WO2001094043A1

WO2001094043A1 - Tube d'acier haute resistance presentant d'excellentes proprietes de formabilite et d'eclatement

Info

Publication number: WO2001094043A1
Application number: PCT/JP2001/004877
Authority: WO
Inventors: Eiji Tsuru; Takuya Hara; Hitoshi Asahi; Hideki Miyazaki; Tatsuya Yoshida
Original assignee: Nippon Steel Corporation
Priority date: 2000-06-09
Filing date: 2001-06-08
Publication date: 2001-12-13
Also published as: EP1297910B1; EP1297910A1; EP1297910B8; DE60133463T2; EP1297910A4; US6782921B1; DE60133463D1

Description

明細書成形性及びパースト特性に優れた高強度鋼管技術分野

本発明は U O E製造法で成形する高強度鋼管において、成形性とパースト特性を改善した高強度鋼管に関する。背景技術

U O E方式による鋼管の製造工程は、一般的に図 1 に示すように鋼板の C成形（プレス）、 U成形（プレス）、 O成形（プレス）、シーム溶接、拡管の各工程からなる。 C成形工程では、鋼板の両縁部に開先加工が施した後、鋼板緣部近傍に曲げ加工を加える。この曲げ加工は、プレス成形で行う場合が多いが、特開昭 6 1 — 2 7 9 3 1 3号公報等で開示されるようにロール成形により鋼板縁部近傍に曲がり部を形成させることも可能である。 C成形された板材は、さらに U成形工程で「U字状」に成形され、その後、さらに O成形工程で管形状に成形される。その後、管形状に成形された板材の開先同士が相対する関係にある両縁部をシーム溶接工程でシーム溶接する。この段階で初めて周方向に閉じた管が形成されることになるが、さらに良好な管形状、即ち管の真円度を向上させるため、その後、拡管工程において、エキスパンダーと呼ばれる拡管装置により拡管を行う。拡管方法には、管内面から外側方向に強制的な変位を加えるメ力二カル拡管法と管内面に水圧を加える水圧拡管法があるが、現在では前者が主流となっている。なお、管の真円度を向上させるために、上記拡管法とは逆に管外面を縮径させる方法も考えられるが、係る方式は U O E方式とは区別される。従来、上記 UO E方式による製管法において、 C成形、 U成形、 O成形、拡管の各成形工程の成形条件を特定することで、真円度等の成形性向上、現設備の能力向上、厚肉管の成形性向上等を実現させる発明が多数なされてきた。

例えば、 Cプレスの成形方法では、特願平 8— 2 9 4 7 2 4号公報で Cプレス、 Oプレスの能力を増強させることなく、 C成形における加工長さ、板材降伏強度、板厚を特定の関係に規定することでピーキング（溶接部における同心円との正の偏差）を減少させ、厚板材、高強度材での成形を可能する方法が開示されている。

また、特開平 9— 2 3 9 4 4 7号公報、特開平 1 0— 2 1 1 5 2 0号公報では、 C成形時の曲げ領域長さを板厚の 3. 5倍以上とするか、あるいは、残留する直線部長さを板厚の 1. 5倍以下として、ピーキング（当該技術においては、突き合わせ部のとがり）を 2 mm以下にすることにより、現有設備能力で形状不良を軽減できることが開示されている。また、特許第 1 1 3 5 9 3 3号では、 Cプレス時の曲率半径（Oプレスする前の曲率半径）と鋼管曲率半径の比を 0. 8〜 1 . 2 とすることでピーキングを低下させ、鋼管形状を改善できることが開示されている。このような Cプレスでの加工条件に着目した技術として、他にも、特開昭 5 5— 1 4 7 2 4号公報、特開昭 5 9— 1 9 9 1 1 7号公報、特開昭 6 0— 9 2 0 1 5号公報等に提案された技術が開示されている。

また、 Oプレスにより成形性を向上させた技術としては、特許第 1 2 5 8 9 7 7号公報に開示されているダイスカリパー中央長手方向に異形部を形成し、ピーキングを減少させるものもある。その他に特開平 9一 9 4 6 1 1号公報、特開昭 5 3— 1 1 2 2 6 0号公報で提案された Oプレスの改善技術がある。

また、拡管工程を工夫して真円度、曲がりを強制する方法としては、特開平 0 3— 9 4 9 3 6号公報に記載されたようなカリパーと被加工物の相対位置を変化させ、複数回プレスするものがある。その他、特開昭 5 7— 9 4 4 3 4号、特開昭 6 1 — 1 4 7 9 3 0号などで提案された拡管に関連した真円度向上技術がある。

