技術論文
リーンおよび汎用二相ステンレス鋼のティグ溶接の実際
Practice of TIG welding of lean and ordinarily used duplex stainless steels
中野

正大＊（技術本部

企画開発部），山口

ちひろ（技術本部

企画開発部）

Masahiro NAKANO , Chihiro YAMAGUCHI＊(Technology Planning & Development Department, Technology & Engineering Division)

二相ステンレス鋼のティグ溶接では，溶接金属のフェライト量を30～70％あるいは30～60％の範囲となる溶接条件を選定する必要がある1）． このフェライト量に影響する因子として溶接金属に含まれる窒素がある．
窒素は溶接中に溶融部から放出されると溶接金属のフェライト量が過多となり，溶接金属の強度および耐食性が低下するおそれがある2，3）．そこで，二相ステンレス鋼にティグ溶接を適用した場合において，溶接条件を変化させると溶接金属の窒素含有量およびフェライト量にどのような影響をおよぼすか検証するとともに，溶接金属の窒素含有量とフェライト量の関係ならびにフェライト量の測定方法の比較を評価した．その結果，溶接金属のフェライト量を30～60％の範囲にするためには，トーチシールドガスとバックシールドガスの組合せをAr−4%N2/Arとし，溶接入熱を25kJ/cm以下とする必要があること，溶接金属の窒素含有量が増加するとフェライト量が低下し，裏面側のフェライト量は表面側よりも小さくなる傾向がみられること，そして，磁気誘導法のフェライト量は表面側では面積比測定法と一致したが，裏面側では面積比測定法よりもやや低くなる傾向がみられることが明らかとなった．
In TIG welding of duplex stainless steel, it is necessary to select welding conditions in which the ferrite content of theweld metal is in the range of 30 to 70 % or 30 to 60 % 1). Nitrogen contained in the weld metal is a factor that affects theferrite content. When nitrogen is released from the molten zone during welding, the ferrite content of the weld metal
becomes excessive and the strength and corrosion resistance of the weld metal may decrease 2,3). Therefore, when TIG
welding is applied to duplex stainless steel, the effect of changing the welding conditions on the nitrogen content andferrite content of the weld metal was investigated. And then, we evaluated the relationship between the nitrogen content
and ferrite content of the weld metal, and the comparison of the two methods of measuring ferrite content. As a result, inorder to keep the ferrite content of the weld metal within the range of 30 to 60 %, the combination of the torch shield gas
and the backing shield gas should be Ar − 4%N2 / Ar, and the welding heat input should be 25 kJ/cm or less. As thenitrogen content of the weld metal increases, the ferrite content decreases, and the ferrite content on the back side tends
to be smaller than that on the front side. The ferrite content of the magnetic induction method was consistent with thearea ratio measurement method on the front side, but tended to be slightly lower than that of the area ratio measurement
method on the back side.

がある．窒素はオーステナイト相の形成を促し，強度

1．はじめにや耐食性を高めるために，母材および溶加棒に含まれ国内の二相ステンレス鋼は汎用二相ステンレス鋼のている．そして，溶接中に溶融部から窒素が放出され

SUS329J3LおよびSUS329J4Lが広く普及しており，近ると溶接金属のオーステナイト相が減少してフェライ

年では，Ni含有量を抑えて経済性を高めたリーン二相

ト相が過多となり，溶接金属の強度および耐食性が低ステンレス鋼のSUS821L1およびSUS323L，ならびに下するおそれがある2，3）．このことからティグ溶接の耐食性を極めて高くしたスーパー二相ステレンス鋼のトーチシールドガスにはアルゴンに2～5％の窒素を混SUS327L1およびハイパー二相ステンレス鋼が普及し合させたものの使用が推奨されている1）．その他にも始めている．

溶接金属のフェライト量が過多とならないための対策

二相ステンレス鋼のティグ溶接では，作業性はオーステナイト系ステンレス鋼と同程度であるが，溶接金属のフェライト量を30～70％あるいは30～60％の範囲
1）として，溶接入熱の下限を8kJ/cm，メルトラン溶接は行わないことが推奨されている1）．
手動ティグ溶接（以下，ティグ溶接）では被覆アーとなる溶接条件を選定する必要がある ．このフェラ

