JPH0142327B2 - - Google Patents
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Description
本発明は高強度高靭性の耐応力腐食割れ性にす
ぐれる非磁性エンドリングの製造方法に関する。 非磁性鋼加工部材の代表例として、例えば、火
力発電機軸の保持環（エンドリング）を挙げるこ
とができる。この保持環は、火力発電機の運転中
に発電機軸に巻かれたコイルが遠心力によつて飛
散するのを防止するために、発電機軸の両端に焼
きばめされる円筒状部材であつて、発電効率を高
めるために非磁性であると共に、発電機軸と共に
高速回転するために高強度、高靭性、均質であ
り、更に耐応力腐食割れ感受性にすぐれ、また、
残留応力が小さいことが要求される。 このような要求に応えるために、従来、加工の
容易性、加工装置の能力、加工中の材料の破壊防
止等の面から、Mn−Cr系非磁性鋼を室温乃至約
180℃の温度域で冷間若しくは温間加工し、0.2％
耐力値で90〜120kgf／mm2程度とする加工硬化を
行なつている。このような温度域での加工によれ
ば、0.2％耐力を85〜90kgf／mm2程度とするときは
靭性を高く保つことができる。しかし、0.2％耐
力を100〜120kgf／mm2程度とすると、靭性の低下
及び耐応力腐食割れ感受性の劣化を招来し、特
に、この傾向は加工部材の0.2％耐力を110kgf／
mm2以上とする場合に著しい。 本発明は上記した問題を解決するためになされ
たものであつて、高強度高靭性であつて、耐応力
腐食割れ性にすぐれた非磁性エンドリングの製造
方法を提供することを目的とする。 本発明による非磁性エンドリングの製造方法
は、重量％で Ｃ 0.05〜0.60％、 Si 1.0％以下、 Mn ８〜20％、 Ｐ 0.1％以下、 Ｓ 0.03％以下、 Cr 3.0〜18.0％、 Ｎ 1.0％以下、 残部鉄及び不可避的不純物よりなるオーステナ
イト系非磁性鋼に加工歪を対数歪表示にて10％以
上付与するに際して、加工誘起変態によるεマル
テンサイト相の生成を0.5％以下とするために、
200〜400℃の温度域において拡管加工して、加工
硬化処理することを特徴とする。 先ず、本発明において用いる鋼の化学成分組成
の限定理由について説明する。 Ｃは侵入型元素であり、固溶体効果による鋼の
強度向上とオーステナイトの安定化のために添加
されるが、過度に多量に添加するときは、結晶粒
界への炭化物の析出が増大するので、添加量の上
限を0.60％とする。一方、その下限については、
鋼の耐食性、特に粒界の選択腐食を避けるために
は少ない方が好ましいが、0.05％よりも少ないと
きはオーステナイトが不安定となるので、0.05％
を下限とする。 Ｐは微量であるほどよく、0.1％以下とする。
また、Siは湯流れを良好にするために必要である
が、炭化物を形成しやすいためにその上限を1.0
％とする。 ＮもＣと同様に侵入型元素であつて、固溶体効
果による鋼の強度向上のために添加され、特に、
Ｃ量との関係でＣ＋Ｎ≧0.4を満足するように添
加されるのが好ましい。しかし、過多に添加する
ときは、鋼への溶解度との関連からブローホール
発生の原因となるので、その上限は1.0％とする。 Mn及びCrもオーステナイトの安定化のために
必要である。Mnについては８％以上が必要であ
り、加工硬化係数を大きくするためにはMn量を
多くするのが好ましく、特に、18％が好適であ
る。しかし、20％を越えるときは、鋼の熱間加工
性を劣化させる。従つて、Mn量の範囲は８〜20
％とする。Crは上記と同様にオーステナイトの
安定化と、加工硬化前の強度向上のために3.5％
以上の添加を必要とするが、耐食性を向上させ、
また、Ｎの溶解度を高める観点からは13％以上を
添加することが好ましい。しかし、18％を越える
ときはσ相（δフエライト）が生成するために好
ましくない。従つて、Cr量の範囲は3.5〜18％と
する。 本発明において用いる非磁性鋼は上記に加えて
更にＶを含有していてもよい。Ｖは主としてオー
ステナイト結晶粒度を微細にするために添加され
る元素であるが、反面、過多に添加されるとき
は、窒化物や炭化物を形成して靭性を損なうの
で、その上限を1.0％以下とする。 本発明の方法は、上記のような化学組成を有す
るオーステナイト系非磁性鋼からなる円筒状加工
物を200〜400℃の温度域で拡管加工による硬化処
理を施すものである。 例えば、第１表に鋼番号１として記載されてい
る組成の鋼は、溶体化処理状態では100％オース
テナイト組織（両心立方晶）であるが、これに加
工歪を付与すると、その一部は相変態してεマル
テンサイト相（稠密六方晶）を形成する。このオ
ーステナイト相−εマルテンサイト相変態は加工
歪を付与する場合の温度及び加工歪量によつて変
化し、加工温度が低いときは少ない加工量でも変
態が開始され、加工温度が高くなるにつれて変態
が開始される加工歪量は大きくなり、ある温度以
上では実用上必要な加工を施しても殆ど変態が起
こらない。また、同じ加工量を付与した場合は、
加工温度が低いほど、変態により生成するεマル
テンサイト相量が多くなる。 第１表鋼番号１の鋼について、加工量と加工温
度との0.2％耐力に及ぼす影響を第２表に示す。
