JP4410787B2

JP4410787B2 - 高強度溶接鋼管の製造方法

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Publication number: JP4410787B2
Application number: JP2006304552A
Authority: JP
Inventors: 英司津留; 淳阿形; 達哉吉田; 豪鈴木; 崇寺澤; 豊服部; 好男寺田
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2006-11-09
Filing date: 2006-11-09
Publication date: 2010-02-03
Anticipated expiration: 2026-11-09
Also published as: JP2008119710A

Description

本発明は、高強度溶接鋼管の製造方法に関するものであり、さらに詳しくは、所謂、ＵＯＥ方式による溶接鋼管の製造において、バックリングを防止するとともに、トウ割れ、拡管割れ等溶接部からの割れ発生がなく、かつ、溶接部の仮付け不良のない高強度溶接鋼管の製造方法に関するものである。

ＵＯＥ方式による溶接鋼管の製造は、一般に、プレスによる鋼板のＣ成形、Ｕ成形、Ｏ成形の各工程と、シーム溶接、拡管の工程からなっており、そして、Ｃ成形工程では、鋼板の両端部に開先加工を施した後、鋼板の両端部を上ダイと下ダイで曲げ成形（Ｃ成形）し、曲げ成形された鋼板は次のＵ成形工程でＵ字状に成形（Ｕ成形）され、さらに、Ｏ成形工程で筒状に成形（Ｏ成形）され、そして、筒状に成形された鋼板の端部同士を突き合わせて溶接し、その後、拡管を行うことによって所定サイズの溶接鋼管を得ている。

しかし、上記従来の製造方法により高強度の溶接鋼管を製造しようとした場合には、特に、そのＯ成形工程において、鋼板端部の突合せ箇所にバックリングが発生したり、あるいは、溶接後の鋼管拡管時あるいは鋼管使用時の内圧負荷時に、鋼管の溶接部から割れが発生するという問題が生じることが知られている。

そして、これらの問題点を解決するための従来技術としては、例えば、特開平８−２９４７２７号公報に示されるように、Ｃ成形工程における成形力（Ｐ）、加工長さ（ｂ）、鋼板の降伏応力（σ）、鋼板の板厚（ｔ）の関係を規定することによりピーキングの発生を抑えることが、また、特開平１０−２１１５２０号公報に示されるように、Ｃ成形工程における曲げ領域の長さ（Ｌｃ）、未変形領域の長さ（Ｌｆ）、鋼板の板厚（ｔ）の関係を規定することによりピーキングの発生を抑えることが、さらに、特開２００２−５９２１５号公報に示されるように、鋼管拡管前の曲率半径と拡管後の鋼管半径等を規定することにより、ピーキング、バックリングを抑え、鋼管溶接部からの割れ発生を防止することが知られている。
特開平０８−２９４７２７号公報特開平１０−２１１５２０号公報特開２００２−５９２１５号公報

原油、天然ガスの輸送用ラインパイプ等としては、従来から溶接鋼管が用いられてきているが、近年、高圧化による輸送効率の向上等の観点から、溶接鋼管のより一層の高強度化が望まれている。しかし、引張強さ８５０ＭＰａ以上の鋼板からなる高強度溶接鋼管の製造においては、ピーキング、バックリング、溶接部からの割れ発生等がより一層深刻な問題となるため、このような問題点を解決するとともに、効率的かつ安定的な高強度溶接鋼管の製造技術の確立が強く求められている。
そこで、本発明は、引張強さ８５０ＭＰａ以上の鋼板からなる高強度溶接鋼管を、ピーキング、バックリングの発生を防止するとともに、溶接部からの割れ発生等を生じることなく、しかも、効率的かつ安定的に得ることができる製造方法を提供することを目的とする。
なお、本発明においては、溶接部からの割れで特に問題としているのは、拡管割れとトウ割れである。これらは、溶接止端部が起点となっていることが多く、拡管割れは、拡管中にシーム溶接部が完全に破断し、分離するものであり、トウ割れは、拡管後の目視では確認できず、浸透探傷試験、超音波探傷試験、Ｘ線透過試験などによって検出される微細な割れである。

