JP7081727B1 - 電縫鋼管およびその製造方法 - Google Patents
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Abstract
Description
[1] 母材部と溶接部を有する電縫鋼管であって、
前記母材部の肉厚中央部における鋼組織は、
bcc相が体積率で80%以上であり、
平均結晶粒径が15.0μm以下であり、
(1)式で表されるA値が0.55以上0.85以下であり、
管軸方向の降伏比が90%以下であり、
前記母材部の-40℃におけるシャルピー吸収エネルギーが100J以上である、電縫鋼管。
A=φ/((πρ/2)1/2×b)・・・(1)
ここで、(1)式において、
φ:X線回折により得られる加工度を表すパラメータ、
ρ:転位密度(m-2)、
b:転位のバーガースベクトル(m)、
π:円周率、
である。
[2] 前記母材部の成分組成は、質量%で、
C:0.001%以上0.30%以下、
Si:0.01%以上2.0%以下、
Mn:0.20%以上3.0%以下、
P:0.050%以下、
S:0.020%以下、
Al:0.005%以上0.10%以下、
N:0.010%以下、
Ti:0.15%以下
を含み、残部がFeおよび不可避的不純物からなる、[1]に記載の電縫鋼管。
[3] 前記成分組成に加えてさらに、質量%で、
Cu:1.0%以下、
Ni:1.0%以下、
Cr:1.0%以下、
Mo:1.0%以下、
Nb:0.15%以下、
V:0.15%以下、
Ca:0.010%以下、
B:0.010%以下
のうちから選ばれた1種または2種以上を含む、[2]に記載の電縫鋼管。
[4] 前記母材部の肉厚が15mm以上30mm以下である、[1]~[3]のいずれかに記載の電縫鋼管。
[5] 前記母材部の肉厚中央部における鋼組織は、フェライトとベイナイトの体積率の合計が85%以上である、[1]~[4]のいずれかに記載の電縫鋼管。
[6] [1]~[5]のいずれかに記載の電縫鋼管の製造方法であって、
鋼素材を、
加熱温度:1100℃以上1300℃以下に加熱した後、
粗圧延終了温度:850℃以上1150℃以下、仕上圧延終了温度:750℃以上900℃以下、かつ、930℃以下での合計圧下率:50%以上で熱間圧延を施して熱延板とする熱間圧延工程と、
前記熱延板に、板厚中心温度で、平均冷却速度:5℃/s以上30℃/s以下、冷却停止温度:400℃以上650℃以下で冷却する冷却工程と、
前記熱延板を、400℃以上650℃以下の温度で巻取り熱延鋼板とする巻取工程と、
ロール成形により前記熱延鋼板を-40℃以下の温度で円筒状に成形し、電縫溶接を施して鋼管素材とする造管工程と、
前記鋼管素材を-40℃以下の温度で縮径して電縫鋼管を得るサイジング工程を有する、
電縫鋼管の製造方法。
[7] 前記鋼素材の成分組成は、質量%で、
C:0.001%以上0.30%以下、
Si:0.01%以上2.0%以下、
Mn:0.20%以上3.0%以下、
P:0.050%以下、
S:0.020%以下、
Al:0.005%以上0.10%以下、
N:0.010%以下、
Ti:0.15%以下
を含み、残部がFeおよび不可避的不純物からなる、[6]に記載の電縫鋼管の製造方法。
[8] 前記成分組成に加えてさらに、質量%で、
Cu:1.0%以下、
Ni:1.0%以下、
Cr:1.0%以下、
Mo:1.0%以下、
Nb:0.15%以下、
V:0.15%以下、
Ca:0.010%以下、
B:0.010%以下
のうちから選ばれた1種または2種以上を含む、[7]に記載の電縫鋼管の製造方法。
[9] 前記電縫鋼管の母材部の肉厚が15mm以上30mm以下である、[6]~[8]のいずれかに記載の電縫鋼管の製造方法。
ここで、(1)式において、
φ:X線回折により得られる加工度を表すパラメータ
ρ:転位密度(m-2)
b:転位のバーガースベクトル(m)
π:円周率
である。
bcc(体心立方格子)相は、fcc(面心立方格子)やhcp(六方最密構造)等の相と比較して、転位の運動に及ぼす温度の影響が大きい。このため、bcc相は、温度低下による転位の運動の抑制効果が大きい。すなわち、bcc相の体積率が高いほど、電縫鋼管を低温で造管した際に、より多くの転位の運動が抑制されるため、転位同士が絡み合いにくく、可動転位の割合が高くなる。その結果、降伏比が低下する。このような効果を十分に得るため、上記したbcc相の体積率は80%以上とする。bcc相の体積率は、好ましくは85%以上であり、より好ましくは90%以上である。
本発明では、隣り合う結晶の方位差が15°以上の境界で囲まれた領域を結晶粒とする。母材部の肉厚中央部における結晶粒の平均結晶粒径が15.0μm超の場合、亀裂伝播の障害となる結晶粒界の総面積が小さいため、本発明で目的とする高靱性が得られない。よって、上記した平均結晶粒径は15.0μm以下とする。平均結晶粒径は、好ましくは10.0μm以下であり、より好ましくは8.0μm以下である。なお、平均結晶粒径が小さいほど降伏比が上昇するため、平均結晶粒径は2.0μm以上であることが好ましい。平均結晶粒径は、より好ましくは3.0μm以上である。
