JP2001018081A - レーザ溶接金属管の製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】内面ビード中に発生した場合に溶接部の靭性を
著しく低下させるコブ状突起の発生を防ぐことが可能な
大径や高強度なレーザ溶接金属管の製造方法を提供す
る。 【解決手段】出力10kW以上のレーザビーム照射してレー
ザ溶接を行うレーザ溶接金属管の製造法において、オー
プンパイプ状に成形された金属帯の両端縁部を600℃以
上に予熱する一方、スクイズロールの上側フランジ間ギ
ャップLを15mm以上、製品管外径の30％以下に設定する
か、またはオープンパイプ状を特定の孔型を有する最終
フインパスで成形してレーザ溶接を行う。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、高周波予熱を併用
したレーザ溶接金属管（例えば、Ｆｅ基合金やＮｉ基合
金などからなる金属管）の製造方法にかかわり、特に外
径が５００ｍｍ以上の大径管や降伏応力が５００ＭＰａ
以上の高強度管の製造に適用して好適なレーザ溶接金属
管の製造方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】レーザ溶接は、他の溶接方法に比べて熱
源のエネルギ密度が高いため溶け込みが深く高速溶接が
可能である。また、総入熱量を少なくできるため溶接部
の性能も良好である。

【０００３】このため、溶接金属管の溶接法として注目
され、実機への適用が進められている。また、その高速
化率を高めるために、被レーザ溶接部を高周波加熱する
方法も提案されている（特開昭５６−１６８９８１号公
報など）。さらに、最近は、レーザ発振器自体の高出力
化が進み、中径厚肉管の製造にも適用されるようになっ
てきている。

【０００４】レーザ溶接製管法では、オープンパイプ状
に成形された金属帯にスクイズロールでアプセット力を
加えて金属帯の両端面を突き合わせ、その突き合わせ部
にレーザビームを照射して溶接製管される。その際、溶
接後の内面ビード中に溶融金属の溶け落ちに起因するコ
ブ状突起が短いピッチで断続的に発生し、このコブ状突
起が発生した部分の靱性が極端に劣り、不良品が多発す
ることがある。

【０００５】上記のコブ状突起は、特開平１１−４７８
２７号公報に示されるように、スクイズロールの軸芯位
置から上流側に５０ｍｍ離間した位置におけるオープン
パイプ状に成形された金属帯の両端２点と、スクイズロ
ールの軸芯相互を結ぶ線とパスラインが交叉する１点で
画成されるＶ角度θ（°）と金属帯の肉厚ｔ（ｍｍ）の
関係をｔ×θ＜８０にすれば発生しなくなる。

【０００６】ところが、外径が５００ｍｍ以上の大径
管、なかでも肉厚ｔと外径Ｄの比ｔ／Ｄが２％以下と小
さい大径管や降伏応力が５００ＭＰａ以上の高強度管の
場合、上記の手段を講じてもコブ状突起が発生するとい
う問題があった。

【０００７】なお、大径管や高強度管に発生するコブ状
突起は、上記のＶ角度θを小さくすれば発生しなくな
る。しかし、Ｖ角度θを小さくしすぎると、成形ロール
群によるオープンパイプの成形挙動が変化し、金属帯の
両端面が最初に接触する衝合点が予め定めた位置よりも
上流側になる。その結果、高周波加熱手段による金属帯
両縁部の予熱温度が大きく変動し、溶接部への入熱量が
安定しないという問題があった。このため、Ｖ角度θを
小さくする必要がないコブ状突起の発生防止方法の開発
が望まれていた。

【０００８】

【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、ｔ／
Ｄが小さい大径管や高強度管の製造時に上記のＶ角度θ
を小さくせずともコブ状突起が発生するのを防ぐことが
可能なレーザ溶接金属管の製造方法を提供することにあ
る。

【０００９】

【課題を解決するための手段】本発明の要旨は、下記
（１）または（２）のレーザ溶接金属管の製造方法にあ
る。

【００１０】（１）連続的に配置された複数の成形ロー
ル群に金属帯を通してオープンパイプ状に成形し、オー
プンパイプ状に成形された金属帯の両端縁部を予熱した
後、当該両端縁部をスクイズロールで拘束しつつ出力１
０ｋＷ以上のレーザビームを溶接部に照射してレーザ溶
接を行うレーザ溶接金属管の製造法において、オープン
パイプ状に成形された金属帯の両端縁部を６００℃以上
に予熱する一方、スクイズロールの上側フランジ間ギャ
ップＬを１５ｍｍ以上、製品管外径の３０％以下に設定
してレーザ溶接を行うレーザ溶接金属管の製造方法。

【００１１】（２）連続的に配置された複数の成形ロー
ル群に金属帯を通してオープンパイプ状に成形し、オー
プンパイプ状に成形された金属帯の両端縁部を予熱した
後、当該両端縁部をスクイズロールで拘束しつつ出力１
０ｋＷ以上のレーザビームを溶接部に照射してレーザ溶
接を行うレーザ溶接金属管の製造法において、オープン
パイプ状に成形された金属帯の両端縁部を６００℃以上
に予熱する一方、成形ロール群を構成する最終フィンパ
スロールに下記形状の孔型を備えたロールを用いるレー
ザ溶接金属管の製造方法。

