(57)【要約】本発明は、酸化物起因の溶接欠陥を、プラズマ照射により安定して低減でき、更に、プラズマジェット音も低減することができる電縫鋼管の製造方法を提供するものであり、鋼板１を管状に成形加工し、その突合せ端面４を電縫溶接する際に、溶接点９よりも溶接上流側で温度が６５０℃以上となる領域６のうち少なくとも突合せ端面４ａに対して、Ｈ２ガス：２〜５０体積％含有し、残部がＡｒガス単独、又はＡｒガスにＮ２ガス、Ｈｅガス若しくはその両方が添加された混合ガスからなる還元性ガスに、電圧を印加することで生じた還元性高温（擬似）層流プラズマを吹き付ける。その際、印加電圧を１２０Ｖ超とし、下記（１）式を満たすプラズマ吹き付け条件とするのが好ましい。2008108450.tif 000011
2008108450.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋼板を管状に成形加工し、その突合せ端面を電縫溶接する電縫鋼管の製造方法において、カソードガス中でカソードとアノード間に電圧を印加することで生成するプラズマガスにアノードガスを吹き付けてプラズマ作動ガスとしてプラズマ噴射するカスケード型プラズマガンから、前記プラズマ作動ガスの成分を、Ｈ２ガス：２体積％以上５０体積％未満を含有し、残部がＡｒガス及び不可避的不純物ガスからなるように、又は、残部がＡｒガスにＮ２ガス、Ｈｅガス若しくはその両方が添加された混合ガス及び不可避的不純物ガスからなるように調整することで還元性を付与した還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマを、前記電縫溶接の溶接点よりも溶接上流側で温度が６５０℃以上となる領域のうち少なくとも突合せ端面に対して吹き付けることを特徴とする電縫鋼管の製造方法。
【請求項２】
前記プラズマガンのカソードの先端から陽極発生可能な位置までの距離Ｌを、８ｍｍ以上、かつアノード内径Ｄの１０倍以下とし、前記プラズマガンのカソードとアノード間に印加する電圧を１２０Ｖを超える電圧とするとともに、前記プラズマ作動ガスの標準状態での流量をＧｉ（ｌ／分）、前記プラズマ作動ガスの相対分子量をＭｉ、アノード内径をＤ（ｍ）、７０００Ｋでの粘性係数をμａｖｅ，Ｔ＝７０００（ｋｇ／ｍ／秒）で表すとき、下記数式＜１＞を満たすプラズマ吹き付け条件を採用して、前記プラズマを層流または擬似層流とすることを特徴とする請求項１に記載の電縫鋼管の製造方法。
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【請求項３】
前記プラズマガンのアノード内径Ｄが、１６ｍｍ以上３０ｍｍ以下であることを特徴とする、請求項１または２に記載の電縫鋼管の製造方法。
【請求項４】
前記プラズマガンのアノード前面または前方外周に、中心軸からの距離が前記アノードの内半径の１．５〜３．５倍の位置で、向きがプラズマ中心軸方向から外側に１０〜３０°の範囲の軸対称方向に向いた噴射口を設け、この噴射口からＡｒガス、Ｎ２ガス及びＨｅガスからなる群から選択された１種または２種以上の不活性ガス及び不可避的不純物ガスからなるサイドシールドガスを、前記プラズマのガス流量の１〜３倍のガス流量で噴射することを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
【請求項５】
前記プラズマ作動ガスを構成するＨ２ガスの一部または全部をＣＨ４ガス及びＣ２Ｈ２ガスのうちの１種又は２種で置き換えて用いることを特徴とする、請求項１〜４のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
【請求項６】
平均粒径が１μｍ以上１０μｍ以下のホウ化物の微粉末を、前記還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマに供給することを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
【請求項７】
前記カソードの先端部を半球形状とし、かつ、この半球形状先端部の曲率半径を、アノード内径の１／２以下とすることを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
【請求項８】
前記電縫鋼管の製造方法においてインピーダーを用い、このインピーダーに用いられるインピーダーケース素材に、ＪＩＳ  Ｃ２１４１に準拠した３００℃における電気抵抗が１０１１〜１０１３Ωｃｍで、水中投下法により求まる熱衝撃特性が５００℃以上であるセラミックスを用いることを特徴とする請求項１〜７のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
【請求項９】
前記プラズマガンの先端と鋼管表面との距離を１５０ｍｍ以上３００ｍｍ以下とすることを特徴とする請求項１〜８のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
【請求項１０】
前記鋼板が、質量％で、Ｓｉ：０．５〜２．０％を含有するＳｉ含有鋼板、または、Ｃｒ：０．５〜２６％を含有するＣｒ含有鋼板からなり、電縫溶接部の欠陥率が０．０１％以下であることを特徴とする請求項１〜９のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法により製造された電縫鋼管。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、主として、石油又は天然ガス用ラインパイプ、油井管、並びに原子力用、地熱用、化学プラント用、機械構造用及び一般配管用の鋼管等、に使用される電縫鋼管の製造方法に関し、特に、Ｃｒ及びＳｉ等の酸化物を生成しやすい元素を多く含有する鋼板を鋼管素材として使用する場合に好適な電縫鋼管の製造方法および高Ｓｉまたは高Ｃｒ含有電縫鋼管に関する。
【背景技術】
【０００２】
図４は従来の電縫鋼管の製造方法を示す模式図である。図４に示すように、従来の電縫鋼管の製造方法においては、一般に、帯状の鋼板１０１を、方向１１０に向かって連続的に搬送しながら、多数のロール群（図示せず）により管状に成形し、その突合せ端面１０４を高周波コイル１０２による誘導加熱又はコンタクトチップによる直接通電加熱により溶融すると共に、スクイズロール１０３によりアップセットを加えることで、突合せ端面１０４に溶接シーム１０５を形成して電縫鋼管としている。