近年、原油 · 天然ガスの長距離輸送方法としてラインパイプの重要性がますます高まっており、特に（ 1 ) 高圧化による輸送効率の向上や（ 2 ) ラインパイプの外径 ' 重量の低減による現地施工能率の向上のため、今では X I 0 0 (引張強さ 7 6 0 N/mm²以上）を超える高強度のラインパイプに対するニーズが強くなつてきた。そして、こうしたニーズに応えるべく、近年では、従来、困難であつた引張強さ 7 6 0 N/mm² を超える鋼板に対しても TMC Pにより製造する技術が開発されてきた（特開平 8— 1 9 9 2 9 2号公報）一方で、ラインパイプの高強度化に伴い、従来の引張強さ 7 0 0 NXmm² 程度の中低強度材の潜弧溶接などの溶接では、ほとんど問題にされなかった熱影響部（HA Z部）の軟化が、引張強さ 8 5 0 N/mm² を超える高強度材では大きくなり、板材加工時の延性亀裂が発生するまでの限界塑性歪みは小さくなることが判った。したがって、引張強さ 8 5 0 N/mm² を超えるようなラインパイプを成形する場合には、従来の中低強度の鋼管の製造時には、顕在化しなかった、特にシーム溶接後の拡管工程時の溶接部割れ · 破断及び得られた鋼管製品の内圧負荷時のシーム溶接部脆性破断（パースト ) という新たな課題が生じるようになった。発明の開示

以上の従来技術の問題点に鑑みて、本発明は、引張強度が 8 5 0 N/mm² を超えるような高強度ラインパイプ用鋼管を製造する際に、拡管工程時の溶接部割れ · 破断がない成形性に優れるとともに、鋼管使用時の內圧負荷に対してもシーム溶接部からの脆性破断がないパ一スト特性に優れた高強度鋼管の製造方法を提供することを目的とする。

本発明は上記課題を解決するためになされたもので、その要旨とするところは、以下の通りである。

( 1 ) 引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管工程における拡管前の鋼管の溶接部を含む周方向 1 2 0mm範囲での平均曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（ r ) との比（R/ r ) が 0. 6 5〜 2. 0であることを特徴とする成形性に優れた高強度鋼管。

( 2 ) 引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管工程における拡管前の鋼管の溶接部を含む周方向 1 2 Omm範囲での平均曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（ r ) との比（RZ r ) が 0. 9 0〜 2. 0であることを特徴とする成形性及びパースト特性に優れた高強度鋼管

( 3 ) 引張強度が 8 5 0 NZmm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管時の溶接止端部から 4 mm点の周方向歪みの絶対値が 4 %以下であることを特徴とする成形性に優れた高強度鋼管。

( 4 ) 引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管時の溶接止端部から 4 mm点の周方向歪みの絶対値が 2. 5 %以下であることを特徴とするパースト特性に優れた高強度鋼管。

( 5 ) 引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管前のピーキング量が式 ( 1 ) の関係を満たし、少なくとも内面溶接金属の余盛り高さが 2 . O min以下のパースト特性に優れた高強度鋼管。

- 1 . 5 mm≤ピーキング量 (mm) ≤ 1 6 /管肉厚（mm) — 一一（ 1 )

( 6 ) ( 5 ) において、拡管前後でのピーキング量の変化が式（ 2 ) の関係を満たすパースト特性に優れた高強度鋼管。

- 1 . 5mm≤ピーキング変化量（mm) ≤ 1 . 0 mm (

2 )

( 7 ) 引張強度が 9 0 0 N/min² 以上で、 U O E方式により製造する高強度鋼管において、該鋼管の母材のビッカース硬さ H V， H A Z部の最小ビッカース硬さ H z、管体肉厚 t、拡管工程における拡管前の鋼管の溶接部を含む周方向 1 2 0 mm範囲での真円からのピーキング量 δが式（ 3 ) の関係を満足することを特徴とするパースト特性に優れた高強度鋼管。

( 1 + 0 . 0 0 5 t I δ I ) H_z く 0. 0 3 5 8 4 H_v ² - 2 5. 3 4 Η_ν + 4 7 1 2 ( 3 )

( 8 ) 請求項 7の高強度鋼管において、ピーキング量 δが式（4 ) の関係を満たすことを特徴とするパースト特性に優れた高強度鋼管

I δ I < 4 0 / t ( 4 ) 図面の簡単な説明

図 1 は、 U O E方式による鋼管の製造工程の概略図。

図 2は、拡管前の溶接近傍部の曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（ r ) との比（R/ r ) と、拡管時のシーム溶接部の破断有無の関係を示す図。

図 3は、拡管後の鋼管半径（ r ) と拡管前の溶接近傍部の曲率半径（R) の位置関係を示す図。

図 4は、拡管時の拡管用セグメント拡管前の溶接近傍部の曲率半径（R) との位置関係、及びその時の拡管時の歪み（極性）発生状況を示す。

図 5は、拡管前の溶接近傍部の曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（ r ) との比（R/ r ) と、水圧パースト試験時の破断形態の関係を示す図。

