JP2001032043A - 耐破壊特性に優れたパイプライン用高強度溶接鋼管 - Google Patents
耐破壊特性に優れたパイプライン用高強度溶接鋼管Info
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- JP2001032043A JP2001032043A JP20482899A JP20482899A JP2001032043A JP 2001032043 A JP2001032043 A JP 2001032043A JP 20482899 A JP20482899 A JP 20482899A JP 20482899 A JP20482899 A JP 20482899A JP 2001032043 A JP2001032043 A JP 2001032043A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】溶接部での破壊の発生および伝播を防止した引
張強さ800MPa以上の溶接鋼管を提供する。 【解決手段】母材の引張強さが800MPa以上の溶接鋼管で
あって、溶接金属部の引張強さTswと母材の引張強さTsm
との比（Tsw／Tsm）が1.0以上であり、かつ鋼管外周部
における溶接止端角θおよびピーキング量Ｈが、下記
(1)および(2)式を満たすことを特徴とする耐破壊特性に
優れたパイプライン用高強度溶接鋼管。 0゜≦θ≦70゜ ・・・・(1) −0.5≦Ｈ（mm）≦(70−θ)／70 ・・・・(2)
張強さ800MPa以上の溶接鋼管を提供する。 【解決手段】母材の引張強さが800MPa以上の溶接鋼管で
あって、溶接金属部の引張強さTswと母材の引張強さTsm
との比（Tsw／Tsm）が1.0以上であり、かつ鋼管外周部
における溶接止端角θおよびピーキング量Ｈが、下記
(1)および(2)式を満たすことを特徴とする耐破壊特性に
優れたパイプライン用高強度溶接鋼管。 0゜≦θ≦70゜ ・・・・(1) −0.5≦Ｈ（mm）≦(70−θ)／70 ・・・・(2)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、800MPa以上の引
張強さを有する鋼板の幅方向を曲げ加工によって円筒状
に成形した後、突き合わせ部を溶接した鋼管であって、
特に溶接部が耐破壊特性に優れ、油輸送用のパイプライ
ンなどに使用するのに好適な鋼管に関する。
張強さを有する鋼板の幅方向を曲げ加工によって円筒状
に成形した後、突き合わせ部を溶接した鋼管であって、
特に溶接部が耐破壊特性に優れ、油輸送用のパイプライ
ンなどに使用するのに好適な鋼管に関する。
【０００２】
【従来の技術】近年、油井用のラインパイプは、高強度
化への要求が高まっている。鋼材を高強度化することに
よってパイプラインの高圧操業が可能となり、また鋼材
の重量を軽減できることによりパイプラインの建設費を
低減できるという利点がある。しかし、高強度の鋼材を
得るためには、合金成分の添加量を増やす必要がある。
このため、たとえば炭素当量（Ceq）または溶接割れ感
受性（Pcm）が上昇し、溶接熱影響部（ＨＡＺ）の靱性
劣化、または溶接入熱量が大きくなるとＨＡＺ軟化など
が起こる。
化への要求が高まっている。鋼材を高強度化することに
よってパイプラインの高圧操業が可能となり、また鋼材
の重量を軽減できることによりパイプラインの建設費を
低減できるという利点がある。しかし、高強度の鋼材を
得るためには、合金成分の添加量を増やす必要がある。
このため、たとえば炭素当量（Ceq）または溶接割れ感
受性（Pcm）が上昇し、溶接熱影響部（ＨＡＺ）の靱性
劣化、または溶接入熱量が大きくなるとＨＡＺ軟化など
が起こる。
【０００３】パイプラインの高圧操業によって、溶接鋼
管に何らかの原因で亀裂が発生した場合、溶接部に靱性
の劣化部やＨＡＺ軟化部が存在すると、その亀裂は溶接
部を伝播して大規模な破壊につながる。しかし、引張強
さが800MPa以上の高強度鋼管については、溶接部での破
壊の発生を防止する技術は未だ知られていない。このた
め、従来は油輸送用のパイプラインには、引張強さが80
0MPa未満の溶接鋼管が使用されている。
管に何らかの原因で亀裂が発生した場合、溶接部に靱性
の劣化部やＨＡＺ軟化部が存在すると、その亀裂は溶接
部を伝播して大規模な破壊につながる。しかし、引張強
さが800MPa以上の高強度鋼管については、溶接部での破
壊の発生を防止する技術は未だ知られていない。このた
め、従来は油輸送用のパイプラインには、引張強さが80
