WO2001010591A1

WO2001010591A1 - Conduite en acier inoxydable soude de martensite

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Publication number: WO2001010591A1
Application number: PCT/JP2000/005296
Authority: WO
Inventors: Takahiro Kushida; Tomohiko Omura; Kunio Kondo; Kazuhiro Ogawa; Masahiko Hamada
Original assignee: Sumitomo Metal Industries, Ltd.
Priority date: 1999-08-06
Filing date: 2000-08-07
Publication date: 2001-02-15
Also published as: EP1179380A4; US20010030004A1; US6379821B2; EP1179380A1; DE60043151D1; EP1179380B1

Description

明細書マルテンサイ卜系ステンレス鍋溶接鋼管技術分野

本発明は、耐食性、特に耐応力腐食割れ性に優れたマルテンサイ卜系ステンレス鋼の溶接鋼管に関する。さらに詳しくは、石油や天然ガスのような金属を腐食しやすい流体を轅送するパイプライン、特に卜ランクラインに用いられる溶接錫管で、外径が 2 0インチを超え、肉厚が 0 . 5ィンチを超えるような大径厚肉のマルテンサイ卜系ステンレス鋼溶接鋼管に関する。背景技術

石油や天然ガスのような金属を腐食しやすい流体を輸送するパイプライン、なかでも卜ランクラインには、外径が 2 0インチを超え、肉厚が 0 . 5ィンチを超えるような大径厚肉の鋼管が広く用いられている。このような大径厚肉の鏑管は、通常、厚鋼板や熱延鏝帯をオープンパイブ状やスパイラル状に曲げ成形した後、突き合わせ部を溶接する方法で製造される。このような方法で製造される鋼管は、 U O鋼管、スパイラル鋼管などと呼ばれている。

U O鋼管は、その名称に付けられたアルファベット文字（Uと 0 ) で表される成形工程で製造される。この工程の場合には、厚鋼板を Uプレスを用いてオープンパイプ状に曲げ成形し、それに続いて、 0プレスによって端面を突き合わせてパイプ状とした後、突き合わせ部を溶接する方法が採られる。

また、スパイラル鋼管は、熱延鋼帯をスパイラル状に順次曲げてパイプ状に成形し、その鋼帯端面同士の突き合わせ部を溶接する方法で製造される。

大径厚肉鋼管の製造方法には、上記以外の製造方法もある。例えば、厚鋼板をロールベンダーと称される 3ロール式のロール成形機を用いてパイプ状に曲げ成形した後、厚調板の端面同士の突き合わせ部をシ一厶溶接する方法である。

これら大径厚肉の溶接鋼管の製造には、サブマージアーク溶接法（以下、 S A W法という）が広く用いられる。大径厚肉鋼管の溶接の際には、通常、管の内面側と外面側からそれぞれ一層ずつの溶接が行われる。この他、材料の肉厚が大きい場合には、片側を 2層以上溶接する 3 層以上の多層盛リ溶接が行われることもある。

従来、石油や天然ガスのような金属を腐食しやすい流体の輸送に用いられる大径厚肉の溶接鋼管の製造には、炭素鑭または高々 1質量％程度の rを含む低合金鋼の母材親板と溶接材料が用いられていた。耐食性に劣る炭素鋼で製造された大径厚肉の溶接鋼管が使われているのは、炭素鋼の方が、経済的に有利なためである。しかし、炭素鑭は耐食性に劣る。そのため、炭素鋼の溶接鋼管で構成されたパイプラインでは、輸送前に、油井から採取した原油や天然ガスに脱水処理を施して、流体の腐食作用を下げる操作が採られている。

しかし、脱水処理設備とその設備を据え付けるプラッ卜フォームの建設費が高い。そのために、脱水処理設備を省略し、パイプライン用の鋼管に、耐食性のよい材料を用いる方法が採用されはじめた。耐食性に優れた材料としては、ステンレス鋼が対象にされている。

この場合には、採掘場所では脱水処理設備やそのためのプラッ卜ホー厶が不要なため、従来は掘削できなかった水平油井のように小規模な油田やガス田の開発に極めて有利である。具体的には、パイプラインによリ、既存のプラットフォームに原油等を輸送し、そこでまとめて効率的に脱水処理することができるという利点がある。

また、北海油田のように、今後開発が検討される北緯 7 0度以上の高緯度地方では、海上の波浪の観点からプラッ卜フォームの建設自体が困難である。その場合には、脱水処理を施さない原油等をパイプラインで輸送する必要がある。

このような背景から、脱水処理が省略された、金属を腐食しやすい流体の輸送用の大径厚肉の溶接網管が要求されるようになってきた。

上記のような流体の輸送に適した耐食性のよいステンレス鋼やその鋼からなる継目無鋼管、または比較的小径薄肉の電縫鑲管やレーザ溶接鋼管については、いくつかの提案がなされている。また、ステンレス鋼からなる大径厚肉の溶接鋼管については、例えば特開平 1 0— 6 0 5 9 9 号公報ゃ特開平 1 2 — 8 1 4 4号公報に、溶接親管とその母材が開示されている。

上記の用途に対しては、経済性の観点から、主として、 9 — 1 3質量 %の C rを含むマルテンサイ卜系ステンレス鋼が用いられている。マルテンサイ卜系ステンレス鋼は、経済性に加えて、上記のような環境下で十分な耐食性をもっており、熱間加工性に優れているので、溶接鋼管の素材である厚鋼板や熱延鍋板を製造しやすいからである。

そして、これらのステンレス鋼の母材やシー厶部の溶接金属は、いずれも耐応力腐食割れ性（以下、耐 S C C性という）、耐炭酸ガス腐食性 (以下、耐 c o ₂ 性という）、耐硫化物応力割れ性（以下、耐サワー性という）に優れていると考えられていた。

しかし、脱水処理が省略された腐食作用のある流体を輸送するためのパイプラインに、マルテンサイ卜系ステンレス鋼で製造された溶接鋼管を適用した場合、管内面の溶接部に応力腐食割れ（以下、 S C Cという）が発生しやすいということが分かってきた。特に、 S A W法によつて製造された溶接鋼管で、管内外面の溶接ビードが切削除去されていない大径厚肉の溶接鋼管に、 S C Cが生じる傾向が見られる。さらに、耐 S C C性を備えている場合でも、母材および溶接金属が耐サワー性に劣リ、溶接金属は溶接高温割れ性にも劣る場合があることが分かってきた。発明の開示

本発明は、母材部および管内面のシー厶部の耐食性、特に耐応力腐食割れ性（耐 S C C性）に優れ、さらに耐硫化物応力割れ性（耐サワー性）、耐炭酸ガス腐食性（耐 co₂ 性）に優れた大径厚肉のマルテンサィ卜系ステンレス鋼溶接鋼管を提供することを目的とする。

本発明のステンレス鋼溶接鋼管は、質量％で、 C : 0. 0 5 %以下、 C r ： 9一 2 0 %を含み、金属組織がマルテンサイ卜相単相、またはフェライ卜相を含むマルテンサイ卜相主体のステンレス鋼の母材と、質量 %で、 C : 0. 1 %以下、 C r ： 7— 2 0 %を含み、金属組織がオーステナイ卜相を含むマルテンサイ卜相主体のステンレス鋼のシー厶部の溶接金属で構成されている。さらに、本発明の溶接鋼管は、管内面のシー厶部の溶接ビードが下記（ 1 ) 式を満足する。

L≤ 0. 2 X W ( 1 )

ここで、 L ：シ一厶部の溶接ビードのうち、下記（ 2 ) 式で求められる値 hが 1 . 2 5を超える部分のビード長さ h = { 1 + ( 2 X H /W) } X (Y S BI OOZ Y S W' C^ ) ( 2 ) ただし、 H ：ビードの管内面からの高さ（mm)

W ：ビードの幅（mm)

Y S _B,。。： 1 0 0°Cでの母材の耐カ（M P a)

Y S_W1。。： 1 0 0 °Cでの溶接金属の耐カ（M P a) 母材および溶接金属の金属組織は、体積％で、母材ではマルテンサイ卜相 5 5— 9 0 %、フェライ卜相 1 0— 4 5 %で、溶接金属ではマルテンサイ卜相 7 0— 9 5 %、オーステナイ卜相 5— 3 0 %で構成されていることが望ましい。

また、本発明の溶接鋼管の母材およびシ一厶部の溶接金属の C、 C r 以外の化学成分の含有量は、下記の範囲が望ましい。

母材は質量％で、

S i ： 0. 0 1 - 1 % sol. AI ： 0. 0 0 1 — 0. 1 %

M n ： 0. 0 5 - 2 %. V ： 0— 0. 5 %、

N i ： 0— 9 %、 Z r ： 0— 0. 5 %、

M o ： 0 - 5 %_¾ C a ： 0 - 0. 0 5 % 、

W ： 0— 6 %、 M g ： 0 - 0. 0 5 %、

C u ： 0 - 5 %. T i ： 0. 1 %以下、

残部： F e、不純物

溶接金属は質量％で、

S i ： 0. 0 1 - 1 % soに A 0. 0 0 1 - 0. 1 %, M n ： 0. 0 5 - 2 % V ： 0— 0. 3 %、

N i : 0— 1 0 %、 Z r ： 0 - 0. 3 %

M o ： 0— 5 %、 C a ： 0 - 0. 0 3 %、

W ： 0 - 3 %, M g ： 0 - 0. 0 3 %、

C u ： 0 - 3 %, T i ： 0. 1 %以下、

残部： F e、不純物

なお、不純物中の P、 Sおよび 0 (酸素）は、母材、溶接金属ともに、 P : 0. 0 2 5 %以下、 S : 0. 0 1 %以下、 0 : 0. 0 1 %以下、 Nは母材は 0. 0 2 %以下、溶接金属は 0. 0 5 %以下であるのが望ましい。

