WO2013111902A1 - パイプライン及びその製造方法 - Google Patents

パイプライン及びその製造方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2013111902A1
WO2013111902A1 PCT/JP2013/051765 JP2013051765W WO2013111902A1 WO 2013111902 A1 WO2013111902 A1 WO 2013111902A1 JP 2013051765 W JP2013051765 W JP 2013051765W WO 2013111902 A1 WO2013111902 A1 WO 2013111902A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
less
steel
steel pipe
pipeline
yield strength
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2013/051765
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
幸伸 永田
津留　英司
篠原　康浩
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Original Assignee
Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp filed Critical Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Priority to BR112014018236-1A priority Critical patent/BR112014018236B1/pt
Priority to EP13740715.1A priority patent/EP2808415B1/en
Priority to AU2013212844A priority patent/AU2013212844B2/en
Priority to US14/371,592 priority patent/US9737962B2/en
Priority to ES13740715.1T priority patent/ES2659172T3/es
Publication of WO2013111902A1 publication Critical patent/WO2013111902A1/ja
Anticipated expiration legal-status Critical
Priority to US15/649,469 priority patent/US10449636B2/en
Ceased legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • 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
    • B23K31/00—Processes relevant to this subclass, specially adapted for particular articles or purposes, but not covered by any single one of main groups B23K1/00 - B23K28/00
    • B23K31/02—Processes relevant to this subclass, specially adapted for particular articles or purposes, but not covered by any single one of main groups B23K1/00 - B23K28/00 relating to soldering or welding
    • 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
    • C22C38/001—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing N
    • 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
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • 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
    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
    • 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
    • C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
    • 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
    • C22C38/12—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing tungsten, tantalum, molybdenum, vanadium, or niobium
    • 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
    • C22C38/26—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with niobium or tantalum
    • 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
    • C22C38/28—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with 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
    • C22C38/38—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with more than 1.5% by weight of manganese
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L—PIPES; JOINTS OR FITTINGS FOR PIPES; SUPPORTS FOR PIPES, CABLES OR PROTECTIVE TUBING; MEANS FOR THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L13/00—Non-disconnectable pipe joints, e.g. soldered, adhesive, or caulked joints
    • F16L13/02—Welded joints
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L—PIPES; JOINTS OR FITTINGS FOR PIPES; SUPPORTS FOR PIPES, CABLES OR PROTECTIVE TUBING; MEANS FOR THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L13/00—Non-disconnectable pipe joints, e.g. soldered, adhesive, or caulked joints
    • F16L13/02—Welded joints
    • F16L13/04—Welded joints with arrangements preventing overstressing
    • 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
    • B23K2101/00—Articles made by soldering, welding or cutting
    • B23K2101/04—Tubular or hollow articles
    • B23K2101/10—Pipe-lines
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
    • Y10T428/00—Stock material or miscellaneous articles
    • Y10T428/12—All metal or with adjacent metals

