压力配管用钢管的制作方法

1.本发明涉及压力配管用钢管。


背景技术：

2.作为应对将来能量枯竭的对策，积极地进行了促进节能的运动、资源再利用的运动和实现这些目的的技术开发。特别是近年来，作为世界范围的举措，为了防止全球变暖而强烈要求降低与燃料燃烧相伴的co2的排放量。
3.作为co2排放量少的内燃机，可列举出在汽车等中使用的柴油发动机。但是，柴油发动机虽然co2的排放量少，但存在产生黑烟的问题。黑烟是在相对于所喷射的燃料而言氧气不足的情况下发生的。即，燃料因部分性地热分解而发生脱氢反应，生成黑烟的前体物质，该前体物质通过再次热分解、聚集和合并而形成黑烟。这样产生的黑烟会引起大气污染，担心其对人体造成不良影响。
4.上述黑烟可通过提高向柴油发动机的燃烧室内喷射的燃料的喷射压力而降低其产生量。但是，为此，对燃料喷射中使用的钢管要求高疲劳强度。关于这样的燃料喷射管或燃料喷射管用钢管，在下述技术中有所公开。
5.专利文献1公开了一种在柴油发动机的燃料喷射中使用的钢管的制造方法，其中，通过喷丸处理而对经热轧的无缝钢管坯料的内表面进行磨削/研磨后，进行冷拔加工。如果采用该制造方法，则能够使钢管内表面的瑕疵(凹凸、夹杂、微细裂纹等)的深度为0.10mm以下，因此，实现了在燃料喷射中使用的钢管的高强度化。
6.专利文献2公开了一种燃料喷射管用钢管，其中，至少从钢管的内表面起至20μm为止的深度内存在的非金属夹杂物的最大直径为20μm以下，拉伸强度为500mpa以上。
7.专利文献3公开了一种燃料喷射管用钢管，其拉伸强度为900n/mm2以上，至少从钢管的内表面起至20μm为止的深度内存在的非金属夹杂物的最大直径为20μm以下。
8.专利文献3的发明中，使用通过降低s、改进浇铸方法、降低ca等而排除掉a系、b系、c系的粗大夹杂物的钢材来制造空钢管，并通过冷加工而调整至目标直径后，通过淬火、回火而实现900mpa以上的拉伸强度，在实施例中实现了260～285mpa的极限内压。
9.专利文献4公开了一种具有800mpa以上、优选具有900mpa以上的拉伸强度，且耐内压疲劳特性优异的燃料喷射管用钢管，以及使用了其的燃料喷射管。专利文献5公开了一种燃料喷射管用钢管，其即便在较低的自紧处理压力下也发挥出高的提高极限内压的效果，加工性和耐内压疲劳特性优异。
10.现有技术文献
11.专利文献
12.专利文献1：日本特开平9-57329号公报
13.专利文献2：国际公开第2007/119734号
14.专利文献3：国际公开第2009/008281号
15.专利文献4：国际公开第2015/129617号
16.专利文献5：国际公开第2016/203924号
17.非专利文献
18.非专利文献1：中山英介、宫原光雄、冈村一男、富士本博纪、福井清之、“基于超小型试验片的汽车用薄板点焊接缝的疲劳强度预测(日文：超小型試験片
による
自動車用薄板
スポット
溶接継手
の
疲労強度予測)”、材料、2004年10月、第53卷、第10号、p.1136-1142
19.非专利文献2：社团法人日本材料学会会刊、“x射线应力测定法标准(2002年版)-铁钢篇(日文：x線応力測定法標準(2002年版)－鉄鋼編)”、2002年3月


技术实现要素：

20.发明要解决的问题
21.利用专利文献1中公开的方法而制造的在燃料喷射中使用的钢管虽然具有高强度，但无法获得与其钢管材料的强度相符的疲劳寿命。如果钢管材料的强度变高，则自然能够提高对钢管的内侧施加的压力。但是，对钢管的内侧施加压力时，成为在钢管内表面不会发生由疲劳导致的破坏的极限的内压(以下称为“极限内压”)不仅取决于钢管材料的强度。即，即便增大钢管材料的强度也得不到期待程度以上的极限内压。若考虑到最终制品的可靠性等，则疲劳寿命长是优选的，如果前述极限内压低，则通过在高内压下使用而导致钢管容易疲劳，因此，疲劳寿命也变短。
22.专利文献2和3中公开的燃料喷射管用钢管具有疲劳寿命长且可靠性高的优点。然而，即便是专利文献2和3中公开的钢管，也无法说其能够得到与钢管的拉伸强度相符的高极限内压。
