TW201703899A - 流體輸送管 - Google Patents

Abstract

本發明的問題在於提供一種流體輸送管，即便在接 頭部被附加有大的拉伸荷重時，也可抑制卡止突起部的變形而具有優異的脫管阻止性。 為了解決此問題，本發明的流體輸送管，其具有管體2；在管體2的接頭部1的外周面3，具有藉由軋製加工所形成的卡止突起部4；卡止突起部4，包含：自外周面3延伸成彎曲狀的基部5、自基部5延伸的縱壁部6、自縱壁部6延伸的彎曲部7、及自彎曲部7延伸的頂部8；自卡止突起部4的外周面3至頂部8的突端為止的高度9a，是在軋製加工中的位於管體2的內側和外側之加工手段10、11的曲率半徑的合計值以上；在卡止突起部4中的應變誘發麻田散鐵量，以體積分率為基準計，是在5%以上且在45%以下。

Description

流體輸送管

本發明關於在建築物等中所配置的用於消防活動的連結送水管、以及自來水管和下水道管線等的衛生設施之流體輸送管。

在建築物等中所配置的用於消防活動的連結送水管、或自來水管和下水道管線等的衛生設施之流體輸送管，是藉由外殼型的管接頭來連接預定長度的管體而鋪設。

作為這些外殼型的管接頭，如第11圖所示，提案有一種構造，該構造係在外殼型的管接頭20中，於管體22的端部的外周面上形成環狀的卡止突起部(locking ridge)21，且使該卡止突起部21自內側卡止至外殼23的內周側開口邊緣24，以作為防止管體22自外殼23中脫離的構造(專利文獻1)。

在專利文獻1中，如第12圖所示，作為在管體的端部的外周面上形成上述卡止突起部的方法而記載：內側凸輥25，其位於被加工的管體22的內側且具有成形用突起部26；外側凹輥27，其位於被加工的管體22的外側且具有成形用環狀溝28；使該內側凸輥25和該外側凹輥 27沿著被加工的管體22的圓周方向旋轉，且朝向彼此接近的方向加壓，藉此在管體的端部的外周面上軋製出卡止突起部。

又，如第13圖所示，提案有一種流體輸送管的接頭構造，該流體輸送管具有在管體的內周面形成的環狀溝29(專利文獻2)。

相較於在專利文獻2中提案的上述接頭構造，在專利文獻1中提案的流體輸送管的接頭構造(第11圖)，其使用在上述管體的外周面上藉由軋製方法所形成的卡止突起部，而不必擔心因為管體的內徑的減少所造成的流路抵抗的增大。

又，如第14圖所示，在專利文獻3中提案有一種流體輸送管的接頭構造，其藉由熔接部31來將與管體不同構件之環狀的卡止構件30接合在管體的外周面上。然而，在藉由熔接來將不同的構件接合至輸送管的場合，如果在熔接後的輸送管上附著有濺鍍(sputter)沉積等，則會成液體漏出或密封構件損傷的原因，而必須進行熔接品質的管理。

關於此點，在專利文獻1中提案的流體輸送管的接頭構造，其具有在管體的端部的外周面上藉由軋製方法所形成的卡止突起部，其僅在被加工的管體的管端進行軋製加工就能夠形成卡止突起部，而不需要使用不同的構件。因此，該接頭構造，可容易地形成卡止突起部，且在成本考量上也有利益。

[先前技術文獻]

(專利文獻)

專利文獻1：日本特開2007-78052號公報

專利文獻2：日本專利4774325號公報

專利文獻3：日本新型專利3171690號公報

然而，近來正在施行對於大地震之安全生命線的構築、及針對減低環境負荷的「理想自來水管(water supply vision)」的政策。對於具有優異的信賴性、環保性、耐久性及生命周期成本之自來水管的需要性增加。再者，作為具有優異的信賴性及耐久性之自來水管，對於抑制管體自管接頭脫離的脫管阻止性能優異之管接頭構造的需要性增加。對於這種需要，藉由在專利文獻1中提案的方法所加工而成的卡止突起部，其脫管阻止性能不一定優異。

