JPH11104854A

JPH11104854A - 二相ステンレス鋼の接合方法

Info

Publication number: JPH11104854A
Application number: JP28454597A
Authority: JP
Inventors: Takao Hiyamizu; 孝夫冷水; Koji Horio; 浩次堀尾
Original assignee: Daido Steel Co Ltd
Current assignee: Daido Steel Co Ltd
Priority date: 1997-09-30
Filing date: 1997-09-30
Publication date: 1999-04-20

Abstract

(57)【要約】【課題】母材と同等の強度、靱性及び耐食性を有する
高品質な接合部材が高能率で得られ、しかもこのような
特性を有する接合部材を得るための条件設定が比較的容
易な二相ステンレス鋼の接合方法を提供すること。【解決手段】表面粗さＲｍａｘを５０μｍ以下とした
一対の二相ステンレス鋼部材の接合面同士を直接突き合
わせ、非酸化雰囲気下、３ＭＰａ以上５ＭＰａ以下の圧
力で加圧しつつ、１２８０℃以上前記各二相ステンレス
鋼の融点以下の温度に加熱し、６０秒以上保持するよう
にした。また、その際、１２８０℃以上に加熱される領
域の幅を管状材料にあっては肉厚の２倍以下、中実材料
にあっては最大外径以下とし、さらに、８００℃以上に
加熱される領域の幅を、管状材料にあっては接合界面か
らの距離が肉厚の５倍以下、中実材料にあっては接合界
面からの距離が最大外径の２．５倍以下となるようにし
た。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、二相ステンレス鋼
の接合方法に関し、さらに詳しくは、石油掘削用の油井
管、化学工業用の耐食用管、原油輸送用のラインパイ
プ、海水熱交換器等に用いられる二相ステンレス鋼管同
士、二相ステンレス鋼管と二相ステンレス鋼製フランジ
等の接合に適する二相ステンレス鋼の接合方法に関す
る。

【０００２】

【従来の技術】フェライト・オーステナイト二相ステン
レス鋼（以下、単に二相ステンレス鋼という。）は、主
要成分であるＣｒを増やしてＮｉを減らし、またＭｏ等
を添加して固溶化熱処理状態でオーステナイトとフェラ
イトとの混合組織とした鋼である。二相ステンレス鋼
は、強度と靱性が高く、しかも従来のオーステナイト系
ステンレス鋼に比べて耐応力腐食割れ性や耐粒界腐食性
などに優れており、油井環境や海水熱交換器等に広く用
いられている。

【０００３】ところで、油田は、通常、地下数千メート
ルの位置にあるので、二相ステンレス鋼管を石油掘削用
の油井管として用いる場合には、地中への掘削が進むに
伴い、長さ１０〜１５メートルの鋼管を順次接続し、地
中に掘った縦穴の深部に向けて鋼管を降下させていく必
要がある。このような鋼管の接続手段としては、ねじ接
続法（メカニカルカップ法）、溶接法（オービタルウェ
ルディング法）、液相拡散接合法などがある。

【０００４】ねじ接続法は、図１０に示すように、既に
地中に埋設されている鋼管１の上側の管端部の外ねじ
と、内周にねじが刻設されている円筒状の継手７の下側
の内ねじとを螺合し、次いで接続すべき鋼管２の下側の
管端部の外ねじと継手７の上側の内ねじとを螺合するこ
とにより、鋼管１の管端面１ａと鋼管２の管端面２ａと
を密着させ、２本の鋼管１、２を接続する方法である。

【０００５】溶接法は、図１１に示すように、鋼管１の
上端部及び鋼管２の下端部に、それぞれ、開先１ｂ及び
２ｂを設けて両者を突き合わせ、溶接トーチ９を管円周
に沿って回転させながら、開先１ｂ及び２ｂに溶融金属
１０を肉盛りすることにより、２本の鋼管１、２を接続
する方法である。

【０００６】また、液相拡散接合法は、図示はしない
が、２本の鋼管の端面間に適当なインサート材を介挿
し、接合面を加圧しながら、インサート材の融点以上鋼
管の融点以下の温度に一定時間保持し、インサート材を
溶融させると共にその成分の一部を鋼管側に拡散させる
ことにより、インサート材の融点を接合温度以上に上昇
させると共に、２本の鋼管を接続する方法である。

【０００７】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、ねじ接
続法は、一継手当たりの接続時間が５〜１０分であり、
作業能率が高いという利点がある反面、締結部から油や
ガスが漏れやすいという欠点がある。そのため、鋼管
１、２の外周及び継手７の内周に刻設されるねじには、
高精度が要求され、しかもねじの螺合作業には、高度の
熟練が要求される。また、接続部は、引張応力には強い
が、圧縮応力が作用すると継手７が半径方向に広がり、
油漏れ等を助長するという欠点がある。さらに、継手７
の外径が鋼管１、２の外径より大きくなっているので、
地中に掘削する穴の内径を鋼管１、２の外径より大きく
しなければならないという欠点がある。

【０００８】また、溶接法は、溶接部から油やガスが漏
れることはなく、また、引張応力のみならず圧縮応力に
も強く、さらに溶接部の外径を鋼管１、２の外径とほぼ
同一に維持できるという利点がある。しかしながら、溶
接法は、溶接トーチ９の１回転当たりの肉盛り量を多く
することができないので、特に厚肉管の溶接の場合に
は、溶接工程のみで一継手当たり１〜２時間を要し、作
業能率が低く、しかも溶接作業に高度な熟練を要すると
いう欠点がある。

【０００９】さらに、液相拡散接合法は、接合部から油
やガスが漏れることはなく、圧縮応力に強く、しかも接
合部の外径を鋼管外径とほぼ同一に維持できるという点
では、上述の溶接法と同様であるが、一継手当たりの接
合時間は、検査工程も含めて約３０分程度で済み、高品
質の継手を高能率で製造することができるという利点が
ある。

【００１０】しかしながら、液相拡散接合法は、使用す
るインサート材の組成によっては、界面に脆い金属間化
合物が生成して靱性が低下する場合がある。また、母材
と同等の強度、靱性及び耐食性を兼ね備えた高品質な接
合部材を得るには、インサート材の組成、厚さ、接合温
度、保持時間、接合面の表面粗さ等の複数の接合条件を
最適化する必要があるため、条件設定がやや煩雑である
という欠点がある。

【００１１】本発明が解決しようとする課題は、母材と
同等の強度、靱性及び耐食性を有する高品質な接合部材
が高能率で得られ、しかもこのような特性を有する接合
部材を得るための条件設定が比較的容易な二相ステンレ
ス鋼の接合方法を提供することにある。

【００１２】

【課題を解決するための手段】上記課題を解決するため
に、本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方法は、フェ
ライト・オーステナイト二相ステンレス鋼同士の接合方
法であって、一方の二相ステンレス鋼部材の接合面と他
方の二相ステンレス鋼部材の接合面とを直接接触させた
状態で、非酸化雰囲気下、３ＭＰａ以上５ＭＰａ以下の
加圧力で加圧しつつ、１２８０℃以上前記各二相ステン
レス鋼の融点以下の温度に加熱し、６０秒以上保持する
ようにしたことを要旨とするものである。

【００１３】ここで、二相ステンレス鋼は、上述のよう
にフェライトとオーステナイトの混合組織を呈している
が、フェライトが本質的に超塑性現象を起こすために、
二相ステンレス鋼もまた、超塑性現象を示すという性質
がある。本発明は、二相ステンレス鋼が有するこのよう
な性質を利用して、短時間で強度の高い接合継手が得ら
れるようにした点に特徴を有するものである。

【００１４】すなわち、液相拡散接合法は、接合界面に
存在する気孔を溶融したインサート材で充填することに
より、界面から気孔を排除すると共に元素の拡散を促進
させるものであるのに対し、本発明に係る接合方法は、
二相ステンレス鋼が呈する超塑性現象を利用して、接合
時に付加する比較的低い加圧力により界面近傍のみを優
先的に塑性変形させ、これにより接合界面に存在する気
孔を圧着させると共に元素の拡散を促進させることを特
徴とするものである。

【００１５】従って、本発明に係る接合方法において
は、二相ステンレス鋼からなる一対の部材間にインサー
ト材を介挿する必要はなく、二相ステンレス鋼同士を直
接突き合わせて加圧・加熱するだけでよい。

【００１６】本発明に用いる二相ステンレス鋼として
は、ＳＵＳ３２９Ｊ１、ＳＵＳ３２９Ｊ３Ｌ、ＳＵＳ３
２９Ｊ４Ｌなどが一例として挙げられるが、これらに限
定されるものではない。上述のように、超塑性現象は、
全ての二相ステンレス鋼について認められるからであ
る。また、接合すべき一対の部材は、双方が二相ステン
レス鋼であれば足り、必ずしも同一組成を有する二相ス
テンレス鋼同士である必要はない。さらに、その形状に
ついても特に限定はなく、管、フランジ、板、ブロック
等、あらゆる形状の部材について適用できる。

