JP4761993B2 - スピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法 - Google Patents

Description

本発明は、優れたスピニング加工性を有するフェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法であって、特に溶接条件に左右されにくく優れたスピニング性を安定して付与することのできるスピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法に関する。

排ガス経路部材のうち触媒ケースやサブマフラーの成形加工にスピニング加工を施す例が増えている。最近ではテーパー角度の大きい高縮径のスピニング加工に加え、偏心スピニングや傾斜スピニングなどの厳しい加工が施されることが多く、スピニング加工用の溶接管に要求される加工性はますます厳しくなる傾向にある。一方で、排ガス温度はますます高温化する傾向にあり、排ガス経路部材に要求される耐熱性のレベルも厳しくなっている。

溶接管のスピニング加工性を向上させるためには、鋼の成形性を確保することはもちろんのこと、溶接部の成形性や靱性を向上させることも重要となる。このような観点から、特許文献１には種々の合金元素の含有量を制限したフェライト系ステンレス鋼管が記載されている。また特許文献２には合金組成と溶接部の溶け込み深さを規定したフェライト系ステンレス鋼管が記載されている。

特開２００３−３４２６９４号公報 特開２００４−２４３３５４号公報

上記特許文献１の溶接管は、高温強度の確保に有効なＮｂが添加されておらず、排ガス温度の高温度化に必ずしも十分対応できるとは限らない。特許文献２の溶接管はＮｂまたはＴｉを含む鋼を用いてスピニング加工性の向上が図られているが、溶接部の溶け込み深さを大量生産現場において厳密にコントロールすることは必ずしも容易ではない。溶接ビードの形状は鋼の組成によって大きく変化しうるので、溶け込み深さを一定範囲に収めるには、鋼の組成変動に応じて煩雑な溶接条件の設定作業を必要とする場合がある。

また、これらの文献では縮管率（後述）が５０％のスピニング加工によりスピニング加工性を評価しているが、今後、排ガス流路部材においてはより高い縮管率でのスピニング加工の要求が高まると考えられ、５０％程度の縮管率をクリアできるというだけでは将来的なニーズに十分対応できない恐れがある。具体的には、縮管率５５％以上を安定して実現できるスピニング加工性を具備した溶接管が望まれる。

本発明はこのような現状に鑑み、縮管率５５％以上の優れたスピニング加工性を具備し、かつ高温強度および溶接部の靱性に優れたスピニング加工用ステンレス鋼溶接管を提供するために、鋼組成に依存した煩雑な溶接条件の設定を行う必要のない製造法を提供することを目的とする。

発明者らは種々検討の結果、素材鋼板の板厚（＝溶接管の肉厚）に応じて特定範囲に厳しく成分調整されたフェライト系ステンレス鋼を用いることによって、造管時の溶接条件を種々煩雑に変更することなく、スピニング加工性に優れた溶接管を安定して製造できることを見出した。

すなわち本発明では、質量％で、Ｃ：０.０３％以下、Ｓｉ：２.０％以下、Ｍｎ：２.０％以下、Ｐ：０.１％以下、Ｓ：０.０３％以下、Ｎｉ：１.０％以下、Ｃｒ：９〜２４％、Ｎｂ：０.０５〜０.６０％、Ｔｉ：０.０５〜０.３０％、Ａｌ：０.１５％以下、Ｎ：０.０３％以下、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、下記（１）式および（２）式を満たし、かつ板厚ｔ（ただしｔは１.０〜２.２ｍｍ）に応じて下記（３）式を満たすように成分調整された素材鋼板を管状に成形して、溶接速度：３００ｍｍ／ｍｉｎ±３５％、かつ溶接電流：１３５Ａ±２０％の範囲で管の内面に裏ビードが現出するようにＴＩＧ溶接を行うことにより造管するスピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法が提供される。
Ｔｉ−４（Ｃ＋Ｎ）≧０ ……（１）
（Ｎｂ＋Ｔｉ）−８（Ｃ＋Ｎ）≧０ ……（２）
０.５≦ｙ／ｔ²≦２.０ ……（３）
ここで、ｔは素材鋼板の板厚（ｍｍ）、ｙは下記（４）式によるαを下記（５）式に代入して定まる値である。
α＝１５２２Ａｌ−２７３Ｔｉ−７０Ｍｎ＋２３Ｎｉ−２Ｓｉ＋４３、ただし左式によるαが負のときはα＝０とする ……（４）
ｙ＝（ｔ／２）^0.5×（５.０２−０.０１４α−０.００１α²） ……（５）

