WO2016143271A1 - 電縫溶接ステンレスクラッド鋼管およびその製造方法 - Google Patents

電縫溶接ステンレスクラッド鋼管およびその製造方法 Download PDF

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岡部　能知
聡太 後藤
橋本　裕二
加藤　康
昌士 松本
井手　信介
太田　裕樹
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Ｊｆｅスチール株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to an electric resistance welded stainless clad steel pipe and a method for manufacturing the same, and more particularly, to an electric resistance welded stainless clad steel pipe having excellent weld characteristics as it is electric resistance welded and a method for manufacturing the same.
  • an electric resistance welded steel pipe is manufactured by forming a steel plate (also called a steel strip) into a tubular shape and welding the opposite ends of the steel strip heated and melted by high-frequency current by butt-pressing them with a squeeze roll. .
  • a steel plate also called a steel strip
  • the characteristics of the welded part are inferior to that of the base metal, and in application of the steel pipe, guarantees such as toughness, strength and elongation of the welded part have always been discussed for each application.
  • the cause of the deterioration of the characteristics of ERW welds is that an oxide-based welding defect called penetrator is caused by welded parts during ERW welding (specifically, the circumferential direction of the open pipe formed by rolling the strip) In many cases, the toughness is reduced or the strength is insufficient due to the remaining penetrator.
  • the amount of upset by the squeeze roll is made larger than the plate thickness (t), and the oxidized melt generated during welding is discharged to the outer surface of the pipe. Measures have been taken.
  • the clad steel here refers to clad steel composed of low carbon low alloy steel as a base material and stainless steel as a laminated material.
  • Patent Document 1 discloses that at least a laminated material side bead in a welded bead obtained by butt-welding opposite clad steel plates or steel strips which are bent in a tubular shape is cut to a depth reaching the base material.
  • a method for manufacturing a clad pipe that is removed and is subjected to overlay welding having the same properties as the laminated material at the cut-off portion is disclosed.
  • Patent Document 2 after forming a clad steel strip into a blank tube and performing seam welding on the seam edge portion, it is melted and solidified to the depth of the clad interface portion along the weld seam into which a dissimilar metal has infiltrated.
  • Patent Document 3 in a method for manufacturing a clad steel welded steel pipe having an inner surface as a laminated material, at least a part of a laminated material butt of a tubular body having an inner surface as a laminated material by forming a clad steel original plate or an original coil is provided.
  • a method for manufacturing a clad steel welded steel pipe is disclosed in which electric seam welding is performed and then the butt-unwelded portion is overlay welded.
  • JP 60-221173 A JP-A-62-156087 JP-A-5-154545
  • Patent Document 1 all of the techniques described in Patent Documents 1 to 3 described above involve cutting and removing the bead portion of the mating material after overlay welding (Patent Document 1), TIG arc heat source along the welding seam, etc. Since additional welding processes such as fusion / solidification or overlay welding (Patent Document 2) and overlay welding of the butt-unwelded part (Patent Document 3) are required, productivity is reduced and manufacturing costs are reduced. In addition to the increase, there is a problem that an additional build-up welding has an adverse environmental impact.
  • An object of the present invention is to provide an electric resistance welded stainless clad steel pipe having excellent weld characteristics and a method for producing the same without performing an additional welding process after electric resistance welding, which is required in the prior art. It is to be.
  • the characteristics of the excellent welded part mainly indicate that the fracture characteristic is excellent, the shape of the welded part is good, and the corrosion resistance is excellent.
  • the present inventors diligently studied to solve the above-mentioned problems, and as a result, the pipe range from the edge heating start point to the weld point of the blank pipe was not covered with a shield box, and the element was within the pipe range.
  • the nozzle height which is the height from the upper end of the welded part to the shield gas discharge nozzle in the shield gas spraying nozzle, and the shield gas to be sprayed
  • the structure of the nozzle for blowing the shield gas is divided into three or more layers in the circumferential direction of the raw tube, It has been found that the oxygen concentration in the welded part can be significantly reduced by appropriately controlling the ratio of the flow velocity of the blowing gas from the gas discharge ports of the remaining layers.
  • the laminated material on the inner surface side of the tube is made of stainless steel (SUS316) having a thickness of 2 mm
  • the base material on the outer surface side of the tube is made of a low carbon low alloy steel having a thickness of 5 mm.
  • an ERW welded stainless clad steel pipe is manufactured by changing the oxygen concentration of the welded part with an upset amount that is less than the plate thickness so that the low alloy steel on the pipe outer surface side does not penetrate into the stainless steel seam part on the pipe inner surface side. Then, a flat test of the seam portion was performed. As a result, as shown in FIG.
  • the shape of the gas discharge port is a rectangular shape having a length of 30 mm or more as a component in a pipe passage direction of a dimension and a width of 5 mm or more as a component of an element tube edge butting direction as a dimension.
  • the width R which is a component of the tube edge butting direction of the combined dimensions of all layers of the gas discharge port, is R / W> with respect to the maximum interval W between the end faces of the welded portion immediately below the gas discharge port.
  • FIG. 1 is a schematic view showing an embodiment of the present invention.
  • a strip made of steel strip is continuously paid out with an uncoiler (not shown), corrected with a leveler (not shown), and sent in the pipe passing direction 20, while the width of the strip is rounded with a roll forming machine (not shown) to open a raw pipe (open pipe)
  • the welded portion 11 which is a base tube edge butting portion formed by butting both end faces of the rounded width is composed of an electric resistance welding machine (a power supply means for heating an edge portion (not shown) and a squeeze squeeze roll (not shown).
