JP4559673B2 - 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 - Google Patents
溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP4559673B2 JP4559673B2 JP2001284913A JP2001284913A JP4559673B2 JP 4559673 B2 JP4559673 B2 JP 4559673B2 JP 2001284913 A JP2001284913 A JP 2001284913A JP 2001284913 A JP2001284913 A JP 2001284913A JP 4559673 B2 JP4559673 B2 JP 4559673B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- welded
- fatigue strength
- steel plate
- fatigue
- thick steel
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Landscapes
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶接部の靭性と疲労強度の両方が必要とされる建築、造船、橋梁、建設機械、海洋構造物などの溶接構造部材に使用される溶接部の疲労特性に優れた溶接構造用軟鋼および引張強さが５９０MPa 級の高張力鋼に関わり、さらに詳しくは溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
溶接構造物の大型化と環境保全に対する要求の高まりに伴い、構造物部材は従来にも増した信頼性が要求されるようになってきている。溶接構造物で想定される破壊形態としては疲労破壊、脆性破壊、延性破壊などがあるが、これらのうち、最も頻度が高い破壊形態は、初期欠陥からの疲労破壊あるいは脆性破壊、さらには疲労破壊の後に続く脆性破壊である。最近の橋梁や大型タンカーにおける疲労き裂発生、海洋構造物における疲労き裂を発端とした倒壊など、疲労破壊が問題となった事例は少なくない。
【０００３】
これらの破壊形態は、構造物の設計上の配慮だけでは防止が困難であり、突然の構造物崩壊の原因となることが多く、構造物の安全確保の観点からはその防止が最も必要とされる破壊形態である。構造物の大型化に伴い、使用される鋼材への要求も強くなっており、特に溶接構造物での靭性、疲労強度の確保は一層難しくなってくる。
【０００４】
これまでに、疲労強度向上に関する技術が多数提案されているが、そのほとんどは薄鋼板の母材、あるいはスポット溶接部の疲労強度向上に関するものである。例えば、特開昭６１−９６０５７号公報においては、ベイナイトの面積比率を５〜６０％とすることで疲労強度向上が図れることが記載されている。厚鋼板溶接継手の疲労破壊に関する研究によれば、疲労き裂は溶接部の応力集中部に発生する。この部分には残留応力も作用しているため、応力集中と残留応力の重畳作用により疲労き裂の発生が容易となることが明らかにされている。
【０００５】
また、溶接部材の疲労強度支配要因と疲労強度改善に関する膨大な研究がなされているが、溶接部疲労強度の改善は、グラインダー研削、溶接ビード最終層を加熱・再溶融により止端部形状を整形するなどの溶接止端部形状改善による応力集中の軽減によるものなど、力学的要因による改善がほとんどであった（例えば、特開昭５９−１１０４９０号公報、特開平１−３０１８２３号公報など）。また、溶接後熱処理による残留応力低減効果も従来からよく知られたものである。
【０００６】
本発明者等は、溶接部の疲労き劣発生・伝播のミクロ組織依存性に関する系統的な実験を実施した結果、特開平８−７３９８３号公報では疲労き裂の発生・伝播を最も効果的に抑制するＨＡＺ組織はフェライトであることが明らかにしている。すなわち、炭素当量値（以下Ｃeq）を限定し、ＨＡＺフェライト組織分率を増加させることによって溶接部の疲労強度が向上することが開示されている。
【０００７】
しかしながら、特開昭６１−９６０５７号公報記載の発明では、母材のベイナイト面積率を特定範囲に限定することにより疲労強度を向上させるものであるが、これは薄鋼板母材の疲労強度向上に関するものであり、本発明が対象とする厚鋼板の突合せ溶接、または隅肉溶接などにおける溶接継手の疲労強度向上には効果がない。
また、特開昭５９−１１０４９０号公報および特開平１−３０１８２３号公報記載の発明では、溶接後に特殊な施工をする必要があり、溶接ままで疲労強度を改善することができない。
さらに、特開平８−７３９８３号公報記載の発明では、Ｃeq値の限定とＳｉ添加によりＨＡＺフェライト分率を増加させることによって溶接部の疲労強度を向上させるものであるが、さらなる疲労強度向上が必要であり、またその対象とするのは５００MPa 級の高張力鋼板までであり、それ以上の高張力鋼板については考慮していない。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、応力集中度の低減や溶接残留応力の低減を実現するための付加的な溶接施工法による疲労強度向上ではなく、鋼材成分と製造条件を制御することにより、溶接構造用軟鋼および引張強さが５９０MPa 級の高張力鋼において溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法を提供することを目的としている。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
発明者らは溶接構造用軟鋼板から５９０MPa 級高張力鋼板までの溶接部疲労強度を向上するため詳細な検討を行った結果、その達成にはＳｉ量とＡｌ量を限定し、さらにＡｌ量に応じてＣeqの上限を限定することによりＨＡＺフェライト分率を増大させれば可能とすることを見出した。
【００１０】
本発明はかかる知見に基づいて完成されたもので、その要旨とするところは以下の通りである。
（１）質量％で、Ｃ：０．０１５〜０．１５％、Ｓｉ：０．０１％以上１％未満、Ｍｎ：０．２〜１．５％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．１％超１％以下、Ｎ：０．００１〜０．００８％を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物よりなり、Ｃeq≦０．２４＋０．０３×√Ａｌを満たすことを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５
＋Ｎｂ／３
（２）質量％で、Ｃ：０．０１５〜０．１５％、Ｓｉ：１〜２％、Ｍｎ：０．２〜１．５％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．１％超１％以下、Ｎ：０．００１〜０．００８％を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物よりなり、Ｃeq≦０．２７５＋０．０３×√Ａｌを満たすことを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５
＋Ｎｂ／３
（３）質量％で、Ｃｕ：０．１〜２％を、さらに含有することを特徴とする前記（１）または（２）に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（４）質量％で、Ｎｉ：０．１〜２％を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（３）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（５）質量％で、Ｃｒ：０．０５〜１％、Ｍｏ：０．０２〜１％の１種または２種を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（４）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（６）質量％で、Ｎｂ：０．００５〜０．０８％、Ｖ：０．００５〜０．１％の１種または２種を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（５）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（７）質量％で、Ｔｉ：０．００１〜０．０５％を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（６）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（８）質量％で、Ｍｇ：０．０００１〜０．０１％、Ｃａ：０．０００５〜０．００５％、ＲＥＭ：０．０００５〜０．００５％の１種または２種以上を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（７）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（９）前記（１）乃至（８）のいずれかに記載の鋼板の製造において、鋼塊をＡｃ３点以上、１２５０℃以下に加熱後、再結晶温度域で熱間圧延した後、自然冷却することを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
（１０）再結晶温度域での熱間圧延に引き続き、未再結晶温度域において累積圧下率で４０〜９０％の熱間圧延を行うことを特徴とする前記（９）に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
（１１）前記（１）乃至（８）のいずれかに記載の鋼板の製造において、鋼塊をＡｃ３点以上、１２５０℃以下に加熱後、再結晶温度域で熱間圧延し、引き続き未再結晶温度域において累積圧下率で４０〜９０％の熱間圧延をした後、１〜６０℃/secの冷却速度で６００℃以下の温度まで冷却することを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
