JPH0216371B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は厚肉母金属の溶接部の溶接後熱処理
（以下後熱処理という）の方法に関し、特に溶接
金属中に残留する拡散性水素を後熱処理によつて
放散させるに当り後熱処理の停止時間を正しく判
断し得る方法に関するものである。 厚板の低合金鋼の溶接時に低温（又は遅れ）割
れが発生し、しばしば問題となることがあるが、
現状ではこの種の割れ防止法として中間応力除去
焼鈍が通常行なわれている。しかし脱流反応塔や
石炭液化装置にみられるごとく、最近の化学工業
用装置の大型化の傾向は著るしく、溶接後に行な
われる中間応力除去焼鈍の回数も非常に多くなつ
てきている。このような中間応力除去焼鈍の繰返
しは材料の強度低下、靭性の劣下を引き起こすこ
とはもちろん、製造工程の障害にもなり、ひいて
は工期、工費の増大をまねくことにもなる。 かかる状況のもとに本発明者等はかねてより２
1/4Cr−1Mo鋼厚板及びA508等級３材料の突合
わせ多層溶接部について研究を行ない、問題と
なる割れは大抵金属部、即ち溶接金属又は熱影響
帯域に発生する横割れであること、この割れは
溶接線方向の残留応力、拡散性水素及び硬い微細
構造によつて発生し、その後板の表面と裏面に向
つて伝播成長していくこと、板の厚さが変つて
も残留応力はほとんど変化しないが溶接時の予熱
及びパス間温度を上げると残留水素は減少して割
れの発生を防ぎ得ることを明らかにした。これら
のことより、溶接帯域における拡散性水素濃度を
低減することが割れを防ぐ上で最も有効な手段で
あると考えられる。 そこで本発明者等は溶接直後に溶接部を比較的
低温で加熱することにより溶接部の拡散性水素濃
度を低減して割れを防止する、いわゆる低温溶接
後熱処理法に注目した。この方法は溶接部の拡散
性水素のみを低減して割れ防止を図るものである
から、これを実用化するためには以下の事項につ
いて明らかにする必要がある。 (1) 実構造物に対する溶接施工条件と溶接直後の
水素濃度との関係、 (2) 低温溶接後処理時の水素濃度変化と処理条件
との関係、 (3) 溶接部の割れが発生しなくなる限界水素濃度
と最大ビツカース（Vickers）数との関係、 本発明者等は２ 1/4Cr−1Mo鋼厚板及びA508
等級３材料の突合わせ溶接に関する実験によつ
て、上記(1)〜(3)の各事項を明らかにし、この実験
データに基づいて研究を重ねた。その結果、適正
な後熱処理を行なうことによつて割れを防止する
ことができ、中間応力除去省略を可能ならしめ
た。 更に詳しくは、本発明の要点は、 (1) 多層溶接終了直後の最終溶接層直下の残留水
素濃度〔C_p〕_D及び〔C_p〕_H、但し〔C_p〕_D及び
〔C_p〕_Hはそれぞれ溶接金属及び熱の影響を受け
た部分の残留水素濃度を示す。を予め求めてお
いた、与えられた溶接条件における水素拡散パ
ラメータ［τ］と溶存水素濃度［C_p,p（c.c.／100
ｇ）］を元に［τ］と［C_p／C_p,p］の関係から求
める工程、 (2) 溶接部の最大残留応力及び最大ビツカース硬
度数によつて変化する、溶接金属及び熱影響部
の割れ防止限界水素濃度を、後述する如く、予
め求めておいた溶接部のビツカー硬度数と割れ
防止限界水素濃度の関係式を元に溶接部のビツ
カー硬度数から求める工程、 (3) 溶接金属及び熱影響部の割れ防止限界水素濃
度〔C_cr〕_D及び〔C_cr〕_Hのそれぞれ溶接金属の残
留水素濃度〔C_p〕_D及び熱影響部の残留水素濃度
〔C_p〕_Hに対する比〔C_cr／C_p〕_D及び〔C_cr／C_p〕_Hの
値を求める工程、 (4) 溶接金属及び熱影響部について、低温後熱処
理によつて減少する溶接部の水素濃度〔Ｃ〕_D及
び〔Ｃ〕_Hの残留水素濃度〔C_p〕_D及び〔C_p〕_Hに対
する比〔Ｃ／C_p〕_D及び〔Ｃ／C_p〕_Hの値を求める
工程、 (5) 与えられた溶接条件 τ＝∫^tn ₀D_idt 但し D_i：各単位層溶接の間における任意の溶接後の
水素拡散係数（cm²／sec） tn：各単位層溶接の所要時間 における溶接時の水素拡散パラメーター〔τ
（cm²）〕と後熱処理中の水素拡散係数〔D_p（cm²／
sec）〕及び熱処理時間〔t_p（sec）〕の積との溶
接金属についての和〔τ＋D_p・t_p〕_D及び熱影響
部についての和〔τ＋D_p・t_p〕_Hと〔Ｃ／C_p〕_D及
び〔Ｃ／C_p〕_Hとの関係から、〔Ｃ〕が〔C_cr〕_D又
は〔C_cr〕_Hに等しいときの、溶接金属及び熱影
響部の〔D_p・t_p〕_D及び〔D_p・t_p〕_Hを予め求めて
