(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
複数の鋼管の端部同士が溶接によって接合された複数の溶接部を有するパイプラインであって、
前記複数の鋼管は、１種以上の鋼成分を有する複数チャージの溶鋼から製造され；
前記各鋼管の長手方向に応力を加えた時に得られる応力−歪み曲線に降伏点伸びを有しておらず；
前記各鋼管の管厚である単位ｍｍのｔと平均管径である単位ｍｍのＤとが、下記式１を満足し；
前記複数の溶接部では、互いに溶接された一方の鋼管の降伏強度と他方の鋼管の降伏強度との差の絶対値である単位ＭＰａのΔＹＳと、前記一方の鋼管及び前記他方の鋼管のうち、前記降伏強度が低い方の鋼管の引張強度に対する前記降伏強度の比である降伏比を示すＹＲとが下記式２を満足し；
前記鋼成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４％以上０．１５％以下、
Ｍｎ：１．０％以上１．７５％以下、
Ｎｂ：０．００５％以上０．１０％以下、
Ｔｉ：０．００５％以上０．０２％以下、
Ａｌ：０．００１％以上０．０６％以下
を含有し、
Ｓｉ：０．４％以下、
Ｐ：０．０１５％以下、
Ｓ：０．００５％以下、
Ｎ：０．００７％以下
に制限し、
残部がＦｅ及び不可避的不純物からなり、
前記一方の鋼管と前記他方の鋼管との間の、下記式３で表されるＣｅｑ値の差の絶対値であるΔＣｅｑ値が、０．０４５％以下であり、
前記複数の鋼管の前記引張強度が、４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下である
ことを特徴とするパイプライン。
ｔ／Ｄ×１００≦６…（１）
ΔＹＳ≦−１．７５×ＹＲ＋２３０…（２）
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（３）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
【請求項２】
さらに、前記鋼成分が、質量％で、
Ｃｕ：０．１％以上１．０％以下、
Ｎｉ：０．１％以上１．０％以下、
Ｃｒ：０．１％以上１．０％以下、
Ｍｏ：０．０５％以上０．３％以下、
Ｖ：０．０１％以上０．１％以下、
の１種以上を含有し、前記ΔＣｅｑ値が式４で表される
ことを特徴とする請求項１に記載のパイプライン。
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６＋（［Ｎｉ］＋［Ｃｕ］）／１５＋（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋［Ｖ］）／５…（４）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｎｉ］、［Ｃｕ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］、［Ｖ］は、Ｃ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの質量％での含有量を示す。
【請求項３】
複数の鋼管の端部同士が溶接によって接合された複数の溶接部を有するパイプラインであって、
前記複数の鋼管は、１種以上の鋼成分を有する複数チャージの溶鋼から製造され；
前記各鋼管の長手方向に応力を加えた時に得られる応力−歪み曲線に降伏点伸びを有し；
前記各鋼管の管厚である単位ｍｍのｔと平均管径である単位ｍｍのＤとが、下記式５を満足し；
前記複数の溶接部では、互いに溶接された一方の鋼管の降伏強度と他方の鋼管の降伏強度との差の絶対値である単位ＭＰａのΔＹＳと、前記一方の鋼管と前記他方の鋼管のうち、前記降伏強度が低い方の鋼管の引張強度に対する前記降伏強度の比である降伏比を示すＹＲとが下記式６を満足し；
前記鋼成分が、質量％で、
Ｃ：０．０４％以上０．１５％以下、
Ｍｎ：１．０％以上１．７５％以下、
Ｎｂ：０．００５％以上０．１０％以下、
Ｔｉ：０．００５％以上０．０２％以下、
Ａｌ：０．００１％以上０．０６％以下
を含有し、
Ｓｉ：０．４％以下、
Ｐ：０．０１５％以下、
Ｓ：０．００５％以下、
Ｎ：０．００７％以下、
に制限し、
残部がＦｅ及び不可避的不純物からなり、
前記一方の鋼管と前記他方の鋼管との間の、下記式７で表されるＣｅｑ値の差の絶対値であるΔＣｅｑ値が、０．０４５％以下であり、
前記複数の鋼管の前記引張強度が、４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下である
ことを特徴とするパイプライン。
ｔ／Ｄ×１００≦６…（５）
ΔＹＳ≦−０．６９×ＹＲ＋１２５…（６）
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（７）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
【請求項４】
前記複数の鋼管の表裏面に熱加工型樹脂がコーティングされている
ことを特徴とする、請求項３に記載のパイプライン。
【請求項５】
さらに、前記鋼成分が、質量％で、
Ｃｕ：０．１％以上１．０％以下、
Ｎｉ：０．１％以上１．０％以下、
Ｃｒ：０．１％以上１．０％以下、
Ｍｏ：０．０５％以上０．３％以下、
Ｖ：０．０１％以上０．１％以下、
の１種以上を含有し、前記ΔＣｅｑ値が式８で表される
ことを特徴とする請求項３または請求項４に記載のパイプライン。
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６＋（［Ｎｉ］＋［Ｃｕ］）／１５＋（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋［Ｖ］）／５…（８）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｎｉ］、［Ｃｕ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］、［Ｖ］は、Ｃ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの質量％での含有量を示す。
【請求項６】
請求項１または請求項２に記載のパイプラインを製造する方法であって、
前記複数の鋼管の前記降伏強度を測定する第１の降伏強度測定工程と；
前記ΔＹＳが前記式２を満足する鋼管同士を溶接する第１の溶接工程と；
