JPH03211255A - リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管 - Google Patents
リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管Info
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- JPH03211255A JPH03211255A JP30761089A JP30761089A JPH03211255A JP H03211255 A JPH03211255 A JP H03211255A JP 30761089 A JP30761089 A JP 30761089A JP 30761089 A JP30761089 A JP 30761089A JP H03211255 A JPH03211255 A JP H03211255A
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- Heat Treatment Of Steel (AREA)
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
[産業上の利用分野]
本発明は、リールバージ敷設性に優れた高靭性!縫鋼管
に関するものである。
に関するものである。
[従来の技術J
従来、海底ラインパイプの敷設方法としては、第2図に
示すように、バージl上で手溶接、MIG (Meta
l Inert Ga51溶接またはM A G fM
etalActive Ga51溶接により円周溶接を
行い、接続したバイブ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、この方法ではバージ
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の点が劣
ること、あるいは天候の影響を大きく受けるために作業
能率が悪いことなどの点より問題があった。
示すように、バージl上で手溶接、MIG (Meta
l Inert Ga51溶接またはM A G fM
etalActive Ga51溶接により円周溶接を
行い、接続したバイブ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、この方法ではバージ
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の点が劣
ること、あるいは天候の影響を大きく受けるために作業
能率が悪いことなどの点より問題があった。
このため、第3図(a)に示すように、陸上5で円周溶
接、検査、及びコーティング等を行い、できあがった長
尺のバイブ2を海上のバージlのリール3上に巻き取り
、第3図(b)に示すように目的とする海上においで、
リール3からバイブ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。
接、検査、及びコーティング等を行い、できあがった長
尺のバイブ2を海上のバージlのリール3上に巻き取り
、第3図(b)に示すように目的とする海上においで、
リール3からバイブ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、バイブ2
の一部に引張及び圧縮の応力がかかり、第4図に示すよ
うにバイブ2の円周溶接7のトウ部に割れが生じやすい
という問題があった。
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、バイブ2
の一部に引張及び圧縮の応力がかかり、第4図に示すよ
うにバイブ2の円周溶接7のトウ部に割れが生じやすい
という問題があった。
従来より、溶接部の靭性を改良する方法としては、特公
昭60−31888号あるいは特開昭53−12571
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
ための装置及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
か優れるという問題がある。
昭60−31888号あるいは特開昭53−12571
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
ための装置及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
か優れるという問題がある。
[発明が解決しようとする課題1
以上述べたように、リールバージ法により電縫鋼管を敷
設する場合、リールにバイブを巻き取る工程あるいは敷
設時にリールから巻き戻す工程があるため、バイブの一
部に引張及び圧縮の応力がかかり、円周溶接トウ部に割
れが生じやすいという問題点がある。
設する場合、リールにバイブを巻き取る工程あるいは敷
設時にリールから巻き戻す工程があるため、バイブの一
部に引張及び圧縮の応力がかかり、円周溶接トウ部に割
れが生じやすいという問題点がある。
本発明は、上記の事情にかんがみて開発されたもので、
リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管を提供する
ものである。
リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管を提供する
ものである。
〔課題を解決するための手段1
本発明者らは、電縫鋼管のリールバージ法への適用に当
り調査を重ねた結果、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
、さらに研究を重ねたところ、溶接時の熱を受けても軟
化の程度が事実上問題のない高靭性電縫鋼管を用いるこ
とにより、トウ部の割れを有効に防止し得ることを知見
し、本発明をなすに至ったのである。
り調査を重ねた結果、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
、さらに研究を重ねたところ、溶接時の熱を受けても軟
化の程度が事実上問題のない高靭性電縫鋼管を用いるこ
とにより、トウ部の割れを有効に防止し得ることを知見
し、本発明をなすに至ったのである。
すなわち1本発明は下記の技術手段から成る電縫鋼管で
ある。
ある。