0MPa未満の溶接鋼管が使用されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、母材
の引張強さが800MPa以上であり、かつ溶接部での破壊の
発生および伝播を防止できるパイプライン用高強度溶接
鋼管を提供することにある。
の引張強さが800MPa以上であり、かつ溶接部での破壊の
発生および伝播を防止できるパイプライン用高強度溶接
鋼管を提供することにある。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、母材の引
張強さを800MPa以上とした溶接鋼管についてバースト試
験を行い、溶接金属部の引張強さを母材の引張強さよ
りも高くすること、溶接部のピーキング量を止端角と
の関係で規制すること、によって溶接部の破壊特性が向
上することを確認し、本発明を完成した。
張強さを800MPa以上とした溶接鋼管についてバースト試
験を行い、溶接金属部の引張強さを母材の引張強さよ
りも高くすること、溶接部のピーキング量を止端角と
の関係で規制すること、によって溶接部の破壊特性が向
上することを確認し、本発明を完成した。
【０００６】本発明の要旨は、下記に示す溶接鋼管にあ
る。
る。
【０００７】母材の引張強さが800MPa以上の溶接鋼管で
あって、溶接金属部の引張強さTswと母材の引張強さTsm
との比（Tsw／Tsm）が1.0以上であり、かつ鋼管外周部
における溶接止端角θおよびピーキング量Ｈが、下記
(1)および(2)式を満たすことを特徴とする耐破壊特性に
優れたパイプライン用高強度溶接鋼管。
あって、溶接金属部の引張強さTswと母材の引張強さTsm
との比（Tsw／Tsm）が1.0以上であり、かつ鋼管外周部
における溶接止端角θおよびピーキング量Ｈが、下記
(1)および(2)式を満たすことを特徴とする耐破壊特性に
優れたパイプライン用高強度溶接鋼管。
【０００８】 0゜≦θ≦70゜ ・・・・(1) −0.5≦Ｈ（mm）≦(70−θ)／70 ・・・・(2)ここで、
溶接止端角θとは、後述の図４に示すように、止端3で
溶接ビード2の表面に引いた接線2-1と母材1の表面1-1の
延長線とがなす角度のことである。また、ピーキング量
Ｈとは、後述の図３に示すように、溶接方向に直交する
横断面において実外周部を外挿した突き合わせ点1-3と
管の所定外径の真円1-2との離間量（ずれ量）である。
溶接止端角θとは、後述の図４に示すように、止端3で
溶接ビード2の表面に引いた接線2-1と母材1の表面1-1の
延長線とがなす角度のことである。また、ピーキング量
Ｈとは、後述の図３に示すように、溶接方向に直交する
横断面において実外周部を外挿した突き合わせ点1-3と
管の所定外径の真円1-2との離間量（ずれ量）である。
【０００９】
【発明の実施の形態】石油を輸送するパイプラインは、
石油に圧力をかけて輸送基地から目的地まで送るため、
鋼管には内圧がかかる。この内圧によって、溶接鋼管の
溶接部にピーキングなどの形状不良があると、その部位
に応力が集中する。このため、引張強さが800MPa以上の
鋼管では、ＨＡＺ靱性の劣化した溶接部で破壊が生じや
すい。したがって、溶接部形状が従来の溶接鋼管と同様
な形状では、溶接部で破壊が発生する。そこで、本発明
の鋼管では、（溶接金属部の引張強さ／母材の引張強
さ）を1.0以上にすることに加えて、溶接部近傍の形状
を規制することによって、応力集中の低減を図った。
石油に圧力をかけて輸送基地から目的地まで送るため、
鋼管には内圧がかかる。この内圧によって、溶接鋼管の
溶接部にピーキングなどの形状不良があると、その部位
に応力が集中する。このため、引張強さが800MPa以上の
鋼管では、ＨＡＺ靱性の劣化した溶接部で破壊が生じや
すい。したがって、溶接部形状が従来の溶接鋼管と同様
な形状では、溶接部で破壊が発生する。そこで、本発明
の鋼管では、（溶接金属部の引張強さ／母材の引張強
さ）を1.0以上にすることに加えて、溶接部近傍の形状
を規制することによって、応力集中の低減を図った。
【００１０】本発明の溶接鋼管は、母材の引張強さが
800MPa以上であること、溶接金属部の引張強さが母材
の引張強さよりも高いこと、溶接部のピーキング量が
止端角との関係で規制されること、を特徴とする鋼管で
ある。
800MPa以上であること、溶接金属部の引張強さが母材
の引張強さよりも高いこと、溶接部のピーキング量が
止端角との関係で規制されること、を特徴とする鋼管で
ある。
【００１１】母材の引張強さが800MPa以上の鋼管は、た
