拡管加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼溶接管およびその製造方法
【課題】 素管の２倍以上の拡管加工での溶接部あるいは溶接部近傍に発生する拡管加工割れの無い、拡管加工性に優れるフェライト系ステンレス鋼溶接管を提供するものである。
【解決手段】 Ｔｉ，Ｎｂの1種または2種を、質量％で各々０．１〜０．５％含有するフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼溶接管において、溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）が１．０５〜１．３である。また、成形、溶接後に周長で０．５〜２．０％の矯正をする。さらに、成形、溶接、矯正後に７００〜８５０℃で焼鈍する。
【解決手段】 Ｔｉ，Ｎｂの1種または2種を、質量％で各々０．１〜０．５％含有するフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼溶接管において、溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）が１．０５〜１．３である。また、成形、溶接後に周長で０．５〜２．０％の矯正をする。さらに、成形、溶接、矯正後に７００〜８５０℃で焼鈍する。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、自動車排気系部品や自動車燃料系部品の燃料給油管等の拡管加工が厳しく、かつ高温酸化や融雪剤等の付着による腐食や高温塩害腐食が厳しい用途に使用されるフェライト系ステンレス鋼溶接管に関するものであり、素管の２倍以上の拡管加工での溶接部あるいは溶接部近傍に発生する拡管加工割れを防止するものである。
【背景技術】
【０００２】
フェライト系ステンレス鋼は、熱膨張係数が小さいことから加熱・冷却が繰り返される自動車排気系部品に使用されてきた。また、最近では寒冷地域での融雪剤付着時の応力腐食割れ感受性が低いことから、自動車燃料系部品の燃料給油管への適用も始められている。これらの部品の多くは、薄肉の溶接管であり、曲げ加工やバルジ加工や拡管加工等が施されている。特に、燃料給油管では、特許文献１のように防錆性能を図るためパイプを一体で、且つ偏芯で拡管することが示され、素管径の２倍以上の加工が施される場合があり、使用されるパイプには優れた拡管性が要求される。
【０００３】
これらの要求に対して、加工性の優れるフェライト系ステンレス鋼管として、特許文献２のように、素材の圧延方向や圧延直角方向のランクフォード値を規定したり、特許文献３のように、レーザ溶接前の予熱や内面ビード余盛高さや、その後、溶接ビード部を圧下し余盛高さを消去する製造方法や、特許文献４、特許文献５、特許文献６、特許文献７、特許文献８のように、ロールレス造管法とレーザ溶接の組み合わせで、レーザ溶接機の出力と造管速度、ロールレス造管法での曲げロール半径と板厚の関係や矯正条件を規定し、母材部と溶接部の硬度差を調整したり、レーザ溶接部のＣ，Ｎ，Ｏ量や介在物を調整し、溶接部のバルジ加工性、拡管性や曲げ加工性を高めることが提案されているが、素材材質、溶接ビード形状や溶接ビード硬度の調整のみでは素管の２倍以上、かつ偏芯拡管を伴う非常に厳しい拡管加工に耐えることが困難である。
【０００４】
一方、素材に関しても、使用環境が厳しくなったことや、寿命等耐久性の向上要求等から、耐食性、耐高温塩害性、耐酸化性、高温強度や熱疲労の向上が求められ、Ｃｒ，Ｍｏ，Ｎｂ等の合金元素含有量が高くなる傾向に有り、使用性能と加工性を両立した溶接管素材が求められている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開２００２−２４２７７９号公報
【特許文献２】特開平６−４１６８９号公報
【特許文献３】特開平５−２７７７６９号公報
【特許文献４】特開平７−２６５９４１号公報
【特許文献５】特開平７−２６６０７２号公報
【特許文献６】特開平７−２８６２３９号公報
【特許文献７】特開平８−２５７７７７号公報
【特許文献８】特開２０００−３２６０７９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
