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WO2007111258A1 - ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管およびその製造方法 - Google Patents

ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管およびその製造方法 Download PDF

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WO2007111258A1
WO2007111258A1 PCT/JP2007/056049 JP2007056049W WO2007111258A1 WO 2007111258 A1 WO2007111258 A1 WO 2007111258A1 JP 2007056049 W JP2007056049 W JP 2007056049W WO 2007111258 A1 WO2007111258 A1 WO 2007111258A1
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WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
less
cold
rolling
pipe
steel pipe
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2007/056049
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Tadayuki Yamamoto
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Original Assignee
Sumitomo Metal Industries Ltd
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Sumitomo Metal Industries Ltd filed Critical Sumitomo Metal Industries Ltd
Priority to MX2008012241A priority Critical patent/MX2008012241A/es
Priority to JP2008507468A priority patent/JP4853514B2/ja
Priority to EP07739490.6A priority patent/EP2008732B1/en
Priority to ES07739490.6T priority patent/ES2438981T3/es
Priority to CN2007800110777A priority patent/CN101410194B/zh
Publication of WO2007111258A1 publication Critical patent/WO2007111258A1/ja
Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B17/00—Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling
    • B21B17/02—Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling with mandrel, i.e. the mandrel rod contacts the rolled tube over the rod length
    • B21B17/04—Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling with mandrel, i.e. the mandrel rod contacts the rolled tube over the rod length in a continuous process
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B27/00—Rolls, roll alloys or roll fabrication; Lubricating, cooling or heating rolls while in use
    • B21B27/02—Shape or construction of rolls
    • B21B27/03—Sleeved rolls
    • B21B27/035—Rolls for bars, rods, rounds, tubes, wire or the like
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES, PROFILES OR LIKE SEMI-MANUFACTURED PRODUCTS OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
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    • B21C1/16—Metal drawing by machines or apparatus in which the drawing action is effected by means other than drums, e.g. by a longitudinally-moved carriage pulling or pushing the work or stock for making metal sheets, rods or tubes
    • B21C1/22—Metal drawing by machines or apparatus in which the drawing action is effected by means other than drums, e.g. by a longitudinally-moved carriage pulling or pushing the work or stock for making metal sheets, rods or tubes specially adapted for making tubular articles
    • B21C1/24—Metal drawing by machines or apparatus in which the drawing action is effected by means other than drums, e.g. by a longitudinally-moved carriage pulling or pushing the work or stock for making metal sheets, rods or tubes specially adapted for making tubular articles by means of mandrels
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B60—VEHICLES IN GENERAL
    • B60K—ARRANGEMENT OR MOUNTING OF PROPULSION UNITS OR OF TRANSMISSIONS IN VEHICLES; ARRANGEMENT OR MOUNTING OF PLURAL DIVERSE PRIME-MOVERS IN VEHICLES; AUXILIARY DRIVES FOR VEHICLES; INSTRUMENTATION OR DASHBOARDS FOR VEHICLES; ARRANGEMENTS IN CONNECTION WITH COOLING, AIR INTAKE, GAS EXHAUST OR FUEL SUPPLY OF PROPULSION UNITS IN VEHICLES
    • B60K17/00—Arrangement or mounting of transmissions in vehicles
    • B60K17/22—Arrangement or mounting of transmissions in vehicles characterised by arrangement, location, or type of main drive shafting, e.g. cardan shaft
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese

Definitions

  • the present invention relates to a cold-finished seamless steel pipe for a drive shaft and a method for manufacturing the same. More specifically, the light weight of an automobile drive shaft is optimal for quietness, high strength and fatigue strength.
  • the present invention relates to a cold-finished seamless steel pipe used as an excellent hollow member, and a method for efficiently producing this seamless steel pipe.
  • the drive shaft for automobiles is an important safety part that transmits the torque of the rotating shaft of the engine to the drive wheels. Therefore, it is necessary to ensure sufficient fatigue resistance, but a seamless steel pipe is used as a hollow member.
  • wrinkled flaws that is, uneven flaws formed on the inner surface of the cross section perpendicular to the longitudinal direction (hereinafter referred to as “inner wrinkles”) may remain. If the inner wrinkles remain, this can cause damage such as the origin of fatigue cracks, which easily reduces the fatigue strength of the drive shaft.
  • Japanese Patent No. 2822849 discloses that a mantle man can efficiently produce a seamless steel pipe using a stress reducer and shot blast grinding the inner surface of the steel pipe.
  • a method of manufacturing a seamless steel pipe for automobiles, such as a drive shaft, has been proposed by cutting the inner surface by the above. According to this manufacturing method, the inner surface of a hot-rolled seamless steel pipe is cut by 20 ⁇ m to 500 ⁇ m, thereby removing wrinkles generated on the inner surface of the steel pipe and improving the fatigue resistance. I am trying to plan.
  • Mannesmann's pipe manufacturing method for producing seamless steel pipes in a hot process is a drilling process in which a hole is made in the center of a solid billet, and a stretch rolling for the purpose of thickening the hollow hollow pipe. It consists of a process and a constant-diameter rolling process in which the outer diameter of the tube is reduced to the target dimension.
  • piercing and rolling machines such as Mannesmann Piercer, cross-type piercing and rolling mills, and press piercing mills are used. Then, a hole reducer such as a size reducer is used.
  • FIG. 1 is a diagram illustrating an example of a manufacturing process of the Mannesmann pipe manufacturing method for manufacturing a seamless steel pipe hot.
  • a solid round billet 1 heated to a predetermined temperature is used as a material to be rolled, and a hollow core pipe 2 is manufactured by drilling a shaft center portion with a piercing and rolling mill 3, followed by a mandrel mill.
  • the material is fed to the drawing and rolling device 4 and drawn and rolled.
  • the hollow tube 2 that has passed through the mandrel mill 4 is then charged into the reheating furnace 5 and reheated, and then passed through the constant diameter rolling device of the stress reducer 6 to form a cold working tube.
  • the pair of rolling rolls that squeeze down the hollow shell 2 is composed of three perforated rolling rolls that face each other around the pass line. These roll rolling rolls 6r are arranged on a plurality of stands, and each roll rolling roll 6r is shifted by 60 ° in a plane perpendicular to the pass line between adjacent roll stands. Crossed.
  • a four-roll type fixed roll equipped with four perforated rolling rolls arranged in a plane perpendicular to the pass line with the rolling direction shifted by 90 ° is arranged.
  • a diameter rolling apparatus and a two-hole type constant diameter rolling apparatus provided with two perforated rolling rolls facing each stand are employed.
  • the outer diameter drawing rolling is made up of three rolling rolls, the hollow shell is subjected to reduction from three directions with respect to the pass line.
  • the inner shape of the hot-finished steel pipe does not become a perfect circle, but becomes a square or polygonal circle, and an uneven shape is easily formed on the inner surface. It is difficult to correct such irregularities on the inner surface to a perfect circle only by grinding such as shot blasting.
  • a drive shaft using a hollow member is increased in strength in order to ensure fatigue resistance, but in a material with increased strength, a fatigue crack starting from the inner surface wrinkle easily progresses. In addition, the fatigue strength may be significantly reduced. Therefore, as the strength of the hollow member for the drive shaft increases, the stress concentration sensitivity of fatigue crack generation increases, and it is strongly required to ensure the quality of the inner surface.
  • the present invention has been made in view of the problems associated with the production of seamless steel pipes for automobiles such as conventional drive shafts, and is cold-worked using a raw pipe that has been hot-rolled by the Mannesmann pipe method.
  • it is ideal for the light weight and quietness of automobile drive shafts, especially as joint type hollow drive shafts such as friction welding type, and has a cold finish seamless that is excellent in high strength and fatigue resistance. It is intended to provide a steel pipe and a manufacturing method thereof. ing.
  • the drive shaft is a component that transmits the rotational shaft torque of the automobile engine to the drive wheels, it is desirable that the drive shaft does not generate a defect that can cause fatigue failure.
  • a constant diameter such as a stress reducer is used.
  • the hollow shell is finished by outer diameter reduction rolling without using an inner surface regulating tool, the inner surface wrinkles of the vertical streaks are likely to occur in the hot-rolled steel pipe.
  • FIG. 2 is a diagram illustrating an overall schematic configuration of a drive shaft coupled to a drive wheel as an example of a drive system of an automobile having a propeller shaft.
  • the drive shaft 7 has an equal length shaft 7a whose outer end is connected to the drive wheel, and an intermediate shaft (intermediate shaft) 7b which is connected to the differential gear device 10 at one end and arranged in the middle portion. And force is also composed.