Definitions

  • the present invention relates to a pipeline having a plurality of welded portions in which ends of a plurality of steel pipes are joined to each other by welding, and a manufacturing method thereof.
  • Patent Documents 1 and 2 disclose a method for preventing softening of a heat affected zone of girth welding.
  • Patent Document 3 discloses a method for reducing the yield ratio of a steel pipe.
  • Patent Document 4 discloses a method for limiting shape irregularities at a girth weld.
  • Japanese Patent Laid-Open No. 3-133576 Japanese Laid-Open Patent Publication No. 3-2111255 Japanese Patent Laid-Open No. 2001-192773 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2006-281217
  • an object of the present invention is to provide a pipeline that sufficiently exhibits the deformation characteristics of a steel pipe (line pipe).
  • the pipeline indicates a structure in which a plurality of steel pipes (line pipes) are joined.
  • buckling may occur in the vicinity of the welded portion of the weld joint where the steel pipe and the steel pipe are joined. It has been found that this buckling occurs not only in the part affected by heat due to welding but also in the base metal part which is a part not affected by heat in the welded joint part.
  • a pipeline In general, a pipeline is often laid over several kilometers or more. The amount that can be manufactured by one melting is at most about 300 tons, and therefore, a pipeline usually includes a steel pipe manufactured from a plurality of molten steels. Even in the case of steel melted aiming at the same chemical composition, the ratio of each alloy element varies within the target range. That is, there is a variation between the melting charges of chemical components.
  • the rolling conditions are hardly the same among a plurality of steel pipes. Therefore, there is usually a certain range of strength differences between the steel pipes used in the pipeline, even if they correspond to the same standard.
  • the present inventors pay attention not only to the yield ratio that represents the work hardening characteristics of the material, but also to the difference in strength of the steel pipes facing each other at the girth welds.
  • the effect of deformation on the wrinkles that is, the distance between the spool surface and the arc edge of the steel pipe at the time when buckling begins to occur, was studied intensively.
  • the present invention has been devised based on the above findings, and the gist is as follows.
  • the pipeline which concerns on 1 aspect of this invention is a pipeline which has the some weld part by which the edge parts of the some steel pipe were joined by welding, Comprising: 1 or more types of these steel pipes Manufactured from a plurality of charged molten steels having the following steel components; the stress-strain curve obtained when stress is applied in the longitudinal direction of each steel pipe has no yield point elongation; the pipe thickness of each steel pipe T of unit mm and D of unit mm which is an average pipe diameter satisfy the following formula (a); in the plurality of welds, the yield strength of one steel pipe welded to each other and the yield strength of the other steel pipe And YR indicating the yield ratio, which is the ratio of the yield strength to the tensile strength of the steel pipe with the lower yield strength among the one steel pipe and the other steel pipe, Formula (b) is satisfied.
  • t / D 100 ⁇ 6 (a) ⁇ YS ⁇ ⁇ 1.75 ⁇ YR + 230 (b)
  • the steel component is mass%, C: 0.04% to 0.15%, Mn: 1.0% to 1.75%, Nb : 0.005% to 0.10%, Ti: 0.005% to 0.02%, Al: 0.001% to 0.06%, Si: 0.4% or less, P : 0.015% or less, S: 0.005% or less, N: 0.007% or less, the balance is composed of Fe and unavoidable impurities, between the one steel pipe and the other steel pipe,
  • the ⁇ Ceq value which is the absolute value of the difference between the Ceq values represented by the following formula (c), may be 0.045% or less, and the tensile strength of the plurality of steel pipes may be 450 MPa or more and 850 MPa or less.
  • Ceq [C] + [Mn] / 6 (c)
  • [C] and [Mn] indicate the content of C and Mn in mass%.
  • the steel component is, in mass%, Cu: 0.1% or more and 1.0% or less, Ni: 0.1% or more and 1.0% or less. Cr: 0.1% or more and 1.0% or less, Mo: 0.05% or more and 0.3% or less, V: 0.01% or more and 0.1% or less, and ⁇ Ceq
  • the value may be represented by formula (d).
  • Ceq [C] + [Mn] / 6 + ([Ni] + [Cu]) / 15 + ([Cr] + [Mo] + [V]) / 5 (d)
  • [C], [Mn], [Ni], [Cu], [Cr], [Mo], and [V] are C%, Mn, Ni, Cu, Cr, Mo, and V in mass%. Indicates the content.
  • a pipeline according to another aspect of the present invention is a pipeline having a plurality of welds in which ends of a plurality of steel pipes are joined by welding, and the plurality of steel pipes is one or more types.
  • t and D in unit mm which is an average pipe diameter satisfy the following formula (e); in the plurality of welds, the difference between the yield strength of one steel pipe welded to the other and the yield strength of the other steel pipe ⁇ YS of unit MPa, and YR indicating the yield ratio, which is the ratio of the yield strength to the tensile strength of the steel pipe having the lower yield strength among the one steel pipe and the other steel pipe, is represented by the following formula (f ) Is satisfied.
  • t / D 100 ⁇ 6 (e) ⁇ YS ⁇ ⁇ 0.69 ⁇ YR + 125 (f)
  • the steel component is mass%, C: 0.04% to 0.15%, Mn: 1.0% to 1.75%, Nb : 0.005% to 0.05%, Ti: 0.005% to 0.02%, Al: 0.001% to 0.06%, Si: 0.4% or less, P : 0.015% or less, S: 0.005% or less, N: 0.007% or less, the balance is made of Fe and unavoidable impurities, and between the one steel pipe and the other steel pipe.
  • the ⁇ Ceq value which is the absolute value of the difference between the Ceq values represented by the following formula (g), is 0.045% or less, the tensile strength of the plurality of steel pipes is 450 MPa or more and 850 MPa or less, A heat-processable resin may be coated on the front and back surfaces of the steel pipe.
  • Ceq [C] + [Mn] / 6 (g)
  • [C] and [Mn] indicate the content of C and Mn in mass%.
  • the steel component further includes, by mass, Cu: 0.1% to 1.0%, Ni: 0.1% to 1.0%. Cr: 0.1% or more and 1.0% or less, Mo: 0.05% or more and 0.3% or less, V: 0.01% or more and 0.1% or less, and ⁇ Ceq
  • Ceq [C] + [Mn] / 6 + ([Ni] + [Cu]) / 15 + ([Cr] + [Mo] + [V]) / 5 (h)
  • [C], [Mn], [Ni], [Cu], [Cr], [Mo], and [V] are C%, Mn, Ni, Cu, Cr, Mo, and V in mass%. Indicates the content.
  • the steel components are in mass%, C: 0.04% to 0.15%, Mn: 1.0% to 1.75%, Nb : 0.005% to 0.05%, Ti: 0.005% to 0.02%, Al: 0.001% to 0.06%, Si: 0.4% or less, P : 0.015% or less, S: 0.005% or less, N: 0.007% or less, the balance is made of Fe and unavoidable impurities, and between the one steel pipe and the other steel pipe