加工率を10〜30％、加工温度を25℃、150℃又は
300℃として得られる加工部材の0.2％耐力の値
は、加工率が10％までは殆ど変化しないが、15％
のときは室温加工に比べて他の加工温度での加工
部材の方が強化されており、加工率が20％のとき
は加工温度150℃での加工部材が300℃でのそれよ
りも強化されている。即ち、加工温度が高くなる
につれて加工温度による強化程度の差が大きくな
る。 このような加工温度の差に基づく強化挙動の変
動について調べた結果、加工温度が高い場合に認
められなかつたεマルテンサイト相が加工温度25
℃及び150℃での加工部材について認められる。 第１図に鋼番号１及び２の鋼からなる加工素材
の加工温度と、オーステナイト−εマルテンサイ
ト変態により生成するεマルテンサイト相量との
関係を示す。生成εマルテンサイト量は加工温度
が低いほど多い。 εマルテンサイト相は稠密六方晶であるので、
加工性に劣るとの観点から、εマルテンサイト相
の生成しない最低温度を調べるため、上記と同一
の組成鋼について高温引張試験を行ない、その延
性を調べた。その結果を第１図に併せて示す。伸
び値は約200℃で最高値を示し、絞り値は約200℃
を遷移点とし、350℃で最高値に達する。このよ
うに、伸び値及び絞り値はεマルテンサイト相量
に関係するので、本発明の方法においては、オー
ステナイト−εマルテンサイト変態を抑制するた
めに、加工温度を絞り値の高い200℃以上、好ま
しくは250℃以上とされる。また、加工温度の上
限は400℃が適当である。400℃を越える高温で
は、伸び値が低くなり、結晶粒界に炭化物等が析
出して靭性が低くなるからである。好ましくは
350℃とされる。 代表的に第１表に示すような化学成分組成を有
する非磁性鋼は、溶体化処理状態ではオーステナ
イト組織であるが、加工歪を加えることによつて
マルテンサイト変態を起こし、加工後の延性、靭
性が低くなり、耐応力腐食割れ感受性が高まる。
本発明の方法によれば、このような鋼種につい
て、加工硬化時にオーステナイト−εマルテンサ
イト変態を妨げるような温度域で拡管加工を行な
うことによつて、高強度、高靭性で耐応力腐食割
れ感受性にすぐれた非磁性エンドリングを製造す
ることができる。 より詳細には、前記した範囲の化学組成を有す
る非磁性鋼からなる加工素材に、加工歪を対数歪
表示で10％以上付与するに際して、200〜400℃の
加工温度域で拡管加工硬化処理し、加工誘起変態
によるεマルテンサイト相の生成を0.5％以下と
することにより、0.2％耐力で90kgf／mm2以上の加
工部材を得る。 上記による非磁性鋼からなる保持環等の円筒形
加工部材の好ましい製造方法について説明する。 既に、前記したような火力発電機軸の保持環の
製造方法については、例えば、特公昭50−29466
号公報には所謂分割ダイスによる製造方法が記載
されている。この方法は、断面多角形である角錐
台形状のポンチの各側平面上に、外面が円筒面を
なし、内面が上記ポンチの側平面に沿い得る錐面
をなす所定数の分割ダイスを沿わせてなる複合ダ
イスを円筒状加工素材の中空穴に挿入し、ポンチ
を圧下して、加工素材を複数回にわたつて拡管す
るものである。従つて、加工素材はその軸方向に
不均一性を有し、更に、高い残留応力を有する。
また、特公昭53−39188号公報に記載されている
方法によれば、テーパー・ポンチを円筒状の加工
素材に挿入することによつて素材を拡管する際
に、ポンチに設けたフランジにて素材にその軸方
向に圧縮歪を与えるので、製品に強度を付与し得
る反面、上記の方法と同様に、得られる加工部材
に残留応力が残る問題がある。 上記した問題を解決するために、本発明におい
ては、 (イ) 前記した化学組成を有する非磁性鋼からなる
円筒状の加工素材の中空穴に円錐台状のテーパ
ー・ポンチを挿入して拡管する一次工程と、 (ロ) 中央軸が断面多角形である角錐台形状のポン
チの外周面に、内面が上記ポンチの側平面上を
長手方向に摺動し得る錐面をなし、外面が円筒
面をなす所定数の分割ダイスを沿わせてなる複
合ダイスを上記拡管後の加工材料の中空穴に挿
入し、上記ポンチを圧下し、分割ダイスにて拡
管する二次工程とからなる。 即ち、一次工程において、軸方向に積極的に圧
縮歪を加えることなく、円筒状の加工素材にその
円周方向に均一な塑性歪を付与しつつ拡管して、
材料強度を向上させ、次の二次工程において、軸
方向に積極的に圧縮歪を加えることなく、角錐台
形状のポンチを圧下して分割ダイスを円筒状の加
工材料の半径方向に移動させることにより、加工
材料の軸方向の全長にわたつて同時に塑性歪を与
えつつ更に拡管し、かくして、上記一次工程で発
生した残留応力を再分布させて、均一で残留応力
の少ない円筒状加工部材を得るのである。 以下に図面に基づいて、上記の方法を詳細に説
明する。 第２図及び第３図ａ〜ｅは一次工程を示す。即
ち、第２図及び第３図ａに示すように、受台上の
円筒状加工素材２の中空穴３にテーパー状ポンチ
４を挿入し、次いで、第４図ｂにおいて示すよう
にポンチ４を圧下して拡管する。必要に応じて、
第４図ｃに示すように、より大径のポンチ４によ
る拡管を繰り返す。次いで、必要に応じて第３図
ｄに示すように、円筒加工素材２を反転させて、
両端部が等しい拡大径を有するように拡管する。
このようにして得られた円筒状加工材料５は、両