前記素材鋼板としては、上記元素の他、さらに以下の元素を含有するものが採用できる。
・Ｖ：０.２％以下
・Ｍｏ：３.０％以下、Ｃｕ：３.０％以下、Ｗ：３.０％以下の１種以上
・ＲＥＭ（希土類元素）：０.１０％以下、Ｃａ：０.０１％以下の１種以上
・Ｂ：０.０１％以下
上記（１）式、（２）式、（４）式の元素記号の箇所には質量％で表された各元素の含有量の値が代入される。

ここで、「管の内面に裏ビードが現出する」とは、トーチを管の外面側に配してＴＩＧ溶接する際、溶け込みが内面側に貫通し、内面に溶接金属の露出が認められることを意味する。

本発明によれば、組成を厳密に調整したフェライト系ステンレス鋼を用いたことによって、溶接造管時に組成に依存して溶接条件を適正化するといった煩雑な作業を行うことなく、裏ビードが現出するかどうかを確認する程度の条件決めを行うだけで、安定して優れたスピニング加工性を有する溶接管を製造することが可能になった。そのスピニング加工性は縮管率が５５％以上という高レベルのものである。また、本発明の溶接管は高温強度および溶接部の靱性にも優れる。したがって本発明は、スピニング加工性や耐熱性などに対する要求がますます厳しくなりつつある自動車排ガス流路部材に適したものである。

発明者らは、スピニング加工性に及ぼすフェライト系ステンレス鋼の組成と造管時のＴＩＧ溶接条件との関係を詳細に調査してきた。その結果、スピニング加工性は、裏ビードが現出している場合において、溶接金属の溶け込み角度α（°）と板厚ｔ（ｍｍ）に依存することを見出した。そして、αとｔによって表される関数の値がある一定範囲となるときにスピニング加工性は顕著に向上することがわかった。

図１（ａ）に溶接管の外観を模式的に示す。溶接方向が管の長さ方向と平行になるようにＴＩＧによる突き合わせ溶接を行って溶接管を形成してある。図１（ａ）中に破線で示される溶接部断面を図１（ｂ）に拡大して模式的に示す。本発明の溶接管では図１（ｂ）に例示するように溶接金属が管内面まで到達しており、裏ビードが現出している。溶け込み角度αは図１（ｂ）に示すように、溶接方向に垂直な断面において、母材と溶接金属との界面（以下「母材溶接界面」という）の肉厚中心部での接線方向と、肉厚方向とのなす角度（°）として定義される。溶け込み角度αは通常、０°以上の値となる。

詳細な調査の結果、管の肉厚ｔ（ｍｍ）と溶け込み角度α（°）の関数ｙを（５）式のように設定したとき、ｔとｙの値が（３）式を満たす範囲で、当該フェライト系ステンレス鋼溶接管のスピニング加工性が顕著に改善されることが明らかになった。
ｙ＝（ｔ／２）^0.5×（５.０２−０.０１４α−０.００１α²） ……（５）
０.５≦ｙ／ｔ²≦２.０ ……（３）
ただし、この関係は後述のような成分組成を有するフェライト系ステンレス鋼に適用され、溶接管の肉厚ｔが概ね１.０〜２.２ｍｍの範囲、かつスピニング加工前の素管の外径が概ね４０〜１６０ｍｍの範囲で精度良く評価できることが確認された。

スピニング加工性は縮管率によって評価できる。図２に、スピニング加工品のスピニング加工部近傍を管の長手方向に対して垂直方向から見た外観を模式的に示す。スピニング加工前の素管の外径（素管径）をΦ₀、スピニング加工後の縮管部の外径（縮径）をΦ₁とするとき、縮管率は下記（６）式によって定義される。
縮管率（％）＝（１−Φ₁／Φ₀）×１００ ……（６）
図２中に示すテーパー角を例えば５０°としたとき、縮管率５５％以上において管に割れが認められないフェライト系ステンレス鋼溶接管は、極めて良好なスピニング加工性を有していると評価できる。

