JPH10146681A - ２相系ステンレス鋼の継手の製造方法 - Google Patents
２相系ステンレス鋼の継手の製造方法Info
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- Pressure Welding/Diffusion-Bonding (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
- Non-Disconnectible Joints And Screw-Threaded Joints (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】２相系ステンレス鋼の高強度と高耐食性の継手
を簡便に製造する方法の提供。 【解決手段】２相系ステンレス鋼の少なくとも突き合わ
せ端面近傍に冷間加工を施し、被加工部の耐力を （１.
３×〔接合継手部に最低限必要とされる耐力〕−１０）
ｋｇｆ／ｍｍ2 以上とし、接合部に融点１１５０℃以
下、厚さ１０〜８０μｍのインサート材を挿入し、アル
ゴン０〜８０体積％を含む窒素ガスでシールドしなが
ら、加圧力 ０.５〜２ｋｇｆ／ｍｍ2 で加圧し、接合部
付近をインサート材の融点以上母材の融点未満に加熱し
１２０秒以上保持し、かつ８００℃以上または６００℃
以上に加熱される部分を各２０ｍｍ以下または４０ｍｍ
以下とし、保持温度〜４００℃までの冷却速度を５０〜
１５０℃／秒とし、フェライト率３０〜７０体積％の接
合部を形成する２相系ステンレス鋼の継手の製造方法。
を簡便に製造する方法の提供。 【解決手段】２相系ステンレス鋼の少なくとも突き合わ
せ端面近傍に冷間加工を施し、被加工部の耐力を （１.
３×〔接合継手部に最低限必要とされる耐力〕−１０）
ｋｇｆ／ｍｍ2 以上とし、接合部に融点１１５０℃以
下、厚さ１０〜８０μｍのインサート材を挿入し、アル
ゴン０〜８０体積％を含む窒素ガスでシールドしなが
ら、加圧力 ０.５〜２ｋｇｆ／ｍｍ2 で加圧し、接合部
付近をインサート材の融点以上母材の融点未満に加熱し
１２０秒以上保持し、かつ８００℃以上または６００℃
以上に加熱される部分を各２０ｍｍ以下または４０ｍｍ
以下とし、保持温度〜４００℃までの冷却速度を５０〜
１５０℃／秒とし、フェライト率３０〜７０体積％の接
合部を形成する２相系ステンレス鋼の継手の製造方法。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、石油の掘削、精
製、輸送等に使用される２相系ステンレス鋼、なかでも
２相系ステンレス鋼管の強度と耐食性に優れた継手の製
造方法に関する。
製、輸送等に使用される２相系ステンレス鋼、なかでも
２相系ステンレス鋼管の強度と耐食性に優れた継手の製
造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】石油の掘削、生産、精製、輸送等に使用
される鋼材、なかでも鋼管には、高強度(耐力)と高耐食
性の両立が求められ、使用環境や用途に応じて様々な材
料が開発されている。とくに微量の硫化水素を含有した
炭酸ガス環境では、２相系ステンレス鋼が使用される場
合が多い。このような２相系ステンレス鋼はフェライト
とオーステナイトの２相組織からなるが、固溶化熱処理
状態のままでは強度が低いため、冷間加工により強化す
る方法が適用されている。
される鋼材、なかでも鋼管には、高強度(耐力)と高耐食
性の両立が求められ、使用環境や用途に応じて様々な材
料が開発されている。とくに微量の硫化水素を含有した
炭酸ガス環境では、２相系ステンレス鋼が使用される場
合が多い。このような２相系ステンレス鋼はフェライト
とオーステナイトの２相組織からなるが、固溶化熱処理
状態のままでは強度が低いため、冷間加工により強化す
る方法が適用されている。
【０００３】これらの２相系ステンレス鋼管がたとえば
石油掘削用の油井管に使用される場合、他の材質の鋼管
と同様に、長さ１０〜１５ｍの鋼管１本ずつがネジ継手
により順次結合される方法がとられ、最終的には鋼管全
体で長さ数千ｍに達する。
石油掘削用の油井管に使用される場合、他の材質の鋼管
と同様に、長さ１０〜１５ｍの鋼管１本ずつがネジ継手
により順次結合される方法がとられ、最終的には鋼管全
体で長さ数千ｍに達する。
【０００４】これらの接合法を適用する場合にはつぎの
ような問題が生じる。
ような問題が生じる。
【０００５】イ）精密なネジを切る必要があるため、多
大なコストを要する。
大なコストを要する。
【０００６】ロ）ネジの締め付け時の締め付け力にバラ
ツキが生じるため、ネジ部の信頼性確保のためには作業
者の熟練を要する。
ツキが生じるため、ネジ部の信頼性確保のためには作業
者の熟練を要する。
【０００７】ハ）運搬時にネジが損傷を受けやすい。
【０００８】このような問題を解決するために、ネジ継
手に代わる接合法として、溶融溶接法、たとえば、一般
的なＴＩＧ溶接等が提案されている。
手に代わる接合法として、溶融溶接法、たとえば、一般
的なＴＩＧ溶接等が提案されている。
【０００９】しかしながら、溶融溶接法を適用する場合
には、下記の問題が生じる。
には、下記の問題が生じる。
【００１０】a) 溶融部および熱影響部の広い領域にわ
たって、フェライト量が多くなり、靱性や耐食性の劣化
が生じる。
たって、フェライト量が多くなり、靱性や耐食性の劣化
が生じる。
【００１１】b) 溶接熱影響部に炭窒化物、金属間化合
物等が析出するために靱性の劣化を生じる。
物等が析出するために靱性の劣化を生じる。
【００１２】このような溶融溶接法の問題を解決する簡
便な接合方法として、拡散接合方法が提案された（特開
平３−８６３６７号公報）が、この拡散接合方法におい
