WO2023181523A1 - 電縫管およびその製造方法 - Google Patents

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WO2023181523A1
WO2023181523A1 PCT/JP2022/045571 JP2022045571W WO2023181523A1 WO 2023181523 A1 WO2023181523 A1 WO 2023181523A1 JP 2022045571 W JP2022045571 W JP 2022045571W WO 2023181523 A1 WO2023181523 A1 WO 2023181523A1
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WO
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electric resistance
pipe
less
tube
welded
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PCT/JP2022/045571
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English (en)
French (fr)
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昌士 松本
稜 仲澤
能知 岡部
龍郎 勝村
Original Assignee
Ｊｆｅスチール株式会社
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Publication date
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
    • B21C37/00—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape
    • B21C37/06—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape of tubes or metal hoses; Combined procedures for making tubes, e.g. for making multi-wall tubes
    • B21C37/08—Making tubes with welded or soldered seams
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K13/00—Welding by high-frequency current heating
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/14—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing titanium or zirconium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese

Definitions

  • the present disclosure relates to an electric resistance welded tube and a method for manufacturing the same, and particularly relates to an electric resistance welded tube suitable for use as an outer tube of a double tube in which different metal materials are layered on the inner and outer surfaces, and a method for manufacturing the same.
  • metal tubes are made of one type of metal material, but depending on the application, two different types of metal materials may be used to give functionality to the inner or outer surface of the metal tube. Sometimes a double tube consisting of
  • the inner pipes should be made of highly corrosion-resistant materials such as Ni-based alloys.
  • a double-walled tube is often used in which an alloy is used, and the outer tube is a low-carbon, low-alloy steel tube.
  • Patent Document 1 JP-A-58-41611
  • Patent Document 2 JP-A-58-41611
  • the gap between the outer tube and the inner tube is 0.02 mm.
  • a method has been proposed in which the inner diameter of the inner tube is expanded by performing diameter reduction processing as shown below, and then expanding the diameter using a medium expansion plug to fit the outer tube and the inner tube together.
  • this problem could be solved by changing the shape of the bead cutting blade so as to enlarge the circumferential area where the weld bead is cut on the inner surface of the ERW pipe, and reducing the height of the convexity of the cut remaining part. Even so, with such a shape of the bead cutting blade, the resistance when cutting the weld bead increases, so the chatter vibration during such cutting becomes large, and the shape of the cutting mark on the bead cutting part becomes unstable. Not resolved.
  • An object of the present invention is to provide an electric resistance welded tube having a reduced height of a convex part of a cutting mark on the inner surface side of an outer tube and excellent welded part toughness, together with an advantageous manufacturing method thereof.
  • the present inventors have conducted intensive research on an electric resistance welding method that can reduce the height of the convex part of the cutting marks on the inner surface of the outer tube by only one bead cutting on the inner surface of the outer tube. went. As a result, the following became clear.
  • the cut remaining part that is convex in the thickness direction is the weld metal around the joint that has been deformed at high temperature in the thickness direction due to pressure welding (upset) by the squeeze roll of the welding stand. and a weld heat-affected zone (in this disclosure, both are also collectively referred to as a weld zone).
  • the upset of the squeeze roll the high-temperature deformation will be reduced, and the weld bead after ERW welding will become smaller.
  • the heat-affected zone can be removed sufficiently to the extent that no adverse effects occur in the production of the double pipe.
  • the inventors of the present invention found that by heating the joint end faces more locally before welding, the heat-affected zone around the joint is narrowed in the circumferential direction, and the area where high-temperature deformation occurs is further reduced. It has been found that by making the weld bead smaller, the weld bead can be made smaller without reducing the upset as described above.
  • the present disclosure has been completed based on this knowledge through further study. That is, the gist of the present disclosure is as follows.
  • An ERW pipe having a welded portion along the longitudinal direction of the pipe, wherein the maximum value of the wall thickness distribution of the welded portion is 1.05 times or less of the average wall thickness of the ERW pipe, and the welded portion has a welded portion.
  • the weld bead on the inner surface side of the ERW pipe is small, and the convex height of the cut remaining portion after cutting the weld bead is small, and the ERW pipe is particularly suitable for use as an outer pipe of a double pipe.
  • a manufacturing method thereof can be provided.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing an example of a welding process for manufacturing an electric resistance welded pipe.
  • a steel strip 1 which is a raw material, is straightened at the entrance side using, for example, a leveler 2, and then intermediately formed into an open tube using a cage roll group 3 consisting of a plurality of rolls, and then formed into an open tube using a finpass roll consisting of a plurality of rolls.
  • group 4 finish forming into a tube shape.
  • electric resistance welding hereinafter referred to as electric resistance welding
  • electric resistance welding is applied to the width end face of the steel strip 1 (end face in the circumferential direction of the open pipe) using a welding machine 6 while pressing the steel strip 1 with a squeeze roll 5. Let's call it sewing tube 7.
  • the steel strip 1 a hot rolled steel plate of carbon steel can be used as an example.
  • Electric resistance welding using the welding machine 6 involves an induction heating method in which the width end portion of the steel strip 1 is heated while passing the steel strip 1 finished into a tube shape into a work coil equipped with an impeder, or Two methods are widely used: a direct energization method in which the width end of the steel strip 1 is heated by bringing a contact tip into direct contact with the width end of the steel strip 1;
  • the high frequency current used during electric resistance welding is mainly 400 kHz or less, and the frequency is selected for each welding machine depending on the use of the product pipe.
  • FIGS. 2A to 2C the heating process of the width end face of the steel strip 1 (the circumferential end face of an open pipe, hereinafter simply referred to as the end face) is as shown in FIGS. 2A to 2C.
  • a skin effect (heated area 61 due to the skin effect) occurs in which heating is concentrated at the corners of (see FIG. 2A).
  • a proximity effect (heated part 62 due to the proximity effect) occurs (see Figure 2B), and a proximity effect is further applied to the entire end face (just before the electric resistance welding).
  • a heating phenomenon unique to high-frequency heating called a heat-affected zone 63) occurs (see FIG. 2C).
  • heat generation due to high-frequency heating is caused by hysteresis loss and eddy current loss in the heated object, but eddy current, which causes eddy current loss, concentrates on the surface of the heated object as the current frequency increases. and flows.
  • the depth from the surface of the object to be heated that is heated by this eddy current loss is called the penetration depth, and is inversely proportional to the square root of the frequency of the current. Therefore, in electric resistance welding, it is known that when the frequency of high-frequency current increases, heating concentrates on the end face of the joint, and the heat affected zone becomes narrower.
  • the heat-affected zone at the end can be locally deformed at high temperatures during the upset of the squeeze roll 5 (see Figure 1) downstream of the heating process, resulting in a smaller weld bead. can. Furthermore, the local concentration of high-temperature deformation in the heat-affected zone at the end increases the pressure welding force during upset and promotes the discharge of molten metal containing oxides, thereby improving the quality of the weld.
  • the present inventors changed the corner of the end face from a conventional rectangular shape to a groove shape. This reminded me of applying a process to a steel strip that generates heat over a wide area on its end face, avoiding the concentration of heating caused by the effect.
  • FIGS. 3A to 3C schematically show an example of the heating state of the end surface 10 (end portion) of the steel strip 1 before electric resistance welding in the present disclosure.
  • the outer direction in the radial direction of the open tube to be processed into the electric resistance welded tube is shown as direction R1
  • the inner direction is shown as direction R2.
  • the heating process of the end face 10 during electric resistance welding is the same as in the case of the conventional rectangular shape. That is, in the heating process of the end surface 10 during electric resistance welding, as shown in FIGS. 3A to 3C, a skin effect (heated area 61 due to the skin effect) in which heating is concentrated at the corners of the end surface 10 initially occurs (Fig. 3A to 3C). (See 3A). Thereafter, as the molding progresses and the width end surfaces 10, 10 approach each other, a proximity effect (heated portion 62 due to the proximity effect) occurs (see FIG. 3B), and a proximity effect is further applied to the entire end surface 10 (electrical A heating phenomenon unique to high-frequency heating, called a heat-affected zone 63), occurs immediately before sewing welding (see FIG. 3C).
  • This action expands the heat generation range (heating area 61 due to skin effect) to the thick center of the end surface 10 of the steel strip 1 (the center of the root surface 52), and The temperature difference between the surfaces 50, 50 (the surface) and the thick central portion (the central portion of the root surface 52) is reduced.
  • the proximity effect occurs (see FIG. 3B), the end surface 10 has a substantially uniform temperature distribution.
  • the thickness direction of the steel strip 1 and the thickness direction of the tube wall after the steel strip 1 is formed into an electric resistance welded tube are collectively referred to as the thickness direction.
  • the width of the root surface 52 is less than 50% of the average wall thickness, the volume of the end of the steel strip 1 melted during electric resistance welding becomes excessively small. molten metal cannot be obtained.
  • the width of the root surface 52 is more than 80% of the average wall thickness, the heating part 61 due to the skin effect at the corners of the surfaces 50, 50, which are the inner and outer surfaces of the end surface 10 having a groove shape, is heated at the center of the wall thickness. Since the heat transfer distance to the heating section 61 is long, sufficient heating due to heat transfer from the heating section 61 due to these skin effects is not achieved at the thick center section.