（１２）冷却後さらに、３００℃〜Ａｃ１点に加熱して焼戻し熱処理することを特徴とする前記（１１）に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
【００１１】
【発明の実施の形態】
本発明について、詳細に説明する。
まず、本発明の骨子である溶接継手の疲労強度向上について記述する。
発明者らは、溶接継手の疲労試験片のき裂発生・伝播の状況をミクロ的に詳細に観察を行った。その結果、ほとんどの疲労き裂は溶接金属とＨＡＺ（熱影響部）の境界部、すなわち、溶接融合線付近から発生し、ＨＡＺ内を伝播し、さらに母材部に突入して試験片の全体破壊に至ることを知見した。
溶接融合線付近からき裂が発生するのは、溶接融合線付近は溶接止端部に一致し、この部分で最も応力集中が高くなるためである。このように、疲労き裂は溶接融合線付近から発生し、ＨＡＺ内を伝播するために、疲労強度はＨＡＺのミクロ組織に大きく影響することが明らかとなった。
【００１２】
上記のように、疲労き裂の発生部は溶接融合線近傍であり、さらにき裂伝播の初期段階ではＨＡＺ内である。これらの領域は応力集中部に一致している。ＨＡＺミクロ組織と応力集中の両因子を再現することによりＨＡＺミクロ組織が疲労強度に及ぼす影響を調査することができる。そこで、再現溶接熱サイクルを与えた鋼材から応力集中を設けた試験片を加工し、疲労試験に供してＨＡＺミクロ組織と疲労強度の関係を求めた。試験片の外形寸法１０×１０×５５mm、切欠き深さは２mm、切欠き先端半径は０．７５mmで、支点間距離を４０mmとして３点曲げ繰返し荷重を与え、疲労破壊させた。応力集中係数は２．６である。
【００１３】
図１は、軟鋼から引張強さが５９０MPa までの強度を有する実験室真空溶解鋼を素材として、最高加熱温度を１４００℃、８００〜５００℃の冷却時間を１〜３０秒とした溶接再現熱サイクルを与えた再現ＨＡＺ材の疲労限度比（疲労限／再現ＨＡＺ材の引張強さ）の再現ＨＡＺ材の引張強さに対する依存性を示したものである。
この図から明らかなように、疲労限度比はＨＡＺミクロ組織に大きく依存し、マルテンサイト、下部ベイナイト、下部ベイナイト＋上部ベイナイトの混合組織、上部ベイナイト、フェライトの順に高くなる。すなわち応力集中を有する疲労試験においてはＨＡＺ組織が高温変態組織ほど疲労限度比は高くなり、低温変態組織ほど低くなる。
【００１４】
このように疲労強度がミクロ組織に依存する原因は完全には解明されていないが、▲１▼低温変態組織ほど変態時に導入された転位密度が高く、この転位は繰返し応力を受けると再配列されてしまうために転位強化は疲労強度にあまり寄与しない。▲２▼低温変態組織になるとベイナイトやマルテンサイトのラス界面、あるいは旧オーステナイト粒界の強度が粒内組織の強度に比べて相対的に低くなり、ラス界面や旧オーステナイト粒界で疲労き裂が容易に発生する。▲３▼フェライト組織では伝播するき裂先端における塑性変形が顕著で、塑性吸収エネルギーが増大し、その結果としてき裂伝播を遅延させる。
などの理由が考えられる。応力集中の少ない平滑試験片においては疲労強度のミクロ組織依存性は少なく、むしろ静的な引張強さと高い相関関係を有することが知られている。
【００１５】
このように、再現ＨＡＺ材疲労強度がミクロ組織により影響を受け、特にフェライト主体組織で疲労限度比が上昇することは応力集中部で特異的に生じる現象であり、ミクロ組織をフェライト主体組織とすることによる疲労強度向上の効果は溶接継手のように応力集中が存在する場合に特に顕著に作用するものである。
従って、ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体組織とすることが疲労強度向上の上で最も望ましいが、ＨＡＺが連続的に受ける連続冷却変態で１００％フェライト組織にすることは、特に冷却速度が大きい小・中入熱溶接では困難であり、必然的にフェライトより変態温度が低いベイナイトなどの組織が混入する。しかしながら、上部ベイナイトはフェライトに次いで疲労限度比が高いために、上部ベイナイトが多少混入してもＨＡＺの疲労強度をあまり低下させないことが期待できる。
【００１６】
図２は再現ＨＡＺ材の疲労限度比をフェライト面積率に対してプロットしたものである。図から明らかなことは、▲１▼フェライト面積率が増加するに従って疲労限度比は上昇する。さらに、フェライト面積率が６０％以上であれば疲労限度比が著しく上昇する。疲労限度比の向上はフェライト面積率が６０％以上の範囲において特に顕著である。▲２▼同一フェライトの面積率で比較すると、Ｓｉ≧１％でＡｌ＜０．１％添加した鋼はＳｉ＜１％でＡｌ＜０．１％添加した鋼に比べて疲労限度比が上昇する。▲３▼また、同一フェライトの面積率で比較すると、Ｓｉ≧１％で０．１％＜Ａｌ≦１％添加した鋼はＳｉ≧１％でＡｌ＜０．１％添加した鋼に比べて疲労限度比が上昇する。
この結果から、ＨＡＺのフェライト面積率を６０％以上とする事により疲労限度比を向上でき、さらにＳｉを１％以上添加して０．１％＜Ａｌ≦１％添加すると疲労限度比向上の効果は顕著となることが明らかとなった。
【００１７】
上述した通り、ごく一般に用いられている溶接構造用軟鋼や引張強さが５９０MPa 級の圧延まま高張力鋼は炭素当量値が高く、ＨＡＺ焼入れ性が高いため、これらの鋼では小・中入熱溶接ＨＡＺミクロ組織がベイナイト・マルテンサイト組織となる。このためＨＡＺの疲労強度向上は望めない。ＨＡＺの疲労破壊に対する感受性を低くし、応力集中下においても疲労き裂の発生を抑制し、或いは発生したき裂の伝播を遅延させるためには、ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体組織とすることが効果的である。ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体とするためにはＨＡＺ焼入れ性を低下させる事が必要である。このために、ＨＡＺ焼入れ性を表す指標である炭素当量の値を限界値以下に限定する必要がある。ここで、ＨＡＺのフェライト面積率を最も正確に表す炭素当量式を検討した結果、一般に使用されているＩＩＷの炭素当量式にＮｂの焼入れ性上昇効果を考慮した次式、
Ｃeq（％）＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋Ｎｂ／３
を用いれば良いことが明らかとなった。
【００１８】
図３は実験室真空溶解鋼再現ＨＡＺのフェライト面積率を上記の炭素当量に対してプロットしたものである。同図から明らかなことは、まずＨＡＺフェライト面積率は炭素当量と良い相関を示し、炭素当量値が低いほどＨＡＺフェライト面積率が上昇する。しかし、同一の炭素当量値で比較すると、Ｓｉを１．０％以上添加した鋼はフェライト面積率が上昇し、さらにＡｌを０．５％添加した鋼はさらにフェライト面積率が上昇することが明らかとなった。図２の結果から、ＨＡＺ疲労強度向上にはＨＡＺフェライト面積率を６０％以上とすることが必要であるが、これを実現するためには、Ｓｉ添加量が１．０％未満の鋼には上限の炭素当量を０．２４％以下、Ｓｉ添加量が１．０％以上の鋼では上限の炭素当量値を０．２７５％以下とすれば良いことがわかる。またＡｌを０．５％添加した鋼は上限の炭素当量値を０．２９５％以下とすれば良いことが分かる。
【００１９】
図３の結果に基づきＡｌ添加による上限の炭素当量値について検討した結果、０．１％≦Ａｌ≦１％の範囲において、Ａｌ添加量に応じて０．０２５×√Ａｌ（％）で引き上げることを見出した。それにより、Ｓｉ添加量が１．０％未満の鋼では上限の炭素当量値を０．２４％＋０．０３×√Ａｌ（％）以下、Ｓｉ添加量が１．０％以上の鋼では上限の炭素当量値を０．２７５％＋０．０３×√Ａｌ（％）以下とすれば良いことが明らかとなった。
【００２０】
Ａｌ、Ｓｉを添加することによる疲労限度比向上の理由は、▲１▼両元素はフェライト形成元素であるためＨＡＺ組織のフェライト面積率を増加させることに加え、▲２▼固溶強化により疲労繰り返し中の転位運動に対する抵抗力が上昇すること、さらに、▲３▼積層欠陥エネルギーの低下により交差すべりが生じ難くなり、繰り返し塑性変形の可逆性が高まることにより、非可逆塑性変形によって蓄積される歪みが増加し難くなるためであると考えられる。このような、Ａｌ、Ｓｉの効果は溶接部疲労強度向上だけでなく、フェライト主体組織である母材の疲労強度向上にも効果を発揮する。
【００２１】
実溶接継手のＨＡＺで応力集中が高い領域は溶接溶融合線から１．０mm以内の範囲であり、疲労き裂が発生するのはこの領域内である。従って、溶接融合線から１．０mm以内のＨＡＺにおいてフェライト面積率を６０％以上とすることが重要である。上記の検討結果から明らかなように、本発明の骨子はＨＡＺミクロ組織をフェライト主体とすることによりＨＡＺの疲労破壊感受性を低め、溶接継手の疲労強度を向上させるものであり、これを実現するために上記で定義した炭素当量値をＡｌ、Ｓｉ添加量の範囲に応じて限定するものである。
【００２２】
以上の基本思想に基づいて、各合金元素の範囲を限定した理由を以下に述べる。なお、以下の％は質量％を意味するものとする。
Ｃは、ＨＡＺの焼入れ性を上昇する元素であり、多量に添加するとベイナイトやマルテンサイト組織が生成しやすくなる。ＨＡＺのフェライト面積率を増加し、疲労強度を高めるにＣ量は低い方が望ましい。しかし、Ｃは母材の強度を上昇させる元素であり、母材強度上昇のためには多量に添加することが望ましい。Ｃ量が０．０１５％未満では母材強度を確保するのが困難であるため、下限を０．０１５％とした。逆に０．１５％超ではＨＡＺ焼入れ性が高くなりすぎてフェライト面積率が低下し、疲労強度を向上できない。さらに母材およびＨＡＺの靭性や耐溶接割れ性を低下させるので、Ｃ量の上限を０．１５％とした。母材強度と疲労強度のバランスを考慮すると、０．０２〜０．０９％のＣ量が最も望ましい。
【００２３】