ク溶接や半自動溶接と異なり溶接時に溶加棒の挿入量

イト量に影響する因子として溶接金属に含まれる窒素を溶接士が調整することができるため，材質，板厚，＊３０

九州工業大学 大学院 生命体工学研究科へ出向中
Seconded to Kyushu Institute of Technology, Graduate School of Life Science and Systems Engineering

高田技報 Vol.33 (2023)

形状などに適した高品質な溶接が可能となるが，そのにはSUS329J3Lの溶接に用いられるYS2209を，SUS32

一方で，二相ステンレス鋼の場合は溶加棒の挿入量が9J4Lに はYS329J4Lを 使 用 し，棒 径 は2.4mmと し た．

少ないと溶接金属のフェライト量が過多になりやす

表1に供試材および溶加棒の化学成分の一例を示す．

1）

く ，溶接士によって溶接金属のフェライト量のばらつきが発生するおそれがある．それ以外にも溶接電流，

3．実験方法

溶接速度，溶接入熱，トーチシールドガス，バックシー
ルドガスなど様々な溶接条件があり，溶接金属のフェビードオンプレート溶接または突合せ溶接による溶ライト量を要求される範囲にするためには，溶接金属

接試験板を作製し，溶接金属の窒素含有量およびフェのフェライト量におよぼす溶接条件の影響を把握してライト量，ならびに断面ミクロ組織とその元素マッピおく必要がある．

ングを確認した．表2にティグ溶接の溶接条件を示す．

そこで，リーンおよび汎用二相ステンレス鋼にティ

3.1

窒素含有量の測定

グ溶接を適用した場合において，溶接条件を変化させ溶接金属の窒素含有量の測定をJIS G 1228の附属書5

ると溶接金属の窒素含有量およびフェライト量にどのに従って行った．測定位置は溶接金属の裏面側およびような影響をおよぼすか検証するとともに，溶接金属

表面側とし，ビードオンプレート溶接の場合は表面かの窒素含有量とフェライト量の関係，ならびにフェラ

ら板厚方向に深さ1.5mmまで，突合せ溶接の場合は裏

イト量の測定方法の比較を評価する．さらに，溶接金面または表面から板厚方向に深さ3mmまでの範囲と属の断面ミクロ組織とフェライト量の見本，ならびにした．

母材と溶接金属の元素マッピングを紹介する．

3.2

断面ミクロ組織の観察および面積比測定法によるフェライト量の測定

突合せ溶接の溶接金属の断面ミクロ組織を観察し

2．供試材

た．観察位置は溶接金属の裏面側および表面側とした．

供試材はリーン二相ステンレス鋼のSUS821L1およ

なお，裏面側は裏面から板厚方向の深さが1.5mmの位

び汎用二相ステンレス鋼のSUS329J4Lの鋼板を使用置とし，表面側は表面から板厚方向に深さが1.5mmのし，その板厚は9mmとした．また，溶加棒はSUS821L1位置とした．そして，それらのフェライト量を測定し

表1
材料
SUS821L1
供試材
SUS329J4L
YS2209溶加棒
YS329J4L

溶接条件
溶接形状
板厚
開先形状
母材
溶加棒
溶接電流
溶接速度
トーチシールドガス
バックシールドガス
溶接姿勢
積層数
予熱
パス間温度
溶接後熱処理（平均）溶接入熱＊＊ 溶接入熱

C
0.018
0.010
0.016
0.010

Si
0.3
0.5
0.4
0.4

供試材および溶加棒の化学成分
Mn
P
S
Ni
Cr
3.1
0.023 <0.001
2.2
20.9
0.8
0.029 <0.001
7.0
25.5
1.5
0.017 <0.001
8.6
23.2
0.6
0.020 0.001
9.2
25.0

表2 ティグ溶接の溶接条件
1
2
ビードオンプレート溶接
突合せ溶接（片側）9mm
9mm－
V形（60deg.）
SUS821L1
SUS821L1，SUS329J4L
YS2209YS2209，YS329J4L
140，180A
80～170A－
50，100mm/min
Ar−xN（x＝0，
1，3，5，10％）
Ar，Ar−4%N2
2
なし
Ar，N2
下向
下向
1層1パス
4層4パス
なし
なし
－
150℃以下なし
なし
16kJ/cm（初層）10，13，20，26kJ/cm
23kJ/cm（最終層）[mass%]