  • the width of the groove-shaped root surface 52 is preferably 60% or more, and preferably 70% or less.
  • the average wall thickness of the ERW tube is the center of the welded portion 60 (see FIG. 4) of the ERW tube after welding in the circumferential direction (hereinafter simply referred to as the circumferential direction) of the ERW tube.
  • the circumferential direction refers to the average value of the wall thickness of the pipe at three points at ⁇ 90° and 180° in the circumferential direction based on .
  • the bevel angle of each surface 50 which is the inner and outer surface of the groove to be processed on the end surface 10, the inner surface of the pipe connected to the end surface 10, and the outer surface of the tube, is 10° or more and 30° or less.
  • the edges of the pipe inner surface and the tube outer surface (inner and outer surface sides) of the joint surface (end surface 10) are at right angles, that is, almost the same as a rectangular shape.
  • the temperature difference between the inner and outer surfaces of the tube and the center of the wall thickness of the end face 10 becomes significant, and the quality of the welded portion 60 (see FIG. 4) deteriorates.
  • Such a bevel angle is preferably greater than or equal to 15°, and preferably less than or equal to 25°.
  • the shape of the X-shaped groove (end surface 10) described above does not need to be symmetrical on the inner and outer surfaces of the tube, but may have a groove shape that satisfies the width of the root surface 52 and the bevel angle on both the inner and outer surfaces. good.
  • the groove (end surface 10) can be processed by mechanically grinding the steel strip before it is made into an open pipe or into an open pipe before welding, or by forming it with a tapered roll. , either method is fine.
  • the amount of upset by the squeeze roll 5 is preferably 20% or more and 60% or less of the thickness (nominal thickness) of the steel strip 1. This amount of upset is managed by the outer circumferential length of the tube.
  • This step has the effect of discharging molten metal containing oxides generated on both width end faces of the open tube during the heating process to the outside of the tube. Therefore, if the amount of upset is less than 20% of the average wall thickness, the weld metal may not be sufficiently discharged, and the quality of the welded portion 60 (see FIG. 4) may deteriorate. On the other hand, if the amount of upset is more than 60% of the average wall thickness, the metal flow including the segregated portion in the vicinity of the welded portion becomes excessively steep and exposed to the outside. Since such a steep segregation portion becomes a starting point of cracking, there is a possibility that cracking may occur in the welded portion 60 as a result.
  • the amount of upset is more preferably 25% or more of the plate thickness, and more preferably 55% or less of the plate thickness. Further, it is more preferably 35% or more, and even more preferably 50% or less.
  • the cross section of the welded part 60 formed along the longitudinal direction of the ERW tube is from the circumferential center of the welded part 60 to the weld metal part 64, weld heat affected zone 65, This is followed by the base material portion 66.
  • weld metal means a metal that is melted during welding and then solidified in electric resistance welding.
  • the steel strip 1 is carbon steel or low-alloy steel
  • the weld metal can be identified as a white region observed under an optical microscope if the structure is made visible by nital corrosion.
  • a weld bead 67 a portion that is raised toward the inner and outer surfaces, including the weld metal portion 64 and the weld heat affected zone 65.
  • the width of the welded metal portion 64 in the circumferential direction is 1 ⁇ m or more and 800 ⁇ m or less over the entire thickness of the electric resistance welded tube (over the entire range in the wall thickness direction).
  • the width of the weld metal portion 64 is less than 1 ⁇ m, there is not enough weld metal to join both end faces of the open tube, and the problem of cracking occurs in the weld portion 60.
  • the width of the welded metal portion 64 exceeds 800 ⁇ m, there is a problem that the quality of the welded portion 60 deteriorates because the molten metal is insufficiently discharged due to upset.
  • it is 1.5 ⁇ m or more, and preferably 500 ⁇ m or less.
  • the width of the welded metal portion 64 over the entire thickness of the electric resistance welded pipe tends to be larger on the inner and outer surfaces and smaller near the center of the wall thickness. This indicates that the melting state of both ends of the open tube in the circumferential direction immediately before the squeeze roll (see Figure 1) is non-uniform in the wall thickness direction, and if the non-uniform distribution is significant, upset When the weld metal portion 64 is discharged to the outside, the flow of the weld metal is obstructed by the unmelted portion, resulting in a problem that the quality of the weld metal portion 60 deteriorates.
  • the frequency of the high-frequency current used in the welding machine 6 is set to 500 kHz or more and 5000 kHz or less.
  • the width of the welding heat affected zone 65 becomes narrower, and high temperature deformation during welding becomes localized. Therefore, if the frequency is less than 500 kHz, the weld bead shape will be the same as that of existing ERW pipes, so the convex height of the cut remaining portion 68 (see Fig. 5) that is convex in the wall thickness direction after cutting the inner bead There remains a problem. On the other hand, if the frequency exceeds 5000 kHz, the skin effect during the welding heating process becomes more localized, resulting in poor welding efficiency and insufficient heating, leaving problems with the quality of the welded part 60.
  • the frequency of this high-frequency current is preferably 800 kHz or more, more preferably 1000 kHz or more, in order to obtain a more stable shape of the cut remaining portion 68 of the bead (see FIG. 5).
  • the frequency of such high-frequency current is preferably 3000 kHz or less, more preferably 2000 kHz or less, in order to maintain uniform temperature distribution at the heated end to ensure better weld quality. be.
  • the end surface 10 of the open pipe before electric resistance welding (see FIG. 3A etc.) is made into an X-shaped groove, and the frequency of the high-frequency current used in the welding machine 6 is set to be 500 kHz or more and 5000 kHz or less.
  • a bead cutter for cutting the weld bead 67 is provided downstream of the welding machine 6 (see FIG. 1).
  • This bead cutter is for cutting the weld bead 67 on the inner and outer surfaces of the electric resistance welded tube.
  • the radius of curvature of the cutting edge of the bead cutter on the inner surface side of the electric resistance welded tube is designed to be less than the inner radius of the tube. It is preferable that the radius of curvature of the cutting edge of the bead cutter on the inner side be as close to the inner radius of the pipe as possible in order to reduce the convexly raised cutting residue described below, but considering chatter vibration during cutting. , preferably in a range of 5% or more and 60% or less of the inner radius of the tube. More preferably, it is 10% or more of the inner radius of the tube, and more preferably 30% or less of the inner radius of the tube.
  • heat treatment of quenching, tempering, or normalizing is performed on the welded portion 60 in order to control the hardened structure of the welded portion 60.
  • any known and publicly used method may be used without being limited to any particular method.
  • FIG. 5 In a cross section around the welded metal part 64 perpendicular to the longitudinal direction of the electric resistance welded tube obtained in this way, as shown in FIG. A cutting residual portion 68 that is convex in the thickness direction can be seen in the portions that were near both ends in the circumferential direction. The protrusion of this cutting residual portion 68 tends to become noticeable over a region from the center of the weld metal portion 64 to a position spaced apart by the average wall thickness of the tube in the circumferential direction.
  • the outer direction in the radial direction of the electric resistance welded tube is indicated by direction R1, and the inner direction is indicated by direction R2.
  • the radial direction of the electric resistance welded tube is the same as the wall thickness direction.
  • the inner surface side of the electric resistance welded tube is the side in direction R2.
  • the electric resistance welded tube is used as the outer tube of a double tube
  • the cut remaining portion 68 has a large protuberance, that is, the wall thickness of the corresponding portion is large, the area around the cut remaining portion 68 may not come into close contact with the inner tube. The fitting performance deteriorates without any problems.
  • the thickness of the portion where the raised portion of the cut remaining portion 68 obtained by one cutting process has the maximum height in the wall thickness direction becomes the maximum value of the wall thickness distribution of the welded portion 60.
  • such maximum value shall not exceed 1.05 times the average wall thickness of the tube. If this maximum value exceeds 1.05 times the average wall thickness of the tube, the fit will be poor and the tube will not function as a double tube.
  • such maximum value is less than or equal to 1.03 times the average wall thickness of the tube.
  • this maximum value is preferably the same as the average wall thickness of the pipe, but industrially it is preferably 1.02 times or more.
  • one cutting process refers to one bead cutting on the inner surface of the tube, and the cutting edge of the bead cutter is This means to trace only once along the length of the sewing tube without repeating it.
  • composition of the electric resistance welded tube of the present disclosure will be explained, but the composition is not limited to this as long as it can be used for the electric resistance welded tube.
  • % representing the content of the component composition means “% by mass”.
  • the chemical components of the steel strip 1 are, in mass%, C: 0.02 to 0.10%, Si: 0.05 to 0.30%, Mn: 0.80 to 2 .00%, P: 0.030% or less, S: 0.0050% or less, Nb: 0.010-0.100%, Ti: 0.001-0.025%, Al: 0.01-0. It is preferable to have a component composition containing 0.08% and the remainder consisting of Fe and unavoidable impurities.
  • C (C: 0.02-0.10%) C is an element that greatly contributes to increasing the strength of the electric resistance welded pipe. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.02% or more of C.
  • a C content exceeding 0.10% promotes the formation of hard phases such as pearlite and martensite, which may lead to a decrease in toughness.
  • the C content is preferably in the range of 0.02 to 0.10%. Note that the C content is more preferably 0.03% or more, and more preferably 0.08% or less. Further, the content is more preferably 0.04% or more, and even more preferably 0.07% or less.
