JPH11197853A - マルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 接合強度及び靱性に優れ、しかも作業時間の
短いマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法を提供す
ること。 【解決手段】 マルテンサイト系ステンレス鋼の間に、
厚さ２０μｍ〜１００μｍ、融点１２５０℃以下のＮｉ
系合金箔からなるインサート材を介挿し、接合温度１２
９０℃以上１４００℃以下、加圧力３ＭＰａ以上９ＭＰ
ａ以下、保持時間３０秒以上１８０秒以下の条件で、非
酸化雰囲気下で接合を行い、接合部を室温近傍まで冷却
した後、６００℃以上被接合材のＡ₁ 変態点未満の温度
に再加熱するようにした。接合界面の表面粗さＲｍａｘ
は、５０μｍ以下が良く、また、加熱には、高周波誘導
加熱あるいは高周波直接通電加熱が適用される。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、マルテンサイト系
ステンレス鋼の接合方法に関し、さらに詳しくは、ター
ビン翼、軸受け等の機械構造材料や化学工業用の耐食用
配管材料等に用いられるマルテンサイト系ステンレス鋼
の接合方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】マルテンサイト系ステンレス鋼は、１
１．５〜１８．０％のＣｒを含有するＣｒ系鋼をオース
テナイト領域から焼き入れしてマルテンサイト組織と
し、適当な温度で焼き戻したものである。Ｃ量及びＣｒ
量が低めの鋼は、高温で焼き戻すと靱性を高めることが
できることから、タービン翼、軸受等の機械構造材料と
して用いられる。また、Ｃ量及びＣｒ量が高めの鋼は、
低温で焼き戻すと高硬度になることから、刃物や工具材
料として使用されている。さらに、マルテンサイト系ス
テンレス鋼は、耐食性、耐熱性に優れ、オーステナイト
系ステンレス鋼と比べて安価なことから、各種化学プラ
ントの配管材料としても多用されている。

【０００３】ところで、各種化学プラント装置において
は、多数の配管を必要とすると共に、これらの配管を順
次、接続させる必要がある。このような配管の接続手段
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
が知られている。

【０００４】ねじ接続法は、図７に示すように、鋼管１
の管端部の雄ねじ部１ｂと、内周に雌ねじ溝が刻設され
ている円筒状の管継手７の下半分の雌ねじ溝７ｂとを螺
合し、次いで接続すべき鋼管２の管端部の雄ねじ部２ｂ
と管継手７の上半分の雌ねじ溝７ｂ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】また、溶接法は、図８に示すように、鋼管
１の管端部及び鋼管２の管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を管周面
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】さらに、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
溶融させると同時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】特に、液相拡散接合法は、ねじ接続法と比
べて信頼性及び気密性の高い継手が容易に得られ、ま
た、溶接法と比べて簡便であり、しかも、熱応力や部材
の変形量も少ないことから、マルテンサイト系ステンレ
ス鋼に対しても適用されるようになっている。

【０００８】例えば、特開平８−３１１５６３号公報に
は、マルテンサイト系ステンレス鋼の接合界面に、厚さ
２０〜１００μｍのＮｉ系合金からなるインサート材を
挿入し、１３００℃に加熱した後、接合界面に５ｋｇｆ
／ｍｍ² の加圧力を印加して液相拡散接合した後、常温
まで冷却する途中において、８４０℃〜９５０℃の温度
で被接合材の厚さ１ｃｍあたり２０分以上保持し、次い
で、その温度から５００℃までを３０℃／ｈ以下の冷却
速度で冷却するマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方
法が開示されている。

【０００９】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、液相拡
散接合法により高品質の継手を得るには、単にインサー
ト材の厚さ、接合温度、加圧力のみを特定すれば足りる
ものではなく、他の接合条件の最適化を考慮する必要が
ある。特に、特開平８−３１１５６３号公報に開示され
ているように、接合界面に５ｋｇｆ／ｍｍ² （４９ＭＰ
ａ）のような比較的高い加圧力を付加するのは、接合中
に被接合材の変形を生じ、後加工が必要となるという問
題がある。

【００１０】また、特開平８−３１１５６３号公報に開
示されている方法では、接合部を加熱した後に接合面を
加圧する構成を採用しているが、接合面が傾斜又は直立
している場合には、加熱時に溶融したインサート材が流
れ出すことにより接合面全面が均一に接合されず、接合
強度が低下するという問題がある。

【００１１】さらに、マルテンサイト系ステンレス鋼
は、Ｃｒ含有量が高く、質量効果が小さいので、他の鋼
種と比べて、冷却速度が小さくても熱影響部が硬化し、
靱性が低下しやすくなっている。そのため、構造材料、
配管材料等、応力が作用する条件下で接合部材を使用す
るには、接合後に熱処理を行い、接合部の靱性を回復さ
せる作業が不可欠であるという問題がある。

【００１２】この問題を解決するために、特開平８−３
１１５６３号公報では、接合後の冷却途中において、８
４０℃〜９５０℃の温度で加熱保持し、次いで、その温
度から極めて遅い冷却速度で除冷する方法を採用してい
る。しかしながら、この方法では、接合後の保持温度が
マルテンサイト系ステンレス鋼のＡ₁ 変態点を超えてい
るため、靱性の回復効果は僅かであり、しかも、作業時
間として１継手当たり２０〜４０時間を要し、極めて効
率が悪いという問題があった。

【００１３】本発明が解決しようとする課題は、接合条
件を最適化することにより高品質な接合継手が得られる
ようにすると共に、接合途中でインサート材が接合面か
ら流れ出すことに起因する接合体の強度低下を防止し、
しかも、接合部の靱性の低下を伴うことなく１継手当た
りの作業時間を飛躍的に短縮することが可能なマルテン
サイト系ステンレス鋼の接合方法を提供することにあ
る。

【００１４】

【課題を解決するための手段】上記課題を解決するため
に本発明は、マルテンサイト系ステンレス鋼を被接合材
とし、該被接合材の接合面間にインサート材を介挿し、
非酸化雰囲気下において加圧しながら加熱保持するよう
にしたマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法におい
て、前記インサート材を１２５０℃以下の融点を有する
厚さ２０μｍ以上１００μｍ以下のＮｉ系合金箔とし、
接合温度を１２９０℃以上１４００℃以下とし、保持時
間を３０秒以上１８０秒以下とし、加圧力を３ＭＰａ以
上９ＭＰａ以下としたことを要旨とするものである。

