WO2017209282A1 - Ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管の製造方法、ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管、およびｔｉｇ溶接ステンレス部材 - Google Patents

Ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管の製造方法、ｔｉｇ溶接ステンレス鋼管、およびｔｉｇ溶接ステンレス部材 Download PDF

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welding
tig
welded
width
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仲子　武文
延時　智和
朝田　博
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日新製鋼株式会社
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    • C22C38/44—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with molybdenum or tungsten

Definitions

  • the present invention relates to a method for manufacturing a welded stainless steel pipe by bending a stainless steel strip, butting both ends together and TIG welding, a TIG welded stainless steel pipe, and a TIG welded stainless steel member including the TIG welded stainless steel pipe .
  • Welded stainless steel pipes are manufactured by various welding methods such as high-frequency resistance welding, laser welding, TIG welding, and plasma welding.
  • TIG welding is the most widely used welding because of its low equipment cost and excellent welding quality. Is the law.
  • arc discharge is generated between the tip of the tungsten electrode and the material to be welded, and the material to be welded is welded by the heat.
  • the stability of arc discharge is improved. Since arc discharge is an electromagnetic phenomenon, the material to be welded must be physically stable in order to maintain stable arc discharge from the tip of the tungsten electrode toward the material to be welded. It is done.
  • JP 2007-098459 A Japanese Patent Publication “JP 2007-098459 A” (published on April 19, 2007)
  • the bead width partially expands and solidification is delayed, so low melting point impurities such as phosphorus and sulfur accumulate in the final solidified part, and a dent is formed in the center of the welded part. It tends to occur.
  • Such micro-dents due to bead width fluctuations are a common phenomenon, but when the demand for weld quality is severe due to the characteristics of the use of the welded pipe, or without polishing the bead after welding In some applications, the slight bead shape irregularities and dents may be regarded as problems of welding defects.
  • Patent Document 1 discloses a method capable of suppressing the occurrence of defects in a weld metal part in high-speed gas shield welding of a zinc-based plated steel sheet. Specifically, a technique is described in which a magnetic coil is attached to the tip of a welding torch, and an AC magnetic field is applied to the surface of the material to be welded to perform arc welding while stirring the molten pool. Thereby, escape of zinc vapor from the molten pool is promoted, and defects caused by zinc vapor are reduced.
  • Patent Document 1 is a technique for suppressing the occurrence of defects in the weld metal part when high-speed welding is performed on a zinc-based plated steel sheet by pulse MAG (Metal-Active Gas) welding. It also requires a special welding device with a magnetic coil attached. Therefore, it cannot be directly applied to the production of stainless steel pipes by TIG (Tungsten Inert Gas) welding.
  • pulse MAG Metal-Active Gas
  • One aspect of the present invention has been made in view of the above-described conventional problems, and an object of the present invention is a TIG welded stainless steel pipe that can suppress the occurrence of welding defects without mixing H 2 into the shielding gas. It is to provide a manufacturing method.
  • a method for manufacturing a TIG welded stainless steel pipe is to perform welding on a stainless steel pipe by bending a stainless steel strip in the width direction and butting both edges together to perform TIG welding.
  • a manufacturing method is characterized in that a pulse waveform having a pulse frequency of 40 Hz to 300 Hz is used as a current waveform in a welding power source.
  • the TIG welded stainless steel pipe in 1 aspect of this invention is a TIG welded part formed by bending a stainless steel strip in the width direction and TIG welding the both edges of this stainless steel strip.
  • the stainless steel strip has a composition of 11 to 35% by weight of Cr, and the number of weld defects in the weld bead in the TIG weld is the length of the TIG weld. It is characterized by 0.5 or less per 1 m.
  • the effect of preventing welding defects can be obtained even if only Ar gas is used, even for a material that cannot contain H 2 in the shielding gas.
  • TIG welded stainless steel pipes with excellent welding quality can be manufactured.
  • a to B indicates that A is B or more and B or less.
  • FIG. 5 shows a state of a weld bead after bending a stainless steel strip, butting both ends and TIG welding.
  • FIG. 5 is a schematic diagram for explaining the state of fluctuation of the weld bead width, the depression generated in the center of the weld bead, and the sectional shape of the depression. As shown in FIG. 5, in the portion where the bead width is locally thick, the above-mentioned depression is generated in the center portion.
  • a mixed gas obtained by adding H 2 to argon may be used as a shielding gas for TIG welding.
  • H 2 is an active gas and causes a thermal pinch effect (thermal pinch effect). Therefore, when the (Ar + H 2 ) mixed gas is used as the shielding gas, the arc is constricted, and the directivity of the arc can be increased to suppress the arc wobbling.
  • the TIG welding method using (Ar + H 2 ) mixed gas has the following problems. That is, (i) Inapplicable to materials where hydrogen embrittlement is a concern, (ii) A dehydrogenation process such as annealing may be required after welding, and equipment therefor may be required. (Iii) The concentration of H 2 is a welding condition Therefore, there is a demerit that quality control can be difficult.
  • the present inventors have intensively studied a TIG welding method that can suppress the occurrence of welding defects even when an inert gas not added with H 2 is used as a shielding gas, and I got an idea.
  • stirring the molten pool during solidification suppresses fluctuations in the width of the weld bead in the portion where heat input is excessive, and low melting point impurities are finally solidified. I thought that it could be prevented from accumulating in the part. And we examined in detail how to realize this idea.
  • the current waveform of TIG welding is changed to a pulse waveform, and the frequency is set to a relatively low value (specifically, a frequency range described later) obtained from the thickness of the material to be welded by equation (1)
  • the frequency is set to a relatively low value (specifically, a frequency range described later) obtained from the thickness of the material to be welded by equation (1)
  • the following effects were obtained. That is, even if there is a fluctuation in heat input due to the fluctuation of the arc, the molten pool can be stirred at the time of solidification in the part where the heat input is excessive, and the accumulation of low melting point impurities in the final solidification part can be suppressed. It came to the knowledge that the hollow of a bead center part (generation of a welding defect) can be prevented.
  • f (50 / (t ⁇ 0.5)) ⁇ C (1)
  • f pulse frequency (Hz)
  • t thickness of steel strip (mm)
  • C Coefficient (0.8 to 1.4).
  • One embodiment of the present invention is based on the above findings. That is, in the method of manufacturing a TIG welded stainless steel pipe according to the present embodiment, when a stainless steel strip is bent in the width direction and both edges are butted and TIG welding is performed, a pulse waveform having a pulse frequency of 40 Hz to 300 Hz is used as a current waveform in the welding power source. This is a method using a waveform. Thereby, the TIG welded stainless steel pipe excellent in welding quality can be manufactured.
  • the following mechanism can obtain the above-described effect by setting the pulse frequency in such a range.
  • the welding current is high (pulse peak current)
  • a force that pushes down the surface of the molten pool acts by the arc force
  • the welding current is low (pulse base current)
  • the arc force is reduced and the weld pool A force that pushes up the molten pool by surface tension acts.
  • the pulse frequency is less than 40 Hz, the period of pushing down and pushing up becomes too long, and the vibration of the molten pool becomes unstable. Further, when the pulse frequency exceeds 300 Hz, the period of pushing down and pushing up becomes too short, and the molten pool is not sufficiently vibrated.
  • the effect is greatest when the pulse frequency is around 100 Hz. This is presumably because the pulse frequency closer to the natural frequency of the molten pool, which is said to be several tens of Hz, has a greater effect of vibrating and agitating the molten pool.
  • the stainless steel strip is bent in the width direction, both edges are butted, and the steel strip is moved while generating an arc between the tungsten electrode and the butted portion. Form a weld bead.
  • a basic apparatus used for such TIG welding a generally used apparatus can be used. Therefore, illustration and description will be omitted for simplification of description.
  • the bending method is not particularly limited, but a general roll forming method is preferably used. This manufacturing method can be suitably applied to the case where the abutting portion is swung due to the influence of friction due to the peripheral speed difference of the roll or the meandering of the material in the width direction and the circumferential direction.
  • a pulse waveform having a pulse frequency of 40 Hz to 300 Hz is used as a current waveform in the welding power source, and a DC pulse current with the electrode side as a negative electrode is applied to perform pulse TIG welding.
  • the pulse waveform is not particularly limited.
  • the pulse width (ratio of peak current time in one pulse period) has little influence on the effect, but is preferably selected from the range of 30% to 70%.
