WO2018179169A1 - ラインパイプ用アズロール電縫鋼管 - Google Patents

ラインパイプ用アズロール電縫鋼管 Download PDF

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WO2018179169A1
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steel pipe
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健三 田島
坂本　真也
石塚　哲夫
孝聡 福士
朝日　均
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新日鐵住金株式会社
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    • C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese
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    • C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
    • C21D2211/005—Ferrite

Definitions

  • This disclosure relates to an as-roll ERW steel pipe for line pipes.
  • Crude oil or natural gas produced in recent years contains wet hydrogen sulfide (H 2 S).
  • An environment containing hydrogen sulfide is called a sour environment.
  • Pipelines carrying drilled crude oil or natural gas are exposed to such a sour environment. For this reason, the tolerance (sour resistance) with respect to a sour environment is calculated
  • JP2013-11005A Patent Document 1
  • Patent Document 1 describes a thick, high-strength hot-rolled steel sheet for line pipes having excellent sour resistance, in mass%, C: 0.01 to 0.07%, Si: 0.40% or less, Mn: 0.5 to 1.4%, P: 0.015% or less, S: 0.003% or less, Al: 0.1% or less, Nb: 0.01 to 0 .15%, V: 0.1% or less, Ti: 0.03% or less, N: 0.008% or less, and Nb, V, Ti satisfy Nb + V + Ti ⁇ 0.15, and Cm 0.12 or less, the composition comprising the balance Fe and inevitable impurities, and a structure containing 95% or more area ratio of bainite phase or bainitic ferrite phase, in the thickness direction A line having a maximum hardness of 220 HV or less and a yield strength of 450 MPa or more. Thick high-strength hot-rolled steel sheet is disclosed for the pipe.
  • Cm C + Si
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2013-11005
  • sour resistance includes resistance to hydrogen induced cracking (hereinafter also referred to as “HIC”) that occurs mainly in the central portion of the steel pipe (hereinafter referred to as “HIC resistance”). And resistance to sulfide stress corrosion cracking (hereinafter also referred to as “SSC”) that occurs mainly from the inner peripheral surface of the steel pipe (hereinafter also referred to as “SSC resistance”). Is included.
  • HIC resistance hydrogen induced cracking
  • SSC resistance resistance to sulfide stress corrosion cracking
  • SSC resistance resistance to sulfide stress corrosion cracking
  • ERW steel pipes for line pipes require a certain degree of strength (for example, yield strength in the tube axis direction of 415 MPa or more and tensile strength in the tube axis direction of 461 MPa or more) from the viewpoint of improving transport efficiency and operational efficiency. Is done.
  • the strength should not be too high for ERW steel pipes for line pipes. (For example, the yield strength in the tube axis direction is 550 MPa or less, and the tensile strength in the tube axis direction is 625 MPa or less).
  • an object of the present disclosure is to provide an as-roll electric-welded steel pipe for line pipes having a yield strength in the tube axis direction of 415 to 550 MPa and a tensile strength in the tube axis direction of 461 to 625 MPa, which is excellent in SSC resistance. That is.
  • Means for solving the above problems include the following aspects. ⁇ 1> Including the base metal part and the ERW welded part,
  • the chemical composition of the base material part is mass%, C: 0.01 to 0.10%, Si: 0.01-0.40%, Mn: 0.50 to 2.00%, P: 0 to 0.030%, S: 0 to 0.0015%, Al: 0.010 to 0.050%, N: 0.0030 to 0.0080%, Nb: 0.010 to 0.050%, Ti: 0.005 to 0.020%, Ni: 0 to 0.20%, Mo: 0 to 0.20%, Ca: 0 to 0.0050%, Cr: 0 to 1.00%, V: 0 to 0.100%, Cu: 0 to 1.00%, Mg: 0 to 0.0050%, REM: 0 to 0.0100%, and the balance: Fe and impurities,
  • the area ratio of polygonal ferrite is 80% to 98%, and the balance is composed of at least one of bain
  • the chemical composition of the base material part is mass%, Ni: more than 0% and 0.20% or less, Mo: more than 0% and 0.20% or less, Ca: more than 0% and 0.0050% or less, Cr: more than 0% and 1.00% or less, V: more than 0% and 0.10% or less, Cu: more than 0% and 1.00% or less,
  • the as-rolled electric-welded steel pipe for line pipes according to ⁇ 1> containing one or more selected from the group consisting of Mg: more than 0% and 0.0050% or less, and REM: more than 0% and 0.0100% or less.
  • the chemical composition of the base material part is mass%, Ni: 0.001 to 0.20%, and Mo: An as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to ⁇ 1> or ⁇ 2>, containing at least one selected from the group consisting of 0.1 to 0.20%.
  • the chemical composition of the base material part is mass%, An as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to any one of ⁇ 1> to ⁇ 3>, containing Ca: 0.0005 to 0.0050%.
  • ⁇ 5> The as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to any one of ⁇ 1> to ⁇ 4>, wherein the wall thickness is 10 to 25 mm and the outer diameter is 114.3 mm to 660.4 mm.
  • an as-roll electric-welded steel pipe for line pipes having a yield strength in the tube axis direction of 415 to 550 MPa and a tensile strength in the tube axis direction of 461 to 625 MPa and excellent SSC resistance is provided.
  • FIG. 1 It is a scanning electron micrograph (500 times magnification) which shows an example of the metal structure of the base material part in this indication. It is the scanning electron micrograph which expanded a part of FIG. 1 (magnification 2000 times).
  • this indication it is a schematic front view of the tensile test piece used for a tensile test. It is a schematic perspective view which shows an example of the pipe making process for manufacturing the ERW steel pipe of this indication.
  • a numerical range expressed using “to” means a range including numerical values described before and after “to” as a lower limit value and an upper limit value.
  • “%” indicating the content of a component (element) means “% by mass”.
  • the content of C (carbon) in the base material part may be referred to as “C content”.
  • the content of other elements in the base material part may be described in the same manner.
  • the term “process” is not limited to an independent process, and is included in this term if the intended purpose of the process is achieved even when it cannot be clearly distinguished from other processes. It is.
  • azurole electric pipes for line pipes may be simply referred to as “electric rolls” or “azurole electric pipes”.
  • an as-rolled electric resistance welded steel pipe refers to an electric resistance steel pipe that has not been subjected to heat treatment other than seam heat treatment after pipe making.
  • pipe making refers to a process from roll forming a hot-rolled steel sheet into an open pipe, and the process of forming the electro-welded section by electro-welding the butt portion of the obtained open pipe. Point to.
  • roll forming refers to bending a hot-rolled steel sheet into an open tubular shape.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure (that is, an as-roll electric resistance welded steel pipe for line pipes) includes a base metal part and an electric resistance welded part, and the chemical composition of the base metal part is C: 0.01-0. 10%, Si: 0.01-0.40%, Mn: 0.50-2.00%, P: 0-0.030%, S: 0-0.0015%, Al: 0.010-0 0.050%, N: 0.0030 to 0.0080%, Nb: 0.010 to 0.050%, Ti: 0.005 to 0.020%, Ni: 0 to 0.20%, Mo: 0 to 0.20%, Ca: 0 to 0.0050%, Cr: 0 to 1.00%, V: 0 to 0.100%, Cu: 0 to 1.00%, Mg: 0 to 0.0050%, REM: 0 to 0.0100%, balance: Fe and impurities, and the area ratio of polygonal ferrite is 80% to 98% in the metal structure of the base metal part.
  • the balance is at least one of bainite and pearlite, the yield strength in the tube axis direction (hereinafter also referred to as “YS”) is 415 to 550 MPa, and the tensile strength in the tube axis direction (hereinafter also referred to as “TS”) is 461.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base metal part is 248 HV or less, and is 5 HV or less smaller than the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part.
  • the base metal portion refers to a portion of the electric resistance welded pipe other than the electric resistance welded portion and the heat affected zone.
  • the heat affected zone (hereinafter also referred to as “HAZ”) is the influence of heat by electric resistance welding (however, when performing seam heat treatment after electric resistance welding, electric resistance welding and seam heat treatment). The part affected by the heat).
  • the highest Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion means a value measured as follows. First, as a measurement point of Vickers hardness, in the C cross section of the electric resistance welded pipe (that is, a cross section perpendicular to the pipe axis direction), the circumference having a depth from the inner peripheral surface of the electric resistance welded pipe is 0.1 mm. Nine points with a pitch of 1 mm centering on the 180 ° position of the base material (that is, a position shifted by 180 ° in the pipe circumferential direction from the ERW weld) are selected. A specimen including the nine measurement points selected above is taken from the ERW steel pipe.
  • the maximum value among the nine obtained measurement results is defined as the highest Vickers hardness of the inner surface layer of the base material. That is, the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is roughly the maximum Vickers hardness in the vicinity of the inner peripheral surface of the base material portion.
  • the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material portion is the same as the maximum Vickers hardness of the inner surface of the base material portion except that “inner peripheral surface” is read as “outer peripheral surface”. Means the measured value. That is, the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material portion is roughly the maximum Vickers hardness in the vicinity of the outer peripheral surface of the base material portion.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure has a certain degree of strength (that is, YS and TS in the above-described range) and is excellent in SSC resistance.
  • the conventional ERW steel pipe for line pipes (for example, the ERW steel pipe for line pipes described in Patent Document 1 described above) has taken HIC resistance as sour resistance into consideration.
  • SSC resistance as sour resistance was not considered.
  • the location where cracking occurs differs between HIC (hydrogen induced cracking) and SSC (sulfide stress corrosion cracking).
  • HIC occurs mainly at the thickness center portion of the electric resistance welded steel pipe
  • SSC occurs mainly from the inner peripheral surface of the electric resistance welded steel pipe.
  • a fluid containing wet hydrogen sulfide (specifically, crude oil or natural gas; hereinafter also referred to as “sour fluid”) contacts the inner peripheral surface of the ERW steel pipe for line pipes. In this state, it occurs starting from the inner peripheral surface. Therefore, even an ERW steel pipe having excellent HIC resistance may be inferior in SSC resistance.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is 248 HV or less, and the highest Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is the highest Vickers of the outer surface layer of the base material portion. It is 5HV or less smaller than the hardness.
  • SSC which is a crack starting from the inner peripheral surface, is suppressed (that is, the SSC resistance is improved) in a state where the sour fluid is in contact with the inner peripheral surface of the ERW steel pipe.
  • SSC tends to occur more easily as the strength of the ERW steel pipe increases.
  • YS is limited to 550 MPa or less and TS is limited to 625 MPa or less. Thereby, SSC resistance improves.
  • the highest Vickers hardness of the inner surface layer of the base material part is 5HV or more smaller than the highest Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part, so The highest Vickers hardness of the outer surface layer is secured to some extent.
  • a certain degree of strength (specifically, YS 415 MPa or more and TS 461 MPa or more) is secured as a whole of the electric resistance welded steel pipe.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base metal part and the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part are substantially equal due to the following circumstances.
  • the condition that “the highest Vickers hardness of the inner surface layer of the base material part is 5 HV or more smaller than the highest Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part” was not satisfied. That is, an electric resistance steel pipe is manufactured by using a hot coil made of a hot-rolled steel sheet as a raw material and pipe-making (that is, roll forming and electric-resistance welding) the hot-rolled steel sheet that has been unwound from the hot coil.
  • first surface is the outer surface of the ERW steel pipe
  • the second surface is also referred to as the inner surface of the ERW steel pipe.
  • the manufacturing process of a hot coil includes each step of hot rolling, cooling, and winding in this order. Conventionally, from the viewpoint of suppressing warpage of the hot-rolled steel sheet after cooling or from the viewpoint of productivity, this cooling is performed by water-cooling two surfaces of the hot-rolled steel sheet obtained by hot rolling at substantially the same cooling rate. Had gone by.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion and the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material portion are substantially equal (that is, “the base material portion of The maximum Vickers hardness of the inner surface layer was 5 HV or more smaller than the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part ”.
  • the present inventors set a difference in the cooling rate for the two surfaces when cooling the two surfaces of the hot-rolled steel sheet obtained by hot rolling (specifically, By making the cooling rate of the second surface corresponding to the inner peripheral surface slower than the cooling rate of the first surface corresponding to the outer peripheral surface), the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is set to It succeeded in making 5HV or more smaller than the highest Vickers hardness of the outer surface layer. Furthermore, the present inventors have found that since the cooled hot-rolled steel sheet is wound after that, the warp of the hot-rolled steel sheet after cooling is not a problem in practice. Based on the above knowledge of the present inventors, the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure was completed.
