WO2022259332A1 - 機械構造部品用電縫鋼管及びその製造方法 - Google Patents

機械構造部品用電縫鋼管及びその製造方法 Download PDF

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welded steel
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悠索 富尾
幸伸 永田
真也 坂本
卓也 原
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Definitions

  • the present disclosure relates to an electric resistance welded steel pipe for machine structural parts and a manufacturing method thereof.
  • Patent Document 2 C: 0.35% or less, Si: 0.25% or less, Mn: 0.30 to 1.20%, Cr: 0.60% or less, P: 0.0020% or less, S : 0.0020% or less, sol. Al: 0.10% or less, N + O: 0.0200% or less, Ti: 4 to 12 times the (N + O) in steel, B: 0.0005 to 0.009%, the balance consisting of Fe and unavoidable impurities It is steel, and C, Si, Mn, and a Cr content-adjusted steel for electric resistance welded steel pipes for hollow stabilizers.
  • Patent Document 3 C: 0.35% or less, Si: 0.20% or less, Mn: 0.30 to 1.20%, Cr: 0.60% or less, P: 0.0020% or less, S : 0.0020% or less, sol. Al: 0.10% or less, Ti: 4 to 12 times the amount of (N + O) in the steel, B: 0.0005 to 0.009%, the balance being Fe and unavoidable impurities.
  • the contents of C, Si, Mn, and Cr are adjusted so that the ideal critical diameter DI (in) by the formula is 1.0 (in) or more, and the carbon equivalent Ceq by the predetermined formula is 0.48% or less.
  • a steel slab is prepared, the slab is subjected to hot rolling, the coiling temperature is controlled to 570 to 690° C. and coiled, and the resulting steel plate or steel strip is used to manufacture an electric resistance welded steel pipe for a stabilizer.
  • Patent Document 4 describes a method for producing a high-strength, high-ductility steel pipe for machine structural use, which is used as a steel pipe for automotive door reinforcement, etc.
  • Mn 0.60 to 1.80%
  • Ti 0.020 to 0.050%
  • B 0.0005 to 0.0050%
  • further Cr 0.20 to 0.50%
  • Mo An electric resistance welded steel pipe containing at least one of 0.5% or less and Nb: 0.015 to 0.050% is normalized at 850 to 950 ° C. and then quenched, high strength and high ductility.
  • a method for manufacturing an electric resistance welded steel pipe is disclosed.
  • Patent Document 5 describes a high-strength electric resistance welded steel pipe for automobiles that has excellent tensile strength, shock absorption performance, and low-temperature impact properties. ⁇ 0.5%, Mn: 0.5-2.5%, P: 0.025% or less (not including 0%), S: 0.01% or less (not including 0%), Al: 0 .15% or less (excluding 0%), Cu: 2% or less (excluding 0%), Cr: 2% or less (excluding 0%), Ti: 0.2% or less (excluding 0%) B: 0.005% or less (not including 0%), the balance being iron and inevitable impurities, a steel sheet having a tensile strength of 1750 N/mm 2 or more and a 0.1% yield strength is 1320 N/mm 2 or more, and the Charpy impact value at a test temperature of minus 40°C is 50 J/cm 2 or more.
  • Patent Document 6 describes an electric resistance welded steel pipe having excellent fatigue durability after rapid short-time heating and quenching treatment.
  • An electric resistance welded steel pipe having an electric resistance welded portion having a width of ⁇ 10 -6 m or less, wherein the minimum C content of the electric resistance welded portion: C 1 (mass%) and the C content of the steel plate: C 0 (mass%) %), the difference C 0 ⁇ C 1 is 0.05% by mass or less, and the depth of all decarburized layers in the inner surface layer and the outer surface layer of the electric resistance welded steel pipe is 50 ⁇ 10 ⁇ 6 respectively.
  • Disclosed is an electric resistance welded steel pipe, which is less than or equal to m.
  • Patent Document 1 JP-A-2013-147751
  • Patent Document 2 JP-A-58-123858
  • Patent Document 3 JP-A-57-126917
  • Patent Document 4 JP-A-6-93339
  • Patent Document 5 JP 2008-261049
  • Patent Document 6 International Publication 2019/131813
  • An object of one aspect of the present disclosure is to provide an electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts including a straight pipe portion with excellent fatigue strength, and a method for manufacturing the same.
  • An electric resistance welded steel pipe for machine structural parts including a straight pipe portion,
  • the straight pipe portion includes a base material portion and an electric resistance welded portion,
  • the chemical composition of the base material portion is, in mass %, C: 0.30 to 0.38%, Si: 0.05 to 0.40%, Mn: 0.50-2.00%, Al: 0.010 to 0.060%, Ti: 0.005 to 0.050%, B: 0.0003 to 0.0050%, Ca: 0.0005 to 0.0040%, N: 0 to 0.0060%, P: 0 to 0.020%, S: 0 to 0.0200%, O: 0 to 0.0050%, Cu: 0-0.50%, Ni: 0 to 0.50%, Cr: 0 to 0.50%, V: 0 to 0.20%, Nb: 0 to 0.10%, Mo: 0-0.50%, Mg: 0-0.0500%, REM: 0 to 0.0500%, and Balance: Fe and impurities,
  • the thickness of the de-C layer is less than 0.20 mm on each of the inner surface side and the outer surface side of the base material portion, and the thickness of the de-B layer is is less than 0.10 mm,
  • Each of the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material and the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material is 420 Hv or more and less than 510 Hv. Electric resistance welded steel pipes for machine structural parts.
  • the chemical composition of the base material portion is, in mass%, Cu: 0.01-0.50%, Ni: 0.05 to 0.50%, Cr: 0.05-0.50% and Mo: 0.01-0.50%
  • the outer diameter of the straight tube portion is 10 to 50 mm, A value obtained by dividing the wall thickness of the base material portion by the outer diameter of the straight pipe portion is 0.04 to 0.25.
  • F1 represented by the following formula (1) is 0.50 or more, The electric resistance welded steel pipe for machine structural parts according to any one of ⁇ 1> to ⁇ 3>.
  • F1 Ca ⁇ (1-124 ⁇ O) / (1.25 ⁇ S) ... formula (1)
  • Each element symbol in Formula (1) means mass % of each element.
  • ⁇ 5> A method for manufacturing the electric resistance welded steel pipe for machine structural parts according to any one of ⁇ 1> to ⁇ 4>, Including a base material portion A and an electric resistance welded portion A, the chemical composition of the base material portion A is, in mass%, C: 0.30 to 0.38%, Si: 0.05 to 0.40%, Mn: 0.50-2.00%, Al: 0.010 to 0.060%, Ti: 0.005 to 0.050%, B: 0.0003 to 0.0050%, Ca: 0.0005 to 0.0040%, N: 0 to 0.0060%, P: 0 to 0.020%, S: 0 to 0.0200%, O: 0 to 0.0050%, Cu: 0-0.50%, Ni: 0 to 0.50%, Cr: 0 to 0.50%, V: 0 to 0.20%, Nb: 0 to 0.10%, Mo: 0-0.50%, Mg: 0-0.0500%, REM: 0 to 0.0500%, and Balance: a preparatory step
  • a method for manufacturing an electric resistance welded steel pipe for machine structural parts ⁇ 6> Further, after the preparation step and before the quenching step, a pipe drawing step of drawing the as-rolled electric resistance welded steel pipe, In the quenching step, the drawn as-rolled ERW steel pipe is quenched. The method for manufacturing the electric resistance welded steel pipe for machine structural parts according to ⁇ 5>. ⁇ 7> Furthermore, after the preparation step and before the quenching step, the step of subjecting the as-rolled electric resistance welded steel pipe to shot blasting is provided. The method for manufacturing the electric resistance welded steel pipe for machine structural parts according to ⁇ 5> or ⁇ 6>.
  • the heating temperature in the quenching is 900 to 1050 ° C.
  • the heating temperature in the tempering is 100 to 500 ° C.
  • the method for producing an electric resistance welded steel pipe for machine structural parts according to any one of ⁇ 5> to ⁇ 7>.
  • an electric resistance welded steel pipe for machine structural parts including a straight pipe portion with excellent fatigue strength and a method for manufacturing the same are provided.
  • 2 is a C concentration profile in the depth direction showing the relationship between the depth from the inner surface of the base metal portion and the C concentration (% by mass) in the C section of the electric resistance welded steel pipe from which FIG. 1 was obtained.
  • Fig. 1 shows the relationship between the depth from the inner surface of the base metal portion (that is, the distance in the thickness direction from the inner surface) and the B concentration (mass%) in the C section of the electric resistance welded steel pipe from which Fig. 1 was obtained.
  • B concentration profile in the depth direction shows the relationship between the depth from the inner surface of the base material portion and the Vickers hardness in the C section of the electric resistance welded steel pipe.
  • a numerical range represented using “to” means a range including the numerical values described before and after “to” as lower and upper limits.
  • “%” indicating the content of a component (element) means “% by mass”.
  • the content of C (carbon) may be referred to as “C content”. Contents of other elements may also be expressed similarly.
  • the term “step” includes not only independent steps, but also if the intended purpose of the step is achieved even if it cannot be clearly distinguished from other steps. .
  • the straight pipe portion of an electric resistance welded steel pipe refers to a straight portion that is not bent (that is, a straight portion as manufactured or drawn) in an electric resistance welded steel pipe. means.
  • the straight pipe portion preferably occupies 70% or more of the axial length of the electric resistance welded steel pipe.
  • the base metal portion refers to a portion of an electric resistance welded steel pipe other than the electric resistance welded portion and the heat affected zone.
  • the heat affected zone (sometimes referred to as "HAZ") is the area near the electric resistance welded part that is affected by heat due to electric resistance welding and seam heat treatment. Point.
  • “as-rolled electric resistance welded steel pipe” refers to an electric resistance welded steel pipe that has not been subjected to heat treatment other than seam heat treatment after pipe making.
  • “Tube-making” refers to the process of forming an open pipe by roll-forming a hot-rolled steel sheet unwound from a hot coil, and forming an electric-resistance welded portion by electric resistance welding of the butt portions of the obtained open pipe.
  • Hot coil means a hot-rolled steel sheet produced using a hot strip mill and wound into a coil.
  • “Roll forming” refers to continuously bending a hot-rolled steel sheet unwound from a hot coil into an open tubular shape.
  • Hot-rolled steel sheet manufactured using a hot strip mill is a continuous steel sheet. It differs from the steel plate that is produced. Steel plate cannot be used for roll forming, which is a continuous bending process, because it is not a continuous steel sheet. Electric resistance welded steel pipes are clearly distinguished from welded steel pipes (for example, UOE steel pipes) manufactured using thick steel plates in the above points.
  • the electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts of the present disclosure (hereinafter also simply referred to as "electric resistance welded steel pipe”) is an electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts including a straight pipe portion,
  • the straight pipe portion includes a base material portion and an electric resistance welded portion,
  • the chemical composition of the base material is % by mass, C: 0.30 to 0.38%, Si: 0.05 to 0.40%, Mn: 0.50-2.00%, Al: 0.010 to 0.060%, Ti: 0.005 to 0.050%, B: 0.0003 to 0.0050%, Ca: 0.0005 to 0.0040%, N: 0 to 0.0060%, P: 0 to 0.020%, S: 0 to 0.0200%, O: 0 to 0.0050%, Cu: 0-0.50%, Ni: 0 to 0.50%, Cr: 0 to 0.50%, V: 0 to 0.20%, Nb: 0 to 0.10%, Mo: 0-0.50%, Mg:
  • the thickness of the de-C layer is less than 0.20 mm and the thickness of the de-B layer is 0 on each of the inner surface side and the outer surface side of the base material portion less than .10 mm;
  • Each of the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material and the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material is 420 Hv or more and less than 510 Hv.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is the above chemical composition of the base material portion in the straight pipe portion;
  • the microstructure of the base material portion which is tempered martensite,
  • Each of the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material and the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material is 420 Hv or more and less than 510 Hv; and is excellent in fatigue strength.
  • the effect of fatigue strength is that the thickness of the de-C layer is less than 0.20 mm and the thickness of the de-B layer is less than 0.10 mm on each of the inner surface side and the outer surface side of the base material portion. It is an effect played by
  • the electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts of the present disclosure is an electric resistance welded steel pipe used as a mechanical structural part or as a raw material for the mechanical structural part.
  • Mechanical structural parts which are applications of the electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts of the present disclosure, are required to have high strength and fatigue resistance, such as parts for automobiles (e.g., drive shafts, axle beams, hollow springs, stabilizers). and mechanical structural parts.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is based on the following knowledge of the present inventors. Normally, the fatigue strength and hardness of steel show a positive correlation. Therefore, the present inventors investigated the hardness of the inner surface layer of the base material of the electric resistance welded steel pipe. As a result, FIG. 1 was obtained.
  • the inner surface layer of the base material means a region from the inner surface of the base material to a predetermined depth.
  • the predetermined depth is, for example, a region from the inner surface to a position with a depth of 0.50 mm.
  • FIG. 1 shows the depth (that is, the distance in the thickness direction) from the inner surface of the base material in a cross section perpendicular to the pipe axis direction of a conventional electric resistance welded steel pipe (hereinafter also referred to as “C cross section”). , and Vickers hardness (Hv) in the depth direction.
  • the depth from the inner surface to the position of 0.20 mm in depth was found to be lower than that of the region deeper than 0.20 mm deep from the inner surface.
  • a region with low hardness tends to be a starting point of a fatigue crack. If the region of low hardness in the inner surface layer is thick, the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe is reduced. Therefore, the present inventors considered reducing the thickness of the low-hardness region in the inner surface layer of the base material portion of the electric resistance welded steel pipe in order to increase the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe.
  • the present inventors first investigated and examined the cause of the decrease in hardness in the inner surface layer of the base material of the electric resistance welded steel pipe. Hardness is correlated with the element concentration of steel. Therefore, the present inventors paid attention to C (carbon), which affects hardness.
  • FIG. 2 shows the C concentration profile in the depth direction.
  • the C concentration in the base material means the C concentration (% by mass) inside the base material.
  • the C concentration inside the base material part is the wall thickness of the electric resistance welded steel pipe at a position shifted by 90° in the pipe circumferential direction from the electric resistance welded part (hereinafter also referred to as “base material 90° position”). It means the C concentration (mass%) in the central part. As shown in FIG.
  • the C concentration in the region from the inner surface of the base material of the electric resistance welded steel pipe to the 0.20 mm depth position is 90% (that is, 0.342%) of the C concentration in the base material. is also low. From the above results, the present inventors found that the cause of the decrease in hardness from the inner surface of the base material of the electric resistance welded steel pipe to a depth of 0.20 mm is due to the decrease in the C concentration in the inner surface layer. I thought it was. A phenomenon in which the C concentration decreases is hereinafter also referred to as "deC".
  • the Vickers hardness distribution shown in FIG. There is a marked decrease in the area up to the uppermost position.
  • the inventors considered that there are elements other than C that affect the hardness of the inner surface layer of the base material.
  • the inventors also measured the concentration profiles of various elements other than C by the above method. As a result, it was found that not only the C concentration but also the B concentration decreased in the inner surface layer of the base material.
  • FIG. 3 shows the depth from the inner surface (that is, the distance in the thickness direction from the inner surface) in the C cross section of the base metal portion (B content: 0.00273%) of the electric resistance welded steel pipe from which FIG. 1 was obtained. , and the B concentration (% by mass) (that is, the B concentration profile in the depth direction).
  • FIG. 3 was obtained by using the electric resistance welded steel pipe from which FIGS. 1 and 2 were obtained and measuring the B concentration by the same measuring method as the C concentration described above.
  • a dashed line 2 in FIG. 3 indicates a B concentration (0.00246%) that is 90% of the B concentration of the base material, and a dashed line 20 indicates a B concentration (0.00273%) of the base material.
  • the B concentration in the base material means the B concentration inside the base material.
  • the concentration of B inside the base material portion is the concentration of B (% by mass) at the center of the thickness of the base material at the 90° position of the electric resistance welded steel pipe.
  • the B concentration decreases in the region from the inner surface of the base metal portion of the electric resistance welded steel pipe to the 0.10 mm depth position, and the B concentration in this region is lower than the B concentration in the base metal portion. lower than 90%.
  • the present inventors have found that the cause of the decrease in hardness in the region at a depth of 0.10 mm from the inner surface of the base material of the electric resistance welded steel pipe is the base material of the electric resistance welded steel pipe. It is thought that this is because not only the C concentration decreases in the inner surface layer of the part, but also the B concentration decreases. A phenomenon in which the concentration of B decreases is hereinafter also referred to as "de-B".
  • FIG. 4 is an image diagram showing the relationship between the depth from the inner surface of the base material portion and the Vickers hardness in the C section of the electric resistance welded steel pipe.
  • a solid line 4 is a schematic diagram representing the Vickers hardness shown in FIG.
  • a dashed line 3 in FIG. 4 indicates the Vickers hardness when only deC is considered to occur.
  • the Vickers hardness is at a depth of 0.20 mm from the inner surface of the base material of the electric resistance welded steel pipe. should decrease gradually towards the inner surface.
  • the Vickers hardness gradually decreases from a depth of 0.20 mm to a depth of 0.10 mm from the inner surface of the base material, as indicated by the solid line 4 in FIG. In the region from the 0.10 mm depth position of the base material portion to the inner surface, it decreases remarkably toward the inner surface.
  • the electric resistance welded steel pipe of this embodiment in the inner surface layer of the base material portion of the electric resistance welded steel pipe, not only deC is suppressed, but also deB is suppressed. Thereby, not only the deC layer but also the deB layer can be thinned. As a result, it is possible to reduce the thickness of the region with low hardness in the inner surface layer. As a result, the hardness of the inner surface layer of the base metal increases, and the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe increases.
  • the de-C layer of the inner surface layer of the base material portion of the electric resistance welded steel pipe has a thickness of less than 0.20 mm.
  • the deC layer is a region having a C concentration of 90% or less with respect to the C concentration of the base material, and is a region extending from the inner surface. If the deC layer has a thickness of less than 0.20 mm, the thickness of the low hardness region can be reduced. As a result, the hardness of the inner surface layer of the base metal increases, and the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe increases.
