JP3352960B2 - チタンまたはチタン合金溶接管の製法 - Google Patents
チタンまたはチタン合金溶接管の製法Info
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Description
TIG溶接の如き比較的低エネルギーアーク溶接をうま
く組合わせ、継手欠陥がなく健全な内外面側ビードの形
成されたチタンまたはチタン合金管を高速で効率よく製
造することのできる方法に関するものである。
(以下、まとめてチタン合金ということがある)管の高
速造管技術に関しこれまで次の様な技術を開発・提案
し、その一部は既に実用化している。 特公平6−35064号公報:多電極TIG溶接法 特公平1−54122号公報:温間加熱造管法 特公平5−51373号公報:非対称曲げ成形造管法
に開発された技術であり、チタン帯板を幅方向に湾曲加
工して管状に成形し、その長手方向突き合わせ部を複数
本の消耗電極を用いてTIG溶接する方法で、複数電極
のうち最終2本の電極先端間距離を適正長さに調整する
と共に、複数電極に与える総溶接電流と最終2本の電極
に与える溶接電流を適正範囲に調整することにより、溶
接ビードの品質向上と造管速度の高速化を実現した点で
極めて有効な技術である。
内面ビード中央部に発生するミクロクラックを防止する
ための技術である。即ち、チタンは管状に湾曲加工する
際に生じるスプリングバックが非常に大きな素材であ
り、そのためチタンの造管( シーム溶接) 工程では、溶
接直後の溶湯が固まる前に母材のスプリングバック力が
溶接部に作用すると、溶接ビードの中央部にミクロクラ
ックが発生し易い。そこで前記の方法では、管状に湾
曲加工した後で且つシーム溶接の直前位置において10
0〜400℃の温度に加温することによりスプリングバ
ックを低減し、また前記の方法では、管状に湾曲成形
する際に独特の非対称成形法を採用することによってス
プリングバックを低減し、それによりビード中央部のミ
クロクラックを防止しつつ造管速度を高める方法であ
る。
速度の向上を実現するには、シーム溶接時の溶け込み性
能が高く且つアンダーカットを生じない溶接法の開発
と、スプリングバックを可及的に抑制するための成形技
術の確立が必要であり、前述した従来法では、夫々多電
極TIG溶接法を採用し、且つ温間加熱造管法または非
対称曲げ成形造管法を併用している。
い溶接法としてプラズマ溶接法やレーザー溶接法などの
高エネルギービーム溶接法が知られており、実際に、肉
厚2mmを超える厚肉のステンレス鋼溶接管の造管にプ
ラズマ溶接を採用した例もみられる。
m程度を超える厚肉ステンレス鋼管に限られており、比
較的薄肉であり、且つステンレス鋼とは融点や熱容量
(比熱×質量)が著しく異なるチタンの造管にプラズマ
溶接を適用し、具体的な溶接条件まで追求した実例はな
い。
通常、最終のTIG溶接後に外面ビードを研磨整形する
ための仕上げ加工が行われるが、チタンでは焼付きや研
磨粉の発火が起こり易く、量産ライン内でビード整形の
ための研磨処理等を行うことは困難であり、TIG溶接
のままでも十分に平滑化された表面ビードを確保できる
様な溶接技術の確立が必要となるが、チタン溶接管の製
造を目的とするその様な技術的追求は全くなされていな
い。
33084号公報により本願出願人が開示した方法があ
る。この方法は、スプリングバックの大きい金属材を用
いて造管するに当たり、造管時における最初の溶接に、
溶け込みが深くて単位長さ当たりの入熱量が少なく溶接
金属の冷却速度( 即ち高加速度) を高めることのできる
レーザー溶接法を採用し、その後、プラズマ溶接やTI
G溶接によりビード表面層のみを再溶融させてビード表
面の整形を行う方法であり、この方法は、チタン帯板を
使用した造管にも有効に活用できる。
用されるレーザー溶接では、次の様な難点が指摘され
る。
レーザービームは極端に細いため、素材突合せ部にビー