  • the electric resistance welding steel pipe 15 is obtained by electric resistance welding.
  • Reference numeral 12 denotes an element pipe edge heating start point
  • reference numeral 13 denotes a welding point indicating a pipe passing direction position where the welded part 11 is joined by the pressure welding.
  • an impeder (not shown) may be disposed on the inner surface side of the base tube 10 to the ERW steel tube 15. The outer diameter of the ERW steel pipe 15 exiting the ERW welder is adjusted by a sizer (not shown).
  • symbol 2 shows gas piping and the code
  • a shield range and in this shield range, a shield gas spray nozzle (nozzle for short) 1 is arranged at a position immediately above the welded portion 11.
  • the nozzle 1 is disposed with its gas discharge port 1A positioned so as to face the upper end of the welded portion 11.
  • the nozzle 1 is divided into three layers with respect to the tube circumferential direction 30 as shown in FIG. 1 (b) and FIGS. 2 (a) and 2 (d). These layers form gas passages independent of each other. Still further, the central layer 1C of the three layers may be divided into two or more layers with respect to the raw tube circumferential direction 30, as shown in FIGS. 2 (b) and 2 (c). The two end layers 1E are one layer each.
  • the shield box that covers the entire circumference of the raw tube 10 within the shield range as described in the background art may not be provided. Rather, it is not provided in this embodiment because it is preferable not to provide it from the viewpoint of pipe making efficiency and manufacturing cost of the ERW steel pipe.
  • the inventors observed in detail the flow of the shielding gas. Furthermore, various shield gas spraying conditions such as the position and size of the gas discharge port 1A and the flow velocity of the shield gas at the gas discharge port 1A of each of the center layer 1C and the both end layers 1E are affected by the coverage during the electric resistance welding. The influence on the oxygen concentration of the welded part 11 and the area ratio of the oxide in the welded part formed by electro-welding the welded part was investigated in detail.
  • the oxide area ratio of the weld is defined as follows. That is, a fracture surface obtained by conducting a Charpy impact test of an electric resistance welded portion is observed with an electron microscope at a magnification of 500 times or more and at least 10 visual fields, and a dimple fracture surface containing oxide observed in the fracture surface A portion was selected and its total area was measured, and the ratio of the total area of the visual field was defined as the oxide area ratio.
  • the optimum condition found above is that the nozzle height, which is the height from the upper end of the welded portion 11 to the gas discharge port 1A, is 5 mm or more and 300 mm or less (see FIG. 1 (c)), and the gas release of the central layer 1C is performed.
  • the shield gas does not reach the welded part 11 sufficiently, and the oxygen concentration of the welded part 11 does not become 100 ppm or less. It is desirable that the nozzle height is small. However, if the nozzle height is less than 5 mm, the gas discharge port 1A is easily damaged by the radiant heat from the heated welded part 11, and the spatter generated in the welded part 11 collides. As a result, the durability of the nozzle 1 deteriorates.
  • the flow rate of the shield gas discharged from the gas discharge port is set to the gas discharge flow rate from the gas discharge port of the central layer 1C of the three layers.
  • the gas flow regulator 3 (see FIGS. 1A and 1B) was included.
  • the flow velocity B is in the proper range of 0.5 to 50 m / s.
  • the central layer C is further divided into a plurality of layers (for example, FIGS. 2B and 2C)
  • the flow velocity B for the plurality of layers does not necessarily have the same value, and the appropriate range As long as it is within the range, the value may be different for each layer.
  • the shielding gas 5 is filled between the end faces of the welded portion 11 without excess or deficiency, and sufficient gas shielding can be achieved without involving air. 3 (b)).
  • the flow rate B at the gas flow rate ratio B / A is such that when the central layer 1C is divided into a plurality of layers and the gas flow rate from at least one of the plurality of layers is different from that of the other layers, the different gas Use the maximum flow rate among the flow rates.
  • B / A 0.03 to 5 because 0.001 to 0.0001 mass%, which is a lower oxygen concentration level, can be achieved.
  • B / A 0.03 to 5 is preferable in order to achieve the oxygen concentration level: 0.001 to 0.0001 mass%.
  • the width which is the component of the raw tube edge butting direction of the combined size of the gas discharge ports 1A is denoted by R, and the end surface of the welded portion 11 immediately below the gas discharge port 1A. It is preferable to satisfy R / W> 1.0, where W is the maximum interval between the two because the oxygen concentration of the welded part 11 can be reduced more quickly.
  • Inert gas is used as shielding gas.
  • the inert gas referred to here means nitrogen gas, helium gas, argon gas, neon gas, xenon gas, or the like, or a mixed gas formed by mixing two or more of these.
  • the shielding gas a gas containing 0.1% by mass or more of a reducing gas may be used instead of the inert gas. However, this rather suppresses the generation of oxides that cause the penetrator. This is preferable because the effect becomes stronger and the toughness or strength of the welded portion can be greatly improved.
  • the reducing gas means hydrogen gas, carbon monoxide gas, methane gas, propane gas, or a mixed gas obtained by mixing two or more of these.
  • a gas containing 0.1 mass% or more of reducing gas the composition which consists only of reducing gas, or the composition which contains reducing gas: 0.1 mass% or more and the remainder consists of an inert gas. Those are preferred.
