JPS6145688B2 - - Google Patents
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- JPS6145688B2 JPS6145688B2 JP56012779A JP1277981A JPS6145688B2 JP S6145688 B2 JPS6145688 B2 JP S6145688B2 JP 56012779 A JP56012779 A JP 56012779A JP 1277981 A JP1277981 A JP 1277981A JP S6145688 B2 JPS6145688 B2 JP S6145688B2
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Landscapes
- Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
Description
本発明は例えば自動車の走行安定性を保持する
中空状スタビライザーを得るための電縫鋼管の素
材鋼の製造法に関する。 近年、自動車の燃費向上に関する改善は目覚し
く、その対策の１つとして車体の軽量化が種々検
討されている。 このうち、コーナーリング時の車体のローリン
グを緩和したり、高速時の走行安定性を保持する
効果を有するスタビライザーは、従来、S45C、
SUP6などの棒鋼で製造されていたが、前述の如
き最近の軽量化を目的として、継目無しあるいは
溶接鋼管を用いた中空状のスタビライザーが検討
されるようになつた。 この場合、溶接鋼管によつて中空状のスタビラ
イザーを製造するには、棒鋼による中実状のスタ
ビライザーに比べて、断面積が大幅に減少するの
で、構造用部材としての品質および信頼性を確保
するには、従来材以上の強靭性の確保が必要とさ
れ、また複雑な形状に加工したり端部を圧着した
りするので曲げ加工性と溶接部の健全性の向上が
要求され、さらに高い疲労強度を得るための熱処
理において管端をつぶした状態で充分な焼入硬さ
が得られるような焼入性の確保が必要とされるな
ど、従来にない材料特性が要求される。 このような特性が要求される中空状のスタビラ
イザー素管として、例えば構造用合金鋼鋼管
（JIS G3441）あるいは機械構造用炭素鋼鋼管
（JIS G3445）などの適用が試みられている。 しかし、前者の構造用合金鋼鋼管の素管は、そ
の焼入性は非常に良好であるが、炭素当量が高く
溶接性、溶接部の健全性（ペネトレーターが生じ
やすい）、素管の曲げ加工性などに問題があり、
さらには鋼にNi、Cr、Moなどの成分が含まれる
ために材料コストが高いなど、中空状スタビライ
ザー用鋼管としては一般的でない。 一方、後者の機械構造用炭素鋼鋼管は、材料コ
ストは安価であるが、溶接性、溶接部の健全性を
考慮した炭素量では、管端をつぶした状態での熱
処理時に充分な焼入硬さが得られない、などの問
題を有していた。 本発明はこのような中空状スタビライザーの製
造上の諸問題を解決することを目的としてなされ
たもので、この目的において本発明者らは鋼成分
並びにその製造履歴について広汎な試験研究を行
なつた結果、極めて信頼性の高い中空状スタビラ
イザー用電縫鋼管用鋼を経済的有利に製造するこ
とに成功した。すなわち本発明の中空状スタビラ
イザー用電縫鋼管用鋼の製造法は、Ｃ；0.35％以
下、Si；0.20％以下、Mn；0.30〜1.20％、Cr；
0.60％以下、Ｐ；0.020％以下、Ｓ；0.020％以
下、sol.Al；0.10％以下、Ｎ＋Ｏ；200ppm以
下、Ti；鋼中の（Ｎ＋Ｏ）の４〜10倍、Ｂ；
0.0005〜0.009％、残部はFeおよび不可避的不純
物よりなる鋼であつて、かつ ＤI（in）＝｛（0.4C＋0.06）×（0.7Si ＋１）×（3.33Mn＋１）×（2.16Cr ＋１）｝×｛１＋1.5（0.9−Ｃ）｝ の式に従う理想臨界直径（ＤI）が1.0（in）以上
となるように鋼中のＣ、Si、MnおよびCrの％含
有量を調整し、さらに、 Ceq.（％）＝Ｃ＋Mn／６ ＋Si／24＋Cr／５ の式に従う炭素当量が0.48％以下となるように鋼
中のＣ、Mn、SiおよびCrの％含有量を調整した
鋼のスラブを製造してこれを熱間圧延し、 この熱間圧延時に巻取温度を570〜690℃の温度
に制御して巻取ることを特徴とする。そして、さ