を有することを特徴とするパイプラインの製造方法。
【請求項７】
請求項１または請求項２に記載のパイプラインを製造する方法であって、
前記複数の鋼管に、それぞれを特定できる製造番号を圧延が行われた順に付与する第１の番号付与工程と；
同一の溶鋼、同一の熱延コイルから製造されてかつ前記製造番号の差が１以上５以下である鋼管同士を溶接する第２の溶接工程と；
を有することを特徴とするパイプラインの製造方法。
【請求項８】
請求項３〜請求項５のいずれか一項に記載のパイプラインを製造する方法であって、
前記複数の鋼管の前記降伏強度を測定する第２の降伏強度測定工程と；
前記ΔＹＳが前記式６を満足する鋼管同士を溶接する第３の溶接工程と；
を有することを特徴とするパイプラインの製造方法。
【請求項９】
請求項３〜請求項５のいずれか一項に記載のパイプラインを製造する方法であって、
前記複数の鋼管に、それぞれを特定できる製造番号を圧延が行われた順に付与する第２の番号付与工程と；
同一の溶鋼から製造されてかつ前記製造番号の差が１以上５以下の鋼管同士を溶接する第４の溶接工程と；
を有することを特徴とするパイプラインの製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、複数の鋼管の端部同士が溶接によって接合された複数の溶接部を有するパイプラインとその製造方法とに関する。
本願は、２０１２年０１月２７日に、日本に出願された特願２０１２−０１４９９１号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
【背景技術】
【０００２】
海底にパイプラインを敷設する場合、従来は、敷設地域の船上で鋼管を１本ずつガース溶接して、順次繰り出し、パイプラインを形成する方法が主流であった。しかし、近年では、予め、陸上又は鋼管補給基地に接岸された船上で、鋼管をガース溶接して長尺化した上でドラムに巻き付けて敷設海上まで輸送し、海上で巻き戻してパイプラインを敷設する、スプール方式の敷設方法が増加している。【０００３】
ドラムに鋼管を巻き付ける際、巻き付けの内側では、鋼管の長手方向に圧縮歪みが発生する。また、巻き付けの外側では、鋼管の長手方向に引張歪みが発生する。この歪みは、巻き付けの最も内側位置である内弧縁で最大圧縮歪みとなり、巻き付けの最も外側位置である外弧縁で最大引張歪みとなる。歪みの大きさは鋼管径に比例し、ドラム径に反比例する。一般に使用されている鋼管径（例えば、外径１９３．７〜４５７．２ｍｍ）及びドラム径（例えば直径１６ｍ）であれば、内弧縁及び外弧縁では、巻き付け時に２〜４％程度の塑性歪みが発生する。一方、ドラムに巻き取った鋼管を船上で巻き解き、直線状に伸ばす際にも、同じように２〜４％程度の塑性歪みが鋼管に生じる。敷設作業上の付加的な曲げ・曲げ戻し、または海底接地時の曲げを考慮した場合、鋼管及びガース溶接部は３回の曲げ・曲げ戻しに耐える必要があるといわれている。【０００４】
鋼管をドラムに巻き付ける際、または、巻き戻す際に、鋼管やガース溶接部の近傍が極端にくびれたり、ガース溶接部の近傍の管体の内弧縁で座屈が発生することがある。鋼管の曲げ特性を改善する方法として、例えば、特許文献１及び２に、ガース溶接の熱影響部の軟化を防止する方法が開示されている。また、例えば、特許文献３に、鋼管の降伏比を低下させる方法が開示されている。また、例えば、特許文献４に、ガース溶接部での形状不整を制限する方法が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】日本国特開平３−１３３５７６号公報
【特許文献２】日本国特開平３−２１１２５５号公報
【特許文献３】日本国特開２００１−１９２７７３号公報
【特許文献４】日本国特開２００６−２８１２１７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
鋼管をドラムに巻き付け、巻き戻す際に、座屈等が発生しないように、鋼管の曲げ座屈抵抗を高めるには、鋼管自身の加工硬化特性を向上させることが有効である。そして、鋼管自身の加工硬化特性を向上させるには、鋼管の降伏比（引張強度に対する降伏強度の比）を低くすることが有効である。しかしながら、ガース溶接部の曲げ座屈抵抗は鋼管よりも劣る。そのため、鋼管自身の加工硬化特性を向上させても、ガース溶接部近傍の鋼管の管体の内弧縁で発生する座屈を回避することは困難である。すなわち、ガース溶接部の形状不整を抑制し、更に、降伏比が低い鋼管を用いても、ガース溶接部近傍に座屈が発生する。【０００７】
本発明は、上述した問題点に鑑みて案出されたものである。すなわち、本発明は、鋼管（ラインパイプ）の変形特性を十分に発揮させるパイプラインの提供を目的とする。なお、パイプラインとは、鋼管（ラインパイプ）が複数接合されて構成されたものを示している。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
鋼管自身の座屈抵抗を高めても、鋼管と鋼管とを接合した溶接継手部の溶接部の近傍において、座屈が発生する場合がある。この座屈は、溶接によって熱影響を受けた部位に限らず、溶接継手部のうち熱影響を受けていない部分である母材部においても発生していることが分かった。
一般に、パイプラインは、数ｋｍ以上に渡って敷設されることが多い。一回の溶製で製造可能な量は、せいぜい３００トン程度であり、そのため、通常、パイプラインには、複数の溶鋼から製造される鋼管が含まれる。同一の化学成分を狙って溶製された鋼であっても、各合金元素の比率は目標範囲内で変動する。すなわち、化学成分の溶製チャージ間での変動がある。また、同一の溶鋼から製造されても、複数の鋼管の間で圧延条件が完全に同一であることはほとんどない。そのため、パイプラインに用いられる各鋼管の間には、同一の規格に相当する場合でも、通常、一定の範囲の強度差が存在する。
本発明者らは、材料の加工硬化特性を代表する降伏比のみならず、ガース溶接部で相対する鋼管の強度差に着目し、鋼管の座屈限界（内弧縁のガース溶接部近傍が大きく変形して、しわ、すなわち、座屈が発生し出す時点のスプール表面と鋼管内弧縁との距離）への影響について鋭意検討した。その結果、鋼管同士の降伏強度差が大きいと、例え降伏比の低い鋼管であっても早期に座屈が発生し、降伏強度差が小さいと、高い降伏比の鋼管であっても座屈が起きにくいことを新たに知見した。すなわち、全長に渡って座屈の発生が抑制されるパイプラインを得るためには、鋼管の製造条件の制御だけでは不十分であり、パイプライン製造時（ガース溶接時）に、相対させる鋼管を慎重に選択して溶接する必要がある。なお、パイプラインは、上述の通り数ｋｍ以上に渡って敷設されるため、意図的に相対する鋼管を選択して溶接しないかぎり、全長に渡って降伏強度の差が小さい鋼管同士が溶接されているとは考えられない。【０００９】