23.因而，专利文献4和5中，为了获得高极限内压而进行了自紧处理。自紧处理是指通过使过大内压作用而使内表面附近局部发生塑性变形，产生压缩残留应力的处理。通过进行自紧处理，从而即便不使钢管的拉伸强度上升，也能够增加极限内压。
24.然而，在自紧处理中，若对钢管的内表面施加的压力过大，则破裂(burst)的风险提高，因此，从安全性的方面出发，通常设定得较低。其结果，在现有技术中，即便进行了自紧处理，也无法充分提高极限内压，尚有改善的余地。
25.本发明的目的在于，解决上述课题，提供具有高极限内压的压力配管用钢管。
26.用于解决问题的方案
27.本发明是为了解决上述课题而进行的，其以下述压力配管用钢管作为主旨。
28.(1)一种压力配管用钢管，其实施了自紧处理，
29.将前述钢管的外径记作d(mm)、将内径记作d(mm)、将屈服应力记作σy(mpa)，
30.将自紧处理后的前述钢管的外表面的残留应力的实测值记作σ
o1
(mpa)、将自紧处理后且对半切割后的前述钢管的外表面的残留应力的实测值记作σ
o2
(mpa)、将自紧处理后且对半切割后的前述钢管的内表面的残留应力的实测值记作σ
i2
(mpa)时，
31.d/d为1.2以上，
32.由下述(i)式～(iv)式求出的、自紧处理后的前述钢管的内表面的残留应力的推测值σ
i1
(mpa)满足下述(v)式。
33.σ
i1
＝(-σ
i2
)/(a
×
(t/t)
2-1)
…(i)34.t/t＝((σ
o2-σ
o1
)/(a
×
(σ
o2-σ
o1
)-c
×
σ
i2
))
1/2
…
(ii)
35.a＝3.9829
×
exp(0.1071
×
(d/d)2)
…
(iii)
36.c＝-3.3966
×
exp(0.0452
×
(d/d)2)
…
(iv)
37.1.1
×f×
σy≤σ
i1
≤0.8
×f×
σy…
(v)
38.其中，上述(v)式中的f为系数，
39.在1.2≤d/d≤3.0的情况下，f＝(0.3
×
(3-d/d)
2-1)，
40.在d/d》3.0的情况下，f＝-1。
41.发明的效果
42.根据本发明，能够稳定地获得具有高极限内压的压力配管用钢管。
附图说明
43.图1是表示利用推测装置来推测残留应力的自紧处理后的钢管的一例的图。
44.图2是用于说明多变量函数的导出方法的图。
45.图3是用于说明多变量函数的导出方法的图。
46.图4是用于说明多变量函数的导出方法的图。
47.图5是用于说明内压疲劳试验片的形状的图。
具体实施方式
48.在现有技术中，作为无法对用于充分提高极限内压的自紧处理压力进行优化的原因，可列举出尚未确立钢管的内表面的残留应力的计算方法。需要说明的是，在本技术说明书中，残留应力是指钢管的圆周方向上的残留应力。
49.以往，本发明人等通过将自紧处理后的钢管对半切断，并测定对半切割后的钢管的内表面的残留应力，从而相对性地评价自紧处理后的钢管的内表面的残留应力。需要说明的是，对半切断是指：以从轴向来看钢管被二等分成两个圆弧状构件的方式将该钢管切断。
50.然而，为了优化自紧处理压力来充分提高极限内压，需要定量性地评价自紧处理后且对半切割前的钢管的内表面的残留应力。因而，本发明人等针对用于定量性地评价钢管的内表面的残留应力的方法进行了研究。在该研究中，本发明人等研究了：通过在对半切割后的钢管的内表面的残留应力的基础上，还考虑对半切割前后的钢管的外表面的残留应力，从而评价自紧处理后且对半切割前的钢管的内表面的残留应力。
51.本发明人等首先使用成为评价对象的钢管的分析模型，在各种条件下进行数值分析(fem分析)，求出因自紧处理而在钢管的各部产生的残留应力(计算值)。具体而言，本发明人等首先通过数值分析而求出自紧处理后且对半切割前的钢管的外表面的残留应力σ
o1
、自紧处理后且对半切割前的钢管的内表面的残留应力σ
i1