【００１５】ここで、本発明に用いるマルテンサイト系
ステンレス鋼としては、例えば、ＳＵＳ４０３、ＳＵＳ
４１０、ＳＵＳ４１６などが一例として挙げられる。ま
た、被接合材の形状については、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
て本発明を適用できる。

【００１６】マルテンサイト系ステンレス鋼の接合に用
いるインサート材は、１２５０℃以下の融点を有するＮ
ｉ系合金であることを要する。Ｎｉ系合金は、接合部の
強度及び耐食性を母材と同等に維持することが可能とな
るので、インサート材として特に好適である。但し、融
点が１２５０℃を越えるＮｉ系合金では、接合温度が高
くなりすぎ、接合中に被接合材が変形するおそれがある
ため、好ましくない。具体的には、ＪＩＳ ＢＮｉ−
２、ＪＩＳ ＢＮｉ−３等のＮｉロウ及びこれらをベー
スとして合金元素添加量を適宜調整したＮｉ系合金が好
適である。

【００１７】また、インサート材としてのＮｉ系合金
は、溶射、浸漬、メッキ、スパッタリング等の手段によ
り被膜を接合面に形成してもよく、又、鱗片状もしくは
粉末状のＮｉ系合金を接合面に直接散布したり、あるい
はペースト状にして接合面に塗布しても良いが、箔状の
インサート材を用いた方が接合界面に介挿するのみで良
く、取り扱いも容易である。

【００１８】インサート材の厚さは、２０μｍ以上１０
０μｍ以下であることを要する。インサート材の厚さ
は、薄い程良いが、インサート材の厚さが２０μｍ未満
では製造や取り扱いが困難となる。また、インサート材
の厚さが１００μｍを越えると、元素を十分に拡散させ
るためには長時間の保持が必要となり、被接合材の変形
や特性の劣化をもたらす場合がある。

【００１９】接合時の加圧力は、３ＭＰａ以上９ＭＰａ
以下であることを要する。加圧力が３ＭＰａ未満では、
接合界面の密着が不十分となり、十分な接合強度が得ら
れない。また、加圧力が９ＭＰａを越える場合には、被
接合材の変形が生じ、良好な接合体が得られない。

【００２０】接合温度は、１２９０℃以上１４００℃以
下であることを要する。接合温度が１２９０℃未満で
は、大径厚肉管の接合等、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、前述したインサ
ート材が完全に溶融しない場合や、インサート材に含ま
れる元素の拡散が不十分となる場合が生じ、高い接合強
度が得られないおそれがある。また、マルテンサイト系
ステンレス鋼の融点は、１５００℃前後であり、接合温
度が１４００℃を越えると、接合時に被接合材の変形が
生ずるので好ましくない。

【００２１】接合温度における保持時間は、３０秒以上
１８０秒以下であることを要する。保持時間が３０秒未
満では、接合界面における成分元素の拡散が不十分とな
り、接合部の強度がインサート材自身の強度に支配され
る場合や、熱源から遠い位置にある界面の温度が接合温
度に到達せず、未接合部が発生する場合がある。また、
保持時間が１８０秒を越えると、被接合材の変形が生じ
たり、被接合材自身の強度、耐食性等が劣化したりする
ので好ましくない。

【００２２】また、マルテンサイト系ステンレス鋼の接
合は、非酸化雰囲気下において行うことが必要である。
酸化雰囲気下で接合を行うと、加熱部分が酸化し、接合
強度が低下するおそれがある。具体的には、Ｎ₂、Ａｒ
等の不活性ガス雰囲気や真空中で行うのが好ましい。な
お、不活性ガス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。

【００２３】前記被接合材の接合面の表面粗さＲｍａｘ
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、接合界面にインサ
ート材が充填されない未接合部が発生するおそれがある
ため、好ましくない。

【００２４】接合面の加熱手段としては、種々の方法を
用いることができるが、誘導コイルを用いた高周波誘導
加熱法あるいは高周波直接加熱法が特に好ましい。高周
波誘導加熱によれば、短時間で接合面付近のみを容易に
局部加熱できるため、長尺あるいは大径の鋼管等を接合
するのに適している。但し、その周波数は、１００ｋＨ
ｚ以下とするのがよい。周波数が１００ｋＨｚ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
いおそれがある。

【００２５】また、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
率を向上させることが可能となる。但し、その周波数も
１００ｋＨｚ以下にしないと、表面のみが加熱され、接
合面全面が均一に加熱されないという問題が生ずる。

【００２６】また、本発明の２つめは、マルテンサイト
系ステンレス鋼を被接合材とし、該被接合材の接合面間
にインサート材を介挿し、インサート材の加熱溶融拡散
により被接合材を接合するに際し、この被接合材を接合
した後に一旦冷却し、次いで６００℃以上で被接合材の
Ａ₁ 変態温度よりも低い温度に再加熱し、保持した後、
冷却するようにしたことを要旨とする。

【００２７】ここで、接合後に行われる被接合材の加熱
温度を、６００℃以上前記被接合材のＡ₁ 変態温度以下
の温度で行うこととしたのは、６００℃未満の温度で
は、長時間加熱しても靱性回復の効果が乏しいことに加
え、マルテンサイト系ステンレス鋼はＣｒ含有量が高い
ために、接合部がかえって脆弱化する場合がある。ま
た、加熱温度がＡ₁ 変態温度を越えた場合には、加熱後
の冷却時に再度硬化するおそれがあり、いずれも好まし
くないからである。

【００２８】また、前記再加熱温度における保持時間
は、被接合材１ｃｍ当たり０．１ｈｒ以上０．４ｈｒ以
下とすることが望ましい。保持時間が０．１ｈｒ未満で
は、靭性の回復が不十分となる。また、保持時間が０．
４ｈｒを越えると、靭性の回復効果に差はなく、むしろ
母材の特性が劣化する場合があるので好ましくない。

【００２９】また、上記温度範囲への再加熱を行った後
は、放冷しても良いが、適当な冷媒を用いて急冷しても
良い。接合作業の終了後に一旦室温近傍まで冷却されて
いるので、Ａ₁ 変態点以下の再加熱温度から急冷しても
再加熱した部分が再び硬化することはなく、むしろ作業
時間を短縮できるという利点がある。冷却速度は、速い
程良く、作業時間を短縮するためには、少なくとも１℃
以上とすることが望ましい。

