JP5412600B2 - 銅合金熱間鍛造品 - Google Patents

Description

本発明は、銅合金熱間鍛造品に関する。特に、成形性、耐食性、強度、切削性に優れた管状の銅合金熱間鍛造品に関する。
本願は、２０１１年１１月４日に、日本に出願された特願２０１１−２４２４１３号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。

銅合金熱間鍛造品は、一般に熱間鍛造性、切削性、抗菌性・殺菌性に優れ、高い強度、良好な耐食性、導電性を有していることから、様々な産業機械・設備、自動車の機械部品や電機部品に使用され、部材としては、バルブと、ボールバルブと、継手と、架橋ポリエチレン管の継手及び接続金具と、架橋ポリブデン管の管継手及び接続金具と、給排水の接続金具と、ホースニップルと、ガーデニングホースの接続金具と、ガスホースの接続金具と、水道メータの上蓋と、水栓金具と、油圧容器と、ノズルと、スプリンクラーと、フレアナットと、ナットと、給水・給湯設備、空調設備、消防設備及びガス設備の容器や接続金具や器具と、水、温水、冷媒、空気、都市ガス及びプロパンガスが通る容器や器具等に用いられている。

特に、銅合金は、良好な強度、耐食性、抗菌性・殺菌性を有していることから、飲料水に関わる部材に多用されている。ところが、飲料水に関わる部材である継手、接続金具、水栓金具等は、飲料水が通るための孔部を有する管状なので、銅合金の優れた熱間加工性、熱間鍛造性を有しても、従来の技術では、ニアネットシェイプ（完成形状に近い形状）から程遠い形状のものしか作れず、バリ等が多くて鍛造歩留まりが悪く、熱間鍛造後の切削量が多く、場合よっては、高温で鍛造するために耐食性や強度が低下するという問題がある。

上述したこれらの熱間鍛造銅合金は、原料を溶解し鋳造により鋳塊を作り、熱間押出した丸棒を所定の長さに切断後、熱間で鍛造し、その熱間鍛造材を所定の寸法に切削加工したものである。棒材の材料としては、主にＪＩＳ Ｈ ３２５０の規格に基づく、熱間鍛造性と切削性に優れた鍛造用黄銅棒Ｃ３７７１（代表組成：５９Ｃｕ−２Ｐｂ−残Ｚｎ）や、最近のＰｂフリー化の要請によってこのＣ３７７１のＰｂをＢｉで置き換えた銅合金材料がある。特に優れた耐脱亜鉛腐食性を必要とする場合には、銅濃度を６１〜６３mass％まで高め、Ｐｂを０．５〜２．５％含有し耐脱亜鉛腐食性を有する鍛造用黄銅、及び、この材料のＰｂをＢｉで置き換えた、耐脱亜鉛腐食性を有する鍛造用黄銅材料がある。

しかし、従来技術どおりに丸棒材を熱間鍛造すると、当然に、管状にすること、つまり孔部を作ることはできない、または少なくとも容易でない。また、鍛造の歩留まりを上げようとして孔となる部分の肉厚を薄くしようとしても，鍛造荷重の点から限界がある。更に、鍛造素材に加えられる変形エネルギーのうち，孔部の成形に消費されるエネルギーの割合が大きいため、孔部以外の部位の形状を所定の形状にまで成形できない。特に、鍛造品の口径（穴径、内径）が大きく、外径も大きい肉厚の薄い製品の場合には、ニアネットシェイプまで成形することは困難である。大きな鍛造能力を有する鍛造設備であっても、多少は孔となる部分、及び肉厚部の薄肉化が図れるが、薄肉化には限界がある。また、設備能力の大きな鍛造設備は当然価格も高く、パワーを大きくすることにより更に鍛造時のエネルギーコストが上がる。所定の形状に成形できない場合、使用する材料が多くなり、材料コストが大幅に上がると同時に、切削量が多くなるので、材料に求められる切削性の性能が高くなり、切削加工に要する時間も増える。

従来から、このような孔部を有する銅合金製鍛造品の場合、歩留りの観点から鋳物から作られることがある。ところが、鋳物には、欠陥が多いこと、寸法精度が悪いこと、強度、及び延性が低いこと、そして生産性が低いこと、作業環境が悪いこと等の問題がある。
以上のことから、設備コストの掛からないパワーの小さな鍛造設備を用いて、消費エネルギーを小さくし、鍛造歩留まりがよく、すなわち材料コストが掛からず、最終の仕上げ形状・寸法に近いニアネットシェイプの、孔部を有する、すなわち管状の熱間鍛造銅合金が望まれている。

材質面においては、前記のとおり、最終製品が空洞の部材、つまり管状の部材を、一般的な熱間鍛造方法で製作しようとした場合、ニアネットシェイプに成形できない。すなわち、空洞部が作れず、空洞部以外の部位においても所定の寸法より大きなものしか成形できないので、最終製品形状にするための切削量が増える。その結果、鍛造素材として、切削性に優れた銅合金が求められる。銅合金の切削性を向上させるために、Ｐｂが一般に添加され、少なくとも０．５mass％以上、多くは、１mass％以上、約２mass％のＰｂが添加されている。ところが、Ｐｂは有害であるので、特に、飲料水に関わる部材には、Ｐｂ含有量を０．３mass％、又は０．２mass％以下にすることが好ましく、極力その量を少なくしなければならない。勿論、地球環境問題を考えると、飲料水以外の分野に使われる鍛造品についても、極力有害なＰｂの使用を最小限にしなければならない。

ところで切削性を向上させる機能を有するＰｂは銅合金にほとんど固溶しないので、熱間鍛造温度が最適な温度範囲から外れると、鍛造割れが生じ易い。ＰｂをＢｉに置き換えた熱間鍛造用銅合金があるが、銅合金の切削性向上に関し、Ｂｉは、Ｐｂよりやや劣るのでより多くの量が必要である。Ｂｉを含有する銅合金は、Ｐｂを含有する場合より熱間鍛造割れに敏感で、熱間変形能に劣る問題点がある。そのため、Ｂｉを含有する銅合金の場合、熱間鍛造の温度範囲を狭く設定するか、或いは、鍛造品の肉厚を厚くしなければならない。また、Ｂｉを含有する鍛造品は、延性、靱性が低く、１３０〜３００℃で脆化するという問題点がある。
更に、Ｃｕ濃度が、５７〜５９mass％で、Ｐｂ又はＢｉを含有する熱間鍛造用黄銅棒を熱間で鍛造すると、鍛造品にβ相が多く残留し、耐食性が悪い。Ｃｕ濃度を約６１mass％、又はそれ以上とした、耐食性を高めたＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ又はＣｕ−Ｚｎ−Ｂｉ合金は、熱間変形抵抗が高くなると同時に熱間変形能が悪くなる。銅濃度が高いと、ニアネットシェイプの鍛造品を作ることが難しく、鍛造品の形状が複雑で、薄肉なほど、成形性、割れが深刻な問題となる。
パワーの小さな鍛造設備を用いて、１回の熱間鍛造で、消費エネルギーを小さくし、熱間鍛造時の割れなしに、鍛造歩留まりがよく、材料の使用を少なくすることにより、コストを低減し、最終の仕上げ形状・寸法に近いニアネットシェイプの、中が空洞の熱間鍛造銅合金が作れることが切望されている。ニアネットシェイプに成形できれば、切削加工量が少なくなるので、特に優れた切削性は必要とせず、すなわち、有害なＰｂや安全性の確認ができていないＢｉの含有を最小限に止めることができる。さらに、優れた耐食性、高い強度を備えることにより、一層のダウンサイジングした管状の鍛造品が切望されている。

また、耐食性、切削性、生産性を向上させることを目的とした黄銅鍛造品が知られている（例えば、特許文献１参照）。しかし、このような黄銅鍛造品では、管状の鍛造品をニアネットシェイプに鍛造することはできない。

特開２００２−１２９２８号公報

本発明は、斯かる従来技術の問題を解決するためになされたものであり、成形性、耐食性、強度、切削性に優れた管状の銅合金熱間鍛造品を提供することを課題とする。

前記課題を解決するため、本発明は以下の態様を有する。
［１］ 管状の銅合金熱間鍛造品であって、５９．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］）≦６４の関係を有し、前記鍛造品の形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって、０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たす。

本発明において、管状の銅合金熱間鍛造品及び鍛造素材には、管軸方向の長さが管の外径に比べて短い所謂リング状の銅合金熱間鍛造品及び鍛造素材も含むものとする。管状の銅合金熱間鍛造品及び鍛造素材の管の内側の空洞部分を孔部という。
偏肉度は、鍛造素材の管軸方向に垂直な断面における最小肉厚と最大肉厚とから、（（１−（最小肉厚）／（最大肉厚））×１００）％と定義する。
上記態様［１］に係る銅合金熱間鍛造品は、熱間鍛造の変形抵抗が低く、変形能、成形性、耐食性に優れ、強度が高く、切削性が良好である。

［２］ 管状の銅合金熱間鍛造品であって、５９．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂと、０．０５〜４．５mass％のＳｉを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成であり、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］）≦６４の関係を有し、前記鍛造品の形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たす。
前記態様［２］の銅合金熱間鍛造品は、Ｓｉを有するので、前記態様［１］の効果に加えて、更に、成形性、耐食性、強度、切削性に優れる。

［３］ 管状の銅合金熱間鍛造品であって、７３．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂと、２．５〜４．５mass％のＳｉを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］）≦６４の関係を有し、前記鍛造品の形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たす。
前記態様［３］の銅合金熱間鍛造品は、Ｃｕ、Ｓｉが多いので、前記態様［１］の効果に加えて、更に、耐食性、強度、切削性に優れる。

［４］ 前記態様［１］〜［３］のいずれかであって、０．０１〜０．３mass％のＡｓ、０．０１〜０．３mass％のＳｂ、０．０１〜０．３mass％のＰ、０．０１〜０．３mass％のＭｇ、０．０１〜１．５mass％のＳｎ、０．０１〜１．０mass％のＡｌ、０．０１〜４．０mass％のＭｎ、０．０１〜４．０mass％のＮｉ、０．０００５〜０．０５mass％のＺｒ、０．０００５〜０．０５mass％のＢ、０．００３〜０．３mass％のＢｉの内の少なくとも１種以上を更に含有し、
Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％と、Ｐｂの含有量［Ｐｂ］mass％と、Ｓｉの含有量［Ｓｉ］mass％と、Ｎｉの含有量［Ｎｉ］mass％と、Ｍｎの含有量［Ｍｎ］mass％と、Ａｓの含有量［Ａｓ］mass％と、Ｚｒの含有量［Ｚｒ］mass％と、Ｂの含有量［Ｂ］mass％と、Ｂｉの含有量［Ｂｉ］mass％と、Ｓｂの含有量［Ｓｂ］mass％と、Ｓｎの含有量［Ｓｎ］mass％と、Ｍｇの含有量［Ｍｇ］mass％と、Ａｌの含有量［Ａｌ］mass％と、Ｐの含有量［Ｐ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］＋２．２×［Ｎｉ］＋１．４×［Ｍｎ］＋０．５×（［Ａｓ］＋［Ｚｒ］＋［Ｂ］＋［Ｂｉ］）−１．２×（［Ｓｂ］＋［Ｓｎ］＋［Ｍｇ］）−２．２×［Ａｌ］−３×［Ｐ］）≦６４の関係を有する。
この場合、Ａｓ等を有するので、更に、耐食性、強度、切削性に優れる。

［５］ 前記態様［１］〜［４］のいずれかであって、前記熱間鍛造後の常温での金属組織におけるα相の面積率が３０％以上、１００％未満であり、β相の面積率とγ相の面積率とμ相の面積率との合計が、０％以上であって、２５％以下である。
各相の面積率は、管軸方向の端面から５ｍｍ以上内側であり、外周面及び内周面から肉厚の１／４以上内側の金属組織での面積率をいう。

［６］ 前記態様［１］〜［４］のいずれかであって、前記鍛造素材が熱間鍛造温度に加熱されて熱間鍛造されることによって製造され、前記熱間鍛造温度が６５０〜８００℃であり、該熱間鍛造温度での前記鍛造素材の金属組織におけるα相の面積率が３〜６０％である。

［７］ 前記態様［１］〜［４］のいずれかであって、７２０℃に加熱したときに、金属組織におけるα相の面積率が３〜６０％である。

［８］ 前記態様［１］〜［４］のいずれかであって、前記鍛造素材が、連続鋳造管である。

［９］ 前記態様［１］〜［４］のいずれかであって、バルブ、ボールバルブ、継手、架橋ポリエチレン管継手および接続金具、架橋ポリブデン管管継手及び接続金具、給排水の接続金具、ホースニップル、各種ホース類の接続金具、弁、キャップ、上蓋、水道メータの上蓋、ジョイント、水栓金具、油圧容器、ノズル、スプリンクラー、フレアナット、ナットなど、給水・給湯設備、空調設備、消防設備、ガス設備の容器、接続金具や器具、水等の液体や空気等の気体が通る容器や器具に用いられる。

本発明によれば、管状の銅合金熱間鍛造品が、成形性、耐食性、強度、切削性に優れる。

図１は、熱間鍛造での目標とする鍛造品の形状を示す図である。 図２は、切削後の鍛造品の形状を示す図である。 図３Ａは、棒状の鍛造素材に使用した金型の略図である。 図３Ｂは、管状の鍛造素材に使用した金型の略図である。 図４Ａは、棒状の鍛造素材棒材から鍛造した際の鍛造品の断面形状の略図である。 図４Ｂは、管状の鍛造素材から鍛造した際の鍛造品の断面形状の略図である。

