(57)【要約】【課題】拡管特性に優れた油井管およびその製造方法を提供する。【解決手段】質量％で、Ｃ：０．０１０〜０．１００％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ａｌ：０．０１〜０．１０％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる低Ｃ鋼管であり、下記式（１）および（２）式で示されるパラメータβ値が１．８以上を満足し、金属組織は焼戻しマルテンサイトの面積分率が９５面積％以上で残部が不可避的組織からなり、拡管後の周方向圧縮降伏強度が３５０ＭＰａ〜７００ＭＰａである。Ｍｎ／Ｓｉ＞２・・・・（１）β＝２．７Ｃ＋０．４Ｓｉ＋Ｍｎ＋０．４５Ｎｉ＋０．４５Ｃｕ＋０．８Ｃｒ＋２Ｍｏ・・・（２）ここで、元素記号は各元素の含有量[質量％]。【選択図】図２
2018145490.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、
Ｃ：０．０１０〜０．１００％
Ｓｉ：０．５０％以下
Ｍｎ：０．３０〜２．００％
Ｐ：０．０３００％以下
Ｓ：０．０１００％以下
Ａｌ：０．０１０〜０．１００％以下
を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、下記式（１）および（２）式で示されるパラメータβ値が１．８以上を満足し、金属組織は焼戻しマルテンサイトの面積分率が９５面積％以上で残部が不可避的組織からなり、拡管後の周方向圧縮降伏強度が３５０ＭＰａ〜７００ＭＰａであることを特徴とする拡管特性に優れた油井管。
Ｍｎ／Ｓｉ＞２・・・・（１）
β＝２．７Ｃ＋０．４Ｓｉ＋Ｍｎ＋０．４５Ｎｉ＋０．４５Ｃｕ＋０．８Ｃｒ＋２Ｍｏ・・・（２）
ここで、元素記号は各元素の含有量[質量％]である。
【請求項２】
さらに質量％で、
Ｂ：０．００１０〜０．０１００％、
Ｔｉ：０．００５〜０．０５０％以下
Ｎｂ：０．０１０〜０．１００％、
Ｎｉ：０．０５〜０．５０％以下、
Ｃｕ：０．０５〜０．５０％以下、
Ｍｏ：０．０１％〜０．３０％以下、
Ｃｒ：０．０５〜０．５０％以下、
Ｖ：０．０１０％〜０．１００％以下、
Ｃａ：０．００１０％〜０．００６０％以下
の１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項1に記載の拡管特性に優れた油井管。
【請求項３】
質量％で、
Ｃ：０．０１０〜０．１００％
Ｓｉ：０．５０％以下
Ｍｎ：０．３０〜２．００％
Ｐ：０．０３０％以下
Ｓ：０．０１０％以下
Ａｌ：０．０１〜０．１０％以下
を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、下記式（１）および（２）式で示されるパラメータβ値が１．８以上を満足する電縫鋼管を、造管後にＡ３点以上、Ａ３点＋１００℃以下の範囲に加熱し、７５０℃以上の温度から、５０℃／ｓ以上の冷却速度で１００℃以下まで冷却することを特徴とする請求項１に記載の拡管特性に優れた油井管の製造方法。
Ｍｎ／Ｓｉ＞２・・・・（１）
β＝２．７Ｃ＋０．４Ｓｉ＋Ｍｎ＋０．４５Ｎｉ＋０．４５Ｃｕ＋０．８Ｃｒ＋２Ｍｏ・・・（２）
ここで、元素記号は各元素の含有量[質量％]である。
【請求項４】
さらに前記冷却後、３００℃以上、Ａ１点以下の温度に再加熱し、冷却することを特徴とする請求項３に記載の拡管特性に優れた油井管の製造方法。
【請求項５】
前記電縫鋼管が、さらに質量％で、
Ｂ：０．００１〜０．０１０％、
Ｔｉ：０．００５〜０．０５０％以下
Ｎｂ：０．０１〜０．１０％、
Ｎｉ：０．０５〜０．５０％以下、
Ｃｕ：０．０５〜０．５０％以下、