このような従来の電縫鋼管の製造工程においては、電縫溶接時に突合せ端面１０４が大気に曝されるため、その表面に酸化物が生成し、これがスクイズアウトされずに残留して、溶接部にペネトレーターと称される酸化物に起因する溶接欠陥が発生することがある。特に、Ｃｒ含有量が２〜１１質量％のＣｒ含有鋼、Ｃｒ含有量が１２質量％以上のステンレス鋼、フェライト−マルテンサイト複合組織鋼（ＤＰ鋼；第２相のマルテンサイトの体積分率５％以上）及びフェライト−オーステナイト型複合組織鋼（ＴＲＩＰ型複合組織鋼；体積分率５％以上の残留オーステナイトの変態誘起塑性［Ｔｒａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎ  Ｉｎｄｕｃｅｄ  Ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ］を利用した低合金高強度鋼）等のようにＣｒやＳｉ等の酸化物を生成しやすい元素を多く含有する鋼板を使用する場合は、溶接部にペネトレーターが発生しやすくなる。このような溶接欠陥は、鋼管の低温靭性、耐食性及び冷間加工性を低下させる原因となるため、従来、電縫鋼管の製造工程においては、電縫溶接時に不活性ガスシールドによって溶接部の雰囲気中の酸素量を低減することで、ペネトレーターの発生低減を図っている。しかしながら、不活性ガスシールドでは空気の巻き込み等が生じるため、電縫溶接部の雰囲気を安定して低酸素状態とすることは困難である。一方、電縫溶接部の低酸素状態を安定して維持するためには、大掛かりなシールド装置が必要となり、生産性が大きく低下する。
また、本発明者らは、鋼管の電縫溶接時に突合せ端面に１４００℃以上の還元性高温燃焼炎又は非酸化性高温プラズマを所定流速で吹き付けることにより、突合せ端面での酸化物生成を抑制し、かつ酸化物の排出を促進させる電縫鋼管の製造方法を提案している（特開２００４−２９８９６１号公報参照）。この特開２００４−２９８９６１号公報に記載の技術は、従来の方法に比べて、生産性を低下させることなく、電縫溶接部のペネトレーターを低減することができる。しかしながら、この方法は、溶接部のペネトレーターを更に少なくするために、高温燃焼炎又はプラズマの流速を増加させて熱流体のせん弾力を高めると、溶接部周囲の空気の巻き込みが顕著となり、却ってペネトレーターが増加してしまうという問題がある。従って、特開２００４−２９８９６１号公報に記載の技術では、ペネトレーターの発生を十分に低減することができない。
そこで、本発明者らは、更に検討を重ね、所定の突合せ角度で、少なくとも溶接点から溶接上流側に６５０℃以上の温度となる全範囲にわたる突合せ面に対して不活性ガスを吹き付け、かつ少なくとも溶接点から溶接上流側に給電距離（給電距離：高周波コイルまたは給電チップから溶接点までの距離）の１／５だけ離れた位置まで全範囲にわたる突合せ端面に対して、非酸化性雰囲気で、かつ１４００℃以上の温度を有する非酸化性高温プラズマを流速が３０〜２７０ｍ／秒で吹き付ける電縫鋼管の製造方法を提案している（特開２００６−０２６６９１号公報参照）。この特開２００６−０２６６９１号公報に記載の電縫鋼管の製造方法では、生産性を低下させることなく、また、溶接条件の変動時に設定条件を変えることなく、溶接部における酸化物の生成に起因する溶接欠陥、及び局部的な入熱不足による冷接欠陥を低減することができる。
また、プラズマジェットによる溶接、切断、溶射、加熱などの高温加工の加工能率および精度を高くするために、サイドガス噴出方向を規定したプラズマトーチに関する発明が特開２００４−２４３３７４号公報に開示されている。
【発明の開示】
【０００３】
しかしながら、前述した特開２００６−０２６６９１号公報に記載の電縫鋼管の製造方法は、プラズマジェット（プラズマガンから噴射されたプラズマ）が乱流であるため、その周囲に大気と遮断するためのシールドガスを配しても大気を巻き込んでしまうという問題がある。例えば、特開２００４−２４３３７４号公報で提案されているシールドガスの照射角度や流量条件を用いても、プラズマジェット内の酸素濃度が十分に低くならないことがある。このため、特開２００６−０２６６９１号公報に記載の電縫鋼管の製造方法では、溶接部の酸化物量を安定して低減することができず、欠陥数が目標とする値を超えてしまうことがある。更に、特開２００６−０２６６９１号公報に記載の電縫鋼管の製造方法は、プラズマジェットが乱流でかつ高速であるため、突合せ部を溶接する際に大きなプラズマジェット音が発生するという問題もある。
そこで、本発明は、上述した問題点に鑑みてなさなれたものであって、酸化物に起因する溶接欠陥の発生を安定して低減することができ、更に、溶接時に発生するプラズマジェット音も低減することができる電縫鋼管の製造方法および高Ｓｉまたは高Ｃｒ含有電縫鋼管を提供することを目的とする。
上記課題を解決するための本発明の要旨は、以下のとおりである。
（１）  鋼板を管状に成形加工し、その突合せ端面を電縫溶接する電縫鋼管の製造方法において、カソードガス中でカソードとアノード間に電圧を印加することで生成するプラズマガスにアノードガスを吹き付けてプラズマ作動ガスとしてプラズマ噴射するカスケード型プラズマガンから、前記プラズマ作動ガスの成分を、Ｈ２ガス：２体積％以上５０体積％未満を含有し、残部がＡｒガス及び不可避的不純物ガスからなるように、又は、残部がＡｒガスにＮ２ガス、Ｈｅガス若しくはその両方が添加された混合ガス及び不可避的不純物ガスからなるように調整することで還元性を付与した還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマを、前記電縫溶接の溶接点よりも溶接上流側で温度が６５０℃以上となる領域のうち少なくとも突合せ端面に対して、吹き付けることを特徴とする電縫鋼管の製造方法。
（２）  前記プラズマガンのカソードの先端から陽極発生可能な位置までの距離Ｌを、８ｍｍ以上、かつアノード内径Ｄの１０倍以下とし、前記プラズマガンのカソードとアノード間に印加する電圧を１２０Ｖを超える電圧とするとともに、前記プラズマ作動ガスの標準状態での流量をＧｉ（ｌ／分）、前記プラズマ作動ガスの相対分子量をＭｉ、アノード内径をＤ（ｍ）、７０００Ｋでの粘性係数をμａｖｅ，Ｔ＝７０００（ｋｇ／ｍ／秒）で表すとき、下記数式＜１＞を満たすプラズマ吹き付け条件を採用して、前記プラズマを層流または擬似層流とすることを特徴とする（１）に記載の電縫鋼管の製造方法。
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（３）  前記プラズマガンのアノード内径Ｄが、１６ｍｍ以上３０ｍｍ以下であることを特徴とする（１）または（２）に記載の電縫鋼管の製造方法。