【００３０】さらに、被接合材の加圧は、少なくとも接
合温度に保持されている間、接合面に対して加圧力が印
加されていれば良く、被接合材に対する加圧を開始する
時期については、被接合材の加熱前でも加熱後でもよ
い。しかしながら、接合面に対する加圧時期は、前記被
接合材の加熱が行われる前に、前記被接合材の接合面に
対して加圧力を印加するものであることが望ましい。接
合面が傾斜又は直立している場合には、接合面に対して
加圧力が印加される前に被接合材の加熱が行われると、
溶融したインサート材が接合界面から流れ出し、接合さ
れない部分が発生するおそれがあるため、好ましくな
い。

【００３１】

【発明の実施の形態】以下に、本発明の実施例を詳細に
説明する。初めに図１は、本発明に係るマルテンサイト
系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
を接合するための装置であり、一対のクランプ機構Ａ
１、Ａ２は、鋼管１及び２の管端面１ａ及び２ａの間に
インサート材４を介挿してそれぞれの鋼管１、２を把持
すると共に、両鋼管１、２をそれぞれ矢印ｐ１、ｐ２方
向に押圧し、インサート材を狭圧する。

【００３２】加熱機構Ｂは、銅パイプ製の高周波誘導加
熱コイルで構成され、両鋼管１、２のインサート材４が
介挿される継手部５の外周面５ａを囲むように配置され
ている。誘導コイルは、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誘導電流に
より生じ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。

【００３３】また、加熱機構Ｂには、拡散接合時におけ
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、この検出温度に基づいて継手部５の加熱温度
が制御されるようになっている。

【００３４】加熱機構Ｂの近傍には、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、拡散接合時に継手部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。

【００３５】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、拡散接合時又は再加熱時に
おける鋼管１及び２の温度を測定するためのものであ
る。

【００３６】鋼管１及び２の内側には、管接合時に二重
管６が挿入され、その二重管６には、拡散接合時に継手
部５の加熱領域の内周面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
するための内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３と、拡散接合の
終了後の拡散接合部及びその周辺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、内周面５
ｂ側から強制冷却するための冷却媒噴出機構Ｄ１、Ｄ２
が設けられる。

【００３７】従って、二重管６は、不活性ガス管路と冷
媒管路とを備え、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。な
お、上述の冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２は、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５
ａ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。

【００３８】次に、上記の接合装置を用いてマルテンサ
イト系ステンレス鋼管を接合する各種の試験を行ったの
でその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、鋼管１の管端面１ａにＮｉ系合金箔のインサート
材４を介挿し、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方向に押圧することにより、管軸方向の加圧力を印
加し続ける。

【００３９】鋼管１、２及びインサート材４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５ａ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、高周波を印加した。継手部５の温度
を放射温度計Ｂ１により測定し、その測定された温度デ
ータより継手部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）の出力を制御し
た。

【００４０】次に、本発明に用いられる高周波直接通電
加熱装置の構成及び使用方法を図２を参照しながら説明
する。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１１ａ及
び１１ｂを直接接触させた点が異なるものである。

【００４１】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。

【００４２】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
保持すれば、接合界面においてインサート材に含まれる
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。

【００４３】次に、大径厚肉鋼管等、長大な部材を接合
する場合の雰囲気形成方法について説明する。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。

【００４４】図３において、鋼管１の管端面１ａと鋼管
２の管端面２ａとの間には、インサート材４が介挿さ
れ、図示しないクランプ機構により突き合わされて継手
部５が形成されている。また、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。

【００４５】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。

【００４６】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
良い。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。

【００４７】さらに、図１〜図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良
い。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。

【００４８】（実施例１）図１に示す高周波誘導加熱装
置を用いて、マルテンサイト系ステンレス鋼の接合を行
った。被接合材には、融点が１５００℃であるマルテン
サイト系ステンレス鋼ＳＵＳ４１０からなる外径５０ｍ
ｍの丸棒を用い、その接合面は、表面粗さＲｍａｘが３
０μｍ以下となるように仕上げた。

【００４９】また、インサート材は、Ｓｉ４．０％、Ｃ
ｒ６．５％、Ｆｅ３．０％、Ｂ３．０％、残部Ｎｉから
なる厚さ２０μｍのＮｉ系合金（融点１０４０℃、、Ｊ
ＩＳＢＮｉ−２相当）箔を用いた。

【００５０】このインサート材を上記のマルテンサイト
系ステンレス鋼丸棒の界面に介挿した後、クランプ機構
Ａ１、Ａ２を作動させて、インサート材を２本の丸棒で
挟み、界面に４ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、接
合界面付近をＡｒガスでガスシールドすると同時に、電
源出力２００ｋＷの高周波電源を用いて、周波数３ｋＨ
ｚの高周波を誘導コイルに印加し、接合温度１２９０
℃、保持時間９０秒の条件で液相拡散接合を行った。

【００５１】（実施例２）インサート材の厚さを１００
μｍとした以外は、実施例１と同様の手順により、マル
テンサイト系ステンレス鋼丸棒の液相拡散接合を行っ
た。

【００５２】（実施例３）インサート材として、Ｓｉ
２．０％、Ｃｒ５．０％、Ｂ２．０％、残部Ｎｉからな
る厚さ４０μｍのＮｉ系合金（融点１２５０℃）箔を用
い、接合温度における保持時間を１２０秒とした以外
は、実施例１と同様の手順により、マルテンサイト系ス
テンレス鋼丸棒の液相拡散接合を行った。

【００５３】（比較例１、２）比較例１は、インサート
材の厚さを１０μｍとし、比較例２は、インサート材の
厚さを１５０μｍとした以外は、実施例１と同様の手順
により、マルテンサイト系ステンレス鋼丸棒の液相拡散
接合を行った。

【００５４】（比較例３）インサート材として、Ｓｉ
２．０％、Ｃｒ５．０％、Ｂ１．５％、残部Ｎｉからな
る厚さ４０μｍのＮｉ系合金（融点１２７０℃）箔を用
い、接合温度における保持時間を１８０秒とした以外
は、実施例１と同様の手順により、マルテンサイト系ス
テンレス鋼丸棒の液相拡散接合を行った。

