JP7456559B1 - ステンレス鋼と銅の接合体およびその製造方法、ならびに、ステンレス鋼と銅の接合方法 - Google Patents
ステンレス鋼と銅の接合体およびその製造方法、ならびに、ステンレス鋼と銅の接合方法 Download PDFInfo
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Abstract
Description
「互いに接合される物体の接合面の間に少なくとも1つの中間層を配して、それぞれの中間層を含む接合面を押し合わせ、少なくとも接合領域を加熱して拡散接合を作る銅もしくは銅合金とオーステナイト質の鋼合金との接合方法において、該方法は、第1の中間層(3)を鋼物体(2)の接合面に接して、もしくは該面に対して配して、主として該鋼物体(2)からのニッケルの損失を防ぎ、少なくとも1つの第2の中間層(4)を銅物体(1)の接合面に接して、もしくは該面に対して配して拡散接合の生成を活性化させることを特徴とする銅もしくは銅合金とオーステナイト質の鋼合金との接合方法」
が開示されている。
「ステンレス鋼と、当該ステンレス鋼に接合される被接合対象と、を接合する方法であって、前記ステンレス鋼及び前記被接合対象の間に、はんだ及び接合金属からなる接合剤を接触させる工程と、当該接合剤を前記ステンレス鋼及び前記被接合対象に接触させながら加熱処理を行う工程と、を含むことを特徴とする接合方法。」
が開示されている。
すなわち、溶接方法としてTIG溶接を採用するとともに、電極を被接合材の銅側に配置する。そのうえで、溶接に伴う入熱を、局所的かつ短時間の複数回の入熱に分割することが有効である。特には、以下の(a)~(e)の条件を満足し、かつ、次式(4)の関係を満足するように、複数回の入熱に分割することが有効である。これにより、銅のみを積極的に溶融させながら、ステンレス鋼の溶融、さらにはステンレス鋼の温度上昇を抑制して溶接中のステンレス鋼表面の酸化皮膜形成を抑制することできる。
(a)電極の傾斜角度α:0°~45°
ここで、被接合材の厚さ方向を基準角度(0°)とし、電極の先端が向く方向と被接合材の厚さ方向とのなす角を電極の傾斜角度とする。
(b)電極高さ:0mm超3.0mm以下
(c)溶接直角方向における各入熱位置:0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以上L-0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以下
ここで、Iは溶接電流(A)、dは溶接時間(s)、tは銅の厚さ(mm)、Lはステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部の幅である。また、溶接直角方向における各入熱位置は、重ね合わせ部における銅端部を基準位置(0)とし、銅側を+、ステンレス鋼側を-とする。
(d)各入熱点の溶接方向の距離間隔(mm):0.1×{Dk―1×(1-0.2×t)}以上Dk―1×(1-0.2×t)以下
ここで、Dk―1は、被接合材の銅側表面における、直前の入熱により形成された溶接点の直径(mm)である。tは、銅の厚さ(mm)である。
(e)各入熱の時間間隔:直前の入熱における溶接時間(s)の100%以上
t1.5/(1-0.2×t)÷0.03 ≦ I×d0.5 ≦ t1.5/(1-0.2×t)÷0.03×6 ・・・(4)
ここで、
I:溶接電流(A)
d:溶接時間(s)
t:銅の厚さt(mm)
である。
すなわち、溶接部の割れは、溶接後の冷却過程においてステンレス鋼の母材と銅の母材との熱収縮率差に起因して生じる接合部の内部応力に起因する。特に、重ね継手では、重ねすみ肉継手などの継手形状と比較して、この内部応力(換言すれば、拘束応力)が大きくなりやすい。この点、溶接に伴う入熱を、局所的かつ短時間の複数回の入熱に分割することにより、内部応力の分散および低減が実現される。また、溶接に伴う入熱を、局所的かつ短時間の複数回の入熱に分割することにより、ステンレス鋼の過度な溶融が抑制される。その結果、溶融部へのステンレス鋼の溶け込み、ひいては、上述した第一液相の生成量を抑制することができる。これらの効果が相乗することにより、溶接部の割れが十分に抑止される。
・溶接部を、ステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部に位置させる、すなわち、重ね継手とする。同時に、溶接部を、接合体の銅側表面において溶接方向に連なる複数の溶接点から構成する。
・溶接部のCu/Fe比を10.0以上とする。
・MFおよびtについて、次式(1)の関係を満足させる。また、MFおよびBについて、次式(2)の関係を満足させる。
MF ≧ 0.8t ・・・(1)
0.10MF ≦ B ≦ 1.25MF ・・・(2)
ここで、
MF:接合体のステンレス鋼と銅の重ね合わせ面における、溶接直角方向での溶接部と銅との溶融境界間の距離(mm)
B:接合体の銅側表面での溶接点の平均距離間隔(mm)
t:銅の厚さ(mm)
である。
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
1.ステンレス鋼と、銅と、該ステンレス鋼と該銅との溶接部と、をそなえる、ステンレス鋼と銅の接合体であって、
前記ステンレス鋼および前記銅が板状または管状であり、
前記溶接部は、前記ステンレス鋼と前記銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部に位置し、かつ、前記溶接部は、前記接合体の銅側表面において溶接方向に連なる複数の溶接点を有し、
前記溶接部のCu/Fe比が10.0以上であり、
MFおよびtが、次式(1)の関係を満足し、
MFおよびBが、次式(2)の関係を満足する、ステンレス鋼と銅の接合体。
MF ≧ 0.8t ・・・(1)
0.10MF ≦ B ≦ 1.25MF ・・・(2)
ここで、
