JP2003052868A - ゴルフクラブヘッド - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 耐久性を維持しつつ反発性能を向上する。 【解決手段】 ボールを打撃するフェース部２を有する
ゴルフクラブヘッド１である。前記フェース部２の少な
くとも一部が金属材料からなり、かつ該金属材料の厚さ
ｔ（mm）、曲げ最大応力Ｐ（ＭＰａ）、及びヤング率Ｅ
（ＧＰａ）において、下記式（１）及び（２）を満足す
ることを特徴とするゴルフクラブヘッドである。 ｔ×Ｐ≧５０００（ＭＰａ・mm） …（１） ｔ×Ｅ≦５２０（ＧＰａ・mm） …（２）

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、耐久性を確保しつ
つ反発性能を向上しうるゴルフクラブヘッドに関する。

【０００２】

【従来の技術及び発明が解決しようとする課題】例えば
ウッド型のゴルフクラブヘッドにおいては、打球の飛距
離を増大させるために、ボールを打球するフェース部の
厚さを小とし、ヘッドの反発性能を向上させる試みがな
されている。しかしながら、従来のフェース部には、そ
の厚さを小とするために高強度、高ヤング率の金属材料
が用いられていたため、反発性能の大幅な向上は望めて
いないのが現状である。

【０００３】本発明は、以上のような問題点に鑑み案出
なされたもので、フェース部の厚さと、このフェース部
に用いられる金属材料の曲げ最大応力、ヤング率とを関
連づけて規制することを基本として、耐久性を維持しつ
つ反発性能を向上しうるゴルフクラブヘッドを提供する
ことを目的としている。

【０００４】

【課題を解決するための手段】本発明のうち請求項１記
載の発明は、ボールを打撃するフェース部を有するゴル
フクラブヘッドであって、前記フェース部の少なくとも
一部が金属材料からなり、かつ該金属材料の厚さｔ（m
m）、曲げ最大応力Ｐ（ＭＰａ）、及びヤング率Ｅ（Ｇ
Ｐａ）において、下記式（１）及び（２）を満足するこ
とを特徴とするゴルフクラブヘッドである。 ｔ×Ｐ≧５０００（mm・ＭＰａ） …（１） ｔ×Ｅ≦５２０（mm・ＧＰａ） …（２）

【０００５】また請求項２記載の発明は、前記金属材料
が熱間鍛造加工後に冷間圧延加工することにより形成さ
れかつ下記の組成式で表されるチタン合金からなること
を特徴とする請求項１記載のゴルフクラブヘッドであ
る。 Ｔｉ100-x-y Ｍ１x Ｍ２y （数値はすべて原子％） ただし、Ｍ１は、Ｚｒ、Ｈｆから選ばれる１種又は２種
以上の元素、Ｍ２は、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｗ
から選ばれる１種又は２種以上の元素、かつｘ＋ｙ≦５
０（０＜ｘ＜５０、０＜ｙ＜５０）である。

【０００６】また請求項３記載の発明は、前記熱間鍛造
加工は、厚さ減少率が１０％以上であることを特徴とす
る請求項２記載のゴルフクラブヘッドである。

【０００７】また請求項４記載の発明は、前記冷間圧延
加工は、圧下率が１０％以上であることを特徴とする請
求項２又は３記載のゴルフクラブヘッドである。

【０００８】

【発明の実施の形態】以下、本発明のゴルフクラブヘッ
ドの実施形態を図面に基づき説明する。図１は本実施形
態のゴルフクラブヘッド（以下、単に「ヘッド」という
ことがある。）１の正面図、図２はそのＹ−Ｙ線端面
図、図３はフェース部材単体の斜視図をそれぞれ示して
おり、図１、図２では、いずれもヘッド１を規定のライ
角α、ロフト角βで水平面ＨＰに載置した基準状態を示
している。

【０００９】図において、本実施形態のヘッド１は、ボ
ールを打撃するフェース部２と、このフェース部２の上
縁２ａに連なりヘッド上面をなすクラウン部３と、前記
フェース部２の下縁２ｂに連なりヘッド底面をなすソー
ル部４と、前記クラウン部３とソール部４との間を前記
フェース部２のトウ２ｔからバックフェースを通りヒー
ル２ｈまでのびるサイド部５と、図示しないシャフトが
装着されるシャフト取付部６とを具える。また本実施形
態のヘッド１は、全体が金属材料からなりかつ内部を中
空形状としたウッド型のものが例示されている。