在前述專利文獻1中記載的卡止突起部的形狀，是自相連在管體的外周面上的基部朝上立起，形成頂部後下降，然後再次相連至管體的外周面上的形狀。

如第11圖所示，具有接頭部之流體輸送管，其在該接頭部上形成有這種剖面形狀的卡止突起部，且與外殼組合在一起而被固定。接觸至卡止突起部之外殼的面，一般來說幾乎都是方形。利用外殼來固定2個接頭部的卡止突起部之後，當在管軸方向上施加拉伸荷重時，外殼與卡止 突起部兩者的抵接關係幾乎是線接觸狀態，且附加至卡止突起部的抵接面之每單位面積的荷重(面壓)變高，所以會誘發卡止突起部的變形。此變形會使得卡止突起部與外殼變成面接觸狀態。

然而，如第15(a)圖所示，上述抵接關係具有接觸角α，所以施加的拉伸荷重F，除了管軸方向之外也會在沿著管壁朝下方向上產生分力，該分力是F．sin α。 這種朝下成分的分力(F．sin α)所產生的力量會使得外殼將卡止突起部壓入到管體內側。在卡止突起部與管體的本體具有相同程度的變形性質的場合，如第15(b)圖所示，可知道卡止突起部自身與管體的本體會很容易地一起變形。又，在朝下方向上產生的力量的反力，也可使外殼膨脹到外徑方向上，所以進一步造成更高的脫管的可能性。因此，可知在接頭部的脫管阻止力、亦即脫管阻止性能會降低。

本發明為了解決這種問題而提出方案，其目的在於提供一種流體輸送管，其具有藉由軋製加工而在管體的接頭部上形成的卡止突起部，且具有良好的脫管阻止性能，而不容易自管接頭(外殼)脫離。

為了達成其目的，本發明是一種流體輸送管，其具有管體；該流體輸送管的特徵在於：在管體的接頭部的外周面，具有藉由軋製加工所形成的卡止突起部；卡止突起部，包含：自外周面延伸成彎曲狀的基部、自基部延伸的縱壁 部、自縱壁部延伸的彎曲部、及自彎曲部延伸的頂部；自卡止突起部的外周面至頂部的突端為止的高度，是在軋製加工中的位於管體的內側和外側之加工手段的曲率半徑的合計值以上；在卡止突起部中的應變誘發麻田散鐵(strain induced martensite quantity)量，以體積分率(volume fraction)為基準計，是在5%以上且在45%以下。

發明人發現如果在藉由軋製加工來形成卡止突起部之時賦予大的加工度(working ratio)，則在卡止突起部的金屬組織中以一定以上的量產生應變誘發麻田散鐵相，而可得到具有高強度及硬度的卡止突起部，藉此抑制該卡止突起部的變形且可得到具有良好的脫管阻止性能之流體輸送管。

關於本發明之流體輸送管，是藉由軋製加工來形成卡止突起部。該卡止突起部，在金屬組織中產生應變誘發麻田散鐵而被賦予高強度及硬度。以下說明該加工的步驟。第1圖是說明使用凸輥、及具有成形用環狀溝之凹輥來形成卡止突起部之軋製加工的圖。如第1圖所示，作為形成流體輸送管的接頭部1之軋製加工手段，較佳是使用位於被加工的管體2的內側之凸輥10、及位於前述管體2的外側且具有成形用環狀溝12之凹輥11，以在前述管體的外周面3上形成具有縱壁部6之卡止突起部4。

第2圖是說明使用凸輥、及具有成形用環狀溝之凹輥來形成卡止突起部之軋製加工的放大圖。如第2圖所 示，作為位於管體2的內側之加工手段10(凹輥10)，在抵接管體之面具有預定的曲率半徑R_I。位於管體的外側之加工手段11(凹輥11)，在抵接管體之面具有預定的曲率半徑R_U。在管體2的外周面3上施加軋製加工，以在該外周面3上做出凸起高度9a是在這些曲率半徑的合計值(R_I+R_U)以上的凸形狀，藉此能夠在管軸方向的外周面3上形成約略垂直立起的縱壁部。

第6圖是說明藉由軋製加工法所形成的在管體的外周面上具有約略垂直立起的縱壁部之卡止突起部的圖。如第6圖所示，施加此軋製加工之後的卡止突起部4所具有的形狀，包含：自管體2的外周面3延伸成彎曲狀的基部5、自基部5延伸的縱壁部6、自縱壁部6延伸的彎曲部7、及自彎曲部7延伸的頂部8。縱壁部6，具有在管軸方向的外周面3上約略垂直立起的形狀。卡止突起部4，主要是以縱壁部6抵接至外殼來發揮卡止效果。