本発明は、上記の知見に基づいて案出されたものであり、要旨は以下のとおりである。【００１０】
（１）すなわち、本発明の一態様に係るパイプラインは、複数の鋼管の端部同士が溶接によって接合された複数の溶接部を有するパイプラインであって、前記複数の鋼管は、１種以上の鋼成分を有する複数チャージの溶鋼から製造され；前記各鋼管の長手方向に応力を加えた時に得られる応力−歪み曲線に降伏点伸びを有しておらず；前記各鋼管の管厚である単位ｍｍのｔと平均管径である単位ｍｍのＤとが、下記式（ａ）を満足し；前記複数の溶接部では、互いに溶接された一方の鋼管の降伏強度と他方の鋼管の降伏強度との差の絶対値である単位ＭＰａのΔＹＳと、前記一方の鋼管及び前記他方の鋼管のうち、前記降伏強度が低い方の鋼管の引張強度に対する前記降伏強度の比である降伏比を示すＹＲとが下記式（ｂ）を満足し；前記鋼成分が、質量％で、Ｃ：０．０４％以上０．１５％以下、Ｍｎ：１．０％以上１．７５％以下、Ｎｂ：０．００５％以上０．１０％以下、Ｔｉ：０．００５％以上０．０２％以下、Ａｌ：０．００１％以上０．０６％以下を含有し、Ｓｉ：０．４％以下、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｎ：０．００７％以下に制限し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなり、前記一方の鋼管と前記他方の鋼管との間の、下記式（ｃ）で表されるＣｅｑ値の差の絶対値であるΔＣｅｑ値が、０．０４５％以下であり、前記複数の鋼管の前記引張強度が、４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下である。
ｔ／Ｄ×１００≦６…（ａ）
ΔＹＳ≦−１．７５×ＹＲ＋２３０…（ｂ）
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（ｃ）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
【００１２】
（２）上記（１）に記載のパイプラインでは、さらに、前記鋼成分が、質量％で、Ｃｕ：０．１％以上１．０％以下、Ｎｉ：０．１％以上１．０％以下、Ｃｒ：０．１％以上１．０％以下、Ｍｏ：０．０５％以上０．３％以下、Ｖ：０．０１％以上０．１％以下、の１種以上を含有し、前記ΔＣｅｑ値が式（ｄ）で表されてもよい。
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６＋（［Ｎｉ］＋［Ｃｕ］）／１５＋（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋［Ｖ］）／５…（ｄ）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｎｉ］、［Ｃｕ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］、［Ｖ］は、Ｃ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの質量％での含有量を示す。
【００１３】
（３）本発明の別の一態様に係るパイプラインは、複数の鋼管の端部同士が溶接によって接合された複数の溶接部を有するパイプラインであって、前記複数の鋼管は、１種以上の鋼成分を有する複数チャージの溶鋼から製造され；前記各鋼管の長手方向に応力を加えた時に得られる応力−歪み曲線に降伏点伸びを有し；前記各鋼管の管厚である単位ｍｍのｔと平均管径である単位ｍｍのＤとが、下記式（ｅ）を満足し；前記複数の溶接部では、互いに溶接された一方の鋼管の降伏強度と他方の鋼管の降伏強度との差の絶対値である単位ＭＰａのΔＹＳと、前記一方の鋼管と前記他方の鋼管のうち、前記降伏強度が低い方の鋼管の引張強度に対する前記降伏強度の比である降伏比を示すＹＲとが下記式（ｆ）を満足し；前記鋼成分が、質量％で、Ｃ：０．０４％以上０．１５％以下、Ｍｎ：１．０％以上１．７５％以下、Ｎｂ：０．００５％以上０．１０％以下、Ｔｉ：０．００５％以上０．０２％以下、Ａｌ：０．００１％以上０．０６％以下を含有し、Ｓｉ：０．４％以下、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｎ：０．００７％以下、に制限し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなり、前記一方の鋼管と前記他方の鋼管との間の、下記式（ｇ）で表されるＣｅｑ値の差の絶対値であるΔＣｅｑ値が、０．０４５％以下であり、前記複数の鋼管の前記引張強度が、４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下である。
ｔ／Ｄ×１００≦６…（ｅ）
ΔＹＳ≦−０．６９×ＹＲ＋１２５…（ｆ）
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（ｇ）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
【００１４】
（４）上記（３）に記載のパイプラインでは、前記複数の鋼管の表裏面に熱加工型樹脂がコーティングされてもよい。
【００１５】
（５）上記（３）または（４）に記載のパイプラインでは、さらに、前記鋼成分が、質量％で、Ｃｕ：０．１％以上１．０％以下、Ｎｉ：０．１％以上１．０％以下、Ｃｒ：０．１％以上１．０％以下、Ｍｏ：０．０５％以上０．３％以下、Ｖ：０．０１％以上０．１％以下、の１種以上を含有し、前記ΔＣｅｑ値が式（ｈ）で表されてもよい。
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６＋（［Ｎｉ］＋［Ｃｕ］）／１５＋（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋［Ｖ］）／５…（ｈ）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｎｉ］、［Ｃｕ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］、［Ｖ］は、Ｃ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの質量％での含有量を示す。
