JPWO2008123363A1 - 一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管およびそれを用いたドライブシャフト、並びにその冷間仕上継目無鋼管の製造方法 - Google Patents
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Abstract
マンネスマン製管法によって熱間圧延された素管を冷間抽伸することにより得られる一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管であり、その用途に適用しうる継目無鋼管の最大内面しわ深さ０．１ｍｍ以下、および縮径部で内径縮径率が３０％以上で内面の最大しわ深さが０．２０ｍｍ以下を確保するため、特定の化学組成からなる鋼種を用い、マンネスマン製管法による穿孔圧延、延伸圧延の後の定形圧延における孔型形態の調整と、その後の冷間抽伸での肉厚加工度の調整を行う。これにより、両端部の縮径部を設ける一体成形型の自動車用ドライブシャフトとして優れた捩り疲労特性を確保することができ、軽量化や静粛性に最適な中空部材として使用できる。これに用いることにより、自動車用ドライブシャフトを効率的に製造できる。
Description
本発明は、ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管およびそれを用いたドライブシャフト、並びにドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法に関し、さらに詳しくは、一体成形型自動車用ドライブシャフトの軽量化や静粛性に最適な、捩り疲労特性に優れた、中空部材として用いられる冷間仕上継目無鋼管、さらにこの継目無鋼管を効率的に製造する方法、およびこれらの冷間仕上継目無鋼管を用いて製造されるドライブシャフトに関するものである。
近年、地球環境保護の必要性はますます高まり、自動車工業の分野においても、自動車車体の軽量化を図り、省エネルギー効果を更に高めることが要請されている。このため、車体軽量化の観点から、自動車用部品を中実部材から中空部材に切り替える試みがなされ、自動車のドライブシャフトにも、素材自体が中空である鋼管を素材とする中空部材が採用されている。
中空ドライブシャフトには接合型のドライブシャフトと一体成形型のドライブシャフトがある。接合型のドライブシャフトは、中間部に高周波焼入れ等の熱処理を施さない鋼管を使用し、等速ジョイントやデフギアに連結される両端には中実材、鍛造材を使用し、前記中間部に摩擦圧接や溶接により接合した構造のものである。一体成形型のドライブシャフトは、例えば、鋼管部材を用い、等速ジョイントとの締結部となる両管端部を縮径厚肉化し、連結要素としてのスプライン加工を施し、全体に高周波焼入れを施したものが知られている。
自動車用ドライブシャフトは、エンジンの回転軸のトルクをタイヤに伝達する重要保安部品であるため、十分な捩じり剛性や捩り疲労強度を確保する必要がある。
ところで、ドライブシャフト用の中空素材として継目無鋼管を用いる場合、製造条件によっては鋼管の内面にしわ状きず、すなわち長手方向に垂直な断面の内表面に形成される凹凸きず（以下、「内面しわ」という）が残存する場合がある。内面しわが残存すると、これが疲労き裂の起点など破損の要因となり易く、ドライブシャフトの耐疲労強度を著しく低下させることになる。
図１は、継目無鋼管を熱間で製造するマンネスマン製管法の製造工程の一例を説明する図である。この製管方法は、所定温度に加熱された中実の丸ビレット１を被圧延材とし、穿孔圧延機３で軸心部に穿孔を明けて中空素管２を製造し、後続するマンドレルミル４の延伸圧延装置に送給して延伸圧延する。マンドレルミル４を通過した中空素管２は、次いで再熱炉５に装入され、再加熱された後、ストレッチレデューサ６の定径圧延装置に通して冷間加工用の素管等に用いられる継目無鋼管が製造される。
このような製管法において、図示するストレッチレデューサ６の構成では、中空素管２を圧下する一対の圧延ロール６ｒは、パスラインを中心として対向配置された３個の孔型圧延ロール６ｒからなり、これらの孔型圧延ロール６ｒが複数のスタンドに配置され、隣接するロールスタンド間ではそれぞれの孔型圧延ロール６ｒがパスラインに対して垂直な面内で圧下方向を６０°毎ずらして交差配置される。
その他のストレッチレデューサ６の構成としては、パスラインに対して垂直な面内で圧下方向を９０°毎ずらして交差配置される４つの孔型圧延ロールを備えた４ロール式の定径圧延装置、さらに、各スタンドに対向する２つの孔型圧延ロールを備えた２ロール式の定径圧延装置が採用されている。
ところが、定径圧延装置として用いられるストレッチレデューサでは、マンドレルなどの内面規制工具を用いることなく、中空素管を外径絞り圧延によって仕上げるので、熱間圧延された鋼管の内面に縦筋状のしわが発生し易い。
さらに、前記図１に示すストレッチレデューサ６の例では、３個の圧延ロールからなる外径絞り圧延であるため、中空素管はパスラインに対し３方向から圧下を受ける。このため、熱間仕上げされた鋼管の内面形状は、真円にならず、角張りや多角形化した円となり、その内表面には凹凸形状が形成され易い。
このような継目無鋼管の内面のしわの問題を解決するため、特許第２８２２８４９号公報では、ストレッチレデューサにおける圧下量を各スタンド間で均一状態にするとともに、製造された鋼管の内面をショットブラスト研削等によって内面切削して、ドライブシャフト等の自動車用継目無鋼管を製造する方法が提案されている。この製造方法によれば、熱間圧延された継目無鋼管の内面を２０μｍ〜５００μｍ切削加工することによって、鋼管内面に発生したしわを除去して、耐疲労強度の向上を図ることとしている。
しかし、このようなショットブラストによる内面研削には膨大な処理時間が必要になる。具体的には、ドライブシャフト用として採用される鋼管は、内径（以下では特段の断わりがない限り、内径、外径とも直径を示す。）が１５〜２５ｍｍ程度の小径部材が対象となるが、これらの管内面に対して、上記研削量を確保するためにショット加工を施すには、数十分から数時間の膨大な処理時間が必要となる。このため、前記特許第２８２２８４９号公報で提案された製造方法では、製造コストが増加するとともに、工業上必要とされる量産性が確保できないという大きな問題がある。
上述の通り、継目無鋼管の場合、特に広く工業的に採用されている、ストレッチレデューサのような内部規制工具なしの圧延工程を経たものは、その圧延機構から鋼管に内面しわが生じ易いという問題を抱えている。したがって、ドライブシャフト用継目無鋼管においては、内面しわの発生抑制が重要な課題である。
特に、継目無鋼管を一体成形型ドライブシャフトの素材として利用する場合、内面しわまたは捩り疲労強度に対する縮径加工の影響が懸念される。電縫鋼管を素材として利用することは、寸法精度や仕上げ精度が良好な鋼板をパイプ状に成形して電気抵抗溶接で突き合わせ溶接した構造を有することから、内面しわの懸念がほとんどなく、一体成形型ドライブシャフトに採用され始めているが（例えば、特開２００２−３５６７４２号公報参照）、継目無鋼管に関して上述の問題があることから、本格採用には至っていない。
しかしながら、電縫鋼管は、その軸線方向に沿って延在する溶接部分（電縫部）で破損を生じ易く、動力伝達シャフトとして強度低下を招来するという問題がある。継目無鋼管を素材として利用する場合には、このような懸念がないことから、本格採用に向けた改善が強く要請されている。
前述の通り、ドライブシャフト用継目無鋼管においては、疲労強度を確保する観点から、内面しわを如何に抑制するかが大きな課題であるが、一体成形型ドライブシャフトとして継目無鋼管を用いる場合には、内面しわの発生を制限する要求が更に厳しくなる。
すなわち、摩擦圧接型等、接合型ドライブシャフトの場合においては、使用される継目無鋼管が冷間仕上加工された場合、その冷間仕上加工後の内面しわがそのままドライブシャフトの内面になる。このとき、一体成形型ドライブシャフトを製造する場合は、冷間仕上加工された両端部に縮径加工が施され、該当部は厚肉化の加工を受けることになるが、この縮径加工に伴い管内面のしわ深さが著しく増加することが懸念される。
さらに継目無鋼管を中空素材として用い、一体成形型の中空ドライブシャフトを製造する場合に、管端の絞り加工や転造加工に起因する割れを発生させないことが要求される。また、ドライブシャフトの性能を高めるため、冷間加工後の熱処理により鋼管内面まで硬化させると同時に高靱性を確保し、焼入れ性と靱性を兼備させることも要請される。
