JP7400752B2

JP7400752B2 - 鍛接鋼管及びその製造方法

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Publication number: JP7400752B2
Application number: JP2021024889A
Authority: JP
Inventors: 稜仲澤; 信介井手; 雅典松宮; 耕平瀧川
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2021-02-19
Filing date: 2021-02-19
Publication date: 2023-12-19
Anticipated expiration: 2041-02-19
Also published as: JP2022126989A

Description

本発明は、配管に適する、フレア加工性に優れる鍛接鋼管及びその製造方法に関する。

安価で加工性に優れる鍛接鋼管は、水道用配管などの配管設備に用いられている。こうした流体を通す配管の接合方法として、近年、施工省力化のため、管端にフレア加工を施してフランジを用いた接合方法が多く用いられている。フレア加工とは鋼管端部を拡管してつばだしする加工であり、鋼管周方向に過大な張力を与えて加工を行うため、優れた加工性（以下、「フレア加工性」とも記す）が要求されている。

鍛接鋼管は、成形後に端部を溶融させず、固相のまま衝合して接合する。そのため、鋼板の端部の板厚差（以下、「エッジ板厚差」とも記す）がそのまま鍛接衝合部に段差となって現れる。こうした段差が鍛接衝合部に存在するとフレア加工を行った際に応力が集中し、割れの起点となる。

例えば、特許文献１では、フレア加工性を満足させるために、鍛接衝合部のすじ深さと鍛接衝合部に存在する夾雑物の量を限定した鍛接鋼管が提案されている。さらに特許文献２には、鋼帯の肉厚、肉厚偏差、通板速度、帯幅、及び製造ラインの特性に応じて定める係数を変数とする関数を用いてエッジヒータでの加熱を制御し、鍛接鋼管の内面側に発生する段差の形状を修正し、円滑な形状に改善する方法が記載されている。

特許第４０７７８５９号特開２０１６－３２８１９号公報

しかしながら、特許文献１に記載されている技術では、すじや夾雑物が鍛接衝合部に発生しないものの、段差が鍛接衝合部に生じる場合には十分なフレア加工性が得られないという問題がある。
また、特許文献２で提案されているような鍛接衝合部の段差を低減する鍛接鋼管の製造方法においても、十分なフレア加工性を得る技術とはまだ言えない。
このように、従来の技術に対して、優れたフレア加工性を有する鍛接鋼管の技術として更なる改善が求められていた。

本発明は、上記の問題点を鑑みてなされたものであって、フレア加工性に優れる鍛接鋼管及びその製造方法を提供することを目的とする。
なお、フレア加工性に優れるとは、フレア加工後の外径が加工前の外径の１．６倍になるまで加工し、加工時に割れが生じない場合を指す。

本発明者らは、鍛接鋼管のフレア加工に関する研究を行い、フレア加工性に対して、鍛接衝合部の段差と衝合時の加熱温度が影響することに着目した。
そして、本発明者らは、鋼板を成形鍛接機で管状に成形しつつ、エッジ部を衝合して鍛接する方法において、得られる鍛接鋼管の最適な衝合部形状と衝合時の加熱温度について鋭意研究した。

その結果、衝合時の加熱温度がエッジ部同士を衝合した際の接着力に影響すること、及び加熱器で鋼板の左右（エッジ部両側）に付与した温度差により鍛接衝合部形状が変化することを知見した。
そして、鋼管素材の性質を考慮しつつ、加熱時の温度を適切化することにより、鍛接衝合部の接着力と鍛接衝合部の形状が良好になり、高いフレア加工性を実現できることを見出した。