ても、接合時に加熱される領域で軟化が生じ、強度低下
が起きやすいという難点がある。
便な接合方法として、拡散接合方法が提案された（特開
平３−８６３６７号公報）が、この拡散接合方法におい
ても、接合時に加熱される領域で軟化が生じ、強度低下
が起きやすいという難点がある。
【００１３】そのため、予め、冷間加工を施し、かつ加
熱領域を狭くして強度低下を防止する方法が開示された
（特開平６−７９６７号公報）。しかし、特開平６−７
９６７号公報に記載されている方法はオーステナイト組
織を有する高合金鋼管に対しては効果的であるが、２相
系ステンレス鋼に適用した場合、強度低下は防止できる
ものの下記の問題が生じる。
熱領域を狭くして強度低下を防止する方法が開示された
（特開平６−７９６７号公報）。しかし、特開平６−７
９６７号公報に記載されている方法はオーステナイト組
織を有する高合金鋼管に対しては効果的であるが、２相
系ステンレス鋼に適用した場合、強度低下は防止できる
ものの下記の問題が生じる。
【００１４】1) フェライト相から炭窒化物および金属
間化合物が生成し、靱性および耐食性が低下する。
間化合物が生成し、靱性および耐食性が低下する。
【００１５】2) 接合部はフェライト量が母材に比べ多
くなるため、母材に比して耐食性が劣る。
くなるため、母材に比して耐食性が劣る。
【００１６】現在までのところ、２相系ステンレス鋼に
ついて優れた強度と耐食性を有する継手を簡便に製造す
る技術は開発されていない。
ついて優れた強度と耐食性を有する継手を簡便に製造す
る技術は開発されていない。
【００１７】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、２相系ステ
ンレス鋼、なかでも２相系ステンレス鋼管について、優
れた強度と耐食性を有する継手を簡便に製造する方法を
提供することを目的とする。
ンレス鋼、なかでも２相系ステンレス鋼管について、優
れた強度と耐食性を有する継手を簡便に製造する方法を
提供することを目的とする。
【００１８】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、これまで
知られている拡散接合方法に対して下記の改善事項を加
えることにより、上記の問題が解決されることを確認し
た。
知られている拡散接合方法に対して下記の改善事項を加
えることにより、上記の問題が解決されることを確認し
た。
【００１９】（ａ）予め接合対象となる鋼管に冷間加工
を加えて、継手に要求される耐力より一定以上高い耐力
に強化する。
を加えて、継手に要求される耐力より一定以上高い耐力
に強化する。
【００２０】（ｂ）接合部を含む被加熱領域の軟化幅を
抑えることにより、継手に必要な耐力を確保する。
抑えることにより、継手に必要な耐力を確保する。
【００２１】（ｃ）雰囲気および加熱条件から炭窒化物
や金属間化合物の生成する幅を制限する。
や金属間化合物の生成する幅を制限する。
【００２２】（ｄ）接合部のフェライト量を適正な範囲
に調整することにより耐食性の低下を抑制する。
に調整することにより耐食性の低下を抑制する。
【００２３】本発明は、実際に２相系ステンレス鋼管に
ついて上記の事項を組み合わた拡散接合方法を適用し継
手を製造し、その効果を確認することにより完成された
ものである。本発明は、下記の拡散接合方法による２相
系ステンレス鋼管の継手の製造方法を要旨とする。
ついて上記の事項を組み合わた拡散接合方法を適用し継
手を製造し、その効果を確認することにより完成された
ものである。本発明は、下記の拡散接合方法による２相
系ステンレス鋼管の継手の製造方法を要旨とする。
【００２４】『２相系ステンレス鋼からなる母材の少な
くとも突き合わせ端面近傍に予め冷間加工を施し、被加
工部の耐力を（１.３ ×〔接合継手部に最低限必要とさ
れる耐力〕−１０）ｋｇｆ／ｍｍ2 以上とした端面同士
を、融点１１５０℃以下、厚さ１０〜８０μｍのインサ
ート材を介して突き合わせ、アルゴンを０〜８０体積％
含む窒素ガスでシールドしながら、突き合わせ方向に垂
直な圧力 ０.５〜２ｋｇｆ／ｍｍ2 で加圧し、下記の条
件で加熱および冷却することにより、フェライト比率が
３０〜７０体積％の接合部を形成することを特徴とする
強度と耐食性に優れた２相系ステンレス鋼の継手の製造
方法。
くとも突き合わせ端面近傍に予め冷間加工を施し、被加
工部の耐力を（１.３ ×〔接合継手部に最低限必要とさ
れる耐力〕−１０）ｋｇｆ／ｍｍ2 以上とした端面同士
を、融点１１５０℃以下、厚さ１０〜８０μｍのインサ
ート材を介して突き合わせ、アルゴンを０〜８０体積％
含む窒素ガスでシールドしながら、突き合わせ方向に垂
直な圧力 ０.５〜２ｋｇｆ／ｍｍ2 で加圧し、下記の条
件で加熱および冷却することにより、フェライト比率が
３０〜７０体積％の接合部を形成することを特徴とする
強度と耐食性に優れた２相系ステンレス鋼の継手の製造
方法。
【００２５】加熱および冷却条件： 突き合わせ部付近をインサート材の融点以上で、かつ
母材の融点未満に加熱して１２０秒以上保持する。
母材の融点未満に加熱して１２０秒以上保持する。
【００２６】上記の加熱時に８００℃以上に加熱さ
れる接合部の突き合わせ端面を含む領域を２０ｍｍ以下
とし、かつ６００℃以上に加熱される接合部の突き合わ
せ端面を含む領域を４０ｍｍ以下とする。
れる接合部の突き合わせ端面を含む領域を２０ｍｍ以下
とし、かつ６００℃以上に加熱される接合部の突き合わ
せ端面を含む領域を４０ｍｍ以下とする。
【００２７】接合部における保持温度から４００℃ま
での冷却速度は５０〜１５０℃／ｓとする。』 上記において、「２相系ステンレス鋼」は常温でオース
テナイトとフェライトの２相組織を主たる組織とするス
テンレス鋼をさす。
