JPH0413041B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

〔産業上の利用分野〕 本発明はチタン合金棒の製造方法に関する。 〔従来の技術〕 チタン合金はその利用が各種の分野に広がりつ
つあるが、２次製品用素材としては一般に丸棒の
形に製造される。斯かるチタン合金棒は従来は鍛
造法又はカリバーロールを利用した棒材圧延法に
よつて製造されていた。 〔発明が解決しようとする課題〕 鍛造法によつてチタン合金棒を製造する場合は
本質的に外径の真円度が低く、また鍛造割れを生
じ易い。更に中心部で内部割れを生じることも多
い。 一方棒材圧延法による場合、特に連続圧延機を
使用する場合は、各パスごとの圧延温度の管理が
困難であり温度低下のために圧延中に表面割れを
生じて表面疵を生じる。また小ロツト各種サイズ
のチタン合金棒を大量生産に適した連続式の棒鋼
圧延機にて製造することは設備の稼働上非経済的
である。 またいずれの方法においても表面の疵を除去す
るために外周施削量を大とする必要があつて成品
歩留が低い。そしてこれら両方法（圧延法におい
てリバース圧延機を使用する場合も含む）は断面
内均一加工は本質的に不可能であるから、断面内
均一ミクロ組織は得られない。 本発明はこのような従来技術の問題点を解決す
るためになされたものであつて、３個又は４個の
ロールを有する傾斜圧延機を使用し、素材温度に
関連して定めた１パス当たりの減面率で圧延する
ことにより、マクロ組織、ミクロ組織が良好、従
つて機械的特性に優れ、また内部欠陥がなく、更
に表面割れが皆無であり外周施削量が少なくて済
み、成品歩留が高く、加えて外径真円度が高く、
断面内均一加工が可能なチタン合金棒の製造方法
を提供することを目的とする。 〔課題を解決するための手段〕 本発明に係るチタン合金棒の製造方法は、チタ
ン合金の棒状素材を、α相域温度及びα＋β相域
温度での圧延の場合は１パス当りの減面率を５％
以上、40％以下、またβ相域温度での圧延の場合
は１パス当りの減面率を５％以上、85％以下とし
て熱間で３個又は４個のロールを有する傾斜圧延
機にて傾斜圧延をしてチタン合金棒を製造するこ
とを特徴とする。 後述するようにβ型合金の場合は１パスでの加
工が可能な場合もあるが、一般には傾斜圧延と再
加熱とを反復して漸次外径を絞つていく方法をと
る。そしての型、α＋β型合金については複数パ
スの傾斜圧延のうち、その仕上圧延相当パスにお
いてα相域、α＋β相域温度とすればよい。 〔作用〕 このような傾斜圧延機を使用することで真円度
が高く、円周方向の剪断歪が少なく、内部割れ、
表面割れを発生しない圧延が可能となる。そして
この傾斜圧延機による場合は高加工度を得ること
もできるが、これに伴う加工発熱による相変態の
問題は圧延温度に応じた適切な減面率を選択で対
処する必要が生じたのである。 〔発明完成までの経緯〕 前述した従来技術の問題点を解決するため本願
発明者らは割れ等の問題を生じることが少なく、
また高加工度を取り得る傾斜圧延法をチタン合金
棒の製造に適用することに着眼した。 傾斜ロール圧延機としては例えば特公昭46−
43980号に中実材を１パスで高圧下できる高加工
度圧延機として開示されたものがある。これは被
圧延材の入側におけるロールの直径を出側におけ
る直径よりも十分に大径とした３個のコーン型ロ
ールが被圧延材のパスラインを中心にしてロール
ハウジングとともに回転するものである。この圧
延機によれば被圧延材の表面ねじれが小さいこと
が挙げられているが、本願発明者らの実験によれ
ばポロシテイ等の内部欠陥の改善効果がみられ
ず、また円周方法の剪断歪が大きいために高品質
の丸棒製造には適さない。 一方、本願発明者らは高加工度圧延ができ、し
かも円周方向の剪断歪が少なく、内部割れが発生
することのない円形断面金属材料の製造方法を
種々検討し、特開昭59−4902号の発明をなした。
これはパスライン周りに臨んで３個又は４個のロ
ールが配設され、その軸心線はパスラインと非平
行になるようにパスラインの周りの周方向に傾斜
せしめられ、更にロールの入側又は出側の軸端が
パスラインと交叉する傾斜圧延機を用い、前記の
傾斜角及び交叉角が一定の条件を満足する状態に
て圧延する方法である。 本願発明は傾斜圧延法として、この特開昭59−
4902号に記載の方法を適用することとしたのであ
る。この方法の適用により高加工度は勿論、剪断
歪、内部割れの問題が解決できる処となつたが、
チタン合金棒の製造に適用するに当たり加工温度
の調整に加えて、更に加工発熱による相変態抑制
の問題を解決する必要が生じてきた。即ち、従来
の加工法である鍛造、孔型圧延法等では割れ等の
問題があつたため、高い加工度が実現できず、従
つて加工中に相変態を起こさせるに十分な加工発
熱が生じることはなく、一般には加工中に被圧延
材の温度は低下するため、加工前の加熱温度によ
つて相変態が生じるか否かは予測ができていた。 それに対して難加工性材料であり、変形抵抗の
高いチタン合金に対して、割れ等の問題を解決し
て高加工度が実現できる傾斜圧延法を適用できる
ようになつた結果、加工時の発熱による相変態抑
制の問題が発生した。 通常、傾斜圧延機を用いて圧延を行う利点は１
パスでの高加工度を達成し得ることである。従つ
て加工後、換言すれば減面率を高くすればそれだ
け傾斜圧延の特徴を活かせることとなり、製造能
率を高め得、製造コストの低減を図れることとな
る。 しかし高い減面率を設定すると、発生する加工
熱が大きくなり、β型チタン合金を除くα型チタ
ン合金、α＋β型チタン合金では相変態を招き、
また良好なマクロ、ミクロ組織を得られなくな
る。そこでこの加工発熱をいかに抑制するかが、
重要な課題となつたのである。 ここでチタン合金の特徴について説明する。 チタン合金にはα型（Ti−5Al−2.5Sn等）、α
＋β型（Ti−6Al−4V、Ti−6Al−6V−2Sn等）、
β型（Ti−13V−11Cr−3Al、Ti−15Mo−5Zr−
3Al等）の３種類に大別できる。 これは常温にて存在する相がα相、α＋β相、
β相のいずれであるかによつて区別されるもので
ある。第７表は上記したα型、α＋β型、β型の
各チタン合金とその温度変化に伴う相変態との関
係を示し、また第１２図は第７表に示すα型チタ
ン合金、α＋β型チタン合金、β型チタン合
金についての温度と合金成分含有量と相変態と
の関係を示すグラフである。