【００１７】本発明に係る二相ステンレス鋼の接合は、
非酸化雰囲気中で行うことを要する。接合を酸化雰囲気
中で行うと、接合界面に酸化物が生成すると共に、この
酸化物が界面における元素の拡散を阻害し、接合強度の
低下をもたらすからである。具体的には、真空中又は
Ｎ₂、Ａｒ等の不活性ガス雰囲気中で接合を行えばよ
い。なお、非酸化雰囲気の形成手段は、特に限定される
ものではなく、接合部材全体を雰囲気制御が可能な炉内
に挿入したり、あるいは加熱部分のみに不活性ガスから
なるシールドガスを吹き付け、加熱部分と大気とを遮断
するようにしても良い。

【００１８】接合時の加圧力は、３ＭＰａ以上５ＭＰａ
以下であることを要する。加圧力が３ＭＰａ未満では、
接合界面における気孔の圧着が不十分となり、十分な接
合強度が得られないからであり、加圧力が５ＭＰａを越
える場合には、母材となる二相ステンレス鋼の変形が生
じ、良好な接合体が得られないからである。

【００１９】接合温度は、１２８０℃以上であって、接
合すべき各二相ステンレス鋼の融点以下であることを要
する。接合温度が１２８０℃未満では、厚肉管の接合
等、長大な部材を接合する場合には、接合面全面が接合
温度に到達せず、高い接合強度が得られない場合がある
からである。また、接合温度を二相ステンレス鋼の融点
以上とすると、二相ステンレス鋼が溶融し、初期の形状
を維持できないからである。上述の二相ステンレス鋼の
場合、その融点は、１４００℃〜１４５０℃程度であ
る。

【００２０】接合温度における保持時間は、６０秒以上
であることを要する。保持時間が６０秒未満では、接合
界面における気孔の圧着及び拡散が不十分となり、接合
界面に気孔が残留する場合があるからである。また、接
合部材の形状、昇温速度等によっては、保持時間が短す
ぎると、接合界面全面が均一に加熱されずに温度勾配が
生じ、均一な接合面がえられない場合があるからであ
る。

【００２１】なお、保持時間は、界面における超塑性変
形と元素の拡散により気孔を消滅させるという点では、
長い方がよい。しかし、界面における気孔が消滅した後
の加熱は無意味であり、むしろ母材の強度、耐食性等を
劣化させる原因となるので、保持時間は必要最小限に留
めておく方がよい。

【００２２】二相ステンレス鋼の接合面の表面粗さＲｍ
ａｘは、５０μｍ以下であることが望ましい。接合面の
表面粗さＲｍａｘが５０μｍを越えると、接合界面に大
きな気孔が多数形成されるので、これを接合界面近傍に
おける超塑性変形と元素の拡散のみにより短時間で消滅
させるのが困難となるからである。

【００２３】接合面の加熱手段は、ヒータを加熱してそ
の輻射熱で接合面を加熱する方法、電子ビーム、レーザ
ービーム等を照射してその際に発生する発熱を利用する
方法、摩擦熱により加熱する方法等、各種の加熱手段を
用いることができ、接合部材の形状、大きさ、要求され
る特性等を考慮して、適宜最適な手段を選択すればよ
い。

【００２４】しかしながら、鋼管等、長大な部材を接合
するための加熱手段としては、誘導コイルを用いた高周
波誘導加熱法が特に好ましい。高周波誘導加熱法によれ
ば、短時間で接合面付近のみを容易に局部加熱できるか
らである。但し、その周波数は、１００ｋＨｚ以下であ
ることを要する。高周波誘導加熱における表皮効果は、
周波数が高いほど著しくなるので、周波数が１００ｋＨ
ｚを越えると表面のみが加熱され、接合面全面が均一に
加熱されないからである。

【００２５】また、接合面の加熱手段は、高周波直接通
電加熱法でも良い。高周波直接通電加熱法によれば、局
部加熱が容易であると共に、鋼材に給電端子を接触させ
て直接高周波を流すので、投入エネルギーに対する接合
に用いられるエネルギーの割合、すなわちエネルギー効
率が高くなるからである。但し、その周波数は、１００
ｋＨｚ以下であることを要する。高周波直接通電加熱に
おいても同様に、周波数が１００ｋＨｚを越えると、表
皮効果により表面のみが加熱され、接合面全面が均一に
加熱されないからである。

【００２６】また、前記二相ステンレス鋼部材が管状材
料の場合には、接合時に１２８０℃以上に加熱される領
域（以下、単に「１２８０℃加熱領域」という）の幅が
前記管状材料の肉厚の２倍以下、前記二相ステンレス鋼
部材が中実材料の場合には、１２８０℃加熱領域の幅が
前記中実材料の最大外径以下となるように前記二相ステ
ンレス鋼部材を加熱することが望ましい。１２８０℃加
熱領域の幅が前記範囲を超えると、接合部材全体の強度
が該領域内部の母材の強度に支配され、強度が低下する
からである。

【００２７】さらに、前記二相ステンレス鋼部材が管状
材料の場合には、接合時に８００℃以上に加熱される領
域（以下、単に「８００℃加熱領域」という）の幅が接
合面からの距離で前記管状材料の肉厚の２倍以下、前記
二相ステンレス鋼部材が中実材料の場合には、８００℃
加熱領域の幅が接合面からの距離で前記中実材料の最大
外径の２．５倍以下となるように前記二相ステンレス鋼
部材を加熱することが望ましい。８００℃加熱領域の幅
が上記範囲を超えると、該領域内で脆化や耐食性の低下
を生ずるからである。

【００２８】上記構成を有する二相ステンレス鋼の接合
方法によれば、所定の表面粗さを有する二相ステンレス
鋼同士を直接突き合わせ、非酸化雰囲気下、所定温度、
所定圧力の条件下において所定時間保持することにより
接合が行われる。

【００２９】この時、二相ステンレス鋼の接合界面に
は、接合面の凹凸に起因する気孔が多数存在するが、上
述の接合条件下においては、二相ステンレス鋼が超塑性
変形を起こすため、界面に存在する気孔が容易に圧着さ
れると共に、界面における元素の拡散が促進される。こ
れにより、比較的低圧力かつ短時間の接合条件下で母材
と同等の強度を有する接合継手を得ることが可能とな
る。

【００３０】また、インサート材を用いることなく接合
が行なわれるので、接合界面の組成が母材と同等に維持
され、インサート材に含まれる元素に起因する接合界面
近傍の脆化や耐食性の低下のおそれがない。これによ
り、接合条件の設定が簡略化されると共に、母材と同等
の靱性及び耐食性を有する接合継手を容易に得ることが
可能となる。

【００３１】さらに、接合部を加熱する手段として、高
周波誘導加熱法又は高周波直接通電加熱法を用いれば、
局部加熱が容易であるため、１２８０℃加熱領域の幅及
び８００℃加熱領域の幅を最小限に押さえることができ
る。これにより、加熱に伴う界面近傍の母材の強度、靱
性及び耐食性の低下を抑制することが可能となる。

【００３２】

【発明の実施の形態】以下に、本発明の一実施の形態に
ついて詳細に説明する。図１は、本発明に係る二相ステ
ンレス鋼の接合方法を実施するための接合装置の概略構
成図を示したものである。この接合装置は、鋼管を接合
するための高周波誘導加熱装置であり、一対のクランプ
機構Ａ１、Ａ２と、加熱機構Ｂと、外部ガス噴出機構Ｃ
１、Ｃ２と、内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３と、冷却媒噴
出機構Ｄ１、Ｄ２と、温度センサＥ１、Ｅ２とを備えて
いる。

【００３３】クランプ機構Ａ１、Ａ２は、鋼管１及び２
の管端面１ａ及び２ａを直接突き合わせて形成される継
手部５を中心として、継手部５から一定距離だけ離れた
位置に上下対称に配置されている。継手部５に対して下
方に位置するクランプ機構Ａ１は、下方に位置する鋼管
１の外周を把持すると共に、鋼管１を上方（矢印ｐ１方
向）に押し上げる働きをするものである。また、継手部
５に対して上方に位置するクランプ機構Ａ２は、上方に
位置する鋼管２の外周を把持すると共に、鋼管２を下方
（矢印ｐ２方向）に押し下げる働きをするものである。

【００３４】加熱機構Ｂは、具体的には、銅パイプから
なる高周波誘導加熱コイルで構成されており、継手部５
の外周面５ａを囲むように配置されている。コイルは、
制御盤（図示せず）を介して高周波電源（図示せず）に
接続され、所定出力、所定周波数の高周波をコイルに印
加できるようになっている。また、高周波をコイルに印
加した際に発生するジュール熱による溶損からコイルを
保護するため、コイルの内部は、空洞となっており、冷
却水が循環できるようになっている。

【００３５】また、加熱機構Ｂには、接合時における継
手部５の温度を計測するための放射温度計Ｂ１が取り付
けられている。放射温度計Ｂ１の出力端子は、制御盤
（図示せず）に接続されており、放射温度計Ｂ１によっ
て測定された温度データは、出力端子を介して制御盤に
送られるようになっている。

