(57)【要約】【課題】低温靱性が優れ、かつ現地溶接が容易な引張強さ８００ＭＰａ以上（ＡＰＩ規格Ｘ１００超）の高強度溶接鋼管およびその製造方法を提供する。【解決手段】鋼板および溶接金属の引張強さが８００ＭＰａ以上で、かつ溶接熱影響部粗粒域の旧オーステナイト粒界および粒内に存在するマルテンサイトとオーステナイトの混成物が面積率で１０％以下であることを特徴とする溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管。溶接金属および溶接熱影響部を１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱することを特徴とする製造方法。【選択図】　　　なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
母材および溶接金属の引張強さが８００ＭＰａ以上で、かつ溶接熱影響部粗粒域において旧オーステナイト粒界および粒内に存在するマルテンサイトとオーステナイトの混成物が面積率で１０％以下であることを特徴とする溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管。
【請求項２】
母材が、質量％で、
Ｃ　：０．０２〜０．１０％、
Ｓｉ：０．６％以下、
Ｍｎ：１．５〜２．５％、
Ｐ　：０．０１５％以下、
Ｓ　：０．００３％以下、
Ｎｉ：０．１〜２．０％、
Ｍｏ：０．１〜０．６％、
Ｎｂ：０．００１〜０．１０％、
Ｔｉ：０．０３０％以下、
Ａｌ：０．０７％以下
を含み、さらに、
Ｂ　：０．００２０％以下、
Ｎ　：０．００６％以下、
Ｖ　：０．１０％以下、
Ｃｕ：１．０％未満、
Ｃｒ：１．０％以下、
Ｃａ：０．０１％以下、
ＲＥＭ：０．０２％以下、
Ｍｇ：０．００６％以下
の１種または２種以上を含有して残部が鉄および不可避的不純物からなり、かつ溶接金属が、質量％で、
Ｃ　：０．０２〜０．１４％、
Ｓｉ：０．０５〜０．４０％、
Ｍｎ：１．２〜２．２％、
Ｐ　：０．０１０％以下、
Ｓ　：０．０１０％以下、
Ｎｉ：１．３〜３．２％以下、
Ｂ　：０．００５％以下
を含み、さらに、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの１種または２種以上を
Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ：１．０〜２．５％
の範囲で含有し、残部が鉄および不可避的不純物からなることを特徴とする請求項１に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管。
【請求項３】
溶接金属のＮｉ量が母材に比べて１質量％以上高く、溶接金属および溶接熱影響部のビッカース硬さと、溶接金属および溶接熱影響部のＣ量［質量％］から式（１）によって計算したＨｖの比が０．５〜１であることを特徴とする請求項１または２に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管。
Ｈｖ＝２７０＋１３００Ｃ　　・・・　（１）
ただし、Ｃは溶接金属および溶接熱影響部のＣ量［質量％］
【請求項４】
鋼板を管状に成形し、その突き合わせ部を内外面から、サブマージアーク溶接し、拡管前または拡管後に溶接金属および溶接熱影響部を１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱することを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管の製造方法。
【請求項５】
前記再加熱を昇温速度０．１℃／ｓ以上で行うことを特徴とする請求項４に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管の製造方法。
【請求項６】
質量％で、
Ｃ　：０．０１〜０．１２％、
Ｓｉ：０．０５〜０．３％、
Ｍｎ：１．２〜２．４％、
Ｎｉ：４．０〜８．５％
を含み、さらに、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの１種または２種以上を
Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ：３．０〜５．０％
の範囲で含有し、残部が鉄および不可避的不純物からなる溶接ワイヤーおよび焼成型または溶融型フラックスを使用して溶接することを特徴とする請求項４または５に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、原油・天然ガスラインパイプ等に好適な、８００ＭＰａ以上の引張強さを有する、溶接金属および溶接熱影響部（以下、ＨＡＺ）の低温靱性（以下、溶接部靭性）並びに現地溶接性に優れた高強度鋼管およびその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