  • the values of the peak current and the base current for generating the pulse arc may be any current values that can generate the pulse arc, and may be set as appropriate according to the composition, thickness, etc. of the stainless steel material. Also, the welding speed may be set as appropriate according to the composition, plate thickness, etc. of the stainless steel material. This is because the current value and the welding speed are closely related to the amount of heat input to the welded portion.
  • the welding speed is 2 to 5 m / min
  • the base current is 10 to 20 A
  • the peak current is 210 to 230 A
  • the average current is around 120 A ( Specifically, for example, it is preferable to adopt the conditions of 118A to 125A).
  • the width of the weld bead is not particularly limited because it can be determined according to various welding conditions. Usually, the width of the weld bead can be about 5 times the thickness of the stainless steel material.
  • TIG welding may be performed by adding a filler metal (welding wire) to the molten pool, but the filler metal is not used in the TIG welding method of this embodiment.
  • pulse TIG welding may be performed using a filler material.
  • the tungsten electrode may be of a material and shape (electrode diameter or tip shape) generally used in direct current TIG welding.
  • argon gas may be used as the back shield gas, and a gas having the same composition as the shield gas described later may be used.
  • shielding gas In the TIG welding method of the present embodiment, an inert gas to which H 2 is not added is used as a shielding gas.
  • the shielding gas may be argon (Ar) gas, helium gas, or a mixed gas thereof.
  • the shielding gas is a gas composed of Ar and inevitable impurities.
  • the base steel strip as a base material for manufacturing the TIG welded stainless steel pipe can be appropriately selected from conventionally used stainless steel strips according to the use of the TIG welded stainless steel pipe.
  • the type is not particularly limited.
  • austenitic stainless steel is hardly affected by H 2 even if H 2 is added to the shielding gas.
  • other stainless steels have a concern of hydrogen embrittlement when H 2 is added to the shielding gas.
  • the present manufacturing method can be suitably used for ferritic stainless steel because it is not necessary to add H 2 to the shielding gas.
  • Ferritic stainless steel with a low nickel content is cheaper than austenitic stainless steel and is actively used in the market.
  • the high Cr content of high Cr ferritic stainless steels has a relatively high melting point, which causes high temperature cracking (welding defects) due to solidification shrinkage when the molten metal solidifies. Easy to do.
  • This manufacturing method can be suitably applied to such a high Cr ferritic stainless steel. This is because the molten metal can be solidified so as to delay the occurrence of solidification shrinkage and to prevent welding defects by appropriately stirring the molten pool by this manufacturing method.
  • the composition of the stainless steel strip contains 11 wt% or more and 35 wt% or less of Cr. If the Cr content is less than 11% by weight, the performance as stainless steel cannot be obtained, which is not suitable. When the Cr content is more than 35% by weight, the melting point of the stainless steel strip becomes too high, and the welded portion becomes hard and the toughness tends to be extremely low, which is not preferable.
  • the composition of the ferritic stainless steel strip includes the following component compositions of Si, Mn, and Ni for the purpose of ensuring corrosion resistance and weld toughness It is preferable that
  • the effect of Si is small if it is less than 0.01% by weight, and if added over 1.0% by weight, the weldability and the toughness of the welded portion are reduced, so 0.01 to 1.0% by weight, preferably 0.05 to 0.25% by weight.
  • Mn is less than 0.01% by weight, the effect is small, and if added excessively, weldability is impaired (the weld is hardened and the toughness becomes poor), so 0.01 to 0.6% by weight, preferably 0.10 to 0.40% by weight.
  • Ni can improve the toughness while increasing the strength of the base metal, and its effect is small if it is less than 0.01% by weight, and if it exceeds 0.6% by weight, the weld is hardened and lacks toughness. Therefore, the content is set to 0.01 to 0.6% by weight, preferably 0.10 to 0.40% by weight.
  • the ferritic stainless steel strip may be added with a predetermined amount of other elements such as C, N, S, P, Mo, and Nb, for example, as in Examples described later. .
  • the thickness of the base steel strip is not particularly limited, but is, for example, 0.1 mm to 1.2 mm, and preferably 0.3 mm to 1.0 mm. As the plate thickness increases, the effect of the pulse can be reduced. This is presumably because the heat capacity of the melted portion increases as the plate thickness increases, and the effect of stirring by the pulse decreases.
  • the diameter of the stainless steel pipe is not particularly limited, but is, for example, 6.35 mm to 89.1 mm in view of the relation with the plate thickness of the base steel strip described above. Specifically, it may be 25.4 mm (1 inch) or 12.7 mm, for example.
  • the weld bead width means a width in a direction perpendicular to the longitudinal direction of the weld bead generated by TIG welding (the moving direction of the steel strip during welding (welding direction)).
  • FIG. 6 is a schematic diagram for explaining the fluctuation range, fluctuation ratio, and welding defect of the weld bead width.
  • the present inventors provide a weld defect (A in FIG. 6) in the manufactured welded steel pipe.
  • the bead width is always the center of the bead in the width direction, and the bead width is always larger than that of the steady portion (C in FIG. 6) before and after the weld defect in the longitudinal direction of the welded steel pipe (B in FIG. 6). Recognized that it is also wide. Therefore, the fluctuation width of the bead width, the fluctuation ratio, and the weld defect of the manufactured welded steel pipe were evaluated as follows.
  • Example 1 For each 20 m length of the manufactured welded steel pipe, one evaluation material having a length of 1 m was cut out.
  • the total number of cut outs is 100 in Example 1 to be described later, and 10 in each of Examples 2, 3, and Comparative Examples. This means that, for example, 100 evaluation materials were cut out and evaluated for each sample shown in Table 3 of Example 1 described later.
  • the steady portion means a portion where TIG welding is normally performed and the weld bead width is constant or substantially constant.
  • This substantially constant means that the fluctuation of the weld bead width per predetermined length (for example, 100 cm) is within ⁇ 3%.
  • variety of welding spreads rather than a stationary part there may be a site
  • Such a part is also referred to as a defective part below for convenience of explanation.
  • the evaluation material from which the part where the weld bead width is wider than the steady part was extracted was subjected to the following evaluation (1).
  • the bead width of the welded portion is uniform over the entire length of one evaluation material being evaluated, When it was recognized as a stationary part, the evaluation material was not further evaluated.
  • Fluctuation width of bead width of welded steel pipe In the evaluation material having a length of 1 m, the bead width (standard value) (X C in FIG. 6) of the stationary part and the bead width (X B in FIG. 6) of the defective part was measured using calipers. X C and X B -X C were recorded as the bead width for the evaluation material and the fluctuation width of the bead width at the defective portion, respectively.
  • the bead width shown in X B in FIG. 6, in one defect site one one can also be referred to as the largest bead width.
  • X B -X C may be referred to as a fluctuation value of the bead width in a certain defect portion.
  • the standard value can be obtained as follows. That is, it can be determined as an average value of the weld bead width in the remaining weld bead (steady portion) excluding the above-described defective portion in the evaluation material having a length of 1 m. This average value is calculated
  • the fluctuation ratio of the bead width in one certain defect portion was calculated. Note that the absolute value of the fluctuation value is used in consideration of a case where the fluctuation value is a negative value.
  • Variation rate of bead width (
  • the number of locations determined as the welding defect by (2) above is calculated. Dividing by a length of 2000 m (in the case of 100 evaluation materials) or 200 m (in the case of 10 evaluation materials), the number of welding defects (pieces / m) was obtained. Moreover, based on the data obtained from all the defect sites detected in 100 or 10 evaluation materials, the bead width (X C ) of the stationary part obtained by the above (1) and the fluctuation of the bead width. Each average of the width (X B -X C ) and the variation ratio of the bead width was obtained.
  • a welded steel pipe manufactured using the method for manufacturing a TIG welded stainless steel pipe according to this embodiment has a TIG welded portion formed by bending a stainless steel strip in the width direction and TIG welding both edges of the stainless steel strip.
  • the TIG welded portion includes the above-described weld bead, defect site, and weld defect.
  • TIG welded stainless steel members including such welded steel pipes are also within the scope of the present invention.
  • TIG welded stainless steel members include boilers, heat exchangers, exhaust gas equipment, chemical plant piping, and the like.
  • the manufacturing method of the TIG welded stainless steel pipe in one embodiment of the present invention is a method of manufacturing a welded stainless steel pipe by bending a stainless steel strip in the width direction and butting both edges together to perform TIG welding.