  • the thickness of the B-free layer of the inner surface layer of the base material portion of the electric resistance welded steel pipe is less than 0.10 mm.
  • the B-free layer is a region having a B concentration of 90% or less with respect to the B concentration of the base material, and is a region from the inner surface.
  • C 0.30-0.38%
  • C (carbon) is an element that forms a solid solution in steel or precipitates as a carbide to increase the fatigue strength of steel. If the C content is less than 0.30%, this effect may not be obtained sufficiently. On the other hand, when the C content exceeds 0.38%, workability may deteriorate. Therefore, the C content is 0.30-0.38%.
  • the lower limit of the C content is preferably 0.31%, more preferably 0.32%, still more preferably 0.33%.
  • the upper limit of the C content is preferably 0.37%.
  • Si 0.05-0.40%
  • Si is an element that increases the fatigue strength of steel through solid-solution strengthening. If the Si content is less than 0.15%, this effect may not be sufficiently obtained. On the other hand, if the Si content exceeds 0.30%, Si—Mn inclusions may be likely to form. Therefore, the Si content is 0.05-0.40%.
  • the lower limit of the Si content is preferably 0.10%, more preferably 0.15%.
  • the upper limit of the Si content is preferably 0.35%, more preferably 0.30%.
  • Mn 0.50-2.00%
  • Mn is an element that enhances the hardenability of steel and enhances the fatigue strength of steel. If the Mn content is less than 0.50%, this effect may not be obtained sufficiently. On the other hand, when the Mn content exceeds 2.00%, coarse inclusions such as MnS are formed, which may reduce the fatigue life of the steel. Therefore, the Mn content is 0.50-2.00%.
  • the lower limit of the Mn content is preferably 0.60%, more preferably 0.80%, still more preferably 1.00%, still more preferably 1.10%, still more preferably 1 .20%.
  • the upper limit of the Mn content is preferably 1.80%, more preferably 1.70%.
  • Al 0.010-0.060%
  • Al is an element that deoxidizes steel.
  • Al is also an element that fixes N and secures a solid solution B amount that is effective for improving hardenability. If the Al content is less than 0.010%, this effect may not be sufficiently obtained. On the other hand, if the Al content exceeds 0.060%, inclusions are likely to form, and the fatigue strength of the steel may decrease. Therefore, the Al content is 0.010-0.060%.
  • the lower limit of the Al content is preferably 0.015%, more preferably 0.020%.
  • the upper limit of the Al content is preferably 0.050%, more preferably 0.045%.
  • Ti is an element that fixes N and secures a solid solution B amount that is effective for improving hardenability. Ti is also an element that precipitates as fine carbides and suppresses coarsening of crystal grains during heat treatment due to the pinning effect, thereby increasing the toughness of steel. If the Ti content is less than 0.005%, the above effects may not be sufficiently obtained. On the other hand, when the Ti content exceeds 0.050%, inclusions become coarse, and as a result, the toughness and fatigue strength of the steel may decrease. Therefore, the Ti content is 0.005-0.050%.
  • the lower limit of the Ti content is preferably 0.007%, more preferably 0.010%.
  • the upper limit of the Ti content is preferably 0.025%, more preferably 0.020%.
  • B 0.0003 to 0.0050%
  • B is an element that enhances the hardenability of steel.
  • B is also an element that increases the fatigue strength of steel through grain boundary strengthening. If the B content is less than 0.0003%, the above effects may not be sufficiently obtained.
  • the B content exceeds 0.0050%, coarse B precipitates are formed, and as a result, the toughness of the steel may decrease.
  • the B content exceeds 0.0050%, the B-free layer may become too thick. Therefore, the B content is 0.0003-0.0050%.
  • the lower limit of the B content is preferably 0.0005%, more preferably 0.0008%.
  • the upper limit of the B content is preferably 0.0025%, more preferably 0.0020%.
  • Ca 0.0005-0.0040%
  • Ca is an element that suppresses the formation of MnS by fixing S as CaS, and as a result, exhibits the effect of suppressing the decrease in fatigue strength due to MnS. If the Ca content is less than 0.0005%, these effects may not be sufficiently obtained. On the other hand, if the Ca content exceeds 0.0040%, coarse Ca inclusions may be formed, resulting in deterioration of toughness and fatigue strength of the steel. Therefore, the Ca content is 0.0005-0.0040%.
  • the lower limit of the Ca content is preferably 0.0005%, more preferably 0.0010%, still more preferably 0.0012%.
  • the upper limit of the Ca content is preferably 0.0038%, more preferably 0.0035%, still more preferably 0.0030%.
  • N is an impurity.
  • the N content may be 0% or greater than 0%.
  • N is an element that precipitates as BN. When BN precipitates, the hardenability improvement effect of solute N may decrease. Precipitation of BN may further reduce toughness due to coarsening of nitrides and age hardening. Therefore, the N content is 0.0060% or less.
  • the upper limit of the N content is preferably 0.0040%, more preferably 0.0030%.
  • N forms nitrides and carbonitrides to increase the strength of steel. From the viewpoint of obtaining such effects more effectively, the lower limit of the N content is preferably 0.0010%, more preferably 0.0015%.
  • P 0-0.020%
  • P phosphorus
  • the P content may be 0% or greater than 0%.
  • P is an element that reduces the weld crack resistance and toughness of steel. Therefore, the P content is 0-0.020%.
  • the upper limit of the P content is preferably 0.015%, more preferably 0.012%. The lower the P content is, the better.
  • excessive reduction of the P content may increase manufacturing costs. Therefore, from the viewpoint of manufacturing cost reduction, the P content may be more than 0%, may be 0.001% or more, may be 0.002% or more, or may be 0.005% or more. may be
  • S 0-0.0200%
  • S is an impurity.
  • the S content may be 0% or more than 0%.
  • S is an element that forms nonmetallic inclusions. Non-metallic inclusions reduce the bendability, fatigue life and workability of electric resistance welded steel pipes.
  • S is also an element that reduces toughness, anisotropy, and reheat cracking susceptibility. Therefore, the S content is 0-0.0200%.
  • the upper limit of the S content is preferably 0.0100%, more preferably 0.0050%. It is preferable that the S content is as low as possible. However, excessive reduction of the S content may increase manufacturing costs. Therefore, from the viewpoint of manufacturing cost reduction, the S content may be more than 0%, may be 0.0001% or more, may be 0.0002% or more, or may be 0.0005% or more. may be
  • O is an impurity.
  • the O content may be 0% or greater than 0%.
  • O is an element that becomes CaO and impairs the effect of Ca (that is, the effect of suppressing the generation of MnS by fixing S as CaS). Therefore, the O content is 0-0.0050%.
  • the upper limit of the O content is preferably 0.040%, more preferably 0.030%.
  • the O content is preferably as low as possible. However, excessive reduction of O content may increase production costs. Therefore, from the viewpoint of manufacturing cost reduction, the O content may be greater than 0%, may be 0.0001% or more, or may be 0.0005% or more.
  • Cu is an optional element. That is, the Cu content may be 0% or more than 0%. If the Cu content is too high, the workability of the steel may deteriorate. Therefore, the Cu content is 0-0.50%.
  • the upper limit of Cu content is preferably 0.40%, more preferably 0.30%.
  • Cu is an element that increases the hardenability of steel and increases the strength of steel. From the viewpoint of such effects, the lower limit of the Cu content is preferably 0.01%, more preferably 0.02%, still more preferably 0.05%, and still more preferably 0.10%. be.
  • Ni is an optional element. That is, the Ni content may be 0% or more than 0%. If the Ni content is too high, material costs may increase. Therefore, the Ni content is 0-0.50%.
  • the upper limit of the Ni content is preferably 0.40%, more preferably 0.30%.
  • Ni is an element that increases the hardenability of steel and increases the strength of steel. From the viewpoint of such effects, the lower limit of the Ni content is preferably 0.05%, more preferably 0.10%.
  • Cr 0-0.50% Cr is an optional element. That is, the Cr content may be 0% or more than 0%. If the Cr content exceeds 0.50%, inclusions may form and cracks may occur. Therefore, the Cr content is 0-0.50%.
  • the upper limit of the Cr content is preferably 0.35%, more preferably 0.20%.
  • Cr is an element that enhances the hardenability of steel and enhances the fatigue strength of steel. From the viewpoint of such effects, the lower limit of the Cr content is preferably 0.05%, more preferably 0.10%, and still more preferably 0.13%.
  • V 0-0.20%
  • V (vanadium) is an arbitrary element. That is, the V content may be 0% or more than 0%. Too high a V content may reduce the toughness of the steel. Therefore, the V content is 0-0.20%.
  • the upper limit of the V content is preferably 0.15%, more preferably 0.10%.
  • V is an element that increases the strength of steel. From the viewpoint of such effects, the lower limit of the V content is preferably 0.01%.
  • Nb 0-0.10%
  • Nb is an arbitrary element. That is, the Nb content may be 0% or more than 0%. If the Nb content is too high, the toughness of the steel may decrease. Therefore, the Nb content is 0-0.10%.
  • the upper limit of the Nb content is preferably 0.08%, more preferably 0.05%.
  • Nb is an element that enhances the strength of steel, suppresses grain growth, and enhances low-temperature toughness. From the viewpoint of such effects, the lower limit of the Nb content is preferably 0.001%, more preferably 0.003%.
  • Mo is an optional element. That is, the Mo content may be 0% or greater than 0%. If the Mo content is too high, coarse carbides may form, reducing the toughness of the steel. Therefore, the Mo content is 0-0.50%.
  • the upper limit of Mo content is preferably 0.40%, more preferably 0.30%.
  • Mo is an element that increases the hardenability of steel and increases the strength of steel. Mo is also an element that enhances the strength of steel through solid-solution strengthening. From the viewpoint of these effects, the lower limit of the Mo content is preferably 0.01%, more preferably 0.02%, and still more preferably 0.03%.
  • Mg 0-0.0500%
  • Mg is an optional element. That is, the Mg content may be 0% or more than 0%. If the Mg content is too high, oxides in the steel may coarsen and the toughness of the steel may decrease. Therefore, the Mg content is 0-0.0500%.
  • the upper limit of the Mg content is preferably 0.0400%, more preferably 0.0300%, still more preferably 0.0200%.
  • Mg is an element that detoxifies S in steel as sulfide and increases the toughness of steel. From the viewpoint of obtaining such effects, the lower limit of the Mg content is preferably more than 0%, more preferably 0.0001%, still more preferably 0.0003%, and still more preferably 0.0005%. be.
  • REM 0-0.0500% REM is an optional element. That is, the REM content may be 0% or greater than 0%. wherein REM is selected from the group consisting of the rare earth elements, i.e. Sc, Y, La, Ce, Pr, Nd, Pm, Sm, Eu, Gd, Tb, Dy, Ho, Er, Tm, Yb, and Lu means at least one element Also, the REM content means the total content of rare earth elements. If the REM content is too high, oxides in the steel may coarsen and the toughness of the steel may decrease. Therefore, the REM content is 0-0.0500%. The upper limit of the REM content is preferably 0.0400%, more preferably 0.0300%, still more preferably 0.0200%.
  • REM is an element that controls the morphology of sulfides in steel and increases the toughness of steel.
  • the lower limit of the REM content is preferably 0.0001%, more preferably 0.0003%, and even more preferably 0.0005%.
  • Impurities refer to components contained in raw materials (e.g., ore, scrap, etc.) or components mixed in during the manufacturing process and not intentionally included in steel.
  • Impurities include all elements other than those mentioned above. Only one element or two or more elements may be used as impurities.
  • Impurities include, for example, Sb, Sn, W, Co, As, Pb, Bi, H, and the like.
  • Sb, Sn, Co, and As are mixed in a content of 0.1% or less
  • Pb and Bi are mixed in a content of 0.005% or less, for example.
  • contamination with a content of 0.0004% or less is possible.
  • There is no particular need to control the contents of other elements as long as they are within normal ranges.
  • the chemical composition of the base material is Cu: 0.01-0.50%, Ni: 0.05 to 0.50%, Cr: 0.05-0.50% and Mo: 0.01-0.50% It may contain one or more selected from the group consisting of. More preferable ranges for the contents of these elements are as described above.
  • F1 In the chemical composition of the base material portion, F1 represented by the following formula (1) is preferably 0.50 or more. This further improves the fatigue strength of the steel.
  • the lower limit of F1 is more preferably 0.60, and still more preferably 0.70.
  • the upper limit of F1 is not particularly limited, but from the viewpoint of further reducing the production cost for reducing the O content and S content, the upper limit of F1 is preferably 3.00, more preferably 2.50. Yes, more preferably 2.00.
  • the microstructure at the thickness central portion of the base metal portion is tempered martensite.
  • the microstructure of the thickness central portion of the base material is confirmed as follows.
  • the observation surface is etched with nital at the thickness central portion of the base material 90° position in the C cross section of the electric resistance welded steel pipe.
  • the etched observation surface is observed with an optical microscope to confirm the microstructure.
  • the observation field plane was a rectangle measuring 200 ⁇ m in the rolling direction and 500 ⁇ m in the thickness direction.
  • the observation magnification is 500 times.
  • the deC layer (that is, the concentration of C is 90% or less with respect to the concentration of C in the chemical composition of the base material portion) on each of the inner surface side and the outer surface side of the base material portion. layer) is less than 0.20 mm thick. This improves the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe.
  • the thickness of the de-C layer on the inner surface side of the base material portion is less than 0.20 mm.
  • the lower limit of the thickness of the deC layer on the inner surface side of the base material portion is not particularly limited.
  • the de-C layer on the inner surface side of the base material portion may have a thickness of 0 mm. The thinner the thickness of the de-C layer on the inner surface side of the base material, the better.
  • the upper limit of the thickness of the deC layer on the inner surface side of the base material portion is preferably 0.19 mm, more preferably 0.18 mm, still more preferably 0.16 mm, and still more preferably 0.14 mm. , preferably 0.12 mm, more preferably 0.10 mm.
  • the thickness of the de-C layer on the outer surface side of the base material portion is less than 0.20 mm.
  • the lower limit of the thickness of the deC layer on the outer surface side of the base material portion is not particularly limited.
  • the de-C layer on the outer surface side of the base material portion may have a thickness of 0 mm. The thinner the thickness of the de-C layer on the outer surface side of the base material, the better.
  • the preferable upper limit of the thickness of the deC layer on the outer surface side of the base material is the same as the preferable upper limit of the thickness of the deC layer on the inner surface side of the base material.
  • the outer surface layer of the base material means a region from the outer surface of the base material to a predetermined depth.
  • the predetermined depth is, for example, a region from the outer surface to a depth of 0.50 mm.
  • the C concentration in the base material means the C concentration inside the base material.
  • the C concentration inside the base material portion is the C concentration (% by mass) at the thickness central portion at the 90° position of the base material.
  • the C concentration of the base material portion is measured by a well-known check analysis in compliance with JIS G 1253 (2013). Specifically, a sample is taken from the thickness central portion at the 90° position of the base material. The sample is processed so that the analysis surface of the collected sample has a diameter of 20 mm or more and a thickness of 3 mm or more. The analysis surface of the processed sample is adjusted to be flat by grinding. The adjusted sample is placed in a spark discharge emission spectrometer to measure the C concentration (% by mass). The obtained C concentration is defined as the C concentration (% by mass) of the base material.
  • the thickness of the decarburized layer on the inner surface side of the base material portion is measured as follows. Using a glow discharge optical emission spectrometer (GD-OES), the depth from the inner surface of the base material (that is, the distance in the thickness direction from the inner surface) and the C concentration (% by mass) C concentration profile in the depth direction (that is, in the thickness direction) is measured. Specifically, the C concentration was measured at intervals of 0.03 ⁇ m in the depth direction while performing sputtering with argon ions from the inner surface of the base material portion toward the depth direction (that is, the thickness direction). , to obtain the above C concentration profile.
  • the measurement diameter of GD-OES shall be 4 mm in diameter.
  • a smoothing process is performed on the obtained C concentration profile in consideration of the measurement error. Specifically, the arithmetic average value of the C concentration measured within the range of ⁇ 1.50 ⁇ m is calculated for each measurement depth position.
  • the arithmetic mean value of the obtained C concentrations is defined as the C concentration at the measurement depth.
  • the above C concentration is obtained.
  • the C concentration at the measurement depth position 1.50 ⁇ m depth from the surface is the C concentration at 101 measurement depth positions (0.03 ⁇ m intervals) between 0 and 3.00 ⁇ m depth positions from the surface. shall be the arithmetic mean of
  • the C concentration at each measurement depth position is obtained to obtain the C concentration profile.
  • the C concentration profile is shown as a curve starting at a depth of 1.50 ⁇ m from the surface.
  • the depth range from the inner surface where the C concentration is 90% or less of the C concentration in the base material is specified, and the specified depth range is the thickness of the deC layer. (mm).
  • the thickness of the deC layer on the outer surface side of the base material part is measured by the above “thickness of the deC layer on the inner surface side of the base material part” except that “inner surface” is read as “outer surface”. Measured by the same method as
  • the B-free layer (that is, the concentration of B is 90% or less with respect to the concentration of B in the chemical composition of the base material portion on the inner surface side and the outer surface side of the base material portion. layer) is less than 0.10 mm thick. This improves the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe.
  • the thickness of the B-free layer on the inner surface side of the base material is 0.10 mm or more, the hardness of the inner surface layer of the base material decreases. As a result, the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe is lowered. Therefore, the thickness of the B-free layer on the inner surface side of the base material portion is less than 0.10 mm.
  • the lower limit of the thickness of the de-B layer on the inner surface side of the base material portion is not particularly limited.
  • the thickness of the de-B layer on the inner surface side of the base material portion may be 0 mm. The thinner the de-B layer on the inner surface side of the base material, the better.
  • the upper limit of the thickness of the de-B layer on the inner surface side of the base material portion is preferably 0.09 mm, more preferably 0.08 mm.
  • the thickness of the B-free layer on the outer surface side of the base material portion is 0.10 mm or more, the hardness of the outer surface layer of the base material portion of the electric resistance welded steel pipe decreases. As a result, the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe is lowered. Therefore, the thickness of the B-free layer on the outer surface side of the base material portion is less than 0.10 mm.
