JP6634616B2

JP6634616B2 - 摩擦攪拌接合用鋼及び摩擦攪拌接合方法

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Publication number: JP6634616B2
Application number: JP2016149768A
Authority: JP
Inventors: 藤井　英俊; 英俊藤井; 林太郎上路; 好昭森貞; 池田　倫正; 倫正池田; 松下　宗生; 宗生松下
Original assignee: JFE Steel Corp; Osaka University NUC
Current assignee: JFE Steel Corp; Osaka University NUC
Priority date: 2016-07-29
Filing date: 2016-07-29
Publication date: 2020-01-22
Anticipated expiration: 2036-07-29
Also published as: JP2018016866A

Description

本発明は摩擦攪拌接合を好適に用いることができる鋼及び当該鋼を被接合材とする摩擦攪拌接合方法に関する。

摩擦攪拌接合（ＦＳＷ：ＦｒｉｃｔｉｏｎＳｔｉｒＷｅｌｄｉｎｇ）は、回転するツールを被接合材に圧入し、金属材を材料流動させることによって接合を達成する技術である。固体接合であることから接合温度の調整が比較的容易であり、一般的な溶融溶接と比較して継手特性が良好であることから、盛んに研究開発が進められている。

従来は変形抵抗が小さいアルミニウム及びアルミニウム合金等が主な被接合材となってきたが、ツール及び摩擦攪拌接合装置の性能向上や摩擦攪拌接合条件の最適化等により、近年では各種鋼も接合の対象材となりつつある。

一方で、摩擦攪拌接合に適した鋼に関する検討も進められており、例えば、特許文献１（特開２００８−３１４９４号公報）では、低合金構造用鋼であって、６００℃以上の平衡状態においてフェライト単相となる温度域幅とオーステナイト相とフェライト相の２相となる温度域幅の合計が２００℃以上であることを特徴とする摩擦攪拌接合用の低合金構造用鋼、が開示されている。

上記特許文献１に記載の低合金構造用鋼においては、接合部の到達温度付近における、フェライト単相域及びオーステナイト相‐フェライト２相域を拡大することにより、摩擦攪拌接合における鋼の変形抵抗が大幅に低減し、その結果、回転ツールの耐久性が向上し、接合速度等の接合条件の制限が緩和される、としている。加えて、ツールの損耗、破損による交換作業の頻度が抑えられ、接合時間が短縮されるので施工能率が向上する、としている。

また、摩擦攪拌接合の原理を利用した表面改質技術である摩擦攪拌プロセスに適した鋼に関する検討も進められており、例えば、特許文献２（特開２０１４−１６２９７１号公報）では、質量％で、Ｃ：０．４０〜１．５０％、Ｓｉ：０．１５〜２．００％、Ｍｎ：０．３０〜２．００％、Ｃｒ：０．５０〜３．００％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる摩擦攪拌プロセス用鋼、が開示されている。

上記特許文献２に記載の摩擦攪拌プロセス用鋼においては、摩擦攪拌プロセスを適用することによって優れた表面硬化が達成できる、としている。

特開２００８−３１４９４号公報特開２０１４−１６２９７１号公報

しかしながら、上記特許文献１に開示されている低合金構造用鋼は、プロセス時の鋼の変形抵抗を低減することで鋼に対する摩擦攪拌接合の適用を容易にするものであり、接合部（攪拌部）の機械的特性や鋼に添加する元素のコストや入手容易性等に関しては殆ど考慮されていない。

また、上記特許文献２に開示されている摩擦攪拌プロセス用鋼は、摩擦熱を利用した表面焼き入れに対して組成を最適化したものであり、攪拌部において脆化の原因となるマルテンサイトの形成が基本的に敬遠される摩擦攪拌接合用鋼とは、その設計指針が全く異なるものである。

なお、各種レアメタルの添加によって機械的特性を向上させた高張力鋼を用いることで、摩擦攪拌接合部の機械的特性（引張強度及び破壊靭性等）をある程度担保することができるが、レアメタルは高価であることに加えて偏在リスクも存在する。

以上のような従来技術における問題点に鑑み、本発明の目的は、摩擦攪拌接合によって従来の高張力鋼と同等以上の継手特性（攪拌部の引張強度及び破壊靭性等）を得ることができる鋼であり、比較的安価な合金元素のみを最小限添加した鋼及び、当該鋼を被接合材とする摩擦攪拌接合方法を提供することにある。