とえばＣ：0.02〜0.10重量％、Si：0.2重量％以下、M
n：2.3重量％以下、Ｐ：0.01重量％以下、Ｓ：0.002重
量％以下、Cu：0〜0.5重量％以下、Ni：0〜1.3重量％以
下、Cr：0〜0.8重量％以下、Mo：0〜0.7重量％以下、N
b：0〜0.06重量％以下、V：0〜0.05重量％以下、Ti：0
〜0.025重量％以下、Ｂ：0〜0.02重量％以下に調整した
鋼を、850〜700℃の温度範囲で仕上げ熱間圧延を行い、
600℃以上の温度範囲から水冷却を施すことによって得
られる。また、水冷後、500〜650℃に加熱してテンパー
を行ってもよい。
とえばＣ：0.02〜0.10重量％、Si：0.2重量％以下、M
n：2.3重量％以下、Ｐ：0.01重量％以下、Ｓ：0.002重
量％以下、Cu：0〜0.5重量％以下、Ni：0〜1.3重量％以
下、Cr：0〜0.8重量％以下、Mo：0〜0.7重量％以下、N
b：0〜0.06重量％以下、V：0〜0.05重量％以下、Ti：0
〜0.025重量％以下、Ｂ：0〜0.02重量％以下に調整した
鋼を、850〜700℃の温度範囲で仕上げ熱間圧延を行い、
600℃以上の温度範囲から水冷却を施すことによって得
られる。また、水冷後、500〜650℃に加熱してテンパー
を行ってもよい。
【００１２】１．溶接金属部の引張強さと母材の引張強
さとの比を1.0以上とすることについて：溶接金属部の
引張強さが母材の引張強さよりも低ければ、鋼管に何ら
かの応力が作用したとき、溶接金属部に割れが発生し、
さらにその割れが溶接線（溶接ビード部）を伝播する。
したがって、割れを発生させず、また割れを溶接線に沿
って伝播させないために、溶接金属部の引張強さTswと
母材の引張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）を1.0以上にする
必要がある。しかし、過度に溶接金属部の引張強さを高
くすると靱性が低下し、溶接時に割れが発生する。この
ため、Tsw／Tsmの上限は1.3とするのが望ましい。
さとの比を1.0以上とすることについて：溶接金属部の
引張強さが母材の引張強さよりも低ければ、鋼管に何ら
かの応力が作用したとき、溶接金属部に割れが発生し、
さらにその割れが溶接線（溶接ビード部）を伝播する。
したがって、割れを発生させず、また割れを溶接線に沿
って伝播させないために、溶接金属部の引張強さTswと
母材の引張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）を1.0以上にする
必要がある。しかし、過度に溶接金属部の引張強さを高
くすると靱性が低下し、溶接時に割れが発生する。この
ため、Tsw／Tsmの上限は1.3とするのが望ましい。
【００１３】溶接金属部の引張強さを高くする方法とし
ては、溶接材料に含まれる強化成分の量を母材よりも多
くしたり、母材には含まれていない強化成分を添加する
などの方法がある。
ては、溶接材料に含まれる強化成分の量を母材よりも多
くしたり、母材には含まれていない強化成分を添加する
などの方法がある。
【００１４】溶接金属部の引張強さを母材の引張強さよ
りも高くした溶接鋼管であっても、バースト試験で溶接
部から割れが発生することがある。割れが発生した溶接
鋼管を調査した結果、溶接部のピーキング量が大きいこ
とがわかった。そこで、ピーキング量と止端角とを種々
変化させた溶接鋼管を製作し、バースト試験を行った。
りも高くした溶接鋼管であっても、バースト試験で溶接
部から割れが発生することがある。割れが発生した溶接
鋼管を調査した結果、溶接部のピーキング量が大きいこ
とがわかった。そこで、ピーキング量と止端角とを種々
変化させた溶接鋼管を製作し、バースト試験を行った。
【００１５】図１は、バースト試験による溶接部の破断
性能に及ぼすピーキング量および止端角の関係を示す図
である。この図は、後述する実施例の結果からバースト
試験で母材から破壊したものを○、溶接部から破壊した
ものを●および×としてプロットした図である。母材部
で破壊した試験体を区別するとＯ点、Ｘ点、Ｙ点および
Ｚ点を結ぶ範囲が得られる。試験番号27および29は、溶
接金属部の引張強さTswと母材の引張強さTsmとの比（Ts
w／Tsm）が0.97と発明で定める範囲をはずれているため
溶接部で破壊が発生した。
性能に及ぼすピーキング量および止端角の関係を示す図
である。この図は、後述する実施例の結果からバースト
試験で母材から破壊したものを○、溶接部から破壊した
ものを●および×としてプロットした図である。母材部
で破壊した試験体を区別するとＯ点、Ｘ点、Ｙ点および
