JP2892450B2 - リールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法 - Google Patents
リールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法Info
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Description
【発明の詳細な説明】 〈産業上の利用分野〉 本発明は、リールバージ敷設に優れた電縫鋼管ライン
パイプの円周溶接施工方法に関するものである。
パイプの円周溶接施工方法に関するものである。
〈従来の技術〉 従来、海底ラインパイプの敷設方法としては、第６図
に示すように、バージ１上に手溶接、MIG（Metal Inert
Gas）溶接またはMAG（Metal Active Gas）溶接により
円周溶接を行い、接続したパイプ２を送り出して海底４
に敷設する方法が最も一般的である。しかし、この方法
はバージ１上にて溶接、溶接部の検査、コーティング等
を行う必要があり、作業スペースが狭いために作業効率
が劣ること、あるいは天候の影響を大きく受けるために
作業能率が悪いなどの問題があった。
に示すように、バージ１上に手溶接、MIG（Metal Inert
Gas）溶接またはMAG（Metal Active Gas）溶接により
円周溶接を行い、接続したパイプ２を送り出して海底４
に敷設する方法が最も一般的である。しかし、この方法
はバージ１上にて溶接、溶接部の検査、コーティング等
を行う必要があり、作業スペースが狭いために作業効率
が劣ること、あるいは天候の影響を大きく受けるために
作業能率が悪いなどの問題があった。
このため、第７図（ａ）に示すように、陸上５で円周
溶接、検査、およびコーティング等を行い、できあがっ
た長尺のパイプ２を海上のバージ１のリール３上に巻き
取り、第７図（ｂ）に示すように目的とする海上におい
て、リール３からパイプ２を巻き戻しながら海底４に敷
設する、いわゆるリールバージ法が多用されつつある。
溶接、検査、およびコーティング等を行い、できあがっ
た長尺のパイプ２を海上のバージ１のリール３上に巻き
取り、第７図（ｂ）に示すように目的とする海上におい
て、リール３からパイプ２を巻き戻しながら海底４に敷
設する、いわゆるリールバージ法が多用されつつある。
このリールバージ法では、非常に効率的に作業を行う
ことができるものの、リール３に巻き取る時あるいは海
底に敷設するためにリール３から巻き戻す時に、パイプ
２の一部に引張及び圧縮の応力がかかり、第８図に示す
ようにパイプ２の母材９の円周溶接部７のトウ部に割れ
６が生じやすいという問題があった。
ことができるものの、リール３に巻き取る時あるいは海
底に敷設するためにリール３から巻き戻す時に、パイプ
２の一部に引張及び圧縮の応力がかかり、第８図に示す
ようにパイプ２の母材９の円周溶接部７のトウ部に割れ
６が生じやすいという問題があった。
他方、使用されるラインパイプは品質、強度の面から
シームレスパイプが多用されてきたが、近年品質および
強度が向上し、コストダウンを図る意味から電縫鋼管を
使用する試みがなされるようになった。
シームレスパイプが多用されてきたが、近年品質および
強度が向上し、コストダウンを図る意味から電縫鋼管を
使用する試みがなされるようになった。
しかし、電縫鋼管はシームレスパイプに比べて、なお
一層円周溶接部のトウ部割れ対策が困難である。
一層円周溶接部のトウ部割れ対策が困難である。
その理由は、電縫鋼管用の鋼板を製造するとき、高強
度、高靭性を得るためにコントロールドローリング（以
下CRという）法が採用されるが、円周溶接時の熱により
Ac3点以上に加熱され、CR効果がなくなるため溶接熱影
響部が母材より軟化し、トウ部割れが発生しやすくなる
ためと考えられる。
度、高靭性を得るためにコントロールドローリング（以
下CRという）法が採用されるが、円周溶接時の熱により
Ac3点以上に加熱され、CR効果がなくなるため溶接熱影
響部が母材より軟化し、トウ部割れが発生しやすくなる
ためと考えられる。
〈発明が解決しようとする課題〉 従来より、溶接部の靭性を改良する方法として、特公
昭60−31888号あるいは特開昭53−12751号がある。前者
は、母材成分の炭素当量を規定しかつ溶接後熱処理を行
うものであり、後者は溶接時に被溶接材料に超音波振動
を付与して行うものである。これらは、溶接部の靭性向
上に効果はあるものの、前者では特に熱処理工程の追加
が必要である。後者は超音波を付与するための装置およ
び適当な振動数の調整が必要であり、また振動数が不適
当であると付与しないほうがかえって靭性が優れるとい
う問題がある。
昭60−31888号あるいは特開昭53−12751号がある。前者
は、母材成分の炭素当量を規定しかつ溶接後熱処理を行
うものであり、後者は溶接時に被溶接材料に超音波振動
を付与して行うものである。これらは、溶接部の靭性向
上に効果はあるものの、前者では特に熱処理工程の追加
が必要である。後者は超音波を付与するための装置およ
び適当な振動数の調整が必要であり、また振動数が不適
当であると付与しないほうがかえって靭性が優れるとい
う問題がある。
本発明は、上記の状況に鑑み、リールバージ敷設に対
して溶接部の割れがない円周溶接方法を提供するために
なされたものである。
して溶接部の割れがない円周溶接方法を提供するために
なされたものである。
〈課題を解決するための手段〉 本発明は、ラインパイプを円周溶接するに際し、最
終層を前層までに用いた溶接材料より少なくとも5kg/mm
2以上低い強度の溶接材料を用いて溶接することを特徴
とするリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプを円周
溶接方法であり、ラインパイプを円周溶接するに際
し、余盛形状を、 2mm≦余盛止端部曲率半径， 120°≦余盛止端部角度， 0.8mm≦余盛高さ≦1.8mm に規制して溶接することを特徴とする前項記載のリー
ルバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法で
あり、さらに電縫鋼管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、残部は実質的に鉄および不可避的不純物より
なり、かつ下記で与えられる炭素当量Ceqが0.20以上0.3
6以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.25以下である前項
または記載のリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパ
イプの円周溶接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋V/10 であり、また電縫管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Mo:0.30重量％以下， B :0.002重量％以下 のうち１種または２種を含み、残部は実質的に鉄及び不
可避的不純物からなり、かつ下記で与えられる炭素当量
Ceqが0.20以上0.36以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.
