JP6854484B2 - リング状素材の圧延方法 - Google Patents
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Description
この発明はリング状素材の圧延方法に関し、詳しくはＮｉ基超合金から成るリング状素材の圧延方法に関する。
薄肉で大径のリング状の部品を形成するに際して、熱間状態のリング状素材の一部を、主ロールとマンドレルとでそれぞれ外周側と内周側から挟み、周方向に回転移動するリング状素材を肉厚方向に圧下することで、薄肉化しつつ拡径させるリング圧延方法が、例えば下記特許文献に記載されている。このようなリング圧延方法は、製造時の材料歩留まりを向上させるのに有用である。
しかしながらリング状素材がＮｉ基超合金である場合、高温強化相として析出するγ′相（金属間化合物のＮｉ3（Ａｌ，Ｔｉ，Ｎｂ）の相）が高温まで安定であるため、圧延可能な温度が高く且つその領域が非常に狭い。このため、圧延加工時にバーニングの発生や素材の変形能不足に起因する割れが生じやすい問題があった。
本発明は以上のような事情を背景とし、Ｎｉ基超合金から成るリング状素材を圧延加工する際の割れの発生を抑制することが可能なリング状素材の圧延方法を提供することを目的としてなされたものである。
本発明は以上のような事情を背景とし、Ｎｉ基超合金から成るリング状素材を圧延加工する際の割れの発生を抑制することが可能なリング状素材の圧延方法を提供することを目的としてなされたものである。
而して請求項１のものは、リング状素材を所定温度にまで加熱する加熱処理と、主ロールとマンドレルとで前記リング状素材の一部をそれぞれ外周側と内周側から挟んで該リング状素材を周方向に回転移動させながら肉厚方向に圧下するとともに、一対のアキシャルロールにて前記リング状素材の一部を上側と下側から挟んで高さ方向に圧下して、熱間状態の該リング状素材を圧延する圧延処理と、を交互に繰り返し、Ｎｉ基超合金から成る該リング状素材を薄肉化しつつ拡径する圧延方法であって、最初の前記圧延処理が開始される前の前記リング状素材の、肉厚／高さで表される扁平率を２．１未満とし、前記圧延処理における、下記式（１）で表される前記リング状素材の内周の歪み量ｓを０．３３未満、下記式（２）で表される肉厚方向の加工率ｐを０．４５％以下とし、
ｓ＝ｌｎ（（圧延処理後の内径×π）／（圧延処理前の内径×π））・・・式（１）
ｐ＝（肉厚方向の加工速度）／（圧延処理前の肉厚）×１００・・・式（２）
更に圧延加工中における前記リング状素材の外周中央部の温度を、グリーブル試験において４０％以上の絞り値を示す温度としたことを特徴とする。
ｓ＝ｌｎ（（圧延処理後の内径×π）／（圧延処理前の内径×π））・・・式（１）
ｐ＝（肉厚方向の加工速度）／（圧延処理前の肉厚）×１００・・・式（２）
更に圧延加工中における前記リング状素材の外周中央部の温度を、グリーブル試験において４０％以上の絞り値を示す温度としたことを特徴とする。
ここで前記リング状素材は、質量％で、Ｃ：０．００１％を超え０．１００％未満、Ｃｒ：１１％以上１９％未満、Ｃｏ：５％を超え２５％未満、Ｆｅ：０．１％以上４．０％未満、Ｍｏ：２．０％を超え５．０％未満、Ｗ：１．０％を超え５．０％未満、Ｎｂ：０．３％以上４．０％未満、Ａｌ：３．０％を超え５．０％未満、Ｔｉ：１．０％を超え２．５％未満、を含有し、残部Ｎｉ及び不可避的不純物の組成を有する。
請求項２のものは、請求項１において、前記リング状素材が、質量％で、Ｔａ：０．０１％以上２．０％未満、を更に含有することを特徴とする。
