JP3146889B2 - 溶接部の靱性および耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶接管の製造方法 - Google Patents
溶接部の靱性および耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶接管の製造方法Info
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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、ラインパイプまたは油
井管に使用して好適な２相ステンレス鋼溶接管の製造方
法に関する。
井管に使用して好適な２相ステンレス鋼溶接管の製造方
法に関する。
【０００２】
【従来の技術】２相ステンレス鋼は、フェライト相とオ
ーステナイト相の２相組織からなり、耐応力腐食性に優
れ、かつ靱性および溶接性も良好なことから、油井ある
いは海水用材料として広く用いられている。この２相ス
テンレス鋼の適正な溶体化温度は１０５０〜１１００℃
であり、この温度域で熱処理することによってフェライ
ト率（フェライト相の存在比）は通常５０％となる。こ
れに対し、２相ステンレス鋼を溶接した場合の溶接金属
の組織は、溶接時に上記溶体化温度より高温になって一
度フェライト単相になるため、オーステナイト相の成長
が不十分でフェライト率が母材部の上記適正値である５
０％から外れ、機械的性質および耐食性が劣化する場合
がある。
ーステナイト相の２相組織からなり、耐応力腐食性に優
れ、かつ靱性および溶接性も良好なことから、油井ある
いは海水用材料として広く用いられている。この２相ス
テンレス鋼の適正な溶体化温度は１０５０〜１１００℃
であり、この温度域で熱処理することによってフェライ
ト率（フェライト相の存在比）は通常５０％となる。こ
れに対し、２相ステンレス鋼を溶接した場合の溶接金属
の組織は、溶接時に上記溶体化温度より高温になって一
度フェライト単相になるため、オーステナイト相の成長
が不十分でフェライト率が母材部の上記適正値である５
０％から外れ、機械的性質および耐食性が劣化する場合
がある。
【０００３】従来、２相ステンレス鋼製の溶接鋼管は、
素材帯鋼を成形ロール群に通して連続的にオープンパイ
プ状に成形し、スクイズロールによって素材帯鋼両エッ
ジ相互を突き合わせ、その突き合わせ部を電縫溶接（以
下、ＥＲＷという）するか、あるいはガス−タングステ
ン−アーク溶接（以下、ＧＴＡＷという）やサブマージ
アーク溶接（以下、ＳＡＷという）等のアーク溶接にて
造管溶接して製造されている。
素材帯鋼を成形ロール群に通して連続的にオープンパイ
プ状に成形し、スクイズロールによって素材帯鋼両エッ
ジ相互を突き合わせ、その突き合わせ部を電縫溶接（以
下、ＥＲＷという）するか、あるいはガス−タングステ
ン−アーク溶接（以下、ＧＴＡＷという）やサブマージ
アーク溶接（以下、ＳＡＷという）等のアーク溶接にて
造管溶接して製造されている。
【０００４】しかし、溶接造管ままでは前述したように
溶接部の組織が母材部と異なるため、その溶接金属組織
のフェライト率を適正値に近づけるべく、ＥＲＷでは溶
接部に後熱処理を施すことによって、アーク溶接ではフ
ィラーワイヤを用いて溶接金属中に所定の合金元素を添
加することによって溶接部性能を確保するようにしてい
るが、ＥＲＷまたはＧＴＡＷ等のアーク溶接で製造した
溶接管は、溶接金属の冷却速度が遅いため、溶接金属に
隣接した熱影響部（以下、ＨＡＺという）を生じる。こ
のＨＡＺは、溶接金属に隣接して１１５０〜１２５０℃
の熱影響を受けた高温ＨＡＺと、７００〜９５０℃の熱
影響を受けた低温ＨＡＺとからなり、高温ＨＡＺでは軟
化による強度低下が起こるのに加え、フェライト率が適
正値を外れるため靱性および耐食性が著しく劣化する
が、ＨＡＺは溶接金属とは異なり固体であるためフィラ
ーワイヤを用いての合金元素の添加による組織制御がで
きない。また、低温ＨＡＺでは７００〜１０００℃の温
度域での安定相であるＣｒ−Ｍｏ系の金属間加工物が析