Ｍｏ：０．０１％〜０．３０％以下、
Ｃｒ：０．０５〜０．５０％以下、
Ｖ：０．０１％〜０．１０％以下、
Ｃａ：０．００１０％〜０．００６０％以下
の１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項３または４に記載の拡管特性に優れた油井管の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、特に耐圧潰特性に優れ、拡管後の周方向圧縮強度が高い拡管特性に優れた油井管およびその製造方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
拡管特性に優れた鋼管は、現状では油井の補修用として使われている。しかし当該鋼管は、油井のスリム化およびモノダイヤ化等に適用できれば、油井掘削コストを劇的に低減できる可能性を秘めて、現在Expandable鋼管を適用使用と検討中の客先からは、外圧に対して潰れない特性（以下、耐圧潰特性）が要求され始めている。
【０００３】
耐圧潰特性は、鋼管の周方向圧縮強度と関連しており、通常の油井管（拡管しない油井管）では鋼管の降伏強度を向上させることが耐圧潰特性を向上させるひとつの方策である。
【０００４】
一方、地中内で拡管する場合、拡管後の圧縮降伏強度は、鋼管の強度だけでは決まらないことがわかりつつある。具体的には、素管強度の高いDP鋼と新たに開発したバーリング鋼を基本成分とした新成分系で、ほぼ同等の耐圧潰特性を有していることがラボ試験に示された。さらにDP鋼より素管強度がさらに高いQ70（当社製品、高C焼戻しマルテンサイト鋼）とほぼ同等のコラプス圧潰強度を有していることがわかった。これら現象を解明し、拡管後の圧縮降伏強度が高い、すなわち耐圧潰特性の高い鋼管を開発する必要が出てきた。
【０００５】
特許文献１では、拡管特性を向上させるため、ミクロ組織をDP(Dual Phase)とする技術が開示されている。しかしながら、本開示内にて詳細に記載しているが、ミクロ組織をDPとすることは、拡管後の圧縮降伏強度を著しく低下させる効果があり、拡管後のコラプス性能が低下するという問題がある。
【０００６】
特許文献２では、焼戻しマルテンサイト鋼の拡管鋼管の製造方法が開示されている。しかしながら特許文献２で開示されている成分系は、比較的Ｃが多く含まれており、これら成分系では、拡管後の圧縮降伏強度を著しく低下させる効果があり、拡管後のコラプス性能が低下するという問題がある。
【０００７】
特許文献３では、二相組織鋼とすることでバウシンガー効果を抑制し、拡管後のコラプス特性の高い鋼管を製造する方法が開示されている。しかしながら、最近ではより高いコラプス性能が要求されるようになり、特許文献３では対応できないという問題があった。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特許第５０１４８３１号公報
【特許文献２】特許第４９４３３２５号公報
【特許文献３】特許第４８３３８３５号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
本発明は、上記の課題を解決するためになされた検討であって、拡管後の周方向圧縮降伏強度が３５０ＭＰａ以上〜７００ＭＰａの範囲内であることを特徴とする、拡管特性に優れた油井管およびその製造方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明者らは、上述したような課題を解決すべく、鋭意研究を重ねた結果、以下に示す知見を得ることができた。拡管後の圧縮降伏強度は、素管の強度とバウシンガー効果により支配され、これまでの検討でバウシンガー効果の抑制が最も効果的であることがわかった。バウシンガー効果は、硬質第二相（島上マルテンサイト、パーライト、セメンタイトなど）を多く含む場合に助長され、均一組織鋼(フェライト単相、マルテンサイト鋼)ではバウシンガー効果が小さい。以上の知見から、フェライト単相鋼または焼戻しマルテンサイト鋼が拡管後圧縮降伏強度を高めるためのミクロ組織の候補であると考えられる。