以上のように、本発明のリング状素材の圧延方法は、最初の圧延処理が開始される前のリング状素材の、肉厚／高さで表される扁平率を２．１未満としたことを特徴としたものである。Ｎｉ基超合金から成るリング状素材を圧延する際、バーニング発生による大割れの問題があった。本発明者らは、リング状素材の形状とバーニングの発生との関係を調査したところ、肉厚／高さで表されるリング状素材の扁平率が高い場合にバーニングが発生することが認められた。詳しくは、図２（Ａ）で示すリング状素材の断面形状が、肉厚方向（図中横方向）に長い横長形状であると、リング状素材は、肉厚方向に圧下された際に、図２（Ｂ）に示すような内周面及び外周面近傍の部位が上下方向の外側に延び出した略鼓形状となり、上下方向に突き出したコーナ部が、肉厚方向の圧下と高さ方向の圧下の繰り返しにより、過度に変形せしめられ、その際に生じる加工発熱によりバーニングが発生していることを見出した。
本発明は、このような知見に基づいてなされたものである。本発明では、最初の圧延処理が開始される前のリング状素材における肉厚／高さで表される扁平率を２．１未満とすることで、リング状素材が略鼓形状に変形するのを防止し、バーニング発生による大割れを抑制することができる。
本発明は、このような知見に基づいてなされたものである。本発明では、最初の圧延処理が開始される前のリング状素材における肉厚／高さで表される扁平率を２．１未満とすることで、リング状素材が略鼓形状に変形するのを防止し、バーニング発生による大割れを抑制することができる。
本発明の圧延方法では、圧延処理における、上記式（２）で示すリング状素材の内周の歪み量ｓを０．３３未満とすることができる。リング状素材を薄肉化しつつ拡径する圧延方法では、図３に示すようにリング状素材の内周面に軸方向に延びる割れ（内周割れ）が生じる場合がある。このような内周割れは、歪み量ｓを０．３３未満とすることで抑制することができる。
また本発明の圧延方法によれば、圧延加工中、特にリング状素材のコーナ部において冷却が進み易く、コーナ部において割れ（エッジ割れ）が生じる場合がある。本発明者らが調査した結果によれば、エッジ割れの発生を抑制するためには、（肉厚方向の加工速度）／（圧延処理前の肉厚）×１００で表される肉厚方向の加工率ｐを０．４５％以下とすること、及び、加工中におけるリング状素材の外周中央部の温度をグリーブル試験の絞り値で４０％以上となる温度とすることが有効である。
本発明の圧延方法は、リング圧延加工時における割れの発生が特に顕著となる以下の組成、即ち、質量％で、Ｃ：０．００１％を超え０．１００％未満、Ｃｒ：１１％を超え１９％未満、Ｃｏ：５％を超え１９％未満、Ｆｅ：０．１％以上４．０％未満、Ｍｏ：２．０％を超え５．０％未満、Ｗ：１．０％を超え５．０％未満、Ｎｂ：０．３％以上４．０％未満、Ａｌ：３．０％を超え５．０％未満、Ｔｉ：１．０％を超え２．５％未満、を含有し、残部Ｎｉ及び不可避的不純物の組成を有するリング状素材に適用して特に好適である。
更に、Ｔａを１．０％を超え２．５％未満、含有するＮｉ基超合金から成るリング状素材にも好適に適用することができる。
次に本発明におけるＮｉ基超合金の化学成分の限定理由を以下に説明する。
Ｃ：０．００１％超〜０．１００％未満
Ｃは、Ｃｒ，Ｎｂ，Ｔｉ，Ｗ及びＭｏ等と結合し、種々の炭化物を生成する。炭化物のうち固溶温度の高い種類のもの、ここでは主にＮｂ系及びＴｉ系の炭化物では、ピンニング効果によって高温下での結晶粒の粗大成長を抑制させ、主として靭性の低下を抑制し、熱間加工性の改善に寄与する。また、主にＣｒ系、Ｍｏ系、Ｗ系の炭化物を粒界に析出させて粒界強化することで、機械特性の改善に寄与する。但し、Ｃは過剰に添加すると炭化物量が過剰となることで、炭化物の偏析等による組織の不均一化、粒界炭化物の過剰析出等によって熱間加工性及び機械特性の低下を招く。そこで本発明ではＣ含有量を上記範囲内とする。好ましくは０．００１％超〜０．０６％の範囲である。
Ｃ：０．００１％超〜０．１００％未満