  • the differential gear device 10 is fixed to the vehicle body, and the input shaft of the differential gear device 10 is connected to the propeller shaft 12 via the joint 11. On the structure of the vehicle body, it cannot be placed in the center of the vehicle body! /, .
  • the term “for a drive shaft” means to be used for a shaft, 7a or 7b constituting the drive shaft 7.
  • an intermediate shaft (intermediate shaft) 7b is arranged in the middle part.
  • a friction welding type drive shaft that uses a steel pipe as it is is usually used as an intermediate shaft 7b among drive shafts connected to drive wheels.
  • the present invention has been completed on the basis of such technical knowledge.
  • the manufacturing method of a cold-finished seamless steel pipe for drive shafts is described below.
  • the thickness workability at the minimum thickness portion of the raw pipe is increased.
  • the depth of the inner wrinkle remaining on the inner surface in the cross section perpendicular to the longitudinal direction can be made 0.10 mm or less.
  • the thickness cache degree is a value defined by the following equation (2), where t is the tube thickness before drawing and tf is the finished thickness after drawing. is there.
  • Thickness level ⁇ (t tf) Zt ⁇ X100 (%) (2)
  • a hot-rolled blank pipe is cold-drawn and then subjected to stress relief annealing.
  • the tensile strength can be 784Mpa or more and 950Mpa or less.
  • the weight of the drive shaft for automobiles can be reduced by performing cold drawing using a raw pipe that has been hot-rolled by the Mannesmann manufacturing method. It is ideal for quietness and can be used as a hollow member with high strength and fatigue resistance. Accordingly, by applying the manufacturing method of the present invention, an automobile drive shaft can be efficiently manufactured at a low manufacturing cost, so that it can be widely applied industrially.
  • FIG. 1 is a diagram for explaining an example of the manufacturing process of the Mannesmann pipe manufacturing method for manufacturing a seamless steel pipe hot.
  • FIG. 2 is a diagram showing a schematic configuration of the entire drive shaft coupled to the drive wheels.
  • Fig. 3 is a diagram showing the condition of the inner wrinkles remaining on the inner surface of the steel pipe as the shape of the cross section perpendicular to the longitudinal direction of the steel pipe.
  • Fig. 4 is a diagram showing the state of the inner surface wrinkles remaining on the inner surface of the steel pipe as a shape in a cross section perpendicular to the longitudinal direction of the steel pipe.
  • Figure 5 shows all the stands of the shape ratio of the pipe (ratio of the radius of curvature of the inner surface to the average inner radius) at the position corresponding to the edge of the raw pipe when the outer diameter cache is 50% or more
  • FIG. 1 is a diagram showing a relationship between an average value ⁇ in 1 to N) and a depth of an inner surface wrinkle generated in a raw tube.
  • FIG. 6 shows tangent lines drawn to the opposite edges of the adjacent roll rolls in each stand of the constant diameter rolling mill, and the minimum angle of all stands among the angles j8 (degrees) formed by each tangent line is ⁇ It is a figure which shows the relationship between min (degree) and the tube dimension tZD after constant diameter rolling.
  • FIG. 7 is a diagram showing a hole shape in a rolling roll used for a stress reducer.
  • FIG. 8 shows the tangent line drawn on the edge portion to define the perforated rolling roll used in the present invention It is a figure explaining the calculation point of the angle which consists of.
  • FIG. 9 is a diagram showing a partial perforated broffinenore in another rolling roll used for a stress reducer.
  • FIG. 10 is a diagram illustrating the configuration of the test piece used in the torsional fatigue test performed in the example.
  • a hollow drive shaft that uses the steel pipe as it is, particularly a joined hollow drive shaft such as a friction welding type can exhibit excellent fatigue strength.
  • the inner wrinkle depth remaining on the inner surface is 0.20 mm or less.
  • the prescribed inner wrinkle depth is the deepest inner wrinkle depth over the entire inner surface of the steel pipe.
  • the depth of the inner wrinkle can be measured, for example, by taking a sample for micro observation from the pipe end of the steel pipe and micro-observing the entire inner circumference.
  • Fig. 3 and Fig. 4 are diagrams showing the state of the inner surface wrinkles remaining on the inner surface of the steel pipe in different shapes as the shape in the cross section perpendicular to the longitudinal direction of the steel pipe. Shows a method for defining the depth of the inner wrinkles. In other words, the depth of the inner wrinkle is defined by the distance from the higher apex (A in the figure) to the wrinkle bottom of the wrinkle shoulder tops A and B.
  • the fatigue limit shear stress at the tip of the inner wrinkle is suppressed so as not to exceed the shear stress specified on the outer surface side. Can do.
  • the cold-finished seamless steel pipe for a drive shaft of the present invention has a tensile strength of 784 Mpa or more and 950 Mpa or less.
  • the tensile strength was set to 784 MPa or more.
  • the toughness decreases, so an upper limit should be set.
  • the cold-finished seamless steel pipe for drive shafts of the present invention uses low S steel (S: 0.005% or less), and is characterized by high tensile strength of 784 Mpa or more and 950 Mpa or less.
  • C is an element that increases the strength of steel and improves fatigue resistance, but has the effect of reducing toughness. If the content is less than 0.30%, sufficient strength cannot be obtained. On the other hand, if the content exceeds 0.47%, the strength after cold working becomes too high and the toughness decreases. Therefore, the C content is set to 0.30 to 0.47%.
  • Si 0.50% or less
  • Si is an element effective for deoxidizing and increasing the strength of steel. If its content exceeds 0.5%, cold workability cannot be secured. Therefore, in order to ensure good cold workability, the Si content is set to 0.5% or less.
  • Mn is an element that is an effective element for improving the strength and toughness of steel. If its content is less than 0.5%, sufficient strength and toughness cannot be obtained. Inter-workability is reduced. Therefore, the Mn content is set to 0.50 to 2.00%.
  • P is contained as an impurity in the steel and is concentrated in the vicinity of the final solidification position during solidification, and prays to the grain boundaries to reduce hot workability, toughness, and fatigue strength. If the P content exceeds 0.020%, it leads to a decrease in toughness and fatigue strength due to grain boundary segregation, so the upper limit as impurities is set to 0.020%.
  • S 0.005% or less S, like P, is an element contained in the steel as an impurity, and prays to the grain boundaries during solidification, reducing hot workability and toughness. Furthermore, when the S content exceeds 0.005%, MnS in the steel increases and the fatigue strength decreases significantly. For this reason, the upper limit of the S content as impurities is set to 0.005%.
  • A1 0.001 to 0.050%
  • A1 is an element that acts as a deoxidizer. In order to obtain an effect as a deoxidizer, it is necessary to contain 0.001% or more. On the other hand, if the content exceeds 0.050%, alumina inclusions in the steel increase and fatigue resistance Will be a factor that decreases. Therefore, the A1 content is set to 0.001 to 0.050%.
  • the cold-finished seamless steel pipe for driveshafts of the present invention has Cr: l. 5% or less, Ti: 0.005% in addition to the above steel composition in order to improve various properties in addition to fatigue resistance. 05% or less, Nb: 0.05% or less, V: 0.1% or less, Mo: l% or less, Ni: 0.5% or less, Cu: 0.5% or less, B: 0.05% or less And Ca: One or two or more components out of 0.01% or less can be contained.
  • a Mannesmann pipe manufacturing method using a mandrel mill and a stretch reducer can be mentioned.
  • Fig. 5 shows the total of the pipe shape ratio (ratio between the radius of curvature of the inner surface and the average inner radius) at the position corresponding to the edge portion of the raw pipe when the outer diameter cache degree is 50% or more. It is a figure which shows the relationship between the average value (alpha) in a stand (No. 1-N), and the depth of the inner surface wrinkle which arose in the raw tube.
  • a carbon steel pipe having an outer diameter of 100 mm and a wall thickness of 11 mm is thickened with an outer diameter of 40 mm while varying various conditions of the hole profile of the hole-type rolling roll 6 provided in each stand. 6
  • the relationship when rolling with constant diameter is shown in mm.
  • the outer diameter processing degree is defined by the following equation (3), where Di is the tube outer diameter before constant-diameter rolling, and D is the pipe outer diameter D after constant-diameter rolling.
  • the average value a is measured by using a three-dimensional shape measuring instrument (manufactured by Tokyo Seimitsu Co., Ltd.) for the radius of curvature and the average inner radius of the inner surface at the position corresponding to the edge of the raw tube on the stand exit side It is a value obtained by averaging the tube shape ratio calculated for each stand exit side based on the measured value for the total number of stands.