での冷却速度は５０〜１５０℃／ｓとする。』 上記において、「２相系ステンレス鋼」は常温でオース
テナイトとフェライトの２相組織を主たる組織とするス
テンレス鋼をさす。
【００２８】「少なくとも突き合わせ端面近傍に予め冷
間加工を施す」とは、“突き合わせ端面近傍”は必ず冷
間加工を施すが、被接合材全体に冷間加工することも含
まれる。「突き合わせ端面近傍」とは、被接合材につい
て、突き合わせ端面の位置を０として被接合材がわの内
部に５０ｍｍ程度までの範囲をさす。
間加工を施す」とは、“突き合わせ端面近傍”は必ず冷
間加工を施すが、被接合材全体に冷間加工することも含
まれる。「突き合わせ端面近傍」とは、被接合材につい
て、突き合わせ端面の位置を０として被接合材がわの内
部に５０ｍｍ程度までの範囲をさす。
【００２９】接合継手部に最低限必要とされる耐力と
は、接合継手が母材と同等程度の耐力を有することを保
証するのに必要な耐力を意味する。
は、接合継手が母材と同等程度の耐力を有することを保
証するのに必要な耐力を意味する。
【００３０】「接合部」とは接合前または接合中は両方
の被接合材の接合端面を含むごく薄い部分とインサート
材を含んだ部分をさし、接合後はインサート材の元素が
濃厚に存在する部分およびインサート材の元素が拡散し
て存在すると認められる範囲をさす。接合部において、
液相状態のインサート材のうち余剰分が加圧により排出
されたのち、被接合材の端面同士が形成する界面を、以
後“接合界面”という。本明細書において、“母材”と
“被接合材”とは区別されず、接合される２相系ステン
レス鋼を表すこととする。
の被接合材の接合端面を含むごく薄い部分とインサート
材を含んだ部分をさし、接合後はインサート材の元素が
濃厚に存在する部分およびインサート材の元素が拡散し
て存在すると認められる範囲をさす。接合部において、
液相状態のインサート材のうち余剰分が加圧により排出
されたのち、被接合材の端面同士が形成する界面を、以
後“接合界面”という。本明細書において、“母材”と
“被接合材”とは区別されず、接合される２相系ステン
レス鋼を表すこととする。
【００３１】
１．２相系ステンレス鋼 ２相系ステンレス鋼はオーステナイトとフェライトの２
相を含むステンレス鋼であればよいが、化学組成からは
つぎのものが該当する。以下において、合金元素の
「％」は「ｗｔ％」を表すものとする。
相を含むステンレス鋼であればよいが、化学組成からは
つぎのものが該当する。以下において、合金元素の
「％」は「ｗｔ％」を表すものとする。
【００３２】Ｃ：０．０８％以下、Ｓｉ：２％以下、Ｍ
ｎ：２％以下、Ｎｉ：３〜８％、Ｃｒ：１８〜２８％、
Ｎ：０．００２〜０．３５％を含むものであればよい。
ｎ：２％以下、Ｎｉ：３〜８％、Ｃｒ：１８〜２８％、
Ｎ：０．００２〜０．３５％を含むものであればよい。
【００３３】２．冷間加工による耐力向上 本発明は、少なくとも被接合材である２相ステンレス鋼
の突き合わせ端面近傍には予め冷間加工を施し、その耐
力を（ １.３×〔接合継手部に最低限必要とされる耐
力〕−１０）ｋｇｆ／ｍｍ2以上としなければならな
い。
の突き合わせ端面近傍には予め冷間加工を施し、その耐
力を（ １.３×〔接合継手部に最低限必要とされる耐
力〕−１０）ｋｇｆ／ｍｍ2以上としなければならな
い。
【００３４】母材の耐力が接合前に、（１.３×〔接合
継手部に最低限必要とされる耐力〕−１０）ｋｇｆ／ｍ
ｍ2未満であると、接合継手部の耐力が母材に最低限必
要とされる耐力を下回ることとなるからである。
継手部に最低限必要とされる耐力〕−１０）ｋｇｆ／ｍ
ｍ2未満であると、接合継手部の耐力が母材に最低限必
要とされる耐力を下回ることとなるからである。
【００３５】一方、冷間加工を強く行い強化しすぎても
耐食性が劣化するので、冷間加工によって強化された突
き合わせ部近傍の耐力は、（１.５ ×〔接合継手部に最
低限必要とされる耐力〕−５）ｋｇｆ／ｍｍ2 以下であ
ることが望ましい。
耐食性が劣化するので、冷間加工によって強化された突
き合わせ部近傍の耐力は、（１.５ ×〔接合継手部に最
低限必要とされる耐力〕−５）ｋｇｆ／ｍｍ2 以下であ
ることが望ましい。
【００３６】冷間加工は、管の場合には、冷間抽伸、芯
金を挿入しての局所的な冷間鍛造、管以外の形状に対し
ては冷間圧延、鍛造、ハンマリング等により行うことが
できる。これらの方法により、少なくとも突き合わせ端
面を位置０ｍｍとして、０〜５０ｍｍの部分程度は冷間
加工されなければならない。もちろん被接合材全体を加
工してもよい。少なくとも端から５０ｍｍ程度の部分が
冷間加工されなければならないのは、接合部を含む熱影
響部に発生した軟化部をそれに隣接する高い耐力を有す
る部分で拘束し、母材に最低要求される耐力を確保する
ためである。
金を挿入しての局所的な冷間鍛造、管以外の形状に対し
ては冷間圧延、鍛造、ハンマリング等により行うことが
できる。これらの方法により、少なくとも突き合わせ端
面を位置０ｍｍとして、０〜５０ｍｍの部分程度は冷間
加工されなければならない。もちろん被接合材全体を加
工してもよい。少なくとも端から５０ｍｍ程度の部分が
冷間加工されなければならないのは、接合部を含む熱影
響部に発生した軟化部をそれに隣接する高い耐力を有す
る部分で拘束し、母材に最低要求される耐力を確保する
ためである。
【００３７】この部分の耐力は直接的に引張試験により
耐力を求めてもよく、また、たとえば硬さ試験により硬
さから換算した耐力であってもよい。
耐力を求めてもよく、また、たとえば硬さ試験により硬
さから換算した耐力であってもよい。
【００３８】３．インサ−ト材 インサート材の融点は１１５０℃以下、厚さは１０〜８
０μｍとする。２相系ステンレス鋼を接合するためには
インサート材もまた金属材料であることが望ましい。
０μｍとする。２相系ステンレス鋼を接合するためには