出したＣｒ、Ｍｏ欠乏層での耐食性皮膜の形成が不十分
になるので、耐食性が著しく劣化するという欠点を有し
ている。なお、後熱処理によって溶接部の性能をある程
度回復させることは可能であるが、十分には回復させ得
ず、後熱処理を施すことは製造コストの上昇を招く。
溶接部の組織が母材部と異なるため、その溶接金属組織
のフェライト率を適正値に近づけるべく、ＥＲＷでは溶
接部に後熱処理を施すことによって、アーク溶接ではフ
ィラーワイヤを用いて溶接金属中に所定の合金元素を添
加することによって溶接部性能を確保するようにしてい
るが、ＥＲＷまたはＧＴＡＷ等のアーク溶接で製造した
溶接管は、溶接金属の冷却速度が遅いため、溶接金属に
隣接した熱影響部（以下、ＨＡＺという）を生じる。こ
のＨＡＺは、溶接金属に隣接して１１５０〜１２５０℃
の熱影響を受けた高温ＨＡＺと、７００〜９５０℃の熱
影響を受けた低温ＨＡＺとからなり、高温ＨＡＺでは軟
化による強度低下が起こるのに加え、フェライト率が適
正値を外れるため靱性および耐食性が著しく劣化する
が、ＨＡＺは溶接金属とは異なり固体であるためフィラ
ーワイヤを用いての合金元素の添加による組織制御がで
きない。また、低温ＨＡＺでは７００〜１０００℃の温
度域での安定相であるＣｒ−Ｍｏ系の金属間加工物が析
出したＣｒ、Ｍｏ欠乏層での耐食性皮膜の形成が不十分
になるので、耐食性が著しく劣化するという欠点を有し
ている。なお、後熱処理によって溶接部の性能をある程
度回復させることは可能であるが、十分には回復させ得
ず、後熱処理を施すことは製造コストの上昇を招く。
【０００５】また近年では、上記従来の各溶接法に比べ
て溶接速度の速いレーザーを用いた造管溶接法の開発が
進められているが、レーザー溶接法は設備上の制約から
フィラーワイヤを用いての溶接金属中への合金元素の添
加が困難なため、ＥＲＷの場合と同様に、レーザー溶接
後の溶接部に適正な後熱処理を施して溶接金属の性能回
復を図っている。例えば、いずれも２相ステンレス鋼を
対象とするものではないが、特開昭６３−２７８６８８
号公報にはオーステナイト系ステンレス鋼を、同６３−
２７８６８９号公報にはフェライト系ステンレス鋼を、
同６３−２７８６９０号公報には含Ｍｏ合金鋼を、それ
ぞれ対象に所定条件の溶接速度でレーザー溶接後、溶接
部に所定の後熱処理を施すことによって溶接金属の延性
を回復させる方法等である。
て溶接速度の速いレーザーを用いた造管溶接法の開発が
進められているが、レーザー溶接法は設備上の制約から
フィラーワイヤを用いての溶接金属中への合金元素の添
加が困難なため、ＥＲＷの場合と同様に、レーザー溶接
後の溶接部に適正な後熱処理を施して溶接金属の性能回
復を図っている。例えば、いずれも２相ステンレス鋼を
対象とするものではないが、特開昭６３−２７８６８８
号公報にはオーステナイト系ステンレス鋼を、同６３−
２７８６８９号公報にはフェライト系ステンレス鋼を、
同６３−２７８６９０号公報には含Ｍｏ合金鋼を、それ
ぞれ対象に所定条件の溶接速度でレーザー溶接後、溶接
部に所定の後熱処理を施すことによって溶接金属の延性
を回復させる方法等である。
【０００６】しかし、従来のレーザー溶接による溶接管
の製造方法は、溶接後に後熱処理として溶体化処理を施
すことが前提であるため、製造コストが高くなるという
欠点があった。
の製造方法は、溶接後に後熱処理として溶体化処理を施
すことが前提であるため、製造コストが高くなるという
欠点があった。
【０００７】
【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、溶接部の靱性および耐食
性に優れる２相ステンレス鋼溶接管を安価に製造する方
法を提供することにある。
の実状に鑑みなされたもので、溶接部の靱性および耐食
性に優れる２相ステンレス鋼溶接管を安価に製造する方
法を提供することにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨は、次の２
相ステンレス鋼溶接管の製造方法にある。
相ステンレス鋼溶接管の製造方法にある。
【０００９】２相ステンレス鋼からなる素材帯鋼を、成
