JP2016078060A - 二相ステンレス鋼溶接継手、およびその製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】二相ステンレス鋼を溶接して形成された溶接熱影響部の中で、最高到達温度が約１１００℃以上の高温に加熱された領域の耐食性を回復し、腐食環境下で優れた耐食性を有する溶接継手を提供する。【解決手段】化学組成として、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、かつ、組織が、フェライトとオーステナイトの二相である板厚ｈ（ｍｍ）の二相ステンレス鋼材の溶接継手において、その溶接金属上をＱ（Ｊ／ｍｍ）の入熱量で再度溶接し、再溶接金属の溶融境界線と初期の溶接継手の溶融境界線との距離L（ｍｍ）としたとき、０．００９２×Ｑ／ｈ≦L≦０．０２９×Ｑ／ｈ−１を満足させる。【選択図】図３

Description

本発明は、船舶、海洋構造物、橋梁、海水ポンプ、海水淡水化装置などの耐海水性、耐海塩粒子性が要求される環境下で使用される溶接構造物、及び化学プラント、食品製造プラントなどの耐塩化物性が要求される環境下で使用される溶接構造物の組立に用いられる二相ステンレス鋼において、溶接熱影響部が腐食環境下で鋼材と同等以上の耐食性を有する二相ステンレス鋼の溶接継手、およびその製造方法に関するものである。

二相ステンレス鋼は、Ｃｒ、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｎを主要元素とし、フェライトとオーステナイトの二相組織とした、高強度・高耐食ステンレス鋼である。また、二相ステンレス鋼は、近年のＮｉ、Ｍｏの高騰により、Ｎｉ量、Ｍｏ量を極力低減した廉価型二相ステンレス鋼（例えば、特許文献１）が開発されており、ステンレス鋼の主流であるオーステナイト系ステンレス鋼と同等の特性を有しつつ、合金コストが低く、かつ価格変動が少ないステンレス鋼として注目を浴びている。

一方、近年、船舶、海洋構造物、橋梁、海水ポンプ、海水淡水化装置などの耐海水性、耐海塩粒子性、及び種々の化学プラント、食品製造プラントなどの耐塩化物性が要求される苛酷な腐食環境に耐えられる耐食材料として、二相ステンレス鋼の需要が増加しつつある。

ところで、二相ステンレス鋼を溶接施工して鋼構造物を建造する場合、その多くが、耐食性維持の観点から溶接後の後熱処理は施さず、溶接のままで使用される。特に、溶接金属は凝固のままになるため、同組成の鋼材に比べてフェライト量が多くなり、耐食性が低下することが知られている。これを回避するために、二相ステンレス鋼の溶接では、Ｎｉ量を増加させた溶接材料が一般的に使用され、さらに、溶接金属の結晶粒を微細化させて靭性・延性、耐食性を向上させる溶接材料も開発されている（特許文献２）。ここで、フェライト量とは、特に断りのない限り本明細書においてフェライト相の相分率を示す。

溶接熱影響部については、鋼材と同組成のままであるが、溶接熱履歴によって組織が変化し、耐食性が低下する。溶接時に、最高到達温度が約１１００℃以下の領域の組織は、熱影響を受けていない鋼材部分（母材部）の組織とほとんど変化はないが、フェライト粒界にフィルム状のクロム窒化物が析出して耐食性が低下する場合がある。この温度領域に加熱される溶接熱影響部の耐食性の改善には、Ｎｉ、Ｎなどの合金元素量を調整して窒化物析出温度を低下させることが有効である（特許文献３）。

一方、溶接時の最高到達温度が約１１００℃以上の高温になった領域（以下、本明細書において「高温熱影響部」と呼ぶ。）は、一旦フェライト単相となった後に、冷却されるため、冷却過程でフェライト粒界に針状のオーステナイトが析出して、フェライトとオーステナイトの二相組織となる。しかし、溶接時の冷却速度が比較的大きいため、オーステナイトの析出が抑制される。したがって、高温熱影響部の組織は、母材部の組織とは大きく異なり、フェライト粒が粗大化するとともに、フェライト量が極めて多くなる。