此處，在本說明書中，該凸起高度9a，如第2圖所示，是在自被加工的管體2的外周面3至卡止突起部4的頂部8的突端為止的高度。又，縱壁部6的長度，是縱壁高度9b。在該凸起高度比上述曲率半徑的合計值(R_I+R_U)更小的場合，則藉由軋製加工所形成的卡止突起部4的凸形狀，其自基部5直頂部8為止的大部分都是由彎曲部7所構成，而縱壁部6所佔的比率少，所以不能夠充分地發揮卡止效果。

另一方面，如果凸起高度9a被形成太大，則在卡止突起部4中的板厚減少的比率變大而有板厚變薄的傾向，所以不佳。特別是在基部5中，該傾向更加明顯。凸起高度太大的卡止突起部，會降低對於拉伸荷重所造成的變形之抵抗而容易變形。

如第2圖所示，凸輥10的本體的厚度W_I，相當於凸輥的前端的曲率半徑R_I的2倍。凹輥11的成形用環狀溝12具有長度W_U。在凸輥10與成形用環狀溝12之間所形成的空間中，對於被加工的管體2施加預定的加工。相關於此加工之凸輥10與成形用環狀溝12的間隔(空隙，clearance)，相當於成形用環狀溝12的上述長度W_U與凸輥10的上述厚度W_I的差的一半[(W_U-W_I)/2]。在本說明書中，凸輥10與成形用環狀溝12的空隙，也可僅稱為「空隙」。

軋製加工，較佳是使用前述凸輥與前述成形用環狀溝的空隙比被加工的管體的板厚更小之加工手段來加工前述管體，而能夠形成縱壁部相對於外周面垂直延伸之卡止突起部。

具體來說，如第2圖所示，較佳是使凸輥10與具有成形用環狀溝12之凹輥11沿著被加工的管體2的外周面3的圓周方向旋轉，且朝向彼此接近的方向加工，藉此形成卡止突起部4。以凸輥10和成形用環狀溝12強壓管體2，使得該管體2以板厚減少的方式變形，藉此所形成的卡止突起部，在管軸方向的外周面3上具有約略垂直立起的 縱壁部6。這樣，在管體的外周面3上賦予大的加工度而形成的卡止突起部4，如後述會在該卡止突起部的金屬組織中產生應變誘發麻田散鐵，該應變誘發麻田散鐵的產生量隨著凸起高度9a的增加而有增大的傾向。

又，如第3圖所示，在用來加工的加工手段之前述凸輥10與成形用環狀溝12的空隙是在被加工的管體的板厚以上的場合，則在前述外周面上形成凸部(突起部)4’之後，如第4圖所示，藉由使成形用環狀溝12在被加工的管體2的管軸方向移動且將前述凸部按壓至凸輥10而能夠形成的卡止突起部4，具有在管軸方向的外周面3上垂直立起的縱壁部6。此場合，與第2圖同樣，在卡止突起部4上賦予大的加工度而產生應變誘發麻田散鐵，且該應變誘發麻田散鐵的產生量隨著凸起高度的增加而有增大的傾向。

為了形成關於本發明之縱壁部，必須以上述凸部4’的凸起高度9a是在曲率半徑R_I和R_U的合計值以上的方式來形成凸部，該曲率半徑R_I是賦予至位於(管體2的)內側之凸輥的前端之曲率半徑，該曲率半徑R_U是賦予至位於(管體2的)外側之成形用環狀溝的前端面與內側縱壁面的交叉部之曲率半徑。

又，如第5圖所示，作為外側的凹輥的代用品，也可以將具有成形用環狀溝12之環體13裝配在被加工的管體2的外周面3上，且一邊使內側的凸輥10沿著前述管體2的圓周方向進行旋轉，一邊使該成形用環狀溝12 與該凸輥10朝向彼此接近的方向進行軋製加工，以形成卡止突起部4。也就是，卡止突起部，較佳是藉由位於前述管體的外側之成形用環狀溝與位於內側之凸輥的組合來形成。