Ｃは、Ｃｒ，Ｎｂ，Ｔｉ，Ｗ及びＭｏ等と結合し、種々の炭化物を生成する。炭化物のうち固溶温度の高い種類のもの、ここでは主にＮｂ系及びＴｉ系の炭化物では、ピンニング効果によって高温下での結晶粒の粗大成長を抑制させ、主として靭性の低下を抑制し、熱間加工性の改善に寄与する。また、主にＣｒ系、Ｍｏ系、Ｗ系の炭化物を粒界に析出させて粒界強化することで、機械特性の改善に寄与する。但し、Ｃは過剰に添加すると炭化物量が過剰となることで、炭化物の偏析等による組織の不均一化、粒界炭化物の過剰析出等によって熱間加工性及び機械特性の低下を招く。そこで本発明ではＣ含有量を上記範囲内とする。好ましくは０．００１％超〜０．０６％の範囲である。
Ｃｒ：１１％〜１９％未満
ＣｒはＣｒ2Ｏ3の保護酸化皮膜を形成し、耐食性・耐酸化牲に不可欠な元素である。またＣと結合して炭化物を生成することで強度特性の向上に寄与する。しかし、Ｃｒはフェライト安定化元素であり、過剰の添加はオーステナイトの不安定化により脆化相であるシグマ相やラーベス相の生成を促進し、熱間加工性及び強度特性、衝撃特性等の機械特性の低下をもたらすため添加量を上記範囲に制限する。好ましくは１３％〜１９％未満の範囲である。
ＣｒはＣｒ2Ｏ3の保護酸化皮膜を形成し、耐食性・耐酸化牲に不可欠な元素である。またＣと結合して炭化物を生成することで強度特性の向上に寄与する。しかし、Ｃｒはフェライト安定化元素であり、過剰の添加はオーステナイトの不安定化により脆化相であるシグマ相やラーベス相の生成を促進し、熱間加工性及び強度特性、衝撃特性等の機械特性の低下をもたらすため添加量を上記範囲に制限する。好ましくは１３％〜１９％未満の範囲である。
Ｃｏ：５％超〜２５％未満
Ｃｏは、Ｎｉ基超含金の母相であるオーステナイト基地に固溶して加工性を改善するとともに、γ′相の析出を促し引張特性等の高温強度を向上させる。但しＣｏは高価であり、コスト的に不利であるため、上限を定める。好ましくは１１％超〜２５％未満、より好ましくは１５％超〜２５％未満である。
Ｃｏは、Ｎｉ基超含金の母相であるオーステナイト基地に固溶して加工性を改善するとともに、γ′相の析出を促し引張特性等の高温強度を向上させる。但しＣｏは高価であり、コスト的に不利であるため、上限を定める。好ましくは１１％超〜２５％未満、より好ましくは１５％超〜２５％未満である。
Ｆｅ：０．１％〜４．０％未満
Ｆｅは、合金製造時の原料選択によって混入する成分であり、Ｆｅの含有量の多い原料を選択すれば原料コストを抑制できる。しかし過剰に含有すると強度が低下を招く。好ましくは０．１％〜３．０％未満の範囲である。
Ｆｅは、合金製造時の原料選択によって混入する成分であり、Ｆｅの含有量の多い原料を選択すれば原料コストを抑制できる。しかし過剰に含有すると強度が低下を招く。好ましくは０．１％〜３．０％未満の範囲である。
Ｍｏ：２．０％超〜５．０％未満
Ｗ：１．０％超〜５．０％未満
Ｍｏ及びＷは固溶強化元素であり、Ｎｉ基超合金の母相であるオーステナイト相に固溶して合金を強化する。またＭｏ，Ｗともに、Ｃと結合して炭化物を生成し粒界を強化する。しかし、過剰の添加は有害相であるシグマ相やラーベス相の生成を促進し、熱間加工性及び機械特性の低下要因となる。そのためＭｏは２．０％超〜５．０％未満、Ｗは１．０％超〜５．０％未満とする。
Ｗ：１．０％超〜５．０％未満
Ｍｏ及びＷは固溶強化元素であり、Ｎｉ基超合金の母相であるオーステナイト相に固溶して合金を強化する。またＭｏ，Ｗともに、Ｃと結合して炭化物を生成し粒界を強化する。しかし、過剰の添加は有害相であるシグマ相やラーベス相の生成を促進し、熱間加工性及び機械特性の低下要因となる。そのためＭｏは２．０％超〜５．０％未満、Ｗは１．０％超〜５．０％未満とする。
Ｎｂ：０．３％〜４．０％未満