インサート材もまた金属材料であることが望ましい。
【００３９】インサート材の融点が１１５０℃を超える
と、インサート材の融点以上で拡散速度等を考慮して総
合的に決定される接合加熱温度、たとえば１２００℃に
おいて液相になったインサート材の十分な流動性が確保
されない。このため、被接合材端面全域にわたるインサ
ート材との接触が不十分となり良好な接合部を得ること
ができない。
と、インサート材の融点以上で拡散速度等を考慮して総
合的に決定される接合加熱温度、たとえば１２００℃に
おいて液相になったインサート材の十分な流動性が確保
されない。このため、被接合材端面全域にわたるインサ
ート材との接触が不十分となり良好な接合部を得ること
ができない。
【００４０】金属材料であるインサート材の融点が１１
５０℃以下であるためには、その組成等はつぎのような
組成であることが望ましい。たとえば、Ｃｒ：５％以
上、Ｍｏ：９％以下、Ｓｉ：６．５〜１０％、Ｂ：４％
以下を含有し、残部がＮｉから成る、溶湯から急冷凝固
した薄帯のものであることが望ましい。また、融点が１
１５０℃以下であれば、ＢとＳｉの含有率の合計が１２
％を超えない範囲で、これらの含有量を変えてもよい。
５０℃以下であるためには、その組成等はつぎのような
組成であることが望ましい。たとえば、Ｃｒ：５％以
上、Ｍｏ：９％以下、Ｓｉ：６．５〜１０％、Ｂ：４％
以下を含有し、残部がＮｉから成る、溶湯から急冷凝固
した薄帯のものであることが望ましい。また、融点が１
１５０℃以下であれば、ＢとＳｉの含有率の合計が１２
％を超えない範囲で、これらの含有量を変えてもよい。
【００４１】インサート材の融点は低いほうが望まし
い。しかし、融点の低いインサート材でも１０５０℃未
満のものは稀であり、たとえそれより低いものがあって
も、その特徴を生かすべく加熱温度を低くしてインサー
ト材を液相にしても被接合材での拡散速度が低下して接
合が不十分となる。したがって、インサート材の融点の
下限は１０５０℃程度とすることが望ましい。
い。しかし、融点の低いインサート材でも１０５０℃未
満のものは稀であり、たとえそれより低いものがあって
も、その特徴を生かすべく加熱温度を低くしてインサー
ト材を液相にしても被接合材での拡散速度が低下して接
合が不十分となる。したがって、インサート材の融点の
下限は１０５０℃程度とすることが望ましい。
【００４２】インサート材の厚さは、１０μｍ未満では
接合界面の凹凸を完全に埋めきれず、欠陥発生の原因と
なり、接合強度の低下を招く。一方、８０μｍを超える
と、Ｓｉ、Ｂの拡散に長時間の加熱を要するため接合能
率を低下させる。また、短時間で接合を完了させた場合
にはＳｉ、Ｂが接合界面部に偏析し、接合部の耐食性を
確保できない。そのため、インサート材の厚さは１０〜
８０μｍとする。
接合界面の凹凸を完全に埋めきれず、欠陥発生の原因と
なり、接合強度の低下を招く。一方、８０μｍを超える
と、Ｓｉ、Ｂの拡散に長時間の加熱を要するため接合能
率を低下させる。また、短時間で接合を完了させた場合
にはＳｉ、Ｂが接合界面部に偏析し、接合部の耐食性を
確保できない。そのため、インサート材の厚さは１０〜
８０μｍとする。
【００４３】このような厚さには、たとえば溶湯急冷凝
固法において、上記組成の溶湯を高速回転する双ロール
または片ロール上に落下させることにより容易に得るこ
とができる。また、自ら製造しなくても、インサート材
として使用できる多くの種類のアモルファス薄帯が市販
されている。
固法において、上記組成の溶湯を高速回転する双ロール
または片ロール上に落下させることにより容易に得るこ
とができる。また、自ら製造しなくても、インサート材
として使用できる多くの種類のアモルファス薄帯が市販
されている。
【００４４】４．加熱および冷却条件 ４−１）接合部の加熱温度と保持時間 接合部をインサ−ト材の融点以上で母材の融点以下に加
熱し、１２０秒以上保持する。
熱し、１２０秒以上保持する。
【００４５】接合を短時間に完成させるためには、接合
部をインサート材の融点以上に加熱し、インサート材を
液相状態にして被接合材である２相系ステンレス鋼の両
方の端面全面にわたって接触を保って液相の元素を拡散
侵入させる必要がある。加熱温度が融点未満ではインサ
ート材は固相であり、上記のような良好な接触や拡散は
期待できない。
部をインサート材の融点以上に加熱し、インサート材を
液相状態にして被接合材である２相系ステンレス鋼の両
方の端面全面にわたって接触を保って液相の元素を拡散
侵入させる必要がある。加熱温度が融点未満ではインサ
ート材は固相であり、上記のような良好な接触や拡散は
期待できない。
【００４６】一方、母材の融点を超える温度域への加熱
は母材の溶融を招き、２相系ステンレス鋼の組織の粗大
化をきたし、本発明の特徴が発揮できない。
は母材の溶融を招き、２相系ステンレス鋼の組織の粗大
化をきたし、本発明の特徴が発揮できない。
【００４７】接合界面で、液相状態のインサート材中の
元素を十分に侵入拡散させ、接合部の中心である接合界
面においても化学組成を母材と近いものとして、接合強
度およびに耐食性を確保するためには、接合部が上記温
度域に１２０秒以上保持される必要がある。保持時間に
とくに上限は設けないが、長時間の加熱は、組織の粗大
化や経済性の観点から不利となるので、１８００秒程度
以下とすることが望ましい。
元素を十分に侵入拡散させ、接合部の中心である接合界
面においても化学組成を母材と近いものとして、接合強
度およびに耐食性を確保するためには、接合部が上記温
度域に１２０秒以上保持される必要がある。保持時間に
とくに上限は設けないが、長時間の加熱は、組織の粗大
化や経済性の観点から不利となるので、１８００秒程度
以下とすることが望ましい。