Mo
0.5
3.1
3.3
4.0

Cu
1.06
−
0.04
0.10

N
0.16
0.19
0.17
0.28

Co
0.07
0.19
−
−

3
突合せ溶接（片側）9mm
V形（60deg.）
SUS821L1
YS2209100，134A
40～65mm/min
Ar，Ar−4%N2
Ar
下向
2層2パス
なし
常温
なし
12kJ/cm（初層）14kJ/cm（2層）

H＝60EI/v，E：アーク電圧[V]，I：溶接電流[A]，v：溶接速度[cm/min]

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.33 (2023)

３１

0.4

ェライト量は撮影倍率が400倍の3視野の平均値を測定
値とした．
3.3

磁気誘導法によるフェライト量の測定

溶接試験板の溶接金属の裏面側および表面側のフェライト量を測定した．測定方法は磁気的な装置による方法の磁気誘導法とし，フェライト量は裏面側と表面側のそれぞれ5か所の平均値を測定値とした．
3.4⁐᥋㔠ᒓ䛾❅⣲ྵ᭷㔞 [mass%]

た．測定方法は画像処理による面積比測定法とし，フ

180

140

180

140

⁐᥋㏿ᗘ [cm/min]

5

5

10

10

[kJ/cm]

26

20

13

10

⁐᥋㟁ὶ
⁐᥋ධ⇕

0.3

[A]

0.2

0.1

母材および溶接金属の元素マッピングẕᮦ SUS821L1 (0.16N)⁐ຍᲬ YS2209 (0.17N)

断面ミクロ組織の試験片から母材および溶接金属の00

元素マッピングを電子線マイクロアナライザー（以下，

2

4

6

8

10

Ar 䛻ྵ䜎䜜䜛 N2 䛾ΰྜ⋡ [vol%]EPMA）により確認した．観察位置は母材が板厚中央（a） 溶接金属の窒素含有量付近とし，溶接金属が表面から深さ1.5mm付近とした．
分析条件は，加速電圧が15kV，照射電流5×10 A，測−84．実験結果とその考察
4.1

溶接金属の窒素含有量およびフェライト量におよぼす窒素入りシールドガスと溶接条件の影響

溶接条件1によって作製したビードオンプレート溶接の溶接試験板における溶接金属の窒素含有量およびフェライト量（磁気誘導法）を確認した．

100⁐᥋㔠ᒓ䛾䝣䜵䝷䜲䝖㔞䠄☢Ẽㄏᑟἲ䠅 [%]定時間40msとした．

図1に溶接金属の窒素含有量およびフェライト量に

140

10

10

[kJ/cm]

26

20

13

10

⁐᥋ධ⇕

20
ẕᮦ SUS821L1 (0.16N)⁐ຍᲬ YS2209 (0.17N)

0
0

2

4

6

8

10

Ar 䛻ྵ䜎䜜䜛 N2 䛾ΰྜ⋡ [vol%]（b） 溶接金属のフェライト量

金属の窒素含有量は増加し，フェライト量は減少する

素含有量が小さくなり，フェライト量が大きくなった．

180

5

40

を示す．Arに含まれるN2の混合率が増加すると，溶接高い．すなわち溶接入熱が大きいほど，溶接金属の窒

140

5

[A]

60

およぼす窒素入りシールドガスおよび溶接条件の影響傾向がみられた．また，溶接速度が遅く，溶接電流が180⁐᥋㏿ᗘ [cm/min]

⁐᥋㟁ὶ

80

図1

溶接金属の窒素含有量およびフェライト量におよぼす窒素入りシールドガスおよび溶接条件の影響

これは溶接速度が遅くなると溶融池が発生している時間が長くなり，溶接電流が高くなると溶融池が大きく以上にして，溶接入熱を25kJ/cm以下にする必要がある．

なることによって，溶融池からより多くの窒素が放出

4.2 溶接金属の窒素含有量およびフェライト量におよされたと推測される．また，トーチシールドガスからぼすティグ溶接のシールドガスの組合せの影響の窒素の供給によって相対的に溶接金属の窒素含有量

