JP3064851B2 - マルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法 - Google Patents
マルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法Info
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- JP3064851B2 JP3064851B2 JP7015650A JP1565095A JP3064851B2 JP 3064851 B2 JP3064851 B2 JP 3064851B2 JP 7015650 A JP7015650 A JP 7015650A JP 1565095 A JP1565095 A JP 1565095A JP 3064851 B2 JP3064851 B2 JP 3064851B2
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- B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
- B23K2103/04—Steel or steel alloys
- B23K2103/05—Stainless steel
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、ラインパイプ、油井管
または油井化工機用配管として使用して好適なマルテン
サイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法に関する。
または油井化工機用配管として使用して好適なマルテン
サイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】マルテンサイト系ステンレス鋼、なかで
もＣ含有量を低く抑えた低Ｃマルテンサイト系ステンレ
ス鋼は、通常、焼入れ焼戻し処理することによって、マ
ルテンサイト体積率が８０％以上になるように調整して
製造されている。
もＣ含有量を低く抑えた低Ｃマルテンサイト系ステンレ
ス鋼は、通常、焼入れ焼戻し処理することによって、マ
ルテンサイト体積率が８０％以上になるように調整して
製造されている。
【０００３】この低Ｃマルテンサイト系ステンレス鋼
は、Ｃｒ以外の他の成分の含有量が少ないので、オース
テナイト系ステンレス鋼や２相系ステンレス鋼よりも比
較的安価で、良好な機械的性質および耐食性を有すると
ともに、低Ｃであるため溶接した場合の溶接金属の硬度
上昇がほとんどなく、一般のマルテンサイト系ステンレ
ス鋼に比べて溶接性にも優れている。そのため、低Ｃマ
ルテンサイト系ステンレス鋼は、ラインパイプ、油井管
または油井化工機用配管用等の材料として従来から広く
用いられている。
は、Ｃｒ以外の他の成分の含有量が少ないので、オース
テナイト系ステンレス鋼や２相系ステンレス鋼よりも比
較的安価で、良好な機械的性質および耐食性を有すると
ともに、低Ｃであるため溶接した場合の溶接金属の硬度
上昇がほとんどなく、一般のマルテンサイト系ステンレ
ス鋼に比べて溶接性にも優れている。そのため、低Ｃマ
ルテンサイト系ステンレス鋼は、ラインパイプ、油井管
または油井化工機用配管用等の材料として従来から広く
用いられている。
【０００４】そして、従来、上記低Ｃマルテンサイト系
ステンレス鋼からなる溶接鋼管は、焼入れ焼戻し処理し
て製造された素材帯鋼を連続的に成形ロール群に通して
管状に成形して帯鋼両エッジ部を突き合わせ、この突き
合わせ部を電縫溶接法（以下、ＥＲＷ法という）や、ガ
ス・タングステン・アーク溶接法（以下、ＧＴＡＷ法と
いう）あるいはサブマージ・アーク溶接法（以下、ＳＡ
Ｗ法という）等のアーク溶接法によって造管溶接して製
造されていた。また、近年ではレーザ溶接法の開発が進
められており、このレーザ溶接法によっても製造されて
いた。
ステンレス鋼からなる溶接鋼管は、焼入れ焼戻し処理し
て製造された素材帯鋼を連続的に成形ロール群に通して
管状に成形して帯鋼両エッジ部を突き合わせ、この突き
合わせ部を電縫溶接法（以下、ＥＲＷ法という）や、ガ
ス・タングステン・アーク溶接法（以下、ＧＴＡＷ法と
いう）あるいはサブマージ・アーク溶接法（以下、ＳＡ
Ｗ法という）等のアーク溶接法によって造管溶接して製
造されていた。また、近年ではレーザ溶接法の開発が進
められており、このレーザ溶接法によっても製造されて
いた。
【０００５】しかし、上記ＥＲＷ法またはＧＴＡＷ法や
ＳＡＷ法等のアーク溶接法によって低Ｃマルテンサイト
系ステンレス鋼溶接管を造管溶接する場合には、溶接金
属の冷却速度が遅いため、溶接シーム部の溶接金属に隣
接して熱影響部（以下、ＨＡＺという）が生じ、このＨ
ＡＺでは元素分配の不均一化が生じて耐食性皮膜が劣化
するのに加え、Ｃｒ炭化物やＶ炭化物等の金属間化合物
が析出するので耐食性が劣化する。また、軟化による強
度低下が生じる等して母材部の性能に比べて溶接部の性
