異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究（第1報）

NDC 501．54， 566．61

異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究（第1報）

一き裂の発生位置と伝播径路について一

渡 辺 正 紀＊ 藤 原 ^．敏＊＊

（昭和52年4月28日受理）

Study on Fatigue ．Failure Behavior of Dissimilar Welded Joints ・（Report 1 ） 一 Fatigue Crack lnitiation Part and its Propagation Path 一

Masaki WATANABE＊ and Satoshi FuJlwARA＊＊

（Rcceived April 28， 1977）

 It is well known that the weldments between ferritic and austenitic steels indicate a diffusion of carbon from

cQmparison fo a−iron．

 In this report， the effect of．． carbon diffusion on the fatigue behavior of dissimilar welded joints was investi−

gated．

 For the purpose of this study， especially！ three different angles between maximal p；inciple stressi direction and welding direction were used．

 Generally， ・fatigue fracture plane of metallic rnaterials correspond to roughly at the maximal principle stress plane and it is well known． But in case of welded joints， the change of a crack propagation path were uniquely related to the condition of tbe material immediate］y adjacent to the crack tip． The hard heat affected zone and carburized zone were found to change the crack propagation path． For the consideration of crack propagation of welded joints， the propagation path need to take accQunt the metallurgical and mechanical conditions of each parts in welded joint．

1．．．．緒

言

 構造材料の選定に際しては各構造物の使用環境を熟知し た上に経済性をも考慮に入れた安全設計を行なう必要があ．

る。

 たと．えば，．使用温度範囲が約600℃から700℃のボイラ では，600℃以上の部分には良好な高温特性を有する三一 ステナイ．卜系ステンレス鋼を，また，600℃以下の部分に は経済性の見地からフェライト系鋼を使用することが有利 となるであろう。このような背景から高温・高圧容器ある いは化学工業プラントなどの製作にあたっては現在必然的

＊大阪大学溶接工学研究所

．＊＊金属工学科

に異種材料の溶接が行なわれている。

 異種材溶接にも，両素材が同一系鋼である場合とぐうで ない場合とで同種異材と異種異材とがある。．また，素材と 溶擦棒と⑱異材も当然考えられる。異種材料間の溶接もオ ーステナイト系鋼とフェライト系鋼とをオーステナイト系 溶接棒にて溶接する継手の使用頻度が最も高いと報告され

ている1）。

 最近の溶接技術からすれば，この種の溶叢も基本的には 可能であるが，その際に溶接性と継手の使用性能とい．う点 で一連の問題点があり，これまでに満足な施工を行なうた めの若干の知見が得られている。

 主たる問遮点を列挙すれば次の二点となるであろうd   1）接合面での炭素の移動

一3 一

  2）熱膨脹係数の差に基因する熱応力の発生  異種材溶接継手に関する研究は冶金学的研究を申心にこ れまでかなりの報告がある2〜6）。

 しかし，継手の機械的性質におよぼす炭素拡散の影響に ついて論じた研究は比較的少なく7〜10），継手部に生ずる 脱炭層，侵炭層が冶金的切欠きとして疲れ強さの減少をも たらすかどうか，また，異なる機械的性質を有する材料間．

の継手の疲れ挙動についても未知の点が多いのが現状であ

る。

 そこで，本研究ではオーステナイト系鋼とフェライト系 鋼とをオーステナイト系溶接棒で溶接した継手の疲れ試験 を室温で実施し，疲れ破断特性におよぼす炭素拡散の影響 と，溶接線方向と疲れ試験時の最大主応力方向とがなす傾 角の影響とについて検討を行なった。

らびに溶接条件をF皇9．1に示す。

Q一〇

2V4Cr−IMo

W．M，

（D309）

RelL direc．

紳

o o

別532

e

o o

 2i4cr二1Mo

 W，M．

 くD309）

Fiott direc．

e

  o  o

 o _{i 一} SUS32

一

2．実 験 方 法

 2・1供試材料ならびに継手作製要領

 供試材料にはオーステナイト系鋼としてSUS 32を，ま た，フェライト系鋼として2Y4 Cr−1 Mo鋼完全焼鈍材を用 い，これらをD309相当溶接棒（22％Cr−12％Ni）で溶接