本発明者は上記目的を達成すべく、鋼の組成と摩擦攪拌接合によって得られる攪拌部の機械的特性との関係について鋭意研究を重ねた結果、炭素鋼を基本としてＣｒを適量添加すること等が攪拌部の機械的特性の向上に極めて有効であることを見出し、本発明に到達した。

即ち、本発明は、
鋼組成が、質量％で、
Ｃ：０．２０〜０．４５％、及び
Ｃｒ：１．００〜３．５０％
を含有し、かつＡ式によって定義される炭素当量ＣＥが０．４０〜１．００質量％であること、
を特徴とする摩擦攪拌接合用鋼を提供する。
ＣＥ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（Ａ）
式中に記載された元素記号は、前記摩擦攪拌接合用鋼材における各成分の含有量を単位質量％で示す。

炭素当量ＣＥの値が大きいほど脆いマルテンサイトが形成されやすく、一般的にＣＥ≧０．４質量％となると溶接は困難とされている。しかしながら、接合温度が低いことに加えて冷却速度が比較的遅い固相接合である摩擦攪拌接合を用いることで、炭素当量ＣＥを０．４０〜１．００質量％としても良好な接合部を得ることができる。ここで、炭素当量ＣＥを０．４０質量％以上とすることで鋼及び鋼の攪拌部の機械的特性を向上させるための元素（Ｃ及びＣｒ等）を十分に添加することができ、１．００質量％以下とすることで、脆化の原因となるマルテンサイトの形成を抑制することができる。

本発明の摩擦攪拌接合用鋼においては、Ｃの含有量を０．２０質量％以上とすることで、鋼の強度を十分に高くすることができ、０．４５質量％以下とすることで、脆化を抑制することができる。

また、本発明の摩擦攪拌接合用鋼においては、Ｃｒを１．００〜３．５０質量％含むことで、攪拌部の強度及び靭性を改善することができる。靭性は強度と延性の一種の積であるため、Ｃｒの添加により強度と延性が共に高くなる結果、靭性が改善される。

また、本発明の摩擦攪拌接合用鋼においては、更に、質量％で、Ｍｎ：０．００超〜２．００質量％を含有すること、が好ましい。

更に、本発明の接合用鋼においては、上記のＣ、Ｃｒ及びＭｎ以外の残部がＦｅ及び不可避的不純物のみの組成であること、が好ましい。炭素鋼を基本とし、レアメタルの添加を控えることで製造コストを低減することができることに加え、生産の持続可能性を担保（偏在リスクを低減）することができる。なお、本発明は摩擦攪拌接合用鋼であるが、摩擦攪拌プロセスの対象とすることを妨げるものではない。

本発明は、上記本発明の摩擦攪拌接合用鋼を被接合材とし、
攪拌部における接合中の最高到達温度を前記摩擦攪拌接合用鋼のＡ_１点以上とすること、
を特徴とする摩擦攪拌接合方法も提供する。

本発明の摩擦攪拌接合方法によれば、本発明の鋼をＡ_１点未満で摩擦攪拌接合する場合は勿論のこと、Ａ_１点以上で摩擦攪拌接合した場合にも、攪拌部に高い破壊靭性（吸収エネルギー）を付与することができる。被接合材に炭素鋼を用いる場合、攪拌部の破壊靭性を向上させる観点からは、摩擦攪拌接合温度を鋼のＡ_１点未満とする（攪拌部の組織を微細等軸粒とする）ことが好ましい。しかしながら、摩擦攪拌接合温度を鋼のＡ_１点未満としても攪拌部の破壊靭性が十分に担保されるとは言い難いことに加え、摩擦攪拌接合に必要なプロセス荷重が大きくなってしまうという問題が存在する。また、Ａ_１点未満での接合では被接合材の変形抵抗が大きいため、一般的に接合時間が長くなる傾向にある。これに対し、被接合材として本発明の鋼を用いることで、摩擦攪拌接合温度を鋼のＡ_１点以上としても攪拌部に良好な破壊靭性を付与することができる。その結果、プロセス荷重及び接合時間等を低減することができる。

