JP2002276637A - 耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルト及びその鋼材 - Google Patents
耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルト及びその鋼材Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 １２００Ｎ／ｍｍ2以上のボルト引張強さを
有する耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルト及びその鋼材
を提供する。 【解決手段】 頭部１と軸部２とが鋼材で形成される高
力ボルトであって、鋼材は、ボルト引張強さＴＳ（Ｎ／
ｍｍ2）と焼戻温度Ｔ（℃）との関係が、下記の（１）
式を満足し、かつ、ボルト引張強さＴＳと、その化学成
分から計算される炭素当量Ｃeq（％）との関係が下記の
（２）式を満足するとともに、焼入れ及び焼戻しにより
ボルト引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上で、１６００
Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質する。 ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・
（１） ＴＳ≦５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・
・（２） ここで、 Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４
０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
有する耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルト及びその鋼材
を提供する。 【解決手段】 頭部１と軸部２とが鋼材で形成される高
力ボルトであって、鋼材は、ボルト引張強さＴＳ（Ｎ／
ｍｍ2）と焼戻温度Ｔ（℃）との関係が、下記の（１）
式を満足し、かつ、ボルト引張強さＴＳと、その化学成
分から計算される炭素当量Ｃeq（％）との関係が下記の
（２）式を満足するとともに、焼入れ及び焼戻しにより
ボルト引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上で、１６００
Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質する。 ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・
（１） ＴＳ≦５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・
・（２） ここで、 Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４
０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、例えば、土木、建
築あるいは各種プラント構造物等の構築に用いられる高
力ボルト及びその鋼材に係り、特に、１２００Ｎ／ｍｍ
2以上のボルト引張強さを有する耐遅れ破壊特性に優れ
た高力ボルト及びその鋼材に関する。
築あるいは各種プラント構造物等の構築に用いられる高
力ボルト及びその鋼材に係り、特に、１２００Ｎ／ｍｍ
2以上のボルト引張強さを有する耐遅れ破壊特性に優れ
た高力ボルト及びその鋼材に関する。
【０００２】
【従来の技術】各産業分野において利用される鋼材の接
合に際しては、周知のとおり、各種の溶接による接合手
段の他に、ボルトによる接合手段が一般的に採用されて
いる。このようなボルト接合手段にあっては、経済性の
追及と技術の進歩から鋼材の高張力化が促進され、特
に、土木、建築分野では、接合の信頼性が高く、作業性
にも優れた高力ボルトを用いた摩擦接合手段が多用され
ている。
合に際しては、周知のとおり、各種の溶接による接合手
段の他に、ボルトによる接合手段が一般的に採用されて
いる。このようなボルト接合手段にあっては、経済性の
追及と技術の進歩から鋼材の高張力化が促進され、特
に、土木、建築分野では、接合の信頼性が高く、作業性
にも優れた高力ボルトを用いた摩擦接合手段が多用され
ている。
【０００３】摩擦接合に用いられる高力ボルトとして
は、例えば、日本工業規格のＪＩＳ−Ｂ−１１８６に規
定される摩擦接合用高力六角ボルト・六角ナット・平座
がねのセットや日本鋼構造協会規格ＪＳＳＩＩ−０９構
造用トルシア形高力ボルト・六角ナット・平座がねのセ
ットが広く採用されている。このような状況の中で、特
に、最近では、土木、建築構造物の大型化に伴い、ボル
トの引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上の高力ボルトの
開発が強く望まれている。
は、例えば、日本工業規格のＪＩＳ−Ｂ−１１８６に規
定される摩擦接合用高力六角ボルト・六角ナット・平座
がねのセットや日本鋼構造協会規格ＪＳＳＩＩ−０９構
造用トルシア形高力ボルト・六角ナット・平座がねのセ
ットが広く採用されている。このような状況の中で、特
に、最近では、土木、建築構造物の大型化に伴い、ボル
トの引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上の高力ボルトの
開発が強く望まれている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】従来の高力ボルトは、
例えば、ＪＩＳ−Ｇ４１０５に規定されているＳＣＭ４
３５等の低合金鋼に焼入れ、焼戻し処理を施すことによ
って製造されている。しかしながら、このような機械用
強靱鋼を実用に供した場合、１２００Ｎ／ｍｍ2以上の
引張強さを有するボルトにおいては、降伏応力以下での
使用においても締結からある時間経過後にボルトが突然
破断する遅れ破壊現象が顕著に現われるため、建築，橋
梁の重要な接合部品であるボルトには使用することがで
きない。そのため、ボルトの高強度化は、１１００Ｎ／
ｍｍ2級調質鋼で停滞しているのが現状である。
例えば、ＪＩＳ−Ｇ４１０５に規定されているＳＣＭ４
３５等の低合金鋼に焼入れ、焼戻し処理を施すことによ
って製造されている。しかしながら、このような機械用
強靱鋼を実用に供した場合、１２００Ｎ／ｍｍ2以上の
引張強さを有するボルトにおいては、降伏応力以下での
使用においても締結からある時間経過後にボルトが突然
破断する遅れ破壊現象が顕著に現われるため、建築，橋
梁の重要な接合部品であるボルトには使用することがで
きない。そのため、ボルトの高強度化は、１１００Ｎ／
ｍｍ2級調質鋼で停滞しているのが現状である。
【０００５】また従来、高張力ボルト用鋼材としては、
例えば、特開平１−１９１７６２号公報、特開平３−１
７３７４５号公報等に開示されているように、遅れ破壊
によるボルトの破断面が粒界破壊を呈することに着目し
て、鋼材を構成する化学成分中のＰ，Ｓ等の不純物を低
減することにより粒界を強化するとともに、組織制御の
観点からＭｏ，Ｃｒを添加して４００℃以上の高温焼戻
しを指向し、遅れ破壊の原因である水素が鋼材中に浸入
しても容易に破壊に至らない特性を付与してなる製法が
ある。特に、Ｐの不純物を低減することは、特開平５−
９６５３号公報にも開示されているように、粒界に偏析
するＰを低減し、粒界強化を図る上で、きわめて有効な
技術である。
例えば、特開平１−１９１７６２号公報、特開平３−１
７３７４５号公報等に開示されているように、遅れ破壊
によるボルトの破断面が粒界破壊を呈することに着目し
て、鋼材を構成する化学成分中のＰ，Ｓ等の不純物を低
減することにより粒界を強化するとともに、組織制御の
観点からＭｏ，Ｃｒを添加して４００℃以上の高温焼戻
しを指向し、遅れ破壊の原因である水素が鋼材中に浸入
しても容易に破壊に至らない特性を付与してなる製法が
ある。特に、Ｐの不純物を低減することは、特開平５−
９６５３号公報にも開示されているように、粒界に偏析
するＰを低減し、粒界強化を図る上で、きわめて有効な
技術である。
【０００６】しかしながら、上記した製法においても、
ある濃度以上の水素が鋼材成分中に侵入すれば、遅れ破
壊が引き起こされるため、ボルトの耐遅れ破壊特性を更
に向上させるには、更なる技術が望まれる。
ある濃度以上の水素が鋼材成分中に侵入すれば、遅れ破
壊が引き起こされるため、ボルトの耐遅れ破壊特性を更
に向上させるには、更なる技術が望まれる。
【０００７】したがって、ボルトの耐遅れ破壊特性を更
に向上させるには、鋼材成分中に水素を侵入し難くする
こと、あるいは、旧オーステナイト粒界への水素の集積
を低減することが効果的である。例えば、特開平５−７
０８９０号公報に開示されているように、鋼材成分中の
Ｓｉ，Ｎｉの同時添加が鋼材への水素の侵入及び拡散を
抑制する技術が提案されている。ところが、このような
Ｓｉの添加は、ボルトの冷鍛性を損なうばかりでなく、
Ｎｉの添加は、コスト高になるという問題がある。
に向上させるには、鋼材成分中に水素を侵入し難くする
こと、あるいは、旧オーステナイト粒界への水素の集積
を低減することが効果的である。例えば、特開平５−７
０８９０号公報に開示されているように、鋼材成分中の