  • the lower limit of the thickness of the de-B layer on the outer surface side of the base material portion is not particularly limited.
  • the thickness of the de-B layer on the outer surface side of the base material portion may be 0 mm. The thinner the thickness of the B-free layer on the outer surface side of the base material, the better.
  • the preferred upper limit of the thickness of the de-B layer on the outer surface side of the base material is the same as the preferred upper limit of the thickness of the de-B layer on the inner surface side of the base material.
  • the B concentration in the base material means the B concentration inside the base material.
  • the B concentration inside the base material portion is the B concentration (% by mass) at the thickness central portion at the 90° position of the base material.
  • the B concentration of the base material portion is measured by the same method as for the C concentration of the base material portion described above.
  • the thickness of the de-B layer on the inner surface side of the base material part is the same as the above-mentioned "thickness of the de-C layer on the inner surface side of the base material part” except that "C” (carbon) is read as “B” (boron). Measured by the same method as the measurement method for “Length”.
  • the thickness of the de-B layer on the outer surface side of the base material part is described above except that "C” (carbon) is read as “B” (boron) and “inner surface” is read as “outer surface”. It is measured by the same method as the measurement method for "thickness of de-C layer on inner surface side of base material".
  • the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material (hereinafter also referred to as “Vickers hardness on the inner surface side”) and the depth from the outer surface of the base material
  • Each Vickers hardness at a position of 0.5 mm (hereinafter also referred to as “Vickers hardness on the outer surface side”) is 420 Hv or more and less than 510 Hv.
  • the Vickers hardness in the range of 420 Hv or more and less than 510 Hv is hardness corresponding to the tensile strength in the range of 1370 MPa or more and less than 1750 MPa.
  • the Vickers hardness is preferably 450 Hv or higher.
  • the Vickers hardness is preferably 509 MPa or less.
  • Vickers hardness means Vickers hardness measured according to JIS Z 2244 (2009) with a test force of 0.98N.
  • the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material is obtained as follows.
  • the electric resistance welded portion is 0°, and the positions of 90°, 180°, and 270° in the circumferential direction from the electric resistance welded portion (that is, the base material 90° position, Positions at a depth of 0.5 mm (three positions in total) from the inner surface of the base material (180° position and 270° position of the base material) are determined as measurement positions.
  • a Vickers hardness test based on JIS Z 2244 (2009) is performed at each of the three measurement positions to obtain Vickers hardness (Hv).
  • the test force shall be 0.98N.
  • the arithmetic mean value of the three obtained Vickers hardnesses (measured values) is defined as the Vickers hardness (Hv) at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material.
  • the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material part is the above "position at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material part” except that “inner surface” is read as “outer surface” It is obtained in the same manner as “Vickers hardness in”.
  • the outer diameter of the straight tube portion of the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure is, for example, 10 to 50 mm.
  • the value (t/D value) obtained by dividing the wall thickness (t) of the base material portion in the straight pipe portion by the outer diameter (D) of the straight pipe portion is, for example, 0.04 to 0.04. 25.
  • the thickness of the base material portion in the straight pipe portion is, for example, 2.0 to 8.0 mm.
  • manufacturing method X Example of manufacturing method of electric resistance welded steel pipe for machine structural parts
  • manufacturing method X An example of a manufacturing method (hereinafter referred to as “manufacturing method X”) for manufacturing the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure will be described below.
  • the following manufacturing method X is a manufacturing method of an electric resistance welded steel pipe of an example described later.
  • Manufacturing method X is Including the base material part A and the electric resistance welded part A, the chemical composition of the base material part A is, in mass%, C: 0.30 to 0.38%, Si: 0.05 to 0.40%, Mn: 0.50-2.00%, Al: 0.010 to 0.060%, Ti: 0.005 to 0.050%, B: 0.0003 to 0.0050%, Ca: 0.0005 to 0.0040%, N: 0 to 0.0060%, P: 0 to 0.020%, S: 0 to 0.0200%, O: 0 to 0.0050%, Cu: 0-0.50%, Ni: 0 to 0.50%, Cr: 0 to 0.50%, V: 0 to 0.20%, Nb: 0 to 0.10%, Mo: 0-0.50%, Mg: 0-0.0500%, REM: 0 to 0.0500%, and Balance: a preparatory step of preparing an as-rolled ERW steel pipe consisting of Fe and impurities; A quenching process for quenching
  • the electric resistance welded steel pipe of the present disclosure (that is, the electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts of the present disclosure) can be manufactured. Each step in the manufacturing method X will be described below.
  • the preparation step is a step of preparing the above-mentioned as-rolled electric resistance welded steel pipe. This step may be a step of simply preparing the pre-manufactured as-rolled electric resistance welded steel pipe, or may be a step of manufacturing the above-described as-rolled electric resistance welded steel pipe. An example of a method for manufacturing an as-rolled electric resistance welded steel pipe will be described later as manufacturing method A.
  • the above-mentioned as-rolled electric resistance welded steel pipe corresponds to the raw material of the electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts to be manufactured.
  • the finally obtained electric resistance welded steel pipe for machine structural parts includes a straight pipe portion (that is, a portion that is not subjected to bending and is straight as manufactured or as drawn).
  • a part of the as-rolled electric resistance welded steel pipe may be subjected to bending as long as it is possible. In this case, the portion that is not bent corresponds to the straight pipe portion.
  • part or all of the as-rolled electric resistance welded steel pipe may be subjected to pipe drawing processing, which will be described later.
  • the as-rolled electric resistance welded steel pipe is subjected to quenching and tempering under the above conditions to obtain an electric resistance welded steel pipe for machine structural parts.
  • at this time at least a portion of the base material portion A and at least a portion of the electric resistance welded portion A of the as-rolled electric resistance welded steel pipe are converted into the base material portion and the electric resistance welded portion of the straight tube portion of the electric resistance welded steel pipe for machine structural parts, respectively. do.
  • Each step of process X does not affect the chemical composition of the steel.
  • the chemical composition of the base material in the straight tube portion of the electric resistance welded steel pipe manufactured by the manufacturing method X can be considered to be the same as the chemical composition of the base material A of the above-described as-rolled electric resistance welded steel pipe, which is the raw material.
  • the outer diameter of the as-rolled electric resistance welded steel pipe is, for example, 10 to 50 mm.
  • the value (t/D value) obtained by dividing the wall thickness (t) of the base material portion by the outer diameter (D) of the as-rolled electric resistance welded steel pipe is, for example, 0.04 to 0.25.
  • the thickness of the base material of the as-rolled electric resistance welded steel pipe is, for example, 2.0 to 8.0 mm.
  • the quenching step is a step of quenching the as-rolled electric resistance welded steel pipe.
  • the oxygen content in the atmosphere in which the quenching is performed is 1000 ppm by volume or less.
  • B and C diffused into the inner surface layer and the outer surface layer can be suppressed from reacting with oxygen in the atmosphere.
  • de-B and de-C can be suppressed.
  • the cooling rate during quenching is 10° C./second or more. As a result, the residence time of the as-rolled electric resistance welded steel pipe can be shortened in the temperature range where B and C tend to diffuse.
  • the quenching process as a method of setting the oxygen content in the atmosphere to 1000 ppm by volume or less, for example, a method of using one or more selected from the group consisting of inert gas, CO and CO2 as the atmosphere gas. is mentioned.
  • the lower limit of the cooling rate in quenching is preferably 13°C/sec, more preferably 15°C/sec.
  • the upper limit of the cooling rate in the quenching process is not particularly limited. The upper limit is, for example, 30° C./second or less.
  • the heating temperature for quenching (hereinafter also referred to as “quenching temperature”) is preferably 900 to 1050°C.
  • quenching temperature is within the above range, the finally obtained electric resistance welded steel pipe for machine structural parts more easily achieves the above-described Vickers hardness (that is, 420 Hv or more and less than 510 Hv).
  • the quenching temperature is 900 to 1050°C
  • the diffusion coefficient of B in the mother pipe increases, B tends to diffuse to the surface layer, and de-B tends to occur easily.
  • the amount of oxygen in the atmosphere in the quenching process is set to 1000 ppm by volume or less, so deboronization is suppressed even though the quenching temperature is 900 to 1050°C.
  • the lower limit of the hardening temperature is preferably 910°C, more preferably 920°C.
  • the upper limit of the quenching temperature is preferably 1000°C, more preferably 970°C.
  • the tempering process is a process in which a quenched as-rolled electric resistance welded steel pipe (hereinafter also referred to as “an electric resistance welded steel pipe after quenching and before tempering”) is tempered to obtain an electric resistance welded steel pipe for machine structural parts. be.
  • the heating temperature in the tempering step (hereinafter also referred to as “tempering temperature”) is preferably 100 to 500°C.
  • tempering temperature is 100°C or higher, the fatigue strength of the electric resistance welded steel pipe is further increased.
  • tempering temperature is 500° C. or lower, coarsening of precipitates can be suppressed, and cracking caused by hydrogen can be further suppressed.
  • the holding time at the tempering temperature is, for example, 1 to 60 minutes.
  • a method for carrying out the tempering step is not particularly limited.
  • a method of carrying out the tempering process for example, a method using an electric furnace or an atmosphere furnace, which facilitates temperature control, can be used.
  • ⁇ Preferred embodiment of electric resistance welded steel pipe after quenching and before tempering> 1 shows a preferred embodiment of an electric resistance welded steel pipe after quenching and before tempering.
  • the electric resistance welded steel pipe after quenching and before tempering is in the preferred mode shown below, the electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts of the present disclosure that satisfies the conditions described above is likely to be obtained by subsequent tempering.
  • the microstructure of the thickness center portion of the base metal portion is martensite.
  • the microstructure at the center of the wall thickness of the base metal portion is martensite.
  • the microstructure of the electric resistance welded steel pipe after quenching and before tempering is the electric resistance of the present disclosure for mechanical structural parts. This means that the microstructure uniformly appears to be martensite as a result of observation under the same conditions as those described above for observing the microstructure of the welded steel pipe (that is, the electric resistance welded steel pipe after tempering).
  • the martensite fraction based on the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material (hereinafter referred to as "martensite on the inner surface side of the base material") Also referred to as "site fraction”) and the martensite fraction based on the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material (hereinafter also referred to as "martensite fraction on the outer surface side of the base material” ) is preferably 90% or more.
  • Whether or not the martensite fraction on the inner surface side of the base material portion is 90% or more can be determined by measuring the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material portion using the following formula ( 2) and whether or not it is 90% martensite hardness calculated by formula (3) or not. Whether or not the martensite fraction on the outer surface side of the base material is 90% or more can be determined by measuring the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material using the formula ( 2) and whether or not it is 90% martensite hardness calculated by formula (3) or not.
  • each of the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material and the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material is the present disclosure described above.
  • Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material and Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material in electric resistance welded steel pipes for machine structural parts and measure.
  • 90% martensitic hardness means the value calculated by the formulas (2) and (3).
  • 90% martensite hardness (Vickers hardness) 107.61 + 6.177 x HRC (90% M) x exp (2.089 x 10 -6 x HRC (90% M) 3.008 ) ...
  • HRC (90% M) 30 + 50 x C (%)...
  • the thickness of the region having a hardness of less than 90% martensite on the inner surface side and the outer surface side is preferably less than 0.20 mm.
  • the thickness of the region of less than 90% martensite hardness on the inner surface side is measured as follows. In the C cross section of the electric resistance welded steel pipe after quenching and before tempering, when the wall thickness of the base material is t mm, from a depth of t/8 mm from the inner surface of the base material The Vickers hardness is measured every 0.02 mm toward the depth to obtain a Vickers hardness profile in the depth direction.
  • the Vickers hardness measurement conditions are the same as the Vickers hardness measurement conditions for the electric resistance welded steel pipe for machine structural parts described above. Based on the obtained Vickers hardness profile, the thickness of the region of less than 90% martensite hardness on the inner surface side is measured.
  • the thickness of the region with less than 90% martensite hardness on the outer surface side is the thickness of the region with less than 90% martensite hardness on the outer surface side except that the "inner surface” is read as "outer surface”. Measured by the same method.
  • the manufacturing method X further comprises a pipe drawing step of drawing the as-rolled electric resistance welded steel pipe after the preparation step and before the quenching step.
  • the drawn as-rolled electric resistance welded steel pipe is quenched.
  • the manufacturing method X includes a pipe drawing process, even if a B-free layer and a C-free layer have occurred in the hot-rolled steel sheet that is the material of the as-rolled electric resistance welded steel pipe, the B-free layer and the C-free layer are formed by drawing. physically stretched.
  • the de-B layer and the de-C layer can be made thinner, so that the range of the de-B layer and the de-C layer (i.e., the thickness of the de-C layer is less than 0.20 mm, and the thickness of the B-free layer is less than 0.10 mm).
  • Drawing is performed, for example, by cold drawing or stretch-reducer rolling.
  • the cross-section reduction rate in drawn pipe is preferably 10 to 40%.
  • the cross-section reduction rate (%) is the value obtained by subtracting the area of the C cross-section of the as-rolled electric resistance welded steel pipe after drawing from the area of the C-section of the as-rolled electric resistance-welded steel pipe before drawing. It is a value obtained by dividing by the area of the C section of the sewn steel pipe and multiplying by 100.
  • the manufacturing method X preferably further comprises a step of subjecting the as-rolled electric resistance welded steel pipe to shot blasting after the preparation step and before the quenching step.
  • shot blasting is preferably performed after the pipe drawing step and before the quenching step.
  • the manufacturing method X includes the step of applying shot blasting, even if the de-B layer and de-C layer have occurred in the hot-rolled steel sheet that is the material of the as-rolled electric resistance welded steel pipe, the de-B layer and de-C layer are removed by shot blasting. Layers can be physically removed.
  • the de-B layer and the de-C layer can be made thinner, so that the range of the de-B layer and the de-C layer (i.e., the thickness of the de-C layer is less than 0.20 mm, and the thickness of the B-free layer is less than 0.10 mm).
  • the azu-rolled electric resistance welded steel pipe preparation step in the above-described manufacturing method X may be a step of manufacturing an azu-rolled electric resistance welded steel pipe.
  • An example of a method for manufacturing an as-rolled electric resistance welded steel pipe is shown as manufacturing method A below.
  • Manufacturing method A is A slab preparation step of preparing a slab having a chemical composition similar to that of the base material portion A of the as-rolled electric resistance welded steel pipe; A hot-rolling step of rolling the prepared slab to obtain a hot-rolled steel sheet; A cooling step of cooling the hot rolled steel sheet obtained in the hot rolling step to a coiling temperature CT; A coiling step of obtaining a hot coil made of the hot-rolled steel sheet by coiling the cooled hot-rolled steel sheet at the coiling temperature CT; A hot-rolled steel sheet is unwound from a hot coil, the unwound hot-rolled steel sheet is roll-formed to form an open pipe, and the abutting portions of the obtained open pipe are electric-resistance welded to form an electric-resistance welded portion. , a pipe-making process to obtain an electric resistance welded steel pipe, including. The hot rolling process, cooling process, and winding process described above are performed using a hot strip mill. Each step in the manufacturing method A will be described below.
  • a slab preparation process is a process of preparing a slab. This step may be a step of simply preparing a prefabricated slab, or may be a step of manufacturing a slab.
  • the chemical composition of the slab to be prepared is the same as the chemical composition of the base material portion A of the as-rolled electric resistance welded steel pipe obtained by the manufacturing method A, and the preferred range is also the same.
  • Each step of process A does not affect the chemical composition of the steel. Therefore, the chemical composition of the base material portion A of the as-rolled electric resistance welded steel pipe manufactured by the manufacturing method A can be considered to be the same as the chemical composition of the raw slab.
  • molten steel having the chemical composition described above is produced, and a slab is produced using this molten steel.
  • the chemical composition of molten steel can be assumed to be similar to that of slabs.
  • the slab may be produced by a continuous casting method, or an ingot may be produced using molten steel and the ingot may be bloomed to produce the slab.
  • the hot rolling step is a step of heating a slab to a slab heating temperature of, for example, 1100 to 1300° C. and subjecting the heated slab to hot rolling to obtain a hot rolled steel sheet.
  • Hot rolling is preferably performed by performing a rough rolling process using a rough rolling mill and a finish rolling process using a finish rolling mill in this order.
  • the prepared slab is heated and rough rolled to produce a rough rolled plate (rough bar).
  • the rough hot rolling mill may be of a reverse type, or may be of a tandem type provided with a plurality of rolling stands arranged in a line.
  • finish rolling the rough rolled sheet is subjected to finish rolling by a finish rolling mill to obtain a hot rolled steel sheet.
  • Finish rolling may be performed using a tandem finishing mill comprising multiple rolling stands arranged in a line (each rolling stand having a pair of work rolls), Finish rolling may be performed using a reverse rolling mill having a pair of work rolls.
  • the finish rolling temperature (°C) is, for example, 900 to 1200°C when the surface temperature of the steel sheet on the exit side of the final stand of the finishing mill is the finish rolling temperature (°C).
  • the thickness of the steel sheet after the finish rolling process is not particularly limited, but is, for example, 2.0 to 20.0 mm.
  • the cooling step is a step of cooling the hot rolled steel sheet obtained in the hot rolling step to the coiling temperature CT.
  • the coiling temperature CT means the surface temperature of the hot-rolled steel sheet during coiling.
  • the winding temperature T1 is preferably 800° C. or lower. If the coiling temperature T1 is 800° C. or lower, the generation of scale can be further suppressed.
  • the upper limit of the winding temperature T1 is preferably 650°C. Although the lower limit of the winding temperature T1 is not particularly limited, the lower limit is preferably 500°C, more preferably 550°C.
  • the coiling step is a step of obtaining a hot coil made of the hot-rolled steel sheet by coiling the cooled hot-rolled steel sheet at a coiling temperature CT.
  • a preferable range of the winding temperature CT is as described above.
  • a hot-rolled steel sheet is unwound from a hot coil, and the unwound hot-rolled steel sheet is roll-formed to form an open pipe. It is a step of obtaining an electric resistance welded steel pipe by forming A pipe-making process can be performed according to a well-known method.