形ロール群に通してオープンパイプ状に連続的に成形
し、スクイズロールによって素材帯鋼の両エッジ相互を
突き合わせ、この突き合わせ部にレーザービームを照射
して造管溶接にあたり、下式を満足する溶接速度Ｖ（ｍ
／ｍｉｎ）でレーザー溶接することを特徴とする溶接部
の靱性および耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶接管の
製造方法。
形ロール群に通してオープンパイプ状に連続的に成形
し、スクイズロールによって素材帯鋼の両エッジ相互を
突き合わせ、この突き合わせ部にレーザービームを照射
して造管溶接にあたり、下式を満足する溶接速度Ｖ（ｍ
／ｍｉｎ）でレーザー溶接することを特徴とする溶接部
の靱性および耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶接管の
製造方法。
【００１０】３．０２×１０-7×（ｔＶ／Ｐ）2 ×（７
００−Ｔ0 ）3 ＜１０ ここで、ｔ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｐ：レーザー出力（ｋＷ） Ｖ：溶接速度（ｍ／ｍｉｎ） Ｔ0 ：帯鋼両エッジ部の予熱温度（℃） ただし、Ｔ0 ＜７００℃ レーザー溶接法は、他の溶接法に比べ溶接金属の冷却が
非常に速いため、ＨＡＺが生じにくいことは公知である
が、２相ステンレス鋼をレーザー溶接した場合における
レーザー溶接条件がＨＡＺを含む溶接金属組織の耐食性
および機械的性質に及ぼす影響については知られていな
い。また、２相ステンレス鋼をＧＴＡＷ等のアーク溶接
した場合における溶接金属中のフェライト率が、溶接金
属の冷却速度に一義的に依存することは、例えば「Dupl
ex Stainless Steels '91 p347」で公知であるが、レー
ザー溶接した場合については知られていない。
００−Ｔ0 ）3 ＜１０ ここで、ｔ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｐ：レーザー出力（ｋＷ） Ｖ：溶接速度（ｍ／ｍｉｎ） Ｔ0 ：帯鋼両エッジ部の予熱温度（℃） ただし、Ｔ0 ＜７００℃ レーザー溶接法は、他の溶接法に比べ溶接金属の冷却が
非常に速いため、ＨＡＺが生じにくいことは公知である
が、２相ステンレス鋼をレーザー溶接した場合における
レーザー溶接条件がＨＡＺを含む溶接金属組織の耐食性
および機械的性質に及ぼす影響については知られていな
い。また、２相ステンレス鋼をＧＴＡＷ等のアーク溶接
した場合における溶接金属中のフェライト率が、溶接金
属の冷却速度に一義的に依存することは、例えば「Dupl
ex Stainless Steels '91 p347」で公知であるが、レー
ザー溶接した場合については知られていない。
【００１１】そこで、本発明者等は種々実験研究の結
果、次の〜の知見を得て本発明をなした。
果、次の〜の知見を得て本発明をなした。
【００１２】 溶接金属のフェライト率に注目し、こ
のフェライト率と人工海水中での孔食電位および０℃で
のシャルピー衝撃値との関係を調査したところ、図１に
示す関係のあることが明らかとなった。すなわち、図１
から明らかなように、１５０Ｊ／ｃｍ2 以上のシャルピ
ー衝撃値と４５０ｍＶ以上の孔食電位を有する母材と同
等以上のシャルピー衝撃値と孔食電位を具備する溶接金
属を得るためには、溶接金属のフェライト率を８０％以
下にする必要があること。
のフェライト率と人工海水中での孔食電位および０℃で
のシャルピー衝撃値との関係を調査したところ、図１に
示す関係のあることが明らかとなった。すなわち、図１
から明らかなように、１５０Ｊ／ｃｍ2 以上のシャルピ
ー衝撃値と４５０ｍＶ以上の孔食電位を有する母材と同
等以上のシャルピー衝撃値と孔食電位を具備する溶接金
属を得るためには、溶接金属のフェライト率を８０％以
下にする必要があること。
【００１３】 レーザー溶接した場合においても、ア
ーク溶接した場合と同様に、溶接金属中のフェライト率
が溶接金属の冷却速度に一義的に依存するか否かを調査
したところ一義的に依存し、溶接金属の冷却速度を下式
