制御し、高温割れも無く、
且つＣｕ添加の効果で時効後の靱性も良好である。特
に、Ｎｏ．１９はＮｉ当量／Ｃｒ当量が０．５１とδフ
ェライト量が多いのにもかかわらず６００℃で１０００
０時間後の時効後靱性は１００Ｊ以上の吸収エネルギー
の値が得られている。
組成を本発明の範囲内で変化させ且つ、（Ｎｉ当量）／
（Ｃｒ当量）の比を本発明の範囲である０．５０〜０．
９０の範囲内になるように成分設計してある。そのた
め、添加元素による強化機構が有効に働き、比較例に比
べて格段の優れたクリープ破断強度を示している。ま
た、δフェライト量を適正に制御し、高温割れも無く、
且つＣｕ添加の効果で時効後の靱性も良好である。特
に、Ｎｏ．１９はＮｉ当量／Ｃｒ当量が０．５１とδフ
ェライト量が多いのにもかかわらず６００℃で１０００
０時間後の時効後靱性は１００Ｊ以上の吸収エネルギー
の値が得られている。
【００３０】一方、比較例は溶接材料Ｎｏ．２０はＣ量
が少ないため、クリープ破断強度が低い。溶接材料Ｎ
ｏ．２１は強化元素は本発明の範囲内であり、Ｐも含有
しているためクリープ破断強度は良好であるが、逆にＰ
量およびＳ量が高いため高温割れが発生している。溶接
材料Ｎｏ．２２、２３はＮｉあるいはＣｒの含有量が本
発明の範囲外であるため、Ｎｉ当量／Ｃｒ当量が０．５
０未満である。その結果、時効後の靱性が低い。また、
溶接材料Ｎｏ．２４はＮｉ量が本発明の範囲を超えてい
る。そのため、クリープ破断強度はある程度確保されて
おり、時効後の靱性も良好であるが、Ｎｉ当量／Ｃｒ当
量が０．９を超えており、高温割れが発生している。溶
接材料Ｎｏ．２５から溶接材料Ｎｏ．２７までは成分範
囲は本発明の範囲の中に入っているが、Ｎｉ当量／Ｃｒ
当量が本発明の範囲外である。そのためＮｉ当量／Ｃｒ
当量が０．９０超の溶接材料Ｎｏ．２５および溶接材料
Ｎｏ．２６は高温割れが発生している。これはオーステ
ナイトが安定すぎるため、δフェライトによる高温割れ
の防止効果が得られないためである。一方、Ｎｉ当量／
Ｃｒ当量が０．５未満の溶接材料Ｎｏ．２７は、高温割
れは発生していないが、δフェライト量が過剰に晶出
し、時効後の靱性の低下が著しい。溶接材料Ｎｏ．２
８、２９はＭｏあるいはＷの含有量が低く、クリープ破
断強度が低い。溶接材料Ｎｏ．３０はＭｏおよびＷ含有
量が本発明の範囲より高くその結果、クリープ破断強度
が高いものの、時効後靱性が低下している。溶接材料Ｎ
ｏ．３１、３２、３３および３４は何れもＮｂあるいは
Ｖの含有量が本発明の範囲からずれており、添加量不足
によりクリープ破断強度が低いか、あるいは過剰添加に
よるクリープ破断強度低下が見られる。溶接材料Ｎｏ．
３５はＣｕの添加量が少ない。そのため、Ｎｉ当量／Ｃ
ｒ当量は本発明の範囲内であるが、時効後の靱性が著し
く低下している。一方、Ｎｏ．３６はＣｕの添加量が高
いため、逆に靱性が低下している。溶接材料Ｎｏ．３７
はＮ含有量が高く、クリープ強度はある程度強化されて
いるが、時効後析出物の粗大化に起因すると考えられる
靱性低下が認められる。溶接材料Ｎｏ．３８はＮ含有量
が低くクリープ破断強度が不足している。
が少ないため、クリープ破断強度が低い。溶接材料Ｎ
ｏ．２１は強化元素は本発明の範囲内であり、Ｐも含有
しているためクリープ破断強度は良好であるが、逆にＰ
量およびＳ量が高いため高温割れが発生している。溶接
材料Ｎｏ．２２、２３はＮｉあるいはＣｒの含有量が本
発明の範囲外であるため、Ｎｉ当量／Ｃｒ当量が０．５
０未満である。その結果、時効後の靱性が低い。また、
溶接材料Ｎｏ．２４はＮｉ量が本発明の範囲を超えてい
る。そのため、クリープ破断強度はある程度確保されて
おり、時効後の靱性も良好であるが、Ｎｉ当量／Ｃｒ当
量が０．９を超えており、高温割れが発生している。溶
接材料Ｎｏ．２５から溶接材料Ｎｏ．２７までは成分範
囲は本発明の範囲の中に入っているが、Ｎｉ当量／Ｃｒ
当量が本発明の範囲外である。そのためＮｉ当量／Ｃｒ
当量が０．９０超の溶接材料Ｎｏ．２５および溶接材料
Ｎｏ．２６は高温割れが発生している。これはオーステ
ナイトが安定すぎるため、δフェライトによる高温割れ
の防止効果が得られないためである。一方、Ｎｉ当量／
Ｃｒ当量が０．５未満の溶接材料Ｎｏ．２７は、高温割
れは発生していないが、δフェライト量が過剰に晶出
し、時効後の靱性の低下が著しい。溶接材料Ｎｏ．２
８、２９はＭｏあるいはＷの含有量が低く、クリープ破
断強度が低い。溶接材料Ｎｏ．３０はＭｏおよびＷ含有
量が本発明の範囲より高くその結果、クリープ破断強度
が高いものの、時効後靱性が低下している。溶接材料Ｎ
ｏ．３１、３２、３３および３４は何れもＮｂあるいは
Ｖの含有量が本発明の範囲からずれており、添加量不足