さらに発明者らは詳細な研究により、前記の溶け込み角度α（°）は、フェライト系ステンレス鋼の成分組成と相関を有することを見出した。すなわち、各成分元素の含有量が後述の範囲にあり、かつ（１）式および（２）式を満たすフェライト系ステンレス鋼において、裏ビードが現出する溶接条件でＴＩＧ溶接を行った際の溶け込み角度αは（４）式によって精度良く推定できることがわかった。
α＝１５２２Ａｌ−２７３Ｔｉ−７０Ｍｎ＋２３Ｎｉ−２Ｓｉ＋４３、ただし左式によるαが負のときはα＝０とする ……（４）
上記数式にＡｌ、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｓｉの各含有量を代入して算出されるαの値は負の値となることがあるが、その場合、溶接金属が管内面まで到達せず裏ビードが現出しないので、α＝０とする。

上記（４）式のとおり、ＴｉとＡｌが溶け込み角度αに大きな影響を及ぼす。すなわち、溶け込み角度αはＴｉが増大すると小さくなり、Ａｌが増大すると大きくなる。その原因は必ずしも明確ではないが、Ｔｉは溶融金属の粘性を上げ溶融部の表面張力を増大させることにより溶け込みが深くなるように作用し、逆にＡｌは溶融金属の粘性を下げ溶融部の表面張力を低下させることにより溶け込みが浅くなるように作用することが要因として考えられる。またＭｎ、Ｎｉ、Ｓｉも溶け込み性に影響を及ぼす。

図３には、後述表１のＮｏ.Ａ２に示される１４Ｃｒ−１Ｓｉ−０.４Ｎｂ鋼をベースとした板厚１.０〜２.２ｍｍの範囲の多くの素材鋼板を用いて、後述のようにＴＩＧ溶接で素管径１３０ｍｍの溶接管を製造し、これをテーパー角５０°のスピニング加工試験に供したときの、前記（３）式によるｙ／ｔ²値と最大縮管率の関係を示してある。最大縮管率は、管に割れが生じはじめるときの前記（６）式による縮管率である。図３からわかるように、（３）式によるｙ／ｔ²値が０.５〜２.０の範囲において最大縮管率は顕著に向上し、縮管率５５％以上のスピニング加工性が安定して得られる。後述の組成範囲にある種々の成分系の鋼についても、同様の結果が得られている。

このような優れたスピニング加工性を安定して呈するフェライト系ステンレス鋼溶接管を製造する方法としては、まず、目的とする溶接管の肉厚ｔに応じて（３）式を満たす組成にコントロールされた素材鋼板を用意することが重要である。ただし、各合金元素の含有量は後述の成分組成範囲とする必要がある。なお本発明では、素材鋼板の板厚と、それを造管して得られる溶接管の肉厚は、等しいとみなして構わない。

次に、素材鋼板を例えば連続ラインでロール成形等により管状に成形していき、ＴＩＧによる突き合わせ溶接を行う方法で造管する。その際、溶接管の肉厚ｔが概ね１.０〜２.２ｍｍの範囲では、以下の溶接条件を採用すればよい。
・溶接速度：３００ｍｍ／ｍｉｎ±３５％
・溶接電流：１３５Ａ±２０％
造管作業中には、裏ビードが現出しているかどうかを確認し、例えば溶接速度３００ｍｍ／ｍｉｎ、溶接電流１３５Ａの基本条件において裏ビードが現出しなければ、上記許容範囲内で条件を変動させて裏ビードが現出するように条件を調整すればよい。このような簡単な操作だけで、優れたスピニング加工性を具備する溶接管を製造することができる。歩留りも、最初の条件出しに使用したわずかな部分だけを除去すれば済むため、大きく低下することはない。

〔成分組成〕
本発明では、自動車の排ガス流路部材用途を考慮して、高温強度を確保したＮｂ添加フェライト系ステンレス鋼を採用する。Ｎｂはマトリクス中に固溶状態で存在することによってステンレス鋼の高温強度を向上させる他、本発明では溶接部および母材の靱性を損なわないようにＣ、Ｎを固定する作用も担う。ただしＣ、Ｎの固定によって固溶Ｎｂが過剰に消費されると高温強度の向上が図れないので、本発明ではＣ、Ｎの固定にはＴｉを積極的に利用する。すなわち、Ｔｉを０.０５質量％以上、かつ下記（１）式を満たすように含有させてＣ、Ｎの大部分を固着させた上で、０.０５質量％以上のＮｂを添加する。０.１５質量％以上のＮｂ含有量を確保することが一層好ましい。
Ｔｉ−４（Ｃ＋Ｎ）≧０ ……（１）

