KR20190021444A

KR20190021444A - 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관 및 그의 제조 방법

Info

Publication number: KR20190021444A
Application number: KR1020197002672A
Authority: KR
Inventors: 신스케 이데; 아츠시 마츠모토; 유지 하시모토; 타카토시 오카베
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2016-06-30
Filing date: 2017-04-19
Publication date: 2019-03-05
Also published as: JPWO2018003248A1; US20190219218A1; US10844993B2; EP3473347B1; EP3473347A1; CA3028606A1; EP3473347A4; CA3028606C; JP6265311B1; WO2018003248A1; US10724670B2; US20200224813A1; CN109414741B; CN109414741A

Abstract

전봉 용접 후의 육성 용접 등의 추가의 용접 처리를 실시하지 않아도, 전봉 용접 그대로, 용접부의 파단 특성이 우수하고, 또한, 관 내면의 내식성도 우수한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 제공한다. 본 발명은, 탄소강 또는 저합금강의 외층과, 소정의 성분 조성을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강의 내층으로 이루어지는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관으로서, JIS G 3445의 규정에 준거한 90° 편평 시험에 있어서의 편평값 h/D가 0.3 미만을 만족하고, 또한, 관 내면이 ASTM A262-13, Practice E에 준거한 황산·황산구리 부식 시험에 있어서 균열이 발생하지 않는 것을 특징으로 한다. 여기에서, h: 편평 균열 높이(㎜), D: 관 외경(㎜)이다.

Description

전봉 용접 스테인리스 클래드 강관 및 그의 제조 방법

본 발명은, 전봉 용접 스테인리스 클래드(clad) 강관 및 그의 제조 방법에 관한 것이다.

통상, 전봉 강관은, 강대(steel strip)를 관 형상으로 성형하고, 고주파 전류에 의해 가열·용융된 대향하는 강대 폭 방향 양단부를, 스퀴즈 롤(squeeze rolls)에 의해 맞댐 가압하고 용접하여 제조된다. 전봉 강관의 경우, 일반적으로 용접부의 인성이나 강도 등의 기계적 특성은 용접 전의 강대에 비해 열화한다고 되어 있다.

용접부의 특성을 저하시키는 원인으로서는, 페네트레이터(penetrators)라고 칭해지는 산화물 주체의 용접 결함을 들 수 있다. 이 페네트레이터는, 용접부에 잔류하여, 용접부의 인성이나 강도를 저하시키는 원인이 된다. 그 때문에, 통상은, 페네트레이터가 용접부에 잔류하지 않도록, 스퀴즈 롤에 의한 업셋(upset)량을 크게 하여, 용접 시에 발생하는 산화 용융물을 관 외면으로 배출하는 대책이 취해지고 있다.

그런데, 전봉 강관의 특성을 향상시키기 위한 수단으로서, 전봉 용접 클래드 강관이 제안되고 있다. 전봉 용접 클래드 강관이란, 모재로서의 강대에, 모재와는 상이한 재료로 이루어지는 금속대(합재)를 클래드한 클래드 강대를 이용하여 제조되는 전봉 강관이다. 이와 같이 상이한 재료를 조합함으로써, 모재와 합재, 각각이 갖는 특성을 살려, 우수한 특성을 갖는 강관을 얻을 수 있다. 예를 들면, 모재로서 탄소강을, 합재로서 스테인리스강을 이용한 경우, 스테인리스강의 내식성과, 탄소강의 강도를 겸비한 전봉 클래드 강관을 얻을 수 있다고 생각된다.

그러나, 클래드 강대를 소재로 하여 전봉 용접 클래드 강관을 제조하는 경우, 업셋량을 크게 하면, 도 7(A)에 나타내는 바와 같이, 모재(11)의 용융강 및 열 영향부가, 합재(12)(도 7(A)의 경우에는, 강관 내면측)의 용접 시임부(welded seam part)에 침입하는 현상이 발생한다. 특히, 과도한 업셋량의 경우, 모재(11)가 강관의 합재측 표면(도 7(A)의 경우에는, 강관 내면)으로 노출되어, 결과적으로, 합재의 우수한 특성을 살리는 클래드 강관으로서의 성능을 잃는다.

예를 들면, 모재(11)가 저탄소강이고, 합재(12)가 스테인리스강인 스테인리스 클래드 강대를 소재로 하여, 업셋량을 크게 하고, 합재를 내층, 모재를 외층으로 하여 제조한 전봉 용접 클래드 강관에서는, 스테인리스강의 시임부에 저탄소강이 침입하거나, 도 7(A)와 같이 저탄소강이 강관 내면에 노출되거나 한다. 이 때문에, 강관 내면의 용접 시임부(14) 근방의 내식성이 현저하게 저하한다. 이러한 전봉 용접 클래드 강관을 강관 내면에 내식성이 요구되는 환경하에서 사용하면, 요구 성능을 발휘할 수 없다.

즉, 종래 기술에서는, 전봉 용접 그대로의 전봉 용접 클래드 강관에 있어서, 용접부의 기계적 특성을 저하시키지 않는 것과, 클래드 강관으로서의 기능을 해치지 않는 것을 양립하기 어렵다는 문제가 있었다. 이러한 문제에 대하여, 전봉 용접 클래드 강관에 대하여 추가의 처리를 실시하는 기술이 알려져 있다.

특허문헌 1에는, 관 형상으로 곡성(曲成;bent)한 클래드 강판 또는 강대의 대향 양 가장자리부를 맞댐 용접한 용접 비드 중의 적어도 합재측 비드(bead)를, 모재에 이르는 깊이까지 절삭 제거하고, 절삭 제거부에 합재와 동일한 성질을 갖는 육성 용접(weld-overlaying)을 실시하는 클래드관의 제조 방법이 개시되어 있다.

특허문헌 2에는, 클래드 강대를 소관(open pipe or tube)으로 성형하고, 이음매 에지부를 전봉 용접한 후, 첫 번째로, 이종 금속이 침입한 용접 시임을 따라, 클래드 계면부의 깊이까지 용융·응고시켜, 당해 이종 금속을 희석하거나, 또는, 두 번째로, 이종 금속이 침입한 시임부를 합재와 동종의 금속으로 육성 용접하고, 당해 육성 용접부를 압연하여 상기 이종 금속을 희석하는, 클래드강의 강관 제조 방법이 개시되어 있다.

특허문헌 3에는, 내면측을 합재로 한 클래드강 용접 강관의 제조 방법에 있어서, 클래드강의 원판 또는 원코일을 성형하여 내면을 합재로 한 관형상체의 합재 맞댐의 적어도 일부분을 전봉 용접하고, 그 후 맞댐 미용접부를 육성 용접하는 클래드강 용접 강관의 제조 방법이 개시되어 있다.