近年、原油・天然ガスを長距離輸送するパイプラインには、１）高圧化による輸送効率の向上や、２）ラインパイプの外径および重量の低減による現地施工能率の向上のために、より高強度のラインパイプ用鋼管が採用されている。これまでに米国石油技術協会（ＡＰＩ）規格でＸ８０（降伏強さ５５１ＭＰａ以上、引張強さ６２０ＭＰａ以上８２７ＭＰａ以下）までのラインパイプが実用化されているが、さらなる高強度化が要求されている。
【０００３】
Ｘ１００（引張強さ８００ＭＰａ）以上の高強度ラインパイプは、Ｘ６５の約２倍の圧力に耐えるため、高圧化並びに外径および肉厚の低減が可能である。従って、Ｘ１００以上の高強度ラインパイプの採用により、Ｘ６５よりも材料費、輸送費、現地溶接施工費を抑えることができるため、パイプライン敷設費の大幅な削減が可能になる。
【０００４】
これまでに、Ｘ１００以上の高強度鋼管の開発が行われており、その製造方法が特開平８−３１１５４９号公報に開示されている。これは、鋼管を成形後溶接し、さらにその後鋼管全体を時効処理して、Ｃｕの析出強化によって高強度化するものであり、製造コストが高くなるという問題があった。また、特開平１０−３０６３４７号公報には、溶接金属の成分を最適化してＨＡＺの軟化を抑制した高強度鋼管が開示されている。
【０００５】
しかし、Ｘ１００超の高強度鋼管においては、ＨＡＺの低温靱性を確保することは非常に難しく、特に２パス以上の多層溶接を施したＨＡＺの靱性は著しく低下し、例えば、−３０℃でのシャルピー吸収エネルギーは５０Ｊ未満であるものが存在する。これは、２パス以上の溶接によって高温に再加熱されたＨＡＺの粒径の粗大化が原因である。
【０００６】
このように、ラインパイプ用鋼管の高強度化に伴う問題として、溶接部靭性および現地溶接性が特に重要であり、これらを克服した画期的な高強度鋼管（Ｘ１００超）の早期開発が要望されている。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、強度と低温靱性バランスが優れ、かつ溶接部靭性が良好であり、現地溶接性が容易な引張強さ８００ＭＰａ以上（ＡＰＩ規格Ｘ１００超）の高強度溶接鋼管とその製造方法を提供するものである。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、引張強さが８００ＭＰａ以上で、かつ溶接部靱性および現地溶接性に優れた高強度溶接鋼管を開発するために、溶接部およびＨＡＺの低温靱性が低下する原因を明らかにするために鋭意研究を行った。まず、溶接部およびＨＡＺにおいて低温靭性が低下する部位は、図１に示したＨＡＺ粗粒域であることがわかった。図１は、２パスの溶接を行った溶接部を模式的に示したものであり、ＨＡＺ粗粒域は、１パス目の溶接によるＨＡＺが２パス目の溶接によって高温に再加熱された部位であり、粒径が粗大化している。
【０００９】
さらに、これらＨＡＺ粗粒域において、旧オーステナイト粒界には図２に示したように、旧オーステナイトの粒内には図３に示すように、塊状のマルテンサイトとオーステナイトの混成物（以下、ＭＡ）が生成しており、脆性破壊の起点になっていることがわかった。なお、図２および図３は、１つの旧オーステナイト粒内および粒界を模式的に示したものである。図中央部の結晶粒近傍の旧オーステナイト粒内および粒界は、同様な微細組織からなるが、特徴を明確に図示するために図中央部の結晶粒内および粒界以外は省略している。
【００１０】
さらに詳細な検討を行い、ＨＡＺ粗粒域を１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱することにより、ＭＡを分解させて靱性を向上させることに成功し、溶接部靱性および現地溶接性に優れた新しい高強度溶接鋼管を発明するに至った。すなわち、本発明の要旨は次のとおりである。
（１）　母材および溶接金属の引張強さが８００ＭＰａ以上で、かつ溶接熱影響部粗粒域において旧オーステナイト粒界および粒内に存在するマルテンサイトとオーステナイトの混成物が面積率で１０％以下であることを特徴とする溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管。
（２）　母材が、質量％で、Ｃ：０．０２〜０．１０％、Ｓｉ：０．６％以下、Ｍｎ：１．５〜２．５％、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００３％以下、Ｎｉ：０．１〜２．０％、Ｍｏ：０．１〜０．６％、Ｎｂ：０．００１〜０．１０％、Ｔｉ：０．０３０％以下、Ａｌ：０．０７％以下を含み、さらに、Ｂ：０．００２０％以下、Ｎ：０．００６％以下、Ｖ：０．１０％以下、Ｃｕ：１．０％未満、Ｃｒ：１．０％以下、Ｃａ：０．０１％以下、ＲＥＭ：０．０２％以下、Ｍｇ：０．００６％以下の１種または２種以上を含有して残部が鉄および不可避的不純物からなり、かつ溶接金属が、質量％で、Ｃ：０．０２〜０．１４％、Ｓｉ：０．０５〜０．４０％、Ｍｎ：１．２〜２．２％、Ｐ　：０．０１０％以下、Ｓ　：０．０１０％以下、Ｎｉ：１．３〜３．２％以下、Ｂ：０．００５％以下を含み、さらに、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの１種または２種以上をＣｒ＋Ｍｏ＋Ｖ：１．０〜２．５％の範囲で含有し、残部が鉄および不可避的不純物からなることを特徴とする（１）に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管。