Ｓｉは、強度確保のほか脱酸元素として必須の元素である上に、上述の通り疲労強度向上に効果を発揮する添加元素である。Ｓｉ量が０．０１％未満では脱酸が不十分になり、介在物が増加し、母材の靱性や延性を低下させる。従って、Ｓｉ量の下限量を０．０１％とした。Ｓｉ添加量が高いほどフェライトの強化とＨＡＺフェライト面積率増加が顕著となり、疲労強度向上の目的のためには、Ｓｉ添加量は１％以上添加することが望ましい。しかし、Ｓｉ添加量が高いほどＨＡＺの靱性は低下する。靱性低下はＳｉ量が２％を超えると顕著となるため、Ｓｉ量の上限値を２％とした。
【００２４】
Ｍｎは、強度を高めるために必須の元素であるが０．２％未満では母材強度を確保できないため、下限値を０．２％とした。一方、１．５％を超えて添加すると、ＨＡＺ焼入れ性が上昇し、ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体とすることができない。従って、Ｍｎ量の上限値を１．５％とした。
Ｐは、鋼の靭性に影響を与える元素であり、０．０３％を超えると母材だけでなくＨＡＺの靭性を著しく阻害するので、極力少ないほうが良く、その量の上限値を０．０３％とした。
Ｓは、Ｐと同様に低いほど好ましく、０．０１％を超えるとＭｎＳ析出が顕著となり、母材のＨＡＺ靭性を阻害し、板厚方向の延性も低下させる。さらに、ＭｎＳ介在物が多量に存在すると、これが疲労き裂の起点となり疲労強度のばらつきの原因となる。そのためＳ量の上限値を０．０１％とした。
【００２５】
Ａｌは脱酸、オーステナイト粒径の細粒化等に有効な元素である上に、上述の通り疲労強度向上に効果を発揮する添加元素である。疲労強度向上の目的のためにＡｌ添加量は、０．１％を超えて添加する必要があり高いほど望ましい。しかし、１％を超えると疲労強度向上効果は飽和する上、ＨＡＺの靱性が低下するため、Ａｌ量の上限値を１％とした。
【００２６】
Ｃｕは、靭性を低下させずに強度の上昇に有効な元素であるが、０．１％未満では効果がない。２％を超えるとＨＡＺ焼入れ性が高くなり、フェライト主体組織とすることができないし、鋼片加熱時や溶接時に割れを生じやすくするので、Ｃｕ量の上限値を２％とした。
【００２７】
Ｎｉは、靭性および強度の改善に有効な元素であり、その効果を得るためには０．１％以上の添加が必要である。２．０％を超えるとＨＡＺ焼入れ性が高くなり、フェライト主体組織とすることができなくなって疲労強度を低下させるので、Ｎｉ量の上限値を２．０％とした。
【００２８】
Ｃｒは、焼入れ性を高めて強度を確保する上で０．０５％以上必要である。一方、１％を超えるとＮｉと同様の理由で好ましくないため、Ｃｒ量の上限値を１％とした。
Ｍｏは、焼入れ性向上、強度向上、耐焼戻し脆化、再結晶抑制に有効な元素であり、その効果を得るためには０．０２％以上の添加が必要である。１％を超えるフェライト主体組織とすることができなくなって疲労強度を低下させ、さらに母材靭性および溶接性が劣化するので、Ｍｏ量の上限値を１％とした。
【００２９】
Ｎｂは炭窒化物を形成して母材の強度向上と細粒化に効果がある。圧延・冷却後に焼戻し熱処理を実施する場合には、微細Ｎｂ炭窒化物を析出させて、さらに、強度の向上が図れる。Ｎｂ量が０．００５％未満ではこの効果が顕著でないので下限値を０．００５％とした。逆に、０．０８％超をえて添加すると、ＨＡＺ焼入れ性が高くなりすぎてフェライト面積率を６０％以上とすることができなくなるので、Ｎｂ量の上限値を０．０８％とした。
Ｖは炭窒化物を形成して母材の強度向上と細粒化に効果がある。圧延・冷却後に焼戻し熱処理を実施する場合には、微細Ｖ炭窒化物を析出させて、さらに、強度の向上が図れる。Ｖ量が０．００５％未満ではこの効果が顕著でないので下限値を０．００５％とした。逆に、０．１％超添加すると、ＨＡＺ焼入れ性が高くなりすぎてフェライト面積率を６０％以上とすることができなくなるので、Ｖ量の上限値を０．１％とした。
【００３０】
Ｔｉは、析出強化により母材強度向上に寄与するとともに、高温でも安定なＴｉＮの形成により加熱オーステナイト粒径微細化にも有効な元素である。また、後述するように、ＨＡＺ靭性向上に必要なＭｇＯ、Ｍｇ含有酸化物の微細分散に寄与する。効果を発揮するためには０．００１％以上含有する必要がある。一方、０．０５％を超えると、粗大な酸化物を形成して延性を極端に劣化させるとともに疲労き裂の起点の原因となるため、Ｔｉ量の上限値を０．０５％とした。
Ｎは、ＡｌやＴｉと化合してオーステナイト粒微細化に有効に働くため、微量であれば機械的性質向上に寄与する。また、工業的に鋼中のＮを完全に除去することは不可能であり、必要以上に低減することは製造工程に過大な負荷をかけるため好ましくない。そのため工業的に制御が可能で、製造工程への負荷が許容できる範囲として下限を０．００１％とする。過剰に含有すると、固溶Ｎが増加し、延性や靭性に悪影響を及ぼす可能性があるため、許容できる範囲としてＮ量の上限値を０．００８％とした。
【００３１】
次に、延性の向上、ＨＡＺ靭性の向上のために、必要に応じて、Ｍｇ、Ｃａ、ＲＥＭの１種または２種以上を含有することができる。
Ｍｇは、０．０００１％未満の添加では、粒内変態およびオーステナイト粒微細化のためのピニング粒子として必要な酸化物の生成が十分に期待できなくなるため下限値を０．０００１％とした。０．０１％を超えると、粗大な酸化物が生成しやすくなり、母材およびＨＡＺ靭性の低下をもたらすため、Ｍｇ量の上限値を０．０１％とした。
Ｃａ、ＲＥＭはいずれも硫化物の熱間圧延中の展伸を抑制して延性特性向上に有効である。酸化物を微細化させてＨＡＺ靭性の向上にも有効に働く。Ｃａ、ＲＥＭともに０．０００５％未満では、この効果が得られないので下限値を０．０００５％とした。逆に、０．００５％を超えると、Ｃａ、ＲＥＭの酸化物個数が増加し、超微細なＭｇ含有酸化物の個数が低下する、あるいは硫化物や酸化物の粗大化を生じ、延性、靭性の劣化を招くため、その上限値を０．００５％とした。
【００３２】
次に、製造条件を限定した理由について述べる。本発明は溶接部の靱性を確保しつつ溶接部疲労強度に優れた軟鋼から引張強さが５９０MPa 級の溶接構造用厚鋼板を提供するものである。
上記引張強さを有する軟鋼及び５９０MPa 級の溶接構造用厚鋼板を製造しようとする場合、常法の熱間圧延法を採用することは可能であるが、上記で定義した炭素当量値が低い場合や、板厚が大きい場合には、常法の熱間圧延法では必要とする強度が得られない場合がある。このような場合には、制御圧延法、制御圧延・加速冷却法により母材強度を上昇させることができる。
【００３３】
常法の熱間圧延・制御圧延ともに、圧延に先立ち、鋼塊を１００％オーステナイト化する必要があり、このため鋼塊をＡｃ3 点以上に加熱する必要がある。しかし、１２５０℃を超えて加熱するとオーステナイト粒が粗大化するため圧延後微細粒が得られなくなるので、加熱温度は１２５０℃以下とすることが必要である。
【００３４】
鋼塊の加熱によりオーステナイト粒は粗大化するので、常法の熱間圧延・制御圧延法ともに、再結晶温度域で圧延することによりオーステナイト粒径を小さくすることが必要である。制御圧延法を用いて強度上昇と靱性向上を図る場合には、さらに未再結晶温度域で圧延することによりオーステナイト粒内に変形帯を導入し、フェライト生成核を増加させることが有効である。未再結晶温度域での累積圧下率が４０％未満では変形帯が十分形成されないので、未再結晶温度域での累積圧下率の下限を４０％とした。しかし、累積圧下率が９０％を超えると、母材シャルピー試験における上部棚衝撃値の低下が著しくなり、低サイクル疲労特性が低下するので、未再結晶温度域での累積圧下率の上限を９０％とした。
【００３５】
仕上げ圧延温度に関する限定は特に必要ではなく、Ａｒ3 点以上で圧延を終了しても良いし、Ａｒ3 点以下においてフェライトとオーステナイトの共存域、或いはフェライト域で圧延しても差し支えない。圧延後、自然空冷する場合にはオーステナイト粒界と粒内変形帯よりフェライトが生成し、未再結晶温度域での圧延がない常法圧延に比べて細粒フェライトを得ることができ、母材強度の上昇と靱性向上が達成できる。
【００３６】
自然空冷よりさらに強度を上昇させるためには加速冷却が必要である。冷却速度１℃/sec未満では、過冷度が小さいために変態後のフェライトの微細化が不十分であると同時に変態中のＣの拡散が容易なためフェライト中のＣ濃度が低下し、十分な強度を得ることができない。逆に冷却速度が６０℃/sec超ではベイナイト組織が生成するために母材の靱性が低下する。従って、冷却速度を１〜６０℃/secに限定した。母材の強度と靱性のバランスを考慮すると、５〜３０℃/secの範囲とすることが望ましい。
【００３７】
本発明においては母材の強度を得るために変態が終了するまで加速冷却を継続する必要がある。このため、冷却停止温度の上限を６００℃とした。６００℃超の停止温度では変態が終了しないために、十分な強度が得られない。通常、加速冷却は水を冷媒として用いる。この場合、実際上の冷却停止温度の下限は０℃となるので、下限を０℃とした。
【００３８】
圧延・冷却に引き続き実施する焼戻し熱処理は、回復による母材組織の靱性向上を目的としたものであるから、加熱温度は逆変態が生じない温度域であるＡｃ1 点以下でなければならない。回復は転位の消滅・合体により格子欠陥密度を減少させるものであり、これを実現するためには３００℃以上に加熱する事が必要である。このため、加熱温度の下限を３００℃とした。また、上述したように、Ｃｕ，Ｍｏ，Ｎｂ，Ｖの析出元素を含有する場合には、熱処理により微細析出物を生成させることにより母材強度を向上させることができる。この効果は炭素当量値が低い本発明鋼の母材強度向上に極めて効果を発揮するもである。析出効果を最も有効に発揮するための加熱温度は析出効果元素に依存するが、概ね５００〜６５０℃の範囲である。圧延後冷却の停止温度が６００℃以下の範囲で比較的高温の場合には自己焼戻しを期待できるため、この焼戻し熱処理を省略することも可能である。
【００３９】
【実施例】
以下に、本発明の実施例を述べる。
