JP6260757B1 - AZROLL ERW Steel Pipe and Hot Rolled Steel Sheet for Line Pipe - Google Patents

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Abstract

母材部が、質量%で、C:0.030〜0.120%、Si:0.05〜0.30%、Mn:0.50〜2.00%、Al:0.010〜0.035%、N:0.0010〜0.0080%、Nb:0.010〜0.080%、Ti:0.005〜0.030%、Ni:0.001〜0.20%、及びMo:0.10〜0.20%を含有し、残部がFe及び不純物を含有し、下記F1が0.300〜0.350であり、母材部の肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、結晶粒径20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒径が20%以下であるラインパイプ用アズロール電縫鋼管。F1=C+Si/24+Mn/6+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/3+Nb/3The base material part is mass%, C: 0.030 to 0.120%, Si: 0.05 to 0.30%, Mn: 0.50 to 2.00%, Al: 0.010 to 0. 0. 035%, N: 0.0010 to 0.0080%, Nb: 0.010 to 0.080%, Ti: 0.005 to 0.030%, Ni: 0.001 to 0.20%, and Mo: 0.10 to 0.20%, the remainder contains Fe and impurities, the following F1 is 0.300 to 0.350, and in the metal structure of the thickness center of the base material, polygonal ferrite An as-roll electric-welded steel pipe for line pipes having a fraction of 60 to 90%, an average crystal grain size of 15 μm or less, and a coarse crystal grain size of 20% or less, which is the area ratio of crystal grains having a crystal grain size of 20 μm or more . F1 = C + Si / 24 + Mn / 6 + Ni / 40 + Cr / 5 + Mo / 4 + V / 3 + Nb / 3

Description

本開示は、ラインパイプ用アズロール電縫鋼管及び熱延鋼板に関する。   The present disclosure relates to an as-roll electric-welded steel pipe for a line pipe and a hot-rolled steel sheet.

従来より、パイプラインの製造に用いられるラインパイプ用鋼管、及び、ラインパイプ用鋼管の製造に用いられる熱延鋼板に関し、種々の検討がなされている。
例えば、特許文献1には、低温靭性に優れるスパイラルラインパイプ用途の高強度の熱延鋼板として、質量%にて、C=0.02〜0.08%、Si=0.05〜0.5%、Mn=1〜2%、Nb=0.03〜0.12%、Ti=0.005〜0.05%、を満足し、残部がFe及び不可避的不純物元素からなる熱延鋼板であって、当該鋼板表面から肉厚の1/2厚の深さにおけるミクロ組織において初析フェライト分率が3%以上20%以下で他が低温変態相及び1%以下のパーライトであり、前記ミクロ組織全体の個数平均結晶粒径が1μm以上2.5μm以下かつエリア平均粒径が3μm以上9μm以下であり、前記エリア平均粒径の標準偏差が0.8μm以上2.3μm以下であり、また鋼板表面から肉厚の1/2厚の深さにおいて鋼板表面に平行な面に対する{211}方向と{111}方向の反射X線強度比{211}/{111}が1.1以上である熱延鋼板が開示されている。
特許文献1には、同文献に記載の熱延鋼板を、電縫鋼管又はスパイラル鋼管の製造に用い得ることが記載されている。
Conventionally, various studies have been made on steel pipes for line pipes used in the manufacture of pipelines and hot-rolled steel sheets used in the manufacture of steel pipes for line pipes.
For example, in Patent Document 1, as a high-strength hot-rolled steel sheet for spiral line pipes with excellent low-temperature toughness, C = 0.02 to 0.08%, Si = 0.05 to 0.5 in mass%. %, Mn = 1 to 2%, Nb = 0.03 to 0.12%, Ti = 0.005 to 0.05%, with the balance being Fe and inevitable impurity elements. In the microstructure at a depth of 1/2 the thickness from the surface of the steel sheet, the proeutectoid ferrite fraction is 3% or more and 20% or less, the other is a low temperature transformation phase and 1% or less pearlite, The overall number average crystal grain size is 1 μm or more and 2.5 μm or less, the area average grain size is 3 μm or more and 9 μm or less, and the standard deviation of the area average grain size is 0.8 μm or more and 2.3 μm or less. Steel plate at a depth of 1/2 to the wall thickness Hot-rolled steel sheet is disclosed which not less than 1.1 {211} direction and a {111} direction of the reflected X-ray intensity ratio {211} / {111} against a plane parallel to the plane.
Patent Document 1 describes that the hot-rolled steel sheet described in the same document can be used for the production of an electric resistance welded steel pipe or a spiral steel pipe.

特許文献1:国際公開第2012/002481号   Patent Document 1: International Publication No. 2012/002481

ラインパイプ用鋼管のうち、溶接鋼管としては、厚板(例えば、肉厚が30mm以上である厚板)を用いて製造されるUOE鋼管、又は、熱延鋼板からなるホットコイルを用いて製造される電縫鋼管若しくはスパイラル鋼管が用いられている。   Among steel pipes for line pipes, welded steel pipes are manufactured using UOE steel pipes manufactured using thick plates (for example, thick plates having a thickness of 30 mm or more) or hot coils made of hot-rolled steel plates. ERW steel pipes or spiral steel pipes are used.

ラインパイプ用鋼管には、DWTT(Drop Weight Tear Test:落重試験)によって評価される低温靭性(以下、単に「低温靭性」とも称する)が要求される場合がある。詳細には、延性破面率が85%以上となる温度の最低値であるDWTT保証温度が低い程、低温靭性に優れる。   Steel pipes for line pipes may be required to have low temperature toughness (hereinafter also simply referred to as “low temperature toughness”) evaluated by DWTT (Drop Weight Tear Test). Specifically, the lower the DWTT guaranteed temperature, which is the lowest temperature at which the ductile fracture surface ratio is 85% or more, the lower the low temperature toughness.

低温靭性は、一般に、肉厚が厚いラインパイプ用鋼管に対して要求される傾向がある。ラインパイプ用鋼管の肉厚が厚いことは、強度に関して有利である反面、低温靭性に関しては不利であるためである。
従って、比較的肉厚が厚いUOE鋼管の分野では、従来から、低温靭性が注目されていた。
一方、比較的肉厚が薄い電縫鋼管の分野では、低温靭性はほとんど注目されていなかった。
Low temperature toughness generally tends to be required for steel pipes for line pipes having a large wall thickness. A thick steel pipe for line pipe is advantageous in terms of strength but disadvantageous in terms of low temperature toughness.
Therefore, low temperature toughness has been attracting attention in the field of UOE steel pipes having a relatively thick wall.
On the other hand, little attention has been paid to low temperature toughness in the field of ERW steel pipes, which are relatively thin.

また、UOE鋼管の分野において低温靭性が注目され、かつ、電縫鋼管の分野において低温靭性がほとんど注目されていなかった理由としては、以下の製造上の理由もある。
UOE鋼管の素材である厚板を製造するための厚板プロセスは、比較的、製造条件の自由度が高い。例えば、厚板プロセスでは、低温圧延を行い易く、また、圧延後の冷却について複雑な制御冷却を行いやすい。従って、UOE鋼管の分野においては、UOE鋼管の低温靭性を改善させるために、厚板プロセスにおいて、低温圧延、複雑な制御冷却等によって金属組織の微調整を行うことが一般的に行われていた。
これに対し、電縫鋼管の素材であるホットコイル(詳細には、ホットコイルの形態の熱延鋼板)を製造するための熱延プロセスは、生産性を重視した設備上の制約から、厚板プロセスと比較して、製造条件の自由度が低い。例えば、熱延プロセスにおいて、圧延後の熱延鋼板は、例えば400〜600℃程度の巻取り温度(CT)まで冷却された後、コイル状に巻き取られる。この制約があるため、熱延プロセスは、厚板プロセスと比較して、低温圧延、及び、圧延後の複雑な制御冷却を行い難い。このような事情により、電縫鋼管の分野においては、電縫鋼管の低温靭性を改善させるために熱延プロセスにおいて金属組織の微調整を行うという思考自体に至りにくかった。
Further, the reason why low temperature toughness has attracted attention in the field of UOE steel pipe and low temperature toughness has received little attention in the field of ERW steel pipe has the following manufacturing reasons.
A thick plate process for manufacturing a thick plate that is a material of a UOE steel pipe has a relatively high degree of freedom in manufacturing conditions. For example, in the thick plate process, it is easy to perform low temperature rolling, and it is easy to perform complex control cooling for cooling after rolling. Therefore, in the field of UOE steel pipes, in order to improve the low temperature toughness of UOE steel pipes, it has been generally performed to finely adjust the metal structure by cold rolling, complicated control cooling, etc. in the thick plate process. .
On the other hand, the hot rolling process for manufacturing hot coils (specifically, hot rolled steel sheets in the form of hot coils), which is the material of ERW steel pipes, Compared with the process, the manufacturing conditions are less flexible. For example, in the hot rolling process, the hot rolled steel sheet after rolling is cooled to a winding temperature (CT) of, for example, about 400 to 600 ° C. and then wound in a coil shape. Due to this limitation, the hot rolling process is difficult to perform low-temperature rolling and complicated control cooling after rolling, as compared to the thick plate process. Under such circumstances, in the field of ERW steel pipes, it has been difficult to achieve the idea of performing fine adjustment of the metal structure in the hot rolling process in order to improve the low temperature toughness of the ERW steel pipe.

また、厚板及びその最終製品であるUOE鋼管と、熱延鋼板及びその最終製品である電縫鋼管とでは、化学組成が同じであっても、金属組織及び/又は強度が全く異なる場合が多い。このような事情から、必ずしも、UOE鋼管において注目されている課題(即ち、低温靭性)が、電縫鋼管においても同様に注目されるとは限らない。
例えば、厚板プロセスでは、冷却停止後の厚板が、(巻き取られていない)一枚の厚板の状態で両面側から空冷されるので、空冷時の冷却速度が比較的速い。これに対し、熱延プロセスでは、冷却停止後の熱延鋼板は、巻き取られたホットコイルの形態で空冷されるので、空冷時の冷却速度が比較的遅い。熱延プロセスでは、ホットコイルの形態で空冷される際の冷却速度が遅いため、ホットコイルの形態で空冷される間に、実質的に金属組織が焼き戻される場合がある。
Moreover, even if the chemical composition is the same between the thick steel plate and its final product UOE steel pipe and the hot-rolled steel plate and its final product ERW steel pipe, the metal structure and / or strength are often quite different. . Under such circumstances, the problem (that is, low-temperature toughness) that has attracted attention in the UOE steel pipe is not necessarily noticed in the ERW steel pipe as well.
For example, in the thick plate process, the thick plate after cooling stop is air-cooled from both sides in the state of a single thick plate (not wound), so that the cooling rate at the time of air cooling is relatively fast. On the other hand, in the hot rolling process, the hot-rolled steel sheet after the cooling stop is air-cooled in the form of a wound hot coil, so that the cooling rate during air-cooling is relatively slow. In the hot rolling process, since the cooling rate when air-cooled in the form of a hot coil is slow, the metal structure may be substantially tempered while air-cooled in the form of a hot coil.

上述したとおり、従来、ラインパイプ用UOE鋼管の分野においては低温靭性が注目されてきたが、ラインパイプ用電縫鋼管に対しては、低温靭性はほとんど注目されていなかった。
しかし、近年、パイプラインの敷設環境がより過酷となってきたという事情;電縫鋼管の製造技術の進歩により、肉厚が厚い電縫鋼管の製造が可能となったという事情;等から、ラインパイプ用電縫鋼管に対しても低温靭性が要求されることが有り得る。
As described above, conventionally, low temperature toughness has attracted attention in the field of UOE steel pipes for line pipes, but little attention has been paid to low temperature toughness for ERW steel pipes for line pipes.
However, in recent years, the pipeline installation environment has become more severe; the progress of ERW steel pipe manufacturing technology has made it possible to manufacture thick ERW steel pipes; Low temperature toughness may also be required for ERW steel pipes for pipes.

前述の特許文献1は、電縫鋼管の製造に用いる可能性がある熱延鋼板の低温靭性に注目した、数少ない文献のうちの一つである。
しかし、特許文献1に開示される技術に対し、低温靭性を更に向上させることが求められる場合がある。
The aforementioned Patent Document 1 is one of the few documents that focus on the low-temperature toughness of hot-rolled steel sheets that may be used in the production of ERW steel pipes.
However, the technique disclosed in Patent Document 1 may be required to further improve the low temperature toughness.

本開示は、上記事情に鑑みてなされた。
本開示の目的は、DWTTによって評価される低温靭性に優れるラインパイプ用アズロール電縫鋼管、及び、このラインパイプ用アズロール電縫鋼管の製造に好適な熱延鋼板を提供することである。
The present disclosure has been made in view of the above circumstances.
An object of the present disclosure is to provide an as-roll electric-welded steel pipe for line pipes excellent in low-temperature toughness evaluated by DWTT, and a hot-rolled steel sheet suitable for manufacturing the as-roll electric-welded steel pipe for line pipes.

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: 0.030〜0.120%、
Si:0.05〜0.30%、
Mn:0.50〜2.00%、
P :0〜0.030%、
S :0〜0.0100%、
Al:0.010〜0.035%、
N :0.0010〜0.0080%、
Nb:0.010〜0.080%、
Ti:0.005〜0.030%、
Ni:0.001〜0.20%、
Mo:0.10〜0.20%、
V:0〜0.010%、
O:0〜0.0030%、
Ca:0〜0.0050%、
Cr:0〜0.30%、
Cu:0〜0.30%、
Mg:0〜0.0050%、
REM:0〜0.0100%、及び
残部:Fe及び不純物からなり、下記式(1)で定義されるF1が0.300〜0.350であり、
前記母材部の肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒率が20%以下であり、
管軸方向の降伏比が80〜95%であるラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
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: 0.030 to 0.120%,
Si: 0.05-0.30%,
Mn: 0.50 to 2.00%,
P: 0 to 0.030%,
S: 0 to 0.0100%,
Al: 0.010 to 0.035%,
N: 0.0010 to 0.0080%,
Nb: 0.010 to 0.080%,
Ti: 0.005 to 0.030%,
Ni: 0.001 to 0.20%,
Mo: 0.10 to 0.20%,
V: 0 to 0.010%,
O: 0 to 0.0030%,
Ca: 0 to 0.0050%,
Cr: 0 to 0.30%,
Cu: 0 to 0.30%,
Mg: 0 to 0.0050%,
REM: 0 to 0.0100%, balance: Fe and impurities, F1 defined by the following formula (1) is 0.300 to 0.350,
In the metal structure of the central portion of the base metal part, the polygonal ferrite fraction is 60 to 90%, the average crystal grain size is 15 μm or less, and the crystal grain area ratio is 20 μm or more. A certain coarse crystal grain ratio is 20% or less,
An as-roll ERW steel pipe for line pipes with a yield ratio in the pipe axis direction of 80 to 95%.

F1 = C+Si/24+Mn/6+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/3+Nb/3 … 式(1)
〔式(1)において、C、Si、Mn、Ni、Cr、Mo、V、及びNbは、それぞれ、各元素の質量%を表す。〕
F1 = C + Si / 24 + Mn / 6 + Ni / 40 + Cr / 5 + Mo / 4 + V / 3 + Nb / 3 Formula (1)
[In Formula (1), C, Si, Mn, Ni, Cr, Mo, V, and Nb represent the mass% of each element, respectively. ]

<2> 前記母材部の化学組成が、質量%で、
V:0%超0.010%以下、
Ca:0%超0.0030%以下、
Cr:0%超0.30%以下、
Cu:0%超0.30%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> 管軸方向の降伏強度が450〜540MPaであり、管軸方向の引張強度が510〜625MPaである<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> 肉厚が12〜25mmであり、外径が304.8〜660.4mmである<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> 前記管軸方向の降伏比が80〜93%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。
<2> The chemical composition of the base material part is mass%,
V: more than 0% and 0.010% or less,
Ca: more than 0% and 0.0030% or less,
Cr: more than 0% and 0.30% or less,
Cu: more than 0% and 0.30% 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.
<3> The as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to <1> or <2>, wherein the yield strength in the tube axis direction is 450 to 540 MPa and the tensile strength in the tube axis direction is 510 to 625 MPa.
<4> The as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to any one of <1> to <3>, having a wall thickness of 12 to 25 mm and an outer diameter of 304.8 to 660.4 mm.
<5> The as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to any one of <1> to <4>, wherein a yield ratio in the pipe axis direction is 80 to 93%.