このような課題を解決するため、本発明は以下の構成を要旨とする。
（１）下ダイに引張強さ８５０ＭＰａ以上の鋼板の端部を載置した状態で、上ダイを当該鋼板表面に長手方向の単位長さ当たり押し付け力ｗ(Ｎ／ｍｍ)で押し付け、上ダイと下ダイにより鋼板端部を曲げ成形した後、鋼板全体を筒状に成形し、対向する鋼板端部同士を突き合わせて溶接する高強度溶接鋼管の製造方法において、
前記上ダイの作用面の曲率半径をＲ_１（ｍｍ）、上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向の距離をｕ（ｍｍ）、鋼板の引張強さをｓ（ＭＰａ）、製造する溶接鋼管の外径をＤ（ｍｍ）としたとき、
０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０
であって、さらに、
Ａ≦ｗ≦Ｂ
但し、
Ａ＝ａ_１×ｓ^４＋ａ_２×ｓ^３＋ａ_３×ｓ^２＋ａ_４×ｓ＋ａ_５
Ｂ＝ｂ_１×ｓ^４＋ｂ_２×ｓ^３＋ｂ_３×ｓ^２＋ｂ_４×ｓ＋ｂ_５
ａ_１＝−１．３６７４５×１０^−５、ｂ_１＝−３．２８０３１×１０^−５
ａ_２＝５．２８９５２×１０^−２、ｂ_２＝１．２０８５０×１０^−１
ａ_３＝−７．６３７８６×１０、ｂ_３＝−１．６６６２５×１０^２
ａ_４＝４．８８３０３×１０^４、ｂ_４＝１．０１９７１×１０^５
ａ_５＝−１．１６６２９×１０^７、ｂ_５＝−２．３３７１４×１０^７
で定まる上ダイの押し付け力ｗ(Ｎ／ｍｍ)で、鋼板端部を曲げ成形することを特徴とする高強度溶接鋼管の製造方法。
（２）前記（１）記載の高強度溶接鋼管の製造方法において、
０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０
であって、さらに、
Ａ×Ｃ≦ｗ≦Ｂ／Ｄ
但し、
Ｃ＝−（ｃ_１×ｓ^３＋ｃ_２×ｓ^２＋ｃ_３×ｓ＋ｃ_４）×ｕ＋ｃ_５×ｓ^３
＋ｃ_６×ｓ^２＋ｃ_７×ｓ＋ｃ_８
Ｄ＝−（ｄ_１×ｓ^２＋ｄ_２×ｓ＋ｄ_３）×ｕ＋ｄ_４×ｓ^２＋ｄ_５×ｓ＋ｄ_６
ｃ_１＝５．９０４９５×１０^−９、ｄ_１＝２．８６９４０×１０^−７
ｃ_２＝−１．６６０４９×１０^−５、ｄ_２＝−５．６７０２０×１０^−４
ｃ_３＝１．５４７４８×１０^−２、ｄ_３＝２．６５３８９×１０^−１
ｃ_４＝−４．７８２６１、ｄ_４＝３．８５９３３×１０^−５
ｃ_５＝７．９４２１６×１０^−７、ｄ_５＝−７．６２６４０×１０^−２
ｃ_６＝−２．２３３３６×１０^−３、ｄ_６＝３．６６９４７×１０
ｃ_７＝２．０８１３６、
ｃ_８＝−６．４２２６２×１０^２、
で定まる上ダイの押し付け力ｗ(Ｎ／ｍｍ)で、鋼板端部を曲げ成形することを特徴とする前記（１）記載の高強度溶接鋼管の製造方法。