  • Si 0.05-0.30%
  • Si is an element that is dissolved in steel and contributes to increasing the strength of the steel pipe, and also contributes to reducing the amount of scale-off during hot rolling. In order to ensure such an effect, it is preferable to contain 0.05% or more of Si. Note that Si forms a highly viscous eutectic oxide together with Mn oxide. However, if the Si content is less than 0.05%, the Mn concentration in the eutectic oxide becomes relatively high. As a result, the melting point of the eutectic oxide exceeds the molten steel temperature, and the oxide tends to remain in the weld 60 (see FIG. 4), reducing the toughness of the weld 60.
  • the Si content is preferably in the range of 0.05 to 0.30%. Note that the Si content is more preferably 0.10% or more, and more preferably 0.25% or less. Further, the content is more preferably 0.12% or more, and even more preferably 0.24% or less.
  • Mn forms a solid solution in steel and contributes to increasing the strength of the steel pipe through solid solution strengthening. Along with this, it is an element that contributes to increasing the strength of steel pipes through transformation strengthening through improving hardenability and further improving toughness. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.80% or more of Mn. Mn forms a highly viscous eutectic oxide together with Si oxide. However, if the Mn content is less than 0.80%, the Si concentration in the eutectic oxide becomes relatively high. As a result, since the melting point of the oxide exceeds the molten steel temperature, the oxide tends to remain in the welded part 60 (see FIG.
  • the Mn content is preferably in the range of 0.80 to 2.00%. Note that the Mn content is more preferably 0.90% or more, and more preferably 1.80% or less. Further, the content is more preferably 0.92% or more, and even more preferably 1.78% or less. Even more preferably, it is 0.95% or more.
  • P 0.030% or less
  • the P content is preferably 0.030% or less.
  • the content is more preferably 0.025% or less, and even more preferably 0.015% or less. Note that an excessive reduction in P will lead to a longer refining time and an increase in manufacturing costs, so it is preferably set to 0.002% or more.
  • S forms MnS in steel and reduces toughness. For this reason, it is preferable to reduce S as much as possible, but it is allowable up to 0.0050%. Therefore, the S content is preferably 0.0050% or less. The content is more preferably 0.0040% or less, and even more preferably 0.003% or less. Note that an excessive reduction in S leads to a longer refining time and an increase in manufacturing costs, so it is desirable to set it to 0.002% or more.
  • Nb 0.010-0.100%
  • Nb is an element that precipitates finely as Nb carbonitride during hot rolling during production of the steel strip and contributes to increasing the strength of the steel strip 1 (see FIG. 1). Further, during heat treatment of the welded portion 60 (see FIG. 4) of the electric resistance welded pipe, grain growth of austenite grains is suppressed, contributing to microstructural refinement of the welded portion 60. In order to ensure such effects, it is preferable to contain 0.010% or more of Nb.
  • the Nb content is preferably in the range of 0.010 to 0.100%.
  • the Nb content is more preferably 0.020% or more, and more preferably 0.080% or less. Further, the content is more preferably 0.022% or more, and even more preferably 0.078% or less. Even more preferably, it is 0.030% or more.
  • Ti is an element that combines with N to form TiN and has the effect of preventing the adverse effects of N. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain Ti in an amount of 0.001% or more. On the other hand, when Ti is contained in a large amount exceeding 0.025%, the amount of Ti carbonitride precipitated along the cleavage plane of the iron increases, which deteriorates the toughness of the steel strip, the toughness of the base material of the steel pipe, and the toughness of the welded part of the steel pipe. There is a risk of deterioration. Therefore, the Ti content is preferably in the range of 0.001 to 0.025%. Note that the Ti content is more preferably 0.005% or more, and more preferably 0.015% or less. Further, the content is more preferably 0.007% or more, and even more preferably 0.012% or less.
  • Al 0.01-0.08%)
  • Al is an element that acts as a deoxidizing agent. In order to ensure such an effect, it is preferable to contain 0.01% or more of Al. On the other hand, if the Al content exceeds 0.08%, the formation of Al oxide becomes significant. In particular, Al oxide tends to remain in the weld zone 60 (see FIG. 4), which may reduce the toughness of the weld zone. Therefore, the Al content is preferably in the range of 0.01 to 0.08%. Note that the Al content is more preferably 0.02% or more, and more preferably 0.07% or less. Further, the content is more preferably 0.03% or more, and even more preferably 0.05% or less.
  • the remainder of the component composition of the electric resistance welded tube of the present disclosure is Fe and unavoidable impurities. Note that as unavoidable impurities, O (oxygen): 0.0030% or less and N: 0.0050% or less are acceptable.
  • the above ingredients are the basic composition.
  • the electrical resistance welded tube of the present disclosure can obtain the desired characteristics.
  • the following selective elements can be contained as necessary for the purpose of further improving strength and toughness.
  • Cu 0.50% or less
  • Ni 0.50% or less
  • Cr 0.50% or less
  • Mo 0.50% or less
  • V 0.10% or less
  • Ca 0.0050% or less.
  • Cu, Ni, Cr, and Mo are all elements that have the effect of improving hardenability, and one or more of them can be selected and included as necessary.
  • Cu is an element that has the effect of increasing strength and improving toughness by improving hardenability. In order to obtain such an effect, it is desirable to contain 0.05% or more of Cu. More preferably, it is 0.10% or more. On the other hand, even if Cu is contained in an amount exceeding 0.50%, the above-mentioned effects are saturated, and an effect commensurate with the content cannot be expected, which is economically disadvantageous. Therefore, when Cu is contained, it is preferably 0.50% or less. More preferably, it is 0.35% or less.
  • Ni is an element that has the effect of increasing strength and improving toughness by improving hardenability. In order to obtain such an effect, it is desirable to contain 0.05% or more of Ni. More preferably, it is 0.08% or more. On the other hand, if Ni is contained in an amount exceeding 0.50%, grain boundary oxidation of Fe becomes intense during heating of the slab, promoting the occurrence of surface defects. Therefore, when Ni is contained, the Ni content is preferably 0.50% or less. More preferably it is 0.35% or less.
  • Cr like Cu and Ni, is an element that has the effect of increasing strength and improving toughness by improving hardenability. In order to obtain such an effect, it is desirable to contain 0.05% or more of Cr. More preferably, it is 0.10% or more. On the other hand, when Cr is contained in an amount exceeding 0.50%, Cr oxide is formed in the welded portion 60 (see FIG. 4), and the toughness of the welded portion 60 is significantly reduced. Therefore, when Cr is contained, it is preferably 0.50% or less. More preferably, it is 0.30% or less.
  • Mo is an element that has the effect of significantly improving strength and toughness through improving hardenability.
  • Mo when Mo is contained in an amount exceeding 0.50%, the above-mentioned hard second phase is likely to be generated in the weld 60 during heat treatment of the weld 60 (see FIG. 4), reducing the toughness of the weld 60. Therefore, when Mo is contained, it is preferably 0.50% or less. More preferably it is 0.25% or less.
  • V forms a solid solution in steel and has the effect of solid solution strengthening. Further, it is an element that has the effect of precipitation strengthening by precipitating as a carbide, and contributes to increasing the strength of the steel strip. In order to ensure such effects, it is desirable to contain 0.005% or more of V. More preferably, it is 0.010% or more. On the other hand, even if V is contained in an amount exceeding 0.10%, the effect will be saturated and it will be economically disadvantageous. Therefore, when V is contained, it is preferably 0.10% or less. More preferably, it is 0.085% or less.
  • Ca is an element that effectively contributes to controlling the morphology of sulfides such as MnS, and is preferably 0.0010% or more.
  • the amount of Ca oxide increases, which particularly reduces the toughness of the welded portion 60 (see FIG. 4). Therefore, when Ca is contained, it is preferably 0.0050% or less. More preferably, it is 0.0035% or less. More preferably, it is 0.0030% or less.
  • an electric resistance welded tube when used as the outer tube of a double tube, in order to improve the fit between the inner tube and the outer tube, the welding bead can be removed by cutting the weld bead on the inner surface of the tube only once.
  • An electric resistance welded tube can be obtained in which the height of the convex part of the cutting marks on the inner surface of the tube is reduced and the welded part has excellent toughness.
  • any conventional method can be used.
  • any material that is normally used for the inner pipe of a double pipe can be used, and the manufacturing method of such a double pipe is also known. This method can be used.
  • a hot-rolled steel plate having the composition shown in Table 1 was used as a raw material and formed into an open tube by roll forming, and then electric resistance welding was performed by a direct current method.
  • Table 2 shows the welding conditions and cross-sectional dimensions of the electric resistance welded tube.
  • an X-shaped bevel is processed by edge milling on the steel strip before roll forming.
  • the shape of the cutting blade used to cut the weld bead after ERW welding was a bead cutter with a flat outer surface and a curved surface with a radius of curvature of 10% of the inner diameter.
  • the depth of cut was set so that the thickness at the center of the weld after bead cutting was the same as the product thickness, as the cutting process traced the inner surface once along the direction. Thereafter, a heat treatment and sizing process were performed to obtain an electric resistance welded tube.
  • a circumferential line scan was performed around the weld using a laser displacement meter, and the profiles of the inner and outer surfaces around the weld were measured.
  • the coordinates of the tube center can be set from the outer diameter of each ERW tube, and the tube center
  • the distance between intersection points which is the distance between the points where a straight line passing through intersected with the line scan results of the inner and outer surfaces of the tube, was calculated as the wall thickness around the welded part.