Ｚ点を結ぶ範囲が得られる。試験番号27および29は、溶
接金属部の引張強さTswと母材の引張強さTsmとの比（Ts
w／Tsm）が0.97と発明で定める範囲をはずれているため
溶接部で破壊が発生した。
【００１６】図１から明らかなように、ピーキング量お
よび止端角が図のＯ点、Ｘ点、Ｙ点およびＺ点で示す範
囲内にあれば、溶接部での破壊が発生しない。これらの
結果から、本発明の溶接鋼管は、溶接金属部の引張強さ
Tswと母材の引張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）を1.0以
上、止端角θおよびピーキング量Hを下記(1)式および
(2)式を満足するように規制した。ピーキング量Hおよび
止端角θの詳細については後述する。
よび止端角が図のＯ点、Ｘ点、Ｙ点およびＺ点で示す範
囲内にあれば、溶接部での破壊が発生しない。これらの
結果から、本発明の溶接鋼管は、溶接金属部の引張強さ
Tswと母材の引張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）を1.0以
上、止端角θおよびピーキング量Hを下記(1)式および
(2)式を満足するように規制した。ピーキング量Hおよび
止端角θの詳細については後述する。
【００１７】 0゜≦θ≦70゜ ・・・・(1) −0.5≦Ｈ（mm）≦(70−θ)／70 ・・・・(2) ２．ピーキング量Hについて：溶接鋼管は、鋼板の幅方
向の両端部に開先加工と曲げ加工（Ｃプレス成形）、Ｕ
成形およびＯ成形が施された後、突き合わせ部を溶接に
よって接合して製造される。
向の両端部に開先加工と曲げ加工（Ｃプレス成形）、Ｕ
成形およびＯ成形が施された後、突き合わせ部を溶接に
よって接合して製造される。
【００１８】図２は、溶接鋼管の製造工程を説明するた
めの図である。図2(a)は、溶接鋼管の素材となる鋼板1
の搬送方向からみた横断面図である。鋼板1の両端部に
は、溶接のための開先が形成されている。図2(b)は、開
先を拡大した図である。本発明に使用した開先は、両端
の開先を突き合わせたときの開先角度θが70°となるＸ
形開先である。図2(c)は、鋼板1の両端部をＣプレス成
形機の工具5によって曲げ加工を施した状態を示す図で
ある。図2(d)は、鋼板の幅方向中央部をＵ成形機によっ
て曲げ加工を施した状態を示す図である。図2(e)は、Ｏ
成形機によって円筒状に仕上げ、突き合わせ部の開先部
を溶接した状態を示す図である。
めの図である。図2(a)は、溶接鋼管の素材となる鋼板1
の搬送方向からみた横断面図である。鋼板1の両端部に
は、溶接のための開先が形成されている。図2(b)は、開
先を拡大した図である。本発明に使用した開先は、両端
の開先を突き合わせたときの開先角度θが70°となるＸ
形開先である。図2(c)は、鋼板1の両端部をＣプレス成
形機の工具5によって曲げ加工を施した状態を示す図で
ある。図2(d)は、鋼板の幅方向中央部をＵ成形機によっ
て曲げ加工を施した状態を示す図である。図2(e)は、Ｏ
成形機によって円筒状に仕上げ、突き合わせ部の開先部
を溶接した状態を示す図である。
【００１９】図３は、ピーキング量を説明するための溶
接部の横断面図である。図3(a)は、ピーキング量を測定
する方法を説明するための図、図3(b)は図3(a)のピーキ
ング部を拡大した図である。
接部の横断面図である。図3(a)は、ピーキング量を測定
する方法を説明するための図、図3(b)は図3(a)のピーキ
ング部を拡大した図である。
【００２０】上記の方法で製造された溶接鋼管は、図3
(b)に示すように、溶接ビード2を挟む両側の外周部1-1
を破線のように延長した交点1-3が所定外径の真円1-2か
らHだけ離間する（ずれる）ことがある。このHの値をピ
ーキング量という。本発明では、ピーキング量Hは、図3
(a)に示すように、溶接部近傍100mm（溶接ビード2の幅
中央部から円周方向に両側50mmずつ）の範囲の位置から
溶接ビードを含む外周プロファイルを櫛形ゲージ4で測
定し、外周プロファイル1-1を延長した交点1-3と所定外
径の真円との離間量Hを測定して求めた。
(b)に示すように、溶接ビード2を挟む両側の外周部1-1
を破線のように延長した交点1-3が所定外径の真円1-2か
らHだけ離間する（ずれる）ことがある。このHの値をピ
ーキング量という。本発明では、ピーキング量Hは、図3
(a)に示すように、溶接部近傍100mm（溶接ビード2の幅
中央部から円周方向に両側50mmずつ）の範囲の位置から