MF:接合体のステンレス鋼と銅の重ね合わせ面における、溶接直角方向での溶接部と銅との溶融境界間の距離(mm)
B:接合体の銅側表面での溶接点の平均距離間隔(mm)
t:銅の厚さ(mm)
である。
Dmax/Dmin≦1.4 ・・・(3)
ここで、
Dmin:接合体の銅側表面での溶接点の最小直径(mm)
Dmax:接合体の銅側表面での溶接点の最大直径(mm)
である。
前記溶接をTIG溶接により行い、
前記TIG溶接では、
電極を、前記被接合材の銅側に配置し、かつ、以下の(a)~(e)を満足する条件で複数回の入熱を行い、
(a)電極の傾斜角度α:0°~45°
ここで、被接合材の厚さ方向を基準角度(0°)とし、電極の先端が向く方向と被接合材の厚さ方向とのなす角を電極の傾斜角度とする。
(b)電極高さ:0mm超3.0mm以下
(c)溶接直角方向における各入熱位置:0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以上L-0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以下
ここで、Iは溶接電流(A)、dは溶接時間(s)、tは銅の厚さ(mm)、Lはステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部の幅である。また、溶接直角方向における各入熱位置は、重ね合わせ部における銅端部を基準位置(0)とし、銅側を+、ステンレス鋼側を-とする。
(d)各入熱点の溶接方向の距離間隔(mm):0.1×{Dk―1×(1-0.2×t)}以上Dk―1×(1-0.2×t)以下
ここで、Dk―1は、被接合材の銅側表面における、直前の入熱により形成された溶接点の直径(mm)である。tは、銅の厚さ(mm)である。
(e)各入熱の時間間隔:直前の入熱における溶接時間(s)の100%以上
さらに、各入熱において、次式(4)の関係を満足する、ステンレス鋼と銅の接合方法。
t1.5/(1-0.2×t)÷0.03 ≦ I×d0.5 ≦ t1.5/(1-0.2×t)÷0.03×6 ・・・(4)
ここで、
I:溶接電流(A)
d:溶接時間(s)
t:銅の厚さt(mm)
である。
(f)各入熱において、入熱の溶接電流を、直前の入熱の溶接電流以下とする。
(g)各入熱において、入熱の溶接時間を、直前の入熱の溶接時間以下とする。
(h)一部の入熱間において、長時間の入熱の時間間隔を設ける。
ただし、各入熱の溶接電流、溶接時間、および、入熱間の時間間隔が一定となる場合を除く。
[1]ステンレス鋼と銅の接合体
本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体は、
ステンレス鋼と、銅と、該ステンレス鋼と該銅との溶接部と、をそなえる、ステンレス鋼と銅の接合体であって、
前記ステンレス鋼および前記銅が板状または管状であり、
前記溶接部は、前記ステンレス鋼と前記銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部に位置し、かつ、前記溶接部は、前記接合体の銅側表面において溶接方向に連なる複数の溶接点を有し、
前記溶接部のCu/Fe比が10.0以上であり、
MFおよびtが、上掲式(1)の関係を満足し、
MFおよびBが、上掲式(2)の関係を満足する。
X方向:溶接方向(ステンレス鋼と銅の重ね合わせ面内における銅端部辺方向、および、溶接部の長手方向ということもできる。)
Y方向:溶接直角方向(溶接方向に直角であり、かつ、後述する厚さ方向(Z方向)に直角な方向)
Z方向:接合体または被接合材の厚さ方向(ステンレス鋼と銅の重ね合わせ面を基準位置(0)とし、銅側を+、ステンレス鋼側を-とする。また、ステンレス鋼と銅の重ね合わせ面に対し垂直な方向ということもできる。以下、単に、厚さ方向ともいう。)
ここで、図1は、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体の溶接部における溶接方向に垂直な断面(Y-Z平面)の光学顕微鏡写真の一例である。
図2は、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体の溶接部の外観写真の一例であり、厚さ方向銅側から接合体を撮影したものである。
図3は、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法において、被接合材の空間配置の一例を示す模式図である。
図4は、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法において、電極の空間配置の一例を示す模式図である。
母材となるステンレス鋼であり、その形状は板状(ステンレス鋼板)または管状(ステンレス鋼管)となる。なお、ここでいう板状には、平板に加え、曲面状の板(湾曲した板)も含まれる。ステンレス鋼の厚さ(板厚または管厚)については特に限定されないが、接合性の観点から、0.1mm以上とすることが好適である。また、ステンレス鋼の厚さは4.0mm以下とすることが好適である。ステンレス鋼の厚さは、より好ましくは0.2mm以上、さらに好ましくは0.3mm以上である。また、ステンレス鋼の厚さは、より好ましくは2.0mm以下、さらに好ましくは1.0mm以下である。
母材となるステンレス鋼の形状が管状の場合、管の大きさ(外径および長さ)については特に限定されない。例えば、溶接時の伝熱および放熱の観点から、管の外径は、管厚(肉厚)の4倍以上であることが好適である。管の長さは、10mm以上であることが好適である。より好ましくは、管の長さは30mm以上である。
母材となる銅であり、その形状は板状(銅板)または管状(銅管)となる。なお、ここでいう板状には、平板に加え、曲面状の板(湾曲した板)も含まれる。銅の厚さ(板厚または管厚)については特に限定されないが、接合性の観点から、0.1mm以上とすることが好適である。また、銅の厚さは4.0mm以下とすることが好適である。銅の厚さは、より好ましくは0.3mm以上、さらに好ましくは0.5mm以上である。また、銅の厚さは、より好ましくは2.0mm以下、さらに好ましくは1.0mm以下である。
