(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記（１）式を満足し、かつ、前記高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）とその高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算される炭素当量Ｃeq（％）の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ，焼戻しによりボルト引張強さが１３１６Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質され、
ＴＳ≦（１．１Ｔ＋８５０） （１）
ＴＳ≦（５５０Ｃeq＋１０００） （２）
ＴＳ：高力ボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
Ｔ ：焼戻温度（℃）
Ｃeq：炭素当量（％）
ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
かつ、ボルト軸部に等間隔ピッチで刻設されるねじ部のねじ山の相対するフランク面の角度が６０°を有し、かつ、前記ねじ部の谷底の形態が下記の条件及び算式に規定される３円弧合成法（ａ）によって構成される弧状曲線に形成されていることを特徴とする高力ボルト。
（ａ）前記３円弧合成法とは、とがり山の高さをＨとし、相対するねじ山のフランク面と谷底との移行点を前記とがり山底辺から（９±１）Ｈ／２０に設定してなるとともに、前記それぞれの移行点においてフランク面に当接する半径ｒがＨ／６の当接小円を描く一方、前記相対するフランク面の延長線がなす鋭角の２等分線上に中心を有する半径Ｒが２Ｈ／３以上の前記当接小円の外接円を描き、前記当接小円と外接円の谷底側円弧を重畳して弧状曲線を形成する方法とする。
【請求項２】
前記高力ボルトは、質量％で、
Ｃ ：０．３０〜０．４５％、
Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、
Ｐ ：０．０１０％未満、
Ｓ ：０．０１０％以下、
Ｃｒ：０．５〜１．５％未満、
Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、
Ｖ ：０．３０％超１．０％以下
を含有し、残部がＦｅ及び付加的組成物からなることを特徴とする請求項１に記載の高力ボルト。
【請求項３】
質量％で、
Ａｌ：０．０１０〜０．１００％
を含有することを特徴とする請求項２に記載の高力ボルト。
【請求項４】
質量％で、
Ｎｂ：０．００５〜０．０３０％、
Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％
の１種または２種を含有することを特徴とする請求項３に記載の高力ボルト。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、例えば、土木、建築あるいは各種プラント構造物等の構築に用いられる高力ボルト及びその鋼材に係り、特に、１３１６Ｎ／ｍｍ2以上のボルト引張強さを有する耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルトに関する。
【０００２】
【従来の技術】
各産業分野において利用される鋼材の接合に際しては、周知のとおり、各種の溶接による接合手段の他に、ボルトによる接合手段が一般的に採用されている。このようなボルト接合手段にあっては、経済性の追及と技術の進歩から鋼材の高張力化が促進され、特に、土木、建築分野では、接合の信頼性が高く、作業性にも優れた高力ボルトを用いた摩擦接合手段が多用されている。
【０００３】
摩擦接合に用いられる高力ボルトとしては、例えば、日本工業規格のＪＩＳ−Ｂ−１１８６に規定される摩擦接合用高力六角ボルト・六角ナット・平座がねのセットや日本鋼構造協会規格ＪＳＳＩＩ−０９構造用トルシア形高力ボルト・六角ナット・平座がねのセットが広く採用されている。このような状況の中で、特に、最近では、土木、建築構造物の大型化に伴い、ボルトの引張強さが１３１６Ｎ／ｍｍ２以上の高力ボルトの開発が強く望まれている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