Ｓｉ，Ｎｉの同時添加が鋼材への水素の侵入及び拡散を
抑制する技術が提案されている。ところが、このような
Ｓｉの添加は、ボルトの冷鍛性を損なうばかりでなく、
Ｎｉの添加は、コスト高になるという問題がある。
【０００８】また、従来、特開平７−２７８７３５号公
報には、上記の要求に答えた１２００Ｎ／ｍｍ2以上の
引張り強さを有しかつ遅れ破壊特性に優れたボルト用鋼
が記載されている。そして前記公報には、具体的な方策
として、焼戻し時に顕著な二次硬化を起こす元素であ
るＭｏ，Ｃｒ，Ｖの複合添加により、４５０℃以上の高
温焼戻しにおいても強度１２００Ｎ／ｍｍ2以上を達成
することを可能とし、０．３５％超１．０％以下のＶ
添加によって、旧オーステナイト粒度をＮｏ．１０以下
の細粒とし、４５０℃以上の高温で焼戻すことにより水
素のトラップサイトとなるＶ炭窒化物を析出させ、粒
界に偏析する不純物であるＰ，Ｓ，Ｓｉを低減して旧オ
ーステナイト粒界を強化し、特にＰ量を０．００８％以
下に低減することによって厳しい腐食環境である３６％
塩酸浸漬においてもボルトが容易に腐食せず、鋼中に侵
入する水素量が著しく減少し、同時に耐遅れ破壊特性も
向上させ、フェライトの固溶強化元素であるＳｉを低
減することによって球状化焼鈍時の軟化量を確保し、他
の耐遅れ破壊特性を向上させる合金元素添加量を削減す
ることなく冷間鍛造が可能となることを明らかにしてい
る。
報には、上記の要求に答えた１２００Ｎ／ｍｍ2以上の
引張り強さを有しかつ遅れ破壊特性に優れたボルト用鋼
が記載されている。そして前記公報には、具体的な方策
として、焼戻し時に顕著な二次硬化を起こす元素であ
るＭｏ，Ｃｒ，Ｖの複合添加により、４５０℃以上の高
温焼戻しにおいても強度１２００Ｎ／ｍｍ2以上を達成
することを可能とし、０．３５％超１．０％以下のＶ
添加によって、旧オーステナイト粒度をＮｏ．１０以下
の細粒とし、４５０℃以上の高温で焼戻すことにより水
素のトラップサイトとなるＶ炭窒化物を析出させ、粒
界に偏析する不純物であるＰ，Ｓ，Ｓｉを低減して旧オ
ーステナイト粒界を強化し、特にＰ量を０．００８％以
下に低減することによって厳しい腐食環境である３６％
塩酸浸漬においてもボルトが容易に腐食せず、鋼中に侵
入する水素量が著しく減少し、同時に耐遅れ破壊特性も
向上させ、フェライトの固溶強化元素であるＳｉを低
減することによって球状化焼鈍時の軟化量を確保し、他
の耐遅れ破壊特性を向上させる合金元素添加量を削減す
ることなく冷間鍛造が可能となることを明らかにしてい
る。
【０００９】しかしこの場合でも、４５０℃以上の温度
で焼戻ししても、引張り強度を１４００Ｎ／ｍｍ2以上
に調質した場合には、遅れ破壊の発生率が高くなるとい
う問題がある。また高力ボルトの形状、特にねじ形状に
よっては、早期に遅れ破壊が発生する可能性が高いとい
う問題もある。
で焼戻ししても、引張り強度を１４００Ｎ／ｍｍ2以上
に調質した場合には、遅れ破壊の発生率が高くなるとい
う問題がある。また高力ボルトの形状、特にねじ形状に
よっては、早期に遅れ破壊が発生する可能性が高いとい
う問題もある。
【００１０】さらに特公平６−８９７６８号公報（高力
ボルト・ナット・座金のセット）には、頭部座面がボル
ト軸心に対し９０°以上１５０°以下の截頭円錐面で構
成するようにした高力ボルトが知られている。この場合
には、製造上の避けられない不整、施工上の避けられな
い誤差などにより、頭部座面が均一に接触圧力を負担で
きず、局所に応力が集中する場合があり、このような場
合には、ボルト耐力および遅れ破壊特性が低下するとい
う問題がある。また頭部座面およびこの頭部座面を受け
る座金の成形加工に従来と比べて大幅に手間と時間を要
し、また座面が２種類となり、製造管理が煩雑になるた
め、コストアップとなっている。さらに施工時に２種類
の座金の管理が必要になり、ボルトの締付け効率が低下
するという問題もある。
ボルト・ナット・座金のセット）には、頭部座面がボル
ト軸心に対し９０°以上１５０°以下の截頭円錐面で構
成するようにした高力ボルトが知られている。この場合
には、製造上の避けられない不整、施工上の避けられな
い誤差などにより、頭部座面が均一に接触圧力を負担で
きず、局所に応力が集中する場合があり、このような場
合には、ボルト耐力および遅れ破壊特性が低下するとい
う問題がある。また頭部座面およびこの頭部座面を受け
る座金の成形加工に従来と比べて大幅に手間と時間を要
し、また座面が２種類となり、製造管理が煩雑になるた
め、コストアップとなっている。さらに施工時に２種類
の座金の管理が必要になり、ボルトの締付け効率が低下
するという問題もある。
【００１１】ところで、高力ボルトは、図４に示すよう
に、頭部１と軸部２とが鋼材で一体形成されているもの
であるが、遅れ破壊を引き起こす部位は、主として、軸
部２に螺刻されるねじ部３であり、このようなねじ部３
は、応力の集中が大きく、しかも、高軸力でのボルト軸
心Ｘ−Ｘ方向の締め付けに対しては塑性歪も大きくなる
ため、その部位を起点として遅れ破壊が発生すること
は、多くの研究によって知られている。そして、従来の
高力ボルト、例えば、日本工業規格 ＪＩＳ Ｂ１１８
６に規定されているＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメ
ートル並目ボルト）のねじ部３は、図５に示すように、
通常、等間隔ピッチＬ（２．５ｍｍ）で刻設されるねじ
山４の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０
°の角度θを有し、軸部２のねじ山４のとがり山５の高
さをＨ（Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の
頂点からＨ／８を切断してなる台形の形態を有するとと
もに、相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４ｃとの移
行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａからＨ／３に設
定してなる一方、それぞれのフランク面４ａ，４ｂの移
行点Ｑ１，Ｑ２に当接する半径Ｒ１がＨ／６の内接円６
を描き、その内接円６の中心点Ｏが移行点Ｑ１，Ｑ２の
位置からＨ／１２の高さに設定されるようにして、ねじ
山４の谷底４ｃを円弧状曲線に形成している。これによ
り、ねじ部３に作用する応力集中の低減化を図っている
ものであるが、このような形態であっても、ねじ山４の
谷底４ｃの中心部Ｍに作用する応力集中は、２．５４あ
り、１２００Ｎ／ｍｍ2以上の引張強さに対応する標準
ボルト張力でボルト軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引張ったと
き、ねじ谷部にはまだ大きな塑性歪が生じ、１２００Ｎ
／ｍｍ2以上の引張強さに対する遅れ破壊に対処するま
でには至っていない。
に、頭部１と軸部２とが鋼材で一体形成されているもの
であるが、遅れ破壊を引き起こす部位は、主として、軸
部２に螺刻されるねじ部３であり、このようなねじ部３
は、応力の集中が大きく、しかも、高軸力でのボルト軸
心Ｘ−Ｘ方向の締め付けに対しては塑性歪も大きくなる
ため、その部位を起点として遅れ破壊が発生すること
は、多くの研究によって知られている。そして、従来の
高力ボルト、例えば、日本工業規格 ＪＩＳ Ｂ１１８
６に規定されているＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメ
ートル並目ボルト）のねじ部３は、図５に示すように、
通常、等間隔ピッチＬ（２．５ｍｍ）で刻設されるねじ
山４の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０
°の角度θを有し、軸部２のねじ山４のとがり山５の高
さをＨ（Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の
頂点からＨ／８を切断してなる台形の形態を有するとと
もに、相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４ｃとの移
行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａからＨ／３に設
定してなる一方、それぞれのフランク面４ａ，４ｂの移
行点Ｑ１，Ｑ２に当接する半径Ｒ１がＨ／６の内接円６
を描き、その内接円６の中心点Ｏが移行点Ｑ１，Ｑ２の
位置からＨ／１２の高さに設定されるようにして、ねじ
山４の谷底４ｃを円弧状曲線に形成している。これによ
り、ねじ部３に作用する応力集中の低減化を図っている
ものであるが、このような形態であっても、ねじ山４の
谷底４ｃの中心部Ｍに作用する応力集中は、２．５４あ
り、１２００Ｎ／ｍｍ2以上の引張強さに対応する標準
ボルト張力でボルト軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引張ったと
き、ねじ谷部にはまだ大きな塑性歪が生じ、１２００Ｎ
／ｍｍ2以上の引張強さに対する遅れ破壊に対処するま
でには至っていない。
【００１２】そこで、本発明者は、上記の事情に鑑みて
種々研究した結果、ボルト引張強さと焼戻温度の関係
式、及び、ボルト引張強さと鋼材の化学成分から計算さ
れる炭素当量の関係式が導き出されることを知見し、こ