おく工程、 (6) それらの値を比較して〔D_p・t_p〕_D又は〔D_p・
t_p〕_Hのより大きな値、即ち後熱処理の条件とし
ての〔D_p・t_p〕を定める工程、及び (7) 後熱処理中、溶接部適所の温度を測定しその
測定温度における水素拡散係数〔D_pi（cm²／
sec）〕の時間積分値が〔D_p・t_p〕の値以上にな
る時点に熱処理を完了する工程、 にある。 なお、溶接金属における微細構造の最大ビツカ
ース硬度数が熱影響部におけるそれより高いとき
は、熱影響部の水素濃度は一般に溶接金属の水素
濃度よりはるかに低いので、上記のそれぞれの値
の測定は溶接金属についてのみ行なえば充分であ
る。 本発明の方法、例えば〔C_p〕の値を求める第１
工程、を実際に適用するに当つては、種々の手段
又は方法によつて実施することができる。本発明
の要点は上記の工程(1)ないし(7)にあり、それらの
工程に対し使用される実際の方法に限定されるも
のではない。以下の説明に展開する特定の方法は
代表的例として説明するに過ぎず本発明を限定す
るものと解すべきではない。特許請求の範囲に包
含されるすべての修正及び変更は本発明の範囲に
含まれるものである。 本発明の説明 次に２ 1/4Cr−1Mo鋼及びA508等級３材料に
ついて行なつた基礎的な試験方法、実験結果及び
それぞれの工程の実際の方法について説明する。 〔試験方法〕 １ 供試試料及び溶接条件 試験に用いる基礎金属はASTM A387
GR22 CL2の200mm厚さのの圧延材及び鍛造
A508 Cl.3材料であつた。これらの化学組成及
び機械的性質を第１表に示す。

【表】 サブマージアーク溶接条件を第２表に示す。

【表】 試験においてはフラツクスMF−29A又は
MF−27と主として用いたが最近開発された低
水素レベルのフラツクスMF−29AXを用いた
場合もある。 第３表には溶接金属の化学組成と機械的性質
を示す。

【表】 ２ 厚板溶接部の溶接直後の水素濃度分布の測定 溶接完了後最終ビードをパス間温度迄冷却し
た直後の水素濃度の板厚方向での分布につい
て、溶接時の予熱・パス間温度と板厚を変えて
測定し、溶接部水素濃度分布に及ぼすこれらの
影響を実験的に明らかにした。ここで得た水素
濃度分布は次節で述べる溶接直後の水素濃度分
布を推定する為の有限要素法プログラムの信頼
性を確認するための計算値との比較データとし
て使用した。拡散性水素濃度の測定に使用した
溶接継手の形状、寸法を第１図１に、水素定量
用テストピースの採取位置を第１図２に示す
（尚図中に示す各長さの単位はmmであり、１は
冷媒及びドライアイスを入れる容器を示し、２
は切り出された溶接金属テストピースである）。 ３ 有限要素法による溶接時の水素拡散の解析 溶接施工時の水素拡散の取り扱いにあたつて
は、溶接熱履歴を再現することが前提となる。
しかし本研究で対象とする板厚は50mm以上の厚
板であり、溶接はかなりの多層溶接となり、し
かもサブマージアーク溶接は入熱が大きいため
に実構造物の溶接時に生じる熱履歴を試験板で
再現することは不可能に近くなる。そこで取扱
いの容易な有限要素法に基づいて解析を行なつ
た。 第２図に１層当り２パスで溶接し60％の溶け
込み率を有するＩ開先溶接部の要素分割を示
す。図中の６は第１パス溶接部で、溶着部４と
溶け込み部５からなる。又６は第12パス溶接部
で、溶着部４′と溶け込み部５′からなる。ここ
で、溶け込み部に残留している水素量と各溶接
部溶接時にそれぞれの溶接部に溶解する水素の
予め測定した量との和を溶着部とを溶け込み部
の合計重量で除し、その平均値を各パス溶接時
に存在する初期水素濃度として溶着部と溶け込
み部に均等に与えた。表面上の節点の水素濃度
は解析を通じて常に０に保たれるものとした。 一方、水素拡散の前提となる溶接熱履歴を求
める計算は、２ 1/4Cr−1Moでは40KJ／cmの
の入熱、A508Cl、３では37KJ／cmの入熱と
し、熱効率65％とし、これを溶着部と溶け込み
部分に均等に分割した。 第３図に本解析に使用したプログラムのフロ
ーチヤートを示す。解析にあたつての１回あた
りの時間増分は冷却速度の変化と対応させて１
秒から10秒の範囲で行なつた。また、次パスへ
の移行は開先面より母材側に10mm、板表面より
15mm内部に入つた位置での温度が所定の温度に
なつたときに行なうようにし、このときの温度
をパス間温度として整理した。なお、板厚が大
きい場合には溶接の進行に合わせて測温点の板
厚方向での位置を数ケ所変えて温度制御した。
第１図に示した試験体を使用した種々の試験で
は、計算条件と一致させるためにCA熱伝対を
かかる測定位置に挿入して溶接熱サイクルを制