<6> <1>〜<5>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の製造に用いられる熱延鋼板であって、
化学組成が、質量%で、
C: 0.030〜0.120%、
Si:0.05〜0.30%、
Mn:0.50〜2.00%、
P :0〜0.030%、
S :0〜0.0100%、
Al:0.010〜0.035%、
N :0.0010〜0.0080%、
Nb:0.010〜0.080%、
Ti:0.005〜0.030%、
Ni:0.001〜0.20%、
Mo:0.10〜0.20%、
V:0〜0.010%、
O:0〜0.0030%、
Ca:0〜0.0050%、
Cr:0〜0.30%、
Cu:0〜0.30%、
Mg:0〜0.0050%、
REM:0〜0.0100%、及び
残部:Fe及び不純物からなり、前記式(1)で定義されるF1が0.300〜0.350であり、
肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒率が20%以下である熱延鋼板。
<7> 圧延方向の降伏強度が450〜500MPaであり、圧延方向の引張強度が510〜580MPaである<6>に記載の熱延鋼板。
<6> A hot-rolled steel sheet used for producing an as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to any one of <1> to <5>,
Chemical composition is mass%,
C: 0.030 to 0.120%,
Si: 0.05-0.30%,
Mn: 0.50 to 2.00%,
P: 0 to 0.030%,
S: 0 to 0.0100%,
Al: 0.010 to 0.035%,
N: 0.0010 to 0.0080%,
Nb: 0.010 to 0.080%,
Ti: 0.005 to 0.030%,
Ni: 0.001 to 0.20%,
Mo: 0.10 to 0.20%,
V: 0 to 0.010%,
O: 0 to 0.0030%,
Ca: 0 to 0.0050%,
Cr: 0 to 0.30%,
Cu: 0 to 0.30%,
Mg: 0 to 0.0050%,
REM: 0 to 0.0100%, balance: Fe and impurities, F1 defined by the above formula (1) is 0.300 to 0.350,
In the metal structure at the center of the wall thickness, the fraction of polygonal ferrite is 60 to 90%, the average crystal grain size is 15 μm or less, and the coarse crystal grain ratio is the area ratio of crystal grains having a crystal grain size of 20 μm or more. Is a hot-rolled steel sheet with 20% or less.
<7> The hot rolled steel sheet according to <6>, wherein the yield strength in the rolling direction is 450 to 500 MPa, and the tensile strength in the rolling direction is 510 to 580 MPa.

本開示によれば、DWTTによって評価される低温靭性に優れるラインパイプ用アズロール電縫鋼管、及び、このラインパイプ用アズロール電縫鋼管の製造に好適な熱延鋼板が提供される。   According to the present disclosure, an as-roll electric-welded steel pipe for line pipes excellent in low-temperature toughness evaluated by DWTT and a hot-rolled steel sheet suitable for manufacturing the as-roll electric-welded steel pipe for line pipes are provided.

本開示における母材部の金属組織の一例において、ポリゴナルフェライト分率の測定に用いるKAMマップである。In an example of the metal structure of the base material part in this indication, it is a KAM map used for measurement of polygonal ferrite fraction. 本開示における母材部の金属組織の一例において、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率の測定に用いる15°大角粒界マップである。In an example of the metal structure of the base material part in this indication, it is a 15 degrees large angle grain boundary map used for measurement of an average crystal grain size and a coarse crystal grain rate. 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)である。It is a scanning electron micrograph (SEM photograph; magnification 500 times) which shows an example of the metal structure of the base material part in this indication. 本開示における引張試験片の概略正面図である。It is a schematic front view of the tensile test piece in this indication. 本開示の一例にかかる熱延鋼板を製造する際の連続冷却変態図(CCT線図)である。It is a continuous cooling transformation figure (CCT diagram) at the time of manufacturing the hot-rolled steel plate concerning an example of this indication. 本開示におけるDWTT試験片の概略正面図である。It is a schematic front view of the DWTT test piece in this indication.

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。
In this specification, 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.
In this specification, “%” indicating the content of a component (element) means “% by mass”.
In the present specification, 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.
In this specification, 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.

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。
In the present specification, “azurole electric pipes for line pipes” may be simply referred to as “electric rolls” or “azurole electric pipes”.
In this specification, 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.
In this specification, “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.
In this specification, “roll forming” refers to bending a hot-rolled steel sheet into an open tubular shape.

〔ラインパイプ用アズロール電縫鋼管〕
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:0.030〜0.120%、Si:0.05〜0.30%、Mn:0.50〜2.00%、P:0〜0.030%、S:0〜0.0100%、Al:0.010〜0.035%、N:0.0010〜0.0080%、Nb:0.010〜0.080%、Ti:0.005〜0.030%、Ni:0.001〜0.20%、Mo:0.10〜0.20%、V:0〜0.010%、O:0〜0.0030%、Ca:0〜0.0050%、Cr:0〜0.30%、Cu:0〜0.30%、Mg:0〜0.0050%、REM:0〜0.0100%、及び、残部:Fe及び不純物からなり、下記式(1)で定義されるF1が0.300〜0.350であり、母材部の肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒率が20%以下であり、管軸方向の降伏比が80〜95%である。
[AZROLL ERW Steel Pipe for Line Pipe]
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 material portion and an electric resistance welded portion, and the chemical composition of the base material portion is C: 0.030-0. 120%, Si: 0.05 to 0.30%, Mn: 0.50 to 2.00%, P: 0 to 0.030%, S: 0 to 0.0100%, Al: 0.010 to 0 0.035%, N: 0.0010 to 0.0080%, Nb: 0.010 to 0.080%, Ti: 0.005 to 0.030%, Ni: 0.001 to 0.20%, Mo: 0.10 to 0.20%, V: 0 to 0.010%, O: 0 to 0.0030%, Ca: 0 to 0.0050%, Cr: 0 to 0.30%, Cu: 0 to 0 .30%, Mg: 0 to 0.0050%, REM: 0 to 0.0100%, and the balance: Fe and impurities, defined by the following formula (1) F1 is 0.300 to 0.350, and in the metal structure in the central portion of the base metal portion, the polygonal ferrite fraction is 60 to 90%, the average crystal grain size is 15 μm or less, The coarse crystal grain ratio, which is the area ratio of crystal grains having a grain size of 20 μm or more, is 20% or less, and the yield ratio in the tube axis direction is 80 to 95%.

F1 = C+Si/24+Mn/6+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/3+Nb/3 … 式(1)
〔式(1)において、C、Si、Mn、Ni、Cr、Mo、V、及びNbは、それぞれ、各元素の質量%を表す。〕
F1 = C + Si / 24 + Mn / 6 + Ni / 40 + Cr / 5 + Mo / 4 + V / 3 + Nb / 3 Formula (1)
[In Formula (1), C, Si, Mn, Ni, Cr, Mo, V, and Nb represent the mass% of each element, respectively. ]

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。
In the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure, 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.
Here, 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).

本開示の電縫鋼管は、低温靭性(即ち、DWTTによって評価される低温靭性)に優れる。
かかる効果は、上述した母材部の化学組成(F1が0.300〜0.350であることを含む)と、上述した母材部の金属組織(概略的に言えば、結晶粒が微細化されている金属組織)と、によって達成される。
母材部の金属組織は、素材となる熱延鋼板の化学組成及び製造条件によって達成される。母材部の化学組成及び母材部の金属組織、並びに、熱延鋼板の好ましい製造条件については後述する。
The electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is excellent in low temperature toughness (that is, low temperature toughness evaluated by DWTT).
Such effects include the above-described chemical composition of the base material part (including that F1 is 0.300 to 0.350) and the above-described metal structure of the base material part (in summary, the crystal grains are refined). Is achieved by the metallographic structure).
The metal structure of the base metal part is achieved by the chemical composition and production conditions of the hot-rolled steel sheet as the material. The chemical composition of the base material part, the metal structure of the base material part, and preferable production conditions for the hot-rolled steel sheet will be described later.

本開示の電縫鋼管は、上述のとおり、低温靭性に優れる。
このため、本開示の電縫鋼管は、例えば、波浪による繰り返し歪みを受ける海底パイプラインを形成するための一部材又は寒冷地用ラインパイプを形成するための一部材として好適である。
The electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is excellent in low temperature toughness as described above.
For this reason, the ERW steel pipe of this indication is suitable as one member for forming the submarine pipeline which receives the distortion repeatedly by waves, or one member for forming the line pipe for cold districts, for example.

また、本開示の電縫鋼管は、管軸方向の降伏比が、80〜95%である。
電縫鋼管の降伏比が95%以下であることにより、ラインパイプ用鋼管として要求される塑性変形代が確保される。また、電縫鋼管の降伏比が95%以下であることにより、電縫鋼管を用いて形成されたパイプラインをリーリング工法等によって敷設する際の座屈がより抑制される。
電縫鋼管の降伏比が80%以上であることにより、電縫鋼管の製造適性に優れる。
Moreover, the electric resistance steel pipe of this indication has a yield ratio of 80-95% of a pipe axis direction.
When the yield ratio of the ERW steel pipe is 95% or less, a plastic deformation allowance required as a steel pipe for a line pipe is secured. Moreover, when the yield ratio of the ERW steel pipe is 95% or less, buckling when laying a pipeline formed using the ERW steel pipe by a reeling method or the like is further suppressed.
When the yield ratio of the ERW steel pipe is 80% or more, the suitability for manufacturing the ERW steel pipe is excellent.

<母材部の化学組成>
本開示における母材部の化学組成について説明する。
以下、本開示における母材部の化学組成(F1が0.300〜0.350であることを含む)を、「本開示における化学組成」ともいう。
<Chemical composition of base material part>
The chemical composition of the base material part in the present disclosure will be described.
Hereinafter, the chemical composition of the base material part in the present disclosure (including that F1 is 0.300 to 0.350) is also referred to as “chemical composition in the present disclosure”.

C:0.030〜0.120%
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0.030%以上である。C含有量は、好ましくは0.035%以上であり、より好ましくは0.045%以上である。
一方、C含有量が高すぎれば、炭化物が発生し、鋼の低温靭性及び延性が低下する。従って、C含有量は0.120%以下である。C含有量は、好ましくは0.110%以下である。
C: 0.030 to 0.120%
C increases the strength of the steel. If the C content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the C content is 0.030% or more. The C content is preferably 0.035% or more, and more preferably 0.045% or more.
On the other hand, if the C content is too high, carbides are generated and the low temperature toughness and ductility of the steel are reduced. Therefore, the C content is 0.120% or less. The C content is preferably 0.110% or less.

本明細書において、単なる「強度」との語は、引張強度(Tensile Strength;以下、「TS」ともいう)及び/又は降伏強度(Yield Strength;以下、「YS」ともいう)を意味する。   In the present specification, the term “strength” simply means tensile strength (hereinafter also referred to as “TS”) and / or yield strength (hereinafter also referred to as “YS”).

Si:0.05〜0.30%
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0.05%以上である。Si含有量は、好ましくは0.10%以上であり、更に好ましくは0.15%以上である。
一方、Si含有量が高すぎれば、鋼の低温靭性が低下する。従って、Si含有量は0.30%以下である。Si含有量は、好ましくは0.25%以下であり、より好ましくは0.21%以下である。
Si: 0.05-0.30%
Si deoxidizes steel. If the Si content is too low, this effect cannot be obtained. Accordingly, the Si content is 0.05% or more. The Si content is preferably 0.10% or more, and more preferably 0.15% or more.
On the other hand, if the Si content is too high, the low temperature toughness of the steel decreases. Accordingly, the Si content is 0.30% or less. Si content becomes like this. Preferably it is 0.25% or less, More preferably, it is 0.21% or less.

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0.80%以上であり、より好ましくは1.00%以上である。
一方、Mn含有量が高すぎれば、鋼の強度が高くなりすぎ、鋼の低温靭性が低下する。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。
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 0.80% or more, more preferably 1.00% or more.
On the other hand, if the Mn content is too high, the strength of the steel becomes too high, and the low temperature toughness of the steel decreases. Therefore, the Mn content is 2.00% or less. The Mn content is preferably 1.80% or less, more preferably 1.50% or less.

P:0〜0.030%
Pは不純物である。Pは、鋼の低温靭性を低下させる。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0.020%以下であり、より好ましくは0.015%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%以上であってもよく、0.005%以上であってもよい。
P: 0 to 0.030%
P is an impurity. P decreases the low temperature toughness of the 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 0.020% or less, and more preferably 0.015% 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%, 0.001% or more, or 0.005% or more.

S:0〜0.0100%
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。そのため、S含有量が多すぎると、鋼の低温靭性及び耐サワー性が低下する。従って、S含有量は、0.0100%以下である。S含有量は、好ましくは0.0080%以下であり、より好ましくは0.0050%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、0.0010%以上であってもよく、0.0020%以上であってもよい。
S: 0 to 0.0100%
S is an impurity. S combines with Mn to form a Mn-based sulfide. Therefore, when there is too much S content, the low temperature toughness and sour resistance of steel will fall. Accordingly, the S content is 0.0100% or less. S content becomes like this. Preferably it is 0.0080% or less, More preferably, it is 0.0050% 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, 0.0010% or more, or 0.0020% or more. Also good.

Al:0.010〜0.035%
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0.015%以上であり、より好ましくは0.020%以上である。
一方、Al含有量が高すぎれば、Al酸化物が粗大化し、鋼の低温靭性が低下する。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。
Al: 0.010-0.035%
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 0.015% or more, and more preferably 0.020% or more.
On the other hand, if the Al content is too high, the Al oxide becomes coarse, and the low temperature toughness of the steel decreases. Therefore, 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.
In addition, Al content in this specification means content of all the Al in steel.

N:0.0010〜0.0080%
Nは、窒化物を形成して、加熱工程中のオーステナイト粒の粗大化を抑制する。この場合、圧延工程においてオーステナイト粒が微細化し、変態後の結晶粒が微細になる。その結果、鋼の低温靭性が高まる。Nはさらに、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、0.0010%以上である。N含有量は、好ましくは0.0020%以上であり、より好ましくは0.0025%以上である。
一方、N含有量が高すぎれば、炭窒化物が粗大化し、鋼の低温靭性が低下する。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0.0050%以下である。
N: 0.0010 to 0.0080%
N forms nitrides and suppresses coarsening of austenite grains during the heating process. In this case, the austenite grains become finer in the rolling process, and the crystal grains after transformation become finer. As a result, the low temperature toughness of the steel is increased. N further 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 0.0010% or more. The N content is preferably 0.0020% or more, and more preferably 0.0025% or more.
On the other hand, if the N content is too high, the carbonitrides become coarse and the low temperature toughness of the steel decreases. 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 0.0050% or less.

Nb:0.010〜0.080%
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。Nb炭窒化物により、結晶粒の粗大化が抑制され平均結晶粒径が小さくなる。そのため、鋼の低温靭性が高まる。さらに、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0.015%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、鋼の低温靭性が低下する。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0.040%以下であり、より好ましくは0.030%以下である。
Nb: 0.010 to 0.080%
Nb combines with C and N in steel to form fine Nb carbonitride. Nb carbonitride suppresses the coarsening of crystal grains and reduces the average crystal grain size. Therefore, the low temperature toughness of steel increases. Furthermore, 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 0.015% or more.
On the other hand, if the Nb content is too high, the Nb carbonitride becomes coarse and the low-temperature toughness of the steel decreases. Therefore, the Nb content is 0.050% or less. The Nb content is preferably 0.040% or less, and more preferably 0.030% or less.

Ti:0.005〜0.030%、
Tiは、鋼中のNと結合してTiNを形成し、固溶したNによる鋼の低温靭性の低下を抑制する。さらに、微細なTiNが分散析出することにより、結晶粒の粗大化を抑制する。これにより、鋼の低温靭性が高まる。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、TiNが粗大化したり、粗大なTiCが生成する。この場合、鋼の低温靭性が低下する。従って、Ti含有量は、0.030%以下である。Ti含有量は、好ましくは0.020%以下であり、より好ましくは0.017%以下である。
Ti: 0.005 to 0.030%,
Ti combines with N in the steel to form TiN, and suppresses a decrease in the low temperature toughness of the steel due to the dissolved N. Furthermore, coarse TiN is suppressed by the fine TiN being dispersed and precipitated. This increases the low temperature toughness of the steel. 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.
On the other hand, if the Ti content is too high, TiN becomes coarse or coarse TiC is generated. In this case, the low temperature toughness of the steel decreases. Therefore, the Ti content is 0.030% or less. The Ti content is preferably 0.020% or less, more preferably 0.017% or less.

Ni:0.001〜0.20%
Niは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める。Ni含有量が低すぎれば、この効果が得られない。従って、Ni含有量は、0.001%以上である。Ni含有量は、好ましくは0.01%以上であり、より好ましくは0.05%以上であり、更に好ましくは0.07%以上である。
一方、Ni含有量が高すぎれば、上記効果が飽和する。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0.15%以下である。
Ni: 0.001 to 0.20%
Ni increases the hardenability of the steel and increases the strength of the steel. If the Ni content is too low, this effect cannot be obtained. Therefore, the Ni content is 0.001% or more. Ni content becomes like this. Preferably it is 0.01% or more, More preferably, it is 0.05% or more, More preferably, it is 0.07% or more.
On the other hand, if the Ni content is too high, the above effect is saturated. Therefore, the Ni content is 0.20% or less. The Ni content is preferably 0.15% or less.