【００１０】前記ヘッド１は、前記フェース部２の少な
くとも一部、本例では主要部をなす板状のフェース部材
７と、このフェース部材７を打球面側に配する開口を有
した本体部９とを一体に固着することにより形成された
ものを例示する。なお図１には、前記フェース部材７の
境界が鎖線で示されており、フェース部２の全表面積Ｓ
１とフェース部材７の表面積Ｓ２との比（Ｓ２／Ｓ１）
は、例えば０．５以上、より好ましくは０．７以上、さ
らに好ましくは０．９以上に設定するのが望ましい。な
お本例のフェース部材７は、少なくともスイートスポッ
トを含む領域を形成している。

【００１１】前記本体部９は、一つの部材又は２以上の
部材を適宜溶接することにより形成され、好適にはチタ
ン合金が用いられる。本例ではこのヘッド本体９をα＋
β型チタン合金としてＴｉ−６Ａｌ−４Ｖをロストワッ
クス鋳造により一体に成形したものを例示する。また前
記シャフト取付部６は、本例では上部に突出形成されて
おり、その内部にはシャフト（図示省略）を挿入しかつ
接着剤等にて固着しうるシャフト取付孔６ａが形成され
ている。このシャフト取付孔６ａの孔中心線ＣＬは後に
取り付けられるシャフトの軸中心線と実質的に一致する
ため、本明細書ではこの孔中心線ＣＬを基準にライ角α
を定めている。

【００１２】また前記フェース部材７は、金属材料から
なりかつ、本例では略一定の厚さｔをなすとともに、こ
の厚さｔ（mm）、曲げ最大応力Ｐ（ＭＰａ）、及びヤン
グ率Ｅ（ＧＰａ）において、下記式（１）及び（２）を
満足する。 ｔ×Ｐ≧５０００（mm・ＭＰａ） …（１） ｔ×Ｅ≦５２０（mm・ＧＰａ） …（２）

【００１３】このように、フェース部材７が上記式
（１）及び（２）を満足することにより、該フェース部
材７の耐久性を維持しつつ反発性能を向上することがで
きる。前記フェース部材７の厚さｔ（図２に示す）は、
例えば１．０〜４．０mm、より好ましくは２．０〜３．
０mm、さらに好ましくは２．２〜２．７mmとすることが
望ましい。前記厚さｔが１．０mm未満であると反発性能
には好ましいが、耐久性が低下する傾向にあり、逆に
４．０mmを超えると耐久性には問題ないが重量を増加さ
せかつフェース部２の剛性が過度に高められるために反
発性能が低下して打球の飛距離が低下しやすい傾向があ
る。

【００１４】本実施形態では、このようなフェース部材
７の厚さｔ（mm）と該フェース部材７を構成する金属材
料の曲げ最大応力Ｐ（ＭＰａ）との積（ｔ・Ｐ）を５０
００（mm・ＭＰａ）以上に設定する。前記積（ｔ・Ｐ）
が５０００（mm・ＭＰａ）未満であると、フェース部材
７の強度が低下し耐久性を低下させる。特に好ましくは
前記積（ｔ・Ｐ）を５０５０（mm・ＭＰａ）以上とする
のが望ましい。なお、この積（ｔ・Ｐ）が大きすぎる
と、ヘッドの反発性能に悪影響を及ぼしやすいため、好
ましくは前記いずれかの下限値との組み合わせにおい
て、７０００（mm・ＭＰａ）以下、さらに好ましくは６
０００（mm・ＭＰａ）以下とするのが望ましい。

【００１５】なお前記曲げ最大応力Ｐ自体は、例えば５
００〜２５００ＭＰａ、好ましくは８００〜２３００Ｍ
Ｐａ、より好ましくは１０００〜２３００ＭＰａ、さら
に好ましくは１２５０〜２３００ＭＰａ程度とするのが
望ましい。該曲げ最大応力Ｐが５００ＭＰａ未満である
と、フェース部の強度が不足しやすくかつ上記式（１）
を満たすためにはフェース部材７の厚さが著しく大とな
る傾向があり、ヘッド反発性能の向上効果が低下する傾
向がある。逆に曲げ最大応力Ｐが２５００ＭＰａよりも
大になると、ヤング率の上昇を招きやすく反発性能が悪
化しやすい。

【００１６】また本発明では、上記式（２）のように、
フェース部材７の厚さｔ（mm）と該フェース部材７を構
成する金属材料のヤング率Ｅ（ＧＰａ）との積（ｔ・
Ｅ）を５２０（mm・ＧＰａ）以下に設定する。前記積
（ｔ・Ｅ）が５２０（mm・ＭＰａ）よりも大であると、
金属材料のヤング率が上昇するため、フェース部材７の
反発性が低下するためである。このような観点より、特
に好ましくは前記積（ｔ・Ｅ）を４００（mm・ＧＰａ）
以下、さらに好ましくは２８０（mm・ＧＰａ）以下とす
るのが望ましい。なお、この積（ｔ・Ｅ）が小さすぎる
と、フェース部材７が薄くなりすぎたり、曲げ最大応力
も低下しやすくなるため、前記いずれかの上限値との組
み合わせにおいて、４０（mm・ＧＰａ）以上、さらに好
ましくは５０（mm・ＧＰａ）以上、さらに好ましくは６
０（mm・ＧＰａ）以上とするのが望ましい。