（４）  前記プラズマガンのアノード前面または前方外周に、中心軸からの距離が前記アノードの内半径の１．５〜３．５倍の位置で、向きがプラズマ中心軸方向から外側に１０〜３０°の範囲の軸対称方向に向いた噴射口を設け、この噴射口から、Ａｒガス、Ｎ２ガス及びＨｅガスからなる群から選択された１種または２種以上の不活性ガス及び不可避的不純物ガスからなるサイドシールドガスを、前記プラズマのガス流量の１〜３倍以内のガス流量で噴射することを特徴とする（１）〜（３）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
（５）  前記プラズマ作動ガスを構成するＨ２ガスの一部または全部をＣＨ４ガス及びＣ２Ｈ２ガスのうちの１種又は２種で置き換えて用いることを特徴とする（１）〜（４）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
（６）  平均粒径が１μｍ以上１０μｍ以下のホウ化物の微粉末を、前記還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマに供給することを特徴とする（１）〜（５）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
（７）  前記カソードの先端部を半球形状とし、かつこの半球形状先端部の曲率半径を、アノード内径の１／２以下とすることを特徴とする上記（１）〜（６）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
（８）  前記電縫鋼管の製造方法においてインピーダーを用い、このインピーダーに用いられるインピーダーケース素材に、ＪＩＳ  Ｃ２１４１に準拠した３００℃における電気抵抗が１０１１〜１０１３Ωｃｍで、水中投下法により求まる熱衝撃特性が５００℃以上であるセラミックスを用いることを特徴とする（１）〜（７）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
（９）  前記プラズマガンの先端と鋼管表面との距離を１５０ｍｍ以上３００ｍｍ以下とすることを特徴とする（１）〜（８）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法。
（１０）  前記鋼板が、質量％で、Ｓｉ：０．５〜２．０％を含有するＳｉ含有鋼板、または、Ｃｒ：０．５〜２６％を含有するＣｒ含有鋼板からなり、電縫溶接部の欠陥率が０．０１％以下であることを特徴とする（１）〜（９）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法により製造された電縫鋼管。
【図面の簡単な説明】
【０００４】
図１（ａ）は、本発明の電縫鋼管の製造方法を模式的に示す側面図である。
図１（ｂ）は、本発明の電縫鋼管の製造方法を模式的に示す平面図である。
図２は、図１（ａ）および図１（ｂ）に示すプラズマガンの構成を模式的に示す断面図である。
図３は、本発明が採用するプラズマガンのアノード内径の広径化およびプラズマ層流化の効果を概念的に説明する図である。
図４は、従来の電縫鋼管の製造方法を模式的に示す斜視図である。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００５】
以下、本発明を実施するための最良の形態について、添付の図面を参照して詳細に説明する。
まず、（１）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法について、高周波コイルを使用して鋼板を加熱する場合を例にして説明する。図１（ａ）は本実施形態の電縫鋼管の製造方法を示す側面図であり、図１（ｂ）はその平面図である。図１（ａ）及び図１（ｂ）に示すように、本実施形態の電縫鋼管の製造方法においては、例えば厚さが１〜２２ｍｍ程度の鋼板１を方向１０に向かって連続的に搬送しながら、多数のロール群（図示せず）により管状に成形し、その突合せ端面４を高周波コイル２により誘電加熱して溶融すると共に、スクイズロール３によりアップセットを加え、突合せ端面４に溶接シーム７を形成する。
その際、カソードガス中でカソードとアノード間に電圧を印加することで生成するプラズマガスにアノードガスを吹き付けてプラズマ作動ガスとしてプラズマ噴射するカスケード型プラズマガン２０から、前記プラズマ作動ガスの成分を、Ｈ２ガス：２体積％以上５０体積％未満を含有し、残部がＡｒガス及び不可避的不純物ガスからなるように、又は、残部がＡｒガスにＮ２ガス、Ｈｅガス若しくはその両方が添加された混合ガス及び不可避的不純物ガスからなるように調整することで還元性を付与した還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５を、前記電縫溶接の溶接点９よりも溶接上流側で温度が６５０℃以上となる領域６のうち少なくとも突合せ端面４ａに対して吹き付ける。
溶接点９よりも溶接上流側の突合せ端面４のうち、加熱温度が６５０℃以上となる領域６は、高周波コイル２、スクイズロール３及びインピーダー８等の冷却水が飛散したり水蒸気雰囲気に曝されたりするため、加熱温度条件と相俟って酸化反応で生成した酸化物に起因する溶接欠陥、即ち、ペネトレーターの発生が顕著となる。そこで、本実施形態の電縫鋼管の製造方法においては、この領域６に還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５を吹き付けることにより、電縫溶接時の突合せ端面４ａを還元性雰囲気とすると共に、突合せ端面から酸化物を高温の溶融状態で排出させる作用を促進し、酸化物に起因するペネトレーター等の溶接欠陥の発生を抑制している。
本発明のカスケード型プラズマガンの一例を図２に示す。プラズマガン２０として、アノード２２の内側（カソード２１側）部分には、カソード２１の先端部を囲むように絶縁部２６が設けられ、更に、アノード２２の内部には、カソードガス流路２３、アノードガス流路２４及びサイドシードガス流路２５が設けられたカスケード型プラズマトーチを使用する。また、このプラズマガン２０におけるアノード２２の内面には、絶縁部２６を挟んで、プラズマ上流側にカソードガス流路２３に連結したカソードガス供給孔２３ａが形成され、下流側にアノードガス流路２４に連結したアノードガス噴出口２４ａが形成されている。更に、アノード２２の先端部には、サイドシールドガス流路２５に連結したサイドシールドガス供給孔２５ａが形成されている。