【００５５】得られた接合体から、図４に示すように、
中央に接合部を有する全長１５０ｍｍ、標点距離６０ｍ
ｍ、平行部外径１４ｍｍの引張試験片（ＪＩＳ ２２０
１４号試験片）を切り出し、クロスヘッドスピード１ｍ
ｍ／ｍｉｎで引張試験を行った。また、得られた接合体
から、図５に示すように、中央に接合部を有し、接合界
面にＶノッチを設けた一辺１０ｍｍ、長さ５５ｍｍの衝
撃試験片（ＪＩＳＺ２２０２ ５号試験片）を切り出
し、試験温度０℃の条件下で、シャルピー衝撃試験を行
った。結果を表１に示す。

【００５６】

【表１】

【００５７】インサート材の厚さを２０μｍとした実施
例１及び１００μｍとした実施例２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、６９０ＭＰａ及び６８８Ｍ
Ｐａであり、焼入れ焼戻し材と同等以上の値（５４０Ｍ
Ｐａ以上）を示し、試験片は、いずれも母材から破断し
た。また、衝撃値は、焼入れ焼戻し材の値（９８Ｊ以
上）よりは低いが、それぞれ、４８Ｊ及び５２Ｊの値を
示した。

【００５８】一方、インサート材の厚さを１０μｍとし
た比較例１では、引張強度は５８４ＭＰａまで低下し、
試験片は接合界面から破断した。また、衝撃値は、２５
Ｊであり、実施例１の約１／２に低下した。破断面を観
察したところ、接合界面に未接合部が認められた。

【００５９】また、インサート材の厚さを１５０μｍと
した比較例２では、引張強度及び衝撃値は、それぞれ、
６４２ＭＰａ及び３９Ｊであり、実施例１より若干低下
し、試験片は、接合界面から破断した。接合後のインサ
ート材の組成をＥＰＭＡにより調べたところ、インサー
ト材の中央部は接合前のインサート材組成とほぼ同様で
あり、元素の拡散はほとんど認められなかった。

【００６０】さらに、融点が１２５０℃であるＮｉ系合
金箔をインサート材に用いた実施例３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。引
張強度は６９１ＭＰａであり、試験片は母材から破断し
た。また、衝撃値は５１Ｊであり、実施例１とほぼ同等
であった。

【００６１】一方、融点が１２７０℃であるＮｉ系合金
箔をインサート材に用いた比較例３では、保持時間を１
８０秒まで延長したにもかかわらず、引張強度は５７６
ＭＰａまで低下し、試験片は接合界面から破断した。ま
た、衝撃値も２７Ｊとなり、実施例１の約１／２に低下
した。破断面を観察したところ、試験片中央部にインサ
ート材の未溶融部分が認められた。

【００６２】なお、実施例１〜３及び比較例１〜３で
は、被接合材を図１に示す高周波誘導加熱装置にセット
してから、接合を行い、被接合材を装置から取り外すま
でに要した全作業時間は、１継手当たり０．３ｈｒであ
った。

【００６３】以上の結果から、マルテンサイト系ステン
レス鋼を接合するためのインサート材として、所定の融
点及び厚さを有するＮｉ系合金箔を用いると、未接合部
の発生とインサート材の未溶融部分の発生が抑制され、
強度の高い接合継手が得られることがわかった。

【００６４】（実施例４）図１に示す高周波誘導加熱装
置を用いて、マルテンサイト系ステンレス鋼の接合を行
った。被接合材には、ＳＵＳ４１０からなる外径５０ｍ
ｍの丸棒を用い、その接合面は、表面粗さＲｍａｘが３
０μｍ以下となるように仕上げた。また、インサート材
には、Ｃｒ１５．０％、Ｂ３．５％、残部Ｎｉからなる
厚さ４０μｍのＮｉ系合金（融点１０５０℃）箔を用い
た。

【００６５】これらの被接合材及びインサート材を用い
て、実施例１と同様の手順に従い、高周波誘導加熱法に
より液相拡散接合を行った。但し、接合温度は１２９０
℃、保持時間は３０秒、加圧力は４ＭＰａ、接合雰囲気
はＡｒ中とした。

【００６６】（実施例５）接合温度を１４００℃、加圧
力を所定の加圧条件範囲の下限である３ＭＰａとした以
外は、実施例４と同様の手順により、マルテンサイト系
ステンレス鋼丸棒の液相拡散接合を行った。

【００６７】（比較例４、５）比較例４は、接合温度を
所定の温度条件範囲の下限より低い１２７０℃、保持時
間を１８０秒とし、比較例５は、接合温度を所定の温度
条件範囲の上限より高い１４５０℃、加圧力を３ＭＰａ
とした以外は、実施例４と同様の手順により、マルテン
サイト系ステンレス鋼丸棒の液相拡散接合を行った。

【００６８】得られた接合体から試験片を切り出し、実
施例１と同様の手順に従い、引張試験及びシャルピー衝
撃試験を行った。結果を表２に示す。

【００６９】

【表２】

【００７０】接合温度を１２９０℃とした実施例４及び
１４００℃とした実施例５では、接合界面には、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、６８７ＭＰａ及び６８５ＭＰａ
であり、焼入れ焼戻し材と同等以上の値を示し、試験片
は、いずれも母材から破断した。また、衝撃値は、焼入
れ焼戻し材よりは低いものの、それぞれ、５１Ｊ及び６
２Ｊの値を示した。

【００７１】一方、接合温度を１２７０℃とした比較例
４では、保持時間を１８０秒まで延長したにもかかわら
ず、引張強度は若干低下して６５２ＭＰａとなり、試験
片は、接合界面から破断した。また、衝撃値は、３７Ｊ
まで低下した。破断面を観察したところ、試験片中央部
にインサート材の未溶融部分が認められた。

【００７２】また、接合温度を１４５０℃とした比較例
５では、引張強度は６８６ＭＰａであり、試験片は母材
から破断した。また、衝撃値は６０Ｊであり、実施例４
とほぼ同等の値を示した。しかしながら、得られた接合
体は、接合部の外表面付近が溶損していた。

【００７３】なお、実施例４〜５及び比較例４〜５で
は、被接合材を図１に示す高周波誘導加熱装置にセット
してから、接合を行い、被接合材を装置から取り外すま
でに要した全作業時間は、１継手当たり０．３ｈｒ〜
０．４ｈｒであった。

【００７４】以上の結果から、未接合部の発生と被接合
材外表面の溶損を抑制し、強度の高い良好な接合体を得
るには、接合温度を適正範囲内とする必要があることが
わかった。