御した。 次に計算に使用した熱的諸定数と水素拡散係
数の温度依存性をそれぞれ第４図および第５図
に示す。熱伝達率Ａ、熱伝導率Ｂ、比熱Ｃにつ
いては図に示す温度依存性を考慮し、密度は一
定とした。水素の拡散係数の温度依存性は第５
図中の実線で示した値を使用して解析を行なつ
た。 ４ 溶接継手の水素拡散係数の決定 水素拡散係数は溶接直後及び低温後熱処理後
の水素濃度の分布を実際に測定し、その測定値
を同一条件下で得られる計算値と比較すること
により求めた。 ５ 横割れを生じない限界水素濃度を決定するた
めの割れ試験 溶接直後溶接部に残留する水素濃度をどの程
度まで減少すれば割れが防止できるかという割
れ防止限界水素濃度を求めるために、第６図に
示す拘束試験体を使用して割れ試験を行なつ
た。なお図中の各寸法はmm単位で示す。ｈ（板
厚）、X゜（開先角度）及びＲ（開先底部の曲率半
径）の大きさを第４表に示す如く変化させ、併
記する条件で割れ試験を行なつた。

〔試験結果及び本発明の手法〕

１ 溶接直後の水素濃度と溶接施工条件との関係 最終溶接パスがパス間温度まで冷却されたと
きの２ 1/4Cr−1Mo鋼溶接物の溶接金属中の
水素分布の実測値と計算値とを第８図に示す。
図中の〇、△及び□印は実測値を示し曲線は解
析結果を示す。実測値と計算値とはいずれも最
終層直下付近でピークを有し、板厚が増す程そ
の値は大きくなることを示している。一般に、
計算値は実測値とよく一致しており解析コンピ
ユータープログラムの信頼性が高いことを示
す。既に述べたように、板厚及び板幅が大きい
実際の溶接における冷却速度をシミユレートす
るためには大きな試験試料を使用する必要があ
る。しかし、本プログラムを使用することによ
りこのような場合の水素分布を容易に求めるこ
とができる。 次に、最終ビード直下の水素濃度と溶接施工
条件との関係を求めることは溶接金属の横割れ
防止のために重要である。各パス溶接直後のビ
ード直下の水素濃度に関しては、それはアーク
柱からの溶解水素とビードの溶け込み部付近の
残留水素によつて定められる。このうち後者は
各パス溶接時のアーク柱からの溶解水素とその
パスまでの溶接熱履歴によつて定まることは容
易に推測できる。この場合に、各パス溶接時の
アーク柱からの溶解水素は一定であることが知
られこれに関する研究結果により各パス溶接時
の熱履歴は実質的に同一であることが知られて
いる。従つて、多層溶接時の最終ビード溶接後
の溶け込み部直下の水素濃度は初層溶接直後の
溶接部の平均水素濃度と最終層付近の１回の溶
接熱履歴から決定できる。 熱影響部における水素濃度に関しては、溶接
金属中の水素濃度の関数となるので同じ考え方
をすることができる。 Fickの第二法則によると、ある点の微小時
間Δti中の水素濃度変化は、その点の拡散係数
をDiとすればDi・Δtiに比例することが知られ
ている。したがつて１回の溶接熱履歴によつて
溶接部から拡散放出される水素量は、熱履歴を
微小時間Δtiで分割し、各Δtiに対応するDi・
Δtiを求めこれを加算して得られる 〓ⁱ Di・Δtiに
よつて決まると考えられる。 最終層直下の２ 1/4Cr−1Mo鋼の溶接金属
溶接物又はA508Cl、３溶接物の熱影響部にお
いて横割れが最も起り易いことに鑑み、最終パ
スの熱履歴に基づいて 〓ⁱ Di・tiの値を求め、こ
れと最終パスの溶け込み部直下の溶接金属又は
熱影響部の水素濃度との関係を求めた。第９−
ａ図には２ 1/4Cr−1Mo鋼溶接物について、
〓ⁱ Di・tiをτとして横軸に示し、縦軸は最終パ
ス溶接直後の最終ビード直下の溶接金属中の水
素濃度を示し、初層溶接直後の溶接金属中の平
均水素濃度によつて無次元的に示している。こ
こでは、１層１パス溶接の場合を基準にして述
べる。１層をｎ回のパス数で溶接するときは、
横軸を1/nの尺度で目盛りすることによつてこ
の関係は一般化される（以下同様）。同図に示
される計算結果は板厚、板幅、予熱及びパス間
温度などの溶接施工条件を広範囲に変化させて
得られた値である。図から明らかなように溶接
直後の最終パス直下の溶接金属中の水素濃度と
溶接条件によつて定まる溶接熱履歴から求めら
れる水素拡散パラメーターτとの関係は一本の
曲線で表わすことができる。A508、Cl.3の溶
接物の熱影響部について得られた同様の関係を
第９−ｂ図に示す。 第９−ａ又は９−ｂ図を使用することによ
り、水素レベルの異なるフラツクスを使用して
初層溶接直後の溶接部の平均水素濃度C_p,pが変
化した場合、あるいは異なる材料を使用して水
素拡散係数が変化した場合に計算を行なう必要
がなくなる。C_p,pの値あるいは最終層付近の１