従来の高力ボルトは、例えば、ＪＩＳ−Ｇ４１０５に規定されているＳＣＭ４３５等の低合金鋼に焼入れ、焼戻し処理を施すことによって製造されている。しかしながら、このような機械用強靱鋼を実用に供した場合、１３１６Ｎ／ｍｍ２以上の引張強さを有するボルトにおいては、降伏応力以下での使用においても締結からある時間経過後にボルトが突然破断する遅れ破壊現象が顕著に現われるため、建築，橋梁の重要な接合部品であるボルトには使用することができない。そのため、ボルトの高強度化は、１１００Ｎ／ｍｍ２級調質鋼で停滞しているのが現状である。
【０００５】
また従来、高張力ボルト用鋼材としては、例えば、特開平１−１９１７６２号公報、特開平３−１７３７４５号公報等に開示されているように、遅れ破壊によるボルトの破断面が粒界破壊を呈することに着目して、鋼材を構成する化学成分中のＰ，Ｓ等の不純物を低減することにより粒界を強化するとともに、組織制御の観点からＭｏ，Ｃｒを添加して４００℃以上の高温焼戻しを指向し、遅れ破壊の原因である水素が鋼材中に浸入しても容易に破壊に至らない特性を付与してなる製法がある。特に、Ｐの不純物を低減することは、特開平５−９６５３号公報にも開示されているように、粒界に偏析するＰを低減し、粒界強化を図る上で、きわめて有効な技術である。
【０００６】
しかしながら、上記した製法においても、ある濃度以上の水素が鋼材成分中に侵入すれば、遅れ破壊が引き起こされるため、ボルトの耐遅れ破壊特性を更に向上させるには、更なる技術が望まれる。
【０００７】
したがって、ボルトの耐遅れ破壊特性を更に向上させるには、鋼材成分中に水素を侵入し難くすること、あるいは、旧オーステナイト粒界への水素の集積を低減することが効果的である。例えば、特開平５−７０８９０号公報に開示されているように、鋼材成分中のＳｉ，Ｎｉの同時添加が鋼材への水素の侵入及び拡散を抑制する技術が提案されている。ところが、このようなＳｉの添加は、ボルトの冷鍛性を損なうばかりでなく、Ｎｉの添加は、コスト高になるという問題がある。
【０００８】
また、従来、特開平７−２７８７３５号公報には、上記の要求に答えた１３１６Ｎ／ｍｍ2以上の引張り強さを有しかつ遅れ破壊特性に優れたボルト用鋼が記載されている。そして前記公報には、具体的な方策として、（１）焼戻し時に顕著な二次硬化を起こす元素であるＭｏ，Ｃｒ，Ｖの複合添加により、４５０℃以上の高温焼戻しにおいても強度１３１６Ｎ／ｍｍ2以上を達成することを可能とし、（２）０．３５％超１．０％以下のＶ添加によって、旧オーステナイト粒度をＮｏ．１０以下の細粒とし、４５０℃以上の高温で焼戻すことにより水素のトラップサイトとなるＶ炭窒化物を析出させ、（３）粒界に偏析する不純物であるＰ，Ｓ，Ｓｉを低減して旧オーステナイト粒界を強化し、特にＰ量を０．００８％以下に低減することによって厳しい腐食環境である３６％塩酸浸漬においてもボルトが容易に腐食せず、鋼中に侵入する水素量が著しく減少し、同時に耐遅れ破壊特性も向上させ、（４）フェライトの固溶強化元素であるＳｉを低減することによって球状化焼鈍時の軟化量を確保し、他の耐遅れ破壊特性を向上させる合金元素添加量を削減することなく冷間鍛造が可能となることを明らかにしている。
【０００９】
しかしこの場合でも、４５０℃以上の温度で焼戻ししても、引張り強度を１４００Ｎ／ｍｍ2以上に調質した場合には、遅れ破壊の発生率が高くなるという問題がある。また高力ボルトの形状、特にねじ形状によっては、早期に遅れ破壊が発生する可能性が高いという問題もある。
【００１０】
さらに特公平６−８９７６８号公報（高力ボルト・ナット・座金のセット）には、頭部座面がボルト軸心に対し９０°以上１５０°以下の截頭円錐面で構成するようにした高力ボルトが知られている。この場合には、製造上の避けられない不整、施工上の避けられない誤差などにより、頭部座面が均一に接触圧力を負担できず、局所に応力が集中する場合があり、このような場合には、ボルト耐力および遅れ破壊特性が低下するという問題がある。また頭部座面およびこの頭部座面を受ける座金の成形加工に従来と比べて大幅に手間と時間を要し、また座面が２種類となり、製造管理が煩雑になるため、コストアップとなっている。さらに施工時に２種類の座金の管理が必要になり、ボルトの締付け効率が低下するという問題もある。
【００１１】