  • the shielding gas (B) When using an inert gas alone: (G1) Any one of nitrogen gas, helium gas, and argon gas, or a mixture of two or more of these (B) When using reducing gas alone: (G2) One of hydrogen gas or carbon monoxide gas, or a mixture of these two (C) When using a mixed gas of inert gas and reducing gas: Mixed gas of the above (G1) and (G2) In particular, if a gas containing hydrogen gas and / or carbon monoxide gas is used, it is left out Needless to say, safety measures should be taken.
  • the upset amount was obtained by measuring the outer peripheral length of the pipe immediately before welding, and then measuring the outer peripheral length after removing the excess portion of the pipe after welding, and calculating the difference between the two.
  • the ERW steel pipe (ERW welded stainless clad steel pipe) 15 of the present invention obtained as described above is made of clad steel made of low carbon low alloy steel and stainless steel, and the ERW welded portion remains as ERW weld.
  • the flatness characteristic satisfies the following formula (1), and has an electric resistance welded portion excellent in fracture characteristics.
  • h flat crack height (mm)
  • D pipe outer diameter (mm).
  • the above flatness characteristics can be measured by a 90 ° flattening test. After cutting the tube to a length of 300 mm, a weld is installed at the 90 ° position of the tube when the top is 0 °. Then, a flattening test is performed, and the flattening height (flattening cracking height h) when a crack occurs in the welded portion is obtained by dividing by the pipe outer diameter D.
  • the thickness tw (mm) of the ERW welded portion is 0.7 ⁇ tb (mm) or less, the strength of the ERW welded portion may decrease, so tw is 0.7 ⁇ tb. Is preferably larger.
  • Tw is preferably smaller than 1.6 ⁇ tb. Therefore, it is preferable that the plate thickness tw satisfies the following formula (2). 0.7 ⁇ tb ⁇ tw ⁇ 1.6 ⁇ tb (2)
  • tb is the thickness (mm) of the base material portion
  • tw is the thickness (mm) of the welded portion.
  • Stainless steel (SUS316, SUS304, SUS310, SUS429) having a thickness of 2 mm on the inner surface of the tube, and low carbon low alloy steel (0.05 mass% C-0.3) having a thickness of 5 mm on the base material on the outer surface of the tube.
  • Stainless steel clad steel sheet (mass% Si-1.2 mass% Mn-Fe) is used as a raw material, and the uncoiler, leveler, roll forming machine, electric seam welder, and sizer are arranged in this order to pass through the pipe making equipment.
  • gas spraying is performed within or outside the scope of the present invention of the above-described embodiment in performing gas shielding to the welded part during electric resistance welding.
  • the condition level and the amount of upset were changed as shown in Tables 1 and 2, and the measurement was performed to measure the thickness tb (mm) of the base metal part and the thickness tw (mm) of the ERW welded part.
  • Measurement of the oxygen concentration of the contact portion, 90 ° flattening test of the weld, and the inner surface side was subjected to corrosion test by oxalic acid etching.
  • 3 mass% hydrogen gas was used as reducing gas.
  • the amount of upset by the squeeze roll is determined by measuring the outer peripheral length of the pipe before the squeeze roll, and then measuring the outer peripheral length of the pipe after welding with the squeeze roll and cutting the molten bead part on the outer surface. It was obtained by calculating.
  • the thickness of the base metal part is determined by measuring the thickness of the pipe at 60 ° pitch in the circumferential direction of the pipe, that is, 60 °, 120 °, 180 °, 240 °, and 300 °, with the weld being 0 °, and averaging them. The value was obtained, and the thickness of the welded portion was obtained by measuring the thickness of the weld seam. In the corrosion test, those in which intergranular corrosion was not observed were accepted, and those in which intergranular corrosion was observed were rejected.
  • the flat value h / D (h: flat crack height (mm), D: pipe outer diameter (mm)) of the welded portion is a digit compared to the comparative example. It has been confirmed that it has a welded portion that is reduced in difference, excellent in fracture characteristics, has a good welded portion shape, and maintains the corrosion resistance as stainless steel.
