JPH0469515B2 - - Google Patents
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- JPH0469515B2 JPH0469515B2 JP19820586A JP19820586A JPH0469515B2 JP H0469515 B2 JPH0469515 B2 JP H0469515B2 JP 19820586 A JP19820586 A JP 19820586A JP 19820586 A JP19820586 A JP 19820586A JP H0469515 B2 JPH0469515 B2 JP H0469515B2
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Description
〔発明の技術分野〕
この発明は、チタンクラツド鋼板の熱間圧延に
よる製造方法に関するものである。 〔従来技術とその問題点〕 チタンクラツド鋼板の熱間圧延による製造方法
は、炭素鋼、低合金鋼およびステンレス鋼等の鉄
器基金属のいずれか１つからなる母材板と、チタ
ンおよびチタン合金のいずれか１つからなる合せ
材板とからなる組立てスラブを、1050℃近辺の温
度に加熱し、加熱された組立てスラブを、950〜
1000℃の圧延温度で熱間圧延して、母材板および
合せ材板を互いに圧着し、母材板および合せ材板
からなるチタンクラツド鋼板を得るものである。 このような熱間圧延によつて製造されたチタン
クラツド鋼板においては、母材板と合せ材板との
接合界面に、熱間圧延によりFe−Tiの脆弱な金
属間化合物層が形成される。この金属間化合物層
は、組立てスラブの加熱温度および圧延温度が高
い程増大し、チタンクラツド鋼板の接合強度およ
び曲げ加工性を低下させる。また、母材板を構成
する鉄基金属から合せ材板との接合界面に拡散し
て来た炭素が接合界面でチタン炭化物を形成する
ことも、接合強度および曲げ加工性の低下を助長
する。 この対策として、特開昭59−220293号公報およ
び特開昭60−213378号公報には、組立てスラブを
950℃以下の低い温度に加熱し、熱間圧延する方
法が開示されている。しかし、950℃以下の温度
に加熱し、熱間圧延したのでは、母材板と合せ材
板との間での金属原子の相互拡散が起こりにくく
なるため、接合界面に未圧着ポロシテイが残存す
る。このため、逆にこれが原因となつて、同様に
接合強度および曲げ加工性の低下を生じる。 そこで、下記公報では、母材板と合せ材板との
間に、中間材を介挿することを提案している。即
ち、特公昭59−15306号公報では、銅からなる中
間材を、特公昭60−124483号公報では、フエライ
ト系またはマルテンサイト系ステンレス鋼からな
る中間材を、特公昭60−24753号公報では、クロ
ム＋ニツケルまたはクロム＋銅からなる複合中間
材を、特公昭60−170586号公報では、銅＋ニツケ
ルからなる複合中間材を、特開昭60−261683号公
報では、銅＋モリブデンまたは、ニツケル＋モリ
ブデンからなる複合中間材を介挿する。 しかしながら、以上で、合せ材板に銅または、
ニツケルを接触させうような、種類の中間材を介
挿する方法は、接合界面でFe−Tiよりも脆弱な
金属間化合物層を形成するので、その面で良くな
い。また、銅＋モリブデンまたはニツケル＋モリ
ブデンからなる複合中間材を介挿する方法は、モ
リブデンの加工性が悪く、熱間圧延中にモリブデ
ンが破損する。ステンレス鋼からなる中間材、ク
ロム＋ニツケルまたはクロム＋銅からなる複合中
間材を介挿する方法は、中間材の価格が高いの
で、工業生産上コスト的に不利である。 〔発明の目的〕 この発明は、上述の現状に鑑み、接合強度およ
び曲げ加工性の高いチタンクラツド鋼板を得るこ
とができる、チタンクラツド鋼板の熱間圧延によ
る製造方法を提供することを目的とするものであ
る。 〔発明の概要〕 この発明は、鉄基金属からなる母材板と、チタ
ンおよびチタン合金のいずれか１つからなる合せ
材板とを、熱間圧延によつて互いに圧着して、チ
タンクラツド鋼板を製造するに際し、 前記母材板と前記合せ材板との間に、炭素
0.01wt％以下の低炭素鋼からなる接合中間材を介
挿し、または、炭素0.01wt％以下の低炭素鋼から
なる第１接合中間材と銅、ニツケルおよび銅−ニ
ツケル合金のいずれか１つからなる第２接合中間
材とを積層した薄厚の複合接合中間材を、前記第
２接合中間材が前記母材板側となるように介挿
し、且つ、前記接合中間材と前記合せ材板との間
に、0.1〜8.0mmの間〓を設けて、組立てスラブを