〔実施例〕

以下本発明の実施例について説明する。 第８、９表はこの実施例をまとめたものであ
る。第８、９表において最左欄は合金成分により
定まる相域温度を、またその右側の欄に実施結果
から判断される適正な減面率を示している。 第８表に示す実施例１、２、３の結果はマクロ
組織の面からの減面率の適否評価をしたものであ
り、実施例４、５の結果はミクロ組織の面からの
減面率の適否評価をしたものである。 第９表はマクロ組織、ミクロ組織及び機械性質
を含めた総合的評価の結果を示している。 以下個別の実施例につき詳しく説明する。 実施例 １ まず１パス当たりの減面率が圧延後のマクロ組
織に及ぼす影響について調査した。 実験はα＋β型のチタン合金（Ti−6Al−4V）
で鍛造によつて（鍛造比10.0）90φ×300として
トランスホームド（Transformed）β組織とな
つたものを素材として用いた。 第１図は本発明方法の工程を模式的に示す図面
であり、この実験においてもこの図に示される工
程によつている。即ち90φ×300の被圧延材１
を加熱炉２へ装入し、930℃（α＋β域温度）と
して炉から抽出し、３ロールの交叉型傾斜圧延機
３にて圧延し、次いで930℃に再加熱するという
工程を所定回数反復し、傾斜圧延機３から矯正機
４へ送り出し、ここで曲りを矯正して切断機５に
て定尺切断するという工程をとる。 前述のように傾斜圧延機は２ロール、３ロール
又は４ロールのものを用い得るがここで用いたも
のは３ロールの交叉型であり、しかも交叉角、傾
斜角の調整が可能な圧延機である。第２図は被圧
延材の入側から示す圧延機３の略示正面図、第３
図は第２図の−線による断面図、第４図はそ
の傾斜角βを示す側面図である。３個のロール３
１，３２，３３は被圧延材１の出側端部にゴージ
部３１ａ，３２ａ，３３ａを備え、ゴージ部を境
にして被圧延材１の入側は軸端に向けて漸次直径
を縮小され、また出側は拡大されて円錐台形をな
す入口面３１ｂ，３２ｂ，３３ｂ及び出口面３１
ｃ，３２ｃ，３３ｃを備えている。このようなコ
ーン型のロール３１，３２，３３はいずれもその
入口面３１ｂ，３２ｂ，３３ｂをその被圧延材１
の移動方向上流側に位置させた状態とし、また軸
心線Ｙ−Ｙと、ゴージ部３１ａ，３２ａ，３３ａ
を含む平面との交点Ｏ（以下ロール設定中心とい
う）を、被圧延材１のパスラインＸ−Ｘと直交す
る同一平面上にてパスラインＸ−Ｘ周りに略等間
隔に位置せしめるべく配設されている。そして各
ロール３１，３２，３３の軸心線Ｙ−Ｙはロール
設定中心回りに、被圧延材１のパスラインＸ−Ｘ
との関係において第３図に示すように前方の軸端
がパスラインＸ−Ｘに向けて接近するよう交叉角
γ（可変）だけ交叉（傾斜）せしめられ、且つ第
２図、第４図に示すように前方の軸端が被圧延材
１の周方向の同じ側に向けて傾斜角β（可変）だ
け傾斜せしめられている。ロール３１，３２，３
３は図示しない駆動源に連繋されており、第２図
に矢符で示す如く同方向に回転駆動され、これら
のロール間に噛み込まれた熱間の被圧延材１はそ
の軸心線回りに回転駆動されつつ軸長方向に移動
される。即ち螺進移動せしめられつつ外径を絞ら
れ高圧下を受けることになる。 而してこの圧延機にて交叉角を4°、傾斜角を
11°に設定した。ロール径は200φ、ロール材質は
SCM440である。なお交叉角、傾斜角は本発明方
法の実施に際しても上述の値に限定されるもので
はなく、例えば交叉角が負（後側の軸端がパスラ
インＸ−Ｘに向けて接近する状態になつている）
であつてもよい。また傾斜圧延機３のロール軸保