本発明の実施形態に係る銅合金熱間鍛造品について説明する。
本発明に係る銅合金として、第１発明合金〜第４発明合金を提案する。合金組成を表すのに本明細書において、［Ｃｕ］のように［ ］の括弧付の元素記号は前記元素の含有量値（mass％）を示すものとする。この含有量値の表示方法を用いて、本明細書において複数の計算式を提示するが、それぞれの計算式において、前記元素を含有していない、または、例えば、Ｐｂの場合は、含有量が０．００３mass％未満、Ｓｉの場合は、含有量が０．０５mass％未満、その他の本願において選択的に含有する元素については、請求範囲の下限の含有量より少ない場合、および不可避不純物は０として計算する。第１〜第４発明合金を総称して発明合金とよぶ。

第１発明合金は、５９．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］）≦６４の関係を有する。
本明細書では、この（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］）の式で表される値を第１組成係数という。

第２発明合金は、５９．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂと、０．０５〜４．５mass％のＳｉを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］）≦６４の関係を有する。
本明細書では、この（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］）の式で表される値を第２組成係数という。

第３発明合金は、７３．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂと、２．５〜４．５mass％のＳｉを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］）≦６４の関係を有する。

第４発明合金は、ＣｕとＰｂとＳｉの組成範囲が第１発明合金〜第３発明合金のいずれかと同一であり、更に０．０１〜０．３mass％のＡｓ、０．０１〜０．３mass％のＳｂ、０．０１〜０．３mass％のＰ、０．０１〜０．３mass％のＭｇ、０．０１〜１．５mass％のＳｎ、０．０１〜１．０mass％のＡｌ、０．０１〜４．０mass％のＭｎ、０．０１〜４．０mass％のＮｉ、０．０００５〜０．０５mass％のＺｒ、０．０００５〜０．０５mass％のＢ、０．００３〜０．３mass％のＢｉの内の少なくとも１種以上を含有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％と、Ｐｂの含有量［Ｐｂ］mass％と、Ｓｉの含有量［Ｓｉ］mass％と、Ｎｉの含有量［Ｎｉ］mass％と、Ｍｎの含有量［Ｍｎ］mass％と、Ａｓの含有量［Ａｓ］mass％と、Ｚｒの含有量［Ｚｒ］mass％と、Ｂの含有量［Ｂ］mass％と、Ｂｉの含有量［Ｂｉ］mass％と、Ｓｂの含有量［Ｓｂ］mass％と、Ｓｎの含有量［Ｓｎ］mass％と、Ｍｇの含有量［Ｍｇ］mass％と、Ａｌの含有量［Ａｌ］mass％と、Ｐの含有量［Ｐ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］＋２．２×［Ｎｉ］＋１．４×［Ｍｎ］＋０．５×（［Ａｓ］＋［Ｚｒ］＋［Ｂ］＋［Ｂｉ］）−１．２×（［Ｓｂ］＋［Ｓｎ］＋［Ｍｇ］）−２．２×［Ａｌ］−３×［Ｐ］）≦６４の関係を有する。

本明細書では、この（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］＋２．２×［Ｎｉ］＋１．４×［Ｍｎ］＋０．５×（［Ａｓ］＋［Ｚｒ］＋［Ｂ］＋［Ｂｉ］）−１．２×（［Ｓｂ］＋［Ｓｎ］＋［Ｍｇ］）−２．２×［Ａｌ］−３×［Ｐ］）の式で表される値を第４組成係数という。
上述した第１組成係数、第２組成係数、第４組成係数を総称して組成係数という。組成係数の計算において、不可避不純物、及びＣｕを除く、前記元素の含有量が請求範囲の下限の含有量、具体的にはＰｂの０．００３mass％、Ｓｉの０．０５mass％、Ａｓの０．０１mass％、Ｓｂの０．０１mass％、Ｐの０．０１mass％、Ｍｇの０．０１mass％、Ｓｎの０．０１mass％、Ａｌの０．０１mass％、Ｍｎの０．０１mass％、Ｎｉの０．０１mass％、Ｚｒの０．０００５mass％、Ｂの０．０００５mass％、Ｂｉの０．００３mass％より少ない場合は、組成式に影響を与えないので、係数を０として計算する。

次に、本発明に係る銅合金熱間鍛造品の製造工程について説明する。
加熱された鍛造素材を熱間鍛造して製造する。
管状の鍛造素材は、鋳造材、押出材、圧延材、鍛造材等、どのような工程で製造された素材でもよいが、管状の連続鋳造管が望ましい。連続鋳造管は、中空の連続鋳造棒、空洞の連続鋳造棒と呼ばれることがある。例えば、飲料水が通るために管状であるので、管状の鍛造品としているが、中が空洞、中空の鍛造品と同じ意味である。
熱間鍛造温度は、６５０〜８００℃である。
熱間鍛造後に、鍛造終了時の熱間鍛造品の温度から３００℃、又は６５０℃から３００℃までの温度域を０．１〜６０℃／秒の平均冷却速度で冷却する。
鍛造品の形状が、管状で、０．４≦（平均内径／平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０である銅合金熱間鍛造品に対して、鍛造素材の形状は、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２、０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２である。

次に、各元素の添加理由について説明する。
Ｃｕは、本発明合金を構成する主要元素であり、Ｐｂ、Ｓｉ、Ｚｎ等との関係に大きく影響されるが、良好な熱間鍛造性、成形性を有し、熱間鍛造後の高い強度と延性、優れた耐食性を有するために、Ｃｕは５９．０mass％以上必要である。より優れた耐食性と延性が必要な場合は、好ましくは６０．５mass％以上である。一方、Ｃｕを８４．０mass％を超えて含有すると、Ｓｉ、Ｚｎ、Ｐｂ等の含有量に拘わらず、熱間鍛造時の変形抵抗、及び熱間より低い温度での鍛造時の変形抵抗が高くなり、変形能、成形性が悪くなる。特性面においても切削性が悪くなり、強度が低くなり、耐食性も飽和する。Ｃｕは高価であり経済的に問題である。後述するＳｉが２．５mass％以上含有される場合は、優れた耐食性、延性、高い強度を確保するために、Ｃｕは、７３．０mass％以上必要である。

Ｐｂは、切削性を向上させるために含有される。Ｐｂは、そのためには、０．００３mass％以上必要である。０．００２mass％は、ＰｂがＣｕ−Ｚｎ合金に固溶する量に概ね相当し、Ｐｂ含有量が０．００３mass％以上であれば、金属組織中にＰｂがＰｂ粒子として存在するので切削性の向上効果が発揮される。より好ましくは、０．００５mass％以上である。一方、Ｐｂが０．３mass％を越えて含有されると、特に本発明品が飲料水器具等に使用された場合、人体に悪影響を与えることが懸念される。銅合金製の飲料水器具からのＰｂの飲料水中への溶出は、器具に含まれるＰｂの量が増えるに従って、増えるのでＰｂの含有は最小限に留める必要がある。他の分野に利用された場合においても、将来、熱間鍛造品が廃棄物として処分された場合、環境問題に重大な影響を与える可能性がある。粒子状で存在するＰｂと後述するＳｉ、またはＳｎの含有により、金属組織中にκ、γ相を形成させると、一層切削性を向上させることができる。人体への影響を鑑み、Ｐｂ含有量は、好ましくは０．２mass％以下であり、０．１mass％以下が好ましく、最適には０．０５mass％以下である。

Ｓｉは、Ｃｕ、Ｚｎの含有量と、それらの元素間の関係に大きく影響されるが、熱間での鍛造性すなわち、熱間鍛造時の変形能を高め、変形抵抗を低くし、熱間鍛造中での材料の流動性、成形性を高める。管状の鍛造素材が、２０〜３０％、偏肉している場合にも、材料を均一に流動させるためにＳｉが必要である。Ｓｉが熱間鍛造後の鍛造品の強度を高め、切削性、耐食性を向上させる。これらの特性を得るためには、Ｓｉが、０．０５mass％以上必要であり、好ましくは０．２mass％以上である。特に、Ｓｉを、２．５mass％、より好ましくは、２．７mass％以上含有するとさらに高い強度、優れた切削性、耐食性を有することができる。一方、Ｓｉを、４．５mass％を越えて含有すると、熱間での変形抵抗が高くなり、熱間変形能にも劣るようになり、耐食性、切削性も飽和する。好ましくは４．３mass％以下であり、最適には３．９mass％以下である。Ｓｉ含有量に呼応し、前述のＣｕ含有量の好ましい範囲も変動する。Ｓｉ含有量が２．７mass％以上の場合は、Ｃｕ含有量は７４．０mass％以上が好ましく、一方、Ｓｉ含有量が４．３mass％以下の場合は、Ｃｕ含有量は８３mass％以下が好ましく、Ｓｉ含有量が３．９mass％以下の場合は、Ｃｕ含有量は８０mass％以下が好ましい。Ｃｕ、Ｓｉが好ましい組成範囲にある時、熱間鍛造時に変形抵抗を低くするβ、κ相の占める割合が多くなり、鍛造後の冷却中に、β相のほとんどは、α相、またはκ相に相変態するため、耐食性、強度、切削性に優れる。

Ｃｕ−Ｚｎ−Ｐｂ合金、更にはＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ−Ｓｉ合金で本願の初期の目的は達成されるが、一層の優れた耐食性、強度、切削性が必要とされるときに、Ｐ、Ｓｂ、Ａｓ、Ａｌ、Ｓｎ、Ｍｇ、Ｚｒ、Ｂ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｂｉを含有させると効果がある。Ｓｎ、Ａｌは、流水中での耐食性を向上させる。Ｍｇは、耐粒界腐食を向上させる。Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ａｌ、Ｓｎは、強度、耐摩耗性を向上させる。Ｃｕ−Ｚｎ−Ｐｂ合金で形成されるβ相は、切削性を改善する効果があり、Ｓｉ、Ｓｎ、Ａｌ等を含有したγ、κ、β、μの各相は、強度、耐摩耗性、耐食性および切削性を改善する効果がある。特に、後者は、これらの添加元素が優先的にγ、κ等の相に配分され、添加元素の濃度が高くなり、γ、κ等の相の性質、特性が良くなるので、耐摩耗性、強度、耐食性や切削性が改善される。Ｚｒ、Ｐ、Ｂ、Ｍｇは、素材が中空の連続鋳造棒を使用する場合、結晶粒を微細にする効果があり、熱間鍛造時の変形抵抗を下げ、変形能、成形性を向上させる。特にＺｒとＰ、更にはＭｇの共添加は、結晶粒を著しく微細化させる効果があり、Ｐの含有量がＺｒの含有量よりも多いとその効果は顕著になる。その時の結晶粒の大きさは、３００μｍ以下若しくは２００μｍ以下になる。Ｂｉの含有は、切削性を向上させる。

耐食性に関しては、ＩＳＯ−６５０９に基づいた脱亜鉛腐食試験を実施したとき、最大腐食深さが、６００μｍ以下であることが、良好な耐食性を有する最低限の条件であり、好ましくは４００μｍ以下であり、２００μｍ以下がより好ましく、更に好ましくは、１００μｍ以下であり、最適には、５０μｍ以下である。最大腐食深さが４００μｍ以下、又は、２００μｍ以下であれば、実用上問題の無いレベルであるとされている。強度に関しては、本願が対象とするのは、熱間鍛造品であるので引張強さは測定できないが、硬さで概ね代用できる。硬さは、ビッカース硬さで、７０以上であることが好ましく、８５以上がより好ましく、更に好ましくは、９５以上である。本願のニアネットシェイプ鍛造でより薄肉形状に成形できるので、１１０以上の高い強度が得られれば最適である。本発明合金では、ビッカース硬さ９５が、約４００Ｎ／ｍｍ^２に相当する高い引張強さである。耐摩耗性は、硬さに依存するので、硬さ指数が高いほど、耐磨耗性が良くなる。

以上の優れた耐食性、高い強度、優れたな耐摩耗性、良好な切削性をより効果的に発揮するためには、各０．０１〜０．２mass％のＡｓ、Ｓｂ、Ｐ、Ｍｇ、０．０１〜１．５mass％のＳｎ、０．０１〜１．０mass％のＡｌ、各０．１〜４mass％のＭｎ、Ｎｉ、各０．００１〜０．０４mass％のＺｒ、Ｂ、０．００３〜０．３mass％のＢｉの内のいずれか１種以上が必要であり、要求される特性に応じ、適宜選択的に含有される。Ｐ、Ｓｂ、Ａｓ、Ａｌ、Ｓｎ、Ｍｇ、Ｚｒ、Ｍｎ、Ｎｉの含有量が上限を超えると、いずれも、それら諸特性の効果が飽和し、寧ろ、鍛造時の変形抵抗が高くなり、または変形能が悪くなり、そして常温での延性を阻害する。Ｓｂ、Ａｓが上限を超えると人体へ悪影響を及ぼす。Ｂｉについては、Ｐｂと同様、含有量を増すにしたがって切削性は向上する。しかし、Ｂｉは人体へ悪影響を及ぼすことが懸念され、レアメタルであり、またＢｉによって熱間鍛造時の変形能、成形性が低下する。従って、これらのことを勘案し、切削性の必要度によってＢｉの含有量の上限が決められる。Ｂｉの含有量は、好ましくは０．２mass％以下であり、更に好ましくは０．１mass％以下である。