で求められる７００℃における冷却速度Ｖ700 で表した
場合、図２に示す関係のあることが明らかとなった。す
なわち、図２から明らかなように、溶接金属中のフェラ
イト率を８０％以下にするには、溶接金属の７００℃に
おける冷却速度Ｖ700 を１０℃／ｓｅｃ未満にする必要
があること。
ーク溶接した場合と同様に、溶接金属中のフェライト率
が溶接金属の冷却速度に一義的に依存するか否かを調査
したところ一義的に依存し、溶接金属の冷却速度を下式
で求められる７００℃における冷却速度Ｖ700 で表した
場合、図２に示す関係のあることが明らかとなった。す
なわち、図２から明らかなように、溶接金属中のフェラ
イト率を８０％以下にするには、溶接金属の７００℃に
おける冷却速度Ｖ700 を１０℃／ｓｅｃ未満にする必要
があること。
【００１４】Ｖ700 ＝３．０２×１０-7×（ｔＶ／Ｐ）
2 ×（７００−Ｔ0 ）3 ここで、ｔ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｐ：レーザー出力（ｋＷ） Ｖ：溶接速度（ｍ／ｍｉｎ） Ｔ0 ：帯鋼両エッジ部の予熱温度（℃） ただし、Ｔ0 ＜７００℃
2 ×（７００−Ｔ0 ）3 ここで、ｔ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｐ：レーザー出力（ｋＷ） Ｖ：溶接速度（ｍ／ｍｉｎ） Ｔ0 ：帯鋼両エッジ部の予熱温度（℃） ただし、Ｔ0 ＜７００℃
【００１５】
【作用】以下、本発明の方法を上記のように限定した理
由について詳細に説明する。
由について詳細に説明する。
【００１６】［素材帯鋼］通常、ラインパイプまたは油
井管用として用いられている２相ステンレス鋼からなる
素材帯鋼であればよく、特に制限されないが、例えばＪ
ＩＳ規格に規定されるＳＵＳ３２９Ｊ３ＬまたはＳＵＳ
３２９Ｊ４Ｌ等の規格材を用いるのが望ましい。
井管用として用いられている２相ステンレス鋼からなる
素材帯鋼であればよく、特に制限されないが、例えばＪ
ＩＳ規格に規定されるＳＵＳ３２９Ｊ３ＬまたはＳＵＳ
３２９Ｊ４Ｌ等の規格材を用いるのが望ましい。
【００１７】［レーザー溶接条件］上記の素材帯鋼を、
常法によって成形ロール群に通してオープンパイプ状に
連続的に成形し、帯鋼両エッジ相互をスクイズロールに
よって突き合わせ、この突き合わせ部に例えば上方より
レーザービームを照射して造管溶接するが、本発明では
素材帯鋼肉厚をｔ（ｍｍ）、レーザー出力をＰ（ｋ
Ｗ）、溶接速度をＶ（ｍ／ｍｉｎ）、帯鋼両エッジ部の
予熱温度をＴ0 （℃）としたとき、溶接金属の７００℃
における下式で求められる冷却速度Ｖ700 が１０℃／ｓ
ｅｃ未満になるように、素材帯鋼肉厚ｔに応じてレーザ
ー出力Ｐ、溶接速度Ｖおよび帯鋼両エッジ部の予熱温度
Ｔ0 のいずれか１つ以上を調整設定して溶接を行う必要
がある。
常法によって成形ロール群に通してオープンパイプ状に
連続的に成形し、帯鋼両エッジ相互をスクイズロールに
よって突き合わせ、この突き合わせ部に例えば上方より
レーザービームを照射して造管溶接するが、本発明では
素材帯鋼肉厚をｔ（ｍｍ）、レーザー出力をＰ（ｋ
Ｗ）、溶接速度をＶ（ｍ／ｍｉｎ）、帯鋼両エッジ部の
予熱温度をＴ0 （℃）としたとき、溶接金属の７００℃
における下式で求められる冷却速度Ｖ700 が１０℃／ｓ
ｅｃ未満になるように、素材帯鋼肉厚ｔに応じてレーザ
ー出力Ｐ、溶接速度Ｖおよび帯鋼両エッジ部の予熱温度
Ｔ0 のいずれか１つ以上を調整設定して溶接を行う必要
がある。
【００１８】Ｖ700 ＝３．０２×１０-7×（ｔＶ／Ｐ）
2 ×（７００−Ｔ0 ）3 ただし、Ｔ0 ＜７００℃ すなわち、前述したように、溶接金属の７００℃におけ
る冷却速度Ｖ700 が１０℃／ｍｉｎ以上になると、溶接
金属中のフェライト率が８０％を超え（図２参照）、溶
接金属中のフェライト率が８０％を超えると溶接部の耐
食性および靱性が母材に比べて著しく劣化する。ここ
で、溶接後の溶接金属の冷却が速ければ速いほど、冷却
過程でのオーステナイトの成長が抑制され、溶接金属中
のフェライト率が高くなるが、レーザー溶接した溶接金
