JPH03153828A - 溶接部のクリープ強度改善方法 - Google Patents
溶接部のクリープ強度改善方法Info
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- JPH03153828A JPH03153828A JP29145589A JP29145589A JPH03153828A JP H03153828 A JPH03153828 A JP H03153828A JP 29145589 A JP29145589 A JP 29145589A JP 29145589 A JP29145589 A JP 29145589A JP H03153828 A JPH03153828 A JP H03153828A
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- Arc Welding In General (AREA)
- Welding Or Cutting Using Electron Beams (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
（産業上の利用分野）
本発明はボイラー、原子力容器など、高温にて使用され
る材料の溶接部のクリープ強度を改善する方法に関する
。
る材料の溶接部のクリープ強度を改善する方法に関する
。
（従来の技術）
最近ボイラー、高速増殖炉等に使用される鋼材の使用温
度は上昇する傾向にあり、９％Ｃｒ−１％Ｍｏ鋼などの
高Ｃｒ鋼が候補材料として開発されてきている。これら
の鋼材の溶接には、従来被覆アーク溶接、 ＴＩＧ溶接
、サブマージアーク溶接等のアーク溶接が主として用い
られている。
度は上昇する傾向にあり、９％Ｃｒ−１％Ｍｏ鋼などの
高Ｃｒ鋼が候補材料として開発されてきている。これら
の鋼材の溶接には、従来被覆アーク溶接、 ＴＩＧ溶接
、サブマージアーク溶接等のアーク溶接が主として用い
られている。
（発明が解決しようとする課題）
ところでこの溶接に際して、溶接熱影響部（ＨＡＺ）に
おいて軟化する領域が生じ、その部分は短時間あるいは
低強度で破断することに問題があった。
おいて軟化する領域が生じ、その部分は短時間あるいは
低強度で破断することに問題があった。
すなわち溶接金属では適正な成分設計、母材では成分設
計および圧延、熱処理により良好な特性を得るよう考慮
が払われているものの、ＩＩＡＺにおいては溶接熱によ
り組織が変化して、目的とするクリープ強度が得られな
いという問題があった。
計および圧延、熱処理により良好な特性を得るよう考慮
が払われているものの、ＩＩＡＺにおいては溶接熱によ
り組織が変化して、目的とするクリープ強度が得られな
いという問題があった。
本発明は、溶接部のＨＡＺの形状と軟化域の幅及び溶接
金属とＨＡＺ軟化域の硬さを制限することにより、溶接
継手部のクリープ強度を改善する方法を提供する。
金属とＨＡＺ軟化域の硬さを制限することにより、溶接
継手部のクリープ強度を改善する方法を提供する。
（課題を解決するための手段）
本発明者らは、クリープ強度改善に関し種々の検討を行
った結果、溶接部の１（ＡＺの形状と硬さ分布の制御に
より、クリープ強度を改善できることを見いだしたもの
である。その要旨は、マルテンサイト系およびフェライ
ト・マルテンサイト系鋼の溶接に際し、各層毎の母材と
溶接金属との溶融境界が鋼板表面に対し７０°−９０°
の角度をなし、かつ溶接により母材よりも軟化した領域
の幅がその溶接部の板厚以下となるような溶接部を形成
させ、かつ軟化した領域及び溶接金属のビッカース硬さ
が下式をみたすように熱処理を行う溶接部のクリープ強
度改善方法にある。
った結果、溶接部の１（ＡＺの形状と硬さ分布の制御に
