JP2014065066A - Flux cored wire for horizontal gas shielded arc welding - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、ＣＯ２ガスを用いた軟鋼および４９０〜５９０ＭＰａ級高張力鋼の特に横向姿勢溶接に適した横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤに関する。 The present invention relates to a flux cored wire for transverse gas shielded arc welding particularly suitable for transverse orientation welding of mild steel and 490 to 590 MPa class high strength steel using CO 2 gas.
鉄骨・橋梁の分野で使用される溶接材料は、スラグ発生量の少ないソリッドワイヤを用いて、溶接後にスラグの除去をせずに多層盛溶接するのが主流である。
しかし、ソリッドワイヤを用いた溶接においては、各姿勢溶接の中でも上向姿勢、横向姿勢および水平すみ肉などの姿勢溶接で、重力により溶接ビードが垂れる。また、母材側へのオーバーラップや融合不良、ビード同士のなじみ性不良などにより不均一（不揃い）なビード形状やビード外観となるという問題があった。
The mainstream of welding materials used in the field of steel frames and bridges is to use multi-layer prime welding without removing slag after welding, using a solid wire that generates little slag.
However, in welding using a solid wire, the welding bead hangs down due to gravity in posture welding such as an upward posture, a horizontal posture, and a horizontal fillet among the respective posture weldings. In addition, there is a problem that a non-uniform (uneven) bead shape or bead appearance is caused by overlap on the base material side, poor fusion, poor conformability between beads, and the like.
一方、近年では、鉄骨・橋梁の分野で、溶接作業性が良好でスパッタ発生量の少ないフラックス入りワイヤを水平すみ肉溶接部の多層盛溶接に使用する割合が増加している。しかし、横向姿勢溶接においては、スラグ形成剤を添加しているフラックス入りワイヤを用いてもソリッドワイヤを用いた場合と同様なビード形状となり、特に横向姿勢溶接の開先内でメタル垂れのない良好なビード形状が得られるフラックス入りワイヤが求められている。 On the other hand, in recent years, in the field of steel frames and bridges, the ratio of using flux-cored wires with good welding workability and low spatter generation for multi-layer welding of horizontal fillet welds is increasing. However, in lateral position welding, even if a flux-cored wire to which a slag forming agent is added is used, the bead shape is the same as when using a solid wire, and in particular, there is no metal dripping in the groove of lateral position welding. There is a need for a flux-cored wire that provides a bead shape.
横向姿勢溶接用フラックス入りワイヤとして例えば、特許文献１には溶接作業性および機械性能を良好にするため、Ａｒ−ＣＯ２ガスを用い、脱酸剤を調整することで溶接作業性や低温靭性を確保できるフラックス入りワイヤが開示されている。しかし、Ａｒ−ＣＯ２ガスはコスト高となるので、鉄骨・橋梁の分野ではＣＯ２ガスが用いられることが多い。また、スラグ生成量が多いことから耐メタル垂れ性の改善はされていないという問題がある。
As a flux-cored wire for lateral orientation welding, for example, in
また、特許文献２には、横向姿勢溶接性に優れたフラックス入りワイヤの提案がある。しかし、スラグ形成剤の少ないＴｉＯ２−ＳｉＯ２−ＺｒＯ２系のフラックス入りワイヤに対し、ＭｇＯを添加しているのでスラグ被包性が悪くビード形状が不良でスラグ剥離性も悪いという問題があった。
本発明は、上記問題点に鑑み、鉄骨・橋梁分野で使用される軟鋼および４９０〜５９０ＭＰａ級高張力鋼の横向姿勢溶接において、開先内で良好な耐メタル垂れ性が得られ、スラグ剥離性も優れるなど溶接作業性が良好な横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤを提供することを目的とする。 In view of the above-mentioned problems, the present invention provides good metal sag resistance in the groove in the transverse posture welding of mild steel and 490 to 590 MPa class high-tensile steel used in the field of steel frames and bridges. An object of the present invention is to provide a flux-cored wire for lateral gas shielded arc welding with excellent welding workability such as excellent welding workability.
本発明者らは、前記課題を解決するために種々のフラックス入りワイヤを試作して、詳細を検討した。その結果、ＴｉＯ２−ＳｉＯ２−ＺｒＯ２系のスラグ成分において、ＴｉＯ２の成分が多いと横向姿勢溶接した場合、スラグの凝固速度が遅く、ビードが垂れやすくなるため、ＴｉＯ２を極力少なくすることでスラグの凝固速度を早め、ビードを垂れにくくさせ、横向姿勢溶接において平滑なビード形状が得られることを見出した。 In order to solve the above-mentioned problems, the present inventors made various types of flux-cored wires and examined the details. As a result, in the TiO 2 —SiO 2 —ZrO 2 -based slag component, if there is a large amount of TiO 2 , the slag solidification rate is slow and the bead tends to sag when welding in a lateral orientation, so TiO 2 is reduced as much as possible. As a result, it was found that the solidification rate of the slag was increased, the bead was made difficult to sag, and a smooth bead shape was obtained in the lateral posture welding.
また、Ｃ量の多い鋼製外皮を用いて、ＺｒＯ２系のフラックス入りワイヤで溶接するとアーク状態が不安定となり、溶融プールも安定せず、スパッタ発生量が多くなるため、Ｃ量の少ない鋼製外皮を用いることでアーク状態および溶融プールを安定させた。 In addition, when welding with a ZrO 2 flux-cored wire using a steel shell with a large amount of C, the arc state becomes unstable, the molten pool is not stable, and the amount of spatter generated increases, so the steel with a small amount of C The arc state and the molten pool were stabilized by using the outer shell.
Ａｌは、Ａｌ２Ｏ３とは別に金属として添加し、一部は溶融中にＡｌ酸化物としてスラグの被包性に関与する。しかし、Ａｌの添加量分を、Ａｌ酸化物として添加した場合、スラグが均一に被包せずにスラグ剥離性も不良となるので、Ａｌ酸化物とは別に金属Ａｌを添加することが望ましいことも見出し、本発明を完成した。 Al is added as a metal separately from Al 2 O 3, and a part is involved in the encapsulation of slag as an Al oxide during melting. However, when the added amount of Al is added as an Al oxide, the slag will not be uniformly encapsulated and the slag peelability will be poor, so it is desirable to add metal Al separately from the Al oxide And completed the present invention.
本発明の要旨は、以下のとおりである。 The gist of the present invention is as follows.