【００１７】なお前記ヤング率Ｅ自体は、例えば２０〜
１３０ＧＰａ、より好ましくは３０〜１００ＧＰａ、さ
らに好ましくは４０〜７０ＧＰａ程度とするのが望まし
い。該ヤング率Ｅが２０ＧＰａ未満であると、曲げ最大
応力Ｐもこれに追随して低下する傾向がありフェース部
２の強度が不足しやすくなり、逆に１３０ＧＰａよりも
大になると、ヘッドの反発性能が悪化しやすい。

【００１８】また前記曲げ最大応力Ｐ、ヤング率Ｅは、
ＪＩＳ Ｚ２２０４の金属材料曲げ試験片に準拠して当
該金属材料から３号試験片（本例では厚さＴ＝３．０m
m、巾Ｗ＝２０mm、長さ＝１５０mm）を試作するととも
に、図６（Ａ）に示すように支点間距離３０mmの治具ｊ
にて試験片ＳＰを支持し、押圧治具Ｎにて荷重を負荷
し、試験片ＳＰの歪量を測定する曲げ試験を行う（ＪＩ
Ｓ Ｚ２２４８準拠）。なお本例では曲げ試験装置とし
て、インテスコ社製の「インテスコ（ロードセル２ト
ン）」を採用した。そして試験の結果、図６（Ｂ）に示
すように、負荷荷重（Ｎ）と歪量（mm）との関係が得ら
れるとともに、この結果に基づき、下記式（３）及び
（４）を用いて曲げ最大応力Ｐ、ヤング率Ｅをそれぞれ
計算するものとする。 Ｐ＝（３×Ｌ×Ｆ）／（２×Ｗ×Ｔ² ） …（３） Ｅ＝（３×Ｌ×Ｆ’）／（４×Ｗ×Ｔ³ ×Ｓ） …（４） （ただし、Ｌは試験片を支える支点間距離：３０（m
m）、Ｆは図６（Ｂ）に示す最大負荷荷重（Ｎ）、Ｆ’
は図６（Ｂ）に示す弾性限負荷荷重、Ｗは試験片の巾
（mm）、Ｔは試験片の厚さ（mm）、Ｓは弾性限での歪量
である。）

【００１９】また上述の式（１）、（２）を同時に満た
す金属材料をフェース部２の少なくとも一部に有してい
れば、その材料、組成などは特に限定はされないが、本
例では下記の組成式（５）で表されるチタン合金からな
りかつ熱間鍛造加工後に冷間圧延加工することにより形
成されたものが用いられたものを示す。 Ｔｉ100-x-y Ｍ１x Ｍ２y （数値はすべて原子％）…（５） ただし、Ｍ１は、Ｚｒ、Ｈｆから選ばれる１種又は２種
以上の元素、Ｍ２は、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｗ
から選ばれる１種又は２種以上の元素、かつｘ＋ｙ≦５
０（０＜ｘ＜５０、０＜ｙ＜５０）である。

【００２０】発明者らの実験の結果、上記式（５）で表
されるチタン合金は、曲げ最大応力を大としつつもヤン
グ率が著しく低く、また大きな弾性伸び、塑性伸びを示
すため薄肉化を図りつつ高強度、高反発のフェース部材
７に好適であることを見い出した。このようなチタン合
金の高い強度と硬さは、主として大きな原子半径差、例
えば上述の組み合わせから１０％以上の原子半径差を有
する元素を固溶していることによる固溶体強化に、また
低いヤング率は主として構成元素が互いに引力相互作用
を持たないために低応力で原子が可逆的に移動できるこ
とに、さらに、大きな弾性伸び限界などは相互作用を持
たない多種類の元素による可逆的移動サイトの多様性の
ために可逆的原子移動が高いひずみ域まで起きることが
できるともに変形応力の上昇も起こりづらくなることに
夫々起因するものと考えられる。

【００２１】とりわけ前記の如く原子半径の差が大きい
少なくとも２つの元素を含む構成元素を固溶することに
より、原子の再配列が起こり難くなって拡散能が低下す
るため、例えば溶湯を急冷することなく、徐冷した場合
においてもｂｃｃ固溶体単相ないしｂｃｃ固溶体を主体
的に含むβ型のチタン合金を得ることができる。そし
て、このような固溶体は、熱間鍛造加工を行うことによ
り、機械的強度の向上及び硬度の安定化が図られ素形材
の強度レベルを向上させるとともに延性の向上を図るこ
とができる。そしてさらに熱間鍛造加工により得られた
素形材を冷間圧延加工することにより、加工硬化を生じ
させより効果的に高い強度を付与することができる。こ
れにより、上述の式（１）、（２）を満足しうる特性を
付与することができる。