  • a pulse waveform having a pulse frequency of 40 Hz to 300 Hz is used as a current waveform in the welding power source.
  • the force that pushes down the surface of the molten pool acts by the arc force, and when the current is low (base current), the arc force is reduced and the molten pool's surface tension pushes up the molten pool. It acts to vibrate the molten pool.
  • the pulse frequency is less than 40 Hz, the depression and push-up periods are long and the vibration of the molten pool becomes unstable. If the pulse frequency exceeds 300 Hz, the depression and push-up periods are short, and the molten pool does not sufficiently vibrate. .
  • the composition of the stainless steel strip preferably contains 11 to 35% by weight of Cr.
  • the number of weld defects in a weld bead formed on the surface of the welded stainless steel pipe is 0.5 per 1 m of the length of the welded stainless steel pipe. Or less.
  • the TIG welded stainless steel pipe in one embodiment of the present invention is a TIG welded stainless steel pipe having a TIG welded portion formed by bending a stainless steel strip in the width direction and TIG welding of both edges of the stainless steel strip,
  • the composition of the stainless steel strip contains 11 to 35 wt% Cr, and the number of weld defects in the weld bead in the TIG weld is 0.5 or less per 1 m of the length of the TIG weld. It is characterized by that.
  • TIG welded stainless steel member including the TIG welded stainless steel pipe is also included in the technical scope of the present invention.
  • Table 1 shows the alloy compositions of steel strips of three types of high-purity ferritic steels (steel materials A to C) used in Examples 1 and 2 described below.
  • the bottom row of Table 1 is the material (steel material C) used in Example 1 and Example 2, and is 28 wt% Cr-3.8 wt% Mo high purity ferritic stainless steel with a thickness of 0.3 mm. .
  • the upper two are the materials used in Example 2, which are 28 wt% Cr-3.8 wt% Mo high purity ferritic stainless steel with a thickness of 1.0 mm and 0.6 mm.
  • Table 2 shows alloy compositions of steel strips of four types of high-purity ferritic steels (steel materials D to G) used in Example 3 described below, and one type of high-purity ferritic steel used in Comparative Examples.
  • the alloy composition of the steel strip of steel (steel material H) is shown.
  • D steel is 17 wt% Cr-2 wt% Mo high purity ferritic stainless steel (SUS444)
  • E steel is 22 wt% Cr-1 wt% Mo-Nb high purity ferritic stainless steel (SUS445J1)
  • F steel Is 30 wt% Cr-2 wt% Mo high purity ferritic stainless steel (SUS447J1)
  • G steel is 14 wt% Cr—low C high purity ferritic stainless steel (SUS410L).
  • the lowermost H steel in Table 2 is an 11 wt% Cr high purity ferritic heat resistant steel (SUH409) having a Cr content of less than 11%.
  • Example 1 After roll-forming high-purity ferritic stainless steel (steel material C) shown in the lower part of Table 1, TIG welding is performed using Ar as a shielding gas to produce a ⁇ 12.7 mm welded steel pipe, and TIG welding is performed. The relationship between the conditions and the number of welding defects was investigated.
  • a defect number of 0.5 or less per 1 m length of the welded steel pipe was regarded as acceptable.
  • the number of welding defects can be reduced to 0.5 / m or less.
  • FIG. 1 is a graph showing the influence of the pulse frequency on the fluctuation width of the bead width.
  • FIG. 2 is a graph showing the influence of the pulse frequency on the number of welding defects.
  • the fluctuation width of the bead width and the number of welding defects are lower in the case of pulse TIG welding using the current waveform as a pulse waveform than in the case of TIG welding using a welding current as a direct current.
  • the effect is greatest when the pulse frequency is changed around 100 Hz.
  • the pulse frequency By setting the pulse frequency in the range of 40 Hz to 300 Hz, the number of welding defects can be reduced to 0.5 / m or less.
  • FIG. 3 is a graph showing the relationship between the variation ratio of the weld bead width and the number of welding defects.
  • the welded steel pipe was evaluated by examining the variation rate of the weld bead width based on the relationship between the variation rate of the weld bead width and the number of welding defects.
  • Example 2 Three types of 28 wt% Cr-3.8 wt% Mo high purity ferritic stainless steel (steel materials A to C) shown in Table 1 having different thicknesses are roll-formed, and Ar is used as a shielding gas to form TIG
  • a ⁇ 25.4 mm welded steel pipe was manufactured, and the relationship between the welding conditions of TIG welding and the width variation of the weld bead was investigated. Specifically, the effect of the production method of the present invention when the thickness of the steel material was changed was investigated.
  • a welded steel pipe obtained by performing TIG welding using a steel material A having a thickness of 1.0 mm and using Ar as a shielding gas under the welding conditions shown in Table 4 has an average bead width of about 4 on the outer surface. .6 mm. Under the condition where the pulse frequency was 40 Hz to 300 Hz, the variation rate of the bead width was 5% or less.
  • a welded steel pipe obtained by performing TIG welding using a steel material B having a thickness of 0.6 mm and using Ar as a shielding gas under the conditions shown in Table 5 has an average bead width of about 3. It was 0 mm. Under the condition where the pulse frequency was 40 Hz to 300 Hz, the variation rate of the bead width was 5% or less.
  • the fluctuation ratio of the bead width is around 10%, and many welding defects occur. Further, when the pulse frequency is out of the condition range of the present invention, the fluctuation ratio of the bead width is larger than 5%. In this case as well, many welding defects occur, and a good welded steel pipe cannot be obtained.
  • Example 3 After rolling various stainless steel strips (steel materials D to G in Table 2) with a Cr content of about 14 to 30% by weight, TIG welding is performed using Ar as a shielding gas, so that a TIG welded steel pipe with a diameter of 25.4 mm Manufactured. And the relationship between the welding conditions of TIG welding and the width fluctuation of a weld bead was investigated.
  • TIG welding was performed using Ar as a shielding gas under the welding conditions shown in Table 7 using steel materials D having thicknesses of 0.3 mm, 0.6 mm, and 1.0 mm.
  • the obtained welded steel pipe had an outer surface average bead width of 1.6 mm, 3.2 mm, and 4.8 mm in thicknesses of 0.3 mm, 0.6 mm, and 1.0 mm, respectively.
  • the variation rate of the bead width was 5% or less under the condition where the pulse frequency was 40 Hz to 300 Hz.
  • TIG welding was performed using Ar as a shielding gas under the welding conditions shown in Tables 8 and 9, respectively, using steel materials E and F having thicknesses of 0.6 mm and 1.0 mm.
  • the variation rate of the bead width was 5% or less under the condition where the pulse frequency was 40 Hz to 300 Hz.
  • TIG welding was performed using Ar as a shielding gas under the welding conditions shown in Table 10 using steel materials G having thicknesses of 0.3 mm and 0.6 mm.
  • the variation rate of the bead width was 5% or less under the condition where the pulse frequency was 40 Hz to 300 Hz.
  • the fluctuation ratio of the bead width is around 10%, and many welding defects occur. Further, when the pulse frequency is out of the condition range of the present invention, the fluctuation ratio of the bead width is larger than 5%. In this case as well, many welding defects occur, and a good welded steel pipe cannot be obtained.
  • the fluctuation width of the bead width could not be controlled within 5%.
  • the reason for this is considered to be that the weld bead width fluctuated due to the fact that the melting point is low and the weld pool is greatly stirred and waved when a pulse is applied.
  • the fluctuation width of the bead width could not be controlled within 5%.
  • the reason for this is considered to be that the melting point is high, the molten pool fluctuates due to slight vibration during welding, and solidifies in that state.