  • the depth of the inner wrinkle is the maximum value of the wrinkle depth of the raw tube measured on the exit side of the constant diameter rolling mill 6, and a part of the raw tube after rolling is cut out as a sample and the cross section is observed through the mouth This is the measured value.
  • the method for measuring the wrinkle depth is according to the method specified in FIG. 3 and FIG.
  • FIG. 6 is a diagram in which tangent lines are drawn to the opposite edge portions of the adjacent perforated rolling rolls in each stand of the constant diameter rolling mill, and the smallest of all the stands among the angles j8 (degrees) formed by each tangent line. It is a figure which shows the relationship between an angle i8 min (degree) and the tube dimension tZD after constant diameter rolling.
  • the data plotted with “ ⁇ ” indicates that the average value of the rolled element tube was 0.55
  • the data plotted with “ ⁇ ” indicates the rolled element tube.
  • the data in which the average value ⁇ was more than 0.55 and plotted with “X” indicates that the average value ⁇ was less than 0.55.
  • the hole molds adjacent to each other in each of the stands when performing constant diameter rolling using a constant diameter rolling apparatus such as a stretch reducer composed of a plurality of stands after drawing and rolling following piercing and rolling.
  • D Tube outer diameter after constant diameter rolling (mm)
  • t Tube thickness after constant diameter rolling (mm)
  • FIG. 7 is a diagram showing a hole shape in a rolling roll used in a three-roll type stress reducer.
  • the shape of the perforated rolling roll 6r placed on the stretch reducer is an arc of radius R from the perforated center 0 'offset (offset amount S) outward from the perforated center O located on the pass line.
  • the hole profile PR is configured so that this arc directly intersects the flange side wall surface F of the rolling roll 6r.
  • the edge portion E of the rolling roll 6 r becomes the end portion of the hole profile PR, and corresponds to the end portion of the arc having the radius R.
  • the stretch reducer when constant diameter rolling is performed by the stretch reducer, inner surface wrinkles are generated at positions corresponding to the edges of the rolling roll of the rolled tube, so that the hole profile is made appropriate. Since there is a certain relationship between the shape ratio of the tube at the position corresponding to the edge portion (ratio between the radius of curvature of the inner surface and the average inner radius, the average value ⁇ ) and the depth of the inner surface wrinkle, the above (1) As shown in the equation, the angle
  • 8 may be set to a predetermined value with respect to tZD.
  • Fig. 8 is a view for explaining the calculation procedure of the angle formed by the tangent line drawn on the edge portion in order to define the perforated rolling roll used in the present invention.
  • a tangent (tangent to the hole profile near the edge Ea) La is drawn on the edge Ea of the rolling roll 6ra placed on each stand of the stretch reducer, and the edge of the rolling roll 6rb adjacent to the rolling roll 6ra is drawn.
  • the tangent line (tangent line of the hole profile in the vicinity of the edge part Eb) Lb is drawn to the edge part Eb facing the edge part Ea, and the angle
  • FIG. 9 is a diagram showing a partial hole profile in another rolling roll used for the stress reducer. As shown in FIG. 9 (a), the hole profile of the roll 6r is not limited to those shown in FIG. 7 and FIG. 8.
  • the edge E of the perforated rolling tool 6r corresponds to the end of the arc (radius Rn) located closest to the flange.
  • an "escape" or a straight line is generated between the hole profile PR and the flange side wall surface F of the hole rolling roll 6r. It can also be used in the case of a shape with a powerful “relief”.
  • the edge portion E of the perforated rolling roll 6r corresponds to the end of the arc constituting the perforated profile PR (the end of the arc positioned closest to the flange).
  • the raw tube that has been subjected to constant diameter rolling by the stress reducer is subjected to 2- to 4-direction force reduction by the outer diameter rolling, so that the inner surface is wrinkled at the position corresponding to the edge of the rolling roll. May occur, or cornering may occur.
  • a perforated rolling roll that satisfies the above formula (1) is not used, the occurrence of wrinkles on the inner surface and cornering becomes remarkable.
  • the generated squareness is reduced only by suppressing the promotion of the inner surface wrinkles by drawing. Can be improved. Further, the entire inner and outer surfaces of the finishing pipe can be smoothed.
  • the drawing applied in the present invention may use a deviation of a cylindrical plug and an SF plug (semi-floating plug) as long as the core metal (plug) is pulled.
  • the cross-section reduction rate and the thickness processing degree are not limited, but as described above, the inner surface shape of the hot-rolled blank tube is not a perfect circle, Due to the square and polygonal shape, the inner wall wrinkles are promoted without ensuring a predetermined thickness check at the minimum wall thickness (square wall bottom) of the tube, due to uneven thickness. Tend. For this reason, by ensuring that the wall thickness strength at the minimum wall thickness of the tube is at least 10%, Desirable because it can suppress the promotion.
  • the tensile strength without performing heat treatment such as induction hardening needs to be managed at a high strength of 784 Mpa or more and 950 Mpa or less.
  • stress relief annealing should be performed at a temperature of 450 ° C or higher and Acl or lower in order to adjust the final tensile strength.
  • the specific temperature conditions for stress relief annealing are determined in consideration of the cold drawing conditions and the steel composition.
  • ⁇ * in the table indicates that it is out of the range specified in the present invention.
  • each billet is heated to a piercing temperature (for example, 1250 ° C), it is made into a hollow tube using a piercer piercing machine, stretched and rolled with a mandrel mill, and then placed in a stretch reducer.
  • a piercing temperature for example, 1250 ° C
  • a piercer piercing machine stretched and rolled with a mandrel mill, and then placed in a stretch reducer.
  • the minimum flange contact angle of 13 min three-dimension blanks with outer diameters of 50.8 mm and wall thicknesses of 8.5, 8.2 and 8. Omm were produced.
  • Table 2 shows the processing conditions in the hot process (stretch reducer rolling roll conditions, etc.), and the measurement results of minimum wall thickness and inner wrinkle depth.
  • the average thickness processing degree and the thickness processing degree in the minimum thickness part are calculated, the average thickness processing degree is shown in the upper part of Table 3, and the thickness in the minimum thickness part is shown in the lower part. Thickness processing was shown. At the same time, the depth of the inner wrinkles remaining after cold drawing and the tensile strength after stress relief annealing were measured. Table 3 shows the working conditions in the cold process, the depth of the inner wrinkles, and the tensile strength after stress relief annealing.
  • the test material 2 even when the raw tube is rolled without using a perforated rolling roll that satisfies the formula (1) defined in the present invention, By securing a thickness of 10% or more at the minimum thickness, the depth of the inner wrinkle remaining in the finished pipe could be reduced to 0.20 mm or less.
  • the minimum thickness portion in the cold drawing is reduced. Even when the wall thickness processing level was less than 10%, the depth of the inner wrinkles remaining in the finished pipe could be reduced to 0.20 mm or less.
  • the raw tube was rolled without using a hole-type rolling roll satisfying the formula (1) defined in the present invention, and further, cold drawing was performed. If the thickness of the minimum thickness is less than 10%, the inner wrinkle depth remaining in the finished pipe will exceed 0.20 mm.
  • the inner wall wrinkle is promoted by securing a thickness strength of 10% or more at the minimum thickness in cold drawing. It is possible to suppress wrinkles and further improve the inner wrinkles.
  • FIG. 10 is a diagram illustrating the configuration of the test piece used in the torsional fatigue test performed in the example.
  • the above specimens 1 to 9 were cut into short pipes 7 and the depths of the inner wrinkles at both pipe ends were confirmed.
  • the test piece was prepared by friction welding the jig 8 to the short pipe 7 as it is, and the maximum shear stress was ⁇ 145 N / mm 2 (complete swing)
  • a torsional fatigue test was performed below, and the number of repetitions until the fracture (times) and the fracture surface of the fracture origin were observed with an electron microscope. [0085] In this case, the acceptance criterion was that the number of repetitions was 1 million times or more. Table 4 shows the results of the torsional fatigue test.
  • Test Material 9 the depth of the inner wrinkle remaining in the steel pipe was 0.20 mm or less, and the number of repeated force was less than 1 million times.
  • the Mannesmann pipe manufacturing method is used. Therefore, by performing cold drawing using a hot-rolled blank, it can be used as a hollow member that is optimal for light weight and quietness of an automobile drive shaft, and has high strength and fatigue resistance. Accordingly, by applying the manufacturing method of the present invention, an automobile drive shaft can be efficiently manufactured at a low manufacturing cost, so that it can be widely applied industrially.

