(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
ステンレス鋼製のボルト及びナットとともに使用される平座金を製造するにあたり、
Ｃ：０．０８％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：２．００％以下、Ｐ：０．０４５
％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｎｉ：８．００〜１０．５０％、Ｃｒ：１８．００〜２
０．００％であり、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるオーステナイト系ステンレス
鋼製の鋼板を素材として用い、圧延後の鋼板が座金外径の６％以上１４％以下の範囲内の
厚さになるような圧延率範囲で、かつ圧延後の鋼板がビッカース硬さＨｖ２００以上Ｈｖ
４００以下の範囲内の硬度となるような圧延率範囲から選ばれる圧延率で上記素材鋼板を
冷間圧延した後、この圧延後の鋼板に冷間打抜き加工を行って、ボルト・ナットの繰り返
し締め付け時におけるトルク係数値が一定した平座金を製造するようにしたことを特徴と
する高強度座金の製造方法。
【請求項２】
Ｃ：０．０８％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：２．００％以下、Ｐ：０．０４５
％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｎｉ：８．００〜１０．５０％、Ｃｒ：１８．００〜２
０．００％であり、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるオーステナイト系ステンレス
鋼を素材とし、厚さが座金外径の６％以上１４％以下の範囲内の厚さであり、冷間加工に
よってビッカース硬さＨｖ２００以上Ｈｖ４００以下の範囲内の硬度に調整され、ボルト
・ナットの繰り返し締め付け時におけるトルク係数値が一定であることを特徴とする高強
度座金。
【請求項３】
表面に３沸化エチレン樹脂を主成分とした乾燥潤滑被覆剤を塗布するようにした請求項
２記載の高強度座金。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は高強度座金の製造方法に関し、特にボルト・ナットの繰り返し締付け作業を行っても座面の平行度を維持することができるようにした座金の製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
化学プラントの配管の締付けや圧力容器のフランジの締付けあるいは理化学機器の締付けなど、耐食性を必要とする特殊な用途には鋼製構造物用の締結部品のなかでも、耐食性に優れたステンレス鋼製のボルト、ナット、座金が用いられることが多い（特許文献１、特許文献２）。
【０００３】
【特許文献１】特開平０６−２１２２６７号公報
【特許文献２】特開平０７−１３８７０６号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかし、ステンレス鋼製の締結部品はボルト・ナットのねじの噛み合い面でかじりや焼付きが発生しやすく、最悪の場合には締結部品の使命とも言えるボルトの取外しができなくなることがあった。
【０００５】
本件発明者らはボルト・ナットのねじの噛み合い面におけるかじりや焼付きの現象について鋭意研究したところ、ステンレス鋼製のボルト・ナットのかじりや焼付きがボルト・ナットの座面の平行度に依存し、平行度が悪くなると、かじりや焼付きが発生しやすいことに着目するに至った。
【０００６】
本発明はかかる点に着目し、ボルト・ナットに対して繰返し締付け作業を行っても座面の平行度を維持できるようにした高強度座金の製造方法を提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