、自紧处理后且对半切割后的钢管的外表面的残留应力σ
o2
、以及自紧处理后且对半切割后的钢管的内表面的残留应力σ
i2
。
52.针对如上那样操作而得到的各残留应力进行了详细的研究，其结果，本发明人等发现：对半切割前的钢管的内表面的残留应力σ
i1
可使用对半切割前的钢管的外表面的残留应力σ
o1
、对半切割后的钢管的外表面的残留应力σ
o2
、以及对半切割后的钢管的内表面的残留应力σ
i2
来高精度地推测。
53.并且获得如下见解：通过以对半切割前的钢管的内表面的残留应力的推测值σ
i1
满
足规定条件的方式调整自紧处理条件，从而能够稳定获得具有高极限内压的钢管。
54.本发明是基于上述见解而进行的。以下，针对本发明的各条件进行详细说明。
55.1.压力配管用钢管
56.本发明涉及压力配管用钢管。压力配管包括液压机筒、气囊钢管、蓄压器、氢气用配管、燃料喷射管等。另外，为了耐受高内压，理想的是：钢管的内径越大则越与此相符地增大壁厚。如果钢管的内径是固定的，则随着壁厚变大，钢管的外径也变大。即，为了耐受高内压，理想的是：钢管的内径越大，则钢管的外径也越大。本发明中，以将钢管的外径记作d(mm)、将内径记作d(mm)时d/d成为1.2以上的钢管作为对象。d/d优选为1.5以上，更优选为2.0以上。
57.关于其它尺寸，只要根据用途进行选择即可，没必要特别加以限制。例如，将钢管用作液压机筒时，为了确保活塞的输出(载荷)，与使用压力(内压)相符的内径通常优选从15～580mm的范围进行选择。另外，为了反复耐受内压，优选的是：壁厚从5～60mm的范围进行选择，外径从30～700mm的范围进行选择。内压疲劳强度越高，则越能够减薄壁厚，还与此相符地决定外径。
58.将钢管用作气囊充气器时，钢管的外径优选为20～100mm，更优选为20～60mm。钢管的壁厚优选为1～5mm，更优选为1～4mm。
59.将钢管用作蓄压器时，钢管的外径优选为25～500mm，更优选为50～400mm。钢管的壁厚优选为2～40mm，更优选为4～30mm。
60.另外，将钢管用作氢气配管或燃料喷射管时，为了减少使用时的内部压力变动，需要某种程度的容量。因此，钢管的内径优选为2.5mm以上，更优选为3.0mm以上。另外，由于需要耐受高内压，因此，钢管的壁厚优选为1.5mm以上，更优选为2.0mm以上。另一方面，钢管的外径优选为20mm以下，更优选为15mm以下，进一步优选为10mm以下。
61.关于机械特性，也是只要根据用途进行选择即可，没必要特别加以限制。然而，为了用做燃料喷射管或油压机筒等压力配管，钢管的拉伸强度优选为500mpa以上，更优选为800mpa以上，进一步优选为900mpa以上。屈服应力优选为300mpa以上，更优选为400mpa以上，进一步优选为500mpa以上。
62.屈服比优选为0.50～0.95，为了在更高压力下进行自紧处理，得到大的压缩残留应力，屈服比更优选为0.60以上，进一步优选为0.70以上。另外，为了在基于低压力的自紧处理中更有效地导入压缩残留应力，屈服比优选为0.90以下，进一步优选为0.85以下。
63.需要说明的是，在本发明中，钢管的拉伸强度如下求出：切出钢管的直管部，夹紧距离其两端面为一定长度的区域(以下称为“夹持部”)，在夹持部之间的平行部安装伸长率计，并进行拉伸试验来求出。夹紧通过使用液压、螺栓连接或楔形工具向夹持部按压设置有比钢管外半径小的v槽或r槽的接触片来进行。
64.夹持部的长度只要以不使试验钢管在试验中打滑的方式考虑按压压力和试验载荷决定即可。另外，平行部的长度只要确保至能够安装伸长率计，且即将断裂之前的缩径变形不会因夹具而受到影响的程度即可。需要说明的是，钢管不具有充分长度的直管部时，可以切出非专利文献1所示那样的薄壁哑铃形状的小型试验片来进行拉伸试验。
65.另外，本发明所述的压力配管用钢管优选具有满足下述(i)式的极限内压。
66.ip≥0.44
×
ts
×
α
…(i)67.α＝[(d/d)
2-1]/[0.776