  • the SSC resistance contributes not only to the highest Vickers hardness of the inner surface layer of the base material part, but also to the chemical composition of the base material part, the metal structure of the base material part, and the as-roll ERW steel pipe. . Further, the chemical composition of the base material part, the metal structure of the base material part, and the as-rolled electric resistance welded steel pipe also contribute to the achievement of YS in the above range and TS in the above range.
  • the chemical composition of the base material part and the metal structure of the base material part will be described.
  • C 0.01 to 0.10% C increases the strength of the steel. If the C content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the C content is 0.01% or more.
  • the C content is preferably 0.03% or more, and more preferably 0.04% or more.
  • the C content is 0.10% or less.
  • the C content is preferably 0.09%, more preferably 0.08% or less.
  • Si 0.01-0.40% Si deoxidizes steel. If the Si content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the Si content is 0.01% or more.
  • the Si content is preferably 0.02% or more, and more preferably 0.10% or more.
  • the Si content is 0.40% or less. Si content becomes like this. Preferably it is 0.38% or less, More preferably, it is 0.35% or less.
  • Mn 0.50 to 2.00% Mn increases the hardenability of the steel and increases the strength of the steel. If the Mn content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the Mn content is 0.50% or more.
  • the Mn content is preferably 0.60% or more, and more preferably 0.80% or more.
  • the Mn content is 2.00% or less.
  • the Mn content is preferably 1.80% or less, more preferably 1.50% or less.
  • P 0 to 0.030%
  • P is an impurity. P segregates at the grain boundary and embrittles the grain boundary. Therefore, P decreases the toughness and SSC resistance of steel. Therefore, it is preferable that the P content is small. Specifically, the P content is 0.030% or less. The P content is preferably 0.021% or less, more preferably 0.015% or less, and still more preferably 0.010% or less. On the other hand, the P content may be 0%. From the viewpoint of reducing the dephosphorization cost, the P content may be more than 0% or 0.001% or more.
  • S 0 to 0.0015%
  • S is an impurity. S combines with Mn to form a Mn-based sulfide. Mn-based sulfides are easy to dissolve. Therefore, the toughness and SSC resistance of the steel are reduced. Accordingly, the S content is preferably as low as possible. Specifically, the S content is 0.0015% or less. The S content is preferably 0.0010% or less, and more preferably 0.0008% or less. On the other hand, the S content may be 0%. From the viewpoint of reducing the desulfurization cost, the S content may be more than 0%, 0.0001% or more, or 0.0003% or more.
  • Al 0.010 to 0.050% Al deoxidizes steel. If the Al content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the Al content is 0.010% or more.
  • the Al content is preferably 0.012% or more, and more preferably 0.013% or more.
  • the Al content is 0.050% or less. Al content becomes like this. Preferably it is 0.040% or less, More preferably, it is 0.035% or less, More preferably, it is 0.030% or less.
  • Al content in this specification means content of all the Al in steel.
  • N 0.0030 to 0.0080% N increases the strength of the steel by solid solution strengthening. If the N content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the N content is 0.0030% or more. On the other hand, if the N content is too high, the carbonitrides are coarsened and the SSC resistance is lowered. Accordingly, the N content is 0.0080% or less. N content becomes like this. Preferably it is 0.0070% or less, More preferably, it is 0.0060% or less, More preferably, it is 0.0040% or less.
  • Nb 0.010 to 0.050% Nb combines with C and N in steel to form fine Nb carbonitride. Fine Nb carbonitride increases the strength of the steel by dispersion strengthening. If the Nb content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the Nb content is 0.010% or more.
  • the Nb content is preferably 0.020% or more, and more preferably 0.030% or more.
  • the Nb content is too high, the Nb carbonitride becomes coarse and the SSC resistance of the steel decreases. Furthermore, if the Nb content is too high, the toughness of the electric seam welded portion decreases. Therefore, the Nb content is 0.050% or less.
  • the Nb content is preferably 0.045% or less, more preferably 0.040% or less.
  • Ti 0.005 to 0.020%
  • Ti combines with N in the steel to form Ti nitride and / or Ti carbonitride.
  • Ti nitrides and / or Ti carbonitrides refine steel grains. If the Ti content is too low, this effect cannot be obtained. Accordingly, the Ti content is 0.005% or more.
  • the Ti content is preferably 0.007% or more, and more preferably 0.010% or more.
  • the Ti content is 0.020% or less.
  • the Ti content is preferably 0.018% or less, and more preferably 0.016% or less.
  • Ni is an optional element and may not be contained. That is, the Ni content may be 0%. When Ni is contained, Ni increases the strength of the steel by solid solution strengthening. Ni further increases the toughness of the steel. From the viewpoint of these effects, the Ni content is preferably more than 0%, more preferably 0.001% or more, more preferably 0.005% or more, and still more preferably 0.01%. % Or more, more preferably 0.05% or more. On the other hand, if the Ni content is too high, the weldability of the steel decreases. Therefore, the Ni content is 0.20% or less. The Ni content is preferably 0.18% or less, and more preferably 0.15% or less.
  • Mo 0 to 0.20%
  • Mo is an optional element and may not be contained. That is, the Mo content may be 0%.
  • Mo increases the hardenability of the steel and increases the strength of the steel. Furthermore, since micro segregation of Mo hardly occurs, the generation of HIC due to center segregation is suppressed. From the viewpoint of these effects, the Mo content is preferably more than 0%, more preferably 0.10% or more, and further preferably 0.12% or more.
  • Mo content since Mo is expensive, if Mo is excessively contained, the manufacturing cost increases. Therefore, the Mo content is 0.20% or less. Mo content becomes like this. Preferably it is 0.18% or less, More preferably, it is 0.15% or less.
  • Ca 0% to 0.0050% Ca is an optional element and may not be contained. That is, the Ca content may be 0%.
  • Ca makes the form of MnS, which is the starting point of SSC, spherical, and suppresses the generation of SSC.
  • Ca further forms CaS and suppresses the generation of MnS.
  • the Ca content is preferably more than 0%, more preferably 0.0005% or more, still more preferably 0.0010% or more, and further preferably 0.0020% or more. It is. On the other hand, if the Ca content is too high, the effect is saturated and the manufacturing cost increases. Therefore, the Ca content is 0.0050% or less.
  • the Ca content is preferably 0.0045% or less.
  • Cr 0 to 1.00% Cr is an arbitrary element and may not be contained. That is, the Cr content may be 0%. When Cr is contained, Cr contributes to improvement of hardenability. From the viewpoint of this effect, the Cr content is preferably more than 0%, more preferably 0.01% or more. On the other hand, if the Cr content is too high, the toughness of the ERW weld may deteriorate due to the Cr-based inclusions generated in the ERW weld. Therefore, the Cr content is 1.00% or less. The Cr content is preferably 0.50% or less, more preferably 0.30% or less, and still more preferably 0.20% or less.
  • V 0 to 0.100%
  • V is an arbitrary element and may not be contained. That is, the V content may be 0%.
  • V contributes to improvement of toughness. From the viewpoint of such effects, the V content is preferably more than 0%, more preferably 0.001% or more, and further preferably 0.005% or more.
  • the V content is 0.100% or less. V content becomes like this. Preferably it is 0.070% or less, More preferably, it is 0.050% or less, More preferably, it is 0.030% or less.
  • Cu 0 to 1.00%
  • Cu is an arbitrary element and may not be contained. That is, the Cu content may be 0%.
  • Cu contributes to improving the strength of the base material portion. From the viewpoint of this effect, the Cu content is preferably more than 0%, more preferably 0.01% or more, and further preferably 0.05% or more.
  • the Cu content is 1.00% or less. Cu content becomes like this. Preferably it is 0.70% or less, More preferably, it is 0.50% or less, More preferably, it is 0.30% or less.
  • Mg 0 to 0.0050%
  • Mg is an arbitrary element and may not be contained. That is, the Mg content may be 0%.
  • Mg functions as a deoxidizing agent and a desulfurizing agent. Moreover, a fine oxide is produced and it contributes also to the improvement of the toughness of HAZ.
  • the Mg content is preferably more than 0%, more preferably 0.0001% or more, and further preferably 0.0010% or more.
  • the Mg content is too high, the oxide tends to agglomerate or coarsen, and as a result, the HIC resistance may be lowered, or the toughness of the base material or HAZ may be lowered. Therefore, the Mg content is 0.0050% or less.
  • the Mg content is preferably 0.0030% or less.
  • REM 0 to 0.0100%
  • REM is an arbitrary element and may not be contained. That is, the REM amount may be 0%.
  • “REM” is a rare earth element, that is, Sc, Y, La, Ce, Pr, Nd, Pm, Sm, Eu, Gd, Tb, Dy, Ho, Er, Tm, Yb, and Lu. It refers to at least one element selected.
  • REM functions as a deoxidizer and a desulfurizer. From the viewpoint of such effects, the REM content is preferably more than 0%, more preferably 0.0001% or more, and further preferably 0.0010% or more.
  • the REM content is 0.0100% or less.
  • the REM content is preferably 0.0070% or less, more preferably 0.0050% or less.
  • the chemical composition of the base metal part is Ni: more than 0% to 0.20% or less, Mo: more than 0% to 0.20% or less, Ca: more than 0% to 0.0050% or less, Cr: more than 0% to 1.00%
  • V more than 0% and 0.100% or less
  • Cu more than 0% and 1.00% or less
  • Mg more than 0% and 0.0050% or less
  • REM more than 0% and 0.0100% or less
  • One or more selected may be contained.
  • the more preferable amount of each arbitrary element is as described above.
  • the remainder excluding the above-described elements is Fe and impurities.
  • the impurity refers to a component contained in raw materials (for example, ore, scrap, etc.) or a component mixed in a manufacturing process and not intentionally contained in steel.
  • impurities include all elements other than the elements described above.
  • the element as the impurity may be only one type or two or more types.
  • the impurities include O, B, Sb, Sn, W, Co, As, Pb, Bi, and H.
  • O is preferably controlled so that the content is 0.006% or less.
  • Sb, Sn, W, Co, and As are usually mixed with a content of 0.1% or less, and Pb and Bi are mixed with a content of 0.005% or less.
  • Pb and Bi are mixed with a content of 0.005% or less.
  • the area ratio of polygonal ferrite (hereinafter also referred to as “ferrite fraction”) is 80 to 98% in the metal structure of the base material portion, and the balance is from at least one of bainite and pearlite.
  • ferrite fraction is 80 to 98% in the metal structure of the base material portion, and the balance is from at least one of bainite and pearlite.
  • the ferrite fraction is preferably 81% or more, more preferably 82% or more.
  • the ferrite fraction is 98% or less, YS415 MPa or more and TS461 MPa or more can be achieved.
  • the ferrite fraction is preferably 97% or less, more preferably 95% or less.
  • the remainder in the metal structure of the base metal part is made of at least one of bainite and pearlite.
  • SSC resistance improves compared with the case where a remainder contains a martensite, for example.
  • the concept of “bainite” in this specification includes bainitic ferrite, upper bainite, and lower bainite.
  • the concept of “perlite” in this specification includes pseudo pearlite.
  • the metal structure of the base material portion described above is related to the fact that the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is an as-roll electric resistance welded steel pipe (that is, heat treatment other than seam heat treatment is not performed after pipe forming). .
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is an as-roll electric resistance welded steel pipe (that is, heat treatment other than seam heat treatment is not performed after pipe forming).
  • martensite is formed as the metal structure of the base metal part.
  • the ERW steel pipe is inferior in SSC resistance.
  • Measurement of the ferrite fraction in the metal structure of the base metal part and identification of the remaining part are performed as follows.
  • the metal structure at the center of the thickness in the L cross-section at the 180 ° position of the base metal is subjected to nital etching, and a photograph of the metal structure after the nital etching (hereinafter also referred to as “metal structure photograph”) is shown by a scanning electron microscope (SEM). ) And observing at a magnification of 500 times.