Ｔｉ：１．０％超〜２．５％未満
ＮｂおよびＴｉはＣと結合して比較的固溶温度の高いＭＣ型炭化物を生成させることで、固溶化熱処理後の結晶粒組大化を抑制するピンニング効果を高め、高温強度特性の改善に有効である。またＮｂ，Ｔｉとも、強化相であるγ′（ガンマプライム）相−Ｎｉ3ＡｌのＡ１サイトに置換し、Ｎｉ3（Ａｌ，Ｔｉ，Ｎｂ）となってγ′の固溶強化に働く。これによって高温強度特性の改善に有効に働く。しかし、過剰の添加はγ′の固溶温度上昇による熱間加工性の低下、高温強度の低下を招くため、添加量を上記範囲に制限する。尚、好ましい範囲はＮｂで２．１％〜４．０％未満である。
Ｔｉ：１．０％超〜２．５％未満
ＮｂおよびＴｉはＣと結合して比較的固溶温度の高いＭＣ型炭化物を生成させることで、固溶化熱処理後の結晶粒組大化を抑制するピンニング効果を高め、高温強度特性の改善に有効である。またＮｂ，Ｔｉとも、強化相であるγ′（ガンマプライム）相−Ｎｉ3ＡｌのＡ１サイトに置換し、Ｎｉ3（Ａｌ，Ｔｉ，Ｎｂ）となってγ′の固溶強化に働く。これによって高温強度特性の改善に有効に働く。しかし、過剰の添加はγ′の固溶温度上昇による熱間加工性の低下、高温強度の低下を招くため、添加量を上記範囲に制限する。尚、好ましい範囲はＮｂで２．１％〜４．０％未満である。
Ａｌ：３．０％超〜５．０％未満
Ａｌは、強化相であるγ′相−Ｎｉ3Ａｌの生成元素として働き、高温強度特性の改善に特に重要な元素である。γ′相の固溶温度を低下させて熱間加工性を向上させる。更にＡｌはＯと結合してＡ１2Ｏ3の保護酸化被膜を形成し、耐食性・耐酸化性の改善にも有効である。
一方、過剰の添加はγ′相の固溶温度を上昇させ、γ′相を過剰に析出させるため熱間加工性を低下させる。
Ａｌは、強化相であるγ′相−Ｎｉ3Ａｌの生成元素として働き、高温強度特性の改善に特に重要な元素である。γ′相の固溶温度を低下させて熱間加工性を向上させる。更にＡｌはＯと結合してＡ１2Ｏ3の保護酸化被膜を形成し、耐食性・耐酸化性の改善にも有効である。
一方、過剰の添加はγ′相の固溶温度を上昇させ、γ′相を過剰に析出させるため熱間加工性を低下させる。
Ｔａ：０．０１％〜２．０％未満
Ｔａは、ＮｂおよびＴｉと同様に、Ｃと結合して比較的固溶温度の高いＭＣ型炭化物を生成させることで、固溶化熱処理後の結晶粒組大化を抑制するピンニング効果を高め、高温強度特性の改善に有効である。強化相であるγ′（ガンマプライム）相−Ｎｉ3ＡｌのＡ１サイトに置換し、Ｎｉ3（Ａｌ，Ｔｉ，Ｎｂ，Ｔａ）となってγ′の固溶強化に働く。これによって高温強度特性の改善に有効に働く。一方、過剰な添加はγ′の固溶温度上昇による熱間加工性の低下、高温強度の低下を招く。
Ｔａは、ＮｂおよびＴｉと同様に、Ｃと結合して比較的固溶温度の高いＭＣ型炭化物を生成させることで、固溶化熱処理後の結晶粒組大化を抑制するピンニング効果を高め、高温強度特性の改善に有効である。強化相であるγ′（ガンマプライム）相−Ｎｉ3ＡｌのＡ１サイトに置換し、Ｎｉ3（Ａｌ，Ｔｉ，Ｎｂ，Ｔａ）となってγ′の固溶強化に働く。これによって高温強度特性の改善に有効に働く。一方、過剰な添加はγ′の固溶温度上昇による熱間加工性の低下、高温強度の低下を招く。
以上のような本発明によれば、Ｎｉ基超合金から成るリング状素材におけるリング圧延時の割れの発生を簡便に抑制することができるリング状素材の圧延方法を提供することができる。
次に本発明の実施形態を以下に説明する。図１は、本発明の一実施形態の圧延方法に用いられるリングロール成形機１０の要部を模式的に示した図である。同図において、１２は主ロール、Ｗは円環状のリング状素材、１６はマンドレルである。
主ロール１２は、マンドレル１６よりも大径をなし、鉛直方向に延びる回転軸１２ｃ周りに回転駆動可能に設けられている。主ロール１２の外周面は、加工対象であるリング状素材Ｗの外周面２２と圧接し、リング状素材Ｗを所定の速度で周方向に回転させる。
