JP3740155B2 - Method for predicting acicular ferrite transformation rate of weld metal part, and method for predicting morphology of acicular ferrite - Google Patents
Method for predicting acicular ferrite transformation rate of weld metal part, and method for predicting morphology of acicular ferrite Download PDFInfo
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Description
本発明は、アーク溶接、レーザー溶接、電子ビーム溶接等の溶接一般において、溶接施工後における溶接金属部に占めるアシキュラーフェライト変態率(面積率)を予測する方法、及び当該アシキュラーフェライトの形態を予測する方法に関するものである。 The present invention relates to a method for predicting an acicular ferrite transformation rate (area ratio) in a weld metal part after welding in general welding such as arc welding, laser welding, and electron beam welding, and a form of the acicular ferrite. It relates to the method of prediction.
近年、船舶、鉄骨、橋梁等の建築構造物を溶接するに当たっては様々な溶接法が施行されているが、溶接後における溶接金属部(溶接金属部全体またはその一部を意味し、本発明では両方を包含している)の機械的特性を予め予測することは、目標とする特性の溶接金属部を得るうえで重要である。上記溶接金属部の機械的特性は、溶接金属部の組成(使用する母材及び溶接材料が溶け合って溶接金属を形成しているときの組成)及び組織によって決定されるが、特に溶接金属部の組織まで考慮して機械的特性を予測する方法は、殆ど提供されていない。 In recent years, various welding methods have been applied to weld building structures such as ships, steel frames, bridges, etc., but the weld metal part after welding (which means the whole weld metal part or a part thereof) Predicting the mechanical properties (including both) in advance is important in obtaining a weld metal part with the desired properties. The mechanical properties of the weld metal part are determined by the composition of the weld metal part (composition when the base material used and the welding material are melted to form a weld metal) and the structure. There are few methods for predicting mechanical properties taking into account the organization.
例えば下記特許文献1〜3はいずれも、溶接金属部の機械的特性を予測する技術に関するものであるが、母材成分、溶接条件、溶接金属組成等は考慮しているものの、組織については考慮されていない。 For example, Patent Documents 1 to 3 below all relate to a technique for predicting the mechanical properties of a weld metal part, but the base material component, welding conditions, weld metal composition, etc. are considered, but the structure is considered. It has not been.
このうち特許文献1には、サブマージアーク溶接に関して、母材成分、溶接電流、溶接電圧、溶接速度、ワイヤ成分およびフラックス成分から溶接金属の組成を予測する技術について提案されている。 Among these, Patent Document 1 proposes a technique for predicting the composition of the weld metal from the base material component, the welding current, the welding voltage, the welding speed, the wire component, and the flux component with respect to the submerged arc welding.
また、特許文献2には、溶接金属および/または母材熱影響部の組成および熱履歴と、溶接金属および/または母材熱影響部の機械的特性との関係を予め求めておき、(i)母材形状、開先形状等の溶接施工条件パラメータと、(ii)溶接金属成分のデータベースに基づく溶接金属の熱伝導度および密度と、(iii)母材成分のデータベースに基づく母材の熱伝導度および密度を用い、演算によって溶接金属および/または母材熱影響部の組成および熱履歴を求め、該演算によって求められた組成および熱履歴と、前記予め求められている溶接金属および/または母材熱影響部の組成および熱履歴と機械的特性との関係を照合することにより、溶接金属および/または母材熱影響部の機械的特性を予測する方法が開示されている。 In Patent Document 2, the relationship between the composition and thermal history of the weld metal and / or base material heat-affected zone and the mechanical properties of the weld metal and / or base material heat-affected zone is determined in advance, and (i ) Welding condition parameters such as base metal shape and groove shape, (ii) thermal conductivity and density of weld metal based on database of weld metal components, and (iii) heat of base metal based on database of base metal components Using the conductivity and density, the composition and thermal history of the weld metal and / or base metal heat-affected zone are determined by calculation, the composition and heat history determined by the calculation, and the previously determined weld metal and / or A method for predicting the mechanical properties of a weld metal and / or base metal heat affected zone by collating the composition and thermal history of the base metal heat affected zone with the mechanical properties is disclosed.
更に特許文献3には、特定の母材と特定のワイヤを用いて、種々の溶接条件で溶接を行ったときの冷却速度と、溶接金属の再熱部および原質部の夫々について機械的特性との関係を予め調べておくと共に、前記特定の母材と特定のワイヤを用いて種々の溶接条件で溶接を行なったときの再熱部と原質部の断面の面積比を予め調べておき、前記特定の母材と特定のワイヤを用いて溶接を行う際の板厚等から計算によって求められる冷却速度と機械的特性との関係、および溶接条件と前記再熱部と原質部の面積比との関係を照合することにより、溶接金属の機械的特性を予測する方法が開示されている。
Further,
この様に上記特許文献1〜3はいずれも、母材成分、溶接条件、溶接金属組成等の関係を予めデータベース化しておき、当該データベースに基づいて母材成分や溶接条件を予測するというものであり、溶接金属部の機械的特性を支配している組織については考慮されていない。その為、使用する母材成分や溶接条件が変化すると機械的特性の予測精度が低下するという問題がある。 As described above, all of the above Patent Documents 1 to 3 are prepared by previously creating a database of relationships between base material components, welding conditions, weld metal composition, and the like, and predicting base material components and welding conditions based on the database. Yes, no consideration is given to the structure governing the mechanical properties of the weld metal. For this reason, there is a problem that the accuracy of predicting the mechanical characteristics is lowered when the base material component to be used and the welding conditions are changed.
一方、溶接金属部を構成する組織のなかでも特にアシキュラーフェライトは非常に微細な組織であり、当該溶接金属部の機械的特性を決定するうえで重要な組織である。従って、溶接金属部に占めるアシキュラーフェライト変態率(アシキュラーフェライト分率)を解析的に精度良く予測し得る方法であって、当該方法に基づいて溶接金属部の機械的特性を予測できる方法の提供が切望されている。 On the other hand, among the structures constituting the weld metal part, in particular, the acicular ferrite is a very fine structure, and is an important structure for determining the mechanical properties of the weld metal part. Therefore, it is a method capable of predicting the acicular ferrite transformation rate (acicular ferrite fraction) in the weld metal portion analytically with high accuracy, and a method capable of predicting the mechanical properties of the weld metal portion based on the method. Offering is anxious.
ここで溶接金属部を構成する組織について簡単に説明する。図1は、溶接金属部を構成する組織の模式図であり、図中、1はアロトリオモルフィックフェライト(allotriomorphic ferrite;一般に粒界フェライトと呼ばれる)、2は針状構造を有するウイッドマンスタッテンフェライト(widmanstatten ferrite)、3はアシキュラーフェライト(acicular ferrite)、4はパーライト、5はマイクロフェース(microphase)である。 Here, the structure constituting the weld metal part will be briefly described. FIG. 1 is a schematic diagram of a structure constituting a weld metal part, in which 1 is an allotrimorphic ferrite (generally called a grain boundary ferrite) and 2 is a Widmannstatten ferrite having an acicular structure. (Widmanstatten ferrite), 3 is acicular ferrite, 4 is pearlite, and 5 is a microphase.
図1に示す通り、溶接金属部は、アロトリオモルフィックフェライト1、ウイッドマンスタッテンフェライト2、アシキュラーフェライト3、パーライト4、及びマイクロフェース5の組合わせで構成されており、これらの組織分率は、使用する母材・溶接材料の各成分や溶接条件等によって変化する。このうちアシキュラーフェライト3の領域を拡大したのが図1(b)であり、アシキュラーフェライト3の隙間には、パーライト4やマイクロフェース5が生成する、という複雑な構造を有している。
As shown in FIG. 1, the weld metal part is composed of a combination of allotriomorphic ferrite 1, Widmanstatten ferrite 2,
上述した組織のうち、アロトリオモルフィックフェライト及びウイッドマンスタッテンフェライトについては、Bhadeshiaによる文献1(H.K.D.H. Bhadeshia, L.-E. Sevensson:Mathematical Modelling of Weld Phenomena, The Institute of Materials (1993), p109-178)や、Ichikawaらによる文献2[Kazutoshi Ichikawa, H.K.D.H. Bhadeshia(Mathematical Modelling of Weld Phenomena 4, IOM Communications (1998), p302-320)]によって詳細なモデルが提唱されている。 Among the above-mentioned structures, allotriomorphic ferrite and Widmanstatten ferrite are described in Bhadeshia reference 1 (HKDH Bhadeshia, L.-E. Sevensson: Mathematical Modeling of Weld Phenomena, The Institute of Materials (1993), p109- 178) and reference 2 by Ichikawa et al. [Kazutoshi Ichikawa, HKDH Bhadeshia (Mathematical Modeling of Weld Phenomena 4, IOM Communications (1998), p302-320)].
しかしながら、アシキュラーフェライト3の組織予測モデルは未だ提供されていない。例えば上記参考文献1には、アシキュラーフェライト変態率(Va)を間接的に算出する式として、下式が開示されているに過ぎない。
Va=1−Vα−Vw−Vm
(式中、Vaはアシキュラーフェライト分率、
Vαはアロトリオモルフィックフェライト分率、
Vwはウイッドマンスタッテンフェライト分率、
Vmはマイクロフェース分率を夫々、意味する。)
However, a structure prediction model of
Va = 1-Vα-Vw-Vm
(Where Va is the fraction of acicular ferrite,
Vα is the allotriomorphic ferrite fraction,
Vw is the Widmanstatten ferrite fraction,
Vm means the microface fraction, respectively. )
上式は、「組織はアロトリオモルフィックフェライト、ウイッドマンスタッテンフェライト、マイクロフェース、及びアシキュラーフェライトから構成されている」という前提のもとにVα、Vw、Vmを夫々、計算により予め算出しておき、これらの合計を引算することにより、アシキュラーフェライト分率(Va)を間接的に算出するというものである。従って、上記方法に基づいてアシキュラーフェライト分率を算出するには、アシキュラーフェライト以外の組織を夫々算出しなければならない為、非常に煩雑な手間を要する。しかも上式で算出されたアシキュラーフェライト分率は、実測値と必ずしも一致していない。前述した図1(b)に示す通り、実際には、アシキュラーフェライト同士の隙間には、マイクロフェースの他にパーライトが形成されるが、上式では、当該組織について何ら考慮されていないからである。 Vα, Vw, Vm are calculated in advance based on the premise that “the structure is composed of allotriomorphic ferrite, Widmanstatten ferrite, microface, and acicular ferrite”. In addition, the acicular ferrite fraction (Va) is indirectly calculated by subtracting these totals. Therefore, in order to calculate the acicular ferrite fraction based on the above-described method, it is necessary to calculate the structure other than the acicular ferrite. Moreover, the acicular ferrite fraction calculated by the above equation does not necessarily match the actual measurement value. As shown in FIG. 1B described above, in practice, pearlite is formed in the gap between the acicular ferrites in addition to the microface, but the above formula does not take into account the structure concerned. is there.
そこで本発明者らは、溶接金属部の機械的特性を精度良く簡便に予測し得る方法を提供すべく、従来では考慮されていなかった溶接金属部の組織に着目して鋭意検討してきた。溶接によって形成される溶接金属部は、一般に第一溶接パスから最終溶接パスにわたって各パス毎に加熱・冷却が繰返される為、溶接条件によっては、主として酸化物からなる晶出物[(Mn,Ti,Si)O、(Al,Mn)O等]が生成したり、変態組織(フェライト、パーライト、マルテンサイト、ベイナイト、アシキュラーフェライト等)が大きく変化するが、従来は、これらの影響があまり考慮されていなかったからである。 Therefore, the present inventors have intensively studied paying attention to the structure of the weld metal part that has not been considered in the past in order to provide a method capable of accurately and easily predicting the mechanical characteristics of the weld metal part. In general, the weld metal portion formed by welding is repeatedly heated and cooled for each pass from the first weld pass to the final weld pass. Therefore, depending on the welding conditions, a crystallized substance mainly composed of oxide [(Mn, Ti , Si) O, (Al, Mn) O, etc.], and the transformation structure (ferrite, pearlite, martensite, bainite, acicular ferrite, etc.) changes greatly. Because it was not done.
その結果、本発明者らは、溶接金属部の組織を予測し、これに基づいて当該溶接金属部の機械的特性を精度よく予測し得る方法を突き止め、先に出願を済ませている(特許文献4)。 As a result, the present inventors have predicted the structure of the weld metal part, and based on this, have found a method capable of accurately predicting the mechanical properties of the weld metal part, and have already filed an application (Patent Literature). 4).
上記方法は、溶接部を複数のメッシュ領域に区画し、各メッシュ領域に対して、(i)メッシュ領域温度計算(最終溶接パス終了まで単位時間経過毎に、母材成分、ワイヤ成分あるいは当該単位時間経過前の溶接金属組成と溶接条件とに基づいて当該単位時間経過後におけるメッシュ領域温度を順次求めて第1次溶接パスから最終溶接パスに至る温度履歴を算出する方法)、(ii)溶接金属組成計算(最終溶接パス終了まで単位時間経過毎に、母材成分、ワイヤ成分、シールドガス成分あるいは当該単位時間経過前の溶接金属組成と当該単位時間経過後におけるメッシュ領域温度とに基づいて当該単位時間経過後の溶接金属組成を求める方法)、(iii)変態組織計算(メッシュ領域内における変態組織の分率を含む変態組織情報を求める方法)の各計算を行った後、上記の各メッシュ領域における最終溶接パス終了後の変態組織情報に基づいて、予め実測により求められた組織と材質との関係から上記溶接金属部の材質を予測する材質計算を行なうというものである。上記方法によれば、溶接金属部の機械的特性を予測するうえで重要な決定因子である溶接金属部の組成、晶出物、及び温度履歴[特に、最終組織に最も影響する「最後の加熱冷却過程」(後記する)に対してのみ前述した(iii)の変態組織計算を行なうことにより、計算負荷が軽減され、迅速に特性を予測することが可能となる]を精度良く予測できる為、従来法に比べて溶接金属部の予測精度を高めることができる。 The above method divides a welded portion into a plurality of mesh regions, and for each mesh region, (i) mesh region temperature calculation (base material component, wire component or unit per unit time until the end of the final welding pass) A method of calculating the temperature history from the first welding pass to the final welding pass by sequentially obtaining the mesh region temperature after the passage of the unit time based on the weld metal composition and welding conditions before the passage of time), (ii) welding Metal composition calculation (based on the base metal component, wire component, shield gas component or weld metal composition before the unit time elapses and mesh region temperature after the unit time elapses until the end of the final welding pass. (Method of obtaining weld metal composition after unit time), (iii) Transformation structure calculation (Method of obtaining transformation structure information including the fraction of transformation structure in mesh region) After each calculation, based on the transformation structure information after completion of the final welding pass in each mesh area, the material calculation for predicting the material of the weld metal part from the relationship between the structure and the material obtained in advance by actual measurement Is to do. According to the above method, the composition, crystallized material, and temperature history of the weld metal, which are important determinants in predicting the mechanical properties of the weld metal, [particularly, the “last heating” that most affects the final structure. By performing the transformation structure calculation of (iii) described above only for the “cooling process” (to be described later), the calculation load is reduced and the characteristics can be predicted quickly.] Compared with the conventional method, the prediction accuracy of the weld metal part can be increased.
また、上記特許文献4には、前記(iii)の変態組織計算において、変態組織情報としてフェライト粒情報及びアシキュラーフェライト粒情報を用いることにより、下式に基づいてアシキュラーフェライト(AF)の変態分率及びアシキュラーフェライトの平均粒径を求める方法も開示している。
AF分率=1−expΣ(−k・Iaf(T)・αaf(T)・Δt1/2)
AF平均粒径={ΣIaf(T)・αaf(T)・Δt}/ΣIaf(T)
式中、kは定数、
Iaf(T)は、温度TにおけるAFの核生成速度、
αaf(T)は、温度TにおけるAFの成長定数、
Δtは、微小時間であり、
積算時間は、アシキュラーフェライト変態の開始温度からマルテンサイト変
態開始温度若しくはパーライト変態開始温度に至るまでの間である。
Further, in Patent Document 4, the transformation of acicular ferrite (AF) is based on the following equation by using ferrite grain information and acicular ferrite grain information as transformation structure information in the transformation structure calculation of (iii). A method for determining the fraction and the average particle size of the acicular ferrite is also disclosed.