  • SEM scanning electron microscope
  • the metal structure photograph is taken for 10 fields of view with a magnification of 500 times (0.48 mm 2 minutes as the actual area of the cross section).
  • Image processing is performed on the photographed metal structure photograph to measure the ferrite fraction and specify the remainder.
  • the image processing is performed using, for example, a small general-purpose image analyzer LUZEX AP manufactured by Nireco Corporation.
  • FIG. 1 is a scanning electron micrograph (SEM photograph; magnification 500 times) showing an example of a metal structure of a base material part in the present disclosure
  • FIG. 2 is an SEM in which a part of the area in FIG. 1 is enlarged. It is a photograph (magnification 2000 times).
  • the SEM photograph (500 times) in FIG. 1 is one (one field of view) of the SEM photographs used for the measurement of the ferrite fraction and the identification of the remainder in test number 22 described later.
  • the metal structure according to this example is a metal structure mainly composed of polygonal ferrite, and the balance is pearlite.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is 248 HV or less, and the Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is higher than the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material portion. Is also smaller than 5HV.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion and the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material portion are as described above.
  • the difference obtained by subtracting the Vickers hardness of the inner surface layer of the base metal part from the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part (that is, the highest Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part ⁇ the inner surface layer of the base material part) Vickers hardness) is also called “outer / inner hardness difference”.
  • the Vickers hardness of the inner surface layer of the base material part is 5 HV or more smaller than the highest Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part” is also referred to as “the inner / outer hardness difference is 5 HV or more”.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base metal part exceeds 248 HV, the toughness of the steel is lowered and the SSC resistance of the ERW steel pipe is lowered. Therefore, the maximum Vickers hardness of the inner surface layer is 248 HV or less.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer is preferably 245 HV or less, and more preferably 220 HV or less.
  • the lower limit of the maximum Vickers hardness of the inner surface layer is not particularly limited. From the viewpoint of further improving the strength (that is, YS and TS) of the electric resistance welded steel pipe, the maximum Vickers hardness of the inner surface layer is preferably 175 HV or more, more preferably 180 HV or more, and further preferably 185 HV or more. .
  • the outer / inner hardness difference is 5 HV or more, preferably 6 HV or more.
  • the outer / internal hardness difference is preferably 20 HV or less, more preferably 15 HV or less, and even more preferably 10 HV or less, from the viewpoint of the suitability for manufacturing an ERW steel pipe.
  • the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material part is not particularly limited as long as it satisfies the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material part and the difference in outer and inner hardness.
  • the maximum Vickers hardness of the outer surface layer of the base material portion is preferably 180 MPa to 250 MPa, more preferably 210 MPa to 230 MPa.
  • the Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is 5 HV or less smaller than the highest Vickers hardness of the outer surface layer of the base material portion.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer may be 5 HV or more lower than the maximum Vickers hardness of the outer surface layer not only in the base material portion but also in the ERW welded portion.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer may be lower by 5 HV or more than the maximum Vickers hardness of the outer surface layer even in the ERW weld.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure has a yield strength (YS) in the pipe axis direction of 415 to 550 MPa.
  • YS yield strength
  • YS is 415 MPa or more
  • the strength as an electric resistance welded steel pipe for line pipes is ensured.
  • YS is preferably 430 MPa or more.
  • YS is 550 MPa or less (that is, YS is not too high)
  • YS is preferably 530 MPa or less.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure has a tensile strength (TS) in the pipe axis direction of 461 to 625 MPa.
  • TS tensile strength
  • TS is preferably 500 MPa or more, and more preferably 510 MPa or more.
  • TS is 625 MPa or less (that is, TS is not too high)
  • TS is preferably 620 MPa or less.
  • FIG. 3 is a schematic front view of a tensile test piece used for the tensile test. The unit of the numerical values in FIG. 3 is mm. As shown in FIG.
  • the length of the parallel part of the tensile test piece is 50.8 mm, and the width of the parallel part is 38.1 mm.
  • a tensile test is performed at room temperature in accordance with the API standard 5CT. Based on the test results, YS and TS are obtained.
  • YR yield ratio
  • the wall thickness of the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is preferably 10 to 25 mm.
  • the wall thickness is more preferably 12 mm or more. If the wall thickness is 25 mm or less, it is advantageous in terms of the suitability for producing an electric resistance steel pipe (specifically, the formability when forming a hot-rolled steel sheet into a tubular shape).
  • the wall thickness is more preferably 20 mm or less.
  • the outer diameter of the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is preferably 114.3 to 660.4 mm (ie, 4.5 to 26 inches).
  • the outer diameter is preferably 152.4 mm (ie 6 inches) or more, more preferably 254 mm (ie 10 inches) or more.
  • the outer diameter is preferably 609.6 mm (ie, 24 inches) or less, more preferably 508 mm (ie, 20 inches) or less.
  • Process A is A preparation step of preparing a slab having the chemical composition described above; A hot rolling step of heating the prepared slab and hot rolling the heated slab to obtain a hot-rolled steel sheet; A cooling step of cooling the first surface of the hot-rolled steel sheet at a cooling rate V1 and cooling the second surface opposite to the first surface of the hot-rolled steel plate at a cooling rate V2 slower than the cooling rate V1.
  • the hot rolled steel sheet is unwound from the hot coil, and the unrolled hot rolled steel sheet is formed into an open pipe by roll forming in a direction in which the first surface becomes the outer peripheral surface and the second surface becomes the inner surface.
  • the step of preparing a slab is a step of preparing a slab having the above-described chemical composition.
  • the step of preparing the slab may be a step of manufacturing a slab, or a step of simply preparing a slab that has been manufactured in advance.
  • the molten steel which has the above-mentioned chemical composition is manufactured, for example, and a slab is manufactured using the manufactured molten steel.
  • the slab may be manufactured by a continuous casting method, or the ingot may be manufactured using molten steel, and the ingot may be subjected to partial rolling to manufacture the slab.
  • a hot rolling process is a process of heating the slab prepared above and hot rolling the heated slab to obtain a hot rolled steel sheet.
  • the heating temperature for heating the slab is preferably 1100 to 1250 ° C.
  • the heating temperature is 1100 ° C. or higher, crystal grain refinement during hot rolling and precipitation strengthening after hot rolling are facilitated, and as a result, the strength of the steel is easily improved.
  • the heating temperature is 1250 ° C. or lower, the austenite grains can be further prevented from being coarsened, so that the crystal grains can be easily refined, and as a result, the strength of the steel can be further improved.
  • the slab is heated by a heating furnace, for example.
  • the slab heated as described above is hot-rolled to obtain a hot-rolled steel sheet.
  • the hot rolling is preferably performed under the condition that the finish rolling finish temperature (hereinafter also referred to as “finish rolling temperature”) is 780 to 830 ° C.
  • Hot rolling is generally performed using a roughing mill and a finish rolling mill. Both the rough rolling mill and the finish rolling mill generally include a plurality of rolling stands arranged in a row, and each rolling stand includes a roll pair.
  • the finish rolling temperature ie, finish rolling end temperature
  • the finish rolling temperature is the surface temperature of the hot-rolled steel sheet on the exit side of the final stand of the finish rolling mill.
  • the finish rolling temperature is 780 ° C. or higher, the rolling resistance of the steel sheet can be reduced, and thus productivity is improved. Further, when the finish rolling temperature is 780 ° C. or higher, the phenomenon of rolling in a two-phase region of ferrite and austenite is suppressed, and the formation of a lamellar structure and the deterioration of mechanical properties accompanying this phenomenon can be suppressed. On the other hand, when the finish rolling temperature is 830 ° C. or lower, the phenomenon that the steel becomes too hard is suppressed, so that the phenomenon that the YS and / or TS of the obtained ERW steel pipe becomes too high is suppressed.
  • the rolling reduction in the austenite non-recrystallization temperature region is preferably 70 to 80%. In this case, the unrecrystallized structure is refined.
  • the first surface of the hot-rolled steel sheet is cooled at a cooling rate V1
  • the second surface opposite to the first surface of the hot-rolled steel sheet is cooled at a cooling rate V2 that is slower than the cooling rate V1.
  • the first surface may be an upper surface (a surface opposite to the direction of gravity; the same applies hereinafter)
  • the second surface may be a lower surface (a surface in the direction of gravity; the same applies hereinafter).
  • the surface may be the lower surface and the second surface may be the upper surface.
  • both the cooling of the first surface and the cooling of the second surface include water cooling.
  • the hot-rolled steel sheet may be water-cooled immediately after hot rolling, or the hot-rolled steel sheet immediately after hot rolling may be air-cooled and then water-cooled.
  • the cooling rate V1 and the cooling rate V2 satisfy the following formula (1). Thereby, it is easier to manufacture a hot-rolled steel sheet having a hardness of the second surface lower than that of the first surface, and as a result, the ERW steel pipe of the present disclosure having an outer-internal hardness difference of 5 HV or more is more manufactured. easy.
  • V1 represents the cooling rate V1 (° C./s)
  • V2 represents the cooling rate V2 (° C./s)
  • the cooling rate V1 is preferably 5 to 25 ° C./s.
  • the cooling rate V2 is not particularly limited. From the viewpoint of further increasing the strength (YS and TS) of the electric resistance welded steel pipe, the cooling rate V2 is preferably 0.5 ° C./s or more, more preferably 0.8 ° C./s or more.
  • the cooling rate V1 and the cooling rate V2 can be adjusted, for example, by adjusting the water flow density in a water cooling device for performing water cooling.
  • a water cooling device for performing water cooling.
  • the second surface side has a water flow density that satisfies the above formula (1).
  • the water flow density and the water flow density on the first surface side are adjusted independently.
  • Winding process is a process of obtaining the hot coil which consists of a hot-rolled steel plate by winding the hot-rolled steel plate cooled by the cooling process.
  • the surface temperature of the hot-rolled steel sheet at the start of winding (hereinafter also referred to as “winding temperature”) is preferably 620 ° C. or less, and more preferably 600 ° C. or less. Since the coarsening of a crystal grain can be suppressed more as winding temperature is 620 degrees C or less, the minimum of winding temperature which can improve the intensity
  • the tube forming process unwinds the hot-rolled steel sheet from the hot coil, and rolls the unrolled hot-rolled steel sheet in a direction in which the first surface becomes the outer peripheral surface and the second surface becomes the inner surface.
  • an open-welded steel pipe is obtained by forming an open-welded welded portion by electro-welding the butt portion of the open tube obtained.
  • the tube-forming step can be performed according to a known method except that roll forming is performed in such a direction that the first surface becomes the outer peripheral surface and the second surface becomes the inner surface.
  • FIG. 4 is a schematic perspective view showing an example of a pipe making process.
  • a hot-rolled steel sheet unwound from a hot coil is formed using a forming roll (not shown) in a direction in which the first surface becomes the outer peripheral surface 1 and the second surface becomes the inner peripheral surface 2.
  • Roll forming into an open tube is subjected to electric resistance welding using an electric power supply 60 and a welding roll 70 to obtain an electric resistance steel pipe 200.
  • the manufacturing method A may include other steps as necessary.
  • the other steps include a step of performing seam heat treatment on the ERW welded portion of the ERW steel pipe after the pipe making step, a step of adjusting the shape of the ERW steel pipe with a sizing roll after the pipe making step, and the like.
  • Test numbers 1 to 26 According to the manufacturing method A mentioned above, the ERW steel pipe of each test number was manufactured. Details are shown below.
  • the slab was heated in a heating furnace, and the heated slab was hot-rolled into a hot-rolled steel sheet using a plurality of hot-rolling mills, and the obtained hot-rolled steel sheet was air-cooled, then water-cooled and water-cooled.
  • a hot coil made of a hot-rolled steel sheet was obtained by winding the hot-rolled steel sheet.
  • the heating temperature when heating the slab, the finish rolling temperature in hot rolling, the cooling rate when cooling the hot-rolled steel sheet with water (V1 and V2), and the winding when winding the water-cooled hot-rolled steel sheet The temperatures are as shown in Table 2, respectively.
  • the upper surface of the hot-rolled steel sheet is the first surface
  • the cooling rate of the first surface is V1
  • the lower surface of the hot-rolled steel sheet is the second surface
  • the cooling rate of the second surface is Was V2.