25以下である前項または記載のリールバージ敷設用
電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Mo/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Mo/15＋V/10＋5B であり、また、電縫管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Ni:0.50重量％以下， Cu:0.50重量％以下， Ca:0.005重量％以下， Cr:0.3重量％以下 のうちから選ばれた１種もしくは２種以上を含有し、残
部は実質的に鉄及び不可避的不純物からなり、かつ下記
で与えられる炭素当量Ceqが0.20以上0.36以下、および
溶接割れ感受性Pcmが0.25以下である前項または記
載のリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶
接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Cu/15＋Ni/15＋Cr/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Cu/20＋Ni/60＋Cr/20＋V/10 であり、電縫管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Ni:0.50重量％以下， Cu:0.50重量％以下， Ca:0.005重量％以下， Cr:0.3重量％以下 のうちから選ばれた１種もしくは２種以上を含有し、さ
らに、 Mo:0.30重量％以下， B :0.002重量％以下 のうち１種または２種を含み、残部は実質的に鉄及び不
可避的不純物からなり、かつ下記で与えられる炭素当量
Ceqが0.20以上0.36以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.
25以下である前項または記載のリールバージ敷設用
電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Cu/15＋Ni/15＋Cr/5＋Mo/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Cu/20＋Ni/60＋Cr/20＋Mo/15
＋V/10＋5B である。
終層を前層までに用いた溶接材料より少なくとも5kg/mm
2以上低い強度の溶接材料を用いて溶接することを特徴
とするリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプを円周
溶接方法であり、ラインパイプを円周溶接するに際
し、余盛形状を、 2mm≦余盛止端部曲率半径， 120°≦余盛止端部角度， 0.8mm≦余盛高さ≦1.8mm に規制して溶接することを特徴とする前項記載のリー
ルバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法で
あり、さらに電縫鋼管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、残部は実質的に鉄および不可避的不純物より
なり、かつ下記で与えられる炭素当量Ceqが0.20以上0.3
6以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.25以下である前項
または記載のリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパ
イプの円周溶接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋V/10 であり、また電縫管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Mo:0.30重量％以下， B :0.002重量％以下 のうち１種または２種を含み、残部は実質的に鉄及び不
可避的不純物からなり、かつ下記で与えられる炭素当量
Ceqが0.20以上0.36以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.
25以下である前項または記載のリールバージ敷設用
電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Mo/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Mo/15＋V/10＋5B であり、また、電縫管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Ni:0.50重量％以下， Cu:0.50重量％以下， Ca:0.005重量％以下， Cr:0.3重量％以下 のうちから選ばれた１種もしくは２種以上を含有し、残
部は実質的に鉄及び不可避的不純物からなり、かつ下記
で与えられる炭素当量Ceqが0.20以上0.36以下、および
溶接割れ感受性Pcmが0.25以下である前項または記
載のリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶
接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Cu/15＋Ni/15＋Cr/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Cu/20＋Ni/60＋Cr/20＋V/10 であり、電縫管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Ni:0.50重量％以下， Cu:0.50重量％以下， Ca:0.005重量％以下， Cr:0.3重量％以下 のうちから選ばれた１種もしくは２種以上を含有し、さ
らに、 Mo:0.30重量％以下， B :0.002重量％以下 のうち１種または２種を含み、残部は実質的に鉄及び不
可避的不純物からなり、かつ下記で与えられる炭素当量
Ceqが0.20以上0.36以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.
25以下である前項または記載のリールバージ敷設用