溶接条件2によって作製した突合せ溶接の溶接試験が増加し，フェライト量が低下していると推測される．

板における溶接金属の初層と最終層の窒素含有量およ

そして，フェライト量が60％以上となったのは，トーびフェライト量（面積比測定法）を確認した．

チシールドガスがArの場合に溶接入熱が13kJ/cm以上

図2に溶接金属の窒素含有量におよぼすティグ溶接

で，トーチシールドガスのArに含まれるN2の混合率がのシールドガスの組合せの影響を示す．初層では，トー1％の場合に溶接入熱が20kJ/cmと26kJ/cmで，トーチ

チシールドガスの種類に関わらず，バックシールドガ

シールドガスのArに含まれるN2の混合率が3％の場合

スをArからN2とした場合に窒素含有量が0.07％程度大に溶接入熱が26kJ/cmであった．これらのことから，

きくなり，最終層では，バックシールドガスの種類に溶接金属のフェライト量を60％未満とするためには関わらず，トーチシールドガスをArからAr−4%N2としトーチシールドガスのArに含まれるN2の混合率を4％た場合に窒素含有量が0.10％程度大きくなる傾向がみ

３２

高田技報 Vol.33 (2023)

Ar / Ar
Ar / N2

0.3

0.4

䠄 䝖䞊䝏䝅䞊䝹䝗 / 䝞䝑䜽䝅䞊䝹䝗 䠅

Ar-4%N2 / Ar
Ar-4%N2 / N2

⁐ຍᲬ YS2209 ( 0.17N ) , YS329J4L ( 0.28N )

0.2

0.1

⁐᥋㔠ᒓ䛾❅⣲ྵ᭷㔞 [mass%]⁐᥋㔠ᒓ䛾❅⣲ྵ᭷㔞 [mass%]

0.4

0.3

䠄 䝖䞊䝏䝅䞊䝹䝗 / 䝞䝑䜽䝅䞊䝹䝗 䠅

Ar / Ar
Ar / N2⁐ຍᲬ YS2209 ( 0.17N ) , YS329J4L ( 0.28N )

0.2

0.1

0

0

SUS821L1 / YS2209

SUS821L1 / YS2209 SUS329J4L / YS329J4L
ẕᮦ / ⁐ຍᲬ80

溶接金属の窒素含有量におよぼすシールドガスの影響䠄 䝖䞊䝏䝅䞊䝹䝗 / 䝞䝑䜽䝅䞊䝹䝗 䠅

Ar / Ar
Ar / N2（b） 最終層

Ar-4%N2 / Ar
Ar-4%N2 / N2

⁐ຍᲬ YS2209 ( 0.17N ) , YS329J4L ( 0.28N )

60
40
20
0

⁐᥋㔠ᒓ䛾䝣䜵䝷䜲䝖㔞䠄㠃✚ẚ ᐃἲ䠅 [%]⁐᥋㔠ᒓ䛾䝣䜵䝷䜲䝖㔞䠄㠃✚ẚ ᐃἲ䠅 [%]図2

SUS329J4L / YS329J4L

ẕᮦ / ⁐ຍᲬ（a） 初層100

Ar-4%N2 / Ar
Ar-4%N2 / N2

100
80

䠄 䝖䞊䝏䝅䞊䝹䝗 / 䝞䝑䜽䝅䞊䝹䝗 䠅

Ar / Ar
Ar / N2

Ar-4%N2 / Ar
Ar-4%N2 / N2

⁐ຍᲬ YS2209 ( 0.17N ) , YS329J4L ( 0.28N )