能が著しく劣化する。このため、造管溶接時にフィラー
ワイヤを用いて所定の合金成分を溶接金属中に添加する
か、または／および造管溶接後に管全体またはＨＡＺを
含む溶接部分に所定の後熱処理を施すことによってＨＡ
Ｚを含む溶接部の性能を母材部のそれに近ずけるように
している。
ＳＡＷ法等のアーク溶接法によって低Ｃマルテンサイト
系ステンレス鋼溶接管を造管溶接する場合には、溶接金
属の冷却速度が遅いため、溶接シーム部の溶接金属に隣
接して熱影響部（以下、ＨＡＺという）が生じ、このＨ
ＡＺでは元素分配の不均一化が生じて耐食性皮膜が劣化
するのに加え、Ｃｒ炭化物やＶ炭化物等の金属間化合物
が析出するので耐食性が劣化する。また、軟化による強
度低下が生じる等して母材部の性能に比べて溶接部の性
能が著しく劣化する。このため、造管溶接時にフィラー
ワイヤを用いて所定の合金成分を溶接金属中に添加する
か、または／および造管溶接後に管全体またはＨＡＺを
含む溶接部分に所定の後熱処理を施すことによってＨＡ
Ｚを含む溶接部の性能を母材部のそれに近ずけるように
している。
【０００６】また、レーザ溶接法では設備制約上、上記
フィラーワイヤを用いての溶接金属中への所定の合金成
分の添加が困難なため、低Ｃマルテンサイト系ステンレ
ス鋼を対象とするものではないが、例えば特開昭６３−
２７８６８８号公報、同６３−２７８６８９号公報、同
６３−２７８６９０号公報に見られるように、レーザ溶
接造管後に管全体またはＨＡＺを含む溶接部分に所定の
後熱処理を施すことによってＨＡＺを含む溶接部の性能
を母材部のそれに近ずけるようにしている。
フィラーワイヤを用いての溶接金属中への所定の合金成
分の添加が困難なため、低Ｃマルテンサイト系ステンレ
ス鋼を対象とするものではないが、例えば特開昭６３−
２７８６８８号公報、同６３−２７８６８９号公報、同
６３−２７８６９０号公報に見られるように、レーザ溶
接造管後に管全体またはＨＡＺを含む溶接部分に所定の
後熱処理を施すことによってＨＡＺを含む溶接部の性能
を母材部のそれに近ずけるようにしている。
【０００７】しかしながら、溶接金属に隣接するＨＡＺ
は、溶接金属とは異なり溶接時においても固体状態であ
るので、上記フィラーワイヤを用いての所定の合金成分
の添加による組織制御ができないため、ＨＡＺの性能を
母材のそれに近ずけることはできない。勿論、造管溶接
後に管全体またはＨＡＺを含む溶接部のみに後熱処理を
施す場合にはＨＡＺの性能を母材のそれに近ずけること
ができるが、この場合には後熱処理用の特別な設備を設
けるとともに、多大の工数をかける必要があって製品コ
ストが著しく高くなるという問題があった。
は、溶接金属とは異なり溶接時においても固体状態であ
るので、上記フィラーワイヤを用いての所定の合金成分
の添加による組織制御ができないため、ＨＡＺの性能を
母材のそれに近ずけることはできない。勿論、造管溶接
後に管全体またはＨＡＺを含む溶接部のみに後熱処理を
施す場合にはＨＡＺの性能を母材のそれに近ずけること
ができるが、この場合には後熱処理用の特別な設備を設
けるとともに、多大の工数をかける必要があって製品コ
ストが著しく高くなるという問題があった。
【０００８】なお、後熱処理をＨＡＺを含む溶接部のみ
に対して施す場合には、製品コストの上昇を比較的低く
抑えることができるが、この場合にはその有効熱処理領
域の両側に、新たに熱影響部分（以下、後ＨＡＺとい
う）が生じ、この後ＨＡＺの耐食性および機械的性質が
劣るという問題があった。
に対して施す場合には、製品コストの上昇を比較的低く
抑えることができるが、この場合にはその有効熱処理領
域の両側に、新たに熱影響部分（以下、後ＨＡＺとい
う）が生じ、この後ＨＡＺの耐食性および機械的性質が
劣るという問題があった。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、上記
の実状に鑑みなされたもので、溶接ままで使用してＨＡ
Ｚを含む溶接部の耐食性に優れた安価な低Ｃマルテンサ
イト系ステンレス鋼溶接管の製造方法を提供することに
ある。
の実状に鑑みなされたもので、溶接ままで使用してＨＡ
Ｚを含む溶接部の耐食性に優れた安価な低Ｃマルテンサ
イト系ステンレス鋼溶接管の製造方法を提供することに
ある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨は、次のマ
ルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法にある。
ルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法にある。
【００１１】マルテンサイト系ステンレス鋼溶接管を造
管溶接するにあたり、素材として１０．０〜１４．０重
量％のＣｒを含み、不純物中のＣ含有量が０．０５重量
％以下のマルテンサイト系ステンレス鋼からなる素材帯
鋼を用い、下記式で計算される以上の溶接速度Ｖ（ｍ
／ｍｉｎ）でレーザ溶接し、そのまま製品とすることを