によりクリープ破断強度が低いか、あるいは過剰添加に
よるクリープ破断強度低下が見られる。溶接材料Ｎｏ．
３５はＣｕの添加量が少ない。そのため、Ｎｉ当量／Ｃ
ｒ当量は本発明の範囲内であるが、時効後の靱性が著し
く低下している。一方、Ｎｏ．３６はＣｕの添加量が高
いため、逆に靱性が低下している。溶接材料Ｎｏ．３７
はＮ含有量が高く、クリープ強度はある程度強化されて
いるが、時効後析出物の粗大化に起因すると考えられる
靱性低下が認められる。溶接材料Ｎｏ．３８はＮ含有量
が低くクリープ破断強度が不足している。
【００３１】
【発明の効果】以上に述べたごとく、本発明による溶接
材料は、溶接性を確保しつつ、時効後の靱性の優れた溶
接金属を得ることができる。さらに、強化元素を適切量
添加することにより優れたクリープ破断強度を溶接金属
に付与することができる。本溶接材料を用いて、オース
テナイト系耐熱鋼を溶接することにより高温高圧下で使
用する火力発電ボイラを建造する場合において、高温強
度が優れ且つ信頼性の高い溶接部を得ることができ、産
業上極めて有効である。
材料は、溶接性を確保しつつ、時効後の靱性の優れた溶
接金属を得ることができる。さらに、強化元素を適切量
添加することにより優れたクリープ破断強度を溶接金属
に付与することができる。本溶接材料を用いて、オース
テナイト系耐熱鋼を溶接することにより高温高圧下で使
用する火力発電ボイラを建造する場合において、高温強
度が優れ且つ信頼性の高い溶接部を得ることができ、産
業上極めて有効である。
【図１】（Ｎｉ当量／Ｃｒ当量）とバレストレイン割れ
試験における割れ発生個数の関係を示す図である。
試験における割れ発生個数の関係を示す図である。
【図２】（Ｎｉ当量／Ｃｒ当量）と６００℃および７０
０℃の１００００時間後の溶接金属の２０℃における吸
収エネルギーの関係を示す図である。
０℃の１００００時間後の溶接金属の２０℃における吸
収エネルギーの関係を示す図である。
【図３】実施例にて使用した開先形状を示す図である。
フロントページの続き (72)発明者 三宅 聰之 千葉県富津市新富20−１ 新日本製鐵株式 会社技術開発本部内 (72)発明者 榎本 達夫 千葉県富津市新富20−１ 新日本製鐵株式 会社技術開発本部内 (72)発明者 水本 学 千葉県富津市新富20−１ 新日本製鐵株式 会社技術開発本部内
Claims (1)
- 【請求項１】 重量％で、 Ｃ ：０．０１〜０．０５％、 Ｓｉ：０．１〜１．０％、 Ｍｎ：０．５〜１．５％、 Ｐ ：０．０１％以下、 Ｓ ：０．００５％以下、 Ｃｒ：１４．０〜２２．０％、 Ｎｉ：１０．０〜２０．０％、 Ｍｏ：０．５〜２．５％、 Ｗ ：０．５〜４．０％、 Ｎｂ：０．１〜０．５％、 Ｃｕ：０．５〜４．０％、 Ａｌ：０．０４％以下、 Ｖ ：０．３〜０．８％、 Ｎ ：０．１０〜０．３０％ を含有し、残部がＦｅ及び不可避不純物からなり、さら
に下記（１）式で得られるＣｒ当量および（２）式で得
られるＮｉ当量の比（Ｎｉ当量）／（Ｃｒ当量）が０．
５０〜０．９０であることを特徴とする、高温クリープ
強度と時効後靱性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用Ｔ
ＩＧ溶接材料。 Ｃｒ当量＝Ｃｒ重量％＋Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％＋１．５×Ｓｉ重量％ ＋０．５×Ｎｂ重量％＋５×Ｖ重量％＋３×Ａｌ重量％・・（１）式 Ｎｉ当量＝Ｎｉ重量％＋３０×Ｃ重量％＋３０×（Ｎ重量％−０．０４５） ＋０．４４×Ｃｕ重量％＋０．８７ ・・・・・・・・・・（２）式
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8906098A JPH11285889A (ja) | 1998-04-01 | 1998-04-01 | 高温クリープ強度と時効後靭性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用ｔｉｇ溶接材料 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8906098A JPH11285889A (ja) | 1998-04-01 | 1998-04-01 | 高温クリープ強度と時効後靭性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用ｔｉｇ溶接材料 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11285889A true JPH11285889A (ja) | 1999-10-19 |