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%、
Aj2:0.005〜0.060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、残部は実質的に鉄及び不可避的不純物よりな
る鋼で、かつ炭素当量Ceq及び溶接割れ感受性Pcm
が、 0.20≦Ceq≦0.36 Pcm≦0.25 を満足し、さらに、降伏比(=降伏応力/引張り強さ)
が85%以下であることを特徴とする溶接軟化部の少な
いリールバージ敷設に優れた高靭性電縫鋼管である。
し、かつ、Nb、V、Tiについて、 Nb+V+Ti≦0.040重量% を満足し、残部は実質的に鉄及び不可避的不純物よりな
る鋼で、かつ炭素当量Ceq及び溶接割れ感受性Pcm
が、 0.20≦Ceq≦0.36 Pcm≦0.25 を満足し、さらに、降伏比(=降伏応力/引張り強さ)
が85%以下であることを特徴とする溶接軟化部の少な
いリールバージ敷設に優れた高靭性電縫鋼管である。
但し、Ceq及びPcmは次式で与えられる。
Ce q = C+ M n / 6 + Cu /
15+ N i / 15 + Cr / 5+ M
o / 5 + V / 5 P c m = C+ S i / 30 + M n
/ 20+ Cu / 20 + N i / 60
+Cr/ 20+Mo/ 15 +V/IO+5B また、上記鋼に成分として (a)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、 のうちかう選ばれた1種もしくは2種以上または/およ
び (b)Mo・0.30重量%以下 B:0.002重量%以下 のうち一種または二種 を含有させることによって、リールバージ敷設にさらに
優れた高靭性電縫鋼管を得ることができる。
15+ N i / 15 + Cr / 5+ M
o / 5 + V / 5 P c m = C+ S i / 30 + M n
/ 20+ Cu / 20 + N i / 60
+Cr/ 20+Mo/ 15 +V/IO+5B また、上記鋼に成分として (a)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、 のうちかう選ばれた1種もしくは2種以上または/およ
び (b)Mo・0.30重量%以下 B:0.002重量%以下 のうち一種または二種 を含有させることによって、リールバージ敷設にさらに
優れた高靭性電縫鋼管を得ることができる。
[作用1
以下に本発明の詳細な説明する。
本発明者らは、上記した円周溶接トウ部の割れについて
、APIl104に従って円周溶接部から試験片lOを
取り出し、第5図に示すように曲げ試験illを用いて
繰り返し曲げ試験(歪量5%)により再現試験を実施し
検討した結果、第4図に典型例にみられるように割れ6
が円周溶接7のトウ部より発生していることを確認する
ことができた。また、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。
、APIl104に従って円周溶接部から試験片lOを
取り出し、第5図に示すように曲げ試験illを用いて
繰り返し曲げ試験(歪量5%)により再現試験を実施し
検討した結果、第4図に典型例にみられるように割れ6
が円周溶接7のトウ部より発生していることを確認する
ことができた。また、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6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の硬度の不連続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
不均一が生し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の硬度の不連続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
不均一が生し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ると
考えられる。
また、第6図に示すように溶接熱影響部8が母材9に比
較して軟化する理由は、一般に電縫鋼管用鋼板は高強度
・高靭性を得るためにCR(コンドロールド・ローリン
グ)法が採用されているが、溶接時の熱によりAC3点
以上に加熱され、CRの効果がなくなるためと考えられ
る。特に、電縫鋼管では巻き取り巻き戻し時の応力状態
より見て、問題となるのはシーム溶接部よりも円周溶接
部における軟化である。
較して軟化する理由は、一般に電縫鋼管用鋼板は高強度
・高靭性を得るためにCR(コンドロールド・ローリン
グ)法が採用されているが、溶接時の熱によりAC3点
以上に加熱され、CRの効果がなくなるためと考えられ
る。特に、電縫鋼管では巻き取り巻き戻し時の応力状態
より見て、問題となるのはシーム溶接部よりも円周溶接
部における軟化である。
上記した検討結果より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(△H
v)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、本発明
に至った。
させるために、種々の成分系について軟化の度合(△H
v)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、本発明
に至った。
それは、第1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。
量とCeq (炭素当量)の値を規制することである。
第1図は、Nb+V+Tiの量を0、040重量%以下
及び0.040重量%超にした場合の軟化の度合(△H
v)とCeqの関係を示したものであり、定性的に、C
eqを増加させれば△Hvを減す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5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とんど皆無である。
及び0.040重量%超にした場合の軟化の度合(△H
v)とCeqの関係を示したものであり、定性的に、C