連続鋳造により製造したスラブから板厚が２０〜４０mmの鋼板を製造した。表１に、化学成分を示す。鋼１〜２２が本発明鋼、鋼２３〜３２が比較鋼である。
表２に、鋼板の製造条件と引張特性を示す。
本発明鋼１〜３、比較鋼２３、２４は本発明請求項１０に示した制御圧延法で製造し、本発明鋼８〜１１、１５〜２２、及び比較鋼２９、３２は請求項１１または１２に示した制御圧延・制御冷却法で製造した。他の鋼板は常法の熱間圧延法により製造した。加熱温度は全ての鋼でＡｃ3 変態点以上である。また、制御圧延・制御冷却後に焼戻し熱処理を実施した鋼の焼戻し温度は全て６００℃以下で、Ａｃ1 変態点以下である。これより本発明鋼において軟鋼〜５９０MPa の強度が確認された。
【００４０】
これら供試鋼を用いてＴ字隅肉溶接継手を作成した。表４に溶接条件を示す。
溶接継手の疲労強度は板厚依存性を示す。板厚依存性を取り除くために、板厚が２０mm超の鋼板は裏面を切削して２０mm厚としてから溶接を実施した。図４にＴ字隅肉溶接継手から作成した３点曲げ疲労試験片形状を示す。繰返し最大荷重と最小荷重の比が０．１の条件で疲労試験を実施した。
【００４１】
表３に疲労試験結果を示す。溶接継手疲労強度は１０6 回疲労強度、および疲労限を指標として比較した。これにより、ＨＡＺ組織がフェライト６０％超からなる引張強さ３９０〜５９０MPa 級高張力溶接構造用鋼板において、本発明鋼は比較鋼の溶接継手疲労強度より向上することが確認された。
なお、比較鋼２３〜２６の疲労強度が比較的高いのはＣeqが本発明の範囲内にあるためであり、同程度のＣeqを示す本発明鋼１〜４は、比較鋼２３〜２６より格段に向上していることが確認された。
【００４２】
【表１】
【００４３】
【表２】
【００４４】
【表３】
【００４５】
【表４】
【００４６】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明はＨＡＺミクロ組織をフェライト主体組織となるように制御することにより、付加的溶接による応力集中低減などによらずに溶接継手の疲労強度向上を図ることが可能であり、本発明により溶接構造物の疲労破壊に対する信頼性を向上することが可能である。したがって、本発明の産業上の価値は極めて高いといえる。
【図面の簡単な説明】
【図１】切欠き付き再現ＨＡＺ材の疲労試験における疲労限度比の引張強度及びミクロ組織依存性を示す図である。
【図２】切欠き付き再現ＨＡＺ材の疲労試験における疲労限度比のフェライト面積率依存性を示す図である。
【図３】再現ＨＡＺ材のフェライト面積率の炭素当量依存性を示す図である。
【図４】Ｔ字隅肉溶接継手疲労試験片の形状を示す図である。
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶接部の靭性と疲労強度の両方が必要とされる建築、造船、橋梁、建設機械、海洋構造物などの溶接構造部材に使用される溶接部の疲労特性に優れた溶接構造用軟鋼および引張強さが５９０MPa 級の高張力鋼に関わり、さらに詳しくは溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
溶接構造物の大型化と環境保全に対する要求の高まりに伴い、構造物部材は従来にも増した信頼性が要求されるようになってきている。溶接構造物で想定される破壊形態としては疲労破壊、脆性破壊、延性破壊などがあるが、これらのうち、最も頻度が高い破壊形態は、初期欠陥からの疲労破壊あるいは脆性破壊、さらには疲労破壊の後に続く脆性破壊である。最近の橋梁や大型タンカーにおける疲労き裂発生、海洋構造物における疲労き裂を発端とした倒壊など、疲労破壊が問題となった事例は少なくない。
【０００３】
これらの破壊形態は、構造物の設計上の配慮だけでは防止が困難であり、突然の構造物崩壊の原因となることが多く、構造物の安全確保の観点からはその防止が最も必要とされる破壊形態である。構造物の大型化に伴い、使用される鋼材への要求も強くなっており、特に溶接構造物での靭性、疲労強度の確保は一層難しくなってくる。
【０００４】
これまでに、疲労強度向上に関する技術が多数提案されているが、そのほとんどは薄鋼板の母材、あるいはスポット溶接部の疲労強度向上に関するものである。例えば、特開昭６１−９６０５７号公報においては、ベイナイトの面積比率を５〜６０％とすることで疲労強度向上が図れることが記載されている。厚鋼板溶接継手の疲労破壊に関する研究によれば、疲労き裂は溶接部の応力集中部に発生する。この部分には残留応力も作用しているため、応力集中と残留応力の重畳作用により疲労き裂の発生が容易となることが明らかにされている。
【０００５】
また、溶接部材の疲労強度支配要因と疲労強度改善に関する膨大な研究がなされているが、溶接部疲労強度の改善は、グラインダー研削、溶接ビード最終層を加熱・再溶融により止端部形状を整形するなどの溶接止端部形状改善による応力集中の軽減によるものなど、力学的要因による改善がほとんどであった（例えば、特開昭５９−１１０４９０号公報、特開平１−３０１８２３号公報など）。また、溶接後熱処理による残留応力低減効果も従来からよく知られたものである。
【０００６】
本発明者等は、溶接部の疲労き劣発生・伝播のミクロ組織依存性に関する系統的な実験を実施した結果、特開平８−７３９８３号公報では疲労き裂の発生・伝播を最も効果的に抑制するＨＡＺ組織はフェライトであることが明らかにしている。すなわち、炭素当量値（以下Ｃeq）を限定し、ＨＡＺフェライト組織分率を増加させることによって溶接部の疲労強度が向上することが開示されている。
【０００７】
しかしながら、特開昭６１−９６０５７号公報記載の発明では、母材のベイナイト面積率を特定範囲に限定することにより疲労強度を向上させるものであるが、これは薄鋼板母材の疲労強度向上に関するものであり、本発明が対象とする厚鋼板の突合せ溶接、または隅肉溶接などにおける溶接継手の疲労強度向上には効果がない。
また、特開昭５９−１１０４９０号公報および特開平１−３０１８２３号公報記載の発明では、溶接後に特殊な施工をする必要があり、溶接ままで疲労強度を改善することができない。
さらに、特開平８−７３９８３号公報記載の発明では、Ｃeq値の限定とＳｉ添加によりＨＡＺフェライト分率を増加させることによって溶接部の疲労強度を向上させるものであるが、さらなる疲労強度向上が必要であり、またその対象とするのは５００MPa 級の高張力鋼板までであり、それ以上の高張力鋼板については考慮していない。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、応力集中度の低減や溶接残留応力の低減を実現するための付加的な溶接施工法による疲労強度向上ではなく、鋼材成分と製造条件を制御することにより、溶接構造用軟鋼および引張強さが５９０MPa 級の高張力鋼において溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法を提供することを目的としている。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
発明者らは溶接構造用軟鋼板から５９０MPa 級高張力鋼板までの溶接部疲労強度を向上するため詳細な検討を行った結果、その達成にはＳｉ量とＡｌ量を限定し、さらにＡｌ量に応じてＣeqの上限を限定することによりＨＡＺフェライト分率を増大させれば可能とすることを見出した。
【００１０】
本発明はかかる知見に基づいて完成されたもので、その要旨とするところは以下の通りである。
（１）質量％で、Ｃ：０．０１５〜０．１５％、Ｓｉ：０．０１％以上１％未満、Ｍｎ：０．２〜１．５％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．１％超１％以下、Ｎ：０．００１〜０．００８％を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物よりなり、Ｃeq≦０．２４＋０．０３×√Ａｌを満たすことを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５
＋Ｎｂ／３
（２）質量％で、Ｃ：０．０１５〜０．１５％、Ｓｉ：１〜２％、Ｍｎ：０．２〜１．５％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．１％超１％以下、Ｎ：０．００１〜０．００８％を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物よりなり、Ｃeq≦０．２７５＋０．０３×√Ａｌを満たすことを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５
＋Ｎｂ／３
（３）質量％で、Ｃｕ：０．１〜２％を、さらに含有することを特徴とする前記（１）または（２）に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（４）質量％で、Ｎｉ：０．１〜２％を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（３）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（５）質量％で、Ｃｒ：０．０５〜１％、Ｍｏ：０．０２〜１％の１種または２種を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（４）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（６）質量％で、Ｎｂ：０．００５〜０．０８％、Ｖ：０．００５〜０．１％の１種または２種を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（５）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（７）質量％で、Ｔｉ：０．００１〜０．０５％を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（６）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（８）質量％で、Ｍｇ：０．０００１〜０．０１％、Ｃａ：０．０００５〜０．００５％、ＲＥＭ：０．０００５〜０．００５％の１種または２種以上を、さらに含有することを特徴とする前記（１）乃至（７）のいずれかに記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