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Abstract

シールドガスにＨ２を混入させることなく、溶接欠陥の発生を抑制することができるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法を提供する。ステンレス鋼帯を幅方向に曲げ加工し、両縁部を突合せてＴＩＧ溶接することにより溶接ステンレス鋼管を製造するＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法であって、溶接電源における電流波形としてパルス周波数４０Ｈｚ～３００Ｈｚのパルス波形を用いる。

Description

ＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法、ＴＩＧ溶接ステンレス鋼管、およびＴＩＧ溶接ステンレス部材
　本発明は、ステンレス鋼帯を曲げ加工し、両端部を突合わせてＴＩＧ溶接することにより溶接ステンレス鋼管を製造する方法、およびＴＩＧ溶接ステンレス鋼管、並びに該ＴＩＧ溶接ステンレス鋼管を含むＴＩＧ溶接ステンレス部材に関する。
　溶接ステンレス鋼管は、高周波抵抗溶接、レーザ溶接、ＴＩＧ溶接、プラズマ溶接など各種溶接法により製造されるが、その中でもＴＩＧ溶接は設備コストが安価で溶接品質に優れることから最も広く用いられている溶接法である。
　ＴＩＧ溶接による溶接管の製造においては、タングステン電極の先端と被溶接材との間にアーク放電を発生させて、その熱により被溶接材を溶接するものであり、溶接品質に影響を及ぼす因子の一つとしてアーク放電の安定性が上げられる。アーク放電は電磁気的現象であることから、タングステン電極の先端から導電体である被溶接材に向かって安定したアーク放電を維持するには、被溶接材が物理的に安定していることが求められる。
日本国公開特許公報「特開２００７－０９８４５９号公報（２００７年４月１９日公開）」
　しかしながら、溶接管を製造する際に鋼帯を幅方向に曲げ加工するために用いられるロール成形法においては、ロールの周速差による摩擦の影響や、幅方向・周方向への材料の蛇行等により突合せ部が揺動し、それが原因となって溶接時にアークがふらつく現象が発生する。
　突合せ部の隙間が開閉するように変動する場合、鋼帯の両端部の接触点が造管ライン進行方向に揺動することとなり、アークもライン進行方向にふらつく（図４）。アークが進行方向出側に向かって移動すると、アークと被溶接材の相対速度が低くなり入熱過多となり、アークが進行方向に逆行して元の位置に戻る際には被溶接材とアークの相対速度が速くなり入熱不足となる。
　このような現象により入熱過多となった場合は、部分的にビード幅が広がり凝固が遅れることから、最終凝固部にリンやイオウ等の低融点の不純物が集積し、溶接部中央に窪みが発生しやすくなる。このようなビード幅の変動に伴う微小な窪みは一般的に良く見られる現象であるが、溶接管の用途の特性から溶接品質に対する要求が厳しい場合や、溶接後にビードの研磨を行わずにそのままで使用する用途などにおいては、わずかなビード形状の乱れや窪みも溶接欠陥として問題視される場合がある。
　このような微小な溶接欠陥を防止する方法として、上記のアークのふらつきを抑制することが考えられる。具体的な手法としてシールドガスのアルゴンにＨ２を添加し、Ｈ２によるサーマルピンチ効果を利用してアークを緊縮させることでアークの指向性を高める方法があるが、このような方法ではアークのふらつきを完全に防止することができないことから、その効果は限定的であった。また、水素脆化が懸念される材料ではシールドガスへのＨ２添加を行うことができない。
　例えば、特許文献１には、亜鉛系めっき鋼板の高速ガスシールド溶接において、溶接金属部での欠陥発生を抑制することが可能な方法が開示されている。具体的には、溶接トーチの先端に磁気コイルを取り付け、交流磁場を被溶接材の表面に印加して溶融池を撹拌しながらアーク溶接する技術が記載されている。これにより、溶融池から亜鉛蒸気の逃避を促進させ、亜鉛蒸気に起因する欠陥を低減させている。
　しかしながら、特許文献１に記載の方法は、パルスＭＡＧ（Metal Active Gas）溶接によって亜鉛系めっき鋼板を高速溶接する際の、溶接金属部の欠陥発生を抑制するための技術である。また、磁気コイルが取り付けられた特別な溶接装置を必要とする。そのため、ＴＩＧ（Tungsten Inert Gas）溶接によるステンレス鋼管の製造にそのまま適用することができるようなものではない。
　本発明の一態様は、上記従来の問題点に鑑みなされたものであり、その目的は、シールドガスにＨ２を混入させることなく、溶接欠陥の発生を抑制することができるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法を提供することにある。
　上記の課題を解決するために、本発明の一態様におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法は、ステンレス鋼帯を幅方向に曲げ加工し、両縁部を突合せてＴＩＧ溶接することにより溶接ステンレス鋼管を製造する方法であって、溶接電源における電流波形として、パルス周波数４０Ｈｚ～３００Ｈｚのパルス波形を用いることを特徴としている。
　また、上記の課題を解決するために、本発明の一態様におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管は、ステンレス鋼帯を幅方向に曲げて、該ステンレス鋼帯の両縁部がＴＩＧ溶接されてなるＴＩＧ溶接部を有するＴＩＧ溶接ステンレス鋼管であって、前記ステンレス鋼帯の組成が、１１～３５重量％のＣｒを含有し、前記ＴＩＧ溶接部における溶接ビードが有する溶接欠陥の数が、前記ＴＩＧ溶接部の長さ１ｍあたり０．５個以下であることを特徴としている。
　本発明の一態様におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法を用いることにより、シールドガスにＨ２を混入できない素材に対しても、Ａｒガスのみを用いても、溶接欠陥を防止する効果が得られ、溶接品質に優れたＴＩＧ溶接ステンレス鋼管が製造できる。
表１の鋼材Ｃを素材として製造した溶接鋼管における、ＴＩＧ溶接の溶接条件と溶接ビード幅の変動幅との関係を示す説明図である。 表１の鋼材Ｃを素材として製造した溶接鋼管における、ＴＩＧ溶接の溶接条件と溶接欠陥数との関係を示す説明図である。 溶接ビード幅の変動割合と溶接欠陥数との関係を示すグラフである。 突合せ部の隙間が開閉することにより、アークがふらつく状況を説明する模式図である。 溶接ビード幅の変動の状態と、溶接ビードの中央部に発生する窪みならびに窪みの断面形状とを説明する模式図である。 溶接ビード幅の変動幅、変動割合、および溶接欠陥について説明するための模式図である。
　以下、本発明の実施の形態について説明する。なお、以下の記載は発明の趣旨をより良く理解させるためのものであり、特に指定のない限り、本発明を限定するものではない。また、本明細書の記載において、「Ａ～Ｂ」とは、Ａ以上Ｂ以下であることを示している。
　以下の説明においては、本発明の実施の形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法の説明に先立って、本発明の知見の概略的な説明をする。
　＜発明の知見の概略的な説明＞
　ステンレス鋼帯を曲げ加工し、両端部を突合わせてＴＩＧ溶接する（電縫溶接する）ことによりステンレス鋼管を製造する造管ラインにおいて、電縫溶接部の最終凝固部（溶接ビード）に小さな窪みが発生することがある。この窪みの深さがステンレス鋼帯の厚みの１０％以上程度に深い場合、そのような窪みを有するステンレス鋼管は、用途によっては使用不可となってしまう。例えば熱交換器のような用途において、上記窪みを有するステンレス鋼管は、熱疲労による割れが生じ易くなり得る。
　上記窪みの一例を説明するために、図５に、ステンレス鋼帯を曲げ加工し、両端部を突合わせてＴＩＧ溶接した後の溶接ビードの様子を示す。
　図５は、溶接ビード幅の変動の状態と、溶接ビードの中央部に発生する窪みならびに窪みの断面形状とを説明する模式図である。図５に示すように、ビード幅が局所的に太くなっている部分において、その中央部に上記窪みが生じている。
　ここで、一般に、ＴＩＧ溶接のシールドガスとして、アルゴンにＨ２を添加した混合ガスが用いられることがある。Ｈ２は活性ガスであり、熱的ピンチ効果（サーマルピンチ効果）が生じる。そのため、シールドガスとして（Ａｒ＋Ｈ２）混合ガスを用いる場合、アークが緊縮し、アークの指向性を高めてアークのふらつきを抑制し得る。