  • Water cooling of the hot-rolled steel sheet was performed by spraying a water-cooled shower on the upper surface (namely, the first surface) and the lower surface (namely, the second surface) of the hot-rolled steel sheet.
  • the water flow density of the water-cooled shower with respect to the upper surface and the water flow density of the water-cooled shower with respect to the lower surface were adjusted to adjust V1 and V2 to the values shown in Table 2.
  • the conventional standard water-cooling conditions are the conditions of test number 12 (comparative example).
  • the hot-rolled steel sheet is unwound from the hot coil, and the unrolled hot-rolled steel sheet is opened by roll forming in a direction in which the first surface becomes the outer peripheral surface and the second surface becomes the inner peripheral surface of the pipe.
  • a butt portion of the obtained open tube was electro-welded to form an electro-welded welded portion, thereby obtaining an electric-welded steel tube (hereinafter also referred to as “an electric-sealed steel tube before shape adjustment”).
  • the ERW welded portion of the ERW steel pipe before the shape adjustment is subjected to seam heat treatment, and then the shape is adjusted by a sizing roll, whereby an ERW steel pipe having an outer diameter of 406.4 mm and a wall thickness of 15.9 mm (that is, an as-roll electric pipe). Sewn steel pipe).
  • test number 16 the heat-treated steel pipe after seam heat treatment (that is, the as-roll electric-welded steel pipe) was further subjected to heat treatment at a heating temperature of 760 ° C. for 30 minutes, and then water-cooled.
  • the above manufacturing process does not affect the chemical composition of steel. Therefore, it can be considered that the chemical composition of the base material part of the obtained ERW steel pipe is the same as the chemical composition of the molten steel as a raw material.
  • the ferrite fraction (hereinafter also referred to as “F fraction”) was measured by the method described above, and the type of the remainder was confirmed.
  • F fraction The ferrite fraction
  • B means bainite
  • P means pearlite
  • M means martensite
  • YS, TS Based on the measurement method described above, YS (MPa) and TS (MPa) in the tube axis direction of the ERW steel pipe were measured. In the tensile test in the tube axis direction in the measurement of YS and TS, yield elongation was observed in test number 16 (comparative example), but no yield elongation was observed in any other test numbers.
  • test piece having a total thickness of 120 mm (pipe circumferential direction) ⁇ 25 mm (pipe axis direction) was taken from the position of the base material 180 ° of the electric resistance steel pipe. EFC (European Federation of Corrosion Publications) No.
  • This test piece was immersed in the following test bath for 720 hours under a load corresponding to 90% of YS according to 16 Method B (4-point bending test).
  • As the test bath a liquid in which hydrogen sulfide gas was saturated in an aqueous solution containing 5% by mass of sodium chloride and 0.4% by mass of sodium acetate was used.
  • the temperature of the test bath at the time of immersion was normal temperature (23 ° C.).
  • the chemical composition and metal structure of the base material part in the present disclosure are satisfied, YS (that is, 415 to 550 MPa) and TS (that is, 461 to 625 MPa) in the present disclosure are satisfied,
  • YS that is, 415 to 550 MPa
  • TS that is, 461 to 625 MPa
  • the electric resistance welded steel pipes of the respective examples in which the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material part was 248 HV or less and the difference in outer / inner hardness was 5 HV or more were excellent in SSC resistance.
  • test number 12 the SSC resistance deteriorated.
  • the reason for this is considered that the maximum Vickers hardness of the inner surface layer exceeded the upper limit, TS and YS both exceeded the upper limit, and the difference in outer and inner hardness was less than 5 HV.
  • SSC resistance deteriorated also in the test number 16 (comparative example). The reason for this is considered to be that martensite was contained in the metal structure of the base metal part because tempering was performed after pipe making.
  • Test numbers 9, 10, and 15 are all comparative examples in which TS and YS exceeded the upper limit
  • test numbers 25 and 26 are comparative examples in which TS and YS were below the lower limit. In Test No.
  • the maximum Vickers hardness of the inner surface layer of the base material portion is 248 HV or less, but the difference in outer and inner hardness is less than 5 HV, which is excellent in SSC resistance, but TS and YS Fell below the lower limit.

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Abstract

母材部の化学組成が、質量％で、Ｃ:０．０１～０．１０％、Ｓｉ:０．０１～０．４０％、Ｍｎ:０．５０～２．００％、Ｐ:０～０．０３０％、Ｓ:０～０．００１５％、Ａｌ:０．０１０～０．０５０％、Ｎ:０．００３０～０．００８０％、Ｎｂ:０．０１０～０．０５０％、及びＴｉ:０．００５～０．０２０％を含み、残部がＦｅ及び不純物を含み、母材部の金属組織が、ポリゴナルフェライトの面積率が８０％～９８％であり、残部がベイナイト及びパーライトの少なくとも一方からなり、管軸方向の降伏強度が４１５～５５０ＭＰａであり、管軸方向の引張強度が４６１～６２５ＭＰａであり、母材部の内表層の最高ビッカース硬さが、２４８ＨＶ以下であり、かつ、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい、ラインパイプ用アズロール電縫鋼管。

Description

ラインパイプ用アズロール電縫鋼管
　本開示は、ラインパイプ用アズロール電縫鋼管に関する。
　近年生産される原油又は天然ガスは、湿潤な硫化水素（Ｈ２Ｓ）を含む。硫化水素を含む環境は、サワー環境と称されている。
　掘削された原油又は天然ガスを搬送するパイプラインは、このようなサワー環境に曝される。このため、パイプラインの製造に用いられるラインパイプ用鋼管に対し、サワー環境に対する耐性（耐サワー性）が求められている。
　例えば、特開２０１３－１１００５号公報（特許文献１）には、耐サワー性に優れたラインパイプ用厚肉高強度熱延鋼板として、質量％で、Ｃ：０．０１～０．０７％、Ｓｉ：０．４０％以下、Ｍｎ：０．５～１．４％、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００３％以下、Ａｌ：０．１％以下、Ｎｂ：０．０１～０．１５％、Ｖ：０．１％以下、Ｔｉ：０．０３％以下、Ｎ：０．００８％以下を含み、且つＮｂ、Ｖ、Ｔｉが、Ｎｂ＋Ｖ＋Ｔｉ＜０．１５を満足し、更にＣｍが０．１２以下を満足するように含有し、残部Ｆｅ及び不可避的不純物からなる組成と、ベイナイト相またはベイニティックフェライト相を面積率で９５％以上含む組織と、を有し、板厚方向の最高硬さが２２０ＨＶ以下であり、降伏強度が４５０ＭＰａ以上であるラインパイプ用厚肉高強度熱延鋼板が開示されている。ここで、Ｃｍ＝Ｃ＋Ｓｉ／３０＋（Ｍｎ＋Ｃｕ）／３０＋Ｎｉ／６０＋Ｍｏ／７＋Ｖ／１０である。