AF fraction = 1−expΣ (−k · Iaf (T) · αaf (T) · Δt 1/2 )
AF average particle diameter = {ΣIaf (T) · αaf (T) · Δt} / ΣIaf (T)
Where k is a constant,
Iaf (T) is the nucleation rate of AF at temperature T,
αaf (T) is the AF growth constant at temperature T,
Δt is a minute time,
The accumulated time is calculated from the start temperature of the acicular ferrite transformation to the martensite transformation.
This is the time until the state start temperature or the pearlite transformation start temperature is reached.
ところが上記方法によれば、定数であるk、Iaf(T)、及びαaf(T)の値は、溶接金属の組成や温度によって変化する為、予め実験によって得られたデータベースから、若しくは当該データベースを回帰分析して得られた関係式から計算しなければならず、事前にデータベースの構築が必要となる。 However, according to the above method, the values of constants k, Iaf (T), and αaf (T) vary depending on the composition and temperature of the weld metal. It must be calculated from the relational expression obtained by regression analysis, and it is necessary to construct a database in advance.
この様に上記方法は、溶接金属部の組織を初めて、精度良く予測する方法を提供できると共に、アシキュラーフェライト変態率を予測する手段も開示している点で極めて有用であるが、実施に当たっては、予め、実験によってデータベースを作成しておく必要があるという不都合を抱えている。
本発明は上記事情に基づいてなされたものであり、その目的は、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率、及び当該アシキュラーフェライトの形態を精度良く簡便に予測することができる方法を提供することにある。尚、本発明におけるアシキュラーフェライト(AF)とは、板状アシキュラーフェライトを意味し、側面積A(m2)と板厚W(m)の積で表されるものとしている。 The present invention has been made based on the above circumstances, and an object thereof is to provide a method capable of accurately and easily predicting the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part and the form of the acicular ferrite. It is in. The acicular ferrite (AF) in the present invention means a plate-like acicular ferrite, and is represented by the product of the side area A (m 2 ) and the plate thickness W (m).
上記目的を達成し得た本発明に係る溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率(分率)を予測する方法(以下、「AF変態率予測方法」と呼ぶ場合がある)は、単一パスまたは複数パスによって形成される溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測する方法であって、
(a)母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、溶接金属部の組成、晶出物情報、及び第1溶接パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴を算出する基礎情報算出手段と、
(b)熱力学的計算によって算出するアシキュラーフェライトの変態開始温度および変態終了温度に基づき、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測する溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段
を包含しており、
上記(b)は、上記(a)の冷却温度履歴を微小時間に区切り、該微小時間毎における温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を順次算出することにより、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測するものであり、
該アシキュラーフェライト(AF)の形状は、側面積A(m2)と板厚W(m)の積で表され、
該XAF(T)は、下式(1)に基づいて算出する
ところに要旨を有するものである。
XAF(T)=1−exp(−AT×PT×WT) … (1)
式中、XAF(T)は、温度TにおけるAFの変態率;
ATは、温度TにおけるAFの側面積(m2);
PTは、温度TにおけるAFの密度(個/m3);
WTは、温度TにおけるAFの板厚(m)であり、
WT=α×t1/2で表され、
αは、AFがパラ平衡で変態すると仮定したときの
パラボリックレイト定数であり;
tは、温度Tにおける保持時間(秒)
を意味し、
前記(AT×PT)は、下式(2)で表される。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
式中、(dGγ→α)は、温度Tにおける、オーステナイトからフェライト
へ変態するときの無拡散変態の駆動力(J/mol)
である。
The method for predicting the acicular ferrite transformation rate (fraction) of the weld metal part according to the present invention that has achieved the above object (hereinafter sometimes referred to as “AF transformation rate prediction method”) is a single pass or A method for predicting the acicular ferrite transformation rate of a weld metal part formed by multiple passes,
(A) Basic information calculation means for calculating the composition of the weld metal part, the crystallized substance information, and the cooling temperature history from the first welding pass to the final welding pass based on the respective components of the base material and the welding material and the welding conditions. When,
(B) Based on the transformation start temperature and transformation end temperature of the acicular ferrite calculated by thermodynamic calculation, predict the acicular ferrite transformation rate of the weld metal at the end of the final welding pass. Including rate prediction means,
The above (b) divides the cooling temperature history of (a) into minute times, and sequentially calculates the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at the temperature T for each minute time, thereby completing the final welding pass. Is to predict the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part at the time,
The shape of the acicular ferrite (AF) is represented by the product of the side area A (m 2 ) and the plate thickness W (m).
The X AF (T) has a gist where it is calculated based on the following formula (1).
X AF (T) = 1−exp (−A T × P T × W T ) (1)
Where X AF (T) is the AF transformation rate at temperature T;
A T is the AF side area at temperature T (m 2 );
P T is the density of AF at temperature T (pieces / m 3 );
W T is the plate thickness (m) of AF at temperature T;
W T = α × t 1/2 ,
α is assumed when AF is transformed in para-equilibrium.
Parabolic rate constant;
t is the holding time at temperature T (seconds)
Means
The (A T × P T ) is represented by the following formula (2).
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
Where (dGγ → α) is from austenite to ferrite at temperature T
Driving force of non-diffusion transformation when transforming to (J / mol)
It is.
ここで、上記(a)の冷却温度履歴としては、複数パス溶接において、オーステナイト変態が終了する温度以上に加熱される最後の加熱冷却過程における、最高温度からの冷却時の温度履歴を用いることが推奨される。 Here, as the cooling temperature history of the above (a), the temperature history at the time of cooling from the highest temperature in the last heating and cooling process in which heating is performed at a temperature higher than the temperature at which the austenite transformation is completed in multi-pass welding is used. Recommended.
また、上記(b)の「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段」を実施するに当たっては、まず、(b-1)アシキュラーフェライトが変態を開始する温度(変態計算開始温度)を決定したうえで、(b-2)上記変態計算開始温度からアシキュラーフェライトの変態率を算出していく(具体的には、冷却温度履歴を微小時間に区切ったときの、該微小時間毎における温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を順次算出していく)と共に、当該XAF(T)に対応した未変態γ中の炭素濃度Cγを求め、このCγが変態終了条件(後記する)を満たしたときの温度を、アシキュラーフェライトが変態を終了する温度(変態計算終了温度)と定め、当該変態計算終了温度までの計算値を、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率XAFとする。 In carrying out the above (b) “Accurate ferrite transformation rate prediction means for weld metal”, first, (b-1) the temperature at which the acicular ferrite starts transformation (transformation calculation start temperature) is determined. Then, (b-2) the transformation rate of the acicular ferrite is calculated from the transformation calculation start temperature (specifically, the temperature at each minute time when the cooling temperature history is divided into minute times). The acicular ferrite transformation rate X AF (T) at T is sequentially calculated), and the carbon concentration Cγ in the untransformed γ corresponding to the X AF (T) is obtained. ) Is defined as the temperature at which the acicular ferrite finishes transformation (transformation calculation end temperature), and the calculated value up to the transformation calculation end temperature is the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part. X AF .
このうち「アシキュラーフェライトの変態開始温度(変態計算開始温度)」は、溶接金属部の組成、及び熱力学的計算による無拡散変態の駆動力(dGγ→α)に基づいて算出することができ、具体的には、当該無拡散変態の駆動力が400〜800J/molになったときの温度とする。 Among these, “transformation start temperature of acicular ferrite (transformation calculation start temperature)” can be calculated based on the composition of the weld metal part and the driving force (dGγ → α) of non-diffusion transformation by thermodynamic calculation. Specifically, the temperature is the temperature at which the driving force of the non-diffusion transformation is 400 to 800 J / mol.
一方、「アシキュラーフェライトの変態終了温度(変態計算終了温度)」は、溶接金属部の組成、及び冷却温度履歴に基づいて決定されるもので、
未変態オーステナイト中の炭素量Cγと、Acm点の炭素量C(Acm)が交差する温度;若しくはMs点のうち、いずれか高い温度をT0としたとき、T0〜(T0−50℃)の範囲とする。
On the other hand, "transformation end temperature of acicular ferrite (transformation end temperature)" is determined based on the composition of the weld metal part and the cooling temperature history,
Temperature at which carbon content Cγ in untransformed austenite and carbon content C (Acm) at Acm point intersect; or Ms point, where T0 is the higher temperature, T0 (T0-50 ° C) range And
また、上記目的を達成し得た本発明に係る溶接金属部のアシキュラーフェライトの形態(本発明における「アシキュラーフェライトの形態」とは具体的に、側面積A(m2)及び板厚W(m)を有する板状アシキュラーフェライトにおける、各側面積及び板厚;更にはこの様な形状を有するアシキュラーフェライトの密度P(個/m3)を意図している)を予測する方法(以下、「AF形態予測方法」と呼ぶ場合がある)は、単一パスまたは複数パスによって形成される溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測する方法であって、
(a)母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、溶接金属部の組成、晶出物情報、及び第1溶接パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴を算出する基礎情報算出手段と、
(c)該(a)の基礎情報算出手段に基づいて算出される、最終溶接パス終了時におけるアシキュラーフェライトの形態を予測する溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段
を包含しており、
上記アシキュラーフェライト(AF)の形状は、側面積A(m2)と板厚(m)の積で表され、
上記(c)は、前記(a)の冷却温度履歴を微小時間に区切り、該微小時間毎における温度TでのAFの側面積AT、及び(AT×PT)(ここでPTは、温度Tにおける、AFの密度である)を順次算出することにより、最終溶接パス終了時における溶接金属部のAFの側面積A(m2)、AFの板厚W(m)、及び該AFの密度P(個/m3)を夫々、予測するものであり、
該ATは、下式(3)に基づいて算出し、
該(AT×PT)は、下式(2)に基づいて算出する
ところに要旨を有するものである。
AT=β×PT -2/3 … (3)
式中、ATは、温度TにおけるAFの側面積(m2);
βは、比例定数;
PTは、温度TにおけるAFの密度(個/m3)
である。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
式中、(dGγ→α)は、温度Tにおける、オーステナイトからフェライトへ
変態するときの無拡散変態の駆動力(J/mol)である。
Further, the form of the acicular ferrite of the weld metal part according to the present invention that can achieve the above object (the “form of the acicular ferrite” in the present invention is specifically the side area A (m 2 ) and the plate thickness W). A method for predicting each side area and plate thickness in a plate-like acicular ferrite having (m); and further intended the density P (pieces / m 3 ) of acicular ferrite having such a shape ( Hereinafter, it may be referred to as “AF form prediction method”) is a method of predicting the acicular ferrite transformation rate of a weld metal part formed by a single pass or multiple passes,
(A) Basic information calculation means for calculating the composition of the weld metal part, the crystallized substance information, and the cooling temperature history from the first welding pass to the final welding pass based on the respective components of the base material and the welding material and the welding conditions. When,
(C) includes a method for predicting the shape of the acicular ferrite of the weld metal portion, which is calculated based on the basic information calculation means of (a), and predicts the shape of the acicular ferrite at the end of the final welding pass,
The shape of the acicular ferrite (AF) is represented by the product of the side area A (m 2 ) and the plate thickness (m).
The above (c) divides the cooling temperature history of (a) into minute times, and the AF side area A T and (A T × P T ) at the temperature T for each minute time (where P T is , Which is the density of AF at temperature T), the AF side area A (m 2 ) of the weld metal portion at the end of the final welding pass, the plate thickness W (m) of the AF, and the AF Density P (pieces / m 3 ), respectively,
The AT is calculated based on the following formula (3):
The (A T × P T ) has a gist where it is calculated based on the following formula (2).
A T = β × P T -2/3 (3)
Where A T is the AF side area at temperature T (m 2 );
β is a proportionality constant;
P T is the density of AF at temperature T (pieces / m 3 )
It is.
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
Where (dGγ → α) is from austenite to ferrite at temperature T
It is the driving force (J / mol) of the non-diffusion transformation when transforming.
このうち上式(3)中、βは、実際にワイヤと母材を用いて溶接金属部を作製し、上式(3)に基づいて得られる実験値を採用しても良いし、既存の実験値を採用しても良い。或いは、本発明者らの基礎実験に基づいて導き出される計算値(β=1〜3、好ましくは1.5以上、2.5以下)を採用しても良い。 Among these, in the above formula (3), β may be a weld metal part actually made using a wire and a base material, and an experimental value obtained based on the above formula (3) may be adopted. Experimental values may be adopted. Or you may employ | adopt the calculated value ((beta) = 1-3, Preferably 1.5 or more, 2.5 or less) derived | led-out based on our basic experiment.
ここで、上記(a)の冷却温度履歴としては、複数パス溶接において、オーステナイト変態が終了する温度以上に加熱される最後の加熱冷却過程における、最高温度からの冷却時の温度履歴を用いることが推奨される。 Here, as the cooling temperature history of the above (a), the temperature history at the time of cooling from the highest temperature in the last heating and cooling process in which heating is performed at a temperature higher than the temperature at which the austenite transformation is completed in multi-pass welding is used. Recommended.
また、上記(c)の「溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段」を実施するに当たっては、まず、(c-1)アシキュラーフェライトが変態を開始する温度(変態計算開始温度)を決定したうえで、(c-2)上記変態計算開始温度からアシキュラーフェライトの形態を算出していく[具体的には、冷却温度履歴を微小時間に区切ったときの、該微小時間毎における温度Tでのアシキュラーフェライトの側面積AT、及び(AT×PT)(ここでPTは、温度Tにおける、AFの密度である)を順次算出していく]と共に、当該アシキュラーフェライトの変態率に対応した未変態γ中の炭素濃度Cγを求め、このCγが変態終了条件(後記する)を満たしたときの温度を、アシキュラーフェライトが変態を終了する温度(変態計算終了温度)と定め、当該変態計算終了温度までの計算値を夫々、溶接金属部のアシキュラーフェライトの側面積A、板厚W、及び密度Pとする。 Further, in carrying out the above-mentioned (c) “Acicular ferrite shape prediction means of weld metal part”, first, (c-1) the temperature at which the acicular ferrite starts transformation (transformation calculation start temperature) was determined. (C-2) Calculate the form of acicular ferrite from the transformation calculation start temperature [specifically, the temperature T at each minute time when the cooling temperature history is divided into minute times. The side areas A T and (A T × P T ) (where P T is the density of AF at the temperature T) are sequentially calculated] and the transformation of the acicular ferrite The carbon concentration Cγ in the untransformed γ corresponding to the rate is obtained, and the temperature when this Cγ satisfies the transformation end condition (described later) is the temperature at which the acicular ferrite finishes the transformation (transformation calculation end temperature) The calculated values up to the transformation calculation end temperature are defined as the side area A, the plate thickness W, and the density P of the acicular ferrite of the weld metal part, respectively.
このうち「アシキュラーフェライトの変態開始温度(変態計算開始温度)」は、溶接金属部の組成、及び熱力学的計算による無拡散変態の駆動力(dGγ→α)に基づいて算出することができ、具体的には、当該無拡散変態の駆動力が400〜800J/molになったときの温度とする。 Among these, “transformation start temperature of acicular ferrite (transformation calculation start temperature)” can be calculated based on the composition of the weld metal part and the driving force (dGγ → α) of non-diffusion transformation by thermodynamic calculation. Specifically, the temperature is the temperature at which the driving force of the non-diffusion transformation is 400 to 800 J / mol.
一方、「アシキュラーフェライトの変態終了温度(変態計算終了温度)」は、溶接金属部の組成、及び冷却温度履歴に基づいて決定されるもので、
未変態オーステナイト中の炭素量Cγと、Acm点の炭素量C(Acm)が交差する温度;若しくはMs点のうち、いずれか高い温度をT0としたとき、T0〜(T0−50℃)の範囲とする。
On the other hand, "transformation end temperature of acicular ferrite (transformation end temperature)" is determined based on the composition of the weld metal part and the cooling temperature history,
Temperature at which carbon content Cγ in untransformed austenite and carbon content C (Acm) at Acm point intersect; or Ms point, where T0 is the higher temperature, T0 (T0-50 ° C) range And
本発明のアシキュラーフェライト変態率予測方法によれば、従来では予測できなかった「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率」を、原材料の成分及び溶接条件を変えて溶接したとしても、実測値±10%以内の誤差範囲で予測できるという、極めて高精度の変態率予測方法を提供することができる。 According to the method for predicting the acicular ferrite transformation rate of the present invention, the `` acicular ferrite transformation rate of the weld metal part '', which could not be predicted in the past, is measured ± even if the raw material components and welding conditions are changed. It is possible to provide an extremely accurate transformation rate prediction method that can predict within an error range of 10% or less.