換言すれば、一体成形型ドライブシャフト用として最適な冷間仕上継目無鋼管には、複雑な成形が問題なく得られる冷間加工性、適正な熱処理による焼入れ性と靱性の兼備、さらにはドライブシャフトとしての疲労強度（捩り疲労強度）を全て満足することが必要になる。
本発明は、このような技術的背景に鑑みてなされたものであり、捩り疲労特性において充分な強度を確保し、同時に冷間加工性を備え、焼入れ性と靱性の兼備することができる一体成形型ドライブシャフト用継目無鋼管と、その一体成形型ドライブシャフト用継目無鋼管の低廉な製造方法を提供するとともに、優れた捩り疲労特性や靭性を発揮することができる一体成形型ドライブシャフトを提供することを目的としている。
ドライブシャフトは、自動車エンジンの回転軸トルクをタイヤに伝達する部品であるため、疲労破壊の起点となり得る欠陥を発生させないことが望ましい。前述の通り、継目無鋼管を中空ドライブシャフトの素材として利用する場合、ストレッチレデューサ等の定径圧延装置では、内面規制工具を用いることなく中空素管を外径絞り圧延によって仕上げることから、熱間圧延された鋼管に縦筋状の内面しわが発生し易い。
通常、回転軸トルクを伝達する際に、ドライブシャフトの外表面には、内表面に比べて大きなせん断応力が作用する。このため、ドライブシャフトの内表面にしわ等の欠陥が無い状態で、内外表面とも疲労限度せん断応力が十分に大きい場合には、疲労亀裂は、内表面より大きなせん断応力の作用する外面側から発生、成長することになる。
また、外面側については、仮に疲労強度に問題を生じる程度の疵があった場合においても、外面検査が容易なため、対応が容易である。
また、外面側については、仮に疲労強度に問題を生じる程度の疵があった場合においても、外面検査が容易なため、対応が容易である。
したがって、内表面に内面しわが存在する場合でも、内表面側の疲労限度せん断応力が外面側で規定されるせん断応力を超えないように、内表面側に発生する内面しわを管理できれば、中空部材として製造された鋼管に残存する内面しわであっても、結果としてドライブシャフトの疲労寿命に影響を与えることがなく、実用上、問題とならない。
このような観点から、本発明者が、ドライブシャフトの疲労寿命に及ぼす冷間仕上加工された鋼管に残存する内面しわの深さと捩じり疲労強度の関係を詳細に調査した結果、摩擦圧接型ドライブシャフトに関し、内面しわの深さを０．２０ｍｍ以下とする必要のあることを知見し、先に内表面に残存する内面しわ深さを規定するドライブシャフト用継目無鋼管を提案した（必要なれば、ＷＯ２００７／１１１２５８号公報を参照）。
ところで、一体成形型ドライブシャフトにおいては、両端部に縮径部が設けられ、この縮径部で厚肉化の加工を受けることから、この縮径加工の過程で、管内面のしわ深さが著しく増加するという問題が派生する。
図２は、継目無鋼管の縮径加工における内面しわの初期深さと内径縮径率との関係を示す図である。同図で用いた供試管は、外径３６ｍｍ、肉厚８．０ｍｍに冷間抽伸された継目無鋼管であり、縮径加工過程における供試管の内表面に残存する内面しわの深さ最大値の変化を調査したものである。
以下の説明において、内面しわの深さの数値を示すときは、特段の断わりが無い限り、しわ深さの最大値を表記するものとする。また、内径縮径率（％）は、縮径加工前の内径をＩＤとし、縮径加工後の内径をＩＤｆとした場合に、下記（３）式で定義される値とする
内径縮径率＝｛（ＩＤ−ＩＤｆ）／ＩＤ｝×１００（％） ・・・ （３）
内径縮径率＝｛（ＩＤ−ＩＤｆ）／ＩＤ｝×１００（％） ・・・ （３）
前記図２において、初期しわ深さ０．２ｍｍの供試管は、管内面に０．２ｍｍ深さの人工疵を与えた冷間仕上げ継目無鋼管（内径縮径加工前の鋼管内面の最大しわ深さは０．２ｍｍ）であり、内径縮径率（％）を変化させて内径縮径加工を行った場合に、縮径加工前の０．２ｍｍのしわ深さが、内径縮径率４０％で０．３２ｍｍに、内径縮径率６１．９％では、０．４４ｍｍまで増加することが分かる。
同様に、初期しわ深さ０．１ｍｍの供試管は、管内面に０．１ｍｍ深さの人工疵を与えた冷間仕上げ継目無鋼管であるが、内径縮径率（％）を変化させて縮径加工を行った場合に、縮径加工前の管内面最大しわ深さが０．１ｍｍであったのが、内径縮径率６１．９％で０．３０ｍｍ強まで増加している。
言い換えると、接合型ドライブシャフト用継目無鋼管を製造する場合には、上述した本発明者の知見の通り、鋼管に残存する内面しわとして０．２ｍｍの深さが許容されるとしても、一体成形型ドライブシャフト用継目無鋼管においては、部材加工段階における内径縮径を伴う加工でのしわ深さの増加を見込んで、より厳しい内面しわの深さ管理が必要になる。
図３は、一体成形型ドライブシャフトの構成を例示する図であり、左半分の構成は外観構成を示し、右半分は断面構成を示している。一体成形型ドライブシャフトの両端部には、連結要素としてのスプライン７が設けられ、さらにブーツ部８が加工される。図３で示す縮径部９は、スェージ加工等により縮径加工が施される領域であり、ドライブシャフト用鋼管の両端部に設けられる。
図４は、前記図３に示すように、一体成形型ドライブシャフトの両端に設けられた縮径部の疲労特性を評価するためにスプライン加工部を模擬した試験片の概略形態を示す図である。スプライン７加工部は、両端の治具１０に摩擦圧接部１１を介して保持される。本発明者は、図４に示すスプライン７加工部を模擬した試験片を用い、捩じり疲労試験特性をシミュレート調査した。
シミュレート調査の結果では、所定の化学組成からなる継目無鋼管を用いる限りにおいては、縮径部の厚肉化した鋼管部材の外面にスプライン加工を施した捩じり疲労試験により、縮径加工後の管内面の最大しわ深さが０．２ｍｍ以下であれば、管内面からの疲労破壊は生じず、すべて外面からの疲労破壊であることが判明した。
ところが、所定の化学組成を満足しない継目無鋼管を用いる場合には、例え縮径加工後の管内面の最大しわ深さが０．２ｍｍ以下であっても、満足な疲労強度は確保できないことが分かった。
さらに、シミュレート調査の結果によれば、管内面の最大しわ深さは、前記図２に示すように、内径縮径率の増加により急増する傾向にあるため、内面しわの深さ抑制は内径縮径率を極力抑えることが有効である。しかし、ドライブシャフト両端部の捩り剛性を確保するには、縮径部の形成と厚肉化は必須であり、その両管端部では少なくとも３０％の内径縮径率が必要になる。
現実における両管端の縮径加工での内径縮径率が通常５０％程度であることが想定される。このような現実的な想定から、一体成形型ドライブシャフトの用途に適用しうる継目無鋼管の最大内面しわ深さは、０．１ｍｍ以下であることが必要と判断された。
さらに、種々の継目無鋼管の製管条件の検討を重ねることにより、管内面に残存する内面しわとして０．１ｍｍ以下の深さは、マンネスマン製管法による穿孔圧延、延伸圧延の後の定形圧延における孔型形態の調整と、その後の冷間抽伸での肉厚加工度の調整により達成できることを知見した。
本発明は、上述した知見に基づいてなされたものであり、下記（１）、（４）の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管、（２）、（４）のドライブシャフト、および（３）、（４）の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法である。
（１）質量％で、Ｃ：０．３０〜０．３８％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：０．１５〜１．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０５％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５％、Ｎ：０．０２％以下、Ｂ：０．０００５〜０．０１％およびＯ（酸素）：０．００５０％以下を含み、残部がＦｅおよび不純物であり、下記（１ａ）または（１ｂ）式で定義されるＢｅｆｆが０．０００１％以上を満足する化学組成からなり、長手方向に垂直な断面における内表面に残存する内面しわの最大深さが０．１０ｍｍ以下であることを特徴とする一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管である。