上記の溶接鋼管が、本発明の基本的な溶接鋼管であり、上記の条件を満足する本発明の溶接鋼管は、特に耐 S C C性に優れている。この鋼管の母材は熱間圧延のまま製管に用いられたものでもよい。また、この鋼管は、溶接後、母材の熱影響部の熱処理および溶接金属部の熱処理を省略しても、十分な耐 S C C性と耐 C 0₂性を備えている。

本発明の基本的な溶接鋼管において、母材の C r、 N i および T i の含有量が、質量％で下記の範囲であり、かつ下記（ 3 ) および（4 ) 式を満足するのが望ましい。この場合には、母材は熱間圧延のままでも、耐 S C C性に加えて、耐サワー性に優れておリ、溶接後の溶接部の熱処理を省略しても、これらの耐食性を満足する。

C r : 1 1 — 2 0 %、 T i ： 0. 0 5 %以下、

N i ： 3 — 7 %、

C r + 1 . 5 M 0 - N i - 0. 4 C u - 1 4≥ Q ( 3 ) C r + 1 . 5 M o - 2 N i - 0. 8 C u — 1 2. 5≤ 0 ( 4 ) また、前記の基本的な溶接鋼管において、母材の C r、 N i 、 M oおよび T i含有量、溶接金属の C r、 ^^ し 1^1 0、 \^ぉょび丁 1含有量が下記の組み合わせであり、かつ溶接金属の化学組成が下記（5 ) および ( 6 ) 式を満足するのが望ましい。この場合には、溶接後の熱処理を省略しても、母材および溶接金属の靱性と強度に優れており、かつ溶接金属部の耐サワー性および耐溶接高温割れ性に優れている。

母材 C r ： 1 5 - 2 0 %, M o : 1 . 5 — 4 %、

N i ： 4 — 7 %、 T i : 0. 0 1 5 %以下、溶接金属 C r ： 1 1 一 1 8 %、 M o : 1 . 5 — 4 %、

N i ： 5 — 1 0 %、 W : 0 - 4 % T i ： 0. 0 3 %以下、

- 1 ≤ C r + 0 - 1 . 7 N i ≤ 1 3 - 2 2 0 X O (酸素）（ 5 ) 2 5≤ C r + M o + 1 . 8 N i ≤ 3 0 ( 6 ) 上記の溶接鋼管のほかに、本発明の基本的な溶接鋼管において、母材とシー厶部の溶接金属がそれぞれ質量％で下記の化学組成を備える場合には、耐 S C C性にもっとも優れている,

母材 S i ： 0. 5 %以下、 T i ： 0. 1 %以下、

M n ： 1 %以下、 C u ： 0— 3 %、

C r ： 9— 1 7 %、 V ： 0— 0. 3 %

N i ： 0— 9 %、 C a ： 0— 0. 0 1 %、

W ： 0— 1 %、残部： F e、不純物溶接金属 C ： 0. 0 5 %以下、 T i ： 0. 1 %以下、

S i ： 0. 5 %以下、 C u ： 0— 3 %、

M n ： 1 %以下、 V ： 0— 0. 2 %、

C r ： 9— 2 0 %、 C a ： 0— 0. 0 1 %、

N i ： 0 - 9 %, B ： 0— 0. 0 1 %、

W ： 0— 3 %、残部： F e、不純物、上記の本発明の溶接鋼管は、脱水処理が省略された原油や天然ガスを搬送するためのパイプライン用の鋼管としての使用にもっとも好適である。

なお、本発明は、大径厚肉の溶接鋼管を対象としておリ、大径とは 2 0インチ（ 5 0 8 mm) 以上、厚肉とは 0. 5インチ 2. 7 mm) 以上程度を意味する。また、マルテンサイ卜相主体とは、マルテンサイ卜相の割合が 5 0体積％を超えることを意味する。図面の簡単な説明

図 1 は、大径厚肉の一般的な溶接鋼管のシー厶部の横断面構造を説明するための模式図である。

図 2 A、図 2 Bは、実施例の試験における耐 S C C性、耐サワー性試験のための曲げ応力の付与方法を説明するための図で、図 2 Aは曲げ応力を付与するための治具の断面図、図 2 Bは 4点曲げ応力を付与した状態を示す図である。

図 3は、実施例 1 および 2で用いた片面溶接部材の溶接部の横断面構造を示す模式図である。

図 4は、実施例の試験における試験片の採取位置を示す図で、片面溶接部材から、耐 S C C性、耐サワー性試験用の 4点曲げ試験片を採取した位置を示す図である。

図 5は、実施例の試験における試験片の採取位置を示す図で、溶接鐧管から、耐 S C C性、耐サワー性試験用の 4点曲げ試験片を採取した位置を示す図である。発明を実施するための最良の形態

前述のように、脱水処理が省略された原油や天然ガスは、金属を腐食する作用を持っている。このような流体を搬送するためのパイプラインに、 S A W法によって製造されたマルテンサイ卜系ステンレス鋼の大径厚肉の溶接鋼管を適用した場合、通常、管内面のシー厶溶接部に応力腐食割れ（S C C ) が発生しやすい。

本発明者らは、上記の S C Cは主に溶接ビードの止端部で発生することおよびその原因を解明し、本発明を完成させた。

図 1 は、大径厚肉の一般的な溶接鋼管のシー厶溶接部の横断面構造を説明するための模式図である。

本発明の溶接鋼管 1では、前述のように、管内面の溶接部の凸部の大きさおよびその数を、管内面側の溶接ビード 3の幅と高さ、および母材と溶接金属の温度 1 0 0 °Cにおける耐カを考慮することによって制限した。そのために、溶接ビードの形状に起因する溶接ビード止端部 4への応力集中が抑制されるとともに、 1 0 0 °Cまでの高温における母材と溶接金属の強度差に起因する割れの発生を防止することが可能となった。特に、この 2つの相乗効果による S C Cの発生を防止する効果が大きい。したがって、本発明の溶接鋼管は、高濃度の塩化物および C 0 ₂ を含む 1 0 0 °C程度までの高温の流体中であっても、良好な耐 S C C性を発揮する。

管内面の溶接ビード 3の止端部 4で S C Cが発生しやすい理由を、さらに具体的に説明すると次のとおりである。

マルテンサイ卜系ステンレス鏑の溶接鍋管を製造する場合、溶接材料 (溶接ワイヤ）には、一般に、 2 2質量％以上の C rを含むフェライ卜相とオーステナィ卜相からなる 2相ステンレス鋼や、 2 5質量％以上の C rを含むスーパー 2相ステンレス鍋が用いられる。前記の溶接材料のうち、 2相ステンレス饞は母材よりも耐食性に優れ、スーパー 2相ステンレス鍋は母材よりも耐食性と強度に優れている。一方、溶接材料として、母材と同じ成分系のマルテンサイ卜系の溶接材料が用いられる場合には、溶接金属中にオーステナイ卜相が生成する化学組成の溶接材料が選ばれる。その理由は、マルテンサイ卜系ステンレス網は溶接低温割れ感受性が高いので、オーステナィ卜相を存在させることにより、低温割れを抑制するためである。なお、溶接金属中にフェライ卜相が存在するような場合には、溶接高温割れを起こしやすいので、溶接金属の金属組織はマルテンサイ卜相とオーステナイ卜相の 2相とする。

このようなオーステナイ卜相を含む 2相組織の溶接金属は、実質的にマルテンサイ卜単相組織の母材に比べて、 1 0 0 °C程度までの高温での強度低下、特に耐力の低下が著しい。したがって、使用時の高温環境下では、溶接金属の耐カは母材の耐カを下回る。特に、パイプラインに適用される場合には、使用中に引張りのフープストレスが生じるので、耐力が低い溶接金属には母材以上の歪みが生じる。溶接ビードの止端部に S C Cが発生しやすいのは、引張応力とこの溶接ビードへの応力集中とが重畳し、止端部の溶接金属側にかかる歪みが過度に大きくなるからである。本発明の溶接鋼管では、以下に説明する手段によって、管内面の溶接ビードの止端部に歪みが発生するのを防止している。そのために、

S C Cが発生しにくい。

以下に、本発明の溶接編管について、具体的に説明する。なお、化学成分の含有量の％表示は、質量％を意味する。

管内面の溶接ビードの形状：

本発明では、管内面における溶接ビードの高さ指数 hを下記の（2) 式で規定する。

h = { 1 + ( 2 X H/W) } X ( Y S Β, ΟΟ/Υ S w, oo) ( 2) ( 2 ) 式における H (mm) は、管内面側の溶接ビード 3の管内面からの高さ（溶接ビードと母材の境界部からの高さ）、 W (mm) は溶接ビード 3の幅、 Y S _B1。。（M P a) は母材の 1 0 0°Cにおける耐カ、 Y S w. oo (M P a) は溶接金属の 1 0 0°Cでの耐カを示す。