Family
ID=13960320
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP8906098A Withdrawn JPH11285889A (ja) | 1998-04-01 | 1998-04-01 | 高温クリープ強度と時効後靭性に優れたオーステナイト系耐熱鋼用ｔｉｇ溶接材料 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH11285889A (ja) |
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001300763A (ja) * | 2000-04-18 | 2001-10-30 | Nippon Steel Corp | 高温強度に優れたオーステナイト系耐熱鋼用ｔｉｇ溶接材料 |
| EP1550526A4 (en) * | 2002-09-09 | 2008-03-05 | Nat Inst For Materials Science | WELDING PROCEDURE USING WELDING MATERIAL WITH LOW CONVERSION TEMPERATURE |
| CN101862924A (zh) * | 2010-06-30 | 2010-10-20 | 郑州机械研究所 | 超临界钢用气保护焊丝材料 |
| JP2017202493A (ja) * | 2016-05-09 | 2017-11-16 | 新日鐵住金株式会社 | オーステナイト系耐熱鋼用溶接材料 |
| CN107810087A (zh) * | 2015-07-01 | 2018-03-16 | 山特维克知识产权股份有限公司 | 一种使用填充金属通过焊接连接FeCrAl合金和FeNiCr合金的方法 |
| EP3318651A4 (en) * | 2015-07-01 | 2018-12-26 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Austenitic heat-resistant alloy and welded structure |
| EP3508602A4 (en) * | 2016-08-30 | 2020-04-01 | Nippon Steel Corporation | AUSTENITIC STAINLESS STEEL |
-
1998
- 1998-04-01 JP JP8906098A patent/JPH11285889A/ja not_active Withdrawn
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001300763A (ja) * | 2000-04-18 | 2001-10-30 | Nippon Steel Corp | 高温強度に優れたオーステナイト系耐熱鋼用ｔｉｇ溶接材料 |
| EP1550526A4 (en) * | 2002-09-09 | 2008-03-05 | Nat Inst For Materials Science | WELDING PROCEDURE USING WELDING MATERIAL WITH LOW CONVERSION TEMPERATURE |
| CN101862924A (zh) * | 2010-06-30 | 2010-10-20 | 郑州机械研究所 | 超临界钢用气保护焊丝材料 |
| CN107810087A (zh) * | 2015-07-01 | 2018-03-16 | 山特维克知识产权股份有限公司 | 一种使用填充金属通过焊接连接FeCrAl合金和FeNiCr合金的方法 |
| EP3318651A4 (en) * | 2015-07-01 | 2018-12-26 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Austenitic heat-resistant alloy and welded structure |
| JP2017202493A (ja) * | 2016-05-09 | 2017-11-16 | 新日鐵住金株式会社 | オーステナイト系耐熱鋼用溶接材料 |
| EP3508602A4 (en) * | 2016-08-30 | 2020-04-01 | Nippon Steel Corporation | AUSTENITIC STAINLESS STEEL |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20050607 |