本発明によれば、接合中の最高到達温度が被接合材である鋼のＡ_１点以上となる摩擦攪拌接合によって、従来の高張力鋼と同等以上の継手特性（攪拌部の引張強度及び破壊靭性等）を得ることができる鋼であり、比較的安価な合金元素のみを最小限添加した鋼及び、当該鋼を被接合材とする摩擦攪拌接合方法を提供することができる。

引張試験片の形状を示す概略図である。微小衝撃試験片の形状を示す概略図である。実施摩擦攪拌接合用鋼材５、比較摩擦攪拌接合用鋼材３〜６の母材及び攪拌部の微細組織写真である。実施摩擦攪拌接合用鋼材５、比較摩擦攪拌接合用鋼材３〜６の攪拌部断面の硬度分布である（接合条件１）。実施摩擦攪拌接合用鋼材５、比較摩擦攪拌接合用鋼材３〜６の攪拌部断面の硬度分布である（接合条件２）。実施摩擦攪拌接合用鋼材５、比較摩擦攪拌接合用鋼材３〜６の吸収エネルギーを示すグラフである。実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２の攪拌部の吸収エネルギーとクロム含有量の関係を示すグラフである。実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２の攪拌部の微細組織写真である。実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜３及び比較摩擦攪拌接合用鋼材１の攪拌部の初析フェライト面積率を示すグラフである。実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２の攪拌部の硬度分布を示すグラフである。実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２の攪拌部の公称応力‐公称ひずみ曲線である。実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜３及び比較摩擦攪拌接合用鋼材１のＴＩＧ溶接金属部の吸収エネルギーを示すグラフである。比較摩擦攪拌接合用鋼材７〜１０の攪拌部の公称応力‐公称ひずみ曲線である。実施摩擦攪拌接合用鋼材２、６、７及び比較摩擦攪拌接合用鋼材５の攪拌部の公称応力‐公称ひずみ曲線である。

以下、本発明の摩擦攪拌接合用鋼及び摩擦攪拌接合方法の代表的な実施形態について詳細に説明するが、本発明はこれらのみに限定されるものではない。なお、以下の説明では、重複する説明は省略する場合がある。

（１）摩擦攪拌接合用鋼
本発明の摩擦攪拌接合用鋼は、
鋼組成が、質量％で、
Ｃ：０．２０〜０．４５％、及び
Ｃｒ：１．００〜３．５０％
を含有し、かつＡ式によって定義される炭素当量ＣＥが０．４０〜１．００質量％であること、
を特徴とする摩擦攪拌接合用鋼である。
ＣＥ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（Ａ）
式中に記載された元素記号は、前記摩擦攪拌接合用鋼材における各成分の含有量を単位質量％で示す。

構造材の比強度の向上が切望されているところ、鋼についてはレアメタルの添加による各種高張力鋼が提案されているが、レアメタルは偏在リスクが高く、コストや生産安定性等の観点から問題となる。一方で、鋼の強度は基本的に炭素量の増加に伴って向上することから、炭素鋼を積極的に活用することができればレアメタルの使用量を削減することができる。

ここで、炭素量が多い中・高炭素鋼は溶融溶接時に割れが発生するため、溶接が極めて困難な材料であるとされているが、摩擦攪拌接合を用いることで当該問題を克服することができる。しかしながら、溶接構造部材を使用する際には接合部の破壊靭性を確保する必要があるところ、炭素量が多い鋼の接合部（攪拌部）は十分な破壊靭性を有していない。

これに対し、本発明の摩擦攪拌接合用鋼は、炭素当量ＣＥの最適化により鋼の強度を維持しつつ接合部（攪拌部）の脆化を抑制し、最小限の合金元素の添加により接合部（攪拌部）に従来の高張力鋼と同等以上の破壊靭性を付与した組成となっている。以下、各成分について詳細に説明する。

上述のとおり、炭素当量ＣＥの値が大きいほど脆いマルテンサイトが形成されやすく、一般的にＣＥ≧０．４質量％となると溶接は困難とされている。しかしながら、接合温度が低いことに加えて冷却速度が比較的遅い固相接合である摩擦攪拌接合を用いることで、炭素当量ＣＥを０．４０〜１．００質量％としても良好な接合部を得ることができる。ここで、炭素当量ＣＥを０．４０質量％以上とすることで鋼及び鋼の攪拌部の機械的特性を向上させるための元素（Ｃ及びＣｒ等）を十分に添加することができ、１．００質量％以下とすることで、脆化の原因となるマルテンサイトの形成を抑制することができる。なお、炭素当量ＣＥのより好ましい範囲は０．５０〜０．９０質量％であり、最も好ましい範囲は０．６０〜０．７０質量％である。