らに前記製造法において、溶鋼のCa処理によつ
て鋼中介在物の形態制御を実施し、圧延方向に延
びたA1系介在物を球状の介在物に変える処法を
付加することによつて一層信頼性の高い中空状ス
タビライザーを得ることができる。 本発明によつて従来にない優れた中空状スタビ
ライザー用電縫鋼管用鋼が提供されるが、これは
焼入性、溶接性、溶接部のペネトレータの抑制、
低温焼戻し靭性、素管の曲げ加工性、その他の中
空状スタビライザーの製造において必要とされる
諸性質を満たすべく鋼中元素とその添加量を総合
的に勘案して適正に配合し、またその適正な製造
条件を見い出したことによる。以下に本発明に従
う鋼の化学成分値並びにその製造条件について個
別に説明する。 Ｃは0.35％を越えると、造管時の溶接性および
溶接部の健全性に悪影響を及ぼすので、その上限
を0.35％とする。 Siは溶接部の低温焼もどし靭性ならびにパイプ
の強靭化を計るためにその上限を0.20％に限定す
る。 Mnは材料の焼入性を大幅に向上せしめる元素
であるが、Mn量の増加によつてMn系の非金属介
在物量が増加し、またバンデツドストラクチヤー
も発生して靭性が低下するし、さらには炭素当量
（Ceq.）も高くなり溶接性、溶接部の健全性にも
悪影響を及ぼすので、その上限を1.20％とする。
一方、Mn量が0.30％未満では焼入性が大幅に低
下し、中空状スタビライザーに加工した後の焼入
時に必要硬さが得られなくなるので、その下限を
0.30％とする。 Crは鋼材の焼入性を大幅に向上せしめる元素
のため、熱処理を必要とする中空状スタビライザ
ーには好ましい元素の１つであるが、Cr量が0.6
％を越えて添加されると造管時の溶接部にペネト
レータを発生しやすくなるので、その上限を0.60
％に限定する。 Ｐは熱処理後の低温焼もどし脆性を増長するの
で、その上限を0.020％とする。 Ｓは鋼中の非金属介在物量に影響し、パイプの
曲げ性を悪化させ、また溶接部の健全性にも影響
するので、その上限を0.020％とする。 ＮとＯは鋼中のガス成分であり、製鋼過程で鋼
中に含まれてくるが、Ｎ量とＯ量の合計が
200ppmを越えると、Ｂによる焼入性効果を安定
して得るためのTiの添加量が多くなり、靭性が
低下するので、（Ｎ＋Ｏ）量の上限を200ppmと
することが必要である。 Ｂは微量の添加で鋼材の焼入性を大幅に向上せ
しめるが、その添加量が0.0005％未満では焼入性
に効果がなく、また、0.009％を越えると焼入性
を劣化させ靭性が劣るようになるので0.0005〜
0.009％の範囲に限定する。 Tiは鋼の脱酸調整の他に脱窒のために添加
し、Ｂ添加による焼入性を安定かつ効果的に行な
うために有効に作用する。しかし鋼中のＮ量とＯ
量の合計量に対して４倍未満の添加量では充分な
焼入性を確保できず、また、10倍を越える量を添
加するとTiNの生成量が多くなり、熱処理後の靭
性を劣化させるので、その添加範囲を４〜10倍に
限定する。 sol.Alは溶鋼の脱酸に必要であり、sol.Al量が
0.10％を越えると製品の表面疵が増加し製品価値
を減少させるので、0.10％以下に限定する。 下式に従う理想臨界直径（ＤI）は、中空状ス
タビライザーに加工後の焼入硬さに影響し、ＤI
が1.0（in）未満では必要硬さが得られないの
で、その下限を1.0（in）に限定する。 ＤI（in）＝｛（0.4C＋0.06）×（0.7Si ＋１）×（3.33Mn＋１）×（2.16Cr ＋１）｝×｛１＋1.5（0.9−Ｃ）｝ 下式に従う炭素当量（Ceq.）は溶接性、溶接
部の最高硬さならびに造管時の作業性に影響し、
Ceq.が0.48％を越えると、溶接後、溶接部のマル
テンサイト量が多くなり、溶接部の硬さが高くな
る。このため後熱処理による焼なまし効果を充分
に得るには造管速度を遅くしなければならず、造
管時の作業性が悪くなるので、その上限を0.48％
に限定する。 Ceq.（％）＝Ｃ＋Mn／６ ＋Si／24＋Cr／５ 溶鋼をCa処理することによつて圧延方向に伸
びたA1系介在物を球状の介在物に変えることが
でき、圧延方向に対し直角方向の延性、靭性が大
幅に改善される。しかし、鋼中のCa量が200ppm
を越えると介在物量が多くなり、延性、靭性がか
えつて低下するので、Ca量は200ppm以下に限定
する。 以上のように成分調整した鋼を用いて通常の方
法でスラブを製造し、このスラブから熱間圧延し