  • Production method A may include other steps as necessary. Other steps include, for example; A step of performing seam heat treatment on the electric resistance welded portion after the pipe making step; A step of reducing the outer diameter of the electric resistance welded steel pipe with a sizer after the pipemaking step (after the step of seam heat treatment when the above-described seam heat treatment step is included); A step of removing surface scales by pickling the hot-rolled steel sheet before the pipe-making step; etc.
  • each step of the manufacturing method A described above does not affect the chemical composition of the steel. Therefore, the chemical composition of the base material portion A of the as-rolled electric resistance welded steel pipe manufactured by the manufacturing method A can be considered to be the same as the chemical composition of the raw material (molten steel or slab).
  • Slabs were manufactured by continuously casting molten steels having the chemical compositions (steels A to AR) shown in Tables 1 and 2 (slab preparation process).
  • Numerical values in Tables 1 and 2 indicate the content (% by mass) of the corresponding element.
  • a blank in Tables 1 and 2 indicates that the content of the corresponding element was below the detection limit (that is, the corresponding element was not contained).
  • the balance excluding the elements shown in Tables 1 and 2 is Fe and impurities. Underlines in Tables 1 and 2 are outside the scope of the present disclosure.
  • REM in steel Y is Y (yttrium).
  • REM in Steel Z is La.
  • the REM in steel AA is Ce.
  • REM in steel AB is Nd.
  • REM in steel AE is Y.
  • the REMs in steel AF are Y (0.0037%) and Ce (0.0052%).
  • the slab obtained above is heated to a slab heating temperature of 1250° C., and the heated slab is subjected to hot rolling (specifically, rough rolling and finish rolling are performed in this order) to obtain a hot rolled steel sheet. was obtained (hot rolling process). At this time, the finish rolling temperature was 900°C to 1000°C.
  • the hot-rolled steel sheet obtained in the hot-rolling step was cooled to the coiling temperature CT shown in Tables 3 and 4 below (cooling step).
  • a hot coil made of the hot-rolled steel sheet having a thickness of 4.9 mm was obtained by winding the cooled hot-rolled steel sheet at a winding temperature CT (winding step).
  • the hot rolling process, cooling process, and winding process described above were performed using a hot strip mill.
  • the hot-rolled steel sheet is unwound from the hot coil, the unwound hot-rolled steel sheet is roll-formed to form an open pipe, and the butt portions of the obtained open pipe are electric resistance welded to form an electric resistance welded portion.
  • the electric resistance welded portion was subjected to bead removal and seam heat treatment in this order to obtain an as-rolled electric resistance welded steel pipe having an outer diameter of 24.0 mm and a wall thickness of 4.9 mm (pipe making process).
  • the hot-rolled steel sheet after unwinding and before roll forming was subjected to acid treatment as a scale removal treatment. A washing process was performed.
  • Azroll ERW steel pipe was prepared through the above preparation process.
  • the electric resistance welded steel pipes for machine structural parts of any test number have a straight pipe portion (that is, a straight portion) over the entire length direction.
  • the electric resistance welded steel pipe for machine structural parts of the present disclosure is not limited to an aspect in which the entire length direction is a straight pipe portion, and includes a straight pipe portion and a portion other than the straight pipe portion (for example, bending Part) may be included.
  • the thickness of the de-B layer on each of the inner surface side and the outer surface side, the thickness of the de-C layer on each of the inner surface side and the outer surface side, and the thickness of the de-C layer on each of the inner surface side and the outer surface side are determined by the method described above.
  • Hardness of the base material on each side and outer surface side specifically, Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material and a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material. Each of the Vickers hardness at the position) was measured. Tables 3 and 4 show the results.
  • the thickness of the B-free layer is less than 0.10 mm and the thickness of the C-free layer is 0.20 mm on each of the inner surface side and the outer surface side. It was confirmed that the Vickers hardness was 420 Hv or more and less than 510 Hv.
  • the microstructure of the thickness central portion of the base material portion was confirmed by the method described above, the microstructure of the thickness central portion of the base material portion was found to be: It was tempered martensite.
  • a fatigue test piece with a plate thickness of 2 mm including the inner surface of the manufactured electric resistance welded steel pipe for machine structural parts (hereinafter also simply referred to as "electric resistance welded steel pipe”) was taken at a 90° position of the base material.
  • the longitudinal direction of the fatigue test piece was parallel to the axial direction of the electric resistance welded steel pipe, and the length was 60 mm.
  • a fatigue strength test was performed using the obtained fatigue test piece.
  • the fatigue strength test conformed to JIS Z 2273 (1978).
  • the test conditions for the fatigue strength test were a load stress of 350 MPa and a stress ratio R (minimum stress/maximum stress) of -1.
  • the fatigue strength test was performed to obtain the number of fractures. When the obtained number of fractures was 80,000 or more, it was evaluated that the fatigue strength was high. Tables 3 and 4 show the results.
  • the electric resistance welded steel pipe for mechanical structural parts of each example is The chemical composition of the base material portion in the straight pipe portion is the chemical composition in the present disclosure,
  • the microstructure at the center of the thickness of the base material is tempered martensite,
  • the de-C layer has a thickness of less than 0.20 mm, and the de-B layer has a thickness of less than 0.10 mm,
  • the hardness of the base material on each of the inner surface side and the outer surface side that is, the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the inner surface of the base material and the Vickers hardness at a depth of 0.5 mm from the outer surface of the base material
  • Each of the Vickers hardness at the position was 420Hv or more and less than 510Hv.
  • the electric resistance welded steel pipe for machine structural parts of each example had a large number of fractures in the fatigue strength test and was excellent in fatigue strength. As described above, in each example, an electric resistance welded steel pipe for machine structural parts having excellent tensile strength and fatigue strength was obtained.
  • Test No. 10 although the chemical composition of the steel was appropriate, the atmosphere of the heat treatment furnace in the quenching process was air, and the amount of oxygen in the atmosphere exceeded 1000 ppm by volume. Therefore, the thickness of the B-free layer was 0.10 mm or more, and the thickness of the C-free layer exceeded 0.20 mm. As a result, the number of fractures in the fatigue strength test was less than 80,000, indicating low fatigue strength. In Test No. 11, the steel had an appropriate chemical composition, but the quenching temperature was less than 900°C. As a result, the hardness of the base material on the inner surface side and the outer surface side was insufficient.
  • Test No. 39 had too low a C content. As a result, the fatigue strength was insufficient. Test No. 40 had too high a C content. As a result, the hardness of the base material on each of the inner surface side and the outer surface side exceeded the upper limit. Also, in this test No. 40, weld cracking occurred, and the fatigue strength test could not be performed. Therefore, the result of fatigue strength was set as "N.D.” (No data).
  • Test No. 41 had too low a Si content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test No. 42 had too high a Si content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test No. 43 had too low Mn content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test No. 44 had too high Mn content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test number 45 had too low a Ti content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test No. 46 had too high a Ti content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test No. 47 had too low a B content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test No. 48 had too high a B content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test No. 49 had too low a Ca content. As a result, the fatigue strength was insufficient.
  • Test number 50 had too high a Ca content. As a result, the fatigue strength was insufficient.

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Abstract

母材部及び電縫溶接部を含む直管部を含み、母材部の化学組成が、質量％で、Ｃ：０．３０～０．３８％、Ｓｉ：０．０５～０．４０％、Ｍｎ：０．５０～２．００％、Ａｌ：０．０１０～０．０６０％、Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、及びＢ：０．０００３～０．００５０％を含み、母材部における肉厚中央部のミクロ組織が焼戻しマルテンサイトであり、母材部の内表面側及び外表面側の各々において、Ｃの濃度が母材部の化学組成におけるＣの濃度に対して９０％以下である脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満であり、Ｂの濃度が母材部の化学組成におけるＢの濃度に対して９０％以下である脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満であり、前記母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び前記母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々が、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満である、機械構造部品用電縫鋼管。

