JP4303159B2 - ステンレス鋼管の溶接方法及び継手構造 - Google Patents

Description

本発明は、火力発電ボイラなどに使用されるステンレス鋼管の溶接方法又は継手構造に係り、特にＮｂやＴｉを０．０３％以上含む高強度ステンレス鋼経年材を溶接するに際して、生じることがある再熱割れを効果的に防止するに好適な溶接方法又は継手構造に関する。

火力発電用ボイラの高温部には、高温強度があり高温腐食に耐えられるようにＪＩＳ Ｇ３４６３で規定されているボイラ・熱交換器用ステンレス鋼管が用いられるが、最近のボイラの高温高圧化に伴い、より高強度のステンレス鋼管が採用されるようになってきている。

ボイラ用ステンレス鋼の高強度化は、ＣｒやＮｉ等の主要成分の増加の他に、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｃｕ、Ｍｏ、Ｎ、Ｖ等の成分を単独又は複合で少量添加してなされており、６００℃の許容応力が９０Ｎ／ｍ²以上の高強度ステンレス鋼も多数使用されている。

本出願人は１０００℃以上の加熱若しくは熱影響により炭化物が析出して弾性限界が増大する溶接材料を用いて多層の溶接ビードからなる溶接接合部を形成した後に最終の溶接ビート部を１０００℃以上に加熱する熱処理を行う方法により、応力の腐食割れを防ぐ方法と溶接構造を発明した。
特開平６−２１８５７３号公報

ＴｉやＮｂを０．０３％以上含むボイラ用ステンレス鋼管を５００℃以上で１０００時間以上使用した経年材は、その新規溶接部の溶接境界近傍の熱影響部で粒界割れが生じ得ることを発明者らは新たに経験した。材料調査や再現実験から、この割れは高強度ステンレス鋼経年材に特有の再熱割れであることが判明した。

図４（ａ）にステンレス鋼管からなる経年材１、１の溶接部２の斜視図を示し、図４（ｂ）に前記経年材１、１の溶接部２の再熱割れの状況を示す溶接部断面図を示す。経年ステンレス鋼管１、１の溶接部２に生じる固溶熱影響部３には経年使用による再熱割れ（粒界割れ）４が発生する。

図５に高強度ステンレス鋼管からなる経年材１の新規溶接部２で発生し得る再熱割れの推定機構模式図を示す。
新材である高強度ステンレス鋼管（図５（ａ））は、冷間引抜き加工で製管された後に１１００℃以上の温度で固溶化処理されるため、ミクロ組織上クリーンな状況にあるが、５００℃以上の温度で１０００時間以上使用されると、炭化物、金属間化合物及び添加元素富化相が析出又は偏析する（図５（ｂ））。

こうした高強度ステンレス鋼管経年材を新たに溶接すると溶接境界近傍の１１００℃以上に昇温した熱影響部では析出物や偏析物が再固溶するが、溶接による熱影響を受ける時間が短く、通常数十秒以内のため、結晶粒界は固溶、粒内は一部固溶という状態になる（図５（ｃ））。

溶接部２の管内面側には、降伏強さ（２００〜３５０ＭＰａ）相当の引張の残留応力が存在し、これに溶接熱影響塑性ひずみも負荷されているので、再度高温雰囲気内で鋼管を使用中に溶接境界近傍の熱影響部の結晶粒内に炭化物、金属間化合物及び富化層などが析出又は偏析し、粒界が弱化するため再熱割れが発生するものと想定される（図５（ｄ））。

また、溶接熱影響による結晶粒の粗大化や溶接境界止端部のノッチ効果による応力集中も要因になっており、溶接方法や入熱の影響も受ける。
すなわち、ボイラ用ステンレス鋼管の再熱割れは、Ｎｂ又はＴｉを含む高強度ステンレス鋼の経年使用材の溶接＋引張残留応力＋高入熱溶接の組合せで生じ得ることになる。

こうした高強度ステンレス鋼管の経年材の新規溶接部の再熱割れは、新たな事象であり、その防止法はいままで提案されていない。
経年材の溶接ができないことは、ボイラ耐圧部の信頼性上及び火力発電設備の安定運転上大きな課題であり、防止法の確立が不可欠である。

本発明の課題は、ＮｂやＴｉを少量含む高強度ステンレス鋼管経年使用材の新規溶接部で生じる再熱割れを確実かつ効果的に防止する溶接方法および継手構造を提供することにある。