  • the interpolated values of the coordinate data located nearby were used.
  • This calculation of the wall thickness is performed on the cut remaining part left after the weld bead cutting at a pitch of 0.1 mm to the left and right, with the center position of the cut remaining part as a reference, to obtain the wall thickness distribution of the welded part.
  • the maximum wall thickness value was extracted from the wall thickness distribution. Note that the average wall thickness of the tube was determined by measuring the wall thickness of the tube at three points at ⁇ 90° and 180° in the circumferential direction from the center of the welded part using a micrometer, and using the average value.
  • Observation of the weld metal at the welded part was performed by subjecting the welded part to be observed to nital corrosion and imaging it using an optical microscope (magnification: 1000x). From the obtained optical microscope image, the white part seen over the entire wall thickness of the electric resistance welded tube was determined to be the weld metal. The width of these weld metals was determined by converting the number of pixels on the image data into length. From this width data, the maximum and minimum values of the width of the weld metal over the entire thickness of the weld were extracted, and the value obtained by dividing the maximum value by the minimum value was calculated as the metal width ratio.
  • the toughness of the weld is measured by taking a 10 mm square full-size V-notch test piece from the center of the wall thickness of the weld, and using the obtained V-notch test piece, Charpy test is carried out in accordance with ASTM A370. An impact test was conducted to determine the absorbed energy (J) at 0°C. The number of tests was 5, and the average value was used. These results are shown in Table 2.
  • the maximum value of the wall thickness distribution in the area at a position away from the center of the weld by the average wall thickness in the circumferential direction is 1.05 times or less of the average wall thickness.
  • the width of the weld metal in the welded part is 1 ⁇ m or more and 800 ⁇ m or less over the entire thickness, and the ratio of the maximum value to the minimum value of the weld metal width is 1.0 or more and 2.5 or less can be obtained. can.
  • the toughness value of the welded part in this example is 90 J or more, and in particular, the 1 mm length of the weld metal near the center of the welded part thickness (in the range of ⁇ 0.5 mm from the center of the wall thickness in the inner and outer surface directions)
  • the toughness of the weld was 140 J or more.
  • the electric resistance welded tube of the above example was used as an outer tube, and the Inconel 625 tube with a wall thickness of 4 mm was used as an inner tube, and a double tube was obtained by expanding the Inconel 625 tube from the inside at an internal pressure of 50 MPa.
  • the gap is 0.1 mm or less, and under the above conditions, a good double tube can be obtained in which the outer tube will not separate from the inner tube. Do you get it.
  • the weld bead on the inner surface side of the ERW pipe is small, and the convex height of the cut remaining part after cutting the weld bead is small, and the ERW pipe and the ERW pipe are particularly suitable for use in the outer pipe of a double pipe.
  • a manufacturing method thereof can be provided.

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Abstract

外管に電縫管を用いたとき、内管と外管の嵌合性を高めるために、1回の内面側の溶接ビード切削のみで外管内面側の切削痕の凸部高さを小さくし、かつ、優れた溶接部靭性を有する電縫管を提供する。電縫管は、その管の長手方向に沿って溶接部を有し、溶接部の肉厚分布の最大値が電縫管の平均肉厚の１．０５倍以下であり、溶接部における溶接金属の、周方向における幅が、電縫管の全厚に亘って１μｍ以上８００μｍ以下であり、溶接金属の幅の最小値に対する最大値の比（＝最大値／最小値）が、１．０以上、２．５以下である。

Description

電縫管およびその製造方法
　本開示は、電縫管およびその製造方法に関するものであって、特に、異なる金属材を内面と外面に重ねた二重管の外管に用いて好適な電縫管およびその製造方法に関する。
　一般的に金属管は１種の金属材からなる単管が用いられているが、その用途に応じては、金属管の内面あるいは外面に機能性を持たせるために、異なる２種の金属材からなる二重管を用いることがある。
　特に、鋼管内部に石油や天然ガスのような腐食性が高い生産流体を搬送し、かつ、金属管に高い強度や優れた靭性が求められる場合には、内管にＮｉ基合金などの高耐食性合金を使用し、外管の素管に低炭素低合金鋼管を使用した二重管が用いられることが多い。
　かような二重管については、種々の製造方法が知られているが、内管と外管を拡管などで機械的に嵌合させる方法が一例として挙げられる。かかる方法により得られる機械的嵌合管は、金属管の種類の組合せが多種多様に選択できると共に、長尺管の製造が容易であるため、現在、広く用いられている。
　ところが、かかる機械的嵌合管は、内管と外管の嵌合が不十分であると、外管から内管が離脱して二重管として機能しなくなるという問題があった。
　そのため、かかる機械的嵌合管は、内管と外管の高い嵌合性を確保するために、たとえば内管の拡管率あるいは外管の縮径率の管理を厳密に行う必要があった。
　かかる問題に対し、機械的嵌合管の製造方法として種々の技術が開示されており、いずれも内管と外管の嵌合性を高める手法が提案されている。