【００７５】（実施例６）図２に示す高周波直接通電加
熱装置を用いて、マルテンサイト系ステンレス鋼の接合
を行った。被接合材には、ＳＵＳ４１０からなる外径２
００ｍｍ、内径１７０ｍｍの鋼管を用い、その接合面
は、表面粗さＲｍａｘが３０μｍ以下となるように仕上
げた。また、インサート材には、Ｓｉ４．５％、Ｂ３．
０％、残部Ｎｉからなる厚さ３０μｍのＮｉ系合金（融
点１０４０℃、ＪＩＳ ＢＮｉ−３相当）箔を用いた。

【００７６】このインサート材を上記のマルテンサイト
系ステンレス鋼管の界面に介挿した後、クランプ機構Ａ
１、Ａ２を作動させて、インサート材を２本の鋼管で挟
み、界面に４ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、接合
界面付近をＮ₂ ガスでガスシールドすると同時に、電源
出力２００ｋＷの高周波電源を用いて、周波数２５ｋＨ
ｚの高周波を給電端子に印加し、接合温度１３００℃、
保持時間３０秒の条件で液相拡散接合を行った。

【００７７】（実施例７）接合温度における保持時間を
所定の保持条件範囲の上限である１８０秒とした以外
は、実施例６と同様の手順に従い、マルテンサイト系ス
テンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【００７８】（比較例６、７）比較例６は、保持時間が
所定の保持条件範囲より短い１０秒とし、比較例７は、
保持時間が保持条件範囲より長い２４０秒とした以外
は、実施例６と同様の手順に従い、マルテンサイト系ス
テンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【００７９】得られた接合体から、図６に示すように、
中央部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。ま
た、実施例１と同様の手順に従い、シャルピー衝撃試験
を行った。結果を表３に示す。

【００８０】

【表３】

【００８１】保持時間を３０秒とした実施例６及び１８
０秒とした実施例７では、接合界面には、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、６８４ＭＰａ及び６８５ＭＰａであ
り、焼入れ焼戻し材と同等以上の値を示し、試験片は、
いずれも母材から破断した。また、衝撃値は、焼入れ焼
戻し材よりは低いものの、それぞれ、５６Ｊ及び５７Ｊ
であった。

【００８２】一方、保持時間を１０秒とした比較例６で
は、引張強度は５７７ＭＰａまで低下し、試験片は、接
合界面から破断した。また、衝撃値は、１９Ｊとなり、
実施例６の約１／２．５まで低下した。破断面を観察し
たところ、鋼管内面側にインサート材の未溶融部分が認
められた。

【００８３】また、保持時間を２４０秒まで延長した比
較例７では、引張強度は６８３ＭＰａであり、試験片
は、母材から破断した。また、衝撃値は、５６Ｊであ
り、実施例６とほぼ同等の値を示した。しかしながら、
得られた接合体は、接合部の外表面付近が溶損してい
た。

【００８４】なお、実施例６〜７及び比較例６〜７で
は、被接合材を図２に示す高周波直接通電加熱装置にセ
ットしてから、接合を行い、被接合材を装置から取り外
すまでに要した全作業時間は、１継手当たり０．３ｈｒ
〜０．４ｈｒであった。

【００８５】以上の結果から、インサート材の未溶融部
分の発生と被接合材外表面の溶損を抑制し、強度の高い
良好な接合体を得るには、接合温度における保持時間を
適正範囲内とする必要があることがわかった。また、高
周波直接通電加熱法であっても、接合条件が適切であれ
ば、良好な接合体を効率よく作製できることがわかっ
た。

【００８６】（実施例８）図２に示す高周波直接通電加
熱装置を用いて、マルテンサイト系ステンレス鋼の接合
を行った。被接合材は、ＳＵＳ４１０からなる外径２０
０ｍｍ、内径１７０ｍｍの鋼管を用い、接合面の表面粗
さＲｍａｘは、３０μｍに仕上げた。また、インサート
材は、Ｓｉ４．０％、Ｃｒ５．０％、Ｆｅ３．０％、Ｂ
２．５％、残部Ｎｉからなる厚さ３０μｍのＮｉ系合金
（融点１１００℃）箔を用いた。

【００８７】これらの被接合材及びインサート材を用い
て、実施例６と同様の手順に従い、高周波直接通電加熱
法により液相拡散接合を行った。但し、接合温度は１３
００℃、保持時間は１８０秒、加圧力は３ＭＰａ、接合
雰囲気は（Ｎ₂ ＋Ａｒ）中とした。

【００８８】（実施例９）接合温度における加圧力を所
定の加圧条件範囲の上限である９ＭＰａとした以外は、
実施例８と同様の手順に従い、マルテンサイト系ステン
レス鋼管の液相拡散接合を行った。

【００８９】（比較例８、９）比較例８は、接合時の加
圧力を所定の加圧条件範囲の下限より小さい２ＭＰａ、
接合面の表面粗さを２０μｍとし、比較例９は、接合温
度における加圧力を所定の加圧条件範囲の上限より大き
い１５ＭＰａとした以外は、実施例８と同様の手順に従
い、マルテンサイト系ステンレス鋼管の液相拡散接合を
行った。

【００９０】（比較例１０）被接合材として、ＳＵＳ４
１０からなる外径１２５ｍｍ、内径１００ｍｍのマルテ
ンサイト系ステンレス鋼管を用い、インサート材として
融点が１０４０℃である厚さ４０μｍのＮｉ系合金（Ｊ
ＩＳ ＢＮｉ−２相当）箔を用い、１０ｋＨｚの高周波
を用いた高周波誘導加熱法により、大気中において、接
合温度１３００℃、保持時間１２０秒、加圧力５ＭＰａ
の条件でマルテンサイト系ステンレス鋼管の液相拡散接
合を行った。

【００９１】得られた接合体から試験片を切り出し、実
施例６と同様の手順に従い、引張試験及びシャルピー衝
撃試験を行った。結果を表４に示す。

【００９２】

【表４】

【００９３】加圧力を３ＭＰａとした実施例８及び９Ｍ
Ｐａとした実施例９では、接合界面には、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、６８７ＭＰａ及び６８４ＭＰａであ
り、焼入れ焼戻し材と同等以上の値を示し、試験片は、
いずれも母材から破断した。また、衝撃値は、焼入れ焼
戻し材よりは低いものの、それぞれ、５９Ｊ及び５７Ｊ
の値を示した。