  • Nozzle Shield gas spray nozzle
  • Element tube edge heating start point Welding point 15 ERW steel pipe 20 Through direction 30 Elemental pipe circumferential direction

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Abstract

　従来技術で必要とされている、電縫溶接後の追加の溶接処理を施さなくても、優れた溶接部の特性を有する電縫溶接ステンレスクラッド鋼管およびその製造方法を提供する。　低炭素低合金鋼とステンレス鋼からなるクラッド鋼の熱延鋼帯を管状に成形し、該熱延鋼帯の端部を電縫溶接してなる電縫溶接ステンレスクラッド鋼管であって、電縫溶接ままで電縫溶接部の偏平特性が下記式を満足することを特徴とする電縫溶接ステンレスクラッド鋼管。　記　ｈ／Ｄ＜０．３　ここで、ｈ：偏平割れ高さ（ｍｍ）　Ｄ：管外径（ｍｍ）

Description

電縫溶接ステンレスクラッド鋼管およびその製造方法
　本発明は、電縫溶接ステンレスクラッド鋼管およびその製造方法に関し、特に、電縫溶接ままで溶接部の特性が優れた電縫溶接ステンレスクラッド鋼管およびその製造方法に関する。
　通常、電縫鋼管は、鋼板（鋼帯ともいう）を管状に成形し、高周波電流によって加熱・溶融された対向する鋼帯幅端部を、スクイズロールにより突き合せ加圧して溶接し製造される。電縫鋼管の場合、一般に溶接部の特性は母材より劣ると云われ、鋼管の適用に当たって、用途ごとに溶接部の靭性や強度や伸びなどの保証が常に議論されて問題となってきた。
　電縫溶接部の特性を低下させる原因としては、ペネトレータと呼ばれる酸化物主体の溶接欠陥が、電縫溶接時に被溶接部（詳しくは、帯材を丸めてなるオープン管である素管の周方向両端面を突き合せた部位である素管エッジ突合せ部）に生成して残留し、この残留したペネトレータを原因として靭性が低下したり強度不足になったりする例が多かった。
　そこで、従来技術として電縫溶接不良の主原因であるペネトレータを溶接部から除くため、スクイズロールによるアプセット量を板厚（ｔ）より大きくして、溶接時に生じる酸化溶融物を管外面に排出する対策が取られてきた。
　しかしながら、クラッド鋼板を素材として電縫溶接クラッド鋼管を製造する場合、スクイズロールによるアプセット量を板厚（ｔ）より大きくすると、図６（a）に示すように、母材である普通鋼の溶融鋼および熱影響部が内面側或いは外面側またはその両側の合せ材の金属シーム部に侵入する現象が生じ、合せ材の優れた特性を活かすクラッド鋼としての性能が失われる。例えば、管内面側の合せ材がステンレス鋼、管外面側の母材が低合金鋼であるステンレスクラッド鋼板を素材とし、上記のようにアプセット量を板厚（ｔ）より大きくして電縫溶接した電縫溶接ステンレスクラッド鋼管を、管内面に耐食性が要求される環境下で使用すると、ステンレス鋼のシーム部は、低合金鋼が侵入しているために、耐食性が著しく低下しており、要求性能を発揮できないという問題があった。なお、ここでいう、クラッド鋼は、母材としての低炭素低合金鋼と、合せ材としてのステンレス鋼とからなるクラッド鋼を対象とする。
　このような問題に対し、特許文献１に、管状に曲成したクラッド鋼板または鋼帯の対向両縁部を突合せ溶接した溶接ビード中の少なくとも合せ材側ビードを、母材に到る深さまで切削除去し、切削除去部に合せ材と同様性質を有する肉盛溶接を施すクラッド管の製造方法が開示されている。
　また、特許文献２に、クラッド鋼帯を素管に成形し、継目エッジ部を電縫溶接した後、異種金属が侵入した溶接シームに沿って、クラッド界面部の深さまで溶融・凝固させて、該異種金属を希釈する、または、異種金属が侵入したシーム部を合せ材と同種の金属で肉盛溶接し、該肉盛溶接部を圧延して前記異種金属を希釈するクラッド鋼の鋼管製造方法が開示されている。
　さらに、特許文献３に、内面側を合せ材としたクラッド鋼溶接鋼管の製造方法において、クラッド鋼の原板または原コイルを成形して内面を合せ材とした管状体の合せ材突合せの少なくとも一部分を電縫溶接し、その後突合せ未溶接部を肉盛溶接するクラッド鋼溶接鋼管の製造方法が開示されている。
特開昭６０-２２１１７３号公報 特開昭６２－１５６０８７号公報 特開平５－１５４５４５号公報
　しかしながら、上記の特許文献１～３に記載の技術は、いずれも電縫溶接後に、合せ材ビード部を切削除去して肉盛溶接する（特許文献１）、溶接シームに沿ってＴＩＧアーク熱源などで溶融・凝固または肉盛溶接する（特許文献２）、突合せ未溶接部を肉盛溶接する（特許文献３）、などの追加の溶接工程が必要なため、生産性が低下し、製造コストが増大するとともに、追加の肉盛溶接で環境面の悪影響を生じるという課題があった。
　本発明の目的は、従来技術で必要とされている、電縫溶接後の追加の溶接処理を施さなくても、優れた溶接部の特性を有する電縫溶接ステンレスクラッド鋼管およびその製造方法を提供することである。
　ここで、優れた溶接部の特性とは、破断特性に優れていること、溶接部の形状が良好であること、および耐食性に優れていることを主に指す。