調製し、そして、前記組立てスラブを、650〜850
℃の圧延温度で且つ下記圧着指数1Rが8.0以上と
なる条件で熱間圧延することに特徴を有するもの
である。 圧着指数1R＝ Σ｛（σtcnax／Kp）A〓−１｝ 前パス数の和 但し、 （σtcnax／Kp）A〓−１＜０では、これを０とし
て扱う。 σtcnax／Kp＝ａ＋ｃ／｛tp／（Ｒ−ｂ）｝ ａ＝0.004r＋0.8 ｂ＝１／（ｒ＋2.5） ｃ＝0.018r−0.05（ｒ＜10のとき） ＝0.006r＋0.07（ｒ≧10のとき） A〓＝（3.2α2−4.4α＋1.4）× （ld／tn＋1.0）＋1.0 （ldtn＜1.0のとき） ＝1.0（ld／tn≧1.0のとき） ld＝√・ tn＝（tp＋2t1）／３ σtcnax：板厚中心での垂直最大圧延応力（Kg／mm2） Kp：塑性変形抵抗（Kg／mm2） tp：ロール入側での板厚（mm） t1：ロール出側での板厚（mm） tn：板材のロール接触平均板厚（mm） ld：板材のロール接触長さ（mm） Ｒ：ロール半径（mm） ｒ：圧下率（％） Δt：圧下量（mm） α：板厚方向位置 〔発明の構成〕 以下、この発明のチタンクラツド鋼板の製造方
法について詳述する。 この発明において、合せ材板は、チタンまたは
チタン合金からなる。母材板は、炭素鋼、低合金
鋼およびステンレス鋼等の鉄基金属からなる。 この発明において、母材板と合せ材板との間
に、炭素0.01wt％以下の低炭素鋼からなる薄厚の
接合中間材を介挿して、組立てスラブを調製する
のは、接合中間材を介挿することによつて、合せ
材板との接合界面に母材板を構成する鉄基金属か
ら炭素が拡散するのを阻止し、接合界面にチタン
炭化物が形成されるのを防止するためである。接
合中間材を構成する低炭素鋼の炭素含有量を
0.01wt％以下としたのは、炭素含有量が0.01wt％
を超えると、接合中間材自身からの炭素の拡散が
無視し得なくなるからである。薄厚の接合中間材
の厚さとしては熱間圧延後に数10〜数100μｍ程
度となる厚さが好ましい。 合せ材板との接合界面に母材板を構成する鉄基
金属から炭素が拡散するのを更に効果的に阻止す
る必要がある場合には、炭素0.01wt％以下の低炭
素鋼からなる第１接合中間材と銅、ニツケルおよ
び銅−ニツケル合金のいずれか１つからなる第２
接合中間材とを積層した薄厚の複合接合中間材
を、第２接合中間材が母材板側となるようにし
て、母材板と前記合せ材板との間に介挿すればよ
い。なお、銅、ニツケルまたは銅−ニツケル合金
からなる薄厚の接合中間材のみを介挿したので
は、Fe−Tiの金属間化合物層よりも更に脆弱な
金属間化合物層が形成されるので、よくない。 この発明において、接合中間材と合せ材板との
間に0.1〜8.0mmの間〓を設けて、組立てスラブを
調製するのは、組立てスラブの加熱時に、接合中
間材と合せ材板との接触を防止して、接合中間材
と合せ材板との界面にFe−Tiの金属間化合物層
が形成されるのを抑制するためである。間〓の大
きさが8.0mmを超えると、熱間圧延によつて所定
の接合強度が得られるように、母材板と合せ材板
とを接合中間材を介して互いに圧着するために、
大きな圧下比を必要とする。一方、間〓の大きさ
が0.1mm未満であると、組立てスラブの溶接後に
間〓に存在する空気を排気する際、排気抵抗が大
きくなり過ぎて長時間を要する。従つて、間〓は
0.1〜8.0mmの範囲にすべきである。接合中間材と
合せ材板との間の間〓は、その間の四隅にスペー
サを介挿することにより設けるのが良い。 この発明において、熱間圧延の圧延温度を650
〜850℃に限定したのは、圧延温度が850℃を超え
ると、接合界面でのFe−Tiの脆弱な金属間化合
物層の形成が促進され、一方、650℃未満では、
所定の圧延圧下量に要する圧延圧力が増大し、好
ましくないからである。組立てスラブの加熱温度
は、Fe−Tiの融点の1085℃以下の温度にする。 この発明において、組立てスラブを圧着指数1R
が8.0以上となる条件で熱間圧延する理由は、次
の通りである。 熱間圧延によつて接合中間材を介して母材板と
合せ材板とを互いに圧着したときに、接合界面に
未圧着ポロシテイが残存するのを防止するために
は、熱間圧延時に母材板および合せ材板に作用す
る垂直圧縮応力を高めて、母材板と合せ材板との
間での金属原子の相互接触を促進する必要があ
る。 そこで、本発明者等は、母材板と合せ材板との
接合面の圧着について、公知の極厚鋼板のザク圧
着評価モデルを適用して、圧着を評価した。 即ち、熱間圧延の各パスにおける板厚中心での
垂直最大圧延応力をσtcnax、板の塑性変形抵抗を