（３）　溶接金属のＮｉ量が母材に比べて１質量％以上高く、溶接金属および溶接熱影響部のビッカース硬さと、溶接金属および溶接熱影響部のＣ量［質量％］から式（１）によって計算したＨｖの比が０．５〜１であることを特徴とする、（１）または（２）に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管。
Ｈｖ＝２７０＋１３００Ｃ　　・・・　（１）
ただし、Ｃは溶接金属および溶接熱影響部のＣ量［質量％］
（４）　鋼板を管状に成形し、その突き合わせ部を内外面から、サブマージアーク溶接し、拡管前または拡管後に溶接金属および溶接熱影響部を１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱することを特徴とする（１）〜（３）のいずれか１項に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管の製造方法。
（５）　前記再加熱を昇温速度０．１℃／ｓ以上で行うことを特徴とする（４）に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管の製造方法。
（６）　質量％で、Ｃ：０．０１〜０．１２％、Ｓｉ：０．０５〜０．３％、Ｍｎ：１．２〜２．４％、Ｎｉ：４．０〜８．５％を含み、さらに、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖの１種または２種以上をＣｒ＋Ｍｏ＋Ｖ：３．０〜５．０％の範囲で含有し、残部が鉄および不可避的不純物からなる溶接ワイヤーおよび焼成型または溶融型フラックスを使用して溶接することを特徴とする（４）または（５）に記載の溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管の製造方法。
【００１１】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の内容について詳細に説明する。
【００１２】
本発明者らは、溶接鋼管の母材および溶接金属の引張試験をＡＳＴＭ　Ｅ８に準拠して実施し、引張強さが８００ＭＰａ以上であった鋼管の溶接部靭性について詳細な検討を行った。まず、図１に示したＨＡＺ粗粒域よりＪＩＳ　Ｚ　２２０２のＶノッチ試験片を採取し、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２に従って−３０℃でシャルピー衝撃試験を行った。
【００１３】
シャルピー吸収エネルギーが５０Ｊ未満であった試験片は、部分的に脆性破壊していたため、起点の調査を行った。その結果、脆性破壊の起点は、鋼管の強度によって以下の２つに分類できることが明らかとなった。
（１）１パス目の溶接によって融点直下に加熱されたＨＡＺが、さらに２パス目の溶接によってＡｃ１　近傍に再加熱された、ＨＡＺ粗粒域に存在する図２に示したＭＡである。なお、融点直下の温度は、１１００℃以上融点未満の温度であり、Ａｃ１近傍の温度は、６５０〜７５０℃の範囲である。このＨＡＺ粗粒域では、溶接の入熱によって異なるが、１００〜３００μｍ程度の上部ベイナイトおよび下部ベイナイトからなる粗大な旧オーステナイト粒界に沿って、長さ数十μｍ程度の塊状のＭＡが存在している。これは、Ｘ１００以下の高強度鋼管において、ＨＡＺ粗粒域の脆性破壊の起点として、多く見られるものである。
（２）１パス目の溶接によって融点直下に加熱されたＨＡＺが、さらに２パス目の溶接によってＡｃ３近傍に再加熱されたＨＡＺ粗粒域に存在する図３に示したＭＡである。なお、Ａｃ３近傍の温度は、８５０〜１０００℃の範囲である。このＨＡＺ粗粒域では、溶接の入熱によって異なるが１００〜３００μｍ程度の粗大な旧オーステナイト粒の粒界に１０μｍ程度の旧オーステナイト粒が混在しており、しかも粗大な旧オーステナイト粒内には、長さ数十μｍ程度の塊状のＭＡが存在している。また、旧オーステナイト粒内はグラニュラーベイナイトである。これは、Ｘ１２０以上の高強度鋼管において、ＨＡＺ粗粒域の脆性破壊の起点として、多く見られるものである。
【００１４】
