(57)【要約】      （修正有）【課題】  快削ステンレス鋼の熱間圧延工程での端面割れを防止するために延性があり加工性の良好なダミー材を端面に接合する異材接合において、磁性の影響を受けることのなく、かつ熱間圧延工程において接合部の破断が起きにくい接合特性を有する快削ステンレス鋼とダミー材からなる異材接合部を形成する方法を提供する。【解決手段】  相手材となるダミー材２の圧接部に貫通穴２４を設けることによって、摩擦圧接の加圧過程において、快削ステンレス鋼１の圧接部の一部が貫通穴２４内に押し出されて貫通穴の一部を充填することで、圧延工程における接合部の破断が起きにくく、かつ磁性の影響を受けることのない接合特性を有する快削ステンレス鋼とダミー材との異材接合部を形成する。 【選択図】図５
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
変形能をもった材料の熱間加工に先だって熱間加工性に優れたダミー材である異材の接合法であって、溶融現象をともなわない固相接合法によって接合部を形成する異材の接合法。
【請求項２】
固相接合法が、摩擦圧接法である請求項１に記載の異材の接合法。
【請求項３】
ダミー材である異材の摩擦圧接面に貫通穴を設け、摩擦圧接の加圧過程において変形能をもった材料の一部が貫通穴内に押し出されて貫通穴の一部を充填する請求項２に記載の異材の接合法。
【請求項４】
変形能をもった材料が快削ステンレス鋼であり、ダミー材である異材が熱間加工性に優れた金属材料であり、変形能をもった材料とダミー材とが共に中実形状である請求項２に記載の異材の接合法。
【請求項５】
変形能をもった材料が快削ステンレス鋼であり、ダミー材である異材が熱間加工性に優れた金属材料であり、異材の摩擦圧接面に設けた貫通穴が摩擦圧接面の中央部に直線状に形成されている請求項３に記載の異材の接合法。
【請求項６】
ダミー材である異材の摩擦圧接面に設けた貫通穴が断面が円形の穴であり、かつ、接合断面積に占める円形の穴面積が２％以上でかつ３０％未満である請求項３に記載の異材の接合法。
【請求項７】
ダミー材である異材の摩擦圧接面に設けた貫通穴を、その摩擦圧接面側を拡大して形成した請求項６に記載の異材の接合法。
【請求項８】
ダミー材である異材を、摩擦圧接面に貫通穴を設けた部分と中実部分に分割した構造とし、両分割部分を組み立てた請求項３に記載の異材の接合法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、快削ステンレス鋼他の金属材料や高分子材料などのある程度の変形能をもつ材料の加工、とくに、熱間圧延工程での端面割れを防止するために、延性がありかつ加工性の良好なダミー材を端面に接合する異材の接合法に関する。
【背景技術】
【０００２】
優れた耐食性と強度を兼ね備えた材料であるステンレス鋼は、旋盤などによる機械加工性が劣るため、自動車などの多量部品としてステンレス鋼製を適用するに当たってはその利用面が限られていた。
【０００３】
近年、切削性を改善するための成分として硫黄や鉛などを含有した快削ステンレス鋼が開発実用化されて、高精度および高生産性部品として、自動車部品を初めとする一般産業分野へのステンレス鋼の採用が飛躍的に進んでいる。
【０００４】
ところが、硫黄や鉛などの快削成分は熱間圧延などの熱間加工性を阻害する欠点があり、とくに、鋳造材である快削ステンレス鋼ビレットを熱間圧延する際には端面割れを起こして圧延事故につながり、最悪の場合には設備破壊の原因ともなる。
【０００５】