ムを合わせるのに極めて高い精度が要求される。具体的
には、突合せた両エッジの隙間間隔が僅かに変動して
も、また突合わせ位置が僅かに左右にずれても溶接着金
属の形成状況が極端に変わり、長手方向に均一なビード
を形成できなくなる。
てレーザーの吸収率が大幅に変動し、その結果として裏
ビードの形成が不均一になり易い。
規模で実用化するには今後更なる研究が必要となる。
現在最も汎用されているのは、単電極を用いたTIG溶
接法である。しかしこの方法で高速溶接を行うと、溶接
電流に応じてアーク圧力が高くなるため、外面ビードの
母材近傍が凹状に窪んだ所謂アンダーカットが発生し易
く、これが溶接速度を高める上で最大の隘路となってい
る。
00Aを超えるとアンダーカットが激しくなり、例え
ば、肉厚0.8mmのチタン溶接管を得るための実現可
能な造管速度(溶接速度)は3m/min程度が限界と
なっている。このとき、多電極TIG溶接法を採用し、
溶接入熱を複数の電極に分散させることによって1電極
当たりの溶接電流を低下させれば、アンダーカットを抑
制しつつ高速造管が可能となる。
して造管する場合の溶接トーチの配置と各トーチによっ
て形成される溶融プールPの断面形状を模式的に示した
ものである。この方法では、ビード全体の形状は第2ト
ーチ(多電極では最終トーチ)T2 によって整え、第1
トーチ(多電極の場合は最終トーチよりも前方に配置さ
れた全てのトーチ)T1 は予熱乃至部分溶接用として使
用される。従って最終トーチの電流を200A程度以下
に抑えれば、最終ビードへのアンダーカットの発生は防
止される。よってこの観点だけに絞れば、n電極溶接法
を採用すると、単電極溶接を採用した場合に比べて造管
速度をn倍程度にまで高めることが可能になると思われ
る。
するもう一つの要因は、ビード中央部に発生するミクロ
クラックの問題である。該ミクロクラックとは、図4の
横断面図に示した様な溶接ビードの中央部で、管内面側
に発生する小さな欠陥であり、造管速度が速くなる程、
また溶接前のオープン管のスプリングバック量(スプリ
ングバック量とは、湾曲加工された管状体を無拘束状態
にしたとき、管状体の弾性回復によって生じる長手方向
接合縁の開き量)が大きい程生じ易くなる。
比較的多いため、最終トーチによって生じる溶湯が凝固
するまで、該溶融池はトーチの後方数十mmまで伸びて
いる。その結果、該溶湯の凝固位置がスクイズロール中
央から後方側へ離れてくるため、スクイズロールによる
スプリングバックの抑えが効かなくなり、ミクロクラッ
クが発生してくる。
チタンではスプリングバック量が大きいため、造管速度
が高くなると、スプリングバックによる引張り力が半凝
固状態の溶接金属部にかかってビードにミクロクラック
が生じ易い。
ットについては、多電極TIG溶接法を採用することに
よって抑制できるが、造管速度を上げると、溶湯の凝固
位置はスクイズロールの後方側へますます離れてくるた
め、ミクロクラックの問題は更に顕在化してくる。
ラックの発生は、前述した,に示した様な方法を採
用することによって抑制できるが、これらの方法でもス
プリングバックに起因するミクロクラックを完全に無く
すことができるわけではなく、造管速度にはやはり限界
がある。特に厚肉管では、シーム溶接線方向の溶融池が
長くなり、また高強度チタン管ではスプリングバック量
も大きいためミクロクラックが発生し易く、ミクロクラ
ックの問題を回避するには造管速度を大幅に犠牲にせざ
るを得ない。
チタンが用いられているが、最近ではJIS3種、JI
S4 種の純チタン、Ti−3Al−2.5V合金、各種
β型チタン合金の如き高強度チタンを用いて造管する機
会が増えており、これら高強度チタン管であってもミク
ロクラックなどの欠陥を生じることなく高速で造管する
ことのできる技術の確立が望まれる。
に湾曲加工し、その突き合わせ縁をシーム溶接してチタ
ン溶接管を製造する際において、前述した様なミクロク