Mo:0.10〜0.20%、
Moは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める。Moはさらに、オーステナイト粒を微細化し、鋼の低温靭性を高める。Mo含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。従って、Mo含有量は、0.10%以上である。Mo含有量は、好ましくは0.15%以上である。
一方、Mo含有量が高すぎれば、鋼の現地溶接性が低下する。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0.19%以下であり、より好ましくは0.18%以下である。
Mo: 0.10 to 0.20%,
Mo increases the hardenability of the steel and increases the strength of the steel. Mo further refines austenite grains and enhances the low temperature toughness of the steel. If the Mo content is too low, these effects cannot be obtained. Therefore, the Mo content is 0.10% or more. The Mo content is preferably 0.15% or more.
On the other hand, if the Mo content is too high, the on-site weldability of the steel decreases. Therefore, the Mo content is 0.20% or less. Mo content becomes like this. Preferably it is 0.19% or less, More preferably, it is 0.18% or less.

V:0〜0.010%
Vは、任意の元素である。従って、V含有量は0%であってもよい。
Vは、巻取り工程において鋼中のCやNと結合して微細な炭窒化物を形成し、鋼の強度を高める。微細なV炭窒化物はさらに、結晶粒の粗大化を抑制して鋼の低温靭性を高める。これらの効果の観点から、V含有量は、0%超であってもよく、0.001%以上であってもよく、0.002%以上であってもよい。
一方、V含有量が0.010%を超えると、V炭窒化物の粗大化により、低温靭性が劣化する。従って、V含有量は、0.010%以下である。
V: 0 to 0.010%
V is an arbitrary element. Therefore, the V content may be 0%.
V combines with C and N in the steel in the winding process to form fine carbonitrides and increases the strength of the steel. The fine V carbonitride further suppresses the coarsening of crystal grains and increases the low temperature toughness of the steel. From the viewpoint of these effects, the V content may be more than 0%, 0.001% or more, or 0.002% or more.
On the other hand, if the V content exceeds 0.010%, the low temperature toughness deteriorates due to the coarsening of the V carbonitride. Therefore, the V content is 0.010% or less.

O:0〜0.0030%
Oは不純物である。Oは、酸化物を形成して、鋼の耐水素誘起割れ性(hydrogen induced cracking resistance;以下、「耐HIC性」とも称する)を低下する。Oはさらに、鋼の低温靭性を低下する。従って、O含有量は0.0030%以下である。O含有量は、好ましくは0.0025%以下である。O含有量はなるべく低い方が好ましい。
一方、O含有量は、0%であってもよい。脱酸コスト低減の観点から、O含有量は0%超であってもよく、0.0001%以上であってもよく、0.0010%以上であってもよく、0.0015%以上であってもよく、0.0020%以上であってもよい。
O: 0 to 0.0030%
O is an impurity. O forms an oxide and lowers the hydrogen induced cracking resistance (hereinafter also referred to as “HIC resistance”) of the steel. O further reduces the low temperature toughness of the steel. Therefore, the O content is 0.0030% or less. The O content is preferably 0.0025% or less. The O content is preferably as low as possible.
On the other hand, the O content may be 0%. From the viewpoint of reducing the deoxidation cost, the O content may be more than 0%, may be 0.0001% or more, may be 0.0010% or more, and may be 0.0015% or more. It may be 0.0020% or more.

Ca:0〜0.0050%
Caは、任意の元素である。従って、Ca含有量は0%であってもよい。
Caは、MnSの形態を制御して球状化し、これにより鋼の低温靭性を向上させる。かかる効果の観点から、Ca含有量は、0%超であってもよく、0.0001%以上であってもよく、0.0010%以上であってもよく、0.0015%以上であってもよく、0.0020%以上であってもよい。
一方、Ca含有量が0.0050%を超えると、粗大な酸化物系介在物が形成される。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。
Ca: 0 to 0.0050%
Ca is an arbitrary element. Therefore, the Ca content may be 0%.
Ca spheroidizes by controlling the form of MnS, thereby improving the low temperature toughness of the steel. From the viewpoint of such effects, the Ca content may be greater than 0%, may be 0.0001% or more, may be 0.0010% or more, and may be 0.0015% or more. It may be 0.0020% or more.
On the other hand, when the Ca content exceeds 0.0050%, coarse oxide inclusions are formed. Therefore, the Ca content is 0.0050% or less. The Ca content is preferably 0.0045% or less.

Cr:0〜0.30%
Crは、任意の元素である。従って、Cr含有量は0%であってもよい。
Crは、焼入れ性を向上させ、鋼の強度を高める元素である。かかる効果の観点から、Cr含有量は、0%超であってもよく、0.01%以上であってもよい。
一方、Cr含有量が0.30%を超えると、焼入れ性が高くなりすぎて鋼の低温靭性が低下する。従って、Cr含有量は0.30%以下である。Cr含有量は、好ましくは0.20%以下であり、より好ましくは0.10%以下であり、更に好ましくは0.05%以下である。
Cr: 0 to 0.30%
Cr is an arbitrary element. Therefore, the Cr content may be 0%.
Cr is an element that improves hardenability and increases the strength of steel. From the viewpoint of this effect, the Cr content may be more than 0% or 0.01% or more.
On the other hand, if the Cr content exceeds 0.30%, the hardenability becomes too high and the low temperature toughness of the steel decreases. Therefore, the Cr content is 0.30% or less. The Cr content is preferably 0.20% or less, more preferably 0.10% or less, and still more preferably 0.05% or less.

Cu:0〜0.30%
Cuは、任意の元素である。従って、Cu含有量は0%であってもよい。
Cuは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める。かかる効果の観点から、Cu含有量は、0%超であってもよく、0.01%以上であってもよく、0.05%以上であってもよく、0.10%以上であってもよい。
一方、Cu含有量が高すぎれば、焼入れ性が高くなりすぎて鋼の低温靭性が低下する。従って、Cu含有量は0.30%以下である。Cu含有量は、好ましくは0.25%以下であり、より好ましくは0.20%以下である。
Cu: 0 to 0.30%
Cu is an arbitrary element. Therefore, the Cu content may be 0%.
Cu increases the hardenability of the steel and increases the strength of the steel. From the viewpoint of this effect, the Cu content may be more than 0%, 0.01% or more, 0.05% or more, or 0.10% or more. Also good.
On the other hand, if the Cu content is too high, the hardenability becomes too high and the low-temperature toughness of the steel decreases. Therefore, the Cu content is 0.30% or less. The Cu content is preferably 0.25% or less, and more preferably 0.20% or less.

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。
Mg: 0 to 0.0050%
Mg is an arbitrary element and may not be contained. That is, the Mg content may be 0%.
When Mg is contained, 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. From the viewpoint of these effects, the Mg content is preferably more than 0%, more preferably 0.0001% or more, and further preferably 0.0010% or more.
On the other hand, if 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:0〜0.0100%、
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。
REM: 0 to 0.0100%,
REM is an arbitrary element and may not be contained. That is, the REM amount may be 0%.
Here, “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.
When REM is contained, 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.
On the other hand, if the REM is too high, coarse oxides are formed, and as a result, the HIC resistance may be lowered, or the toughness of the base material or HAZ may be lowered. Therefore, the REM content is 0.0100% or less. The REM content is preferably 0.0070% or less, more preferably 0.0050% or less.

母材部の化学組成は、V:0%超0.010%以下、Ca:0%超0.0030%以下、Cr:0%超0.30%以下、Cu:0%超0.30%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。
The chemical composition of the base metal part is as follows: V: more than 0% to 0.010% or less, Ca: more than 0% to 0.0030% or less, Cr: more than 0% to 0.30% or less, Cu: more than 0% to 0.30% Hereinafter, 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 may be contained.
The more preferable amount of each arbitrary element is as described above.

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、B、Sb、Sn、W、Co、As、Pb、Bi、Hが挙げられる。
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。
Remainder: Fe and impurities In the chemical composition of the base metal part, the remainder excluding the above-described elements is Fe and impurities.
Here, 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.
Examples of 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.
Examples of impurities include B, Sb, Sn, W, Co, As, Pb, Bi, and H.
As for other elements, 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. Can be mixed with a content of 0.0003% or less, and H can be mixed with a content of 0.0004% or less, but the content of other elements is controlled within the normal range. There is no need.

F1:0.300〜0.350
母材部の化学組成において、下記式(1)で定義されるF1は、0.300〜0.350である。
F1: 0.300 to 0.350
In the chemical composition of the base material part, F1 defined by the following formula (1) is 0.300 to 0.350.

F1 = C+Si/24+Mn/6+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/3+Nb/3 … 式(1)
〔式(1)において、C、Si、Mn、Ni、Cr、Mo、V、及びNbは、それぞれ、各元素の質量%を表す。〕
F1 = C + Si / 24 + Mn / 6 + Ni / 40 + Cr / 5 + Mo / 4 + V / 3 + Nb / 3 Formula (1)
[In Formula (1), C, Si, Mn, Ni, Cr, Mo, V, and Nb represent the mass% of each element, respectively. ]

なお、言うまでもないが、化学組成が、式(1)中の元素記号に対応するいずれかの元素を含まない場合、式(1)中の対応する元素記号には「0」が代入される。   Needless to say, when the chemical composition does not include any element corresponding to the element symbol in the formula (1), “0” is assigned to the corresponding element symbol in the formula (1).

F1は、母材部の金属組織(特に結晶粒径)と相関がある。
F1が0.300未満であると、ポリゴナルフェライト粒(以下、単に「フェライト粒」ともいう)が粗大化することにより平均結晶粒径が大きくなる場合があり、また、混粒組織となることにより粗大結晶粒率が大きくなる場合がある。これらの結果、低温靭性が劣化する場合がある。また、F1が0.300未満であると、焼入れ性が低下して十分な強度が得られない場合もある。従って、F1は、0.300以上である。F1は、好ましくは0.305以上である。
一方、F1が0.350超であると、ポリゴナルフェライト分率が過小となることにより平均結晶粒径及び/又は粗大結晶粒率が過大となる場合がある。その結果、低温靭性が劣化する場合がある。従って、F1は、0.350以下である。F1は、好ましくは0.345以下であり、より好ましくは0.340以下である。
F1 has a correlation with the metal structure (particularly the crystal grain size) of the base metal part.
If F1 is less than 0.300, polygonal ferrite grains (hereinafter also simply referred to as “ferrite grains”) may become coarse, resulting in an increase in the average crystal grain size and a mixed grain structure. As a result, the coarse grain ratio may increase. As a result, the low temperature toughness may deteriorate. On the other hand, if F1 is less than 0.300, the hardenability is lowered and sufficient strength may not be obtained. Therefore, F1 is 0.300 or more. F1 is preferably 0.305 or more.
On the other hand, if F1 is more than 0.350, the average ferrite grain size and / or coarse crystal grain fraction may be excessive due to the polygonal ferrite fraction being excessively small. As a result, the low temperature toughness may deteriorate. Therefore, F1 is 0.350 or less. F1 is preferably 0.345 or less, and more preferably 0.340 or less.

F1が0.300〜0.350であることをより達成し易い観点から、母材部の化学組成において、下記式(2)で定義されるF2が、0.230〜0.300であることが好ましく、0.230〜0.290であることがより好ましい。
F2が0.230以上であると、F1が0.300以上であることをより達成し易い。
F2が0.300以下であると、F1が0.350以下であることをより達成し易い。
From the viewpoint of easily achieving that F1 is 0.300 to 0.350, F2 defined by the following formula (2) is 0.230 to 0.300 in the chemical composition of the base material part. Is more preferable, and 0.230 to 0.290 is more preferable.
When F2 is 0.230 or more, it is easier to achieve that F1 is 0.300 or more.
When F2 is 0.300 or less, it is easier to achieve that F1 is 0.350 or less.

F2 = Si/24+Mn/6+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/3+Nb/3 … 式(2)
〔式(2)において、Si、Mn、Ni、Cr、Mo、V、及びNbは、それぞれ、各元素の質量%を表す。〕
F2 = Si / 24 + Mn / 6 + Ni / 40 + Cr / 5 + Mo / 4 + V / 3 + Nb / 3 Formula (2)
[In Formula (2), Si, Mn, Ni, Cr, Mo, V, and Nb represent the mass% of each element, respectively. ]

なお、言うまでもないが、化学組成が、式(2)中の元素記号に対応するいずれかの元素を含まない場合、式(2)中の対応する元素記号には「0」が代入される。   Needless to say, when the chemical composition does not include any element corresponding to the element symbol in the formula (2), “0” is assigned to the corresponding element symbol in the formula (2).

<母材部の肉厚中央部の金属組織>
以下、母材部の肉厚中央部の金属組織(以下、「母材部の金属組織」ともいう)について説明する。
母材部の肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率(以下、単に「フェライト分率」ともいう)は60〜90%であり、平均結晶粒径は15μm以下であり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒率は20%以下である。
<Metallic structure of the central part of the base metal part>
Hereinafter, the metal structure of the central portion of the base material portion (hereinafter, also referred to as “metal structure of the base material portion”) will be described.
In the metal structure of the thickness center part of the base metal part, the polygonal ferrite fraction (hereinafter also simply referred to as “ferrite fraction”) is 60 to 90%, the average crystal grain size is 15 μm or less, The coarse crystal grain ratio, which is the area ratio of crystal grains having a diameter of 20 μm or more, is 20% or less.

フェライト分率:60〜90%
母材部の肉厚中央部の金属組織において、フェライト分率(即ち、ポリゴナルフェライト分率)は、60〜90%である。即ち、母材部の肉厚中央部の金属組織は、フェライト(即ち、ポリゴナルフェライト)を主体とする金属組織である。
フェライト分率が60%未満であると、平均結晶粒径及び/又は粗大結晶粒率が大きくなりすぎ、その結果、低温靭性が劣化する場合がある。フェライト分率が60%以上であると、結晶粒が微細化され(詳細には、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が低くなり)、その結果、低温靭性が高まる。従って、フェライト分率は60%以上である。フェライト分率は、好ましくは65%以上であり、より好ましくは70%以上である。
一方、Cを含有する本開示における化学組成の下では、フェライト分率が90%以下の金属組織が形成され易い。従って、母材部の肉厚中央部の金属組織におけるフェライト分率は90%以下である。フェライト分率は、好ましくは85%以下である。
Ferrite fraction: 60-90%
In the metal structure of the thickness center part of the base material part, the ferrite fraction (that is, the polygonal ferrite fraction) is 60 to 90%. That is, the metal structure at the center of the thickness of the base material part is a metal structure mainly composed of ferrite (ie, polygonal ferrite).
When the ferrite fraction is less than 60%, the average crystal grain size and / or the coarse crystal grain ratio becomes too large, and as a result, the low temperature toughness may deteriorate. When the ferrite fraction is 60% or more, the crystal grains are refined (specifically, the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio are reduced), and as a result, the low temperature toughness is increased. Therefore, the ferrite fraction is 60% or more. The ferrite fraction is preferably 65% or more, and more preferably 70% or more.
On the other hand, under the chemical composition in the present disclosure containing C, a metal structure having a ferrite fraction of 90% or less is easily formed. Therefore, the ferrite fraction in the metal structure at the center of the thickness of the base material is 90% or less. The ferrite fraction is preferably 85% or less.

平均結晶粒径:15μm以下
母材部の肉厚中央部の金属組織において、平均結晶粒径は15μm以下である。
平均結晶粒径が15μm超であると、低温靭性が劣化する。従って、平均結晶粒径は、15μm以下であり、好ましくは12μm以下である。
低温靭性の観点から見れば、平均結晶粒径の下限には特に制限はない。鋼の製造適性の観点から、平均結晶粒径は、好ましくは3μm以上であり、より好ましくは5μm以上がであり、更に好ましくは8μm以上である。
Average crystal grain size: 15 μm or less The average crystal grain size is 15 μm or less in the metal structure at the center of the thickness of the base metal part.
When the average crystal grain size exceeds 15 μm, the low temperature toughness deteriorates. Therefore, the average crystal grain size is 15 μm or less, preferably 12 μm or less.
From the viewpoint of low temperature toughness, the lower limit of the average crystal grain size is not particularly limited. From the viewpoint of steel production suitability, the average crystal grain size is preferably 3 μm or more, more preferably 5 μm or more, and still more preferably 8 μm or more.