Kpとすると、板厚中心での垂直最大圧延応力比
σtcnax／Kpは、次の(1)式で与えられる。 σtcnax／Kp＝ａ＋ｃ／｛t0／（Ｒ
−ｂ）｝ ａ＝0.004r＋0.8 ｂ＝１／（ｒ＋2.5） ｃ＝0.018r−0.05（ｒ＜10のとき） ＝0.006r＋0.07（ｒ≧10のとき）(1) 但し、 t0：ロール入側での板厚（mm） Ｒ：ロール半径（mm） ｒ：圧下率（％） また、板厚中心での垂直最大圧延応力σtcnaxに
対する板厚方向位置αでの垂直最大圧延応力の比
をA〓とすると、A〓は次の(2)式で与えられる。 A〓＝（3.2α2−4.4α＋1.4）×（l
d／tn＋1.0） ＋1.0（ld／tn＜1.0のとき） ＝1.0（ld／tn≧1.0のとき）(2) 但し、 ld＝√・ tn＝（t0＋2t1）／３ ld：板材のロール接触長さ（mm） tn：板材のロール接触平均板厚（mm） Δt：圧下量（mm） t0：ロール入側での板厚（mm） t1：ロール出側での板厚（mm）。 上述した(1)式および(2)式は、プラスチシンによ
る圧延試験結果を図示した第１図、第２図Ａおよ
び第２図Ｂから、近似的に導き出されるものであ
る。(1)式および(2)式から明らかなように、
σtcnax／KpおよびA〓は、ロール入側、出側での板
厚、ロール半径および圧下率により形状的に定ま
る値である。そして、これから、大径のロールで
薄い板を大きい圧下で圧延すれば圧着が進行し、
また接合面が表層から近い程圧着が進行すること
が判る。 以上のようなσtcnax／KpおよびA〓を用いて、板
厚方向位置αでの垂直最大圧延応力比は、次の(3)
式のように表すことができる。 （σtcnax／Kp）×A〓 ……(3) この板厚方向位置αでの垂直最大圧延応力比か
ら１を引いた量は、圧着に有効な垂直圧延応力比
を意味していることになるから、これを熱間圧延
の全パス数について加えた量として、圧着指数1R
を次の(4)式のように定義し、導入した。 1R＝ Σ｛（σtcnax／Kp）A〓−１｝ 全パス数の和 ……(4) 但し、（σtcnax／Kp）A〓−１＜０では、これを
０として扱う。 そして、圧着指数1Rを種々変えた条件で組立て
スラブを熱間圧延してチタンクラツド鋼板を製造
して、チタンクラツド鋼板の剪断試験および曲げ
試験を行い、圧着指数1Rとの関係を調べた。その
結果を第３図に示す。 製造条件は次の通りである。 母材板：SB49炭素鋼、寸法は120mm×1800mm×
2500mm。 合せ材板：純Ti1種、寸法は30mm×1700mm×2400
mm。 接合中間材：炭素0.002〜0.01wt％の低炭素鋼か
らなる接合中間材、並びに、炭素0.002〜
0.01wt％の低炭素鋼からなる第１接合中間材と
ニツケルからなる第２接合中間材の複合接合中
間材。 組立てスラブ：後述の第４図Ａに示す組立て方
式。 圧延寸法：２×（12＋３）mm×3500mm×12800mm。 加熱温度：800〜980℃。 圧延温度：650〜850℃。 合せ材板と接合中間材との間の間〓：２mm。 第３図において、○印は曲げ試験で合せ材板と
母材板とが剥離せず良好であつたことを示し、●
印は曲げ試験で合せ材板が剥離し不良であつたこ
とを示し、また、＊印は複合接合中間材を用いて
いることを示す。 第３図に示されるように、圧着指数1Rが8.0未
満の場合には、未圧着ポロシテイが残存するため
に、剪断強度が小さく、また、曲げ試験において
接合面に剥離が発生している。一方、圧着指数1R
8.0以上の場合には、未圧着ポロシテイが残存し
ないために、剪断強度がJIS Ｇ 3603に規定する
下限値14Kg／mm2を上廻り、また、曲げ試験結果も
良好である。 以上から、圧着指数1Rが8.0以上となる条件で
熱間圧延すれば、接合界面に未圧着ポロシテイが
残存するのを容易に防止することが判る。 この発明において、熱間圧延の圧延温度を650
〜850℃に限定したのは、圧延温度が850℃を超え
ると、接合界面でのFe−Tiの脆弱な金属間化合
物層の形成が促進され、一方、650℃未満では、
所定の圧延圧下量に要する圧延圧力が増大し、好
ましくないからである。組立てスラブの加熱温度
は、Fe−Tiの融点の1085℃以下の温度にする。 組立てスラブの組立て方式としては、第４図Ａ
〜Ｃに示す３つが代表的なものであるが、同時に
３枚以上のクラツド鋼板を製造することができる
組立て方式を採用することもできる。 第４図Ａ〜Ｃにおいて、１は母材板、２は合せ
材板、３は接合中間材（複合の接合中間材を含
む）、４は剥離材、５はスペーサ、６は溶接部、
７は合せ材板２と接合中間材３との間に設けた間