本発明の溶接鋼管では、上記（2 ) 式で表される指数 h = 1 . 2 5を基準の指数とする。そして、 hが 1 . 2 5を超える凸部の溶接網管の溶接ビード方向の長さしを求め、 Lが下記（ 1 ) 式を満足するものとする。

L≤ 0. 2 X W ( 1 )

h = 1 . 2 5と（ 1 ) 式の組合せによリ、耐 S C C性を評価するのは、この組合せがもっとも正確に耐 S C C性を把握できるからである。ここで、溶接ビード方向とは、スパイラル溶接鎖管の場合には、スパィラル状のシー厶部の溶接線方向を意味する。また、上記の基準は、特に、脱水処理が施されていない流体で、塩化物が多く炭酸ガスを含む高温の原油等の搬送に適用される溶接鋼管の耐 S C C性の評価に極めて有効である。

上記（ 2 ) 式において、母材および溶接金属の耐カを 1 0 0°Cにおける値で規定したのは、本発明の溶接鋼管が主に用いられるパイプラインにおいては、通常、鋼管内の温度は高くても 1 0 0°C程度であるからである。母材および溶接金属の金属組織：

母材の金属組織は、フェライ卜相を含むマルテンサイ卜相主体の組織とする。母材はマルテンサイ卜相単相でも差し支えないが、単相の場合には、溶接鋼管製造用の素材である厚鋼板や熱延鋼板の強度が高すぎて加工しにくいこと、溶接鋼管を製造後熱処理なしで溶接のまま使用しにくいこと等、使用条件に制限が生じる。したがって、適度な強度を得るために、母材の金属組織は、マルテンサイ卜相が 5 0体積％を超え、フエライト相を含む組織とする。ただし、フェライ卜相は 0 %でもよい。金属組織に占める望ましいマルテンサイ卜相の体積割合は、 5 5 - 9 0 %である。残部がフェライ卜相であり、その望ましい体積割合は 1 0— 4 5 %である。

母材の強度は、熱間圧延のまま、または溶接製管のままで、 A P I規格に規定される X— 8 0グレード相当の強度（耐力が 5 5 1 — 6 8 9 M P a ) であることが望ましい。そのような強度とするには、第 2相として、軟らかいフェライ卜相、すなわち、 δフェライ卜相を含む組織とする必要がある。マルテンサイ卜相の割合が 9 0体積％を超えると、強度が高くなりすぎ、パイプラインを施設する施工の際に、溶接部に局部変形が発生することがある。そのために、マルテンサイ卜相を 9 0体積％以下、すなわちフェライ卜相の割合を 1 0 %以上とし、強度の上昇を抑えるのが望ましい。一方、マルテンサイ卜相の割合が 5 5体積％未満では、 X— 8 0グレード相当の耐力が確保できない場合がある。したがつて、マルテンサイ卜相の体積割合は、 5 5 — 9 0 %が望ましい。

金属組織中に占めるマルテンサイ卜相とフェライ卜相の体積割合は、点算法により求めることができる。この方法では、まず倍率 1 0 0 0倍で金属組織の顕微鏡写真（ 7 . 3 c m X 9 . 5 c m ) を 5視野撮影し、さらに 4倍に拡大してプリン卜する。次に、この写真に 5 m mピッチで升目を描き、格子点がマルテンサイ卜相中にあれば 1 点、フェライ卜相中にあれば 0点、マルテンサイ卜相とフェライ卜相の境界にあれば 0 . 5点として全格子について調べる。さらに、合計点数を算出し、各相の点数を合計点数で割って各相の割合を求める。この値が各相の体積割合を表す。

溶接金属の金属組織は、マルテンサイ卜相を主体とし、オーステナイ卜相を含む組織とする。オーステナイト相を含む組織とするのは、溶接金属部の強度、靱性、冷間加工性および耐溶接高温割れ性を確保するためである。オーステナィ卜相の割合は 5 — 3 0体積％で、マルテンサイ卜相の割合は 7 0— 9 5体積％が望ましい。特に、溶接金属部の 0 (酸素）含有量が高くなりやすい溶融溶接法の場合には、靱性を確保する観点から、オーステナィ卜相を含む組織が有効である。

なお、マルテンサイ卜組織中のオーステナイ卜相の体積割合（％) は、次の方法によって求めることができる。鋼管または鑭板について、圧延方向および圧延方向に直角な方向の縱断面、表面に平行な断面の 3 つの断面を対象に、 C o — Κ α線を 1 次 X線とする X線回折法により、マルテンサイ卜相の { 2 1 1 } 回折線に対するオーステナイ卜相の { 2 2 0 } 回折線の強度比を測定する。そして、 3つの断面の測定値を基にオーステナイト相の体積割合を計算し、その結果の平均値を求める。ただし、マルテンサイ卜相とオーステナイト相とでは、回折線の強度が異なるので、装置毎の特性による誤差が生じる。このため、所定の相比に混合された、マルテンサイ卜系ステンレス鋼およびオーステナイ卜系ステンレス鋼の標準試料を用いて強度補正を行う必要がある。

母材および溶接金属の化学組成：

C ： C含有量が多い場合には、母材、溶接金属ともに硬さが硬くなる。硬さが硬いと、耐 S C C性ゃ耐サワー性が低下するので、 C含有量は低い方がよい。特に、母材については C含有量が低い方がよく、 C含有量が 0 . 0 5 %を超える場合には、溶接熱影響部における硬化が著しくなる。その場合には、母材と溶接金属部との耐力の差が大きくなり、溶接ビード止端部における溶接金属部と溶接熱影響部との境界の溶接金属側に歪みが集中しやすい。そのような溶接鍋管が、脱水処理が施されておらず、かつ炭酸ガス環境下で塩化物を多く含む高温の流体の搬送に適用されると、応力腐食割れを起こしやすい。また、微量の硫化水素が含まれる環境下では、耐サワー性が著しく低下する。

したがって、母材の C含有量は 0 . 0 5 %以下とした。溶接金属は母材ょリ高い強度を得ることができるように、 C含有量の上限は母材より高い方がよく、 0 . 1 %以下とした。望ましい C含有量は、母材では 0 . 0 3 %以下、溶接金属では、 0 . 0 5 %以下である。

C r ： C rは耐食性、特に耐 C 0 ₂性を向上させる元素である。母材 (D C r含有量が 9 %未満、溶接金属の C r含有量が 7 %未満の場合には、脱水処理を省略した炭酸ガスを含む天然ガスや原油のような金属を腐食しやすい流体の輸送用の鋼管としては、耐 C 0 ₂性が十分でない。したがって、 C r含有量の下限は、母材は 9 %、溶接金属は 7 %とする。

C r含有量の上限は、母材および溶接金属ともに 2 0 %とする。母材のじ r含有量が 2 0 %を超えると、マルテンサイ卜変態開始温度（M s 点）が低下するので、マルテンサイ卜相を主体とする金属組織を得るのが難しい。特に、熱間圧延のままの状態の鋼板を溶接鋼管製造用の母材として使用する場合、マルテンサイ卜相の割合の望ましい下限である 5 5体積％を確保しにくくなる。

また、溶接金属の C r含有量が 2 0 %を超えると、フェライ卜相が生成しやすくなる。その場合には、溶接金属部の金属組織が、マルテンサィ卜相を主体とし、才一ステナイ卜相を含む 2相組織にならない。したがって、母材の C r含有量は 9— 2 0 %、溶接金属の C 「含有量は 7— 2 0 %とした。なお、耐 C0₂性は、 C r含有量が高いほど向上する。そのために、 C r含有量の望ましい範囲は、母材では 1 1 — 2 0 %、さらに望ましくは 1 5— 2 0 %、溶接金属では、 1 1 一 1 8 %、よリ望ましくは 1 1 — 1 5 %である。

なお、 C rの含有量は、母材と溶接金属の耐サワー性、溶接金属の溶接高温割れ性などにも重要な影響を及ぼす。これらの耐食性に対しては、オーステナイ卜相形成元素である N i等の他の元素の含有量の影響もある。したがって、後述するように、 C r含有量は、それらの元素の含有量を考慮して、選択するのがよい。

以下に説明する元素は、必要に応じて母材に含有させることができる元素である。

S i ： S i は母材を製造する際の溶鋼の脱酸、または溶接時の溶融部の脱酸に有効な元素である。ただし、 S i含有量が 1 %を超えると靭性が低下する傾向があるので、 S i を脱酸剤として使用する場合には、母材、溶接金属ともに、 1 %以下とするのが望ましい。より望ましい上限は 0. 5 %である。

なお、 S iの脱酸効果を得るには、 S i含有量を 0. 0 1 %以上とするのが望ましい。より望ましい下限は、 0. 0 5 %である。

したがって、 S i を含む場合の望ましい含有量は、 0. 0 1 — 1 %、より望ましくは、 0. 0 5— 0. 5 %である。

M n ： M nは母材を製造する際の溶鋼の脱酸、または溶接時の溶融部の脱酸および鋼の熱間加工性を向上させるのに有効な元素である。これらの効果を得るためには、母材、溶接金属ともに 0. 0 5 %以上含有させるのが望ましい。