属ではフェライト率が８０％を超えると、靱性が劣化す
るのに加え、耐食性が著しく劣化するのは、その溶接金
属中にＣｒ窒化物が多量に析出してその周辺のＣｒ欠乏
層が増加し、皮膜の耐食性が低下するためである。な
お、溶接金属中のフェライト率が１００％に近ずくと、
耐食性は逆に向上するが、これはフェライト相中への窒
素の過飽和固溶によってＣｒ窒化物の析出量が減少する
ためと推定されるが、靱性が極端に低下する。
2 ×（７００−Ｔ0 ）3 ただし、Ｔ0 ＜７００℃ すなわち、前述したように、溶接金属の７００℃におけ
る冷却速度Ｖ700 が１０℃／ｍｉｎ以上になると、溶接
金属中のフェライト率が８０％を超え（図２参照）、溶
接金属中のフェライト率が８０％を超えると溶接部の耐
食性および靱性が母材に比べて著しく劣化する。ここ
で、溶接後の溶接金属の冷却が速ければ速いほど、冷却
過程でのオーステナイトの成長が抑制され、溶接金属中
のフェライト率が高くなるが、レーザー溶接した溶接金
属ではフェライト率が８０％を超えると、靱性が劣化す
るのに加え、耐食性が著しく劣化するのは、その溶接金
属中にＣｒ窒化物が多量に析出してその周辺のＣｒ欠乏
層が増加し、皮膜の耐食性が低下するためである。な
お、溶接金属中のフェライト率が１００％に近ずくと、
耐食性は逆に向上するが、これはフェライト相中への窒
素の過飽和固溶によってＣｒ窒化物の析出量が減少する
ためと推定されるが、靱性が極端に低下する。
【００１９】上記レーザー溶接条件において、当然のこ
とながら、帯鋼両エッジ部の予熱は省略することができ
るが、予熱する場合の上限を７００℃未満としたのは、
７００℃以上で帯鋼両エッジ部を予熱すると、予熱中の
低温熱影響母材部に上記アーク溶接時の低温ＨＡＺと同
様の現象が生じるのに加えて軟化が生じ、母材部の耐食
性および強度が低下するためである。
とながら、帯鋼両エッジ部の予熱は省略することができ
るが、予熱する場合の上限を７００℃未満としたのは、
７００℃以上で帯鋼両エッジ部を予熱すると、予熱中の
低温熱影響母材部に上記アーク溶接時の低温ＨＡＺと同
様の現象が生じるのに加えて軟化が生じ、母材部の耐食
性および強度が低下するためである。
【００２０】なお、帯鋼両エッジ部の予熱は、図示省略
するが、従来のＥＲＷで用いられる高周波加熱手段であ
る環状の誘導加熱コイルあるいはコンタクトチップをス
クイズロールの前段に配置し、これらに対する投入電力
を制御して所望の温度に加熱すればよい。
するが、従来のＥＲＷで用いられる高周波加熱手段であ
る環状の誘導加熱コイルあるいはコンタクトチップをス
クイズロールの前段に配置し、これらに対する投入電力
を制御して所望の温度に加熱すればよい。
【００２１】また、上記溶接金属の冷却速度Ｖ700 を求
める式は、「Welding Journal 37(1958) 210S 」に所載
されるＡＤＡＭＳの溶接金属の冷却速度を求める計算式
を用いた。
める式は、「Welding Journal 37(1958) 210S 」に所載
されるＡＤＡＭＳの溶接金属の冷却速度を求める計算式
を用いた。
【００２２】
【実施例】表１に示す成分組成を有する熱延ままの素材
帯鋼を準備した。
帯鋼を準備した。
【００２３】
【表１】
【００２４】これらの素材帯鋼を、常法によって表２に
示す各外径のオープンパイプ状に成形し、帯鋼両エッジ
相互の突き合わせ部にレーザービームを照射するに当た
り、表２および表３に示す各条件でレーザー溶接を行っ
た。また、比較のためＧＴＡＷ溶接管およびＥＲＷ溶接
管も準備した。
示す各外径のオープンパイプ状に成形し、帯鋼両エッジ
相互の突き合わせ部にレーザービームを照射するに当た
り、表２および表３に示す各条件でレーザー溶接を行っ
た。また、比較のためＧＴＡＷ溶接管およびＥＲＷ溶接
管も準備した。
【００２５】
【表２】
【００２６】
【表３】
【００２７】得られた造管溶接ままの溶接管の溶接部
（ＨＡＺも含む）から、管円周方向寸法が３０ｍｍ、管
軸長方向寸法が１０ｍｍの円弧断面の中央部に溶接シー
ム部が位置するように試験片を採取した。これらの試験