母材となる銅の形状が管状の場合、管の大きさ(外径および長さ)については特に限定されない。例えば、溶接時の伝熱および放熱の観点から、管の外径は、管厚(肉厚)の4倍以上であることが好適である。管の長さは、10mm以上であることが好適である。より好ましくは、管の長さは30mm以上である。
本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体では、図1に示すように、溶接部により、母材となるステンレス鋼と銅とが接合される。また、溶接部は、ステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部に位置する。すなわち、上述したように、溶接部全体が、重ね合わせ部内に位置する。好適には、溶接部は、重ね合わせ部内に位置し、かつ、溶接直角方向において銅端部およびステンレス鋼端部から離間する。なお、ここでいう溶接部には、いわゆる熱影響部は含まれない。
溶接部が重ね合わせ部に位置するいわゆる重ね溶接部は、突合せ溶接部や重ねすみ肉溶接部などの溶接部と比較して、拘束応力が大きくなりやすい。ここで、拘束応力とは、溶接後の冷却過程においてステンレス鋼の母材と銅の母材との熱収縮率差に起因して生じる接合部の内部応力を意味する。また、この拘束応力は、溶接部の割れを招く一因子である。このような重ね溶接部において、溶接部の割れを抑制するためには、溶接部のCu/Fe比を十分に高める必要がある。溶接部のCu/Fe比が高いことは、溶接中に、上述した第一液相の生成量が低減されていることを意味する。第一液相の生成量が低減されることにより、溶接部の割れの発生が有効に抑制される。
ここで、溶接部のCu/Fe比が10.0未満であると、ステンレス鋼成分を主とする第一液相の生成量が多く、溶接部の割れの発生を招く。そのため、溶接部のCu/Fe比は10.0以上とする。溶接部のCu/Fe比は、好ましくは20.0以上である。溶接部のCu/Fe比の上限は特に限定されるものではない。溶接部のCu/Fe比は、例えば、100.0以下が好ましい。
Cu/Fe比 = Cu/Fe ・・・(5)
ここで、式右辺中のCuおよびFeはそれぞれ、EDSポイントスキャンにより求めたCuおよびFeの質量比率(質量%)を意味する。
図1に示すように、接合体の溶接方向に垂直な断面(Y-Z平面)では、銅と溶接部の溶融境界(フュージョンライン)に挟まれて、溶接部が配置される。そして、銅の裏面にあたるステンレス鋼と銅の重ね合わせ面における、溶接直角方向での溶接部と銅との溶融境界間の距離MF(mm)(以下、単に、溶融境界間の距離MF、または、MFともいう)について、銅の厚さt(mm)(以下、単にtともいう)に応じて上掲式(1)の関係を満足させることが不可欠である。
ここで、MFが0.8t未満であると、溶接時にステンレス鋼に伝わる入熱量が不十分となり、ステンレス鋼と銅との接合が不十分となる。その結果、十分な接合強度が得られない。そのため、MFは0.8t以上とする。MFは、好ましくは1.6t以上である。MFの上限は特に限定されるものではない。銅の歪み防止の観点から、MFは、例えば、6.0t以下が好ましい。また、MFは、0.3×L以下であることが好ましい。ここで、Lは、接合体においてステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部の幅(溶接直角方向の長さ)である。Lは、後述する被接合材においてステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部の幅と実質的に同じものとなる。
上述の要領で作成した図1のような断面試料に対して、倍率:100倍でSEMによる観察を行う。次いで、上述の要領により、溶接部と銅との溶融境界を決定し、溶接部を画定する。そして、ステンレス鋼と銅の重ね合わせ面、すなわち、厚さ方向の基準位置(0)での溶接部の溶接直角方向の幅(厚さ方向の基準位置(0)での図1に示す2つの溶融境界間の距離)を測定し、1断面試料のMFとする。この測定を、対象とする接合体を溶接方向に8等分に切断して作製した各断面試料で行い、得られた各断面試料のMFの平均値を、MFとする。
接合体の銅側表面での溶接点の平均距離間隔B(mm)(以下、単に溶接点の平均距離間隔B、または、Bともいう)が0.10MF未満であると、同一箇所への入熱回数が多くなり、実質的に同一箇所への入熱量が過剰となる。これにより、ステンレス鋼の表面における酸化皮膜の形成が十分に抑制されず、十分な接合強度が得られない。また、ステンレス鋼成分を主とする第一液相の生成量が多くなり、溶接部の割れの発生を招く場合もある。
一方、Bが1.25MFを超えると、溶接部の表面上では溶接点が連続していたとしても、ステンレス鋼と銅の重ね合わせ面にあたる銅の裏面ではステンレス鋼と銅との接合が途切れ途切れとなる。そのため、十分な気密性が得られない。
従って、Bは、0.10MF以上1.25MF以下とする。Bは、好ましくは0.20MF以上である。Bは、好ましくは1.00MF以下である。
B = A/n ・・・(6)
ここで、Aは、溶接部の溶接方向の長さである。nは、溶接点の数である。なお、Aは、例えば、ノギスなどを用いて測定すればよい。
形状によっては、Aを、例えば、(D1+Dn)/2+(B2+B3+・・・Bn)として求めてもよい。ここで、D1およびDnはそれぞれ、1番目およびn番目の溶接点の直径である。また、Bkは、k番目の溶接点とその直前に形成されたk-1番目の溶接点との最短の中心間距離(mm)である。
また、例えば、ステンレス鋼管と銅管の接合体であり(ステンレス鋼と銅が管状である)、溶接点が1周している、つまり、最初に溶接された溶接点と最後に溶接された溶接点とが隣接する(重なり合う)場合、Aは、溶接部の溶接方向の全周の長さとなる。この場合、Aを、例えば、B1+B2+B3+・・・Bnとして求めてもよい。なお、B1は、1番目の溶接点とn番目の溶接点との最短の中心間距離(mm)である。