次に、その他の不純物について説明する。銅合金はリサイクル性に優れ、高いリサイクル率で回収されてリサイクルされるので、リサイクルの際に他の銅合金が混入する。例えば切削加工時に、工具の摩耗によりＦｅ、Ｃｒ等が不可避的に混入する。したがって、ＪＩＳ等の各種規格で不純物として規格化されている元素については、その不純物の規格を本合金についても適用する。例えば、ＪＩＳ Ｈ ３２５０の銅及び銅合金棒で記載されている快削性銅合金棒Ｃ３６０１では、Ｆｅは、０．３mass％以下が不可避不純物として扱われる。ＡＳＴＭ Ｂ１６のＣ３６０００、及びＡＳＴＭ Ｂ１２４のＣ３７７００でも、Ｆｅは、０．３mass％以下が不可避不純物として扱われる。従って、本発明の銅合金熱間鍛造品においても、Ｆｅは、０．３mass％以下を不可避不純物として扱う。

発明合金の熱間鍛造性、耐食性、切削性、強度に関し、単に各元素の組成範囲だけでは不十分であり、Ｃｕ、Ｚｎ、Ｐｂ、Ｓｉ及び選択的に含有される元素との関係が重要となる。すなわち、組成係数（組成係数１、２、及び４）が重要になる。
組成係数はまとめると、次の関係式で表すことができる。
５９≦（［Ｃｕ］＋ａ１ｃ１＋ａ２ｃ２＋ａ３ｃ３＋ａ４ｃ４＋ａ５ｃ５＋ａ６ｃ６＋ａ７ｃ７＋ａ８ｃ８＋ａ９ｃ９＋ａ１０ｃ１０＋ａ１１ｃ１１＋ａ１２ｃ１２＋ａ１３ｃ１３）≦６４
ａ１はＰｂの係数：０．５で、ｃ１はＰｂの含有量：mass％であり、ａ２はＳｉの係数：−４．５で、ｃ２はＳｉの含有量：mass％であり、ａ３はＮｉの係数：２．２で、ｃ３はＮｉの含有量：mass％であり、ａ４はＭｎの係数：１．４で、ｃ４はＭｎの含有量：mass％であり、ａ５はＡｓの係数：０．５で、ｃ５はＡｓの含有量：mass％であり、ａ６はＺｒの係数：０．５で、ｃ６はＺｒの含有量：mass％であり、ａ７はＢの係数：０．５で、ｃ７はＢの含有量：mass％であり、ａ８はＢｉの係数：０．５で、ｃ８はＢｉの含有量：mass％であり、ａ９はＳｂの係数：−１．２で、ｃ９はＳｂの含有量：mass％であり、ａ１０はＳｎの係数：−１．２で、ｃ１０はＳｎの含有量：mass％であり、ａ１１はＭｇの係数：−１．２で、ｃ１１はＭｇの含有量：mass％であり、ａ１２はＡｌの係数：−２．２で、ｃ１２はＡｌの含有量：mass％であり、ａ１３はＰの係数：−１．２で、ｃ１３はＰの含有量：mass％である。

組成係数は、第１〜４発明合金で含有される０．００３〜０．３mass％のＰｂと、第２〜４発明合金で含有される０．０５〜４．５mass％のＳｉと、さらに、第４発明合金において選択的に含有される０．０１〜０．３mass％のＡｓ、０．０１〜０．３mass％のＳｂ、０．０１〜０．３mass％のＰ、０．０１〜０．３mass％のＭｇ、０．０１〜１．５mass％のＳｎ、０．０１〜１．０mass％のＡｌ、０．０１〜４．０mass％のＭｎ、０．０１〜４．０mass％のＮｉ、０．０００５〜０．０５mass％のＺｒ、０．０００５〜０．０５mass％のＢ、０．００３〜０．３mass％のＢｉとの含有量の範囲で適用される。各元素は、前記の各濃度範囲の下限値を下回る場合、組成係数にほとんど影響を及ぼさないため、不可避不純物と同等に見なし、上記関係式において、含有量を０mass％とする。

組成係数の別の記載方法としては、第４組成係数で表すことができ、
５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］＋２．２×［Ｎｉ］＋１．４×［Ｍｎ］＋０．５×（［Ａｓ］＋［Ｚｒ］＋［Ｂ］＋［Ｂｉ］）−１．２×（［Ｓｂ］＋［Ｓｎ］＋［Ｍｇ］）−２．２×［Ａｌ］−３×［Ｐ］）≦６４で表される。
各元素の含有量が、例えば、Ｐｂで０．００３mass％より少ない場合、Ｓｉで０．０５mass％より少ない場合、Ｎｉで０．０１mass％より少ない場合、Ｍｎで０．０１mass％より少ない場合、Ａｓで０．０１mass％より少ない場合、Ｚｒで０．０００５mass％より少ない場合、Ｂで０．０００５mass％より少ない場合、Ｂｉで０．００３mass％より少ない場合、Ｓｂで０．０１mass％より少ない場合、Ｓｎで０．０１mass％より少ない場合、Ｍｇで０．０１mass％より少ない場合、Ａｌで０．０１mass％より少ない場合、Ｐで０．０１mass％より少ない場合、該元素の含有量を０mass％とする。

組成係数は、Ｃｕに加えて、各有効元素の鍛造時の変形抵抗、成形性、変形能、金属組織、鍛造後の金属組織、強度、延性、耐食性への影響を数式化したもので、各元素の係数は、実験的に求めた。特に組成係数は、鍛造時及び鍛造後の金属組織に強く関連する。したがって、個々の元素が、個々の所定の組成範囲を満たし、かつ、この組成係数の範囲を満たすことにより、本願の管状の熱間鍛造品が得られる。
組成係数の下限の５９は、鍛造品の成形性、強度と延性、耐食性を確保するために必要な下限値である。組成係数が５９を下回ると、鍛造時α相の面積率が、０％、または、３％未満となり、一方、鍛造後のβ相の面積率が高い、若しくは、α相の占める割合が低くなるからである。金属組織を改善し、これらの特性を更に高度なものにするためには、好ましくは、６０以上であり、最適には６１以上である。

一方、組成係数が、６４を超えると、鍛造時、α相の面積率が増えて熱間変形抵抗が増大するので、管状の鍛造素材であっても熱間変形抵抗が高くなり、鍛造時の材料の流動性が悪いために、所定の寸法に成形することができず、変形能が悪くなり、割れが生じることがある。パワーの小さい熱間鍛造設備では、ニアネットシェイプに成形するのが困難である。好ましくは、組成係数は、６３．５以下である。特に、連続鋳造管から作成された鍛造素材を用いる場合、鍛造素材の結晶粒が、３００μｍ以下に微細化していないと、変形抵抗が高くなり、パワーが必要となり、成形性、変形能に劣るので、組成係数は、６３．５以下が好ましい。高い強度を得るためにも、組成係数は６４以下、好ましくは、６３．５以下である。組成係数が、６４を超えると切削に問題が生じる。

上述したように、本発明合金には、Ｆｅ等の不可避不純物が含有されるが、不可避不純物は合計含有量で１mass％未満であれば、組成係数に大きな影響を与えないので、組成係数を算出する式に不可避不純物を組み入れる必要はない。

次に、熱間鍛造温度、すなわち鍛造直前の鍛造素材の温度は、６５０℃以上、８００℃以下である。６５０℃より低いと、熱間変形抵抗が低くなり、パワーの小さな熱間鍛造設備で製造することが困難である。好ましくは、６７０℃以上である。一方、８００℃を越えると、α相の占める割合が少なくなって結晶粒が粗大化し、熱間鍛造割れが生じやすくなり、また金型の寿命が短くなる。好ましくは、７８０℃以下である。鍛造後の冷却速度は、主として耐食性に影響を与え、終了時の材料温度から３００℃、又は６５０℃から３００℃までの温度域を０．１℃／秒〜６０℃／秒の平均冷却速度で冷却するのが好ましい。

熱間鍛造時の金属組織が本発明の課題を達成するための大きなポイントになる。すなわち、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｐｂ合金、及びＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ合金に例えばＳｉを含有させたＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ−Ｓｉ合金では、発明合金の組成範囲において、６５０〜８００℃の温度範囲で出現する相は、主としてα相、β相の２相である。α相は熱間変形抵抗が高く、β相は熱間変形抵抗が低いので、熱間鍛造時β相の占める割合を多くする必要がある。一方、熱間鍛造時のβ相は、相変態により主としてα相に相変態するが、熱間鍛造時β相の占める割合が多過ぎると、β相が鍛造品に多く残留する。鍛造品にβ相が多く存在すると、耐食性、延性を悪くするので、β相は少ないことが必要であり、鍛造時に存在するβ相の上限、または、α相の下限を設定することが好ましい。Ｓｉ濃度が１．５mass％を超えると、κ、γ、μ相が出現し、更にＳｉの含有量が増えると、ζ相、Χ相なども出現することがある。Ｃｕ−Ｚｎ−Ｐｂ合金に、Ｓｎを０．４mass％以上、又は、Ａｌを０．７mass％以上含有させると、γ相が出現することがある。

熱間変形抵抗や鍛造時の材料の流動性は、温度と主としてこれら相の割合、若しくは、組成係数で決定される。α相の熱間変形抵抗を１００とすると、本発明の銅合金において組成にほとんど依存せず、β相は約２０、γ相、κ相、ζ相、Χ相は約３０であり、主としてα相の占める割合によって熱間変形抵抗は、決定される。ただし、単純にα相の割合で熱間変形抵抗は決定されず、α単相合金の熱間変形抵抗を１００とすると、α相の面積率が０〜７０％のとき、α相の占める割合がＹ％のＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ合金の熱間変形抵抗は、大よそ２０００／（１００−Ｙ）で表すことが出来る。すなわち、α相の占める割合が０％のとき、熱間変形抵抗は２０、同様にα相の面積率が１０％のとき、２２、αの面積率が２５％のとき、２７、αの面積率が４０％のとき、３３、α相の面積率が５０％のとき、４０であり、最も変形抵抗が低いα相の面積率０％のときの約２倍の熱間変形抵抗を示すに過ぎない。ところが、α相率が６０％のとき、２０００／（１００−Ｙ）の値が５０、α相率が６５％のとき、同じく５７であり、特にα相率が６０％を境に急激に熱間変形抵抗が高くなり、鍛造機のパワーの点で許容できないレベルに達する。よって、熱間鍛造直前の鍛造素材の金属組織に占めるα相の面積率が、３〜６０％であり、更には、熱間鍛造素材を標準的な熱間鍛造温度７２０℃に加熱したときの、α相の面積率が３〜６０％であることが好ましい。

α相の面積率が３％より少ないと、すなわち、β相、γ相、κ相、ζ相、Χ相の合計の占める割合が９７％以上になると、熱間鍛造時に、結晶粒が粗大化して、鍛造割れが発生しやすくなる。鍛造後の金属組織においてα相の面積率が少なくなり、延性、耐食性が悪くなる。α相の面積率が６０％を超えると、前述のとおり熱間変形抵抗が高くなり、ニアネットシェイプに成形できなくなり、パワーの大きな熱間鍛造設備が必要になり、本発明で対象としている偏肉度が例えば１０〜３０％である鍛造素材の成形が困難になる。熱間鍛造時、又は、７２０℃に鍛造素材を加熱したときのα相の占める割合が、３％以上必要であり、好ましくは、１０％以上であり、鍛造後の鍛造品の耐食性、延性を考えると、熱間鍛造時のα相の面積率が大きいほどよく、好ましくは、２５％以上であり、更に好ましくは、３５％以上である。一方、鍛造機のパワー、成形性の点から、熱間鍛造時、又は、７２０℃に鍛造素材を加熱したときのα相の面積率は、６０％以下であり、好ましくは５５％以下、更に好ましくは５０％以下である。管状の鍛造品を７２０℃に再加熱、そして急冷して、金属組織を確認すれば、７２０℃で熱間鍛造した時の相組織を再現できる。結晶粒の大きさが３００μｍを超える連続鋳造管の場合、成形性が悪くなり、また変形抵抗もやや高くなるので、熱間鍛造時、又は、７２０℃に鍛造素材を加熱したときのα相の面積率は、好ましくは５０％以下である。

鍛造後の金属組織は、含有される元素、及びその元素の含有量によって存在する相が異なるが、本発明鍛造品の組成範囲内の合金において、α相マトリックスに、β相、γ相が存在することがあり、Ｓｉを１．５mass％以上、特に２．５mass％以上含有するＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ−Ｓｉ合金の場合、β、γ、κ、μ等の相が存在することがある。鍛造品にβ相、γ相の２相の合計の、又は、β相、γ相、μ相の３相の合計の面積率が２５％を越えると、耐食性、延性に問題が生じる。前記合計の面積率は、１５％以下が好ましく、更に好ましくは１０％以下である。一方で、熱間鍛造品の延性を良好にするためには、Ｓｉを２．５mass％以上含有する合金の場合は、α相の面積率が３０％以上であり、Ｓｉを２．５mass％以上含有する合金を除いた場合は、α相の面積率が７５％以上、好ましくは、９０％以上である。更に、Ｓｉを２．５mass％以上含有するＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ−Ｓｉ合金の場合、κ相は、α相と同等の延性、耐食性を備えるので、α相とκ相の合計の面積率が、好ましくは８５％以上、最適には、９０％以上であれば、特に優れた耐食性と良好な延性を示す。以上のように、鍛造時の成形性及び鍛造性と、鍛造品の耐食性及び延性とは、金属組織面からみると相反する事であり、組成係数は、金属組織と連動するので重要である。