以下、本発明について、詳細に説明する。
引張強さ（以下、単に「板強度」という）８５０ＭＰａ以上の鋼板のＵＯＥ方式による溶接鋼管の成形では、ピーキングを極めて狭い範囲に制御しなければエキスパンダーでの拡管割れを招くことが従来からの研究により知られていた。
図１は、外径７１１〜１２１９ｍｍ、肉厚１３〜２０ｍｍ、板強度８５０〜１０５０ＭＰａの溶接鋼管について、成形したときのピーキング値と、Ｏプレス時のバックリング、エキスパンダーでの拡管割れの有無を示したものである。ここでピーキング値とは、シーム溶接部を中心に１２０ｍｍ区間の溶接鋼管の公称外径からの偏差（ｍｍ）を示す。

図１より、ピーキングが２ｍｍを超える場合及び−１．５ｍｍを下回る場合に拡管割れの確率が高まり、これに加え、−１ｍｍ以下ではバックリングの頻度も高くなる。ピーキング値を−０．７ｍｍ〜１．０ｍｍに制御すれば拡管は成功することを図は示唆しているが、高強度鋼では規格強度内での製造ばらつきによってもピーキング値は大きく変動するため、実生産において安定的に拡管割れ、バックリングを防止するには至らなかった。

《板強度とＣプレス荷重》
そこで、本発明者らは、拡管割れと最も密接な関係のあるピーキングについて、ＦＥＡ（有限要素法）により板強度とＣプレス荷重との複合依存性を調査した。
図２はＣプレス荷重がピーキング値に及ぼす影響について、板強度をパラメーターとして解析したものである。製造鋼管は外径１０１６ｍｍ、肉厚１９ｍｍ、Ｃプレスでの製造条件はＲ_１＝１７８ｍｍ、ｕ＝１５０ｍｍである。また、上ダイの押し付け力（以下、「Ｃプレス荷重」ともいう）は、両板端に加わる長手方向単位長さ当たりの荷重(Ｎ／ｍｍ)で示す。図２から、同一のピーキング量を得るための板強度とＣプレス荷重との関係が明確になった。つまり、同一のピーキング量を得るためには、板強度が大きくなるほど高いＣプレス荷重が必要になることがわかる。
そこで、拡管割れを防止するためのピーキング量を２ｍｍとし、Ｏプレスでのバックリングを防止するピーキング量を−０．７ｍｍとし、板強度とＣプレス荷重の関係を図３に示した。拡管割れを防止するＣプレス荷重をＡ、バックリングを防止するＣプレス荷重をＢとすると、
Ａ≦ｗ≦Ｂ・・・（式１）
但し、
Ａ＝ａ_１×ｓ^４＋ａ_２×ｓ^３＋ａ_３×ｓ^２＋ａ_４×ｓ＋ａ_５
Ｂ＝ｂ_１×ｓ^４＋ｂ_２×ｓ^３＋ｂ_３×ｓ^２＋ｂ_４×ｓ＋ｂ_５
ａ_１＝−１．３６７４５×１０^−５、ｂ_１＝−３．２８０３１×１０^−５
ａ_２＝５．２８９５２×１０^−２、ｂ_２＝１．２０８５０×１０^−１
ａ_３＝−７．６３７８６×１０、ｂ_３＝−１．６６６２５×１０^２
ａ_４＝４．８８３０３×１０^４、ｂ_４＝１．０１９７１×１０^５
ａ_５＝−１．１６６２９×１０^７、ｂ_５＝−２．３３７１４×１０^７
の関係を得た。したがって、Ａ値、Ｂ値間にＣプレス荷重を制御することで拡管割れ、並びに、バックリングを防止できるという可能性に着目した。
しかし、図４に、拡管割れが起こった全サンプルと式１を満たす領域で拡管割れが起こらなかったサンプルの、板強度とプレス荷重の関係を示したが、図４からもわかるように、式１を満足したとしても、拡管割れを完全に防止することはできず、拡管割れを起こす場合もあることがわかった。

