JPH1161275A - オーステナイト系ステンレス鋼の溶接部 - Google Patents
オーステナイト系ステンレス鋼の溶接部Info
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- JPH1161275A JPH1161275A JP9225692A JP22569297A JPH1161275A JP H1161275 A JPH1161275 A JP H1161275A JP 9225692 A JP9225692 A JP 9225692A JP 22569297 A JP22569297 A JP 22569297A JP H1161275 A JPH1161275 A JP H1161275A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 高温水を含む高温流体中で疲労特性が母材に
劣る溶接部の疲労強度を向上させたオーステナイト系ス
テンレス鋼の溶接部を提供する事。 【解決手段】 高温流体に接する側の溶接金属表面部
を、再結晶化可能な温度以上に加熱した後、常温下での
自然放冷以上の冷却速度で冷却して、該溶接部表面近傍
のフェライト量を低減させて疲労強度を向上させたこと
を特徴とする。この場合前記加熱温度を低下させるには
高温流体に接する側の溶接金属表面部に前もって加工層
を生成するのがよい。
劣る溶接部の疲労強度を向上させたオーステナイト系ス
テンレス鋼の溶接部を提供する事。 【解決手段】 高温流体に接する側の溶接金属表面部
を、再結晶化可能な温度以上に加熱した後、常温下での
自然放冷以上の冷却速度で冷却して、該溶接部表面近傍
のフェライト量を低減させて疲労強度を向上させたこと
を特徴とする。この場合前記加熱温度を低下させるには
高温流体に接する側の溶接金属表面部に前もって加工層
を生成するのがよい。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明はオーステナイト系ス
テンレス鋼の溶接部に係り、特に高温流体中に接する部
分に使用されるオーステナイト系ステンレス鋼の溶接部
に関する。
テンレス鋼の溶接部に係り、特に高温流体中に接する部
分に使用されるオーステナイト系ステンレス鋼の溶接部
に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来より原子力発電設備や火力発電設備
等のボイラや配管等の高温に加熱された高温水や高温流
体と接する部分には、耐食性の観点からオーステナイト
系ステンレス鋼が広く用いられており、これらの部材の
多くは溶接により接合されている。この溶接部の金属組
織はほとんどがオーステナイトであるが、数％のフェラ
イト相が溶接時の凝固過程で発生し、オーステナイトと
フェライトの混合組織となる。
等のボイラや配管等の高温に加熱された高温水や高温流
体と接する部分には、耐食性の観点からオーステナイト
系ステンレス鋼が広く用いられており、これらの部材の
多くは溶接により接合されている。この溶接部の金属組
織はほとんどがオーステナイトであるが、数％のフェラ
イト相が溶接時の凝固過程で発生し、オーステナイトと
フェライトの混合組織となる。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】そして前記混合組織と
なっている溶接部は、溶接止端部等の形状不連続部を有
するために、オーステナイト系ステンレス鋼で形成され
たボイラや配管等内の流体の急激な温度変化、圧力変化
等により繰返し応力が作用する場合には前記形状不連続
部である溶接部で応力が集中し疲労亀裂が発生、部材の
破壊に至る懸念があり、溶接部の疲労強度が問題とな
る。
なっている溶接部は、溶接止端部等の形状不連続部を有
するために、オーステナイト系ステンレス鋼で形成され
たボイラや配管等内の流体の急激な温度変化、圧力変化
等により繰返し応力が作用する場合には前記形状不連続
部である溶接部で応力が集中し疲労亀裂が発生、部材の
破壊に至る懸念があり、溶接部の疲労強度が問題とな
る。
【０００４】そこで前記混合組織中に包含されるフェラ