【００１８】
（６）本発明の一態様に係るパイプラインの製造方法は、（１）または（２）に記載のパイプラインを製造する方法であって、前記複数の鋼管の前記降伏強度を測定する第１の降伏強度測定工程と；前記ΔＹＳが前記式（ｂ）を満足する鋼管同士を溶接する第１の溶接工程と；を有する。
【００１９】
（７）本発明の別の一態様に係るパイプラインの製造方法は、（１）または（２）に記載のパイプラインを製造する方法であって、前記複数の鋼管に、それぞれを特定できる製造番号を圧延が行われた順に付与する第１の番号付与工程と；同一の溶鋼、同一の熱延コイルから製造されてかつ前記製造番号の差が１以上５以下である鋼管同士を溶接する第２の溶接工程と；を有する。
【００２０】
（８）本発明の別の一態様に係るパイプラインの製造方法は、（３）〜（５）のいずれかに記載のパイプラインを製造する方法であって、前記複数の鋼管の前記降伏強度を測定する第２の降伏強度測定工程と；前記ΔＹＳが前記式（ｆ）を満足する鋼管同士を溶接する第３の溶接工程と；を有する。
【００２１】
（９）本発明の別の一態様に係るパイプラインの製造方法は、（３）〜（５）のいずれかに記載のパイプラインを製造する方法であって、前記複数の鋼管に、それぞれを特定できる製造番号を圧延が行われた順に付与する第２の番号付与工程と；同一の溶鋼から製造されてかつ前記製造番号の差が１以上５以下の鋼管同士を溶接する第４の溶接工程と；を有する。
【発明の効果】
【００２２】
本発明によれば、鋼管の変形特性を十分に発揮させるパイプラインの提供が可能になり、産業上の貢献が極めて顕著である。
【図面の簡単な説明】
【００２３】
【図１】ドラム外表面から鋼管が浮き上がった状態を示す図であり、間隙ΔＣと鋼管の内弧縁に発生する歪みを説明する図である。
【図２】間隙ΔＣと鋼管の内弧縁に発生する最大歪みとの関係を示す図である。
【図３】ガース溶接される鋼管の降伏強度差ΔＹＳと降伏比ＹＲとの関係を示す図である。
【図４】鋼管の端部に曲げモーメントを負荷する試験装置を説明する図である。
【図５Ａ】本実施形態に係るパイプラインの製造方法の例を示す図である。
【図５Ｂ】本実施形態に係るパイプラインの製造方法の別の例を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２４】
以下、図面を参照して、本発明の一実施形態に係るパイプライン（以下、本実施形態に係るパイプラインという場合がある）を説明する。図１に示すように、パイプライン１は、複数の鋼管２の端部同士が溶接によって接合された継手構造を有している。説明のため、互いに端部同士を溶接されている継手構造の一方の鋼管２を鋼管Ａとし、他方の鋼管２を鋼管Ｂとする。これら鋼管Ａ、鋼管Ｂが、端部同士を互いに突き合わせ、全周溶接されることにより、溶接部３で接合されている。本実施形態に係るパイプラインは、上記の要領で鋼管が複数接合されることによって、長尺化されている。
【００２５】
本実施形態に係るパイプライン１を、スプール方式で海底に敷設する場合、図１に示すように、パイプライン１をドラム４に巻き付けて敷設海上まで輸送し、現場で巻き戻して、海底にパイプライン１を敷設する。ドラム４に鋼管を巻き付ける際、巻き付けの最も内側位置である内弧縁では、パイプライン１（鋼管２）の長手方向に最大圧縮歪みが生じる。また、巻き付けの最も外側位置である外弧縁では、パイプライン１（鋼管２）の長手方向に最大引張歪みが生じる。特に、溶接継手部の母材部、特に溶接部３の熱影響部（ＨＡＺ）５近傍では、内弧縁で座屈が発生することがある。
パイプライン１が長尺になった場合、パイプライン１は、ドラム４に対して何重にも巻き付けられることになる。しかしながら、最も内側に巻き付けられるパイプラインに最も大きな歪みが生じるため、本実施形態では、最も内側に巻き付けられたパイプラインについて、その挙動を説明する。
【００２６】
本発明者らはまず、図１に示すようにドラム４にパイプライン１（鋼管２）を巻き付けたときの座屈メカニズムを解明するために、ＦＥＡ（Ｆｉｎｉｔｅ  Ｅｌｅｍｅｎｔ  Ａｎａｌｙｓｉｓ：有限要素解析）による数値解析シミュレーションを試みた。解析にあたり、鋼管Ａ及び鋼管Ｂの降伏比ＹＲは、８５％、９２．５％、９５％、９８％と設定した。また、鋼管Ａの降伏強度と鋼管Ｂの降伏強度との差ΔＹＳは、０ＭＰａ、５０ＭＰａ、７５ＭＰａ、１００ＭＰａと設定した。そして、各降伏比ＹＲと各降伏強度差ΔＹＳとの組み合わせについて、解析を行った。
【００２７】
図１に示すように、ドラム４にパイプライン１（鋼管２）を巻き付けた場合、巻き付けの内側の熱影響部で発生する圧縮歪みと巻き付けの外側の熱影響部で発生する引張歪みとにより、溶接部３では、パイプライン１（鋼管２）がドラム４の外表面から浮き上がった状態となる場合がある。この場合、パイプライン１（鋼管２）の内弧縁（内側表面）とドラム４の外表面との間に間隙ΔＣが生じる。本発明者らは、この間隙ΔＣに着目し、内弧縁で発生する座屈について検討した。
【００２８】
本発明者らは、鋼管の管厚ｔ（ｍｍ）と平均管径Ｄ（ｍｍ）とが、ｔ／Ｄ×１００≦６となる範囲内において、間隙ΔＣと内弧縁に発生する最大歪みεｍａｘとの関係を観察した。その結果、図２に示すように、降伏比ＹＲ及び降伏強度差ΔＹＳの大小（組み合わせ）にかかわらず、間隙ΔＣが２０ｍｍを超えると、間隙ΔＣの値が急激に上昇する、すなわち、局部座屈が発生するという知見を得た。座屈が発生する間隙ΔＣの限界値は、長手方向に応力を加えた時に得られる応力−歪み曲線（ＳＳ曲線）において降伏点伸びが現れない鋼管（いわゆる「ラウンド型」の鋼管）であっても、長手方向に応力を加えた時に得られる応力−歪み曲線において降伏点伸びが現れる鋼管（いわゆる「ＹＰＥ型」の鋼管）であっても、同様に２０ｍｍ程度であった。一方で、局部座屈の発生歪みはラウンド型の方がＹＰＥ型よりも大きく、座屈しにくいことも明らかになった。
【００２９】
