JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）p. 42–46

エキゾーストマニフォールド用
フェライト系ステンレス鋼の成形性
Formability of the Ferritic Stainless Steel for Exhaust Manifold
尾崎 芳宏

OZAKI Yoshihiro

JFE スチール

スチール研究所

ステンレス鋼研究部

主任研究員（課長）井口 貴朗

IGUCHI Takaaki

JFE スチール

スチール研究所

ステンレス鋼研究部

主任研究員（副部長）

宇城UJIRO Takumi

JFE スチール

スチール研究所

ステンレス鋼研究部長・工博工

要旨
自動車の排気温の高温化により，排気系部品の素材であるフェライト系ステンレス鋼は高耐熱化が進む一方で，高強度となり成形加工には従来とは異なる技術が必要になってきている。また，エキゾーストマニフォールドやその周辺部品の形状は複雑化してきている。これら素材および部品形状の要因のため部品加工の困難性は高まり，重要な問題として意識されるようになってきた。エキゾーストマニフォールド用フェライト系ステンレス鋼の使用には，その加工性を理解することが重要である。本報告では，エキゾーストマニフォールド部品に関するプレス成形，二次加工脆化，パイプ曲げの事例についてフェライト系ステンレス鋼の加工性の特徴をまとめ，適正な素材選定，部品設計，部品加工のための指針を示す。

Abstract:
Ferritic stainless steel is used widely for automotive exhaust systems. The higher the temperature of exhaust gas
becomes, the more strongly the heat resistance properties are required for the ferritic stainless steel for exhaust
manifold. The improved material in heat resistance, leads to have less formability, requires additional forming
techniques in return. On the other hand, the parts are designed more and more complicatedly in these days. So thedifficulties in forming such complex shaped parts becomes to be discussed as an important issue. To resolve theproblems and to use the ferritic stainless steel rightly, it is important to understand its formability. This paper gives
some examples related to the formability in press forming, secondary-work-embrittlement, and pipe bending, andprovides some useful information for an optimum choice of material, parts design, and forming.

る。このため最近では耐熱性に加えて加工性にも配慮して

1. はじめに材料開発されている

1〜6）。このような背景のもとで，エキマニ用ステンレス鋼の使用に際してはその成形性を把握し，環境問題意識の高まりとともに自動車の燃費向上と排ガ加工方法を最適化することが重要になってきている。表 1スの浄化が求められるようになり，対策として排気ガス温表1度の高温化が積極的に進められている。その結果，エキエキマニ用フェライト系ステンレス鋼の機械的特性

Table 1ゾーストマニフォールド（以下，エキマニ）をはじめとす

Mechanical properties of ferritic stainless steel for
exhaust manifold

る排気系部品に使用されるフェライト系ステンレス鋼にはより高い耐熱性が要求されるようになってきた。JFE スチー

0.2%PS(MPa)TS(MPa)El(%)

n-valuer-value

ルではこのような要求に適合するため耐高温酸化特性，耐JFE409L

230

385

390.231.2

高温疲労特性，耐熱疲労特性に代表される耐熱性を重視しJFE429EX

290

470

360.221.4て開発されたエキマニ用途向け鋼種を揃えている。一方でJFE430LNM

280

470

360.221.2

エキマニは限られたスペースに配置する必要性ばかりでな

JFE-MH1310480360.201.4

く，拘束率を介して熱疲労耐久性にも形状が影響を及ぼす

JFE434LN2365525

330.201.2

JFE-WX1360

530320.201.1

ため，複雑に設計され成形難度の高い部品になる傾向があ2008 年 1 月 15 日受付

PS: Proof stress
TS: Tensile strength
El: Elongation
n-value: Work hardening coefficient
r-value: Lankford value− 42 −

エキゾーストマニフォールド用フェライト系ステンレス鋼の成形性には代表的なエキマニ用ステンレス鋼についてその機械的はエキマニ直下からの排ガスを還流させるため使用温度は特性の例を示す。