【００１１】
ところが上述のとおり拡管後の圧縮降伏強度は素管の強度の影響も受けるため、図１に示すように、素地の強度が高い焼戻しマルテンサイトのほうがより高い圧縮降伏強度となることがわかった。またセメンタイトの影響についても、図１から、低C焼戻しマルテンサイトが高C・高強度マルテンサイトよりも拡管後の圧縮降伏強度が高くなる。一般的にバウシンガー効果は相間の内部応力が起源と考えられるが、低C材ではその内部応力が発生しにくかったため、バウシンガー効果量が小さくなったと考えられる。なお本結果は実際の拡管後の圧縮降伏強度ではなく、実験により算出したバウシンガー効果量から算出しており、圧縮の降伏強度は絶対値については意味をなさない。
【００１２】
本開示は、これら知見に基づいて行われてものであり、要旨は以下のとおりである。
（１）質量％で、Ｃ：０．０１０〜０．１００％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ａｌ：０．０１〜０．１０％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、下記式（１）および（２）式で示されるパラメータβ値が１．８以上を満足し、金属組織は焼戻しマルテンサイトの面積分率が９５面積％以上で残部が不可避的組織からなり、拡管後の周方向圧縮降伏強度が３５０ＭＰａ〜７００ＭＰａであることを特徴とする拡管特性に優れた油井管。
Ｍｎ／Ｓｉ＞２・・・・（１）
β＝２．７Ｃ＋０．４Ｓｉ＋Ｍｎ＋０．４５Ｎｉ＋０．４５Ｃｕ＋０．８Ｃｒ＋２Ｍｏ・・・（２）
ここで、元素記号は各元素の含有量[質量％]である。
【００１３】
（２）さらに質量％で、Ｂ：０．００１〜０．０１０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５０％以下Ｎｂ：０．０１〜０．１０％、Ｎｉ：０．０５〜０．５０％以下、Ｃｕ：０．０５〜０．５０％以下、Ｍｏ：０．０１％〜０．３０％以下、Ｃｒ：０．０５〜０．５０％以下、Ｖ：０．０１％〜０．１０％以下、Ｃａ：０．００１０％〜０．００６０％以下の１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項1に記載の拡管特性に優れた油井管。
【００１４】
（３）質量％で、Ｃ：０．０１０〜０．１００％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ａｌ：０．０１〜０．１０％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、下記式（１）および（２）式で示されるパラメータβ値が１．８以上を満足する電縫鋼管を、造管後にＡ３点以上、Ａ３点＋１００℃以下の範囲に加熱し、７５０℃以上の温度から、５０℃／ｓ以上の冷却速度で１００℃以下まで冷却することを特徴とする請求項１に記載の拡管特性に優れた油井管の製造方法。
Ｍｎ／Ｓｉ＞２・・・・（１）
β＝２．７Ｃ＋０．４Ｓｉ＋Ｍｎ＋０．４５Ｎｉ＋０．４５Ｃｕ＋０．８Ｃｒ＋２Ｍｏ・・・（２）
ここで、元素記号は各元素の含有量[質量％]である。
【００１５】
（４）さらに前記冷却後、３００℃以上、Ａ１点以下の温度に再加熱し、冷却することを特徴とする請求項３に記載の拡管特性に優れた油井管の製造方法。
