WO2014084084A1 - ラインパイプの円周溶接継手、ラインパイプの円周溶接継手の形成方法、及びラインパイプ - Google Patents

ラインパイプの円周溶接継手、ラインパイプの円周溶接継手の形成方法、及びラインパイプ Download PDF

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聡 伊木
横田　智之
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Definitions

  • the present invention relates to a circumferential welded joint for a high-strength line pipe having a yield strength of 555 N / mm 2 or more (American Petroleum Institute Standard (API) standard 5L standard), a method for forming a circumferential welded joint for a line pipe, Regarding pipes.
  • API American Petroleum Institute Standard
  • the yield strength and tensile strength of the weld metal should be higher than that of the base metal ( Overmatching) is the basis, and overmatching of about 110% to 120% is required compared to the base material (see the column of the embodiment of the invention of Patent Document 1).
  • Overmatching is the basis, and overmatching of about 110% to 120% is required compared to the base material (see the column of the embodiment of the invention of Patent Document 1).
  • steel having sufficient brittle fracture characteristics has been used for pipelines used in areas where large ground fluctuations occur, and ductile fracture has become a problem as a fracture mode. Nonetheless, when selecting a weld metal, the joint design with overmatching of 110% or more in comparison with the base material yield strength and base material tensile strength is being made regardless of the fracture mode. is there.
  • An object of the present invention is to provide a line pipe circumferential welded joint capable of securing a joint strength equivalent to the strength, a method of forming a line pipe circumferential welded joint, and a line pipe.
  • the circumferential weld joint of the line pipe according to the present invention is formed by butting the ends of a steel pipe having a yield strength (API standard 5L standard) of 555 N / mm 2 or more and welding the butted portions in the circumferential direction.
  • the circumferential welded joint for a line pipe according to the present invention is formed by a submerged arc welding method using a laminating method of one pass per layer and a welding heat input per pass of 8000 J / cm or more. It is characterized by.
  • a method for forming a circumferential welded joint of a line pipe according to the present invention is a line in which the end of a steel pipe having a yield strength (API standard 5L standard) of 555 N / mm 2 or more is butted and the butted portion is welded in the circumferential direction.
  • API standard 5L standard a yield strength of 555 N / mm 2 or more
  • the method of forming a circumferential welded joint for a line pipe according to the present invention is the above-described invention, wherein the welding is performed by a submerged arc welding method using a laminating method of 1 pass per layer and a welding heat input per pass of 8000 J / cm or more. It is characterized by performing.
  • the line pipe according to the present invention has a ductile crack initiation limit equivalent plastic strain ⁇ p-cri (%) of the base metal heat-affected zone satisfying the formula (1) and a yield strength of 555 N / mm 2 or more (API standard 5L standard) ).
  • FIG. 1 is a graph showing experimental results in an example illustrating the effects of the present invention.
  • the circumferential welded joint for a line pipe is a method in which end portions of steel pipes having a yield strength (API standard 5L standard) of 555 N / mm 2 or more are butted and the butted portions are welded in the circumferential direction.
  • API standard 5L standard a yield strength of 555 N / mm 2 or more
  • ⁇ match > 4.85 ⁇ p-cri -0.31 (1) YS-w / YS-b ⁇ 1.0 (2)
  • the strength of the weld metal in order to prevent deformation and strain from concentrating on the welded joint part from the viewpoint of preventing brittle fracture, the strength of the weld metal must be made higher than that of the base metal. Basically, the weld metal was selected such that its strength was 110% or more overmatching compared to the yield strength and tensile strength of the base metal. However, when a steel pipe having a yield strength (API standard 5L standard) of 555 N / mm 2 or more has sufficient brittle fracture characteristics, the welded joint portion does not undergo brittle fracture.
  • a welded joint that does not undergo brittle fracture has a joint strength ratio ⁇ match expressed as the product of the ratio of the tensile strength of the weld metal to the tensile strength of the base metal and the ratio of the yield strength of the weld metal to the yield strength of the base metal, Equation (1) shown in relation to the ductile crack initiation limit equivalent plastic strain ⁇ p-cri of the material heat-affected zone and Equation (2) showing that the yield strength of the weld metal is greater than or equal to the yield strength of the base metal It was clarified that the joint strength equivalent to that of the base metal was exhibited without breaking the welded joint as a whole.
  • the welded joint that does not undergo brittle fracture has a fracture resistance against the ductile crack that satisfies the formula (1), thereby suppressing the growth of the ductile crack, without destroying the entire welded joint, and formula (2).
