(57)【要約】【課題】ラインパイプ用鋼の継手接続に際し、強度と靱性に優れた接合部の形成を可能にする。【解決手段】ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードであるラインパイプ用鋼の継手部に摩擦撹拌接合を用い、接合部３が母材（ラインパイプ用鋼１）よりも高強度で、かつ熱影響部においてサブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験にて測定された延性脆性破面遷移温度（ＦＡＴＴ）が−７０℃以下で、かつ−７０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上である接合部３を形成し、望ましくは、摩擦撹拌接合条件を下記式（１）で表される入熱指数が２０×１０３〜１２０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍとする。ｑ（入熱指数）＝押込み荷重（ｋｇ）×回転速度（ｒｐｍ）×摩擦工具ショルダー径（ｍｍ）／（接合速度（ｍｍ／分）×板厚（ｍｍ））    …（１）【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードであるラインパイプ用鋼の継手部に摩擦撹拌接合を用い、接合部が母材よりも高強度で、かつ熱影響部においてサブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験にて測定された延性脆性破面遷移温度（ＦＡＴＴ）が−７０℃以下で、かつ−７０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上である接合部を形成することを特徴とする低温靱性に優れた構造体の製造方法。
【請求項２】
前記摩擦撹拌接合の接合条件であって、下記式（１）で表される入熱指数が２０×１０３〜１２０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍであることを特徴とする請求項１記載の低温靱性に優れた構造体の製造方法。
ｑ（入熱指数）＝押込み荷重（ｋｇ）×回転速度（ｒｐｍ）×摩擦工具ショルダー径（ｍｍ）／（接合速度（ｍｍ／分）×板厚（ｍｍ））  …（１）
【請求項３】
前記摩擦撹拌接合に用いる摩擦工具の回転速度を８０〜２００ｒｐｍとすることを特徴とする請求項２に記載の低温靱性に優れた構造体の製造方法。
【請求項４】
前記摩擦撹拌接合に際し、前記摩擦工具の回転ピッチ（工具が１回転する間に移動する距離）を０．３〜０．８ｍｍ／ｒとすることを特徴とする請求項２または３に記載の低温靱性に優れた構造体の製造方法。
【請求項５】
前記摩擦撹拌接合を、前記ラインパイプ用鋼の両面での接合パスにより行うことを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の低温靱性に優れた構造体の製造方法。
【請求項６】
ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードであるラインパイプ用鋼の継手に摩擦撹拌接合による接合部が形成されており、前記接合部が母材よりも高強度で、かつ熱影響部においてサブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験にて測定された延性脆性破面遷移温度（ＦＡＴＴ）が−７０℃以下で、かつ−７０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上であることを特徴とする低温靱性に優れた構造体。
【請求項７】
前記接合部において、境界角度１５°以上とした際の最大ＥＢＳＤ粒径が１２．０μｍ以下であることを特徴とする請求項６に記載の低温靱性に優れた構造体。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は、ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードであるラインパイプ用鋼を用い、その継手部に摩擦撹拌接合によって低温靱性に優れた接合部を有する構造体およびその製造方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