（１） 鋼製外皮にフラックスを充填してなる横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤにおいて、
鋼製外皮中のＣが鋼製外皮全質量に対する質量％で０．０２％以下含有し、
ワイヤ全質量に対する質量％で、鋼製外皮とフラックスの合計で、
Ｃ：０．０３〜０．１０％、
Ｓｉ：０．３〜０．９％、
Ｍｎ：１．０〜３．５％含有し、
さらに、フラックスに、
Ｚｒ酸化物のＺｒＯ２換算値：１．０〜２．０％、
Ｓｉ酸化物のＳｉＯ２換算値：０．５〜２．０％、
Ａｌ酸化物のＡｌ２Ｏ３換算値：０．０１〜０．１０％、
Ｆｅ酸化物のＦｅＯ換算値：０．１〜０．５％、
Ｎａ化合物およびＫ化合物のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計：０．０５〜０．１５％、
弗素化合物のＦ換算値：０．０１〜０．１０％を含有し、
残部はＦｅおよび不可避不純物であることを特徴とする横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ。
(1) In a flux-cored wire for transverse gas shield arc welding in which a steel outer sheath is filled with flux,
C in the steel outer shell contains 0.02% or less by mass% with respect to the total mass of the steel outer shell,
It is the mass% with respect to the total mass of the wire.
C: 0.03-0.10%,
Si: 0.3-0.9%
Mn: 1.0-3.5% contained,
Furthermore, in flux,
ZrO 2 conversion value of Zr oxide: 1.0 to 2.0%,
SiO 2 conversion value of Si oxide: 0.5 to 2.0%,
Al 2 O 3 conversion value of Al oxide: 0.01 to 0.10%,
FeO equivalent value of Fe oxide: 0.1 to 0.5%,
Total of Na 2 O converted value and K 2 O converted value of Na compound and K compound: 0.05 to 0.15%,
F conversion value of fluorine compound: 0.01 to 0.10%,
A flux-cored wire for transverse gas shield arc welding, wherein the balance is Fe and inevitable impurities.
（２） ワイヤ全質量に対する質量％で、フラックスにＴｉおよびＴｉ酸化物のＴｉＯ２換算値：０．１％以下を更に含有することを特徴とする上記（１）項に記載の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ。 (2) The horizontal gas shielded arc according to (1) above, wherein the flux further contains TiO 2 converted value of Ti and Ti oxide: 0.1% or less in mass% with respect to the total mass of the wire. Flux-cored wire for welding.
（３） ワイヤ全質量に対する質量％で、鋼製外皮とフラックスの合計で、Ａｌ：０．０３〜０．２％を更に含有することを特徴とする上記（１）または（２）項に記載の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ。 (3) The mass (%) based on the total mass of the wire, and the total of the steel outer sheath and the flux, and further containing Al: 0.03 to 0.2% Flux-cored wire for horizontal gas shielded arc welding.
（４） ワイヤ全質量に対する質量％で、フラックスに、Ｍｇ：０．０３〜０．２％を更に含有することを特徴とする上記（１）乃至（３）項のいずれかに記載の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ。 (4) The transverse gas as described in any one of (1) to (3) above, wherein the flux further contains Mg: 0.03 to 0.2% in mass% with respect to the total mass of the wire. Flux-cored wire for shielded arc welding.
（５） ワイヤ全質量に対する質量％で、フラックスに、ＢｉおよびＢｉ酸化物の一方または両方のＢｉ換算値：０．００５〜０．０３０％を更に含有することを特徴とする上記（１）乃至（４）項のいずれかに記載の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ。 (5) The above (1) to (1), characterized in that the flux further contains Bi or Bi equivalent value of one or both of Bi and Bi oxide: 0.005 to 0.030% in mass% with respect to the total mass of the wire. The flux-cored wire for transverse gas shielded arc welding according to any one of (4).
本発明の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤによれば、鉄骨・橋梁分野で使用される軟鋼および４９０〜５９０ＭＰａ級高張力鋼の横向姿勢溶接において、開先内で良好な耐メタル垂れ性が得られ、スラグ剥離性も優れるなど溶接作業性が良好で、溶接金属の機械的性能も良好であるので、溶接の高能率化および溶接部の品質向上を図ることができる。 According to the flux-cored wire for transverse gas shielded arc welding of the present invention, good metal sag resistance is achieved in the groove in the transverse orientation welding of mild steel and 490-590 MPa class high strength steel used in the field of steel frames and bridges. As a result, welding workability such as excellent slag removability is good, and the mechanical performance of the weld metal is also good, so that it is possible to improve the efficiency of welding and improve the quality of the welded portion.
以下、本発明を詳細に説明する。 Hereinafter, the present invention will be described in detail.
まず、本発明の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤの成分組成および含有量の限定理由について説明する。ここで記載の「％」は「質量％」を意味する。 First, the reasons for limiting the component composition and content of the flux-cored wire for transverse gas shielded arc welding of the present invention will be described. Here, “%” means “% by mass”.
［鋼製外皮全質量に対する鋼製外皮のＣ：０．０２％以下］
鋼製外皮のＣを０．０２％以下にすることでＣＯ２ガスシールドアーク溶接において、溶滴移行時の破裂現象が抑制され、溶融プールおよびアーク状態が安定し、スパッタ発生量が減少する。また、横向姿勢溶接において、メタル垂れが発生しにくく良好なビード形状、ビード外観となる。したがって、鋼製外皮全質量に対する鋼製外皮のＣは０．０２％以下とする。
[C of steel hull to total mass of steel hull: 0.02% or less]
By making C of the steel outer shell 0.02% or less, in CO 2 gas shielded arc welding, the burst phenomenon at the time of droplet transfer is suppressed, the molten pool and the arc state are stabilized, and the amount of spatter generation is reduced. Further, in the lateral posture welding, metal dripping hardly occurs and a good bead shape and bead appearance are obtained. Therefore, C of the steel outer shell with respect to the total mass of the steel outer shell is set to 0.02% or less.
以下、各成分の含有量は、フラックス入りワイヤのワイヤ全質量に対する質量％で示す。 Hereinafter, the content of each component is represented by mass% with respect to the total mass of the wire with flux.