【００４８】４−２）被加熱領域の制限 接合時に８００℃以上に加熱される接合部の突き合わさ
れた両端面を含む領域を２０ｍｍ以下とし、かつ６００
℃以上に加熱される突き合わされた両端面を含む領域を
４０ｍｍ以下とする。
れた両端面を含む領域を２０ｍｍ以下とし、かつ６００
℃以上に加熱される突き合わされた両端面を含む領域を
４０ｍｍ以下とする。
【００４９】冷間加工によって向上された耐力の加熱に
よる軟化は、８００℃以上で生じるので、８００℃以上
に加熱する領域を突き合わされた両端面を含む長さで２
０ｍｍ以下に抑えることにより、接合後の継手部の耐力
低下を低い範囲に抑えることができる。上記したよう
に、接合継手部の一部に軟化領域が存在しても、その領
域が狭ければ引張り荷重を受けた場合に、周囲の高強度
領域で軟化領域の塑性変形が拘束される。
よる軟化は、８００℃以上で生じるので、８００℃以上
に加熱する領域を突き合わされた両端面を含む長さで２
０ｍｍ以下に抑えることにより、接合後の継手部の耐力
低下を低い範囲に抑えることができる。上記したよう
に、接合継手部の一部に軟化領域が存在しても、その領
域が狭ければ引張り荷重を受けた場合に、周囲の高強度
領域で軟化領域の塑性変形が拘束される。
【００５０】また、接合部の加熱による炭窒化物および
金属間化合物の生成は、６００〜１０００℃で顕著に生
じるので、６００℃以上に加熱される領域は突き合わさ
れた両端面を含み４０ｍｍ以下に抑えなければならな
い。６００℃以上に加熱される領域の長さが４０ｍｍを
超えると、炭窒化物等の析出物の生成による靱性と耐食
性の劣化が避けられない。
金属間化合物の生成は、６００〜１０００℃で顕著に生
じるので、６００℃以上に加熱される領域は突き合わさ
れた両端面を含み４０ｍｍ以下に抑えなければならな
い。６００℃以上に加熱される領域の長さが４０ｍｍを
超えると、炭窒化物等の析出物の生成による靱性と耐食
性の劣化が避けられない。
【００５１】加熱温度領域の制限は、加熱の領域を単に
２０ｍｍ以内、または４０ｍｍ以内に抑えるのみなら
ず、その２０ｍｍまたは４０ｍｍを両方の被接合材に等
しく分配して、被接合材の片側各１０ｍｍ以下、または
２０ｍｍ以下となるようにする。すなわち、両側の被接
合材に対して接合界面から可能な限り両側を同一幅とす
ることが望ましい。
２０ｍｍ以内、または４０ｍｍ以内に抑えるのみなら
ず、その２０ｍｍまたは４０ｍｍを両方の被接合材に等
しく分配して、被接合材の片側各１０ｍｍ以下、または
２０ｍｍ以下となるようにする。すなわち、両側の被接
合材に対して接合界面から可能な限り両側を同一幅とす
ることが望ましい。
【００５２】上記被加熱領域の制限はつぎの方法により
実現することができる。
実現することができる。
【００５３】接合部を加熱するための装置の幅を調整
する。
する。
【００５４】接合部を加熱する装置の両側に、高熱伝
導率を有する材料、たとえば銅で製作された鋼管冷却用
のジャケットを装着して、加熱装置の外側の鋼管部分の
熱伝導による温度上昇拡大を抑える。その冷却用ジャケ
ットは、被接合材への装着の位置および冷却水量を変化
させることにより冷却能が調整される。
導率を有する材料、たとえば銅で製作された鋼管冷却用
のジャケットを装着して、加熱装置の外側の鋼管部分の
熱伝導による温度上昇拡大を抑える。その冷却用ジャケ
ットは、被接合材への装着の位置および冷却水量を変化
させることにより冷却能が調整される。
【００５５】４−３）接合部の冷却速度 接合部の保持温度から４００℃までの冷却速度は５０〜
１５０℃／ｓとする。接合部の加熱による炭窒化物およ
び金属間化合物の生成は、６００〜１０００℃で顕著に
生じ、継手性能の劣化を招く。そのため、保持温度から
４００℃までは５０℃／ｓ以上の冷却速度で冷却する必
要がある。一方、過大な冷却速度で冷却した場合、接合
部でのオ−ステナイトの生成が抑制され、フェライトが
増加し、後述するフェライト体積率の範囲を満足しな
い。そのため、接合部の上記温度域の冷却速度上限は１
５０℃／ｓとする。
１５０℃／ｓとする。接合部の加熱による炭窒化物およ
び金属間化合物の生成は、６００〜１０００℃で顕著に
生じ、継手性能の劣化を招く。そのため、保持温度から
４００℃までは５０℃／ｓ以上の冷却速度で冷却する必
要がある。一方、過大な冷却速度で冷却した場合、接合
部でのオ−ステナイトの生成が抑制され、フェライトが
増加し、後述するフェライト体積率の範囲を満足しな
い。そのため、接合部の上記温度域の冷却速度上限は１
５０℃／ｓとする。
【００５６】このような冷却速度は、上記の被加熱領域
の制限の場合と同様に、冷却用のジャケット内の冷却水
量および被接合材への装着位置により制御される。
の制限の場合と同様に、冷却用のジャケット内の冷却水
量および被接合材への装着位置により制御される。
【００５７】５．加圧力 接合時の加圧力は、突き合わせ方向に垂直な面の圧力で
０．５〜２ｋｇｆ／ｍｍ2とする。加圧力が０．５ｋｇ
ｆ／ｍｍ2未満では接合時の液相状態のインサート材と
被接合材端面との密着性および被接合材同士の密着性が
確保されない。
０．５〜２ｋｇｆ／ｍｍ2とする。加圧力が０．５ｋｇ
ｆ／ｍｍ2未満では接合時の液相状態のインサート材と
被接合材端面との密着性および被接合材同士の密着性が
確保されない。
【００５８】一方、２ｋｇｆ／ｍｍ2 を超えると接合部
の変形が大きくなりすぎるため、加圧力の上限は２ｋｇ
ｆ／ｍｍ2とする。
の変形が大きくなりすぎるため、加圧力の上限は２ｋｇ
ｆ／ｍｍ2とする。
【００５９】上記加圧力は、たとえば、被接合材をクラ
ンプする部分にスプリングを装着して被接合材の熱膨張
によってスプリングに発生する反力を与えられてもよい
し、または、外部から油圧により与えられてもよい。
ンプする部分にスプリングを装着して被接合材の熱膨張