〓である。また、第４図Ｂ〜Ｃにおいて、８はカ
バー材である。 第４図Ａは、片面チタンクラツド鋼板を同時に
２枚製造するための組立てスラブの組立て方式
（以下Ａ方式と称す）を、第４図Ｂは、片面チタ
ンクラツド鋼板を１枚製造するための組立てスラ
ブの組立て方式（以下Ｂ方式と称す）を、そし
て、第４図はＣ、両面チタンクラツド鋼板を１枚
製造するための組立てスラブの組立て方式（以下
Ｃ方式と称す）を示す。 調製された組立てスラブの内部は、10-2Torr
以下の高真空にすることが好ましい。そのため
に、組立てスラブの周囲の溶接を大気中で行なつ
たのち、拡散ポンプで組立てスラブの内部を吸引
して高真空にする他、組立てスラブの周囲の溶接
を電子ビーム溶接などによつて高真空中で行な
い、内部を高真空にする。 〔実施例〕 この発明の方法に従つて、本発明クラツド鋼板
No.１〜５、９〜10、12〜15および18〜21を製造
し、超音波探傷試験等の確性試験を行なつた。ま
た、比較のために、この発明の範囲外の製造条件
で、比較クラツド鋼板No.６〜８、11および16〜17
を製造し、同様に、超音波探傷試験等の確性試験
を行なつた。 組立てスラブの組立て方式は、第４図Ａ〜Ｃに
示したＡ〜Ｃの３方式で、それぞれの方式におけ
る母材板等の規格、寸法等の基本条件を、第１表
に示す。 本発明クラツド鋼板No.１〜５、９〜10、12〜15
および18〜21、並びに、比較クラツド鋼板No.６〜
８、11および16〜17の製造条件を第２表に、そし
て、それらの確性試験結果を第３表に示す。
よる製造方法に関するものである。 〔従来技術とその問題点〕 チタンクラツド鋼板の熱間圧延による製造方法
は、炭素鋼、低合金鋼およびステンレス鋼等の鉄
器基金属のいずれか１つからなる母材板と、チタ
ンおよびチタン合金のいずれか１つからなる合せ
材板とからなる組立てスラブを、1050℃近辺の温
度に加熱し、加熱された組立てスラブを、950〜
1000℃の圧延温度で熱間圧延して、母材板および
合せ材板を互いに圧着し、母材板および合せ材板
からなるチタンクラツド鋼板を得るものである。 このような熱間圧延によつて製造されたチタン
クラツド鋼板においては、母材板と合せ材板との
接合界面に、熱間圧延によりFe−Tiの脆弱な金
属間化合物層が形成される。この金属間化合物層
は、組立てスラブの加熱温度および圧延温度が高
い程増大し、チタンクラツド鋼板の接合強度およ
び曲げ加工性を低下させる。また、母材板を構成
する鉄基金属から合せ材板との接合界面に拡散し
て来た炭素が接合界面でチタン炭化物を形成する
ことも、接合強度および曲げ加工性の低下を助長
する。 この対策として、特開昭59−220293号公報およ
び特開昭60−213378号公報には、組立てスラブを
950℃以下の低い温度に加熱し、熱間圧延する方
法が開示されている。しかし、950℃以下の温度
に加熱し、熱間圧延したのでは、母材板と合せ材
板との間での金属原子の相互拡散が起こりにくく
なるため、接合界面に未圧着ポロシテイが残存す
る。このため、逆にこれが原因となつて、同様に
接合強度および曲げ加工性の低下を生じる。 そこで、下記公報では、母材板と合せ材板との
間に、中間材を介挿することを提案している。即
ち、特公昭59−15306号公報では、銅からなる中
間材を、特公昭60−124483号公報では、フエライ
ト系またはマルテンサイト系ステンレス鋼からな
る中間材を、特公昭60−24753号公報では、クロ
ム＋ニツケルまたはクロム＋銅からなる複合中間
材を、特公昭60−170586号公報では、銅＋ニツケ
ルからなる複合中間材を、特開昭60−261683号公
報では、銅＋モリブデンまたは、ニツケル＋モリ
ブデンからなる複合中間材を介挿する。 しかしながら、以上で、合せ材板に銅または、
ニツケルを接触させうような、種類の中間材を介
挿する方法は、接合界面でFe−Tiよりも脆弱な
金属間化合物層を形成するので、その面で良くな
い。また、銅＋モリブデンまたはニツケル＋モリ
ブデンからなる複合中間材を介挿する方法は、モ
リブデンの加工性が悪く、熱間圧延中にモリブデ
ンが破損する。ステンレス鋼からなる中間材、ク
ロム＋ニツケルまたはクロム＋銅からなる複合中
間材を介挿する方法は、中間材の価格が高いの
で、工業生産上コスト的に不利である。 〔発明の目的〕 この発明は、上述の現状に鑑み、接合強度およ
び曲げ加工性の高いチタンクラツド鋼板を得るこ
とができる、チタンクラツド鋼板の熱間圧延によ
る製造方法を提供することを目的とするものであ
る。 〔発明の概要〕 この発明は、鉄基金属からなる母材板と、チタ