本発明はかかる知見に基づいて、さらに検討を加えて完成されたものであり、本発明の要旨はつぎのとおりである。
［１］管本体部に鍛接衝合部が管軸方向に形成された鍛接鋼管であって、
前記鍛接衝合部を中心に管外周方向両側１．０ｍｍの範囲で、０．１ｍｍ間隔で計測された隣り合う鋼管肉厚の差の最大値△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ以下である、鍛接鋼管。
［２］前記鍛接衝合部から管外周方向両側５．０ｍｍの位置における鋼管肉厚の差△Ｘ_{（５ｍｍ）}が０．３０ｍｍ以下である、前記［１］に記載の鍛接鋼管。
［３］前記管本体部の管軸方向端部にフレア加工部を有する、前記［１］又は［２］に記載の鍛接鋼管。
［４］前記［１］～［３］のいずれかに記載の鍛接鋼管を製造する方法であり、
鋼板を加熱し、
前記鋼板のエッジ部両側に加熱を施し、前記鋼板を管状に成形し、前記鋼板に酸素混合空気を吹き付け、前記エッジ部同士を衝合することで鍛接する鍛接鋼管の製造方法であって、
前記加熱における前記エッジ部両側夫々に対する加熱温度Ｔ１（℃）及びＴ２（℃）が以下の式（１）及び式（２）を満たす、鍛接鋼管の製造方法。
Ｔ１＋１００×Δｘ≦Ｔ２≦Ｔ１＋１５０×△ｘ・・・式（１）
Ｔδ－５×（Ｏ_２－２０）≦Ｔ１・・・式（２）
ここで、前記式（１）、式（２）において、
△ｘ（ｍｍ）＝ｘ１（ｍｍ）－ｘ２（ｍｍ）、
ｘ１（ｍｍ）：前記エッジ部の一方の板厚、
ｘ２（ｍｍ）：前記エッジ部の他方の板厚、
ｘ１≧ｘ２、
Ｔ１（℃）：板厚がｘ１（ｍｍ）である前記エッジ部の加熱温度、
Ｔ２（℃）：板厚がｘ２（ｍｍ）である前記エッジ部の加熱温度、
Ｔδ（℃）：前記鋼板のδフェライト相発生温度、
Ｏ_２（体積％）：前記酸素混合空気中の酸素濃度、
を満たす。
また、酸素混合空気とは、所望の酸素濃度（体積％）になるまで、空気に酸素を混合させた気体のことを指す。

本発明によれば、フレア加工性に優れる鍛接鋼管が得られる。

図１は、本発明の鍛接鋼管の管軸方向に垂直な断面を示す模式図である。図２は、鍛接鋼管の鍛接衝合部近傍を拡大した模式図であり、（ａ）は、△Ｘ_{（５ｍｍ）}の計測方法を説明するための図であり、（ｂ）及び（ｃ）は、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}の計測方法を説明するための図である。図３の（ａ）は、フレア加工を施す前の鍛接鋼管の模式図であり、（ｂ）は、フレア加工を施した後の鍛接鋼管の模式図である。図４は、本発明の鍛接鋼管の製造設備の模式図である。図５は、本発明の鍛接鋼管の鍛接衝合部近傍を拡大した模式図である。（ａ）は、エッジ部両側に対し、適切な加熱温度で加熱がなされて得られた鍛接鋼管の鍛接衝合部近傍の模式図である。（ｂ）は、エッジ部両側に対する加熱温度差が不足した場合の鍛接鋼管の鍛接衝合部近傍の模式図である。（ｃ）は、エッジ部両側に対する加熱温度差が過剰である場合の鍛接鋼管の鍛接衝合部近傍の模式図である。

＜鍛接鋼管＞
図１は、本発明の鍛接鋼管１の管軸方向に垂直な断面を示す模式図である。
本発明の鍛接鋼管１は、管本体部１１に鍛接衝合部１２が管軸方向に形成されており、鍛接衝合部１２を中心に管外周方向両側１.０ｍｍの範囲で、０．１ｍｍ間隔で計測された隣り合う鋼管肉厚の差の最大値△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ以下である。
本発明の鍛接鋼管１では、鍛接衝合部１２から管外周方向両側５.０ｍｍの位置における鋼管肉厚の差△Ｘ_{（５ｍｍ）}が０．３０ｍｍ以下であることが好ましい。鍛接衝合部１２を中心に管外周方向両側１.０ｍｍの範囲で、０．１ｍｍ間隔で計測された隣り合う肉厚の差の最大値△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ以下とならない可能性があるためである。

本発明の鍛接鋼管１の肉厚は、特に限定されないが、軽量化と強度をバランスよく確保するためにも、好ましくは、２．５０ｍｍ以上６．５０ｍｍ以下であり、より好ましくは３．００ｍｍ以上６．２０ｍｍ以下である。
また、本発明の鍛接鋼管１の外径は、好ましくは４０Ａ（外径４８．６ｍｍ）～１００Ａ（外径１１４．３ｍｍ）である。
また、本発明の鍛接鋼管は、特に限定されないが、降伏強度ＹＳ：２００～５００ＭＰａであることが好ましい。

また、鍛接鋼管１の肉厚計測方法として、図１に示すように、鍛接鋼管１の断面における外周を円とした場合、鍛接衝合部１２を起点として鍛接鋼管の外周の円周長を計測し、その長さの１／４、１／２、３／４の位置を、鍛接衝合部１２の位置を０度とした際の９０度、１８０度、２７０度の位置とする。また、それぞれの位置１４の肉厚を片球マイクロメータ等で計測し、３か所の肉厚の平均値（数平均値）をその鋼管の肉厚とする。外径は、ノギスにより測定できる。降伏強度ＹＳは、引張試験（ＪＩＳＺ２２４１（２０２０年）試験片１２号）により測定できる。