更に本発明のアシキュラーフェライト形態予測方法によれば、従来では予測できなかった「溶接金属部のアシキュラーフェライトの形態(具体的には、板状アシキュラーフェライトの側面積、板厚、個数)」を、原材料の成分及び溶接条件を変えて溶接したとしても、精度良く予測することができる。具体的には当該板状アシキュラーフェライトの側面積については、75%≦(予測値/実測値)≦150%の範囲で;当該板状アシキュラーフェライトの板厚については、75%≦(予測値/実測値)≦150%の範囲で:当該板状アシキュラーフェライトの個数については、75%≦(予測値/実測値)≦150%の範囲で予測できる。 Furthermore, according to the method for predicting the shape of the acicular ferrite of the present invention, the “form of the acicular ferrite in the weld metal part (specifically, the side area, the plate thickness, the number of plate-like acicular ferrite) that could not be predicted in the past. "Can be predicted with high accuracy even if welding is performed by changing raw material components and welding conditions. Specifically, the side area of the plate-like acicular ferrite is in the range of 75% ≦ (predicted value / measured value) ≦ 150%; the plate thickness of the plate-like acicular ferrite is 75% ≦ (predicted) Value / actual value) ≦ 150%: The number of the plate-like acicular ferrite can be predicted within a range of 75% ≦ (predicted value / actual value) ≦ 150%.
更に、上述した予測方法を用いれば、当該溶接金属部の機械的特性も精度良く予測することが充分期待できる。 Furthermore, if the prediction method mentioned above is used, it can fully be expected that the mechanical properties of the weld metal part are predicted with high accuracy.
前述した通り、本発明者らは、溶接金属部を構成する組織のなかでも特にアシキュラーフェライトの変態率を、直接的に精度良く且つ簡便に予測し得る方法を提供すべく鋭意検討しており、その結果、まず、前記特許文献4の方法を開示している。更にその後、アシキュラーフェライト変態率を、温度Tと溶接金属部の晶出情報Nとの関数として表すことにも成功し、別途、出願を済ませている(特願2003−58861号、以下、「先願発明」と呼ぶ場合がある)。 As described above, the present inventors are diligently studying to provide a method capable of directly and accurately predicting the transformation rate of acicular ferrite among the structures constituting the weld metal part. As a result, first, the method of Patent Document 4 is disclosed. Further, after that, it succeeded in expressing the acicular ferrite transformation rate as a function of the temperature T and the crystallization information N of the weld metal part, and has been filed separately (Japanese Patent Application No. 2003-58861, hereinafter “ It may be referred to as “prior invention”).
上記「先願発明」の予測方法は、
(a)母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、溶接金属部の組成、晶出物情報、及び第1溶接パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴を算出する基礎情報算出手段と、
(b)熱力学的計算によって算出するアシキュラーフェライトの変態開始温度および変態終了温度に基づき、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測する溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段
を包含しており、
下式(1)に基づいて、温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を算出し、前記(a)の冷却温度履歴を微小時間(Δt)に区切り、当該微小時間(Δt)毎におけるXAF(T)を順次算出してこれらを加算する(加算則)ことにより、溶接施行後における「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率」を予測するというものである。
XAF(T)=1−exp(−A0×α×tn) … (1)
但し、n=0.3〜0.7
式中、XAF(T)は温度Tにおけるアシキュラーフェライトの変態率
A0は核生成定数、
αはアシキュラーフェライトがパラ平衡で変態すると
仮定したときのパラボリックレイト定数、
tは温度Tにおける保持時間(秒)、
nはアシキュラーフェライト変態率の時間依存性を表す指数
である。
The prediction method of the above "prior application invention"
(A) Basic information calculation means for calculating the composition of the weld metal part, the crystallized substance information, and the cooling temperature history from the first welding pass to the final welding pass based on the respective components of the base material and the welding material and the welding conditions. When,
(B) Based on the transformation start temperature and transformation end temperature of the acicular ferrite calculated by thermodynamic calculation, predict the acicular ferrite transformation rate of the weld metal at the end of the final welding pass. Including rate prediction means,
Based on the following formula (1), the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at temperature T is calculated, and the cooling temperature history of (a) is divided into minute times (Δt), and the minute times (Δt) By sequentially calculating X AF (T) every time and adding them (addition rule), the “acicular ferrite transformation rate of the weld metal part” after welding is predicted.
X AF (T) = 1−exp (−A 0 × α × t n ) (1)
However, n = 0.3-0.7
Where X AF (T) is the transformation rate of acicular ferrite at temperature T
A 0 is the nucleation constant,
α is when acicular ferrite transforms in para-equilibrium
Parabolic rate constant when assumed,
t is the holding time (seconds) at temperature T,
n is an index representing the time dependence of the acicular ferrite transformation rate
It is.
ここで、上記「先願発明」の方法に到達した経緯について簡単に説明すると、本発明者らは、「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を算出する為には、まず、アシキュラーフェライトの核生成・成長状況とアシキュラーフェライトの形態を決定する必要がある」という観点に基づき、溶接金属部の供試材を、図2に示す独自の熱処理シミュレーターにかけて基礎実験を行なった。その結果、温度Tで保持したときにおけるアシキュラーフェライト変態率XAF(T)は、上記(a)の工程によって算出される溶接金属部の晶出情報Nと温度Tの関数A0(N,T)に基づいて算出されることを見出し、「先願発明」を完成した。 Here, the process of reaching the method of the “prior application invention” will be briefly described. The inventors of the present invention described, “In order to calculate the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part, first, the acicular ferrite Based on the viewpoint that “the nucleation / growth state and the shape of the acicular ferrite need to be determined”, the test material of the weld metal part was subjected to a basic heat treatment simulator shown in FIG. As a result, the acicular ferrite transformation rate X AF (T) when held at the temperature T is a function A 0 (N, N) of the crystallization information N of the weld metal part calculated by the step (a) and the temperature T. It was found that it was calculated based on T), and the “prior invention” was completed.
この「先願発明」の方法によれば、「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率」を、原材料の成分及び溶接条件を変えて溶接したとしても、実測値±5%以内の誤差範囲で予測できるという、極めて高精度の予測方法を提供することができたのである。 According to the method of the “prior application invention”, the “acicular ferrite transformation rate of the weld metal part” is predicted within an error range within ± 5% of the actual measurement value even if welding is performed by changing the composition of the raw materials and the welding conditions. We were able to provide an extremely accurate prediction method that could be done.
しかしながら、上記「先願発明」にしても前述した特許文献4と同様、温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を算出するに当たり、事前に、A0(N,T)のデータベースを作成する必要があるという不便さを抱えている。 However, even in the above-mentioned “prior application invention”, in the same manner as in Patent Document 4 described above, in calculating the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at the temperature T, a database of A 0 (N, T) in advance is calculated. Have the inconvenience of having to create.
そこで本発明では、事前にデータベースを作製することなく、より簡便にアシキュラーフェライトの変態率を精度良く予測できる方法を提供すべく、前記「先願発明」の方法をベースにして更に研究を重ねてきた。その結果、前記「先願発明」の予測方法[(a)基礎情報算出手段と、(b)溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段と、を包含する方法]において、前記(b)の手段を一部改変し、データベースを構築することなく温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を簡易に算出することができる式として、アシキュラーフェライトの形態に係る因子(側面積A、板厚W、及び密度P)により特定される式を導き出すことに成功した。そして、前記「先願発明」における(a)の基礎情報算出手段と、本発明で特定する上記式(1)に基づいて算出される「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段」とを用いて、前記「先願発明」と同様に「加算則」を用いて積算すれば、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を、より簡便に精度良く予測できることを見出した。 Therefore, in the present invention, in order to provide a method that can more easily predict the transformation rate of acicular ferrite more accurately without preparing a database in advance, further research is repeated based on the method of the “prior invention”. I came. As a result, in the prediction method of the “prior invention” [a method including (a) basic information calculation means and (b) acicular ferrite transformation rate prediction means of a weld metal part] As a formula that can easily calculate the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at temperature T without modifying the means and constructing a database, a factor (side area A) related to the form of acicular ferrite And succeeded in deriving the formula specified by the plate thickness W and the density P). And the basic information calculation means of (a) in the above-mentioned "prior application invention" and the "acicular ferrite transformation rate prediction means of the weld metal part" calculated based on the above formula (1) specified in the present invention. As a result, it was found that the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part can be predicted more easily and accurately by integrating using the “addition rule” in the same manner as the “prior application invention”.
更に板状アシキュラーフェライトの形態(側面積A、板厚W、及び密度P)を予測するに当たっては、「アシキュラーフェライトが核生成サイトから生成するとき、アシキュラーフェライトの長軸L、短軸Wは、他のアシキュラーフェライトとの衝突で決定すると仮定すると、当該長軸・短軸共に、核生成サイトの平均距離に比例する」という考えに基づき、まず、温度Tにおけるアシキュラーフェライトの側面積ATと、温度Tにおけるアシキュラーフェライトの密度PTとの上記式(3)を導き出した。そして、当該式(3)と;温度Tにおけるアシキュラーフェライトの変態率XAF(T)に関する式(1)において、ATとPTの積で表される式(2)とを用いれば、溶接金属部のAFの側面積A、板厚W、密度Pを夫々、簡便に精度良く予測できることを見出し、本発明を完成した。 Furthermore, in predicting the form of the plate-like acicular ferrite (side area A, plate thickness W, and density P), “when the acicular ferrite is generated from the nucleation site, the major axis L and the minor axis of the acicular ferrite Assuming that W is determined by collision with other acicular ferrite, both the major and minor axes are proportional to the average distance of the nucleation site. The above formula (3) of the area AT and the density P T of the acicular ferrite at the temperature T was derived. And, in the formula (3) and the formula (1) related to the transformation rate X AF (T) of the acicular ferrite at the temperature T, if the formula (2) represented by the product of AT and PT is used, The inventors have found that the side area A, the plate thickness W, and the density P of the AF of the weld metal part can be easily and accurately predicted, and the present invention has been completed.
まず、本発明に係る溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測する方法について、上記一連の基礎実験も含めて、図面を参照しつつ詳細に説明する。図3は、本発明法を実施する為の手順を示すフローチャートであり、母材と溶接材料を用い、単一または複数パスによる、アーク溶接に代表される溶接施工を想定して作成したものである。具体的には、各手段を実行するプログラムが記憶装置により記憶された材質予測計算機を用いて実施している。 First, a method for predicting the acicular ferrite transformation rate of a weld metal part according to the present invention, including the series of basic experiments described above, will be described in detail with reference to the drawings. FIG. 3 is a flowchart showing a procedure for carrying out the method of the present invention, which is prepared assuming a welding operation represented by arc welding by a single or a plurality of passes using a base material and a welding material. is there. Specifically, it is implemented using a material prediction computer in which a program for executing each means is stored in a storage device.
(1)溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測方法について
(a)基礎情報算出手段
上記(a)は、母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、溶接金属部の組成、晶出物情報、及び第1パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴を算出する基礎情報算出手段(図3では「基礎情報算出手段」と表す)である。この工程は、前記「先願発明」の工程(a)と同じである。
(1) About prediction method of acicular ferrite transformation rate of weld metal part
(A) Basic information calculation means The above (a) is based on the respective components of the base material and the welding material, and the welding conditions, the composition of the weld metal part, the crystallized information, and the cooling from the first pass to the final welding pass. Basic information calculation means for calculating the temperature history (represented as “basic information calculation means” in FIG. 3). This step is the same as the step (a) of the “prior application invention”.
このうち原材料である溶接材料としては、ソリッドワイヤ、コアドワイヤ等が挙げられるが、更にソリッドワイヤとフラックスを併用するサブマージ用溶接材料も例示される。また、上記溶接条件としては、溶接電流、溶接電圧、溶接速度、パス間温度(次パスの溶接が開始される際の溶接部許容温度)、母材形状(板厚)、開先形状、溶接長さ、パス数等が挙げられ、更には、これらのデータから算出されるパス溶接時間(1パス当たりに要する溶接時間=溶接長さ/溶接速度)等の2次元情報も包含される。 Among these, the welding material which is a raw material includes a solid wire, a cored wire, and the like, and further, a welding material for submerging using a solid wire and a flux together is exemplified. The welding conditions include welding current, welding voltage, welding speed, pass-to-pass temperature (weld zone allowable temperature when welding of the next pass is started), base metal shape (plate thickness), groove shape, welding The length, the number of passes, etc. can be mentioned, and further, two-dimensional information such as pass welding time (welding time required per pass = welding length / welding speed) calculated from these data is also included.
これら母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、(i)溶接金属部の組成、(ii)晶出物情報(例えば晶出物の組成、平均粒径、及び単位面積当たりの個数)、及び(iii)第1溶接パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴(以下、単に「冷却温度履歴」と呼ぶ場合がある)を算出しておく。これらは、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を精度良く予測するうえで重要な基本的パラメーターとなるからである。 Based on the respective components of the base material and the welding material and welding conditions, (i) the composition of the weld metal part, (ii) crystallized substance information (for example, the composition of the crystallized substance, the average particle diameter, and the number per unit area) ), And (iii) a cooling temperature history from the first welding pass to the final welding pass (hereinafter sometimes simply referred to as “cooling temperature history”). This is because these are important basic parameters for accurately predicting the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part.
尚、上記(i)〜(iii)を算出する方法は本発明の特徴部分ではなく、既知の方法を採用することができ、例えば前述した特許文献1〜3に記載の方法を参照すれば良い。更には上記特許文献4の方法に基づいて算出することも可能であり、その詳細は前述した通りであるが、要約すると、母材成分及びワイヤ成分、並びに溶接条件を上記材質予測計算機に入力し、記憶装置に格納されたデータベース[事前に実験等により調査されたものであって、具体的には、(イ)組成(母材、溶接金属)と、液相線温度、固相線温度、加熱過程においてオーステナイト変態が終了する温度(オーステナイトが生成し始める温度)、冷却過程においてフェライト変態が終了する温度等との関係を示す状態図データベース、(ロ)溶接金属組成と晶出する晶出物の種類、溶融加熱温度および同温度から固相線温度までの凝固時間と晶出物の平均粒径及び晶出量(単位面積当たりの個数)を示す晶出物データベース等]に基づいて算出すればよい。 The method for calculating the above (i) to (iii) is not a characteristic part of the present invention, and a known method can be adopted. For example, the methods described in Patent Documents 1 to 3 described above may be referred to. . Further, it is possible to calculate based on the method of Patent Document 4 and the details thereof are as described above. To summarize, the base material component, the wire component, and the welding conditions are input to the material prediction calculator. , A database stored in a storage device [investigated in advance by experiments, etc., specifically, (a) composition (base material, weld metal), liquidus temperature, solidus temperature, Phase diagram database showing the relationship between the temperature at which austenite transformation ends in the heating process (temperature at which austenite begins to form), the temperature at which ferrite transformation ends in the cooling process, etc. (b) Crystallized products that crystallize from the weld metal composition Type, melting and heating temperature, solidification time from the same temperature to the solidus temperature, crystallized material database showing average particle size and amount of crystallized (number per unit area), etc.] Calculation should be.