  • the ⁇ Ceq value which is the absolute value of the difference between the Ceq values represented by the following formula (i), may be 0.045% or less, and the tensile strength of the plurality of steel pipes may be 450 MPa or more and 850 MPa or less.
  • Ceq [C] + [Mn] / 6 (i)
  • [C] and [Mn] indicate the content of C and Mn in mass%.
  • the steel component is, in mass%, Cu: 0.1% or more and 1.0% or less, Ni: 0.1% or more and 1.0% or less. Cr: 0.1% or more and 1.0% or less, Mo: 0.05% or more and 0.3% or less, V: 0.01% or more and 0.1% or less, and ⁇ Ceq
  • the value may be represented by formula (j).
  • Ceq [C] + [Mn] / 6 + ([Ni] + [Cu]) / 15 + ([Cr] + [Mo] + [V]) / 5 (j)
  • [C], [Mn], [Ni], [Cu], [Cr], [Mo], and [V] are C%, Mn, Ni, Cu, Cr, Mo, and V in mass%. Indicates the content.
  • a method for manufacturing a pipeline according to one aspect of the present invention is the method for manufacturing the pipeline according to claim 1, wherein the first yield strength measurement is performed to measure the yield strength of the plurality of steel pipes.
  • a method for manufacturing a pipeline according to another aspect of the present invention is a method for manufacturing a pipeline according to claim 1, wherein the plurality of steel pipes are rolled with serial numbers capable of specifying each.
  • a first numbering step that is applied in the order in which they are performed;
  • a second welding step of welding steel pipes that are manufactured from the same molten steel and the same hot-rolled coil and that have a difference between the manufacturing numbers of 1 to 5 And having;
  • a method of manufacturing a pipeline according to another aspect of the present invention is the method of manufacturing a pipeline according to claim 4, wherein the second yield of the yield strength of the plurality of steel pipes is measured.
  • a method for manufacturing a pipeline according to another aspect of the present invention is a method for manufacturing a pipeline according to claim 4, wherein the manufacturing numbers that can identify each of the plurality of steel pipes are rolled.
  • a second numbering step that is applied in the order that they are performed; and a fourth welding step that welds steel pipes that are manufactured from the same molten steel and that have a difference in the manufacturing number of 1 to 5 inclusive.
  • the pipeline 1 has a joint structure in which ends of a plurality of steel pipes 2 are joined together by welding.
  • a steel pipe A one steel pipe 2 of the joint structure whose ends are welded to each other
  • a steel pipe B one steel pipe 2 of the joint structure whose ends are welded to each other
  • the steel pipe A and the steel pipe B are joined at the welded portion 3 by abutting the end portions to each other and being welded all around.
  • the pipeline according to the present embodiment is elongated by joining a plurality of steel pipes as described above.
  • the pipeline 1 When the pipeline 1 according to the present embodiment is laid on the sea floor by the spool method, as shown in FIG. 1, the pipeline 1 is wound around the drum 4 and transported to the laid sea, and is rewound at the site and piped to the sea floor. Lay down line 1.
  • the maximum compressive strain is generated in the longitudinal direction of the pipeline 1 (steel pipe 2) at the inner arc edge that is the innermost position of the winding.
  • a maximum tensile strain is generated in the longitudinal direction of the pipeline 1 (steel pipe 2).
  • buckling may occur at the inner arc edge in the vicinity of the base metal part of the welded joint part, particularly in the vicinity of the heat affected zone (HAZ) 5 of the welded part 3.
  • HZ heat affected zone
  • the present inventors perform numerical analysis using FEA (Finite Element Analysis). A simulation was attempted.
  • the yield ratio YR of the steel pipe A and the steel pipe B was set to 85%, 92.5%, 95%, and 98%.
  • the difference ⁇ YS between the yield strength of the steel pipe A and the yield strength of the steel pipe B was set to 0 MPa, 50 MPa, 75 MPa, and 100 MPa. And it analyzed about the combination of each yield ratio YR and each yield strength difference (DELTA) YS.
  • the pipeline 1 (steel pipe 2) is wound around the drum 4, due to the compressive strain generated in the heat-affected zone inside the winding and the tensile strain generated in the heat-affected zone outside the winding, In the welded portion 3, the pipeline 1 (steel pipe 2) may be lifted from the outer surface of the drum 4. In this case, a gap ⁇ C is generated between the inner arc edge (inner surface) of the pipeline 1 (steel pipe 2) and the outer surface of the drum 4.
  • the inventors focused on the gap ⁇ C and studied buckling occurring at the inner arc edge.
  • the present inventors set the maximum strain ⁇ max generated in the gap ⁇ C and the inner arc edge. And observed the relationship. As a result, as shown in FIG. 2, regardless of the magnitude (combination) of the yield ratio YR and the yield strength difference ⁇ YS, when the gap ⁇ C exceeds 20 mm, the value of the gap ⁇ C increases rapidly, that is, local buckling. The knowledge that occurs is obtained.
  • the limit value of the gap ⁇ C at which buckling occurs is a steel pipe (a so-called “round type” steel pipe) in which no yield point elongation appears in the stress-strain curve (SS curve) obtained when stress is applied in the longitudinal direction.
  • SS curve stress-strain curve
  • YPE type steel pipe
  • the local buckling distortion was larger in the round type than in the YPE type, and it was also found that buckling is difficult.
  • FIG. 3 shows the relationship between the yield ratio YR and the yield strength difference ⁇ YS of the steel pipe (A or B) having the lower yield strength among the steel pipe A and the steel pipe B.
  • the relationship between the yield ratio YR and the yield strength difference ⁇ YS is different between the round type steel pipe and the YPE type steel pipe. That is, the graph of FIG.
  • the steel pipes facing each other satisfy the above-described relationship (equation (b) if the steel pipe is a round type, and formula (f) if the steel pipe is a YPE type. Regardless of the composition and strength of the steel pipe, local buckling can be prevented.
  • characteristics suitable for actual use for example, characteristics satisfying X42 to X80 specified in API (American Petroleum Institute) SPECIFICATION 5L
  • the steel pipe according to the present embodiment The range of preferable chemical components in the steel pipe used in the pipeline according to the present embodiment (hereinafter sometimes referred to as the steel pipe according to the present embodiment) will be described.
  • the molten steel of a some charge is used in a pipeline, it is preferable that it is the following ranges in all the molten steel. “%” Of the content of each element means “mass%”.
  • C 0.04% or more, 0.15% or less C is an element that contributes to strengthening of steel (steel pipe), and preferably contains 0.04% or more.
