CN101688505A - 燃料喷射管用钢管以及其制造方法 - Google Patents

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Abstract

本发明提供一种燃料喷射管用钢管以及其制造方法。该燃料喷射管用钢管的材料强度大、且不会引发疲劳损坏的极限内压大、疲劳寿命长、可靠性高。该燃料喷射管用钢管以质量％计含有C：0.12％～0.27％、Si：0.05％～0.40％以及Mn：0.8％～2.0％、剩余部分由Fe以及杂质构成，杂质中的Ca在0.001％以下、P在0.02％以下、S在0.01％以下、其拉伸强度在900N/mm2以上，其特征在于，存在于从钢管内表面起到至少20μm为止的深度中的非金属夹杂物的最大直径在20μm以下。该钢管能够进一步含有Cr：1％以下、Mo：1％以下、Ti：0.04％以下、Nb：0.04％以下以及V：0.1％以下中的一种或两种以上。

Description

燃料喷射管用钢管以及其制造方法
技术领域
本发明涉及一种用于向燃烧室喷射燃料的、拉伸强度在900N/mm2以上的燃料喷射管用钢管以及其制造方法。更具体而言，涉及一种用于向柴油发动机的燃烧室供给燃料液滴的、具有优异的耐内压疲劳特性的燃料喷射管用钢管以及其制造方法。
背景技术
作为用于解决未来能源枯竭的对策，人们一直大力开展着促进节能的运动、资源的再利用运动以及开发用于达到上述目的的技术。特别是最近几年，作为全世界范围内的倡议，强烈希望减少随着燃料的燃烧而产生的CO2的排放量以防止地球变暖。
作为CO2的排放量较少的内燃机，可以举出用在汽车等中的柴油发动机。但是，虽然柴油发动机的CO2的排放量较少，但是有产生黑烟的问题。黑烟是在氧的量相对于所喷射的燃料不足的情况下产生的。即、燃料中的一部分被热分解从而发生脱氢反应，产生黑烟的初级粒子，然后该初级粒子再次被热分解，并聚集、合体，从而成为黑烟。人们担心这样产生的黑烟引发大气污染、对人体造成不良影响。
通过提高向柴油发动机的燃烧室喷射燃料的喷射压力，能够减少上述黑烟的产生量。但是，为此要求用于喷射燃料的钢管具有较高的疲劳强度。关于获得上述的用于喷射燃料的钢管的制造方法，公开有下述发明。
在专利文献1中公开了一种利用喷丸(shot blast)处理对热轧的无缝钢管原料的内表面进行磨削、研磨、之后进行冷拔加工的用于喷射柴油发动机的燃料的钢管的制造方法。采用该制造方法，由于能将钢管内表面的缺陷(凹凸、鳞状折叠、微细裂纹等)的深度控制在0.10mm以下，因此能够实现用于喷射燃料的钢管的高强度化。
专利文献1：日本特开平9-57329号公报
利用上述专利文献1所公开的方法制成的用于喷射燃料的钢管虽然具有很高的强度，但是无法获得与其钢管材料的强度相当的疲劳寿命。在增大钢管材料的强度时，当然能够增大作用在钢管内侧的压力，但是在对钢管内侧施加了压力的情况下，构成不会使钢管内表面发生由疲劳导致的损坏的极限的内压(以下称作“极限内压”)并不是只依赖于钢管材料的强度。即、即使增大钢管材料的强度也不能获得期望值以上的极限内压。考虑到最终产品的可靠性等，疲劳寿命越长越好，但在上述极限内压较低时，在较高内压的使用条件下钢管容易疲劳，因此疲劳寿命也变短。
特别是，在最近的趋势中，希望获得更高的内压，具体而言，要求钢管具有900N/mm2以上的拉伸强度，并希望提高与该拉伸强度相对应的疲劳特性。
发明内容
本发明的目的在于，提供一种通过提高材料强度、并确保较高的极限内压来谋求延长疲劳寿命、且可靠性较高的燃料喷射管用钢管以及其制造方法。特别是，提供一种具有优异的耐内压疲劳特性、拉伸强度在900N/mm2以上的燃料喷射管用钢管以及其制造方法。