この様にして算出される上記(i)〜(iii)の基礎情報のうち、(iii)の冷却温度履歴は、前述した方法に従って算出される溶接金属部の温度履歴(第一溶接パスから最終溶接パスにわたって各パス毎に繰返される加熱・冷却の履歴を表したもの)に基づいて決定される。本発明では前記特許文献4と同様、上記冷却温度履歴として、複数パス溶接において、オーステナイト変態が終了する温度以上に加熱される最後の加熱冷却過程(以下、「最後の加熱冷却過程」と略記する場合がある)における、最高温度からの冷却時の温度履歴(以下、「最後のオーステナイト変態後の冷却速度」と呼ぶ場合がある)を用いることが推奨される。これは、溶接金属部の温度履歴を全て算出し、これら全部の温度履歴に基づいて溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を算出することは負荷が大きくなり過ぎること;一方、アシキュラーフェライトの変態に最も大きく寄与するのは冷却温度履歴であり、特に最も影響するのは「最後の加熱冷却過程」と考えられる為、当該「最後の加熱冷却過程」における「最後のオーステナイト変態後の冷却速度」に基づいて溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を算出したとしても、高度の予測精度が維持されるからである。 Of the basic information (i) to (iii) calculated in this way, the cooling temperature history of (iii) is the temperature history of the weld metal part calculated according to the method described above (from the first welding pass to the final). It is determined based on the history of heating / cooling repeated for each pass over the welding pass). In the present invention, as in the above-mentioned Patent Document 4, as the above cooling temperature history, the last heating / cooling process (hereinafter referred to as “the last heating / cooling process”) that is heated to a temperature higher than the temperature at which the austenite transformation is completed in multi-pass welding. It is recommended to use a temperature history during cooling from the maximum temperature (hereinafter sometimes referred to as “cooling rate after the last austenite transformation”). This is because calculating the entire temperature history of the weld metal part and calculating the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part based on all of these temperature histories results in an excessive load; on the other hand, the transformation of the acicular ferrite The cooling temperature history is the largest contributor to the process, and the most significant effect is considered to be the "last heating and cooling process". Therefore, the "cooling rate after the last austenite transformation" in the "last heating and cooling process" This is because even if the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part is calculated based on the above, a high degree of prediction accuracy is maintained.
(b)溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段
上記(b)は、熱力学的計算によって算出するアシキュラーフェライトの変態開始温度および変態終了温度に基づき、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測するものであり、図3では、「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段」と表す。
(B) Means for predicting acicular ferrite transformation rate of weld metal part The above (b) is based on the transformation start temperature and transformation end temperature of acicular ferrite calculated by thermodynamic calculation, and the weld metal part at the end of the final welding pass. The acicular ferrite transformation rate is predicted, and in FIG. 3, this is expressed as “acoustic ferrite transformation rate prediction means for weld metal part”.
詳細には上記(b)を実施するに当たっては、まず、(b-1)アシキュラーフェライトが変態を開始する温度(変態計算開始温度)を決定したうえで、(b-2)上記変態計算開始温度からアシキュラーフェライトの変態率を算出していく(具体的には、冷却温度履歴を微小時間に区切ったときの、該微小時間毎における温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を順次算出していく)と共に、当該XAF(T)に対応した未変態γ中の炭素濃度Cγを求め、このCγが変態終了条件(後記する)を満たしたときの温度を、アシキュラーフェライトが変態を終了する温度(変態計算終了温度)と定め、当該変態計算終了温度までの計算値を、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率XAFとする。 Specifically, in carrying out the above (b), first, (b-1) the temperature at which the acicular ferrite starts transformation (transformation calculation start temperature) is determined, and (b-2) the transformation calculation is started. The transformation rate of acicular ferrite is calculated from the temperature (specifically, the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at the temperature T for each minute time when the cooling temperature history is divided into minute times. In addition, the carbon concentration Cγ in the untransformed γ corresponding to the X AF (T) is obtained, and the temperature at which this Cγ satisfies the transformation end condition (described later) is determined as the acicular ferrite. There defined as the temperature at which to end the transformation (transformation calculation end temperature), the calculated value to the transformation calculated end temperature, the acicular ferrite transformation ratio X AF of the weld metal portion.
以下、上記(b)につき、基礎実験の経緯も交えて詳細に説明する。 Hereinafter, the above (b) will be described in detail with the background of the basic experiment.
(b-1)アシキュラーフェライトの変態計算開始温度の決定
まず、アシキュラーフェライトが変態を開始する温度を決定する。これにより、アシキュラーフェライト変態率の計算を開始する温度(変態計算開始温度)が決定される。
(B-1) Determination of transformation start temperature of acicular ferrite First, the temperature at which acicular ferrite starts transformation is determined. Thereby, the temperature at which the calculation of the acicular ferrite transformation rate is started (transformation calculation start temperature) is determined.
上記アシキュラーフェライトの変態計算開始温度は、溶接金属部の組成、及び熱力学的計算による無拡散変態の駆動力(dGγ→α)に基づいて算出され、具体的には、無拡散変態の駆動力(dGγ→α)が400〜800J/molになったときの温度とする。本発明では、「アシキュラーフェライトの変態開始温度は、ベイナイト変態が開始する温度と同義である」と考え、ベイナイト変態計算を開始する温度として採用されている「無拡散変態の駆動力(dGγ→α)が400〜800J/molになったときの温度」を、本発明でも採用することとした。 The transformation calculation start temperature of the acicular ferrite is calculated based on the composition of the weld metal part and the driving force (dGγ → α) of the non-diffusion transformation by thermodynamic calculation. Specifically, the driving of the non-diffusion transformation The temperature when the force (dGγ → α) reaches 400 to 800 J / mol. In the present invention, “the transformation start temperature of the acicular ferrite is synonymous with the temperature at which the bainite transformation starts”, and “the driving force of the non-diffusion transformation (dGγ → “The temperature when α) is 400 to 800 J / mol” is also adopted in the present invention.
上述したアシキュラーフェライトの変態計算開始温度の決定方法につき、図4を用いて、より詳細に説明する。図4は、アシキュラーフェライトの変態計算開始温度、及び変態計算終了温度(後記する)の決定法を示すグラフであり、このうち図4(a)は、横軸を時間[保持時間(変態時間)]、縦軸をアシキュラーフェライトの変態開始温度としたときの冷却温度履歴を;図4(b)は、熱力学的計算により求めることができる無拡散変態の駆動力と時間との関係を夫々、示している。尚、説明の便宜上、図4には、アシキュラーフェライトの変態計算終了温度を決定する為のグラフ図4(c)も併記するが、当該図4(c)の説明は後記する。 The method for determining the transformation calculation start temperature of acicular ferrite described above will be described in more detail with reference to FIG. FIG. 4 is a graph showing a method for determining the transformation calculation start temperature and transformation calculation end temperature (described later) of acicular ferrite. Of these, FIG. 4 (a) shows the horizontal axis representing time [holding time (transformation time (transformation time)]. )], The cooling temperature history when the vertical axis is the transformation start temperature of the acicular ferrite; FIG. 4B shows the relationship between the driving force and the time of the non-diffusion transformation that can be obtained by thermodynamic calculation. Each shows. For convenience of explanation, FIG. 4 also includes a graph 4c for determining the transformation calculation end temperature of acicular ferrite, but the explanation of FIG. 4c will be described later.
まず図4(b)に示す様に、時間が経過して温度が低下(連続冷却)していくと無拡散変態の駆動力は400〜800J/mol(図中、Df)よりも大きくなる。本発明では、当該無拡散変態の駆動力がDf(400〜800J/mol)に到達したときの温度[図4(a)中、(i)]をアシキュラーフェライトの変態開始温度(計算開始温度)とする。 First, as shown in FIG. 4B, the driving force of the non-diffusion transformation becomes larger than 400 to 800 J / mol (Df in the figure) when the temperature is lowered (continuous cooling) as time passes. In the present invention, the temperature at which the driving force of the non-diffusion transformation reaches Df (400 to 800 J / mol) [(i) in FIG. 4 (a)] is the transformation start temperature of acicular ferrite (calculation start temperature). ).
(b-2)温度Tで保持したときのアシキュラーフェライト変態率X AF (T)の算出、及び変態計算終了温度の決定
次に、上記(b-1)の方法によって変態計算開始温度を決定したうえで、(b-2)上記変態計算開始温度からアシキュラーフェライトの変態率を計算により算出していくと共に、アシキュラーフェライトの変態計算終了温度を決定し、当該変態計算終了温度までの計算値を、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率XAFとする。
(B-2) Calculation of acicular ferrite transformation rate X AF (T) when held at temperature T and determination of transformation calculation end temperature Next, the transformation calculation start temperature is determined by the method of (b-1) above. (B-2) Calculate the transformation rate of acicular ferrite from the above transformation calculation start temperature, determine the transformation calculation end temperature of acicular ferrite, and calculate up to the transformation calculation end temperature. values, and acicular ferrite transformation ratio X AF of the weld metal portion.
以下、上記算出方法に到達した基礎実験も含めて、詳細に説明する。 Hereinafter, it will be described in detail including a basic experiment that has reached the above calculation method.
本発明者らは、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を算出する為には、まず、アシキュラーフェライトの核生成・成長状況とアシキュラーフェライトの形態を決定する必要があるという観点に基づき、溶接金属部の供試材を、前記図2に示す熱処理シミュレーターにかけた。同図は、溶接金属部にできるだけ多くのアシキュラーフェライトを生成させることが可能な熱処理パターンとして、本発明者らが独自に構築したものである。 In order to calculate the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part, the present inventors first, based on the viewpoint that it is necessary to determine the nucleation and growth status of the acicular ferrite and the form of the acicular ferrite, The specimen of the weld metal part was subjected to the heat treatment simulator shown in FIG. This figure was originally constructed by the present inventors as a heat treatment pattern capable of generating as much acicular ferrite as possible in a weld metal part.
同図に沿って上記熱処理を説明すると、まず、上記供試材をAc3点以上に加熱して保持することにより、オーステナイト単相とする。所望のアシキュラーフェライトを得る為には、予め、より大きなオーステナイトを多量に生成させる必要があり、その為には、加熱温度をできるだけ高温且つ長時間保持することが推奨される。次いで、500〜620℃の温度範囲まで急冷(25℃/s以上)した後、当該温度で所定時間保持(等温保持)してから水冷すると、所望のアシキュラーフェライトが得られることが分かった。本発明では上記等温保持での保持時間を種々変化させており、これにより、従来は捉えることのできなかったアシキュラーフェライトの核生成・成長過程をうまく捉えることが初めて可能になった。 The heat treatment will be described with reference to the same drawing. First, the specimen is heated to an Ac3 point or higher to be held, thereby forming an austenite single phase. In order to obtain the desired acicular ferrite, it is necessary to generate a large amount of larger austenite in advance. For this purpose, it is recommended to keep the heating temperature as high as possible for a long time. Next, after rapidly cooling to a temperature range of 500 to 620 ° C. (25 ° C./s or more), holding at that temperature for a predetermined time (isothermal holding) and then water cooling, it was found that desired acicular ferrite was obtained. In the present invention, the holding time in the isothermal holding is variously changed, and this makes it possible for the first time to grasp the nucleation / growth process of acicular ferrite, which could not be grasped conventionally.
ちなみに従来、等温変態時におけるアシキュラーフェライト変態率を算出できなかった理由は、上述した保持温度(500〜620℃)が適切でなかった為ではないかと考えられる。保持温度が500℃を下回ると、アシキュラーフェライトの変態が非常に速い(直ちに生成し、直ちに消失してしまう)為、アシキュラーフェライトの核生成・成長過程を捉えられず、一方、保持温度が620℃を超えると、逆に温度が高くなり過ぎて所望のアシキュラーフェライトが生成しないことが、本発明者らの実験により初めて明らかになった。 Incidentally, it can be considered that the reason why the acicular ferrite transformation rate during the isothermal transformation could not be calculated conventionally is that the above-mentioned holding temperature (500 to 620 ° C.) was not appropriate. When the holding temperature is below 500 ° C, the transformation of acicular ferrite is very fast (it immediately forms and immediately disappears), so the nucleation / growth process of acicular ferrite cannot be captured, while the holding temperature is It has been clarified for the first time by experiments of the present inventors that when the temperature exceeds 620 ° C., the temperature becomes too high and the desired acicular ferrite is not generated.
上記熱処理に基づく基礎実験の結果、アシキュラーフェライトの核生成速度は図5に示す通り、非常に速く、サイトサチュレーション(変態が開始した直後に核生成サイトが全て消費されてしまう状況)として据えられること;アシキュラーフェライトの形状を板状(長さL、幅W)と仮定したときの成長過程を詳細に分析すると、長さ(L)方向には変態直後に瞬間的に成長が完了してしまい、その後は、幅(W)方向に対して拡散成長することが明らかになった。 As a result of the basic experiment based on the heat treatment, the nucleation rate of the acicular ferrite is very fast as shown in FIG. 5, and it is set as site saturation (a situation where all the nucleation sites are consumed immediately after the transformation starts). A detailed analysis of the growth process assuming that the shape of the acicular ferrite is plate-like (length L, width W) shows that the growth is instantaneously completed immediately after transformation in the length (L) direction. After that, it became clear that diffusion growth occurred in the width (W) direction.
前記「先願発明」では、この様な知見に基づき、温度Tで保持したときにおけるアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を、上記(a)の工程によって算出される溶接金属部の晶出情報Nと温度Tの関数A0(N,T)により特定している。 In the “prior invention”, based on such knowledge, the acicular ferrite transformation rate X AF (T) when held at the temperature T is calculated as a crystallization of the weld metal part by the step (a). It is specified by a function A 0 (N, T) of information N and temperature T.
一方、本発明では、温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を簡易に算出することができる式として、アシキュラーフェライトの形態に係る因子(側面積A、板厚W、及び密度P)で表される下式(1)を特定している。従って、本発明法では、前記「先願発明」の様にA0(N,T)のデータベースの作成は不要である。
XAF(T)=1−exp(−AT×PT×WT) … (1)
式中、XAF(T)は、温度TにおけるAFの変態率;
ATは、温度TにおけるAFの側面積(m2);
PTは、温度TにおけるAFの密度(個/m3);
WTは、温度TにおけるAFの板厚(m)であり、
WT=α×t1/2で表され、
αは、AFがパラ平衡で変態すると仮定したときの
パラボリックレイト定数であり;
tは、温度Tにおける保持時間(秒)
を意味し、
前記(AT×PT)は、下式(2)で表される。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
式中、(dGγ→α)は、温度Tにおける、オーステナイトからフェライト
へ変態するときの無拡散変態の駆動力(J/mol)
である。
On the other hand, in the present invention, factors relating to the form of acicular ferrite (side area A, plate thickness W, and density) can be easily calculated as an acicular ferrite transformation rate X AF (T) at temperature T. The following formula (1) represented by P) is specified. Therefore, in the method of the present invention, it is not necessary to create a database of A 0 (N, T) as in the “prior invention”.
X AF (T) = 1−exp (−A T × P T × W T ) (1)
Where X AF (T) is the AF transformation rate at temperature T;
A T is the AF side area at temperature T (m 2 );
P T is the density of AF at temperature T (pieces / m 3 );
W T is the plate thickness (m) of AF at temperature T;
W T = α × t 1/2 ,
α is assumed when AF is transformed in para-equilibrium.
Parabolic rate constant;
t is the holding time at temperature T (seconds)
Means
The (A T × P T ) is represented by the following formula (2).
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
Where (dGγ → α) is from austenite to ferrite at temperature T
Driving force of non-diffusion transformation when transforming to (J / mol)
It is.
以下、上式(1)を構成する要件[各パラメーター及び式(2)]について説明する。 Hereinafter, the requirements [each parameter and formula (2)] constituting the above formula (1) will be described.
(i)A T :温度TにおけるAFの側面積(m 2 )
本発明の予測対象であるアシキュラーフェライトは、前記図1に示す通り、側面積A及び板厚Wを有する「板状アシキュラーフェライト」である。この様な板状アシキュラーフェライトの成長過程は前述した通り、長さ方向(長手方向L、側面積Aに対応)には核生成直後に成長が完了してしまうことから、温度TにおけるAFの側面積ATは、時間に拘わらず一定と考えられる。
(I) A T : AF side area at temperature T (m 2 )
The acicular ferrite that is a prediction target of the present invention is a “plate-like acicular ferrite” having a side area A and a plate thickness W as shown in FIG. As described above, the growth process of such a plate-like acicular ferrite is completed immediately after nucleation in the length direction (corresponding to the longitudinal direction L and the side area A). The side area AT is considered constant regardless of time.