１００〜３００μｍ程度の粗大な旧オーステナイト粒の粒界に１０μｍ程度の旧オーステナイト粒が混在する理由について述べる。１パス目の溶接後の冷却時には、粒内に残留オーステナイトが生じており、これらが２パス目の溶接による加熱時に成長、合体する。さらに粒界に新たに生じたオーステナイト粒は微細なＮｂ炭化物によって成長を抑制される。これによって１００〜３００μｍ程度の粗大な旧オーステナイト粒の粒界に１０μｍ程度のオーステナイト粒が生じた組織となり、これが冷却されて旧オーステナイト粒になる。また、Ａｃ１近傍よりも高温のＡｃ３近傍に加熱されるため、焼入れ性を向上させるＢが析出して、冷却時にグラニュラーベイナイトに変態し、粒内にＭＡが生成する。
【００１５】
なお、上部ベイナイト、下部ベイナイトおよびグラニュラーベイナイトを区別しない場合には、ベイナイトと称する。ベイナイトは、残留オーステナイトおよびマルテンサイトを含んでいるが、光学顕微鏡組織では、ベイナイトとマルテンサイトの区別および残留オーステナイトの観察は困難である。
【００１６】
ＭＡは、ベイナイトよりも硬く、粗大であるため脆性破壊の起点になっている。従って、ＨＡＺ粗粒域を再加熱することにより、ＭＡをベイナイトと硬質の微細なセメンタイトに分解すれば、脆性破壊の起点になり得ないと考えた。そこで、母材および溶接金属の引張強さが８００ＭＰａ以上である、０．０７％Ｃ−１．９％Ｍｎ系の溶接鋼管の溶接部靱性に及ぼす再加熱温度の影響について詳細に調査した。
【００１７】
その結果、ＨＡＺ粗粒域を１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱すると、再熱ＨＡＺに生成していたＭＡがベイナイトとセメンタイトに分解して、ＨＡＺ粗粒域の靱性が向上することが明らかとなった。図４に熱処理温度と旧オーステナイト粒界に生成するＭＡの面積率とシャルピー吸収エネルギーの関係を示す。
【００１８】
なお、Ａｃ１［℃］は、母材より直径３ｍｍ、長さ１０ｍｍの試験片を採取し、０．５℃／ｓで試料を加熱しながら長さの変化を測定して熱膨張曲線を求め、その曲線が屈曲を開始する点の温度として測定した。また、図４を含め、本発明においてＭＡ面積率は、溶接部およびＨＡＺより試験片を切り出して鏡面研磨およびナイタールエッチし、走査型電子顕微鏡にてＨＡＺ粗粒域部の写真を撮り、これを画像解析し、視野の面積に占めるＭＡの面積の百分率として算出したＭＡの面積率である。旧オーステナイト粒界および粒内に存在するＭＡは、ＳＥＭ像では全体が白く観察される。これに対して、ベイナイトとセメンタイトに分解したＭＡは、形状はＭＡと同様であるが、内部に微細な白い析出物を含有するものであり、ＭＡと区別することができる。
【００１９】
図４に示すように、−３０℃でのシャルピー吸収エネルギーを５０Ｊ以上にするにはＭＡの面積率を１０％以下にすれば良く、このためには、１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱することが必要であることがわかった。また、−３０℃でのシャルピー吸収エネルギーを１００Ｊ以上にするにはＭＡの面積率を８％以下にすれば良く、このためには、２００℃以上の温度に再加熱すれば良い。シャルピー吸収エネルギーをさらに向上させるにはＭＡの面積率を５％以下にすることが好ましく、最適な再加熱温度は３００〜５００℃の範囲であることがわかった。
【００２０】
また、熱処理時の昇温速度については、０．１℃／ｓ未満であると過飽和のＣがＭＡ中に拡散して固溶し、ＭＡが安定化するため、１００℃以上Ａｃ１［℃］以下での熱処理を行ってもＭＡは分解しなくなり、再熱ＨＡＺの靱性が良好にならないことがわかった。
【００２１】
さらに、ＭＡの生成量はＣ量にも依存しており、鋼板のＣ量を０．０５％以下に低減するとＨＡＺ粗粒域に生成する塊状のＭＡ量が１０％以下に減少する。そのため、必ずしも溶接部を１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱する必要がなくなる。
【００２２】
次に、以下に成分元素の限定理由を述べる。
【００２３】
Ｃ量は０．０２〜０．１０％に限定する。Ｃは鋼の強度向上に極めて有効であり、目標とする強度を得るためには、０．０２％以上のＣ量が必要であり、０．０４％以上を含有することが好ましい。しかし、Ｃ量が０．１０％よりも多すぎると母材、ＨＡＺの低温靱性や現地溶接性の著しい劣化を招くので、その上限を０．１０％以下とした。さらにＣの好ましい上限は０．０８％以下である。また、Ｃ量が０．０５％以下ではＨＡＺ粗粒域に生成する塊状のＭＡ量が１０％以下になり、必ずしも溶接部を１００℃以上Ａｃ１［℃］以下に再加熱する必要がなくなる。
【００２４】
Ｓｉは脱酸や強度向上のために添加する元素であるが、０．６％よりも多く添加するとＨＡＺ靱性、現地溶接性を著しく劣化させるので上限を０．６％以下とした。鋼の脱酸はＡｌ、Ｔｉでも可能であり、Ｓｉは必ずしも添加する必要はないが、不純物として０．０１％以上含まれる。
【００２５】
