JPWO2018110357A1

JPWO2018110357A1 - 溶接施工方法

Info

Publication number: JPWO2018110357A1
Application number: JP2018556593A
Authority: JP
Inventors: 智大田中; 正光安部; 光良中谷
Original assignee: Hitachi Zosen Corp
Current assignee: Hitachi Zosen Corp
Priority date: 2016-12-12
Filing date: 2017-12-05
Publication date: 2019-10-24
Also published as: EP3552750B1; CN110049845A; EP3552750A4; WO2018110357A1; KR20190094358A; EP3552750A1

Abstract

サブマージアーク溶接によって、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼で形成された母材同士を、溶接材料で溶接する溶接施工方法である。溶接材料として、ＡＳＭＥＳＦＡ−５．２３Ｆ９ＰＺ−ＥＢ９−Ｂ９で規定される化学組成物を用いる。溶接入熱を、２７．０ｋＪ／ｃｍ以上３３．０ｋＪ／ｃｍ以下として溶接を行う。Ｌ．Ｍ．Ｐ．を、２１．０４×１０３以上２３．３０×１０３以下として後熱処理を行う。

Description

本発明は、溶接施工方法に関し、特に、サブマージアーク溶接によって、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼で形成された母材同士を、溶接材料で溶接する溶接施工方法に関する。

近年、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼は、例えば、２．２５Ｃｒ−１Ｍｏ−Ｖ鋼と比較して耐熱温度が高く、高い耐熱性が要求される機器の用途において注目されている。特許文献１は、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼のサブマージアーク溶接およびティグ溶接に使用される好適な溶接材料の化学組成を開示している。

ＵＳ２００５２５７８５３Ａ

しかしながら、特許文献１では低温での靭性までは考慮されておらず、溶接箇所である溶接継手の低温での靭性が問題となる。低温での靭性が低いと、溶接継手が低温に曝された場合に脆性破壊が生じてしまう等の不都合が生じるおそれがある。低温での靭性を向上させるためには、溶接材料の化学組成のみならず、溶接施工条件の最適化が必要である。なお、ティグ溶接は、サブマージアーク溶接よりも溶接施工効率が悪い。

そこで、本発明は、溶接施工効率が高く、かつ、低温での靭性に優れた溶接継手が得られる溶接施工方法を提供することを目的とする。

本発明は、サブマージアーク溶接によって、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼で形成された母材同士を、溶接材料で溶接する溶接施工方法であって、溶接材料として、ＡＳＭＥＳＦＡ−５．２３Ｆ９ＰＺ−ＥＢ９−Ｂ９で規定される化学組成物を用いて、溶接入熱を２７．０ｋＪ／ｃｍ以上３３．０ｋＪ／ｃｍ以下として溶接を行い、以下の式（１）で算出されるＬ．Ｍ．Ｐ．を、２１．０４×１０^３以上２３．３０×１０^３以下として後熱処理を行うことを特徴とする。

Ｌ．Ｍ．Ｐ．＝Ｔ（２０＋ｌｏｇ_１０ｔ）・・・（１）
Ｔ：保持温度［Ｋ］
ｔ：保持時間［時間］

本発明の溶接施工方法によれば、溶接施工効率が高く、かつ、低温での靭性に優れた溶接継手が得られる。さらに、得られる溶接継手は、機械的強度にも優れる。

Ｌ．Ｍ．Ｐ．の値と０℃のシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーとの関係をグラフ化したものである。Ｌ．Ｍ．Ｐ．の値と引張強さの値との関係をグラフ化したものである。

以下、本発明の溶接施工方法について詳細に説明する。本発明の溶接施工方法は、溶接施工効率が高いサブマージアーク溶接を採用している。溶接の母材は、耐熱性が高い改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼である。改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼については、特許文献１等に記載されているため、詳細な説明を省略する。

溶接材料である溶接ワイヤは、ＡＳＭＥＳＦＡ−５．２３Ｆ９ＰＺ−ＥＢ９−Ｂ９（以下、「Ｂ９規格」と称することがある。）で規定される化学組成物である。Ｂ９規格は、以下の表１に示される物質を表１に示される範囲で含有する化学組成物である。残部はＦｅと不可避的不純物である。なお、溶接ワイヤのワイヤ径については特に限定されない。

本発明の溶接施工方法は、以下の溶接入熱の条件の下で溶接を行い、その後、後述のＬ．Ｍ．Ｐ．の条件の下で後熱処理を行うものである。なお、「溶接施工方法」には、予熱を含む溶接の工程と後熱処理の工程とが含まれるものとする。