電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法、 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Cu/15＋Ni/15＋Cr/5＋Mo/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Cu/20＋Ni/60＋Cr/20＋Mo/15
＋V/10＋5B である。
〈作用〉 以下に本発明の作用を説明する。
本発明者らは、上記した円周溶接トウ部の割れについ
て、第９図に示すようにAPI規格1104に従って電縫鋼管
ラインパイプの円周溶接部から試験片10を取り出し、曲
げ試験機11を用いて繰り返し曲げ試験（歪量５％）によ
って再現試験を実施し検討した結果、第８図に示す典型
例にみられるような割れ６が円周溶接トウ部より発生し
ていることが確認できた。この割れは最終層の溶接金属
と母材部の硬度の差が大きい時に発生する傾向が多いこ
とが明らかとなった。
て、第９図に示すようにAPI規格1104に従って電縫鋼管
ラインパイプの円周溶接部から試験片10を取り出し、曲
げ試験機11を用いて繰り返し曲げ試験（歪量５％）によ
って再現試験を実施し検討した結果、第８図に示す典型
例にみられるような割れ６が円周溶接トウ部より発生し
ていることが確認できた。この割れは最終層の溶接金属
と母材部の硬度の差が大きい時に発生する傾向が多いこ
とが明らかとなった。
従って、この種の割れは第10図に示した硬さ分布の模
式図から判るように溶接金属と母材部との硬度差に起因
するものであり、巻き取り、巻き戻し時に溶接金属と母
材部で塑性変形の不均一が生じるために発生すると考え
られる。すなわち、母材部の塑性変形が母材部より硬度
の高い溶接金属により拘束されるためであると考えられ
る。また、第10図に示すように最終層の溶接金属の硬度
が母材部と比較して高くなる理由は、最終層では次パス
の溶接熱で軟化することがないためである。
式図から判るように溶接金属と母材部との硬度差に起因
するものであり、巻き取り、巻き戻し時に溶接金属と母
材部で塑性変形の不均一が生じるために発生すると考え
られる。すなわち、母材部の塑性変形が母材部より硬度
の高い溶接金属により拘束されるためであると考えられ
る。また、第10図に示すように最終層の溶接金属の硬度
が母材部と比較して高くなる理由は、最終層では次パス
の溶接熱で軟化することがないためである。
上記の検討結果から最終層の溶接金属の硬度を母材部
に近づけるために、最終層を前層までに用いた溶接材料
より低い強度の溶接材料を用いて円周溶接を行い、繰り
返し曲げ試験を実施した。この試験結果を第１図に示し
たが、採取層を前層までに用いた溶接材料より少なくと
も5kg/mm2以上低い強度の溶接材料を用いる方が、著し
く割れ発生率が低減することがわかる。
に近づけるために、最終層を前層までに用いた溶接材料
より低い強度の溶接材料を用いて円周溶接を行い、繰り
返し曲げ試験を実施した。この試験結果を第１図に示し
たが、採取層を前層までに用いた溶接材料より少なくと
も5kg/mm2以上低い強度の溶接材料を用いる方が、著し
く割れ発生率が低減することがわかる。
この場合の溶接方法は通常手溶接で行われるが、MIG
溶接またはMAG溶接でもよい。ここで、溶接材料は溶接
棒を指し、セルロース系の溶接棒を使用する方が望まし
い。
溶接またはMAG溶接でもよい。ここで、溶接材料は溶接
棒を指し、セルロース系の溶接棒を使用する方が望まし
い。
また、最終層の溶接材料の強度は、前層と比較して、
継手強度の面から、15kg/mm2減以下が望ましい。
継手強度の面から、15kg/mm2減以下が望ましい。
次に円周溶接部の余盛形状を、 2mm≦余盛止端部曲率半径， 120°≦余盛止端部角度， 0.8mm≦余盛高さ≦1.8mm に規制した理由について述べる。
第11図に示すように前記溶接トウ部の割れ６は、余盛
高さＨ、余盛止端部曲率半径ｒ、および余盛止端部角度
αに関しては、余盛高さが高い程発生しやすく、また余
盛高さが等しい場合は余盛止端部曲率半径あるいは余盛
止端部角度が小さいほど発生する傾向が大きく、これら
３つの値を適当な範囲に規定すれば割れを有効に防止し
えることが明らかとなった。
高さＨ、余盛止端部曲率半径ｒ、および余盛止端部角度
αに関しては、余盛高さが高い程発生しやすく、また余
盛高さが等しい場合は余盛止端部曲率半径あるいは余盛
止端部角度が小さいほど発生する傾向が大きく、これら
３つの値を適当な範囲に規定すれば割れを有効に防止し
えることが明らかとなった。
従って、この種の割れは継手部における形状的不連続
に起因するものであり、巻き取り、巻き戻し時に引張応
力・圧縮応力を受けた場合、止端部つまりトウ部に応力
集中が起こり発生すると考えられる。すなわち、溶接部
での幾何学的形状の急激な変化のため、溶接部での応力
の流れが複雑になりトウ部に大きな応力集中が生じ、割
れが発生すると考えられる。
に起因するものであり、巻き取り、巻き戻し時に引張応
力・圧縮応力を受けた場合、止端部つまりトウ部に応力
集中が起こり発生すると考えられる。すなわち、溶接部
での幾何学的形状の急激な変化のため、溶接部での応力
の流れが複雑になりトウ部に大きな応力集中が生じ、割
れが発生すると考えられる。
この検討結果より、本発明の目的を有効に達成するた
めに必要とされるべき要件を見出すため、余盛形状を種
々変化させて円周溶接を行い、前記条件と同じ条件で繰
り返し曲げ実験を実施し、トウ部の割れ発生について調
査したところ、次のような要件が新たに見出された。
めに必要とされるべき要件を見出すため、余盛形状を種
々変化させて円周溶接を行い、前記条件と同じ条件で繰
り返し曲げ実験を実施し、トウ部の割れ発生について調
査したところ、次のような要件が新たに見出された。
余盛止端部曲率半径γが2mmより大きいこと。
第２図に余盛止端部曲率半径γとトウ部の割れ発生率
との関係を示す。第２図は、余盛高さH:0.8〜1.8mm、余
盛止端部角度α:120〜150°の条件下で余盛止端部曲率
半径γの変化に対するトウ部の割れの発生率を調べた結
果である。
との関係を示す。第２図は、余盛高さH:0.8〜1.8mm、余
盛止端部角度α:120〜150°の条件下で余盛止端部曲率
半径γの変化に対するトウ部の割れの発生率を調べた結
果である。
第２図から、余盛止端部曲率半径がトウ部の割れの発
生率に大きく影響していることが定性的に認められる。
また、第２図を定量的にみた場合、余盛止端部曲率半径
が、1mm以上より効果が現れ始め、2mm以上で満足すべき
効果に至っていることが確認できる。なお、10mm以上で