端が大径であり、軸方向中央部分が若干小径とな
つているので、第４図ｅに示すように、上段ほど
大径である多段の段付きポンチ形状のプラグ６を
用いて矯正する。プラグがこのように多段に構成
されていないときは、プラグによる矯正後、加工
材料自体の弾性戻りによつて中央小径部が突出す
るが、上記のように多段の段付きプラグを用いて
徐々に加工矯正することにより、加工後に中央部
が突出しない。 上記一次工程において、テーパー状ポンチの外
周面と円筒状加工素材内面との接触面に潤滑剤を
存在させることが好ましい。これによつて、加工
素材の軸方向の縮小歪を容易にし、円筒状加工素
材の内外面での性質の不均一性を効果的に除くこ
とができる。ここに、潤滑剤としては、接触面圧
が通常10Kg／mm2以上にも達するので、黒鉛系、二
硫化モリブデン系やこれらの組合せ系が望まし
い。 以上のようにして得られる一次加工材料は、高
い機械的性質を有しているが、残留応力が大き
い。このために、本発明の方法によれば、加工材
料全体について同時に新たな塑性加工を行ない、
残留応力を再分布させることによつて、残留応力
の小さい均質な加工部材を得ることができる。 二次加工を第４図及び第５図に示す。断面多角
形である角錐台形状のポンチ７の各側平面上に、
外面が円筒面をなし、内面が上記ポンチの一側平
面に沿う錐面をなす所定数の分割ダイス８を摺動
可能に沿わせてなる複合ダイスを、一次工程で拡
管された円筒状加工材料５の拡大穴中に挿入し、
ポンチを圧下させ、分割ダイスをポンチの側平面
上を摺動させつつ、円筒状加工材料の半径方向に
同時に移動させて拡管し、かくして加工材料の軸
方向の全長にわたつて同時に塑性歪を付与するの
である。 しかし、この二次加工においては、分割ダイス
が円筒状加工材料の全内周面に連続して接触しな
いため、拡管による塑性歪を付与するに際して機
械的性質に対して不均一性を与えないように配慮
する必要があり、従つて、二次加工量を適正に選
ぶことが望ましい。 この二次加工における加工量と残留応力値との
関係を第６図に示す。残留応力値は二次加工量の
増加と共に低くなるが、一方、機械的性質の0.2
％耐力値のばらつき量が大きくなり、不均一加工
されやすくなる傾向がある。従つて、二次加工量
はその塑性歪量が１〜４％の範囲が適当である。 また、二次加工においても、一次加工の場合と
同様に、ポンチの側平面とこれに接触する分割ダ
イスの錐面との間に前記したような潤滑剤を存在
させて、ポンチと各分割ダイス間の相対的な移動
を容易にすると共に、これらの所定数の分割ダイ
スが形成する円筒面とこれに接触する円筒状加工
材料の内面との間に潤滑剤を存在させ、ポンチを
圧下させてダイスにより加工材料を拡管するのが
好ましい。 以下に実施例を挙げて本発明を説明するが、本
発明はこれら実施例により何ら限定されるもので
はない。 実施例 １ 電弧炉で溶解、造塊された第１表に示す鋼番号
１の組成の非磁性鋼を熱間鍜造によつて加工素材
としての円筒に成形した後、溶体化処理によつて
粒界炭化物等を固溶体化し、材料に靭性を付与
し、次いで、機械加工によつて整寸した後、本発
明に従つて、上記円筒を350±10℃に予熱し、前
述した一次工程を及び二次工程に従つて拡管し
た。尚、この拡管中、加工素材を絶えず測温し、
200℃に低下すると350℃に加熱し、このようにし
てその温度が200℃以上になるように保つた。加
工率は対数歪量で25％以上とし、0.2％耐力は90
〜110kgf／mm2とした。その後、応力除去焼鈍を
行なつた。また、比較法として加工効果処理を室
温乃至150℃で行なつて、加工部材を成形した。
既に説明したが、結果を第２表に示す。 これらの加工部材から試験片を採取し、引張試
験、シヤルピー衝撃試験、破壊靭性試験及び応力
腐食割れ試験を行ない、オーステナイト中のεマ
ルテンサイト量との関係を調べた。結果を第７図
に示す。 本発明の方法による加工部材（〇で示す。）は
εマルテンサイトを実質的に含有せず、比較法に
よる加工部材は加工温度に応じて、εマルテンサ
イトを0.9％又は７％含有し、かくして、これら
を比較するとき、本発明による加工部材は、絞り
値、伸び値、vERT及びKc1値でいずれもすぐれ、
更に、人工海水中での応力腐食割れ破断時間も改
善されている。このようにして、本発明の方法に
より得られる加工部材は、高強度、高靭性、均一
であり、且つ、耐応力腐食割れ感受性にもすぐれ
ていることが理解される。 実施例 ２ 第１表鋼番号３の鋼を熱間鍜造し、その後、機
械加工、溶体化処理、機械加工を経て、前述した
ように一次工程及び二次工程を行ない、応力除去
焼鈍を行なつて、円筒状加工部材を得た。これよ
り試験片を採取し、残留応力を測定した結果を第
３表に、また、機械的性質の均一性を調べた結果
を第４表に示す。 比較のために、円錐台形状のポンチにて拡管し
た場合を比較法１とし、また、分割ダイスにて拡
管した場合を比較法２として、それぞれの場合の
結果を第３表及び第４表に示す。加工部材の残留
応力については、比較法１が大きく、一方、機械
的性質の均一性については比較法２がばらつきが
大きい。これに対して本発明の方法によれば、残
留応力が小さく、且つ、機械的性質が均一な加工
部材を得ることができることが明らかである。 尚、上記の試験において、残留応力はストレ