によってスプリングに発生する反力を与えられてもよい
し、または、外部から油圧により与えられてもよい。
【００６０】６．雰囲気 接合は窒素ガスにアルゴンを体積％で０〜８０％の範囲
で含ませた雰囲気中で行う。２相系ステンレス鋼中には
強度および耐食性を確保するためにＮが製鋼限界程度に
まで非常に高く含まされているが、接合中の被接合材の
端面近傍では固溶しきれなくなったＮが液相のインサー
ト材へ拡散し外部に離脱する。このため、フェライト比
率が増加し、継手部の耐力と耐食性が低下する。また、
離脱途中のＮは接合欠陥の一因にもなる。アルゴンガス
の比率が８０体積％を超え、窒素ガスが２０体積％未満
になるとこれらの現象が明瞭に生じるようになる。
で含ませた雰囲気中で行う。２相系ステンレス鋼中には
強度および耐食性を確保するためにＮが製鋼限界程度に
まで非常に高く含まされているが、接合中の被接合材の
端面近傍では固溶しきれなくなったＮが液相のインサー
ト材へ拡散し外部に離脱する。このため、フェライト比
率が増加し、継手部の耐力と耐食性が低下する。また、
離脱途中のＮは接合欠陥の一因にもなる。アルゴンガス
の比率が８０体積％を超え、窒素ガスが２０体積％未満
になるとこれらの現象が明瞭に生じるようになる。
【００６１】一方、アルゴンガス比率がゼロであって
も、すなわち窒素ガス比率が１００体積％であっても窒
化物の析出量が接合部で少し増えるだけなので、接合
は、雰囲気ガス中のアルゴンガス比率が０〜８０体積％
の範囲内においておこなうこととする。
も、すなわち窒素ガス比率が１００体積％であっても窒
化物の析出量が接合部で少し増えるだけなので、接合
は、雰囲気ガス中のアルゴンガス比率が０〜８０体積％
の範囲内においておこなうこととする。
【００６２】７．接合部の組織 接合部のフェライト体積率は上記の条件を適宜組み合わ
せ、３０〜７０％となるようにする。フェライト体積率
が３０％未満では、十分な靭性および耐食性を得ること
ができず、一方、フェライト体積率が７０％を超えても
同様に靭性と耐食性が劣化する。
せ、３０〜７０％となるようにする。フェライト体積率
が３０％未満では、十分な靭性および耐食性を得ること
ができず、一方、フェライト体積率が７０％を超えても
同様に靭性と耐食性が劣化する。
【００６３】このフェライトの体積率は上記の製造方法
を駆使することにより、容易に上記の範囲に入れること
ができる。
を駆使することにより、容易に上記の範囲に入れること
ができる。
【００６４】
【実施例】つぎに実施例により、本発明の効果を説明す
る。
る。
【００６５】表１は実験に用いたインサート材の化学組
成等を示す。インサート材の融点は、Ｉ１が１１４０℃
であり、Ｉ２が１１３０℃であった。インサート材の厚
さは大部分は３０μｍとし、１例のみ１２０μｍを用い
た。
成等を示す。インサート材の融点は、Ｉ１が１１４０℃
であり、Ｉ２が１１３０℃であった。インサート材の厚
さは大部分は３０μｍとし、１例のみ１２０μｍを用い
た。
【００６６】
【表１】
【００６７】表２は被接合材である３種類の２相系ステ
ンレス鋼管の化学組成を示す。これらの供試材の融点は
いずれも１５５０℃以上である。供試材は、通常の穿孔
加工、マンドレル延伸加工およびストレッチレデューサ
ーにより仕上げ圧延加工され、１１５０℃で固溶熱処理
を行った後冷間抽伸を行い、その際の冷間加工度を変え
ることにより耐力を変化させた外径１３０ｍｍ、肉厚１
５ｍｍのシームレス鋼管である。
ンレス鋼管の化学組成を示す。これらの供試材の融点は
いずれも１５５０℃以上である。供試材は、通常の穿孔
加工、マンドレル延伸加工およびストレッチレデューサ
ーにより仕上げ圧延加工され、１１５０℃で固溶熱処理
を行った後冷間抽伸を行い、その際の冷間加工度を変え
ることにより耐力を変化させた外径１３０ｍｍ、肉厚１
５ｍｍのシームレス鋼管である。
【００６８】
【表２】
【００６９】表３はこれらの鋼管の実際の耐力、接合継
手部に最低限必要とされる耐力（ｋｇｆ／ｍｍ2 ）およ
び本発明において母材に予め付与されることが必要とさ
れる耐力の下限（１.３ ×〔接合継手部に最低限必要と
される耐力〕−１０）（ｋｇｆ／ｍｍ2 ）を示す。
手部に最低限必要とされる耐力（ｋｇｆ／ｍｍ2 ）およ
び本発明において母材に予め付与されることが必要とさ
れる耐力の下限（１.３ ×〔接合継手部に最低限必要と
される耐力〕−１０）（ｋｇｆ／ｍｍ2 ）を示す。
【００７０】
【表３】
【００７１】図１は実施例に用いた接合装置のシステム
を表す図面である。図１に示すように、この接合装置は
銅製の１ターンの加熱コイル兼ガスシールド治具１、そ
の両外側の鋼管２の冷却用ジャケット３、加圧式クラン
プ４からなる接合用ヘッド、高周波電源５および制御盤
６により構成されている。
を表す図面である。図１に示すように、この接合装置は
銅製の１ターンの加熱コイル兼ガスシールド治具１、そ
の両外側の鋼管２の冷却用ジャケット３、加圧式クラン
プ４からなる接合用ヘッド、高周波電源５および制御盤
６により構成されている。
【００７２】８００℃以上に加熱される領域および６０
０℃以上に加熱される領域は、加熱コイルの幅を１０〜
５０ｍｍと変化させるとともに、その外側の鋼管２の冷
却用ジャケット３（このジャケットは鋼管２に直接装着
されて、ジャケット内部に冷却水を循環するもの）の冷
却能を変えることにより変化させた。
０℃以上に加熱される領域は、加熱コイルの幅を１０〜
５０ｍｍと変化させるとともに、その外側の鋼管２の冷
却用ジャケット３（このジャケットは鋼管２に直接装着
されて、ジャケット内部に冷却水を循環するもの）の冷
却能を変えることにより変化させた。
【００７３】加圧は、供試鋼管をクランプし、熱膨張
反力を利用して、クランプにスプリングを入れ熱膨張反