eqを増加させれば△Hvを減す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5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とんど皆無である。
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C
R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なわれ、曲げ延
性の改善には寄与すると考えられる。
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C
R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なわれ、曲げ延
性の改善には寄与すると考えられる。
Nb+V+Tiを0.040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、また降伏比を85%以下にするために、N
b+V+Tiが0.040重量%以下であることか必要
である。よって、0.040重量%以下の範囲とした。
、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、また降伏比を85%以下にするために、N
b+V+Tiが0.040重量%以下であることか必要
である。よって、0.040重量%以下の範囲とした。
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%を越えると、Ceq
の上昇の効果が飽和するだけでなく、著しい靭性の劣イ
ヒが起る。よって、0.20重量%以上0.36重量%
以下の範囲とした。
、その効果がなく、0.36重量%を越えると、Ceq
の上昇の効果が飽和するだけでなく、著しい靭性の劣イ
ヒが起る。よって、0.20重量%以上0.36重量%
以下の範囲とした。
その他、本発明の鋼における各成分の限定理由について
説明する。
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%を越えると、溶接割
れ感受性が増大するため0.03〜0620重量%の範
囲とした。
有が必須であるが、0.20重量%を越えると、溶接割
れ感受性が増大するため0.03〜0620重量%の範
囲とした。
Siは脱酸剤とじ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%を越
えると、低温靭性の劣化及び、溶接割れ感受性を高める
ので、0.05〜0.50重量%の範囲とした。
重量%以上の添加が必要であるが、0.50重量%を越
えると、低温靭性の劣化及び、溶接割れ感受性を高める
ので、0.05〜0.50重量%の範囲とした。
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%を越えると、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%の範囲とした
。
加が必要であるが、1.5重量%を越えると、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%の範囲とした
。
Al1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a 060重量%を越える
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
%の範囲とした。
満ではその効果がなく、一方a 060重量%を越える
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
%の範囲とした。
Niは強度及び耐HIC性を向上させ、さらに母材及び
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%を越えるとスケ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%を越えるとスケ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%
を越えれば熱間加工性を損なうので0.50重量%以下
の範囲とした。
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%
を越えれば熱間加工性を損なうので0.50重量%以下
の範囲とした。
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、O,OO5
重量%を越える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%以下の範囲とした。
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、O,OO5
重量%を越える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%以下の範囲とした。
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%を越えれば特に溶
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%を越えれば特に溶
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:
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%を越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%を越えると靭
性が劣化するのでMoは0.30%重量以下、BはO,
OO2重量%以下にそれぞれ限定する。
Moは0.30重量%を越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%を越えると靭
性が劣化するのでMoは0.30%重量以下、BはO,
OO2重量%以下にそれぞれ限定する。
Pcmは、溶接割れ感受性の指標であり、該成分系では
0.25を越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。