［鋼製外皮とフラックスの合計でＣ：０．０３〜０．１０％］
Ｃは、鋼製外皮と鉄合金（Ｓｉ、Ｍｎを添加する際に用いるＦｅ−Ｓｉ、Ｆｅ−Ｍｎ、Ｆｅ−Ｓｉ−Ｍｎなど）が微量含有するＣから添加され、溶接構造物に要求される溶接金属の強度および靭性を得るために添加する。鋼製外皮とフラックスの合計で、Ｃが０．０３未満では、溶接金属の靭性が低下する。一方、Ｃが０．１０％を超えると、溶接金属の強度が高くなり靭性が低下する。したがって、鋼製外皮とフラックスの合計でＣは０．０３〜０．１０％とする。
[C: 0.03 to 0.10% in total of steel outer shell and flux]
C is added from C containing a small amount of steel outer shell and iron alloy (Fe-Si, Fe-Mn, Fe-Si-Mn, etc. used when adding Si, Mn), and is required for welded structures. It is added to obtain the strength and toughness of the weld metal. If C is less than 0.03, the toughness of the weld metal decreases. On the other hand, when C exceeds 0.10%, the strength of the weld metal increases and the toughness decreases. Therefore, C is 0.03 to 0.10% in total of the steel outer shell and the flux.
［鋼製外皮とフラックスの合計でＳｉ：０．３〜０．９％］
Ｓｉは、鋼製外皮、金属Ｓｉ、Ｆｅ-Ｓｉ、Ｆｅ-Ｓｉ-Ｍｎなどから添加され、脱酸剤として作用して溶接金属の強度および靭性を確保するために添加する。鋼製外皮とフラックスの合計で、Ｓｉが０．３％未満では、溶接金属の靭性が低下する。一方、Ｓｉが０．９％を超えると、溶接金属の強度が高くなり靭性が低下する。したがって、鋼製外皮とフラックスの合計でＳｉは０．３〜０．９％とする。
[Si: 0.3 to 0.9% in total of steel shell and flux]
Si is added from a steel outer shell, metal Si, Fe—Si, Fe—Si—Mn or the like, and is added to ensure the strength and toughness of the weld metal by acting as a deoxidizer. If the total of the steel outer shell and the flux is less than 0.3% of Si, the toughness of the weld metal decreases. On the other hand, if Si exceeds 0.9%, the strength of the weld metal increases and the toughness decreases. Therefore, Si is 0.3 to 0.9% in total of the steel outer shell and the flux.
［鋼製外皮とフラックスの合計でＭｎ：１．０〜３．５％］
Ｍｎは、鋼製外皮、金属Ｍｎ、Ｆｅ−Ｍｎ、Ｆｅ−Ｓｉ−Ｍｎなどから添加され、脱酸剤として作用するとともに溶接金属の強度および靭性を確保するために添加する。鋼製外皮とフラックスの合計で、Ｍｎが１．０％未満では、溶接金属の強度が低く靭性も低下する。一方、Ｍｎが３．５％を超えると、溶接金属の強度が高くなり靭性が低下する。したがって、鋼製外皮とフラックスの合計でＭｎは１．０〜３．５％とする。
[Mn: 1.0 to 3.5% in total of steel outer shell and flux]
Mn is added from a steel outer shell, metal Mn, Fe—Mn, Fe—Si—Mn, etc., and acts to act as a deoxidizer and to ensure the strength and toughness of the weld metal. If the total of the steel outer shell and the flux is Mn less than 1.0%, the strength of the weld metal is low and the toughness is also lowered. On the other hand, if Mn exceeds 3.5%, the strength of the weld metal increases and the toughness decreases. Therefore, Mn is 1.0 to 3.5% in total of the steel outer shell and the flux.
［フラックスに含有するＺｒ酸化物のＺｒＯ２換算値：１．０〜２．０％］
ＺｒＯ２は、ジルコンサンドおよび酸化ジルコニウムから添加され、溶融スラグの凝固温度を高くし、さらにスラグ被包は薄いスラグで均一に被包して凝固速度を早める。フラックスに含有するＺｒ酸化物のＺｒＯ２換算値が１．０％未満では、横向姿勢溶接において、スラグ被包状態にムラができてビード形状およびビード外観が不良となる。一方、Ｚｒ酸化物のＺｒＯ２換算値が２．０％を超えると、アーク状態が荒くなり大粒のスパッタが発生する。また、ヒューム発生量も増加する。したがって、フラックスに含有するＺｒ酸化物のＺｒＯ２換算値は１．０〜２．０％とする。
[ZrO 2 conversion value of Zr oxide contained in flux: 1.0 to 2.0%]
ZrO 2 is added from zircon sand and zirconium oxide to increase the solidification temperature of the molten slag, and the slag encapsulation is uniformly encapsulated with a thin slag to increase the solidification rate. When the ZrO 2 conversion value of the Zr oxide contained in the flux is less than 1.0%, unevenness is generated in the slag encapsulation state in the lateral orientation welding, and the bead shape and the bead appearance are poor. On the other hand, when the ZrO 2 conversion value of the Zr oxide exceeds 2.0%, the arc state becomes rough and large spatter is generated. Also, the amount of fume generation increases. Therefore, the ZrO 2 conversion value of the Zr oxide contained in the flux is 1.0 to 2.0%.
［フラックスに含有するＳｉ酸化物のＳｉＯ２換算値：０．５〜２．０％］
ＳｉＯ２は、珪砂やジルコンサンド、珪酸ソーダから添加され、スラグ形成およびスラグ剥離性を改善する作用を有する。フラックスに含有するＳｉ酸化物のＳｉＯ２換算値が０．５％未満では、横向姿勢溶接において、スラグ被包状態が悪くスラグ剥離が不良になり、ビード形状およびビード外観も不良になる。一方、Ｓｉ酸化物のＳｉＯ２換算値が２．０％を超えると、スパッタ発生量が多くなる。また、スラグが厚くなり垂れたビード形状になる。したがって、フラックスに含有するＳｉ酸化物のＳｉＯ２換算値は０．５〜２．０％とする。
[SiO 2 equivalent value of Si oxide contained in flux: 0.5 to 2.0%]
SiO 2 is added from silica sand, zircon sand, or sodium silicate, and has the effect of improving slag formation and slag peelability. When the SiO 2 equivalent value of the Si oxide contained in the flux is less than 0.5%, the slag encapsulation state is poor and the slag peeling is poor and the bead shape and the bead appearance are also poor in the lateral orientation welding. On the other hand, when the SiO 2 equivalent value of the Si oxide exceeds 2.0%, the amount of spatter generated increases. In addition, the slag becomes thick and has a drooping bead shape. Therefore, the SiO 2 equivalent value of the Si oxide contained in the flux is 0.5 to 2.0%.