・ステンレス鋼板と銅板の接合体である(ステンレス鋼と銅が板状である)場合
接合体の表面(溶接部が配置されている側の面)の溶接部の中央部より、溶接方向の長さが20mmとなるように、気密性評価用試験片を切り出す。次いで、当該試験片に含まれるステンレス鋼と銅の重ね合わせ部の溶接方向の端面に、配管補修パテ等(以下、パテともいう)を盛る。次いで、当該試験片の銅端部の溶接方向中央を中心に、半径10mm(直径20mm)の円(以下、基準円ともいう)を描き、その基準円上に、パテをドーナッツ状に盛る。次いで、外径20mm肉厚1mmの銅管の管端部(端面は銅管長手方向に垂直な平面内に形成)をドーナッツ状に盛ったパテに垂直に押し当てる。さらに、後述のように銅管に空気を送り込んでも銅管と接合体の隙間から空気が漏れないように、パテを追加で塗布して銅管と接合体の隙間を封止する。次いで、銅管の他方の端部にレギュレータとコンプレッサーを接続し、後述する管状の場合と同じ要領で、気密性を測定する。なお、接合体が小さく、その表面に上記のサイズの基準円を描けない場合には、接合体に補助板を取り付けるなどして、銅管の片方の管端部を封止すればよい。
接合体の片方の管端部を、配管補修パテ等を用いて封止し、他方の端部にレギュレータとコンプレッサーを接続する。次いで、大気環境下において、接合体を水中に水深20cmに浸漬し、接合体内部へ空気を送り込んで接合体の内部を所定の圧力(例えば、0.2MPa)に設定する。なお、溶接部が平面を形成していないなどの理由で、溶接部の位置によって水深が異なるものとなる場合には、溶接部全体が水中に浸漬され、かつ、その最深点が水深20cmとなるようにすればよい。接合体内部が所定の圧力に到達した後、10分間経過するまでに、接合体からの気泡の発生がなければ、接合体の気密性は所定の圧力以上であるものとする。
特に、溶接部のCu/Fe比を20.0以上とし、かつ、MFを1.6t以上とすることによって、より高い接合強度、具体的には、母材となるステンレス鋼と銅の強度のうち、低い方の強度の80%以上となる接合強度を得ることができる。この理由について、発明者らは次のように考えている。すなわち、溶接部のCu/Fe比を20.0以上とすることによって、より有効に、ステンレス鋼の表面における酸化皮膜の形成が抑制され、かつ、ステンレス鋼成分を主とする第一液相の生成量を低減できる。また、MFを1.6t以上とすることによって、銅とステンレス鋼の接合界面の面積が増大する。その結果、より高い接合強度が得られる。
接合体の銅側表面での溶接点の最小直径Dmin(mm)に対する最大直径Dmax(mm)の比であるDmax/Dmin(以下、ビード幅変化率ともいう)が1.4以下であれば、ビード幅の変化が少ない優れた外観が得られる。そのため、Dmax/Dminは1.4以下が好ましい。Dmax/Dminは、より好ましくは1.2以下である。Dmax/Dminの下限は特に限定されない。例えば、Dmax/Dminは1.0以上であればよい。
なお、DminおよびDmaxはそれぞれ、溶接点の直径Dk(k=1~n)のうちの最小値と最大値である。
本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法は、
ステンレス鋼と銅とを重ね合わせた被接合材を溶接して接合する、ステンレス鋼と銅の接合方法であって、
前記溶接をTIG溶接により行い、
前記TIG溶接では、
電極を、前記被接合材の銅側に配置し、かつ、以下の(a)~(e)を満足する条件で複数回の入熱を行い、
(a)電極の傾斜角度α:0°~45°
ここで、被接合材の厚さ方向を基準角度(0°)とし、電極の先端が向く方向と被接合材の厚さ方向とのなす角を電極の傾斜角度とする。
(b)電極高さ:0mm超3.0mm以下
(c)溶接直角方向における各入熱位置:0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以上L-0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以下
ここで、Iは溶接電流(A)、dは溶接時間(s)、tは銅の厚さ(mm)、Lはステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部の幅である。また、溶接直角方向における各入熱位置は、重ね合わせ部における銅端部を基準位置(0)とし、銅側を+、ステンレス鋼側を-とする。
(d)各入熱点の溶接方向の距離間隔(mm):0.1×{Dk―1×(1-0.2×t)}以上Dk―1×(1-0.2×t)以下
ここで、Dk―1は、被接合材の銅側表面における、直前の入熱により形成された溶接点の直径(mm)である。tは、銅の厚さ(mm)である。
(e)各入熱の時間間隔:直前の入熱における溶接時間(s)の100%以上
さらに、各入熱において、上掲式(4)の関係を満足する。
本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法では、ステンレス鋼の溶融を抑制して銅のみを積極的に溶融させるため、入熱の条件を精緻に制御する必要がある。そのため、重ね溶接で採用する溶接方式は、TIG溶接とする。
本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法では、TIG溶接による各入熱において、銅を溶融してステンレス鋼上で凝固させることにより、ステンレス鋼と銅を接合する。そのためには、銅に対し優先的に入熱を行えるよう、図4に示すように、入熱点は被接合材の重ね合わせ部の銅側の面に設定する。すなわち、電極を被接合材の銅側に配置する。
電極の傾斜角度α(以下、電極傾斜角度αともいう)は、良好な溶接部を形成する観点から重要である。ここで、電極傾斜角度αは、図4に示すように、電極先端と入熱点を結ぶ直線の厚さ方向(被接合材の重ね合わせ面の垂直方向)からの傾斜角度である。また、電極傾斜角度αは、厚さ方向を基準角度(0°)とする。なお、電極の傾斜方向は特に限定されない。