高く，エキマニと同様の高耐熱性が必要とされる。ここではエキマニ用フェライト系ステンレス鋼である JFE-MH1 を2. プレス成形性
2.1使用した例である。図のとおり複雑な形状であり，このような部品をどのように成形するかは部品加工メーカーの経プレス成形での延性割れ験に負うところであり，その製造コストをも考慮したうえ

2.1.1 成形限界曲線での工程設計の判断は必ずしも容易ではい。最近ではシ排気系部品には板材からプレス成形する部品も少なくなミュレーション技術の進歩も目覚しく，このような成形のい。表 1 に示した，いわゆる引張り試験から得られる機械可否判断に活用されるようになってきた。図 3 はターボ的特性は材料の加工性を表す最も基本的な指標であり，こシェルについての成形シミュレーションで得られたひずみ

れらは部品の設計，素材選定，成形加工の場面で常に考慮の様子を変形状態図に表したものである。素材の成形限界される。しかしながらプレス成形時の板材の変形は複雑で線も併せて示し，プレス加工での割れ危険性を判断した。

あり，成形過程で特定の部位に材料の破断を生じることが部位 (a) ではひずみが成形限界線に近づき，割れ発生まである。このような不具合の発生を一軸の引張試験の結果での余裕が少ないことが分かる。部位 (a) では実際のプレスある機械的特性から予測するのは困難である。

加工の現場でも割れが発生したが，同じくシミュレーショ板材のプレス成形での割れ発生予測には成形限界線図が7）ンを用いブランク形状の最適化により割れを回避できた。

役立つ 。成形限界線図とはさまざまなひずみ比の変形にシミュレーションでは不具合を予測するだけでなく，形状対し板材の破断限界を 2 次元座標（変形状態図）上で表し変更や金型修正の効果を確認でき，複雑形状部品の成形工たものである。実際の成形品で測定したひずみを成形限界程の最適化や，開発に要する期間と費用の削減に有効であ線図と比較することで破断までの余裕度を判定できる。図る。

1 には各種のエキマニ用フェライト系ステンレス鋼の成形限界線図を示す。ひずみのない未加工の状態を原点とし，最小主ひずみ ε2 ⬎ 0 の領域が張出し成形に代表されるような板面内のいずれの方向にも伸ばされた（伸び - 伸び）変形に対応する。一方，ε2 ⬍ 0 の領域は絞り成形に代表され，Draw

Trim

板面内である方向に伸ばされつつ，直行する方向には縮む(a)(b)（伸び - 縮み）変形に対応する。また ε2 ⱌ 0 の変形は平面ひずみと呼ばれる。図 1 から分かるように，成形限界線は素材により異なり，原点から離れているほど（図 1 では上方にあるほど），破断を生じるまでの限界が大きい。

協力：（株）
ユーメックス殿

2.1.2 成形シミュレーションの活用

図2

図 2 にはターボシェルの写真を示す。ターボチャージャー

プレス部品外観とシミュレーション計算によるひずみ分布

Fig. 21.0
JFE434LN2
JFE-MH1
JFE430LNM
JFE429EX
JFE409L

0.8
0.7

0.6

Major strain, ε1Major strain, ε10.8

Example of press formed parts and calculated strain
distribution

0.4(b)

(a)

FLD

0.6
0.50.40.3
0.2

0.20.10⫺0.6
図1⫺0.4⫺0.20
Minor strain, ε20.20⫺1.20.4

Forming limit diagram of ferritic stainless steel forexhaust manifold⫺0.4
Minor strain, ε200.4

協力：（株）
ユーメックス殿

エキマニ用フェライト系ステンレス鋼の成形限界線図

Fig. 1⫺0.8

図3Fig. 3− 43 −シミュレーション計算による変形状態図

Calculated forming limit diagram of press formed parts
JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

エキゾーストマニフォールド用フェライト系ステンレス鋼の成形性

2.2

2.2.2 二次加工脆化割れ性の試験

プレス成形での脆性割れ

2.0 mm のエキマニ用ステンレス鋼板を供試材とし二次加2.2.1 二次加工脆化割れ

工脆化割れの起きやすさの比較試験を実施した。図 4 に試

フェライト系ステンレス鋼では深絞り加工（一次加工）

験方法の概略を示す。供試材を φ67 mm のブランクに打ちした後，さらに加工（二次加工）しようとした場合や，も抜き 3 回の絞り加工により，円筒カップ形状に成形した。