【００１２】最終フィンパスロールの孔型形状：金属帯
の全幅をＷ（ｍｍ）、製管後の製品管の外径をＤ（ｍ
ｍ）、肉厚をｔ（ｍｍ）、降伏応力をσｙ（ＭＰａ）、
縦弾性係数をＥ（ＭＰａ）、フィンパスロールの孔型の
曲率半径をρf （ｍｍ）、スクイズロールの孔型の曲率
半径をρs（ｍｍ）、スクイズロールの上側フランジ間
ギャップをＬ（ｍｍ）とした時、フィンパスロールの孔
型は、オープンパイプ状に成形された金属帯の両端面か
ら周方向にそれぞれＬ／２以上、金属体の全幅Ｗの１／
８以下の領域の曲率半径がρfa（ｍｍ）、その他の部分
の曲率半径がρfb（ｍｍ）の２つの接線円弧で構成され
ている。さらに、曲率半径ρfaとこれに対応するスクイ
ズロールの孔型部分の曲率半径ρsa（ｍｍ）との関係が
下記の(1) 式の関係にあり、(1) 式中のＫ値が下記の
(2) 式を満たす。また、曲率半径ρfbとこれに対応する
スクイズロールの孔型部分の曲率半径ρsb（ｍｍ）との
関係が下記の(3) 式を満たす。

【００１３】 Ｋ＝（ρsa／ρfa）−｛１．５×σｙ／Ｅ×（Ｄ／ｔ）｝ ・・ （１） Ｌ／Ｋ≦２００ ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ （２） １．１＞ρsb／ρfb≧０．８ ・・・・・・・・・・・・・・・ (3) 上記の本発明は、下記の知見に基づいて完成させた。す
なわち、発明者らは、ｔ／Ｄが小さい大径管や強度の高
い高強度管の製造時に発生するコブ状突起の発生原因の
究明とその防止方法の開発に努めた。その結果、次のこ
とを知見した。

【００１４】ｔ／Ｄが小さな大径管や高強度管の場合、
最終フィンパスロール通過後の金属帯両端縁部の弾性回
復量が大きく、レーザ溶接部における金属帯両端面の突
き合わせ横断面形状がＶ形開先になり、このＶ形開先の
角度が大きい場合にコブ状突起が発生することが判明し
た。

【００１５】そこで、レーザ溶接部におけるＶ形開先の
角度を小さくする方法について鋭意検討した。その結
果、オープンパイプ状に成形された金属帯の両端縁部を
６００℃以上に予熱する一方、スクイズロールの上側フ
ランジ間ギャップＬを１５ｍｍ以上、製品外径Ｄ（ｍ
ｍ）の３０％以下に設定するか、または成形ロール群を
構成する最終フィンパスロールに上記２つの曲率半径ρ
faおよびρfbの２つの折線円弧からなる孔型を備えたロ
ールを用いれば、レーザ溶接部におけるＶ形開先の角度
を小さくすることができ、コブ状突起が発生しなくなる
ことを知見した。

【００１６】

【発明の実施の形態】以下、本発明のレーザ溶接金属管
の製造方法について、添付図面を参照して詳細に説明す
る。

【００１７】図１は、装置の全体構成を示す模式的側面
図、図２はその要部の模式的平面図である。図に示すよ
うに、最終フィンパスロール１ｆを有する成形ロール群
１の後段にはスクイズロール２、２が配置されている。
そして、スクイズロール２、２の上方には、出力が１０
ｋｗ以上のレーザ溶接トーチ３が配置されており、溶接
部４にレーザビーム５（後述の図３参照）を照射して製
管溶接するようになっている。

【００１８】また、図示は省略するが、最終フィンパス
ロール１ｆとスクイズロール２、２との間には、高周波
加熱手段が配置されており、オープンパイプ状に成形さ
れた金属帯６の両端縁部６ａ、６ａを加熱するようにな
っている。

【００１９】上記のようなレーザ溶接金属管の製造方法
において、本発明の第１の方法は、最終フィンパスロー
ル１ｆとスクイズロール２、２との間に配置された高周
波加熱手段でが配置されオープンパイプ状に成形された
金属帯６の両端縁部６ａ、６ａを６００℃以上に加熱す
る。また、スクイズロール２、２は、その上側フランジ
２ａ、２ａ間のギャップＬ（いずれも後述の図３参照）
を１５ｍｍ以上、溶接製管後の製品管の外径Ｄ（ｍｍ）
（前述の図２参照）の３０％以下に設定する。その理由
は次のとおりである。