ただし、Ｔｉ、ＮおよびＢを含有量％とし、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９≧０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ−１０．８×（Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９）／１４ ・・・（１ａ）
同様に、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９＜０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ ・・・（１ｂ）
ただし、Ｔｉ、ＮおよびＢを含有量％とし、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９≧０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ−１０．８×（Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９）／１４ ・・・（１ａ）
同様に、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９＜０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ ・・・（１ｂ）
（２）継目無鋼管に縮径部を設ける縮径加工を施して一体成形されたドライブシャフトであって、質量％で、Ｃ：０．３０〜０．３８％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：０．１５〜１．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０５％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５％、Ｎ：０．０２％以下、Ｂ：０．０００５〜０．０１％およびＯ（酸素）：０．００５０％以下を含み、残部がＦｅおよび不純物であり、上記（１ａ）または（１ｂ）式で定義されるＢｅｆｆが０．０００１％以上を満足する化学組成からなり、前記縮径加工の際に、縮径部の少なくとも一部の加工度が内径縮径率で３０％以上であり、前記縮径部の長手方向に垂直な断面における内表面に残存する内面の最大しわ深さが０．２０ｍｍ以下であることを特徴とするドライブシャフトである。
（３）質量％で、Ｃ：０．３０〜０．３８％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：０．１５〜１．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０５％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５％、Ｎ：０．０２％以下、Ｂ：０．０００５〜０．０１％およびＯ（酸素）：０．００５０％以下を含み、残部がＦｅおよび不純物であり、かつ上記（１ａ）または（１ｂ）式で定義されるＢｅｆｆが０．０００１％以上を満足する化学組成からなるビレットを用いた冷間仕上継目無鋼管の製造方法であって、前記ビレットを用いてマンネスマン製管法による穿孔圧延に次いで延伸圧延したのち、少なくとも２個の孔型圧延ロールを備えた複数のスタンドからなる定径圧延装置を用いて定径圧延する際に、前記各スタンドにおいて互いに隣接する孔型圧延ロールの対向するエッジ部に接線を引き、それぞれの接線の成す角度β（度）のうち全スタンドで最小の角度をβｍｉｎ（度）とした場合に、下記（２）式の関係を満足する孔型圧延ロールを用いて素管を圧延し、さらに前記素管を冷間抽伸する際に、当該素管の最小肉厚部におけるに肉厚加工度を１０％以上とすることを特徴とする一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法である。
ただし、（２）式において、Ｄ：定径圧延後の管外径（ｍｍ）、ｔ：定径圧延後の管肉
厚（ｍｍ）およびｌｎ（ｘ）：ｘの自然対数とし、
βｍｉｎ≧１．１３×１０×ｌｎ（ｔ／Ｄ×ｌ００）＋１．３７×１０２・・・（２）
ただし、（２）式において、Ｄ：定径圧延後の管外径（ｍｍ）、ｔ：定径圧延後の管肉
厚（ｍｍ）およびｌｎ（ｘ）：ｘの自然対数とし、
βｍｉｎ≧１．１３×１０×ｌｎ（ｔ／Ｄ×ｌ００）＋１．３７×１０２・・・（２）
本発明の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法では、冷間抽伸の後に焼鈍また焼準を行うのが望ましい。
（４）上記（１）、（２）の化学組成として、また上記（３）の製造方法で用いるビレット組成として、Ｆｅの一部に代えて、さらに下記の（ａ）〜（ｃ）の群のうちから選ばれた１群または２群以上の元素を含有させるのが望ましい。
（ａ）Ｃｕ：１％以下、Ｎｉ：１％以下およびＭｏ：１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｂ）Ｖ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下およびＺｒ：０．１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｃ）Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下および希土類元素（ＲＥＭ）：０．０１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ａ）Ｃｕ：１％以下、Ｎｉ：１％以下およびＭｏ：１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｂ）Ｖ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下およびＺｒ：０．１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｃ）Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下および希土類元素（ＲＥＭ）：０．０１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
本発明の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管によれば、マンネスマン製管法によって熱間圧延された素管を用いて冷間抽伸を施すことによって、特段の管内面の研削等の切削加工を施すことなく、優れた捩り疲労特性、冷間加工性を備え、同時に焼入れ性と靱性の兼備することができ、信頼性のおける一体成形型ドライブシャフトが製造可能となり、その製造工程の合理化とともに、自動車用ドライブシャフトの軽量化や静粛性の向上に寄与できる。
したがって、本発明の製造方法を適用することによって、自動車用ドライブシャフトを低廉な製造コストで、かつ効率的に製造できるので、工業的に効果が大きく、広く適用することができる。
図１は、継目無鋼管を熱間で製造するマンネスマン製管法の製造工程の一例を説明する図である。
図２は、継目無鋼管の縮径加工における内面しわの初期深さと内径縮径率との関係を示す図である。
図３は、一体成形型ドライブシャフトの構成を例示する図であり、左半分の構成は外観構成を示し、右半分は断面構成を示している。
図４は、一体成形型ドライブシャフトの両端に設けられた縮径部の疲労特性を評価するためにスプライン加工部を模擬した試験片の概略形態を示す図である。
図２は、継目無鋼管の縮径加工における内面しわの初期深さと内径縮径率との関係を示す図である。
図３は、一体成形型ドライブシャフトの構成を例示する図であり、左半分の構成は外観構成を示し、右半分は断面構成を示している。
図４は、一体成形型ドライブシャフトの両端に設けられた縮径部の疲労特性を評価するためにスプライン加工部を模擬した試験片の概略形態を示す図である。
図５は、３ロール式のストレッチレデューサに用いられる圧延ロールにおける孔型形状を示す図である。
図６は、本発明に用いる孔型圧延ロールを規定するためにエッジ部に引いた接線の成す角度の算出要領を説明する図である。
図７は、ストレッチレデューサに用いられる他の圧延ロールにおける部分的な孔型プロフィールを示す図である。
図８は、実施例２で用いた捩り疲労試験に供した試験片のスプライン加工形状を示す断面図である。
図６は、本発明に用いる孔型圧延ロールを規定するためにエッジ部に引いた接線の成す角度の算出要領を説明する図である。