【００３６】加熱機構Ｂの下側及び上側には、それぞ
れ、鋼管１及び２の外周面５ａを囲むように外部ガス噴
出機構Ｃ１及びＣ２が設けられている。外部ガス噴出機
構Ｃ１及びＣ２は、接合時に継手部５を中心にして上下
方向に広がる加熱領域の外周面５ａにＡｒ、Ｎ₂等の不
活性ガスを吹き当て、加熱領域の外周面５ａ側をガスシ
ールドするための機構である。

【００３７】さらに、クランプ機構Ａ１と外部ガス噴出
機構Ｃ１の間、及びクランプ機構Ａ２と外部ガス噴出機
構Ｃ２の間には、それぞれ、温度センサＥ１及びＥ２が
鋼管１及び２の外周面５ａと対面して設けられている。
温度センサＥ１及びＥ２は、接合時における鋼管１及び
２の温度を測定し、接合後に強制冷却を行うべき加熱領
域を判定するためのものである。

【００３８】鋼管１及び２の内側には、鋼管２の上部よ
り、二重管６が挿入され、その二重管６には、一定の距
離をおいて一対の内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３が設けら
れ、さらに下部に設けられた内部ガス噴出機構Ｃ３の下
側及び上部に設けられた内部ガス噴出機構Ｃ３の上側
に、それぞれ、冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２が設けられて
いる。

【００３９】一対の内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３は、接
合時に継手部５を中心にして上下方向に広がる加熱領域
の内周面５ｂにＡｒ、Ｎ₂ 等の不活性ガスを吹き当て、
加熱領域の内周面５ｂ側をガスシールドするための機構
である。また、冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２は、接合終了
後に、形成された接合部と、その上下方向に広がる加熱
領域に冷却水をスプレーしたり、冷却Ａｒを吹き当てる
ことにより、接合部を中心とした加熱領域を内周面５ｂ
側から強制冷却するためのものである。

【００４０】二重管６は、不活性ガス管路（図示せず）
と冷媒管路（図示せず）とを備えている。不活性ガス管
路は、内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３に連通し、冷媒管路
は、冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２に連通しており、二重管
６に付設されたバルブ（図示せず）の切替操作により、
鋼管の内周面５ｂに不活性ガス又は冷媒を噴出できるよ
うになっている。また、二重管６は、不活性ガスや冷媒
の噴出位置を変えられるよう、上下動可能となるように
構成されている。

【００４１】なお、上述の冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２
は、図１で示したように、鋼管の内部に設けることに限
定されるものではなく、鋼管の外周面５ａを囲むように
設けてもよく、また、鋼管の内部と外部の双方に設けて
も良い。

【００４２】次に、上記の接合装置を用いて二相ステン
レス鋼管を接合する方法について説明する。まず、クラ
ンプ機構Ａ１及びＡ２で、鋼管１及び鋼管２をそれぞれ
把持する。次いで、クランプ機構Ａ１及びＡ２を作動さ
せ、鋼管１及び鋼管２を、それぞれ、矢印ｐ１方向及び
矢印ｐ２方向に移動させ、両者を直接圧接することによ
り継手部５を形成し、そのままの状態で管軸方向の加圧
力を印加し続ける。

【００４３】鋼管１、２のセットが終了後、外部ガス噴
出機構Ｃ１、Ｃ２、及び内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３か
らＡｒ等の不活性ガスを噴出させ、継手部５の外周面５
ａ及び内周面５ｂのガスシールドを行うと同時に、加熱
機構Ｂを構成する誘導コイル内部に冷却水を流しつつ、
高周波を印加する。誘導コイルに高周波が印加される
と、表皮効果により交番電流が鋼管１及び２の表面に集
まり、表面が優先的に発熱すると共に、熱伝導により表
面から内面に向かって熱が伝わり、接合面全面が接合温
度に加熱される。

【００４４】継手部５の温度は、放射温度計Ｂ１により
測定される。測定された温度データは、出力端子を介し
て制御盤（図示せず）に送られ、継手部５の温度が予め
設定された温度パターンとなるように、高周波電源（図
示せず）の出力が制御される。

【００４５】継手部５の温度が、１２８０℃以上でかつ
鋼管１、２の融点未満の温度であって予め設定された接
合温度に達したところで、一定時間（例えば、６０秒
間）保持し、接合界面近傍において超塑性変形を起こさ
せる。そして、界面における気孔の圧着と元素の拡散が
十分行われたところで、継手部５近傍の加熱領域を冷却
して、接合作業が終了する。

【００４６】図２は、二相ステンレス鋼管の接合を行う
ための高周波直接通電加熱装置の概略構成図を示したも
のである。図２に示す高周波直接通電加熱装置は、図１
に示す高周波誘導加熱装置と同様に、図示しないクラン
プ機構、不活性ガス噴出機構、冷媒噴出機構等を備えて
いるが、高周波誘導コイルからなる加熱機構Ｂに代え
て、鋼管１及び２の外周面５ａに、それぞれ給電端子１
１ａ及び１１ｂを直接接触させた点が異なるものであ
る。

【００４７】図２に示す高周波直接通電加熱装置による
鋼管の接合は、図示しないクランプ機構により鋼管１、
２を把持すると共に界面に圧力を加え、図示しない不活
性ガス噴出機構により接合界面近傍をシールドしなが
ら、給電端子１１ａ及び１１ｂ間に高周波電流を流すこ
とにより行われる。

【００４８】給電端子１１ａ及び１１ｂ間に高周波電流
を流すと、接合界面の接触抵抗により界面が局部的に加
熱されると共に、表皮効果により交番電流が鋼管１、２
表面に集まり、表面が優先的に発熱する。発生した熱
は、熱伝導により鋼管１、２表面から内部に伝わり、接
合面全面が接合温度に加熱される。この状態で一定時間
保持し、接合界面で超塑性変形を起こさせると、界面に
存在する気孔の圧着と元素の拡散が促進されるので、短
時間で健全な接合継手を得ることができる。

【００４９】なお、図２に示す高周波直接通電加熱装置
による接合においては、上述のように、初めから接合部
に圧力を加えて通電するかわりに、接合部を接触させる
前に両者の間に電圧を加えておき、徐々に近付けて軽く
接触させ、火花を飛ばして加熱した後に加圧しても良
い。

【００５０】また、図１に示す接合装置は、鋼管１、２
と大気とを完全に遮断せず、ガス噴出機構Ｃ１、Ｃ２、
Ｃ３から鋼管外周面５ａ及び内周面５ｂに不活性ガスを
噴出させることにより、鋼管１、２を大気から遮断する
ように構成されているが、接合部材に対し、より高い品
質が要求される場合には、上述のガス噴出機構に代え
て、図３に示すような雰囲気形成装置を用い、鋼管１、
２と大気とを完全に遮断して接合するようにすれば良
い。

【００５１】図３において、鋼管１、２は、図示しない
クランプ機構により管端面１ａ及び２ａで相互に突き合
わされて継手部５を形成すると共に、鋼管１、２の外周
面５ａには、図示しないシール部材を介して外筒１２が
密着され、鋼管１、２の内周面５ｂには、図示しないシ
ール部材を介して内筒１３が密着されている。また、外
筒１２内には、継手部５に近接して誘導コイル１４が設
けられている。

【００５２】そして、図３に示す雰囲気形成装置を用い
て接合を行う場合には、まず、外筒１２及び内筒１３に
それぞれ設けられた排気管１５及び１６から、図示しな
い真空ポンプを用いて外筒１２及び内筒１３内を排気す
る。次いで、真空雰囲気下で接合を行う場合には、その
まま誘導コイル１４に通電すれば良く、不活性ガス雰囲
気下で接合を行う場合には、排気管１５及び１６から不
活性ガスを導入した後、誘導コイル１４に通電すればよ
い。

【００５３】なお、図３に示す雰囲気形成装置を中実材
料の接合に適用する場合には、外筒１２のみを用いれば
よい。また、図３において、加熱手段として誘導コイル
１４を用いているが、誘導コイル１４に代えて、鋼管
１、２表面に給電端子を接触さて高周波直接通電加熱法
により加熱してもよく、また、継手部５近傍に黒鉛、タ
ングステン等からなるヒータを設け、ヒータの輻射熱に
より加熱するように構成しても良い。

【００５４】さらに、図１〜３においては、いずれも熱
源を鋼管外部に配置した構成としているが、誘導コイル
等の熱源を鋼管内部に配置するように構成しても同様の
効果が得られる。また、鋼管外部及び内部の双方に熱源
を配置すれば、さらに短時間で接合面の均熱が得られる
ので、より品質の高い接合継手を得ることが可能とな
る。