Ｃの含有量を０．２０質量％以上とすることで、鋼の強度を十分に高くすることができ、０．４５質量％以下とすることで、脆化を抑制することができる。なお、Ｃのより好ましい含有量は０．２２〜０．４０質量％である。

Ｃｒを１．００〜３．５０質量％含むことで、攪拌部の強度及び靭性を改善することができる。Ｃｒの添加による攪拌部の特性改善のメカニズムは必ずしも明らかにはなっていないが、炭素鋼にＣｒを添加することにより、摩擦攪拌接合中（オーステナイトからの冷却過程）における初析フェライトの生成が抑制され、得られる攪拌部の強度が上昇すると共に、マルテンサイト（又はベイナイト）の延性が向上するものと思われる。ここで、靭性は強度と延性の一種の積であるため、強度と延性が共に高くなる結果、靭性が改善される。なお、Ｃｒのより好ましい含有量は１．５０〜３．００質量％である。

また、本発明の摩擦攪拌接合用鋼においては、更に、質量％で、Ｍｎ：０．００超〜２．００質量％を含有すること、が好ましい。Ｍｎを含むことで初析フェライトの生成が抑制されると共に、固溶強化量が増大すると考えられる。なお、Ｍｎのより好ましい含有量は０．２５〜０．７５質量％である。

また、本発明の接合用鋼においては、上記のＣ、Ｃｒ及びＭｎ以外の残部がＦｅ及び不可避的不純物のみの組成であること、が好ましい。炭素鋼を基本とし、レアメタル等の合金元素の添加を控えることで製造コストを低減することができることに加え、生産の持続可能性を担保（偏在リスクを低減）することができる。

以上、本発明の摩擦攪拌接合用鋼材の基本成分について説明したが、その他にも、以下に述べる元素を適宜含有させることができる。なお、以下で用いる％は全て質量％である。

Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．００５０％以下
Ｐ及びＳはいずれも、中心偏析を助長する元素であり、極力低減することが望まれるが、Ｐは０．０５０％で、Ｓは０．００５０％以下で許容される。

Ｓｉ：０．１５〜２．００％
０．１５％以上のＳｉを含有させることで攪拌部が熱によって軟化することを抑制することができる。一方で、２．００％以下とすることで、靭性の低下を抑制することができる。

Ｃｕ：３．０％以下
Ｃｕは、母材の強度を確保するために有用な元素であるが、３．０％を超えて含有すると母材及びＨＡＺ部が硬化するため、３．０％以下とすることが好ましい。

Ｎｉ：５．０％以下
Ｎｉは、母材の強度と靱性を向上させる元素であるが、５．０％を超えて含有するとＨＡＺ部が硬化するため、５．０％以下とすることが好ましい。また、Ｎｉは高価であることからも、５．０％以下とすることが好ましい。

Ｍｏ：１．０％以下
Ｍｏは、母材の強度向上に有用な元素であるが、１．０％を超えると靱性に悪影響を及ぼすことから、１．０％以下とすることが好ましい。また、Ｍｏは高価であることからも、１．０％以下とすることが好ましい。

Ｎｂ：０．１％以下
Ｎｂは、母材およびＨＡＺ部の強度と靱性を確保するために有用な元素であるが、０．１％を超えると靱性に悪影響を及ぼすことから、０．１％以下とすることが好ましい。また、Ｎｂは高価であることからも、０．１％以下とすることが好ましい。

Ｖ：０．１％以下
Ｖは、母材の強度を高めるのに有用な元素であるが、含有量が０．１％を超えると靱性を劣化させるので、０．１％以下とすることが好ましい。また、Ｖは高価であることからも、０．１％以下とすることが好ましい。

Ｂ：０．００４０％以下
Ｂは、圧延中にオーステナイト粒界に偏析して焼入性を上げる作用があるが、０．００４０％を超えるとＨＡＺ部の靱性を劣化させることから、０．００４０％以下とすることが好ましい。