特許文献１：特開２０１３－１１００５号公報
　ところで、「耐サワー性」の概念には、主に鋼管の肉厚中央部において発生する水素誘起割れ（Hydrogen Induced Cracking：以下、「ＨＩＣ」ともいう）に対する耐性（以下、「耐ＨＩＣ性」ともいう）と、主に鋼管の内周面を起点として発生する硫化物応力腐食割れ（Sulfide Stress Cracking：以下、「ＳＳＣ」ともいう）に対する耐性（以下、「耐ＳＳＣ性」ともいう）と、が包含される。
　この点に関し、特許文献１では、耐サワー性として、耐ＨＩＣ性のみが評価され、耐ＳＳＣ性は評価されていない。このため、特許文献１のラインパイプ用溶接鋼管向け高強度熱延鋼板は、耐ＳＳＣ性が低い場合がある。
　また、ラインパイプ用電縫鋼管に対し、輸送効率向上及び操業効率向上の観点から、ある程度高い強度（例えば、管軸方向の降伏強度で４１５ＭＰａ以上、管軸方向の引張強度で４６１ＭＰａ以上）が要求される。
　その一方で、ラインパイプ用電縫鋼管を用いて形成されたパイプラインを敷設する際の、曲げ変形性及び座屈抑制の観点から、ラインパイプ用電縫鋼管に対し、強度が高すぎないこと（例えば、管軸方向の降伏強度で５５０ＭＰａ以下、管軸方向の引張強度で６２５ＭＰａ以下）も要求される。
　従って、本開示の目的は、管軸方向の降伏強度が４１５～５５０ＭＰａであり、管軸方向の引張強度が４６１～６２５ＭＰａであり、耐ＳＳＣ性に優れたラインパイプ用アズロール電縫鋼管を提供することである。
　上記課題を解決するための手段には、以下の態様が含まれる。
＜１＞　母材部及び電縫溶接部を含み、
　前記母材部の化学組成が、質量％で、
Ｃ:　０．０１～０．１０％、
Ｓｉ:０．０１～０．４０％、
Ｍｎ:０．５０～２．００％、
Ｐ　:０～０．０３０％、
Ｓ　:０～０．００１５％、
Ａｌ:０．０１０～０．０５０％、
Ｎ　:０．００３０～０．００８０％、
Ｎｂ:０．０１０～０．０５０％、
Ｔｉ:０．００５～０．０２０％、
Ｎｉ:０～０．２０％、
Ｍｏ:０～０．２０％、
Ｃａ:０～０．００５０％、
Ｃｒ：０～１．００％、
Ｖ　：０～０．１００％、
Ｃｕ：０～１．００％、
Ｍｇ：０～０．００５０％、
ＲＥＭ：０～０．０１００％、及び
残部：Ｆｅ及び不純物からなり、
　前記母材部の金属組織において、ポリゴナルフェライトの面積率が８０％～９８％であり、残部がベイナイト及びパーライトの少なくとも一方からなり、
　管軸方向の降伏強度が４１５～５５０ＭＰａであり、管軸方向の引張強度が４６１～６２５ＭＰａであり、
　前記母材部の内表層の最高ビッカース硬さが、２４８ＨＶ以下であり、かつ、前記母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい、ラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
＜２＞　前記母材部の化学組成が、質量％で、
Ｎｉ:０％超０．２０％以下、
Ｍｏ:０％超０．２０％以下、
Ｃａ:０％超０．００５０％以下、
Ｃｒ：０％超１．００％以下、
Ｖ　：０％超０．１０％以下、
Ｃｕ：０％超１．００％以下、
Ｍｇ：０％超０．００５０％以下、及び
ＲＥＭ：０％超０．０１００％以下からなる群から選択される１種以上を含有する、＜１＞に記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
＜３＞　前記母材部の化学組成が、質量％で、
Ｎｉ:０．００１～０．２０％、及び、
Ｍｏ:０．１～０．２０％からなる群から選択される１種以上を含有する、＜１＞又は＜２＞に記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
＜４＞　前記母材部の化学組成が、質量％で、
Ｃａ:０．０００５～０．００５０％を含有する、＜１＞～＜３＞のいずれか１つに記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
＜５＞　肉厚が１０～２５ｍｍであり、外径が１１４．３ｍｍ～６６０．４ｍｍである、＜１＞～＜４＞のいずれか１つに記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
　本開示によれば、管軸方向の降伏強度が４１５～５５０ＭＰａであり、管軸方向の引張強度が４６１～６２５ＭＰａであり、耐ＳＳＣ性に優れたラインパイプ用アズロール電縫鋼管が提供される。
本開示における母材部の金属組織の一例を示す走査型電子顕微鏡写真（倍率５００倍）である。 図１の一部を拡大した走査型電子顕微鏡写真（倍率２０００倍）である。 本開示において、引張試験に用いる引張試験片の概略正面図である。 本開示の電縫鋼管を製造するための造管工程の一例を示す概略斜視図である。
　本明細書において、「～」を用いて表される数値範囲は、「～」の前後に記載される数値を下限値及び上限値として含む範囲を意味する。
　本明細書において、成分（元素）の含有量を示す「％」は、「質量％」を意味する。
　本明細書において、母材部におけるＣ（炭素）の含有量を、「Ｃ含有量」と表記することがある。母材部における他の元素の含有量についても同様に表記することがある。
　本明細書において、「工程」との用語は、独立した工程だけではなく、他の工程と明確に区別できない場合であってもその工程の所期の目的が達成されれば、本用語に含まれる。
　本明細書において、「ラインパイプ用アズロール電縫鋼管」を、単に「電縫鋼管」又は「アズロール電縫鋼管」と称することがある。
　本明細書において、アズロール電縫鋼管（As-rolled electric resistance welded steel pipe）とは、造管後、シーム熱処理以外の熱処理が施されていない電縫鋼管を指す。
　本明細書において、「造管」とは、熱延鋼板をロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成するまでの過程を指す。
　本明細書において、「ロール成形」とは、熱延鋼板を曲げ加工してオープン管状に成形することを指す。
　本開示の電縫鋼管（即ち、ラインパイプ用アズロール電縫鋼管）は、母材部及び電縫溶接部を含み、母材部の化学組成が、質量％で、Ｃ：０．０１～０．１０％、Ｓｉ:０．０１～０．４０％、Ｍｎ:０．５０～２．００％、Ｐ:０～０．０３０％、Ｓ:０～０．００１５％、Ａｌ:０．０１０～０．０５０％、Ｎ:０．００３０～０．００８０％、Ｎｂ:０．０１０～０．０５０％、Ｔｉ:０．００５～０．０２０％、Ｎｉ:０～０．２０％、Ｍｏ:０～０．２０％、Ｃａ:０～０．００５０％、Ｃｒ：０～１．００％、Ｖ：０～０．１００％、Ｃｕ：０～１．００％、Ｍｇ：０～０．００５０％、ＲＥＭ：０～０．０１００％、及び残部：Ｆｅ及び不純物からなり、母材部の金属組織において、ポリゴナルフェライトの面積率が８０％～９８％であり、残部がベイナイト及びパーライトの少なくとも一方からなり、管軸方向の降伏強度（以下、「ＹＳ」ともいう）が４１５～５５０ＭＰａであり、管軸方向の引張強度（以下、「ＴＳ」ともいう）が４６１～６２５ＭＰａであり、母材部の内表層の最高ビッカース硬さが、２４８ＨＶ以下であり、かつ、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい。
　本開示の電縫鋼管において、母材部（base metal portion）とは、電縫鋼管における、電縫溶接部及び熱影響部以外の部分を指す。
　ここで、熱影響部（heat affected zone；以下、「ＨＡＺ」とも称する）とは、電縫溶接による熱の影響（但し、電縫溶接後にシーム熱処理を行う場合には、電縫溶接及びシーム熱処理による熱の影響）を受けた部分を指す。
　本開示の電縫鋼管において、母材部の内表層の最高ビッカース硬さとは、以下のようにして測定された値を意味する。
　まず、ビッカース硬さの測定点として、電縫鋼管のＣ断面（即ち、管軸方向に対して垂直な断面）において、電縫鋼管の内周面からの深さが０．１ｍｍである円周上に配列され、母材１８０°位置（即ち、電縫溶接部から管周方向に１８０°ずれた位置）を中心とする１ｍｍピッチの９点を選定する。上記で選定された９点の測定点を含む試験片を電縫鋼管から採取する。試験片における９点の測定点の各々において、ＪＩＳ　Ｚ２２４４（２００９）に準拠し、試験力１００ｇｆ（＝０．９８Ｎ）の条件で、試験方向を管軸方向として、ビッカース硬さを測定する。得られた９個の測定結果のうちの最大値を、母材部の内表層の最高ビッカース硬さとする。
　即ち、母材部の内表層の最高ビッカース硬さは、概略的に言えば、母材部の内周面の近傍における最高ビッカース硬さである。
　本開示の電縫鋼管において、母材部の外表層の最高ビッカース硬さとは、「内周面」を「外周面」に読み替えること以外は上記母材部の内表面の最高ビッカース硬さと同様にして測定された値を意味する。
　即ち、母材部の外表層の最高ビッカース硬さは、概略的に言えば、母材部の外周面の近傍における最高ビッカース硬さである。
　本開示の電縫鋼管は、ある程度の強度（即ち、上述した範囲のＹＳ及びＴＳ）を備え、かつ、耐ＳＳＣ性に優れる。
　本開示の電縫鋼管に対し、従来のラインパイプ用電縫鋼管（例えば、前述の特許文献１に記載されたラインパイプ用電縫鋼管）では、耐サワー性としての耐ＨＩＣ性は考慮されてきたが、耐サワー性としての耐ＳＳＣ性は考慮されていなかった。
　しかし、ＨＩＣ（水素誘起割れ）とＳＳＣ（硫化物応力腐食割れ）とでは、割れが発生する箇所が異なる。具体的には、ＨＩＣは、主に、電縫鋼管の肉厚中央部において発生するのに対し、ＳＳＣは、主に、電縫鋼管の内周面を起点として発生する。より詳細には、ＳＳＣは、ラインパイプ用電縫鋼管の内周面に、湿潤な硫化水素を含有する流体（具体的には、原油又は天然ガス；以下、「サワー流体」ともいう）が接触している状態において、内周面を起点として発生する。
　従って、耐ＨＩＣ性に優れる電縫鋼管であっても、耐ＳＳＣ性については劣る場合がある。
　本開示の電縫鋼管では、母材部の内表層の最高ビッカース硬さが２４８ＨＶ以下となっており、かつ、母材部の内表層の最高ビッカース硬さが母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さくなっている。これにより、電縫鋼管の内周面にサワー流体が接触している状態下において、内周面を起点とする割れであるＳＳＣが抑制される（即ち、耐ＳＳＣ性が向上する）。
　また、ＳＳＣは、電縫鋼管の強度が高くなるにつれて発生しやすくなる傾向がある。
　この点に関し、本開示の電縫鋼管では、ＹＳが５５０ＭＰａ以下に、ＴＳが６２５ＭＰａ以下に、それぞれ制限されている。これにより、耐ＳＳＣ性が向上する。
　一方で、本開示の電縫鋼管では、母材部の内表層の最高ビッカース硬さが、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さいことにより、相対的に、母材部の外表層の最高ビッカース硬さがある程度確保されている。
　これにより、電縫鋼管全体として、ある程度高い強度（具体的には、ＹＳ４１５ＭＰａ以上、かつ、ＴＳ４６１ＭＰａ以上）が確保される。
　本開示の電縫鋼管に対し、従来の電縫鋼管では、以下の事情により、母材部の内表層の最高ビッカース硬さと、母材部の外表層の最高ビッカース硬さと、がほぼ同等となっており、「母材部の内表層の最高ビッカース硬さが、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい」という条件を満足していなかった。
　即ち、電縫鋼管は、熱延鋼板からなるホットコイルを原料とし、ホットコイルから巻き出された熱延鋼板を造管（即ち、ロール成形及び電縫溶接）することによって製造される。ホットコイルから巻き出された熱延鋼板の２つの表面のうちの一方（以下、「第１表面」ともいう）が電縫鋼管の外表面となり、上記２つの表面のうちの他方（以下、「第２表面」ともいう）が電縫鋼管の内表面となる。ここで、ホットコイルの製造プロセスは、熱間圧延、冷却、及び巻取りの各段階をこの順に含む。従来、この冷却は、冷却後の熱延鋼板の反りを抑制する観点又は生産性の観点から、熱間圧延によって得られた熱延鋼板の２つの表面をほぼ同等の冷却速度にて水冷することによって行っていた。かかる事情の下、従来の電縫鋼管において、母材部の内表層の最高ビッカース硬さと母材部の外表層の最高ビッカース硬さとは、ほぼ同等となっていた（即ち、「母材部の内表層の最高ビッカース硬さが、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい」という条件を満足していなかった）。
　上記従来の電縫鋼管に対し、本発明者等は、熱間圧延によって得られた熱延鋼板の２つの表面を冷却する際、２つの表面に対する冷却速度に差を設ける（具体的には、内周面に対応する第２表面の冷却速度を、外周面に対応する第１表面の冷却速度よりも遅くする）ことにより、母材部の内表層の最高ビッカース硬さを、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さくすることに成功した。更に、本発明者等は、冷却された熱延鋼板は、その後巻取られることから、冷却後の熱延鋼板の反りについては、実際上はあまり問題にならないことを見出した。
　本発明者等の以上の知見に基づき、本開示の電縫鋼管を完成させた。
　なお、耐ＳＳＣ性には、母材部の内表層の最高ビッカース硬さだけでなく、母材部の化学組成、母材部の金属組織、及びアズロール電縫鋼管であることも寄与している。