【００１６】
（５）前記電縫鋼管が、さらに質量％で、Ｂ：０．００１〜０．０１０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５０％以下、Ｎｂ：０．０１〜０．１０％、Ｎｉ：０．０５〜０．５０％以下、Ｃｕ：０．０５〜０．５０％以下、Ｍｏ：０．０１％〜０．３０％以下、Ｃｒ：０．０５〜０．５０％以下、Ｖ：０．０１％〜０．１０％以下、Ｃａ：０．００１０％〜０．００６０％以下の１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項３および４に記載の拡管特性に優れた油井管の製造方法。
【発明の効果】
【００１７】
本発明によれば、拡管が可能であり、拡管後の周方向圧縮強度が高いすなわちコラプス特性が高く、油井管に好適な電縫鋼管の製造方法を提供することができ、産業上の貢献が極めて顕著である。
【図面の簡単な説明】
【００１８】
【図１】ミクロ組織と反転負荷時の圧縮降伏強度の関係を示す図である。
【図２】焼戻しマルテンサイト面積分率と拡管後の圧縮降伏強度の関係を示す図である。
【図３】パラメータβと焼戻しマルテンサイト面積分率の関係を示す図である。
【図４】疵無拡管率とＭｎ／Ｓｉの関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１９】
以下、本発明について詳細に説明する。まず鋼材の成分組成を限定した理由について説明する。なお、以下、％の表記は、特に断りがない場合は、質量％を意味する。
【００２０】
Ｃは、鋼の強度を向上させる元素である。Ｃ量が０．０１０％未満では、効果が十分ではない。一方、Ｃが０．１００％を超えると、拡管後の圧縮降伏強度が低下する。したがって、Ｃは、０．０１０〜０．１００％とした。拡管後の圧縮降伏強度には、低Ｃ系が有効であり、好ましくは、０．０８０％以下、より好ましくは０．０６０％以下とする。
【００２１】
Ｓｉは、鋼の脱酸剤として使用される元素であるが、０．５０％を超えると電縫溶接部に介在物が生成し拡管できない可能性があることから、０．５０％以下とする。
【００２２】
Ｍｎは、添加することで、焼入れ性を高めることができる元素である。焼入れ性を増す効果以外に、Ｓの無害化のためにも必須であり、０．３０％以上を添加する。一方、Ｍｎを過剰に含有すると、Ｐの偏析などを助長し、拡管割れを原因となるため、上限を２．００％とした。
【００２３】
Ｐは、鋼中に不可避的不純物として存在する元素で、０．０３００％を超えると、粒界に偏析することで拡管性を損なうため、上限を０．０３００％とする。
【００２４】
Ｓは、鋼中に不可避的不純物として存在する元素であり、過剰に添加されると拡管性を劣化させるために、０．０１００％以下とする。
【００２５】
Ａｌは、Ｓｉ同様脱酸剤として添加される。その効果を得るため、０．０１０％以上添加する。一方０．１００％を越えると、通常の電縫溶接設備においては、Ａｌ系酸化物の生成に伴い、溶接部の密着性が低下する場合があるため、０．１００％以下とする。
【００２６】
更に、必要に応じて、焼入れ性や析出物を通して強度に影響するＢ, Ｔｉ, Ｎｂ，Ｎｉ、Ｃｕ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｖ，Ｃａを添加してもよい。
Ｂは、少量の添加で焼入れ性を大きく向上させ、強度に影響する元素であり、効果を得るためには、０．００１０％以上添加する。一方、０．０１００％を越えるとＢＮ等の析出物により拡管性が劣化するため、上限を０．０１００％とする。
【００２７】