また、炭素や窒素はオーステナイト中での固溶度は大きいが、フェライト中での固溶度は極めて小さいため、高温熱影響部では、フェライト量が多く、固溶しきれなくなった炭素や窒素がクロム炭窒化物として、フェライト粒内に微細析出する。このように微細析出したクロム炭窒化物の周囲ではクロム欠乏層が形成され、耐食性が低下する。これを改善する方法としては、溶接後に加熱設備において溶体化熱処理を施すことが開示されている（特許文献４、５）。しかしながら、これらの方法は、大型溶接構造物の場合、溶接施工効率が悪く、コスト面からも有効な方法とは言えない。

このような加熱設備を用いることなく、溶接熱影響部に熱処理を施す方法として、テンパービード法が知られている（特許文献６、７）。テンパービード法は、炭素鋼を補修溶接した際に形成される硬化部の靭性を回復する方法であり、対象物表面に所定の溶接ワイヤを用いて初層を溶接した後、その初層上に残層を重ねて溶接し、この残層溶接の溶接熱によって焼き戻すことで、鋼材中に発生した硬化による靭性劣化を回復するものである。

国際公開第２００２／０２７０５６号 特許第４５３１１１８号公報 特開２０１２−１９７５０９号公報 特開昭５９−２２９４１４号公報 特開昭６０−２３８４３２３号公報 特開２０００−２７１７４２号公報 特開２０１２−１１５８８６号公報

前述したように、二相ステンレス鋼を溶接した場合、耐食性劣化が懸念される部位は２つある。溶接金属部分と熱影響部のうち最高到達温度が１１００℃以上の高温に加熱された領域（高温熱影響部）である。
溶接金属部分は、Ｎｉを多く添加した溶接材料を用いることにより、溶接金属そのものの耐食性を向上させることができる。一方、高温熱影響部の耐食性を向上させるためには、その組織を制御する必要があり、その有効な手段はない。従来のテンパービード法は、初層溶接で母材が焼入れ硬化した部分を、残層溶接の溶接熱で焼き戻しするものであり、組織を制御するような観点に立っていない。そのため、本発明は、二相ステンレス鋼の溶接において、高温熱影響部の組織を制御して耐食性を改善することを課題とする。そして、この課題を解決することにより腐食環境下で優れた耐食性を有する二相ステンレス鋼溶接継手、及び、それを得るための二相ステンレス鋼の溶接方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意検討を行った結果、以下の知見を得た。
（ａ）通常の二相ステンレス鋼の溶接では、溶接熱影響部のうち最高到達温度が約１１００℃以上の高温に加熱された領域（高温熱影響部）は、溶融境界線（溶接金属とステンレス鋼の境界線）から１ｍｍ程度の範囲に含まれることを見出した。なお、溶融境界線から1mmの範囲とは、ステンレス鋼内であって、溶接継手の溶接線に垂直な断面において、溶融境界線に対し垂直に１ｍｍ以内の範囲のことをいう。

（ｂ）二相ステンレス鋼の成分において、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上（いずれも質量％）であれば、高温熱影響部を７００℃〜１０００℃で熱処理することにより、フェライト量を抑えることができ、結果として耐食性が向上することを見出した。