（溶接入熱）
本発明において、溶接入熱は、２７．０ｋＪ／ｃｍ以上３３．０ｋＪ／ｃｍ以下である必要がある。溶接入熱が低い場合、例えば、２７．０ｋＪ／ｃｍ未満であると、溶接パス１回当たりにおける溶接ワイヤの溶融量が少なく、溶接工程に必要な溶接パス数が多くなることによって、溶接施工効率が低くなってしまう。また、溶接金属の冷却速度が大きくなるため、硬度が高くなることで脆くなり、低温での靭性が十分に得られないことがある。なお、溶接金属とは、溶融した溶接ワイヤ（溶接材料）と溶融母材が、溶接中に凝固したものを意味する。

一方で、溶接入熱が３３．０ｋＪ／ｃｍを超えると、溶接金属の冷却速度が小さくなるため、溶接金属の組織が粗くなり、低温での靭性が十分に得られない。また、溶接入熱が３３．０ｋＪ／ｃｍを超えると、溶接時において溶接金属の高温割れが発生することがある。

ここで、溶接入熱は、２８．８ｋＪ／ｃｍ以上３３．０ｋＪ／ｃｍ以下であることが好ましい。溶接入熱を２８．８ｋＪ／ｃｍ以上とすることで、溶接パス１回当たりにおける溶接ワイヤの溶融量つまり溶接部の溶着面積が４５ｍｍ^２という程度に十分に多くなり、溶接パス数を格段に減らすことができ、これにより、溶接施工効率を高くすることが可能となる。反対に溶接入熱が２７．０ｋＪ／ｃｍ以上２８．８ｋＪ／ｃｍ未満である場合は、溶接パス数の低減効果は、格段であるとまでは言えない程度となる。

（予熱およびパス間温度）
予熱およびパス間温度は、２００℃以上２５０℃以下であることが好ましい。予熱およびパス間温度を２００℃以上とすることによって、溶接時における溶接金属の低温割れを防止できる。また、予熱およびパス間温度を２５０℃以下とすることによって、溶接金属の組織が細かくなり、低温での靭性を向上させることができる。

（Ｌ．Ｍ．Ｐ．）
溶接後、後熱処理（焼き戻しとも称される。）を行う。後熱処理は、溶接金属の硬度を低下させて脆さを低減することで靭性を向上させるものである。Ｌ．Ｍ．Ｐ．（ＬａｒｓｏｎＭｉｌｌｅｒＰａｒａｍｅｔｅｒ）とは、以下の式（１）に示すように、後熱処理の温度と保持時間とによって後熱処理の効果を特徴づけるパラメータとして知られている。

本発明において、Ｌ．Ｍ．Ｐ．は、２１．０４×１０^３以上２３．３０×１０^３以下である必要がある。Ｌ．Ｍ．Ｐ．が２１．０４×１０^３未満であると、後熱処理における硬度低減の効果が小さく、低温での靭性が十分に得られない。一方で、Ｌ．Ｍ．Ｐ．が２３．３０×１０^３を超えると、良好な靭性が得られるが、十分な機械的強度が得られない。

本発明の溶接施工方法によれば、サブマージアーク溶接によって、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼で形成された母材同士を、Ｂ９規格で規定された溶接材料で、上記特定の溶接条件および特定の後熱処理条件の下で溶接および後熱処理を行うことによって、溶接施工効率が高く、かつ、低温での靭性に優れた溶接継手が得られる。さらに、得られる溶接継手は、機械的強度にも優れる。なお、溶接継手とは、溶接金属と、その周囲の母材とが含まれるものを意味する。

また、本発明の溶接施工方法は、例えば、プラント用プロセス機器の製造に好適に用いられる。プラントとしては、例えば、肥料、ＧＴＬ（ガストゥリキッド）、ＣＴＬ（コールトゥリキッド）、石油精製、ＬＮＧ（液化天然ガス）のプラントが挙げられる。プラント用プロセス機器とは、これらのプラントにおける圧力容器、熱交換器、反応器などである。

このようなプラント用プロセス機器は、高い温度で運転を続けるため、高い耐熱性が要求される。一方で、メンテナンス時などでシャットダウンする際には冷却される。そして、低温の状態からその機器を起動させることによって脆性破壊が生じてしまう可能性がある。そのため、プラント用プロセス機器は、このような脆性破壊が発生しない程度に低温での靭性が高いものである必要がある。