また、鋼管素材である鋼板は、鋼帯であることが好ましいが、薄板、厚板などの切り板も適用できる。以下においては、鋼板が鋼帯である場合を取り上げる。

△Ｘ_{（５ｍｍ）}≦０．３０ｍｍ
本発明では、鋼帯のエッジ板厚差（鋼帯の両側幅端部における肉厚の差）が０．１０ｍｍ以上であって、最終的に得られる鍛接鋼管において、△Ｘ_{（５ｍｍ）}≧０．１０ｍｍであっても、後述の製造方法により、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}≦０．１０ｍｍとすることができるが、△Ｘ_{（５ｍｍ）}が０．３０ｍｍを超えると、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}≦０．１０ｍｍとすることが困難となる可能性がある。このため、△Ｘ_{（５ｍｍ）}は０．３０ｍｍ以下とすることが好ましい。
なお、鋼管素材となる鋼帯のエッジ板厚差と鍛接鋼管１の鍛接衝合部１２の左右の肉厚差を調査した結果、鍛接衝合部１２から管外周方向両側５．０ｍｍの位置での肉厚差と鋼帯のエッジ板厚差がおおよそ一致する。

ここで、△Ｘ_{（５ｍｍ）}の計測方法の説明のため、図２の（ａ）を参照する。図２は、鍛接鋼管１の鍛接衝合部１２近傍を拡大した模式図であり、（ａ）は、△Ｘ_{（５ｍｍ）}の計測方法を説明するための図である。
図２（ａ）に示すように、鍛接衝合部１２から管の外周方向に向かって両側５．０ｍｍの位置１５で鋼管の肉厚を計測する。５．０ｍｍの位置は、まず鍛接衝合部１２と管の外周の交点に管の外周の接線を引く。その後、その接線に沿って５．０ｍｍ移動し、そこから管の外周に向かって垂線を引き、その垂線と管の外周が交差した点を５．０ｍｍの位置１５とする。計測には顕微鏡を用いて計測し、位置１５における外周に引いた接線に垂直な直線が管の断面を横切る長さを肉厚とする。計測後、肉厚が大きい値から小さい値の差を取り、その値を△Ｘ_{（５ｍｍ）}とする。

△Ｘ_{（ＭＡＸ）}≦０．１０ｍｍ
鍛接衝合部１２において、過大な段差が発生しているほど、鍛接衝合部１２近傍の肉厚を計測した際に、隣り合う計測点の肉厚の差が大きくなる。この段差が大きいほど段差に応力が集中し、フレア加工を行う際に割れが発生し、所望の形状のフレア加工部が得られない。
より詳細に、段差とフレア加工性の関係を調査した結果、所望のフレア加工性を得るためには、鍛接衝合部１２を中心に管外周方向両側１．０ｍｍの範囲で、０．１ｍｍ間隔で計測された隣り合う板厚の差の最大値△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ以下であることが必要であると知見した。そのため、本発明の鍛接鋼管では、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}は０．１０ｍｍ以下とする。
好ましくは、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}は０．０９ｍｍ以下であり、より好ましくは、０．０８ｍｍ以下である。

ここで、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}の計測方法の説明のため、図２（ｂ）および図２（ｃ）を参照する。図２（ｂ）は、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}の計測するために鍛接衝合部１２から左右に１．０ｍｍの位置１６の決定方法を示す図であり，図２（ｃ）は、鍛接衝合部１２から０．１ｍｍずつ離隔した位置の決定方法を示す図である。
図２（ｂ）に示すように、鍛接衝合部１２と鋼管外周が交差する点において、鋼管外周の接線を引く。その接線に沿って両側１．０ｍｍの位置から鋼管外周に向かって垂線を引き、その垂線と鋼管外周との交点を鍛接衝合部から左右に１．０ｍｍの位置１６とする。その後、図２（ｃ）に示すように、前述のように引いた鍛接衝合部１２と鋼管外周が交差する点において、鋼管外周の接線に沿って０．１ｍｍ間隔で垂線を鋼管外周に向かって引き、その垂線と鋼管外周が交差した点で肉厚を計測する。肉厚は各点で外周に引いた接線に垂直な直線が管の断面を横切る長さとする。肉厚の計測点数は鍛接衝合部１２を含め、計２１点となる。計測には鍛接衝合部１２の近傍からサンプルを切り出し，顕微鏡を用いて画像を撮影し、計測する。このとき，サンプルを切り出した際の弾性変形の影響は無視できるほど小さい。計測後、左右隣り合う計測点での肉厚差を求め、その最大値を△Ｘ_{（ＭＡＸ）}とする。

図３（ａ）は、フレア加工を施す前の鍛接鋼管１の模式図であり、（ｂ）は、フレア加工を施した後の鍛接鋼管１の模式図である。
本発明の鍛接鋼管１は、管本体部１１の管軸方向端部にフレア加工部１７を有してよい。本発明の鍛接鋼管１は、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１ｍｍ以下であるため、フレア加工性に優れる。
フレア加工部１７の外径１８の大きさは特に限定されない。