そこで、特許文献１，２に記載のように、極低炭素鋼Ｓ１０ＣやＳ１５Ｃなどの延性があり、加工性に優れ、さらに溶接性も良好なダミー材を、快削ステンレス鋼の端部に溶接して熱間圧延することで端部割れを防止する方策が採られてきたが、硫黄や鉛などの快削成分は、これらが、仮に化合物の形で存在していても、低融点で気化し分解して、溶接部に分散して溶接欠陥を生成する原因ともなり、快削ステンレス鋼とダミー材の溶接は電子ビーム溶接のような特殊な溶接方法や限られた材種などの適用範囲の狭い溶接条件に限られていた。
【０００６】
例えば、特殊な溶接方法として、エネルギー密度が高く深い溶け込みが可能な電子ビーム溶接法の適用は、磁性をもつフェライト系およびマルテンサイト系快削ステンレス鋼の場合には、磁性による電子ビームへの影響が強く、ビームが曲げられるなどの影響で適用自体が不可能であり、そのため、磁性の影響の少ないオーステナイト系快削ステンレス鋼とダミー材との溶接の場合にのみ適用されている。  そして、その適用に際しても、溶接雰囲気として真空雰囲気が必須であるため長大な快削ステンレス鋼ビレットを収納できる真空溶接装置が必要となり、設備自体も高価なものとなるため、実際に処理可能な業者も限られている。
【０００７】
従来から係る溶融溶接では、特殊な技能をもった溶接作業者によって限られた特殊な溶接条件の下でのアーク溶接法が適用されてきた。しかも、快削ステンレス鋼ビレットは長さが全長６ｍにも及び直径が約２００ｍｍにもなる長大大径の鋳造材であるため、アーク溶接による自動溶接機械がなく、そのため、溶接作業者の個人手作業による溶接作業が行われてきた。したがって、高い生産性を維持することは難しく、個人技能の差異による溶接品質のバラツキも懸念される。
【０００８】
また、瞬間的に大電流を溶接部に流して加熱を行なうと同時に軸方向に圧縮荷重を加えて圧接するフラッシュバット溶接の適用も検討されてきている。このフラッシュバット溶接は、生産性はかなり高い溶接方法であり、また、荷電粒子を用いないため磁性の影響を受けないが、機械的接合とともに一部溶融現象を伴いながら接合する方法であるため、通常の溶接の場合と同様に溶接部欠陥の発生は免れることはできない。また、設備上も快削ステンレス鋼ビレットを処理できるような特殊な大型溶接機械が必要となり、瞬時ではあるが電気を多量に使うため、製造のためのエネルギーコストは当然高いものとなる。さらには、特殊な電源が必要となるため電源供給源が限られ、強力な電磁波の発生をともなって周辺機器の誤動作を起こす危険性もある。
【特許文献１】特開平８−１７４００８号公報
【特許文献２】特開２００５−２８３８６号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
このように、塑性加工性や溶接性を阻害する硫黄や鉛などの快削成分を含有する快削ステンレス鋼のように、ある程度の変形能をもつ材料とダミー材との従来の異材接合法においては、快削成分による溶接欠陥が生じやすく、また、接合能率が悪く、さらには、接合手段による磁性の影響を受け易いという問題がある。
【００１０】
本発明の課題は、このような従来の快削ステンレス鋼のような材料とダミー材との異材接合法における問題を解消することにあって、接合能率が良く、磁性のような接合環境を生じることがなく、さらには、熱間圧延工程において接合部の破断が起きにくい異材接合部を形成する接合方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本発明においては、上記課題を達成するために、例えば、快削ステンレス鋼のうち、磁性をもつフェライト系およびマルテンサイト系の快削ステンレス鋼のようにある程度の変形能をもつ材料とダミー材との熱間加工性に優れた異材との接合法の選択要件として、アーク溶接および電子ビームのように、磁気吹きやビーム偏向といった磁性による異常現象が起こる荷電粒子を用いる溶融溶接に代わり、溶融現象を伴わない拡散接合法や機械的接合現象を伴う摩擦圧接法の固相接合法を採用したものである。