て熱延鋼板または鋼帯を製造するが、そのさいの
熱間圧延時の巻取温度は素材帯鋼の機械的性質に
大きく影響し、かつ中空状スタビライザーに加工
時の曲げ加工性に影響を及ぼす。このため、熱間
圧延時の冷却条件をコントロールして、できるだ
けパーライト量を減じてフエライト相の多い組織
とし、素材の延性の改善を計ることが必要で、巻
取温度が570℃未満では、ベイニテイツクなフエ
ライトと多量のパーライトあるいはベイナイト状
の組織になり、充分な曲げ加工性を得るに必要な
延性が得られない。一方、690℃を越える温度で
巻取ると非常に粗いラメラパーライトが生成し、
曲げ加工性の低下をもたらす。さらに、高温度で
の巻取は帯鋼表面の脱炭を生じる。これに対し、
570〜690℃の範囲で巻取つた帯鋼はポリゴナルフ
エライトが多く生成し、しかもパーライトは自己
焼鈍効果により、炭化物の球状化も見られるよう
になり良好な曲げ加工性を示すので、その巻取温
度を570〜690℃に限定することが必要である。 次に、本発明を実施例に従つて具体的に説明す
る。 実施例 １ 第１表に示した化学成分を有する鋼を溶製し、
造塊、分塊後、熱間圧延により2.6mmの板厚に圧
延した。圧延に際して、比較鋼は580〜610℃で、
本発明鋼は610〜650℃で巻取り、熱延組織の調整
を行なつた。これらの帯鋼を酸洗し、スリツトし
た後、高周波自動溶接造管機により、肉厚2.6
mm、外径22.2mmφの電縫鋼管を製造した。なお、
いずれのサンプルも、溶接後の溶接部は約650℃
の温度で再加熱処理を行つた。第２表に、これら
電縫鋼管の機械的性質と熱処理後の焼入硬さを示
す。なお、熱処理は両端を封じたＵ字形の電縫鋼
管を950℃で10分間、大気加熱し水焼入れ（水
温；20℃）した。熱処理後の焼入性の良否は、Ｕ
字形中央部の硬さを測定し、判定を行なつた。
中空状スタビライザーを得るための電縫鋼管の素
材鋼の製造法に関する。 近年、自動車の燃費向上に関する改善は目覚し
く、その対策の１つとして車体の軽量化が種々検
討されている。 このうち、コーナーリング時の車体のローリン
グを緩和したり、高速時の走行安定性を保持する
効果を有するスタビライザーは、従来、S45C、
SUP6などの棒鋼で製造されていたが、前述の如
き最近の軽量化を目的として、継目無しあるいは
溶接鋼管を用いた中空状のスタビライザーが検討
されるようになつた。 この場合、溶接鋼管によつて中空状のスタビラ
イザーを製造するには、棒鋼による中実状のスタ
ビライザーに比べて、断面積が大幅に減少するの
で、構造用部材としての品質および信頼性を確保
するには、従来材以上の強靭性の確保が必要とさ
れ、また複雑な形状に加工したり端部を圧着した
りするので曲げ加工性と溶接部の健全性の向上が
要求され、さらに高い疲労強度を得るための熱処
理において管端をつぶした状態で充分な焼入硬さ
が得られるような焼入性の確保が必要とされるな
ど、従来にない材料特性が要求される。 このような特性が要求される中空状のスタビラ
イザー素管として、例えば構造用合金鋼鋼管
（JIS G3441）あるいは機械構造用炭素鋼鋼管
（JIS G3445）などの適用が試みられている。 しかし、前者の構造用合金鋼鋼管の素管は、そ
の焼入性は非常に良好であるが、炭素当量が高く
溶接性、溶接部の健全性（ペネトレーターが生じ
やすい）、素管の曲げ加工性などに問題があり、
さらには鋼にNi、Cr、Moなどの成分が含まれる
ために材料コストが高いなど、中空状スタビライ
ザー用鋼管としては一般的でない。 一方、後者の機械構造用炭素鋼鋼管は、材料コ
ストは安価であるが、溶接性、溶接部の健全性を
考慮した炭素量では、管端をつぶした状態での熱
処理時に充分な焼入硬さが得られない、などの問
題を有していた。 本発明はこのような中空状スタビライザーの製
造上の諸問題を解決することを目的としてなされ
たもので、この目的において本発明者らは鋼成分
並びにその製造履歴について広汎な試験研究を行
なつた結果、極めて信頼性の高い中空状スタビラ
イザー用電縫鋼管用鋼を経済的有利に製造するこ
とに成功した。すなわち本発明の中空状スタビラ
イザー用電縫鋼管用鋼の製造法は、Ｃ；0.35％以
下、Si；0.20％以下、Mn；0.30〜1.20％、Cr；
0.60％以下、Ｐ；0.020％以下、Ｓ；0.020％以
下、sol.Al；0.10％以下、Ｎ＋Ｏ；200ppm以
下、Ti；鋼中の（Ｎ＋Ｏ）の４〜10倍、Ｂ；