　本発明者らは、前記課題を解決する為に鋭意検討し、その結果、素管のエッジ部加熱起点から溶接点に至る通管範囲をシールドボックスで覆わずに、前記通管範囲内で素管の被溶接部直上から被溶接部にシールドガスを吹き付ける場合、被溶接部の上端からシールドガス吹付け用ノズルにおけるシールドガスの放出口までの高さであるノズル高さ、及び吹付けるシールドガスの流速を適正に制御することに加え、前記シールドガス吹付け用ノズルの構造を素管周方向に対して３層以上に分割した構造とし、両端層のガス放出口からの吹付けガス流速と残りの層のガス放出口からの吹付けガス流速の比を適性に制御することにより、被溶接部の酸素濃度を格段に低減できることを見出した。
　そこで、管内面側の合せ材が厚さ２ｍｍのステンレス鋼（ＳＵＳ３１６）、管外面側の母材が厚さ５ｍｍの低炭素低合金鋼であるステンレスクラッド鋼板を素材とし、図６（ｂ）に示すように、管内面側のステンレス鋼のシーム部に管外面側の低合金鋼が侵入しない板厚以下のアプセット量で、被溶接部の酸素濃度を変化させて電縫溶接ステンレスクラッド鋼管を製造し、シーム部の偏平試験を行った。その結果、図５に示すように、被溶接部の酸素濃度が０．０１質量％以下になる雰囲気下で製造された電縫溶接ステンレスクラッド鋼管は、９０°偏平試験における偏平値ｈ／Ｄ（ｈ：偏平割れ高さ、Ｄ：管外径）が０．３未満となり、破断特性に優れた溶接部を有することが明らかとなり、本発明を成した。
　即ち本発明は以下の通りである。
［１］　低炭素低合金鋼とステンレス鋼からなるクラッド鋼が素材である電縫溶接ステンレスクラッド鋼管であって、電縫溶接ままで電縫溶接部の偏平特性が下記式（１）を満足することを特徴とする電縫溶接ステンレスクラッド鋼管。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　　　　　　　　　　　　　　　ｈ／Ｄ＜０．３・・・（１）
　　　　　　　　　　　　　　ここで、ｈ：偏平割れ高さ（ｍｍ）
　　　　　　　　　　　　　　　　　　Ｄ：管外径（ｍｍ）
［２］　前記電縫溶接部の板厚ｔｗが下記式（２）を満足することを特徴とする［１］に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　　　　　　　　　０．７×ｔｂ　＜　ｔｗ　＜　１．６×ｔｂ　　・・・（２）
　　　　　　　　　　　　ここで、ｔｂ：母材部の板厚（ｍｍ）
　　　　　　　　　　　　　　　　ｔｗ：溶接部の板厚（ｍｍ）
［３］　［１］または［２］に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法であって、前記電縫溶接時に、被溶接部を不活性ガスからなるシールドガスでガスシールドする電縫鋼管の素管被溶接部シールド方法を用いて、前記被溶接部に対し該被溶接部上端から５～３００ｍｍ上方の位置に、素管周方向に対して３層に分割したガス放出口を配位したシールドガス吹付け用ノズルの前記ガス放出口から前記シールドガスを、前記３層のうちの中央層のガス放出口からのガス放出流速Ｂは、０．５～５０ｍ／ｓとし、残りの両端層のガス放出口からのガス放出流速Ａ（ｍ／ｓ）は下記式（３）を満たす流速として、吹付ける電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　　　　　　　　　　　　　０．０１≦Ｂ／Ａ≦１０　　・・・（３）
［４］　前記ガス放出口の形状は、寸法の通管方向成分である長さが３０ｍｍ以上、寸法の素管エッジ突合せ方向成分である幅が５ｍｍ以上の矩形状である［３］に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
［５］　前記ガス放出口の全層合併した寸法の素管エッジ突合せ方向成分である幅Ｒは、前記ガス放出口の直下の被溶接部の端面間の最大間隔Ｗに対し、Ｒ／Ｗ＞１．０、なる関係を満たす［３］または［４］に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
［６］　前記不活性ガスに代えて、還元性ガスを０．１質量％以上含有するガスとする［３］～［５］の何れかに記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
　本発明によれば、従来技術で必要とされている、電縫溶接後の追加の溶接処理を施さなくても、優れた溶接部の特性を有する電縫溶接ステンレスクラッド鋼管を製造することができる。
本発明の実施形態を示す概略図である。 複数の層に分割したノズル構造の例を示す模式図である。 シールドガスのガス放出流速Ｂおよびガス流速比Ｂ／Ａの適正範囲を示す説明図である。 シールドガスのガス流速比Ｂ／Ａと被溶接部（素管エッジ突合せ部）の酸素濃度の関係を示す線図である。 電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の９０°偏平試験における偏平値ｈ／Ｄと被溶接部（素管エッジ突合せ部）の酸素濃度の関係を示す線図である。 管内面側の合せ材がステンレス鋼、管外面側の母材が低合金鋼である電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の電縫溶接時のアプセット量を変えた場合の溶接部の断面を示す模式図である。