そこで、次に、Ｃプレス上ダイの曲率半径Ｒ_１（ｍｍ）を、製造する溶接鋼管の外径Ｄ（ｍｍ）で除した値Ｒ_１／Ｄと、上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向の距離ｕ（ｍｍ）との関係を、式１を満たす成形条件のものについて調査した。その結果を図５に示すが、Ｒ_１／Ｄおよびｕが、それぞれ、
０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０
の範囲内であれば拡管割れの発生がないことが判明した。
したがって、図６に示すように、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０の条件の下、式１を満たすプレス荷重を選択することにより拡管割れの発生を防止できるという結論に至った。
但し、本式適用の板強度上限は１０２５ＭＰａである。これは、シーム溶接金属とのオーバーマッチング（溶接金属強度が板強度より大きくなること）を満たす必要があるところ、Ｃプレス荷重の最大値は１４０００Ｎ／ｍｍであり、Ｃプレス機の設備能力の関係から、これ以上の値に対しては実証されていないためである。

《トウ割れと仮付け不良》
次に、本発明者らは、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０の条件を満たすと同時に、式１の条件をも満たし、拡管割れが発生しなかったサンプルについての詳細検査、並びにサンプルの全工程の成形条件調査を行った。
そして、サンプルの詳細検査により、拡管割れには至らなかったものの、シーム溶接内面の止端部トウより微少なクラックが発生しているサンプルが見受けられた。これらのサンプルの板強度とＣプレス荷重の関係を「トウ割れ」と定義し、図７に示す。
なお、トウ割れの検出は、浸透探傷試験、超音波探傷試験、Ｘ線透過試験の少なくとも１つの方法によって行った。
また、サンプルの成形条件調査では、シーム溶接の仮付け時に溶け落ちが発生したり、開先合わせに著しく時間を要する（５分以上）サンプルのあることがわかった。これらのサンプルの板強度とＣプレス荷重の関係を「仮付け不良」と定義し、同じく図７に示す。

図７から、高強度側でトウ割れが、また、低強度側で仮付け不良の発生確率が高いことがわかった。
トウ割れの発生状況を詳細に分析したところ、トウ割れは、拡管割れの前段階と判定され、メカニズムから推定し、高強度材ほど発生しやすいことが推定できる。さらに、上ダイの作用面の曲率中心から鋼板端部までの水平方向距離ｕ（ｍｍ）に着目すると、ｕが小さいほどシーム溶接近傍での曲率半径が小さくなり、拡管時に歪み集中が緩和されることが予測される。そこで、板強度ｓ（ＭＰａ）と、上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向の距離ｕ（ｍｍ）とで規定される係数Ｃを、
Ｃ＝−（ｃ_１×ｓ^３＋ｃ_２×ｓ^２＋ｃ_３×ｓ＋ｃ_４）×ｕ＋ｃ_５×ｓ^３＋
ｃ_６×ｓ^２＋ｃ_７×ｓ＋ｃ_８・・・（式２）
但し、
ｃ_１＝５．９０４９５×１０^−９、
ｃ_２＝−１．６６０４９×１０^−５、
ｃ_３＝１．５４７４８×１０^−２、
ｃ_４＝−４．７８２６１、
ｃ_５＝７．９４２１６×１０^−７、
ｃ_６＝−２．２３３３６×１０^−３、
ｃ_７＝２．０８１３６、
ｃ_８＝−６．４２２６２×１０^２、
で定義し、トウ割れの発生を防止できるＣプレス荷重条件を、
Ａ×Ｃ≦ｗ・・・（式３）
で求めた。図７にトウ割れが発生したサンプルの板強度ｓとＣプレス荷重ｗの関係を、また、図８に、式３の値を示す。なお、図８中、付記した数字は板強度を示す。図８から、式３を満たせばトウ割れは生じなかった。
なお、図８には、図６で拡管割れを起こさなかったサンプルでトウ割れを起こしたサンプルについて図中に黒丸で示した。したがって、残りのサンプルは式３を満たし、トウ割れを起こさなかったことを意味する。ただ、式３の技術的意義をより鮮明にするために、図８には同強度でトウ割れを起こさなかったサンプルについても、白菱形で図中に示した。
なお、図８中に示されるトウ割れを起こしたサンプル（黒丸）は比較例：５１，５３，５４，５７に対応し、トウ割れを起こさなかった同強度材（白菱形）は実施例：５８，５９，６２，６５，６６，６９に対応する。