更に、必要に応じて、アノード２２の先端部には、粉末供給ガス流路２７に連結した粉末供給ガス供給孔２７ａが形成される。
即ち、本実施形態の電縫鋼管の製造方法においては、カソードガス供給孔２３ａからカソード２１に向かって供給されたカソードガス中で、カソード２１とアノード２２間に電圧印加してプラズマガスを発生させ、カソード先端２１ａよりもプラズマ下流側においてプラズマ５に向かってアノードガスを噴射して、カソードガスとアノードガスからなるプラズマ作動ガスとして高温（擬似）層流プラズマ５を噴射する。アノードガスを、カソード先端２１ａよりもプラズマ下流側において、プラズマ５に向かって噴射することにより、陽極点をアノード内壁のプラズマ下流側に移動させることができる。
その結果、カソード先端２１ａと陽極点との距離が長くなるため、電圧が高くなり、（擬似）層流プラズマジェットが形成しやすくなる。カソードガスとアノードガスからなるプラズマ作動ガスには、水素を含有させることで、高温（擬似）層流プラズマ５に還元性を付与する。必要に応じて、アノード２２の先端部から、プラズマ５を囲むようにサイドシールドガス１１を噴射すると、この高温（擬似）層流プラズマ５への酸素の混入を有利に阻止することができて好ましい。更に、必要に応じて、アノード２２の先端から高温（擬似）層流プラズマ５にホウ化物の微粉末を供給することで、水素より高い還元性を得ることができ好ましい。
本実施形態の電縫鋼管の製造方法においては、プラズマジェットを層流又は擬似層流としているため、前述した特開２００６−０２６６９１号公報に記載の技術に比べて、大気の巻き込みを大幅に低減することができる。その結果、溶接部の酸化物量を低減して、酸化物に起因する溶接欠陥の割合（溶接欠陥率）を０．０１％以下とすることができると共に、溶接時に発生するプラズマジェット音も低減することができる。
なお、ここでいう「溶接欠陥率」は、溶接面積に対するペネトレーター（酸化物に起因する溶接欠陥）の面積率である。また、「擬似層流」とは、プラズマジェットのプラズマコア部は層流で、プラズマ外側数ｍｍが乱流である状態をいい、鋼管内面よりも遠方（鋼管の突合せ端面４よりも管内側）のプラズマジェットが乱流であるか、（擬似）層流であるかは問わない。
本実施形態の電縫鋼管の製造方法で使用するプラズマ作動ガス中に含まれるＨ２ガスは、熱伝達係数を上げると共に還元性雰囲気とし、突合せ端面４ａにおける酸化反応を抑制する効果がある。しかしながら、プラズマ作動ガス中のＨ２ガス含有量が２体積％未満の場合、前述した効果が得られない。一方、プラズマ作動ガス中のＨ２ガス含有量が５０体積％以上となると、プラズマが不安定となる。よって、プラズマ作動ガス中のＨ２ガス含有量は２体積％以上５０体積％未満とする。
また、このプラズマ作動ガスにおけるＨ２ガス以外の成分は、Ａｒガス単独及び不可避的不純物ガス、又はＡｒガスにＮ２ガス、Ｈｅガス若しくはその両方を添加した混合ガス及び不可避的不純物ガスである。プラズマの安定性を確保するためにはＡｒガスを主成分とすることが好ましいが、Ｎ２ガス及び／又はＨｅガスを適量添加することにより、プラズマの熱伝達係数を向上させて、鋼板１の突合せ端面４ａにおける加熱能力を高めることができる。ただし、プラズマ作動ガス中のＡｒガス比率が５０体積％以下の場合は、プラズマが不安定になることがあるため、プラズマ作動ガスにＮ２ガス及びＨｅガスを添加する場合は、プラズマ作動ガス中のＡｒガス比率が５０体積％を超えるように、即ち、プラズマ作動ガス中のＮ２ガス、Ｈｅガス及びＨ２ガス比率が合計で５０体積％未満となるようにすることが望ましい。
上述した還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５は、例えば、工業的に広く用いられている溶射用の直流プラズマ発生装置を用いて生成することができる。これにより生成されたプラズマは、通常のガスバーナー等で生成される燃焼炎よりもガス温度が高く、高温域のプラズマ長さが６０ｍｍ以上で、かつプラズマ径が５ｍｍ以上であるという特徴をもつため、電縫溶接時のシーム倣い性が良好で、シーム位置変化に比較的容易に追従できる熱源である。
また、上述した効果を十分に得るためには、還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５の温度を１４００℃以上にすることが好ましい。特に、電縫鋼管の製造過程で生成しやすいＭｎ−Ｓｉ−Ｏの複合酸化物の融点は１２５０〜１４１０℃、Ｃｒ酸化物の融点は２３００℃であることから、これらの酸化物を溶融させるためには、還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５の温度を２４００℃以上にすることがより好ましい。
一方、還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５の温度が高温になる程、既に生成していた酸化物を高温状態で突合せ端面から溶融・排出させる作用は促進され、溶接欠陥が低減するため、還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５の温度の上限は、特に限定する必要はない。
次に、（２）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、前記プラズマガン２０のカソードの先端２１ａから陽極発生可能な位置までの距離Ｌを、８ｍｍ以上、かつアノード内径Ｄの１０倍以下とし、前記プラズマガンのカソード２１とアノード２２間に印加する電圧を１２０Ｖを超える電圧とするとともに、前記プラズマ作動ガスの標準状態での流量をＧｉ（ｌ／分）、前記プラズマ作動ガスの相対分子量をＭｉ、アノード内径をＤ（ｍ）、７０００Ｋでの粘性係数をμａｖｅ，Ｔ＝７０００（ｋｇ／ｍ／秒）で表すとき、下記数式＜１＞を満たすプラズマ吹き付け条件を採用して、前記プラズマを層流または擬似層流とするのが好ましい。
なお、数式＜１＞において、Ｇｉ、Ｍｉ、Ｄ、μの単位換算上、｛４×（ΣＧｉＭｉ）｝／｛π×Ｄ×μａｖｅ，Ｔ＝７０００｝に（１／２２．４）×（１／６０）を乗ずるものとする。