上述したように、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法では、局所的に銅の全厚を溶融させ、ステンレス鋼上で凝固させる。ここで、電極傾斜角度αが45°超になると、入熱領域が広くなり、入熱部周辺の温度が過度に上昇する。これにより、熱膨張および熱収縮による接合部周辺の歪みが発生して、接合部の形状や以降の接合に不具合が生じる。そのため、電極傾斜角度αは、45°以下とする。電極傾斜角度αは、好ましくは25°以下である。電極の傾斜角度αの下限は、0°である。すなわち、電極先端と入熱点を結ぶ直線が、厚さ方向に平行となる。
電極高さ(つまり、厚さ方向における電極先端と被接合材との距離)が0mmであると、アークが発生せず溶接ができない。また、電極高さが3.0mmを超えると、入熱領域が広くなり、入熱が分散する。これにより、銅の溶融量が不足し、接合が不十分となる。そのため、電極高さは0mm超3.0mm以下とする。また、電極高さが0.5mm未満であると、接合時に電極先端と溶融した銅が接触し、これが凝固して電極に固着する場合がある。この場合、電極を凝固した銅から引き剥がす作業が必要となり、製造効率が低下する。そのため、電極高さは0.5mm以上とすることが好ましい。また、電極高さが2.0mmを超えると、銅と電極先端との距離を把握し難くなり、電極高さの制御が難しくなる。そのため、電極高さは2.0mm以下が好ましい。
被接合材の重ね合わせ部の銅端部の極近傍で入熱を行うと、銅端部が溶融して所望の気密性および接合強度が得られない。一方、重ね合わせ部のステンレス鋼端部の極近傍で入熱を行うと、銅溶融部直下の一部にステンレス鋼が存在しなくなって所望の接合強度が得られない。そのため、溶接直角方向における各入熱点の位置は、0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以上L-0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以下の範囲とする。
ここで、tは銅の厚さ(mm)、Iは溶接電流(A)、dは溶接時間(s)、Lは被接合材においてステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部の幅(各入熱点における、溶接直角方向のステンレス鋼と銅の重ね合わせ面の長さ)である。また、溶接直角方向における各入熱位置は、重ね合わせ部における銅端部を基準位置(0)とし、銅側を+、ステンレス鋼側を-とする。
また、Lは、特に限定されるものではないが、例えば、5~30mmが好適である。
上述したように、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法では、溶接に伴う入熱を、局所的かつ短時間の複数回の入熱に分割することが重要である。特に、各入熱点の溶接方向の距離間隔(以下、入熱点間隔ともいう)を、直前の入熱により形成された溶接点の直径Dk-1(以下、溶接点直径Dk-1もいう)および銅の厚さt(mm)との関係で、0.1×{Dk―1×(1-0.2×t)}以上Dk―1×(1-0.2×t)以下とする。
ここで、入熱点間隔が0.1×{Dk―1×(1-0.2×t)}に満たないと、同一箇所への入熱回数が多くなり、実質的に同一箇所への入熱量が過剰となる。これにより、ステンレス鋼の表面における酸化皮膜の形成が十分に抑制されず、十分な接合強度が得られない。また、ステンレス鋼成分を主とする第一液相の生成量が多くなり、溶接部の割れの発生を招く。一方、入熱点間隔がDk―1×(1-0.2×t)を超えると、ステンレス鋼と銅の重ね合わせ面に当たる裏面ではステンレス鋼と銅との接合が途切れ途切れとなって、十分な気密性が得られない。そのため、入熱点間隔は0.1×{Dk―1×(1-0.2×t)}以上Dk―1×(1-0.2×t)以下とする。入熱点間隔は、好ましくは0.2×{Dk―1×(1-0.2×t)}以上である。入熱点間隔は、好ましくは0.8×{Dk―1×(1-0.2×t)}以下である。
上述したように、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法では、溶接に伴う入熱を、局所的かつ短時間の複数回の入熱に分割することが重要である。特に、各入熱の時間間隔(以下、入熱時間間隔ともいう)を、直前の入熱における溶接時間(以下、入熱時間ともいう)の100%以上とする。ここで、入熱時間間隔が過度に短くなる、具体的には、入熱時間間隔が入熱時間の100%未満になると、入熱部周辺への伝熱量が、入熱部周辺からの抜熱量を超え、入熱部周辺の温度が上昇する。これにより、ステンレス鋼の表面における酸化皮膜の形成が十分に抑制されず、十分な接合強度が得られない。また、ステンレス鋼成分を主とする第一液相の生成量が多くなり、溶接部の割れの発生を招く。さらに、熱膨張および熱収縮による接合部周辺の歪みが発生して、接合部の形状や以降の接合に不具合が生じる場合もある。そのため、入熱時間間隔は入熱時間の100%以上とする。入熱時間間隔は、好ましくは入熱時間の250%以上である。また、入熱時間間隔の上限は特に限定されるものではない。入熱時間間隔は、製造効率の観点から、入熱時間の20000%以下とすることが好ましい。
t1.5/(1-0.2×t)÷0.03 ≦ I×d0.5 ≦ t1.5/(1-0.2×t)÷0.03×6 ・・・(4)