0.25を越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。
降伏比(降伏点/引張強さ)が85%以下の規定は以下
の理由による。一般に、第7図に示す応力−歪曲線中の
曲線Aで示す降伏比が高い材料は、応力が01を越える
と歪がεlを突破し、小さい応力で歪が著しく増加する
ことになる。特に円周溶接熱影響部に軟化部が生じ易い
材料(局部的に弱い部分をもつ材料)では、わずかな応
力の増加であっても歪が軟化部に集中し、トウ部に割れ
が発生し易く、最終的には第8図に示すように局部座屈
13を起し易い傾向にある。しかし、第7図の曲IsB
で示す降伏比が低い材料では、第9図に示すパイプの中
央部に最大の曲げ応力がかかったとき、中央部が加工硬
化し、中央部から端の方向へ変形域が拡がるだけで均一
変形14を起し、トウ部に割れは発生しにくく、さらに
局部座屈には至らない。このような数多くの実験事実よ
り、少なくとも降伏比が85%以下であることが必要で
ある。
の理由による。一般に、第7図に示す応力−歪曲線中の
曲線Aで示す降伏比が高い材料は、応力が01を越える
と歪がεlを突破し、小さい応力で歪が著しく増加する
ことになる。特に円周溶接熱影響部に軟化部が生じ易い
材料(局部的に弱い部分をもつ材料)では、わずかな応
力の増加であっても歪が軟化部に集中し、トウ部に割れ
が発生し易く、最終的には第8図に示すように局部座屈
13を起し易い傾向にある。しかし、第7図の曲IsB
で示す降伏比が低い材料では、第9図に示すパイプの中
央部に最大の曲げ応力がかかったとき、中央部が加工硬
化し、中央部から端の方向へ変形域が拡がるだけで均一
変形14を起し、トウ部に割れは発生しにくく、さらに
局部座屈には至らない。このような数多くの実験事実よ
り、少なくとも降伏比が85%以下であることが必要で
ある。
この考え方でわかるように、母材と継手の強度の均一性
は非常に大事であり、円周溶接の熱で局部的に弱い部分
ができるということは絶対に避けなければならない。
は非常に大事であり、円周溶接の熱で局部的に弱い部分
ができるということは絶対に避けなければならない。
電縫鋼管の製造工程の概略を第10図によって説明する
。
。
一般に電縫鋼管は、コイル状に巻かれた帯板をアンコイ
ラによって巻戻し、レベラで平坦化した後、帯扱両サイ
ドをトリミング装置によって、所定の帯幅に加工すると
共に帯板継目エツジ部端面の仕上加工をするいわゆる前
処理を行う。
ラによって巻戻し、レベラで平坦化した後、帯扱両サイ
ドをトリミング装置によって、所定の帯幅に加工すると
共に帯板継目エツジ部端面の仕上加工をするいわゆる前
処理を行う。
さらにブレークダウンロールフォーミング方式では、第
10図に示す如く、所要の幅にトリミングされた鋼帯2
0の両エツジ部21を、先ずエツジフォーミンクロール
31によって所要の曲率に曲げ成形し、次いで数段のブ
レークダウンロール32、及びサイドロール33によっ
て、はぼ断面円形の素管22に成形し、成形された素管
22の継目エツジ部23の角度コントロール、仕上げ成
形、センタリングを数段のフィンバスロール34によっ
て行い、数段のフィンバスロール34の出側において、
図示してないコンタクトチップにより素管22の継目エ
ツジ部23を加熱し、加熱された素管22の継目エツジ
部23をスクイズロール35により圧着接合するもので
ある。
10図に示す如く、所要の幅にトリミングされた鋼帯2
0の両エツジ部21を、先ずエツジフォーミンクロール
31によって所要の曲率に曲げ成形し、次いで数段のブ
レークダウンロール32、及びサイドロール33によっ
て、はぼ断面円形の素管22に成形し、成形された素管
22の継目エツジ部23の角度コントロール、仕上げ成
形、センタリングを数段のフィンバスロール34によっ
て行い、数段のフィンバスロール34の出側において、
図示してないコンタクトチップにより素管22の継目エ
ツジ部23を加熱し、加熱された素管22の継目エツジ
部23をスクイズロール35により圧着接合するもので
ある。
この圧着接合、により生じた溶鋼ビードをスクイズロー
ル35の後流側に設置したビード切削装置により切削除
去する一連の工程によって製造される。
ル35の後流側に設置したビード切削装置により切削除
去する一連の工程によって製造される。
〔実施例]
次に、本発明の実施例について説明する。
第1表に示す組成のパイプ(外径273.1mm肉厚1
2.7mm)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い、AP
I1104に従って円周溶接部を含んで12.7mmX
幅25.4 m m X長さ230mmの試験片(n=
loo)を採取し、第5図に示すように、歪量が5%の
繰返し曲げ試験を行い合計10回曲げ後、溶接部近傍の
われ発生の有無を調査した。結果を第2表に示した。
2.7mm)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い、AP
I1104に従って円周溶接部を含んで12.7mmX
幅25.4 m m X長さ230mmの試験片(n=
loo)を採取し、第5図に示すように、歪量が5%の
繰返し曲げ試験を行い合計10回曲げ後、溶接部近傍の
われ発生の有無を調査した。結果を第2表に示した。
第1表において、本発明に基いた成分系No、8〜No
、33は、はとんど割れの発生が見られなかった。これ
に対し、比較例No、lは、母材のC量及び溶接割れ感
受性式(Pcm)の上限をはずれる場合であり、割れ発
生率は高い。比較例No。
、33は、はとんど割れの発生が見られなかった。これ
に対し、比較例No、lは、母材のC量及び溶接割れ感
受性式(Pcm)の上限をはずれる場合であり、割れ発
生率は高い。比較例No。
2は溶接割れ感受性式(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が上限値を越えているため、高い発生
率になっている。比較例No、5は、Pcm、Ceq及
び降伏比(YR)が規定値を満足しているものの、Nb
+V+T iの含有量が規定値を越えているため割れの
発生率が高い、さらに比較例No、6及びNo、7では
。
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が上限値を越えているため、高い発生