（ｃ）高温熱影響部を７００℃〜１０００℃で熱処理するため、溶接金属部を再溶接し、その溶接入熱と再溶接位置を限定することにより、実現できることを見出した。

本発明は、上記知見を基に成されたものであり、その要旨とするところは以下の通りである。
（１） 少なくとも一方が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼である溶接継手であって、当該継手を構成する溶接金属上に少なくとも１回再溶接がなされ、前記ステンレス鋼内であって、前記継手を構成する溶接金属とスレンテス鋼の境界である溶融境界線から１ｍｍ以内の高温熱影響部におけるフェライト相の相分率が体積％で７０％未満であることを特徴とする二相ステンレス鋼溶接継手。
（２）前記溶接継手が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼同士を溶接したものであることを特徴とする（１）に記載の二相ステンレス鋼溶接継手。
（３） 前記溶接継手において、前記高温熱影響部の限界孔食発生温度が、溶接前の前記ステンレス鋼の限界孔食発生温度以上であることを特徴とする（１）または（２）に記載の二相ステンレス鋼溶接継手。
（４）少なくとも一方が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼である溶接継手の製造方法であって、当該継手を構成する溶接金属上に少なくとも１回再溶接し、再溶接の入熱量をＱ（Ｊ／ｍｍ）、前記継手を構成する溶接金属と再溶接による溶接金属との境界線と前記継手を構成する溶接金属と前記スレンテス鋼の境界である溶融境界線との最も短い距離をＬ（ｍｍ）、前記ステンレス鋼の板厚をｈ（ｍｍ）としたとき、
０．００９２×Ｑ／ｈ≦Ｌ≦０．０２９×Ｑ／ｈ−１となることを特徴とする二相ステンレス鋼溶接継手の製造方法。
（５）前記溶接継手が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼同士を溶接したものであることを特徴とする（４）に記載の二相ステンレス鋼溶接継手の製造方法。
（６）前記溶接継手において、前記高温熱影響部の限界孔食発生温度が、溶接前の前記ステンレス鋼の限界孔食発生温度以上であることを特徴とする（４）または（５）に記載の二相ステンレス鋼溶接継手の製造方法。

本発明によれば、二相ステンレス鋼を溶接して形成された溶接熱影響部の中でも、特に、最高到達温度が約１１００℃以上の領域の耐食性を向上させ、腐食環境下で溶接部の耐食性を大幅に改善させることができる。

従来の実施形態の一例を示す突合わせ溶接による溶接継手の断面図を示す図である。 本発明における高温熱影響部のフェライト量に及ぼす熱処理温度の影響を示す図である。 本発明の実施形態の一例を示す突合わせ溶接による溶接継手の断面図を示す図である。

本発明者らは、二相ステンレス鋼を溶接して形成された溶接熱影響部の組織、耐食性を詳細に調査、検討した。
その結果、各種二相ステンレス鋼溶接継手において、溶融境界線より一定の距離離れた溶接金属上を再溶接することで、溶融境界線近傍の溶接熱影響部の組織が変化し、耐食性が改善できることを見出した。
以下、本発明について詳細に説明する。なお、本明細書において成分に関する「％」とは、特に明記しない限り「質量％」を意味し、組織に関する各相の相分率で使用する「体積％」と区別される。

まず、本発明が規定する二相ステンレス鋼は、組織と化学組成で限定される。組織は、フェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼である。特に、ステンレス鋼の場合、１１００℃以上の温度域ではフェライト単相であるが、室温においてはフェライト＋オーステナイトの二相組織となる。具体的には、室温でのフェライト量（フェライト相の相分率）が３５体積％〜７０体積％であって残部はオーステナイト相である。

成分は質量％で、Ｃｒを２０％以上、Ｎを０．１％以上含有するステンレス鋼である。上記組織を満足すれば、ＣｒおよびＮ以外の合金元素は特に限定しない。

Ｃｒはフェライト生成元素であり、二相ステンレス鋼の主要元素として耐食性の向上に寄与する。しかし、Ｃｒの含有量が２０％未満では十分な耐食性が得られないため、２０％以上に限定した。

Ｎは耐食性向上に有効であると同時に、強力なオーステナイト生成元素である。特に拡散速度が大きく、再分配を起こしやすいため、Ｎはオーステナイトの析出を促進する。Ｎの含有量が０．１％未満では十分な耐食性およびオーステナイト析出促進効果が得られないため、０．１％以上に限定した。

次に、図１、３を用いて、本発明の実施形態の一例を示す突合わせ溶接による溶接継手を例に、本発明を説明する。なお、本発明では、特に溶接方法を限定するものではなく、ＴＩＧ溶接、ＭＩＧ溶接、ＭＡＧ溶接、プラズマ溶接、サブマージ溶接、レーザー溶接などを適用することができる。また、継手の形状も特に限定するものではない。