ラックを生じることなく高速で造管し得る様な技術を提
供することにある。
のできた本発明にかかるチタンまたはチタン合金溶接管
の製法とは、チタンまたはチタン合金からなる帯板を板
幅方向に湾曲して管状体とし、該管状体の長手方向突き
合わせ部を複数本の電極により溶接して管を製造する方
法において、最先の電極では、プラズマアークにより管
内面まで溶融を貫通させて内面ビードを形成し、後続の
少なくとも1つの電極では、TIG溶接電極を用いた低
エネルギーアークにより管内面まで至らない溶融池を形
成して表面ビードの整形を行うところに要旨がある。
電極(先行電極)としては、プラズマアークにより小さ
な溶融池を形成しつつ突合わせ部の管内面にまで溶融を
貫通させて内面ビードを形成する。
なくとも1つの後行電極は、プラズマ電極によって形成
される先行ビードの表面側に形成されるアンダーカット
をなくして表面側ビードを整える機能を果たすものであ
り、この電極では、比較的低エネルギーアークを形成す
るTIG溶接電極を使用し、先行電極で形成されるビー
ドの内面側にまで至らない溶融池を形成しつつ表面側ビ
ードの整形を行い、アンダーカットのない美麗な表面ビ
ードを形成する。従って後行電極としては、比較的低エ
ネルギーアークを形成し得る電極として、経済性や溶接
作業性の観点からTIG電極が使用される。またこの後
行電極は1個だけでもよいが、後行電極を2個以上配置
して個々の電極による溶接入熱量を小さく抑えれば、表
面ビードのアンダーカットを一段と少なくすることがで
きるので好ましい。
ドの形成に当たっては、下記要件を満たす溶接条件を採
用すれば、溶融池の貫通による内面ビードの形成をより
確実に効率良く行うことができる。 X=v・t1.3, Y=Ip・ρ/t と定め、 1)1.8≦Xのときは下記式(1) 0.2X+1.29≦logY≦2.08……(1) 2)1.8>Xのときは下記式(2) 0.2X+1.29≦logY≦0.2X+1.73……(2) (但し、 v:造管速度(m/min)、 t:管肉厚(mm)、 Ip:プラズマ溶接電流(A)、 ρ:パイロットガス流量(l/min)を表わす)
極を使用し、アンダーカットのない美麗な表面ビードを
確保するため、下記式(3)を満たすトータル溶接電流で
表面ビードの整形を行う。 50・v・t1.5≦It≦75・v・t1.5+40……(3) (但し、v:造管速度(m/min)、 t:管肉厚(mm) It:トータルTIG電流(A)を表わす)
な構成であるプラズマ電極とTIG電極を用いて溶接す
る場合につき、その模式図を示す図3に基づいて本発明
の基本的な構成と作用効果を説明する。
てチタン帯板を幅方向に湾曲加工して管状に成形するこ
とによって形成される両側縁突合わせ部をシーム溶接す
る際に、該シーム溶接線の長手方向に沿って先行電極と
少なくとも1つの後行電極を用いてシーム溶接を行う
が、先行電極としてプラズマ電極が使用される。
ると、該プラズマ電極によって形成される集中力の高い
アークにより小さなビード幅で高速の溶融貫通が可能と
なり、先行溶接時に形成される溶接ビードの冷却時間も
著しく短縮され、造管中の溶融プールの長さも非常に短
くなるので、前記従来技術に開示し様なスプリングバッ
ク抑制のための温間成形や非対称成形法等を採用せずと
も、管内面側ビードにミクロクラック等を生じることな
く高速の溶接・造管が可能となる。
高い他の溶接法であるレーザー溶接を採用するとも有効
と考えられるが、この方法では先に、として指摘し
た様な問題を生じるため、現実的でない。これに対しプ
ラズマ溶接法ではこうした問題を生じることもなく先行
溶接ビードの形成を極めて効率よく遂行できる。
ラズマ電極を使用した場合、先行ビード表面に形成され
るアンダーカットAが著しくなるという問題は回避でき
ず、例えば図3に示した様に断面形状が‘王冠状' の溶
融プール(溶接金属)Pが形成され、該アンダーカット
