実験方法

第2章で述べたような比較的に小型の溶接継手からの試験片採取では，試験部を溶接金属のみで構成す ることは困難であり，溶接継手の溶接金属部に対する材料強度特性を限定的に評価できない．そこで，図 3-1に示すような多層肉盛溶接丸棒を供試材として作製した．多層肉盛溶接材の母材は，オーステナイト 系ステンレス鋼SUS316（hi-Ni）製の開先付き丸棒である．SUS316（hi-Ni）製丸棒の開先部に対して，オ ーステナイト系ステンレス溶加材317Lを用いたTIG（Tungsten Inert Gas）多層肉盛溶接を行った．溶接電 流は120 A，溶接速度は1 mm/sとし，シールドガスには純アルゴンガスを用いた．多層肉盛溶接を行った ままのもの（以後，溶接まま材と呼称）と多層肉盛溶接後に溶体化熱処理を施したもの（以後，溶接後溶 体化材と呼称）の2種類を供して，SSRT特性と疲労寿命特性に及ぼす水素，溶接組織（デンドライト組織）

の影響について検討した．

多層肉盛溶接材の母材SUS316 （hi-Ni）と溶加材317Lに関して，表3-1と表3-2に化学成分を，表3-3と表 3-4に室温・大気中の引張試験で得られた機械的性質を示す．なお，表3-1～3-4に示すHeat（ヒート）は，

製造履歴（製造元，製造時期など）の違いによって材料を管理するための表記である．多層肉盛溶接材に ついては，ヒートPの母材とヒートaの溶加材を組合せと，ヒートMの母材とヒートbの溶加材を組合せの

2種類を作製した．表3-1と表3-2には，平山の式⁽²⁾より算出されたNi当量Nieqも併記している．いずれの材

料のNi当量も，一般高圧ガス保安規則関係例示基準（平成26年11月20日改訂版）⁽¹⁾で示された28.5 mass % を上回っていた．

多層肉盛溶接丸棒の母材部と溶接金属部の微視組織を電子線後方散乱回折法（EBSD：Electron

Backscatter Diffraction）で調べた．EBSD観察は，多層肉盛溶接丸棒の母材部と溶接金属部ともに外周から

直径の約1/4入った位置における周方向断面で行った．外周から直径の約1/4入った位置は，引張試験片，

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疲労試験片の中心軸とほぼ一致する．図3-2(a)に母材SUS316（hi-Ni）（ヒートP）のEBSD像を，図3-2(b)と (c)に溶接まま材と溶接後溶体化材の溶接金属部のEBSD像を示す．溶接にはヒートPの母材とヒートaの溶 加材を用いている．図3-2(b-i)の低倍率IPF map（Inverse Pole Figure Map）に示す溶接まま材の組織は，オ ーステナイト系ステンレス鋼溶接継手に関する過去の報告例⁽³⁾より，粗粒のデンドライト組織と推定され る．さらに，図3-2(b-iii)の高倍率Phase mapにおいて，緑色で示されるγ相内に赤色で示されるα相が確認さ れた．γ相に対するα相の面積率は8.1 %であった．オーステナイト系ステンレス鋼溶接金属のフェライト 量測定については，シェフラーの組織図を用いる方法がJIS規格で定められている⁽⁴⁾．溶接金属の化学成 分より，Cr当量（= [Cr]+[Mo]+1.5[Si]+0.5[Nb]）とNi当量（= [Ni]+30[C]+0.5[Mn]）を算出することで，シ ェフラーの組織図上でフェライト量の推定が可能である⁽⁴⁾．表2より，317L溶接金属のヒートaにおけるCr 当量は22.3 %，Ni当量は14.2 %と算出され，317L溶接金属のフェライト量はシェフラーの組織図上で5～

10 %と推定される．この結果は，EBSD観察により算出されたδ相の面積率8.1 %とよく一致していた．し たがって，図3-2(b-iii)のα相は，過去に耐水素脆性を低下させる可能性が報告されているδフェライト^(5)-(8) であると考えられる．図3-2(c-i)の低倍率IPF mapに示す溶接後溶体化材の組織は，デンドライト組織が消 失していたが，図3-2(a-i)の低倍率IPF mapで示した母材の組織に比べて粗粒であった．また，図3-2(c-iii)の 高倍率Phase mapにおいて，δフェライトはほとんど検出されなかった．

Fig.3-1 Method of multi-pass welding.

Table 3-1 Chemical composition and nickel equivalents, Nieq, of SUS316 (hi-Ni) base metal (mass %) (Reproduced from Ref.25 and modified).

Heat C Si Mn P S Ni Cr Mo Nieq

A 0.048 0.39 1.43 0.024 0.002 12.46 17.06 2.33 28.08

C 0.050 0.42 1.38 0.027 0.002 12.42 16.93 2.27 27.88

M 0.080 0.55 1.68 0.003 0.001 13.40 16.83 2.47 29.72

P 0.070 0.48 1.74 0.004 0.003 13.53 16.95 2.51 29.88

Requirement for SUS316 ⁽⁹⁾

min. ― ― ― ― ― 10.00 16.00 2.00 ―

max. 0.080 1.00 2.00 0.045 0.030 14.00 18.00 3.00 ―

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Table 3-2 Chemical composition and nickel equivalents, Nieq, of 317L filler metals (mass %) (Reproduced from Ref.27 and modified).

Heat C Si Mn P S Ni Cr Mo Cu Nieq

a 0.011 0.44 1.56 0.024 0.002 13.06 18.59 3.04 0.14 30.05

b 0.016 0.36 1.67 0.022 0.001 13.35 19.35 3.14 ― 31.09

Requirement for 317L ⁽¹⁰⁾

min. ― ― 1.00 ― ― 13.00 18.50 3.00 ― ―

max. 0.030 0.65 2.50 0.030 0.030 15.00 20.50 4.00 0.75 ―

Table 3-3 Mechanical properties of SUS316 (hi-Ni) base metals.

Heat

0.2 % proof stress σ0.2 [MPa]

Tensile strength σB [MPa]

Elongation δ [%]

Reduction of area φ [%]

A 235 521 74 83

C 232 541 63 84

M 387 599 50 85

P 294 605 68 84

Requirement for

SUS316 ⁽⁹⁾ min. 205 520 40 60

Table 3-4 Mechanical properties of 317L weld metal, Heat a (Reproduced from Ref.27).

Treatment

0.2 % proof stress σ0.2 [MPa]

Tensile strength σB [MPa]

Elongation δ [%]

Reduction of area φ [%]

As-welded 390 577 32 63

Post-welded solution-treated 206 504 ― 78

Requirement for

317L ⁽¹⁰⁾ min. ― 510 20 ―

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(a) SUS316 (hi-Ni) base metal (b) 317L as-welded metal

(c) 317L post-welded solution-treated metal

Fig.3-2 EBSD images for microstructures of SUS316 (hi-Ni) base metal and 317L weld metals: (i) low-magnification IPF map, (ii) high-magnification IPF map and (iii) high-magnification phase map (Reproduced from Ref.24).

300 μm 35 μm 35 μm

(a-i) (a-ii) (a-iii)

300 μm 35 μm 35 μm

(b-i) (b-ii) (b-iii)

300 μm 35 μm 35 μm

(c-i) (c-ii) (c-iii)

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3.3 SSRT 特性に及ぼす水素の影響