【００５５】次に、１２８０℃加熱領域の幅を限定する
理由について説明する。二相ステンレス鋼に限らず、一
般に金属材料は、高温に加熱されると結晶粒が粗大化
し、加熱された領域が軟化する。従って、接合界面近傍
のみを局部加熱して接合した場合、１２８０℃加熱領域
内は、加熱による影響を受けた部分であるので、軟化に
より加熱前より強度が低下する。一方、１２８０℃加熱
領域以外の領域では、加熱による影響をあまり受けてい
ないので、加熱前の母材強度が維持される。

【００５６】そのため、１２８０℃加熱領域の幅が広い
場合には、接合体に対し引張荷重を加えると、強度の低
い１２８０℃加熱領域内で集中的な塑性変形が生ずるの
で、接合体全体の強度は、加熱前の母材強度より低下す
る。

【００５７】一方、１２８０℃加熱領域の幅が狭くなる
と、軟化した１２８０℃加熱領域が、その両側に存在す
る加熱の影響を受けていない強度の高い領域によって拘
束された状態となるため、接合体に対し引張荷重が加え
られても、１２８０℃加熱領域内での集中的な塑性変形
が妨げられることとなる。これにより、接合体の強度低
下が最小限に抑制されるものである。

【００５８】従って、特に、強度が要求される用途に用
いられる接合部材については、１２８０℃加熱領域に幅
は、狭くするほど良く、少なくとも、管状材料の場合
は、管状材料の肉厚の２倍以下、中実材料の場合には、
中実材料の最大外径以下とすることが望ましい。

【００５９】次に、８００℃加熱領域の幅を限定する理
由について説明する。二相ステンレス鋼は、Ｃｒ含有量
が高く、高クロムフェライト相を含んでいるため、６０
０℃から８００℃の領域が徐冷されると、ＦｅＣｒを主
体とする金属間化合物σ相が析出するおそれがある。σ
相が析出すると、その周辺のＣｒ濃度が低下するので、
二相ステンレス鋼の耐食性を低下させる原因となる。

【００６０】そのため、８００℃加熱領域の幅が広い場
合には、部材全体に蓄えられる総熱量が多くなるため、
接合界面近傍の冷却速度が低下し、６００℃から８００
℃の温度領域を徐冷することになる。特に、管状材料に
あっては、８００℃加熱領域の幅が広くなると、管内周
面の耐食性の低下が著しい。管外周面に比べて、管内周
面の方が冷却速度が遅いからである。

【００６１】従って、特に、耐食性が要求される用途に
用いられる接合部材については、８００℃加熱領域の幅
は、狭くするほど良く、少なくとも、接合部材が管状材
料の場合には、接合界面からの距離がその肉厚ｔの５倍
以下、接合部材が中実材料の場合には、接合界面からの
距離がその最大外径Ｄの２．５以下とすることが望まし
い。

【００６２】なお、接合部材に高い靱性が要求される場
合や、油井管等、応力と厳しい腐食環境が共存する状態
で接合部材が使用される場合には、さらに、接合時に３
００℃以上に加熱された領域を接合直後に急冷するか、
あるいは、一旦放冷した後に固溶化温度以上に再加熱し
て急冷することが望ましい。

【００６３】上述のように、σ相は、周辺のＣｒ濃度を
低下させ、耐食性を低下させるものであるので、少なく
とも部材表面の耐食性を加熱前の母材と同等に維持でき
れば十分である場合には、８００℃加熱領域の幅を上述
のように制御するのみで足りる。しかし、σ相は、主と
して粒界に析出し、著しい硬化と脆化をもたらす（シグ
マ脆性）ので、高い靱性が要求される用途にあっては、
急冷することにより、接合部材内部におけるσ相生成を
も確実に押さえる必要があるからである。

【００６４】また、二相ステンレス鋼は、３７０℃から
５３０℃の領域を徐冷すると、高Ｃｒ相α’と低Ｃｒフ
ェライト相αの２相分離に起因する４７５℃脆性が生
じ、接合界面近傍の硬化と脆化をもたらす場合があるか
らである。

【００６５】さらに、４５０℃〜８５０℃の領域を徐冷
すると、粒界にＣｒを主成分とするＭ₂₃Ｃ₆ が析出して
粒界周辺にＣｒ欠乏層が生成する、いわゆる鋭敏化が生
じ、耐粒界腐食性や耐応力腐食割れ性が低下する場合が
あるからである。二相ステンレス鋼は、フェライト中の
Ｃｒの拡散速度が速いために、オーステナイト系ステン
レス鋼に比べてＣｒ欠乏層は生成しにくいが、耐応力腐
食割れ性を加熱前の母材と同等に維持するには、上記の
温度範囲を急冷する必要がある。

【００６６】図１に示す高周波誘導加熱装置を用いて接
合部材の急冷を行うには、まず、接合中又は放冷後の再
加熱中に、温度センサＥ１及びＥ２を用いて鋼管１及び
２の温度を測定し、各鋼管１及び２における３００℃以
上の加熱領域を判定し、次いで、接合終了後又は再加熱
終了後、加熱領域に関する位置信号に基づいて二重管６
を上下動させ、冷媒噴出機構Ｄ１、Ｄ２の位置決めを行
い、接合部を中心にして上下に広がる加熱領域に、水等
の冷媒を噴射すれば良い。

【００６７】急冷時の冷却速度は、５℃／ｓｅｃ以上で
あることを要し、好ましくは、１０〜３０℃／ｓｅｃで
ある。５℃／ｓｅｃ未満では、上述のシグマ脆性、４７
５℃脆性及び鋭敏化の発生を十分に抑制できないからで
ある。

【００６８】また、急冷を行う際、クランプ機構Ａ１、
Ａ２を作動させ、接合部に管軸方向の加圧力を印加した
状態にしておくことが望ましい。急冷を行うと、冷却初
期には、鋼管１、２の表面のみが冷却された状態となる
ため、鋼管１、２表面に引張応力が発生し、接合界面に
亀裂が発生する場合があるが、急冷時に加圧すると、加
圧による圧縮応力と急冷による引張応力が相殺され、接
合界面における亀裂の発生を防止できるからである。急
冷時に印加する加圧力としては、５〜１０ＭＰａ程度が
望ましい。

【００６９】（実施例１）接合材は、融点が１４３０℃
である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１（ＪＩＳ４３
０３）からなる外径１１５ｍｍ、肉厚１０ｍｍの鋼管を
用い、鋼管の接合面は、Ｒｍａｘが１０μｍとなるよう
に仕上げた。このような２本の鋼管を直接管端面で突き
合わせて、図３に示す雰囲気形成装置を備えた抵抗加熱
炉内にセットし、界面に３ＭＰａの圧力を付加した。

【００７０】次いで、炉内を真空に排気後、炉内に不活
性ガスを導入することなく真空中において、接合温度１
２８０℃、保持時間６０秒の条件下で、二相ステンレス
鋼管の接合を行った。なお、本実施例では、鋼管の外周
に設けたヒータの形状及び印加する電力を制御すること
により、１２８０℃加熱領域の幅が１５ｍｍ（肉厚の
１．５倍）となるようにした。

【００７１】（実施例２）接合温度を１３００℃、保持
時間を１８０秒、加圧力を４ＭＰａとし、接合時に炉内
にＡｒを導入した以外は、実施例１と同様の手順により
二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【００７２】（実施例３）接合温度を１３５０℃、保持
時間を６００秒、加圧力を５ＭＰａとし、接合時に炉内
にＨｅを導入した以外は、実施例１と同様の手順により
二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【００７３】（比較例１）接合温度を１２７０℃、保持
時間を３００秒、加圧力を４ＭＰａとした以外は、実施
例１と同様の手順により二相ステンレス鋼管の接合を行
った。

【００７４】（比較例２）接合温度を１３００℃、保持
時間を１２０秒、加圧力を６ＭＰａとし、接合時に炉内
にＨｅを導入した以外は、実施例１と同様の手順により
二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【００７５】実施例１〜３及び比較例１、２で得られた
接合後の鋼管から、図４に示すように、中央に接合部を
有する横幅３０ｍｍ、全長３００ｍｍの短冊形の引張試
験片を切り出し、クロスヘッドスピード１ｍｍ／ｍｉｎ
の条件で引張試験を行った。なお、引張試験片中央の両
側面部には、フライス加工により、横幅２０ｍｍ、長さ
８０ｍｍのストレート部を設けたが、引張試験片の表面
及び裏面は、未加工のままとした。

【００７６】また、接合後の鋼管から、図５に示すよう
に、中央に接合部を有する横幅ｔ（鋼管の肉厚に相
当）、厚さ１０ｍｍ、長さ２５０ｍｍの曲げ試験片を切
り出し、ＪＩＳＺ３１２２に準拠して、側曲げ試験を
行った。結果を表１に示す。

【００７７】

【表１】

【００７８】実施例１、２及び３で得られた接合後の鋼
管には、いずれも亀裂、変形は認められず、良好な接合
体が得られた。引張強度は、それぞれ、８１８ＭＰａ、
８２１ＭＰａ及び８２０ＭＰａであり、いずれの試験片
とも母材から破断し、接合界面から破断するものはなか
った。また、側曲げ試験を行ったところ、いずれの試験
片とも、１８０゜折り曲げられ、折り曲げた部分が破断
することはなかった。