本发明人为了解决上述问题，详细研究了钢管材料的拉伸强度与钢管的极限内压的关系。首先，准备多个通过改变材料的组成而使拉伸强度不同的钢管，研究拉伸强度与极限内压的关系。并且，对于在研究极限内压时所获得的产生了疲劳损坏的钢管，也研究了其破损部。
从上述研究结果得出下述见解，在钢管材料的拉伸强度小于500N/mm2的情况下，在由具有基本相同的拉伸强度的材料构成的钢管中，即使极限内压不同，也会呈现出相同的破损形态。与此相对，在钢管材料的拉伸强度为500N/mm2以上的情况下，即使是由具有基本相同的拉伸强度的材料构成的钢管，也会因极限内压的大小不同而导致破损形态不同。
即、在钢管材料的拉伸强度为500N/mm2以上的情况下，极限内压比较大的钢管的破损形态与拉伸强度小于500N/mm2的情况下的钢管的破损形态相同。但是，在极限内压比较小的钢管中，由于以存在于内表面附近的夹杂物为起点发生破损，因此只要抑制该夹杂物，就能提高极限内压。
并且，在被本发明视作目的的钢管材料的拉伸强度为900N/mm2以上的情况下，若是极限内压比较小的钢管，则也是以存在于内表面附近的夹杂物为起点发生破损的，因此只要抑制该夹杂物，同样也能提高极限内压。
本发明是以上述见解为基础而完成的，其主旨在于提供下述(1)以及(2)所述的燃料喷射管用钢管以及下述(3)～(6)所述的燃料喷射用钢管的制造方法。以下，称作“本发明1”～“本发明6”。有时也总称为“本发明”。
(1)一种燃料喷射管用钢管，其以质量％计含有C：0.12％～0.27％、Si：0.05％～0.40％以及Mn：0.8％～2.0％、剩余部分由Fe以及杂质构成，杂质中的Ca在0.001％以下、P在0.02％以下、S在0.01％以下，其拉伸强度在900N/mm2以上，其特征在于，存在于从钢管的内表面起到至少20μm为止的深度中的非金属夹杂物的最大直径在20μm以下。
(2)在上述(1)所述的燃料喷射管用钢管的基础上，含有Cr：1％以下、Mo：1％以下、Ti：0.04％以下、Nb：0.04％以下、以及V：0.1％以下中的一种或两种以上来代替一部分Fe。
(3)一种燃料喷射管用钢管的制造方法，其特征在于，以Ac3相变点以上的温度对具有上述(1)以及(2)所述的化学成分的钢管进行淬火，以Ac1相变点以下的温度对该钢管进行回火。
(4)在上述(3)所述的燃料喷射管用钢管的制造方法的基础上，淬火温度在[Ac3相变点+30℃]以上且在1150℃以下。
(5)在上述(3)或(4)所述的燃料喷射管用钢管的制造方法的基础上，以10℃/秒以上的加热速度进行加热直到淬火温度。
(6)根据上述(3)～(5)中任意一项所述的燃料喷射管用钢管的制造方法的基础上，回火温度在600℃以上且在650℃以下。
本发明的拉伸强度在900N/mm2以上的钢管适合用在例如向柴油发动机的燃烧室供给燃料的这样的用途中。使用该钢管，由于能够进一步提高向燃烧室喷射燃料的压力，因此在减少CO2的排放的同时还能减少黑烟的排放量。
具体实施方式
本发明的燃料喷射管用钢管是指，内表面反复承受由喷射燃料产生的压力的钢管。在钢管内表面上，有时在短时间内施加有极其高的压力，有时始终作用有较高的压力且该压力是变化的。因而，由该冲击产生的材料的疲劳极大。本发明的燃料喷射管用钢管具有还能充分承受该种用途的疲劳特性。
作为能使用本发明的燃料喷射管用钢管的例子，可以举出配置在使用了蓄压型燃料喷射系统的柴油发动机中的燃油泵与共轨(common rail)之间、共轨与喷射喷嘴之间的、用来引导燃料的钢管。
在柴油发动机中，如上所述，为了抑制产生黑烟，需要以极高的压力喷射燃料，因而燃料喷射管用钢管的内表面必须能承受该压力。本发明的钢管虽然是被作为能用在需要高内压的柴油发动机中的燃料喷射管用钢管而开发的，但不言而喻，其当然也能用作直接喷射型汽油发动机等的燃料喷射用钢管等。