ところで、高力ボルトは、図４に示すように、頭部１と軸部２とが鋼材で一体形成されているものであるが、遅れ破壊を引き起こす部位は、主として、軸部２に螺刻されるねじ部３であり、このようなねじ部３は、応力の集中が大きく、しかも、高軸力でのボルト軸心Ｘ−Ｘ方向の締め付けに対しては塑性歪も大きくなるため、その部位を起点として遅れ破壊が発生することは、多くの研究によって知られている。そして、従来の高力ボルト、例えば、日本工業規格 ＪＩＳ Ｂ１１８６に規定されているＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルト）のねじ部３は、図５に示すように、通常、等間隔ピッチＬ（２．５ｍｍ）で刻設されるねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０°の角度θを有し、軸部２のねじ山４のとがり山５の高さをＨ（Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の頂点からＨ／８を切断してなる台形の形態を有するとともに、相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４ｃとの移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａからＨ／３に設定してなる一方、それぞれのフランク面４ａ，４ｂの移行点Ｑ１，Ｑ２に当接する半径Ｒ１がＨ／６の内接円６を描き、その内接円６の中心点Ｏが移行点Ｑ１，Ｑ２の位置からＨ／１２の高さに設定されるようにして、ねじ山４の谷底４ｃを円弧状曲線に形成している。これにより、ねじ部３に作用する応力集中の低減化を図っているものであるが、このような形態であっても、ねじ山４の谷底４ｃの中心部Ｍに作用する応力集中は、２．５４あり、１３１６Ｎ／ｍｍ2以上の引張強さに対応する標準ボルト張力でボルト軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引張ったとき、ねじ谷部にはまだ大きな塑性歪が生じ、１３１６Ｎ／ｍｍ２以上の引張強さに対する遅れ破壊に対処するまでには至っていない。
【００１２】
そこで、本発明者は、上記の事情に鑑みて種々研究した結果、ボルト引張強さと焼戻温度の関係式、及び、ボルト引張強さと鋼材の化学成分から計算される炭素当量の関係式が導き出されることを知見し、これら両式を満足するように鋼材の化学成分を設定して、焼入れ及び焼戻し処理することにより、ボルト引張強さが１３１６Ｎ／ｍｍ2以上に調質可能な耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルト及びその鋼材を完成するに至ったものである。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
上記した課題を解決するために、本発明の請求項１の高力ボルトにおいては、高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記（１）式を満足し、かつ、前記高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）とその高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算される炭素当量Ｃeq（％）の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ，焼戻しによりボルト引張強さが１３１６Ｎ／ｍｍ2以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質され、
ＴＳ≦（１．１Ｔ＋８５０） （１）
ＴＳ≦（５５０Ｃeq＋１０００） （２）
ＴＳ：高力ボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
Ｔ ：焼戻温度（℃）
Ｃeq：炭素当量（％）
ここで、Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
かつ、ボルト軸部に等間隔ピッチで刻設されるねじ部のねじ山の相対するフランク面の角度が６０°を有し、かつ、前記ねじ部の谷底の形態が下記の条件及び算式に規定される３円弧合成法（ａ）によって構成される弧状曲線に形成されていることを特徴とする高力ボルトである。
（ａ）前記３円弧合成法とは、とがり山の高さをＨとし、相対するねじ山のフランク面と谷底との移行点を前記とがり山底辺から（９±１）Ｈ／２０に設定してなるとともに、前記それぞれの移行点においてフランク面に当接する半径ｒがＨ／６の当接小円を描く一方、前記相対するフランク面の延長線がなす鋭角の２等分線上に中心を有する半径Ｒが２Ｈ／３以上の前記当接小円の外接円を描き、前記当接小円と外接円の谷底側円弧を重畳して弧状曲線を形成する方法とする。