60
40
20
0

SUS821L1 / YS2209 SUS329J4L / YS329J4L

SUS821L1 / YS2209 SUS329J4L / YS329J4L

ẕᮦ / ⁐ຍᲬẕᮦ / ⁐ຍᲬ（b） 最終層（a） 初層図3

溶接金属のフェライト量におよぼすシールドガスの影響られた．溶接金属の窒素含有量はシールドガスの成分

4.3

初層溶接部におよぼす二層溶接の影響の影響を大きく受けることが明らかとなった．母材と二相ステンレス鋼の多層溶接では，前層の溶接金属

溶加棒の組合せの比較では，溶接金属の窒素含有量はが次層の熱影響によって二次オーステナイトが析出

SUS329J4L/YS329J4Lの方がやや大きくなる傾向がみ

し，フェライト量が低下するとされている1）．そこで，られた．これは溶加棒に含まれる窒素含有量が大きい

溶接条件3によって作製した突合せ溶接の溶接試験板

ことが影響していると推測される．

において，初層溶接および二層溶接の断面ミクロ組織

図3に溶接金属のフェライト量におよぼすティグ溶接のシールドガスの組合せの影響を示す．初層ではを比較し，二次オーステナイトの析出とフェライト量の変化を確認した．

シールドガスの組合せがAr−4%N2/N2とした場合にフ

図4および図5に初層および二層溶接の断面ミクロ組

ェライト量が30％を下回るものがみられ，最終層では織を示す．初層溶接部では，初層溶接後に白い領域がトーチシールドガスをArとした場合にフェライト量

みえるが，二層溶接後にはその部分が黒く変化し，二が60％を上回るものがみられた．これらのことからフ次オーステナイトの析出がみられた．二層溶接の熱影

ェライト量を30～60％とするためには，シールドガス

響によって，初層溶接部（のど厚3.6mmと4.0mm）のの組合せをAr−4%N2/Arとすることが望ましい．

ほぼ全域に二次オーステナイトの析出がみられた．

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.33 (2023)

３３溶接電流 100A

溶接電流 134A

溶接⼊熱 12kJ/cm

溶接⼊熱 14kJ/cm

1mm（a） 初層溶接
図41mm（b） 二層溶接

初層および二層溶接の断面ミクロ組織（トーチシールドガス：Ar）

ྃமਗ਼૴$ྃமਗ਼૴$ྃமো೸N-FPྃமো೸N-FPPP（a） 初層溶接
図5
３４

PP

（b） 二層溶接

初層および二層溶接の断面ミクロ組織（トーチシールドガス：Ar−4%N2）
高田技報 Vol.33 (2023)

接の影響を示す．トーチシールドガスがArでは二層溶接の影響によって初層溶接部のフェライト量の平均値が73％から53％に減少し，トーチシールドガスがAr−4%N2では同様に58％から41％に減少した．すなわち，二層溶接の影響によって初層溶接部のフェライト量は20％程度減少することが明らかとなった．
4.4

溶接金属の窒素含有量とフェライト量の関係，
ならびにフェライト量の測定方法の比較
4）

溶接条件2で得たデータを以前の実験結果 に追加し，溶接金属の窒素含有量とフェライト量（面積比測⁐᥋㔠ᒓ䛾䝣䜵䝷䜲䝖㔞䠄㠃✚ẚ ᐃἲ䠅 [%]

図6に初層溶接部のフェライト量におよぼす二層溶100䝖䞊䝏䝅䞊䝹䝗䜺䝇( Ave. )

80

஧ᒙ

73

60

58
53

40

41

⁐᥋᪉ἲ
ẕᮦ 䞉 ⁐ຍᲬ⁐᥋㟁ὶ⁐᥋ධ⇕䝞䝑䜽䝅䞊䝹䝗䜺䝇

20

0
0.0

定法）の関係を整理するとともに，フェライト量の測図6や大きくなる傾向がみられた．
図8に磁気誘導法と面積比測定法のフェライト量の比較を示す．表面側では概ね両者のフェライト量は一致したが，裏面側では表面側よりも磁気誘導法のフェライト量がやや低くなる傾向がみられた．また，溶加100⁐᥋㔠ᒓ䛾䝣䜵䝷䜲䝖㔞 䠄㠃✚ẚ ᐃἲ䠅 [%]棒がYS329J4Lの方がYS2209よりもフェライト量がや⁐ຍᲬ YS2209 YS329J4L