次に、仮付け不良の原因を調査すると、ピーキング値がマイナスになるサンプルについて仮付け不良が生じやすいことが判明した。さらに分析を進めると、ｕが小さいサンプルでは仮付け不良が起こりにくいこともわかった。そこで、板強度ｓ（ＭＰａ）と、上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向の距離ｕ（ｍｍ）とで規定される係数Ｄを、
Ｄ＝−（ｄ_１×ｓ^２＋ｄ_２×ｓ＋ｄ_３）×ｕ＋ｄ_４×ｓ^２＋ｄ_５×ｓ＋ｄ_６・・・（式４）
但し、
ｄ_１＝２．８６９４０×１０^−７
ｄ_２＝−５．６７０２０×１０^−４
ｄ_３＝２．６５３８９×１０^−１
ｄ_４＝３．８５９３３×１０^−５
ｄ_５＝−７．６２６４０×１０^−２
ｄ_６＝３．６６９４７×１０
で定義し、仮付け不良の発生を防止するＣプレス荷重条件を、
ｗ≦Ｂ／Ｄ・・・（式５）
で求めた。図７に仮付け不良が起こったサンプルの板強度ｓとＣプレス荷重ｗの関係を、また、図９に、式５の値を示す。なお、図９中、付記した数字は板強度を示す。図９から、式５を満たせば仮付け不良は生じなかった。
なお、図９には、図６で拡管割れを起こさなかったサンプルで仮付け不良となったサンプルについて図中に黒丸で示した。したがって、残りのサンプルは式５を満たし、仮付け良好と判定されたことを意味する。ただ、式５の技術的意義をより鮮明にするために、図９には同強度で仮付け良好とされたサンプルについても、白菱形で図中に示した。
なお、図９中に示される仮付け不良のサンプル（黒丸）は比較例：３７，３９，４１，４４，４５，４６，４９，５０に対応し、仮付け良好な同強度材（白菱形）は実施例：３６〜３９，４２，４３，４８〜５１，５４〜５７に対応する。
したがって、以下の式６を満たせば、溶接鋼管製造時のトウ割れ発生を防止し、また、仮付け不良の発生を防止できることがわかった。
Ａ×Ｃ≦ｗ≦Ｂ／Ｄ・・・（式６）
上記式６で得られるＣプレス荷重ｗ（Ｎ／ｍｍ）は、板強度ｓ（ＭＰａ）と上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向の距離ｕ（ｍｍ）の関数となり、具体的には、図１０に示すような関係が得られる。

本発明によれば、引張強さ８５０ＭＰａ以上の鋼板から、ピーキング、バックリングの発生を防止するとともに、トウ割れ、拡管割れ等溶接部からの割れ発生がなく、かつ、溶接部の仮付け不良のない高強度溶接鋼管を、ＵＯＥ方式により、効率的かつ安定的に製造することができる。

つぎに、この発明の高強度溶接鋼管の製造方法について、実施例により具体的に説明する。
まず、ＵＯＥ鋼管の素材となる厚鋼板（母材）は、例えば、その鋼組成が、質量％で、Ｃ：０．０２〜０．１０％、Ｓｉ：０．０１〜０．６％、Ｍｎ：１．５〜２．５％、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００３％以下、Ｎｉ：０．１〜２．０％、Ｍｏ：０．１５〜０．６０％、Ｎｂ：０．００１〜０．１０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％、Ａｌ：０．０６％以下を含有し、さらに、必要に応じてＢ：０．０００１〜０．００５％、Ｎ：０．０００１〜０．００６％、Ｖ：０．００１〜０．１０％、Ｃｕ：０．０１〜１．０％、Ｃｒ：０．０１〜１．０％、Ｚｒ：０．０００１〜０．００５％、Ｔａ：０．０００１〜０．００５％、Ｃａ：０．０００１〜０．０１％、ＲＥＭ：０．０００１〜０．０１％、Ｍｇ：０．０００１〜０．００６％の１種または２種以上を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる鋼を溶製し、鋳造した鋼片を熱間制御圧延して製造することができる。

