[go: up one dir, main page]

WO2016111292A1 - ばね用中空シームレス鋼管 - Google Patents

ばね用中空シームレス鋼管 Download PDF

Info

Publication number
WO2016111292A1
WO2016111292A1 PCT/JP2016/050134 JP2016050134W WO2016111292A1 WO 2016111292 A1 WO2016111292 A1 WO 2016111292A1 JP 2016050134 W JP2016050134 W JP 2016050134W WO 2016111292 A1 WO2016111292 A1 WO 2016111292A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
less
steel pipe
thickness
seamless steel
hollow
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/JP2016/050134
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
琢哉 高知
畑野　等
孝太郎 豊武
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.)
Kobe Steel Ltd
Shinko Metal Products Co Ltd
Original Assignee
Kobe Steel Ltd
Shinko Metal Products Co 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
Priority claimed from JP2015001711A external-priority patent/JP2016125119A/ja
Priority claimed from JP2015001710A external-priority patent/JP2016125118A/ja
Application filed by Kobe Steel Ltd, Shinko Metal Products Co Ltd filed Critical Kobe Steel Ltd
Priority to DE112016000288.2T priority Critical patent/DE112016000288T5/de
Priority to CN201680004891.5A priority patent/CN107250407A/zh
Priority to US15/541,534 priority patent/US20180265952A1/en
Publication of WO2016111292A1 publication Critical patent/WO2016111292A1/ja
Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • 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
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/34—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with more than 1.5% by weight of silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/10—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/02—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for springs
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
    • 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
    • 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
    • C22C38/001—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing N
    • 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
    • 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
    • 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
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/38—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with more than 1.5% by weight of manganese
    • 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
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/46—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with vanadium
    • 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
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/50—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with titanium or zirconium
    • 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
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16F—SPRINGS; SHOCK-ABSORBERS; MEANS FOR DAMPING VIBRATION
    • F16F1/00—Springs
    • F16F1/02—Springs made of steel or other material having low internal friction; Wound, torsion, leaf, cup, ring or the like springs, the material of the spring not being relevant
    • F16F1/021—Springs made of steel or other material having low internal friction; Wound, torsion, leaf, cup, ring or the like springs, the material of the spring not being relevant characterised by their composition, e.g. comprising materials providing for particular spring properties
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16F—SPRINGS; SHOCK-ABSORBERS; MEANS FOR DAMPING VIBRATION
    • F16F1/00—Springs
    • F16F1/02—Springs made of steel or other material having low internal friction; Wound, torsion, leaf, cup, ring or the like springs, the material of the spring not being relevant
    • F16F1/04—Wound springs
    • F16F1/042—Wound springs characterised by the cross-section of the wire
    • F16F1/043—Wound springs characterised by the cross-section of the wire the cross-section varying with the wire length

