溶接材料の選択：最適性能のための原則とベストプラクティス

第1節溶接材料選択の一般原則

高品質の溶接継手を得るためには、溶接材料の選択は合理的でなければならない。溶接部品の使用条件が大きく異なるため、母材の材料特性と組成も大きく異なり、部品の製造工程も複雑多岐にわたる。

そのため、様々な角度から総合的に検討し、対応する溶接材料を決定する必要がある。

溶接材料の選択は、以下の原則に従うべきである：

(1) 以下の条件を満たすこと。 溶接継手 常温および高温の短期強度、曲げ性能、衝撃靭性、硬度、化学組成、および技術規格や設計図面における接合部の特殊性能要件（長期強度、クリープ限界、高温耐酸化性、耐食性など）を含む。

(2) 製造工程性能と溶接工程性能の要件を満たす。 溶接継手.

溶接継手を構成する部品は、製造過程でプレス、圧延、曲げ、旋削、鉋がけなど、さまざまな成形・切断工程を必然的に必要とするため、溶接継手には一定の塑性変形能力、切断性能、高温総合性能などが求められる。

溶接プロセスでは、次のような優れたプロセス性能が要求される。 溶接材料 と、母材の溶接特性の違いによる割れなどの欠陥に対する耐性がある。

(3) 合理的な経済性。

上記の各種性能と製造性能の最低要件を満たしつつ、製造コストの削減と経済的メリットの増大のために、安価な溶接材料を選択すべきである。

例えば、重要部品の低炭素鋼を手動アーク 溶接で溶接する場合、完全に脱酸、脱硫され、水素 含有量が低く、溶接金属の耐割れ性と衝撃靭性 が良好なアルカリ性被覆電極が望ましい。

一部の非臨界部品については、酸性電極を使用することができる。なぜなら、酸性電極は非臨界部品の性能要件を満たすことができ、加工性が良く、安価であるため、製造コストを削減することができるからである。

セクション 2.炭素鋼および低合金鋼の溶接材料の選択

炭素鋼と低炭素鋼の溶接材料を選択する場合 合金鋼 (低合金耐熱鋼、低合金高張力鋼を含む）には、以下の要素を考慮する必要がある：

(1) 同等の強さと同等の強靭さの原則

耐圧部品の場合、強度計算は通常、材料の許容引張応力に基づいて行われる。

許容引張応力は、材料の標準引張強さの下限に関係する。すなわち、許容応力［σ］＝σ_b / n_b (の値）。_b は材料の許容引張応力、σ_b は材料の標準引張強さの下限値、nbは安全係数である（nbの値は規格によって異なる）。

したがって、部品の一部として、溶接部の引張強さは母材の標準引張強さの下限を下回ってはならない。

同時に、溶接材料の析出金属の引張強さは、母材の引張強さよりはるかに高くてはならないという事実に注意を払うべきである。これは、溶接の可塑性の低下と硬度の上昇につながる可能性があり、その後の製造工程に資するものではない。

強度計算は材料の引張強さのみを考慮し、様々な工程評価基準では引張強さは要求されない。 降伏強度 溶接材料を選択する際には、溶接材料の析出金属の降伏強度が母材の降伏強度を下回らないことも考慮すべきであり、一定の降伏強度と引張強度の比を確保することに注意を払う必要がある。

接合部が高温で使用される場合、許容応力計算は通常、使用温度（または設計温度）において材料が規定する短期高温引張強さの下限値、すなわち[σ^t] = σ_b^t / n_bここで [σ^tは、温度tにおける短期高温引張強さの下限値に基づいて算出した許容応力、σ_b^t は、温度 t において材料が規定する短期高温引張強さの下限値、または、使用温度における材料の長期強度とクリープ限界に基づいて許容応力を計算したもの、すなわち、[σ_D ^t] = σ_D^t / n_Dここで [σ_D^tは温度t での長期強度に基づいて計算された許容応力、σ_D^t は温度tにおける材料の長期強度であり、n_D は安全係数（n_D 基準によって異なる）。

