JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）p. 60–65

溶接部耐食性に優れた構造用ステンレス鋼 JFE410RW
High Corrosion Resistance Stainless Steel at Welding Point “JFE410RW”
藤田 健一

FUJITA Kenichi

JFE スチール

東日本製鉄所ステンレス部

柳沼

YAGINUMA Hiroshi JFE スチール

東日本製鉄所ステンレス部長

寛柿原 節雄KAKIHARA Setsuo

西宮ステンレス工場長東部事業所長（元 JFE スチール

ダイワスチール

東日本製鉄所ステンレス部長）

要旨
石炭および鉄鉱石貨車のボディ用途材料として溶接部耐食性に優れたステンレス鋼 JFE410RW を開発した。溶接熱影響部分の耐粒界腐食性を重点に検討した結果，溶接部耐食性に必要な要素は（1）溶接熱影響部がマルテンサイト組織を呈すること，および（2）Ti を添加することにより Cr の炭窒化物の粒界部分への析出を防止することの 2 点である。JFE410RW は熱間圧延鋼帯として製造し，良好な機械的性質と低温靭性を示している。

Abstract:
A newly developed stainless steel JFE410RW is superior in corrosion resistance at weld heat affected zone (HAZ)
area. Its main usage is coal and iron ore wagon bodies. Two main elements are essential for intergranular corrosion
resistance of weld HAZ. (1) The structure of weld HAZ must be martensite. (2) Precipitation of Cr carbide andnitride must be prevented by adding Titanium to stabilize C and N. JFE410RW is produced smoothly as hot coilproducts, and shows good mechanical properties and good toughness at low temperatures.

JFE スチールでは同用途材料として JFE410RW を開発し，1. はじめに2005 年より製造を行ってきた。本論文では JFE410RW の開発に当たり，溶接部の耐粒界腐食性を重点に検討し成分最近の中国を始めとする景気拡大により，鉄鋼製品の需決定した結果について報告する。

要が高まり，その原料である石炭や鉄鉱石の採掘量も増大

2. 実験方法している。それにともない石炭や鉄鉱石を運ぶ貨車（レールワゴン）の生産量も増加傾向にある。

2.1

採掘された石炭は硫黄分を多く含んでおり，レールワゴ

供試材
4)

ン用の材料には耐硫酸腐食性能，特に溶接部の耐粒界腐食以前から当社で製造している構造物用材料 JFE410DH性が求められる。そのため豪州では古くからステンレス鋼をベースに，JFE410DH ⫹ Ti 添加鋼と Mn, Ni, Ti の値を変が使用され，その材料選定についても研究されてきた

1〜3)

。

表1
Table 1化させた 5 種類の試作鋼を加えて，表 1 に示す合計 7 種類

実験材成分

Chemica l composition of the samples(mass%)CSi

Mn

PSCrNi

TiN

Ti/C⫹N

JFE410DH

0.008 00.18

1.49

0.029

0.002

11.03

0.28

0.001

0.005 50.08

JFE410DH+Ti

0.009 7

0.18

1.55

0.028

0.002

11.10

0.30

0.140

0.007 5

8.14

HiNi-HiMn

0.021 00.39

1.85

0.030

0.002

11.09

0.81

0.195

0.013 2

5.70

LowNi-HiMn

0.022 00.33

1.85

0.028

0.001

11.00

0.36

0.196

0.007 26.72

LowNi-LowMn

0.021 80.28

1.440.029

0.002

11.12

0.36

0.196

0.018 44.88

LowNi-LowMn-LowCN

0.015 9

0.38

1.44

0.028

0.002

11.03

0.35

0.190

0.009 67.45

HiTi-HiMn

0.015 7

0.28

1.95

0.029

0.002

11.03

0.41

0.269

0.006 712.01

2008 年 1 月 25 日受付− 60 −

溶接部耐食性に優れた構造用ステンレス鋼 JFE410RW

Y groove (Only for 5 mm thickness)
Second fillet

Arc spot
First fillet(a) Double fillet weld(b) Double butt weld
図1Fig. 1(c) Arc spot