粗大結晶粒率:20%以下
母材部の肉厚中央部の金属組織において、粗大結晶粒率は20%以下である。
本明細書において、粗大結晶粒率は、前述のとおり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率を意味する。
粗大結晶粒径率が20%を超えると、低温靭性が劣化する。従って、粗大結晶粒径率は20%である。粗大結晶粒径率は、好ましくは18%以下であり、更に好ましくは15%以下である。
低温靭性の観点から見れば、粗大結晶粒径率の下限には特に制限はない。鋼の製造適性の観点から、粗大結晶粒径率は、好ましくは3%以上であり、より好ましくは5%以上であり、更に好ましくは8%以上である。
Coarse crystal grain ratio: 20% or less The coarse crystal grain ratio is 20% or less in the metal structure in the center of the thickness of the base metal part.
In this specification, the coarse crystal grain ratio means the area ratio of crystal grains having a crystal grain size of 20 μm or more as described above.
When the coarse crystal grain size ratio exceeds 20%, the low temperature toughness deteriorates. Accordingly, the coarse crystal grain size ratio is 20%. The coarse crystal grain size ratio is preferably 18% or less, and more preferably 15% or less.
From the viewpoint of low temperature toughness, the lower limit of the coarse crystal grain size rate is not particularly limited. From the viewpoint of steel production suitability, the coarse crystal grain size ratio is preferably 3% or more, more preferably 5% or more, and still more preferably 8% or more.

本明細書において、フェライト分率(即ち、ポリゴナルフェライト分率)は、フェライト(即ち、ポリゴナルフェライト)の面積率を意味する。   In the present specification, the ferrite fraction (that is, polygonal ferrite fraction) means the area ratio of ferrite (that is, polygonal ferrite).

本明細書において、母材部の肉厚中央部の金属組織の確認は、電縫鋼管の母材90°位置におけるL断面の肉厚中央部の金属組織を確認することによって行う。
母材90°位置とは、電縫溶接部から管周方向に90°ずれた位置を指す。
L断面とは、管軸方向及び肉厚方向に対して平行な断面を指す。
In this specification, confirmation of the metal structure of the thickness center part of a base material part is performed by confirming the metal structure of the thickness center part of the L cross section in the base material 90 degree position of an ERW steel pipe.
The base material 90 ° position refers to a position shifted by 90 ° in the pipe circumferential direction from the ERW weld.
The L cross section refers to a cross section parallel to the tube axis direction and the thickness direction.

フェライト分率は、以下の方法で測定する。
電縫鋼管から、母材90°位置におけるL断面の肉厚中央部を観察するための試料を採取する。採取した試料の観察面をコロイダルシリカ研磨剤で30〜60分研磨する。研磨された観察面をEBSD−OIM(商標)(Electron Back Scatter Diffraction Pattern-Orientation Image Microscopy)を用いて解析し、母材90°位置におけるL断面の肉厚中央部を中心とする200μm(管軸方向)×500μm(肉厚方向)の視野範囲におけるポリゴナルフェライトの面積率を求め、フェライト分率とする。
EBSD−OIMの視野倍率(観察倍率)は400倍とし、測定ステップは0.3μmとする。
The ferrite fraction is measured by the following method.
A sample for observing the central portion of the L cross section at the 90 ° position of the base material is taken from the ERW steel pipe. The observation surface of the collected sample is polished with a colloidal silica abrasive for 30 to 60 minutes. The polished observation surface was analyzed using EBSD-OIM (Electron Back Scatter Diffraction Pattern-Orientation Image Microscopy), and 200 μm (tube axis centered on the center of the L section at the 90 ° position of the base material) Direction) × 500 μm (thickness direction) area ratio of polygonal ferrite in the visual field range is determined and used as the ferrite fraction.
The field magnification (observation magnification) of EBSD-OIM is 400 times, and the measurement step is 0.3 μm.

フェライト分率は、具体的には、EBSD−OIMに装備されているKAM(Kernel Average Misorientation)法によって求める。
詳細には、まず、視野範囲を正六角形のピクセル単位に区切り、視野範囲のうちのある一つの正六角形のピクセルを中心のピクセルとして選定する。選定した中心のピクセルと、中心のピクセルの外側の6個のピクセルと、これらの6個のピクセルのさらにその外側の12個のピクセルと、これら12個のピクセルのさらに外側の18個のピクセルと、からなる全37ピクセルにおける各ピクセル間の方位差を求める。得られた方位差の平均値を求め、中心のピクセルのKAM値とする。同様にして、視野範囲に含まれる各ピクセルについて、それぞれKAM値を求める。これらのKAM値の算出方法は、「第三近似」と称されることがある方法である。
以上の結果に基づき、視野範囲に含まれる各ピクセルのKAM値を示すKAMマップを作成する。
得られたKAMマップに基づき、視野範囲の全面積に対する、KAM値が1°以下であるピクセルの面積分率を、フェライト分率として求める。
ここで、KAM値が1°以下であるピクセルの組織はポリゴナルフェライトであり、KAM値が1°超であるピクセルの組織はベイナイト及びパーライトの少なくとも一方である。
Specifically, the ferrite fraction is obtained by a KAM (Kernel Average Misorientation) method equipped in the EBSD-OIM.
More specifically, first, the visual field range is divided into regular hexagonal pixels, and one regular hexagonal pixel in the visual field range is selected as the central pixel. A selected center pixel, six pixels outside the center pixel, twelve pixels further outside the six pixels, and eighteen pixels further outside the twelve pixels. , The orientation difference between each pixel in all 37 pixels. The average value of the obtained orientation differences is obtained and set as the KAM value of the center pixel. Similarly, a KAM value is obtained for each pixel included in the visual field range. These KAM value calculation methods are sometimes referred to as “third approximation”.
Based on the above results, a KAM map indicating the KAM value of each pixel included in the visual field range is created.
Based on the obtained KAM map, an area fraction of pixels having a KAM value of 1 ° or less with respect to the entire area of the visual field range is obtained as a ferrite fraction.
Here, the structure of a pixel having a KAM value of 1 ° or less is polygonal ferrite, and the structure of a pixel having a KAM value exceeding 1 ° is at least one of bainite and pearlite.

図1は、本開示の一例に係る電縫鋼管において、フェライト分率の測定に用いるKAMマップである。
図1では、KAMマップをグレースケールで表示したが、通常、KAMマップは、カラーで表示される。
グレースケールで表示した図1において、黒い部分が、ポリゴナルフェライトである。この一例では、図1全体(金属組織全体)中に占める黒い部分(ポリゴナルフェライト)の面積率が、ポリゴナルフェライト分率である。
FIG. 1 is a KAM map used for measurement of the ferrite fraction in an electric resistance steel pipe according to an example of the present disclosure.
In FIG. 1, the KAM map is displayed in gray scale, but the KAM map is normally displayed in color.
In FIG. 1 displayed in gray scale, the black portion is polygonal ferrite. In this example, the area ratio of the black portion (polygonal ferrite) occupying the entire FIG. 1 (entire metal structure) is the polygonal ferrite fraction.

本明細書において、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率は、EBSD−OIM法により、以下のようにして測定する。
上述したフェライト分率の測定と同様にして、電縫鋼管から、母材90°位置におけるL断面の肉厚中央部を観察するための試料を採取し、採取した試料の観察面をコロイダルシリカ研磨剤で30〜60分研磨する。
研磨された試料の観察面をEBSD−OIMによって解析し、母材90°位置におけるL断面の肉厚中央部を中心とする200μm(管軸方向)×500μm(肉厚方向)の視野範囲の中でのエリア平均粒径として、平均結晶粒径を求める。
また、結晶粒径が20μm以上である結晶粒(即ち、粗大結晶粒)の、視野範囲全体に対する面積率を、粗大結晶粒率として求める。
EBSD−OIMの視野倍率(観察倍率)は400倍とし、測定ステップは0.3μmとする。
In this specification, the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio are measured by the EBSD-OIM method as follows.
In the same manner as the measurement of the ferrite fraction described above, a sample for observing the center of thickness of the L cross section at the base material 90 ° position is collected from the ERW steel pipe, and the observation surface of the sample collected is colloidal silica polished. Polish with an agent for 30-60 minutes.
The observation surface of the polished sample is analyzed by EBSD-OIM, and in the field of view of 200 μm (in the tube axis direction) × 500 μm (in the thickness direction) centered on the center of the L section at the 90 ° position of the base material The average crystal grain size is determined as the area average grain size at.
Further, the area ratio of the crystal grains having a crystal grain size of 20 μm or more (that is, coarse crystal grains) to the entire visual field range is obtained as the coarse crystal grain ratio.
The field magnification (observation magnification) of EBSD-OIM is 400 times, and the measurement step is 0.3 μm.

平均結晶粒径の測定において、より具体的には、0.3μmの測定ステップごとの方位測定を行い、隣り合う測定点の方位差が15°を超えた位置を結晶粒界とする15°大傾粒界マップを作成する。ここで、15°は大角粒界(high angle grain boundary)の閾値であり、一般的に結晶粒界として認識されている。
作成した15°大角粒界マップに基づき、結晶粒界に囲まれた領域を結晶粒として、個々の結晶粒の粒径及び面積をそれぞれ求める。ここで、個々の結晶粒の粒径は、個々の結晶粒の円相当径とする。
個々の結晶粒の粒径及び面積に基づき、エリア平均粒径を求め、得られたエリア平均粒径を平均結晶粒径とする。
また、視野範囲全体に対する結晶粒径が20μm以上の結晶粒(即ち、粗大結晶粒)の面積率を求め、得られた面積率を、粗大結晶粒率とする。
More specifically, in the measurement of the average crystal grain size, the orientation measurement is performed for each measurement step of 0.3 μm, and the position where the orientation difference between adjacent measurement points exceeds 15 ° is 15 ° large. Create a tilt boundary map. Here, 15 ° is a threshold of a high angle grain boundary, and is generally recognized as a crystal grain boundary.
Based on the created 15 ° large-angle grain boundary map, the region surrounded by the crystal grain boundary is used as the crystal grain, and the grain size and area of each crystal grain are obtained. Here, the grain size of each crystal grain is the equivalent circle diameter of each crystal grain.
The area average particle size is obtained based on the particle size and area of each crystal grain, and the obtained area average particle size is defined as the average crystal particle size.
Further, the area ratio of crystal grains having a crystal grain size of 20 μm or more with respect to the entire visual field range (that is, coarse crystal grains) is obtained, and the obtained area ratio is defined as the coarse crystal grain ratio.

図2は、本開示の一例に係る電縫鋼管において、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率の測定に用いる15°大角粒界マップである。
図2は、図1と同じ箇所の金属組織である。
図2中、微細な(即ち、面積が小さい)結晶粒がフェライト粒であり、面積が大きい結晶粒がベイナイト粒又はパーライト粒である。
FIG. 2 is a 15 ° large-angle grain boundary map used for measuring the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio in the ERW steel pipe according to an example of the present disclosure.
FIG. 2 shows a metal structure at the same location as in FIG.
In FIG. 2, fine crystal grains (that is, a small area) are ferrite grains, and crystal grains having a large area are bainite grains or pearlite grains.

本開示の電縫鋼管において、母材部の金属組織における残部(即ち、ポリゴナルフェライト以外の残部)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とが好ましい。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、低温靭性が向上する。
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。また、本明細書における「ベイナイト」の概念には、更に、熱延鋼板の巻取り後の空冷時(即ち、ホットコイルの形態での空冷時)に生成される、焼戻しベイナイトも包含される。
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。
In the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure, it is preferable that the remaining portion (that is, the remaining portion other than polygonal ferrite) in the metal structure of the base material portion is composed of at least one of bainite and pearlite. Thereby, low temperature toughness 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. In addition, the concept of “bainite” in the present specification further includes tempered bainite that is generated during air cooling after winding a hot-rolled steel sheet (that is, during air cooling in the form of a hot coil).
The concept of “perlite” in this specification includes pseudo pearlite.

本開示の電縫鋼管は、アズロール電縫鋼管(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電縫鋼管)である。このため、残部は、ベイナイト及びパーライトの少なくとも一方となり易い。
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、低温靭性に劣る傾向がある。
The electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is an as-roll electric resistance welded steel pipe (that is, an electric resistance welded steel pipe that has not been subjected to heat treatment other than seam heat treatment after pipe making). For this reason, the remainder tends to be at least one of bainite and pearlite.
Unlike ERW steel pipes (azurole ERW steel pipes) of the present disclosure, in ERW steel pipes formed by heat treatment other than seam heat treatment after pipe forming, martensite is formed as the metal structure of the base metal part. There is a case. The ERW steel pipe in this case tends to be inferior in low temperature toughness.

図3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)である。   FIG. 3 is a scanning electron micrograph (SEM photograph; magnification 500 times) showing an example of the metal structure of the base material part in the present disclosure.

図3に示すSEM写真は、詳細には、以下のようにして測定された。
本開示の一例に係る電縫鋼管から、母材90°位置のL断面における肉厚中央部を観察するための試験片を採取した。採取した試験片における上記L断面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倍の倍率で撮影した。
Specifically, the SEM photograph shown in FIG. 3 was measured as follows.
From the ERW steel pipe according to an example of the present disclosure, a test piece for observing the central thickness portion in the L cross section at the base material 90 ° position was collected. The L section of the collected test piece was subjected to nital etching, and a photograph of the metal structure after the nital etching (hereinafter, also referred to as “metal structure photograph”) was obtained at a magnification of 500 times using a scanning electron microscope (SEM). Taken with

図3より、この一例に係る金属組織は、フェライト(即ち、ポリゴナルフェライト)を主体とする金属組織であることがわかる。   FIG. 3 shows that the metal structure according to this example is a metal structure mainly composed of ferrite (that is, polygonal ferrite).

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、シーム熱処理以外の熱処理(例えば焼戻し)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。
In addition, it can confirm that it is an as-roll ERW steel pipe when yield elongation is not observed when a pipe axial direction tensile test is done.
No yield elongation is observed in the as-rolled electric resistance welded steel pipe when a pipe axial direction tensile test is performed.
On the other hand, the yield elongation of the ERW steel pipe that has been subjected to heat treatment other than seam heat treatment (for example, tempering) after pipe forming is observed when a pipe axial direction tensile test is performed.

<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450〜540MPaであることが好ましい。
YSが450MPa以上であると、ラインパイプ用電縫鋼管として要求される強度をより満足し易い。YSは、好ましくは460MPa以上であり、より好ましくは480MPa以上である。
一方、YSが540MPa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、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以下であり、より好ましくは520MPa以下である。
<Yield strength in the tube axis direction (YS)>
The electric resistance welded steel pipe of the present disclosure preferably has a yield strength (YS) in the pipe axis direction of 450 to 540 MPa.
When YS is 450 MPa or more, it is easier to satisfy the strength required for an electric resistance welded steel pipe for line pipes. YS is preferably 460 MPa or more, more preferably 480 MPa or more.
On the other hand, when YS is 540 MPa or less, it is advantageous in terms of bending deformability or buckling suppression when laying a pipeline formed using an electric resistance steel pipe for line pipe. YS is preferably 530 MPa or less, more preferably 520 MPa or less.

<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510〜625MPaであることが好ましい。
TSが510MPa以上であると、ラインパイプ用電縫鋼管として要求される強度をより満足し易い。TSは、好ましくは530MPa以上であり、より好ましくは540MPa以上であり、更に好ましくは545MPa以上である。
一方、TSが625MPa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、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以下であり、より好ましくは600MPa以下であり、更に好ましくは590MPa以下であり、更に好ましくは575MPa以下である。
<Tensile strength (TS) in the tube axis direction>
The electric resistance welded steel pipe of the present disclosure preferably has a tensile strength (TS) in the pipe axis direction of 510 to 625 MPa.
When TS is 510 MPa or more, it is easier to satisfy the strength required for an electric resistance welded steel pipe for line pipes. TS is preferably 530 MPa or more, more preferably 540 MPa or more, and further preferably 545 MPa or more.
On the other hand, when TS is 625 MPa or less, it is advantageous in terms of bending deformability or buckling suppression when laying a pipeline formed using an electric resistance welded steel pipe. TS is preferably 620 MPa or less, more preferably 600 MPa or less, further preferably 590 MPa or less, and further preferably 575 MPa or less.

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肉厚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。
YS and TS are measured by the following method.
A full thickness tensile test piece is taken from the 90 ° position of the base material of the ERW steel pipe. Specifically, in the tensile test piece, the longitudinal direction of the tensile test piece is parallel to the tube axis direction of the ERW steel pipe, and the cross section of the tensile test piece (that is, the width direction and thickness of the tensile test piece). Samples are taken so that the shape of the cross section parallel to the direction is an arc.

図4は、引張試験に用いる引張試験片の概略正面図である。
図4中の数値の単位は、mmである。
図4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。
FIG. 4 is a schematic front view of a tensile test piece used for the tensile test.
The unit of the numerical values in FIG. 4 is mm.
As shown in FIG. 4, 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.

本開示では、上記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(即ち、管軸方向引張試験)を実施する。
試験結果に基づいて、YS及びTSを求める。
In the present disclosure, a tensile test (that is, a tensile test in the tube axis direction) is performed at room temperature in accordance with the API standard 5CT, using the tensile test piece.
Based on the test results, YS and TS are obtained.