その他、不純物としてはＮがあり、多量に含有されると窒化物を形成して靱性の低下を招くので、Ｎの混入量は０．０１０％以下とすることが好ましい。

（２）摩擦攪拌接合方法
本発明の摩擦攪拌接合方法は、上述の本発明の摩擦攪拌接合用鋼を被接合材とし、攪拌部における接合中の最高到達温度を摩擦攪拌接合用鋼のＡ_１点以上とすること、を特徴とする摩擦攪拌接合方法である。

摩擦攪拌接合は、接合しようとする二つの金属材からなる被接合材それぞれの端部を突き合わせ、回転ツールの先端に設けられた突起部（プローブ）を両者の端部の間に挿入し、これら端部の長手方向に沿って回転ツールを回転させつつ移動させることによって、二つの金属部材を接合する方法である。

本発明における「摩擦攪拌接合」とは、回転ツールを回転させつつ接合方向に向けて移動させる摩擦攪拌接合、回転ツールを回転させつつ接合部位で移動させないスポット摩擦攪拌接合、被接合材同士を接合部位で突合せる摩擦攪拌接合、及び被接合材同士を重ね合わせて一方の被接合材の側から重ね合せた部位まで回転ツールを挿入する摩擦攪拌接合の４つのいずれかの態様、並びにこれらを任意に組み合わせた態様が含まれる。

摩擦攪拌接合に用いる回転ツールの一般的な形状は、ツール本体の底面にプローブ部を有したものであり、回転する摩擦攪拌接合用ツールのプローブ部を被接合材に圧入し、ツール本体の底面（ショルダ部）と被接合材（本発明の摩擦攪拌接合用鋼）とを当接させることで摩擦熱が発生し、被接合材の材料流動が生じる。なお、摩擦攪拌プロセスに用いる場合は、ツール本体の底面にプローブ部を有さない、フラットツールを用いることもできる。

ここで、被接合材に圧入し、材料流動を生じさせることができる限りにおいて回転ツールの材質は特に限定されないが、例えば、ＷＣ等の超硬合金、Ｓｉ_３Ｎ_４，ＰＣＢＮ等のセラミックス、Ｗ，Ｍｏ，Ｃｏ，Ｉｒ合金等の高融点金属等を用いることができる。

摩擦攪拌接合温度は、回転ツールの材質及び形状、被接合材の組成及び組織等にも影響されるが、回転ツールの回転速度及び移動速度、接合荷重等によって制御することができる。具体的には、回転ツールの回転速度及び接合荷重の増加、回転ツールの移動速度の低下によって摩擦攪拌接合温度を上昇させることができ、これらの接合条件の調整によって摩擦攪拌接合温度を被接合材である鋼のＡ_１点以上としてもよい。

なお、鉄系材のＡ_１点（℃）は、例えば、「Ａ_１＝７５０．８−２６．６Ｃ＋１７．６Ｓｉ−１１．６Ｍｎ−２２．９Ｃｕ−２３Ｎｉ＋２４．１Ｃｒ＋２２．５Ｍｏ−３９．７Ｖ−５．７Ｔｉ＋２３２．４Ｎｂ−１６９．４Ａｌ−８９４．７Ｂ」で知ることができる（Ｃ，Ｓｉ等には各元素の質量％を代入する）。

本発明の摩擦攪拌接合用鋼を被接合材とし、摩擦攪拌接合温度を当該鋼のＡ_１点以上とすることで、靭性に優れた攪拌部を得ることができることに加え、Ａ_１点未満で摩擦攪拌接合を行う場合と比較して、接合時のプロセス荷重及び接合時間を低減することができる。

以上、本発明の代表的な実施形態について説明したが、本発明はこれらのみに限定されるものではなく、種々の設計変更が可能であり、それら設計変更は全て本発明の技術的範囲に含まれる。

以下、実施例において本発明の摩擦攪拌接合用鋼及び摩擦攪拌接合方法について更に説明するが、本発明はこれらの実施例に何ら限定されるものではない。

≪実施例１≫
高周波溶解により表１に示す組成を有する鋼のインゴット（φ３５×２０〜２５ｈ）を作製し、９５０℃の熱間圧延にて３ｍｍの鋼板（実施摩擦攪拌接合用鋼材１）を得た。なお、原料には電解鉄、電解マンガン及び電解クロムを用い、総量が３００〜３５０ｇとなるように秤量後、０．５気圧のアルゴン雰囲気中で高周波溶解により溶製した。また、ＣＥ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５を用いて炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。