溶接方法

Welding method

表2の鋼板を作製した。

Table 2

これら鋼板を切断・焼鈍・研削・酸洗して，すみ肉溶接，板厚 2 種類の突合せ溶接およびアークスポット溶接部の評

Welding condition

Welding method GMAW (Gas sealed Metal Arc Welding) method

価のために 3 mm 厚平板上へのアークスポットを行い，各溶接部から腐食試験用試験片を切り出して，塩水噴霧試験

Welding wire

MGS-309LS 1.2 mmφ(C: 0.02 mass%, Si: 0.8 mass%, Mn: 1.8 mass%,
Ni: 13.3 mass%, Cr: 23.6 mass%)

および硫酸 - 硫酸銅腐食試験に供して，鋼組成の耐食性へ

Sealed gas

98%Ar-2%O2の影響を調査した。また溶接部の靭性についても調査した。

Flow rate

20 l/min

2.2

溶接条件

製作工程

3 mm
thickness

5 mm
thickness

Double fillet weld(1) (i) First fillet 0.3 kJ/mm(ii) Second fillet 0.8 kJ/mm

䊊—Double butt weld(2) (i) First fillet 0.6 kJ/mm(ii) Second fillet 0.6 kJ/mm

䊊䊊(3) Arc spot䊊

—Welding condition

小型真空溶解炉を使用して 50 kg 鋼塊を溶製し，熱間で粗圧延・仕上げ圧延を経て 5.2 および 3.2 mm 厚の鋼板を作製した。
粗圧延は 1 170℃に加熱した鋼塊（160 ⫻ 160 ⫻ 250 mm）を 11 パ ス で 最 終 出 側 温 度 780 ℃ に て 板 厚 22 mm ⫻ 幅180 mm ⫻ 有効長さ 1 400 mm まで圧延して常温まで空冷した後，7 等分して長さを 200 mm の小片に切断した。これら小片のスケールを除去した後，仕上げ圧延は 1 050℃に再加熱して 3 パスで板厚 5.2 mm ⫻ 幅 180 mm ⫻ 有効長（1） すみ肉溶接用試験片
下板は原板から長さ 400 mm ⫻ 幅 60 mm の平板をさ 600 mm まで，
また 5 パスで板厚 3.2 mm ⫻ 幅 180 mm ⫻切り出し，焼鈍した後，溶接面の幅方向 60 mm のうち有効長さ 800 mm まで圧延した。
空冷した鋼板をそれぞれの溶接用試験体の大きさに切断

中 央 部 40 mm 部 分 を 研 削 し た。 立 て 板 は 長 さしてから 690℃ ⫻ 10 h，冷却速度 20℃/h の焼鈍処理を施

400 mm ⫻ 幅 40 mm の平板を焼鈍した後，溶接部側したのち，機械加工にて板厚をそれぞれ 5 および 3 mm に20 mm を両面研削した後に酸洗した。これら下板と立調整して酸洗を行い，溶接試験体の作成に供した。て板を長さ 400 mm の T 形試験体に組立て，表 2 の条2.3件にて両側一層すみ肉溶接を行った。

溶接方法（2） 突合せ溶接用試験片

溶接は GMAW（gas metal arc welding）法で行い，ワイ原板から長さ 400 mm ⫻ 幅 40 mm の平板を切り出

ヤは（株）
神戸製鋼所製 MGS-309LS の 1.2 mm 径を使用し，し，焼鈍した後，片面全幅と突合せ面側全長を研削しシールドガスは 98%Ar-2%O2 を流量 20 l/min として実施して，板厚 3 mm 材は開先を取らず，板厚 5 mm 材は片た。溶接はいずれも下向き姿勢で行い，各試験体に対する側 45˚，2 mm 深さの開先面を加工して酸洗したのちに，溶接条件は図 1 および表 2 のようにした。

2 パス目が研削した面になるように表 2 の条件で両側板厚 5 mm の突合せ溶接は Y 開先を付したが，1 パス目2.4

一層突合せ溶接を行った。
（3）アークスポット用試験片を開先のない側，2 パス目を開先側として溶接を行った。

すみ肉溶接の下板用と同じ形状の長さ 400 mm ⫻ 幅溶接用試験片

60 mm の平板を焼鈍した後，溶接面幅方向 60 mm の各溶接用試験片の形状と表面状況はそれぞれ次のようなうち中央部 40 mm 部分を研削した後に酸洗して 3 ヶ所/400 mm 長さの割合でアークスポットを行った。