【００２０】レーザ溶接では、溶接部４の直上のビーム
経路にプラズマが発生し、その量が多いとレーザビーム
５がプラズマに反射・吸収されて効率低下をきたすの
で、一般に、シールドガスを用いてプラズマの発生抑制
が図られる。しかし、出力１０ｋＷ以上のレーザ溶接の
場合、数ｋＷレベルのレーザ溶接で用いられているＡｒ
ガスでシールドしたのではプラズマの発生を十分に抑制
できない。このため、出力１０ｋＷ以上のレーザ溶接で
はＨｅガスを主成分とするガスが用いられるが、Ｈｅガ
スは質量が小さいので、十分な流速を与えないと周囲に
容易に拡散してしまい、シールドが不十分になる。

【００２１】また、レーザ溶接は、図２に示すように、
スクイズロール２、２の近傍で行われる。このため、レ
ーザ溶接トーチ３のシールドノズル３ａは、図３に示す
ように、スクイズロール２、２の上側フランジ２ａ、２
ａ間のギャップＬの狭い位置に設置される。この場合、
Ｈｅガスを主成分とするシールドガス流７は、スクイズ
ロール２、２の上側フランジ２ａ、２ａに衝突するよう
になり、上記のギャップＬを１５ｍｍ未満にするとシー
ルドガス流７が乱れてシールド性能が低下し、溶接金属
の品質が劣化する。

【００２２】図４は、スクイズロール２、２の上側フラ
ンジ２ａ、２ａ間のギャップＬがシールド性能に及ぼす
影響を示す図であり、上側フランジ２ａ、２ａ間のギャ
ップＬが１５ｍｍ未満になるとシールド性能が低下する
ことがわかる。

【００２３】なお、図４の結果は、下記の前提条件下で
の結果であり、シールド性能は最も簡便に測定可能なシ
ールドガス流中の酸素濃度で示した。

【００２４】第一に、オープンパイプ状に成形された金
属帯６はスクイズロール２、２で拘束されているものの
円筒形状であるために金属帯６のキャンバなどの要因に
よって周方向に回転し、溶接部４が周方向に変位する場
合がある。このため、シーム追従装置を用いてレーザ溶
接トーチ３の位置調整を行って周方向に変位する溶接部
４に追従させることとした。この時、スクイズロール
２、２は固定されたままであり、レーザ溶接トーチ３と
スクイズロール２、２の位置関係が変化する。そこで、
多くの条件下においてミルセンターＭＣからの溶接部４
の周方向変位量を調査し、その変位量が３ｍｍ以下であ
ったことと、溶接金属の幅が約２ｍｍであることから、
図５に示すように、ミルセンターＭＣから４ｍｍ離間し
たＡ点位置にてそのシールド性能を評価した。

【００２５】なお、スクイズロール２、２の上側フラン
ジ２ａ、２ａ間のギャップＬが８ｍｍ以下の領域は、図
５に示すように、上側フランジ２ａ、２ａが存在するこ
とになるので評価対象外とした。

【００２６】上記したように、良好なシールド状態を確
保する観点からは、上側フランジ２ａ、２ａ間のギャッ
プＬが１５ｍｍ以上になるようにスクイズロール２、２
の間隔を大きくすればよい。しかし、スクイズロール
２、２の間隔を大きするとロールに拘束されない金属帯
６の両端縁部６ａ、６ａの幅が大きくなる。その結果、
肉厚ｔと外径Ｄの比ｔ／Ｄが小さな管や高強度管の場
合、弾性回復量が大きいために、スクイズロール２、２
でアプセットされた際、図６に示すように、両端縁部６
ａ、６ａがスクイズロール２、２との接触端点Ｂを起点
に曲げ変形を起こして山形に変形し、両端面の横断面突
き合わせ形状がＶ開先形状なる。

【００２７】上記のＶ開先角度は、スクイズロール２、
２によるアプセット量を大きくすると、図７に示すよう
に、山形変形が助長されてさらに大きくなり、コブ状突
起がより一層発生しやす状態になる。したがって、コブ
状突起を発生させないためには、スクイズロール２、２
で付与するアプセット量を小さくすればよいことになる
が、一定値以上のアプセット量を付与しないと凝固割れ
やアンダカットなどの溶接欠陥が発生するようになる。
しかし、凝固割れやアンダカットなどの溶接欠陥が発生
しない一定値以上のアプセット量を確保すると、上記の
Ｖ開先角度が大きくなりすぎてコブ状突起がどうしても
発生し、Ｖ開先角度を小さくするための別の手段を講じ
る必要のあることが判明した。

【００２８】そこで、その別の手段を種々検討した結
果、従来、高速化のために用いられている最終フィンパ
スロール１ｆとスクイズロール２、２との間に配置され
た高周波加熱手段を用いてロールに拘束されない金属帯
６の両端縁部６ａ、６ａを予熱し、該部の材料変形応力
を低下させてその弾性回復量を低減させるのが最も簡便
かつ経済的であるとの結論に至った。

【００２９】そして、高周波加熱手段で金属帯６の両端
縁部６ａ、６ａを種々の温度に予熱してアプセット時に
おける金属帯６の両端縁部６ａ、６ａの材料変形応力挙
動を調べた結果、金属帯６の両端縁部６ａ、６ａを６０
０℃以上に予熱すれば該部の材料変形応力が顕著に低下
し、小さなアプセット力でも必要な一定値以上のアプセ
ット量を与えることができ、しかも上記のＶ開先角度が
可及的に小さくなって凝固割れやアンダカットは勿論、
コブ状突起のない溶接部を備えた製品管が得られること
がわかった。