(ii)P T :温度TにおけるAFの密度(個/m 3 )
温度TにおけるAFの密度PTとは、単位体積当たり(m3)に、板状アシキュラーフェライト[側面積A(≒長さL)、板厚(幅)W]の個数(本発明では、アシキュラーフェライトの核生成挙動がサイトサチュレーションであると仮定しているので、核生成サイト数と同数であるとみなす)が幾つ存在するかを意味する。
(Ii) P T : AF density at temperature T (pieces / m 3 )
The density P T of AF at the temperature T, per unit volume (m 3), the number (the invention of the plate-shaped acicular ferrite [lateral area A (≒ length L), the thickness (width) W], Since it is assumed that the nucleation behavior of the acicular ferrite is site saturation, this means that the number of nucleation sites is the same as the number of nucleation sites).
(iii)式(2)について
本発明において上式(1)で示されるXAF(T)の算出に当たっては、下式(2)で表される側面積ATと密度PTとの積(AT×PT)を使用すればよい。式(2)に示す通り、(AT×PT)は、オーステナイトからフェライトへ変態するときの無拡散変態の駆動力「dGγ→α」(J/mol;以下、Dfで表す場合がある)の関数として表される。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
ここで、上式(2)を決定するに至った経緯について説明する。
(Iii) Formula (2) In calculating X AF (T) represented by the above formula (1) in the present invention, the product of the side area A T and the density P T represented by the following formula (2) ( A T × P T ) may be used. As shown in the formula (2), (A T × P T ) is a non-diffusion transformation driving force when transforming from austenite to ferrite “dGγ → α” (J / mol; hereinafter may be represented by Df) Expressed as a function of
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
Here, the process of determining the above formula (2) will be described.
まず、JIS SM490の母材を用い、JIS規格のワイヤ成分(YGW−11)において、主成分であるC、Si、及びMnを夫々、下記表1の様に変化させた合計6成分(No.1〜6)のワイヤサンプルを用い、各ワイヤサンプル毎に、上記保持温度(前記図2に示す熱処理シミュレーターにおける保持温度)を550℃、570℃、及び600℃の3水準に変化させ、かつその他の条件を下記表2の通りにして溶接を行って、合計18条件(6成分×3水準)で溶接した場合に形成されるアシキュラーフェライト面積率をまず求めた。即ち、図6に示す様な顕微鏡写真において、1視野2400μm2を3視野観察して、アシキュラーフェライトの面積率を求め(図6において、白色状の細長いものがアシキュラーフェライトである)、それから、アシキュラーフェライト変態率を(該アシキュラーフェライトの面積率)/(熱力学計算で求めた平衡状態でのフェライト相分率)から算出して求めた。 First, using a base material of JIS SM490, in the wire component (YGW-11) of JIS standard, C, Si, and Mn, which are the main components, were respectively changed as shown in Table 1 below (No. 1-6), for each wire sample, the holding temperature (holding temperature in the heat treatment simulator shown in FIG. 2) is changed to three levels of 550 ° C., 570 ° C., and 600 ° C., and others As shown in Table 2 below, welding was performed, and the acicular ferrite area ratio formed when welding was performed under a total of 18 conditions (6 components × 3 levels) was first determined. That is, in the micrograph as shown in FIG. 6, one field of view of 2400 μm 2 is observed in three fields of view to determine the area ratio of the acicular ferrite (in FIG. 6, the white elongated one is the acicular ferrite), and then The acicular ferrite transformation rate was calculated from (area ratio of the acicular ferrite) / (ferrite phase fraction in the equilibrium state determined by thermodynamic calculation).
ところで、下記式(4)で示されるAF変態モデル式(板状)において、A0N=A×Pとして下記式(5)の様に変形すれば、各条件でのA×Pは、各保持温度においてαを熱力学計算で求め、また時刻tでのアシキュラーフェライト変態率X(t)を上記の通り求めれば決定することができる。 By the way, in the AF transformation model formula (plate-like) represented by the following formula (4), if A 0 N = A × P is modified as in the following formula (5), A × P under each condition becomes Α can be determined by thermodynamic calculation at the holding temperature, and the acicular ferrite transformation rate X (t) at time t can be determined as described above.
そして、得られたA×Pの値、溶接金属の組成および保持温度の基礎データを、市販の熱力学的(Thermo-Calc(Foundation for Computational Thermodynamics)に入力することで上式(2)を特定することができたのである。 Then, the above formula (2) is specified by inputting the obtained A × P value, the basic data of the weld metal composition and holding temperature into commercially available thermodynamics (Thermo-Calc (Foundation for Computational Thermodynamics)) I was able to do it.
(iv)W T :温度TにおけるAFの板厚(m 2 )
温度TにおけるAFの板厚WTは、WT=α×t1/2で表される。前述した通り、板状アシキュラーフェライトの成長過程では、長さ方向(長手方向L、側面積Aに対応)には核生成直後に瞬間的に成長が完了してしまい、その後は、幅(板厚Wに対応)方向に対して拡散成長することを考慮したものである。
(Iv) W T : AF plate thickness at temperature T (m 2 )
Thickness W T of AF at the temperature T is expressed by W T = α × t 1/2. As described above, in the growth process of the plate-like acicular ferrite, the growth is instantaneously completed immediately after nucleation in the length direction (corresponding to the longitudinal direction L and the side area A), and thereafter, the width (plate This corresponds to diffusion growth in the direction corresponding to the thickness W).
ここで、「α」は、アシキュラーフェライトがパラ平衡[SiやMn等の置換型固溶元素が拡散する時間がなくて変態する状態を意味し、具体的には、上記置換型固溶元素の濃度がオーステナイトもフェライトも同じ(平衡)状態にあるときを指す]で変態すると仮定したときのパラボリックレイト定数である。上記Wの算出に当たり、特に「α」の如く、アシキュラーフェライトがパラ平衡で変態するときの定数を採用することにした理由は、アシキュラーフェライトは、オーステナイトがフェライトに変態して生成するが、当該アシキュラーフェライトは、パラ平衡で変態するときに最も生成し易いと考えられる為である。 Here, “α” means a state in which the acicular ferrite is transformed into a para-equilibrium [the substitutional solid solution element such as Si and Mn does not have time to diffuse, specifically, the substitutional solid solution element. Is the parabolic rate constant when it is assumed that the austenite and ferrite are in the same (equilibrium) state]. In calculating the above W, the reason for adopting a constant when the acicular ferrite is transformed by para-equilibrium, such as `` α '', is that the acicular ferrite is produced by the transformation of austenite to ferrite, This is because the acicular ferrite is considered to be most easily generated when transformed by para-equilibrium.
上記αは、アシキュラーフェライトがパラ平衡で変態すると仮定したうえで、溶接金属部の組成、及び温度に基づいて算出することができる。具体的には、CAMP-ISIG, Vol.3(1990),p871に記載のプログラムや、他の市販のプログラム[Thermo-Calc(Foundation for Computational Thermodynamics)]を用いてαを算出すれば良い。後記する実施例では、前者のプログラムを用いてαを算出した。 The above α can be calculated based on the composition and temperature of the weld metal part on the assumption that acicular ferrite is transformed by para-equilibrium. Specifically, α may be calculated using a program described in CAMP-ISIG, Vol. 3 (1990), p871, or another commercially available program [Thermo-Calc (Foundation for Computational Thermodynamics)]. In the examples described later, α was calculated using the former program.
一方、上記板厚Wの実測値は、現実には測定することができないので、当該アシキュラーフェライトを一次元観察ではなく二次元観察したときの短軸長さと比較し、この短軸長さを、AFの側面積W(実測値)と推定することにした。上記板厚Wと、短軸長さとは、相関関係を持つことが知られているからである。 On the other hand, since the actual measured value of the plate thickness W cannot be actually measured, the short axis length is compared with the short axis length when the acicular ferrite is observed two-dimensionally instead of one-dimensionally. The AF side area W (measured value) was estimated. This is because it is known that the plate thickness W and the minor axis length have a correlation.
以上、温度Tで保持したときにおけるアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を導き出す為の式(1)について説明した。 The equation (1) for deriving the acicular ferrite transformation rate X AF (T) when held at the temperature T has been described above.
次に、上記(b-1)の方法によって決定されるアシキュラーフェライトの変態計算開始温度を起点とし、前述した方法によって温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を算出していき、最終的に、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を算出する方法について説明する。 Next, starting from the transformation calculation start temperature of the acicular ferrite determined by the method (b-1), the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at the temperature T is calculated by the method described above. Finally, a method for calculating the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part will be described.
前述した通り、XAF(T)は、温度Tで保持したときのアシキュラーフェライト変態率に過ぎず、実際の溶接施工において、温度が連続して変化(連続冷却)するときに形成される「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率」ではない。 As described above, X AF (T) is only the acicular ferrite transformation rate when held at temperature T, and is formed when the temperature continuously changes (continuous cooling) in actual welding. It is not the “acicular ferrite transformation rate of the weld metal”.
そこで本発明では、「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率」を算出するに当たり、前記(a)の冷却温度履歴を微小時間(Δt)に区切り、当該微小時間(Δt)毎における温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を順次算出することにより、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測することとした。これは、温度Tにおける微小時間Δtの間は、当該温度Tで等温変態が進行するものと仮定してXAF(T)を求めておき、これを繰返して加算する(加算則)ことにより、溶接施工後における「溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率」を予測するというものであり(図7を参照)、この様な方法は、本発明に限らず一般に「特性の予測方法」において、極く一般的に実施されているものである。 Therefore, in the present invention, in calculating the “acicular ferrite transformation rate of the weld metal part”, the cooling temperature history of (a) is divided into minute times (Δt), and the temperature T at each minute time (Δt) is calculated. By sequentially calculating the acicular ferrite transformation rate X AF (T), the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part at the end of the final welding pass was predicted. This is because, during the minute time Δt at the temperature T, X AF (T) is obtained on the assumption that the isothermal transformation proceeds at the temperature T, and this is repeatedly added (addition rule). This is to predict the “acicular ferrite transformation rate of the weld metal part” after welding (see FIG. 7). Such a method is not limited to the present invention, and is generally used in the “property prediction method”. It is generally practiced.
上述したXAF(T)の計算は、アシキュラーフェライトの変態が終了する温度(変態計算終了温度)まで行なうが、以下、アシキュラーフェライトの変態計算終了温度を決定する方法について説明する。 The calculation of X AF (T) described above is performed up to the temperature at which transformation of the acicular ferrite ends (transformation calculation end temperature). Hereinafter, a method for determining the transformation calculation end temperature of the acicular ferrite will be described.
上記アシキュラーフェライトの変態計算終了温度は、溶接金属部の組成、及び冷却温度履歴に基づいて決定され、具体的には、(1)未変態オーステナイト中の炭素量Cγと、Acm点の炭素量C(Acm)が交差する温度;若しくは(2)Ms点のうち、いずれか高い温度をT0としたとき、T0〜(T0−50℃)の範囲とする。 The transformation calculation end temperature of the acicular ferrite is determined based on the composition of the weld metal part and the cooling temperature history. Specifically, (1) the carbon amount Cγ in the untransformed austenite and the carbon amount at the Acm point. The temperature at which C (Acm) intersects; or (2) When T0 is the higher temperature among the Ms points, the temperature is in the range of T0 to (T0-50 ° C).
以下、アシキュラーフェライトの変態終了温度の決定法につき、前記図4(c)を用いて詳細に説明する。図4(c)は、未変態オーステナイト中の炭素量Cγ、及びAcm点(セメンタイトが形成される臨界点)の炭素量C(Acm)の時間的推移を示したものである。尚、説明の便宜上、図4には、アシキュラーフェライトの変態計算開始温度を決定する為のグラフ図4(a)及び(b)も併記しているが、これらの説明は、既にした通りである。 Hereinafter, a method for determining the transformation end temperature of acicular ferrite will be described in detail with reference to FIG. FIG. 4C shows the temporal transition of the carbon content Cγ in untransformed austenite and the carbon content C (Acm) at the Acm point (critical point where cementite is formed). For convenience of explanation, FIG. 4 also includes graphs (a) and (b) for determining the transformation calculation start temperature of acicular ferrite, but these explanations are as described above. is there.
前述した通り、時間が経過して温度が低下(連続冷却)していくと、図4(b)に示す様に無拡散変態の駆動力(dGγ→α)は400〜800J/mol(図中、Df)よりも大きくなるが、本発明では、当該無拡散変態の駆動力が400〜800J/molに到達したときの温度[図4(a)中、(i)]をアシキュラーフェライトの変態開始温度(計算開始温度)と定めている。 As described above, when the temperature decreases with time (continuous cooling), the non-diffusion transformation driving force (dGγ → α) is 400 to 800 J / mol (in the figure) as shown in FIG. In the present invention, the temperature at which the driving force of the non-diffusion transformation reaches 400 to 800 J / mol [(i) in FIG. 4 (a)] is the transformation of the acicular ferrite. It is defined as the start temperature (calculation start temperature).
更に温度が低下していくとアシキュラーフェライト変態が進行する為、図4(c)に示す通り、未変態オーステナイト中の炭素量Cγは増加していく。これに対し、Acm点の炭素量C(Acm)は、温度が低下するにつれて低下する。未変態オーステナイト中の炭素量Cγと、Acm点の炭素量C(Acm)が交差するときの温度が図4(a)の(iii)であり、これは、未変態オーステナイトが全てパーライト変態したことを示す温度(即ち、アシキュラーフェライト変態が終了する温度)を意味する。 As the temperature further decreases, the acicular ferrite transformation proceeds, so that the carbon content Cγ in the untransformed austenite increases as shown in FIG. 4 (c). On the other hand, the carbon content C (Acm) at the Acm point decreases as the temperature decreases. The temperature when the carbon content Cγ in the untransformed austenite and the carbon content C (Acm) at the Acm point intersect is (iii) in FIG. 4 (a). This is because all the untransformed austenite has undergone pearlite transformation. (That is, the temperature at which the acicular ferrite transformation ends).
一方、熱力学的計算により、マルテンサイトが生成する温度Ms点[図4(a)中、(ii)]を求めることができる。 On the other hand, the temperature Ms point [(ii) in FIG. 4 (a)] generated by martensite can be obtained by thermodynamic calculation.
この様にして算出した図4(a)の(iii)[未変態オーステナイト中の炭素量Cγと、Acm点の炭素量C(Acm)が交差する温度]、及び(ii)のMs点のうち、いずれか高い温度をT0としたとき、T0〜(T0−50℃)の範囲を、アシキュラーフェライトの変態計算終了温度と定める。この温度範囲であれば、アシキュラーフェライト変態率を精度良く予測し得ることを実験により確認している。 Of the calculated (iii) in FIG. 4 (a) [temperature at which carbon amount Cγ in untransformed austenite and carbon amount C (Acm) at Acm point intersect], and Ms point in (ii) When the higher temperature is T0, the range from T0 to (T0-50 ° C.) is defined as the transformation end temperature of acicular ferrite. It has been confirmed by experiments that the acicular ferrite transformation rate can be accurately predicted within this temperature range.
ちなみに上記図4では、(ii)の温度よりも(iii)の温度が高い為、アシキュラーフェライト変態終了温度の基準温度T0は(iii)となり、(iii)の温度から50℃低い温度範囲までが、本発明におけるアシキュラーフェライトの変態計算終了温度となる。 Incidentally, in FIG. 4 above, since the temperature of (iii) is higher than the temperature of (ii), the reference temperature T0 of the acicular ferrite transformation end temperature is (iii), from the temperature of (iii) to a temperature range lower by 50 ° C. Is the transformation calculation end temperature of the acicular ferrite in the present invention.
この様にしてアシキュラーフェライトの変態計算終了温度が決定された時点で、温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)の計算も終了することとなり、最終的に、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率が算出される。 When the transformation end temperature of the acicular ferrite is determined in this manner, the calculation of the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at the temperature T is also finished. The cure ferrite transformation rate is calculated.
以上、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段について、上記(b-1)〜(b-2)に基づいて説明した。 The acicular ferrite transformation rate prediction means for the weld metal part has been described based on the above (b-1) to (b-2).
更に本発明には、上記の予測方法に基づき、溶接金属部の機械的特性を予測することを特徴とする溶接金属部の特性予測方法も包含される。具体的には、単一パスまたは複数パスによって形成される溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率と、該溶接金属部の機械的特性との関係を予め定めておき、
上述したいずれかの予測方法によって算出される溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率と、前記予め定められている溶接金属部のアシキュラーフェライト面積率と機械的特性との関係を照合することにより、溶接金属部の機械的特性を予測する方法である。
Furthermore, the present invention includes a method for predicting the characteristics of a weld metal part, which is characterized by predicting the mechanical characteristics of the weld metal part based on the above prediction method. Specifically, the relationship between the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part formed by a single pass or multiple passes and the mechanical properties of the weld metal part is determined in advance,
By collating the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part calculated by any of the prediction methods described above, and the relationship between the predetermined acicular ferrite area ratio of the weld metal part and the mechanical properties, This is a method for predicting the mechanical properties of the weld metal part.