イト量に応じた高温水中の溶接金属部の疲労特性の状態
を検討するために、ＳＵＳ３１６系ステンレス鋼につい
て、（１）ＳＵＳ３１６母材（２）ＳＵＳ３１６溶接金
属（３）３１６系鋳造部材の高温水中疲労試験を実施し
た。尚、鋼中のフェライト量は、（１）のＳＵＳ３１６
母材では０％、（２）のＳＵＳ３１６溶接金属では８
％、（３）の３１６系鋳造材では２０％夫々含有されて
いる。疲労試験は軸ひずみ制御の完全両振り応力で、ひ
ずみ振幅０．６％、ひずみ速度０．０００１％／ｓｅ
ｃ、３２５℃の脱気水中で実施した。
イト量に応じた高温水中の溶接金属部の疲労特性の状態
を検討するために、ＳＵＳ３１６系ステンレス鋼につい
て、（１）ＳＵＳ３１６母材（２）ＳＵＳ３１６溶接金
属（３）３１６系鋳造部材の高温水中疲労試験を実施し
た。尚、鋼中のフェライト量は、（１）のＳＵＳ３１６
母材では０％、（２）のＳＵＳ３１６溶接金属では８
％、（３）の３１６系鋳造材では２０％夫々含有されて
いる。疲労試験は軸ひずみ制御の完全両振り応力で、ひ
ずみ振幅０．６％、ひずみ速度０．０００１％／ｓｅ
ｃ、３２５℃の脱気水中で実施した。
【０００５】得られた結果を図２に示す。図２の横軸は
鋼中のフェライト量、縦軸はＳＵＳ３１６母材（１）の
疲労寿命を１とした時の疲労寿命比である。図２から明
瞭なように、疲労寿命はフェライト量の増加に従って、
低下する傾向が認められ、溶接金属を有する溶接部の疲
労強度は母材に比べて低く、材料的に溶接部で疲労亀裂
が生じやすい傾向を示している。
鋼中のフェライト量、縦軸はＳＵＳ３１６母材（１）の
疲労寿命を１とした時の疲労寿命比である。図２から明
瞭なように、疲労寿命はフェライト量の増加に従って、
低下する傾向が認められ、溶接金属を有する溶接部の疲
労強度は母材に比べて低く、材料的に溶接部で疲労亀裂
が生じやすい傾向を示している。
【０００６】本発明はかかる技術的課題を解決するため
に、高温水を含む高温流体中で疲労特性が母材に劣る溶
接部の疲労強度を向上させたオーステナイト系ステンレ
ス鋼の溶接部を提供する事にある。
に、高温水を含む高温流体中で疲労特性が母材に劣る溶
接部の疲労強度を向上させたオーステナイト系ステンレ
ス鋼の溶接部を提供する事にある。
【０００７】
【課題を解決するための手段】高温水中のステンレス鋼
の疲労損傷がどのように生じるかを検討するために、供
試材としてＳＵＳ３０４母材を用い、温度２５０℃の脱
気高温水中で、軸ひずみ制御の疲労試験を表面に生じた
亀裂を計測しながら実施した。その結果を図３に示す。
図３の横軸は繰返し数、縦軸は表面に認められた最大の
亀裂の全長である。図３から、高温水中では、微小な亀
裂が繰返しの早期に発生する事、その亀裂が約０．５ｍ
ｍまで成長するまでの亀裂伝播寿命が全疲労寿命の大半
を占める事がわかった。すなわち、図２に示したフェラ
イト量差による疲労寿命差は亀裂が発生し、約０．５ｍ
ｍまで成長する間の亀裂伝播速度差に起因するものであ
ると判断される。
の疲労損傷がどのように生じるかを検討するために、供
試材としてＳＵＳ３０４母材を用い、温度２５０℃の脱
気高温水中で、軸ひずみ制御の疲労試験を表面に生じた
亀裂を計測しながら実施した。その結果を図３に示す。
図３の横軸は繰返し数、縦軸は表面に認められた最大の
亀裂の全長である。図３から、高温水中では、微小な亀
裂が繰返しの早期に発生する事、その亀裂が約０．５ｍ
ｍまで成長するまでの亀裂伝播寿命が全疲労寿命の大半
を占める事がわかった。すなわち、図２に示したフェラ
イト量差による疲労寿命差は亀裂が発生し、約０．５ｍ
ｍまで成長する間の亀裂伝播速度差に起因するものであ
ると判断される。
【０００８】そこで、溶接部の疲労強度を向上する方法
としては、腐食の影響で亀裂が発生する溶接金属表面近
傍のフェライト量を大幅に低減する事が有効である。フ
ェライト量を低減する深さとしては、図３の結果で表面
長０．５ｍｍまで成長する間の寿命が大半を占める事及
び前記試験で亀裂深さと長さの比は約０．５ｍｍである
事を確認しているので、約０．２５ｍｍとわずかであっ
ても充分有効であると思料される。又オーステナイト系
のステンレス鋼は約１０００℃以上に加熱すると、再結
