Review

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レーザピーニングによる溶接部のレーザピーニングによる溶接部の
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疲労強度向上とき裂の無害化
疲労強度向上とき裂の無害化

Takahashi

Fueki

K Takahashi

高橋R Fueki

1
宏治 *高橋笛木隆太郎 *2
宏治（横浜国立大学）

笛木１．緒言隆太郎（海上技術安全研究所）の観点から議論した事例はみられない．

圧力容器や高圧配管などのエネルギー機器は，構成部品LP 施工により無害化可能な表面欠陥寸法が明らかにさの多くが溶接により接合された溶接構造物である．溶接部れれば，溶接部の信頼性向上に資する知見が得られる．そでは，溶接余盛の形成に伴う応力集中や溶接の熱影響によこで，本研究では，オーステナイト系ステンレス鋼の突きる引張残留応力の発生により，疲労き裂や応力腐食割れ等合わせ溶接継手を対象として，施工条件の違いが残留応力の疲労強度上有害な表面欠陥が発生しやすい．

分布の挙動に及ぼす影響を調査し，欠陥の無害化に適した

著者らは，ピーニングによって導入される圧縮残留応力施工条件を決定した上で，その施工条件下における溶接継が欠陥の開口を抑制する効果に着目し，表面欠陥をピーニ手の疲労限度の改善効果ならびに無害化可能な欠陥寸法ングで無害化することにより材料の信頼性を向上させるを疲労試験により実験的に調査した．さらに，LP 施工に構想を提案しており，これまでに種々の研究を実施してい伴う溶接止端部近傍の硬さ，組織，応力集中の変化を調査る．たとえば，き裂状表面欠陥（半円スリット）を導入しし，実験結果との因果関係について考察を行った．

た高強度鋼の平滑試験片に対してショットピーニングを施工し，表面部に圧縮残留応力を導入することにより，深さ 0.2 mm の半円スリットが無害化されることを明らかにしている 1)．また，溶接部については，溶接止端部に半円スリットを導入したステンレス鋼 2), 3)および低炭素鋼 4), 5)の溶接試験片に対してニードルピーニングを施工することにより，両者ともに少なくとも深さ 1 mm 以下の半円スリットが無害化されることを明らかにしている．
近年，原子力発電プラントでは，原子炉内の溶接部における応力腐食割れ（SCC）の発生防止にレーザピーニング（LP）が高い有用性を有することが確認され，すでに実用化されている 6), 7)．LP は，Fig. 1 に示すように，水中で材料に短パルスレーザを照射することで材料表面に発生

Fig. 1

溶接部への LP 施工の概要

するプラズマの膨張を水の慣性により抑制し，エネルギー

２．供試材および試験片作製方法を集中させることで，衝撃波の発生を誘起するピーニング法である．衝撃波が材料内部を伝播することで，材料表面2.1部に塑性変形が生じ，圧縮残留応力が導入される．LP は供試材はオーステナイト系ステンレス鋼 SUS316 である．

供試材

自動制御で正確な施工が可能であり，溶接部に対する局所SUS316 の化学成分および機械的特性をそれぞれ Table 1的な施工に適している．

および Table 2 に示す．

LP 施工の効果を調査した研究は，先述の耐 SCC 性に及C

Table 1
SUS316 の化学成分 (質量%)SiMnPSNiCrMo0.04

1.00

2.05

ぼす効果に関する研究のほか，ステンレス鋼 8) やアルミニウム合金

9) の疲労強度に及ぼす効果に関する研究がある．また，低炭素鋼 10)ならびに高張力鋼 11)の溶接部の疲労強度に及ぼす LP 施工の効果を調査した結果も報告されている．しかし，溶接部に表面欠陥が存在する溶接継手の疲労強度に及ぼす LP 施工の効果について，欠陥の無害化*1 横浜国立大学大学院

工学研究院教授*2 海上技術安全研究所- 91 -

0.91

0.034

0.002

10.13

16.82

Table 2SUS316 の機械的性質

0.2% proof stress [MPa]306

Ultimate tensile stress [MPa]582

Vickers hardness HV
2.2

響について調査した．具体的には，Table 4 に示す 6 種類の条件について調査した．Table 4 において，Ep はパルスエネルギー， Np は照射密度である．
LP の施工範囲は Fig. 3 に示すように，両側の溶接止端部より 10 mm の位置を始点および終点として溶接余盛と193熱影響部をカバーする範囲とした．施工にあたっては，試
験片を電動ステージの台座に固定し，始点から溶接線方向試験片作製方法にステージを動かし，１列分レーザを照射した後，溶接線Fig. 2 (a)のような縦×横×厚さ＝280 mm×220 mm×7 mm