【００３０】ただし、上記の効果は、スクイズロール
２、２の上側フランジ２ａ、２ａ間のギャップＬを製品
管の外径Ｄの３０％を超えて大きくすると失われ、コブ
状突起が発生する。これは、図８に示す実験結果から明
らかである。すなわち、図８は、金属帯６の両端縁部６
ａ、６ａを６００℃以上に予熱した場合におけるギャッ
プＬと製品管の外径Ｄとの比Ｌ／Ｄがコブ状突起の発生
に及ぼす影響を示した図であるが、比Ｌ／Ｄが０．３、
すなわち３０％を超えるとコブ状突起が発生することが
わかる。

【００３１】以上のことから、本発明の第１の方法で
は、オープンパイプ状に成形された金属帯６の両端縁部
６ａ、６ａを６００℃以上に加熱する一方、スクイズロ
ール２、２の上側フランジ２ａ、２ａ間のギャップＬを
１５ｍｍ以上、溶接製管後の製品管の外径Ｄの３０％以
下に設定してレーザ溶接製管することとした。

【００３２】次に、本発明の第２の方法について説明す
る。

【００３３】この第２の方法は、スクイズロール２、２
によるアップセット時の金属帯６の両端縁部６ａ、６ａ
の弾性回復量を見込んで、最終フィンパスロール１ｆで
のオープンパイプの成形曲率半径を小さくし、これによ
って上記のＶ開先角度が大きくなるのを防いでコブ状突
起が発生しないようにする。このため、最終フィンパス
ロール１ｆには、その孔型の曲率半径が従来よりも小さ
いものを用いる。

【００３４】しかし、最終フィンパスロール１ｆの孔型
の曲率半径を単に小さくした場合、オープンパイプ状に
成形された金属帯６が周方向に回転してその両端面位置
が著しく変位し、正常に溶接できなくなる。これは、次
の理由によるためであることが判明した。

【００３５】最終フィンパスロール１ｆを通過したオー
プンパイプ状に成形された金属帯６は、通過と同時に弾
性回復し、その弾性回復力でスクイズロール２、２に張
り付くことによってその形状の安定性が確保される。と
ころが、最終フィンパスロール１ｆの孔型の曲率半径を
単に小さくすると、スクイズロール２、２で拘束される
オープンパイプ部分の曲率半径まで小さくなりすぎてス
クイズロール２、２に対する張り付き力が不足して周方
向回転が生じる。そして、この周方向回転は、金属帯６
の長手方向で張力変動などが起こった場合より著しくな
る。

【００３６】そこで、これを防ぐ方法を鋭意検討した。
その結果、最終フィンパスロール１ｆには、図９に示す
ように、その孔型の曲率半径をρｆ（ｍｍ）とした時、
金属帯６の両端縁部６ａ、６ａに対応する部分の曲率半
径がρfa（ｍｍ）、その他の金属帯６の部分に対応する
部分の曲率半径がρfb（ｍｍ）の２つの接線円弧からな
り、曲率半径ρfaとρfbが以下に述べる条件を満たす孔
型を有するものを用いる一方、上記の場合と同様に、金
属帯６の両端縁部６ａ、６ａを６００℃以上に予熱すれ
ばよいことがわかった。

【００３７】すなわち、その孔型形状は、金属帯６の全
幅をＷ（ｍｍ）、製管後の製品管の外径をＤ（ｍｍ）、
肉厚をｔ（ｍｍ）、降伏応力をσｙ（ＭＰａ）、縦弾性
係数をＥ（ＭＰａ）、スクイズロールの孔型の曲率半径
をρｓ（ｍｍ）、スクイズロールの上側フランジ間ギャ
ップをＬ（ｍｍ）とした時、オープンパイプ状に成形さ
れた金属帯の両端面から周方向にそれぞれＬ／２以上、
金属体の全幅Ｗの１／８以下の領域を曲率半径ρfa（ｍ
ｍ）、その他の部分の曲率半径をρfb（ｍｍ）とし、曲
率半径ρfaとこれに対応するスクイズロール２、２の孔
型部分の曲率半径ρsa（ｍｍ）との関係が下記の(1) 式
の関係にあり、(1) 式中のＫ値が下記の(2) 式を満た
し、曲率半径ρfbとはこれに対応するスクイズロール
２、２の孔型部分の曲率半径ρsb（ｍｍ）との関係が下
記の(3) 式を満たす形状である。