［フラックスに含有するＡｌ酸化物のＡｌ２Ｏ３換算値：０．０１〜０．１０％］
Ａｌ酸化物は主にアルミナ粉（Ａｌ２Ｏ３）から添加され、溶融スラグ成分として作用して、開先内のビード止端部のなじみ性を良好にする。フラックスに含有するＡｌ酸化物のＡｌ２Ｏ３換算値が０．０１％未満では、横向姿勢溶接において、開先内のビード重なり部のなじみ性が悪く、ビード形状およびビード外観が不良となる。一方、Ａｌ酸化物のＡｌ２Ｏ３換算が０．１０％を超えると、スラグ被包むらが起こりスラグ剥離性、ビード形状およびビード外観が不良になる。したがって、フラックスに含有するＡｌ酸化物のＡｌ２Ｏ３換算値は０．０１〜０．１０％とする。
[Al 2 O 3 conversion value of Al oxide contained in flux: 0.01 to 0.10%]
Al oxide is mainly added from alumina powder (Al 2 O 3 ) and acts as a molten slag component to improve the conformability of the bead toe in the groove. When the Al 2 O 3 conversion value of the Al oxide contained in the flux is less than 0.01%, the conformability of the bead overlap portion in the groove is poor in the lateral posture welding, and the bead shape and the bead appearance are poor. On the other hand, when the Al 2 O 3 conversion of the Al oxide exceeds 0.10%, slag encapsulation is caused, resulting in poor slag peelability, bead shape, and bead appearance. Therefore, the Al 2 O 3 conversion value of the Al oxide contained in the flux is set to 0.01 to 0.10%.
［フラックスに含有するＦｅ酸化物のＦｅＯ換算値：０．１〜０．５％］
ＦｅＯ、Ｆｅ２Ｏ３等のＦｅ酸化物は、スラグ被包性、開先内のビード重なり部のなじみ性を良好にする。フラックスに含有するＦｅ酸化物のＦｅＯ換算値が０．２％未満では、横向姿勢溶接において、開先内のビード重なり部のなじみ性が悪く、ビード形状が凸状になり、スラグ剥離性も不良となる。一方、Ｆｅ酸化物のＦｅＯ換算値が０．５％を超えると、スラグ被包状態が悪く、メタル垂れも発生することからビード形状およびビード外観も不良となる。さらに、ヒューム発生量も多くなる。したがって、フラックスに含有するＦｅ酸化物のＦｅＯ換算値は０．１〜０．５％とする。
[FeO equivalent value of Fe oxide contained in flux: 0.1 to 0.5%]
Fe oxides such as FeO and Fe 2 O 3 improve the slag encapsulation and the conformability of the bead overlap in the groove. If the FeO equivalent value of the Fe oxide contained in the flux is less than 0.2%, in the lateral orientation welding, the conformability of the bead overlap portion in the groove is poor, the bead shape becomes convex, and the slag peelability is also poor. It becomes. On the other hand, if the FeO equivalent value of the Fe oxide exceeds 0.5%, the slag encapsulation state is poor and metal dripping also occurs, resulting in poor bead shape and bead appearance. Furthermore, the amount of fume generation increases. Therefore, the FeO equivalent value of the Fe oxide contained in the flux is set to 0.1 to 0.5%.
［フラックスに含有するＮａ化合物およびＫ化合物のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計：０．０５〜０．１５％］
ＮａおよびＫは、カリ長石、弗化ソーダ、珪弗化カリなどの弗素化合物より添加され、アーク安定剤およびスラグ形成剤として作用し、平滑なビード形状にする。フラックスに含有するＮａ化合物およびＫ化合物のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計が０．０５％未満では、横向姿勢溶接において、スパッタ発生量が多く、ビードが不均一となりビード形状およびビード外観が不良になる。一方、Ｎａ化合物およびＫ化合物のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計が０．１５％を超えると、スラグ剥離性、ビード形状およびビード外観が不良となり、スパッタやヒューム発生量も多くなる。したがって、フラックスに含有するＮａ化合物およびＫ化合物のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計は０．０５〜０．１５％とする。
[Total of Na 2 O conversion value and K 2 O conversion value of Na compound and K compound contained in flux: 0.05 to 0.15%]
Na and K are added from fluorine compounds such as potassium feldspar, sodium fluoride, and potassium silicofluoride, and act as an arc stabilizer and a slag forming agent to form a smooth bead shape. When the total of Na 2 O converted value and K 2 O converted value of Na compound and K compound contained in the flux is less than 0.05%, a large amount of spatter is generated in lateral orientation welding, and the bead becomes non-uniform, and the bead shape and The bead appearance is poor. On the other hand, if the total of Na 2 O converted value and K 2 O converted value of Na compound and K compound exceeds 0.15%, the slag peelability, bead shape and bead appearance become poor, and spatter and fume generation are also large. Become. Therefore, the total of Na 2 O converted value and K 2 O converted value of Na compound and K compound contained in the flux is 0.05 to 0.15%.
［フラックスに含有する弗素化合物のＦ換算値：０．０１〜０．１０％］
Ｆは、弗化ソーダや珪弗化カリから添加され、アークの指向性を高めてアーク状態を安定にする作用を有する。フラックスに含有する弗素化合物のＦ換算値が０．０１％未満では、横向姿勢溶接において、スパッタ発生量が多くなる。また、メタル垂れが発生する。一方、弗素化合物のＦ換算値が０．１０％を超えると、強いアーク状態となりスパッタおよびヒューム発生量が増加する。また、メタル垂れが発生しビード形状およびビード外観が不良となる。したがって、フラックスに含有する弗素化合物のＦ換算値は０．０１〜０．１０％とする。
[F conversion value of fluorine compound contained in flux: 0.01 to 0.10%]
F is added from sodium fluoride or potassium silicofluoride, and has the effect of stabilizing the arc state by increasing the directivity of the arc. When the F-converted value of the fluorine compound contained in the flux is less than 0.01%, the amount of spatter generated increases in the transverse posture welding. Moreover, metal dripping occurs. On the other hand, if the F-converted value of the fluorine compound exceeds 0.10%, a strong arc state occurs and the amount of spatter and fumes increases. Moreover, metal dripping occurs and the bead shape and the bead appearance become poor. Therefore, the F-converted value of the fluorine compound contained in the flux is 0.01 to 0.10%.