本発明はこうした現状を鑑みて、拡管加工において溶接部割れや溶接部近傍母材割れの無い、拡管加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼溶接管を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明者らは上記目的を達成するため、拡管加工における溶接管の変形挙動、拡管性とフェライト系ステンレス鋼溶接管の溶接部形状、強度、組織と母材部の関係を種々検討し、多段工程による拡管性を向上させ、素管の２倍以上の拡管性を得るためには、素材の特性や溶接部の特性だけでなく、母材と溶接部の硬度や溶接ビード厚による強度バランスをとることが非常に重要であるとの知見を得た。
【０００８】
その要旨とするところは以下の通りである。
（１）Ｔｉ，Ｎｂの１種または２種を、質量％で各々０．１〜０．５％含有するフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼溶接管において、溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）が１．０５〜１．３である。（２）成形、溶接後に周長で０．５〜２．０％の矯正を施す。（３）成形、溶接、矯正後に７００〜８５０℃で焼鈍することを特徴とする拡管加工性に優れるフェライト系ステンレス鋼溶接管とその製造方法。
【図面の簡単な説明】
【０００９】
【図１】パンチを用いた多段拡管加工による変形挙動
【図２】拡管加工での割れ形態
【図３】拡管加工状況と溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）の関係
【図４】溶接部と母材部の硬度差ΔＨＶと周長矯正量の関係（ＳＵＳ４３６Ｌ／ＴＩＧ溶接管（２５．４ｍｍφｘ０．８ｍｍｔ））
【図５】溶接部と母材部の硬度差ΔＨＶ熱処理温度の関係（ＳＵＳ４３６Ｌ／ＴＩＧ溶接管（２５．４ｍｍφｘ０．８ｍｍｔ））
【発明を実施するための形態】
【００１０】
以下に本発明を詳細に説明する。通常、パンチによる多段工程での偏芯拡管加工では、図１に示すように溶接管は、各工程でパンチとの摩擦による管軸方向の応力により、管軸方向には圧縮変形し、管円周方向には引張変形を受けながら拡管加工されている。また、偏芯拡管加工を伴う場合は、偏芯部が張り出され、局部的に管軸方向および円周方向に引張変形を受ける。
【００１１】
このような加工において、溶接管の溶接部と母材部の強度バランスが適正でない場合、割れにいたる。図２に示すように、母材部に対して溶接部の強度が相対的に低い場合には、溶接部で軸方向（縦方向）に割れが発生する。一方、母材部に対して溶接部の強度が高すぎる場合は、溶接部の管軸方向の変位が、母材部に比し小さく、拡管部管端で溶接部が突き出た形状になり、溶接部と母材部の管軸方向変位量の差により、両者の間にせん断的な変形が大きくなり、溶接部近傍の母材部から斜め方向に割れが発生する。なお、溶接部はアンダーカットや突き合わせ形状不良による局部的に厚みが母材より薄い部位が無い溶接部形状であることが前提であり、溶接部形状が上記のような不良がある場合、溶接部で軸方向に割れる。
【００１２】
従来、溶接部と母材部の強度バランスを取り、溶接管の加工性を向上させる方法として、特許文献４等のように母材硬さと溶接部硬さの差が１０〜８０になるように製造条件を調整することが提案されているが、本発明者らは多段の拡管加工では、単に溶接部強度（硬度）を調整しただけでは、溶接部と母材部の適正な強度バランスが得られず、溶接部硬度に加え、溶接部ビード厚を適正な範囲にする必要があることを明らかにした。
【００１３】