【００７９】一方、接合温度を１２７０℃とした比較例
１では、接合後の鋼管に亀裂、変形は認められなかった
が、引張強度は、５５３ＭＰａまで低下し、試験片は、
接合界面から破断した。また、側曲げ試験を行ったとこ
ろ、試験片は、完全に折り曲げる前に接合界面から破断
した。破断面を観察したところ、鋼管内周面側には、未
接合部が認められた。

【００８０】また、接合時の加圧力を６ＭＰａとした比
較例２では、接合後の鋼管は、接合界面近傍で大きく樽
型に変形していた。また、引張強度は、７６４ＭＰａで
あり、試験片は、接合界面から破断した。さらに、側曲
げ試験を行ったところ、試験片は、完全に折り曲げる前
に接合界面から破断した。

【００８１】以上の結果から、母材の変形を抑制しつつ
接合界面を十分に密着させ、しかも未接合部の生じない
良好な接合体を得るには、接合温度、保持時間及び加圧
力を最適な範囲に収める必要があることがわかった。ま
た、接合条件が適切であれば、二相ステンレス鋼を直接
突き合わせて加熱するのみでも、母材と同等の強度及び
靱性を有する二相ステンレス鋼接合体が得られることが
わかった。

【００８２】（実施例４）接合材は、融点が１４３０℃
である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１（ＪＩＳ４３
０３）からなる外径１５０ｍｍ、肉厚１５ｍｍの鋼管を
用い、鋼管の接合面は、Ｒｍａｘが５０μｍとなるよう
に仕上げた。このような２本の鋼管を直接管端面で突き
合わせ、実施例１で用いた抵抗加熱炉と同一の炉内にセ
ットした。

【００８３】次いで、炉内を真空に排気後、炉内にＡｒ
ガスを導入し、接合温度１２８０℃、保持時間６０秒、
加圧力３ＭＰａの条件下で、二相ステンレス鋼管の接合
を行った。なお、本実施例の場合は、１２８０℃加熱領
域の幅は、２５ｍｍ（肉厚の１．７倍）となるようにし
た。

【００８４】（実施例５）接合すべき２本の鋼管の内、
一方の鋼管の管端面の表面粗さＲｍａｘを５０μｍ、他
方の表面粗さＲｍａｘを１０μｍとし、接合温度を１３
００℃、保持時間を１２０秒、加圧力を４ＭＰａとした
以外は、実施例４と同様の手順により二相ステンレス鋼
管の接合を行った。

【００８５】（実施例６）接合すべき２本の鋼管双方の
管端面の表面粗さＲｍａｘを１０μｍとし、接合温度を
１３００℃、保持時間を１８０秒、加圧力を４ＭＰａと
し、接合時に炉内にＨｅ導入した以外は、実施例４と同
様の手順により、二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【００８６】（比較例３）接合すべき２本の鋼管双方の
管端面の表面粗さＲｍａｘを１００μｍとし、接合温度
を１３００℃、保持時間を６００秒、加圧力を４ＭＰａ
とした以外は、実施例４と同様の手順により、二相ステ
ンレス鋼管の接合を行った。

【００８７】（比較例４）接合すべき２本の鋼管の内、
一方の鋼管の管端面の表面粗さＲｍａｘを７０μｍ、他
方の表面粗さＲｍａｘを１０μｍとし、接合温度を１３
００℃、保持時間を６００秒、加圧力を４ＭＰａ、接合
時に炉内にＨｅを導入した以外は、実施例４と同様の手
順により二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【００８８】実施例４〜６及び比較例３、４で得られた
接合後の鋼管から、実施例１と同様の手順により、試験
片を切り出し、引張試験及び側曲げ試験を行った。結果
を表２に示す。

【００８９】

【表２】

【００９０】接合面の表面粗さＲｍａｘを５０μｍ以下
とした実施例４、５及び６では、接合後の鋼管には、い
ずれも亀裂、変形は認められず、良好な接合体が得られ
た。引張強度は、それぞれ、８１８ＭＰａ、８２１ＭＰ
ａ及び８２５ＭＰａであり、僅かではあるが、表面粗さ
Ｒｍａｘが小さくなるにつれ引張強度が高くなる傾向が
認められた。また、いずれの試験片とも母材から破断し
ており、接合界面から破断するものはなかった。さら
に、側曲げ試験を行ったところ、いずれの試験片とも、
１８０゜折り曲げられ、折り曲げた部分が破断すること
はなかった。

【００９１】これに対し、接合面の表面粗さＲｍａｘを
双方とも１００μｍとした比較例３では、保持時間を６
００秒まで延長したにもかかわらず、試験片の引張強度
は６９５ＭＰａまで低下し、試験片は接合界面から破断
した。また、側曲げ試験を行ったところ、試験片は、完
全に折り曲げる前に接合界面から破断した。破断面を観
察したところ、表面粗さが粗いことに起因する未接合部
が、破断面全面に渡って点在していた。

【００９２】また、接合すべき２本の鋼管の内、一方の
表面粗さを７０μｍ、他方を１０μｍとした比較例４で
は、同様に保持時間を６００秒まで延長したにもかかわ
らず、試験片の引張強度は７３８ＭＰａにとどまり、試
験片は、接合界面から破断した。また、側曲げ試験を行
ったところ、試験片は、完全に折り曲げる前に接合界面
から破断した。破断面を観察したところ、比較例３より
は少ないが、やはり、未接合部が破断面全面に渡って点
在していた。

【００９３】以上の結果から、接合部材の変形を抑制可
能な比較的低圧力、短時間の接合条件下において、未接
合部の発生を防止し、高い接合強度を得るためには、接
合面の表面粗さを５０μｍ以下とすることが望ましいこ
とがわかった。

【００９４】（実施例７）接合材は、融点が１４３０℃
である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１（ＪＩＳ４３
０３）からなる外径２００ｍｍ、肉厚２０ｍｍの鋼管を
用い、鋼管の接合面は、Ｒｍａｘが５０μｍとなるよう
に仕上げた。このような２本の鋼管を管端面で突き合わ
せて、図３に示す雰囲気形成装置を備えた高周波誘導加
熱装置にセットし、界面に３ＭＰａの加圧力を付加し
た。

【００９５】次いで、装置内を真空に排気後、装置内に
Ｈｅガスを導入し、誘導コイルに１００ｋＨｚの高周波
を印加して、接合温度１２８０℃、保持時間６０秒の条
件下で、二相ステンレス鋼管の接合を行った。なお、本
実施例では、鋼管の外周に設けた誘導コイルの形状及び
印加する電力を制御することにより、１２８０℃加熱領
域の幅が３０ｍｍ（肉厚の１．５倍）となるようにし
た。

【００９６】（実施例８）鋼管の接合面の表面粗さＲｍ
ａｘを１０μｍ、誘導コイルに印加する周波数を３ｋＨ
ｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を１２０秒、加圧
力を４ＭＰａ、接合時に装置内にＡｒを導入した以外
は、実施例７と同様の手順により、二相ステンレス鋼管
の接合を行った。

【００９７】（実施例９）接合装置として高周波直接通
電加熱装置を用いた以外は、実施例７と同様の手順によ
り、二相ステンレス鋼管の接合を行った。なお、１２８
０℃加熱領域の幅は、給電端子の間隔及び印加する電力
を制御することにより、３０ｍｍ（肉厚の１．５倍）と
なるようにした。

【００９８】（比較例５）鋼管の接合面の表面粗さＲｍ
ａｘを１０μｍ、誘導コイルに印加する周波数を２００
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を６００秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａ、接合時に装置内に
Ａｒを導入した以外は、実施例７と同様の手順により、
二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【００９９】（比較例６）接合装置として高周波直接通
電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を２００
ｋＨｚ、鋼管の接合面の表面粗さＲｍａｘを３０μｍ、
接合温度を１３００℃、保持時間を３００秒、接合面に
付加する加圧力を４ＭＰａとした以外は、実施例７と同
様の手順により、二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【０１００】実施例７〜９及び比較例５、６で得られた
接合後の鋼管から、実施例１と同様の手順により、試験
片を切り出し、引張試験及び側曲げ試験を行った。結果
を表３に示す。

【０１０１】

【表３】

【０１０２】高周波誘導加熱法又は高周波直接通電加熱
法を用い、周波数が１００ｋＨｚ以下の条件で接合し
た、実施例７、８及び９では、接合界面に亀裂、変形は
認められず、良好な接合体が得られた。接合体の引張強
度は、それぞれ、８２１ＭＰａ、８２１ＭＰａ及び８１
８ＭＰａであり、いずれも母材から破断した。また、側
曲げ試験を行ったところ、いずれも１８０゜折り曲げら
れ、折り曲げた部分が破断することはなかった。

