JP3445991B2 - 面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材の製造方法 - Google Patents
面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材の製造方法Info
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- C22F1/183—High-melting or refractory metals or alloys based thereon of titanium or alloys based thereon
Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、α＋β型チタン
合金材の製造方法に関し、特に、強度の面内異方性の小
さいα＋β型チタン合金材の製造方法に関するものであ
る。 【０００２】 【従来の技術】従来、α＋β型チタン合金材は、α＋β
型チタン合金インゴットを分塊鍛造または分塊圧延した
後、熱間圧延機によって所定の形状に圧延することによ
って製造される。この際、加工性の観点より、熱間圧延
に適した温度領域が存在するので、大断面インゴットま
たは粗片から圧延する場合、または、肉厚の薄い材料に
圧延する（以下、「薄物圧延」という）場合には、イン
ゴットまたは粗片を１回加熱した後圧延して製品とする
工程（以下、「１ヒート圧延」という）では、所望の製
品を製造することが困難であり、そのため、再加熱をし
て圧延をする多ヒート圧延をしなければならない。ま
た、薄物圧延の場合には、α＋β型チタン合金粗片を炭
素鋼によって少なくともその上下２面を被覆し熱間圧延
をする、所謂パック圧延も行われている。 【０００３】一般に、チタン材を製造すると、α＋β型
チタン合金材に限らず、α型チタン合金材および純チタ
ン材においても圧延時に集合組織が形成される結果、製
品に強度の面内異方性が発生する。この対策として、圧
延時にクロス比を制御することによって、強度の面内異
方性を制御する方法がある。 【０００４】例えば、特開昭６３−１３０７５３号公報
は、純チタンの熱間加工に関して、分塊圧延工程で厚さ
ｔ0 の粗片を９７０℃以下のβ相域に加熱後、圧下率３
０％以上の圧延を行ない、厚さｔ1 の冷片にし、次い
で、熱間圧延工程でこの冷片をβ変態点以下の温度に再
加熱した後、最終圧延方向が分塊圧延時の圧延方向と直
角になるように厚さｔ2 に圧延し、且つ、このときの圧
延クロス比（ｔ1 ／ｔ2：ｔ0 ／ｔ1 ）が０．５〜３．
０の範囲内で圧延し、冷却後、焼鈍する方法（以下、
「先行技術」という）を開示している。また、一般に、
α＋β型チタン合金材においても、クロス圧延による強
度の面内異方性の制御が行われている。 【０００５】 【発明が解決しようとする課題】しかしながら、α＋β
型チタン合金材の熱間圧延においては、同一化学成分で
あっても、熱間圧延時の温度域の相違により圧延材のα
相およびβ相の体積分率が異なるので、その強度の面内
異方性に対する圧下率の影響の程度も、材料が圧下を受
ける温度域の相違により異なる。このため、α＋β型チ
タン合金材の熱間圧延においては、先行技術および常用
されている技術におけるように、熱間圧延前後の板厚の
みから求められるクロス比によって、製品の強度の面内
異方性を制御するという方法では不十分である。 【０００６】従って、この発明の目的は、上述した問題
を解決することにより、熱間圧延における新しいクロス
比を導入して、面内異方性が小さく等方性に優れたα＋
β型チタン合金材を製造する方法を提供することにあ
る。 【０００７】 【課題を解決するための手段】本発明者等は、上述した
問題を解決すべく鋭意研究を重ねた結果、下記知見を得
た。即ち、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα
＋β型チタン合金材の効率的な製造方法について詳細な
検討を重ねた結果、強度の面内異方性の発生は、α相の
集合組織の形成によるものであることを見い出した。し
かしながら、α＋β型チタン合金においては、圧延時の
温度域の相違によって圧延材のα相およびβ相の体積分
率が異なるので、圧延材の強度の面内異方性に及ぼすク
ロス比の影響の程度も加工を受ける温度域に依存して決
まる。また、再加熱後も前段階での圧延において発生し
た面内異方性は残存する。このため、α＋β型チタン合
金においては、従来のように、材料が加工を受ける際の
α相の体積分率の影響を考慮に入れず、単に圧延前後の
板厚から求められたクロス比により強度の面内異方性を
調整するという方法では、十分な制御をすることはでき
ない。そこで、本発明者等は、強度の面内異方性に及ぼ
す影響度が、材料が熱間加工を受ける温度域に応じて異
なることに着眼し、上記温度域を適正な区域に分け、こ
の区域毎に、強度の面内異方性に及ぼす影響度を定量的
に把握することによって、本発明を完成するに至ったも
のである。 【０００８】この発明は、上述した知見に基づきなされ
たものであって、この発明の面内異方性の小さいα+β
型チタン合金の製造法は、熱間圧延によるα+β型チタ
ン合金材の製造方法において、熱間圧延を温度Ｔβ℃未
満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内、温度Ｔβ−５０℃未
満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内、および、温度Ｔβ−
１５０℃未満の３つの区分で行い、かつ、熱間圧延の最
終圧延方向を圧延のＬ方向とした場合に、下記（１）
式： ＣＲtotal ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 ------（１） 但し、ＣＲtotal ：圧延のクロス比、 ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内に
おけるクロス比、 ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の
範囲内におけるクロス比、 ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス比、 Ｔβ：α+β型チタン合金のβ変態点温度 で示される圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜
２．０の範囲内になるように前記熱間圧延をすることに
特徴を有するものである。 【０００９】 【発明の実施の形態】次に、この発明を説明するにあた
り、圧延におけるクロス比の定義について説明する。 【００１０】この発明において、クロス比の一般形を次
のように定義した。 最終圧延方向をＬ方向とすること、および、 例えば、Ｃ方向での圧延において厚さＡ0 からＡ1 に
圧下され、次いでＬ方向での圧延において厚さＡ1 から
Ａ2 に圧下された場合のクロス比は、 クロス比＝（Ｌ方向圧延での圧下率）／（Ｃ方向圧延での圧下率） ＝（Ａ1 ／Ａ2 ）／（Ａ0 ／Ａ1 ） ---------------- （２） と定義する。（２）式を変形して、 クロス比＝（Ａ1 ／Ａ0 ）×（Ａ1 ／Ａ2 ） --------------- （３） が得られる。上記（３）式をクロス比の一般形と定義す
る。 【００１１】次に、図面を参照しながらこの発明を説明
する。表１は、この発明の第１の実施態様を示すために
熱間圧延のパススケジュール、圧延方向、圧延温度域お
よびクロス比を説明するものである。 【００１２】 【表１】 【００１３】第１実施態様は、下記の通りである。α＋
β型チタン合金のインゴットをＴβ−２０℃で均熱後、
粗圧延として温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲
内で、厚さｔ0 からｔ1 まで圧下し、次いで、温度Ｔβ
−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚さｔ
1 からｔ2まで圧下し、ここで当該圧延中の材料（以
下、「粗圧延材」という）の向きを９０度回転させて圧
延を再開し、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−
１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ2 からｔ3 まで圧下
し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ3 からｔ4
まで圧下して粗圧延を終了する。 【００１４】このようにして粗圧延で得られた粗圧延材
をＴβ−２０℃に再加熱した後、仕上圧延をする。仕上
圧延として、厚さｔ4 の粗圧延材を粗圧延の最終圧延方
向と同じ方向に、温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の
範囲内で、厚さｔ4 からｔ5まで圧下し、次いで、温度
Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚
さｔ5 からｔ6 まで圧下し、ここで粗圧延材を圧延方向
を９０度回転させて、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未
満、Ｔβ−１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ6からｔ
7 まで圧下し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ
7 からｔ8 まで圧下して仕上圧延を終了し、厚さｔ8 の
α＋β型チタン合金の熱延板を得る。 【００１５】上述した圧延方法において、粗圧延および
仕上圧延における各圧下温度域におけるクロス比は、次
のようになる。粗圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ0/ｔ1)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ4/ｔ3)1.0 仕上圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ5/ｔ4)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ7/ｔ8)1.0 である。従って、第１実施態様におけるクロス比（ＣＲ
total ）は、下記（４）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝〔粗圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ×〔仕上圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ＝[(ｔ0/ｔ1)0.6 ×｛( ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 ｝×( ｔ4/ｔ3)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（４） （４）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。 【００１６】第２実施態様は、下記の通りである。第１
実施態様において、下記点のみを変更したものである。
即ち、第１実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧
延方向を粗圧延での最終圧延方向と同じ方向にしたが、
第２実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧延方向
を粗圧延での最終圧延方向に対して直角方向にしたもの
である。 【００１７】従って、第２実施態様におけるクロス比
（ＣＲtotal ）は、下記（５）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝[(ｔ1/ｔ0)0.6 ×｛( ｔ2/ｔ1)0.8 ×( ｔ2/ｔ3)0.8 ｝×( ｔ3/ｔ4)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（５） （５）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。 【００１８】上述した実施態様では、熱間加工方式をす
べて熱間圧延としたが、熱間鍛造を一部または全部に取
り入れた製造工程においても、圧下率を熱間圧延におけ
るＬ方向およびＣ方向に準じて算定し、本発明に適用す
ることにより本発明と同じ作用効果が得られる。 【００１９】次に、α＋β型チタン合金が熱間加工を受
ける温度域を、 温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内 温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲
内および、 温度Ｔβ−１５０℃未満 の３つに区分し、この区域毎にクロス比を求める理由を
説明する。 【００２０】図１は、α＋β型チタン合金材の面内異方
性に及ぼす、この発明で導入した（１）式で定義された
圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフであ
る。同図において、供試合金材は、Ｔｉ−４．５Ａｌ−
３Ｖ−２Ｍｏ−２Ｆｅ、および、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖで
あり、面内異方特性としては、上記供試合金材の引張試
験で得られた、０．２％Ｃ方向耐力に対する０．２％Ｌ
方向耐力の比率（ＹＳ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ））を用いた。 【００２１】図１から明らかなように、ＣＲtotal とＹ
Ｓ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）との間には強い相関関係があり、
熱間圧延のパススケジュールにおいて、ＣＲtotal を調
整することによりα＋β型チタン合金材の強度の面内異
方性を制御することができることがわかる。従って、α
＋β型チタン合金が熱間加工を受ける温度域を、上述し
た３つに区分することが有効である。 【００２２】一方、α＋β型チタン合金材の、０．２％
Ｌ方向耐力と０．２％Ｃ方向耐力との差の絶対値が２０
％を超えると、材料加工の際に異方性に起因する変形の
不均一が発生し易くなるので望ましくない。即ち、ＹＳ
（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）の値を、０．８０〜１．２０の範囲
内になるようにＣＲtotal の値を制御する必要がある。
従って、図１により、圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の
値を０．５〜２．０の範囲内に限定すべきである。 【００２３】 【実施例】次に、この発明のα＋β型チタン合金材の製
造方法を実施例により、更に詳細に説明する。 〔実施例１〕 α＋β型チタン合金として、Ｔｉ−４．５％Ａｌ−３％
Ｖ−２％Ｍｏ−２％Ｆｅ合金を用いて、本発明の範囲内
の本発明法、および、本発明の範囲外の比較法により、
熱間圧延し、冷却後、７２０℃で１時間の焼鈍を施し
た。このチタン合金のβ変態点Ｔβは９００℃である。
従って、圧延温度域の３区分は、９００℃未満、８５
０℃以上、８５０℃未満、７５０℃以上、７５０℃
未満である。表２〜７に、本発明法および比較法のパス
スケジュールを示す。Ｎo.Ａ１〜Ａ６、Ａ８、Ａ９〜Ａ
１２が本発明法であり、Ｎo.Ａ７およびＡ１３が比較法
である。各パススケジュールには、粗圧延および仕上圧
延の区別、圧延温度域の区分、並びに、Ｌ方向およびＣ
方向の圧延方向区別を示し、圧延方向の切り替えをした
ものにおいてはその時期を記入した。 【００２４】 【表２】【００２５】 【表３】【００２６】 【表４】 【００２７】 【表５】【００２８】 【表６】【００２９】 【表７】 【００３０】Ｎo.Ａ１〜３、５、６、８〜１０および１
３においては、粗圧延での最終圧延方向と仕上圧延での
最初の圧延方向とは同じである。Ｎo.Ａ４においては、
粗圧延および仕上圧延において、圧延中に圧延方向の切
り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延との圧延方向を直
角にした。Ｎo.Ａ７においては、粗圧延および仕上圧延
において、圧延中に圧延方向の切り替えを行なわず、粗
圧延と仕上圧延との圧延方向を同じにした。Ｎo.Ａ１１
および１２においては、１ヒート圧延であり、途中一回
圧延方向を切り替えた。 【００３１】上記本発明法および比較法における、この
発明で導入した（１）式で表わされるクロス比を算定
し、また、得られたα＋β型チタン合金の圧延材より引
張試験片を採取し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％
耐力およびＬ方向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の
０．２％耐力に対するＬ方向の０．２％耐力の比率を求
め、それぞれの値を表８に示した。なお、表８の結果を
前述した図１に示した。 【００３２】 【表８】【００３３】〔実施例２〕 α＋β型チタン合金として、Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ合
金を用いて、本発明の範囲内の本発明法（Ｎo.Ａ１４）
および本発明の範囲外の比較法（Ｎo.Ａ１５）によりα
＋β型チタン合金材を熱間圧延し、冷却後、７２０℃で
１時間の焼鈍を施した。このチタン合金のβ変態点Ｔβ
は１０００℃である。従って、圧延温度域の３区分は、
１０００℃未満、９５０℃以上、９５０℃未満、８
５０℃以上、８５０℃未満である。表９に、本発明法
のパススケジュールを示す。Ｎo.Ａ１４が本発明法であ
り、Ｎo.Ａ１５が比較法である。各パススケジュールに
は、粗圧延および仕上圧延の区別、圧延温度域の区分、
並びに、Ｌ方向およびＣ方向の圧延方向区別を示し、圧
延方向の切り替えをしたものにおいてはその時期を記入
した。 【００３４】 【表９】【００３５】Ｎo.Ａ１４においては、粗圧延での最終圧
延方向と仕上圧延での最初の圧延方向とは同じである。
Ｎo.Ａ１５においては、粗圧延および仕上圧延におい
て、圧延方向の切り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延
との圧延方向を同じにした。 【００３６】上記本発明法における、この発明で導入し
た（１）式で表わされるクロス比を算定し、また、得ら
れたα＋β型チタン合金の圧延材より引張試験片を採取
し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％耐力およびＬ方
向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の０．２％耐力に対
するＬ方向の０．２％耐力の比率を求め、それぞれの値
を表１０に示した。なお、表１０の結果を前述した図１
に示した。 【００３７】 【表１０】 【００３８】図１から明らかなように、前記（１）式に
より算出されるクロス比（ＣＲtota l ）の値が０．５〜
２．０の範囲内にある本発明法１から１２ではいずれ
も、Ｃ方向０．２％耐力に対するＬ方向０．２％耐力の
比率が、０．８〜１．２の範囲内にあり、面内異方性が
小さく等方性に優れたα＋β型チタン合金材が得られた
ことがわかる。 【００３９】これに対して、上記クロス比（Ｃ
Ｒtotal ）の値が０．５未満、または、２．０超えであ
る本発明の範囲外の比較法においては、Ｃ方向０．２％
耐力に対するＬ方向０．２％耐力の比率が、０．８未
満、または１．２を超えており、面内異方性の大きいα
＋β型チタン合金材が得られたことがわかる。 【００４０】 【発明の効果】この発明は、以上のように構成したの
で、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα＋β型
チタン合金を効率よく製造する方法を提供することがで
き、工業上有用な効果がもたらされる。
合金材の製造方法に関し、特に、強度の面内異方性の小
さいα＋β型チタン合金材の製造方法に関するものであ
る。 【０００２】 【従来の技術】従来、α＋β型チタン合金材は、α＋β
型チタン合金インゴットを分塊鍛造または分塊圧延した
後、熱間圧延機によって所定の形状に圧延することによ
って製造される。この際、加工性の観点より、熱間圧延
に適した温度領域が存在するので、大断面インゴットま
たは粗片から圧延する場合、または、肉厚の薄い材料に
圧延する（以下、「薄物圧延」という）場合には、イン
ゴットまたは粗片を１回加熱した後圧延して製品とする
工程（以下、「１ヒート圧延」という）では、所望の製
品を製造することが困難であり、そのため、再加熱をし
て圧延をする多ヒート圧延をしなければならない。ま
た、薄物圧延の場合には、α＋β型チタン合金粗片を炭
素鋼によって少なくともその上下２面を被覆し熱間圧延
をする、所謂パック圧延も行われている。 【０００３】一般に、チタン材を製造すると、α＋β型
チタン合金材に限らず、α型チタン合金材および純チタ
ン材においても圧延時に集合組織が形成される結果、製
品に強度の面内異方性が発生する。この対策として、圧
延時にクロス比を制御することによって、強度の面内異
方性を制御する方法がある。 【０００４】例えば、特開昭６３−１３０７５３号公報
は、純チタンの熱間加工に関して、分塊圧延工程で厚さ
ｔ0 の粗片を９７０℃以下のβ相域に加熱後、圧下率３
０％以上の圧延を行ない、厚さｔ1 の冷片にし、次い
で、熱間圧延工程でこの冷片をβ変態点以下の温度に再
加熱した後、最終圧延方向が分塊圧延時の圧延方向と直
角になるように厚さｔ2 に圧延し、且つ、このときの圧
延クロス比（ｔ1 ／ｔ2：ｔ0 ／ｔ1 ）が０．５〜３．
０の範囲内で圧延し、冷却後、焼鈍する方法（以下、
「先行技術」という）を開示している。また、一般に、
α＋β型チタン合金材においても、クロス圧延による強
度の面内異方性の制御が行われている。 【０００５】 【発明が解決しようとする課題】しかしながら、α＋β
型チタン合金材の熱間圧延においては、同一化学成分で
あっても、熱間圧延時の温度域の相違により圧延材のα
相およびβ相の体積分率が異なるので、その強度の面内
異方性に対する圧下率の影響の程度も、材料が圧下を受
ける温度域の相違により異なる。このため、α＋β型チ
タン合金材の熱間圧延においては、先行技術および常用
されている技術におけるように、熱間圧延前後の板厚の
みから求められるクロス比によって、製品の強度の面内
異方性を制御するという方法では不十分である。 【０００６】従って、この発明の目的は、上述した問題
を解決することにより、熱間圧延における新しいクロス
比を導入して、面内異方性が小さく等方性に優れたα＋
β型チタン合金材を製造する方法を提供することにあ
る。 【０００７】 【課題を解決するための手段】本発明者等は、上述した
問題を解決すべく鋭意研究を重ねた結果、下記知見を得
た。即ち、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα
＋β型チタン合金材の効率的な製造方法について詳細な
検討を重ねた結果、強度の面内異方性の発生は、α相の
集合組織の形成によるものであることを見い出した。し
かしながら、α＋β型チタン合金においては、圧延時の
温度域の相違によって圧延材のα相およびβ相の体積分
率が異なるので、圧延材の強度の面内異方性に及ぼすク
ロス比の影響の程度も加工を受ける温度域に依存して決
まる。また、再加熱後も前段階での圧延において発生し
た面内異方性は残存する。このため、α＋β型チタン合
金においては、従来のように、材料が加工を受ける際の
α相の体積分率の影響を考慮に入れず、単に圧延前後の
板厚から求められたクロス比により強度の面内異方性を
調整するという方法では、十分な制御をすることはでき
ない。そこで、本発明者等は、強度の面内異方性に及ぼ
す影響度が、材料が熱間加工を受ける温度域に応じて異
なることに着眼し、上記温度域を適正な区域に分け、こ
の区域毎に、強度の面内異方性に及ぼす影響度を定量的
に把握することによって、本発明を完成するに至ったも
のである。 【０００８】この発明は、上述した知見に基づきなされ
たものであって、この発明の面内異方性の小さいα+β
型チタン合金の製造法は、熱間圧延によるα+β型チタ
ン合金材の製造方法において、熱間圧延を温度Ｔβ℃未
満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内、温度Ｔβ−５０℃未
満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内、および、温度Ｔβ−
１５０℃未満の３つの区分で行い、かつ、熱間圧延の最
終圧延方向を圧延のＬ方向とした場合に、下記（１）
式： ＣＲtotal ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 ------（１） 但し、ＣＲtotal ：圧延のクロス比、 ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内に
おけるクロス比、 ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の
範囲内におけるクロス比、 ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス比、 Ｔβ：α+β型チタン合金のβ変態点温度 で示される圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜
２．０の範囲内になるように前記熱間圧延をすることに
特徴を有するものである。 【０００９】 【発明の実施の形態】次に、この発明を説明するにあた
り、圧延におけるクロス比の定義について説明する。 【００１０】この発明において、クロス比の一般形を次
のように定義した。 最終圧延方向をＬ方向とすること、および、 例えば、Ｃ方向での圧延において厚さＡ0 からＡ1 に
圧下され、次いでＬ方向での圧延において厚さＡ1 から
Ａ2 に圧下された場合のクロス比は、 クロス比＝（Ｌ方向圧延での圧下率）／（Ｃ方向圧延での圧下率） ＝（Ａ1 ／Ａ2 ）／（Ａ0 ／Ａ1 ） ---------------- （２） と定義する。（２）式を変形して、 クロス比＝（Ａ1 ／Ａ0 ）×（Ａ1 ／Ａ2 ） --------------- （３） が得られる。上記（３）式をクロス比の一般形と定義す
る。 【００１１】次に、図面を参照しながらこの発明を説明
する。表１は、この発明の第１の実施態様を示すために
熱間圧延のパススケジュール、圧延方向、圧延温度域お
よびクロス比を説明するものである。 【００１２】 【表１】 【００１３】第１実施態様は、下記の通りである。α＋
β型チタン合金のインゴットをＴβ−２０℃で均熱後、
粗圧延として温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲
内で、厚さｔ0 からｔ1 まで圧下し、次いで、温度Ｔβ
−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚さｔ
1 からｔ2まで圧下し、ここで当該圧延中の材料（以
下、「粗圧延材」という）の向きを９０度回転させて圧
延を再開し、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−
１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ2 からｔ3 まで圧下
し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ3 からｔ4
まで圧下して粗圧延を終了する。 【００１４】このようにして粗圧延で得られた粗圧延材
をＴβ−２０℃に再加熱した後、仕上圧延をする。仕上
圧延として、厚さｔ4 の粗圧延材を粗圧延の最終圧延方
向と同じ方向に、温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の
範囲内で、厚さｔ4 からｔ5まで圧下し、次いで、温度
Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚
さｔ5 からｔ6 まで圧下し、ここで粗圧延材を圧延方向
を９０度回転させて、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未
満、Ｔβ−１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ6からｔ
7 まで圧下し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ
7 からｔ8 まで圧下して仕上圧延を終了し、厚さｔ8 の
α＋β型チタン合金の熱延板を得る。 【００１５】上述した圧延方法において、粗圧延および
仕上圧延における各圧下温度域におけるクロス比は、次
のようになる。粗圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ0/ｔ1)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ4/ｔ3)1.0 仕上圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ5/ｔ4)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ7/ｔ8)1.0 である。従って、第１実施態様におけるクロス比（ＣＲ
total ）は、下記（４）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝〔粗圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ×〔仕上圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ＝[(ｔ0/ｔ1)0.6 ×｛( ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 ｝×( ｔ4/ｔ3)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（４） （４）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。 【００１６】第２実施態様は、下記の通りである。第１
実施態様において、下記点のみを変更したものである。
即ち、第１実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧
延方向を粗圧延での最終圧延方向と同じ方向にしたが、
第２実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧延方向
を粗圧延での最終圧延方向に対して直角方向にしたもの
である。 【００１７】従って、第２実施態様におけるクロス比
（ＣＲtotal ）は、下記（５）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝[(ｔ1/ｔ0)0.6 ×｛( ｔ2/ｔ1)0.8 ×( ｔ2/ｔ3)0.8 ｝×( ｔ3/ｔ4)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（５） （５）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。 【００１８】上述した実施態様では、熱間加工方式をす
べて熱間圧延としたが、熱間鍛造を一部または全部に取
り入れた製造工程においても、圧下率を熱間圧延におけ
るＬ方向およびＣ方向に準じて算定し、本発明に適用す
ることにより本発明と同じ作用効果が得られる。 【００１９】次に、α＋β型チタン合金が熱間加工を受
ける温度域を、 温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内 温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲
内および、 温度Ｔβ−１５０℃未満 の３つに区分し、この区域毎にクロス比を求める理由を
説明する。 【００２０】図１は、α＋β型チタン合金材の面内異方
性に及ぼす、この発明で導入した（１）式で定義された
圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフであ
る。同図において、供試合金材は、Ｔｉ−４．５Ａｌ−
３Ｖ−２Ｍｏ−２Ｆｅ、および、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖで
あり、面内異方特性としては、上記供試合金材の引張試
験で得られた、０．２％Ｃ方向耐力に対する０．２％Ｌ
方向耐力の比率（ＹＳ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ））を用いた。 【００２１】図１から明らかなように、ＣＲtotal とＹ
Ｓ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）との間には強い相関関係があり、
熱間圧延のパススケジュールにおいて、ＣＲtotal を調
整することによりα＋β型チタン合金材の強度の面内異
方性を制御することができることがわかる。従って、α
＋β型チタン合金が熱間加工を受ける温度域を、上述し
た３つに区分することが有効である。 【００２２】一方、α＋β型チタン合金材の、０．２％
Ｌ方向耐力と０．２％Ｃ方向耐力との差の絶対値が２０
％を超えると、材料加工の際に異方性に起因する変形の
不均一が発生し易くなるので望ましくない。即ち、ＹＳ
（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）の値を、０．８０〜１．２０の範囲
内になるようにＣＲtotal の値を制御する必要がある。
従って、図１により、圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の
値を０．５〜２．０の範囲内に限定すべきである。 【００２３】 【実施例】次に、この発明のα＋β型チタン合金材の製
造方法を実施例により、更に詳細に説明する。 〔実施例１〕 α＋β型チタン合金として、Ｔｉ−４．５％Ａｌ−３％
Ｖ−２％Ｍｏ−２％Ｆｅ合金を用いて、本発明の範囲内
の本発明法、および、本発明の範囲外の比較法により、
熱間圧延し、冷却後、７２０℃で１時間の焼鈍を施し
た。このチタン合金のβ変態点Ｔβは９００℃である。
従って、圧延温度域の３区分は、９００℃未満、８５
０℃以上、８５０℃未満、７５０℃以上、７５０℃
未満である。表２〜７に、本発明法および比較法のパス
スケジュールを示す。Ｎo.Ａ１〜Ａ６、Ａ８、Ａ９〜Ａ
１２が本発明法であり、Ｎo.Ａ７およびＡ１３が比較法
である。各パススケジュールには、粗圧延および仕上圧
延の区別、圧延温度域の区分、並びに、Ｌ方向およびＣ
方向の圧延方向区別を示し、圧延方向の切り替えをした
ものにおいてはその時期を記入した。 【００２４】 【表２】【００２５】 【表３】【００２６】 【表４】 【００２７】 【表５】【００２８】 【表６】【００２９】 【表７】 【００３０】Ｎo.Ａ１〜３、５、６、８〜１０および１
３においては、粗圧延での最終圧延方向と仕上圧延での
最初の圧延方向とは同じである。Ｎo.Ａ４においては、
粗圧延および仕上圧延において、圧延中に圧延方向の切
り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延との圧延方向を直
角にした。Ｎo.Ａ７においては、粗圧延および仕上圧延
において、圧延中に圧延方向の切り替えを行なわず、粗
圧延と仕上圧延との圧延方向を同じにした。Ｎo.Ａ１１
および１２においては、１ヒート圧延であり、途中一回
圧延方向を切り替えた。 【００３１】上記本発明法および比較法における、この
発明で導入した（１）式で表わされるクロス比を算定
し、また、得られたα＋β型チタン合金の圧延材より引
張試験片を採取し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％
耐力およびＬ方向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の
０．２％耐力に対するＬ方向の０．２％耐力の比率を求
め、それぞれの値を表８に示した。なお、表８の結果を
前述した図１に示した。 【００３２】 【表８】【００３３】〔実施例２〕 α＋β型チタン合金として、Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ合
金を用いて、本発明の範囲内の本発明法（Ｎo.Ａ１４）
および本発明の範囲外の比較法（Ｎo.Ａ１５）によりα
＋β型チタン合金材を熱間圧延し、冷却後、７２０℃で
１時間の焼鈍を施した。このチタン合金のβ変態点Ｔβ
は１０００℃である。従って、圧延温度域の３区分は、
１０００℃未満、９５０℃以上、９５０℃未満、８
５０℃以上、８５０℃未満である。表９に、本発明法
のパススケジュールを示す。Ｎo.Ａ１４が本発明法であ
り、Ｎo.Ａ１５が比較法である。各パススケジュールに
は、粗圧延および仕上圧延の区別、圧延温度域の区分、
並びに、Ｌ方向およびＣ方向の圧延方向区別を示し、圧
延方向の切り替えをしたものにおいてはその時期を記入
した。 【００３４】 【表９】【００３５】Ｎo.Ａ１４においては、粗圧延での最終圧
延方向と仕上圧延での最初の圧延方向とは同じである。
Ｎo.Ａ１５においては、粗圧延および仕上圧延におい
て、圧延方向の切り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延
との圧延方向を同じにした。 【００３６】上記本発明法における、この発明で導入し
た（１）式で表わされるクロス比を算定し、また、得ら
れたα＋β型チタン合金の圧延材より引張試験片を採取
し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％耐力およびＬ方
向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の０．２％耐力に対
するＬ方向の０．２％耐力の比率を求め、それぞれの値
を表１０に示した。なお、表１０の結果を前述した図１
に示した。 【００３７】 【表１０】 【００３８】図１から明らかなように、前記（１）式に
より算出されるクロス比（ＣＲtota l ）の値が０．５〜
２．０の範囲内にある本発明法１から１２ではいずれ
も、Ｃ方向０．２％耐力に対するＬ方向０．２％耐力の
比率が、０．８〜１．２の範囲内にあり、面内異方性が
小さく等方性に優れたα＋β型チタン合金材が得られた
ことがわかる。 【００３９】これに対して、上記クロス比（Ｃ
Ｒtotal ）の値が０．５未満、または、２．０超えであ
る本発明の範囲外の比較法においては、Ｃ方向０．２％
耐力に対するＬ方向０．２％耐力の比率が、０．８未
満、または１．２を超えており、面内異方性の大きいα
＋β型チタン合金材が得られたことがわかる。 【００４０】 【発明の効果】この発明は、以上のように構成したの
で、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα＋β型
チタン合金を効率よく製造する方法を提供することがで
き、工業上有用な効果がもたらされる。
【図面の簡単な説明】
【図１】α＋β型チタン合金材の面内異方性に及ぼす、
この発明で導入した（１）式で表わされる圧延のクロス
比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフである。
この発明で導入した（１）式で表わされる圧延のクロス
比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフである。
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ
Ｃ２２Ｆ 1/00 ６３０ Ｃ２２Ｆ 1/00 ６３０Ｚ
６８３ ６８３
６９４ ６９４Ａ
(56)参考文献 特開 昭60−230968（ＪＰ，Ａ)
特開 昭61−44167（ＪＰ，Ａ)
特開 昭63−176452（ＪＰ，Ａ)
特開 昭60−9866（ＪＰ，Ａ)
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
C22F 1/18
B21B 1/00 - 3/02
Claims (1)
- (57)【特許請求の範囲】 【請求項１】 熱間圧延によるα+β型チタン合金材の
製造方法において、熱間圧延を温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−
５０℃以上の範囲内、温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１
５０℃以上の範囲内、および、温度Ｔβ−１５０℃未満
の３つの区分で行い、かつ、熱間圧延の最終圧延方向を
圧延のＬ方向とした場合に、下記（１）式： ＣＲtotal ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 ------（１） 但し、ＣＲtotal ：圧延のクロス比、 ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内に
おけるクロス比、 ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の
範囲内におけるクロス比、 ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス比、 Ｔβ：α+β型チタン合金のβ変態点温度 で示される圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜
２．０の範囲内になるように前記熱間圧延をすることを
特徴とする、面内異方性の小さいα+β型チタン合金材
の製造方法。
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