れら両式を満足するように鋼材の化学成分を設定して、
焼入れ及び焼戻し処理することにより、ボルト引張強さ
が１２００Ｎ／ｍｍ2以上に調質可能な耐遅れ破壊特性
に優れた高力ボルト及びその鋼材を完成するに至ったも
のである。
種々研究した結果、ボルト引張強さと焼戻温度の関係
式、及び、ボルト引張強さと鋼材の化学成分から計算さ
れる炭素当量の関係式が導き出されることを知見し、こ
れら両式を満足するように鋼材の化学成分を設定して、
焼入れ及び焼戻し処理することにより、ボルト引張強さ
が１２００Ｎ／ｍｍ2以上に調質可能な耐遅れ破壊特性
に優れた高力ボルト及びその鋼材を完成するに至ったも
のである。
【００１３】
【課題を解決するための手段】上記した課題を解決する
ために、本発明の請求項１の高力ボルトにおいては、高
力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と焼戻温度Ｔ
（℃）の関係が下記（１）式を満足し、かつ、前記高力
ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）とその高力ボルト
用の鋼材の化学成分から計算される炭素当量Ｃeq（％）
の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ，焼戻しにより
ボルト引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上で、１６００
Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質されていることを特徴とす
る。 ＴＳ≦（１．１Ｔ＋８５０） （１） ＴＳ≦（５５０Ｃeq＋１０００） （２） ＴＳ：高力ボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ2） Ｔ ：焼戻温度（℃） Ｃeq：炭素当量（％） ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋
（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／
１４）
ために、本発明の請求項１の高力ボルトにおいては、高
力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と焼戻温度Ｔ
（℃）の関係が下記（１）式を満足し、かつ、前記高力
ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）とその高力ボルト
用の鋼材の化学成分から計算される炭素当量Ｃeq（％）
の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ，焼戻しにより
ボルト引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上で、１６００
Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質されていることを特徴とす
る。 ＴＳ≦（１．１Ｔ＋８５０） （１） ＴＳ≦（５５０Ｃeq＋１０００） （２） ＴＳ：高力ボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ2） Ｔ ：焼戻温度（℃） Ｃeq：炭素当量（％） ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋
（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／
１４）
【００１４】また請求項２の発明においては、請求項１
に記載の高力ボルトにおいて、前記鋼材は、質量％で、
Ｃ ：０．３０〜０．４５％、Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、Ｐ ：０．０１０
％未満、Ｓ ：０．０１０％以下、Ｃｒ：０．５〜１．
５％未満、Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、Ｖ ：
０．３０％超１．０％以下を含有し、残部がＦｅ及び付
加的組成物からなることを特徴とする
に記載の高力ボルトにおいて、前記鋼材は、質量％で、
Ｃ ：０．３０〜０．４５％、Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、Ｐ ：０．０１０
％未満、Ｓ ：０．０１０％以下、Ｃｒ：０．５〜１．
５％未満、Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、Ｖ ：
０．３０％超１．０％以下を含有し、残部がＦｅ及び付
加的組成物からなることを特徴とする
【００１５】さらに請求項３の発明においては、請求項
１または２に記載の高力ボルトにおいて、前記軸部に等
間隔ピッチで刻設されるねじ部のねじ山の相対するフラ
ンク面の角度が６０°を有し、かつ、前記ねじ部の谷底
の形態が下記の条件及び算式に規定される３円弧合成法
（ａ）によって構成される弧状曲線に形成されているこ
とを特徴とする。 （ａ）前記３円弧合成法とは、とがり山の高さをＨと
し、相対するねじ山のフランク面と谷底との移行点を前
記とがり山底辺から（９±１）Ｈ／２０に設定してなる
とともに、前記それぞれの移行点においてフランク面に
当接する半径ｒがＨ／６の当接小円を描く一方、前記相
対するフランク面の延長線がなす鋭角の２等分線上に中
心を有する半径Ｒが２Ｈ／３以上の前記当接小円の外接
円を描き、前記当接小円と外接円の谷底側円弧を重畳し
て弧状曲線を形成する方法とする。
１または２に記載の高力ボルトにおいて、前記軸部に等
間隔ピッチで刻設されるねじ部のねじ山の相対するフラ
ンク面の角度が６０°を有し、かつ、前記ねじ部の谷底
の形態が下記の条件及び算式に規定される３円弧合成法
（ａ）によって構成される弧状曲線に形成されているこ
とを特徴とする。 （ａ）前記３円弧合成法とは、とがり山の高さをＨと
し、相対するねじ山のフランク面と谷底との移行点を前
記とがり山底辺から（９±１）Ｈ／２０に設定してなる
とともに、前記それぞれの移行点においてフランク面に
当接する半径ｒがＨ／６の当接小円を描く一方、前記相
対するフランク面の延長線がなす鋭角の２等分線上に中
心を有する半径Ｒが２Ｈ／３以上の前記当接小円の外接
円を描き、前記当接小円と外接円の谷底側円弧を重畳し
て弧状曲線を形成する方法とする。
【００１６】さらにまた請求項４の高力ボルト用の鋼材
においては、高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）
と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記の（１）式を満足し、
かつ、高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と、そ
の高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算される炭素当
量Ｃeq（％）の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ及
び焼戻しにより引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上で、
１６００Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質されていることを
特徴とする。 ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（１） ＴＳ≦５５Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・（２） ＴＳ：高力ボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ2） Ｔ ：焼戻温度（℃） Ｃeq：炭素当量（％） ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋
（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／
１４）
においては、高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）
と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記の（１）式を満足し、
かつ、高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と、そ
の高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算される炭素当
量Ｃeq（％）の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ及
び焼戻しにより引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以上で、
１６００Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質されていることを