　例えば、特開昭５８―４１６１１号公報（特許文献１）では、テーパーダイスを用いる冷間引抜きを行い、外管の内側に内管を挿入した後、外管と内管の間隙が０．０２ｍｍ以下になるよう縮径加工を行い、さらに、中拡げプラグによる拡径加工によって、内管の内径を拡大して外管と内管を嵌合させる手法が提案されている。
特開昭５８―４１６１１号公報
　ここで、前記二重管の外管として電縫管を使用する場合においては、電縫溶接部に不可避的に生じる溶接ビードを切削する必要があるが、かかる切削に際し、特に内面側の切削痕の幅両端が肉厚方向へ凸状に隆起したいわゆる切削残存部という箇所ができる。
　かかる切削残存部の凸高さが大きい場合、例え、前記特許文献１において提案された手法を用いたとしても、かかる凸状に隆起した切削残存部の周辺において、外管と内管とが密着しないという問題があった。
　また、かかる問題は、仮に、電縫管の内面側における溶接ビードの切削を行う周方向の領域を拡大するようにビード切削刃の形状を変更して、前記切削残存部の凸高さを小さくしたとしても、かかるビード切削刃の形状では、溶接ビードの切削時の抵抗が増加するので、かかる切削時のびびり振動が大きくなってしまい、ビード切削部の切削痕の形状が安定しないので、やはり解決しない。
　さらに、かかる凸状に隆起した切削残存部を、再度切削刃で切除することを試みたとしても、かかる残存部にあわせた切削刃の位置調整などの作業負荷が大き過ぎて、生産性が悪化してしまうという問題が残る。
　本開示はかかる事情に鑑みてなされたものであり、外管に電縫管を用いたとき、内管と外管の嵌合性を高めるために、特に１回の内面側の溶接ビード切削のみで外管内面側の切削痕の凸部高さを小さくし、かつ、優れた溶接部靭性を有する電縫管をその有利な製造方法と共に提供することを目的とする。
　本発明者らは、上記した目的を達成するために、1回の外管内面側のビード切削のみで外管内面側の切削痕の凸部高さを小さくできる電縫溶接方法について鋭意研究を行った。その結果、以下のことが明らかになった。
　まず、内面側の溶接ビード切削後に前記肉厚方向へ凸状に隆起した切削残存部は、溶接スタンドのスクイズロールによる圧接（アップセット）によって肉厚方向へ高温変形した接合部周辺の溶接金属部および溶接熱影響部（本開示ではこれら両者を併せて溶接部ともいう）である。
　そこで、スクイズロールのアップセットを小さくすると、高温変形が小さくなるため、電縫溶接後の溶接ビードが小さくなって、一回の管内面側のビード切削でも、溶接ビードおよび高温変形した接合部周辺の熱影響部を、二重管の製造において悪影響が生じない状態にまで十分切除することができる。
　ところが、かようにアップセットを小さくすると、溶接直前に接合面に存在していた酸化物を含んだ溶鋼を外部へ排出し切れないため、溶接部中の欠陥として存在し、結果として溶接部の品質、特に靭性を著しく悪化させる。
　そこで、本発明者らが更に検討を重ねた結果、溶接前の接合端面の加熱をより局所的にすることで、接合部周辺の熱影響部を周方向で狭め、高温変形が起こる領域をより小さくすることによって、アップセットを前述のように小さくせずとも、溶接ビードを小さくできることを見出した。
　本開示は、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る。すなわち、本開示の要旨は次のとおりである。
１．管の長手方向に沿って溶接部を有する電縫管であって、前記溶接部の肉厚分布の最大値が前記電縫管の平均肉厚の１．０５倍以下であり、前記溶接部における溶接金属の、周方向における幅が、前記電縫管の全厚に亘って１μｍ以上８００μｍ以下であり、前記溶接金属の幅の最小値に対する最大値の比（＝最大値／最小値）が、１．０以上、２．５以下である電縫管。
２．前記溶接部の靭性値が、０℃で９０J以上である前記１に記載の電縫管。
３．前記１または２に記載の電縫管を、オープン管の周方向の端面を接合面とし、かかる接合面に電縫溶接を施したのち、切削加工を施して製造する方法であって、前記接合面の管内表面および菅外表面のいずれの面も、ベベル角度を１０°以上３０°以下、肉厚方向におけるルート面を平均肉厚の５０％以上８０％以下のＸ形開先とし、さらに、前記電縫溶接に用いる溶接電流の周波数を５００ｋＨｚ以上５０００ｋＨｚ以下とする電縫管の製造方法。
４．電縫溶接を施したのち、１回の切削加工によって、かかる電縫溶接により形成した溶接部の管内表面における肉厚分布の最大値を電縫管の平均肉厚の１．０５倍以下とする前記３に記載の電縫管の製造方法。
　本開示によれば、電縫管の内面側の溶接ビードが小さく、かつ、溶接ビード切削後に切削残存部の凸高さが小さな、特に二重管の外管に用いて好適な電縫管及びその製造方法を提供することができる。
電縫管製造ラインの一例を示す模式図である。 従来の電縫溶接前の鋼帯の端面の加熱状態を表す模式図である。 従来の電縫溶接前の鋼帯の端面の加熱状態を表す模式図である。 従来の電縫溶接前の鋼帯の端面の加熱状態を表す模式図である。 本開示における電縫溶接前の鋼帯の端面の加熱状態を表す模式図である。 本開示における電縫溶接前の鋼帯の端面の加熱状態を表す模式図である。 本開示における電縫溶接前の鋼帯の端面の加熱状態を表す模式図である。 電縫管の溶接直後の溶接部周辺の切断面の模式図である。 電縫管の溶接ビード切削後の切断面の模式図である。
　以下、図面を参照して、本開示に係る実施形態を説明する。
　図１は、電縫管製造の溶接工程の一例を示す模式図である。具体的には、素材である鋼帯１を、例えばレベラー２により入側矯正した後、複数のロールからなるケージロール群３で中間成形してオープン管とし、次いで複数のロールからなるフィンパスロール群４で管形状に仕上げ成形する。その後、スクイズロール５で圧接しながら、鋼帯１の幅端面（オープン管の周方向の端面）に対し溶接機６を用いて電気抵抗溶接（以降、電縫溶接と記す）を施して、電縫管７とする。ここで、鋼帯１としては、炭素鋼の熱延鋼板を例とすることができる。
　溶接機６による電縫溶接では、管形状に仕上げられた鋼帯１をインピーダーが備えられたワークコイルの中へ通板させながら、鋼帯１の幅端部を加熱する誘導加熱法、あるいは、鋼帯１の幅端部に直接コンタクトチップを接触させて鋼帯１の幅端部を加熱する直接通電法、の二つの方法が広く用いられている。
　なお、前記いずれの方式においても、電縫溶接の際に用いられる高周波電流は、４００ｋＨｚ以下が主であり、各溶接機ではその製品管の用途に応じて周波数が選定されている。
　従来の電縫溶接における鋼帯１の幅端面（オープン管の周方向の端面、以下、単に端面と記載する場合がある）の加熱過程は、図２Ａから図２Ｃに示すように、最初、端面の角部に加熱が集中する表皮効果（表皮効果による加熱部６１）が発現する（図２Ａ参照）。その後、成形が進行して、幅両端面が互いに近づいてくると近接効果（近接効果による加熱部６２）が発生し（図２Ｂ参照）、さらに近接効果が端面全体に加わる（電縫溶接直前の熱影響部６３）という高周波加熱特有の加熱現象が発生する（図２Ｃ参照）。
　一般的に、高周波加熱による発熱は、被加熱体のヒステリシス損および渦電流損によって発生するが、特に渦電流損の原因になる渦電流は、電流の周波数が増加すると被加熱体の表面に集中して流れる。この渦電流損による加熱が及ぶ被加熱体の表面からの深さを浸透深さといい、電流の周波数の平方根と反比例の関係にある。そのため、電縫溶接では高周波電流の周波数が増加すると、より接合部の端面に加熱が集中し、熱影響部がより狭幅になることが知られている。
　そのため、電縫溶接では周波数が増加すると、加熱過程の下流にあるスクイズロール５（図１参照）のアップセットにおいて、端部の熱影響部の高温変形を局所的にできるため、溶接ビードが小さくできる。さらに端部の熱影響部の高温変形が局所的に集中することは、アップセットの圧接力を増加させて、酸化物を含む溶融金属の排出を促進させるため、溶接部品質が向上する。
　一方、電流の周波数が増加すると加熱過程初期における表皮効果による角部の発熱がより局所的になるため、発熱した角部から端部の肉厚中央部への熱移動距離が増加する。そのため、近接効果が発現するまで肉厚中央部は十分加熱されず、端面の内外面側と肉厚中央部とでは温度差が顕著になる。そして、この大きくなった温度差は近接効果が発現しても解消されない。その結果、スクイズロール５（図１参照）入側における端面の溶融分布が不均一になって、アップセットによる酸化物の排出を阻害し、製品の溶接部の品質を悪化させる原因になる。
　そこで、本発明者らは、加熱過程初期における表皮効果による角部の加熱集中を抑制するために、端面の角部を従来の矩形形状から、開先形状に変更することにより、角部の表皮効果による加熱集中を回避させて、端面の広い範囲へ発熱を発生させる加工を素材の鋼帯へ施すことを想起した。
　図３Ａから図３Ｃに、本開示における電縫溶接前の鋼帯１の端面１０（端部）の加熱状態を表す一例を模式的に示す。なお、図３Ａから図３Ｃでは、電縫管に加工されるオープン管の径方向における外側方向を方向Ｒ1で示し、内側方向を方向Ｒ２で示している。
　上記の開先形状では、角部に渦電流が集中せずに表皮効果による発熱が端面１０の肉厚中央部近傍まで拡大することが判明した。
　端面１０の角部を従来の矩形形状から開先形状に変更した場合においても、電縫溶接における端面１０の加熱過程は従来の矩形形状の場合と同様である。すなわち、電縫溶接における端面１０の加熱過程は、図３Ａから図３Ｃに示すように、最初、端面１０の角部に加熱が集中する表皮効果（表皮効果による加熱部６１）が発現する（図３Ａ参照）。その後、成形が進行して、幅両端面１０，１０が互いに近づいてくると近接効果（近接効果による加熱部６２）が発生し（図３Ｂ参照）、さらに近接効果が端面１０全体に加わる（電縫溶接直前の熱影響部６３）という高周波加熱特有の加熱現象が発生する（図３Ｃ参照）。