【００９４】一方、加圧力を２ＭＰａとした比較例８で
は、接合面の表面粗さを２０μｍとしたにもかかわら
ず、引張強度は５９２ＭＰａまで低下し、試験片は、接
合界面から破断した。また、衝撃値は、２２Ｊとなり、
実施例８の約１／２．５に低下した。破断面を観察した
ところ、接合界面には未接合部が認められた。

【００９５】また、加圧力を１５ＭＰａまで増加させた
比較例９では、接合部が過大に変形したため、引張強度
は若干低下して６２７ＭＰａとなり、試験片は、接合界
面から破断した。また、接合部が変形したために、衝撃
試験片を採取することができず、衝撃値の測定はできな
かった。

【００９６】さらに、大気中で接合を行った比較例１０
では、引張強度は、３９３ＭＰａまで低下し、試験片は
接合界面から破断した。また、衝撃値は、わずか９Ｊで
あった。破断面を観察したところ、接合界面に多量の酸
化物が認められた。

【００９７】なお、実施例８〜９及び比較例８〜１０で
は、被接合材を図２又は図１に示す高周波直接通電装置
又は高周波誘導加熱装置にセットしてから、接合を行
い、被接合材を装置から取り外すまでに要した全作業時
間は、１継手当たり０．３ｈｒであった。

【００９８】以上の結果から、未接合部の発生と被接合
材の過大な変形を抑制し、強度の高い良好な接合体を得
るには、接合温度における加圧力を適正範囲内とする必
要があることがわかった。また、酸化雰囲気中で接合を
行うと、強度及び衝撃値が低下することがわかった。

【００９９】（実施例１０）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を用いて、マルテンサイト
系ステンレス鋼の接合を行った。被接合材は、融点が１
５１０℃であるＳＵＳ４０３からなる外径１５０ｍｍ、
内径１１０ｍｍの鋼管を用い、接合面の表面粗さＲｍａ
ｘは、５０μｍに仕上げた。また、インサート材は、Ｓ
ｉ４．５％、Ｃｒ７．０％、Ｆｅ３．０％、Ｂ３．０
％、残部Ｎｉからなる厚さ３０μｍのＮｉ系合金（融点
１０２０℃、ＪＩＳ ＢＮｉ−２相当）箔を用いた。

【０１００】このインサート材を上記のマルテンサイト
系ステンレス鋼管の界面に介挿した後、クランプ機構Ａ
１、Ａ２を作動させて、インサート材を２本の丸棒で挟
み、界面に５ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、真空
中において、電源出力２００ｋＷの高周波電源を用い
て、周波数１０ｋＨｚの高周波を誘導コイルに印加し、
接合温度１３００℃、保持時間１２０秒の条件で液相拡
散接合を行った。

【０１０１】（比較例１１）接合面の表面粗さＲｍａｘ
を１００μｍとした以外は、実施例１０と同様の手順に
従い、マルテンサイト系ステンレス鋼管の液相拡散接合
を行った。

【０１０２】（実施例１１）被接合材として、外径１２
５ｍｍ、内径１００ｍｍ、接合面の表面粗さＲｍａｘを
３０μｍとしたＳＵＳ４１０製鋼管を用い、インサート
材として、Ｓｉ４．０％、Ｃｒ６．５％、Ｆｅ３．０
％、Ｂ３．０％、残部Ｎｉからなる厚さ４０μｍのＮｉ
系合金（融点１０４０℃、ＪＩＳ ＢＮｉ−２相当）箔
を用い、誘導コイルに１００ｋＨｚの高周波を印加し、
接合温度を１３００℃、保持時間を９０秒、加圧力を５
ＭＰａとし、Ａｒ雰囲気中で液相拡散接合を行った。

【０１０３】（比較例１２）誘導コイルに２００ｋＨｚ
の高周波を印加した以外は、実施例１１と同様の手順に
より、マルテンサイト系ステンレス鋼管の液相拡散接合
を行った。

【０１０４】（実施例１２）給電端子に１００ｋＨｚの
高周波を印加し、高周波直接通電加熱法により接合を行
った以外は、実施例１１と同様の手順に従い、マルテン
サイト系ステンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【０１０５】（比較例１３）給電端子に２００ｋＨｚの
高周波を印加し、高周波直接通電加熱法により接合を行
った以外は、実施例１１と同様の手順に従い、マルテン
サイト系ステンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【０１０６】得られた接合体から試験片を切り出し、実
施例６と同様の手順に従い、引張試験及びシャルピー衝
撃試験を行った。結果を表５に示す。

【０１０７】

【表５】

【０１０８】接合面の表面粗さＲｍａｘを５０μｍとし
た実施例１０では、接合界面には亀裂、変形は認められ
ず、良好な接合体が得られた。引張強度は、６８５ＭＰ
ａであり、焼入れ焼戻し材と同等以上の値（５９０ＭＰ
ａ以上）を示し、試験片は母材から破断した。また、衝
撃値は、焼入れ焼戻し材（１４７Ｊ以上）よりは低いも
のの、５４Ｊの値を示した。

【０１０９】一方、接合面の表面粗さＲｍａｘを１００
μｍとした比較例１１では、引張強度は４９８ＭＰａま
で低下し、試験片は、接合界面から破断した。また、衝
撃値は、１６Ｊとなり、実施例１０の約１／３に低下し
た。破断面を観察したところ、接合界面には未接合部が
認められた。

【０１１０】また、１００ｋＨｚの周波数を用いて高周
波誘導加熱法により接合した実施例１１及び高周波直接
通電加熱法により接合した実施例１２では、接合界面に
亀裂、変形は認められず、いずれも良好な接合体が得ら
れた。引張強度は、それぞれ、６８４ＭＰａ及び６８６
ＭＰａを示し、試験片は、いずれも母材から破断した。
また、衝撃値は、それぞれ、５３Ｊ及び５５Ｊであっ
た。

【０１１１】一方、２００ｋＨｚの周波数を用いて高周
波誘導加熱法により接合した比較例１２及び高周波直接
通電加熱法により接合した比較例１３では、引張強度
は、それぞれ、６０３ＭＰａ及び５９９ＭＰａまで低下
し、試験片は、いずれも接合界面から破断した。また、
衝撃値は、それぞれ、２７Ｊ及び２６Ｊであり、実施例
１１、１２の約１／２まで低下した。破断面を観察した
ところ、いずれも、鋼管内周面側にインサート材の未溶
融部分が認められた。