図７は、ストレッチレデューサに用いられる他の圧延ロールにおける部分的な孔型プロフィールを示す図である。
図８は、実施例２で用いた捩り疲労試験に供した試験片のスプライン加工形状を示す断面図である。
本発明の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管が上記の特徴を発揮するために必要な、鋼組成および製造条件について項を分けて説明する。以下の説明において、鋼の化学組成は「質量％」で示す。
１．鋼組成
Ｃ：０．３０〜０．３８％
Ｃは、鋼の強度を増加し耐疲労強度を向上させる元素であるが、靭性を低下させ、焼き割れ感受性を高める作用がある。その含有量が０．３０％未満であると、十分な強度が得られない。一方、含有量が０．３８％を超えると、冷間加工性および靭性を低下させるとともに、需要家の工程である高周波焼入れ段階で焼き割れが生じるおそれがある。
Ｃ：０．３０〜０．３８％
Ｃは、鋼の強度を増加し耐疲労強度を向上させる元素であるが、靭性を低下させ、焼き割れ感受性を高める作用がある。その含有量が０．３０％未満であると、十分な強度が得られない。一方、含有量が０．３８％を超えると、冷間加工性および靭性を低下させるとともに、需要家の工程である高周波焼入れ段階で焼き割れが生じるおそれがある。
Ｓｉ：０．５０％以下
Ｓｉは、脱酸剤として必要な元素である。しかし、その含有量が０．５％を超えると冷間加工性が確保できないので、０．５％以下とした。Ｓｉ含有量は少なくなればなるほど、冷間加工性が向上する。したがって、より過酷な冷間加工にも対応できるように、Ｓｉ含有量は０．２２％以下にするのが望ましく、さらに大きな加工を受ける場合には、０．１４％以下にするのがより望ましい。
Ｓｉは、脱酸剤として必要な元素である。しかし、その含有量が０．５％を超えると冷間加工性が確保できないので、０．５％以下とした。Ｓｉ含有量は少なくなればなるほど、冷間加工性が向上する。したがって、より過酷な冷間加工にも対応できるように、Ｓｉ含有量は０．２２％以下にするのが望ましく、さらに大きな加工を受ける場合には、０．１４％以下にするのがより望ましい。
Ｍｎ：０．３０〜２．００％
Ｍｎは、熱処理時の焼入れ性を確保し、強度と靱性を改善するのに有効な元素である。その効果を発揮し全肉厚に亘り内面まで十分に硬化させるには、Ｍｎ含有量を０．３％以上にする必要である。一方、Ｍｎを２．０％超えて含有させると、冷間加工性が低下する。このため、Ｍｎ含有量は０．３〜２．０％とした。また、良好なバランスで焼入れ性および冷間加工性を確保するには、Ｍｎ含有量は１．１〜１．７％とするのが望ましく、さらに１．２〜１．４％にするのがより望ましい。
Ｍｎは、熱処理時の焼入れ性を確保し、強度と靱性を改善するのに有効な元素である。その効果を発揮し全肉厚に亘り内面まで十分に硬化させるには、Ｍｎ含有量を０．３％以上にする必要である。一方、Ｍｎを２．０％超えて含有させると、冷間加工性が低下する。このため、Ｍｎ含有量は０．３〜２．０％とした。また、良好なバランスで焼入れ性および冷間加工性を確保するには、Ｍｎ含有量は１．１〜１．７％とするのが望ましく、さらに１．２〜１．４％にするのがより望ましい。
Ｐ：０．０２５％以下
Ｐは、鋼中に不純物として含まれ、凝固時に最終凝固位置近傍に濃化し、かつ粒界に偏析して熱間加工性、靱性および疲労強度を低下させる。Ｐ含有量が０．０２５％を超えると、粒界偏析による靭性低下が顕著となり、粒界破壊を誘起して捩り疲労強度を不安定にする。駆動軸の靭性および疲労強度を高水準で維持するには、望ましいＰ含有量は０．００９％以下である。
Ｐは、鋼中に不純物として含まれ、凝固時に最終凝固位置近傍に濃化し、かつ粒界に偏析して熱間加工性、靱性および疲労強度を低下させる。Ｐ含有量が０．０２５％を超えると、粒界偏析による靭性低下が顕著となり、粒界破壊を誘起して捩り疲労強度を不安定にする。駆動軸の靭性および疲労強度を高水準で維持するには、望ましいＰ含有量は０．００９％以下である。
Ｓ：０．００５％以下
Ｓは、鋼中に不純物として含まれ、凝固時に粒界に偏析し、熱間加工性および靱性を低下させるとともに、シームレス鋼管を中空軸素材として採用するとき、特に冷間加工性および捩り疲労強度を低下させる。このため、ドライブシャフトの中空軸素材に用いられるシームレス鋼管として必要な冷間加工性および熱処理後の捩り疲労強度を確保するには、Ｓ含有量は０．００５％以下にする必要がある。
Ｓは、鋼中に不純物として含まれ、凝固時に粒界に偏析し、熱間加工性および靱性を低下させるとともに、シームレス鋼管を中空軸素材として採用するとき、特に冷間加工性および捩り疲労強度を低下させる。このため、ドライブシャフトの中空軸素材に用いられるシームレス鋼管として必要な冷間加工性および熱処理後の捩り疲労強度を確保するには、Ｓ含有量は０．００５％以下にする必要がある。
Ｃｒ：０．１５〜１．０％
Ｃｒは、冷間加工性をあまり低下させずに疲労強度を高める元素であり、Ｂと同様に焼入れ性の向上にも有効な元素である。したがって、Ｃｒ含有量は、所定の疲労強度を確保するため、０．１５％以上とする。一方、Ｃｒは１．０％を超えて含有すると、冷間加工性の低下が顕著となる。このため、Ｃｒ含有量は０．１５〜１．０％とした。
さらに、良好なバランスで疲労強度、冷間加工性および焼入れ性を確保するには、Ｃｒ含有量は０．２〜０．８％にするのが望ましく、０．３〜０．６％とするのがより望ましい。
Ｃｒは、冷間加工性をあまり低下させずに疲労強度を高める元素であり、Ｂと同様に焼入れ性の向上にも有効な元素である。したがって、Ｃｒ含有量は、所定の疲労強度を確保するため、０．１５％以上とする。一方、Ｃｒは１．０％を超えて含有すると、冷間加工性の低下が顕著となる。このため、Ｃｒ含有量は０．１５〜１．０％とした。
さらに、良好なバランスで疲労強度、冷間加工性および焼入れ性を確保するには、Ｃｒ含有量は０．２〜０．８％にするのが望ましく、０．３〜０．６％とするのがより望ましい。
Ａｌ：０．００１〜０．０５％
Ａｌは、脱酸剤として作用する元素である。脱酸剤としての効果を得るためには、０．００１％以上の含有が必要であるが、その含有量が０．０５％を超えると、アルミナ系介在物が増加し疲労強度が低下するとともに、切削面の表面性状を低下させる。このため、Ａｌ含有量は０．００１〜０．０５％とした。さらに、安定した表面品質を確保するには、Ａｌ含有量は０．００１〜０．０３％とするのが望ましい。
Ａｌは、脱酸剤として作用する元素である。脱酸剤としての効果を得るためには、０．００１％以上の含有が必要であるが、その含有量が０．０５％を超えると、アルミナ系介在物が増加し疲労強度が低下するとともに、切削面の表面性状を低下させる。このため、Ａｌ含有量は０．００１〜０．０５％とした。さらに、安定した表面品質を確保するには、Ａｌ含有量は０．００１〜０．０３％とするのが望ましい。
下記するＴｉ、ＮおよびＢは、鋼の焼入れ性を確保するため、それぞれの元素含有量を規定すると同時に、さらにお互いの含有量バランスを規定する条件式を満足する必要がある。
Ｔｉ：０．００５〜０．０５％
Ｔｉは、鋼中のＮをＴｉＮとして固定する作用を有している。しかし、Ｔｉ含有量が０．００５％未満では、Ｎを固定する能力が十分に発揮されず、一方、０．０５％を超えると、鋼の冷間加工性および靱性が低下する。このため、Ｔｉ含有量は０．００５〜０．０５％とする。
Ｔｉは、鋼中のＮをＴｉＮとして固定する作用を有している。しかし、Ｔｉ含有量が０．００５％未満では、Ｎを固定する能力が十分に発揮されず、一方、０．０５％を超えると、鋼の冷間加工性および靱性が低下する。このため、Ｔｉ含有量は０．００５〜０．０５％とする。
Ｎ：０．０２％以下
Ｎは、靱性を低下させる元素であり、鋼中でＢと結合し易い。Ｎ含有量が０．０２％を超えると、冷間加工性および靱性が著しく低下するので、その含有量は０．０２％以下とした。冷間加工性および靱性を向上させる観点からは、０．０１％以下が好ましく、０．００７％以下がより好ましい。
Ｎは、靱性を低下させる元素であり、鋼中でＢと結合し易い。Ｎ含有量が０．０２％を超えると、冷間加工性および靱性が著しく低下するので、その含有量は０．０２％以下とした。冷間加工性および靱性を向上させる観点からは、０．０１％以下が好ましく、０．００７％以下がより好ましい。
Ｂ：０．０００５〜０．０１％
Ｂは、焼入れ性を向上させる元素である。その含有量が０．０００５％未満では、焼入れ性が不足し、一方、０．０１％を超えて含有すると、冷間加工性および靱性が低下する。そのため、Ｂ含有量は０．０００５〜０．０１％とした。
