WO2021187408A1 - 電縫鋼管、その製造方法および自動車用構造部材 - Google Patents

電縫鋼管、その製造方法および自動車用構造部材 Download PDF

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稜 仲澤
広幸 城澤
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    • B21B27/02—Shape or construction of rolls
    • B21B27/024—Rolls for bars, rods, rounds, tubes, wire or the like

Definitions

  • the present invention relates to an electric resistance welded steel pipe technique that is suitable for an automobile stabilizer and has excellent torsional fatigue resistance.
  • the stabilizer which has conventionally used a steel bar, has been hollowed out by applying an electrosewn steel pipe having excellent productivity. Since these automobile parts such as stabilizers are bent, high workability is required, and bending and torsional stress continue to act during use as a product, resulting in excellent fatigue characteristics (hereinafter referred to as torsion resistance). Fatigue characteristics) are also required.
  • Patent Document 1 in order to satisfy the required torsional fatigue resistance, a region called a white layer is specified in which the carbon content is reduced in the electrosewn welded portion and the hardness after quenching is lower than the surroundings.
  • Welded steel pipes have been proposed.
  • Patent Document 2 proposes an electrosewn steel pipe having improved torsional fatigue resistance by defining a welding defect area and limiting the area.
  • An object of the present invention is to provide a technique for an electrosewn steel pipe having excellent workability and torsional fatigue resistance in order to solve the above problems.
  • the present inventors have conducted research on torsional fatigue of steel pipes, and found that the shape of the inner diameter of the steel pipe near the electric stitch welded joint changes after rolling at a reduced diameter, and this shape change affects the torsional fatigue characteristics. I found out. Then, in order to achieve the above object, the present inventors have diligently studied various measures for improving the inner diameter shape in the vicinity of the electric stitch welding seam in the method of hot-reducing diameter rolling of a steel pipe. As a result, it was found that the inner diameter shape near the electric stitch welding seam changes depending on the position of the rolling roll in the reduced diameter rolling process and the electric sewing welding seam of the steel pipe during the reduced diameter rolling. Then, they have found that the inner diameter shape is improved by optimizing the charging position of the steel pipe into the rolling roll during the reduced diameter rolling process, and both high workability and improved fatigue characteristics can be realized.
  • the gist of the present invention is as follows.
  • An electric resistance steel pipe composed of a seam region formed in the longitudinal direction of the pipe and a region up to ⁇ 10 ° in the circumferential direction of the pipe and a base material region other than the seam region.
  • the r value in the longitudinal direction of the pipe is 1.0 or more, H (mm) which is the difference (Tb (Ave) -Ts (MIN) ) between the minimum wall thickness Ts (MIN) (mm) of the seam region and the average wall thickness Tb (Ave) (mm) of the base material region.
  • H (mm) which is the difference (Tb (Ave) -Ts (MIN) ) between the minimum wall thickness Ts (MIN) (mm) of the seam region and the average wall thickness Tb (Ave) (mm) of the base material region.
  • the arc length W (mm) of the inner surface of the pipe in the seam region satisfy the following equation (1).
  • a technique for an electrosewn steel pipe having excellent workability and torsional fatigue resistance is provided.
  • the electrosewn steel pipe according to the present invention is suitable as a structural member for automobiles such as a stabilizer which is bent and requires torsional fatigue resistance after cross-section molding.
  • FIG. 1 is a plan view showing a cross section of an electric resistance welded steel pipe.
  • FIG. 2 is a plan view of the seam region.
  • FIG. 3 is a plan view of the seam region when the maximum wall thickness Ts (MAX) of the seam region becomes larger than the average wall thickness Tb (Ave) of the base material region.
  • FIG. 4 is an external view of the electric resistance welded steel pipe manufacturing equipment of the present invention.
  • FIG. 5 is an external view for explaining the position of the electric resistance welded seam when the electric resistance pipe is charged into the rolling roll.
  • FIG. 6 is an external view for explaining a portion of the rolling roll in which the electric stitch welding seam portion should avoid contact.
  • FIG. 7 is a plan view of the rolling roll for explaining the phase angle of the rolling roll.
  • FIG. 8 is a diagram showing the relationship between the charging position of the electric stitch welding seam portion with respect to the rolling roll in the embodiment and the region where contact should be avoided.
  • the steel pipe of the present invention is an electro-sewn steel pipe composed of a seam region formed in the longitudinal direction of the pipe and a region up to ⁇ 10 ° in the circumferential direction of the pipe and a base material region other than the seam region. Therefore, the r value in the longitudinal direction of the pipe is 1.0 or more, and the difference between the minimum wall thickness Ts (MIN) (mm) in the seam region and the average wall thickness Tb (Ave) (mm) in the base metal region ( H (mm), which is Tb (Ave) -Ts (MIN) ), and the arc length W (mm) of the inner surface of the pipe in the seam region satisfy the following equation (1), and the maximum wall thickness Ts in the seam region.
  • Ts (MAX) (mm) and Tb (Ave) (mm) are welded steel pipes having excellent torsional fatigue resistance, characterized in that they satisfy the following formula (2).
  • H / W 0.10 ⁇ ⁇ ⁇ Equation (1)
  • Ts (MAX) / Tb (Ave) ⁇ 1.05 ⁇ ⁇ ⁇ Equation (2)
  • FIG. 1 shows the cross-sectional shape of the electric resistance welded steel pipe 1
  • FIG. 2 shows an enlarged view of the seam region 3.
  • the seam region 3 refers to a region from the electric stitch welding seam 2 to ⁇ 10 ° in the pipe circumferential direction when the center of the vertical cross section in the pipe axis direction (longitudinal direction) is the circular center ⁇ .
  • the average wall thickness Tb (Ave) of the base metal region 6 is 40 °, 80 °, 120 °, 160 °, 200 when a single-ball micrometer is used and the joint portion of the electric stitch welding is set to 0 °.
  • the wall thickness of the base metal region 6 at the positions of °, 240 °, 280 °, and 320 ° is measured, and the average value of the values is defined as Tb (Ave) (mm).
  • Ts (MIN) (mm) and Ts (MAX) (mm) are the minimum wall thickness of the seam region 3 (the minimum wall thickness is obtained at the position indicated by reference numeral 5 in FIG. 2) and the seam region 3 respectively. It is defined by the maximum value of the wall thickness (the maximum value of the wall thickness is obtained at the position indicated by reference numeral 4 in FIG. 2).
  • Ts (MIN) (mm) and Ts (MAX) (mm) the wall thickness of the section of the seam region 3 is measured with a point micrometer in 1 ° increments, and the minimum and maximum values are used.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present invention is not particularly limited, but the average wall thickness Tb (Ave) of the base metal region 6 is preferably 4.0 to 8.0 mm.
  • the electric resistance welded steel pipe of the present invention is not particularly limited, but the average value Db (Ave) of the outer diameter of the pipe is preferably 20.0 to 45.0 mm.
  • the r value can be the r value in the longitudinal direction of the pipe in the base metal region 6.
  • the r value of the steel pipe 1 in the pipe longitudinal direction is set to 1.0 or more.
  • the r value is 1.3 or more.
  • the upper limit of the r value is not particularly limited, but if the r value is too high, deformation is concentrated in the circumferential direction of the pipe, and when the steel pipe 1 is bent, the diameter of the steel pipe cross section is reduced and a constriction occurs. It is preferably 2.0 or less because the desired shape may not be obtained.
  • a tensile test piece of JIS No. 12A is taken from the base material region of the steel pipe, and a strain gauge having a gauge length of 2 mm is attached to the test.
  • the r value can be adjusted by controlling the heating temperature during diameter reduction rolling and the cumulative diameter reduction ratio.
  • Tb (Ave) -Ts (MIN) Tb (Ave) -Ts (MIN) .
  • the arc length W (mm) of the seam region 3 shall be 0.10 or less.
  • the H / W is preferably 0.07 or less, and more preferably 0.05 or less.
  • the H / W is preferably ⁇ 0.10 or higher, and more preferably ⁇ 0.07 or higher.
  • the H / W is such that the electric stitch welding seam portion 2 avoids a region within a specific range from the caliber end of the roll and the caliber center in a roll stand that reduces the diameter of one stand to a specific value or more. It can be adjusted to the above range by charging the raw pipe 12 into the pipe.
  • FIG. 3 is a plan view of the seam region 3 when the maximum wall thickness Ts (MAX) of the seam region 3 becomes larger than the average wall thickness Tb (Ave) of the base material region 6. As shown in FIG.
  • Ts (MAX) see reference numeral 4 in FIG. 3
  • Tb (Ave) a problem may occur during the cold drawing process performed after diameter reduction rolling.
  • the cold drawing process is a process of inserting a plug into a steel pipe and coldly pulling out the steel pipe through a die.
  • Ts (MAX) / Tb (Ave) which is an index of thickening of the seam region 3, to 1.05 or less
  • the ratio (Ts (MAX) / Tb (Ave) ) of the maximum wall thickness Ts (MAX) (mm) to Tb (ave) (mm) in the seam region is set to 1.05 or less.
  • Ts (MAX) / Tb (Ave) is preferably 1.04 or less, and more preferably 1.03 or less.
  • Ts (MAX) / Tb (Ave) is preferably 0.90 or more, and more preferably 0.95 or more.
  • Ts (MAX) / Tb (Ave) in a roll stand that reduces the diameter per stand so that the diameter reduction ratio is equal to or greater than a specific value, avoid the area within a specific range from the caliber end and caliber center of the roll. It is possible to adjust to the above range by charging the electric stitch welding seam portion 2 at a suitable position.