　しかし、端面１０が開先形状である場合、上記加熱過程（図３Ａから図３Ｃ参照）における初期の表皮効果による角部の発熱が（図３Ａ参照）、端面１０の角部の周囲へ分散されるようになる。換言すると、図３Ａに示す鋼帯１のように端面１０の角部を除去し、端面１０を鈍角な角部の形成された開先形状になすと、かかる角部の発熱がより広い範囲に分散するようになる。
　この作用によって鋼帯１の端面１０の肉厚中央部（ルート面５２の中央部）まで発熱範囲（表皮効果による加熱部６１）が広がり、端面１０の内外面（外側を向く面及び内側を向く面）である面５０，５０側と肉厚中央部（ルート面５２の中央部）との温度差が縮小される。そして、近接効果が発現した場合（図３Ｂ参照）、端面１０がほぼ均一な温度分布となる。
　具体的には、前記開先形状のルート面５２における鋼帯１の肉厚方向の幅の長さが鋼帯１の平均肉厚の５０％以上８０％以下のＸ形開先である。以下では、ルート面５２における鋼帯１の肉厚方向の幅の長さのことを、単にルート面５２の幅と称する。また、以下では、鋼帯１の肉厚方向と、鋼帯１が電縫管に形成された後の管壁の厚み方向とを包括して肉厚方向と称する。
　ルート面５２の幅が平均肉厚の５０％未満の場合、電縫溶接における溶融する鋼帯１の端部の体積が過度に小さくなるため、アップセットにより酸化物を外部へ排出するために十分な溶融金属が得られない。一方、ルート面５２の幅が平均肉厚の８０％超の場合、開先形状である端面１０の内外面である面５０，５０側の角部における表皮効果による加熱部６１から、肉厚中央部までの熱移動距離が長いため、これらの表皮効果による加熱部６１からの熱移動による加熱が肉厚中央部で十分になされない。前記開先形状のルート面５２の幅は、好ましくは６０％以上であり、好ましくは７０％以下である。
　なお、本開示における、電縫管の平均肉厚は溶接した後の電縫管の溶接部６０（図４参照）の、電縫管の周方向（以下、単に周方向と記載する）における中央を基準に周方向へ±９０°および１８０°の３点の管の肉厚の平均値を指す。
　端面１０並びに端面１０に接続する管内表面および菅外表面に加工する開先の内外面である各面５０ベベル角度は、いずれの面も１０°以上３０°以下である。
　開先の内外面である面５０のベベル角度が１０°未満であると、接合面（端面１０）の管内表面および菅外表面（内外面側）のエッジ部が直角、すなわち矩形形状とほぼ同じように、表皮効果による発熱がエッジ部に集中するため、端面１０の管内外表面側と肉厚中央部との温度差が顕著になり、溶接部６０（図４参照）の品質が悪化する。一方、開先のベベル角度が３０°超の場合、ルート面５２の幅の最小値を確保しても、開先加工により減肉された部位が、溶接後も残存するため、所望の溶接部６０の形状が得られない。かかるベベル角度は、好ましくは１５°以上であり、好ましくは２５°以下である。
　前記したＸ形開先（端面１０）の形状は、管の内外面で対称形状である必要はなく、内面および外面のいずれにおいても、ルート面５２の幅およびベベル角度を満たす開先形状あれば良い。
　かかる開先（端面１０）の加工は、オープン管にする前の鋼帯、あるいは、溶接前のオープン管のいずれかに、機械的に研削する方法や、テーパーロールにより成形する方法などがあるが、いずれの方法でも良い。
　前記スクイズロール５によるアップセット量は、鋼帯１の板厚（公称厚）の２０％以上６０％以下が好ましい。かかるアップセット量は、管の外周長で管理を行う。
　この工程では、加熱過程でオープン管の両幅端面上に生じた酸化物を含む溶融金属を管外部へと排出させる作用がある。そのため、アップセット量が平均肉厚の２０％未満であると、溶接金属の排出が不十分であって、溶接部６０（図４参照）の品質が悪化してしまうおそれがある。一方、アップセット量が平均肉厚の６０％超であると、溶接部の近傍にある偏析部を含んだメタルフローは過度に急峻になって外部に露出する。かかる急峻な偏析部は割れの起点になるため、結果として、溶接部６０に割れが発生しやすくなるおそれがある。
　なお、上記アップセット量は、より好ましくは上記板厚の２５％以上であり、より好ましくは５５％以下である。また、さらに好ましくは３５％以上であり、さらに好ましくは５０％以下である。
　図４に示すように、電縫溶接に電縫管の長手方向に沿って形成される溶接部６０の断面は、溶接部６０の周方向の中心から、溶接金属部６４、溶接熱影響部６５であって、さらに母材部６６の順になる。
　ここで、上記「溶接金属」とは、電縫溶接において、溶接時に溶融しその後凝固した金属を意味する。溶接金属は、例えば、鋼帯１が炭素鋼あるいは低合金鋼であれば、ナイタール腐食によって組織形態を視認できるようにすると、光学顕微鏡で白く観察される領域として特定できる。また、溶接部６０において、溶接金属部６４や溶接熱影響部６５を含めて内外面へ隆起した部位を溶接ビード６７という。
　本開示において、溶接金属部６４の周方向における幅（図４の幅Ｗ参照）は、電縫管の全厚に亘って（肉厚方向における全範囲にわたって）１μｍ以上８００μｍ以下である。溶接金属部６４の幅が１μｍ未満の場合、オープン管の両端面を接合するために十分な溶接金属が存在していないため、溶接部６０に割れの問題が発生する。一方、溶接金属部６４の幅が８００μｍ超の場合、アップセットによる溶融金属の排出が不十分であるために溶接部６０の品質が悪化する問題がある。好ましくは１．５μｍ以上であり、好ましくは５００μｍ以下である。
　電縫管の全厚に亘る溶接金属部６４の幅は、一般に、内外面側が大きく肉厚中央の近傍が小さくなりやすい。このことはスクイズロール（図１参照）直前におけるオープン管の周方向の両端面の溶融状態が肉厚方向に不均一であることを示しており、不均一な分布が顕著であると、アップセットによって溶接金属部６４が外部へ排出される際に、未融解の部位に溶接金属の流れが阻害されるため、溶接部６０の品質が悪化する問題がある。
　ここで、電縫管の全厚に亘る溶接金属部６４の幅の最大値と最小値の比（＝最大値／最小値）が１．０以上２．５以下であれば、アップセットにおいて、溶接金属は支障なく外部へ排出される。一方、かかる比が２．５超の場合、溶接部６０の品質の悪化が顕著になる。
　溶接ビード６７を小さくするために、本開示では、溶接機６で使用する高周波電流の周波数を５００ｋＨｚ以上５０００ｋＨｚ以下とする。
　かかる周波数が増加すると溶接熱影響部６５の幅が狭くなり、溶接中の高温変形が局所的になる。よって、周波数が５００ｋＨｚ未満では既存の電縫管と同等の溶接ビード形状となるため、内面側のビード切削後の肉厚方向へ凸状に隆起した切削残存部６８（図５参照）の凸高さに問題が残る。一方、周波数が５０００ｋＨｚ超であると、溶接の加熱過程における表皮効果がさらに局所的になるため、溶接効率が悪化し、加熱が不十分になるため、溶接部６０の品質に問題が残る。
　かかる高周波電流の周波数は、より安定したビードの切削残存部６８（図５参照）の形状を得るために、好ましくは、８００ｋＨｚ以上、より好ましくは１０００ｋＨｚ以上である。一方、かかる高周波電流の周波数は、より優れた溶接部品質を確保するために加熱された端部の温度分布が均一性を保つために、好ましくは、３０００ｋＨｚ以下であり、より好ましくは２０００ｋＨｚ以下である。
　なお、本開示では、電縫溶接前のオープン管の端面１０（図３Ａなど参照）をＸ形開先とし、さらに、溶接機６で使用する高周波電流の周波数を５００ｋＨｚ以上５０００ｋＨｚ以下とすることに特徴があるが、かかる条件で溶接を行うことで、初めて、上記の溶接金属部６４の幅の最大値と最小値の比（＝最大値／最小値）が１．０以上２．５以下を満足する。
　溶接機６（図１参照）の下流側には、溶接ビード６７を切削するためのビードカッターが備えられている。かかるビードカッターは、電縫管の内外面の溶接ビード６７を切削するためのものである。ビードカッターのうち、電縫管の内面側のビードカッターの刃先の曲率半径は、管の内半径未満で設計されている。内面側のビードカッターの刃先の曲率半径は、以下に記載する凸状に隆起した切削残存部を小さくするため、極力、管の内半径に近づけることが好ましいが、切削時のびびり振動を考慮すると、管の内半径の５％以上６０％以下の範囲とすることが好ましい。より好ましくは管の内半径の１０％以上であり、より好ましくは管の内半径の３０％以下である。
　前記のようにビード切削を行った電縫管において、溶接部６０の焼入れ組織に組織制御を行うために、溶接部６０に対して焼入れ、焼き戻しの熱処理、あるいは、焼きならしの熱処理を行う場合があるが、いずれの手法にも捕らわれず、公知公用の方法を用いることができる。
　かくして得られた電縫管の長手方向に直交する溶接金属部６４の周辺の断面では、図５に示されるように、特に管の内面側では、切削前の溶接金属部６４（図４参照）の周方向における両端近傍であった部分の肉厚方向に凸状に隆起した切削残存部６８が見られる。この切削残存部６８の隆起は溶接金属部６４の中央から周方向に管の平均肉厚だけ離れた位置までの領域に亘って顕著になる傾向にある。なお、図５では、図３Ａから図３Ｃと同様に、電縫管の径方向における外側方向を方向Ｒ1で示し、内側方向を方向Ｒ２で示している。電縫管の径方向は、肉厚方向と同じである。電縫管の内面側とは、方向Ｒ２の側のことである。
　前記電縫管を二重管の外管として使用する場合、かかる切削残存部６８の隆起が大きい、すなわち、該当する部位の肉厚が大きいと、この切削残存部６８周辺において内管と密着せずに嵌合性が悪化する。
　図５に示したように、１回の切削加工による切削残存部６８の隆起部の、肉厚方向における最大高さになる部位の厚さが、溶接部６０の肉厚分布の最大値となるが、かかる最大値は管の平均肉厚の１．０５倍以下とする。かかる最大値が管の平均肉厚の１．０５倍を超えると、嵌合性が悪く、二重管として機能しない。好ましくは、かかる最大値は管の平均肉厚の１．０３倍以下である。一方、かかる最大値は管の平均肉厚と同じになることが好ましいが、工業的には１．０２倍以上が好ましい。
　なお、本開示において、１回の切削加工とは、1回の管内面側のビード切削のことであり、切削対象である溶接ビード６７（図４参照）に対し、ビードカッターの刃先が、電縫管の長手方向に沿って繰り返すことなく１回だけなぞることを意味する。