0.0005〜0.009％、残部はFeおよび不可避的不純
物よりなる鋼であつて、かつ ＤI（in）＝｛（0.4C＋0.06）×（0.7Si ＋１）×（3.33Mn＋１）×（2.16Cr ＋１）｝×｛１＋1.5（0.9−Ｃ）｝ の式に従う理想臨界直径（ＤI）が1.0（in）以上
となるように鋼中のＣ、Si、MnおよびCrの％含
有量を調整し、さらに、 Ceq.（％）＝Ｃ＋Mn／６ ＋Si／24＋Cr／５ の式に従う炭素当量が0.48％以下となるように鋼
中のＣ、Mn、SiおよびCrの％含有量を調整した
鋼のスラブを製造してこれを熱間圧延し、 この熱間圧延時に巻取温度を570〜690℃の温度
に制御して巻取ることを特徴とする。そして、さ
らに前記製造法において、溶鋼のCa処理によつ
て鋼中介在物の形態制御を実施し、圧延方向に延
びたA1系介在物を球状の介在物に変える処法を
付加することによつて一層信頼性の高い中空状ス
タビライザーを得ることができる。 本発明によつて従来にない優れた中空状スタビ
ライザー用電縫鋼管用鋼が提供されるが、これは
焼入性、溶接性、溶接部のペネトレータの抑制、
低温焼戻し靭性、素管の曲げ加工性、その他の中
空状スタビライザーの製造において必要とされる
諸性質を満たすべく鋼中元素とその添加量を総合
的に勘案して適正に配合し、またその適正な製造
条件を見い出したことによる。以下に本発明に従
う鋼の化学成分値並びにその製造条件について個
別に説明する。 Ｃは0.35％を越えると、造管時の溶接性および
溶接部の健全性に悪影響を及ぼすので、その上限
を0.35％とする。 Siは溶接部の低温焼もどし靭性ならびにパイプ
の強靭化を計るためにその上限を0.20％に限定す
る。 Mnは材料の焼入性を大幅に向上せしめる元素
であるが、Mn量の増加によつてMn系の非金属介
在物量が増加し、またバンデツドストラクチヤー
も発生して靭性が低下するし、さらには炭素当量
（Ceq.）も高くなり溶接性、溶接部の健全性にも
悪影響を及ぼすので、その上限を1.20％とする。
一方、Mn量が0.30％未満では焼入性が大幅に低
下し、中空状スタビライザーに加工した後の焼入
時に必要硬さが得られなくなるので、その下限を
0.30％とする。 Crは鋼材の焼入性を大幅に向上せしめる元素
のため、熱処理を必要とする中空状スタビライザ
ーには好ましい元素の１つであるが、Cr量が0.6
％を越えて添加されると造管時の溶接部にペネト
レータを発生しやすくなるので、その上限を0.60
％に限定する。 Ｐは熱処理後の低温焼もどし脆性を増長するの
で、その上限を0.020％とする。 Ｓは鋼中の非金属介在物量に影響し、パイプの
曲げ性を悪化させ、また溶接部の健全性にも影響
するので、その上限を0.020％とする。 ＮとＯは鋼中のガス成分であり、製鋼過程で鋼
中に含まれてくるが、Ｎ量とＯ量の合計が
200ppmを越えると、Ｂによる焼入性効果を安定
して得るためのTiの添加量が多くなり、靭性が
低下するので、（Ｎ＋Ｏ）量の上限を200ppmと
することが必要である。 Ｂは微量の添加で鋼材の焼入性を大幅に向上せ
しめるが、その添加量が0.0005％未満では焼入性
に効果がなく、また、0.009％を越えると焼入性
を劣化させ靭性が劣るようになるので0.0005〜
0.009％の範囲に限定する。 Tiは鋼の脱酸調整の他に脱窒のために添加
し、Ｂ添加による焼入性を安定かつ効果的に行な
うために有効に作用する。しかし鋼中のＮ量とＯ
量の合計量に対して４倍未満の添加量では充分な
焼入性を確保できず、また、10倍を越える量を添
加するとTiNの生成量が多くなり、熱処理後の靭
性を劣化させるので、その添加範囲を４〜10倍に
限定する。 sol.Alは溶鋼の脱酸に必要であり、sol.Al量が
0.10％を越えると製品の表面疵が増加し製品価値
を減少させるので、0.10％以下に限定する。 下式に従う理想臨界直径（ＤI）は、中空状ス
タビライザーに加工後の焼入硬さに影響し、ＤI
が1.0（in）未満では必要硬さが得られないの
で、その下限を1.0（in）に限定する。 ＤI（in）＝｛（0.4C＋0.06）×（0.7Si ＋１）×（3.33Mn＋１）×（2.16Cr ＋１）｝×｛１＋1.5（0.9−Ｃ）｝ 下式に従う炭素当量（Ceq.）は溶接性、溶接
部の最高硬さならびに造管時の作業性に影響し、
Ceq.が0.48％を越えると、溶接後、溶接部のマル