ンおよびチタン合金のいずれか１つからなる合せ
材板とを、熱間圧延によつて互いに圧着して、チ
タンクラツド鋼板を製造するに際し、 前記母材板と前記合せ材板との間に、炭素
0.01wt％以下の低炭素鋼からなる接合中間材を介
挿し、または、炭素0.01wt％以下の低炭素鋼から
なる第１接合中間材と銅、ニツケルおよび銅−ニ
ツケル合金のいずれか１つからなる第２接合中間
材とを積層した薄厚の複合接合中間材を、前記第
２接合中間材が前記母材板側となるように介挿
し、且つ、前記接合中間材と前記合せ材板との間
に、0.1〜8.0mmの間〓を設けて、組立てスラブを
調製し、そして、前記組立てスラブを、650〜850
℃の圧延温度で且つ下記圧着指数1Rが8.0以上と
なる条件で熱間圧延することに特徴を有するもの
である。 圧着指数1R＝ Σ｛（σtcnax／Kp）A〓−１｝ 前パス数の和 但し、 （σtcnax／Kp）A〓−１＜０では、これを０とし
て扱う。 σtcnax／Kp＝ａ＋ｃ／｛tp／（Ｒ−ｂ）｝ ａ＝0.004r＋0.8 ｂ＝１／（ｒ＋2.5） ｃ＝0.018r−0.05（ｒ＜10のとき） ＝0.006r＋0.07（ｒ≧10のとき） A〓＝（3.2α2−4.4α＋1.4）× （ld／tn＋1.0）＋1.0 （ldtn＜1.0のとき） ＝1.0（ld／tn≧1.0のとき） ld＝√・ tn＝（tp＋2t1）／３ σtcnax：板厚中心での垂直最大圧延応力（Kg／mm2） Kp：塑性変形抵抗（Kg／mm2） tp：ロール入側での板厚（mm） t1：ロール出側での板厚（mm） tn：板材のロール接触平均板厚（mm） ld：板材のロール接触長さ（mm） Ｒ：ロール半径（mm） ｒ：圧下率（％） Δt：圧下量（mm） α：板厚方向位置 〔発明の構成〕 以下、この発明のチタンクラツド鋼板の製造方
法について詳述する。 この発明において、合せ材板は、チタンまたは
チタン合金からなる。母材板は、炭素鋼、低合金
鋼およびステンレス鋼等の鉄基金属からなる。 この発明において、母材板と合せ材板との間
に、炭素0.01wt％以下の低炭素鋼からなる薄厚の
接合中間材を介挿して、組立てスラブを調製する
のは、接合中間材を介挿することによつて、合せ
材板との接合界面に母材板を構成する鉄基金属か
ら炭素が拡散するのを阻止し、接合界面にチタン
炭化物が形成されるのを防止するためである。接
合中間材を構成する低炭素鋼の炭素含有量を
0.01wt％以下としたのは、炭素含有量が0.01wt％
を超えると、接合中間材自身からの炭素の拡散が
無視し得なくなるからである。薄厚の接合中間材
の厚さとしては熱間圧延後に数10〜数100μｍ程
度となる厚さが好ましい。 合せ材板との接合界面に母材板を構成する鉄基
金属から炭素が拡散するのを更に効果的に阻止す
る必要がある場合には、炭素0.01wt％以下の低炭
素鋼からなる第１接合中間材と銅、ニツケルおよ
び銅−ニツケル合金のいずれか１つからなる第２
接合中間材とを積層した薄厚の複合接合中間材
を、第２接合中間材が母材板側となるようにし
て、母材板と前記合せ材板との間に介挿すればよ
い。なお、銅、ニツケルまたは銅−ニツケル合金
からなる薄厚の接合中間材のみを介挿したので
は、Fe−Tiの金属間化合物層よりも更に脆弱な
金属間化合物層が形成されるので、よくない。 この発明において、接合中間材と合せ材板との
間に0.1〜8.0mmの間〓を設けて、組立てスラブを
調製するのは、組立てスラブの加熱時に、接合中
間材と合せ材板との接触を防止して、接合中間材
と合せ材板との界面にFe−Tiの金属間化合物層
が形成されるのを抑制するためである。間〓の大
きさが8.0mmを超えると、熱間圧延によつて所定
の接合強度が得られるように、母材板と合せ材板
とを接合中間材を介して互いに圧着するために、
大きな圧下比を必要とする。一方、間〓の大きさ
が0.1mm未満であると、組立てスラブの溶接後に
間〓に存在する空気を排気する際、排気抵抗が大
きくなり過ぎて長時間を要する。従つて、間〓は
0.1〜8.0mmの範囲にすべきである。接合中間材と
合せ材板との間の間〓は、その間の四隅にスペー
サを介挿することにより設けるのが良い。 この発明において、熱間圧延の圧延温度を650
〜850℃に限定したのは、圧延温度が850℃を超え
ると、接合界面でのFe−Tiの脆弱な金属間化合
物層の形成が促進され、一方、650℃未満では、
所定の圧延圧下量に要する圧延圧力が増大し、好
ましくないからである。組立てスラブの加熱温度
は、Fe−Tiの融点の1085℃以下の温度にする。 この発明において、組立てスラブを圧着指数1R