さらに、Ｂが焼入れ性を向上させる前提として、下記（１ａ）または（１ｂ）式で規定するＢｅｆｆが０．０００１以上を満足する必要がある。
Ｂは、焼入れ性を向上させる元素である。その含有量が０．０００５％未満では、焼入れ性が不足し、一方、０．０１％を超えて含有すると、冷間加工性および靱性が低下する。そのため、Ｂ含有量は０．０００５〜０．０１％とした。
さらに、Ｂが焼入れ性を向上させる前提として、下記（１ａ）または（１ｂ）式で規定するＢｅｆｆが０．０００１以上を満足する必要がある。
すなわち、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９≧０の場合に、
Ｂｅｆｆ＝Ｂ−１０．８×（Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９）／１４ ・・・（１ａ）
同様に、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９＜０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ ・・・（１ｂ）
Ｂｅｆｆ＝Ｂ−１０．８×（Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９）／１４ ・・・（１ａ）
同様に、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９＜０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ ・・・（１ｂ）
Ｂが焼入れ性を向上させる能力を発揮するには、鋼中のＮの影響をなくす必要がある。ＢはＮと結合し易く、鋼中にフリーなＮが存在すると、Ｎと結合してＢＮが生成し、Ｂが具備する焼入れ性を向上させる作用が発揮されない。このため、Ｎ含有量に応じてＴｉを添加し、ＴｉＮとして固定することにより、Ｂを鋼中に存在させ焼入れ性に有効に作用させるため、上記（１ａ）または（１ｂ）式で規定するＢｅｆｆが０．０００１以上を満足する必要がある。
また、Ｂｅｆｆの値は大きくなればなるほど、焼入れ性が向上するので、Ｂｅｆｆが０．０００５以上を満足するのが望ましく、さらにＢｅｆｆが０．００１以上を満足するがより望ましい。
Ｏ（酸素）：０．００５０％以下
Ｏは、靭性および疲労強度を低下させる不純物である。Ｏ含有量が０．００５０％を超えると、靭性および疲労強度が著しく低下するので、０．００５０％以下と規定した。
Ｏは、靭性および疲労強度を低下させる不純物である。Ｏ含有量が０．００５０％を超えると、靭性および疲労強度が著しく低下するので、０．００５０％以下と規定した。
さらに、本発明の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管は、耐疲労強度に加え諸特性を改善するため、上記の鋼組成に加え、Ｃｕ：１％以下、Ｎｉ：１％以下、Ｍｏ：１％以下、Ｖ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下、Ｚｒ：０．１％以下、Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下および希土類元素（ＲＥＭ）：０．０１％以下の１種又は２種以上を含有させることができる。
Ｃｕ：１％以下、Ｎｉ：１％以下およびＭｏ：１％以下
Ｃｕ、ＮｉおよびＭｏは、いずれも焼入れ性を向上させて鋼の強度を高め、疲労強度の向上に有効な元素である。これらの効果を得たい場合には、いずれかを１種または２種以上を含有させることができる。前記の効果を得るためには、Ｃｕ、ＮｉおよびＭｏのいずれの元素の場合も、０．０５％以上含有させることが望ましい。しかし、その含有量が１％を超えると、冷間加工性が著しく低下する。このため、含有させる場合には、Ｎｉ、ＭｏおよびＣｕ、いずれの場合も１％を上限とする。
Ｃｕ、ＮｉおよびＭｏは、いずれも焼入れ性を向上させて鋼の強度を高め、疲労強度の向上に有効な元素である。これらの効果を得たい場合には、いずれかを１種または２種以上を含有させることができる。前記の効果を得るためには、Ｃｕ、ＮｉおよびＭｏのいずれの元素の場合も、０．０５％以上含有させることが望ましい。しかし、その含有量が１％を超えると、冷間加工性が著しく低下する。このため、含有させる場合には、Ｎｉ、ＭｏおよびＣｕ、いずれの場合も１％を上限とする。
Ｖ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下およびＺｒ：０．１％以下
Ｖ、ＮｂおよびＺｒは、いずれも炭化物を形成し、結晶粒粗大化の防止により靱性を向上させるのに有効な元素である。したがって、鋼の靱性を向上させる場合に、いずれか１種または２種以上を含有させることができる。前記の効果を得るためには、Ｖ、ＮｂおよびＺｒのいずれの元素の場合も、０．００５％以上含有させることが望ましい。しかし、いずれも０．１％を超える含有になると、粗大な析出物が生成し、かえって靱性を低下させる。このため、含有させる場合には、Ｖ、ＮｂおよびＺｒの含有量は、０．１％を上限とした。
Ｖ、ＮｂおよびＺｒは、いずれも炭化物を形成し、結晶粒粗大化の防止により靱性を向上させるのに有効な元素である。したがって、鋼の靱性を向上させる場合に、いずれか１種または２種以上を含有させることができる。前記の効果を得るためには、Ｖ、ＮｂおよびＺｒのいずれの元素の場合も、０．００５％以上含有させることが望ましい。しかし、いずれも０．１％を超える含有になると、粗大な析出物が生成し、かえって靱性を低下させる。このため、含有させる場合には、Ｖ、ＮｂおよびＺｒの含有量は、０．１％を上限とした。
Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下およびＲＥＭ（希土類元素）：０．０１％以下
Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭは、冷間加工性および捩り疲労強度の向上に寄与する元素である。これらの効果を得たい場合に、いずれか１種または２種を含有させることができる。Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭのいずれの元素も、０．０００５％以上の含有で顕著な効果が得られる。しかし、いずれも０．０１％を超える含有になると、粗大な介在物が生成し、かえって疲労強度を低下させる。このため、含有させる場合には、Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭの含有量は、いずれも０．０００５〜０．０１％とするのが望ましい。
Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭは、冷間加工性および捩り疲労強度の向上に寄与する元素である。これらの効果を得たい場合に、いずれか１種または２種を含有させることができる。Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭのいずれの元素も、０．０００５％以上の含有で顕著な効果が得られる。しかし、いずれも０．０１％を超える含有になると、粗大な介在物が生成し、かえって疲労強度を低下させる。このため、含有させる場合には、Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭの含有量は、いずれも０．０００５〜０．０１％とするのが望ましい。
２．製造条件
２−１．熱間工程での製造条件
本発明の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上鋼管の製造方法の一例として、前記図１に示すように、マンドレルミルおよびストレッチレデューサを用いたマンネスマン製管法を挙げることができる。このとき、ストレッチレデューサでの定径圧延において、圧延される管内面の真円度を適切に向上させ、圧延過程での内面形状の多角化を抑え、内面しわの発生および進展を有効に抑制することができる。
２−１．熱間工程での製造条件
本発明の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上鋼管の製造方法の一例として、前記図１に示すように、マンドレルミルおよびストレッチレデューサを用いたマンネスマン製管法を挙げることができる。このとき、ストレッチレデューサでの定径圧延において、圧延される管内面の真円度を適切に向上させ、圧延過程での内面形状の多角化を抑え、内面しわの発生および進展を有効に抑制することができる。