より、クリープ強度を改善できることを見いだしたもの
である。その要旨は、マルテンサイト系およびフェライ
ト・マルテンサイト系鋼の溶接に際し、各層毎の母材と
溶接金属との溶融境界が鋼板表面に対し７０°−９０°
の角度をなし、かつ溶接により母材よりも軟化した領域
の幅がその溶接部の板厚以下となるような溶接部を形成
させ、かつ軟化した領域及び溶接金属のビッカース硬さ
が下式をみたすように熱処理を行う溶接部のクリープ強
度改善方法にある。
ＷＭＨｖ≧ＨＡＺｌｌｖ＋２０
但し −Ｍｌ（ｖ ：溶接金属のビッカース硬さＨＡＺ
Ｈｖ：軟化した領域のビッカース硬さ（作 用） 以下作用とともに本発明の詳細な説明する。
Ｈｖ：軟化した領域のビッカース硬さ（作 用） 以下作用とともに本発明の詳細な説明する。
本発明の対象とする鋼は、マルテンサイト系およびフェ
ライト・マルテンサイト系のものであり、溶接によりＩ
ＩＡＺ部において母材よりも軟化する領域を形成する成
分系の鋼である。通常溶接継手部のクリープ強度は、Ｃ
ｒを含有することで耐酸化性を有し、かつ常温での引張
強さが大きいものの方が高くなる傾向がある。したがっ
てＨＡＺの硬さが母材より硬化する成分系では、クリー
プ試験時の破断が当然母材で起こることになり、本発明
の対象とならない。この点から鋼種は上記のものとした
。
ライト・マルテンサイト系のものであり、溶接によりＩ
ＩＡＺ部において母材よりも軟化する領域を形成する成
分系の鋼である。通常溶接継手部のクリープ強度は、Ｃ
ｒを含有することで耐酸化性を有し、かつ常温での引張
強さが大きいものの方が高くなる傾向がある。したがっ
てＨＡＺの硬さが母材より硬化する成分系では、クリー
プ試験時の破断が当然母材で起こることになり、本発明
の対象とならない。この点から鋼種は上記のものとした
。
次に溶接部の形状については、その軟化域の幅が広くな
り過ぎると目的とするクリープ特性が得られないため、
その幅を規定する。通常溶接部は、そのミクロ的な組織
の特徴から、溶接金属、 ＨＡＺおよびそれにつながる
母材に分類される。ここでいう軟化域とは、母材よりも
硬さの小さい領域を意味するものであり、通常）ＩＡＺ
の中の一部に含まれるものであるが、溶接後の熱処理に
よってその幅が若干法がり、）ＨＡＺ幅とほぼ同等とな
ることから、軟化域とＨＡＺ幅とは同意義として以下説
明する。
り過ぎると目的とするクリープ特性が得られないため、
その幅を規定する。通常溶接部は、そのミクロ的な組織
の特徴から、溶接金属、 ＨＡＺおよびそれにつながる
母材に分類される。ここでいう軟化域とは、母材よりも
硬さの小さい領域を意味するものであり、通常）ＩＡＺ
の中の一部に含まれるものであるが、溶接後の熱処理に
よってその幅が若干法がり、）ＨＡＺ幅とほぼ同等とな
ることから、軟化域とＨＡＺ幅とは同意義として以下説
明する。
第１図は、９％Ｃｒ−１％Ｍｏｌに対し電子ビーム溶接
法により全板厚を１パスにて貫通するＨＡＺ幅の異４１
手を作成し、６に継手、１．−プ試験において１４にｇ
ｆ ／ ｍｍ ２の引張り荷重をかけた場合の破断時
間とＨＡＺ幅の関係を示した図面である。クリープ強度
（破断時間）は、）ＨＡＺ幅の増加とともに減少する傾
向を示している。またクリープ試験片の直径とＨＡＺ幅
が同じになった時点（６ｍｍ ）でクリープ破断時間は
大きく低下し、ＴＩＧ溶接の場合とほぼ同等の値に近づ
いている。このことから、＋１ＡＺ幅はクリープ試験片
の直径以下と限定する。
法により全板厚を１パスにて貫通するＨＡＺ幅の異４１
手を作成し、６に継手、１．−プ試験において１４にｇ
ｆ ／ ｍｍ ２の引張り荷重をかけた場合の破断時
間とＨＡＺ幅の関係を示した図面である。クリープ強度
（破断時間）は、）ＨＡＺ幅の増加とともに減少する傾
向を示している。またクリープ試験片の直径とＨＡＺ幅