した継手である。それらの化学組成ならびに機械的性質を Table 1に示す。

2履Cr−1M6 蝕。

SUS32

［＝．

・

＝

Test

刀@eζimen 2

_【ate

pmteldi condto    Wetding cgrret    Arc voltqge    Welding speed    Electrode

140一一150 A 24T28 V ， 150 mmlmin，

D309． 40

  ，

Fig．1 Preparation of specimen and welding condition

2．2 試験片形状ならびに寸法

 Fig・2に試験片形状ならびにその寸法を示す。平滑材 は，疲れき裂の発生位置の確認を容易にするためあらカ）じ Table 1 Chemical compositions and mechanical properties

    of material used Materials

2Y4Cr−IMo SUS 32

D 309

Chemical compositions （％）

c lSi lMn l P

^s Ni r cr 1 Mo O．11

O．06 O．07

O．26 O．50 O．48

O．50 1．79 1．61

0．014 O．027 O．016

O．014 O．008 O．OIO

12．30 12．69

2．00i O．97 17．331 2．65

      ・・曄

櫨≒嚢

24．13

Materials

2Y4Cr−IMo SU S32

D 309

Y．Pl）

kg／mm2

28．3

3L 64）

T．S2）

kg／mm2

58．7 58．6 56．2

禦論難細

    4） O．2 ％Proof stress 59．6 45．4

22Ykgot11IQ，C WM sus32

     i X

も

搬

権

命

125

      100 到

Fig．2 Shapes and dimensions of test specimens  この種の継手では後熱処理によりフェライト系鋼と溶接

金属との接合面に隣…接して脱炭層ならびに侵炭層が生ず る。これら各層の生成と疲れ破断特性との関係に注目する 目的から2Y4Cr−1 Mo鋼側に垂直面をもつレ型開先を準備 し，．溶接電流140〜150A，溶接電圧24〜28V，溶接速度約 150mm／minの2層溶接を行なった。

 疲れ試験時の最大主応力線方向と溶接線方向とに傾角θ を付与した斜あ突合せ継手をも準備した。継手作製要領な

め試験片表面を充分に研磨し実験に供した。さらに，き裂 の発生位置を規定した場合の伝播径路を調べる目的で1mm の円孔を付与したものについても実験を行なった。図は融 合線部に円孔を付与したものであるが，一部は溶接金属部 の欠陥をも考慮に入れ溶接金属部に円孔を付与したものを も準備した。1

 斜め突合せ継手の傾角θは，最大主応力線方向（試験片

の長手方向）と溶接線方向とが直交する90。と75。および

異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究  渡辺・藤原

60。の3種類である。

 疲れ試験機はシェンク式平面曲げ疲れ試験機で，その最 大容量は4kg．m，繰返し速度は毎分1700回転である。

 き裂の発生位置ならびに伝播径路の観察には光学顕微鏡 を応用したものを用いた。

 2．3 後熱処理条件

 継手部のクロム濃度勾配に基因し高温にて長時間加熱中 に炭素の拡散，すなわち，脱炭層・侵炭層が生ずるが，こ れら各層の生成は継手の使用性能の面で必らずしもよくな いことが予想せられる。そこで，後熱処理温度として2％

Cr一 1 Mo鋼を対象とした場合の上限とされているAl変態 点以下の温度730。Cを採用し，比較的短時間の3，15およ び50時間で熱処理を行ない約5時間で炉中にて室温まで冷 却した。