マンドレル１６は、その回転軸１６ｃが主ロール１２の回転軸１２ｃと略平行をなした状態で、回転軸１６ｃ周りに回転自在に支持されている。マンドレル１６は、円環状を成すリング状素材Ｗの内側空間を挿通し、リング状素材Ｗの、主ロール１２との圧接部に対応する位置でリング状素材Ｗの内周面２４と圧接しており、主ロール１２とマンドレル１６とでリング状素材Ｗの一部をそれぞれ外周側と内周側から挟み込んでいる。
リング状素材Ｗの中心軸ｗｃを間に挟んで、主ロール１２およびマンドレル１６とは反対側の位置に、一対のアキシャルロール１８，１９が配設されている。アキシャルロール１８，１９は、それぞれ略円錐形状をなし回転軸１８ｃ，１９ｃ周りにそれぞれ回転自在に設けられている。これら一対のアキシャルロール１８，１９の外周面はリング状素材Ｗの上面２６，下面２８にそれぞれ圧接し、リング状素材Ｗの一部を高さ方向に挟み込んでいる。
本例の圧延方法では、リング状素材Ｗを所定温度にまで加熱する加熱処理と、熱間状態のリング状素材Ｗをリングロール成形機１０を用いて圧延する圧延処理と、を交互に繰り返し、リング状素材Ｗを薄肉化しつつ拡径する。
加熱処理においてリング状素材Ｗは、図示を省略する加熱炉に装入され所定の温度にまで加熱され、加熱処理されたリング状素材Ｗは、圧延処理のためリングロール成形機１０にセットされる。
圧延処理では、主ロール１２とマンドレル１６とでリング状素材Ｗの一部をそれぞれ外周側と内周側から挟んだ状態とし、また一対のアキシャルロール１８，１９にてリング状素材Ｗの一部を上側と下側から挟んだ状態とする。この状態で、主ロール１２を回転軸１２ｃ周りに回転駆動させると、リング状素材Ｗはその周方向に回転せしめられる。そしてマンドレル１６をその回転軸１６ｃ周りに回転させながら、所定の速度で主ロール１２に近づけると、その押圧力によってリング状素材Ｗは肉厚方向に圧下され薄肉化する。このときリング状素材Ｗは薄肉化と同時に拡径されるため、これに伴いアキシャルロール１８，１９はリング状素材Ｗの径方向外方に向けて後退移動させる。また本例では、一対のアキシャルロール１８，１９の何れか一方又は両方を上下方向に移動させることで、リング状素材Ｗは、肉厚方向に加え、高さ方向にも圧下される。圧延処理の間、リング状素材Ｗの温度は、徐々に低下していくため所定の終止温度に達したら圧延処理を終了する。
その後、リング状素材Ｗをリングロール成形機１０から取り外し、加熱炉に装入して次の加熱処理を施し、リング状素材Ｗを所定の温度にまで加熱する。その後、再びリング状素材Ｗをリングロール成形機１０にセットして、次の圧延処理を実施する。このように本例では、加熱処理と圧延処理とを交互に繰り返しながらリング状素材Ｗを拡径させて、目標の外径、内径及び高さを備えたリング状部品を得ることができる。
（１）リング状素材の扁平率、（２）圧延処理における内周の歪み量ｓ、（３）圧延処理における肉厚方向の加工率ｐ、（４）圧延処理における終止温度、についての条件を異ならせてリング圧延を行い、それぞれの項目について割れの発生を抑制する効果を確認した。
［効果確認試験１］
表１に示す化学組成のＮｉ基超合金を真空誘導炉で溶解し、更に真空アーク溶解（ＶＡＲ）を行って３トンのＮｉ基超合金のインゴットを得た。その後、インゴットに均質化処理を施し、分塊鍛造し、更に円板状の鍛造体を作製し、貫通孔を形成することによりリング状の試験片（リング状素材）を得た。
ここでは、肉厚ｔ／高さｈで表される扁平率の異なる３種類の試験片１〜３を作製した。
表１に示す化学組成のＮｉ基超合金を真空誘導炉で溶解し、更に真空アーク溶解（ＶＡＲ）を行って３トンのＮｉ基超合金のインゴットを得た。その後、インゴットに均質化処理を施し、分塊鍛造し、更に円板状の鍛造体を作製し、貫通孔を形成することによりリング状の試験片（リング状素材）を得た。