具体的には、穿孔圧延に次いで延伸圧延した後、複数のスタンドからなるストレッチレデューサ等の定径圧延装置を用いて定径圧延する際に、前記各スタンドにおいて互いに隣接する孔型圧延ロールの対向するエッジ部に接線を引き、それぞれの接線の成す角度β（度）のうち全スタンドで最小の角度をβｍｉｎ（度）とした場合に、下記（２）式を満足する孔型圧延ロールを用いることが必要になる。
このとき、Ｄ：定径圧延後の管外径（ｍｍ）、ｔ：定径圧延後の管肉厚（ｍｍ）およびｌｎ（ｘ）：ｘの自然対数とする。
βｍｉｎ≧１．１３×１０×ｌｎ（ｔ／Ｄ×ｌ００）＋１．３７×１０２・・・（２）
βｍｉｎ≧１．１３×１０×ｌｎ（ｔ／Ｄ×ｌ００）＋１．３７×１０２・・・（２）
図５は、３ロール式のストレッチレデューサに用いられる圧延ロールにおける孔型形状を示す図である。ストレッチレデューサに配置される孔型圧延ロール６ｒの孔型形状は、パスラインに位置する孔型中心Ｏより外方にオフセット（オフセット量Ｓ）された孔型中心０’から半径Ｒの円弧を有しており、この円弧が圧延ロール６ｒのフランジ側壁面Ｆと直接交差するように孔型プロフィールＰＲを構成している。そして、圧延ロール６ｒのエッジ部Ｅは、孔型プロフィールＰＲの端部となり、前記半径Ｒの円弧の端部に相当する。
前述の通り、ストレッチレデューサによる定径圧延の際には、被圧延管の圧延ロールのエッジ部相当位置で内面しわが発生していることから、孔型プロフィールを適正にするとともに、エッジ部相当位置における管の内面の曲率半径、平均内半径（短径と長径との平均値）および内面しわの深さとの間には一定の関係があることから、上記（２）式で示されるように、ｔ／Ｄに対して角度βを所定の値に設定すればよい。
図６は、本発明に用いる孔型圧延ロールを規定するためにエッジ部に引いた接線の成す角度の算出要領を説明する図である。まず、ストレッチレデューサの各スタンドに配置された圧延ロール６ｒａのエッジ部Ｅａに接線（エッジ部Ｅａ近傍の孔型プロフィールの接線）Ｌａを引き、圧延ロール６ｒａに隣接する圧延ロール６ｒｂのエッジ部のうち、エッジ部Ｅａに対向するエッジ部Ｅｂに接線（エッジ部Ｅｂ近傍の孔型プロフィールの接線）Ｌｂを引いて、両接線Ｌａ、Ｌｂの成す角度βを算出する。
次に、それぞれに算出された角度βのうち全スタンドで最小となる角度をβｍｉｎとして、上記（２）式を満足するように、孔型圧延ロール６ｒの孔型プロフィールを設定すればよい。上述のように設定がなされた圧延ロール６ｒを用いてストレッチレデューサによる定径圧延すれば、被圧延管の内面しわの発生を抑制し、内面しわが発生した場合でも、その進展を効果的に抑制することができる。
図７は、ストレッチレデューサに用いられる他の圧延ロールにおける部分的な孔型プロフィールを示す図である。本発明で対象とされる圧延ロール６ｒの孔型プロフィールは、前記図５および図６に限定されるものではなく、図７（ａ）に示すように、孔型圧延ロール６ｒの孔型プロフィールＰＲとして、半径の異なる複数の円弧からなり、フランジ側壁面Ｆと直接交差する形状を採用することも可能である。この場合における孔型圧延ロール６ｒのエッジ部Ｅは、最もフランジ側に位置する円弧（半径Ｒｎ）の端部に相当する。
さらに、図７（ｂ）、（ｃ）に示すように、孔型プロフィールＰＲと孔型圧延ロール６ｒのフランジ側壁面Ｆとの間に、円弧からなる「逃がし」や、直線からなる「逃がし」を設けた形状である場合にも採用することができる。この場合における孔型圧延ロール６ｒのエッジ部Ｅは、孔型プロフィールＰＲを構成する円弧の端部（最もフランジ側に位置する円弧の端部）に相当する。
２−２．冷間工程での製造条件
前述の通り、ストレッチレデューサによる定径圧延された素管は、外径絞り圧延にともなって２〜４方向から圧延ロールによる圧下を受けることから、圧延ロールのエッジ部相当位置で内面しわを発生したり、角張りを生ずることがある。特に、上記（２）式を満足する孔型圧延ロールを用いない場合には、内面しわや角張りの発生が顕著になる。
前述の通り、ストレッチレデューサによる定径圧延された素管は、外径絞り圧延にともなって２〜４方向から圧延ロールによる圧下を受けることから、圧延ロールのエッジ部相当位置で内面しわを発生したり、角張りを生ずることがある。特に、上記（２）式を満足する孔型圧延ロールを用いない場合には、内面しわや角張りの発生が顕著になる。
本発明のドライブシャフト用冷間仕上鋼管では、熱間圧延で素管を製管した後、抽伸加工を施すことによって、内面しわの助長を抑制するだけでなく、発生した角張りを改善することができる。さらに、製品である鋼管の内外面全体の平滑化も図ることができる。
本発明で適用する抽伸加工は、芯金（プラグ）引きを行う限りにおいては、円筒プラグおよびＳＦプラグ（セミフロ−ティングプラグ）のいずれを用いてもよい。
本発明で適用する抽伸加工では、断面減少率や平均肉厚加工度を特に限定するものではないが、熱間製管後の鋼管の円周方向最小肉厚部における冷間抽伸段階での肉厚加工度を１０％以上確保する必要がある。
前述の通り、熱間圧延後の鋼管の内面形状は、真円にならず、角張り、多角形化しているため、偏肉等も相まって当該鋼管の最小肉厚部（角張り底部）において、所定の肉厚加工度が確保できずに内面しわが助長される傾向がある。しかし、前記最小肉厚部における冷間抽伸段階での肉厚加工度を１０％以上に確保することにより、内面しわの助長を抑制することができ、上記（２）式の関係を満足する定径圧延との組み合わることにより、鋼管内面の最大しわ深さを０．１ｍｍ以下に抑制することができる。
さらに、冷間抽伸された鋼管には焼鈍、または焼準の熱処理を施すことが望ましい。一体成形型ドライブシャフトに加工するに当たり、両端部での縮径加工を容易にするためである。焼準処理を行う場合には８５０℃〜９５０℃、焼鈍処理を行う場合には６８０℃〜７２０℃の温度範囲で熱処理することが望ましい。
２−３．一体成形型ドライブシャフトへの加工
一体成形型ドライブシャフトの概略形状は、前記図３に示すとおりである。一体成形型ドライブシャフトの製作は、本発明の製管方法に基づき冷間仕上継目無鋼管を作製し、そのうち鋼管内面の最大しわ深さを抑制した鋼管の両端部にスウェージ加工等により、縮径部を設けて厚肉化の加工を行う。縮径加工における内径縮径率は、少なくとも３０％以上とする。内径縮径率が３０％未満では、管端部において十分な捩り剛性を確保することができない。
また、図２に示すように、内径縮径率が３０％未満では、縮径加工に伴なう管内面のしわ深さの増加が顕著とはならないので、冷間仕上の状態で内面しわ深さが０．１ｍｍ以下であることが必ずしも要求されない。このため、本願発明の一体成形型ドライブシャフトは、縮径加工部の少なくとも一部が内径縮径率３０％以上であるものとする。
一体成形型ドライブシャフトの概略形状は、前記図３に示すとおりである。一体成形型ドライブシャフトの製作は、本発明の製管方法に基づき冷間仕上継目無鋼管を作製し、そのうち鋼管内面の最大しわ深さを抑制した鋼管の両端部にスウェージ加工等により、縮径部を設けて厚肉化の加工を行う。縮径加工における内径縮径率は、少なくとも３０％以上とする。内径縮径率が３０％未満では、管端部において十分な捩り剛性を確保することができない。
また、図２に示すように、内径縮径率が３０％未満では、縮径加工に伴なう管内面のしわ深さの増加が顕著とはならないので、冷間仕上の状態で内面しわ深さが０．１ｍｍ以下であることが必ずしも要求されない。このため、本願発明の一体成形型ドライブシャフトは、縮径加工部の少なくとも一部が内径縮径率３０％以上であるものとする。
内径縮径率の上限は特に定めないが、６０％を超えると、冷間抽伸後の管内面のしわ深さが相当小さいものでない限り、縮径部の管内面に残存する最大しわ深さを、０．２ｍｍ以下に抑制するのが困難となる。このため、内径縮径率の上限は６０％とするのが望ましく、５２％以下とするのがさらに望ましい。
前記図３に示すように、ドライブシャフトの両端部には、連結要素としてのスプライン加工等の必要な加工を加える。必要な機械特性を確保するために高周波焼入れ、焼戻しを行うことが望ましい。この焼入れ焼戻しにより、硬度としてＨｖ：５５０〜５９５を確保することができる。しかし、硬度がＨｖ６００を超えると疲労特性が低下するおそれがある。
（実施例１）