M n含有量の上限は、母材、溶接金属ともに 2 %とするのがよい。母材の M n含有量が 2 %を超えると、母材製造用の錶片の内部に M nの偏祈が生じやすく、 M nの偏祈に起因する靱性の低下を起こすことがあリ、耐 S C C性も低下する傾向がある。母材の望ましい M n含有量の上限は 1 %である。また、溶接金属の M n含有量が 2 %を超えると、靱性、耐 S C C性などが低下しやすい。

したがって、添加する場合の M n含有量は、母材、溶接金属ともに 0 . 0 5— 2 %、望ましくは 0 . 0 5— 1 %である。

N i ：母材に関しては、 N ί は大入熱溶接における溶接熱影響部の靭性を確保するのに有効な元素である。したがって、その効果を得る必要がある場合に含有させる。その含有量が 3 %未満では、溶接熱影響部のフエラィ卜量が多くなリ、溶接熱影響部の十分な強度と靭性が得られないことがある。一方、母材の N i含有量が 9 %を超えると、 M s点が低下して強度が低くなる傾向がある。よリ望ましい上限は 7 %である。

溶接金属においては、 N i はオーステナィ卜相の割合を高める効果があるので、その効果を得る必要がある場合に含有させる。その効果を得る場合には、 N i含有量は 2 %以上、または 5 %以上が望ましい。溶接金属の N i含有量が 1 0 %を超えると N i の効果が飽和し、コス卜上昇を招くので、溶接金属の N i含有量の上限は 1 0 %とするのがよい。

したがって、母材が N i を含む場合の望ましい含有量は、 3— 9 %、より望ましくは 3— 7 %または 4 — 7 %である。また、溶接金属が N i を含む場合の望ましい含有量は、 2— 1 0 %、さらに望ましい含有量は 5— 1 0 %である。なお、 C 0は N i とほぼ同じ作用を持っているので、 N iの一部を C 0と置換してもよい。

M o、 W、 C u ：これらの元素は、母材および溶接金属の耐サヮ一性を向上させる効果を持っているので、溶接鋼管が硫化水素を含む流体の搬送用に用いられる場合に、少なくとも一つの元素を含有させるのがよい。 M o、 C uは耐サワー性の向上効果がとくに大きい。

これらの元素の効果を得るためには、いずれの元素も、母材および溶接金属ともに 0. 5 %以上含有させるのがよい。しかし、母材に関しては、 M 0の含有量が 5 %を超えると、溶接熱影響部の靭性が低下し、 W の含有量が 6 %、 C uの含有量が 5 %を超えると、熱間加工性が低下する。また、溶接金属に関しては、 M 0の含有量が 5 %超えると、 Wと C uの含有量が、それぞれ 6 %、 3 %を超えると、耐溶接高温割れ性が低下する。

したがって、これらの元素を添加する場合の含有量は、母材に関しては、 0とじ 11は0. 5— 5 %、 Wは 0. 5 - 6 %とするのがよい。 M 0含有量の望ましい範囲は、 1 . 5— 4 %、 C u含有量の望ましい範囲は 1 一 3 %である。

また、溶接金属に関しては、 M cHiO . 5— 5 %、 Wと C uは 0· 5 一 3 %とするのがよい。 M 0含有量の望ましい範囲は、 1 . 5— 4 %、 Wと C u含有量の望ましい範囲は 1 一 3 %である。

s o l . A I ： A I は、母材を製造する際の溶鋼または溶接時の溶融金属部の脱酸に有効な元素である。 A I の脱酸効果を得るためには、母材、溶接金属ともに s 0 に A I含有量で 0. 0 0 1 %以上とするのがよい。一方、 s 0 に A I含有量が 0. 1 %を超えると、母材または溶接金属中にアルミナクラスターが残存しやすいために、靱性の低下を招したがって、 A I を添加する場合には、母材、溶接金属ともに、 s o に A I含有量で 0. 0 0 1 — 0. 1 %とするのがよい。望ましい含有量の範囲は 0. 0 0 1 — 0. 0 4 %、より望ましくは 0. 0 0 1 — 0. 0 1 %である。

V、 Z r ：これらの元素はいずれも、鋼中の Cと Nを炭化物または窒化物として固定し、母材および溶接金属の耐カ等の強度のばらつきを少なくする作用を持っている。この効果を得る必要がある場合に、少なくとも一方の元素を含有させるのがよい。その効果は、いずれの元素も 0. 0 0 1 %以上で顕著になる。しかし、これらの元素の含有量が母材は

0. 5 %、溶接金属は 0. 3 %を超えると、母材、溶接金属ともに靭性および耐食性が低下する傾向がある。

したがって、これらの元素を添加する場合の望ましい含有量は、母材は 0. 0 0 1 - 0. 5 %、さらに望ましくは 0. 0 0 1 - 0. 3 %、溶接金属は 0. 0 0 1 — 0. 3 %、さらに望ましくは 0. 0 0 1 — 0. 2 %である。

C a、 M g ：これらの元素は、母材の熱間加工性を向上させる作用を持つている。また、連続錶造で母材用の錶片を錶造する際のノズルつまりを防止する作用も持っている。このため、これらの効果を得る必要がある場合に少なくとも一方の元素を添加するのがよい。これらの元素の効果は、いずれも 0. 0 0 0 5 %以上で顕著になる。しかし、いずれの元素も、 0. 0 5 %を超えると、粗大な酸化物が鋼中に残存しやすいので、母材の靭性が低下しやすくなリ、また孔食の起点となって耐食性が低下することがある。

したがって、母材にこれらの元素を含有させる場合には、その含有量は、 C a、 M gともに、 0. 0 0 0 5 — 0. 0 5 %とするのがよい。望ましい範囲は、 0. 0 0 0 5 — 0. 0 3 %、さらに望ましくは 0. 0 0 0 5 - 0. 0 1 %である。

C aと M gは、溶接金属中の Sを固定して、耐溶接高温割れ性を向上させる作用を持っている。これらの元素の効果を得るためには、 0. 0 0 0 3 % 以上含有させるのがよい。しかし、これらの元素の含有量が 0. 0 3 %を超えると溶接金属中に粗大な酸化物が残存しやすく、そのような場合には、靱性が低下するとともに、粗大な酸化物が孔食の起点となって、耐食性が低下することがある。したがって、添加する場合の C a、 M gの望ましい含有量は、いずれも、 0. 0 0 0 3— 0 · 0 3 %である。

T i ：金属組織がマルテンサイ卜相とフェライ卜相で構成される母材の場合には、 T iが存在すると、母材の靭性が低下する。特に、 T i の含有量が 0. 1 %を超えると靭性の低下が著しい。したがって、母材の T i の含有量は 0. 1 %以下とするのがよい。望ましい T i の含有量は

0. 0 5 %以下、さらに望ましくは 0. 0 1 5 %以下である。

一方、 T i は溶接アークを安定化させるために、通常溶接材料に添加される。そのために、 T i は溶接金属中に残存する。 T iの溶接金属の靱性に及ぼす影響は比較的に小さいが、 0. 1 %を超えると靱性が低下する傾向がある。したがって、溶接金属の T i含有量は、 0. 1 %以下が望ましく、より望ましくは 0. 0 5 %以下、さらに望ましくは 0. 0 3 %以下である。

不純物中の P、 S、 N、 O ：いずれの元素も不純物として存在する元素であり、母材、溶接金属ともに、含有量は低い方がよい。

Pの含有量が 0. 0 2 5 %を超えると、母材および溶接金属の耐食性および靭性が低下しやすい。このため、 P含有量は 0. 0 2 5 %以下とするのがよい。より望ましく 0. 0 1 5 %以下、さらに望ましくは 0. 0 1 %以下である。

Sの含有量が 0. 0 1 %を超えると、母材の熱間加工性、耐食性および靭性、溶接金属の耐高温割れ性、耐食性および靭性が低下しやすい。したがって、母材、溶接金属ともに S含有量は 0. 0 1 %以下がよい。より望ましくは 0. 0 0 5 %以下、さらに望ましくは 0. 0 0 2 %以下である。

Nの含有量が母材では 0. 0 2 %、溶接金属では 0. 0 5 %を超えると、母材に関しては、熱間圧延または溶接のままの状態での靭性および耐食性、溶接金属に関しては靱性と耐食性が低下しやすい。特に、母材における溶接熱影響部の靭性および母材と溶接金属の耐サワー性が低下する傾向がある。このため、母材の N含有量は 0. 0 2 %以下、溶接金属の N含有量は 0. 0 5 %以下とするのがよい。ょリ望ましくは、いずれも 0. 0 1 %以下である。

O (酸素）の含有量が 0. 0 1 %を超えると、母材および溶接金属のの靭性および耐食性が低下する傾向がある。このため、 0含有量は 0.