　図１は、本発明の実施形態を示す概略図である。鋼帯からなる帯材を図示しないアンコイラーで連続的に払出し、図示しないレベラーで矯正し、通管方向２０に送りつつ、図示しないロール成形機で帯材の幅を丸めて素管（オープン管）１０となし、該丸めた幅の両端面を突合せてなる素管エッジ突合せ部である被溶接部１１を電縫溶接機（図示しないエッジ部加熱用給電手段と図示しない圧接用スクイズロールとで構成されている）により、電縫溶接して、電縫鋼管１５を得る。１２は素管エッジ部加熱起点、１３は前記圧接により被溶接部１１が接合する通管方向位置を指す溶接点である。尚、素管１０乃至電縫鋼管１５の管内面側にはインピーダ（図示省略）を配置する場合もある。電縫溶接機を出た電縫鋼管１５は図示しないサイザーで外径調整をされる。図１中、符号２はガス配管を示し、符号３はガス調整器を示す。
　本発明では、素管エッジ部加熱起点１２から溶接点１３までの通管方向範囲の全域、或いは当該範囲内の、被溶接部に酸化物が生成し易い区域（この区域は予備調査により特定できる）をシールド範囲とし、該シールド範囲において、被溶接部１１の直上の位置にシールドガス吹付け用ノズル（略してノズル）１を配置する。
　ノズル１は、其のガス放出口１Ａを被溶接部１１上端と正対する様に配位して、配置される。
　本発明では、ノズル１は、図１（ｂ）および図２（ａ）、（ｄ）に示すように、素管周方向３０に対して３層に分割したものとする。これらの層は互いに独立したガス流路をなす。またさらに、前記３層のうちの中央層１Ｃは、図２（ｂ）、（ｃ）に示すように、素管周方向３０に対して２層以上に分割しても良い。なお、両端層１Ｅは各１層ずつとする。
　本発明では、背景技術で言及した処の、前記シールド範囲内の素管１０全周を覆うシールドボックスは、設けなくてもよい。むしろ設けない方が電縫鋼管の造管能率面、製造コスト面から好ましいから、この実施形態では設けていない。
　本発明者らはシールドガスの流れについて詳細に観察した。さらに、ガス放出口１Ａの位置や寸法、ならびに中央層１Ｃ、両端層１Ｅそれぞれのガス放出口１Ａでのシールドガスの流速などの、様々なシールドガスの吹付け条件が、電縫溶接時の被溶接部１１の酸素濃度と、該被溶接部を電縫溶接してなる溶接部における酸化物の面積率とに及ぼす影響を詳細に調査した。
　その結果、シールドガスの吹付け条件を最適にする事により、被溶接部の酸素濃度が０．０１質量％以下になり、溶接部の酸化物面積率が０．１％未満になることを発見した。ここで、溶接部の酸化物面積率とは、次のとおり定義される。すなわち、電縫溶接部のシャルピー衝撃試験を行うことにより得られる破面を電子顕微鏡により倍率５００倍以上で少なくとも１０視野観察して、その破面内に観察される酸化物を含んだディンプル破面部分を選別して、その総面積を測定し、これの視野総面積に対する割合を酸化物面積率とした。
　前記発見した最適条件は、被溶接部１１上端からガス放出口１Ａまでの高さであるノズル高さが５ｍｍ以上３００ｍｍ以下（図１(ｃ)参照）であり、且つ、中央層１Ｃのガス放出口１Ａでのシールドガス５の流速Ｂが、Ｂ＝０．５～５０ｍ／ｓ以下であり、且つ、両端層１Ｅのガス放出口１Ａでのシールドガス５の流速Ａが、０．０１≦Ｂ／Ａ≦１０（図３参照）を満たす流速であるという条件である。
　前記ノズル高さが３００ｍｍを超えるとシールドガスが充分に被溶接部１１に届かず、被溶接部１１の酸素濃度が１００ｐｐｍ以下にならない。前記ノズル高さは小さい方が望ましいのであるが、５ｍｍを下回ると、加熱されている被溶接部１１からの輻射熱でガス放出口１Ａが傷み易く、更に被溶接部１１で発生したスパッタが衝突してノズル１の耐久性が劣化する。
　流速を前記最適条件範囲内に制御するために、本発明では、前記ガス放出口から放出される前記シールドガスの流速を、前記３層のうちの中央層１Ｃのガス放出口からのガス放出流速Ｂは、Ｂ＝０．５～５０ｍ／ｓに制御し、残りの両端層１Ｅのガス放出口からのガス放出流速Ａは式、０．０１≦Ｂ／Ａ≦１０、を満たす流速に制御するガス流調整器３（図１（ａ）、（ｂ）参照）を有するものとした。
　流速Ｂが小さすぎると、シールドガスは周囲に拡散し、被溶接部１１のガスシールドが不十分となる。流速Ｂが大き過ぎると、シールドガスの勢いが強くなりすぎ、被溶接部１１の端面間への大気巻き込みを生じてしまう。よって、前記流速Ｂは０．５～５０ｍ／ｓが適正範囲である。なお、中央層Ｃをさらに複数の層に分割した場合（例えば図２（ｂ）、（ｃ）など）、該複数の層についての流速Ｂは必ずしも同一の値である必要はなく、前記適正範囲内である限り、層ごとに異なる値であっても構わない。
　しかし、流速Ｂを前記適正範囲に保ったとしても、流速Ｂと流速Ａとの比であるガス流速比Ｂ／Ａが不適正であると、図３に示すように、大気巻き込み６を防止するのは困難である。
　すなわち、Ｂ／Ａ＜０．０１の場合は、両端層１Ｅからのガス流（シールドガス５の流れ）が強すぎ、かつ中央層１Ｃからのガス流が弱すぎるため、両端層１Ｅからのガス流が素管１０の外面で反射して上方に偏向し、その反射領域におけるガス流速が零に近くなって、素管１０の外面沿いの大気巻き込み６を防止できず（図３（ａ）参照）、被溶接部１１の酸素濃度を充分に低減することはできない。