【００３８】 Ｋ＝（ρsa／ρfa）−｛１．５×σｙ／Ｅ×（Ｄ／ｔ）｝ ・・ (1) Ｌ／Ｋ≦２００ ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2) １．１＞ρsb／ρfb≧０．８ ・・・・・・・・・・・・・・・ (3) ここで、オープンパイプ状に成形されたが金属帯６の両
端面から周方向にそれぞれＬ／２以上、金属体の全幅Ｗ
の１／８以下の領域を除くその他の部分のフィンパスロ
ール１ｆの孔型の曲率半径ρfbが上記の(3) 式を満たさ
ない場合には、スクイズロール２、２による金属帯６の
拘束状態が不安定になり、周方向回転が生じる。

【００３９】また、オープンパイプ状に成形されたが金
属帯６の両端面から周方向にそれぞれＬ／２以上、金属
体の全幅Ｗの１／８以下の領域のフィンパスロール１ｆ
の孔型の曲率半径ρfaが上記の(1) 式と(2) 式を満たさ
ない場合には、金属帯６の両端縁部６ａ、６ａが弾性回
復を起こし、その両端面の横断面突き合わせＶ開先角度
が大きくなりすぎてコブ状突起が発生する。

【００４０】なお、フィンパスロール１ｆの孔型のうち
の金属帯６の両端面から周方向にそれぞれＬ／２以上、
金属体６の全幅Ｗの１／８以下の領域の曲率半径ρfaを
上記のように定めるに際しては、以下のように考えてそ
のパラメータを整理した後、数多くの実験を行って上記
の(1) 式と(2) 式を決定した。

【００４１】金属帯６の両端縁部６ａ、６ａの弾性回復
による寸法変化は、弾性回復前の曲率半径をρA 、弾性
回復後の曲率半径をρB 、肉厚をｔ、降伏応力をσｙ、
ヤング率をＥ、定数をｋとした時、下記の(4) 式で表さ
れる。

【００４２】 １／ρB＝（１／ρA）−｛（ｋ×ρｙ）／Ｅ／（１／２ｔ）｝・・・(4) したがって、この(4) 式より、最終フィンパスロール１
ｆで曲率半径ρf0に成形された金属帯６は、スクイズロ
ール２、２に侵入するまでに下記の(5) 式で求められる
曲率半径ρf1にまで弾性回復する可能性がある。

【００４３】 １／ρf1＝（１／ρf0）−｛（ｋ×σｙ）／Ｅ／（１／２ｔ）｝・・・(5) この弾性回復形状とスクイズロール２、２に侵入する直
前の形状、およびスクイズロール２、２で拘束されない
両端縁部６ａ、６ａの変形挙動には相関関係があると仮
定し、数多くの実験を行った結果、以下のことがわかっ
た。

【００４４】まず、パラメータ「Ｋ」の採用理由につい
て説明する。

【００４５】変形挙動が最終フィンパスロール１ｆでの
成形後に弾性回復した形状の曲率半径ρf1とスクイズロ
ール２、２の孔型の曲率半径ρｓとの間に相関関係があ
るとして、両者の曲率半径比Ｋ（＝ρｓ／ρf1）を考え
ると、Ｋはこれを上記の(5)式に代入して下記の(6) 式
で表される。

【００４６】 Ｋ＝ρｓ／ρf1＝ρｓ×｛（１／ρf0）−（ｋ×σｙ）／Ｅ／（１／２ｔ）｝ ＝（ρｓ／ρf0）−｛（ρｓ×ｋ×σｙ）／Ｅ／（１／２ｔ）｝・・・(6) そして、スクイズロール２、２の下流側に設けられたサ
イザーでの加工量が小さく、ρｓと製品の曲率半径（外
径Ｄ）に大きな差がないと仮定すると、下記の(7) 式が
成立する。

【００４７】ρｓ Ｄ／２・・・・・・(7) したがって、上記の曲率半径比Ｋは、(6) 式と(7) 式よ
り、下記の(8) 式で表すことができる。

【００４８】 Ｋ＝（ρｓ／ρf0）−｛（Ｄ／２）×ｋ×σｙ／Ｅ／（１／２ｔ）｝ ＝（ρｓ／ρf0）−［（ｋ×σｙ）／｛Ｅ×（Ｄ／ｔ）｝］・・・(8) ところで、金属帯６の両端面の突き合わせ形状のＶ開先
化を決定づけるパラメータは、図１０に示すようにな
る。すなわち、スクイズロール２で拘束されていない金
属帯６の両端縁部６ａの長さをＬ／２とすると、スクイ
ズロール２で拘束されていない端縁部６ａは、理想的に
は「θ₂ ＝（Ｌ／２）／ρf1」の角度を呈して曲がって
いるはずであるが、実際には「θ₃ ＝（Ｌ／２）／ρ
ｓ」の角度になってしまっており、この両者の差Δθは
下記の(9) 式で表される。

【００４９】 Δθ＝θ₃−θ₂＝（Ｌ／２）×｛（１／ρf1）−（１／ρｓ）｝・・・(9) 一方、金属帯６の端縁部６ａを逆方向に曲げる曲げモー
メントＭは、下記の(10)式で求められる。