二相ステンレス鋼で図１に示すような突合せ溶接継手を作製した場合、溶融境界線３の近傍の溶接熱影響部、特に、最高到達温度が約１１００℃以上の領域（高温熱影響部（図１のハッチング領域４））では、粗大なフェライト粒が形成され、そのフェライト粒界からオーステナイトが析出する。しかし、析出するオーステナイト量は少なく、フェライト量が約７０体積％以上になる。かつ、フェライト粒内には、微細な析出物が多数観察される。すなわち、溶接熱影響を受けない部位の鋼（母材部）とは全く異なった組織となる。これは、この領域が、溶接時に約１１００℃以上に加熱されて、一旦フェライト単相となった後に冷却される際に冷却速度が比較的大きいため、フェライト粒界からのオーステナイトの析出が抑制されたためである。さらに、フェライト量が多くなるために、固溶しきれなくなった炭素や窒素がクロム炭窒化物として、フェライト粒内に微細析出したためである。なお、このように溶接継手の溶接熱影響部において、最高到達温度が１１００℃以上になったためフェライト量が約７０体積％以上と多く、フェライト粒内に微細なクロム炭窒化物が析出して耐食性が低下する。このような高温熱影響部４は、溶接入熱量によっても変化するが、一般的な溶接では、溶融境界線３より母材側に約１ｍｍ以内の領域となる。なお、溶融境界線３とは、溶接継手を構成する溶接金属２とスレンテス鋼の境界である。また、溶融境界線から1mmの範囲とは、ステンレス鋼内であって、溶接継手の溶接線に垂直な断面において、溶融境界線に対し垂直に１ｍｍ以内の範囲のことをいう。

すなわち、高温熱影響部４における溶接のままの段階でのフェライトとオーステナイトの相分配は、比較的大きい冷却速度ゆえに、熱力学的に非平衡状態となっている。ところが、この熱力学的に非平衡状態の組織を７００℃〜１０００℃程度の温度で熱処理した場合、フェライトとオーステナイトの相分率は、平衡状態に近づき、オーステナイトが再析出して、フェライト量が少なくなる（図２）。さらに、Ｎを０．１％以上含有した二相ステンレス鋼では、Ｎの拡散速度が大きいために、Ｎの再分配が起こりやすく、よりオーステナイトが析出し、フェライト量が鋼材（母材部）と同等の３５体積％〜７０体積％となる。一方、N含有量が０．１％未満の場合は、７００℃〜１０００℃で熱処理を行ってもフェライト量は約７０体積％程度と多いままである。このように、Ｎの含有量によってフェライト量の減少の程度が異なるため、上述したようにオーステナイトの析出促進効果を十分に発揮させるため、Ｎの含有量を０．１％以上に限定した。

しかしながら、Ｎの含有量が０．１％以上でも、７００℃より低温の熱処理および１０００℃より高温の熱処理の場合は、フェライト量の変化は少なく、約７０体積％以上のままである。これは、７００℃より低温の場合は、オーステナイトの析出が困難となり、また、１０００℃より高温の場合は、再度フェライト単相域まで加熱されて冷却されるためである。また、７００℃〜１０００℃程度の熱処理の場合は、オーステナイトが再析出するため、オーステナイト中に炭素や窒素が固溶して、フェライト粒内での炭素および窒素量が減少し、フェライト粒内でのクロム炭窒化物の析出が抑制される。

すなわち、二相ステンレス鋼材１で溶接継手を作製した場合、溶融境界線より約１ｍｍ以内の高温熱影響部４の表面、すなわち、最高到達温度が１１００℃以上の領域であって、フェライト量が７０体積％以上になった溶接熱影響部を、７００℃〜１０００℃程度に再度加熱することで、フェライト量は鋼材と同程度まで減少し、かつ、フェライト粒内のクロム炭窒化物の析出が抑制されて、耐食性が改善する。