鋼管のシーム溶接は、例えば、質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１２％、Ｓｉ：０．３％以下、Ｍｎ：１．２〜２．４％、Ｎｉ：４．０〜８．５％、Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ：３．０〜５．０％、Ｔｉ：０．００５〜０．１５％、Ａｌ：０．０２％以下からなる溶接ワイヤーを用いて入熱を１．５ｋＪ／ｍｍ〜６．３ｋＪ／ｍｍとし、サブマージアーク溶接によって行う。
なお、上記サブマージアーク溶接によって得られた溶接金属は、成分が、質量％で、Ｃ：０．０４〜０．１４％、Ｓｉ：０．０５〜０．４％、Ｍｎ：１．２〜２．２％、Ｐ：０．０１％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｎｉ：１．３〜３．２％、Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ：１．０〜２．５％、Ｔｉ：０．００３〜０．０５０％、Ａｌ：０．０２％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｏ：０．０１〜０．０３％を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなるものである。

表１は、板強度８５０〜１０３０ＭＰａの鋼板を、鋼管サイズφ７１１×１４ｔ、φ９１４×１４ｔ、φ９１４×１６ｔ、φ１０１６×１９ｔ、φ１２１９×１６ｔ、φ１２１９×１９ｔ、φ１２１９×２０ｔのＵＯＥ鋼管に成形したときの実施例である。
実施例１〜３５のいずれも、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）であり、押し付け力ｗ（Ｎ／ｍｍ）は、式Ａの値以上、式Ｂの値以下であった。そして、実施例１〜３５のすべての鋼管について、バックリング、拡管割れを起こさずに拡管することができた。

比較例１

表２は、板強度８５０〜１０３０ＭＰａの鋼板を、鋼管サイズφ７１１×１４ｔ、φ９１４×１６ｔ、φ１０１６×１９ｔ、φ１２１９×１６ｔ、φ１２１９×１９ｔ、φ１２１９×２０ｔのＵＯＥ鋼管に成形したときの比較例である。
比較例１、３、５、７〜９、１２〜２２は、押し付け力ｗ（Ｎ／ｍｍ）が式Ａの値未満であり、拡管割れを起こした。
比較例６、１１は、押し付け力ｗが式Ｂの値を超えるものであり、シーム溶接外面止端部から拡管割れを起こした。
比較例２、４、１０は、押し付け力ｗが式Ｂの値を超えるものであり、バックリングを起こし拡管できなかった。
比較例２４、２７〜３０、３４は、押し付け力ｗが式Ａの値以上、式Ｂの値以下であったが、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５を満たしていないため、比較例２４、２８〜３０、３４は拡管割れを起こし、また、比較例２７はバックリングを起こした。
比較例２３、２５、２６、３１、３５は、押し付け力ｗが式Ａの値以上、式Ｂの値以下であったが、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）を満たしていないため、拡管割れを起こした。
比較例３２、３３は、押し付け力ｗが式Ａの値以上、式Ｂの値以下であったが、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）の両方を満たしていないため、拡管割れを起こした。

表３は、板強度８５０〜１０３０ＭＰａの鋼板を、鋼管サイズφ７１１×１４ｔ、φ９１４×１４ｔ、φ９１４×１６ｔ、φ１０１６×１９ｔ、φ１２１９×１６ｔ、φ１２１９×１９ｔ、φ１２１９×２０ｔのＵＯＥ鋼管に成形したときの実施例である。
実施例３６〜７０のいずれについても、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）であり、押し付け力ｗ（Ｎ／ｍｍ）は、式Ａ×Ｃの値以上、式Ｂ／Ｄの値以下であった。そして、実施例３６〜７０のすべての鋼管について、トウ割れを起こさず、仮付け溶接不良もなかった。