　しかし、（Ａｒ＋Ｈ２）混合ガスを用いるＴＩＧ溶接法は、以下のような問題がある。すなわち、（ｉ）水素脆化が懸念される材料に適用できない、（ｉｉ）溶接後に焼鈍等の脱水素処理の工程やそのための設備を要することがある、（ｉｉｉ）Ｈ２の濃度が溶接条件のパラメータの１つとなるため、品質管理が難化し得る、といったデメリットを有する。
　そこで、本発明者らは、Ｈ２を添加しない不活性ガスをシールドガスとして用いた場合であっても、溶接欠陥の発生を抑制することができるＴＩＧ溶接方法について鋭意検討し、以下のような着想を得た。すなわち、アークのふらつきによる入熱の変動があっても、凝固時に溶融池を撹拌することにより、入熱過多となる部分において溶接ビードの幅の変動を抑制するとともに、低融点の不純物が最終凝固部に集積するのを防止することができるのではないかと考えた。そして、この着想を実現する方法について詳細に検討した。
　その結果、ＴＩＧ溶接の電流波形をパルス波形とした上で、その周波数を被溶接材の厚みから式（１）によって求められる比較的低い値（具体的には後述する周波数の範囲）とすることにより、以下の効果が得られるという知見を得た。すなわち、アークのふらつきによる入熱の変動があっても、入熱過多となる部分において凝固時に溶融池を撹拌し低融点の不純物が最終凝固部に集積することを抑制することができ、それによりビード中央部の窪み（溶接欠陥の発生）を防止することができるという知見を得るに至った。
　ｆ＝（５０／（ｔ＾０．５））＾Ｃ　・・・　（１）
ここで、ｆ：パルス周波数（Ｈｚ），
ｔ：鋼帯の厚み（ｍｍ），
Ｃ：係数（０．８～１．４）である。
　そして、上記式（１）に基づいて、さらに検討した結果、パルス周波数ｆが４０Ｈｚ～３００Ｈｚとすることにより、溶接ビードの幅の変動を抑制することができ、溶接欠陥の発生を防止できることがわかった。
　本発明の一態様は、上記の知見に基づくものである。すなわち、本実施形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法は、ステンレス鋼帯を幅方向に曲げ加工し、両縁部を突合せてＴＩＧ溶接するに際して、溶接電源における電流波形としてパルス周波数４０Ｈｚ～３００Ｈｚのパルス波形を用いる方法である。これにより、溶接品質に優れたＴＩＧ溶接ステンレス鋼管を製造することができる。
　このようなパルス周波数の範囲とすることにより上述の効果が得られる機構としては、例えば以下のような機構であると推察される。すなわち、溶接電流が高い（パルスのピーク電流）場合にはアーク力により溶融池表面を押し下げる力が作用し、溶接電流が低い（パルスのベース電流）場合にはアーク力が低減して溶融池の表面張力により溶融池を押し上げる力が作用する。これらが交互に作用して溶融池を振動させる。
　ここで、パルス周波数が４０Ｈｚ未満では、押し下げおよび押し上げの期間がそれぞれ長くなりすぎ、溶融池の振動が不安定になる。また、パルス周波数が３００Ｈｚを超えると、押し下げおよび押し上げの期間がそれぞれ短くなりすぎ、溶融池を十分に振動させるまでには至らない。
　また、パルス周波数が１００Ｈｚ付近で効果が最も大きくなる。これは、数十Ｈｚといわれる溶融池の固有振動数に近いパルス周波数ほど、溶融池を振動させ撹拌させる効果が大きいからであると考えられる。
　＜ＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法＞
　次に、本発明の実施の形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法について説明する。
　（溶接条件）
　本実施形態のＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法では、ステンレス鋼帯を幅方向に曲げ加工し両縁部を突合せて、タングステン電極と突合せ部との間でアークを発生させながら鋼帯を移動させて溶接ビードを形成する。このようなＴＩＧ溶接に用いられる基本的な装置等は、一般に使用される装置等を用いることができる。そのため、説明の簡略化のために、図示をして説明することは省略する。
　また、上記曲げ加工の方法としては、特に限定されないが、一般的なロール成形法を用いることが好ましい。ロールの周速差による摩擦の影響や、幅方向・周方向への材料の蛇行等により突合せ部が揺動するような場合に、本製造方法は好適に適用することができる。
　本実施形態のＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法では、溶接電源における電流波形としてパルス周波数４０Ｈｚ～３００Ｈｚのパルス波形を用い、電極側を負極とする直流のパルス電流を印加し、パルスＴＩＧ溶接を行う。このパルス波形については特に限定されない。
　パルス幅（パルス１周期に占めるピーク電流時間の割合）については、効果への影響は少ないが、３０％～７０％の範囲から選定するのが好ましい。
　パルスアークを発生させるためのピーク電流およびベース電流の値は、パルスアークを発生させることができるような電流値であればよく、ステンレス鋼材の組成や板厚等に応じて適宜設定すればよい。また、溶接速度についても、ステンレス鋼材の組成や板厚等に応じて適宜設定されてよい。これは、電流値および溶接速度は、被溶接部への入熱量に密接に関係するためである。
　例えば、ステンレス鋼材の板厚が０．３～１．２ｍｍ程度である場合は、溶接速度：２～５ｍ／ｍｉｎ、ベース電流：１０～２０Ａ、ピーク電流：２１０～２３０Ａ、平均電流：１２０Ａ前後（具体的には、例えば、１１８Ａ～１２５Ａ）の条件を採用することが好適である。
　溶接ビードの幅は、各種の溶接条件に応じて決定され得るため、特に限定されない。通常、溶接ビードの幅は、ステンレス鋼材の板厚の５倍程度になり得る。
　また、一般に、目的に応じて、ＴＩＧ溶接は、溶加材（溶接ワイヤ）を溶融池に添加して行われることがあるが、本実施形態のＴＩＧ溶接法では、溶加材を用いていない。ただし、溶加材を用いてパルスＴＩＧ溶接を行ってもよい。
　タングステン電極は、直流ＴＩＧ溶接において一般に用いられる材質および形状（電極径や先端形状）であってよい。
　また、本実施形態のＴＩＧ溶接法では、ウィービング操作は行っていない。ただし、ウィービング操作を行ってもよい。
　また、バックシールドガスとして、アルゴンガスを用いてよく、後述するシールドガスと同様の組成のガスを用いてよい。
　（シールドガス）
　本実施形態のＴＩＧ溶接法では、Ｈ２を添加しない不活性ガスをシールドガスとして用いる。シールドガスとしては、アルゴン（Ａｒ）ガス、ヘリウムガス、またはそれらの混合ガスであってよい。好ましくは、シールドガスは、Ａｒおよび不可避不純物からなるガスである。
　（基材鋼帯）
　ＴＩＧ溶接ステンレス鋼管を製造するための基材としての基材鋼帯は、ＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の用途に応じて、従来使用されているステンレス鋼帯の中から適宜選択することができ、ステンレス鋼の種類は特に限定されない。
　ここで、一般に、オーステナイト系ステンレス鋼は、シールドガスにＨ２が添加されていても、Ｈ２の影響を受けにくい。これに対して、それ以外のステンレス鋼は、シールドガスにＨ２を添加すると水素脆化の懸念がある。
　この点で、本製造方法はシールドガスにＨ２を添加する必要がないことから、フェライト系ステンレス鋼に好適に用いることができる。ニッケルの含有量の少ないフェライト系ステンレス鋼は、オーステナイト系ステンレス鋼よりも安価であり、市場では積極的に使用が図られている。
　フェライト系ステンレス鋼の中でも、Ｃｒの含有量が比較的高い、高Ｃｒのフェライト系ステンレス鋼は、融点が比較的高いため、溶融金属が凝固する際の凝固引けによる高温割れ（溶接欠陥）が発生し易い。本製造方法は、このような高Ｃｒのフェライト系ステンレス鋼に対しても、好適に適用することができる。これは、本製造方法により、適切に溶融池を撹拌することによって、凝固引けが発生することを遅らせ、溶接欠陥が発生しないように溶融金属を凝固させ得るためである。
　また、ステンレス鋼帯の組成が、１１重量％以上３５重量％以下のＣｒを含有することが好ましい。Ｃｒの含有量が１１％重量未満では、ステンレス鋼としての性能が得られないため、不適である。Ｃｒの含有量が３５重量％より多いと、ステンレス鋼帯の融点が高くなり過ぎるとともに、溶接部が硬くなり靭性が著しく低くなりやすいという問題があるため好ましくない。