以上の知見より、本発明では、その７００℃〜１０００℃程度に再加熱する熱源として、溶接熱を適用することとした。

一方、このように溶接熱影響部の組織の改質に対し溶接熱を利用する方法としては、溶接熱影響部の硬化域の靭性を回復させることを目的としたテンパービード法がある（特許文献６、７）。しかしながら、このテンパービード法で効果のある対象部位（溶接熱影響部の硬化域）と加熱温度域は、本発明が目的とする溶融境界線より１ｍｍ以内の領域を７００℃〜１０００℃程度に加熱するという条件範囲とは異なる。すなわち、特許文献６、７に記載のテンパービード法を本発明が解決しようとする課題に適用することは困難である。

すなわち、従来のテンパービード法は、初層溶接で母材が焼入れ硬化した部分を、残層溶接の溶接熱で焼き戻しするものであり、組織を制御するような観点に立っていない。そのため、二相ステンレス鋼の溶接において、高温熱影響部の組織を制御して耐食性を改善するために、テンパービード法は直ぐには適用できない。

また、溶接部を再溶接する方法としては、疲労強度を向上させるために溶接止端部をＴＩＧ法でなめ付け溶接または化粧盛り溶接などが広く知られている。しかし、これらの方法は、溶接部形状を改善することを目的としたものであり、二相ステンレス鋼の溶接熱影響部の耐食性を改善することは困難である。すなわち、二相ステンレス鋼の溶接部をこのなめ付け溶接や化粧盛り溶接で再溶接することで、新たな溶接熱影響部が形成され、その部位（なめ付け溶接や化粧盛り溶接の溶融境界線より１ｍｍ以内の領域）の耐食性が低下するためである。

そこで本発明では、図３に示すように、溶接金属６上に再度溶接を行い（以下、再溶接と呼ぶ。）、初期の溶接継手（以下、最初の溶接継手をこのように呼ぶ。）の溶接熱影響部の表面の組織および耐食性を調査した。再溶接金属（再溶接により生成した溶接金属）８の溶接位置について、初期の溶接継手の溶融境界線９と再溶接金属８の溶融境界線１０（継手を構成する初期の溶接金属と再溶接金属との境界線。）との最短距離Ｌをパラメータとして種々検討を行った。その結果、Ｌが小さい場合は、初期の溶接継手において耐食性が低下した高温熱影響部７が再溶接によって再度１１００℃以上のフェライト単相域まで加熱されてしまい、フェライト量が多いままとなる。逆に、Ｌが大きい場合は、高温熱影響部が、再溶接からの溶接熱によっても所定の７００℃〜１０００℃まで加熱されず、それ以下の温度域にしか加熱されないため、フェライト量に変化は見られず、いずれも耐食性の改善は見られない。すなわち、初期の溶接継手の溶接熱影響部において溶融境界線より１mm以内の領域、すなわち高温熱影響部７の表面を７００℃〜１０００℃に再加熱して、耐食性を改善するには、再溶接の溶接位置に適正範囲が存在することが明らかとなった。一方、再溶接における熱履歴もその溶接入熱量と板厚によって変化するため、それらが再溶接の溶接位置の適正範囲に影響を与える。