<管軸方向の降伏比(YR)>
本開示の電縫鋼管は、前述のとおり、管軸方向の降伏比(YR=(YS/TS)×100)が、80〜95%である。
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をより効果的に抑制する観点から、YRは、93%以下が好ましい。
また、電縫鋼管の製造適性をより向上させる観点から、YRは、84%以上であることが好ましい。
<Yield ratio in the tube axis direction (YR)>
As described above, the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure has a yield ratio (YR = (YS / TS) × 100) in the pipe axis direction of 80 to 95%.
From the viewpoint of more effectively suppressing buckling when laying a pipeline formed using an electric-welded steel pipe for line pipes, YR is preferably 93% or less.
Further, from the viewpoint of further improving the production suitability of the electric resistance welded steel pipe, YR is preferably 84% or more.

<電縫鋼管の肉厚>
本開示の電縫鋼管の肉厚は、好ましくは12〜25mmである。
本開示の電縫鋼管の肉厚が12mm以上であると、電縫鋼管の強度が向上する。
また、一般的には、肉厚が厚くなる程、脆性破壊が発生し易くなる(即ち、靭性が低下する)。しかし、本開示の電縫鋼管では、肉厚が12mm以上である場合においても、優れた低温靭性を示す。
従って、本開示の電縫鋼管の肉厚が12mm以上である場合には、強度と低温靭性とが、より高いレベルで両立される。
本開示の電縫鋼管の肉厚は、より好ましくは14mm以上であり、更に好ましくは16mm以上である。
<Wall thickness of ERW steel pipe>
The wall thickness of the electric resistance steel pipe of the present disclosure is preferably 12 to 25 mm.
When the thickness of the electric resistance steel pipe of the present disclosure is 12 mm or more, the strength of the electric resistance steel pipe is improved.
In general, as the wall thickness increases, brittle fracture tends to occur (that is, toughness decreases). However, the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure exhibits excellent low temperature toughness even when the wall thickness is 12 mm or more.
Therefore, when the thickness of the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is 12 mm or more, the strength and the low temperature toughness are compatible at a higher level.
The wall thickness of the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is more preferably 14 mm or more, and further preferably 16 mm or more.

一方、肉厚が25mm以下であると、電縫鋼管の製造適性(詳細には、素材である熱延鋼板をロール成形する際の成形性)の点で有利である。
肉厚は、好ましくは25mm未満であり、より好ましくは22mm以下であり、更に好ましくは20mm以下である。
On the other hand, when the wall thickness is 25 mm or less, it is advantageous in terms of the suitability for producing an electric resistance welded steel pipe (specifically, the formability when roll forming a hot-rolled steel sheet as a material).
The wall thickness is preferably less than 25 mm, more preferably 22 mm or less, and even more preferably 20 mm or less.

<電縫鋼管の外径>
本開示の電縫鋼管の外径は、好ましくは304.8〜660.4mm(即ち、12〜26インチ)である。
外径が304.8mm(即ち、12インチ)以上であると、流体(例えば天然ガス)の輸送効率に優れる。外径は、好ましくは355.6mm(即ち、14インチ)以上であり、より好ましくは406.4mm(即ち、16インチ)以上である。
一方、外径が609.6mm(即ち、24インチ)以下であると、電縫鋼管の製造適性に優れる。外径は、より好ましくは508mm(即ち、20インチ)以下である。
<Outer diameter of ERW steel pipe>
The outer diameter of the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is preferably 304.8 to 660.4 mm (i.e., 12 to 26 inches).
When the outer diameter is 304.8 mm (that is, 12 inches) or more, the transport efficiency of fluid (for example, natural gas) is excellent. The outer diameter is preferably 355.6 mm (ie, 14 inches) or more, and more preferably 406.4 mm (ie, 16 inches) or more.
On the other hand, when the outer diameter is 609.6 mm (that is, 24 inches) or less, the suitability for producing an electric resistance welded steel pipe is excellent. The outer diameter is more preferably 508 mm (that is, 20 inches) or less.

〔熱延鋼板〕
次に、本開示の電縫鋼管の素材として好適な熱延鋼板(以下、「本開示の熱延鋼板」ともいう)について説明する。
本開示の熱延鋼板は、化学組成が、上述した本開示における化学組成であり、肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒率が20%以下である。
[Hot rolled steel sheet]
Next, a hot-rolled steel sheet (hereinafter, also referred to as “hot-rolled steel sheet of the present disclosure”) suitable as a material for the electric-welded steel pipe of the present disclosure will be described.
The hot-rolled steel sheet of the present disclosure has the chemical composition in the present disclosure described above, the polygonal ferrite fraction is 60 to 90% in the metal structure at the center of the thickness, and the average crystal grain size is 15 μm. The coarse crystal grain ratio, which is the area ratio of crystal grains having a crystal grain diameter of 20 μm or more, is 20% or less.

本開示の熱延鋼板における化学組成の好ましい態様は、上述した本開示における化学組成(即ち、本開示の電縫鋼管の母材部における化学組成)の好ましい態様と同様である。 本開示の熱延鋼板における、ポリゴナルフェライト分率、平均結晶粒径、及び粗大結晶粒率の各々の好ましい態様は、本開示の電縫鋼管における、ポリゴナルフェライト分率、平均結晶粒径、及び粗大結晶粒率の各々の好ましい態様と同様である。   The preferable aspect of the chemical composition in the hot-rolled steel sheet of the present disclosure is the same as the preferable aspect of the chemical composition in the present disclosure described above (that is, the chemical composition in the base material part of the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure). In the hot rolled steel sheet of the present disclosure, each preferred aspect of the polygonal ferrite fraction, the average crystal grain size, and the coarse crystal grain ratio is the polygonal ferrite fraction, the average crystal grain size, And it is the same as that of each preferable aspect of coarse grain ratio.

本開示の熱延鋼板の形態は、コイル状に巻き取られたホットコイルの形態であることが好ましい。
本開示の熱延鋼板の肉厚(即ち板厚)の好ましい範囲は、本開示の電縫鋼管の肉厚の好ましい範囲と同様である。
The form of the hot-rolled steel sheet of the present disclosure is preferably a hot coil wound in a coil shape.
The preferable range of the thickness (that is, the plate thickness) of the hot-rolled steel sheet of the present disclosure is the same as the preferable range of the thickness of the ERW steel pipe of the present disclosure.

本開示の熱延鋼板は、好ましくは、圧延方向の降伏強度(YS)が450〜500MPaであり、圧延方向の引張強度(TS)が510〜580MPaである。
ここで、熱延鋼板における圧延方向は、ホットコイルから巻き出された熱延鋼板における長手方向と一致する。
熱延鋼板のYS及びTSの測定は、電縫鋼管のTS及びYSの測定と同様にして行う。
The hot-rolled steel sheet of the present disclosure preferably has a yield strength (YS) in the rolling direction of 450 to 500 MPa and a tensile strength (TS) in the rolling direction of 510 to 580 MPa.
Here, the rolling direction in the hot rolled steel sheet coincides with the longitudinal direction in the hot rolled steel sheet unwound from the hot coil.
The measurement of YS and TS of the hot-rolled steel sheet is performed in the same manner as the measurement of TS and YS of the ERW steel pipe.

熱延鋼板のYSは、465〜495MPaが好ましい。
熱延鋼板のTSは、531〜565MPaが好ましい。
熱延鋼板のYRは、82〜92%が好ましい。
The YS of the hot rolled steel sheet is preferably 465 to 495 MPa.
The TS of the hot-rolled steel sheet is preferably 531 to 565 MPa.
The YR of the hot-rolled steel sheet is preferably 82 to 92%.

本開示の熱延鋼板を用いて本開示の電縫鋼管を製造する際、本開示の熱延鋼板をロール成形することにより、YS及びTS(特にYS)が上昇する。   When manufacturing the ERW steel pipe of the present disclosure using the hot rolled steel sheet of the present disclosure, YS and TS (particularly YS) are increased by roll forming the hot rolled steel sheet of the present disclosure.

〔熱延鋼板の製法の一例〕
次に、本開示の熱延鋼板の好ましい製造方法の一例である、熱延鋼板の製法Aについて説明する。
熱延鋼板の製法Aは、
本開示における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1060〜1200℃の温度に加熱し、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、
熱間圧延された熱延鋼板を、熱間圧延終了(詳細には仕上げ圧延終了)から強冷却開始までの時間を20秒以内として、5℃/s以上の冷却速度V1にて、580〜680℃である強冷却停止温度T1となるまで強冷却し、次いで、2〜4℃/sの冷却速度V2にて、550〜670℃である徐冷却停止温度T2(但し、T1>T2を満足する)となるまで徐冷却する冷却工程と、
徐冷却された熱延鋼板を、500〜600℃である巻取り温度CT(但し、T2>CTを満足する)にて巻取ることにより、ホットコイルの形態の熱延鋼板を得る巻取り工程と、
を含む。
[Example of manufacturing method of hot-rolled steel sheet]
Next, manufacturing method A of a hot-rolled steel sheet, which is an example of a preferable method for producing the hot-rolled steel sheet of the present disclosure, will be described.
The manufacturing method A of hot-rolled steel sheet is
Preparing a slab having a chemical composition in the present disclosure; and
Heating the prepared slab to a temperature of 1060 to 1200 ° C., hot rolling the heated slab to obtain a hot-rolled steel sheet; and
The hot-rolled steel sheet that has been hot-rolled is 580 to 680 at a cooling rate V1 of 5 ° C./s or more, with the time from the end of hot rolling (in detail, the end of finish rolling) to the start of strong cooling within 20 seconds. Strong cooling is performed until the strong cooling stop temperature T1 is 1, and then the slow cooling stop temperature T2 is 550 to 670 ° C. at a cooling rate V2 of 2 to 4 ° C./s (provided that T1> T2 is satisfied) ) Cooling step of gradually cooling until
Winding the gradually cooled hot-rolled steel sheet at a coiling temperature CT of 500 to 600 ° C. (provided that T2> CT is satisfied) to obtain a hot-rolled steel sheet in the form of a hot coil; ,
including.

製法Aにおいて、スラブの加熱温度は、スラブの表面温度を意味する。
製法Aにおいて、熱延鋼板の温度(FT、T1、T2、CT)は、熱延鋼板の表面温度を意味する。
製法Aにおいて、冷却速度(V1、V2)は、肉厚中央部における冷却速度を意味する。冷却速度(V1、V2)は、熱伝導計算によって求める。
In the manufacturing method A, the heating temperature of the slab means the surface temperature of the slab.
In the manufacturing method A, the temperature (FT, T1, T2, CT) of a hot-rolled steel sheet means the surface temperature of a hot-rolled steel sheet.
In production method A, the cooling rates (V1, V2) mean the cooling rate at the central portion of the wall thickness. The cooling rate (V1, V2) is obtained by heat conduction calculation.

製法Aによって製造される、ホットコイルの形態の熱延鋼板の化学組成は、原料であるスラブの化学組成と同様とみなせる。その理由は、製法Aにおける各工程は、鋼の化学組成に影響を及ぼさないためである。   The chemical composition of the hot-rolled steel sheet in the form of a hot coil manufactured by the manufacturing method A can be regarded as the same as the chemical composition of the slab that is a raw material. The reason is that each process in the manufacturing method A does not affect the chemical composition of steel.

製法Aによれば、フェライト主体の金属組織であり、かつ、結晶粒が微細化された金属組織を形成できる。
従って、製法Aによれば、肉厚中央部の金属組織において、フェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、粗大結晶粒率が20%以下である本開示の熱延鋼板を製造できる。
According to the manufacturing method A, a metal structure mainly composed of ferrite and having fine crystal grains can be formed.
Therefore, according to the manufacturing method A, the present disclosure in which the ferrite fraction is 60 to 90%, the average crystal grain size is 15 μm or less, and the coarse crystal grain ratio is 20% or less in the metal structure in the central portion of the thickness. Can be manufactured.

製法Aにより、フェライト主体の金属組織であり、かつ、結晶粒が微細化された金属組織を形成できる理由は、以下のように推測される。
製法Aでは、熱延工程における加熱温度を1200℃以下とすることにより、結晶粒(詳細には、加熱された段階ではオーステナイト粒)の粗大化が抑制される。
更に、熱延工程で形成された熱延鋼板を、冷却工程において、熱間圧延終了(詳細には仕上げ圧延終了)から強冷却開始までの時間を20秒以内として、5℃/s以上の冷却速度V1にて、580〜680℃である強冷却停止温度T1となるまで強冷却することにより、熱延鋼板の未再結晶組織に多数の核生成サイトが生成される。
強冷却された熱延鋼板を上記条件で徐冷却し、次いで、上記条件で巻取ることにより、強冷却時に生成された多数の核生成サイトの各々から微細なフェライト粒が生成され、ポリゴナルフェライト主体の金属組織が形成される。
以上の理由により、製法Aによれば、フェライト主体の金属組織であり、かつ、結晶粒(詳細にはフェライト粒)が微細化された金属組織を形成できると考えられる。
The reason why the metal structure mainly composed of ferrite and having a refined crystal grain can be formed by the manufacturing method A is as follows.
In the manufacturing method A, the heating temperature in the hot rolling step is set to 1200 ° C. or less, so that coarsening of crystal grains (specifically, austenite grains in the heated stage) is suppressed.
Furthermore, the hot-rolled steel sheet formed in the hot-rolling process is cooled at 5 ° C./s or more in the cooling process with the time from the end of hot rolling (in detail, finishing rolling finished) to the start of strong cooling within 20 seconds. A large number of nucleation sites are generated in the unrecrystallized structure of the hot-rolled steel sheet by vigorously cooling at the speed V1 until the strong cooling stop temperature T1 is 580 to 680 ° C.
By slowly cooling the hot-rolled steel sheet that has been strongly cooled under the above conditions, and then winding it under the above conditions, fine ferrite grains are generated from each of a large number of nucleation sites generated during strong cooling, and polygonal ferrite. A main metal structure is formed.
For the above reasons, it is considered that according to the production method A, a metal structure mainly composed of ferrite and having a refined crystal grain (specifically, ferrite grains) can be formed.

一方、金属組織がベイナイト主体である場合には、旧オーステナイト粒をそのまま受け継いだ結晶粒の中にラス(細長い組織)が生成されるものの、これらのラスの方位はブロックごとに揃い、各ブロックが実質的に一つの結晶粒となる。そのため、ベイナイト主体の金属組織における結晶粒の大きさは、旧オーステナイト粒の大きさで決まる。そのため、金属組織がベイナイト主体である場合には、結晶粒が粗大化し易い。   On the other hand, when the metal structure is mainly bainite, laths (elongated structures) are generated in the crystal grains that inherited the prior austenite grains as they are, but the orientation of these laths is aligned for each block, and each block is It becomes substantially one crystal grain. Therefore, the size of the crystal grains in the bainite-based metal structure is determined by the size of the prior austenite grains. Therefore, when the metal structure is mainly bainite, the crystal grains are likely to be coarsened.

次に、製法Aにより、微細なフェライト粒が形成される理由を、熱延鋼板の連続冷却変態図(CCT線図:Continuous Cooling Transformation Diagram)を用いて更に詳細に説明する。   Next, the reason why fine ferrite grains are formed by the manufacturing method A will be described in more detail using a continuous cooling transformation diagram (CCT diagram) of a hot-rolled steel sheet.

図5は、製法Aにおける熱延鋼板の連続冷却変態図(CCT線図)である。
図5中、Fはフェライト領域を示し、Pはパーライト領域を示し、Bはベイナイト領域を示し、ArはAr変態温度を示し、Msはマルテンサイトが生成し始める温度を示す。
図5に示すとおり、フェライト領域は、パーライト領域及びベイナイト領域よりも温度が高い位置に存在する。
この一例において、仕上げ圧延温度(即ち、仕上げ圧延終了温度)は、Ar変態温度以上の温度である。
仕上げ圧延後の熱延鋼板は、Ar変態温度以上の温度から冷却される。
FIG. 5 is a continuous cooling transformation diagram (CCT diagram) of a hot-rolled steel sheet in production method A.
In FIG. 5, F represents a ferrite region, P represents a pearlite region, B represents a bainite region, Ar 3 represents an Ar 3 transformation temperature, and Ms represents a temperature at which martensite begins to be generated.
As shown in FIG. 5, the ferrite region exists at a position where the temperature is higher than that of the pearlite region and the bainite region.
In this example, the finish rolling temperature (that is, finish rolling end temperature) is a temperature equal to or higher than the Ar 3 transformation temperature.
The hot-rolled steel sheet after finish rolling is cooled from a temperature equal to or higher than the Ar 3 transformation temperature.