持形式は両持、片持のいずれであつてもよい。 以上の共通条件の下で第１表に示す３通りのパ
ススケジユールにて圧延した。即ち第１スケジユ
ールは最大減面率が30％で７パスにて35.0φに、
第２スケジユールは最大減面率が40％で６パスに
て34.0φに、第３スケジユールは最大減面率50％
で４パスにて36.5φになしている。第５図ａ，ｂ，
ｃは夫々第１、第２、第３スケジユールによつた
場合のマクロ組織写真である。 このマクロ写真から次のような結論が得られ
る。即ち第３スケジユールの結果から明らかな如
く１パス当たりの減面率が最大50％であるパスス
ケジュールを経ると良好なマクロ組織は得られな
い。これは圧延時の加工熱の発生が大きく、被圧
延材温度がβ変態点温度以上となる部分があり、
α＋β相がβ相に変態したためであると考えられ
る。 第１スケジユールの結果から明らかな如く、１
パス当たりの減面率が最大30％である場合は良好
なマクロ組織が得られる。 第２スケジユールの結果についてみると１パス
当たりの減面率が40％である場合は、第１スケジ
ユールの30％、第３スケジユールの50％の場合の
中間のマクロ組織が得られるところとなり、第５
図ｂのように外周近傍にリング形状が現れ、マク
ロ組織は決して良好とは言えないものの、このリ
ング部分のミクロ組織の観察によるとその周辺の
ミクロ組織同様にα＋β相を呈しており問題とす
る程のものではない。 従つてα＋β型合金にて良好なマクロ組織を得
る上でα＋β域温度での１パス当たりの減面率は
40％以下とする必要があるということになる。 実施例 ２ 全く同様の実験をα型チタン合金Ti−5Al−
2.5Snについて行つた。但し加熱温度はこの素材
のβトランザス（Transus）以下の温度である
930℃とした。そしてその結果についても上記α
＋β型合金と同様、マクロ組織上、α域温度での
１パス当たりの減面率は40％以下とする必要があ
るとの結論が得られた。 実施例 ３ 次にβ型チタン合金であるTi−13V−11Cr−
3Alについて加熱温度900℃で同様の実験を行つ
た。この場合のマクロ組織は第１、第２、第３ス
ケジユールとも良好なものが得られた。そこでよ
り高い生産能率を得られる可能性を探るために鋼
材で可能な、１パス当たりの減面率を80％（90φ
→40φ）とすることを試みたところマクロ組織に
は何らの異常も認められなかつた。 実施例 ４ 次にα型合金Ti−5Al−2.5Sn、α＋β型合金
Ti−6Al−4V及びβ型合金Ti−13V−11Cr−3Al
についてミクロ組織を調べた。 使用素材は前同様の鍛造丸棒90φ×300、加
熱温度は前記α型合金で930℃（α域温度）、α＋
β型合金で930℃（α＋β域温度）、β型合金で
900℃（β域温度）であり、使用傾斜圧延機及び
その交叉角、傾斜角の設定条件は前述したところ
と同様である。そして実施パススケジユールは前
記第２スケジユール（最大減面率40％）である。
第６図ａ，ｂ，ｃにその圧延結果のミクロ組織写
真を示し、第６図ａ，ｃは100倍、第６図ｂは500
倍のものである。 第６図ａはα型合金Ti−5Al−2.5Snのもので
あつて圧延後空冷した。エツチングは10％HF−
５％HNO₃にて行つた。 第６図ｂはα＋β型合金Ti−6Al−4Vのもの
であつて、圧延後空冷した。エツチングは２％
HF−４％HNO₃にて行つた。 第６図ｃはβ型合金Ti−13V−11Cr−3Alのも
のであつて、圧延後水冷した。エツチングは２％
HF−４％HNO₃にて行つた。 これらのミクロ写真の観察から１パス当たりの
減面率が40％である場合には極めて良好なミクロ