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Abstract

　鋼の成分設計において含有されるＳ量を低減するとともに、ストレッチレデューサ等による定径圧延において圧延ロールをより真円に近い孔型プロフィールにし、エッジ部相当位置における管の形状比（内面の曲率半径と平均内半径との比）を適正にすることにより、または定径圧延された素管に内面しわが発生した場合であっても、その後の冷間抽伸に際し、所定の肉厚加工度を確保することにより、自動車用ドライブシャフトとして適用でき、軽量化や静粛性に最適で、高強度かつ耐疲労強度に優れる中空部材として使用できる。これにより、自動車用ドライブシャフトを低廉な製造コストで、かつ効率的に製造できる。

Description

明 細 書
ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管およびその製造方法
技術分野
[0001] 本発明は、ドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管およびその製造方法に関し、さ らに詳しくは、自動車用ドライブシャフトの軽量ィ匕ゃ静粛性に最適で、高強度かつ耐 疲労強度に優れる中空部材として用いられる冷間仕上継目無鋼管、およびこの継目 無鋼管を効率的に製造する方法に関するものである。
背景技術
[0002] 最近では、地球環境を保護する必要性が高まるなかで、自動車車体の軽量化を図 り、一層、省エネルギー効果を達成することが要請されている。このため、車体軽量 化の観点から、自動車用部品を中実部材から中空部材に切り替える試みがなされて いる。このような試みのなかで、自動車のドライブシャフトに中空部材が採用されるよう になっている。
[0003] 具体的には、自動車車体の軽量ィ匕に併せて操縦性、静粛性を備えるため、 3ピー ス (部材の中間部に高周波焼入れ等の熱処理を施さな!/、鋼管を使用し、等速ジョイン トゃディファレンシャルギヤに連結される端部には中実材、鍛造材を使用)の摩擦圧 接型の中空ドライブシャフトが一部で採用されはじめて 、る。
[0004] 自動車用ドライブシャフトは、エンジンの回転軸のトルクを駆動輪に伝達する重要 保安部品であるため、十分な耐疲労強度を確保する必要があるが、継目無鋼管を中 空部材として用いる場合、鋼管の製造条件によっては中空部材の内面にしわ状きず 、すなわち長手方向に垂直な断面の内表面に形成される凹凸きず (以下、「内面しわ 」という）が残存する場合がある。内面しわが残存すると、これが疲労き裂の起点など 破損の要因となり易ぐドライブシャフトの耐疲労強度を著しく低下させることになる。
[0005] そこで、ドライブシャフトの中空部材に用いる鋼管の製造には、鋼管内にプラグその 他の芯金を挿入して、冷間抽伸を所定寸法まで繰り返す方法が検討されているが、 冷間抽伸を繰り返す方法では、鋼管の内外表面が滑かに加工でき、所定寸法に仕 上げられるが、平滑な内面を得るには、数回に亘る抽伸加工と中間焼鈍を繰り返す 必要があるため、製造コストが嵩むという問題がある。
[0006] このような問題を解決するため、特許第 2822849号公報では、マンネスマン製管 法でストレツチレデューサを用いて能率的に «目無鋼管を製造して、この鋼管内面を ショットブラスト研削等によって内面切削して、ドライブシャフト等の自動車用継目無 鋼管を製造する方法が提案されている。この製造方法によれば、熱間圧延された継 目無鋼管の内面を 20 μ m〜500 μ m切削加工することによって、鋼管内面に発生し たしわを除去して、耐疲労強度の向上を図ることとしている。
[0007] しかし、このようなショットブラストによる内面研削には膨大な処理時間が必要になる 。具体的には、ドライブシャフト用として採用される鋼管は、内径が 15 φ〜25 φ程度 の小径部材が対象となるが、これらの管内面に対して、上記研削量を確保するため にショット力卩ェを施すには、数十分力 数時間の膨大な処理時間が必要となる。この ため、特許第 2822849号公報で提案された製造方法では、製造コストが増加すると ともに、工業上必要とされる量産性が確保できないという大きな問題がある。
発明の開示
[0008] 継目無鋼管を熱間で製造するマンネスマン製管法は、中実のビレットの中心部に 孔を明ける穿孔工程と、この穿孔された中空素管の肉厚加工を目的とする延伸圧延 工程と、素管外径を減径して目標寸法に仕上げる定径圧延工程とによって構成され る。
[0009] 通常、穿孔工程ではマンネスマンピアサ、交叉型穿孔圧延機、プレスピアシングミ ル等の穿孔圧延機が、延伸圧延工程ではマンドレルミル、プラグミル、アッセルミル 等の圧延機が、さらに定径圧延工程ではストレツチレデューサゃサイザ一等の孔型 圧延機がそれぞれ用いられる。
[0010] 図 1は、継目無鋼管を熱間で製造するマンネスマン製管法の製造工程の一例を説 明する図である。この製管方法は、所定温度に加熱された中実の丸ビレット 1を被圧 延材とし、穿孔圧延機 3で軸心部に穿孔を明けて中空素管 2を製造し、後続するマン ドレルミル 4の延伸圧延装置に送給して延伸圧延する。マンドレルミル 4を通過した中 空素管 2は、次いで再熱炉 5に装入され、再加熱された後、ストレツチレデューサ 6の 定径圧延装置に通して冷間加工用の素管等に用いられる継目無鋼管が製造される [0011] このような製管法において、図示するストレツチレデューサ 6の構成では、中空素管 2を圧下する一対の圧延ロールは、パスラインを中心として対向配置された 3個の孔 型圧延ロール 6rからなり、これらの孔型圧延ロール 6rが複数のスタンドに配置され、 隣接するロールスタンド間ではそれぞれの孔型圧延ロール 6rがパスラインに対して 垂直な面内で圧下方向を 60° 毎ずらして交差配置される。
[0012] その他のストレツチレデューサの構成としては、パスラインに対して垂直な面内で圧 下方向を 90° 毎ずらして交差配置される 4つの孔型圧延ロールを備えた 4ロール式 の定径圧延装置、さらに、各スタンドに対向する 2つの孔型圧延ロールを備えた 2口 ール式の定径圧延装置が採用されている。
[0013] ところが、定径圧延装置として用いられるストレツチレデューサでは、マンドレルなど の内面規制工具を用いることなぐ中空素管を外径絞り圧延によって仕上げるので、 熱間圧延された鋼管の内面に縦筋状のしわが発生し易い。
[0014] さらに、前記図 1に示すストレツチレデューサの例では、 3個の圧延ロールからなる 外径絞り圧延であるため、中空素管はパスラインに対し 3方向から圧下を受ける。この ため、熱間仕上げされた鋼管の内面形状は、真円にならず、角張りや多角形化した 円となり、その内表面には凹凸形状が形成され易い。このような内表面の凹凸形状を 真円に矯正するのは、ショットブラスト等の研削加工だけでは困難である。
[0015] 通常、中空部材を用いたドライブシャフトでは、耐疲労強度を確保するため高強度 化が図られるが、高強度化された材料では、内面しわを起点とする疲労き裂が容易 に進展し、耐疲労強度の低下が顕著となることがある。したがって、ドライブシャフト用 中空部材の高強度化にともなって疲労き裂発生の応力集中感受性が高まり、内面品 質の確保が強く要請される。
[0016] 本発明は、従来のドライブシャフト等の自動車用継目無鋼管の製造にともなう問題 点に鑑みてなされたものであり、マンネスマン製管法によって熱間圧延された素管を 用いて冷間抽伸を施すことによって、特に摩擦圧接型等、接合型の中空ドライブシャ フトとして、自動車用ドライブシャフトの軽量ィ匕ゃ静粛性に最適で、高強度かつ耐疲 労強度に優れる冷間仕上継目無鋼管およびその製造方法を提供することを目的とし ている。
[0017] ドライブシャフトは、自動車エンジンの回転軸トルクを駆動輪に伝達する部品である ため、疲労破壊の起点となり得る欠陥を発生させないことが望ましいが、前述の通り、 ストレツチレデューサ等の定径圧延装置では、内面規制工具を用いることなく中空素 管を外径絞り圧延によって仕上げることから、熱間圧延された鋼管に縦筋状の内面し わが発生し易い。
[0018] そこで、中空部材として製造された鋼管をそのまま使用する摩擦圧接型ドライブシ ャフトにおいて、疲労寿命に及ぼす内面しわ、特にその深さが耐疲労強度に及ぼす 影響について検討した。
[0019] 図 2は、駆動輪に連結されるドライブシャフトの全体の概略構成をプロペラシャフトを 有する自動車の駆動系で例示する図である。図に示す構成では、ドライブシャフト 7 は外端が駆動輪に連結される等長シャフト 7aと、片端をディファレンシャルギヤ装置 10に接続され、中間部に配置される中間シャフト (インターメデイエイトシャフト） 7bと 力も構成される。ディファレンシャルギヤ装置 10は車体に固定されており、その入力 軸にはジョイント 11を介してプロペラシャフト 12に連結されている力 車体構造上、車 体の中心部に配置することができな!/、。