  • filling it can have joint strength equivalent to a base material. More preferably, the value of YS-w / YS-b is 1.05 or more.
  • the resistance to ductile cracking can be identified in the pipeline field by the single edge notch tension (SENT) test.
  • SENT single edge notch tension
  • the following papers show that the occurrence of ductile cracks when there is a defect in the welded part of a real steel pipe can be predicted and evaluated by the ductile crack initiation limit equivalent plastic strain ⁇ p-cri obtained in the SENT test. It is also described in. "TENSILE STRAIN CAPACITY OF X80 PIPELINE UNDER TENSILE LOADING WITH INTERNAL PRESSURE", S.Igi, Proceedings of the 8 th International Pipeline Conference, IPC2010-31281
  • the plastic strain ⁇ p-cri corresponding to the ductile crack initiation limit of the base metal heat-affected zone obtained by this technique is used as the resistance to the ductile crack.
  • the joint strength ratio ⁇ match defines the matching ratio for each of yield stress and tensile strength, and the ratio between the tensile strength TS-w of the weld metal and the tensile strength TS-b of the base metal (TS-w / TS- b)
  • the ratio of the yield strength YS-w of the weld metal to the yield strength YS-b of the base metal is (YS-w / YS-b), (TS-w / TS-b) ⁇ (YS-w) / YS-b).
  • the above welded joint has a ratio between the tensile strength of the welded joint and the tensile strength of the base metal, the yield strength of the weld metal, and the base material, even if the maximum surface defect allowed by the standard exists.
  • the thickness of the steel plate is not particularly limited, but the present invention is preferably applied to, for example, a high strength steel pipe having a thickness of more than 0.5 inch (12.3 mm). This is because when the plate thickness is reduced, the maximum allowable defect depth of 3 mm is relatively large with respect to the plate thickness, and there is a possibility of brittle fracture.
  • the conditions in the examples are one example of conditions adopted to confirm the feasibility and effects of the present invention, and the present invention is not limited to these one example conditions.
  • the present invention can adopt various conditions or combinations of conditions as long as the object of the present invention is achieved without departing from the gist of the present invention.
  • FIG. 1 show the results of comparing the maximum tensile strength of the welded joint produced by circumferential submerged arc welding (double joint welding) with the tensile strength of the base metal.
  • the maximum tensile strength of the welded joint was determined by a tensile test of a wide tensile specimen including the welded joint.
  • the dimensions of the wide tensile test were as follows: width 300 mm, parallel part length 1350 mm, and original thickness.
  • the maximum tensile strength of the welded joint is the maximum point of stress based on the relationship between the tensile strain calculated from the displacement in the tensile direction of 900 mm (3 times the width) and the load calculated from the initial load. It was set as the value which shows.
  • ⁇ p-cri in Table 1 is a plastic strain equivalent to the heat-affected zone ductile crack initiation limit of the target base material, and was measured by a method similar to the method described in Non-Patent Document 1.
  • the yield strength and tensile strength of the base metal and weld metal were measured in accordance with American Society for Testing and Materials (ASTM) standard A370.
  • the vertical axis represents the joint strength ratio ⁇ match
  • the horizontal axis represents the ductile crack initiation limit equivalent plastic strain ⁇ p-cri .
  • the range above the curve in FIG. 1 is a range that satisfies the equation (1).
  • the values of the joint strength ratio ⁇ match in the inventive examples (No. 1 to 4) and the comparative examples (No. 5 to 7) are plotted, and the circles indicate the inventive examples (No. 1 to 4).
  • the X marks are comparative examples (Nos. 5 to 7).
  • the invention examples (No. 1 to 4) all satisfy the expression (1), and conversely the comparative examples (No. 5 to 7) do not satisfy the expression (1).
  • the inventive examples (No. 1 to 4) and the comparative examples (No. 5 to 7) both satisfy the formula (2).
  • the maximum tensile strength of the welded joint portion is the maximum tensile strength of the base material. Of 80% or less.
  • the comparative example (No. 6) achieves overmatching in which the yield strength and the tensile strength are both 110% or more, but does not show sufficient joint strength due to low resistance to ductile cracks.
  • the maximum tensile strength of the welded joint portion has the same performance as the maximum tensile strength of the base metal, and is overmatching of 108% or less in comparison with the base material yield strength. Therefore, it was demonstrated that the welded joint has a reasonable and sufficient strength.