溶接ビードを含む外周プロファイルを櫛形ゲージ4で測
定し、外周プロファイル1-1を延長した交点1-3と所定外
径の真円との離間量Hを測定して求めた。
【００２１】ピーキング量Hは、0（零）が望ましく、負
になってもかまわない。しかし、ピーキング量が−0.5m
mを負側に超えると溶接部で座屈が発生する。また、1mm
を超えると、応力集中が大きくなるためバースト試験で
溶接部に割れが発生する。しかし、バースト試験の結果
ではピーキング量が1.0mm以下であっても、溶接部に割
れが発生することがある。すなわち、図１のXとYとを結
ぶ線よりも右側にあれば、溶接部に割れが発生する。X
とYとを結ぶ線は、図から下記の式として求めることが
できる。
になってもかまわない。しかし、ピーキング量が−0.5m
mを負側に超えると溶接部で座屈が発生する。また、1mm
を超えると、応力集中が大きくなるためバースト試験で
溶接部に割れが発生する。しかし、バースト試験の結果
ではピーキング量が1.0mm以下であっても、溶接部に割
れが発生することがある。すなわち、図１のXとYとを結
ぶ線よりも右側にあれば、溶接部に割れが発生する。X
とYとを結ぶ線は、図から下記の式として求めることが
できる。
【００２２】Ｈ＝（70−θ）／70 ピーキング量Hは、前述のＣプレス成形時の曲げ半径を
変化させることによって任意の値に制御することができ
る。
変化させることによって任意の値に制御することができ
る。
【００２３】３．溶接部止端角について：図４は、溶接
部の止端部を説明するための断面図である。
部の止端部を説明するための断面図である。
【００２４】止端3とは、図４に示すように母材の表面1
-1と、溶接ビード2の表面2-1とが交わる点である。止端
角θとは、その止端3で溶接ビード2の表面2-1に引いた
接線2-1と母材1の表面1-1とがなす角である。図には、
止端角θが60゜の場合と、30゜（破線で示す）の場合と
を示した。止端角が大きいほど、止端部での応力集中が
大きくなる。したがって、止端角は０°（零度、ビード
の外周が鋼管の外周に等しくなる）に近いことが望まし
い。しかし、止端角が負になると溶接金属の余盛りがな
くなり、継手の強さが低下する。また、止端角が70゜を
超えると、前記ピーキング量を本発明で定める範囲にコ
ントロールしても溶接部で破壊するのを防止できない。
-1と、溶接ビード2の表面2-1とが交わる点である。止端
角θとは、その止端3で溶接ビード2の表面2-1に引いた
接線2-1と母材1の表面1-1とがなす角である。図には、
止端角θが60゜の場合と、30゜（破線で示す）の場合と
を示した。止端角が大きいほど、止端部での応力集中が
大きくなる。したがって、止端角は０°（零度、ビード
の外周が鋼管の外周に等しくなる）に近いことが望まし
い。しかし、止端角が負になると溶接金属の余盛りがな
くなり、継手の強さが低下する。また、止端角が70゜を
超えると、前記ピーキング量を本発明で定める範囲にコ
ントロールしても溶接部で破壊するのを防止できない。
【００２５】止端角は、溶接速度、ワイヤ送給速度、溶
接入熱量などの溶接条件、溶接材料および開先形状を変
化させることによって任意の値に制御することができ
る。
接入熱量などの溶接条件、溶接材料および開先形状を変
化させることによって任意の値に制御することができ
る。
【００２６】
【実施例】以下、実施例によって本発明の効果をさらに
詳しく説明する。
詳しく説明する。
【００２７】表１に示す化学成分を有する鋼塊を1100℃
に加熱後圧延を開始し、800℃で圧延を終了させ、直ち
に200℃まで水冷する、いわゆるＴＭＣＰ（Thermo Mech
anical Control Process）で圧延を行い、800MPa以上の
引張強さを有する鋼板の４種類（Ａ、Ｂ、ＣおよびＤ）
を用意した。機械的性質は、APIに規定する板状試験片
を圧延直角方向から採取し、室温で引張り試験を行って
求めた。
に加熱後圧延を開始し、800℃で圧延を終了させ、直ち
に200℃まで水冷する、いわゆるＴＭＣＰ（Thermo Mech
anical Control Process）で圧延を行い、800MPa以上の
引張強さを有する鋼板の４種類（Ａ、Ｂ、ＣおよびＤ）
を用意した。機械的性質は、APIに規定する板状試験片
を圧延直角方向から採取し、室温で引張り試験を行って
求めた。
【００２８】
【表１】
【００２９】これらの鋼板から、幅方向の両端部に開先
角度が70゜のＸ開先を削成し、ＵＯ成形加工装置で外径
が914.4mm（36インチ）の円筒に成形した後、表４に示
す溶接条件で溶接を行い、溶接鋼管とした。