0 1 %以下とするのがよい。より望ましくは 0. 0 0 5以下である。化学組成の好ましい態様：

すでに述べてきたように、本発明の溶接鋼管は、脱水処理が施されていない原油等の搬送に適用された場合には、耐 S C C性に優れている。また、「発明の開示」の項で記したように、母材または溶接金属が次に記す化学組成を満たす場合には、本発明の溶接網管は、さらに他の有用な特性を備える。

母材の金属組織としては、体積％で、マルテンサイ卜相の割合 5 5—

9 0 %、フェライ卜相の割合 1 0— 4 5 %で構成されていることが望ましいことは前記のとおりである。このような金属組織を確保するとともに、母材鍋板を製造する際の熱間圧延後の熱処理または溶接後の熱処理を省略しても、強度、靱性に優れ、耐サワー性等の耐食性も備える母材を得るためには、つぎの条件を満足させるのがよい。

母材の C r、 N i および T iの含有量を、それぞれ C r ： 1 1 - 2 0

%、 T i : 0. 0 5 %以下、 N i : 3— 7 %とする。そして、母材が M

0を含む場合は、これらの元素を含めた含有量が、下記の（3 ) 式および（4 ) 式を同時に溝足するようにする。（ 3 ) 式はフェライ卜相の割合〗 0体積％以上、マルテンサイ卜相の割合 9 0体積％以下を得るのに好適な条件で、（4 ) 式はマルテンサイ卜相の割合 5 5体積％以上、フェライ卜相の割合 4 5体積％以下を得るのに好適な条件である。

なお、（ 3 ) 式および（4 ) 式中の元素記号は、鋼中に含まれる各元素の含有量（質量％) を表す。

C r + 1 . 5 M 0 - N i - 0. 4 C u - 1 4≥ 0 ( 3 )

C r + 1 . 5 M o - 2 N i - 0. 8 C u - 1 2. 5≤ 0 (4 ) 溶接金属については、 5— 3 0体積％のオーステナイト相を含むマルテンサイ卜組織で構成されていることが望ましいことを、すでに述べた。このような金属組織が望ましいのは、溶接時の溶融状態から凝固する過程で割れ（溶接高温割れと呼ばれる）が生じないようにするためと溶接金属の強度および靱性を向上させるためである。この割れが生じないようにするためには、凝固過程および凝固後の冷却過程で適当量のフェライ卜相が存在し、温度が約 2 0 0 °Cまで降下する間にフェライ卜相が消失するような化学組成を選ぶのがよい。

このような凝固過程でのフェライ卜相の存在する条件をを考慮し、さらに常温で 5— 3 0体積％のオーステナイ卜相を含むマルテンサイ卜組織で構成される溶接金属部とするのがよい。そのためには、フェライ卜生成元素である C r、 M 0の含有量とオーステナィ卜生成元素である N i含有量を同時に考慮した適正量を選ぶのが望ましい。本発明の溶接網管の場合には、母材の C r、 N i 、 M o、 T i の含有量を、それぞれ C r ： 1 5— 2 0 %、 N i ： 4 - 7 % , M o : 1 . 5 - 4 % . T i ： 0. 0 1 5 %以下の範囲、溶接金属の C r、 N i 、 M o、 W、 T i を、それぞれ C r : 1 1 一 1 8 %、 N i : 5— 1 0 %、 M o : 1 . 5 - 4 ⁰ん、 W : 0 - 4 % , T i : 0. 0 3 %以下の範囲とし、かつ下記の ( 5 ) 式および（6 ) 式を満足させるのがよい。

- 1 ≤ C r + M 0 - 1 . 7 N i ≤ 1 3— 2 2 0 X 0 (酸素）（ 5) 2 5≤ C r +M o + 1 . 8 N i ≤ 3 0 ( 6) ( 5 ) 式は凝固過程でのフェライ卜相を考慮した式であり、「C r + M 0 - 1 . 7 X N i 」の項は、フェライ卜相の生成傾向を表す実験式である。この項の値が小さいほどフェライ卜相の生成量が減少する。ただし、この項の値が - 1未満では、凝固直後の高温下でフェライ卜相が存在しないので、溶接高温割れが発生しやすい。一方、この項の値が大きすぎると、フェライ卜相の生成量が過多となるので、靭性が低下する。この溶接金属の靭性には、 0 (酸素）含有量の影響が大きい。 0含有量を考慮した式「C r + M o— 1 · 7 X N i ≤ 1 3— 2 2 0 X 0」を満足すれば、十分な靭性を持つ溶接金属が得られる。

( 6 ) 式において、「C r + M o + 1 . 8 X N i 」の項は、オーステナイト相の生成傾向を表す実験式である。この項の値が 2 5未満では、オーステナィ卜相の生成量が少ないので、十分な靭性が得られない。一方、この項の値が 3 0を超えると、オーステナイト相の生成量が多すぎ、十分な引張強さおよび耐力が確保できない。

ここで、溶接金属の充分な引張強さとは、維手引張試験において、母材部で破断が生じ、溶接金属部では破断しないことを意味する。本発明の溶接鋼管の場合、強度を X 8 0グレード以上（耐カ 5 5 1 M P a以上）とするためには、溶接金属の引張強さは 6 5 0 M P a以上とするのがよい。

本発明の溶接網管は、母材が前記の（3 ) および（4 ) 式、溶接金属が（5) および（ 6) 式を満足する組み合わせの場合には、さらに特性に優れた溶接鋼管が得られる。

上記の溶接鋼管のほかに、母材の化学組成が、 C ： 0. 0 5 %以下、 S i : 0. 5 %以下、 M n : 1 %以下、 C r : 9— 1 7 %、 N i ： 0 - 9 %、 W : 0— 、 C u : 0— 3 %、 V ： 0 - 0. 3 %、 C a ： 0 一 0. 0 1 %、 T i ： 0. 1 %以下、残部： F eと不純物からなリ、溶接金属の化学組成が、 C ： 0. 0 5 %以下、 S i : 0. 5 %以下、 M π : 1 %以下、 C r : 9一 2 0 %、 N i ： 0 - 9 % , W ： 0 - 3 _N C u : 0— 3 %、 V ： 0 - 0. 2 %、 C a ： 0 - 0. 0 1 %、 B ： 0 - 0. 0 1 %、 T i : 0. 1 %以下、残部： F e、不純物からなリ、かつ溶接ビードの凸部が、前記（ 1 ) 式を満足する場合には、耐 S C C性にもっとも優れている。

パイプライン用鋼管としての使用：本発明の溶接鋼管は、脱水処理が省略された原油や天然ガスを搬送するためのパイプライン用の鋼管として使用することがもっとも有効である。特に、パイプライン敷設時に、鋼管の端面同士を溶接によって接続した場合、溶接部と母材の熱影響部を後熱処理することなく、溶接のまま使用することもできる。鋼管の端面同士の溶接には、 S A W法、 T I G法、 M I G法、 M A G法などの溶接法を適用することができる。

溶接鑭管の製造方法：

本発明の溶接鍋管は、通常の溶接鋼管の製造方法によって製造することができる。一般的な製造方法はつぎのとおりである。

まず、熱延鋼板または厚銷板を製品の鍋管の外周長さとほぼ同じ幅に切断する。次に、 Cプレス、 Uプレスおよび 0プレスにより成形する U 0 E法を用いて円筒状に成形する。その突き合わせ部分を S A W溶接して溶接鑭管とする。成形の段階では、 U O法、スパイラル法、ロールべンド法などを採用してもよい。

溶接条件や使用するフラックスや溶接ワイヤは、溶接金属の化学組成等を考慮して選べばよい。硬度の微調整が必要な場合は、焼戻し処理等を施してもよい。

用いる母材の化学組成は、溶接鎮管の用途等に応じて、前記の条件を考慮して適宜選択すればよい。

母材の熱延鋼板および厚鋼板の製造方法についても、一般的に採用されている方法によればよい。連続錶造されたスラブを熱間圧延する方法、鋼塊を分塊圧延および熱間圧延する方法により、熱延鋼板または厚鋼板を製造すればよい。

なお、フェライ卜相の割合 1 0 — 4 5体積％ (マルテンサイ卜相 5 5 - 9 0体積％) の母材を製造する場合には、熱間圧延前の素材鋼の加熱温度は、 1 1 0 0 °C— 1 2 5 0 °Cとするのが望ましい。加熱温度が 1 2 5 0 °Cを超えるとフェライ卜相が多く析出し、製品の金属組織がマルテンサイ卜相主体とならないことがあるからである。また、 1 1 o o°c未満では、素材鋼の変形抵抗が大きく、熱間圧延しにくい。実施例

実施例 1 一 3に共通する試験方法は次のとぉリである。なお、図 3 は、後述する実施例 1 および 2で用いた片面溶接部材 7の溶接部の横断面構造を示す模式図である。

耐 S C C性試験：試験片のサイズは、厚さ 5 mm、幅 2 5. 4 mm, 長さ 1 6 5 mmで、各試験条件毎に、実施例 1の場合は 1 個、実施例 2および 3の場合は 2個の試験片を準備した。曲げ応力は、図 2 Aおよび図 2 Bに示すように、試験片 5を曲げ付与治具 6にセッ卜して、たわみ量が Y (mm) となるように付与した。なお、 Yは、図 2 Bに示す式の中の σ (曲げ付与応力）として、室温での母材の耐カ（Y S) に等しい値の応力を付与したときのたわみ量である。このたわみ量を付与した状態の試験片を才一卜クレープ処理した。その処理条件は、雰囲気が 3 0気圧の C 0₂ ガス、試験溶液は温度 1 0 0°C、 N a C I濃度 1 0質量％の水溶液、溶液中の浸漬時間は 7 2 0時間である。処理後の試験片を目視観察して割れの発生の有無を調べた。なお、目視観察のみでは割れの発生の有無が明確に確認できないものについては、その断面を研磨した後、光学顕微鏡で観察して割れの発生の有無を確認した。