組織が得られることが解る。 実施例 ５ 次にβ型合金Ti−13V−11Cr−3Alについて１
パスにて90φから35φまで絞る、つまり減面率を
約85％とする圧延を行い、そのミクロ組織を調べ
た。加熱温度、圧延機の設定等他の条件は上述し
たところと同様である。この場合の被圧延材の中
心部のミクロ組織は第６図ｃと同様であるが、表
層部より少し中心寄りの部分のミクロ組織は中心
部の粒度よりも1.5倍程度粗くなつており、85％
が１パス当たりの減面率の上限であることを示し
ていた。 以上のことから熱間傾斜圧延を行い、α型合
金、α＋β型合金では少なくとも仕上圧延にてα
域温度、α＋β域温度での圧延を行い（β型合金
は当然β域温度での圧延となる）、１パス当たり
の減面率はα域、α＋β域温度での圧延では40
％、β域温度での圧延では85％を上限とすること
により、良好なマクロ組織、ミクロ組織を有する
チタン合金棒が得られることが明らかである。 なおα域温度での圧延に言及しているのは、α
＋β域温度に加熱して傾斜圧延している間におい
て、部分的にα域温度に低下している処があり、
この部分についてはα域温度での圧延になつてい
るが、それ自体何ら不都合はなく、このような状
態の圧延も本発明に含む趣旨である。 実施例 ６ 次にα＋β型合金Ti−6Al−4Vにつき本発明
方法を実施して機械的性質等について測定した結
果について説明する。 () 製造工程 第２表に示すとおりであり分塊圧延材を施削
して90φとしたものを本発明方法にて35φに絞
つた。なお粗鍛造及び分塊圧延はβ変態温度以
上にて行つている。 () 圧延条件 加熱温度：930℃（α＋β域温度） 使用圧延機：交叉型傾斜圧延機 交叉角（γ）4° 傾斜角（β）11° ロール径200φ ロール材質SCM440 パススケジユール：第１表の第１スケジユール
による () 化学成分（圧延後） 第３表に示す ()機械的性質 規格（AMS 4928H）等に従い次のような項
目についての試験を行つた。 (イ) 引張試験 試験片形状：第７図に示す。 試験片採取位置：第８図に示す。 T₁は中心部、T₂はＲ／２部（半径の1/2の
位置）のものである。 試験条件等：第４表に示す。 (ロ) Ｎotch Ｓtress Ｒupture試験 試験片形状：第９図に示す。 試験片採取位置：第８図に示す。 試験条件：第５表に示す。 試験片は軸心部及びＲ／２部より各２本採取
し、２本の平均を求めている。 試験結果を第６表に示す。 (ハ) 組織 第１０図にマクロ組織写真、第１１図ａ，
ｂ，ｃに表層部、Ｒ／２部、中心部夫々の横
断面ミクロ組織写真（500倍）を示す。 (ニ) βトランザス 被圧延材からテストピースを切出し、熱処
理法によりβトランザス（β変態温度）を測
定した。結果は990℃であつた。 (ホ) 超音波探傷 5MHzにて水浸探傷（使用機器クラウトク
レーマ製USIP11）したが特に欠陥は見られ
なかつた。 以上の結果により本発明による場合は規格
AMS4928Hを十分満たす良好なチタン合金棒の
製造が可能であることが明らかである。 〔発明の効果〕 以上の如き本発明による場合は３個又は４個の
ロールを有する傾斜圧延機を使用することで剪断
歪、内部割れがなく、また表面疵がなくて、歩留
が高くまた表面の疵のために大量の外周施削をす
る必要がなく、この点でも成品歩留が高く、また
工数低減できるところとなつた。 更に真円度も高くなつた。そして減面率を規制
することにより高加工度で能率を高めつつ加工発
熱に伴う相変態の不具合を排除してマクロ組織、
ミクロ組織ともに良好なチタン合金棒が製造され
るところとなつた。