処理を行って作成した。
− 61 −

JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

溶接部耐食性に優れた構造用ステンレス鋼 JFE410RW

2.530 mm テープを裏面端部から溶接面側の母材部へ約腐食試験

12 mm かかる程度に折り返して貼って，裏面および2.5.1 試験方法

幅方向端部にわずかに残る焼鈍時のスケールの影響（1） 塩水噴霧試験を排除して試験に供した。

ASTM B 117（ASTM；米国材料試験協会）に規定（2） 硫酸 - 硫酸銅腐食試験用試験片

される中性塩水噴霧試験に準拠し，5％NaCl 試験溶液（a）すみ肉溶接用試験片を試験容器内で 35℃の噴霧状として，試験時間 96 h

作 成 し た す み 肉 溶 接 部 か ら 長 さ 30 mm・ 幅30 mm・高さ 15 mm の大きさの腐食試験片を各 2とし，試験終了時に腐食状況を観察した。
（2） 硫酸 - 硫酸銅腐食試験

体 / 鋼種ずつ切り出して，2 体・1 組で樹脂に埋めASTM A 262 practice E および ASTM A 763 practice

込み端面を最終バフ研磨まで行い，腐食試験にした。

Z に準拠した modified strauss test を実施した。試験溶

2.6液は Cu/6%CuSO4/0.5%H2SO4 とし，この沸騰液中に溶接部の靭性評価

2.6.1 試験方法

端面を研磨した試験片を 20 h 浸せきして腐食状況を観突合せ溶接部の靭性を，JIS Z 2242 に規定されるシャル察した。
試験終了時の試験片表面には全面に腐食生成物が付

ピー衝撃試験方法に準拠した方法で評価した。
試験温度は ⫹50℃〜⫺100℃で行った。

着して黒色化し組織が観察できないため，試験片研磨
端面を約 20 µm 研削した面のミクロ組織を光学顕微鏡2.6.2 試験片にて観察した。

作 成し た 板 厚 5 mm の 突 合 せ 溶 接 部 の 表 裏 面 を 板 厚2.5.2 試験片3 mm まで研削し，長さ 55 mm・幅 10 mm の大きさで溶接（1） 塩水噴霧試験用試験片

金属部が板厚の 50％の位置に 2 mm の V ノッチを加工してシャルピー衝撃試験に供した。

（a） 突合せ溶接用試験片
作 成 し た 突 合 せ 溶 接 部 か ら 長 さ 80 mm・ 幅60 mm の大きさの腐食試験片を各 3 体 / 鋼種ずつ切3. 結果り出して，焼鈍時のスケールの影響を除去するため3.1

裏面側に幅 60 mm のテープを貼り試験に供した。

塩水噴霧試験

突合せ溶接用試験片の 96 h 塩水噴霧試験終了時の観察（b）アークスポット用試験片
400 mm 長さ方向の 3 ヶ所に置かれたアークスポッ

結果を写真 1 に示す。

ト部を含む長さ 80 mm ⫻ 幅 60 mm の試料を切り出すべての試験片で錆が発生しているが，溶接熱影響部にし， 幅 50 mm の 被 覆 用 テ ー プ を 裏 面 中 央 に 幅深い腐食が見られたものはなかった。またアークスポット

JFE410DH

JFE410DH⫹Ti

Hi Ni-Hi Mn

Low Ni-Hi Mn

Left side
after 96 h test
Right side
after brushing

Low Ni-Low Mn

Low Ni-Low Mn-Low CN
写真 1Photo 1

JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

Hi Ti-Hi Mn

塩水噴霧試験結果
Results of salt spray test
− 62 −

溶接部耐食性に優れた構造用ステンレス鋼 JFE410RW

表3Table 3

表4

硫酸 - 硫酸銅腐食試験結果
Results of modified Strauss test

SampleTable 4

Position at weld

吸収エネルギー遷移温度
Energy transition temperature

SampleEnergy transition temperature (˚C)