Description

機械構造部品用電縫鋼管及びその製造方法
　本開示は、機械構造部品用電縫鋼管及びその製造方法に関する。
　近年、自動車用部品等の機械構造部品として又は上記機械構造部品の素材として用いられる電縫鋼管（以下、「機械構造部品用電縫鋼管」ともいう）について、様々な検討がなされている。
　例えば、特許文献１には、中空スタビライザー等におけるような急速加熱焼入れ処理を施されても、耐久性に優れた部材とすることが可能な、熱処理用電縫溶接鋼管として、質量％で、Ｃ：０．１５～０．４０％、Ｓｉ：０．０５～０．５０％、Ｍｎ：０．３０～２．００％、Ａｌ：０．０１～０．１０％、Ｔｉ：０．００１～０．０４％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％及びＮ：０．００１０～０．０１００％を含み、かつ、Ｔｉ及びＮが、（Ｎ／１４）＜（Ｔｉ／４７．９）を満足し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる組成を有し、電縫溶接部のボンド幅が２５μｍ以下である、熱処理用電縫溶接鋼管が開示されている。
　特許文献２には、Ｃ：０．３５％以下、Ｓｉ：０．２５％以下、Ｍｎ：０．３０～１．２０％、Ｃｒ：０．６０％以下、Ｐ：０．００２０％以下、Ｓ：０．００２０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．１０％以下、Ｎ＋Ｏ：０．０２００％以下、Ｔｉ：鋼中の（Ｎ＋Ｏ）の４～１２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って、所定の式による理想臨界直径ＤＩ（ｉｎ）が１．０（ｉｎ）以上となり、所定の式による炭素当量Ｃｅｑが０．６０％以下となるように、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、及びＣｒの含有量を調整した成分からなる、中空状スタビライザー用電縫鋼管用鋼が開示されている。
　特許文献３には、Ｃ：０．３５％以下、Ｓｉ：０．２０％以下、Ｍｎ：０．３０～１．２０％、Ｃｒ：０．６０％以下、Ｐ：０．００２０％以下、Ｓ：０．００２０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．１０％以下、Ｔｉ：鋼中の（Ｎ＋Ｏ）の４～１２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って、所定の式による理想臨界直径ＤＩ（ｉｎ）が１．０（ｉｎ）以上となり、所定の式による炭素当量Ｃｅｑが０．４８％以下となるように、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、及びＣｒの含有量を調整した鋼のスラブを準備し、このスラブに対して熱間圧延を施し、巻取り温度５７０～６９０℃に制御して巻き取り、得られた鋼板又は鋼帯を用いてスタビライザー用電縫鋼管を製造する、中空状スタビライザーの製造方法が開示されている。
　特許文献４には、自動車のドア補強用鋼管等として用いる高強度高延性機械構造用鋼管を製造する方法として、Ｃ：０．１８～０．２８％、Ｓｉ：０．１０～０．５０％、Ｍｎ：０．６０～１．８０％、Ｔｉ：０．０２０～０．０５０％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％を含み、更にＣｒ：０．２０～０．５０％、Ｍｏ：０．５％以下、Ｎｂ：０．０１５～０．０５０％のうちの１種以上を含有する電縫鋼管に８５０～９５０℃でノルマライズ処理を施した後、焼入れを行う、高強度高延性電縫鋼管の製造方法が開示されている。
　特許文献５には、引張強度、衝撃吸収性能に優れ、かつ、低温での衝撃特性に優れた自動車用高強度電縫鋼管として、Ｃ：０．２～０．４％、Ｓｉ：０．０５～０．５％、Ｍｎ：０．５～２．５％、Ｐ：０．０２５％以下（０％を含まない）、Ｓ：０．０１％以下（０％を含まない）、Ａｌ：０．１５％以下（０％を含まない）、Ｃｕ：２％以下（０％を含まない）、Ｃｒ：２％以下（０％を含まない）、Ｔｉ：０．２％以下（０％を含まない）、Ｂ：０．００５％以下（０％を含まない）を含み、残部が鉄および不可避的不純物からなる鋼板であって、引張強度が１７５０Ｎ／ｍｍ２以上であり、０．１％耐力が１３２０Ｎ／ｍｍ２以上であり、試験温度マイナス４０℃におけるシャルピー衝撃値が５０Ｊ／ｃｍ２以上である鋼板から構成される自動車用高強度電縫鋼管が開示されている。
　特許文献６には、急速短時間加熱焼入れ処理後の疲労耐久性に優れる電縫溶接鋼管として、特定の成分組成を有する鋼板を母材部とし、ボンド幅が４０×１０－６ｍ以上、１２０×１０－６ｍ以下である電縫溶接部を有する電縫溶接鋼管であって、前記電縫溶接部の最低Ｃ含有量：Ｃ１（質量％）と前記鋼板のＣ含有量：Ｃ０（質量％）との差、Ｃ０－Ｃ１が０．０５質量％以下であり、かつ、前記電縫溶接鋼管の内側表層と外側表層における全脱炭層の深さが、それぞれ５０×１０－６ｍ以下である、電縫溶接鋼管が開示されている。
　特許文献１：特開２０１３－１４７７５１号公報
　特許文献２：特開昭５８－１２３８５８号公報
　特許文献３：特開昭５７－１２６９１７号公報
　特許文献４：特開平６－９３３３９号公報
　特許文献５：特開２００８－２６１０４９号公報
　特許文献６：国際公開２０１９／１３１８１３号
　しかしながら、機械構造部品用電縫鋼管（即ち、自動車用部品等の機械構造部品として又は上記機械構造部品の素材として用いられる電縫鋼管）に対し、特許文献１～特許文献６における手段とは異なる手段により、疲労強度をより向上させることが求められる場合がある。
　本開示の一態様の目的は、疲労強度に優れる直管部を含む機械構造部品用電縫鋼管及びその製造方法を提供することである。
　上記課題を解決するための手段には、以下の態様が含まれる。
＜１＞　直管部を含む機械構造部品用電縫鋼管であって、
　前記直管部が、母材部及び電縫溶接部を含み、
　前記母材部の化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．３０～０．３８％、
Ｓｉ：０．０５～０．４０％、
Ｍｎ：０．５０～２．００％、
Ａｌ：０．０１０～０．０６０％、
Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、
Ｂ：０．０００３～０．００５０％、
Ｃａ：０．０００５～０．００４０％、
Ｎ：０～０．００６０％、
Ｐ：０～０．０２０％、
Ｓ：０～０．０２００％、
Ｏ：０～０．００５０％、
Ｃｕ：０～０．５０％、
Ｎｉ：０～０．５０％、
Ｃｒ：０～０．５０％、
Ｖ：０～０．２０％、
Ｎｂ：０～０．１０％、
Ｍｏ：０～０．５０％、
Ｍｇ：０～０．０５００％、
ＲＥＭ：０～０．０５００％、及び、
残部：Ｆｅ及び不純物からなり、
　前記母材部における肉厚中央部のミクロ組織が、焼戻しマルテンサイトであり、
　Ｃの濃度が、前記母材部の化学組成におけるＣの濃度に対して９０％以下である層を脱Ｃ層とし、Ｂの濃度が、前記母材部の化学組成におけるＢの濃度に対して９０％以下である層を脱Ｂ層とした場合に、前記母材部の内表面側及び外表面側の各々において、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満であり、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満であり、
　前記母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び前記母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々が、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満である、
機械構造部品用電縫鋼管。
＜２＞　前記母材部の化学組成が、質量％で、
Ｃｕ：０．０１～０．５０％、
Ｎｉ：０．０５～０．５０％、
Ｃｒ：０．０５～０．５０％、及び
Ｍｏ：０．０１～０．５０％
からなる群から選択される１種以上を含有する
＜１＞に記載の機械構造部品用電縫鋼管。
＜３＞　前記直管部の外径が１０～５０ｍｍであり、
　前記母材部の肉厚を前記直管部の外径で除した値が０．０４～０．２５である、
＜１＞又は＜２＞に記載の機械構造部品用電縫鋼管。
＜４＞　前記母材部の前記化学組成において、下記式（１）で表されるＦ１が、０．５０以上である、
＜１＞～＜３＞のいずれか１つに記載の機械構造部品用電縫鋼管。
　Ｆ１　＝　Ｃａ×（１－１２４×Ｏ）／（１．２５×Ｓ）　…　式（１）
　式（１）の各元素記号は、各元素の質量％を意味する。
＜５＞　＜１＞～＜４＞のいずれか１つに記載の機械構造部品用電縫鋼管を製造する方法であって、
　母材部Ａ及び電縫溶接部Ａを含み、前記母材部Ａの化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．３０～０．３８％、
Ｓｉ：０．０５～０．４０％、
Ｍｎ：０．５０～２．００％、
Ａｌ：０．０１０～０．０６０％、
Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、
Ｂ：０．０００３～０．００５０％、
Ｃａ：０．０００５～０．００４０％、
Ｎ：０～０．００６０％、
Ｐ：０～０．０２０％、
Ｓ：０～０．０２００％、
Ｏ：０～０．００５０％、
Ｃｕ：０～０．５０％、
Ｎｉ：０～０．５０％、
Ｃｒ：０～０．５０％、
Ｖ：０～０．２０％、
Ｎｂ：０～０．１０％、
Ｍｏ：０～０．５０％、
Ｍｇ：０～０．０５００％、
ＲＥＭ：０～０．０５００％、及び、
残部：Ｆｅ及び不純物からなる、アズロール電縫鋼管を準備する準備工程と、
　前記アズロール電縫鋼管に対し、焼入れを施す焼入れ工程と、
　前記焼入れが施された前記アズロール電縫鋼管に対し、焼戻しを施して前記機械構造部品用電縫鋼管を得る焼戻し工程と、
を備え、
　前記焼入れ工程において、前記焼入れが行われる雰囲気中の酸素量が１０００体積ｐｐｍ以下であり、前記焼入れにおける冷却速度が１０℃／秒以上である、
機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
＜６＞　更に、前記準備工程後であって前記焼入れ工程前に、前記アズロール電縫鋼管を伸管する伸管工程を備え、
　前記焼入れ工程は、伸管された前記アズロール電縫鋼管に対し、焼入れを施す、
＜５＞に記載の機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
＜７＞　更に、前記準備工程後であって前記焼入れ工程前に、前記アズロール電縫鋼管に対してショットブラストを施す工程を備える、
＜５＞又は＜６＞に記載の機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
＜８＞　前記焼入れにおける加熱温度が９００～１０５０℃であり、
　前記焼戻しにおける加熱温度が１００～５００℃である、
＜５＞～＜７＞のいずれか１つに記載の機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
　本開示の一態様によれば、疲労強度に優れる直管部を含む機械構造部品用電縫鋼管及びその製造方法が提供される。
従来の電縫鋼管の管軸方向に対して垂直な断面（以下、「Ｃ断面」ともいう）における、母材部の内表面からの深さ（即ち、肉厚方向の距離）と、ビッカース硬さ（Ｈｖ）と、の関係を示す、深さ方向のビッカース硬さプロファイルである。 図１を得た電縫鋼管のＣ断面における、母材部の内表面からの深さと、Ｃ濃度（質量％）と、の関係を示す、深さ方向のＣ濃度プロファイルである。 図１を得た電縫鋼管のＣ断面における、母材部の内表面からの深さ（即ち、内表面からの肉厚方向の距離）と、Ｂ濃度（質量％）と、の関係を示す、深さ方向のＢ濃度プロファイルである。 電縫鋼管のＣ断面において、母材部の内表面からの深さと、ビッカース硬さと、の関係を示すイメージ図である。
　本開示において、「～」を用いて表される数値範囲は、「～」の前後に記載される数値を下限値及び上限値として含む範囲を意味する。
　本開示において、成分（元素）の含有量を示す「％」は、「質量％」を意味する。
　本開示において、Ｃ（炭素）の含有量を、「Ｃ含有量」と表記することがある。他の元素の含有量についても同様に表記することがある。
　本開示において、「工程」との用語は、独立した工程だけではなく、他の工程と明確に区別できない場合であってもその工程の所期の目的が達成されれば、本用語に含まれる。
　本開示において、電縫鋼管の直管部（straight pipe portion）とは、電縫鋼管において、曲げ加工が施されていない真っすぐな部分（即ち、造管まま又は伸管ままの真っすぐな部分）を意味する。直管部は、好ましくは、電縫鋼管の管軸方向長さのうち、７０％以上を占める部分である
　本開示において、母材部（base metal portion）とは、電縫鋼管における、電縫溶接部及び熱影響部以外の部分を指す。ここで、熱影響部（heat affected zone；「ＨＡＺ」と称されることがある）とは、電縫溶接部の近傍であって、電縫溶接及びシーム熱処理による熱の影響を受けた部分を指す。
　本開示において、「アズロール電縫鋼管（As-rolled electric resistance welded steel pipe）」とは、造管後、シーム熱処理以外の熱処理が施されていない電縫鋼管を指す。
　「造管」とは、ホットコイルから巻き出された熱延鋼板をロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成するまでの過程を指す。
　「ホットコイル」とは、ホットストリップミルを用いて製造され、コイル状に巻き取られた熱延鋼板を意味する。
　「ロール成形」とは、ホットコイルから巻き出された熱延鋼板を、連続的に曲げ加工してオープン管状に成形することを指す。
　ホットストリップミル（Hot strip mill）を用いて製造される熱延鋼板（Hot-rolled steel sheet）は、長尺の鋼板（continuous steel sheet）である点で、厚板ミル（plate mill）を用いて製造される厚鋼板（steel plate）とは異なる。
　厚鋼板（steel plate）は、長尺の鋼板（continuous steel sheet）ではないため、連続的な曲げ加工である、ロール成形に使用することはできない。
　電縫鋼管は、以上の点で、厚鋼板を用いて製造される溶接鋼管（例えば、ＵＯＥ鋼管）とは明確に区別される。
〔機械構造部品用電縫鋼管〕
　本開示の機械構造部品用電縫鋼管（以下、単に「電縫鋼管」ともいう）は、直管部を含む機械構造部品用電縫鋼管であって、
　直管部が、母材部及び電縫溶接部を含み、
　母材部の化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．３０～０．３８％、
Ｓｉ：０．０５～０．４０％、
Ｍｎ：０．５０～２．００％、
Ａｌ：０．０１０～０．０６０％、
Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、
Ｂ：０．０００３～０．００５０％、
Ｃａ：０．０００５～０．００４０％、
Ｎ：０～０．００６０％、
Ｐ：０～０．０２０％、
Ｓ：０～０．０２００％、
Ｏ：０～０．００５０％、
Ｃｕ：０～０．５０％、
Ｎｉ：０～０．５０％、
Ｃｒ：０～０．５０％、
Ｖ：０～０．２０％、
Ｎｂ：０～０．１０％、
Ｍｏ：０～０．５０％、
Ｍｇ：０～０．０５００％、
ＲＥＭ：０～０．０５００％、及び、
残部：Ｆｅ及び不純物からなり、
　母材部における肉厚中央部のミクロ組織が、焼戻しマルテンサイトであり、
　Ｃの濃度が、母材部の化学組成におけるＣの濃度に対して９０％以下である層を脱Ｃ層とし、Ｂの濃度が、母材部の化学組成におけるＢの濃度に対して９０％以下である層を脱Ｂ層とした場合に、母材部の内表面側及び外表面側の各々において、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満であり、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満であり、
　母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々が、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満である。
　本開示の電縫鋼管は、
直管部における母材部の上記化学組成と、
焼戻しマルテンサイトである母材部の上記ミクロ組織と、
母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々が、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満であることと、
の組み合わせを満足する電縫鋼管であって、かつ、疲労強度に優れる。
　疲労強度の効果は、母材部の内表面側及び外表面側の各々において、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満であり、かつ、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満であることによって奏される効果である。
　本開示の機械構造部品用電縫鋼管は、機械構造部品として又は上記機械構造部品の素材として用いられる電縫鋼管である。
　本開示の機械構造部品用電縫鋼管の用途である機械構造部品としては、例えば自動車用部品（例えば、ドライブシャフト、アクスルビーム、中空ばね、スタビライザー）等の、高強度及び耐疲労特性が要求される機械構造部品が挙げられる。
　本開示の電縫鋼管は、本発明者等の以下の知見に基づく。
　通常、鋼の疲労強度と硬さとは正の相関を示す。そのため、本発明者らは、電縫鋼管の母材部の内表層の硬さについて調査した。その結果、図１を得た。
　ここで、母材部の内表層とは、母材部の内表面から所定深さまでの領域を意味する。所定深さとは、例えば、内表面から深さ０．５０ｍｍの位置までの領域である。
　図１は、従来の電縫鋼管の管軸方向に対して垂直な断面（以下、「Ｃ断面」ともいう）における、母材部の内表面からの深さ（即ち、肉厚方向の距離）と、ビッカース硬さ（Ｈｖ）との関係を示す深さ方向のビッカース硬さプロファイルである。
　図１に示すように、従来の電縫鋼管の母材部の内表層（例えば、内表面から深さ０．５０ｍｍの位置までの領域）において、内表面から深さ０．２０ｍｍの位置までの領域の硬さは、内表面から深さ０．２０ｍｍの位置よりも深い領域の硬さよりも低いことが判明した。
　硬さが低い領域は、疲労き裂の起点となりやすい。内表層において硬さが低い領域が厚ければ、電縫鋼管の疲労強度が低下する。
　そこで、本発明者らは、電縫鋼管の疲労強度を高めるために、電縫鋼管の母材部の内表層において、硬さが低い領域の厚さを低減することを考えた。
　本発明者らはまず、電縫鋼管の母材部の内表層において、硬さが低下する原因について調査及び検討を行った。硬さは鋼の元素濃度と相関がある。そのため、本発明者らは、硬さに影響するＣ（炭素）に着目した。
　本発明者らは、図１を得た従来の電縫鋼管（Ｃ含有量：０．３８質量％）について、後述する方法により、内表面からの深さ（即ち、内表面からの肉厚方向の距離）と、Ｃ濃度（質量％）との関係を示す、深さ方向のＣ濃度プロファイルを測定した。
　図２は、上記深さ方向のＣ濃度プロファイルである。
　図２中の破線１は、母材部のＣ濃度に対して９０％のＣ濃度（＝０．３４２％）を示す。
　母材部のＣ濃度とは、母材部内部のＣ濃度（質量％）を意味する。母材部内部のＣ濃度とは、具体的には、電縫鋼管における、電縫溶接部から管周方向に９０°ずれた位置（以下、「母材９０°位置」ともいう）の肉厚中央部におけるＣ濃度（質量％）を意味する。　図２に示すように、電縫鋼管の母材部の内表面から０．２０ｍｍ深さ位置までの領域のＣ濃度は、母材部のＣ濃度の９０％（つまり、０．３４２％）よりも低い。
　以上の結果から、本発明者らは、電縫鋼管の母材部の内表面から０．２０ｍｍ深さ位置までにおいて、硬さが低下する原因は、内表層においてＣ濃度が低下しているためであると考えた。
　Ｃ濃度が低下する現象を、以下、「脱Ｃ」ともいう。
　しかしながら、図２のＣ濃度プロファイルから予測できる母材部の内表層でのＣ濃度の低下割合と比較して、図１で示すビッカース硬さ分布は、母材部の内表面から０．１０ｍｍ深さ位置までの領域において、顕著に減少している。
　そこで本発明者らは、Ｃ以外にも、母材部の内表層の硬さに影響する元素が存在すると考えた。本発明者らは、Ｃ以外の各種の元素についても、上記の方法で濃度プロファイルを測定した。その結果、Ｃ濃度だけでなく、Ｂ濃度も、母材部の内表層において低下していることが判明した。
　図３は、図１を得た電縫鋼管の母材部（Ｂ含有量：０．００２７３％）のＣ断面において、内表面からの深さ（即ち、内表面からの肉厚方向の距離）と、Ｂ濃度（質量％）との関係（即ち、深さ方向のＢ濃度プロファイル）を示す図である。図３は、図１及び図２を得た電縫鋼管を用い、上述のＣ濃度と同様の測定方法によりＢ濃度を測定して得た。
　図３中の破線２は、母材部のＢ濃度に対して９０％のＢ濃度（０．００２４６％）を示し、破線２０は、母材部のＢ濃度（０．００２７３％）を示す。
　母材部のＢ濃度とは、母材部内部のＢ濃度を意味する。母材部内部のＢ濃度とは具体的には、電縫鋼管における母材９０°位置の肉厚中央部におけるＢ濃度（質量％）である。
　図３に示すように、電縫鋼管の母材部の内表面から０．１０ｍｍ深さ位置までの領域においてＢ濃度が低下し、この領域のＢ濃度が、母材部のＢ濃度に対して９０％よりも低くなっている。
　上述した図１～図３に基づき、本発明者等は、電縫鋼管の母材部の内表面から０．１０ｍｍ深さ位置の領域において硬さが低下する原因は、電縫鋼管の母材部の内表層においてＣ濃度が低下するだけでなく、Ｂ濃度も低下するためであると考えた。