A値は、転位の分布状態と相関があるパラメータであり、上記した(1)式で表すことができる。
(1)式は、φ:X線回折により得られる加工度を表すパラメータ、ρ:転位密度(m-2)、およびb:転位のバーガースベクトル(m)の関係を示す式である(参考文献3)。
A値が大きいほど、結晶粒内に導入された転位が均一に分布しており、転位がセル化しておらず、可動転位として結晶粒内に残存している割合が高い傾向にあることを示す。
[参考文献2]M. Kumagai, M. Imafuku, S. Ohya: ISIJ International, 54 (2014), 206.
[参考文献3]S. Takaki, T. Masumura and T. Tsuchiyama: ISIJInternational,59(2019), 567.
本発明の電縫鋼管は、溶接部を0°としたときの管周方向90°位置の母材部における、管軸方向の降伏比(=降伏応力(MPa)/引張強さ(MPa)×100)が90%以下である。降伏比が90%を超える場合、土木建築構造物の柱材等に用いた際の耐震性や、ラインパイプに用いた際の耐震性および耐座屈性が低下する。上記降伏比は、好ましくは87%以下であり、より好ましくは86%以下である。必要な耐力を確保するための観点から、上記降伏比は、好ましくは55%以上であり、より好ましくは65%以上であり、さらに好ましくは75%以上である。
本発明の電縫鋼管は、母材部の-40℃におけるシャルピー吸収エネルギーが100J以上である。100J未満の場合、土木建築構造物の柱材等やラインパイプに用いた際の耐震性が低下する。上記シャルピー吸収エネルギーは、好ましくは150J以上であり、より好ましくは160J以上である。また、シャルピー吸収エネルギーが高い場合、平均結晶粒径が小さく降伏比が高くなるため、好ましくは500J以下であり、より好ましくは400J以下である。
マルテンサイトは軟質組織と混合させることで降伏比を低下させる組織であるが、一方で靭性を低下させる組織であり、15%以下とすることが好ましく、0%以上とすることが好ましい。マルテンサイトは、13%以下とすることがより好ましく、1%以上とすることがより好ましい。
Cは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素である。また、Cはフェライト変態開始温度を低下させることで組織の微細化に寄与する元素である。このような効果を得るためには、0.001%以上のCを含有することが必要である。また、Cは、パーライトの生成を促進し、焼入れ性を高めてマルテンサイトの生成に寄与し、オーステナイトの安定化に寄与することから、硬質相の形成にも寄与する元素である。C含有量が0.30%を超えると、硬質相の割合が高くなり靱性が低下し、また溶接性も悪化する。このため、C含有量は0.001%以上0.30%以下とする。C含有量は、好ましくは0.010%以上であり、より好ましくは0.040%以上である。また、C含有量は、好ましくは0.27%以下であり、より好ましくは0.25%以下である。
Siは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素である。このような効果を得るためには、0.01%以上のSiを含有する。しかし、Si含有量が2.0%を超えると、降伏比が高くなり、靱性が低下する。このため、Si含有量は0.01%以上2.0%以下とする。Si含有量は、好ましくは0.05%以上であり、より好ましくは0.10%以上である。また、Si含有量は、好ましくは1.0%以下であり、より好ましくは0.50%以下である。
Mnは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素である。また、Mnはフェライト変態開始温度を低下させることで鋼組織の微細化に寄与する元素である。このような効果を得るためには、0.20%以上のMnを含有することが必要である。しかしながら、Mn含有量が3.0%を超えると、固溶強化および鋼組織の微細化に起因して降伏応力が高くなるため、本発明で目的とする降伏比が得られなくなる。このため、Mn含有量は0.20%以上3.0%以下とする。Mn含有量は、好ましくは0.40%以上であり、より好ましくは0.60%以上である。また、Mn含有量は、好ましくは2.5%以下であり、より好ましくは2.0%以下である。