なお、本願においてドライブシャフト用とは、前記ドライブシャフト 7を構成するシャフ ト、 7aあるいは 7b等に使用されることを意味する。
[0020] 駆動トルクの動力伝達効率としては、駆動輪への連結を等長シャフト 7aを用いて行 うのが有効であることから、中間部には中間シャフト (インターメデイエイトシャフト） 7b を配置し、等長シャフト 7aによる連結を可能にしている。鋼管をそのまま使用する摩 擦圧接型ドライブシャフトは、通常、駆動輪に連結されるドライブシャフトのうち、中間 シャフト (インターメデイエイトシャフト） 7bとして用いられる。
[0021] 例えば、中間シャフトとして回転軸トルクを伝達する際に、ドライブシャフトの外表面 には、内表面に比べて大きなせん断応力が作用する。このため、ドライブシャフトの 内表面にしわ等の欠陥が無い状態で、内外表面とも疲労限度せん断応力が十分に 大きい場合には、疲労き裂は、内表面より大きなせん断応力の作用する外面側から 発生、成長することになる。 [0022] したがって、内表面に内面しわが存在する場合でも、内表面側の疲労限度せん断 応力が外面側で規定されるせん断応力を超えないように、内表面側に発生する内面 しわを管理できれば、中空部材として製造された鋼管に残存する内面しわであっても 、結果としてドライブシャフトの疲労寿命に影響を与えることがなぐ実用上、問題とな らない。
[0023] このような観点から、ドライブシャフトの疲労寿命に及ぼす冷間仕上加工された鋼管 に残存する内面しわの影響を詳細に調査した結果、その限界となる深さは 0. 20mm であることを知見した。
[0024] さらに、上記の知見を前提として、ストレツチレデューサ等による定径圧延における 内面しわの発生挙動について検討を行った。その結果、定径圧延の際には被圧延 管の孔型圧延ロールのエッジ部相当位置で内面しわが集中的に発生していることか ら、内面しわは圧延ロールの孔型プロフィールが楕円形状であることに起因しており 、より真円に近い孔型プロフィールにするとともに、エッジ部相当位置における管の形 状比（内面の曲率半径と平均内半径との比）を適正にすることにより、ドライブシャフト の疲労寿命に影響を及ぼすことがないように、内面しわの深さを管理できることを見 出した。
[0025] また、定径圧延された素管に内面しわが発生した場合であっても、その後の冷間抽 伸に際し、素管の偏肉等も相まって生ずる最小肉厚部 (角張り底部）において所定の 肉厚力卩ェ度を確保できれば、内面しわの助長を抑制できることを明らかにした。
[0026] さらに、鋼の成分設計において、含有される S量を低減することにより、ドライブシャ フトの疲労試験における高サイクル側の疲労寿命を改善できることを見出して、ドライ ブシャフト用鋼管として、低 S鋼を採用するのが有効であることも明らかにした。
[0027] 本発明は、このような技術的知見に基づいて完成されたものであり、下記（1)、 (5) のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管、および (2)〜（6)のドライブシャフト用冷 間仕上継目無鋼管の製造方法を要旨として 、る。
[0028] (1)質量0 /0で、 C : 0. 30〜0. 47%、 Si: 0. 50%以下、 Mn: 0. 50〜2. 00%、 P : 0 . 020%以下、 S : 0. 005%以下および A1: 0. 001〜0. 050%を含み、残部力Feお よび不純物力 なる鋼組成であり、 引張強度が 784Mpa以上、 950Mpa以下であ り、長手方向に垂直な断面における内表面に残存する内面しわの深さが 0.20mm 以下であることを特徴とするドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管。
[0029] (2)質量0 /0で、 C:0.30〜0.47%、 Si:0.50%以下、 Mn:0.50〜2.00%、 P:0 .020%以下、 S:0.005%以下および A1:0.001〜0.050%を含み、残部力Feお よび不純物力 なるビレットを用い、マンネスマン製管法による穿孔圧延に次いで延 伸圧延したのち、少なくとも 2個の孔型圧延ロールを備えた複数のスタンドからなる定 径圧延装置を用いて定径圧延する際に、前記各スタンドにおいて互いに隣接する孔 型圧延ロールの対向するエッジ部に接線を引き、それぞれの接線の成す角度 j8 (度 )のうち全スタンドで最小の角度を β min (度）とした場合に、下記（1)式を満足する孔 型圧延ロールを用いて素管を圧延し、さらに前記素管に冷間抽伸を施したことを特 徴とするドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法。
j8min≥l.13 X 10 X In (t/D X 100) + 1.37Χ102··· (1)
ただし、 D:定径圧延後の管外径 (mm)、 t:定径圧延後の管肉厚 (mm)、 ln(x):xの自然対数
[0030] (3)上記（2)のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法では、さらに素管 を冷間抽伸する際に、当該素管の最小肉厚部における肉厚加工度を 10%以上とす ることにより、その長手方向に垂直な断面における内表面に残存する内面しわの深さ を 0.10mm以下とできる。ここで、肉厚カ卩ェ度とは、抽伸加工前の素管肉厚を tとし、 抽伸加工後の仕上肉厚を tfとした場合に、次の（2)式で定義される値である。
肉厚加工度 ={(t tf)Zt}X100(%) ··· (2)
[0031] (4)質量0 /0で、 C:0.30〜0.47%、 Si:0.50%以下、 Mn:0.50〜2.00%、 P:0 .020%以下、 S:0.005%以下および A1:0.001〜0.050%を含み、残部力Feお よび不純物力 なるビレットを用い、マンネスマン製管法によって穿孔圧延、延伸圧 延および定径圧延で素管を圧延し、前記素管を冷間抽伸する際に、当該素管の最 小肉厚部における肉厚カ卩ェ度が 10%以上でカ卩ェすることを特徴とするドライブシャ フト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法。
[0032] (5)上記（1)のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管および上記（2)〜 (4)のその 製造方法では、 Feの一部に替え、 Cr:l.5%以下、 Ti:0.05%以下、 Nb:0.05% 以下、 V: 0. 1%以下、 Mo : l%以下、 Ni: 0. 5%以下、 Cu: 0. 5%以下、 B : 0. 05 %以下および Ca: 0. 01%以下のうち 1種または 2種以上を含有させることができる。
[0033] (6)上記（2)〜（5)のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法では、 熱 間圧延された素管を冷間抽伸したのち、応力除去焼鈍を行うことにより、引張強度を 784Mpa以上、 950Mpa以下にできる。
[0034] 本発明のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管によれば、マンネスマン製管法に よって熱間圧延された素管を用いて冷間抽伸を施すことによって、自動車用ドライブ シャフトの軽量化や静粛性に最適で、高強度かつ耐疲労強度に優れる中空部材とし て採用できる。したがって、本発明の製造方法を適用することによって、自動車用ドラ イブシャフトを低廉な製造コストで、かつ効率的に製造できるので、工業的に効果が 大きぐ広く適用することができる。
図面の簡単な説明
[0035] 図 1は、継目無鋼管を熱間で製造するマンネスマン製管法の製造工程の一例を説 明する図である。
図 2は、駆動輪に連結されるドライブシャフトの全体の概略構成を示す図である。 図 3は、鋼管の内表面に残存する内面しわの状況を、鋼管の長手方向に垂直な断 面における形状として示した図である。
図 4は、鋼管の内表面に残存する、他の形態の内面しわの状況を、鋼管の長手方 向に垂直な断面における形状として示した図である。