ス・リング法によつて求めた。即ち、第８図に示
すように、加工部材の軸方向の両端において、外
周端と内周端とを切出し、切出し前の直径をD0、
切出し後の直径をＤとし、ΔD＝Ｄ−D0、縦弾性
係数をＥとするとき、残留応力σ′を σ′＝−Ｅ・ΔD／Ｄ により求めた。 また、機械的性質は、第９図に示すように、加
工部材の軸方向の両端近傍において、引張試験片
ぐれる非磁性エンドリングの製造方法に関する。 非磁性鋼加工部材の代表例として、例えば、火
力発電機軸の保持環（エンドリング）を挙げるこ
とができる。この保持環は、火力発電機の運転中
に発電機軸に巻かれたコイルが遠心力によつて飛
散するのを防止するために、発電機軸の両端に焼
きばめされる円筒状部材であつて、発電効率を高
めるために非磁性であると共に、発電機軸と共に
高速回転するために高強度、高靭性、均質であ
り、更に耐応力腐食割れ感受性にすぐれ、また、
残留応力が小さいことが要求される。 このような要求に応えるために、従来、加工の
容易性、加工装置の能力、加工中の材料の破壊防
止等の面から、Mn−Cr系非磁性鋼を室温乃至約
180℃の温度域で冷間若しくは温間加工し、0.2％
耐力値で90〜120kgf／mm2程度とする加工硬化を
行なつている。このような温度域での加工によれ
ば、0.2％耐力を85〜90kgf／mm2程度とするときは
靭性を高く保つことができる。しかし、0.2％耐
力を100〜120kgf／mm2程度とすると、靭性の低下
及び耐応力腐食割れ感受性の劣化を招来し、特
に、この傾向は加工部材の0.2％耐力を110kgf／
mm2以上とする場合に著しい。 本発明は上記した問題を解決するためになされ
たものであつて、高強度高靭性であつて、耐応力
腐食割れ性にすぐれた非磁性エンドリングの製造
方法を提供することを目的とする。 本発明による非磁性エンドリングの製造方法
は、重量％で Ｃ 0.05〜0.60％、 Si 1.0％以下、 Mn ８〜20％、 Ｐ 0.1％以下、 Ｓ 0.03％以下、 Cr 3.0〜18.0％、 Ｎ 1.0％以下、 残部鉄及び不可避的不純物よりなるオーステナ
イト系非磁性鋼に加工歪を対数歪表示にて10％以
上付与するに際して、加工誘起変態によるεマル
テンサイト相の生成を0.5％以下とするために、
200〜400℃の温度域において拡管加工して、加工
硬化処理することを特徴とする。 先ず、本発明において用いる鋼の化学成分組成
の限定理由について説明する。 Ｃは侵入型元素であり、固溶体効果による鋼の
強度向上とオーステナイトの安定化のために添加
されるが、過度に多量に添加するときは、結晶粒
界への炭化物の析出が増大するので、添加量の上
限を0.60％とする。一方、その下限については、
鋼の耐食性、特に粒界の選択腐食を避けるために
は少ない方が好ましいが、0.05％よりも少ないと
きはオーステナイトが不安定となるので、0.05％
を下限とする。 Ｐは微量であるほどよく、0.1％以下とする。
また、Siは湯流れを良好にするために必要である
が、炭化物を形成しやすいためにその上限を1.0
％とする。 ＮもＣと同様に侵入型元素であつて、固溶体効
果による鋼の強度向上のために添加され、特に、
Ｃ量との関係でＣ＋Ｎ≧0.4を満足するように添
加されるのが好ましい。しかし、過多に添加する
ときは、鋼への溶解度との関連からブローホール
発生の原因となるので、その上限は1.0％とする。 Mn及びCrもオーステナイトの安定化のために
必要である。Mnについては８％以上が必要であ
り、加工硬化係数を大きくするためにはMn量を
多くするのが好ましく、特に、18％が好適であ
る。しかし、20％を越えるときは、鋼の熱間加工
性を劣化させる。従つて、Mn量の範囲は８〜20
％とする。Crは上記と同様にオーステナイトの
安定化と、加工硬化前の強度向上のために3.5％
以上の添加を必要とするが、耐食性を向上させ、
また、Ｎの溶解度を高める観点からは13％以上を
添加することが好ましい。しかし、18％を越える
ときはσ相（δフエライト）が生成するために好
ましくない。従つて、Cr量の範囲は3.5〜18％と
する。 本発明において用いる非磁性鋼は上記に加えて
更にＶを含有していてもよい。Ｖは主としてオー
ステナイト結晶粒度を微細にするために添加され
る元素であるが、反面、過多に添加されるとき
は、窒化物や炭化物を形成して靭性を損なうの
で、その上限を1.0％以下とする。 本発明の方法は、上記のような化学組成を有す
るオーステナイト系非磁性鋼からなる円筒状加工
物を200〜400℃の温度域で拡管加工による硬化処
理を施すものである。 例えば、第１表に鋼番号１として記載されてい
る組成の鋼は、溶体化処理状態では100％オース
テナイト組織（両心立方晶）であるが、これに加
工歪を付与すると、その一部は相変態してεマル
テンサイト相（稠密六方晶）を形成する。このオ
ーステナイト相−εマルテンサイト相変態は加工
歪を付与する場合の温度及び加工歪量によつて変
化し、加工温度が低いときは少ない加工量でも変
態が開始され、加工温度が高くなるにつれて変態
が開始される加工歪量は大きくなり、ある温度以
上では実用上必要な加工を施しても殆ど変態が起
こらない。また、同じ加工量を付与した場合は、
加工温度が低いほど、変態により生成するεマル