Ｓｉを１.５〜５mass％含有するＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ−Ｓｉ合金で形成されるα、κ、γ、β、μの各相は、Ｓｉを３mass％含有するＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ−Ｚｎ合金について、Ｘ線マイクロアナライザーを用いた定量分析結果から、本発明のＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ−Ｓｉ合金において、Ｓｉを２．５mass％から３．９mass％を含有する第３発明合金の場合、及び第３発明合金を基にした第４発明合金の場合、次のように定義できる。
マトリックスのα相は、Ｃｕ：７３〜８１mass％、Ｓｉ：１．５〜３．２mass％であって残部がＺｎ及びその他添加元素から成る。
（典型的な組成：７６Ｃｕ−２．４Ｓｉ−残Ｚｎ）
必須の相であるκ相は、Ｃｕ：７３〜８０mass％で、Ｓｉ：３．３〜４．７mass％であって残部がＺｎ及びその他添加元素から成る。
（典型的な組成：７６Ｃｕ−３．９Ｓｉ−残Ｚｎ）
γ相は、Ｃｕ：６６〜７５mass％で、Ｓｉ：４．８〜７．２mass％であって残部がＺｎ及びその他添加元素から成る。
（典型的な組成：７２Ｃｕ−６．０Ｓｉ−残Ｚｎ）
β相は、Ｃｕ：６３〜７４mass％で、Ｓｉ：１．８〜４．７mass％であって残部がＺｎ及びその他添加元素から成る。
（典型的な組成：６９Ｃｕ−２．４Ｓｉ−残Ｚｎ）
μ相は、Ｃｕ：７６〜８９mass％で、Ｓｉ：７．３〜１１mass％であって残部がＺｎ及びその他添加元素から成る。
（典型的な組成：８３Ｃｕ−９．０Ｓｉ−残Ｚｎ）
ここで典型的な組成とは、Ｓｉを３mass％を含有するＣｕ−Ｚｎ−Ｐｂ−Ｓｉ合金の場合である。

このことにより、μ相は、α、κ、γ、β相と、Ｓｉ濃度で区別がつき、γ相は、α、κ、β、μ相とＳｉ濃度で区別がつく。μ相とγ相は、Ｓｉ含有量は近接しているが、Ｃｕ濃度において７６mass％を境にして区別される。β相は、γ相とＳｉ濃度で区別がつき、α、κ、μ相とは、Ｃｕ濃度で区別がつく。α相とκ相は近接しているが、Ｓｉ濃度３．２５mass％又は３．２〜３．３mass％を境にして区別される。ＥＢＳＤで結晶構造を調べたところ、α相は、ｆｃｃであり、β相は、ｂｃｃであり、γ相は、ｂｃｃ、κ相は、ｈｃｐであり、区別できる。κ相の結晶構造は、ｈｃｐであるが、α相が３０％以上の存在のもと良好な、延性を有する。

前記熱間鍛造用の素材形状に関して述べる。
鍛造素材は、管状であって、熱間押出、連続鋳造又は熱間圧延で作られる。熱間押出で作る場合は、一旦円柱状の鋳塊を作り、所定の長さに切断後、熱間で、管状に押出加工することによって作られるので、鋳造と押出との２つの工程が必要である。一方、連続鋳造で作られる管状の棒材は、連続鋳造の１つの工程で作られ、工程を１つ省ける。但し、熱間押出で作られた鍛造素材は、熱間での塑性加工を経ているので、結晶粒は細かく、熱間鍛造時の成形性、変形能や耐食性に優れる。一方、連続鋳造のプロセスで作られる鍛造素材は、一般的には、粗大な結晶粒、例えば、マクロ組織の結晶粒の大きさが、５００μｍ以上であるために成形性や変形能に劣る。本発明の場合、管状の素材を用いるので、熱間鍛造において大きな変形は必要としないため、連続鋳造棒管でも対応できるが、場合によっては、局部的に大きな変形や、細かな成形、変形が求められる場合があり、結晶粒は細かい方が好ましい。熱間鍛造により、鋳物の金属組織が破壊され結晶粒は細かくなるが、熱間鍛造時に部分的に、変形に与らない部位、加工度が低い部位が存在すると、鋳物の金属組織が残留する、或いは、加工度の高い部位よりも結晶粒が大きいので、強度が低く、耐食性が悪くなる。鍛造素材を連続鋳造管（中空の連続鋳造棒）とする場合、鋳造段階でマクロ組織の結晶粒が、３００μｍ以下、更には２００μｍ以下に細かくなっていることがより好ましい。結晶粒の大きさを、細かくすることにより、鍛造時の変形能、成形性、局部的な強度低下、耐食性の低下を改善できる。前記のとおり、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｐｂ合金に、Ｚｒ、Ｂ、Ｍｇ、特にＺｒとＰを一緒に含有させると、連続鋳造管の結晶粒は３００μｍ以下や２００μｍ以下まで細かくなるので好適である。

熱間鍛造は、基本的に鍛造素材に対し、圧縮変形が主体であるが、断面の一部を後方押出に相当する応力、又は中空の鍛造素材に押し広げに相当する応力が付加されることにより、長手方向に伸ばされ、押し広げられて成形される。本願が求める鍛造品とその素材は密接な関係を有している。
目的とする管状の熱間鍛造品は、（平均内径）／（平均外径）をＡとすると、０．４≦Ａ≦０．９２、すなわち、（平均肉厚）／（平均外径）が０．０４以上、０．３以下である。つまり、熱間鍛造品の平均内径をＤＩ、平均外径をＤＯ、平均肉厚をＴとすると、０．４≦ＤＩ／ＤＯ≦０．９２、又は、０．０４≦Ｔ／ＤＯ≦０．３である。更に、前記熱間鍛造品は、平均肉厚Ｔが、３ｍｍ以上、１５ｍｍ以下であり、（管軸方向長さ）／（平均肉厚）をＢとすると、１≦Ｂ≦１０であり、目的とする寸法、形状に対し、寸法公差が、±２％以内で精度よく、ニアネットシェイプに仕上げられている。ここで鍛造品の長さは、元の管状の鍛造素材の長さ（管軸方向の長さ）に相当する部分である。また最適なニアネットシェイプとは、熱間鍛造後の鍛造品に必要とされるねじ切り、鍛造ではできない成形、穴あけ、そして寸法精度や表面状態を確保するための切削を除き、要求される形状に近い形状のことを言う。熱間鍛造品は、外周部が複雑な形状であったり、外周部に突起物等が付けられ、単純な形状ではないが、鍛造の金型図面等から、平均外径（平均の外側の直径）、平均内径（平均の内側の直径）、平均肉厚を算出することは、さほど難しくはない。平均外径は次のようにして求める。鍛造品の空洞部分を含んだ状態での体積を求め（空洞部分を埋めた状態で鍛造品を水中に沈めて求めることができる）、求めた体積を鍛造品の長手方向の長さ（高さ）で除して平均の断面積が算出し、その断面積と面積が等しい真円の半径を、その鍛造品の平均外径とすればよい。平均内径も、空洞部分の容積から同様にして求めればよい。図面等から、当然、平均外径、平均内径を求めることができる。ＤＯ＝ＤＩ＋２Ｔであるので、０．０４≦Ｔ／ＤＯ≦０．３の関係が導き出せる。熱間鍛造品の（平均内径）／（平均外径）の値が大きいほど、孔部の占める割合が大きくなり、（平均内径）／（平均外径）の値が０．４以上であると、管状の鍛造素材を用いる効果が大きくなる。勿論、（平均内径）／（平均外径）の値が、好ましくは０．５以上、更には、０．６以上の鍛造品であると更に効果が大きくなる。熱間鍛造品の（平均内径）／（平均外径）の値は、大きいほど効果があるが、成形性の問題があるので、上限は０．９２である。更に本願が対象とする鍛造品の平均肉厚は、３ｍｍ以上、好ましくは、３．５ｍｍ以上、更に好ましくは４．０ｍｍ以上であり、１５ｍｍ以下、好ましくは、１３ｍｍ以下であり、長さとの関係にもよるがより好ましくは１１ｍｍ以下である。鍛造品の目的とする水道メータの上蓋や継手等の形状から、（管軸方向長さ）／（平均肉厚）：Ｂは、１以上を対象とするが、２以上が好適であり、２．５以上がより好適である。上限は、１０以下であるが、８以下が好ましく、６以下がより好ましい。

管状の熱間鍛造品を、歩留まりよく成形するためには、管状の鍛造用素材において、（平均内径）／（平均外径）：Ａが、０．３以上０．８８以下、（管軸方向長さ）／（平均肉厚）：Ｂが０．８以上１２以下でなければならない。目的とする熱間鍛造品の（平均内径）／（平均外径）：Ａを０．４以上にするためには、空洞の鍛造用素材において、Ａは０．３以上とする必要がある。Ａが、０．８８を超えると成形性に問題が生じる。一方、Ｂに関しては、０．８より小さくなると、素材切断時に、例えば一般的な鋸による切断を行う場合、切屑が多く発生し、ロスが大きくなり、鍛造形状にもよるが大きなパワーが必要となる。尤も、シャー切断等、切屑を発生させない切断方法を採用すれば、ロスの問題は無くなる。Ｂは、好ましくは、１以上、更に好ましくは、１．２以上、最適には１．５以上である。一方、Ｂが１２を越えると、切断時のロスが少なくなるが、熱間鍛造銅合金が座屈を始め、成形性の問題が生じる。Ｂは、好ましくは１０以下であり、更に好ましくは、８以下であり、Ａ、Ｂの値は、熱間鍛造品の形状に応じて、適宜決定される。一般的には、フリー鍛造の場合、Ｂの値が３を超えると、座屈し、好ましくは２．５以下にするのが良いとされているが、本発明の管状の素材を用いれば、Ｂの値は、約１２まで許容できる。肉厚が３ｍｍ未満の素材は、連続鋳造管にしろ、熱間押出管で作られたにしろ、製作するのにコストが掛かり、熱間鍛造時に変形や座屈しやすくなり、所定の形状に、成形できなくなる。一方、肉厚が、２５ｍｍを超えると熱間鍛造時のパワーが大きくなりすぎ、最終鍛造品の形状にもよるが、素材切断時のロスが多過ぎる。鍛造素材の外形は、大抵、円形であるが、例えば６角形であってもよく、目的とする鍛造形状による。

更に、鍛造素材が、連続鋳造管、熱間押出管であるにかかわらず、断面が均一な同心円ではなく、多少なりとも偏肉がある。偏肉があっても、目的とする管状の熱間鍛造が所定の形状に寸法精度がよく、成形し、かつ歩留まりがよくなければならない。偏肉度Ｃは、鍛造素材の管軸方向に垂直な断面における（（１−（最小肉厚／最大肉厚））×１００）％と定義され、前記のような組成を有した材料であって、管軸方向の任意の箇所でのＣ％が３０％以下であれば、歩留まりよく、寸法公差が±２％以内に成形し、所定のニアネットシェイプに成形できることが、実験的に求められた。
一般的には、銅と亜鉛の合金は、加熱すると熱膨張し、たとえば、２０℃から７００℃に加熱すると、約１．５％膨張し、金型の熱膨張、熱間鍛造温度や金型温度の誤差を含め、熱間鍛造品の寸法精度は、所定の寸法が５０ｍｍのもので±２％が許容されており、±１％以内であれば良好とされている。ここで所定の形状とは、偏肉度Ｃが０％のときの各部の寸法を基準とし、又は型設計時の材料の収縮等を加味した寸法を基準としており、その寸法に対して、±２％以内、又は１０ｍｍ以内のものについては±０．２ｍｍ以内の寸法であれば「良好」とし、±１％以内、又は１０ｍｍ以内のものについては±０．１ｍｍ以内の寸法であれば「優れる」とした。優れた成形性を得るには、偏肉度Ｃは１５％以内であることが好ましい。更に、Ｂが６．２５を超えるものについては、所定の寸法に成形するためには、Ｃ≦７５×１／Ｂ^１／２好ましくは、Ｃ≦５０×１／Ｂ^１／２を満足する必要がある。すなわち、Ｂの値が大きくなり、且つ偏肉度Ｃが大きくなると、成形時に十分に材料が回らなくなり成形性の問題が生じる。

上述した第１発明合金〜第４発明合金及び比較用の組成の銅合金を用いて銅合金熱間鍛造品を作成した。表１は、銅合金熱間鍛造品を作成した合金の組成を示す。

表１の各合金の組成に配合した直径２４０ｍｍの鋳塊を準備した。鋳塊を面削し、直径２００ｍｍとし、７２０℃に加熱した鋳塊を熱間押出で、外径７２．５ｍｍ、肉厚８．２５ｍｍの押出管と、外径７６．５ｍｍ、肉厚１５ｍｍの押出管を得た。同様に、連続鋳造にて、外径７２．５ｍｍ、肉厚８．２５ｍｍの連続鋳造管と、外径７６．５ｍｍ、肉厚１５ｍｍの連続鋳造管を準備した。外径７６．５ｍｍ、肉厚１５ｍｍの押出管、連続鋳造管は、偏肉等の影響を調べるため、切削により、外径７２．５ｍｍ、肉厚８．２５ｍｍの所定の形状に成形した。金型の影響を調べるため、外径７２．５ｍｍ、肉厚２３.０ｍｍの連続鋳造管を準備した。
従って、鍛造素材の（平均内径）／（平均外径）：Ａは約０．７７で、（管軸方向長さ）／（平均肉厚）：Ｂが約２．７である（詳細は後述）。
比較材として、一部の合金で、直径２４０ｍｍの鋳塊を７２０℃に加熱し、熱間押出で外径４０ｍｍの中実の棒材（管ではない）を準備した。
比較例として、直径２４０ｍｍの円柱状鋳塊を、外径４０ｍｍに熱間押出した。この素材は、管状や環状ではなく、棒状である。