Aの程度は、溶接管の肉厚が大きくなる程顕著になる。
極を配置し、アークをビード内面側にまで貫通させるこ
となくビード外面側のみを溶融させることにより、先行
ビードに形成されたアンダーカットAを補修して外面ビ
ードを滑らかにし、その後の補修溶接や研削などの後処
理を全く要することなく健全且つ美麗な表面ビードを形
成するものである。
ラズマ電極で貫通溶接により健全な内面ビードを形成す
るための溶接条件と、後行電極で表面ビードを平滑化す
るための溶接条件が極めて重要となる。
接を採用したときの適正条件を把握するため、表1,2
に示す様な広い条件でプラズマ溶接のみによるチタン管
の造管試験を行った。
るビードの形状や溶接安定性については、溶接電流I
p 、パイロットガス流量ρの影響が特に大きく(図5の
プラズマ溶接の原理図参照、図中、1は電極、2は水冷
ノズル、3はプラズマアーク、4は電源、5は被溶接材
を夫々示す)、それぞれ対象とするチタン管肉厚t及び
造管速度vに対して適正な値に設定することが重要にな
ることが確認された。そして、先行ビードによって形成
される内面ビードの状態と溶接条件についてデータ処理
した結果、健全な内面ビードが得られる条件とそうでな
い条件は図1に示す様に分類・整理できることが判明し
た。
が得られた場合、△は内面ビードが出ていないか極めて
細い場合、また×は溶接時に溶け落ちが発生し安定した
溶接ができなかった場合を示しており、健全な溶接状態
が得られる条件と健全な溶接状態を確保できない条件の
境界線として、前記式(1) および(2) が導かれた。
い側と大きい側とで●/×の境界線が異なっているの
は、肉厚tが薄く且つ造管速度vが遅くなると、溶接電
流Ipもパイロットガス流量ρも小さい条件設定となっ
てアーク圧力が小さくなるため、プラズマ溶接といえど
も溶湯の断面形状がTIG溶接のそれと類似(内面ビー
ドが広くなる)したものとなり、溶け落ちが発生し難く
なることが原因している。
定性については、先行トーチのプラズマガス吹き出しノ
ズル径(図5参照)の影響も無視できないが、このノズ
ル径は溶損などのトラブル回避のため溶接電流に応じて
変化させることが必要とされており、ここでは溶接機メ
ーカーの推薦する表4に示す基準で電流に応じて変化さ
せた。また本実験では、チタン帯板の湾曲成形はごく普
通の方法を採用し、前記先行技術に記載された様な温間
成形法や非対称成形法の如き特別のスプリングバック防
止策は講じなかったが、表1,2で示した全条件につい
てビード内面のミクロクラックは全く発生しなかった。
よって、先行ビードの貫通形成にプラズマ溶接法を採用
する場合は、前記式(1)、(2) に示す条件設定を行うこと
により、内面ビードにミクロクラックを生じることなく
高速溶接を実現し得ることが確認された。
面を平滑化させるためのTIG溶接条件については、先
行するプラズマ溶接の後一旦凝固したビードの内面側を
溶融することなく、先行ビードに形成されたアンダーカ
ットを滑らかにできる好ましい溶接条件を明らかにする
必要がある。そこで、この点についても適正な溶接条件
を把握するため、実際のチタン管製造ラインを用いて溶
接・造管試験を行った。
りであるが、その結果は図2に示す様に整理することが
でき、後行溶接にTIG溶接を採用する場合には、前記
式(3) の関係を満たす溶接条件を設定べきであることが
確認された。ちなみに式(3)で定める溶接条件は、溶融
池を過度に大きくすることなく先行ビードに形成された
アンダーカットを確実に平滑化することのできる条件と
して設定されたものであり、該式(3) の下限値に満たな
い溶接電流では、先行ビードに形成されたアンダーカッ
トが十分に平滑化されず、逆に上限値を超える過度の溶
接電流をかけると、溶融池が内面まで貫通してしまい、
ミクロクラックを防止できない。
溶接トーチの本数は、通常1本だけでも十分に目的を果
たすことができるが、特に厚肉管の高速溶接に適用する