テンサイト相量が多くなる。 第１表鋼番号１の鋼について、加工量と加工温
度との0.2％耐力に及ぼす影響を第２表に示す。
加工率を10〜30％、加工温度を25℃、150℃又は
300℃として得られる加工部材の0.2％耐力の値
は、加工率が10％までは殆ど変化しないが、15％
のときは室温加工に比べて他の加工温度での加工
部材の方が強化されており、加工率が20％のとき
は加工温度150℃での加工部材が300℃でのそれよ
りも強化されている。即ち、加工温度が高くなる
につれて加工温度による強化程度の差が大きくな
る。 このような加工温度の差に基づく強化挙動の変
動について調べた結果、加工温度が高い場合に認
められなかつたεマルテンサイト相が加工温度25
℃及び150℃での加工部材について認められる。 第１図に鋼番号１及び２の鋼からなる加工素材
の加工温度と、オーステナイト−εマルテンサイ
ト変態により生成するεマルテンサイト相量との
関係を示す。生成εマルテンサイト量は加工温度
が低いほど多い。 εマルテンサイト相は稠密六方晶であるので、
加工性に劣るとの観点から、εマルテンサイト相
の生成しない最低温度を調べるため、上記と同一
の組成鋼について高温引張試験を行ない、その延
性を調べた。その結果を第１図に併せて示す。伸
び値は約200℃で最高値を示し、絞り値は約200℃
を遷移点とし、350℃で最高値に達する。このよ
うに、伸び値及び絞り値はεマルテンサイト相量
に関係するので、本発明の方法においては、オー
ステナイト−εマルテンサイト変態を抑制するた
めに、加工温度を絞り値の高い200℃以上、好ま
しくは250℃以上とされる。また、加工温度の上
限は400℃が適当である。400℃を越える高温で
は、伸び値が低くなり、結晶粒界に炭化物等が析
出して靭性が低くなるからである。好ましくは
350℃とされる。 代表的に第１表に示すような化学成分組成を有
する非磁性鋼は、溶体化処理状態ではオーステナ
イト組織であるが、加工歪を加えることによつて
マルテンサイト変態を起こし、加工後の延性、靭
性が低くなり、耐応力腐食割れ感受性が高まる。
本発明の方法によれば、このような鋼種につい
て、加工硬化時にオーステナイト−εマルテンサ
イト変態を妨げるような温度域で拡管加工を行な
うことによつて、高強度、高靭性で耐応力腐食割
れ感受性にすぐれた非磁性エンドリングを製造す
ることができる。 より詳細には、前記した範囲の化学組成を有す
る非磁性鋼からなる加工素材に、加工歪を対数歪
表示で10％以上付与するに際して、200〜400℃の
加工温度域で拡管加工硬化処理し、加工誘起変態
によるεマルテンサイト相の生成を0.5％以下と
することにより、0.2％耐力で90kgf／mm2以上の加
工部材を得る。 上記による非磁性鋼からなる保持環等の円筒形
加工部材の好ましい製造方法について説明する。 既に、前記したような火力発電機軸の保持環の
製造方法については、例えば、特公昭50−29466
号公報には所謂分割ダイスによる製造方法が記載
されている。この方法は、断面多角形である角錐
台形状のポンチの各側平面上に、外面が円筒面を
なし、内面が上記ポンチの側平面に沿い得る錐面
をなす所定数の分割ダイスを沿わせてなる複合ダ
イスを円筒状加工素材の中空穴に挿入し、ポンチ
を圧下して、加工素材を複数回にわたつて拡管す
るものである。従つて、加工素材はその軸方向に
不均一性を有し、更に、高い残留応力を有する。
また、特公昭53−39188号公報に記載されている
方法によれば、テーパー・ポンチを円筒状の加工
素材に挿入することによつて素材を拡管する際
に、ポンチに設けたフランジにて素材にその軸方
向に圧縮歪を与えるので、製品に強度を付与し得
る反面、上記の方法と同様に、得られる加工部材
に残留応力が残る問題がある。 上記した問題を解決するために、本発明におい
ては、 (イ) 前記した化学組成を有する非磁性鋼からなる
円筒状の加工素材の中空穴に円錐台状のテーパ
ー・ポンチを挿入して拡管する一次工程と、 (ロ) 中央軸が断面多角形である角錐台形状のポン
チの外周面に、内面が上記ポンチの側平面上を
長手方向に摺動し得る錐面をなし、外面が円筒
面をなす所定数の分割ダイスを沿わせてなる複
合ダイスを上記拡管後の加工材料の中空穴に挿
入し、上記ポンチを圧下し、分割ダイスにて拡
管する二次工程とからなる。 即ち、一次工程において、軸方向に積極的に圧
縮歪を加えることなく、円筒状の加工素材にその
円周方向に均一な塑性歪を付与しつつ拡管して、
材料強度を向上させ、次の二次工程において、軸
方向に積極的に圧縮歪を加えることなく、角錐台
形状のポンチを圧下して分割ダイスを円筒状の加
工材料の半径方向に移動させることにより、加工
材料の軸方向の全長にわたつて同時に塑性歪を与
えつつ更に拡管し、かくして、上記一次工程で発
生した残留応力を再分布させて、均一で残留応力
の少ない円筒状加工部材を得るのである。 以下に図面に基づいて、上記の方法を詳細に説
明する。 第２図及び第３図ａ〜ｅは一次工程を示す。即
ち、第２図及び第３図ａに示すように、受台上の
円筒状加工素材２の中空穴３にテーパー状ポンチ
４を挿入し、次いで、第４図ｂにおいて示すよう
にポンチ４を圧下して拡管する。必要に応じて、
第４図ｃに示すように、より大径のポンチ４によ
る拡管を繰り返す。次いで、必要に応じて第３図