次に、本発明の鍛接鋼管１の好適な成分組成について説明する。以下、各成分の説明においては、特に断らない限り、質量％は単に％で記す。
本発明の鍛接鋼管１は、特に限定されないが、質量％で、Ｃ：０．０１～０．１２％、Ｓｉ：０．１～０．５％、Ｍｎ：０．２～１．０％、Ｐ：０．０２％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．０１～０．５％、Ｎｂ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．１～１．０％、Ｍｏ：０．０１～０．５％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｎ：０．０１％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる成分組成であることが好ましい。以下に、各成分の限定理由を述べる。

Ｃ：０．０１～０．１２％
Ｃは、０．０１％以上で、所望の強度以上（管軸方向の降伏強度ＹＳ：２００ＭＰａ以上の意、以下同じ）となる。一方、０．１２％超えで延性が低下し，所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｃ含有量は、０．０１～０．１２％であることが好ましい。より好ましくは、０．０２％以上である。

Ｓｉ：０．１～０．５％
Ｓｉは、０．１％以上で、衝合部接合力が増加し，所望のフレア加工性を得やすい。一方、０．５％超えで加熱時に発生する酸化物が増加して衝合部の接合力が低下する。このため、Ｓｉ含有量は、０．１～０．５％であることが好ましい。

Ｍｎ：０．２～１．０％
Ｍｎは、０．２％以上で、所望の強度を得ることができる。一方、１．０％超えで衝合部接合力が低下し，所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｍｎ含有量は、０．２～１．０％であることが好ましい。

Ｐ：０．０２％以下
Ｐが、０．０２％超えであると、衝合部の接合力が低下し所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｐ含有量は０．０２％以下であることが好ましい。

Ｓ：０．０１％以下
Ｓが０．０１％超えであると、衝合部の接合力が低下し所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｓ含有量は、０．０１％以下であることが好ましい。

Ａｌ：０．０１～０．５％
Ａｌは、０．０１％以上で、衝合部接合力が向上し、所望のフレア加工性を得やすくなる。一方、０．５％超えであると、衝合部に存在する酸化物が増加し、衝合時に夾雑部として衝合部に残留し、衝合部の接合力が低下し所望のフレア加工性を得られない。このため、Ａｌ含有量は、０．０１～０．５％であることが好ましい。

Ｎｂ：０．０１～０．３％
Ｎｂは、０．０１％以上で、衝合部接合力が向上し，所望のフレア加工性を得やすくなる。一方、０．３％超えであると、衝合部に存在する酸化物が増加し、衝合時に夾雑部として衝合部に残留し、衝合部の接合力が低下し所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｎｂ含有量は、０．０１～０．３％であることが好ましい。

Ｃｒ：０．１～１．０％
Ｃｒは、０．１％以上で、衝合部接合力が向上し、所望のフレア加工性を得やすくなる。一方、１．０％超えであると、衝合部に存在する酸化物が増加し，衝合時に夾雑部として衝合部に残留し，衝合部の接合力が低下し所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｃｒ含有量は、０．１～１．０％であることが好ましい。

Ｍｏ：０．０１～０．５％
Ｍｏは、０．０１％以上で、衝合部接合力が向上し、所望のフレア加工性を得やすくなる。一方、０．５％超えであると、衝合部に存在する酸化物が増加し、衝合時に夾雑部として衝合部に残留し、衝合部の接合力が低下し所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｍｏ含有量は、０．０１～０．５％であることが好ましい。より好ましくは、Ｍｏ含有量は０．０５％以上である。

Ｔｉ：０．０１～０．３％
Ｔｉは、０．０１％以上で、衝合部接合力が向上し、所望のフレア加工性を得やすくなる。一方、０．３％超えであると、衝合部に存在する酸化物が増加し、衝合時に夾雑部として衝合部に残留し，衝合部の接合力が低下し所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｔｉ含有量は、０．０１～０．３％であることが好ましい。より好ましくは、Ｔｉ含有量は０．１％以上である。

Ｎ：０．０１％以下
Ｎは、鋼中に固溶Nとして存在すると時効によりフレア加工性を低下させる。特に０．０１％超えであると、所望のフレア加工性を得られない。このため、Ｎ含有量は、０．０１％以下であることが好ましい。