　Ｂ濃度が低下する現象を、以下、「脱Ｂ」ともいう。
　以上の検討の結果、電縫鋼管の母材部の内表層の硬さの低下を抑えるためには、Ｃ濃度の低下（脱Ｃ）を抑制するだけでなく、Ｂ濃度の低下（脱Ｂ）も抑制することが有効であることを、本発明者らは見出した。
　図４は、電縫鋼管のＣ断面において、母材部の内表面からの深さと、ビッカース硬さと、の関係を示すイメージ図である。
　図４中、実線４は、図１に示したビッカース硬さを模式図に表した線である。
　図４中の破線３は、脱Ｃのみが発生していると考えられる場合のビッカース硬さを示す線である。
　母材部の内表層において、もし、脱Ｃのみが発生しているのであれば、破線３に示すとおり、ビッカース硬さは、電縫鋼管の母材部の内表面から０．２０ｍｍ深さ位置までの領域において、内表面に向かうに従って緩やかに減少するはずである。
　しかし実際には、ビッカース硬さは、図４中の実線４に示すとおり、母材部の内表面から０．２０ｍｍ深さ位置から０．１０ｍｍ深さ位置まで緩やかに減少し、電縫鋼管の母材部の０．１０ｍｍ深さ位置から内表面までの領域においては、内表面に向かうに従って顕著に減少している。
　以上のように、電縫鋼管の母材部の内表面から０．１０ｍｍ深さ位置までの領域においては、脱Ｃだけでなく、脱Ｂが発生していると考えられる。
　従って、電縫鋼管の母材部の内表層において、Ｃ濃度の低下（脱Ｃ）を抑制するだけでなく、Ｂ濃度の低下（脱Ｂ）も抑制する必要がある。
　本実施形態の電縫鋼管では、電縫鋼管の母材部の内表層において、脱Ｃを抑制するだけでなく、脱Ｂを抑制する。これにより、脱Ｃ層だけでなく脱Ｂ層を薄くすることができる。その結果、内表層において硬さが低い領域の厚さを低減することができる。その結果、母材部の内表層の硬さが高まり、電縫鋼管の疲労強度が高まる。
　具体的には、本実施形態の電縫鋼管において、電縫鋼管の母材部の内表層の脱Ｃ層の厚さを０．２０ｍｍ未満とする。脱Ｃ層とは、母材部のＣ濃度に対して９０％以下のＣ濃度である領域であって、内表面からの領域である。脱Ｃ層の厚さを０．２０ｍｍ未満とすれば、硬さが低い領域の厚さを薄くすることができる。その結果、母材部の内表層の硬さが高まり、電縫鋼管の疲労強度が高まる。
　本実施形態の電縫鋼管では更に、電縫鋼管の母材部の内表層の脱Ｂ層の厚さを０．１０ｍｍ未満とする。脱Ｂ層とは、母材部のＢ濃度に対して９０％以下のＢ濃度である領域であって、内表面からの領域である。脱Ｂ層の厚さを０．１０ｍｍ未満とすれば、硬さが低い領域の厚さを薄くすることができる。その結果、母材部の内表層の硬さが高まり、電縫鋼管の疲労強度が高まる。
　以上、母材部の内表面側における脱Ｃ層及び脱Ｂ層の各々の厚さを低減した場合の疲労強度向上の効果について説明したが、母材部の外表面側における脱Ｃ層及び脱Ｂ層の各々の厚さを低減した場合にも、同様の疲労強度向上の効果が得られる。
　本開示の電縫鋼管は、以上の知見に基づいて完成したものである。
＜母材部の化学組成＞
　以下、母材部の化学組成における各元素の含有量について説明する。
　Ｃ：０．３０～０．３８％
　Ｃ（炭素）は、鋼中に固溶して、又は、炭化物として析出して、鋼の疲労強度を高める元素である。Ｃ含有量が０．３０％未満であると、この効果が十分に得られない場合がある。一方、Ｃ含有量が０．３８％を超えると、加工性が低下する場合がある。
　従って、Ｃ含有量は０．３０～０．３８％である。
　Ｃ含有量の下限は、好ましくは０．３１％であり、より好ましくは０．３２％であり、更に好ましくは０．３３％である。
　Ｃ含有量の上限は、好ましくは０．３７％である。
　Ｓｉ：０．０５～０．４０％
　Ｓｉは、固溶強化により鋼の疲労強度を高める元素である。Ｓｉ含有量が０．１５％未満であると、この効果が十分に得られない場合がある。一方、Ｓｉ含有量が０．３０％を超えると、Ｓｉ－Ｍｎ系の介在物が生成しやすくなる場合がある。
　従って、Ｓｉ含有量は０．０５～０．４０％である。
　Ｓｉ含有量の下限は、好ましくは０．１０％であり、より好ましくは０．１５％である。
　Ｓｉ含有量の上限は、好ましくは０．３５％であり、より好ましくは０．３０％である。
　Ｍｎ：０．５０～２．００％
　Ｍｎは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の疲労強度を高める元素である。Ｍｎ含有量が０．５０％未満であると、この効果が十分に得られない場合がある。一方、Ｍｎ含有量が２．００％を超えると、ＭｎＳ等の粗大な介在物が生成し、その結果、鋼の疲労寿命が低下する場合がある。
　従って、Ｍｎ含有量は、０．５０～２．００％である。
　Ｍｎ含有量の下限は、好ましくは０．６０％であり、より好ましくは０．８０％であり、更に好ましくは１．００％であり、更に好ましくは１．１０％であり、更に好ましくは１．２０％である。
　Ｍｎ含有量の上限は、好ましくは１．８０％であり、より好ましくは１．７０％である。
　Ａｌ：０．０１０～０．０６０％
　Ａｌは、鋼を脱酸する元素である。Ａｌは、更に、Ｎを固定して、焼入れ性向上に有効な固溶Ｂ量を確保する元素でもある。Ａｌ含有量が０．０１０％未満であると、この効果が十分に得られない場合がある。一方、Ａｌ含有量が０．０６０％を超えると、介在物が生成しやすくなり、鋼の疲労強度が低下する場合がある。
　従って、Ａｌ含有量は、０．０１０～０．０６０％である。
　Ａｌ含有量の下限は、好ましくは０．０１５％であり、より好ましくは０．０２０％である。
　Ａｌ含有量の上限は、好ましくは０．０５０％であり、より好ましくは０．０４５％である。
　Ｔｉ：０．００５～０．０５０％
　Ｔｉは、Ｎを固定して、焼入れ性向上に有効な固溶Ｂ量を確保する元素である。Ｔｉは更に、微細な炭化物として析出し、ピンニング効果により熱処理時の結晶粒の粗大化を抑制し、その結果、鋼の靭性を高める元素でもある。Ｔｉ含有量が０．００５％未満であると、上記効果が十分に得られない場合がある。一方、Ｔｉ含有量が０．０５０％を超えると、介在物が粗大化し、その結果、鋼の靭性及び疲労強度が低下する場合がある。
　従って、Ｔｉ含有量は０．００５～０．０５０％である。
　Ｔｉ含有量の下限は、好ましくは０．００７％であり、より好ましくは０．０１０％である。
　Ｔｉ含有量の上限は、好ましくは０．０２５％であり、より好ましくは０．０２０％である。
　Ｂ：０．０００３～０．００５０％
　Ｂ（ホウ素）は、鋼の焼入れ性を高める元素である。Ｂは、更に、粒界強化により鋼の疲労強度を高める元素でもある。Ｂ含有量が０．０００３％未満であると、上記効果が十分に得られない場合がある。一方、Ｂ含有量が０．００５０％を超えると、粗大なＢ析出物が生成し、その結果、鋼の靭性が低下する場合がある。また、Ｂ含有量が０．００５０％を超えると、脱Ｂ層が厚くなりすぎる場合がある。
　従って、Ｂ含有量は０．０００３～０．００５０％である。
　Ｂ含有量の下限は、好ましくは０．０００５％であり、より好ましくは０．０００８％である。
　Ｂ含有量の上限は、好ましくは０．００２５％であり、より好ましくは０．００２０％である。
　Ｃａ：０．０００５～０．００４０％
　Ｃａは、ＳをＣａＳとして固定することにより、ＭｎＳの生成を抑制し、その結果、ＭｎＳによる疲労強度の低下を抑制する効果を発現する元素である。Ｃａ含有量が０．０００５％未満であると、これらの効果が十分に得られない場合がある。一方、Ｃａ含有量が０．００４０％を超えると、粗大なＣａ介在物が形成され、その結果、鋼の靭性及び疲労強度が低下する場合がある。
　従って、Ｃａ含有量は０．０００５～０．００４０％である。
　Ｃａ含有量の下限は、好ましくは０．０００５％であり、より好ましくは０．００１０％であり、更に好ましくは０．００１２％である。
　Ｃａ含有量の上限は、好ましくは０．００３８％であり、更に好ましくは０．００３５％であり、更に好ましくは０．００３０％である。
　Ｎ：０～０．００６０％
　Ｎ（窒素）は、不純物である。Ｎ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｎは、ＢＮとして析出する元素である。ＢＮが析出すると、固溶Ｎによる焼入れ性向上効果が低下する場合がある。ＢＮが析出すると、更に、窒化物の粗大化及び時効硬化により靭性が低下する場合がある。
　従って、Ｎ含有量は０．００６０％以下である。
　Ｎ含有量の上限は、好ましくは０．００４０％であり、更に好ましくは０．００３０％である。
　一方、Ｎは、窒化物や炭窒化物を形成して、鋼の強度を高める。かかる効果をより効果的に得る観点から、Ｎ含有量の下限は、好ましくは０．００１０％であり、より好ましくは０．００１５％である。
　Ｐ：０～０．０２０％
　Ｐ（リン）は、不純物である。Ｐ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｐは、鋼の耐溶接割れ性及び靭性を低下する元素である。
　従って、Ｐ含有量は０～０．０２０％である。
　Ｐ含有量の上限は、好ましくは０．０１５％であり、より好ましくは０．０１２％である。
　Ｐ含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、Ｐ含有量の過剰な低減は、製造コストを高める場合がある。従って、製造コスト低減の観点から、Ｐ含有量は、０％超であってもよく、０．００１％以上であってもよく、０．００２％以上であってもよく、０．００５％以上であってもよい。
　Ｓ：０～０．０２００％
　Ｓ（硫黄）は、不純物である。Ｓ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｓは、非金属介在物を形成する元素である。非金属介在物は電縫鋼管の曲げ性、疲労寿命及び加工性を低下する。Ｓは、更に、靭性、異方性、及び、再熱割れ感受性を低下する元素でもある。
　従って、Ｓ含有量は０～０．０２００％である。
　Ｓ含有量の上限は、好ましくは０．０１００％であり、より好ましくは０．００５０％である。
　Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、Ｓ含有量の過剰な低減は、製造コストを高める場合がある。従って、製造コスト低減の観点から、Ｓ含有量は、０％超であってもよく、０．０００１％以上であってもよく、０．０００２％以上であってもよく、０．０００５％以上であってもよい。
　Ｏ：０～０．００５０％
　Ｏ（酸素）は、不純物である。Ｏ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｏは、ＣａＯとなってＣａの効果（即ち、ＳをＣａＳとして固定することにより、ＭｎＳの生成を抑制する効果）を損なわせる元素である。
　従って、Ｏ含有量は０～０．００５０％である。
　Ｏ含有量の上限は、好ましくは０．０４０％であり、より好ましくは０．０３０％である。
　Ｏ含有量は、なるべく低い方が好ましい。しかしながら、Ｏ含有量の過剰な低減は、製造コストを高める場合がある。従って、製造コスト低減の観点から、Ｏ含有量は、０％超であってもよく、０．０００１％以上であってもよく、０．０００５％以上であってもよい。
　Ｃｕ：０～０．５０％
　Ｃｕは、任意元素である。即ち、Ｃｕ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｃｕ含有量が高すぎると、鋼の加工性が低下する場合がある。
　従って、Ｃｕ含有量は、０～０．５０％である。
　Ｃｕ含有量の上限は、好ましくは０．４０％であり、より好ましくは０．３０％である。
　一方、Ｃｕは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める元素である。かかる効果の観点から、Ｃｕ含有量の下限は、好ましくは０．０１％であり、より好ましくは０．０２％であり、更に好ましくは０．０５％であり、更に好ましくは０．１０％である。
　Ｎｉ：０～０．５０％
　Ｎｉは、任意元素である。即ち、Ｎｉ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｎｉ含有量が高すぎると、材料コストが高くなる場合がある。
　従って、Ｎｉ含有量は、０～０．５０％である。
　Ｎｉ含有量の上限は、好ましくは０．４０％であり、より好ましくは０．３０％である。
　一方、Ｎｉは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める元素である。かかる効果の観点から、Ｎｉ含有量の下限は、好ましくは０．０５％であり、より好ましくは０．１０％である。
　Ｃｒ：０～０．５０％
　Ｃｒは、任意元素である。即ち、Ｃｒ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｃｒ含有量が０．５０％を超えると、介在物が生成して割れが発生する場合がある。
　従って、Ｃｒ含有量は０～０．５０％である。
　Ｃｒ含有量の上限は、好ましくは０．３５％であり、より好ましくは０．２０％である。
　一方、Ｃｒは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の疲労強度を高める元素である。かかる効果の観点から、Ｃｒ含有量の下限は、好ましくは０．０５％であり、更に好ましくは０．１０％であり、更に好ましくは０．１３％である。
　Ｖ：０～０．２０％
　Ｖ（バナジウム）は、任意元素である。即ち、Ｖ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｖ含有量が高すぎると、鋼の靱性が低下する場合がある。
　従って、Ｖ含有量は、０～０．２０％である。
　Ｖ含有量の上限は、好ましくは０．１５％であり、より好ましくは０．１０％である。
　一方、Ｖは、鋼の強度を高める元素である。かかる効果の観点から、Ｖ含有量の下限は、好ましくは０．０１％である。
　Ｎｂ：０～０．１０％
　Ｎｂは、任意元素である。即ち、Ｎｂ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｎｂ含有量が高すぎると、鋼の靱性が低下する場合がある。
　従って、Ｎｂ含有量は、０～０．１０％である。
　Ｎｂ含有量の上限は、好ましくは０．０８％であり、より好ましくは０．０５％である。
　一方、Ｎｂは、鋼の強度を高め、粒成長を抑制して低温靭性を高める元素である。かかる効果の観点から、Ｎｂ含有量の下限は、好ましくは０．００１％、より好ましくは０．００３％である。
　Ｍｏ：０～０．５０％
　Ｍｏは、任意元素である。即ち、Ｍｏ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｍｏ含有量が高すぎると、粗大な炭化物が形成し、鋼の靭性が低下する場合がある。
　従って、Ｍｏ含有量は０～０．５０％である。
　Ｍｏ含有量の上限は、好ましくは０．４０％であり、より好ましくは０．３０％である。
　一方、Ｍｏは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を高める元素である。Ｍｏは、更に、固溶強化により、鋼の強度を高める元素でもある。これらの効果の観点から、Ｍｏ含有量の下限は、好ましくは０．０１％であり、より好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０３％である。
　Ｍｇ：０～０．０５００％
　Ｍｇは、任意元素である。即ち、Ｍｇ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　Ｍｇ含有量が高すぎると、鋼中の酸化物が粗大化し、鋼の靱性が低下する場合がある。
　従って、Ｍｇ含有量は、０～０．０５００％である。
　Ｍｇ含有量の上限は、好ましくは０．０４００％であり、より好ましくは０．０３００％であり、さらに好ましくは０．０２００％である。
　一方、Ｍｇは、鋼中のＳを硫化物として無害化し、鋼の靱性を高める元素である。かかる効果を得る観点から、Ｍｇ含有量の下限は、好ましくは０％超であり、より好ましくは０．０００１％であり、更に好ましくは０．０００３％であり、更に好ましくは０．０００５％である。
　ＲＥＭ：０～０．０５００％
　ＲＥＭは、任意元素である。即ち、ＲＥＭ含有量は、０％であってもよいし、０％超であってもよい。
　ここで、ＲＥＭは、希土類元素、即ち、Ｓｃ、Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｐｍ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、Ｙｂ、及びＬｕからなる群から選択される少なくとも１種の元素を意味する。また、ＲＥＭ含有量は、希土類元素の総含有量を意味する。
　ＲＥＭ含有量が高すぎると、鋼中の酸化物が粗大化し、鋼の靱性が低下する場合がある。
　従って、ＲＥＭ含有量は、０～０．０５００％である。
　ＲＥＭ含有量の上限は、好ましくは０．０４００％であり、より好ましくは０．０３００％であり、さらに好ましくは、０．０２００％である。
　一方、ＲＥＭは、鋼中の硫化物の形態を制御し、鋼の靱性を高める元素である。かかる効果を得る観点から、ＲＥＭ含有量の下限は、好ましくは０．０００１％であり、更に好ましくは０．０００３％であり、更に好ましくは０．０００５％である。
　残部：Ｆｅ及び不純物
　直管部における母材部の化学組成において、上述した各元素を除いた残部は、Ｆｅ及び不純物である。
　ここで、不純物とは、原材料（例えば、鉱石、スクラップ、等）に含まれる成分、または、製造の工程で混入する成分であって、意図的に鋼に含有させたものではない成分を指す。
　不純物としては、上述した元素以外のあらゆる元素が挙げられる。不純物としての元素は、１種のみであっても２種以上であってもよい。
　不純物として、例えば、Ｓｂ、Ｓｎ、Ｗ、Ｃｏ、Ａｓ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｈ、等が挙げられる。
　上述した元素のうち、例えば、Ｓｂ、Ｓｎ、Ｃｏ、及びＡｓについては、例えば含有量０．１％以下の混入が、Ｐｂ及びＢｉについては、例えば含有量０．００５％以下の混入が、Ｈについては、例えば含有量０．０００４％以下の混入が、それぞれあり得る。
　その他の元素の含有量については、通常の範囲であれば、特に制御する必要はない。
　母材部の化学組成は、以下の元素のうちの少なくとも１種による効果を得る観点から、
Ｃｕ：０．０１～０．５０％、
Ｎｉ：０．０５～０．５０％、
Ｃｒ：０．０５～０．５０％、及び
Ｍｏ：０．０１～０．５０％
からなる群から選択される１種以上を含有してもよい。
　これらの元素の含有量のより好ましい範囲は、それぞれ前述したとおりである。
（Ｆ１）
　母材部の化学組成において、下記式（１）で表されるＦ１が、０．５０以上であることが好ましい。これにより、鋼の疲労強度がより向上する。
　Ｆ１　＝　Ｃａ×（１－１２４×Ｏ）／（１．２５×Ｓ）　…　式（１）
　式（１）の各元素記号は、各元素の質量％を意味する。
　Ｆ１が０．５０以上である場合には、鋼の疲労強度がより向上する。
　この理由は、Ｆ１が０．５０以上である場合には、有効に機能する（即ち、ＣａＯを形成していない）Ｃａの量がある程度確保されるので、Ｃａによる上記効果（即ち、ＳをＣａＳとして固定することにより、電縫鋼管の疲労強度を低下させるＭｎＳの生成を抑制する効果）がより効果的に発揮されるためと考えられる。
　鋼の疲労強度をより向上させる観点から、Ｆ１の下限は、より好ましいは０．６０であり、更に好ましくは０．７０である。
　Ｆ１の上限は特に限定されないが、Ｏ含有量及びＳ含有量の低減のための製造コストをより低減させる観点から、Ｆ１の上限は、好ましくは３．００であり、更に好ましくは２．５０であり、更に好ましくは２．００である。
＜ミクロ組織＞
　本開示の電縫鋼管において、母材部における肉厚中央部のミクロ組織は、焼戻しマルテンサイトである。
　母材部における肉厚中央部のミクロ組織は、以下のようにして確認する。
　電縫鋼管のＣ断面における母材９０°位置の肉厚中央部において、観察面をナイタールでエッチングする。エッチングした観察面を光学顕微鏡観察し、ミクロ組織を確認する。
　観察視野面は、圧延方向に２００μｍ、肉厚方向に５００μｍの矩形である。観察倍率は５００倍とする。
　本開示において、「母材部における肉厚中央部のミクロ組織は、焼戻しマルテンサイトである」とは、上記条件での観察の結果、上記ミクロ組織が、一様に焼戻しマルテンサイトに見えることを意味する。
＜脱Ｃ層＞
　本開示の電縫鋼管では、母材部の内表面側及び外表面側の各々において、脱Ｃ層（即ち、Ｃの濃度が、母材部の化学組成におけるＣの濃度に対して９０％以下である層）の厚さが０．２０ｍｍ未満である。これにより、電縫鋼管の疲労強度が向上する。
　母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ以上の場合、母材部の内表層の硬さが低下する。その結果、電縫鋼管の疲労強度が低下する。
　従って、母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さは、０．２０ｍｍ未満である。
　母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さの下限は特に限定されない。母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さは０ｍｍであってもよい。母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さは薄いほどよい。
　母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さの上限は、好ましくは０．１９ｍｍであり、より好ましくは０．１８ｍｍであり、更に好ましくは０．１６ｍｍであり、更に好ましくは０．１４ｍｍであり、更に好ましくは０．１２ｍｍであり、更に好ましくは０．１０ｍｍである。
　母材部の外表面側の脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ以上の場合、電縫鋼管の母材部の外表層の硬さが低下する。その結果、電縫鋼管の疲労強度が低下する。
　従って、母材部の外表面側の脱Ｃ層の厚さは、０．２０ｍｍ未満である。