  • the upper limit is preferably made 0.15%.
  • a more preferable range is 0.05% or more and 0.10% or less.
  • Mn 1.0% or more and 1.75% or less
  • Mn is an element that enhances hardenability and contributes to toughening of steel, and the content is preferably 1.0% or more.
  • Mn is an element that easily segregates, and if contained excessively, coarse MnS may be generated at the central portion of the plate thickness, which may impair the characteristics. Therefore, the upper limit of the Mn content is preferably 1.75%. A more preferable range is 1.0% or more and 1.6% or less.
  • Nb 0.005% or more, 0.10% or less
  • Nb is hot-rolled while being hot-rolled while being hot-rolled (in a state in which no subsequent steps such as heat treatment are performed after hot-rolling). It is an element that facilitates atomization. Moreover, it is an element which produces carbonitride and contributes to refinement
  • Ti 0.005% or more and 0.02% or less Ti is an element that generates nitrides, fixes N, and contributes to refinement and strengthening of the structure. In order to obtain these effects, the Ti content is preferably 0.005% or more. On the other hand, when Ti is added excessively, coarse TiN is generated, and the characteristics may be impaired. Therefore, it is preferable to make the upper limit of the Ti content 0.02%.
  • Al 0.001% or more and 0.06% or less
  • Al is an element effective as a deoxidizer.
  • the Al content is preferably 0.001% or more.
  • Al content shall be 0.001% or more and 0.06% or less.
  • a more preferable lower limit of the Al content is 0.01% or more.
  • Si 0.4% or less Si is an element used for deoxidation and strengthening of steel. However, if contained excessively, an embrittled phase may be generated in the weld heat affected zone. Therefore, it is preferable to limit the Si amount to 0.4% or less.
  • the Si content may be 0%.
  • P 0.015% or less
  • P is an impurity, and may segregate at grain boundaries to deteriorate the characteristics. Therefore, the content is preferably limited to 0.015% or less.
  • the P content may be 0%.
  • S 0.005% or less Since S is an impurity and may cause sulfides such as MnS to deteriorate characteristics, it is preferable to limit the S content to 0.005% or less.
  • the S content may be 0%.
  • N 0.007% or less
  • N is an element that forms a nitride such as TiN, and fine TiN is used to refine the structure. However, when it contains excessively, a coarse nitride will be produced and a characteristic will be degraded. Therefore, the N content is preferably limited to 0.007% or less. The N content may be 0%.
  • the steel pipe according to the present embodiment may further contain Cu, Ni, Cr, Mo, and V that contribute to strengthening in the following ranges as necessary. Since these chemical elements do not necessarily need to be added to the steel sheet, the lower limits of these chemical elements are all 0% and are not limited.
  • Cu 0.1% or more and 1.0% or less Cu is an element that enhances the hardenability of the steel and increases the strength of the steel. In order to acquire the effect, it is preferable to make it contain 0.1% or more. However, if the Cu content exceeds 1.0%, weldability may be deteriorated or surface cracking of the steel may occur during rolling. Therefore, the Cu content is limited to 1.0% or less. More preferably, it is 0.95% or less, More preferably, it is 0.5% or less, 0.2% or less.
  • Ni 0.1% or more and 1.0% or less
  • Ni is an element that increases the hardenability of the steel to increase the strength of the steel and contributes to the improvement of low temperature toughness. In order to acquire the effect, it is preferable to make it contain 0.1% or more. However, if the Ni content exceeds 1.0%, weldability may be reduced, so the Ni content is limited to 1.0% or less. More preferably, it is 0.5% or less, and further preferably 0.3% or less.
  • Cr 0.1% or more and 1.0% or less Cr is an element that enhances the hardenability of the steel and increases the strength of the steel. In order to acquire the effect, it is preferable to make it contain 0.1% or more. However, if the Cr content exceeds 1.0%, the weldability may be reduced. Therefore, the addition amount is limited to 1.0% or less. More preferably, it is 0.5% or less.
  • Mo 0.05% or more and 0.3% or less Mo is an element that increases the hardenability of the steel to increase the strength of the steel and contributes to the improvement of low-temperature toughness. In order to acquire the effect, it is preferable to make it contain 0.05% or more. However, if the Mo content exceeds 0.3%, a large amount of low-temperature transformation phase may be generated or precipitation hardening may occur excessively, resulting in deterioration of low-temperature toughness. Therefore, the upper limit of the Mo content is limited to 0.3%. A preferable upper limit of the Mo content is 0.2%.
  • V 0.01% or more and 0.1% or less V is an element having an effect similar to that of Nb, but its influence is smaller than that of Nb. In order to acquire the effect, it is preferable to make it contain 0.01% or more. Even if the V content exceeds 0.1%, the effect is saturated and the cost increases, so the upper limit is limited to 0.1%.
  • the effect is not impaired.
  • elements other than the above for example, Zr, Sn, Co, As, etc.
  • Cu, Ni, Cr, Mo, and V are contained below the lower limit, they are treated as inevitable impurities.
  • a steel pipe used for a pipeline is generally manufactured from a plurality of molten steels. Therefore, one steel pipe and the other steel pipe welded to each other are often manufactured from different molten steels.
  • the yield strength is greatly affected by chemical components, particularly Ceq represented by the following formula. Therefore, when ⁇ YS, which is the difference in yield strength, is reduced, it is effective to reduce ⁇ Ceq, which is the absolute value of the difference in Ceq, between one steel pipe and the other steel pipe.
  • ⁇ Ceq value is decreased, ⁇ TS is decreased.
  • ⁇ Ceq is preferably 0.045 or less. More preferably, it is 0.035 or less.
  • the manufacturing method of the pipeline which concerns on embodiment of this invention is demonstrated.
  • the yield strength of each steel pipe is measured before joining each other by welding for a plurality of steel pipes used in the pipeline. Then, based on the measurement result of the yield strength, the steel pipe showing the round SS curve satisfies the above formula (b), and the steel pipe showing the YPE SS curve satisfies the above formula (f).
  • one steel pipe to be welded and the other steel pipe may be selected and welded. According to this method, it is possible to reliably weld steel pipes having a small ⁇ YS, which is a difference in yield strength, regardless of the steel pipe components and the history of manufacturing conditions.