  • the effectiveness of the present invention was confirmed for a steel pipe having a plate thickness of 12.3 mm or more, but this does not mean that the present invention limits the plate thickness.

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Abstract

　本発明に係るラインパイプの円周溶接継手は、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有する鋼管の端部を突き合わせて、突き合わせ部を円周方向に溶接して形成されるラインパイプの円周溶接継手であって、溶接金属の引張強度ＴＳ－ｗと母材の引張強度ＴＳ－ｂとの比率（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）と溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとの比率（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）との積で表した継手強度比率σmatch＝（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）・（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）と、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）とが（１）式を満たし、かつ溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとが（２）式を満たすことを特徴とする。　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　…（１）　ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ≧１．０　…（２）

Description

ラインパイプの円周溶接継手、ラインパイプの円周溶接継手の形成方法、及びラインパイプ
　本発明は、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（アメリカ石油協会規格（ＡＰＩ）規格５Ｌ基準）を有する高強度のラインパイプの円周溶接継手、ラインパイプの円周溶接継手の形成方法、及びラインパイプに関する。
　天然ガス又は石油を輸送するパイプラインに使用される鋼管については、操業圧力を増加させることによって輸送効率の向上を図るために、高強度化が進められている。一方、地震地帯や凍土地帯に敷設されるパイプラインについては、地盤変動による外力によって大きな塑性変形が発生するおそれがある。塑性変形が発生したパイプラインでは、円周溶接部等の部分に潜在する欠陥から延性き裂が発生・進展する、又は、母材部でくびれが発生することによって延性破壊が発生することがある。
　従来、溶接継手の設計においては、脆性破壊防止の観点から溶接継手部に変形や歪が集中するのを阻止するため、溶接金属の降伏強度及び引張強度を、母材のそれより高くすること（オーバーマッチング）を基本とし、母材に比べ１１０％乃至１２０％程度のオーバーマッチングを要求されていた（特許文献１の発明の実施の形態の欄を参照）。しかし、最近では、大きな地盤変動が生じる地域で使用するパイプラインには十分な脆性破壊特性を有する鋼が使用されており、破壊形態としては延性破壊が問題になっている。にもかかわらず、溶接金属を選定する際には、破壊形態に関わらず母材降伏強度及び母材引張強度との比較で１１０％以上のオーバーマッチングとなる継手設計がなされているのが現状である。
特開２００４－１４８３８９号公報
　しかしながら、破壊形態として延性破壊が問題となるような場合においても、従来の脆性破壊防止の観点から設計されたオーバーマッチングを適用し続けることは、過度に安全側の設計となっているおそれがある。
　また、従来、ラインパイプを円周溶接する場合、ラインパイプを敷設する場所でガスシールドメタルアーク溶接（ＧＭＡＷ）等の溶接方法によりラインパイプを接合するのが一般的である。しかし、最近では、コスト削減に向けた高効率化の観点から、あらかじめ工場において２本のラインパイプを溶接してつないでから、ラインパイプを敷設する場所へ搬送するという方法が取られる場合がある。このような工場での溶接の場合には、円周溶接を行うのにガスシールドメタルアーク溶接ではなく、より高効率の溶接が可能なサブマージアーク溶接が用いられる場合がある。しかし、円周溶接をサブマージアーク溶接で行い、最大４００００Ｊ／ｃｍの入熱となる場合、溶接割れを起こさずＡＰＩ規格Ｘ８０グレードの母材に対して母材降伏強度との比較で１１０％以上のオーバーマッチングとなる溶接継手の形成は困難である。
　本発明は、上記の問題点を解決するためになされたものであり、ラインパイプに使用される高強度鋼管の端部を突き合わせ、端部に沿って円周溶接を行う場合において、母材引張強度と同等の継手強度を確保できるラインパイプの円周溶接継手、ラインパイプの円周溶接継手の形成方法、及びラインパイプを提供することを目的とする。
　本発明に係るラインパイプの円周溶接継手は、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有する鋼管の端部を突き合わせて、突き合わせ部を円周方向に溶接して形成されるラインパイプの円周溶接継手であって、溶接金属の引張強度ＴＳ－ｗと母材の引張強度ＴＳ－ｂとの比率（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）と溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとの比率（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）との積で表した継手強度比率σmatch＝（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）・（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）と、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）とが（１）式を満たし、かつ溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとが（２）式を満たすことを特徴とする。