本発明の上記課題は、経年使用ステンレス鋼新規溶接部の残留応力の効果的な低減、平滑化による応力集中回避などの方法により達成できる。

具体的には下記の方法がある。
請求項１記載の発明は、５００℃以上で１０００時間以上使用されたニオブ（Ｎｂ）又はチタン（Ｔｉ）を０．０３％以上含むステンレス鋼管の経年材の溶接方法において、一対の前記ステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、前記新材短管同士を最終溶接するステンレス鋼管の溶接方法である。

請求項２記載の発明は、一対の前記ステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部の管内面側を研削又は平滑化処理し、前記新材短管同士を最終溶接する請求項１記載のステンレス鋼管の溶接方法である。

請求項３記載の発明は、一対の前記ステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部に応力除去焼鈍を施工し、前記新材短管同士を最終溶接する請求項１記載のステンレス鋼管の溶接方法である。

請求項４記載の発明は、５００℃以上で１０００時間以上使用されたニオブ（Ｎｂ）又はチタン（Ｔｉ）を０．０３％以上含む一対のステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、前記新材短管同士を最終溶接して得られるステンレス鋼管の継手構造である。

請求項５記載の発明は、前記一対のステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部の管内面側を研削又は平滑化処理し、前記新材短管同士を最終溶接して得られる請求項４記載のステンレス鋼管の継手構造である。

請求項６記載の発明は、前記一対のステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部に応力除去焼鈍を施工し、前記新材短管同士を最終溶接して得られる請求項４記載のステンレス鋼管の継手構造である。

（作用）
経年使用した高強度ボイラ用ステンレス鋼の新規溶接部に生じることがある再熱割れは、前述したように経年材の新規溶接による熱影響＋引張残留応力の組合せで生じるので、これらの要因を除外すれば防止できる。更に、再熱割れは、溶接止端部の形状不連続による応力集中や拘束高入熱溶接に熱影響が加速要因になっていることから、これらの要因を除外すれば更に防止できる。

請求項１、４記載の発明によれば、高強度ステンレス鋼の新材溶接部には再熱割れが発生しないことを利用したもので、経年材に新材の短管をあらかじめ溶接し、新材同士を最終溶接する手法である。新材の短管溶接は、管の構造や寸法などの制約を受けずに溶接できることから、溶接条件特に入熱の管理や拘束なしの溶接が可能であり、残留応力や溶接熱影響も低減できる。新管の長さは、最終溶接時の熱影響を考慮すると２０ｍｍ以上であれば十分である。

請求項２、５記載の発明によれば、請求項１、４記載の発明での経年材と新短管溶接部の再熱割れ感受性をより低減するため、溶接部の管内面側を研削して平滑化して応力集中源を除去する方法で、全体の残留応力を低減した後、新材短管同士を溶接するものである。

請求項３、６記載の発明によれば、請求項１、４記載の発明での経年材と新短管溶接部の再熱割れ感受性をより低減するため、通常ＳＲ処理と呼ばれる６００〜８００℃の温度で短時間熱処理する方法で、全体の残留応力を低減した後、新材短管同士を溶接するものである。

請求項１〜６記載の発明によれば、高強度経年使用材新規溶接部の再熱割れを、効果的に防止できることから、高強度材使用による高温高圧化ボイラの開発がはかれるとともに既設のボイラでは、経済的安定運転が可能となる。

以下、本発明の具体的実施例を図面と共に説明する。

図１は、本実施例になるボイラ用ステンレス鋼管の溶接方法を説明する一対の鋼管の断面図である。

この実施例１の継手構造は、経年材１、１に新材の短管５，５をあらかじめそれぞれ溶接し、新材の短管５、５同士を最終溶接するものである。経年材１に短管５を溶接する場合には、短管５の構造や寸法などの制約を受けずに溶接できることから、溶接条件、特に入熱の管理や拘束なしの溶接が可能であり、溶接後に残留応力や溶接熱影響も低減できるので、新材の短管５と経年材１の溶接部６には再熱割れは生じることがなく、また最終的な新材の短管５、５同士の継手部分２も再熱割れの感受性はない。新材の短管５の長さは、最終溶接時の熱影響を考慮すると、２０ｍｍ以上であれば十分である。ここでの新材の短管５は、寸法Φ５０．８×ｔ６．５×Ｌ５０ｍｍであり、新材の短管５と経年材１との溶接は自動溶接とし、入熱量は１５０００〜２００００Ｊ／ｃｍである。

図２に示す実施例は、実施例１に比較して経年材１と新材短管５との間の溶接部６の再熱割れ感受性を更に低減又はなくすために、当該溶接部６の管内面側の溶接部を研削して平滑化した実施例である。経年材１と新材短管５の溶接部６の管内面側の仕上げは、余盛なしと管内面側と同一まで研削している。

溶接止端部（溶接部６）のノッチ効果による応力集中を避けて新材短管５、５同士を溶接した継手構造である。
ここでの新材の短管５は、寸法Φ５０．８×ｔ６．５×Ｌ５０ｍｍであり、新材の短管５と経年材１との溶接は自動溶接とし、入熱量は１５０００〜２００００Ｊ／ｃｍである。

図３に示す実施例は、実施例１に比較して経年材１と新材短管５との間の溶接部６の再熱割れ感受性を更に低減又はなくすために、当該溶接部６を６７５℃／５ｈで熱処理することで応力除去焼鈍し、全体の残留応力を低減した後、新材短管５、５同士を溶接した継手構造である。

ここでの新材の短管５は、寸法Φ５０．８×ｔ６．５×Ｌ５０ｍｍであり、新材短管５と経年材１との溶接は自動溶接とし、入熱量は１５０００〜２００００Ｊ／ｃｍである。

発明者らの実験の結果、５５０℃の温度条件で約１０、０００時間使用されたＳＵＳ３０４Ｊ１ＴＢ管（Φ５０．８×ｔ６．５ｍｍ）を両端拘束条件でアーク溶接（入熱量２００００〜３００００Ｊ／ｃｍ）したものは再熱割れが発生したが、実施例１〜３による継手では再熱割れは発生せず、優れた継手性能があることが確認された。ここでの新材の短管５は、寸法Φ５０．８×ｔ６．５×Ｌ５０ｍｍであり、新材の短管５と経年材１との溶接は自動溶接とし、入熱量は１５０００〜２００００Ｊ／ｃｍである。

ボイラなどの配管にＮｂやＴｉを含む高強度ステンレス鋼管材料の経年材を切断、溶接する機会は極めて多いが、本発明の方法で高強度ステンレス鋼の経年材を溶接することで、溶接境界近傍の熱影響部で再熱割れと称される粒界割れが生じることがなくなり、再熱割れの防止が図れる。

実施例１の高強度ステンレス鋼経年材新規溶接継手構造又は溶接方法を示す図である。 実施例２の高強度ステンレス鋼経年材新規溶接継手構造又は溶接方法を示す図である。 実施例３の高強度ステンレス鋼経年材新規溶接継手構造又は溶接方法を示す図である。 従来技術の高強度ステンレス鋼経年材新規溶接継手構造の問題点を説明する図である。 従来技術の高強度ステンレス鋼経年材新規溶接部で発生し得る再熱割れの推定機構模式図である。

符号の説明

１ 経年材 ２ 溶接部
３ 固溶熱影響部 ４ 再熱割れ（粒界割れ）
５ 新材の短管 ６ 溶接部

Claims (6)

1. ５００℃以上で１０００時間以上使用されたニオブ（Ｎｂ）又はチタン（Ｔｉ）を０．０３％以上含むステンレス鋼管の経年材の溶接方法において、
   一対の前記ステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、前記新材短管同士を最終溶接することを特徴とするステンレス鋼管の溶接方法。
2. 一対の前記ステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部の管内面側を研削又は平滑化処理し、前記新材短管同士を最終溶接することを特徴とする請求項１記載のステンレス鋼管の溶接方法。
3. 一対の前記ステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部に応力除去焼鈍を施工し、前記新材短管同士を最終溶接することを特徴とする請求項１記載のステンレス鋼管の溶接方法。
4. ５００℃以上で１０００時間以上使用されたニオブ（Ｎｂ）又はチタン（Ｔｉ）を０．０３％以上含む一対のステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、前記新材短管同士を最終溶接して得られることを特徴とするステンレス鋼管の継手構造。
5. 前記一対のステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部の管内面側を研削又は平滑化処理し、前記新材短管同士を最終溶接して得られることを特徴とする請求項４記載のステンレス鋼管の継手構造。
6. 前記一対のステンレス鋼管の経年材に、それぞれ２０ｍｍ以上の長さの新材の短管を溶接した後、溶接部に応力除去焼鈍を施工し、前記新材短管同士を最終溶接して得られることを特徴とする請求項４記載のステンレス鋼管の継手構造。

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