そこで、初期の溶接継手の溶融境界線９と再溶接金属の溶融境界線１０との距離Ｌの適性範囲を、再溶接の溶接入熱量Ｑと板厚ｈとして、耐食性を改善するために高温熱影響部の表面が７００℃〜１０００℃になるように熱伝導解析を行い検討した。その結果、初期の溶接継手の溶融境界線と再溶接金属の溶融境界線との距離Ｌが０．００９２×Ｑ／ｈ（ｍｍ）より小さい場合は、高温熱影響部が、再度１１００℃以上のフェライト単相域まで加熱されるため、フェライト量は多いままであり、耐食性は改善されないことを見出した。同様に熱伝導解析の結果、初期の溶接継手の溶融境界線と再溶接金属の溶融境界線との距離Ｌが０．０２９×Ｑ／ｈ−１（ｍｍ）より大きい場合は、高温熱影響部が７００℃まで加熱されないため、フェライト量は多いままであり、耐食性の改善は見られないことも見出した。したがって、
０．００９２×Ｑ／ｈ ≦ Ｌ ≦ ０．０２９×Ｑ／ｈ−１ ・・・・・（式１）
を満たすことが、高温熱影響部７の表面の耐食性を改善するための再溶接金属８の適正な溶接位置の要件であることを見出した。
ここで、初期の溶接継手の溶融境界線と再溶接金属の溶融境界線との距離Ｌの単位はｍｍ、板厚ｈの単位はｍｍ、溶接入熱量Ｑの単位はＪ／ｍｍであり、溶接入熱量Ｑは以下の（式２）で規定されるものである。
溶接入熱量Ｑ(Ｊ／ｍｍ)＝溶接電流Ｉ(Ａ)×溶接電圧Ｖ(Ｖ)／溶接速度ｖ(ｍｍ／秒)・・（式２）

なお、図３は初期の溶接継手の右側の溶接熱影響部の耐食性を改善する場合を示しており、初期の溶接継手の左側の溶接熱影響部の耐食性を改善する場合は、初期の溶接継手の左側の溶融境界線を基準として、再溶接金属の位置を設定することとなる。

本発明に係る再溶接方法は特に限定されず、ＴＩＧ溶接、ＭＩＧ溶接、ＭＡＧ溶接、プラズマ溶接、サブマージ溶接、レーザー溶接などを適用することができる。使用する溶接材料も特に限定する必要はないが、継手製造する際の溶接材料と同じにすることが好ましい。同じ溶接材料にすることにより、溶接金属部の耐食性を維持できるからである。また、ＴＩＧ溶接やレーザー溶接では、溶接材料を用いずに溶接しても構わない。さらに、初期の溶接継手の形状も突合せ継手の他にすみ肉継手など、特に限定するものではない。上述の（式１）（式２）で規定する溶接位置に再溶接することにより、初期の溶接継手における溶接熱影響部の組織を改善し、耐食性に優れた二相ステンレス鋼の溶接継手が得られる。

以下、実施例にて本発明を説明する。
表１に母材として用いた各種二相ステンレス鋼材の化学組成、フェライト量およびＡＳＴＭ Ｇ４８ Ｍｅｔｈｏｄ Ｅ規定に準拠し、塩化第二鉄浸漬試験により測定した限界孔食発生温度（ＣＰＴ）を示す。また、表２には、二相ステンレス鋼用溶接材料の化学組成を示す。表１の二相ステンレス鋼材の突合せ端部に、開先角度：６０゜のＶ開先を設け、表２に示す溶接材料を用い、表３に示す溶接方法、溶接条件にて図１に示す溶接継手を作製した。その組み合わせを表４の「初期の溶接継手」の欄に示す。また、表４の「初期の溶接継手」の欄には、各溶接継手の溶接熱影響部において、鋼材の組織と異なり、粗大なフェライト粒が形成されて、最高到達温度が１１００℃以上と推定される領域の幅およびその領域のフェライト量を併せて示す。なお、これら熱影響部の組織の情報は、溶接継手の断面を鏡面研磨し、水酸化ナトリウム溶液中で電解エッチングを行った後、光学顕微鏡観察および画像解析を行うことにより評価した。次に、このように作製した各溶接継手について、その溶接金属上に図３に示すように、再溶接を行った。再溶接の溶接方法、溶接条件および溶接位置（初期の溶接継手の溶融境界線と再溶接金属の溶融境界線との距離Ｌ（図３に示すLと同じ。））を表４の「再溶接」の欄に示す。なお、再溶接における溶接材料は、初期の溶接継手の溶接材料と同じとした。