回の溶接熱履歴と水素拡散係数がわかつていれ
ば、最終パス直下の水素濃度が容易に求められ
る。 次に水素拡散パラメーターτと溶接施工条件
との関係を述べる。 上記では、ビード温度がパス間温度のレベル
に達したときに次のパスの溶接を行なう場合の
結果を取扱つた。しかし実際の操作において
は、圧力容器の大きさなどによつてパス間時間
が長くなり温度低下が起る場合がある。この様
な場合に、第１０図に示すようにガスバーナー
などの補助加熱手段によつてパス間温度が保持
される。この図で、７は回転ローラー、８は溶
接トーチ、９はガスバーナー、１０は圧力容器
の管体を示す。溶接ビード温度はパス間温度に
達してから次の溶接ビードが置かれるまで補助
加熱手段によつてそのレベルに保持されるが、
水素拡散パラメーターτへの補助加熱の影響を
検討する必要がある。 補助加熱により、１回の溶接熱履歴により定
まるパラメーターτの値は第９図に示したτの
値に補助加熱による寄与、即ちビードの温度が
パス間温度に達してから次パスの溶接が行なわ
れるまでの時間Δtaとパス間温度における水素
拡散係数Ｄとの積Ｄ・Δtaを加えたものにな
る。Δtaの値はパス間温度、溶接速度、母材の
寸法、例えば圧力容器の管体を接合するために
ガース溶接を行なう場合には容器の直径などの
溶接条件によつて変化する。 第１１図は、無限板幅の２ 1/4Cr−1Mo鋼
の接手をパス間温度200℃で溶接する場合に、
各パス溶接時にビード温度がパス間温度に達す
るとき次パスの溶接が始まるまで補助加熱によ
つてパス間温度に一定に保持される場合のパス
間温度とパラメーターτとの関係を示す。図中
破線はビードの溶接後ビードの温度がパス間温
度に冷却するまでの時間とそのときの溶接熱履
歴による求められるτの値、即ち第９−ａ図の
〓ⁱ Di・Δtiの値との関係を示す。この場合、溶
接部の両側の予熱部は板厚50mm又は100mmに相
当する幅を局部的に200℃に予熱した。かくし
て得られたτの値は板厚が50mmの場合に0.041
cm²、板厚が100mmの場合に0.022cm²であつた。全
体を予熱した場合に得られるτの値は板厚50mm
の場合に0.041cm²、板厚100mmの場合に0.023cm²
であり、局部予熱の場合の値と実質的に同じで
あつた。このことから、極厚板の多層溶接にお
いては、溶接完了ままでの長時間の間に熱放散
によつて初期段階の予熱は最終層の溶接熱履歴
にほとんど影響を及ぼさないことがわかる。従
つて板厚250mmの場合の最終パス溶接後にパス
間温度に冷却するまでの時間と 〓ⁱ Di・Δtiとの
関係は予熱なしで最終の10パスだけの溶接につ
いて求めた。 第１１図において、破線から伸びる直線はビ
ードの温度がパス間温度に達してから次パスの
溶接が行なわれるまでの時間Δtaと補助加熱に
よるτの増大、即ちＤ・Δtaとの関係を示す。
従つて、直線の傾斜はパス間温度における水素
拡散係数に等しい。同図から補助加熱を考慮す
るとパス間間隔はパラメーターτに大きな影響
を及ぼす。第１２図はパス間温度が150℃及び
250℃の場合のそれらの関係を示す。この図を
第１１図と比較すると、補助加熱のパラメータ
ーτに及ぼす影響はパス間温度が高い程大きく
なり、また150℃の温度ではその効果は期待で
きないことがわかる。 かくして、与えられた条件下の溶接直後の２
1/4Cr−1Mo鋼の溶接金属中の水素濃度は第
１１図又は第１２図によつて求められるτの値
を第９図に等価置換することによつて第９−ａ
図の線図から容易に求められる。 A508Cl.3の熱影響部の水素濃度に関しては、
第１３図に示す関係が得られた。従つて、その
溶接直後の値は第９−ｂ図と第１３図とを組み
合わすことによつて求めることができる。 ２ 低温溶接後熱処理時の水素濃度変化と処理条
件との関係 ２−１ 初期水素分布の影響 溶接横割れは水素濃度のピーク位置付近で
最も発生し易いので、低温溶接後熱処理時の
溶接金属及び熱影響部のピーク値と処理条件
との関係を明らかにすることが横割れ防止の
ために重要である。本項では溶接直後の水素
濃度分布の上記関係への影響について述べ
る。 第１４−ａ図は低温後熱処理時の溶接金属
の水素濃度のピーク値と処理条件との関係を
示す。第１４−ａ図の線図において、縦軸は
溶接金属中の低温後熱処理時の水素濃度のピ
ーク値Ｃと溶接後の最終ビード直下の水素濃
度C_pとの比を示し、横軸は溶接時の水素拡散
パラメーターτの値と後熱処理の温度におけ
る水素拡散係数と処理時間との積D_p・t_pとの
和を表わす。従つて、第１４−ａ図の線図
は、低温後熱処理時の水素濃度のピーク値の