特徴とするマルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造
方法。
管溶接するにあたり、素材として１０．０〜１４．０重
量％のＣｒを含み、不純物中のＣ含有量が０．０５重量
％以下のマルテンサイト系ステンレス鋼からなる素材帯
鋼を用い、下記式で計算される以上の溶接速度Ｖ（ｍ
／ｍｉｎ）でレーザ溶接し、そのまま製品とすることを
特徴とするマルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造
方法。
【００１２】 Ｖ＝１．３５（Ｐ／ｈ）×｛１０００／（１０００−Ｔ0 ）｝・・・・ ここで、 Ｐ ：レーザ出力（ｋＷ） ｈ ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｔ0 ：素材帯鋼エッジ部の予熱温度（℃） （但し、予熱なしの場合、Ｔ0 ＝０℃とする）
【００１３】
【作用】本発明において、使用する素材帯鋼の化学成分
およびレーザ溶接条件を上記のように定めた理由を以下
に詳細に説明する。
およびレーザ溶接条件を上記のように定めた理由を以下
に詳細に説明する。
【００１４】《素材帯鋼》本発明で用いる素材帯鋼とし
ては、１０．０〜１４．０重量％のＣｒを含み、不純物
中のＣ含有量が０．０５重量％以下のマルテンサイト系
ステンレス鋼からなる帯鋼を用いる必要がある。すなわ
ち、Ｃ含有量が０．０５重量％を超えると溶接金属の硬
度が著しく上昇し、応力腐食割れ感受性が大きくなり、
溶接ままでラインパイプ等として使用した場合、要求さ
れる耐食性能を満たせなくなる。
ては、１０．０〜１４．０重量％のＣｒを含み、不純物
中のＣ含有量が０．０５重量％以下のマルテンサイト系
ステンレス鋼からなる帯鋼を用いる必要がある。すなわ
ち、Ｃ含有量が０．０５重量％を超えると溶接金属の硬
度が著しく上昇し、応力腐食割れ感受性が大きくなり、
溶接ままでラインパイプ等として使用した場合、要求さ
れる耐食性能を満たせなくなる。
【００１５】また、Ｃｒ含有量が１０．０重量％未満で
は、母材部を含めてその鋼表面に十分な耐食性能を有す
る耐食性皮膜が生成形成されないため、ラインパイプ等
で硫化水素を含む環境中で使用した場合、必要な耐食性
が確保できない。逆に、Ｃｒ含有量が１４．０重量％を
超えるとフェライト相が出現し、マルテンサイト／フェ
ライト相間で元素分配を起こして耐食性皮膜の性能劣化
の原因になる。なお、Ｃｒ含有量を１４．０重量％を超
えて多くする場合には、オーステナイト生成元素である
高価なＮｉ等の合金元素の含有量を増量する必要があ
り、素材コストの上昇を招いて安価であることを特徴の
一つとするマルテンサイト系ステンレス鋼の経済性が損
なわれる。
は、母材部を含めてその鋼表面に十分な耐食性能を有す
る耐食性皮膜が生成形成されないため、ラインパイプ等
で硫化水素を含む環境中で使用した場合、必要な耐食性
が確保できない。逆に、Ｃｒ含有量が１４．０重量％を
超えるとフェライト相が出現し、マルテンサイト／フェ
ライト相間で元素分配を起こして耐食性皮膜の性能劣化
の原因になる。なお、Ｃｒ含有量を１４．０重量％を超
えて多くする場合には、オーステナイト生成元素である
高価なＮｉ等の合金元素の含有量を増量する必要があ
り、素材コストの上昇を招いて安価であることを特徴の
一つとするマルテンサイト系ステンレス鋼の経済性が損
なわれる。
【００１６】なお、素材として用いる素材帯鋼は、熱延
によって所定の板厚に成形した後、常法によって焼入れ
焼戻し処理して製造されたものであればどのようなもの
であってもよいが、フェライト相や残留オーステナイト
相の析出による元素分配と、この元素分配による耐食性
皮膜の性能劣化を防止する観点から、マルテンサイトの
体積率が８０％以上になるように調整したものを用いる
のが望ましい。
によって所定の板厚に成形した後、常法によって焼入れ
焼戻し処理して製造されたものであればどのようなもの
であってもよいが、フェライト相や残留オーステナイト
相の析出による元素分配と、この元素分配による耐食性
皮膜の性能劣化を防止する観点から、マルテンサイトの
体積率が８０％以上になるように調整したものを用いる
のが望ましい。
【００１７】また、素材帯鋼の成分組成としては、上記
ＣとＣｒの他に、重量％で、１．０％以下のＳｉ、０．
５％以下のＭｎ、０．００５％以下のＳ、０．０４以下
のＰ、７．０％以下のＭｏ、８．０％以下のＮｉ、０．
１％以下のＡｌ、０．７５％以下のＴｉおよび２．０％
以下のＺｒのうちの１種または２種以上を含有させたも
のであってもよい。そして、これら元素のうち、Ｍｏま
たは／およびＮｉを含有させる場合には耐食性を向上さ
せることができ、Ｔｉまたは／およびＺｒを含有させる
場合にはＣｒ炭化物または／およびＶ炭化物の析出によ
る強度の異常上昇や耐食性劣化を抑制することができ
る。また、ＳｉとＡｌは、通常、鋼の脱酸剤として添加
されるが、上記量以下を含有させる場合には、鋼の清浄
性を確保することができる。
ＣとＣｒの他に、重量％で、１．０％以下のＳｉ、０．