I×d0.5が上掲式(4)の左辺値未満であると、銅の溶融量が不足してMFが0.8t未満となり、ステンレス鋼と銅の接合が不十分となる。一方、I×d0.5の値が上掲式(4)の右辺値を超えると、溶接部のCu/Fe比が10.0未満となる。すなわち、ステンレス鋼が、溶接金属に多く溶け込む。これにより、ステンレス鋼成分を主とする第一液相の生成量が多くなり、溶接部の割れの発生を招く。また、ステンレス鋼の表面における酸化皮膜の形成が十分に抑制されず、十分な接合強度が得られない。そのため、各入熱における溶接電流I(A)と溶接時間d(s)と銅の厚さt(mm)について、上掲式(4)の関係を満足させる。I×d0.5は、好ましくはt1.5/(1-0.2×t)÷0.03×2以上である。また、I×d0.5は、好ましくはt1.5/(1-0.2×t)÷0.03×5以下である。特に、より高い接合強度を得るべく、溶接部のCu/Fe比を20.0以上とし、かつ、MFを1.6t以上とするには、I×d0.5の値をt1.5/(1-0.2×t)÷0.03×2~t1.5/(1-0.2×t)÷0.03×5の範囲とすることが好ましい。
(f)各入熱において、入熱の溶接電流を、直前の入熱の溶接電流以下とする。
(g)各入熱において、入熱の溶接時間を、直前の入熱の溶接時間以下とする。
(h)一部の入熱間において、長時間の入熱の時間間隔を設ける。
ただし、各入熱の溶接電流、溶接時間、および、入熱間の時間間隔が一定となる場合を除く。
溶接の進行に伴い、各入熱の溶接電流を維持または減少させる。すなわち、各入熱において、入熱の溶接電流を、直前の入熱の溶接電流以下とすることが好適である。ただし、全ての入熱において、溶接電流が同じとなる場合は除く。換言すれば、全ての入熱において、入熱の溶接電流を直前の入熱の溶接電流以下とし、全ての入熱のうち少なくとも1回、入熱の溶接電流を、直前の入熱の溶接電流未満とすることが好適である。これにより、銅の高温化に応じて、入熱量を減少させる。すなわち、銅の過度の溶融を抑制する。その結果、ビード幅の広がりが抑制され、ビード幅安定性に優れた溶接部が得られる。
溶接の進行に伴い、各入熱の溶接時間を維持または減少させる。すなわち、各入熱において、入熱の溶接時間を、直前の入熱の溶接時間以下とすることが好適である。ただし、全ての入熱において、溶接時間が同じとなる場合は除く。換言すれば、全ての入熱において、入熱の溶接時間を直前の入熱の溶接時間以下とし、全ての入熱のうち少なくとも1回、入熱の溶接時間を、直前の入熱の溶接時間未満とすることが好適である。これにより、銅の高温化に応じて、入熱量を減少させる。すなわち、銅の過度の溶融を抑制する。その結果、ビード幅の広がりが抑制され、ビード幅安定性に優れた溶接部が得られる。
一部の入熱間において、長時間の入熱の時間間隔を設ける。例えば、所定回数の入熱を行う毎に、長時間の入熱の時間間隔を設けることにより、被接合材の過度の高温化を抑止することが好適である。より具体的には、「1秒間隔で3回の入熱を行い、3回目の入熱後には5秒の時間(長時間の入熱の時間間隔)を取る」というようなパターンを繰り返すものが例示できる。これにより、被接合材の過度の高温化を抑止し、特に、銅の過度の溶融を抑制する。その結果、ビード幅の広がりが抑制され、ビード幅安定性に優れた溶接部が得られる。
次に、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体の製造方法を、説明する。
本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体の製造方法は、
上記の本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合方法により、ステンレス鋼と銅とを接合する工程をそなえる。
本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体の製造方法により、本発明の一実施形態に従うステンレス鋼と銅の接合体を製造することができる。
表1に記載の厚さを有するステンレス鋼板(JIS G 4305:2021に規定されるSUS443J1)および表1に記載の厚さを有するりん脱酸銅板(JIS H 3100:2018に規定されるC1220)(以下、単に「銅板」と称する)を120mm角に切り出した。次いで、表1に記載の重ね合わせ幅Lで溶接方向の端部をそろえてステンレス鋼板上に銅板を設置し、被接合材とした。次いで、被接合材のステンレス鋼と銅との重ね合わせ部の銅側に電極を配置して表1に記載の条件でTIG溶接による溶接を行い、ステンレス鋼板と銅板の接合体を得た。なお、(株)ダイヘン製のTIG溶接機であるDA-300Pを用いて溶接を行った。シールドガスおよびバックシールドガスには100%Arを使用し、シールドガス流量およびバックシールドガス流量をそれぞれ25L/minとした。プリフローは0.5s、アフターフローは3.0sとした。上記以外の条件は、常法に従った。また、試験No.1-1~1-5および1-9~1-17では、被接合材の過度の高温化を抑止するため、被接合材を冷やし金により冷却しながら溶接を実施した。一方、試験No.1-6~1-8および1-18では、冷やし金や冷却チューブを用いた被接合材の冷却は行わなかった。なお、表1ならびに後述する表2、表3、表4および表5中の数値は、適宜、四捨五入により、丸めた数値を表示している。また、表1および表2に記載の「入熱点位置の適正範囲」は、「溶接直角方向における各入熱点の位置」の適正範囲を示しており、重ね合わせ部における銅端部を基準位置(0)とし、銅側を+、ステンレス鋼側を-として示している。
(I)溶接部の位置(重ね合わせ部に位置するか否か)、
(II)溶接部のCu/Fe比、
(III)溶融境界間の距離MF、
(IV)各溶接点の直径
(V)溶接点の平均距離間隔B
を測定した。結果を表1に併記する。なお、(I)溶接部の位置の欄の「重ね合わせ部」は、溶接直角方向において、溶接部全体が重ね合わせ部に位置することを意味する。また、「重ね合わせ部外」は、溶接直角方向において、溶接部の少なくとも1部が、重ね合わせ部外に位置することを意味する。加えて、(IV)各溶接点の直径については、最小直径Dminおよび最大直径Dmaxのみを代表して記載している。
(ヘ)気密性
合格:0.2MPa以上
不合格:0.2MPa未満
(ト)接合強度
合格(特に優れる、表中では「優」と表記している):接合強度が、ステンレス鋼と銅の強度のうち、低い方の強度の80%以上