は、若干の効果向上は認められるものの、必要以上に余
盛止端部曲率半径を大きくすることは開先角度を大きく
する等の必要があるため、溶接自体が不安定になり溶接
欠陥を生じやすく、かえって溶接部での割れを生むこと
になる。従って、実用上は、余盛止端部曲率半径は２〜
10mmが望ましい。
生率に大きく影響していることが定性的に認められる。
また、第２図を定量的にみた場合、余盛止端部曲率半径
が、1mm以上より効果が現れ始め、2mm以上で満足すべき
効果に至っていることが確認できる。なお、10mm以上で
は、若干の効果向上は認められるものの、必要以上に余
盛止端部曲率半径を大きくすることは開先角度を大きく
する等の必要があるため、溶接自体が不安定になり溶接
欠陥を生じやすく、かえって溶接部での割れを生むこと
になる。従って、実用上は、余盛止端部曲率半径は２〜
10mmが望ましい。
余盛止端部角度αが120°より大であること。
第３図に余盛止端部角度とトウ部の割れの発生率との
関係を示す。第３図は、余盛高さH:0.8〜1.8mm、余盛止
端部曲率半径r:2〜10mmの条件下で余盛止端部角度の変
化に対するトウ部の割れの発生率を調べた結果である。
関係を示す。第３図は、余盛高さH:0.8〜1.8mm、余盛止
端部曲率半径r:2〜10mmの条件下で余盛止端部角度の変
化に対するトウ部の割れの発生率を調べた結果である。
第３図から、余盛止端部角度がトウ部の割れの発生率
に大きく影響していることが定性的に認められる。ま
た、第３図を定量的にみた場合、余盛止端部角度が100
°以上で効果が現れ始め、120°以上で満足すべき効果
に至っていることが確認できれる。なお、150°以上で
は、若干の効果向上は認められるものの、必要以上に余
盛止端部角度を大きくすることはの場合と同様に開先
角度を大きくする等の必要があるため、溶接自体が不安
定になり溶接欠陥を生じやすく、かえって溶接部での割
れを生むことになる。従って、実用上は、余盛止端部角
度は、120〜150°となることが望ましい。
に大きく影響していることが定性的に認められる。ま
た、第３図を定量的にみた場合、余盛止端部角度が100
°以上で効果が現れ始め、120°以上で満足すべき効果
に至っていることが確認できれる。なお、150°以上で
は、若干の効果向上は認められるものの、必要以上に余
盛止端部角度を大きくすることはの場合と同様に開先
角度を大きくする等の必要があるため、溶接自体が不安
定になり溶接欠陥を生じやすく、かえって溶接部での割
れを生むことになる。従って、実用上は、余盛止端部角
度は、120〜150°となることが望ましい。
0.8mm≦余盛高さ≦1.8mmであること。
第４図に余盛高さとトウ部の割れの発生率との関係を
示す。第４図は、余盛止端部曲率半径:2〜10mm、余盛止
端部角度:120〜150°の条件下で余盛高さの変化に対す
るトウ部の割れの発生率を調べた結果である。
示す。第４図は、余盛止端部曲率半径:2〜10mm、余盛止
端部角度:120〜150°の条件下で余盛高さの変化に対す
るトウ部の割れの発生率を調べた結果である。
第４図から、余盛高さがトウ部の割れの発生率に大き
く影響していることが定性的に認められる。また、第４
図を定量的にみた場合、余盛高さが、2.6mm以下から効
果が現れ始め、1.8mm以下で満足すべき効果に至ってい
ることが確認できる。なお、0.8mm未満においては、若
干の効果向上は認められるものの、継手強度の面から悪
影響があり、溶接部破断を起こしやすい。このため、余
盛高さは0.8〜1.8mmとなることが望ましい。
く影響していることが定性的に認められる。また、第４
図を定量的にみた場合、余盛高さが、2.6mm以下から効
果が現れ始め、1.8mm以下で満足すべき効果に至ってい
ることが確認できる。なお、0.8mm未満においては、若
干の効果向上は認められるものの、継手強度の面から悪
影響があり、溶接部破断を起こしやすい。このため、余
盛高さは0.8〜1.8mmとなることが望ましい。
前述の溶接金属の強度および溶接部の余盛形状の適用
については電縫鋼管製のラインパイプについて述べた
が、シームレスまたはその他のラインパイプであっても
適用される。
については電縫鋼管製のラインパイプについて述べた
が、シームレスまたはその他のラインパイプであっても
適用される。
発明者らは、さらに円周溶接トウ部の割れ発生には溶
接熱影響部の軟化が悪影響を及ぼしていることを見出
し、溶接時の熱を受けても軟化の程度が事実上問題のな
い以下に示す高靭性電縫鋼管を用いることによって、前
記した溶接金属の強度および溶接部の余盛形状と併せて
使用することによって、円周溶接部の割れがない溶接法
を見出した。
接熱影響部の軟化が悪影響を及ぼしていることを見出
し、溶接時の熱を受けても軟化の程度が事実上問題のな
い以下に示す高靭性電縫鋼管を用いることによって、前
記した溶接金属の強度および溶接部の余盛形状と併せて
使用することによって、円周溶接部の割れがない溶接法
を見出した。
（ａ）電縫鋼管ラインパイプ母材の成分として、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で含有し、かつ、Nb,V,Tiについて、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、残部は実質的に鉄および不可避的不純物より
なる鋼で、かつ炭素当量Ceqおよび溶接割れ感受性Pcm
が、 0.20≦Ceq≦0.36 Pcm≦0.25 を満足することを特徴とするリールバージ敷設に優れた
高靭性電縫鋼管ラインパイプとするのが望ましい。
なる鋼で、かつ炭素当量Ceqおよび溶接割れ感受性Pcm
が、 0.20≦Ceq≦0.36 Pcm≦0.25 を満足することを特徴とするリールバージ敷設に優れた
高靭性電縫鋼管ラインパイプとするのが望ましい。
また、上記鋼の成分に加えて、 （ｂ）Ni:0.50重量％以下， Cu:0.50重量％以下， Ca:0.005重量％以下， Cr:0.3重量％以下 のうちから選ばれた１種もしくは２種以または／および （ｃ）Mo:0.30重量％以下， B :0.002重量％以下 のうち１種または２種を含有するリールバージ敷設に優
れた高靭性電縫鋼管ラインパイプとするのが望ましい。
れた高靭性電縫鋼管ラインパイプとするのが望ましい。
ただし、CeqおよびPcmは次式で与えられ、含有しない
合金元素については、その元素の項は０として計算する
ものとする。