垂直方向にステージをずらして溶接線方向へさらに１列の寸法の素材板に対し，短辺の中央部に半径 1.5 mm 深さ照射する動きを繰り返すことにより，所定の範囲にレーザ0.5 mm の U 字開先を加工した後，溝部に Table 3 の溶接条が照射されるようにした．

件にて TIG 溶接を行った．溶接部の形状のばらつきを小さくするため，溶接には自動溶接機を使用した．試験片はTable 4 LP 施工条件

素材板の圧延方向が試験片の長手方向に一致するように短冊状に切り出すことにより作製した．溶接試験片の形状

Ep [mJ]D [mm]Np [1/mm2]
G [GW/cm2]
Cv [%]

および寸法を Fig. 2 (b)に示す．
Table 3

溶接条件

Number of layers

1

Number of passes

1

Welding position

Flat

Diameter of welding rod [mm]

Φ 3.2

Current [A]160

Voltage [V]9Welding speed [cm/min]

13LP1120

LP2250

2.5

38
5.1
7.6
3000

Fig. 3
3.2

LP3370LP4490
1.0
10LP5490

LP648064105000

1271010000

LP 施工箇所

残留応力測定方法

溶接継手の疲労破壊は主に溶接止端部を起点として発生するため，溶接止端部近傍の残留応力は溶接継手の疲労強度に大きく影響する．そこで，溶接まま材と Table 4 に示した LP1～LP6 の 6 条件で LP 施工した試験片について，溶接止端部近傍の長手方向の残留応力を測定した．
残留応力測定には X 線回折応力測定装置を使用し，cosα(b)Test specimen法により残留応力を計測した．回折面には CrKβ 特性 X 線による 311 面を利用した．コリメータは φ1.0 mm（X 線照(a)Welded plate
Fig. 2

射範囲：φ2.0 mm）のものを使用した．測定にあたっては，
X 線照射範囲の中心が溶接止端線より 1 mm 離れるように試験片の形状および寸法し，溶接止端部に最も近い領域の残留応力が測定されるようにした．
オーステナイト系ステンレス鋼は結晶粒が大きいため，３．LP 施工条件の最適化
3.1

試験片を静置した状態では十分な X 線回折ピークが得ら

LP 施工条件ならびに施工方法

LP に使用したレーザは波長 532 nm の Nd：YAG レーザ

れなかったが，試験片の角度を変えて揺動しながら X 線で，パルス幅 t は 6.2 ns，１秒あたりのパルス発振数（周を照射することにより，残留応力の計測に十分な回折ピー波数）は 10 Hz である．本研究では，単位面積あたりに投クを得た．深さ方向の残留応力分布は試験片表面を電解研入されるエネルギーを表すパワー密度 G と単位面積あた磨で逐次除去し，露出した面に対して応力測定を行うことりの照射痕の重なりの度合いを表すカバレージ Cv に着目により測定した．この方法では表面を除去するたびに試験し，G と Cv の違いが LP 施工後の残留応力分布に与える影

片内部で残留応力分布が再配分されるため，内部の厳密な- 92 -

残留応力が得られない．そこで，各測定データに対し，表面除去に伴う応力再配分を考慮した補正計算 12)を行った．
3.3

残留応力測定結果

残留応力分布の測定結果を Fig. 4 から Fig. 6 に示す．Fig.
4 は溶接ままの残留応力分布である．Fig. 5 および Fig. 6は LP 施工後の残留応力分布で，Fig. 5 はカバレージ Cv を固定し，パワー密度 G のみを変化させた場合の結果，Fig.
6 は G を固定し，カバレージ Cv のみを変化させた場合の結果を示している．
Fig. 5 および Fig. 6 における最表面の残留応力を Fig. 4と比較すると，いずれの LP 施工条件でも溶接により表面部に生じた引張残留応力が LP 施工により圧縮残留応力に変化していることがわかる．