ここでは、肉厚ｔ／高さｈで表される扁平率の異なる３種類の試験片１〜３を作製した。
得られた試験片に対して加熱処理を行った。この加熱処理では、試験片を１０２０〜１０６０℃に加熱して２〜４時間保持した。
加熱処理された試験片を、肉厚方向の加工（圧下）速度０．４〜２．２ｍｍ／秒の条件で圧延処理を行い、圧延加工中でのバーニングの発生の有無を目視にて確認し、以下の基準に従い評価した。
○：バーニングの発生無し
×：バーニングの発生あり
その結果が表２に示してある。
○：バーニングの発生無し
×：バーニングの発生あり
その結果が表２に示してある。
表２に示すように、扁平率２．１の試験片１については、バーニングの発生が認められ評価結果は×であった。一方、扁平率１．３５及び１．１の試験片についてはバーニングの発生は認められなかった。即ち、扁平率を本発明の範囲内（２．１未満）とすることでバーニング発生による大割れを抑制することができる。
［効果確認試験２］
表１に示す化学成分の合金を用いて、下記の表３に示す、外径φ６５０〜９４０ｍｍ、内径φ３９０〜７５０ｍｍ、高さ１２０〜１７０ｍｍの試験片２１〜２４を作製し、加熱処理と圧延処理とを繰り返し実施した。
加熱処理の条件は、上記効果確認試験１の場合と同じである。圧延処理は、肉厚方向の加工速度０．４〜２．２ｍｍ／秒の条件で行なった。ここでは、圧延処理前の試験片の内径及び圧延処理後の試験片の内径を測定し、上記式（１）で表される内周の歪み量ｓを求めるとともに、圧延処理後の試験片における内周面の割れ（内周割れ）の発生の有無を目視にて確認し、以下の基準に従い評価した。
○：内周割れの発生無し
×：内周割れの発生あり
その結果が表３に示してある。尚、表３で示すヒート数は、歪み量ｓの測定及び割れの確認を行った時点での、加熱処理及び圧延処理の繰り返し回数である。
表１に示す化学成分の合金を用いて、下記の表３に示す、外径φ６５０〜９４０ｍｍ、内径φ３９０〜７５０ｍｍ、高さ１２０〜１７０ｍｍの試験片２１〜２４を作製し、加熱処理と圧延処理とを繰り返し実施した。
加熱処理の条件は、上記効果確認試験１の場合と同じである。圧延処理は、肉厚方向の加工速度０．４〜２．２ｍｍ／秒の条件で行なった。ここでは、圧延処理前の試験片の内径及び圧延処理後の試験片の内径を測定し、上記式（１）で表される内周の歪み量ｓを求めるとともに、圧延処理後の試験片における内周面の割れ（内周割れ）の発生の有無を目視にて確認し、以下の基準に従い評価した。
○：内周割れの発生無し
×：内周割れの発生あり
その結果が表３に示してある。尚、表３で示すヒート数は、歪み量ｓの測定及び割れの確認を行った時点での、加熱処理及び圧延処理の繰り返し回数である。
表３に示すように、歪み量ｓが０．３３である試験片２４（ヒート数４の圧延処理）については、図３に示す内周割れの発生が認められ評価結果が×であった。試験片の変形能を越えた加工が加えられたことにより、図３に示すような内周割れが生じたものと推測される。一方、内周の歪み量ｓが０．１０〜０．２１の圧延処理については、内周割れの発生は認められなかった。即ち、圧延処理における内周の歪み量ｓを本発明の範囲内（０．３３未満）とすることによる効果が得られている。
［効果確認試験３］
表１に示す鋼種ｂの化学成分の合金を用いて、下記の表４に示す外径φ６９０〜１１５０ｍｍ、内径φ３８０〜１０３０ｍｍ、高さ１６０〜１８５ｍｍの試験片３１，３２，３３，３４を作製し、加熱処理と圧延処理とを繰り返し実施した。