変化と処理条件との関係に及ぼす初期水素濃
度分布の影響、即ち溶接完了時にビード温度
がパス間温度に達した直後の水素濃度分布の
影響を、Ｃ／C_pと（τ＋D_p・t_p）との関係に
よつて表わしたものである。初期水素濃度分
布は予熱及びパス間温度を種々の方法で変化
させることによつて変えた。同図より、初期
水素濃度分布を変化しても、水素濃度のピー
ク値の変化と処理条件との関係をＣ／C_p及び
（τ＋D_p・t_p）の関係に基づく一本の曲線で
表わすことができる。 第１４−ｂ図には熱影響部について得られ
た同様の関係を示す。低温後熱処理による熱
影響部における水素濃度の変化はその初期段
階を除いては溶接直後の水素濃度分布に関係
なく一本の曲線によつて表わすことができ
る。 ２−２ 板厚の影響 第１５−ａ図は溶接金属における水素濃度
のピーク値と処理条件との関係に対する板厚
の影響を示す。同図から明らかな様に、低温
後熱処理の初期段階においては板厚の影響が
認められない。これは水素濃度のピーク値が
最終ビード直下にありその位置の水素拡散が
板の表面の影響を大きく受けるからである。
さらに、熱処理が進むに従つて、水素濃度の
ピーク位置の内部移行のために板厚の影響が
徐々に現われる。割れを防止する低温後熱処
理の条件から判断して、（τ＋D_p・t_p）の値
は40KJ／cmの入熱によるサブマージアーク
溶接による２ 1/4Cr−1Mo鋼溶接物の場合
たかだか1.5cm²までである。従つて、板厚が
100mmを越えると、２ 1/4Cr−1Mo鋼溶接物
中に生ずる冷間割れの防止条件は100mmの板
厚に対するＣ／C_pと（τ＋D_p・t_p）との関係
によつて求められる。 同様にして熱影響部に対して得られた関係
を第１５−ｂ図に示す。 ２−３ 開先幅の影響 第１６−ａ図に溶接金属中のＣ／C_pと（τ
＋D_p・t_p）との関係に対する溶接物の開先幅
の影響を示す。第１６−ｂ図は熱影響部に対
するものである。同図から溶接に直角方向の
水素濃度勾配は開先端が増すに従つて小さく
なるために水素濃度の変化は開先幅が大きく
なるに従つて遅れる。溶接物中の水素拡散を
考える場合に、溶接物から母材への拡散を無
視して、板厚方向の一次元拡散として議論さ
れることがよくある。しかしながら、開先幅
の影響より板厚の影響を示している第１５及
び１６図を見ると、この様な議論は明らかに
無意味である。第１６−ａ図は36mmまでの開
先幅の影響を示しているが、一般的に下向き
位置での溶接の場合には、高い溶接能率を確
保するために、溶接部横収縮を考慮して開先
を一定幅に設計する。従つて、約300mmの板
厚になると開先幅は最大で約36mmと考えられ
る。他方、横向き位置の溶接では、開先幅は
板厚が厚くなる程大きくなり36mmを越える場
合もあり得る。従つて次に開先幅がが36mmよ
り大きくなる場合の溶接金属中のＣ／C_pと
（τ＋D_p・t_p）との関係について考察する。 板厚が大きくなると、拡散は板厚方向より
も板幅の方向で大きくなる。今、仮にFick
の第二法則に従つて板幅方向にのみ拡散が起
るものとすると、低温後熱処理時の溶接部中
心における水素濃度Ｃと初期水素濃度C_pとの
比は簡単にＣ／C_p＝Φ（Ｗ／√＋_p・_p）
と表わされる。ここでΦは誤差関数を表わ
す。36mmより大きな開先幅の影響はかくして
第１６−ａ図のｈ＝150mm、Ｗ＝36mmの場合
の結果をＣ／C_pと４√＋_p・_p／Ｗとの関
係に再整理すれば近似的に表わすことができ
る。 第１７図の実線はこのようにして得られた
低温後熱処理における水素濃度変化、処理条
件及び開先幅の関係が求められる。しかしな
がら、この関係は板厚方向の拡散がＷ＝36mm
の場合を除いて十分に考慮されておらず、開
先幅が36mmより大きくなるほど拡散が過小評
価される。その結果、Ｃ／C_pの値はその実際
の値より大きな値を与えることになる。しか
し、前述したように、板厚方向の拡散は、板
厚が開先幅に比較して十分に大きい場合に、
板幅の方向の拡散に比較してかなり小さくな
ると考えられ、近似的にこの関係が成り立
つ。従つて、第１６図のｈ＝150mm、Ｗ＝30
mmの場合のＣ／C_pと（τ＋D_p・t_p）との関係
をＣ／C_pと４√＋_p・_p／Ｗの関係に整理
し直すと第１７図の破線の曲線で示される。
実線と破線の曲線を比較すると、Ｃ／C_pと４
√＋_p・_p／Ｗの関係はＷの変化に対して
殆んど変化しない。従つて、実線の曲線を36
mmより大きな開先幅に適用することによつて
溶接金属についての低温後熱処理の安全で
ほゞ正しい条件を求めることが可能である。 開先幅が37mmより大きい場合の熱影響部の