較佳是在前述管體上形成卡止突起部之時，一邊在管軸方向上賦予按壓力一邊進行軋製加工。

如第1圖、第2圖所示，位於被加工的管體2的內側之凸輥10，較佳是在其前端面15與縱壁面16的交叉部被賦予有曲率半徑R_I的彎曲形狀。位於被加工的管體2的外側之前述成形用環狀溝12，較佳是在其前端面17與內側縱壁面18的交叉部被賦予有曲率半徑R_U的彎曲形狀。

本發明的流體輸送管所具備的卡止突起部，其藉由軋製加工而被賦予大的加工度，且其所具有的應變誘發麻田散鐵量，以體積分率為基準計，是5~45%。因此，該卡止突起部的強度和硬度被提升，且即便在流體輸送管上負荷有大的拉伸荷重時，也可抑制卡止突起部的變形而能夠提升脫管阻止性。依據本發明，能夠提供具有良好的脫管阻止性能之流體輸送管。

本發明的流體輸送管，除了在其卡止突起部與管接頭是面接觸之時的接觸面積大之外，還能夠抑制向下成分的分力，所以進一步可得到良好的脫管阻止性能。

1‧‧‧接頭部

2、22‧‧‧被加工的管體

3‧‧‧外周面

4、4’、21‧‧‧卡止突起部(凸部、突起部)

5‧‧‧基部

6‧‧‧縱壁部

7‧‧‧彎曲部

8‧‧‧頂部

9‧‧‧高度

9a‧‧‧凸起高度

9b‧‧‧縱壁高度

10‧‧‧凸輥(加工手段)

11‧‧‧凹輥(加工手段)

12、28‧‧‧成形用環狀溝

13‧‧‧環體

14、23、33‧‧‧外殼

15‧‧‧(凸輥的)前端面

16‧‧‧(凸輥的)縱壁面

17‧‧‧(成形用環狀溝的)前端面

18‧‧‧(成形用環狀溝的)內側縱壁面

20‧‧‧管接頭

24‧‧‧內周側開口邊緣

25‧‧‧(軋製用)內側凸輥

26‧‧‧成形用突起部

27‧‧‧(軋製用)外側凹輥

29‧‧‧環狀溝

30‧‧‧卡止構件

31‧‧‧熔接部

A、B、C、D、E‧‧‧位置

R_I、R_U‧‧‧曲率半徑

W_I‧‧‧凸輥的本體的厚度

W_U‧‧‧成形用環狀溝的長度

第1圖是說明使用凸輥、及具有成形用環狀溝之凹輥來形成卡止突起部的方法的圖。

第2圖是說明在所使用的加工手段之凸輥與成形用環狀溝的空隙比被加工的管體的板厚更小之場合，凸輥與成形用環狀溝的關係的圖。

第3圖是在說明所使用的加工手段之凸輥與成形用環狀溝的空隙在被加工的管體的板厚以上的方法的圖。

第4圖是在說明所使用的加工手段之凸輥與成形用環狀溝的空隙在被加工的管體的板厚以上，且在所形成的凸部上形成有縱壁部的方法的圖。

第5圖是在說明使用凸輥及具有成形用環狀溝來形成縱壁部的方法的圖。

第6圖是說明在管體的外周面上具有以預定的角度立起的縱壁部之卡止突起部的圖。

第7圖是說明使用藉由軋製加工法所形成的卡止突起部的接頭部的脫管阻止效果的圖。

第8圖是說明在本發明的實施例中的硬度試驗的測定位置的圖。

第9圖是表示卡止突起部的凸起高度與應變誘發麻田散鐵量的關係的圖表。

第10圖是表示卡止突起部的硬度與應變誘發麻田散鐵量的關係的圖表。

第11圖是說明使用一般的卡止突起部之外殼型的管接頭構造的圖。

第12圖是說明利用一般的軋製方法來形成卡止突起部的方法的圖。

第13圖是說明在管體的外周面已形成有環狀溝的構造的圖。

第14圖是說明在管體的外周面熔接有環狀的卡止構件的構造的圖。

第15圖是說明使用一般的卡止突起部之接頭部的不適合狀況的圖。

以下，說明本發明的較佳的實施形態。另外，本發明不受限於以下的實施形態。

(應變誘發麻田散鐵量)

本發明的流體輸送管，具有在管體的接頭部的外周面上形成的卡止突起部。該卡止突起部，藉由軋製加工而形成凸形狀，且被賦予預定的凸起高度。在此加工過程中，在卡止突起部的組織中形成應變誘發麻田散鐵，而可得到高強度和硬度的卡止突起部，以抑制拉伸荷重所造成的變形。