本発明によれば、母材が改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼で形成されているため高い耐熱性が得られるとともに、上記のように特定の溶接条件および後熱処理条件の下で溶接および後熱処理を行うものであるため、低温での靭性に優れた溶接継手が得られる。

以下、本発明を実施例によりさらに具体的に説明する。母材としては、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼を用いた。溶接材料としては、Ｂ９規格で規定される化学組成の溶接ワイヤを用いた。具体的には、以下の表２に示される物質を所定含有量含み、残部がＦｅと不可避的不純物である化学組成の溶接ワイヤを用いた。ワイヤは直径４ｍｍのものを用いた。

［実施例１］
実施例１の溶接施工方法においては、板厚５０ｍｍ・幅２００ｍｍ・長さ６６０ｍｍの改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼に開先深さ４２ｍｍのＵ溝加工を行った試験体を溶接対象とし、予熱およびパス間温度を２００〜２５０℃とし、上記の溶接ワイヤを用い、溶接時の電流、電圧、速度を、それぞれ４５０Ａ、３２Ｖ、３０ｃｍ／ｍｉｎとして溶接を行った。溶接入熱は、電流［Ａ］×電圧［Ｖ］÷速度［ｃｍ／ｍｉｎ］×６０で算出される。実施例１の溶接入熱は、２８．８［ｋＪ／ｃｍ］であった。

後熱処理条件については、温度を７４０℃、保持時間を１０時間とした。後熱処理のパラメータであるＬ．Ｍ．Ｐ．は、上記の式（１）で算出される。実施例１のＬ．Ｍ．Ｐ．は、２１．２７×１０^３であった。

後熱処理完了後に溶接金属の一部を採取し、これにＶ字溝を加えることでシャルピー衝撃試験用の試験片を得た。この試験片を用いて、０℃にてシャルピー衝撃試験を行った。その結果、吸収エネルギーは３２．０Ｊとなった。なお、この吸収エネルギーは、６本の試験片を用いて６回試験した結果の平均値を示している。吸収エネルギーが２７Ｊ以上となったため評価を「良好」とした。ＥＮ規格において、シャルピー衝撃試験で２７Ｊ以上の吸収エネルギーを示せば良好な靭性であるとされているためである。

実施例１の溶接施工方法の評価結果を表３に示す。

［実施例２〜９、比較例１〜３］
表３に示すように、実施例１と比べて溶接条件および後熱処理条件を変更した。そして、それ以外は実施例１と同様の条件で、実施例２〜９、比較例１〜３の試験片を得た。なお、実施例３、４、比較例１では、先行トーチと後行トーチの２本の溶接トーチが用いられており、溶接入熱は、電流［Ａ］×電圧［Ｖ］÷速度［ｃｍ／ｍｉｎ］×６０×２で算出される。実施例２〜９、比較例１〜３の溶接施工方法の評価結果を表３に示す。

実施例１〜９の試験片は、本発明の溶接条件および後熱処理条件を満たすため、０℃のシャルピー衝撃試験において２７Ｊ以上の吸収エネルギーが測定され、低温での靭性に優れるものとなった。このため、上述のように評価は「良好」であった。一方で、比較例１においては、溶接入熱が３３．０ｋＪ／ｃｍを超えるため、０℃のシャルピー衝撃試験において２７Ｊ未満の吸収エネルギーが測定され、低温での靭性に劣るものとなった。このため、評価は「不良」であった。

また、比較例２および３においては、後熱処理のＬ．Ｍ．Ｐ．が２１．０４×１０^３未満であるため、低温での靭性に劣るものとなった。このため、表３に示されるように、評価は「不良」であった。図１は、実施例１〜９および比較例２、３におけるＬ．Ｍ．Ｐ．の値と、０℃のシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーとの関係をグラフ化したものである。なお、比較例１のデータは、溶接入熱が本発明で規定する範囲よりも高いことに起因して、吸収エネルギーが低くなったものであるため、図１において除外されている。このグラフに示されているように、０℃のシャルピー衝撃試験において２７Ｊ以上の吸収エネルギーを得るためには、Ｌ．Ｍ．Ｐ．を２１．０４×１０^３以上とする必要があることがわかる。