なお、上記の母材、溶接部硬度および溶接ビード厚を調節するには、成形に於いて、ロール配置やフィンパスロール間隔、スクイーズロール間隔等の成形条件や、成形後のサイジングによる矯正量やその後の熱処理条件が重要である。また、素材に関しても、全体の歪や局部的な歪に対して母材割れの抑制、割れの進展を抑制するため、伸びは３０％以上、ランクフォード値で１．５以上であるフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼帯の使用が望ましく、ＳＵＳ４３０のように、溶接により高温でγ相が生成し、冷却後マルテンサイト相が生成するようなフェライト系であってもフェライト単相ではない鋼種は、溶接部硬度を高めるため、Ｃ，Ｎ含有量が、好ましくはＣが０．０２質量％以下、Ｎが０．０１５質量％以下と低く、Ｔｉ，Ｎｂ等安定化元素が添加された高純度フェライト系ステンレス鋼を使用する必要がある。ＴｉやＮｂは好ましくは０．１質量％以上添加することによりＣ，Ｎと結合し、鋼中に固溶するＣ，Ｎを低減して、伸びやｒ値を高め加工性を向上させる効果が得られる。また、ＣをＴｉやＮｂの炭化物として安定化させることにより、溶接部熱影響部でＣｒ炭化物の析出を抑制し、耐粒界腐食性を高めることができる。一方、過剰の添加は、固溶や析出により鋼の強度を高めたり、Ｔｉ添加では介在物による疵発生の問題があること、Ｎｂ添加では製造工程でのＮｂ系析出物の析出により再結晶や結晶粒成長を抑制し、伸びやｒ値が得られないため、上限は０．５％とした。
【００１４】
以下に、ＳＵＳ４３６Ｌ／０．８ｍｍｔ、１．０ｍｍｔの鋼帯を用い、ロール成形により２５．４ｍｍφのＴＩＧ溶接管、電縫溶接管を種々の造管条件、矯正条件、熱処理条件で製造した溶接管を、多段パンチ、４工程（３０φ、３８φ、４５φ、５１φ）で拡管加工し、全工程での割れ有無により、拡管性を評価した結果で説明する。
【００１５】
溶接管の硬度差ΔＨＶを求めるため、溶接部のビッカース硬さは、マイクロビッカース硬さ計で、荷重５００ｇで０．５ｍｍまたは０．２ｍｍ間隔で測定し、その平均とした。また、母材部のビッカース硬さは、溶接部を除き全周を４５°間隔で、荷重５００ｇで７点測定し、その平均として評価した。
【００１６】
肉厚の比は、溶接部の最も厚い部位を溶接部肉厚とし、母材部は母材部ビッカース硬度を測定した部位７点の平均を母材肉厚として評価した。
【００１７】
溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）と拡管加工性評価結果の関係を見ると、図３の●で示すように硬度差ΔＨＶが１０未満または硬度差ΔＨＶが１０〜３０で、肉厚比ＲＴが１．０５未満の場合、拡管加工では溶接部が軸方向（縦方向）に割れる。
【００１８】
次に、図３の▲で示すように硬度差ΔＨＶが１０〜３０または硬度差ΔＨＶが３０より大きく、肉厚比ＲＴが１．３より大きい場合、管軸方向変位量の差により、両者の間にせん断的な歪が大きくなり、溶接部近傍の母材部から斜め方向に割れが発生する。
【００１９】
一方、図３の◇で示すように硬度差ΔＨＶが１０〜４０の範囲で、肉厚比ＲＴが１．０５〜１．３の範囲では、微少な割れはあるが、素管の２倍の拡管加工が可能であり、微少な割れまで抑制するには、図３の□で示すように硬度差ΔＨＶが１０〜３０の範囲で、肉厚比ＲＴが１．１〜１．２５の範囲であることが望ましい。
【００２０】
次に、成形、溶接後の周長矯正量（（矯正前周長−矯正後周長）／矯正前周長）×１００（％）の限定範囲について述べる。図４に示すように、周長矯正量が０．５％未満では、溶接部の硬度増加が小さく、拡管加工での必要な前記溶接部強度が得られない。一方、周長矯正量が２．０％より大きい場合は、溶接部硬度は十分以上であるが、母材部の硬度増加も大きく、母材部の加工性劣化が大きい。このため、成形、溶接後の周長矯正量は０．５〜２．０％が必要である。
【００２１】
最後に、成形、溶接、矯正後の熱処理温度の限定範囲について、図５を用いて述べる。熱処理は成形、溶接、矯正による歪による母材成形性の回復と溶接部と母材部の強度バランスを調整する。ここで、７００℃未満では回復による母材の成形性回復が不十分であり、熱処理をする意味が無い。一方、８５０℃より高い場合には、溶接部の強度（硬度）が低下し、母材部と同程度になり、拡管加工に必要な溶接部、母材強度バランスが得られない。このため、成形、溶接、矯正後の熱処理する場合、熱処理温度は７００〜８５０℃の範囲が望ましい。
【実施例】
【００２２】
表１に示す成分の鋼板を用いて、２５．４ｍｍφまたは２８．６ｍｍφのＴＩＧ溶接管、電縫溶接管（ＥＲＷ）を、成形条件、造管後矯正量、熱処理温度を変化させ製造した。製造した溶接管を、多段パンチの４工程（２５．４ｍｍφの溶接管は３０φ、３８φ、４５φ、５１φ、２８．６ｍｍφの溶接管は３８φ、４５φ、５１φ、５８φ）で拡管加工し、全工程での割れ有無により、拡管性を評価した。結果を表２に示す。