　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　　　　…（１）
　ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ≧１．０　　　…（２）
　本発明に係るラインパイプの円周溶接継手は、上記発明において、１層あたり１パスの積層方法を用い１パスあたりの溶接入熱量を８０００Ｊ／ｃｍ以上とするサブマージアーク溶接方法によって形成されることを特徴とする。
　本発明に係るラインパイプの円周溶接継手の形成方法は、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有する鋼管の端部を突き合わせて、突き合わせ部を円周方向に溶接するラインパイプの円周溶接継手の形成方法であって、溶接金属の引張強度ＴＳ－ｗと母材の引張強度ＴＳ－ｂとの比率（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）と溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとの比率（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）との積で表した継手強度比率σmatch＝（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）・（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）と、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）とが（１）式を満たし、かつ溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとが（２）式を満たすように、溶接材料及び溶接条件を選定して溶接を行うことを特徴とする。
　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　　　　…（１）
　ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ≧１．０　　　…（２）
　本発明に係るラインパイプの円周溶接継手の形成方法は、上記発明において、１層あたり１パスの積層方法を用い１パスあたりの溶接入熱量を８０００Ｊ／ｃｍ以上とするサブマージアーク溶接方法によって溶接を行うことを特徴とする。
　本発明に係るラインパイプは、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）が（１）式を満たし、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有することを特徴とする。
　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　　　　…（１）
　本発明によれば、円周溶接継手部等の部分に欠陥が存在しても円周溶接継手部全体として母材の引張強度と同等の継手強度を確保することができ、合理的でかつ必要な強度を満たすラインパイプの円周溶接継手を提供することができる。
図１は、本発明の効果を説明する実施例における実験結果を示すグラフである。
　地盤変動による外力によって大きな塑性変形が発生するパイプラインの円周溶接継手部において、円周溶接継手部等の部分に欠陥が存在しても円周溶接継手部全体として母材の引張強度と同等の継手強度を確保できればよい。本発明者は、円周溶接継手部に規格で許容される最大欠陥が存在する場合の継手の延性破壊性能とマッチングとの関係を調査した。その結果、本発明者は、脆性破壊しない円周溶接継手部の継手強度は、ある一定以上の延性き裂に対する発生抵抗を有する場合、降伏強度において従来のように必ずしも１１０％以上のオーバーマッチングである必要がないことを新たに知見した。本発明は係る知見に基づくものである。
　本発明の一実施の形態に係るラインパイプの円周溶接継手は、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有する鋼管の端部を突き合わせて、突き合わせ部を円周方向に溶接して形成されるラインパイプの円周溶接継手であって、溶接金属の引張強度ＴＳ－ｗと母材の引張強度ＴＳ－ｂとの比率（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）と溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとの比率（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）との積で表した継手強度比率σmatch＝（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）・（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）と、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）とが（１）式を満たし、かつ溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとが（２）式を満たすことを特徴とする。
　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　　　　…（１）
　ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ≧１．０　　　…（２）