図 6は、拡管時の歪測定方法を示す図。

図 7は、有限要素法に使用した溶接継手モデルを示す図。

図 8は、引張時の歪み解析結果を示す図。

図 9は、内面溶接金属余盛り高さを示す模式図。

図 1 0は、パースト特性に及ぼすピーキング量と内面溶接金属高さの影響を示す図。

図 1 1 は、ピーキング量の定義を示す図。

図 1 2は、管肉厚と限界ピーキング量の関係を示す図。

図 1 3は、拡管前のピーキング量と拡管後の増減値を示す図。図 1 4は、拡管前後でのピーキング変化量とパースト破断形態の関係を示す図。

図 1 5は、母材硬さと H A Z硬さの関係から継手引張試験時の破断面の形態を分類した図。

図 1 6は、母材硬さ、 HA Z硬さの関係からパースト試験時の破断形態を分類した図。

図 1 7は、肉厚とピーキング量から拡管時の破断の有無を分類した図。

図 1 8は、ビッカース硬さと引張強度の関係を示す図。発明の実施するための最良の実施形態本発明らは、先ず、引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を UO E方式で成形する場合に、拡管工程で発生するシーム溶接部の割れ、破断のメカニズムを究明するために、管曲率を種々変化させた鋼管を製造し、拡管率が 1 %の条件で拡管した場合の溶接部からの破断の有無を調査した。その結果、拡管時の溶接部からの破断の有無は、拡管前の溶接部近傍の曲率半径及び拡管後の鋼管半径に関係することが判った。図 2は、拡管前（Oプレス、シーム溶接後）の鋼管の溶接部を中心とする周方向 1 2 0 mm範囲での平均曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（平均円相当径）（ r ) との比

(R/ r ) と拡管時の溶接部からの破断の有無（拡管破断なし（◊ ) 、拡管時破断（會） ) との関係を示す。なお、拡管後の鋼管半径

( r ) は、 Cプレスの曲率、及び Oプレスでのァプセット量を適宜調整することで変化させた。

図 2から R/ rが 0. 6 5未満、 2. 0を超えると拡管時に溶接部からの破断が発生し、 R/ r がこの範囲では、破断は起こらないことがわかった。

また、拡管時の拡管率を増大した場合の溶接部の歪み集中は、拡管前の鋼管溶接部近傍の平均曲率半径（R) ゃ拡管後の鋼管半径（ r ) 等に比べてその影響は、はるかに小さく、実質上、曲率比（R / r ) のみに拡管時の溶接部の割れ性は支配されていることがわかつた。

図 3に、上記の拡管時の溶接部破断が発生しない RZ rの下限値 ( 0. 6 5 ) と上限値（ 2. 0 ) の範囲内である場合の拡管後の鋼管半径（ r ) と拡管前の溶接部を中心とする周方向 1 2 Omm範囲での平均曲率半径（R) の位置関係の模式図を示す。，

破断面の観察結果から r の上限値： 2. 0 より大きい場合には、拡管時に溶接部の外面側が破断の起点となり、 R/ rの下限値： 0. 6 5より小さい場合には、溶接部の内面側が破断の起点となつて、それぞれ割れ、破断が発生することがわかった。

したがって、本発明では、鋼管を製造する際の拡管時の溶接部割れ、破断を抑制するために、拡管前（Oプレス、シーム溶接後）の鋼管の溶接部を中心とする周方向 1 2 0 mm範囲での平均曲率半径

(R) と拡管後の鋼管半径（平均円相当径）（ r ) との比（R/ r ) を 0. 6 5から 2. 0に規定する。これにより、引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を UO E方式で成形する際の拡管工程で発生するシーム溶接部の割れや破断を抑制でき、高強度鋼管の成形性及び生産効率を向上できる。

ラインパイプ等の内圧が負荷される環境で使用する鋼管は、溶接部の割れや破断がないとともに、使用時の内圧負荷環境下でも溶接部からの破断がないことが好ましく、この目安として、鋼管パースト試験時に溶接部からの破断がなく、管体（母材）破断が達成することが好ましい。

さらに、発明者らは、上記 R/ rが 0. 6 5から 2. 0の条件を満足した拡管時の溶接部割れや破断がなく、良好な成形性を有する鋼管製品を用いて、水圧パースト試験を実施した。

図 5は、拡管前（Oプレス、シーム溶接後）の鋼管の溶接部を中心とする周方向 1 2 0 mm範囲での平均曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（平均円相当径）（ r ) との比（R/ r ) と得られた鋼管製品の水圧パースト試験でのパースト状況（管体破断 (◊) 、溶接部破断（延性）（拿）、溶接部破断（脆性）（★) ) の関係を示す。図 5から RZ rが 1 より小さくなると溶接部からのパースト（破断）が起こり、 R/ r が 1以上の場合では、管体（母材）からパースト（破断）することが判った。

図 4には、拡管時の拡管用セグメント（曲率半径が鋼管半径（ r ) 相当）と拡管前の溶接部を中心とする周方向 1 2 0 mm範囲での平均曲率半径（R ) との位置関係、及びその時の拡管時の歪み発生状況を示す。図 4から、 R / r く 1の条件では、拡管時の曲げによる引張歪みが鋼管の内面側に集中し、 R / r ≥ lの条件では、拡管時の曲げによる引張歪みが鋼管の外面側に集中することが理解できる。

なお、発明者らの有限要素法による数値解析の結果、 R / rが 1 より小さい条件では、拡管時の曲げ負荷によって管内面の溶接止端部に過大な塑性歪みが残留し、その塑性歪み量は、 2 5 %を超えることがわかった。したがって、鋼管の溶接部からのパーストのメカニズムは、鋼管成形時に R Z rが 1 より小さい条件で拡管した場合に、鋼管の溶接部に過大な塑性歪みが残留し、その残留歪み量に、 ' 鋼管使用時の管圧負荷による引張歪み量が加わって限界破断歪みに達し、溶接止端部からパースト（破断）するものと考えれる。一方、 R Z rが 1以上では、拡管時の曲げによる溶接部の残留歪みは圧縮側に作用し、拡管後の溶接部内面側の溶接止端部に残留する歪みは、圧縮雰囲気、または引張雰囲気の場合でもその値は低くなるから、さらにこれに鋼管使用時の管圧（内圧）負荷による引張歪み量が作用しても塑性歪み量は、鋼管成形時に R Z rが 1 より小さい条件で拡管した鋼管に比べて圧倒的に小さくなり、鋼管使用時の溶接部の内面からのパースト（破断）は抑制される。なお、この場合、鋼管溶接部の外面からの破断は起きやすくなるわけであるが、鋼管使用時の管圧（内圧）負荷時の鋼管の応力状態は、外面側の方が内面側に比較して緩和されるため、溶接部全体としての破断強度は向上することとなる。