しくは衝撃力が加えられた場合には二次加工脆化割れと呼このときの絞り加工サイズは 1 次絞りは外径 φ38 mm（平ばれる脆性割れが起こることがある。その典型として円筒

底パンチ径 φ33 mm），2 次絞りは外径 φ32 mm（球頭ポン絞り品の胴部や角筒絞り品のコーナー部など著しい縮み変

チ φ27 mm）
，および 3 次絞りは外径 φ24.2 mm（球頭パン形を受けた部分が脆化し成形方向に沿って割れることからチ φ19.4 mm）とした。カップ胴部の異なる位置よりひずみ

7,8）量の異なるサンプルを採取しテストピースとした。カップ

一般に縦割れともよばれる。これに類似の脆化割れ現象

として SUS304 などのオーステナイト系ステンレス鋼での胴部のひずみ分布は成形前のブランクに記したケガキ位置

時期割れがあるが，準安定オーステナイト相の加工誘起にを，成形後の位置と対応づけることであらかじめ求めた。

よるオーステナイト (γ) →マルテンサイト (α’) 変態に関

こ の テ ス ト ピ ー ス に 重 さ 5 kg の 平 底 形 状 の 錘 を 高 さ係すると考えられており，本質的な発生機構は異なる。写800 mm から落下させ，テストピースが塑性変形して潰れ

真 1 には円筒絞り品での脆化割れの事例を示す。二次加工るか，脆性割れを起こすかを種々の温度で判定した。塑性

脆化割れは IF 鋼，低炭素鋼や高張力鋼などの普通鋼板で変形から脆性割れに転じる温度を延性脆性遷移温度としては，深絞り成形の絞り比に依存すると報告されているが，求めた。図 5 には試験により得られた塑性ひずみ量と延性その起こりやすさは加工前の母材の靭性を必ずしも反映し脆性遷移温度の関係を示す。テストピースに付与された塑

9,10），このことが部品の設計および素材選定の性ひずみ量が大きいほど延性脆性遷移温度は高くなること判断を困難にする一因といえる。フェライト系ステンレスが分かる。すなわち一次加工で厳しい絞り加工をされるほ鋼での報告は少ないが，低 C，N 化および Ti，Nb 添加にど，二次加工脆化割れを起こしやすくなり，場合により室よる IF 化に加えて，プレス技術の進歩により深絞り加工が温であっても衝撃を受けて割れを生じる可能性がある。鋼可能になったことで顕在化してきた不具合現象である。発種で比較すると，より高合金で強度レベルの高い JFE-WX1

生には温度依存性があり，特に気温が低下する冬季に発生

では JFE-MH1 に比べて同じひずみ量でも延性脆性遷移温することが多い。また，絞り成形部のため顕著な板厚減少

度は 20〜30℃程度も上昇する。

ないとされもなく危険箇所を認識しにくいので注意が必要である。前以上より深絞りなど材料が縮み変形する加工では二次加出の図 2 に示した部位 (b) は多工程に及ぶ成形の途中で衝撃の影響を受けた二次加工脆化割れの例である。シミュ

Weight: 5 kgHight: 800 mm

レーションの結果から，この部分は著しい絞り成形状態であることが分かる。しかしながら，二次加工脆化割れの発生は先に述べた成形限界線図では予測できない。この部品の製造においては，成形の前半でブランクや途中形状を修正することで加工ひずみを低く抑え，後半では低温，高速での加工を避けるなどの対策により二次加工脆化割れが回

図4Fig. 4

二次加工脆化の遷移温度評価試験の方法

Schematic illustration of evaluation method of transition
temperature for secondary-work-embrittlement

避された。

α-SUS

(b)

(a) α-SUSTransition temperature (˚C)