本发明的燃料喷射管用钢管的钢管材料的拉伸强度需要在900N/mm2以上。如上所述，由于在燃料喷射管用钢管中作用有较高的内压，因此，要求该钢管能够承受该内压，从轻型化的观点考虑，该钢管必然需要具有较高的拉伸强度。将本发明的燃料喷射管用钢管的拉伸强度规定在900N/mm2以上是因为，该值是能切实地承受由高压化了的燃料施加在钢管内侧的压力的拉伸强度，若满足了该拉伸强度，则能够切实地提供具有优异的疲劳特性的燃料喷射管用钢管。
在后述的实施例中举出具体例子详细说明上述破损形态，即使拉伸强度在900N/mm2以上，在拉伸强度基本相同时，也是根据破损形态来决定极限内压的大小。在破损形态是以夹杂物为起点的情况下，极限内压不应比拉伸强度大。在本发明中，通过使用将钢的合金组成调整在特定范围内、且将上述非金属夹杂物的大小抑制在特定范围内而成的钢管管坯，提供一种即使拉伸强度在900N/mm2以上，也能使极限内压高于以往技术的燃料喷射管用钢管。
下面，从(1)非金属夹杂物、(2)钢的化学成分、和(3)制管以及热处理的观点出发，分别详细说明本发明的燃料喷射管用钢管和其制造方法。
(1)非金属夹杂物
本发明的燃料喷射管用钢管需要使存在于钢管内表面附近(至少是从钢管内表面到20μm为止的深度)的非金属夹杂物的最大直径在20μm以下。非金属夹杂物是指，由日本标准JIS G0202中的“钢铁用语”中的3131所定义的夹杂物。非金属夹杂物的析出是由钢管的组成、制造方法决定的。按照由日本标准JIS G 0555规定的钢的非金属夹杂物的显微镜试验方法，在切制钢管截面并进行了研磨后，通过用光学显微镜观察研磨表面来确认是否有非金属夹杂物析出。
并且，在本发明的燃料喷射管用钢管中，析出的大量非金属夹杂物中的较大的非金属夹杂物的直径、即非金属夹杂物的最大直径必须在20μm以下。这是因为，在非金属夹杂物的最大直径大于20μm时，疲劳损坏的形态发生变化，最大直径大于20μm的非金属夹杂物会成为疲劳损坏的起点，从而疲劳强度、即极限内压下降。
非金属夹杂物未必一定以球状形态存在。因此，将非金属夹杂物的最大直径定义为：在将夹杂物的长径当量长度设为L、将短径当量长度设为S时，夹杂物最大直径＝(L+S)/2。另外，只要在从作用有高压力的钢管内表面起到至少20μm为止的深度中，非金属夹杂物的最大直径在20μm以下即可，在除此之外的部分中，即使非金属夹杂物的最大直径大于20μm也不会构成疲劳破损的起点。
为了缩小A类夹杂物的最大直径，只要将钢管所含的S控制在0.01质量％以下即可。为了缩小B类夹杂物的最大直径，只要增大浇铸时的铸坯截面积即可。这是因为，较大的夹杂物在从浇铸之后到凝固之前的期间内浮起。浇铸时的铸坯截面积最好在200000mm2以上。
为了缩小C类夹杂物的最大直径，只要降低钢管所含的Ca含量即可。为此，将本发明的燃料喷射用钢管所含的Ca控制在0.001质量％以下。由于Ca具有使C类夹杂物聚集的作用，因此通过限制Ca的含量能够抑制C类夹杂物变大，从而能够避免C类夹杂物的不良影响。
另外，无论是A类、B类、C类中的哪一类，都能通过减小铸造速度(例如在连铸过程中能以0.5m/分钟左右的浇铸速度实施。)，使较轻的非金属夹杂物作为熔渣浮起，从而减少钢中的非金属夹杂物本身。
(2)钢的化学成分
本发明的燃料喷射管用钢管含有C、Si以及Mn。下面说明本发明的燃料喷射管用钢管所含的上述元素的作用以及限定含量的理由。另外，涉及含量的％，全部表示质量％。
C：0.12％～0.27％
C用于提高钢管材料的强度。为了提高强度，需要将C含量设在0.12％以上。但是，在C含量大于0.27％时，加工性下降，难以成形成钢管。更优选C含量为0.12％～0.2％。