【００２２】なお上記式（５）において、チタンの含有
量が５０原子％を下回る場合、上記した合金の優れた機
械的特性を発現させることはできるが、比重が大きくな
る傾向があるためヘッドに適用するに際して重量増大化
やコスト高、さらには高融点化を招く傾向がある。また
Ｚｒ又はＨｆの元素が含まれていないと、原子半径差の
大きい金属元素を多量に固溶するのが困難な傾向があ
り、固溶強化できない傾向がある。逆に、Ｚｒ、Ｈｆの
元素のトータル含有量が５０原子％を上回ると、比重が
大きくなったり、また高融点化を招くなどの不具合があ
る。さらに、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｗから選ば
れる１種または２種の元素が含まれていない場合、強度
の低下や耐食性の低下を招き易い。またこれらの元素の
トータル含有量が５０原子％を上回ると、合金の比重が
大となったり、高融点化を招いたり、コストの上昇をも
たらしやすい。特に好ましくは、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｎｂ及び
Ｔａの組み合わせである。即ち、Ｍ１をＺｒとし、Ｍ２
はＮｂ、Ｔａとする。またＺｒは、より好ましくは１０
〜４０原子％、さらに好ましくは１５〜３０原子％とす
ることが望ましく、残部を実質的にＮｂ及びＴａで構成
するのが良い。

【００２３】また本実施形態では、前記式（５）で表さ
れるチタン合金を先ず熱間で鍛造する。熱間鍛造は、加
工に必要な力を小とし、かつ仕上がりのフェース部材形
状へと近づけることができるため、フェース部材７の成
形性を向上しうる。また熱間鍛造では、チタン合金の内
部に存在する空隙を鍛造によって圧縮でき、結晶組織の
緻密化、内部欠陥の減少、偏析の均一化など品質の向上
を図り耐疲労特性の向上に役立つ。さらに、熱間鍛造に
より、チタン合金は曲げ最大応力、引張強度、硬さなど
の機械的性質のばらつきが抑制されるとともに、製品形
状に沿った鍛流線が得られ、靱性の向上とさらなる耐疲
労特性の向上にも役立つ。

【００２４】熱間鍛造は、塊状の素材（ビレット）を再
結晶温度以上に加熱して打撃または加圧し所定の形状に
成形する成形法であり、本明細書でいう「鍛造」には一
対のロールに素材材料を噛み込ませて延伸するいわゆる
圧延を含まないものとする。また鍛造時の素材の加熱温
度である鍛造温度Ｔｚは、好ましくは６００〜２０００
℃、より好ましくは７００〜１５００℃とするのが望ま
しい。上記式（５）で表されるチタン合金は、融点が比
較的高くなる傾向がある。従って、前記鍛造温度Ｔｚが
６００℃未満では素材の組成流動が起こりにくく、加工
性が悪くなるため高出力の鍛造装置が必要となるほか、
加工の際に亀裂や割れが生じやすくなる傾向がある。逆
に、鍛造温度Ｔｚが２０００℃を超えると、高出力の鍛
造設備が必要となるため、製造コストを上昇させる傾向
がある他、材料の劣化などを招きやすい。

【００２５】また鍛造における成形法は、例えば自由鍛
造、型鍛造（開放型、密閉型、或いは半密閉型を含
む）、高速鍛造又は等温鍛造など各種のものを含み、素
材に圧縮塑性変形を生じさせるものであれば適宜のもの
が採用できる。好ましくは、鍛造によって得られた素形
材の表面に酸化膜（スケール）が生じにくい密閉型型鍛
造法などを用いるのが望ましい。

【００２６】熱間鍛造工程では、例えば図４に示すよう
な角柱状（但し、円柱状、その他の形状でも良い）のビ
レット等の素材ａが準備される。そして、この素材ａを
所定の温度まで加熱した後、鍛造機で鍛造し素形材ｂを
得る。熱間鍛造では、冷間圧延加工などに比べると材料
の変形抵抗が小さいため、下記式（６）で表される厚さ
減少率を１０％以上、より好ましくは４０〜９０％、さ
らに好ましくは７５〜８５％程度まで高めるのが望まし
い。 厚さ減少率＝｛（ｈ１−ｈ２）／ｈ１｝×１００［％］ …（６） （ただし、ｈ１は素材の鍛造前の最大厚さ、ｈ２は鍛造
後の厚さ）