關於本發明之藉由軋製加工所形成的卡止突起部，藉由包含一定量以上的應變誘發麻田散鐵，而提升流體輸送管的脫管阻止性能。再者，隨著加工度的增加， 使得應變誘發麻田散鐵量也增加且使強度及硬度增大，而能夠提高對於拉伸荷重所造成的變形之抵抗。

相對於此，利用先前的軋製加工所形成的卡止突起部，並沒有顯現出充分的脫管阻止性能。這是因為先前的軋製加工所實施的成形，主要是藉由彎曲來進行的加工型態，使得賦予至卡止突起部的領域的加工度小。因此，可知該加工所產生的應變誘發麻田散鐵的產生量少，所以不能得到足以阻止拉伸荷重所造成的變形之高強度和硬度。因此，在卡止突起部中的應變誘發麻田散鐵量，較佳是在5%以上。

另一方面，軋製加工會造成板厚減少的比率增加，如果卡止突起部的厚度變得過薄，則卡止突起部的強度降低且會降低對於拉伸荷重所造成的變形之抵抗。因此，應變誘發麻田散鐵量，較佳是在45%以下。

進一步，在將流體輸送管埋設在土壤中使用的場合，在依據埋設地點而種類不同的土壤、或濕潤環境的土壤中，可能會形成局部電池。再者，如果在該土壤中存在有腐蝕性因子(例如，氯離子)的環境下，則會造成腐蝕。在此腐蝕反應中，在陰極反應下的水分中的氫離子，與在陽極反應下(Fe→Fe²⁺+2e^-)產生的電子結合而產生氫(2H⁺+2e^-→H₂)。此氫未被固溶(solution)並於結晶界面(crystalline interface)等中偏析(segregation)，而可能引起氫脆化而造成流體輸送管的強度降低。應變誘發麻田散鐵及沃斯田鐵(austenite)的比較，在麻田散鐵 相中的氫的固溶量比在沃斯田鐵相中的氫的固溶量更少。因此，可知具有應變誘發麻田散鐵之金屬組織，有可能因為沒被固溶的氫而脆化。

這樣，即便為了抑制腐蝕所產生的氫脆化，應變誘發麻田散鐵量的上限，較佳是在45%以下。

(硬度)

本發明的卡止突起部的硬度，較佳是管體的材料之不鏽鋼的硬度的約1.5倍以上。更佳是2倍以上。所提供的流體輸送管，如果具有高硬度的卡止突起部，則該流體輸送管的強度也會上升，所以即便負荷有拉伸荷重也可抑制變形也具有良好的脫管阻止性能。

(拉伸強度)

脫管阻止性能，能夠利用藉由拉伸試驗所測定的最大荷重(拉伸強度)來進行評價。公稱直徑(nominal diameter)越大所需要的拉伸強度越高。例如，管軸方向的拉伸強度，在公稱直徑是80A的場合，較佳是230kN以上，更佳是240kN以上，極佳是255kN以上；在公稱直徑是150A的場合，較佳是440kN以上，更佳是450kN以上，極佳是490kN以上，最佳是500kN以上；在公稱直徑是250A的場合，較佳是710kN以上，更佳是750kN以上，極佳是760kN以上，最佳是770kN以上。

(板厚減少率)

藉由軋製加工使得管體的外周面變形而形成的卡止突起部，隨著凸起高度的增加而有基部的厚度減少的傾 向。本發明，在藉由軋製加工所形成的卡止突起部中產生應變誘發麻田散鐵，以提升卡止突起部的強度和硬度，所以即便基部的厚度減少，也可得到在管軸方向上具有高的拉伸強度之接頭部。因此，在卡止突起部中的基部形成後的板厚減少率，即便相對於管體的板厚(自管體的外周面至內周面的垂直長度)是10%以上、20%以上、或30%以上，也能夠保持高的拉伸強度。但是，如果在55%以上，則不能夠維持必要的拉伸強度，所以較佳是未滿55%，更佳是在40%以下。

(縱壁部的比率)