角度が70゜のＸ開先を削成し、ＵＯ成形加工装置で外径
が914.4mm（36インチ）の円筒に成形した後、表４に示
す溶接条件で溶接を行い、溶接鋼管とした。
【００３０】溶接条件は、表２に示す４種類の溶接材料
（いずれもワイヤ径4.0mm、符号W1〜W4）と表３に示す
フラックスとを用い、表４に示す鋼板とワイヤとを組み
合わせるサブマージアーク溶接である。
（いずれもワイヤ径4.0mm、符号W1〜W4）と表３に示す
フラックスとを用い、表４に示す鋼板とワイヤとを組み
合わせるサブマージアーク溶接である。
【００３１】
【表２】
【００３２】
【表３】
【００３３】
【表４】
【００３４】得られた溶接鋼管の母材強度は、全厚さの
API板状試験片により評価した。母材強度試験片は、試
験片の中央部に溶接部を含まない位置から採取した。ま
た、継手強度試験片は、試験片の中央部に溶接部を含む
位置から採取した。更に、溶接金属強度試験片は、溶接
金属部の長手方向からJIS Z2201に規定する４号引張試
験片（ただし、直径が6mm、標点距離が40mm）を採取し
た。それらの試験片を用いて室温で引張試験を行った。
その結果を表５に示す。
API板状試験片により評価した。母材強度試験片は、試
験片の中央部に溶接部を含まない位置から採取した。ま
た、継手強度試験片は、試験片の中央部に溶接部を含む
位置から採取した。更に、溶接金属強度試験片は、溶接
金属部の長手方向からJIS Z2201に規定する４号引張試
験片（ただし、直径が6mm、標点距離が40mm）を採取し
た。それらの試験片を用いて室温で引張試験を行った。
その結果を表５に示す。
【００３５】
【表５】
【００３６】表５から明らかなように、発明例の符号P
A、PBおよびPCの溶接鋼管は、いずれも母材の引張強さ
が800MPa以上で、溶接金属部の引張強さTswと母材の引
張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）が1.0以上である。しか
し、比較例の符号PDの溶接鋼管は、母材の引張強さが80
0MPa以上であるが、溶接金属部の引張強さTswと母材の
引張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）が0.97と、本発明で定
める範囲からはずれる。これは、母材成分に比較して合
金添加量の低いワイヤを使用したため、溶接金属部の強
度が低くなったためと考えられる。
A、PBおよびPCの溶接鋼管は、いずれも母材の引張強さ
が800MPa以上で、溶接金属部の引張強さTswと母材の引
張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）が1.0以上である。しか
し、比較例の符号PDの溶接鋼管は、母材の引張強さが80
0MPa以上であるが、溶接金属部の引張強さTswと母材の
引張強さTsmとの比（Tsw／Tsm）が0.97と、本発明で定
める範囲からはずれる。これは、母材成分に比較して合
金添加量の低いワイヤを使用したため、溶接金属部の強
度が低くなったためと考えられる。
【００３７】表１に示す鋼板、表２に示す溶接ワイヤお
よび表３に示すフラックスを用い、溶接部のピーキング
量および止端角を変化させた溶接管を製作した。
よび表３に示すフラックスを用い、溶接部のピーキング
量および止端角を変化させた溶接管を製作した。
【００３８】溶接鋼管は、図２に示すようにＣプレス、
Ｕプレス、Ｏプレス、溶接および拡管の各工程を経て製
造される。溶接鋼管のピーキング量は、Ｏプレス後の鋼
板の突き合わせ状態に影響され、Ｃプレスでの曲げ半径
Rの大きさまたはＣプレスの長さLによって変化する。こ
こでは、鋼板の幅方向の長さLを150mmに一定とし、Ｃプ
レス工具5の曲率半径（曲げ半径Rに相当）を表６に示す
ように200mmから325mmに変化させ、ピーキング量を−0.
5mmから1.9mmまで変化させた。ピーキング量は、図３に
示すように長さ100mmの櫛形ゲージ4を溶接部に直交する
ように押し当て、溶接部近傍の円周プロファイルを記録
した後、真円との離間量を測定した。
Ｕプレス、Ｏプレス、溶接および拡管の各工程を経て製
造される。溶接鋼管のピーキング量は、Ｏプレス後の鋼
板の突き合わせ状態に影響され、Ｃプレスでの曲げ半径
Rの大きさまたはＣプレスの長さLによって変化する。こ
こでは、鋼板の幅方向の長さLを150mmに一定とし、Ｃプ
レス工具5の曲率半径（曲げ半径Rに相当）を表６に示す
ように200mmから325mmに変化させ、ピーキング量を−0.