  • the ratio of T b (Ave) (mm) to the average value of the outer diameter of the pipe in the base metal region Db (ave) (mm): (Tb (Ave) / Db (Ave) ) ⁇ 100 Is preferably 15% or more.
  • the reasons for limiting Tb (Ave) / Db (Ave) are as follows.
  • the size of the steel pipe is preferably (Tb (Ave) / Db (Ave) ) ⁇ 100 ⁇ 15%. Further, preferably, (Tb (Ave) / Db (Ave) ) ⁇ 100 is 15.5% or more, and more preferably 16.0% or more. Further, preferably, (Tb (Ave) / Db (Ave) ) ⁇ 100 is 45% or less, and more preferably 40% or less.
  • C 0.55% or less C is an element that contributes to the increase in strength, and its addition improves fatigue resistance, but if the C content exceeds 0.55%, weldability deteriorates, so it is stable. The quality of electric sewing welding may not be obtained. Therefore, the C content is preferably 0.55% or less. More preferably, the C content is 0.45% or less. Further, preferably, the C content is 0.2% or more.
  • Si 0.01-1.0% Si deoxidizes and dissolves to increase the strength of steel.
  • the Si content is preferably 0.01% or more. Further, if the Si content exceeds 1.0%, the hardenability of the steel pipe may decrease. Therefore, the Si content is preferably 0.01 to 1.0%. More preferably, the Si content is 0.1% or more. Further, more preferably, the Si content is 0.4% or less.
  • Mn 0.2-3.0% Mn has an effect of improving hardenability, and the effect is obtained when it is contained in an amount of 0.2% or more. However, if the Mn content exceeds 3.0%, the electric sewing welding quality may deteriorate. Therefore, the Mn content is preferably 0.2 to 3.0%. More preferably, the Mn content is 0.5% or more. Further, more preferably, the Mn content is 2.0% or less.
  • P 0.01% or less P segregates at grain boundaries and lowers toughness. Therefore, it is desirable to reduce P as much as possible in the present invention, but the P content can be up to 0.01%. Therefore, the P content is preferably 0.01% or less. More preferably, the P content is 0.005% or less.
  • S 0.01% or less S is an element that exists as a sulfide inclusion in steel and lowers workability and fatigue resistance. Therefore, it is desirable to reduce S as much as possible in the present invention, but the S content is high. Up to 0.01% is acceptable. Therefore, the S content is preferably 0.01% or less. More preferably, the S content is 0.005% or less.
  • Cr 2.0% or less Cr is an element that improves hardenability, is effective in increasing the strength of steel and improving fatigue characteristics. However, if Cr is contained in an amount of more than 2.0%, Cr oxide may remain in the joint portion of the electric stitch welding portion, and the electric sewing welding quality may deteriorate. Therefore, the Cr content is preferably 2.0% or less. More preferably, the Cr content is 0.5% or less. Further, the Cr content is preferably 0.001% or more.
  • Ti 0.1% or less Ti has an action of fixing N in steel as TiN. However, if the Ti content exceeds 0.1%, the workability and toughness of the steel may decrease. Therefore, the Ti content is preferably 0.1% or less. More preferably, the Ti content is 0.04% or less. Moreover, the Ti content is preferably 0.01% or more.
  • Al 0.1% or less
  • Al is an element effective for deoxidation, and is an element necessary for ensuring the strength after quenching by suppressing the growth of austenite grains during quenching.
  • the Al content is preferably 0.1% or less. More preferably, the Al content is 0.08% or less. Further, the Al content is preferably 0.01% or more.
  • V 0.5% or less
  • V is an element that forms fine carbides and contributes to the increase in steel strength.
  • the V content is preferably 0.5% or less. More preferably, the V content is 0.3% or less. Further, preferably, the V content is 0.01% or more.
  • Nb 0.1% or less Nb is an element that forms fine carbides and contributes to the increase in steel strength. However, if the Nb content exceeds 0.1%, the effect is saturated, and an effect commensurate with the content cannot be expected, which is economically disadvantageous. Therefore, the Nb content is preferably 0.1% or less. More preferably, the Nb content is 0.03% or less. Further, preferably, the Nb content is 0.001% or more.
  • Mo 1.0% or less Mo is an element that improves hardenability and contributes to an increase in the strength of steel. However, if the Mo content exceeds 1.0%, the effect is saturated, and an effect commensurate with the content cannot be expected, which is economically disadvantageous. Therefore, the Mo content is preferably 1.0% or less. More preferably The Mo content is 0.3% or less. Further, preferably, the Mo content is 0.01% or more.
  • Cu 2.0% or less
  • Cu is an element that enhances hardenability and is effective in increasing the strength of steel and improving fatigue strength. However, if Cu is contained in excess of 2.0%, the workability may decrease. Therefore, the Cu content is preferably 2.0% or less. More preferably, the Cu content is 0.5% or less. Further, the Cu content is preferably 0.001% or more.
  • Ni 2.0% or less
  • Ni is an element that enhances hardenability and is effective in increasing the strength of steel and improving fatigue strength. However, if Ni is contained in excess of 2.0%, the workability may decrease. Therefore, the Ni content is preferably 2.0% or less. More preferably, the Ni content is 0.5% or less. Further, preferably, the Ni content is 0.001% or more.
  • B 0.005% or less
  • B is an element that enhances the hardenability of steel in a small amount.
  • the B content is preferably 0.005% or less. More preferably, the B content is 0.0050% or less. Further, preferably, the B content is 0.0003% or more.
  • N 0.01% or less N is an element that is inevitably contained in steel, but it combines with the nitride-forming element in steel to suppress coarsening of crystal grains and increase strength after tempering. Contribute. However, if the N content exceeds 0.01%, the toughness of the electric stitch welded seam is lowered and the workability is deteriorated. Therefore, the N content is preferably 0.01% or less. More preferably, the N content is 0.005% or less.
  • the rest other than the above-mentioned component composition consists of Fe and unavoidable impurities.
  • FIG. 4 shows a schematic view of equipment for manufacturing the electric resistance welded steel pipe of the present invention.
  • the steel strip 7 is continuously formed by a continuous forming machine 8 or the like to form an open pipe 9, and the open pipe is electrically sewn by a welding means 10. Welding is performed to obtain a bare pipe 12.
  • the circumferential butt portion of the steel strip 7 may be electrically resistance welded by the welding means 10 while being pressure-welded with the squeeze roll 11 to obtain the raw pipe 12. Further, the raw pipe 12 may be cut to a predetermined size by the cutting machine 13.
  • the raw tube (tube body) 12 is heated by the heating means 14 at a heating temperature of 650 ° C. or higher, and a rolling roll (hereinafter, simply a roll) is heated. Also referred to as.) 15 is used to perform diameter reduction rolling at a cumulative diameter reduction ratio of 30% or more.
  • a plurality of roll stands 16-1, 16-2 ..., 16-N (N is a natural number) can be used to gradually reduce the diameter.
  • the diameter reduction ratio is defined by the following equation (5).
  • Diameter reduction rate (%) 100 ⁇ (Db (Ave) before diameter reduction-Db (Ave) after diameter reduction) / Db (Ave) before diameter reduction ... Equation (5)
  • the cumulative diameter reduction ratio is obtained by the following equation (6).
  • Cumulative radial contraction rate (%) 100 ⁇ (the contraction diameter front of the first stand Db (Ave) - shrinkage ⁇ in the final stand Db (Ave)) / first reduced diameter front of stand Db ( Ave) ⁇ ⁇ ⁇ Equation (6)
  • the heating temperature is preferably 700 ° C. or higher, more preferably 800 ° C. or higher.
  • the heating temperature is preferably 1050 ° C. or lower, more preferably 1000 ° C. or lower.
  • the cumulative diameter reduction ratio is preferably 35% or more, more preferably 40% or more.
  • the cumulative diameter reduction ratio is preferably 90% or less, more preferably 85% or less.
  • the range is ⁇ 5.0 ° from the center of the caliber of the roll and 360 ° / (n ⁇ 2) from the center of the caliber to the left and right, respectively. ) Is within ⁇ 5.0 ° (n is the number of rolls per stand) so that the electric stitch welding seam 2 is not passed.
  • the diameter reduction ratio of the Nth stand in the roll stand referred to here can be obtained by the following formula (7).
  • Radial contraction rate (%) 100 ⁇ (the contraction diameter front at the N stands Db (Ave) - Db shrinkage ⁇ at the N stand (Ave)) / N-th of reduced diameter front of stand Db ( Ave) ⁇ ⁇ ⁇ Equation (7)
  • the charging position of the electric stitch welding seam portion 2 is the direction in which the steel pipe advances when charging into the roll for diameter reduction rolling, and electric sewing is performed counterclockwise from the ceiling direction with the center of the steel pipe as the axis. This is the circumferential position when the weld seam is rotated. At this time, the ceiling direction is set to 0 °. Further, the position of 360 ° / (n ⁇ 2) from the center of the caliber to the left and right can be said to be a position of ⁇ 360 ° / (n ⁇ 2) from the center of the caliber.
  • FIG. 5 is a diagram for explaining the charging position of the electrosewn steel pipe.
  • FIG. 6 is an external view for explaining a position where the electric stitch welding seam portion 2 should avoid contact with the rolling roll 15 in the present invention.