　また、基材鋼帯がフェライト系ステンレス鋼帯である場合、該フェライト系ステンレス鋼帯の組成は、耐食性および溶接部の靭性の確保の目的のために、以下のＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉの成分組成であることが好ましい。
　Ｓｉは、０．０１重量％未満ではその効果は少なく、１．０重量％を越えて添加すると溶接性および溶接部の靭性を低下させるため、０．０１～１．０重量％とし、好ましくは、０．０５～０．２５重量％とする。
　Ｍｎは、０．０１重量％未満ではその効果は少なく、過剰に添加すると溶接性を損なう（溶接部が硬化し靭性が乏しくなる）ため、０．０１～０．６重量％とし、好ましくは、０．１０～０．４０重量％とする。
　Ｎｉは、母材の強度を増加させつつ靭性も向上させることが可能であり、０．０１重量％未満ではその効果は少なく、０．６重量％より多いと溶接部が硬化し靭性が欠しくなり易いため、０．０１～０．６重量％とし、好ましくは、０．１０～０．４０重量％とする。
　なお、更に所望の特性を向上させる場合、フェライト系ステンレス鋼帯は、例えば後述する実施例のように、Ｃ、Ｎ、Ｓ、Ｐ、Ｍｏ、Ｎｂ等の他の元素を所定量添加されてよい。
　基材鋼帯の板厚としては、特に限定されないが、例えば、０．１ｍｍ～１．２ｍｍであり、好ましくは０．３ｍｍ～１．０ｍｍである。板厚が大きくなると、パルスの効果が低減し得る。これは、板厚が厚くなるほど、溶融部の熱容量が大きくなるため、パルスによる撹拌の効果が小さくなるためと考えられる。
　（ステンレス鋼管）
　ステンレス鋼管の直径は、特に限定されないが、上述の基材鋼帯の板厚との関係からすると、例えば、６．３５ｍｍ～８９．１ｍｍである。具体的には、例えば２５．４ｍｍ（１インチ）または１２．７ｍｍであり得る。
　（溶接ビードの変動幅、変動割合、溶接欠陥数）
　本実施形態のＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法によれば、溶接ビードの幅の変動を抑制すること、すなわち溶接ビード幅の変動幅（変動割合）を小さくすることができる。また、溶接ビードに形成される溶接欠陥数を少なくすることができる。この溶接ビードの変動幅、変動割合、および溶接欠陥数の評価について、図６に基づいて説明する。なお、溶接ビード幅とは、ＴＩＧ溶接によって生じた溶接ビードの長手方向（溶接中の鋼帯の移動方向（溶接方向））に対して垂直な方向の幅を意味している。
　図６は、溶接ビード幅の変動幅、変動割合、および溶接欠陥について説明するための模式図である。本発明者らは、本発明のＴＩＧ溶接ステンレス鋼管（以下、溶接鋼管と称することがある）の製造方法によれば、製造された溶接鋼管において、溶接欠陥（図６のＡ）が存在する箇所はかならずビードの幅方向の中央部であり、また、溶接欠陥が存在する箇所（図６のＢ）の溶接鋼管の長手方向における前後では、かならずビード幅が、定常部（図６のＣ）よりも広くなっていることを認識した。そこで、製造した溶接鋼管の、ビード幅の変動幅、変動割合、および溶接欠陥の評価は次のように行った。
　製造した溶接鋼管の長さ２０ｍごとに、長さ１ｍの評価材を１本切り出した。切り出した本数は、後述する実施例１においては合計１００本、実施例２、実施例３、および比較例においては、それぞれ合計１０本である。このことは、例えば、後述する実施例１の表３に示す各試料のそれぞれについて、１００本の評価材を切り出して評価したことを意味している。
　そして、それぞれの評価材について、まず目視により、溶接のビード幅が定常部よりも広がっている部位（図６のＢ、以下、欠陥部位と称することがある）を抽出した。ここで、定常部とは、ＴＩＧ溶接が正常に行われて、溶接ビード幅が一定または略一定となっている部分を意味している。この略一定とは、所定の長さ（例えば１００ｃｍ）あたりの溶接ビード幅の変動が±３％以内であることを意味している。なお、図示しないが、溶接のビード幅が定常部よりも広がっていても、窪みが発生していない部位もあり得る。そのような部位についても、説明の便宜上、以下では欠陥部位と称する。
　溶接のビード幅が定常部よりも広がっている部位が抽出された評価材は、次の（１）の評価を行った。一方、溶接のビード幅が定常部よりも広がっている部位が抽出できなかった場合、すなわち、評価している１本の評価材の全長に渡って溶接部のビード幅が一様で、全長が定常部であると認められた場合には、その評価材についてそれ以上の評価は行わなかった。
　（１）溶接鋼管のビード幅の変動幅
　長さ１ｍの評価材における、定常部のビード幅（標準値）（図６のＸＣ）と、欠陥部位のビード幅（図６のＸＢ）とを、ノギスを用いて計測した。そして、ＸＣとＸＢ－ＸＣとをそれぞれ、その評価材についてのビード幅と、その欠陥部位におけるビード幅の変動幅として記録した。なお、この図６のＸＢに示すビード幅は、或る１個の欠陥部位における、最大のビード幅であると言い換えることもできる。また、本明細書において、ＸＢ－ＸＣは、或る１個の欠陥部位におけるビード幅の変動値と称することがある。上記標準値は、以下のように求めることができる。すなわち、長さ１ｍの評価材における上記欠陥部位を除いた残りの溶接ビード（定常部）における、溶接ビード幅の平均値として求めることができる。この平均値は、例えば、長さ１ｍの評価材における、定常部の溶接ビードの分散した５点の位置を測定して得られた溶接ビード幅の平均値として求められる。
　そして、定常部のビード幅（標準値）（図６のＸＣ）と、上記変動値の絶対値とを用いて、或る１個の欠陥部位におけるビード幅の変動割合を算出した。なお、変動値の絶対値としているのは、仮に変動値が負の値となる場合を考慮するためである。
　具体的には、次の式を用いて、ビード幅の変動割合を算出した、
ビード幅の変動割合＝（｜ＸＢ－ＸＣ｜／ＸＣ）。
　（２）溶接欠陥の判定
　次に、評価材を溶接欠陥が存在すると考えられる箇所（図６のＢ）において、溶接鋼管の長手方向が垂直方向となる面で切断し（図５参照）、断面を光学顕微鏡により観察して、窪み（図６のＡ）の深さを求めた。そして、窪みの深さが評価材の素材板厚の１０％以上であった場合、その窪みは溶接欠陥であると判定した。なお、１本の評価材の中に溶接のビード幅が定常部よりも広がっている箇所が２箇所以上抽出された場合は、それぞれの箇所について、上記の（１）と（２）の評価を行った。
　１００本または１０本の評価材について、溶接鋼管のビード幅の変動幅および変動割合と溶接欠陥の判定とを終えたあと、上記の（２）により溶接欠陥であると判定された箇所の数を長さ２０００ｍ（１００本の評価材の場合）または２００ｍ（１０本の評価材の場合）で除して、溶接欠陥の個数（個／ｍ）を求めた。また、１００本または１０本の評価材において検出された全ての欠陥部位から得られたデータに基づいて、上記の（１）により求めた定常部のビード幅（ＸＣ）と、ビード幅の変動幅（ＸＢ－ＸＣ）と、ビード幅の変動割合とのそれぞれの平均を求めた。
　（溶接ステンレス鋼管、溶接ステンレス部材）
　本実施形態のＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法を用いて製造した溶接鋼管は、ステンレス鋼帯を幅方向に曲げて、該ステンレス鋼帯の両縁部がＴＩＧ溶接されてなるＴＩＧ溶接部を有する。このＴＩＧ溶接部には、前述した溶接ビード、欠陥部位、および溶接欠陥が含まれる。
　このような溶接鋼管を含むＴＩＧ溶接ステンレス部材も、本発明の範疇に入る。ＴＩＧ溶接ステンレス部材としては、例えば、ボイラ、熱交換器、排ガス用機器、化学プラント配管等が挙げられる。
　（まとめ）
　以上のように、本発明の一実施形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法は、ステンレス鋼帯を幅方向に曲げ加工し、両縁部を突合せてＴＩＧ溶接することにより溶接ステンレス鋼管を製造する方法であって、溶接電源における電流波形としてパルス周波数４０Ｈｚ～３００Ｈｚのパルス波形を用いることを特徴としている。
　電流が高い（ピーク電流）とアーク力により溶融池表面を押し下げる力が作用し、電流が低い（ベース電流）とアーク力が低減して溶融池の表面張力により溶融池を押し上げ、これらが交互に作用して溶融池を振動させる。
　パルス周波数４０Ｈｚ未満では、押し下げおよび押し上げの期間が長く溶融池の振動が不安定になり、パルス周波数３００Ｈｚを超えると、押し下げおよび押し上げの期間が短く、溶融池を十分に振動させるまでには至らない。
　また、本発明の一実施形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法は、前記ステンレス鋼帯の組成が、１１～３５重量％のＣｒを含有することが好ましい。