水素濃度の変化に関する同様の関係が、板厚
及び開先幅がそれぞれ150mm及び37mmの場合
の第１６−ｂ図に示される関係を利用して容
易に求められる。 ３ 突合わせ溶接の溶接部の横割れ防止限界水素
濃度 第１８−ａ図に種々の溶接及び低温後熱処理
条件下の割れ試験結果をそれぞれの試験条件に
おける水素分布と共に示す。低温割れの防止は
100℃のレベルまでの冷却速度によつて定まる
と考えられるので、割れ防止限界水素濃度は試
験体が100℃まで冷却されたときの値で表わさ
れる。この図の曲線は100℃に冷却した試験体
の水素濃度分布を示し、破線の曲線は割れが発
生した試験体、実線は割れを生じなかつた試験
体の場合を示す。この図から２ 1/4Cr−1Mo
鋼の突合せ溶接物の割れ防止限界水素濃度はピ
ーク値で約3.3c.c.／100ｇであることがわかる。 一方、A508、Cl.3溶接物については、熱影
響部に生ずる溶接物の横割れの程度はＣ、
Mn、Si、Mo、Ｓなどの合金元素と不純物元
素の偏析の程度によつて変わる。換言すれば、
限界水素濃度は第１８−ｂ図に示すように熱影
響部がいわゆる逆Ｖ偏析域を含んでいるかどう
かによつて変わる。これはかかる偏析が熱影響
部の微細構造を著しく硬くするためである。 これらのデータから、溶接物の横割れが溶接
金属又は熱影響部のいずれにも起らない限界水
素濃度を求めるために有用な関係を誘導するこ
とができる。第１９図は横割れの発生に関する
最大ビツカース硬度数に関連づけて水素濃度と
溶接部の微細構造との関係を示す。同図の直線
は次式 〔C_cr〕＝−0.0096〔H_v〕＋6.76 ……(1) 但し〔H_v〕は300〜500の範囲にある で表わされる限界水素濃度と溶接部の最大ビツ
カース硬度数〔H_v〕との関係を示す。 この関係を用いて、母金属と例えば溶接材
料、溶接入熱、などの溶接条件に基づき、それ
ぞれの条件下に得られる溶接部の最大ビツカー
ス硬度数によつて限界水素濃度を容易に求める
ことができる。 その結果、上式から得られた〔C_cr〕の値を
用いて、多層溶接物に生ずる横割れの防止に必
要な低温後熱処理に最小限の条件を求めること
ができる。いうまでもなく、実際の後熱処理条
件を求めるためには、〔C_cr〕の値は安全係数を
構造の重要度、溶接部に対して用いられる非破
壊検査の精度などによつて変更すべきであるの
で上式から得られる値よりある程度低目に評価
しなければならない。 ４ 低温後熱処理による横割れ防止条件 上記のように、低温後熱処理による横割れ防
止条件は溶接部の形状・寸法、フラツクスの水
素レベル、母金属の種類又はその溶接材料との
組合せ、溶接施工条件などの因子によつて変化
する。一例として２ 1/4Cr−1Mo鋼溶接物の
溶接金属割れに対する条件は次の手順によつて
求められる。 (1) 与えられた溶接部の板厚、予熱及びパス間
温度、一層当りのパス数、パス間隔に対して
溶接時の水素拡散を支配するパラメーターを
第１１図あるいは第１２図を使用して求め
る。 (2) パラメーターによつて定まる水素濃度C_pの
値を求める。但しC_p,pは最初のパス溶接直後
の平均水素濃度を表わしMF−29Aを用いる
サブマージアーク溶接の場合には4.74c.c.／
100ｇである。 (3) 前節で述べたC_crと溶接金属のビツカース
硬度数との関係から横割れ防止限界水素濃度
の値を求めこれと溶接直後の水素濃度C_pとの
比C_cr／C_pを求める。 (4) 前項(3)のC_cr／C_pの値を第１６−ａ又は１
７図の縦軸にプロツトし、それに必要な処理
条件（τ＋D_p・t_p）を、板厚と開先幅に応じ
て横軸より読み取る。 (5) (4)で求めた（τ＋D_p・t_p）の値から(1)で求
めたτの値を差し引いて(1)から(4)で特定した
板厚、予熱、パス間温度、一層当りのパス
数、パス間間隔、溶接部の最大ビツカース硬
度数に対し適当な低温後熱処理条件D_p・t_pを
求める。但し、D_p及びt_pの値はそれぞれ処理
温度における水素拡散係数と処理時間を示
し、水素拡散係数と処理温度との関係によつ
て与えられた処理温度における処理時間を求
めることができる。他の低合金鋼溶接物の冷
間割れ発生防止に必要な後熱処理の同様の条
件を第２０図に示す下記の手順によつて求め
ることができる。 第２１図は圧力容器の周継手の多層溶接に
おける後熱処理を示す略図であり、回転ロー
ラー７上で矢印の方向に回転する容器管体１
はバーナー９Ａと９Ｂによつて２箇所で加熱
されこの間管体１の温度は異なる６箇所の位
置T₁〜T₆で測定される。バーナーと測定点
の数又は測定位置又は測定方法には何ら制限
はない。しかしながら、熱制御の精度を高め