したがって、高温作動溶接継手用の溶接材料を選択する場合、その短期高温引張強さまたは長期強さは、母材の対応する値より低くてはならない。

炭素鋼や通常の低合金鋼の場合、溶接材料の選択は主に溶接材料の引張強さを考慮し、蒸着金属と母材との化学組成の一致は考慮されないことがある。

しかし、Cr-Mo系耐熱鋼の場合、溶接材料の選定は、その同等の強度を考慮するだけでなく、溶接材料と耐熱鋼とのマッチングも考慮する必要がある。 合金元素 溶接継手の総合的な性能が母材と一致して いることを保証するためである。

材料の降伏強度に基づいて部品が設計される特殊なケースでは、等降伏強度の原則が重要な考慮要素となるはずである。

部品の使用条件が異なるため、特に低温で使用される部品や高強度厚肉部品では、靭性が不十分なために運転中に脆性破壊が発生することが多い。

そのため、関連規格には溶接継手の衝撃靭性 に関する明確な要件が定められている。溶接材料を選択する際には、溶接部の衝撃靭性が関連規格の要件を満たしていることを確認する必要がある。

しかし、規格によって継手の衝撃靭性に対する要求が異なる。蒸気ボイラー安全監督規定では、溶接継手の衝撃靭性は母材が規定する衝撃靭性の下限を下回ってはならないと規定している。

母材に衝撃靭性指数がない場合は、27Jを下回ってはならない。また 鋼製圧力容器 GB150規格では、継手の衝撃靭性値は鋼の最低引張強さに応じて決定されると規定している。炭素鋼と低合金鋼の場合、継手の最小衝撃靭性は以下の通りです：

• 鋼の最低引張強さ≦450MPaの場合、継手の最小衝撃靭性は18Jである；
• 鋼の最低引張強さが450-515MPaを超える場合、継手の最小衝撃靭性は20Jである；
• 鋼の最低引張強さが515-655MPaを超える場合、継手の最小衝撃靭性は27Jとなる。

低温容器の場合、衝撃靭性値は母材の規格値の下限を下回ってはならない。

しかし、ASME規則VIII-1では、強度レベル、厚さ、使用温度、および材料の設計応力と許容応力の比に基づいて、接合部が衝撃靭性性能を確保する必要があるかどうかを決定している。

継手に衝撃靭性要件がある場合、衝撃靭性の最低保証値は、材料の強度レベルと厚さに基づいて指定されます。

まとめると、溶接材料を選択する際には、製品の設計、製造、検査基準に従って継手の衝撃靭性の要件を決定し、規格の要件、すなわち使用性能の要件を満たす適切な溶接材料を選択する必要があります。

衝撃靭性の要件を検討する際には、構造物の設計温度と使用温度に注意を払う必要がある。

使用温度が室温以上の場合は、継手の室温衝撃靭性だけを維持する必要があり、室温未満の場合は、対応する温度での規格または図面に規定された衝撃靭性値を確保する必要がある。

もちろん、溶接継手の性能は、溶接材料に関係するだけでなく、溶接継手固有の性能にも関係する。 溶接工程.

したがって、接合部の溶接材料の選択は複雑な問題である。

(2) 製造工程の要件と影響を考慮する。

部品を溶接した後、多くの場合、様々な工程を経る必要がある。 成形工程 圧延、プレス、曲げ、校正など。

したがって、溶接継手と母材は一定の変形能力、特に継手の曲げ試験で測定される冷間変形能力を持つ必要がある。多くの規格が、様々な材料の溶接継手の曲げ試験について明確な要求事項を定めている。

蒸気ボイラー安全技術監督規定」では、曲げ試験時の曲げ軸径D＝3a（aは試験片の厚さ）と規定されており、炭素鋼の資格は 曲げ角度 一方、低合金鋼は100°である。

GB150-99 Steel Pressure VesselsとASME Section IXは、どのような材料でも曲げ試験を受ける場合、曲げ軸径D=4a、曲げ角度180°が適格と規定している。

したがって、溶接材料を選択する場合、溶接金属の曲げ性能は上記規格の要件を満たす必要がある。

さらに、溶接材料の選択は、溶接後の熱処理工程 （溶接後焼鈍、焼ならしなど）の影響も考慮すべきである、 焼き入れと焼き戻しなど）が溶接金属の特性に影響する。

溶接後の アニール 熱処理、特に溶接後の焼ならしは、溶接金属の 特性に大きな変化をもたらす可能性がある。溶接部品が比較的薄い場合は、溶接後の応力除去 熱処理は必要ない。