【０１０３】一方、高周波誘導加熱法又は高周波直接通
電加熱法を用い、周波数が２００ｋＨｚの条件で接合し
た比較例５及び６では、保持時間をそれぞれ６００秒及
び３００秒まで延長したにもかかわらず、引張強度は、
それぞれ、７８５ＭＰａ及び７５７ＭＰａであり、試験
片は、いずれも接合界面から破断した。また、側曲げ試
験を行ったところ、試験片は、いずれも完全に折り曲げ
ることができず、接合界面から破断した。破断面を観察
したところ、いずれも、鋼管内周面側に未接合部が認め
られた。

【０１０４】以上の結果から、高周波誘導加熱法又は高
周波直接通電加熱法により接合を行う場合において、未
接合部の発生を抑制し、接合面全面を均一に接合するに
は、印加する周波数を１００ｋＨｚ以下とする必要があ
ることがわかった。また、加熱方法による差異はなく、
接合条件が適切であれば、いずれの方法によっても良好
な接合体が得られることがわかった。

【０１０５】（実施例１０）接合材は、融点が１４３０
℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１（ＪＩＳ４
３０３）からなる外径２００ｍｍ、肉厚２０ｍｍの鋼管
を用い、鋼管の接合面は、Ｒｍａｘが５０μｍとなるよ
うに仕上げた。このような２本の鋼管を管端面で突き合
わせて、図３に示す雰囲気形成装置を備えた高周波誘導
加熱装置にセットし、界面に３ＭＰａの加圧力を付加し
た。

【０１０６】次いで、装置内を真空に排気した後、装置
内に不活性ガスを導入することなく真空中において、誘
導コイルに１００ｋＨｚの高周波を印加して、接合温度
１２８０℃、保持時間６０秒の条件下で、二相ステンレ
ス鋼管の接合を行った。なお、本実施例の場合、１２８
０℃加熱領域の幅は、４０ｍｍ（肉厚の２．０倍）とな
るようにした。

【０１０７】（実施例１１）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を３
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を１２０秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａとし、接合時に装置
内にＡｒガスを導入し、１２８０℃加熱領域の幅を３０
ｍｍ（肉厚の１．５倍）となるようにした以外は、実施
例１０と同様の手順により、二相ステンレス鋼管の接合
を行った。

【０１０８】（実施例１２）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を１
００ｋＨｚ、接合時に装置内にＨｅガスを導入した以外
は、実施例１０と同様の手順により、二相ステンレス鋼
管の接合を行った。

【０１０９】（実施例１３）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を３
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を３００秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａとし、接合時に装置
内にＡｒガスを導入し、１２８０℃加熱領域の幅を５０
ｍｍ（肉厚の２．５倍）となるようにした以外は、実施
例１０と同様の手順により、二相ステンレス鋼管の接合
を行った。

【０１１０】（実施例１４）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を５
０ｋＨｚ、接合面の表面粗さＲｍａｘを３０μｍ、接合
温度を１３００℃、保持時間を３００秒、界面に付加す
る加圧力を４ＭＰａとし、接合時に装置内にＨｅガスを
導入し、１２８０℃加熱領域の幅を６０ｍｍ（肉厚の
３．０倍）となるようにした以外は、実施例１０と同様
の手順により、二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【０１１１】実施例１０〜１４で得られた接合後の鋼管
から、実施例１と同様の手順により、試験片を切り出
し、引張試験及び側曲げ試験を行った。結果を表４に示
す。

【０１１２】

【表４】

【０１１３】１２８０℃加熱領域の幅を肉厚の２倍以下
となるようにした実施例１０、１１及び１２では、いず
れも接合界面に亀裂、変形は認められず、良好な接合体
が得られた。引張強度は、それぞれ、８１９ＭＰａ、８
２０ＭＰａ及び８１８ＭＰａであった。また、試験片
は、いずれも１２８０℃加熱領域内の母材から破断した
が、該領域内での集中的な塑性変形はわずかであった。
さらに、側曲げ試験を行ったところ、いずれも１８０゜
折り曲げられ、折り曲げた部分が破断することはなかっ
た。

【０１１４】一方、１２８０℃加熱領域の幅を肉厚の
２．５倍となるようした実施例１３及び肉厚の３．０倍
となるようにした実施例１４では、同様に、得られた接
合体には亀裂、変形は認められず、良好な接合体が得ら
れた。また、側曲げ試験を行ったところ、いずれも１８
０゜折り曲げられ、折り曲げた部分が破断することはな
かった。

【０１１５】しかしながら、引張試験を行ったところ、
引張強度は、実施例１３で７７８ＭＰａ、実施例１４で
７８７ＭＰａとなり、実施例１０〜１２と比べて、若干
低い値となった。また、試験片は、いずれも１２８０℃
加熱領域内の母材部分から破断し、該領域内では、集中
的な塑性変形が生じていた。

【０１１６】以上の結果から、管状材料の場合、１２８
０℃加熱領域の幅を肉厚の２倍以下となるように制御す
ると、集中的な塑性変形に起因する接合界面近傍の強度
低下を抑制できることがわかった。また、加熱方法によ
る差異はなく、接合条件が適切であれば、いずれの方法
によっても良好な接合体が得られることがわかった。

【０１１７】（実施例１５）接合材は、融点が１４３０
℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１（ＪＩＳ４
３０３）からなる外径５０ｍｍの中実丸棒を用い、丸棒
の接合面は、Ｒｍａｘが５０μｍとなるように仕上げ
た。このような２本の丸棒を端面で突き合わせて、図３
に示す雰囲気形成装置を備えた高周波誘導加熱装置にセ
ットし、界面に３ＭＰａの加圧力を付加した。

【０１１８】次いで、装置内を真空に排気した後、装置
内に不活性ガスを導入することなく真空中において、誘
導コイルに１００ｋＨｚの高周波を印加し、接合温度１
２８０℃、保持時間６０秒の条件下で、二相ステンレス
鋼丸棒の接合を行った。なお、本実施例の場合、１２８
０℃加熱領域の幅は、５０ｍｍ（最大外径の１．０倍）
となるようにした。

【０１１９】（実施例１６）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を３
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を１８０秒、
接合面に付加する加圧力を５ＭＰａとし、接合時に装置
内にてＡｒガスを導入し、１２８０℃加熱領域の幅を３
０ｍｍ（最大外径の０．６倍）となるようにした以外
は、実施例１５と同様の手順により、二相ステンレス鋼
丸棒の接合を行った。

【０１２０】（実施例１７）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を１
００ｋＨｚ、接合時に装置内にＨｅガスを導入した以外
は、実施例１５と同様の手順により、二相ステンレス鋼
管の接合を行った。

【０１２１】（実施例１８）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を３
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を４５０秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａとし、１２８０℃加
熱領域の幅を６０ｍｍ（最大外径の１．２倍）となるよ
うにした以外は、実施例１５と同様の手順により、二相
ステンレス鋼丸棒の接合を行った。

【０１２２】（実施例１９）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を１
０ｋＨｚ、接合面の表面粗さＲｍａｘを３０μｍ、接合
温度を１３００℃、保持時間を３００秒、界面に付加す
る加圧力を４ＭＰａとし、接合時に装置内にＨｅガスを
導入し、１２８０℃加熱領域の幅を７０ｍｍ（肉厚の
１．４倍）となるようにした以外は、実施例１５と同様
の手順により、二相ステンレス鋼丸棒の接合を行った。

【０１２３】実施例１５〜１９で得られた接合後の丸棒
から、図６に示すように、中央に接合部を有する全長１
５０ｍｍのＪＩＳＺ２２０１４号試験片を切り出
し、クロスヘッドスピード１ｍｍ／ｍｉｎの条件下で引
張試験を行った。また、図７に示すように、中央に接合
部を有する幅２０ｍｍ、厚さ１０ｍｍ、長さ２５０ｍｍ
の側曲げ試験片を切り出し、側曲げ試験を行った。結果
を表５に示す。

【０１２４】

【表５】

【０１２５】１２８０℃加熱領域の幅を最大外径以下と
した実施例１５、１６及び１７では、いずれも接合界面
に亀裂、変形は認められず、良好な接合体が得られた。
引張強度は、それぞれ、８２１ＭＰａ、８２８ＭＰａ及
び８１７ＭＰａであった。また、試験片は、いずれも１
２８０℃加熱領域内の母材から破断したが、該領域内で
の集中的な塑性変形はわずかであった。さらに、側曲げ
試験を行ったところ、いずれも１８０゜折り曲げられ、
折り曲げた部分が破断することはなかった。

【０１２６】一方、１２８０℃加熱領域の幅を最大外径
の１．２倍となるようした実施例１８及び最大外径の
１．４倍とした実施例１９では、同様に、接合界面に亀
裂、変形は認められず、良好な接合体が得られた。ま
た、側曲げ試験を行ったところ、いずれも１８０゜折り
曲げられ、折り曲げた部分が破断することはなかった。