比較例２

表４は、板強度８５０〜１０３０ＭＰａの鋼板を、鋼管サイズφ７１１×１４ｔ、φ９１４×１６ｔ、φ１０１６×１９ｔ、φ１２１９×１６ｔ、φ１２１９×１９ｔ、φ１２１９×２０ｔのＵＯＥ鋼管に成形したときの比較例である。
比較例３６、３８、４０、４２、４３、４７、４８、５１〜５７は、押し付け力ｗ（Ｎ／ｍｍ）が式Ａ×Ｃの値未満であり、トウ割れを発生した。
比較例３７、３９、４１、４４〜４６、４９、５０、５８、６０は、押し付け力ｗが式Ｂ／Ｄの値を超えるものであり、仮付け不良を発生した。
比較例５９、６２、６４、６５、６９では、押し付け力ｗは式Ａ×Ｃの値以上、式Ｂ／Ｄの値以下であったが、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５を満たさず、仮付け不良を起こした。
比較例６３では、押し付け力ｗは式Ｂ／Ｄの値を超え、なおかつ、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５を満たさず、仮付け不良を起こした。
比較例７０は、押し付け力ｗが式Ａ×Ｃの値以上、式Ｂ／Ｄの値以下であったが、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）を満たしていないため、トウ割れを起こした。
比較例６１、６６では、押し付け力ｗが式Ａ×Ｃの値以上、式Ｂ／Ｄの値以下であったが、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）を満たしていないため、比較例６１はトウ割れを起こし、比較例６６は仮付け不良を起こした。
比較例６７は、押し付け力ｗが式Ａ×Ｃの値以上、式Ｂ／Ｄの値以下であったが、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、なおかつ、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）の両方を満たしていないため、仮付け不良を起こした。
比較例６８は、押し付け力ｗが式Ａ×Ｃの値以上、式Ｂ／Ｄの値以下であったが、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、なおかつ、１３５（ｍｍ）≦ｕ（ｍｍ）≦１６０（ｍｍ）の両方を満たしていないため、トウ割れを起こした。

以上のとおり、本発明によれば、引張強さ８５０ＭＰａ以上の鋼板に対して、押し付け力ｗ（Ｎ／ｍｍ）で上ダイを押し付けて鋼板端部を曲げ成形し、鋼板全体を筒状に成形した後、鋼板端部同士を突き合わせて溶接する高強度溶接鋼管の製造にあたり、上ダイの作用面の曲率半径Ｒ_１（ｍｍ）、上ダイの曲率中心からの鋼板端部までの水平方向の距離ｕ（ｍｍ）、製造する溶接鋼管の外径Ｄ（ｍｍ）が、０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０を満足すると同時に、さらに、Ａ≦ｗ≦ＢあるいはＡ×Ｃ≦ｗ≦Ｂ／Ｄで定まる上ダイの押し付け力ｗ（Ｎ／ｍｍ）で、鋼板端部を曲げ成形する（但し、Ａ、Ｂは、鋼板の引張強さｓ（ＭＰａ）によって定まる値であり、Ｃ、Ｄは、上記ｓとｕによって定まる値）ことによって、バックリングを防止するとともに、トウ割れ、拡管割れ等溶接部からの割れ発生のない、また、溶接部の仮付け不良の発生を防止した、所定サイズの高強度溶接鋼管を効率的かつ安定的に製造することができるのである。

ピーキング量と、バックリングの発生、拡管割れの発生の関連性を示す図である。Ｃプレス荷重とピーキング値と板強度の関連性を示す図である。ピーキング量が−０．７ｍｍ〜２ｍｍとなる、板強度とＣプレス荷重の関係を示す図である。式１を満足する成形条件およびその近傍における、バックリング発生、拡管割れの有無を示す図である。式１を満足する成形条件下における、ｕとＲ_１／Ｄと拡管割れの関連性を示す図である。０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０の条件の下、式１を満たすプレス荷重を選択した場合の拡管割れの有無を示す図である。０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０の条件の下、式１を満たすプレス荷重を選択したものについて、トウ割れの有無、仮付け不良の有無を示す図である。上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向距離ｕ（ｍｍ）とプレス荷重ｗ（Ｎ／ｍｍ）と板強度ｓ（ＭＰａ）と、トウ割れの関連を示す図である。上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向距離ｕ（ｍｍ）とプレス荷重ｗ（Ｎ／ｍｍ）と板強度ｓ（ＭＰａ）と、仮付け不良の関連を示す図である。トウ割れおよび仮付け不良が発生しない板強度ｓ（ＭＰａ）と、プレス荷重ｗ（Ｎ／ｍｍ）と、上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向の距離ｕ（ｍｍ）の関係を示す図である。