qwer

JFE410DH⬍⫺100

JFE410DH

䊊䉭䊊䊊

⫻⫻

䉭䉭

JFE410DH⫹Ti⬍⫺100

JFE410DH⫹Ti䉭䉭䊊䉭䊊⫻䊊䊊

Hi Ni-Hi Mn⫺30

Hi Ni-Hi Mn

䊊䊊䊊䊊䉭䉭䊊䊊

Low Ni-Hi Mn⫺30

Low Ni-Hi Mn䊊䊊䊊䊊䉭䉭䊊䊊

Low Ni-Low Mn⫺10

Low Ni-Low Mn䊊䊊䊊䉭䉭⫻䊊䊊

Low Ni-Low Mn-Low CN⫺15

Low Ni-Low Mn-Low CN䊊䉭

䊊䉭䉭⫻

䊊䊊

Hi Ti-Hi Mn⫺25

Hi Ti-Hi Mn

䊊䉭

䊊䉭䉭䉭

䊊䊊

䊊 ···No corrosion
䉭 ···Slight corrosion⫻ ···Deep corrosion or intergranular corrosion

以下と非常に良 好であり，その他の試 作 鋼は遷 移温 度
⫺10〜⫺30℃程度と大きな差は見られなかった。すなわち
低 C，低 Ti 成分のものが良好であった。

q4. 考察w4.1

溶接部耐食性と成分の関係

写真 3 に溶接熱影響部②の位置の組織を示す。

r（1）腐食発生位置はいずれの溶接部もビード幅方向端部のe

熱影響粗粒部であり，特に表 3 の③の位置，すなわち
写真 2

硫酸 - 硫酸銅腐食試験結果（JFE410DH ⴙ Ti）

最も入熱の小さな部分に孔食や粒界腐食が見られた。

Photo 2

Results of modified Strauss test (JFE410DH ⫹ Ti)（2）溶接熱影響粗粒部のミクロ組織に相違があり，410DH
鋼および Hi Ni-Hi Mn 鋼はマルテンサイト組織を呈す用試験片でも同様に差は見られなかった。

3.2るのに対して，他の試作鋼は粗大フェライト組織を呈していた。

硫酸 - 硫酸銅腐食試験（3）Ti を添加し，かつ溶接熱影響部がマルテンサイト組織

すみ肉溶接用試験片の硫酸 - 硫酸銅腐食試験後の結果をを呈する Hi Ni-Hi Mn 鋼がもっとも優れた耐食性を示

表 3 に示す。表 3 の①〜④は，写真 2 に示す各溶接熱影響した。
以上の 3 つのことから，溶接部耐食性に必要な要素は以部の位置である。
また記号は，2 つのサンプルの 4 ヶ所の結果である。

下の 2 点である。

○･･･腐食なし（a） 溶接熱影響部がマルテンサイト組織を呈すること△･･･ごく軽度な腐食（b）Ti を添加することにより Cr の炭窒化物の粒界部

×･･･深い孔食や粒界腐食分への析出を防止することステンレス鋼の溶接熱影響部に Cr の炭窒化物が発生し，腐食発生位置はいずれの溶接部もビード幅方向端部の熱影響粗粒部であり，特に表 3 の③の位置に何種類かの試験

粒界に Cr 欠乏が起こり，耐食性を悪くすることは従来か片で写真 2 に示すような深い孔食または粒界腐食が見られら知られておりた。

冷却の過程でマルテンサイト組織になることにより大半の表 3 の結果および実体顕微鏡による観察から定性的では

5,6)，今回のテスト結果は，溶接熱影響部のC の析出を防止し，一部フェライト組織となり析出した C,あるが耐食性に順序を付ければ，Hi Ni-Hi Mn 鋼がもっとN を Ti で安定化するというメカニズムで粒界腐食を防止しも優れた耐食性を示し，次いで Low Ni-Hi Mn 鋼が良好でていると考えられる。
今回写真 2 の③の位置，すなわち最も入熱の小さな部分あった。

3.3に孔食や粒界腐食が見られたのは，他の位置では入熱量が溶接部の靭性評価高く，フェライト組織で C，N を析出させても Ti で炭窒化突合せ溶接試験片の靭性を調査した結果を表 4 に示す。