 接合面での組織変化をPhoto 1に示し，それぞれの後 難処理条件で生じた平均脱炭懇懇と処理時間との関係を Fig・3に示す。 Fig．4は硬さ分布の一例を示すものである が，後熱処理を行なうことにより当然のことではあるが侵 炭層では非常に硬くなり，脱炭層部の硬さは母材部のそれ よりも低くなっている。

敏レU

x

繊鰍

灘 鎌

    勢 灘

   義鐙 鍵  既

W．M→ト2，／4C・一1M。

（a）As weEd

（b） 7300cx 3hr．

WM州←一2悔Cr−1M。

（c） 7300Cxlshr．

W．M十2t／4Cr−1Mo

  （d） 7300c x sohr． O．2mm ト→

Photo 1 Example of microstructures of welded part

一 5 一

@ 

煤@Q5    ．01

⊆﹂F一︑℃π邸﹄刀ΦN一﹂コΩ﹂qU①﹁一◎唱︸≧﹁

／o ／o

    o／

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   1 5 10 50 100

      Tirne ． hour       ；

Fig．3 Effect  of temperature on groth of decarburized    band

一 As vvetded

一一一一

 Fig・6は傾角を90。，後熱処理温度を730℃一定にし，

処理時間を3，15および50時聞と変化させたもの，すなわ ち，脱炭層幅ならびに侵炭層幅を変化させた場合の結果で ある。なお，平中の一点鎖線はFig．5に示した結果を比較 のために示したものである。Fig．3に示した処理時間と脱 炭層幅との関係からもわかるように，処理時間の増加とと もに脱炭層幅は増大し，それにともなって疲れ寿命が低下 する傾向がFig．6からうかがえる。

0 0

0

4 0

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00

2

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   ｝ 1 ！…呵卜一

    レー

一…d・…ゆ・・9）→ト．・Tx4・潮・一

 2   1   0   1   2   4

Fig．4 Hardness distribution

3．実験結果ならびに考察

 3．1疲 れ 強 さ

 Fig．5は2％Cr−1Mo鋼完全焼鈍材および溶接のまま の傾角θ＝90。と75。のもの，また，以後の比較のために 2 Y4Cr−1Mo鋼完全焼鈍材を更に730℃で50時間熱処理を 施したものの疲れ特性をS一．N線図で示したものである。

図よりCr−Mo鋼の再熱処理および継手の傾角にはあまり関 係せず，ほぼ一本の線図で表わすことができる。なお，継 手材の破断位置は全て溶接金属部である。このことは溶接 金属部の硬さが熱影響部のそれに比して低いためと考えら れる。

幽＿ △2名Cr一伽b，920℃属甑殉FC．

02％Cr一層，730℃翼5伽・E

 覧障翰t藺dal凪er Fu瞳Am．

o As vvelded （e＝9ct）

e As welded （e＝7S）

34

26

22

︵宅∈︑σ5い切Φ﹂筋℃0 五危く

騰職

e＝goe

一

−o一 730ecx3hr． 

一一一

一一ロー一7300Cx50hr．

醸財一

_{M一一一 蝿鼈黷≠刀@一}

     1

io5 io6 ・ io7

   Nurnber of cycte：； to faiture

Fig．6 S−N curves of post heat treated specimens

 破断位置を溶接金属部と脱炭層部とに分け，破断位置と 寿命との関係を一括して示したものがFig．7である。図中 には全て溶接金属部で破断した溶接のままのものをも示す が，熱処理時間が比較的短かい場合は高応力側では脱炭層 部で破断するのに対して，比較的低応力側では溶接金属部 にて破断が生ずる。しかし，50時間の処理を施すと繰返し 付加応力の大小には関係なく全て脱炭層部で破断し疲れ寿 命は最も低くなる。