【００１２】
この固相接合法の採用によって、快削ステンレス鋼の磁性に影響されず接合することが可能であり、圧接部は溶融現象をともなう溶接欠陥が発生することもない。
【００１３】
本発明に採用する固相接合法としては、拡散接合法の場合、処理雰囲気として真空雰囲気が必要となり、処理設備そのものが高価になるので、この点からは、摩擦圧接法が優れているといえる。
【００１４】
快削ステンレス鋼とダミー材との固相接合に摩擦圧接方法を採用した際、圧接部断面積は摩擦圧接装置仕様のうち最大圧力（または最大負荷荷重）設定を決定する重要な材料側因子であり、また、予熱時および加圧時の圧力（負荷荷重）の設定は、摩擦圧接材の製品品質を決定する重要な設備側要因である。
【００１５】
最大圧力または最大負荷荷重が過大になると吐出圧力が大きなポンプを備えた大型摩擦圧接設備を必要とし、配管や継手類も特殊な仕様を満たす必要が出てくるため、建設費が過大になるばかりではなく装置負荷が大きくなり、結局製造コストに影響がでてくることになる。
【００１６】
そこで接合部特性を低下させることなく、圧接部面積をできるだけ小さくできれば、摩擦圧接設備が自由に選択でき、圧接条件も広く設定することができ、良好な製品品質を設計できるだけではなく、製造コストに対しても有利となる。
【００１７】
ところで、試験データによれば、快削ステンレス鋼ビレット断面積のうち、断面中央部を除く７０％以上の断面積が健全に溶融溶接されていれば、実際の孔型ロールを用いた熱間圧延においても溶融接合部が原因で破断することはなく、健全な圧延加工ができる。
【００１８】
したがって、摩擦圧接においても断面中央部を除く部分を健全に圧接できれば、圧接部における破断を起こすことなく熱間圧延を行うことも十分に可能であり、摩擦圧接部中央部に穴を設けた構造で摩擦圧接を行うことで接合部断面積を低減することが可能となる。
【００１９】
また、圧接部に穴がない中実構造同志で摩擦圧接を行った場合には、摩擦圧接特有のバリの形成は外側表面のみとなるが、圧接部中央部に穴を設けることで、外側バリの他に内側にもバリが形成され、これによって、圧接部付近のメタルフローが均一になり、圧接部特性を均一化することが可能となる。
【００２０】
この際、圧接部中央部に穴を設けた場合、圧接時に穴が閉塞されて内部に空気が残留すると、加熱時に内部の空気が膨張して内圧を発生させ、これが内部欠陥発生の原因ともなるので、圧接部に設ける穴は貫通穴とすることが必要となる。
【００２１】
しかしながら、快削ステンレス鋼ビレットとダミー材との摩擦圧接においては全長が６ｍにも及ぶ快削ステンレス鋼ビレットに貫通穴を設けることは容易ではなく、貫通穴が残留することもあるため快削ステンレス鋼側に貫通穴を設けることは無理である。したがって、加工も容易であり、圧延終了後に切除されて製品とはならない長さの短いダミー材側であれば、貫通穴が残留しても品質上の問題は全くなくなるのでダミー材に穴を設ける方がよい。
【００２２】
摩擦圧接は回転運動をともなう変形加工法であるため、圧接部の貫通穴は回転軸中央部にあることが均一なメタルフローの形成には有利である。
【００２３】
また、圧接面における貫通穴の形状は回転対称な形状が良く、貫通穴形状は機械加工を行うことからすると円形が単純で、かつ最適な形状である。
【００２４】