テンサイト量が多くなり、溶接部の硬さが高くな
る。このため後熱処理による焼なまし効果を充分
に得るには造管速度を遅くしなければならず、造
管時の作業性が悪くなるので、その上限を0.48％
に限定する。 Ceq.（％）＝Ｃ＋Mn／６ ＋Si／24＋Cr／５ 溶鋼をCa処理することによつて圧延方向に伸
びたA1系介在物を球状の介在物に変えることが
でき、圧延方向に対し直角方向の延性、靭性が大
幅に改善される。しかし、鋼中のCa量が200ppm
を越えると介在物量が多くなり、延性、靭性がか
えつて低下するので、Ca量は200ppm以下に限定
する。 以上のように成分調整した鋼を用いて通常の方
法でスラブを製造し、このスラブから熱間圧延し
て熱延鋼板または鋼帯を製造するが、そのさいの
熱間圧延時の巻取温度は素材帯鋼の機械的性質に
大きく影響し、かつ中空状スタビライザーに加工
時の曲げ加工性に影響を及ぼす。このため、熱間
圧延時の冷却条件をコントロールして、できるだ
けパーライト量を減じてフエライト相の多い組織
とし、素材の延性の改善を計ることが必要で、巻
取温度が570℃未満では、ベイニテイツクなフエ
ライトと多量のパーライトあるいはベイナイト状
の組織になり、充分な曲げ加工性を得るに必要な
延性が得られない。一方、690℃を越える温度で
巻取ると非常に粗いラメラパーライトが生成し、
曲げ加工性の低下をもたらす。さらに、高温度で
の巻取は帯鋼表面の脱炭を生じる。これに対し、
570〜690℃の範囲で巻取つた帯鋼はポリゴナルフ
エライトが多く生成し、しかもパーライトは自己
焼鈍効果により、炭化物の球状化も見られるよう
になり良好な曲げ加工性を示すので、その巻取温
度を570〜690℃に限定することが必要である。 次に、本発明を実施例に従つて具体的に説明す
る。 実施例 １ 第１表に示した化学成分を有する鋼を溶製し、
造塊、分塊後、熱間圧延により2.6mmの板厚に圧
延した。圧延に際して、比較鋼は580〜610℃で、
本発明鋼は610〜650℃で巻取り、熱延組織の調整
を行なつた。これらの帯鋼を酸洗し、スリツトし
た後、高周波自動溶接造管機により、肉厚2.6
mm、外径22.2mmφの電縫鋼管を製造した。なお、
いずれのサンプルも、溶接後の溶接部は約650℃
の温度で再加熱処理を行つた。第２表に、これら
電縫鋼管の機械的性質と熱処理後の焼入硬さを示
す。なお、熱処理は両端を封じたＵ字形の電縫鋼
管を950℃で10分間、大気加熱し水焼入れ（水
温；20℃）した。熱処理後の焼入性の良否は、Ｕ
字形中央部の硬さを測定し、判定を行なつた。
【表】
【表】
表２の結果から明らかなように、比較鋼No.１の
電縫鋼管の機械的性質は良好で、曲げ性、へん平
試験などスタビライザーに加工するに充分な特性
を示し、しかも管端の圧着も充分可能である。し
かし、熱処理による焼入後の硬さの平均値はＨR
C25と低く、バラツキも大きく、焼入性が充分で
はない。 比較鋼No.２の電縫鋼管は、機械的性質もNo.１に
比べ大幅に低下し、しかも焼入硬さもＨRC35と
低く、バラツキも大きく、熱処理して使用する部
品には安定した特性が得られない。 比較鋼No.３の電縫鋼管は理想臨界直径ＤIが
1.7inと大きく、このため焼入硬さもＨRC53と高
く、バラツキも非常に小さく安定した硬さが得ら
れるがスタビライザーに加工する機械的性質が得
られず、また管端の圧着に対し割れが発生するた
め、スタビライザー用としては適さない。 これに対し、本発明鋼のNo.４，５の各電縫鋼管
は機械的性質も良好で、スタビライザー用として
の加工性も充分であり、かつ、焼入硬さもＨR
C45と高く、バラツキも小さく、疲労強度の高い
安定した中空状スタビライザーの製造が可能であ
る。 なお、本発明鋼のNo.５の電縫鋼管はCa処理に
よりＢへん平試験値、押し拡げ試験値において、
No.４の電縫鋼管より良好な結果を示し、Ca処理
の効果が認められた。 実施例 ２ 比較鋼No.２および本発明鋼No.５の化学成分を有
する鋼（第１表）を用い、熱間圧延により3.0mm
の板厚に圧延した。圧延に際して、比較鋼は580
〜600℃、本発明鋼は610〜650℃で巻取り、熱延
組織の調整を行なつた。 これらの鋼帯を酸洗し、スリツトした後に、高
周波自動溶接造管機により、肉厚3.0mm、外径
25.4mmの電縫鋼管を製造した。なお、いずれのサ
ンプルも溶接後の溶接部は約650℃の温度で再加