合金元素については、その元素の項は０として計算する
ものとする。
Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Cu/15＋Ni/15＋Cr/5＋Mo/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Cu/20＋Ni/60＋Cr/20＋Mo/15
＋V/10＋5B 本発明者らは、API規格1104に従って前記電縫鋼管ラ
インパイプの円周溶接部から試験片10を取り出し、第９
図に示すような曲げ試験機11を用いて繰り返し曲げ試験
（歪量５％）を実施し検討した。この結果割れ６が円周
溶接部７のトウ部より発生していることを確認し、この
割れは溶接熱影響部の軟化の程度が大きい時に発生する
傾向が大きく、溶接熱影響部の軟化を小さくすれば有効
に防止し得ることが明らかとなった。
＋V/10＋5B 本発明者らは、API規格1104に従って前記電縫鋼管ラ
インパイプの円周溶接部から試験片10を取り出し、第９
図に示すような曲げ試験機11を用いて繰り返し曲げ試験
（歪量５％）を実施し検討した。この結果割れ６が円周
溶接部７のトウ部より発生していることを確認し、この
割れは溶接熱影響部の軟化の程度が大きい時に発生する
傾向が大きく、溶接熱影響部の軟化を小さくすれば有効
に防止し得ることが明らかとなった。
この種の割れは第10図のグラフに示した硬さHvの分布
の模式図から解るように、溶接部７による溶接熱影響部
８と母材９の硬度差に起因するものであり、巻き取り、
巻き戻し時に溶接熱影響部８と母材９で塑性変形の不均
一が生じるために発生すると考えられる。すなわち、割
れの発生は、軟化域をもつ溶接熱影響部８に変形が集中
し、局部的に加工硬化し脆化することにより起こると考
えられる。
の模式図から解るように、溶接部７による溶接熱影響部
８と母材９の硬度差に起因するものであり、巻き取り、
巻き戻し時に溶接熱影響部８と母材９で塑性変形の不均
一が生じるために発生すると考えられる。すなわち、割
れの発生は、軟化域をもつ溶接熱影響部８に変形が集中
し、局部的に加工硬化し脆化することにより起こると考
えられる。
上記した検討結果から、溶接熱影響部の軟化の程度を
減少させるために、種々の成分系について軟化の度合
（ΔHv）を調査し、ある特定の成分系にすれば軟化の度
合を非常に小さく抑えることができることを発見した。
減少させるために、種々の成分系について軟化の度合
（ΔHv）を調査し、ある特定の成分系にすれば軟化の度
合を非常に小さく抑えることができることを発見した。
それは、第５図に示すように、Nb,V及びTiの合計量と
Ceq（炭素当量）の値を規制することである。第５図
は、Nb＋Ｖ＋Tiの量を0.040重量％以下および0.040重量
％超にした場合の軟化の度合（ΔHv）とCeqの関係を示
したものであり、定性的に、Ceqを増加させればΔHvを
減ずることができることがわかる。定量的には、Ceqを
0.20重量％以上にすればΔHvを８以下に抑えることがで
きる。ΔHvが８以下では第９図に示した繰り返し曲げ試
験より円周溶接トウ部からの割れはほどんど皆無であ
る。
Ceq（炭素当量）の値を規制することである。第５図
は、Nb＋Ｖ＋Tiの量を0.040重量％以下および0.040重量
％超にした場合の軟化の度合（ΔHv）とCeqの関係を示
したものであり、定性的に、Ceqを増加させればΔHvを
減ずることができることがわかる。定量的には、Ceqを
0.20重量％以上にすればΔHvを８以下に抑えることがで
きる。ΔHvが８以下では第９図に示した繰り返し曲げ試
験より円周溶接トウ部からの割れはほどんど皆無であ
る。
Nb,V及びTiの合計量の制限が軟化抑制に効果があるの
は、これらは、単体あるいはそれらの複合により、母材
の強度を上げる、すなわちCRの効果を上げる元素であ
り、これらの元素を限定することにより、CRの効果を減
少することができるためと考えられる。さらに、Ceqの
上昇が軟化抑制に効果があるのは、基本的にCRの効果を
減らすためと考えられ、円周溶接時の熱による軟化の程
度が少なくなり均一変形が行われ、曲げ延性の改善には
寄与すると考えられる。
は、これらは、単体あるいはそれらの複合により、母材
の強度を上げる、すなわちCRの効果を上げる元素であ
り、これらの元素を限定することにより、CRの効果を減
少することができるためと考えられる。さらに、Ceqの
上昇が軟化抑制に効果があるのは、基本的にCRの効果を
減らすためと考えられ、円周溶接時の熱による軟化の程
度が少なくなり均一変形が行われ、曲げ延性の改善には
寄与すると考えられる。
Nb＋Ｖ＋Tiを0.0040重量％以下に規制するのは、溶接
熱影響部の軟化を、実際上問題のない程度まで抑えるた
めに、Nb＋Ｖ＋Tiを0.040重量％以下であることが必要
である。よって、0.040重量％以下の範囲とするのが好
ましい。また、Ceqの範囲については0.20重量％未満で
は、その効果がなく、0.36重量％を超えると、Ceqの上
昇の効果が飽和するだけでなく、著しい靭性の劣化が起
こる。よって、0.20重量％以上、0.36重量％以下の範囲
とするのが好ましい。
熱影響部の軟化を、実際上問題のない程度まで抑えるた
めに、Nb＋Ｖ＋Tiを0.040重量％以下であることが必要
である。よって、0.040重量％以下の範囲とするのが好
ましい。また、Ceqの範囲については0.20重量％未満で
は、その効果がなく、0.36重量％を超えると、Ceqの上
昇の効果が飽和するだけでなく、著しい靭性の劣化が起
こる。よって、0.20重量％以上、0.36重量％以下の範囲
とするのが好ましい。
その他、本発明に用いて好適な鋼における各成分の限
定理由について説明する。
定理由について説明する。
Ｃは必要な強度を得るために、0.03重量％以上の含有
が必須であるが、0.20重量％を超えると、溶接割れ感受
性が増大するため0.03〜0.20重量％の範囲とするのが好
ましい。
が必須であるが、0.20重量％を超えると、溶接割れ感受
性が増大するため0.03〜0.20重量％の範囲とするのが好
ましい。
Siは脱酸剤としてまた強度を確保する目的で0.05重量
％以上の添加が必要であるが、0.50重量％を超えると、
低温靭性の劣化および溶接割れ感受性を高めるので、0.
05〜0.50重量％の範囲とするのが好ましい。
％以上の添加が必要であるが、0.50重量％を超えると、
低温靭性の劣化および溶接割れ感受性を高めるので、0.