が8.0以上となる条件で熱間圧延する理由は、次
の通りである。 熱間圧延によつて接合中間材を介して母材板と
合せ材板とを互いに圧着したときに、接合界面に
未圧着ポロシテイが残存するのを防止するために
は、熱間圧延時に母材板および合せ材板に作用す
る垂直圧縮応力を高めて、母材板と合せ材板との
間での金属原子の相互接触を促進する必要があ
る。 そこで、本発明者等は、母材板と合せ材板との
接合面の圧着について、公知の極厚鋼板のザク圧
着評価モデルを適用して、圧着を評価した。 即ち、熱間圧延の各パスにおける板厚中心での
垂直最大圧延応力をσtcnax、板の塑性変形抵抗を
Kpとすると、板厚中心での垂直最大圧延応力比
σtcnax／Kpは、次の(1)式で与えられる。 σtcnax／Kp＝ａ＋ｃ／｛t0／（Ｒ
−ｂ）｝ ａ＝0.004r＋0.8 ｂ＝１／（ｒ＋2.5） ｃ＝0.018r−0.05（ｒ＜10のとき） ＝0.006r＋0.07（ｒ≧10のとき）(1) 但し、 t0：ロール入側での板厚（mm） Ｒ：ロール半径（mm） ｒ：圧下率（％） また、板厚中心での垂直最大圧延応力σtcnaxに
対する板厚方向位置αでの垂直最大圧延応力の比
をA〓とすると、A〓は次の(2)式で与えられる。 A〓＝（3.2α2−4.4α＋1.4）×（l
d／tn＋1.0） ＋1.0（ld／tn＜1.0のとき） ＝1.0（ld／tn≧1.0のとき）(2) 但し、 ld＝√・ tn＝（t0＋2t1）／３ ld：板材のロール接触長さ（mm） tn：板材のロール接触平均板厚（mm） Δt：圧下量（mm） t0：ロール入側での板厚（mm） t1：ロール出側での板厚（mm）。 上述した(1)式および(2)式は、プラスチシンによ
る圧延試験結果を図示した第１図、第２図Ａおよ
び第２図Ｂから、近似的に導き出されるものであ
る。(1)式および(2)式から明らかなように、
σtcnax／KpおよびA〓は、ロール入側、出側での板
厚、ロール半径および圧下率により形状的に定ま
る値である。そして、これから、大径のロールで
薄い板を大きい圧下で圧延すれば圧着が進行し、
また接合面が表層から近い程圧着が進行すること
が判る。 以上のようなσtcnax／KpおよびA〓を用いて、板
厚方向位置αでの垂直最大圧延応力比は、次の(3)
式のように表すことができる。 （σtcnax／Kp）×A〓 ……(3) この板厚方向位置αでの垂直最大圧延応力比か
ら１を引いた量は、圧着に有効な垂直圧延応力比
を意味していることになるから、これを熱間圧延
の全パス数について加えた量として、圧着指数1R
を次の(4)式のように定義し、導入した。 1R＝ Σ｛（σtcnax／Kp）A〓−１｝ 全パス数の和 ……(4) 但し、（σtcnax／Kp）A〓−１＜０では、これを
０として扱う。 そして、圧着指数1Rを種々変えた条件で組立て
スラブを熱間圧延してチタンクラツド鋼板を製造
して、チタンクラツド鋼板の剪断試験および曲げ
試験を行い、圧着指数1Rとの関係を調べた。その
結果を第３図に示す。 製造条件は次の通りである。 母材板：SB49炭素鋼、寸法は120mm×1800mm×
2500mm。 合せ材板：純Ti1種、寸法は30mm×1700mm×2400
mm。 接合中間材：炭素0.002〜0.01wt％の低炭素鋼か
らなる接合中間材、並びに、炭素0.002〜
0.01wt％の低炭素鋼からなる第１接合中間材と
ニツケルからなる第２接合中間材の複合接合中
間材。 組立てスラブ：後述の第４図Ａに示す組立て方
式。 圧延寸法：２×（12＋３）mm×3500mm×12800mm。 加熱温度：800〜980℃。 圧延温度：650〜850℃。 合せ材板と接合中間材との間の間〓：２mm。 第３図において、○印は曲げ試験で合せ材板と
母材板とが剥離せず良好であつたことを示し、●
印は曲げ試験で合せ材板が剥離し不良であつたこ
とを示し、また、＊印は複合接合中間材を用いて
いることを示す。 第３図に示されるように、圧着指数1Rが8.0未
満の場合には、未圧着ポロシテイが残存するため
に、剪断強度が小さく、また、曲げ試験において
接合面に剥離が発生している。一方、圧着指数1R
8.0以上の場合には、未圧着ポロシテイが残存し
ないために、剪断強度がJIS Ｇ 3603に規定する
下限値14Kg／mm2を上廻り、また、曲げ試験結果も
良好である。 以上から、圧着指数1Rが8.0以上となる条件で
熱間圧延すれば、接合界面に未圧着ポロシテイが
残存するのを容易に防止することが判る。 この発明において、熱間圧延の圧延温度を650
〜850℃に限定したのは、圧延温度が850℃を超え
ると、接合界面でのFe−Tiの脆弱な金属間化合