溶接された状態での溶接金属の性能が、関連する 要件を満たしていればよい。厚肉溶接部品の場合、関連する製造規格に従 い、肉厚が一定限度を超える場合は、溶接後に 応力除去焼鈍を行なう必要がある。

熱処理中の加熱温度と保持時間が異なると、溶接 金属の特性も異なる変化を起こす。

工学では、応力除去焼鈍の加熱温度と保持時間によって影響される接合特性を議論するために、焼き戻しパラメータとも呼ばれるラーソン-ミラーパラメータが使用されます。焼戻しパラメータの式は

[P]=T(20+logt)×10^-3

ここで、Tは絶対温度（ケルビン）、tは時間（時）である。

焼き戻しパラメータ〔P〕＝T（20＋Logt）×10^-3

一般に、[P]値が増加するにつれて、溶接金属の引張強さおよび降伏強さは低下し、伸びは増加し、衝撃靭性は変動する。

図1および図2は、それぞれCMA96およびCMA106溶接棒の析出金属の焼戻しパラメータと機械的性質の関係を示している。

したがって、溶接材料の溶接後熱処理を選択する際には、対応する[P]値における析出金属の機械的特性が関連規格を満たしているかどうかを検討する必要がある。

溶接後、溶接継手がホットスタンプ、ホット校正、 熱間圧延、またはその他の熱間成形工程を経る必 要がある場合、加熱温度が材料のAC3 温度以上に達 し、静止空気中で冷却する前に一定時間保持されると、 溶接継手の冷却速度が低下することに注意する必要 がある。 ノーマライジング・プロセス は、溶接工程よりもはるかに遅い。

ノーマライズド・プロセスでは、溶接金属は 溶接プロセス中よりも800～500℃に長く留まる。

焼ならし処理中に鋼をAC3以上に加熱すると、完全 なオーステナイト化が起こり、その後冷却中に再結 晶化が起こる。 溶接強度.

最も厳しい低下は100 MPaを超える。従って、熱間成形加工が必要な溶接継手の場合、選択する溶接材料は、溶接したままの状態または応力除去処理を施した状態での溶接材料の強度レベルよりも50～100MPa高い強度レベルを持つ必要がある。

例えば、19Mn6の場合、溶接ままの状態でのサブマージアーク溶接ワイヤはH08MnMOであるが、焼ならし焼戻し状態では、代わりにH08Mn2Moを使用すべきである。

最低引張強さ485MPaのSA675（30万キロワットのスチーム・ドラム・リフティング・ロッド材）の場合、手動アーク溶接には通常、J507溶接棒が使用される。

ただし、熱間曲げおよび焼ならし処理を行う曲げ部の溶接継手の場合は、実験結果に基づきJ607を推奨する。

焼ならし・焼戻し処理を受ける溶接継手用の溶接材料を選択する場合、強度が通常の条件より50～100MPa増加することを考慮するだけでなく、溶接金属の化学組成を母材と同等にする必要がある。これは、合金の組成と含有量が材料のAC3温度を決定するからである。

溶接金属と母材の化学組成が大きく異なれば、AC3 温度も大きく異なる。母材と溶接金属を一緒に正規化する場合、適切な正規化温度を決定することは不可能である。

さらに、溶接継手に焼入れ・焼戻し処理が必 要な場合は、その処理が継手の性能に及ぼす影 響も考慮しなければならない。焼入れ・焼戻し継手の溶接材料の強度は、 焼ならし・焼戻し継手の強度より低くなる可能 性がある。

例えば、BHW35では、電気アーク溶接後、焼ならし処理後にH10Mn2NiMoが使用されるが、焼入れ・焼戻し処理では、代わりにH10Mn2Moを使用することができる。

を考えてみよう。 溶接性 材料と溶接方法の冶金学的特性。材料が異なれば溶接性も異なり、特定の主 要元素の含有量に対する要求も異なる。溶接材料を選ぶ際には、材料の溶接性を考慮す る必要がある。

例えば、2.25Cr-1Mo耐熱鋼の溶接金属は、332〜432℃の温度域で保持または徐冷すると、いわゆるテンパー脆化現象が発生し、溶接金属の脆性遷移温度が著しく上昇することがある。