05〜0.50重量％の範囲とするのが好ましい。
Mnは強度を確保するために、0.50重量％以上の添加が
必要であるが、1.5重量％を超えると、溶接割れ感受性
が増大しラインパイプ敷設時に必要な曲げ延性の劣化を
招くため、0.50〜1.5重量％の範囲とするのが好まし
い。
必要であるが、1.5重量％を超えると、溶接割れ感受性
が増大しラインパイプ敷設時に必要な曲げ延性の劣化を
招くため、0.50〜1.5重量％の範囲とするのが好まし
い。
Alは強力な脱酸元素であるが、0.005重量％未満では
その効果がなく、一方0.060重量％を超えると効果はほ
ぼ飽和に達するだけでなく非金属介在物の増加をもたら
す。よって、0.005〜0.060重量％の範囲とするのが好ま
しい。
その効果がなく、一方0.060重量％を超えると効果はほ
ぼ飽和に達するだけでなく非金属介在物の増加をもたら
す。よって、0.005〜0.060重量％の範囲とするのが好ま
しい。
Niは強度及び耐HIC性を向上させ、さらに母材および
溶接熱影響部の靭性を著しく改善するため有効である
が、0.50重量％を超えるとスケールきずの発生が著しく
なり、鋼板の表面性状を害するので、0.50重量％以下の
範囲とした。
溶接熱影響部の靭性を著しく改善するため有効である
が、0.50重量％を超えるとスケールきずの発生が著しく
なり、鋼板の表面性状を害するので、0.50重量％以下の
範囲とした。
CuはpHが高い環境下で鋼表面に安定な皮膜を生成し
て、耐蝕性を向上させると共に、耐HIC性向上にも効果
を示す。しかしながら、Cu添加量が0.50重量％を超えれ
ば熱間加工性を損なうので0.50重量％以下の範囲とする
のが好ましい。
て、耐蝕性を向上させると共に、耐HIC性向上にも効果
を示す。しかしながら、Cu添加量が0.50重量％を超えれ
ば熱間加工性を損なうので0.50重量％以下の範囲とする
のが好ましい。
Caは硫化物系介在物の形状を球状化して、硫化物系介
在物がHICの起点となることを抑制し、これにより耐HIC
性を確保するに有効な元素であるが、0.005重量％を超
えるCaの添加は大型介在物を増加させて耐HIC性及び耐
水素ふくれ性を低下させるおそれがあるから、0.005重
量％以外の範囲とするのが好ましい。
在物がHICの起点となることを抑制し、これにより耐HIC
性を確保するに有効な元素であるが、0.005重量％を超
えるCaの添加は大型介在物を増加させて耐HIC性及び耐
水素ふくれ性を低下させるおそれがあるから、0.005重
量％以外の範囲とするのが好ましい。
Crは鋼の耐蝕性を向上させて鋼中への水素侵入を低下
させると共に、Ni添加に伴う耐SSC性の劣化を防ぐ効果
がある。しかし、0.30重量％を超えれば特に溶接部の靭
性が劣化するため、0.30重量％以下の範囲とした。
させると共に、Ni添加に伴う耐SSC性の劣化を防ぐ効果
がある。しかし、0.30重量％を超えれば特に溶接部の靭
性が劣化するため、0.30重量％以下の範囲とした。
Mo,Bはともに強度を高めるために添加する。しかしMo
は0.30重量％を超えて添加しても効果が飽和し経済的で
なく、またＢは0.002重量％を超えると靭性が劣化する
ので、Moは0.30重量％以下、Ｂは0.002重量％以下にそ
れぞれ限定するのが好ましい。
は0.30重量％を超えて添加しても効果が飽和し経済的で
なく、またＢは0.002重量％を超えると靭性が劣化する
ので、Moは0.30重量％以下、Ｂは0.002重量％以下にそ
れぞれ限定するのが好ましい。
Pcmは、溶接割れ感受性の指標であり、該成分系では
0.25を超えると著しく溶接割れ感受性が高まり、円周溶
接部の曲げ延性が劣化する。よって、0.25以下の範囲と
した。
0.25を超えると著しく溶接割れ感受性が高まり、円周溶
接部の曲げ延性が劣化する。よって、0.25以下の範囲と
した。
〈実施例〉 （実施例１） 本発明の実施例について説明する。
外径273.1mm、肉厚12.7mmの第１表に示す組成の電縫
鋼管製ラインパイプを素材に、溶接棒の組み合わせを変
えてそれぞれ２回、被覆アーク溶接にて第２表に示す条
件で６層６パスの円周溶接を行った。さらに、API規格1
104に従って円周溶接部を含んで厚さ12.7mm、幅25.4m
m、長さ230mmの試験片（ｎ＝100）を採取し、歪量が５
％の繰り返し曲げ試験を行い合計10回曲げ後、溶接部近
傍の割れ発生の有無を調査した。なお、第２表中の溶接
棒の引張強さは、繰り返し曲げ試験に先立ちJIS Z 3111
に従い使用した溶接棒による溶着金属の引張試験を行い
求めたものである。繰り返し曲げ試験による割れ発生率
の結果を併せて第２表に示した。
鋼管製ラインパイプを素材に、溶接棒の組み合わせを変
えてそれぞれ２回、被覆アーク溶接にて第２表に示す条
件で６層６パスの円周溶接を行った。さらに、API規格1
104に従って円周溶接部を含んで厚さ12.7mm、幅25.4m
m、長さ230mmの試験片（ｎ＝100）を採取し、歪量が５
％の繰り返し曲げ試験を行い合計10回曲げ後、溶接部近
傍の割れ発生の有無を調査した。なお、第２表中の溶接
棒の引張強さは、繰り返し曲げ試験に先立ちJIS Z 3111
に従い使用した溶接棒による溶着金属の引張試験を行い
求めたものである。繰り返し曲げ試験による割れ発生率
の結果を併せて第２表に示した。
第２表において、本発明に基づいて、最終層を前層に
用いた溶接材料より少なくとも5kg/mm2以上低い強度の
溶接材料を用いた場合は、ほとんど割れの発生がみられ
なかった。これに対し、比較例では、割れ発生率が高
く、特に比較例１と実施例２では、母材成分が同じＢで
あるのに最終層の溶接材料の強度をかえるだけで、割れ
発生率が1/77に減少していることがわかる。すなわち、
最終層を前層に用いた溶接材料より少なくとも5kg/mm2
以上低い強度の溶接材料を用いて溶接することによっ
て、溶接部の曲げ延性が改善され、リールバージ敷設用
電縫鋼管ラインパイプの円周溶接に対して極めて有効で
あることが実証された。
用いた溶接材料より少なくとも5kg/mm2以上低い強度の
溶接材料を用いた場合は、ほとんど割れの発生がみられ
なかった。これに対し、比較例では、割れ発生率が高
く、特に比較例１と実施例２では、母材成分が同じＢで
あるのに最終層の溶接材料の強度をかえるだけで、割れ
発生率が1/77に減少していることがわかる。すなわち、
最終層を前層に用いた溶接材料より少なくとも5kg/mm2
以上低い強度の溶接材料を用いて溶接することによっ
て、溶接部の曲げ延性が改善され、リールバージ敷設用
電縫鋼管ラインパイプの円周溶接に対して極めて有効で
あることが実証された。
なお、層（layer）とは、１つまたはそれ以上のパス
からなる溶接金属（weld metal）の層を意味し、パス