図5中の破線C1は、熱延鋼板を従来の冷却条件にて冷却する場合の冷却曲線である。
従来の冷却条件では、フェライト領域、パーライト領域、及びベイナイト領域のすべてを経由する。このため、金属組織中のフェライト分率が低くなる。例えば、ベイナイト主体の金属組織となる。
A broken line C1 in FIG. 5 is a cooling curve when the hot-rolled steel sheet is cooled under conventional cooling conditions.
Under conventional cooling conditions, all of the ferrite region, pearlite region, and bainite region are routed. For this reason, the ferrite fraction in a metal structure becomes low. For example, it becomes a metal structure mainly composed of bainite.

従来の冷却条件に対し、製法Aにおける冷却工程では、熱延鋼板を、破線C2の冷却曲線に沿って冷却する。
詳細には、製法Aにおける冷却工程では、熱延鋼板を、熱間圧延終了(詳細には仕上げ圧延終了)から強冷却開始までの時間を20秒以内として、5℃/s以上の冷却速度V1にて、580〜680℃である強冷却停止温度T1となるまで強冷却する(図5中のS31)。強冷却停止温度T1は、フェライトノーズの近傍に位置する。強冷却により鋼が急速に冷却されると、鋼内に多数の歪みが生じ、その結果、未再結晶組織に多数の核生成サイトが生じる。
強冷却後、熱延鋼板を、550〜670℃である徐冷却停止温度T2(但し、T1>T2を満足する)となるまで徐冷却する(図5中のS32)。徐冷却停止温度T2を上記温度としたことにより、鋼の温度が、図5中のフェライト領域内に保持される。これにより、強冷却時に生成した多数の核生成サイトの各々から、微細なフェライト粒が生成される。
その結果、微細なフェライト粒を主体とする金属組織(詳細には、フェライト分率が高く、かつ、結晶粒が微細化された金属組織)が形成される。
In contrast to the conventional cooling conditions, in the cooling process in manufacturing method A, the hot-rolled steel sheet is cooled along a cooling curve indicated by a broken line C2.
Specifically, in the cooling process in the manufacturing method A, the cooling rate V1 of 5 ° C./s or higher is set for a hot-rolled steel sheet within 20 seconds from the end of hot rolling (more specifically, finishing rolling) to the start of strong cooling. Then, strong cooling is performed until a strong cooling stop temperature T1 of 580 to 680 ° C. is reached (S31 in FIG. 5). The strong cooling stop temperature T1 is located in the vicinity of the ferrite nose. When the steel is cooled rapidly by strong cooling, numerous strains are created in the steel, resulting in numerous nucleation sites in the unrecrystallized structure.
After the strong cooling, the hot-rolled steel sheet is gradually cooled until it reaches a slow cooling stop temperature T2 of 550 to 670 ° C. (however, T1> T2 is satisfied) (S32 in FIG. 5). By setting the slow cooling stop temperature T2 to the above temperature, the temperature of the steel is held in the ferrite region in FIG. Thereby, fine ferrite grains are generated from each of a large number of nucleation sites generated during strong cooling.
As a result, a metal structure mainly composed of fine ferrite grains (specifically, a metal structure having a high ferrite fraction and fine crystal grains) is formed.

ここで、前述の式(1)で定義されるF1は、CCT線図における、フェライト、パーライト、及び、ベイナイトの各相のS曲線の位置に影響する。
本開示における化学組成は、F1が、前述のとおり0.300〜0.350である。
これにより、図5に示すように、各相のS曲線がCCT線図において適度な位置に配置される。このため、熱延鋼板が、図5中の冷却曲線C2のように、主としてフェライト領域を通って冷却される。
その結果、組織中のフェライト分率が高まり、かつ、結晶粒(即ち、フェライト粒)が微細化される。
Here, F1 defined by the above-mentioned formula (1) affects the position of the S curve of each phase of ferrite, pearlite, and bainite in the CCT diagram.
As for the chemical composition in this indication, F1 is 0.300-0.350 as above-mentioned.
Thereby, as shown in FIG. 5, the S curve of each phase is arrange | positioned in a moderate position in a CCT diagram. For this reason, the hot-rolled steel sheet is cooled mainly through the ferrite region as indicated by a cooling curve C2 in FIG.
As a result, the ferrite fraction in the structure is increased and the crystal grains (that is, ferrite grains) are refined.

F1が0.300未満であると、各相のS曲線が左側にシフトし過ぎる。この場合、冷却工程において、核生成サイトが十分に生成する前に、鋼の温度がフェライト領域に入る。そのため、フェライト粒が粗大化して、平均結晶粒径が大きくなる。さらに、混粒組織になりやすいため、粗大結晶粒率が大きくなる。
一方、F1が0.350超であると、各相のS曲線が右側にシフトし過ぎる。この場合、冷却曲線C2がフェライト領域を通過しにくくなる。その結果、フェライト以外の組織(パーライト、ベイナイト等)の生成量が多くなり、組織中のフェライト分率が低下する。
When F1 is less than 0.300, the S curve of each phase is shifted too much to the left. In this case, the temperature of the steel enters the ferrite region before the nucleation sites are sufficiently generated in the cooling process. As a result, the ferrite grains become coarse and the average crystal grain size increases. Furthermore, since it tends to be a mixed grain structure, the coarse crystal grain ratio increases.
On the other hand, when F1 exceeds 0.350, the S curve of each phase is shifted to the right side. In this case, the cooling curve C2 becomes difficult to pass through the ferrite region. As a result, the generation amount of structures other than ferrite (pearlite, bainite, etc.) increases, and the ferrite fraction in the structure decreases.

以下、製法Aの各工程について説明する。   Hereinafter, each process of the manufacturing method A is demonstrated.

<準備工程>
製法Aにおける準備工程は、本開示における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。
スラブの化学組成は、原料である溶鋼の化学組成と同様とみなせる。その理由は、スラブを製造する工程は、鋼の化学組成に影響を及ぼさないためである。
<Preparation process>
The preparation process in the manufacturing method A is a process of preparing the slab which has the chemical composition in this indication.
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.
When manufacturing a slab, the molten steel which has the above-mentioned chemical composition is manufactured, for example, and a slab is manufactured using the manufactured molten steel. At this time, 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.
The chemical composition of the slab can be regarded as the same as the chemical composition of the molten steel that is the raw material. The reason is that the process of manufacturing the slab does not affect the chemical composition of the steel.

<熱延工程>
製法Aにおける熱延工程は、スラブを1060〜1200℃の温度に加熱し、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。
<Hot rolling process>
The hot rolling step in production method A is a step of heating the slab to a temperature of 1060 to 1200 ° C. and hot rolling the heated slab to obtain a hot rolled steel sheet.

スラブを加熱する温度(以下、「加熱温度」ともいう)が1200℃以下であることにより、オーステナイト粒を微細化できる。加熱温度は、好ましくは1180℃以下である。
また、加熱温度が1060℃以上であることにより、圧延中の結晶粒の微細化を実現できる。また、加熱温度が1060℃以上であることにより、圧延後の析出強化を実現でき、その結果、熱延鋼板の強度を向上させることもできる。これらの効果の観点から、加熱温度は、好ましくは1100℃以上である。
When the temperature for heating the slab (hereinafter also referred to as “heating temperature”) is 1200 ° C. or less, the austenite grains can be refined. The heating temperature is preferably 1180 ° C. or lower.
Moreover, refinement | miniaturization of the crystal grain during rolling is realizable because heating temperature is 1060 degreeC or more. Moreover, when the heating temperature is 1060 ° C. or higher, precipitation strengthening after rolling can be realized, and as a result, the strength of the hot-rolled steel sheet can be improved. From the viewpoint of these effects, the heating temperature is preferably 1100 ° C. or higher.

製法Aにおいて、スラブの加熱温度は、スラブの表面温度を意味する。
製法Aにおいて、熱延鋼板の温度(FT、T1、T2、CT)は、熱延鋼板の表面温度を意味する。
製法Aにおいて、冷却速度(V1、V2)は、熱伝導計算によって求められる、肉厚中央部における冷却速度を意味する。
In the manufacturing method A, the heating temperature of the slab means the surface temperature of the slab.
In the manufacturing method A, the temperature (FT, T1, T2, CT) of a hot-rolled steel sheet means the surface temperature of a hot-rolled steel sheet.
In the production method A, the cooling rates (V1, V2) mean the cooling rate at the central portion of the thickness, which is obtained by heat conduction calculation.

熱間圧延は、上記加熱温度に加熱されたスラブに対し、粗圧延及び仕上げ圧延をこの順に施すことにより行う。
粗圧延及び仕上げ圧延は、それぞれ、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、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。
以下の仕上げ圧延温度FT(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。
Hot rolling is performed by subjecting the slab heated to the heating temperature to rough rolling and finish rolling in this order.
Rough rolling and finish rolling are performed using a rough rolling mill and a finish rolling mill, respectively. Both the rough rolling mill and the finish rolling mill include a plurality of rolling stands arranged in a row, and each rolling stand includes a roll pair.
The following finish rolling temperature FT (that is, finish rolling finish temperature) is the surface temperature of the hot-rolled steel sheet on the exit side of the final stand of the finish rolling mill.

仕上げ圧延温度FT(℃)は、圧延抵抗を低減して生産性を向上させる観点から、好ましくは、Ar変態温度以上とする。仕上げ圧延温度(℃)がAr変態温度以上であると、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。
本開示における化学組成では、Ar変態温度は750以上となり得る。
The finish rolling temperature FT (° C.) is preferably not less than the Ar 3 transformation temperature from the viewpoint of reducing the rolling resistance and improving the productivity. When the finish rolling temperature (° C.) is equal to or higher than the Ar 3 transformation temperature, the phenomenon of rolling in the two-phase region of ferrite and austenite is suppressed, and the formation of lamellar structure and the deterioration of mechanical properties accompanying this phenomenon can be suppressed. .
With the chemical composition in the present disclosure, the Ar 3 transformation temperature can be 750 or higher.

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60〜80%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。   In hot rolling, the rolling reduction in the austenite non-recrystallization temperature region is preferably 60 to 80%. In this case, the unrecrystallized structure is refined.

<冷却工程>
製法Aにおける冷却工程は、熱延工程で得られた熱延鋼板を、熱間圧延終了(詳細には仕上げ圧延終了)から強冷却開始までの時間を20秒以内として、5℃/s以上の冷却速度V1にて、580〜680℃である強冷却停止温度T1となるまで強冷却し、次いで、550〜670℃である徐冷却停止温度T2(但し、T1>T2を満足する)となるまで徐冷却する工程である。
製法Aにおける冷却工程は、ROT(ランアウトテーブル)上にて実施される。
製法Aにおける冷却工程を、以下、「ROT冷却」と称することがある。
<Cooling process>
The cooling step in the production method A is performed at a temperature of 5 ° C./s or more with the hot-rolled steel sheet obtained in the hot-rolling step being within 20 seconds from the end of hot rolling (more specifically, finishing rolling) to the start of strong cooling. At the cooling rate V1, strong cooling is performed until the strong cooling stop temperature T1 is 580 to 680 ° C., and then the slow cooling stop temperature T2 is 550 to 670 ° C. (however, T1> T2 is satisfied) This is a step of slow cooling.
The cooling process in the manufacturing method A is performed on a ROT (runout table).
Hereinafter, the cooling step in the production method A may be referred to as “ROT cooling”.

強冷却直前の鋼板の表面温度は特に限定しないが、Ar3変態温度以上であることが好ましい。強冷却直前の鋼板の表面温度がAr3変態温度以上であれば、結晶粒が粗大化及びこれによる強度の低下を抑制できる。The surface temperature of the steel plate immediately before strong cooling is not particularly limited, but is preferably not less than the Ar 3 transformation temperature. If the surface temperature of the steel sheet immediately before the strong cooling is equal to or higher than the Ar 3 transformation temperature, the crystal grains can be prevented from becoming coarse and the strength from being lowered.

強冷却は、熱間圧延終了(詳細には仕上げ圧延終了)から20秒以内(より好ましくは10秒以内)に開始する。   Strong cooling starts within 20 seconds (more preferably within 10 seconds) from the end of hot rolling (more specifically, finishing rolling).

強冷却は、5℃/s以上の冷却速度V1にて行う。
ここで、冷却速度V1は、肉厚中央部での冷却速度である。冷却速度V1は、熱伝導によって計算される値である。
冷却速度V1が5℃/s以上であることにより、冷却による過冷度が十分となり、その結果、フェライトの核生成サイトが十分に得られる。
冷却速度V1は、好ましくは7℃/s以上であり、より好ましくは8℃/s以上である。
Strong cooling is performed at a cooling rate V1 of 5 ° C./s or higher.
Here, the cooling rate V1 is a cooling rate at the central portion of the wall thickness. The cooling rate V1 is a value calculated by heat conduction.
When the cooling rate V1 is 5 ° C./s or more, the degree of supercooling due to cooling becomes sufficient, and as a result, sufficient ferrite nucleation sites are obtained.
The cooling rate V1 is preferably 7 ° C./s or higher, more preferably 8 ° C./s or higher.

強冷却は、580〜680℃である強冷却停止温度T1となるまで行う。
強冷却停止温度T1が580℃以上であることにより、CCT線図において、熱延鋼板の温度がフェライト領域を通過してパーライト領域及び/又はベイナイト領域に到達する現象を抑制できるので、フェライト分率60%以上を達成し易い。強冷却停止温度T1は、好ましくは600℃以上であり、より好ましくは610℃以上である。
また、強冷却停止温度T1が680℃以下であることにより、初析フェライトを強化するNbの析出が過時効となる現象を抑制でき、その結果、熱延鋼板の強度の低下を抑制できる。強冷却停止温度T1は、好ましくは670℃以下であり、より好ましくは655℃以下である。
The strong cooling is performed until a strong cooling stop temperature T1 of 580 to 680 ° C. is reached.
Since the strong cooling stop temperature T1 is 580 ° C. or higher, in the CCT diagram, the phenomenon that the temperature of the hot-rolled steel sheet passes through the ferrite region and reaches the pearlite region and / or the bainite region can be suppressed. It is easy to achieve 60% or more. The strong cooling stop temperature T1 is preferably 600 ° C. or higher, more preferably 610 ° C. or higher.
Moreover, when the strong cooling stop temperature T1 is 680 ° C. or less, the phenomenon that the precipitation of Nb strengthening the pro-eutectoid ferrite becomes over-aged can be suppressed, and as a result, the strength reduction of the hot-rolled steel sheet can be suppressed. The strong cooling stop temperature T1 is preferably 670 ° C. or lower, more preferably 655 ° C. or lower.

強冷却は、好ましくは水冷によって行う。
強冷却は、例えば、水冷装置を用い、水冷装置における水流密度を通常の条件よりも高くすることによって実施する。
Strong cooling is preferably performed by water cooling.
The strong cooling is performed by, for example, using a water cooling device and increasing the water flow density in the water cooling device higher than the normal condition.

強冷却停止温度T1は、言い換えれば、徐冷却開始温度である。   In other words, the strong cooling stop temperature T1 is the slow cooling start temperature.

冷却工程では、強冷却された熱延鋼板を、550〜670℃である徐冷却停止温度T2(但し、T1>T2を満足する)となるまで徐冷却する。   In the cooling step, the strongly cooled hot-rolled steel sheet is gradually cooled until it reaches a slow cooling stop temperature T2 of 550 to 670 ° C. (however, T1> T2 is satisfied).

徐冷却は、2〜4℃/sである冷却速度V2にて行うことが好ましい。
冷却速度V2が2℃/s以上であると、徐冷却停止温度T2及び巻取り温度CTをより低くすることができるので、結晶粒の粗大化を抑制できる。
冷却速度V2が4℃/s以下であると、CCT線図において、熱延鋼板の温度がフェライト領域を通過してパーライト領域及び/又はベイナイト領域に到達する現象を抑制できるので、フェライト分率60%以上を達成し易い。
The slow cooling is preferably performed at a cooling rate V2 of 2 to 4 ° C./s.
When the cooling rate V2 is 2 ° C./s or more, the slow cooling stop temperature T2 and the coiling temperature CT can be further lowered, so that crystal grain coarsening can be suppressed.
When the cooling rate V2 is 4 ° C./s or less, the phenomenon that the temperature of the hot-rolled steel sheet passes through the ferrite region and reaches the pearlite region and / or the bainite region in the CCT diagram can be suppressed. % Or more is easy to achieve.