以上のように鋼管の製造時において、拡管時の R / rの条件を調整することにより、拡管時の鋼管内外面の溶接止端部に発生する歪み量（残留歪み量）とその歪みの極性を制御し、鋼管使用時の内圧負荷により生じる限界破断塑性歪み量を低減して、溶接部のパーストを抑制（管体パーストの達成）することができる。

また、水圧パースト試験で溶接部からパーストした試験材の破断面を観察したところ、 R/ r が 0. 9以上 1 . 0未満の試験材では破断面が延性を呈し、 R/ rが 0. 9より小さい試験材は、脆性面を呈していた。

ラインパイプ用鋼管では、溶接部からの割れのなかでも、特に、破断形態として、脆性破断は亀裂伝播速度が速く、亀裂伝播停止性が低く、ラインパイプの大きな破損をもたらす要因になるため、避けなければならない。この理由から、本発明では、ラインパイプの使用環境での鋼管の溶接部の脆性破断を抑制するために、拡管前（ Oプレス、シーム溶接後）の鋼管の溶接部を中心とする周方向 1 2 0 _mm範囲での平均曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（平均円相当径）（ r ) との比（R_ r ) を 0. 9から 2. 0に規定する。さらに好ましくは、ラインパイプの使用環境での鋼管の溶接部からの破断を完全に避けるために、 R/ r を 1 . 0から 2. 0に規定する必要がある。

また、本発明においては、拡管時の拡管割れ、シームバースト時の発生起点が溶接内面止端部からであること、角変形がバースト特性に影響を及ぼしているという知見に基づき、図 6に示すように鋼管内面溶接止端部から 4 mmの位置に歪みゲージを貼付し、拡管時の周方向歪みを測定した。歪みは拡管時に連続的に最大拡管率に達するまで、あるいは拡管割れを起こすまで測定された。 R/ rが 1 以下の場合は総じて歪みは引張方向に単純増加を示し、 1以上の場合には一端圧縮になった後、引張方向に転じる。ここで拡管工程での歪みの最大量と破断形態を比較した。その結果、引張歪みが 4 % を超えると溶接部より拡管割れが発生するサンプルが多発した。したがって、止端部から 4 mmの歪みの絶対値を 4 %以内に制御することで拡管割れが防止できる技術を発明した。

拡管に成功した鋼管のうち、いくつかを水圧パースト試験に供し、拡管時に測定された歪みとパースト破断形態を比較した。その結果、拡管歪みが 2 . 5 %を超えるとシーム溶接部からのパーストが多発することがわかった。一方、 2 . 5 %以下ではすべて管体よりパーストが起こった。したがって、止端部から 4 mm点の歪みの絶対値を 2 . 5 %以内に制御したことで、内圧パーストに対するシーム溶接破断が防止できる鋼管を供給することができる。

歪み制御位置を内面止端部から 4 mm位置とした理由について板端面近傍では Cプレス、 Uプレス、 Oプレスの影響を受けず、延性亀裂発生の指標となる限界相当塑性歪み量が他の製造工程に影響をされないこと、止端部近傍のマク口的な歪み量を代表できること、 H A Z軟化幅が止端部より 2〜 3 mm存在し、歪みゲージ貼付による測定では誤差を生じやすいなどがあげられる。歪み指標の位置を 4 mm点よりさらに止端部から離れた個所に設定することも精度は劣るが可能であり、その場合は止端部からの距離に逆比例した歪みを制御してやればよい。

発明者らは、溶接形状、母材強度、溶接金属強度、 H A Z強度、 H A Z幅が溶接継手強度の及ぼす影響を調査するため、有限要素法 (以下 F E M ) による数値解析シミュレーションを試みた。表.1 に解析条件を示し、図 7に F E Mに使用した溶接継手の 1 / 4モデルを示し、計算結果を図 8に示す。有限要素法による解析条件

図 8は相当塑性歪みが限界値に達したときに継手は破断する。同じ変位に対して歪み量が大きいほど歪みが集中していることを意味する。これより同じ開先形状であっても溶接金属余盛り高さが高いほど歪み集中は大きく、同じ溶接金属高さであっても開先角度が大きいほど歪み集中は小さいことがわかる。ケース毎に限界歪み量がわずかに異なるのは三軸応力度の影響である。ケース 2のみが限界歪みに達し、ケース 1 とケース 3では溶接止端部が限界歪みに達する以前に母材部に歪みが集中し、実際には溶接部破断が起こらないことがわかった。