次に、間隙ΔＣが２０ｍｍに達したときの降伏強度差ΔＹＳと降伏比ＹＲとの関係を調査した。その結果、図３に示すように、降伏強度差ΔＹＳと降伏比ＹＲとが比例の関係にあることを見いだした。なお、図３は、鋼管Ａと鋼管Ｂとのうち、降伏強度が低い方の鋼管（ＡまたはＢ）の降伏比ＹＲと、降伏強度差ΔＹＳとの関係を示す。図３から分かるように、降伏比ＹＲと、降伏強度差ΔＹＳとの関係はラウンド型の鋼管とＹＰＥ型の鋼管で異なることが明らかになった。すなわち、図３のグラフは、ラウンド型のＳＳ曲線を有する鋼管（ラウンド型の鋼管）で構成されるパイプラインにおいて、下記式（ｂ）を満たすように、鋼管Ａと鋼管Ｂとの降伏強度差ΔＹＳと、降伏強度が低い方の鋼管（ＡまたはＢ）の降伏比ＹＲと、の関係を制御することにより局部座屈を防止できることを示している。
ΔＹＳ≦−１．７５×ＹＲ＋２３０…（ｂ）
【００３０】
また一方、ＹＰＥ型のＳＳ曲線を有する鋼管で構成されるパイプラインにおいては、下記式（ｆ）を満たすように、鋼管Ａと鋼管Ｂとの降伏強度差ΔＹＳと、降伏強度が低い方の鋼管（ＡまたはＢ）の降伏比ＹＲと、の関係を制御することで、局部座屈を防止できることが分かる。
ΔＹＳ≦−０．６９×ＹＲ＋１２５…（ｆ）
なお、耐食性等の向上を目的として鋼板の表裏面に熱加工型樹脂をコーティングした鋼管であっても、上記の式（ｆ）の関係が成り立つ。
【００３１】
本実施形態に係るパイプラインでは、全長に渡って、相対する鋼管同士が上記の関係（ラウンド型の鋼管であれば式（ｂ）、ＹＰＥ型の鋼管であれば式（ｆ）を満たすことで、鋼管の成分や強度等に関わらず、局部座屈を防止できる。
しかしながら、実使用に好適な特性（例えばＡＰＩ（Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｐｅｔｒｏｌｅｕｍ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ） ＳＰＥＣＩＦＩＣＡＴＩＯＮ ５Ｌに規定のＸ４２〜Ｘ８０を満足する特性）を得る場合、各鋼管を以下のように制御することが望ましい。
【００３２】
本実施形態に係るパイプラインに用いられる鋼管（以下、本実施形態に係る鋼管という場合がある）において、好ましい化学成分の範囲を説明する。なお、パイプラインでは、複数のチャージの溶鋼が使用されるが、全ての溶鋼において、以下の範囲であることが好ましい。各元素の含有量の「％」は「質量％」を意味する。
【００３３】
Ｃ：０．０４％以上、０．１５％以下
Ｃは、鋼（鋼管）の強化に寄与する元素であり、０．０４％以上を含有させることが好ましい。一方、Ｃ含有量が過剰であると靱性及び溶接性が低下するため、上限を０．１５％とすることが好ましい。さらに好ましい範囲は、０．０５％以上、０．１０％以下である。
【００３４】
Ｍｎ：１．０％以上、１．７５％以下
Ｍｎは、焼入れ性を高め、鋼の強靱化に寄与する元素であり、含有量を１．０％以上とすることが好ましい。一方、Ｍｎは偏析し易い元素であり、過剰に含有すると、板厚の中央部に粗大なＭｎＳが生成して、特性を損なう場合がある。そのため、Ｍｎ含有量の上限を１．７５％にすることが好ましい。さらに好ましい範囲は、１．０％以上、１．６％以下である。
【００３５】
Ｎｂ：０．００５％以上、０．１０％以下
Ｎｂは、熱間圧延中、再結晶を抑制して熱間圧延まま（熱間圧延後、熱処理等の後工程を施していない状態）での細粒化を容易にする元素である。また、炭窒化物を生じて組織の微細化や強化に寄与する元素である。これらの効果を得るためには、Ｎｂ含有量を０．００５％以上とすることが好ましい。一方、Ｎｂを過剰に含有すると、炭窒化物が粗大化して、特性を損なう場合がある。そのため、Ｎｂ含有量を０．１０％以下にすることが好ましい。より好ましくは、０．０６％以下である。
【００３６】
Ｔｉ：０．００５％以上、０．０２％以下
Ｔｉは、窒化物を生じて、Ｎを固定し、また、組織の微細化や強化に寄与する元素である。これらの効果を得るためには、Ｔｉ含有量を０．００５％以上とすることが好ましい。一方、Ｔｉを過剰に添加すると、粗大なＴｉＮが生成して、特性を損なう場合がある。そのため、Ｔｉ含有量の上限を０．０２％にすることが好ましい。
【００３７】
Ａｌ：０．００１％以上０．０６％以下
Ａｌは、脱酸剤として有効な元素である。脱酸の効果を得るためには、Ａｌの含有量を０．００１％以上とすることが望ましい。一方、Ａｌを０．０６％以上添加しても上記効果は飽和し、かえって鋼を脆化させる。そのため、Ａｌを含有する場合、Ａｌ含有量は０．００１％以上０．０６％以下とすることが好ましい。より好ましいＡｌ含有量の下限は、０．０１％以上である。
【００３８】
Ｓｉ：０．４％以下
Ｓｉは、脱酸や鋼の強化に利用される元素である。ただし、過剰に含有すると、溶接熱影響部に脆化相が生成することがある。そのため、Ｓｉ量を０．４％以下に制限することが好ましい。Ｓｉ含有量は、０％でも良い。
【００３９】
Ｐ：０．０１５％以下
Ｐは、不純物であり、粒界に偏析して特性を劣化させることがあるため、含有量を０．０１５％以下に制限することが好ましい。Ｐ含有量は、０％でも良い。
【００４０】
Ｓ：０．００５％以下
Ｓは、不純物であり、ＭｎＳなどの硫化物を生じて、特性を劣化させることがあるため、Ｓ含有量を０．００５％以下に制限することが好ましい。Ｓ含有量は、０％でも良い。
【００４１】
Ｎ：０．００７％以下
Ｎは、ＴｉＮ等の窒化物を形成する元素であり、微細なＴｉＮは組織の微細化に利用される。しかしながら、過剰に含有すると、粗大な窒化物を生じて特性を劣化させる。そのため、Ｎ含有量は０．００７％以下に制限することが好ましい。Ｎ含有量は、０％でも良い。
【００４２】
本実施形態に係る鋼管では、さらに、必要に応じて、強化に寄与するＣｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖを以下の範囲で含有してもよい。これらの化学元素は、必ずしも鋼板中に添加する必要がないため、これらの化学元素の下限は、いずれも０％であり制限されない。
【００４３】
Ｃｕ：０．１％以上１．０％以下
Ｃｕは、鋼の焼入れ性を高めて、鋼を高強度化する元素である。その効果を得るためには、０．１％以上含有させることが好ましい。しかし、Ｃｕ含有量が１．０％を超えると、溶接性が低下したり、圧延時に鋼の表面割れが起こる場合がある。従って、Ｃｕ含有量を１．０％以下に制限する。より好ましくは、０．９５％以下、さらに好ましくは０．５％以下、０．２％以下である。
【００４４】
Ｎｉ：０．１％以上１．０％以下
Ｎｉは、鋼の焼入れ性を高めて、鋼を高強度化するとともに、低温靭性の改善にも寄与する元素である。その効果を得るためには、０．１％以上含有させることが好ましい。しかし、Ｎｉ含有量が１．０％を超えると、溶接性が低下する虞があるため、Ｎｉ含有量を１．０％以下に制限する。より好ましくは、０．５％以下、さらに好ましくは０．３％以下である。