５％以下のＭｎ、０．００５％以下のＳ、０．０４以下
のＰ、７．０％以下のＭｏ、８．０％以下のＮｉ、０．
１％以下のＡｌ、０．７５％以下のＴｉおよび２．０％
以下のＺｒのうちの１種または２種以上を含有させたも
のであってもよい。そして、これら元素のうち、Ｍｏま
たは／およびＮｉを含有させる場合には耐食性を向上さ
せることができ、Ｔｉまたは／およびＺｒを含有させる
場合にはＣｒ炭化物または／およびＶ炭化物の析出によ
る強度の異常上昇や耐食性劣化を抑制することができ
る。また、ＳｉとＡｌは、通常、鋼の脱酸剤として添加
されるが、上記量以下を含有させる場合には、鋼の清浄
性を確保することができる。
【００１８】《レーザ溶接条件》ラインパイプに代表さ
れる微量の硫化水素（Ｈ2 Ｓ）を含む環境中におけるマ
ルテンサイト系ステンレス鋼溶接管のＨＡＺを含む溶接
部の耐食性、具体的には耐応力腐食割れ性は、溶接部の
硬度によって大きく左右され、溶接部の硬度が高くなれ
ばなるほど劣化する。しかし、上記したようにＣ含有量
を０．０５重量％以下に低く抑制した低Ｃマルテンサイ
ト系ステンレス鋼を用いる場合には、その溶接金属およ
びＨＡＺの硬度上昇がほとんどないため硬度上昇による
耐食性劣化はほとんどない。従って、低Ｃマルテンサイ
ト系ステンレス鋼からなる溶接管のＨＡＺを含む溶接部
の耐食性は、鋼表面に生成成形されるＣｒ酸化物を主体
とした耐食性皮膜の特性に大きく左右されることにな
る。
れる微量の硫化水素（Ｈ2 Ｓ）を含む環境中におけるマ
ルテンサイト系ステンレス鋼溶接管のＨＡＺを含む溶接
部の耐食性、具体的には耐応力腐食割れ性は、溶接部の
硬度によって大きく左右され、溶接部の硬度が高くなれ
ばなるほど劣化する。しかし、上記したようにＣ含有量
を０．０５重量％以下に低く抑制した低Ｃマルテンサイ
ト系ステンレス鋼を用いる場合には、その溶接金属およ
びＨＡＺの硬度上昇がほとんどないため硬度上昇による
耐食性劣化はほとんどない。従って、低Ｃマルテンサイ
ト系ステンレス鋼からなる溶接管のＨＡＺを含む溶接部
の耐食性は、鋼表面に生成成形されるＣｒ酸化物を主体
とした耐食性皮膜の特性に大きく左右されることにな
る。
【００１９】ところが、製品コストの低減を図るべく、
造管溶接後に施す後熱処理を省略した場合、その溶接金
属およびＨＡＺ、特にＨＡＺの表面に生成成形する耐食
性皮膜の特性が母材のそれに比べて劣るので、この部分
の耐食性が十分ではない。
造管溶接後に施す後熱処理を省略した場合、その溶接金
属およびＨＡＺ、特にＨＡＺの表面に生成成形する耐食
性皮膜の特性が母材のそれに比べて劣るので、この部分
の耐食性が十分ではない。
【００２０】また、前述したように、ＨＡＺに対しては
フィラーワイヤを用いての所定の合金成分の添加による
組織制御ができないため、これによっての耐食性皮膜の
性能を母材のそれに近ずけることはできない。
フィラーワイヤを用いての所定の合金成分の添加による
組織制御ができないため、これによっての耐食性皮膜の
性能を母材のそれに近ずけることはできない。
【００２１】そこで、本発明者らは、溶接金属の冷却速
度の速いレーザ溶接法を用いるとともに、その入熱量を
少なくして溶接金属の冷却速度をより速めて造管溶接す
る場合には、溶接時に熱影響を受ける時間が短くなって
溶接金属およびＨＡＺ、特にＨＡＺの耐食性皮膜の劣化
防止ができて耐食性を母材のそれに近ずけ得るのではな
いかと予想し、種々実験研究の結果、素材として上記化
学成分を有する低Ｃマルテンサイト系ステンレス鋼から
なる素材帯鋼を用いて上記式で計算される以上の溶接
速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）でレーザ溶接する場合に限って、
溶接ままで使用してＨＡＺを含む溶接部の耐食性が母材
と同等の性能を発揮する製品の得られることを見いだし
た。
度の速いレーザ溶接法を用いるとともに、その入熱量を
少なくして溶接金属の冷却速度をより速めて造管溶接す
る場合には、溶接時に熱影響を受ける時間が短くなって
溶接金属およびＨＡＺ、特にＨＡＺの耐食性皮膜の劣化
防止ができて耐食性を母材のそれに近ずけ得るのではな
いかと予想し、種々実験研究の結果、素材として上記化
学成分を有する低Ｃマルテンサイト系ステンレス鋼から
なる素材帯鋼を用いて上記式で計算される以上の溶接
速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）でレーザ溶接する場合に限って、
溶接ままで使用してＨＡＺを含む溶接部の耐食性が母材
と同等の性能を発揮する製品の得られることを見いだし
た。
【００２２】図１は、Ｃ：０．００８重量％、Ｃｒ：１
２．４１重量％を含み、通常は焼入れ焼戻し処理によっ
て０．２％耐力（以下、ＹＳという）が８０〜９５ｋｓ
ｉとなるよう調整使用される低Ｃマルテンサイト系ステ
ンレス鋼製であって、焼入れ後の焼戻し温度を６００〜
６５０℃の範囲内で種々かえてＹＳレベルを８０〜１０
０ｋｓｉの範囲に変化させた素材帯鋼を用い、溶接時の
材料に対する入熱量Ｑ（ｋＪ／ｍｍ2 ）を種々変えてレ