が同じになった時点（６ｍｍ ）でクリープ破断時間は
大きく低下し、ＴＩＧ溶接の場合とほぼ同等の値に近づ
いている。このことから、＋１ＡＺ幅はクリープ試験片
の直径以下と限定する。
また第２図は、溶接時に電子ビームの入射角度を変えて
溶接したものについて、同じ引張り荷重にてクリープ破
断試験を行った結果を示したものである。溶融境界の鋼
板表面に対するボンド角が９０°から小さくなると、破
断時間が短くなっていく、特に７０°を越えて小さくな
ると、急激に破断時間が短（なることが観察される。し
たがってボンド角を７０°から９０°の範囲に限定した
。
溶接したものについて、同じ引張り荷重にてクリープ破
断試験を行った結果を示したものである。溶融境界の鋼
板表面に対するボンド角が９０°から小さくなると、破
断時間が短くなっていく、特に７０°を越えて小さくな
ると、急激に破断時間が短（なることが観察される。し
たがってボンド角を７０°から９０°の範囲に限定した
。
以上の点から実際の構造物においては、板厚そのもので
のクリープ強度を評価することとなるが、この場合にも
ボンド角を７０’から９０’とし、そのＨＡＺ幅を板厚
以下となるような条件にて溶接すれば同等の結果が得ら
れることは明白である。
のクリープ強度を評価することとなるが、この場合にも
ボンド角を７０’から９０’とし、そのＨＡＺ幅を板厚
以下となるような条件にて溶接すれば同等の結果が得ら
れることは明白である。
以上のような現象は、ｔｌＡＺ軟化部の変形が硬い溶接
金属部、あるいは母材により拘束されることに起因して
いることは明らかである。すなわちクリープ時に働く最
大の応力は、主応力（引張り）方向に対し４５°をなす
剪断応力であり、この方向に転位が動くことにより変形
が進行する。硬い溶接金属および母材が変形しないと考
えると、その表面から４５″の方向にすべりが生じてく
びれが発生する。
金属部、あるいは母材により拘束されることに起因して
いることは明らかである。すなわちクリープ時に働く最
大の応力は、主応力（引張り）方向に対し４５°をなす
剪断応力であり、この方向に転位が動くことにより変形
が進行する。硬い溶接金属および母材が変形しないと考
えると、その表面から４５″の方向にすべりが生じてく
びれが発生する。
第３図（ａ）〜（ｄ）は溶接部の形状と破断の形態を示
す模式図であり、図において１は母材、２は溶接金属、
３はＨＡＺ軟化域、４は転位スリップ面である。
す模式図であり、図において１は母材、２は溶接金属、
３はＨＡＺ軟化域、４は転位スリップ面である。
第３図（ｂ）はＨＡＺ軟化域３の幅が広い場合の破断の
形態を示しており、また第３図（ｃ）はＨＡＺ軟化域３
の幅が狭い場合の破断の形態を示しているが、図のよう
に軟化域３の幅が母材１の板厚よりも小さければ、強度
の高い母材部分が軟化Ｍｉ３を拘束することとなり、ク
リープ強度は向上する結果になる。第３図（ｄ）はＥＩ
ＡＺ軟化域３が傾斜している場合の破断の形態を示して
いるが、このように溶接金属２のボンドが鋼板表面に対
して傾いている場合には、表面の溶融境界からの４５°
ラインが軟化域３を貫通、する条件となるため、破壊が
斜行するモードとなり、その結果クリープ強度は軟化域
の特性に支配されるため低下する。
形態を示しており、また第３図（ｃ）はＨＡＺ軟化域３
の幅が狭い場合の破断の形態を示しているが、図のよう
に軟化域３の幅が母材１の板厚よりも小さければ、強度
の高い母材部分が軟化Ｍｉ３を拘束することとなり、ク
リープ強度は向上する結果になる。第３図（ｄ）はＥＩ
ＡＺ軟化域３が傾斜している場合の破断の形態を示して
いるが、このように溶接金属２のボンドが鋼板表面に対
して傾いている場合には、表面の溶融境界からの４５°
ラインが軟化域３を貫通、する条件となるため、破壊が