評価は、試験片の個数が 1 個の場合は、割れの発生が認められなかつたケースは良好「〇」、割れが発生したケースは不良「X」とした。試験片の個数が 2個の場合は、割れの発生が 2個とも認められなかったケ —スは良好「〇」、 1 個に割れが発生したケースはやや不良「△」、 2 個とも割れたケースは不良「X」とした。

耐 C 0₂ 性試験：試験片のサイズは、厚さ 2 mm、幅 2 0 mm、長さ 5 O mmである。試験片の処理はオートクレープ処理であり、その処理条件は、耐 S C C性試験の場合と同じである。その処理における腐食速度を調べた。

耐 C 0₂ 性の評価は、 1年当たりに換算した腐食減肉が 0. 1 mm以下のものを良好「〇」、それ以外のものを不良「X」とした。

耐サワー性試験：試験片の形状と個数は、耐 S C C性試験の場合と同じである。曲げ応力の付与条件も耐 S C C性試験の場合と同じである。このたわみ量 Y (mm) を付与した状態でオートクレープ処理する。才ートクレーブ処理条件は、雰囲気が 3 0気圧の C 0₂ ガスと分圧 0. 0 3 気圧の H ₂ S ガスで、試験溶液は温度 2 5°C、 p H 4. 5、 N a C I濃度 1 0質量％の水溶液、浸漬時間が 7 2 0時間である。試験後の試験片を目視観察し、割れの発生の有無を調べた。なお、目視観察のみでは割れの発生の有無が明確に確認できないものについては、その断面を研磨した後、光学顕微鏡で観察して割れの発生の有無を確認した。

評価は、上記の耐 S C C性試験の場合と同じである。

(実施例 1 )

実施例 1では、溶接ビードの形状と耐 S C C性との関係を調査した。さらに、化学組成、金属組織および引張特性が異なる母材 5種類と溶接溶接材料 2種類の組合せについても調査した。

表 1 に、母材である厚鋼板 5種類（符号 A— E) の化学組成と金属組織、用いた溶接材料の化学組成（符号 F、 G) およびこれらの母材と溶接金属の組み合わせで得られた溶接金属の化学組成を金属組織（符号 A 一 Fから E— G) を示す。母材は、いずれもフェライ卜相を含むマルテンサイ卜系のステンレス鋼である。各厚鋼板は、その強度が A P I 規格に規定される X 8 0グレード（耐カ 8 0 k s i ( 5 5 1 P a) 以上）に調整されている。また、溶接試験用の厚鋼板は、そのサイズが、厚さ 1 2. 7— 2 5. 4 mm、幅 3 0 0 mm、長さ 1 mである。

符号 B、 D、 Eの厚鋼板については、上記の溶接試験用の厚鋼板のほかに、幅 1 9 2 O mm、長さ 6 mの実機製管試験用の鋼板（符号 Bは 2 枚）を準備し、 S AW法により外径 6 1 0 mm、長さ 6 mの大径厚肉の溶接鋼管 4本を製造した。なお、この製管に用いた溶接材料の化学組成は表 1 に示す符号 Gである。溶接鋼管に関する試験は、表 4の試番 3 3 - 3 6に対応している。

幅が 3 0 0 mmの溶接試験用の厚鎮板については、幅方向の一方の端面に、板厚に応じて開先加工を施した後、開先加工部同士を突き合わせ、 S AW法で片面溶接した。図 3に、この溶接後の試験片（以下、溶接継手とも記す）の溶接ビード部の横断面構造を示す。符号 7が厚鋼板 (母材）であり、符号 2が溶接金属である。この溶接継手の図 4に示す位置から、厚さ 5 mm、幅 2 5. 4 mm、長さ 1 6 5 mmの溶接ビード付きの 4点曲げ試験片 5を 2個づっ採取し、耐食性試験に供した。なお、長さ 6 mの溶接鋼管については、溶接ビード部の hがもっとも大きいと判断された領域の図 5に示す位置から耐食性試験片 5を採取した。また、溶接金属については、 2種類の化学組成を対象としておリ、上記溶接継手部の溶接材料の化学組成を併せて表 1 に示した。片面溶接部材 3 2種類および溶接鋼管の試験片 4種類について、各試験番号毎の供試材のサイズおよび試験片の溶接ビードの形状を表 2—表 4に示す。

表 1

表 2 寸法母材強度 (MPa) 溶接金 B強度 (MPa) 溶接ビード形状耐耐試母

肉 3 100°C 室温 100°C Hの範囲 Wの範囲 hの範囲 h>1.25 0.2W ISCC CO, 厚 ¾

番材 (mm) (mm) の長さ *1

ダ (

径 TS YS YS TS YS YS ) (mm) 性性性

1 1.32-2.00 1.26-1.37 全長 3.8 X 〇〇 2 1.26-1.31 全長 3.8 X 〇〇 3 19.0 3.8 X 〇〇

1.31

4 ■1.50 19.0 9.5 3.8 X 〇〇

-23.0

5 1.26-1.31 5.0 3.8 X 〇〇 6 A 19.0 855 585 556 827 600 490 3.8 3.8 〇〇〇

1.9 3.8 〇〇〇

8 0.29-1.01 1.15-1.25 全長 3.8 〇〇〇 9 1.73-2.00 1.26-1.28 全長 X 〇〇

28.5

!10 0.41-1.52 -34.2 1.15 - 1.25 全長〇〇〇

11 0.26-1.02 1.14-1.21 全長〇〇〇

*1: 全長とは、試験片の幅 2 5. 4 mmを意味する,

耐サヮ表 3

*1: 全長とは、試験片の幅 25. 4mmを意味する。

表 4 寸法母材強度 (MPa) 溶接金 IS強度 (MPa) 溶接ビ- -ド形状耐耐耐試母溶サ接 '皿曰 100°C 室 /皿 100°C Hの範囲 Wの範囲 hの範囲 h>1.25 0.2W SCC CO, つ番材金肉厚外径 (mm) (mm) の長さ *1 1

/ 、、

厲 (mm) (ram) TS YS YS TS YS YS (=L) (mm) 性性性

24 2.25-2.51 1.26-1.28 全長 5.6 X o o

25 D / 73 con 1.77-2.00 1.20-1.24 0 5.6 〇〇〇

26 1.00-1.48 1.15-1.20 0 5.6 〇〇〇

F 827 600 492

27 2.31-2.51 28.0 1.26-1.28 全長 5.6 X 〇

-33.6

28 19.0 1.83-2.04 1.21-1.24 0 5.6 〇〇

29 1.12-1.53 1.16-1.20 0 5.6 〇〇

E 770 578 532

30 4.90-5.04 1.26-1.27 全長 5.6 X 〇

31 4.15-4.45 1.21-1.23 0 5.6 〇〇

32 3.68-4.00 1.17-1.20 0 5.6 〇〇

33 G 12.7 791 633 601 940 670 570 1.24-1.49 25.0-27.5 1.15-1.18 0 5.0 〇〇〇

B

34 19.0 790 627 599 0.98-1.45 28.0-30.1 1.12-1.16 0 5.6 〇〇〇

610

35 D 25.4 788 591 544 0.96-2.00 38.0-40.1 1.00-1.05 0 7.6 〇〇〇

36 E 19.0 770 578 530 1.54-2.50 28.0-28.5 1.03-1.09 0 5.6 〇〇

*1: 全長とは、試験片の幅 2 5. 4mmを意味する。

なお、表 2—表 4に示す片面溶接部材のうち、試番 3— 7は試番 2と同じ片面溶接部材、試番 1 8— 2 1 は試番 1 7と同じ片面溶接部材である。ただし、 Lの値が表中に示す長さになるように、長さ L以外の両側部分が、母材表面と同じ高さまで切削加工によリ除去されている。

そして、得られた各片面溶接部材と溶接鋼管は、いずれも溶接のまま、つまり溶接後に熱処理を施すことなく、下記の各試験に供した。各試験片については、引張試験、溶接ビードの形状測定、耐 S C C 性、耐 C 0₂性および耐サワー性を調査した。

なお、実施例 1 の場合の引張試験条件は下記のとおりである。

片面溶接部材および溶接鎮管とも、試験片の採取位置は、母材部については銷板の圧延方向と直交する方向、溶接金属部についてはシー厶溶接線方向であり、試験片のサイズは、外径 8 mm、平行部長さ 6 O mm である。試験温度は、 1 0 0°Cと室温であり、温度 1 0 0*Cでは母材と溶接金属の耐カ（Y S) 、室温では母材と溶接金属の引張強さ（T S) と耐カ（Y S ) を調べた。