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本実施形態の電縫鋼管の製造方法においては、還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５を、溶接点９よりも溶接上流側で温度が６５０℃以上となる領域６のうち少なくとも突合せ端面４ａに対して吹き付けるが、その際の条件が、上記数式＜１＞から外れていると、即ち、｛４×（ΣＧｉＭｉ）｝／｛π×Ｄ×μａｖｅ，Ｔ＝７０００｝が４００以上の場合、プラズマジェットが乱流となるため、大気の巻き込みが発生しやすく、溶接部における酸化物量が増加しやすくなる。その結果、酸化物に起因する溶接欠陥を安定して低減することができなくなると共に、溶接時に発生するプラズマジェット音が大きくなる。
また、｛４×（ΣＧｉＭｉ）｝／｛π×Ｄ×μａｖｅ，Ｔ＝７０００｝が１５０以下では、ガス流量が不足し、溶接点近傍の水を排除できないため、酸化物に起因する溶接欠陥を安定して低減することができなくなりやすい。よって、還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５を吹き付ける際は、上記数式＜１＞を満たすようにするのが好ましい。
ただし、上記数式＜１＞を満たしていても、プラズマ作動ガスに印加する電圧が１２０Ｖ以下の場合、陰極点と陽極点との間におけるプラズマ半径方向のガス速度が速くなるため、プラズマトーチ先端でプラズマジェットが発散しやすくなり、乱流となりやすい。このため、プラズマ作動ガスに印加する印加電圧は、１２０Ｖよりも高くするのが好ましい。
また、本実施形態の電縫鋼管の製造方法で使用するプラズマガン２０は、カソード先端２１ａから陽極発生可能な位置までの距離Ｌが、８ｍｍ以上かつアノード２２の内径Ｄの１０倍以下であることが望ましい。このカソード先端２１ａから陽極発生可能な位置までの距離Ｌにより、プラズマガン２０に付加される電圧が変化する。
プラズマガン２０に付加される電圧は、プラズマ作動ガスの流量及び組成によっても変化するが、プラズマ作動ガスとしてＨ２ガスを２体積％以上５０体積％未満含有する還元性ガスを使用する場合、カソード先端２１ａから陽極発生可能な位置までの距離Ｌが８ｍｍ未満では、１２０Ｖ超の電圧をプラズマガン２０に付加することができなくなる。一方、カスケード型プラズマガン等を使用する場合、カソード先端２１ａから陽極発生可能な位置までの距離Ｌが、アノード２２の内径Ｄの１０倍を超えると、プラズマ５を維持することが困難となる。よって、距離Ｌは、８ｍｍ≦Ｌ≦１０×Ｄとすることが望ましい。
次に、（３）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、電縫溶接時の給電距離（給電距離：高周波コイル２または給電チップから溶接点９までの距離）が１００ｍｍを超えるときは、シールド範囲１２｛プラズマでシールドされる突合せ端面の範囲。サイドシールドガスを適用する場合は、サイドシールドガスでシールドされる範囲を含む（図１（ａ）参照。）。｝を確保するために、プラズマガン２０のアノード内径が１６ｍｍ以上であることが好ましい。但し、アノード内径が３０ｍｍを超えるとプラズマが不安定になるので、アノード内径は３０ｍｍ以下にする必要がある。
ここで、本発明が採用するプラズマガン２０のアノード内径の広径化と、プラズマの（擬似）層流化の効果について、図３により説明する。
プラズマを照射しない一般的な電縫鋼管の溶接では、入熱が最適値より低いと溶融不足による欠陥が、また、高いときは酸化物（ペネトレーター）が発生する。この時、最適入熱であっても、溶接機周辺の冷却水や大気による酸化があるため、酸化物を生成しやすい鋼の溶接時には欠陥率は必ずしも十分低いとはいえない（図中、曲線Ａ参照。）。これに対し、還元性の乱流プラズマを照射すると、プラズマジェットによる水排除、還元作用、あるいは表面酸化物の溶融などによって酸化物欠陥率が低減する（図中、曲線Ｂ参照。）。但し、プラズマ径が小さい場合、シールド範囲１２が狭いため、プラズマ照射位置が１０ｍｍずれるとプラズマ照射の効果は消失してしまう（図中、曲線Ｃ参照。）。ここでプラズマを広径化すると、シールド範囲１２が拡大するため、プラズマ照射位置が±１０ｍｍずれてもプラズマの欠陥低減効果は損なわれない（図中、曲線Ｄ参照。）。さらに、プラズマを（擬似）層流化するとプラズマの還元能力が高く、かつプラズマの高温フレームでシールドができるため（層流化することによりプラズマジェットが長くなる）、電縫溶接の入熱が最適値条件での欠陥率が低減するだけでなく、同入熱が最適範囲からある程度外れても、シールド効果と補助熱源効果が複合し、高品位な溶接部が安定して得られる（図中、曲線Ｅ参照。）。
なお、このとき、電縫溶接の入熱が最適値から大きくずれると溶接点近傍のスリット（溶接点９の下流に生成される溶融状態のスリット状の隙間）長さが長くなり、溶融部がプラズマシールド範囲外になるため欠陥が発生し始める。
プラズマ径（≒アノード径）は、プラズマ照射角度が水平方向の場合は、板厚以上必要となるが、実際には水平方向から１５°以上３０°以下で照射するので、プラズマ径は板厚の８割以上とすることが必須となる。更に、シールド範囲１２を確保するためには極力照射角度を浅くすることが好ましいが、実際には１５°より小さい照射角度では鋼管表面と接触する。この時、シールド範囲１２を給電距離の１／３以上確保するにはプラズマ径を１６ｍｍ以上にすることがより好ましい。なお、照射角度１５°は、プラズマガンと鋼管とが物理的にぶつかる角度で電縫溶接の溶接機周りの構成によって変わる。照射角度が３０°以上となるとシールド範囲１２が不足するため好ましくない。
これらにより、プラズマ照射範囲を拡大すると共に、コイル継ぎ目の凹凸とプラズマガンとの接触事故を防止することができる。
次に、（４）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、前記プラズマガンのアノード前面または前方外周に、中心軸からの距離が前記アノードの内半径の１．５〜３．５倍の位置で、向きがプラズマ中心軸方向から外側に１０〜３０°の範囲の軸対称方向に向いた噴射口を設け、この噴射口から、Ａｒガス、Ｎ２ガス及びＨｅガスからなる群から選択された１種または２種以上の不活性ガス及び不可避的不純物ガスからなるサイドシールドガス１１を、前記プラズマのガス流量の１〜３倍以内のガス流量で、鋼板１における加熱温度が６５０℃以上となる領域６に向けて噴射することが望ましい。このように、プラズマジェットの外周部に不活性ガスを噴射することにより、プラズマへの大気の巻き込みを抑制して、プラズマ中の酸素濃度を低下させ、水素分圧／水分圧を高めることができる。なお、プラズマ中の水素分圧／水分圧は、例えば、レーザー吸収法及びレーザー誘起蛍光法等により求めた水素分子及び水分子の温度と、熱平衡及び大気圧と仮定したガス圧力とから水素濃度及び水濃度を求め、これらの値の比から算出することができる。上述したサイドシールドガス１１の噴射は、特に、給電距離が長い場合に有効である。