【００５０】 Ｍ＝Ｆ×（Ｌ／２）×ｓｉｎΔθ ＝Ｆ×（Ｌ／２）×ｓｉｎ［（Ｌ／２）×｛（１／ρf1）−（１／ρｓ）｝］ ＝Ｆ×（Ｌ／２）×ｓｉｎ［（Ｌ／２）／ρｓ×（ρｓ／ρf1−１）］ ＝Ｆ×（Ｌ／２）×ｓｉｎ［（Ｌ／２）／ρｓ×（Ｋ−１）］・・・(10) つまり、曲げモーメントＭは、スクイズロール２の上側
フランジ間ギャップＬと導入したパラメータＫの関数で
定義されることが予想された。

【００５１】そこで、種々異なる孔型を有するフィンパ
スロール１ｆを用いる一方、金属帯６の両端縁部６ａ、
６ａを６００℃以上に予熱して数多くの実験を行った結
果、図１１に示す結果が得られた。すなわち、前述した
(1) 式で整理した条件下において、Ｌ／Ｋ値が２００以
下のＫ値をもって形成された孔型であれば、金属帯６の
両端縁部６ａの弾性回復が大幅に抑制されて両端面の横
断面突き合わせＶ開先角度が大きくならず、コブ状突起
が発生しなくなることが判明した。

【００５２】なお、Ｋ値はＬ／Ｋ値が２００以下になる
値であれば幾ら小さくてもよく、その下限値を定める必
要はないが、１以下にする必要がある。これは、Ｋ値を
１よりも大きくすることは、フィンパスロール１ｆによ
るオープンパイプの成形曲率半径をスクイズロール２、
２による成形曲率半径よりも小さくすることを意味し、
この場合にはスクイズロール２で金属帯６を拘束できな
くなるからである。

【００５３】また、上記の孔型を有するフィンパスロー
ル１ｆを用いる場合においても、スクイズロール２の上
側フランジ間ギャップＬは１５ｍｍ以上にする必要があ
ることはいうまでもない。これは、前述したように、Ｌ
を１５ｍｍ未満にすると、シールドガス流７が乱れてシ
ールド性能が低下し、溶接金属の品質が劣化するからで
ある。

【００５４】以上の説明は、スクイズロールが左右一対
の２ロールタイプの場合であるが、スクイズロールが左
右一対の主スクイズロールとその上方に配置された左右
一対または複数対のトッププレッシャロールを有する４
ロールタイプや５ロールタイプの場合にも適用でき、こ
の場合のギャップＬはトッププレッシャロール間ギャッ
プになることはいうまでもない。

【００５５】

【実施例】《実施例１》ＡＰＩ（米国石油協会）規格に
規定されるグレードＸ６５に相当する強度（降伏応力σ
ｙ＝５００ＭＰａ）を有する炭素鋼からなる外径５０
８．０ｍｍ、肉厚６．３５ｍｍの溶接鋼管を製造するに
当たり、オープンパイプ状に成形された帯鋼の両端縁部
の予熱温度を種々変化（２００〜１０００℃）させる一
方、スクイズロールの上側フランジ間ギャップＬを種々
変化（２０〜２００ｍｍ）させてレーザ製管溶接を行っ
た。

【００５６】その際、最終フィンパスロールには、表１
に示す２種類の孔型パターンを有するもののうち、パタ
ーンＡのものを用いた。また、レーザ溶接部はＨｅガス
でシールドし、レーザ出力は２５ｋＷ、溶接速度は８ｍ
／ｍｉｎとした。

【００５７】

【表１】

【００５８】得られた各溶接鋼管は、その内面ビードを
目視観察し、溶接長さ１０ｍ当たりのコブ状突起の発生
個数を調べた。

【００５９】また、各溶接鋼管の溶接部には、９００℃
に加熱して水冷した後、７００℃に３０分間加熱保持す
る焼戻しの熱処理を施した後、その管軸長方向の２０ｍ
ｍピッチ位置から、溶接部の中央部にＶノッチ底が位置
するＪＩＳ Ｚ ２２０２に規定される幅７．５ｍｍの
サブサイズ４号試験片をそれぞれ２１個採取してシャル
ピー衝撃試験に供し、ＪＩＳ Ｚ ２２４２に規定され
る方法に準じて破面遷移温度ｖＴｒｓ₅0（℃）を調べ
た。

【００６０】以上の調査結果を、表２に、予熱温度とス
クイズロールの上側フランジ間ギャップＬと併せて示し
た。

【００６１】

【表２】

【００６２】表２に示す結果から明らかなように、本発
明で規定する条件の下にレーザ製管溶接する場合には、
コブ状突起は発生せず、溶接の靭性に優れた製品管が得
られることがわかる。

【００６３】具体的に説明すると、試番１〜６は、オー
プンパイプ状に成形された帯鋼の両端縁部の予熱温度が
コブ状突起の発生に及ぼす影響を調べた例であるが、予
熱温度が本発明で規定する６００℃以上の場合（試番１
〜３）には、コブ状欠陥は全く発生しておらず、溶接部
の破面遷移温度も−１００℃と良好であった。これに対
して、予熱温度が４００℃以下または予熱を行わなかっ
た場合には（試番４〜６）、コブ状欠陥が４０〜１００
個／１０ｍと多く発生しており、溶接部の破面遷移温度
も−３０〜−６０℃と靱性が不芳であった。