일본공개특허공보 소60-221173호 일본공개특허공보 소62-156087호 일본공개특허공보 평5-154545호

그러나, 상기의 특허문헌 1∼3에 기재된 기술은, 모두 전봉 용접 후에, 합재 비드부를 절삭 제거하여 육성 용접하거나(특허문헌 1), 용접 시임을 따라 TIG 아크 열원 등으로 용융·응고 또는 육성 용접하거나(특허문헌 2), 맞댐 미용접부를 육성 용접하는(특허문헌 3), 등의 추가의 용접 공정이 필요하기 때문에, 생산성이 저하하고, 제조 비용이 증대한다는 과제가 있었다. 또한, 추가의 육성 용접에 있어서의 입열에 의해, 열 영향부의 결정립이 조대해져(coarsens), 파단 특성이 저하한다는 과제가 있었다. 또한, 열 영향부는 탄화물이나 질화물의 생성에 수반하여 내식성이 저하하기 쉽다는 과제도 있었다.

또한, 본 발명자들은, 탄소강 또는 저합금강을 외층으로 하고, 오스테나이트계 스테인리스강을 내층으로 한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 제조할 때에 있어서, 이하와 같은 신규 과제를 인식했다. 즉, 클래드 강대가 아닌 통상의 강대로 제조하는 전봉 용접 강관에 있어서는, 용접부의 파단 특성 등을 개선하기 위해, 통상, 용접 후에 시임 어닐링(seam annealing) 등의 열 처리가 용접부에 실시된다. 그러나, 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조에 있어서 용접 후의 열 처리를 행하면, 용접부의 파단 특성의 열화, 또는 관 내면의 내식성의 열화 중 어느 하나가 발생하는 것이 판명되었다.

그래서 본 발명은, 상기 과제를 감안하여, 종래 기술에서 필요시되고 있는 전봉 용접 후의 육성 용접 등의 추가의 용접 처리를 실시하지 않아도, 전봉 용접 그대로, 용접부의 파단 특성이 우수하고, 또한, 관 내면의 내식성도 우수한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관 및 그의 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은, 상기 과제를 해결하기 위해 예의 검토한 결과, 이하의 인식을 얻었다. 소관의 맞댐부 가열 기점으로부터 용접점에 이르는 통관 범위를 실드 박스(shielding box)로 덮지 않고, 상기 통관 범위 내에서 소관의 피(被)용접부 바로 위로부터 피용접부에 실드 가스(shielding-gas)를 분사하는 경우, 특정의 구조의 실드 가스 분사 노즐을 이용하여, 노즐 높이 및 가스 방출 조건을 적정하게 제어함으로써, 피용접부의 산소 농도를 현격히 저감할 수 있고, 페네트레이터의 생성을 억제할 수 있는 것을 발견했다. 그 결과, 전봉 용접 시의 업셋량을 스테인리스 클래드 강대의 두께 이하로 작게 해도, 페네트레이터의 생성을 억제할 수 있는 점에서, 파단 특성이 우수한 용접부를 얻을 수 있다. 업셋량이 작으면, 용접부에서 외층의 탄소강 또는 저합금강이 강관의 내면에 노출되는 일이 없다. 즉, 본 발명에서는, 관 내면의 내식성을 해치는 일 없이, 파단 특성이 우수한 용접부를 얻을 수 있다.

또한, 본 발명자들은, 용접 후의 열 처리에 관하여, 용접부의 관 내면(즉 스테인리스강)의 온도에 주목했다. 그리고, 이 용접부의 관 내면에 있어서의 온도가 소정 범위가 되도록 용접부를 가열하고, 그 후, 당해 온도의 냉각 속도를 소정의 범위로 제어함으로써, 용접부의 파단 특성의 향상과, 관 내면의 내식성의 향상의 양쪽을 실현할 수 있는 것을 발견했다.

상기 인식에 기초하여 완성된 본 발명의 요지 구성은 이하와 같다.

(1) 탄소강 또는 저합금강의 외층과, 질량％로, C: 0.1％ 이하, Si: 1.5％ 이하, Mn: 2.5％ 이하, Ni: 7.0∼35.0％, Cr: 16.0∼35.0％, Mo: 0.1∼10.0％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강의 내층으로 이루어지는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관으로서,

JIS G 3445의 규정에 준거한 90° 편평 시험에 있어서의 편평값 h/D가 0.3 미만을 만족하고, 또한, 관 내면이 ASTM A262-13, Practice E에 준거한 황산·황산구리 부식 시험에 있어서 균열이 발생하지 않는 것을 특징으로 하는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관.

여기에서, h: 편평 균열 높이(㎜)

　　　　　D: 관 외경(㎜)

(2) 상기 성분 조성은, (ⅰ) N: 2.0％ 이하, (ⅱ) Cu: 3.0％ 이하, (ⅲ) Ti, Nb, V 및 Zr 중 적어도 1종을 합계로 0.01∼0.5％, (ⅳ) Ca, Mg, B, REM을 각각 0.1％ 이하, 그리고 (ⅴ) Al을 0.2％ 이하, 의 적어도 1군을 추가로 포함하는 상기 (1)에 기재된 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관.

(3) 모재인 탄소강 또는 저합금강으로 이루어지는 제1층과, 합재인, 질량％로, C: 0.1％ 이하, Si: 1.5％ 이하, Mn: 2.5％ 이하, Ni: 7.0∼35.0％, Cr: 16.0∼35.0％, Mo: 0.1∼10.0％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강으로 이루어지는 제2층이 압착되어 이루어지는 스테인리스 클래드 강대를 준비하고,

상기 스테인리스 클래드 강대를, 상기 제1층이 외층이 되고, 상기 제2층이 내층이 되도록 관 형상으로 성형하여 소관으로 하고,

당해 소관의 대향하는 한 쌍의 맞댐부에 가스 실드를 실시하면서, 상기 한 쌍의 맞댐부를, 업셋량이 상기 스테인리스 클래드 강대의 두께 이하인 조건에서 맞댐 가압하고, 전봉 용접하여, 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 얻고,

그 때, 상기 가스 실드는,

상기 소관의 맞댐부 상단(上端)으로부터 5∼300㎜ 상방의 위치에서, 상기 소관의 맞댐 방향으로 인접하여 나란히 위치된 3개 이상의 슬릿 형상의 가스 방출구를 갖는 실드 가스 분사 노즐을 이용하여, 상기 가스 방출구 중 양단에 위치하는 한 쌍의 제1 가스 방출구로부터의 가스 방출 유속을 A(m/s)로 하고, 나머지의 제2 가스 방출구로부터의 가스 방출 유속을 B(m/s)로 했을 때, B가 0.5∼50m/s이고, 또한, 0.01≤B/A≤10을 충족하는 조건하에서 실드 가스를 분사하여 행하고,

추가로, 상기 전봉 용접 후의 용접부에, 당해 용접부의 관 내면에 있어서의 온도가 800∼1200℃가 되는 열 처리를 실시하고,

그 후, 상기 용접부에, 상기 용접부의 관 내면에 있어서의 온도로 800℃ 에서 400℃까지의 냉각 속도가 4∼30℃/s가 되는 냉각을 실시하는

것을 특징으로 하는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.