Definitions

  • the present invention relates to a hollow seamless steel pipe for a spring, and particularly to a hollow seamless steel pipe for a high-strength spring suitable for manufacturing a hollow steel suspension spring used for automobiles and the like.
  • Patent Document 1 a material made of a spring steel material is subjected to Mannesmann piercing, which is representative of a piercing and rolling machine, and then subjected to stretch rolling by a mandrel mill, and further reheated at 820 to 940 ° C. for 10 to 30 minutes, The technique of finish rolling after that has been proposed.
  • Patent Document 2 a cylindrical billet is hot isostatically extruded to produce a seamless steel pipe intermediate. After heating the seamless steel pipe intermediate, the heated seamless steel pipe intermediate is subjected to pilger mill rolling and drawing.
  • a technique is disclosed in which at least one of the processes is performed, for example, the drawing is performed by drawing and the like, and the stretched seamless steel pipe intermediate is heated.
  • Patent Document 3 As in Patent Document 2, after heating the extrusion hollow billet, hot extrusion is performed, and cold working or the like is performed to manufacture a seamless steel pipe. Furthermore, in Patent Document 4, after manufacturing a bar by hot rolling, drilling is performed with a gun drill, and cold rolling or drawing (cold working) is performed to manufacture a seamless pipe. A technique for avoiding heating and reducing decarburization is disclosed.
  • the present invention has been made under such circumstances, and an object thereof is to provide a hollow seamless steel pipe for a high-strength spring that can ensure sufficient fatigue strength of the formed spring.
  • the hollow seamless steel pipe for springs of the present invention preferably further contains at least one of the following (a) to (f) by mass% as necessary.
  • the uneven thickness ratio which is an index of the variation in the thickness of the steel pipe
  • the effect of the present invention can be remarkably exhibited particularly in a high stress region.
  • the fatigue strength of the seamless steel pipe can be improved by setting the maximum thickness deviation rate to 7.0% or less over the entire length of the steel pipe.
  • the maximum value of the uneven thickness ratio over the entire length of the steel pipe is more preferably 5.0% or less, and even more preferably 3.0% or less.
  • the lower limit is usually about 0.5%.
  • the thickness deviation rate is given by the following equation (1).
  • Uneven thickness rate (maximum thickness-minimum thickness) / (average thickness) / 2 ⁇ 100 (1)
  • the maximum wall thickness and the minimum wall thickness mean the maximum value and the minimum value of the wall thickness measured at a plurality of locations, for example, 4 locations measured every 90 ° within the same cross section.
  • the thickness means an average value of the thicknesses measured at the plurality of locations.
  • the thickness deviation ratio over the full length of a steel pipe is given by the following (2) formula.
  • Uneven thickness ratio (maximum thickness ⁇ minimum thickness) / ⁇ (maximum thickness + minimum thickness) / 2 ⁇ / 2 ⁇ 100
  • the maximum wall thickness and the minimum wall thickness mean the maximum value and the minimum value of the wall thickness measured at one part, for example, by the ultrasonic probe or the like around the entire circumference of the steel pipe. Measurement of the wall thickness ratio using the equation (2) is performed over the entire length of the steel pipe, and the maximum value of the wall thickness ratio obtained is defined as “the wall thickness ratio over the entire length of the steel pipe”.
  • the thickness deviation ratio calculated by the formula (1) is 7.0% or less
  • the thickness deviation ratio calculated by the expression (1) is often 7.0% or less. For this reason, what is necessary is just to obtain
  • Patent Documents 1 to 4 cannot be said to have a good thickness deviation rate.
  • Mannesmann drilling is used to manufacture a hollow steel pipe, and Mannesmann drilling is highly productive, but compared to other hollowing methods, the material and tool used during drilling, that is, drilling, can be compared. Since the restraint is weak, deviation is likely to occur, and it is difficult to obtain a good thickness deviation rate.
  • steel materials for high-strength springs have high deformation resistance and are difficult to process with high accuracy.
  • Patent Documents 2 and 3 a machined hollow billet is hot isostatically extruded. Since machining is performed, billet machining accuracy is high, and the billet is processed evenly by hydrostatic pressure.
  • Patent Documents 2 and 3 cannot obtain a sufficient thickness deviation ratio from the viewpoint of durability.
  • the gun drill process is employ
  • inner surface flaws and total decarburization are also adjusted over the entire pipe length, so that more stable fatigue characteristics can be obtained. It is done.
  • the inner surface depth of the pipe over the entire length of the pipe is preferably 50 ⁇ m or less, and the total decarburization depth is preferably 100 ⁇ m or less.
  • the hollow seamless steel pipe targeted by the present invention has an outer diameter D of about 8 to 22 mm, a wall thickness t of about 0.8 to 7.7 mm, and a ratio t / D of the wall thickness t to the outer diameter D of about 0.10 to 0.35.
  • FIG. 1 is a graph in which the relationship between the ratio t / D of the wall thickness t to the outer diameter D and the fluctuation ratio of the internal stress due to uneven thickness is plotted for each uneven thickness rate of 3%, 7%, and 10%.
  • the variation ratio of the internal stress is a value given by ⁇ 2 / ⁇ 1 when ⁇ 1 is the internal stress when there is no uneven thickness and ⁇ 2 is the internal stress when there is an uneven thickness.
  • the inner surface stress fluctuation ratio when the uneven thickness is generated increases as t / D increases.
  • the variation ratio of the internal stress is small even if the thickness deviation rate changes when t / D is low, but the effect of the thickness deviation rate on the internal stress variation ratio when t / D is high.
  • the uneven thickness ratio exceeds 7.0%, especially when t / D is 0.15 or more, the uneven thickness ratio has a great influence on the fluctuation ratio of the internal stress, that is, The present invention is particularly effective when t / D is 0.15 or more.
  • FIG. 2 is a graph showing the relationship between t / D and the weight reduction rate.
  • the weight reduction rate decreases as t / D increases, and a high-strength hollow spring may require a weight reduction of 25% or more. Therefore, t / D is preferably 0.25 or less.
  • FIG. 3 is a graph in which the wall thickness tolerance, that is, the deviation rate when the difference between the maximum wall thickness and the minimum wall thickness is 0.1 mm is plotted for each wall thickness.
  • the wall thickness tolerance that is, the deviation rate when the difference between the maximum wall thickness and the minimum wall thickness is 0.1 mm is plotted for each wall thickness.
  • the inventors of the present invention manufactured a hollow shell by the following method (1) or (2), particularly as a manufacturing method for setting the uneven thickness ratio of the hollow seamless steel pipe to 7.0% or less.
  • a method for obtaining a hollow seamless steel pipe by further cold rolling, drawing, annealing, etc. on the base pipe was examined.
  • (1) A method of obtaining a hollow billet from a raw billet by machining and hot extrusion using the hollow billet.
  • (2) A method of producing a steel bar by hot rolling from the raw billet and then hollowing it by gun drilling.
  • the thickness deviation rate is changed by changing the dimensions of the hollow billet, and the hollow steel billet inner diameter is 38 mm, so that the thickness deviation rate of the seamless steel pipe finally obtained is An element tube of 7.0% or less was realized.
  • the inner diameter of the hollow billet is 40 mm or 52 mm, and an uneven thickness ratio of 7.0% or less cannot be achieved.
  • the uneven thickness ratio varies depending on the dimensions of the bar steel and the gun drilling dimensions, and the seamless steel pipe finally obtained by subjecting the 40 mm diameter steel bar to a 20 mm diameter gun drilling process An element tube with an uneven thickness ratio of 7.0% or less was realized.
  • Patent Document 4 described above a steel drill having a diameter of 12 mm is applied to a steel bar having a diameter of 25 mm, and an uneven thickness ratio of 7.0% or less cannot be realized.
  • the heating temperature before hot extrusion may be set to 1000 to 1100 ° C., for example.
  • the heating temperature at the time of hot rolling may be about 950 to 1100 ° C.
  • the minimum rolling temperature may be 800 to 900 ° C.
  • the cooling rate may be about 1.5 to 5 ° C./second, and then the average cooling rate up to 500 ° C. or lower may be 0.3 to 1.0 ° C./second.
  • the obtained tube is annealed at, for example, 900 to 1000 ° C. for 5 to 30 minutes, subjected to cold rolling and drawing, and further about 600 to 1000 ° C. Can be annealed.
  • the temperature difference in the longitudinal direction of the hollow billet in the heating before extrusion that is, the heat deviation is reduced.
  • the heating time before hot extrusion is relatively short, and uneven heat tends to occur. Therefore, by performing soaking before heating, the uneven heat can be reduced and the uneven thickness ratio over the entire length can be reduced. However, if the soaking temperature is too low or the soaking time is too short, the uneven thickness ratio increases rather than the effect of reducing the uneven thickness ratio.
  • the soaking temperature is 900 to 950 ° C. and the soaking time is 300 to 2400 seconds.
  • the soaking temperature is preferably 920 ° C. or higher, more preferably 940 ° C. or lower.
  • the soaking time is preferably 600 seconds or longer, more preferably 1000 seconds or longer, 2000 seconds or shorter, more preferably 1500 seconds or shorter.
  • the heating temperature before extrusion is preferably 1100 ° C. or higher.
  • the heating temperature is less than 1100 ° C., the frequency of occurrence of inner surface defects increases, making it difficult to reduce the inner surface defects to 50 ⁇ m or less over the entire length. This is presumably because the higher the temperature, the higher the ductility during extrusion and the less likely to cause wrinkles.
  • the upper limit of this heating temperature is not specifically limited, What is necessary is just to be about 1200 degreeC, for example.
  • the obtained tube may be annealed at 900 to 1000 ° C. for 5 to 30 minutes, cold rolled and drawn, and then further annealed at about 900 to 1000 ° C.
  • an uneven thickness ratio of 7.0% or less can be realized by the above-described method, but the method of manufacturing the hollow seamless steel pipe of the present invention is not limited to the above-described method.
  • C 0.2 to 0.7%
  • the amount of C is preferably 0.30% or more, and more preferably 0.35% or more. However, when the amount of C becomes excessive, it becomes difficult to ensure ductility. Therefore, the C content is set to 0.7% or less.
  • C content is preferably 0.65% or less, more preferably 0.60% or less.
  • Si 0.5-3% Si is an element effective for improving the sag resistance necessary for the spring, and in order to obtain the sag resistance necessary for the spring of the strength level targeted in the present invention, the Si amount is 0.5% or more. It is necessary to.
  • the amount of Si is preferably 1.0% or more, and more preferably 1.5% or more.
  • Si is also an element that promotes decarburization, if Si is excessively contained, formation of a decarburized layer on the steel surface is promoted. As a result, a peeling process for removing the decarburized layer is required, which is inconvenient in terms of manufacturing cost. For these reasons, the amount of Si was determined to be 3% or less.
  • the amount of Si is preferably 2.5% or less, and more preferably 2.2% or less.
  • Mn 0.1-2% Mn is a useful element that can be used as a deoxidizing element and can be detoxified by forming S and MnS, which are harmful elements in steel. In order to exhibit such an effect effectively, the amount of Mn needs to be 0.1% or more.
  • the amount of Mn is preferably 0.15% or more, more preferably 0.20% or more. However, when the amount of Mn becomes excessive, a segregation zone is formed and the material varies. Therefore, the amount of Mn is set to 2% or less.
  • the amount of Mn is preferably 1.5% or less, more preferably 1.0% or less.
  • Cr more than 0%, 3% or less Cr is an element effective for securing the strength after tempering and improving the corrosion resistance, and is particularly important for a suspension spring that requires a high level of corrosion resistance. Such an effect increases as the amount of Cr increases.
  • Cr is preferably contained in an amount of 0.2% or more, and more preferably 0.5% or more.
  • the amount of Cr is preferably 2.0% or less, and more preferably 1.7% or less.
  • Al more than 0%, 0.1% or less Al is mainly added as a deoxidizing element.
  • N and AlN are formed to render solute N harmless and contribute to the refinement of the structure.
  • AlN in order to fix the solid solution N as AlN, it is preferable to contain Al so as to exceed twice the N content.
  • the amount of Al is preferably 0.001% or more, more preferably 0.01% or more, and still more preferably 0.025% or more.
  • Al is an element that promotes decarburization in the same way as Si, it is necessary to suppress the amount of Al added in a steel containing a large amount of Si. Therefore, the Al content is determined to be 0.1% or less.
  • the amount of Al is preferably 0.07% or less, more preferably 0.05% or less.
  • P more than 0% and 0.02% or less
  • P is a harmful element that deteriorates the toughness and ductility of steel materials, so it is important to reduce it as much as possible. Therefore, the P amount is set to 0.02% or less.
  • the amount of P is preferably 0.010% or less, more preferably 0.008% or less.