  • the roll 15 for reducing the diameter of the steel pipe has a caliber formed in the circumferential direction of the roll, and the steel pipe (bare pipe 12) is sandwiched by the caliber while the plurality of rolls 15 rotate.
  • the caliber In the vertical cross section (longitudinal direction) of the steel pipe (longitudinal direction), the caliber has a curved shape along the outer diameter of the steel pipe in the vertical cross section in the pipe axis direction.
  • the caliber center 17 at the position of the arc where the caliber diameter 18 about the rotation axis of the roll is the minimum becomes the caliber bottom.
  • the present inventors set the electric stitch welding joint 2 at various positions in the circumferential direction, and charged the raw pipe 12 into the roll 15 (16-1) for diameter reduction rolling. ..
  • the range of ⁇ 5.0 ° from the caliber center 17 of the roll 15 and the caliber center 17 The raw pipe 12 is charged so that the electric stitch welding seam 2 avoids the range of ⁇ 5.0 ° (n is the number of rolls per stand) from the position of 360 ° / (n ⁇ 2) to the left and right respectively.
  • n is the number of rolls per stand
  • ⁇ 5.0 ° from the center of the caliber means that the outer edge of the caliber in the vertical cross section of the roll 15 in the pipe axis direction has a fan shape along the cross section circle of the steel tube, that is, the center of the cross section circle of the steel tube.
  • the center of the caliber 17 is 0 °, which means that the fan shape is in the range of ⁇ 5.0 °.
  • the roll 15 adjacent to the pipe circumferential direction is ⁇ 5.0 ° from the position of 360 ° / (n ⁇ 2) from the caliber center 17 on the right end side of the left roll 15.
  • the region and the region ⁇ 5.0 ° from the position of 360 ° / (n ⁇ 2) from the caliber center 17 on the left end side of the roll 15 on the right side may overlap.
  • roll-type guides are adjacent to each other.
  • a method of installing between the stands 16 and using this guide to restrain the circumferential displacement of the pipe passing between the stands 16, a method of applying tensile stress from the rear during diameter reduction rolling, and electric sewing welding and diameter reduction rolling are continuously performed.
  • the method and the like can be mentioned, but the method is not particularly limited.
  • the obtained steel pipe 1 may be subjected to induction hardening treatment and tempering treatment.
  • the induction hardening treatment can be carried out under the conditions of a heating temperature of 850 to 1050 ° C. and a holding time of 1 to 1800 s, followed by water cooling.
  • the tempering treatment can be carried out by holding at 150 to 450 ° C. for 5 to 60 minutes and then air-cooling.
  • the electric resistance welded steel pipe 1 of the present invention described above can be used as a structural member for an automobile such as a stabilizer for an automobile.
  • the steel strips of the two types of steel types A and B shown in Table 1 are continuously formed to form an open pipe, and the open pipe is subjected to electric stitch welding to form a bare pipe.
  • the diameter-reduced rolling was performed by changing the charging position to the roll stand for diameter rolling, and the steel pipe No. A-1 to A-19 and B-1 to B-19 were obtained.
  • Steel pipe No. A-1 to A-19 are manufactured based on the steel grade A, and the steel pipe No. B-1 to B-19 were manufactured based on the steel grade B.
  • Table 2 shows the diameter reduction schedule. Further, FIG. 7 is a plan view of the rolling roll for explaining the phase angle of the rolling roll shown in Table 2.
  • phase angles shown in Table 2 are within 0 to 90 ° counterclockwise with respect to the center of the steel pipe from the ceiling of each stand 16 as shown in FIG. 7 for the patterns A to D of 4 rolls. It refers to the angle (°) in the circumferential direction from the ceiling of the center of the caliber (bottom of the caliber) of a rolling roll 15.
  • the phase angle shown in Table 2 is the angle in the circumferential direction from the ceiling of the caliber bottom of the rolling roll 15 located within 0 to 120 ° counterclockwise from the ceiling of each stand 16. °).
  • Tables 3 and 4 show the steel pipe Nos. The diameter reduction conditions including the diameter reduction pattern when A-1 to A-19 and B-1 to B-19 are manufactured are shown.
  • the charging positions of the steel pipes shown in Tables 3 and 4 into the rolling roll are also shown in FIG. 8 for each diameter reduction pattern. Each angle was determined counterclockwise from the ceiling in the rolling direction (see also FIG. 7).
  • the phase angles of the 5th to 10th stands having a reduction ratio of 5.0% or more are 11.25 ° and 56.
  • the seam electric stitch welding seam
  • the seam is not included in the range of ⁇ 5.0 ° of 25 °, 78.75 °, 33.75 °, 0 °, and 45 °
  • condition P When the charging position of the seam (electric sewing welded seam) is not included in the range, the range of ⁇ 5.0 ° from the caliber center of the roll and 360 ° to the left and right from the caliber center under the manufacturing conditions of the present invention, respectively.
  • the steel pipe No. A-1 and B-1 satisfy the condition P because the charging position 18 ° is not included in the above range.
  • Steel pipe No. A-2 and B-2 satisfy the condition P because 23 °, which is obtained by subtracting 90 ° from the charging position 113 °, is not included in the above range.
  • Steel pipe No. A-3 and B-3 satisfy the condition P because 25 °, which is obtained by subtracting 90 ° ⁇ 2 from the charging position 205 °, is not included in the above range.
  • Steel pipe No. A-4 and B-4 satisfy the condition P because 67 °, which is obtained by subtracting 90 ° ⁇ 3 from the charging position of 337 °, is not included in the above range.
  • A-5 and B-5 satisfy the condition P because the charging position 70 ° is not included in the above range.
  • Steel pipe No. A-6 and B-6 satisfy the condition P because 18 °, which is obtained by subtracting 90 ° from the charging position 108 °, is not included in the above range.
  • Steel pipe No. A-10 and B-10 satisfy the condition P because 23 °, which is obtained by subtracting 90 ° from the charging position 113 °, is not included in the above range.
  • the steel pipe No. A-9 and B-9 do not satisfy the condition P because the charging position of 35 ° is included in the above range.
  • Steel pipe No. A-11 and B-11 do not satisfy the condition P because the charging position of 12 ° is included in the above range.
  • Steel pipe No. A-13 and B-13 do not satisfy the condition P because 75 °, which is obtained by subtracting 90 ° ⁇ 2 from the charging position 255 °, is included in the above range.
  • Steel pipe No. A-14 and B-14 do not satisfy the condition P because the charging position 35 ° is included in the above range.
  • Steel pipe No. A-15 and B-15 do not satisfy the condition P because the charging position 46 ° is included in the above range.
  • the phase angles of the 5th to 8th stands having a diameter reduction ratio of 5.0% or more are 11.25 °, 56.25 °, and 78, respectively.
  • the steel pipe No. A-7 and B-7 satisfy the condition P because 0 ° obtained by subtracting 90 ° ⁇ 2 from the charging position 180 ° is not included in the above range.
  • Steel pipe No. A-8 and B-8 satisfy the condition P because 46 °, which is obtained by subtracting 90 ° ⁇ 2 from the charging position 226 °, is not included in the above range.
  • Steel pipe No. A-12 and B-12 satisfy the condition P because 46 °, which is obtained by subtracting 90 ° ⁇ 2 from the charging position 226 °, is not included in the above range.
  • the steel pipe No. A-16 and B-16 do not satisfy the condition P because the charging position 79 ° is included in the above range.
  • the angles are -45 ° (evaluated as 75 °, which is -45 ° plus 120 °), 75 °, 45 °, 165 ° (evaluated as 45 °, which is 165 ° minus 120 °).
  • the manufacturing conditions of the present invention when the charging position of the seam (electric stitch welding seam) is not included in the range of 0 ° and 120 ° (evaluated as 0 ° obtained by subtracting 120 ° from 120 °). The above condition P is satisfied.
  • Steel pipe No. A-17 and B-17 satisfy the condition P because the charging position 23 ° is not included in the above range.
  • the steel pipe No. A-18 and B-18 do not satisfy the condition P because 45 °, which is obtained by subtracting 120 ° from the charging position of 165 °, is included in the above range.
  • Steel pipe No. A-19 and B-19 do not satisfy the condition P because 102 °, which is obtained by subtracting 120 ° ⁇ 2 from the charging position 342 °, is included in the above range.
  • Tables 3 and 4 show the target outer diameter as a product, the target plate thickness, and the outer diameter after the actual diameter reduction. Further, Ts (MAX) , Ts (MIN) , Tb (ave) , and Db (ave) were measured from the cross section of each steel pipe, and W and H were calculated.
  • the induction hardening treatment was performed by heating under the conditions of a heating temperature of 950 ° C. and a holding time of 1 s, and cooling with water.
  • the tempering treatment was held at 190 ° C. for 1 hour and air-cooled.
  • a tensile test was carried out to determine the tensile strength TS and r value.
  • a tensile test piece of JIS No. 12A was taken from the base material region of the steel pipe, and a strain gauge having a gauge length of 2 mm was attached to the test. From the result of this tensile test, the tensile strength TS was determined.
  • a tubular torsional fatigue test piece (length 450 mm) was collected from the obtained reduced-diameter rolled steel pipe and subjected to a torsional fatigue test.
  • the torsional fatigue test is performed under the conditions of load stress (outer surface): 600 MPa, stress ratio: -1 (both swings), frequency 2 Hz, waveform: sine wave, and the number of repetitions until breakage is measured to evaluate fatigue resistance characteristics. bottom.