(4) 각각의 상기 가스 방출구의 형상은, 치수의 통관 방향 성분인 길이가 30㎜ 이상, 치수의 소관 맞댐 방향 성분인 폭이 5㎜ 이상의 직사각 형상인 상기 (3)에 기재된 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.

(5) 모든 상기 가스 방출구의 합계 폭(R)은, 상기 가스 방출구의 바로 아래에 있어서의 상기 소관의 맞댐부의 최대 간격(W)에 대하여, R/W＞1.0의 관계를 충족하는 상기 (3) 또는 (4)에 기재된 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.

(6) 상기 실드 가스는, 불활성 가스 및 환원성 가스의 적어도 1종으로 이루어지는 상기 (3)∼(5) 중 어느 한 항에 기재된 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.

(7) 상기 성분 조성은, (ⅰ) N: 2.0％ 이하, (ⅱ) Cu: 3.0％ 이하, (ⅲ) Ti, Nb, V 및 Zr 중 적어도 1종을 합계로 0.01∼0.5％, (ⅳ) Ca, Mg, B, REM을 각각 0.1％ 이하, 그리고 (ⅴ) Al을 0.2％ 이하, 의 적어도 1군을 추가로 포함하는 상기 (3)∼(6) 중 어느 한 항에 기재된 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.

본 발명의 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법에 의하면, 종래 기술에서 필요시되고 있는 전봉 용접 후의 육성 용접 등의 추가의 용접 처리를 실시하지 않아도, 전봉 용접 그대로, 용접부의 파단 특성이 우수하고, 또한, 관 내면의 내식성도 우수한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 제조할 수 있다.

본 발명의 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관은, 전봉 용접 그대로, 용접부의 파단 특성이 우수하고, 또한, 관 내면의 내식성도 우수하다.

도 1은 본 발명의 일 실시 형태에 따라 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 제조하기 위한 설비의 개략도이다.
도 2는 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 가스 실드를 설명하는 개략도로서, (A)는, 통관 중의 소관(16) 및 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관(20)의 사시도, (B)는 (A)의 Z1부의 실드 가스 분사 노즐(81)을 나타내는 확대 사시도, (C)는 (A)의 Z2부의 단면도이다.
도 3의 (A)∼(D)는, 본 실시 형태에서 사용 가능한 노즐의 예를 나타내는 개략도이다.
도 4의 (A)∼(C)는, 실드 가스의 가스 방출 유속 B 및 가스 유속비 B/A의 적정 범위를 나타내는 설명도이다.
도 5는 실드 가스의 가스 유속비 B/A와 피용접부의 산소 농도의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 6은 피용접부의 산소 농도와 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 90° 편평 시험에 있어서의 편평값(h/D)의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 7의 (A)는 업셋량이 큰 경우, (B)는 업셋량이 작은 경우에 있어서의, 전봉 용접부와 그 근방의 개략적인 단면도이다.

(발명을 실시하기 위한 형태)

(전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법)

도 1을 참조하여, 본 발명의 일 실시 형태에 의한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 공정을 설명한다. 본 발명의 일 실시 형태에 있어서의 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조에서는, 이하의 스텝을 포함한다. 우선, 열연 코일로 된 스테인리스 클래드 강대(10)를 언코일러(30)로 연속적으로 배출한다. 계속해서, 롤 성형기(50)로 스테인리스 클래드 강대(10)를 관 형상으로 성형한다. 계속해서, 맞댐부(피용접부)가 되는 강대 폭 방향 양단부를, 고주파 가열 장치(60)로 융점 이상으로 가열하면서, 스퀴즈 롤(70)로 맞댐 가압함으로써, 전봉 용접하여, 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관(20)을 얻는다. 이때, 실드 가스 분사 장치(80)에 의해, 맞댐부에 가스 실드를 실시한다. 계속해서, 비드 절삭기(90)로 용접부의 외면 및 내면의 용접 비드를 절삭한다. 계속해서, 가열 장치(92)에 의해, 전봉 용접 후의 용접부에 열 처리를 실시하고, 추가로 냉각 장치(94)에 의해 용접부에 냉각을 실시한다. 그 후, 관(20)을 절단기(96)로 소정의 길이로 절단한다.

고주파 가열 장치(60)는, 직접 통전 가열식 또는 유도 가열식의 장치 중 어느 것이라도 좋다. 또한, 고주파 전류의 통전 부분을 포함하는 통대 방향 범위 내의 관의 내면측에, 도시하지 않는 임피더(impeder)를 장입하여 전봉 용접을 행하는 경우도 있다.

본 실시 형태는, 도 2(C)에 나타내는 바와 같이, 모재인 탄소강 또는 저합금강으로 이루어지는 제1층(11)과, 합재인 오스테나이트계 스테인리스강으로 이루어지는 제2층(12)이 압착되어 이루어지는 스테인리스 클래드 강대(10)를 이용하여, 합재인 제2층(12)을 내층, 모재인 제1층(11)을 외층으로 하여, 전봉 용접을 행하는 것으로 한다. 여기에서, 본 명세서에 있어서 「모재」란, 서로 두께와 재료가 상이한 2층으로 이루어지는 클래드 강대 중, 두께가 큰 층의 재료를 의미하고, 「합재(cladding metal)」란, 두께가 작은 층의 재료를 의미한다. 본 실시 형태에서는, 모재인 탄소강 또는 저합금강은 강관의 강도를 확보하기 위한 재료이고, 합재인 오스테나이트계 스테인리스강은, 관 내면에 내식성을 확보하기 위한 재료이다.

본 발명에서 모재로서 이용하는 탄소강은, 특별히 한정되지 않지만, 클래드 강관의 기계적 특성은, 그 강관 체적의 대부분을 차지하는 모재의 특성에 지배되기 때문에, 클래드 강관의 적용처에 따른 규격, 기계적 특성을 갖는 탄소강을 선정하는 것이 바람직하다.

본 발명에서 모재로서 이용하는 저합금강은, 합금 원소의 합계 함유량이 5질량％ 이하인 강이면 특별히 한정되지 않고, 탄소강과 동일하게, 클래드 강관의 적용처를 고려하여 선정하면 좋다.

본 발명에서 합재로서 이용하는 오스테나이트계 스테인리스강의 성분 조성에 대해서 설명한다. 또한, 함유량에 관한 「％」 표시는 특별히 언급하지 않는 한 질량％를 의미하는 것으로 한다.

C: 0.1％ 이하

C는, 강 중의 Cr과 결합하여 내식성의 저하를 초래하기 때문에, 그 함유량은 낮을수록 바람직하지만, 0.1％ 이하이면 내식성을 현저하게 저하시키는 일은 없다. 따라서, C 함유량은 0.1％ 이하로 한다. 바람직하게는 0.08％ 이하이다. C 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, 공업적인 관점에서 0.001％이다.