このようにして得られた溶接部において、初期の溶接継手の熱影響部で最高到達温度が１１００℃以上と推定される領域（高温熱影響部）のフェライト量および耐食性を評価した。その結果を表４に併せて示す。なお、フェライト量は、溶接部断面を鏡面研磨し、水酸化ナトリウム溶液中で電解エッチングを行った後、表層近傍の光学顕微鏡観察により画像解析を行うことによって測定した。高温熱影響部の幅、即ち溶融境界線からの幅は、光学顕微鏡観察によりフェライト量が７０体積％より多い部分を高温熱影響部と判断して測定した。また、耐食性の評価は、溶接部の表層から採取した試験片の表面を＃６００エメリー紙で湿式研磨し、ＡＳＴＭ Ｇ４８ Ｍｅｔｈｏｄ Ｅ規定に準拠し、塩化第二鉄浸漬試験により限界孔食発生温度（ＣＰＴ）を測定した。

例えば、本発明例である表４の記号Ｎｏ．１では、板厚１２ｍｍの表１の鋼材Ａを表２のａの溶接材料を用いて、表３アの溶接条件のＭＡＧ溶接で溶接継手を作製した場合、高温熱影響部は、溶融境界線より０．４ｍｍの幅となり、その領域のフェライト量は７９体積％であった。次に、この溶接金属上をＴＩＧ法で再溶接する場合、その溶接入熱量と板厚および式（１）から、再溶接の溶接位置の適正範囲は、初期の溶接継手の溶融境界線と再溶接金属の溶融境界線との距離で０．９６〜２．０２ｍｍとなり、その範囲内の初期の溶接継手の溶融境界線と再溶接金属の溶融境界線との距離（Ｌ）が１．５ｍｍの溶接位置で溶接を行った。その結果、初期の溶接継手の溶接熱影響部で溶融境界線より０．４ｍｍ以内の領域（即ち、高温熱影響部）のフェライト量は７９体積％から５９体積％まで低減し、その部位の限界孔食発生温度（ＣＰＴ）は、表１に示した鋼材Ａの限界孔食発生温度（ＣＰＴ）と同等の１５℃となった。

このように表４から明らかなように、本発明範囲の再溶接の位置Ｌが０．００９２×Ｑ／ｈ から０．０２９×Ｑ／ｈ−１の範囲内で再溶接したＮｏ．１〜Ｎｏ．７の本発明例は、高温熱影響部のフェライト量が再溶接する前から大きく減少し、また、限界孔食発生温度（ＣＰＴ）は、表１に示した各鋼材の限界孔食発生温度（ＣＰＴ）と同等であり、本発明によって、溶接熱影響部の耐食性が回復したことがわかる。

一方、Ｎｏ．９、１０および１３の比較例は、再溶接の位置Ｌが０．００９２×Ｑ／ｈより小さいため、初期の溶接継手の熱影響部で最高到達温度が１１００℃以上と推定される領域が再度１１００℃以上のフェライト単相域まで加熱されることによって、その領域のフェライト量は、再溶接する前のフェライト量とほとんど変化なく、７０体積％以上と多く、さらに、限界孔食発生温度（ＣＰＴ）も、表１に示した各鋼材の限界孔食発生温度（ＣＰＴ）より低く、溶接熱影響部の耐食性の回復が認められない。

また、Ｎｏ．８、１１、１２および１４の比較例は、再溶接の位置Ｌが０．０２９×Ｑ／ｈ−１より大きいため、高温熱影響部を７００℃〜１０００℃の温度域まで再加熱することができず、その領域のフェライト量は、再溶接する前のフェライト量とほとんど変化なく、７０体積％以上と多く、さらに、限界孔食発生温度（ＣＰＴ）も、表１に示した各鋼材の限界孔食発生温度（ＣＰＴ）より低く、溶接熱影響部の耐食性の回復が認められない。

Ｎｏ．１５の比較例は、再溶接の位置Ｌが本発明範囲の０．００９２×Ｑ／ｈ から０．０２９×Ｑ／ｈ−１の範囲内であるため、高温熱影響部のフェライト量が再溶接する前から大きく減少しているが、鋼材のＣｒ量が２０％未満のため、限界孔食発生温度（ＣＰＴ）は、表１に示した鋼材の限界孔食発生温度（ＣＰＴ）より低くなっている。