因みに、圧接する接合断面形状が円形以外の場合、例えば正方形や長方形の矩形断面、楕円、三角形などでも、両接合断面形状が対応していれば接合は摩擦圧接で可能であり、位相制御が可能な摩擦圧接装置が有効に活用できる。
【００２５】
円形穴が接合断面積に占める面積割合が３０％未満であれば、摩擦圧接時におけるメタルフローも均一に起こり、後加工である熱間圧延においても破断などの不具合が起きることもない。しかしながら、円形穴の占める面積割合が３０％を超すと、ダミー材の圧接部近傍で折れ曲がりなどの異常変形が起こり、均一なメタルフローの形成ができなくなる。
【００２６】
ただし、円形穴の占める面積割合が２％未満になると貫通穴内への快削ステンレス鋼の充填が十分ではなくなり、貫通穴を設けることの効果がなくなり、さらに貫通穴が細径長穴となるため機械加工も困難になる。
【００２７】
したがって、本発明では円形穴が接合断面積に占める面積割合は２％以上でかつ３０％未満の範囲が適しているが、さらには１０％以上でかつ３０％未満の範囲が最適範囲である。
【００２８】
ダミー材の回転軸断面における貫通穴の断面形状は単純な直線が基本であり、図１にその代表例を示す。同図において、（ａ）は直線穴の例を示し、（ｂ）は圧接部側に段付き穴を形成した例を、（ｃ）は同じく圧接部側に直線テーパーを、（ｄ）は凹曲面テーパーを、さらに、（ｅ）は凸曲面テーパーをそれぞれ形成した例を示す。上記（ｂ）〜（ｅ）に示すように、貫通穴内への快削ステンレス鋼の充填を促進するために圧接部側でのみ一部穴径を大きくすることによって、さらに、貫通穴内への快削ステンレス鋼の充填が促進され、機械加工の容易さ、製造コストの低減という観点からできるだけ最適の断面形状を選択する。
【００２９】
さらに、摩擦圧接法では接合部特性を低下させることなく、圧接部面積をできるだけ小さくできれば、摩擦圧接設備が自由に選択でき、圧接条件も広く設定することができ、良好な製品品質を設計できるだけではなくコスト面でも有利となる。
【００３０】
一般に摩擦圧接設備としてはブレーキ式とフライホイール式が知られている。本発明においてはどちらの形式の摩擦圧接設備でも対応できるが、周辺機器の発達による精密な数値制御が容易にできることからブレーキ式の採用が好ましい。
【００３１】
さらに、この固相接合法の一手法として、快削ステンレス鋼とダミー材からなる異材継手を製作してから、この異材継手を快削ステンレス鋼ビレット本体に溶接する方法も採用できる。
【発明の効果】
【００３２】
本発明によって、異材の接合、とくに、磁性の影響を受けることがなく、かつ熱間圧延時において、接合部の破断が起きにくい接合特性を有する快削ステンレス鋼とダミー材からなる異材接合部を形成することが可能となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００３３】
以下、本発明の実施形態をある程度の変形能をもつ材料としての快削ステンレス鋼とダミー材として軟鋼ＳＳ４００を用いる実施例によって説明する。
【実施例１】
【００３４】
回転速度が１１００ｒｐｍに固定されたパイプ専用特化設備であるブレーキ式摩擦圧接設備を用いて、直径φ６０ｍｍ、全長１２０ｍｍの快削ステンレス鋼ビレットを機械加工して固定側とし、軟鋼ＳＳ４００丸棒を直径φ６０、全長８００ｍｍに機械加工して回転側とした。
【表１】
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【００３５】
表１は用いた回転側の快削ステンレス鋼４種類と、固定側のダミー材としての軟鋼ＳＳ４００の代表的な組成を示す。
【００３６】
図２は、圧接材である快削ステンレス鋼１と軟鋼ダミー材２を示す。
【００３７】