ーザ造管溶接して得た溶接ままの溶接管からその溶接部
が長さ方向の中央に位置するように応力腐食試験片（厚
さ２ｍｍ×幅１０ｍｍ×長さ７５ｍｍ−ノッチなし）を
採取し、これらの試験片に実際の使用時における最大付
加応力を想定して素材帯鋼ＹＳの１００％の応力を付加
した状態で応力腐食割れ試験を行った結果を示す図であ
り、図中には従来のＧＴＡＷ法およびＥＲＷ法で貫通溶
接可能な下限臨界入熱量Ｑで造管溶接して得た溶接まま
の溶接管の結果も示してある。
２．４１重量％を含み、通常は焼入れ焼戻し処理によっ
て０．２％耐力（以下、ＹＳという）が８０〜９５ｋｓ
ｉとなるよう調整使用される低Ｃマルテンサイト系ステ
ンレス鋼製であって、焼入れ後の焼戻し温度を６００〜
６５０℃の範囲内で種々かえてＹＳレベルを８０〜１０
０ｋｓｉの範囲に変化させた素材帯鋼を用い、溶接時の
材料に対する入熱量Ｑ（ｋＪ／ｍｍ2 ）を種々変えてレ
ーザ造管溶接して得た溶接ままの溶接管からその溶接部
が長さ方向の中央に位置するように応力腐食試験片（厚
さ２ｍｍ×幅１０ｍｍ×長さ７５ｍｍ−ノッチなし）を
採取し、これらの試験片に実際の使用時における最大付
加応力を想定して素材帯鋼ＹＳの１００％の応力を付加
した状態で応力腐食割れ試験を行った結果を示す図であ
り、図中には従来のＧＴＡＷ法およびＥＲＷ法で貫通溶
接可能な下限臨界入熱量Ｑで造管溶接して得た溶接まま
の溶接管の結果も示してある。
【００２３】なお、応力腐食割れ試験は、図２に示すよ
うに、上記各試験片に４点曲げによって所定の応力を付
加した状態で０．０１ａｔｍＨ2 Ｓ−３０ａｔｍＣＯ2
−５％ＮａＣｌの常温水溶液中に３３６時間浸漬し、割
れ発生の有無を調べた。
うに、上記各試験片に４点曲げによって所定の応力を付
加した状態で０．０１ａｔｍＨ2 Ｓ−３０ａｔｍＣＯ2
−５％ＮａＣｌの常温水溶液中に３３６時間浸漬し、割
れ発生の有無を調べた。
【００２４】図１からわかるように、通常の使用強度レ
ベルであるＹＳが８０〜９５ｋｓｉの範囲内では、レー
ザ溶接時の入熱量Ｑが０．０４５以下の場合には付加応
力を素材帯鋼ＹＳの１００％にしても応力腐食割れは発
生していないが、入熱量Ｑが０．０４５を超えると応力
腐食割れが発生している。このことから、ＨＡＺを含む
溶接部の耐食性を母材部と同等にするには材料に対する
入熱量Ｑが０．０４５以下となる溶接条件でレーザ溶接
すればよいことが明かとなった。
ベルであるＹＳが８０〜９５ｋｓｉの範囲内では、レー
ザ溶接時の入熱量Ｑが０．０４５以下の場合には付加応
力を素材帯鋼ＹＳの１００％にしても応力腐食割れは発
生していないが、入熱量Ｑが０．０４５を超えると応力
腐食割れが発生している。このことから、ＨＡＺを含む
溶接部の耐食性を母材部と同等にするには材料に対する
入熱量Ｑが０．０４５以下となる溶接条件でレーザ溶接
すればよいことが明かとなった。
【００２５】ここで、上記入熱量Ｑ（ｋＪ／ｍｍ2 ）は
下記式で表されるから、この式に入熱量Ｑの上限値
「≦０．０４５」を代入すると下記式が求められられ
る。
下記式で表されるから、この式に入熱量Ｑの上限値
「≦０．０４５」を代入すると下記式が求められられ
る。
【００２６】 Ｑ＝０．０６×Ｐ／（ｈＶ）・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ただし、Ｐ：レーザ出力（ｋＷ） ｈ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｖ：溶接速度（ｍ／ｍｉｎ） Ｖ≧１．３５（Ｐ／ｈ）・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 従って、溶接ままで使用してＨＡＺを含む溶接部の耐食
性が母材部と同等の溶接管を得るためには、上記式で
計算される以上の溶接速度Ｖでレーザ溶接すればよいこ
とになる。
性が母材部と同等の溶接管を得るためには、上記式で
計算される以上の溶接速度Ｖでレーザ溶接すればよいこ
とになる。
【００２７】なお、上記および式は、レーザ溶接に
際して予め素材帯鋼の両エッジ部を予熱することなく造
管溶接する場合であり、高能率な造管溶接を可能ならし
めるべく、ＥＲＷ法で用いる高周波加熱手段等の適宜な
手段を用いて管状に成形後の素材帯鋼の両エッジ部を例
えば９００℃以下の所定の温度Ｔ0 （℃）に予熱してか
らレーザ溶接する場合の材料に供給する入熱量Ｑ’（ｋ
Ｊ／ｍｍ2 ）は、予熱なし時の入熱量Ｑを下記に基づ
いて補正する必要がある。
際して予め素材帯鋼の両エッジ部を予熱することなく造
管溶接する場合であり、高能率な造管溶接を可能ならし
めるべく、ＥＲＷ法で用いる高周波加熱手段等の適宜な
手段を用いて管状に成形後の素材帯鋼の両エッジ部を例
えば９００℃以下の所定の温度Ｔ0 （℃）に予熱してか
らレーザ溶接する場合の材料に供給する入熱量Ｑ’（ｋ
Ｊ／ｍｍ2 ）は、予熱なし時の入熱量Ｑを下記に基づ
いて補正する必要がある。
【００２８】 Ｑ’＝１０００Ｑ／（１０００−Ｔ0 ）・・・・・・・・ ただし、予熱なし時はＴ0 ＝０ これは、本発明者らの実験研究の結果によれば、溶接金