  • the number of times until breaking is 2.0 times or more as compared with the comparative example of the same product size (the combination of the target wall thickness and the target outer diameter is the same) and the same steel type with the same diameter reduction schedule. It was judged that the twisted fatigue characteristics were improved.
  • the electric resistance sewn steel pipe was used as a bare pipe and cold drawing was performed. Specifically, a plug was inserted inside the steel pipe and drawn out using a die. At this time, if the inner diameter of the electrosewn steel pipe protrudes and a scratching defect called galling of the plug is formed on the plug, it causes a defect when another steel pipe is processed. As an evaluation method, when the cold drawing process was performed, it was visually confirmed whether or not the plug surface had a defect, and the presence or absence of the defect was determined. Those without flaws were judged to be excellent in workability.
  • Tables 3 and 4 show the steel No. As a result of A, Table 4 shows the steel No. This is the result of B.
  • H / W is 0.10 or less
  • the r value is 1.0 or more.
  • the steel pipe of the example of the present invention has no flaws on the plug surface, is excellent in workability, and has improved torsional fatigue characteristics in a high load test as compared with the conventional electrosewn steel pipe.
  • the steel pipe No. which is a comparative example.
  • the charging position of the seam does not satisfy the above condition P, the H / W is out of the range of the present invention, and the desired torsional fatigue resistance property cannot be obtained.
  • the steel pipe No. in A-10 and B-10 the heating temperature in reduced diameter rolling was less than 650 ° C., the r value was less than 1.0, and the desired processability could not be obtained.
  • the charging position of the seam does not satisfy the above condition P, Ts (MAX) / Tb (Ave) is out of the scope of the present invention, and cold drawing is performed. Occasionally there was a flaw in the plug.
  • the steel pipe No. The cumulative diameter reduction ratio of A-12 and B-12 was less than 30%, the r value was less than 1.0, and the desired processability could not be obtained.
  • the steel pipe No. in A-13 and B-13 the charging position of the seam (electric stitch welding seam) does not satisfy the above condition P, the H / W is out of the range of the present invention, and the desired torsional fatigue resistance property cannot be obtained. rice field.
  • the charging position of the seam does not satisfy the above condition P, and H / W and Ts (MAX) / Tb (Ave) are outside the scope of the present invention.
  • the desired torsional fatigue resistance could not be obtained, and a flaw occurred in the plug during cold drawing.
  • the steel pipe No. In A-15 and B-15, the charging position of the seam (electric stitch welding seam) does not satisfy the above condition P, the H / W is out of the range of the present invention, and the desired torsional fatigue resistance property cannot be obtained. rice field.
  • the charging position of the seam (electric stitch welding seam) does not satisfy the above condition P, the H / W is out of the range of the present invention, and the desired torsional fatigue resistance property cannot be obtained. rice field.
  • the steel pipe No. In A-18 and B-18 the charging position of the seam (electric stitch welding seam) does not satisfy the above condition P, the H / W is out of the range of the present invention, and the desired torsional fatigue resistance property cannot be obtained. rice field.
  • the steel pipe No. In A-19 and B-19 the charging position of the seam (electric stitch welding seam) does not satisfy the above condition P, Ts (MAX) / Tb (Ave) is out of the scope of the present invention, and cold drawing is performed. Occasionally there was a flaw in the plug.

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Abstract

加工性と耐ねじり疲労特性に優れた電縫鋼管および製造方法を提供すること。　管長手方向に形成された電縫溶接継目部２から管周方向に±１０度までの領域であるシーム領域３と、該シーム領域３以外の母材領域６とからなる電縫鋼管であって、管長手方向のｒ値が１．０以上であり、シーム領域３の肉厚最小値Ｔｓ（ＭＩＮ）（ｍｍ）及び母材領域６の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ） （ｍｍ）の差（Ｔｂ（Ａｖｅ）－Ｔｓ（ＭＩＮ））であるＨ（ｍｍ）と、シーム領域３の管内面の弧長Ｗ（ｍｍ）とが、以下の式（１）を満たし、シーム領域３の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）と、Ｔｂ(Ａｖｅ) （ｍｍ）とが、以下の式（２）を満たす電縫鋼管１。 Ｈ／Ｗ≦０．１０　・・・式（１） Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）≦１．０５　・・・式（２）

Description

電縫鋼管、その製造方法および自動車用構造部材
　本発明は、自動車のスタビライザーに適する、耐ねじり疲労特性に優れた電縫鋼管の技術に関する。
　近年、自動車の燃費向上を目的として、車体の軽量化がすすめられている。その車体を構成する部材の中で、従来、棒鋼材が用いられてきたスタビライザーは、生産性に優れる電縫鋼管の適用により、中空化の動きが拡大している。
これらのスタビライザー等の自動車用部品は、曲げ加工を施すため、高い加工性が要求され、また、製品としての使用中に曲げ、ねじり応力が作用し続けるため、優れた疲労特性（以下、耐ねじり疲労特性とも記す）も要求されている。
　例えば、特許文献１では、要求される耐ねじり疲労特性を満足させるために、電縫溶接部で炭素量が低下し、焼き入れ後の硬さが周囲よりも低下する白色層と呼ばれる領域を特定した電縫鋼管が提案されている。また、特許文献２では、溶接欠陥面積を定義し、これを限定することで耐ねじり疲労特性を向上させた電縫鋼管が提案されている。
特許第５９４２５７２号公報 特許第５８４５６２３号公報
　しかしながら、特許文献１、２で提案されている鋼管において、耐ねじり疲労特性はまだ十分とは言えなかった。
本発明は上記の課題を解決すべく、加工性と耐ねじり疲労特性に優れた電縫鋼管の技術を提供することを目的とする。
　本発明者らは、鋼管のねじり疲労に関する研究を行い、縮径圧延後、鋼管の電縫溶接継目部付近の内径形状が変化し、この形状変化がねじり疲労特性に影響を与えていることを知見した。