実施例では、表１に示す化学組成を有するビレットを用いた。そして、表２の熱間製管の欄に示すように、通常のマンネスマン−マンドレルミル仕上げによる穿孔圧延により、３ロール式ストレッチレデューサの孔型形状（孔型圧延ロールの最小フランジ接触角βｍｉｎ）を変化させ、外径４５．０ｍｍ、肉厚７．０〜７．４ｍｍの冷間抽伸用の素管を製造した。
実施例では、表１に示す化学組成を有するビレットを用いた。そして、表２の熱間製管の欄に示すように、通常のマンネスマン−マンドレルミル仕上げによる穿孔圧延により、３ロール式ストレッチレデューサの孔型形状（孔型圧延ロールの最小フランジ接触角βｍｉｎ）を変化させ、外径４５．０ｍｍ、肉厚７．０〜７．４ｍｍの冷間抽伸用の素管を製造した。
このときの管円周方向での最小肉厚、および発生した内面しわの深さを測定した。このときの熱間製管工程での加工条件（ストレッチレデューサの圧延ロール条件他）、並びに最小肉厚および内面しわ深さの測定結果も表２の熱間製管の欄に示す。
上記冷間抽伸用の素管は、冷間抽伸により、外径３６．０ｍｍ、肉厚６．２ｍｍの成品に仕上げ、その後、最終熱処理として焼準（８７０℃で５ｍｉｎ均熱）を施し、冷間仕上継目無鋼管を製造した。
冷間抽伸後の成品の寸法、断面減少率、平均肉厚加工度、最小肉厚部の肉厚加工度、内面しわ深さおよび冷間抽伸後のビッカース硬度を表２の冷間抽伸の欄に示す。ここで、断面減少率は、抽伸加工前の断面積をＡとし、抽伸加工後の断面積をＡｆとした場合に、次の（４）式で定義される値である。
断面減少率＝｛（Ａ−Ａｆ）／Ａ｝×１００（％） ・・・ （４）
断面減少率＝｛（Ａ−Ａｆ）／Ａ｝×１００（％） ・・・ （４）
また、肉厚加工度は、抽伸加工前の肉厚Ｔとし、抽伸加工後の肉厚Ｔｆとした場合に、次の（５）式で定義される値である。
肉厚加工度＝｛（Ｔ−Ｔｆ）／Ｔ｝×１００（％） ・・・ （５）
肉厚加工度＝｛（Ｔ−Ｔｆ）／Ｔ｝×１００（％） ・・・ （５）
上記冷間仕上継目無鋼管の一体成形型ドライブシャフトとしての疲労特性を評価するため、管端の縮径加工用に前記鋼管を切断し、内径縮径率３２．６％、５０％および６１．９％の軸絞り加工を施した。縮径加工の条件および縮径加工後のしわ深さの測定結果を表２に示す。なお、内面しわの深さ測定は、鋼管の長手方向に垂直な断面において、管端からミクロ観察用の試料を採取し、内面全周のミクロ観察により行った。
表２における供試材Ａ〜Ｃの結果は、ストレッチレデューサの定径圧延段階で本願に規定する孔型形状のロールを用い、冷間抽伸時の素管の最小肉厚部の肉厚加工度を１０％以上とすることで、冷間仕上がり状態での内面しわ深さを０．１ｍｍ以下に抑制することが可能であることを示す。
そして、供試材ＡおよびＢは、縮径加工時の内径縮径率を３２．９％および５０％としたもので、縮径後の最大しわ深さは０．１２ｍｍおよび０．１６ｍｍに抑制できた。しかし、縮径加工時の内径圧縮率が６１．９％となる供試材Ｃは、縮径後の内面しわ深さが０．３０ｍｍにまで増加した。
表２において、供試材Ｄ、Ｅは、ストレッチレデューサの定径圧延段階での孔型形状が、本発明で規定する範囲を外れるものを用い、冷間抽伸時の素管の最小肉厚部の肉厚加工度を１０％以上とした場合であるが、熱間製管後のしわ深さが、既に０．１４ｍｍと大きく、冷間抽伸後は、０．１７ｍｍにまで増加し、縮径加工時の内径圧縮率が５０％の場合も６１．９％の場合も、いずれも、縮径加工後の内面しわ深さが０．２０ｍｍを大きく上回る結果となった。
表２において、供試材Ｆ、Ｇは、ストレッチレデューサの定径圧延段階で本発明で規定する孔型形状のロールを用い、冷間冷間抽伸時の素管の最小肉厚部の肉厚加工度を６．１％としたものである。この場合、熱間製管後の内面しわ深さが０．０５ｍｍであるにもかかわらず、冷間抽伸後は０．１３ｍｍまで増加し、縮径加工後においては、内径圧縮率が５０％の場合も６１．９％の場合も、いずれも縮径後の内面しわ深さが０．２０ｍｍを大きく上回る結果となった。
表２において、供試材Ｈ、Ｉは、ストレッチレデューサの定径圧延段階で本発明する孔型形状のロールを用い、冷間冷間抽伸時の素管の最小肉厚部の肉厚加工度を１２．７％としたものである。この場合、熱間製管後の内面しわ深さが０．０２ｍｍ、冷間抽伸後も０．０３ｍｍに抑制することができ、縮径加工後においては、内径圧縮率が６１．９％の場合でさえも、内面しわ深さを０．０７ｍｍに抑制することができた。
（実施例２）
実施例１で縮径加工された供試材Ａ〜Ｉを用い、ねじり疲労試験を実施した。縮径加工が施された供試材は、前記図４に示すように、試験片の長手中央部を冷間抽伸後の外径から３．５ｍｍ切削し（肉厚を１．７５ｍｍ減肉し）、１５０ｍｍの長さの平行部を形成し、この部分に切削加工でスプラインを形成、一体成形型ドライブシャフトのスプライン加工部を模擬するための試験片とした。
実施例１で縮径加工された供試材Ａ〜Ｉを用い、ねじり疲労試験を実施した。縮径加工が施された供試材は、前記図４に示すように、試験片の長手中央部を冷間抽伸後の外径から３．５ｍｍ切削し（肉厚を１．７５ｍｍ減肉し）、１５０ｍｍの長さの平行部を形成し、この部分に切削加工でスプラインを形成、一体成形型ドライブシャフトのスプライン加工部を模擬するための試験片とした。
図８は、実施例２で用いた捩り疲労試験に供した試験片のスプライン加工形状を示す断面図である。スプライン加工部の歯数は、上記外径切削後の外径により若干異なるが、２５〜３１の範囲であり、凹部の深さは０．９８ｍｍ、凹部底の局率半径を０．４ｍｍ、凹部の壁面の傾斜角度を２５度（°）とした。
こうして得られた一体成形型ドライブシャフトの両端部の絞り加工後の状態を模擬する試験片にて、高周波焼入れ（９２０℃のずぶ焼き）および（１５０℃×３Ｈｒ）の熱処理を施した後、最大せん断応力τ＝４２７Ｎ／ｍｍ２（片振り）の条件下でねじり疲労試験を実施し、破断までの繰り返し数（回）と電子顕微鏡による破壊起点部の破面観察を行なった。
捩り疲労試験の結果を表３に示す。このときの合格の判定基準は、繰り返し数が３０万回以上であって、かつ破壊が外面を起点とするものとし、この判定基準を満足する場合には評価を○とし、満足しない場合には×とした。
表３に示す結果から、内径縮径加工後の内面しわの深さが０．２０ｍｍ超である場合（供試材Ｃ〜Ｇ）には、疲労破壊が内面しわを起点と発生しており、内面しわの存在が縮径加工後の捩り疲労特性の障害となることが分かる。
これに対し、縮径加工後の内面しわの深さが０．２０ｍｍ以下に制御された場合（供試材Ａ、Ｂ、ＨおよびＩ）は、外面のスプライン加工部を起点とする破壊となり、破断までの繰り返し数も３０万回を超える結果であった。これらの結果から、一体成形型ドライブシャフトの内径縮径部の捩り疲労に対しては、縮径部における内面のしわの許容深さは０．２０ｍｍであることが確認できた。
本発明の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管は、マンネスマン製管法によって熱間圧延された素管を用いて冷間抽伸を施すことによって、管内面に残存するしわ深さを抑制することができ、両端部の縮径部を設ける一体成形型の自動車用ドライブシャフトとしても優れた捩り疲労特性を確保することができ、軽量化や静粛性に最適な中空部材として使用できる。これにより、本発明の製造方法を適用することによって、自動車用ドライブシャフトを低廉な製造コストで、かつ効率的に製造できることから、工業的に効果が大きく、広く適用することができる。
その他のストレッチレデューサ６の構成としては、パスラインに対して垂直な面内で圧下方向を４５°毎ずらして交差配置される４つの孔型圧延ロールを備えた４ロール式の定径圧延装置、さらに、各スタンドに対向する２つの孔型圧延ロールを備えた２ロール式の定径圧延装置が採用されている。
前述の通り、ストレッチレデューサによる定径圧延の際には、被圧延管の圧延ロールのエッジ部相当位置で内面しわが発生していることから、孔型プロフィールを適正にするとともに、エッジ部相当位置における管の内面の曲率半径、平均内半径（短径と長径との平均値）および内面しわの深さとの間には一定の関係があることから、上記（２）式で示されるように、ｔ／Ｄに対して角度βｍｉｎを所定の値に設定すればよい。
Claims (7)
- 質量％で、Ｃ：０．３０〜０．３８％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：０．１５〜１．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０５％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５％、Ｎ：０．０２％以下、Ｂ：０．０００５〜０．０１％およびＯ（酸素）：０．００５０％以下を含み、残部がＦｅおよび不純物であり、