Pは、粒界に偏析して材料の不均質を招くため、不可避的不純物としてできるだけ低減することが好ましいが、0.050%までは許容できる。このため、P含有量は0.050%以下とする。P含有量は、好ましくは0.020%以下であり、より好ましくは0.010%以下である。なお、特にPの含有量の下限は規定しないが、過度の低減は製錬コストの高騰を招くため、P含有量は0.002%以上とすることが好ましい。
Sは、鋼中では通常、MnSとして存在するが、MnSは、熱間圧延工程で薄く延伸され、延性に悪影響を及ぼす。このため、本発明ではSをできるだけ低減することが好ましいが、0.020%までは許容できる。したがって、S含有量は0.020%以下とする。S含有量は、好ましくは0.010%以下であり、より好ましくは0.008%以下である。なお、特にSの含有量の下限は規定しないが、過度の低減は製錬コストの高騰を招くため、S含有量は0.0002%以上とすることが好ましい。
Alは、強力な脱酸剤として作用する元素である。このような効果を得るためには、0.005%以上のAlを含有することが必要である。しかし、Al含有量が0.10%を超えると溶接性が悪化するとともに、アルミナ系介在物が多くなり、表面性状が悪化する。また溶接部の靱性も低下する。このため、Al含有量は0.005%以上0.10%以下とする。Al含有量は、好ましくは0.010%以上であり、より好ましくは0.015%以上である。Al含有量は、好ましくは0.080%以下であり、より好ましくは0.070%以下である。
Nは、不可避的不純物であり、転位の運動を強固に固着することで靭性を低下させる作用を有する元素である。本発明では、Nは不純物としてできるだけ低減することが望ましいが、Nの含有量は0.010%までは許容できる。このため、N含有量は0.010%以下とする。N含有量は、好ましくは0.0080%以下である。精錬コストの観点から、N含有量は好ましくは0.0008%以上であり、より好ましくは0.0010%以上である。
Tiは、鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成することで鋼の強度向上に寄与する元素である。また、Nとの親和性が高いため鋼中のNを窒化物として無害化し、鋼の靭性向上にも寄与する元素である。上記した効果を得るため、0.001%以上のTiを含有することが好ましい。しかし、Ti含有量が0.15%を超えると降伏比が高くなり、また靱性が低下する。このため、Ti含有量は0.15%以下とする。Ti含有量は、より好ましくは0.005%以上であり、さらに好ましくは0.008%以上である。Ti含有量は、より好ましくは0.13%以下であり、さらに好ましくは0.10%以下である。
Cuは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Cuを含有する場合には、Cu含有量は0.01%以上とすることが好ましい。一方、1.0%を超えるCuの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Cuを含有する場合には、Cu含有量は1.0%以下とすることが好ましい。Cu含有量は、より好ましくは0.05%以上であり、さらに好ましくは0.10%以上である。また、Cu含有量は、より好ましくは0.70%以下であり、さらに好ましくは0.50%以下である。
Niは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Niを含有する場合には、Ni含有量は0.01%以上とすることが好ましい。一方、1.0%を超えるNiの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Niを含有する場合には、Ni含有量は1.0%以下とすることが好ましい。Ni含有量は、より好ましくは0.05%以上であり、さらに好ましくは0.10%以上である。また、Ni含有量は、より好ましくは0.70%以下であり、さらに好ましくは、0.50%以下である。
Crは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Crを含有する場合には、Cr含有量は0.01%以上とすることが好ましい。一方、1.0%を超えるCrの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Crを含有する場合には、Cr含有量は1.0%以下とすることが好ましい。Cr含有量は、より好ましくは0.05%以上であり、さらに好ましくは0.10%以上である。また、Cr含有量は、より好ましくは0.70%以下であり、さらに好ましくは0.50%以下である。