そして、本発明者らは上記の目的を達成するために、鋼管を熱間で縮径圧延する方法において、電縫溶接継目部付近の内径形状を向上させるための各種方策について鋭意研究した。その結果、縮径圧延工程の圧延ロールと縮径圧延中の鋼管の電縫溶接継目部の位置により電縫溶接継目部付近の内径形状が変化することを知見した。そして、縮径圧延工程時、圧延ロールへの鋼管の装入位置の適切化により、内径形状が良好になり、高い加工性と疲労特性向上の双方を実現できることを見出した。
　本発明は、かかる知見に基づいて、さらに検討を加えて完成されたものである。すなわち、本発明の要旨は以下のとおりである。
［１］管長手方向に形成された電縫溶接継目部から管周方向に±１０°までの領域であるシーム領域と、該シーム領域以外の母材領域とからなる電縫鋼管であって、
管長手方向のｒ値が１．０以上であり、
前記シーム領域の肉厚最小値Ｔｓ（ＭＩＮ）（ｍｍ）及び前記母材領域の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）の差（Ｔｂ（Ａｖｅ）－Ｔｓ（ＭＩＮ））であるＨ（ｍｍ）と、前記シーム領域の管内面の弧長Ｗ（ｍｍ）とが、以下の式（１）を満たし、
前記シーム領域の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）と、前記Ｔｂ（Ａｖｅ） （ｍｍ）とが、以下の式（２）を満たす電縫鋼管。
Ｈ／Ｗ≦０．１０　・・・式（１）
Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ(Ａｖｅ)≦１．０５　・・・式（２）
［２］前記Ｔｂ（Ａｖｅ） （ｍｍ）と、前記母材領域の管外径平均値Ｄｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）とが、以下の式（３）を満たす前記［１］に記載の電縫鋼管。
（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００≧１５％　・・・式（３）
［３］前記ｒ値は、前記母材領域における管長手方向のｒ値である前記［１］又は［２］に記載の電縫鋼管。
［４］前記［１］～［３］のいずれか一つに記載の電縫鋼管を製造する方法であって、
鋼帯に成形を施してオープン管とし、
該オープン管に対して電縫溶接を施して素管とし、
該素管に対して、６５０℃以上の加熱温度で加熱し、累積縮径率が３０％以上である縮径圧延を行い、
前記縮径圧延で、縮径率が５．０％以上となるロールスタンドでは、ロールのカリバー中心から±５．０°の範囲及びカリバー中心から左右にそれぞれ３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°（ｎは１スタンドあたりのロール数）の範囲に電縫溶接継目部を通過させない電縫鋼管の製造方法。
［５］前記［１］～［３］のいずれか一つに記載の電縫鋼管を用いてなる自動車用構造部材。
　本発明によれば、加工性と耐ねじり疲労特性に優れた電縫鋼管の技術が提供される。
具体的に、本発明によれば、ｒ値が１．０以上であって、更にプラグにかじりつきを発生させずに高い加工性を有し、従来よりも、耐ねじり疲労特性に優れた鋼管を製造でき、産業上格段の効果を奏する。本発明に係る電縫鋼管は、曲げ加工を施し、断面成型加工後に耐ねじり疲労特性を必要とするスタビライザーといった自動車用構造部材として好適である。
図１は、電縫鋼管の断面を示す平面図である。 図２は、シーム領域の平面図である。 図３は、シーム領域の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）が母材領域の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）よりも大きくなった際のシーム領域の平面図である。 図４は、本発明の電縫鋼管の製造設備の外観図である。 図５は、電縫鋼管を圧延ロール内に装入する際の電縫溶接継目部の位置を説明するための外観図である。 図６は、本発明で、圧延ロールにおいて電縫溶接継目部が接触を回避すべき部位を説明するための外観図である。 図７は、圧延ロールの位相角を説明するための圧延ロールの平面図である。 図８は、実施例での圧延ロールに対する電縫溶接継目部の装入位置と接触を回避すべき領域との関係を示す図である。
　＜電縫鋼管＞
　本発明の鋼管は、管長手方向に形成された電縫溶接継目部から管周方向に±１０°までの領域であるシーム領域と、該シーム領域以外の母材領域とからなる電縫鋼管であって、管長手方向のｒ値が１．０以上であり、シーム領域の肉厚最小値Ｔｓ（ＭＩＮ）（ｍｍ）及び母材領域の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）の差（Ｔｂ（Ａｖｅ）－Ｔｓ（ＭＩＮ））であるＨ（ｍｍ）と、シーム領域の管内面の弧長Ｗ（ｍｍ）とが、以下の式（１）を満たし、シーム領域の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）と、Ｔｂ（Ａｖｅ） （ｍｍ）とが、以下の式（２）を満たすことを特徴とする、耐ねじり疲労特性に優れた電縫鋼管である。
Ｈ／Ｗ≦０．１０　・・・式（１）
Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）≦１．０５　・・・式（２）
　まず、各寸法の測定方法について説明する。図１に電縫鋼管１の断面形状を示し、図２にシーム領域３の拡大図を示す。
　シーム領域３は、管軸方向（長手方向）の垂直断面の中心を円中心Оとした場合、電縫溶接継目部２から管周方向に±１０°までの領域のことを指す。
母材領域６の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）については、片球マイクロメータを使用し、電縫溶接継目部を０°とした際に、４０°、８０°、１２０°、１６０°、２００°、２４０°、２８０°、及び３２０°の位置における母材領域６の肉厚を計測し、その値の平均値をＴｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）とする。
　次に、母材領域６の管外径平均値Ｄｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）については、外側マイクロメータを使用し、電縫溶接継目部２を０°とした際に、４０°、８０°、１２０°及び１６０°の位置における母材領域６の管外径を計測し、その値の平均値をＤｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）とする。
シーム領域３の管内面の弧長Ｗ（ｍｍ）は、次式（４）で定義する。
Ｗ（ｍｍ）＝（縮径後のＤｂ（Ａｖｅ）－２×Ｔｂ（Ａｖｅ））×２０×π／３６０　・・・式（４）
Ｔｓ（ＭＩＮ）（ｍｍ）、Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）は夫々、シーム領域３の肉厚最小値（図２中、符号５で示す位置で肉厚最小値となる。）、シーム領域３の肉厚の最大値（図２中、符号４で示す位置で肉厚最大値となる。）で定義される。
なお、Ｔｓ（ＭＩＮ）（ｍｍ）、Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）は、夫々、シーム領域３の区間の肉厚を１°刻みでポイントマイクロメータで計測し，その最小値、最大値とする。
　また、本発明の電縫鋼管は、特に限定されないが、母材領域６の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）は４．０～８．０ｍｍであることが好ましい。
また、本発明の電縫鋼管は、特に限定されないが、管外径平均値Ｄｂ（Ａｖｅ）は２０．０～４５．０ｍｍであることが好ましい。
　ｒ値：１．０以上
　次に、ｒ値（ランクフォード値）の範囲について説明する。本発明では、ｒ値は、母材領域６における管長手方向のｒ値とすることができる。鋼管１の管長手方向のｒ値を１．０以上とすることにより、スタビライザーを製造する際に必要な加工性を満足する。一方、鋼管１の上記ｒ値が１．０未満であると、鋼管１に曲げ加工を施すと座屈が生じ、所定の形状まで曲げ加工を行うことができない。よって、鋼管１の管長手方向のｒ値は、１．０以上とする。好ましくは、上記ｒ値は１．３以上である。また，ｒ値の上限は特に限定されないが、r値が高すぎることで管の周方向に変形が集中し、鋼管１に曲げ加工を施した際に鋼管断面が縮径し、くびれが生じて所望の形状が得られない可能性があるため、好ましくは２．０以下である。
　ｒ値は公称ひずみで５～１０％の引張試験を行った時の長手方向の真歪み：ｅＬに対する幅方向の真歪みｅＷを測定して、その傾きρからｒ値＝ρ／(－１－ρ)を計算して求める。このとき、引張試験は、鋼管の母材領域からＪＩＳ１２号Ａの引張試験片を採取し、ゲージ長さが２ｍｍであるひずみゲージを張り付けて試験を行う。
　ｒ値は、縮径圧延時の加熱温度と累積縮径率とを制御することにより調整することができる。
　Ｈ／Ｗ≦０．１０　・・・式（１）
　次に、Ｈ（ｍｍ）とシーム領域３の管内面の弧長Ｗ（ｍｍ）との比Ｈ／Ｗの限定理由について説明する。
Ｈ（ｍｍ）とは、シーム領域３の肉厚最小値Ｔｓ（ＭＩＮ）（ｍｍ）及び母材領域６の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）の差（Ｔｂ（Ａｖｅ）－Ｔｓ（ＭＩＮ））であり、すなわち、Ｈ＝Ｔｂ（Ａｖｅ）－Ｔｓ（ＭＩＮ）である。
図２に示すように、電縫鋼管１の内径形状に急峻なくぼみ（図２中、符号５参照）が存在すると、このくぼみに応力が集中し、耐ねじり疲労特性が著しく低下する。調査の結果、シーム領域３の急峻さの指標となるＨ／Ｗが、０．１０以下であるとき、要求される耐ねじり疲労特性を満足することが分かった。
また、Ｈが負になる場合、すなわちＴｓ（ＭＩＮ）がＴｂ（Ａｖｅ）よりも大きい場合には、母材領域６よりも厚みが小さいくぼみがシーム領域３に存在しないため、耐ねじり疲労特性は低下しない。
よって、本発明では、シーム領域３の肉厚最小値Ｔｓ（ｍｉｎ）（ｍｍ）と母材領域６の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）の差（Ｔｂ（Ａｖｅ）－Ｔｓ（ＭＩＮ））で定義されるＨ（ｍｍ）とシーム領域３の弧長Ｗ（ｍｍ）の比（Ｈ／Ｗ）を０．１０以下とする。
また、好ましくは、Ｈ／Ｗは、０．０７以下であり、より好ましくは、０．０５以下である。
また、好ましくは、Ｈ／Ｗは、－０．１０以上であり、より好ましくは、－０．０７以上である。
　Ｈ／Ｗは、１スタンドあたりの縮径率を特定値以上とする縮径を行うロールスタンドにおいて、ロールのカリバー端およびカリバー中心から特定範囲内の領域を電縫溶接継目部２が回避するように素管１２を装入することで上記の範囲に調整することができる。
　Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）≦１．０５　・・・式（２）
　次に、シーム領域３の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）とＴｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）の比（Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ））の限定理由について説明する。耐ねじり疲労特性の観点では、シーム領域が母材領域６よりも肉厚が大きくなるほど、シーム領域３を起点とした破断は発生しにくくなる。