5mmから1.9mmまで変化させた。ピーキング量は、図３に
示すように長さ100mmの櫛形ゲージ4を溶接部に直交する
ように押し当て、溶接部近傍の円周プロファイルを記録
した後、真円との離間量を測定した。
【００３９】溶接部の止端角θは、開先の面積を表６に
示すように7.4mm2から22.4mm2まで変化させて5°から70
°まで変化させた。開先面積とは、図５に示すように二
辺を破線で示す直角三角形の面積である。溶接止端角
は、鋼管端部の溶接部をエッチングし、溶接ビードと母
材のなす角度を測定した。
示すように7.4mm2から22.4mm2まで変化させて5°から70
°まで変化させた。開先面積とは、図５に示すように二
辺を破線で示す直角三角形の面積である。溶接止端角
は、鋼管端部の溶接部をエッチングし、溶接ビードと母
材のなす角度を測定した。
【００４０】
【表６】
【００４１】溶接条件は、表４に示す入熱量および溶接
ワイヤ（直径4mm）の組み合わせで、表３のフラックス
を用いたサブマージアーク溶接である。
ワイヤ（直径4mm）の組み合わせで、表３のフラックス
を用いたサブマージアーク溶接である。
【００４２】得られた溶接鋼管についてバースト試験を
行い、溶接部での破壊発生の有無を調査した。バースト
試験は、長さ４ｍの溶接鋼管の両端を密閉後、内部に水
を注入し、破断するまで内圧をかけ、破断位置を調査し
た。それらの結果を表６に示す。また、図１は、バース
ト試験で母材から破壊したものを○、溶接部から破壊し
たものを●または×としてプロットした図である。
行い、溶接部での破壊発生の有無を調査した。バースト
試験は、長さ４ｍの溶接鋼管の両端を密閉後、内部に水
を注入し、破断するまで内圧をかけ、破断位置を調査し
た。それらの結果を表６に示す。また、図１は、バース
ト試験で母材から破壊したものを○、溶接部から破壊し
たものを●または×としてプロットした図である。
【００４３】発明例の試験番号１〜14は、溶接金属部の
引張強さが母材の引張強さよりも高く（溶接鋼管PA、PB
およびPC）、かつピーキング量H（mm）が止端角θから
計算される上限値（70−θ）／70よりも小さいため、バ
ースト試験では母材部から破壊した。
引張強さが母材の引張強さよりも高く（溶接鋼管PA、PB
およびPC）、かつピーキング量H（mm）が止端角θから
計算される上限値（70−θ）／70よりも小さいため、バ
ースト試験では母材部から破壊した。
【００４４】これに対して比較例の試験番号15〜26は、
溶接金属部の引張強さが母材の引張強さよりも高い溶接
鋼管PA、PBおよびPCであるが、ピーキング量H（mm）が
止端角θから計算される上限値（70−θ）／70よりも大
きいため、バースト試験で溶接部から破壊した。比較例
の試験番号27〜29は、溶接金属部の引張強さが母材の引
張強さよりも低い（溶接鋼管PD）ため、バースト試験で
溶接部から破壊した。なお、試験番号27および29は、ピ
ーキング量が止端角から計算される上限値（70−θ）／
70よりも小さいが、溶接金属部の引張強さが母材の引張
強さよりも低いため、バースト試験で溶接部から破壊し
た。
溶接金属部の引張強さが母材の引張強さよりも高い溶接
鋼管PA、PBおよびPCであるが、ピーキング量H（mm）が
止端角θから計算される上限値（70−θ）／70よりも大
きいため、バースト試験で溶接部から破壊した。比較例
の試験番号27〜29は、溶接金属部の引張強さが母材の引
張強さよりも低い（溶接鋼管PD）ため、バースト試験で
溶接部から破壊した。なお、試験番号27および29は、ピ
ーキング量が止端角から計算される上限値（70−θ）／
70よりも小さいが、溶接金属部の引張強さが母材の引張
強さよりも低いため、バースト試験で溶接部から破壊し
た。
【００４５】
【発明の効果】本発明の溶接鋼管は、母材の引張強さが
800MPa以上であって、溶接金属部の引張強さが母材の引
張強さよりも高く、かつ溶接部のピーキング量および止
端角を規制したので、溶接部の破壊特性に優れる。本発
明の溶接鋼管をパイプラインに用いれば、パイプライン
の大規模破壊を防止することができ、また建設費の低減
や油輸送の効率アップといった効果が期待できる。
800MPa以上であって、溶接金属部の引張強さが母材の引
張強さよりも高く、かつ溶接部のピーキング量および止
端角を規制したので、溶接部の破壊特性に優れる。本発
明の溶接鋼管をパイプラインに用いれば、パイプライン
の大規模破壊を防止することができ、また建設費の低減
や油輸送の効率アップといった効果が期待できる。
【図１】バースト試験による溶接部の破断性能に及ぼす
ピーキング量および止端角の関係を示す図である。
ピーキング量および止端角の関係を示す図である。
【図２】溶接鋼管の製造工程を説明するための図であ
る。
る。
【図３】ピーキング量を説明するための溶接部の横断面
図である。図(a)は、ピーキング量を測定するための
図、図(b)は図(a)のピーキング部を拡大した図である。
図である。図(a)は、ピーキング量を測定するための
図、図(b)は図(a)のピーキング部を拡大した図である。
【図４】溶接部の止端部を説明するための断面図であ
る。
る。
【図５】溶接の開先面積を説明するための図である。
１．母材 ２．溶接ビード ３．止端 ４．櫛形ゲージ ５．Ｃプレス工具