×
(d/d)2]
…
(ii)
[0068]
其中，上述(i)式中的ip是指钢管的极限内压(mpa)，ts是指钢管的拉伸强度(mpa)，α为上述(ii)式所示的值。另外，上述(ii)式中的d为钢管的外径(mm)，d为内径(mm)。α为对因管的外径与内径之比而发生变化的内压与管内表面的发生应力的关系进行校正的系数。
[0069]
需要说明的是，在本发明中，极限内压是指：在内压疲劳试验中，将最低内压设为18mpa，施加相对于时间呈现正弦波的反复内压变动，即便反复次数达到107次也不发生破损(泄露)的最高内压(mpa)。具体而言，将在纵轴为最大内压且横轴为破损反复次数的s-n线图上发生破损的最大内压的最小值与即便达到107次也不发生破损的最大值的中间值设为极限内压。
[0070]
2.残留应力推测模型
[0071]
针对用于推测对半切割前的钢管的内表面的残留应力σ
i1
的模型进行详细说明。图1是表示利用该模型来推测残留应力的自紧处理后的钢管的一例的图。在图1中，(a)为实施了自紧处理的钢管20的左侧面图，(b)为(a)中示出的钢管20的正面图，(c)为将(a)中示出的钢管20对半切断而得到的对半切割试样22的左侧面图，(d)为(c)中示出的对半切割试样22的正面图。需要说明的是，本说明书中，对半切割后的钢管是指将自紧处理后的钢管对半切断而得到的对半切割试样。
[0072]
在该模型中，使用自紧处理后的钢管20的外表面20a的残留应力σ
o1
、对半切割试样22的外表面22a的残留应力σ
o2
和对半切割试样22的内表面22b的残留应力σ
i2
的实测值。需要说明的是，如上所述那样，残留应力是指钢管20的圆周方向上的残留应力。
[0073]
参照图1，测定残留应力时的钢管20的长度l优选设为钢管20的外径d的3倍以上，例如，可以设为30mm左右。若将钢管20对半切断时与切断相伴的放热过量，则对内表面的残留应力造成影响。因此，需要采用尽量不放热的切断方法，优选通过金属丝切割放电加工来进行对半切断。此时，如下进行控制：在对半切割试样22的侧面视图中，对半切割试样22的切割面22c与外表面22a的中心的距离x(与切割面22c垂直的方向上的距离)处于钢管20的半径r的
±
5％以内的范围。
[0074]
残留应力的测定在利用电解研磨将钢管20的外表面20a和对半切割试样22的内表面22b的表层去除10μm以下的范围后再进行。作为测定方法，可以使用基于x射线衍射的sin2ψ法，可以按照非专利文献2来进行。
[0075]
通过以利用上述方法而实测到的残留应力σ
o1
、σ
o2
、σ
i2
、以及外径d和内径d作为变量的多变量函数，从而计算残留应力σ
i1
的推测值。
[0076]
具体而言，如图2的(a)所示那样，制作利用二维平面应变要素对钢管20的横截面(与筒轴方向垂直的截面)进行模型化而得到的圆弧状的分析模型40(1/4模型)。省略图示，分析模型40被分割成多个要素(mesh)。分析模型40的物性值设为弹性体。
[0077]
首先，为了对钢管20进行模拟，如图2的(b)所示那样，以限制分析模型40的圆周方向上的两个端部40a、40b的朝着圆周方向的移动的方式设定约束条件。其后，作为初始状态，设定对自紧处理时的钢管20的状态进行模拟的体积力。具体而言，在初始状态下，对分析模型40的内表面40c施加圆周方向的压缩残留应力(-100mpa)。
[0078]
另外，在初始状态下，在从内表面40c朝着分析模型40的径向偏离的位置p(用圆弧
状的虚线表示的位置)与外表面40d之间的区域内不产生应力。进而，在初始状态下，将内表面40c与位置p之间的区域的应力分布以压缩应力从内表面40c朝着位置p逐渐降低的方式设为线性分布。需要说明的是，图2的(b)以及后述图3和图4中示出端部40b的应力状态。以下，将在端部40b上的压缩应力成为0的点p1与内表面40c在径向上的距离记作距离t，将分析模型40的厚度记作厚度t。需要说明的是，在端部40b上存在多个压缩应力成为0的点时，将靠近内表面40c的一点设为p1。