ここで、図３を参照する。図３は、シーム領域３の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）が母材領域６の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）よりも大きくなった際のシーム領域３の平面図である。
図３に示すように、Ｔｓ（ＭＡＸ）（図３中、符号４参照）がＴｂ（Ａｖｅ）より大きくなることで、縮径圧延後に行われる冷間引抜加工時に問題が発生する場合がある。冷間引抜工程は、鋼管内にプラグを挿入し、ダイスを通して冷間で鋼管を引き抜く工程であり、シーム領域３の内径部において突起部が形成されることで、装入するプラグを傷つける問題や、内径部にプラグが当たらない部位が発生するという問題が起こる。
この点、シーム領域３の増肉の指標となるＴｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）を１．０５以下にすることで、これらの問題の発生を抑止できる。
よって、本発明では、シーム領域の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）とＴｂ（ａｖｅ）（ｍｍ）の比（Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ））を１．０５以下とする。
また、好ましくは、Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）は、１．０４以下であり、より好ましくは、１．０３以下である。
また、好ましくは、Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）は、０．９０以上であり、より好ましくは、０．９５以上である。
　Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）については、１スタンドあたりの縮径率を特定値以上とする縮径を行うロールスタンドにおいて、ロールのカリバー端およびカリバー中心から特定範囲内の領域を回避するような位置に電縫溶接継目部２を装入することで上記の範囲に調整することができる。
　（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００≧１５％　・・・式（３）
　本発明の鋼管では、さらに、Ｔｂ(Ａｖｅ) （ｍｍ）と、母材領域の管外径平均値Ｄｂ（ａｖｅ）（ｍｍ）の比：（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００が１５％以上であることが好ましい。
Ｔｂ(Ａｖｅ)／Ｄｂ（Ａｖｅ）の限定理由は、次のとおりである。
Ｔｂ(Ａｖｅ)／Ｄｂ（Ａｖｅ）を小さくすることで、重量を低減させられるが、（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００が１５％未満であると、部品として要求される剛性及び強度を満足できない場合がある。そのため、棒鋼材の代替としては鋼管の寸法として（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００≧１５％であることが好ましい。
また、好ましくは、（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００は、１５．５％以上であり、より好ましくは、１６．０％以上である。
また、好ましくは、（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００は、４５％以下であり、より好ましくは、４０％以下である。
　次に、本発明で使用した鋼管の好適な成分組成について述べる。以下、成分組成の説明は、特に断らない限り、質量％は単に％で記す。
　Ｃ：０．５５％以下
　Ｃは、強度増加に寄与する元素であり、添加することで耐疲労特性が向上するが、Ｃ含有量が０．５５％を超えると溶接性が悪くなるため、安定した電縫溶接品質が得られなくなる場合がある。よって、Ｃ含有量は、０．５５％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｃ含有量は０．４５％以下である。また、好ましくは、Ｃ含有量は０．２％以上である。
　Ｓｉ：０．０１～１．０％
　Ｓｉは、脱酸および固溶して鋼の強度を増加させる。このような効果を得るためには、Ｓｉ含有量は０．０１％以上とすることが好ましい。また、Ｓｉ含有量が１．０％を超えると、鋼管の焼き入れ性が低下する場合がある。よって、Ｓｉ含有量は、０．０１～１．０％とすることが好ましい。より好ましくは、Ｓｉ含有量は０．１％以上である。また、より好ましくは、Ｓｉ含有量は０．４％以下である。
　Ｍｎ：０．２～３．０％
　Ｍｎは、焼き入れ性を向上させる効果があり、０．２％以上含有することでその効果を得る。しかし、Ｍｎ含有量が３．０％を超えると電縫溶接品質が悪化する場合がある。よって、Ｍｎ含有量は、０．２～３．０％とすることが好ましい。より好ましくは、Ｍｎ含有量は０．５％以上である。また、より好ましくは、Ｍｎ含有量は２．０％以下である。
　Ｐ：０．０１％以下
　Ｐは、粒界等に偏析し、靱性を低下させるため、本発明ではできるだけ低減させることが望ましいが、Ｐ含有量は０．０１％までは許容できる。よって、Ｐ含有量は、０．０１％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｐ含有量は０．００５％以下である。
　Ｓ：０．０１％以下
　Ｓは、鋼中で硫化物介在物として存在し、加工性、耐疲労特性を低下させる元素であるため、本発明ではできるだけ低減させることが望ましいが、Ｓ含有量は０．０１％以下までは許容できる。よって、Ｓ含有量は、０．０１％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｓ含有量は０．００５％以下である。
　Ｃｒ：２．０％以下
　Ｃｒは、焼き入れ性を向上させる元素であり、鋼の強度を高め、疲労特性の向上に有効である。しかし、２．０％を超えてＣｒを含有すると、電縫溶接部継目部にＣｒ酸化物が残存し、電縫溶接品質が低下する場合がある。よって、Ｃｒ含有量は、２．０％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｃｒ含有量は０．５％以下である。また、好ましくは、Ｃｒ含有量は０．００１％以上である。
　Ｔｉ：０．１％以下
　Ｔｉは、鋼中のＮをＴｉＮとして固定する作用を有する。しかし、Ｔｉ含有量が０．１％を超えると、鋼の加工性、靱性が低下する場合がある。よって、Ｔｉ含有量は、０．１％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｔｉ含有量は０．０４％以下である。また、好ましくは、Ｔｉ含有量は０．０１％以上である。
　Ａｌ：０．１％以下
　Ａｌは、脱酸に有効な元素であり、また、焼入れ時のオーステナイト粒の成長を抑制することで焼き入れ後の強度を確保するために必要な元素である。しかし、Ａｌ含有量が０．１％を超えると、効果が飽和し、Ａｌ系の介在物が増加することで疲労強度を低下させる場合がある。よって、Ａｌ含有量は、０．１％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ａｌ含有量は０．０８％以下である。また、好ましくは、Ａｌ含有量は０．０１％以上である。
　Ｖ：０．５％以下
　Ｖは、微細な炭化物を形成して鋼の強度の増加に寄与する元素である。しかし、Ｖ含有量が０．５％を超えると効果が飽和し、含有量に見合う効果が期待できず、経済的に不利となる。よって、Ｖ含有量は、０．５％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｖ含有量は０．３％以下である。また、好ましくは、Ｖ含有量は０．０１％以上である。
　Ｎｂ：０．１％以下
　Ｎｂは、微細な炭化物を形成して鋼の強度の増加に寄与する元素である。しかし、Ｎｂ含有量が０．１％を超えると効果が飽和し、含有量に見合う効果が期待できず、経済的に不利となる。よって、Ｎｂ含有量は、０．１％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｎｂ含有量は０．０３％以下である。また、好ましくは、Ｎｂ含有量は０．００１％以上である。
　Ｍｏ：１．０％以下
　Ｍｏは、焼入れ性を向上させ、鋼の強度の増加に寄与する元素である。しかし、Ｍｏ含有量が１．０％を超えると効果が飽和し、含有量に見合う効果が期待できず、経済的に不利となる。よって、Ｍｏ含有量は、１．０％以下とすることが好ましい。より好ましくは、
Ｍｏ含有量は０．３％以下である。また、好ましくは、Ｍｏ含有量は０．０１％以上である。
　Ｃｕ：２．０％以下
　Ｃｕは焼入れ性を高める元素であり、鋼の強度を高め、疲労強度の向上に有効である。しかし、２．０％を超えてＣｕを含有すると加工性が低下する場合がある。よって、Ｃｕ含有量は、２．０％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｃｕ含有量は０．５％以下である。また、好ましくは、Ｃｕ含有量は０．００１％以上である。
　Ｎｉ：２．０％以下
　Ｎｉは焼入れ性を高める元素であり、鋼の強度を高め、疲労強度の向上に有効である。しかし、２．０％を超えてＮｉを含有すると加工性が低下する場合がある。よって、Ｎｉ含有量は、２．０％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｎｉ含有量は０．５％以下である。また、好ましくは、Ｎｉ含有量は０．００１％以上である。
　Ｂ：０．００５％以下
　Ｂは、微量で鋼の焼入れ性を高める元素である。しかし、Ｂ含有量が０．００５％を超えるとその効果が飽和すると共に、粒界に偏析して粒界破壊を促進し疲労特性を低下させる。よって、Ｂ含有量は、０．００５％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｂ含有量は０．００５０％以下である。また、好ましくは、Ｂ含有量は０．０００３％以上である。
　Ｎ：０．０１％以下
　Ｎは、鋼中に不可避的に含有される元素であるが、鋼中の窒化物形成元素と結合し、結晶粒の粗大化抑制、さらには焼戻し後の強度増加に寄与する。しかし、Ｎ含有が０．０１％を超えると電縫溶接継目部の靱性を低下させ、加工性が悪化する。よって、Ｎ含有量は、０．０１％以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ｎ含有量は０．００５％以下である。
　上記した成分組成以外の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物からなる。
　＜電縫鋼管の製造方法＞
　次に、上記の鋼管の製造方法について、図４を参照しながら説明する。
図４は本発明の電縫鋼管を製造するための設備の概略図を示す。
本発明では、まず、図４（ａ）に示すように、鋼帯７に対して連続成形機８等により連続成形を施してオープン管９とし、該オープン管に対して溶接手段１０により電縫溶接を施して素管１２とする。なお、本発明では、スクイズロール１１で圧接しながら鋼帯７の周方向突合せ部を溶接手段１０で電気抵抗溶接して、素管１２を得てもよい。
また、素管１２を、切断機１３により所定の寸法に切断してもよい。
素管１２を得た後、図４（ｂ）に示すように、素管（管体）１２に対して、加熱手段１４により６５０℃以上の加熱温度で加熱し、圧延ロール（以下、単にロールとも記す。）１５を用いて累積縮径率３０％以上で縮径圧延を行う。圧延ロール１５による縮径圧延については、複数のロールスタンド１６－１、１６－２・・・、１６－Ｎ（Ｎは自然数）を用いて漸次縮径を行うようにすることができる。