　一方、Ｂ／Ａ＞１０の場合は、中央層１Ｃからのガス流が強すぎ、かつ両端層１Ｅからのガス流が弱すぎるため、大気が中央層１Ｃからのガス流によって被溶接部１１の端面間に引きずり込まれて、大気巻き込み６を招来しやすく（図３（ｃ）参照）、被溶接部１１の酸素濃度を充分に低減することはできない。
　これらに対し、Ｂ／Ａ＝０．０１～１０とすることで、被溶接部１１の端面間にシールドガス５が過不足なく充満し、大気巻き込みもなく、十分なガスシールドが達成できる（図３（ｂ）参照）。なお、ガス流速比Ｂ／Ａにおける流速Ｂには、中央層１Ｃを複数の層に分割して、該複数の層の少なくとも１層からのガス流速を他層と違えた場合、該違えたガス流速同士のうちの最大流速を用いる。
　因みに図４は、一例としてノズル高さ＝５０ｍｍとし、流速Ｂ＝０．５～５０ｍ／ｓの適正範囲下でガス流速比Ｂ／Ａを種々変えて被溶接部１１にシールドガス５を吹き付け、被溶接部１１の端面間の中間位置で酸素濃度を測定した結果を示す線図である。
　図４より、流速Ｂ＝０．５～５０ｍ／ｓの適正範囲下で、ガス流速比Ｂ／Ａを、Ｂ／Ａ＝０．０１～１０とすることによって、酸素濃度０．０１質量％以下が大きな余裕を持って（即ち確実に）クリアできる。
　又、図４より、Ｂ／Ａ＝０．０３～５とすると、更に低い酸素濃度レベルである０．００１～０．０００１質量％が達成できて好ましい。この結果については、ノズル高さなど他の条件が変わっても同様であることを確認した。すなわち、本発明においてはＢ／Ａ＝０．０３～５とすることが、酸素濃度レベル：０．００１～０．０００１質量％を達成する上で好ましい。
　ところで、ガス放出口１Ａの全層合併した形状については、寸法の通管方向２０成分である長さが３０ｍｍ以上、寸法の素管エッジ突合せ方向成分である幅が５ｍｍ以上の矩形状にすると、被溶接部１１へのガス吹付けをより均一にできて好ましい。
　又、図１（ｃ）に示す様に、ガス放出口１Ａの全層合併した寸法の素管エッジ突合せ方向成分である幅をＲと記し、ガス放出口１Ａの直下の被溶接部１１の端面間の最大間隔をＷと記すとして、Ｒ／Ｗ＞１．０、を満たす様にすると、被溶接部１１の酸素濃度をより速やかに低減させる事ができて好ましい。
　シールドガスとしては不活性ガスを用いる。此処に云う不活性ガスとは、窒素ガス、ヘリウムガス、アルゴンガス、ネオンガス、キセノンガス等、若しくはこれらの２種以上を混合してなる混合ガスなどを意味する。
　更に、シールドガスとして、前記不活性ガスに代えて、還元性ガスを０．１質量％以上含有するガスとしてもよく、然も、むしろこの方が、ペネトレータの原因となる酸化物の生成を抑制する効果がより強くなり、溶接部の靭性又は強度を、より大きく向上させることができて好ましい。此処に云う還元性ガスとは、水素ガス、一酸化炭素ガス、メタンガス、プロパンガス等、若しくはこれらの２種以上を混合してなる混合ガスを意味する。尚、還元性ガスを０．１質量％以上含有するガスとしては、還元性ガスのみからなる組成、又は、還元性ガス：０．１質量％以上を含有し残部が不活性ガスからなる組成のものが好適である。
　又、入手容易性及び廉価性の点からは、シールドガスとして次のガスを用いる事が好ましい。
(イ)　不活性ガス単独使用の場合：(Ｇ１) 窒素ガス、ヘリウムガス、アルゴンガスの何れか１種若しくはこれら２種以上の混合ガス
(ロ)　還元性ガス単独使用の場合：(Ｇ２) 水素ガス、一酸化炭素ガスの何れか１種若しくはこれら２種の混合ガス
(ハ)　不活性ガスと還元性ガスの混合ガス使用の場合：前記(Ｇ１)と(Ｇ２)の混合ガス
　尚、特に、水素ガス及び／又は一酸化炭素ガスを含むガスを使用する場合、遺漏無き安全対策をとるべきことは云うまでも無い。
　アプセット量については、溶接直前での管の外周長を測定したのち、溶接後の管の余盛部を除去した後の外周長を測定して、両者の差を計算することにより求めた。
　以上のようにして得られる本発明の電縫鋼管（電縫溶接ステンレスクラッド鋼管）１５は、低炭素低合金鋼とステンレス鋼からなるクラッド鋼を素材としており、電縫溶接ままで電縫溶接部の偏平特性が下記式（１）を満足し、破断特性に優れた電縫溶接部を有する。
　ｈ／Ｄ＜０．３　　・・・（１）
　ここで、ｈ：偏平割れ高さ（ｍｍ）、Ｄ：管外径（ｍｍ）である。
　また、上記の偏平特性は、９０°偏平試験により測定することができ、管を長さ３００ｍｍに切り出した後、管の真上を０°とした時に、管の９０°位置に溶接部を設置して、偏平試験を行い、溶接部に割れが発生したときの偏平高さ（偏平割れ高さｈ）を管外径Ｄで割ることにより求める。
　また、電縫溶接部の板厚ｔｗ（ｍｍ）に０．７×ｔｂ（ｍｍ）以下の箇所があると、電縫溶接部の強度が低下する場合があるため、ｔｗは０．７×ｔｂよりも大きいことが好ましい。また、電縫溶接部の板厚ｔｗが１．６×ｔｂ以上の箇所があると、管と管を円周溶接して繋ぐ際に溶接部に隙間ができて耐食性が低下する場合があるため、ｔｗは１．６×ｔｂよりも小さいことが好ましい。従って、板厚ｔｗは下記式（２）を満足することが好ましい。
　０．７×ｔｂ　＜　ｔｗ　＜　１．６×ｔｂ　　・・・（２）
　ここで、ｔｂ：母材部の板厚（ｍｍ）、ｔｗ：溶接部の板厚（ｍｍ）である。