そこで溶接部の内面溶着金属の余盛り高さを変えて外径 9 1 4 m m、肉厚 1 6 mmの高強度鋼管について内圧パースト試験を行ったところ、必ずしも溶着金属余盛り高さに依存した破断形態とはならなかった。ここでいう、溶接金属余盛り高さとは図 9で示す管内面を基準にした高さをいう。溶接部から破断したサンプルの破断面を観察したところ、ほとんどサンプルで内面が起点となり、脆性、あるいは延性破断しており、内圧力と時間の関係を示したグラフでは圧力は上昇過程にある段階でパーストしていることがわかった。これは溶接鋼管の耐圧力が本来母材が有する圧力以下（管体圧力以下）であることを意味する。前述したように拡管前に正のピーキングがあると拡管時に内面の溶接止端部に塑性歪みが集中するため、破断しゃすくなるものと予測し、ピーキング量と内面溶接高さの関係で示したものを図 1 0に示す。ここでピーキング量は図 1 1の定義によるものとする。すなわち、いずれかの溶接止端部から 6 0 mmスパンでの管公称外径との相差を意味する。溶接仮付け後にピーキング量を測定する時は開先縁からの相差としてもよい。これより内面金属高さが 2 . O mm以下であってもピーキング量が 1 . O mmを超えるとパースト圧力は管体以下であることがわかった。

一方、内面金属高さが 2 . 0 mm以下であってピーキング量が 1 . 0 mm以下のサンプルの水圧パースト試験ではポンプによる昇圧にもかかわらず、時間経過に伴う圧力増分は観察されず、そのまま破断するか、あるいはやや圧力が降下してから破断した。これは母材が引張強度に達したことを意味し、実使用上、問題のない耐圧力であり、管体同等の耐圧力があることを意味する。

したがって、内面溶接金属高さを 2 . O mm以下にし、拡管前のピーキング量を 1 . 0 mm以下にすることで管体同等のパースト強度が達成できることを発見した。すなわち、ピーキング量を一 1 . 5 ιηιη≤ピーキング量（m m ) ≤ 1 . 0 mmの式を満たす必要がある。ピーキング量が _ 1 . 5 mmを超えた場合は内面溶接金属高さが本発明範囲であっても管体圧力以下でパーストを生じた。破断面を調査したところ、破断の起点は溶接金属部外面からであった。したがって、ピーキング量が一 1 . 5 mmを超えた場合は本発明の効果は発揮されない。一般的にピーキング量が負になるほど Oプレス時の開先安定性は悪化し、ピーキング量が一 2 . O mmを超えるとパックリングが起こりやすくなり、大量生産における安定した成形は困難となる。

次に本発明範囲が他の肉厚、外径のパイプに対しても適用できるかを検討した。図 1 2に内面の余盛り高さが 2 . O mm以下のパースト試験結果を示す。限界のピーキング量は肉厚が厚くなるほど小さくなり、管体同等の耐圧力を発揮できる正のピーキング量は 1 6 ノ管肉厚（_{m m}) で決まる。すなわち、ピーキング量は— 1 . 5 mm ≤ピーキング量≤ 1 6 管肉厚（mm ) の式を満足する必要がある。大量生産においても安定的に生産するにはピーキング量を、 0 ≤ 1 6 Z管肉厚（mm ) の範囲に制御することが望ましい。

拡管前に正ピーキング値を有していたサンプルのシーム溶接部の破断起点は内面であり、負キーピング値を有していたサンプルの破新起点が外面であった。バーストに対する溶接部の破断抵抗は止端部、 H A Z部への塑性歪み集中に起因し、さらにその絶対量は主に拡管前後でのピーキングの変化量に依存すると考えた。そこで拡管前後でのピーキング値を測定し、拡管前のピーキング量と拡管後の変化量で表したものを図 1 3に示す。これより拡管前のピーキングは拡管により狙い曲率である管公称径に近づいてはいるものの矯正しすぎる方向（図 1 3では管公称径ょりピーキング変化量が大きい側）への分散が大きいことがわかった。

この中より内面溶接の余盛り高さが 2 . 0 mm以下のサンプルを抽出し、パースト試験を行った結果として ψ 9 1 4 X 1 6 t を例図 1 4に示す。耐圧力、破断形態の関係から、耐圧力が管体以下でシームパーストを起こすもの、耐圧力が管体同等でシームパーストを起こすもの、耐圧力が管体同等で管体部からパーストを起こすものに分類した。これより拡管前ピーキング量が一 1 . 5 mn！〜 1 . 0 m mであっても拡管時のピーキング変化量が 1 mmを超えるものはシームパーストを起こしたが、 1 mm以下、 - 1 . 5 mm以上であれば管体からパーストした。

拡管前後でのピーキング変化量が小さいほどパースト特性が向上する理由としてピーキング変化量が溶接部への歪み集中にもつとも影響を与えるためである。ピーキング許容量が負側で大きい理由は角変形による圧縮歪みが周方向引張歪みと相殺されるため、結果として相当塑性歪み量が小さくなるからである。

ピーキング値以外にも溶接部への歪み集中を招く、成形指標に拡管率があげられるが、管全体の真円度確保のためには拡管率を低下させることはできず、米国石油協会規定による真円度を公称外径の