ｄに示すように、円筒加工素材２を反転させて、
両端部が等しい拡大径を有するように拡管する。
このようにして得られた円筒状加工材料５は、両
端が大径であり、軸方向中央部分が若干小径とな
つているので、第４図ｅに示すように、上段ほど
大径である多段の段付きポンチ形状のプラグ６を
用いて矯正する。プラグがこのように多段に構成
されていないときは、プラグによる矯正後、加工
材料自体の弾性戻りによつて中央小径部が突出す
るが、上記のように多段の段付きプラグを用いて
徐々に加工矯正することにより、加工後に中央部
が突出しない。 上記一次工程において、テーパー状ポンチの外
周面と円筒状加工素材内面との接触面に潤滑剤を
存在させることが好ましい。これによつて、加工
素材の軸方向の縮小歪を容易にし、円筒状加工素
材の内外面での性質の不均一性を効果的に除くこ
とができる。ここに、潤滑剤としては、接触面圧
が通常10Kg／mm2以上にも達するので、黒鉛系、二
硫化モリブデン系やこれらの組合せ系が望まし
い。 以上のようにして得られる一次加工材料は、高
い機械的性質を有しているが、残留応力が大き
い。このために、本発明の方法によれば、加工材
料全体について同時に新たな塑性加工を行ない、
残留応力を再分布させることによつて、残留応力
の小さい均質な加工部材を得ることができる。 二次加工を第４図及び第５図に示す。断面多角
形である角錐台形状のポンチ７の各側平面上に、
外面が円筒面をなし、内面が上記ポンチの一側平
面に沿う錐面をなす所定数の分割ダイス８を摺動
可能に沿わせてなる複合ダイスを、一次工程で拡
管された円筒状加工材料５の拡大穴中に挿入し、
ポンチを圧下させ、分割ダイスをポンチの側平面
上を摺動させつつ、円筒状加工材料の半径方向に
同時に移動させて拡管し、かくして加工材料の軸
方向の全長にわたつて同時に塑性歪を付与するの
である。 しかし、この二次加工においては、分割ダイス
が円筒状加工材料の全内周面に連続して接触しな
いため、拡管による塑性歪を付与するに際して機
械的性質に対して不均一性を与えないように配慮
する必要があり、従つて、二次加工量を適正に選
ぶことが望ましい。 この二次加工における加工量と残留応力値との
関係を第６図に示す。残留応力値は二次加工量の
増加と共に低くなるが、一方、機械的性質の0.2
％耐力値のばらつき量が大きくなり、不均一加工
されやすくなる傾向がある。従つて、二次加工量
はその塑性歪量が１〜４％の範囲が適当である。 また、二次加工においても、一次加工の場合と
同様に、ポンチの側平面とこれに接触する分割ダ
イスの錐面との間に前記したような潤滑剤を存在
させて、ポンチと各分割ダイス間の相対的な移動
を容易にすると共に、これらの所定数の分割ダイ
スが形成する円筒面とこれに接触する円筒状加工
材料の内面との間に潤滑剤を存在させ、ポンチを
圧下させてダイスにより加工材料を拡管するのが
好ましい。 以下に実施例を挙げて本発明を説明するが、本
発明はこれら実施例により何ら限定されるもので
はない。 実施例 １ 電弧炉で溶解、造塊された第１表に示す鋼番号
１の組成の非磁性鋼を熱間鍜造によつて加工素材
としての円筒に成形した後、溶体化処理によつて
粒界炭化物等を固溶体化し、材料に靭性を付与
し、次いで、機械加工によつて整寸した後、本発
明に従つて、上記円筒を350±10℃に予熱し、前
述した一次工程を及び二次工程に従つて拡管し
た。尚、この拡管中、加工素材を絶えず測温し、
200℃に低下すると350℃に加熱し、このようにし
てその温度が200℃以上になるように保つた。加
工率は対数歪量で25％以上とし、0.2％耐力は90
〜110kgf／mm2とした。その後、応力除去焼鈍を
行なつた。また、比較法として加工効果処理を室
温乃至150℃で行なつて、加工部材を成形した。
既に説明したが、結果を第２表に示す。 これらの加工部材から試験片を採取し、引張試
験、シヤルピー衝撃試験、破壊靭性試験及び応力
腐食割れ試験を行ない、オーステナイト中のεマ
ルテンサイト量との関係を調べた。結果を第７図
に示す。 本発明の方法による加工部材（〇で示す。）は
εマルテンサイトを実質的に含有せず、比較法に
よる加工部材は加工温度に応じて、εマルテンサ
イトを0.9％又は７％含有し、かくして、これら
を比較するとき、本発明による加工部材は、絞り
値、伸び値、vERT及びKc1値でいずれもすぐれ、
更に、人工海水中での応力腐食割れ破断時間も改
善されている。このようにして、本発明の方法に
より得られる加工部材は、高強度、高靭性、均一
であり、且つ、耐応力腐食割れ感受性にもすぐれ
ていることが理解される。 実施例 ２ 第１表鋼番号３の鋼を熱間鍜造し、その後、機
械加工、溶体化処理、機械加工を経て、前述した
ように一次工程及び二次工程を行ない、応力除去
焼鈍を行なつて、円筒状加工部材を得た。これよ
り試験片を採取し、残留応力を測定した結果を第
３表に、また、機械的性質の均一性を調べた結果
を第４表に示す。 比較のために、円錐台形状のポンチにて拡管し
た場合を比較法１とし、また、分割ダイスにて拡
管した場合を比較法２として、それぞれの場合の
結果を第３表及び第４表に示す。加工部材の残留
応力については、比較法１が大きく、一方、機械
的性質の均一性については比較法２がばらつきが
大きい。これに対して本発明の方法によれば、残