快削ステンレス鋼４種類と軟鋼ＳＳ４００との異材接合が摩擦圧接で可能か否かを確認するために、ダミー材圧接部１１に穴加工を行わない中実形状で摩擦圧接を行った。
【００３８】
両圧接面１１、２１は適度の粗さと直角度をもった機械加工面であればよく、有害な汚れや付着物は事前に除去する前処理を行うことは一般の摩擦圧接と同じである。
【表２】
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【００３９】
表２は摩擦圧接条件を示す。摩擦過程から加圧過程へのタイミングを決める制御方式は予熱を行う摩擦過程で軸方向の変形量である寄り代を制御する「寄り代制御」とし、摩擦圧接終了後における全体の寄り代は出ままの数値として計測した結果である。圧力条件としては、摩擦圧力は５ｋｇｆ／ｍｍ２で一定とし、加圧圧力は低圧条件として１０ｋｇｆ／ｍｍ２とし、高圧条件として１５ｋｇｆ／ｍｍ２の条件とした。
【００４０】
そして、摩擦圧接材について圧接部を対象とした引張試験を行い、圧接部の接合強度を調べることによって圧接部の健全性を確認した。
【００４１】
表２に示した８種の圧接材において、引張試験片は直径φ６０ｍｍの外層部と中心部からそれぞれ１種づつ採取し、圧接部を平行部中心として平行部径φ７ｍｍ、平行部長さ７０ｍｍの引張試験片に機械加工で仕上げた。引張試験は室温で行い、破断荷重と断面積から引張強さを求め、さらに破断試験片から破断部の特定を行った。
【表３】
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【００４２】
表３は圧接材の外層部から採取した引張試験片における引張試験結果であり、低圧条件と高圧条件における結果を併せて示している。すべての圧接材において圧接部からの破断はなく、Ｎｏ．２Ａ圧接材であるＳＵＳ４３０Ｆ１の高圧条件の場合にのみ低い引張強さを示したが、Ｎｏ．２Ａ圧接材を除けば高圧条件での引張強さが低圧条件のそれより若干高いのみであった。つまり、摩擦圧接材の外層部では摩擦圧力５ｋｇｆ／ｍｍ２で加圧圧力を１０ｋｇｆ／ｍｍ２とする低圧条件で、３１ｋｇｆ／ｍｍ２以上の引張強さをもった健全な圧接部が得られることが判った。
【表４】
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【００４３】
また、表４は圧接材の中心部から採取した引張試験片における引張試験結果であり、低圧条件と高圧条件における結果を併せて示している。
【００４４】
やはり表３と同じように、すべての圧接材において圧接部からの破断はなく、Ｎｏ．２Ｂ圧接材であるＳＵＳ４３０Ｆ１の高圧条件の場合にのみ低い引張強さを示したが、Ｎｏ．２Ｂ圧接材を除けば高圧条件での引張強さが低圧条件のそれより若干高いのみであった。つまり、摩擦圧接材の中心部でも摩擦圧力５ｋｇｆ／ｍｍ２で加圧圧力を１０ｋｇｆ／ｍｍ２とする低圧条件で、２８ｋｇｆ／ｍｍ２以上の引張強さをもった健全な圧接部が得られることが判った。
【００４５】
さらに、中実圧接材の外層部と中心部でも引張強さに差異は小さく、外層部のみでほとんど圧接材における圧接部の特性を評価しても構わないことも確認できた。
【００４６】
図３は表３および表４の結果をまとめてグラフとし、低圧条件と高圧条件で各圧接材の引張強さを比較したものである。
【００４７】
さらに、図４は表３および表４の結果をまとめてグラフとし、外層部と中心部で各圧接材の引張強さを比較したものである。
【実施例２】
【００４８】
実施例１と同じ摩擦圧接設備を用いて、直径φ６０、全長１２０ｍｍの快削ステンレス鋼ビレットを機械加工して回転側とし、実施例１で用いた回転側の快削ステンレス鋼４種類のうち磁性をもったマルテンサイト系のＳＵＳ４２０ＦＭを除いた３種類を選択した。