ラインパイプ用鋼は、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎを主成分としてＶ、Ｃａ、Ａｌ、Ｍｏの添加、またはＴｉ、Ｂ等の合金成分を微量添加して構成されているＡＰＩ（米国石油協会規定）パイプ仕様５Ｌグレードが用いられることが多い。該鋼は所定の焼入れ焼戻し（調質）、または転炉による制御圧延（ＴＭＣＰ）などにより製造されている。近年はユーザーの低温靱性の仕様が厳しく要求されている。この理由としてパイプラインの緊急停止時にはパイプの各部位が低温（約−４０℃）に曝されるため、脆性破壊の危険性が指摘されているためである。一方で、パイプや構造物の組立にはサブマージアーク溶接（ＳＡＷ）などの溶融溶接技術が用いられており、これらの溶融溶接により高温（１２５０〜１４００℃）に曝された熱影響部（以下ＨＡＺという）において靱性が低下することが言われている。従って、低温靱性に優れた母材を製造したとしても、ＨＡＺの低温靱性を満足することが困難となっている。
【０００３】
これらの改良技術として、特許文献１では、Ｔｉ、Ｎ、Ｎｂ、Ｖ、Ｂを添加し、微細なＴｉＮを鋼中に析出させることによってＨＡＺのオーステナイト粒径を細粒とし、ＨＡＺの靱性を向上させるものが提案されている。しかし、ＴｉＮは最高到達温度が１４００℃を超える領域では、ほとんど固溶してしまうため、溶接金属との境界近傍では結晶粒径が粗粒化してしまう。その結果、境界近傍では靱性の向上が図れない。
【０００４】
また、特許文献２では、高温に長時間さらされたときのオーステナイト粒粗大化を、介在物粒子数などのコントロールにより抑制し、ＨＡＺの靱性改善を図ったものが提案されている。しかし、これらの微小介在物制御は、一般の製鋼工程ではコントロールが難しく、特に電気炉での溶解ではコスト増加に繋がる。
【０００５】
一方で、摩擦撹拌接合（以下ＦＳＷという）技術を利用した改良技術の検討も行われている。ＦＳＷは回転ツールと接合部材の摩擦熱による金属の塑性流動を利用した固相接合であるため、溶融を伴わない。これにより、接合時の加熱温度が低いだけでなく、塑性流動の強加工によって細かいオーステナイト粒径が得られることが知られている。
【０００６】
特許文献３では、該ＦＳＷ技術を用いた高強度および高靱性構造体の作製技術を図ったものが提案されている。この提案では、接合する際に欠陥の入らない十分な条件において接合することで、高強度で、かつ高靱性な接合部が得られることを示している。しかし、ＦＳＷ適用は表面１パスのみであり、接合深さの比較的浅いＦＳＷでは、厚肉材料の接合の場合、両面からの接合が必要となるケースがある。この場合、次パスの熱影響を受けた撹拌部では材料特性、特に靱性が劣化する可能性がある。
【０００７】
特許文献４では、裏面の溶接ルート部を溶融溶接で施工した後に、表面をＦＳＷで接合する技術が提案されている。この方法であれば、厚肉材料の接合も可能であり、ＨＡＺの領域も少なくなるものの、溶融溶接を使用するために、靱性の低下する部位が形成されてしまう。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特公昭５５−２６１６４号公報
【特許文献２】特開２００１−２２６７３９号公報
【特許文献３】特表２０１２−５０９１７８号公報
【特許文献４】特表２０１２−５１３３０６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
従来の課題として、通常のラインパイプ用鋼の調質材において、母材と溶接部の境界、熱影響部での低温靱性の確保というユーザー要求を満足するような接合を含んだ構造体の製造が必要である。さらに、母材よりも接合部の方が、強度が高い必要（オーバーマッチ要求）もあるため、高強度および高靱性な接合部の形成が必要となっている。
【００１０】
そこで、本発明はＦＳＷ技術を利用し、高強度および高靱性な接合部を有する構造体を提供することを基本的な目的とし、第１に従来の溶融溶接よりも高靱性で、かつ母材よりも強度の高い接合部が製作可能なＦＳＷ接合条件の明確化を図り、第２として母材と接合部の境界およびＨＡＺの低温靱性改善を図ることを目的としている。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
この発明に関し、ＡＰＩ−Ｘ６５鋼をベースとして、多くのＦＳＷ接合条件において、接合部の引張特性および接合部ならびにＨＡＺにノッチを入れたシャルピー衝撃特性について検討した。また、厚肉材料に適用するために、材料の両面から接合を実施し、次パスの熱影響に曝された部位での特性の評価を行った。さらに、従来実施されている溶融溶接とも比較を行い、ＦＳＷ接合部の優位性を検討した。その結果、ＦＳＷ接合条件を適正化することにより、厚肉材料であっても接合欠陥が無く、高強度かつ高靱性の接合部およびＨＡＺを得ることのできる接合方法を見出し、本発明に至った。