このとき、サイドシールドガス１１の噴射位置が、プラズマガンのアノード内径の１．５倍未満である場合、プラズマ上流に冷たいガスが混入してプラズマ温度が低下する。一方、サイドシールドガス１１の噴射位置が、プラズマガンのアノード内径の３．５倍を超えると、不活性ガスにより大気を遮断する効果が得られなくなる。また、サイドシールドガス１１の流量が、プラズマガス流量の１倍未満であると、大気を遮断する効果が得られなくなる。一方、サイドシールドガス１１の流量が、プラズマガス流量の３倍を超えると、プラズマ温度が大幅に低下する。
なお、サイドシールドガス１１の噴射方向は、プラズマ中心軸方向から外側に１０〜３０°の範囲の軸対称方向とすることが好ましい。３０°超ではサイドシールドの効果が小さくて大気酸素のプラズマへの拡散を抑制できない。一方、１０°未満では、冷たいサイドシールドガス１１がプラズマを急激に冷やしてしまう。
次に、（５）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、前記プラズマ作動ガスを構成するＨ２ガスの一部または全部をＨ２ガス、ＣＨ４ガス及びＣ２Ｈ２ガスのうちの１種又は２種で置き換えて用いることができる。すなわち、プラズマ作動ガスとして、Ｈ２ガス、ＣＨ４ガス及びＣ２Ｈ２ガスのうち１種又は２種以上のガスと、Ａｒガスとを含有し、Ａｒ含有量が５０体積％超である混合ガスを使用することもできる。このような混合ガスを使用すると、Ｈ２ガス、ＣＨ４ガス及びＣ２Ｈ２ガスにより突合せ端面４ａにおける還元性を高めることができるため、上述した陽極点をアノード内壁のプラズマ下流側に移動させて、層流プラズマジェットを形成しやすくする作用効果に加えて、酸化物の生成を抑制する効果も得られる。さらに、溶接金属部に脱窒素、脱炭素がある場合は、プラズマ作動ガスよりこれらの元素を添加することも可能である。但し、過剰な水素が吸収されると水素脆化割れが発生する場合があるので、これを抑制するには溶接後シームノルマ処理を行うことが好ましい。
次に、（６）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、還元性の高い層流プラズマを形成するために、より還元性の高いホウ化物の、平均粒径が１μｍ以上１０μｍ以下の微粉末を、前記還元性高温層流プラズマまたは還元性高温擬似層流プラズマ５に供給する。このホウ化物の微粒子は、Ａｒガスまたは窒素ガスを粉末供給ガスとして使用することが望ましい。ホウ化物の微粉末を含むＡｒガスを粉末供給ガスとして使用する場合は、例えば、粉末供給機を使用し、Ａｒガスをキャリアガスとして、平均粒径が１μｍ以上１０μｍ以下のホウ化物の微粉末を粉末供給ガスの供給位置からプラズマ５に向かって噴射する。なお、ホウ化物の微粉末の平均粒径が１μｍ未満では、凝集により粉末を安定して供給できないため、また、１０μｍ超では、溶融または分解しきれずに溶接欠陥になる可能性があるため、ホウ化物の微粉末の平均粒径は１μｍ以上１０μｍ以下とするのが好ましい。
次に、（７）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、メタルタッチ又はパイロットプラズマを使用せずに、高周波スタートする場合は、カソード先端部を半球形状とし、カソード先端２１ａの曲率半径を、アノード内径の１／２以下とすることが望ましい。カソード先端２１ａの曲率半径が小さい程、カソード先端２１ａにおける電磁場強度が増し、プラズマが着火しやすくなるが、カソード先端２１ａの曲率半径が、アノード内径の１／２を超えると、カソード先端空間の電磁場が弱くなり、高周波スタートしにくくなる。ただし、高周波スタート以外の着火方式であるメタルタッチ又はパイロットプラズマを使用する場合は、カソード先端空間の電磁場強度が着火に無関係となるため、この限りではない。
次に、（８）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、前記電縫鋼管の製造方法においてインピーダーを用い、このインピーダーに用いられるインピーダーケース素材に、ＪＩＳ  Ｃ２１４１に準拠した３００℃における電気抵抗が１０１１〜１０１３Ωｃｍで、水中投下法により求まる熱衝撃特性が５００℃以上であるセラミックスを用いる。電縫鋼管の製造方法においては、電流が表皮効果と近接効果によって溶接衝合面に集中して流れるが、この電流の集中を高効率にするために、インピ−ダーが溶接点近傍に設置されていることが多い。溶接時にはこのインピーダーに流れる渦電流による加熱を抑制するため、インピーダーをインピーダーケース（従来は、エポキシ樹脂製）で覆い、ケース内に配置したインピーダーを水冷することがある。プラズマ照射しながら電縫溶接を行う場合、このエポキシ樹脂製（耐熱温度２００℃以下）のインピーダーケースに直接高温（１５００℃以上）のプラズマジェットが被るので、エポキシ樹脂製の素材が溶損してしまいインピーダーケースには使用できない。ここに使用できる素材としては、溶損を回避するために融点が１５００℃以上である必要がある。また、ＪＩＳ  Ｃ２１４１に準拠した３００℃における電気抵抗が１０１１〜１０１３Ωｃｍ以上でないとインピーダーケースに渦電流が流れ加熱・損傷してしまう。さらに、水中投下法により求まる熱衝撃特性が５００℃以上でないと外面からのプラズマ加熱と内面からの水冷却などによる熱衝撃に耐えられない。例えば、Ｓｉ３Ｎ４やＢＮは、この条件を満たすセラミックスである。
次に、（９）に記載の本発明の電縫鋼管の製造方法においては、コイル継ぎ目の凹凸とプラズマガンとの接触事故を防止するために、継ぎ目部がプラズマガン設置付近を通過するときにガンを退避させてもよい。しかし、退避による鋼管の歩留まり低減を回避するためには、プラズマガン先端と鋼管表面との距離は１５０ｍｍ以上にすることが好ましい。また、この距離を３００ｍｍ超にするとシールド効果が低下するので３００ｍｍ以内にする必要がある。
次に、（１０）に記載の本発明の電縫鋼管は、質量％で、Ｓｉ：０．５〜２．０％を含有するＳｉ含有鋼板、または、Ｃｒ：０．５〜２６％を含有するＣｒ含有鋼板を鋼管素材として、（１）〜（９）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法により製造される。（１）〜（９）のいずれか１項に記載の電縫鋼管の製造方法では、特にプラズマ照射により、電縫溶接部の欠陥率向上の効果がある。