  • all the steel pipes used in the pipeline are assigned production numbers that can identify them in the rolling order (for example, X + 1, X + 2,..., X + N, etc. in the rolling order). And what is necessary is just to weld the steel pipes manufactured from the same molten steel and the same hot-rolled coil, and the difference of the said serial numbers is 1-5.
  • the steel pipes with a large difference in the assigned manufacturing numbers have different cooling conditions when wound on the coil. There may be significant differences. Therefore, it is preferable to weld steel pipes manufactured from the same molten steel and the same hot-rolled coil and having a difference in the serial number of 1 to 5 inclusive.
  • the production number is given after the steel pipe has been formed. However, this production number can be used when rolling the steel sheet as the material of the steel pipe if the rolling order is clear. Alternatively, it may be applied at any stage, such as during cooling or when creating a rolling plan.
  • the manufacturing method of the steel pipe used for the pipeline according to the present embodiment is not particularly limited, and is manufactured according to a conventional method according to desired characteristics. do it. However, when obtaining a steel pipe having characteristics suitable for actual use (for example, characteristics satisfying API Specification 5L X42 to X80), for example, the following manufacturing method should be adopted. Thus, round type and YPE type steel pipes can be easily manufactured.
  • ERW steel pipe having a tensile strength of 450 MPa or more and 850 MPa or less and an SS curve showing a round shape
  • the slab having the above-described preferred range of chemical components is heated to 1200 ° C. or more and 1300 ° C. or less, and the heated slab is roughly rolled to obtain a steel material.
  • the steel material is subjected to finish rolling at a rolling end temperature of 800 ° C. or higher and 900 ° C. or lower. After completion of finish rolling, the steel material is cooled from a temperature range of 780 ° C. or higher to a temperature range of 400 ° C.
  • the cooled steel material is wound into a hot rolled coil in a temperature range of 400 ° C. or higher and 580 ° C. or lower. After this hot-rolled coil is cooled to room temperature, an open tube is formed by roll forming while unwinding the hot-rolled coil. The seam portion of the open pipe is welded by electric resistance welding, and the electric resistance welding portion is subjected to seam heat treatment, whereby a round type electric resistance steel pipe can be obtained.
  • the cooled steel material is air-cooled to room temperature to obtain a steel plate.
  • a round UOE steel pipe can be obtained. If a method like the above (i) or (ii) is used, a round type steel pipe having a tensile strength of 450 MPa to 850 MPa can be stably produced.
  • the SS curve is assumed to be a round shape because there is distortion due to cold forming while the pipe is still formed.
  • the hot-rolled coil is subjected to ERW molding according to a conventional method to produce a pipe.
  • heat treatment such as quenching and tempering (QT), tempering (T), or aging treatment after ERW molding, a YPE-type ERW steel pipe can be obtained.
  • QT quenching and tempering
  • T tempering
  • aging treatment after ERW molding, a YPE-type ERW steel pipe can be obtained.
  • thermosetting resin coating is performed, for example, by heating a steel pipe to a temperature range of 200 ° C. to 250 ° C. with a ring-shaped induction heater or the like, and spraying a thermosetting resin such as an epoxy resin with the spray in the temperature range. ,It can be carried out.
  • round type steel pipes manufactured by methods such as (i) and (ii) are heated to a temperature range of about 200 ° C. to 250 ° C. and maintained at this temperature range for 10 minutes or more to cause strain aging.
  • a YPE type steel pipe can be obtained. This is considered to be because interstitial solid solution elements such as C and N adhere to dislocations in the steel material as time passes.
  • the coating of the heat-processable resin and the aging treatment are treatments for heating the steel pipe to the same temperature range, the influence on the mechanical properties of the steel pipe is almost equivalent.
  • ERW steel pipe (ERW steel pipe) has high productivity and can be manufactured at low cost.
  • the seamless steel pipe is characterized in that a high t / D steel pipe is easy to manufacture.
  • the present invention will be further described with reference to examples.
  • the conditions of an Example are one condition examples employ
  • the present invention can adopt various conditions as long as the object of the present invention is achieved without departing from the gist of the present invention.
  • This test apparatus 10 has a bending bed 11 and a bending bed 12 arranged one above the other.
  • the lower surface of the bending return bed 11 has a downwardly convex curved surface
  • the upper surface of the bending bed 12 has an upwardly convex curved surface.
  • the end part opposite to the welded part 3 of the steel pipe A is used for bending back. It fixes between the lower surface of the bed 11 and the upper surface of the bed 12 for bending. Then, a bending load 13 is applied to the end of the steel pipe B opposite to the weld 3.
  • the steel pipes A and B are bent along the upper surface of the bending bed 12 by applying the bending load 13 downward. Thereby, the load of the same conditions as the case where it winds around a drum with respect to the steel pipes A and B is added.
  • the steel pipes A and B are bent along the lower surface of the return bed 11. Thereby, the load of the same conditions as what is called bending back which extends the curved steel pipes A and B linearly is added.
  • the aging treatment in Table 15 indicates that the steel pipe was heated to 200 ° C. and held in that temperature range for 10 minutes. Tempering in Table 15 indicates that the steel pipe was heated to 600 ° C. QTs in Tables 13 and 14 indicate that a quenching treatment in which water is cooled after heating to 930 ° C. and a tempering treatment in which heating is performed to 650 ° C. are performed.
  • the thermosetting resin coating was performed by heating the steel pipe to a temperature range of 200 ° C. to 250 ° C. with a ring-shaped induction heater or the like and spraying the epoxy resin with a spray or the like in that temperature range.
  • the tensile test of the steel plate and the steel pipe was performed according to the full thickness tensile test method defined in API Specification 5L.
  • a bending load 13 is applied downward to bend the steel pipes A and B.
  • the operation and the operation of applying bending load load 13 upward and applying bending back to steel pipes A and B were repeated three times alternately.
  • ⁇ YS is a round type.