【００４９】
さらに軟鋼ＳＳ４００丸棒を直径φ６０に機械加工して固定側の相手材である軟鋼ダミー材２としたが、図５に示すように圧接材である軟鋼ダミー材２においては圧接部２１に貫通穴２３、２４の加工を施すため、１２０ｍｍ長さの貫通穴２３、２４のダミー材貫通穴加工部分２Ａと６８０ｍｍ長さのダミー材中実部分２Ｂに分割した構造で、両者をアーク溶接で組み立てた。
【００５０】
つまり、全長８００ｍｍとなる貫通穴の加工は加工が困難であるばかりではなく、実際のダミー材は全長７５ｍｍのみとした。
【００５１】
しかし、アーク溶接部２２は全周溶接を行わずに４分割ビードとし、貫通穴２３、２４が閉塞されても残留空気が溶接ビード間隙から逃げる構造とした。
【００５２】
ところで、表５に示すように貫通穴２３、２４のうち圧接部の貫通穴２３の穴径φＤｍｍは、φ１０、２０および３０ｍｍの３種類とした。その貫通穴２３の深さは１０ｍｍで、溶接部の貫通穴２４の穴径はφ１０ｍｍで、両者をつないだ構造で貫通穴２３、２４が形成された段付き穴構造をもった貫通穴２３、２４である。もちろん、圧接部の貫通穴２３の穴径φＤが１０ｍｍの場合は、段付き穴の構造ではなく、直径１０ｍｍの直線貫通穴２３、２４となる。
【００５３】
そして、中実構造の快削ステンレス鋼１の３種類と貫通穴をもった構造の軟鋼ダミー材２のＳＳ４００との異材接合が摩擦圧接で可能か否かを確認することとともに、摩擦圧接材が熱間圧延においても圧接部で破断することなく、信頼性が高く安定した圧延特性を保持しているか否かを確認することを目的として、比較のためにダミー材２に貫通穴の加工を行わなかった実施例１と同じ中実形状でも摩擦圧接を行った。
【表５】
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【００５４】
表５に摩擦圧接条件を示す。摩擦過程から加圧過程へのタイミングを決める制御方式は予熱を行う摩擦過程で軸方向の変形量である寄り代を制御する「寄り代制御」とし、摩擦圧接終了後における全体の寄り代は出ままの数値として計測した結果である。圧力条件としては、実施例１の結果から、摩擦圧力は５ｋｇｆ／ｍｍ２で、加圧圧力は低圧条件としての１０ｋｇｆ／ｍｍ２のみの条件とした。
【００５５】
そして実施例１と同じように、摩擦圧接材について圧接部を対象とした引張試験を行い、圧接部の接合強度を調べることによって圧接部の健全性を確認した。
【００５６】
表５に示す１１種類の圧接材のうち、引張試験片は圧接部穴径がφ２０ｍｍであるＮｏ．１５およびＮｏ．１６圧接材のみで、直径φ６０ｍｍの外層部のみからそれぞれ１式づつ採取した。圧接部を平行部中心として平行部径φ６ｍｍ、平行部長さ６０ｍｍの引張試験片に機械加工で仕上げ、引張試験は室温で行い、破断荷重と断面積から引張強さを求め、さらに破断試験片から破断部の特定を行った。
【００５７】
また、表５に示す１１種類の圧接材のうち、Ｎｏ．１５およびＮｏ．１６圧接材の２式を除く９つについて、図６に示す圧延材をそれぞれ１つづつ加工採取した。圧延材は圧接部２５を挟んで快削ステンレス鋼１の圧接側に位置する快削ステンレス鋼圧接部１Ａと軟鋼ダミー材２の貫通穴加工部分２Ａを含み、軟鋼ダミー材２のアーク溶接部２２と快削ステンレス鋼側切断部２７で切断した後に、バリ２６を旋盤で除去してから、フライス盤で全厚５０ｍまで上下対称に圧延面となる平面２８の加工を行った。
【００５８】