Ｔｉは、炭窒化物を形成し、結晶粒径の微細化に寄与し、強度に影響する元素である。その効果を発揮するためには、０．００５％以上の添加が必要であるため、下限を０．００５％とした。しかし、Ｔｉが０．０５０％を超えると、粗大なＴｉＮを生成し、拡管性の低下を招くためＴｉは０．０５０％とする。
【００２８】
Ｎｂは、強度および靭性に寄与する元素である。効果を得るためには、０．０１０％以上を添加する。しかし、添加量が多すぎるとＮｂ析出物により拡管性が劣化するため上限を０．１００％とする。
【００２９】
Ｎｉは、焼入れ性向上に寄与し、強度に影響する元素である。効果を得るためには、０．０５％以上を添加する。しかし、Ｎｉを多量に添加すると、強度が高くなりすぎ、拡管性が阻害される。そのため上限は０．５０％とする。
【００３０】
Ｃｕは、焼入れ性向上に有効で強度に影響する元素であり、その効果を得るためには、０．０５％以上を添加する。しかし、多量に添加しすぎると、微細なＣｕ粒子を生成し、拡管後の圧縮降伏強度を著しく劣化させるおそれがある。そのため、Ｃｕ量の上限を０．５０％とすることが好ましい。
【００３１】
Ｍｏを添加する理由は、鋼材の焼入れ性を向上させ、高強度を得るためである。その効果を得るためには、０．０１％以上を添加する。多量に添加するとＭｏ炭窒化物の生成により拡管後圧縮降伏強度を低下させる可能性があるため、上限を０．３０％とした。
【００３２】
Ｃｒは、焼入れ性を向上させる元素であり、その効果を得るためには、０．０５％以上を添加する。一方で、溶接性を低下させる元素でもあり、多量に添加すると電縫溶接部に生成したＣｒ系介在物により拡管性が低下する。そのため、Ｃｒ量の上限を０．５０％とすることが好ましい。
【００３３】
Ｖは、Ｎｂとほぼ同様の効果を有し、効果を得るためには、０．０１０％以上を添加する。Ｖは溶接部の軟化を抑制する効果も有する。ただし、Ｖを多量に添加するとＶ炭窒化物により、拡管後の圧縮降伏強度が低下する。そのためＶ添加量は０．１００％とすることが好ましい。
【００３４】
Ｃａは、硫化物系介在物の形態を制御し、強度や低温靭性を向上させる元素である。その効果を得るため０．００１０％以上添加する。Ｃａ量が０．００６０％を超えると、ＣａＯ−ＣａＳが大型のクラスターや介在物となり、拡管性に悪影響を及ぼすおそれがある。そのため、Ｃａ添加量の上限を０．００６０％とすることが好ましい。
【００３５】
上記の元素以外の残部は、Ｆｅ及び不可避不純物からなる。上記の元素以外に、本発明の作用効果を害さない元素を微量に添加してもよい。
【００３６】
必要なミクロ組織およびその比率は以下の通りである。
上述の通り、本開示において低Cでかつ焼戻しマルテンサイト組織が拡管後の圧縮降伏強度を向上させることがわかった。図２に示すように、焼戻しマルテンサイト面積分率の低下とともに拡管後の圧縮降伏強度が低下した。３５０ＭＰａを超えるためには焼戻しマルテンサイト面積分率を９５面積％以上とすることが重要である。
【００３７】
式（１）で示されるパラメータβは鋼材の焼入れ性に関する指標であり、各元素はその質量％である。この数値が高いと焼入れ性が高いことを示す。拡管後の圧縮降伏強度を高めるためには低Ｃ系であることに加え、焼戻しマルテンサイト組織が必要であり、焼入れ性の高い鋼が求められる。図３示すように、この値が１．８以上であれば、後述するプロセスにおいて９５面積％以上を焼戻しマルテンサイト組織とすることが可能であり、拡管後圧縮降伏強度が高い鋼管を製造可能である。
β＝２．７Ｃ＋０．４Ｓｉ＋Ｍｎ＋０．４５Ｎｉ＋０．４５Ｃｕ＋０．８Ｃｒ＋２Ｍｏ    （１）
【００３８】