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)
  • Butt Welding And Welding Of Specific Article (AREA)
  • Heat Treatment Of Articles (AREA)
  • Arc Welding In General (AREA)

Abstract

　このパイプラインは、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、ｔ／Ｄ×１００≦６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ΔＹＳ≦－１．７５×ＹＲ＋２３０を満足する。

Description

パイプライン及びその製造方法
　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。
　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。
　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。
　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。
日本国特開平３－１３３５７６号公報 日本国特開平３－２１１２５５号公報 日本国特開２００１－１９２７７３号公報 日本国特開２００６－２８１２１７号公報
　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。
　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。
　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。
　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。
　（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）を満足する。
　ｔ／Ｄ×１００≦６…（ａ）
　ΔＹＳ≦－１．７５×ＹＲ＋２３０…（ｂ）
　（２）上記（１）に記載のパイプラインでは、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以下であってもよい。
　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（ｃ）
　ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
　（３）上記（２）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。
　（４）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）を満足する。
　ｔ／Ｄ×１００≦６…（ｅ）
　ΔＹＳ≦－０．６９×ＹＲ＋１２５…（ｆ）
　（５）上記（４）に記載のパイプラインでは、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０．０５％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以下であり、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。
　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（ｇ）
　ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
　（６）上記（５）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。
　（７）上記（４）に記載のパイプラインでは、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０．０５％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（ｉ）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以下であってもよい。
　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（ｉ）
　ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
　（８）上記（７）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（ｊ）で表されてもよい。
　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６＋（［Ｎｉ］＋［Ｃｕ］）／１５＋（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋［Ｖ］）／５…（ｊ）
　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。
　（９）本発明の一態様に係るパイプラインの製造方法は、請求項１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。
　（１０）本発明の別の一態様に係るパイプラインの製造方法は、請求項１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。
　（１１）本発明の別の一態様に係るパイプラインの製造方法は、請求項４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。
　（１２）本発明の別の一態様に係るパイプラインの製造方法は、請求項４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。
　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。
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。 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。 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。 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。 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。 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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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）
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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）
　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。
　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。
　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。
　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。
　（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。
　（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。
　（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。
　（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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000019
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000020
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000021
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000022
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000023
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000024
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000025
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000026
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000027
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000028
　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。
　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

Claims (12)