るためにバーナーと測定点はできるだけ多く
設けるのが好ましい。拡散し得る水素の放出
率は管体を内外両面から加熱すれば一層向上
する。 第２２図はバーナー９Ａ及び９Ｂによつて
加熱される管体の温度の各測定点における測
定の際の経過時間と各温度における水素拡散
係数（D_pi）との関係を示す。理解の便のた
めに、バーナー９Ａ及び９Ｂと測定点との位
置関係を示す。これから水素拡散係数はT₁
からT₃へ、T₄からT₆へ行くに従つて下向パ
ターンを示すことがわかる。 上述のようにして管体は低温後熱処理の間回転
するが、刻々と変化するD_piの値は時間積分して
その累積値が(5)で求められるD_p・t_pに達する。
D_piの時間積分値がD_p・t_pに達するときを検知す
ると、ピーク位置における拡散水素の濃度はその
ときの限界水素濃度より低いので低温後熱処理終
了する。 容器の周継手以外の溶接、例えば突き合わせ溶
接やノズルの圧力容器への取付け溶接において
は、溶接線はその全長に亘つて均一に加熱される
ため後熱処理の管理のためには任意の一点で温度
測定をすればよい。 上記の説明の如く本発明の方法によれば、後熱
処理の終了時間を正しく判断することができまた
不十分な低温後熱処理による割れや不経済な後熱
処理過多が回避されて品質管理の向上が果され、
いわゆる中間応力緩和焼鈍の省力化が可能とな
る。

【図面の簡単な説明】

第１図は試験体の試験溶接及び採取位置を示す
斜視図、第２図は溶接継手を有限エレメント法に
よる解析のため小エレメントに分解する方法を説
明する線図、第３図は有限エレメント法による解
析プログラムを示すフローチヤート、第４図は
種々の熱恒数の温度依存性を示す線図、第５図は
水素拡散係数と温度との関係を示す線図、第６図
は割れ試験に使用する拘束試験体を示す略図、第
７図は一パス溶接により溶接金属中に溶解する拡
散性水素の測定法を示す略斜視図、第８図は最終
ビードがパス間温度に達するときの水素濃度の実
測値と計算値を比較して示す線図、第９−ａ及び
ｂ図は２ 1/4Cr−1Mo鋼溶接物及びA508Cl.3溶
接物に対する、溶接直後の最終パス直下の水素濃
度と溶接時の水素拡散パラメーター（τ）との関
係をそれぞれ示す線図、第１０図は溶接時にパス
間温度を維持するため補助加熱手段として使用す
るガスバーナーの略図、第１１及び１２図は２
１／４Cr−1Mo鋼溶接物に対する溶接条件と補助加
熱による水素拡散パラメーター（τ）との関係を
示す線図、第１３図はA508Cl.3溶接物に対する
第１１及び１２図と同様の関係を示す図、第１４
−ａ図は溶接金属中の水素濃度の変化と低温後熱
処理の処理条件との関係に及ぼす溶接直後の水素
濃度分布の影響を示す線図、第１４−ｂ図は熱影
響部に対する第１４−ａ図と同様の線図、第１５
−ａ図は板厚の同様な影響を示す線図、第１５−
ｂ図は熱影響部に対する第１５−ａ図と同様な線
図、第１６−ａ図は溶接金属に対する開先幅の同
様な影響を示す線図、第１６−ｂ図は熱影響部に
対する第１６−ａ図と同様の線図、第１７図は開
先幅が36mmを超える場合の水素濃度の変化と後熱
処理条件との関係を示す線図、第１８−ａ及び１
８−ｂ図は２ 1/4Cr−1Mo鋼及びA508Cl.3材料
に対する割れ防止限界水素濃度の決定のために行
なわれた水素濃度分布変化による割れ試験の結果
を示す線図、第１９図は溶接金属又は熱影響部に
おける割れ防止限界水素濃度とそれぞれの部分に
おける微細構造の最大ビツカース硬度数との関係
を示すグラフ、第２０図は種々の材料に対する割
れ防止低温後熱処理条件を定める手段を説明する
フローチヤート、第２１図は圧力容器の周継手の
多層溶接における後熱処理を示す略図、第２２図
は経時的な水素拡散係数の変化を示す線図であ
る。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 多層溶接終了直後の最終溶接層直下の残留水
   素濃度［C_p（c.c.／100ｇ）］を、予め求めておいた、
   与えられた溶接条件における水素拡散パラメータ
   ー［τ］と溶存水素濃度［C_p,p（c.c.／100ｇ）］を元
   に［τ］と［C_p／C_p,p］の関係から求め、次にこ
   れと、予め求めておいた溶接部のビツカー硬度数
   と割れ防止限界水素濃度の関係式を元に溶接部の
   ビツカー硬度数から求められる溶接部割れ防止限
   界水素濃度［C_cr（c.c.／100ｇ）］との比［C_cr／C_p］
   を求め、溶接後熱処理にて到達する水素濃度［Ｃ
   （c.c.／100ｇ）］と前記［C_p（c.c.／100ｇ）］との比