60(a)(b) γ-SUSγ-SUS

JFE-MH1
JFE-WX1

40200⫺20⫺40

写真 10.6ステンレス鋼の加工脆化割れ（(a) 二次加工脆化割れ（フェライト系ステンレス鋼），(b) 時期割れ（オーステナイト系ステンレス鋼））

Photo 1

Examples of brittle fracture of stainless steel ((a)
Secondary-work-embrittlement crack(ferritic stainlesssteel), (b) Season crack(austenitic stainless steel))

JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

図5Fig. 5− 44 −

0.7

0.8
0.9
Plastic strain

1.01.1

延性脆性遷移温度と塑性ひずみ量の関係

Relationship between the transition temperature forsecondary-work-embrittlement and plastic strain of draw
formed specimen

エキゾーストマニフォールド用フェライト系ステンレス鋼の成形性

工脆化割れに注意が必要なことが分かる。加工における対策として中間焼鈍が極めて有効であるが，それができない
場合には二次加工工程の低温化を避け，加工速度を小さく
90˚

2.0な材料を選定することが好ましく，また高 r 値化（r 値：ラ1.9Thickness (mm)ンクフォード値）や，微量の B 添加も二次加工脆化割れの抑制対策として効果がある。

3. パイプの曲げ加工性
3.160˚30˚するなどの対策がとられる。素材の観点では低合金で軟質

パイプエキマニの曲げ加工方法

1.8
1.7
1.630˚(Calc.)
60˚(Calc.)
90˚(Calc.)
90˚(Meas.)

1.5
1.4
1.3

エキマニはエンジン各気筒からの排ガスを集合させフロ0ントパイプに導く。排気系部品の中でも最上流に位置し最50も高耐熱性が要求される部品でもある。加工法としては，
図7

最近は板材からプレス成形し溶接で組みあげるプレスエキ
Fig. 7マニも使われるようになってきたが，主流としては曲げ加工したパイプをエンジンの各気筒に配置して集合させる，100150200
250
Position (mm)
協力：（株）
本田技術研究所殿

回転引き曲げによる曲げ部の板厚分布

Thickness distribution after bending in rotary draw
bending

いわゆるパイプエキマニといえる。エキマニ用のパイプ曲げ加工の特徴としてはエンジン周りの限られたスペースに90˚ 曲げ加工をした場合の曲げ外周の板厚分布の測定結果

収め，かつ拘束率や排気効率をも考慮して複雑に曲げ加工を示す。シミュレーションにより得られた途中の 30˚，60˚ 曲されることがあげられ，場合によっては部品の最小板厚のげ時点の板厚分布も合わせて示している。曲げ加工の進行

11），最近にともない板厚減少が進むが，最小板厚の箇所の移動は小では加工性，生産性とも優れた新しい曲げ加工方法が報告

さく，曲げ開始点の付近にあることが分かる。またこの結保証を要する。パイプの曲げ加工法の種類は多く
12）。中でも現在エキマニ用のパイプ曲げ加工法

果から 180˚ 曲げを行う場合には 90˚ ずつ 2 回曲げて 180˚

として普及しているのは図 6 に模式的に示す回転引き曲げとするよりも 60˚ ずつ 3 回曲げる方が板厚減少が少ないこ法であり，比較的小半径の曲げと，複雑な多段曲げが可能とが予想された。

されている

シミュレーションでの予想に基づき 60˚ ずつ 3 回曲げ加で，さらにはブースターやワイパーにより板厚減少とシワの抑制が可能との観点から多く採用されている

3.212〜14）。

工したパイプの外観と板厚分布の測定結果を図 8 に示す。

曲げパイプの板厚分布

回転引き曲げによるパイプの曲げ加工では一般的に外周60˚

側の板厚が減少し，その板厚減少が著しい場合には割れを120˚

180˚生じる。割れを生じない場合でも板厚が保証値を下回らないように留意が必要になる。ここでは回転引き曲げによる2.0

φ50.1 mm ⫻ 2.0 mmt を用いた。図 7 には事前検討として1.9Pressure

Thickness (mm)