Ｍｎは本発明鋼のミクロ組織をベイナイトとし、優れた強度と低温靱性のバランスを確保するうえで不可欠な元素であり、その下限は１．５％以上である。しかし、Ｍｎが２．５％よりも多すぎると鋼の焼き入れ性が増してＨＡＺ靱性および現地溶接性を劣化させるだけでなく、連続鋳造鋼片の中心偏析を助長し、母材の低温靱性をも劣化させるので上限を２．５％以下とした。
【００２６】
ＰおよびＳは不純物元素であり、上限をそれぞれ０．０１５％以下および０．００３％以下とする。この主たる理由は母材およびＨＡＺの低温靱性をより一層向上させるためである。Ｐ量の低減は連続鋳造スラブの中心偏析を軽減するとともに、粒界破壊を防止して低温靱性を向上させる。また、Ｓ量の低減は熱間圧延で延伸化するＭｎＳを低減し、延靱性を向上させる効果がある。なお、ＰおよびＳの下限は、現状の技術ではそれぞれ０．００３％以上および０．０００１％以上である。
【００２７】
Ｎｉを添加する目的はＣ量の少ない本発明鋼の強度を、低温靱性や現地溶接性を劣化させることなく向上させるためである。Ｎｉ添加は、Ｍｎ、ＣｒまたはＭｏ添加と比較して、圧延組織中に低温靱性に有害な硬化組織を形成することが少ないばかりか、０．１％以上の微量Ｎｉ添加がＨＡＺ靱性にも有効である。なお、ＨＡＺ靱性を向上させるためには、Ｎｉ添加量を０．３％以上とすることが好ましい。しかし、添加量が２．０％よりも多すぎると経済性だけでなく、ＨＡＺ靱性や現地溶接性を劣化させるので、その上限を２．０％以下とした。また、Ｎｉ添加は連続鋳造時、熱間圧延時におけるＣｕ割れの防止にも有効である。この場合、Ｎｉ量はＣｕ量の１／３以上添加する必要がある。
【００２８】
Ｍｏを添加する理由は鋼の焼き入れ性を向上させ、ミクロ組織をベイナイトとするためである。Ｂ添加鋼においてはＭｏの焼き入れ向上効果が高まり、また、ＭｏはＮｂと共存して制御圧延時にオーステナイトの再結晶を抑制し、オーステナイト組織の微細化にも効果がある。このような効果を得るためにＭｏは０．１％以上添加する必要がある。しかし、０．６％を超える過剰なＭｏ添加はＨＡＺ靱性、現地溶接性を劣化させ、さらにＢの焼き入れ性向上効果を損なうので、その上限を０．６％以下とした。
【００２９】
ＮｂはＭｏと共存して制御圧延時にオーステナイトの再結晶を抑制して組織を微細化するだけでなく、析出硬化や焼き入れ性増大にも寄与し、鋼を強靱化する。特にＮｂとＢが共存すると焼き入れ性向上効果が相乗的に高まる。その効果を得るにはＮｂ量が０．００１％以上必要であるため下限を０．００１％とした。しかし、Ｎｂ添加量が０．１０％よりも多すぎると、ＨＡＺ靱性や現地溶接性に悪影響をもたらすので、その上限を０．１０％以下とした。
【００３０】
Ｔｉ添加は微細なＴｉＮを形成し、スラブ再加熱時の結晶粒の粗大化およびＨＡＺのオーステナイト粒の粗大化を抑制してミクロ組織を微細化し、母材およびＨＡＺの低温靱性を改善する。また、Ｂの焼き入れ性向上効果に有害な固溶ＮをＴｉＮとして固定する役割も有する。この目的のためには、Ｔｉを３．４Ｎ以上添加することが望ましい。また、Ａｌが０．００４％未満の場合、Ｔｉは酸化物を形成し、ＨＡＺにおいて粒内フェライト生成核として作用し、ＨＡＺ靱性を微細化する効果も有する。しかし、Ｔｉ量が０．０３％よりも多すぎると、ＴｉＮの粗大化やＴｉＣによる析出効果が生じ、低温靱性を劣化させるので、その上限を０．０３％に限定した。
【００３１】
Ａｌは通常脱酸材として鋼に含まれる元素で、組織の微細化にも効果を有する。しかし、Ａｌ量が０．０７％を越えるとＡｌ系非金属介在物が増加して鋼の清浄度を害するので、上限を０．０７％以下とした。脱酸はＴｉまたはＳｉでも可能であり、Ａｌは必ずしも添加する必要がないが、現状の技術では、不純物として０．００１％以上含有する。
【００３２】
次に、Ｂ、Ｎ、Ｖ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｃａ、ＲＥＭ、Ｍｇを添加する目的について説明する。
【００３３】
基本となる成分に、さらにこれらの元素を添加する主たる目的は、本発明鋼の優れた特徴を損なうことなく、強度および低温靱性の一層の向上や製造可能な鋼材サイズの拡大を図るためである。
【００３４】
Ｂは極微量で鋼の焼き入れ性を飛躍的に高め、ミクロ組織をベイナイトとするために非常に有効な元素である。さらに、ＢはＭｏの焼き入れ性向上効果を高めると共に、Ｎｂと共存して相乗的に焼き入れ性を増す。この効果を得るには、Ｂを０．０００３％以上添加することが好ましい。一方、０．００２０％を超えて過剰に添加すると、低温靱性を劣化させるだけでなく、かえってＢの焼き入れ性向上効果を消失せしめることもあるので、その上限を０．００２０％以下とした。
【００３５】
ＮはＴｉＮを形成し、スラブ再加熱時およびＨＡＺのオーステナイト粒の粗大化を抑制して母材、ＨＡＺの低温靱性を向上させる。しかし、Ｎ量が０．００６％よりも多すぎるとスラブ表面疵や固溶ＮによるＨＡＺ靱性の劣化、Ｂの焼き入れ性低下の原因となるので、Ｎの上限を０．００６％以下とする必要がある。Ｎ量は低いほど良いため下限を規定しないが、通常、不純物として０．００１５％以上を含有している。