  • P is an impurity inevitably contained in the steel material, it is difficult for industrial production to make its amount 0%, and usually about 0.001% is contained.
  • S More than 0% and 0.02% or less Since S is a harmful element that deteriorates the toughness and ductility of steel materials like P, it is important to reduce it as much as possible. Therefore, the S amount is set to 0.02% or less.
  • the amount of S is preferably 0.010% or less, and more preferably 0.008% or less.
  • S is an impurity inevitably contained in the steel material, it is difficult for industrial production to make the amount 0%, and it is usually contained about 0.001%.
  • N more than 0%, 0.02% or less N, when Al, Ti, etc. are present, has the effect of forming a nitride to refine the structure, but if present in a solid solution state, N has the effect of toughness and resistance to steel. Degradation of hydrogen embrittlement characteristics. Therefore, the N amount is set to 0.02% or less.
  • the amount of N is preferably 0.010% or less, and more preferably 0.005% or less.
  • N is an element inevitably contained in the steel material, it is difficult for industrial production to make the amount 0%, and it is usually contained about 0.001%.
  • the basic components of the seamless steel pipe of the present invention are as described above, and the balance is substantially iron.
  • inevitable impurities brought into the steel depending on the situation of raw materials, materials, manufacturing equipment, etc. are contained in the steel.
  • the remainder of the inevitable impurities means inevitable impurities excluding the inevitable impurities whose content is defined for each individual element described above.
  • B More than 0% and 0.015% or less B has an effect of suppressing breakage from the prior austenite grain boundaries after quenching and tempering of the steel material.
  • the amount of B is preferably 0.001% or more, and more preferably 0.0015% or more.
  • the B content is preferably 0.015% or less.
  • the amount of B is more preferably 0.010% or less, still more preferably 0.005% or less.
  • V One or more selected from the group consisting of V: more than 0%, 1% or less, Ti: more than 0%, 0.3% or less and Nb: more than 0%, 0.3% or less
  • Ti and Nb are C, N, S and carbides, nitrides and carbonitrides (hereinafter referred to as carbon / nitrides), or sulfides are formed to have the effect of detoxifying these C, N, and S.
  • the carbon / nitride exhibits the effect of refining the structure.
  • V, Ti and Nb also have the effect of improving the delayed fracture resistance.
  • the V amount is preferably 0.05% or more, more preferably 0.1% or more, and further preferably 0.13% or more.
  • Both Ti amount and Nb amount are preferably 0.03% or more, more preferably 0.04% or more, and still more preferably 0.05% or more.
  • the V amount is 1% or less, the Ti amount is 0.3% or less, and the Nb amount is 0.3% or less. More preferably, the V amount is 0.5% or less, the Ti amount is 0.1% or less, and the Nb amount is 0.1% or less. Furthermore, from the viewpoint of cost reduction, the V content is preferably 0.3% or less, the Ti content is 0.05% or less, and the Nb content is preferably 0.05% or less.
  • Ni has a lower limit in particular to refrain from addition when considering cost reduction
  • the upper limit is preferably made 3% or less.
  • the Ni content is preferably 2.0% or less, more preferably 1.0% or less.
  • Cu is an element that is effective in suppressing surface decarburization and improving corrosion resistance. In order to exhibit such an effect effectively, it is preferable to contain 0.1% or more of Cu, more preferably 0.15% or more, and still more preferably 0.20% or more. However, when the amount of Cu is excessive, a subcooled structure or cracking during hot working may occur. For these reasons, when Cu is contained, the Cu content is preferably 3% or less. From the viewpoint of cost reduction, the Cu content is preferably 2.0% or less, and more preferably 1.0% or less.
  • Mo more than 0%, 2% or less Mo is an element effective for securing strength after tempering and improving toughness.
  • the Mo amount is preferably 0.1% or more, more preferably 0.2% or more, and further preferably 0.3% or more.
  • the Mo content is preferably 2% or less.
  • the amount of Mo is more preferably 1% or less, still more preferably 0.5% or less.
  • Ca more than 0%, 0.005% or less
  • Mg more than 0%, 0.005% or less
  • REM more than 0%, 0.02% or less
  • Ca, Mg and REM are both preferably 0.0005% or more, more preferably 0.0010% or more, and still more preferably 0.0015% or more.
  • the REM amount is preferably 0.0005% or more, more preferably 0.0010% or more, and further preferably 0.0012% or more.
  • both the Ca content and the Mg content are preferably 0.005% or less, more preferably 0.004% or less, and still more preferably 0.003% or less.
  • the amount of REM is preferably 0.02% or less, more preferably 0.01% or less, and still more preferably 0.005% or less.
  • REM means 15 lanthanoid elements from La to Ln, and Sc and Y.
  • Zr more than 0%, 0.1% or less
  • Ta more than 0%, 0.1% or less
  • Hf more than 0%, 0.1% or less
  • Zr zirconium sulfide
  • Ta and Hf Has the effect of forming a nitride in combination with N, thereby suppressing the growth of the austenite grain size during heating, refining the final structure, and improving toughness.
  • the amount of Zr is preferably 0.01% or more, more preferably 0.03% or more, and further preferably 0.05% or more.
  • Both Ta amount and Hf amount are preferably 0.01% or more, more preferably 0.02% or more, and further preferably 0.03% or more.
  • the amount of Zr is preferably 0.1% or less, more preferably 0.09% or less, still more preferably 0.05% or less, and particularly preferably 0.025% or less.
  • Both Ta amount and Hf amount are preferably 0.1% or less, more preferably 0.08% or less, still more preferably 0.05% or less, and particularly preferably 0.025% or less.
  • Molten steel having the chemical composition shown in Table 1 was melted by an ordinary melting method, and this molten steel was cast and divided and rolled to obtain a raw billet having a cross-sectional shape of 155 mm ⁇ 155 mm.
  • the REM in Table 1 was added in the form of a misch metal containing about 50% La and about 25% Ce.
  • a cylindrical hollow billet was produced from the above-mentioned raw billet by machining, and hot extrusion was performed to obtain a raw tube. Thereafter, cold rolling and drawing were performed to produce a hollow seamless steel pipe having an outer diameter of 16 mm, an inner diameter of 8 mm, and a length of 3000 mm.
  • the detailed manufacturing method is as shown in A to D of Table 2.
  • the steel billet is hot-rolled under the conditions described in E and F of Table 2 to obtain a bar steel, and then hollowed by gun drilling.
  • the raw tube was obtained.
  • cold rolling and drawing were performed to produce a hollow seamless steel pipe having an outer diameter of 16 mm, an inner diameter of 8 mm, and a length of 3000 mm.
  • C in Table 2 is the manufacturing method disclosed in Patent Document 3
  • D is the method disclosed in Patent Document 2
  • E is the method disclosed in Patent Document 4.
  • the hollow seamless steel pipe thus obtained was measured and evaluated by the following method.
  • FIG. 4A is a front view
  • FIG. 4B is a side view showing the end face of the test piece.
  • a torsional fatigue test was performed using the cylindrical test piece 1.
  • the inner diameter of the test piece was about 8.0 mm
  • the outer diameter of the restraining portion 1a was 16 mm
  • the outer diameter of the central portion 1b was 12 mm
  • the load stress expressed by the outer surface stress of the central portion was 550 ⁇ 375 MPa.
  • the number of until breakage was measured as endurance, is not to have broken even at 106 times The test was stopped.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the wall thickness ratio and the number of times of endurance of the torsional fatigue test for the inventive examples and comparative examples of the present invention.
  • Nos. 1, 6 to 9, and 14 to 20 correspond to the circles in FIG. 5, and the torsional fatigue test has a durability of 10 5 times or more, indicating good durability.
  • the durability was 10 6 times or more.
  • No. with an uneven thickness ratio exceeding 7.0%. 2 to 5 and 10 to 13 had a durability of less than 10 5 times as indicated by the crosses in FIG.
  • No. Nos. 3 to 5 and 11 to 13 are examples manufactured under the manufacturing conditions C to E corresponding to the above-mentioned Patent Documents 2 to 4, and the thickness deviation rate exceeds 7.0%.
  • Example 2 Molten steel having the chemical composition shown in Table 1 of Example 1 was melted by a normal melting method, and this molten steel was cast and subjected to ingot rolling to obtain a raw billet having a cross-sectional shape of 155 mm ⁇ 155 mm.
  • the REM in Table 1 was added in the form of a misch metal containing about 50% La and about 25% Ce.
  • Conditions A to F are methods in which a hollow billet is obtained by machining from a raw billet, and this is hot-extruded to obtain a hollow blank tube.
  • Condition G is obtained by obtaining a steel bar from a raw billet by hot rolling. This is a method of obtaining a hollow shell by gun drilling.
  • Condition E is the manufacturing method disclosed in Patent Document 3
  • F is the method disclosed in Patent Document 2
  • G is the method disclosed in Patent Document 4.
  • the hollow seamless steel pipe thus obtained was measured and evaluated by the following method.
  • the thickness deviation rate was calculated by the following equation (2) from the maximum thickness and the minimum thickness when the probe went around the steel pipe.
  • the uneven thickness rate was measured in the same manner over the entire length, and the maximum uneven thickness rate was obtained.
  • the scanning speed of the ultrasonic sensor, the rotation speed of the pipe, and the measurement pitch were adjusted so that the entire length and the entire circumference could be inspected.
  • the ultrasonic measurement was calibrated before the inspection. Specifically, the end of the steel pipe was measured with a micrometer, and the ultrasonic measurement was calibrated from the result.
  • Uneven thickness ratio (maximum thickness ⁇ minimum thickness) / ⁇ (maximum thickness + minimum thickness) / 2 ⁇ / 2 ⁇ 100 (2)
  • FIG. 4A is a front view
  • FIG. 4B is a side view showing the end face of the test piece.
  • the cylindrical test piece 1 is connected to each test number.
  • a torsional fatigue test was performed using 10 pieces per each.
  • the inner diameter of the test piece was about 8.0 mm
  • the outer diameter of the restraining portion 1a was 16 mm
  • the outer diameter of the central portion 1b was 12 mm
  • the load stress expressed by the outer surface stress of the central portion 1b was 550 ⁇ 375 MPa.
  • the number of times until rupture was measured as the number of durability, and the test was stopped for those that did not rupture even 10 6 times.
  • the shortest durability number is set to each test No. Table 3 shows the number of endurance cycles.
  • FIG. 6 is a graph showing the relationship between the maximum value of the wall thickness ratio over the entire length of the hollow seamless steel pipe and the durability of the torsional fatigue test for the inventive example and the comparative example of the present invention.
  • No. 3 in Table 3 has an uneven thickness ratio of 7.0% or less, an inner surface depth of 50 ⁇ m or less, and an inner surface total decarburization depth of 100 ⁇ m or less over the entire length of the steel pipe.
  • 1,10,12,14,23,25-27, 29, 30 corresponds to a circle of FIG. 6, the endurance of the torsion fatigue test is not less than 10 5 times, exhibited good durability.
  • the lower the uneven thickness ratio the more the number of endurance cycles tends to increase, and the uneven thickness ratio is 3.0% or less.
  • the number of durability reaches 10 6 times or more.
  • the present invention includes the following aspects.
  • Aspect 1 % By mass C: 0.2 to 0.7% Si: 0.5-3%, Mn: 0.1-2%, Cr: more than 0%, 3% or less, Al: more than 0%, 0.1% or less, P: more than 0%, 0.02% or less, A hollow seamless steel pipe containing S: more than 0%, 0.02% or less and N: more than 0%, 0.02% or less, the balance being iron and inevitable impurities, A hollow seamless steel pipe for a spring having an uneven thickness ratio calculated by the following formula (1) of 7.0% or less.
  • Uneven thickness rate (maximum thickness-minimum thickness) / (average thickness) / 2 ⁇ 100 (1)
  • Aspect 2 Over the entire length of the steel pipe, the maximum value of the wall thickness ratio calculated by the formula (2) is 7.0% or less, the inner surface depth of the inner surface is 50 ⁇ m or less, and the inner surface total decarburization depth is 100 ⁇ m.
  • Uneven thickness ratio (maximum thickness ⁇ minimum thickness) / ⁇ (maximum thickness + minimum thickness) / 2 ⁇ / 2 ⁇ 100 (2)
  • Aspect 3 The hollow seamless steel pipe according to aspect 1 or 2, further comprising, by mass%, B: more than 0% and 0.015% or less.
  • Aspect 4 In addition, one or more selected from the group consisting of V: more than 0%, 1% or less, Ti: more than 0%, 0.3% or less, and Nb: more than 0%, 0.3% or less by mass%
  • V more than 0%, 1% or less
  • Ti more than 0%, 0.3% or less
  • Nb more than 0%, 0.3% or less by mass%
  • Aspect 5 The hollow seamless steel pipe according to any one of aspects 1 to 4, further comprising at least one selected from the group consisting of Ni: more than 0%, 3% or less and Cu: more than 0%, 3% or less by mass% .
  • Aspect 6 The hollow seamless steel pipe according to any one of claims 1 to 5, further containing, by mass%, Mo: more than 0% and 2% or less.
  • Aspect 7 One or more selected from the group consisting of Ca: more than 0%, 0.005% or less, Mg: more than 0%, 0.005% or less, and REM: more than 0%, 0.02% or less.
  • the present invention is suitable for a spring having a strength of 1100 MPa or more, preferably 1200 MPa or more, more preferably 1300 MPa or more.
  • the hollowing of parts such as a suspension spring, a valve spring, and a clutch spring can be promoted, and further weight reduction of a vehicle such as an automobile can be achieved, which is industrially useful. .