図 5は、外径カ卩ェ度が 50%以上である場合における、素管のエッジ部相当位置に おける管の形状比（内面の曲率半径と平均内半径との比）の全スタンド (No. 1〜N) での平均値 αと、素管に生じた内面しわの深さとの関係を示す図である。
図 6は、定径圧延装置の各スタンドにおいて互いに隣接する孔型圧延ロールの対 向するエッジ部に接線を引き、それぞれの接線の成す角度 j8 (度）のうち全スタンドで 最小の角度を β min (度）と、定径圧延後の管寸法 tZDとの関係を示す図である。 図 7は、ストレツチレデューサに用いられる圧延ロールにおける孔型形状を示す図 である。
図 8は、本発明に用いる孔型圧延ロールを規定するためにエッジ部に引!、た接線 の成す角度の算出要領を説明する図である。
図 9は、ストレツチレデューサに用いられる他の圧延ロールにおける部分的な孔型 ブロフィーノレを示す図である。
図 10は、実施例で実施したねじり疲労試験に用いた試験片の構成を説明する図で ある。
発明を実施するための最良の形態
[0036] 本発明のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管では、鋼管をそのまま使用する中 空ドライブシャフト、特に摩擦圧接型等の接合型の中空ドライブシャフトが優れた耐 疲労強度が発揮できるように、内表面に残存する内面しわの深さが 0. 20mm以下で あることを特徴としている。
[0037] ここで、規定する内面しわの深さは、鋼管の内表面の全体を見渡して、その中で最 も深い内面しわの深さとする。また、内面しわの深さ測定は、例えば、鋼管の管端か らミクロ観察用の試料を採取し、内面全周のミクロ観察により行うことができる。
[0038] 図 3および図 4は、鋼管の内表面に残存する、形態の異なる内面しわの状況を、鋼 管の長手方向に垂直な断面における形状として示した図であり、それぞれのお)に おいて内面しわの深さを規定する方法を示している。すなわち、内面しわの深さは、 しわの両肩頂部 A、 Bのうち、より高い頂部（図では A部）からしわ底部までの距離で 規定する。
[0039] 内表面に残存する内面しわの深さを 0. 20mm以下で管理することにより、内面しわ 先端の疲労限度せん断応力が外面側で規定されるせん断応力を超えないように抑 制することができる。このような内面しわの深さ管理により、後述する実施例で示すよ うに、最大せん断応力 τ = ± 145N/mm2 (完全両振り)の条件下でねじり疲労試験を 実施した場合に、破断までの繰り返し数が 100万回以上となり、自動車用ドライブシ ャフトの疲労寿命に影響を与えることがなぐ実用上の問題を生じない。
[0040] 本発明のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管では、引張強度を 784Mpa以上 、 950Mpa以下としている。ドライブシャフトの耐疲労強度を確保するため、その強度 、剛性を高めておくことが望ましいことから、引張強度を 784Mpa以上とした。一方、 引張強度が 950Mpaを超えるようになると、靱性が低下することから、上限を設けるこ ととした。
[0041] さらに、鋼管に含有される S量を低減することにより、ドライブシャフトの疲労試験に おける高サイクル側の疲労寿命を改善することができる。したがって、本発明のドライ ブシャフト用冷間仕上継目無鋼管は、低 S鋼 (S : 0. 005%以下)を用いるが、その引 張強度が 784Mpa以上、 950Mpa以下と高強度であることも特徴として 、る。
[0042] 本発明のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管が上記の特徴を発揮するために 必要な、鋼組成および製造条件について項を分けて説明する。以下の説明におい て、鋼の化学組成は「質量％」で示す。
[0043] 1.鋼組成
C : 0. 30〜0. 47%
Cは、鋼の強度を増加し耐疲労強度を向上させる元素であるが、靭性を低下させる 作用がある。その含有量が 0. 30%未満であると、十分な強度が得られない。一方、 含有量が 0. 47%を超えると、冷間加工後の強度が高くなりすぎて靭性が低下する。 このため、 C含有量を 0. 30〜0. 47%とした。
[0044] Si: 0. 50%以下
Siは、鋼の脱酸および強度を増加するのに有効な元素である力 その含有量が 0. 5%を超えると冷間加工性が確保できない。したがって、良好な冷間加工性を確保す るため、 Si含有量を 0. 5%以下とした。
[0045] Mn: 0. 50〜2. 00%
Mnは、鋼の強度と靭性を向上させるのに有効な元素である力 その含有量が 0. 5 0%未満では十分な強度と靭性が得られず、また、 2. 00%を超えると冷間加工性が 低下する。このため、 Mn含有量を 0. 50〜2. 00%とした。
[0046] P : 0. 020%以下
Pは、鋼中に不純物として含まれ、凝固時に最終凝固位置の近傍に濃化し、かつ 粒界に偏祈して熱間加工性、靭性および耐疲労強度を低下させる。 P含有量が 0. 0 20%を超えると、粒界偏析による靭性低下および耐疲労強度の低下につながるため 、不純物としての上限を 0. 020%とした。
[0047] S : 0. 005%以下 Sは、 Pと同様に鋼中に不純物として含まれる元素であり、凝固時に粒界に偏祈し、 熱間加工性および靭性を低下させる。さらに S含有量が 0. 005%を超えると、鋼中 の MnSが増加するととともに耐疲労強度の低下が顕著となる。このため、不純物とし て S含有量の上限を 0. 005%とした。
[0048] A1: 0. 001〜0. 050%
A1は、脱酸剤として作用する元素である。脱酸剤として効果を得るには、 0. 001% 以上の含有が必要であり、一方、その含有量が 0. 050%を超えると、鋼中のアルミ ナ系介在物が増加し耐疲労強度が低下する要因になる。このため、 A1含有量を 0. 0 01〜0. 050%とした。
[0049] さらに、本発明のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管は、耐疲労強度に加え諸 特性を改善するため、上記の鋼組成に加え、 Cr: l. 5%以下、 Ti: 0. 05%以下、 N b : 0. 05%以下、 V: 0. 1%以下、 Mo : l%以下、 Ni: 0. 5%以下、 Cu: 0. 5%以下 、 B: 0. 05%以下および Ca : 0. 01%以下のうち 1種または 2種以上の成分を含有さ せることができる。
[0050] 2.製造条件
(熱間工程での製造条件）
本発明のドライブシャフト用冷間仕上鋼管の製造方法の一例として、前記図 1に示 すように、マンドレルミルおよびストレツチレデューサを用いたマンネスマン製管法を 挙げることができる。
[0051] このとき、ストレツチレデューサでの定径圧延において、圧延される管内面の真円度 を適切に向上させ、圧延過程での内面形状の多角化を抑え、内面しわの発生および 進展を有効に抑制することができる（必要であれば、同出願人による WO2005Z09 2531 A1パンフレット参照）。
[0052] 図 5は、外径カ卩ェ度が 50%以上である場合における、素管のエッジ部相当位置に おける管の形状比（内面の曲率半径と平均内半径との比）の全スタンド (No. 1〜N) での平均値 αと、素管に生じた内面しわの深さとの関係を示す図である。
[0053] 図 5では、各スタンドに備えられた孔型圧延ロール 6の孔型プロフィールの条件を種 々変更しながら、外径 100mmで肉厚 11mmの炭素鋼管を外径 40mmで肉厚 9. 6 mmに定径圧延した場合の関係を示す。ただし、外径加工度は、定径圧延前の管外 径を Diとし、定径圧延後の管外径 Dとした場合に、次の（3)式で定義される。
外径力卩ェ度 = { (Di - D) ZDi} X 100 (%) · · · (3)
[0054] また、平均値 aは、各スタンド出側において素管のエッジ部相当位置の内面の曲 率半径および平均内半径を三次元形状測定器 (東京精密社製)を用いて測定し、当 該測定値に基づき各スタンド出側毎に算出した管の形状比を、全スタンド数で平均 化した値である。一方、内面しわの深さは、定径圧延装置 6の出側で測定した素管の しわ深さの最大値であり、圧延後の素管の一部をサンプルとして切り出し、断面をミク 口観察し測定した値である。しわ深さの測定方法は、前記図 3および図 4に規定する 方法による。
[0055] 図 5に示す関係から、平均値 aが 0. 55前後を境にして、これより小さくなれば、内 面しわの深さは急速に大きくなり、逆に平均値 αが 0. 55以上になれば、鋼管の内面 に発生し得るしわの発生乃至進展を効果的に抑制できることが分かる。