Si: 1.5％ 이하

Si는, 탈산을 위해 유효한 원소이지만, 과잉으로 함유되면 전봉 용접부에 산화물이 생성되기 쉬워져, 용접부 특성의 저하를 초래한다. 따라서, Si 함유량은 1.5％ 이하로 한다. 바람직하게는 1.0％ 이하이다. Si 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, 공업적인 관점에서 0.01％이다.

Mn: 2.5％ 이하

Mn은, 강도 향상에 유효한 원소이지만, 과잉으로 함유되면 전봉 용접부에 산화물이 생성되기 쉬워져, 용접부 특성의 저하를 초래한다. 따라서, Mn 함유량은 2.5％ 이하로 한다. 바람직하게는 2.0％ 이하이다. Mn 함유량의 하한은 특별히 한정되지 않지만, 공업적인 관점에서 0.001％이다.

Ni: 7.0∼35.0％

Ni는, 오스테나이트상을 안정시키는 원소이다. Ni 함유량이 7.0％ 미만에서는, 페라이트상을 안정화시키는 Cr을 16.0％ 이상 함유하는 경우에 오스테나이트상을 안정적으로 얻을 수 없다. 한편, Ni 함유량이 35.0％를 초과하면, 제조 비용의 상승을 초래하여 경제적으로 불리해진다. 따라서, Ni 함유량은, 7.0∼35.0％의 범위 내로 할 필요가 있다.

Cr: 16.0∼35.0％

Cr은, 강관의 표면에 부동태 피막을 형성함으로써, 내식성을 유지하기 위해 중요한 원소이다. 그 효과는 Cr 함유량이 16.0％ 이상이면 발현한다. 그러나, Cr함유량이 35.0％를 초과하면, 열간 가공성이 저하하고, 또한 오스테나이트 단상 조직을 얻는 것이 곤란하다. 따라서, Cr 함유량은 16.0∼35.0％로 한다. 바람직하게는 18.0％∼30.0％이다.

Mo: 0.1∼10.0％

Mo는, 간극 부식 등의 국부 부식을 억제하는 데에 유효한 원소이다. 이러한 효과를 얻기 위해서는, Mo 함유량을 0.1％ 이상으로 할 필요가 있다. 단, Mo 함유량이 10.0％를 초과하면, 오스테나이트계 스테인리스강을 현저하게 취화시킨다. 따라서, Mo 함유량은 0.1∼10.0％로 한다. 바람직하게는 0.5∼7.0％의 범위이다.

상기한 C, Si, Mn, Ni, Cr, Mo에 더하여, 필요에 따라서 이하의 원소를 함유 할 수도 있다.

N: 2.0％ 이하

N은, 국부 부식을 억제하는 작용을 갖는 효과가 있다. 그러나, N 함유량을 2.0％ 초과로 하는 것은 공업적으로는 곤란하기 때문에, 이것을 상한으로 한다. 또한 통상의 용제 방법에서는, N 함유량이 0.4％를 초과하면, 용제 단계에서 N을 함유시키기 위해 장시간을 요하기 때문에, 생산성의 저하를 초래한다. 따라서, 비용의 면에서는 N 함유량은 0.4％ 이하가 보다 바람직하다. 더욱 바람직하게는 0.01∼0.3％의 범위이다.

Cu: 3.0％ 이하

Cu는, 내식성을 개선하는 작용을 갖는 원소이다. 이러한 효과를 얻기 위해서는, Cu 함유량을 0.01％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Cu 함유량이 3.0％를 초과하면, 열간 가공성이 저하하여, 생산성의 저하를 초래한다. 따라서, Cu를 함유하는 경우, 그 함유량은 3.0％ 이하가 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.01∼2.5％의 범위이다.

Ti, Nb, V 및 Zr 중 적어도 1종을 합계로 0.01∼0.5％

Ti, Nb, V 및 Zr은 모두, 오스테나이트계 스테인리스강 중의 C와 반응하여 탄화물을 형성하여 C를 고정하기 때문에, 오스테나이트계 스테인리스강의 내입계 부식성을 개선하는 데에 유효한 원소이다. 이러한 효과를 얻기 위해서는, 이들의 적어도 1종의 합계 함유량을 0.01％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, Ti, Nb, V 및 Zr은, 단독 첨가 및 복합 첨가 어느 경우도, 합계 함유량이 0.5％를 초과하면, 그 효과는 포화한다. 따라서, Ti, Nb, V 및 Zr을 함유하는 경우, 그 합계 함유량은 0.5％ 이하가 바람직하다.

상기한 원소 외에, 오스테나이트계 스테인리스강의 열간 가공성을 향상하기 위해, Ca, Mg, B 및 희토류 원소(REM) 중 적어도 1종을 각각 0.1％ 이하, 용강 단계에서의 탈산의 목적으로 Al을 0.2％ 이하의 범위 내에서 포함해도 좋다.

성분 조성의 잔부는, Fe 및 불가피적 불순물이다. 불가피적 불순물 중 O는 O: 0.02％ 이하로 하는 것이 바람직하다.

본 실시 형태에서는, 도 2(A), (C)를 참조하여, 스테인리스 클래드 강대(10)를, 제1층(11)이 외층이 되고, 제2층(12)이 내층이 되도록 관 형상으로 성형하여 소관(오픈관)(16)으로 한다. 그리고, 소관의 대향하는 한 쌍의 맞댐부(피용접부)(17)에 가스 실드를 실시하면서, 한 쌍의 맞댐부(17)를 맞댐 가압하고, 전봉 용접하여, 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관(20)을 얻는다.

도 2(A)에 있어서, 부호 18은 소관의 맞댐부 가열 기점, 부호 19는 피용접부(17)가 접합하는 통관 방향 위치를 가리키는 용접점이다. 본 실시 형태에서는, 전봉 용접 시, 가열 기점(18)에서 용접점(19)까지의 통관 방향 범위의 전역, 혹은 당해 범위 내의, 피용접부에 산화물이 생성되기 쉬운 구역(이 구역은 예비 조사에 의해 특정할 수 있음)을 실드 범위로 하고, 당해 실드 범위에 있어서, 피용접부(17)의 바로 위의 위치에 실드 가스 분사 노즐(81)(이하, 간단히 「노즐」이라고도 함)을 배치한다.