図１に、熱間鍛造での目標とする鍛造品の形状を示す。鍛造品は管状であり、下側の外径をａ、上側の外径をｃ、下側の内径をｊ、上側の内径をｋ、管軸方向長さをｉ、内径ｋの部分の管軸方向長さである部分長さ１をｉ１、内径ｊの部分の管軸方向長さである部分長さ２をｉ２とする。
図１より、平均外径は、ａ、ｃで７７ｍｍ、平均内径は、約６４．８ｍｍ、平均肉厚は、約６．１ｍｍ、管軸方向長さは、ｉで２５ｍｍであり、鍛造品の（平均内径）／（平均外径）：Ａは約０．８４で、（管軸方向長さ）／（平均肉厚）：Ｂが約４．１である。
要求される機械加工仕上げ部分を含むと重量約２８９ｇ（準備した合金により、密度が僅かに異なり、２８３ｇ〜２９１ｇ、因みに密度は、約８．３〜８．５５ｇ/cm³）が、無駄のない理想の鍛造品である。１回の熱間鍛造によって、目標とする２８９ｇの重量に対し、プラス１０％以内の鍛造品であれば、理想に近いニアネットシェイプに熱間鍛造成形できたといえる。鍛造は、圧縮と後方押出で実施しており、製品内径５６ｍｍの面が下面、製品内径７０ｍｍの面が上面になるような金型を使用した。
実際の製品に即した切削加工の可否を確認するため、図２に示すように、鍛造品内径７０ｍｍ側に７２ｍｍの内径仕上げ切削、及び鍛造品内径５６ｍｍ側に内径５８ｍｍの内径仕上げ切削も実施した。

鍛造品の評価の内で、金属組織、硬さ、「ＩＳＯ ６５０９」の脱亜鉛腐蝕試験、ドリル切削試験については、下記のように行った。
＜金属組織＞
次の３種類の試料の金属組織を観察した。
（１）熱間鍛造後に、空冷した試料
（２）鍛造素材を熱間鍛造用に所定の温度に加熱し、１分間保持後、鍛造せずに急水冷した試料
（３）熱間鍛造品を約７２０℃に加熱し、１分間保持後、急水冷した試料
いずれの試料も、管軸方向の端面から５ｍｍ以上内側に入り、外周面から肉厚の１／４の位置の管軸方向に垂直な断面で金属組織を観察した。熱間鍛造品は、変形量の少ない厚肉部分で観察した。金属組織は、試料の切断面を研鏡し、過酸化水素とアンモニア水の混合液でエッチングし、α相、β相、κ相、γ相、μ相の面積率（％）を画像解析により測定した。２００倍又は、５００倍の光学顕微鏡組織を画像処理ソフト「ＷｉｎＲＯＯＦ」（商品名）で２値化することにより、各相の面積率を求めた。面積率の測定は３視野で行い、その平均値を各相の相比率とした。
相の同定が困難な場合は、ＦＥ−ＳＥＭ−ＥＢＳＰ(Electron Back Scattering diffraction Pattern)法によって、相を特定し、各相の面積率を求めた。ＦＥ−ＳＥＭは日本電子株式会社製 ＪＳＭ−７０００Ｆ（商品名）、解析には株式会社ＴＳＬソリューションズ製ＯＩＭ−Ｖｅｒ．５．１（商品名）を使用し、解析倍率５００倍と２０００倍の相マップ（Ｐｈａｓｅマップ）から求めた。
上記（１）のデータは、後述する表３等の「鍛造品の各相の面積率」の欄に、（２）のデータは、「鍛造直前のα相の面積率」の欄に、（３）のデータは「７２０℃α相」の欄に記載する。

＜硬さ＞
前記の熱間鍛造品、鍛造素材の断面のビッカース硬さ（荷重９．８Ｎ）を測定した。

＜「ＩＳＯ ６５０９」の脱亜鉛腐蝕試験＞
「ＩＳＯ ６５０９」の脱亜鉛腐蝕試験においては、各熱間鍛造品から採取した試料を、暴露試料表面が前記熱間鍛造の流動方向に対して直角、または、元素材の長手方向に対して直角となるようにしてフェノール樹脂材に埋込み、試料表面をエメリー紙により１２００番まで研磨した後、これを純水中で超音波洗浄して乾燥した。
こうして得られた被腐蝕試験試料を、１．０％の塩化第２銅２水和塩（ＣｕＣｌ_２・２Ｈ_２Ｏ）の水溶液（１２．７ｇ／Ｌ）中に浸漬し、７５℃の温度条件下で２４時間保持した後、水溶液中から取出して、その脱亜鉛腐蝕深さの最大値（最大脱亜鉛腐蝕深さ）を測定した。耐食性を調べるため、ＩＳＯ ６５０９に定められた試験方法に従い耐脱亜鉛腐食性試験を行った。
試料は暴露表面が、熱間鍛造の流動方向に対して、又は、元素材の長手方向に対して直角を保つように、フェノール樹脂材に再び埋め込まれ、次に最も長い切断部が得られるように試料を切断した。続いて試料を研磨し、１００倍から５００倍の金属顕微鏡を用い、顕微鏡の視野１０ヶ所にて、腐食深さを観察した。最も深い腐食ポイントを最大脱亜鉛腐食深さとした。この方法に従って試験した場合、最大腐食深さが４００μｍ以下であれば良好とされているので、最大腐食深さが１００μｍ以下であれば、耐食性に優れる、最大腐食深さが６００μｍ以下であれば、「実用上使用可」、６００μｍを超える場合は、「実用上耐食性に問題あり」とした。

＜ドリル切削試験＞
鍛造品下部に相当する内径５６ｍｍ（製品寸法測定位置でｈに相当する箇所）の淵の部分を、ボール盤でφ３．０ｍｍハイス製ＪＩＳ標準ドリルを使用し、深さ８．０ｍｍのドリル加工を回転数１２５０ｒｐｍ、送り０．１７ｍｍ／ｒｅｖ．で、乾式で切削した。ドリル加工時にＡＳＴ式工具動力計で電圧変化を円周方向、軸方向で採取し、ドリル加工時のトルク・スラストを算出した。各サンプルで４回測定し、その平均値を採用し、６０mass％Ｃｕ−３mass％Ｐｂ−０．２mass％Ｆｅ−０．２mass％Ｓｎ−残部Ｚｎからなる市販の快削黄銅棒Ｃ３６０４を１００とし、相対評価をした。切削指数が、高いほど良好な切削性を有する。
すなわち、切削指数を下記のようにして求めた。
試料のドリル試験結果の指数（切削指数）＝（トルク指数＋スラスト指数）／２
試料のトルク指数（％）＝（Ｃ３６０４のトルク／試料のトルク）×１００
試料のスラスト指数（％）＝（Ｃ３６０４のスラスト／試料のスラスト）×１００

下記のように熱間鍛造条件を変化させて、成形性等を評価した。
＜鍛造素材の形状の影響＞
鍛造素材が管状である本発明の比較例として、熱間押出で得た棒材（φ４０）を、縦置き（棒材の軸方向を鉛直方向にする）、及び、横置き（棒材の軸方向を水平方向にする）にして、熱間鍛造プレス能力１５０トンのフルパワーで鍛造した。鍛造直前の温度（熱間鍛造温度）は、７２０℃を狙い±１０℃の範囲で管理し、１分間保持した。鍛造素材の加熱は、ガスバーナーで直接加熱し、放射温度計で所定温度範囲内に加熱されていることを確認してから、鍛造した。
図３Ａおよび図３Ｂに、棒状の鍛造素材、及び管状の鍛造素材に使用した金型の略図を示す。図３Ａは、棒状の鍛造素材用の金型で棒状の鍛造素材を鍛造しているときの断面の略図であり、図の中央の対称軸の左右に、鍛造前と鍛造後を示す。図３Ｂは、管状の鍛造素材用の金型で管状の鍛造素材を鍛造しているときの断面の略図であり、図の中央の対称軸の左右に、鍛造前と鍛造後を示す。

管状の鍛造素材用の金型は、ボスを取り付けることで、鍛造品に内バリがないように、または内バリを少なくして鍛造できる。このことにより、ニアネットシェイプに鍛造が可能であり、鍛造後の切削負荷も軽減できる。しかし、棒材からの鍛造の場合、空洞化することができないので内バリの発生は避けられず、製品重量に内バリ分の重量を加えた素材重量が必要になる。内バリの重量を減らすためには、鍛造荷重をより上げる必要があり、設備上の制約を受ける可能性もある。
図４Ａに、棒状の鍛造素材から鍛造した際の鍛造品の断面形状を、図４Ｂに、管状の鍛造素材から鍛造した際の鍛造品の断面形状を示す。
上述のように棒材からの鍛造の場合、内バリの発生が避けられないが、熱間鍛造機のプレス能力１５０トンの制約もあり、狙いの鍛造形状から切削代を多めに付与する必要があったことに加え、角部に必要以上のＲを付与しなければならなかった。

表２に、棒状の鍛造素材を用いた結果を示す。

＜評価方法＞
成形性の評価は、製品各部の欠肉の有無、つまり、型設計時の材料の収縮等を加味した外面の寸法を基準として判断した。その寸法に対し、±２％を越えれば「×」とし、±２％以内であれば「△」とし、±１％以内の寸法であれば「○」とし、少なくとも△以上であることとした。
切削の切削状況を、切屑も分断し、切削抵抗も低く、製品表面に欠陥が認められずに問題なく切削できた状態を「○」、切屑が連続したり、切削抵抗がやや高く、量産切削時に工具寿命の低下が多少懸念されるものの量産での切削は可能で、尚且つ製品性状に問題がなかったものを「△」、切屑が厚く全く分断できずに製品表面に疵がついたり、工具に絡みついたり、製品表面がむしれた様な欠陥が発生し良好な表面状態が得られなかったものや切削時に工具が摩耗したものを「×」とする３段階で評価した。
所定の寸法に成形できるのに必要重量は、合金Ｎｏ．１、４、６、７で、いずれも縦置きの場合約４８０ｇ、横置きの場合は、約５１０ｇであった。この重量を下回る重量では、内径φ７０側の端面で欠肉が発生した。合金Ｎｏ．４で横置きの時に、鍛造時のパワーを５００トンに上げて実施したが、約４５０ｇで成形可能で、鍛造荷重を５００トンまで上げることで素材を約６０ｇ減らすことができた。

約５１０ｇの素材を横置きして鍛造したものを各合金で採取し、図２の最終製品になるよう切削加工を実施した。図４Ａおよび図４Ｂの棒材からの鍛造品断面形状からも分かるように、内バリと内径部分の余分な切削代が付与されていたため、内バリをプレス機で打抜き、更に内径部分を荒切削加工で切除してから、仕上げ加工を実施した。この仕上げ切削加工は、表１１〜表１３で後述する本発明合金で得られた鍛造品の切削に相当する。つまり、本発明の熱間鍛造品では、棒材の素材を用いた場合に必要な荒切削加工が不要になる。合金Ｎｏ．４、７は、後述する切削指数も良好であり、荒加工時にも問題は無く、仕上げ切削も良好であった。合金Ｎｏ．１、６は、後述する切削指数が「可」であったが、荒加工時、厚みの厚い切り屑が連続し、荒切削の加工量が多いために、切屑が工具に絡みつくトラブルが生じ、実生産では、切削不可と判断される状態であった。仕上げ切削は切屑が連続する傾向にあったものの、切削加工量が少ないために、工具に切り屑が絡むことなく、製品自体にも問題は無かった。

＜鍛造荷重の影響＞
鍛造荷重の影響について、表３を参照して説明する。

外径７６．５ｍｍ、肉厚１５ｍｍの押出管、連続鋳造管を機械加工により、外径７２．５ｍｍ、肉厚８．２５ｍｍ、偏肉度０％の形状にし、鍛造時の荷重を変更して成形性を評価した。鍛造素材は、長さ２２ｍｍ、重量約３１１ｇとした。
熱間鍛造プレス能力５００トンの鍛造機を使用し、プレス荷重をプレス能力の５、１０、１５、２０、２５％（荷重に換算すると、２５トン、５０トン、７５トン、１００トン、１２５トン）に制限して鍛造を実施した。成形性の評価は製品各部の欠肉の有無、かぶり、凹凸等の表面欠陥の有無（抽象的であるが鍛造品に発生する表面欠陥を指す）、及び偏肉度Ｃが０％のときの製品各部の寸法を基準とし、その寸法に対し、±２％を越えれば「×」とし、±２％以内であれば「△」とし、±１％以内の寸法であれば「○」とし、少なくとも△以上であることとした。
何れの合金Ｎｏ．の発明合金も鍛造荷重が５０トン以下では成形不十分になるが、いずれの発明合金も１００トン以下の荷重で成形できた。したがって、上述した棒材から鍛造した場合の最小鍛造荷重１５０トン（表２参照）から２／３に鍛造荷重を軽減できる。