Claims

下ダイに引張強さ８５０ＭＰａ以上の鋼板の端部を載置した状態で、上ダイを当該鋼板表面に長手方向の単位長さ当たり押し付け力ｗ(Ｎ／ｍｍ)で押し付け、上ダイと下ダイにより鋼板端部を曲げ成形した後、鋼板全体を筒状に成形し、対向する鋼板端部同士を突き合わせて溶接する高強度溶接鋼管の製造方法において、
前記上ダイの作用面の曲率半径をＲ_１（ｍｍ）、上ダイの曲率中心から鋼板端部までの水平方向の距離をｕ（ｍｍ）、鋼板の引張強さをｓ（ＭＰａ）、製造する溶接鋼管の外径をＤ（ｍｍ）としたとき、
０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０
であって、さらに、
Ａ≦ｗ≦Ｂ
但し、
Ａ＝ａ_１×ｓ^４＋ａ_２×ｓ^３＋ａ_３×ｓ^２＋ａ_４×ｓ＋ａ_５
Ｂ＝ｂ_１×ｓ^４＋ｂ_２×ｓ^３＋ｂ_３×ｓ^２＋ｂ_４×ｓ＋ｂ_５
ａ_１＝−１．３６７４５×１０^−５、ｂ_１＝−３．２８０３１×１０^−５
ａ_２＝５．２８９５２×１０^−２、ｂ_２＝１．２０８５０×１０^−１
ａ_３＝−７．６３７８６×１０、ｂ_３＝−１．６６６２５×１０^２
ａ_４＝４．８８３０３×１０^４、ｂ_４＝１．０１９７１×１０^５
ａ_５＝−１．１６６２９×１０^７、ｂ_５＝−２．３３７１４×１０^７
で定まる上ダイの押し付け力ｗ(Ｎ／ｍｍ)で、鋼板端部を曲げ成形することを特徴とする高強度溶接鋼管の製造方法。
請求項１記載の高強度溶接鋼管の製造方法において、
０．１５≦Ｒ_１／Ｄ≦０．２５、かつ、１３５≦ｕ≦１６０
であって、さらに、
Ａ×Ｃ≦ｗ≦Ｂ／Ｄ
但し、
Ｃ＝−（ｃ_１×ｓ^３＋ｃ_２×ｓ^２＋ｃ_３×ｓ＋ｃ_４）×ｕ＋ｃ_５×ｓ^３
＋ｃ_６×ｓ^２＋ｃ_７×ｓ＋ｃ_８
Ｄ＝−（ｄ_１×ｓ^２＋ｄ_２×ｓ＋ｄ_３）×ｕ＋ｄ_４×ｓ^２＋ｄ_５×ｓ＋ｄ_６
ｃ_１＝５．９０４９５×１０^−９、ｄ_１＝２．８６９４０×１０^−７
ｃ_２＝−１．６６０４９×１０^−５、ｄ_２＝−５．６７０２０×１０^−４
ｃ_３＝１．５４７４８×１０^−２、ｄ_３＝２．６５３８９×１０^−１
ｃ_４＝−４．７８２６１、ｄ_４＝３．８５９３３×１０^−５
ｃ_５＝７．９４２１６×１０^−７、ｄ_５＝−７．６２６４０×１０^−２
ｃ_６＝−２．２３３３６×１０^−３、ｄ_６＝３．６６９４７×１０
ｃ_７＝２．０８１３６、
ｃ_８＝−６．４２２６２×１０^２、
で定まる上ダイの押し付け力ｗ(Ｎ／ｍｍ)で、鋼板端部を曲げ成形することを特徴とする請求項１記載の高強度溶接鋼管の製造方法。