【００４５】
Ｃｒ：０．１％以上１．０％以下
Ｃｒは、鋼の焼入れ性を高めて、鋼を高強度化する元素である。その効果を得るためには、０．１％以上含有させることが好ましい。しかし、Ｃｒ含有量が１．０％を超えると、溶接性が低下する虞がある。従って、添加量を１．０％以下に制限する。より好ましくは、０．５％以下である。
【００４６】
Ｍｏ：０．０５％以上０．３％以下
Ｍｏは、鋼の焼入れ性を高めて、鋼を高強度化するとともに、低温靭性の改善にも寄与する元素である。その効果を得るためには、０．０５％以上含有させることが好ましい。しかし、Ｍｏ含有量が０．３％を超えると、低温変態相が多量に生成したり、析出硬化が過剰に起きて、低温靭性が劣化する場合がある。従って、Ｍｏ含有量の上限を０．３％に制限した。よし好ましいＭｏ含有量の上限は、０．２％である。
【００４７】
Ｖ：０．０１％以上０．１％以下
Ｖは、Ｎｂと類似の効果を有する元素であるが、Ｎｂより影響は小さい。その効果を得るためには、０．０１％以上含有させることが好ましい。Ｖ含有量が０．１％を超えても効果が飽和する上、コストが上昇するため、上限を０．１％に制限する。
【００４８】
本実施形態に係る鋼管では、さらに、介在物の形態制御に寄与するＣａ、Ｍｇ、ＲＥＭなどの１種又は２種以上を選択的に含有させてもその効果を損なうものではない。さらに、添加合金を含めた使用原料または溶製中に炉材等から溶出する不可避的不純物として、特性を損なわない範囲であれば、上記以外の元素（例えばＺｒ、Ｓｎ、Ｃｏ、Ａｓ等）を含んでも構わない。Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖが前述の下限未満含有されているときは不可避的不純物として扱う。
【００４９】
上述したようにパイプラインに用いられる鋼管は、一般に複数の溶鋼から製造される。そのため、互いに溶接される一方の鋼管と他方の鋼管とは、別の溶鋼から製造されている場合が多い。降伏強度は、化学成分、特に、下記式で表されるＣｅｑの影響を大きく受ける。そのため、降伏強度の差であるΔＹＳを小さくする場合、一方の鋼管と他方の鋼管とにおいて、Ｃｅｑの差の絶対値であるΔＣｅｑ値を小さくすることが有効である。ΔＣｅｑ値を小さくすると、ΔＴＳが小さくなる。上述した式（ｂ）、または式（ｆ）を満足させる場合、ΔＣｅｑは、０．０４５以下であることが好ましい。更に好ましくは、０．０３５以下である。なお、一方の鋼管と他方の鋼管とは、同一の溶鋼から製造されたものとなる場合があるが、その場合のΔＣｅｑ値は０である。
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６＋（［Ｎｉ］＋［Ｃｕ］）／１５＋（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋［Ｖ］）／５…（ｄ）
ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｎｉ］、［Ｃｕ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］、［Ｖ］は、Ｃ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの質量％での含有量を示す。
なお、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖを含有しない場合、それぞれの元素量を示す項は、０となる。その場合、式（ｄ）は、以下の式（ｃ）に置き換えることができる。
Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（ｃ）
【００５０】
次に、本発明の実施形態に係るパイプラインの製造方法について説明する。
例えば、図５Ａに示すように、パイプラインに用いられる複数の鋼管の全てについて、溶接によって互いに接合する前に、各鋼管の降伏強度を測定する。そして、この降伏強度の測定結果をもとに、ラウンド型のＳＳ曲線を示す鋼管では、上述の式（ｂ）、ＹＰＥ型のＳＳ曲線を示す鋼管では、上述の式（ｆ）を満足するように、溶接する一方の鋼管及び他方の鋼管を選択して溶接すればよい。この方法によれば、鋼管の成分や、製造条件の履歴に関わらず、確実に降伏強度の差であるΔＹＳが小さい鋼管同士を溶接することができる。全長にわたって、このように選択された鋼管同士の溶接を行うことで、鋼管の変形特性を十分に発揮させるパイプラインが製造できる。
なお、降伏強度の測定は、例えば、ＡＰＩ  Ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎ  ５Ｌに規定された全厚引張試験方法に準じて行えばよい。
【００５１】
また、全ての鋼管について降伏強度を測定することが困難な場合には、図５Ｂに示すように、パイプラインに用いられる全ての鋼管に、それぞれを特定できる製造番号を圧延順に付与する（例えば、圧延順にＸ＋１、Ｘ＋２、…、Ｘ＋Ｎなど）。そして、同一溶鋼、同一の熱延コイルから製造されて、かつ前記製造番号の差が１以上５以下の鋼管同士を溶接すればよい。
同一の溶鋼、同一の熱延コイルから製造されていない場合、成分及び圧延条件などの製造条件のばらつきによって、各鋼管の降伏強度に大きな差が生じている場合がある。また、同一溶鋼かつ同一熱延コイルから製造された場合であっても、付与された製造番号の差が大きい鋼管同士には、コイルに巻き取られた際の冷却条件が異なるため、降伏強度に大きな差が生じている場合がある。そのため、同一溶鋼、同一の熱延コイルから製造されて、かつ前記製造番号の差が１以上５以下の鋼管同士を溶接することが好ましい。なお、図５Ｂでは、便宜上、鋼管となった後に製造番号が付与されるように示しているが、この製造番号は、圧延された順番が明確であれば、鋼管の素材となる鋼板の圧延時や、冷却時、もしくは圧延計画作成時など、どの段階で付与しても構わない。
【００５２】
上述のような方法で、互いに溶接される鋼管を決定すれば、本実施形態に係るパイプラインに用いる鋼管の製造方法は、特に限定されるものではなく、所望の特性に応じて常法に従って製造すればよい。しかしながら、パイプラインに用いる鋼管について、実使用に好適な特性（例えば、ＡＰＩ  Ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎ  ５Ｌ  Ｘ４２〜Ｘ８０を満足する特性）を有する鋼管を得る場合には、例えば、以下のような製造方法を採用することで、ラウンド型及びＹＰＥ型の鋼管を容易に製造できる。