溶接金属の断面ミクロ組織とフェライト量の見本

4020から面積比測定法が使用される場合が多いが，エッチングの方法を工夫しなければフェライト相とオーステ
ナイト相を明瞭に区分することは難しい．そこで，溶接金属の断面ミクロ組織からフェライト量を定性的に評価するための見本を作製した．溶接条件は母材と溶
加 棒 の 組 合 せ がSUS821L1/YS2209お よ びSUS329J4L/
YS329J4L，トーチシールドガスとバックシールドガスの組合せがAr/Ar，Ar/N2，Ar−4%N2/Ar，Ar−4%N2/N2とし，これらから適当な断面ミクロ組織を抜粋して見本にした．
図9にフェライト量（面積比測定法）が25～80％のTAKADA TECHNICAL REPORT Vol.33 (2023)

0.1

0.2

0.3

0.4

⁐᥋㔠ᒓ䛾❅⣲ྵ᭷㔞 [mass%]

図7

溶接金属の窒素含有量とフェライト量の関係

100㠃✚ẚ ᐃἲ䛻䜘䜛䝣䜵䝷䜲䝖㔞 [%]法があり，近年は画像処理が比較的容易にできること

ẕᮦ SUS821L1, SUS329J4L

00

溶接金属の断面ミクロ組織のフェライト量を測定する方法には，点算法および画像処理による面積比測定

⿬㠃ഃ

60

た．溶接金属のフェライト量は磁気誘導法で非破壊的

4.5

⾲㠃ഃ

80

棒がYS2209とYS329J4Lの差はほとんどみられなかっに推測できることが明らかとなった．

4.0

二層溶接の影響

加するとフェライト量が低下し，裏面側のフェライト

することが影響していると推測できる．そして，溶加

3.0

初層溶接部のフェライト量におよぼす比測定法）の関係を示す．溶接金属の窒素含有量が増に示す次層の熱影響により二次オーステナイトが析出

2.0⿬㠃䛛䜙䛾㊥㞳 [mm]図7に溶接金属の窒素含有量とフェライト量（面積のフェライト量が表面側よりも小さくなるのは4.3節

䝔䜱䜾⁐᥋
SUS821L1 䞉 YS2209
100A 䠄ึᒙ䠅, 134A 䠄஧ᒙ䠅
12kJ/cm 䠄ึᒙ䠅, 14 kJ/cm 䠄஧ᒙ䠅Ar

1.0

定方法を比較した．

量は表面側よりも小さくなる傾向がみられた．裏面側

Ar-4%N2

Arึᒙ⁐ຍᲬ YS2209 YS329J4L
⾲㠃ഃ

80

⿬㠃ഃ

60
40
20
ẕᮦ SUS821L1, SUS329J4L

0
0

20

40

60

80

100

☢Ẽㄏᑟἲ䛻䜘䜛䝣䜵䝷䜲䝖㔞 [%]

図8 溶接金属におけるフェライト量の測定方法の比較

３５

20µm

（a） フェライト量 80％20µm（d） フェライト量 65％20µm（b） フェライト量 75％20µm（e） フェライト量 60％20µm（c） フェライト量 70％
図9

３６

20µm

（f） フェライト量 55％

二相ステンレス鋼の溶接金属における断面ミクロ組織とフェライト量の見本

高田技報 Vol.33 (2023)

20µm（g） フェライト量 50％20µm（j） フェライト量 35％20µm（h） フェライト量 45％20µm（k） フェライト量 30％20µm（i） フェライト量 40％
図9

20µm

（l） フェライト量 25％

二相ステンレス鋼の溶接金属における断面ミクロ組織とフェライト量の見本（つづき）

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.33 (2023)

３７

断面ミクロ組織を示す．灰色部がフェライト相で，白5．おわりに色部がオーステナイト相である．これによって，溶接
金属のフェライト量の推測および定性的な合否判定を

リーンおよび汎用二相ステンレス鋼にティグ溶接を行うことができる．

適用した場合において，溶接条件を変化させると溶接

4.6

金属の窒素含有量およびフェライト量にどのような影母材および溶接金属の元素マッピング

二相ステンレス鋼の母材および溶接金属はフェライ

響をおよぼすか検証するとともに，溶接金属の窒素含ト相とオーステナイト相の二相で構成されている．母有量とフェライト量の関係ならびにフェライト量の測材では，フェライト相にCrとMoが，オーステナイト