片を、ＡＳＴＭ−Ｄ−１１４１に規定の人工海水中で、
図３に示す試験装置を用い、ＪＩＳ−Ｇ０５７７に規定
の方法に基づいてて孔食電位を測定することにより、そ
の溶接金属の耐食性を評価した。
（ＨＡＺも含む）から、管円周方向寸法が３０ｍｍ、管
軸長方向寸法が１０ｍｍの円弧断面の中央部に溶接シー
ム部が位置するように試験片を採取した。これらの試験
片を、ＡＳＴＭ−Ｄ−１１４１に規定の人工海水中で、
図３に示す試験装置を用い、ＪＩＳ−Ｇ０５７７に規定
の方法に基づいてて孔食電位を測定することにより、そ
の溶接金属の耐食性を評価した。
【００２８】なお、試験片は溶接シーム部を中心として
測定断面のみを１ｃｍ2 露出させ、測定直前に８００番
研磨紙で研磨後、試験片への付加電位を自然電極電位か
ら電位掃引速度２０ｍＶ／ｍｉｎの速度で上げて行き、
孔食発生電位を測定した。また、参照電極にはＡｇ／Ａ
ｇＣｌ電極を用い、試験温度は６０℃とし、測定中Ａｒ
脱気を行い、孔食発生は電流密度が１００μＡ／ｃｍ2
に達した電位とした。
測定断面のみを１ｃｍ2 露出させ、測定直前に８００番
研磨紙で研磨後、試験片への付加電位を自然電極電位か
ら電位掃引速度２０ｍＶ／ｍｉｎの速度で上げて行き、
孔食発生電位を測定した。また、参照電極にはＡｇ／Ａ
ｇＣｌ電極を用い、試験温度は６０℃とし、測定中Ａｒ
脱気を行い、孔食発生は電流密度が１００μＡ／ｃｍ2
に達した電位とした。
【００２９】靱性の評価は、長さ方向の中央に溶接部が
位置するように、素材帯鋼肉厚に応じて、厚さ２．５ｍ
ｍ×幅１０ｍｍ×長さ５５ｍｍおよび厚さ５ｍｍ×幅１
０ｍｍ×長さ５５ｍｍの試験片を採取し、各試験片の長
さ方向の中央に２ｍｍＶノッチを形成したものを用いて
０℃でシャルピー衝撃試験を行い、吸収エネルギーを求
めて評価した。
位置するように、素材帯鋼肉厚に応じて、厚さ２．５ｍ
ｍ×幅１０ｍｍ×長さ５５ｍｍおよび厚さ５ｍｍ×幅１
０ｍｍ×長さ５５ｍｍの試験片を採取し、各試験片の長
さ方向の中央に２ｍｍＶノッチを形成したものを用いて
０℃でシャルピー衝撃試験を行い、吸収エネルギーを求
めて評価した。
【００３０】これらの試験結果を、表２および表３に併
記した。
記した。
【００３１】表２および表３から明らかなように、本発
明例では、いずれも孔食電位が４５０ｍＶ以上、シャル
ピー衝撃値が１５０Ｊ／ｃｍ2 以上で母材と同等であ
り、溶接部の靱性と耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶
接管が得られている。
明例では、いずれも孔食電位が４５０ｍＶ以上、シャル
ピー衝撃値が１５０Ｊ／ｃｍ2 以上で母材と同等であ
り、溶接部の靱性と耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶
接管が得られている。
【００３２】これに対し、レーザー溶接条件が本発明の
範囲を外れる比較例では、例えば試番３、４、７、８、
１３〜１５、２０、２２および２３では、孔食電位が４
３０ｍＶ以下、シャルピー衝撃値が８８Ｊ／ｃｍ2 以下
で、耐食性および靱性ともに母材に比べて不芳であっ
た。また、試番１０、１６および２１では、孔食電位が
５００ｍＶ以上で耐食性は良好であるが、シャルピー衝
撃値が２０Ｊ／ｃｍ2 以下で、母材に比べて著しく劣っ
ており、溶接部の靱性と耐食性を同時に満足するものは
得られていない。
範囲を外れる比較例では、例えば試番３、４、７、８、
１３〜１５、２０、２２および２３では、孔食電位が４
３０ｍＶ以下、シャルピー衝撃値が８８Ｊ／ｃｍ2 以下
で、耐食性および靱性ともに母材に比べて不芳であっ
た。また、試番１０、１６および２１では、孔食電位が
５００ｍＶ以上で耐食性は良好であるが、シャルピー衝
撃値が２０Ｊ／ｃｍ2 以下で、母材に比べて著しく劣っ
ており、溶接部の靱性と耐食性を同時に満足するものは
得られていない。
【００３３】また、ＥＲＷ溶接管およびＧＴＡＷ溶接管
は、いずれも孔食電位が４００ｍＶ以下で、耐食性を満
足していない。
は、いずれも孔食電位が４００ｍＶ以下で、耐食性を満
足していない。
【００３４】