【００２３】
【表１】
【００２４】
【表２】
【００２５】
各鋼種、各製造条件の溶接管の拡管性を評価した結果、本発明範囲内の成分、溶接部ビッカース硬さと母材ビッカース硬さとの硬度差、母材と溶接ビード厚の比のＮｏ．１〜Ｎｏ．１８では、溶接方法、管サイズに寄らず、管端部割れが無いまたは微小であり、問題なく素管の２倍の拡管加工が可能である。
【００２６】
一方、成分が本発明範囲から外れるＮｏ．１９〜Ｎｏ２２では、溶接部硬度が高くなったり、母材部の加工性が劣るため、溶接部近傍から母材斜め方向に割れが発生する。
造管後の矯正量や焼鈍条件により、溶接部と母材硬度差ΔＨＶが小さいＮｏ．２３〜Ｎｏ．３５では、拡管工程の２または３工程の初期過程で、溶接部縦割れが発生している。
【００２７】
溶接ビードが薄いまたは厚いＮｏ．３６〜４２では、溶接ビードが厚い場合は溶接部近傍母材に斜め方向の割れが発生し、溶接ビードが薄い場合には、溶接部に縦方向に割れが発生する。
【産業上の利用可能性】
【００２８】
以上述べたように、本発明は自動車排気系や燃料系部品等の厳しい使用環境に耐え、拡管性に優れたフェライト系ステンレス鋼溶接管を提供することが可能となり、産業的価値は大きい。
【技術分野】
【０００１】
本発明は、自動車排気系部品や自動車燃料系部品の燃料給油管等の拡管加工が厳しく、かつ高温酸化や融雪剤等の付着による腐食や高温塩害腐食が厳しい用途に使用されるフェライト系ステンレス鋼溶接管に関するものであり、素管の２倍以上の拡管加工での溶接部あるいは溶接部近傍に発生する拡管加工割れを防止するものである。
【背景技術】
【０００２】
フェライト系ステンレス鋼は、熱膨張係数が小さいことから加熱・冷却が繰り返される自動車排気系部品に使用されてきた。また、最近では寒冷地域での融雪剤付着時の応力腐食割れ感受性が低いことから、自動車燃料系部品の燃料給油管への適用も始められている。これらの部品の多くは、薄肉の溶接管であり、曲げ加工やバルジ加工や拡管加工等が施されている。特に、燃料給油管では、特許文献１のように防錆性能を図るためパイプを一体で、且つ偏芯で拡管することが示され、素管径の２倍以上の加工が施される場合があり、使用されるパイプには優れた拡管性が要求される。
【０００３】
これらの要求に対して、加工性の優れるフェライト系ステンレス鋼管として、特許文献２のように、素材の圧延方向や圧延直角方向のランクフォード値を規定したり、特許文献３のように、レーザ溶接前の予熱や内面ビード余盛高さや、その後、溶接ビード部を圧下し余盛高さを消去する製造方法や、特許文献４、特許文献５、特許文献６、特許文献７、特許文献８のように、ロールレス造管法とレーザ溶接の組み合わせで、レーザ溶接機の出力と造管速度、ロールレス造管法での曲げロール半径と板厚の関係や矯正条件を規定し、母材部と溶接部の硬度差を調整したり、レーザ溶接部のＣ，Ｎ，Ｏ量や介在物を調整し、溶接部のバルジ加工性、拡管性や曲げ加工性を高めることが提案されているが、素材材質、溶接ビード形状や溶接ビード硬度の調整のみでは素管の２倍以上、かつ偏芯拡管を伴う非常に厳しい拡管加工に耐えることが困難である。
【０００４】
一方、素材に関しても、使用環境が厳しくなったことや、寿命等耐久性の向上要求等から、耐食性、耐高温塩害性、耐酸化性、高温強度や熱疲労の向上が求められ、Ｃｒ，Ｍｏ，Ｎｂ等の合金元素含有量が高くなる傾向に有り、使用性能と加工性を両立した溶接管素材が求められている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開２００２−２４２７７９号公報
【特許文献２】特開平６−４１６８９号公報
【特許文献３】特開平５−２７７７６９号公報
【特許文献４】特開平７−２６５９４１号公報
【特許文献５】特開平７−２６６０７２号公報
【特許文献６】特開平７−２８６２３９号公報
【特許文献７】特開平８−２５７７７７号公報
【特許文献８】特開２０００−３２６０７９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