【００１４】
また請求項２の発明においては、請求項１に記載の高力ボルトにおいて、前記高力ボルトは、質量％で、
Ｃ：０．３０〜０．４５％、
Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、
Ｐ ：０．０１０％未満、
Ｓ ：０．０１０％以下、
Ｃｒ：０．５〜１．５％未満、
Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、
Ｖ ：０．３０％超１．０％以下
を含有し、残部がＦｅ及び付加的組成物からなることを特徴とする。
【００１５】
また請求項３の発明においては、請求項２に記載の高力ボルトにおいて、
質量％で、
Ａｌ：０．０１０〜０．１００％を含有することを特徴とする。
【００１６】
さらに請求項４の発明においては、請求項３に記載の高力ボルトにおいて、
Ｎｂ：０．００５〜０．０３０％、
Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％
の１種または２種を含有することを特徴とする。
【００１７】
【作用】
本発明を上記のような成分、焼き戻し温度に限定した理由をのべる。
（Ａ）鋼の化学成分
Ｃ：Ｃは鋼に容易に強度を付与させるのに有効な元素であるが、その含有量が０．３０％未満では強度を確保することができず、また０．４５％を超えて添加すると靭性が劣化する。従ってその成分範囲を０．３０〜０．４５％以下とするとよい。
【００１８】
Ｓｉ：Ｓｉは鋼の脱酸に必要な元素であり鋼の強度向上に有効であるが、その含有量が０．１％以上であると靭性が劣化し、鋼の脆性が著しくなる。また、フェライトの固溶強化作用の大きい元素であるために、球状化焼鈍を行っても冷間鍛造が困難となる。更に熱処理時に粒界酸化が起き易くなり、その切欠効果によってボルトの耐遅れ破壊特性を劣化させる元素であるため極力低減すべきである。従ってその成分範囲を０．１０％未満に制限するとよい。
【００１９】
Ｍｎ：Ｍｎは焼入性を向上させるのに有効な元素であるが、その添加量が０．４０％以下では所望の効果を得ることができず、また１．００％以上添加すると焼戻し脆化を生じ、耐遅れ破壊特性が劣化するのでその成分範囲を０．４０％超１．００％未満と定めるとよい。
【００２０】
Ｐ：Ｐは粒界に偏析し、粒界強度を低下させ耐遅れ破壊特性を劣化させる元素である。また厳しい腐食環境である塩酸中において鋼材表面での水素発生を促進する効果を通じて鋼の腐食量を増加させる元素であり、極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％以上であると鋼材中に侵入する水素量が著しく増大するため０．０１０％未満とした。
【００２１】
Ｓ：Ｓは粒界に偏析して鋼の脆化を促進する元素であるため、Ｓの含有量を極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％を超えると脆化が著しくなるため・上限を０．０１０％以下と定めた。
【００２２】
Ｃｒ：Ｃｒは鋼の焼入性を向上させるのに有効な元素であり、かつ鋼に焼戻し軟化抵抗を付与する効果があるが、その添加量が０．５％未満では前記作用に効果が得られず、他方経済性を考慮しその添加量を０．５〜１．５％未満とした。
【００２３】
Ｍｏ：Ｍｏは顕著な二次硬化を起こす元素であり、高温焼戻しを可能とすることによって耐遅れ破壊特性を向上させる元素であるが、その添加量が０．３５％未満では所望の効果を得ることができず、１．５％を超えて添加すると焼入れ時に未溶解炭化物が母相に固溶し難くなり、延性を損なうためその添加量を０．３５％超〜１．５％未満と定めた。
【００２４】
Ａｌ：Ａｌは鋼の脱酸に必要な元素であり、窒化物を形成して旧オーステナイト粒を微細化させる効果がある。しかし０．０１０％未満ではその効果が小さく、また０．１００％を超えるとアルミナ系介在物が増大し、靭性を阻害することから、含有させる場合には、その成分範囲を０．０１０〜０．１００％と定めるとよい。
【００２５】