　以下、本開示の電縫管の成分組成について説明するが、電縫管に用いることのできるものであればこの限りではない。なお、成分組成の含有量を表す「％」は「質量％」を意味するものとする。
　本開示において、鋼帯１（図１参照）の化学成分は、質量％で、Ｃ：０．０２～０．１０％、Ｓｉ：０．０５～０．３０％、Ｍｎ：０．８０～２．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００５０％以下、Ｎｂ：０．０１０～０．１００％、Ｔｉ：０．００１～０．０２５％、Ａｌ：０．０１～０．０８％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することが好ましい。
（Ｃ：０．０２～０．１０％）
　Ｃは、電縫管の強度増加に大きく寄与する元素である。このような効果を得るためには、０．０２％以上のＣを含有することが好ましい。一方、Ｃが０．１０％を超える含有は、パーライト、マルテンサイト等の硬質相の生成を促進するため、靭性の低下を招くおそれがある。また、Ｃは０．１０％を超えて多量に含有すると、ベイナイト相の強度（硬さ）を過剰に上昇させ、靭性を低下させるおそれがある。したがって、Ｃ含有量は０．０２～０．１０％の範囲とすることが好ましい。なお、Ｃ含有量は、より好ましくは０．０３％以上とし、より好ましくは０．０８％以下とする。また、さらに好ましくは０．０４％以上とし、さらに好ましくは０．０７％以下とする。
（Ｓｉ：０．０５～０．３０％）
　Ｓｉは、鋼中に固溶して鋼管の強度上昇に寄与するとともに、熱間圧延時のスケールオフ量の低下に寄与する元素である。このような効果を確保するためには、０．０５％以上のＳｉを含有することが好ましい。なお、Ｓｉは、Ｍｎ酸化物とともに粘度の高い共晶酸化物を形成する。しかし、Ｓｉ含有量が０．０５％未満では、共晶酸化物中のＭｎ濃度が相対的に高くなる。これにより共晶酸化物の融点が溶鋼温度を超え、酸化物が溶接部６０（図４参照）に残存しやすくなり、溶接部６０の靭性を低下させる。一方、Ｓｉは０．３０％を超えて含有すると、赤スケールの形成が著しくなり鋼帯１（図１参照）の外観性状を悪化させるとともに、熱間圧延時の冷却ムラを生じさせ、鋼帯１の材質の均一性を低下させるおそれがある。また、Ｓｉは０．３０％を超えて含有すると、共晶酸化物中のＳｉ濃度が相対的に高くなる。これにより共晶酸化物の融点が溶鋼温度を超えるとともに、酸化物量が増加し、酸化物が溶接部６０に残存しやすくなり、溶接部６０の靭性を低下させるおそれがある。したがって、Ｓｉの含有量は０．０５～０．３０％の範囲とすることが好ましい。なお、Ｓｉ含有量は、より好ましくは０．１０％以上とし、より好ましくは０．２５％以下とする。また、さらに好ましくは０．１２％以上とし、さらに好ましくは０．２４％以下とする。
（Ｍｎ：０．８０～２．００％）
　Ｍｎは、鋼中に固溶し固溶強化により鋼管の強度増加に寄与する。これとともに、焼入れ性向上を介して変態強化により鋼管の強度増加、さらには靭性向上に寄与する元素である。このような効果を得るためには、０．８０％以上のＭｎを含有することが好ましい。Ｍｎは、Ｓｉ酸化物とともに粘度の高い共晶酸化物を形成する。しかし、Ｍｎ含有量が０．８０％未満では、共晶酸化物中のＳｉ濃度が相対的に高くなる。これにより、酸化物の融点が溶鋼温度を超えるため酸化物が溶接部６０（図４参照）に残存しやすくなり、溶接部６０の靭性低下を招くおそれがある。一方、Ｍｎが２．００％を超えて多量に含有されると、共晶酸化物中のＭｎ濃度が相対的に高くなり共晶酸化物の融点が溶鋼温度を超える。これとともに、酸化物量が増加し、酸化物が溶接部６０に残存しやすくなり、溶接部６０の靭性を低下させるおそれがある。また、Ｍｎが２．００％を超えて多量に含有されると、過度に焼入れ性が向上し、マルテンサイト相が形成されやすくなり、靭性が低下するおそれがある。したがって、Ｍｎ含有量は０．８０～２．００％の範囲とすることが好ましい。なお、Ｍｎ含有量は、より好ましくは０．９０％以上とし、より好ましくは１．８０％以下とする。また、さらに好ましくは０．９２％以上とし、さらに好ましくは１．７８％以下とする。さらに一層好ましくは０．９５％以上とする。
（Ｐ：０．０３０％以下）
　Ｐは、粒界に偏析する傾向が強く、これにより靭性を低下させる。このため、できるだけ低減することが好ましいが、０．０３０％までは許容できる。したがって、Ｐ含有量は０．０３０％以下とすることが好ましい。より好ましくは０．０２５％以下とし、さらに好ましくは０．０１５％以下とする。なお、Ｐの過剰な低減は精錬時間の長時間化を招き、製造コストの上昇を招くため、０．００２％以上とすることが好ましい。
（Ｓ：０．００５０％以下）
　Ｓは、鋼中ではＭｎＳを形成し、靭性を低下させる。このため、Ｓはできるだけ低減することが好ましいが、０．００５０％までは許容できる。したがって、Ｓ含有量は０．００５０％以下とすることが好ましい。より好ましくは０．００４０％以下とし、さらに好ましくは０．００３％以下とする。なお、Ｓの過剰な低減は精錬時間の長時間化を招き、製造コストの上昇を招くため、０．００２％以上とすることが望ましい。
（Ｎｂ：０．０１０～０．１００％）
　Ｎｂは、鋼帯製造時の熱間圧延中にＮｂ炭窒化物として微細に析出し、鋼帯１（図１参照）の強度増加に寄与する元素である。また、電縫管の溶接部６０（図４参照）の熱処理時にオーステナイト粒の粒成長を抑制し、溶接部６０の組織微細化に寄与する。このような効果を確保するためには、０．０１０％以上のＮｂを含有することが好ましい。一方、Ｎｂは０．１００％を超えて多量に含有すると、Ｎｂ炭窒化物の析出量が増大し、鋼帯靭性、鋼管の母材部靭性、および鋼管の溶接部靭性を低下させるおそれがある。したがって、Ｎｂ含有量は０．０１０～０．１００％の範囲とすることが好ましい。なお、Ｎｂ含有量は、より好ましくは０．０２０％以上とし、より好ましくは０．０８０％以下とする。また、さらに好ましくは０．０２２％以上とし、さらに好ましくは０．０７８％以下とする。さらに一層好ましくは０．０３０％以上とする。
（Ｔｉ：０．００１～０．０２５％）
　Ｔｉは、Ｎと結合しＴｉＮを形成して、Ｎの悪影響を防止する作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．００１％以上のＴｉを含有することが好ましい。一方、Ｔｉが０．０２５％を超える多量の含有は、鉄の劈開面に沿って析出するＴｉ炭窒化物量が増加し、鋼帯靭性、鋼管の母材部靭性、および鋼管の溶接部靭性を低下させるおそれがある。したがって、Ｔｉ含有量は０．００１～０．０２５％の範囲とすることが好ましい。なお、Ｔｉ含有量は、より好ましくは０．００５％以上とし、より好ましくは０．０１５％以下とする。また、さらに好ましくは０．００７％以上とし、さらに好ましくは０．０１２％以下とする。
（Ａｌ：０．０１～０．０８％）
　Ａｌは、脱酸剤として作用する元素である。このような効果を確保するためには、０．０１％以上のＡｌを含有することが好ましい。一方、Ａｌが０．０８％を超える含有は、Ａｌ酸化物の生成が著しくなる。特に溶接部６０（図４参照）でＡｌ酸化物が残存しやすく、溶接部靭性を低下させるおそれがある。したがって、Ａｌ含有量は０．０１～０．０８％の範囲とすることが好ましい。なお、Ａｌ含有量は、より好ましくは０．０２％以上とし、より好ましくは０．０７％以下とする。また、さらに好ましくは０．０３％以上とし、さらに好ましくは０．０５％以下とする。
　本開示の電縫管の成分組成の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。なお、不可避的不純物としては、Ｏ(酸素）：０．００３０％以下、Ｎ：０．００５０％以下が許容できる。
　以上の成分が基本の成分組成である。上記した元素で、本開示の電縫管は目的とする特性を得ることができる。また、本開示では、強度や靭性の更なる向上を目的として、上記の基本成分に加えて、必要に応じて以下の選択元素を含有することができる。
　すなわち、Ｃｕ：０．５０％以下、Ｎｉ：０．５０％以下、Ｃｒ：０．５０％以下、Ｍｏ：０．５０％以下、Ｖ：０．１０％以下、Ｃａ：０．００５０％以下のうちから選んだ１種または２種以上である。
　なかでも、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏはいずれも、焼入れ性を向上させる作用を有する元素であり、必要に応じて１種または２種以上を選択して含有できる。
　Ｃｕは、焼入れ性向上を介して、強度を増加させ、靭性を向上させる作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．０５％以上のＣｕを含有することが望ましい。より好ましくは０．１０％以上とする。一方、Ｃｕは０．５０％を超えて含有しても、上記した効果が飽和し、含有量に見合う効果が期待できなくなり、経済的に不利となる。したがって、Ｃｕを含有する場合には、０．５０％以下にすることが好ましい。より好ましくは０．３５％以下とする。
　Ｎｉは、Ｃｕと同様に、焼入れ性の向上を介して、強度を増加させ、靭性を向上させる作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．０５％以上のＮｉを含有することが望ましい。より好ましくは０．０８％以上とする。一方、Ｎｉは０．５０％を超えて含有すると、鋳片（スラブ）加熱時にＦｅの粒界酸化が激しくなり、表面欠陥の発生を助長する。したがって、Ｎｉを含有する場合には、Ｎｉ含有量は０．５０％以下にすることが好ましい。より好ましくは０．３５％以下である。
　Ｃｒは、Ｃｕ、Ｎｉと同様に、焼入れ性の向上を介して、強度を増加させ、靭性を向上させる作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．０５％以上のＣｒを含有することが望ましい。より好ましくは０．１０％以上とする。一方、Ｃｒは０．５０％を超えて含有すると、溶接部６０（図４参照）でＣｒ酸化物を形成し、溶接部６０の靭性を著しく低下させる。したがって、Ｃｒを含有する場合には、０．５０％以下にすることが好ましい。より好ましくは０．３０％以下である。