【００５３】
造管方法や、ＳＳ曲線のタイプ（型）に応じた製造方法の一例を説明する。
（ｉ）引張強度が４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下で、ＳＳ曲線がラウンド型を示す電縫鋼管（ＥＲＷ）
上述した好ましい範囲の化学成分を有するスラブを１２００℃以上１３００℃以下に加熱し、加熱されたスラブに対して、粗圧延を行い、鋼材とする。この鋼材に対し、圧延終了温度が８００℃以上９００℃以下となる仕上げ圧延を行う。仕上げ圧延完了後、この鋼材を７８０℃以上の温度域から、４００℃以上６００℃以下の温度域まで冷却する。冷却された鋼材を、４００℃以上５８０℃以下の温度域で巻き取り熱延コイルとする。この熱延コイルを室温まで冷却後、熱延コイルをほどきながら、ロール成形でオープン管とする。このオープン管のシーム部を、電縫溶接によって溶接し、電縫溶接部をシーム熱処理することで、ラウンド型の電縫鋼管とすることができる。
【００５４】
（ｉｉ）引張強度が４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下で、ＳＳ曲線がラウンド型を示すＵＯＥ鋼管の場合
上述した好ましい範囲の化学成分を有するスラブを１１００℃以上１２００℃以下に加熱し、加熱されたスラブに対して、粗圧延を行い、鋼材とする。この鋼材に対し、圧延終了温度が７００℃以上８５０℃以下となる仕上げ圧延を行う。仕上げ圧延完了後、この鋼材を７００℃以上の温度域から、５００℃以下の温度域まで冷却する。その後、冷却された鋼材を、室温まで空冷し、鋼板とする。この鋼板を公知のＵＯＥ法で造管することで、ラウンド型のＵＯＥ鋼管とすることができる。
上記（ｉ）または（ｉｉ）のような方法を用いれば、引張強度が４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下のラウンド型の鋼管を安定して製造できる。上記の製造方法において、ＳＳ曲線がラウンド型になるのは、造管ままで冷間での成形による歪みが存在するためであると考えられる。
【００５５】
（ｉｉｉ）引張強度が４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下のＹＰＥ型の電縫鋼管の場合
所定の鋼成分を有するスラブを１２００℃以上１３００℃以下に加熱し、加熱されたスラブに対して、粗圧延を行い、鋼材とする。この鋼材に対し、圧延終了温度が８００℃以上９００℃以下となる仕上げ圧延を行う。仕上げ圧延完了後、この鋼材を７８０℃以上の温度域から、４００℃以上６００℃以下の温度域まで冷却する。冷却された鋼材を、４００℃以上５８０℃以下の温度域で巻き取り熱延コイルとする。この熱延コイルに対し、常法に従って、ＥＲＷ成形を行って造管する。ＥＲＷ成形後に、焼入れ焼戻し（ＱＴ）、焼戻し（Ｔ）または時効処理などの熱処理を行うことで、ＹＰＥ型の電縫鋼管とすることができる。ＱＴ行う場合は、所望の特性に応じて、例えば９００〜９８０℃に加熱後、水冷し、その後、５００〜７００℃の温度で焼戻しを行えばよい。焼戻しのみを行う場合は、３００〜７００℃の焼戻し温度で焼戻しを行えばよい。
【００５６】
（ｉｖ）引張強度が４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下のＹＰＥ型のシームレス鋼管の場合
所定の鋼成分を有するブルームを１２００℃以上１３００℃以下に加熱し、いわゆるマンネスマン製法で鋼管とし、空冷する。その後、９００℃以上９５０℃以下に加熱して水冷する焼入れ処理（Ｑ）及び５００℃以上７００℃以下に加熱する焼戻し処理（Ｔ）を行い、空冷することで、ＹＰＥ型のシームレス鋼管とすることができる。
【００５７】
（ｖ）その他
また、（ｉ）や（ｉｉ）のような方法で製造したラウンド型の鋼管に、熱硬化型樹脂をコーティングすることで、ＹＰＥ型の鋼管とすることができる。熱硬化型樹脂のコーティングは、例えば、鋼管をリング状のインダクションヒーターなどで２００℃〜２５０℃の温度域に加熱し、その温度域でエポキシ樹脂等の熱硬化型樹脂をスプレー等で吹き付けることにより、行うことができる。
また、（ｉ）や（ｉｉ）のような方法で製造したラウンド型の鋼管を２００℃〜２５０℃程度の温度域に加熱し、この温度域で１０分以上保持して歪時効を生じさせることで、ＹＰＥ型の鋼管とすることができる。これは、Ｃ、Ｎのような侵入型固溶元素が時間の経過とともに鋼材中の転位に固着していくためであると考えられる。
なお、熱加工型樹脂のコーティングと、時効処理とは、鋼管を同じ温度域に加熱する処理であるため、鋼管の機械的特性に及ぼす影響が、ほぼ等価である。
上記（ｉｉｉ）〜（ｖ）のような方法を用いれば、引張強度が４５０ＭＰａ以上８５０ＭＰａ以下のＹＰＥ型の鋼管を安定して製造できる。
【００５８】
なお、電縫鋼管（ＥＲＷ鋼管）は、生産性が高く、低コストで製造することができる。また、シームレス鋼管は、高ｔ／Ｄの鋼管が製造しやすいという特徴がある。
【実施例】
【００５９】
次に、本発明を実施例でさらに説明する。なお、実施例の条件は、本発明の実施可能性およ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、種々の条件を採用し得るものである。【００６０】
ドラムに巻き取り、巻き解く応力状態をシミュレーションするために、半径３７５０ｍｍのベッド上に沿うように管端部に曲げモーメントを負荷する試験装置を用いて、ガース溶接鋼管の座屈特性を評価した。実施例に用いた試験装置１０の概要を、図４に示す。【００６１】
この試験装置１０は、曲げ戻し用ベッド１１と曲げ用ベッド１２とが上下に配置されている。曲げ戻し用ベッド１１の下面は、下に凸の湾曲面になっており、曲げ用ベッド１２の上面は、上に凸の湾曲面になっている。図示のように、溶接部３で端部同士をガース溶接で接合された２本の鋼管２（鋼管Ａ、Ｂ）のうち、鋼管Ａの溶接部３と反対側の端部を、曲げ戻し用ベッド１１の下面と曲げ用ベッド１２の上面との間に挟んで固定する。そして、鋼管Ｂの溶接部３と反対側の端部に、曲げ荷重負荷１３を加える。この場合、曲げ荷重負荷１３を下向きに加えることにより、鋼管Ａ、Ｂは、曲げ用ベッド１２の上面に沿って湾曲させられる。これにより、鋼管Ａ、Ｂに対して、ドラムに巻き取る場合と同じ条件の負荷が加えられる。また一方、曲げ荷重負荷１３を上向きに加えることにより、鋼管Ａ、Ｂは、曲げ戻し用ベッド１１の下面に沿って湾曲させられる。これにより、湾曲した鋼管Ａ、Ｂを直線状に伸ばす、いわゆる曲げ戻しと同じ条件の負荷が加えられる。【００６２】