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)

Abstract

　質量％で、Ｃ：０．２～０．７％、Ｓｉ：０．５～３％、Ｍｎ：０．１～２％、Ｃｒ：０％超、３％以下、Ａｌ：０％超、０．１％以下、Ｐ：０％超、０．０２％以下、Ｓ：０％超、０．０２％以下及びＮ：０％超、０．０２％以下を含有し、残部が鉄及び不可避不純物である中空シームレス鋼管であって、下記（１）式で算出される偏肉率が７．０％以下であるばね用中空シームレス鋼管である。 偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／（平均肉厚）／２×１００　（１）

Description

ばね用中空シームレス鋼管
　本発明は、ばね用中空シームレス鋼管に関し、特に自動車などに使用される中空形状の鋼製懸架ばねなどの製造に適した高強度ばね用中空シームレス鋼管に関する。
　近年、排ガス低減および燃費改善を目的とする自動車の軽量化や高出力化の要請が高まるにつれて、サスペンション、エンジン、クラッチ等に使用される懸架ばね、弁ばね、クラッチばね等においても高応力設計が志向されている。そのため、これらのばねは高強度化、細径化していく方向にあり、負荷応力がさらに増大する傾向にある。こうした傾向に対応するため、耐疲労性や耐へたり性においても一段と高性能なばね鋼が強く望まれている。
　また、耐疲労性や耐へたり性を維持しつつ軽量化を実現するために、ばねの素材としてこれまで用いられている棒状の線材、すなわち中実の線材を使用する代わりに、中空にしたパイプ状の鋼材であって溶接継ぎ目のない鋼管（以下、中空シームレス鋼管）がばねの素材として用いられるようになっている。このような中空シームレス鋼管を製造するための技術はこれまでに様々提案されている。
　例えば、特許文献１には、ばね鋼鋼材からなる素材を、穿孔圧延機の代表であるマンネスマン穿孔し、その後マンドレルミルによる延伸圧延を行い、さらに８２０～９４０℃で１０～３０分再加熱し、その後仕上げ圧延する技術が提案されている。また特許文献２では、円筒状のビレットを熱間静水圧押出し加工してシームレス鋼管中間体を製造し、前記シームレス鋼管中間体を加熱した後、加熱後の前記シームレス鋼管中間体をピルガーミル圧延および引き抜き加工のうち少なくとも一つ行って、例えば抽伸などを行って伸展させ、伸展させた前記シームレス鋼管中間体を加熱する技術が開示されている。特許文献３でも、特許文献２と同様に、押出用中空ビレットを加熱した後、熱間押出を行って、冷間加工などを行ってシームレス鋼管を製造している。更に、特許文献４は、熱間圧延によって棒材を製造した後、ガンドリルで穿孔し、冷間での圧延や抽伸（冷間加工）してシームレスパイプを製造することによって、穿孔や押出し時における加熱を回避し、脱炭を軽減する技術が開示されている。
　これらの従来技術は、脱炭の低減および疵低減により疲労特性を向上しようとしているが、現在では従来の要求レベルよりもより高度な疲労強度が求められている。従って、これまで提案されているような技術では、要求される疲労強度を満足できず、耐久性の点で不十分である。特に、より高い応力域下では、これまで提案されてきた技術では耐久性向上に限界があり、他の要因についても検討する必要がある。
特開平１－２４７５３２号公報 特許第４７０５４５６号公報 特開２０１２－１１１９７９号公報 特許第５３２４３１１号公報
　本発明は、こうした状況の下になされたものであって、その目的は成形されるばねが十分な疲労強度を確保できるような高強度ばね用中空シームレス鋼管を提供することにある。
　上記課題を達成した本発明は、鋼管の肉厚のばらつきを低減した点に特徴を有する。すなわち、本発明のばね用中空シームレス鋼管は、
　質量％で、
　Ｃ　：０．２～０．７％、
　Ｓｉ：０．５～３％、
　Ｍｎ：０．１～２％、
　Ｃｒ：０％超、３％以下、
　Ａｌ：０％超、０．１％以下、
　Ｐ　：０％超、０．０２％以下、
　Ｓ　：０％超、０．０２％以下及び
　Ｎ　：０％超、０．０２％以下を含有し、残部が鉄及び不可避不純物である中空シームレス鋼管であって、
　下記（１）式で算出される偏肉率が７．０％以下である点に要旨を有する。
　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／（平均肉厚）／２×１００　　　（１）
本発明のばね用中空シームレス鋼管は、好ましくは、その全長に亘って、下記（２）式で算出される偏肉率の最大値が７．０％以下であり、内面疵深さが５０μｍ以下であり、かつ内面トータル脱炭深さが１００μｍ以下である。
　　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／｛（最大肉厚＋最小肉厚）／２｝／２×１００　　　（２）
　本発明のばね用中空シームレス鋼管は、必要に応じて、更に質量％で、以下の（ａ）～（ｆ）の少なくともいずれかを含有することが好ましい。
　（ａ）Ｂ：０％超、０．０１５％以下
　（ｂ）Ｖ：０％超、１％以下、Ｔｉ：０％超、０．３％以下及びＮｂ：０％超、０．３％以下よりなる群から選択される１種以上
　（ｃ）Ｎｉ：０％超、３％以下及びＣｕ：０％超、３％以下よりなる群から選択される１種以上
　（ｄ）Ｍｏ：０％超、２％以下
　（ｅ）Ｃａ：０％超、０．００５％以下、Ｍｇ：０％超、０．００５％以下及びＲＥＭ：０％超、０．０２％以下よりなる群から選択される１種以上
　（ｆ）Ｚｒ：０％超、０．１％以下、Ｔａ：０％超、０．１％以下及びＨｆ：０％超、０．１％以下よりなる群から選択される１種以上
　本発明によれば、鋼管の肉厚のばらつきの指標である偏肉率が７．０％以下と高度に低減されているため、疲労強度が高く耐久性に優れた高強度中空ばね用のシームレス鋼管を提供できる。本発明の効果は、特に高応力域でその効果を顕著に発揮できる。
鋼管の肉厚ｔの外径Ｄに対する比ｔ／Ｄと、偏肉による内面応力の変動比の関係を示すグラフである。 鋼管の肉厚ｔの外径Ｄに対する比ｔ／Ｄと軽量化率の関係を示すグラフである。 肉厚公差０．１ｍｍの時の偏肉率を、肉厚ごとにプロットしたグラフである。 後記する実施例において、ねじり疲労試験に用いた試験片の形状を表す図である。 後記する実施例１において、偏肉率とねじり疲労試験の耐久回数との関係を示したグラフである。 後記する実施例２において、鋼管の全長に亘る偏肉率の最大値と、ねじり疲労試験の耐久回数との関係を示したグラフである。
　高強度中空ばねにおいては、ショットピーニングを施すことのできない内面の疲労強度の向上が課題であり、これまでは内面の脱炭抑制および疵低減などが検討されてきた。これに対し、本発明者らは別の影響因子として鋼管の肉厚の影響について鋭意研究を行った。その結果、中空の鋼管の偏肉率が疲労強度に影響を与えることが判明した。
　上記した特許文献１～４のような従来技術においては疵や脱炭の改善が重要な課題であり、偏肉率については何ら考慮されていなかった。しかし、本発明者らが偏肉率に着目して検討した結果、偏肉率の疲労特性への影響は大きく、特に偏肉率を７．０％以下とすることで、シームレス鋼管の疲労強度を向上できることが明らかになった。偏肉率は５．０％以下が好ましく、より好ましくは３．０％以下である。偏肉率は小さければ小さいほど良いが、その下限は通常０．５％程度である。
　更に、鋼管の全長に亘り肉厚は均一でなく、偏肉率も異なるため、安定的な疲労強度を得るためには全長にわたって肉厚のばらつきを抑制することが好ましいと考えた。すなわち、本発明の好ましい１つの実施形態では鋼管の全長に亘って偏肉率の最大値を７．０％以下とすることで、シームレス鋼管の疲労強度を向上できることを明らかにした。鋼管の全長に亘る偏肉率の最大値は５．０％以下がより好ましく、更により好ましくは３．０％以下である。鋼管の全長に亘る偏肉率は小さければ小さいほど良いが、その下限は通常０．５％程度である。
　本発明において、偏肉率は下記（１）式で与えられる。
　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／（平均肉厚）／２×１００　　　（１）
　ここで、最大肉厚および最小肉厚は、それぞれ、同一断面内において、例えば９０°毎に測定した４箇所のように複数箇所で測定した肉厚の最大値および最小値を意味し、平均肉厚は前記複数箇所で測定した肉厚の平均値を意味する。
　また、鋼管の全長に亘る偏肉率は下記（２）式で与えられる。
　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／｛（最大肉厚＋最小肉厚）／２｝／２×１００　　（２）
　ここで、最大肉厚および最小肉厚は、それぞれ、１つの部分で例えば超音波プローブ等により鋼管の全周で測定した肉厚の最大値および最小値を意味する。この（２）式を用いた偏肉率の測定を鋼管の全長に亘り実施し、得られた偏肉率の最大値を「鋼管の全長に亘る偏肉率」とする。
　なお、本発明に係るばね用中空シームレス鋼管において、「（１）式で算出される偏肉率が７．０％以下である」とは、実質的には概ね鋼管の全長に亘り偏肉率が７．０％以下であることが期待されている。従って、例えば管端部等の任意の部分から採取した断面において（１）式で算出される偏肉率が７．０％以下である場合が多い。このため、１つの断面の結果により（１）式で算出される偏肉率を求めたらよい。
　実際、上記特許文献１～４では偏肉率は良好とは言えない。例えば、特許文献１では中空鋼管を製造するためにマンネスマン穿孔を用いており、マンネスマン穿孔は高生産性ではあるものの、他の中空化手法に比べて、中空加工時すなわち穿孔時の材料および工具の拘束が弱いためズレが生じやすく、良好な偏肉率を得ることは難しい。特に、高強度ばね用の鋼材は変形抵抗が高く、高精度な加工は困難である。また特許文献２、３では、機械加工した中空ビレットを熱間静水圧押出し加工している。機械加工しているため、ビレットの加工精度は高く、静水圧によって均等に加工されるため、特許文献１に比べれば偏肉率は改善されやすい。しかしながら、後述の実施例に示す通り、特許文献２、３に開示されている方法では、耐久性の観点から十分な偏肉率が得られない。また特許文献４では、中空化手法として、ガンドリル加工を採用している。この方法も加工精度は比較的良好であるはずだが、後述の実施例に示す通り、十分な偏肉率が得られない。