︵∈ε︑9︾m鵠巷ロΦ＝αを

34

26

22

18

（らqE︑0匡︶m耐0轟U①昌a低く

．…㌦殴慮一

    s ．．6 ．．．7

   10  10V 10

       Number of cyctes to faiture

Fig，5 S−N curve of 2．25％Cr 一 IMo steel and as

   welded specimen

       ，

日ract購 o弍．

3

、噂」■●姻、、

・←    As weld 潤@ ● 730℃翼3hr

｢  ▲  730。C翼15h【

香@ ロ 730 C箕50hr

  、

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30

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＼△▲おか 、  ム ムD

   やか ^W△︑

   10f lo6 lo

       Number of cyctes to faiture

Fig．7 Failed positions where the j6ints welded    with variaus post heat treated

 Fig．8は今回の実験中最も拡散の烈しい処理条件，すな わち，730℃で50時聞の後熱処理を行なったもので，傾角

θをgoo ，75。および600と変化さかせた場合の疲れ試験

結果を示したものである。図から処理条件が同一でも疲れ

寿命は傾角の影響を受けることがわかる。すなわち，寿命

は時間強さをとた場合θ＝600でその傾きは急になるが耐

久限ではθが90。から75。，60。となるにしたがってわず

かではあるが寿命は上昇する。

異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究  渡辺・藤原

 4     0    60    2  3    3    2    2

︵EE︑9日頃︸い起吾く

 ●V30c翼50h【

一 昌一

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   io6 io7

btumber of cyctes to faiture

 破断形態を大別すると（b）および（c）に示すように 斜め破断型と直交破断型とに分けられる。繰返し付加応力 の大小により破断がいずれの型をとるかという規則性は 認められず，わずかに斜め破断型が多く観察された。さら に，き裂の発生位置と伝播の様子を詳細に観察すると次の ようである。

Cr一 Mo Stain．steet

Fig．8 S−N curves of post heat treated specimens

 Fig．9はDiepschlagとMatting11）らが板厚12mmのSt．

52（60kg／mm2級高張力鋼に相当）の斜め突合せ継手の余 盛を削除した実断面積400mm2を有する試験片を用いて部 分片振引張疲労試験を行ない，斜め突合せ継手の傾角が寿 命におよぼす影響を2×106の強さから求あたものである。

図中に我々の結果をも示すが，傾角の増大につれて寿命が 上昇する傾向はよく似ている。

28

（a） e＝7s

    As wetded

ξ

924

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      0    8      2

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 Authors

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C2，0xlo6）

   14b

    90 75 60 45 30 15 O

       Angte PetN tegn， wg．tded tl．ne ．＆

       maxrimat principte stress direction Fig．9 Relationship between fatigtie strength and    slant angle between welded line and maximal    principle stress direction

 3．2 疲れ破断形態と寿命との関係

 Photo 2は平滑材の疲れ破断形態の代表例を示したもの である。溶接のままの場合では溶接金属部の硬さが熱影響 部のそれに比して低いためか（a）のように全て溶接金属 部で破断が生ずる。これに対して，730℃で50時間の処理 を行なうとθ＝90。では繰返し付加応力の大小に関係なく 全て脱炭層部で破断し，溶接のままの場合と同様に最大主 応力面で破断する。しかし，θ＝60。の場合にはき裂の発 生位置により破断状況が異なる。

（a） e＝90

（b） e＝60

       欝… ．1．＼

     （c）e・6ぴ

       Post heat treated       り

      730Cx50hに

Photo 2 Failure types of plane fatigue test specime皿

 Photo 3は50時間の処理を施したθ＝60。の斜め破断型の き裂伝播の様子を試験途中に光学顕微鏡にて観察したもの である。すなわち，脱炭層部で発生したき裂も伝播は非常 に高硬度の侵炭層に影響されるためか最大主応力面からは ずれて蛇行しながら侵炭層に沿って進み最終的にはPhoto 2（b）に示したようになる。脱炭層・侵炭層を有する継手

の疲れき裂発生位置は侵炭層による塑性拘束の影響を受け るためか，侵炭層のごく近傍ではなく約0．5〜1．Om1n離れ た脱炭層部である。

 Photo 4は1mmの円孔を設けてき裂の発生位置を規定 した場合の伝播径路の様子を示したものである。後熱処理 材（c）を除き他は全て融合線上に円孔を付与してある。