パイプの 180˚ 曲げ加工の例を示す。素管には JFE409L，Pushing cylinder

Ball mandrel

Pressure force r-valueby booster
1.64.8 t
1.64.0 t
1.24.8 t

1.8
1.7
1.61.5Clamp

1.40Booster

図6Fig. 6250300

図8

回転引き曲げによる 180˚ 曲げ部の板厚分布
ブースター軸押し荷重および素管 r 値の変化による影響

Fig. 8

Effect of pressure force by booster, and r-value of raw
pipe material on thickness distribution after 180˚
bending in rotary draw bending

Bending roll
回転引き曲げ加工方法の概略

100150200Position (mm)協力：（株）本田技術研究所殿Wiper
Pipe50Schematic diagram of rotary draw bending− 45 −JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

エキゾーストマニフォールド用フェライト系ステンレス鋼の成形性

2007，no. 145，p. 9．
2） 宮崎淳，平沢淳一郎，古君修．JFE 技報．2004，no. 4，p. 53．

3 回に分割した曲げに対応して板厚減少の箇所が 3 ヶ所に分かれて現れている。また図 8 には回転引き曲げの軸押し

3） 宮崎淳，平沢淳一郎，古君修，小林眞，柿原節雄．まてりあ．2003，
vol. 42，no. 2，p. 157．

荷重，および素管の r 値を変更した場合の比較も示す。軸4） 宮崎淳，平沢淳一郎，古君修．川崎製鉄技報．2002，vol. 34，no. 2，

押し荷重が大きい方が，また素管の r 値が高い方が曲げ外p. 81．
5） 宮崎淳，平沢淳一郎，古君修．自動車技術．2001，vol. 55，no. 10，

周部の板厚減少は抑えられることが分かる。

p. 25．
6） 郡司牧男，宮崎淳，豊岡高明．川崎製鉄技報．2001，vol. 33，no. 4，4. おわりに

p. 165．
7） 薄鋼板成形技術研究会編．
「プレス成形難易ハンドブック第 3 版」．

以上のエキマニ用フェライト系ステンレス鋼の加工事例
より，次のような加工上の注意点が明確化された。
（1） プレス成形での複雑な変形に対し破断を予測するには成形限界線図が必要である。さらに最近では成形シミュレーションを併せて活用することで，破断の予測だけでなくプレス工程設計の最適化，迅速化が期待できる。
（2） 深絞りのような著しい縮み成形をした場合には二次加工脆化割れに注意が必要である。その発生しやすさはひずみ量や温度に依存し，材料によっても異なる。こ2007，p. 31–238．
8） ステンレス協会編．
「ステンレス便覧第 3 版」
．日刊工業新聞社，1995，
p. 925–972．
9） 松藤和夫，大沢紘一，酒匂雅隆，下村隆良，由田征史．塑性と加工．
1980，vol. 21，no. 237，p. 890．
10） 松藤和夫，大沢紘一，由田征史，酒匂雅隆．日本鋼管技報．1976，no. 70，p. 1．
11） 日本塑性学会編．チューブフォーミング．コロナ社，1992，p. 36–64．
12） 鈴木孝司，豊田俊介，佐藤昭夫，上野行一，岡田正雄．JFE 技報．
2007，no. 17，p. 52．
13） 橋本裕二，鈴木孝司，豊田俊介，郡司牧男，佐藤昭夫．2004 年度塑性加工学会春季講演大会論文．2004，p. 291．
14） 橋本裕二，園部修，鈴木孝司，河端良和，郡司牧男，佐藤昭夫．2006年度塑性加工学会秋季講演大会論文．2006．

れを回避するためには一次加工のひずみを低く抑える
ほか，二次加工工程では低温化を避け，低速で加工することが有効である。
（3） パイプの回転引き曲げ加工での板厚減少の抑制には，小角度に分割曲げ，軸押し荷重の増大，高 r 値素材の使用が有効である。
エキマニなど自動車排気系部品の加工上の問題は他にも数多くあるが，材料選定や部品設計の段階から耐熱性，耐食性に併せて，材料の成形性，成形方法にも考慮することが重要といえる。

参考文献
1） 加藤康，宮崎淳，笠茂利広，宇城工．自動車技術会学術講演会前刷集．

JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

− 46 −

尾崎 芳宏

井口 貴朗

宇城工