属およびＨＡＺの耐食性皮膜の劣化、換言すれば耐食性
が１０００℃以上の高温域における被熱影響時間に依存
することが明らかとなったためである。すなわち、材料
に対する入熱量が同じである場合、溶接金属およびＨＡ
Ｚの１０００℃以上の高温域における被熱影響時間は、
素材帯鋼の両エッジ部を予め予熱しない場合に比べて予
熱した場合の方が材料温度がより高温になるので高温に
なった分だけ長くなり、耐食性皮膜の劣化が著しくなっ
て耐食性が劣化するため、素材帯鋼の両エッジ部を予熱
する場合には入熱量を少なくする必要があるからであ
る。
属およびＨＡＺの耐食性皮膜の劣化、換言すれば耐食性
が１０００℃以上の高温域における被熱影響時間に依存
することが明らかとなったためである。すなわち、材料
に対する入熱量が同じである場合、溶接金属およびＨＡ
Ｚの１０００℃以上の高温域における被熱影響時間は、
素材帯鋼の両エッジ部を予め予熱しない場合に比べて予
熱した場合の方が材料温度がより高温になるので高温に
なった分だけ長くなり、耐食性皮膜の劣化が著しくなっ
て耐食性が劣化するため、素材帯鋼の両エッジ部を予熱
する場合には入熱量を少なくする必要があるからであ
る。
【００２９】そして、素材帯鋼の両エッジ部をＴ
0 （℃）に予熱してからレーザ溶接した場合における溶
接直後の温度がＴ（℃）である溶接金属の冷却速度ｖ
（℃／ｓｅｃ）は、例えば、「Cooling Rate and Tempe
rtures in Fusion Welding - WeldingJournal 37(1958)
210S 」に示されるＡＤＡＭＳの計算式によれば、下記
式で表される。
0 （℃）に予熱してからレーザ溶接した場合における溶
接直後の温度がＴ（℃）である溶接金属の冷却速度ｖ
（℃／ｓｅｃ）は、例えば、「Cooling Rate and Tempe
rtures in Fusion Welding - WeldingJournal 37(1958)
210S 」に示されるＡＤＡＭＳの計算式によれば、下記
式で表される。
【００３０】 ｖ＝−ｄＴ／ｄｔ＝Ａ×（ｈＶ／Ｐ）2 ×（Ｔ−Ｔ0 ）3 ・・・・・・・・ ここで、 Ａ ：定数 Ｐ ：レーザ出力（ｋＷ） ｈ ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｖ ：溶接速度（ｍ／ｍｉｎ） また、上記式より、溶接金属の温度がＴ1 からＴ
2 （ただし、Ｔ1 ＞Ｔ2 ）に達するのに要する時間Δｔ
（ｓｅｃ）は、下記式で表される。
2 （ただし、Ｔ1 ＞Ｔ2 ）に達するのに要する時間Δｔ
（ｓｅｃ）は、下記式で表される。
【００３１】 Δｔ＝−∫１／Ｖ（Ｔ）ｄｔ ＝１／２Ａ×（Ｐ／ｈＶ）2 × ｛１／（Ｔ2 −Ｔ0 ）2 −１／（Ｔ1 −Ｔ0 ）2 ｝・・・・・・ そして、上記式においてはレーザ溶接直後の溶接金属
の温度Ｔを無限大としているので、レーザ溶接直後から
１０００℃までの被熱影響時間Δｔは、上記式に「Ｔ
1 ＝無限大」、「Ｔ2 ＝１０００」および「Ｑ＝０．０
６×Ｐ／（ｈＶ）」を代入して下記式で表される。
の温度Ｔを無限大としているので、レーザ溶接直後から
１０００℃までの被熱影響時間Δｔは、上記式に「Ｔ
1 ＝無限大」、「Ｔ2 ＝１０００」および「Ｑ＝０．０
６×Ｐ／（ｈＶ）」を代入して下記式で表される。
【００３２】 Δｔ＝Ｐ2 ／２Ａ（ｈＶ）2 （１０００−Ｔ0 ）2 ＝Ｑ2 ／０．００７２Ａ（１０００−Ｔ0 ）2 ＝｛１０００Ｑ／（１０００−Ｔ0 ）｝2 ／７２００Ａ・・・・ 従って、素材帯鋼の両エッジ部を予熱しないでレーザ溶
接を行った場合における溶接金属のレーザ溶接直後の温
度Ｔから１０００℃になるまでの被熱影響時間Δｔ’
（ｓｅｃ）は、上記式に「Ｔ0 ＝０」を代入して下記
式で表される。
接を行った場合における溶接金属のレーザ溶接直後の温
度Ｔから１０００℃になるまでの被熱影響時間Δｔ’
（ｓｅｃ）は、上記式に「Ｔ0 ＝０」を代入して下記
式で表される。
【００３３】 Δｔ’＝Ｐ2 ／２Ａ（ｈＶ）2 （１０００）2 ＝Ｑ2 ／７２００Ａ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ この式と上記式との対比からわかるように、素材帯
鋼の両エッジ部をＴ0℃の温度に予熱してからレーザ溶
接を行った場合の上記式で計算される被熱影響時間Δ
ｔは、素材帯鋼の両エッジ部を予熱せずに「１０００Ｑ
／（１０００−Ｔ0 ）」の入熱量、すなわち上記式で
計算される入熱量Ｑ’でレーザ溶接を行った場合の被熱
影響時間Δｔ’と等しくなるから、素材帯鋼の両エッジ
部をＴ0℃の温度に予熱してからレーザ溶接を行う場合
には、上記式に基づいて素材帯鋼の両エッジ部を予熱
しないでレーザ溶接を行う場合の入熱量Ｑを補正する必
要があるのである。
鋼の両エッジ部をＴ0℃の温度に予熱してからレーザ溶
接を行った場合の上記式で計算される被熱影響時間Δ
ｔは、素材帯鋼の両エッジ部を予熱せずに「１０００Ｑ