　前述したように、従来、溶接継手の設計においては、脆性破壊防止の観点から溶接継手部に変形や歪が集中するのを防止するため、溶接金属の強度を母材の強度より高くすることを基本としており、溶接金属はその強度が母材の降伏強度及び引張強度と比較して１１０％以上のオーバーマッチングとなるよう選定されていた。しかし、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有する鋼管において十分な脆性破壊特性を有する場合、溶接継手部は脆性破壊しない。脆性破壊しない溶接継手は、溶接金属の引張強度と母材の引張強度との比率と溶接金属の降伏強度と母材の降伏強度との比率との積で表した継手強度比率σmatchと、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-criとの関係で示される（１）式と、溶接金属の降伏強度が母材の降伏強度以上であることを示す（２）式とを満たせば、溶接継手全体として破壊することなく母材と同等の継手強度を示すことが明らかになった。つまり、脆性破壊しない上記溶接継手では、（１）式を満たす延性き裂に対する破壊抵抗を有することで、延性き裂の成長を抑え、溶接継手全体として破壊することなく、かつ（２）式を満たすことで、母材と同等の継手強度を有することができる。より好ましくは、ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂの値は１．０５以上である。
　延性き裂に対する発生抵抗は、パイプライン分野においてはシングル・エッジ・ノッチ・テンション（ＳＥＮＴ）試験によって同定することができる。この点は、実鋼管の溶接部に欠陥がある場合の延性き裂の発生は、ＳＥＮＴ試験で得られる延性き裂発生限界相当塑性歪εp-criで予測・評価できることを示した下記の論文にも記載されている。
“TENSILE　STRAIN　CAPACITY　OF　X80　PIPELINE　UNDER　TENSILE　LOADING　WITH　INTERNAL　PRESSURE”,　S.Igi,　Proceedings　of　the　8th　International　Pipeline　Conference,IPC2010-31281　
　本発明ではこの手法で得られる母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-criを延性き裂に対する発生抵抗としている。また、継手強度比率σmatchは、降伏応力及び引張強度それぞれに対するマッチング比率を規定し、溶接金属の引張強度ＴＳ－ｗと母材の引張強度ＴＳ－ｂとの比率を（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）、溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとの比率を（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）とすると、（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）・（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）で表すこととした。
　５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有し、様々な母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-criを有する鋼管を用い、溶接金属が種々のマッチングとなるように設定した溶接材料を用いて溶接継手を形成し、広幅引張試験により継手強度を評価した。広幅引張試験では、溶接部と母材部との境界にＡＰＩ規格１１０４に記載されている許容最大欠陥長さ２５ｍｍ（融合不良等の表面欠陥）、及びＥＰＲＧ（European　Pipeline　Research　Group）ガイドラインに記載されている許容最大欠陥深さ３ｍｍの表面欠陥を導入している。
　継手強度の評価の結果、上記溶接継手は、規格で許容される最大の表面欠陥が存在しても、溶接継手の引張強度と母材の引張強度との比率と溶接金属の降伏強度と母材の降伏強度との比率との積で表した継手強度比率σmatchと母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-criとの関係で示される上記（１）式と、溶接金属の降伏強度が母材の降伏強度以上であることを示す上記（２）式とを満たせば、溶接継手全体として破壊することなく母材の引張強度と同等の継手強度を示すことが明らかになった。
　地盤変動による外力によって大きな塑性変形が発生する場合でも、上記の溶接継手は母材と同等の引張強度及び伸び特性を示すため、溶接金属の降伏強度に対する過度なオーバーマッチを要求することなく合理的な継手設計が可能である。また、鋼板の板厚は特に限定されないが、本発明は、例えば、板厚が０．５ｉｎｃｈ（１２．３ｍｍ）超の高強度鋼管に適用するのが好ましい。なぜなら、板厚が薄くなると、最大許容欠陥深さ３ｍｍが板厚に対し相対的に大きくなり脆性破壊する可能性があるからである。
　以下、本発明の効果を確認する実験を行ったので、これについて説明する。実施例における条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件ないし条件の組合せを採用し得るものである。
　鋼種：ＡＰＩ規格５Ｌ　Ｘ８０グレードで、板厚：２３．７ないし３８．０ｍｍの鋼管を準備し、一層あたり１パスの積層方法を用い１パスあたりの溶接入熱量を８０００Ｊ／ｃｍ以上とするラインパイプの円周サブマージアーク溶接（ダブルジョイント溶接）により作製した溶接継手部の最大引張強度を母材の引張強度と比較した結果を表１及び図１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　溶接継手の最大引張強度は、溶接継手部を含む広幅引張試験体の引張試験により求めた。広幅引張試験寸法は、幅３００ｍｍ、平行部長さ１３５０ｍｍ、及び元厚のままとした。また、溶接継手の最大引張強度は、標点間９００ｍｍ（幅の３倍）の引張方向変位から計算される引張歪及び引張荷重と初期断面積から計算される応力との関係から応力が最大点を示す値とした。
　表１中のεp-criは、対象母材の熱影響部延性き裂発生限界相当塑性歪であり、非特許文献１記載の手法と同様の手法により測定した。また、母材及び溶接金属の降伏強度及び引張強度は、米国材料試験協会（ＡＳＴＭ）規格Ａ３７０に準拠して測定した。
　図１において、縦軸は継手強度比率σmatchを示し、横軸は延性き裂発生限界相当塑性歪εp-criを示している。図１における曲線は、下式（３）により表される。
　σmatch＝４．８５εp-cri -0.31　　　　…（３）