【００１２】
すなわち、本発明の低温靱性に優れた構造体の製造方法のうち、第１の本発明は、ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードであるラインパイプ用鋼の継手部に摩擦撹拌接合を用い、接合部が母材よりも高強度で、かつ熱影響部においてサブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験にて測定された延性脆性破面遷移温度（ＦＡＴＴ）が−７０℃以下で、かつ−７０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上である接合部を形成することを特徴とする。
【００１３】
第２の本発明の低温靱性に優れた構造体の製造方法は、前記第１の本発明において、
前記摩擦撹拌接合の接合条件であって、下記式（１）で表される入熱指数が２０×１０３〜１２０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍであることを特徴とする。
ｑ（入熱指数）＝押込み荷重（ｋｇ）×回転速度（ｒｐｍ）×摩擦工具ショルダー径（ｍｍ）／（接合速度（ｍｍ／分）×板厚（ｍｍ））    …（１）
【００１４】
第３の本発明の低温靱性に優れた構造体の製造方法は、前記第２の本発明において、前記摩擦撹拌接合に用いる摩擦工具の回転速度を８０〜２００ｒｐｍとすることを特徴とする。
【００１５】
第４の本発明の低温靱性に優れた構造体の製造方法は、前記第２または第３の本発明において、前記摩擦撹拌接合に際し、前記摩擦工具の回転ピッチ（工具が１回転する間に移動する距離）を０．３〜０．８ｍｍ／ｒとすることを特徴とする。
【００１６】
第５の本発明の低温靱性に優れた構造体の製造方法は、前記第１〜第４の本発明のいずれかにおいて、前記摩擦撹拌接合を、前記ラインパイプ用鋼の両面での接合パスにより行うことを特徴とする。
【００１７】
第６の本発明の低温靱性に優れた構造体は、ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードであるラインパイプ用鋼の継手に摩擦撹拌接合による接合部が形成されており、前記接合部が母材よりも高強度で、かつ熱影響部においてサブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験にて測定された延性脆性破面遷移温度（ＦＡＴＴ）が−７０℃以下で、かつ−７０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上であることを特徴とする。
【００１８】
第７の本発明の低温靱性に優れた構造体は、前記第６の本発明において、前記接合部において、境界角度１５°以上とした際の最大ＥＢＳＤ粒径が１２．０μｍ以下であることを特徴とする。
【００１９】
上記本発明によれば、接合部において母材よりも高い強度を有し、さらに高い靱性が得ることができる。
また、ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードとして、品番Ｘ４２〜Ｘ６０、Ｘ６５、Ｘ７０が示されており（２０１２年版）、以下の組成（質量％）を例示することができる。
Ｃ≦０．２６％、Ｍｎ≦１．６５％、Ｐ≦０．０３％、Ｓ≦０．０３％、（Ｖ＋Ｎｂ＋Ｔｉ）１種以上≦０．１５％、残部Ｆｅと不可避不純物
【００２０】
サブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験は、例えばＪＩＳ Ｚ２２４２：２００５により実施することができる。
【００２１】
以下、本発明における条件の限定範囲について詳細に説明する。
入熱指数：２０×１０３〜１２０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍ
入熱指数は以下の式で与えられ、接合時の入熱に起因する値である。
ｑ（入熱指数）＝押込み荷重（ｋｇ）×回転数（ｒｐｍ）×工具ショルダー径（ｍｍ）／（接合速度（ｍｍ／分）×板厚（ｍｍ））  …（１）