晶が生じ、この時冷却速度が速い場合にはフェライトは
ほとんど生成されないことも確認されている。
としては、腐食の影響で亀裂が発生する溶接金属表面近
傍のフェライト量を大幅に低減する事が有効である。フ
ェライト量を低減する深さとしては、図３の結果で表面
長０．５ｍｍまで成長する間の寿命が大半を占める事及
び前記試験で亀裂深さと長さの比は約０．５ｍｍである
事を確認しているので、約０．２５ｍｍとわずかであっ
ても充分有効であると思料される。又オーステナイト系
のステンレス鋼は約１０００℃以上に加熱すると、再結
晶が生じ、この時冷却速度が速い場合にはフェライトは
ほとんど生成されないことも確認されている。
【０００９】そこで、本発明は、高温流体に接する側の
溶接金属表面部を、再結晶化可能な温度以上に加熱した
後、常温下での自然放冷以上の冷却速度で冷却して、該
溶接部表面近傍のフェライト量を低減させて疲労強度を
向上させたことを第１の特徴とする。この場合、常温下
での自然放冷以上の冷却速度とは、例えば常温エア噴射
等で強制空冷若しくは冷却水噴射等で強制水冷を行なう
冷却条件が好ましい。
溶接金属表面部を、再結晶化可能な温度以上に加熱した
後、常温下での自然放冷以上の冷却速度で冷却して、該
溶接部表面近傍のフェライト量を低減させて疲労強度を
向上させたことを第１の特徴とする。この場合、常温下
での自然放冷以上の冷却速度とは、例えば常温エア噴射
等で強制空冷若しくは冷却水噴射等で強制水冷を行なう
冷却条件が好ましい。
【００１０】かかる発明によれば、溶接部で高温水に接
する箇所を表面のみ局所的に加熱し、再結晶する事によ
り、表面近傍のみフェライト量が低減され、図２に示す
如く、疲労強度の向上が計れる。
する箇所を表面のみ局所的に加熱し、再結晶する事によ
り、表面近傍のみフェライト量が低減され、図２に示す
如く、疲労強度の向上が計れる。
【００１１】請求項２記載の発明は、高温流体に接する
側の溶接金属表面部に加工層を生成した後、該表面部を
再結晶化可能な温度以上に加熱し、該加熱後、常温下で
の自然放冷以上の冷却速度で冷却して、溶接部表面近傍
のフェライト量を低減させて疲労強度を向上させたこと
を特徴とする。かかる発明によれば、溶接部の表面にロ
ール加工等の強加工、若しくはショットピーニング等の
表面加工により表面加工層を生じさせた後、加熱する事
により再結晶温度は低くなり、フェライトの消失度が大
きくなる。尚、この加工層の生成は、表面層加熱前の常
温下で行なうのがよい。又再結晶温度は低くなる、とは
加工層の生成状態にもよるが、例えばショットピーニン
グで加工層を生成した場合は約８５０℃以上の加熱温度
で足りる。
側の溶接金属表面部に加工層を生成した後、該表面部を
再結晶化可能な温度以上に加熱し、該加熱後、常温下で
の自然放冷以上の冷却速度で冷却して、溶接部表面近傍
のフェライト量を低減させて疲労強度を向上させたこと
を特徴とする。かかる発明によれば、溶接部の表面にロ
ール加工等の強加工、若しくはショットピーニング等の
表面加工により表面加工層を生じさせた後、加熱する事
により再結晶温度は低くなり、フェライトの消失度が大
きくなる。尚、この加工層の生成は、表面層加熱前の常
温下で行なうのがよい。又再結晶温度は低くなる、とは
加工層の生成状態にもよるが、例えばショットピーニン
グで加工層を生成した場合は約８５０℃以上の加熱温度
で足りる。
【００１２】
【発明の実施の形態】以下、図面を参照して本発明の好
適な実施形態を例示的に詳しく説明する。但しこの実施
形態に記載されている構成部品の寸法、材質、形状、そ
の相対的配置等は特に特定的な記載がないかぎりは、こ
の発明の範囲をそれに限定する趣旨ではなく、単なる説
明例にすぎない。図１に本発明の実施例にかかる突合せ
溶接部の加熱処理例を示す。１は、下面の初層側が接液
面としたＶ字状の突合せ溶接部であり、該溶接部下部の
初層側をガスバーナ２を用いて約１０００℃以上の加熱
温度で約１０分間加熱した後、常温エア噴射等で強制空
冷して常温まで冷却する。次にこの効果を確認するため
に、ＳＵＳ３１６配管（外径約１００ｍｍ、板厚約１３
ｍｍ）溶接継手部を供試材として、そこから図４に示す