鋼管母材部（鋼板）のＳｉ量が０．５％未満の場合、プラズマ照射しなくても欠陥率が０．０１％以下であるので、製造コスト増になる本製造方法は必要ない。一方、鋼管母材部（鋼板）のＳｉ量が２．０％を越えると、プラズマ照射の効果だけでは欠陥率を０．０１％以下にすることができない。
また、鋼管母材部（鋼板）のＣｒ量については、Ｃｒ量が０．５％未満ではプラズマ照射しなくても欠陥率が０．０１％以下であるので、製造コスト増になる本製造方法は必要ない。一方、鋼管母材部（鋼板）のＣｒ量が２６％を越えると、プラズマ照射の効果だけでは欠陥率を０．０１％以下にすることができない。従って、製造コストおよび欠陥率を０．０１％以下にするために鋼管母材部（鋼板）の成分は、質量％で、Ｓｉ：０．５〜２．０％、または、Ｃｒ：２〜２６％にするのが好ましい。
なお、本発明では、鋼管母材部（鋼板）のその他の成分については、特に限定しない。その他のペネトレーターの生成に関与する成分としては、Ｍｎ、Ａｌ、Ｔｉ等があるが、これらの成分は、ＭｎについてはＭｎ／Ｓｉ比を７〜９にすることが好ましいがこの範囲外でも２％以下で、また、Ａｌについては０．０５％以下で、Ｔｉについては０．０３％以下であれば特に問題とはならないからである。
上述の如く、本実施形態の電縫鋼管の製造方法においては、鋼板１を管状に成形加工してその突合せ部を電縫溶接する際、プラズマガン２０の構成及びプラズマ５の生成条件を最適化し、プラズマジェットを層流又は擬似層流としているため、酸化物に起因する溶接欠陥を安定して低減することができる。また、還元性高温プラズマ５の吹き付けにより、溶接時にスパッタリングの発生等で溶接部に飛び込んでくるスパッタ、スケール及びダスト等の溶接欠陥因子を、高温プラズマ流体のせん断力やプラズマ加熱によって高温溶融状態で排出又は溶融することもできる。更に、この還元性高温プラズマ５の吹き付けによって、突合せ端面４のバリもある程度溶融することが可能であり、このような非定常の溶接時に発生する欠陥低減にも効果がある。
さらに、本実施形態の電縫鋼管の製造方法においては、プラズマジェットを層流又は擬似層流としているため、溶接時に発生するプラズマジェット音も低減することができる。
なお、本実施形態においては、高周波コイル２により鋼板１を誘電加熱する場合を例にして説明しているが、本発明はこれに限定されるものではなく、コンタクトチップにより直接通電加熱することもできる。
【実施例１】
【０００６】
以下、本発明の実施例及び本発明の範囲から外れる比較例を挙げて、本発明の効果について具体的に説明する。本実施例においては、表１に示す鋼成分を有する、板厚５．３ｍｍ、１１ｍｍ、または１９ｍｍの鋼板を使用し、還元性プラズマ作動ガスとして、Ｈ２ガスとＡｒガスと窒素ガスの混合ガスを使用して、前述した図１に示す方法で電縫鋼管を製造し、その溶接部の溶接欠陥の発生率及び溶接時のプラズマジェット音の大きさを調査した。
その際の電縫溶接条件は、板厚５．３ｍｍ時は、溶接速度３３ｍ／分、溶接入力５７０ｋＷ、給電距離（高周波コイル２から溶接点９までの距離）１６０ｍｍ、アプセット量３ｍｍ、平均アペックス角（図１（ｂ）中の符号１３）４°とした。また、板厚１１ｍｍ時は、溶接速度１８ｍ／分、溶接入力９００ｋＷ、給電距離２００ｍｍ、アプセット量６ｍｍ、平均アペックス角６°とした。また、板厚１９ｍｍ時は、溶接速度１８ｍ／分、溶接入力１２００ｋＷ、給電距離２００ｍｍ、アプセット量１０ｍｍ、平均アペックス角７°とした。また、板厚、アノード内径、Ａｒガス及びＨ２ガスの流量、｛４×（ΣＧｉＭｉ）｝／｛π×Ｄ×μａｖｅ，Ｔ＝７０００｝の値、電流及び電圧を表２、表３に示す。なお、本実施例において、ガス流量はいずれも標準状態での流量であり、以下、実施例２、３でも同様である。また、表２、表３における下線は、本発明の範囲外または本発明の好ましい範囲外であることを示す。
また、溶接欠陥は、溶接後の電縫鋼管の溶接部からシャルピー衝撃試験片を切り出して、その溶接突合せ部に先端半径０．２５ｍｍ、深さ０．５ｍｍのノッチを形成し、シャルピー衝撃試験を実施した後、延性破断した部分の破面観察を行い、溶接面積に対するペネトレーター（酸化物に起因する溶接欠陥）の面積率を測定し、その値を溶接欠陥率として評価した。そして、溶接欠陥率が０．０１％以下のものを良好、０．０１％を超えるものを不良とした。
プラズマジェットの流れは、レーザードップラー法により測定した。また、溶接時のプラズマジェット音の大きさは、デジタル騒音計により測定し、８５ｄＢ以下を合格とした。以上の結果を、総合評価として表２、表３に併せて示す。なお、合格を○印、不合格を×で印で示した。
【表１】
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【表２】
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【表３】
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表２、表３に示すように、上記数式＜１＞の条件を満足せず、更に印加電圧が１２０Ｖ以下であった比較例１及び比較例２は、プラズマジェットの流れが乱流となり、溶接欠陥率が０．０１％を超え、溶接時のプラズマジェット音も基準とする８５ｄＢより高い１００ｄＢ以上と大きかった。
比較例３は、プラズマガンのカソードの先端から陽極発生可能な位置までの距離が６ｍｍ、また、比較例４は同距離がアノード内径Ｄの１１倍であり、ともにプラズマガンのカソードの先端から陽極発生可能な位置までの距離Ｌを、８ｍｍ以上、かつアノード内径Ｄの１０倍以下の範囲外であり、騒音やプラズマの不安定化が生じていた。
比較例５は、上記数式＜１＞の条件は満たしているが、印加電圧が１２０Ｖ以下であり、プラズマジェットの流れが擬似層流であり、騒音も低かったが、板厚に比べてアノード内径が小さく、シールド不十分であったために溶接欠陥率が０．０１％を超えていた。
比較例６は、プラズマガンのアノード前方外周に、中心軸からの距離が前記アノードの内半径が１．３倍の位置に、また、比較例７は、同４．１倍に位置にサイドシールドガス噴射スリットを設けており、これは前記の１．５〜３．５倍の範囲外であり、サイドシールドガス１１の効果が得られず、欠陥率が０．０１％を越えていた。