【００３６】
ＶはＮｂとほぼ同等の効果を有し、ＮｂとＶの複合添加は本発明鋼の優れた特徴をさらに顕著なものとする。この効果を十分に発現させるためにはＶを０．０３％以上添加することが好ましい。上限はＨＡＺ靱性、現地溶接性の点から０．１０％以下まで許容できるが、特に０．０３〜０．０８％の添加が好ましい範囲である。
【００３７】
Ｃｕは母材、溶接部の強度を増加させるが、この効果を十分に発現させるためにはＣｕは０．０１％以上添加することが好ましい。一方Ｃｕを１．０％以上添加するとＨＡＺ靱性や現地溶接性を著しく劣化させる。このためＣｕ量の上限を１．０％未満とした。
【００３８】
Ｃｒは母材、溶接部の強度を増加させるが、この効果を十分に発現させるためにはＣｒを０．０１％以上添加することが好ましい。一方Ｃｒ量が１．０％よりも多すぎるとＨＡＺ靱性や現地溶接性を著しく劣化させる。このため、Ｃｒ量の上限を１．０％以下とした。
【００３９】
ＣａおよびＲＥＭは硫化物（ＭｎＳ）の形態を制御し、低温靱性を向上させる。この効果を十分に発現させるためにはＣａおよびＲＥＭを０．０００１％以上添加することが好ましい。Ｃａ量が０．０１％、ＲＥＭが０．０２％を越えて添加するとＣａＯ−ＣａＳまたはＲＥＭ−ＣａＳが多量に生成して大型クラスター、大型介在物となり、鋼の清浄度を害するだけでなく、現地溶接性にも悪影響を及ぼす。このためＣａ添加量の上限を０．０１％以下、ＲＥＭ添加量の上限を０．０２％以下に制限した。なお、Ｓ、Ｏ量をそれぞれ０．００３％以下、０．００２％以下に低減し、かつＥＳＳＰ＝（Ｃａ）［１−１２４（Ｏ）］／１．２５Ｓを０．５≦ＥＳＳＰ≦１０．０にすることが特に有効である。
【００４０】
Ｍｇは微細分散した酸化物を形成し、ＨＡＺの粒粗大化を抑制して低温靱性を向上させる。この効果を十分に発現させるためには、Ｍｇを０．０００１％以上添加することが好ましい。一方、Ｍｇ量が０．００６％超では粗大な酸化物を生成し、逆に靱性を劣化させるため、上限を０．００６％以下とした。
【００４１】
次に溶接金属の限定理由について述べる。
【００４２】
Ｃ量は０．０２〜０．１４％に限定する。Ｃは鋼の強度向上に極めて有効であり、目標とする強度を得るためには、０．０２％以上必要である。しかし、Ｃ量が０．１４％よりも多すぎると溶接低温割れが発生しやすくなり、現地溶接を行った鋼管の周方向の溶接部とシーム溶接が交わる、いわゆるＴクロスＨＡＺ部の最高硬さの上昇を招くので、その上限を０．１４％以下とした。なお、Ｃの好ましい上限は０．１０％以下である。
【００４３】
Ｓｉはブローホール防止のために０．０５％以上は必要であるが、０．４％よりも多いと低温靱性、特にＨＡＺ粗粒域の低温靱性を著しく劣化させる。従って、Ｓｉの範囲を０．０５〜０．４％とした。
【００４４】
Ｍｎは優れた強度と低温靱性のバランスを確保する上で不可欠な元素であり、その下限は１．２％である。しかし、Ｍｎが２．２％よりも多すぎると偏析が助長され低温靱性を劣化させるだけでなく、溶接材料の製造も困難になるので上限を２．２％とした。
【００４５】
ＰおよびＳは不純物元素であり、溶接金属の低温靱性および低温割れ感受性を低下させるため、上限を共に０．０１０％以下とする。なお、ＰおよびＳの下限は、現状の技術ではそれぞれ０．００３％以上および０．０００１％以上である。Ｎｉは焼き入れ性を高めて強度を確保し、さらに低温靱性を向上させる元素であるが、１．３％未満では目標の強度および低温靱性を得られないため１．３％以上を下限とした。一方、Ｎｉ量が３．２％よりも多すぎると高温割れの危険があるため、上限を３．２％とした。
【００４６】
Ｂは微量で焼き入れ性を高め、溶接金属の低温靱性向上に有効な元素であるが、含有量が０．００５％よりも多すぎると溶接金属の低温靱性が低下する。従ってＢ量の上限を０．００５％以下とした。なお、Ｂは、０．０００３％以上添加することが好ましい。
【００４７】
Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖは、いずれも焼き入れ性を高める元素であり、一種または二種以上を、高強度を得るために添加する。この効果は、Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖが１．０％未満では十分でなく、２．５％よりも多量に添加すると低温割れが生じ易くなる。従って、Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖの範囲を１．０〜２．５％とした。
【００４８】
溶接金属には、その他に溶接時の精錬および凝固を良好に行わせるために必要に応じて添加されたＴｉ、Ａｌ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｇ等の元素を含有しても良い。次に溶接ワイヤ−について述べる。