Fig. 4

Fig. 5 より，G の違いが残留応力分布に与える影響を見溶接ままの残留応力分布

ると，最表面部に導入される圧縮残留応力は，G が 7.6GW/cm2 までは G の増加とともに大きくなる傾向が見られるが，G を 10 GW/cm2 まで増大させるとかえって小さくなっている．これは，G を増加させるとピーニングの強度が上がる一方，入熱量も増加するため，最表面部では熱の影響が大きくなり，圧縮残留応力が小さくなったものと考えられる．また，いずれの施工条件でも圧縮残留応力は，深さ 0.05 mm～0.1 mm で最大となっており，その絶対値は G が増加するほど増加する傾向が見られる．さらに，Gが増加するほど，同一深さに対する圧縮残留応力の絶対値が大きく，残留応力が圧縮から引張へ変化するクロッシングポイントも大きくなる傾向が見られる．
次に，Fig. 6 より，Cv の違いが残留応力分布に与える影
響を見ると，先述の G をパラメータとしたときほど残留応力分布に大きな差はないように見えるが，最表面部の残留応力については，Cv が 10000%のように，Cv を増加させFig. 5

パワー密度と残留応力分布の関係

Fig. 6

カバレージと残留応力分布の関係

すぎると圧縮残留応力が小さくなっている．これは先述のG の影響と同じく，熱影響の増加によるものと考えられる．
著者らの過去の研究 13)において，圧縮残留応力を深くまで導入するほど，より大きな欠陥を無害化できることがわかっている．さらに，溶接部では最表面部に応力集中が生じるため，最表面の圧縮残留応力の絶対値もできる限り大きいことが望ましい．以上の観点から，G = 7.6 GW/cm2，Cv = 3000%の施工条件（Table 4 の LP3）を最適施工条件と決定した．

- 93 -

４．疲労試験方法

５．疲労試験結果

溶接止端部に疲労き裂等の表面欠陥が発生した場合を疲労試験により得られた S－N 線図を Fig. 9 に示す．Fig.

想定し，溶接止端部に人工表面欠陥（半円スリット）を導

9 より，WL 材の疲労限度は W 材に比べて 23%上昇してお入した溶接試験片の疲労強度に及ぼす LP 施工の効果を疲り，LP 施工により溶接継手の疲労限度が改善されている

労試験により実験的に調査した．

ことがわかる．ここで，欠陥の無害化の定義を以下に示す．

試験片の加工フローを Fig. 7 に示す．疲労試験に供した溶接試験片は溶接まま（W）材，LP 施工（WL）材，半円疲労試験結果が下記の条件 1，2 のいずれかを満たす場合，その欠陥は無害化されたと定義する．

スリット導入（WS）材， LP 施工後半円スリット導入（WLS）材の 4 種類である．WL 材および WLS 材におけ1. WLS 材の疲労限度が WL 材の疲労限度と同等（90%以る LP 施工は 3.3 節で決定した最適施工条件（LP3）で実施上）まで向上すること．
2. WLS 材について，欠陥部以外よりき裂が発生し，破断した．LP を施工した全ての試験片について，3.2 節で述べた要領で溶接止端部近傍における最表面部の残留応力をすること．

測定したところ，残留応力の平均値は-242 MPa，標準偏差は 37 MPa であった．

Fig. 10 は疲労試験結果を応力振幅とスリット深さの関Fig. 8 に半円スリットの形状および寸法ならびにスリッ係としてまとめたグラフである．Fig. 10 より，WLS0.2 材

ト導入位置を示す．半円スリットのアスペクト比は 1 であの疲労限度は WS0.2 材に比べて 64%上昇し，WL 材と同り，その寸法は深さ a (mm)／表面長さ 2a (mm) = 0.2／0.4，等以上の値となっているため，欠陥の無害化の条件 1 を満0.5／1.0 の 2 種類とした．ただし，WS 材については深さたしており，LP 施工により，深さ 0.2 mm のスリットが無0.2 mm の 1 種類のみ疲労試験を実施した．スリットの開害化されることがわかった．WLS0.2 材の疲労限度は WL

口幅は 0.1 mm 程度である．スリットは溶接止端線より 0.1材に比べて 13%程度高くなっているが，これは WL 材のmm の位置に放電加工で導入した．以後，WS 材および溶接止端部における表面残留応力が-250 MPa であったの