　したがって、図１における曲線よりも上方の範囲が（１）式を満たす範囲となる。図１には、発明例（Ｎｏ．１ないし４）及び比較例（Ｎｏ．５ないし７）における継手強度比率σmatchの値がプロットされており、○印が発明例（Ｎｏ．１ないし４）で×印が比較例（Ｎｏ．５ないし７）である。図１に示すように、発明例（Ｎｏ．１ないし４）の継手強度比率σmatchは全て曲線の上方にあり、比較例（Ｎｏ．５ないし７）の継手強度比率σmatchは全て曲線の下側にある。つまり、発明例（Ｎｏ．１ないし４）は全て（１）式を満たしており、逆に比較例（Ｎｏ．５ないし７）は（１）式を満たしていない。また、表１から分かるように、発明例（Ｎｏ．１ないし４）及び比較例（Ｎｏ．５ないし７）は共に（２）式を満たしている。
　表１に示すように、（１）式及び（２）式を満たす発明例（Ｎｏ．１ないし４）では、溶接継手部の最大引張強度σmax-Jと母材の最大引張強度σmax-Bとの比率σmax-J／σmax-Bが１．０となっており、溶接継手部の最大引張強度は母材の最大引張強度と同等の性能を有している。そして、発明例（Ｎｏ．１ないし４）では、母材引張強度との比較では１１０ないし１２０％程度のオーバーマッチングとなっているが、母材降伏強度との比較では１０８％以下のオーバーマッチングとなっている。これに対して、比較例（Ｎｏ．５ないし７）は（１）式を満たさず、溶接継手部が十分に変形する前に破壊し、溶接継手部の最大引張強度は母材の最大引張強度の８０％以下となった。特に、比較例（Ｎｏ．６）は、降伏強度及び引張強度が共に１１０％以上のオーバーマッチングを達成しているが、延性き裂に対する抵抗が低いため十分な継手強度を示していない。
　上記のように、本発明例の溶接継手は、溶接継手部の最大引張強度は母材の最大引張強度と同等の性能を有し、かつ母材降伏強度との比較では１０８％以下のオーバーマッチングであることから、合理的でかつ十分な強度を有する溶接継手であることが実証された。上記の実施例においては、板厚１２．３ｍｍ以上の鋼管について本発明の有効性を確認したが、このことは本発明が板厚を限定することを意味するものではない。
　本発明によれば、円周溶接継手部等に欠陥が存在しても円周溶接継手部全体として母材の引張強度と同等の継手強度を確保することができ、合理的でかつ必要な強度を満たすラインパイプの円周溶接継手を提供することができる。

Claims (5)

  1. 　５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有する鋼管の端部を突き合わせて、突き合わせ部を円周方向に溶接して形成されるラインパイプの円周溶接継手であって、溶接金属の引張強度ＴＳ－ｗと母材の引張強度ＴＳ－ｂとの比率（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）と溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとの比率（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）との積で表した継手強度比率σmatch＝（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）・（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）と、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）とが（１）式を満たし、かつ溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとが（２）式を満たすことを特徴とするラインパイプの円周溶接継手。
    　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　　　　…（１）
    　ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ≧１．０　　　…（２）
  2. 　１層あたり１パスの積層方法を用い１パスあたりの溶接入熱量を８０００Ｊ／ｃｍ以上とするサブマージアーク溶接方法によって形成されることを特徴とする請求項１記載のラインパイプの円周溶接継手。
  3. 　５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有する鋼管の端部を突き合わせて、突き合わせ部を円周方向に溶接するラインパイプの円周溶接継手の形成方法であって、溶接金属の引張強度ＴＳ－ｗと母材の引張強度ＴＳ－ｂとの比率（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）と溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとの比率（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）との積で表した継手強度比率σmatch＝（ＴＳ－ｗ／ＴＳ－ｂ）・（ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ）と、母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）とが（１）式を満たし、かつ溶接金属の降伏強度ＹＳ－ｗと母材の降伏強度ＹＳ－ｂとが（２）式を満たすように、溶接材料及び溶接条件を選定して溶接を行うことを特徴とするラインパイプの円周溶接継手の形成方法。
    　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　　　　…（１）
    　ＹＳ－ｗ／ＹＳ－ｂ≧１．０　　　…（２）
  4. 　１層あたり１パスの積層方法を用い１パスあたりの溶接入熱量を８０００Ｊ／ｃｍ以上とするサブマージアーク溶接方法によって溶接を行うことを特徴とする請求項３記載のラインパイプの円周溶接継手の形成方法。
  5. 　母材熱影響部の延性き裂発生限界相当塑性歪εp-cri（％）が（１）式を満たし、５５５Ｎ／ｍｍ２以上の降伏強度（ＡＰＩ規格５Ｌ基準）を有することを特徴とするラインパイプ。
    　σmatch＞４．８５εp-cri -0.31　　　　…（１）
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