場合は、1つだけのTIG溶接電極では電流が300A
を超えると、該TIG溶接ビードにアンダーカットがで
き易くなってビード平滑化効果が不十分になる恐れがあ
る。従ってこの様な場合は複数のTIG電極を使用し、
個々の電極に与える溶接電流を少なく抑えることによっ
て表面平滑化効果を高めることが望ましい。
タル溶接電流の範囲を若干超える(例えば、表3中に※
印で示すの2つの条件)が、1つの後行電極に与える溶
接電流を200A程度以下に抑えてやれば、ビード表面
を十分に平滑化することができる。
ード平滑化効果に影響すると考えられ、現に両電極の間
隔をあまり近づけ過ぎると、先・後行アークの干渉が激
しくなり、特に後行電極としてTIG溶接トーチを使用
するとアークが非常に不安定になる。そこでこうした障
害を避けるには、電極間隔を60mm以上離すことが望
ましい。実験で確認したところでは、トーチ間隔を60
〜150mmの範囲で変化させた場合は、前記式(3) に
示した適正溶接条件は殆ど変わらないことが確認され
た。
ラズマ電極を配置した場合の適正溶接条件を示してお
り、表1,2に示す条件範囲では、プラズマ電極を先頭
に配置した場合でも、十分な内面ビードを形成し得る溶
け込み性能を得ることができる。しかし、更に厚肉のチ
タン管や更なる高速造管が求められる場合は、内面ビー
ド形成のためのプラズマ溶接電極に先行して更にその前
に、予熱のためのTIG電極やプラズマ電極あるいはそ
の他の予熱手段を配置することも有効となる。その場合
は前記式(1)、(2) の適正溶接条件は若干変化すると考え
られるが、本質的には請求項1で定める要件を満たす範
囲で、予熱温度を加味して前記式(1) 〜(3) で設定した
好適溶接条件よりもやや緩め(入熱量が少な目)となる
様に先行電極および後行電極による溶接条件を制御する
のがよい。
JIS1種、JIS2種の純チタンおよびβ型チタン合
金のひとつであるTi−15V−3Cr−3Sn−3A
l(15−3−3−3)合金よりなる合計3種のチタン
材を用いた造管試験例を示したが、図1,2に示した実
験結果では供試チタン材の違いによる特異な関係は殆ど
認められず、いずれの場合も前記共通の関係式として整
理できることが確認された。従って、本発明で好適溶接
条件として設定される前記式(1) 〜(3) の要件は、JI
S3種およびJIS4 種の純チタンの他、Ti−3Al
−2.5V合金やTi−15V−3Cr−3Sn−3A
lの如き各種β合金などのチタン合金についても当ては
まるものと判断される。
ーチを使用して内面ビードを形成し、後行電極としてT
IGトーチを用いて表面ビードの整形を行う方法を採用
し、まず先行のプラズマ電極によって管内面まで溶融を
貫通させて内面ビードを形成し、次いで後続の少なくと
も1つの電極では、TIG溶接電極を用いた低エネルギ
ーアークにより管内面まで至らない溶融池を形成して表
面ビードの整形を行うことにより、溶融池を極力小さく
(従って、溶接線状に形成される溶融池を極力短く)抑
えることによって、スプリングバックによるミクロ欠陥
の発生を防止しつつ内面ビードの形成と表面ビードの整
形を確実且つ迅速に遂行可能となる。
かにした通り湾曲加工された管状体が多少のスプリング
バック力を有している場合でも、溶接継手部にミクロク
ラックなどを生じることなく迅速且つ円滑にシーム溶接
を行うことができるが、より一層の確実性を期して、例
えば前記特公平1−54122号公報に記載された様な
「温間成形法」や同5−51374号公報に記載された
様な「非対称成形法」の如きスプリングバック力低減法
を併用することも勿論可能である。
説明するが、本発明はもとより下記実験例によって制限
を受けるものはなく、前・後記の趣旨に適合し得る範囲
で適当に変更を加えて実施することも可能であり、それ
らは何れも本発明の技術的範囲に包含される。
験) 本発明で採用される最も基本的なプラズマ溶接の機能確