[0079]
在如上所述地设置体积力后，实施弹性分析，对应力进行再分配。由此，例如图3所示那样，分析模型40的应力状态发生变化。需要说明的是，在图3中，用虚线示出应力成为0的位置。在比虚线靠内侧的区域中，产生圆周方向的压缩应力，在比虚线靠外侧的区域中，产生圆周方向的拉伸应力。在图3所示的状态下，分析模型40整体的应力分布的积分值成为0。图3所示的应力状态对应于自紧处理后的钢管20的应力状态。并且，在图3所示的状态下，获取内表面40c与端部40b的交点的应力来作为自紧处理后的钢管20的内表面20b的残留应力σ
i1
，获取外表面40d与端部40b的交点的应力来作为自紧处理后的钢管20的外表面20a的残留应力σ
o1
。
[0080]
接着，为了模拟对半切割试样22(对半切割后的钢管20)，如图4所示那样，解除端部40a的约束，实施弹性分析。由此，分析模型40的应力状态进一步变化。需要说明的是，在图4中，用虚线示出应力成为0的位置。在图4所示的例子中，对于分析模型40而言，在径向的中央部产生圆周方向的拉伸应力，在沿着内表面40c的圆弧状区域和沿着外表面40d的圆弧状区域产生圆周方向的压缩应力。
[0081]
另外，在图4所示的分析模型40中，端部40a对应于对半切割试样22的切割面22c(参照图1)，端部40b对应于对半切割试样22的圆周方向上的中心部22d(参照图1)。并且，在图4所示的状态下，获取内表面40c与端部40b的交点的应力来作为对半切割试样22的内表面22b的残留应力σ
i2
，获取外表面40d与端部40b的交点的应力来作为对半切割试样22的外表面22a的残留应力σ
o2
。
[0082]
针对任意尺寸的钢管20，使初始状态下的距离t发生各种变化(即，变更图2的(b)中的压缩应力成为0的点p1的位置)来进行图2的(b)、图3和图4中说明的上述分析。
[0083]
本发明人等进行各种研究的结果可知：钢管20的厚度t、以及如上操作而求出的自紧处理后的钢管20的距离t(参照图3)、钢管20的外表面20a的残留应力σ
o1
(参照图3)、钢管20的内表面20b的残留应力σ
i1
(参照图3)、对半切割试样22的外表面22a的残留应力σ
o2
(参照图4)、以及对半切割试样22的内表面22b的残留应力σ
i2
(参照图4)之间存在一定的关系。
[0084]
具体而言，本发明人等发现：自紧处理后的钢管20的(t/t)2的值与(σ
i2
/-σ
i1
)的值之间存在一定的相关。并且，通过利用最小二乘法对(t/t)2的值与(σ
i2
/-σ
i1
)的值的关系进行线性近似，从而求出下述(1)式。需要说明的是，在下述(1)式中，a和b为系数。
[0085]
σ
i2
/(-σ
i1
)＝a
×
(t/t)
2-b
…
(1)
[0086]
针对σ
i1
，对上述(1)式进行整理，得到下述(i)式。需要说明的是，本发明中，a设为下述(iii)式所示的值，b设为1。
[0087]
σ
i1
＝(-σ
i2
)/(a
×
(t/t)
2-1)
…(i)[0088]
a＝3.9829
×
exp(0.1071
×
(d/d)2)
…
(iii)
[0089]
另外，本发明人等发现：自紧处理后的钢管20的(t/t)2的值与((σ
o2-σ
o1
)/(-σ
i1
))
的值之间也存在一定的相关。并且，通过利用最小二乘法对(t/t)2的值与((σ
o2-σ
o1
)/(-σ
i1
))的值的关系进行线性近似，从而求出下述(2)式。需要说明的是，下述(2)式中，c和e为系数。
[0090]
(σ
o2-σ
o1
)/(-σ
i1
)＝-c
×
(t/t)
2-e
…
(2)
[0091]
根据上述(1)式和(2)式，(t/t)可以用下述(3)式来表示。
[0092]
t/t＝((b
×
(σ
o2-σ
o1
)-e
×
σ
i2
)/(a
×
(σ
o2-σ
o1
)-c