力の一部を逃して、加圧力を調整する方式、または油
圧により外部から加圧力を与える方式の２方式を用い
た。
反力を利用して、クランプにスプリングを入れ熱膨張反
力の一部を逃して、加圧力を調整する方式、または油
圧により外部から加圧力を与える方式の２方式を用い
た。
【００７４】鋼管を突き合わせて接合界面にインサート
材を挿入し、加熱保持と加圧を行って接合継手を作製し
た。得られた接合継手の接合界面のフェライト量をフェ
ライトスコ−プにより測定した。
材を挿入し、加熱保持と加圧を行って接合継手を作製し
た。得られた接合継手の接合界面のフェライト量をフェ
ライトスコ−プにより測定した。
【００７５】表４は継手を作成した条件を示す一覧表で
ある。
ある。
【００７６】
【表４】
【００７７】また、引張試験および耐食性試験により継
手強度と継手の耐食性を評価した。
手強度と継手の耐食性を評価した。
【００７８】図２は継手の引張試験に用いた試験片の形
状をしめす図面である。
状をしめす図面である。
【００７９】また、図３（ａ）は耐食性試験に用いた試
験片を、また（ｂ）はその試験片を試験治具に装着した
状態を示す図面である。
験片を、また（ｂ）はその試験片を試験治具に装着した
状態を示す図面である。
【００８０】耐食性試験の環境は、０．００１ＭＰａの
分圧のＨ2Ｓ と３．０ＭＰａの分圧のＣＯ2 で飽和され
た温度８０℃の５％ＮａＣｌとした。この環境中に、母
材の耐力に相当する応力が試験片中央で負荷されるよう
に図３で示すように曲げた状態で浸漬して、３３６時間
経過後に腐食割れの発生の有無を調査した。
分圧のＨ2Ｓ と３．０ＭＰａの分圧のＣＯ2 で飽和され
た温度８０℃の５％ＮａＣｌとした。この環境中に、母
材の耐力に相当する応力が試験片中央で負荷されるよう
に図３で示すように曲げた状態で浸漬して、３３６時間
経過後に腐食割れの発生の有無を調査した。
【００８１】表５はこれらの試験の結果を示す。
【００８２】
【表５】
【００８３】表５より明らかなように、本発明の全ての
条件を満たすＡ１〜Ａ６では、必要耐力を十分に満足
し、かつ良好な耐食性を有した接合継手部が得られてい
る。
条件を満たすＡ１〜Ａ６では、必要耐力を十分に満足
し、かつ良好な耐食性を有した接合継手部が得られてい
る。
【００８４】一方、比較例のＢ１、Ｂ２およびＢ６のよ
うに母材の冷間加工による強化が不十分な場合や、Ｂ４
のように８００℃以上に加熱された領域が２０ｍｍを超
える場合には接合継手部の耐力が必要耐力を満足しな
い。
うに母材の冷間加工による強化が不十分な場合や、Ｂ４
のように８００℃以上に加熱された領域が２０ｍｍを超
える場合には接合継手部の耐力が必要耐力を満足しな
い。
【００８５】Ｂ３のようにインサート材の厚さが厚すぎ
る場合には、接合層中にＳｉ、Ｂが偏析しているため、
耐食性が劣化する。
る場合には、接合層中にＳｉ、Ｂが偏析しているため、
耐食性が劣化する。
【００８６】また、Ｂ４、Ｂ５は６００℃以上に加熱さ
れた領域が４０ｍｍを超えたため、炭窒化物や金属間化
合物が多量に析出し、耐食性が劣化したため、耐食性試
験にて割れが発生した。
れた領域が４０ｍｍを超えたため、炭窒化物や金属間化
合物が多量に析出し、耐食性が劣化したため、耐食性試
験にて割れが発生した。
【００８７】さらに、Ｂ７は雰囲気のアルゴンガスが９
０体積％と本発明の範囲外であるため、接合部のフェラ
イト体積率が７０％を超え、耐食性が劣化し耐食性試験
で割れが発生した。
０体積％と本発明の範囲外であるため、接合部のフェラ
イト体積率が７０％を超え、耐食性が劣化し耐食性試験
で割れが発生した。
【００８８】また、Ｂ８は冷却速度が速すぎるため、同
様にフェライト量が多くなり、耐食性試験にて割れが発
生した。
様にフェライト量が多くなり、耐食性試験にて割れが発
生した。
【００８９】Ｂ９では逆に冷却速度が遅すぎたため、炭
窒化物や金属間化合物が多量に析出し、耐食性が劣化し
たため、耐食性試験にて割れが発生した。
窒化物や金属間化合物が多量に析出し、耐食性が劣化し
たため、耐食性試験にて割れが発生した。
【００９０】
【発明の効果】本発明によれば、２相系ステンレス鋼に
ついて、耐力と耐食性に優れた継手を製造する方法が提
供され、石油関連産業等で安全性を高めるために使用が
増大している２相系ステンレス鋼の基本技術として有用
である。
ついて、耐力と耐食性に優れた継手を製造する方法が提
供され、石油関連産業等で安全性を高めるために使用が
増大している２相系ステンレス鋼の基本技術として有用
である。
【図１】実施例に用いた接合装置のシステムを表す図面
である。
である。
【図２】継手の引張試験に用いた試験片の形状をしめす
図面である。
図面である。
【図３】（ａ）は耐食性試験に用いた試験片を、（ｂ）
はその試験片を試験治具に装着した状態を示す図面であ
る。
はその試験片を試験治具に装着した状態を示す図面であ
る。
１…加熱コイル兼ガスシールド治具 ２…鋼管 ３…冷却用ジャケット ４…クランプ ５…高周波加熱電源 ６…制御盤
フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｆ１６Ｌ 13/02 Ｆ１６Ｌ 13/02 (72)発明者 植田 昌克 大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住 友金属工業株式会社内
Claims (1)
- 【請求項１】２相系ステンレス鋼からなる母材の少なく
とも突き合わせ端面近傍に予め冷間加工を施し、被加工
部の耐力を（１.３ ×〔接合継手部に最低限必要とされ
る耐力〕−１０）ｋｇｆ／ｍｍ2 以上とした端面同士
を、融点１１５０℃以下、厚さ１０〜８０μｍのインサ
ート材を介して突き合わせ、アルゴンを０〜８０体積％