認と適正条件把握のため、まずプラズマ溶接のみの試験
を行った。
タン管造管ラインであり、従来の単電極TIG溶接に準
じた方法で、TIGトーチをプラズマトーチに置き換え
て試験を行った。但しこの実験では、TIG溶接の際に
適用してきた前述の如き温間成形法や非対称成形法など
のスプリングバック抑制技術は一切採用しなかった。ま
た、プラズマ溶接機としては市販の容量350Aのもの
を使用し、造管試験の対象となるチタン管の寸法、材質
は下記の4種とした。
m、材質:Ti−15V−3Cr−3Sn−3Al(1
5−3−3−3) 寸法:外径25.4mm×厚さ0.8mm、材質:
JIS2種 寸法:外径22mm×厚さ1.245mm、材質:
JIS2種 寸法:外径25.4mm×厚さ2.3mm、材質:
JIS1種
流、パイロットガス流量(以上、プラズマ溶接条件)お
よび造管速度を表1,2に示す様に種々変化させて溶接
したときの現象(溶接の安定性、内面ビードの健全性な
ど)を詳細に調査した。また、表1,2に示した以外の
溶接・造管条件は下記の通りとした。 ・プラズマガス吹き出しノズル径:溶接電流値により後
記表4の目安に従って変更 ・トーチ前進角(垂直から造管後方への傾き角):15
度 ・アーク長(トーチ先端と素材間の距離):5mm ・トーチ設定位置:スクイズロール中央から±10mm
以内
表1,2に示した。表中、○印は健全な内面ビードが形
成された条件を示し、△は入熱不足で内面ビードが形成
されないか細過ぎた条件、×印は入熱過剰で溶け落ちが
発生した条件を夫々示している。
たのが図1であり、このグラフより前記式(1)、(2) の適
正溶接条件が求められる。
用による造管試験) 前記実験1に引き続き、プラズマ溶接の後に1本又は2
本のTIG溶接トーチを配置して造管試験を行い、TI
G溶接で外面ビードを平滑化するための適正条件につい
て検討した。
同じであるが、ここではスクイズロール中央近傍に配置
したプラズマ溶接トーチに加えて、その後方130mm
の位置にTIG溶接トーチを配置して連続的にシーム溶
接を行った。このとき、トーチ間隔を種々変化させてみ
たが、60mm程度以内に近づけるとアークの干渉が激
しくTIG溶接のアークが非常に不安定となった。
で十分にシールドする必要があるが、実験では全トーチ
をひとつの箱の中に納めた所謂ボックスシールドを採用
し、トーチ間の溶接金属の酸化を防止した。またTIG
トーチの前進角は、プラズマトーチと同様に15度と
し、TIGトーチを2本併用する場合、これらを溶接線
方向に30mm離して配置した。
種の供試材のうち〜の3種について行った。得られ
た結果を表3に示す。表中、○印は健全な外表面ビード
が得られた条件を示し、△は前方のプラズマ溶接で発生
したアンダーカットが十分に補修できなかった条件、×
印はTIG溶接時の入熱が高すぎて先行ビードが内面ま
で溶融してしまった条件を示している。また※印を付け
た条件は、プラズマ溶接に続いて2本のTIGトーチで
溶接したものである。これらの実験結果をデータ処理
し、図2および前記式(3) に示す適正な整形溶接条件が
導かれた。
管を造管する場合は、ミクロクラック発生による造管速
度低下が極めて深刻な問題となる。しかし、溶接時に形
成される溶湯量を少なく抑えることのできるプラズマ溶
接を適用すればミクロクラックの抑制が期待されるの
で、実際にその効果を確認するための造管試験を行っ
た。
様に、Ti−15V−3Cr−3Sn−3Al(15−
3−3−3)を使用し、プラズマ溶接法を採用して外径
19mm×厚さ0.5mmの溶接管の造管試験を行っ
た。この実験で用いたチタン合金は極めてスプリングバ
ック力が大きいので、通常のTIG溶接法で造管を行う
とミクロクラックやビード形状不良が発生するため、高
々3m/min程度の速度で造管するのがやっとである
が、表1,2からも明らかである様に、プラズマ溶接法
を採用すると造管速度を4m/min程度に高めた場合