比較例８では、サイドシールドガス１１の噴射向きがプラズマ中心軸方向から外側に４０°、また、比較例９では、同−２０°（内側に２０°）にＡｒガスとＮ２ガスの混合ガスを供給しており、これらは本発明範囲１０〜３０°の範囲外であり、サイドシールドガス１１の効果が得られず、欠陥率が０．０１％を越えていた。
比較例１０は、サイドシールドガス流量／プラズマ作動ガス流量が０．６倍、比較例１１は、同３．５倍であり、本発明の流量比率１〜３倍の範囲外でありサイドシールドガス１１の効果が得られず、欠陥率が０．０１％を越えていた。
比較例１２はカソードの球形先端部の曲率半径が１０ｍｍとアノード内径の１／２以上であり、本発明範囲外であり、プラズマが不安定となった。
比較例１３はプラズマ作動ガスに水素を含んでおらず、本発明の範囲外であるため還元力がなく溶接欠陥率が０．０１％を越えていた。また、比較例１４はプラズマ作動ガス中に水素体積比率が５７％であり、本発明のＨ２ガス５０体積％未満の範囲外であり、プラズマが不安定であった。
比較例１５はプラズマ作動ガスのアルゴン−水素−窒素の混合ガスを用いた場合であるが、上記数式＜１＞の条件を満足せず、プラズマジェットの流れが乱流となり、溶接欠陥率が０．０１％ではあるが、溶接時のプラズマジェット音が９０ｄＢと大きかった。
一方、本発明の例を発明例１〜発明例１１に示す。いずれも上記数式＜１＞を満たしている。発明例１では、アノード径は９ｍｍではあるが、板厚がアノード径よりも小さいため、本発明範囲となる。発明例２〜６は、プラズマ作動ガスにアルゴン−水素混合ガスを用いた場合の例であり、同ガス流量とともに電流電圧を最適化している。また、発明例７では、プラズマ作動ガスにアルゴン−水素−窒素混合ガスを用いた例である。また、発明例８では、プラズマジェットにホウ化物（平均粒径３μｍのＢ２Ｏ３）を粉末供給アルゴンガス（流量１０ｌ／ｍｉｎ）で供給することにより還元力をさらに高めている。発明例９は、板厚が１９ｍｍのラインパイプ用鋼管の製造例であり、アノード径が２５ｍｍと他の発明例よりも大きいアノードを用いている。発明例１０と１１は、サイドシールドガス１１にアルゴン−窒素混合ガス、あるいは窒素ガスを用いた例である。
【実施例２】
【０００７】
次に、本発明による電縫鋼管の実施例及び本発明の範囲から外れる比較例を挙げて、本発明の効果について具体的に説明する。本実施例においては、表４に示す鋼成分を有する、板厚６．０ｍｍ、幅３２ｍｍのラボ溶解、ラボ圧延したフープ材を使用し、還元性プラズマ作動ガスとして、Ｈ２ガスとＡｒガスとの混合ガスを使用して、電縫溶接試験体をラボ溶接機で製作し、その溶接部の溶接欠陥の発生率を調査した（水噴射量は１ｌ／ｍｉｎ）。
その際の電縫溶接条件は、溶接速度３３ｍ／分、溶接入力３２０ｋＷ、給電距離１５０ｍｍ、アプセット量６ｍｍ、平均アペックス角４°とした。アノード内径、Ａｒガス及びＨ２ガスの流量、｛４×（ΣＧｉＭｉ）｝／｛π×Ｄ×μａｖｅ，Ｔ＝７０００｝の値、電流及び電圧は表２、表３の発明例１の条件を用いた。その結果を表４に示す。
【表４】
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比較例２１の鋼板は、０．１５％のＳｉと０％のＣｒを含んでおり、プラズマを照射することによって欠陥率は改善するが、通常の溶接（プラズマ照射無し）でも溶接欠陥は０．０１％以下であった。但し、表面スケールが溶接部に噛みこんだ時に生成する“飛び込みスケール”については、ここでの溶接欠陥に含めていないが、表面スケールがある場合にはプラズマ照射の効果は認められた。
比較例２２の鋼材は、２．９％のＳｉを含んでおり、本発明の適応範囲Ｓｉ：０．５〜２．０％を外れており、プラズマ照射の効果が不十分で、溶接欠陥率が０．０１％を超えていた。
比較例２３の鋼材は、３０％のＣｒを含んでおり、本発明の適応範囲Ｃｒ：０．５〜２６を外れており、プラズマ照射の効果が不十分で、溶接欠陥率が０．０１％を超えていた。
一方、発明例２１と２２はＳｉ量が高い鋼材の場合、また、発明例２３〜２７はＣｒ量が高い鋼材の場合で、何れもその成分が本発明範囲であるのでプラズマ照射によって溶接欠陥率が低減し、かつ欠陥率が０．０１以下であった。
【実施例３】
【０００８】
次に、本発明で鋼管を製造する場合のインピーダーケース素材を変えた場合の実施例及び本発明の範囲から外れる比較例を挙げて、本発明の効果について具体的に説明する。本実施例においては、板厚５．３ｍｍ、幅２７３ｍｍの鋼板（表１のＤ）を使用し、還元性プラズマ作動ガスとして、Ｈ２ガスとＡｒガスとの混合ガスを使用して、電縫鋼管を製造する際、インピーダーケースの損傷を調査した。アノード内径、Ａｒガス及びＨ２ガスの流量、｛４×（ΣＧｉＭｉ）｝／｛π×Ｄ×μａｖｅ，Ｔ＝７０００｝の値、電流及び電圧は表２、表３の発明例１の条件を用いた。その結果を表５に示す。なお総合評価として合格を○印不合格を×印で示した。
【表５】
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インピーダーケースにエポキシ樹脂を使用した場合、２０００Ｋを超えるプラズマジェットにさらされるため、内水冷していてもエポキシ樹脂は溶損した。また、ＳｉＣを用いた場合、ＳｉＣの電気抵抗は１０４Ωｃｍと本発明の範囲外であり、渦電流がインピーダーケースにながれるためこのジュール熱によってＳｉＣの温度上昇が生じた。さらにインピーダーケースにＡｌＮ、Ａｌ２Ｏ３、ＺｒＯ２などを用いた場合は、電気抵抗は本発明範囲であっても、耐熱衝撃性が何れも５００℃未満の材料であるためにインピーダーケースが破損した。
一方、ＢＮやＳｉ３Ｎ４の場合は、電気抵抗および熱衝撃特性が本発明範囲であるため、インピーダーケースは損傷を受けなかった。
【産業上の利用可能性】
【０００９】
本発明によれば、鋼板を管状に成形加工してその突合せ部を電縫溶接する際のプラズマ吹き付け条件を適正化し、プラズマジェットを層流又は擬似層流（プラズマコア部は層流で、プラズマ外側数ｍｍが乱流）としているため、酸化物に起因する溶接欠陥を安定して低減することができると共に、溶接時に発生するプラズマジェット音も低減することができることから、その産業上の効果は計り知れない。
【図１（ａ）】
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【図１（ｂ）】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【国際調査報告】
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