これは、事前にアシキュラーフェライト変態率と機械的性質の関係についてデータベースを作成しておき、本発明の予測方法によって算出したアシキュラーフェライト変態率を、上記データベースの結果と照合することにより溶接金属部の機械的特性を予測するというものであり、これにより、アシキュラーフェライト変態率に基づく溶接金属部の機械的特性を精度良く且つ簡便に予測することが可能となる。 This is because a database on the relationship between the acicular ferrite transformation rate and the mechanical properties is created in advance, and the acicular ferrite transformation rate calculated by the prediction method of the present invention is collated with the results of the above database. The mechanical characteristics of the weld metal part can be predicted accurately and easily based on the acicular ferrite transformation rate.
(2)溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測方法について
次に、本発明に係る溶接金属部のアシキュラーフェライトの形態を予測する方法について、図面を参照しつつ詳細に説明する。図8は、本発明法を実施する為の手順を示すフローチャートであり、母材と溶接材料を用い、単一または複数パスによる、アーク溶接に代表される溶接施工を想定して作成したものである。具体的には、各手段を実行するプログラムが記憶装置により記憶された材質予測計算機を用いて実施している。
(2) About the method for predicting the shape of the acicular ferrite in the weld metal part Next, the method for predicting the form of the acicular ferrite in the weld metal part according to the present invention will be described in detail with reference to the drawings. FIG. 8 is a flowchart showing a procedure for carrying out the method of the present invention, which is created assuming a welding operation represented by arc welding by using a base material and a welding material and using a single pass or a plurality of passes. is there. Specifically, it is implemented using a material prediction computer in which a program for executing each means is stored in a storage device.
ここで、上記形態予測方法は、
(a)母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、溶接金属部の組成、晶出物情報、及び第1溶接パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴を算出する基礎情報算出手段と、
(c)該(a)の基礎情報算出手段に基づいて算出される、最終溶接パス終了時におけるアシキュラーフェライトの形態を予測する溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段
を包含しており、
前記アシキュラーフェライト(AF)の形状は、側面積A(m2)と板厚W(m)の積で表され、
前記(c)は、前記(a)の冷却温度履歴を微小時間に区切り、該微小時間毎における温度TでのAFの側面積AT、及び(AT×PT)(ここでPTは、温度Tにおける、AFの密度である)を順次算出することにより、最終溶接パス終了時における溶接金属部のAFの側面積A(m2)、AFの板厚W(m)、及び該AFの密度P(個/m3)を夫々、予測するものであり、
該ATは、下式(3)に基づいて算出し、
該(AT×PT)は、上式(2)に基づいて算出する
ことを特徴とする。
AT=β×PT -2/3 … (3)
式中、ATは、温度TにおけるAFの側面積(m2);
βは、比例定数;
PTは、温度TにおけるAFの密度(個/m3)
である。
Here, the form prediction method is
(A) Basic information calculation means for calculating the composition of the weld metal part, the crystallized substance information, and the cooling temperature history from the first welding pass to the final welding pass based on the respective components of the base material and the welding material and the welding conditions. When,
(C) includes a method for predicting the shape of the acicular ferrite of the weld metal portion, which is calculated based on the basic information calculation means of (a), and predicts the shape of the acicular ferrite at the end of the final welding pass,
The shape of the acicular ferrite (AF) is represented by the product of the side area A (m 2 ) and the plate thickness W (m),
In (c), the cooling temperature history in (a) is divided into minute times, and the AF side area A T and (A T × P T ) at the temperature T in each minute time (where P T is , Which is the density of AF at temperature T), the AF side area A (m 2 ) of the weld metal portion at the end of the final welding pass, the plate thickness W (m) of the AF, and the AF Density P (pieces / m 3 ), respectively,
The AT is calculated based on the following formula (3):
The (A T × P T ) is calculated based on the above equation (2).
A T = β × P T -2/3 (3)
Where A T is the AF side area at temperature T (m 2 );
β is a proportionality constant;
P T is the density of AF at temperature T (pieces / m 3 )
It is.
このうち前記(a)の基礎情報算出手段は、前述した(1)のアシキュラーフェライト変態率予測方法に記載の(a)と同じであり、説明を省略する。 Among them, the basic information calculating means (a) is the same as (a) described in the method for predicting the acicular ferrite transformation rate (1) described above, and the description thereof is omitted.
次に、前記(c)の「溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段」について説明する。 Next, the “acicular ferrite form prediction means of the weld metal part” of (c) will be described.
(c)溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段
上記(c)は、熱力学的計算によって算出するアシキュラーフェライトの変態開始温度および変態終了温度に基づき、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライトの側面積A(m2)、アシキュラーフェライトの板厚W(m)、及びアシキュラーフェライトの密度P(個/m3)を夫々、予測するものであり、図8では、「溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段」と表す。
(C) Acicular ferrite shape prediction means of weld metal part The above (c) is based on the transformation start temperature and transformation end temperature of the acicular ferrite calculated by thermodynamic calculation. The side area A (m 2 ) of the acicular ferrite, the plate thickness W (m) of the acicular ferrite, and the density P (pieces / m 3 ) of the acicular ferrite are predicted, respectively. It is expressed as “acicular ferrite shape prediction means of weld metal part”.
詳細には上記(c)を実施するに当たっては、まず、(c-1)アシキュラーフェライトが変態を開始する温度(変態計算開始温度)を決定したうえで、(c-2)上記変態計算開始温度からアシキュラーフェライトの形態を算出していく[具体的には、冷却温度履歴を微小時間に区切ったときの、該微小時間毎における温度Tでのアシキュラーフェライトの側面積AT、及び(AT×PT)(ここでPTは、温度Tにおける、AFの密度である)を順次算出していく]と共に、当該アシキュラーフェライトの変態率に対応した未変態γ中の炭素濃度Cγを求め、このCγが変態終了条件(後記する)を満たしたときの温度を、アシキュラーフェライトが変態を終了する温度(変態計算終了温度)と定め、当該変態計算終了温度までの計算値を夫々、溶接金属部のアシキュラーフェライトの側面積A、板厚W、及び密度Pとする。 Specifically, in carrying out the above (c), first, (c-1) the temperature at which the acicular ferrite starts transformation (transformation calculation start temperature) is determined, and (c-2) the transformation calculation is started. The shape of the acicular ferrite is calculated from the temperature [specifically, the side area A T of the acicular ferrite at the temperature T at each minute time when the cooling temperature history is divided into minute times, and ( A T × P T ) (where P T is the density of AF at temperature T) is calculated sequentially, and the carbon concentration Cγ in the untransformed γ corresponding to the transformation rate of the acicular ferrite The temperature when Cγ satisfies the transformation end condition (described later) is defined as the temperature at which the acicular ferrite finishes transformation (transformation calculation end temperature), and the calculated values up to the transformation calculation end temperature are respectively determined. ,welding The side area A, the plate thickness W, and the density P of the acicular ferrite of the metal part are set.
以下、上記(c)につき、基礎実験の経緯も交えて詳細に説明する。 Hereinafter, the above (c) will be described in detail with the background of the basic experiment.
(c-1)アシキュラーフェライトの変態計算開始温度の決定
この工程は前述した(b-1)と同じであり、説明を省略する。
(C-1) Determination of transformation calculation start temperature of acicular ferrite This step is the same as (b-1) described above, and a description thereof is omitted.
(c-2)温度Tで保持したときのアシキュラーフェライトの側面積A T 、及び(A T ×P T )の算出、及び変態計算終了温度の決定
次に、上記(c-1)の方法によって変態計算開始温度を決定したうえで、(c-2)上記変態計算開始温度からアシキュラーフェライトの側面積AT、及び(AT×PT)を計算により算出していくと共に、アシキュラーフェライトの変態計算終了温度を決定し、当該変態計算終了温度までの計算値に基づき、溶接金属部のアシキュラーフェライトの側面積A(m2)、板厚W(m)、及び密度(個/m3)を夫々、決定する。
(C-2) Calculation of side area A T and (A T × P T ) of acicular ferrite when held at temperature T and determination of transformation calculation end temperature Next, the method of (c-1) above After determining the transformation calculation start temperature by (c-2), the side area A T and (A T × P T ) of the acicular ferrite is calculated from the above transformation calculation start temperature, and the acicular is calculated. The transformation end temperature of ferrite is determined, and the side area A (m 2 ), the thickness W (m), and the density (pieces / piece) of the acicular ferrite of the weld metal part based on the calculated values up to the end temperature of the transformation calculation. m 3 ) is determined respectively.
以下、上記算出方法に到達した基礎実験も含めて、詳細に説明する。
まず、下式(3)を導き出した経緯について説明する。
AT=β×PT -2/3 … (3)
式中、ATは、温度TにおけるAFの側面積(m2);
βは、比例定数;
PTは、温度TにおけるAFの密度(個/m3)
である。
Hereinafter, it will be described in detail including a basic experiment that has reached the above calculation method.
First, how the following equation (3) is derived will be described.
A T = β × P T -2/3 (3)
Where A T is the AF side area at temperature T (m 2 );
β is a proportionality constant;
P T is the density of AF at temperature T (pieces / m 3 )
It is.
上式(3)の決定に当たっては、前提として、板状アシキュラーフェライト(長軸長さをL、短軸長さをWとする)が核生成サイトから生成して成長したときの長さ(長軸及び短軸がどこまで成長するか、という意味での長さ)は、当該アシキュラーフェライトと、他のアシキュラーフェライトとが衝突したときの長さとして定められるものとする。二つのアシキュラーフェライトが衝突した時点で、アシキュラーフェライトの成長は止まると考えられるからである。この様な前提条件のもとでは、アシキュラーフェライトの長軸及び短軸は共に、核生成サイトの平均距離に比例すると考えられ、「計量形態学(内田老鶴圃)1972年」(牧島邦夫、篠原靖忠、小森尚志)に記載の下式を援用することができる。
点状粒子(核生成サイトのこと)の平均距離 ∞ N-1/3
一方、アシキュラーフェライトの側面積Aは
A=L2
で表されるから、最終的に前記Aは、比例定数をβとしたとき、上式(3)で特定される。
In the determination of the above formula (3), as a premise, the length when the plate-like acicular ferrite (the major axis length is L and the minor axis length is W) is generated from the nucleation site and grown ( The length in terms of how far the major axis and the minor axis grow) is defined as the length when the acicular ferrite collides with another acicular ferrite. This is because the growth of the acicular ferrite is considered to stop when the two acicular ferrites collide. Under such preconditions, it is considered that the major axis and minor axis of acicular ferrite are both proportional to the average distance of the nucleation site, “Metromorphology (Uchida Otsukuru) 1972” (Kunio Makishima) , Shinohara Yasutada, Komori Naoshi) can be used.
Average distance of point-like particles (nucleation sites) ∞ N -1/3
On the other hand, the side area A of acicular ferrite is A = L 2
Therefore, A is finally specified by the above formula (3) when the proportionality constant is β.
この様にして導き出される上式(3)において、(AT×PT)は、前述した「アシキュラーフェライトの変態率予測手段」で用いた前記式(2)によって決定し得るので、βが分かれば、溶接金属部のAFの側面積A、板厚W、密度Pも夫々、計算により求めることが可能である。 In the above equation (3) derived in this way, (A T × P T ) can be determined by the equation (2) used in the above-mentioned “means for predicting transformation rate of acicular ferrite”. If it is known, the AF side area A, the plate thickness W, and the density P of the weld metal part can be obtained by calculation.
ここでβの算出法としては、以下の3通りが挙げられる。 Here, there are the following three methods for calculating β.
第1の算出法は、実際にワイヤと母材を用いて溶接金属部を作製した後、上式(3)を構成するA及びPの実測値を算出し、βの値(実験値)を決定する方法である。このうち、A及びPの実測値は、前記dGγ→αを導き出したときの方法を採用することができる。 In the first calculation method, after actually producing a weld metal part using a wire and a base material, the measured values of A and P constituting the above equation (3) are calculated, and the value of β (experimental value) is calculated. It is a method of determination. Among these, the measured value of A and P can adopt the method obtained when dGγ → α is derived.
第2の算出法は、既存の実験値を援用する方法であり、具体的には、実際の溶接条件と近似する条件(成分系及び保持温度が略同一の条件)にて溶接したときのβ(実験値)を適用すればよい。この算出法は、前記第1の算出法の様に、溶接する毎に実験値を算出しなくとも良い点で非常に簡便な方法である。βは幾何学的に決定される定数であり、前述したdGγ→αとは異なって溶接金属の組成や保持温度には殆ど影響されないことを本発明者らの基礎実験により確認している。 The second calculation method is a method that uses existing experimental values, and specifically, β when welding is performed under conditions that approximate the actual welding conditions (conditions in which the component system and the holding temperature are substantially the same). (Experimental value) may be applied. This calculation method is a very simple method in that it is not necessary to calculate an experimental value every time welding is performed as in the first calculation method. β is a geometrically determined constant and, unlike the above-described dGγ → α, it has been confirmed by the basic experiments of the present inventors that it is hardly influenced by the composition and holding temperature of the weld metal.
第3の算出法は、以下に示す基礎実験に基づいてβの値(計算値、β=1〜3)を算出する方法である。この計算値を用いても、アシキュラーフェライトの形態を精度良く予測できることを実験により確認している。 The third calculation method is a method of calculating the value of β (calculated value, β = 1 to 3) based on the basic experiment described below. It has been confirmed by experiments that the shape of acicular ferrite can be predicted with high accuracy even if this calculated value is used.
該基礎実験の詳細は以下の通りである。まず、JIS SM490の母材を用い、JIS規格のワイヤ成分(YGW−11)において、主成分であるC、Si、及びMnを夫々、上記表1の様に変化させた合計6成分(No.1〜6)のワイヤサンプルを用い、各ワイヤサンプル毎に、上記保持温度を550℃、570℃、及び600℃の3水準に変化させ、かつその他の条件を上記表2の通りにして溶接を行い、合計18条件(6成分×3水準)におけるAT×PTを前述と同様の方法で求める。またPTを、走査型電子顕微鏡を用いて単位面積あたりの密度を測定し、それを単位体積あたりの密度に換算して求める。そして、この様にして得られたAT×PTとPTを下記方程式(6)および(7)に導入してβを求める。
AT×PT=X1 …(6)
AT=β×PT -2/3 …(7)
[式(6),(7)におけるX1およびPTは実験的に決定する値]
The details of the basic experiment are as follows. First, using a base material of JIS SM490, in the wire component (YGW-11) of JIS standard, C, Si, and Mn as main components were respectively changed as shown in Table 1 above (total No. 6 components). 1) to 6), and for each wire sample, the holding temperature was changed to three levels of 550 ° C., 570 ° C., and 600 ° C., and the other conditions were as shown in Table 2 above. And A T × P T under a total of 18 conditions (6 components × 3 levels) is obtained by the same method as described above. Further, P T is obtained by measuring the density per unit area using a scanning electron microscope and converting it to the density per unit volume. Then, A T × P T and P T obtained in this way are introduced into the following equations (6) and (7) to obtain β.
A T × P T = X1 (6)
A T = β × P T −2/3 (7)
[X1 and P T in Equations (6) and (7) are experimentally determined values]
合計18条件におけるβの平均値を求めるとβ=1〜3となる。βが上記範囲内であれば、アシキュラーフェライトの形態を精度良く予測し得ることを実験により確認している。βは、好ましくは1.5以上、2.5以下である。後記する実施例では、この第3の算出法を採用した。 When an average value of β under a total of 18 conditions is obtained, β = 1 to 3 is obtained. Experiments have confirmed that the shape of acicular ferrite can be accurately predicted if β is within the above range. β is preferably 1.5 or more and 2.5 or less. In the examples described later, this third calculation method was adopted.