＜鍛造素材の重量の影響＞
鍛造素材の重量の影響について、表４を参照して説明する。

鍛造素材の長さ、すなわち重量を変えて実験した。素材重量は、約３２５ｇ（長さ２３ｍｍ）、約３１１ｇ（長さ２２ｍｍ）、約２９７ｇ（長さ２１ｍｍ）の３段階とした。鍛造直前の温度は、７２０℃を標準とした。成形性は、製品各部の欠肉の有無、かぶり、凹凸等の表面欠陥の有無、及び偏肉度Ｃが０％のときの製品各部の寸法を基準とし、その寸法に対し、±２％を越えれば「×」とし、±２％以内であれば「△」とし、±１％以内の寸法であれば「○」とし、少なくとも△以上であることとした。熱間鍛造時にプレス荷重を読み取り、１３０トン以下で成形できたものを「△」、１１０トン以下で成形できたものを「○」、９０トン以下の非常に小さなパワーで成形できたものを「◎」とした。
素材重量約３２５ｇ、約３１１ｇでの成形性は良好である。約２９７ｇになると、製品寸法は△のレベルにあるが、発生する外バリがほとんど無いので、成形可能な素材重量の下限と考えてよい。したがって、比較用として実施した棒材を横置きで鍛造した場合の最小素材重量約５１０ｇから約４０％の素材重量を軽減できることになる。この傾向は合金Ｎｏ．１〜７のいずれにも当てはまり、良好な成形性が認められる。小さなパワーで成形できている。鍛造荷重は、熱間鍛造時のα相の面積率や組成係数に影響され、α相の面積率が小さいほど、組成係数が小さいほど、少ないパワーで鍛造できる傾向を示した。

＜偏肉の影響＞
鍛造素材の偏肉の影響について、表５および表６を参照して説明する。

外径７６．５ｍｍ、肉厚１５ｍｍの押出管、及び連続鋳造管を切削加工により、外径７２．５ｍｍ、内径５６ｍｍで意図的に偏肉させた試料を準備し、熱間鍛造プレス能力１５０トンの鍛造機で鍛造した。鍛造素材の長さを２２ｍｍ、重量を約３１１ｇとした。３１１ｇは、鍛造素材が棒材であるときに、所定寸法に鍛造できる重量である約５１０ｇと比べると約６０％になる。
熱間鍛造時にプレス荷重を読み取り、１３０トン以下で成形できたものを「△」、１１０トン以下で成形できたものを「○」、９０トン以下の非常に小さなパワーで成形できたものを「◎」とした。
鍛造素材の偏肉度は、管軸方向では偏肉がほとんどないので、鍛造素材の端面で行った。鍛造素材の円周方向の８方向において、つまり鍛造品の中心から見て２２．５°の間隔で対向する肉厚を測定した。（（１−（最小肉厚／最大肉厚））×１００）％の式によって算出した。
鍛造品の円周方向の８方向において、つまり鍛造品の中心から見て２２．５°の間隔で、図１に示す６箇所（ａ、ｃ、ｈ、ｉ、ｊ、ｋ）の寸法を測定し、測定値から成形性を次のように評価した。
偏肉度が０％の場合の鍛造品との比較で評価した。成形性は、偏肉度Ｃが０％のときの各部の寸法を基準とし、その寸法に対し、±２％を越えれば「×」とし、±２％以内であれば「△」とし、±１％以内の寸法であれば「○」とし、少なくとも△以上であることとした。
鍛造時の荷重は、各合金とも偏肉による鍛造荷重への影響はほとんど認められず、鍛造時のα相の面積率、又は組成係数に大きく影響される。鍛造品の寸法測定箇所の内、偏肉度が４０％になるとｈ部で寸法のバラツキが２％を超えているが、それ以外の各部では偏肉による影響は受けていない。従って、合金Ｎｏ．１〜７において、偏肉度３０％以下であれば所定の精度で鍛造可能であった。より高い寸法精度を得るためには、偏肉度は約１５％以下が必要であることが分かった。Ｓｉを含有していない合金Ｎｏ．５は、結晶粒の大きさが１０００μｍで粗大化していたために結晶粒の影響を受け、偏肉度は１０％以下が必要であるが、Ｓｉを少量含有した合金Ｎｏ．２は、偏肉度２０％でも寸法精度の高い鍛造品が得られた。合金Ｎｏ．１〜７の鍛造荷重は、熱間鍛造時のα相の面積率、組成係数に影響され、α相の面積率が小さいほど、また、組成係数が小さいほど、少ないパワーで鍛造できる傾向を示した。鍛造荷重においても、合金Ｎｏ．５は、鍛造素材の結晶粒の大きさが１０００μｍで粗大化していたため、結晶粒の影響を受けているように思われる。

＜鍛造温度の影響＞
鍛造温度の影響について、表７を参照して説明する。

鍛造温度を、適切な温度範囲である６５０〜８００℃を外れた約６２０℃と約８２０℃とで行った。成形性は、製品各部の欠肉の有無、かぶり、凹凸等の表面欠陥の有無、及び偏肉度Ｃが０％のときの製品各部の寸法を基準とし、その寸法に対し、±２％を越えれば「×」とし、±２％以内であれば「△」とし、±１％以内の寸法であれば「○」とし、少なくとも△以上であることとした。熱間鍛造時にプレス荷重を読み取り、成形するのに１３０トン以上必要としたものを「×」とし、１３０トン以下で成形できたものを「△」、１１０トン以下で成形できたものを「○」、９０トン以下の非常に小さなパワーで成形できたものを「◎」とした。
鍛造温度が約６２０℃の場合、合金Ｎｏ．２，３，４，５とも鍛造荷重が「×」評価であり、成形性も「×」又は「△」評価であった。
鍛造温度が約８００℃の場合、合金Ｎｏ．２，３，４，５とも鍛造荷重は「◎」評価であるが、成形性は「×」評価であった。
このように、鍛造温度が６５０〜８００℃の範囲を外れると、良好な鍛造ができない。

＜金型の形状、及び素材の影響＞
上述した各試験では、図１に示した形状の鍛造品を目標とする金型（この金型を適宜、基準金型という）を用いて行ったが、基準金型とは目標とする鍛造品の形状が異なる８種類の金型（金型１〜金型８）を用いて、鍛造の成形性に及ぼす金型の寸法要因を調べた。金型８に対しては、寸法を変えた３種類の素材を用いて、素材の寸法要因を調べた。
表８に、各金型が目標とする鍛造品の寸法を示す。表８中の、ａ、ｃ、ｋ、ｉ、ｉ１、ｉ２、ｊの各記号は図１中の各箇所を示す。表９に、各金型に用いた試料（素材）の寸法を示す。

金型１〜５で試験した試料は、図１の基準金型で鍛造の成形性、荷重、諸特性を調べたものと同じ実機で製作した試料であり、長さを変えている。金型８の試験で使用した試料は、図１の基準金型で用いた試料の外径を旋盤で所定の寸法に仕上げた。金型６、７で使用した試料は、外径７２．５ｍｍ、肉厚２３.０ｍｍの連続鋳造管から旋削により、内径を所定の寸法に仕上げた。各試料には、合金Ｎｏ．１、２、４、６、７の合金を用いた。
表１０に、各試験での鍛造温度、成形性、偏肉度を示す。

成形性の評価は、製品各部の欠肉の有無、かぶり、凹凸等の表面欠陥の有無、および型設計時の材料の収縮等を加味した外面の寸法を基準として判断した。その寸法に対し、±２％を越えれば「×」とし、±２％以内であれば「△」とし、±１％以内の寸法であれば「○」とし、少なくとも△以上であることとした。
鍛造品の長さ／平均厚み（Ｌ／Ｔ）が１０を超えると、いずれの鍛造品も成形不良であり（金型１）、７．８位になるとすべての試料で成形性が良好となった（金型２）。逆に、Ｌ／Ｔが、１．００位になると、成形性は、偏肉のやや大きい合金Ｎｏ．６が不可で、その他の合金は△となり許容できる（金型３）。素材の長さが短くなり（そのときに使用した素材の長さ１２．４ｍｍ）、切断を例えば、刃の厚み３ｍｍ（管素材の切断には、この厚さが一般的）の、のこ切断で行うと、素材の長さに対して切り屑の割合が多くなり、歩留まりが悪い（金型３）。鍛造品のＬ／Ｔが、１．３、１．６位になると、成形性は良好となり、歩留まりも改善される（金型４、５）。
素材の平均内径／平均外径が０．４を下回ると、ニアネットシェイプの効果の薄れた形状になり、成形性が悪い（金型６、７）。０．４を超えると成形性は改善される。
金型８は、素材の管軸方向長さ／平均肉厚の影響を調べた。管軸方向長さ／平均肉厚が１２を超えると、すべて座屈が原因と思われる成形不良が発生した（試料Ｎｏ．Ｍ８１）。管軸方向長さ／平均肉厚が８．５であっても、偏肉度のもう１つの制約条件：偏肉度≦７５×１／（管軸方向長さ／平均肉厚）^１／２を満足しなかったので、偏肉度の大きなものは成形不良が生じ（試料Ｎｏ．Ｍ８２）、管軸方向長さ／平均肉厚が６．４になるとすべて良好な成形性を示した（試料Ｎｏ．Ｍ８３）。

＜実際の生産設備で製造した素材を用いての鍛造品評価＞
実際の生産設備で製造した熱間押出管、及び連続鋳造管を用い、鍛造性、諸特性を評価した。公称、外径７２．５ｍｍ、肉厚８．２５ｍｍの熱間押出管、及び連続鋳造管から切り出した鍛造素材を用い、熱間鍛造プレス能力５００トンの鍛造機で鍛造した。各組成とも任意に２サンプルを採取したため、偏肉度は勿論のこと、真円度も各々の素材よって多少異なるが、鍛造素材の重量を約３１１ｇになるようにした。熱間鍛造後の冷却速度は、鍛造終了時の鍛造品の温度から３００℃の温度域を４℃／秒の平均冷却速度で冷却した。
ＪＩＳに規定されている押出管の肉厚の許容差から偏肉度の許容差を計算すると、１４．８％の偏肉度まで許容されることになる。実際の製造工程の押出管では、押出材の頭部（先頭）側で偏肉度が悪く、尾部になるにつれ、偏肉が良好になる傾向にある。頭側の偏肉度は材質・寸法・押出条件にも影響されるが、３０％を超える場合もあり、一般的にはこの部分は製品切断時に処分され、製品化されない。連続鋳造管の偏肉度は、カーボン製のモールドの加工精度に影響されるが、長時間鋳造によるモールドの損耗にも影響され、横型で鋳造する場合は、上下面で凝固に伴う収縮量が異なる。偏肉度は多くて２０％程度である。鍛造素材は、偏肉度が２種類になるよう、実際の製造工程から任意に採取し、その偏肉度を確認した後、鍛造した。
熱間鍛造時、プレス荷重を読み取り、成形するのに１３０トン以上必要としたものを「×」とし、１３０トン以下で成形できたものを「△」、１１０トン以下で成形できたものを「○」、９０トン以下の非常に小さなパワーで成形できたものを「◎」とした。
成形性の評価は製品各部の欠肉の有無、かぶり、凹凸等の表面欠陥の有無、及び偏肉Ｃ％が０％のときの製品各部の寸法を基準とし、その寸法に対し、±２％を越えれば「×」とし、±２％以内であれば「△」とし、±１％以内の寸法であれば「○」とし、少なくとも△以上であることとした。

表１１、表１２、および表１３は、合金Ｎｏ．１〜７、２１〜３３、１０１〜１１４を用いて実際の生産設備で製造した鍛造品の特性を示す。それぞれの試験に量産試験Ｎｏ．を付す。

まず、成形性と鍛造後の特性について述べる。
Ｓｉを含有していない合金Ｎｏ．１，５，２１，２２，１０１，１０２，１０７を見ると、Ｐｂ量を発明合金の組成範囲の上下限付近まで変動（合金Ｎｏ．２１、２２）しても、鍛造時の成形性には影響は無く、切削性が若干向上もしくは低下するに過ぎない。Ｃｕ量が発明合金の組成範囲の下限より低くなると（合金Ｎｏ．１０２）、鍛造時のα相の面積率が０％程度になり、大きなしわ又は割れが発生し、成形性は低下するが、鍛造荷重の面では低荷重で鍛造可能である。また、耐食性も著しく劣ってしまう。組成係数が発明合金の範囲の上限の６４を超えると（合金Ｎｏ．１０１）、鍛造時にα相の面積率が８０％を超え、鍛造荷重を上げても所定の寸法にまで成形性しない。
鍛造後硬さは、Ｃｕ量の減少、または組成係数の減少とともにβ相が増加するため、Ｃｕ量の減少、または組成係数の減少とともに増加する傾向にある。逆に、組成係数が６４を超えると、硬さは低下する。合わせて押出管と連続鋳造管による組織差も硬さの差の一因となっている（合金Ｎｏ．５、２１）。耐食性は、主として鍛造品のβ相の面積率に依存し、合金Ｎｏ．１０２はＩＳＯ ６５０９で６００μｍを超えている。