［フラックスに含有するＴｉおよびＴｉ酸化物のＴｉＯ２換算値：０．１％以下］
フラックスに含有するＴｉおよびＴｉ酸化物をＴｉＯ２換算値で０．１％超添加すると、スラグの凝固温度が低くなり、さらにスラグの厚さが厚くなるので横向姿勢溶接においてメタルが垂れる原因となり、平滑なビード形状が得られない。したがって、フラックスに含有するＴｉおよびＴｉ酸化物のＴｉＯ２換算値は０．１％以下とする。
[Ti and Ti oxide contained in flux: TiO 2 equivalent value: 0.1% or less]
When Ti and Ti oxide contained in the flux are added in excess of 0.1% in terms of TiO 2 , the solidification temperature of the slag is lowered, and the thickness of the slag is increased, which causes the metal to droop in the lateral posture welding, A smooth bead shape cannot be obtained. Therefore, the TiO 2 equivalent value of Ti and Ti oxide contained in the flux is 0.1% or less.
［鋼製外皮とフラックスの合計でＡｌ：０．０３〜０．２％］
Ａｌは、鋼製外皮、金属Ａｌ、Ｆｅ−ＡｌおよびＡｌ−Ｍｇ合金から添加され、一部は溶融中にＡｌ酸化物となってスラグ被包性を保持する作用を有する。鋼製外皮とフラックスの合計でＡｌが０．０３％未満では、横向姿勢溶接において、その効果が得られず、０．５％を超えると、ビード形状に滑らかさがなくなり止端部が膨らんだ形状となる。また、溶融スラグの凝固むらが生じてスラグ剥離性が不良となる。したがって、鋼製外皮とフラックスの合計でＡｌは０．０３〜０．２％とする。
[The total of steel outer shell and flux is Al: 0.03-0.2%]
Al is added from a steel outer shell, metal Al, Fe—Al, and an Al—Mg alloy, and a part thereof has an effect of maintaining slag encapsulation by becoming an Al oxide during melting. If the total of the steel shell and the flux is less than 0.03% Al, the effect cannot be obtained in the transverse posture welding, and if it exceeds 0.5%, the bead shape is not smooth and the toe portion swells. It becomes a shape. Moreover, solidification unevenness of the molten slag occurs, resulting in poor slag peelability. Therefore, Al is 0.03 to 0.2% in total of the steel outer shell and the flux.
［フラックスに含有するＭｇ：０．０３〜０．２％］
Ｍｇは、金属Ｍｇ、Ａｌ-Ｍｇ合金から添加され、強脱酸剤として作用する。フラックスに含有するＭｇが０．０３％未満であると、脱酸剤としての効果がなく靭性が低下する。一方、Ｍｇが０．２％を超えると、横向姿勢溶接において、アーク状態が荒くなりスパッタ発生量が多くなる。したがって、フラックスに含有するＭｇは０．０３〜０．２％とする。
[Mg contained in flux: 0.03-0.2%]
Mg is added from metal Mg or Al—Mg alloy and acts as a strong deoxidizer. When the Mg content in the flux is less than 0.03%, there is no effect as a deoxidizing agent and the toughness is lowered. On the other hand, if Mg exceeds 0.2%, the arc state becomes rough and the amount of spatter generated increases in the lateral orientation welding. Therefore, Mg contained in the flux is 0.03 to 0.2%.
［フラックスに含有するＢｉおよびＢｉ酸化物の一方または両方のＢｉ換算値の合計：０．００５〜０．０３０％］
Ｂｉは、金属Ｂｉや酸化Ｂｉ等により添加され、スラグ剥離性を向上させ、ビード表面に光沢を出しビード外観を良好にする作用を有する。フラックスに含有するＢｉおよびＢｉ酸化物の一方または両方のＢｉ換算値の合計が０．００５％未満では、その効果が得られず、０．０３０％を超えると、ビード上部のスラグが流れて、ビード全面をスラグで被包することができなくなり、ビード外観が不良となる。したがって、フラックス中のＢｉおよびＢｉ酸化物の一方または両方のＢｉ換算値の合計は０．００５〜０．０３０％とする。
[Total of Bi converted values of one or both of Bi and Bi oxide contained in flux: 0.005 to 0.030%]
Bi is added by metal Bi, oxidized Bi, or the like, and has an effect of improving the slag removability, giving gloss to the bead surface and improving the bead appearance. If the total of Bi or Bi of Bi and Bi oxide contained in the flux is less than 0.005%, the effect cannot be obtained, and if it exceeds 0.030%, slag on the upper part of the bead flows. The entire bead cannot be encapsulated with slag, resulting in a poor bead appearance. Therefore, the sum of Bi converted values of one or both of Bi and Bi oxide in the flux is 0.005 to 0.030%.
以上、本発明の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤの構成要件の限定理由を述べたが、その他の残部のワイヤ成分は、鋼製外皮のＦｅ分、Ｆｅ−ＳｉやＦｅ−ＭｎやＦｅ−Ｓｉ−Ｍｎ等の合金鉄（フェロアロイ）中のＦｅ分、鉄粉等からのＦｅおよび不可避不純物である。 As described above, the reason for limiting the constituent requirements of the flux-cored wire for transverse gas shielded arc welding according to the present invention has been described. The remaining wire components include the Fe content of the steel sheath, Fe-Si, Fe-Mn, Fe- Fe content in alloy iron (ferroalloy) such as Si—Mn, Fe from iron powder, and inevitable impurities.
また、本発明の横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤは、フラックス充填後の伸線加工性が良好な軟鋼および低合金鋼の外皮内に、前記限定した成分のフラックスをワイヤ全質量に対して１０〜２０％程度充填後、孔ダイス伸線やローラダイスにより所定のワイヤ径（０．９〜１．６ｍｍ）に縮径して製造する。なお、鋼製外皮に貫通した隙間がないシームレス又は隙間があるシームタイプのいずれのワイヤも適用できる。 Further, the flux-cored wire for transverse gas shielded arc welding of the present invention has a flux of the above-mentioned limited component in the outer shell of mild steel and low alloy steel with good wire drawing workability after flux filling with respect to the total mass of the wire. After about 10 to 20% filling, the diameter is reduced to a predetermined wire diameter (0.9 to 1.6 mm) by hole die drawing or roller die. Note that any wire of seamless or seam type with no gap penetrating the steel outer skin can be applied.
以下、実施例により本発明の効果をさらに詳細に説明する。 Hereinafter, the effect of the present invention will be described in more detail with reference to examples.