以上の各試験結果を、表 2—表 4に併せて示した。

表 2—表 4に示す結果から下記の事項が明らかである。

溶接ビードの形状が本発明で規定する条件を満たす片面溶接部材（試番 6— 8、 1 0、 1 1 、 1 3、 1 5、 1 6、 2 0 - 2 3、 2 5、 2 6、 2 8、 2 9、 3 1 、 3 2 ) と溶接鍋管（試番 3 3 - 3 6 ) は、いずれも耐 S C C性が良好であった。さらに、耐 C 0₂ 性も優れていた。

また、耐サワー性については、母材の鋼の M 0含有量が低い試番 2 0 一 2 3、 2 8、 2 9、 3 1 および 3 2の片面溶接部材と試番 3 6の溶接鋼管以外は、いずれも良好であった。この結果から、耐サワー性が要求される場合には、溶接ビード形状が本発明で規定する条件を満足するようにするとともに、耐サワー性を向上させる他の対策を併用することが望ましいことが確認された。一方、溶接ビードの形状が本発明で規定する条件を満たさない片面溶接部材（試番 1 — 5、 9、 1 2、 1 4、 1 7 - 1 9、 2 4、 2 7、 3

0 ) は、いずれも耐 S C C性が不良であった。

なお、試番 2 0— 2 3、 2 8、 2 9、 3 1 、 3 2および 3 6については、溶接ビードの形状が本発明で規定する条件を満足しているため、耐

S C C性に優れ、さらに耐 co₂ 性にも優れていた。しかし、耐サワー性は十分ではなかった。

(実施例 2 )

実施例 2では、本発明で規定する溶接ビ一ドの形状を満足する溶接鋼管、すなわち耐 S C C性が良好な溶接鋼管を対象に、母材の化学組成および金属組織の望ましい条件を調査した。特に、溶接のままでも、優れた耐サワー性と靱性を持つ母材の条件を確認した。

表 5に試験に供した 2 6種類の鋼（母材）の化学組成を示す。鋼 N

0. a— uおよび X — zの 2 4種類については、小型の溶解炉で溶製した錶片を 1 2 0 0 °Cに加熱した後、熱間鍛造して鋼片とし、さらにパス回数 5回、仕上げ温度 9 8 0 °Cの条件で熱間圧延して、厚さ 2 5 mm、幅 1 2 0 mm、長さ 4 0 0 mmの鋼板に加工した。なお、鋼 N o . s— uの鋼は、従来例の鋼である。また、鋼 N o . Vおよび wは、実機で製造された厚さ 1 9 mmの製管用の厚鋼板である。

表 5

鋼化学成 («量％、残部： Fe,不純物）組

溶接材料としては、質量％で、 C ： 0. 0 1 %、 C r ： 1 2 %、 N i : 9 %、 M o ： 3 %を含む直径 4 mmの溶接ワイヤと、高塩基度のボンド型フラックスを準備した。

そして、実際の溶接鋼管の製造を模擬し、準備した鋼板の圧延方向と平行な端面に、角度 6 0度、ルー卜フェイス高さ 1 3 mmの Y開先を加ェし、加工部同士を突き合わせ溶接した。溶接法は、 S AW法による片面溶接で、溶接入熱量 7. S k J Zmmとした。

次に、溶接後の母材部と突き合わせ溶接部から、以下に示す試験片を採取し、機械的特性（耐力、靱性）と耐サワー性を調査した。

耐カ測定用の引張試験片は、採取位置が母材の圧延方向と直交する方向であり、形状は直径 4 mm、標点間距離 2 0 mmの丸棒状である。靱性測定用のシャルピー衝撃試験片は、採取位置が圧延方向と直交する方向であり、形状は」 I S Z 2 2 0 2 ( 1 9 8 0 ) に規定される 4号試験片（長さ： 7 5 mm、幅： 1 0 mm、ノツチ形状： 2 mm V 型）である。このシャルピー衝撃試験片は、母材と突き合わせ溶接部の両方から切り出した。なお、突き合わせ溶接部から切り出した 4号試験片のノッチは、溶接ボンド部（溶融した部分と溶融していない部分の境界）に位置させた。また、靱性は V T r sで評価した。

耐サワー性調査試験片は、採取位置が圧延方向と直交する方向で、形状は厚さ 2 mm、幅 1 0 mm、長さ 7 5 mmで、 Vノツチ付きの 4号曲げ試験用である。採取数は、母材と突き合わせ溶接部のそれぞれについて、板厚方向中央部から 2個である。なお、突き合わせ溶接部から切り出した 4点曲げ試験片のノツチは、上記のシャルピー衝撃試験片と同様に、溶接ボンド部に位置させた。

耐サワー性試験の際に付与した曲げ応力は、前記のとおりである。また、試験片の処理条件は、雰囲気が分圧 3 0気圧の炭酸ガスと、 0. 0 1 気圧の H ₂ Sガス、溶液は温度 2 5 °C、 N a C I 濃度 5質量％の水溶液、浸漬時間 2 0 0時間である。耐サワー性の評価方法は、前記のとおリである。

表 6に、材料特性の調査結果および本発明で規定する母材の望ましい化学組成である（3 ) 式および（4 ) 式との関係を確認するための計算値をまとめて示す。

表 6

*2 f (3)=Cr+1.5X o-Ni - 0.4X (Cu + Co) -14 *3 f (4)=Cr+ 1.5XMo-2X i -0.8X (Cu + Co) - 12.5

表 6に示す結果から下記の事項が明らかである。

試番 1 一 1 5および 2 2— 2 6は、化学組成が（ 3 ) 式および（ 4 ) 式を満足し、フェライ卜相の割合が 1 2— 4 3体積％ (マルテンサイ卜相が 5 7 - 8 8体積％) であった。そのために、溶接ビード止端部近傍の母材および溶接熱影響部のいずれも耐サワー性、靱性が良好であつた。また、耐カも大きく、 A P I に規定される X— 8 0グレード相当の 5 5 1 - 6 7 5 P aを満足していた。

—方、（3 ) 式、（4) 式のいずれか一方を満足しない試番 1 6、 1 7、〗 9— 2 1 の場合には、耐サワー性と靱性のうちの少なくとも一方が不良であった。これらのうち、試番 1 9一 2 1 の従来親は、いずれも、化学組成が（ 3 ) 式を満たさないために、金属組織がマルテンサイ卜相単相で、フェライ卜相が存在しなかった。そのため、靱性は良好なものの、耐力が 8 2 0— 84 3 M P aと異常に高かった。

したがって、耐 S C C性に加えて、耐サワー性および靱性が要求される場合には、母材は（3 ) 式および（4 ) 式を満足するとともに、フエライ卜相の割合 4 5体積％以下が望ましいことが確認された。

(実施例 3 )

実施例 3では、本発明で規定する溶接ビードの形状を満足する溶接鋼管、すなわち耐 S C C性が良好な溶接鑭管を対象に、溶接金属の化学組成および金属組織の望ましい条件を調査した。特に、溶接のままでも、優れた耐サワー性と靱性を持つ溶接金属の条件を確認した。なお、実施例 3では、溶接高温割れ性についても調査した。

実施例 3では、溶接金属の望ましい化学組成および金属組織を確認するために、溶接鋼管の溶接部を対象に調査した。そのために、実施例 2 で準備した鋼 N o . Vと wの厚鋼板を母材とし、この母材をオープンパイブに成形後、その突き合わせ部を S A W法で溶接して外径 6 08 mm ( 2 4インチ）、肉厚 1 9 mmの溶接鋼管を作製した。化学組成が異なる溶接金属部を形成させるために、製管の際、溶接材料としては表 7に示す化学組成が相違する〗 2種類の直径 4 mmのワイャを用いた。さらに、塩基度が異なる 2種類の溶融型フラックスを組み合わせて溶接し、溶接金属の化学組成が異なる 1 9種類の溶接銷管を準備した。なお、溶接条件は、 3電極の S AW溶接法、入熱量 4. 5 k J /mmである。表 8に溶接金属の化学組成を示す。

表符号溶接材料の化学組成（単位：質量％、残部： Fe、不純物）

C Si Mn P S Ni Cr Mo Ti

«1 0.007 0.33 0.52 0.013 0.002 2.4 12.2 3.11 0.011

N2 0.011 0.31 0.51 0.011 0.002 4.5 12.0 3.02 0.012

«3 0.008 0.32 0.51 0.008 0.003 6.5 12.0 2.95 0.011

W4 0.009 0.33 0.51 0.006 0.003 8.9 12.3 3.06 0.011

霄5 0.015 0.33 0.51 0.015 0.003 12.0 12.5 3.01 0.0Π

W6 0.008 0.31 0.82 0.012 0.003 9.8 5.0 0.39 0.005

W7 0.008 0.33 0.82 0.013 0.003 9.7 9.0 2.59 0.012

W8 0.008 0.33 0.51 0.012 0.004 9.8 12.5 2.61 0.019 曹 9 0.008 0.33 0.51 0.011 0.003 9.1 14.5 3.05 く 0.001

寶 10 0.004 0.21 0.40 0.008 0.001 9.0 0. Π 0.005

W11 0.009 0.32 0.49 0.008 0.001 9.5 7.5 2.99 0.010

1)12 0.009 0.32 0.49 0.008 0.001 5.5 7.5 2.99 0.010 表 8

溶接金属の耐溶接高温割れ性は、上記の溶接鋼管の溶接金属部における割れの発生の有無によって調査した。そして、耐溶接高温割れ性評価は、割れが認められなかった場合を良好「〇」、割れが認められた場合を不良「X」として表示した。