溶接のままのθ＝90。では前述した平滑材の場合と同様に

7 一

獣 鱒

 O．5 mm

｝一＝：： ．；：．：．L．

Fine grain part Cra

^{Cik／ nt ttiated ）}

Decarburized  part

Carburized  part Wetd meta［

Photo 3 Crack initiation part and its propagation path

伝播は溶接金属部である。これに対し，θ＝75。ではFig．4 に示した硬さ分布からわかるように伝播は高硬度の熱影響 部に影響されるためか，き裂の前方に熱影響部がある側で は融合線に沿って斜め破断型となる。

 K．R． Dowse12）らは硬さ分布の異なる低合金鋼ならびに 軟鋼溶接継手から片側切欠を有する1．5mmの薄板試験片 を採取し面外曲げによる疲れ試験を行ない，軟鋼継手＊の 傾角e＝・75。の場合，き裂伝播は高硬度の溶接金属の影響 を受けるためか溶接線に沿うと報告している。本研究の場 合とでは高硬度部が熱影響部と溶接金属部との違いこそあ れ，伝播径路がき裂前方の硬さ分布の影響を受けるという 点で同様の結果が得られている。しかし，θ＝60。の場合 には高硬度の熱影響部をも貫通して従来の疲れ試験によっ て得られると同様に最大主応力面を伝播し（c）のように なる。

 一方，730℃で50時間の後難処理を行なうとθ＝60。で もき裂前方に侵炭層がある側では侵炭層に沿って平滑材の 斜め破断型と同様に脱炭層部をき裂は伝播する。しかし，

このき裂と反対側では直交型破断と同様にき裂は伝播す

る。

＊溶接金属および熱影響部の硬さはそれぞれ240，170  VPNである。

 さらに，円孔位置とき裂伝播径路との関係を調べる目的 で融合線から1mm離れた溶接金属前に円孔を付与したも のについても実験した。その際のき裂伝播の様子を示した ものがPhoto 5である。すなわち，円孔から発生したき 裂もき裂前方の組織が侵炭層・脱炭層の順に位置する場 合，本実験で用いた傾角の範囲内ではθには関係なく侵炭 層をも貫通してPhoto 4の熱処理材（c）のように直交 型破断するようになる。また，Photo 5よりき裂のミク ロな伝播挙動が各組織部で異なることがよくわかる。すな わち，溶接金属部およびCr−Mo鋼母材部でのそれは直線 型の伝播であるのに対して，脱炭層部では結晶粒界を伝播 するためか蛇行型となる。

 平滑材破断面のマクロ写真と電子顕微鏡観察による破面 写真を示したものがPhoto 6である。（a）はCr−Mo鋼 母材部， （b）はθ＝90。の脱炭部破断したもの，（c）は θ＝60。で脱炭層部にき裂が発生しCr−Mo鋼母材部へ伝播 した直交破断型のものである。これらの写真から破断位置 により破面が大きく異なることがよくわかる。（a） はCr−

Mo鋼母材部のフラクトグラフィであるが，破面の全域に

わたって疲れによる典型的なストラエーションが観察され

る。しかし，（b） に示すように脱炭層部の破面は，脆性破

壊試験による破面に見られるようなリバーマークを特徴と

y，

    異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究  渡辺・藤原

         パ     ド門『  凧デ3

       ．1

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       2 14Cr−IMo Base metat

  CrTtVIO．if：；E！tAlas！gg！in， steeE Cr−Mo十Stain． steet

騰ら ：   ㌔ ^養栄乏F㌔愛

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（a）

   e e＝go

（b） e＝75

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（a） e＝goO

   （b） e＝600

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      e   （c） 9＝60

  Post heat treated

       730 oc x 50hn    （c） e＝60

       As wetded

        Photo 4 Failure types 1 mm circular notched test specirnen

       叢

       鐡

         O．3mm

      H Photo 5 Crack propagation path of 1 mrn circular notched specimen and microstructure       of post heat treated specimen