表１に示す成分の軟鋼外皮にフラックスを充填後、縮径して（外皮の軟化および脱水素のため中間焼鈍を１回実施）、表２に示すフラックス充填率１６．０％、ワイヤ径１．２ｍｍの鋼製外皮に貫通した隙間がないシームレスタイプのフラックス入りワイヤを各種試作した。 Flux is filled in the mild steel skin of the components shown in Table 1 and then the diameter is reduced (intermediate annealing is performed once for softening and dehydrogenation of the skin), and the flux filling rate shown in Table 2 is 16.0% and the wire diameter is 1 Various types of seamless-type flux-cored wires with no gaps penetrating through a 2 mm steel outer skin were produced.
表２に示す試作ワイヤを用いて、図１に示す片面継手溶接試験体１（鋼種：ＳＭ４９０Ｂ鋼、板厚ｔ：２０ｍｍ、幅４００ｍｍ、長さ４００ｍｍ、開先角度θ：レ型５０°、ルート間隔Ｇ：４ｍｍ、裏面の拘束：３箇所）に、セラミック裏当材２（ＳｉＯ２−Ａｌ２Ｏ３−ＭｇＯ系）を当てて、表３に示す溶接条件で、図２に示すように横向姿勢で溶接ビード３を順次積層して、アーク状態、耐メタル垂れ性、ビード形状、ビード外観、スラグ被包性、スラグ剥離性、スパッタ発生量、ヒューム発生量および溶接金属の強度と衝撃値を評価した。なお、図１および図２中の１は鋼板、３は溶接ビードを示す。
Using the prototype wire shown in Table 2, the single-sided
溶接金属の強度は、試験体の表面から７ｍｍを中心にＪＩＳ Ｚ２２０１ １０号試験片を採取して溶接金属の引張試験を実施した。衝撃値は、試験体の裏面から７ｍｍを中心に衝撃試験片（ＪＩＳ Ｚ２２４２ Ｖノッチ試験片）を採取して溶接金属の衝撃試験を実施した。なお、引張試験は引張強さ５００〜６８０ＭＰａを良好とした。衝撃試験は０℃における吸収エネルギーが３本の平均値で６０Ｊ以上を良好とした。それらの結果を表４にまとめて示す。 As for the strength of the weld metal, a JIS Z2201 No. 10 test piece was sampled around 7 mm from the surface of the test specimen, and a weld metal tensile test was performed. As for the impact value, an impact test piece (JIS Z2242 V-notch test piece) was collected around 7 mm from the back surface of the test specimen, and an impact test of the weld metal was performed. In addition, the tensile test made the tensile strength 500-680 MPa favorable. In the impact test, the absorbed energy at 0 ° C. was determined to be 60 J or more with an average value of three. The results are summarized in Table 4.
表２および表４中ワイヤＮｏ．１〜１０が本発明例、ワイヤＮｏ．１１〜２４は比較例である。 In Table 2 and Table 4, the wire No. 1 to 10 are examples of the present invention, wire Nos. Reference numerals 11 to 24 are comparative examples.
本発明例であるワイヤＮｏ．１〜１０は、鋼製外皮のＣ、鋼製外皮とフラックスの合計のＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、フラックス中のＺｒＯ２換算値、ＳｉＯ２換算値、Ａｌ２Ｏ３換算値、ＦｅＯ換算値、Ｎａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計、Ｆ換算値およびＴｉＯ２換算値がいずれも適正であるので、横向姿勢の片面継手溶接において、アーク状態、ビード形状、ビード外観およびスラグ剥離性が良好でメタル垂れがなく、スパッタ発生量およびヒューム発生量が少なく、溶接金属の引張強さおよび吸収エネルギーが良好であるなど、極めて満足な結果であった。なお、鋼製外皮とフラックスの合計でＡｌを適量含むワイヤＮｏ．１、２、４、５およびワイヤＮｏ．６は、スラグ被包性が特に良好であり、フラックス中にＭｇを適量含むワイヤＮｏ．２、３、４、５およびワイヤＮｏ．８は、溶接金属の吸収エネルギーが７０Ｊ以上得られて非常に良好であった。さらに、Ｂｉを適量含むワイヤＮｏ．１、３、５、６およびワイヤＮｏ．９はスラグ剥離性が非常に良好であった。 Wire No. which is an example of the present invention. 1-10 are C of steel outer shell, C of steel outer shell and flux, Si, Mn, ZrO 2 converted value in flux, SiO 2 converted value, Al 2 O 3 converted value, FeO converted value, Na Since the sum of the 2 O converted value and the K 2 O converted value, the F converted value, and the TiO 2 converted value are all appropriate, the arc state, the bead shape, the bead appearance, and the slag peelability are obtained in the single-sided joint welding in the lateral orientation. The results were extremely satisfactory, such as good, no metal sag, little spatter generation and fume generation, and good weld metal tensile strength and absorbed energy. In addition, the wire No. containing an appropriate amount of Al in the total of the steel outer shell and the flux. 1, 2, 4, 5 and wire no. No. 6 has a particularly good slag encapsulation, and a wire No. 6 containing an appropriate amount of Mg in the flux. 2, 3, 4, 5 and wire no. No. 8 was very good because the absorbed energy of the weld metal was 70 J or more. Furthermore, a wire No. containing an appropriate amount of Bi. 1, 3, 5, 6 and wire no. No. 9 had very good slag peelability.
比較例中ワイヤＮｏ．１１は、鋼製外皮（記号Ｓ３）のＣが多いので、アークが強くプールが不安定になったため母材への掘り込みが過剰となり、メタルが垂れ、ビード形状およびビード外観が不良であった。また、スパッタ発生量も多かった。 In the comparative example, the wire No. No. 11 had a large amount of C in the steel outer shell (symbol S3), so the arc was strong and the pool became unstable, so the dug into the base metal was excessive, the metal drooped, and the bead shape and bead appearance were poor. . Also, the amount of spatter generated was large.
ワイヤＮｏ．１２は、鋼製外皮とフラックスの合計のＣが少ないので、溶接金属の吸収エネルギーが低値であった。また、フラックス中のＡｌ２Ｏ３換算値が多いので、ビードをスラグで全面被包することができず、スラグ剥離性、ビード形状およびビード外観が不良であった。 Wire No. No. 12, since the total C of the steel outer shell and the flux was small, the absorbed energy of the weld metal was low. Further, since there are many equivalent values of Al 2 O 3 in the flux, the bead could not be entirely encapsulated with slag, and the slag peelability, bead shape and bead appearance were poor.