   と、次式で示される溶接時の水素拡散パラメータ
   ー［τ（cm²）］と熱処理時の水素拡散係数［D_p
   （cm²／sec）］と熱処理時間［t_p（sec）］の積との和
   ［τ＋D_p・t_p］との関係式と、前記［C_cr／C_p］の
   値より、［Ｃ／C_p］を［C_cr／C_p］と等しくするの
   に必要な［τ＋D_p・t_p］の値を、板厚及び開先幅
   に応じて求めると共にこの値からτを差し引くこ
   とによつて、前記［Ｃ］が［C_cr］に等しくなる
   ときのD_p・t_pを求め、熱処理中溶接部適所の熱処
   理温度を測定し、その温度における水素拡散係数
   ［D_pi（cm²／sec）］の時間積分値が、前記D_p・t_pの
   値以上になると、熱処理を完了することを特徴と
   する多層溶接における低温溶接後熱処理法。 τ＝∫^tn _pD_idt 但し D_i：各単位層溶接の間における任意の溶接部水素
   拡散係数（cm²／sec） t_o：各単位層溶接の所要時間（sec） ２ 厚肉円筒の周溶接部を該円筒を回転させつつ
   １以上のバーナーによつて加熱すると共に、該溶
   接部の任意の点の温度を計測して該点における水
   素拡散係数［D_pi］の経時的変化を求め、該係数
   ［D_pi］の時間積分値がD_p・t_p以上になる時点を検
   知する特許請求の範囲第１項記載の溶接後熱処理
   法。 ３ 突合せ溶接線をその片側より複数の固定バー
   ナーで加熱しつつその溶接線の他側の任意の異な
   る点の温度を測定して水素拡散係数D_piの経時的
   変化を求め、D_piの時間積分値がD_p・t_p以上にな
   る時点を検知する特許請求の範囲第１項記載の溶
   接後熱処理法。 ４ 限界水素濃度［C_cr］が溶接帯における最大
   ビツカー硬度数［H_v］と次式 ［C_cr］＝−0.0096［H_v］＋6.76 但し［H_v］は300ないし500の範囲にある の関係を有する特許請求の範囲第１又は２項記載
   の溶接後熱処理法。 ５ 多層溶接終了直後の最終溶接層直下の残留水
   素濃度［C_p］_D及び［C_p］_H（c.c.／100ｇ）｛但し
   ［C_p］_D及び［C_p］_Hはそれぞれ溶接金属（溶着金属）
   及び熱影響を受けた帯域の濃度を示す｝を、予め
   求めておいた、与えられた溶接条件における水素
   拡散パラメーターと溶接金属及び熱影響部の溶存
   水素濃度との関係式から求め、それぞれ溶接金属
   及び熱影響帯域に対する割れ防止限界水素濃度
   を、予め求めておいた溶接金属及び熱影響帯域の
   ビツカー硬度数と割れ防止限界水素濃度の関係式
   を元に夫々のビツカー硬度数から求め、これらの
   割れ防止限界水素濃度［C_cr］_D及び［C_cr］_Hの前記
   残留水素濃度［C_p］_D及び［C_p］_Hに対する比
   ［C_cr／C_p］_D及び［C_cr／C_p］_Hの値を求め、さらに溶
   接金属及び熱影響帯域について、低温溶接後熱処
   理によつて減少する溶接帯域の水素濃度［Ｃ］_D及
   び［Ｃ］_Hの残留水素濃度［C_p］_D及び［C_p］_Hに対す
   る比［Ｃ／C_p］_D及び［Ｃ／C_p］_Hの値を求め、さら
   に溶接金属及び熱影響帯域について、溶接後熱処
   理中の水素拡散係数をD_pとし、熱処理時間をt_pと
   し下記の与えられた条件 τ＝∫^tn _pD_idt 但しD_iは各単位層の任意の溶接水素拡散係数
   ［cm²／sec］であり、t_oは各単位層溶接の所要時間
   である における溶接操作中の水素拡散パラメーターをτ
   （cm²）として、［τ＋D_p・t_p］_D及び［τ＋D_p・t_p］_H
   の値を求め、溶接後熱処理の条件として、それら
   の値を比較することによつて［D_p・t_p］_D又は
   ［D_p・t_p］_Hのより大きな値［D_p・t_p］を定め、溶
   接後熱処理中溶接部適所の温度を測定し、その測
   定温度における水素拡散係数［D_pi］（cm²／sec）
   の時間積分値が［D_p・t_p］の値以上になると熱処
   理を完了することを特徴とする多層溶接における
   溶接後熱処理法。 ６ 限界水素濃度［C_cr］_D及び［C_cr］_Hを次式 ［C_cr］_D＝−0.0096［H_v］_D＋6.76及び ［C_cr］_H＝−0.0096［H_v］_H＋6.76 但し［H_v］_D及び［H_v］_Hはそれぞれ溶接金属及
   び熱影響帯域における最大ビツカー硬度数を示す によつて求める特許請求の範囲第５項記載の方
   法。