でも健全な溶接、造管が可能であった。
用し、外径35mm×厚さ1mmの溶接管を製造する際
に、TIG溶接とプラズマ溶接を併用した造管試験を行
った。この実験はミクロクラック発生限界を把握するこ
とを目的とし、TIG溶接に単電極TIGを採用し、プ
ラズマ溶接の際にもプラズマ単独で溶接し、表面ビード
平坦化のためのTIG溶接は行わなかった。この場合、
湾曲加工条件はすべて同じとし、温間成形等のスプリン
グバック抑制処理は全く行わなかった。
造管を行った後、各溶接管をサンプリングして内面ビー
ドの表面をカラーチェックし、ミクロクラックの有無を
確認した。徐々に造管速度を高めながらこの操作を繰り
返し、ミクロクラックが発生する限界造管速度を調査し
た。その結果、TIG溶接の場合は、造管速度が1.5
m/min程度からミクロクラックらしき徴候が認めら
れるのに対し、プラズマ溶接の場合は4m/min程度
までミクロクラックらしき兆候は認められず、プラズマ
溶接により高速造管時のミクロクラック抑制効果が著し
く抑えられることを確認できる。
行のプラズマ溶接による貫通溶接と、TIG溶接電極を
用いた低エネルギーアークによる表面ビード整形溶接を
組合わせることにより、スプリングバック力の大きいチ
タンまたはチタン合金溶接管を製造する場合でも、ミク
ロクラックを生じることなく健全な溶接状態を確保しつ
つ高速造管を実現し得ることになった。
な成形法を採用したとしても、アンダーカットを生じる
ことなく造管を行うことのできる最高の造管速度は高々
1.5m/min程度であり、また2電極TIG溶接と
温間成形や非対称成形法等のスプリングバック抑制手段
を採用した場合でもせいぜい2.5m/min程度が限
界であったが、本発明法によれば、4m/min程度に
まで造管速度を高めた場合でも、ミクロクラックのない
健全な溶接継手を確保できる。そしてこの方法を採用す
れば、ミクロクラックが更に発生し易いJIS3種以上
の高強度チタンやチタン合金を用いて造管を行う際に
も、顕著な効果を享受できる。
な内面ビードを形成するための適正な溶接条件範囲を示
すグラフである。
ドの整形を行うための適正な溶接条件範囲を示すグラフ
である。
配置と、夫々の溶接トーチによって形成される溶接金属
の状態を示す概略説明図である。
溶接と、夫々の溶接トーチによって形成される溶接金属
の状態を示す概略説明図である。
ある。
Claims (1)
- 【請求項1】 チタンまたはチタン合金からなる帯板を
板幅方向に湾曲して管状体とし、該管状体の長手方向突
き合わせ部を複数本の電極により溶接して管を製造する
方法において、 最先の電極では、プラズマアークにより管内面まで溶融
を貫通させて内面ビードを形成し、後続の少なくとも1
つの電極では、TIG溶接電極を用いた低エネルギーア
ークにより管内面まで至らない溶融池を形成して表面ビ
ードの整形を行うこととし、前記最先のプラズマ電極で
は、下記の要件を満たす溶接条件で内面ビードを形成す
ると共に、 X=v・t 1.3 , Y=I p ・ρ/t と定め、 1)1.8≦Xのときは下記式(1) 0.2X+1.29≦logY≦2.08……(1) 2)1.8>Xのときは下記式(2) 0.2X+1.29≦logY≦0.2X+1.73……(2) (但し、 v:造管速度(m/min)、 t:管肉厚(mm)、 I p :プラズマ溶接電流(A)、 ρ:パイロットガス流量(l/min)を表わす)後続
の少なくとも1つのTIG溶接電極では、下記式(3)を満
たすトータル溶接電流で表面ビードの整形を行うことを
特徴とするチタンまたはチタン合金溶接管の製法。 50・v・t 1.5 ≦I t ≦75・v・t 1.5 +40……(3) (但し、v:造管速度(m/min)、 t:管肉厚(mm) It :トータルTIG電流(A)を表わす)
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