WLS 材については導入したスリットの深さを末尾に付記

に対し，WLS0.2 材では-300 MPa であり，WLS0.2 材の方してその大きさを表すこととする．例えば，WS0.2 材は深が圧縮残留応力が大きくなっていた影響によるものと考さ 0.2 mm のスリットを導入した試験片であることを表す．

えられる．この残留応力の差は LP 施工のばらつきに起因油圧サーボ式疲労試験機を使用して荷重制御のもと，疲労するものである．

試験を実施した．疲労試験の荷重負荷形式は三点曲げであWLS0.2 材について，疲労試験中に破断に至った試験片る．Fig. 8 に示すように，三点曲げのスパン長さは 80 mmの破面を観察したところ，半円スリットとは別の位置が疲で，スリット部に最大曲げ応力が作用するようになってい労き裂の発生起点となっていることがわかった．したがっる．応力比 R は 0.05，繰返し周波数 f は 20 Hz である．疲て，き裂発生起点の観点からも，LP 施工により，深さ 0.2

労試験は 1×107 回の繰返しをもって打ち切り，1×107 回のmm のスリットが無害化されたといえる．

繰返しに耐えた最大の応力振幅を疲労限度と定義した．

Fig. 7

試験片の加工フロー

Fig. 9Fig. 8スリットの形状および寸法- 94 -S-N 線図

6.2

組織観察

溶接止端部近傍の試験片断面を鏡面仕上げまで研磨した後，飽和シュウ酸水溶液中にて 6.0 V の一定電圧下で 60 s
電解エッチングを行い，金属組織を露出させた．Fig. 12および Fig. 13 はそれぞれ W 材および WL 材に対する光学顕微鏡による組織観察写真である．Fig. 12 と Fig. 13 を比較すると，両者ともにオーステナイト相を呈しており，LP を施工しても加工誘起マルテンサイト相の生成や結晶粒の微細化といった組織の変化はみられないことがわかる．したがって，6.1 節で述べた LP 施工による表層部における硬さの増加は，表層部の塑性変形に伴う転位の導入により生じた加工硬化によるものと考えられる．

Fig. 10

疲労試験結果のまとめ

６．LP 施工による疲労限度改善要因の分析
LP 施工により疲労限度が改善された要因としては，3．
3 節で述べた残留応力の改善のほか，硬さや組織，溶接止端部の応力集中が LP 施工により変化したことが考えられる．そこで，LP 施工が硬さおよび組織，溶接止端部の応力集中に及ぼす影響を調査し，考察を行った．
6.1

硬さ分布の測定

W 材ならびに WL 材の溶接試験片を長手方向に切断し，マイクロビッカース硬度計で溶接止端部近傍の硬さ分布

Fig. 12

W 材の光学顕微鏡観察写真

Fig. 13

WL 材の光学顕微鏡観察写真を測定した．圧子押込み荷重は 1.961 N（0.2 kgf ），荷重保持時間は 20 s とし，硬さは同一深さに対して 3 点ずつ測定した．
硬さ分布を Fig. 11 に示す．WL 材では最表面近傍において硬さの増加が見られるが，増加量は小さい．WL 材の硬さは深さが大きくなるにつれて緩やかに低下し，深さ0.4 mm 以降は W 材のそれとほぼ同水準となっていた．

6.3

溶接止端部における応力集中の有限要素解析供試

材
溶接止端部の形状計測結果の平均値をもとに FE モデルを作成し，弾性解析を実施することにより，LP 施工の有無による溶接止端部の応力集中の違いについて調査した．
FE モデルの例として，Fig. 14 に W 材の FE モデルを示す．
Fig. 11

ビッカース硬さの深さ方向分布

FE モデルは 6 面体 2 次要素で構成し，ヤング率は 197 GPa，ポアソン比は 0.3 とした．溶接止端部近傍では要素分割を細かくし（最小：X×Y×Z＝0.05×0.05×0.5 mm），溶接止端- 95 -

ほか，磁性の発生といった材料特性の変化を引き起こす．

部において必要十分な応力集中が生じるようにした．
解析の結果，溶接止端部における応力集中係数は W 材

このような事象を好まない場合，材料特性をほとんど変化で 2.4，WL 材で 2.5 であった．これより，LP 施工によるさせることなく圧縮残留応力を導入できる LP は大変有用