物層の形成が促進され、一方、650℃未満では、
所定の圧延圧下量に要する圧延圧力が増大し、好
ましくないからである。組立てスラブの加熱温度
は、Fe−Tiの融点の1085℃以下の温度にする。 組立てスラブの組立て方式としては、第４図Ａ
〜Ｃに示す３つが代表的なものであるが、同時に
３枚以上のクラツド鋼板を製造することができる
組立て方式を採用することもできる。 第４図Ａ〜Ｃにおいて、１は母材板、２は合せ
材板、３は接合中間材（複合の接合中間材を含
む）、４は剥離材、５はスペーサ、６は溶接部、
７は合せ材板２と接合中間材３との間に設けた間
〓である。また、第４図Ｂ〜Ｃにおいて、８はカ
バー材である。 第４図Ａは、片面チタンクラツド鋼板を同時に
２枚製造するための組立てスラブの組立て方式
（以下Ａ方式と称す）を、第４図Ｂは、片面チタ
ンクラツド鋼板を１枚製造するための組立てスラ
ブの組立て方式（以下Ｂ方式と称す）を、そし
て、第４図はＣ、両面チタンクラツド鋼板を１枚
製造するための組立てスラブの組立て方式（以下
Ｃ方式と称す）を示す。 調製された組立てスラブの内部は、10-2Torr
以下の高真空にすることが好ましい。そのため
に、組立てスラブの周囲の溶接を大気中で行なつ
たのち、拡散ポンプで組立てスラブの内部を吸引
して高真空にする他、組立てスラブの周囲の溶接
を電子ビーム溶接などによつて高真空中で行な
い、内部を高真空にする。 〔実施例〕 この発明の方法に従つて、本発明クラツド鋼板
No.１〜５、９〜10、12〜15および18〜21を製造
し、超音波探傷試験等の確性試験を行なつた。ま
た、比較のために、この発明の範囲外の製造条件
で、比較クラツド鋼板No.６〜８、11および16〜17
を製造し、同様に、超音波探傷試験等の確性試験
を行なつた。 組立てスラブの組立て方式は、第４図Ａ〜Ｃに
示したＡ〜Ｃの３方式で、それぞれの方式におけ
る母材板等の規格、寸法等の基本条件を、第１表
に示す。 本発明クラツド鋼板No.１〜５、９〜10、12〜15
および18〜21、並びに、比較クラツド鋼板No.６〜
８、11および16〜17の製造条件を第２表に、そし
て、それらの確性試験結果を第３表に示す。
【表】
【表】
【表】
【表】
この発明によれば、接合強度および曲げ加工性
の高いチタンクラツド鋼板を容易に製造すること
ができる。
の高いチタンクラツド鋼板を容易に製造すること
ができる。
第１図は、この発明において適用する公知の極
厚鋼板のザク圧着評価モデルでのσtcnax／Kpと
t0／Ｒとの関係を示すグラフ、第２図Ａは、同じ
く、ld／tnと応力比A〓との関係を示すグラフ、第
２図Ｂは、同じく板厚方向位置αと応力比A〓と
の関係を示すグラフ、第３図は、この発明におい
て施す条件の１つの圧着指数1Rと剪断強度との関
係を示すグラフ、第４図Ａ〜Ｃは、それぞれ、こ
の発明における組立てスラブの代表的な組立て方
式を示す垂直横断面図である。 図において、１……母材板、２……合せ材板、
３……接合中間材、４……剥離材、５……スペー
サ、６……溶接部、７……間〓、８……カバー
材。
厚鋼板のザク圧着評価モデルでのσtcnax／Kpと
t0／Ｒとの関係を示すグラフ、第２図Ａは、同じ
く、ld／tnと応力比A〓との関係を示すグラフ、第
２図Ｂは、同じく板厚方向位置αと応力比A〓と
の関係を示すグラフ、第３図は、この発明におい
て施す条件の１つの圧着指数1Rと剪断強度との関
係を示すグラフ、第４図Ａ〜Ｃは、それぞれ、こ
の発明における組立てスラブの代表的な組立て方
式を示す垂直横断面図である。 図において、１……母材板、２……合せ材板、
３……接合中間材、４……剥離材、５……スペー
サ、６……溶接部、７……間〓、８……カバー
材。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 鉄基金属からなる母材板と、チタンおよびチ
タン合金のいずれか１つからなる合せ材板とを、
熱間圧延によつて互いに圧着して、チタンクラツ
ド鋼板を製造するに際し、 前記母材板と前記合せ材板との間に、炭素
0.01wt％以下の低炭素鋼からなる薄厚の接合中間
材を介挿し、且つ、前記接合中間材と前記合せ材
板との間に0.1〜8.0mmの間〓を設けて、組立てス
ラブを調製し、そして、前記組立てスラブを、
650〜850℃の圧延温度で且つ下記圧着指数1Rが
8.0以上となる条件で熱間圧延することを特徴と
する、チタンクラツド鋼板の製造方法。 圧着指数1R＝ Σ｛（σtcnax／Kp）A〓−１｝ 前パス数の和 但し、 （σtcnax／Kp）A〓−１＜０では、これを０とし