（pass）とは、溶接継手に沿って行う１回の溶接操作を
意味し、シングルパスおよびマルチパスに分かれる。
からなる溶接金属（weld metal）の層を意味し、パス
（pass）とは、溶接継手に沿って行う１回の溶接操作を
意味し、シングルパスおよびマルチパスに分かれる。
（実施例２） 外径273.1mm、肉厚12.7mmの電縫鋼管製ラインパイプ
を素材に、被覆アーク溶接にて第３表に示す条件で円周
溶接を行い、API規格1104に従って円周溶接部を含んで
厚さ12.7mm、幅25.4mm、長さ230mmの試験片を採取し、
歪量が５％の繰り返し曲げ試験を行い合計10回曲げた
後、溶接部近傍の割れ発生の有無を調査した。さらに、
同じサイズの試験片を用いて引張試験を行い、破断状況
を調査した。これら２つの試験結果を、第４表に示し
た。
を素材に、被覆アーク溶接にて第３表に示す条件で円周
溶接を行い、API規格1104に従って円周溶接部を含んで
厚さ12.7mm、幅25.4mm、長さ230mmの試験片を採取し、
歪量が５％の繰り返し曲げ試験を行い合計10回曲げた
後、溶接部近傍の割れ発生の有無を調査した。さらに、
同じサイズの試験片を用いて引張試験を行い、破断状況
を調査した。これら２つの試験結果を、第４表に示し
た。
第４表において、本発明に基づいて、余盛高さ、余盛
止端部角度、および余盛止端部角度を適当な範囲に規定
したNo.7〜10は、ほとんど割れの発生がみられなかっ
た。これに対し、比較例では、No.1,No.2は、余盛高さ
が高すぎるため、No.3は、余盛高さ、余盛止端部角度お
よび余盛止端部曲率半径のいずれもが本発明範囲をはず
れるため、No.4は、余盛止端部曲率半径が小さずぎるた
め、No.5は、余盛高さと余盛止端部曲率半径は本発明範
囲内に入っているものの余盛止端部角度が小さいため、
トウ部の割れの発生率が著しかった。また、No.6は、余
盛高さが0.8mmより小さい場合であり、母材部以外での
破断が発生するが、実施例No.11,No.12では、余盛高さ
が0.8mmより大きい場合、すべて母材部破断が確認され
た。
止端部角度、および余盛止端部角度を適当な範囲に規定
したNo.7〜10は、ほとんど割れの発生がみられなかっ
た。これに対し、比較例では、No.1,No.2は、余盛高さ
が高すぎるため、No.3は、余盛高さ、余盛止端部角度お
よび余盛止端部曲率半径のいずれもが本発明範囲をはず
れるため、No.4は、余盛止端部曲率半径が小さずぎるた
め、No.5は、余盛高さと余盛止端部曲率半径は本発明範
囲内に入っているものの余盛止端部角度が小さいため、
トウ部の割れの発生率が著しかった。また、No.6は、余
盛高さが0.8mmより小さい場合であり、母材部以外での
破断が発生するが、実施例No.11,No.12では、余盛高さ
が0.8mmより大きい場合、すべて母材部破断が確認され
た。
すなわち、本発明に基づく余盛高さ、余盛止端部角度
と余盛止端部曲率半径に限定することによって、溶接部
の曲げ延性が改善され、リールバージ敷設用電縫鋼管ラ
インパイプの円周溶接に極めて有効であることが実証さ
れた。
と余盛止端部曲率半径に限定することによって、溶接部
の曲げ延性が改善され、リールバージ敷設用電縫鋼管ラ
インパイプの円周溶接に極めて有効であることが実証さ
れた。
（実施例３） 第５表に示す組成の電縫鋼管製パイプ（外径273.1m
m、肉厚12.7mm）を素材に、被覆アーク溶接にてセルロ
ース系の溶接棒を用いて６層６パスで円周溶接を行っ
た。
m、肉厚12.7mm）を素材に、被覆アーク溶接にてセルロ
ース系の溶接棒を用いて６層６パスで円周溶接を行っ
た。
なお本発明の溶接は実施例１と同じく最終層の前層ま
ではセルロース系E7010の溶接棒（引張強さ55.2kg/m
m2）を、最終層にはセルロース系E6010の溶接棒（引張
強さ50.2kg/mm2）を使用した。
ではセルロース系E7010の溶接棒（引張強さ55.2kg/m
m2）を、最終層にはセルロース系E6010の溶接棒（引張
強さ50.2kg/mm2）を使用した。
また余盛形状は実施例２と同じく、余盛止端部曲率半
径γ＝4.6mm、余盛止端部角度α＝132°、余盛高さ1.11
mmで溶接した。
径γ＝4.6mm、余盛止端部角度α＝132°、余盛高さ1.11
mmで溶接した。
試験片は実施例１と同じ寸法のものを採取し、実施例
１と同じ繰り返し曲げ試験を合計10回行った後、溶接部
近傍のわれ発生の有無を調査した。その結果を第５表に
示す。
１と同じ繰り返し曲げ試験を合計10回行った後、溶接部
近傍のわれ発生の有無を調査した。その結果を第５表に
示す。
第５表において、本発明に基づいた成分系No.8〜No.1
6は、ほとんど割れの発見が見られなかった。これに対
し、比較例No.1〜No.7はそれぞれの母材強度に合わせた
最終層の強度を前層までに用いた溶接材料と同じ溶接材
料を用いていること、また、以下に示す成分的なことに
より、全体的に割れ発生率は高い。比較例No.1は、母材
のＣ量及び溶接割れ感受性式（Pcm）の上限をはずれて
いる場合であり、割れ発生率は高い。比較例No.2は溶接
割れ感受性（Pcm）の値は0.099と小さいものの、炭素当
量（Ceq）の値が下限をはずれ、溶接熱影響部の軟化部
発生により34％の割れ発生率となっている。比較例No.3
及びNo.4はそれぞれ、Ceq及びPcmが上限値を超えている
ため、高い発生率になっている。比較例No.5、No.6、No
7は、Pcm、Ceqが規定値を満足しているものの、Nb＋Ｖ
＋Tiの含有量が規定値を超えているため割れの発生率が
高い。
6は、ほとんど割れの発見が見られなかった。これに対
し、比較例No.1〜No.7はそれぞれの母材強度に合わせた
最終層の強度を前層までに用いた溶接材料と同じ溶接材
料を用いていること、また、以下に示す成分的なことに
より、全体的に割れ発生率は高い。比較例No.1は、母材
のＣ量及び溶接割れ感受性式（Pcm）の上限をはずれて
いる場合であり、割れ発生率は高い。比較例No.2は溶接
割れ感受性（Pcm）の値は0.099と小さいものの、炭素当
量（Ceq）の値が下限をはずれ、溶接熱影響部の軟化部
発生により34％の割れ発生率となっている。比較例No.3
及びNo.4はそれぞれ、Ceq及びPcmが上限値を超えている
ため、高い発生率になっている。比較例No.5、No.6、No
7は、Pcm、Ceqが規定値を満足しているものの、Nb＋Ｖ
＋Tiの含有量が規定値を超えているため割れの発生率が
高い。
〈発明の効果〉 本発明方法によると、リールバージ敷設用電縫鋼管ラ
インパイプの円周溶接において、溶接部の余盛止端部の
トウ部の割れ発生は著しく減少した。
インパイプの円周溶接において、溶接部の余盛止端部の