± 1 %にするためには 0 . 7 %以上の拡管率が必要となり、通常、 0 . 8 %〜 1 . 2 %の拡管率が適用される。拡管率による歪み増分よりもピーキングを矯正するための角変形の方が止端部、 H A Z部への歪み集中はるかに大きくなり、実質上、ピーキングにより溶接部強度が支配されていると言ってよい。

次に、発明者らは、引張強度が 9 0 0 N / mm² を超える高強度鋼管の溶接部を含んだ鋼片を偏平し、溶接線に直角方向に引張試験を行った。その結果、中強度材（X _ 6 5 , X 8 0 ) や高強度材（引張強度 = 8 0 0 N Z mm² 級）では試験片は母材部より破断するのに対し、引張強度が 9 0 0 N Zmm² を超える鋼管では試験片は溶接部から破断するものが多発した。さらに、破断面を詳細に観察すると延性破面を呈するものと脆性破面を呈するものに分別できることがわかった。ここで各試験片の成形条件、素材強度、 H A Z強度、溶接形状、溶接条件などを詳細に分析した。その結果、図 1 5 に示すように母材のビッカース硬度と H A Zのビッカース硬度の間を特定の範囲に保つことで、脆性破面と延性破面が分類できることがわかった。ここで母材のビッカース硬さとは、溶接部破断起点側の管母材平均硬さで代表し、 H A Zのビッカース硬さとは、管溶接部破断起点側 H A Z部の最小硬さを意味し、通常溶接止端部より 3 mm以内に存在する。溶接部破断の起点は拡管前のピーキング量と密接な関係があり、正のピーキングでは破断起点は内面となり、負のピーキングでは破断起点は外面となる。すなわち、母材硬さ、 H A Z硬さ、ピーキング量、管肉厚の関係が式（ 3 ) を満たしていれば破断面は延性破面を呈するということである。 '

( 1 + 0. 0 0 5 t I δ I ) H_z < 0. 0 3 5 8 4 H ー 2 5. 3 4 H_v + 4 7 1 2 ( 3 )

Η_ν ：母材のビッカース硬さ

Η _ζ ： H A Ζ部のビッカース硬さ

δ ：拡管前のピーキング量、 mm

t ：管肉厚、 mm

発明者らは、ピーキングの正負により破断個所が変わり、かつ、ピーキング量の大小により破断形態に影響を及ぼすことに着目し、式（ 3 ) の関係を導出した。ピーキング量が正の値であると拡管時に内面 HA Z部により多くの歪みが集中し、ピーキング量が負の値であると外面 H A Z部により多くの歪みが集中する。かかる塑性歪みを被った鋼管を偏平にした後、引張試験に供しても拡管時に残留した塑性歪みの影響が大きく、ピーキングの正負に依存した割れ起点が発生する。さらに、ピーキング量が大きいということは拡管時に被る塑性歪み量が大きいことを意味し、引張試験時には母材は多くの伸びを生じないまま限界歪み量に達し、延性亀裂発生後、直ちに脆性的に破壊が起こると推察される。発明者らが F EMで拡管時に H A Zに生じる相当塑性歪み量を解析したところ、 2 5 %を超えており、限界歪み量まで余裕のないことも確認できている。

次に、溶接継手引張試験片と隣接した場所から取り出した鋼管の内圧パースト試験を行った。図 1 6に外径 9 1 4 mm, 肉厚 1 6 mmの鋼管に対するパースト試験の破断形態を図 1 5の溶接継手引張試験結果と重ね合わせて示す。バースト試験の破断形態は、溶接部から破断したものと管体部が破断したものに分類され、管体破断の試験体は溶接継手の引張試験で延性破面を呈した鋼管に一致し、シーム溶接部で破断した試験体は溶接継手の引張試験で脆性破面を呈した鋼管であった。すなわち、溶接継手引張試験の破断面の性状分類が実管パースト試験時の破断形態分類に一致することがわかった。従つて、母材硬さ、 HA Z硬さ、ピーキング量を式（ 3 ) の関係に制御することで管体パーストを実現できることを見出した。

具体的な制御方法については、硬さについては母材自身の化学成分、 TMC Pにおける水冷開始、停止温度、冷却速度、溶接入熱制御などで可能であり、ピーキング量については Cプレス時の曲率、 Uプレスの幅、 Oプレス時のァプセット率制御などにより可能である。

母材強度範囲を 9 0 0 N/mm² 以上に限定した理由として 8 0 0 N/mm² 級の鋼管では母材に対する HA Z軟化割合が大きくなく、拡管時に H A Zに歪みが集中し、硬化してもバースト試験時に容易に管体破断に至るためである。因みに、硬さと引張強度の相関を調べたところ、図 1 8に示すような関係が得られた。

次に発明者らは式（ 3 ) の関係が得られやすいより具体的な製造指標について研究した。引張強度が 9 0 0 NZmm² を超えるような高強度鋼管では拡管時にシーム溶接割れが起こりやすいため、式 ( 3 ) を満たす前提条件として拡管割れを起こさない鋼管製造が必要となる。拡管率 0. 8〜 1. 2 %の間で肉厚、外径の異なった試験体について造管試験を行った。

図 1 7に拡管割れを起こした試験体と溶接部が割れずに拡管ができた試験体を管体肉厚の関係で示す。ピーキング量と肉厚の関係が式（ 4) を満たせば極めて精度よく、拡管割れを防止できることがわかった。 I δ I < 4 0 / t ( 4 )