[0056] 図 6は、定径圧延装置の各スタンドにおいて互いに隣接する孔型圧延ロールの対 向するエッジ部に接線を引き、それぞれの接線の成す角度 j8 (度）のうち全スタンドで 最小の角度を i8 min (度）と、定径圧延後の管寸法 tZDとの関係を示す図である。図 6に示す関係では、「〇」でプロットしたデータは、圧延された素管の前記平均値ひが 0. 55であったものを、「參」でプロットしたデータは、圧延された素管の前記平均値 αが 0. 55超えであったものを、「X」でプロットしたデータは、前記平均値 αが 0. 55 未満であったものを示す。
[0057] 図 6に示す関係から、素管の前記平均値 αを 0. 55以上にするには、各 tZDに対 して全スタンドで最小の角度を /3 minを所定の値以上に設定すればよい。すなわち、 各 tZDにつ!/、て素管の前記平均値 aが 0. 55となった j8 minの値を tZDを変数と する関数（自然対数関数)で近似し、 β minが当該近似関数以上の値となるように圧 延ロール 6の孔型プロフィールを設定すればよいことが分力る。
[0058] 具体的には、穿孔圧延に次いで延伸圧延したのち、複数のスタンドからなるストレツ チレデューサ等の定径圧延装置を用いて定径圧延する際に、前記各スタンドにおい て互いに隣接する孔型圧延ロールの対向するエッジ部に接線を引き、それぞれの接 線の成す角度 (度）のうち全スタンドで最小の角度を jS min (度）とした場合に、下 記（1)式を満足する孔型圧延ロールを用いることが必要である。ただし、 D :定径圧延 後の管外径 (mm)、 t :定径圧延後の管肉厚 (mm)および In (X) : xの自然対数とする j8 min≥l. 13 X 10 X In (t/D X 100) + 1. 37 Χ 102· · · (1)
[0059] 図 7は、 3ロール式のストレツチレデューサに用いられる圧延ロールにおける孔型形 状を示す図である。ストレツチレデューサに配置される孔型圧延ロール 6rの孔型形状 は、パスラインに位置する孔型中心 Oより外方にオフセット (オフセット量 S)された孔 型中心 0'から半径 Rの円弧を有しており、この円弧が圧延ロール 6rのフランジ側壁 面 Fと直接交差するように孔型プロフィール PRを構成している。そして、圧延ロール 6 rのエッジ部 Eは、孔型プロフィール PRの端部となり、前記半径 Rの円弧の端部に相 当する。
[0060] 前述の通り、ストレツチレデューサによる定径圧延の際には、被圧延管の圧延ロー ルのエッジ部相当位置で内面しわが発生していることから、孔型プロフィールを適正 にするとともに、エッジ部相当位置における管の形状比（内面の曲率半径と平均内半 径との比、平均値 α )および内面しわの深さとの間には一定の関係があることから、 上記（1)式で示されるように、 tZDに対して角度 |8を所定の値に設定すればよい。
[0061] 図 8は、本発明に用いる孔型圧延ロールを規定するためにエッジ部に引いた接線 の成す角度の算出要領を説明する図である。まず、ストレツチレデューサの各スタンド に配置された圧延ロール 6raのエッジ部 Eaに接線（エッジ部 Ea近傍の孔型プロフィ ールの接線） Laを引き、圧延ロール 6raに隣接する圧延ロール 6rbのエッジ部のうち 、エッジ部 Eaに対向するエッジ部 Ebに接線 (エッジ部 Eb近傍の孔型プロフィールの 接線) Lbを引いて、両接線 La、 Lbの成す角度 |8を算出する。
[0062] 次に、それぞれに算出された角度 j8のうち全スタンドで最小となる角度を j8 minとし て、上記（1)式を満足するように、孔型圧延ロール 6rの孔型プロフィールを設定すれ ばよ 、。上述のように設定がなされた圧延ロール 6rを用いてストレツチレデューサによ る定径圧延すれば、被圧延管の内面しわの発生を抑制し、内面しわが発生した場合 でも、その進展を効果的に抑制することができる。 [0063] 図 9は、ストレツチレデューサに用いられる他の圧延ロールにおける部分的な孔型 プロフィールを示す図である。本発明で対象とされる圧延ロール 6rの孔型ブロフィー ルは、前記図 7、図 8に限定されるものではなぐ図 9 (a)に示すように、孔型圧延ロー ル 6rの孔型プロフィール PRとして、半径の異なる複数の円弧からなり、フランジ側壁 面 Fと直接交差する形状を採用することも可能である。この場合における孔型圧延口 ール 6rのエッジ部 Eは、最もフランジ側に位置する円弧（半径 Rn)の端部に相当する
[0064] さらに、図 9 (b)、（c)〖こ示すように、孔型プロフィール PRと孔型圧延ロール 6rのフラ ンジ側壁面 Fとの間に、円弧力 なる「逃がし」や、直線力 なる「逃がし」を設けた形 状である場合にも採用することができる。この場合における孔型圧延ロール 6rのエツ ジ部 Eは、孔型プロフィール PRを構成する円弧の端部（最もフランジ側に位置する円 弧の端部）に相当する。
[0065] (冷間工程での製造条件）
前述の通り、ストレツチレデューサによる定径圧延された素管は、外径絞り圧延にと もなつて 2〜4方向力 圧延ロールによる圧下を受けることから、圧延ロールのエッジ 部相当位置で内面しわを発生したり、角張りを生ずることがある。特に、上記（1)式を 満足する孔型圧延ロールを用いない場合には、内面しわや角張りの発生が顕著にな る。
[0066] 本発明のドライブシャフト用冷間仕上鋼管では、熱間圧延で素管を製管した後、抽 伸加工を施すことによって、内面しわの助長を抑制するだけでなぐ発生した角張り を改善することができる。さらに、仕上管の内外面全体の平滑化も図ることができる。
[0067] 本発明で適用する抽伸加工は、芯金 (プラグ）引きを行う限りにおいては、円筒ブラ グおよび SFプラグ (セミフローテイングプラグ）の ヽずれを用いてもょ 、。
[0068] 本発明で適用する抽伸加工では、断面減少率や肉厚加工度を限定するものでは ないが、前述の通り、熱間圧延された素管の内面形状は、真円にならず、角張り、多 角形ィ匕しているため、偏肉等も相まって素管の最小肉厚部 (角張り底部）において、 所定の肉厚カ卩ェ度が確保できずに内面しわが助長される傾向がある。このため、素 管の最小肉厚部における肉厚力卩ェ度を 10%以上に確保することにより、内面しわの 助長を抑制することができるので望ま 、。
[0069] さらに、本発明のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管では、高周波焼入れ等の 熱処理を施すことなぐ引張強度が 784Mpa以上、 950Mpa以下の高強度で管理す る必要があるため、冷間抽伸で仕上加工を行った後、最終の引張強度を調整するた めに 450°C以上、 Acl以下の温度で応力除去焼鈍を施すのがよい。具体的な応力 除去焼鈍の温度条件は、冷間抽伸での加工条件や鋼組成を勘案して決定される。 実施例
[0070] 表 1に示す化学組成の鋼種 A〜Dからなる 4種のビレットを用いて、マンネスマン製 管法によってピアサ穿孔圧延、マンドレルミルおよびストレツチレデューサにより、冷 間加工用の素管を製造した。
[0071] [表 1] 表 1
Figure imgf000016_0001
注） ·表中で *を付したものは、 本発明で規定した範囲を外れたことを示す。
[0072] 各ビレットは穿孔温度 (例えば、 1250°C)に加熱した後、ピアサ穿孔機を用いて中 空素管とし、マンドレルミルで延伸圧延したのち、ストレツチレデューサに配置した孔 型圧延ロールの最小フランジ接触角 13 minを変化させて、外径 50. 8mmで、肉厚が 8. 5、 8. 2および 8. Ommとなる 3寸法の素管を製造した。
[0073] このときの管円周方向での最小肉厚、および発生した内面しわの深さを測定した。
このときの熱間工程での加工条件（ストレツチレデューサの圧延ロール条件他）、並び に最小肉厚および内面しわ深さの測定結果を表 2に示す。
[0074] [表 2]
Figure imgf000017_0001
得られた冷間加工用素管に抽伸加工を施すことにより、外径 40. Omm,肉厚 7. 0 mmの仕上寸法に加工し、その後、最終の引張強度を調整するために 450 C以上、 Acl以下の温度で応力除去焼鈍を施し、冷間仕上継目無鋼管を製造した。冷間抽 伸における条件として、断面減少率および肉厚加工度を算出した。ただし、断面減 少率は、抽伸加工前の断面積を Aとし、抽伸加工後の仕上断面積を Afとした場合に 、次の (4)式で定義される値である。
断面減少率 ={(A— Af)ZA}X100(%) ··· (4)