【００２７】熱間鍛造時における厚さ減少率が１０％よ
りも小さいと、組成流動が少なく、鍛造加工による曲げ
強度、疲労強度といった機械的特性の向上が得られない
傾向があり好ましくない。他方、厚さ減少率が大きすぎ
ると、鍛造時にクラックが発生したり、またクラックを
防止するために、鍛造温度を高くする必要があるなど、
設備コスト、加工コストを大とする傾向があるため好ま
しくない。

【００２８】また熱間鍛造加工は、前記鍛造温度Ｔｚ
（℃）と厚さ減少率ｒ（％）との比（Ｔｚ／ｒ）が１０
以上、より好ましくは１５以上、さらに好ましくは２０
以上であることが望ましい。前記比（Ｔｚ／ｒ）が１０
未満であると、厚さ減少率に対して鍛造温度が低くなっ
て、加工性が悪化しクラックなどが生じやすい傾向があ
る。なお前記比（Ｔｚ／ｒ）の上限は特に限定されるも
のではないが、大きすぎると、厚さ減少率に対して過度
に鍛造温度を高めることとなり実用面で問題があるた
め、前記いずれかの下限値との組み合わせにおいて１０
０以下、より好ましくは７５以下、さらに好ましくは５
０以下に設定するのが良い。

【００２９】なお熱間鍛造工程では、荒打ち、仕上げ打
ちなど加工具を替えて複数段の鍛造を行うことができ
る。また熱間鍛造後のフェース部材の表面に、酸化膜が
形成されているときには、素形材ｂの表面を研磨するこ
とによってこれを除去する。

【００３０】次に熱間鍛造により得られた素形材ｂは、
室温まで冷却され冷間圧延加工が行われる。熱間鍛造に
よって機械的強度の向上と硬さの安定化がなされた素形
材ｂは、冷間圧延加工によって圧延されることにより、
材料中に多数の転位などの格子欠陥が導入され、機械的
強度及び耐疲労特性をさらに向上させることができる。

【００３１】圧延加工は、例えば図４（Ｃ）に示す如
く、回転する一対のロールＲ、Ｒ間に熱間鍛造により得
られた前記素形材ｂを摩擦によって噛み込ませ、厚さな
いし断面積を減じる加工である。また冷間圧延加工は、
特に材料を意図的に加熱せずに常温で圧延加工を行うも
ので、材料を加熱して圧延を行う温間ないし熱間圧延加
工と区別される。具体的に冷間圧延加工としては、雰囲
気温度と圧延加工の際に生じる材料の発熱を加味し、−
２０〜１００℃、より好ましくは０〜１００℃、さらに
好ましくは１５〜１００℃で加工することが望ましい。
なおこの温度は、加工中の材料温度を意味している。

【００３２】前記冷間圧延加工時の温度が１００℃を超
えると、材料の結晶中の転移の再配列や再結晶化が生
じ、加工硬化が十分に期待し得ず、ひいては機械的強度
の向上や耐疲労特性の向上が充分に望めず、逆に−２０
℃を下回ると圧延された圧延材の圧延方向と直角な側縁
にひび割れ等が生じやすく材料の歩留まりが悪化しやす
い傾向にある。また冷間圧延工程は、熱間圧延加工に比
べると材料の変形抵抗が大きいため、１回の圧延工程で
の圧下量（厚さの減少量）は例えば０．１〜０．５mm程
度とし、これを複数回繰り返すことにより、所望の厚さ
の圧延材１０を形成するのが好ましい。本実施形態で
は、厚さ約３mmの圧延材（高強度チタン合金材）１０を
準備する。

【００３３】また冷間圧加工における圧下率が小さすぎ
ると、チタン合金の転位密度を増すことができず加工硬
化による機械的強度の向上効果が低くなる。このため、
好ましくは圧延加工の圧下率を１０％以上、より好まし
くは３０％以上、さらに好ましくは５０％以上とするの
が望ましい。他方、圧下率が大きすぎると、材料の強度
向上という観点では特に問題はないが、大きな加工設備
が必要となるため、実用上、前記下限のいずれかの値と
の組み合わせにおいて９０％以下、より好ましくは８５
％以下、特に好ましくは８０％以下とするのが望まし
い。このように冷間圧延加工時の圧下率を規制すること
により、さらに前記チタン合金の低ヤング率を維持した
ままさらに加工硬化によって引張強度を向上させ得る。
なお圧下率は、圧延加工前の厚さｈ２、圧延加工後の厚
さｈ３とするとき、 圧下率＝｛（ｈ２−ｈ３）／ｈ２｝×１００［％］ により求める。