溶接部と母材との機械的性質に大幅な差が生じないように、ＣおよびＮの含有量はできるだけ低く抑える必要がある。具体的にはＣ、Ｎともそれぞれ０.０３質量％以下の含有量範囲とし、かつ下記（２）式を満たすＴｉ、Ｎｂを含有させることによりＣ、Ｎを固定する。
（Ｎｂ＋Ｔｉ）−８（Ｃ＋Ｎ）≧０ ……（２）

Ａｌは脱酸剤として添加されるが、前述の（４）式からわかるように溶接部の溶け込み角度αを増大させる作用が大きい元素であるため、過剰にＡｌを添加するとスピニング加工性に優れた溶接管を得ることが難しくなる。したがってＡｌ含有量は０.１５質量％以下に制限される。

Ｃｒは耐食性の確保に必須の元素であり、少なくとも９質量％以上の含有量とする。ただし、過剰のＣｒ含有は加工性等を阻害する要因になるので、Ｃｒ含有量は２４質量％以下とする。

その他の合金元素は、母材および溶接部の靱性を損なわない範囲で含有させることができる。具体的には、Ｓｉ：２.０％以下、Ｍｎ：２.０％以下、Ｐ：０.１％以下、Ｓ：０.０３％以下、Ｎｉ：１.０％以下の範囲でこれらの含有が許容される。これらの他にも各種特性を向上させるために、必要に応じてＶ：０.２％以下、あるいはＭｏ：３.０％以下、Ｃｕ：３.０％以下、Ｗ：３.０％以下、Ｖ：０.２％以下の１種以上、あるいはＲＥＭ（希土類元素）：０.１０％以下、Ｃａ：０.０１％以下の１種以上、あるいはＢ：０.０１％以下の範囲でこれらの元素を含有することができる。

本発明の溶接管は、以上の成分組成を有するフェライト系ステンレス鋼を溶製し、通常の工程により板厚１.０〜２.２ｍｍの焼鈍鋼板を製造し、これを一般的な溶接造管ラインでＴＩＧ溶接により造管することによって製造することができる。

表１に示す鋼を溶製し、熱間圧延、焼鈍、酸洗、冷間圧延、焼鈍、酸洗を経て、板厚１.２〜２．０ｍｍの素材鋼板を得た。各素材鋼板をロール成形により管状にしていきＴＩＧにより突き合わせ溶接を行う設備を備えた連続造管ラインに通して、外径１３０ｍｍの溶接管を製造した。溶接条件は、溶接速度３００ｍｍ／ｍｉｎ±３５％、溶接電流１３５Ａ±２０％の範囲で、裏ビードが現出する条件とした。

〔縮管性評価〕
各溶接管を素管として縮管率５５％、テーパー角５０°で外径５８.５ｍｍまで１２パスにてスピニング加工を試みた。縮管率５５％まで割れを生じずにスピニング加工ができたものを○（良好）、加工途中で割れが生じたものを×（不良）として縮管性を評価した。

〔ビード靱性評価〕
上記の各素材鋼板（造管工程に供する前の鋼板）から採取したサンプルを用いて、それぞれ造管時と同じ溶接速度および溶接電流の条件でＴＩＧによるなめづけ溶接（板の上にそのままビードを走らせる溶接実験）を行い、得られた溶接後の鋼板から溶接ビード部を中央に含むＶノッチシャルピー衝撃試験片を作製した。ＪＩＳ Ｚ２２４２に準拠したシャルピー衝撃試験を行い、延性・脆性の遷移温度が０℃以下のものを○（良好）、０℃より高いものを×（不良）と評価した。

〔高温強度評価〕
上記のなめづけ溶接を行った鋼板からビード部を引張方向に対して垂直方向に有する引張試験片を作製し、当該試験片を大気中で８００℃に加熱した状態でＪＩＳ Ｇ０５６７に準拠した引張試験を行い、ビード部の０.２％耐力を測定した。８００℃の０.２％耐力が２０ＭＰａ以上のものを○（良好）、２０ＭＰａ未満のものを×（不良）と評価した。
表２に、各鋼について（４）式により算出される溶け込み角度α、板厚ｔ、（５）式により算出されるｙ値、（３）式により算出されるｙ／ｔ²値、および上記評価結果を示す。