徐冷却は、550〜670℃である徐冷却停止温度T2(但し、T1>T2を満足する)となるまで行う。
徐冷却停止温度T2が550℃以上であると、CCT線図において、熱延鋼板の温度がフェライト領域を通過してパーライト領域及び/又はベイナイト領域に到達する現象を抑制できるので、フェライト分率60%以上を達成し易い。徐冷却停止温度T2は、好ましくは580℃以上であり、より好ましくは590℃以上である。
徐冷却停止温度T2が670℃以下であると、結晶粒の粗大化を抑制できる。徐冷却停止温度T2は、好ましくは650℃以下であり、より好ましくは635℃以下であり、更に好ましくは620℃以下である。
The gradual cooling is performed until a gradual cooling stop temperature T2 of 550 to 670 ° C. (however, T1> T2 is satisfied).
When the slow cooling stop temperature T2 is 550 ° C. or higher, in the CCT diagram, the phenomenon that the temperature of the hot-rolled steel sheet passes through the ferrite region and reaches the pearlite region and / or the bainite region can be suppressed. % Or more is easy to achieve. The slow cooling stop temperature T2 is preferably 580 ° C. or higher, more preferably 590 ° C. or higher.
When the slow cooling stop temperature T2 is 670 ° C. or lower, the coarsening of crystal grains can be suppressed. The slow cooling stop temperature T2 is preferably 650 ° C. or lower, more preferably 635 ° C. or lower, and further preferably 620 ° C. or lower.

徐冷却は、好ましくは水冷によって行う。
徐冷却は、例えば、水冷装置を用い、水冷装置における水流密度を、強冷却時の水流密度よりも低くすることによって実施する。
The slow cooling is preferably performed by water cooling.
The slow cooling is performed, for example, by using a water cooling device and setting the water flow density in the water cooling device to be lower than the water flow density at the time of strong cooling.

<巻取り工程>
製法Aにおける巻取り工程は、冷却工程で冷却された熱延鋼板を、500〜600℃である巻取り温度CT(但し、T2>CTを満足する)にて巻取ることにより、ホットコイルの形態の熱延鋼板を得る工程である。
<Winding process>
The winding process in the manufacturing method A is the form of a hot coil by winding the hot-rolled steel sheet cooled in the cooling process at a winding temperature CT of 500 to 600 ° C. (provided T2> CT is satisfied). It is the process of obtaining the hot-rolled steel plate.

徐冷却停止温度T2から巻取り温度CTまで放冷される際の冷却速度は、好ましくは0.1〜1.5℃/sであり、より好ましくは0.3〜1.5℃/sであり、更に好ましくは0.5〜1.5℃/sである。   The cooling rate at the time of cooling from the slow cooling stop temperature T2 to the coiling temperature CT is preferably 0.1 to 1.5 ° C / s, more preferably 0.3 to 1.5 ° C / s. Yes, more preferably 0.5 to 1.5 ° C./s.

巻取り温度CTは、500〜600℃である。
巻取り温度CTが500℃以上であると、CCT線図において、熱延鋼板の温度がフェライト領域を通過してパーライト領域及び/又はベイナイト領域に到達する現象を抑制できるので、フェライト分率60%以上を達成し易い。これにより、平均結晶粒径15μm以下、及び、粗大結晶粒率20%以下を達成し易い。巻取り温度CTは、好ましくは510℃以上であり、より好ましくは520℃以上である。
巻取り温度CTが580℃以下であると、フェライト粒の粗大化を抑制できる。これにより、平均結晶粒径15μm以下、及び、粗大結晶粒率20%以下を達成し易い。巻取り温度CTは、好ましくは590℃以下であり、より好ましくは580℃以下である。
The winding temperature CT is 500 to 600 ° C.
When the coiling temperature CT is 500 ° C. or higher, in the CCT diagram, the phenomenon that the temperature of the hot-rolled steel sheet passes through the ferrite region and reaches the pearlite region and / or the bainite region can be suppressed, so the ferrite fraction is 60%. It is easy to achieve the above. Thereby, it is easy to achieve an average crystal grain size of 15 μm or less and a coarse crystal grain ratio of 20% or less. The winding temperature CT is preferably 510 ° C. or higher, more preferably 520 ° C. or higher.
When the coiling temperature CT is 580 ° C. or less, the coarsening of ferrite grains can be suppressed. Thereby, it is easy to achieve an average crystal grain size of 15 μm or less and a coarse crystal grain ratio of 20% or less. The winding temperature CT is preferably 590 ° C. or lower, and more preferably 580 ° C. or lower.

〔電縫鋼管の製法の一例〕
次に、本開示の電縫鋼管の好ましい製造方法の一例として、電縫鋼管の製法Xについて説明する。
電縫鋼管の製法Xは、
前述した本開示の熱延鋼板を準備する工程(以下、「熱延鋼板準備工程」ともいう)と、
上記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ことにより電縫鋼管を得る工程(以下、「造管工程」ともいう)と、
を含む。
[Example of manufacturing method of ERW steel pipe]
Next, as an example of a preferred method for producing the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure, a method X for producing the electric resistance welded steel pipe will be described.
The manufacturing method X of ERW steel pipe is
The step of preparing the hot-rolled steel sheet of the present disclosure described above (hereinafter, also referred to as “hot-rolled steel sheet preparation step”),
A process of obtaining an electric-welded steel pipe by forming an electric-welded welded portion by electro-welding the butt portion of the obtained open pipe by roll forming the hot-rolled steel sheet (hereinafter referred to as “pipe-forming process”). ")
including.

製法Xにおける造管工程は、化学組成、ポリゴナルフェライト分率、平均結晶粒径、及び粗大結晶粒率に影響を及ぼさない。従って、本開示の熱延鋼板を用いる製法Xにより、本開示の電縫鋼管が製造される。   The tube forming process in the production method X does not affect the chemical composition, the polygonal ferrite fraction, the average crystal grain size, and the coarse crystal grain ratio. Therefore, the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is manufactured by the manufacturing method X using the hot-rolled steel sheet of the present disclosure.

熱延鋼板準備工程は、ホットコイルの形態である本開示の熱延鋼板を準備する工程であることが好ましい。
この場合、造管工程では、ホットコイルから本開示の熱延鋼板を巻き出し、巻き出された本開示の熱延鋼板をロール成形する。
It is preferable that a hot-rolled steel plate preparation process is a process of preparing the hot-rolled steel plate of this indication which is a form of a hot coil.
In this case, in the tube forming step, the hot rolled steel sheet of the present disclosure is unwound from a hot coil, and the unrolled hot rolled steel sheet of the present disclosure is roll-formed.

熱延鋼板準備工程は、本開示の熱延鋼板(好ましくは、ホットコイルの形態の本開示の熱延鋼板)を製造する工程であってもよいし、予め製造されていた本開示の熱延鋼板(好ましくは、ホットコイルの形態の本開示の熱延鋼板)を単に準備するだけの工程であってもよい。
いずれの場合においても、ホットコイルの形態の本開示の熱延鋼板は、前述した製法Aに従って製造することが好ましい。
The hot-rolled steel sheet preparation step may be a process of manufacturing the hot-rolled steel sheet of the present disclosure (preferably, the hot-rolled steel sheet of the present disclosure in the form of a hot coil), or the hot-rolled steel sheet of the present disclosure that has been manufactured in advance. It may be a step of merely preparing a steel plate (preferably, a hot-rolled steel plate of the present disclosure in the form of a hot coil).
In any case, the hot-rolled steel sheet of the present disclosure in the form of a hot coil is preferably manufactured according to the manufacturing method A described above.

造管工程における各操作には特に制限はなく、公知の方法に従って行うことができる。   There is no restriction | limiting in particular in each operation in a pipe making process, According to a well-known method, it can carry out.

電縫鋼管の製法X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。
The manufacturing method X of an electric resistance steel pipe may include other steps as necessary.
Examples of 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.

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。   Examples of the present disclosure will be described below, but the present disclosure is not limited to the following examples.

〔実施例1〜13及び比較例1〜8〕
<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JにおけるREMは、具体的には、Ceである。
[Examples 1 to 13 and Comparative Examples 1 to 8]
<Manufacture of slabs and hot coils>
Slabs were produced by continuously casting molten steel having the chemical compositions of Steel A to Steel O shown in Table 1.
Specifically, REM in steel J is Ce.

上記スラブを加熱炉で加熱した。
スラブの加熱温度(℃)は表2に示すとおりであった。加熱後のスラブを粗圧延機を用いて圧延して、920℃まで放冷した。
その後、仕上げ圧延機で仕上げ圧延を実施した。未再結晶温度域での圧下率は、いずれの実施例及び比較例においても60〜80%であった。仕上げ圧延温度はいずれの実施例及び比較例においてもAr以上(具体的には750℃以上)であった。
The slab was heated in a heating furnace.
The heating temperature (° C.) of the slab was as shown in Table 2. The heated slab was rolled using a roughing mill and allowed to cool to 920 ° C.
Thereafter, finish rolling was performed with a finish rolling mill. The rolling reduction in the non-recrystallization temperature range was 60 to 80% in all examples and comparative examples. The finish rolling temperature was Ar 3 or higher (specifically, 750 ° C. or higher) in any of the examples and comparative examples.

仕上げ圧延後の鋼板に対して、ROT冷却(即ち、冷却工程)を実施した。
ROT冷却は、仕上げ圧延によって得られた熱延鋼板に対し、強冷却及び徐冷却を順次施すことにより行った。
仕上げ圧延終了から強冷却開始までの時間は、10秒以内であった。
強冷却及び徐冷却は、いずれも水冷装置を用いて行った。強冷却における冷却速度V1及び徐冷却における冷却速度V2は、いずれも、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した。
強冷却における冷却速度V1(℃/s)、強冷却停止温度T1(℃)、及び徐冷却停止温度T2(℃)は、表2に示すとおりであった。
徐冷却における冷却速度V2(℃/s)は、いずれの例においても、2〜4℃/sの範囲であった。
ROT cooling (that is, cooling process) was performed on the steel sheet after finish rolling.
ROT cooling was performed by sequentially applying strong cooling and gradual cooling to the hot-rolled steel sheet obtained by finish rolling.
The time from the end of finish rolling to the start of strong cooling was within 10 seconds.
Both strong cooling and gradual cooling were performed using a water cooling device. The cooling rate V1 in the strong cooling and the cooling rate V2 in the slow cooling were both adjusted by adjusting the water flow density in the water cooling device.
The cooling rate V1 (° C./s), the strong cooling stop temperature T1 (° C.), and the slow cooling stop temperature T2 (° C.) in the strong cooling were as shown in Table 2.
The cooling rate V2 (° C./s) in the slow cooling was in the range of 2 to 4 ° C./s in all examples.

ROT冷却後の熱延鋼板を放冷し、表2に示す巻取り温度CTにて巻取ることにより、ホットコイル(即ち、ホットコイルの形態の熱延鋼板)を得た。
徐冷却停止温度T2(℃)から巻取り温度CTまでの放冷における冷却速度は、いずれの実施例及び比較例においても、0.5〜1.5℃/sと見積もられた。
The hot rolled steel sheet after ROT cooling was allowed to cool and wound at the winding temperature CT shown in Table 2 to obtain a hot coil (that is, a hot rolled steel sheet in the form of a hot coil).
The cooling rate in cooling from the slow cooling stop temperature T2 (° C.) to the coiling temperature CT was estimated to be 0.5 to 1.5 ° C./s in any of the examples and comparative examples.

<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17mmの電縫鋼管(即ち、アズロール電縫鋼管)を得た。
<Manufacture of ERW steel pipe>
The hot rolled steel sheet is unwound from the hot coil, the rolled hot rolled steel sheet is formed into an open pipe, and the butt portion of the obtained open pipe is electro-welded to form an electro-welded weld. An ERW steel pipe (hereinafter, also referred to as “ERW pipe before shape adjustment”) was obtained.
Next, 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 17 mm (that is, an as-roll ERW steel pipe). )

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。   In addition, 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.

<熱延鋼板のYS、TS及びYR>
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について、圧延方向の引張試験を行うことにより、圧延方向のYS及び圧延方向のTSをそれぞれ測定した。更に、圧延方向のYS及び圧延方向のTSに基づき、圧延方向のYR(%)を算出した。
結果を表2に示す。
<YS, TS and YR of hot-rolled steel sheet>
The hot-rolled steel sheet was unwound from the hot coil, and the rolled hot-rolled steel sheet was subjected to a tensile test in the rolling direction, thereby measuring YS in the rolling direction and TS in the rolling direction. Furthermore, YR (%) in the rolling direction was calculated based on YS in the rolling direction and TS in the rolling direction.
The results are shown in Table 2.

ここで、YS及びTSの測定に用いる全厚の引張試験片は、熱延鋼板の板幅方向一端からの距離が板幅の1/4である位置(即ち、電縫鋼管における母材90°位置に対応する位置)から採取した。   Here, the tensile test piece of full thickness used for the measurement of YS and TS is a position where the distance from one end in the plate width direction of the hot-rolled steel plate is 1/4 of the plate width (that is, the base material 90 ° in the ERW steel pipe). From the position corresponding to the position).

<電縫鋼管の測定及び評価>
サイジングロールによる形状調整後の電縫鋼管について、以下の測定及び評価を行った。
結果を表2に示す。
<Measurement and evaluation of ERW steel pipe>
The following measurements and evaluations were performed on the ERW steel pipe after shape adjustment by the sizing roll.
The results are shown in Table 2.

(YS、TS及びYR)
サイジングロールによる形状調整後の電縫鋼管について、管軸方向の引張試験を行うことにより、管軸方向のYS及び管軸方向のTSを測定した。詳細な測定方法は前述したとおりである。更に、管軸方向のYS及び管軸方向のTSに基づき、圧延方向のYR(%)を算出した。
(YS, TS and YR)
About the electric resistance welded steel pipe after shape adjustment by a sizing roll, the tensile test of the pipe axis direction was performed, and YS of the pipe axis direction and TS of the pipe axis direction were measured. The detailed measurement method is as described above. Further, YR (%) in the rolling direction was calculated based on YS in the tube axis direction and TS in the tube axis direction.

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、いずれの実施例及び比較例においても、降伏伸びが観測されなかった。即ち、いずれの実施例及び比較例の電縫鋼管もアズロール電縫鋼管であることが確認された。   In the tensile test in the tube axis direction in the measurement of YS and TS, no yield elongation was observed in any of the examples and comparative examples. That is, it was confirmed that the electric resistance welded steel pipes of any of the examples and the comparative examples were as roll electric resistance welded steel pipes.

(フェライト分率、平均結晶粒径、及び粗大結晶粒率)
サイジングロールによる形状調整後の電縫鋼管について、EBSD−OIMを用い、前述した方法により、母材部の肉厚中央部の金属組織における、フェライト分率、平均結晶粒径、及び粗大結晶粒率をそれぞれ測定した。
EBSD−OIMにおける解析ソフトとしては、TSLソリューションズ社製の「TSL OIM Analysis 7」を用いた。
(Ferrite fraction, average crystal grain size, and coarse crystal grain ratio)
About ERW steel pipe after shape adjustment by sizing roll, ferrite fraction, average crystal grain size, and coarse grain ratio in metal structure of thick central part of base metal part using EBSD-OIM and by the method described above Was measured respectively.
As analysis software in EBSD-OIM, “TSL OIM Analysis 7” manufactured by TSL Solutions was used.

また、上記フェライト分率の測定において、母材部の肉厚中央部の金属組織における残部(即ち、ポリゴナルフェライト以外の組織)の種類も確認した。
表2中、「B,P」との表記は、ベイナイト及びパーライトの少なくとも一方であることを意味する。
Further, in the measurement of the ferrite fraction, the type of the remainder (that is, the structure other than polygonal ferrite) in the metal structure at the center of the thickness of the base metal part was also confirmed.
In Table 2, the notation “B, P” means at least one of bainite and pearlite.

(平均結晶粒径、粗大結晶粒率)
前述した方法により、サイジングロールによる形状調整後の電縫鋼管における、母材部の肉厚中央部の平均結晶粒径及び粗大結晶粒率を測定した。
(Average crystal grain size, coarse crystal grain ratio)
By the method described above, the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio of the central portion of the base metal part in the ERW steel pipe after the shape adjustment by the sizing roll were measured.

(低温靭性の評価(DWTT保証温度の測定))
サイジングロールによる形状調整後の電縫鋼管から、円弧状の部材を採取し、採取した円弧状の部材を平板状に加工することにより、全厚のDWTT試験片を作製した。
(Evaluation of low temperature toughness (DWTT guaranteed temperature measurement))
A full-thickness DWTT test piece was prepared by collecting an arc-shaped member from the ERW steel pipe after shape adjustment by a sizing roll and processing the collected arc-shaped member into a flat plate shape.

図6は、作製したDWTT試験片の概略正面図である。
図6中の数値の単位は、mmである。
ここで、DWTT試験片の長手方向(長さ300mmの方向)が、電縫鋼管の管周方向に対応する。DWTT試験の長手方向の中央部が、電縫鋼管の母材90°位置に対応する。
図6に示すように、DWTT試験片には、上記長手方向の中央部に、深さ5mmのノッチを設けた。
FIG. 6 is a schematic front view of the produced DWTT test piece.
The unit of the numerical values in FIG. 6 is mm.
Here, the longitudinal direction (direction of length 300 mm) of the DWTT test piece corresponds to the pipe circumferential direction of the ERW steel pipe. The center part in the longitudinal direction of the DWTT test corresponds to the 90 ° position of the base material of the ERW steel pipe.
As shown in FIG. 6, the DWTT test piece was provided with a notch having a depth of 5 mm at the center in the longitudinal direction.