入熱指数は適切な接合条件を検討するために必要な指数であり、２０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍ未満であると、接合欠陥の発生、ツールの破損が発生し、１２０×１０３を超えると、バリの発生および接合入熱過剰による接合部およびＨＡＺの特性低下が起こるので、上記範囲が望ましい。なお、同様の理由で、下限を３５×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍ、上限を８０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍとするのが一層望ましい。
【００２２】
摩擦工具回転速度：８０〜２００ｒｐｍ
摩擦工具の回転速度は、接合時の塑性流動の程度に影響を与える因子である。すなわち、回転速度が低い場合には、塑性流動不足により接合部に欠陥が発生するため、下限を８０ｒｐｍとするのが望ましい。回転速度が高い場合には、塑性流動が過剰となり、バリの発生およびそれに伴う欠陥および靱性の低下が発生する。また、回転速度の増加は接合部ならびにＨＡＺの靱性の低下にも影響する。このため、摩擦工具の回転速度の上限を２００ｒｐｍとするのが望ましい。また、同様の理由で、下限を１００ｒｐｍ、上限を１５０ｒｐｍとするのが一層望ましい。
【００２３】
摩擦工具の回転ピッチ：０．３〜０．８ｍｍ／ｒ
摩擦工具が１回転する間に移動する距離が回転ピッチである。回転ピッチは、以下の式（２）で与えられ、本発明のような移動接合の場合に適用される値である。
回転ピッチ＝接合速度／ツール回転速度  （ｍｍ／ｒ）  …（２）
回転ピッチの増加は、塑性流動不足による接合部の欠陥発生に加え、ツール材に付与される荷重が増加し、ツールが破損する原因となるため、上限を０．８ｍｍ／ｒとするのが望ましい。回転ピッチが低い場合は、塑性流動が過剰となり、バリの発生およびそれに伴う欠陥が発生するため０．３ｍｍ／ｒを下限とするのが望ましい。なお、同様の理由で下限を０．４ｍｍ／ｒ、上限を０．６ｍｍ／ｒとするのが一層望ましい。
【００２４】
ＥＢＳＤ粒径：最大１２．０μｍ以下
ＥＢＳＤ（電子線後方散乱回折法）は、各結晶の方位を測定する方法である。一般的に鋼の場合は１５°以上の大角境界で囲まれた結晶粒径（ＥＢＳＤ粒径）が靱性と相関を持つことが報告されている。このＥＢＳＤ粒径が細かいほど鋼の低温靱性が良好な結果となる。本発明のＦＳＷ接合条件によれば最大ＥＢＳＤ粒径が１２．０μｍ以下の接合部が得られ、良好な低温靱性が得られる。一方で、最大ＥＢＳＤ粒径が１２．０μｍを超える場合は良好な低温靱性を得ることができないため、これを上限値とするのが望ましい。
【００２５】
厚肉材の接合方法
通常、ＦＳＷの接合深さは、摩擦工具のピン形状によって決定される。ピンが長ければ長いほど厚肉材料の施工が可能である。しかし、接合深さが深くなるにつれ、接合の際に必要な荷重は大きくなり、大規模な装置が必要となる。さらに摩擦工具への負荷も大きくなり、接合中に摩擦工具の破損が発生する可能性がある。それらの問題を解決するために、開先に対して、両面から施工を実施し、従来の回転工具による接合深さであっても、厚肉材料の接合を可能とする。さらに、適切な接合条件を選択することにより、次パスの熱影響を受けた接合部であっても特性を低下させることなく接合が可能となる。
【発明の効果】
【００２６】
以上説明したように、本発明によれば、摩擦撹拌接合によって、母材よりも高強度で、さらに従来の溶融溶接に比べて接合部およびＨＡＺにおいて低温靱性を改善できる。つまり、接合部が母材よりも高強度で、かつ熱影響部であってもサブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験にて測定された延性脆性破面遷移温度（ＦＡＴＴ）が−７０℃以下で、かつ−５０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上となる低温靱性に優れた接合部を得ることができる。また、このため、両面施工の実施により、厚肉材の接合を可能することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２７】
【図１】本発明の一実施形態における接合状態の過程を示す概略図である。
【図２】同じく、実施形態に用いられる摩擦工具を示す図である。
【図３】本発明の実施例におけるＥＢＳＤ測定用サンプルの採取要領を示す図である。
【図４】同じく、サブサイズシャルピー衝撃試験片の採取要領を示す図である。