熱処理を行なつた。第３表にこれら電縫鋼管の機
械的性質と熱処理後の焼入硬さを示した。なお、
熱処理方法および熱処理の良否の判定は実施例１
と同じ方法にて実施した。
電縫鋼管の機械的性質は良好で、曲げ性、へん平
試験などスタビライザーに加工するに充分な特性
を示し、しかも管端の圧着も充分可能である。し
かし、熱処理による焼入後の硬さの平均値はＨR
C25と低く、バラツキも大きく、焼入性が充分で
はない。 比較鋼No.２の電縫鋼管は、機械的性質もNo.１に
比べ大幅に低下し、しかも焼入硬さもＨRC35と
低く、バラツキも大きく、熱処理して使用する部
品には安定した特性が得られない。 比較鋼No.３の電縫鋼管は理想臨界直径ＤIが
1.7inと大きく、このため焼入硬さもＨRC53と高
く、バラツキも非常に小さく安定した硬さが得ら
れるがスタビライザーに加工する機械的性質が得
られず、また管端の圧着に対し割れが発生するた
め、スタビライザー用としては適さない。 これに対し、本発明鋼のNo.４，５の各電縫鋼管
は機械的性質も良好で、スタビライザー用として
の加工性も充分であり、かつ、焼入硬さもＨR
C45と高く、バラツキも小さく、疲労強度の高い
安定した中空状スタビライザーの製造が可能であ
る。 なお、本発明鋼のNo.５の電縫鋼管はCa処理に
よりＢへん平試験値、押し拡げ試験値において、
No.４の電縫鋼管より良好な結果を示し、Ca処理
の効果が認められた。 実施例 ２ 比較鋼No.２および本発明鋼No.５の化学成分を有
する鋼（第１表）を用い、熱間圧延により3.0mm
の板厚に圧延した。圧延に際して、比較鋼は580
〜600℃、本発明鋼は610〜650℃で巻取り、熱延
組織の調整を行なつた。 これらの鋼帯を酸洗し、スリツトした後に、高
周波自動溶接造管機により、肉厚3.0mm、外径
25.4mmの電縫鋼管を製造した。なお、いずれのサ
ンプルも溶接後の溶接部は約650℃の温度で再加
熱処理を行なつた。第３表にこれら電縫鋼管の機
械的性質と熱処理後の焼入硬さを示した。なお、
熱処理方法および熱処理の良否の判定は実施例１
と同じ方法にて実施した。
【表】
第３表の結果から明らかなように、比較鋼はス
タビライザーに加工する管端の圧着試験時に割れ
が発生し、しかも、熱処理による焼入後の硬さも
低く、バラツキも大きく、加工性、焼入性の両特
性とも充分ではない。 これに対し、本発明鋼は、実施例１よりも板
厚、管径とも大きくなつたにもかかわらず、加工
性ならびに焼入性とも良好な特性を示し、特に熱
処理において焼入硬さがＨRC45と高く、バラツ
キも非常に小さく、中空状スタビライザーとして
安定した品質の製造が可能である。 実施例 ３ 本発明鋼No.５（第１表）の化学成分を有する鋼
を溶製し、造塊、分塊後、熱間圧延により2.6mm
の板厚に圧延した。圧延に際して巻取温度を変え
て製造した。これらの帯鋼を酸洗し、スリツト
後、高周波自動溶接機により、肉厚2.6mm、外径
22.2mmの電縫鋼管を製造した。なお、いずれのサ
ンプルも溶接後の溶接部は約650℃の温度で再加
熱処理を行なつた。第４表は巻取温度と金属組織
ならびに電縫鋼管の機械的性質を示した。
タビライザーに加工する管端の圧着試験時に割れ
が発生し、しかも、熱処理による焼入後の硬さも
低く、バラツキも大きく、加工性、焼入性の両特
性とも充分ではない。 これに対し、本発明鋼は、実施例１よりも板
厚、管径とも大きくなつたにもかかわらず、加工
性ならびに焼入性とも良好な特性を示し、特に熱
処理において焼入硬さがＨRC45と高く、バラツ
キも非常に小さく、中空状スタビライザーとして
安定した品質の製造が可能である。 実施例 ３ 本発明鋼No.５（第１表）の化学成分を有する鋼
を溶製し、造塊、分塊後、熱間圧延により2.6mm
の板厚に圧延した。圧延に際して巻取温度を変え
て製造した。これらの帯鋼を酸洗し、スリツト
後、高周波自動溶接機により、肉厚2.6mm、外径
22.2mmの電縫鋼管を製造した。なお、いずれのサ
ンプルも溶接後の溶接部は約650℃の温度で再加
熱処理を行なつた。第４表は巻取温度と金属組織
ならびに電縫鋼管の機械的性質を示した。
【表】
第４表の結果から明らかなように、本発明条件
以外の550℃で巻取つた帯鋼実験No.８を用いて製
造した電縫鋼管のへん平試験値は悪く、スタビラ
イザーに加工する管端の圧着試験で割れが発生す