率になっている。比較例No、5は、Pcm、Ceq及
び降伏比(YR)が規定値を満足しているものの、Nb
+V+T iの含有量が規定値を越えているため割れの
発生率が高い、さらに比較例No、6及びNo、7では
。
YRが上限をはずれるために極めて高い割れ発生率であ
る。
る。
すなわち1本発明の電縫鋼管を用いることにより、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
として極めて有効であることが実証された。
部の曲げ延性が改善され、リールバージ敷設用電縫鋼管
として極めて有効であることが実証された。
なお、電縫鋼管用鋼板の製造については、鋼片を118
0〜1260℃の温度に加熱し、その後の圧延にあたっ
て960℃以上で累積圧下率を50%以上とし、仕上が
り温度を800℃以下にした。
0〜1260℃の温度に加熱し、その後の圧延にあたっ
て960℃以上で累積圧下率を50%以上とし、仕上が
り温度を800℃以下にした。
電縫鋼管は、ブレークタウンロールフォーミング方式に
よって製造した。製造装置は、ブレークタウンロール4
段、サイドロール3段、フィンバスロール3段、エツジ
フォーミングロール及びスクイズロールは共に1段であ
る。この装置を用いて鋼板を逐次円筒形状に成形し、外
径273.1 mmに仕上げた後、高周波溶接を行い、
さらにボストアニーリングを施して所要の電縫鋼管を得
た。
よって製造した。製造装置は、ブレークタウンロール4
段、サイドロール3段、フィンバスロール3段、エツジ
フォーミングロール及びスクイズロールは共に1段であ
る。この装置を用いて鋼板を逐次円筒形状に成形し、外
径273.1 mmに仕上げた後、高周波溶接を行い、
さらにボストアニーリングを施して所要の電縫鋼管を得
た。
〔発明の効果1
以上説明したように、本発明の電縫鋼管は、すぐれた円
周溶接部の靭性な有し、リールバージ敷設用電縫鋼管と
して利用できるので、工業的に極めて利用価値の高いも
のである。
周溶接部の靭性な有し、リールバージ敷設用電縫鋼管と
して利用できるので、工業的に極めて利用価値の高いも
のである。
第1図は軟化の度合い(ΔHv)とCeqの関係を示す
グラフ、第2図は一般的な海底ラインパイプの施工方法
の説明図、第3図はリールバージ法の説明図、第4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5図は繰返し曲げ試験方法の説明図、第6図は
CR材での硬さ分布を示す模式図、第7図は応力−歪曲
線、第8図は局部的に弱い部分をもち、かつ降伏比が高
いパイプの変形状態を示す斜視図、第9図は降伏比が低
いパイプの変形状態を示す斜視図、第10図は電縫鋼管
の製造工程の平面図である。 1・・・バージ 2・・・電縫鋼管3・・・リ
ール 4・・−海底5・・・陸上
6・・・割れ7・・・溶接部 9・・・母材 11・・・曲げ試験機 21・・・エツジ部 23・・・継目エツジ部 31・・・エツジフォーミングロール 32・・・ブレークダウンロール 33・・・サイドロール 34・・・フィンパスロール 35・・・スクイズロール 8・・・熱影響部 10・・・試験片 20・・・鋼帯 22・・・素管
グラフ、第2図は一般的な海底ラインパイプの施工方法
の説明図、第3図はリールバージ法の説明図、第4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5図は繰返し曲げ試験方法の説明図、第6図は
CR材での硬さ分布を示す模式図、第7図は応力−歪曲
線、第8図は局部的に弱い部分をもち、かつ降伏比が高
いパイプの変形状態を示す斜視図、第9図は降伏比が低
いパイプの変形状態を示す斜視図、第10図は電縫鋼管
の製造工程の平面図である。 1・・・バージ 2・・・電縫鋼管3・・・リ
ール 4・・−海底5・・・陸上
6・・・割れ7・・・溶接部 9・・・母材 11・・・曲げ試験機 21・・・エツジ部 23・・・継目エツジ部 31・・・エツジフォーミングロール 32・・・ブレークダウンロール 33・・・サイドロール 34・・・フィンパスロール 35・・・スクイズロール 8・・・熱影響部 10・・・試験片 20・・・鋼帯 22・・・素管
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 1 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、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0.36以下、及び溶接割れ感受性Pcmが0.25
以下であることを特徴とする降伏比が85%以下で、溶
接軟化部の少ない、リールバージ敷設性に優れた高靭性
電縫鋼管。 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 2 前記の成分に加えて、 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種以上を含有する請
求項1記載のリールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼
管。 3 前記の成分に加えて、 Mo:0.30重量%以下、 B:0.002重量%以下、 のうち1種又は2種を含む請求項1または2記載のリー
ルバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管。
Priority Applications (5)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP1307610A JPH0653912B2 (ja) | 1989-09-08 | 1989-11-29 | リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管 |
US07/546,243 US5134267A (en) | 1989-07-06 | 1990-06-29 | Method of conducting circumferential welding of electric welded steel line pipe to be laid by reel barge |