（９）前記（１）乃至（８）のいずれかに記載の鋼板の製造において、鋼塊をＡｃ３点以上、１２５０℃以下に加熱後、再結晶温度域で熱間圧延した後、自然冷却することを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
（１０）再結晶温度域での熱間圧延に引き続き、未再結晶温度域において累積圧下率で４０〜９０％の熱間圧延を行うことを特徴とする前記（９）に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
（１１）前記（１）乃至（８）のいずれかに記載の鋼板の製造において、鋼塊をＡｃ３点以上、１２５０℃以下に加熱後、再結晶温度域で熱間圧延し、引き続き未再結晶温度域において累積圧下率で４０〜９０％の熱間圧延をした後、１〜６０℃/secの冷却速度で６００℃以下の温度まで冷却することを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
（１２）冷却後さらに、３００℃〜Ａｃ１点に加熱して焼戻し熱処理することを特徴とする前記（１１）に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
【００１１】
【発明の実施の形態】
本発明について、詳細に説明する。
まず、本発明の骨子である溶接継手の疲労強度向上について記述する。
発明者らは、溶接継手の疲労試験片のき裂発生・伝播の状況をミクロ的に詳細に観察を行った。その結果、ほとんどの疲労き裂は溶接金属とＨＡＺ（熱影響部）の境界部、すなわち、溶接融合線付近から発生し、ＨＡＺ内を伝播し、さらに母材部に突入して試験片の全体破壊に至ることを知見した。
溶接融合線付近からき裂が発生するのは、溶接融合線付近は溶接止端部に一致し、この部分で最も応力集中が高くなるためである。このように、疲労き裂は溶接融合線付近から発生し、ＨＡＺ内を伝播するために、疲労強度はＨＡＺのミクロ組織に大きく影響することが明らかとなった。
【００１２】
上記のように、疲労き裂の発生部は溶接融合線近傍であり、さらにき裂伝播の初期段階ではＨＡＺ内である。これらの領域は応力集中部に一致している。ＨＡＺミクロ組織と応力集中の両因子を再現することによりＨＡＺミクロ組織が疲労強度に及ぼす影響を調査することができる。そこで、再現溶接熱サイクルを与えた鋼材から応力集中を設けた試験片を加工し、疲労試験に供してＨＡＺミクロ組織と疲労強度の関係を求めた。試験片の外形寸法１０×１０×５５mm、切欠き深さは２mm、切欠き先端半径は０．７５mmで、支点間距離を４０mmとして３点曲げ繰返し荷重を与え、疲労破壊させた。応力集中係数は２．６である。
【００１３】
図１は、軟鋼から引張強さが５９０MPa までの強度を有する実験室真空溶解鋼を素材として、最高加熱温度を１４００℃、８００〜５００℃の冷却時間を１〜３０秒とした溶接再現熱サイクルを与えた再現ＨＡＺ材の疲労限度比（疲労限／再現ＨＡＺ材の引張強さ）の再現ＨＡＺ材の引張強さに対する依存性を示したものである。
この図から明らかなように、疲労限度比はＨＡＺミクロ組織に大きく依存し、マルテンサイト、下部ベイナイト、下部ベイナイト＋上部ベイナイトの混合組織、上部ベイナイト、フェライトの順に高くなる。すなわち応力集中を有する疲労試験においてはＨＡＺ組織が高温変態組織ほど疲労限度比は高くなり、低温変態組織ほど低くなる。
【００１４】
このように疲労強度がミクロ組織に依存する原因は完全には解明されていないが、▲１▼低温変態組織ほど変態時に導入された転位密度が高く、この転位は繰返し応力を受けると再配列されてしまうために転位強化は疲労強度にあまり寄与しない。▲２▼低温変態組織になるとベイナイトやマルテンサイトのラス界面、あるいは旧オーステナイト粒界の強度が粒内組織の強度に比べて相対的に低くなり、ラス界面や旧オーステナイト粒界で疲労き裂が容易に発生する。▲３▼フェライト組織では伝播するき裂先端における塑性変形が顕著で、塑性吸収エネルギーが増大し、その結果としてき裂伝播を遅延させる。
などの理由が考えられる。応力集中の少ない平滑試験片においては疲労強度のミクロ組織依存性は少なく、むしろ静的な引張強さと高い相関関係を有することが知られている。
【００１５】
このように、再現ＨＡＺ材疲労強度がミクロ組織により影響を受け、特にフェライト主体組織で疲労限度比が上昇することは応力集中部で特異的に生じる現象であり、ミクロ組織をフェライト主体組織とすることによる疲労強度向上の効果は溶接継手のように応力集中が存在する場合に特に顕著に作用するものである。
従って、ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体組織とすることが疲労強度向上の上で最も望ましいが、ＨＡＺが連続的に受ける連続冷却変態で１００％フェライト組織にすることは、特に冷却速度が大きい小・中入熱溶接では困難であり、必然的にフェライトより変態温度が低いベイナイトなどの組織が混入する。しかしながら、上部ベイナイトはフェライトに次いで疲労限度比が高いために、上部ベイナイトが多少混入してもＨＡＺの疲労強度をあまり低下させないことが期待できる。
【００１６】
図２は再現ＨＡＺ材の疲労限度比をフェライト面積率に対してプロットしたものである。図から明らかなことは、▲１▼フェライト面積率が増加するに従って疲労限度比は上昇する。さらに、フェライト面積率が６０％以上であれば疲労限度比が著しく上昇する。疲労限度比の向上はフェライト面積率が６０％以上の範囲において特に顕著である。▲２▼同一フェライトの面積率で比較すると、Ｓｉ≧１％でＡｌ＜０．１％添加した鋼はＳｉ＜１％でＡｌ＜０．１％添加した鋼に比べて疲労限度比が上昇する。▲３▼また、同一フェライトの面積率で比較すると、Ｓｉ≧１％で０．１％＜Ａｌ≦１％添加した鋼はＳｉ≧１％でＡｌ＜０．１％添加した鋼に比べて疲労限度比が上昇する。
この結果から、ＨＡＺのフェライト面積率を６０％以上とする事により疲労限度比を向上でき、さらにＳｉを１％以上添加して０．１％＜Ａｌ≦１％添加すると疲労限度比向上の効果は顕著となることが明らかとなった。
【００１７】
上述した通り、ごく一般に用いられている溶接構造用軟鋼や引張強さが５９０MPa 級の圧延まま高張力鋼は炭素当量値が高く、ＨＡＺ焼入れ性が高いため、これらの鋼では小・中入熱溶接ＨＡＺミクロ組織がベイナイト・マルテンサイト組織となる。このためＨＡＺの疲労強度向上は望めない。ＨＡＺの疲労破壊に対する感受性を低くし、応力集中下においても疲労き裂の発生を抑制し、或いは発生したき裂の伝播を遅延させるためには、ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体組織とすることが効果的である。ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体とするためにはＨＡＺ焼入れ性を低下させる事が必要である。このために、ＨＡＺ焼入れ性を表す指標である炭素当量の値を限界値以下に限定する必要がある。ここで、ＨＡＺのフェライト面積率を最も正確に表す炭素当量式を検討した結果、一般に使用されているＩＩＷの炭素当量式にＮｂの焼入れ性上昇効果を考慮した次式、
Ｃeq（％）＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋Ｎｂ／３
を用いれば良いことが明らかとなった。
【００１８】
図３は実験室真空溶解鋼再現ＨＡＺのフェライト面積率を上記の炭素当量に対してプロットしたものである。同図から明らかなことは、まずＨＡＺフェライト面積率は炭素当量と良い相関を示し、炭素当量値が低いほどＨＡＺフェライト面積率が上昇する。しかし、同一の炭素当量値で比較すると、Ｓｉを１．０％以上添加した鋼はフェライト面積率が上昇し、さらにＡｌを０．５％添加した鋼はさらにフェライト面積率が上昇することが明らかとなった。図２の結果から、ＨＡＺ疲労強度向上にはＨＡＺフェライト面積率を６０％以上とすることが必要であるが、これを実現するためには、Ｓｉ添加量が１．０％未満の鋼には上限の炭素当量を０．２４％以下、Ｓｉ添加量が１．０％以上の鋼では上限の炭素当量値を０．２７５％以下とすれば良いことがわかる。またＡｌを０．５％添加した鋼は上限の炭素当量値を０．２９５％以下とすれば良いことが分かる。
【００１９】
図３の結果に基づきＡｌ添加による上限の炭素当量値について検討した結果、０．１％≦Ａｌ≦１％の範囲において、Ａｌ添加量に応じて０．０２５×√Ａｌ（％）で引き上げることを見出した。それにより、Ｓｉ添加量が１．０％未満の鋼では上限の炭素当量値を０．２４％＋０．０３×√Ａｌ（％）以下、Ｓｉ添加量が１．０％以上の鋼では上限の炭素当量値を０．２７５％＋０．０３×√Ａｌ（％）以下とすれば良いことが明らかとなった。
【００２０】
Ａｌ、Ｓｉを添加することによる疲労限度比向上の理由は、▲１▼両元素はフェライト形成元素であるためＨＡＺ組織のフェライト面積率を増加させることに加え、▲２▼固溶強化により疲労繰り返し中の転位運動に対する抵抗力が上昇すること、さらに、▲３▼積層欠陥エネルギーの低下により交差すべりが生じ難くなり、繰り返し塑性変形の可逆性が高まることにより、非可逆塑性変形によって蓄積される歪みが増加し難くなるためであると考えられる。このような、Ａｌ、Ｓｉの効果は溶接部疲労強度向上だけでなく、フェライト主体組織である母材の疲労強度向上にも効果を発揮する。
【００２１】