る。また、750℃で巻取つた鋼帯（実験No.11）の
電縫鋼管は表面の脱炭量が50〜100μもあり熱処
理後の疲労特性の低下が考えられ、さらに本発明
鋼のへん平試験値に比べると低下する。 これに対し、本発明鋼の条件内で巻取つた帯鋼
（実験No.９，10）の電縫鋼管は、金属組織、機械
的性質も良く、脱炭も少なく、スタビライザー用
電縫鋼管として、信頼性の高い、安定した製品の
製造が可能である。 実施例 ４ 比較鋼No.２および本発明鋼No.５の化学成分を有
する鋼（第１表）を用い、熱間圧延により2.6mm
の板厚に圧延した。圧延に際して、比較鋼は580
〜600℃、本発明鋼は610〜650℃で巻取り、熱延
組織の調整を行なつた。 これらの鋼帯を酸洗し、スリツトした後に、高
周波自動溶接造管機により、肉厚2.6mm、外径
22.2mmの電縫鋼管を製造した。電縫鋼管の製造に
あたつて、素材の違いによる造管作業性の影響を
見るため、造管速度を変えて製造した。その結果
を第５表に示した。
以外の550℃で巻取つた帯鋼実験No.８を用いて製
造した電縫鋼管のへん平試験値は悪く、スタビラ
イザーに加工する管端の圧着試験で割れが発生す
る。また、750℃で巻取つた鋼帯（実験No.11）の
電縫鋼管は表面の脱炭量が50〜100μもあり熱処
理後の疲労特性の低下が考えられ、さらに本発明
鋼のへん平試験値に比べると低下する。 これに対し、本発明鋼の条件内で巻取つた帯鋼
（実験No.９，10）の電縫鋼管は、金属組織、機械
的性質も良く、脱炭も少なく、スタビライザー用
電縫鋼管として、信頼性の高い、安定した製品の
製造が可能である。 実施例 ４ 比較鋼No.２および本発明鋼No.５の化学成分を有
する鋼（第１表）を用い、熱間圧延により2.6mm
の板厚に圧延した。圧延に際して、比較鋼は580
〜600℃、本発明鋼は610〜650℃で巻取り、熱延
組織の調整を行なつた。 これらの鋼帯を酸洗し、スリツトした後に、高
周波自動溶接造管機により、肉厚2.6mm、外径
22.2mmの電縫鋼管を製造した。電縫鋼管の製造に
あたつて、素材の違いによる造管作業性の影響を
見るため、造管速度を変えて製造した。その結果
を第５表に示した。
【表】
実験No.12，13はSTKM15種相当の素材（試料
No.２）を用いて造管速度の影響を見たものであ
る。実験12の溶接条件はSTKM15種相当材の最
適条件で造管した場合で、実験No.13は、造管速度
をさらに高めた場合である。本鋼種での造管速度
のアツプは溶接接合部および溶接熱影響部の硬さ
を増すため、電縫鋼管の機械的性質は低下し、管
端の圧着試験で割れが発生する。 これに対し、本発明鋼（試料No.５）は造管速度
を45m／minに高めても、電縫鋼管の機械的性質
に大きな差はなく、スタビライザーに加工するに
充分な特性を示す。特に、造管速度を高めた実験
No.15の電縫鋼管の機械的性質は、比較鋼の実験No.
12の特性よりも大幅に良い結果を示した。これ
は、比較鋼のMf点が低い（約300℃）ため、造管
速度を高めると、後熱処理前の溶接接合部に残留
オーステナイトが残存し、後熱処理後にマルテン
サイトに変態して、溶接接合部および溶接熱影響
部の硬さが高くなり、機械的性質が劣化するもの
であると考えられる。これに対し、本発明鋼の
Mf点は約360℃と高く、後熱処理前に残留オース
テナイトの残存はなく、このため、熱処理効果が
顕著に認められる。 なお、第１図に実験No.12〜15の電縫鋼管の溶接
部の断面硬さを示し、上記の効果を示した。 以上、明らかにしたように、本発明鋼に従う
と、熱延鋼帯のままで、電縫鋼管の造管性も非常
に良く、機械的性質、熱処理特性の良い電縫鋼管
が製造でき、信頼性が高く安定した中空状スタビ
ライザーを安価に製造することができる。
No.２）を用いて造管速度の影響を見たものであ
る。実験12の溶接条件はSTKM15種相当材の最
適条件で造管した場合で、実験No.13は、造管速度
をさらに高めた場合である。本鋼種での造管速度
のアツプは溶接接合部および溶接熱影響部の硬さ
を増すため、電縫鋼管の機械的性質は低下し、管
端の圧着試験で割れが発生する。 これに対し、本発明鋼（試料No.５）は造管速度
を45m／minに高めても、電縫鋼管の機械的性質
に大きな差はなく、スタビライザーに加工するに
充分な特性を示す。特に、造管速度を高めた実験
No.15の電縫鋼管の機械的性質は、比較鋼の実験No.