　なお、縮径率の定義は、以下の式（５）で定義される。
縮径率（％）＝１００×（縮径前のＤｂ（Ａｖｅ）－縮径後のＤｂ（Ａｖｅ））／縮径前のＤｂ（Ａｖｅ）　・・・式（５）
　より具体的に、累積縮径率は、以下の式（６）で得られる。
累積縮径率（％）＝１００×（第１スタンドでの縮径前のＤｂ（Ａｖｅ）－最終スタンドでの縮径後のＤｂ（Ａｖｅ））／第１スタンドでの縮径前のＤｂ（Ａｖｅ）・・・式（６）
　鋼管縮径圧延時の加熱温度を６５０℃以上とし、かつ縮径圧延での累積縮径率を３０％以上とすることで、加工後の鋼管のｒ値を１．０以上にすることが可能になり、曲げ加工時に所望の形状に加工することができる。
上記加熱温度は、好ましくは７００℃以上であり、より好ましくは８００℃以上である。
また、上記加熱温度は、好ましくは１０５０℃以下であり、より好ましくは１０００℃以下である。
上記累積縮径率は、好ましくは３５％以上であり、より好ましくは４０％以上である。
また、上記累積縮径率は、好ましくは９０％以下であり、より好ましくは８５％以下である。
　本発明では、縮径圧延で、縮径率が５．０％以上となるロールスタンドでは、ロールのカリバー中心から±５．０°の範囲及びカリバー中心から左右にそれぞれ３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°（ｎは１スタンドあたりのロール数）の範囲に電縫溶接継目部２を通過させない。
ここでいう、第Ｎスタンドのロールスタンドでの縮径率は、以下の式（７）で得られる。
縮径率（％）＝１００×（第Ｎスタンドでの縮径前のＤｂ（Ａｖｅ）－第Ｎスタンドでの縮径後のＤｂ（Ａｖｅ））／第Ｎスタンドでの縮径前のＤｂ（Ａｖｅ）　・・・式（７）
　次に、この電縫溶接継目部２のロールスタンドへの装入位置の限定理由について述べる。ここでの電縫溶接継目部２の装入位置とは、縮径圧延用のロールに装入する際、鋼管が進む方向を向き、天井方向から鋼管の中心を軸に反時計方向に電縫溶接継目部を回転させた際の周方向位置である。このとき、天井方向を０°とする。また、上記のカリバー中心から左右にそれぞれ３６０°／（ｎ×２）の位置とは、カリバー中心から±３６０°／（ｎ×２）の位置とも言える。
　図５は、電縫鋼管の装入位置を説明するための図である。また、図６は、本発明で、圧延ロール１５において電縫溶接継目部２が接触を回避すべき位置を説明するための外観図である。本発明者らは、ロール１５を用いて鋼管の縮径圧延を行う際、鋼管の断面では圧延したロール１５のカリバー端付近の肉厚が増加し、カリバー中心１７では肉厚が減少することに着目した。
　鋼管の縮径圧延を行うためのロール１５は、ロール周方向に形成されたカリバーを有しており、複数のロール１５が回転しながらカリバーで鋼管（素管１２）を挟持する。鋼管の軸方向（長手方向）の垂直断面（管軸方向垂直断面）視で、カリバーは管軸方向垂直断面の鋼管外径に沿うように湾曲した形状を有する。このとき、ロールの回転軸を中心とするカリバー直径１８が最小となる円弧の位置にあるカリバー中心１７がカリバー底となる。
　本発明者らは、図５に示すように、電縫溶接継目部２を周方向に様々な位置に設定し、素管１２を縮径圧延用のロール１５（１６－１）に装入した。
それにより、１スタンドあたり縮径率が５.０％以上となる縮径圧延用のロールスタンドにおいて、図６に示すようにロール１５のカリバー中心１７から±５．０°の範囲およびカリバー中心１７から左右にそれぞれ３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°（ｎは１スタンドあたりのロール数）の範囲を電縫溶接継目部２が回避するように素管１２を装入したところ、変形が少なく、内径形状が良好に保たれることを知見した。
　ここで、カリバー中心１７から±５．０°とは、ロール１５の管軸方向垂直断面におけるカリバー外縁部を、鋼管の断面円に沿った扇形形状とした際、すなわちこの鋼管の断面円中心を円中心とした扇形形状とした際、カリバー中心１７を０°として、この扇形形状における±５．０°の範囲であることを指す。また、カリバー中心１７から３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°（ｎは１スタンドあたりのロール数)とは、例えば４ロールで圧延を行う際には、カリバー中心１７から左右にそれぞれ４５°（＝３６０°／（４×２））の位置から円周方向に±５．０°の範囲であることを指し、３ロールで圧延を行う際には、カリバー中心１７から左右にそれぞれ６０°（＝３６０°／（３×２））の位置から円周方向に±５．０°の範囲であることを指す。
本発明では、加工性の観点から、管周方向に隣接するロール１５において、左側のロール１５の右端側となるカリバー中心１７から３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°の領域と、右側のロール１５の左端側となるカリバー中心１７から３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°の領域とは、重なっていてよい。
　このように、加工性および耐ねじり疲労特性に優れた電縫鋼管を得るために、縮径圧延で、縮径率が５．０％以上となるロールスタンドでは、ロールのカリバー中心から±５．０°およびカリバー中心から左右にそれぞれ３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°（ｎは１スタンドあたりのロール数）の範囲に電縫溶接継目部を通過させないようにする。
　また、縮径圧延中、管の電縫溶接継目部２の周方向変位を拘束し、より確実に目的の装入位置へ装入するための方法としては、ロール型のガイドを隣接し合うロールスタンド１６間に設置し、このガイドでスタンド１６間を通過する管の周方向変位を拘束する方法、縮径圧延時に後方から引張応力を加える方法、電縫溶接と縮径圧延を連続して行う方法等が挙げられるが、特に限定はされない。
　得られた鋼管１に対しては、高周波焼入れ処理、焼戻し処理を行ってよい。高周波焼入れ処理は加熱温度８５０～１０５０℃、保持時間：１～１８００ｓの条件で加熱し、その後水冷する処理とすることができる。焼戻し処理は１５０～４５０℃で５～６０分保持し、その後空冷する処理とすることができる。
　以上説明した本発明の電縫鋼管１は、自動車のスタビライザー等の自動車用構造部材に用いることができる。
　以下、実施例に基づき、本発明についてさらに説明する。
表１に示す、２種類の鋼種Ａ、Ｂの鋼帯に連続成形を施してオープン管とし、該オープン管に対して電縫溶接を施して素管とし、累積縮径率、加熱温度および縮径圧延用のロールスタンドへの装入位置を変化させて縮径圧延を行い、鋼管Ｎｏ．Ａ－１～Ａ－１９、Ｂ－１～Ｂ－１９を得た。鋼管Ｎｏ．Ａ－１～Ａ－１９は鋼種Ａに基づいて製造し、鋼管Ｎｏ．Ｂ－１～Ｂ－１９は鋼種Ｂに基づいて製造した。
　表２に縮径スケジュールを示す。また、図７は、表２に示される圧延ロールの位相角を説明するための圧延ロールの平面図である。
　表２に示す位相角とは、４ロールのパターンＡ～Ｄについては、図７に示すように、各スタンド１６における天井から、鋼管の中心を軸にして反時計回りに０～９０°内にある圧延ロール１５のカリバー中心（カリバー底）の天井からの周方向の角度（°）のことを指す。
　また、３ロールのパターンＥについては、表２に示す位相角は、各スタンド１６における天井から反時計回りに０～１２０°内にある圧延ロール１５のカリバー底の天井からの周方向の角度（°）のことを指す。
　表３、表４には、鋼管Ｎｏ．Ａ－１～Ａ－１９、Ｂ－１～Ｂ－１９を製造した際の縮径パターンを含めた縮径条件を示す。
　表３、表４に示す各鋼管の圧延ロールへの装入位置については、縮径パターン毎に図８にも示す。それぞれの角度は天井から圧延方向を向いて反時計回りに決定した（図７も参照）。
　具体的に、縮径パターンＡ、Ｂ（共に、ｎ＝４）については、縮径率が５．０％以上となる第５スタンド～第１０スタンドの夫々の位相角１１．２５°、５６．２５°、７８．７５°、３３．７５°、０°、及び４５°の±５.０°の範囲内にシーム（電縫溶接継目部）の装入位置が含まれない場合、且つ夫々の位相角に±４５°（＝３６０°／（４×２））を加えた角度である－３３．７５°（－３３．７５°に９０°を足した５６．２５°として評価する。）、５６．２５°、１１．２５°、１０１．２５°（１０１．２５°から９０°を引いた１１．２５°として評価する。）、３３．７５°、１２３．７５°（１２３．７５°から９０°を引いた３３．７５°として評価する。）、－１１．２５°（－１１．２５°に９０°を足した７８．７５°として評価する。）、７８．７５°、－４５°（－４５°に９０°を足した４５°として評価する。）、４５°、０°、及び９０°（９０°から９０°を引いた０°として評価する。）の±５.０°の範囲内にシーム（電縫溶接継目部）の装入位置が含まれない場合に、本発明の製造条件における、ロールのカリバー中心から±５．０°の範囲及びカリバー中心から左右にそれぞれ３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°（ｎは１スタンドあたりのロール数）の範囲に電縫溶接継目部を通過させないという条件（以下、条件Ｐと記す。）を満たす。
　縮径パターンＡ又はＢを採用した鋼管として、鋼管Ｎｏ．Ａ－１、Ｂ－１は、装入位置１８°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－２、Ｂ－２は、装入位置１１３°から９０°を引いた２３°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－３、Ｂ－３は、装入位置２０５°から９０°×２を引いた２５°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－４、Ｂ－４は、装入位置３３７°から９０°×３を引いた６７°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－５、Ｂ－５は、装入位置７０°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－６、Ｂ－６は、装入位置１０８°から９０°を引いた１８°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－１０、Ｂ－１０は、装入位置１１３°から９０°を引いた２３°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
　一方、鋼管Ｎｏ．Ａ－９、Ｂ－９は、装入位置３５°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。（図８中、回避領域参照）
鋼管Ｎｏ．Ａ－１１、Ｂ－１１は、装入位置１２°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。
鋼管Ｎｏ．Ａ－１３、Ｂ－１３は、装入位置２５５°から９０°×２を引いた７５°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。
鋼管Ｎｏ．Ａ－１４、Ｂ－１４は、装入位置３５°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。
鋼管Ｎｏ．Ａ－１５、Ｂ－１５は、装入位置４６°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。