Moは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Moを含有する場合には、Mo含有量は0.01%以上とすることが好ましい。一方、1.0%を超えるMoの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Moを含有する場合には、Mo含有量は1.0%以下とすることが好ましい。Mo含有量は、より好ましくは0.05%以上であり、さらに好ましくは0.10%以上である。また、Mo含有量は、より好ましくは0.70%以下であり、さらに好ましくは0.50%以下である。
Nbは、鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成することで鋼の強度向上に寄与し、また、熱間圧延中のオーステナイトの粗大化を抑制することで組織の微細化にも寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Nbを含有する場合は、0.002%以上のNbを含有することが好ましい。しかし、Nb含有量が0.15%を超えると降伏比が高くなり靱性が低下する。このため、Nbを含有する場合は、Nb含有量は0.15%以下とすることが好ましい。Nb含有量は、より好ましくは0.005%以上であり、さらに好ましくは0.010%以上である。Nb含有量は、より好ましくは0.13%以下であり、さらに好ましくは0.10%以下である。
Vは、鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成することで鋼の強度向上に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Vを含有する場合は、0.002%以上のVを含有することが好ましい。しかし、V含有量が0.15%を超えると、降伏比が高くなり、また靱性が低下する。このため、Vを含有する場合は、V含有量は0.15%以下とすることが好ましい。V含有量は、より好ましくは0.005%以上であり、さらに好ましくは0.010%以上である。V含有量は、より好ましくは0.13%以下であり、さらに好ましくは0.10%以下である。
Caは、熱間圧延工程で薄く延伸されるMnS等の硫化物を球状化することで鋼の靱性向上に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Caを含有する場合は、0.0005%以上のCaを含有することが好ましい。しかし、Ca含有量が0.010%を超えると、鋼中にCa酸化物クラスターが形成され、靱性が悪化する。このため、Caを含有する場合は、Ca含有量は0.010%以下とすることが好ましい。Ca含有量は、より好ましくは0.0008%以上であり、さらに好ましくは0.0010%以上である。また、Ca含有量は、より好ましくは0.008%以下であり、さらに好ましくは0.0060%以下である。
Bは、フェライト変態開始温度を低下させることで組織の微細化に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Bを含有する場合は、0.0003%以上のBを含有することが好ましい。しかし、B含有量が0.010%を超えると降伏比が上昇し、また靱性が悪化する。このため、Bを含有する場合は、B含有量は0.010%以下とすることが好ましい。B含有量は、より好ましくは0.0005%以上であり、さらに好ましくは0.0008%以上である。B含有量は、より好ましくは0.0050%以下であり、さらに好ましくは0.0030%以下であり、さらにより好ましくは0.0020%以下である。
加熱温度:1100℃以上1300℃以下
加熱温度が1100℃未満である場合、被圧延材の変形抵抗が大きくなり圧延が困難となる。一方、加熱温度が1300℃を超えると、オーステナイト粒が粗大化し、後の圧延(粗圧延、仕上圧延)において微細なオーステナイト粒が得られず、本発明で目的とする電縫鋼管の鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となる。このため、熱間圧延工程における加熱温度は、1100℃以上1300℃以下とする。この加熱温度は、より好ましくは1120℃以上である。また、この加熱温度は、より好ましくは1280℃以下である。
粗圧延終了温度が850℃未満である場合、後の仕上圧延中に鋼板表面温度がフェライト変態開始温度以下になり、多量の加工フェライトが生成し、降伏比が上昇する。一方、粗圧延終了温度が1150℃を超えると、オーステナイト未再結晶温度域での圧下量が不足し、微細なオーステナイト粒が得られない。その結果、本発明で目的とする電縫鋼管の鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となり、靱性が低下する。粗圧延終了温度は、より好ましくは860℃以上である。また、粗圧延終了温度は、より好ましくは1000℃以下である。