  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を満足する；
    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）
  2. 　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、請求項１に記載のパイプライン。
    　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（３）
    　ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
  3. 　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２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。
  4. 　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を満足する；
    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）
  5. 　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０．０５％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以下であり、
    　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４に記載のパイプライン。
    　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（７）
    　ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
  6. 　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５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。
  7. 　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０．０５％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９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、請求項４に記載のパイプライン。
    　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６…（９）
    　ここで、［Ｃ］、［Ｍｎ］は、Ｃ、Ｍｎの質量％での含有量を示す。
  8. 　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１０で表される
    ことを特徴とする請求項７に記載のパイプライン。
    　Ｃｅｑ＝［Ｃ］＋［Ｍｎ］／６＋（［Ｎｉ］＋［Ｃｕ］）／１５＋（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋［Ｖ］）／５…（１０）
    　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。
  9. 　請求項１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。
  10. 　請求項１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。
  11. 　請求項４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。
  12. 　請求項４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。
PCT/JP2013/051765 2012-01-27 2013-01-28 パイプライン及びその製造方法 Ceased WO2013111902A1 (ja)

Priority Applications (6)

Application Number Priority Date Filing Date Title
BR112014018236-1A BR112014018236B1 (pt) 2012-01-27 2013-01-28 Tubulações e métodos de produção da mesmas
EP13740715.1A EP2808415B1 (en) 2012-01-27 2013-01-28 Pipeline and manufacturing method thereof
AU2013212844A AU2013212844B2 (en) 2012-01-27 2013-01-28 Pipeline and manufacturing method thereof
US14/371,592 US9737962B2 (en) 2012-01-27 2013-01-28 Pipeline and manufacturing method thereof
ES13740715.1T ES2659172T3 (es) 2012-01-27 2013-01-28 Ducto y método de fabricar el mismo
US15/649,469 US10449636B2 (en) 2012-01-27 2017-07-13 Pipeline and manufacturing method thereof

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2012014991 2012-01-27
JP2012-014991 2012-01-27

Related Child Applications (2)

Application Number Title Priority Date Filing Date
US14/371,592 A-371-Of-International US9737962B2 (en) 2012-01-27 2013-01-28 Pipeline and manufacturing method thereof
US15/649,469 Division US10449636B2 (en) 2012-01-27 2017-07-13 Pipeline and manufacturing method thereof

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2013111902A1 true WO2013111902A1 (ja) 2013-08-01

Family

ID=48873612

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2013/051765 Ceased WO2013111902A1 (ja) 2012-01-27 2013-01-28 パイプライン及びその製造方法

Country Status (7)

Country Link
US (2) US9737962B2 (ja)
EP (1) EP2808415B1 (ja)
JP (1) JP5618017B2 (ja)
AU (1) AU2013212844B2 (ja)
BR (1) BR112014018236B1 (ja)
ES (1) ES2659172T3 (ja)
WO (1) WO2013111902A1 (ja)

Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2023502071A (ja) * 2019-11-15 2023-01-20 ジェイ． レイ マクダーモット， エス．エー． ハイブリッド機械式ライニング管の方法および装置
WO2023149364A1 (ja) 2022-02-07 2023-08-10 日本製鉄株式会社 鋼管、鋼管群、パイプライン、及び鋼管製造方法
KR20240130761A (ko) 2022-02-07 2024-08-29 닛폰세이테츠 가부시키가이샤 강관, 강관군, 파이프라인, 및 강관 제조 방법

Families Citing this family (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2905353B8 (en) * 2012-10-04 2019-08-21 Nippon Steel Corporation Shaped steel wire for undersea-cable protecting tube, manufacturing method therefor, and pressure-resistant layer
FR3053755B1 (fr) * 2016-07-06 2018-08-17 Saipem S.A. Procede de raccordement de deux elements unitaires d'une conduite sous-marine de transport de fluides soumise a la fatigue

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH03133576A (ja) 1989-07-06 1991-06-06 Kawasaki Steel Corp リールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法
JPH03211255A (ja) 1989-09-08 1991-09-17 Kawasaki Steel Corp リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管
JP2001192773A (ja) 2000-01-13 2001-07-17 Sumitomo Metal Ind Ltd ラインパイプ用鋼
JP2006122932A (ja) * 2004-10-27 2006-05-18 Jfe Steel Kk ラインパイプ用低降伏比電縫鋼管の製造方法
JP2006281217A (ja) 2005-03-31 2006-10-19 Sumitomo Metal Ind Ltd 連結管及びその製造方法

Family Cites Families (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5134267A (en) * 1989-07-06 1992-07-28 Kawasaki Steel Corporation Method of conducting circumferential welding of electric welded steel line pipe to be laid by reel barge
US5491637A (en) * 1994-03-18 1996-02-13 Amoco Corporation Method of creating a comprehensive manufacturing, shipping and location history for pipe joints
JP5068645B2 (ja) * 2005-04-04 2012-11-07 新日本製鐵株式会社 延性破壊特性に優れた高強度鋼板及び高強度溶接鋼管並びにそれらの製造方法
MXPA05008339A (es) * 2005-08-04 2007-02-05 Tenaris Connections Ag Acero de alta resistencia para tubos de acero soldables y sin costura.
NO325936B1 (no) * 2006-12-11 2008-08-18 Statoil Asa Fremgangsmate for utlegging av en rorledning med en innvendig korrosjonsbestandig kledning
KR101257547B1 (ko) * 2007-07-23 2013-04-23 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 변형 특성이 우수한 강관 및 그 제조 방법
CA2808119C (en) * 2011-04-19 2014-07-08 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Electric resistance welded oil country tubular goods and manufacturing method of electric resistance welded oil country tubular goods