実溶接継手のＨＡＺで応力集中が高い領域は溶接溶融合線から１．０mm以内の範囲であり、疲労き裂が発生するのはこの領域内である。従って、溶接融合線から１．０mm以内のＨＡＺにおいてフェライト面積率を６０％以上とすることが重要である。上記の検討結果から明らかなように、本発明の骨子はＨＡＺミクロ組織をフェライト主体とすることによりＨＡＺの疲労破壊感受性を低め、溶接継手の疲労強度を向上させるものであり、これを実現するために上記で定義した炭素当量値をＡｌ、Ｓｉ添加量の範囲に応じて限定するものである。
【００２２】
以上の基本思想に基づいて、各合金元素の範囲を限定した理由を以下に述べる。なお、以下の％は質量％を意味するものとする。
Ｃは、ＨＡＺの焼入れ性を上昇する元素であり、多量に添加するとベイナイトやマルテンサイト組織が生成しやすくなる。ＨＡＺのフェライト面積率を増加し、疲労強度を高めるにＣ量は低い方が望ましい。しかし、Ｃは母材の強度を上昇させる元素であり、母材強度上昇のためには多量に添加することが望ましい。Ｃ量が０．０１５％未満では母材強度を確保するのが困難であるため、下限を０．０１５％とした。逆に０．１５％超ではＨＡＺ焼入れ性が高くなりすぎてフェライト面積率が低下し、疲労強度を向上できない。さらに母材およびＨＡＺの靭性や耐溶接割れ性を低下させるので、Ｃ量の上限を０．１５％とした。母材強度と疲労強度のバランスを考慮すると、０．０２〜０．０９％のＣ量が最も望ましい。
【００２３】
Ｓｉは、強度確保のほか脱酸元素として必須の元素である上に、上述の通り疲労強度向上に効果を発揮する添加元素である。Ｓｉ量が０．０１％未満では脱酸が不十分になり、介在物が増加し、母材の靱性や延性を低下させる。従って、Ｓｉ量の下限量を０．０１％とした。Ｓｉ添加量が高いほどフェライトの強化とＨＡＺフェライト面積率増加が顕著となり、疲労強度向上の目的のためには、Ｓｉ添加量は１％以上添加することが望ましい。しかし、Ｓｉ添加量が高いほどＨＡＺの靱性は低下する。靱性低下はＳｉ量が２％を超えると顕著となるため、Ｓｉ量の上限値を２％とした。
【００２４】
Ｍｎは、強度を高めるために必須の元素であるが０．２％未満では母材強度を確保できないため、下限値を０．２％とした。一方、１．５％を超えて添加すると、ＨＡＺ焼入れ性が上昇し、ＨＡＺミクロ組織をフェライト主体とすることができない。従って、Ｍｎ量の上限値を１．５％とした。
Ｐは、鋼の靭性に影響を与える元素であり、０．０３％を超えると母材だけでなくＨＡＺの靭性を著しく阻害するので、極力少ないほうが良く、その量の上限値を０．０３％とした。
Ｓは、Ｐと同様に低いほど好ましく、０．０１％を超えるとＭｎＳ析出が顕著となり、母材のＨＡＺ靭性を阻害し、板厚方向の延性も低下させる。さらに、ＭｎＳ介在物が多量に存在すると、これが疲労き裂の起点となり疲労強度のばらつきの原因となる。そのためＳ量の上限値を０．０１％とした。
【００２５】
Ａｌは脱酸、オーステナイト粒径の細粒化等に有効な元素である上に、上述の通り疲労強度向上に効果を発揮する添加元素である。疲労強度向上の目的のためにＡｌ添加量は、０．１％を超えて添加する必要があり高いほど望ましい。しかし、１％を超えると疲労強度向上効果は飽和する上、ＨＡＺの靱性が低下するため、Ａｌ量の上限値を１％とした。
【００２６】
Ｃｕは、靭性を低下させずに強度の上昇に有効な元素であるが、０．１％未満では効果がない。２％を超えるとＨＡＺ焼入れ性が高くなり、フェライト主体組織とすることができないし、鋼片加熱時や溶接時に割れを生じやすくするので、Ｃｕ量の上限値を２％とした。
【００２７】
Ｎｉは、靭性および強度の改善に有効な元素であり、その効果を得るためには０．１％以上の添加が必要である。２．０％を超えるとＨＡＺ焼入れ性が高くなり、フェライト主体組織とすることができなくなって疲労強度を低下させるので、Ｎｉ量の上限値を２．０％とした。
【００２８】
Ｃｒは、焼入れ性を高めて強度を確保する上で０．０５％以上必要である。一方、１％を超えるとＮｉと同様の理由で好ましくないため、Ｃｒ量の上限値を１％とした。
Ｍｏは、焼入れ性向上、強度向上、耐焼戻し脆化、再結晶抑制に有効な元素であり、その効果を得るためには０．０２％以上の添加が必要である。１％を超えるフェライト主体組織とすることができなくなって疲労強度を低下させ、さらに母材靭性および溶接性が劣化するので、Ｍｏ量の上限値を１％とした。
【００２９】
Ｎｂは炭窒化物を形成して母材の強度向上と細粒化に効果がある。圧延・冷却後に焼戻し熱処理を実施する場合には、微細Ｎｂ炭窒化物を析出させて、さらに、強度の向上が図れる。Ｎｂ量が０．００５％未満ではこの効果が顕著でないので下限値を０．００５％とした。逆に、０．０８％超をえて添加すると、ＨＡＺ焼入れ性が高くなりすぎてフェライト面積率を６０％以上とすることができなくなるので、Ｎｂ量の上限値を０．０８％とした。
Ｖは炭窒化物を形成して母材の強度向上と細粒化に効果がある。圧延・冷却後に焼戻し熱処理を実施する場合には、微細Ｖ炭窒化物を析出させて、さらに、強度の向上が図れる。Ｖ量が０．００５％未満ではこの効果が顕著でないので下限値を０．００５％とした。逆に、０．１％超添加すると、ＨＡＺ焼入れ性が高くなりすぎてフェライト面積率を６０％以上とすることができなくなるので、Ｖ量の上限値を０．１％とした。
【００３０】
Ｔｉは、析出強化により母材強度向上に寄与するとともに、高温でも安定なＴｉＮの形成により加熱オーステナイト粒径微細化にも有効な元素である。また、後述するように、ＨＡＺ靭性向上に必要なＭｇＯ、Ｍｇ含有酸化物の微細分散に寄与する。効果を発揮するためには０．００１％以上含有する必要がある。一方、０．０５％を超えると、粗大な酸化物を形成して延性を極端に劣化させるとともに疲労き裂の起点の原因となるため、Ｔｉ量の上限値を０．０５％とした。
Ｎは、ＡｌやＴｉと化合してオーステナイト粒微細化に有効に働くため、微量であれば機械的性質向上に寄与する。また、工業的に鋼中のＮを完全に除去することは不可能であり、必要以上に低減することは製造工程に過大な負荷をかけるため好ましくない。そのため工業的に制御が可能で、製造工程への負荷が許容できる範囲として下限を０．００１％とする。過剰に含有すると、固溶Ｎが増加し、延性や靭性に悪影響を及ぼす可能性があるため、許容できる範囲としてＮ量の上限値を０．００８％とした。
【００３１】
次に、延性の向上、ＨＡＺ靭性の向上のために、必要に応じて、Ｍｇ、Ｃａ、ＲＥＭの１種または２種以上を含有することができる。
Ｍｇは、０．０００１％未満の添加では、粒内変態およびオーステナイト粒微細化のためのピニング粒子として必要な酸化物の生成が十分に期待できなくなるため下限値を０．０００１％とした。０．０１％を超えると、粗大な酸化物が生成しやすくなり、母材およびＨＡＺ靭性の低下をもたらすため、Ｍｇ量の上限値を０．０１％とした。
Ｃａ、ＲＥＭはいずれも硫化物の熱間圧延中の展伸を抑制して延性特性向上に有効である。酸化物を微細化させてＨＡＺ靭性の向上にも有効に働く。Ｃａ、ＲＥＭともに０．０００５％未満では、この効果が得られないので下限値を０．０００５％とした。逆に、０．００５％を超えると、Ｃａ、ＲＥＭの酸化物個数が増加し、超微細なＭｇ含有酸化物の個数が低下する、あるいは硫化物や酸化物の粗大化を生じ、延性、靭性の劣化を招くため、その上限値を０．００５％とした。
【００３２】
次に、製造条件を限定した理由について述べる。本発明は溶接部の靱性を確保しつつ溶接部疲労強度に優れた軟鋼から引張強さが５９０MPa 級の溶接構造用厚鋼板を提供するものである。
上記引張強さを有する軟鋼及び５９０MPa 級の溶接構造用厚鋼板を製造しようとする場合、常法の熱間圧延法を採用することは可能であるが、上記で定義した炭素当量値が低い場合や、板厚が大きい場合には、常法の熱間圧延法では必要とする強度が得られない場合がある。このような場合には、制御圧延法、制御圧延・加速冷却法により母材強度を上昇させることができる。
【００３３】
常法の熱間圧延・制御圧延ともに、圧延に先立ち、鋼塊を１００％オーステナイト化する必要があり、このため鋼塊をＡｃ3 点以上に加熱する必要がある。しかし、１２５０℃を超えて加熱するとオーステナイト粒が粗大化するため圧延後微細粒が得られなくなるので、加熱温度は１２５０℃以下とすることが必要である。
【００３４】
鋼塊の加熱によりオーステナイト粒は粗大化するので、常法の熱間圧延・制御圧延法ともに、再結晶温度域で圧延することによりオーステナイト粒径を小さくすることが必要である。制御圧延法を用いて強度上昇と靱性向上を図る場合には、さらに未再結晶温度域で圧延することによりオーステナイト粒内に変形帯を導入し、フェライト生成核を増加させることが有効である。未再結晶温度域での累積圧下率が４０％未満では変形帯が十分形成されないので、未再結晶温度域での累積圧下率の下限を４０％とした。しかし、累積圧下率が９０％を超えると、母材シャルピー試験における上部棚衝撃値の低下が著しくなり、低サイクル疲労特性が低下するので、未再結晶温度域での累積圧下率の上限を９０％とした。
【００３５】
仕上げ圧延温度に関する限定は特に必要ではなく、Ａｒ3 点以上で圧延を終了しても良いし、Ａｒ3 点以下においてフェライトとオーステナイトの共存域、或いはフェライト域で圧延しても差し支えない。圧延後、自然空冷する場合にはオーステナイト粒界と粒内変形帯よりフェライトが生成し、未再結晶温度域での圧延がない常法圧延に比べて細粒フェライトを得ることができ、母材強度の上昇と靱性向上が達成できる。
【００３６】
自然空冷よりさらに強度を上昇させるためには加速冷却が必要である。冷却速度１℃/sec未満では、過冷度が小さいために変態後のフェライトの微細化が不十分であると同時に変態中のＣの拡散が容易なためフェライト中のＣ濃度が低下し、十分な強度を得ることができない。逆に冷却速度が６０℃/sec超ではベイナイト組織が生成するために母材の靱性が低下する。従って、冷却速度を１〜６０℃/secに限定した。母材の強度と靱性のバランスを考慮すると、５〜３０℃/secの範囲とすることが望ましい。
【００３７】