Si：0.05％～0.40％
Si用于对钢管材料进行脱氧。为了切实地发挥脱氧效果，需要将Si含量设在0.05％以上。但是，在Si含量大于0.40％时，会导致韧性下降。
Mn：0.8％～2.0％
Mn用于提高钢管材料的强度。为了提高强度，需要将Mn含量设在0.8％以上。但是，在Mn含量大于2.0％时，促进偏析，会使韧性变差。
本发明的钢管之一除了上述成分之外，剩余部分由Fe以及杂质构成。其中，如上所述需要将杂质中的Ca含量设在0.001％以下，并且必须如下所述地限制P以及S的含量。
P：0.02％以下、S：0.01％以下
P以及S都是对热加工性以及韧性产生不良影响的杂质元素，因此P以及S的含量越低越优选。在P含量以及S含量分别大于0.02％、0.01％的情况下，热加工性以及韧性明显变差。
本发明的燃料喷射管用钢管除了上述成分之外，也可以含有下述成分的1种或2种以上。
Cr：1％以下
无需积极地含有Cr，但由于Cr具有能提高淬火性以及耐磨损性的效果，因此优选含有Cr。为了获得上述效果，优选将Cr含量设在0.3％以上。但是，在Cr含量大于1％时，产生大量贝氏体，从而韧性下降。
Mo：1％以下
Mo也是无需积极含有的元素，但由于Mo具有能提高淬火性的效果、且也有改善韧性的效果，因此优选含有Mo。为了获得上述效果，最好将Mo含量设在0.03％以上。但是，在Mo含量大于1％时，产生大量贝氏体，从而韧性下降。
Ti：0.04％以下
无需积极地含有Ti，但由于Ti具有能提高强度以及韧性的效果，因此优选含有Ti。为了获得上述效果，最好将Ti含量设在0.005％以上。但是，在Ti含量大于0.04％时，在钢管中形成氮化合物的夹杂物，从而韧性下降。因而，更优选Ti含量为0.01％～0.4％。
Nb：0.04％以下
Nb也是无需积极含有的元素，但由于Nb具有能提高强度以及韧性的效果，因此优选含有Nb。为了获得上述效果，最好将Nb含量设在0.005％以上。但是，在Nb含量大于0.04％时，在钢管中形成氮化合物的夹杂物，从而韧性下降。因而，更优选Nb含量为0.01％～0.4％。
V：0.1％以下
V也是无需积极含有的元素，但由于V具有能提高强度的效果，因此优选含有V。为了获得上述效果，最好将V含量设在0.01％以上。但是，在V含量大于0.1％时，韧性下降。
(3)制管以及热处理
本发明的燃料喷射管用钢管利用下述方法进行制管，能够通过热处理，获得期望的特性。
例如，利用满乃斯曼式芯棒式无缝管轧机制管法进行穿孔轧制、拉伸轧制，利用张力减径机(stretch reducer)定径轧制的方式精加工成规定的热加工制管的尺寸。然后，反复进行多次冷拔加工而形成规定的精冷加工的尺寸。在进行冷拔操作之前进行去应力的退火操作，从而能易于进行冷拔加工。作为本发明所用的钢管的制管方法，从生产率的角度考虑，优选应用满乃斯曼式芯棒式无缝管轧机制管法，但也可以使用芯棒轧管机(plug mill)制管法等其他的制管法。
这样，在进行了最终的冷拔加工之后，通过进行淬火、回火的热处理，能够确保900N/mm2以上的拉伸强度。
淬火条件是，进行加热到至少Ac3相变点以上的温度，然后急冷。优选加热温度为[Ac3相变点+30℃]～1150℃，特别是在想得到高强度的情况下，优选在1000℃以上。加热温度越高越能获得高强度。在加热温度小于Ac3时，无法获得期望的拉伸强度，并且在超过1150℃时，尺寸精度下降，对韧性产生不良影响，加工性下降。在燃料喷射管用钢管中，需要对用于形成与共轨、喷射器进行连接的连接部进行塑性加工，因此，加工性的下降，是不优选的。