　また、母材部の化学組成、母材部の金属組織、及びアズロール電縫鋼管であることは、上記範囲のＹＳ及び上記範囲のＴＳの達成にも寄与している。
　以下、母材部の化学組成及び母材部の金属組織について説明する。
〔母材部の化学組成〕
　以下、母材部の化学組成について説明する。
　Ｃ：０．０１～０．１０％
　Ｃは、鋼の強度を高める。Ｃ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ｃ含有量は０．０１％以上である。Ｃ含有量は、好ましくは０．０３％以上であり、より好ましくは０．０４％以上である。
　一方、Ｃ含有量が高すぎれば、炭化物が発生し、鋼の靭性及び延性が低下する。従って、Ｃ含有量は０．１０％以下である。Ｃ含有量は、好ましくは０．０９％であり、更に好ましくは０．０８％以下である。
　Ｓｉ：０．０１～０．４０％
　Ｓｉは、鋼を脱酸する。Ｓｉ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ｓｉ含有量は０．０１％以上である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、更に好ましくは０．１０％以上である。
　一方、Ｓｉ含有量が高すぎれば、鋼の靭性が低下する。従って、Ｓｉ含有量は０．４０％以下である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．３８％以下であり、より好ましくは０．３５％以下である。
　Ｍｎ：０．５０～２．００％
　Ｍｎは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める。Ｍｎ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ｍｎ含有量は０．５０％以上である。Ｍｎ含有量は、好ましくは０．６０％以上であり、より好ましくは０．８０％以上である。
　一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、鋼の靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。従って、Ｍｎ含有量は２．００％以下である。Ｍｎ含有量は、好ましくは１．８０％以下であり、より好ましくは１．５０％以下である。
　Ｐ：０～０．０３０％
　Ｐは不純物である。Ｐは、粒界に偏析して粒界を脆化する。そのため、Ｐは鋼の靭性及び耐ＳＳＣ性を低下する。従って、Ｐ含有量は少ない方が好ましい。具体的には、Ｐ含有量は０．０３０％以下である。Ｐ含有量は、好ましくは０．０２１％以下であり、より好ましくは０．０１５％以下であり、更に好ましくは０．０１０％以下である。
　一方、Ｐ含有量は、０％であってもよい。脱燐コスト低減の観点から、Ｐ含有量は０％超であってもよく、０．００１％以上であってもよい。
　Ｓ:０～０．００１５％
　Ｓは不純物である。Ｓは、Ｍｎと結合してＭｎ系硫化物を形成する。Ｍｎ系硫化物は溶解しやすい。そのため、鋼の靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。従って、Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。具体的には、Ｓ含有量は、０．００１５％以下である。Ｓ含有量は、好ましくは０．００１０％以下であり、より好ましくは０．０００８％以下である。
　一方、Ｓ含有量は、０％であってもよい。脱硫コスト低減の観点から、Ｓ含有量は０％超であってもよく、０．０００１％以上であってもよく、０．０００３％以上であってもよい。
　Ａｌ:０．０１０～０．０５０％
　Ａｌは、鋼を脱酸する。Ａｌ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ａｌ含有量は０．０１０％以上である。Ａｌ含有量は、好ましくは０.０１２％以上であり、より好ましくは０．０１３％以上である。
　一方、Ａｌ含有量が高すぎれば、Ａｌ窒化物が粗大化し、鋼の靭性が低下する。従って、Ａｌ含有量は０．０５０％以下である。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０４０％以下であり、より好ましくは０．０３５％以下であり、更に好ましくは０．０３０％以下である。
　なお、本明細書におけるＡｌ含有量は、鋼中の全Ａｌの含有量を意味する。
　Ｎ：０．００３０～０．００８０％
　Ｎは、固溶強化により鋼の強度を高める。Ｎ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ｎ含有量は、０．００３０％以上である。
　一方、Ｎ含有量が高すぎれば、炭窒化物を粗大化し、耐ＳＳＣ性が低下する。従って、Ｎ含有量は、０．００８０％以下である。Ｎ含有量は、好ましくは０．００７０％以下であり、より好ましくは０．００６０％以下であり、更に好ましくは０．００４０％以下である。
　Ｎｂ：０．０１０～０．０５０％
　Ｎｂは、鋼中のＣやＮと結合して微細なＮｂ炭窒化物を形成する。微細なＮｂ炭窒化物は、分散強化により鋼の強度を高める。Ｎｂ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ｎｂ含有量は、０．０１０％以上である。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．０２０％以上であり、より好ましくは０．０３０％以上である。
　一方、Ｎｂ含有量が高すぎれば、Ｎｂ炭窒化物が粗大化し、鋼の耐ＳＳＣ性が低下する。更に、Ｎｂ含有量が高すぎれば、電縫溶接部の靭性が低下する。従って、Ｎｂ含有量は、０．０５０％以下である。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．０４５％以下であり、より好ましくは０．０４０％以下である。
　Ｔｉ：０．００５～０．０２０％
　Ｔｉは、鋼中のＮと結合してＴｉ窒化物及び／又はＴｉ炭窒化物を形成する。Ｔｉ窒化物及び／又はＴｉ炭窒化物は、鋼の結晶粒を微細化する。Ｔｉ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ｔｉ含有量は、０．００５％以上である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．００７％以上であり、より好ましくは０．０１０％以上である。
　一方、Ｔｉ含有量が高すぎれば、粗大なＴｉ窒化物及び／又はＴｉ炭窒化物が形成される。そのため、鋼の耐ＳＳＣ性が低下する。従って、Ｔｉ含有量は、０．０２０％以下である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．０１８％以下であり、より好ましくは０．０１６％以下である。
　Ｎｉ：０～０．２０％
　Ｎｉは、任意元素であり、含有されなくてもよい。即ち、Ｎｉ含有量は０％であってもよい。
　Ｎｉが含有される場合、Ｎｉは、固溶強化により鋼の強度を高める。Ｎｉは更に、鋼の靭性を高める。これらの効果の観点から、Ｎｉ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましは０．００１％以上であり、より好ましくは０．００５％以上であり、更に好ましは０．０１％以上であり、更に好ましくは０．０５％以上である。
　一方、Ｎｉ含有量が高すぎると、鋼の溶接性が低下する。従って、Ｎｉ含有量は、０．２０％以下である。Ｎｉ含有量は、好ましくは０．１８％以下であり、更に好ましくは０．１５％以下である。
　Ｍｏ：０～０．２０％
　Ｍｏは、任意元素であり、含有されなくてもよい。即ち、Ｍｏ含有量は０％であってもよい。
　Ｍｏが含有される場合、Ｍｏは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める。更に、Ｍｏのミクロ偏析は生じにくいため、中心偏析に起因するＨＩＣの発生が抑制される。これらの効果の観点から、Ｍｏ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．１０％以上であり、更に好ましくは０．１２％以上である。
　一方、Ｍｏは高価であるため、Ｍｏが過剰に含有されると、製造コストが増大する。従って、Ｍｏ含有量は０．２０％以下である。Ｍｏ含有量は、好ましくは０．１８％以下であり、より好ましくは０．１５％以下である。
　Ｃａ：０％～０．００５０％
　Ｃａは、任意元素であり、含有されなくてもよい。即ち、Ｃａ含有量は０％であってもよい。
　Ｃａが含有される場合、Ｃａは、ＳＳＣの発生起点となるＭｎＳの形態を球状にし、ＳＳＣの発生を抑制する。Ｃａは更に、ＣａＳを形成し、ＭｎＳの生成を抑制する。これらの効果の観点から、Ｃａ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．０００５％以上であり、更に好ましくは０．００１０％以上であり、更に好ましくは０．００２０％以上である。
　一方、Ｃａ含有量が高すぎると、その効果は飽和し、製造コストが増加する。従って、Ｃａ含有量は０．００５０％以下である。Ｃａ含有量は、好ましくは０．００４５％以下である。
　Ｃｒ：０～１．００％
　Ｃｒは、任意の元素であり、含有されなくてもよい。即ち、Ｃｒ含有量は０％であってもよい。
　Ｃｒが含有される場合、Ｃｒは、焼入れ性の向上に寄与する。かかる効果の観点から、Ｃｒ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．０１％以上である。
　一方、Ｃｒ含有量が高すぎると、電縫溶接部に生成したＣｒ系介在物により電縫溶接部の靭性が劣化するおそれがある。従って、Ｃｒ含有量は、１．００％以下である。Ｃｒ含有量は、好ましくは０．５０％以下であり、より好ましくは０．３０％以下であり、更に好ましくは０．２０％以下である。
　Ｖ：０～０．１００％
　Ｖは、任意の元素であり、含有されなくてもよい。即ち、Ｖ含有量は０％であってもよい。
　Ｖが含有される場合、Ｖは、靭性の向上に寄与する。かかる効果の観点から、Ｖ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．００１％以上であり、更に好ましくは０．００５％以上である。
　一方、Ｖ含有量が高すぎると、Ｖ炭窒化物により靭性が劣化するおそれがある。従って、Ｖ含有量は０．１００％以下である。Ｖ含有量は、好ましくは０．０７０％以下であり、より好ましくは０．０５０％以下であり、更に好ましくは０．０３０％以下である。
　Ｃｕ：０～１．００％
　Ｃｕは、任意の元素であり、含有されなくてもよい。即ち、Ｃｕ含有量は０％であってもよい。
　Ｃｕが含有される場合、Ｃｕは、母材部の強度向上に寄与する。かかる効果の観点から、Ｃｕ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．０１％以上であり、更に好ましくは０．０５％以上である。
　一方、Ｃｕ含有量が高すぎると、微細なＣｕ粒子を生成し、靭性を著しく劣化させるおそれがある。従って、Ｃｕ含有量は、１．００％以下である。Ｃｕ含有量は、好ましくは０．７０％以下であり、より好ましくは０．５０％以下であり、更に好ましくは０．３０％以下である。
　Ｍｇ：０～０．００５０％
　Ｍｇは、任意の元素であり、含有されなくてもよい。即ち、Ｍｇ含有量は０％であってもよい。
　Ｍｇが含有される場合、Ｍｇは、脱酸剤及び脱硫剤として機能する。また、微細な酸化物を生じて、ＨＡＺの靭性の向上にも寄与する。これらの効果の観点から、Ｍｇ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．０００１％以上であり、更に好ましくは０．００１０％以上である。
　一方、Ｍｇ含有量が高すぎると、酸化物が凝集又は粗大化し易くなり、その結果、耐ＨＩＣ性の低下、又は、母材部若しくはＨＡＺの靱性の低下がおこるおそれがある。従って、Ｍｇ含有量は０．００５０％以下である。Ｍｇ含有量は、好ましくは０．００３０％以下である。
　ＲＥＭ：０～０．０１００％、
　ＲＥＭは、任意の元素であり、含有されなくてもよい。即ち、ＲＥＭ量は０％であってもよい。
　ここで、「ＲＥＭ」は希土類元素、即ち、Ｓｃ、Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｐｍ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、Ｙｂ、及びＬｕからなる群から選択される少なくとも１種の元素を指す。
　ＲＥＭが含有される場合は、ＲＥＭは、脱酸剤及び脱硫剤として機能する。かかる効果の観点から、ＲＥＭ含有量は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．０００１％以上であり、更に好ましくは０．００１０％以上である。
　一方、ＲＥＭが高すぎると、粗大な酸化物を生じ、その結果、耐ＨＩＣ性の低下、又は、母材部若しくはＨＡＺの靱性の低下をもたらすおそれがある。従って、ＲＥＭ含有量は０．０１００％以下である。ＲＥＭ含有量は、好ましくは０．００７０％以下であり、より好ましくは０．００５０％以下である。
　母材部の化学組成は、Ｎｉ:０％超０．２０％以下、Ｍｏ:０％超０．２０％以下、Ｃａ:０％超０．００５０％以下、Ｃｒ：０％超１．００％以下、Ｖ：０％超０．１００％以下、Ｃｕ：０％超１．００％以下、Ｍｇ：０％超０．００５０％以下、及びＲＥＭ：０％超０．０１００％以下からなる群から選択される１種以上を含有してもよい。