       −9 一

（a） 2．25e／oCr 一 IMo steel

ご鋭

藤

（b） s ＝ goO， 7300c x sohr．

難勾画藻輝攣．

（at） Striation pattern

      X 2000

（c） s 一 600・， 730Qc x sohr・ （S 」 i  i 1 n 1・一U Ui pmbmpiiitllEl／iKn

       幽

       Photo 6 Macro and micro fractograph of fatigue test specimen

するへき開破面が観察された。この破面に似たものが引張 衝撃疲れ試験の最終破断領域でも観察されているが13），こ れに関しては今後も研究を進ある必要がある。

 いずれにしてもこれらのことから，平滑材の場合き裂の 発生位置と傾角θとにより伝播径路は異なる。さらに，円 孔材の結果より，き裂伝播方向と高硬度の熱影響部あるい は侵炭層・脱炭層といった硬さ分布，さらには組織分布の 違いによってき裂の伝播径路が異なることがわかった。

4．結

^論

 2 Y4Cr・一 1 Mo鋼完全焼鈍材とSUS 32鋼とをD309（22 Cr・一12Ni）相当棒で溶接し，室温における疲れ試験を行な い，後熱処理条件が疲れ破断特性におよぼす影響について 検討を行なった。

 得られた結果を要約すると以下のようになる。

1）溶接のままのものに対して後熱処理材は処理時間が長  くなるほど，すなわち，脱炭層幅が広くなるにしたがっ

て脱炭層部で破断し，継手としての疲れ寿命は低下す

 る。

2）730℃で50時間の処理を行ない傾向θを変化させたも  のの寿命は時間強さをとるとθ＝60。でその傾きは急に なるが，耐久限をとるとわずかではあるがθが90。から 75。，60。となるにしたがって上昇する。

3）後熱処理を行なったθ＝60。の平滑材では，き裂の発 生位置とき裂前方の硬さ分布との関係で破断形態は直交 型と斜め破断型とにわけられる。

4）一般に鉄鋼材料の疲れによる破断面はほぼ最大主応力

面に一致するといわれているが，これはあくまで均一材

を扱った場合にすぎず溶接継手のごとく不均質材になっ

ている場合には必ずしも最：大主応力面では破断しない場

合があり，溶接継手材のき裂伝播を扱う場合には材料の

不均一性と最大主応力方向との総合効果を考慮する必要

がある。

異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究 渡辺・藤原

         参 考 文 献

1）日本溶接協会，化学機械溶接研究委員会資料（1969）

2） B．J． Christoffel and R．M． Curra4， Welding Jourral  35， 457 （1956）

3） F．Erdmann一一Jesnitzer， M． Beckert u．H， Schmiedel，

  Schweissen und Sehneiden， 9， 407 （1957）

4） J．J． Rutherford， Welding Journal 38，19， （1959）

s） OIR． CatPenter and N．C． Jessen， Metal Construction  and Welding Journal 1， 12， （1969）

6） J． Mather， Metal Const． ＆ Welding Journal 1 （1969）

7）渡辺正紀，池本喜和，関西造船協会誌（1971）

8） A．S． Gulec， Schweissen und Schneiden 16，：．11， （196

  4）

9）渡辺，山口，藤原他，津山工業高等専門学校紀要   第3巻第2号（1971）

10） H． Zurn und E． Morach， Zeitschrift fur Werkstof−

  ftechnik 5， 3， （1974）

11） E． Diepschlag und A． Matting， Arc． fttr Eisenhut−

  tenwesen， 9， 7 （1936）

12） K．R． Douse and C．E． ・Richards， Metallurgical

  Transaction 2． （1971）

13）石松，岡部，高圧力技術協会シンポジウム（1974）

一11一