노즐(81)은, 도 2(B) 및 도 3(A), (D)에 나타내는 바와 같이, 소관의 맞댐 방향 Y에 대하여 3층으로 분할한 것으로 한다. 또한, 도 3(B), (C)에 나타내는 바와 같이, 소관의 맞댐 방향 Y에 대하여 4층 이상으로 분할한 것이라도 좋다. 즉, 노즐(81)은, 소관의 맞댐 방향 Y에 인접하여 병치된 3개 이상의 분할 노즐을 갖고, 이들은, 양단에 위치하는 한 쌍의 제1 분할 노즐(84A)과, 나머지의 제2 분할 노즐(84B)로 이루어진다. 각 분할 노즐은, 내부가 중공으로 구획되어 있고, 서로 독립적인 가스 유로를 이룬다. 각 분할 노즐(84A, 84B)에는, 각각 대응하는 가스 배관(82)으로부터 실드 가스가 공급되고, 그 공급량은 가스류 조정기(83)로 제어된다. 한 쌍의 제1 분할 노즐(84A)의 선단은, 슬릿 형상의 제1 가스 방출구(85A)를 구획하고, 제2 분할 노즐(84B)의 선단은, 슬릿 형상의 제2 가스 방출구(85B)를 구획한다. 노즐(81)은, 그 가스 방출구(85A, 85B)를 피용접부(17) 상단과 정면으로 마주하도록 배위(配位)되어, 배치된다.

본 발명자들은 실드 가스의 흐름에 대해서 상세하게 관찰했다. 또한, 가스 방출구(85A, 85B)의 위치나 치수, 가스 방출구(85A, 85B)에서의 실드 가스의 유속 등의, 여러 가지 실드 가스의 분사 조건이, 전봉 용접 시의 피용접부(17)의 산소 농도와, 당해 피용접부를 전봉 용접하여 이루어지는 용접부에 있어서의 산화물의 면적률에 미치는 영향을 상세하게 조사했다.

그 결과, 실드 가스의 분사 조건을 최적으로 함으로써, 피용접부의 산소 농도가 0.01질량％ 이하가 되고, 그 결과, 용접부의 산화물 면적률이 0.1％ 미만이 되어, 파단 특성이 우수한 용접부가 얻어지는 것을 발견했다. 여기에서, 용접부의 산화물 면적률이란, 다음과 같이 정의된다. 즉, 전봉 용접부의 샤르피 충격 시험을 행함으로써 얻어지는 파면을 전자 현미경에 의해 배율 500배 이상에서 적어도 10시야 관찰하여, 그 파면 내에 관찰되는 산화물을 포함한 딤플(dimple) 파면 부분을 선별하여, 그 총면적을 측정하고, 이의 시야 총면적에 대한 비율을 산화물 면적률로 했다.

상기 발견한 최적 조건은, 피용접부(17) 상단에서 가스 방출구(85A, 85B)까지의 높이인 노즐 높이(H)가 5㎜ 이상 300㎜ 이하(도 2(C) 참조)이고, 또한, 양단에 위치하는 한 쌍의 제1 가스 방출구(85A)로부터의 가스 방출 유속을 A(m/s)로 하고, 나머지의 제2 가스 방출구(85B)로부터의 가스 방출 유속을 B(m/s)로 했을 때, B가 0.5∼50m/s이고, 또한, 0.01≤B/A≤10을 충족하는 조건하에서 실드 가스를 분사하는 것이다.

상기 노즐 높이(H)가 300㎜를 초과하면, 실드 가스가 충분히 피용접부(17)에 닿지 않기 때문에, 피용접부(17)의 산소 농도가 0.01질량％ 이하가 되지 않아, 파단 특성이 우수한 용접부가 얻어지지 않는다. 한편, 상기 노즐 높이(H)가 5㎜를 하회하면, 가열되어 있는 피용접부(17)로부터의 복사열로 가스 방출구(85A, 85B)가 손상되기 쉽고, 또한 피용접부(17)에서 발생한 스퍼터가 충돌하여 노즐(81)의 내구성이 열화한다.

유속 B가 지나치게 작으면, 실드 가스는 주위에 확산하고, 피용접부(17)의 가스 실드가 불충분해지기 때문에, 피용접부(17)의 산소 농도가 0.01질량％ 이하가 되지 않아, 파단 특성이 우수한 용접부가 얻어지지 않는다. 한편, 유속 B가 지나치게 크면, 실드 가스의 기세가 지나치게 강해져, 피용접부(17)의 단면 사이로의 대기 권입(air entrainment)을 발생시켜 버린다. 따라서, 상기 유속 B는 0.5∼50m/s가 적정 범위이다. 또한, 중앙의 제2 가스 방출구(85B)가 복수 있는 경우(예를 들면 도 3(B), (C) 등), 각각의 제2 가스 방출구에서의 유속 B는 반드시 동일한 값일 필요는 없고, 상기 적정 범위 내인 한, 서로 상이한 값이라도 상관없다.

그러나, 유속 B를 상기 적정 범위로 유지했다고 해도, 유속 B와 유속 A의 비인 가스 유속비 B/A가 부적정하면, 도 4에 나타내는 바와 같이, 대기 권입(87)이 발생해 버린다.

즉, 도 4(A)를 참조하여, B/A＜0.01의 경우는, 양단의 제1 가스 방출구(85A)로부터의 가스류가 지나치게 강하고, 또한 중앙의 제2 가스 방출구(85B)로부터의 가스류가 지나치게 약하기 때문에, 양단의 제1 가스 방출구(85A)로부터의 가스류가 소관(16)의 외면에서 반사하여 상방으로 편향하고, 그 반사 영역에 있어서의 가스 유속이 0에 가까워져, 소관(16)의 외면을 따라 대기 권입(87)이 발생한다. 그 결과, 피용접부(17)의 산소 농도를 충분히 저감할 수 없어, 파단 특성이 우수한 용접부가 얻어지지 않는다.

한편, 도 4(C)를 참조하여, B/A＞10의 경우는, 중앙의 제2 가스 방출구(85B)로부터의 가스류가 지나치게 강하고, 또한 양단의 제1 가스 방출구(85A)로부터의 가스류가 지나치게 약하기 때문에, 중앙의 제2 가스 방출구(85B)로부터의 가스류에 의해 대기가 피용접부(17)의 단면 사이에 끌려들어가, 대기 권입(87)을 초래하기 쉽다. 그 결과, 피용접부(17)의 산소 농도를 충분히 저감할 수 없어, 파단 특성이 우수한 용접부가 얻어지지 않는다.

이들에 대하여, 도 4(B)를 참조하여, 0.01≤B/A≤10으로 함으로써, 피용접부(17)의 단면 사이에 실드 가스(86)가 과부족 없이 충만하고, 대기 권입도 없다. 그 결과, 피용접부(17)의 산소 농도가 0.01질량％ 이하가 되어, 파단 특성이 우수한 용접부가 얻어진다. 중앙의 제2 가스 방출구(85B)가 복수 있고, 각각의 제2 가스 방출구에서의 유속을 서로 상이한 값으로 한 경우, 그 중의 최대의 유속을 「유속 B」로 하여 계산한 B/A가, 상기 조건을 충족하면 좋다.