以上のDWTT試験片を用い、ASTM E 436の規定に準拠してDWTT試験を行い、延性破面率が85%以上となる温度の最低値であるDWTT保証温度を求めた。
DWTT保証温度が低い程、低温靭性に優れる。
Using the above DWTT test piece, a DWTT test was performed in accordance with the provisions of ASTM E 436, and a DWTT guaranteed temperature, which is the lowest temperature at which the ductile fracture surface ratio becomes 85% or more, was determined.
The lower the DWTT guaranteed temperature, the better the low temperature toughness.

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(F1が0.300〜0.350であることを含む)を満足し、母材部の肉厚中央部の金属組織において、F分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、粗大結晶粒率が20%以下である各実施例の電縫鋼管は、DWTT保証温度が低く、低温靭性に優れていた。
また、各実施例の電縫鋼管は、YRが80〜95%の範囲内であり、ラインパイプ用鋼管として要求される塑性変形代が確保されていることが確認された。
As shown in Table 1 and Table 2, it satisfies the chemical composition of the base material part (including that F1 is 0.300 to 0.350) in the present disclosure, and the metal structure of the central part of the base material part. The ERW steel pipe of each example having an F fraction of 60 to 90%, an average crystal grain size of 15 μm or less, and a coarse crystal grain ratio of 20% or less has a low DWTT guaranteed temperature and low temperature toughness It was excellent.
Moreover, it was confirmed that the ERW steel pipe of each Example has YR in the range of 80 to 95%, and a plastic deformation allowance required as a steel pipe for line pipes is secured.

各実施例に対し、F1が0.300未満である比較例1及び7では、平均結晶粒径が過大であり、DWTT保証温度が高すぎた(即ち、低温靭性に劣っていた)。平均結晶粒径が過大であった理由は、F1が0.300未満であることにより、フェライト粒が粗大化したためと考えられる。   In each of Examples, in Comparative Examples 1 and 7 in which F1 was less than 0.300, the average crystal grain size was excessive and the DWTT guaranteed temperature was too high (that is, the low temperature toughness was inferior). The reason why the average crystal grain size was excessive is considered that the ferrite grains were coarsened because F1 was less than 0.300.

また、F1が0.350超である比較例2及び8では、F分率が低すぎ、DWTT保証温度が高すぎた(即ち、低温靭性に劣っていた)。
これら比較例2及び8では、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が過大であった。この理由は、F1が0.350超であることにより、F分率が低くなりすぎたためと考えられる。
Further, in Comparative Examples 2 and 8 in which F1 was more than 0.350, the F fraction was too low and the DWTT guaranteed temperature was too high (that is, the low temperature toughness was inferior).
In these Comparative Examples 2 and 8, the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio were excessive. The reason for this is considered to be that the F fraction is too low because F1 exceeds 0.350.

また、比較例3では、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が過大であり、DWTT保証温度が高すぎた(即ち、低温靭性に劣っていた)。
比較例3において平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が過大であった理由は、スラブの加熱温度が高すぎたために、スラブの加熱時にオーステナイト粒が粗大化したためと考えられる。
Further, in Comparative Example 3, the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio were excessive, and the DWTT guaranteed temperature was too high (that is, the low temperature toughness was inferior).
The reason why the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio were excessive in Comparative Example 3 is considered that the austenite grains became coarse during the heating of the slab because the heating temperature of the slab was too high.

また、比較例4では、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が過大であり、DWTT保証温度が高すぎた(即ち、低温靭性に劣っていた)。
比較例4において平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が過大であった理由は、スラブの加熱温度が低すぎたために、圧延による結晶粒の微細化の効果が不十分であったためと考えられる。
In Comparative Example 4, the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio were excessive, and the DWTT guaranteed temperature was too high (that is, the low temperature toughness was inferior).
The reason why the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio were excessive in Comparative Example 4 is considered to be because the effect of refining crystal grains by rolling was insufficient because the heating temperature of the slab was too low.

また、比較例5では、F分率が低すぎ、DWTT保証温度が高かすぎた(即ち、低温靭性に劣っていた)。
比較例5においてF分率が低すぎた理由は、強冷却停止温度T1、徐冷却停止温度T2、及び巻取り温度CTが低すぎたためと考えられる。
Moreover, in the comparative example 5, F fraction was too low and DWTT guarantee temperature was too high (namely, it was inferior to low temperature toughness).
The reason why the F fraction was too low in Comparative Example 5 is considered to be that the strong cooling stop temperature T1, the slow cooling stop temperature T2, and the winding temperature CT were too low.

また、比較例6では、平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が過大であり、DWTT保証温度が高かすぎた(即ち、低温靭性に劣っていた)。
比較例6において平均結晶粒径及び粗大結晶粒率が過大であった理由は、強冷却における冷却速度V1が低すぎたために、強冷却停止温度T1及び巻取り温度CTが高くなりすぎ、その結果、粗大なフェライト粒が生じたためと考えられる。
In Comparative Example 6, the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio were excessive, and the DWTT guaranteed temperature was too high (that is, the low temperature toughness was inferior).
The reason why the average crystal grain size and the coarse crystal grain ratio were excessive in Comparative Example 6 was that the cooling rate V1 in the strong cooling was too low, and thus the strong cooling stop temperature T1 and the winding temperature CT were too high. This is probably because coarse ferrite grains were generated.

Claims (7)

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: 0.030〜0.120%、
Si:0.05〜0.30%、
Mn:0.50〜2.00%、
P :0〜0.030%、
S :0〜0.0100%、
Al:0.010〜0.035%、
N :0.0010〜0.0080%、
Nb:0.010〜0.080%、
Ti:0.005〜0.030%、
Ni:0.001〜0.20%、
Mo:0.10〜0.20%、
V:0〜0.010%、
O:0〜0.0030%、
Ca:0〜0.0050%、
Cr:0〜0.30%、
Cu:0〜0.30%、
Mg:0〜0.0050%、
REM:0〜0.0100%、及び
残部:Fe及び不純物からなり、下記式(1)で定義されるF1が0.300〜0.350であり、
前記母材部の肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒率が20%以下であり、
管軸方向の降伏比が80〜95%であるラインパイプ用アズロール電縫鋼管。
F1 = C+Si/24+Mn/6+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/3+Nb/3 … 式(1)
〔式(1)において、C、Si、Mn、Ni、Cr、Mo、V、及びNbは、それぞれ、各元素の質量%を表す。〕
Including the base metal part and the ERW welded part,
The chemical composition of the base material part is mass%,
C: 0.030 to 0.120%,
Si: 0.05-0.30%,
Mn: 0.50 to 2.00%,
P: 0 to 0.030%,
S: 0 to 0.0100%,
Al: 0.010 to 0.035%,
N: 0.0010 to 0.0080%,
Nb: 0.010 to 0.080%,
Ti: 0.005 to 0.030%,
Ni: 0.001 to 0.20%,
Mo: 0.10 to 0.20%,
V: 0 to 0.010%,
O: 0 to 0.0030%,
Ca: 0 to 0.0050%,
Cr: 0 to 0.30%,
Cu: 0 to 0.30%,
Mg: 0 to 0.0050%,
REM: 0 to 0.0100%, balance: Fe and impurities, F1 defined by the following formula (1) is 0.300 to 0.350,
In the metal structure of the central portion of the base metal part, the polygonal ferrite fraction is 60 to 90%, the average crystal grain size is 15 μm or less, and the crystal grain area ratio is 20 μm or more. A certain coarse crystal grain ratio is 20% or less,
An as-roll ERW steel pipe for line pipes with a yield ratio in the pipe axis direction of 80 to 95%.
F1 = C + Si / 24 + Mn / 6 + Ni / 40 + Cr / 5 + Mo / 4 + V / 3 + Nb / 3 Formula (1)
[In Formula (1), C, Si, Mn, Ni, Cr, Mo, V, and Nb represent the mass% of each element, respectively. ]
前記母材部の化学組成が、質量%で、
V:0%超0.010%以下、
Ca:0%超0.0030%以下、
Cr:0%超0.30%以下、
Cu:0%超0.30%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。
The chemical composition of the base material part is mass%,
V: more than 0% and 0.010% or less,
Ca: more than 0% and 0.0030% or less,
Cr: more than 0% and 0.30% or less,
Cu: more than 0% and 0.30% or less,
The as-rolled electric-welded steel pipe for line pipes according to claim 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.
管軸方向の降伏強度が450〜540MPaであり、管軸方向の引張強度が510〜625MPaである請求項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。   The as-roll electric-welded steel pipe for line pipes according to claim 1 or 2, wherein the yield strength in the tube axis direction is 450 to 540 MPa, and the tensile strength in the tube axis direction is 510 to 625 MPa. 肉厚が12〜25mmであり、外径が304.8〜660.4mmである請求項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。   The as-rolled electric-welded steel pipe for a line pipe according to any one of claims 1 to 3, wherein the wall thickness is 12 to 25 mm and the outer diameter is 304.8 to 660.4 mm. 前記管軸方向の降伏比が80〜93%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。   The as-roll electric-welded steel pipe for a line pipe according to any one of claims 1 to 4, wherein a yield ratio in the pipe axis direction is 80 to 93%. 請求項1〜請求項5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の製造に用いられる熱延鋼板であって、
化学組成が、質量%で、
C: 0.030〜0.120%、
Si:0.05〜0.30%、
Mn:0.50〜2.00%、
P :0〜0.030%、
S :0〜0.0100%、
Al:0.010〜0.035%、
N :0.0010〜0.0080%、
Nb:0.010〜0.080%、
Ti:0.005〜0.030%、
Ni:0.001〜0.20%、
Mo:0.10〜0.20%、
V:0〜0.010%、
O:0〜0.0030%、
Ca:0〜0.0050%、
Cr:0〜0.30%、
Cu:0〜0.30%、
Mg:0〜0.0050%、
REM:0〜0.0100%、及び
残部:Fe及び不純物からなり、前記式(1)で定義されるF1が0.300〜0.350であり、
肉厚中央部の金属組織において、ポリゴナルフェライト分率が60〜90%であり、平均結晶粒径が15μm以下であり、結晶粒径が20μm以上の結晶粒の面積率である粗大結晶粒率が20%以下である熱延鋼板。
A hot-rolled steel sheet used in the manufacture of an as-rolled electric-welded steel pipe for a line pipe according to any one of claims 1 to 5,
Chemical composition is mass%,
C: 0.030 to 0.120%,
Si: 0.05-0.30%,
Mn: 0.50 to 2.00%,
P: 0 to 0.030%,
S: 0 to 0.0100%,
Al: 0.010 to 0.035%,
N: 0.0010 to 0.0080%,
Nb: 0.010 to 0.080%,
Ti: 0.005 to 0.030%,
Ni: 0.001 to 0.20%,
Mo: 0.10 to 0.20%,
V: 0 to 0.010%,
O: 0 to 0.0030%,
Ca: 0 to 0.0050%,
Cr: 0 to 0.30%,
Cu: 0 to 0.30%,
Mg: 0 to 0.0050%,
REM: 0 to 0.0100%, balance: Fe and impurities, F1 defined by the above formula (1) is 0.300 to 0.350,
In the metal structure at the center of the wall thickness, the fraction of polygonal ferrite is 60 to 90%, the average crystal grain size is 15 μm or less, and the coarse crystal grain ratio is the area ratio of crystal grains having a crystal grain size of 20 μm or more. Is a hot-rolled steel sheet with 20% or less.
圧延方向の降伏強度が450〜500MPaであり、圧延方向の引張強度が510〜580MPaである請求項6に記載の熱延鋼板。   The hot rolled steel sheet according to claim 6, wherein the yield strength in the rolling direction is 450 to 500 MPa, and the tensile strength in the rolling direction is 510 to 580 MPa.
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Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2022511454A (en) * 2018-11-30 2022-01-31 ポスコ Structural steel with excellent low yield ratio and low temperature toughness characteristics and its manufacturing method
WO2022075027A1 (en) 2020-10-05 2022-04-14 Jfeスチール株式会社 Electric resistance welded steel pipe and method for manufacturing same

Families Citing this family (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP7206792B2 (en) * 2018-10-22 2023-01-18 日本製鉄株式会社 Steel for line pipes
JP7206793B2 (en) * 2018-10-22 2023-01-18 日本製鉄株式会社 Electric resistance welded steel pipes for line pipes and hot-rolled steel plates for line pipes
JP7159785B2 (en) * 2018-10-22 2022-10-25 日本製鉄株式会社 Steel for line pipes
KR102630980B1 (en) * 2019-08-23 2024-01-30 닛폰세이테츠 가부시키가이샤 Electrically welded steel pipe for line pipe
JP7315834B2 (en) * 2019-09-10 2023-07-27 日本製鉄株式会社 Electric resistance welded steel pipes for line pipes and hot-rolled steel plates for line pipes
KR20220069995A (en) * 2019-10-31 2022-05-27 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 Electric resistance welded pipe and manufacturing method thereof, line pipe and building structure
JP6973681B2 (en) * 2019-11-20 2021-12-01 Jfeスチール株式会社 Hot-rolled steel sheet for electric-sewn steel pipe and its manufacturing method, electric-sewn steel pipe and its manufacturing method, line pipe, building structure
WO2021161366A1 (en) * 2020-02-10 2021-08-19 日本製鉄株式会社 Line pipe-use electric resistance welded steel pipe
WO2021200402A1 (en) * 2020-04-02 2021-10-07 Jfeスチール株式会社 Electroseamed steel pipe, and method for manufacturing same
WO2023053837A1 (en) * 2021-09-29 2023-04-06 Jfeスチール株式会社 Rectangular steel pipe and method for manufacturing same, hot-rolled steel sheet and method for manufacturing same, and building structure

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH10298645A (en) * 1997-04-24 1998-11-10 Sumitomo Metal Ind Ltd Manufacture of hot rolled high tensile strength steel plate
WO2013027779A1 (en) * 2011-08-23 2013-02-28 新日鐵住金株式会社 Thick-walled electric-resistance-welded steel pipe and process for producing same
WO2014051119A1 (en) * 2012-09-27 2014-04-03 新日鐵住金株式会社 Electric resistance welded steel pipe
JP2016033236A (en) * 2014-07-31 2016-03-10 Jfeスチール株式会社 High strength hot rolled steel sheet excellent in strength-uniform elongation balance and production method thereof

Family Cites Families (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP4788146B2 (en) * 2004-03-09 2011-10-05 Jfeスチール株式会社 Hot rolled steel sheet for low YR type ERW welded steel pipe excellent in aging resistance and method for producing the same
JP4853075B2 (en) * 2006-03-28 2012-01-11 住友金属工業株式会社 Hot-rolled steel sheet for hydroforming and its manufacturing method, and electric resistance welded steel pipe for hydroforming
JP5292784B2 (en) * 2006-11-30 2013-09-18 新日鐵住金株式会社 Welded steel pipe for high-strength line pipe excellent in low temperature toughness and method for producing the same
JP5000447B2 (en) * 2007-02-13 2012-08-15 新日本製鐵株式会社 High strength ERW line pipe
RU2518830C1 (en) 2010-06-30 2014-06-10 Ниппон Стил Энд Сумитомо Метал Корпорейшн Hot-rolled steel sheet and method of its production
CA2869879C (en) * 2012-04-13 2017-08-29 Jfe Steel Corporation High-strength thick-walled electric resistance welded steel pipe having excellent low-temperature toughness and method for manufacturing the same
CN110088317A (en) * 2017-03-29 2019-08-02 日本制铁株式会社 Spool as-rolled condition electric welded steel pipe

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH10298645A (en) * 1997-04-24 1998-11-10 Sumitomo Metal Ind Ltd Manufacture of hot rolled high tensile strength steel plate
WO2013027779A1 (en) * 2011-08-23 2013-02-28 新日鐵住金株式会社 Thick-walled electric-resistance-welded steel pipe and process for producing same
WO2014051119A1 (en) * 2012-09-27 2014-04-03 新日鐵住金株式会社 Electric resistance welded steel pipe
JP2016033236A (en) * 2014-07-31 2016-03-10 Jfeスチール株式会社 High strength hot rolled steel sheet excellent in strength-uniform elongation balance and production method thereof

Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2022511454A (en) * 2018-11-30 2022-01-31 ポスコ Structural steel with excellent low yield ratio and low temperature toughness characteristics and its manufacturing method
JP7164718B2 (en) 2018-11-30 2022-11-01 ポスコ Structural Steel Having Excellent Low Yield Ratio and Low Temperature Toughness, and Method for Producing Same
WO2022075027A1 (en) 2020-10-05 2022-04-14 Jfeスチール株式会社 Electric resistance welded steel pipe and method for manufacturing same

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