留応力が小さく、且つ、機械的性質が均一な加工
部材を得ることができることが明らかである。 尚、上記の試験において、残留応力はストレ
ス・リング法によつて求めた。即ち、第８図に示
すように、加工部材の軸方向の両端において、外
周端と内周端とを切出し、切出し前の直径をD0、
切出し後の直径をＤとし、ΔD＝Ｄ−D0、縦弾性
係数をＥとするとき、残留応力σ′を σ′＝−Ｅ・ΔD／Ｄ により求めた。 また、機械的性質は、第９図に示すように、加
工部材の軸方向の両端近傍において、引張試験片
【表】
【表】
【表】
【表】
と衝撃試験片とをそれぞれ切出し、測定に供し
た。尚、第４表において、単位当りのばらつき量
とは、図示したように、試験片A1、A2、B1及び
B2の測定値の最大値と最小値との差を意味し、
また、最大値及び平均値とは、本発明法、比較法
１及び比較法２について、それぞれ複数の試験片
について測定したときの最大値及び平均値を意味
する。
た。尚、第４表において、単位当りのばらつき量
とは、図示したように、試験片A1、A2、B1及び
B2の測定値の最大値と最小値との差を意味し、
また、最大値及び平均値とは、本発明法、比較法
１及び比較法２について、それぞれ複数の試験片
について測定したときの最大値及び平均値を意味
する。
第１図は加工温度と加工部材の伸び及び絞りと
の関係、並びに加工温度とオーステナイト−εマ
ルテンサイト変態による生成マルテンサイト量の
関係を示すグラフ、第２図は本発明に従つて円筒
状加工素材を一次拡管加工する方法を説明するた
めの一部切欠き斜視図、第３図ａ〜ｅは本発明に
おける一次工程を説明するための断面図、第４図
は本発明における二次工程を説明するための断面
図、第４図は第５図においてＡ−Ａ線に沿う断面
図、第６図は二次加工量と加工部材における残留
応力値との関係を示すグラフ、第７図は加工部材
におけるεマルテンサイト量と機械的性質との関
係を示すグラフ、第８図ａは残留応力値を測定す
るために所定の切出しを行なつた後の円筒状加工
部材を示す正面図、ｂは軸方向の断面図、第９図
ａは機械的性質を測定するために使用した試験片
の採取位置を示す加工部材の正面図、ｂは軸方向
の断面図である。 １……受台、２……円筒状加工素材、４……円
錐台状ポンチ、５……円筒状加工材料、６……段
付きプラグ、７……角錐台形状ポンチ、８……分
割ダイス。
の関係、並びに加工温度とオーステナイト−εマ
ルテンサイト変態による生成マルテンサイト量の
関係を示すグラフ、第２図は本発明に従つて円筒
状加工素材を一次拡管加工する方法を説明するた
めの一部切欠き斜視図、第３図ａ〜ｅは本発明に
おける一次工程を説明するための断面図、第４図
は本発明における二次工程を説明するための断面
図、第４図は第５図においてＡ−Ａ線に沿う断面
図、第６図は二次加工量と加工部材における残留
応力値との関係を示すグラフ、第７図は加工部材
におけるεマルテンサイト量と機械的性質との関
係を示すグラフ、第８図ａは残留応力値を測定す
るために所定の切出しを行なつた後の円筒状加工
部材を示す正面図、ｂは軸方向の断面図、第９図
ａは機械的性質を測定するために使用した試験片
の採取位置を示す加工部材の正面図、ｂは軸方向
の断面図である。 １……受台、２……円筒状加工素材、４……円
錐台状ポンチ、５……円筒状加工材料、６……段
付きプラグ、７……角錐台形状ポンチ、８……分
割ダイス。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 重量％で Ｃ 0.05〜0.60％、 Si 1.0％以下、 Mn ８〜20％、 Ｐ 0.1％以下、 Ｓ 0.03％以下、 Cr 3.0〜18.0％、 Ｎ 1.0％以下、 残部鉄及び不可避的不純物よりなるオーステナ
イト系非磁性鋼からなる円筒状加工物に拡管によ
る加工歪を対数歪表示にて10％以上付与するに際
して、加工誘起変態によるεマルテンサイト相の
生成を0.5％以下とするために、200〜400℃の温
度域において拡管加工して、加工硬化処理するこ
とを特徴とする非磁性エンドリングの製造方法。 ２ 重量％で Ｃ 0.05〜0.60％、 Si 1.0％以下、 Mn ８〜20％、 Ｐ 0.1％以下、 Ｓ 0.03％以下、 Cr 3.0〜18.0％、 Ｎ 1.0％以下、 Ｖ 1.0％以下、 残部鉄及び不可避的不純物よりなるオーステナ
イト系非磁性鋼からなる円筒状加工物に拡管によ
る加工歪を対数歪表示にて10％以上付与するに際
して、加工誘起変態によるεマルテンサイト相の
生成を0.5％以下とするために、200〜400℃の温
度域において拡管加工して、加工硬化処理するこ
とを特徴とする非磁性エンドリングの製造方法。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58248535A JPS60141823A (ja) | 1983-12-27 | 1983-12-27 | 非磁性エンドリングの製造方法 |
| DE19843446363 DE3446363A1 (de) | 1983-12-27 | 1984-12-19 | Verfahren zur herstellung von verfestigtem, nichtmagnetischem stahlmaterial |