斜行するモードとなり、その結果クリープ強度は軟化域
の特性に支配されるため低下する。
溶接後は、靭性改善、応力除去を目的に焼鈍処理を行う
場合が多い。この熱処理条件によっては溶接金属強度が
母材と同等もしくは下回ることがあり、その場合には当
然クリープ時にＨＡＺもしくは溶接金属において破断す
る。通常熱処理の程度は、焼戻し指数として知られてい
るＬａｒｓｏｎ Ｍｉｌｌｅｒパラメーター（ＴＰ）の
値により記述されるが、第４図は、９％Ｃｒ−ｌＭｏ鋼
の電子ビーム溶接部を種々の条件により熱処理を行った
場合の軟化域と溶接金属の硬さの差（ΔＨｖ）および破
断位置を示した図面である。これより溶接金属の硬さが
軟化域よりもピンカース硬さ（Ｈｖ）にて２０以上の差
があれば破断が母材にて生じていることがわかる。この
ことから熱処理の条件は、次式の成立する範囲内とした
。
場合が多い。この熱処理条件によっては溶接金属強度が
母材と同等もしくは下回ることがあり、その場合には当
然クリープ時にＨＡＺもしくは溶接金属において破断す
る。通常熱処理の程度は、焼戻し指数として知られてい
るＬａｒｓｏｎ Ｍｉｌｌｅｒパラメーター（ＴＰ）の
値により記述されるが、第４図は、９％Ｃｒ−ｌＭｏ鋼
の電子ビーム溶接部を種々の条件により熱処理を行った
場合の軟化域と溶接金属の硬さの差（ΔＨｖ）および破
断位置を示した図面である。これより溶接金属の硬さが
軟化域よりもピンカース硬さ（Ｈｖ）にて２０以上の差
があれば破断が母材にて生じていることがわかる。この
ことから熱処理の条件は、次式の成立する範囲内とした
。
ＷＭＨｖ≧ＨＡＺＨｖ＋２０
但し ＷＭＨｖ：溶接金属のビッカース硬さ）ＩＡＺＨ
ｖ：軟化域のビンカス硬さ なおこの条件を満足する熱処理条件については、次のよ
うに規定することもできる。すなわち後熱処理が不適当
だと、母材そのものも目的とするクリープ強度を確保で
きないという問題が生じる。
ｖ：軟化域のビンカス硬さ なおこの条件を満足する熱処理条件については、次のよ
うに規定することもできる。すなわち後熱処理が不適当
だと、母材そのものも目的とするクリープ強度を確保で
きないという問題が生じる。
したがって鋼種および溶接金属成分毎に適正熱処理条件
は異なるが、溶接金属成分は、鋼種が決まれば靭性確保
などの観点からほぼ鋼材の成分に近く若干合金成分を添
加するのが常識であり、大きく成分が変えられるような
ことはない。このことから鋼材の耐クリープ性、耐酸化
性を考慮し、後述する実施例中の３網種について種々検
討した結果第５図が得られ、ＴＰの値をＣｒ量の関数で
表した次の値の範囲内と規定することも可能である。
は異なるが、溶接金属成分は、鋼種が決まれば靭性確保
などの観点からほぼ鋼材の成分に近く若干合金成分を添
加するのが常識であり、大きく成分が変えられるような
ことはない。このことから鋼材の耐クリープ性、耐酸化
性を考慮し、後述する実施例中の３網種について種々検
討した結果第５図が得られ、ＴＰの値をＣｒ量の関数で
表した次の値の範囲内と規定することも可能である。
ＴＰ＜０．２５ｘＣｒ（ｗｔχ）＋１９．５但し ＴＰ
＝Ｔ（２０＋Ｉｏｇｔ） ｘｔｏ−” Ｔ：温度（０Ｋ
）ｔ；時間（ｈｒｓ） （実施例） 第１表に使用した鋼の化学成分を示す。これらの鋼板は
ボイラー、化学反応容器など高温にて使用される鋼であ
り、それぞれ２・１／ ４ Ｃｒ−ｌＭｏ、３Ｃｒ、
９Ｃｒ −Ｉ Ｍｏ鋼である。
＝Ｔ（２０＋Ｉｏｇｔ） ｘｔｏ−” Ｔ：温度（０Ｋ
）ｔ；時間（ｈｒｓ） （実施例） 第１表に使用した鋼の化学成分を示す。これらの鋼板は
ボイラー、化学反応容器など高温にて使用される鋼であ
り、それぞれ２・１／ ４ Ｃｒ−ｌＭｏ、３Ｃｒ、
９Ｃｒ −Ｉ Ｍｏ鋼である。
溶接条件を第２表に、またそれぞれの溶接法における開