また、Ｎｏ．１６の比較例は、再溶接の位置Ｌが本発明範囲の０．００９２×Ｑ／ｈ から０．０２９×Ｑ／ｈ−１の範囲内であるが、鋼材のＮ量が０．１％未満のため、再加熱によるオーステナイトの析出が少なく、したがって、高温熱影響部のフェライト量は、再溶接を行っても７０体積％程度と多く、限界孔食発生温度（ＣＰＴ）も、表１に示した鋼材の限界孔食発生温度（ＣＰＴ）より低くなっている。

以上から、本発明の二相ステンレス鋼の溶接方法を適用することにより、最高到達温度が約１１００℃以上の高温に加熱された溶接熱影響部の耐食性を回復し、腐食環境下で鋼材同等の優れた耐食性を有する溶接継手が得られることが判明した。

本発明によれば、二相ステンレス鋼を溶接して形成された溶接熱影響部の中でも、特に、最高到達温度が約１１００℃以上の高温に加熱された領域の耐食性を回復し、腐食環境下で溶接部の耐食性を大幅に改善させるものである。その結果、従来から課題であった二相ステンレス鋼の溶接熱影響部の耐食性の低下が改善され、船舶、海洋構造物、橋梁、海水ポンプ、海水淡水化装置などの耐海水性、耐海塩粒子性、及び種々の化学プラント、食品製造プラントなどの耐塩化物性が要求される分野などで利用することができる。

１ 二相ステンレス鋼材
２ 溶接金属
３ 溶融境界線
４ 最高到達温度が１１００℃以上の溶接熱影響部（高温熱影響部）
５ 二相ステンレス鋼材
６ 初期の溶接継手の溶接金属
７ 最高到達温度が１１００℃以上の溶接熱影響部（高温熱影響部）
８ 再溶接の溶接金属
９ 初期の溶接継手の溶融境界線
１０ 再溶接金属の溶融境界線

Claims (6)

1. 少なくとも一方が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼である溶接継手であって、当該継手を構成する溶接金属上に少なくとも１回再溶接がなされ、前記ステンレス鋼内であって、前記継手を構成する溶接金属とスレンテス鋼の境界である溶融境界線から１ｍｍ以内の高温熱影響部におけるフェライト相の相分率が体積％で７０％未満であることを特徴とする二相ステンレス鋼溶接継手。
2. 前記溶接継手が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼同士を溶接したものであることを特徴とする請求項１に記載の二相ステンレス鋼溶接継手。
3. 前記溶接継手において、前記高温熱影響部の限界孔食発生温度が、溶接前の前記ステンレス鋼の限界孔食発生温度以上であることを特徴とする請求項１または２に記載の二相ステンレス鋼溶接継手。
4. 少なくとも一方が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有し、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼である溶接継手の製造方法であって、当該継手を構成する溶接金属上に少なくとも１回再溶接し、再溶接の入熱量をＱ（Ｊ／ｍｍ）、前記継手を構成する溶接金属と再溶接による溶接金属との境界線と前記継手を構成する溶接金属と前記スレンテス鋼の境界である溶融境界線との最も短い距離をＬ（ｍｍ）、前記ステンレス鋼の板厚をｈ（ｍｍ）としたとき、
   ０．００９２×Ｑ／ｈ≦Ｌ≦０．０２９×Ｑ／ｈ−１となることを特徴とする二相ステンレス鋼溶接継手の製造方法。
5. 前記溶接継手が、質量％で、Ｃｒ：２０％以上、Ｎ：０．１％以上を含有、組織がフェライトとオーステナイトからなる二相ステンレス鋼同士を溶接したものであることを特徴とする請求項４に記載の二相ステンレス鋼溶接継手の製造方法。
6. 前記溶接継手において、前記高温熱影響部の限界孔食発生温度が、溶接前の前記ステンレス鋼の限界孔食発生温度以上であることを特徴とする請求項４または５に記載の二相ステンレス鋼溶接継手の製造方法。