下記（１ａ）または（１ｂ）式で定義されるＢｅｆｆが０．０００１％以上を満足する化学組成からなり、
長手方向に垂直な断面における内表面に残存する内面しわの最大深さが０．１０ｍｍ以下であることを特徴とする一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管。
ただし、Ｔｉ、ＮおよびＢを含有量％とし、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９≧０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ−１０．８×（Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９）／１４ ・・・（１ａ）
同様に、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９＜０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ ・・・（１ｂ） - Ｆｅの一部に代えて、さらに下記の（ａ）〜（ｃ）の群のうちから選ばれた１群または２群以上の元素を含有する請求項１に記載の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管。
（ａ）Ｃｕ：１％以下、Ｎｉ：１％以下およびＭｏ：１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｂ）Ｖ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下およびＺｒ：０．１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｃ）Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下および希土類元素（ＲＥＭ）：０．０１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上 - 継目無鋼管に縮径部を設ける縮径加工を施して一体成形されたドライブシャフトであって、
質量％で、Ｃ：０．３０〜０．３８％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：０．１５〜１．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０５％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５％、Ｎ：０．０２％以下、Ｂ：０．０００５〜０．０１％およびＯ（酸素）：０．００５０％以下を含み、残部がＦｅおよび不純物であり、
下記（１ａ）または（１ｂ）式で定義されるＢｅｆｆが０．０００１％以上を満足する化学組成からなり、
前記縮径加工の際に、縮径部の少なくとも一部の加工度が内径縮径率で３０％以上であり、前記縮径部の長手方向に垂直な断面における内表面に残存する内面の最大しわ深さが０．２０ｍｍ以下であることを特徴とするドライブシャフト。
ただし、Ｔｉ、ＮおよびＢを含有量％とし、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９≧０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ−１０．８×（Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９）／１４ ・・・（１ａ）
同様に、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９＜０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ ・・・（１ｂ） - Ｆｅの一部に代えて、さらに下記の（ａ）〜（ｃ）の群のうちから選ばれた１群または２群以上の元素を含有する請求項３に記載のドライブシャフト。
（ａ）Ｃｕ：１％以下、Ｎｉ：１％以下およびＭｏ：１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｂ）Ｖ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下およびＺｒ：０．１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｃ）Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下および希土類元素（ＲＥＭ）：０．０１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上 - 質量％で、Ｃ：０．３０〜０．３８％、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：０．１５〜１．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０５％、Ｔｉ：０．００５〜０．０５％、Ｎ：０．０２％以下、Ｂ：０．０００５〜０．０１％およびＯ（酸素）：０．００５０％以下を含み、残部がＦｅおよび不純物であり、かつ下記（１ａ）または（１ｂ）式で定義されるＢｅｆｆが０．０００１％以上を満足する化学組成からなるビレットを用いた冷間仕上継目無鋼管の製造方法であって、
前記ビレットを用いてマンネスマン製管法による穿孔圧延に次いで延伸圧延したのち、
少なくとも２個の孔型圧延ロールを備えた複数のスタンドからなる定径圧延装置を用いて定径圧延する際に、前記各スタンドにおいて互いに隣接する孔型圧延ロールの対向するエッジ部に接線を引き、それぞれの接線の成す角度β（度）のうち全スタンドで最小の角度をβｍｉｎ（度）とした場合に、下記（２）式の関係を満足する孔型圧延ロールを用いて素管を圧延し、
さらに前記素管を冷間抽伸する際に、当該素管の最小肉厚部におけるに肉厚加工度を１０％以上とすることを特徴とする一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法。
ただし、（１ａ）および（１ｂ）式において、Ｔｉ、ＮおよびＢを含有量％とし、
Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９≧０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ−１０．８×（Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９）／１４ ・・・（１ａ）
同様に、Ｎ−１４×Ｔｉ／４７．９＜０の場合に
Ｂｅｆｆ＝Ｂ ・・・（１ｂ）
ただし、（２）式において、Ｄ：定径圧延後の管外径（ｍｍ）、ｔ：定径圧延後の管肉
厚（ｍｍ）およびｌｎ（ｘ）：ｘの自然対数とし、
βｍｉｎ≧１．１３×１０×ｌｎ（ｔ／Ｄ×ｌ００）＋１．３７×１０２・・・（２） - 前記ビレットの化学組成が、Ｆｅの一部に代えて、さらに下記の（ａ）〜（ｃ）の群のうちから選ばれた１群または２群以上の元素を含有する請求項５に記載の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法。
（ａ）Ｃｕ：１％以下、Ｎｉ：１％以下およびＭｏ：１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｂ）Ｖ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下およびＺｒ：０．１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
（ｃ）Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下および希土類元素（ＲＥＭ）：０．０１％以下のうちから選ばれた１種または２種以上 - 前記冷間抽伸の後に焼鈍また焼準を行うことを特徴とする請求項５または６に記載の一体成形型ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法。
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