淬火时的加热方法没有特别限定，但在非保护气氛的情况下进行高温的长时间加热时，产生在钢管表面上的氧化皮变多，从而导致尺寸精度和表面性状下降，因此，在使用步进式加热炉(walking beam)等炉进行加热的情况下，优选设成10～20分钟左右的较短的保持时间。从抑制氧化皮的观点考虑，优选氧化能力低的气氛、非氧化性的还原气氛为加热气氛。
最好采用高频感应加热方法、或直接通电加热方法为加热方式，此时能够实现利用短时间保持加热。通过将加热温度设在10℃/秒左右以上，即使在大气中进行加热，也能最小限度地抑制产生在钢管表面上的氧化皮。
关于淬火时的冷却，为了稳定且切实地获得所期望的900MPa以上的拉伸强度，对于500℃～800℃之间的温度，需要以10℃/秒以上的冷却速度进行冷却直到500℃以下。优选进行水淬等急冷处理。
被进行急冷处理而被冷却直到常温的钢管若保持该状态不变，则会变硬、变脆，因此需要以Ac1相变点以下的温度进行回火。在回火温度小于450℃时，回火不充分，且缺乏韧性和加工性。在回火温度大于Ac1相变点时，开始相变，从而难以稳定且切实地获得期望的特性。优选回火温度为600℃～650℃。回火温度的保持时间没有特别限定，通常为10分钟～120分钟左右。另外，在回火之后，也可以利用矫直机(straightener)等适当矫正弯曲。
实施例1
为了确定本发明的效果，制造了11个具有表1所示的化学成分的试验用钢材。对各试验用钢材以表2所示的浇铸速度和浇铸时的铸坯截面积进行连铸，经过满乃斯曼式穿孔轧制、由芯棒式无缝管轧机进行的拉伸轧制、由张力减径机进行的定径轧制，得到外径34mm、壁厚4.5mm的尺寸的热加工制管。为了拉伸该被热精加工过的管坯，首先在对管坯顶端加以收口加工，涂布润滑剂。然后，使用模具和顶头(plug)进行拉拔加工，使管径逐渐缩小，在对管内表面进行了切削、研磨之后，实施作为精加工工序的缩径加工，从而精加工出外径8.0mm、壁厚2.0mm的钢管。然后，作为最终工序，以表2的热处理条件所述的条件对上述钢管进行淬火、回火处理，形成13种试验用钢材。其中，在表2中，关于淬火时的加热，在采用高频加热的情况下，加热速度为12.5℃/秒，关于淬火时的冷却，在采用高频加热的方式时，冷却速度为12.5℃/秒，在采用炉中加热的方式时，冷却速度为2.5℃/秒。另外，试验用钢材No.3、No.6以及No.9的拉拔后的热处理进行的是退火而非淬火、回火，试验用钢材No.6以及No.9分别利用与试验用钢材No.5以及No.8相同的钢坯制成。
表1(见下页)
Figure G2008800238332D00121
表2(见下页)
切割上述每个试验用钢材的一部分作为样品，将该样品加工成在日本标准JIS中被规格成11号试验片的拉伸试验的试验片的大小，进行拉伸试验。另外，利用光学显微镜观察该样品的相当于从钢管内表面到深20μm为止的范围内的部分，对所析出的夹杂物进行研究。
表2表示有各试验用钢材的拉伸强度和夹杂物的最大直径。试验用钢材No.1、No.4、No.7以及No.11的Ca含量分别大于试验用钢材No.2、No.3、No.5、No.6以及No.8～No.10。从表2得知，试验用钢材No.1和No.2、No.4和No.5、以及No.7和No.8分别是拉伸强度基本相同的钢材，但Ca含量较多的试验用钢材No.1、No.4以及No.7的C类夹杂物的最大直径分别大于试验用钢材No.2、No.5以及No.8。另外，试验用钢材No.12的A类夹杂物的最大直径较大，试验用钢材No.10的B类夹杂物的最大直径较大。实施了退火为热处理条件的试验用钢材No.3、No.6以及No.9虽然能够抑制夹杂物的最大直径，但拉伸强度较小，远不及作为目标的900MPa。
另外，对各试验用钢材的钢管内侧施加压力而进行疲劳试验。在疲劳试验中，将最低内压设为18Mpa，以在时间上成正弦波状的负荷条件施加压力，将即使反复次数为107次也不会损坏的最大内压作为极限内压。然后，利用光学显微镜对发生了损坏的钢材的其被损坏部分的状态进行确认。