上述したいずれかの方法によりβを決定した後は、上式(3)及び上式(2)に基づき、アシキュラーフェライトの側面積A及び密度Nを夫々、計算により求めることができる。 After β is determined by any of the methods described above, the side area A and the density N of the acicular ferrite can be obtained by calculation based on the above equations (3) and (2), respectively.
また、アシキュラーフェライトの板厚Wは、上式(1)及び上式(3)により、計算により求めることができる。 Further, the plate thickness W of the acicular ferrite can be calculated by the above formula (1) and the above formula (3).
以上、温度Tで保持したときにおけるアシキュラーフェライトの側面積AT、板厚WT、及び密度PTを導き出す為の式(3)について説明した。 The equation (3) for deriving the side area A T , the plate thickness W T , and the density P T of the acicular ferrite when held at the temperature T has been described above.
次に、上記(c-1)の方法によって決定されるアシキュラーフェライトの変態計算開始温度を起点とし、前述の方法によって温度Tでのアシキュラーフェライトの側面積AT、板厚WT、及び密度PTを算出していき、最終的に、溶接金属部のアシキュラーフェライトの形態を算出する。この方法は、前述した「(1)アシキュラーフェライトの変態率予測方法」において詳述した「加算則」と同じであり、アシキュラーフェライトの変態計算終了温度を決定する方法も、前記(1)と同じである。 Next, starting from the transformation start temperature of the acicular ferrite determined by the above method (c-1), the side area A T of the acicular ferrite at the temperature T, the plate thickness W T , and The density PT is calculated, and finally the form of the acicular ferrite of the weld metal part is calculated. This method is the same as the “addition rule” described in detail in “(1) Method for Predicting Transformation Rate of Acicular Ferrite” described above, and the method for determining the transformation calculation end temperature of acicular ferrite is also described in (1). Is the same.
以上、溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段について、上記(c-1)〜(c-2)に基づいて説明した。 In the above, the acicular ferrite form prediction means of a weld metal part was demonstrated based on said (c-1)-(c-2).
更に上述した本発明の形態予測手段は、溶接金属部の機械的特性を精度良く予測し得る方法として利用することができる。具体的には前述した特許文献4の図1に示したフローチャートのS14「変態組織計算」に本モデルを組み込み、アシキュラーフェライトの組織情報を求めればよい。 Furthermore, the above-described form predicting means of the present invention can be used as a method capable of accurately predicting the mechanical characteristics of the weld metal part. Specifically, this model may be incorporated in S14 “transformation structure calculation” of the flowchart shown in FIG. 1 of Patent Document 4 described above to obtain structure information of acicular ferrite.
以下、実施例によって本発明の作用効果をより具体的に示すが、下記実施例は本発明を限定する性質のものではなく、前・後記の趣旨に徴して設計変更することはいずれも本発明の技術的範囲に含まれるものである。 Hereinafter, the working effects of the present invention will be described more specifically by way of examples. However, the following examples are not of a nature that limits the present invention, and any design changes may be made in accordance with the gist of the present invention. It is included in the technical scope of
以下の実施例では、本発明のアシキュラーフェライト変態率予測方法及びアシキュラーフェライト形態予測方法を用いれば、成分が異なる原材料を、入熱量及び冷却速度が異なる溶接条件で溶接したとしても、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率及びアシキュラーフェライトの形態を精度良く予測できることを実証する。 In the following examples, if the acicular ferrite transformation rate prediction method and the acicular ferrite morphology prediction method of the present invention are used, even if raw materials having different components are welded under welding conditions having different heat input and cooling rates, the weld metal It is proved that the acicular ferrite transformation rate and the shape of acicular ferrite can be accurately predicted.
以下、実験手順に沿って、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率及びアシキュラーフェライトの形態について夫々、予測値及び実測値を算出する方法を説明する。後記する表7には、本実施例で実施したNo.1〜12の実験条件の詳細をまとめて記載しており;表8には、この様にして得られた上記No.1〜12の特性(アシキュラーフェライトの変態率、密度、側面積、及び板厚)をまとめて記載している。 Hereinafter, a method for calculating the predicted value and the actual measurement value for the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part and the form of the acicular ferrite according to the experimental procedure will be described. In Table 7 to be described later, No. 1 performed in this example is shown. Details of the experimental conditions of 1 to 12 are summarized and shown in Table 8 above. The characteristics of 1 to 12 (transformation rate, density, side area, and plate thickness of acicular ferrite) are collectively described.
例えば表7のNo.1について説明すると、No.1は、表3に示すNo.Aのワイヤを用い、溶接条件をA〜C(後記する表6)と変えて溶接しており、溶接金属部の組成は表4のAに示す通りである。上記No.1のアシキュラーフェライト変態率の予測値を算出するに当たっては、表5に詳述する計算条件A(計算開始温度は600℃とする)、及び計算終了温度(表6に示す通り、溶接条件毎に異なり、計算終了基準温度T0との差を−10℃とする)を用いて実施した。また、上記No.1のアシキュラーフェライト形態の予測値を算出するに当たっては、β=2.09を用いて計算した。 For example, in Table 7, No. 1 will be described. 1 is No. 1 shown in Table 3. A wire of A is used for welding with the welding conditions changed from A to C (Table 6 described later), and the composition of the weld metal part is as shown in A of Table 4. No. above. In calculating the predicted value of the acicular ferrite transformation rate of 1, calculation conditions A (calculation start temperature is 600 ° C.) detailed in Table 5 and calculation end temperature (as shown in Table 6, for each welding condition) The difference from the calculation end reference temperature T0 is set to −10 ° C.). In addition, the above No. In calculating the predicted value of the 1 acicular ferrite form, β = 2.09 was used.
(1)溶接金属部の作製
質量%でC:0.15%,Si:0.37%,Mn:1.43%,残部:鉄及び不純物を満足する母材(板厚25mmの厚鋼板)と、表3に示すNo.A〜Dのワイヤ(残部:鉄及び不純物)を用い、以下の溶接条件(入熱量を変化させた下記溶接条件A〜C)にてCO2ガスシールドアーク溶接を実施した。
(1) Production mass% of weld metal part C: 0.15%, Si: 0.37%, Mn: 1.43%, balance: base material satisfying iron and impurities (thick steel plate with a plate thickness of 25 mm) And No. 2 shown in Table 3. Using the wires A to D (remainder: iron and impurities), CO 2 gas shielded arc welding was performed under the following welding conditions (the following welding conditions A to C in which the heat input was changed).
開先V型(開き角45°)
ギャップ6mm
溶接速度20cm/min
パス数5
パス間温度100℃
入熱量
溶接条件A 15kJ/cm
溶接条件B 20kJ/cm
溶接条件C 30kJ/cm
シールドガス:CO2100%、25L(リットル)/min
電流−電圧−溶接速度:330A−38V−25cpm
Groove V type (opening angle 45 °)
Gap 6mm
Welding speed 20cm / min
5 passes
Heat input Welding condition A 15kJ / cm
Welding condition B 20kJ / cm
Welding condition C 30 kJ / cm
Shielding gas:
Current-voltage-welding speed: 330A-38V-25cpm
(2)溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率の測定(実測値)
次に、この様にして得られた溶接金属を鏡面研磨した後、3%ナイタールで腐食し、
走査電子顕微鏡(S−4000電解放出型電子顕微鏡:倍率2000倍)で組織観察を行なった。
(2) Measurement of acicular ferrite transformation rate of weld metal part (actual value)
Next, the weld metal thus obtained is mirror-polished and then corroded with 3% nital.
The structure was observed with a scanning electron microscope (S-4000 field emission electron microscope: magnification 2000 times).
このうち、溶接金属部のアシキュラーフェライト面積率は、画像解析ソフト[Image-Pro PLUS(MEDIA CYBERNETICS)]を用いて、前記図6に示す様な顕微鏡写真から測定し、この測定値を、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率(実測値)を求めた。 Among these, the acicular ferrite area ratio of the weld metal part was measured from the micrograph as shown in FIG. 6 using image analysis software [Image-Pro PLUS (MEDIA CYBERNETICS)], and this measured value was measured by welding. The acicular ferrite transformation rate (measured value) of the metal part was determined.
(3)溶接金属部の組成、及び冷却温度履歴の算出
上記母材成分、表3のワイヤ成分(No.A〜D)、及び上記溶接条件A〜Cに基づき、前述した特許文献4の算出方法に従って溶接金属部の組成、及び冷却温度履歴(最後のオーステナイト変態後の冷却速度)を夫々、算出した。溶接終了後の溶接金属部の組成は表4に示す通りである。また、上記「最後のオーステナイト変態後の冷却速度」は、前述した溶接条件A〜Cの夫々につき、以下の通りである[各溶接条件の内容を整理する目的で、上記(1)に記載した入熱量も併記する]。
溶接条件A:最後のオーステナイト変態後の冷却速度26.4℃/秒
入熱量 15kJ/cm
溶接条件B:最後のオーステナイト変態後の冷却速度14.8℃/秒
入熱量 20kJ/cm
溶接条件C:最後のオーステナイト変態後の冷却速度6.6℃/秒
入熱量 30kJ/cm
(3) Calculation of composition of weld metal part and calculation of cooling temperature history Calculation of Patent Document 4 described above based on the above base material component, the wire component (No. AD) in Table 3, and the above welding conditions AC. According to the method, the composition of the weld metal part and the cooling temperature history (cooling rate after the last austenite transformation) were calculated, respectively. The composition of the weld metal part after the end of welding is as shown in Table 4. The “cooling rate after the last austenite transformation” is as follows for each of the welding conditions A to C described above [for the purpose of organizing the contents of each welding condition, it is described in (1) above. The amount of heat input is also shown].
Welding condition A: Cooling rate after the last austenite transformation 26.4 ° C./sec
Heat input 15kJ / cm
Welding condition B: Cooling rate after the last austenite transformation 14.8 ° C./sec
Heat input 20kJ / cm
Welding condition C: cooling rate after last austenite transformation 6.6 ° C./sec
Heat input 30kJ / cm
(4)溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率)の算出(予測値)
(4-1)アシキュラーフェライトの変態計算開始温度の決定
前述した方法に従い、アシキュラーフェライトの変態計算開始温度を決定した。表5には、本実施例で実施した計算条件A〜Gの詳細を記載しており、各計算条件A〜G毎に、無拡散変態の駆動力Df及びアシキュラーフェライトの計算開始温度を併記している。このうち計算条件A〜D、及びGはいずれも、Dfが400〜800J/molの範囲に達したときの温度を、計算開始温度として設定した本発明例であり;計算条件Eは、DFが上記範囲を超えてDf=1000J/molに到達した温度を、また計算条件Fは、上記範囲を下回ってDf=200J/molに到達した温度を、計算開始温度とした比較例である。
(4) Calculation (predicted value) of acicular ferrite transformation rate of weld metal part)
(4-1) Determination of transformation calculation start temperature of acicular ferrite The transformation calculation start temperature of acicular ferrite was determined according to the method described above. Table 5 shows the details of the calculation conditions A to G implemented in this example, and the driving force Df of the non-diffusion transformation and the calculation start temperature of the acicular ferrite are written for each calculation condition A to G. is doing. Of these, the calculation conditions A to D and G are all examples of the present invention in which the temperature when Df reaches the range of 400 to 800 J / mol is set as the calculation start temperature; The temperature that reached Df = 1000 J / mol beyond the above range, and the calculation condition F is a comparative example in which the temperature that reached Df = 200 J / mol below the above range was the calculation start temperature.
(4-2)X AF (T)の算出
温度Tにおけるアシキュラーフェライトの変態率XAF(T)を、下式(1)[下式(2)を含む]に基づいて算出する。
XAF(T)=1−exp(−AT×PT×WT) … (1)
式中、XAF(T)、AT、PT、WTは夫々、前と同じ意味であり、
前記(AT×PT)は、下式(2)で表される。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
式中、(dGγ→α)は、前と同じ意味である。
(4-2) Calculation of X AF (T) The transformation rate X AF (T) of the acicular ferrite at the temperature T is calculated based on the following formula (1) [including the following formula (2)].
X AF (T) = 1−exp (−A T × P T × W T ) (1)
In the formula, X AF (T), A T , P T and W T have the same meaning as before,
The (A T × P T ) is represented by the following formula (2).
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
In the formula, (dGγ → α) has the same meaning as before.
このうち上式(2)を構成するdGγ→αは、前記Dfに対応し、その詳細は表5に示す通りである。 Among these, dGγ → α constituting the above equation (2) corresponds to the above-mentioned Df, and the details are as shown in Table 5.
このdGγ→αを上式(2)に代入し、温度Tにおけるアシキュラーフェライトの側面積Aと密度Pとの積(AT×PT)を算出した。 This dGγ → α was substituted into the above equation (2), and the product (A T × P T ) of the side area A and the density P of the acicular ferrite at the temperature T was calculated.
αは、上記文献[CAMP-ISIJ,Vol.3(1990)p871]に基づいて算出した。上記αにより、温度Tにおけるアシキュラーフェライトの板厚WTが算出される。 α was calculated based on the above document [CAMP-ISIJ, Vol. 3 (1990) p871]. The plate thickness W T of the acicular ferrite at the temperature T is calculated from the above α.
次いで、上記(AT×PT)、及びWTの各計算値を上式(1)に代入し、温度Tにおけるアシキュラーフェライト変態率XAF(T)(予測値)を決定した。尚、保持時間Tは、恒温保持のΔtである。 Next, the calculated values of (A T × P T ) and W T were substituted into the above equation (1) to determine the acicular ferrite transformation rate X AF (T) (predicted value) at the temperature T. The holding time T is Δt for holding at constant temperature.
(4-3)溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率の測定
前述した方法に従ってアシキュラーフェライトの変態計算終了温度を決定する。表7に、変態計算終了基準温度T0及び計算終了温度を記載する。
(4-3) Measurement of acicular ferrite transformation rate of weld metal part Determine the transformation calculation end temperature of acicular ferrite according to the method described above. Table 7 shows the transformation calculation end reference temperature T0 and the calculation end temperature.
次に、前述の方法により得られた温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)に基づき、アシキュラーフェライト変態計算開始温度からアシキュラーフェライトの変態計算終了温度までの、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率(予測値)を算出した。 Next, based on the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at the temperature T obtained by the above-described method, the weld metal part from the starting temperature of the acicular ferrite transformation to the finishing temperature of the transformation of the acicular ferrite is measured. The acicular ferrite transformation rate (predicted value) was calculated.
これらの結果を表8に示す。表8中、「誤差」は、溶接金属部のアシキュラーフェライト面積率の予測値から実測値を引いた差であり、予測値の精度を表す指標となる。本発明では、各溶接材料について、異なる溶接条件A〜Cで溶接したときの誤差を夫々、求めたとき、いずれの場合も誤差が±10%以内を満足する場合に限り、予測精度が良好であると判断し、「本発明例」と評価した。 These results are shown in Table 8. In Table 8, “error” is the difference obtained by subtracting the actual measurement value from the predicted value of the acicular ferrite area ratio of the weld metal part, and is an index representing the accuracy of the predicted value. In the present invention, for each welding material, when the error when welding under different welding conditions A to C is obtained, the prediction accuracy is good only when the error satisfies within ± 10% in any case. It was judged that there was, and was evaluated as “example of the present invention”.
また、図9に、アシキュラーフェライト変態率(分率)の予測値と実測値をグラフ化して示す。 FIG. 9 is a graph showing the predicted value and the actual measurement value of the acicular ferrite transformation rate (fraction).
(5)溶接金属部のアシキュラーフェライトの形態(側面積A、板厚W、密度P)の算出(実測値)
前述した方法により、溶接金属部のアシキュラーフェライトの側面積A、板厚W、及び密度Pの各実測値を夫々、算出した。
(5) Calculation of the form of acicular ferrite (side area A, plate thickness W, density P) of the weld metal part (actual measurement value)
The measured values of the side area A, the plate thickness W, and the density P of the acicular ferrite of the weld metal part were calculated by the method described above.
これらの結果を表8に示す。 These results are shown in Table 8.
(6)溶接金属部のアシキュラーフェライトの形態(側面積A、板厚W、密度P)の算出(予測値)
(6-1)アシキュラーフェライトの変態計算開始温度の決定
アシキュラーフェライトの変態計算開始温度については、前記(4-1)の結果を利用する。
(6) Calculation of the shape of acicular ferrite (side area A, plate thickness W, density P) of the weld metal part (predicted value)
(6-1) Determination of transformation calculation start temperature of acicular ferrite For the transformation calculation start temperature of acicular ferrite, the result of (4-1) is used.