　縮径パターンＣ、Ｄ（共に、ｎ＝４）については、縮径率が５．０％以上となる第５スタンド～第８スタンドの夫々の位相角１１．２５°、５６．２５°、７８．７５°、及び３３．７５°の±５°の範囲内にシーム（電縫溶接継目部）の装入位置が含まれない場合、且つ夫々の位相角に±４５°（＝３６０°／（４×２））を加えた角度である－３３．７５°（－３３．７５°に９０°を足した５６．２５°として評価する。）、５６．２５°、１１．２５°、１０１．２５°（１０１．２５°から９０°を引いた１１．２５°として評価する。）、３３．７５°、１２３．７５°（１２３．７５°から９０°を引いた３３．７５°として評価する。）、－１１．２５°（－１１．２５°に９０°を足した７８．７５°として評価する。）、及び７８．７５°の±５.０°の範囲内にシーム（電縫溶接継目部）の装入位置が含まれない場合に、本発明の製造条件における上記の条件Ｐを満たす。
　縮径パターンＣ又はＤを採用した鋼管として、鋼管Ｎｏ．Ａ－７、Ｂ－７は、装入位置１８０°から９０°×２を引いた０°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－８、Ｂ－８は、装入位置２２６°から９０°×２を引いた４６°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
鋼管Ｎｏ．Ａ－１２、Ｂ－１２は、装入位置２２６°から９０°×２を引いた４６°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
一方、鋼管Ｎｏ．Ａ－１６、Ｂ－１６は、装入位置７９°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。
　縮径パターンＥ（ｎ＝３）については、縮径率が５．０％以上となる第５スタンド～第１０スタンドの夫々の位相角１５°、７５°、１０５°、４５°、０°及び６０°の±５°の範囲内にシーム（電縫溶接継目部）の装入位置が含まれない場合、且つ夫々の位相角に±６０°（＝３６０°／（３×２））を加えた角度である－４５°（－４５°に１２０°を足した７５°として評価する。）、７５°、４５°、１６５°（１６５°から１２０°を引いた４５°として評価する。）、０°、及び１２０°（１２０°から１２０°を引いた０°として評価する。）の範囲内にシーム（電縫溶接継目部）の装入位置が含まれない場合に、本発明の製造条件における上記の条件Ｐを満たす。
　鋼管Ｎｏ．Ａ－１７、Ｂ－１７は、装入位置２３°が上記範囲に含まれないため、条件Ｐを満たす。
一方、鋼管Ｎｏ．Ａ－１８、Ｂ－１８は、装入位置１６５°から１２０°を引いた４５°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。
鋼管Ｎｏ．Ａ－１９、Ｂ－１９は、装入位置３４２°から１２０°×２を引いた１０２°が上記範囲に含まれるため、条件Ｐを満たさない。
　また、表３、表４には、製品としての目標外径、目標板厚、実際の縮径後の外径を示す。さらに各鋼管の断面から、Ｔｓ（ＭＡＸ）、Ｔｓ（ＭＩＮ）、Ｔｂ（ａｖｅ）、Ｄｂ（ａｖｅ）を計測し、Ｗ、Ｈを計算した。
　ついで、これらの電縫鋼管に、高周波焼入れ処理、焼戻し処理をおこなった。なお、高周波焼入れ処理は加熱温度９５０℃、保持時間：１ｓの条件で加熱し、水冷する処理とした。焼戻し処理は１９０℃で１時間保持し、空冷した。
　縮径圧延および熱処理を行った後、引張試験を実施し、引張強さＴＳとｒ値を求めた。引張試験は、鋼管の母材領域からＪＩＳ１２号Ａの引張試験片を採取し、ゲージ長さが２ｍｍのひずみゲージを張り付けて試験を行った。この引張試験の結果から、引張強さＴＳを求めた。またｒ値は公称ひずみで５～１０％の引張を行った時の長手方向の真歪み：ｅＬに対する幅方向の真歪みｅＷを測定して、その傾きρからｒ値＝ρ／(－１－ρ)を計算して求めた。
　また、得られた縮径圧延鋼管から、管状のねじり疲労試験片（長さ４５０ｍｍ）を採取し、ねじり疲労試験を実施した。ねじり疲労試験は、負荷応力（外面）：６００ＭＰａ、応力比：－１（両振り）、周波数２Ｈｚ、波形：正弦波の条件で行い、破断時までの繰り返し回数を測定し、耐疲労特性を評価した。本発明では、同一の縮径スケジュールで、同一製品寸法（目標肉厚と目標外径の組み合わせが同一の物）、同一鋼種の比較例に比べ、破断時までの回数が２.０倍以上になったものをねじり疲労特性が向上したと判断した。
　プラグのかじりつきの評価としては、まず、電縫鋼管を素管として、冷間で引抜加工を行った。具体的には鋼管内部にプラグを挿入し、ダイスを用いて引き抜き加工を行った。このとき、電縫鋼管の内径が突出し、プラグのかじりつきと呼ばれるひっかき疵をプラグに形成させると他の鋼管を加工した際に疵の原因になる。
評価方法としては、冷間での引抜加工を行った際に、プラグ表面に疵がついているか否かを目視で確認して、疵の有り無しを判断した。疵の無いものを加工性に優れていると判断した。
　得られた結果を表３、表４に示す。前述したように、表３は鋼Ｎｏ．Ａでの結果、表４は鋼Ｎｏ．Ｂの結果である。
　表３、表４から、本発明例ではいずれも、Ｈ／Ｗが０．１０以下かつＴｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）≦１．０５であり、ｒ値が１．０以上である。また、本発明例の鋼管では、プラグ表面に疵が無く、加工性に優れ、従来の電縫鋼管よりも高負荷の試験において、ねじり疲労特性が向上した。
　一方、比較例となる鋼管Ｎｏ．Ａ－９、Ｂ－９は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｈ／Ｗが本発明の範囲外となり、所望の耐ねじり疲労特性を得られなかった。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１０、Ｂ－１０は、縮径圧延における加熱温度が６５０℃未満であり、ｒ値が１．０未満となり、所望の加工性を得られなかった。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１１、Ｂ－１１は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）が本発明の範囲外となり、冷間引抜加工時にプラグに疵が発生した。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１２、Ｂ－１２は、累積縮径率が３０％未満であり、ｒ値が１．０未満となり、所望の加工性を得られなかった。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１３、Ｂ－１３は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｈ／Ｗが本発明の範囲外となり、所望の耐ねじり疲労特性を得られなかった。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１４、Ｂ－１４は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｈ／Ｗ及びＴｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）が本発明の範囲外となり、所望の耐ねじり疲労特性を得られず、冷間引抜加工時にプラグに疵が発生した。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１５、Ｂ－１５は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｈ／Ｗが本発明の範囲外となり、所望の耐ねじり疲労特性を得られなかった。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１６、Ｂ－１６は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｈ／Ｗが本発明の範囲外となり、所望の耐ねじり疲労特性を得られなかった。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１８、Ｂ－１８は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｈ／Ｗが本発明の範囲外となり、所望の耐ねじり疲労特性を得られなかった。
また、鋼管Ｎｏ．Ａ－１９、Ｂ－１９は、シーム（電縫溶接継目部）の装入位置が上記条件Ｐを満たさず、Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ(Ａｖｅ)が本発明の範囲外となり、冷間引抜加工時にプラグに疵が発生した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　１　電縫鋼管
　２　電縫溶接継目部
　３　シーム領域
　４　シーム領域の肉厚が最大となる位置
　５　シーム領域の肉厚が最小となる位置
　６　母材領域
　７　鋼帯
　８　連続成形機
　９　オープン管
　１０　溶接手段
　１１　スクイズロール
　１２　素管
　１３　切断機
　１４　加熱手段
　１５　圧延ロール
　１６　ロールスタンド（ただし末尾の数字はスタンド番号を示す）
　１７　カリバー中心
　１８　カリバー直径
 

Claims (5)

  1. 　管長手方向に形成された電縫溶接継目部から管周方向に±１０°までの領域であるシーム領域と、該シーム領域以外の母材領域とからなる電縫鋼管であって、
    管長手方向のｒ値が１．０以上であり、
    前記シーム領域の肉厚最小値Ｔｓ（ＭＩＮ）（ｍｍ）及び前記母材領域の肉厚平均値Ｔｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）の差（Ｔｂ（Ａｖｅ）－Ｔｓ（ＭＩＮ））であるＨ（ｍｍ）と、前記シーム領域の管内面の弧長Ｗ（ｍｍ）とが、以下の式（１）を満たし、
    前記シーム領域の肉厚最大値Ｔｓ（ＭＡＸ）（ｍｍ）と、前記Ｔｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）とが、以下の式（２）を満たす電縫鋼管。
    　Ｈ／Ｗ≦０．１０　・・・式（１）
    　Ｔｓ（ＭＡＸ）／Ｔｂ（Ａｖｅ）≦１．０５　・・・式（２）
  2. 　前記Ｔｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）と、前記母材領域の管外径平均値Ｄｂ（Ａｖｅ）（ｍｍ）とが、以下の式（３）を満たす請求項１に記載の電縫鋼管。
    　（Ｔｂ（Ａｖｅ）／Ｄｂ（Ａｖｅ））×１００≧１５％　・・・式（３）
  3. 　前記ｒ値は、前記母材領域における管長手方向のｒ値である請求項１又は２に記載の電縫鋼管。
  4. 　請求項１～３のいずれか一項に記載の電縫鋼管を製造する方法であって、
    鋼帯に成形を施してオープン管とし、
    該オープン管に対して電縫溶接を施して素管とし、
    該素管に対して、６５０℃以上の加熱温度で加熱し、累積縮径率が３０％以上である縮径圧延を行い、
    前記縮径圧延で、縮径率が５．０％以上となるロールスタンドでは、ロールのカリバー中心から±５．０°の範囲及びカリバー中心から左右にそれぞれ３６０°／（ｎ×２）の位置から±５．０°（ｎは１スタンドあたりのロール数）の範囲に電縫溶接継目部を通過させない電縫鋼管の製造方法。
  5. 　請求項１～３のいずれか一項に記載の電縫鋼管を用いてなる自動車用構造部材。
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