て扱う。 σtcnax／Kp＝ａ＋ｃ／｛tp／（Ｒ−ｂ））｝ ａ＝0.004r＋0.8 ｂ＝１／（ｒ＋2.5） ｃ＝0.018r−0.05（ｒ＜10のとき） ＝0.006r＋0.07（ｒ≧10のとき） A〓＝（3.2α2−4.4α＋1.4） ×（ld／tn＋1.0）＋1.0 （ld／tn＜1.0のとき） ＝1.0（ld／tn≧1.0のとき） ld＝√・ tn＝（tp＋2t1）／３ σtcnax：板厚中心での垂直最大圧延応力（Kg／mm2） Kp：塑性変形抵抗（Kg／mm2） tp：ロール入側での板厚（mm） t1：ロール出側での板厚（mm） tn：板材のロール接触平均板厚（mm） ld：板材のロール接触長さ（mm） Ｒ：ロール半径（mm） ｒ：圧下率（％） Δt：圧下量（mm） α：板厚方向位置 ２ 鉄基金属からなる母材板と、チタンおよびチ
タン合金のいずれか１つからなる合せ板材とを、
熱間圧延によつて互いに圧着して、チタンクラツ
ド鋼板を製造するに際し、 前記母材板と前記合せ材板との間に、炭素
0.01wt％以下の低炭素鋼からなる第１接合中間材
と銅、ニツケルおよび銅−ニツケル合金のいずれ
か１つからなる第２接合中間材とを積層した薄厚
の複合接合中間材を、前記第２接合中間材が前記
母材板側となるように介挿し、且つ、前記複合中
間材と前記合せ材板との間に0.1〜8.0mmの間隔を
設けて、組立てスラブを調製し、そして、前記組
立てスラブを、650〜850℃の圧延温度で且つ下記
圧着指数1Rが8.0以上となる条件で熱間圧延する
ことを特徴とする、チタンクラツド鋼板の製造方
法。 圧着指数1R＝ Σ｛（σtcnax／Kp）A〓−１｝ 前パス数の和 但し、 （σtcnax／Kp）A〓−１＜０では、これを０とし
て扱う。 σtcnax／Kp＝ａ＋ｃ／｛tp／（Ｒ−ｂ）｝ ａ＝0.004r＋0.8 ｂ＝１／（ｒ＋2.5） ｃ＝0.018r−0.05（ｒ＜10のとき） ＝0.006r＋0.07（ｒ≧10のとき） A〓＝（3.2α2−4.4α＋1.4） ×（ld／tn＋1.0）＋1.0 （ld／tn＜1.0のとき） ＝1.0（ld／tn≧1.0のとき） ld＝√・ tn＝（tp＋2t1）／３ σtcnax：板厚中心での垂直最大圧延応力（Kg／mm2） Kp：塑性変形抵抗（Kg／mm2） tp：ロール入側での板厚（mm） t1：ロール出側での板厚（mm） tn：板材のロール接触平均板厚（mm） ld：板材のロール接触長さ（mm） Ｒ：ロール半径（mm） ｒ：圧下率（％） Δt：圧下量（mm） α：板厚方向位置
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19820586A JPS6356370A (ja) | 1986-08-26 | 1986-08-26 | チタンクラツド鋼板の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19820586A JPS6356370A (ja) | 1986-08-26 | 1986-08-26 | チタンクラツド鋼板の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6356370A JPS6356370A (ja) | 1988-03-10 |
| JPH0469515B2 true JPH0469515B2 (ja) | 1992-11-06 |
Family
ID=16387228
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP19820586A Granted JPS6356370A (ja) | 1986-08-26 | 1986-08-26 | チタンクラツド鋼板の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6356370A (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH062383B2 (ja) * | 1990-03-28 | 1994-01-12 | 新日本製鐵株式会社 | 加工性の良好なチタンクラッド鋼板およびその製造方法 |
-
1986
- 1986-08-26 JP JP19820586A patent/JPS6356370A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6356370A (ja) | 1988-03-10 |
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