關於本發明之卡止突起部，如第7圖所示，如果卡止突起部的縱壁部與管接頭(外殼)的內側側面的抵接面積大，則面接觸狀態的比率增大而面壓降低，所以能夠有效地抑制卡止突起部的變形。因此，相對於凸起高度，縱壁部的比率，較佳是在20%以上且在80%以下，更佳是在30%以上且在80%以下，極佳是在40%以上且在80%以下。

(管體材料)

在本發明中，能夠使用不鏽鋼管來作為管體的材料。以往，為了普及，大多使用延性鑄鐵管(ductile iron pipe，球墨鑄鐵管)來作為水管線路。因為該延性鑄鐵管是藉由鑄造來製造，所以製品形狀的自由度高，而存在有各種各樣的接頭且能夠在各種各樣的場所使用。然而，延性鑄鐵管，隨著使用年數的增加，其強度會顯著降低，而 有容易因為腐蝕而造成斷裂或漏水的傾向。相對於此，不鏽鋼管，耐腐蝕性優秀，且在長溫環境下不容易產生應力腐蝕的斷裂。又，不鏽鋼管，隨著使用年數的增加，其強度也不容易降低而使得耐用年數長，相較於先前的水道線路更能夠抑制運轉成本(running cost)。因此，不鏽鋼管，能夠實現信賴性、環保性、耐久性、生命週期成本都優異的水道線路。

作為關於本發明之不鏽鋼管並沒有特別限制，只要是能夠產生應變誘發麻田散鐵之不鏽鋼管即可。較佳是具備良好的耐腐蝕性和加工性之沃斯田鐵系的不鏽鋼，而能夠使用SUS304、SUS304L等。

又，本發明能夠適用於用來進行液體或氣體等的流體的輸送之流體輸送管，只要是該流體輸送管具有利用外殼來固定連接彼此的管端之管子的接頭部都可適用。例如，較佳是適用於水的傳輸管的接頭部。

以下，表示實施例以進一步詳細說明本發明，但是本發明不受限於這些實施例。

(製造例1)

使用公稱直徑是80A(外徑89.1mm、板厚3.0mm)的SUS304鋼管來作為管體材料，且在管體的外周面上形成卡止突起部。

作為第2圖所示的凸輥10，使用尺寸是外徑80mm、W_I5.0mm、R_I2.5mm之軋製輥輪；作為凹輥11，使用尺寸是外徑117mm、溝深17mm、W_U9.0mm、 R_U2.5mm之軋製輥輪。如上述，凸輥10與凹輥11(成形用環狀溝12)的空隙，相當於成形用環狀溝12的長度W_U與凸輥10的厚度W_I的差的一半[(W_U-W_I)/2]。該空隙是2.0mm，且比管體材料的板厚更小。在此條件下所形成的卡止突起部，其凸起高度約是5.0~12.0mm。

(製造例2)

使用公稱直徑是150A(外徑165.2mm、板厚3.5mm)的SUS304鋼管來作為管體材料，且在管體的外周面上形成卡止突起部。

作為凸輥，使用尺寸是外徑110mm、W_I6.0mm、R_I3.0mm之軋製輥輪；作為凹輥，使用尺寸是外徑117mm、溝深17mm、W_U10.0mm、R_U2.5mm之軋製輥輪。兩者的空隙是2.0mm。在此條件下所形成的卡止突起部，其凸起高度約是4.0~18.0mm。

(製造例3)

使用公稱直徑是250A(外徑267.4mm、板厚4.0mm)的SUS304鋼管來作為管體材料，且在管體的外周面上形成卡止突起部。

使用與製造例2同樣的凸輥和凹輥。兩者的空隙是2.0mm。在此條件下所形成的卡止突起部，其凸起高度約是4.0~15.0mm。

(製造例4)

利用與先前同樣的一般條件來進行軋製加工的製造例。作為管體材料，使用與製造例1同樣的公稱直徑是 80A(外徑89.1mm、板厚3.0mm)的SUS304鋼管，且在外周面上形成卡止突起部。作為凸輥，使用尺寸是外徑80mm、W_I5.0mm、R_I2.5mm之軋製輥輪；作為凹輥，使用尺寸是外徑117mm、溝深17.0mm、W_U15.0mm、R_U2.5mm之軋製輥輪。兩者的空隙是5.0mm，且比管體材料的板厚更大。在此條件下所形成的卡止突起部，其凸起高度約是5.0~12.0mm。

<評價1>(剖面觀察)