加熱処理の条件は、上記効果確認試験１の場合と同じである。圧延処理は、肉厚方向の加工速度０．３３〜０．６ｍｍ／秒の条件で行なった。ここでは、各圧延処理において、圧延処理前の肉厚（ｍｍ）と、肉厚方向の加工速度（ｍｍ／秒）とを測定し、上記式（２）で表される肉厚方向の加工率ｐを求めるとともに、圧延処理後における試験片のコーナ部近傍に生じる割れ（エッジ割れ）発生の有無を目視にて確認し、肉厚方向の加工率ｐとエッジ割れとの関係を評価し、以下の基準に従い評価した。
○：エッジ割れの発生無し
×：エッジ割れの発生あり
尚、ここでは試験片のコーナ部（角部）を跨いで隣接する２つの面に延びる割れが認められた場合をエッジ割れの発生あり、とした。その結果を表４及び図４に示す。
表１に示す鋼種ｂの化学成分の合金を用いて、下記の表４に示す外径φ６９０〜１１５０ｍｍ、内径φ３８０〜１０３０ｍｍ、高さ１６０〜１８５ｍｍの試験片３１，３２，３３，３４を作製し、加熱処理と圧延処理とを繰り返し実施した。
加熱処理の条件は、上記効果確認試験１の場合と同じである。圧延処理は、肉厚方向の加工速度０．３３〜０．６ｍｍ／秒の条件で行なった。ここでは、各圧延処理において、圧延処理前の肉厚（ｍｍ）と、肉厚方向の加工速度（ｍｍ／秒）とを測定し、上記式（２）で表される肉厚方向の加工率ｐを求めるとともに、圧延処理後における試験片のコーナ部近傍に生じる割れ（エッジ割れ）発生の有無を目視にて確認し、肉厚方向の加工率ｐとエッジ割れとの関係を評価し、以下の基準に従い評価した。
○：エッジ割れの発生無し
×：エッジ割れの発生あり
尚、ここでは試験片のコーナ部（角部）を跨いで隣接する２つの面に延びる割れが認められた場合をエッジ割れの発生あり、とした。その結果を表４及び図４に示す。
表４では、試験片毎に、実施されたヒート数、最大加工率（ヒート毎の加工率ｐのなかで最大値）とともにエッジ割れの発生の有無を示している。最大加工率が０．３９３％及び０．４３３％であった試験片３１及び３２では、エッジ割れの発生は認められず評価は○であった。一方、最大加工率が０．４５３％及び０．５３２％であった試験片３３及び３４では、エッジ割れの発生が認められ評価は×であった。
図４は、試験片３４の各ヒート毎に加工率及びエッジ割れ発生の有無を示している。同図において、丸で囲まれたポイントが、エッジ割れの発生が認められた圧延処理である。エッジ割れの発生が認められた圧延処理は、加工率ｐがいずれも０．４５％超であった。尚、図５は試験片３４にて発生したエッジ割れを示している。これに対し、加工率ｐが０．４５％以下の圧延処理ではエッジ割れの発生はない。これら表４及び図４によれば、肉厚方向の加工率ｐを本発明の範囲内（０．４５％以下）とすることによる効果が得られている。
［効果確認試験４］
表１に示す鋼種ｃの化学成分の合金を用いて、外径φ７１５ｍｍ、内径φ４０５ｍｍ、高さ１１５ｍｍの試験片４１を作製し、加熱処理と圧延処理とを繰り返し実施した。
加熱処理の条件は、上記効果確認試験１の場合と同じである。圧延処理は、肉厚方向の加工速度０．１９〜０．４ｍｍ／秒の条件で行なった。ここでは圧延処理の終止温度を測定した。圧延処理終了時の試験片の外周面の中央部（高さ方向中央部）の温度を測定し、これを終止温度とした。
また、圧延処理後の試験片におけるエッジ割れ発生の有無を確認した。エッジ割れ発生の有無は、上記効果確認試験３と同様に行ない、以下の基準に従い評価した。
○：エッジ割れの発生無し
×：エッジ割れの発生あり
その結果を下記表５に示す。
表１に示す鋼種ｃの化学成分の合金を用いて、外径φ７１５ｍｍ、内径φ４０５ｍｍ、高さ１１５ｍｍの試験片４１を作製し、加熱処理と圧延処理とを繰り返し実施した。
加熱処理の条件は、上記効果確認試験１の場合と同じである。圧延処理は、肉厚方向の加工速度０．１９〜０．４ｍｍ／秒の条件で行なった。ここでは圧延処理の終止温度を測定した。圧延処理終了時の試験片の外周面の中央部（高さ方向中央部）の温度を測定し、これを終止温度とした。