研究によって、この気性の脆化の感度が示されている。 溶接タイプ は、P、As、Sb、Sn不純物が粒界で偏向することに起因する。一般に、溶接金属の低温焼戻し脆性は、Pおよび Si含有量に関係していると考えられている。溶接金属中の PおよびSi含有量は、P≦0.015%および Si≦0.15%に低減する必要がある。

したがって、Cr-Mo系耐熱鋼のサブマージアーク溶接では、HJ350 溶接剤 H08Cr3MnMoAワイヤーを使用したHJ431の代 わりに、中程度のマンガンと中程度のシリコンを含 むHJ431を選択すべきである。溶接金属の焼戻し脆化の感度は、溶接金属の合 金系列に依存する。同様に、C-Mo系、 Mn-Mo系、Mn-Ni-Mo系の溶接金属にも焼戻し脆 化の問題がある。

前述のシリーズのサブマージアーク溶接ワイヤは、 溶接金属中のSi含有量を低減するために、HJ350 溶 接フラックスに適合する溶接材料を使用する必要がある。例えば、BHW35の溶接には、サブマージアーク 溶接ワイヤH08Mn2MoとHJ350溶接フラックスを 適合させる。溶接金属の高い衝撃靭性が必要な場合は、 溶接フラックスもHJ250またはHJ250+HJ350混 合フラックスにすべきである。

しかし、H08MnAおよびH10Mn2 のような低シリコン溶接ワイヤでは、溶接金属の焼戻し脆化現象は見られない。20#または16Mn鋼を溶接する場合、これら2種類の溶接ワイヤを高ケイ素・高マンガン溶接フラックスHJ431と共に使用すべきである。

高マン ガンおよび高シリコン溶接フラックスを使用すれ ば、溶接プールはシリコン化され、溶接金属中の 一定量のシリコン含有量は、溶接金属の脱酸プロセス に有益であり、気孔の発生を防止する。溶接材料を選ぶ際には、異なる溶接方法の冶金学 的特性も考慮すべきである。

例えば、CO2またはCO2+Arを用いたガスメタルアーク溶接の場合 シールドガス溶接プロセス中、フラックスや溶接ワイヤと金属との間に冶金反応は起こらない。しかし、CO2と金属との反応は起こるかもしれない。 金属元素 を形成する。

そのため、溶接ワイヤには、還元 反応を抑え、緻密な溶接組織を形成するため に、適切な量のケイ素とマンガンが含まれてい なければならない。タングステン不活性 ガス溶接酸化還元反応は起こらず、フィラーワイヤーと母材は実際に再溶解される。

したがって アルゴンアーク溶接 ワイヤーは完全に脱酸されていなければならず、沸騰した鋼材は使用すべきでない。さもないと、溶接部に気孔が生じる。穏やかな 鋼材 を使用すべきであり、溶接ワイヤ中のSiとMnの含有量を一定にする必要はない。

例えば、15CrMo耐熱鋼をアルゴンアーク溶接で使用する場合は、H08CrMo溶接ワイヤを選択する必要があります。 ガスシールド溶接H08CrMnSiMo溶接ワイヤを選択すべきである。

第3節.オーステナイト系ステンレス鋼溶接材料の選択

溶接材料と母材の強度が同じという原則は、 オーステナイト系ステンレス鋼には完全には当てはまら ない。特定の強度が要求されない腐食環境で使 用される場合、主な関心事は溶接継手の耐食性で ある。

高温・高圧条件下で短期間の作業で使用される場合、一定の高温・短期強度が要求され、長期間の作業では溶接金属の十分な耐久強度とクリープ限界が要求される。

例えば、SA213-TP304Hパイプが高圧・高温条件で使用される場合は、E308H溶接材料を選択すべきである。

オーステナイト系ステンレス鋼を溶接する場 合、溶接材料の選択は主に、析出金属の化学成分 が母材と同等であることを考慮する。

溶接材料の析出金属の化学組成が母材と同じである限り、溶接金属の機械的特性、耐食性などの性能は、母材と同等にすることができる。

製造工程条件や図面における耐食性の特別な要件には、特に注意を払う必要がある。

溶接中の粒界割れを防止するためには、低炭素 (超低炭素)でTiとNbを含有するステンレス鋼溶接 材を使用するのが最善である。

溶接棒のコーティングまたはフラックス中の SO2含有量が高すぎる場合、ニッケル含有量の高い オーステナイト鋼の溶接には適さない。

溶接部の高温割れ（凝固割れ）を防止するためには、 P、S、Sb、Snなどの不純物の含有量を管理する必要があ り、単相の溶接部を形成しないことが望ましい。 オーステナイト 可能な限り、溶接金属中の構造物を除去する。