在被加工的管體的長度方向上將已形成的不鏽鋼管的軋製加工部切斷且觀察該剖面。再者，測定在卡止突起部中的基部的最小板厚及縱壁部的長度。將已切斷的試驗體埋入樹脂中且研磨切斷剖面後，藉由測長用顯微鏡來測定長度。

利用製造例1~3所得的卡止突起部的剖面形狀的形態，如第6圖所示，包含：自管體2的外周面3延伸成彎曲狀的基部5、相對於管軸方向的外周面3幾乎90°垂直延伸的縱壁部6、連接縱壁部6而形成的彎曲部7、及頂部8。又，卡止突起部4的各部分的板厚，例如，在製造例1的試驗例4中，將凸起高度做成約7.0mm，且基部的厚度減少成約1.8mm。基部的板厚減少率，到達約40%。

這樣，所使用的軋製輥輪的組合之凸輥和凹輥(成形用環狀溝)的空隙比管體的板厚更小，藉此將管體加工成具有朝向外徑方向突出的卡止突起部的形狀，並且在卡止突起部的縱壁部上施加強壓加工而使該縱壁部的板 厚減少，以得到具有幾乎垂直延伸的縱壁部之卡止突起部。

另一方面，在上述空隙比管體的板厚更大的製造例4(試驗例21~24)中，加工度小而僅可得到不具有縱壁部之卡止突起部。

<評價2>(應變誘發麻田散鐵量)

第8圖是表示在試驗體中的卡止突起部的剖面領域的模式圖。位置B和位置D是卡止突起部的板厚減少大的部分。其中，位置D和位置E是位於管端側，在軋製加工時管材從位置E側流入至位置D，藉此緩和位置D的板厚減少的程度。因此，在卡止突起部領域中板厚減少最顯著的部分，是第8圖的位置B。

利用製造例1~3而得到試驗體，藉由磁性測定法來測定在該等試驗體中的強磁性的應變誘發麻田散鐵的產生量。使用Fischer Instruments(Helmut Fischer)公司製造的FERITSCOPE MP30來作為測定機器。此測定機器，是藉由使磁化後的檢測用端子接觸至測定對象部分來檢測強磁性物質所造成的磁束的混亂，且能夠利用體積分率(%)來表示在深度方向上存在的強磁性物質的比率之裝置。在該實施例中，測定出第8圖的位置B的部分之應變誘發麻田散鐵(強磁性物質)的體積分率(%)。

利用製造例1~3而得到的卡止突起部的應變誘發麻田散鐵量，在製造例1的試驗例2~6、製造例2的試 驗例9~13、製造例3的試驗例16~19中都超過5%，在有的試驗例中甚至也超過40%。另一方面，在凸起高度低的試驗例8、試驗例15中，應變誘發麻田散鐵量未滿5%。又，在製造例4(試驗例21~24)中，上述空隙比管體的板厚更大且加工度小會造成卡止突起部的應變誘發麻田散鐵量未滿5%。

<評價3>(管軸方向的拉伸試驗)

利用製造例1~4而得到試驗體，使用該等試驗體來進行管軸方向的拉伸試驗，以測定接頭部的脫管阻止力。利用外殼來固定藉由軋製加工所做成的卡止突起部，且利用萬能試驗機來進行最大荷重的測定。

在管體的接頭部上的最大荷重，必須在基準荷重以上。如果利用測定所得到的最大荷重是在基準荷重以上，則將該管體判定為合格(○)；如果是未滿基準荷重，則該管體判定為不合格(×)。判定的基準荷重，在公稱直徑80A的場合是230kN，在公稱直徑150A的場合是440kN，在公稱直徑250A的場合是710kN。

將上述試驗結果表示在表1(製造例1)、表2(製造例2)、表3(製造例3)、及表4(製造例4)中。表1的試驗例1，表2的試驗例7，表3的試驗例14，及表4的試驗例20的任一個，都是進行上述軋製加工前的管體材料。除了這些以外的試驗例，都是進行上述軋製加工後而形成有預定的凸起高度之製造例。