本発明はこうした現状を鑑みて、拡管加工において溶接部割れや溶接部近傍母材割れの無い、拡管加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼溶接管を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明者らは上記目的を達成するため、拡管加工における溶接管の変形挙動、拡管性とフェライト系ステンレス鋼溶接管の溶接部形状、強度、組織と母材部の関係を種々検討し、多段工程による拡管性を向上させ、素管の２倍以上の拡管性を得るためには、素材の特性や溶接部の特性だけでなく、母材と溶接部の硬度や溶接ビード厚による強度バランスをとることが非常に重要であるとの知見を得た。
【０００８】
その要旨とするところは以下の通りである。
（１）Ｔｉ，Ｎｂの１種または２種を、質量％で各々０．１〜０．５％含有するフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼溶接管において、溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）が１．０５〜１．３である。（２）成形、溶接後に周長で０．５〜２．０％の矯正を施す。（３）成形、溶接、矯正後に７００〜８５０℃で焼鈍することを特徴とする拡管加工性に優れるフェライト系ステンレス鋼溶接管とその製造方法。
【図面の簡単な説明】
【０００９】
【図１】パンチを用いた多段拡管加工による変形挙動
【図２】拡管加工での割れ形態
【図３】拡管加工状況と溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）の関係
【図４】溶接部と母材部の硬度差ΔＨＶと周長矯正量の関係（ＳＵＳ４３６Ｌ／ＴＩＧ溶接管（２５．４ｍｍφｘ０．８ｍｍｔ））
【図５】溶接部と母材部の硬度差ΔＨＶ熱処理温度の関係（ＳＵＳ４３６Ｌ／ＴＩＧ溶接管（２５．４ｍｍφｘ０．８ｍｍｔ））
【発明を実施するための形態】
【００１０】
以下に本発明を詳細に説明する。通常、パンチによる多段工程での偏芯拡管加工では、図１に示すように溶接管は、各工程でパンチとの摩擦による管軸方向の応力により、管軸方向には圧縮変形し、管円周方向には引張変形を受けながら拡管加工されている。また、偏芯拡管加工を伴う場合は、偏芯部が張り出され、局部的に管軸方向および円周方向に引張変形を受ける。
【００１１】
このような加工において、溶接管の溶接部と母材部の強度バランスが適正でない場合、割れにいたる。図２に示すように、母材部に対して溶接部の強度が相対的に低い場合には、溶接部で軸方向（縦方向）に割れが発生する。一方、母材部に対して溶接部の強度が高すぎる場合は、溶接部の管軸方向の変位が、母材部に比し小さく、拡管部管端で溶接部が突き出た形状になり、溶接部と母材部の管軸方向変位量の差により、両者の間にせん断的な変形が大きくなり、溶接部近傍の母材部から斜め方向に割れが発生する。なお、溶接部はアンダーカットや突き合わせ形状不良による局部的に厚みが母材より薄い部位が無い溶接部形状であることが前提であり、溶接部形状が上記のような不良がある場合、溶接部で軸方向に割れる。
【００１２】
従来、溶接部と母材部の強度バランスを取り、溶接管の加工性を向上させる方法として、特許文献４等のように母材硬さと溶接部硬さの差が１０〜８０になるように製造条件を調整することが提案されているが、本発明者らは多段の拡管加工では、単に溶接部強度（硬度）を調整しただけでは、溶接部と母材部の適正な強度バランスが得られず、溶接部硬度に加え、溶接部ビード厚を適正な範囲にする必要があることを明らかにした。
【００１３】
なお、上記の母材、溶接部硬度および溶接ビード厚を調節するには、成形に於いて、ロール配置やフィンパスロール間隔、スクイーズロール間隔等の成形条件や、成形後のサイジングによる矯正量やその後の熱処理条件が重要である。また、素材に関しても、全体の歪や局部的な歪に対して母材割れの抑制、割れの進展を抑制するため、伸びは３０％以上、ランクフォード値で１．５以上であるフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼帯の使用が望ましく、ＳＵＳ４３０のように、溶接により高温でγ相が生成し、冷却後マルテンサイト相が生成するようなフェライト系であってもフェライト単相ではない鋼種は、溶接部硬度を高めるため、Ｃ，Ｎ含有量が、好ましくはＣが０．