ワイヤＮｏ．１３は、鋼製外皮とフラックスの合計のＣが多いので、溶接金属の引張強さが高くなり吸収エネルギーが低値であった。また、Ｂｉ換算値が多いので、ビードをスラグで全面被包することができずビード外観が不良であった。 Wire No. In No. 13, since the total amount of C of the steel outer shell and the flux was large, the tensile strength of the weld metal was high and the absorbed energy was low. Moreover, since there are many Bi conversion values, the bead could not be entirely encapsulated with slag, and the bead appearance was poor.
ワイヤＮｏ．１４は、鋼製外皮とフラックスの合計のＳｉが少ないので、溶接金属の吸収エネルギーが低値であった。また、フラックス中のＳｉＯ２換算値が多いので、スラグが厚くなりメタル垂れが発生しビード形状が不良で、スパッタ発生量も多かった。 Wire No. No. 14 had a low absorbed energy of the weld metal because the total Si of the steel outer shell and the flux was small. In addition, because there are many in terms of SiO 2 value in the flux, slag is bad bead shape metal dripping occurs becomes thicker, the amount there were many spatter.
ワイヤＮｏ．１５は、鋼製外皮とフラックスの合計のＳｉが多いので、溶接金属の引張強さが高くなり吸収エネルギーが低値であった。また、フラックス中のＦｅＯ換算値が少ないので、開先内のビード重なり部のなじみ性が悪く、ビード形状が凸となりスラグ剥離性が不良であった。 Wire No. In No. 15, since the total amount of Si in the steel outer shell and the flux was large, the tensile strength of the weld metal was high and the absorbed energy was low. Further, since the FeO equivalent value in the flux was small, the conformability of the bead overlap portion in the groove was poor, the bead shape was convex, and the slag peelability was poor.
ワイヤＮｏ．１６は、鋼製外皮とフラックスの合計のＭｎが少ないので、溶接金属の引張強さが低く吸収エネルギーも低値であった。また、フラックス中のＺｒＯ２換算値が少ないので、スラグが均一に被包できずビード形状およびビード外観が不良であった。 Wire No. In No. 16, since the total Mn of the steel shell and the flux was small, the tensile strength of the weld metal was low and the absorbed energy was also low. Also, since less in terms of ZrO 2 value in the flux, the slag bead shape and bead appearance can not be uniformly encapsulated was poor.
ワイヤＮｏ．１７は、鋼製外皮とフラックスの合計のＭｎが多いので、溶接金属の引張強さが高くなり吸収エネルギーが低値であった。また、フラックス中のＦ換算値が多いので、アークの指向性が増しアークが強いため、メタル垂れが発生してビード形状およびビード外観が不良で、スパッタ発生量ならびにヒューム発生量が多かった。 Wire No. In No. 17, since the total Mn of the steel outer shell and the flux was large, the tensile strength of the weld metal was high and the absorbed energy was low. Further, since the F conversion value in the flux is large, the directivity of the arc is increased and the arc is strong, so that metal drooping occurs and the bead shape and bead appearance are poor, and the amount of spatter and fumes is large.
ワイヤＮｏ．１８は、フラックス中のＺｒＯ２換算値が多いので、アーク状態が強く粗くなり大粒のスパッタが発生し、ヒューム発生量も多かった。また、フラックス中のＳｉＯ２換算値が少ないので、スラグ被包がまばらとなりスラグ剥離、ビード形状およびビード外観が不良であった。 Wire No. No. 18 had a large amount of converted ZrO 2 in the flux, so that the arc state became strong and rough, large spatter was generated, and the amount of fumes generated was also large. Also, since less in terms of SiO 2 value in the flux, the slag peeling slag encapsulated becomes sparse, the bead shape and the bead appearance was not good.
ワイヤＮｏ．１９は、フラックス中のＡｌ２Ｏ３換算値が少ないので、開先内のビードの重なり部および母材とのなじみ性が悪く、ビード形状およびビード外観が不良であった。また、Ｂｉ換算値が少ないので、スラグ剥離性向上の効果は得られなかった。 Wire No. No. 19 had a small equivalent value of Al 2 O 3 in the flux, so that the conformity with the overlapping portion of the bead in the groove and the base material was poor, and the bead shape and the bead appearance were poor. Moreover, since there were few Bi conversion values, the effect of slag peelability improvement was not acquired.
ワイヤＮｏ．２０は、フラックス中のＦｅＯ換算値が多いので、特に最終パスにおいてメタル垂れが発生し、スラグは全面被包されておらず、ビード形状およびビード外観が不良でヒューム発生量も多かった。また、鋼製外皮とフラックスの合計でＡｌが少ないので、スラグの被包性改善の効果は見られなかった。 Wire No. No. 20 has a large FeO equivalent value in the flux, so that metal dripping occurred particularly in the final pass, the slag was not entirely encapsulated, the bead shape and the bead appearance were poor, and the amount of fumes generated was also large. Moreover, since there was little Al in the sum total of steel outer_layer | skin and a flux, the effect of the encapsulation property improvement of slag was not seen.
ワイヤＮｏ．２１は、フラックス中のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計が多いので、ビード形状およびビード外観が不良で、スラグ剥離性も悪く、スパッタ発生量ならびにヒューム発生量も多かった。 Wire No. No. 21 had a large sum of Na 2 O converted value and K 2 O converted value in the flux, so that the bead shape and bead appearance were poor, the slag peelability was poor, and the amount of spatter and fume was large.
ワイヤＮｏ．２２は、フラックス中のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計が少ないので、アークの集中性に欠けスパッタ発生量が多く、ビードが不均一となり、ビード形状およびビード外観が不良であった。また、フラックス中のＭｇが少ないので吸収エネルギーは７０Ｊ以上得られなかった。 Wire No. No. 22 has a small total of Na 2 O converted value and K 2 O converted value in the flux, resulting in a lack of arc concentration, a large amount of spatter generation, non-uniform beads, and poor bead shape and bead appearance. It was. Moreover, since there was little Mg in a flux, the absorbed energy could not be obtained more than 70J.
ワイヤＮｏ．２３は、フラックス中のＦ換算値が少ないので、メタルが垂れて、スパッタ発生量も多かった。また、鋼製外皮とフラックスの合計のＡｌが多いので、ビード止端部が膨らんだ形状となり、溶融スラグの凝固斑も生じてスラグ剥離性が不良であった。 Wire No. No. 23 had a small F-converted value in the flux, so that metal dripped and a large amount of spatter was generated. Moreover, since there was much Al of the sum total of steel outer_layer | skin and a flux, it became the shape where the bead toe part swelled, the solidification spot of the molten slag also produced, and slag peelability was unsatisfactory.