【００３４】発明者らの種々の実験の結果、この冷間圧
延加工時の圧下率ｋ（％）と前記熱間鍛造加工における
厚さ減少率ｒ（％）とは下記式を満たすものが望ましい
ことが判った。 （１−ｒ／１００）×（１−ｋ／１００）≦０．５５ 上記式の左辺の値が０．５５を超える場合、厚さ減少率
ｒ及び／又は圧下率ｋが小さくなるため、機械的強度の
向上が充分に得られない場合がある。より好ましくは前
記式の左辺の値が０．５０以下、さらに好ましくは０．
４０以下であることが望ましい。なお左辺の値の下限値
は特に限定されないが、好ましくは０．１０以上、より
好ましくは０．１５以上とすることが望ましい。

【００３５】なお冷間圧延加工において、圧延方向Ｋ
（図４（Ｃ）に示す）は単一の方向としても良いが、好
ましくは互いに交差する２種以上の方向で圧延すること
が好ましい。即ち、圧延方向と、この圧延方向と直角な
方向とでは、曲げに対する強度が異なるため、このよう
に圧延方向を交差する２種以上とすることにより、材料
の機械的強度などの異方性を極力減じるのが好ましい。
また前記圧延方向の交差角度は４０〜９０゜とすること
が望ましい。

【００３６】フェース部材７は、このようにして得られ
た圧延材１０を所定形状に打ち抜き加工することにより
得ることができる。またフェース部材７には、必要によ
りプレス加工がなされ、フェースロール、フェースバル
ジといった曲率が与えられる。なおこのとき、プレス加
工は、４００℃以下の温度で行うのが望ましい。プレス
加工時の温度が４００℃を超えると、チタン合金中に歪
のない新しい結晶粒が核発生し、これが転位の高い領域
を食って成長し、やがて新しい結晶粒で材料がすべて覆
われてしまうことにより、冷間圧延加工によって高めら
れたチタン合金の機械的強度、耐疲労特性が消失してし
まうためである。より好ましくは、プレス加工時の温度
を３５０℃以下、より好ましくは３００℃以下、さらに
好ましくは２００℃以下、特に好ましくは１００℃以
下、さらに好ましくは室温下で行うことにより、高めら
れたチタン合金の機械的強度などを維持できる。

【００３７】なおプレス加工時の下限温度については、
特に限定されないが該温度が著しく低いと、靱性が損な
われるため、前記上限の温度のいずれかの値との組み合
わせにおいて、例えば−２０℃以上、好ましくは０℃以
上、さらに好ましくは１５℃以上、特に好ましくは２０
℃以上とすることが望ましい。なおこの温度は、圧延材
１０の温度である。

【００３８】以上のように成形されるチタン合金材は、
熱間鍛造加工における厚さ減少率、冷間圧延加工におけ
る圧下率の調整によって、その厚さ、曲げ最大応力、及
びヤング率が上記式（１）ないし（２）を満足するよう
に構成できる。そして、このようなチタン合金材からフ
ェース部材７を形成し、前記本体部９の打球面側に例え
ば接着、カシメ、溶接、圧接、ロウ付け等の固着手段に
より固着されヘッド１が形成される。

【００３９】図５には、本発明の他の実施形態を示す。
図４では、熱間鍛造された素形材ｂが、略均一厚さのも
のを示したが、図５（Ａ）に示すように、熱間鍛造加工
において、薄肉部ｂ１と厚肉部ｂ２とを有し厚さが不均
一の素形材ｂを成形することもできる。このような素形
材ｂは、図５（Ｂ）に示す如く、冷間圧延加工によって
例えば均一厚さに圧延することにより、前記薄肉部ｂ１
では圧下率を小さく、同厚肉部ｂ２では圧下率を大きく
した圧延材１０を得ることができる（なお均一厚さに圧
延しなくとも良いのは言うまでもない）。

【００４０】このような圧延材１０においては、圧下率
が大きい高圧延部１０ａは圧下率が小さい低圧延部１０
ｂに比べて、より硬くかつ高い曲げ強度を有する。従っ
て、ゴルフボールと直接接触する機会の多い例えばフェ
ース部２のスイートスポットを含む中央領域に、この高
圧延部１０ａを用いるのが望ましい。他方、低圧延部１
０ｂは、高圧延部１０ａに比べて柔らかく撓みやすい。
従って、フェース部２において、前記高圧延部１０ａの
外側に低圧延部１０ｂを配することにより、高強度と反
発性能の向上を両立できる。またこのようなヘッド１
は、打球感を柔らかくして打球フィーリングを向上でき
る点でも好ましい。なお図示していないが、均一厚さに
熱間鍛造された素形材を、厚さを不均一に圧延すること
によっても同様の圧延材１０を製造しうる。

【００４１】以上本発明の実施形態についてウッド型の
ゴルフクラブヘッドを例に取り説明したが、本発明は、
ウッド型のゴルフクラブヘッドに限定されるものではな
く、アイアン型やパター型、ユーティリティ型の各ヘッ
ドなどにおいても好適に適用しうるのは言うまでもな
い。