引張試験用の試験片は、 J I S Z 2 2 0 1 に規定される 5号引張試験片であり、平行部の長さが 1 1 O m m、評点間距離が 1 0 0 m m とした。試験片は、平行部に溶接金属、溶接熱影響部および母材が含まれるように、溶接線に直交する方向に採取した。試験温度は室温である。試験結果は、母材部で破断したものを良好「〇」、溶接金属部で破断したものを不良「X」として表示した。

靭性測定用のシャルピー衝撃試験片は、各々の溶接継手から溶接ビ —ドと直交する方向に採取した。試験片の形状は、実施例 2の場合と同じであり、試験片のノツチ部は溶接金属の中央部に一致するように加工した。試験温度は— 3 0 °Cで、靱性はその温度における吸収エネルギー V E ₃ で評価した。靱性の評価は、吸収エネルギーが 5 0 J 以上の場合を良好「〇」、 5 0 J未満の場合を不良「X」として表示した。

耐サワー性試験用の試験片の形状は、厚さ 5 m m、幅 2 0 m m、平行部長さ 1 6 5 m mの板状である。試験片は、溶接線に直交する方向から、試験片の長さ方向の中央に溶接線（溶接ビードの中央部）が位置するように採取した。溶接ビードの余盛りについては、片面にそのまま残し、裏面は平滑に研削した。曲げ応力の付与方法および才ー卜クレープ処理条件は、前記のとおりである。

加工性は、突き合わせ溶接した鋼板を、板厚の 2倍の曲率半径で曲げる試験によって評価した。試験結果は、割れ、座屈等が生じなかつた場合は加工性が良好「〇」、それ以外の場合は加工性不良「X」として表示た。

表 9に試験結果をまとめて示す,

表 9

*1 "一"印は試験を省略したことを示す。

*2 〇印は良好、 Xは不良であつたことを示す, *3 f (5)=Cr+ o-1.7Ni ,

*4 f (5' ) = 13-220X O (oxygen)

*5 f (6)=Cr+Mo+1.8Ni

*6 フェライト相： 2 %

本発明で規定する（ 5 ) 式および（ 6 ) 式をいずれも満足する試番 4、 6— 8、 1 4および 1 6— 1 8については、耐サワー性、靱性、溶接高温割れ性、加工性および引張特性のすべての特性が良好であった。ただし、試番 1 3は、（5 ) 式、（ 6 ) 式を満足するものの、溶接金属の C r含有量が 1 0. 4 %で低めであったために、耐サワー性に劣っていた。この結果から、溶接金属に耐サヮ一性を持たせるためには、 ( 5 ) 式、（ 6 ) 式を満足すると同時に、 C r含有量を 1 1 %以上にするのがよいことが確認された。

上記以外の試番については、（5 ) 式、（ 6 ) 式の少なくとも一方を満足しないために、試番 5を除き、耐サワー性と靱性のうちの少なくとも一方の特性が劣っていた。なお、試番 5については、溶接金属部の才ーステナイ卜相が 4 0体積％と多い場合で、耐サワー性、靱性は良好であつたが、引張強さが低すぎた。産業上の利用の可能性

本発明のマルテンサイ卜系ステンレス鋼溶接鋼管は、大径厚肉の溶接鑭管であるにもかかわらず、管内面の溶接部の耐食性、特に耐 S C C性に優れる。また、化学組成の選択によって、耐サワー性、靱性、溶接高溫割れ性を向上させることもできる。したがって、脱水処理が省略された、金属を腐食する作用の強い原油や天然ガスを輸送するパイプライン用の鋼管として極めて好適である。

Claims

請求の範囲

1 . 質量％で、 C ： 0. 0 5 %以下、 C r ： 9— 2 0 %を含み、金属組織がマルテンサイ卜相単相、またはフェライ卜相を含むマルテンサイ卜相主体のステンレス鋼の母材と、質量％で、 C ： 0. 1 %以下、 C r ： 7 - 2 0 %を含み、金属組織がオーステナィ卜相を含むマルテンサイ卜相主体のステンレス鋼のシー厶部の溶接金属で構成され、内面のシー厶部の溶接ビードが、下記（〗）式を満足するマルテンサイ卜系ステンレス鋼溶接鋼管。

L≤ 0. 2 X W ( 1 )

ここで、 L ：シー厶部のうち、下記（2 ) 式で求められる値が

1 . 2 5を超える部分のビード長さ

h = { 1 + ( 2 X H/W) } X Y S _B,₀₀/Y Sw，₀。（2) ただし、 H ：ビ一ドの管内面からの高さ（mm)

W ：ビードの幅（mm)

丫 S _B，。。： 1 0 0°Cでの母材の耐カ（M P a)

Y S wi oo ： 1 0 0 での溶接金属の耐カ（M P a)

2. 母材および溶接金属の金属組織が、体積％で、母材はマルテンサイ卜相 5 5— 9 0 %、フェライ卜相 1 0— 4 5 %、溶接金属はマルテンサィ卜相 7 0— 9 5 %、オーステナィ卜相 5— 3 0 %で、母材および溶接金属の化学組成が下記のとおりである請求項 1 に記載の溶接鋼管。

質量％で、

母材 S i : 0. 0 1 - 1 %, sol. AI ： 0. 0 0 1 - 0. 1 %、 M n : 0. 0 5 - 2 %, V : 0— 0. 5 %、

N i : 0— 9 %、 Z r : 0— 0. 5 %、 M o ： 0— 5 %、 C a ： 0— 0. 0 5 % 、

W ： 0— 6 %、 M g ： 0 - 0. 0 5 %、

C u ： 0 - 5 %, T i : 0. 1 %以下、

残部： F e、不純物、

溶接金属 S i 0. 0 1 - 1 % soに A 0. 0 0 1 — 0 1 %、 M n : 0. 0 5 - 2 %, V : 0— 0. 3 %、

N i : 0— 1 0 %、 Z r ： 0 - 0. 3 %

M o ： 0— 5 %、 C a ： 0 - 0. 0 3 %、

W : 0 - 3 M g ： 0 - 0. 0 3 %、

C u ： 0 - 3 , T i : 0. 1 %以下、

残部： F e、不純物、

ここで、不純物中の P、 Sおよび O (酸素）含有量は、母材、溶接金属ともに P : 0. 0 2 5 %以下、 S ： 0. 0 1 %以下、 0 : 0. 0 1 % 以下であり、 N含有量は母材 0. 0 2 %以下、溶接金属 0. 0 5 %以下である。

3. 母材の C r、 N i および T i含有量が、質量％で、 C r ： 1 1 一 2 0 %、 N i : 3— 7 %、 T i : 0. 0 5 %以下であリ、かつ下記（ 3 ) および（4 ) 式を満足する請求項 1 または 2に記載の溶接網管。

C r + 1 . 5 M 0 - N i - 0. 4 C u - 1 4≥ 0 ( 3 ) C r + 1 . 5 M o - 2 N i - 0. 8 C u - 1 2. 5≤ 0 (4 )

4. 母材の C r、 N i 、 M oおよび T i 含有量が、質量％で、 C r ： 1

5— 2 0 %、 N i ： 4 - 7 M o ： 1 . 5— 4 %、 T i : 0. 0 1 5 %以下、溶接金属の C r、 ^^ し 1^10、 /ぉょび丁 1の含有量が、質量

%で、 C r : 1 1 一 1 8 %、 N i : 5— 1 0 %、 M o ： 1 . 5 - 4 , W : 0— 4 %、 T i : 0. 0 3 %以下であり、かつ溶接金属の化学組成が下記（5 ) および（6) 式を満足する請求項 1 から 3のいずれかに言載の溶接鋼管。

- 1 ≤ C r + M 0 - 1 . 7 N i ≤ 1 3— 2 2 0 X 0 (酸素）（ 5 ) 2 5≤ C r + o + l . 8 N i ≤ 3 0 ( 6 )

5. 母材とシー厶部の溶接金属がそれぞれ下記の化学組成を備える請求項 1 または 2に記載の溶接網管。

質量％で、

母材 C ： 0. 0 5 %以下、 C u ： 0 - 3 % v

S i ： 0. 5 %以下、 V ： 0— 0. 3 %

M n ： 1 %以下、 C a ： 0 - 0. 0 1 % C r ： 9— 1 7 %、 T i ： 0. 1 %以下、 N i ： 0— 9 %、残部： F e、不純物、 W： 0— 、

溶接金属 C ： 0. 0 5 %以下, C u ： 0 - 3 ,

S i ： 0. 5 %以下、 V ： 0 - 0. 2 %、 M n ： 1 %以下、 C a ： 0 - 0. 0 1 %, C r ： 9— 2 0 %、 B ： 0 - 0. 0 1 %、 N i ： 0— 9 %、 T i ： 0. 1 %以下、 W： 0— 3 %、残部： F e、不純物

6. 脱水処理が省略された原油または天然ガスの搬送用ラインパイプへの請求項 1から 5のいずれかに記載された溶接鋼管の使用。