×
σ
i2
))
1/2
…
(3)
[0093]
进而，在本发明中，b设为1，e设为0，得到下述(ii)式。另外，c设为下述(iv)式所示的值。
[0094]
t/t＝((σ
o2-σ
o1
)/(a
×
(σ
o2-σ
o1
)-c
×
σ
i2
))
1/2
…
(ii)
[0095]
c＝-3.3966
×
exp(0.0452
×
(d/d)2)
…
(iv)
[0096]
利用由以上的推测模型得到的(i)式～(iv)式，可以算出自紧处理后的钢管20的内表面20b的残留应力的推测值σ
i1
。
[0097]
并且，本发明所述的钢管中，σ
i1
的值满足下述(v)式。
[0098]
1.1
×f×
σy≤σ
i1
≤0.8
×f×
σy…
(v)
[0099]
其中，上述(v)式中的f为系数，
[0100]
在1.2≤d/d≤3.0的情况下，f＝(0.3
×
(3-d/d)
2-1)；
[0101]
在d/d》3.0的情况下，f＝-1。
[0102]
通过自紧处理，对于σ
i1
与钢管的屈服应力的关系而言，通过设为0.8
×f×
σy以下，从而能够得到高极限内压。另一方面，在σ
i1
小于1.1
×f×
σy的情况下，外表面侧的拉伸残留应力变大，极限内压的上升不仅会饱和，反而还有可能会降低。
[0103]
3.制造方法
[0104]
关于本发明所述的压力配管用钢管的制造方法，没有特别限定，关于利用各种条件对例如d/d为1.2以上的多个钢管坯料进行自紧处理而得到的各钢管，可通过进行利用上述方法来求出σ
i1
并选择满足上述(v)式的钢管的工序来制造。
[0105]
需要说明的是，关于自紧处理条件，通过例如控制自紧处理压力和/或自紧处理时间，从而能够以σ
i1
满足上述(v)式的方式进行调整。如上所述那样，通过准确地推测自紧处理后且对半切割前的钢管的内表面的残留应力，从而能够优化自紧处理条件，能够稳定地获得具有高极限内压的钢管。
[0106]
另外，对于上述钢管，通过例如在其两端部分形成连接头部，从而能够制成高压燃料喷射管。
[0107]
以下，通过实施例更具体地说明本发明，但本发明不限定于这些实施例。
[0108]
实施例
[0109]
将具有表1所示化学组成的钢在真空熔炉中进行熔炼而得到铸锭。将该铸锭加热至1250℃，并进行热锻，得到直径20mm的圆棒。进而，进行将该圆棒加热至1000℃并保持10分钟后进行自然冷却的固溶处理，制成试验片的坯料。并且，进行粗机械加工、热处理、精加工，得到图5所示形状的内压疲劳试验片。此处，粗机械加工后的形状制成与图5的精加工后的形状相比外径大1mm、内径小1mm的形状。需要说明的是，图5中记载的长度单位为mm。
[0110]
[表1]
[0111]
表1
[0112][0113]
热处理条件设为以下的两种：加热至1000℃并保持10分钟后进行空气冷却的正火处理；通过高频加热而加热至1000℃并骤冷，加热至640℃并保持15分钟后进行自然冷却的淬火回火处理。此处，为了加以区分，将前者称为正火品，将后者称为淬火品。在图5的试验片形状中，正火品的外径为12.0mm或18.0mm，淬火品的外径为9.0mm。即，关于外径d相对于内径d之比d/d，在正火品中为2.0或3.0，在淬火品中为1.5。另外，针对内表面进行研磨处理，使得表面粗糙度ra(算术平均粗糙度)成为0.2μm以下。
[0114]
从一个内压疲劳试验片中切出非专利文献1所示的薄壁哑铃形状的小型试验片，进行拉伸试验，并评价机械性质。将其结果示于表2。可知：与正火品相比，淬火品的拉伸强度、屈服应力和屈服比更高。
[0115]
[表2]
[0116][0117]
接着，针对所得内压疲劳试验片进行自紧处理。自紧处理如下进行：对图5的内压疲劳试验片的单侧端面进行密封，从另一个单侧端面向试验片内部封入作为压力介质的工作油，控制封入部的内压来进行。自紧处理通过使封入部的内压上升至自紧处理压力p
af