仕上圧延開始温度は、800℃以上950℃以下であることが好ましい。仕上圧延開始温度が800℃未満である場合、仕上圧延中に鋼板表面温度がフェライト変態開始温度以下になり、多量の加工フェライトが生成し、降伏比が上昇する。一方、仕上圧延開始温度が950℃を超えると、オーステナイトが粗大化し、かつオーステナイト中に十分な変形帯が導入されない。そのため、本発明で目的とする鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となり、靱性が低下する。仕上圧延開始温度は、より好ましくは820℃以上である。また、仕上圧延開始温度は、より好ましくは930℃以下である。
仕上圧延終了温度が750℃未満である場合、仕上圧延中に鋼板表面温度がフェライト変態開始温度以下になり、多量の加工フェライトが生成し、降伏比が上昇する。一方、仕上圧延終了温度が900℃を超えると、オーステナイト未再結晶温度域での圧下量が不足し、微細なオーステナイト粒が得られない。その結果、本発明で目的とする電縫鋼管の鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となり、靱性が低下する。仕上圧延終了温度は、より好ましくは770℃以上である。また、仕上圧延終了温度は、より好ましくは880℃以下である。
本発明では、熱間圧延工程においてオーステナイト中のサブグレインを微細化することで、続く冷却工程、巻取工程で生成するフェライト、ベイナイトおよび残部組織を微細化し、本発明で目的とする強度および靱性を有する電縫鋼管の鋼組織が得られる。熱間圧延工程においてオーステナイト中のサブグレインを微細化するためには、オーステナイト未再結晶温度域での圧下率を高くし、十分な加工ひずみを導入する必要がある。これを達成するため、本発明では、930℃以下の合計圧下率を50%以上とする。
熱間圧延工程後、冷却工程で、熱延板に冷却処理を施す。冷却工程では、冷却停止温度までの平均冷却速度:5℃/s以上30℃/s以下、冷却停止温度:400℃以上650℃以下で冷却する。
熱延板の板厚中心温度で、冷却開始から後述する冷却停止までの温度域における平均冷却速度が5℃/s未満では、フェライトまたはベイナイトの核生成頻度が減少し、これらが粗大化するため、本発明で目的とする平均結晶粒径を有する組織が得られない。一方で、平均冷却速度が30℃/sを超えると、多量のマルテンサイトが生成し、靱性が低下する。平均冷却速度は、好ましくは10℃/s以上である。また、平均冷却速度は、好ましくは25℃/s以下である。
熱延板の板厚中心温度で、冷却停止温度が400℃未満では、多量のマルテンサイトが生成し、靱性が低下する。一方で、冷却停止温度が650℃を超えると、フェライトまたはベイナイトの核生成頻度が減少し、これらが粗大化するため、本発明で目的とする平均結晶粒径を有する組織が得られない。また、未変態オーステナイトへのC濃縮が進行しやすいため、オーステナイト分率が高くなり、bcc相の体積率が低下する場合がある。冷却停止温度は、好ましくは430℃以上である。また、冷却停止温度は、好ましくは620℃以下である。
巻取温度:400℃以上650℃以下
冷却工程後、巻取工程で、熱延鋼板をコイル状に巻取り、その後放冷する。巻取工程では、鋼板組織の観点より、巻取温度:400℃以上650℃以下で巻取る。巻取温度が400℃未満では、多量のマルテンサイトが生成し、靱性が低下する。巻取温度が650℃を超えると、フェライトまたはベイナイトの核生成頻度が減少し、これらが粗大化するため、本発明で目的とする平均結晶粒径を有する組織が得られない。また、未変態オーステナイトへのC濃縮が進行しやすいため、オーステナイト分率が高くなり、bcc相の体積率が低下する場合がある。巻取温度は、好ましくは430℃以上である。また、巻取温度は、好ましくは620℃以下である。
熱延鋼板の温度:-40℃以下
巻取工程後に、造管工程で造管処理を施す。造管工程では、熱延鋼板を連続的に払い出しながら、-40℃以下の温度でロール成形により円筒状のオープン管(丸型鋼管)とし、該オープン管の管周方向突合せ部を高周波電気抵抗加熱により溶融させながら、スクイズロールによるアプセットで圧接接合して電縫溶接し、鋼管素材とする。
電縫溶接時のアプセット量は、靱性低下の原因となる酸化物や窒化物等の介在物を溶鋼とともに排出できるように制御する。アプセット量は、板厚の20%以上とすることが好ましい。ただし、アプセット量が板厚の100%超である場合、スクイズロール負荷が大きくなる。そのため、アプセット量は、板厚の20%以上、板厚の100%以下の範囲に御することが好ましい。より好ましくは板厚の40%以上である。より好ましくは板厚の80%以下である。
鋼管素材の縮径の温度:-40℃以下
電縫溶接後のサイジング工程では、鋼管素材に対して上下左右に配置されたロール(サイジングロール)により鋼管素材を-40℃以下で縮径し、外径および真円度を所望の値に調整する。