　Ｍｏは、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒと同様に、焼入れ性の向上を介して、強度、靭性を著しく向上させる作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．０５％以上のＭｏを含有することが望ましい。より好ましくは０．１０％以上とする。一方、Ｍｏは０．５０％を超えて含有すると、溶接部６０（図４参照）の熱処理時に溶接部６０に上記の硬質第二相が生成されやすくなり、溶接部６０の靭性を低下させる。したがって、Ｍｏを含有する場合には、０．５０％以下にすることが好ましい。より好ましくは０．２５％以下である。
（Ｖ：０．１０％以下）
　Ｖは、鋼中に固溶し固溶強化の作用がある。また、炭化物として析出することで析出強化する作用を有し、鋼帯の強度増加に寄与する元素である。このような効果を確保するためには、０．００５％以上のＶを含有することが望ましい。より好ましくは０．０１０％以上とする。一方、Ｖは０．１０％を超えて含有しても、効果が飽和し、経済的に不利となる。したがって、Ｖを含有する場合には、０．１０％以下にすることが好ましい。より好ましくは０．０８５％以下とする。
（Ｃａ：０．００５０％以下）
　Ｃａは、ＭｎＳ等の硫化物の形態制御に有効に寄与する元素であり、好ましくは０．００１０％以上とする。一方、Ｃａは０．００５０％を超えて含有しても、効果が飽和し、含有量に見合う効果が期待できなくなり経済的に不利となる。これとともに、Ｃａ酸化物量が多くなり、特に溶接部６０（図４参照）の靭性を低下させる。したがって、Ｃａを含有する場合には、０．００５０％以下にすることが好ましい。より好ましくは０．００３５％以下とする。さらに好ましくは０．００３０％以下とする。
　以上、本開示によれば、二重管の外管に電縫管を用いたとき、内管と外管の嵌合性を高めるために、1回の管内面側の溶接ビード切削のみで外管内面側の切削痕の凸部高さを小さくし、かつ、優れた溶接部靭性を有する電縫管が得られる。
　上述されていない電縫管にかかる製造方法の条件に関しては、いずれも常法に依ることができる。また、本開示の電縫管を外管とした場合の内管には、二重管の内管に通常用いられるものであればいずれも用いることができ、かかる二重管の製造方法も公知の方法に依ることができる。
　以下に、本開示の更なる理解のために実施例を用いて説明する。なお、実施例は本開示を限定するものではない。
　表１に示す組成の熱延鋼板を素材として、ロール成形によりオープン管へと成形を行い、次いで直接通電法により電縫溶接をおこなった。その時の各溶接条件および電縫管の断面寸法を表２に示す。
　溶接前のオープン管の端面には、ロール成形前の鋼帯にエッジミーリングによってＸ形の開先加工を施している。電縫溶接後の溶接ビード切削において用いた切削刃の刃先形状は、外面側はフラット形状とし、内面側は内径の１０％の曲率半径を曲面形状としたビードカッターの刃先を用い、管の長手方向に沿ってその内面を１回なぞる切削加工としてビード切削後の溶接部中央の肉厚が製品厚になるように切込み量を設定した。その後、熱処理やサイジング工程を経て電縫管を得た。
　かくして得られた電縫管に対して、溶接部周辺にレーザー変位計を用いて周方向のラインスキャンを行い、溶接部周辺の内外面のプロファイルを測定した。これら結果を二次元座標空間に変換し、全データ点を通る円を最小二乗法などのフィッティングによって同定することで、各電縫管の外径寸法から管中心の座標を設定し、かかる管中心を通る直線が前記管内外面のラインスキャン結果と交差した点の距離である交点間距離を溶接部周辺の肉厚として算出した。なお、半直線上にラインスキャンの座標データが無い場合はその近くにある座標データの内挿入値を用いた。
　かかる肉厚の算出を、前記溶接ビード切削において残った切削残存部に対し、切削残存部の中央位置を基準に、左右に０．１ｍｍピッチで行って溶接部の肉厚分布を取得し、その肉厚分布の中で、最大の肉厚の値を抽出した。なお、管の平均肉厚は溶接部中央を基準に周方向へ±９０°および１８０°の３点の管の肉厚をマイクロメータで測定し、その平均値とした。
　溶接部の溶接金属の観察は、観察対象の溶接部にナイタール腐食を行い、光学顕微鏡（倍率：１０００倍）を用いて撮像することによって行った。得られた光学顕微鏡像から、溶接金属部に電縫管の全肉厚に亘って見られる白色部を溶接金属とした。これらの溶接金属の幅は、画像データ上の画素数を長さに変換し、溶接金属の幅とした。かかる幅のデータから、溶接部全厚に亘る溶接金属の幅の最大値と最小値を抽出し、その最大値を最小値で除した数値を金属幅比として算出した。
　また、溶接部の靭性は、溶接部の肉厚中央部から１０ｍｍ四方のフルサイズのＶノッチ試験片を採取し、得られたＶノッチ試験片を用いて、ＡＳＴＭ　Ａ３７０の規定に準拠してシャルピー衝撃試験を実施し、０℃の吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。試験の本数は５本とし、その平均値とした。
　これらの結果を併せて表２に示した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２に記載した結果から、本実施例では、溶接部の中心から周方向に平均肉厚分だけ離れた位置の領域における肉厚分布の最大値が平均肉厚の１．０５倍以下であり、溶接部の溶接金属の幅が、全厚に亘って１μｍ以上８００μｍ以下とし、その溶接金属幅の最大値と最小値の比が１．０以上、２．５以下電縫管を得ることができる。
　また、本実施例の溶接部の靭性値は、９０J以上になり、特に、溶接部肉厚中央部近傍（肉厚中央から内面外面方向へ±０．５ｍｍの範囲）における溶接金属の１ｍｍ長さ内に存在する酸化物の、接合面上の投影長さが占める割合が１０％以下の場合、溶接部の靭性は、１４０Ｊ以上になった。
　また、上記実施例の電縫管を外管として、肉厚４ｍｍのインコネル６２５管を内管として、インコネル６２５管の内側から内圧５０ＭＰａの拡管工程を経て二重管とした。
　かかる外管の溶接部近傍の二重管の嵌合界面において目視にて０．１ｍｍ超の間隙の有無を目視で確認した。確認の結果、かかる間隙が０．１ｍｍ以下であれば合格とした。
　いずれの発明例の電縫管を外管としても、かかる間隙が０．１ｍｍ以下であって、上記の条件では内管から外管が離脱することはないという良好な二重管となることが分かった。
　以上のようにして、電縫管の内面側の溶接ビードが小さく、かつ、溶接ビード切削後に切削残存部の凸高さが小さな、特に二重管の外管に用いて好適な電縫管及びその製造方法を提供することができる。
　１　鋼帯
１０　端面
　２　レベラー
　３　ケージロール群
　４　フィンパスロール群
　５　スクイズロール
　６　溶接機
　７　電縫管
５０　面
５１　ベベル角
５２　ルート面
６０　溶接部
６１　表皮効果による加熱部
６２　近接効果による加熱部
６３　電縫溶接直前の熱影響部
６４　溶接金属部
６５　溶接熱影響部
６６　母材部
６７　溶接ビード
６８　切削残存部
６９　隆起部最大高さ
　Ｗ　幅

Claims (4)

  1. 　管の長手方向に沿って溶接部を有する電縫管であって、
    　前記溶接部の肉厚分布の最大値が前記電縫管の平均肉厚の１．０５倍以下であり、
    　前記溶接部における溶接金属の、周方向における幅が、前記電縫管の全厚に亘って１μｍ以上８００μｍ以下であり、
    　前記溶接金属の幅の最小値に対する最大値の比（＝最大値／最小値）が、１．０以上、２．５以下である電縫管。
  2. 　前記溶接部の靭性値が、０℃で９０J以上である請求項１に記載の電縫管。
  3. 　請求項１または２に記載の電縫管を、オープン管の周方向の端面を接合面とし、かかる接合面に電縫溶接を施したのち、切削加工を施して製造する方法であって、
    前記接合面の管内表面および菅外表面のいずれの面も、ベベル角度を１０°以上３０°以下、肉厚方向におけるルート面の幅を平均肉厚の５０％以上８０％以下のＸ形開先とし、
    さらに、前記電縫溶接に用いる溶接電流の周波数を５００ｋＨｚ以上５０００ｋＨｚ以下とする電縫管の製造方法。
  4. 　電縫溶接を施したのち、１回の切削加工によって、かかる電縫溶接により形成した溶接部の管内表面における肉厚分布の最大値を電縫管の平均肉厚の１．０５倍以下とする請求項３に記載の電縫管の製造方法。
     
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Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0368740A (ja) * 1989-08-03 1991-03-25 Kobe Steel Ltd 白色層幅の均一な厚肉小径電縫鋼管およびその製造方法
JPH07284842A (ja) * 1994-04-15 1995-10-31 Nippon Steel Corp 溶接管製造方法
WO2018047723A1 (ja) * 2016-09-12 2018-03-15 Ｊｆｅスチール株式会社 クラッド溶接管およびその製造方法

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0368740A (ja) * 1989-08-03 1991-03-25 Kobe Steel Ltd 白色層幅の均一な厚肉小径電縫鋼管およびその製造方法
JPH07284842A (ja) * 1994-04-15 1995-10-31 Nippon Steel Corp 溶接管製造方法
WO2018047723A1 (ja) * 2016-09-12 2018-03-15 Ｊｆｅスチール株式会社 クラッド溶接管およびその製造方法

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