／（１０００−Ｔ0 ）」の入熱量、すなわち上記式で
計算される入熱量Ｑ’でレーザ溶接を行った場合の被熱
影響時間Δｔ’と等しくなるから、素材帯鋼の両エッジ
部をＴ0℃の温度に予熱してからレーザ溶接を行う場合
には、上記式に基づいて素材帯鋼の両エッジ部を予熱
しないでレーザ溶接を行う場合の入熱量Ｑを補正する必
要があるのである。
【００３４】従って、上記式に上記式および図１か
ら定まる上限入熱量０．０４５を代入して求められる下
記式、すなわちこの式を整理した下記’式を満足
する条件でレーザ溶接する場合には、外表面に生成形成
する耐食性皮膜の性能劣化がないＨＡＺを含む溶接部を
有する溶接管が得られるのであり、このことから本発明
では上記式で計算される以上の溶接速度でレーザ溶接
することとした。
ら定まる上限入熱量０．０４５を代入して求められる下
記式、すなわちこの式を整理した下記’式を満足
する条件でレーザ溶接する場合には、外表面に生成形成
する耐食性皮膜の性能劣化がないＨＡＺを含む溶接部を
有する溶接管が得られるのであり、このことから本発明
では上記式で計算される以上の溶接速度でレーザ溶接
することとした。
【００３５】 Ｑ’＝１０００Ｑ／（１０００−Ｔ0 ） ＝１０００｛０．０６Ｐ／（ｈＶ）｝／（１０００−Ｔ0 ） ＝６０Ｐ／｛ｈＶ（１０００−Ｔ0 ）≦０．０４５・・・・・・・・・・・・ Ｖ≧１．３５（Ｐ／ｈ）×｛１０００／（１０００−Ｔ0 ）｝・・・・・・’
【００３６】
【実施例】表１に示すＡ〜Ｇの化学成分を有し、焼入れ
後の焼戻し温度を６００〜６５０℃の範囲で種々変えて
ＹＳレベルを８０〜１００ｋｓｉの範囲に変化させた素
材帯鋼を用い、表２に示す各条件でレーザ溶接を行って
溶接管を製造し、得られた溶接ままの各溶接管からその
溶接部が幅方向の中央に位置するように応力腐食試験片
（厚さ２ｍｍ×幅１０ｍｍ×長さ７５ｍｍ−ノッチな
し）を採取し、これらの試験片に上記図１に示す結果を
得た場合と同じく４点曲げ（図２参照）によって素材帯
鋼ＹＳの１００％の応力を付加した後、０．０１ａｔｍ
Ｈ2 Ｓ−３０ａｔｍＣＯ2 −５％ＮａＣｌの常温水溶液
中に３３６時間浸漬して割れ発生の有無を調査し、割れ
発生時の最大付加応力を調べてＨＡＺを含む溶接部の耐
食性を評価した。また、従来のＧＴＡＷ法とＥＲＷ法に
よって造管溶接した溶接ままの溶接管および造管溶接後
に管全体に対して９００℃に１５分間保持後水冷し、そ
の後６４０℃に３０分間保持後空冷する条件で後熱処理
を施した溶接管についても調査した。その結果を、表２
に併記して示した。
後の焼戻し温度を６００〜６５０℃の範囲で種々変えて
ＹＳレベルを８０〜１００ｋｓｉの範囲に変化させた素
材帯鋼を用い、表２に示す各条件でレーザ溶接を行って
溶接管を製造し、得られた溶接ままの各溶接管からその
溶接部が幅方向の中央に位置するように応力腐食試験片
（厚さ２ｍｍ×幅１０ｍｍ×長さ７５ｍｍ−ノッチな
し）を採取し、これらの試験片に上記図１に示す結果を
得た場合と同じく４点曲げ（図２参照）によって素材帯
鋼ＹＳの１００％の応力を付加した後、０．０１ａｔｍ
Ｈ2 Ｓ−３０ａｔｍＣＯ2 −５％ＮａＣｌの常温水溶液
中に３３６時間浸漬して割れ発生の有無を調査し、割れ
発生時の最大付加応力を調べてＨＡＺを含む溶接部の耐
食性を評価した。また、従来のＧＴＡＷ法とＥＲＷ法に
よって造管溶接した溶接ままの溶接管および造管溶接後
に管全体に対して９００℃に１５分間保持後水冷し、そ
の後６４０℃に３０分間保持後空冷する条件で後熱処理
を施した溶接管についても調査した。その結果を、表２
に併記して示した。
【００３７】
【表１】
【００３８】
【表２】
【００３９】表２に示す結果から明らかなように、素材
帯鋼としてその化学成分が本発明で規定する範囲内の鋼
種Ａ〜Ｄを用い、本発明で規定する条件を満たす溶接速
度でレーザ溶接した本発明例（No. １〜８）では、割れ
発生時の母材ＹＳが１００ｋｓｉと高く、ＨＡＺを含む
溶接部の耐食性が優れている。
帯鋼としてその化学成分が本発明で規定する範囲内の鋼
種Ａ〜Ｄを用い、本発明で規定する条件を満たす溶接速
度でレーザ溶接した本発明例（No. １〜８）では、割れ
発生時の母材ＹＳが１００ｋｓｉと高く、ＨＡＺを含む
溶接部の耐食性が優れている。
【００４０】これに対し、素材帯鋼の化学成分は本発明
で規定する範囲内の鋼種Ａ〜Ｄであるが、溶接速度が本
発明で規定する条件を満たしていない比較例（No. ９〜
１６）では、割れ発生時の母材ＹＳが８０ｋｓｉと低
く、ＨＡＺを含む溶接部の耐食性が劣っている。また、
溶接速度は本発明で規定する条件を満たしているが、素
材帯鋼の化学成分が本発明で規定する条件を外れる比較
例（No. １７〜１９）では、割れ発生最時の母材ＹＳが
８０ｋｓｉと低く、ＨＡＺを含む溶接部の耐食性が劣っ
ている。さらに、従来のＧＴＡＷ法およびＥＲＷ法で造
管溶接した従来例（No. ２０〜２３）では、後熱処理の
有無にかかわらずＨＡＺの劣化が著しいため、割れ発生
時の母材ＹＳが８０ｋｓｉと低く、ＨＡＺを含む溶接部