応力集中の緩和効果はほとんどなく，LP 施工が作用応力なピーニング方法であるといえる．

分布に及ぼす影響は小さいといえる．

８．結言
本研究では，溶接止端部にき裂状表面欠陥を有するオーステナイト系ステンレス鋼の溶接継手を対象に，欠陥の無害化に適したレーザピーニング（LP）施工条件を決定し，その施工条件下における溶接継手の疲労限度の改善効果
ならびに無害化可能な欠陥寸法を疲労試験により実験的に調査した．さらに，LP 施工に伴う溶接止端部近傍の硬さ，組織，応力集中の変化を調査し，実験結果との因果関係について考察した．本研究で得られた知見を以下に列挙
する．
Fig. 146.4(1) パワー密度 G とカバレージ Cv の組み合わせが異なる 6溶接試験片の有限要素モデル

種類の LP 施工条件を設定し，溶接試験片に LP 施工しLP 施工による疲労限度改善要因供試材た後，溶接止端部近傍における深さ方向残留応力分布

6.1 節から 6.3 節で述べた調査結果より，LP 施工によるを測定した．最表面残留応力，残留応力最大値，クロ硬さの増加は小さく，溶接止端部における応力集中の緩和

ッ シ ン グ ポ イ ン ト の 大 き さ の 観 点 か ら G = 7.6

効果もみられないことがわかった．したがって，LP 施工

GW/cm2，Cv = 3000%の施工条件を最適条件と決定しによる疲労限度の改善ならびに欠陥の無害化は，LP 施工た．

により残留応力が引張から圧縮に変化したことによって(2) 溶接試験片に対して最適施工条件で LP 施工し，疲労もたらされたものといえる．

試験を実施した．LP 施工により，無欠陥の溶接継手の疲労限度は 23%向上した．また，溶接継手の疲労限

７．過去の研究結果との比較からみる LP の有用性施工により強度上無害化できることがわかった．

著者らは過去の研究において，本研究と同じオーステナ(3) 溶接止端部近傍における深さ方向の硬さ分布を測定

イト系ステンレス鋼の溶接継手に対して欠陥の無害化にした．LP 施工後では最表面近傍において硬さの増加及ぼすニードルピーニング（NP）の効果を調査しており，が見られたが，増加量としては小さかった．LP 施工

深さ 1.0 mm の半円スリットを無害化可能との結果を得て前後で金属組織に変化はみられなかったため，表層部いる 4), 5)．過去の研究と本研究では試験片の寸法が異なるにおける硬さの増加は加工硬化によるものと考えら

度を 15%低下させる深さ 0.2 mm の半円スリットを LPれる．

ため，無害化可能な欠陥寸法について単純比較することはできないが，NP を施工する方が LP を施工する場合に比(4) 溶接試験片の形状測定を実施したところ，LP 施工によべて無害化可能な欠陥寸法は大きくなるようである．このる止端半径の変化はほとんどなく，有限要素法解析のような差が生じた背景には，NP は鋼製のピンを溶接止端結果からも溶接止端部における応力集中の緩和効果はみられなかった．

部に直接打撃するため，塑性加工量が非常に大きくなるの(5) LP 施工による疲労限度の改善ならびに欠陥の無害化に対して，LP は衝撃波を利用しており，固体間の接触を伴わないため，塑性加工量が NP に比べて大幅に小さいこは，LP 施工により残留応力が引張から圧縮に変化しとが関係していると考えられる．

たことによってもたらされたものといえる．

NP 施工を実施した溶接試験片 3)では，硬さの大幅な増謝

加や加工誘起マルテンサイト相の生成により，母材の降伏辞応力を超える大きな圧縮残留応力が導入されていた．さら本研究の一部は平成 27 年度天田財団一般研究開発助成に，溶接止端部の形状変化に伴い応力集中も大幅に低減さ（課題番号：AF-2015211）の助成を受けて実施されたもの

れた．これらの相乗効果により，NP を施工する方が LPです．レーザピーニング施工においては，新東工業株式会を施工する場合に比べて無害化可能な欠陥寸法が大きく社の粂野文亮様と澁谷紀仁様にご協力いただきました．こなったものと考えられる．

こに記して謝意を表します．

ただし，NP 施工に伴う硬さの大幅な増加やマルテンサイト相の生成は，SCC 等の割れに対する感受性を高める- 96 -参考文献

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