トウ部の割れ発生は著しく減少した。
【図面の簡単な説明】 第１図は、繰り返し曲げ試験結果の特性図、第２図は、
余盛止端部曲率半径とトウ部の割れの発生率との関係を
示す特性図、第３図は、余盛止端部角度とトウ部の割れ
の発生率との関係を示す特性図、第４図は、余盛高さと
トウ部の割れの発生率との関係を示す特性図、第５図は
軟化の度合い（ΔHv）とCeqの関係を示すグラフ、第６
図は一般的な海底ラインパイプの施工方法の説明図、第
７図（ａ）は陸上で準備されたパイプを海上のバージの
リーフに巻き取っている説明図、第７図（ｂ）は目的の
海上でパイプを巻き戻しながら海底に敷設している説明
図、第８図は、円周溶接トウ部に見られる典型的な割れ
を示す溶接部断面図、第９図は、繰り返し曲げ試験方法
の説明図、第10図は、CR材での硬さ分布を示す模式図、
第11図は、余盛高さ、余盛止端部曲率半径および余盛止
端部角度の説明図である。 １……バージ、２……パイプ、３……リール、４……海
底、５……陸上、６……割れ、７……溶接部、８……溶
接熱影響部、９……母材、10……試験片、11……曲げ試
験機。
余盛止端部曲率半径とトウ部の割れの発生率との関係を
示す特性図、第３図は、余盛止端部角度とトウ部の割れ
の発生率との関係を示す特性図、第４図は、余盛高さと
トウ部の割れの発生率との関係を示す特性図、第５図は
軟化の度合い（ΔHv）とCeqの関係を示すグラフ、第６
図は一般的な海底ラインパイプの施工方法の説明図、第
７図（ａ）は陸上で準備されたパイプを海上のバージの
リーフに巻き取っている説明図、第７図（ｂ）は目的の
海上でパイプを巻き戻しながら海底に敷設している説明
図、第８図は、円周溶接トウ部に見られる典型的な割れ
を示す溶接部断面図、第９図は、繰り返し曲げ試験方法
の説明図、第10図は、CR材での硬さ分布を示す模式図、
第11図は、余盛高さ、余盛止端部曲率半径および余盛止
端部角度の説明図である。 １……バージ、２……パイプ、３……リール、４……海
底、５……陸上、６……割れ、７……溶接部、８……溶
接熱影響部、９……母材、10……試験片、11……曲げ試
験機。
Claims (6)
- 【請求項１】ラインパイプを円周溶接するに際し、最終
層を前層までに用いた溶接材料より少なくとも5kg/mm2
以上低い強度の溶接材料を用いて溶接することを特徴と
するリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶
接方法。 - 【請求項２】ラインパイプを円周溶接するに際し、余盛
形状を、 2mm≦余盛止端部曲率半径， 120°≦余盛止端部角度， 0.8mm≦余盛高さ≦1.8mm に規制して溶接することを特徴とする請求項１記載のリ
ールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方
法。 - 【請求項３】電縫鋼管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、残部は実質的に鉄及び不可避的不純物からな
り、かつ下記で与えられる炭素当量Ceqが0.20以上0.36
以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.25以下である請求
項１または２記載のリールバージ敷設用電縫鋼管ライン
パイプの円周溶接方法。 記 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋V/10 - 【請求項４】電縫鋼管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Mo:0.30重量％以下， B :0.002重量％以下 のうち１種または２種を含み、残部は実質的に鉄及び不
可避的不純物からなり、かつ下記で与えられる炭素当量
Ceqが0.20以上0.36以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.
25以下である請求項１または２記載のリールバージ敷設
用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法。 記 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Mo/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Mo/15＋V/10＋5B - 【請求項５】電縫鋼管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Ni:0.50重量％以下， Cu:0.50重量％以下， Ca:0.005重量％以下， Cr:0.3重量％以下 のうちから選ばれた１種もしくは２種以上を含有し、残
部は実質的に鉄及び不可避的不純物からなり、かつ下記
で与えられる炭素当量Ceqが0.20以上0.36以下、および
溶接割れ感受性Pcmが0.25以下である請求項１または２
記載のリールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周
溶接方法。 記 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Cu/15＋Ni/15＋Cr/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Cu/20＋Ni/60＋Cr/20＋V/10 - 【請求項６】電縫鋼管の化学組成が、 C :0.03〜0.20重量％， Mn:0.50〜1.5重量％， Si:0.05〜0.50重量％， Al:0.005〜0.060重量％ の範囲内で、Nb,V,Tiが、 Nb＋Ｖ＋Ti≦0.040重量％ を満足し、さらに、 Ni:0.50重量％以下， Cu:0.50重量％以下， Ca:0.005重量％以下， Cr:0.3重量％以下 のうちから選ばれた１種もしくは２種以上を含有し、さ
らに、 Mo:0.30重量％以下， B :0.002重量％以下 のうち１種または２種を含み、残部は実質的に鉄及び不
可避的不純物からなり、かつ下記で与えられる炭素当量
Ceqが0.20以上0.36以下、および溶接割れ感受性Pcmが0.
25以下である請求項１または２記載のリールバージ敷設
用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法。 記 Ceq＝Ｃ＋Mn/6＋Cu/15＋Ni/15＋Cr/5＋Mo/5＋V/5 Pcm＝Ｃ＋Si/30＋Mn/20＋Cu/20＋Ni/60＋Cr/20＋Mo/15
＋V/10＋5B
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