物を生成できたのに対し，③の位置では冷却速度の方が速吸収エネルギー遷移温度は，延性破面率 100％となる最低かったためと考えられる。したがって，実用上ではアーク温度での吸収エネルギーの 1/2 の値に相当する温度とした。
JFE410DH および JFE410DH ⫹ Ti の遷移温度は ⫺100℃

スポットのような入熱の小さい個所の耐食性が最も重要となると考えられる。

− 63 −

JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

溶接部耐食性に優れた構造用ステンレス鋼 JFE410RWJFE410DH

JFE410DH⫹Ti

Hi Ni-Hi Mn

Low Ni-Low Mn

Low Ni-Low Mn-Low CN

Hi Ti-Hi Mn

写真 3

硫酸 - 硫酸銅腐食試験結果

Photo 3Results of modified Strauss test

表5Table 5

Low Ni-Hi Mn

JFE410RWの化学成分

Chemical composition of JFE410RW(mass%)

CSi

Mn

PS

Cr

Ni

Ti

NSpecification⬉0.025⬉1.00

1.00–2.00⬉0.040⬉0.03010.90–12.50—

4 (C⫹N)–0.30⬉0.020

Typical0.021

0.30

1.78

0.025

0.002

11.05

0.75

0.220.014

表6

5. 実機製造結果
5.1

Table 6

化学成分Density(at 20˚C)以上の検討をもとに実機製造を行った。成分のスペック

JFE410RWの物性値
Typical data of JFE410RW

Thermalexpansion
coefficient(⫺20–⫹50˚C)

Mechanical propertiesYSTSElHBと 1 例を表 5 に示す。最も優れた耐食性を示した Hi Ni-

7.731 g/cm3 10.0⫻10⫺6/˚C 401 N/mm2 519 N/mm2 28.8% 155

Hi Mn 鋼を採用した。ただし Low Ni-Hi Mn 鋼でも Hi Ni-

YS: Yield strength
TS: Tensile strength
El: Elongation
HB: Brinell hardness

Hi Mn 鋼と同様，ごく軽度な腐食しか発生しておらず，Nを Hi Ni-Hi Mn 鋼と同量まで増量することにより，溶接熱影響部がマルテンサイト組織を呈することが可能であると5.3考えられるため，Ni の下限スペックは設けなかった。

5.2

図 2 に溶接部の靭性を示す。

物理的性質および機械的性質

2⫺20℃の低温領域でも溶接部分で 50 J/cm 程度以上の靭

表 6 に実機製造材の物理的性質および機械的性質の代表性を示している。
これは，溶接熱影響部が低 C のマルテンサイト組織であ例を示す。鋼板への加工など問題なく製造できる良好な機械的性質となっている。
JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）

靭性るためと考えられる。
− 64 −

溶接部耐食性に優れた構造用ステンレス鋼 JFE410RW

150
Toughness (J/cm2)

6. おわりに100

JFE410RW は豪州などで材料認定を獲得し，順調に販売量を伸ばしている。写真 4 に石炭貨車に適用された例を示50す。今後は鉄鉱石・石炭貨車のみでなく他の用途にも拡大して行く所存である。

0⫺150

⫺100

⫺50050

参考文献Temperature (˚C)
図2Fig. 21） Fritz, J. D.; Franson, I. A.. Material Selection and Design. 1997-08, p. 57–61.
2） Bennekom, A.V. et. al. INFACON 6. 1992, vol. 2, p. 157–163.
3） Sandenbergh, R. F.; Pistorus, P. G. H. INFACON 6. 1992, vol. 2, p. 225–228.
4） Yoshioka, K. et. al. Kawasaki Steel Technical Report. 1981, no. 3, p. 65–73.
5） ステンレス協会編．ステンレス鋼便覧．1995．p. 998．
6） Nakamichi, H. et. al. JFE 技報．2007，no. 17，p. 47–51．

溶接部靭性調査結果

Impact value on welding HAZ

写真 4石炭貨車藤田 健一

Photo 4 Coal wagon− 65 −柳沼寛

柿原 節雄

JFE 技報 No. 20（2008 年 6 月）