表2表示各试验用钢材的极限内压和损坏状态。在此，Ca含量较多的试验用钢材No.1、No.4以及No.7的极限内压也是分别低于试验用钢材No.2、No.5以及No.8。并且，其损坏状态都是从压力作用最大的钢管内表面开始发生损坏，但在试验用钢材No.1、No.4以及No.7中，与试验用钢材No.2、No.5以及No.8不同，是以存在于从钢管内表面到深20μm为止的范围内的C类夹杂物为起点发生损坏的。另外，在试验用钢材No.12中，以存在于从钢管内表面到深20μm为止的范围内的A类夹杂物为起点发生疲劳损坏，并且在试验用钢材No.13中，以存在于从钢管内表面到深20μm为止的相同范围内的B类夹杂物为起点发生疲劳损坏。
从上述试验结果明确得知，在具有900Mpa左右的高拉伸强度的试验用钢材中，通过将非金属夹杂物的最大直径抑制得很小，能够避免以夹杂物为起点的疲劳损坏，提高极限内压。
实施例2
使用表1中的试验用钢材C和G，对于采用与实施例1相同的制法利用热加工制管和冷拉拔的缩径加工而精加工成外径8.0mm、壁厚2.0mm的钢管，以各种淬火、回火条件对其进行热处理，利用拉伸试验比较其拉伸强度。其结果如表3所示。
表3(见下页)
Figure G2008800238332D00161
试验用钢材No.14～No.17以及No.21～No.23以本发明的制造条件进行了淬火、回火，确保900N/mm2以上的拉伸强度。其中，No.14采用高频加热的方式以12.5℃/秒的速度加热，均热时间实质上为0秒。另一方面，No.18～No.20不是利用本发明的制造方法制得的钢材，拉伸强度均小于900N/mm2。另外，试验用钢材No.20是从加热温度起缓慢冷却的钢材。从上述结果得知，根据本发明的制造方法，能够稳定地确保900N/mm2以上的拉伸强度。
工业实用性
在本发明的燃料喷射管用钢管中，能够防止以存在于内表面附近的非金属夹杂物为起点的疲劳损坏，因此能够确保900N/mm2以上的拉伸强度，并且能够提高极限内压。因而，当将该燃料喷射管用钢管用作向柴油发动机的燃烧室供给燃料的钢管时，即使充分增大向燃烧室的燃料的喷射压力，也不会产生疲劳。

Claims (6)

1.一种燃料喷射管用钢管，其以质量％计含有C：0.12％～0.27％、Si：0.05％～0.40％以及Mn：0.8％～2.0％、剩余部分由Fe以及杂质构成、杂质中的Ca在0.001％以下、P在0.02％以下、S在0.01％以下，其拉伸强度在900N/mm2以上，其特征在于，
存在于从钢管的内表面起到至少20μm为止的深度中的非金属夹杂物的最大直径在20μm以下。
2.根据权利要求1所述的燃料喷射管用钢管，其特征在于，
含有Cr：1％以下、Mo：1％以下、Ti：0.04％以下、Nb：0.04％以下以及V：0.1％以下中的一种或两种以上来代替一部分Fe。
3.一种燃料喷射管用钢管的制造方法，其特征在于，
以Ac3相变点以上的温度对具有权利要求1或2所述的化学成分的钢管进行淬火，以Ac1相变点以下的温度对该钢管进行回火。
4.根据权利要求3所述的燃料喷射管用钢管的制造方法，其特征在于，
淬火温度在[Ac3相变点+30℃]以上且在1150℃以下。
5.根据权利要求3或4所述的燃料喷射管用钢管的制造方法，其特征在于，
以10℃/秒以上的加热速度进行加热直到淬火温度。
6.根据权利要求3～5中任意一项所述的燃料喷射管用钢管的制造方法，其特征在于，
回火温度在600℃以上且在650℃以下。
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