本発明においては母材の強度を得るために変態が終了するまで加速冷却を継続する必要がある。このため、冷却停止温度の上限を６００℃とした。６００℃超の停止温度では変態が終了しないために、十分な強度が得られない。通常、加速冷却は水を冷媒として用いる。この場合、実際上の冷却停止温度の下限は０℃となるので、下限を０℃とした。
【００３８】
圧延・冷却に引き続き実施する焼戻し熱処理は、回復による母材組織の靱性向上を目的としたものであるから、加熱温度は逆変態が生じない温度域であるＡｃ1 点以下でなければならない。回復は転位の消滅・合体により格子欠陥密度を減少させるものであり、これを実現するためには３００℃以上に加熱する事が必要である。このため、加熱温度の下限を３００℃とした。また、上述したように、Ｃｕ，Ｍｏ，Ｎｂ，Ｖの析出元素を含有する場合には、熱処理により微細析出物を生成させることにより母材強度を向上させることができる。この効果は炭素当量値が低い本発明鋼の母材強度向上に極めて効果を発揮するもである。析出効果を最も有効に発揮するための加熱温度は析出効果元素に依存するが、概ね５００〜６５０℃の範囲である。圧延後冷却の停止温度が６００℃以下の範囲で比較的高温の場合には自己焼戻しを期待できるため、この焼戻し熱処理を省略することも可能である。
【００３９】
【実施例】
以下に、本発明の実施例を述べる。
連続鋳造により製造したスラブから板厚が２０〜４０mmの鋼板を製造した。表１に、化学成分を示す。鋼１〜２２が本発明鋼、鋼２３〜３２が比較鋼である。
表２に、鋼板の製造条件と引張特性を示す。
本発明鋼１〜３、比較鋼２３、２４は本発明請求項１０に示した制御圧延法で製造し、本発明鋼８〜１１、１５〜２２、及び比較鋼２９、３２は請求項１１または１２に示した制御圧延・制御冷却法で製造した。他の鋼板は常法の熱間圧延法により製造した。加熱温度は全ての鋼でＡｃ3 変態点以上である。また、制御圧延・制御冷却後に焼戻し熱処理を実施した鋼の焼戻し温度は全て６００℃以下で、Ａｃ1 変態点以下である。これより本発明鋼において軟鋼〜５９０MPa の強度が確認された。
【００４０】
これら供試鋼を用いてＴ字隅肉溶接継手を作成した。表４に溶接条件を示す。
溶接継手の疲労強度は板厚依存性を示す。板厚依存性を取り除くために、板厚が２０mm超の鋼板は裏面を切削して２０mm厚としてから溶接を実施した。図４にＴ字隅肉溶接継手から作成した３点曲げ疲労試験片形状を示す。繰返し最大荷重と最小荷重の比が０．１の条件で疲労試験を実施した。
【００４１】
表３に疲労試験結果を示す。溶接継手疲労強度は１０6 回疲労強度、および疲労限を指標として比較した。これにより、ＨＡＺ組織がフェライト６０％超からなる引張強さ３９０〜５９０MPa 級高張力溶接構造用鋼板において、本発明鋼は比較鋼の溶接継手疲労強度より向上することが確認された。
なお、比較鋼２３〜２６の疲労強度が比較的高いのはＣeqが本発明の範囲内にあるためであり、同程度のＣeqを示す本発明鋼１〜４は、比較鋼２３〜２６より格段に向上していることが確認された。
【００４２】
【表１】
【表２】
【表３】
【表４】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明はＨＡＺミクロ組織をフェライト主体組織となるように制御することにより、付加的溶接による応力集中低減などによらずに溶接継手の疲労強度向上を図ることが可能であり、本発明により溶接構造物の疲労破壊に対する信頼性を向上することが可能である。したがって、本発明の産業上の価値は極めて高いといえる。
【図面の簡単な説明】
【図１】切欠き付き再現ＨＡＺ材の疲労試験における疲労限度比の引張強度及びミクロ組織依存性を示す図である。
【図２】切欠き付き再現ＨＡＺ材の疲労試験における疲労限度比のフェライト面積率依存性を示す図である。
【図３】再現ＨＡＺ材のフェライト面積率の炭素当量依存性を示す図である。
【図４】Ｔ字隅肉溶接継手疲労試験片の形状を示す図である。
Claims (12)
- 質量％で、
Ｃ ：０．０１５〜０．１５％、
Ｓｉ：０．０１％以上１％未満、
Ｍｎ：０．２〜１．５％、
Ｐ ：０．０３％以下、
Ｓ ：０．０１％以下、
Ａｌ：０．１％超１％以下、
Ｎ ：０．００１〜０．００８％を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物よりなり、
Ｃeq≦０．２４＋０．０３×√Ａｌを満たすことを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５
＋Ｎｂ／３ - 質量％で、
Ｃ ：０．０１５〜０．１５％、
Ｓｉ：１〜２％、
Ｍｎ：０．２〜１．５％、
Ｐ ：０．０３％以下、
Ｓ ：０．０１％以下、
Ａｌ：０．１％超１％以下、
Ｎ ：０．００１〜０．００８％を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物よりなり、
Ｃeq≦０．２７５＋０．０３×√Ａｌを満たすことを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５
＋Ｎｂ／３ - 質量％で、
Ｃｕ：０．１〜２％を、さらに含有することを特徴とする請求項１または２に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。 - 質量％で、
Ｎｉ：０．１〜２％を、さらに含有することを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。 - 質量％で、
Ｃｒ：０．０５〜１％、
Ｍｏ：０．０２〜１％の１種または２種を、さらに含有することを特徴とする請求項１乃至４のいずれか１項に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。 - 質量％で、
Ｎｂ：０．００５〜０．０８％、
Ｖ ：０．００５〜０．１％の１種または２種を、さらに含有することを特徴とする請求項１乃至５のいずれか１項に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。 - 質量％で、Ｔｉ：０．００１〜０．０５％を、さらに含有することを特徴とする請求項１乃至６のいずれか１項に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。
- 質量％で、
Ｍｇ：０．０００１〜０．０１％、
Ｃａ：０．０００５〜０．００５％、
ＲＥＭ：０．０００５〜０．００５％の１種または２種以上を、さらに含有することを特徴とする請求項１乃至７のいずれか１項に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板。 - 請求項１乃至８のいずれか１項に記載の鋼板の製造において、鋼塊をＡｃ3 点以上、１２５０℃以下に加熱後、再結晶温度域で熱間圧延した後、自然冷却することを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
- 再結晶温度域での熱間圧延に引き続き、未再結晶温度域において累積圧下率で４０〜９０％の熱間圧延を行うことを特徴とする請求項９に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
- 請求項１乃至８のいずれか１項に記載の鋼板の製造において、鋼塊をＡｃ3 点以上、１２５０℃以下に加熱後、再結晶温度域で熱間圧延し、引き続き未再結晶温度域において累積圧下率で４０〜９０％の熱間圧延をした後、１〜６０℃/secの冷却速度で６００℃以下の温度まで冷却することを特徴とする溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
- 冷却後さらに、３００℃〜Ａｃ1 点に加熱して焼戻し熱処理することを特徴とする請求項１１に記載の溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001284913A JP4559673B2 (ja) | 2001-09-19 | 2001-09-19 | 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001284913A JP4559673B2 (ja) | 2001-09-19 | 2001-09-19 | 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2003089844A JP2003089844A (ja) | 2003-03-28 |
| JP4559673B2 true JP4559673B2 (ja) | 2010-10-13 |
Family
ID=19108154
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2001284913A Expired - Fee Related JP4559673B2 (ja) | 2001-09-19 | 2001-09-19 | 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP4559673B2 (ja) |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5909143B2 (ja) * | 2012-04-13 | 2016-04-26 | 株式会社神戸製鋼所 | 熱延鋼板のｍａｇ溶接方法および熱延鋼板のｍｉｇ溶接方法 |
| CN108796365B (zh) * | 2018-05-29 | 2019-12-24 | 唐山中厚板材有限公司 | 360MPa级高韧性船体结构用钢板及低成本制造方法 |
| MX2021007728A (es) * | 2019-01-09 | 2021-08-05 | Nippon Steel Corp | Lamina de acero laminada en caliente y junta soldada y metodos para producir las mismas. |