限界ピーキング量が肉厚に逆比例する理由は溶接止端部に集中する歪み量が肉厚に比例して拡大する傾向があるためである。負のピ一キング側で試験例が少なくなつている理由は負ピーキングサンプルでは Oプレス時に開先がパックリングするためである。今回試験に供したサンプルは Cプレス時に管軸方向に曲率を変化させたり、 Oプレス時にパックリング防止装置を配置することで実現した。実施例

以下に実施例について説明する。

<実施例 1 >

この実施例においては、本発明例および比較例について、表 2に示す鋼管仕様として鋼板強度、成形後外径、肉厚を様々の仕様に変え、更に、鋼管の成形条件として、拡管前の溶接部を中心とした 1 2 0 mm範囲の曲率： R、特定の拡管率で拡管した後の鋼管半径： r、 R / r比の各条件を変更して成形した鋼管について、拡管時のシーム溶接部での破断状態、また一部鋼管については水圧バースト試験における破断状態、破断部位および破面状況について観察した結果を併せて表 2に示した。また、外径 9 1 4 . 4 mm , 7 1 1 . 2 mm肉厚 1 6 mm、 1 2 mm , 2 0 mm , 1 4 mmの鋼管についての水圧パースト試験におけるピーキング値、内溶接金属面余盛り高さ、破断強度および破断形態について観察した結果を表 3に示した。表 2

鋼管の仕様成开さ条件拡管時のシ一ム状態水圧ト厚拡管前溶接都を中心拡管率拡管後の内面試験結果

とした 120ram範囲の (%) 鋼管半 ^ 4mni点の歪み

曲雍 R (mm) (mm) (o/o)

y丄 t> 300 .5 r 0.66 4.0 破断なし

860 914 o 300 0 8 0.66 破断かし

3 1050 914 16 320 0.8 457 0: 70 3.2 破断なし

υυυ y ni ¾o かし

υ υ y 11 315 1.2 457 0.69 2.6 破断なし

22 305 0.8 457 0.67 4.9 破断なし

y u buy. IQ 23 1 2 304.7 0.77 3.8 破断なし

buy. 10. ^ 295 304.7 0.97 0.3 破断なし

Q 870 1118 u¾ 8 559 0.65 2.6 破断なし

ι ηυ 950 1118 , ο , —1.8 かし

本発明例 1000 914 ζ υ. ο ¾o ( a ^ j-f^しシ一ム上り被

960 914 lb u. ¾ 5ft ¾fr

13 960 914 16 922 0.8 457 2.02 -3.4 破断なし管体部より破断

14 870 609.4 10.3 295 1.5 304.7 0.97 2.5 破断なし管体部より破断

15 930 609.4 10.3 608 1.5 304.7 2.00 -1,7 破断なし管体部より破断

16 950 1118 24 1105 1.8 559 1.98 -2.2 破断なし管体部より破断

17 950 1118 24 512 1 559 0.92 2.9 破断なしシーム部より破断、延性破面

18 950 1118 24 595 1 559 1.06 0.6 破断なし管体部より破断

1 900 914 16 982 1 457 2.15 -5.5 破断、鋼管成形不可

2 980 914 16 1089 1 457 2.38 -5.8 破断、鋼管成形不可

3 980 914 11 252 1 457 0.55 4.5 破断、鋼管成形不可

4 900 609.4 16 191 1 304.7 0.63 6.2 破断、鋼管成形不可

比較例 5 900 1118 12 1353 1 559 2.42 -4.9 破断、鋼管成形不可

6 1000 914 16 300 1.5 457 0.66 4.2 破断なし破断、脆性破面

7 930 609.4 16 234 1.2 304.7 0.77 3.7 破断なし破断、脆性破面

8 870 1118 12 364 1.8 559 0.65 2.8 破断なし破断、脆性破面

9 840 914 16 252 1 457 0.55 6.8 破断なし破断、脆性破面

表 3

表 2、表 3から分かるように、本発明例である 1 〜 1 8 の各鋼管については何れも拡管時にシーム溶接部から破断するものはなかつたが、水圧パースト試験では一部の鋼管においてシーム溶接部或いは管体部から破断したものの、破断面は延性断面であった。一方、比較例である 1 〜 5 の各鋼管については何れも拡管時にシーム溶接部から破断し、鋼管成形が不可能であった。また、比較例である 6 〜 9の各鋼管については何れも拡管時にシーム溶接部から破断したものはなかったが、水圧パースト試験では一部の鋼管においてシーム何れも拡管時にシーム溶接部から破断し、破断面は脆性断面であつた。

<実施例 2 >

以下に本発明例と比較例により本発明の実施による効果を表 4、表 5に示した。表中の破断形態指標は式（ 3 ) の右辺より左辺を差し引いた値を意味する。表 4、表 5に示したように、母材硬さ、 H A Z硬さ、ピーキング量を式（ 3 ) 、または式（ 3 ) および式（ 4 ) において、指標が負の場合は引張試験で脆性破面を呈し、パースト試験ではシーム部から破壌した。一方、上記式（ 3 ) または式（ 3 ) および式（ 4 ) において指標が正の値となる本発明例では管体より破断していることがわかる。