得られた鋼板に対し、ショルダ径１５ｍｍ、プローブ径６ｍｍ、プローブ長２．９ｍｍの形状を有する超硬合金性ツール（プローブにネジを有していない）を用い、表２に示す２つの接合条件（接合中の最高到達温度がＡ_１点以上となる条件、及びＡ_１点未満となる条件）にて荷重一定制御で摩擦攪拌接合を行った。ここで、摩擦攪拌接合は突合せ接合ではなく、一枚板の表面からツールを挿入するスターインプレートとした。なお、接合中の最高到達温度がＡ_１点未満となる条件には数値範囲が存在するが、得られた攪拌部断面の光学顕微鏡観察によってベイナイト又はマルテンサイトが殆ど確認できなくなる接合条件を使用した（ベイナイト又はマルテンサイトが確認された場合は、ツール回転速度の減少、接合速度の増加、接合荷重の減少のいずれかによって最高到達温度を低下させた。）。

≪実施例２≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、実施摩擦攪拌接合用鋼材２を得た。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪実施例３≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、実施摩擦攪拌接合用鋼材３を得た。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪実施例４≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、実施摩擦攪拌接合用鋼材４を得た。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪実施例５≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、実施摩擦攪拌接合用鋼材５を得た（Ｍｎを含んでいないため、電解マンガンは使用していない）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪実施例６≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、実施摩擦攪拌接合用鋼材６を得た。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪実施例７≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、実施摩擦攪拌接合用鋼材７を得た。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例１≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材１を得た。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例２≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材２を得た。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例３≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材３を得た（原料には電解鉄及び電解マンガンを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例４≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材４を得た（原料には電解鉄、金属シリコン、電解マンガン及び電解モリブデンを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例５≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材５を得た（原料には電解鉄、金属シリコン、電解マンガン、電解クロム及びニッケルペレットを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例６≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材６を得た（原料には電解鉄、金属シリコン、電解マンガン、電解クロム、電解モリブデン及びニッケルペレットを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例７≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材７を得た（原料には電解鉄、金属シリコン及び電解マンガンを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例８≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材８を得た（原料には電解鉄、金属シリコン及び電解マンガンを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例９≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材９を得た（原料には電解鉄、金属シリコン及び電解マンガンを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

≪比較例１０≫
表１に示す組成を用いた以外は実施例１と同様にして、比較摩擦攪拌接合用鋼材１０を得た（原料には電解鉄、金属シリコン及び電解マンガンを使用）。また、実施例１と同様にして炭素当量ＣＥを算出し、表１に示した。更に、実施例１と同様にして摩擦攪拌接合を施した。

［評価試験］
（１）組織観察
摩擦攪拌接合方向に対して垂直に攪拌部を含む領域を切り出し、断面を研磨及び腐食（４％ナイタール）した後、光学顕微鏡を用いて組織観察を行った。なお、研磨にはエメリー紙（＃６００〜＃３０００）及びダイヤモンドペースト（粒度３μｍ及び１μｍ）を用いた。

（２）硬度測定
ビッカース硬度計（株式会社フューチュアテック製Ｆ−３００）を用い、接合部断面の硬度測定を行った（攪拌部中央の水平方向）。測定条件は、圧痕間隔：０．５ｍｍ、荷重：３００ｇｆ、保持時間：１０ｓとした。

（３）引張試験
上記実施例及び比較例で得られた鋼材の攪拌部に関し、図１に示す試験片を作製し、引張強度を測定した。なお、試験片の切り出しには放電加工機を用い、引張軸は接合方向に対して垂直とした。引張試験機（ＳＨＩＭＡＤＺＵＡｕｔｏｇｒａｐｈＡＧＳ−Ｘ１０ｋＮ）を用い、クロスヘッド速度１．０ｍｍ／ｍｉｎで継手の引張強度を測定した。