| KR102293623B1 (ko) * | 2019-12-20 | 2021-08-25 | 주식회사 포스코 | 저온 충격인성 및 내균열성이 우수한 용접이음부 |
| CN115044825A (zh) * | 2022-04-22 | 2022-09-13 | 安阳钢铁股份有限公司 | 一种高成材率550MPa级钢及其制造方法 |
Citations (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS59110490A (ja) * | 1982-12-16 | 1984-06-26 | Kawasaki Heavy Ind Ltd | 溶接継手部の疲労強度の向上方法 |
| JPS6196057A (ja) * | 1985-06-01 | 1986-05-14 | Kobe Steel Ltd | 高強度熱延鋼板 |
| JPH01301823A (ja) * | 1988-03-18 | 1989-12-06 | Thyssen Ind Ag | 溶接された高張力鋼の疲れ強さを改善する方法 |
| JPH07207405A (ja) * | 1994-01-12 | 1995-08-08 | Nippon Steel Corp | 加工性と疲労特性に優れた引張強さ４５〜６５ｋｇｆ／ｍｍ２ の高強度複合組織熱延鋼板とその製造方法 |
| JPH0860305A (ja) * | 1994-08-19 | 1996-03-05 | Nippon Steel Corp | 疲労特性に優れた耐熱軟化性を有する加工用熱延高強度鋼板およびその製造方法 |
| JPH0873980A (ja) * | 1994-08-31 | 1996-03-19 | Nippon Steel Corp | 板厚方向の疲労き裂伝播特性に優れた厚鋼板およびその製造方法 |
| JPH0873983A (ja) * | 1994-08-31 | 1996-03-19 | Nippon Steel Corp | 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 |
-
2001
- 2001-09-19 JP JP2001284913A patent/JP4559673B2/ja not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS59110490A (ja) * | 1982-12-16 | 1984-06-26 | Kawasaki Heavy Ind Ltd | 溶接継手部の疲労強度の向上方法 |
| JPS6196057A (ja) * | 1985-06-01 | 1986-05-14 | Kobe Steel Ltd | 高強度熱延鋼板 |
| JPH01301823A (ja) * | 1988-03-18 | 1989-12-06 | Thyssen Ind Ag | 溶接された高張力鋼の疲れ強さを改善する方法 |
| JPH07207405A (ja) * | 1994-01-12 | 1995-08-08 | Nippon Steel Corp | 加工性と疲労特性に優れた引張強さ４５〜６５ｋｇｆ／ｍｍ２ の高強度複合組織熱延鋼板とその製造方法 |
| JPH0860305A (ja) * | 1994-08-19 | 1996-03-05 | Nippon Steel Corp | 疲労特性に優れた耐熱軟化性を有する加工用熱延高強度鋼板およびその製造方法 |
| JPH0873980A (ja) * | 1994-08-31 | 1996-03-19 | Nippon Steel Corp | 板厚方向の疲労き裂伝播特性に優れた厚鋼板およびその製造方法 |
| JPH0873983A (ja) * | 1994-08-31 | 1996-03-19 | Nippon Steel Corp | 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2003089844A (ja) | 2003-03-28 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| KR101603461B1 (ko) | 변형 성능과 저온 인성이 우수한 고강도 강관, 고강도 강판 및 상기 강판의 제조 방법 | |
| EP2264205B1 (en) | High-strength steel plate excellent in low-temperature toughness, steel pipe, and processes for production of both | |
| JP3526576B2 (ja) | 溶接部の疲労強度と溶接性に優れた高張力鋼の製造方法 | |
| JP5079419B2 (ja) | 溶接熱影響部の靱性が優れた溶接構造物用鋼とその製造方法および溶接構造物の製造方法 | |
| JP5509923B2 (ja) | レーザ溶接用またはレーザ・アークハイブリッド溶接用の引張強さが１１００ＭＰａ以上の高張力鋼板の製造方法 | |
| JP5217385B2 (ja) | 高靭性ラインパイプ用鋼板およびその製造方法 | |
| JP2013204103A (ja) | 耐座屈性能に優れた低温用高強度溶接鋼管とその製造方法および耐座屈性能に優れた低温用高強度溶接鋼管用鋼板の製造方法 | |
| JP2007231312A (ja) | 高張力鋼およびその製造方法 | |
| JP2006089789A (ja) | 音響異方性が小さく、溶接性に優れた低降伏比高張力鋼板およびその製造方法 | |
| JP4341395B2 (ja) | 大入熱溶接用高張力鋼と溶接金属 | |
| JP3569314B2 (ja) | 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 | |
| JP2009235549A (ja) | 超大入熱溶接熱影響部靭性に優れた低降伏比高張力厚鋼板の製造方法 | |
| JP5157387B2 (ja) | 高変形能を備えた厚肉高強度高靭性鋼管素材の製造方法 | |
| JP2002047531A (ja) | 溶接部の疲労特性に優れた溶接構造用高張力鋼およびその製造方法 | |
| JP2005068478A (ja) | 超大入熱溶接熱影響部靱性に優れた低降伏比高張力厚鋼板の製造方法 | |
| JP2006233263A (ja) | 低降伏比且つ溶接部靭性に優れた高強度溶接鋼管の製造方法 | |
| JP4559673B2 (ja) | 溶接継手の疲労強度に優れた溶接構造用厚鋼板およびその製造方法 | |
| JP4119706B2 (ja) | 溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管およびその製造方法 | |
| JP4959402B2 (ja) | 耐表面割れ特性に優れた高強度溶接構造用鋼とその製造方法 | |
| JP2004162085A (ja) | 疲労き裂伝播抵抗に優れた鋼板およびその製造方法 | |
| JP2012188749A (ja) | 多パス溶接部の靭性に優れた厚鋼板および多パス溶接継手 | |
| JP4433844B2 (ja) | 耐火性および溶接熱影響部の靭性に優れる高張力鋼の製造方法 | |
| JP2688312B2 (ja) | 高強度高靭性鋼板 | |
| JP6237681B2 (ja) | 溶接熱影響部靭性に優れた低降伏比高張力鋼板 | |
| JP4456292B2 (ja) | 溶接部の疲労特性に優れた溶接構造用鋼およびその製造方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20080306 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20100225 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20100506 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20100624 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20100713 |
|
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20100723 |
|
| R151 | Written notification of patent or utility model registration |
Ref document number: 4559673 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R151 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130730 Year of fee payment: 3 |
|
| S533 | Written request for registration of change of name |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313533 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130730 Year of fee payment: 3 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
| S533 | Written request for registration of change of name |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313533 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |