JP2020521636A

JP2020521636A - 熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法

Info

Publication number: JP2020521636A
Application number: JP2019553195A
Authority: JP
Inventors: 琴香夏; 寧遠朱; 秀全程; 剛鋒肖
Original assignee: 華南理工大学
Priority date: 2017-03-28
Filing date: 2017-11-24
Publication date: 2020-07-27
Also published as: CN107121992A; US11358202B2; US20210276067A1; WO2018176870A1

Abstract

本発明が熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法を公開し、変形しにくい金属材料の熱可塑性成形過程において発生する動的再結晶温度と歪み速度範囲内での金属材料の高温力学性能試験を行う。熱可塑性成形過程における電力損失及び変流不安定性判断基準に基づいて、高温力学の性能試験で変流応力歪みの関係を得た上、それぞれ異なる歪みにおける電力損失図と変流不安定図を構成する。電力損失図と変流不安定図を組み合わせ、材料の熱間加工図を取得する。電力損失率係数ηの分布及び変流不安定性の判断に基づき、変流不安定性判断基準の潜在的危険な成形条件及び安全な成形条件を満たされた下での、電力損失率係数ηの熱可塑性成形に有利な成形条件を分析して取得する。最後に、熱間加工図に従って得られた材料は熱間成形の温度及び歪み速度に有利であり、筒状部材熱間強回転成形を行う。【選択図】図８

Description

本発明は熱間加工図に関し、金属材料の熱間成形分野に属する。特に、熱間加工図による筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化制御方法に関する。

従来の塑性成形が寸法精度に対する要求の上、成形部品の優れた組織性能を実現することを提出したのは、現在の塑性成形技術の特徴と発展傾向である。飛行機や宇宙船、国防軍工、艦船等の高精緻な技術の発展に伴い、高い寸法精度と良好な高温性能を同時に有する筒状部材への応用はますます広くなってきている。しかしその類の合金は室温で変形抵抗が大きく、塑性が悪く、常温で塑性成形することは極めて困難である。点負荷連続部分成形の特徴を有する熱間強回転成形は現在該類の変形しにくい金属筒部材を得るための最も有効な方法の一つである。熱間強回転過程において、熱の結合作用により、その成形メカニズムが複雑であり、成形温度及び各プロセスパラメータの組み合わせをどのように制御することは、高い寸法精度と高温性能の筒状部材を同時に得ることの鍵である。

材料化学組成以外に、ミクロ組織形態は材料性能の決定要因である。したがって、熱間強回転過程において、ミクロ組織の変化は製品性能を決定する鍵である。熱間強回転成形過程におけるミクロ組織の変化メカニズムを研究するために、従来の方法は金相顕微鏡（ＯＭ）、Ｘ線回折（ＸＲＤ）、後方散乱電子回折（ＥＢＳＤ）などを用いて組織及びテクスチャに対して実験的に研究する。しかし実験手段の限界性により、ミクロ組織の動態的観察を実現することができず、経験によって予測及び制御を行うことが困難であり、一定的な盲目性があり、時間と手間もかかる。

形状／特性一体化制御は、塑性成形技術の重要な発展方向である。回転プレス成形においては、現在、主にマクロ的な成形品質、回転プレス欠陥制御上のプロセスパラメータを最適化の研究が注目され、ミクロ的な組織変化メカニズムについての研究もみな上記の実験方法を採用され、成形後のミクロ的な組織を分析するだけにとどまり、マクロ的な成形品質とミクロ的な組織変化を協調して研究することがなく、そのうえ、組織変化の物理メカニズムの基礎における具体的な形状／特性一体化制御方法をも提供されていない。

本発明の目的は、従来技術の上記の欠点及び欠陥を克服し、熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法を提供し、盲目的な実験と材料の無駄を回避し、材料の性能的な可能性を十分に活用することである。本発明の技術的解決策では、加工中の材料のマクロ的な流動と材料の変形中のミクロ的な組織変化の両方が考慮され、高い寸法精度と良好な組織性能の筒状部材を同時に得ることができる。

熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法は、
異なる金属材料の熱可塑性成形過程における発生する動的再結晶温度、歪み速度及び歪みの違いに基づいて、動的再結晶が発生する温度、歪み速度及び歪みの条件の下で金属材料の高温力学性能試験を行うステップ（１）と、
限られた試験温度、歪み速度のサンプルポイントの下で得られた変流応力と歪み関係に対して補間計算を行うステップ（２）と、
熱可塑性成形過程における電力損失及び変流不安定性判断基準に基づいて、拡張された高温力学の性能試験で変流応力と歪みの関係を得た上、それぞれ異なる歪みにおける電力損失図と変流不安定図を構成するステップ（３）と、
電力損失図と変流不安定図を組み合わせ、材料の熱間加工図を取得する。電力損失率係数ηの分布及び変流不安定性の判断に基づき、変流不安定性判断基準の潜在的危険な成形条件及び安全な成形条件を満たされた下での、電力損失率係数ηの熱可塑性成形に有利な成形条件を分析して取得するステップ（４）と、
最後に、熱間加工図に従って得られた材料は熱間成形の温度及び歪み速度に有利であり、熱間強回転成形プロセスパラメータを確定し、筒状部材熱間強回転成形を行い、寸法精度及び組織性能の要求を満たした筒状部材を取得するステップ（５）と、を含む。

上記ステップ（１）の前記金属材料は熱可塑性成形過程において、動的再結晶が発生しやすい中低層欠陥金属又は合金であり、ステップ（１）の前記高温力学性能試験温度は、材料の動的再結晶温度以下５０℃と熱可塑性成形温度以上５０℃の範囲内である。

上記ステップ（５）の熱間加工図は動的材料モデルに基づく熱間加工図である。

上記ステップ（１）の前記高温力学性能試験の歪み速度は、筒状部材の強力回転歪み速度の分布に従って０.０１／ｓ〜１０／ｓの範囲を取る。ステップ（１）の前記高温力学性能試験は歪み量が０.６以上であることを保証する。

上記ステップ（２）の前記補間計算は、温度及び歪み速度試験サンプル数を拡張する。

上記ステップ（３）の前記変流不安定基準における歪み速度感度係数ｍは、変流応力σの歪み速度
に対する偏微分であり、これは塑性変形により損失されたたエネルギーＧとミクロ組織変化により損失されたエネルギーＪの分配を決定し、
材料の加工過程における単位時間内に外力が単位体積材料にあたる仕事量はＰであり、つまり材料が得られた総エネルギーは、応力σと歪み速度
を乗算することによって得られ、それは材料の塑性変形により消費されるエネルギーＧとミクロ組織変化により消費されるエネルギーＪに変換される。
理想的なエネルギー損失システムは、塑性変形とミクロ組織変化で消費されるエネルギーに等しいと考えられるが、通常、材料は非線形的なエネルギー損失状態にあり、エネルギー分配関係を説明するために、変流応力σの歪み速度
に対する偏微分を採用し、すなわち歪み速度感度係数ｍはその分配比を説明する。

上記ステップ（４）の前記危険な成形条件は、歪み速度感度係数ｍによって説明された大きな塑性変形の不可逆的な熱力学的極値原理に基づく変流不安定基準を満たす条件であり、
大きな塑性変形の不可逆的な熱力学的極値原理に基づき、速度感度係数ｍ及び歪み速度の関数を用いて変流不安定基準を構築する。
熱可塑性成形に有利な条件は、ミクロ組織の変化によって損失されたエネルギーＪが占める電力損失率係数ηを説明する大きな成形条件である。理想的な線形エネルギー損失システムに置かれる時に、ミクロ組織から損失されるエネルギーは最も大きいＪ_ｍａｘ＝Ｐ／２であり、従って、材料から得られる総エネルギーＰと損失エネルギーとの関係に基づき、歪み速度感度係数ｍの関数を用いて電力損失率ηを説明し、もって、ミクロ組織から損失されたエネルギーＪの割合を説明する。

上記ステップ（５）の前記熱間強回転成形温度は熱間成形図で得られた熱可塑性成形温度に有利な±２５℃の範囲内に制御する必要がある。

上記ステップ（５）の前記熱間強回転成形歪み速度は、回転ホイール成形角、回転ホイール送り比、主軸回転、薄化率及び／又はブランク壁厚を制御することにより実現され、
熱間強回転成形プロセスパラメータの確定は、筒状部材の強力回転プレス変形領域の歪み速度
と回転ホイール成形角α_ρ、回転プレス前のブランク壁厚ｔ_０、回転プレス後のワークピースの壁厚ｔ_ｆ、壁厚薄化率φ_ｔ、送り速度ｖ_０の関係から求められる。
ここで、α_ρは、回転ホイール成形角であり、ｔ_０は回転プレス前のブランク壁厚であり、ｔ_ｆは回転プレス後のワークピース壁厚であり、ｔ_θｆは回転プレス前のブランク外面と回転プレス後ワークピース外面間の異なるθ層からワークピース内面に至る距離である。φ_ｔは壁厚薄化率であり、ｖ_０は回転ホイール前の成形領域質点の流速（回転ホイールに対して）であり、逆回転成形において、ｖ_０は送り速度に等しく、その送り比ｆと主軸回転ｎとの関係はｖ_０＝ｆ・ｎである。

上記ステップ（１）の動的再結晶条件は以下のとおりであり、ステップ（１）に記載の中低層欠陥金属材料の中、熱可塑性成形過程において、転位密度が臨界値に達することによって結晶粒界及び高い転位密度の応力集中箇所に転位密度が極めて低い再結晶核を形成し、且つ成長しやすく、熱処理過程における再結晶を区別するため、このような組織変化過程を動的再結晶と呼ぶ。

金属材料の動的再結晶温度及び歪み速度の確定は主に材料の組織状態、化学組成、成形形態などの諸要因に影響される。歪み速度については通常成形方式を考え、本発明の中では熱間強回転成形になる。その歪み速度は通常０．０１／ｓ〜１０／ｓの範囲であり、異なる歪み速度での動的再結晶温度は熱処理中の再結晶温度を参照することができ、しかし、正確な再結晶温度は主に試験によって得られる。

１、本発明が採用した技術的解決手段は、物理的メカニズムレベルから熱間強回転成形回転形状／特性一体化の制御を実現することができる。
２、本発明が採用した技術的解決手段は、高い寸法精度と良好な組織性能を有する筒状部材を同時に得ることができる。
３、本発明が採用した技術的解決手段は、金属材料の熱可塑性成形の危険な成形条件が得られ、成形不良及び減少を回避することができる。
このように、本発明は、変形困難な金属薄壁筒状部品に対して高精度の外形寸法を有するだけでなく、さらに微細で均一で、変流不安定現象のないミクロ結晶粒組織を有し、それによって良好な機械的性能を有し、変形しにくい金属筒状部品の寸法精度と組織性能の一体化制御が実現できる。

筒状部材の強力回転プレス変形領域歪み速度の計算式である。熱可塑成形過程におけるエネルギーの組成である。歪み速度感度係数式である。理想線形と非線形的エネルギーの損失分配である。電力損失率係数式である。大きな塑性変形の不可逆的な熱力学的極値原理に基づく変流不安定判断基準である。本発明の実施例のフローチャートである。本発明の熱間強回転で得られた筒状部材の概略図である。本発明の高温平面歪み圧縮試験の試料図である。本発明の高温平面歪み圧縮試験のロード概略図である。本発明の高温力学性能試験の熱負荷曲線図である。本発明の高温平面歪み圧縮変流応力歪みの計算式である。本発明の高温平面歪み圧縮によって得られた変流応力歪みの関係である。本発明によって得られた電力損失図である。本発明によって得られた変流不安定図である。本発明によって得られた動的材料に基づくモデル熱間加工図である。本発明のＨａｙｎｅｓ２３０ニッケルベース高温合金歪みが１である時の熱間加工図及び金相である。そのうち、図１７ａは本発明のＨａｙｎｅｓ２３０ニッケルベース高温合金歪みが１である時の熱間加工図である。図１７ｂは本発明のＨａｙｎｃ２３０ニッケルベース高温合金歪みが１である時の金相の一である。図１７cは本発明のＨａｙｎｃ２３０ニッケルベース高温合金歪みが１である時の金相の二である。図１７dは本発明のＨａｙｎｃ２３０ニッケルベース高温合金歪みが１である時の金相の三である。本発明の熱間強回転成形筒状部材ブランクの概略図である。本発明の三回転ホイールの逆回転ピッチの回転プレス成形概略図である。本発明のＨａｙｎｃ２３０ニッケルベース高温合金熱間強回転金相属組織である。本発明の高温一軸引張試料図である。

以下は図面及び実施例を参照して本発明をさらに説明し、本発明の請求範囲は実施例に限定されるものではない。

図１に示す筒状部材強回転プレス変形領域歪み速度
計算式に基づいて高温力学性能試験における歪み速度の範囲を確定する。回転プレス成形における回転ホイール成形角α_ρ、回転プレス前ブランク壁厚ｔ_０、回転プレス後のワークピース壁厚ｔ_ｆ、回転プレス前ブランク外面と回転プレス後ワークピース外面間の異なるθ層からワークピース内面に至る距離ｔ_θｆ、壁厚薄化率φ_ｔ、送り速度ｖ_０に基づき、そのうち送り速度ｖ_０と送り比ｆと主軸回転ｎの関係はｖ_０＝ｆ・ｎであり、筒状部材強回転プレス変形領域歪み速度
が０．０１／ｓ〜１０／ｓ範囲内に確定し、通常０．０５／ｓ〜５／ｓ内にある。そのため、高温力学的性能試験の歪み速度は０．０１／ｓ〜１０／ｓの範囲で選択することができる。

本発明は動的材料モデルに基づく熱間加工図を用いる。材料の加工過程における単位時間内に外力が単位体積材料にあたる仕事量Ｐ、つまり材料が得られた総エネルギーである。動的材料モデルの熱間加工図による前記外力の仕事（エネルギー）と材料の塑性変形による消費さえたエネルギーとの関係に基づくと、図２に示すようになる。材料から得られる総エネルギーＰは、応力σと歪み速度
の積で表すことができ、つまり、塑性変形により消費されるエネルギー損失量Ｇとミクロ組織変化により消費されるエネルギー補足損失量Ｊの２つの部分によって構成される。そのうち、損失量Ｇと補足損失量Ｊの分配は図３に示すように歪み速度感度係数ｍによって決定される。

図４（ａ）に示すように、材料が理想的な線形エネルギー損失状態である場合には、歪み速度感度係数ｍ＝１となり、このときの補足損失量は最大値Ｊ_ｍａｘ＝Ｐ／２となる。一般的には、図４（ｂ）に示すように、材料が非線形的なエネルギー損失状態にあり、したがって、図５に示すような電力損失率係数ηを用いて熱可塑性成形過程おけるミクロ組織変化の損失エネルギーが占める割合を説明する。

熱可塑性成形過程において、材料の変形不安定現象は、主に以下の局部塑性流動、断熱せん断帯形成、硬質点周囲ボイド発生、粒界くさび型開裂などがある。動的材料モデルに基づく熱間加工図において図６に示すような大きな塑性変形非可逆熱特性の極大値原理に基づく変流不安定判断基準を用いてそれを判断する。図６に示すように、歪み速度感度係数ｍと歪み速度
を含む安定判断基準が成立すると、この温度Ｔと歪み速度
の条件では不安定な危険が存在することを表している。

本発明の熱間加工筒状部材熱間強回転形状／特性一体化制御方法のフローチャートは図７に示す通りである。

（実施例１）
材料は銘柄Ｈａｙｎｅｓ２３０というニッケルベース高温合金であり、それはＮｉ−Ｃｒ−Ｗ−Ｍｏ固溶強化型低層欠陥高温合金である。そのうち、熱間強回転して得られる筒状部材（図８に示す）のキャビティ直径ｄ＝５４ｍｍであり、壁厚δ＝２ｍｍであり、長さｌ＝５００ｍｍである。

１、本実施例は高温平面歪み圧縮試験を用いて高温力学性能試験を行う。試料はワイヤカット方式を採用して図９に示すように１０×１５×２０ｍｍ^３の直方体試料に加工し、試験過程におけるロード方式は図１０に示すようになる。

２、文献及び試験に基づいてＨａｙｎｅｓ２３０ニッケルベース高温合金が１０００℃程度であることを確定し、そのため、高温力学性能の温度が９５０℃〜１２００℃であることを確定し、５０℃ごとに１つのレベルを選択し、合計６つのレベルを選択する。図１に示すように、筒状部材強力回転プレス変形領域歪み速度
の計算式は、歪み速度を０．０１／ｓ〜１０／ｓの範囲内で得られるため、試験の歪み速度は０．０１／ｓ、０．１／ｓ、１／ｓ、１０／ｓの４つのレベルに設計する。

３、試験は単要素試験の設計方法を採用し、Ｇｌｅｅｂｌｅ−３５００熱シミュレーション試験機において計２４組の試験を行い、試験過程においては、まず１０℃／ｓで試料を試験に必要な温度５０℃以上に加熱し、３ｍｉｎ保温して試料を均一に加熱させ、さらに５℃／ｓで試験温度まで降温して５ｍｉｎ保温し、続いて平面歪み高温圧縮を行い、圧縮過程において試験機が試料の温度を制御して等温圧縮を確保し、実際の歪み量が１に圧縮された後に水冷の方式で試料に焼入れを行い、できるだけ変形組織を保持し、試料に対してミクロ組織の研究ができるようにする。熱負荷曲線は図１１に示す通りである。

４、試験方法に従って高温平面歪み圧縮試験を行い、圧縮過程における実際の歪みεは圧縮前後の試料の厚さｈとｈ−Δｈの比の自然対数で求め、実際の応力σはアンビルの荷重力Ｆとアンビル幅ｗかける試料の長さｂとの積の比であり、すなわち荷重力Ｆとアンビルと試料の接触面積ｗ・ｂとの比であり、計算式は図１２に示す通りであり、歪み係数Ａと応力係数Ｂは０．８６６である。得られた変流応力歪みの関係は図１３に示す通りである。

５、試験データを補間計算し、有限の２４組の試験条件を精度が合理的な温度と歪み速度の二次元平面に拡張する。図５に示す式で得た電力損失率係数ηの変形温度Ｔと歪み速度
で構成される二次元平面内の分布を計算し、且つ等値線で表現し、すなわち図１４に示すような一定の歪み時の電力損失図を得ることができる。図６に示す式によって変流不安定判定基準の値が温度と歪み速度の二次元平面内での分布を計算し、図１５に示す一定の歪み時の変流不安定図を取得する。図１４と図１５を併せて、図６に示すような変流不安定判定基準に満たす領域を灰色で示すと、図１６に示すようなＨａｙｎｅｓ２３０合金の歪み時の熱間加工図を簡単かつ直観的に得られる。図中の灰色領域は、すなわち変流不安定領域であり、塑性成形の危険領域である。電力損失率係数η値の比較的大きい領域は、すなわち熱可塑性成形に有利な安全領域である。

６、上記ステップ５に基づいて、本実施例の力学的性能試験における最大歪み時（歪みε＝１）の熱間加工図（図１７に示す）を得られ、且つ変流不安定領域の試料に対して金相組織観測を行うと、変流不安定の原因を確定することができる。得られたＨａｙｎｅｓ２３０ニッケルベース高温合金の塑性成形危険領域は
＞０．０３、Ｔ＜１０２５℃と
＞０．４、１０５０℃＜Ｔ＜１２００℃であり、塑性成形に有利な安全領域は
＜０．２９５、Ｔ＞１０５０℃である。

７、熱間加工図によって確定された塑性成形に有利な安全領域に基づいて、熱間強回転成形を行う。Ｈａｙｎｅｓ２３０ニッケルベース高温合金は米国Ｈａｙｎｅｓ社によって生産されるため、図１８に示すようなキャビティ直径ｄ＝５４ｍｍ、壁厚Δ=５ｍｍの筒状部材ブランクを得ることができない。ワイヤカット加工方式を採用して熱間強回転ブランクを得て、回転プレス過程において壁厚が５ｍｍから２ｍｍに薄くし、薄化率は６０％である。部品をトリミング残量とし３０ｍｍに延長して、体積が変わらない原理によって筒状部材ブランクの長さＬ＝２００ｍｍ、即ち
に確定する。直径が５４ｍｍ、長さが６００ｍｍの回転コア型を設計し、熱間強回転立式回転プレス機の主軸に取り付け、仕様がφ５４＊５、長さＬ＝２００ｍｍの筒状部材ブランクをコア型にセットする。三回転逆回転ピッチ回転プレス成形（図１９に示す）を採用し、軸方向ピッチ量はａ_１２＝ａ_２３＝２．５ｍｍである。

８、熱間強回転温度は１１００℃であり、主軸回転は１００ｒ／ｍｉｎであり、回転ホイール成形角は２０°であり、送り比は０．６ｍｍ／ｒであり、薄化率がそれぞれ２６％、２８％、２５％の３回の回転プレス成形を行い、図１に示す筒状部材強回転プレス変形領域歪み速度
計算式から、歪み速度は０．１３／ｓ−０．１６５／ｓであり、Ｈａｙｎｅｓ２３０ニッケルベース高温合金塑性成形の安全領域内にあることが分かる。回転プレス過程において高効率で省エネルギーの電磁誘導加熱を採用し、且つ赤外線測温計及び温度制御システムを介してリアルタイムにフィードバック制御を行い、回転プレス領域ブランク温度が１０７５℃〜１１２５℃であることを保証する。

９、回転プレス成形後に寸法精度を評価する指標として回転プレス部材の壁厚偏差Ψ_ｔ、直線度ｅ_直、楕円度ｅ_楕を測定する。そのうち、壁厚偏差Ψ_ｔは、筒状部材が安定して回転プレス段階の壁厚の最大値と最小値の差である。直線度ｅ_直は、測れる筒状部材の固定長さの範囲内の任意プライムラインが最も小さい二つの平行平面の間に位置する距離である。楕円度ｅ_楕は、筒状部材が安定して回転プレス段階の断面の外径の最大値と最小値の差である。測定された回転プレス部材の壁厚偏差Ψ_ｔは０．１０７ｍｍであり、直線度ｅ_直は０．１７ｍｍであり、楕円度ｅ_楕は０．２０ｍｍであり、部品の要求が満たされている。

１０、回転プレス成形後に回転プレス部材の組織性能を評価する指標として、金相組織観測、力学的性能検出及びマイクロ硬度測定を行う。回転プレス部材の安定回転段階（口部から１５ｍｍ）で切断して試験を行い、インサート、研磨、艶出しの後にＨＣｌを用い、ＨＮＯ_３は３：１の溶液で３分間エッチングし、ＭＪ−４２光学顕微鏡で金相組織を観測し、図２０に示すように微小で均一な軸状の完全な再結晶組織が得られ、平均結晶粒径が回転プレス前の１９．２μｍから、４．２３μｍに微細化される。金相組織観測後の試料を利用してＨＶＳ−１０００Ｚ型マイクロ硬度計でマイクロ硬度測量を行い、回転前ブランクの平均硬度は１９１．１４ＨＶであり、回転プレス後の平均硬度は３１５．７４ＨＶまで増大した。回転プレス部材に対して一軸引張力学性能試験を行い、その降伏強度はブランクの時の４８０ＭＰａから１１１０ＭＰａまで増加し、引張強度は基本的に変わらず、１２００ＭＰａ程度に保持される。

このことから、本発明の熱間加工図に基づく筒状部材熱間強回転形状／特性一体化制御方法により、寸法精度が良好で、且つ組織性に優れたＨａｙｎｅｓ２３０ニッケルベース合金筒状部材が得られることが分かる。

（実施例２）
材料は３０４ステンレス鋼であり、それは最も一般的なＣｒ−Ｎｉステンレス鋼である。そのうち熱間強回転して得られた筒状部材（図８に示す）のキャビティ直径ｄ＝５０ｍｍであり、壁厚δ＝２ｍｍであり、長さｌ＝５００ｍｍである。

１、本実施例は高温一軸引張試験を用いて高温力学性能試験を行う。試料はワイヤカット方式を採用して図２１に示すような高温一軸引張試料に加工する。

２、文献と試験を組み合わせて３０４ステンレス鋼の動的再結晶温度が９５０℃程度であることを確定し、そのため、高温力学性能の温度が９００℃−１１００℃であることを確定し、５０℃ごとに１つのレベルを選択し、合計５つのレベルを選択する。同じように試験の歪み速度は０．０１／ｓ、０．１／ｓ、１／ｓ、１０／ｓの４つのレベルに設計する。

３、試験は単要素試験の設計方法を採用し、Ｇｌｅｅｂｌｅ−３５００熱シミュレーション試験機において２０組の試験を行い、試験過程においては抵抗加熱の方式を採用し、熱負荷曲線は図１１に示すように、まず１０℃／ｓで引張変形部分を試験に必要な温度５０℃以上に加熱し、３ｍｉｎ保温して試料を均一に加熱させ、さらに５℃／ｓで試験温度まで降温して５ｍｉｎ保温し、それから、試料が破断した後水冷の方式で試料を焼入れるまで一軸引張試験を行い続ける。

４、試験データを補間計算し、有限の２０組の試験条件を精度が合理的な温度と歪み速度の二次元平面に拡張する。図５に示す式に基づいて計算して得られた電力損失率係数ηを等値線で表現し、図１４に示すような一定の歪み時の電力損失図を得る。図６に示す式によって変流不安定判定基準の値が温度と歪み速度の二次元平面内での分布を計算し、図１５に示すような一定の歪み時の変流不安定図を取得する。電力損失図と変流不安定図を併せて、図６に示す変流不安定判定基準に満たす領域を灰色で示すと、図１６に示すような熱間加工図を簡単かつ直観的に得られる。図中の灰色領域は、すなわち変流不安定領域であり、塑性成形の危険領域である。電力損失率係数η値の比較的大きい領域は、すなわち熱可塑性成形に有利な安全領域である。３０４ステンレス鋼塑性成形危険領域を得るのは、０．１＜
＜１、９００℃＜Ｔ＜１０００℃と
＞１、１０００℃＜Ｔ＜１１００℃であり、塑性成形の安全領域は
＜０．５、１０００℃＜Ｔ＜１１００℃である。

５、熱間加工図によって確定された塑性成形に有利な安全領域に基づいて、熱間強回転成形を行う。キャビティ直径ｄ＝５０ｍｍ、壁厚Δ=５ｍｍの３０４ステンレス鋼素管は市場で購入できるため、直接関連寸法の素管を購入して熱間強回転成形を行う。部品をトリミング残量とし３０ｍｍに延長して、体積が変わらない原理によって筒状部材ブランクの長さはＬ＝２００ｍｍ、即ち
に確定する。直径が５０ｍｍ、長さが６００ｍｍの回転コア型を設計し、立式の熱間強回転プレス機の主軸に取り付け、仕様がφ５０＊５、長さＬ＝２００ｍｍの筒状部材ブランクをコア型にセットする。三回転逆回転ピッチ回転プレス成形（図１９に示す）を採用し、軸方向ピッチ量はａ_１２＝ａ_２３＝２．５ｍｍである。

６、熱間強回転成形中ブランクの壁厚が５ｍｍから２ｍｍに薄くし、薄化率は６０％である。熱間強回転温度は１０５０℃であり、主軸回転は１００ｒ／ｍｉｎであり、回転ホイール成形角は２０°であり、送り比は０．４ｍｍ／ｒであり、薄化率がそれぞれ２６％、２８％、２５％の３回の回転プレス成形を行い、図１に示す筒状部材強力回転プレス変形領域歪み速度
計算式から、歪み速度は０．０８８／ｓ−０．１１／ｓであり、３０４ステンレス鋼塑性成形の安全領域内にあることが分かる。回転プレス過程において高効率で省エネルギーの電磁誘導加熱を採用し、且つ赤外線測温計及び温度制御システムを介してリアルタイムにフィードバック制御を行い、回転プレス領域ブランク温度が１０２５℃〜１０７５℃であることを保証する。

７、回転プレス成形後に寸法精度を評価する指標として回転プレス部材の壁厚偏差Ψ_ｔ、直線度ｅ_直、楕円度ｅ_楕を測定する。測定された回転プレス部材の壁厚偏差Ψ_ｔは０．１０２ｍｍであり、直線度ｅ_直は０．１１ｍｍであり、楕円度ｅ_楕は０．１３ｍｍであり、部品の要求が満たされている。

８、回転プレス成形後に回転プレス部材の組織性能を評価する指標として、金相組織観測、力学的性能検出を行う。回転プレス部材の安定回転段階（口部から１５ｍｍ）で切断して試験を行い、インサート、研磨、艶出しの後にＨＣｌを用い、ＨＮＯ_３は３：１の溶液で３分間エッチングし、ＭＪ−４２光学顕微鏡で金相組織を観測し、微小で均一で一定な繊維状組織が得られる。その平均結晶粒径が回転プレス前の１３．０３μｍから、２．２６μｍに微細化される。回転プレス部材に対して一軸引張力学性能試験を行い、その降伏強度はブランクの時の２６９ＭＰａから５６０ＭＰａまで増加し、引張強度は７０５ＭＰａから８４６ＭＰａまでに増加し、伸び率は４０％程度に保持される。

以上のように、本発明を好適に実施することができる。

本発明の実施形態は、上述した実施例に限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲において種々の変更、修正、代替、組み合わせ、簡略は、みな置換と同等であり、本発明の保護範囲に含まれるものである。

（付記）
（付記１）
異なる金属材料の熱可塑性成形過程における動的再結晶が発生する温度、歪み速度及び歪みの違いに基づき、動的再結晶が発生する温度、歪み速度及び歪み条件の下で金属材料の高温力学性能試験を行うステップ（１）と、
限られた試験温度、歪み速度のサンプルポイントの下で得られた変流応力と歪み関係に対して補間計算を行うステップ（２）と、
熱可塑性成形過程における電力損失及び変流不安定性判断基準に基づいて、拡張された高温力学性能試験で変流応力と歪みの関係を得た上、それぞれ異なる歪みにおける電力損失図と変流不安定図を構成するステップ（３）と、
電力損失図と変流不安定図を組み合わせ、材料の熱間加工図を取得し、電力損失率係数ηの分布及び変流不安定性の判断に基づき、変流不安定性判断基準の潜在的危険な成形条件及び安全な成形条件を満たされた下での、電力損失率係数ηの熱可塑性成形に有利な成形条件を分析して取得するステップ（４）と、
最後に、熱間加工図に従って得られた材料は熱間成形の温度及び歪み速度に有利であり、熱間強回転成形プロセスパラメータを確定し、筒状部材熱間強回転成形を行い、寸法精度及び組織性能の要求を満たした筒状部材を取得するステップ（５）と、
を含むことを特徴とする熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記２）
ステップ（１）の前記金属材料は熱可塑性成形過程において、動的再結晶が発生しやすい中低層欠陥金属又は合金であり、ステップ（１）の前記高温力学性能試験温度は、材料の動的再結晶温度以下５０℃と熱可塑性成形温度以上５０℃の範囲内であることを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記３）
ステップ（５）の前記熱間加工図は動的材料モデルに基づく熱間加工図であることを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記４）
ステップ（１）の前記高温力学性能試験の歪み速度は、筒状部材の強力回転プレス歪み速度の分布に従って０．０１／ｓ〜１０／ｓの範囲を取り、ステップ（１）の前記高温力学性能試験は歪み量が０．６以上であることを保証することを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記５）
ステップ（２）の前記補間計算は、温度及び歪み速度試験サンプル数を拡張することを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記６）
ステップ（３）の前記変流不安定基準における歪み速度感度係数ｍは、変流応力σの歪み速度
に対する偏微分であり、塑性変形により損失されたたエネルギーＧとミクロ組織変化により損失されたエネルギーＪの分配を決定し、
材料の加工過程における単位時間内に外力が単位体積材料にあたる仕事量はＰであり、つまり材料が得られた総エネルギーは、応力σと歪み速度
を乗算することによって得られ、材料の塑性変形により消費されるエネルギーＧとミクロ組織変化により消費されるエネルギーＪ
に変換され、
理想的なエネルギー損失システムは、塑性変形とミクロ組織変化で消費されるエネルギーに等しいと考えられるが、通常、材料は非線形的なエネルギー損失状態にあり、エネルギー分配関係を説明するために、変流応力σの歪み速度
に対する偏微分を採用し、すなわち歪み速度感度係数ｍ
はその分配比を説明する、
ことを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記７）
ステップ（４）の前記危険な成形条件は、歪み速度感度係数ｍによって説明された大きな塑性変形の不可逆的な熱力学的極値原理に基づく変流不安定基準を満たす条件であり、
大きな塑性変形の不可逆的な熱力学的極値原理に基づき、歪み速度感度係数ｍ及び歪み速度の関数を用いて変流不安定基準
を構築し、
熱可塑性成形に有利な条件は、ミクロ組織の変化によって損失されたエネルギーＪが占める電力損失率係数ηを説明する大きな成形条件であり、理想的な線形エネルギー損失システムに置かれる時に、ミクロ組織から損失されるエネルギーは最も大きいＪ_ｍａｘ＝Ｐ／２であり、従って、材料から得られる総エネルギーＰと損失エネルギーとの関係に基づき、歪み速度感度係数ｍの関数を用いて電力損失率ηを説明し、もって、ミクロ組織から損失されたエネルギーＪの割合
を説明する、
ことを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記８）
ステップ（５）の前記熱間強回転成形温度は熱間成形図で得られた熱可塑性成形温度に有利な±２５℃の範囲内に制御する必要があることを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記９）
上記ステップ（５）の前記熱間強回転成形歪み速度は、回転ホイール成形角、回転ホイール送り比、主軸回転、薄化率及び／又はブランク壁厚を制御することにより実現され、
熱間強回転型成形パラメータの確定は、筒状部材の強力回転プレス変形領域の歪み速度
と回転ホイール成形角α_ρ、回転プレス前のブランク壁厚ｔ_０、回転プレス後のワークピースの壁厚ｔ_ｆ、壁厚薄化率φ_ｔ、送り速度ｖ_０の関係
から求められ、ここで、α_ρは、回転ホイール成形角であり、ｔ_０は回転プレス前のブランク壁厚であり、ｔ_ｆは回転プレス後のワークピース壁厚であり、ｔ_θｆは回転プレス前のブランク外面と回転プレス後ワークピース外面間の異なるθ層からワークピース内面に至る距離であり、φ_ｔは壁厚薄化率であり、ｖ_０は回転ホイール前の成形領域質点の流速（回転ホイールに対して）であり、逆回転成形において、ｖ_０は送り速度に等しく、その送り比ｆと主軸回転ｎとの関係はｖ_０＝ｆ・ｎである、
ことを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

（付記１０）
ステップ（１）の動的再結晶条件は、ステップ（１）の前記中低層欠陥金属材料の中、熱可塑性成形過程において、転位密度が臨界値に達することによって結晶粒界及び高い転位密度の応力集中箇所に転位密度が極めて低い再結晶核を形成し、且つ成長しやすく、熱処理過程における再結晶を区別するため、このような組織変化過程を動的再結晶と呼ぶことを特徴とする付記１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。

Claims

異なる金属材料の熱可塑性成形過程における動的再結晶が発生する温度、歪み速度及び歪みの違いに基づき、動的再結晶が発生する温度、歪み速度及び歪み条件の下で金属材料の高温力学性能試験を行うステップ（１）と、
限られた試験温度、歪み速度のサンプルポイントの下で得られた変流応力と歪み関係に対して補間計算を行うステップ（２）と、
熱可塑性成形過程における電力損失及び変流不安定性判断基準に基づいて、拡張された高温力学性能試験で変流応力と歪みの関係を得た上、それぞれ異なる歪みにおける電力損失図と変流不安定図を構成するステップ（３）と、
電力損失図と変流不安定図を組み合わせ、材料の熱間加工図を取得し、電力損失率係数ηの分布及び変流不安定性の判断に基づき、変流不安定性判断基準の潜在的危険な成形条件及び安全な成形条件を満たされた下での、電力損失率係数ηの熱可塑性成形に有利な成形条件を分析して取得するステップ（４）と、
最後に、熱間加工図に従って得られた材料は熱間成形の温度及び歪み速度に有利であり、熱間強回転成形プロセスパラメータを確定し、筒状部材熱間強回転成形を行い、寸法精度及び組織性能の要求を満たした筒状部材を取得するステップ（５）と、
を含むことを特徴とする熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（１）の前記金属材料は熱可塑性成形過程において、動的再結晶が発生しやすい中低層欠陥金属又は合金であり、ステップ（１）の前記高温力学性能試験温度は、材料の動的再結晶温度以下５０℃と熱可塑性成形温度以上５０℃の範囲内であることを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（５）の前記熱間加工図は動的材料モデルに基づく熱間加工図であることを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（１）の前記高温力学性能試験の歪み速度は、筒状部材の強力回転プレス歪み速度の分布に従って０．０１／ｓ〜１０／ｓの範囲を取り、ステップ（１）の前記高温力学性能試験は歪み量が０．６以上であることを保証することを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（２）の前記補間計算は、温度及び歪み速度試験サンプル数を拡張することを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（３）の前記変流不安定基準における歪み速度感度係数ｍは、変流応力σの歪み速度
に対する偏微分であり、塑性変形により損失されたたエネルギーＧとミクロ組織変化により損失されたエネルギーＪの分配を決定し、
材料の加工過程における単位時間内に外力が単位体積材料にあたる仕事量はＰであり、つまり材料が得られた総エネルギーは、応力σと歪み速度
を乗算することによって得られ、材料の塑性変形により消費されるエネルギーＧとミクロ組織変化により消費されるエネルギーＪ
に変換され、
理想的なエネルギー損失システムは、塑性変形とミクロ組織変化で消費されるエネルギーに等しいと考えられるが、通常、材料は非線形的なエネルギー損失状態にあり、エネルギー分配関係を説明するために、変流応力σの歪み速度
に対する偏微分を採用し、すなわち歪み速度感度係数ｍ
はその分配比を説明する、
ことを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（４）の前記危険な成形条件は、歪み速度感度係数ｍによって説明された大きな塑性変形の不可逆的な熱力学的極値原理に基づく変流不安定基準を満たす条件であり、
大きな塑性変形の不可逆的な熱力学的極値原理に基づき、歪み速度感度係数ｍ及び歪み速度の関数を用いて変流不安定基準
を構築し、
熱可塑性成形に有利な条件は、ミクロ組織の変化によって損失されたエネルギーＪが占める電力損失率係数ηを説明する大きな成形条件であり、理想的な線形エネルギー損失システムに置かれる時に、ミクロ組織から損失されるエネルギーは最も大きいＪ_ｍａｘ＝Ｐ／２であり、従って、材料から得られる総エネルギーＰと損失エネルギーとの関係に基づき、歪み速度感度係数ｍの関数を用いて電力損失率ηを説明し、もって、ミクロ組織から損失されたエネルギーＪの割合
を説明する、
ことを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（５）の前記熱間強回転成形温度は熱間成形図で得られた熱可塑性成形温度に有利な±２５℃の範囲内に制御する必要があることを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
上記ステップ（５）の前記熱間強回転成形歪み速度は、回転ホイール成形角、回転ホイール送り比、主軸回転、薄化率及び／又はブランク壁厚を制御することにより実現され、
熱間強回転型成形パラメータの確定は、筒状部材の強力回転プレス変形領域の歪み速度
と回転ホイール成形角α_ρ、回転プレス前のブランク壁厚ｔ_０、回転プレス後のワークピースの壁厚ｔ_ｆ、壁厚薄化率φ_ｔ、送り速度ｖ_０の関係
から求められ、ここで、α_ρは、回転ホイール成形角であり、ｔ_０は回転プレス前のブランク壁厚であり、ｔ_ｆは回転プレス後のワークピース壁厚であり、ｔ_θｆは回転プレス前のブランク外面と回転プレス後ワークピース外面間の異なるθ層からワークピース内面に至る距離であり、φ_ｔは壁厚薄化率であり、ｖ_０は回転ホイール前の成形領域質点の流速（回転ホイールに対して）であり、逆回転成形において、ｖ_０は送り速度に等しく、その送り比ｆと主軸回転ｎとの関係はｖ_０＝ｆ・ｎである、
ことを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。
ステップ（１）の動的再結晶条件は、ステップ（１）の前記中低層欠陥金属材料の中、熱可塑性成形過程において、転位密度が臨界値に達することによって結晶粒界及び高い転位密度の応力集中箇所に転位密度が極めて低い再結晶核を形成し、且つ成長しやすく、熱処理過程における再結晶を区別するため、このような組織変化過程を動的再結晶と呼ぶことを特徴とする請求項１に記載の熱間加工図に基づく筒状部材の熱間強回転形状／特性一体化の制御方法。