【表】

【表】

【表】

【表】

【表】

【表】

【表】

【表】

【表】 【図面の簡単な説明】

第１図は本発明方法の模式工程図、第２図は本
発明方法の実施に使用した交叉型圧延機の略示正
面図、第３図は第２図の−線による断面図、
第４図は傾斜角βの説明図、第５図ａ，ｂ，ｃは
マクロ組織写真、第６図ａ，ｂ，ｃはミクロ組織
写真、第７図は引張試験片の寸法図、第８図は試
験片採取位置の説明図、第９図はNotch Stress
Rupture試験の試験片の寸法図、第１０図はマク
ロ組織写真、第１１図ａ，ｂ，ｃはミクロ組織写
真、第１２図は合金含有量と温度と相変態との関
係を示すグラフである。 １……被圧延材、２……加熱炉、３……傾斜圧
延機。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ チタン合金の棒状素材を、α相域温度及びα
   ＋β相域温度での圧延の場合は１パス当りの減面
   率を５％以上、40％以下、またβ相域温度での圧
   延の場合は１パス当りの減面率を５％以上、85％
   以下として熱間で３個又は４個のロールを有する
   傾斜圧延機にて傾斜圧延をしてチタン合金棒を製
   造することを特徴とするチタン合金棒の製造方
   法。