ワイヤＮｏ．２４は、フラックス中のＴｉＯ２換算値が多いので、スラグの厚さが厚くなり、メタルが垂れて平滑なビード形状が得られずビード外観も不良であった。また、フラックス中のＭｇが多いので、アーク状態があらくスパッタ発生量も多かった。 Wire No. In No. 24, since the TiO 2 equivalent value in the flux is large, the thickness of the slag is increased, the metal drips and a smooth bead shape cannot be obtained, and the bead appearance is also poor. Moreover, since there was much Mg in a flux, the arc state was large and the amount of spatter generation was also large.
１ 鋼板
２ 裏当材
３ 溶接ビード
Ｇ ルート間隔
θ 開先角度
1
Claims (5)
鋼製外皮中のＣが鋼製外皮全質量に対する質量％で０．０２％以下含有し、
ワイヤ全質量に対する質量％で、鋼製外皮とフラックスの合計で、
Ｃ：０．０３〜０．１０％、
Ｓｉ：０．３〜０．９％、
Ｍｎ：１．０〜３．５％含有し、
さらに、フラックスに、
Ｚｒ酸化物のＺｒＯ２換算値：１．０〜２．０％、
Ｓｉ酸化物のＳｉＯ２換算値：０．５〜２．０％、
Ａｌ酸化物のＡｌ２Ｏ３換算値：０．０１〜０．１０％、
Ｆｅ酸化物のＦｅＯ換算値：０．１〜０．５％、
Ｎａ化合物およびＫ化合物のＮａ２Ｏ換算値とＫ２Ｏ換算値の合計：０．０５〜０．１５％、
弗素化合物のＦ換算値：０．０１〜０．１０％を含有し、
残部はＦｅおよび不可避不純物であることを特徴とする横向ガスシールドアーク溶接用フラックス入りワイヤ。 In the flux-cored wire for transverse gas shield arc welding formed by filling the steel outer shell with flux,
C in the steel outer shell contains 0.02% or less by mass% with respect to the total mass of the steel outer shell,
It is the mass% with respect to the total mass of the wire.
C: 0.03-0.10%,
Si: 0.3-0.9%
Mn: 1.0-3.5% contained,
Furthermore, in flux,
ZrO 2 conversion value of Zr oxide: 1.0 to 2.0%,
SiO 2 conversion value of Si oxide: 0.5 to 2.0%,
Al 2 O 3 conversion value of Al oxide: 0.01 to 0.10%,
FeO equivalent value of Fe oxide: 0.1 to 0.5%,
Total of Na 2 O converted value and K 2 O converted value of Na compound and K compound: 0.05 to 0.15%,
F conversion value of fluorine compound: 0.01 to 0.10%,
A flux-cored wire for transverse gas shield arc welding, wherein the balance is Fe and inevitable impurities.
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Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN104439760A (en) * | 2014-11-21 | 2015-03-25 | 宁波隆兴焊割科技股份有限公司 | Flux-cored wire for welding low-temperature steel and preparation method thereof |
| CN106513943A (en) * | 2016-12-13 | 2017-03-22 | 江苏振光电力设备制造有限公司 | Efficient welding method of metal powder core flux-cored wires |
| KR20230052662A (en) * | 2021-10-13 | 2023-04-20 | 현대종합금속 주식회사 | Flux cored wire for horizontal electrogas arc welding |
Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6240994A (en) * | 1985-08-16 | 1987-02-21 | Nippon Steel Corp | Seamless flux-cored wire for welding |
| JPH0751890A (en) * | 1993-08-12 | 1995-02-28 | Kobe Steel Ltd | Gas shielded arc welding titania flux cored wire |
| JPH10314985A (en) * | 1997-05-22 | 1998-12-02 | Kobe Steel Ltd | Flux-cored wire for gas shielded metal arc horizontal position welding |
| JPH115193A (en) * | 1997-06-13 | 1999-01-12 | Kobe Steel Ltd | Flux cored wire for gas shielded arc welding |
| JP2011240370A (en) * | 2010-05-18 | 2011-12-01 | Nippon Steel & Sumikin Welding Co Ltd | Flux cored wire for horizontal fillet gas shield arc welding |
-
2012
- 2012-09-26 JP JP2012213242A patent/JP2014065066A/en active Pending
Patent Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6240994A (en) * | 1985-08-16 | 1987-02-21 | Nippon Steel Corp | Seamless flux-cored wire for welding |
| JPH0751890A (en) * | 1993-08-12 | 1995-02-28 | Kobe Steel Ltd | Gas shielded arc welding titania flux cored wire |
| JPH10314985A (en) * | 1997-05-22 | 1998-12-02 | Kobe Steel Ltd | Flux-cored wire for gas shielded metal arc horizontal position welding |
| JPH115193A (en) * | 1997-06-13 | 1999-01-12 | Kobe Steel Ltd | Flux cored wire for gas shielded arc welding |
| JP2011240370A (en) * | 2010-05-18 | 2011-12-01 | Nippon Steel & Sumikin Welding Co Ltd | Flux cored wire for horizontal fillet gas shield arc welding |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN104439760A (en) * | 2014-11-21 | 2015-03-25 | 宁波隆兴焊割科技股份有限公司 | Flux-cored wire for welding low-temperature steel and preparation method thereof |
| CN104439760B (en) * | 2014-11-21 | 2016-08-24 | 宁波隆兴焊割科技股份有限公司 | A kind of for flux-cored wire welding low-temperature steel and preparation method thereof |
| CN106513943A (en) * | 2016-12-13 | 2017-03-22 | 江苏振光电力设备制造有限公司 | Efficient welding method of metal powder core flux-cored wires |
| CN106513943B (en) * | 2016-12-13 | 2018-09-04 | 江苏振光电力设备制造有限公司 | A kind of metal powder-cored wire high-efficiency welding method |
| KR20230052662A (en) * | 2021-10-13 | 2023-04-20 | 현대종합금속 주식회사 | Flux cored wire for horizontal electrogas arc welding |
| KR102612724B1 (en) | 2021-10-13 | 2023-12-13 | 현대종합금속 주식회사 | Flux cored wire for horizontal electrogas arc welding |
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