寸法形状の試験片を採取し、３２５℃の脱気中水で疲労
試験を荷重制御両振り応力、母材部での公称応力振幅２
５０ＭＰａ、周波数０．００１Ｈｚで実施した。
適な実施形態を例示的に詳しく説明する。但しこの実施
形態に記載されている構成部品の寸法、材質、形状、そ
の相対的配置等は特に特定的な記載がないかぎりは、こ
の発明の範囲をそれに限定する趣旨ではなく、単なる説
明例にすぎない。図１に本発明の実施例にかかる突合せ
溶接部の加熱処理例を示す。１は、下面の初層側が接液
面としたＶ字状の突合せ溶接部であり、該溶接部下部の
初層側をガスバーナ２を用いて約１０００℃以上の加熱
温度で約１０分間加熱した後、常温エア噴射等で強制空
冷して常温まで冷却する。次にこの効果を確認するため
に、ＳＵＳ３１６配管（外径約１００ｍｍ、板厚約１３
ｍｍ）溶接継手部を供試材として、そこから図４に示す
寸法形状の試験片を採取し、３２５℃の脱気中水で疲労
試験を荷重制御両振り応力、母材部での公称応力振幅２
５０ＭＰａ、周波数０．００１Ｈｚで実施した。
【００１３】試験結果を図５に示す。図５は、図１に示
す処理を施さない場合の疲労亀裂発生寿命を１にして、
処理がある等の疲労亀裂発生寿命比を示している。前記
加熱／冷却処理により、疲労寿命は約２倍長寿命とな
り、効果が認められた。
す処理を施さない場合の疲労亀裂発生寿命を１にして、
処理がある等の疲労亀裂発生寿命比を示している。前記
加熱／冷却処理により、疲労寿命は約２倍長寿命とな
り、効果が認められた。
【００１４】次に本発明の他の実施例として、前記溶接
部の下面の初層側にショットピーニング処理を施した
後、該強制加工処理した初層側をガスバーナ２の炎を絞
って約８５０℃以上の加熱温度で約１０分間加熱した
後、常温エア噴射等で強制空冷して常温まで冷却して前
記と同様な試験を行なったところ、前記強制加工／加熱
／冷却処理により、疲労寿命は約２倍長寿命となり、同
様な効果が認められた。
部の下面の初層側にショットピーニング処理を施した
後、該強制加工処理した初層側をガスバーナ２の炎を絞
って約８５０℃以上の加熱温度で約１０分間加熱した
後、常温エア噴射等で強制空冷して常温まで冷却して前
記と同様な試験を行なったところ、前記強制加工／加熱
／冷却処理により、疲労寿命は約２倍長寿命となり、同
様な効果が認められた。
【００１５】
【発明の効果】以上記載のごとく本発明によれば、溶接
部の表面層を約１０００℃以上の再結晶温度まで局所的
に加熱／冷却することにより、表面層のフェライト量が
低減される。この結果、高温水中の疲労発生に対する抵
抗が増し、結果として溶接部の疲労寿命は向上する。
又、請求項２記載のように前もって表面層をショットピ
ーニングや強制加工を行なうことにより加熱温度を低減
する事が出来、一層安全且つ効果的な処理が可能とな
る。
部の表面層を約１０００℃以上の再結晶温度まで局所的
に加熱／冷却することにより、表面層のフェライト量が
低減される。この結果、高温水中の疲労発生に対する抵
抗が増し、結果として溶接部の疲労寿命は向上する。
又、請求項２記載のように前もって表面層をショットピ
ーニングや強制加工を行なうことにより加熱温度を低減
する事が出来、一層安全且つ効果的な処理が可能とな
る。
【図１】本発明の実施例に係る表面加熱方法を示す概略
図である。
図である。
【図２】疲労寿命に及ぼすフェライト量の影響を示すグ
ラフ図である。
ラフ図である。
【図３】応力の繰返し数と亀裂長さを示すグラフ図であ
る。
る。
【図４】効果確認のために用いた試験片形状の寸法を示
す図である。
す図である。
【図５】加熱／冷却処理を施さない従来技術と本発明と
の疲労亀裂発生寿命を効果確認結果を示すグラフ図であ
る。
の疲労亀裂発生寿命を効果確認結果を示すグラフ図であ
る。
１ 突合せ溶接部 ２ ガスバーナ
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｃ２２Ｃ 38/00 ３０２ Ｃ２２Ｃ 38/00 ３０２Ｚ // Ｂ２３Ｋ 103:04
Claims (2)
- 【請求項１】 高温流体に接する側の溶接金属表面部