【０１１２】なお、実施例１０〜１２及び比較例１１〜
１３では、被接合材を図１又は図２に示す高周波誘導加
熱装置又は高周波直接通電装置にセットしてから、接合
を行い、被接合材を装置から取り外すまでに要した全作
業時間は、１継手当たり０．２ｈｒであった。

【０１１３】以上の結果から、未接合部の発生を抑制
し、強度の高い良好な接合体を得るには、接合界面の表
面粗さを適正範囲内とする必要があることがわかった。
また、高周波誘導加熱法又は高周波直接通電加熱法を用
いる場合、インサート材の未溶融部分の発生を抑制し、
接合面全面を短時間で接合温度に到達させるには、使用
する高周波の周波数を適正範囲内とする必要があること
がわかった。

【０１１４】（実施例１３〜１７）図１に示す高周波誘
導加熱装置を用いて、マルテンサイト系ステンス鋼の接
合を行った。被接合材は、ＳＵＳ４１０からなる外径１
００ｍｍ、内径７５ｍｍの鋼管を用い、接合面の表面粗
さＲｍａｘは、２０μｍに仕上げた。また、インサート
材は、Ｓｉ４．０％、Ｃｒ６．５％、Ｆｅ３．０％、Ｂ
３．０％、残部Ｎｉからなる厚さ３０μｍのＮｉ系合金
（融点１０４０℃、ＪＩＳ ＢＮｉ−２相当）箔を用い
た。

【０１１５】このインサート材を上記のマルテンサイト
系ステンレス鋼管の界面に介挿した後、クランプ機構Ａ
１、Ａ２を作動させて、インサート材を２本の鋼管で挟
み、界面に５ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、接合
界面付近をＡｒガスでガスシールドすると同時に、電源
出力２００ｋＷの高周波電源を用いて、周波数３ｋＨｚ
の高周波を誘導コイルに印加し、接合温度１３００℃、
保持時間９０秒の条件で液相拡散接合を行った。

【０１１６】次いで、冷媒噴出機構Ｄ１、Ｄ２を作動さ
せ、接合界面の温度を室温近傍まで急冷した後、同一装
置を用いて、誘導コイルに３ｋＨｚの高周波を印加する
ことにより、接合部を再加熱した。再加熱温度は、６０
０℃〜８５０℃とし、保持時間は、鋼管の肉厚を考慮し
て４００秒〜１８００秒とした。また、再加熱後の冷却
速度は、冷媒噴出機構Ｄ１、Ｄ２から噴出させる冷媒の
種類（水又はＡｒ）及び噴出量を適宜制御することによ
り、１℃／ｓ〜３℃／ｓとした。

【０１１７】得られた接合体から、実施例６と同様の手
順に従い、試験片を切り出し、引張試験及びシャルピー
衝撃試験を行った。結果を表６に示す。

【０１１８】

【表６】

【０１１９】得られた接合体は、いずれも、接合界面に
は亀裂、変形は認められず、良好な接合体が得られた。
引張強度は、接合後の再加熱温度によらず６７１ＭＰａ
〜６８１ＭＰａとなり、いずれも、焼入れ焼戻し材と同
等（５４０ＭＰａ）以上の値を示した。また、試験片
は、いずれも母材から破断していた。

【０１２０】衝撃値については、６００℃で再加熱した
実施例１３では、５５Ｊであり、接合後の熱処理を行わ
なかった実施例１〜１２と同等であった。これに対し、
再加熱温度を６５０℃、７００℃及び８０５℃とした実
施例１４、実施例１５及び実施例１６では、それぞれ、
１０１Ｊ、１０７Ｊ及び１１０Ｊとなり、焼入れ焼戻し
材と同等（９８Ｊ以上）以上の値を示した。

【０１２１】一方、ＳＵＳ４１０のＡ₁ 変態点（８０５
℃〜８１０℃）より高い温度（８５０℃）で再加熱した
実施例１７では、冷却速度を３℃／ｓとしたにもかかわ
らず、衝撃値は、５２Ｊとなり、熱処理を行わなかった
実施例１〜１２と同等の値まで低下した。

【０１２２】さらに、実施例１３〜１７では、実施例１
〜１２と異なり、接合後に熱処理を行ったため、被接合
材を図１に示す高周波誘導加熱装置にセットしてから、
接合及び熱処理を行い、被接合材を装置から取り外すま
でに要した全作業時間は、１継手当たり０．５ｈｒ〜
０．８ｈｒに増加したが、従来例（２０ｈｒ〜４０ｈ
ｒ）と比較して作業時間を大幅に短縮することができ
た。

【０１２３】以上の結果から、マルテンサイト系ステン
レス鋼を接合した後に、Ａ₁ 変態点以下の所定の温度で
所定時間の熱処理を行うと、強度及び靱性の高い接合体
が得られ、しかも、従来例と比較して、接合作業に要す
る時間を大幅に短縮できることがわかった。

【０１２４】以上のように、マルテンサイト系ステンレ
ス鋼を接合するためのインサート材としてＮｉ系合金を
用い、接合温度、加圧力、保持時間、インサート材の厚
さ、被接合材の接合面の表面粗さ等の接合条件を最適化
することにより、母材と同等の強度を有する接合体が得
られることがわかった。また、接合後の熱処理は、接合
部の靱性向上と作業時間の短縮化に有効であることがわ
かった。

【０１２５】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
同士の接合について本発明を適用しているが、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志の接合に適用できる。

【０１２６】また、上記実施例では、接合面に加圧力を
負荷した後に接合部を加熱する構成を採用しているが、
接合面が水平である場合には、インサート材の流れ出し
を考慮する必要はないので、接合部を加熱した後に加圧
力を付加しても良い。

【０１２７】さらに、接合後に接合部表面にショットブ
ラスト処理を施しても良い。これにより、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。

【０１２８】

【発明の効果】本発明に係るマルテンサイト系ステンレ
ス鋼の接合方法は、インサート材の厚さ、接合温度、加
圧力のみならず、インサート材の融点、保持時間、接合
面の表面粗さ、加熱方法等の接合条件を最適化したの
で、未接合部の発生や被接合材の変形が最小限に抑制さ
れ、強度の高い高品質な接合体を高能率で得ることがで
きるという効果がある。