特徴とする。 ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（１） ＴＳ≦５５Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・（２） ＴＳ：高力ボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ2） Ｔ ：焼戻温度（℃） Ｃeq：炭素当量（％） ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋
（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／
１４）
【００１７】なおまた請求項５の高力ボルト用鋼におい
ては、請求項４の高力ボルト用鋼において、質量％で、
Ｃ ：０．３０〜０．４５％、Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、Ｐ ：０．０１０
％未満、Ｓ ：０．０１０％以下、Ｃｒ：０．５〜１．
５％未満、Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、Ｖ ：
０．３０％超１．０％以下、を含有し、残部がＦｅ及び
付加的組成物からなることを特徴とする。
ては、請求項４の高力ボルト用鋼において、質量％で、
Ｃ ：０．３０〜０．４５％、Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、Ｐ ：０．０１０
％未満、Ｓ ：０．０１０％以下、Ｃｒ：０．５〜１．
５％未満、Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、Ｖ ：
０．３０％超１．０％以下、を含有し、残部がＦｅ及び
付加的組成物からなることを特徴とする。
【００１８】また請求項６の発明においては、請求項５
に記載の高力ボルト用鋼において、質量％で、 Ａｌ：０．０１０〜０．１００％ を含有することを特徴とする。
に記載の高力ボルト用鋼において、質量％で、 Ａｌ：０．０１０〜０．１００％ を含有することを特徴とする。
【００１９】さらに請求項７の発明においては、請求項
６に記載の高力ボルト用鋼において、 Ｎｂ：０．
００５〜０．０３０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０３０
％の１種または２種を含有することを特徴とする。
６に記載の高力ボルト用鋼において、 Ｎｂ：０．
００５〜０．０３０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０３０
％の１種または２種を含有することを特徴とする。
【００２０】
【作用】本発明を上記のような成分、焼き戻し温度に限
定した理由をのべる。 （Ａ）鋼の化学成分Ｃ：Ｃは鋼に容易に強度を付与させ
るのに有効な元素であるが、その含有量が０．３０％未
満では強度を確保することができず、また０．４５％を
超えて添加すると靭性が劣化する。従ってその成分範囲
を０．３０〜０．４５％以下とするとよい。
定した理由をのべる。 （Ａ）鋼の化学成分Ｃ：Ｃは鋼に容易に強度を付与させ
るのに有効な元素であるが、その含有量が０．３０％未
満では強度を確保することができず、また０．４５％を
超えて添加すると靭性が劣化する。従ってその成分範囲
を０．３０〜０．４５％以下とするとよい。
【００２１】Ｓｉ：Ｓｉは鋼の脱酸に必要な元素であり
鋼の強度向上に有効であるが、その含有量が０．１％以
上であると靭性が劣化し、鋼の脆性が著しくなる。ま
た、フェライトの固溶強化作用の大きい元素であるため
に、球状化焼鈍を行っても冷間鍛造が困難となる。更に
熱処理時に粒界酸化が起き易くなり、その切欠効果によ
ってボルトの耐遅れ破壊特性を劣化させる元素であるた
め極力低減すべきである。従ってその成分範囲を０．１
０％未満に制限するとよい。
鋼の強度向上に有効であるが、その含有量が０．１％以
上であると靭性が劣化し、鋼の脆性が著しくなる。ま
た、フェライトの固溶強化作用の大きい元素であるため
に、球状化焼鈍を行っても冷間鍛造が困難となる。更に
熱処理時に粒界酸化が起き易くなり、その切欠効果によ
ってボルトの耐遅れ破壊特性を劣化させる元素であるた
め極力低減すべきである。従ってその成分範囲を０．１
０％未満に制限するとよい。
【００２２】Ｍｎ：Ｍｎは焼入性を向上させるのに有効
な元素であるが、その添加量が０．４０％以下では所望
の効果を得ることができず、また１．００％以上添加す
ると焼戻し脆化を生じ、耐遅れ破壊特性が劣化するので
その成分範囲を０．４０％超１．００％未満と定めると
よい。
な元素であるが、その添加量が０．４０％以下では所望
の効果を得ることができず、また１．００％以上添加す
ると焼戻し脆化を生じ、耐遅れ破壊特性が劣化するので
その成分範囲を０．４０％超１．００％未満と定めると
よい。
【００２３】Ｐ：Ｐは粒界に偏析し、粒界強度を低下さ
せ耐遅れ破壊特性を劣化させる元素である。また厳しい
腐食環境である塩酸中において鋼材表面での水素発生を
促進する効果を通じて鋼の腐食量を増加させる元素であ
り、極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％
以上であると鋼材中に侵入する水素量が著しく増大する
ため０．０１０％未満とした。
せ耐遅れ破壊特性を劣化させる元素である。また厳しい
腐食環境である塩酸中において鋼材表面での水素発生を
促進する効果を通じて鋼の腐食量を増加させる元素であ
り、極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％
以上であると鋼材中に侵入する水素量が著しく増大する
ため０．０１０％未満とした。
【００２４】Ｓ：Ｓは粒界に偏析して鋼の脆化を促進す
る元素であるため、Ｓの含有量を極力低減すべきであ
る。その含有量が０．０１０％を超えると脆化が著しく
なるため・上限を０．０１０％以下と定めた。
る元素であるため、Ｓの含有量を極力低減すべきであ
る。その含有量が０．０１０％を超えると脆化が著しく
なるため・上限を０．０１０％以下と定めた。
【００２５】Ｃｒ：Ｃｒは鋼の焼入性を向上させるのに
有効な元素であり、かつ鋼に焼戻し軟化抵抗を付与する
効果があるが、その添加量が０．５％未満では前記作用
に効果が得られず、他方経済性を考慮しその添加量を
０．５〜１．５％未満とした。
有効な元素であり、かつ鋼に焼戻し軟化抵抗を付与する
効果があるが、その添加量が０．５％未満では前記作用
に効果が得られず、他方経済性を考慮しその添加量を
０．５〜１．５％未満とした。
【００２６】Ｍｏ：Ｍｏは顕著な二次硬化を起こす元素
であり、高温焼戻しを可能とすることによって耐遅れ破
壊特性を向上させる元素であるが、その添加量が０．３
５％未満では所望の効果を得ることができず、１．５％
を超えて添加すると焼入れ時に未溶解炭化物が母相に固
溶し難くなり、延性を損なうためその添加量を０．３５
％超〜１．５％未満と定めた。
であり、高温焼戻しを可能とすることによって耐遅れ破
壊特性を向上させる元素であるが、その添加量が０．３
５％未満では所望の効果を得ることができず、１．５％
を超えて添加すると焼入れ時に未溶解炭化物が母相に固
溶し難くなり、延性を損なうためその添加量を０．３５
％超〜１．５％未満と定めた。
【００２７】Ａｌ：Ａｌは鋼の脱酸に必要な元素であ
り、窒化物を形成して旧オーステナイト粒を微細化させ
る効果がある。しかし０．０１０％未満ではその効果が
小さく、また０．１００％を超えるとアルミナ系介在物
が増大し、靭性を阻害することから、含有させる場合に
は、その成分範囲を０．０１０〜０．１００％と定める
とよい。
り、窒化物を形成して旧オーステナイト粒を微細化させ
る効果がある。しかし０．０１０％未満ではその効果が
小さく、また０．１００％を超えるとアルミナ系介在物
が増大し、靭性を阻害することから、含有させる場合に
は、その成分範囲を０．０１０〜０．１００％と定める
とよい。
【００２８】Ｖ：Ｖは焼戻し時に微細な窒化物、炭化物
として析出して鋼の強度を向上させ、高温焼戻しを可能
とする元素であり、かつ旧オーステナイト粒を微細化さ
せる効果がある。更に焼戻し時に粒内に析出した炭窒化
物は水素のトラップサイトとなり、粒界に集積する水素
を低減することによって耐遅れ破壊特性を大幅に向上さ
せる効果を持つ。しかしその添加量が０．３％以下では
旧オーステナイト粒度Ｎｏ．１０を達成できず、耐遅れ
破壊特性を向上させるまでには至らない。また１．０％
を超えて添加するとボルトの冷鍛性を損なう。またＶは
高価な元素であるため経済性も考慮してその含有量を
０．３％超１．０％以下と定めた。
として析出して鋼の強度を向上させ、高温焼戻しを可能
とする元素であり、かつ旧オーステナイト粒を微細化さ
せる効果がある。更に焼戻し時に粒内に析出した炭窒化
物は水素のトラップサイトとなり、粒界に集積する水素
を低減することによって耐遅れ破壊特性を大幅に向上さ
せる効果を持つ。しかしその添加量が０．３％以下では
旧オーステナイト粒度Ｎｏ．１０を達成できず、耐遅れ
破壊特性を向上させるまでには至らない。また１．０％
を超えて添加するとボルトの冷鍛性を損なう。またＶは
高価な元素であるため経済性も考慮してその含有量を
０．３％超１．０％以下と定めた。
【００２９】Ｎｂ：Ｎｂは旧オーステナイト粒を微細化
させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用があ