【００６４】試番７〜１１は、スクイズロールの上側フ
ランジ間ギャップＬがコブ状突起の発生に及ぼす影響を
調べた例であるが、ギャップＬと製品管外径Ｄとの比Ｌ
／Ｄが本発明で規定する３０％以下の場合（試番７〜
９）には、コブ状欠陥は全く発生しておらず、溶接部の
破面遷移温度も−１００℃と良好であった。これに対し
て、Ｌ／Ｄが本発明で規定する３０％超の場合（試番１
０、１１）には、コブ状欠陥が４０〜１２０個／１０ｍ
と多く発生しており、溶接部の破面遷移温度も−３０〜
−６０℃と靱性が不芳であった。

【００６５】《実施例２》実施例１と同じ寸法の溶接鋼
管を製造するに当たり、降伏応力σｙ が４００ＭＰ
ａ、６００ＭＰａおよび８００ＭＰａの３種類の帯鋼を
用い、オープンパイプ状に成形された帯鋼の両端縁部を
８００℃一定に予熱するとともに、スクイズロールの上
側フランジ間ギャップＬを８０ｍｍと１６０ｍｍに変化
させる一方、最終フィンパスロールにはその孔型が前述
した表１に示すパターンＡとＢのものを用いてレーザ製
管溶接を行った。その際、レーザ溶接部のシールド、レ
ーザ出力および溶接速度は実施例１の場合と同じとし
た。

【００６６】そして、得られた溶接鋼管の内面ビードを
目視観察し、溶接長さ１０ｍ当たりのコブ状突起の発生
個数を調べる一方、レーザ製管溶接後の各溶接鋼管の溶
接部には、実施例１の場合と同じ熱処理を施し、その管
軸長方向の２０ｍｍピッチ位置から、実施例１の場合と
同じ試験片をそれぞれ２１個採取してシャルピー衝撃試
験に供し、ＪＩＳ Ｚ ２２４２に規定される方法に準
じて破面遷移温度ｖＴｒｓ₅0（℃）を調べた。

【００６７】以上の調査結果を、表３に、素材帯鋼の降
伏応力、スクイズロールの上側フランジ間ギャップＬお
よび最終フィンパスロールの孔型パターンと併せて示し
た。

【００６８】

【表３】

【００６９】表３に示す結果から明らかなように、本発
明で規定する条件の下にレーザ製管溶接する場合には、
コブ状突起は発生せず、溶接の靭性に優れた製品管が得
られることがわかる。

【００７０】具体的に説明すると、試番１２〜１５は、
素材帯鋼の降伏応力σｙが４００ＭＰａの場合である
が、この場合には、いずれもＬ／Ｋが９０〜１８０と本
発明で規定する条件の２００以下を満たしているため
に、試番１３と１５のようにＬ／Ｄが３１．５％であっ
ても、コブ状欠陥は全く発生しておらず、溶接部の破面
遷移温度も−１００℃と良好であった。

【００７１】また、試番１６〜１９は、素材帯鋼の降伏
応力σｙが６００ＭＰａの場合であるが、この場合に
は、Ｌ／Ｋが８９〜１７８と本発明で規定する条件の２
００以下を満たすもの（試番１６、１８および１９）
は、試番１９のようにＬ／Ｄが３１．５％であっても、
コブ状欠陥は全く発生しておらず、溶接部の破面遷移温
度も−１００℃と良好であった。これに対して、Ｌ／Ｋ
が２０８で、本発明で規定する条件の２００以下を満た
さないもの（試番１７）は、コブ状欠陥が５０個／１０
ｍと多く発生しており、溶接部の破面遷移温度も−５０
℃と靱性が不芳であった。

【００７２】さらに、試番２０〜２３は、素材帯鋼の降
伏応力σｙが８００ＭＰａの場合であるが、この場合に
は、Ｌ／Ｋが１０３〜１２３と本発明で規定する条件の
２００以下を満たすもの（試番２０と２２）は、コブ状
欠陥は全く発生しておらず、溶接部の破面遷移温度も−
１００℃と良好であった。これに対して、Ｌ／Ｋが２０
５〜２４６で、本発明で規定する条件の２００以下を満
たさないもの（試番２１と２３）は、コブ状欠陥が４０
〜１２０個／１０ｍと多く発生しており、溶接部の破面
遷移温度も−３０〜−６０℃と靱性が不芳であった。

【００７３】

【発明の効果】本発明の方法によれば、内面ビード中に
発生して溶接部の靱性を著しく劣化させるコブ状突起の
発生を確実に防ぐことができる。その結果、薄肉管から
厚肉管まで溶接部の品質が長手方向で均一なレーザ溶接
金属管を高歩留まりに製造可能である。