并卸荷来进行。关于自紧处理压力，在正火品中为三个级别，在淬火品中为两个级别，基于各
自的自紧处理压力，对多个试验片进行处理。
[0118]
将自紧处理后的试验片之中的1个供于残留应力测定。首先，通过电解研磨而将试验片的长度方向中央位置外表面的表层去除10μm以下的范围后，测定圆周方向残留应力σ
o1
。作为测定方法，使用基于x射线衍射的sin2ψ法，按照非专利文献2来进行。详细的测定条件如下所示。
[0119]
·
扫描法：侧倾法、η恒定法(pspc法)
[0120]
·
x射线应力测定装置：理学公司制的pspc-rsf
[0121]
·
特性x射线：crkα
[0122]
·
测定衍射面：α-fe211
[0123]
·
入射狭缝：单准直器(single collimator)、直径为0.3mm
[0124]
·
入射角(ψ)：0
°
、12.9
°
、18.5
°
、22.8
°
、26.6
°
、30.0
°
、33.3
°
、36.3
°
、39.3
°
[0125]
·
入射角(ψ)：ψ
p
轴摇动
±3°
[0126]
·
衍射角确定法：半值宽度法
[0127]
·
应力常数(k)：-318mpa/
°
[0128]
需要说明的是，针对以下所示的残留应力测定条件，也全部如上所述。
[0129]
接着，利用金属丝切割放电加工，将测定外表面的残留应力后的试验片沿着管轴方向进行对半切断。在将上述外表面残留应力测定位置设为圆周方向0
°
的情况下，切断位置设为
±
90
°
附近。对半切割后的各试样的切割面与长度方向中央位置的外表面的厚度t设为d/2
±
0.2mm的范围。
[0130]
并且，对于对半切割后的试样而言，在上述对半切割前外表面残留应力测定位置再次测定圆周方向残留应力σ
o2
。进而，通过对半切割后的电解研磨将试验片长度方向中央位置内表面的表层去除10μm以下的范围后，测定管内表面的中央位置的圆周方向残留应力σ
i2
。
[0131]
将如此操作而得到的残留应力测定值σ
o1
、σ
o2
、σ
i2
示于表2。将它们代入至(i)式～(iv)式中，得到自紧处理后对半切割前的内表面残留应力的推测值σ
i1
。该推测值不满足(v)式的是比较例，满足的是本发明例。如表2所示那样，可推测：在本发明例中，生成了比比较例更大的压缩残留应力。
[0132]
进而，针对剩余的试验片进行内压疲劳试验，明确了极限内压。在内压疲劳试验中，在最大内压～最小18mpa的范围内，以相对于时间呈现正弦波的方式使其反复变动。将内压变动的频率设为8hz。作为内压疲劳试验的结果，将即便反复次数达到107次也不发生破损(泄露)的最大内压评价为极限内压。
[0133]
将其结果一并示于表2。需要说明的是，在表2的极限内压一栏中，示作“≥400”意味着：即便为内压疲劳试验中使用的试验机能够负载的上限内压(400mpa)也不发生破损。
[0134]
由表2的结果可以明确：在本发明例中，能够得到比比较例更高的极限内压。正火品的d/d大、屈服比低，因此，在内表面容易产生大的压缩残留应力，与淬火品相比，整体的极限内压高，与比较例相比，本发明例的提高极限内压的效果也变大。淬火品的拉伸强度高，d/d小，屈服比高，因此，不易产生内表面的压缩残留应力。然而，即便在这种条件下，与比较例相比，本发明例也能够确认到极限内压的提高。
[0135]
产业上的可利用性
[0136]
根据本发明，能够稳定地获得具有高极限内压的压力配管用钢管。因此，本发明所述的压力配管用钢管可特别适合地用作液压机筒或汽车用燃料喷射管。
[0137]
附图标记说明
[0138]
20 钢管
[0139]
20a 外表面
[0140]
20b 内表面
[0141]
22 对半切割试样
[0142]
22a 外表面
[0143]
22b 内表面
[0144]
22c 切割面
[0145]
22d 中心部
[0146]
40 分析模型
[0147]
40a、40b 端部
[0148]
40c 内表面
[0149]
40d 外表面