上記以外の残部はＦｅおよび不可避的不純物である。上記の成分が本発明における鋼管の基本の成分組成である。

＜鍛接鋼管の製造方法＞
上記の本発明の鍛接鋼管１を得るための製造方法としては、鋼板を加熱し、鋼板のエッジ部両側に加熱を施し、管状に成形し、この鋼板に酸素混合空気を吹き付け、エッジ部同士を衝合することで鍛接する。このとき、加熱におけるエッジ部両側夫々に対する加熱温度Ｔ１（℃）及びＴ２（℃）が以下の式（１）及び式（２）を満たすことを特徴とする。以下、エッジ部の加熱は、高周波加熱による方法について説明するが、加熱の方法は、高周波加熱に限定されない。なお、ここで、高周波加熱における高周波とは、加熱時の周波数が１０００～１００００Ｈｚであることを指す。
Ｔ１＋１００×Δｘ≦Ｔ２≦Ｔ１＋１５０×△ｘ・・・式（１）
Ｔδ－５×（Ｏ_２－２０）≦Ｔ１・・・式（２）
ここで、前記式（１）、式（２）において、
△ｘ（ｍｍ）＝ｘ１（ｍｍ）－ｘ２（ｍｍ）、
ｘ１（ｍｍ）：エッジ部の一方の板厚、
ｘ２（ｍｍ）：エッジ部の他方の板厚、
ｘ１≧ｘ２、
Ｔ１（℃）：板厚がｘ１（ｍｍ）であるエッジ部の加熱温度、
Ｔ２（℃）：板厚がｘ２（ｍｍ）であるエッジ部の加熱温度、
Ｔδ（℃）：鋼板のδフェライト相発生温度、
Ｏ_２（体積％）：酸素混合空気中の酸素濃度、
を満たす。

前述もしているように、鋼管素材である鋼板は、鋼帯であることが好ましいが、薄板、厚板などの切り板も適用できる。以下においては、鋼板が鋼帯である場合を取り上げる。

図４は、本発明の鍛接鋼管の製造設備の模式図である。ここで、式（１）、式（２）の詳細を説明する前に、図４を参照しながら、製造設備により鋼帯から鍛接鋼管１を製造する工程の一例を説明する。

まず、図４に示すように、コイル２１から払い出された鋼帯２２をルーパー２３に通し、通板途中のエッジ板厚計測装置２４で鋼帯２２のエッジ部両側の板厚ｘＲ、ｘＬを計測する。エッジ板厚計測装置２４では、レーザー変位計により板厚を計測することができる。
その後、鋼帯２２を加熱炉２５で加熱し、高周波加熱器２８で鋼帯２２の両側のエッジ部のみを加熱（高周波加熱）する。本発明では、高周波加熱における高周波とは、加熱時の周波数が１０００～１００００Ｈｚであることを指す。
このとき、後述するが、本発明では、高周波加熱器２８による高周波加熱を高周波加熱器制御装置２６及び演算装置２７で制御することにより、エッジ部両側の板厚に基づいて、エッジ部両側夫々に対する高周波加熱温度を調整する。

高周波加熱後、鋼帯２２のエッジ部両側の温度を鋼帯温度計測装置２９で計測し、その後成形鍛接機３０で管状に連続成形しつつ、ノズル３１から酸素混合空気を吹き付けてさらに鍛接衝合部１２を加熱したのちにエッジ部を鍛接して結合する。さらに絞り圧延機（縮径圧延ロール）３２で所望の外径まで絞り圧延し、鍛接鋼管１を製造する。鍛接鋼管１には鍛接衝合部１２が形成されている（図１再参照）。この設備ラインでは、鍛接衝合部１２を鍛接して結合した後に絞り圧延を施して鍛接鋼管を仕上げているが、絞り圧延を施さないで鍛接鋼管を仕上げてもよい。
また、得られた鍛接鋼管１は、管本体部１１の管軸方向端部を拡管してつばだしすることで、フレア加工部を形成させられる。フレア加工の条件としては、特に限定されない。

次に、高周波加熱においてエッジ部両側夫々に対する高周波加熱温度Ｔ１（℃）及びＴ２（℃）に関する以下の式（１）、式（２）について説明する。
Ｔ１＋１００×△ｘ≦Ｔ２≦Ｔ１＋１５０×△ｘ・・・式（１）
Ｔδ－５×（Ｏ_２－２０）≦Ｔ１・・・式（２）
式（１）、式（２）において、△ｘ（ｍｍ）＝ｘ１（ｍｍ）－ｘ２（ｍｍ）、
ｘ１（ｍｍ）：エッジ部の一方の板厚、
ｘ２（ｍｍ）：エッジ部の他方の板厚、
ｘ１≧ｘ２、
Ｔ１（℃）：板厚がｘ１（ｍｍ）であるエッジ部の高周波加熱温度、
Ｔ２（℃）：板厚がｘ２（ｍｍ）であるエッジ部の高周波加熱温度、
Ｔδ（℃）：鋼板のδフェライト相発生温度、
Ｏ_２（体積％）：酸素混合空気中の酸素濃度、を満たす。