熱間圧延は直径φ２５０ｍｍで胴長２６０ｍｍの平ロールを持つ２段圧延機を用いて行い、１パス当たりの圧下率を元厚の約２０％として、最終的に板厚２０ｍまでの累計圧下率６０％を得るまで圧延することとした。圧延方向は必ず軟鋼ダミー材貫通穴加工部２ＡであるＳＳ４００が先頭側となるようにロールに噛み込ませ、最終板圧まで１方向のみで、圧延速度５ｍ／分の低速圧延を行った。
【００５９】
予熱および中間加熱温度は１１００℃で一定とし、予熱および中間加熱時間はそれぞれ２時間および３０分を基準としたが、１パスの圧延で圧延材温度が８００℃以下にならないように温度管理したため、実際１パスごとに中間加熱を行う結果となった。予熱および中間加熱は抵抗加熱式電気炉を用いて大気中で行い、特に中間加熱は１１００℃に保持した電気炉で装入と取出を繰り返しながら行った。
【００６０】
圧延中において重大な欠陥の発生を監視しながら圧延を行い、特に圧接部において破断が発生した場合には圧延を中止することとしたが、結局のところ圧延を中止するほどの重大な欠陥発生はなかった。
【表６】
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【００６１】
表６はＮｏ．１５およびＮｏ．１６圧接材の外層部から採取した引張試験片における引張試験結果であり、実施例１と同じ圧接まま材と１１００℃での焼鈍材における結果を併せて示している。
【００６２】
全ての圧接材において圧接部からの破断はなく、圧接まま材においても３０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の引張強さをもっており、さらに１１００℃の焼鈍を行った焼鈍材では３５ｋｇｆ／ｍｍ２以上で母材変形をともなった変形挙動を示した。つまり、ダミー材側の圧接面に貫通穴加工を行った摩擦圧接材でも、３０ｋｇｆ／ｍｍ２以上の引張強さをもった健全な圧接部が得られることが判った。
【００６３】
図７は実施例１の一部の結果も併せて、貫通穴の有無による圧接材の外層部における引張強さを比較したものであるが、圧接部の貫通穴の有無が引張強さにほとんど影響を与えないことが判る。
【表７】
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【００６４】
表７がそれぞれ圧接穴径φ０ｍｍ（貫通穴なし）、圧接穴径φ１０ｍｍおよび圧接穴径φ３０ｍｍの場合における圧延材の圧延状況として圧接部外観および形状を観察した結果である。概して、快削ステンレス鋼がＳＵＳ４３０Ｆ１の場合には貫通穴の有無にほぼ関係なく、圧接部に何ら欠陥の発生はなく、基本的に良好な圧延特性を示した。
【００６５】
一方、快削ステンレス鋼がＳＵＳ３０３ＦＭ３およびＳＵＳ３０３Ｃｕの場合には貫通穴の有無および圧接穴径が圧接部外観および形状に大きな影響を与えることが判った。
【００６６】
そこで、定量的に貫通穴の有無および圧接穴径と圧接部外観および形状の関係を調べるために、圧延材の圧接部において「板幅最大くびれ率」という形状と寸法を表す指標を定義した。
【００６７】
つまり、図８に示すように最終板厚２０ｍｍとなった快削ステンレス鋼圧接部１Ａと軟鋼ダミー材圧接部２Ａで構成された各圧延材において、快削ステンレス鋼圧接部１Ａの圧延幅Ｗｓと接合部２５の剥離３０や凹み３１から決定される圧接部幅Ｗｉを測定し、図中の式で定義した板幅最大くびれ率（％）を算出した。一般に、線材加工の場合には線径の１／３を越える大きさをもった欠陥が線材中に存在すると破断するとされるため、同様に考えると板材の場合にも板幅または板厚の１／３を越える大きさの欠陥があると破断することになる。
【００６８】
図９は圧接材における圧接穴径（圧接穴断面比率；圧接穴が圧接部面積に占める割合）と圧延材における板幅最大くびれ率との関係を調べた結果であるが、図中には欠陥の限界くびれ率と考えられる３３％の限界径を示した。