　母材部の外表面側の脱Ｃ層の厚さの下限は特に限定されない。母材部の外表面側の脱Ｃ層の厚さは０ｍｍであってもよい。母材部の外表面側の脱Ｃ層の厚さは薄いほどよい。
　母材部の外表面側の脱Ｃ層の厚さの好ましい上限は、母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さの好ましい上限と同様である。
　なお、母材部の外表層とは、母材部の外表面から所定深さまでの領域を意味する。所定深さとは、例えば、外表面から０．５０ｍｍ深さ位置までの領域である。
　ここで、母材部のＣ濃度とは、母材部内部のＣ濃度を意味する。母材部内部のＣ濃度とは、具体的には、母材９０°位置の肉厚中央部におけるＣ濃度（質量％）である。
　母材部のＣ濃度は、ＪＩＳ　Ｇ　１２５３（２０１３）に準拠して、周知のチェック分析で測定する。具体的には、母材９０°位置の肉厚中央部から、試料を採取する。採取した試料の分析面の直径が２０ｍｍ以上、厚さ３ｍｍ以上となるように、試料を加工する。加工した試料の分析面を研削により平面状に調整する。調整した試料をスパーク放電発光分光分析装置に設置して、Ｃ濃度（質量％）を測定する。得られたＣ濃度を、母材部のＣ濃度（質量％）とする。
　母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さは、以下のようにして測定する。
　グロー放電発光分析装置（ＧＤ－ＯＥＳ：Glow Discharge Optical Emission Spectrometry）を用い、母材部の内表面からの深さ（即ち、内表面からの肉厚方向の距離）と、Ｃ濃度（質量％）との関係を示す、深さ方向（即ち、肉厚方向）のＣ濃度プロファイルを測定する。
　具体的には、上記母材部の内表面から深さ方向（即ち、肉厚方向）に向かって、アルゴンイオンによるスパッタリングを実施しながら、深さ方向に０．０３μｍ間隔でＣ濃度を測定し、上記Ｃ濃度プロファイルを得る。ＧＤ－ＯＥＳの測定径は直径４ｍｍとする。
　得られたＣ濃度プロファイルに対して、測定誤差を考慮して、スムージング処理を行う。具体的には、測定深さ位置ごとに、この測定深さ位置±１．５０μｍの範囲内で測定されたＣ濃度の算術平均値を算出する。得られたＣ濃度の算術平均値を、その測定深さ一のＣ濃度と定義する。各測定深さ位置において、上述のＣ濃度を求める。例えば、測定深さ位置が表面から１．５０μｍ深さ位置でのＣ濃度は、表面から０～３．００μｍ深さ位置の間における１０１個の測定深さ位置（０．０３μｍ間隔）のＣ濃度の算術平均値とする。
　以上のスムージング処理により各測定深さ位置でのＣ濃度を求め、Ｃ濃度プロファイルを得る。スムージング処理を実施した場合、Ｃ濃度プロファイルは、表面から１．５０μｍ深さ位置から始まる曲線として示される。
　得られたＣ濃度プロファイルにおいて、Ｃ濃度が母材部のＣ濃度の９０％以下となっている、内表面からの深さ範囲を特定し、特定された深さ範囲を、脱Ｃ層の厚さ（ｍｍ）とする。
　母材部の外表面側の脱Ｃ層の厚さは、「内表面」を「外表面」と読み替えること以外は上記「母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さ」の測定方法と同様の方法によって測定する。
＜脱Ｂ層＞
　本開示の電縫鋼管では、母材部の内表面側及び外表面側において、脱Ｂ層（即ち、Ｂの濃度が、母材部の化学組成におけるＢの濃度に対して９０％以下である層）の厚さが０．１０ｍｍ未満である。これにより、電縫鋼管の疲労強度が向上する。
　母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ以上の場合、母材部の内表層の硬さが低下する。その結果、電縫鋼管の疲労強度が低下する。
　従って、母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さは、０．１０ｍｍ未満である。
　母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さの下限は特に限定されない。母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さは０ｍｍであってもよい。母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さは薄いほどよい。
　母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さの上限は、好ましくは０．０９ｍｍであり、より好ましくは０．０８ｍｍである。
　母材部の外表面側の脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ以上の場合、電縫鋼管の母材部の外表層の硬さが低下する。その結果、電縫鋼管の疲労強度が低下する。
　従って、母材部の外表面側の脱Ｂ層の厚さは、０．１０ｍｍ未満である。
　母材部の外表面側の脱Ｂ層の厚さの下限は特に限定されない。母材部の外表面側の脱Ｂ層の厚さは０ｍｍであってもよい。母材部の外表面側の脱Ｂ層の厚さは薄いほどよい。
　母材部の外表面側の脱Ｂ層の厚さの好ましい上限は、母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さの好ましい上限と同様である。
　ここで、母材部のＢ濃度とは、母材部内部のＢ濃度を意味する。母材部内部のＢ濃度とは、具体的には、母材９０°位置の肉厚中央部におけるＢ濃度（質量％）である。
　母材部のＢ濃度は、前述した母材部のＣ濃度と同様の方法によって測定する。
　母材部の内表面側の脱Ｂ層の厚さは、「Ｃ」（炭素）を「Ｂ」（ホウ素）と読み替えること以外は前述した「母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さ」の測定方法と同様の方法によって測定する。
　母材部の外表面側の脱Ｂ層の厚さは、「Ｃ」（炭素）を「Ｂ」（ホウ素）と読み替え、かつ、「内表面」を「外表面」と読み替えること以外は前述した「母材部の内表面側の脱Ｃ層の厚さ」の測定方法と同様の方法によって測定する。
＜ビッカース硬さ＞
　本開示の電縫鋼管において、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ（以下、「内表面側のビッカース硬さ」ともいう）及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ（以下、「外表面側のビッカース硬さ」ともいう）の各々は、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満である。
　ここで、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満の範囲のビッカース硬さは、１３７０ＭＰａ以上１７５０ＭＰａ未満の範囲の引張強さに相当する硬さである。
　内表面側のビッカース硬さ及び外表面側のビッカース硬さの各々が４２０Ｈｖ以上であることは、機械構造部品用電縫鋼管としての強度確保に寄与する。上記ビッカース硬さは、好ましくは４５０Ｈｖ以上である。
　内表面側のビッカース硬さ及び外表面側のビッカース硬さの各々が５１０Ｈｖ未満であることは、機械構造部品用電縫鋼管の製造し易さ（例えば、素材である熱延鋼板の製造し易さ、熱延鋼板をロール成形して造管する際のロール成形のし易さ、等）に寄与する。上記ビッカース硬さは、好ましくは５０９ＭＰａ以下である。
　本開示において、ビッカース硬さ（Ｈｖ）は、試験力を０．９８Ｎとし、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４（２００９）に準拠して測定されたビッカース硬さを意味する。
　母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さは、以下のようにして求める。
　電縫鋼管のＣ断面において、電縫溶接部を０°とし、時計回りに、電縫溶接部から周方向に９０°、１８０°、及び２７０°の各位置（即ち、母材９０°位置、母材１８０°位置、及び母材２７０°位置）における内表面から深さ０．５ｍｍの位置（計３か所）を、測定位置として決定する。
　上記３か所の測定位置の各々において、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４（２００９）に準拠したビッカース硬さ試験を実施して、ビッカース硬さ（Ｈｖ）を得る。試験力は０．９８Ｎとする。
　得られた３つのビッカース硬さ（測定値）の算術平均値を、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ（Ｈｖ）とする。
　母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さは、「内表面」を「外表面」と読み替えること以外は上記「母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ」と同様にして求める。
＜電縫鋼管のサイズ＞
　本開示の電縫鋼管のサイズには特に限定はない。
　本開示の電縫鋼管の直管部の外径は、例えば１０～５０ｍｍである。
　本開示の電縫鋼管において、直管部における母材部の肉厚（ｔ）を直管部の外径（Ｄ）で除した値（ｔ／Ｄ値）は、例えば０．０４～０．２５である。
　本開示の電縫鋼管において、直管部における母材部の肉厚は、例えば２．０～８．０ｍｍである。
〔機械構造部品用電縫鋼管の製造方法の一例（製法Ｘ）〕
　以下、本開示の電縫鋼管を製造するための製造方法の一例（以下、「製法Ｘ」とする）について説明する。
　以下の製法Ｘは、後述する実施例の電縫鋼管の製造方法である。
　製法Ｘは、
　母材部Ａ及び電縫溶接部Ａを含み、母材部Ａの化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．３０～０．３８％、
Ｓｉ：０．０５～０．４０％、
Ｍｎ：０．５０～２．００％、
Ａｌ：０．０１０～０．０６０％、
Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、
Ｂ：０．０００３～０．００５０％、
Ｃａ：０．０００５～０．００４０％、
Ｎ：０～０．００６０％、
Ｐ：０～０．０２０％、
Ｓ：０～０．０２００％、
Ｏ：０～０．００５０％、
Ｃｕ：０～０．５０％、
Ｎｉ：０～０．５０％、
Ｃｒ：０～０．５０％、
Ｖ：０～０．２０％、
Ｎｂ：０～０．１０％、
Ｍｏ：０～０．５０％、
Ｍｇ：０～０．０５００％、
ＲＥＭ：０～０．０５００％、及び、
残部：Ｆｅ及び不純物からなる、アズロール電縫鋼管を準備する準備工程と、
　アズロール電縫鋼管に対し、焼入れを施す焼入れ工程と、
　焼入れが施されたアズロール電縫鋼管に対し、焼戻しを施して機械構造部品用電縫鋼管を得る焼戻し工程と、
を備え、
　焼入れ工程において、焼入れが行われる雰囲気中の酸素量が１０００体積ｐｐｍ以下であり、焼入れにおける冷却速度が１０℃／秒以上である、
電縫鋼管の製造方法である。
　製法Ｘによれば、本開示の電縫鋼管（即ち、本開示の機械構造部品用電縫鋼管）を製造できる。
　以下、製法Ｘにおける各工程について説明する。
＜準備工程＞
　準備工程は、上記アズロール電縫鋼管を準備する工程である。
　本工程は、予め製造してあった上記アズロール電縫鋼管を単に準備するだけの工程であってもよいし、上記アズロール電縫鋼管を製造する工程であってもよい。
　アズロール電縫鋼管を製造する方法の例については、製法Ａとして後述する。
　製法Ｘにおいて、上記アズロール電縫鋼管は、製造される機械構造部品用電縫鋼管の原料に相当する。
　製法Ｘでは、最終的に得られる機械構造部品用電縫鋼管中に直管部（即ち、曲げ加工が施されていない部分であって、造管まま又は伸管ままの真っすぐな部分）が含まれる限り、アズロール電縫鋼管の一部に対し、曲げ加工が施されてもよい。この場合、曲げ加工が施されていない部分が、直管部に該当する。
　また、製法Ｘでは、アズロール電縫鋼管の一部又は全部に対し、後述する伸管加工が施されていてもよい。
　製法Ｘでは、アズロール電縫鋼管に対し、上記条件の焼入れと、焼戻しと、が施され、機械構造部品用電縫鋼管が得られる。
　この際、アズロール電縫鋼管の母材部Ａの少なくとも一部分及び電縫溶接部Ａの少なくとも一部分が、それぞれ、機械構造部品用電縫鋼管における直管部の母材部及び電縫溶接部に転化する。
　製法Ｘの各工程は、鋼の化学組成に影響を及ぼさない。
　従って、製法Ｘによって製造される電縫鋼管の直管部における母材部の化学組成は、原料である上記アズロール電縫鋼管の母材部Ａの化学組成と同様であるとみなせる。
（アズロール電縫鋼管のサイズ）
　アズロール電縫鋼管のサイズには特に限定はない。
　アズロール電縫鋼管の外径は、例えば１０～５０ｍｍである。
　アズロール電縫鋼管において、母材部の肉厚（ｔ）をアズロール電縫鋼管の外径（Ｄ）で除した値（ｔ／Ｄ値）は、例えば０．０４～０．２５である。
　アズロール電縫鋼管の母材部の肉厚は、例えば２．０～８．０ｍｍである。
＜焼入れ工程＞
　焼入れ工程は、アズロール電縫鋼管に対し、焼入れを施す工程である。
　焼入れ工程において、焼入れが行われる雰囲気中の酸素量は１０００体積ｐｐｍ以下である。これにより、内表層及び外表層に拡散したＢ及びＣが、雰囲気中の酸素と反応することを抑制することができる。その結果、脱Ｂ及び脱Ｃを抑制することができる。
　焼入れ工程において、焼入れにおける冷却速度は１０℃／秒以上である。これにより、Ｂ及びＣが拡散しやすい温度域でのアズロール電縫鋼管の滞留時間を短くすることができる。そのため、Ｂ及びＣが内表層及び外表層に拡散し、拡散した酸素と反応することを抑制できる。その結果、脱Ｂ及び脱Ｃを抑制することができる。
　焼入れ工程における焼入れは、例えば熱処理炉中で実施する。
　焼入れ工程において、雰囲気中の酸素量は１０００体積ｐｐｍ以下とする方法としては、例えば、雰囲気ガスとして、不活性ガス、ＣＯ及びＣＯ２からなる群から選択される１種又は２種以上を用いる方法が挙げられる。
　焼入れにおける冷却速度の下限は、好ましくは１３℃／秒であり、より好ましくは１５℃／秒である。
　焼入れ工程での冷却速度の上限は特に限定されない。上限は、例えば３０℃／秒以下である。
　焼入れにおける加熱温度（以下、「焼入れ温度」ともいう）は、好ましくは９００～１０５０℃である。
　焼入れ温度が上記範囲である場合には、最終的に得られる機械構造部品用電縫鋼管において、上述したビッカース硬さ（即ち、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満）がより達成され易い。
　また、一般的には、焼入れ温度が９００～１０５０℃であると、素管中のＢの拡散係数が高まり、Ｂが表層に拡散しやすくなり、脱Ｂが発生しやすい傾向がある。しかし、製法Ｘでは、焼入れ工程における雰囲気中の酸素量を１０００体積ｐｐｍ以下としたことにより、焼入れ温度が９００～１０５０℃であるにもかかわらず、脱Ｂが抑制される。
　焼入れ温度の下限は、好ましくは９１０℃であり、より好ましくは９２０℃である。
　焼入れ温度の上限は、好ましくは１０００℃であり、より好ましくは９７０℃である。
＜焼戻し工程＞
　焼戻し工程は、焼入れが施されたアズロール電縫鋼管（以下、「焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管」ともいう）に対し、焼戻しを施して機械構造部品用電縫鋼管を得る工程である。
　焼戻し工程における加熱温度（以下、「焼戻し温度」ともいう）は、好ましくは１００～５００℃である。
　焼戻し温度が１００℃以上である場合には、電縫鋼管の疲労強度がより高まる。
　焼戻し温度が５００℃以下である場合には、析出物の粗大化を抑制でき、水素起因による割れをより抑制できる。
　焼戻し温度での保持時間は、例えば１～６０分である。
　焼戻し工程を実施する方法は、特に限定されない。
　焼戻し工程を実施する方法としては、例えば、温度管理が容易な、電気炉又は雰囲気炉を用いる方法が挙げられる。
＜焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管の好ましい態様＞
　焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管の好ましい態様を示す。
　焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管が以下に示す好ましい態様である場合には、その後の焼戻しにより、前述した条件を満足する本開示の機械構造部品用電縫鋼管が得られやすい。
（ミクロ組織）
　焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管において、母材部における肉厚中央部のミクロ組織は、マルテンサイトであることが好ましい。
　ここで、「母材部における肉厚中央部のミクロ組織は、マルテンサイトである」とは、焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管における上記ミクロ組織を、本開示の機械構造部品用電縫鋼管（即ち、焼戻し後の電縫鋼管）におけるミクロ組織を観察するための前述した条件と同様の条件で観察した結果、ミクロ組織が、一様にマルテンサイトに見えることを意味する。
（硬さに基づくマルテンサイト分率）
　焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管において、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さに基づくマルテンサイト分率（以下、「母材部の内表面側のマルテンサイト分率」ともいう）及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さに基づくマルテンサイト分率（以下、「母材部の外表面側のマルテンサイト分率」ともいう）の各々は、好ましくは９０％以上である。
　母材部の内表面側のマルテンサイト分率が９０％以上であるか否かは、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの実測値が、後述の式（２）及び式（３）によって算出される９０％マルテンサイト硬さ以上であるか否かによって判断した。
　母材部の外表面側のマルテンサイト分率が９０％以上であるか否かは、母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの実測値が、後述の式（２）及び式（３）によって算出される９０％マルテンサイト硬さ以上であるか否かによって判断した。
　ここで、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々は、それぞれ、前述した本開示の機械構造部品用電縫鋼管における母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々と同様にして測定する。
　なお、「母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置」から「母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置」までの領域のビッカース硬さ分布はほぼフラットであるため、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの平均は、ほぼ肉厚全体の平均的なビッカース硬さと一致する。
　上述の９０％マルテンサイト硬さは、式（２）及び式（３）によって算出される値を意味する。
　９０％マルテンサイト硬さ（ビッカース硬さ）＝１０７．６１＋６．１７７×ＨＲＣ（９０％Ｍ）×ｅｘｐ（２．０８９×１０－６×ＨＲＣ（９０％Ｍ）３．００８）　…　式（２）
　ＨＲＣ（９０％Ｍ）＝３０＋５０×Ｃ（％）　…　式（３）
（９０％マルテンサイト硬さ未満である領域の厚さ）
　焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管の母材部では、内表面側及び外表面側において、９０％マルテンサイト硬さ未満である領域の厚さが、０．２０ｍｍ未満であることが好ましい。
　内表面側における９０％マルテンサイト硬さ未満である領域の厚さは、以下のとおり測定する。
　焼入れ後であって焼戻し前の電縫鋼管のＣ断面において、母材部の肉厚をｔｍｍとした場合に、母材部の内表面からｔ／８ｍｍ深さ位置から母材部の内表面に向かって０．０２ｍｍごとにビッカース硬さを測定し、深さ方向のビッカース硬さプロファイルを得る。ビッカース硬さの測定条件は、前述した機械構造部品用電縫鋼管におけるビッカース硬さの測定条件と同様である。
　得られたビッカース硬さプロファイルに基づき、内表面側における９０％マルテンサイト硬さ未満である領域の厚さを測定する。
　外表面側における９０％マルテンサイト硬さ未満である領域の厚さは、「内表面」を「外表面」と読み替えること以外は外表面側における９０％マルテンサイト硬さ未満である領域の厚さと同様の方法によって測定する。
＜伸管工程＞
　製法Ｘは、更に、準備工程後であって焼入れ工程前に、アズロール電縫鋼管を伸管する伸管工程を備えることが好ましい。
　この場合、前述の焼入れ工程では、伸管されたアズロール電縫鋼管に対し、焼入れを施す。
　製法Ｘが伸管工程を含む場合には、アズロール電縫鋼管の素材である熱延鋼板に脱Ｂ層及び脱Ｃ層が生じていた場合でも、伸管により、脱Ｂ層及び脱Ｃ層が物理的に引き延ばされる。これにより、脱Ｂ層及び脱Ｃ層を薄くすることができるので、得られる機械構造部品用電縫鋼管において、前述した脱Ｂ層及び脱Ｃ層の範囲（即ち、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満。）をより達成しやすい。
　伸管は、例えば、冷間引抜、又は、ストレッチ・レデューサ圧延によって実施する。
　伸管における断面減少率は、好ましくは１０～４０％である。
　ここで、断面減少率（％）は、伸管前のアズロール電縫鋼管のＣ断面の面積から伸管後のアズロール電縫鋼管のＣ断面の面積を差し引いた値を、伸管前のアズロール電縫鋼管のＣ断面の面積で除して１００を乗じた値である。
＜ショットブラストを施す工程＞