る。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果
を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有さ
せてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合
には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とすると
よい。
させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用があ
る。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果
を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有さ
せてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合
には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とすると
よい。
【００３０】Ｔｉ：Ｔｉは旧オーステナイト粒を微細化
させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用があ
る。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果
を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有さ
せてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合
には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とすると
よい。
させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用があ
る。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果
を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有さ
せてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合
には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とすると
よい。
【００３１】（Ｂ）焼戻し温度 遅れ破壊は旧オーステナイト粒界割れを呈することか
ら、ボルトの耐遅れ破壊特性の向上には２５０〜４００
℃の低温焼戻し脆性温度領域を避けるとよく、更に旧オ
ーステナイト粒界へのフイルム状セメンタイトの析出を
抑制するため、焼戻し温度上昇による炭化物の形態の制
御が有効であること、及び水素のトラップサイトとなる
Ｖ炭窒化物を析出させ、粒界に集積する水素を低減する
ことが有効であるので、焼戻し温度を４５０℃以上とす
ることも可能であるが、これに限定されることなく、実
験の結果、高力ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）
と焼き戻し温度Ｔ（℃）との後記の関係式、および高力
ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と炭素当量Ｃeq
との後記の関係式を満足する焼き戻し温度値にしておけ
ば、実験結果から充分であることが判明した。
ら、ボルトの耐遅れ破壊特性の向上には２５０〜４００
℃の低温焼戻し脆性温度領域を避けるとよく、更に旧オ
ーステナイト粒界へのフイルム状セメンタイトの析出を
抑制するため、焼戻し温度上昇による炭化物の形態の制
御が有効であること、及び水素のトラップサイトとなる
Ｖ炭窒化物を析出させ、粒界に集積する水素を低減する
ことが有効であるので、焼戻し温度を４５０℃以上とす
ることも可能であるが、これに限定されることなく、実
験の結果、高力ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）
と焼き戻し温度Ｔ（℃）との後記の関係式、および高力
ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と炭素当量Ｃeq
との後記の関係式を満足する焼き戻し温度値にしておけ
ば、実験結果から充分であることが判明した。
【００３２】
【発明の実施の形態】以下、本発明の実施の形態を図１
から図３に示す図面を参照しながら詳細に説明する。な
お、本発明の実施形態において、図４及び図５に示す従
来構造の高力ボルトと構成が重複する部分は同一符号を
用いて説明する。
から図３に示す図面を参照しながら詳細に説明する。な
お、本発明の実施形態において、図４及び図５に示す従
来構造の高力ボルトと構成が重複する部分は同一符号を
用いて説明する。
【００３３】本発明に係る高力ボルト９は、図４に示す
従来構造と同様に、鋼材からなる頭部１と軸部２とで一
体形成されている。そして、図１に示すように、軸部２
に等間隔ピッチＬで刻設されるねじ部３のねじ山４，４
の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０°の
角度θを有する。また、ねじ山４，４の谷底４ｃは、上
述した３円弧合成法によって構成される弧状曲線の形態
に形成されている。
従来構造と同様に、鋼材からなる頭部１と軸部２とで一
体形成されている。そして、図１に示すように、軸部２
に等間隔ピッチＬで刻設されるねじ部３のねじ山４，４
の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０°の
角度θを有する。また、ねじ山４，４の谷底４ｃは、上
述した３円弧合成法によって構成される弧状曲線の形態
に形成されている。
【００３４】すなわち、上記高力ボルト９のねじ部３
は、軸部２のねじ山４のとがり山５の高さをＨ（例え
ば、Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の頂点
からＨ／８を切断してなる台形の形態を有する。そし
て、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４
ｃとの移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａから
［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈの高さ
に設定する。さらに、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２にお
いて、とがり山５の底辺５ａから（７／１２）・Ｈの高
さに中心Ｏ１を有する半径ｒがＨ／６のねじ山４，４の
フランク面４ａ，４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを
描く一方、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂの
延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ２を有する半径
Ｒが２Ｈ／３以上の当接小円６Ａ，６Ｂの外接円７を描
き、この外接円７と当接小円６Ａ，６Ｂとを重畳するこ
とにより、ねじ山４，４の谷底４ｃを目的とする弧状曲
線８に形成してなるものである。
は、軸部２のねじ山４のとがり山５の高さをＨ（例え
ば、Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の頂点
からＨ／８を切断してなる台形の形態を有する。そし
て、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４
ｃとの移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａから
［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈの高さ
に設定する。さらに、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２にお
いて、とがり山５の底辺５ａから（７／１２）・Ｈの高
さに中心Ｏ１を有する半径ｒがＨ／６のねじ山４，４の
フランク面４ａ，４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを
描く一方、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂの
延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ２を有する半径
Ｒが２Ｈ／３以上の当接小円６Ａ，６Ｂの外接円７を描
き、この外接円７と当接小円６Ａ，６Ｂとを重畳するこ
とにより、ねじ山４，４の谷底４ｃを目的とする弧状曲
線８に形成してなるものである。
【００３５】ところで、本発明に係る高力ボルトのねじ
部３において、移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５