合格:接合強度が、ステンレス鋼と銅の強度のうち、低い方の強度の60%以上80%未満
不合格:接合強度が、ステンレス鋼と銅の強度のうち、低い方の強度の60%未満
試験No.1-10の比較例では、入熱点位置が適正範囲を超えていたために、ステンレス鋼端部に近すぎる位置で入熱を行うこととなり、溶接部の少なくとも1部が、重ね合わせ部外に位置することになった。また、銅の溶融部直下の一部にステンレス鋼が存在せず、所望の接合強度が得られなかった。
試験No.1-11の比較例では、式(4)の下限値未満であったために、溶融境界間の距離MFが式(1)の下限値未満となって、所望の接合強度が得られなかった。
試験No.1-12の比較例では、式(4)の上限値を超えたために、入熱量が過剰となり、溶接部のCu/Fe比が適正範囲に満たなかった。その結果、溶接部に割れが生じ、所望の気密性が得られなかった。また、接合強度も不十分であった。
試験No.1-13の比較例では、入熱距離間隔が過大で、溶接点の平均距離間隔Bが適正範囲を超えたために、ステンレス鋼と銅との接合が不連続となり、所望の気密性が得られなかった。
試験No.1-14の比較例では、入熱距離間隔が過少で、溶接点の平均距離間隔Bが適正範囲に満たなかったために、入熱量が過大となった。その結果、溶接部のCu/Fe比が適正範囲に満たず、溶接部に割れが生じ、所望の気密性が得られなかった。また、接合強度も不十分であった。
試験No.1-15の比較例では、電極高さが適正範囲を超えたために、銅の溶融が不足し、溶融境界間の距離MFが式(1)の下限値未満となって所望の接合強度が得られなかった。
試験No.1-16の比較例では、入熱時間間隔が適正範囲に満たなかったために、溶接部のCu/Fe比が適正範囲に満たず、溶接部に割れが生じ、所望の気密性が得られなかった。また、接合強度も不十分であった。
試験No.1-17および1-18の比較例では、TIG溶接を一般的な条件で連続的に行った(複数回の入熱に分けずに行った)ために、ステンレスが過剰に溶融した。その結果、溶接部のCu/Fe比が適正範囲に満たず、溶接部に割れが生じ、所望の気密性が得られなかった。また、接合強度も不十分であった。
表2に記載の外径および厚さ(肉厚)を有するステンレス鋼管(JIS G 4305:2021に規定される、SUS304、SUS316L、SUS443J1、SUS445J1、SUS430J1L、および、SUS444の各ステンレス鋼板から製造した溶接管)、および、表2に記載の外径および厚さ(肉厚)を有する銅管(JIS H 3300:2018に規定されるりん脱酸銅管(C1220T))を300mm長さに切り出した。次いで、表2に記載の重ね合わせ幅Lとなるように、銅管内にステンレス管を挿入し、被接合材とした。次いで、被接合材のステンレス鋼と銅との重ね合わせ部の銅側に電極を配置して表2に記載の条件でTIG溶接による溶接を行い、ステンレス鋼管と銅管の接合体を得た。なお、溶接部が全周にわたり形成されるように、重ね合わせ部の全周(1周)に溶接点を形成した。また、ハイガー産業(株)製のTIG溶接機であるYS-TIG200PACDCを用いて溶接を行った。シールドガスおよびバックシールドガスには100%Arを使用し、シールドガス流量およびバックシールドガス流量をそれぞれ25L/minとした。プリフローは0.5s、アフターフローは3.0sとした。上記以外の条件は、常法に従った。また、試験No.2-1~2-6および2-8~2-10では、被接合材の過度の高温化を抑止するため、被接合材にチラーへ接続した冷却チューブを巻き付けて、被接合材を冷却しながら溶接を実施した。一方、試験No.2-7では、冷やし金や冷却チューブを用いた被接合材の冷却は行わなかった。
(I)溶接部の位置(重ね合わせ部に位置するか否か)、
(II)溶接部のCu/Fe比、
(III)溶融境界間の距離MF、
(IV)各溶接点の直径
(V)溶接点の平均距離間隔B
を測定した。結果を表2に併記する。
試験No.2-9の比較例は、式(4)の上限値を超えたために、入熱量が過剰となり、溶接部のCu/Fe比が適正範囲に満たなかった。その結果、溶接部に割れが生じ、所望の気密性が得られなかった。また、接合強度も不十分であった。
試験No.2-10の比較例は、入熱距離間隔が過大で、溶接点の平均距離間隔Bが適正範囲を超えたために、ステンレス鋼と銅との接合が不連続となり、所望の気密性が得られなかった。
長さ:40mm、幅:50mm、厚さ:1.5mmのステンレス鋼板(JIS G 4305:2021に規定されるSUS443J1)および長さ:40mm、幅:40mm、厚さ:0.5mmのりん脱酸銅板(JIS H 3100:2018に規定されるC1220)(以下、単に「銅板」と称する)を切り出した。次いで、幅:20mmの領域が重なり合うよう、すなわち、重ね合わせ幅L=20mmとなるように、ステンレス鋼板上に銅板を設置し、被接合材とした。次いで、被接合材のステンレス鋼と銅との重ね合わせ部の銅側に電極を配置して表3および4に記載の条件でTIG溶接による溶接を行い、ステンレス鋼板と銅板の接合体を得た。また、(a)電極傾斜角度:0°、(b)電極高さ:1.0mm、(c)入熱点位置:+10.0mmとした。(c)入熱点位置はいずれも、0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以上L-0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以下の範囲であった。入熱回数はいずれも16回とした。溶接機は、ハイガー産業(株)製のTIG溶接機であるYS-TIG200PACDCを用いた。シールドガスおよびバックシールドガスには、100%Arをガス流量25L/minでそれぞれ使用した。プリフローは0.3s、アフターフローは2.0sとした。上記以外の条件は、常法に従った。なお、試験No.3-3およびNo.3-4では、冷やし金を用いた被接合材の冷却を行った。一方、試験No.3-1およびNo.3-2では、冷やし金や冷却チューブを用いた被接合材の冷却は行わなかった。