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） // Ｃ２１Ｄ 9/08 Ｃ２１Ｄ 9/08 Ｆ Ｂ２３Ｋ 101:10 103:04 (72)発明者 広瀬 好博 茨城県鹿嶋市大字光３番地住友金属工業株 式会社鹿島製鉄所内 (72)発明者 松浦 信 茨城県鹿嶋市大字光３番地住友金属工業株 式会社鹿島製鉄所内 (72)発明者 濱田 昌彦 大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住 友金属工業株式会社内 Ｆターム(参考） 4E001 AA03 BB05 CA02 CC03 DA07 DF05 EA09 4K042 AA06 AA24 BA01 BA02 CA05 CA06 CA08 CA09 CA10 CA12 CA13 DA01 DA02 DD02
Claims (1)
- 【請求項１】母材の引張強さが800MPa以上の溶接鋼管で
あって、溶接金属部の引張強さTswと母材の引張強さTsm
との比（Tsw／Tsm）が1.0以上であり、かつ鋼管外周部
における溶接止端角θおよびピーキング量Ｈが、下記
(1)式および(2)式を満たすことを特徴とする耐破壊特性
に優れたパイプライン用高強度溶接鋼管。 0゜≦θ≦70゜ ・・・・(1) −0.5≦Ｈ（mm）≦(70−θ)／70 ・・・・(2)
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP20482899A JP3465639B2 (ja) | 1999-07-19 | 1999-07-19 | 耐破壊特性に優れたパイプライン用高強度溶接鋼管 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP20482899A JP3465639B2 (ja) | 1999-07-19 | 1999-07-19 | 耐破壊特性に優れたパイプライン用高強度溶接鋼管 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2001032043A true JP2001032043A (ja) | 2001-02-06 |
| JP3465639B2 JP3465639B2 (ja) | 2003-11-10 |
Family
ID=16497067
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP20482899A Expired - Fee Related JP3465639B2 (ja) | 1999-07-19 | 1999-07-19 | 耐破壊特性に優れたパイプライン用高強度溶接鋼管 |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3465639B2 (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002372597A (ja) * | 2001-06-13 | 2002-12-26 | Toshiba Corp | 中性子吸収材の製造方法およびこの方法により製造される中性子吸収材 |
| JP2007160382A (ja) * | 2005-12-16 | 2007-06-28 | Jfe Steel Kk | 溶接部特性の良好な電縫管の製造方法 |
| JP2007260715A (ja) * | 2006-03-28 | 2007-10-11 | Jfe Steel Kk | 超高強度溶接鋼管の製造方法 |
| US20180080106A1 (en) * | 2015-03-31 | 2018-03-22 | Nippon Steel & Sumikin Stainless Steel Corporation | Stainless steel sheet for exhaust system part use excellent in intermittent oxidation characteristic and exhaust system part |
| CN113297692A (zh) * | 2021-05-14 | 2021-08-24 | 合肥工业大学 | 一种断裂韧性转换模型的建立方法 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5773913B2 (ja) * | 2012-03-06 | 2015-09-02 | 東京瓦斯株式会社 | 鋼製パイプラインの座屈耐性評価方法及び座屈耐性評価装置 |
-
1999
- 1999-07-19 JP JP20482899A patent/JP3465639B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| CN113297692A (zh) * | 2021-05-14 | 2021-08-24 | 合肥工业大学 | 一种断裂韧性转换模型的建立方法 |
| CN113297692B (zh) * | 2021-05-14 | 2022-09-23 | 合肥工业大学 | 一种断裂韧性转换模型的建立方法 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3465639B2 (ja) | 2003-11-10 |
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