また、圧延処理後の試験片におけるエッジ割れ発生の有無を確認した。エッジ割れ発生の有無は、上記効果確認試験３と同様に行ない、以下の基準に従い評価した。
○：エッジ割れの発生無し
×：エッジ割れの発生あり
その結果を下記表５に示す。
また試験片４１と同じ組成の鋼片から、直径６ｍｍ、長さ１１０ｍｍの試験片を作製し、グリーブル試験機を用いて各試験温度で引張試験を行なった。試験後に破断面の断面減少率を求め、各試験温度における絞り値を求めた。ここで得られた試験温度と絞り値との関係を図６に示す。
尚、グリーブル試験（高温高速引張試験）の条件は以下の通りである。
クロスヘッドスピード：５０．８ｍｍ／秒
加熱方式：通電加熱
加熱条件：各試験温度まで加熱後試験
尚、グリーブル試験（高温高速引張試験）の条件は以下の通りである。
クロスヘッドスピード：５０．８ｍｍ／秒
加熱方式：通電加熱
加熱条件：各試験温度まで加熱後試験
表５に示すように、ここでは５回の圧延処理（１，２，１０，１４，１５ヒート）のうち、終止温度が９０４℃と９０９℃の圧延処理においてエッジ割れが発生しており、エッジ割れを抑制するためにはある程度以上の延性を有する温度で圧延処理を行うことが有効である。図６によれば終止温度９０９℃における絞り値は４０％であり、エッジ割れを抑制するためには、圧延加工中における試験片（リング状素材）の外周中央部の温度を、グリーブル試験において４０％以上の絞り値を示す温度とすることが有効であることが分かる。
以上本発明の実施形態について詳しく説明したが、これはあくまで一例示である。本発明はその趣旨を逸脱しない範囲において種々変更を加えた態様で実施可能である。
１２ 主ロール
１６ マンドレル
１８，１９ アキシャルロール
Ｗ リング状素材
１６ マンドレル
１８，１９ アキシャルロール
Ｗ リング状素材
Claims (2)
- リング状素材を所定温度にまで加熱する加熱処理と、
主ロールとマンドレルとで前記リング状素材の一部をそれぞれ外周側と内周側から挟んで該リング状素材を周方向に回転移動させながら肉厚方向に圧下するとともに、一対のアキシャルロールにて前記リング状素材の一部を上側と下側から挟んで高さ方向に圧下して、熱間状態の該リング状素材を圧延する圧延処理と、
を交互に繰り返し、Ｎｉ基超合金から成る該リング状素材を薄肉化しつつ拡径する圧延方法であって、
最初の前記圧延処理が開始される前の前記リング状素材の、肉厚／高さで表される扁平率を２．１未満とし、
前記圧延処理における、下記式（１）で表される前記リング状素材の内周の歪み量ｓを０．３３未満、下記式（２）で表される肉厚方向の加工率ｐを０．４５％以下とし、
ｓ＝ｌｎ（（圧延処理後の内径×π）／（圧延処理前の内径×π））・・・式（１）
ｐ＝（肉厚方向の加工速度）／（圧延処理前の肉厚）×１００・・・式（２）
更に圧延加工中における前記リング状素材の外周中央部の温度を、グリーブル試験において４０％以上の絞り値を示す温度とし、
前記リング状素材は、質量％で、
Ｃ：０．００１％を超え０．１００％未満、
Ｃｒ：１１％以上１９％未満、
Ｃｏ：５％を超え２５％未満、
Ｆｅ：０．１％以上４．０％未満、
Ｍｏ：２．０％を超え５．０％未満、
Ｗ：１．０％を超え５．０％未満、
Ｎｂ：０．３％以上４．０％未満、
Ａｌ：３．０％を超え５．０％未満、
Ｔｉ：１．０％を超え２．５％未満、
を含有し、残部Ｎｉ及び不可避的不純物の組成を有するものであることを特徴とするリング状素材の圧延方法。 - 請求項１において、前記リング状素材が、質量％で、
Ｔａ：０．０１％以上２．０％未満、
を更に含有することを特徴とするリング状素材の圧延方法。
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