　さらに、本発明の一実施形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法は、前記溶接ステンレス鋼管の表面に形成された溶接ビードが有する溶接欠陥の数が、前記溶接ステンレス鋼管の長さ１ｍあたり０．５個以下である。
　また、本発明の一実施形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法は、前記溶接ステンレス鋼管の表面に形成された溶接ビードの、溶接方向に対して垂直な方向の幅をＸＢとし、当該幅の標準値をＸＣとし、下記（２）式で表される変動割合
　（変動割合）＝（｜ＸＢ－ＸＣ｜／ＸＣ）・・・（２）
が５％以下であることが好ましい。
　本発明の一実施形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管は、ステンレス鋼帯を幅方向に曲げて、該ステンレス鋼帯の両縁部がＴＩＧ溶接されてなるＴＩＧ溶接部を有するＴＩＧ溶接ステンレス鋼管であって、前記ステンレス鋼帯の組成が、１１～３５重量％のＣｒを含有し、前記ＴＩＧ溶接部における溶接ビードが有する溶接欠陥の数が、前記ＴＩＧ溶接部の長さ１ｍあたり０．５個以下であることを特徴としている。
　また、本発明の一実施形態におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管は、前記溶接ビードの、溶接方向に対して垂直な方向の幅をＸＢとし、当該幅の標準値をＸＣとし、下記（２）式で表される変動割合
　（変動割合）＝（｜ＸＢ－ＸＣ｜／ＸＣ）・・・（２）
が５％以下であることが好ましい。
　また、前記ＴＩＧ溶接ステンレス鋼管を含むＴＩＧ溶接ステンレス部材も本発明の技術的範囲に含まれる。
　以下、本発明の一態様におけるＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法の実施例について説明するが、本発明はこれらの実施例により限定されない。
　表１に、以下に説明する実施例１と実施例２に用いた、３種類の高純度フェライト系鋼（鋼材Ａ～Ｃ）の鋼帯の合金組成を示す。表１の最下段は、実施例１および実施例２に用いた素材（鋼材Ｃ）であり、厚み０．３ｍｍの２８重量％Ｃｒ－３．８重量％Ｍｏ系高純度フェライト系ステンレス鋼である。上段の２つは、実施例２に用いた素材であり、厚み１．０ｍｍおよび０．６ｍｍの２８重量％Ｃｒ－３．８重量％Ｍｏ系高純度フェライト系ステンレス鋼である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
 　また、表２に、以下に説明する実施例３に用いた４種類の高純度フェライト系鋼（鋼材Ｄ～Ｇ）の鋼帯の合金組成、および比較例に用いた１種類の高純度フェライト系鋼（鋼材Ｈ）の鋼帯の合金組成を示す。Ｄ鋼は１７重量％Ｃｒ－２重量％Ｍｏ系高純度フェライト系ステンレス鋼（ＳＵＳ４４４）、Ｅ鋼は２２重量％Ｃｒ－１重量％Ｍｏ－Ｎｂ系高純度フェライト系ステンレス鋼（ＳＵＳ４４５Ｊ１）、Ｆ鋼は３０重量％Ｃｒ－２重量％Ｍｏ系高純度フェライト系ステンレス鋼（ＳＵＳ４４７Ｊ１）、Ｇ鋼は１４重量％Ｃｒ－低Ｃ系高純度フェライト系ステンレス鋼（ＳＵＳ４１０Ｌ）である。また、表２の最下段のＨ鋼は、Ｃｒの含有量が１１％未満である、１１重量％Ｃｒ系高純度フェライト系耐熱鋼（ＳＵＨ４０９）である。
　なお、表２の中の「－」の記号は、それぞれの成分の含有量の分析を行っておらず、値が得られていないことを示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
 　（実施例１）
　表１の下段に示した高純度フェライト系ステンレス鋼（鋼材Ｃ）をロール成形した後、Ａｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接することにより、φ１２．７ｍｍの溶接鋼管を製造し、ＴＩＧ溶接の溶接条件と溶接欠陥の個数との関係を調査した。
　前述したように、溶接ビード幅を測定し、変動幅および変動割合を算出した。また、溶接欠陥として、図４に示す、ビード中央部に発生した窪みのうち、その深さが素材厚みの１０％以上であるものをカウントした。結果を表３ならびに図１～図３に示す。なお、表３において、上向きの矢印を記載した欄の数値は、その上の欄の数値と同じであることを示しており、このことは、本明細書の以下に示す他の表においても同様である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
 　溶接鋼管の長さ１ｍあたりの欠陥個数０．５個以下を合格とした。シールドガスにＡｒを使用した場合、厚み０．３ｍｍに対する式（１）の結果（係数Ｃ＝０．８のときの周波数３７Ｈｚ、係数Ｃ＝１．４のときの周波数５５５Ｈｚ）範囲では欠陥個数は１．２個／ｍ以下となった。そして、パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚのパルス波形を用いることにより、溶接欠陥の個数が０．５個／ｍ以下とすることができる。なお、パルス周波数が４０Ｈｚの条件における溶接欠陥数のデータを取得することは未達成であるが、ビード幅の変動幅との関係から溶接欠陥数が０．５個未満である蓋然性は充分に高いといえる。このことについては、後述する図３を用いた説明を参照して理解することができる。
　最適条件と考えられる式（１）式において係数Ｃ＝１．０で求められる周波数９１Ｈｚに近い１００Ｈｚの条件では欠陥数は０．２個／ｍとなった。また式（１）の上限を大きく超える５，０００Ｈｚの周波数のパルス溶接ではほとんど効果が認められなかった。
ｆ＝（５０／（ｔ＾０．５））＾Ｃ　・・・　（１）
ここで、ｆ：パルス周波数（Ｈｚ），
ｔ：鋼帯の厚み（ｍｍ），
Ｃ：係数（０．８～１．４）である。
　ここで、表３に示す結果をグラフにて示して整理すると、以下のようになる。図１は、ビード幅の変動幅に及ぼす、パルス周波数の影響を示すグラフである。図２は、溶接欠陥数に及ぼす、パルス周波数の影響を示すグラフである。
　図１および図２に示すように、溶接電流を直流としてＴＩＧ溶接した場合に比べて、電流波形をパルス波形としてパルスＴＩＧ溶接した場合の方が、ビード幅の変動幅および溶接欠陥数が低下することがわかる。また、パルス周波数を変化させるとパルス周波数が１００Ｈｚ付近で最も効果が大きくなることがわかる。そして、パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの範囲とすることにより、溶接欠陥の個数を０．５個／ｍ以下とすることができる。
　このように、パルス周波数を変化させることにより、ビード幅の変動幅や溶接欠陥数を低減可能であることが確かめられた。
　ここで、溶接ビード幅は鋼材の厚みによって変化することから、溶接ビード幅の変動について、ビード幅の変動割合として普遍的に表現するとともに、ビード幅の変動割合と溶接欠陥数との関係について調べると、以下のことがわかる。図３は、溶接ビード幅の変動割合と溶接欠陥数との関係を示すグラフである。
　図３に示すように、溶接ビード幅の変動割合と溶接欠陥の数との間には相関関係が認められ、ビード幅の変動幅を５％以内にコントロールすれば、溶接欠陥の数を０．５個／ｍ以下に抑えた、良品の溶接鋼管が製造可能であることがわかる。
　溶接欠陥の数を調べるためには、前述のように、評価材を切断して光学顕微鏡により観察し、溶接ビードに発生した窪みの深さを評価することを要し、多大な労力を有する。そのため、以下の実施例では、上述の溶接ビード幅の変動割合と溶接欠陥の数との関係に基づいて、溶接ビード幅の変動割合について調べることによって溶接鋼管を評価することとした。
　（実施例２）
　表１に示した、厚みが異なる３種類の２８重量％Ｃｒ－３．８重量％Ｍｏ系高純度フェライト系ステンレス鋼（鋼材Ａ～Ｃ）をロール成形した後、Ａｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接することにより、φ２５．４ｍｍの溶接鋼管を製造し、ＴＩＧ溶接の溶接条件と溶接ビードの幅変動との関係を調査した。具体的には、鋼材の板厚を変化させた場合の、本発明の製造方法の効果について調査した。
　結果を表４～６に示す。鋼材Ａ～Ｃのそれぞれについて、外面の平均ビード幅に対して５％以下の幅変動（最大幅と最小幅の差）を合格とした。
　シールドガスにＡｒを使用した場合、例えば、厚み０．６ｍｍに対する式（１）の結果（係数Ｃ＝０．８のときの周波数２８Ｈｚ、係数Ｃ＝１．４のときの周波数３４２Ｈｚ）を外れる周波数（２５Ｈｚと３５０Ｈｚ）ではビード幅の変動がビード幅の平均値である３ｍｍの５％の０．１５ｍｍを超える結果となったのに対し、周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの条件ではビード幅の変動幅は０．１５ｍｍ以下（すなわち、５％以下の変動割合）となった。