まず、式（１）について、図５を参照しながら説明する。図５は、本発明の鍛接鋼管１の鍛接衝合部１２近傍を拡大した模式図であり、（ａ）は、エッジ部両側に対し、適切な高周波加熱温度で高周波加熱がなされて得られた鍛接鋼管１の鍛接衝合部１２近傍の模式図である。また、（ｂ）は、エッジ部両側に対する高周波加熱温度差が不足した場合の鍛接鋼管の鍛接衝合部近傍の模式図である。また、（ｃ）は、エッジ部両側に対する高周波加熱温度差が過剰である場合の鍛接鋼管の鍛接衝合部近傍の模式図である。

衝合させるエッジ部両側のうち、板厚が大きい側（板厚ｘ１であるエッジ部）の高周波加熱温度を、板厚が小さい側（板厚ｘ２であるエッジ部）の高周波加熱温度よりも低くすることにより、板厚が小さい側（板厚ｘ２であるエッジ部）は、板厚が大きい側（板厚ｘ１であるエッジ部）に比べて強度が低下する。このような状態で、エッジ部両側を衝合すると、板厚が大きい側に比べて、板厚が小さい側が大きく変形することによって、図５（ａ）に示すように、エッジ部両側は滑らかに接合し、鍛接衝合部１２が形成される。より具体的には、板厚の小さい側の加熱温度Ｔ２（℃）を板厚の大きい側の加熱温度Ｔ１（℃）に対し、エッジ部両側の板厚差△ｘ（ｍｍ）（＝ｘ１－ｘ２）の１００倍以上１５０倍以下の値を加えた温度範囲として、エッジ部両側に対して高周波加熱を施すことによって、エッジ部両側は滑らかに接合し、鍛接衝合部１２が形成され、鍛接鋼管１は△Ｘ_{（ＭＡＸ）}≦０．１０ｍｍになる。
なお、ｘ１＝ｘ２の場合には、Ｔ１＝Ｔ２とすればよい。

一方、板厚の小さい側（板厚ｘ２であるエッジ部）の加熱温度Ｔ２（℃）と、板厚の大きい側（板厚ｘ１であるエッジ部）の加熱温度Ｔ１（℃）の差がエッジ部両側の板厚差△ｘ（ｍｍ）の１００倍より小さい場合には、エッジ部両側の強度差が足りず、図５（ｂ）に示すように鍛接衝合部に段差が残存し、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ超えとなる。

また、板厚の小さい側（板厚ｘ２であるエッジ部）の加熱温度Ｔ２（℃）と、板厚の大きい側（板厚ｘ１であるエッジ部）の加熱温度Ｔ１（℃）の差がエッジ部両側の板厚差△ｘ（ｍｍ）の１５０倍を超えると、図５（ｃ）に示すように、板厚の小さい側が加熱により過剰に変形し、板厚が大きい側よりも板厚が大きくなる場合や、鋼帯に座屈が発生する場合が生じ、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ超えとなる。

以上より、本発明では、高周波加熱におけるエッジ部両側夫々に対する高周波加熱温度Ｔ１（℃）及びＴ２（℃）について、「Ｔ１＋１００×△ｘ≦Ｔ２≦Ｔ１＋１５０×△ｘ」を満たすようにする。

ｘ１、ｘ２については、鋼帯２２のエッジ部両側（左右）の板厚ｘＲ、ｘＬを、（加熱炉２５での）加熱前にエッジ板厚計測装置２４により計測することで得られる。計測方法は、特に限定されないが、エッジ板厚計測装置２４は、レーザー変位計により板厚を計測することができる。
加熱温度Ｔ１、Ｔ２については加熱装置での加熱直後の温度を計測することで得られる。
計測方法は特に限定されないが、放射温度計などにより温度を計測することができる。

次に、式（２）について説明する。
δフェライト相は、γオーステナイト相に比べて、Ｆｅの拡散係数が高く、エッジ部両側の衝合時に表面に存在する溶融酸化物の鋼中への拡散や自己拡散が促進される。
これにより、鍛接衝合部１２では、酸化物残存量が低下し接着力を増大させることができる。そのため、衝合時の鋼帯端部温度は、Ｔδより高くする必要があるが、高周波加熱のみでδフェライト相まで加熱すると必要なエネルギーが膨大になり、製造コストが増加する。また、高周波加熱のみでＴδまで加熱したのち、酸素混合空気を吹き付けると鍛接衝合部が軟化し、溶融することで、衝合時に座屈が発生して良好な衝合部形状が得られない。そのため、酸素混合空気の吹き付けにより昇温させられる分について、高周波加熱での昇温量を低減させる。このとき、酸素混合空気の酸素濃度Ｏ_２（体積％）と酸素混合空気の吹き付けによる昇温量△Ｔ（℃）との関係性は、△Ｔ＝５×（Ｏ_２－２０）である。以上より、高周波加熱での加熱温度Ｔ１（℃）を「Ｔδ－５×（Ｏ_２－２０）」以上とする。