多くの資料が、オーステナイト系ステンレス鋼の 溶接金属中のフェライト相の含有量は、溶接部 の欠陥傾向を低減するのに有効であると示唆してい る。 金属割れ純オーステナイト系ステンレス鋼の溶接金属は、長年に わたって大量に使用されており、接合部は良好な 性能を発揮している。

適切なフェライト相の含有量は、ある種の媒体中では耐食性に有利だが、低温条件下では溶接金属の衝撃に有害である。

フェライト含有量が5%であれば、粒界腐食に 対して十分な耐性を得ることができるため、オーステナイ ト系ステンレス鋼のフェライト含有量は、一般的に 4%から12%が望ましい。

溶接部中のフェライト相は、溶接金属の化学成分 をCr当量とNi当量に換算したミクロ組織チャート を用いて推定することができる。

よく使われるチャートはWRC-1988、Esptein、DeLongなど。

WRC-1988チャートは、300系ステンレス鋼 と二相鋼に適しているが、N>0.2%および Mn>10%の材料には適用できない。Epsteinチャートは、Mn<1.5%および N<0.25%の200系窒素強化オース テナイト系ステンレス鋼に適している。

オーステナイト系を選択する場合 ステンレス鋼溶接 材料を使用する場合、溶接方法が溶着金属の 化学組成に及ぼす影響に注意すべきである。タングステン・イナート・ガス溶接は、 溶着金属の化学組成の変化に最も影響を与え ず、CとN以外の変化は、希釈していない 溶着金属では小さい。

特にC損失が最も大きい。例えば、電極のC含有量が0.06%の場合、アルゴンアーク溶接の非希釈析出金属中の含有量は0.04%となり、溶接金属中のN含有量は約0.02%増加する。

析出金属中のMn、Si、Cr、NiおよびMo含有量は、溶融電極ガスシールドアーク溶接中にわずかに変化することがあるが、Cの損失はアルゴンアーク溶接の1/4程度であり、N含有量の増加ははるかに大きい。増加量は溶接プロセスによって異なり、 最大0.15%である。

手動アーク溶接およびサブマージアーク自動 溶接では、溶接金属中の合金元素は、皮膜、フラッ クス、溶接ワイヤおよび電極によって共同して影響を 受ける。

特に、皮膜やフラックスを通して合金元素が移行する溶接材料の場合、溶接ワイヤや電極の化学組成から溶接金属の化学組成を推定することは不可能である。

もちろん、溶接金属中の合金含有量から溶接部中のフェライト相含有量を推定することもできるが、この推定値は、溶接プロセス中の冷却速度もフェライト相含有量に影響するため、実際の値とは一定のずれがある。

溶接金属中の合金元素の含有量が全く同じであれば、フェライトの含有量は溶接方法によって異なるというのが一般的な見解である。

フェライト含有量は、ストリップ肉盛で最も高く、アルゴンアーク溶接で最も低い。同じストリップ肉盛でも、溶接の始点と終点でのフェライト含有量は、中間部より約2-3%低いことがわかった。

標準化された ステンレス素材 と溶接材料により、オーステナイト系ステンレ ス鋼溶接材料の選択が簡単になった。対応する溶接材料等級は、以下の基準に基 づいて選択できる。 ステンレス鋼グレード例えば、SA240-316ステンレス鋼用のE316電極の選択など。

第4節.マルテンサイト系ステンレス鋼およびフェライト系 ステンレス鋼の溶接材料の選択。

について マルテンサイト系ステンレス鋼溶接材料は、母材と同じものを使うのが最善である。例えば、1Cr13鋼の場合、溶接材料はE410シリーズを使用し、手動アーク溶接の溶接棒番号はG217です。

しかし、1Cr13に対応する通常の溶接材料の溶接金属組織は、粗大なマルテンサイトとフェライトを有し、硬くて脆く割れやすい。また、溶接部は250～350℃で予熱する必要がある。

性能を向上させるには、溶接材料中のSおよび P含有量を制限し、Si含有量を制御（≦0.30%） し、C含有量を低減する必要がある。結晶粒を微細化し、焼入れ性を低下させるた めには、少量のTi、Al、Niを添加することができ る。