ミクロ組織分率の測定には、ＴＥＭ（Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ  Ｅｌｅｃｔｒｏｎ  Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ）を用いる。ＴＥＭ観察では、薄膜法により作成した試料を用いて、総面積１００um2に相当する視野、好ましくは縦横１０μｍ前後の正方形もしくは長方形の視野について観察し、ベイナイト、フェライト、焼戻しマルテンサイトの面積分率を測定する。ベイナイトは、Lath内に析出したセメンタイトの優先成長方位が一方向に配向していることが特徴である。
【００３９】
一方焼戻しマルテンサイトのそれはランダムであるという特徴から判別可能である。また焼戻しマルテンサイトと焼きいれたままのマルテンサイトの区別はセメンタイトの生成の有無で判別可能である。フェライトは拡散変態したことが特徴であり、粒内に転位が含まれていないものがフェライトである。他にベイナイト、パーライト、残留オーステナイトが含まれ得る。尚、拡管後の周方向圧縮降伏強度の測定については、シーム部から９０度、１８０度および２７０度の位置から、丸棒圧縮試験片を円筒軸が周方向となるように試験片を採取する。採取した圧縮試験片について、圧縮試験を行う。試験条件は、ひずみ速度を１０−４／ｓとし、ひずみはひずみゲージを用いて測定する。得られた荷重―変位曲線から、圧縮の降伏強度を読み取る。なお、本開示における圧縮の降伏強度は０．０５％ひずみにおける応力値と定義した。
【００４０】
図４に示すように、Ｍｎ／Ｓｉのパラメータが２．０より小さくなると、溶接部にＭｎＳｉ系の介在物が生成し、拡管時に割れを発生させる。Ｍｎ／Ｓｉが２．０以上とすると、拡管時の割れを抑制できるため、Ｍｎ／Ｓｉを２．０以上とした。
【００４１】
次に、本発明における電縫鋼管の製造方法について説明する。
拡管後の圧縮降伏強度を高めるためには、ミクロ組織を均質化することが有効であり、均一組織で強度を高めるには焼戻しマルテンサイト鋼が有効である。焼戻しマルテンサイト鋼を得るためには鋼材が焼き入れプロセスに対して十分な焼入れ性を有することが重要であり、上記β値は焼入れ性の指標である。上記β値が適正に制御された鋼管において、以下のプロセスを実施することで、焼戻しマルテンサイト組織を作りこむことができ、拡管後の圧縮降伏強度の向上が可能となる。
【００４２】
熱延鋼板を連続的にロール成型し、オープンパイプとした後、突合せ部近傍を融点以上に加熱し、スクイズロールで圧接する電縫溶接を行う。電縫溶接後、オンラインでシーム熱処理を実施することがあるが、特にそのプロセスについては限定されない。
【００４３】
造管後の熱処理として、Ａ３点以上・Ａ３点＋１００℃以下の範囲に加熱し、造管で導入されたひずみを完全に除去する。Ａ３温度は、式（２）を用いて計算することができる。
Ａ３＝９３７．２−４３６．５Ｃ＋５６Ｓｉ−１９．７Ｍｎ−１６．３Ｃｕ−２６.６Ｎｉ−４．９Ｃｒ＋３８．１Ｍｏ＋１２４．８Ｖ＋１３６．３Ｔｉ−１９．１Ｎｂ＋１９８．４Ａｌ＋３３１５Ｂ  （２）
【００４４】
加熱後の鋼管は、加熱炉から出た後、数秒〜数十秒の後直ちに冷却される。このとき冷却開始温度を７５０℃以上とし、冷却速度を５０℃／ｓ以上かつ１００℃以下まで冷却する条件を、パラメータβが適正に制御された鋼管に対して実施すれば、低Ｃであっても焼き入れ処理にてマルテンサイトを生成させることが可能である。冷却の終了温度は、加熱時に生成したオーステナイトが完全にマルテンサイトに変態していれば、特性に影響を与えるものではない。変態終了温度の見積もりは困難であるが、少なくとも本発明の成分範囲であれば、１００℃以下の温度とすれば、完全にマルテンサイト変態は完了する。好ましくは、室温まで冷却する。