（４）微小衝撃試験
図２に示す微小衝撃試験片を摩擦攪拌接合方向に対して垂直に切り出した。試験片のノッチは攪拌部の中央になるようにし、試験片の寸法は長さ：２０ｍｍ、厚さ：０．５ｍｍ、幅：０．５ｍｍ、ノッチ：０．１ｍｍとした。なお、測定はパンチャー速度を１ｍ／ｓとして室温で行い、得られた荷重変位曲線の積分により吸収エネルギーを算出した。

実施摩擦攪拌接合用鋼材５、比較摩擦攪拌接合用鋼材３〜６の母材及び攪拌部の微細組織写真を図３に示す。母材はそれぞれ異なる組織を示しているが、接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部は大部分の領域がベイナイト又はマルテンサイトからなる組織となっており、接合条件２（低温条件）で得られた攪拌部は大部分の領域が等軸形状の微細フェライトからなる組織となっている。当該結果より、接合中の最高到達温度が接合条件１（高温条件）では鋼材のＡ_１点以上、接合条件２（低温条件）ではＡ_１点未満となっていることが分かる。なお、その他の実施摩擦攪拌接合用鋼材及び比較摩擦攪拌接合用鋼材においても同様の結果であった。

実施摩擦攪拌接合用鋼材５、比較摩擦攪拌接合用鋼材３〜６の攪拌部断面の硬度分布につき、接合条件１（高温条件）を用いた場合の結果を図４、接合条件２（低温条件）を用いた場合の結果を図５に示す。接合条件１（高温条件）を用いた場合はベイナイト又はマルテンサイトの形成により攪拌部の硬度が大幅に上昇しているが、接合条件２（低温条件）を用いた場合は組織の微細化に伴う若干の硬度上昇に留まっている。

実施摩擦攪拌接合用鋼材５、比較摩擦攪拌接合用鋼材３〜６の吸収エネルギーを図６に示す。既存の７８０ＭＰａ級高張力鋼に相当する比較摩擦攪拌接合用鋼材６の攪拌部は接合条件に依らず母材と遜色のない吸収エネルギーを示している。ここで、比較摩擦攪拌接合用鋼材６を基準とすると、中炭素鋼である比較摩擦攪拌接合用鋼材５及び炭素鋼にＭｎのみを添加した比較摩擦攪拌接合用鋼材３の攪拌部は吸収エネルギーが小さくなっている。また、比較摩擦攪拌接合用鋼材４の攪拌部は高い吸収エネルギーを有しているが、Ｍｏは非常に高価なレアメタルであることから、他の合金元素によって代替する必要がある。これらに対し、炭素鋼にＣｒのみを添加した実施摩擦攪拌接合用鋼材５の接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部は、７８０ＭＰａ級高張力鋼（比較摩擦攪拌接合用鋼材６）の攪拌部と同等以上の吸収エネルギーを有している。なお、母材の吸収エネルギーについては低い値となっているが、組織の最適化によって向上させることができる。当該結果より、レアメタルを使用することなく接合条件１（高温条件）で得られる攪拌部に高い吸収エネルギーを付与するには、炭素鋼へのＣｒの添加が効果的であることが分かる。

実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２に関し、母材及び接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部の吸収エネルギーとＣｒ含有量の関係を図７に示す。攪拌部の吸収エネルギーはＣｒの添加（特に１．５質量％以上の添加）によって大幅に上昇するが、４質量％添加した場合は３質量％添加と比較して僅かに低下している。ここで、ＣｒはＦｅと比較すると高価であることを考慮すると、Ｃｒ添加量の上限値を３．５０％程度とすることが好ましいことが分かる。なお、母材の吸収エネルギーはＣｒ含有量の増加に伴って上昇している。Ｃｒ添加による靭性向上のメカニズムについては必ずしも明らかになっていないが、初析フェライトの減少による強度上昇及び微細炭化物の析出による延性向上等が考えられる。

実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２に関し、接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部の微細組織写真を図８に示す。いずれの攪拌部においても微細な炭化物を伴うラスマルテンサイト組織が形成されている。また、Ｃｒ含有量が１．５％以下の場合、ラスマルテンサイトに加えて、旧オーステナイト粒界に沿って初析フェライトが観察される。

実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜３及び比較摩擦攪拌接合用鋼材１に関し、接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部の初析フェライトの面積率を図９に示す。なお、当該面積率は攪拌部の光学顕微鏡観察により、ポイントカウンティング法にて測定した。Ｃｒ含有量の増加に伴って旧オーステナイト粒界に存在する初析フェライトの体積立は減少し、２．０質量％以上の添加により観察されなくなった。