【０１２７】しかしながら、引張試験を行ったところ、
引張強度は、実施例１８で７５６ＭＰａ、実施例１９で
７７４ＭＰａとなり、実施例１５〜１７と比べて、若干
低い値となった。また、試験片は、いずれも１２８０℃
加熱領域内の母材部分から破断し、該領域内では、集中
的な塑性変形が生じていた。

【０１２８】以上の結果から、中実材料の場合、１２８
０℃加熱領域の幅を最大外径以下となるように制御する
と、集中的な塑性変形に起因する接合界面近傍の強度低
下を抑制できることがわかった。また、加熱方法による
差異はなく、接合条件が適切であれば、いずれの方法に
よっても良好な接合体が得られることがわかった。

【０１２９】（実施例２０）接合材は、融点が１４３０
℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１（ＪＩＳ４
３０３）を用い、その形状は、外径１５０ｍｍ、肉厚１
５ｍｍの鋼管とし、鋼管の接合面は、Ｒｍａｘが５０μ
ｍとなるように仕上げた。このような２本の鋼管を管端
面で突き合わせて、図３に示す雰囲気形成装置を備えた
高周波誘導加熱装置にセットし、界面に３ＭＰａの加圧
力を付加した。

【０１３０】次いで、装置内を真空に排気した後、装置
内に不活性ガスを導入することなく真空中において、誘
導コイルに１００ｋＨｚの高周波を印加し、接合温度１
２８０℃、保持時間６０秒の条件で、二相ステンレス鋼
管の接合を行った。なお、本実施例の場合、１２８０℃
加熱領域の幅は、３０ｍｍ（肉厚の２．０倍）、８００
℃加熱領域の幅は、接合界面からの距離で７５ｍｍ（肉
厚の５．０倍）となるようにした。

【０１３１】（実施例２１）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を３
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を１２０秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａとし、装置内にＡｒ
ガスを導入し、１２８０℃加熱領域の幅を２５ｍｍ（肉
厚の１．７倍）、８００℃加熱領域の幅を接合界面から
の距離で５０ｍｍ（肉厚の３．３倍）となるようにした
以外は、実施例２０と同様の手順により、二相ステンレ
ス鋼管の接合を行った。

【０１３２】（実施例２２）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を１
００ｋＨｚ、接合時に装置内にＡｒガスを導入した以外
は、実施例２０と同様の手順により、二相ステンレス鋼
管の接合を行った。

【０１３３】（実施例２３）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を３
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を６００秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａとし、１２８０℃加
熱領域の幅を２０ｍｍ（肉厚の１．３倍）、８００℃加
熱領域の幅を接合界面からの距離で１００ｍｍ（肉厚の
６．７倍）となるようにした以外は、実施例２０と同様
の手順により、二相ステンレス鋼管の接合を行った。

【０１３４】（実施例２４）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を２
０ｋＨｚ、接合面の表面粗さＲｍａｘを３０μｍ、接合
温度を１３００℃、保持時間を３００秒、界面に付加す
る加圧力を４ＭＰａとし、接合時に装置内にＨｅガスを
導入し、１２８０℃加熱領域の幅を２０ｍｍ（肉厚の
１．３倍）、８００℃加熱領域の幅を接合界面からの距
離で９０ｍｍ（肉厚の６．０倍）となるようにした以外
は、実施例２０と同様の手順により、二相ステンレス鋼
管の接合を行った。

【０１３５】実施例２０〜２４で得られた接合後の鋼管
から、実施例１と同様の手順により、試験片を切り出
し、引張試験及び側曲げ試験を行った。また、得られた
接合体から、図８に示すように、中心に接合面を有する
板幅５０ｍｍ、板厚５ｍｍ、長さ５００ｍｍの試験片を
切り出し、これをＮａＣｌ濃度１５ｗｔ％の水溶液中に
浸漬し、Ｈ₂Ｓ分圧１ｐｓｉ、ＣＯ₂分圧５ｂａｒ、試験
温度２００℃の条件で腐食試験を行った。

【０１３６】腐食試験の評価は、走査型電子顕微鏡を用
い、倍率を１０００倍として任意に選択した１０視野に
ついて観察し、孔食が全く認められなかった場合を
「Ａ」、孔食が観察された視野数が１視野以上３視野以
下である場合を「Ｂ」、それ以上の孔食が観察された場
合を「Ｃ」で表した。結果を表６に示す。

【０１３７】

【表６】

【０１３８】８００℃加熱領域の幅を接合界面からの距
離で肉厚の５．０倍以下となるようにした実施例２０、
２１及び２２では、いずれも接合界面に亀裂、変形は認
められず、良好な接合体が得られた。引張強度は、それ
ぞれ、８２１ＭＰａ、８２４ＭＰａ及び８２０ＭＰａで
あり、いずれも母材から破断した。また、側曲げ試験を
行ったところ、いずれも１８０゜折り曲げられ、折り曲
げた部分が破断することはなかった。さらに、腐食試験
については、いずれも「Ａ」評価であり、高い耐食性を
示した。

【０１３９】一方、８００℃加熱領域の幅を接合界面か
らの距離で肉厚の６．７倍とした実施例２３及び肉厚の
６．０倍とした実施例２４については、同様に、接合界
面に亀裂、変形は認められず、良好な接合体が得られ
た。また、側曲げ試験を行ったところ、同様に、いずれ
も１８０゜折り曲げられ、折り曲げた部分が破断するこ
とはなかった。

【０１４０】しかしながら、引張試験を行ったところ、
実施例２４では８１８ＭＰａであり、実施例２０〜２２
と同等の値を示したが、実施例２３では７７７ＭＰａで
あり、若干低い値を示した。また、腐食試験について
は、いずれも「Ｂ」評価であり、実施例２０〜２２に比
べて耐食性が低下した。

【０１４１】以上の結果から、管状材料の場合、８００
℃加熱領域の幅を接合界面からの距離で肉厚の５倍以下
となるように制御すれば、母材と同等の強度、靱性及び
耐食性を有する接合体が得られることがわかった。ま
た、加熱方法による差異はなく、接合条件が適切であれ
ば、いずれの方法によっても良好な接合体が得られるこ
とがわかった。

【０１４２】（実施例２５）接合材は、融点が１４３０
℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１（ＪＩＳ４
３０３）からなる外径７５ｍｍの中実丸棒を用い、丸棒
の接合面は、Ｒｍａｘが５０μｍとなるように仕上げ
た。このような２本の丸棒を端面で突き合わせて、図３
に示す雰囲気形成装置を備えた高周波誘導加熱装置にセ
ットし、界面に３ＭＰａの加圧力を付加した。

【０１４３】次いで、装置内を真空に排気した後、装置
内に不活性ガスを導入することなく真空中において、誘
導コイルに１００ｋＨｚの高周波を印加し、接合温度１
２８０℃、保持時間６０秒の条件下で、二相ステンレス
鋼丸棒の接合を行った。なお、本実施例の場合、１２８
０℃加熱領域の幅は、７０ｍｍ（最大外径の１．０
倍）、８００℃加熱領域の幅は、接合界面からの距離が
１８７ｍｍ（最大外径の２．５倍）となるようにした。

【０１４４】（実施例２６）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を３
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を１８０秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａとし、接合時に装置
内にＡｒガスを導入し、１２８０℃加熱領域の幅を４０
ｍｍ（最大外径の０．５３倍）、８００℃加熱領域の幅
を接合界面からの距離が５０ｍｍ（最大外径の０．６７
倍）となるようにした以外は、実施例２５と同様の手順
により、二相ステンレス鋼丸棒の接合を行った。

【０１４５】（実施例２７）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を１
００ｋＨｚ、接合時に装置内にＡｒガスを導入した以外
は、実施例２５と同様の手順により、二相ステンレス鋼
丸棒の接合を行った。

【０１４６】（実施例２８）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１０μｍ、誘導コイルに印加する高周波の周波数を５
ｋＨｚ、接合温度を１３００℃、保持時間を６００秒、
接合面に付加する加圧力を４ＭＰａとし、１２８０℃加
熱領域の幅を３０ｍｍ（最大外径の０．４倍）、８００
℃加熱領域の幅を接合界面からの距離が２００ｍｍ（最
大外径の２．６７倍）となるようにした以外は、実施例
２５と同様の手順により、二相ステンレス鋼丸棒の接合
を行った。

【０１４７】（実施例２９）接合装置として、高周波直
接通電加熱装置を用い、給電端子に印加する周波数を２
０ｋＨｚ、接合面の表面粗さＲｍａｘを３０μｍ、接合
温度を１３００℃、保持時間を３００秒、界面に付加す
る加圧力を４ＭＰａとし、接合時に装置内にＨｅガスを
導入し、１２８０℃加熱領域の幅を５０ｍｍ（最大外径
の０．６７倍）、８００℃加熱領域の幅を接合界面から
の距離が２００ｍｍ（最大外径の２．６７倍）となるよ
うにした以外は、実施例２５と同様の手順により、二相
ステンレス鋼丸棒の接合を行った。