０２質量％以下、Ｎが０．０１５質量％以下と低く、Ｔｉ，Ｎｂ等安定化元素が添加された高純度フェライト系ステンレス鋼を使用する必要がある。ＴｉやＮｂは好ましくは０．１質量％以上添加することによりＣ，Ｎと結合し、鋼中に固溶するＣ，Ｎを低減して、伸びやｒ値を高め加工性を向上させる効果が得られる。また、ＣをＴｉやＮｂの炭化物として安定化させることにより、溶接部熱影響部でＣｒ炭化物の析出を抑制し、耐粒界腐食性を高めることができる。一方、過剰の添加は、固溶や析出により鋼の強度を高めたり、Ｔｉ添加では介在物による疵発生の問題があること、Ｎｂ添加では製造工程でのＮｂ系析出物の析出により再結晶や結晶粒成長を抑制し、伸びやｒ値が得られないため、上限は０．５％とした。
【００１４】
以下に、ＳＵＳ４３６Ｌ／０．８ｍｍｔ、１．０ｍｍｔの鋼帯を用い、ロール成形により２５．４ｍｍφのＴＩＧ溶接管、電縫溶接管を種々の造管条件、矯正条件、熱処理条件で製造した溶接管を、多段パンチ、４工程（３０φ、３８φ、４５φ、５１φ）で拡管加工し、全工程での割れ有無により、拡管性を評価した結果で説明する。
【００１５】
溶接管の硬度差ΔＨＶを求めるため、溶接部のビッカース硬さは、マイクロビッカース硬さ計で、荷重５００ｇで０．５ｍｍまたは０．２ｍｍ間隔で測定し、その平均とした。また、母材部のビッカース硬さは、溶接部を除き全周を４５°間隔で、荷重５００ｇで７点測定し、その平均として評価した。
【００１６】
肉厚の比は、溶接部の最も厚い部位を溶接部肉厚とし、母材部は母材部ビッカース硬度を測定した部位７点の平均を母材肉厚として評価した。
【００１７】
溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）と拡管加工性評価結果の関係を見ると、図３の●で示すように硬度差ΔＨＶが１０未満または硬度差ΔＨＶが１０〜３０で、肉厚比ＲＴが１．０５未満の場合、拡管加工では溶接部が軸方向（縦方向）に割れる。
【００１８】
次に、図３の▲で示すように硬度差ΔＨＶが１０〜３０または硬度差ΔＨＶが３０より大きく、肉厚比ＲＴが１．３より大きい場合、管軸方向変位量の差により、両者の間にせん断的な歪が大きくなり、溶接部近傍の母材部から斜め方向に割れが発生する。
【００１９】
一方、図３の◇で示すように硬度差ΔＨＶが１０〜４０の範囲で、肉厚比ＲＴが１．０５〜１．３の範囲では、微少な割れはあるが、素管の２倍の拡管加工が可能であり、微少な割れまで抑制するには、図３の□で示すように硬度差ΔＨＶが１０〜３０の範囲で、肉厚比ＲＴが１．１〜１．２５の範囲であることが望ましい。
【００２０】
次に、成形、溶接後の周長矯正量（（矯正前周長−矯正後周長）／矯正前周長）×１００（％）の限定範囲について述べる。図４に示すように、周長矯正量が０．５％未満では、溶接部の硬度増加が小さく、拡管加工での必要な前記溶接部強度が得られない。一方、周長矯正量が２．０％より大きい場合は、溶接部硬度は十分以上であるが、母材部の硬度増加も大きく、母材部の加工性劣化が大きい。このため、成形、溶接後の周長矯正量は０．５〜２．０％が必要である。
【００２１】
最後に、成形、溶接、矯正後の熱処理温度の限定範囲について、図５を用いて述べる。熱処理は成形、溶接、矯正による歪による母材成形性の回復と溶接部と母材部の強度バランスを調整する。ここで、７００℃未満では回復による母材の成形性回復が不十分であり、熱処理をする意味が無い。一方、８５０℃より高い場合には、溶接部の強度（硬度）が低下し、母材部と同程度になり、拡管加工に必要な溶接部、母材強度バランスが得られない。このため、成形、溶接、矯正後の熱処理する場合、熱処理温度は７００〜８５０℃の範囲が望ましい。
【実施例】
【００２２】
表１に示す成分の鋼板を用いて、２５．４ｍｍφまたは２８．６ｍｍφのＴＩＧ溶接管、電縫溶接管（ＥＲＷ）を、成形条件、造管後矯正量、熱処理温度を変化させ製造した。製造した溶接管を、多段パンチの４工程（２５．４ｍｍφの溶接管は３０φ、３８φ、４５φ、５１φ、２８．６ｍｍφの溶接管は３８φ、４５φ、５１φ、５８φ）で拡管加工し、全工程での割れ有無により、拡管性を評価した。結果を表２に示す。
【００２３】
【表１】
【００２４】
【表２】
【００２５】