Ｖ：Ｖは焼戻し時に微細な窒化物、炭化物として析出して鋼の強度を向上させ、高温焼戻しを可能とする元素であり、かつ旧オーステナイト粒を微細化させる効果がある。更に焼戻し時に粒内に析出した炭窒化物は水素のトラップサイトとなり、粒界に集積する水素を低減することによって耐遅れ破壊特性を大幅に向上させる効果を持つ。しかしその添加量が０．３％以下では旧オーステナイト粒度Ｎｏ．１０を達成できず、耐遅れ破壊特性を向上させるまでには至らない。また１．０％を超えて添加するとボルトの冷鍛性を損なう。またＶは高価な元素であるため経済性も考慮してその含有量を０．３％超１．０％以下と定めた。
【００２６】
Ｎｂ：Ｎｂは旧オーステナイト粒を微細化させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用がある。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有させてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とするとよい。
【００２７】
Ｔｉ：Ｔｉは旧オーステナイト粒を微細化させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用がある。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有させてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とするとよい。
【００２８】
（Ｂ）焼戻し温度
遅れ破壊は旧オーステナイト粒界割れを呈することから、ボルトの耐遅れ破壊特性の向上には２５０〜４００℃の低温焼戻し脆性温度領域を避けるとよく、更に旧オーステナイト粒界へのフイルム状セメンタイトの析出を抑制するため、焼戻し温度上昇による炭化物の形態の制御が有効であること、及び水素のトラップサイトとなるＶ炭窒化物を析出させ、粒界に集積する水素を低減することが有効であるので、焼戻し温度を４５０℃以上とすることも可能であるが、これに限定されることなく、実験の結果、高力ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼き戻し温度Ｔ（℃）との後記の関係式、および高力ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と炭素当量Ｃeqとの後記の関係式を満足する焼き戻し温度値にしておけば、実験結果から充分であることが判明した。
【００２９】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図１から図３に示す図面を参照しながら詳細に説明する。なお、本発明の実施形態において、図４及び図５に示す従来構造の高力ボルトと構成が重複する部分は同一符号を用いて説明する。
【００３０】
本発明に係る高力ボルト９は、図４に示す従来構造と同様に、鋼材からなる頭部１と軸部２とで一体形成されている。そして、図１に示すように、軸部２に等間隔ピッチＬで刻設されるねじ部３のねじ山４，４の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０°の角度θを有する。また、ねじ山４，４の谷底４ｃは、上述した３円弧合成法によって構成される弧状曲線の形態に形成されている。
【００３１】
すなわち、上記高力ボルト９のねじ部３は、軸部２のねじ山４のとがり山５の高さをＨ（例えば、Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の頂点からＨ／８を切断してなる台形の形態を有する。そして、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４ｃとの移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａから［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈの高さに設定する。さらに、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２において、とがり山５の底辺５ａから（７／１２）・Ｈの高さに中心Ｏ１を有する半径ｒがＨ／６のねじ山４，４のフランク面４ａ，４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを描く一方、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂの延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ２を有する半径Ｒが２Ｈ／３以上の当接小円６Ａ，６Ｂの外接円７を描き、この外接円７と当接小円６Ａ，６Ｂとを重畳することにより、ねじ山４，４の谷底４ｃを目的とする弧状曲線８に形成してなるものである。