溶接材料にNb含有量（約0.8%まで）を添加することで、単相フェライト組織を得ることができるというデータもある。CO2溶接ワイヤでは、脱酸の目的を達成するために、TiおよびMn元素を添加する必要がある。

マルテンサイト系ステンレス鋼は、オーステナ イト系ステンレス鋼溶接材料も使用できる。この際、母材希釈が溶接金属の成分組成に 与える影響を考慮しなければならない。適切なCrおよびNi含有量によっ マルテンサイト組織 を避けることができる。例えば、A312 (E309Mo)溶接材料は、1Cr13マル テンサイト鋼の溶接に使用できる。

について フェライト系ステンレス鋼通常、母材と同じ溶接材料で溶接される。しかし、溶接部のフェライト組織は粗く、靭性に劣る。焼入れフェライトの組織は、溶接材料のNb 含有量を増やすことで改善できる。

一方、熱処理は溶接金属の靭性を向上させる ために使用できる。溶接後に熱処理できないフェライト系ステンレ ス鋼には、純オーステナイト系溶接材料を使 用し、総合的な特性を持つ溶接継手を得るこ ともできる。

セクション 5.同一材質異種鋼、低炭素鋼、低合金鋼の溶接材料の選択

通常のフェライト鋼に属する低炭素鋼と低合金鋼の溶接、および異なる低合金鋼間の溶接は、同じ材料の異なる鋼の溶接に属します。

このような鋼材の溶接では、溶接冶金特性が低級材 料の要件を満たすようにするため、溶接材料は低級材 料に基づいて選択される。低級材材料とは、強度レベ ルが低いか、合金元素含有量が低いかを指す。

また、低級材を選択することで、比較的安い価格でより優れた溶接性能が得られるため、製造コストを削減する上でも有益である。

例えば、20#鋼、SA106炭素鋼、16Mn、19Mn6、15MnMoV、BHW35およびその他の低合金鋼で、同じ材料で異なる鋼を溶接する場合、使用される溶接材料は、20#鋼、SA106炭素鋼、16Mn、19Mn6、15MnMoV、BHW35およびその他の低合金鋼で使用される溶接材料と完全に同じです。 低炭素鋼の溶接 そのものだ。

手動アーク溶接、サブマージアーク溶接、ガス・シールド溶接に対応する溶接材料は、それぞれJ507、H08MnA+HJ431、H08Mn2Siである。

低合金鋼耐熱鋼および中合金鋼耐熱鋼の溶接

の化学組成が不連続であるためである。 溶接継ぎ目 同じ材料でも鋼材が異なれば、性能に不連続性が生じる。この不連続性が使用性能に大きく影響する場合、低品位の原則に基づいて溶接材料を選択することはできない。

例えば、SA213-T91材とSA213-T22材を溶接する場合、通常の低グレードの原則に従って2.25Cr-1Moの溶接材料を溶接用に選択すると、炭素の濃縮が激しくなり、その結果、SA213-T91材とSA213-T22材を溶接することができなくなる。 脱炭 T91側の融合線のT91ベースメタル付近。

これは、T91が約9% のクロムを含むのに対し、2.25Cr-1Mo 溶 接ワイヤは約2.25% のカーボンを含むためである。

溶接後焼鈍処理後、T91側の熱影響部のクロム含有量は、溶接継目側のクロム含有量よりもはるかに高いため、多量の炭素が母材側に移動し、炭素富化層が形成され、硬さが上昇し、さらに硬い組織となる。

逆に、溶接シーム側は激しい脱炭に見舞われ、硬度が低下し、組織が軟らかくなるため、継手の性能が低下する。

9Cr-1Mo溶接材料を選択した場合、T22側の 溶接継ぎ目は炭素が濃縮し、母材が脱炭する。このような化学組成の不連続性を持つ部品が高温で使用される場合、炭素の移動が長時間続き、継手の性能を著しく劣化させ、動作不良を引き起こすことに注意すべきである。

上記の現象を回避または低減するには、5Cr-1Moの中間的な化学組成の溶接材料を溶接に使用するか、NbやVなどの炭化物安定化元素を溶接材料に添加して炭素元素を凝固させ、炭素偏差の発生を低減することが研究により示されている。