【００４９】
Ｃは溶接金属で必要とされるＣ量の範囲を得るために、母材成分による希釈および雰囲気からＣの混入を考慮して０．０１〜０．１２％とした。
【００５０】
Ｓｉは溶接金属で必要とされるＳｉ量の範囲を得るために、母材成分による希釈を考慮して０．０５〜０．３％とした。
【００５１】
Ｍｎは溶接金属で必要とされるＭｎ量の範囲を得るために、母材成分による希釈を考慮して１．２〜２．４％とした。
【００５２】
Ｎｉは溶接金属で必要とされるＮｉ量の範囲を得るために、母材成分による希釈を考慮して４．０〜８．５％とした。
【００５３】
Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖは、一種または二種以上を添加するが、溶接金属で必要とされるＣｒ＋Ｍｏ＋Ｖ量の範囲を得るために、母材成分による希釈を考慮して３．０〜５．０％とした。
【００５４】
その他Ｐ、Ｓの不純物は極力少ない方が望ましく、Ｂは強度確保に添加することも可能である。また、Ｔｉ、Ａｌ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｇ等が脱酸を目的として使用される。
【００５５】
次にミクロ組織について説明する。
【００５６】
２パス以上の溶接によって高温に再加熱されたＨＡＺ粗粒域の旧オーステナイト粒界および粒内に生成する塊状のＭＡは、溶接部およびＨＡＺの脆性破壊の発生点である。ＭＡが面積率で１０％超存在すると、−３０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが５０Ｊ未満に低下するため、上限を１０％とした。なお、−３０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上になる、ＭＡの面積率の好ましい上限は８％以下であり、さらに−３０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが向上する、最適なＭＡの上限は５％である。
【００５７】
ＭＡの面積率は、溶接部およびＨＡＺより試験片を切り出して鏡面研磨してエッチングし、走査型電子顕微鏡にてＨＡＺ粗粒域部の写真を撮り、これを画像解析し、視野の面積に占めるＭＡの面積の百分率として算出することができる。なお、ＭＡは、ＳＥＭ像では全体が白い塊状のものであり、分解したＭＡ、すなわち粒内に微細なセメンタイトを有するベイナイトとの判別が可能である。また、試験片を鏡面研磨後、レペラーエッチングまたはナイタールエッチングして、これを光学顕微鏡にて写真撮影し、画像解析して、ＭＡの面積率を算出しても良い。この際にも、ＭＡとベイナイトとセメンタイトに分解したＭＡとの判別は、粒内の微細析出物の有無により可能である。
【００５８】
また、溶接金属およびＨＡＺの低温靭性を向上させるには、溶接金属およびＨＡＺのビッカース硬さと、溶接金属およびＨＡＺのＣ量から式（１）に規定するようにＨｖ＝２７０＋１３００Ｃによって算出するＨｖとの比を０．５〜１の範囲とすることが必要である。
【００５９】
さらに、光学顕微鏡写真、走査電子顕微鏡写真または過電子顕微鏡写真により、ポリゴナルフェライトが生成していないことが好ましい。このことは、溶接金属およびＨＡＺのミクロ組織が、面積率で９０〜１００％のベイナイトおよびマルテンサイトと残部が残留オーステナイトからなることに相当する。なお、溶接金属およびＨＡＺのビッカース硬さは、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４に準拠して測定する。ビッカース硬さの測定は０．０９８０７〜９８０．７Ｎの範囲の試験力で行うが、試験力が小さいと圧痕が小さいため精度が低下し、試験力が大きすぎると圧痕が大きくなり測定点が少なくなるため、０．９８０７〜９８．０７Ｎの範囲とすることが好ましい。
【００６０】
次に製造条件について説明する。
【００６１】
鋼板を管状に成形し、その突き合わせ部を内外面から、サブマージアーク溶接を行い、その後拡管を行う。突き合わせ部の溶接は、外面をＭＡＧアーク溶接し、その後内外面をサブマージアーク溶接しても良い。
【００６２】
溶接金属およびＨＡＺを再加熱し、ＨＡＺ粗粒域のＭＡをベイナイトとセメンタイトに分解することが、溶接部靭性の向上に極めて重要である。この再加熱温度は、１００℃未満では効果が不十分であるため、１００℃以上を下限とする。なお、再加熱温度の好ましい下限は、２００℃以上であり、最適な下限は３００℃以上である。一方、再加熱温度がＡｃ１［℃］を超えると強度が低下するため、再加熱温度の上限をＡｃ１点以下とした。なお、再加熱温度の好ましい上限は、５００℃以下である。ただし、Ｃ量が０．０５％以下ではＨＡＺ粗粒域に生成する塊状のＭＡ量が少なくなるために、必ずしも溶接部にＡｃ１［℃］以下での熱処理を行う必要がない。
【００６３】