　また本発明の好ましい１つの実施形態では、上記した偏肉率を制御することに加えて、内面疵及びトータル脱炭もパイプ全長に亘って調整しているため、より安定的な疲労特性が得られる。パイプ全長に亘る内面疵深さは好ましくは５０μｍ以下であり、トータル脱炭深さは好ましくは１００μｍ以下である。
　本発明で対象とする中空シームレス鋼管は、外径Ｄが８～２２ｍｍ程度で、肉厚ｔが０．８～７．７ｍｍ程度であり、肉厚ｔの外径Ｄに対する比ｔ／Ｄが約０．１０～０．３５である。
　図１は肉厚ｔの外径Ｄに対する比ｔ／Ｄと、偏肉による内面応力の変動比の関係を、３％、７％、１０％の各偏肉率ごとにプロットしたグラフである。前記内面応力の変動比とは、偏肉がない時の内面応力をσ1、偏肉がある時の内面応力をσ2とした時、σ2／σ1で与えられる値である。図１からも分かる通り、偏肉が生じた際の内面応力変動比は、ｔ／Ｄが高いほど大きくなる。また内面応力の変動比は、ｔ／Ｄが低い場合には偏肉率が変化してもその差が小さいが、ｔ／Ｄが高い場合には偏肉率が内面応力の変動比に与える影響が顕著になる。従来技術のように、偏肉率が７．０％を超える場合には、特にｔ／Ｄが０．１５以上となる場合に、偏肉率が内面応力の変動比に与える影響が大きく、すなわちｔ／Ｄが０．１５以上である場合に、特に本発明が有効である。
　また、図２はｔ／Ｄと軽量化率の関係を表すグラフである。図２からも分かる通り、ｔ／Ｄが大きくなるほど軽量化率が低下し、高強度中空ばねでは、２５％以上の軽量化が求められることがある。よって、ｔ／Ｄは０．２５以下とするのが好ましい。
　図３は、肉厚公差、すなわち最大肉厚と最小肉厚の差が０．１ｍｍの時の偏肉率を、肉厚ごとにプロットしたグラフである。図３からも分かる通り、例えば肉厚が０．５ｍｍである場合には、たった０．１ｍｍの公差であっても、偏肉率に換算すると１０％にも相当し、また実際に従来技術では偏肉率が７．０％を超えていたことからも、薄い肉厚での偏肉率の改善は非常に困難である。
　本発明者らは、中空シームレス鋼管の偏肉率を７．０％以下とするための製造方法として、特に、下記（１）又は（２）の方法により、中空の素管を製造し、この素管に更に冷間圧延、抽伸加工、焼鈍等を行うことによって、中空シームレス鋼管を得る方法について検討した。
（１）素ビレットから機械加工によって中空ビレットを得て、該中空ビレットを用いて熱間押出しする方法
（２）素ビレットから熱間圧延により棒鋼を製造した後、ガンドリル加工により中空化する方法
　前記（１）の熱間押出しの方法では、中空ビレットの寸法を変化させることで偏肉率が変化し、中空ビレット内径を３８ｍｍとすることで、最終的に得られるシームレス鋼管の偏肉率が７．０％以下となるような素管が実現できた。一方、上記した特許文献２、３では、中空ビレット内径は４０ｍｍまたは５２ｍｍであり、７．０％以下の偏肉率は達成できない。また、前記（２）のガンドリルを用いる方法では、棒鋼の寸法及びガンドリル加工寸法によって偏肉率が変化し、直径４０ｍｍの棒鋼に直径２０ｍｍのガンドリル加工を施すことで、最終的に得られるシームレス鋼管の偏肉率が７．０％以下となるような素管が実現できた。一方、上記した特許文献４では、直径２５ｍｍの棒鋼に直径１２ｍｍのガンドリル加工を施しており、７．０％以下の偏肉率は実現できない。
　なお、上記（１）の方法では、熱間押出前の加熱温度は例えば１０００～１１００℃とすればよい。また上記（２）の方法では、熱間圧延時の加熱温度は例えば９５０～１１００℃程度、最低圧延温度は８００～９００℃とすれば良く、また熱間圧延後から６５０～７５０℃までの平均冷却速度は１．５～５℃／秒程度とし、その後５００℃以下までの平均冷却速度を０．３～１．０℃／秒として冷却すれば良い。上記（１）、（２）のいずれの方法においても、得られた素管を例えば９００～１０００℃で５～３０分焼鈍し、冷間圧延及び抽伸を行った後、更に６００～１０００℃程度で焼鈍すれば良い。
　全長に亘って、より確実に偏肉率を７％以下に低減するためには、上記（１）の方法において、押出前の加熱における中空ビレット長手方向の温度差、すなわち偏熱を低減することが重要であると知見した。熱間押出前の加熱時間は比較的短時間であり、偏熱が生じやすい。そこで、加熱前に均熱加熱することで偏熱が低減し、全長に亘る偏肉率を低減できる。但し、均熱加熱温度が低すぎる又は均熱加熱時間が短すぎると偏肉率低減の効果がないどころか、偏肉率が増大する。また、均熱加熱温度が高すぎる又は均熱加熱時間が長すぎると脱炭が生じ、全長に亘って内面トータル脱炭を１００μｍ以下にできない。そこで均熱加熱温度は９００～９５０℃、均熱加熱時間は３００～２４００秒とするのが好ましい。均熱加熱温度は、９２０℃以上が好ましく、９４０℃以下が好ましい。また、均熱加熱時間は６００秒以上が好ましく、より好ましくは１０００秒以上であり、２０００秒以下が好ましく、１５００秒以下がより好ましい。
　更に押出前の加熱温度は、１１００℃以上が好ましい。該加熱温度が１１００℃未満であると、内面疵の発生頻度が上がり、全長に亘って内面疵を５０μｍ以下にするのが困難となる。これは、温度が高い方が押出し時の延性が高く、疵が生じにくいためと考えられる。該加熱温度の上限は特に限定されないが、例えば１２００℃程度とすれば良い。
　なお、得られた素管は例えば９００～１０００℃で５～３０分焼鈍し、冷間圧延及び抽伸を行った後、更に９００～１０００℃程度で焼鈍してよい。
　本発明では、上述の方法で７．０％以下の偏肉率を実現できたが、本発明の中空シームレス鋼管の製造方法は上述の方法に限定されない。
　次に、本発明の高強度ばね用中空シームレス鋼管の化学成分について説明する。なお、本願明細書において示す化学成分組成は、全て質量％を意味する。
　Ｃ：０．２～０．７％
　Ｃは、強度を確保するのに必要な元素であり、Ｃ量は０．２％以上とする必要がある。Ｃ量は、好ましくは０．３０％以上であり、より好ましくは０．３５％以上である。しかしながら、Ｃ量が過剰になると、延性の確保が困難となる。そこでＣ量を０．７％以下と定めた。Ｃ量は０．６５％以下が好ましく、より好ましくは０．６０％以下である。
　Ｓｉ：０．５～３％
　Ｓｉは、ばねに必要な耐へたり性の向上に有効な元素であり、本発明で対象とする強度レベルのばねに必要な耐へたり性を得るには、Ｓｉ量を０．５％以上とする必要がある。Ｓｉ量は、好ましくは１．０％以上であり、より好ましくは１．５％以上である。しかしながら、Ｓｉは脱炭を促進させる元素でもあるため、Ｓｉを過剰に含有させると鋼材表面の脱炭層形成を促進させる。その結果、脱炭層削除のためのピーリング工程が必要となるので、製造コストの面で不都合である。こうしたことから、Ｓｉ量は３％以下と定めた。Ｓｉ量は、好ましくは２．５％以下であり、より好ましくは２．２％以下である。
　Ｍｎ：０．１～２％
　Ｍｎは、脱酸元素として利用されると共に、鋼材中の有害元素であるＳとＭｎＳを形成してＳを無害化できる有益な元素である。このような効果を有効に発揮させるため、Ｍｎ量は０．１％以上とする必要がある。Ｍｎ量は、好ましくは０．１５％以上であり、より好ましくは０．２０％以上である。しかしながら、Ｍｎ量が過剰になると、偏析帯が形成されて材質のばらつきが生じる。従って、Ｍｎ量は２％以下と定めた。Ｍｎ量は好ましくは１．５％以下であり、より好ましくは１．０％以下である。
　Ｃｒ：０％超、３％以下
　Ｃｒは、焼戻し後の強度確保や耐食性向上に有効な元素であり、特に高レベルの耐食性が要求される懸架ばねに重要な元素である。こうした効果は、Ｃｒ量が増大するにつれて大きくなり、こうした効果を有効に発揮させるためには、Ｃｒは０．２％以上含有させることが好ましく、より好ましくは０．５％以上である。しかしながら、Ｃｒ量が過剰になると過冷組織が発生しやすくなると共に、セメンタイトに濃化して塑性変形能を低下させ、冷間加工性の劣化を招く。また、Ｃｒ量が過剰になると、セメンタイトとは異なるＣｒ炭化物が形成されやすくなり、強度と延性のバランスが悪くなる。こうしたことから、Ｃｒ量を３％以下と定めた。Ｃｒ量は、２．０％以下が好ましく、より好ましくは１．７％以下である。
　Ａｌ：０％超、０．１％以下
　Ａｌは、主に脱酸元素として添加される。また、ＮとＡｌＮを形成して固溶Ｎを無害化すると共に、組織の微細化にも寄与する。特に固溶ＮをＡｌＮとして固定させるには、Ｎ含有量の２倍を超えるようＡｌを含有させることが好ましい。Ａｌ量は、好ましくは０．００１％以上であり、より好ましくは０．０１％以上、更に好ましくは０．０２５％以上である。しかしながら、ＡｌはＳｉと同様に脱炭を促進させる元素でもあるため、Ｓｉを多く含有する鋼ではＡｌの添加量を抑える必要がある。そこで、Ａｌ量は０．１％以下と定めた。Ａｌ量は、好ましくは０．０７％以下であり、より好ましくは０．０５％以下である。
　Ｐ：０％超、０．０２％以下
　Ｐは、鋼材の靭性や延性を劣化させる有害な元素であるため、極力低減することが重要である。そこで、Ｐ量を０．０２％以下と定めた。Ｐ量は、好ましくは０．０１０％以下、より好ましくは０．００８％以下である。なお、Ｐは鋼材に不可避的に含まれる不純物であるため、その量を０％とすることは工業生産上困難であり、通常０．００１％程度含まれる。
　Ｓ：０％超、０．０２％以下