| FR8419827A FR2557140B1 (fr) | 1983-12-27 | 1984-12-26 | Procede de fabrication d'acier non magnetique ecroue |
| KR1019840008413A KR890002981B1 (ko) | 1983-12-27 | 1984-12-27 | 가공경화된 비자성 강재로 이루어진 리테이너링을 제조하는 방법 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58248535A JPS60141823A (ja) | 1983-12-27 | 1983-12-27 | 非磁性エンドリングの製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60141823A JPS60141823A (ja) | 1985-07-26 |
| JPH0142327B2 true JPH0142327B2 (ja) | 1989-09-12 |
Family
ID=17179626
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP58248535A Granted JPS60141823A (ja) | 1983-12-27 | 1983-12-27 | 非磁性エンドリングの製造方法 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS60141823A (ja) |
| KR (1) | KR890002981B1 (ja) |
| DE (1) | DE3446363A1 (ja) |
| FR (1) | FR2557140B1 (ja) |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| JP2015217428A (ja) * | 2014-05-21 | 2015-12-07 | 大同特殊鋼株式会社 | 非磁性保持環の冷間拡環加工方法及び拡環加工装置 |
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|---|---|---|---|---|
| JPS63317652A (ja) * | 1987-06-18 | 1988-12-26 | Agency Of Ind Science & Technol | 耐エロ−ジョン性のすぐれた合金 |
| JPS6455332A (en) * | 1987-08-26 | 1989-03-02 | Japan Casting Forging Corp | Manufacture of high toughness and high strength nonmagnetic steel |
| JPH04354851A (ja) * | 1991-05-29 | 1992-12-09 | Kobe Steel Ltd | 曲げ加工性に優れた非磁性鉄筋 |
| JP5437482B2 (ja) * | 2009-04-28 | 2014-03-12 | ヒュンダイ スチール カンパニー | 高強度及び高軟性を有する高マンガン窒素含有鋼板及びその製造方法 |
| DE102010034161B4 (de) * | 2010-03-16 | 2014-01-02 | Salzgitter Flachstahl Gmbh | Verfahren zur Herstellung von Werkstücken aus Leichtbaustahl mit über die Wanddicke einstellbaren Werkstoffeigenschaften |
| CN104109811B (zh) * | 2014-07-03 | 2016-06-29 | 武汉钢铁(集团)公司 | Mn-Cr-V系超高强度无磁钢及其生产方法 |
| EP3095889A1 (en) * | 2015-05-22 | 2016-11-23 | Outokumpu Oyj | Method for manufacturing a component made of austenitic steel |
| CN110333007B (zh) * | 2019-08-21 | 2021-11-16 | 重庆交通大学 | 一种非接触式桥梁内部钢筋应力监测方法及监测装置 |
Citations (3)
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Also Published As
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| JPS60141823A (ja) | 1985-07-26 |
| DE3446363C2 (ja) | 1987-08-13 |
| FR2557140B1 (fr) | 1988-05-27 |
| KR850004992A (ko) | 1985-08-19 |
| FR2557140A1 (fr) | 1985-06-28 |
| DE3446363A1 (de) | 1985-07-18 |
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