【図面の簡単な説明】

【図１】レーザ溶接金属管の製造装置の全体構成を示す
模式的側面図である。

【図２】同上の要部の模式的平面図である。

【図３】レーザ溶接部の概略を示す横断面図である。

【図４】スクイズロールの上側フランジ間ギャップＬと
シールドガスによるレーザ溶接部のシールド性能との関
係を示す図である。

【図５】シールドガスによるレーザ溶接部のシールド性
能にレーザ溶接トーチの変位が及ぼすう影響を説明する
ための図である。

【図６】オープンパイプ状に成形された金属帯の両縁部
の変形態様を示す模式的横断面図である。

【図７】スクイズロールによるアプセット力が大きい場
合における金属帯の両縁部の変形態様を示す模式的横断
面図である。

【図８】スクイズロールの上側フランジ間ギャップＬと
製品管外径Ｄの比Ｌ／Ｄとコブ状欠陥の発生個数との関
係を示す図である。

【図９】最終フィンパスロールの孔型形状を説明するた
めの図である。

【図１０】スクイズロール２で拘束されていない金属帯
６の両端縁部６ａの長さがＬ／２の場合における端縁部
６ａの理想的変形状態と実際の変形状態との関係を示す
模式図である。

【図１１】スクイズロールの上側フランジ間ギャップＬ
とパラメータＫの比Ｌ／Ｋとコブ状欠陥の発生個数との
関係を示す図である。

【符号の説明】

１：成形ロール群、 １ｆ：最終フィンパスロール、 ２：スクイズロール、 ２ａ：上側フランジ、 ３：レーザ溶接トーチ、 ３ａ：シールドノズル、 ４：溶接部、 ５：レーザビーム、 ６：金属帯、 ６ａ：金属帯の端縁部、 ７：シールドガス流、 Ｌ：スクイズロールの上側フランジ間ギャップ、 Ｄ：製品管の外径、 ＭＣ：ミルセンター。

フロントページの続き (72)発明者 松廣 克之 大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住 友金属工業株式会社内 Ｆターム(参考） 4E063 AA01 BB06 EA02 4E068 AA02 AJ03 BE02 BG01 DA15 DB01

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】連続的に配置された複数の成形ロール群に
   金属帯を通してオープンパイプ状に成形し、オープンパ
   イプ状に成形された金属帯の両端縁部を予熱した後、当
   該両端縁部をスクイズロールで拘束しつつ出力１０ｋＷ
   以上のレーザビームを溶接部に照射してレーザ溶接を行
   うレーザ溶接金属管の製造法において、オープンパイプ
   状に成形された金属帯の両端縁部を６００℃以上に予熱
   する一方、スクイズロールの上側フランジ間ギャップＬ
   を１５ｍｍ以上、製品管外径の３０％以下に設定してレ
   ーザ溶接を行うことを特徴とするレーザ溶接金属管の製
   造方法。
2. 【請求項２】連続的に配置された複数の成形ロール群に
   金属帯を通してオープンパイプ状に成形し、オープンパ
   イプ状に成形された金属帯の両端縁部を予熱した後、当
   該両端縁部をスクイズロールで拘束しつつ出力１０ｋＷ
   以上のレーザビームを溶接部に照射してレーザ溶接を行
   うレーザ溶接金属管の製造法において、オープンパイプ
   状に成形された金属帯の両端縁部を６００℃以上に予熱
   する一方、成形ロール群を構成する最終フィンパスロー
   ルに下記形状の孔型を備えたロールを用いることを特徴
   とするレーザ溶接金属管の製造方法。 最終フィンパスロールの孔型形状：金属帯の全幅をＷ
   （ｍｍ）、製管後の製品管の外径をＤ（ｍｍ）、肉厚を
   ｔ（ｍｍ）、降伏応力をσｙ（ＭＰａ）、縦弾性係数を
   Ｅ（ＭＰａ）、フィンパスロールの孔型の曲率半径をρ
   f （ｍｍ）、スクイズロールの孔型の曲率半径をρs
   （ｍｍ）、スクイズロールの上側フランジ間ギャップを
   Ｌ（ｍｍ）とした時、フィンパスロールの孔型は、オー
   プンパイプ状に成形された金属帯の両端面から周方向に
   それぞれＬ／２以上、金属体の全幅Ｗの１／８以下の領
   域の曲率半径がρfa（ｍｍ）、その他の部分の曲率半径
   がρfb（ｍｍ）の２つの接線円弧で構成されている。さ
   らに、曲率半径ρfaとこれに対応するスクイズロールの
   孔型部分の曲率半径ρsa（ｍｍ）との関係が下記の(1)
   式の関係にあり、(1) 式中のＫ値が下記の(2) 式を満た
   す。また、曲率半径ρfbとこれに対応するスクイズロー
   ルの孔型部分の曲率半径ρsb（ｍｍ）との関係が下記の
   (3) 式を満たす。 Ｋ＝（ρsa／ρfa）−｛１．５×σｙ／Ｅ×（Ｄ／ｔ）｝ ・・ (1) Ｌ／Ｋ≦２００ ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ (2) １．１＞ρsb／ρfb≧０．８ ・・・・・・・・・・・・・・・ (3)