【００３２】
ところで、本発明に係る高力ボルトのねじ部３において、移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａから［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈの高さに設定してなる理由は、ねじ山４，４の谷底４ｃを上述したような目的とする満足な弧状曲線８に形成するにあたり、ボルトの抜けを防止する適切な引っ掛かり率を保持するためである。すなわち、移行点Ｑ１，Ｑ２の高さが下限の［８／２０］・Ｈ以下では、目的とする満足な弧状曲線８を形成することができず、一方、上限の（１０／２０）・Ｈ以上では、適切な引っ掛かり率を保持することが困難になるためである。
【００３３】
また、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２において、半径ｒがＨ／６のねじ山４，４のフランク面４ａ，４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを描く理由は、応力集中の比較的少ないねじ山４，４の谷底４ｃの弧状曲線８を得るため、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２につき、それぞれ異なった径を有する種々の当接小円について、多くの位置を中心として数多くの弧状曲線をシュミレーションして応力計算を行うとともに、その中の最も応力集中の度合が低い当接小円を選定することにより得られた経験値である。
【００３４】
さらに、ねじ山４，４の相対するフランク面４ａ，４ｂの延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ２を有する半径Ｒが（２／３）・Ｈ以上の当接小円６Ａ，６Ｂの外接円７を描き、この外接円７と当接小円６Ａ，６Ｂとを重畳することにより、弧状曲線８を形成する理由は、当接小円６Ａ，６Ｂの谷底４ｃ側円弧と最も円滑に接続する弧状曲線８を得るためであり、これも多くのシュミレーションによって得られた経験値である。
【００３５】
このように、本発明に係る高力ボルトは、ねじ山４，４の谷底４ｃを上述したような３円弧合成法によって特定の弧状曲線８の形態に形成することにより、谷底４ｃの中心部Ｍでの応力集中係数が１．６６に低減でき、日本建築学会建築工事標準仕様書ＪＡＳＳ６に規定する標準ボルト張力（２２．５ｔｏｎ）でボルト軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引っ張ったとき、図５に示す従来のＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルト）と比較して、ねじ谷底の応力と歪を大幅に低減させることが可能になる。これにより、高力ボルトの耐遅れ破壊特性の向上が図れる。
【００３６】
一方、高力ボルトとしての重要な問題は、高強度化したとき、如何に遅れ破壊性能をボルトに付与するかに係っている。Ｆ１１ＴのＪＩＳメートル並目ねじの高力ボルトは、強度の範囲で１１００Ｎ／ｍｍ２〜１３００Ｎ／ｍｍ2の範囲で使用されるものであるが、遅れ破壊の危険性があるため、現在では製作されておらず、手に入れることが不可能になっている。そのため、現状では、１０００Ｎ／ｍｍ２〜１２００Ｎ／ｍｍ2の範囲のＦ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルトが広く使用されている。このように、高力ボルトに強度の上限規定が設定されている理由は、ひとえに、強度を上げると遅れ破壊が発生し易いことによる。
【００３７】
そこで、本発明者等は、下記実施例に示すように、数多くの実験を重ね、鋼材の引張強さを焼戻温度、及び、炭素当量の尺度から整理し、下記の表１に示す化学成分組成を有する供試鋼を用いて得られた多くの具体的実験データから遅れ破壊の発生の有無を図２及び図３に示す×印（遅れ破壊発生）及び〇印（遅れ破壊発生せず）を用いてプロットした。以下実施例について具体的に説明する。
【００３８】
【実施例】