なお、Ａｃ１［℃］は、試料を加熱しながら長さの変化を測定して熱膨張曲線を求め、その曲線における屈曲の開始温度として測定することができる。また、式（２）によって計算式しても良い。
Ａｃ１［℃］＝７２３−１０．７Ｍｎ−１６．９Ｎｉ＋２９．１Ｓｉ＋１６．９Ｃｒ　・・（２）
なお、式（２）のＭｎ、Ｎｉ、Ｓｉ、Ｃｒはそれぞれ、質量％で表したＭｎ量、Ｎｉ量、Ｓｉ量、Ｃｒ量である。
【００６４】
溶接後、少なくとも溶接金属およびＨＡＺを加熱すれば良いため、溶接後、ガスバーナーによって再加熱することができる。なお、再加熱は拡管後に行っても良いが、製造効率を考慮すると溶接直後に行うことが好ましい。
【００６５】
再加熱時の昇温速度は、０．１℃／ｓ未満であるとＭＡが安定化するためＡｃ１［℃］以下での熱処理を行ってもＭＡは分解せず、再熱ＨＡＺ部の靱性が良好にならない。従って昇温速度の下限を０．１℃／ｓ以上とした。また、昇温速度が、１０℃／ｓを超えると現状の技術では再加熱温度の制御が難しくなるため、１０℃／ｓ以下を上限とすることが好ましい。
【００６６】
【実施例】
表１に示した成分の鋼を転炉で溶製し、連続鋳造によって２４０ｍｍ厚の鋳片とした。これらの鋳片を表２に示した条件で１４〜２５ｍｍの鋼板に圧延した。さらに、これらの鋼板をＵＯ成形した後、表３に示した成分のワイヤーおよびフラックスを用いて、内面および外面よりサブマージアーク溶接した。溶接部の一部より分析試料を採取し、成分分析を行った結果を表４に示す。
【００６７】
その後、表５に示した条件で溶接部をガスバーナーによって再加熱した。なお、鋼管の外表面および内表面の温度を熱電対によって測定し、平均値を再加熱温度とした。その後、拡管して外径７１１〜１２１９ｍｍの鋼管にした。これらの鋼管の母材および溶接金属より試験片を採取し、ＡＳＴＭ　Ｅ８に準拠して引張試験を実施し、母材および溶接金属の引張強さが８００ＭＰａ以上であることを確認した。さらに鋼管の溶接部およびＨＡＺよりＪＩＳ　Ｚ　２２０２のＶノッチ試験片を採取し、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２に従って−３０℃でシャルピー衝撃試験を行ってシャルピー吸収エネルギ−で評価した。ノッチ位置は１／２ｔ部の会合部および会合部＋１ｍｍとした。
【００６８】
また、ＨＡＺ粗粒域を含む小片を採取して鏡面研磨およびナイタールエッチングし、走査型電子顕微鏡写真を撮影して画像解析し、ＭＡ面積率を算出した。試験結果を表５に示す。なお、表５のＡｃ１［℃］は、母材より直径３ｍｍ、長さ１０ｍｍの試験片を採取し、０．５℃／ｓで試料を加熱しながら長さの変化を測定して熱膨張曲線を求め、その曲線の屈曲開始点の温度として測定した。また溶接金属およびＨＡＺから小片を切り出して鏡面研磨およびナイタールエッチングし、溶接金属およびＨＡＺのビッカース硬さをＪＩＳ　Ｚ　２２４４に準拠して、試験力９８０．７Ｎで測定した。このビッカース硬さと溶接金属および溶接熱影響部のＣ量［質量％］から前述の式（１）によって計算したＨｖとの比は、０．５〜１の範囲内であった。
【００６９】
本発明に従って溶接部を熱処理した製造Ｎｏ．１〜２０は、−３０℃のシャルピー吸収エネルギ−が５０Ｊを越えており、極めて良好である。一方、製造Ｎｏ．２１〜３２は、溶接部の熱処理条件が本発明の範囲ではないために、溶接部特にＨＡＺの低温靱性が５０Ｊ未満と著しく劣る。
【００７０】
【表１】
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【００７１】
【表２】
2004068055.tif 000003
【００７２】
【表３】
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【００７３】
【表４】
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【００７４】
【表５】
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【００７５】
【発明の効果】
本発明により低温靱性および現地溶接性の優れた高強度ラインパイプ（引張強さ８００ＭＰａ以上、ＡＰＩ規格Ｘ１００超）用溶接鋼管が安定して大量に製造できるようになった。これにより、パイプラインの輸送効率、施工能率の飛躍的な向上が可能となり、産業上の貢献が極めて高い。
【図面の簡単な説明】
【図１】溶接熱影響部粗粒域の模式図。
【図２】Ａｃ１近傍に再熱された粗粒ＨＡＺ部のミクロ組織の模式図。
【図３】Ａｃ３近傍に再熱された粗粒ＨＡＺ部のミクロ組織の模式図。
【図４】溶接部の−３０℃でのシャルピー吸収エネルギ−［Ｊ］とＭＡ面積率［％］および再加熱温度［℃］の関係を示す図。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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