ａから［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈ
の高さに設定してなる理由は、ねじ山４，４の谷底４ｃ
を上述したような目的とする満足な弧状曲線８に形成す
るにあたり、ボルトの抜けを防止する適切な引っ掛かり
率を保持するためである。すなわち、移行点Ｑ１，Ｑ２
の高さが下限の［８／２０］・Ｈ以下では、目的とする
満足な弧状曲線８を形成することができず、一方、上限
の（１０／２０）・Ｈ以上では、適切な引っ掛かり率を
保持することが困難になるためである。
部３において、移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５
ａから［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈ
の高さに設定してなる理由は、ねじ山４，４の谷底４ｃ
を上述したような目的とする満足な弧状曲線８に形成す
るにあたり、ボルトの抜けを防止する適切な引っ掛かり
率を保持するためである。すなわち、移行点Ｑ１，Ｑ２
の高さが下限の［８／２０］・Ｈ以下では、目的とする
満足な弧状曲線８を形成することができず、一方、上限
の（１０／２０）・Ｈ以上では、適切な引っ掛かり率を
保持することが困難になるためである。
【００３６】また、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２におい
て、半径ｒがＨ／６のねじ山４，４のフランク面４ａ，
４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを描く理由は、応力
集中の比較的少ないねじ山４，４の谷底４ｃの弧状曲線
８を得るため、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２につき、そ
れぞれ異なった径を有する種々の当接小円について、多
くの位置を中心として数多くの弧状曲線をシュミレーシ
ョンして応力計算を行うとともに、その中の最も応力集
中の度合が低い当接小円を選定することにより得られた
経験値である。
て、半径ｒがＨ／６のねじ山４，４のフランク面４ａ，
４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを描く理由は、応力
集中の比較的少ないねじ山４，４の谷底４ｃの弧状曲線
８を得るため、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２につき、そ
れぞれ異なった径を有する種々の当接小円について、多
くの位置を中心として数多くの弧状曲線をシュミレーシ
ョンして応力計算を行うとともに、その中の最も応力集
中の度合が低い当接小円を選定することにより得られた
経験値である。
【００３７】さらに、ねじ山４，４の相対するフランク
面４ａ，４ｂの延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ
２を有する半径Ｒが（２／３）・Ｈ以上の当接小円６
Ａ，６Ｂの外接円７を描き、この外接円７と当接小円６
Ａ，６Ｂとを重畳することにより、弧状曲線８を形成す
る理由は、当接小円６Ａ，６Ｂの谷底４ｃ側円弧と最も
円滑に接続する弧状曲線８を得るためであり、これも多
くのシュミレーションによって得られた経験値である。
面４ａ，４ｂの延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ
２を有する半径Ｒが（２／３）・Ｈ以上の当接小円６
Ａ，６Ｂの外接円７を描き、この外接円７と当接小円６
Ａ，６Ｂとを重畳することにより、弧状曲線８を形成す
る理由は、当接小円６Ａ，６Ｂの谷底４ｃ側円弧と最も
円滑に接続する弧状曲線８を得るためであり、これも多
くのシュミレーションによって得られた経験値である。
【００３８】このように、本発明に係る高力ボルトは、
ねじ山４，４の谷底４ｃを上述したような３円弧合成法
によって特定の弧状曲線８の形態に形成することによ
り、谷底４ｃの中心部Ｍでの応力集中係数が１．６６に
低減でき、日本建築学会建築工事標準仕様書ＪＡＳＳ６
に規定する標準ボルト張力（２２．５ｔｏｎ）でボルト
軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引っ張ったとき、図５に示す従
来のＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボル
ト）と比較して、ねじ谷底の応力と歪を大幅に低減させ
ることが可能になる。これにより、高力ボルトの耐遅れ
破壊特性の向上が図れる。
ねじ山４，４の谷底４ｃを上述したような３円弧合成法
によって特定の弧状曲線８の形態に形成することによ
り、谷底４ｃの中心部Ｍでの応力集中係数が１．６６に
低減でき、日本建築学会建築工事標準仕様書ＪＡＳＳ６
に規定する標準ボルト張力（２２．５ｔｏｎ）でボルト
軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引っ張ったとき、図５に示す従
来のＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボル
ト）と比較して、ねじ谷底の応力と歪を大幅に低減させ
ることが可能になる。これにより、高力ボルトの耐遅れ
破壊特性の向上が図れる。
【００３９】一方、高力ボルトとしての重要な問題は、
高強度化したとき、如何に遅れ破壊性能をボルトに付与
するかに係っている。Ｆ１１ＴのＪＩＳメートル並目ね
じの高力ボルトは、強度の範囲で１１００Ｎ／ｍｍ2〜
１３００Ｎ／ｍｍ2の範囲で使用されるものであるが、
遅れ破壊の危険性があるため、現在では製作されておら
ず、手に入れることが不可能になっている。そのため、
現状では、１０００Ｎ／ｍｍ2〜１２００Ｎ／ｍｍ2の範
囲のＦ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルトが広く使用さ
れている。このように、高力ボルトに強度の上限規定が
設定されている理由は、ひとえに、強度を上げると遅れ
破壊が発生し易いことによる。
高強度化したとき、如何に遅れ破壊性能をボルトに付与
するかに係っている。Ｆ１１ＴのＪＩＳメートル並目ね
じの高力ボルトは、強度の範囲で１１００Ｎ／ｍｍ2〜
１３００Ｎ／ｍｍ2の範囲で使用されるものであるが、
遅れ破壊の危険性があるため、現在では製作されておら
ず、手に入れることが不可能になっている。そのため、
現状では、１０００Ｎ／ｍｍ2〜１２００Ｎ／ｍｍ2の範
囲のＦ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルトが広く使用さ
れている。このように、高力ボルトに強度の上限規定が
設定されている理由は、ひとえに、強度を上げると遅れ
破壊が発生し易いことによる。
【００４０】そこで、本発明者等は、下記実施例に示す
ように、数多くの実験を重ね、鋼材の引張強さを焼戻温
度、及び、炭素当量の尺度から整理し、下記の表１に示
す化学成分組成を有する供試鋼を用いて得られた多くの
具体的実験データから遅れ破壊の発生の有無を図２及び
図３に示す×印（遅れ破壊発生）及び○印（遅れ破壊発
生せず）を用いてプロットした。以下実施例について具
体的に説明する。
ように、数多くの実験を重ね、鋼材の引張強さを焼戻温
度、及び、炭素当量の尺度から整理し、下記の表１に示
す化学成分組成を有する供試鋼を用いて得られた多くの
具体的実験データから遅れ破壊の発生の有無を図２及び
図３に示す×印（遅れ破壊発生）及び○印（遅れ破壊発
生せず）を用いてプロットした。以下実施例について具
体的に説明する。
【００４１】
【実施例】下記表１に示す化学成分組成を有する供試鋼
を用い、線径φ２１．５ｍｍの線材に熱間圧延し、得ら
れた各種線材を用い、Ｍ２２の従来形状および本発明形
状のねじ部２種類のボルトを作成した。次に、焼き入れ
焼き戻しによりボルトの引っ張り強度１２００ＭＰａ〜
１７００ＭＰａまで調整した。この場合、引張り強度は
成分と焼き戻し温度で調整され、焼き戻し温度は３００
℃〜６５０℃の範囲で行なった。この時の焼き戻し温度
と引張り強度を表２に示す。
を用い、線径φ２１．５ｍｍの線材に熱間圧延し、得ら
れた各種線材を用い、Ｍ２２の従来形状および本発明形
状のねじ部２種類のボルトを作成した。次に、焼き入れ
焼き戻しによりボルトの引っ張り強度１２００ＭＰａ〜
１７００ＭＰａまで調整した。この場合、引張り強度は
成分と焼き戻し温度で調整され、焼き戻し温度は３００
℃〜６５０℃の範囲で行なった。この時の焼き戻し温度
と引張り強度を表２に示す。
【００４２】
【表１】
【００４３】
【表２】
【００４４】これらのボルトの遅れ破壊特性は、以下の
（Ａ）および（Ｂ）の二種類を用いた。 （Ａ）最初に鋼材成分と焼き戻し温度の影響についての
評価方法を示す。現在、高応力ボルト用鋼として一般に
使用されている１１００Ｎ／ｍｍ2級に調質したＪＩＳ
Ｇ４１０５で規定されているＳＣＭ４４０は、きわめて
多くの量が自動車用として使用されているが遅れ破壊は
発生していない。しかし、このＳＣＭ４４０に腐食で侵
入する拡散性水素量を増大させていくと、ついには遅れ
破壊を生じるようになる。今回の遅れ破壊特性の基準は
この時の拡散性水素量を用いた。すなわち、通常、引張
強度を上げていくと、鋼材毎に絶対値は異なるものの、
遅れ破壊を起こさない限界の拡散性水素量が低下する。