【００４５】
好ましくは二回目熱処理として、Ａ１温度以下・３００℃以上の温度域に加熱する。Ａ１温度は式（３）を用いて計算可能である。保持時間は特性に影響は与えないため、特に規定しないが５分以上が好ましい。焼戻しの冷却過程については特に制限はなく、徐冷であっても急冷であってもよい。
Ａ１＝７５０．８−２６．６Ｃ＋１７．６Ｓｉ−１１．６Ｍｎ−２２．９Ｃｕ−２３Ｎｉ＋２４．１Ｃｒ＋２２．５Ｍｏ−３９．７Ｖ−５．７Ｔｉ＋２３２．４Ｎｂ−１６９．４Ａｌ−８９４．７Ｂ      （３）  
【実施例】
【００４６】
以下、実施例により本発明の効果を説明するが、本発明は、以下の実施例で用いた条件に限定されるものではない。試験は、鋼管のサイズをφ279.4mm×t15.9mmとした。表中の圧縮降伏強度は、水圧拡管試験により15%拡管後の値である。
表１に示すように、Ｎｏ．１からＮｏ．２５は、請求項に定められる成分・ミクロ組織の範囲内であり、拡管後の圧縮降伏強度が規定範囲となった。
【００４７】
【表１−１】
2018145490.tif 000003
【００４８】
【表１−２】
2018145490.tif 000004
【００４９】
比較例Ｎｏ．１は、Ｃ添加量が上限を超過したため、バウシンガー効果が顕著になり拡管後の圧縮降伏強度が低くなった。
比較例Ｎｏ．２は、Ｃ添加量が下限を下回ったため、素管強度が低くなり拡管後の圧縮降伏強度が低くなった。
比較例Ｎｏ．３は、Ｓｉ添加量が上限を超過したため、拡管時に溶接欠陥起因の割れが発生し拡管できなかった。
比較例Ｎｏ．４は、Ｍｎ添加量が上限を超過したため、中心偏析起因の割れにより拡管できなかった。
比較例Ｎｏ．５は、Ｍｎ添加量が下限を下回ったため、固溶Ｓが残存し、それが起因で拡管時に割れが発生した。
比較例Ｎｏ．６は、Ｐ添加量が上限を超過したため、粒界偏析起因の脆化が発生し拡管割れした。
比較例Ｎｏ．７は、Ｓ添加量が上限を超過したため、中心偏析部が脆化し、拡管時に割れが発生した。
比較例Ｎｏ．８は、Ａｌ添加量が上限を超過したため、拡管時に溶接欠陥起因の割れが発生し拡管できなかった。
比較例Ｎｏ．９は、Ａｌ添加量が下限を下回ったため、脱酸が不十分となり鋳片内部にボイドが生成したため、拡管時に割れが発生した。比較例Ｎｏ．１０は、β値が下限を下回ったため、焼き入れ性が不十分であり、マルテンサイト面積分率が９５面積％を下回った。それに伴い拡管後圧縮降伏強度が規定値に達しなかった。
比較例Ｎｏ．１１は、Ｍｎ／Ｓｉの比が下限を下回ったため、溶接欠陥起因の割れが発生し拡管できなかった。
比較例Ｎｏ．１２は、加熱温度が上限を超過したため、鋼材の靭性が劣化し拡管時に割れが発生した。
比較例Ｎｏ．１３は、加熱温度が下限を下回ったため、マルテンサイト面積分率が低くなり、拡管後の圧縮降伏強度が低下した。
比較例Ｎｏ．１４は、冷却速度開始温度が下限を下回ったため、マルテンサイト面積分率が低くなり、拡管後の圧縮降伏強度が低下した。
比較例Ｎｏ．１５は、冷却速度が下限を下回ったため、マルテンサイト面積分率が低くなり、拡管後の圧縮降伏強度が低下した。
比較例Ｎｏ．１６は、冷却終了温度が上限を超過したため、マルテンサイト面積分率が低くなり、拡管後の圧縮降伏強度が低下した。
比較例Ｎｏ．１７は、二回目の加熱温度が上限を超過したため、マルテンサイト面積分率が低くなり、拡管後の圧縮降伏強度が低下した。
【図１】
2018145490.tif 000005
【図２】
2018145490.tif 000006
【図３】
2018145490.tif 000007
【図４】
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