【０１４８】実施例２５〜２９で得られた接合後の丸棒
から、実施例１５と同様の手順により、試験片を切り出
し、引張試験及び側曲げ試験を行った。また、接合後の
丸棒から、図９に示すように、中心に接合部を有する板
幅５０ｍｍ、板厚５ｍｍ、長さ５００ｍｍの試験片を切
り出し、実施例２０と同様の手順により、腐食試験を行
った。結果を表７に示す。

【０１４９】

【表７】

【０１５０】８００℃加熱領域の幅を接合界面からの距
離で最大外径の２．５倍以下となるようにした実施例２
５、２６及び２７では、いずれも接合界面に亀裂、変形
は認められず、良好な接合体が得られた。引張強度は、
それぞれ、８２１ＭＰａ、８１８ＭＰａ及び８１７ＭＰ
ａであり、いずれも母材から破断した。また、側曲げ試
験を行ったところ、いずれも１８０゜折り曲げられ、折
り曲げた部分が破断することはなかった。さらに、腐食
試験については、いずれも「Ａ」評価であり、高い耐食
性を示した。

【０１５１】一方、８００℃加熱領域の幅を接合界面か
らの距離で最大外径の２．６７倍とした実施例２８及び
２９については、同様に、接合界面に亀裂、変形は認め
られず、良好な接合体が得られた。引張強度は、それぞ
れ、８０９ＭＰａ及び８１０ＭＰａであり、いずれも母
材から破断した。また、側曲げ試験を行ったところ、同
様に、いずれも１８０゜折り曲げられ、折り曲げた部分
が破断することはなかった。しかしながら、腐食試験に
ついては、いずれも「Ｂ」評価であり、実施例２５〜２
７と比べて耐食性が低下した。

【０１５２】以上の結果から、中実材料の場合、８００
℃加熱領域の幅を接合界面からの距離で最大外径の２．
５倍以下となるように制御すれば、母材と同等の強度、
靱性及び耐食性を有する接合体が得られることがわかっ
た。また、加熱方法による差異はなく、接合条件が適切
であれば、いずれの方法によっても良好な接合体が得ら
れることがわかった。

【０１５３】以上のように、二相ステンレス鋼同士を接
合する場合において、インサート材を介挿することなく
直接突き合わせて接合する本発明の方法であっても、接
合温度、保持時間、加圧力等の接合条件を最適化すれ
ば、母材と同等の強度と靱性を有する接合体が得られる
ことがわかった。また、１２８０℃加熱領域及び８００
℃加熱領域の幅を所定の値以下となるように制御すれ
ば、加熱領域における集中的な塑性変形に起因する接合
界面近傍の強度低下及びσ相生成に起因する耐孔食性の
低下を抑制できることがわかった。

【０１５４】なお、本発明は、上記実施例に何ら限定さ
れるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲で種
々の改変が可能である。例えば、上記実施例では、鋼管
あるいは丸棒同志の接合について実施しているが、鋼管
とフランジや、外管と内管からなる金属二重管の接合、
板材の突き合わせ継手、重ね継手、Ｔ継手等の接合等、
あらゆる形状を有する部材同士の接合に適用できる。

【０１５５】また、上記実施例では、接合材として、二
相ステンレス鋼の一種であるＳＵＳ３２９Ｊ１を用いて
いるが、ＳＵＳ３２９Ｊ３Ｌ、ＳＵＳ３２９Ｊ４Ｌ等、
他の組成を有する二相ステンレス鋼や、これらの標準型
鋼種に種々の添加物を加えたステンレス合金にも適用可
能である。

【０１５６】さらに、上記実施例では、接合後に放冷を
行っているが、接合後に接合部を急冷すれば、接合体の
耐粒界腐食性、耐応力腐食割れ性を母材と同等に維持す
ることも可能である。また、接合後に接合部表面にショ
ットブラスト処理を施せば、接合部表面の切欠を除去で
きるとともに、表面に圧縮応力を発生させることができ
るので、接合部の引張強度及び疲労強度を向上させるこ
とが可能となる。

【０１５７】

【発明の効果】本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方
法は、所定の表面粗さを有する二相ステンレス鋼同士を
直接突き合わせ、所定の温度、加圧力、保持時間及び接
合雰囲気下において接合することにより、二相ステンレ
ス鋼に超塑性変形を起こさせ、これにより接合界面に存
在する気孔を圧着させると共に、界面における元素の拡
散を促進させるようにしたので、比較的低圧力かつ短時
間の接合条件下で強度の高い接合継手が得られるという
効果がある。

【０１５８】また、インサート材を用いることなく接合
が行なわれるため、接合界面の組成が母材と同等に維持
され、インサート材に含まれる元素に起因する接合界面
近傍の脆化や耐食性の低下のおそれがないので、接合条
件の設定が簡略化されると共に、母材と同等の靱性及び
耐食性を有する接合継手を容易に得ることができるとい
う効果がある。

【０１５９】さらに、接合部を加熱する手段として、高
周波誘導加熱法又は高周波直接通電加熱法等の局部加熱
が容易な加熱手段を用い、１２８０℃加熱領域の幅及び
８００℃加熱領域の幅を必要最小限に押さえるようにし
たので、加熱に伴う界面近傍の母材の強度、靱性及び耐
食性の低下を抑制することができるという効果がある。

【０１６０】以上のように、本発明は、母材と同等の強
度、靱性及び耐食性を有する接合体を高能率で得ること
ができるものであり、これを例えば油井管の接合に応用
した場合には、油漏れ、ガス漏れ等の不具合が発生しな
いばかりでなく、耐孔食性、耐応力腐食割れ性等に優れ
た接合継手が得られ、さらに、石油掘削のための作業時
間が大幅に短縮されることになるので、産業上その効果
の極めて大きい発明である。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方法を実
施するための高周波誘導加熱装置の概略構成図である。

【図２】本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方法を実
施するための高周波直接通電加熱装置の概略構成図であ
る。

【図３】本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方法を実
施する際に用いられる雰囲気形成装置の概略構成図であ
る。

【図４】接合後の鋼管から切り出した引張試験片の形状
を示す図である。

【図５】接合後の鋼管から切り出した側曲げ試験片の形
状を示す図である。

【図６】接合後の丸棒から切り出した引張試験片の形状
を示す図である。

【図７】接合後の丸棒から切り出した側曲げ試験片の形
状を示す図である。

【図８】接合後の鋼管から切り出した腐食試験片の形状
を示す図である。

【図９】接合後の丸棒から切り出した腐食試験片の形状
を示す図である。

【図１０】従来のねじ接続法（メカニカルカップ法）を
示す概略図である。

【図１１】従来の鋼管の溶接法（オービタルウェルディ
ング法）を示す概略図である。

【符号の説明】

１、２鋼管１ａ、１ｂ鋼管の管端面Ｂ加熱機構（高周波誘導コイル）１１ａ、１１ｂ給電端子

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】フェライト・オーステナイト二相ステン
レス鋼同士の接合方法であって、一方の二相ステンレス
鋼部材の接合面と他方の二相ステンレス鋼部材の接合面
とを直接接触させた状態で、非酸化雰囲気下、３ＭＰａ
以上５ＭＰａ以下の加圧力で加圧しつつ、１２８０℃以
上前記各二相ステンレス鋼の融点以下の温度に加熱し、
６０秒以上保持するようにしたことを特徴とする二相ス
テンレス鋼の接合方法。
【請求項２】前記接合面の表面粗さＲｍａｘが、５０
μｍ以下であることを特徴とする請求項１に記載される
二相ステンレス鋼の接合方法。
【請求項３】前記二相ステンレス鋼部材の接合を、周
波数が１００ｋＨｚ以下の条件で高周波誘導加熱法によ
り行うことを特徴とする請求項１又は２に記載される二
相ステンレス鋼の接合方法。
【請求項４】前記二相ステンレス鋼部材の接合を、周
波数が１００ｋＨｚ以下の条件で高周波直接通電加熱法
により行うことを特徴とする請求項１又は２に記載され
る二相ステンレス鋼の接合方法。
【請求項５】前記二相ステンレス鋼部材が管状材料の
場合には、接合時に１２８０℃以上に加熱される領域の
幅が前記管状材料の肉厚の２倍以下、前記二相ステンレ
ス鋼部材が中実材料の場合には、接合時に１２８０℃以
上に加熱される領域の幅が前記中実材料の最大外径以下
となるように前記二相ステンレス鋼部材を加熱するよう
にしたことを特徴とする請求項１、２、３又は４に記載
される二相ステンレス鋼の接合方法。
【請求項６】前記二相ステンレス鋼部材が管状材料の
場合には、接合時に８００℃以上に加熱される領域の幅
が接合面からの距離で前記管状材料の肉厚の２倍以下、
前記二相ステンレス鋼部材が中実材料の場合には、接合
時に８００℃以上に加熱される領域の幅が接合面からの
距離で前記中実材料の最大外径の２．５倍以下となるよ
うに前記二相ステンレス鋼部材を加熱するようにしたこ
とを特徴とする請求項１、２、３、４又は５に記載され
る二相ステンレス鋼の接合方法。