도 5는, 일 예로서, 노즐 높이(H)＝50㎜로 하고, 0.5≤B≤50의 적정 범위하에서 가스 유속비 B/A를 여러 가지로 바꾸어, 피용접부(17)에 실드 가스(86)를 분사하고, 피용접부(17)의 단면 간의 중간 위치에서 산소 농도를 측정한 결과를 나타내는 그래프이다. 또한, 관 외면측의 모재는, 두께 5㎜의 저탄소 저합금강이고, 관 내면측의 합재는, 두께 2㎜의 오스테나이트계 스테인리스강(SUS316L)인 스테인리스 클래드 강대를 이용했다.

도 5로부터, 0.5≤B≤50의 적정 범위하에서, 가스 유속비 B/A를 0.01≤B/A≤10으로 함으로써, 피용접부의 산소 농도 0.01질량％ 이하가 큰 여유를 갖고(즉 확실하게) 클리어할 수 있다. 또한, 도 5로부터, 0.03≤B/A≤5로 하면, 더욱 낮은 산소 농도 레벨인 0.001∼0.0001질량％를 달성할 수 있어 바람직하다.

이 결과에 대해서는, 노즐 높이(H) 등 다른 조건이 바뀌어도 동일한 것을 확인했다.

도 6은, 피용접부의 산소 농도와 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 90°편평 시험에 있어서의 편평값 h/D의 관계를 나타내는 그래프이다. 관 외면측의 모재는, 두께 5㎜의 저탄소 저합금강이고, 관 내면측의 합재는, 두께 2㎜의 오스테나이트계 스테인리스강(SUS316L)인 스테인리스 클래드 강대를 이용했다. 도 7(B)에 나타내는 바와 같이, 전봉 용접 후에 관 외면측의 모재가 관 내면에 노출되지 않도록, 업셋량을 스테인리스 클래드 강대의 판두께 이하인 1.0㎜로 하고, 피용접부의 산소 농도를 변화시켜, 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 제조했다. 그 후, 용접부에, 용접부의 관 내면에 있어서의 가열 온도를 1000℃, 관 내면에 있어서의 온도에서 냉각 속도 10℃/s의 용접 후 열 처리를 실시한 후, 길이 50㎜의 시험편을 채취하고, JIS G 3445의 규정에 준거한 90° 편평 시험을 행하여, 편평값(h/D)을 구했다.

그 결과, 도 6에 나타내는 바와 같이, 피용접부의 산소 농도가 0.01질량％ 이하가 되는 분위기하에서 제조된 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관은, 90° 편평 시험에 있어서의 편평값 h/D(h: 편평 균열 높이, D: 관 외경)가 0.3 미만이 되어, 파단 특성이 우수한 용접부를 갖는 것이 분명해졌다.

그런데, 가스 방출구(85A, 85B)의 전층(全層) 합병한 형상에 대해서는, 치수의 통관 방향 X 성분인 길이가 30㎜ 이상, 치수의 소관 맞댐 방향 Y 성분인 폭(도 2(C)에 있어서의 합계 폭(R))이 5㎜ 이상인 직사각 형상으로 하면, 피용접부(17)로의 가스 분사를 보다 균일하게 할 수 있어 바람직하다.

또한, 도 2(C)에 나타내는 바와 같이, 모든 가스 방출구(85A, 85B)의 합계 폭 R은, 상기 가스 방출구의 바로 아래에 있어서의 상기 소관의 맞댐부의 최대 간격 W에 대하여, R/W＞1.0의 관계를 충족하는 것이 바람직하다. 피용접부(17)의 산소 농도를 보다 신속하게 저감시킬 수 있기 때문이다.

본 실시 형태에 있어서, 실드 가스는, 불활성 가스 및 환원성 가스의 적어도 1종으로 이루어진다.

여기에서 말하는 불활성 가스란, 질소 가스, 헬륨 가스, 아르곤 가스, 네온 가스, 제논 가스 등, 또는 이들 2종 이상을 혼합하여 이루어지는 혼합 가스 등을 의미한다.

실드 가스로서, 환원성 가스를 0.1질량％ 이상 함유하는 가스를 이용하면, 페네트레이터의 원인이 되는 산화물의 생성을 억제하는 효과가 보다 강해지고, 용접부의 인성 또는 강도를 보다 크게 향상시킬 수 있어 바람직하다. 여기에서 말하는 환원성 가스란, 수소 가스, 일산화탄소 가스, 메탄 가스, 프로판 가스 등, 또는 이들 2종 이상을 혼합하여 이루어지는 혼합 가스를 의미한다. 또한, 환원성 가스를 0.1질량％ 이상 함유하는 가스로서는, 환원성 가스만으로 이루어지는 조성, 또는, 환원성 가스: 0.1질량％ 이상을 함유하고, 잔부가 불활성 가스로 이루어지는 조성의 것이 적합하다.

또한, 입수 용이성 및 염가성의 점에서는, 실드 가스로서 다음의 가스를 이용하는 것이 바람직하다.

(가) 불활성 가스 단독 사용의 경우: (G1) 질소 가스, 헬륨 가스, 아르곤 가스 중 어느 1종, 또는 이들 2종 이상의 혼합 가스

(나) 환원성 가스 단독 사용의 경우: (G2) 수소 가스, 일산화탄소 가스 중 어느 1종, 또는 이들 2종의 혼합 가스

(다) 불활성 가스와 환원성 가스의 혼합 가스 사용의 경우: 상기 (G1)과 (G2)의 혼합 가스

또한, 특히, 수소 가스 및/또는 일산화탄소 가스를 포함하는 가스를 사용하는 경우, 유루(遺漏) 없는 안전 대책을 취해야 하는 것은 말할 필요도 없다.

본 실시 형태에 있어서, 업셋량은 스테인리스 클래드 강대의 두께 이하로 한다. 이에 따라, 용접부에서 외층의 탄소강 또는 저합금강이 강관의 내면에 노출되는 일이 없다. 또한, 업셋량은, 전봉 용접 중에 용접부로부터 페네트레이터의 배출의 효과를 확보하는 관점에서, 스테인리스 클래드 강대의 두께의 20％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, 스퀴즈 롤에 의한 업셋량은, 스퀴즈 롤보다 앞쪽의 관의 외주 길이를 측정한 후, 스퀴즈 롤에 의해 용접하여 외면의 용접 비드부를 절삭한 후의 관의 외주 길이를 측정하여, 양자의 차를 계산함으로써 구한다.

다음으로, 본 실시 형태에서는, 전봉 용접 후의 용접부에 대하여 행하는 열 처리의 조건을 최적화한 것이 특징이다. 즉, 전봉 용접 후의 용접부에, 당해 용접부의 관 내면에 있어서의 온도가 800∼1200℃가 되는 열 처리를 실시하고, 그 후, 상기 용접부에, 상기 용접부의 관 내면에 있어서의 온도로 800℃에서 400℃까지의 냉각 속도가 4∼30℃/s가 되는 냉각을 실시한다. 이에 따라, 용접부의 파단 특성의 향상과, 관 내면의 내식성의 향상의 양쪽을 실현할 수 있다.