　製法Ｘは、更に、準備工程後であって焼入れ工程前に、アズロール電縫鋼管に対してショットブラストを施す工程を備えることが好ましい。
　製法Ｘが上記伸管工程を備える場合、ショットブラストは、好ましくは、伸管工程後であって焼入れ工程前に行う。
　製法Ｘがショットブラストを施す工程を含む場合には、アズロール電縫鋼管の素材である熱延鋼板に脱Ｂ層及び脱Ｃ層が生じていた場合でも、ショットブラストにより、脱Ｂ層及び脱Ｃ層を物理的に除去することができる。これにより、脱Ｂ層及び脱Ｃ層を薄くすることができるので、得られる機械構造部品用電縫鋼管において、前述した脱Ｂ層及び脱Ｃ層の範囲（即ち、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満。）をより達成しやすい。
〔アズロール電縫鋼管の製造方法の一例（製法Ａ）〕
　前述した製法Ｘ（即ち、本開示の機械構造部品用電縫鋼管の製造方法の一例）におけるアズロール電縫鋼管準備工程は、アズロール電縫鋼管を製造する工程であってもよい。
　以下、アズロール電縫鋼管の製造方法の一例を、製法Ａとして示す。
　製法Ａは、
　アズロール電縫鋼管の母材部Ａの化学組成と同様の化学組成を有するスラブを準備するスラブ準備工程と、
　準備したスラブを圧延して熱延鋼板を得る熱延工程と、
　熱延工程で得られた熱延鋼板を、巻取温度ＣＴとなるまで冷却する冷却工程と、
　冷却後の熱延鋼板を上記巻取温度ＣＴにて巻取ることにより、熱延鋼板からなるホットコイルを得る巻取工程と、
　ホットコイルから熱延鋼板を巻き出し、巻き出された熱延鋼板をロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成することにより、電縫鋼管を得る造管工程と、
を含む。
　以上の、熱延工程、冷却工程、及び巻取工程は、ホットストリップミルを用いて実施する。
　以下、製法Ａにおける各工程について説明する。
＜スラブ準備工程＞
　スラブ準備工程は、スラブを準備する工程である。
　本工程は、予め製造してあったスラブを単に準備するだけの工程であってもよいし、スラブを製造する工程であってもよい。
　準備するスラブの化学組成は、製法Ａによって得られるアズロール電縫鋼管の母材部Ａの化学組成と同様であり、好ましい範囲も同様である。
　製法Ａの各工程は、鋼の化学組成に影響を及ぼさない。従って、製法Ａによって製造されるアズロール電縫鋼管の母材部Ａの化学組成は、原料であるスラブの化学組成と同様であるとみなせる。
　本工程においてスラブを製造する場合、まず、上述の化学組成を有する溶鋼を製造し、この溶鋼を用いてスラブを製造する。溶鋼の化学組成は、スラブの化学組成と同様であるとみなせる。
　この際、連続鋳造法によってスラブを製造してもよいし、溶鋼を用いてインゴットを製造し、インゴットを分塊圧延してスラブを製造してもよい。
＜熱延工程＞
　熱延工程は、スラブを例えば１１００～１３００℃のスラブ加熱温度にまで加熱し、加熱されたスラブに対し、熱間圧延を施すことにより、熱延鋼板を得る工程である。
　熱間圧延は、好ましくは、粗圧延機を用いる粗圧延工程と、仕上げ圧延機を用いる仕上げ圧延工程と、をこの順に実施することによって行う。
　粗圧延工程では、準備したスラブを加熱し、粗圧延を実施して、粗圧延板（粗バー）を製造する。
　粗熱延機としては、リバース式であってもよいし、一列に配列された複数の圧延スタンドを備えるタンデム式であってもよい。
　仕上げ圧延工程では、上記粗圧延板に対して、仕上げ圧延機により仕上げ圧延を実施して、熱延鋼板を得る。
　仕上げ圧延工程では、
一列に並んだ複数の圧延スタンド（各圧延スタンドは一対のワークロールを有する）を含むタンデム式の仕上げ圧延機を用いた仕上げ圧延を実施してもよいし、
一対のワークロールを有するリバース式圧延機を用いた仕上げ圧延を実施してもよい。
　仕上げ圧延工程において、仕上げ圧延機の最終スタンドの出側での鋼板の表面温度を、仕上げ圧延温度（℃）とした場合、仕上げ圧延温度（℃）は、例えば、９００～１２００℃である。
　仕上げ圧延工程後の鋼板の板厚は特に限定されないが、例えば、２．０～２０．０ｍｍである。
＜冷却工程＞
　冷却工程は、熱延工程で得られた熱延鋼板を、巻取温度ＣＴまで冷却する工程である。
　ここで、巻取温度ＣＴは、巻取り時の熱延鋼板の表面温度を意味する。
　巻取温度Ｔ１は、８００℃以下であることが好ましい。巻取温度Ｔ１が８００℃以下であると、スケールの発生をより抑制できる。巻取温度Ｔ１の上限は、好ましくは６５０℃である。
　巻取温度Ｔ１の下限は特に限定されないが、下限は、好ましくは５００℃であり、より好ましくは５５０℃である。
＜巻取工程＞
　巻取工程は、冷却後の熱延鋼板を巻取温度ＣＴにて巻取ることにより、熱延鋼板からなるホットコイルを得る工程である。
　巻取温度ＣＴの好ましい範囲は前述のとおりである。
＜造管工程＞
　造管工程は、ホットコイルから熱延鋼板を巻き出し、巻き出された熱延鋼板をロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成することにより、電縫鋼管を得る工程である。
　造管工程は、公知の方法に従って行うことができる。
　製法Ａは、必要に応じ、その他の工程を含んでいてもよい。
　その他の工程としては、例えば；
造管工程後に電縫溶接部をシーム熱処理する工程；
造管工程後（前述のシーム熱処理する工程を含む場合には、シーム熱処理する工程の後）において、電縫鋼管の外径をサイザーによって縮径する工程；
造管工程前に、熱延鋼板を酸洗浄することにより、表面のスケールを除去する工程；
等が挙げられる。
　以上の製法Ａの各工程は、鋼の化学組成に影響を及ぼさない。
　従って、製法Ａによって製造されるアズロール電縫鋼管の母材部Ａの化学組成は、原料（溶鋼又はスラブ）の化学組成と同様とみなせる。
　以下、実施例によって本発明をより具体的に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。
　表１～表４中の下線は、本開示の範囲外か、又は、好ましい製造条件の範囲外であることを示す。
＜準備工程＞
　準備工程として、前述の製法Ａに従い、アズロール電縫鋼管を準備（製造）した。
　以下、詳細を示す。
　表１及び表２に示す化学組成（鋼Ａ～ＡＲ）を有する溶鋼を、それぞれ連続鋳造してスラブを製造した（スラブ準備工程）。
　表１及び表２中の数値は、対応する元素の含有量（質量％）を示す。
　表１及び表２中の空欄は、対応する元素含有量が検出限界未満であったこと（即ち、対応する元素が含有されていないこと）を示す。
　表１及び表２中に示した元素を除いた残部は、Ｆｅ及び不純物である。
　表１及び表２中の下線は、本開示の範囲外であることを示す。
　鋼ＹにおけるＲＥＭは、Ｙ（イットリウム）である。
　鋼ＺにおけるＲＥＭは、Ｌａである。
　鋼ＡＡにおけるＲＥＭは、Ｃｅである。
　鋼ＡＢにおけるＲＥＭは、Ｎｄである。
　鋼ＡＥにおけるＲＥＭは、Ｙである。
　鋼ＡＦにおけるＲＥＭは、Ｙ（０．００３７％）及びＣｅ（０．００５２％）である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　上記で得られたスラブを、１２５０℃のスラブ加熱温度にまで加熱し、加熱されたスラブに対し、熱間圧延を施し（詳細には、粗圧延及び仕上げ圧延をこの順に施し）、熱延鋼板を得た（熱延工程）。この際、仕上げ圧延温度は９００℃～１０００℃とした。
　熱延工程で得られた熱延鋼板を、下記の表３及び表４に示す巻取温度ＣＴとなるまで冷却した（冷却工程）。
　冷却後の熱延鋼板を巻取温度ＣＴにて巻取ることにより、板厚４．９ｍｍの熱延鋼板からなるホットコイルを得た（巻取工程）。
　以上の、熱延工程、冷却工程、及び巻取工程は、ホットストリップミルを用いて実施した。
　次に、上記ホットコイルから熱延鋼板を巻き出し、巻き出された熱延鋼板をロール成形することによりオープン管とし、得られたオープン管の突合せ部を電縫溶接して電縫溶接部を形成し、次いで電縫溶接部に対し、ビード削除とシーム熱処理とをこの順に施し、外径２４．０ｍｍ、肉厚４．９ｍｍのアズロール電縫鋼管を得た（造管工程）。
　この際、表３及び表４中の「酸洗」欄に「有」と表記されている試験番号では、巻き出し後であってロール成形前の熱延鋼板に対し、スケール除去処理としての酸洗処理を実施した。
　以上の準備工程により、アズロール電縫鋼管を準備した。
＜任意工程＞
　表３及び表４中の「任意工程」欄に、「１回伸管」と記載されている試験番号では、焼入れ工程前のアズロール電縫鋼管に対し、断面減少率１６％の１回の伸管を施した。１回の伸管後のサイズは、外径２２．０ｍｍ、肉厚４．５ｍｍである。
　表３及び表４中の「任意工程」欄に、「２回伸管」と記載されている試験番号では、焼入れ工程前のアズロール電縫鋼管に対し、断面減少率が合計で１６％となる２回の伸管を施した。２回の伸管後のサイズは、外径２２．０ｍｍ、肉厚４．５ｍｍである。
　表３及び表４中の「任意工程」欄に、「ショットブラスト」と記載されている試験番号では、焼入れ工程前のアズロール電縫鋼管に対し、ショットブラストを施した。
＜焼入れ工程、焼戻し工程＞
　アズロール電縫鋼管に対し、下記の表３及び表４に示す条件の焼入れ工程及び焼戻し工程をこの順に実施し、各試験番号の機械構造部品用電縫鋼管を製造した。
　焼入れは、熱処理炉にて行った。
　表３及び表４中、「雰囲気」欄に「ＣＯ２」と記載されている試験番号では、熱処理炉での雰囲気をＣＯ２とし、雰囲気中の酸素量を１０００体積ｐｐｍ以下とした条件で焼入れを実施した。
　表３及び表４中、「雰囲気」欄に「大気」と記載されている試験番号では、熱処理炉での雰囲気を大気雰囲気とした条件で焼入れを実施した。
　焼入れ温度及び冷却速度は、表３及び表４中に示すとおりとした。
　焼戻し温度は、表３及び表４中に示すとおりとした。
　焼戻し温度での保持時間は１～６０分の範囲内とした。
　いずれの試験番号の機械構造部品用電縫鋼管も、長さ方向の全体が直管部（即ち、真っすぐな部分）となっている。
　但し、本開示の機械構造部品用電縫鋼管は、長さ方向の全体が直管部である態様には限定されず、直管部を含み、かつ、直管部以外の部分（例えば曲げ加工部）を含む態様であってもよい。
＜焼入れ後であって焼入れ前の電縫鋼管における測定＞
　焼入れ後であって焼入れ前の電縫鋼管の内表面側及び外表面側の各々について、前述した方法により、硬さに基づくマルテンサイト分率（％）及び９０％マルテンサイト硬さ未満の領域の厚さ（ｍｍ）をそれぞれ求めた。
　結果を表３及び表４に示す。
　表３及び表４に示すように、全実施例において、内表面側及び外表面側の各々における９０％マルテンサイト硬さ未満の領域の厚さが０．２０ｍｍ未満であることが確認された。
＜機械構造部品用電縫鋼管における測定＞
　機械構造部品用電縫鋼管について、前述した方法により、内表面側及び外表面側の各々における脱Ｂ層の厚さ、内表面側及び外表面側の各々における脱Ｃ層の厚さ、内表面側及び外表面側の各々における母材部硬さ（詳細には、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々）を測定した。
　結果を表３及び表４に示す。
　表３及び表４に示すように、全実施例において、内表面側及び外表面側の各々において、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満であり、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満であり、ビッカース硬さが４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満であることが確認された。
　また、機械構造部品用電縫鋼管について、前述した方法により、母材部における肉厚中央部のミクロ組織を確認したところ、全実施例において、母材部における肉厚中央部のミクロ組織は、焼戻しマルテンサイトであった。
＜機械構造部品用電縫鋼管における疲労強度試験（破断回数）＞
　製造した機械構造部品用電縫鋼管（以下、単に「電縫鋼管」ともいう）の母材９０°位置において、電縫鋼管の内表面を含む板厚２ｍｍの疲労試験片を採取した。
　疲労試験片の長手方向は電縫鋼管の管軸方向と平行とし、長さを６０ｍｍとした。
　採取した疲労試験片を用いて、疲労強度試験を実施した。
　疲労強度試験は、ＪＩＳ　Ｚ　２２７３（１９７８）に準拠した。
　疲労強度試験の試験条件は、負荷応力は３５０ＭＰａとし、応力比Ｒ（最小応力／最大応力）＝－１の両振りとした。
　上記疲労強度試験を実施して、破断回数を得た。
　得られた破断回数が８．０万回以上である場合、疲労強度が高いと評価した。
　結果を表３及び表４に示す。
 
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　上述（例えば表３及び表４）のとおり、
各実施例の機械構造部品用電縫鋼管は、
直管部における母材部の化学組成が本開示における化学組成であり、
母材部における肉厚中央部のミクロ組織が焼戻しマルテンサイトであり、
母材部の内表面側及び外表面側の各々において、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満であり、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満であり、
内表面側及び外表面側の各々における母材部硬さ（即ち、母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々）が、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満であった。
　各実施例の機械構造部品用電縫鋼管は、疲労強度試験における破断回数が多く、疲労強度に優れていた。
　以上のように、各実施例では、引張強度及び疲労強度に優れた機械構造部品用電縫鋼管が得られた。
　各実施例に対し、比較例の結果は以下の通りであった。
　試験番号１０では、鋼の化学組成は適切であったものの、焼入れ工程での熱処理炉の雰囲気が大気であり、雰囲気中の酸素量が１０００体積ｐｐｍを超えた。そのため、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ以上となり、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍを超えた。その結果、疲労強度試験での破断回数が８万回未満となり、疲労強度が低かった。
　試験番号１１では、鋼の化学組成が適切であったものの、焼入れ温度が９００℃未満であった。その結果、内表面側及び外表面側の母材部硬さが不足した。
　試験番号１３は、鋼の化学組成は適切であったものの、焼入れ工程後の冷却速度が１０℃／秒未満であった。その結果、内外表面及び外表面側の母材部硬さが不足し、疲労強度が不足した。
　試験番号３９は、Ｃ含有量が低すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４０は、Ｃ含有量が高すぎた。その結果、内表面側及び外表面側の各々における母材部硬さが上限を超過した。また、この試験番号４０では、溶接割れが発生し、疲労強度の試験を行うことができなかった。このため、疲労強度の結果は、「Ｎ．Ｄ．」（No data）とした。
　試験番号４１は、Ｓｉ含有量が低すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４２は、Ｓｉ含有量が高すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４３は、Ｍｎ含有量が低すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４４は、Ｍｎ含有量が高すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４５は、Ｔｉ含有量が低すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４６は、Ｔｉ含有量が高すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４７は、Ｂ含有量が低すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４８は、Ｂ含有量が高すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号４９は、Ｃａ含有量が低すぎた。その結果、疲労強度が不足した。
　試験番号５０は、Ｃａ含有量が高すぎた。その結果、疲労強度が不足した。

Claims (8)

  1. 　直管部を含む機械構造部品用電縫鋼管であって、
    　前記直管部が、母材部及び電縫溶接部を含み、
    　前記母材部の化学組成が、質量％で、
    Ｃ：０．３０～０．３８％、
    Ｓｉ：０．０５～０．４０％、
    Ｍｎ：０．５０～２．００％、
    Ａｌ：０．０１０～０．０６０％、
    Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、
    Ｂ：０．０００３～０．００５０％、
    Ｃａ：０．０００５～０．００４０％、
    Ｎ：０～０．００６０％、
    Ｐ：０～０．０２０％、
    Ｓ：０～０．０２００％、
    Ｏ：０～０．００５０％、
    Ｃｕ：０～０．５０％、
    Ｎｉ：０～０．５０％、
    Ｃｒ：０～０．５０％、
    Ｖ：０～０．２０％、
    Ｎｂ：０～０．１０％、
    Ｍｏ：０～０．５０％、
    Ｍｇ：０～０．０５００％、
    ＲＥＭ：０～０．０５００％、及び、
    残部：Ｆｅ及び不純物からなり、
    　前記母材部における肉厚中央部のミクロ組織が、焼戻しマルテンサイトであり、
    　Ｃの濃度が、前記母材部の化学組成におけるＣの濃度に対して９０％以下である層を脱Ｃ層とし、Ｂの濃度が、前記母材部の化学組成におけるＢの濃度に対して９０％以下である層を脱Ｂ層とした場合に、前記母材部の内表面側及び外表面側の各々において、脱Ｃ層の厚さが０．２０ｍｍ未満であり、脱Ｂ層の厚さが０．１０ｍｍ未満であり、
    　前記母材部の内表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さ及び前記母材部の外表面から深さ０．５ｍｍの位置におけるビッカース硬さの各々が、４２０Ｈｖ以上５１０Ｈｖ未満である、
    機械構造部品用電縫鋼管。
  2. 　前記母材部の化学組成が、質量％で、
    Ｃｕ：０．０１～０．５０％、
    Ｎｉ：０．０５～０．５０％、
    Ｃｒ：０．０５～０．５０％、及び
    Ｍｏ：０．０１～０．５０％
    からなる群から選択される１種以上を含有する
    請求項１に記載の機械構造部品用電縫鋼管。
  3. 　前記直管部の外径が１０～５０ｍｍであり、
    　前記母材部の肉厚を前記直管部の外径で除した値が０．０４～０．２５である、
    請求項１又は請求項２に記載の機械構造部品用電縫鋼管。
  4. 　前記母材部の前記化学組成において、下記式（１）で表されるＦ１が、０．５０以上である、
    請求項１～請求項３のいずれか１項に記載の機械構造部品用電縫鋼管。
    　Ｆ１　＝　Ｃａ×（１－１２４×Ｏ）／（１．２５×Ｓ）　…　式（１）
    　式（１）の各元素記号は、各元素の質量％を意味する。
  5. 　請求項１～請求項４のいずれか１項に記載の機械構造部品用電縫鋼管を製造する方法であって、
    　母材部Ａ及び電縫溶接部Ａを含み、前記母材部Ａの化学組成が、質量％で、
    Ｃ：０．３０～０．３８％、
    Ｓｉ：０．０５～０．４０％、
    Ｍｎ：０．５０～２．００％、
    Ａｌ：０．０１０～０．０６０％、
    Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、
    Ｂ：０．０００３～０．００５０％、
    Ｃａ：０．０００５～０．００４０％、
    Ｎ：０～０．００６０％、
    Ｐ：０～０．０２０％、
    Ｓ：０～０．０２００％、
    Ｏ：０～０．００５０％、
    Ｃｕ：０～０．５０％、
    Ｎｉ：０～０．５０％、
    Ｃｒ：０～０．５０％、
    Ｖ：０～０．２０％、
    Ｎｂ：０～０．１０％、
    Ｍｏ：０～０．５０％、
    Ｍｇ：０～０．０５００％、
    ＲＥＭ：０～０．０５００％、及び、
    残部：Ｆｅ及び不純物からなる、アズロール電縫鋼管を準備する準備工程と、
    　前記アズロール電縫鋼管に対し、焼入れを施す焼入れ工程と、
    　前記焼入れが施された前記アズロール電縫鋼管に対し、焼戻しを施して前記機械構造部品用電縫鋼管を得る焼戻し工程と、
    を備え、
    　前記焼入れ工程において、前記焼入れが行われる雰囲気中の酸素量が１０００体積ｐｐｍ以下であり、前記焼入れにおける冷却速度が１０℃／秒以上である、
    機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
  6. 　更に、前記準備工程後であって前記焼入れ工程前に、前記アズロール電縫鋼管を伸管する伸管工程を備え、
    　前記焼入れ工程は、伸管された前記アズロール電縫鋼管に対し、焼入れを施す、
    請求項５に記載の機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
  7. 　更に、前記準備工程後であって前記焼入れ工程前に、前記アズロール電縫鋼管に対してショットブラストを施す工程を備える、
    請求項５又は請求項６に記載の機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
  8. 　前記焼入れにおける加熱温度が９００～１０５０℃であり、
    　前記焼戻しにおける加熱温度が１００～５００℃である、
    請求項５～請求項７のいずれか１項に記載の機械構造部品用電縫鋼管の製造方法。
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