表２からわかるように、本発明例の溶接管はいずれもｙ／ｔ²値が０.５〜２.０の範囲に収まるように成分調整されており、縮管性、ビード靱性および高温強度に優れたものであった。

これに対し、比較例であるＮｏ.Ｂ１はＡｌ含有量が多すぎたことによりα値が過大になり、ｙ／ｔ²値が適正範囲を外れて縮管性に劣った。Ｎｏ.Ｂ２はＴｉ含有量が少なすぎたことによりα値が大きくなり、ｙ／ｔ²値が適正範囲を外れて縮管性およびビード靱性に劣った。Ｎｏ.Ｂ３はｙ／ｔ²値は適正であるが、Ｎｂ含有量が多すぎたことにより縮管性およびビード靱性に劣った。Ｎｏ.Ｂ４は逆にＮｂ含有量が少なすぎたことにより高温強度が低かった。Ｎｏ.Ｂ５は（１）式を満たさない組成を有し、ビード靱性に劣った。Ｎｏ.Ｂ６は（２）式を満たさない組成を有し、縮管性と高温強度に劣った。Ｎｏ.Ｂ７はＳｉ含有量が多すぎたためビード靱性に劣った。

溶接管の外観および溶接部断面における溶接金属の形状を模式的に示した図。 スピニング加工品のスピニング加工部近傍について管の長手方向に対して垂直方向から見た外観を模式的に示した図。 １４Ｃｒ−１Ｓｉ−０.４Ｎｂ相当鋼について（３）式のｙ／ｔ²値と最大縮管率の関係を示したグラフ。

Claims (5)

1. 質量％で、Ｃ：０.０３％以下、Ｓｉ：２.０％以下、Ｍｎ：２.０％以下、Ｐ：０.１％以下、Ｓ：０.０３％以下、Ｎｉ：１.０％以下、Ｃｒ：９〜２４％、Ｎｂ：０.０５〜０.６０％、Ｔｉ：０.０５〜０.３０％、Ａｌ：０.１５％以下、Ｎ：０.０３％以下、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、下記（１）式および（２）式を満たし、かつ板厚ｔ（ただしｔは１.０〜２.２ｍｍ）に応じて下記（３）式を満たすように成分調整された素材鋼板を管状に成形して、溶接速度：３００ｍｍ／ｍｉｎ±３５％、かつ溶接電流：１３５Ａ±２０％の範囲で管の内面に裏ビードが現出するようにＴＩＧ溶接を行うことにより造管するスピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法。
   Ｔｉ−４（Ｃ＋Ｎ）≧０ ……（１）
   （Ｎｂ＋Ｔｉ）−８（Ｃ＋Ｎ）≧０ ……（２）
   ０.５≦ｙ／ｔ²≦２.０ ……（３）
   ここで、ｔは素材鋼板の板厚（ｍｍ）、ｙは下記（４）式によるαを下記（５）式に代入して定まる値である。
   α＝１５２２Ａｌ−２７３Ｔｉ−７０Ｍｎ＋２３Ｎｉ−２Ｓｉ＋４３、ただし左式によるαが負のときはα＝０とする ……（４）
   ｙ＝（ｔ／２）^0.5×（５.０２−０.０１４α−０.００１α²） ……（５）
2. 素材鋼板が、さらにＶ：０.２％以下を含有するものである請求項１に記載のスピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法。
3. 素材鋼板が、さらにＭｏ：３.０％以下、Ｃｕ：３.０％以下、Ｗ：３.０％以下の１種以上を含有するものである請求項１または２に記載のスピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法。
4. 素材鋼板が、さらにＲＥＭ（希土類元素）：０.１０％以下、Ｃａ：０.０１％以下の１種以上を含有するものである請求項１〜３のいずれかに記載のスピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法。
5. 素材鋼板が、さらにＢ：０.０１％以下を含有するものである請求項１〜４のいずれかに記載のスピニング加工用フェライト系ステンレス鋼溶接管の製造法。

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