Ｓｉを含有しない第４発明合金に該当する合金Ｎｏ．３、６、２１、２３、と、比較用合金１０４を見ると、第４発明合金の組成範囲内で添加元素を変動させても（合金Ｎｏ．３、６、２１、２３）成形性には影響は無い。また、硬さへの影響も小さい。むしろ、Ｓｎ添加によるγ相の生成により、硬さ指数が高くなり、耐食性・切削性・耐摩耗性の改善に繋がる。
しかし、組成係数が５９以上６４以下の範囲を外れると（合金Ｎｏ．１０４）、成形性が著しく阻害され、硬さが低い。
Ｓｉを少量含有する第２、第４発明合金に該当する合金Ｎｏ．２、２４、３３、比較用合金Ｎｏ.１０３、１０８、１１１、１１３を見ると、鍛造荷重や成形性は良好で、硬さ指数が高い（合金Ｎｏ．２、２４）。Ｃｕ濃度が６０ｍａｓｓ％を超えていても、組成係数を満足しないと、成形性が悪い（合金Ｎｏ．１０３）。Ｐｂ量を発明合金の組成範囲より僅かに下回ると、切削性が悪くなる（合金Ｎｏ．２、１０８）。合金Ｎｏ．３３は、組成係数、鍛造時のα相の占める割合は、本願の範囲の上限付近であるが、鍛造荷重、成形性、切削ともに、実用上実施できる。一方、比較合金Ｎｏ．１１３は、組成係数は本願の範囲にあるが、鍛造時のα相の占める割合が僅かに６０％を超えるため、鍛造荷重、切削ともに、実用上実施困難なものであった。このことから、組成係数の６４、鍛造時に占めるαの割合の６０％は、鍛造荷重、成形性、切削においてクリティカルな数値であることが分かった。
Ｃｕが７３mass％以上で、Ｓｉ濃度の高い第３、第４発明合金である合金Ｎｏ．４、７、２６〜３２、１０５、１０６、１１２、１１４を見ると、発明合金の組成範囲でＳｉを変動させても（合金Ｎｏ．２６〜３２）、成形性には問題なく、高強度、良好な耐食性・切削性も維持される。しかし、組成係数が５９以上６４以下の範囲を外れると（合金Ｎｏ．１０５、１０６）、鍛造時のα相の面積率が良好な成形性が得られる範囲を超えるので成形性が阻害される。また、切削性も低下する。ただし、Ｓｉ量により組成係数が小さくなると、鍛造荷重は低下する。組成係数が６４付近であっても、鍛造時のα相の面積率が６０％を僅かに下回り、結果としては、鍛造荷重は問題がなかったものの、成形性が悪くなる。このことから、組成係数の６４、鍛造時に占めるαの割合の６０％が、鍛造荷重、成形性、切削においてクリティカルな数値であることが分かった（合金Ｎｏ．２９、１０５、１１４）。Ｓｉ濃度が、４ｍａｓｓ％付近含有すると（合金Ｎｏ.３０〜３２）、κ相の占める割合が高くなり、硬さ指数が高く、耐食性がよいが、鍛造荷重がやや高くなる。
上述したように、実際の製造工程から熱間押出管や連続鋳造管を採取し、種々の偏肉度の素材を鍛造したが、偏肉度が３０％以下の素材では成形性や鍛造荷重への悪影響は認められない。ただし、熱間押出管で偏肉度が３０％を超える素材では成形性が低下したり、鍛造荷重が増加するものも見られる。

次に、上述した実際の生産設備で製造した熱間鍛造品の切削状況について説明する。
鍛造加工後、鍛造品の内径φ７０側にφ７２の内径仕上げ切削及び鍛造品内径φ５６側に内径をφ５８に仕上げ切削を実施した。工程の切削条件は、Ｋ１０相当チップ、２０００ｒｐｍ、０．２０ｍｍ／ｒｅｖ．で実施した。比較用合金で欠肉等成形性不良であったものも、切削加工性に影響しないと判断して切削加工を実施した。
内径仕上げ切削の切削状況を、切屑も分断し、切削抵抗も低く、製品表面に欠陥が認められずに問題なく切削できた状態を「○」、切屑が連続したり、切削抵抗がやや高く、量産切削時に工具寿命の低下が多少懸念されるものの量産での切削は可能で、尚且つ製品性状に問題がなかったものを「△」、切屑が厚く全く分断できずに製品表面に疵がついたり、工具に絡みついたり、製品表面がむしれた様な欠陥が発生し良好な表面状態が得られなかったものや切削時に工具が摩耗したものを「×」とする３段階で評価した。
第１発明合金の合金Ｎｏ．１，５はＰｂ量が低く、切削が有利になるβ相の面積率が低く、且つＢｉなどの切削に有効な元素も添加されていないため、流れ形の連続した切屑が発生し、切削抵抗も高かったが、量産対応は可能と判断し、評価を△とした。
合金Ｎｏ．２１、は、合金Ｎｏ．１に比べ、更にＰｂ量を０．００６mass％まで下げた組成であるが、Ｓｎの含有の効果によって、切削性の傾向が変わらず、評価を△とした。合金Ｎｏ．２２は、Ｐｂ量・β相＋γ相＋μ相の面積率ともに合金Ｎｏ．１と同等であり、切屑が連続し、切削抵抗が高目の傾向はあるものの切削可能と判断し、評価を△とした。今回の評価は、ニアネットシェイプに鍛造した鍛造品の切削であり、切削代を極力小さくした製品であったため、何とか切削できたといったレベルであった。図４Ａおよび図４Ｂに示したような切削代を多めに付与する必要のある棒材からの鍛造品であれば、荒切削時に切屑処理や工具摩耗などのトラブルが発生し、切削不可であったことは容易に想像つく。

更にＰｂ量を０．００１mass％のオーダーに下げた合金Ｎｏ．１０７、１０８、及びＰｂを少量含有するが鍛造品の金属組織に占めるα相の面積率が９５％を超える、又はβ相＋γ相＋μ相の割合が５％未満の合金Ｎｏ．１０１、１０４は、切屑が全く分断せずに工具に絡みつき製品表面を傷つけたため、評価は×とした。
第２発明合金、及び第２発明合金を元にした第４発明合金に該当する合金Ｎｏ．２、２４及びそれらの比較用である合金Ｎｏ．１０３は、若干切屑が連続する傾向はあるものの、切削時のトラブルには至らず切削自体は可能であった。Ｓｉ・Ｓｎ・Ａｌなどの添加で形成されるγ相、又はβ相が切削に寄与していることが分かる。しかし、切削性を大幅に改善するには至らず、評価は△とした。
第３発明合金、及び第３発明合金を元にした第４発明合金に該当する合金Ｎｏ．４、７、２６、２７、２８、２９、１０５、１０６のうち、合金Ｎｏ．４、７、２７、２８、２９は、Ｓｉ添加で形成されるκ相・γ相が多く存在するので切削自体には問題がない。一方、合金Ｎｏ．２６は、Ｍｎ、Ｎｉの高強度化に寄与する元素により、合金Ｎｏ．１０５、１０６は、Ｓｉ添加量が最適でなく、κ相の占める割合が少ないために、実際の生産設備での切削で多少問題があり、切削抵抗が増加した。よって、合金Ｎｏ．４、７、２７、２８、２９を○とし、合金Ｎｏ．２６、１０５、１０６は△と評価した。合金Ｎｏ．７は合金Ｎｏ．４と同等の成分で結晶粒微細により連続鋳造で製造しただけで機械的特性も合金Ｎｏ．４と同等の材料であり、切削になんら問題は無く、○とした。
Ｃｕ、Ｓｉ濃度が高い合金（Ｎｏ.３０、３１、３２）に関しては、鍛造時のα相率がやや高めになり、熱間鍛造時、成形性、鍛造荷重の点で評価が△となる場合があるものの、硬さが高く、耐食性に優れている。
実験室での切削試験結果は、概ね実際の生産設備の結果と一致しており、Ｐｂを３％含有する快削黄銅棒Ｃ３６０４の切削性指数を１００とした場合、切削性指数が約７０を超えるものは、本発明で得られた鍛造品はニアネットシェイプにまで成形でき、切削量が少なくて済むので、実際の生産設備で何ら問題がなく切削が行われることを示した。そして切削性指数が４０を超えれば、実際の生産設備で、切削性に多少問題があるものの許容できるレベルの切削が行え、４０以下の場合は、実際の生産設備での切削は不可であった。組成係数、金属組織の条件を満足し、そして０．００３％以上のＰｂを含有すれば、切削性指数４０を超える水準にまで到達でき、本願課題を解決できる。
比較合金No.１１１、１１２は、Ｐｂを多く含有した試料である。類似の組成合金は、No.２、２８である。比較合金、発明合金の両者を比較すると、鍛造結果（成形性、鍛造荷重）、硬さ、耐食性、切削性に大きな差は見られない。切削性は、Ｐｂの０．３８mass％、０．３６mass％の含有により、実験室の切削試験結果、切削性指数に、５ポイント、２ポイント改善されるが、実機での鍛造品での切削試験結果に差が見られない。すなわち、本発明は、ニアネットシェイプに鍛造するので、切削量が少なく、特に優れた切削性を備えなくとも、切削できる。本発明合金と比較合金では、Ｐｂ含有量で、約１０倍（数倍から１００倍）の差があり、鍛造品で作られた飲料水器具から飲料水中に溶出するＰｂは、器具のＰｂ含有量に依存するので、人体に対する影響度を鑑みれば、ほぼ同等の加工性、特性を備えるものであれば、Ｐｂ含有量が少しでも少ないほうが良い。

実際の生産設備で製造した熱間鍛造品から、次のことがいえる。
（１）鍛造荷重は、組成係数、鍛造時のα相の面積率に依存する。組成係数が、６１未満であると、小さなパワーで成形でき、６１〜６３でも大きなパワーを必要としない。組成係数が６３．５を超えると、少し大きなパワーが必要となり、６４を超えると大きなパワーが必要である。熱間鍛造時、α相の面積率が３５％以下であると小さなパワーで成形でき、３５〜５０％でも大きなパワーを必要としない。５５％を超えると、少し大きなパワーが必要となり、６０％を超えると大きなパワーが必要である。

（２）本発明に係る銅合金熱間鍛造品の範囲内であれば、鍛造素材の偏肉度が３０％を超えない限り、ニアネットシェイプに成形することができる。より成形性が良いもの、すなわち寸法公差が１％以内であるものを得るためには、偏肉度が１５又は２０％以内が必要である。鍛造素材が連続鋳造棒で結晶粒が大きいと、偏肉度が１０％以内でないと厳しい公差の成形性が得られない。結晶粒の大きさが小さな連続鋳造管に関しては、熱間押出管と同様の公差の鍛造品が得られた。組成係数が、６４を超え、又は、鍛造時のα相の面積率が６０％を超えると、１５０トンのプレスでは、いずれも完全に成形できなかった。一方、組成係数が、５９未満、又は、鍛造時のα相の面積率が３％未満であると、小さな鍛造荷重で鍛造できるが、鍛造品にしわ、割れ等が発生し成形性はいずれも悪かった。

（３）耐食性は、Ｓｉを２．５mass％以上と多量に含有する合金を除き、上記（１）の結果と逆になる。耐食性に必要な最低限のレベル、ＩＳＯ６５０９の試験において最大腐食深さが６００μｍ以下であるためには、少なくとも組成係数が５９以上必要であり、鍛造時のα相の面積率が少なくとも３％以上必要であり、若しくは鍛造後の金属組織で、β相＋γ相＋μ相の占める割合を２５％以下にする必要がある。耐食性が良好なレベルである、ＩＳＯ６５０９の試験において最大腐食深さが４００μｍ以下にするためには、組成係数を６０以上、若しくは６１以上、鍛造時のα相の面積率を３５％以上にする、若しくは鍛造後の金属組織で、β相＋γ相＋μ相の占める割合を１０％以下にすることが好ましい。Ｓｎ、Ａｓ、Ｐなどの耐食性を向上させる元素は、組成係数が５９以上、好ましくは６１以上、鍛造時のα相の面積率が少なくとも３％以上、好ましくは３５％以上、若しくは鍛造後の金属組織で、β相＋γ相＋μ相の占める割合を２５％以下、好ましくは１０％以下でないと、効果は少ない。Ｓｉを２．５mass％以上含有する合金については、鍛造後の金属組織のβ相＋γ相＋μ相の面積率に依存し、β相＋γ相＋μ相の面積率が１０％以下、特に８％以下、または、α相+κ相の面積率が８５％以上、好ましくは９０％以上であると非常に優れた耐食性を示す。これは、κ相の耐食性がα相と同等以上の耐食性を有することによる。

（４）材料の強度は、組成係数、鍛造後のβ相＋γ相＋μ相及びκ相の面積率、又は、α相の面積率に依存し、Ｓｎ、Ａｌ等の材料を強化する元素が影響を与える。組成係数が６４を超える、又は鍛造後のβ相＋γ相＋μ相及びκ相の面積率が少ない、又はα相の面積率が例えば９５％を超えると、ビッカース硬さ、すなわち強度は低くなり、薄肉にしたときに、強度上の問題が生じる虞がある。言い換えると、組成係数が６４より小さいほど、鍛造後のβ相＋γ相＋μ相及びκ相の面積率が多いほど、又はα相の面積率が少ないほど、強度は高くなる傾向にあり、好ましいビッカース硬さ７０を超え、より好ましい８５や９５を超える。Ｓｉを２．５mass％以上含む発明合金は、α相の面積率が低く、κ相の面積率にβ相＋γ相＋μ相の面積率に加えると、κ相＋β相＋γ相＋μ相の面積率が高くなるので、高強度である。

（５）空洞でない棒材を鍛造して得られる鍛造品の切削は、ニアネットシェイプではなかったので、荒切削（仕上げ切削加工前）の切削量（切り込み深さが大等）が多くなり、合金Ｎｏ．１、６で工具に絡みつく等の問題が生じた。仕上げ切削加工は、切削量が少ないために、量産で許容できるレベルであった。切削量が少ないと、０．２mass％以下のＰｂの含有、更には、０．１mass％以下のＰｂの含有でも、量産切削において許容できることを確認した。