【００４２】

【実施例】次に本発明の実施例をより具体的に説明す
る。 （実施例１、２）前記式（１）、（２）、（５）を満た
すチタン合金として「Ｔｉ50Ｚｒ30Ｎｂ10Ｔａ10」の組
成（原子半径差は最小−最大で約１１．７％）のものを
以下の方法で試作した。先ず真空引きされかつアルゴン
置換された雰囲気中の真空アーク溶解炉にて前記構成元
素を溶解し、上記組成を有する溶湯を金型で冷却し矩形
状の鋳塊（幅７０mm×長さ７０mm×厚さ１０mm）を得
た。そして、この鋳塊を１０００℃に予熱するととも
に、３５０屯クランク式プレス機にて熱間型鍛造し厚さ
７mmの板状の素形材（厚さ減少率＝３０％）を得た。次
にこの素形材の両面に形成された酸化膜を除去するため
に、厚さ６mmにまでフライス盤にて研磨するとともに、
室温（２３℃）で冷間圧延し、厚さ３mmの圧延材（圧下
率＝５０％）を得た（トータルでの厚さの減少率は６７
％に相当）。このフェース部材をヘッド本体部にＴＩＧ
溶接し、更に研磨することにより、フェース中央部での
厚さが２．７mm（実施例１）と２．５mm（実施例２）の
ヘッドを試作した。

【００４３】（実施例３〜６）同一の鋳塊より、厚さ減
少率、圧下率を変えて同一の工程で製造した。またこの
フェース部材をヘッド本体部にＴＩＧ溶接し、更に研磨
することにより、フェース中央部での厚さが４．０mm
（実施例３）、５．０mm（実施例４）、２．０（実施例
５）、及び３．０mm（実施例６）のゴルフクラブヘッド
を試作した。

【００４４】（比較例１）実施例１と同一の組成からな
る厚さ１０mmの板材を加熱することなく室温（２３℃）
で冷間圧延し厚さ３．３mmの板状の圧延材（圧下率＝６
７％）を成形するとともに、この圧延材の両面を研磨し
厚さ３mmの板材を得た。このフェース部材をヘッド本体
部にＴＩＧ溶接し、更に研磨することにより、フェース
中央部での厚さが２．７mmのヘッドを試作した。

【００４５】（比較例２）実施例１と同一の組成からな
る厚さ１０mmの板材を１０００℃に加熱して熱間圧延
し、厚さ３．３mmの板状の圧延材（圧下率＝６７％）を
成形するとともに、この圧延材の両面を研磨し厚さ３mm
の板材を得た。このフェース部材をヘッド本体部にＴＩ
Ｇ溶接し、更に研磨することにより、フェース中央部で
の厚さが２．７mmのヘッドを試作した。

【００４６】（比較例３）実施例１と同一の組成からな
る厚さ１０mmの板材を１０００℃に加熱して熱間鍛造
し、厚さ３．３mmの板状の素形材（厚さ減少率＝６７
％）を成形するとともに、この圧延材の両面を研磨し厚
さ３mmの板材を得た。このフェース部材をヘッド本体部
にＴＩＧ溶接し、更に研磨することにより、フェース中
央部での厚さが２．７mmのヘッドを試作した。テスト方
法は次の通りである。

【００４７】＜耐久試験＞各供試ヘッドに同一のシャフ
ト（４６インチ、フレックスＳ）を装着してスイングロ
ボット（ツルーテンパー社製）に取り付けるとともに、
ヘッドスピードが５１ｍ／ｓとなるように調節しフェー
ス面の中心で１００００発の実打を行った。評価基準
は、以下の通りとした。 ５０００発未満で破損あり：× ５０００発以上で破損あり：● ７５００発以上で破損あり：○ １００００発以上で破損なし：◎

【００４８】＜反発性能＞ヘッドの反発特性は、Ｕ．
Ｓ．Ｇ．Ａ．の Procedure for Measureing the Veloci
ty Ratio of a Club Head for Conformance to Rule 4-
1e, Revision 2 (February 8, 1999) に基づき行った。
具体的にはゴルフボールをボール発射装置を用いて発射
し、台座上に固着することなく載置されたヘッドのフェ
ース部のスイートスポットに衝突させ、ゴルフボールの
衝突直前の入射速度Ｖｉと跳ね返り速度Ｖｏとを測定す
る。そして、ゴルフボールの入射速度をＶｉ、跳ね返り
速度をＶｏ、ヘッド質量をＭ、ゴルフボールの平均質量
をｍとした場合に、次式により反発係数ｅを算定した。 （Ｖｏ／Ｖｉ）＝（ｅＭ−ｍ）／（Ｍ＋ｍ） なおゴルフボールの発射口からフェース部までの距離は
５５インチとし、ボールがヘッドのスイートスポットの
位置から５mm以上離れない位置でかつフェース面に対し
て直角に衝突させる。ボール初速は１６０フィート±
０．５フィート（４８．７６８±０．１５２４ｍ／ｓ）
に設定した。