実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２に関し、接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部の硬度分布を図１０に示す。いずれの場合も攪拌部の硬度は母材よりも高くなっているが、Ｃｒ含有量が２．０質量％以下ではＣｒ量の増加に伴い高くなり、２．０質量%を超えるＣｒが添加されるとやや低くなる傾向が認められる。Ｃｒ含有量が２．０質量％以下の硬度上昇は、組織の微細化及び初析フェライトの減少によるものであると考えられ、Ｃｒ含有量が２．０質量％を超える場合の硬度低下は、炭化物生成元素であるＣｒの添加に伴うベイナイト中の炭化物生成に起因する固溶強化の減少等が原因であると考えられる。

実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜４、比較摩擦攪拌接合用鋼材１及び２に関し、接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部の公称応力‐公称ひずみ曲線を図１１に示す。Ｃｒを添加することで攪拌部の引張強度が大幅に向上すると共に、延性は大きく低下しないことが分かる。一方で、Ｃｒの添加量が４．０質量％になると強度及び伸びが低下している。つまり、４．０質量％のＣｒを添加する場合、高価なＣｒの添加量に見合った効果が得られないと言える。

実施摩擦攪拌接合用鋼材１〜３及び比較摩擦攪拌接合用鋼材１に関し、ＴＩＧ溶接部の溶接金属部から採取した微小衝撃試験片を用いて得られた吸収エネルギーを図１２に示す（比較として、図７の結果も示している）。なお、ＴＩＧ溶接は汎用の溶接機を用い、アーク長：３ｍｍ、電流値：１５０Ａ、接合速度：３ｍｍ／ｓの条件で行った。溶接金属の吸収エネルギーは概ねＣｒ含有量の増加に伴って大きくなっているが、攪拌部の吸収エネルギーと比較すると小さくなっている。溶接金属の吸収エネルギーが攪拌部の吸収エネルギーよりも小さくなる理由としては、焼き戻しによる強度低下や旧オーステナイト粒の粗大化に伴う破面単位の増加等が考えられるが、本発明の摩擦攪拌接合用鋼材は摩擦攪拌接合と組み合わせることで、良好な接合部が形成されることが分かる。

比較摩擦攪拌接合用鋼材７〜１０に関し、接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部の公称応力‐公称ひずみ曲線を図１３に示す。Ｍｎの含有量増加に伴って降伏応力及び引張強度は大きくなっているが、延性が大幅に低下している。Ｃｒを添加した場合と比較して、偏析挙動、転位との相互作用及び炭化物の生成状況等が異なることが考えられるが、接合条件１（高温条件）で形成される攪拌部の強度及び靭性を担保する観点からは、Ｃｒを用いることが好ましいことが分かる。

実施摩擦攪拌接合用鋼材２、６、７及び比較摩擦攪拌接合用鋼材５に関し、接合条件１（高温条件）で得られた攪拌部の公称応力‐公称ひずみ曲線を図１４に示す。ＪＩＳ−Ｓ４５Ｃ相当の中炭素鋼である比較摩擦攪拌接合用鋼材５は比較的高い強度を有しているものの、伸びが小さく脆性的に破断している。これに対し、Ｃｒを添加した実施摩擦攪拌接合用鋼材は炭素量の増加に伴って強度が上昇することに加え、炭素量に依らず大きな伸びを示している。

Claims

鋼組成が、質量％で、
Ｃ：０．２０〜０．４５％、
Ｃｒ：１．００〜３．５０％、及び
Ｍｎ：０．００超〜２．００％、
を含有し、かつＡ式によって定義される炭素当量ＣＥが０．４０〜１．００質量％であり、
残部がＦｅ及び不可避的不純物のみの組成であること、
を特徴とする摩擦攪拌接合用鋼。
ＣＥ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（Ａ）
式中に記載された元素記号は、前記摩擦攪拌接合用鋼における各成分の含有量を単位質量％で示す。
請求項１に記載の摩擦攪拌接合用鋼を被接合材とし、
攪拌部における接合中の最高到達温度を前記摩擦攪拌接合用鋼のＡ₁点以上とすること、
を特徴とする摩擦攪拌接合方法。