また、実施例５〜９および比較例２、３の溶接施工方法によって得られた溶接継手の一部を採取し、これらを引張試験用の試験片としてその引張強さを測定した。それぞれの引張強さを表３に示す。Ｌ．Ｍ．Ｐ．の値が大きくなるにつれて、図１に示されるように低温での靭性が高くなるが、引張強さは小さくなる傾向にある。ここで、溶接継手は、５８５ＭＰａ以上の引張強さが要求されることが多い。図２は、実施例５〜９および比較例２、３におけるＬ．Ｍ．Ｐ．の値と、その引張強さの値との関係をグラフ化したものである。図２の結果から、５８５ＭＰａ以上の引張強さを確保できるＬ．Ｍ．Ｐ．の上限値は、２３．３０×１０^３と判断される。すなわち、本明細書においては実際の比較例としては記載しないが、Ｌ．Ｍ．Ｐ．が２３．３０×１０^３を超えると、引張強さが５８５ＭＰａ以下となり、十分な機械的強度が得られないことが、図２から容易に理解される。

なお、実施例１〜９では、溶接材料として表２に示される物質を所定含有量含む化学組成物が用いられているが、本発明の溶接材料の化学組成は、このような具体的な組成に限定されるものではない。溶接材料が表１で示されるＢ９規格で規定される化学組成物であれば適用可能である。

［比較例４］
溶接入熱が２７．０ｋＪ／ｃｍ未満の場合、たとえば２５．０ｋＪ／ｃｍである場合の不都合点について、比較例４として詳細に説明する。溶接入熱が２７．０ｋＪ／ｃｍであるときには溶着面積は４２ｍｍ^２になる。これに対し溶接入熱が２５．０ｋＪ／ｃｍであるときには溶着面積は３９ｍｍ^２にしかならない。このため、たとえば、板厚１５０ｍｍで開先底部の幅２０ｍｍ、開先角度１０°のＶ形開先で断面積４９６９ｍｍ^２という条件で溶接する場合に、溶接入熱が２７．０ｋＪ／ｃｍであるときには溶接パス数が約１２０回で済むのに対し、たとえば溶接入熱が２５．０ｋＪ／ｃｍであるときには、溶接パス数は約１３０回に増大する。

たとえば口径４０００ｍｍ、長さ３０００ｍｍの管状体を、一対の横断面Ｕ字形の構造体を溶接することにより製造する場合は、管状体の周方向の２箇所について、それぞれ長さ３０００ｍｍにわたる溶接が必要である。また２つの管状体を溶接により長さ方向に接合する場合には、周方向に１２５００ｍｍの長さを溶接することが必要である。したがって、このような管状体を長さ方向に１０本つないだ構造物を製造する場合には、長さ方向３０００ｍｍについて２０か所、周方向１２５００ｍｍについて９か所を溶接することが必要となる。そのときの溶接線の長さは、
３０００×２０＋１２５００×９＝１７２５００ｍｍ
となる。溶接速度が３００ｍｍ／ｍｉｎである場合には、１パスに要する時間は、
１７２５００÷３００＝５７５ｍｉｎ
となる。これは、約１０時間に相当する。

上記の管状体の肉厚が上述のように１５０ｍｍで、かつ上述のように開先底部の幅２０ｍｍ、開先角度１０°のＶ形開先という条件で溶接する場合には、上述のように、溶接入熱が２７．０ｋＪ／ｃｍであるときに比べて溶接入熱が２５．０ｋＪ／ｃｍであるときには溶接パス数は約１０回増大する。上記のように１パスに要する時間が約１０時間である場合には、溶接パス数が約１０回増大すると、合計の溶接時間は約１００時間も増大することになる。

Claims

サブマージアーク溶接によって、改良９Ｃｒ−１Ｍｏ鋼で形成された母材同士を、溶接材料で溶接する溶接施工方法であって、
溶接材料として、ＡＳＭＥＳＦＡ−５．２３Ｆ９ＰＺ−ＥＢ９−Ｂ９で規定される化学組成物を用いて、
溶接入熱を、２７．０ｋＪ／ｃｍ以上３３．０ｋＪ／ｃｍ以下として溶接を行い、
以下の式（１）で算出されるＬ．Ｍ．Ｐ．を、２１．０４×１０^３以上２３．３０×１０^３以下として後熱処理を行う
ことを特徴とする溶接施工方法。
Ｌ．Ｍ．Ｐ．＝Ｔ（２０＋ｌｏｇ_１０ｔ）・・・（１）
Ｔ：保持温度［Ｋ］
ｔ：保持時間［時間］
前記溶接入熱を、２８．８ｋＪ／ｃｍ以上３３．０ｋＪ／ｃｍ以下とする
ことを特徴とする請求項１に記載の溶接施工方法。
プラント用プロセス機器を構築するための部材を前記母材として用いる
ことを特徴とする請求項１または２に記載の溶接施工方法。