先形状を第６図（ａ）〜＜Ｄに示した。溶接法は電子ビ
ーム溶接法（ＥＢＷ）を主として、サブマージアーク溶
接（ＳＡＷ） 、手溶接（ＳＭＡ阿）、 ＴＩＧ、ＭＩ
Ｇ及びレーザビーム溶接（ＬＢＨ）を用いた。参考のた
めに得られた溶接金属の化学成分例を第３表に示の試験
結果である０本発明法による場合は、同一１１１重なら
ば長時間側で破断している。ずなわらＥＢＷ法の結果は
、上記（作用）の中で説明した結果であり、鋼板表面に
対するボンド角が７０°以上、ＩＩＡＺ幅が６ｍｍ＋以
下および溶接金属（聞）とＩＩＡＺ軟化域の硬さの差（
ΔＨｖＪＭＨｖ−１１ＡＺＩＩｖ）が２０以上において
、明らかに比較法よりも良好なりリープ強度が得られて
いる。またＴＩＧ、旧Ｇ、ＳＭＡＷにおいても、ボンド
角を変えてクリープ試験を行った結果、本発明法におい
てはクリープ強度が改善されている。ＬＢＨにおいては
、熱処理条件を変えて溶接金属と軟化域の硬さを変化さ
せた結果を示しているが、この場合にも硬さの差が大き
い方がクリープ強度は良好であった。
先形状を第６図（ａ）〜＜Ｄに示した。溶接法は電子ビ
ーム溶接法（ＥＢＷ）を主として、サブマージアーク溶
接（ＳＡＷ） 、手溶接（ＳＭＡ阿）、 ＴＩＧ、ＭＩ
Ｇ及びレーザビーム溶接（ＬＢＨ）を用いた。参考のた
めに得られた溶接金属の化学成分例を第３表に示の試験
結果である０本発明法による場合は、同一１１１重なら
ば長時間側で破断している。ずなわらＥＢＷ法の結果は
、上記（作用）の中で説明した結果であり、鋼板表面に
対するボンド角が７０°以上、ＩＩＡＺ幅が６ｍｍ＋以
下および溶接金属（聞）とＩＩＡＺ軟化域の硬さの差（
ΔＨｖＪＭＨｖ−１１ＡＺＩＩｖ）が２０以上において
、明らかに比較法よりも良好なりリープ強度が得られて
いる。またＴＩＧ、旧Ｇ、ＳＭＡＷにおいても、ボンド
角を変えてクリープ試験を行った結果、本発明法におい
てはクリープ強度が改善されている。ＬＢＨにおいては
、熱処理条件を変えて溶接金属と軟化域の硬さを変化さ
せた結果を示しているが、この場合にも硬さの差が大き
い方がクリープ強度は良好であった。
第１表 使用した鯛の化学成分（ｉｒｔ％）１％Ｍｏ鋼
、ＳＡＷ及び旧Ｇについては３％Ｃｒ−１％Ｍｏｂ、
ＳＭＡ−は２・１／４％Ｃｒ−１％Ｍｏ鋼の溶接継手第
２表 各ｉ８１ Ｆｌの開先形状および１８ｔＪ’Ｊ＝
（牛（発明の効果） 以上の説明および実施例からも明かなごとく本発明法に
よれば、ボイラー、原子力容器などに使用される材料の
溶接部に対して、クリープ強度が高く、かつ高温にて長
時間使用可能な溶接継手部が得られ、その産業上の効果
は極めて顕著なものがある。
、ＳＡＷ及び旧Ｇについては３％Ｃｒ−１％Ｍｏｂ、
ＳＭＡ−は２・１／４％Ｃｒ−１％Ｍｏ鋼の溶接継手第
２表 各ｉ８１ Ｆｌの開先形状および１８ｔＪ’Ｊ＝
（牛（発明の効果） 以上の説明および実施例からも明かなごとく本発明法に
よれば、ボイラー、原子力容器などに使用される材料の
溶接部に対して、クリープ強度が高く、かつ高温にて長
時間使用可能な溶接継手部が得られ、その産業上の効果
は極めて顕著なものがある。
第１図は溶接継手におけるクリープ破断時間と溶接部の
ＨＡＺＯ幅の関係を示す図、第２図は溶接継手における
クリープ破断時間と溶接ボンドと板表面とのなす角の関
係を示す図、第３図（ａ）〜（ｄ）は溶接部の形状と破
断の形態を示す模式図、第４図は溶接金属と軟化域の硬
さの差および破断位置におよぼすテンパーパラメーター
の影響を示す図、第５図は溶接金属とＨＡＺ軟化域の硬
さの差が２０以下を満たすテンパーパラメーターの最大
値とＣｒ量の関係を示す図、第６図（ａ）〜（ｆ）は各
種溶接法におけるそれぞれの開先形状を示す図である。 ｌ・・・母材、２・・・溶接金属、３・・・ＨＡＺ軟化
域、４・・・転位スリップ面
ＨＡＺＯ幅の関係を示す図、第２図は溶接継手における