[0076] 肉厚加工度は、平均肉厚加工度と最小肉厚部における肉厚加工度とを算出し、表 3の上段に平均肉厚加工度を示し、下段に最小肉厚部における肉厚加工度を示した 。同時に、冷間抽伸後に残存した内面しわの深さおよび応力除去焼鈍後の引張強 度を測定した。表 3に冷間工程での加工条件、内面しわの深さおよび応力除去焼鈍 後の引張強度を併せて示した。
[0077] [表 3]
Figure imgf000019_0001
(内面しわの深さに及ぼす影響の評価）
上記表 1 3の結果から、素管に発生した内面しわの深さに及ぼすストレッチレデュ サの孔型圧延ロール、および冷間抽伸での最小肉厚部における肉厚カ卩ェ度の影 響を調査した。 [0079] 供試材 1、 3が示すように、本発明で規定する（1)式を満足する孔型圧延ロールを 用いて素管を圧延するとともに、冷間抽伸での最小肉厚部における肉厚加工度を 10 %以上確保することにより、仕上後の管に残存する内面しわの深さを 0. 10mm以下 に抑制することができた。
[0080] 一方、供試材 2が示すように、本発明で規定する（1)式を満足する孔型圧延ロール を用いることなく素管を圧延する場合であっても、冷間抽伸での最小肉厚部における 肉厚加工度を 10%以上確保することにより、仕上後の管に残存する内面しわの深さ を 0. 20mm以下にできた。
[0081] また、供試材 5が示すように、本発明で規定する（1)式を満足する孔型圧延ロール を用いて素管を圧延すれば、冷間抽伸での最小肉厚部における肉厚加工度が 10% 未満に留まっても、仕上後の管に残存する内面しわの深さを 0. 20mm以下にするこ とができた。
[0082] 次に、供試材 4、 6が示すように、本発明で規定する（1)式を満足する孔型圧延ロー ルを用いることなく素管を圧延し、さらに冷間抽伸での最小肉厚部における肉厚加工 度が 10%未満に留まる場合には、仕上後の管に残存する内面しわの深さが 0. 20m mを超えることになる。
[0083] 供試材 7、 8は、適用した鋼組成がいずれも本発明の規定範囲を外れることから、引 張強度を 784Mpa以上の高強度を確保することができな力つた。
上述した供試材 1、 2、 3の結果力 分力るように、冷間抽伸での最小肉厚部におけ る肉厚力卩ェ度を 10%以上確保することにより、内面しわの助長を抑制し、さらに内面 しわの改善を図ることができる。
[0084] (ねじり疲労試験による評価）
図 10は、実施例で実施したねじり疲労試験に用いた試験片の構成を説明する図で ある。上記供試材 1〜9を短管 7に切断し両管端の内面しわの深さを確認した。その 後、図 10に示すように、鋼管ままの状態の短管 7に治具 8を摩擦圧接して試験片を 作製し、最大せん断応力て = ± 145N/mm2 (完全両振り)の条件下でねじり疲労試 験を実施し、破断までの繰り返し数（回）と電子顕微鏡による破損起点部の破面観察 を行なった。 [0085] このときの合格の判定基準は繰り返し数を 100万回以上とし、これを超える場合 評価を〇とした。ねじり疲労試験における結果を表 4に示す。
[0086] [表 4]
表 4
Figure imgf000021_0001
注） '内面しわ深さは圧接部に接する部位で示す。 ·破断位置はいずれも圧接部であった。
[0087] 表 4に示す結果から、冷間抽伸後に残存する内面しわの深さが 0. 20mm以下であ る場合には、いずれの供試材も繰り返し数が 100万回を超えており、破断位置も圧 接部の内面しわ部以外力 であった。これに対し、冷間抽伸後に残存する内面しわ の深さが 0. 20mmを超えるようになると、圧接部の内面しわ部から破損を生じ、繰り 返し数も 100万回を下回るようになる。
[0088] これらの結果から、ドライブシャフトの疲労寿命に及ぼす内面しわの許容深さは 0.
20mmであることが確認できた。
さらに、鋼の化学組成に関し、 C、 Mnの含有量が少ないため引張強度が 784Mpa 未満と強度が確保できなかった供試材 7、 8、および高 S鋼（S = 0. 012%)を適用し た供試材 9は、鋼管に残存する内面しわの深さが 0. 20mm以下であった力 繰り返 し数は 100万回を下回った。
[0089] これらの結果から、ドライブシャフトの耐疲労強度を確保し、長疲労寿命化を達成す るには、鋼管の高強度化、および低 S鋼の適用が必須であることが分かる。
産業上の利用の可能性
[0090] 本発明のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管によれば、マンネスマン製管法に よって熱間圧延された素管を用いて冷間抽伸を施すことによって、自動車用ドライブ シャフトの軽量ィ匕ゃ静粛性に最適で、高強度かつ耐疲労強度に優れる中空部材とし て使用できる。したがって、本発明の製造方法を適用することによって、自動車用ドラ イブシャフトを低廉な製造コストで、かつ効率的に製造できるので、工業的に効果が 大きぐ広く適用することができる。

Claims

請求の範囲
[1] 質量0 /0で、 C:0.30〜0.47%, Si:0.50%以下、 Mn:0.50~2.00%、 P:0.0 20%以下、 S:0.005%以下および A1:0.001〜0.050%を含み、残部力Feおよ び不純物からなる鋼糸且成であり、
引張強度が 784Mpa以上、 950Mpa以下であり、
長手方向に垂直な断面における内表面に残存する内面しわの深さが 0.20mm以 下であることを特徴とするドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管。
[2] Feの一部に替え、 Cr:l.5%以下、 Ti:0.05%以下、 Nb:0.05%以下、 V:0.1
%以下、 Mo:l%以下、 Ni:0.5%以下、 Cu:0.5%以下、 B:0.05%以下および C a:0.01%以下のうち 1種または 2種以上を含有する請求項 1記載のドライブシャフト 用冷間仕上継目無鋼管。
[3] 質量0 /0で、 C:0.30〜0.47%, Si:0.50%以下、 Mn:0.50〜2.00%、 P:0.0 20%以下、 S:0.005%以下および A1:0.001〜0.050%を含み、残部力Feおよ び不純物からなるビレットを用い、
マンネスマン製管法による穿孔圧延に次いで延伸圧延したのち、少なくとも 2個の 孔型圧延ロールを備えた複数のスタンドからなる定径圧延装置を用いて定径圧延す る際に、前記各スタンドにお 、て互 ヽに隣接する孔型圧延ロールの対向するエッジ 部に接線を引き、それぞれの接線の成す角度 j8 (度）のうち全スタンドで最小の角度 を β min (度）とした場合に、下記（1)式を満足する孔型圧延ロールを用いて素管を 圧延し、
さらに前記素管に冷間抽伸を施したことを特徴とするドライブシャフト用冷間仕上継 目無鋼管の製造方法。
j8min≥l.13 X 10 X In (t/D X 100) + 1.37Χ102··· (1)
ただし、 D:定径圧延後の管外径 (mm)、 t:定径圧延後の管肉厚 (mm)、 ln(x):xの自然対数
[4] 前記素管を冷間抽伸する際に、当該素管の最小肉厚部における肉厚加工度を 10 %以上とすることを特徴とする請求項 3に記載のドライブシャフト用冷間仕上継目無 鋼管の製造方法。
[5] 質量0 /oで、 C:0.30〜0.47%, Si:0.50%以下、 Mn:0.50〜2.00%、 P:0.0 20%以下、 S:0.005%以下および A1:0.001〜0.050%を含み、残部力Feおよ び不純物からなるビレットを用い、
マンネスマン製管法によって穿孔圧延、延伸圧延および定径圧延で素管を圧延し 、前記素管を冷間抽伸する際に、当該素管の最小肉厚部における肉厚加工度が 10
%以上で加工することを特徴とするドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方 法。
[6] 熱間圧延された素管を冷間抽伸したのち応力除去焼鈍を行うことを特徴とする請 求項 3〜5のいずれかに記載のドライブシャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法。
[7] Feの一部に替え、 Cr:l.5%以下、 Ti:0.05%以下、 Nb:0.05%以下、 V:0.1
%以下、 Mo:l%以下、 Ni:0.5%以下、 Cu:0.5%以下、 B:0.05%以下および C a:0.01%以下のうち 1種または 2種以上を含有する請求項 3〜6に記載のドライブシ ャフト用冷間仕上継目無鋼管の製造方法。
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