定方法の比較を評価した．さらに，溶接金属の断面ミ相ではNiとNが濃化するが，溶接金属では，各相にCr，クロ組織とフェライト量の見本，ならびに母材と溶接

Ni，Moが濃化せずにNのみがオーステナイト相に濃金属の元素マッピングを紹介した．以下に結果のまと1）化するとされている ．そこで，母材および溶接金属

めを示す．

の元素マッピングをEPMAにより確認した．試験条件①

トーチシールドガスのArに含まれるN2の混合率がは母材と溶加棒の組合せがSUS821L1/YS2209および増加すると，溶接金属の窒素含有量は増加し，フェSUS329J4L/YS329J4L，トーチシールドガスとバック

ライト量は減少する傾向がある．

シールドガスの組合せがAr−4%N2/Arとした．

②

図10および図11に母材および溶接金属の元素マッピ

溶接入熱が大きいほど，溶接金属の窒素含有量がングを示す．母材および溶接金属で，フェライト相に小さくなり，フェライト量が大きくなる．
③

溶接金属のフェライト量を60％未満とするためにCrとMoが，オーステナイト相にNiとNの濃化がみらはトーチシールドガスのArに含まれるN2の混合率をれた．MnについてはSUS821Lの母材のオーステナイ

4％以上にして，溶接入熱を25kJ/cm以下にする必要

ト相にわずかな濃化がみられた．

がある．
④

6(0൸

1L

初層ではバックシールドガスをArからN2とした場

6(0൸

20µm

20µm

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1

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1

0R

0Q

0R

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（a） 母材
図10

３８1L（b） 溶接金属

EPMAによる元素マッピング（SUS821L1/YS2209，Ar−4%N2/Ar）

高田技報 Vol.33 (2023)

合に窒素含有量が0.07％程度大きくなり，最終層で

参考文献

はトーチシールドガスをArからAr−4%N2とした場合に窒素含有量が0.10％程度大きくなる．
⑤

溶接金属のフェライト量を30～60％の範囲にする
ためには，トーチシールドガスとバックシールドガスの組合せをAr−4%N2/Arにする必要がある．

⑥

二層溶接の影響によって，初層溶接部のほぼ全域に二次オーステナイトの析出がみられ，初層溶接部のフェライト量は20％程度減少する．

⑦

溶接金属の窒素含有量が増加するとフェライト量が低下し，裏面側のフェライト量は表面側よりも小

1) 二相ステンレス鋼の溶接施工ガイドライン，日本溶接協会，2017年10月
2) 粉川博之，梅田繁，桑名武：二相ステンレス鋼溶接金属の引張特性に及ぼす窒素の影響，溶接学会論文集，
11−4，
pp.531−537 (1993)
3) 三浦実，高祖正志，工藤赳夫，拓殖宏之：二相ステンレ
ス鋼溶接部の組織，耐食性に及ぼすNi，Nの影響，溶接学会論文集，7−1，pp.94−100(1989)
4) 中野正大，山口ちひろ，安西敏雄：リーン二相ステンレ
ス鋼の溶接金属におよぼすティグ溶接の窒素入りシール
ドガスの影響，高田技報，Vol.30，pp.10−15 (2020)

さくなる傾向がある．
⑧

中野

磁気誘導法のフェライト量は表面側では面積比測
定法と概ね一致したが，裏面側では面積比測定法よMasahiro NAKANO

正大

技術本部

企画開発部

技術士（金属部門）

りもやや低くなる傾向がある．
⑨

溶接金属の断面ミクロ組織とフェライト量の見本から，溶接金属のフェライト量の推測および定性的山口

な合否判定を行うことができる．
⑩

ちひろ Chihiro YAMAGUCHI

技術本部

企画開発部

母材および溶接金属の元素マッピングを確認した
ところ，フェライト相にCrとMoが，オーステナイ
ト相にNiとNの濃化がみられる．

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1L

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1

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（a） 母材
図11（b） 溶接金属

EPMAによる元素マッピング（SUS329J4L/YS329J4L，Ar−4%N2/Ar）

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.33 (2023)

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