용접부의 관 내면에 있어서의 가열 온도가 800℃ 미만인 경우, 모재의 용접부의 조직의 균질화, 세립화 및, 합재의 용체화(solutionizing)가 불충분하기 때문에, 용접부의 파단 특성의 향상과, 관 내면의 내식성의 향상의 효과가 얻어지지 않는다. 또한, 상기 가열 온도가 1200℃를 초과하는 경우, 모재의 용접부의 조직의 조대화에 의해, 용접부의 인성 즉 파단 특성이 저하한다.

또한, 상기 냉각 속도가 4℃/s 미만인 경우, 합재인 오스테나이트계 스테인리스강의 예민화에 의해 관 내면에 있어서의 용접부의 내식성이 저하한다. 한편, 상기 냉각 속도가 30℃/s를 초과하는 경우, 모재인 탄소강 또는 저합금강이 고경도의 퀀칭 조직이 되어, 용접부의 파단 특성이 저하한다.

용접 후 열 처리에 있어서의 가열 조건 및 냉각 조건의 제어는, 도 1에 나타내는 가열 장치(92) 및 냉각 장치(94)에 의해 행한다. 가열 방법 및 냉각 방법은, 상기 가열 온도 및 상기 냉각 속도가 얻어지는 한 특별히 한정되지 않는다. 예를 들면 가열 방법에 관해서는 유도 가열이나 직접 통전 가열, 분위기 가열로에 의한 가열 등을 이용할 수 있고, 또한 냉각 방법에 관해서는, 공랭, 충풍 냉각(air blast cooling), 수랭 및, 조관 공구(롤이나 롤러 등)에 의한 발열(拔熱) 등을 이용할 수 있다.

(전봉 용접 스테인리스 클래드 강관)

본 실시 형태에 의한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관은, 상기의 제조 방법에 의해 얻어지는 것으로, 탄소강 또는 저합금강의 외층과, 이미 서술한 성분 조성을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강의 내층으로 이루어지고, 전봉 용접 그대로 용접 비드 절삭 및 용접 후 열 처리가 실시된 전봉 용접부를 갖는다. 또한, 「전봉 용접 그대로」란, 전봉 용접 후에 육성 용접 등 추가의 용접 처리가 실시되어 있지 않은 것을 의미한다.

그리고, 본 실시 형태에 의한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관은, 전봉 용접 그대로, JISG 3445의 규정에 준거한 90° 편평 시험에 있어서의 편평값(h/D)이 0.3 미만을 만족하고, 또한, 관 내면이 ASTM A262-13, Practice E에 준거한 황산·황산구리 부식 시험에 있어서 균열이 발생하지 않는다는, 우수한 용접부의 파단 특성과 관 내면의 내식성을 양립한 것이다. 여기에서, h: 편평 균열 높이(㎜), D: 관 외경(㎜)이다. 또한, 관 내면에 있어서의 균열의 발생의 유무는, 상기 규격에 기재되어 있는 기준에 의해 명확하게 판정 가능하다.

실시예

(실시예 1)

두께 2㎜, 질량％로 C: 0.015％, Si: 0.76％, Mn: 1.06％, Ni: 12.2％, Cr: 17.4％, Cu: 0.24％, Mo: 2.32％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성의 오스테나이트계 스테인리스강의 합재와, 두께 5㎜, 질량％로 C: 0.04％, Si: 0.2％, Mn: 1.60％, V: 0.04％, Nb: 0.05％, Ti: 0.01％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성의 저탄소 저합금강의 모재로 이루어지는 스테인리스 클래드 강대를 준비했다.

도 1에 나타낸 전봉 용접 강관 제조 설비에 의해, 준비한 스테인리스 클래드 강대를 소재로 하여, 모재를 외층, 합재를 내층으로 하여, 여러 가지의 조건으로 외경 300㎜의 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 제조했다. 전봉 용접 시에 피용접부로의 가스 실드는, 도 2(A)∼(C)에 나타내는 노즐을 이용하여, 표 1에 나타내는 노즐 높이(H), 가스 방출 유속(B), 유속비(B/A) 및, R/W의 조건하에서 행했다. 실드 가스는, 불활성 가스인 질소로 하고, 표 1에 나타내는 일부의 수준에서는, 환원성 가스로서 프로판 가스를 혼합한 불활성 가스로 했다. 업셋량은 표 1에 나타내는 것으로 했다.

또한, 전봉 용접 후의 용접부에, 당해 용접부의 관 내면에 있어서의 온도가 표 1에 나타내는 값이 되는 열 처리를 실시하고, 그 후, 상기 용접부에, 상기 용접부의 관 내면에 있어서의 온도로 800℃에서 400℃까지의 냉각 속도가 표 1에 나타내는 값이 되는 냉각을 실시했다.

각 수준에 있어서, 피용접부의 산소 농도를 측정하고, 또한, 제조한 각 강관으로부터 시험편을 채취하고, JIS G 3445의 규정에 준거한 90° 편평 시험을 행하여, 편평값(h/D)을 구했다. 결과를 표 1에 나타낸다.

또한, 관 내면의 내식성을 API specification 5LD, 4^thEdition에 따라 ASTM A262-13, Practice E에 준거한 황산·황산구리 부식 시험에 의해 평가했다. 관 내면의 내식성을 평가하기 위해, 관 내면측을 남기고 관 외면측(모재측)을 연삭에 의해 제거하여, 스테인리스강만을 시험편으로 했다. 내식성의 평가는, 시험 후의 시험편을 육안, 또는 필요에 따라서 실체 현미경 등에 의해 10배의 배율로 관찰하고, 균열이 관찰되지 않았던 시험편을 합격(○), 균열이 관찰된 시험편을 불합격(×)으로 했다.

표 1에 나타나는 바와 같이, 본 발명예에서는, 비교예와 비교하여 용접부의 편평값(h/D)이 현격한 차이로 저감되어, 파단 특성이 우수하고, 또한 내면이 오스테나이트계 스테인리스강으로서의 내식성을 유지한 용접부를 갖는 것이 확인되었다.

(실시예 2)

두께 2㎜로, 표 2에 나타내는 성분 조성(잔부는 Fe 및 불가피적 불순물)을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강의 합재와, 두께 5㎜, 질량％로 C: 0.04％, Si: 0.2％, Mn: 1.60％, V: 0.04％, Nb: 0.05％, Ti: 0.01％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성의 저탄소 저합금강의 모재로 이루어지는 스테인리스 클래드 강대를 준비했다.