EP90307318A EP0407175B1 (en) | 1989-07-06 | 1990-07-04 | Method of conducting circumferential welding of electric welded steel line pipe to be laid by reel barge |
DE69013591T DE69013591T2 (de) | 1989-07-06 | 1990-07-04 | Verfahren zum Umfangsnahtschweissen von elektrisch geschweissten Rohren für eine durch Abwickeln eines Haspels auf einem Werkschiff zu verlegende Rohrleitung. |
NO903014A NO300719B1 (no) | 1989-07-06 | 1990-07-05 | Fremgangsmåte for gjennomföring av en utvendig rundsveis |
Applications Claiming Priority (3)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP23173389 | 1989-09-08 | ||
JP1-231733 | 1989-09-08 | ||
JP1307610A JPH0653912B2 (ja) | 1989-09-08 | 1989-11-29 | リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH03211255A true JPH03211255A (ja) | 1991-09-17 |
JPH0653912B2 JPH0653912B2 (ja) | 1994-07-20 |
Family
ID=26530056
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP1307610A Expired - Fee Related JPH0653912B2 (ja) | 1989-07-06 | 1989-11-29 | リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH0653912B2 (ja) |
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2011177720A (ja) * | 2010-02-26 | 2011-09-15 | Jfe Steel Corp | 変形特性に優れる電縫鋼管およびその製造方法 |
WO2012133558A1 (ja) | 2011-03-30 | 2012-10-04 | 新日本製鐵株式会社 | 電縫鋼管及びその製造方法 |
WO2013027779A1 (ja) | 2011-08-23 | 2013-02-28 | 新日鐵住金株式会社 | 厚肉電縫鋼管及びその製造方法 |
WO2013099192A1 (ja) | 2011-12-27 | 2013-07-04 | Jfeスチール株式会社 | 高張力熱延鋼板及びその製造方法 |
WO2013111902A1 (ja) | 2012-01-27 | 2013-08-01 | 新日鐵住金株式会社 | パイプライン及びその製造方法 |
Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS63227715A (ja) * | 1987-03-17 | 1988-09-22 | Kawasaki Steel Corp | 低温靭性に優れた低降伏比高張力ラインパイプ用熱延鋼板の製造方法 |
-
1989
- 1989-11-29 JP JP1307610A patent/JPH0653912B2/ja not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS63227715A (ja) * | 1987-03-17 | 1988-09-22 | Kawasaki Steel Corp | 低温靭性に優れた低降伏比高張力ラインパイプ用熱延鋼板の製造方法 |
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WO2012133558A1 (ja) | 2011-03-30 | 2012-10-04 | 新日本製鐵株式会社 | 電縫鋼管及びその製造方法 |
WO2013027779A1 (ja) | 2011-08-23 | 2013-02-28 | 新日鐵住金株式会社 | 厚肉電縫鋼管及びその製造方法 |
WO2013099192A1 (ja) | 2011-12-27 | 2013-07-04 | Jfeスチール株式会社 | 高張力熱延鋼板及びその製造方法 |
KR20140099321A (ko) | 2011-12-27 | 2014-08-11 | 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 | 고장력 열연 강판 및 그 제조 방법 |
WO2013111902A1 (ja) | 2012-01-27 | 2013-08-01 | 新日鐵住金株式会社 | パイプライン及びその製造方法 |
JP5618017B2 (ja) * | 2012-01-27 | 2014-11-05 | 新日鐵住金株式会社 | パイプライン及びその製造方法 |
US9737962B2 (en) | 2012-01-27 | 2017-08-22 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Pipeline and manufacturing method thereof |
US10449636B2 (en) | 2012-01-27 | 2019-10-22 | Nippon Steel Corporation | Pipeline and manufacturing method thereof |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPH0653912B2 (ja) | 1994-07-20 |
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