そこで、本発明に係る高強度座金の製造方法は、ステンレス鋼製のボルト及びナットとともに使用される平座金を製造するにあたり、オーステナイト系ステンレス鋼製の鋼板を素材として用い、圧延後の鋼板が座金外径の６％以上１４％以下の範囲内の厚さになるような圧延率範囲で、かつ圧延後の鋼板がビッカース硬さＨｖ２００以上Ｈｖ４００以下の範囲内の硬度となるような圧延率範囲から選ばれる圧延率で上記素材鋼板を冷間圧延した後、この圧延後の鋼板に冷間打抜き加工を行って平座金を製造するようにしたことを特徴とする。
【０００８】
ところで、ボルト・ナットを締付けた場合、ナットに加えた締付トルクＴとボルトに発生する締付力Ｆとの間には次の関係がある。
Ｔ＝ＫＦｄ
但し、Ｋ：トルク係数、ｄ：ボルトの呼び径である。また、締付けの理論から、トルク係数Ｋは次式で与えられる。
0004822179.tif 000002
但し、ｄ2：ねじ部の有効径、ρ：ねじ部の相当摩擦角、β：ねじ部のリード角、ｄw：ナット座面の平均摩擦直径、μw：ナット座面の摩擦係数である。上式から、トルク係数Ｋはねじ面およびナット座面の表面性状、潤滑条件によって影響を受けるということが分かる。
【０００９】
また、炭素鋼や合金鋼製のボルト・ナット（以下、単に「鋼製ボルト・ナット」という）とステンレス鋼製のボルト・ナットに対してトルク試験を行い、得られたトルク係数を比較すると、次のような相違が認められる。
１．鋼製ボルト・ナットではトルク係数が０．１５〜０．２３の範囲内にあるのに対し、ステンレス鋼製ボルト・ナットではトルク係数が０．３０〜０．４５の範囲内にあってかなり大きな値を示し、しかもばらつきも大きくなる傾向がある。
２．締付け作業を繰り返す場合、市販の座金を使用すると、ステンレス鋼製ボルト・ナットでは繰返し回数の増加に伴ってトルク係数が増加する傾向があるのに対し、鋼製ボルト・ナットでは締付けの繰返し回数が増加するに伴ってトルク係数はむしろ安定し、わずかに減少傾向を示す。
【００１０】
従って、ステンレス鋼製のボルト・ナットのかじりや焼付きは以下のことが原因になっており、ボルトの締付力によって座金が変形し、ボルト・ナットの座面の平行度が低下した場合にかじりや焼付きが発生しやすいと考えられる。
１．ステンレス鋼製のボルト・ナットはトルク係数が大きく、つまり摩擦係数が大きいため、ねじの噛み合い面における摺動抵抗が大きい。
２．ステンレス鋼の熱伝達率は炭素鋼や合金鋼の３分の１以下と小さく、ねじの噛み合い面で発生した熱が逃げにくく、局部的に高温になりやすい。
３．ステンレス鋼の熱膨張係数が炭素鋼や合金鋼の熱膨張係数の１．５倍と大きいため、ねじ山の膨張が大きくなる。
【００１１】
従来、ステンレス鋼製のボルト・ナットと共に使用されるステンレス鋼製の座金では材料の入手の容易さや製造の低コスト化の観点などから、ステンレス鋼製の座金を改良し、かじりや焼付きを改善するという考え方はなかった。その為、市販のステンレス鋼製の座金ではステンレス鋼板や鋼帯の入手の容易性、打抜き加工性を優先して製造されてきた。さらに市販のステンレス鋼製の座金ではＪＩＳ  Ｇ  ４３０５のステンレス鋼板（ＳＵＳ４０３）を打ち抜きしたままで使用しているので、硬度もビッカース硬さでＨｖ１９２以下であった。
【００１２】
これに対し、本発明ではオーステナイト系ステンレス鋼板を素材とし、圧延後の鋼板が座金外径の６％以上１４％以下の範囲内の厚さとなり、しかもビッカース硬さＨｖ２００以上Ｈｖ４００以下の範囲内の硬度となるように素材鋼板を圧延するようにしているので、座金の剛性がアップし、ボルトの締付軸力によって座金が変形し難くなるので、ボルト・ナットの座面の平行度を維持し、かじりや焼付きの発生を抑制できる。
【００１３】
以上のことから、ステンレス鋼製のボルト・ナットにおいてかじりや焼付きの発生し易さはトルク試験によるトルク係数の絶対値及びばらつきから評価することができる。
【００１４】
オーステナイト系ステンレス鋼には各種の組成のものを用いることができるが、本件発
明者らの試験によれば、ＳＵＳ３０４（Ｃ：０．０８％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍ
ｎ：２．００％以下、Ｐ：０．０４５％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｎｉ：８．００〜
１０．５０％、Ｃｒ：１８．００〜２０．００％）及びＳＵＳ３１６（Ｃ：０．０８％以
下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：２．００％以下、Ｐ：０．０４５％以下、Ｓ：０．０
３０％以下、Ｎｉ：１０．００〜１４．００％、Ｃｒ：１６．００〜１８．００％、Ｍｏ
：２．００〜３．００％）が特に優れた効果を奏することが確認された。
【００１５】
冷間圧延率は圧延後の鋼板の前述の範囲内のビッカース硬さ及び厚さが得られる圧延率を選択するが、各種鋼板に対して試験的に圧延を行って圧延率を決定するのがよい。
【００１６】
冷間打抜き加工は従来の製造方法と同様であるので、その詳細な説明は省略する。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１７】
以下、本発明を具体例に基づいて詳細に説明する。
【実施例１】
【００１８】
ＪＩＳ  Ｇ  ４３０５（１９９９）に規定するＳＵＳ３０４の４ｍｍ板厚の冷延ステンレス鋼帯（鋼板）を素材とし、このステンレス鋼帯を３ｍｍの厚さに冷間圧延したところ、冷間圧延時の加工硬化によりビッカース硬さがＨｖ２００〜Ｈｖ４００の範囲内の硬度が得られた。この圧延した鋼帯を冷間で打抜き加工し、ＪＩＳ  Ｂ  １２５６（１９６３    ）の平座金に規定するサイズＭ１６（外径３２ｍｍ＋０，−０．６ｍｍ、内径１７ｍｍ＋０．３ｍｍ，−０）のみがき丸座金を製造した。３ｍｍの板厚は座金外径３２ｍｍの９．３％に相当する。
【実施例２】
【００１９】
実施例１で得られた丸座金に３沸化エチレンテロマー（３沸化エチレン樹脂）を主成分とした乾燥潤滑被覆剤を塗布し、潤滑処理を行った。
【００２０】
Ｍ１６×７０のステンレス鋼製ボルトとＭ１６のステンレス鋼製のナットに実施例１の高強度座金と市販の座金を用いてステンレス鋼製の締付部品セットを作り、締付けた後緩める作業を５回繰返し、トルク係数（ＪＩＳ  Ｂ  １１８６）を比較した。
【００２１】
その結果を図１ないし図３に示す。ここで、図１は締付けトルク０〜８ｋｇｆ・ｍ間の平均トルク係数を、図２は締付けトルク０〜１６ｋｇｆ・ｍ間の平均トルク係数を、図３は締付けトルク０〜２４ｋｇｆ・ｍ間の平均トルク係数を示す。市販の座金では締付け作業の繰返し回数の増加に応じてトルク係数は０．３２から０．５２まで上昇するが、本例の座金（図では試作座金と表示している）では繰返し回数によるトルク係数の増加は認められず、安定な傾向を示す。また、本例の座金も市販の座金と同様に、一旦取り外した後は繰り返し回数の増加に伴ってトルク係数は増加する。
【００２２】
また、締付部品セットを組立て、座金の変形の有無を調べた。市販の座金では締付け応力によって座金が変形した。これに対し、剛性のある本例の座金ではほとんど変形が起こらなかった。
【００２３】
実施例２の座金を実施例１の座金と比較した。その結果を図４に示す。実施例２の座金ではトルク係数のバラツキが標準偏差で０．０４５から０．０２０に大幅に改善されていることが分かる。
【図面の簡単な説明】
【００２４】
【図１】実施例１における締付けトルク０〜８ｋｇｆ・ｍ間の平均トルク係数の変化を示す図である。
【図２】実施例１における締付けトルク０〜１６ｋｇｆ・ｍ間の平均トルク係数の変化を示す図である。
【図３】実施例１における締付けトルク０〜２４ｋｇｆ・ｍ間の平均トルク係数の変化を示す図である。
【図４】実施例２及び実施例１におけるトルク係数のばらつきを示す図である。
【図１】
0004822179.tif 000003
【図２】
0004822179.tif 000004
【図３】
0004822179.tif 000005
【図４】
0004822179.tif 000006