(6-2)温度Tにおけるアシキュラーフェライトの形態の算出
温度Tにおけるアシキュラーフェライトの形態を、下式(3)に基づいて決定する。
AT=β×PT -2/3 … (3)
式中、AT、β、PTは夫々、前と同じ意味であり、
(AT×PT)は、下式(2)に基づいて算出する。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
式中、(dGγ→α)は、前と同じ意味である。
(6-2) Calculation of form of acicular ferrite at temperature T The form of acicular ferrite at temperature T is determined based on the following equation (3).
A T = β × P T -2/3 (3)
Where A T , β, and P T have the same meaning as before,
(A T × P T ) is calculated based on the following equation (2).
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
In the formula, (dGγ → α) has the same meaning as before.
ここで、βの値は表7に示す通り、2.09[本発明の範囲内(β=1〜3)であり、No.1〜7、10〜12]の他に、0.5(本発明の範囲を下回る例;No.9)及び20(本発明の上限を超える例;No.8)の3点とした。 Here, as shown in Table 7, the value of β is 2.09 [within the range of the present invention (β = 1 to 3). 1-7, 10-12], and 0.5 (examples below the range of the present invention; No. 9) and 20 (examples exceeding the upper limit of the present invention; No. 8).
また、前記(4-2)において得られたdGγ→αを上式(2)に代入し、温度Tにおけるアシキュラーフェライトの側面積ATと密度PTの積(AT×PT)を算出した。 Further, dGγ → α obtained in the above (4-2) is substituted into the above equation (2), and the product (A T × P T ) of the side area A T and the density P T of the acicular ferrite at the temperature T is calculated. Calculated.
αは、上記文献[CAMP-ISIJ,Vol.3(1990)p871]に基づいて算出した。上記αにより、温度Tにおけるアシキュラーフェライトの板厚WTを算出する。 α was calculated based on the above document [CAMP-ISIJ, Vol. 3 (1990) p871]. The plate thickness W T of the acicular ferrite at the temperature T is calculated from the above α.
次いで、上記(AT×PT)、及びWTの各計算値を上式(1)に代入し、温度Tにおけるアシキュラーフェライトの側面積AT、及び密度PTを夫々、決定する。 Next, the calculated values of (A T × P T ) and W T are substituted into the above equation (1) to determine the side area A T and the density P T of the acicular ferrite at the temperature T, respectively.
(6-3)溶接金属部のアシキュラーフェライトの形態の測定
上記の様にして得られた温度Tにおけるアシキュラーフェライトの側面積AT、及び密度PTに基づき、アシキュラーフェライト変態計算開始温度(前記表4に記載のアシキュラーフェライト計算終了基準温度T0を利用)からアシキュラーフェライトの変態計算終了温度までの、溶接金属部のアシキュラーフェライトの各形態(予測値)を夫々、算出した。
(6-3) Measurement of the shape of the acicular ferrite in the weld metal part Based on the side area A T and the density P T of the acicular ferrite at the temperature T obtained as described above, the starting temperature of the acicular ferrite transformation calculation Each form (predicted value) of the acicular ferrite of the weld metal part from the use of the acicular ferrite calculation end reference temperature T0 described in Table 4 to the transformation end temperature of the acicular ferrite was calculated.
これらの結果を表8に併記する。 These results are also shown in Table 8.
本発明では、この様にして得られた各形態(側面積A、板厚W、及び密度P)の予測値と実測値が下記基準を満たすものは、「形態の予測精度が良好である」と判断し、「本発明例」と評価した。 In the present invention, the predicted values and measured values of each form (side area A, plate thickness W, and density P) obtained in this way satisfy the following criteria: “The form prediction accuracy is good” And was evaluated as “Example of the Invention”.
板状アシキュラーフェライトの側面積A…75%≦(予測値/実測値)≦150%
板状アシキュラーフェライトの板厚W…75%≦(予測値/実測値)≦150%
板状アシキュラーフェライトの密度P…75%≦(予測値/実測値)≦150%
また、図9〜11に、アシキュラーフェライトの形態の予測値と実測値をグラフ化して示す(図10は密度、図11は側面積、図12は板厚の結果である)。
Side area A of plate-like acicular ferrite: 75% ≦ (predicted value / measured value) ≦ 150%
Thickness W of plate-like acicular ferrite: 75% ≦ (predicted value / actual value) ≦ 150%
Density P of plate-shaped acicular ferrite: 75% ≦ (predicted value / measured value) ≦ 150%
9 to 11 are graphs showing the predicted value and the actual measurement value of the form of acicular ferrite (FIG. 10 shows the density, FIG. 11 shows the side area, and FIG. 12 shows the plate thickness).
表8の結果より、以下の様に考察することができる。 From the results in Table 8, it can be considered as follows.
まず、No.1〜4、10〜12は、本発明の要件を全て満足する条件で実施した本発明例であり、溶接条件をA〜Cと変化させても、溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率、及び各形態を、精度良く予測することができた。 First, no. 1 to 4 and 10 to 12 are examples of the present invention implemented under conditions that satisfy all the requirements of the present invention. Even if the welding conditions are changed to A to C, the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part, and Each form could be predicted with high accuracy.
これに対し、No.5〜9は、以下の不具合を有している。 In contrast, no. 5 to 9 have the following problems.
このうちNo.5〜7は、いずれの溶接条件A〜Cで溶接しても、アシキュラーフェライト変態率の測定誤差が大きくなった比較例である。詳細にはNo.5は、表5に示す計算条件E[無拡散状態の駆動力を、本発明の範囲(400〜800J/mol)よりも大きく設定した]で算出した為に、アシキュラーフェライトの変態開始温度が低くなった例;No.6は、計算条件F(無拡散状態の駆動力を、本発明の範囲よりも小さく設定した)為にアシキュラーフェライトの変態開始温度が高くなった例;No.7は、アシキュラーフェライトの変態終了温度を、本発明の許容範囲[計算終了基準温度T0〜(T0−50℃)の範囲]を超えて計算した為に、当該終了温度が低くなった例である。 Of these, No. Nos. 5 to 7 are comparative examples in which the measurement error of the acicular ferrite transformation rate is large even if welding is performed under any of the welding conditions A to C. For details, see “No. 5 is calculated under the calculation condition E shown in Table 5 [the driving force in the non-diffusion state is set to be larger than the range of the present invention (400 to 800 J / mol)], the transformation start temperature of the acicular ferrite is Example of lowering; No. 6 is an example in which the transformation start temperature of the acicular ferrite is increased due to the calculation condition F (the driving force in the non-diffusion state is set smaller than the range of the present invention); No. 7 is an example in which the transformation end temperature of acicular ferrite was calculated beyond the allowable range of the present invention [the range of calculation end reference temperature T0 to (T0-50 ° C.)], and thus the end temperature was lowered. is there.
この様に本発明の要件を満足しない条件で溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を算出した場合には、入熱量等を変えて異なる条件で溶接した場合には測定誤差が大きくなり、実用途に適用するには不充分であることが分かる。 Thus, when calculating the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part under conditions that do not satisfy the requirements of the present invention, the measurement error increases when welding under different conditions by changing the heat input, etc. It turns out that it is insufficient to apply to.
一方、No.7〜9は、βが本発明の範囲(1〜3)を外れて各形態を算出した比較例であり、いずれの溶接条件A〜Cで溶接しても、アシキュラーフェライト形態の予測精度が著しく低下した。詳細にはNo.7は、計算終了温度をdGγ→α=1000J/molとしているため、A×Pの値が適正値よりも大きくなり、AもPも実測値より大きくなった。No.8は、βが本発明の範囲を超える例であり、アシキュラーフェライト密度Pの予測値が実測値の0.1%と、非常に小さくなった。また、No.9は、βが本発明の範囲を下回る例であり、アシキュラーフェライト密度Pの予測値が実測値に比べて、遥かに大きくなった。 On the other hand, no. 7 to 9 are comparative examples in which β is out of the range (1 to 3) of the present invention and each form is calculated. Even if welding is performed under any welding condition A to C, the accuracy of acicular ferrite form prediction is high. Remarkably reduced. For details, see “No. In No. 7, since the calculation end temperature was dGγ → α = 1000 J / mol, the value of A × P was larger than the appropriate value, and both A and P were larger than the actually measured values. No. 8 is an example in which β exceeds the range of the present invention, and the predicted value of the acicular ferrite density P is very small, 0.1% of the actual measurement value. No. No. 9 is an example in which β falls below the range of the present invention, and the predicted value of the acicular ferrite density P is much larger than the actually measured value.
1 アロトリオモルフィックフェライト
2 ウイッドマンスタッテンフェライト
3 アシキュラーフェライト
4 パーライト
5 マイクロフェース
1 Arotriomorphic Ferrite 2
Claims (11)
(a)母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、溶接金属部の組成、晶出物情報、及び第1溶接パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴を算出する基礎情報算出手段と、
(b)熱力学的計算によって算出するアシキュラーフェライトの変態開始温度および変態終了温度に基づき、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測する溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率予測手段
を包含しており、
前記(b)は、前記(a)の冷却温度履歴を微小時間に区切り、該微小時間毎における温度Tでのアシキュラーフェライト変態率XAF(T)を順次算出することにより、最終溶接パス終了時における溶接金属部のアシキュラーフェライト変態率を予測するものであり、
該アシキュラーフェライト(AF)の形状は、側面積A(m2)と板厚W(m)の積で表され、
該XAF(T)は、下式(1)に基づいて算出する
ことを特徴とするアシキュラーフェライト変態率の予測方法。
XAF(T)=1−exp(−AT×PT×WT) … (1)
式中、XAF(T)は、温度TにおけるAFの変態率;
ATは、温度TにおけるAFの側面積(m2);
PTは、温度TにおけるAFの密度(個/m3);
WTは、温度TにおけるAFの板厚(m)であり、
WT=α×t1/2で表され、
αは、AFがパラ平衡で変態すると仮定したときの
パラボリックレイト定数であり;
tは、温度Tにおける保持時間(秒)
を意味し、
前記(AT×PT)は、下式(2)で表される。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
式中、(dGγ→α)は、温度Tにおける、オーステナイトからフェライト
へ変態するときの無拡散変態の駆動力(J/mol)
である。 A method for predicting the acicular ferrite transformation rate of a weld metal part formed by a single pass or multiple passes,
(A) Basic information calculation means for calculating the composition of the weld metal part, the crystallized substance information, and the cooling temperature history from the first welding pass to the final welding pass based on the respective components of the base material and the welding material and the welding conditions. When,
(B) Based on the transformation start temperature and transformation end temperature of the acicular ferrite calculated by thermodynamic calculation, predict the acicular ferrite transformation rate of the weld metal at the end of the final welding pass. Including rate prediction means,
(B) divides the cooling temperature history of (a) into minute times, and sequentially calculates the acicular ferrite transformation rate X AF (T) at the temperature T for each minute time, thereby completing the final welding pass. Is to predict the acicular ferrite transformation rate of the weld metal part at the time,
The shape of the acicular ferrite (AF) is represented by the product of the side area A (m 2 ) and the plate thickness W (m).
X AF (T) is calculated based on the following formula (1): A method for predicting the acicular ferrite transformation rate.
X AF (T) = 1−exp (−A T × P T × W T ) (1)
Where X AF (T) is the AF transformation rate at temperature T;
A T is the AF side area at temperature T (m 2 );
P T is the density of AF at temperature T (pieces / m 3 );
W T is the plate thickness (m) of AF at temperature T;
W T = α × t 1/2 ,
α is assumed when AF is transformed in para-equilibrium.
Parabolic rate constant;
t is the holding time at temperature T (seconds)
Means
The (A T × P T ) is represented by the following formula (2).
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
Where (dGγ → α) is from austenite to ferrite at temperature T
Driving force of non-diffusion transformation when transforming to (J / mol)
It is.
未変態オーステナイト中の炭素量Cγと、Acm点の炭素量C(Acm)が交差する温度;若しくはMs点のうち、いずれか高い温度をT0としたとき、T0〜(T0−50℃)の範囲とするものである請求項1〜4のいずれかに記載の予測方法。 The transformation end temperature of the acicular ferrite of (b) is determined based on the composition of the weld metal part and the cooling temperature history,
Temperature at which carbon content Cγ in untransformed austenite and carbon content C (Acm) at Acm point intersect; or Ms point, where T0 is the higher temperature, T0 (T0-50 ° C) range The prediction method according to any one of claims 1 to 4.
(a)母材及び溶接材料の各成分、並びに溶接条件に基づき、溶接金属部の組成、晶出物情報、及び第1溶接パスから最終溶接パスに至る冷却温度履歴を算出する基礎情報算出手段と、
(c)該(a)の基礎情報算出手段に基づいて算出される、最終溶接パス終了時におけるアシキュラーフェライトの形態を予測する溶接金属部のアシキュラーフェライト形態予測手段
を包含しており、
前記アシキュラーフェライト(AF)の形状は、側面積A(m2)と板厚W(m)の積で表され、
前記(c)は、前記(a)の冷却温度履歴を微小時間に区切り、該微小時間毎における温度TでのAFの側面積AT、及び(AT×PT)(ここでPTは、温度Tにおける、AFの密度である)を順次算出することにより、最終溶接パス終了時における溶接金属部のAFの側面積A(m2)、AFの板厚W(m)、及び該AFの密度P(個/m3)を夫々、予測するものであり、
該ATは、下式(3)に基づいて算出し、
該(AT×PT)は、下式(2)に基づいて算出する
ことを特徴とするアシキュラーフェライトの形態予測方法。
AT=β×PT -2/3 … (3)
式中、ATは、温度TにおけるAFの側面積(m2);
βは、比例定数;
PTは、温度TにおけるAFの密度(個/m3)
である。
(AT×PT)=−1.699×105−7.506×102×(dGγ→α)
… (2)
式中、(dGγ→α)は、温度Tにおける、オーステナイトからフェライトへ
変態するときの無拡散変態の駆動力(J/mol)である。 A method for predicting the shape of acicular ferrite in a weld metal part formed by a single pass or multiple passes,
(A) Basic information calculation means for calculating the composition of the weld metal part, the crystallized substance information, and the cooling temperature history from the first welding pass to the final welding pass based on the respective components of the base material and the welding material and the welding conditions. When,
(C) includes a method for predicting the shape of the acicular ferrite of the weld metal portion, which is calculated based on the basic information calculation means of (a), and predicts the shape of the acicular ferrite at the end of the final welding pass,
The shape of the acicular ferrite (AF) is represented by the product of the side area A (m 2 ) and the plate thickness W (m),
In (c), the cooling temperature history in (a) is divided into minute times, and the AF side area A T and (A T × P T ) at the temperature T in each minute time (where P T is , Which is the density of AF at temperature T), the AF side area A (m 2 ) of the weld metal portion at the end of the final welding pass, the plate thickness W (m) of the AF, and the AF Density P (pieces / m 3 ), respectively,
The AT is calculated based on the following formula (3):
The (A T × P T ) is calculated based on the following formula (2), and is a method for predicting the shape of acicular ferrite.
A T = β × P T -2/3 (3)
Where A T is the AF side area at temperature T (m 2 );
β is a proportionality constant;
P T is the density of AF at temperature T (pieces / m 3 )
It is.
(A T × P T ) = − 1.699 × 10 5 −7.506 × 10 2 × (dGγ → α)
(2)
Where (dGγ → α) is from austenite to ferrite at temperature T
It is the driving force (J / mol) of the non-diffusion transformation when transforming.
未変態オーステナイト中の炭素量Cγと、Acm点の炭素量C(Acm)が交差する温度;若しくはMs点のうち、いずれか高い温度をT0としたとき、T0〜(T0−50℃)の範囲とするものである請求項6〜10のいずれかに記載の形態予測方法。
The transformation end temperature of the acicular ferrite of (c) is determined based on the composition of the weld metal part and the cooling temperature history,
Temperature at which carbon content Cγ in untransformed austenite and carbon content C (Acm) at Acm point intersect; or Ms point, where T0 is the higher temperature, T0 (T0-50 ° C) range The form prediction method according to any one of claims 6 to 10.
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