　Ｓは、Ｐと同様に鋼材の靭性や延性を劣化させる有害元素であるため、極力低減することが重要である。そこで、Ｓ量は０．０２％以下と定めた。Ｓ量は、好ましくは０．０１０％以下であり、より好ましくは０．００８％以下である。なお、Ｓは鋼材に不可避的に含まれる不純物であるため、その量を０％とすることは工業生産上困難であり、通常０．００１％程度含まれる。
　Ｎ：０％超、０．０２％以下
　Ｎは、Ａｌ、Ｔｉ等が存在すると窒化物を形成して組織を微細化させる効果があるが、固溶状態で存在すると、鋼材の靭延性及び耐水素脆化特性を劣化させる。そこで、Ｎ量は０．０２％以下と定めた。Ｎ量は、好ましくは０．０１０％以下であり、より好ましくは０．００５％以下である。なお、Ｎは鋼材に不可避的に含まれる元素であるため、その量を０％とすることは工業生産上困難であり、通常０．００１％程度含まれる。
　本発明のシームレス鋼管の基本成分は上記の通りであり、残部は実質的に鉄である。但し、原材料、資材、製造設備等の状況によって持ち込まれる不可避不純物が鋼中に含まれることは当然に許容される。なお、本明細書において、残部の不可避不純物は、上述の個々の元素毎に含有量を規定した不可避的に含まれる不純物を除いた不可避不純物を意味する。
　さらに本発明では、必要に応じて以下の任意元素を含有していても良い。
　Ｂ：０％超、０．０１５％以下
　Ｂは、鋼材の焼入れ、焼戻し後において、旧オーステナイト粒界からの破壊を抑制する効果がある。このような効果を発現させるには、Ｂ量は０．００１％以上が好ましく、より好ましくは０．００１５％以上である。しかしながら、Ｂ量が過剰になると粗大な炭硼化物を形成して鋼材の特性を害し、圧延材の疵の発生原因にもなる。こうしたことから、Ｂ量は０．０１５％以下が好ましい。Ｂ量は、より好ましくは０．０１０％以下、更に好ましくは０．００５％以下である。
　Ｖ：０％超、１％以下、Ｔｉ：０％超、０．３％以下及びＮｂ：０％超、０．３％以下よりなる群から選択される１種以上
　Ｖ、Ｔｉ及びＮｂは、Ｃ、Ｎ、Ｓと炭化物、窒化物及び炭窒化物（以下、炭・窒化物）、あるいは硫化物を形成して、これらＣ、Ｎ、Ｓを無害化する作用を有する。また、上記炭・窒化物は組織を微細化する効果も発揮する。更に、Ｖ、Ｔｉ及びＮｂは耐遅れ破壊特性を改善するという効果も有する。Ｖ量は、好ましくは０．０５％以上であり、より好ましくは０．１％以上であり、更に好ましくは０．１３％以上である。Ｔｉ量及びＮｂ量はいずれも、０．０３％以上が好ましく、より好ましくは０．０４％以上であり、更に好ましくは０．０５％以上である。
　しかしながら、これらＶ、Ｔｉ及びＮｂ量が過剰になると、粗大な炭・窒化物が形成されて靭性や延性が劣化する場合がある。そこで、Ｖ量は１％以下、Ｔｉ量は０．３％以下、Ｎｂ量は０．３％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｖ量は０．５％以下、Ｔｉ量は０．１％以下、Ｎｂ量は０．１％以下である。更に、コスト低減の観点から、Ｖ量は０．３％以下、Ｔｉ量は０．０５％以下、Ｎｂ量は０．０５％以下が好ましい。
　Ｎｉ：０％超、３％以下及びＣｕ：０％超、３％以下よりなる群から選択される１種以上
　Ｎｉは、コスト低減を考慮した場合には、添加を控えるためその下限を特に設けないが、表層脱炭の抑制や耐食性の向上を行う場合には、０．１％以上含有させることが好ましい。しかしながら、Ｎｉ量が過剰になると圧延材において、過冷組織の発生や、焼入れ後の残留オーステナイトの存在により、鋼材の特性が劣化する場合がある。こうしたことから、Ｎｉを含有させる場合には、その上限を３％以下とすることが好ましい。コスト低減の観点からは、Ｎｉ量は２．０％以下が好ましく、より好ましくは１．０％以下である。
　Ｃｕは、Ｎｉと同様に表層脱炭を抑制したり耐食性を向上するのに有効な元素である。このような効果を有効に発揮させるため、Ｃｕを０．１％以上含有させることが好ましく、より好ましくは０．１５％以上、更に好ましくは０．２０％以上である。しかしながら、Ｃｕ量が過剰になると過冷組織や熱間加工時の割れが生じる場合がある。こうしたことから、Ｃｕを含有させる場合には、Ｃｕ量を３％以下とすることが好ましい。コスト低減の観点からは、Ｃｕ量は２．０％以下が好ましく、より好ましくは１．０％以下である。
　Ｍｏ：０％超、２％以下
　Ｍｏは、焼戻し後の強度確保、靭性向上に有効な元素である。このような効果を発揮させるためには、Ｍｏ量は０．１％以上が好ましく、より好ましくは０．２％以上であり、更に好ましくは０．３％以上である。しかしながら、Ｍｏ量が過剰になると靭性が劣化する。こうしたことから、Ｍｏ量は２％以下とすることが好ましい。Ｍｏ量は、より好ましくは１％以下であり、更に好ましくは０．５％以下である。
　Ｃａ：０％超、０．００５％以下、Ｍｇ：０％超、０．００５％以下及びＲＥＭ：０％超、０．０２％以下よりなる群から選択される１種以上
　Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭ（Ｒａｒｅ Ｅａｒｔｈ Ｍｅｔａｌ、希土類元素）は、いずれも硫化物を形成し、ＭｎＳの伸長を防ぐことで靭性を改善する効果を有し、要求特性に応じて添加することができる。このような効果を有効に発揮させるため、Ｃａ量、Ｍｇ量はいずれも０．０００５％以上が好ましく、より好ましくは０．００１０％以上であり、更に好ましくは０．００１５％以上である。ＲＥＭ量は、０．０００５％以上が好ましく、より好ましくは０．００１０％以上であり、更に好ましくは０．００１２％以上である。しかしながら、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭ量が過剰になると、かえって靭性を劣化させる。そこでＣａ量及びＭｇ量はいずれも０．００５％以下が好ましく、より好ましくは０．００４％以下であり、更に好ましくは０．００３％以下である。ＲＥＭ量は０．０２％以下が好ましく、より好ましくは０．０１％以下であり、更に好ましくは０．００５％以下である。なお、本発明においてＲＥＭとは、ＬａからＬｎまでの１５のランタノイド元素と、Ｓｃ及びＹを含む意味である。
　Ｚｒ：０％超、０．１％以下、Ｔａ：０％超、０．１％以下及びＨｆ：０％超、０．１％以下よりなる群から選択される１種以上
　Ｚｒ、Ｔａ及びＨｆは、Ｎと結びついて窒化物を形成し、それにより加熱時のオーステナイト粒径の成長を抑制し、最終的な組織を微細化し、靭性を改善する効果がある。このような効果を有効に発揮させるためには、Ｚｒ量は０．０１％以上が好ましく、より好ましくは０．０３％以上であり、更に好ましくは０．０５％以上である。Ｔａ量及びＨｆ量はいずれも０．０１％以上が好ましく、より好ましくは０．０２％以上であり、更に好ましくは０．０３％以上である。しかしながら、Ｚｒ、Ｔａ及びＨｆ量が過剰になると、窒化物が粗大化し、疲労特性を劣化させるため好ましくない。こうしたことから、Ｚｒ量は０．１％以下が好ましく、より好ましくは０．０９％以下であり、更に好ましくは０．０５％以下であり、特に０．０２５％以下が好ましい。Ｔａ量及びＨｆ量はいずれも０．１％以下が好ましく、より好ましくは０．０８％以下であり、更に好ましくは０．０５％以下であり、特に０．０２５％以下が好ましい。
　以下、実施例を挙げて本発明をより具体的に説明する。本発明は以下の実施例によって制限を受けるものではなく、前記、後記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施することも勿論可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に包含される。
　表１に示す化学成分組成の溶鋼を、通常の溶製法によって溶製し、この溶鋼を鋳造して分塊圧延し、断面形状が１５５ｍｍ×１５５ｍｍの素ビレットとした。なお、表１におけるＲＥＭは、Ｌａを５０％程度とＣｅを２５％程度含有するミッシュメタルの形態で添加した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　中空ビレットを用いて熱間押出する方法では、上記素ビレットから円筒状の中空ビレットを機械加工により作成し、熱間押出しを行って素管を得た。その後、冷間圧延、抽伸加工を施し、外径１６ｍｍ、内径８ｍｍ、長さ３０００ｍｍの中空シームレス鋼管を作成した。詳細な製造方法は表２のＡ～Ｄに示す通りである。
　熱間圧延により棒鋼を製造した後、ガンドリル加工により中空化する方法では、上記素ビレットから表２のＥ、Ｆに記載の条件にて熱間圧延を行い、棒鋼を得て、ガンドリル加工により中空化して素管を得た。その後、冷間圧延、抽伸加工を施し、外径１６ｍｍ、内径８ｍｍ、長さ３０００ｍｍの中空シームレス鋼管を作成した。
　なお、表２のＣは上記特許文献３に開示される製造方法であり、Ｄは上記特許文献２、Ｅは上記特許文献４に開示されている方法である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　このようにして得られた中空シームレス鋼管を以下の方法で測定及び評価した。
　（１）偏肉率の測定
　前記中空シームレス鋼管の管端部の肉厚を、マイクロメータで９０°毎に４箇所測定し、下記（１）式により偏肉率を算出した。
偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／（平均肉厚）／２×１００　　　（１）
　（２）疲労特性の評価
　前記中空シームレス鋼管を、下記の条件で焼入れ・焼戻し処理した。
　焼入れ条件：９２５℃で１０分間保持した後、油冷
　焼戻し条件：３９０℃で４０分間保持した後、水冷
　前記焼入れ・焼戻し後の中空シームレス鋼管を、図４に示す円筒形試験片１に加工した。図４（ａ）は正面図であり、（ｂ）は試験片の端面を表す側面図である。該円筒試験片１を用いてねじり疲労試験を行った。試験片の内径は約８．０ｍｍ、拘束部１ａの外径は１６ｍｍ、中央部１ｂの外径は１２ｍｍ、中央部の外表面応力で表される負荷応力は５５０±３７５ＭＰａであった。破断するまでの回数を耐久回数として測定し、１０６回でも破断しなかったものは試験を停止した。