　各任意元素のより好ましい量については、それぞれ前述したとおりである。
　残部：Ｆｅ及び不純物
　母材部の化学組成において、上述した各元素を除いた残部は、Ｆｅ及び不純物である。
　ここで、不純物とは、原材料（例えば、鉱石、スクラップ、等）に含まれる成分、または、製造の工程で混入する成分であって、意図的に鋼に含有させたものではない成分を指す。
　不純物としては、上述した元素以外のあらゆる元素が挙げられる。不純物としての元素は、１種のみであっても２種以上であってもよい。
　不純物として、例えば、Ｏ、Ｂ、Ｓｂ、Ｓｎ、Ｗ、Ｃｏ、Ａｓ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｈが挙げられる。
　上述した元素のうち、Ｏは、含有量０．００６％以下となるように制御することが好ましい。
　また、その他の元素について、通常、Ｓｂ、Ｓｎ、Ｗ、Ｃｏ、及びＡｓについては含有量０．１％以下の混入が、Ｐｂ及びＢｉについては含有量０．００５％以下の混入が、Ｂについては含有量０．０００３％以下の混入が、Ｈについては含有量０．０００４％以下の混入が、それぞれあり得るが、その他の元素の含有量については、通常の範囲であれば、特に制御する必要はない。
〔母材部の金属組織〕
　本開示の電縫鋼管は、母材部の金属組織において、ポリゴナルフェライトの面積率（以下、「フェライト分率」ともいう）が８０～９８％であり、残部がベイナイト及びパーライトの少なくとも一方からなる。
　フェライト分率が８０％以上であることにより、ＹＳ５５０ＭＰａ以下及びＴＳ６２５ＭＰａ以下が達成され得る。フェライト分率は、好ましくは８１％以上であり、より好ましくは８２％以上である。
　一方、フェライト分率が９８％以下であることにより、ＹＳ４１５ＭＰａ以上及びＴＳ４６１ＭＰａ以上が達成され得る。フェライト分率は、好ましくは９７％以下であり、より好ましくは９５％以下である。
　母材部の金属組織における残部は、ベイナイト及びパーライトの少なくとも一方からなる。これにより、例えば、残部がマルテンサイトを含む場合と比較して、耐ＳＳＣ性が向上する。
　本明細書における「ベイナイト」の概念には、ベイニティックフェライト、上部ベイナイト及び下部ベイナイトが包含される。
　本明細書における「パーライト」の概念には、擬似パーライトが包含される。
　上述した母材部の金属組織には、本開示の電縫鋼管が、アズロール電縫鋼管であること（即ち、造管後、シーム熱処理以外の熱処理が施されていないこと）が関係している。
　本開示の電縫鋼管（アズロール電縫鋼管）とは異なり、造管後、シーム熱処理以外の熱処理が施されて形成された電縫鋼管では、母材部の金属組織として、マルテンサイトが形成される場合がある。この場合の電縫鋼管は、耐ＳＳＣ性に劣る。
　母材部の金属組織におけるフェライト分率の測定及び残部の特定は、以下のようにして行う。
　母材１８０°位置のＬ断面における肉厚中央部の金属組織をナイタールエッチングし、ナイタールエッチング後の金属組織の写真（以下、「金属組織写真」ともいう）を、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて５００倍の倍率で観察することにより行う。ここで、金属組織写真は、５００倍の視野で１０視野分（断面の実面積として０．４８ｍｍ２分）撮影する。撮影した金属組織写真を画像処理することにより、フェライト分率の測定及び残部の特定を行う。画像処理は、例えば（株）ニレコ製の小型汎用画像解析装置ＬＵＺＥＸ　ＡＰを用いて行う。
　図１は、本開示における母材部の金属組織の一例を示す走査型電子顕微鏡写真（ＳＥＭ写真；倍率５００倍）であり、図２は、図１のうちの一部の領域を拡大したＳＥＭ写真（倍率２０００倍）である。
　図１のＳＥＭ写真（５００倍）は、後述の試験番号２２において、フェライト分率の測定及び残部の特定に用いたＳＥＭ写真のうちの一枚（１視野）である。
　図１及び図２に示すように、この一例に係る金属組織は、ポリゴナルフェライトを主体とし、残部がパーライトである金属組織である。
　より詳細には、ポリゴナルフェライトの粒界にセメンタイトが析出していないこと、及び、残部におけるパーライト内の層状セメンタイトが分断されていないことから、造管後、熱処理が施されていない金属組織（即ち、アズロール電縫鋼管の金属組織）であることがわかる。
　なお、アズロール電縫鋼管であることは、管軸方向引張試験を行った場合に降伏伸びが観測されないことによっても確認できる。
　アズロール電縫鋼管は、管軸方向引張試験を行った場合に降伏伸びが観測されない。
　これに対し、造管後、熱処理が施された電縫鋼管は、管軸方向引張試験を行った場合に降伏伸びが観測される。
〔母材部の内表層の最高ビッカース硬さ、母材部の外表層の最高ビッカース硬さ〕
　本開示の電縫鋼管において、母材部の内表層の最高ビッカース硬さは２４８ＨＶ以下であり、かつ、母材部の内表層のビッカース硬さは、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい。
　母材部の内表層の最高ビッカース硬さ及び母材部の外表層の最高ビッカース硬さは、それぞれ前述したとおりである。
　以下、母材部の外表層の最高ビッカース硬さから母材部の内表層のビッカース硬さを差し引いた差（即ち、母材部の外表層の最高ビッカース硬さ－母材部の内表層のビッカース硬さ）を、「外内硬さ差」ともいう。
　例えば、以下では、「母材部の内表層のビッカース硬さは、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい」ことを、「外内硬さ差が５ＨＶ以上である」ともいう。
　母材部の内表層の最高ビッカース硬さが２４８ＨＶを超えると、鋼の靭性が低下し、電縫鋼管の耐ＳＳＣ性が低下する。従って、内表層の最高ビッカース硬さが２４８ＨＶ以下である。内表層の最高ビッカース硬さは、２４５ＨＶ以下であることが好ましく、２２０ＨＶ以下であることがより好ましい。
　内表層の最高ビッカース硬さの下限は特に限定されない。電縫鋼管の強度（即ち、ＹＳ及びＴＳ）をより向上させる観点から、内表層の最高ビッカース硬さは、好ましくは１７５ＨＶ以上であり、より好ましくは１８０ＨＶ以上であり、更に好ましくは１８５ＨＶ以上である。
　また、母材部の内表層の最高ビッカース硬さの値にもよるが、外内硬さ差が５ＨＶ未満であると、耐ＳＳＣ性の劣化、ＹＳの不足、及びＴＳの不足の少なくとも１つが生じる。従って、外内硬さ差が５ＨＶ以上であり、好ましくは６ＨＶ以上である。
　外内硬さ差の上限は特に制限はない。外内硬さ差は、電縫鋼管の製造適性の観点から、好ましくは２０ＨＶ以下であり、より好ましくは１５ＨＶ以下であり、更に好ましくは１０ＨＶ以下である。
　母材部の外表層の最高ビッカース硬さは、上記母材部の内表層の最高ビッカース硬さ、及び、外内硬さ差を満足していればよく、その他には特に制限はない。
　母材部の外表層の最高ビッカース硬さは、好ましくは１８０ＭＰａ～２５０ＭＰａであり、より好ましくは２１０ＭＰａ～２３０ＭＰａである。
　上述したとおり、本開示の電縫鋼管において、母材部の内表層のビッカース硬さは、母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい。
　本開示の電縫鋼管では、母材部だけでなく電縫溶接部においても、内表層の最高ビッカース硬さが外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上低くなっていてもよい。
　例えば、後述する製法Ａによって電縫鋼管を製造した場合には、電縫溶接部においても、内表層の最高ビッカース硬さが外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上低くなる場合がある。
〔管軸方向の降伏強度（ＹＳ）〕
　本開示の電縫鋼管は、管軸方向の降伏強度（ＹＳ）が４１５～５５０ＭＰａである。
　ＹＳが４１５ＭＰａ以上であることにより、ラインパイプ用電縫鋼管としての強度が確保される。ＹＳは、好ましくは４３０ＭＰａ以上である。
　一方、ＹＳが５５０ＭＰａ以下であること（即ち、ＹＳが高すぎないこと）により、耐ＳＳＣ性向上の点、又は、ラインパイプ用電縫鋼管を用いて形成されたパイプラインを敷設する際の、曲げ変形性若しくは座屈抑制の点で有利である。ＹＳは、好ましくは５３０ＭＰａ以下である。
〔管軸方向の引張強度（ＴＳ）〕
　本開示の電縫鋼管は、管軸方向の引張強度（ＴＳ）が４６１～６２５ＭＰａである。
　ＴＳが４６１ＭＰａ以上であることにより、ラインパイプ用電縫鋼管としての強度が確保される。ＴＳは、好ましくは５００ＭＰａ以上であり、より好ましくは５１０ＭＰａ以上である。
　一方、ＴＳが６２５ＭＰａ以下であること（即ち、ＴＳが高すぎないこと）により、耐ＳＳＣ性向上の点、又は、ラインパイプ用電縫鋼管を用いて形成されたパイプラインを敷設する際の、曲げ変形性若しくは座屈抑制の点で有利である。ＴＳは、好ましくは６２０ＭＰａ以下である。
　ＹＳ及びＴＳは、次の方法で測定される。
　電縫鋼管の母材９０°位置から全厚の引張試験片を採取する。詳細には、引張試験片は、この引張試験片の長手方向が電縫鋼管の管軸方向に対して平行となり、かつ、引張試験片の横断面（即ち、引張試験片の幅方向及び厚さ方向に対して平行な断面）の形状が円弧状となるように採取する。
　図３は、引張試験に用いる引張試験片の概略正面図である。
　図３中の数値の単位は、ｍｍである。
　図３に示すように、引張試験片の平行部の長さは５０．８ｍｍとし、平行部の幅は３８．１ｍｍとする。
　この引張試験片を用いて、ＡＰＩ規格の５ＣＴの規定に準拠して、常温にて引張試験を実施する。試験結果に基づいて、ＹＳ及びＴＳを求める。
〔管軸方向の降伏比（ＹＲ）〕
　本開示の電縫鋼管は、管軸方向の降伏比（ＹＲ＝（ＹＳ／ＴＳ）×１００）が、９５％以下であることが好ましい。
　ＹＲが９５％以下であると、ラインパイプ用電縫鋼管を用いて形成されたパイプラインを敷設する際の座屈抑制の点で有利である。
〔電縫鋼管の肉厚〕
　本開示の電縫鋼管の肉厚は、好ましくは１０～２５ｍｍである。
　肉厚は、より好ましくは１２ｍｍ以上である。
　肉厚が２５ｍｍ以下であると、電縫鋼管の製造適性（詳細には、熱延鋼板を管状に成形する際の成形性）の点で有利である。肉厚は、より好ましくは２０ｍｍ以下である。
〔電縫鋼管の外径〕
　本開示の電縫鋼管の外径は、好ましくは１１４．３～６６０．４ｍｍ（即ち、４．５～２６インチ）である。
　外径は、好ましくは１５２．４ｍｍ（即ち、６インチ）以上であり、より好ましくは２５４ｍｍ（即ち、１０インチ）以上である。
　外径は、好ましくは６０９．６ｍｍ（即ち、２４インチ）以下であり、より好ましくは５０８ｍｍ（即ち、２０インチ）以下である。
〔製法の一例〕
　本開示の電縫鋼管を製造する方法の一例として、以下の製法Ａが挙げられる。
　製法Ａは、
　前述した化学組成を有するスラブを準備する準備工程と、
　準備したスラブを加熱し、加熱されたスラブを熱間圧延して熱延鋼板を得る熱延工程と、
　熱延鋼板の第１表面を冷却速度Ｖ１にて冷却し、かつ、熱延鋼板の第１表面とは反対側の第２表面を、冷却速度Ｖ１よりも遅い冷却速度Ｖ２にて冷却する冷却工程と、
　冷却された熱延鋼板を巻取ることにより、熱延鋼板からなるホットコイルを得る巻取り工程と、
　ホットコイルから熱延鋼板を巻き出し、巻き出された熱延鋼板を、第１表面が外周面となり、かつ、第２表面が内表面となる方向に、ロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成することにより、電縫鋼管を得る造管工程と、
を含む。
　この製法Ａによれば、第２表面の硬さが第１表面の硬さよりも低い熱延鋼板を製造し易いので、内周面の硬さが外周面の硬さよりも低い電縫鋼管を製造し易く、その結果、外内硬さ差が５ＨＶ以上である本開示の電縫鋼管を製造し易い。
（準備工程）
　製法Ａにおいて、スラブを準備する工程は、上述の化学組成を有するスラブを準備する工程である。
　スラブを準備する工程は、スラブを製造する工程であってもよいし、予め製造されていたスラブを単に準備するだけの工程であってもよい。
　スラブを製造する場合、例えば、上述の化学組成を有する溶鋼を製造し、製造した溶鋼を用いて、スラブを製造する。この際、連続鋳造法によりスラブを製造してもよいし、溶鋼を用いてインゴットを製造し、インゴットを分塊圧延してスラブを製造してもよい。
（熱延工程）
　製法Ａにおいて、熱延工程は、上記で準備したスラブを加熱し、加熱されたスラブを熱間圧延して熱延鋼板を得る工程である。
　スラブを加熱する際の加熱温度は、１１００～１２５０℃が好ましい。
　加熱温度が１１００℃以上であると、熱間圧延中の結晶粒の微細化及び熱間圧延後の析出強化をより進行させ易く、その結果、鋼の強度をより向上させ易い。
　加熱温度が１２５０℃以下であると、オーステナイト粒の粗大化をより抑制できるので、結晶粒を微細化させ易く、その結果、鋼の強度をより向上させ易い。
　スラブの加熱は、例えば、加熱炉によって行う。
　熱延工程では、上記で加熱されたスラブを熱間圧延して熱延鋼板を得る。
　熱間圧延は、好ましくは、仕上げ圧延終了温度（以下、「仕上げ圧延温度」ともいう）が７８０～８３０℃である条件で行うことが好ましい。