特に、１４００Ｎ／ｍｍ2レベル以上のきわめて高い強
度になると、少ない拡散性水素量でも遅れ破壊に至るよ
うになる。
（Ａ）および（Ｂ）の二種類を用いた。 （Ａ）最初に鋼材成分と焼き戻し温度の影響についての
評価方法を示す。現在、高応力ボルト用鋼として一般に
使用されている１１００Ｎ／ｍｍ2級に調質したＪＩＳ
Ｇ４１０５で規定されているＳＣＭ４４０は、きわめて
多くの量が自動車用として使用されているが遅れ破壊は
発生していない。しかし、このＳＣＭ４４０に腐食で侵
入する拡散性水素量を増大させていくと、ついには遅れ
破壊を生じるようになる。今回の遅れ破壊特性の基準は
この時の拡散性水素量を用いた。すなわち、通常、引張
強度を上げていくと、鋼材毎に絶対値は異なるものの、
遅れ破壊を起こさない限界の拡散性水素量が低下する。
特に、１４００Ｎ／ｍｍ2レベル以上のきわめて高い強
度になると、少ない拡散性水素量でも遅れ破壊に至るよ
うになる。
【００４５】遅れ破壊試験はＶノッチ付き試験片を切削
加工により製作し、この試験片を所定時間３６％塩酸に
浸漬し、矯正的に水素を急増させた後、大気中で３０分
放置し、定荷重負荷装置によってノッチ強度×０．７の
引張応力を負荷した。
加工により製作し、この試験片を所定時間３６％塩酸に
浸漬し、矯正的に水素を急増させた後、大気中で３０分
放置し、定荷重負荷装置によってノッチ強度×０．７の
引張応力を負荷した。
【００４６】この時、鋼中に侵入した拡散性水素量を熱
的分析法により測定し、併せて、鋼種毎に拡散性水素量
と破断時間との関係を調査した。試験片が１００時間以
上破断しない時の拡散性水素量を鋼種毎の限界拡散性水
素量とした。
的分析法により測定し、併せて、鋼種毎に拡散性水素量
と破断時間との関係を調査した。試験片が１００時間以
上破断しない時の拡散性水素量を鋼種毎の限界拡散性水
素量とした。
【００４７】現行の高応力ボルトのＳＣＭ４４０を１１
００Ｎ／ｍｍ2級（ＴＳは１２００Ｎ／ｍｍ2）とした時
の限界拡散性水素量は０．５５ｐｐｍと求められた。高
強度材の耐遅れ破壊特性は限界拡散性水素量を判断指標
とし、高強度となっても、現行の１１００Ｎ／ｍｍ2級
のＳＣＭ４４０の限界拡散性水素量０．５５ｐｐｍ以上
の限界拡散性水素量を有する鋼材は、遅れ破壊が発生し
ないという評価を用いた。
００Ｎ／ｍｍ2級（ＴＳは１２００Ｎ／ｍｍ2）とした時
の限界拡散性水素量は０．５５ｐｐｍと求められた。高
強度材の耐遅れ破壊特性は限界拡散性水素量を判断指標
とし、高強度となっても、現行の１１００Ｎ／ｍｍ2級
のＳＣＭ４４０の限界拡散性水素量０．５５ｐｐｍ以上
の限界拡散性水素量を有する鋼材は、遅れ破壊が発生し
ないという評価を用いた。
【００４８】（Ｂ）次に、耐遅れ破壊特性に及ぼすボル
ト形状については、従来形状のボルトおよび本発明形状
のねじ部のボルトともに同一の軸力を付与し、観覧車方
式による３．５％ＮａＣｌの湿潤＋乾燥の繰り返しによ
り、試験期間１２ヶ月間での破断有無により評価した。
ト形状については、従来形状のボルトおよび本発明形状
のねじ部のボルトともに同一の軸力を付与し、観覧車方
式による３．５％ＮａＣｌの湿潤＋乾燥の繰り返しによ
り、試験期間１２ヶ月間での破断有無により評価した。
【００４９】その結果を下記表３に示すが、本発明の実
施例は比較例に比べ耐遅れ破壊特性に優れていることが
明らかである
施例は比較例に比べ耐遅れ破壊特性に優れていることが
明らかである
【００５０】
【表３】
【００５１】その結果、図２に示すように、鋼材の引張
強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と焼戻温度Ｔ（℃）との関係に
おいて、ある直線を境として、例えば、焼戻温度Ｔが約
５５０℃の場合、鋼材の引張強さＴＳが約１４６０Ｎ／
ｍｍ2以上では、遅れ破壊が発生するが、それ以下では
遅れ破壊が発生しない境界があることを見い出し、下記
の関係式を得た。 ＴＳ＝１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（１）
強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）と焼戻温度Ｔ（℃）との関係に
おいて、ある直線を境として、例えば、焼戻温度Ｔが約
５５０℃の場合、鋼材の引張強さＴＳが約１４６０Ｎ／
ｍｍ2以上では、遅れ破壊が発生するが、それ以下では
遅れ破壊が発生しない境界があることを見い出し、下記
の関係式を得た。 ＴＳ＝１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（１）
【００５２】一方、図３に示すように、鋼材の引張強さ
ＴＳと炭素当量Ｃeq（％）との関係において、ある直線
を境として、例えば、炭素当量Ｃeqが約０．８５％の場
合、鋼材の引張強さが約１４６０Ｎ／ｍｍ2以上では、
遅れ破壊が発生するが、それ以下では遅れ破壊が発生し
ないことを見い出し、下記の関係式を得た。 ＴＳ＝５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・・（２） この場合、鋼材の炭素当量Ｃeqそのものは、下記のよう
なＪＩＳの定義式、 Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４
０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４） で表わされる。
ＴＳと炭素当量Ｃeq（％）との関係において、ある直線
を境として、例えば、炭素当量Ｃeqが約０．８５％の場
合、鋼材の引張強さが約１４６０Ｎ／ｍｍ2以上では、
遅れ破壊が発生するが、それ以下では遅れ破壊が発生し
ないことを見い出し、下記の関係式を得た。 ＴＳ＝５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・・（２） この場合、鋼材の炭素当量Ｃeqそのものは、下記のよう
なＪＩＳの定義式、 Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４
０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４） で表わされる。
【００５３】したがって、鋼材の焼戻温度Ｔと化学成分
から計算される炭素当量Ｃeqとの二つの要素で引張強さ
ＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）の範囲を遅れ破壊が発生しないよう
に、すなわち、上記した式（１），（２）の下限範囲 ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（３） ＴＳ≦５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・（４） に設定し、これらの両式（３），（４）を満足するよう
に制御すれば、鋼材の引張強さＴＳを１２００Ｎ／ｍｍ
2以上で、１６００Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に容易に調質す
ることが可能になる。
から計算される炭素当量Ｃeqとの二つの要素で引張強さ
ＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）の範囲を遅れ破壊が発生しないよう
に、すなわち、上記した式（１），（２）の下限範囲 ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（３） ＴＳ≦５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・（４） に設定し、これらの両式（３），（４）を満足するよう
に制御すれば、鋼材の引張強さＴＳを１２００Ｎ／ｍｍ
2以上で、１６００Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に容易に調質す
ることが可能になる。
【００５４】また、上記した鋼材の化学成分は、例え
ば、本出願人が先に出願し公開された特開平７−２７８
７３５号公報に開示してなるように、少なくとも質量％
で、Ｃ ：０．３０〜０．４５％、Ｓｉ：０．１０％未
満、Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、Ｐ ：０．０
１０％未満、Ｓ ：０．０１０％以下、Ｃｒ：０．５〜
１．５％未満、Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、Ｖ
：０．３０％超１．０％以下、を含有し、残部がＦｅ
及び付加的組成物からなる鋼材が好適に用いられる。
ば、本出願人が先に出願し公開された特開平７−２７８
７３５号公報に開示してなるように、少なくとも質量％
で、Ｃ ：０．３０〜０．４５％、Ｓｉ：０．１０％未
満、Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、Ｐ ：０．０
１０％未満、Ｓ ：０．０１０％以下、Ｃｒ：０．５〜
１．５％未満、Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、Ｖ
：０．３０％超１．０％以下、を含有し、残部がＦｅ
及び付加的組成物からなる鋼材が好適に用いられる。
【００５５】この場合、上記した鋼材には、必要に応じ