　管内面側の合せ材が厚さ２ｍｍのステンレス鋼（ＳＵＳ３１６、ＳＵＳ３０４、ＳＵＳ３１０、ＳＵＳ４２９）、管外面側の母材が厚さ５ｍｍの低炭素低合金鋼（０．０５質量％Ｃ－０．３質量％Ｓｉ－１．２質量％Ｍｎ－Ｆｅ）であるステンレスクラッド鋼板を素材とし、アンコイラー、レベラー、ロール成形機、電縫溶接機、サイザーをこの順に配置して構成された造管設備に通して、外径３００ｍｍの電縫溶接ステンレスクラッド鋼管を製造する工程において、電縫溶接時に被溶接部へのガスシールドを実行するにあたり、上述した実施形態の本発明範囲の内又は外でガス吹付け条件の水準、およびアプセット量を表１、表２に示すとおり種々変えて実行し、母材部の板厚ｔｂ（ｍｍ）および電縫溶接部の板厚ｔｗ（ｍｍ）の測定、被溶接部の酸素濃度の測定、溶接部の９０°偏平試験、および管内面側をシュウ酸エッチングによる腐食試験を行った。なお、還元性ガスとしては、３質量％水素ガスを用いた。スクイズロールによるアプセット量は、スクイズロールより手前の管の外周長を測定した後、スクイズロールにより溶接して外面の溶融ビード部を切削された後の管の外周長を測定して、両者の差を計算することにより求めた。母材部の板厚は溶接部を０°として管の周方向に６０°ピッチすなわち６０°、１２０°、１８０°、２４０°、３００°の位置における管の板厚を測定してそれらの平均値を求めて、溶接部の板厚は溶接の継ぎ目部の板厚を測定することにより求めた。
　腐食試験では、粒界腐食が観察されなかったものを合格とし、粒界腐食が観察されたものを不合格とした。
　表１、表２に示されるとおり、本発明例では、比較例と比べて溶接部の偏平値ｈ／Ｄ（ｈ：偏平割れ高さ（ｍｍ）、Ｄ：管外径（ｍｍ））が桁違いに低減し、破断特性に優れ、かつ溶接部の形状が良好であるとともに、ステンレス鋼としての耐食性を維持した溶接部を有することが確認された。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
１　　ノズル（シールドガス吹付け用ノズル）
１Ａ　ガス放出口
１Ｃ　中央層
１Ｅ　両端層
２　　ガス配管
３　　ガス調整器
５　　シールドガス
６　　大気巻き込み
１０　素管（オープン管）
１１　被溶接部（素管エッジ突合せ部）
１２　素管エッジ部加熱起点
１３　溶接点
１５　電縫鋼管
２０　通管方向
３０　素管周方向

Claims (6)

  1. 　低炭素低合金鋼とステンレス鋼からなるクラッド鋼が素材である電縫溶接ステンレスクラッド鋼管であって、電縫溶接ままで電縫溶接部の偏平特性が下記式（１）を満足する電縫溶接ステンレスクラッド鋼管。
    　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
    　　　　　　　　　　　　　　　　ｈ／Ｄ＜０．３　　・・・（１）
    　　　　　　　　　　　　　　ここで、ｈ：偏平割れ高さ（ｍｍ）
    　　　　　　　　　　　　　　　　　　　Ｄ：管外径（ｍｍ）
  2. 　前記電縫溶接部の板厚ｔｗが下記式（２）を満足する請求項１に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管。
    　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
    　　　　　　　　　　０．７×ｔｂ　＜　ｔｗ　＜　１．６×ｔｂ　　・・・（２）
    　　　　　　　　　　　　ここで、ｔｂ：母材部の板厚（ｍｍ）
    　　　　　　　　　　　　　　　　ｔｗ：電縫溶接部の板厚（ｍｍ）
  3. 　請求項１または２に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法であって、前記電縫溶接時に、被溶接部を不活性ガスからなるシールドガスでガスシールドする電縫鋼管の素管被溶接部シールド方法を用いて、前記被溶接部に対し該被溶接部上端から５～３００ｍｍ上方の位置に、素管周方向に対して３層に分割したガス放出口を配位したシールドガス吹付け用ノズルの前記ガス放出口から前記シールドガスを、前記３層のうちの中央層のガス放出口からのガス放出流速Ｂは、０．５～５０ｍ／ｓとし、残りの両端層のガス放出口からのガス放出流速Ａ（ｍ／ｓ）は下記式（３）を満たす流速として、吹付ける電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
    　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
    　　　　　　　　　　　　　　０．０１≦Ｂ／Ａ≦１０　　・・・（３）
  4. 　前記ガス放出口の形状は、寸法の通管方向成分である長さが３０ｍｍ以上、寸法の素管エッジ突合せ方向成分である幅が５ｍｍ以上の矩形状である請求項３に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
  5. 　前記ガス放出口の全層合併した寸法の素管エッジ突合せ方向成分である幅Ｒは、前記ガス放出口の直下の被溶接部の端面間の最大間隔Ｗに対し、Ｒ／Ｗ＞１．０、なる関係を満たす請求項３または４に記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
  6. 　前記不活性ガスに代えて、還元性ガスを０．１質量％以上含有するガスとする請求項３～５の何れかに記載の電縫溶接ステンレスクラッド鋼管の製造方法。
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