　結果を表３、図５に示す。図５は、本発明の発明例及び比較例について、偏肉率とねじり疲労試験の耐久回数との関係を示したグラフである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　偏肉率が７．０％以下であった表３のＮｏ．１、６～９、１４～２０は、図５の丸印に相当し、ねじり疲労試験の耐久回数が１０5回以上であり、良好な耐久性を示した。特に、偏肉率が５．０％以下であったＮｏ．１、６～９、１５～２０では、耐久回数が５×１０５回以上であり、更に偏肉率が３．０％以下であったＮｏ．１、７～９、１５～１７、１９では耐久回数が１０６回以上であった。一方、偏肉率が７．０％を超えたＮｏ．２～５、１０～１３は、図５の×印で示される通り、耐久回数が１０５回未満であった。この中でＮｏ．３～５、１１～１３は、上記特許文献２～４に相当する製造条件Ｃ～Ｅで製造した例であり、偏肉率が７．０％を超える結果となっている。
２．実施例２
　実施例１の表１に示す化学成分組成の溶鋼を、通常の溶製法によって溶製し、この溶鋼を鋳造して分塊圧延し、断面形状が１５５ｍｍ×１５５ｍｍの素ビレットとした。なお、表１におけるＲＥＭは、Ｌａを５０％程度とＣｅを２５％程度含有するミッシュメタルの形態で添加した。
　表４に記載のＡ～Ｇの条件で、素ビレットから中空素管を得て、その後冷間圧延及び抽伸加工を施すことによって外径１６ｍｍ、内径８ｍｍ、長さ３０００ｍｍの中空シームレス鋼管を作成した。条件Ａ～Ｆは、素ビレットから機械加工により中空ビレットを得て、これを熱間押出して中空素管を得る方法であり、条件Ｇは素ビレットから熱間圧延により棒鋼を得て、これにガンドリル加工することにより中空素管を得る方法である。条件Ｅは上記特許文献３に開示される製造方法であり、Ｆは上記特許文献２、Ｇは上記特許文献４に開示されている方法である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　このようにして得られた中空シームレス鋼管を以下の方法で測定及び評価した。
（１）偏肉率の測定
　前記中空シームレス鋼管について、以下の要領で肉厚を測定した。
（１－ａ）管端部の肉厚測定
　最終的に得られた中空シームレス鋼管について、管端部の肉厚を、マイクロメータで９０°毎に４箇所測定し、下記（１）式により偏肉率を算出した。
偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／（平均肉厚）／２×１００　　　（１）
（１－ｂ）全長の肉厚測定
　前記中空シームレス鋼管について、鋼管を回転させつつ、鋼管の外表面に接触させた超音波プローブを、鋼管の長手方向に走査させることによって、パイプ全周及び全長に肉厚を測定した。得られた肉厚測定結果から、プローブが鋼管を一周したときの最大肉厚と最小肉厚から下記（２）式により偏肉率を算出した。全長に亘り、同様にして偏肉率を測定し、最大の偏肉率を求めた。
　この際、全長、全周を隈なく検査できるように、超音波センサの走査速度、パイプの回転速度、測定ピッチを調整した。また、定量性を担保するため、検査前に超音波測定の校正を行った。具体的には、鋼管端部をマイクロメータで測定し、その結果から超音波測定の校正を行った。
　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／｛（最大肉厚＋最小肉厚）／２｝／２×１００　　　（２）
（２）内面疵の測定
　上記（１－ｂ）の全長の肉厚測定と同様に、超音波プローブによってパイプ全周及び全長の内面疵深さを測定した。また定量性を担保するため、サイズが既知である人口疵を内面に有した標準パイプを用いてオフラインで検査して、校正を行った。
（３）内面トータル脱炭の測定
　脱炭は断面観察にて評価した。長手方向の脱炭のばらつきを評価するため、鋼管を１０分割して１０サンプルを採取した。サンプルの切断面を樹脂に埋め込んで鏡面研磨した後、ナイタールエッチングして光学顕微鏡を用いて倍率２００倍で観察し、１０サンプルの内面トータル脱炭深さの最大深さを測定した。
（４）疲労特性の評価
　前記中空シームレス鋼管を、下記の条件で焼入れ・焼戻し処理した。
　焼入れ条件：９２５℃で１０分間保持した後、油冷
　焼戻し条件：３９０℃で４０分保持した後、水冷
　前記焼入れ・焼戻し後の中空シームレス鋼管を、図４に示す円筒形試験片１に加工した。図４（ａ）は正面図であり、（ｂ）は試験片の端面を表す側面図である。該円筒試験片１を各試験Ｎｏ．につき１０本ずつ用いてねじり疲労試験を行った。試験片の内径は約８．０ｍｍ、拘束部１ａの外径は１６ｍｍ、中央部１ｂの外径は１２ｍｍ、中央部１ｂの外表面応力で表される負荷応力は５５０±３７５ＭＰａであった。破断するまでの回数を耐久回数として測定し、１０6回でも破断しなかったものは試験を停止した。１０本のうち、最短の耐久回数を各試験Ｎｏ．の耐久回数として表３に示した。
　（１）～（４）の測定結果を表５及び図６に示す。図６は本発明の発明例及び比較例について、中空シームレス鋼管の全長に亘る偏肉率の最大値と、ねじり疲労試験の耐久回数との関係を示したグラフである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　鋼管の全長に亘って、偏肉率が７．０％以下であり、内面疵深さが５０μｍ以下であり、内面トータル脱炭深さが１００μｍ以下である表３のＮｏ．１、１０、１２、１４、２３、２５～２７、２９、３０は、図６の丸印に相当し、ねじり疲労試験の耐久回数が１０５回以上であり、良好な耐久性を示した。特に、偏肉率は低いほど顕著に耐久回数が増加する傾向にあり、偏肉率が３．０％以下であるＮｏ．１０、１２、１４、２３、２５では、いずれも耐久回数が１０６回以上にまで達する。
　一方、偏肉率が７．０％を超えるＮｏ．２、４～８、１５、１７～２１は、図６の×印に相当し、耐久回数が急激に低下している。但し、偏肉率が７．０％以下であっても、内面トータル脱炭深さ又は内面疵深さの少なくともいずれかが本発明の要件を満たしていないＮｏ．３、９、１１、１３、１６、２２、２４、２８では、図５の三角印で示した通り耐久回数が低い。なお、従来技術である製造条件Ｅ～Ｇで製造したＮｏ．６～８、１９～２１では、いずれも偏肉率が７．０％を超える結果となった。
　本出願は、出願日が２０１５年１月７日である日本国特許出願、特願第２０１５－００１７１０号および出願日が２０１５年１月７日である日本国特許出願、特願第２０１５－００１７１１号を基礎出願とする優先権主張と伴う。特願第２０１５－００１７１０号および特願第２０１５－００１７１１号は参照することにより本明細書に取り込まれる。
　本発明は以下の態様を含む。
態様１：
　質量％で、
　Ｃ　：０．２～０．７％、
　Ｓｉ：０．５～３％、
　Ｍｎ：０．１～２％、
　Ｃｒ：０％超、３％以下、
　Ａｌ：０％超、０．１％以下、
　Ｐ　：０％超、０．０２％以下、
　Ｓ　：０％超、０．０２％以下及び
　Ｎ　：０％超、０．０２％以下を含有し、残部が鉄及び不可避不純物である中空シームレス鋼管であって、
　下記（１）式で算出される偏肉率が７．０％以下であるばね用中空シームレス鋼管。
　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／（平均肉厚）／２×１００　　　（１）
態様２：
　鋼管の全長に亘って、前記（２）式で算出される偏肉率の最大値が７．０％以下であり、内面疵深さが５０μｍ以下であり、かつ内面トータル脱炭深さが１００μｍ以下である態様１に記載のばね用中空シームレス鋼管。
　　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／｛（最大肉厚＋最小肉厚）／２｝／２×１００　　　（２）
態様３：
　質量％で、Ｂ：０％超、０．０１５％以下を更に含有する態様１または２に記載の中空シームレス鋼管。
態様４：
　質量％で、Ｖ：０％超、１％以下、Ｔｉ：０％超、０．３％以下及びＮｂ：０％超、０．３％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する請求項１～３のいずれかに記載の中空シームレス鋼管。
態様５：
　質量％で、Ｎｉ：０％超、３％以下及びＣｕ：０％超、３％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する態様１～４のいずれかに記載の中空シームレス鋼管。
態様６：
　質量％で、Ｍｏ：０％超、２％以下を更に含有する請求項１～５のいずれかに記載の中空シームレス鋼管。
態様７：
　質量％で、Ｃａ：０％超、０．００５％以下、Ｍｇ：０％超、０．００５％以下及びＲＥＭ：０％超、０．０２％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する請求項１～６のいずれかに記載の中空シームレス鋼管。
態様８：
　質量％で、Ｚｒ：０％超、０．１％以下、Ｔａ：０％超、０．１％以下及びＨｆ：０％超、０．１％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する請求項１～７のいずれかに記載の中空シームレス鋼管。
　本発明の中空シームレス鋼管を用いれば、疲労強度が高く耐久性に優れた高強度中空ばねを製造でき、本発明は例えば強度が１１００ＭＰａ以上、好ましくは１２００ＭＰａ以上、更に好ましくは１３００ＭＰａ以上のばねに好適に用いることができる。よって、本発明によれば、懸架ばね、弁ばね、クラッチばねなどの部品の中空化を推進することができ、自動車などの車両の一層の軽量化を図ることができるため、産業上有用である。
　１　　円筒形試験片
　１ａ　拘束部
　１ｂ　中央部
　１ｃ　空洞