製造例1，如表1所示，試驗例2~6都具有基準荷重(230kN)以上的最大荷重。試驗例1具有未滿基準荷重的最大荷重。

製造例2，如表2所示，試驗例9~13都具有基準荷重(440kN)以上的最大荷重。試驗例7、8具有未滿基準荷重的最大荷重。

製造例3，如表3所示，試驗例16~19都具有基準荷重(710kN)以上的最大荷重。試驗例14、15具有未滿基準荷重的最大荷重。

製造例4，如表4所示，試驗例21~24都具有未滿基準荷重(230kN)的最大荷重。

<評價4>(硬度試驗)

使用已形成有卡止突起部之試驗體，且在第8圖的位置B上測定縱壁部的硬度。將已切斷的試驗體埋入樹脂且研磨切斷剖面之後，藉由微小維氏硬度(micro-Vickers hardness)試驗(荷重1kg)來測定硬度。管體材料的硬度是152HV。在表1~3中表示該測定結果。

如在表1~4所示，在最大荷重被判定為合格(○)的任一個試驗例中，在該位置B上都具有管體材料的硬度(152HV)的約1.5倍(228HV)以上的硬度。相對於此，在最大荷重被判定為不合格(×)的任一個試驗例中，在該位置B上都具有在220HV以下的硬度。

藉由本發明的方法所得到的試驗例(試驗例2~6、9~13、16~19)，在形成凸部時藉由強壓加工來賦予大的加工度，以增加應變誘發麻田散鐵的產生量，藉此增加硬度。其結果，能夠抑制對於拉伸荷重之卡止突起部的變形且提升試驗體的最大荷重。

[表4]

第9圖是表示卡止突起部的凸起高度與應變誘發麻田散鐵量的關係的圖表。如第9圖所示，當卡止突起部的凸起高度是在5~10mm附近時，則應變誘發麻田散鐵量從5%增加至30~35%而呈現增加傾向。又，當卡止突起部的凸起高度是在15~20mm附近時，則該應變誘發麻田散鐵量的增加比率漸減而呈現飽和傾向。另一方面，在相當於先前的軋製加工品之製造例4的卡止突起部中，即使當凸起高度達到12mm，該應變誘發麻田散鐵量的增加比率低而僅不到5%。

第10圖是表示卡止突起部的硬度與應變誘發麻田散鐵量的關係的圖表。如第10圖所示，在製造例1~3的卡止突起部中，隨著應變誘發麻田散鐵量的增加而呈現硬度上升的傾向。但是，當硬度達到400HV附近時，即便應變誘發麻田散鐵量增加，該硬度上升比率減低而呈現飽和傾向。可知此傾向，是因為卡止突起部的硬度接近應變誘發麻田散鐵的硬度。

另一方面，相較於製造例1~3，製造例4的卡止突起部的應變誘發麻田散鐵量的產生比率低，且硬度值也低。

依據這些結果，關於本發明之藉由軋製加工所形成的流體輸送管，因為具有固定量的應變誘發麻田散鐵，所以其接頭部中的拉伸強度和硬度都高，確認能夠抑制卡止突起部的變形且具有良好的脫管阻止性。

2‧‧‧被加工的管體

3‧‧‧外周面

5‧‧‧基部

6‧‧‧縱壁部

7‧‧‧彎曲部

8‧‧‧頂部

Claims (5)

1. 一種流體輸送管，其具有管體；在前述管體的接頭部的外周面，具有藉由軋製加工所形成的卡止突起部；前述卡止突起部，包含：自前述外周面延伸成彎曲狀的基部、自前述基部延伸的縱壁部、自前述縱壁部延伸的彎曲部、及自前述彎曲部延伸的頂部；自前述卡止突起部的前述外周面至前述頂部的突端為止的高度，是在前述軋製加工中的位於前述管體的內側和外側之加工手段的曲率半徑的合計值以上；在前述卡止突起部中的應變誘發麻田散鐵量，以體積分率為基準計，是在5%以上且在45%以下。
2. 如請求項1所述之流體輸送管，其中，前述管體的材料是不鏽鋼。
3. 如請求項1或請求項2所述之流體輸送管，其中，前述縱壁部的硬度，是在前述卡止突起部以外的管體本體中的硬度的1.5倍以上。
4. 如請求項1至請求項3中任一項所述之流體輸送管，其中，相對於管體的板厚，在前述卡止突起部中的前述基部形成後的板厚減少率是未滿55%。
5. 如請求項1至請求項4中任一項所述之流體輸送管，其中，相對於前述卡止突起部的凸起高度，前 述縱壁部的比率是在20%以上且在80%以下。