各鋼種、各製造条件の溶接管の拡管性を評価した結果、本発明範囲内の成分、溶接部ビッカース硬さと母材ビッカース硬さとの硬度差、母材と溶接ビード厚の比のＮｏ．１〜Ｎｏ．１８では、溶接方法、管サイズに寄らず、管端部割れが無いまたは微小であり、問題なく素管の２倍の拡管加工が可能である。
【００２６】
一方、成分が本発明範囲から外れるＮｏ．１９〜Ｎｏ２２では、溶接部硬度が高くなったり、母材部の加工性が劣るため、溶接部近傍から母材斜め方向に割れが発生する。
造管後の矯正量や焼鈍条件により、溶接部と母材硬度差ΔＨＶが小さいＮｏ．２３〜Ｎｏ．３５では、拡管工程の２または３工程の初期過程で、溶接部縦割れが発生している。
【００２７】
溶接ビードが薄いまたは厚いＮｏ．３６〜４２では、溶接ビードが厚い場合は溶接部近傍母材に斜め方向の割れが発生し、溶接ビードが薄い場合には、溶接部に縦方向に割れが発生する。
【産業上の利用可能性】
【００２８】
以上述べたように、本発明は自動車排気系や燃料系部品等の厳しい使用環境に耐え、拡管性に優れたフェライト系ステンレス鋼溶接管を提供することが可能となり、産業的価値は大きい。
【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｔｉ，Ｎｂの１種または２種を、質量％で各々０．１〜０．５％含有するフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼溶接管において、溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）が１．０５〜１．３であることを特徴とする拡管加工性に優れるフェライト系ステンレス鋼溶接管。
【請求項２】
成形、溶接後に周長で０．５〜２．０％の矯正を施すことを特徴とする請求項１記載の溶接管の製造方法。
【請求項３】
成形、溶接、矯正後に７００〜８５０℃で焼鈍することを特徴とする請求項２記載の溶接管の製造方法。
【請求項１】
Ｔｉ，Ｎｂの１種または２種を、質量％で各々０．１〜０．５％含有するフェライト単相のフェライト系ステンレス鋼溶接管において、溶接部のビッカース硬さＨＶWと母材部のビッカース硬さＨＶMとの硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶW−ＨＶM）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴWと母材部の肉厚ＴMとの比ＲＴ（＝ＴW／ＴM）が１．０５〜１．３であることを特徴とする拡管加工性に優れるフェライト系ステンレス鋼溶接管。
【請求項２】
成形、溶接後に周長で０．５〜２．０％の矯正を施すことを特徴とする請求項１記載の溶接管の製造方法。
【請求項３】
成形、溶接、矯正後に７００〜８５０℃で焼鈍することを特徴とする請求項２記載の溶接管の製造方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【公開番号】特開２０１２−７７３８２（Ｐ２０１２−７７３８２Ａ）
【公開日】平成２４年４月１９日（２０１２．４．１９）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−２４５７６４（Ｐ２０１１−２４５７６４）
【出願日】平成２３年１１月９日（２０１１．１１．９）
【分割の表示】特願２００５−５０２３（Ｐ２００５−５０２３）の分割
【原出願日】平成１７年１月１２日（２００５．１．１２）
【出願人】（５０３３７８４２０）新日鐵住金ステンレス株式会社 (247)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年４月１９日（２０１２．４．１９）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年１１月９日（２０１１．１１．９）
【分割の表示】特願２００５−５０２３（Ｐ２００５−５０２３）の分割
【原出願日】平成１７年１月１２日（２００５．１．１２）
【出願人】（５０３３７８４２０）新日鐵住金ステンレス株式会社 (247)
【Ｆターム（参考）】
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