Claims (8)

  1. 　質量％で、
    　Ｃ　：０．２～０．７％、
    　Ｓｉ：０．５～３％、
    　Ｍｎ：０．１～２％、
    　Ｃｒ：０％超、３％以下、
    　Ａｌ：０％超、０．１％以下、
    　Ｐ　：０％超、０．０２％以下、
    　Ｓ　：０％超、０．０２％以下及び
    　Ｎ　：０％超、０．０２％以下を含有し、残部が鉄及び不可避不純物である中空シームレス鋼管であって、
    　下記（１）式で算出される偏肉率が７．０％以下であるばね用中空シームレス鋼管。
    　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／（平均肉厚）／２×１００　　　（１）
  2. 　鋼管の全長に亘って、下記（２）式で算出される偏肉率の最大値が７．０％以下であり、内面疵深さが５０μｍ以下であり、かつ内面トータル脱炭深さが１００μｍ以下である請求項１に記載のばね用中空シームレス鋼管。
    　　偏肉率＝（最大肉厚－最小肉厚）／｛（最大肉厚＋最小肉厚）／２｝／２×１００　　　（２）
  3. 　質量％で、Ｂ：０％超、０．０１５％以下を更に含有する請求項１または２に記載の中空シームレス鋼管。
  4. 　質量％で、Ｖ：０％超、１％以下、Ｔｉ：０％超、０．３％以下及びＮｂ：０％超、０．３％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する請求項１または２に記載の中空シームレス鋼管。
  5. 　質量％で、Ｎｉ：０％超、３％以下及びＣｕ：０％超、３％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する請求項１または２に記載の中空シームレス鋼管。
  6. 　質量％で、Ｍｏ：０％超、２％以下を更に含有する請求項１または２に記載の中空シームレス鋼管。
  7. 　質量％で、Ｃａ：０％超、０．００５％以下、Ｍｇ：０％超、０．００５％以下及びＲＥＭ：０％超、０．０２％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する請求項１または２に記載の中空シームレス鋼管。
  8. 　質量％で、Ｚｒ：０％超、０．１％以下、Ｔａ：０％超、０．１％以下及びＨｆ：０％超、０．１％以下よりなる群から選択される１種以上を更に含有する請求項１または２に記載の中空シームレス鋼管。
PCT/JP2016/050134 2015-01-07 2016-01-05 ばね用中空シームレス鋼管 Ceased WO2016111292A1 (ja)

Priority Applications (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
DE112016000288.2T DE112016000288T5 (de) 2015-01-07 2016-01-05 Hohles nahtloses stahlrohr für eine feder
CN201680004891.5A CN107250407A (zh) 2015-01-07 2016-01-05 弹簧用空心无缝钢管
US15/541,534 US20180265952A1 (en) 2015-01-07 2016-01-05 Hollow seamless steel pipe for spring

Applications Claiming Priority (4)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2015-001710 2015-01-07
JP2015-001711 2015-01-07
JP2015001711A JP2016125119A (ja) 2015-01-07 2015-01-07 ばね用中空シームレス鋼管
JP2015001710A JP2016125118A (ja) 2015-01-07 2015-01-07 ばね用中空シームレス鋼管

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2016111292A1 true WO2016111292A1 (ja) 2016-07-14

Family

ID=56355979

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2016/050134 Ceased WO2016111292A1 (ja) 2015-01-07 2016-01-05 ばね用中空シームレス鋼管

Country Status (4)

Country Link
US (1) US20180265952A1 (ja)
CN (1) CN107250407A (ja)
DE (1) DE112016000288T5 (ja)
WO (1) WO2016111292A1 (ja)

Families Citing this family (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN107557671B (zh) * 2017-10-26 2019-05-14 山东汽车弹簧厂淄博有限公司 微合金化弹簧钢及其制备方法
CN107587079B (zh) * 2017-10-26 2019-05-14 山东汽车弹簧厂淄博有限公司 含氮微合金化弹簧钢及其制备方法
CN108823490A (zh) * 2018-06-01 2018-11-16 张家港保税区恒隆钢管有限公司 一种汽车横向稳定杆无缝钢管
CN109735771A (zh) * 2019-03-19 2019-05-10 马鞍山钢铁股份有限公司 一种具有优良疲劳性能和耐蚀性能的高强度弹簧用钢及其生产方法
CN110257701A (zh) * 2019-06-20 2019-09-20 东风商用车有限公司 一种弹簧钢材料及采用该材料生产的汽车空气悬架导向臂
CN110760753B (zh) * 2019-10-25 2021-04-27 鞍钢股份有限公司 一种低屈强比无缝钢管及其制造方法
DE102022114337A1 (de) 2022-06-08 2023-12-14 Mannesmann Precision Tubes Gmbh Verfahren zur Herstellung eines nahtlosen Präzisionsstahlrohrs, derartiges Präzisionsstahlrohr und entsprechende Herstellungsanlage

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009079280A (ja) * 2007-09-27 2009-04-16 Nisshin Steel Co Ltd 高疲労寿命焼入れ・焼戻し鋼管およびその製造方法
JP2010265523A (ja) * 2009-05-15 2010-11-25 Kobe Steel Ltd 高強度ばね用中空シームレスパイプ
JP2011184704A (ja) * 2010-03-04 2011-09-22 Kobe Steel Ltd 高強度中空ばね用シームレス鋼管
JP2012102378A (ja) * 2010-11-11 2012-05-31 Nhk Spring Co Ltd 高強度ばね用鋼、高強度ばねの製造方法及び高強度ばね
JP2012111979A (ja) * 2010-11-19 2012-06-14 Kobe Steel Ltd 高強度中空ばね用シームレス鋼管

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009079280A (ja) * 2007-09-27 2009-04-16 Nisshin Steel Co Ltd 高疲労寿命焼入れ・焼戻し鋼管およびその製造方法
JP2010265523A (ja) * 2009-05-15 2010-11-25 Kobe Steel Ltd 高強度ばね用中空シームレスパイプ
JP2011184704A (ja) * 2010-03-04 2011-09-22 Kobe Steel Ltd 高強度中空ばね用シームレス鋼管
JP2012102378A (ja) * 2010-11-11 2012-05-31 Nhk Spring Co Ltd 高強度ばね用鋼、高強度ばねの製造方法及び高強度ばね
JP2012111979A (ja) * 2010-11-19 2012-06-14 Kobe Steel Ltd 高強度中空ばね用シームレス鋼管

Also Published As

Publication number Publication date
US20180265952A1 (en) 2018-09-20
CN107250407A (zh) 2017-10-13
DE112016000288T5 (de) 2017-10-19

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR101386871B1 (ko) 고강도 스프링용 중공 시임리스 파이프
WO2016111292A1 (ja) ばね用中空シームレス鋼管
KR102027874B1 (ko) 비조질 기계 부품용 강선 및 비조질 기계 부품
RU2674176C2 (ru) Толстостенная стальная труба для нефтяных скважин и способ ее производства
WO2011108675A1 (ja) 高強度中空ばね用シームレス鋼管
US9650704B2 (en) Seamless steel pipe for hollow spring
KR102037089B1 (ko) 비조질 기계 부품용 강선 및 비조질 기계 부품
EP2835439B1 (en) Hollow seamless pipe for high-strength spring
JP5629598B2 (ja) 高強度中空ばね用シームレス鋼管用素管の製造方法
JP5523288B2 (ja) 高強度中空ばね用シームレス鋼管
JP2016125118A (ja) ばね用中空シームレス鋼管
JP2016125119A (ja) ばね用中空シームレス鋼管
JP5816136B2 (ja) 中空ばね用シームレス鋼管の製造方法
CN108291284A (zh) 高强度螺栓
KR20170121267A (ko) 열간 압연 봉선재, 부품 및 열간 압연 봉선재의 제조 방법
JPH03285041A (ja) 冷間転造に適した軸受レース用鋼管

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 16735031

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 15541534

Country of ref document: US

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 112016000288

Country of ref document: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 16735031

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1