含む窒素ガスでシールドしながら、突き合わせ方向に垂
直な圧力 ０.５〜２ｋｇｆ／ｍｍ2 で加圧し、下記の条
件で加熱および冷却することにより、フェライト比率が
３０〜７０体積％の接合部を形成することを特徴とする
強度と耐食性に優れた２相系ステンレス鋼の継手の製造
方法。 加熱および冷却条件： 突き合わせ部付近をインサート材の融点以上で、かつ
母材の融点未満に加熱して１２０秒以上保持する。 上記の加熱時に８００℃以上に加熱される接合部の
突き合わせ端面を含む領域を２０ｍｍ以下とし、かつ６
００℃以上に加熱される接合部の突き合わせ端面を含む
領域を４０ｍｍ以下とする。 接合部における保持温度から４００℃までの冷却速度
は５０〜１５０℃／ｓとする。
Priority Applications (6)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP30757796A JP3168927B2 (ja) | 1996-11-19 | 1996-11-19 | ２相系ステンレス鋼の継手の製造方法 |
| CA002243241A CA2243241C (en) | 1996-11-19 | 1997-11-19 | Method for bonding dual-phase stainless steel |
| PCT/JP1997/004220 WO1998022248A1 (en) | 1996-11-19 | 1997-11-19 | Method of bonding two-phase stainless steel |
| EP97912517A EP0900622A4 (en) | 1996-11-19 | 1997-11-19 | TWO-PHASE STAINLESS STEEL WELDING PROCESS |
| US09/118,065 US6024276A (en) | 1996-11-19 | 1998-07-17 | Method for bonding dual-phase stainless steel |
| NO983322A NO983322L (no) | 1996-11-19 | 1998-07-17 | Fremgangsmåte for heftsammenföyning av tofaset rustfritt stål |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP30757796A JP3168927B2 (ja) | 1996-11-19 | 1996-11-19 | ２相系ステンレス鋼の継手の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10146681A true JPH10146681A (ja) | 1998-06-02 |
| JP3168927B2 JP3168927B2 (ja) | 2001-05-21 |
Family
ID=17970760
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP30757796A Expired - Fee Related JP3168927B2 (ja) | 1996-11-19 | 1996-11-19 | ２相系ステンレス鋼の継手の製造方法 |
Country Status (6)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US6024276A (ja) |
| EP (1) | EP0900622A4 (ja) |
| JP (1) | JP3168927B2 (ja) |
| CA (1) | CA2243241C (ja) |
| NO (1) | NO983322L (ja) |
| WO (1) | WO1998022248A1 (ja) |
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| WO2014184890A1 (ja) * | 2013-05-15 | 2014-11-20 | 日新製鋼株式会社 | ステンレス鋼拡散接合製品の製造方法 |
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| US7955504B1 (en) | 2004-10-06 | 2011-06-07 | State Of Oregon Acting By And Through The State Board Of Higher Education On Behalf Of Oregon State University | Microfluidic devices, particularly filtration devices comprising polymeric membranes, and method for their manufacture and use |
| US20090211977A1 (en) * | 2008-02-27 | 2009-08-27 | Oregon State University | Through-plate microchannel transfer devices |
| US8801922B2 (en) | 2009-06-24 | 2014-08-12 | State Of Oregon Acting By And Through The State Board Of Higher Education On Behalf Of Oregon State University | Dialysis system |
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