ｆ＝（５０／（ｔ＾０．５））＾Ｃ　・・・　（１）
ここで、ｆ：パルス周波数（Ｈｚ），
ｔ：鋼帯の厚み（ｍｍ），
Ｃ：係数（０．８～１．４）である。
　以下（ｉ）～（ｉｉｉ）に、鋼材Ａ～Ｃのそれぞれにおける結果について示す。
　（ｉ）厚み１．０ｍｍの鋼材Ａを用いて、表４に示す溶接条件にてＡｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接を行うことにより得られた溶接鋼管は、外面の平均ビード幅が約４．６ｍｍであった。パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの条件ではビード幅の変動割合は５％以下であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
 　（ｉｉ）厚み０．６ｍｍの鋼材Ｂを用いて、表５に示す条件にてＡｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接を行うことにより得られた溶接鋼管は、外面の平均ビード幅が約３．０ｍｍであった。パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの条件ではビード幅の変動割合は５％以下であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
 　（ｉｉｉ）厚み０．３ｍｍの鋼材Ｃを用いて、表６に示す条件にてＴＩＧ溶接を行うことにより得られた溶接鋼管は、外面の平均ビード幅が約１．５ｍｍであった。パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの条件ではビード幅の変動割合は５％以下であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
 　表４～６のいずれにおいても、溶接電流がパルスを付与しない直流のＴＩＧ溶接の場合、ビード幅の変動割合は１０％前後であり、溶接欠陥が多く発生する。また、パルス周波数が本発明の条件範囲外の場合、ビード幅の変動割合が５％より大きくなっており、この場合も、溶接欠陥が多く発生し、良品の溶接鋼管を得ることができない。
　これに対して、パルス周波数が４０Ｈｚ～３００ＨｚとしてＴＩＧ溶接することにより、鋼材の板厚に関わらず、溶接欠陥の数を０．５個／ｍ以下に抑えた、良品の溶接鋼管が製造可能であることがわかる。
　（実施例３）
　Ｃｒ含有量が約１４～３０重量％の各種ステンレス鋼帯（表２の鋼材Ｄ～Ｇ）をロール成形した後、Ａｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接することにより、φ２５．４ｍｍのＴＩＧ溶接鋼管を製造した。そして、ＴＩＧ溶接の溶接条件と溶接ビードの幅変動との関係を調査した。
　以下に、鋼材Ｄ～Ｇのそれぞれにおける結果について示す。
　厚み０．３ｍｍ、０．６ｍｍ、１．０ｍｍの鋼材Ｄを用いて、表７に示す溶接条件にてＡｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接を行った。得られた溶接鋼管は、厚み０．３ｍｍ、０．６ｍｍ、１．０ｍｍのそれぞれにおいて、外面の平均ビード幅が、１．６ｍｍ、３．２ｍｍ、４．８ｍｍであった。いずれの場合においても、パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの条件ではビード幅の変動割合は５％以下であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
 　また、厚み０．６ｍｍ、１．０ｍｍの鋼材Ｅおよび鋼材Ｆを用いて、表８および表９にそれぞれ示す溶接条件にてＡｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接を行った。いずれの場合においても、パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの条件ではビード幅の変動割合は５％以下であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
 　また、厚み０．３ｍｍ、０．６ｍｍの鋼材Ｇを用いて、表１０にそれぞれ示す溶接条件にてＡｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接を行った。いずれの場合においても、パルス周波数が４０Ｈｚ～３００Ｈｚの条件ではビード幅の変動割合は５％以下であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
 　表７～表１０に示すいずれの場合においても、溶接電流がパルスを付与しない直流のＴＩＧ溶接の場合、ビード幅の変動割合は１０％前後であり、溶接欠陥が多く発生する。また、パルス周波数が本発明の条件範囲外の場合、ビード幅の変動割合が５％より大きくなっており、この場合も、溶接欠陥が多く発生し、良品の溶接鋼管を得ることができない。
　これに対して、パルス周波数が４０Ｈｚ～３００ＨｚとしてＴＩＧ溶接することにより、Ｃｒ含有量が約１４～３０重量％の各種鋼帯において、溶接欠陥の数を０．５個／ｍ以下に抑えた、良品の溶接鋼管が製造可能であることがわかる。
　（比較例）
　次に、比較例として、Ｃｒ含有量が１１重量％未満（１０．７２重量％）のステンレス鋼帯（表２の鋼材Ｈ）をロール成形した後、Ａｒをシールドガスとして用いてＴＩＧ溶接することにより、φ２５．４ｍｍのＴＩＧ溶接鋼管を製造した。そして、ＴＩＧ溶接の溶接条件と溶接ビードの幅変動との関係を調査した。その結果を表１１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
 　本比較例に示すように、Ｃｒ含有量が１１重量％未満では、ビード幅の変動幅を５％以内にコントロールすることができなかった。この理由は、融点が低く、パルスを付加した際に溶融池が大きく攪拌されて波打つことにより溶接ビード幅が変動したと考えられる。また、ここには示していないが、Ｃｒ含有量が３５重量％以上の場合も、ビード幅の変動幅を５％以内にコントロールすることができなかった。これの理由は、融点が高く、溶接時のわずかな振動等で溶融池が変動し、その状態で凝固したためと考えられる。

Claims (7)

  1. 　ステンレス鋼帯を幅方向に曲げ加工し、両縁部を突合せてＴＩＧ溶接することにより溶接ステンレス鋼管を製造する方法であって、
    　溶接電源における電流波形としてパルス周波数４０Ｈｚ～３００Ｈｚのパルス波形を用いることを特徴とする、溶接品質に優れたＴＩＧ溶接ステンレス鋼管の製造方法。
  2. 　前記ステンレス鋼帯の組成が、１１～３５重量％のＣｒを含有することを特徴とする、請求項１に記載の製造方法。
  3. 　前記溶接ステンレス鋼管の表面に形成された溶接ビードが有する溶接欠陥の数が、前記溶接ステンレス鋼管の長さ１ｍあたり０．５個以下であることを特徴とする、請求項１または２に記載の製造方法。
  4. 　前記溶接ステンレス鋼管の表面に形成された溶接ビードの、溶接方向に対して垂直な方向の幅をＸＢとし、当該幅の標準値をＸＣとし、下記（１）式で表される変動割合
    　（変動割合）＝（｜ＸＢ－ＸＣ｜／ＸＣ）・・・（１）
    が５％以下であることを特徴とする、請求項１または２に記載の製造方法。
  5. 　ステンレス鋼帯を幅方向に曲げて、該ステンレス鋼帯の両縁部がＴＩＧ溶接されてなるＴＩＧ溶接部を有するＴＩＧ溶接ステンレス鋼管であって、
    　前記ステンレス鋼帯の組成が、１１～３５重量％のＣｒを含有し、
    　前記ＴＩＧ溶接部における溶接ビードが有する溶接欠陥の数が、前記ＴＩＧ溶接部の長さ１ｍあたり０．５個以下であることを特徴とするＴＩＧ溶接ステンレス鋼管。
  6. 　前記溶接ビードの、溶接方向に対して垂直な方向の幅をＸＢとし、当該幅の標準値をＸＣとし、下記（１）式で表される変動割合
    　（変動割合）＝（｜ＸＢ－ＸＣ｜／ＸＣ）・・・（１）
    が５％以下であることを特徴とする、請求項５に記載のＴＩＧ溶接ステンレス鋼管。
  7. 　請求項５または６に記載のＴＩＧ溶接ステンレス鋼管を含むことを特徴とするＴＩＧ溶接ステンレス部材。
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