(I)溶接部の位置(重ね合わせ部に位置するか否か)、
(II)溶接部のCu/Fe比、
(III)溶融境界間の距離MF、
(IV)各溶接点の直径
(V)溶接点の平均距離間隔B
を測定した。結果を表3に併記する。
外径:10mm、厚さ(肉厚):0.5mm、長さ:500mmのステンレス鋼管(JIS G 4305:2021に規定される、SUS304のステンレス鋼板から製造した溶接管)、および、外径:12mm、厚さ(肉厚):1.0mm、長さ:500mmの銅管(JIS H 3300:2018に規定されるりん脱酸銅管(C1220T))を切り出した。次いで、10mmの長さが重なり合うよう、すなわち、重ね合わせ幅L=10mmとなるように、銅管内にステンレス管を挿入し、被接合材とした。次いで、被接合材のステンレス鋼と銅との重ね合わせ部の銅側に電極を配置して表4および5に記載の条件でTIG溶接による溶接を行い、ステンレス鋼管と銅管の接合体を得た。なお、溶接部が全周にわたり形成されるように、重ね合わせ部の全周(1周)に溶接点を形成した。また、(a)電極傾斜角度:0°、(b)電極高さ:1.0mm、(c)入熱点位置:+5.0mmとした。(c)入熱点位置はいずれも、0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以上L-0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以下の範囲であった。入熱回数はいずれも13回とした。溶接機は、マツモト機械(株)製のTIG溶接機であるパイプエースを用いた。シールドガスおよびバックシールドガスには、100%Arをガス流量25L/minでそれぞれ使用した。プリフローは5.0s、アフターフローは6.0sとした。上記以外の条件は、常法に従った。なお、冷やし金や冷却チューブを用いた被接合材の冷却は行わなかった。
(I)溶接部の位置(重ね合わせ部に位置するか否か)、
(II)溶接部のCu/Fe比、
(III)溶融境界間の距離MF、
(IV)各溶接点の直径
(V)溶接点の平均距離間隔B
を測定した。結果を表5に併記する。
Claims (5)
- ステンレス鋼と、銅と、該ステンレス鋼と該銅との溶接部と、をそなえる、ステンレス鋼と銅の接合体であって、
前記ステンレス鋼および前記銅が板状または管状であり、
前記溶接部は、前記ステンレス鋼と前記銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部に位置し、かつ、前記溶接部は、前記接合体の銅側表面において溶接方向に連なる複数の溶接点を有し、
前記溶接部のCu/Fe比が10.0以上であり、
MFおよびtが、次式(1)の関係を満足し、
MFおよびBが、次式(2)の関係を満足する、ステンレス鋼と銅の接合体。
MF ≧ 0.8t ・・・(1)
0.10MF ≦ B ≦ 1.25MF ・・・(2)
ここで、
MF:接合体のステンレス鋼と銅の重ね合わせ面における、溶接直角方向での溶接部と銅との溶融境界間の距離(mm)
B:接合体の銅側表面での溶接点の平均距離間隔(mm)
t:銅の厚さ(mm)
である。 - Dmax/Dminが、次式(3)の関係を満足する、請求項1に記載のステンレス鋼と銅の接合体。
Dmax/Dmin≦1.4 ・・・(3)
ここで、
Dmin:接合体の銅側表面での溶接点の最小直径(mm)
Dmax:接合体の銅側表面での溶接点の最大直径(mm)
である。 - ステンレス鋼と銅とを重ね合わせた被接合材を溶接して接合する、ステンレス鋼と銅の接合方法であって、
前記溶接をTIG溶接により行い、
前記TIG溶接では、
電極を、前記被接合材の銅側に配置し、かつ、以下の(a)~(e)を満足する条件で複数回の入熱を行い、
(a)電極の傾斜角度α:0°~45°
ここで、被接合材の厚さ方向を基準角度(0°)とし、電極の先端が向く方向と被接合材の厚さ方向とのなす角を電極の傾斜角度とする。
(b)電極高さ:0mm超3.0mm以下
(c)溶接直角方向における各入熱位置:0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以上L-0.5×0.03×I×d0.5/t0.5(mm)以下
ここで、Iは溶接電流(A)、dは溶接時間(s)、tは銅の厚さ(mm)、Lはステンレス鋼と銅とが互いに重なりあう重ね合わせ部の幅である。また、溶接直角方向における各入熱位置は、重ね合わせ部における銅端部を基準位置(0)とし、銅側を+、ステンレス鋼側を-とする。
(d)各入熱点の溶接方向の距離間隔(mm):0.1×{Dk―1×(1-0.2×t)}以上Dk―1×(1-0.2×t)以下
ここで、Dk―1は、被接合材の銅側表面における、直前の入熱により形成された溶接点の直径(mm)である。tは、銅の厚さ(mm)である。
(e)各入熱の時間間隔:直前の入熱における溶接時間(s)の100%以上
さらに、各入熱において、次式(4)の関係を満足する、ステンレス鋼と銅の接合方法。
t1.5/(1-0.2×t)÷0.03 ≦ I×d0.5 ≦ t1.5/(1-0.2×t)÷0.03×6 ・・・(4)
ここで、
I:溶接電流(A)
d:溶接時間(s)
t:銅の厚さt(mm)
である。 - 以下の(f)~(h)のうちの少なくとも1つを行う、請求項3に記載のステンレス鋼と銅の接合方法。
(f)各入熱において、入熱の溶接電流を、直前の入熱の溶接電流以下とする。
(g)各入熱において、入熱の溶接時間を、直前の入熱の溶接時間以下とする。
(h)一部の入熱間において、長時間の入熱の時間間隔を設ける。
ただし、各入熱の溶接電流、溶接時間、および、入熱間の時間間隔が一定となる場合を除く。 - 請求項3または4に記載のステンレス鋼と銅の接合方法により、ステンレス鋼と銅とを接合する、ステンレス鋼と銅の接合体の製造方法。
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