下記表１に示す化学成分組成を有する供試鋼を用い、線径φ２１．５ｍｍの線材に熱間圧延し、得られた各種線材を用い、Ｍ２２の従来形状および本発明形状のねじ部２種類のボルトを作成した。次に、焼き入れ焼き戻しによりボルトの引っ張り１４０８Ｐａ〜１７００ＭＰａまで調整した。この場合、引張り強度は成分と焼き戻し温度で調整され、焼き戻し温度は３００℃〜６５０℃の範囲で行なった。この時の焼き戻し温度と引張り強度を表２に示す。
【００３９】
【表１】
0004142853.tif 000002
【００４０】
【表２】
0004142853.tif 000003
【００４１】
これらのボルトの遅れ破壊特性は、以下の（Ａ）および（Ｂ）の二種類を用いた。
（Ａ）最初に鋼材成分と焼き戻し温度の影響についての評価方法を示す。
現在、高応力ボルト用鋼として一般に使用されている１１００Ｎ／ｍｍ2級に調質したＪＩＳＧ４１０５で規定されているＳＣＭ４４０は、きわめて多くの量が自動車用として使用されているが遅れ破壊は発生していない。しかし、このＳＣＭ４４０に腐食で侵入する拡散性水素量を増大させていくと、ついには遅れ破壊を生じるようになる。今回の遅れ破壊特性の基準はこの時の拡散性水素量を用いた。すなわち、通常、引張強度を上げていくと、鋼材毎に絶対値は異なるものの、遅れ破壊を起こさない限界の拡散性水素量が低下する。特に、１４００Ｎ／ｍｍ2レベル以上のきわめて高い強度になると、少ない拡散性水素量でも遅れ破壊に至るようになる。
【００４２】
遅れ破壊試験はＶノッチ付き試験片を切削加工により製作し、この試験片を所定時間３６％塩酸に浸漬し、矯正的に水素を急増させた後、大気中で３０分放置し、定荷重負荷装置によってノッチ強度×０．７の引張応力を負荷した。
【００４３】
この時、鋼中に侵入した拡散性水素量を熱的分析法により測定し、併せて、鋼種毎に拡散性水素量と破断時間との関係を調査した。試験片が１００時間以上破断しない時の拡散性水素量を鋼種毎の限界拡散性水素量とした。
【００４４】
現行の高応力ボルトのＳＣＭ４４０を１１００Ｎ／ｍｍ2級（ＴＳは１２００Ｎ／ｍｍ２）とした時の限界拡散性水素量は０．５５ｐｐｍと求められた。高強度材の耐遅れ破壊特性は限界拡散性水素量を判断指標とし、高強度となっても、現行の１１００Ｎ／ｍｍ2級のＳＣＭ４４０の限界拡散性水素量０．５５ｐｐｍ以上の限界拡散性水素量を有する鋼材は、遅れ破壊が発生しないという評価を用いた。
【００４５】
（Ｂ）次に、耐遅れ破壊特性に及ぼすボルト形状については、従来形状のボルトおよび本発明形状のねじ部のボルトともに同一の軸力を付与し、観覧車方式による３．５％ＮａＣｌの湿潤＋乾燥の繰り返しにより、試験期間１２ヶ月間での破断有無により評価した。
【００４６】
その結果を下記表３に示すが、本発明の実施例は比較例に比べ耐遅れ破壊特性に優れていることが明らかである。
【００４７】
【表３】
0004142853.tif 000004
【００４８】
その結果、図２に示すように、鋼材の引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼戻温度Ｔ（℃）との関係において、ある直線を境として、例えば、焼戻温度Ｔが約５５０℃の場合、鋼材の引張強さＴＳが約１４６０Ｎ／ｍｍ2以上では、遅れ破壊が発生するが、それ以下では遅れ破壊が発生しない境界があることを見い出し、下記の関係式を得た。
ＴＳ＝１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（１）
【００４９】
一方、図３に示すように、鋼材の引張強さＴＳと炭素当量Ｃeq（％）との関係において、ある直線を境として、例えば、炭素当量Ｃeqが約０．８５％の場合、鋼材の引張強さが約１４６０Ｎ／ｍｍ2以上では、遅れ破壊が発生するが、それ以下では遅れ破壊が発生しないことを見い出し、下記の関係式を得た。
ＴＳ＝５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・・（２）
この場合、鋼材の炭素当量Ｃeqそのものは、下記のようなＪＩＳの定義式、
Ｃeq＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）
＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
で表わされる。
【００５０】
したがって、鋼材の焼戻温度Ｔと化学成分から計算される炭素当量Ｃeqとの二つの要素で引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）の範囲を遅れ破壊が発生しないように、すなわち、上記した式（１），（２）の下限範囲
ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０ ・・・・・・・・・（３）
ＴＳ≦５５０Ｃeq＋１０００ ・・・・・・・・・（４）
に設定し、これらの両式（３），（４）を満足するように制御すれば、鋼材の引張強さＴＳを１３１６Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に容易に調質することが可能になる。
【００５１】
また、上記した鋼材の化学成分は、例えば、本出願人が先に出願し公開された特開平７−２７８７３５号公報に開示してなるように、少なくとも質量％で、
Ｃ ：０．３０〜０．４５％、
Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、
Ｐ ：０．０１０％未満、
Ｓ ：０．０１０％以下、
Ｃｒ：０．５〜１．５％未満、
Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、
Ｖ ：０．３０％超１．０％以下、
を含有し、残部がＦｅ及び付加的組成物からなる鋼材が好適に用いられる。
【００５２】
この場合、上記した鋼材には、必要に応じて、質量％で、
Ａｌ：０．０１０〜０．１００％
を含有させたり、更には、質量％で、
Ｎｂ：０．００５〜０．０３０％、
Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％、
の１種または２種を含有させてもよい。
【００５３】
本発明によって得られた高力ボルトは、１３１６Ｎ／ｍｍ２以上１６００Ｎ／ｍｍ２以下の強度範囲において、優れた耐遅れ破壊特性を有しており、従って、従来の１０００Ｎ／ｍｍ２〜１１００Ｎ／ｍｍ２級の高力ボルトに比べて、（１）部材の接合に必要なボルト本数を低減でき、接合部をよりコンパクトかつ軽量にすることができる。（２）より高強度かつ厚肉鋼板のボルト接合が可能になり、設計の自由度が増す。（３）ボルトの小径化が可能になり、ボルトの持ち運びや締付けの作業性が向上する。（４）以上の効果により、トータルの接合部の建設コストの低減が可能になる。
【００５４】
なお、炭素当量Ｃeqとしては、１．４％以下にするとよく、この値より高いと、ボルト成形前の硬度が高すぎて、型寿命の著しい低下とボルトの加工割れを生じ、工業的に安定的な生産が困難になる。
【００５５】
【発明の効果】
このように、本発明に係る高力ボルトによれば、鋼材をボルト引張強さと焼戻温度、及びその化学成分から計算される炭素当量との間の各々の関係式を満足するように、焼入れ及び焼戻しによりボルト引張強さの範囲を調質してなることを特徴とし、これにより、１３１６Ｎ／ｍｍ2以上のボルト引張強さを有する耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルトを提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明に係る高力ボルトの一実施形態を示すねじ部の要部拡大説明図である。
【図２】 鋼材の焼戻温度と引張強さとの関係を示す説明図である。
【図３】 鋼材の炭素当量と引張強さとの関係を示す説明図である。
【図４】 従来の高力ボルトの説明図である。
【図５】 図４のＡ部における要部拡大説明図である。
【符号の説明】
１ 頭部
２ 軸部
３ ねじ山
４ａ クランク面
４ｂ クランク面
４ｃ 谷底
５ とがり山
５ａ とがり山の底辺
６Ａ 当接小円
６Ｂ 当接小円
７ 外接円
８ 弧状曲線
Ｈ とがり山の高さ
Ｌ ねじ山のピッチ
Ｍ 中心部
Ｏ１ 当接小円の中心
Ｏ２ 外接円の中心
Ｑ１ 移行点
Ｑ２ 移行点
ｒ 当接小円の半径
Ｒ 外接円の半径
Ｘ−Ｘ ボルト軸心
θ クランク面の角度
【図１】
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【図４】
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【図５】
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【図２】
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【図３】
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