12の特性よりも大幅に良い結果を示した。これ
は、比較鋼のMf点が低い（約300℃）ため、造管
速度を高めると、後熱処理前の溶接接合部に残留
オーステナイトが残存し、後熱処理後にマルテン
サイトに変態して、溶接接合部および溶接熱影響
部の硬さが高くなり、機械的性質が劣化するもの
であると考えられる。これに対し、本発明鋼の
Mf点は約360℃と高く、後熱処理前に残留オース
テナイトの残存はなく、このため、熱処理効果が
顕著に認められる。 なお、第１図に実験No.12〜15の電縫鋼管の溶接
部の断面硬さを示し、上記の効果を示した。 以上、明らかにしたように、本発明鋼に従う
と、熱延鋼帯のままで、電縫鋼管の造管性も非常
に良く、機械的性質、熱処理特性の良い電縫鋼管
が製造でき、信頼性が高く安定した中空状スタビ
ライザーを安価に製造することができる。
第１図は、造管速度による溶接部の断面硬さ分
布の違いを、比較鋼の試料No.２および本発明鋼の
試料No.５の電縫鋼管について示した図である。
布の違いを、比較鋼の試料No.２および本発明鋼の
試料No.５の電縫鋼管について示した図である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ Ｃ；0.35％以下、Si；0.20％以下、Mn；0.30
〜1.20％、Cr；0.60％以下、Ｐ；0.020％以下、
Ｓ；0.020％以下、sol.Al；0.10％以下、Ｎ＋Ｏ；
200ppm以下、Ti；鋼中の（Ｎ＋Ｏ）の４〜10
倍、Ｂ；0.0005〜0.009％、残部はFeおよび不可
避的不純物よりなる鋼であつて、かつ ＤI（in）＝｛（0.4C＋0.06）×（0.7Si ＋１）×（3.33Mn＋１）×（2.16Cr ＋１）｝×｛１＋1.5（0.9−Ｃ）｝ の式に従う理想臨界直径（ＤI）が1.0（in）以上
となるように鋼中のＣ、Si、MnおよびCrの％含
有量を調整し、さらに、 Ceq.（％）＝Ｃ＋Mn／６ ＋Si／24＋Cr／５ の式に従う炭素当量が0.48％以下となるように鋼
中のＣ、Mn、SiおよびCrの％含有量を調整した
鋼のスラブを製造してこれを熱間圧延し、 この熱間圧延時に巻取温度を570〜690℃の温度
に制御して巻取ることからなる中空状スタビライ
ザー用電縫鋼管用鋼の製造法。 ２ Ｃ；0.35％以下、Si；0.20％以下、Mn；0.30
〜1.20％、Cr；0.60％以下、Ｐ；0.020％以下、
Ｓ；0.020％以下、sol.Al；0.10％以下、Ｎ＋Ｏ；
200ppm以下、Ti；鋼中の（Ｎ＋Ｏ）の４〜10
倍、Ｂ；0.0005〜0.009％、残部Feおよび不可避
的不純物よりなり、鋼中介在物をCa処理によつ
て形態制御しCaを200ppm以下とした鋼であつ
て、かつ ＤI（in）＝｛（0.4C＋0.06）×（0.7Si ＋１）×（3.33Mn＋１）×（2.16Cr ＋１）｝×｛１＋1.5（0.9−Ｃ）｝ の式に従う理想臨界直径（ＤI）が1.0（in）以上
となるように鋼中のＣ、Si、MnおよびCrの％含
有量を調整し、さらに、 Ceq.（％）＝Ｃ＋Mn／６ ＋Si／24＋Cr／５ の式に従う炭素当量が0.48％以下となるように鋼
中のＣ、Mn、SiおよびCrの％含有量を調整した
鋼のスラブを製造してこれを熱間圧延し、 この熱間圧延時に巻取温度を570〜690℃の温度
に制御して巻取ることからなる中空状スタビライ
ザー用電縫鋼管用鋼の製造法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1277981A JPS57126917A (en) | 1981-01-30 | 1981-01-30 | Production of hollow stabilizer |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1277981A JPS57126917A (en) | 1981-01-30 | 1981-01-30 | Production of hollow stabilizer |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS57126917A JPS57126917A (en) | 1982-08-06 |
| JPS6145688B2 true JPS6145688B2 (ja) | 1986-10-09 |
Family
ID=11814885
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1277981A Granted JPS57126917A (en) | 1981-01-30 | 1981-01-30 | Production of hollow stabilizer |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS57126917A (ja) |
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| WO2008105216A1 (ja) | 2007-02-26 | 2008-09-04 | Jfe Steel Corporation | 熱処理用電縫溶接鋼管およびその製造方法 |
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| WO2020203874A1 (ja) | 2019-03-29 | 2020-10-08 | 日本製鉄株式会社 | 中空スタビライザー用電縫鋼管及び中空スタビライザー、並びにそれらの製造方法 |
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| CN103774044B (zh) * | 2013-04-03 | 2016-08-17 | 昆山拓可机械有限公司 | 一种中碳低合金结构钢的热处理工艺和装置 |
| CN109642264A (zh) * | 2016-10-24 | 2019-04-16 | 杰富意钢铁株式会社 | 高强度薄壁中空稳定器用电焊钢管及其制造方法 |
| CN111763883A (zh) * | 2020-06-29 | 2020-10-13 | 马鞍山钢铁股份有限公司 | 一种空心稳定杆用钢及其生产方法 |
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