の耐食性が劣っている。
で規定する範囲内の鋼種Ａ〜Ｄであるが、溶接速度が本
発明で規定する条件を満たしていない比較例（No. ９〜
１６）では、割れ発生時の母材ＹＳが８０ｋｓｉと低
く、ＨＡＺを含む溶接部の耐食性が劣っている。また、
溶接速度は本発明で規定する条件を満たしているが、素
材帯鋼の化学成分が本発明で規定する条件を外れる比較
例（No. １７〜１９）では、割れ発生最時の母材ＹＳが
８０ｋｓｉと低く、ＨＡＺを含む溶接部の耐食性が劣っ
ている。さらに、従来のＧＴＡＷ法およびＥＲＷ法で造
管溶接した従来例（No. ２０〜２３）では、後熱処理の
有無にかかわらずＨＡＺの劣化が著しいため、割れ発生
時の母材ＹＳが８０ｋｓｉと低く、ＨＡＺを含む溶接部
の耐食性が劣っている。
【００４１】
【発明の効果】本発明は、造管溶接後に後熱処理を施す
ことなく、ＨＡＺを含む溶接部の耐食性に優れる低Ｃマ
ルテンサイト系ステンレス鋼溶接管を安価に製造するこ
とができるので、その工業的価値は絶大である。
ことなく、ＨＡＺを含む溶接部の耐食性に優れる低Ｃマ
ルテンサイト系ステンレス鋼溶接管を安価に製造するこ
とができるので、その工業的価値は絶大である。
【図１】レーザ溶接時の材料への入熱量が母材強度の１
００％応力付加時の応力腐食割れに及ぼす影響を示す図
である。
００％応力付加時の応力腐食割れに及ぼす影響を示す図
である。
【図２】応力腐食割れ試験の概要を示す図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ // Ｂ２３Ｋ 101:10 103:04 (56)参考文献 特開 昭63−278688（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−278689（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−191319（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) B23K 26/00 - 26/42
Claims (1)
- 【請求項１】マルテンサイト系ステンレス鋼溶接管を造
管溶接するにあたり、素材として１０．０〜１４．０重
量％のＣｒを含み、不純物中のＣ含有量が０．０５重量
％以下のマルテンサイト系ステンレス鋼からなる素材帯
鋼を用い、下記式で計算される以上の溶接速度Ｖ（ｍ
／ｍｉｎ）でレーザ溶接し、そのまま製品とすることを
特徴とするマルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造
方法。 Ｖ＝１．３５（Ｐ／ｈ）×｛１０００／（１０００−Ｔ
０ ）｝・・・・ ここで、 Ｐ ：レーザ出力（ｋＷ） ｈ ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｔ０ ：素材帯鋼エッジ部の予熱温度（℃） （但し、予熱なしの場合、Ｔ０ ＝０℃とする）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7015650A JP3064851B2 (ja) | 1995-02-02 | 1995-02-02 | マルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7015650A JP3064851B2 (ja) | 1995-02-02 | 1995-02-02 | マルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08206861A JPH08206861A (ja) | 1996-08-13 |
| JP3064851B2 true JP3064851B2 (ja) | 2000-07-12 |
Family
ID=11894602
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7015650A Expired - Fee Related JP3064851B2 (ja) | 1995-02-02 | 1995-02-02 | マルテンサイト系ステンレス鋼溶接管の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3064851B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN108274100B (zh) * | 2018-04-26 | 2020-06-16 | 郑州煤矿机械集团股份有限公司 | 液压支架油缸不锈钢接头座的焊接方法 |
-
1995
- 1995-02-02 JP JP7015650A patent/JP3064851B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08206861A (ja) | 1996-08-13 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |