JPH11129078A - 二相ステンレス鋼の接合方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 接合強度の高い高品質な接合部材が得られ、
しかも、接合界面の耐衝撃性も向上した二相ステンレス
鋼の接合方法を提供すること。 【解決手段】 厚さが２０μｍ〜１００μｍ、融点が１
２９０℃未満のＮｉ系合金、特に、３ｗｔ％≦Ｓｉ≦６
ｗｔ％、５ｗｔ％≦Ｃｒ≦１０ｗｔ％、２ｗｔ％≦Ｆｅ
≦５ｗｔ％、２ｗｔ％≦Ｂ≦４ｗｔ％、残部Ｎｉからな
る組成を有するＮｉ系合金をインサート材として用い、
このインサート材を表面粗さＲｍａｘを５０μｍ以下と
したフェライト・オーステナイト二相ステンレス鋼の接
合界面に介挿し、接合温度を１２９０℃以上母材の融点
以下、接合温度における保持時間を３０秒以上１８０秒
以下、接合時の加圧力を３ＭＰａ以上５ＭＰａ以下の条
件で液相拡散接合するようにした。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、二相ステンレス鋼
の接合方法に関し、さらに詳しくは、石油掘削用の油井
管、化学工業用の耐食用管、原油輸送用のラインパイ
プ、海水熱交換器等に用いられる二相ステンレス鋼管同
志、二相ステンレス鋼管と二相ステンレス鋼製フランジ
等の接合に適する、二相ステンレス鋼の接合方法に関す
る。

【０００２】

【従来の技術】フェライト・オーステナイト二相ステン
レス鋼（以下、単に二相ステンレス鋼という。）は、主
要成分であるＣｒを増やしてＮｉを減らし、またＭｏ等
を添加して固溶化熱処理状態でオーステナイトとフェラ
イトとの混合組織とした鋼である。二相ステンレス鋼
は、強度と靭性が高く、しかも従来のオーステナイト系
ステンレス鋼に比べて耐応力腐食割れ性や耐粒界腐食性
などに優れており、油井環境や海水熱交換器等に広く用
いられている。

【０００３】ところで、油田は、通常、地下数千メート
ルの位置にあるので、二相ステンレス鋼管を石油掘削用
の油井管として用いる場合には、地中への掘削が進むに
伴い、長さ１０〜１５メートルの鋼管を順次接続し、地
中に掘った縦穴の深部に向けて鋼管を降下させていく必
要がある。このような鋼管の接続手段としては、ねじ接
続法（メカニカルカップ法）、溶接法（オービタルウェ
ルディング法）、液相拡散接合法などがある。

【０００４】ねじ接続法は、図４に示すように、既に地
中に埋設されている鋼管１の上側の管端部の外ねじと、
内周にねじが刻設されている円筒状の継手７の下側の内
ねじとを螺合し、次いで接続すべき鋼管２の下側の管端
部の外ねじと継手７の上側の内ねじとを螺合することに
より、鋼管１の管端面１ａと鋼管２の管端面２ａとを密
着させ、２本の鋼管１、２を接続する方法である。

【０００５】ねじ接続法は、一継手当たりの接続時間が
５〜１０分であり、作業能率が高いという利点がある反
面、締結部から油やガスが漏れやすいという欠点があ
る。そのため、鋼管１、２の外周及び継手７の内周に刻
設されるねじには、高精度が要求され、しかもねじの螺
合作業には、高度の熟練が要求される。また、接続部
は、引張応力には強いが、圧縮応力が作用すると継手７
が半径方向に広がり、油漏れ等を助長するという欠点が
ある。さらに、継手７の外径が鋼管１、２の外径より大
きくなっているので、地中に掘削する穴の内径を鋼管
１、２の外径より大きくしなければならないという欠点
がある。

【０００６】溶接法は、図５に示すように、鋼管１の上
端部及び鋼管２の下端部に、それぞれ、開先１ｂ及び２
ｂを設けて両者を突き合わせ、溶接トーチ９を管円周に
沿って回転させながら、開先１ｂ及び２ｂに溶融金属１
０を肉盛りすることにより、２本の鋼管１、２を接続す
る方法である。

【０００７】溶接法は、溶接部から油やガスが漏れるこ
とはなく、また、引張応力のみならず圧縮応力にも強
く、さらに溶接部の外径を鋼管１、２の外径とほぼ同一
に維持できるという利点がある。しかしながら、溶接法
は、溶接トーチ９の１回転当たりの肉盛り量を多くする
ことができないので、特に厚肉管の溶接の場合には、溶
接工程のみで一継手当たり１〜２時間を要し、作業能率
が低く、しかも溶接作業に高度な熟練を要するという欠
点がある。

【０００８】一方、液相拡散接合法は、２本の鋼管の端
面間に適当なインサート材を介挿し、接合面を加圧しな
がら、インサート材の融点以上鋼管の融点以下の温度に
一定時間保持し、インサート材を溶融させると共にその
成分の一部を鋼管側に拡散させることにより、インサー
ト材の融点を接合温度以上に上昇させると共に、２本の
鋼管を接続する方法である。

【０００９】液相拡散接合法は、接合部から油やガスが
漏れることはなく、圧縮応力に強く、しかも接合部の外
径を鋼管外径とほぼ同一に維持できるという点では、上
述の溶接法と同様であるが、一継手当たりの接合時間
は、検査工程も含めて約３０分程度で済み、高品質の継
手を高能率で製造することができるという利点がある。
そのため、液相拡散接合法は、油井管の接続方法として
最も優れている。

【００１０】このような鋼管の液相拡散接合法について
は、種々開示されており、例えば、特開平６−７９６７
号公報には、冷間加工を施した２本の高合金鋼製油井管
の間に融点が１１５０℃以下のインサート材を介挿し、
４．９ＭＰａ〜１９．６ＭＰａ（０．５ｋｇ／ｍｍ^２〜
２．０ｋｇ／ｍｍ^２）の圧力で加圧しながら、１２００
℃〜１２８０℃の温度に１２０秒以上保持することによ
り、高合金鋼製油井管を接合する方法が開示されてい
る。

【００１１】また、特開平９−２６２６８５号公報に
は、９重量％以上のＣｒを含有するマルテンサイト系ス
テンレス鋼又は二相ステンレス鋼からなる被接合材の界
面に、５重量％以上のＣｒを含有する融点１１５０℃以
下のＮｉ基合金箔からなる厚さ１０〜８０μｍの低融点
接合材料を介挿し、０．５〜２ｋｇｆ／ｍｍ^２の圧力で
加圧しながら、８００℃以上になる加熱長さが３〜２０
ｍｍとなるように、低融点接合材の融点以上で被接合材
の融点以下の温度に１２０秒以上保持することによりス
テンレス鋼を接合する方法が開示されている。

【００１２】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、鋼管の
接合においては、母材の不必要な加熱は、母材の強度、
耐食性等を劣化させる原因となるので、加熱方法として
局部加熱が容易な高周波誘導加熱が用いられるのが一般
的である。高周波誘導加熱を用いる場合、表皮効果によ
り、交番電流は鋼管の表面に集まり、鋼管表面から内部
に向かって加熱されることとなる。

【００１３】そのため、特開平６−７９６７号公報に開
示されているように、高周波誘導加熱を用いて１２８０
℃以下の相対的に低い温度で厚肉管を接合する場合に
は、保持時間が短いと、接合面全面が接合温度に到達せ
ず、接合界面に未接合部が発生し、接合強度が低下す
る。

【００１４】一方、保持時間を長くすれば、上述の接合
不良は回避できる。しかし、接合温度における長時間保
持は、母材の特性を劣化させると共に、接合部の変形量
を増大させ、これが鋼管内部を流れる油等の流動抵抗を
増大させたり、接合部において応力集中を生じさせたり
する原因となる。

【００１５】さらに、例えば、海底油田の掘削に用いる
油井管においては、不可抗力により油井管に衝撃荷重が
加わるおそれがあるが、鋼管の接合部の耐衝撃性を向上
させることについて検討された例は、従来にはない。

【００１６】また、本願発明者らは、特開平９−２６２
６８５号に開示されている方法を参照し、実用サイズの
二相ステンレス鋼管（外径２００ｍｍ、肉厚２０ｍｍ）
の接合実験を試みた。接合条件は、特開平９−２６２６
８５号に開示されている条件に一致するよう、以下の条
件を選択した。

【００１７】すなわち、被接合材には２３．０〜２８．
０重量％含のＣｒを含有する二相ステンレス鋼（ＪＩＳ
Ｇ３４５９；ＳＵＳ３２９Ｊ１、融点１４２０℃）を
用い、低融点接合材には１８．０〜１９．５重量％のＣ
ｒを含有する厚さ４０μｍのニッケルろう材（ＪＩＳ
Ｚ３２６５；ＢＮｉ−５、融点１０８０〜１１３５℃）
を用い、接合温度を１３００℃、保持時間を３００秒、
加圧力を１．２５ｋｇｆ／ｍｍ^２として接合実験を実施
した。

【００１８】しかしながら、上述のような接合条件下で
得られた接合体は、接合部において過大に変形してお
り、接合部の変形量は２０ｍｍを越えていた。また、接
合部表面には、多数の亀裂が観察された。

【００１９】そこで、上記接合条件の内、接合温度のみ
を１２００℃（＞ニッケルろう材の融点）に代えて、再
度接合実験を実施した。この場合には、得られた接合体
の接合部の変形量は僅かであり、また、接合部表面には
亀裂も観察されず、外見上は良好な接合継手が得られ
た。

【００２０】しかしながら、得られた二相ステンレス鋼
管接合継手から長さ３００ｍｍ、幅２５．４ｍｍの引張
試験片を４本切り出し、引張試験を実施したところ、引
張試験片は全て接合界面で破断し、引張強さは２００Ｍ
Ｐａ〜４００ＭＰａと非常に低い値を示した。従って、
実用サイズの二相ステンレス鋼管の接合に対し、特開平
９−２６２６８５号に開示されている接合条件を適用し
た場合には、実用に耐え得る良好な接合継手が得られな
いことが判明した。

【００２１】本発明が解決しようとする課題は、鋼管等
の厚肉部材を接合する場合であっても、接合界面におけ
る未接合部の発生と接合時における接合部材の変形を最
小限に抑制することが可能であり、強度の高い高品質な
接合部材が得られ、しかも、接合部材の耐衝撃性を向上
させることが可能な二相ステンレス鋼の接合方法を提供
することにある。

【００２２】また、本発明が解決しようとする他の課題
は、実用サイズの二相ステンレス鋼の接合に適用した場
合であっても、接合部が過大に変形したり、接合部表面
に亀裂が生成することがなく、しかも母材と同等以上の
引張強さを有する接合部が得られる二相ステンレス鋼の
接合方法を提供することにある。

【００２３】

【課題を解決するための手段】上記課題を解決するため
に、本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方法は、二相
ステンレス鋼からなる一方の母材鋼の接合面と他方の母
材鋼の接合面との間に、１２９０℃未満の融点を有する
Ｎｉ系合金をインサート材として介挿し、前記接合面を
３ＭＰａ以上５ＭＰａ以下の加圧力で加圧しつつ、１２
９０℃以上前記母材鋼の融点以下の温度に加熱し、３０
秒以上１８０秒以下の時間保持するようにしたことを要
旨とするものである。

【００２４】ここで、本発明に用いる二相ステンレス鋼
としては、例えば、ＳＵＳ３２９Ｊ１、ＳＵＳ３２９Ｊ
３Ｌ、ＳＵＳ３２９Ｊ４Ｌなどが一例として挙げられ
る。その形状については、特に限定はなく、管、フラン
ジ、板、ブロック等、あらゆる形状の部材について適用
できる。

【００２５】接合温度は、１２９０℃以上母材鋼の融点
以下であることを要する。接合温度が１２９０℃未満で
は、特に、高周波誘導加熱による厚肉管の接合等、長大
な部材を接合する場合には、接合面全面が接合温度に到
達せず、後述のインサート材が完全に溶融しなかった
り、インサート材に含まれる元素の拡散が不十分とな
り、高い接合強度が得られないおそれがあるからであ
る。また、接合温度を母材鋼の融点以上とすると、母材
鋼が溶融し、初期の形状を維持できないからである。上
述の二相ステンレス鋼の場合、その融点は、１４００℃
〜１４５０℃程度である。

【００２６】接合温度における保持時間は、３０秒以上
１８０秒以下であることを要する。保持時間が３０秒未
満では、接合界面における成分元素の拡散が不十分とな
り、接合部の強度がインサート材自身の強度に支配され
たり、熱源から遠い位置にある界面の温度が接合温度に
到達せず、未接合部が発生する場合があるからである。
また、保持時間が１８０秒を越えると、母材鋼の変形が
生じたり、母材鋼自身の強度、耐食性等が劣化する場合
があるからである。

【００２７】接合時の加圧力は、３ＭＰａ以上５ＭＰａ
以下であることを要する。加圧力が３ＭＰａ未満では、
接合界面の密着が不十分となり、十分な接合強度が得ら
れないからであり、加圧力が５ＭＰａを越える場合に
は、母材鋼の変形が生じ、良好な接合体が得られないか
らである。

【００２８】二相ステンレス鋼の接合に用いるインサー
ト材は、Ｎｉ系合金であることを要する。Ｎｉ系合金を
二相ステンレス鋼を接合するためのインサート材として
用いることにより、接合部の強度及び耐食性を母材鋼と
同等に維持することができるからである。また、インサ
ート材として用いるＮｉ系合金は、その融点が１２９０
℃未満のものであることを要する。融点が１２９０℃以
上のＮｉ系合金では、接合温度が高くなりすぎ、接合中
に母材鋼が変形するおそれがあるからである。

【００２９】インサート材としてのＮｉ系合金は、溶
射、浸漬、メッキ、スパッタリング等の手段により、Ｎ
ｉ系合金からなる被膜や、溶融後の組成が所定の融点を
有するＮｉ合金となるような成分金属からなる多層被膜
として接合面に形成し、これを突き合わせて接合しても
良いが、箔状、鱗片状又は粉末状を呈するものを用いる
ことが望ましい。箔状、鱗片状又は粉末状を呈するイン
サート材は、接合界面に介挿するのみでよく、安価で取
り扱いも容易だからである。

【００３０】インサート材として箔状、鱗片状又は粉末
状のものを用いる場合は、接合界面に介挿した状態にお
いて、その厚さが２０μｍ以上１００μｍ以下であるこ
とが望ましい。インサート材の厚さは、薄い程良いが、
インサート材が箔である場合には、その厚さが２０μｍ
未満では製造や取り扱いが困難となり、鱗片状又は粉末
状である場合には、接合面への均一散布が困難となるか
らである。また、インサート材の厚さが１００μｍを越
えると、元素を十分に拡散させるためには長時間の保持
が必要となり、母材鋼の変形や特性の劣化をもたらすか
らである。

【００３１】また、インサート材として用いるＮｉ系合
金としては、３ｗｔ％≦Ｓｉ≦６ｗｔ％、５ｗｔ％≦Ｃ
ｒ≦１０ｗｔ％、２ｗｔ％≦Ｆｅ≦５ｗｔ％、２ｗｔ％
≦Ｂ≦４ｗｔ％、残部Ｎｉからなる組成を有するものが
特に望ましい。このようのな組成範囲にあるＮｉ系合金
をインサート材として用いると、二相ステンレス鋼中の
フェライト相／インサート材界面の形状が改善され、こ
れにより接合界面の耐衝撃性が著しく向上するからであ
る。

【００３２】母材鋼となる二相ステンレス鋼の接合面の
表面粗さＲｍａｘは、５０μｍ以下とすることが望まし
い。接合面の表面粗さＲｍａｘが５０μｍを越えると、
接合界面にインサート材が充填されない未接合部が発生
するおそれがあるからである。

【００３３】母材鋼となる二相ステンレス鋼の接合工程
は、大気中又は真空中でも行うことができるが、不活性
ガス雰囲気中で行うことが望ましい。大気中で行うと、
加熱部分が酸化し、接合強度が低下するからである。
又、真空中での接合は、特に、油井管等、長大な接合部
材には適用することが不可能だからである。なお、不活
性ガス雰囲気の形成手段は、特に限定されるものではな
く、接合部材全体を雰囲気制御が可能な炉内に挿入した
り、あるいは加熱部分に不活性ガスからなるシールドガ
スを吹き付け、加熱部分と大気とを遮断するようにして
も良い。

【００３４】接合面の加熱手段は、ヒータを加熱し、そ
の輻射熱で接合面を加熱する方法、インサート材を介挿
した接合部材に直接通電し、接合面の接触抵抗により接
合面のみを局部加熱する方法等、各種の加熱手段を用い
ることができ、接合部材の形状、大きさ、要求される特
性等を考慮して、適宜最適な手段を選択すればよい。

【００３５】しかしながら、鋼管等、長大な部材を接合
するための加熱手段としては、誘導コイルを用いた高周
波誘導加熱が特に好ましい。高周波誘導加熱によれば、
短時間で接合面付近のみを容易に局部加熱できるからで
ある。但し、その周波数は、１００ｋＨｚ以下であるこ
とを要する。高周波誘導加熱における表皮効果は、周波
数が高いほど著しくなるので、周波数が１００ｋＨｚを
越えると表面のみが加熱され、接合面全面が均一に加熱
されないからである。

【００３６】上記構成を有する二相ステンレス鋼の接合
方法によれば、二相ステンレス鋼を接合するためのイン
サート材として強度、耐食性に優れたＮｉ系合金を用
い、従来例と比較して高温、低圧、短時間の条件で液相
拡散接合が行われるので、接合部の変形が抑制されると
共に、接合面全面が短時間で接合温度に到達し、接合界
面における元素の拡散が促進される。

【００３７】また、インサート材としてある特定の組成
範囲にあるＮｉ系合金を用いることにより、二相ステン
レス鋼中のフェライト相／インサート材界面の形状が改
善される。これにより、強度及び耐衝撃性に優れた高品
質な接合部材を製造することが可能となる。

【００３８】さらに、上述のように接合条件を最適化し
たことにより、本発明に係る接合方法を実用サイズの二
相ステンレス鋼の接合に適用した場合であっても、接合
部が過大に変形したり、接合部表面に亀裂が生成するこ
とがなく、しかも母材と同等以上の引張強さを有する接
合継手を得ることができる。

【００３９】

【発明の実施の形態】以下に、本発明の一実施の形態に
ついて詳細に説明する。図１は、本発明に係る二相ステ
ンレス鋼の接合方法を実施するための接合装置の概略構
成図を示したものである。この接合装置は、鋼管を接合
するための装置であり、一対のクランプ機構Ａ１、Ａ２
と、加熱機構Ｂと、外部ガス噴出機構Ｃ１、Ｃ２と、内
部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３と、冷却媒噴出機構Ｄ１、Ｄ
２と、温度センサＥ１、Ｅ２とを備えている。

【００４０】クランプ機構Ａ１、Ａ２は、鋼管１及び２
の管端面１ａ及び２ａの間にインサート材４を介挿して
形成される継手部５を中心として、継手部５から一定距
離だけ離れた位置に上下対称に配置されている。継手部
５に対して下方に位置するクランプ機構Ａ１は、下方に
位置する鋼管１の外周を把持すると共に、鋼管１を上方
（矢印ｐ１方向）に押し上げる働きをするものである。
また、継手部５に対して上方に位置するクランプ機構Ａ
２は、上方に位置する鋼管２の外周を把持すると共に、
鋼管２を下方（矢印ｐ２方向）に押し下げる働きをする
ものである。

【００４１】加熱機構Ｂは、具体的には、銅パイプから
なる高周波誘導加熱コイルで構成されており、継手部５
の外周面５ａを囲むように配置されている。コイルは、
制御盤（図示せず）を介して高周波電源（図示せず）に
接続され、所定出力、所定周波数の高周波をコイルに印
可できるようになっている。また、高周波をコイルに印
加した際に発生するジュール熱による溶損からコイルを
保護するため、コイルの内部は、空洞となっており、冷
却水が循環できるようになっている。

【００４２】また、加熱機構Ｂには、拡散接合時におけ
る継手部５の温度を計測するための放射温度計Ｂ１が取
り付けられている。放射温度計Ｂ１の出力端子は、制御
盤（図示せず）に接続されており、放射温度計Ｂ１によ
って測定された温度データは、出力端子を介して制御盤
に送られるようになっている。

【００４３】加熱機構Ｂの下側及び上側には、それぞ
れ、鋼管１及び２の外周面５ａを囲むように外部ガス噴
出機構Ｃ１及びＣ２が設けられている。外部ガス噴出機
構Ｃ１及びＣ２は、拡散接合時に継手部５を中心にして
上下方向に広がる加熱領域の外周面５ａにＡｒ、Ｎ_２等
の不活性ガスを吹き当て、加熱領域の外周面５ａ側をガ
スシールドするための機構である。

【００４４】さらに、クランプ機構Ａ１と外部ガス噴出
機構Ｃ１の間、及びクランプ機構Ａ２と外部ガス噴出機
構Ｃ２の間には、それぞれ、温度センサＥ１及びＥ２が
鋼管１及び２の外周面５ａと対面して設けられている。
温度センサＥ１及びＥ２は、拡散接合時における鋼管１
及び２の温度を測定し、接合後に強制冷却を行うべき加
熱領域を判定するためのものである。

【００４５】鋼管１及び２の内側には、鋼管２の上部よ
り、二重管６が挿入され、その二重管６には、一定の距
離をおいて一対の内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３が設けら
れ、さらに下部に設けられた内部ガス噴出機構Ｃ３の下
側及び上部に設けられた内部ガス噴出機構Ｃ３の上側
に、それぞれ、冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２が設けられて
いる。

【００４６】一対の内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３は、拡
散接合時に継手部５を中心にして上下方向に広がる加熱
領域の内周面５ｂにＡｒ、Ｎ_２等の不活性ガスを吹き当
て、加熱領域の内周面５ｂ側をガスシールドするための
機構である。また、冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２は、拡散
接合の終了後に、形成された拡散接合部と、その上下方
向に広がる加熱領域に冷却水をスプレーしたり、冷却Ａ
ｒを吹き当てることにより、接合部を中心とした加熱領
域を内周面５ｂ側から強制冷却するためのものである。

【００４７】二重管６は、不活性ガス管路（図示せず）
と冷媒管路（図示せず）とを備えている。不活性ガス管
路は、内部ガス噴出機構Ｃ３、Ｃ３に連通し、冷媒管路
は、冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２に連通しており、二重管
６に付設されたバルブ（図示せず）の切替操作により、
鋼管の内周面５ｂに不活性ガス又は冷媒を噴出できるよ
うになっている。また、二重管６は、不活性ガスや冷媒
の噴出位置を変えられるよう、上下動可能となるように
構成されている。

【００４８】なお、上述の冷媒噴出機構Ｄ１及びＤ２
は、図１で示したように、鋼管の内部に設けることに限
定されるものではなく、鋼管の外周面５ａを囲むように
設けてもよく、また、鋼管の内部と外部の双方に設けて
も良い。

【００４９】次に、上記の接合装置を用いて二相ステン
レス鋼管を接合する方法について説明する。まず、クラ
ンプ機構Ａ１及びＡ２で、鋼管１及び鋼管２をそれぞれ
把持する。次いで、鋼管１の管端面１ａにＮｉ系合金か
らなる箔状のインサート材４を載置した後、クランプ機
構Ａ１及びＡ２を作動させ、鋼管１及び鋼管２を、それ
ぞれ、矢印ｐ１方向及び矢印ｐ２方向に移動させ、両者
を圧接することにより継手部５を形成し、そのままの状
態で管軸方向の加圧力を印加し続ける。

【００５０】なお、インサート材４として、鱗片状又は
粉末状のＮｉ系合金を用いる場合には、鋼管１の管端面
１ａに直接散布したり、適当な溶剤、バインダー等と混
合してペースト状とし、管端面１ａに塗布してもよい。
また、溶射、浸漬、メッキ、スパッタリング等の手段に
より、Ｎｉ系合金からなる被膜や、溶融後の組成が所定
の融点を有するＮｉ合金となるような成分金属からなる
多層被膜を予め管端面１ａ及び／又は２ａに形成した場
合は、鋼管１、２を直接突き合わせればよい。

【００５１】鋼管１、２及びインサート材４のセットが
終了後、外部ガス噴出機構Ｃ１、Ｃ２、及び内部ガス噴
出機構Ｃ３、Ｃ３からＡｒ等の不活性ガスを噴出させ、
継手部５の外周面５ａ及び内周面５ｂのガスシールドを
行うと同時に、加熱機構Ｂを構成する誘導コイル内部に
冷却水を流しつつ、高周波を印加する。誘導コイルに高
周波が印可されると、表皮効果により、交番電流が鋼管
１及び２の表面に集まり、表面から内面に向かって加熱
が進行する。

【００５２】継手部５の温度は、放射温度計Ｂ１により
測定される。測定された温度データは、出力端子を介し
て制御盤（図示せず）に送られ、継手部５の温度が予め
設定された温度パターンとなるように、高周波電源（図
示せず）の出力が制御される。

【００５３】継手部５の温度が、インサート材４の融点
以上でかつ鋼管１、２の融点未満の温度であって予め設
定された接合温度に達したところで、一定時間（例え
ば、３０秒間）保持し、インサート材４に含まれる元素
の一部を鋼管１、２側に拡散させる。元素の拡散が十分
行われたところで、継手部５近傍の加熱領域を冷却し
て、接合作業が終了する。

【００５４】なお、接合部材に高い靭性が要求される場
合や、油井管等、応力と厳しい腐食環境が共存する状態
で接合部材が使用される場合には、接合時に３００℃以
上に加熱された領域を接合直後に急冷するか、あるい
は、一旦放冷した後に固溶化温度以上に再加熱して急冷
することが望ましい。

【００５５】二相ステンレス鋼は、Ｃｒ含有量が高く、
高クロムフェライト相を含んでいるため、６００℃から
８００℃の領域を徐冷すると、金属間化合物σ相の析出
に起因するシグマ脆性が、また、３７０℃から５３０℃
の領域を徐冷すると、高Ｃｒ相α’と低Ｃｒフェライト
相αの２相分離に起因する４７５℃脆性が生じ、接合界
面近傍の硬化と脆化をもたらす場合があるからである。

【００５６】さらに、４５０℃〜８５０℃の領域を徐冷
すると、粒界にＣｒを主成分とするＭ_２３Ｃ_６が析出し
て粒界周辺にＣｒ欠乏層が生成する、いわゆる鋭敏化が
生じ、耐粒界腐食性や耐応力腐食割れ性が低下する場合
があるからである。二相ステンレス鋼は、フェライト中
のＣｒの拡散速度が速いために、オーステナイト系ステ
ンレス鋼に比べてＣｒ欠乏層は生成しにくいが、耐応力
腐食割れ性を母材と同等に維持するには、上記の温度範
囲を急冷する必要がある。

【００５７】接合部材の急冷は、まず、接合中又は放冷
後の再加熱中に、温度センサＥ１及びＥ２を用いて鋼管
１及び２の温度を測定し、各鋼管１及び２における３０
０℃以上の加熱領域を判定し、次いで、接合終了後又は
再加熱終了後、加熱領域に関する位置信号に基づいて二
重管６を上下動させ、冷媒噴出機構Ｄ１、Ｄ２の位置決
めを行い、拡散接合部を中心にして上下に広がる加熱領
域に、水等の冷媒を噴出することにより行われる。

【００５８】急冷時の冷却速度は、５℃／ｓｅｃ以上で
あることを要し、好ましくは、１０〜３０℃／ｓｅｃで
ある。５℃／ｓｅｃ未満では、上述のシグマ脆性、４７
５℃脆性及び鋭敏化の発生を十分に抑制できないからで
ある。

【００５９】また、急冷を行う際、クランプ機構Ａ１、
Ａ２を作動させ、拡散接合部に管軸方向の加圧力を印加
した状態にしておくことが望ましい。急冷を行うと、冷
却初期には、鋼管１、２の表面のみが冷却された状態と
なるため、鋼管１、２表面に引張応力が発生し、接合界
面に亀裂が発生する場合があるが、急冷時に加圧する
と、加圧による圧縮応力と急冷による引張応力が相殺さ
れ、接合界面における亀裂の発生を防止できるからであ
る。急冷時に印加する加圧力としては、５〜１０ＭＰａ
程度が望ましい。

【００６０】（実施例１）図１に示す接合装置を用い
て、二相ステンレス鋼管の接合を行った。鋼管の形状
は、直径１１５ｍｍ、肉厚１０ｍｍとし、その材質は、
融点が１４３０℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９
Ｊ１（ＪＩＳ４３０３）を用いた。鋼管の接合面は、Ｒ
ｍａｘが１５μｍ以下となるように仕上げた。また、イ
ンサート材は、融点が１０５０℃であるＮｉ−Ｓｉ−Ｂ
合金（ＪＩＳ Ｚ３２６５；ＢＮｉ−３）からなる厚さ
３０μｍの箔を用いた。

【００６１】このインサート材を上記の二相ステンレス
鋼管の界面に介挿した後、クランプ機構Ａ１、Ａ２を作
動させて、インサート材を２本の鋼管で挟み、界面に３
ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、接合界面付近をＡ
ｒガスでガスシールドすると同時に、電源出力２００ｋ
Ｗの高周波電源を用いて、周波数３ｋＨｚの高周波を誘
導コイルに印加し、接合温度１２９０℃、保持時間３０
秒の条件で液相拡散接合を行った。

【００６２】（実施例２）インサート材として融点が１
１５０℃である鱗片状のＮｉ−Ｃｒ−Ｓｉ−Ｂ合金（Ｊ
ＩＳ Ｚ３２６５；ＢＮｉ−５）を用い、これを厚さ６
０μｍとなるように鋼管１、２の界面に介挿し、誘導コ
イルに印加する周波数を４ｋＨｚ、接合温度を１３００
℃、保持時間を１８０秒とした以外は、実施例１と同様
の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行
った。

【００６３】（実施例３）インサート材として融点が１
０４０℃であるＮｉ−Ｃｒ−Ｓｉ−Ｆｅ−Ｂ合金（ＪＩ
Ｓ Ｚ３２６５；ＢＮｉ−２）粉末を用い、これを厚さ
４０μｍとなるように鋼管１、２の界面に介挿し、誘導
コイルに印加する周波数を５ｋＨｚ、接合温度を１２９
５℃、保持時間を６０秒、接合面に付加する加圧力を５
ＭＰａ、シールドガスをＨｅとした以外は、実施例１と
同様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合
を行った。

【００６４】実施例１〜３で得られた接合後の鋼管か
ら、図２に示すように、中央に接合部を有する直径５ｍ
ｍ、全長６８ｍｍの引張試験片を切り出し、クロスヘッ
ドスピード１ｍｍ／ｍｉｎで引張試験を行った。結果を
表１に示す。

【００６５】

【表１】

【００６６】鋼管の接合界面には、いずれも亀裂、変形
は認められず、良好な接合体が得られた。また、実施例
１、２及び３で得られた接合後の鋼管から切り出した引
張試験片の強度は、それぞれ、８２０ＭＰａ、８１６Ｍ
Ｐａ及び８２３ＭＰａであった。また、いずれの試験片
とも母材から破断し、接合界面から破断するものはなか
った。

【００６７】（比較例１）インサート材として融点が１
１９０℃であるＳｉ４．６ｗｔ％、Ｂ２．８ｗｔ％、残
部Ｆｅの組成を有するＦｅ−Ｓｉ−Ｂ合金からなる厚さ
３０μｍの箔を用い、保持時間を１２０℃、接合面に付
加する加圧力を４ＭＰａとした以外は、実施例１と同様
の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行
った。

【００６８】（比較例２）インサート材として融点が１
１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ
３２６５；ＢＮｉ−５）粉末を用い、これを厚さ５０μ
ｍとなるように鋼管１、２の界面に介挿し、接合温度を
１２８０℃、保持時間を１２０秒、接合面に付加する加
圧力を４ＭＰａ、シールドガスをＨｅとした以外は、実
施例１と同様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相
拡散接合を行った。

【００６９】（比較例３）インサート材として融点が１
１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ
３２６５；ＢＮｉ−５）からなる厚さ３０μｍの箔を用
い、接合温度を１３００℃、保持時間を２０秒、接合面
に付加する加圧力を４ＭＰａとした以外は、実施例１と
同様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合
を行った。

【００７０】（比較例４）インサート材として融点が１
１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ
３２６５；ＢＮｉ−５）からなる厚さ３０μｍの箔を用
い、接合温度を１３００℃、保持時間を２１０秒、接合
面に付加する加圧力を４ＭＰａとした以外は、実施例１
と同様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接
合を行った。

【００７１】（比較例５）インサート材として融点が１
１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ
３２６５；ＢＮｉ−５）からなる厚さ３０μｍの箔を用
い、接合温度を１３００℃、保持時間を１２０秒、接合
面に付加する加圧力を２ＭＰａとした以外は、実施例１
と同様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接
合を行った。

【００７２】（比較例６）インサート材として融点が１
１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ
３２６５；ＢＮｉ−５）粉末を用い、これを厚さ３０μ
ｍとなるように鋼管１、２の界面に介挿し、接合温度を
１３００℃、保持時間を１２０秒、接合面に付加する加
圧力を６ＭＰａとした以外は、実施例１と同様の手順に
より、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【００７３】上記比較例１〜６において得られた接合体
から、実施例１〜３と同様の手順により、引張試験片を
切り出し、引張試験を行った。結果を表２に示す。

【００７４】

【表２】

【００７５】インサート材としてＮｉ系合金に代えてＦ
ｅ系合金を用いた比較例１では、接合体に亀裂、変形は
認められなかったが、接合体の引張強度は５８０ＭＰａ
まで低下し、試験片は、接合界面から破断していた。

【００７６】また、接合温度を１２８０℃とした比較例
２では、同様に接合体に亀裂、変形は認められなかった
が、接合体の引張強度は６７３ＭＰａであり、試験片
は、接合界面から破断した。引張試験後の試験片の破断
面を観察したところ、鋼管内側に、インサート材の未溶
融部分が認められた。

【００７７】さらに、接合温度における保持時間を２０
秒とした比較例３、及び２１０秒とした比較例４では、
接合体の引張強度は、それぞれ、６３８ＭＰａ及び７１
６ＭＰａであり、試験片は、いずれも接合界面から破断
した。比較例２について、接合後のインサート材の組成
をＥＰＭＡにより調べたところ、接合前のインサート材
組成とほぼ同様であり、元素の拡散はほとんど認められ
なかった。また、比較例４では、保持時間が長すぎたた
めに、接合界面近傍の鋼管が大きく樽型に変形してお
り、接合界面には亀裂が認められた。

【００７８】さらにまた、接合界面に付加する加圧力を
２ＭＰａとした比較例５、及び６ＭＰａとした比較例６
では、接合体の引張強度は、それぞれ、５６３ＭＰａ及
び７７１ＭＰａであり、試験片は、いずれも接合界面か
ら破断した。比較例５について、引張試験後の試験片の
破断面を観察したところ、加圧力が低すぎたことに起因
すると思われる未接合部が認められた。また、比較例６
では、加圧力が大きすぎたために、接合界面近傍の鋼管
が大きく樽型に変形しており、接合部表面には亀裂が認
められた。

【００７９】以上の結果から、二相ステンレス鋼を接合
するためのインサート材としては、Ｎｉ系合金が優れて
おり、Ｆｅ系合金では、高い接合強度が得られないこと
がわかった。また、母材の変形を抑制しつつ、接合界面
において元素を十分に拡散させ、しかも未接合部の生じ
ない良好な接合体を得るには、接合温度、保持時間、及
び加圧力を最適な範囲内に納める必要があることがわか
った。

【００８０】（実施例４）図１に示す接合装置を用い
て、二相ステンレス鋼管の接合を行った。鋼管の形状
は、直径１１５ｍｍ、肉厚１０ｍｍとし、その材質は、
融点が１４３０℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９
Ｊ１（ＪＩＳ４３０３）を用いた。鋼管の接合面は、Ｒ
ｍａｘが１５μｍ以下となるように仕上げた。また、イ
ンサート材として、融点が１１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ
−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ３２６５；ＢＮｉ−５）か
らなる厚さ２０μｍの箔を用いた。

【００８１】このインサート材を上記の二相ステンレス
鋼管の界面に介挿した後、クランプ機構Ａ１、Ａ２を作
動させて、インサート材を２本の鋼管で挟み、界面に３
ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、接合界面近傍をＮ
_２ガスでシールドしながら誘導コイルに３ｋＨｚの高周
波を印加し、接合温度を１３５０℃、保持時間を６０秒
の条件で、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行っ
た。

【００８２】（実施例５）インサート材の形状を厚さ１
００μｍの箔とし、接合面に付加する加圧力を４ＭＰ
ａ、シールドガスをＡｒとした以外は、実施例４と同様
の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行
った。

【００８３】（比較例７）インサート材としてＮｉ−Ｃ
ｒ−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ３２６５；ＢＮｉ−５）
粉末を用い、これを厚さ１０μｍとなるように鋼管１、
２の界面に介挿し、保持時間を１２０秒、接合面に付加
する加圧力を４ＭＰａ、シールドガスをＡｒとした以外
は、実施例４と同様の手順により、二相ステンレス鋼の
液相拡散接合を行った。

【００８４】（比較例８）インサート材の形状を厚さ１
５０μｍの箔とし、保持時間を１２０秒、接合面に付加
する加圧力を４ＭＰａ、シールドガスをＡｒとした以外
は、実施例４と同様の手順により、二相ステンレス鋼の
液相拡散接合を行った。

【００８５】実施例４、５及び比較例７、８で得られた
接合体から、実施例１〜３と同様の手順により、引張試
験片を切り出し、引張試験を行った。結果を表３に示
す。

【００８６】

【表３】

【００８７】インサート材の厚さを２０μｍとした実施
例４及び１００μｍとした実施例５では、接合界面に亀
裂、変形は認められず、良好な接合体が得られた。ま
た、接合体の引張強度は、それぞれ、８１９ＭＰａ及び
８１７ＭＰａであり、いずれも母材から破断した。一
方、インサート材の厚さを１０μｍとした比較例７、及
び１５０μｍとした比較例７では、引張強度は、それぞ
れ、６８９ＭＰａ及び６２５ＭＰａであり、ともに接合
界面から破断した。

【００８８】比較例７について、試験片の破断面を観察
したところ、粉末の分散不良に起因すると思われる未接
合部が認められた。また、比較例８について、接合後の
インサート材の組成をＥＰＭＡにより調べたところ、イ
ンサート材中央部の組成は接合前とほぼ同様であり、元
素の拡散が不十分でることがわかった。

【００８９】以上の結果から、未接合部の発生を抑制す
ると共に、接合界面における元素の拡散を促進させ、強
度の高い良好な接合体を得るには、インサート材の厚さ
を適正範囲内とする必要があることがわかった。

【００９０】（実施例６）図１に示す接合装置を用い
て、二相ステンレス鋼管の接合を行った。鋼管の形状
は、直径１８０ｍｍ、肉厚１５ｍｍとし、その材質は、
融点が１４２０℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９
Ｊ１（ＪＩＳ４３０３）を用いた。鋼管の接合面は、Ｒ
ｍａｘが１５μｍ以下となるように仕上げた。また、イ
ンサート材として、２ｗｔ％Ｓｉ、４ｗｔ％Ｃｒ、１ｗ
ｔ％Ｆｅ、１ｗｔ％Ｂ、残部Ｎｉの組成を有する融点が
１２５０℃であるＮｉ系合金からなる厚さ４０μｍの箔
を用いた。

【００９１】このインサート材を上記の二相ステンレス
鋼管の界面に介挿した後、クランプ機構Ａ１、Ａ２を作
動させて、インサート材を２本の鋼管で挟み、界面に４
ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、接合界面近傍をＡ
ｒガスでシールドしながら誘導コイルに３ｋＨｚの高周
波を印加し、接合温度を１３００℃、保持時間を６０秒
の条件で、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行っ
た。

【００９２】（実施例７）インサート材として、３ｗｔ
％Ｓｉ、５ｗｔ％Ｃｒ、２ｗｔ％Ｆｅ、２ｗｔ％Ｂ、残
部Ｎｉの組成を有する融点が１２１０℃であるＮｉ系合
金からなる厚さ４０μｍの箔を用い、接合温度を１２９
０℃、保持時間を１２０秒とした以外は、実施例６と同
様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を
行った。

【００９３】（実施例８）インサート材として、６ｗｔ
％Ｓｉ、１０ｗｔ％Ｃｒ、５ｗｔ％Ｆｅ、４ｗｔ％Ｂ、
残部Ｎｉの組成を有する融点が１０３０℃であるＮｉ系
合金からなる厚さ４０μｍの箔を用い、接合温度を１３
５０℃、保持時間を１２０秒とした以外は、実施例６と
同様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合
を行った。

【００９４】（実施例９）インサート材として、７ｗｔ
％Ｓｉ、１５ｗｔ％Ｃｒ、６ｗｔ％Ｆｅ、４ｗｔ％Ｂ、
残部Ｎｉの組成を有する融点が１０４０℃であるＮｉ系
合金からなる厚さ４０μｍの箔を用い、接合温度を１２
９０℃、保持時間を１２０秒、シールドガスをＨｅとし
た以外は、実施例６と同様の手順により、二相ステンレ
ス鋼管の液相拡散接合を行った。

【００９５】（実施例１０）インサート材として、４ｗ
ｔ％Ｓｉ、３ｗｔ％Ｂ、残部Ｎｉの組成を有する融点が
１０５０℃であるＮｉ系合金からなる厚さ３０μｍの箔
を用い、接合温度を１２９０℃、保持時間を３０秒、接
合面に付加する加圧力を３ＭＰａとした以外は、実施例
６と同様の手順により、二相ステンレス鋼管の液相拡散
接合を行った。

【００９６】（実施例１１）インサート材として、１０
ｗｔ％Ｓｉ、１８ｗｔ％Ｃｒ、残部Ｎｉの組成を有する
融点が１１５０℃であるＮｉ系合金からなる厚さ２０μ
ｍの箔を用い、接合温度を１３５０℃、接合面に付加す
る加圧力を３ＭＰａ、シールドガスをＮ_２とした以外
は、実施例６と同様の手順により、二相ステンレス鋼管
の液相拡散接合を行った。

【００９７】実施例６〜１１で得られた接合体から、実
施例１〜３と同様の手順により、引張試験片を切り出
し、引張試験を行った。また、得られた接合体から、図
３に示すように、接合界面に切欠を設けたＪＩＳ Ｚ２
２０２ ５号試験片結果を切り出し、試験温度０℃の条
件下で、シャルピー衝撃試験を行った。結果を表４に示
す。

【００９８】

【表４】

【００９９】実施例６〜１１で得られた接合体の引張強
度は、いずれも８００ＭＰａ以上の値を示し、試験片
は、いずれも母材から破断していた。一方、衝撃値につ
いては、実施例７及び８で得られた接合体は、それぞ
れ、７３Ｊ及び６９Ｊと高い値を示したのに対し、実施
例６、９、１０及び１１では、それぞれ、３２Ｊ、３８
Ｊ、２５Ｊ及び２２Ｊであり、実施例７及び８に比べ
て、低い値を示した。

【０１００】得られた接合体の接合界面近傍の組織を観
察したところ、実施例７及び８で得られた接合体では、
二相ステンレス鋼中のフェライト相とインサート材の界
面がジグザグ状であったのに対し、実施例６、９、１０
及び１１で得られた接合体では、フェライト相／インサ
ート材界面が平坦であった。

【０１０１】以上の結果から、二相ステンレス鋼の接合
界面の引張強度を高くすると共に、耐衝撃性を向上させ
るには、その組成がある特定範囲にあるＮｉ系合金を用
い、二相ステンレス鋼中のフェライト相／インサート材
界面の形状を制御する必要があることがわかった。

【０１０２】（実施例１２）図１に示す接合装置を用い
て、二相ステンレス鋼管の接合を行った。鋼管の形状
は、直径１８０ｍｍ、肉厚１５ｍｍとし、その材質は、
融点が１４４０℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９
Ｊ１（ＪＩＳ４３０３）を用いた。鋼管の接合面は、Ｒ
ｍａｘが５０μｍとなるように仕上げた。また、インサ
ート材として、融点が１１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ−Ｓ
ｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ３２６５；ＢＮｉ−５）からな
る厚さ４０μｍの箔を用いた。

【０１０３】このインサート材を上記の二相ステンレス
鋼管の界面に介挿した後、クランプ機構Ａ１、Ａ２を作
動させて、インサート材を２本の鋼管で挟み、界面に４
ＭＰａの加圧力を付加した。次いで、接合界面近傍をＡ
ｒガスでシールドしながら誘導コイルに３ｋＨｚの高周
波を印加し、接合温度を１３００℃、保持時間を１８０
秒の条件で、二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行っ
た。

【０１０４】（実施例１３）鋼管の接合面の表面粗さＲ
ｍａｘを３０μｍとし、接合温度における保持時間を１
２０秒とした以外は、実施例１２と同様の手順により、
二相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【０１０５】（比較例９）鋼管の接合面の表面粗さＲｍ
ａｘを１２０μｍとし、接合温度における保持時間を６
０秒とした以外は、実施例１２と同様の手順により、二
相ステンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【０１０６】実施例１２、１３及び比較例９で得られた
接合体から、実施例１〜３と同様の手順により、引張試
験片を切り出し、引張試験を行った。結果を表５に示
す。

【０１０７】

【表５】

【０１０８】接合面の表面粗さＲｍａｘを５０μｍ及び
３０μｍとした実施例１２及び１３では、ともに亀裂、
変形のない良好な接合体が得られた。また、その引張強
度は、それぞれ、８２２ＭＰａ及び８２３ＭＰａであ
り、試験片は、いずれも母材から破断していた。一方、
表面粗さＲｍａｘを１２０μｍとした比較例９では、母
材に亀裂、変形は認められなかったが、引張強度は５５
９ＭＰａであり、試験片は、接合界面から破断してい
た。

【０１０９】引張試験後の試験片の破断面を観察したと
ころ、比較例９では、破断面に未接合部が認められた。
以上の結果から、接合界面全面を密着させ、強度の高い
良好な接合体を得るには、母材の表面粗さＲｍａｘを一
定値以下にする必要があることがわかった。

【０１１０】（実施例１４）図１に示す接合装置を用い
て、二相ステンレス鋼管の接合を行った。鋼管の形状
は、直径１８０ｍｍ、肉厚１５ｍｍとし、その材質は、
融点が１４４０℃である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９
Ｊ１（ＪＩＳ４３０３）を用いた。鋼管の接合面は、Ｒ
ｍａｘが１５μｍ以下となるように仕上げた。また、イ
ンサート材として、融点が１１５０℃であるＮｉ−Ｃｒ
−Ｓｉ−Ｂ合金（ＪＩＳ Ｚ３２６５；ＢＮｉ−５）粉
末を用いた。

【０１１１】このＮｉ系合金粉末を二相ステンレス鋼管
の管端面上に厚さ４０μｍとなるように散布した後、ク
ランプ機構Ａ１、Ａ２を作動させて、Ｎｉ合金粉末層を
２本の鋼管で挟み、界面に４ＭＰａの加圧力を付加し
た。次いで、接合界面近傍をＡｒガスでシールドしなが
ら誘導コイルに１００ｋＨｚの高周波を印加し、接合温
度を１３００℃、保持時間を１８０秒の条件で、二相ス
テンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【０１１２】（比較例１０）インサート材として厚さ４
０μｍの箔を用い、誘導コイルに印加する高周波の周波
数を３ｋＨｚ、接合温度における保持時間を１２０秒と
し、不活性ガスによるガスシールドを行わなかった以外
は、実施例１４と同様の手順により、二相ステンレス鋼
管の液相拡散接合を行った。

【０１１３】（比較例１１）インサート材として厚さ４
０μｍの箔を用い、誘導コイルに印加する高周波の周波
数を２００ｋＨｚ、接合温度における保持時間を６０秒
とした以外は、実施例１４と同様の手順により、二相ス
テンレス鋼管の液相拡散接合を行った。

【０１１４】実施例１４及び比較例１０、１１で得られ
た接合体から引張試験片を切り出し、実施例１〜３と同
様の手順により引張試験を行った。結果を表６に示す。

【０１１５】

【表６】

【０１１６】誘導コイルに印加する高周波の周波数を１
００ｋＨｚとし、Ａｒガスでガスシールドしながら接合
を行った実施例１４では、亀裂、変形のない良好な接合
体が得られた。また、その引張強度は８１９ＭＰａであ
り、引張試験片は母材から破断していた。一方、不活性
ガスシールドを行わずに接合を行った比較例１０では、
引張強度は５７７ＭＰａであり、接合界面から破断して
いた。引張試験後の試験片の破断面を観察したところ、
接合界面に酸化物が認められた。

【０１１７】また、周波数を２００ｋＨｚとし、Ａｒガ
スでガスシールドしながら接合した比較例１１では、引
張強度は５９７ＭＰａであり、接合界面から破断してい
た。引張試験後の試験片の破断面を観察したところ、鋼
管表面付近に位置するインサート材のみが溶融し、鋼管
内側に位置するインサート材は、未溶融のまま残ってい
た。

【０１１８】以上の結果から、接合界面を清浄に保ち、
高強度の接合体を得るには、不活性ガス雰囲気下で接合
することが望ましいことがわかった。また、接合面の加
熱手段として高周波誘導加熱を用いる場合には、適正な
周波数があり、周波数が高すぎる場合には、接合面全面
を均一に加熱できないことがわかった。

【０１１９】以上のように、二相ステンレス鋼を接合す
るためのインサート材としてＮｉ系合金を用い、従来例
と比較して高温、低圧、短時間の条件で接合を行うと共
に、インサート材の厚さ、母材接合面の表面粗さ、接合
雰囲気等の接合条件を最適化することにより、母材と同
等の強度を有する接合体が得られることがわかった。ま
た、インサート材として用いるＮｉ系合金として、ある
特定の組成範囲にあるものを使用することにより、接合
体の衝撃値を著しく向上できることがわかった。

【０１２０】さらに、上述したような接合方法を実用サ
イズの二相ステンレス鋼管に適用した場合であっても、
接合部が過大に変形したり、接合部表面に亀裂が生成す
ることはなく、実用に耐えうる良好な接合継手が得られ
ることがわかった。

【０１２１】なお、本発明は、上記実施例に何ら限定さ
れるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲で種
々の改変が可能である。例えば、上記実施例では、鋼管
同志の接合について実施しているが、鋼管とフランジ
や、外管と内管からなる金属二重管の接合、板材の突き
合わせ継手、重ね継手、Ｔ継手等の接合等、あらゆる形
状を有する部材同志の接合に適用できる。

【０１２２】また、上記実施例では、接合材として、二
相ステンレス鋼の一種であるＳＵＳ３２９Ｊ１を用いて
いるが、ＳＵＳ３２９Ｊ３Ｌ、ＳＵＳ３２９Ｊ４Ｌ等、
他の組成を有する二相ステンレス鋼や、これらの標準型
鋼種に種々の添加物を加えたステンレス合金にも適用可
能である。さらに、フェライト系、オーステナイト系、
マルテンサイト系又は析出硬化系の各種ステンレス鋼、
Ｆｅ基、Ｎｉ−Ｆｅ基、Ｎｉ基又はＣｏ基の各種超合金
等、他の合金鋼の接合にも適用できる。

【０１２３】さらに、上記実施例では、接合後に放冷を
行っているが、接合後に冷媒噴出機構を作動させ、接合
部を急冷すれば、接合体の耐粒界腐食性、耐応力腐食割
れ性を母材と同等に維持することも可能である。また、
接合後に接合部表面にショットブラスト処理を施せば、
接合部表面の切欠を除去できるとともに、表面に圧縮応
力を発生させることができるので、接合部の引張強度及
び疲労強度を向上させることができる。

【０１２４】

【発明の効果】本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方
法は、従来例と比較して高温、低圧、短時間で液相拡散
接合を行うと共に、インサート材厚さ、接合面の表面粗
さ、接合雰囲気等の接合条件を最適化したので、未接合
部の発生や接合部材の変形が最小限に抑制され、強度の
高い高品質な接合体を高能率で得ることができるという
効果がある。

【０１２５】また、インサート材として用いるＮｉ系合
金として、ある特定の組成範囲にあるものを用いること
により、二相ステンレス鋼中のフェライト相／インサー
ト材界面の形状が改善されるので、接合体の耐衝撃性を
著しく向上させることができるという効果がある。

【０１２６】さらに、本発明に係る接合方法は、実用サ
イズの二相ステンレス鋼の接合に適用した場合であって
も、接合部が過大に変形したり、接合部表面に亀裂が生
成することがなく、しかも母材と同等以上の引張強さを
有する接合継手が得られるという効果がある。従って、
これを例えば油井管の接合に応用すれば、油田の掘削作
業の高能率化と低コスト化とを実現することが可能とな
るものであり、産業上その効果の極めて大きい発明であ
る。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係る二相ステンレス鋼の接合方法を実
施するための接合装置の概略構成図である。

【図２】図１に示した接合装置を用いて作製した接合体
から切り出した引張試験片の形状を示す図である。

【図３】同様に、接合体から切り出したシャルピー衝撃
試験片の形状を示す図である。

【図４】従来のねじ接続法（メカニカルカップ法）を示
す概略図である。

【図５】従来の鋼管の溶接法（オービタルウェルディン
グ法）を示す概略図である。

【符号の説明】

１、２ 鋼管 １ａ、１ｂ 鋼管の管端面 ４ インサート材

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 ＦＩ Ｈ０５Ｂ 6/10 ３７１ Ｈ０５Ｂ 6/10 ３７１ // Ｂ２３Ｋ 101:06 (72)発明者 稲垣 繁幸 愛知県名古屋市南区天白町３−９−111 大同特殊鋼天白荘205 (72)発明者 鈴木 宏明 愛知県名古屋市南区大同町５−６−２ (72)発明者 土屋 允紀 三重県四日市市羽津3535−１

Claims (6)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 フェライト・オーステナイト二相ステン
   レス鋼の接合方法であって、該二相ステンレス鋼からな
   る一方の母材鋼の接合面と他方の母材鋼の接合面との間
   に、１２９０℃未満の融点を有するＮｉ系合金をインサ
   ート材として介挿し、前記接合面を３ＭＰａ以上５ＭＰ
   ａ以下の加圧力で加圧しつつ、１２９０℃以上前記母材
   鋼の融点以下の温度に加熱し、３０秒以上１８０秒以下
   の時間保持するようにしたことを特徴とする二相ステン
   レス鋼の接合方法。
2. 【請求項２】 前記インサート材として用いるＮｉ系合
   金が、箔状、鱗片状又は粉末状のものであって、前記母
   材鋼の接合面に介挿した状態において、その厚さが２０
   μｍ以上１００μｍ以下の範囲にあることを特徴とする
   請求項１に記載される二相ステンレス鋼の接合方法。
3. 【請求項３】 前記インサート材として用いるＮｉ系合
   金が、３ｗｔ％≦Ｓｉ≦６ｗｔ％、５ｗｔ％≦Ｃｒ≦１
   ０ｗｔ％、２ｗｔ％≦Ｆｅ≦５ｗｔ％、２ｗｔ％≦Ｂ≦
   ４ｗｔ％、残部Ｎｉからなる組成を有するものであるこ
   とを特徴とする請求項１又は２に記載される二相ステン
   レス鋼の接合方法。
4. 【請求項４】 前記母材鋼の接合面の表面粗さＲｍａｘ
   が、５０μｍ以下であることを特徴とする請求項１、２
   又は３に記載される二相ステンレス鋼の接合方法。
5. 【請求項５】 前記母材鋼の接合を、不活性ガス雰囲気
   中で行うようにしたことを特徴とする請求項１、２、３
   又は４に記載される二相ステンレス鋼の接合方法。
6. 【請求項６】 前記母材鋼の接合を、周波数が１００ｋ
   Ｈｚ以下の条件で高周波誘導加熱することにより行うよ
   うにしたことを特徴とする請求項１、２、３、４又は５
   に記載される二相ステンレス鋼の接合方法。