国内企業による予備実験では、CM-9cb、TGS-9cb、MGS-9cbなど、NbとVを含むT91溶接材料を上記同材異鋼材の溶接に使用したところ、良好な結果が得られた。

第6節.炭素鋼、低合金鋼およびオーステナイト系ステンレス鋼の異材溶接における溶接材料の選択

炭素鋼、低合金鋼、オーステナイト系ステンレス鋼の異種鋼継手を溶接する場合、溶接材料の選択は、継手の使用温度と応力条件に基づいて行なう必要がある。

圧力に耐え、315℃以下の温度で使用される異種 鋼継手には、オーステナイト系ステンレス鋼 のCrおよびNi合金含有量が高い溶接材料を使用す ることができる。炭素鋼(合金鋼)とオーステナイト鋼の化学成分、 および融合比率の大小に基づき、溶接部に多量の マルテンサイトが形成されないように、一定のニッ ケル当量およびクロム当量組織図に従って、 適正なCrおよびNi含有量のオーステナイト系 ステンレス鋼の適切な溶接材料が選択される。

もちろん、炭素鋼や低合金鋼の融合線付近では、小さなマルテンサイトゾーンが発生することがある。を減少させることで の炭素含有量 溶接材料は、マルテンサイト組織がより良い塑性を持つ低炭素マルテンサイトになることができ、継手の良好な性能を確保することができる。

圧力に耐え、315℃以上の温度で使用される異種鋼継手には、ニッケル系溶接材料を使用すべきである。例えば、ECrNiFe-2、 ERCrNiFe-3などである。その主な理由は、通常のオーステナイト系ステンレス鋼溶接材料を使用すると、次のような問題が生じるからである：

a) フェライトとフェライトの熱膨張係数には大きな差がある。 オーステナイト高温動作時には、熱応力や熱疲労による損傷が発生する可能性があります。

b) 合金元素の含有量の差が大きいため、高温下での使 用では、溶接継手に激しい脱炭と炭素濃縮層が生じ、 高温性能の劣化につながる可能性がある。

c) 融合線付近のマルテンサイトゾーン構造により、溶接部の局部組織は焼入れ硬化する。

ニッケル系溶接材料を使用すれば、上記の現象を避けることができる。なぜなら

a) ニッケル系材料の熱膨張係数は、フェライトとオーステナ イトの中間である。

b) ニッケル系材料は、溶接継手の脱炭や炭素の濃縮 を引き起こさない。

c) ニッケル系材料は、溶接中にマルテンサイト組織を生成しない。

これにより、ジョイントの高温性能が大幅に向上する。

しかし、高温で使用される非耐圧溶接継手では、ニッケル系電極の使用は要求性能を満たすことができるが、製造コストが高価であり、使用する必要性がない。

他の安価な溶接材料でも同じ目的を達成できる。多くの実験的研究を通じて、諸外国は、非耐圧溶接材料として 隅肉溶接 ボイラー製造において、パイプが炭素鋼または低合金鋼製で、アタッチメントがオーステナイト系ステンレス鋼製の場合、溶接材料は低級の原則に従って選択されるべきである。

例えば、SA210CパイプとSA240-304アタッチメントを溶接する場合、手動アーク溶接にはAWS E7018-A1（GB E5018-A1）を使用し、ガス・シールド溶接にはオーステナイト系ステンレス鋼溶接材料を使用せず、MGS-MまたはTGS-M（KOBE溶接材料）を使用することができる。

その主な理由は、オーステナイト系ステンレス鋼溶接材料を使用すると、パイプ側の融着線近傍にマルテンサイトゾーンが発生し、使用中にパイプ側にクラックが発生した場合、パイプ漏れの原因となるからである。しかし、通常の低品位溶接材料を使用すると、アタッチメント側の融着線近傍にマルテンサイトゾーンが発生する。クラックが発生しても、取り付け側のパイプに害を与えることはない。

逆に、鋼管がオーステナイト系ステンレス鋼で、アタッチメントが低炭素鋼または低合金鋼の場合は、アタッチメント側の融着線近傍にマルテンサイト域が発生するようにE309Mo(L)溶接材料を使用する。

これらの原理は、30万kWと60万kWの加熱面パイプの製造に適用され、20万kWの加熱面パイプの製造にも正式に適用されている。