【発明の効果】本発明の方法によれば、造管溶接ままで
使用して溶接部の靱性および耐食性に優れる２相ステン
レス鋼管を安価に提供することができるので、その工業
的価値は極めて大きい。
使用して溶接部の靱性および耐食性に優れる２相ステン
レス鋼管を安価に提供することができるので、その工業
的価値は極めて大きい。
【図１】レーザー溶接金属の孔食電位およびシャルピー
衝撃値と溶接金属中のフェライト率との関係を示す図で
ある。
衝撃値と溶接金属中のフェライト率との関係を示す図で
ある。
【図２】溶接金属の７００℃における冷却速度と溶接金
属中のフェライト率との関係を示す図である。
属中のフェライト率との関係を示す図である。
【図３】孔食電位を測定する試験装置の概略を示す図で
ある。
ある。
フロントページの続き (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) B23K 26/00 B21C 37/08 C22C 38/00
Claims (1)
- 【請求項１】２相ステンレス鋼からなる素材帯鋼を、成
形ロール群に通してオープンパイプ状に連続的に成形
し、スクイズロールによって素材帯鋼の両エッジ相互を
突き合わせ、この突き合わせ部にレーザービームを照射
して造管溶接にあたり、下式を満足する溶接速度Ｖ（ｍ
／ｍｉｎ）でレーザー溶接することを特徴とする溶接部
の靱性および耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶接管の
製造方法。 ３．０２×１０-7×（ｔＶ／Ｐ）2 ×（７００−Ｔ0 ）
3 ＜１０ ここで、ｔ：素材帯鋼肉厚（ｍｍ） Ｐ：レーザー出力（ｋＷ） Ｖ：溶接速度（ｍ／ｍｉｎ） Ｔ0 ：帯鋼両エッジ部の予熱温度（℃） ただし、０℃≦Ｔ0 ＜７００℃
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29950694A JP3146889B2 (ja) | 1994-12-02 | 1994-12-02 | 溶接部の靱性および耐食性に優れた２相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 |
|---|---|---|---|
| JP29950694A JP3146889B2 (ja) | 1994-12-02 | 1994-12-02 | 溶接部の靱性および耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶接管の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08155662A JPH08155662A (ja) | 1996-06-18 |
| JP3146889B2 true JP3146889B2 (ja) | 2001-03-19 |
Family
ID=17873471
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP29950694A Expired - Fee Related JP3146889B2 (ja) | 1994-12-02 | 1994-12-02 | 溶接部の靱性および耐食性に優れた２相ステンレス鋼溶接管の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3146889B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6063845B2 (ja) * | 2013-09-06 | 2017-01-18 | 株式会社日立製作所 | 構造体およびその製造方法 |
-
1994
- 1994-12-02 JP JP29950694A patent/JP3146889B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08155662A (ja) | 1996-06-18 |
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