クリープ破断時間と溶接ボンドと板表面とのなす角の関
係を示す図、第３図（ａ）〜（ｄ）は溶接部の形状と破
断の形態を示す模式図、第４図は溶接金属と軟化域の硬
さの差および破断位置におよぼすテンパーパラメーター
の影響を示す図、第５図は溶接金属とＨＡＺ軟化域の硬
さの差が２０以下を満たすテンパーパラメーターの最大
値とＣｒ量の関係を示す図、第６図（ａ）〜（ｆ）は各
種溶接法におけるそれぞれの開先形状を示す図である。 ｌ・・・母材、２・・・溶接金属、３・・・ＨＡＺ軟化
域、４・・・転位スリップ面
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 マルテンサイト系およびフェライト・マルテンサイト系
鋼の溶接に際し、各層毎の母材と溶接金属との溶融境界
が鋼板表面に対し７０゜−９０゜の角度をなし、かつ溶
接および後熱処理により母材よりも軟化した領域の幅が
その溶接部の板厚以下となるような溶接部を形成させ、
かつ軟化した領域及び溶接金属のビッカース硬さが下式
を満たすように熱処理を行うことを特徴とする溶接部の
クリープ強度改善方法。 ＷＭＨｖ≧ＨＡＺＨｖ＋２０ 但しＷＭＨｖ：溶接金属のビッカース硬さ ＨＡＺＨｖ：軟化した領域のビッカース硬さ
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29145589A JPH03153828A (ja) | 1989-11-09 | 1989-11-09 | 溶接部のクリープ強度改善方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29145589A JPH03153828A (ja) | 1989-11-09 | 1989-11-09 | 溶接部のクリープ強度改善方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH03153828A true JPH03153828A (ja) | 1991-07-01 |
Family
ID=17769091
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP29145589A Pending JPH03153828A (ja) | 1989-11-09 | 1989-11-09 | 溶接部のクリープ強度改善方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH03153828A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2005037480A1 (ja) * | 2003-10-22 | 2005-04-28 | Nippon Steel Corporation | 耐脆性破壊発生特性に優れた大入熱突合せ溶接継手 |
| JP2011125921A (ja) * | 2009-12-21 | 2011-06-30 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 溶接継手部のクリープ強度向上構造 |
| JP2019048319A (ja) * | 2017-09-11 | 2019-03-28 | 株式会社Ihi | 溶接部の熱影響部幅推定方法及びこの推定方法を用いた溶接方法 |
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1989
- 1989-11-09 JP JP29145589A patent/JPH03153828A/ja active Pending
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