ＦＥＡから得た指標を実証するために、図４に示した試験装置１０を用いて、ガース溶接で接合された２本の鋼管Ａ、Ｂの曲げ実験を行った。この鋼管Ａ、Ｂとして、表２〜表２８に示すように、表１に示す鋼成分を有してかつ表２〜表１０の条件で製造された鋼板を、表１１〜表１９に示す外径及び肉厚の鋼管に造管し、必要に応じて熱処理、時効処理または熱硬化型樹脂のコーティングを行った鋼管を用いた。ベッド径は、表２０〜２８に記載の通りとした。これらの鋼管Ａ、ＢのΔＹＳは、表２０〜２８に示す通りであった。
なお、表１の空欄は、測定限界値以下の含有量であったことを示している。表１５中の時効処理は、鋼管を２００℃に加熱し、その温度域で１０分間保持したことを示している。表１５中の焼戻しは、鋼管を６００℃に加熱したことを示している。表１３及び表１４中のＱＴは、９３０℃に加熱後に水冷する焼入れ処理と、６５０℃に加熱する焼戻し処理を行ったことを示している。熱硬化型樹脂のコーティングは、鋼管をリング状のインダクションヒーターなどで２００℃〜２５０℃の温度域に加熱し、その温度域でエポキシ樹脂をスプレー等で吹き付けることにより行った。鋼板及び鋼管の引張試験は、ＡＰＩ  Ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎ  ５Ｌに規定された全厚引張試験方法に準じて行った。【００６３】
敷設作業上の付加的な曲げ・曲げ戻し、または海底接地時の曲げを考慮し、図４に示した試験装置１０において、曲げ荷重負荷１３を下向きに加えて鋼管Ａ、Ｂに曲げを負荷する操作と、曲げ荷重負荷１３を上向きに加えて鋼管Ａ、Ｂに曲げ戻しを負荷する操作を、交互に３回繰り返した。その結果、試験番号１〜２６、４６〜６５、８２〜９１、１０３〜１０５、１０６〜１０８、１１１〜１１５、１２０、１２１、１２３〜１２６及び１２８〜１３０のように、ΔＹＳが、ラウンド型の場合には、−１．７５×ＹＲ＋２３０以下、ＹＰＥ型の場合には、−０．６９×ＹＲ＋１２５以下である場合には、曲げに対して局部座屈が発生することはなく、３回の曲げ、曲げ戻しに対しても継手が破断することはなかった。【００６４】
一方、ΔＹＳが、ラウンド型（表中ＳＳ曲線の型がラウンドの例）の場合には、−１．７５×ＹＲ＋２３０超、ＹＰＥ型（表中ＳＳ曲線の型がＹＰＥの例）の場合には、−０．６９×ＹＲ＋１２５超である場合には、３回目の曲げ戻し時に圧縮側内弧縁には局部座屈が観察され、外弧縁で溶接部近傍から破断した。破断箇所は曲げ負荷時に局部座屈が生じた部位である。曲げ、曲げ戻し時の歪みが集中し、この歪みが累積していくことで破断に至ったと考えられる。【００６５】
この試験結果は、式（ｂ）及び式（ｆ）の条件を満たす溶接継手が巻き付け、巻き戻しを被る使用環境下で有効であることを示唆している。【００６６】
また、試験番号１２８〜１３０から分かるように、同一溶鋼でかつ、製造番号の差が５以内の鋼管では、ΔＹＳが式（ｂ）の条件を満たしており、３回の曲げ、曲げ戻しに対しても継手が破断することはなかった。【００６７】
【表１】
0005618017.tif 000002
【００６８】
【表２】
0005618017.tif 000003
【００６９】
【表３】
0005618017.tif 000004
【００７０】
【表４】
0005618017.tif 000005
【００７１】
【表５】
0005618017.tif 000006
【００７２】
【表６】
0005618017.tif 000007
【００７３】
【表７】
0005618017.tif 000008
【００７４】
【表８】
0005618017.tif 000009
【００７５】
【表９】
0005618017.tif 000010
【００７６】
【表１０】
0005618017.tif 000011
【００７７】
【表１１】
0005618017.tif 000012
【００７８】
【表１２】
0005618017.tif 000013
【００７９】
【表１３】
0005618017.tif 000014
【００８０】
【表１４】
0005618017.tif 000015
【００８１】
【表１５】
0005618017.tif 000016
【００８２】
【表１６】
0005618017.tif 000017
【００８３】
【表１７】
0005618017.tif 000018
【００８４】
【表１８】
0005618017.tif 000019
【００８５】
【表１９】
0005618017.tif 000020
【００８６】
【表２０】
0005618017.tif 000021
【００８７】
【表２１】
0005618017.tif 000022
【００８８】
【表２２】
0005618017.tif 000023
【００８９】
【表２３】
0005618017.tif 000024
【００９０】
【表２４】
0005618017.tif 000025
【００９１】
【表２５】
0005618017.tif 000026
【００９２】
【表２６】
0005618017.tif 000027
【００９３】
【表２７】
0005618017.tif 000028
【００９４】
【表２８】
0005618017.tif 000029
【産業上の利用可能性】
【００９５】
本発明によれば、鋼管の変形特性を十分に発揮させるパイプラインの提供が可能になり、産業上の貢献が極めて顕著である。
【符号の説明】
【００９６】
１    パイプライン
２、Ａ、Ｂ    鋼管
３    溶接部
４    ドラム
５    熱影響部（ＨＡＺ）
１０    試験装置
１１    曲げ戻し用ベッド
１２    曲げ用ベッド
１３    曲げ荷重負荷
【図１】
0005618017.tif 000030
【図２】
0005618017.tif 000031
【図３】
0005618017.tif 000032
【図４】
0005618017.tif 000033
【図５Ａ】
0005618017.tif 000034
【図５Ｂ】
0005618017.tif 000035