外径精度および真円度を向上させるには、サイジング工程において鋼管周長が合計で0.5%以上の割合で減少するように鋼管を縮径することが好ましい。ただし、鋼管周長が合計で4.0%超の割合で減少するように縮径した場合、ロール通過時の管軸方向の曲げ量が大きくなり、降伏比が上昇する。そのため、鋼管周長が0.5%以上4.0%以下の割合で減少するように縮径することが好ましい。該割合は、より好ましくは、1.0%以上である。また該割合は、より好ましくは3.0%以下である。
転位密度ρは、管長手方向および肉厚方向の両方に平行な断面を鏡面研磨した後、100μm電解研磨して表面加工層を除去し、回折面が肉厚中央部となるように作製した試験片を用いてX線回折を行い、その結果からmodified Williamson-Hall法およびmodifiedWarren-Averbach法(上記した参考文献1、2)を用いて求めた。X線源には、CuKα線を用いた。管電圧は45kV、管電流は200mAとした。
A=φ/((πρ/2)1/2×b)・・・(1)
表3に、それぞれ求めた値を示す。
組織解析用の試験片は、観察面が管長手方向および肉厚方向の両方に平行な断面で、かつ肉厚中央部となるように採取し、鏡面研磨した後、ナイタール腐食して作製した。組織解析は、光学顕微鏡(倍率:1000倍)または走査型電子顕微鏡(SEM、倍率:1000倍)を用いて、肉厚中央部における組織を観察し、撮像した。
引張試験は、引張方向が管長手方向と平行になるように、JIS5号の引張試験片を採取し、JIS Z 2241の規定に準拠して実施した。降伏応力YS(MPa)、引張強さTS(MPa)を測定し、(YS/TS)×100で定義される降伏比YR(%)を算出した。ただし、降伏応力YSは、公称ひずみ0.5%における流動応力とした。
シャルピー衝撃試験は、得られた電縫鋼管の肉厚中央部から、試験片長手方向が管長手方向と平行になるように、Vノッチ試験片を採取した。JIS Z 2242の規定に準拠して-40℃において試験を実施し、吸収エネルギー(J)を求めた。試験本数は各3本とし、それらの吸収エネルギーの平均値を電縫鋼管の吸収エネルギーとした。
2 溶接熱影響部
3 溶融凝固部
Claims (5)
- 母材部と溶接部を有する電縫鋼管であって、
前記母材部の成分組成は、質量%で、
C:0.001%以上0.30%以下、
Si:0.01%以上2.0%以下、
Mn:0.20%以上3.0%以下、
P:0.050%以下、
S:0.020%以下、
Al:0.005%以上0.10%以下、
N:0.010%以下、
Ti:0.15%以下
を含み、残部がFeおよび不可避的不純物からなり、
前記母材部の肉厚中央部における鋼組織は、
bcc相が体積率で80%以上であり、
フェライトとベイナイトの体積率の合計が85%以上であり、
平均結晶粒径が15.0μm以下であり、
(1)式で表されるA値が0.55以上0.85以下であり、
管軸方向の降伏比が90%以下であり、
前記母材部の-40℃におけるシャルピー吸収エネルギーが100J以上である、電縫鋼管。
A=φ/((πρ/2)1/2×b)・・・(1)
ここで、(1)式において、
φ:X線回折により得られる加工度を表すパラメータ、
ρ:転位密度(m-2)、
b:転位のバーガースベクトル(m)、
π:円周率、
である。 - 前記成分組成に加えてさらに、質量%で、
Cu:1.0%以下、
Ni:1.0%以下、
Cr:1.0%以下、
Mo:1.0%以下、
Nb:0.15%以下、
V:0.15%以下、
Ca:0.010%以下、
B:0.010%以下
のうちから選ばれた1種または2種以上を含む、請求項1に記載の電縫鋼管。 - 前記母材部の肉厚が15mm以上30mm以下である、請求項1または2に記載の電縫鋼管。
- 請求項1~3のいずれかに記載の電縫鋼管の製造方法であって、
前記成分組成を有する鋼素材を、
加熱温度:1100℃以上1300℃以下に加熱した後、
粗圧延終了温度:850℃以上1150℃以下、仕上圧延終了温度:750℃以上900℃以下、かつ、930℃以下での合計圧下率:50%以上で熱間圧延を施して熱延板とする熱間圧延工程と、
前記熱延板に、板厚中心温度で、平均冷却速度:5℃/s以上30℃/s以下、冷却停止温度:400℃以上650℃以下で冷却する冷却工程と、
前記熱延板を、400℃以上650℃以下の温度で巻取り熱延鋼板とする巻取工程と、
ロール成形により前記熱延鋼板を-40℃以下の温度で円筒状に成形し、電縫溶接を施して鋼管素材とする造管工程と、
前記鋼管素材を-40℃以下の温度で縮径して電縫鋼管を得るサイジング工程を有する、
電縫鋼管の製造方法。 - 前記電縫鋼管の母材部の肉厚が15mm以上30mm以下である、請求項4に記載の電縫鋼管の製造方法。
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