【図５】同じく、入熱指数と最大ＥＢＳＤ粒径の相関を示すグラフである。
【図６】同じく、入熱指数と試験温度‐７０℃での吸収エネルギーの相関を示す図である。
【図７】同じく、継手引張試験片の採取要領を示す図である。
【図８】同じく、継手引張試験後の試験片断面観察結果（回転速度：２００ｒｐｍ）を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２８】
以下に本発明の実施形態を添付図面に基づき説明する。
本発明に用いられるラインパイプ用鋼は、ＡＰＩ（米国石油協会）５Ｌパイプグレードで規定されており（２０１２年度）、以下の成分を示すことができる。
Ｃ≦０．２６％、Ｍｎ≦１．６５％、Ｐ≦０．０３％、Ｓ≦０．０３％、（Ｖ＋Ｎｂ＋Ｔｉ）１種以上≦０．１５％、残部Ｆｅと不可避不純物
【００２９】
上記ラインパイプ用鋼は、熱間圧延、焼き入れ、焼き戻し処理を経て提供することができる。例えば約１０００℃に加熱した後、熱間圧延を実施し、その後、９５０℃で焼き入れし、５６０℃で焼き戻しを行うことができる。
なお、ラインパイプ用鋼の上記製造方法は例示であり、本願発明に用いるラインパイプ用鋼の製造方法が上記に限定されるものではない。
【００３０】
摩擦工具は、ＰＣＢＮ（立方晶窒化ホウ素焼結体）とＷ−Ｒｅ合金の複合材料などを用いることができる。ただし、本発明としては、該ツール材の形状および材質は特定のものに限定されるものではなく、鉄鋼材料に使用可能な工具であればよい。例えば、セラミック、金属、複合材料、およびその他の派生材料を含む、鉄鋼材料を接合可能な任意の工具材料の適用が可能である。
図２に、摩擦工具１０の例を示す。摩擦工具１０は、円柱状の本体部１１と、本体部１１の先端側に設けられ、本体部１１よりも大径とした円柱状のショルダー１２とを有しており、ショルダー１２の先端側に、先端側を小径として円錐台形状のピン１３を有している。例えば、本体部の径を２５ｍｍ、本体部の長さを約６０ｍｍとし、ショルダー１２の径を約３７ｍｍ、ピン１３の軸方向に対する外周傾きを３０度とし、ピン１３の深さは４ｍｍとする。
【００３１】
上記摩擦工具１０は、ラインパイプ用鋼１の継手部２に対し、ピン１３を接した状態で立てた状態で配置し、ラインパイプ用鋼１側に所定の荷重を加えつつ、所定の回転速度、所定の回転ピッチによって接合方向に、相対的に摩擦工具１０を移動させる。摩擦工具の回転速度は８０〜２００ｒｐｍが望ましく、回転ピッチは、０．３〜０．８ｍｍ／ｒとするのが望ましい。なお、ラインパイプ用鋼１側を摩擦工具１０に対し移動させるようにしてもよい。
さらに、摩擦撹拌接合では、下記式（１）で表される入熱指数が２０×１０３〜１２０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍとなる接合条件で実行する。
ｑ（入熱指数）＝押込み荷重（ｋｇ）×回転速度（ｒｐｍ）×摩擦工具ショルダー径（ｍｍ）／（接合速度（ｍｍ／分）×板厚（ｍｍ））  …（１）
上記動作に基づく摩擦撹拌接合によって継手部２には、接合部３が形成される。
【００３２】
上記接合部３は、母材であるラインパイプ用鋼１よりも高い強度を有し、サブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験にて測定された延性脆性破面遷移温度（ＦＡＴＴ）が−７０℃以下で、かつ−７０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上となっている。
サブサイズＶノッチシャルピー衝撃試験は、ＪＩＳ Ｚ２２４２：２００５に規定する条件により実施することができる。
具体的には、試験片幅：５ｍｍ、高さ：１０ｍｍ、長さ：５５ｍｍの試験片を用意し、ノッチ形状はノッチ角度４５°、ノッチ深さ２ｍｍ及びノッチ底半径０．２５ｍｍとした。試験にはアルコールおよび液体窒素などの冷媒を使用し、所定の試験温度に対して±２℃に保たれた液槽中に、少なくとも１０分間一定に保った後、試験を実施した。
【００３３】
また、接合部３において、境界角度１５°以上とした際の最大ＥＢＳＤ（Electron Back Scatter Diffraction；電子線後方散乱回折法）粒径が１２．０μｍ以下となっている。
ＥＢＳＤ粒径は、走査電子顕微鏡（ＳＥＭ）による結晶解析により行うことができる。
【実施例１】
【００３４】
摩擦撹拌接合の検討において、ＡＰＩ−Ｘ６５グレードのラインパイプ用鋼を使用した。