【００４９】＜フェース部材の曲げ最大応力、ヤング率
＞また各供試材料の機械的強度を調べるために、上記し
たＪＩＳ Ｚ２２０４に準拠し３号試験片を製作し、曲
げ試験（ＪＩＳＺ２２４８）を行って前記式（３）、
（４）から曲げ最大応力、ヤング率（ｎ＝３）を測定し
た。テストの結果などを表１、表２に示す。

【００５０】

【表１】

【００５１】

【表２】

【００５２】テストの結果、前記式（１）、（２）を満
足する実施例のものは、いずれも比較例に比べて耐久性
を向上していることが確認できる。比較例のものは、い
ずれもフェース部材の厚さが小であるため反発性能は向
上しているが、式（１）を満たしていないため耐久性が
低いものとなっている。また比較例のフェース部材は、
いずれも冷間圧延又は熱間加工の一方のみの加工である
ため、実施例のように材料の曲げ最大応力の向上が十分
でないことが判る。

【００５３】

【発明の効果】上述したように、請求項１記載のゴルフ
クラブヘッドは、フェース部の少なくとも一部が金属材
料からなり、かつ該金属材料の厚さｔ（mm）、曲げ最大
応力Ｐ（ＭＰａ）、及びヤング率Ｅ（ＧＰａ）におい
て、一定の関係式を満足させることにより、フェース部
の耐久性とヘッドの反発性能とを両立しうる。

【００５４】また請求項２記載の発明のように、特定の
組成を有するチタン合金を熱間鍛造加工後に冷間圧延加
工することにより、上記一定の関係式を満たしうる金属
材料を提供しうる。

【００５５】また請求項３ないし４記載の発明のよう
に、前記熱間鍛造加工での厚さ減少率又は冷間圧延加工
時の圧下率を一定範囲に限定したときには、鍛造、圧延
時のクラックの発生などを防止しつつより高い耐疲労特
性を実現でき、より確実に前記関係式を満たす金属材料
を提供しうる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本実施形態のゴルフクラブヘッドの基準状態に
おける正面図である。

【図２】そのＹ−Ｙ線端面図である。

【図３】フェース部材の一例を示す斜視図である。

【図４】（Ａ）は鋳塊、（Ｂ）はそれを熱間鍛造した素
形材、（Ｃ）は圧延材をそれぞれ示す略図である。

【図５】本発明の他の実施形態として、（Ａ）は熱間鍛
造により得られた不均一厚さの素形材、（Ｂ）はそれを
圧延した状態をそれぞれ示す略図である。

【図６】（Ａ）は曲げ試験を説明する概略図、（Ｂ）は
負荷荷重と歪量との関係を示すグラフである。

【符号の説明】 １ ゴルフクラブヘッド ２ フェース部 ３ クラウン部 ４ ソール部 ５ サイド部 ６ シャフト取付部 ７ フェース部材

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】ボールを打撃するフェース部を有するゴル
   フクラブヘッドであって、前記フェース部の少なくとも
   一部が金属材料からなり、かつ該金属材料の厚さｔ（m
   m）、曲げ最大応力Ｐ（ＭＰａ）、及びヤング率Ｅ（Ｇ
   Ｐａ）において、下記式（１）及び（２）を満足するこ
   とを特徴とするゴルフクラブヘッド。 ｔ×Ｐ≧５０００（mm・ＭＰａ） …（１） ｔ×Ｅ≦５２０（mm・ＧＰａ） …（２）
2. 【請求項２】前記金属材料が熱間鍛造加工後に冷間圧延
   加工することにより形成されかつ下記の組成式で表され
   るチタン合金からなることを特徴とする請求項１記載の
   ゴルフクラブヘッド。 Ｔｉ100-x-y Ｍ１x Ｍ２y （数値はすべて原子％） ただし、Ｍ１は、Ｚｒ、Ｈｆから選ばれる１種又は２種
   以上の元素、 Ｍ２は、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｗから選ばれる
   １種又は２種以上の元素、かつｘ＋ｙ≦５０（０＜ｘ＜
   ５０、０＜ｙ＜５０）である。
3. 【請求項３】前記熱間鍛造加工は、厚さ減少率が１０％
   以上であることを特徴とする請求項２記載のゴルフクラ
   ブヘッド。
4. 【請求項４】前記冷間圧延加工は、圧下率が１０％以上
   であることを特徴とする請求項２又は３記載のゴルフク
   ラブヘッド。