を、再結晶化可能な温度以上に加熱した後、常温下での
自然放冷以上の冷却速度で冷却して、該溶接部表面近傍
のフェライト量を低減させて疲労強度を向上させたこと
を特徴とするオーステナイト系ステンレス鋼の溶接部。 - 【請求項２】 高温流体に接する側の溶接金属表面部に
加工層を生成した後、該表面部を再結晶化可能な温度以
上に加熱し、該加熱後、常温下での自然放冷以上の冷却
速度で冷却して、溶接部表面近傍のフェライト量を低減
させて疲労強度を向上させたことを特徴とするオーステ
ナイト系ステンレス鋼の溶接部。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9225692A JPH1161275A (ja) | 1997-08-07 | 1997-08-07 | オーステナイト系ステンレス鋼の溶接部 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9225692A JPH1161275A (ja) | 1997-08-07 | 1997-08-07 | オーステナイト系ステンレス鋼の溶接部 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1161275A true JPH1161275A (ja) | 1999-03-05 |
Family
ID=16833306
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9225692A Withdrawn JPH1161275A (ja) | 1997-08-07 | 1997-08-07 | オーステナイト系ステンレス鋼の溶接部 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH1161275A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN108025385A (zh) * | 2015-09-08 | 2018-05-11 | 日新制钢株式会社 | 奥氏体系不锈钢板的焊接方法 |
| CN109175621A (zh) * | 2018-09-25 | 2019-01-11 | 唐山师范学院 | 一种奥氏体不锈钢的焊接方法 |
| WO2019035490A1 (ja) * | 2017-08-18 | 2019-02-21 | 新日鐵住金株式会社 | 重ね隅肉アーク溶接継手 |
-
1997
- 1997-08-07 JP JP9225692A patent/JPH1161275A/ja not_active Withdrawn
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN108025385A (zh) * | 2015-09-08 | 2018-05-11 | 日新制钢株式会社 | 奥氏体系不锈钢板的焊接方法 |
| WO2019035490A1 (ja) * | 2017-08-18 | 2019-02-21 | 新日鐵住金株式会社 | 重ね隅肉アーク溶接継手 |
| JP6515401B1 (ja) * | 2017-08-18 | 2019-05-22 | 日本製鉄株式会社 | 重ね隅肉アーク溶接継手 |
| CN112203792A (zh) * | 2017-08-18 | 2021-01-08 | 日本制铁株式会社 | 电弧搭接角焊接头 |
| CN112203792B (zh) * | 2017-08-18 | 2022-03-18 | 日本制铁株式会社 | 电弧搭接角焊接头 |
| US11592045B2 (en) | 2017-08-18 | 2023-02-28 | Nippon Steel Corporation | Lap fillet arc welded joint |
| CN109175621A (zh) * | 2018-09-25 | 2019-01-11 | 唐山师范学院 | 一种奥氏体不锈钢的焊接方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20041102 |