ラインパイプ用鋼には、質量％で、Ｃ：０．０５％、Ｍｎ：１．４３％、Ｐ：０．００９％、Ｓ：０．００４％、Ｖ＋Ｎｂ＋Ｔｉ：０．０７％、残部Ｆｅおよび不可避不純物の材料を用いた。該鋼は、溶製後、約１０００℃に加熱した後、熱間圧延を実施し、その後、９５０℃で焼き入れし、５６０℃で焼き戻しを行った。
図１に示す摩擦撹拌接合を行った構造材について、図３に示すように片面１パス接合を実施した接合部３の中央から、供試材としてサンプル４を採取し、ＥＢＳＤ（ＴＳＬ社製ＯＩＭ）測定を実施した。
ＥＢＳＤ測定では、測定ピッチは０．０５μｍとし、１００μｍ×１００μｍ範囲２視野の測定結果を元に粒径測定を実施した。表１に摩擦撹拌接合の接合条件とＥＢＳＤ粒径測定結果を示す。回転速度５０ｒｐｍでは接合部に欠陥が発生したため、本条件では良好な接合部が得られなかった。回転速度が２００ｒｐｍ以下であれば最大ＥＢＳＤ粒径であっても１２．０μｍ以下となることを示している。
【００３５】
【表１】
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【実施例２】
【００３６】
接合部およびＨＡＺの衝撃特性を評価するために、実施例１に示す条件で摩擦撹拌接合を行い、図４に示した要領でサブサイズシャルピー衝撃試験片を採取した。また、本実施例では次パスの熱影響を考慮するために両面パス施工により接合部３を作製した。なお、両面パスにおける接合条件は同一とした。
なお、供試材採取では、接合部側試験片２０では、ノッチ位置を接合部幅方向の中央位置で採取した。また、ＨＡＺ側試験片２２では、ノッチ位置を接合部幅方向近接位置で採取した。
さらに、比較のため、溶融溶接をＡＰＩ−Ｘ６５鋼の接合で使用される溶接材料によるＳＡＷとした比較例をさらに容易にした。
なお、サブサイズシャルピー衝撃試験は、実施例１と同様にＪＩＳ Ｚ２２４２：２００５に規定する条件により実施した。
表２にサブサイズシャルピー衝撃試験結果を示す。
【００３７】
【表２】
2016049555.tif 000004
【００３８】
試験の結果、発明例では接合部、ＨＡＺともに溶融溶接（ＳＡＷ）よりもＦＡＴＴが低温側にシフトしており、優れた低温靱性を示した。発明例では‐７０℃での吸収エネルギー（ｖＥ−７０）が４０Ｊ以上となった。さらに接合部においては回転速度１００ｒｐｍ条件で母材とほぼ同等の衝撃特性を示した。一方で、比較例２では良好な低温靱性が得られなかった。
各供試材において、入熱指数とＥＢＳＤ粒径および靱性の相関を図５、６に示す。入熱指数の増加に伴い、ＥＢＳＤ粒径が増加し、入熱指数が１２０×１０３ｒ・ｋｇ／ｍｍ以上では、１２．０μｍ以上となり、接合部の良好な低温靱性が得られなかった。
【実施例３】
【００３９】
接合部の強度を評価するために、実施例１に示す条件で摩擦撹拌接合を行い、図６に示すように試験材から、接合部３とラインパイプ鋼１を含めた継手引張試験片５を供試材として採取した。継手引張試験片５は微小試験片（Ｇ．Ｌ．５ｍｍ、厚さ０．３４ｍｍ）とし、試験温度を室温、引張速度を０．５ｍｍ／ｍｉｎとした条件での継手引張試験を行った。試験結果を表３に示す。
【００４０】
【表３】
2016049555.tif 000005
【００４１】
また、図８には継手引張試験後の破断位置の組織観察結果を示す。破断位置は母材であった。このことより、本発明例で得られた接合部は母材よりも高強度であることが示され、高強度かつ低温靱性が良好な接合部が本発明によって得られた。
【００４２】
本発明は、天然ガスのパイプラインなどに使用される鋼材の摩擦撹拌接合（以下ＦＳＷ）として適用することができ、特に低温靱性が要求される環境においての接合部および熱影響部の優れた低温靱性に特化した接合方法として利用することができる。但し、本発明としては適用範囲がこれらに限定されるものではない。
【００４３】
以上、本発明について上記実施形態に基づいて説明したが、本発明の範囲を逸脱しない限りは上記説明の内容に限定されるものではなく、適宜の変更を行うことが可能である。
【符号の説明】
【００４４】
１    ラインパイプ用鋼
２    継手部
３    接合部
１０    摩擦工具
１２    ショルダー
１３    ピン
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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