次に、Ｔδの範囲について説明する。Ｔδが高い場合、鋼帯２２のエッジ部同士を衝合するまでに加熱するために必要なエネルギーが大きくなり、製造コストが増加する。そのため、特に限定されないが、Ｔδは１５００℃以下であることが好ましい。また、Ｔδが低い場合、鋼帯２２を加熱するために必要なエネルギーは小さくなるが、強度が上がり、成形が困難になるため、特に限定されないが１３００℃以上であることが好ましい。

ここで、Ｔδの算出方法について説明する。Ｔδは鍛接鋼管１を得るための鋼帯２２の成分組成を用いた以下の式から算出する。

式中、元素Ｍにおける［Ｍ％］は、鋼板中の各元素の含有量（質量％）である。

酸素混合空気中の酸素濃度（Ｏ_２（体積％））
酸素混合空気とは、所望の酸素濃度（体積％）になるまで、空気に酸素を混合させた気体のことを指す。酸素混合空気中の酸素濃度が、２０体積％未満の場合、酸化による発熱よりも吹き付けた空気による抜熱量が大きくなり、鋼帯の温度が高周波加熱後の温度よりも低下する。そのため、酸素混合空気中の酸素濃度は２０体積％以上とすることが好ましい。また、好ましくは、２２体積％以上である。また、酸素濃度が高すぎる場合、接合部の温度が融点を超え、接合部が溶融してしまう場合があるため、好ましくは、４５体積％以下であり、より好ましくは４０体積％以下である。
酸素混合空気中の酸素濃度Ｏ_２（体積％）は、ノズル内に装着された酸素濃度計を使用することにより測定することができる。

なお、以上の説明において鍛接鋼管１の素材が鋼帯である発明について説明したが、鍛接鋼管の素材が鋼帯以外の鋼板である発明についても同様である。

本発明では、鍛接鋼管１の製造方法として、高周波加熱での加熱温度を適切化することにより、鍛接衝合部１２の接着力を強靭にし、鍛接衝合部１２近傍の段差を所定の範囲にすることができ、従来よりもフレア加工性が向上した鍛接鋼管を製造することができる。

図４に示す製造設備により鍛接鋼管を製造した。具体的には、コイルから払い出された鋼帯をルーパーに通し、通板途中のエッジ板厚計測設備で鋼帯のエッジ部両側の板厚ｘＲ、ｘＬを計測し、ｘ１≧ｘ２となるように、一方をｘ１とし、他方をｘ２とした。エッジ板厚計測装置では、レーザー変位計により板厚を計測した。
その後、鋼帯を加熱炉で加熱し、高周波加熱器で鋼帯のエッジ部のみを加熱（高周波加熱）した。

高周波加熱後、鋼帯のエッジ部両側の温度を鋼帯温度計測装置で計測し、その後成形鍛接機で管状に連続成形しつつ、ノズルから酸素混合空気を吹き付けてさらにエッジ部同士を鍛接して結合した。酸素混合空気中の酸素濃度Ｏ_２（体積％）は、ノズル内に装着された酸素濃度計を使用することにより測定した。
さらに縮径圧延ロールで所望の外径まで絞り圧延し、鍛接鋼管を製造した。このとき、高周波加熱器での両側のエッジ部の高周波加熱温度Ｔ１（℃）及びＴ２（℃）は、以下の式（１）及び式（２）を満たすようにした。用いた鋼帯の成分組成は表１に示す。
Ｔ１＋１００×Δｘ≦Ｔ２≦Ｔ１＋１５０×Δｘ・・・式（１）
Ｔδ－５×（Ｏ_２－２０）≦Ｔ１・・・式（２）
ここで、式（１）、式（２）において、
△ｘ（ｍｍ）＝ｘ１（ｍｍ）－ｘ２（ｍｍ）、
ｘ１（ｍｍ）：エッジ部の一方の板厚、
ｘ２（ｍｍ）：エッジ部の他方の板厚、
ｘ１≧ｘ２、
Ｔ１（℃）：板厚がｘ１（ｍｍ）であるエッジ部の高周波加熱温度、
Ｔ２（℃）：板厚がｘ２（ｍｍ）であるエッジ部の高周波加熱温度、
Ｔδ（℃）：鋼板のδフェライト相発生温度、
Ｏ_２（体積％）：酸素混合空気中の酸素濃度、を満たす。

製造した鍛接鋼管の外径を計測し、その後、フレア加工機を用いてフレア加工を行った。

図３（ａ）にフレア加工前の鍛接鋼管、図３（ｂ）にフレア加工後の鍛接鋼管を示す。フレア加工はフレア加工後の外径が加工前の外径の１．６倍になるまで加工し、加工時に割れが生じなかったものを加工性が良好であると判断した。なおフレア加工後の外径は図３（ｂ）に示すようにフレア加工後の鍛接衝合部を含む部位をノギスで計測した。
降伏強度ＹＳは、引張試験（ＪＩＳＺ２２４１（２０２０年）試験片１２号）により測定した。

表２に実施例を示す。

本発明例であるＮｏ．１～１０は表２に示すように、式（１）及び式（２）を満たし、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}は０．１０ｍｍ以下であった。その結果、フレア加工時に割れが生じることなく、フレア加工性が良好（○）であった。

これに対し、比較例であるＮｏ．１１～１５はいずれも式（１）又は式（２）を満たしておらず、△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ超えであった。
その結果、フレア加工時に割れが発生し、フレア加工性が不良（×）であった。

１鍛接鋼管
１１管本体部
１２鍛接衝合部
１３フレア加工前外径
１４鋼管肉厚計測位置
１５鍛接衝合部から左右に５．０ｍｍ位置
１６鍛接衝合部から左右に１．０ｍｍの位置
１７フレア加工部
１８フレア加工後外径
２１コイル
２２鋼帯
２３ルーパー
２４エッジ板厚計測装置
２５加熱炉
２６高周波加熱器制御装置
２７演算装置
２８高周波加熱器
２９鋼帯温度計測装置
３０成形鍛接機
３１ノズル
３２絞り圧延機

Claims

管本体部に鍛接衝合部が管軸方向に形成された鍛接鋼管であって、
質量％で、Ｃ：０．０１～０．１２％、Ｓｉ：０．１～０．５％、Ｍｎ：０．２～１．０％、Ｐ：０．０２％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．０１～０．５％、Ｎｂ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．１～１．０％、Ｍｏ：０．０１～０．５％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｎ：０．０１％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
前記鍛接衝合部を中心に管外周方向両側１．０ｍｍの範囲で、０．１ｍｍ間隔で計測された隣り合う鋼管肉厚の差の最大値△Ｘ_{（ＭＡＸ）}が０．１０ｍｍ以下である、鍛接鋼管。
前記鍛接衝合部から管外周方向両側５．０ｍｍの位置における鋼管肉厚の差△Ｘ_{（５ｍｍ）}が０．３０ｍｍ以下である、請求項１に記載の鍛接鋼管。
前記管本体部の管軸方向端部にフレア加工部を有する、請求項１又は２に記載の鍛接鋼管。
鋼板を加熱し、
前記鋼板のエッジ部両側に加熱を施し、前記鋼板を管状に成形し、前記鋼板に酸素混合空気を吹き付け、前記エッジ部同士を衝合することで鍛接する鍛接鋼管の製造方法であって、
前記加熱における前記エッジ部両側夫々に対する加熱温度Ｔ１（℃）及びＴ２（℃）が以下の式（１）及び式（２）を満たす、
管本体部に鍛接衝合部が管軸方向に形成され、前記鍛接衝合部を中心に管外周方向両側１．０ｍｍの範囲で、０．１ｍｍ間隔で計測された隣り合う鋼管肉厚の差の最大値△Ｘ _{（ＭＡＸ）} が０．１０ｍｍ以下である鍛接鋼管の製造方法。
Ｔ１＋１００×△ｘ≦Ｔ２≦Ｔ１＋１５０×△ｘ・・・式（１）
Ｔδ－５×（Ｏ_２－２０）≦Ｔ１・・・式（２）
ここで、前記式（１）、式（２）において、
△ｘ（ｍｍ）＝ｘ１（ｍｍ）－ｘ２（ｍｍ）、
ｘ１（ｍｍ）：前記エッジ部の一方の板厚、
ｘ２（ｍｍ）：前記エッジ部の他方の板厚、
ｘ１≧ｘ２、
Ｔ１（℃）：板厚がｘ１（ｍｍ）である前記エッジ部の加熱温度、
Ｔ２（℃）：板厚がｘ２（ｍｍ）である前記エッジ部の加熱温度、
Ｔδ（℃）：前記鋼板のδフェライト相発生温度、
Ｏ_２（体積％）：前記酸素混合空気中の酸素濃度、
を満たす。
前記鍛接衝合部から管外周方向両側５．０ｍｍの位置における鋼管肉厚の差△Ｘ _{（５ｍｍ）} が０．３０ｍｍ以下である、請求項４に記載の鍛接鋼管の製造方法。
前記鍛接鋼管が前記管本体部の管軸方向端部にフレア加工部を有する、請求項４又は５に記載の鍛接鋼管の製造方法。