　熱間圧延は、一般に、粗圧延機及び仕上げ圧延機を用いて行う。粗圧延機及び仕上げ圧延機ともに、一般に、一列に並んだ複数の圧延スタンドを備え、各圧延スタンドはロール対を備える。この場合、仕上げ圧延温度（即ち、仕上げ圧延終了温度）は、仕上げ圧延機の最終スタンドの出側での熱延鋼板の表面温度である。
　仕上げ圧延温度が７８０℃以上であると、鋼板の圧延抵抗を低減できるので、生産性が向上する。
　また、仕上げ圧延温度が７８０℃以上であると、フェライト及びオーステナイトの二相域で圧延される現象が抑制され、この現象に伴う、層状組織の形成及び機械的性質の低下を抑制できる。
　一方、仕上げ圧延温度が８３０℃以下であると、鋼が硬くなりすぎる現象が抑制されるので、得られる電縫鋼管のＹＳ及び／又はＴＳが高くなりすぎる現象が抑制される。
　熱間圧延において、オーステナイト未再結晶温度域での圧下率は７０～８０％であることが好ましい。この場合、未再結晶組織が微細化される。
（冷却工程）
　冷却工程は、熱延鋼板の第１表面を冷却速度Ｖ１にて冷却し、かつ、熱延鋼板の第１表面とは反対側の第２表面を、冷却速度Ｖ１よりも遅い冷却速度Ｖ２にて冷却する工程である。
　冷却工程では、第１表面を上面（重力の方向に対して反対側の面。以下同じ。）とし且つ第２表面を下面（重力の方向の面。以下同じ。）としてもよいし、第１表面を下面とし且つ第２表面を上面としてもよい。
　第１表面の冷却及び第２表面の冷却は、いずれも水冷を含むことが好ましい。
　この場合、熱間圧延直後に熱延鋼板を水冷してもよいし、熱間圧延直後の熱延鋼板を一旦空冷してから水冷してもよい。
　冷却速度Ｖ１及び冷却速度Ｖ２は、以下の式（１）を満足することが好ましい。これにより、第２表面の硬さが第１表面の硬さよりも低い熱延鋼板をより製造し易く、その結果、外内硬さ差が５ＨＶ以上である本開示の電縫鋼管をより製造し易い。
　Ｖ２≦Ｖ１－４．０９　　…　式（１）
〔式（１）中、Ｖ１は、冷却速度Ｖ１（℃／ｓ）を表し、Ｖ２は、冷却速度Ｖ２（℃／ｓ）を表す〕
　冷却速度Ｖ１は、５～２５℃／ｓであることが好ましい。
　冷却速度Ｖ２は特に限定されない。電縫鋼管の強度（ＹＳ及びＴＳ）をより高くする観点から、冷却速度Ｖ２は、好ましくは０．５℃／ｓ以上であり、より好ましくは０．８℃／ｓ以上である。
　冷却速度Ｖ１及び冷却速度Ｖ２は、例えば、水冷を行うための水冷装置における水流密度を調整することによって調整できる。例えば、第２表面側の水流密度を第１表面側の水流密度よりも小さくする（即ち、Ｖ２＜Ｖ１とする）前提の下で、上記式（１）を満足するように第２表面側の水流密度及び第１表面側の水流密度をそれぞれ独立に調整する。
（巻取り工程）
　巻取り工程は、冷却工程で冷却された熱延鋼板を巻取ることにより、熱延鋼板からなるホットコイルを得る工程である。
　巻取り開始時の熱延鋼板の表面温度（以下、「巻取り温度」ともいう）は、６２０℃以下であることが好ましく、６００℃以下であることがより好ましい。
　巻取り温度が６２０℃以下であると、結晶粒の粗大化をより抑制できるので、鋼の強度をより向上させることができる
　巻取り温度の下限は特に限定されない。
　生産性の観点から、巻取り温度は、５００℃以上であることが好ましく、５３０℃以上であることがより好ましい。
（造管工程）
　造管工程は、ホットコイルから熱延鋼板を巻き出し、巻き出された熱延鋼板を、第１表面が外周面となり、かつ、第２表面が内表面となる方向に、ロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成することにより、電縫鋼管を得る工程である。
　造管工程は、第１表面が外周面となり、かつ、第２表面が内表面となる方向に、ロール成形すること以外は、公知の方法に従って行うことができる。
　図４は、造管工程の一例を示す概略斜視図である。
　図４に示されるように、ホットコイルから巻き出された熱延鋼板を、第１表面が外周面１となり、第２表面が内周面２となる方向に、成形ロール（不図示）を用いてロール成形してオープン管とする。このオープン管の突合せ部３を、給電子６０と溶接ロール７０とを用いて電縫溶接することにより、電縫鋼管２００を得る。
　製法Ａは、必要に応じ、その他の工程を含んでいてもよい。
　その他の工程としては、造管工程後、電縫鋼管の電縫溶接部をシーム熱処理する工程、造管工程後、電縫鋼管の形状をサイジングロールによって調整する工程、等が挙げられる。
　以下、本開示の実施例を示すが、本開示は以下の実施例には限定されない。
〔試験番号１～２６〕
　前述した製法Ａに従い、各試験番号の電縫鋼管を製造した。
　詳細を以下に示す。
＜スラブ及びホットコイルの製造＞
　表１に示す鋼Ａ～鋼Ｏの化学組成を有する溶鋼を連続鋳造してスラブを製造した。鋼ＬにおけるＲＥＭは、具体的には、Ｃｅである。
　上記スラブを加熱炉で加熱し、加熱されたスラブを複数の熱間圧延ミルを用いて熱間圧延して熱延鋼板とし、得られた熱延鋼板を空冷し、次いで水冷し、水冷された熱延鋼板を巻取ることにより、熱延鋼板からなるホットコイルを得た。
　ここで、スラブを加熱する際の加熱温度、熱間圧延における仕上げ圧延温度、熱延鋼板を水冷する際の冷却速度（Ｖ１及びＶ２）、及び水冷された熱延鋼板を巻取る際の巻取り温度は、それぞれ、表２に示すとおりである。
　ここでは、熱延鋼板の水冷において、熱延鋼板の上面を第１表面とし、この第１表面の冷却速度をＶ１とし、熱延鋼板の下面を第２表面とし、この第２表面の冷却速度をＶ２とした。
　熱延鋼板の水冷は、熱延鋼板の上面（即ち、第１表面）及び下面（即ち、第２表面）に対し、それぞれ、水冷シャワーを吹き付けることによって行った。このとき、上面に対する水冷シャワーの水流密度及び下面に対する水冷シャワーの水流密度を、それぞれ調整することにより、Ｖ１及びＶ２が表２に示す値となるように調整した。
　なお、従来の標準的な水冷の条件は、試験番号１２（比較例）の条件である。
＜電縫鋼管の製造＞
　上記ホットコイルから熱延鋼板を巻き出し、巻き出された熱延鋼板を、第１表面が外周面となり、かつ、第２表面が管の内周面となる方向に、ロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成して電縫鋼管（以下、「形状調整前の電縫鋼管」ともいう）を得た。次いで、形状調整前の電縫鋼管の電縫溶接部をシーム熱処理し、次いでサイジングロールによって形状を調整することにより、外径４０６．４ｍｍ、肉厚１５．９ｍｍの電縫鋼管（即ち、アズロール電縫鋼管）を得た。
　試験番号１６（比較例）のみにおいて、シーム熱処理後の電縫鋼管（即ち、アズロール電縫鋼管）に対し、更に、加熱温度７６０℃の熱処理を３０分間施し、その後、水冷した。
　なお、以上の製造工程は、鋼の化学組成に影響を及ぼさない。従って、得られた電縫鋼管の母材部の化学組成は、原料である溶鋼の化学組成と同一とみなせる。
＜測定及び評価＞
　各試験番号におけるサイジングロールによる形状調整後の電縫鋼管に対し、以下の測定及び評価を行った。
　結果を表２に示す。
（フェライト分率の測定及び残部の種類の確認）
　前述した方法により、フェライト分率（以下、「Ｆ分率」ともいう）を測定し、残部の種類を確認した。
　表２中、「Ｂ」はベイナイトを意味し、「Ｐ」はパーライトを意味し、「Ｍ」はマルテンサイトを意味する。
（最高ビッカース硬さ）
　前述した測定方法に基づき、母材部の内表層の最高ビッカース硬さ（ＨＶ）及び母材部の外表層の最高ビッカース硬さ（ＨＶ）をそれぞれ測定した。
　測定結果に基づき、下記式により、外内硬さ差を算出した。
　外内硬さ差（ＨＶ）　＝　母材部の外表層の最高ビッカース硬さ（ＨＶ）－母材部の内表層の最高ビッカース硬さ（ＨＶ）
（ＹＳ、ＴＳ）
　前述した測定方法に基づき、電縫鋼管の管軸方向のＹＳ（ＭＰａ）及びＴＳ（ＭＰａ）をそれぞれ測定した。
　なお、ＹＳ及びＴＳの測定における管軸方向の引張試験において、試験番号１６（比較例）では、降伏伸びが観測されたが、その他の試験番号では、いずれも降伏伸びが観測されなかった。
（耐ＳＳＣ性評価）
　電縫鋼管の母材１８０°位置から、１２０ｍｍ（管周方向）×２５ｍｍ（管軸方向）のサイズの全厚の試験片を採取した。
　採取した試験片に対し、ＥＦＣ（European Federation of Corrosion Publications）　Ｎｏ．１６　Ｍｅｔｈｏｄ　Ｂ（４点曲げ試験）に従ってＹＳの９０％に相当する荷重を負荷した状態で、この試験片を以下の試験浴に７２０時間浸漬した。試験浴としては、塩化ナトリウム５質量％及び酢酸ナトリウム０．４質量％を含む水溶液に硫化水素ガスを飽和させた液体を用いた。浸漬時の試験浴の温度は、常温（２３℃）とした。
　浸漬開始から７２０時間経過後、試験片が破断したか否かを確認した。確認した結果、試験片に破断が観察されなかった場合を「Ａ」（即ち、その鋼の耐ＳＳＣ性は高い）と判断し、試験片に破断が観察された場合を「Ｂ」（即ち、その鋼の耐ＳＳＣ性は低い）と判断した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表１及び表２に示すように、本開示における母材部の化学組成及び金属組織を満足し、本開示におけるＹＳ（即ち、４１５～５５０ＭＰａ）及びＴＳ（即ち、４６１～６２５ＭＰａ）を満足し、母材部の内表層の最高ビッカース硬さが２４８ＨＶ以下であり、外内硬さ差が５ＨＶ以上である各実施例の電縫鋼管は、耐ＳＳＣ性に優れていた。
　これに対し、試験番号１２（比較例）では、耐ＳＳＣ性が劣化した。この理由は、内表層の最高ビッカース硬さが上限を超過し、ＴＳ及びＹＳがいずれも上限を超過し、外内硬さ差が５ＨＶ未満であったためと考えられる。
　また、試験番号１６（比較例）でも、耐ＳＳＣ性が劣化した。この理由は、造管後に焼戻しを行ったために、母材部の金属組織にマルテンサイトが含まれたためと考えられる。
　試験番号９、１０、及び１５は、いずれも、ＴＳ及びＹＳが上限を超過した比較例であり、試験番号２５及び２６は、ＴＳ及びＹＳが下限を下回った比較例である。
　試験番号２６（比較例）では、母材部の内表層の最高ビッカース硬さが２４８ＨＶ以下であるが外内硬さ差が５ＨＶ未満であることにより、耐ＳＳＣ性には優れるが、ＴＳ及びＹＳが下限を下回った。
　日本国特許出願２０１６－０６８７４９の開示はその全体が参照により本明細書に取り込まれる。
　本明細書に記載された全ての文献、特許出願、および技術規格は、個々の文献、特許出願、および技術規格が参照により取り込まれることが具体的かつ個々に記された場合と同程度に、本明細書中に参照により取り込まれる。

Claims (5)

  1. 　母材部及び電縫溶接部を含み、
    　前記母材部の化学組成が、質量％で、
    Ｃ:　０．０１～０．１０％、
    Ｓｉ:０．０１～０．４０％、
    Ｍｎ:０．５０～２．００％、
    Ｐ　:０～０．０３０％、
    Ｓ　:０～０．００１５％、
    Ａｌ:０．０１０～０．０５０％、
    Ｎ　:０．００３０～０．００８０％、
    Ｎｂ:０．０１０～０．０５０％、
    Ｔｉ:０．００５～０．０２０％、
    Ｎｉ:０～０．２０％、
    Ｍｏ:０～０．２０％、
    Ｃａ:０～０．００５０％、
    Ｃｒ：０～１．００％、
    Ｖ　：０～０．１００％、
    Ｃｕ：０～１．００％、
    Ｍｇ：０～０．００５０％、
    ＲＥＭ：０～０．０１００％、及び
    残部：Ｆｅ及び不純物からなり、
    　前記母材部の金属組織において、ポリゴナルフェライトの面積率が８０％～９８％であり、残部がベイナイト及びパーライトの少なくとも一方からなり、
    　管軸方向の降伏強度が４１５～５５０ＭＰａであり、管軸方向の引張強度が４６１～６２５ＭＰａであり、
    　前記母材部の内表層の最高ビッカース硬さが、２４８ＨＶ以下であり、かつ、前記母材部の外表層の最高ビッカース硬さよりも５ＨＶ以上小さい、ラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
  2. 　前記母材部の化学組成が、質量％で、
    Ｎｉ:０％超０．２０％以下、
    Ｍｏ:０％超０．２０％以下、
    Ｃａ:０％超０．００５０％以下、
    Ｃｒ：０％超１．００％以下、
    Ｖ　：０％超０．１０％以下、
    Ｃｕ：０％超１．００％以下、
    Ｍｇ：０％超０．００５０％以下、及び
    ＲＥＭ：０％超０．０１００％以下からなる群から選択される１種以上を含有する、請求項１に記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
  3. 　前記母材部の化学組成が、質量％で、
    Ｎｉ:０．００１～０．２０％、及び、
    Ｍｏ:０．１～０．２０％からなる群から選択される１種以上を含有する、請求項１又は請求項２に記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
  4. 　前記母材部の化学組成が、質量％で、
    Ｃａ:０．０００５～０．００５０％を含有する、請求項１～請求項３のいずれか１項に記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
  5. 　肉厚が１０～２５ｍｍであり、外径が１１４．３ｍｍ～６６０．４ｍｍである、請求項１～請求項４のいずれか１項に記載のラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
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