【００６９】
図９から、基本的に圧延特性が良好な快削ステンレス鋼ＳＵＳ４３０Ｆ１の場合には圧接穴径が板幅最大くびれ率におよぼす影響は小さいが、快削ステンレス鋼がＳＵＳ３０３ＦＭ３およびＳＵＳ３０３Ｃｕの場合には板幅最大くびれ率は圧接穴径が大きくなるほど小さくることが判った。
【００７０】
つまり、圧接部にある範囲の大きさをもった貫通穴を設けることで圧接部は熱間圧延時においても破断しにくくなる効果があることが確認された。
【００７１】
図１０は引張試験片を採取した圧接穴径φ２０ｍｍの貫通穴を設けたＮｏ．１５（ＳＵＳ４３０Ｆ１／ＳＳ４００）およびＮｏ．１６（ＳＵＳ３０３ＦＭ３／ＳＳ４００）圧接材の軸中央部付近におけるメタルフローを断面マクロ組織の観察から調べた結果である。
【００７２】
それぞれのメタルフローには若干の差異はあるが、圧接部２５の快削ステンレス鋼圧接部１Ａの中央部が押し出し加工されて、軟鋼ダミー材貫通穴加工部２Ａに設けた貫通穴２３、２４の一部をＳＳ４００の内バリとともに充填した形態で圧接部が形成されていることが確認された。つまり、ダミー材圧接部に貫通穴を設けて摩擦圧接することで快削ステンレス鋼の一部が押し出されて貫通穴の一部を充填したことで圧接部の加工特性がさらに改善されたことになる。
【００７３】
本発明は、以上に示した実施例に限定されるものではなく、一般の摩擦圧接における条件が広く適用できる。
【産業上の利用可能性】
【００７４】
本発明は快削ステンレス鋼のみに適用が限られることはなく、快削成分を含まない一般ステンレス鋼を初めとする、少なくとも一方の材料がある程度の変形能をもった材料であれば、金属材料およびプラスチックなどの高分子材料にも適用が可能であることは明白である。
【図面の簡単な説明】
【００７５】
【図１】回転軸断面における貫通穴の代表的な断面形状を示す。
【図２】実施例１における圧接材である快削ステンレス鋼と軟鋼ダミー材の形状および寸法を示す。
【図３】表３および表４の結果をまとめて、低圧条件と高圧条件で各圧接材の引張強さを比較したグラフである。
【図４】表３および表４の結果をまとめて、外層部と中心部で各圧接材の引張強さを比較したグラフである。
【図５】実施例２で用いた圧接材の快削ステンレス鋼および軟鋼ダミー材の形状および寸法を示す。
【図６】実施例２で用いた圧接材からバリを除去し平面加工した圧延材を示す。
【図７】貫通穴の有無による圧接材の外層部における引張強さを比較したグラフである。
【図８】最終板厚２０ｍｍとなった各圧延材において定義した板幅最大くびれ率（％）を説明する図である。
【図９】圧接材における圧接穴径（または圧接穴断面比率；圧接穴が圧接部面積に占める割合）と圧延材における板幅最大くびれ率との関係を示す。
【図１０】圧接穴径φ２０ｍｍの貫通穴を設けたＮｏ．１５およびＮｏ．１６圧接材の軸中央部付近におけるメタルフローを示す図である。
【符号の説明】
【００７６】
１  快削ステンレス鋼
１Ａ  快削ステンレス鋼圧接部
２  軟鋼ダミー材
２Ａ  ダミー材貫通穴加工部分
２Ｂ  ダミー材中実部分
１１  快削ステンレス鋼圧接面
２１  軟鋼ダミー材圧接面
２２  アーク溶接部
２３  圧接部の貫通穴
２４  溶接部の貫通穴
２５  圧接部
２６  バリ
２７  快削ステンレス鋼側切断部
２８  圧延面となる平面
３０  剥離
３１  凹み
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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