도 1에 나타낸 전봉 용접 강관 제조 설비에 의해, 준비한 스테인리스 클래드 강대를 소재로 하여, 모재를 관 외면측, 합재를 관 내면측으로 하여, 외경 300㎜의 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 제조했다. 전봉 용접 시에 피용접부로의 가스 실드는, 도 2(A)∼(C)에 나타내는 노즐을 이용하여, 노즐 높이(H)＝50㎜, 가스 방출 유속(B)＝10m/s, 유속비(B/A)＝0.5 및, R/W＝5의 조건하에서 행했다. 실드 가스는, 불활성 가스인 질소로 했다. 업셋량은 4㎜로 했다.

또한, 전봉 용접 후의 용접부에, 당해 용접부의 관 내면에 있어서의 온도가 1000℃가 되는 열 처리를 실시하고, 그 후, 상기 용접부에, 상기 용접부의 관 내면에 있어서의 온도로 800℃에서 400℃까지의 냉각 속도가 10℃/s가 되는 냉각을 실시했다.

실시예 1에 기재된 방법과 동일하게, 피용접부의 산소 농도의 측정과, 용접부의 파단 특성 및 관 내면의 내식성의 평가를 행했다. 결과를 표 3에 나타낸다.

표 3으로부터 분명한 바와 같이, 본 발명예에서는 용접부의 파단 특성이 우수하고, 또한, 관 내면의 내식성도 우수한 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관이 얻어진 것에 대하여, 합재의 화학 성분이 본 발명 범위 외인 비교예에서는, 용접부의 파단 특성 또는 관 내면의 내식성이 뒤떨어져 있는 것을 확인할 수 있었다.

(산업상의 이용 가능성)

10 : 스테인리스 클래드 강대
11 : 제1층(모재)
12 : 제2층(합재)
13 : 클래드 계면
14 : 용접 시임부
16 : 소관(오픈관)
17 : 피용접부(소관의 맞댐부)
18 : 소관의 맞댐부 가열 기점
19 : 용접점
20 : 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관
30 : 언코일러
50 : 롤 성형기
60 : 고주파 가열 장치
70 : 스퀴즈 롤
80 : 실드 가스 분사 장치
81 : 실드 가스 분사 노즐
82 : 가스 배관
83 : 가스류 조정기
84A : 제1 분할 노즐(양단)
84B : 제2 분할 노즐(중앙)
85A : 제1 가스 방출구(양단)
85B : 제2 가스 방출구(중앙)
86 : 실드 가스
87 : 대기 권취
90 : 비드 절삭기
92 : 가열 장치
94 : 냉각 장치
96 : 절단기
X : 통관 방향
Y : 소관의 맞댐 방향

Claims

탄소강 또는 저합금강의 외층과, 질량％로, C: 0.1％ 이하, Si: 1.5％ 이하, Mn: 2.5％ 이하, Ni: 7.0∼35.0％, Cr: 16.0∼35.0％, Mo: 0.1∼10.0％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강의 내층으로 이루어지는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관으로서,
JIS G 3445의 규정에 준거한 90° 편평 시험에 있어서의 편평값 h/D가 0.3 미만을 만족하고, 또한, 관 내면이 ASTM A262-13, Practice E에 준거한 황산·황산구리 부식 시험에 있어서 균열이 발생하지 않는 것을 특징으로 하는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관.
여기에서, h: 편평 균열 높이(㎜)
　　　　　D: 관 외경(㎜)
제1항에 있어서,
상기 성분 조성은, (ⅰ) N: 2.0％ 이하, (ⅱ) Cu: 3.0％ 이하, (ⅲ) Ti, Nb, V 및 Zr 중 적어도 1종을 합계로 0.01∼0.5％, (ⅳ) Ca, Mg, B 및 REM 중 적어도 1종을 각각 0.1％ 이하, 그리고 (ⅴ) Al을 0.2％ 이하, 의 적어도 1군을 추가로 포함하는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관.
모재인 탄소강 또는 저합금강으로 이루어지는 제1층과, 합재인, 질량％로, C: 0.1％ 이하, Si: 1.5％ 이하, Mn: 2.5％ 이하, Ni: 7.0∼35.0％, Cr: 16.0∼35.0％, Mo: 0.1∼10.0％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강으로 이루어지는 제2층이 압착되어 이루어지는 스테인리스 클래드 강대를 준비하고,
상기 스테인리스 클래드 강대를, 상기 제1층이 외층이 되고, 상기 제2층이 내층이 되도록 관 형상으로 성형하여 소관으로 하고,
당해 소관의 대향하는 한 쌍의 맞댐부에 가스 실드를 실시하면서, 상기 한 쌍의 맞댐부를, 업셋량이 상기 스테인리스 클래드 강대의 두께 이하인 조건에서 맞댐 가압하고, 전봉 용접하여, 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관을 얻고,
그 때, 상기 가스 실드는,
상기 소관의 맞댐부 상단(上端)으로부터 5∼300㎜ 상방의 위치에서, 상기 소관의 맞댐 방향으로 인접하여 나란히 위치된 3개 이상의 슬릿 형상의 가스 방출구를 갖는 실드 가스 분사 노즐을 이용하여, 상기 가스 방출구 중 양단에 위치하는 한 쌍의 제1 가스 방출구로부터의 가스 방출 유속을 A(m/s)로 하고, 나머지의 제2 가스 방출구로부터의 가스 방출 유속을 B(m/s)로 했을 때, B가 0.5∼50m/s이고, 또한, 0.01≤B/A≤10을 충족하는 조건하에서 실드 가스를 분사하여 행하고,
추가로, 상기 전봉 용접 후의 용접부에, 당해 용접부의 관 내면에 있어서의 온도가 800∼1200℃가 되는 열 처리를 실시하고,
그 후, 상기 용접부에, 상기 용접부의 관 내면에 있어서의 온도로 800℃ 에서 400℃까지의 냉각 속도가 4∼30℃/s가 되는 냉각을 실시하는
것을 특징으로 하는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.
제3항에 있어서,
각각의 상기 가스 방출구의 형상은, 치수의 통관 방향 성분인 길이가 30㎜ 이상, 치수의 소관 맞댐 방향 성분인 폭이 5㎜ 이상의 직사각 형상인 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.
제3항 또는 제4항에 있어서,
모든 상기 가스 방출구의 합계 폭 R은, 상기 가스 방출구의 바로 아래에 있어서의 상기 소관의 맞댐부의 최대 간격 W에 대하여, R/W＞1.0의 관계를 충족하는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.
제3항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 실드 가스는, 불활성 가스 및 환원성 가스의 적어도 1종으로 이루어지는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.
제3항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 성분 조성은, (ⅰ) N: 2.0％ 이하, (ⅱ) Cu: 3.0％ 이하, (ⅲ) Ti, Nb, V 및 Zr 중 적어도 1종을 합계로 0.01∼0.5％, (ⅳ) Ca, Mg, B 및 REM 중 적어도 1종을 각각 0.1％ 이하, 그리고 (ⅴ) Al을 0.2％ 이하, 의 적어도 1군을 추가로 포함하는 전봉 용접 스테인리스 클래드 강관의 제조 방법.