（６）実験室の切削試験と量産での仕上げ切削加工の関係は、実験室で得た切削性指数約４０を境に、量産での切削が、可能か不可かに分かれ、また実験室で得た切削性指数７０、または７５を境に、可能か優れるかに分かれた。
（７）切削加工性は、Ｐｂの含有量が少ないほど、組成係数が６４より大きいほど、κ相＋β相＋γ相＋μ相の面積率が小さいほど、α相の面積率が大きいほど、また、Ｓｎ、Ｓｉ等の含有量が少ないほど悪くなる傾向にある。Ｐｂ量が、０．００３mass％未満であると（合金Ｎｏ．１０７、１０８）、またＰｂ量が発明合金の組成範囲内であっても、組成係数が６４より大きいと（合金Ｎｏ．１０１、１０４）、仕上げ切削加工が悪くなる。添加元素に関しては、Ｓｎ、Ｓｉ、Ａｌ等の切削性を改善する添加元素は、マトリックスのα相より、β相、γ相に多く配分され、すなわち、添加元素の濃度は、α相より、β相、γ相、μ相、κ相のほうが高くなり、添加元素濃度の高いβ相、γ相、μ相、κ相は、Ｃｕ−Ｚｎ合金で形成されるβ相、γ相より高い切削改善機能を有するようになる。このため、β相、γ相、κ相の量と共に、切削性を改善する機能を持つ添加元素の濃度が高くなるほど、切削性はよくなる。Ｓｉを２．５mass％以上含む合金は、β相、γ相に加え、κ相が多くなるので、優れた切削加工性を有する。但し、β相、γ相等の量は、約２０％で切削性改善効果が飽和するため、β相等が３１％、３５％で多く存在する合金Ｎｏ．１０２、１０３合金においても、切削性指数は、５０及び５５にとどまる。

（８）鍛造で作られる飲料水器具には、Ｐｂを約２mass％含む銅合金が用いられていたが（合金Ｎｏ.１０９、Ｃ３７７１）、本発明の管状の鍛造品は、ニアネットシェイプに成形できることから、切削量が少なくて済み、Ｐｂ含有量を、従来合金の約１/１０の０．３mass％以下、さらには、０．１mass％以下としても、工業的な切削を可能にする。Ｐｂ含有量に依存する飲料水器具からのＰｂの溶出を大幅に改善するだけでなく、低コストで耐食性その他の特性に優れるので、給水・排水・給湯設備等の容器や器具だけでなく、空調設備、ガス設備、様々な産業機械・設備、自動車の機械部品や電機部品に好適に利用される。

試験の結果、下記のことがいえる。
（１）第１発明合金の管状の銅合金熱間鍛造品であって、前記鍛造品の形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たす鍛造品は、熱間鍛造の変形抵抗が低く、変形能に優れ、成形性、耐食性に優れ、強度が高く、切削性が良好である（量産試験Ｎｏ．Ｐ１、Ｐ９等参照）。

（２）第２発明合金の管状の銅合金熱間鍛造品であって、前記鍛造品の形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たす鍛造品は、Ｓｉを有するので、更に、耐食性、強度、成形性、切削性に優れる（量産試験Ｎｏ．Ｐ３等参照）。

（３）第３発明合金の管状の銅合金熱間鍛造品であって、前記鍛造品の形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たす鍛造品は、Ｃｕ、Ｓｉが多いので、更に、耐食性、強度、切削性に優れる（量産試験Ｎｏ．Ｐ７等参照）。

（４）第４発明合金の管状の銅合金熱間鍛造品であって、前記鍛造品の形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たす鍛造品は、Ａｓ等を有するので、更に、耐食性、強度、切削性に優れる（量産試験Ｎｏ．Ｐ５、Ｐ１１等参照）。

（５）上記（１）〜（４）の鍛造品は、熱間鍛造後の常温での金属組織におけるα相の面積率が３０％以上、１００％未満であり、β相の面積率とγ相の面積率とμ相の面積率との合計が、０％以上であって、２５％以下である（量産試験Ｎｏ．Ｐ１、Ｐ３、Ｐ５、Ｐ７、Ｐ９、Ｐ１１等参照）。
（６）上記（１）〜（４）の鍛造品は、鍛造素材が熱間鍛造温度に加熱されて熱間鍛造されることによって製造され、前記熱間鍛造温度が６５０〜８００℃であり、該熱間鍛造温度での前記鍛造素材の金属組織におけるα相の面積率が３〜６０％である（試験量産Ｎｏ．Ｐ１、Ｐ３、Ｐ５、Ｐ７、Ｐ１１等参照）。
（７）上記（１）〜（４）の鍛造品は、７２０℃に加熱したときに、金属組織におけるα相の面積率が３〜６０％である（量産試験Ｎｏ．Ｐ５、Ｐ７、Ｐ９、Ｐ１１等参照）。

（８）各鍛造品において、鍛造素材を熱間鍛造用に所定の温度に加熱し、１分間保持後、鍛造せずに急水冷した試料のα相の面積率と、熱間鍛造品を約７２０℃に加熱し、１分間保持後、急水冷した試料のα相の面積率とは、ほぼ同一である（量産試験Ｎｏ．Ｐ５、Ｐ７、Ｐ１１、Ｐ１３等参照）。

本発明の銅合金熱間鍛造品は、例えば様々な産業機械・設備、自動車の機械部品や電機部品、部材としては、バルブと、ボールバルブと、継手と、架橋ポリエチレン管の継手及び接続金具と、架橋ポリブデン管の管継手及び接続金具と、給排水の接続金具と、ホースニップルと、ガーデニングホースの接続金具と、ガスホースの接続金具と、水道メータの上蓋と、水栓金具と、油圧容器と、ノズルと、スプリンクラーと、フレアナットと、ナットと、給水・給湯設備、空調設備、消防設備及びガス設備の容器や接続金具や器具と、水、温水、冷媒、空気、都市ガス及びプロパンガスが通る容器や器具等に好適に用いることができる。

Claims (11)

1. 管状の銅合金熱間鍛造品であって、５９．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］）≦６４の関係を有し、形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、
   熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たすことを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
2. 請求項１に記載の銅合金熱間鍛造品であって、０．０１〜０．３mass％のＡｓ、０．０１〜０．３mass％のＳｂ、０．０１〜０．３mass％のＰ、０．０１〜０．３mass％のＭｇ、０．０１〜１．５mass％のＳｎ、０．０１〜１．０mass％のＡｌ、０．０１〜４．０mass％のＭｎ、０．０１〜４．０mass％のＮｉ、０．０００５〜０．０５mass％のＺｒ、０．０００５〜０．０５mass％のＢ、０．００３〜０．３mass％のＢｉの内の少なくとも１種以上を更に含有し、
   Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％とＮｉの含有量［Ｎｉ］mass％とＭｎの含有量［Ｍｎ］mass％とＡｓの含有量［Ａｓ］mass％とＺｒの含有量［Ｚｒ］mass％とＢの含有量［Ｂ］mass％とＢｉの含有量［Ｂｉ］mass％とＳｂの含有量［Ｓｂ］mass％とＳｎの含有量［Ｓｎ］mass％とＭｇの含有量［Ｍｇ］mass％とＡｌの含有量［Ａｌ］mass％とＰの含有量［Ｐ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］＋２．２×［Ｎｉ］＋１．４×［Ｍｎ］＋０．５×（［Ａｓ］＋［Ｚｒ］＋［Ｂ］＋［Ｂｉ］）−１．２×（［Ｓｂ］＋［Ｓｎ］＋［Ｍｇ］）−２．２×［Ａｌ］−３×［Ｐ］）≦６４の関係を有することを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
3. 管状の銅合金熱間鍛造品であって、５９．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂと、０．０５〜４．５mass％のＳｉを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］）≦６４の関係を有し、形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、
   熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たすことを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
4. 請求項３に記載の銅合金熱間鍛造品であって、０．０１〜０．３mass％のＡｓ、０．０１〜０．３mass％のＳｂ、０．０１〜０．３mass％のＰ、０．０１〜０．３mass％のＭｇ、０．０１〜１．５mass％のＳｎ、０．０１〜１．０mass％のＡｌ、０．０１〜４．０mass％のＭｎ、０．０１〜４．０mass％のＮｉ、０．０００５〜０．０５mass％のＺｒ、０．０００５〜０．０５mass％のＢ、０．００３〜０．３mass％のＢｉの内の少なくとも１種以上を更に含有し、
   Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％とＮｉの含有量［Ｎｉ］mass％とＭｎの含有量［Ｍｎ］mass％とＡｓの含有量［Ａｓ］mass％とＺｒの含有量［Ｚｒ］mass％とＢの含有量［Ｂ］mass％とＢｉの含有量［Ｂｉ］mass％とＳｂの含有量［Ｓｂ］mass％とＳｎの含有量［Ｓｎ］mass％とＭｇの含有量［Ｍｇ］mass％とＡｌの含有量［Ａｌ］mass％とＰの含有量［Ｐ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］＋２．２×［Ｎｉ］＋１．４×［Ｍｎ］＋０．５×（［Ａｓ］＋［Ｚｒ］＋［Ｂ］＋［Ｂｉ］）−１．２×（［Ｓｂ］＋［Ｓｎ］＋［Ｍｇ］）−２．２×［Ａｌ］−３×［Ｐ］）≦６４の関係を有することを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
5. 管状の銅合金熱間鍛造品であって、７３．０〜８４．０mass％のＣｕと、０．００３〜０．３mass％のＰｂと、２．５〜４．５mass％のＳｉを含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物からなる合金組成を有し、Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］）≦６４の関係を有し、形状が、０．４≦（平均内径）／（平均外径）≦０．９２、０．０４≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３、１≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１０の式を満たし、
   熱間鍛造される前の鍛造素材が、管状であって０．３≦（平均内径／平均外径）≦０．８８、０．０６≦（平均肉厚）／（平均外径）≦０．３５、０．８≦（管軸方向長さ）／（平均肉厚）≦１２であり、管軸方向のいずれの位置においても０≦（偏肉度）≦３０％、０≦（偏肉度）≦７５×１／（（管軸方向長さ）／（平均肉厚））^１／２の式を満たすことを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
6. 請求項５に記載の銅合金熱間鍛造品であって、０．０１〜０．３mass％のＡｓ、０．０１〜０．３mass％のＳｂ、０．０１〜０．３mass％のＰ、０．０１〜０．３mass％のＭｇ、０．０１〜１．５mass％のＳｎ、０．０１〜１．０mass％のＡｌ、０．０１〜４．０mass％のＭｎ、０．０１〜４．０mass％のＮｉ、０．０００５〜０．０５mass％のＺｒ、０．０００５〜０．０５mass％のＢ、０．００３〜０．３mass％のＢｉの内の少なくとも１種以上を更に含有し、
   Ｃｕの含有量［Ｃｕ］mass％とＰｂの含有量［Ｐｂ］mass％とＳｉの含有量［Ｓｉ］mass％とＮｉの含有量［Ｎｉ］mass％とＭｎの含有量［Ｍｎ］mass％とＡｓの含有量［Ａｓ］mass％とＺｒの含有量［Ｚｒ］mass％とＢの含有量［Ｂ］mass％とＢｉの含有量［Ｂｉ］mass％とＳｂの含有量［Ｓｂ］mass％とＳｎの含有量［Ｓｎ］mass％とＭｇの含有量［Ｍｇ］mass％とＡｌの含有量［Ａｌ］mass％とＰの含有量［Ｐ］mass％との間に、５９≦（［Ｃｕ］＋０．５×［Ｐｂ］−４．５×［Ｓｉ］＋２．２×［Ｎｉ］＋１．４×［Ｍｎ］＋０．５×（［Ａｓ］＋［Ｚｒ］＋［Ｂ］＋［Ｂｉ］）−１．２×（［Ｓｂ］＋［Ｓｎ］＋［Ｍｇ］）−２．２×［Ａｌ］−３×［Ｐ］）≦６４の関係を有することを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
7. 請求項１〜請求項６のいずれか一項に記載の銅合金熱間鍛造品であって、前記熱間鍛造後の常温での金属組織におけるα相の面積率が３０％以上１００％以下であり、β相の面積率とγ相の面積率とμ相の面積率との合計が０％以上２５％以下であることを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
8. 請求項１〜請求項６のいずれか一項に記載の銅合金熱間鍛造品であって、前記鍛造素材が熱間鍛造温度に加熱されて熱間鍛造されることによって製造され、
   前記熱間鍛造温度が６５０〜８００℃であり、該熱間鍛造温度での前記鍛造素材の金属組織におけるα相の面積率が３〜６０％であることを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
9. 請求項１〜請求項６のいずれか一項に記載の銅合金熱間鍛造品であって、７２０℃に加熱したときに、金属組織におけるα相の面積率が３〜６０％であることを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
10. 請求項１〜請求項６のいずれか一項に記載の銅合金熱間鍛造品であって、前記鍛造素材が、連続鋳造管であることを特徴とする銅合金熱間鍛造品。
11. 請求項１〜請求項６のいずれか一項に記載の銅合金熱間鍛造品であって、バルブと、ボールバルブと、継手と、架橋ポリエチレン管の継手及び接続金具と、架橋ポリブデン管の管継手及び接続金具と、給排水の接続金具と、ホースニップルと、ガーデニングホースの接続金具と、ガスホースの接続金具と、水道メータの上蓋と、水栓金具と、油圧容器と、ノズルと、スプリンクラーと、フレアナットと、ナットと、給水・給湯設備、空調設備、消防設備及びガス設備の容器や接続金具や器具と、水、温水、冷媒、空気、都市ガス及びプロパンガスが通る容器や器具とに用いられることを特徴とする銅合金熱間鍛造品。

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