表 4

外径肉厚母材硬さ HAZ硬さピーキング値破断形態指標破断形態備考

(mm) (mm) Hv Hv (mm) 継手引張試験ノ —スト試験

914.4 16 321 265 1.8 -28 脆性シ一ムノ一スト比較例

914.4 16 317 285 1.5 -34 脆性シームノ一スト比較例

914.4 16 320 275 1.5 - 31 脆性シームノースト比較例

914.4 16 312 284 0.9 - 9 脆性シームノ一スト比較例

914.4 16 313 270 0.3 15 延性管体パースト本発明

914.4 16 315 270 0.6 3 延性管体パースト本発明

914.4 16 304 278 1.0 19 延性管体パースト本発明

914.4 16 320 262 -0.5 1 延性管体パースト本発明

914.4 16 295 275 1.1 52 延性管体パ'ースト本発明

914.4 12 315 285 1.8 -27 脆性シーム / 一スト比較例

CO 914.4 12 321 275 1.0 -19 脆性シ一ムノ一スト比較例

914.4 12 321 278 1.8 -34 脆性シ一ムノ一スト比較例

914.4 12 315 265 1.0 5 延性管体パースト本発明

914.4 12 312 268 0.3 22 延性管体パースト本発明

914.4 12 321 260 0.5 3 延性管体パースト本発明

711.2 14 320 270 2.3 - 35 脆性シームパ' スト比較例

711.2 14 325 280 1.8 -47 脆性シ一ムパ'一スト比較例

711.2 14 320 265 0.2 4 延性管体バースト本発明

711.2 14 308 265 1.6 11 延性管体パースト本発明

711.2 14 315 260 0.3 20 延性管体バースト本発明

711.2 14 . 305 265 2.0 13 延性管体バースト本発明

表 5

外径肉厚ピーキング値（mm) 拡管割れ備考

( mm ) ( mm ) 発明範 IS 沏 1 ^铕

914.4 16 -2.5〜2.5 3 2 溶接部破断比較例

.0 溶接部破断

2. 溶接部破断

- 2. 8 溶接部破断

-3.0 溶接部破断

破断なし本発明破断なし

1 破断なし

π ¾ 破断なし

- πJ 5 破断かし

破断かし

914.4 12 〜溶接部破断比敏例

· ο 接部破断

1 ο 破断なし

1 η υ 断l ¾し

断なし

Π Q ¾)$断なし

914. 20 断 v 齢例破断

断なし太举明

1 c 断なし

1 断なし

υ . 断なし

711. 2 14 接破断 th龄例

3. 0 溶接部破断

2. 8 破断なし本発明

2.2 破断なし

1. 5 破断なし

1.2 破断なし

0. 8 破断なし

0. 3 破断なし

-1. 2 破断なし

-1.6 破断なし

Claims

求の範囲

1. 引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管工程における拡管前の鋼管の溶接部を含む周方向 1 2 0 mm範囲での平均曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（ r ) との比（RZ r ) が 0. 6 5〜 2. 0であることを特徴とする成形性に優れた高強度鋼管。

2. 引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管工程における拡管前の鋼管の溶接部を含む周方向 1 2 0 mm範囲での平均曲率半径（R) と拡管後の鋼管半径（ r ) との比（RZ r ) が 0. 9 0〜 2. 0であることを特徴とする成形性及びパースト特性に優れた高強度鋼管

3. 引張強度が 8 5 0 NZmm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管時の溶接止端部から 4 mm点の周方向歪みの絶対値が 4 %以下であることを特徴とする成形性に優れた高強度鋼管。

4. 引張強度が 8 5 0 N/mm² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管時の溶接止端部から 4 mm点の周方向歪みの絶対値が 2. 5 %以下であることを特徴とするパースト特性に優れた高強度鋼管。

5. 引張強度が 8 5 0 NZmin² を超える高強度鋼管を U O E方式により製造する高強度鋼管において、拡管前のピーキング量が式

( 1 ) の関係を満たし、少なくとも内面溶接金属の余盛り高さが 2 . Omni以下のパースト特性に優れた高強度鋼管。

— 1. 5 mm≤ピーキング量（mm) ≤ 1 6 Z管肉厚（mm) — 一一（ 1 )

6. 請求項 5において、拡管前後でのピーキング量の変化が式（ 2 ) の関係を満たすパースト特性に優れた高強度鋼管。

— 1 . 5 mm≤ピーキング変ィ匕量 (mm) ≤ 1 . 0 mm (

2 )

7. 引張強度が 9 0 0 N ！ nm² 以上で、 UO E方式により製造する高強度鋼管において、該鋼管の母材のビッカース硬さ H V， H A Z部のビッカース硬さ H z、管体肉厚 t、拡管工程における拡管前の鋼管の溶接部ピーキング量 δが式（ 3 ) の関係を満足することを特徴とするパースト特性に優れた高強度鋼管。

( 1 + 0. 0 0 5 t I δ 1 ) Η_ζ < 0. 0 3 5 8 4 Η_ν ² - 2

5. 3 4 Η_ν + 4 7 1 2 ( 3 )

8. 請求項 7の高強度鋼管において、ピーキング量 δが式（ 4 ) の関係を満たすことを特徴とするパースト特性に優れた高強度鋼管

I δ I < 4 0 / t ( 4 )