て、質量％で、 Ａｌ：０．０１０〜０．１００％ を含有させたり、更には、質量％で、Ｎｂ：０．００５
〜０．０３０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％、の
１種または２種を含有させてもよい。
て、質量％で、 Ａｌ：０．０１０〜０．１００％ を含有させたり、更には、質量％で、Ｎｂ：０．００５
〜０．０３０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％、の
１種または２種を含有させてもよい。
【００５６】本発明によって得られた高力ボルトは、１
２００Ｎ／ｍｍ2以上１６００Ｎ／ｍｍ2以下の強度範囲
において、優れた耐遅れ破壊特性を有しており、従っ
て、従来の１０００Ｎ／ｍｍ2〜１１００Ｎ／ｍｍ2級の
高力ボルトに比べて、（１）部材の接合に必要なボルト
本数を低減でき、接合部をよりコンパクトかつ軽量にす
ることができる。（２）より高強度かつ厚肉鋼板のボル
ト接合が可能になり、設計の自由度が増す。（３）ボル
トの小径化が可能になり、ボルトの持ち運びや締付けの
作業性が向上する。（４）以上の効果により、トータル
の接合部の建設コストの低減が可能になる。
２００Ｎ／ｍｍ2以上１６００Ｎ／ｍｍ2以下の強度範囲
において、優れた耐遅れ破壊特性を有しており、従っ
て、従来の１０００Ｎ／ｍｍ2〜１１００Ｎ／ｍｍ2級の
高力ボルトに比べて、（１）部材の接合に必要なボルト
本数を低減でき、接合部をよりコンパクトかつ軽量にす
ることができる。（２）より高強度かつ厚肉鋼板のボル
ト接合が可能になり、設計の自由度が増す。（３）ボル
トの小径化が可能になり、ボルトの持ち運びや締付けの
作業性が向上する。（４）以上の効果により、トータル
の接合部の建設コストの低減が可能になる。
【００５７】なお、炭素当量Ｃeqとしては、１．４％以
下にするとよく、この値より高いと、ボルト成形前の硬
度が高すぎて、型寿命の著しい低下とボルトの加工割れ
を生じ、工業的に安定的な生産が困難になる。
下にするとよく、この値より高いと、ボルト成形前の硬
度が高すぎて、型寿命の著しい低下とボルトの加工割れ
を生じ、工業的に安定的な生産が困難になる。
【００５８】
【発明の効果】このように、本発明に係る高力ボルトに
よれば、鋼材をボルト引張強さと焼戻温度、及びその化
学成分から計算される炭素当量との間の各々の関係式を
満足するように、焼入れ及び焼戻しによりボルト引張強
さの範囲を調質してなることを特徴とし、これにより、
１２００Ｎ／ｍｍ2以上のボルト引張強さを有する耐遅
れ破壊特性に優れた高力ボルトを提供することができ
る。
よれば、鋼材をボルト引張強さと焼戻温度、及びその化
学成分から計算される炭素当量との間の各々の関係式を
満足するように、焼入れ及び焼戻しによりボルト引張強
さの範囲を調質してなることを特徴とし、これにより、
１２００Ｎ／ｍｍ2以上のボルト引張強さを有する耐遅
れ破壊特性に優れた高力ボルトを提供することができ
る。
【図１】 本発明に係る高力ボルトの一実施形態を示す
ねじ部の要部拡大説明図である。
ねじ部の要部拡大説明図である。
【図２】 鋼材の焼戻温度と引張強さとの関係を示す説
明図である。
明図である。
【図３】 鋼材の炭素当量と引張強さとの関係を示す説
明図である。
明図である。
【図４】 従来の高力ボルトの説明図である。
【図５】 図４のＡ部における要部拡大説明図である。
１ 頭部 ２ 軸部 ３ ねじ山 ４ａ クランク面 ４ｂ クランク面 ４ｃ 谷底 ５ とがり山 ５ａ とがり山の底辺 ６Ａ 当接小円 ６Ｂ 当接小円 ７ 外接円 ８ 弧状曲線 Ｈ とがり山の高さ Ｌ ねじ山のピッチ Ｍ 中心部 Ｏ１ 当接小円の中心 Ｏ２ 外接円の中心 Ｑ１ 移行点 Ｑ２ 移行点 ｒ 当接小円の半径 Ｒ 外接円の半径 Ｘ−Ｘ ボルト軸心 θ クランク面の角度
Claims (7)
- 【請求項１】 高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍ
ｍ2）と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記（１）式を満足
し、かつ、前記高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍ
ｍ2）とその高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算さ
れる炭素当量Ｃeq（％）の関係が下記（２）式を満足
し、焼入れ，焼戻しによりボルト引張強さが１２００Ｎ
／ｍｍ2以上で、１６００Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質さ
れていることを特徴とする高力ボルト。 ＴＳ≦（１．１Ｔ＋８５０） （１） ＴＳ≦（５５０Ｃeq＋１０００） （２） ＴＳ：高力ボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ2） Ｔ ：焼戻温度（℃） Ｃeq：炭素当量（％） ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋
（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／
１４） - 【請求項２】 前記鋼材は、質量％で、 Ｃ ：０．３０〜０．４５％、 Ｓｉ：０．１０％未満、 Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、 Ｐ ：０．０１０％未満、 Ｓ ：０．０１０％以下、 Ｃｒ：０．５〜１．５％未満、 Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、 Ｖ ：０．３０％超１．０％以下 を含有し、残部がＦｅ及び付加的組成物からなることを
特徴とする請求項１に記載の高力ボルト。 - 【請求項３】 前記軸部に等間隔ピッチで刻設されるね
じ部のねじ山の相対するフランク面の角度が６０°を有
し、かつ、前記ねじ部の谷底の形態が下記の条件及び算
式に規定される３円弧合成法（ａ）によって構成される
弧状曲線に形成されていることを特徴とする請求項１ま
たは２に記載の高力ボルト。 （ａ）前記３円弧合成法とは、とがり山の高さをＨと
し、相対するねじ山のフランク面と谷底との移行点を前
記とがり山底辺から（９±１）Ｈ／２０に設定してなる
とともに、前記それぞれの移行点においてフランク面に
当接する半径ｒがＨ／６の当接小円を描く一方、前記相
対するフランク面の延長線がなす鋭角の２等分線上に中
心を有する半径Ｒが２Ｈ／３以上の前記当接小円の外接
円を描き、前記当接小円と外接円の谷底側円弧を重畳し
て弧状曲線を形成する方法とする。 - 【請求項４】 高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍ
ｍ2）と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記の（１）式を満
足し、かつ、高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ2）
と、その高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算される
炭素当量Ｃeq（％）の関係が下記（２）式を満足し、焼
入れ及び焼戻しにより引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ2以
上で、１６００Ｎ／ｍｍ2以下の範囲に調質されている
ことを特徴とする高力ボルト用の鋼材。 ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（１） ＴＳ≦５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・（２） ＴＳ：高力ボルトの引張強さ（Ｎ／ｍｍ2） Ｔ ：焼戻温度（℃） Ｃeq：炭素当量（％） ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋
（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／
１４） - 【請求項５】 質量％で、 Ｃ ：０．３０〜０．４５％、 Ｓｉ：０．１０％未満、 Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、 Ｐ ：０．０１０％未満、 Ｓ ：０．０１０％以下、 Ｃｒ：０．５〜１．５％未満、 Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、 Ｖ ：０．３０％超１．０％以下、 を含有し、残部がＦｅ及び付加的組成物からなることを
特徴とする請求項４の高力ボルト用鋼。 - 【請求項６】 質量％で、 Ａｌ：０．０１０〜０．１００％ を含有することを特徴とする請求項５に記載の高力ボル
ト用鋼。 - 【請求項７】 質量％で、 Ｎｂ：０．００５〜０．０３０％、 Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％ の１種または２種を含有することを特徴とする請求項６
に記載の高力ボルト用鋼。
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