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH03133576A (ja) 1989-07-06 1991-06-06 Kawasaki Steel Corp リールバージ敷設用電縫鋼管ラインパイプの円周溶接方法
JPH03211255A (ja) 1989-09-08 1991-09-17 Kawasaki Steel Corp リールバージ敷設性に優れた高靭性電縫鋼管
JP2001192773A (ja) 2000-01-13 2001-07-17 Sumitomo Metal Ind Ltd ラインパイプ用鋼
JP2006122932A (ja) * 2004-10-27 2006-05-18 Jfe Steel Kk ラインパイプ用低降伏比電縫鋼管の製造方法
JP2006281217A (ja) 2005-03-31 2006-10-19 Sumitomo Metal Ind Ltd 連結管及びその製造方法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See also references of EP2808415A4

Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2023502071A (ja) * 2019-11-15 2023-01-20 ジェイ． レイ マクダーモット， エス．エー． ハイブリッド機械式ライニング管の方法および装置
WO2023149364A1 (ja) 2022-02-07 2023-08-10 日本製鉄株式会社 鋼管、鋼管群、パイプライン、及び鋼管製造方法
KR20240130761A (ko) 2022-02-07 2024-08-29 닛폰세이테츠 가부시키가이샤 강관, 강관군, 파이프라인, 및 강관 제조 방법

Also Published As

Publication number Publication date
JPWO2013111902A1 (ja) 2015-05-11
BR112014018236A2 (ja) 2017-06-20
US10449636B2 (en) 2019-10-22
AU2013212844B2 (en) 2015-07-16
AU2013212844A1 (en) 2014-07-24
EP2808415A1 (en) 2014-12-03
EP2808415A4 (en) 2016-01-13
JP5618017B2 (ja) 2014-11-05
BR112014018236A8 (pt) 2017-07-11
US20150004426A1 (en) 2015-01-01
US9737962B2 (en) 2017-08-22
ES2659172T3 (es) 2018-03-14
EP2808415B1 (en) 2017-11-22
BR112014018236B1 (pt) 2019-04-02
US20170304953A1 (en) 2017-10-26

Similar Documents

Publication Publication Date Title
CN104011245B (zh) 高张力热轧钢板及其制造方法
JP6816827B2 (ja) 角鋼管の製造方法および角鋼管
US10449636B2 (en) Pipeline and manufacturing method thereof
WO2011065578A1 (ja) 高い圧縮強度および高い靭性に優れたラインパイプ用溶接鋼管及びその製造方法
CN102549186B (zh) 高强度钢管、高强度钢管用钢板及它们的制造方法
WO2015151469A1 (ja) 耐歪時効特性及び耐ｈｉｃ特性に優れた高変形能ラインパイプ用鋼材およびその製造方法ならびに溶接鋼管
JP6070642B2 (ja) 高強度でかつ低温靭性に優れた熱延鋼板およびその製造方法
CN105452506A (zh) 焊接区质量优异的电焊钢管及其制造方法
US20180320257A9 (en) Thick steel plate for structural pipes or tubes, method of producing thick steel plate for structural pipes or tubes, and structural pipes and tubes
JP6048615B2 (ja) 耐歪時効特性及び耐ｈｉｃ特性に優れた高変形能ラインパイプ用鋼材およびその製造方法ならびに溶接鋼管
JP2019116659A (ja) 疲労強度に優れた厚肉大径電縫鋼管およびその製造方法
JP2019116658A (ja) 疲労強度に優れた電縫鋼管およびその製造方法
JP5786351B2 (ja) 耐コラプス性能の優れたラインパイプ用鋼管
JP2009228099A (ja) ラインパイプ用ｕｏｅ鋼管及びその製造方法
CN105102654A (zh) 厚壁钢管用钢板、其制造方法以及厚壁高强度钢管
JP4442541B2 (ja) ラインパイプ向け低ｙｒ電縫鋼管の製造方法
JP6984785B2 (ja) 角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物
JP2006289482A (ja) ラインパイプ用低降伏比電縫鋼管の製造方法
JP6658385B2 (ja) 鋼管の製造方法
JP5353760B2 (ja) 変形特性に優れる電縫鋼管およびその製造方法
JP5782830B2 (ja) 高圧縮強度鋼管及びその製造方法
JP2007015008A (ja) ラインパイプ向け低ｙｒ電縫鋼管の製造方法
JP2020110840A (ja) 電縫鋼管およびその製造方法
JP7700876B2 (ja) 熱延鋼板、電縫鋼管および角形鋼管ならびにラインパイプおよび建築構造物
JP5782829B2 (ja) 高圧縮強度鋼管及びその製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 13740715

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2013555341

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

REEP Request for entry into the european phase

Ref document number: 2013740715

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2013740715

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 14371592

Country of ref document: US

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2013212844

Country of ref document: AU

Date of ref document: 20130128

Kind code of ref document: A

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

REG Reference to national code

Ref country code: BR

Ref legal event code: B01A

Ref document number: 112014018236

Country of ref document: BR

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 112014018236

Country of ref document: BR

Kind code of ref document: A2

Effective date: 20140724