【０１２９】また、本発明は、接合後に一旦室温近傍ま
で冷却した後、Ａ₁ 変態点以上の温度で加熱保持するよ
うにしたので、接合部の靱性が向上すると共に、従来例
と比較して、１継手当たりの作業時間を飛躍的に短縮で
きるという効果がある。

【０１３０】さらに、接合部を加圧した後で接合面を加
熱するようにすれば、接合面が傾斜又は直立している場
合であっても、加熱時に溶融したインサート材が流れ出
すことがないので、接合面全面が均一に接合され、未接
合部の発生による強度低下を抑制できるという効果があ
る。

【０１３１】以上のように、本発明に係るマルテンサイ
ト系ステンレス鋼の接合方法によれば、接合強度を母材
の強度と同等に維持できると共に、作業時間の増加を招
くことなく母材と同等以上の靱性を有する接合部材を得
ることができるので、これを例えば、化学プラント等の
配管の接合に適用すれば、製造コストの大幅な削減を可
能とするものであり、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５】接合体から切り出したシャルピー衝撃試験片の
形状を示す図である。

【図６】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７】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８】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（被接合材） １ａ、１ｂ 鋼管の管端面 ４ インサート材 ５ 継手部（接合部） Ａ１、Ａ２ クランプ機構 Ｂ 加熱機構 Ｃ１、Ｃ２、Ｃ３ 不活性ガス噴出機構

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 ＦＩ Ｃ２１Ｄ 1/42 Ｃ２１Ｄ 1/42 Ｃ Ｅ 9/50 １０１ 9/50 １０１Ｂ Ｈ０５Ｂ 3/00 ３４０ Ｈ０５Ｂ 3/00 ３４０ ３７５ ３７５ 6/10 ３３１ 6/10 ３３１ // Ｂ２３Ｋ 20/14 Ｂ２３Ｋ 20/14 35/30 35/30 Ｚ Ｂ２３Ｋ 101:04 103:04 (72)発明者 稲垣 繁幸 愛知県名古屋市南区天白町３−９−11 大 同特殊鋼天白荘205 (72)発明者 鈴木 宏明 愛知県名古屋市南区大同町５−６−２

Claims (13)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 マルテンサイト系ステンレス鋼を被接合
   材とし、該被接合材の接合面間にインサート材を介挿
   し、非酸化雰囲気下において加圧しながら加熱保持する
   ようにしたマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法に
   おいて、 前記インサート材を１２５０℃以下の融点を有する厚さ
   ２０μｍ以上１００μｍ以下のＮｉ系合金箔とし、接合
   温度を１２９０℃以上１４００℃以下とし、保持時間を
   ３０秒以上１８０秒以下とし、加圧力を３ＭＰａ以上９
   ＭＰａ以下としたことを特徴とするマルテンサイト系ス
   テンレス鋼の接合方法。
2. 【請求項２】 前記被接合材の接合面の表面粗さＲｍａ
   ｘが、５０μｍ以下であることを特徴とする請求項１に
   記載されるマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法。
3. 【請求項３】 前記被接合材の接合を、１００ｋＨｚ以
   下の周波数を用いた高周波誘導加熱により行うようにし
   たことを特徴とする請求項１又は２に記載されるマルテ
   ンサイト系ステンレス鋼の接合方法。
4. 【請求項４】 前記被接合材の接合を、１００ｋＨｚ以
   下の周波数を用いた高周波直接通電加熱により行うよう
   にしたことを特徴とする請求項１又は２に記載されるマ
   ルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法。
5. 【請求項５】 前記被接合材の接合部を冷却後、６００
   ℃以上で前記被接合材のＡ₁ 変態温度よりも低い温度に
   再加熱し、保持した後、冷却するようにしたことを特徴
   とする請求項１、２、３又は４に記載されるマルテンサ
   イト系ステンレス鋼の接合方法。
6. 【請求項６】 マルテンサイト系ステンレス鋼を被接合
   材とし、該被接合材の接合面間にインサート材を介挿
   し、該インサート材の加熱溶融拡散により両被接合材を
   接合するようにしたマルテンサイト系ステンレス鋼の接
   合方法において、 前記被接合材の接合部を冷却後、６
   ００℃以上で前記被接合材のＡ₁ 変態温度よりも低い温
   度に再加熱し、保持した後、冷却するようにしたことを
   特徴とするマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法。
7. 【請求項７】 前記再加熱温度における保持時間が、前
   記被接合材１ｃｍ当たり０．１ｈｒ以上０．４ｈｒ以下
   であることを特徴とする請求項６に記載されるマルテン
   サイト系ステンレス鋼の接合方法。
8. 【請求項８】 前記再加熱後の冷却速度が、１℃／ｓ以
   上であることを特徴とする請求項６又は７に記載される
   マルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法。
9. 【請求項９】 マルテンサイト系ステンレス鋼を被接合
   材とし、該被接合材の接合面間にインサート材を介挿
   し、非酸化雰囲気下において加圧しながら加熱保持する
   ようにしたマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法に
   おいて、 前記インサート材を１２５０℃以下の融点を有する厚さ
   ２０μｍ以上１００μｍ以下のＮｉ系合金箔とし、接合
   温度を１２９０℃以上１４００℃以下とし、保持時間を
   ３０秒以上１８０秒以下とし、加圧力を３ＭＰａ以上９
   ＭＰａ以下とし、前記加圧力は、前記被接合材の加熱を
   行う前に印加するようにしたことを特徴とするマルテン
   サイト系ステンレス鋼の接合方法。
10. 【請求項１０】 前記被接合材の接合面の表面粗さＲｍ
    ａｘが、５０μｍ以下であることを特徴とする請求項９
    に記載されるマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方
    法。
11. 【請求項１１】 前記被接合材の接合を、１００ｋＨｚ
    以下の周波数を用いて高周波誘導加熱により行うように
    したことを特徴とする請求項９又は１０に記載されるマ
    ルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法。
12. 【請求項１２】 前記被接合材の接合を、１００ｋＨｚ
    以下の周波数を用いた高周波直接通電加熱により行うよ
    うにしたことを特徴とする請求項９又は１０に記載され
    るマルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法。
13. 【請求項１３】 前記被接合材の接合部を冷却後、６０
    ０℃以上で前記被接合材のＡ₁ 変態温度よりも低い温度
    に再加熱し、保持した後、冷却するようにしたことを特
    徴とする請求項９、１０、１１又は１２に記載されるマ
    ルテンサイト系ステンレス鋼の接合方法。