JPH0733526B2

JPH0733526B2 - クラッド金属管の製造方法

Info

Publication number: JPH0733526B2
Application number: JP1127534A
Authority: JP
Inventors: 善久大橋; 睦夫中西; 重治高井; 諄一菊地; 匡福田; 信茂平石
Original assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1988-12-09
Filing date: 1989-05-19
Publication date: 1995-04-12
Anticipated expiration: 2010-04-12
Also published as: JPH02258903A

Description

【発明の詳細な説明】（産業上の利用分野）この発明は、熱間押出法によってクラッド金属管を製造
する方法であって、組み合わせる２種の金属（合金）の
変形抵抗差が大きく、熱間加工が困難な場合でも、表面
疵その他の欠陥のない健全なクラッド管を製造するため
の方法に関する。

（従来の技術）異なった性質を持つ２種以上の金属（ここでは純金属と
合金とを総称して金属という）を組み合わせて両方の長
所を生かすクラッド材は、すでに多方面で実用化されて
いる。用いられる金属の種類およびそれらの組合せは多
様であるが、最も生産量の多いのは、一層（母層）を炭
素鋼や低合金鋼とし、これに耐食性の優れたステンレス
鋼やチタンなどを張り合わせたクラッド板である。

板材なけでなく、管としてもクラッド製品は種々製造さ
れている。継目無しのクラッド管の製造方法としては、
熱間押出法（例えば、ユジンセジュルネ法）が最も一般
的である。その製造工程は、概略第１図に示すようなも
のである。

即ち、まず異種の金属の素管１、２を組み合わせたビレ
ット３を準備し、これを適当な温度に加熱して押出加工
するのである。ここで問題になるのは、製造コストと製
品クラッド管の品質である。例えば、高強度とともに優
れた耐食性を要求される油送管などの用途に、安価で強
度の高い炭素鋼または低合金鋼を母材層とし、耐食性に
優れたニッケル基合金をクラッド層としたクラッド管が
有望であるが、これを従来の熱間押出法で製造しようと
すれば、第１図の素管１を炭素鋼（または低合金鋼）、
素管２をニッケル基合金として組み立てた複合ビレット
３を準備することになる。通常、中空円筒状の素管の作
製は、溶解−鍛造−鍛造成形−機械加工（孔明け）とい
う工程を経てそれぞれ作製され、これらを嵌合して複合
ビレットとする。この複合ビレットは、加熱炉または／
および誘導加熱装置で所定温度に加熱されて熱間押出さ
れるのであるが、そのときの大きな問題点は下記のとお
りである。

１）製品表面品質上の問題これは、２種の金属のうち、特にクラッド層となる難加
工性の金属層（炭素鋼とニッケル基合金の組合せの場合
にはニッケル基合金層）の肉厚の変動とその表面におけ
る疵や割れの発生である。

２）接合強度上の問題母材層とクラッド層の間の接合が完全でなく、接合強度
が弱い。層間に剥離が生じるとそこに水素が侵入し、そ
の内圧によって剥離部が拡大し管の膨れや強度低下を来
たす。

３）製造コスト上の問題複合ビレットを作製するまでの工数が多く、且つ材料歩
留りが低いため、製品に到るまでの製造コストが嵩む。
炭素鋼や低合金鋼のように比較的安価なものは、素管製
作時の歩留りが最終製品のコストに及ぼす影響も小さい
が、ニッケル基合金のように原材料費の高いものでは、
素管製作時の材料歩留りは製品コストに大きく影響す
る。しかもニッケル基合金などは鍛造や機械加工も難し
く、素管を作るまでの鍛造、機械加工にも手間がかか
る。

上記の２）および３）の問題点に対する、一つの解決策
は、素管の材料として粉末を使用することである。例え
ば、母材の炭素鋼が低合金鋼としては溶製材を使用し、
クラッド層となる合金の材料として粉末を用いることが
考えられ、下記の明細書等に幾つかの提案がなされてい
る。

米国特許第3,753,704号明細書米国特許第4,016,008号明細書（特公昭60−37162号公
報）特開昭61−190006号公報特開昭61−190007号公報これらはいずれも、まず第２図に示すような複合ビレッ
トを準備し、これを加熱して熱間押出法によって製管す
る方法である。

第２図に示す複合ビレットは、炭素鋼等からなる中空円
筒体（母材素管）１と、薄肉金属管（カプセルとも呼ば
れる）５と、中空円筒体１と薄肉金属管５との間に充填
された粉末充填層４とからなり、上端と下端はそれぞれ
端板6-1および6-2で密封されている。

組み立てられた複合ビレットは、必要に応じて冷間静水
圧加圧等で粉末充填層４の充填密度を高めた後、所定温
度に加熱され、熱間押出加工されてクラッド管となる。
すなわち、熱間押出にともなう加熱と圧縮および剪断変
形により粉末充填層４は固化し、中空円筒体１が加工成
形された母材層の内周面に合金層としてクラッドされ
る。端板6-1および6-2並びに薄肉金属管５は熱間押出の
後に酸洗などの方法で除去される。

上記のように、複合ビレットを構成する中空円筒体（素
管）１は、最終製品のクラッド管の一方の構成材料（母
材層）となるものであり、通常、炭素鋼、低合金鋼のよ
うな比較的安価で熱間加工性のよい材料である。これ
は、通常の溶製、鍛造、機械加工等の工程で所定形状に
作製される。一方、粉末充填層４は、第２図の例では上
記の母材層の内面のクラッド層となるものであり、特に
優れた耐食性などの機能を備えた合金の粉末である。こ
のような合金の代表的なものは、ニッケル基合金である
が、このような合金の粉末を使用すれば、使用した原材
料（粉末）は、そのほぼ100％が製品になり、経済的に
極めて有利である。

第２図はクラッド層が管の内面にくる場合のビレットで
あるが、管の使用目的によってはクラッド層を管の外面
に設けることもあり、その場合は、カプセル５を母材素
管１の外側に配置し、それらの空隙に粉末充填層４を置
いた複合ビレットを用いる。なお、この明細書では、薄
肉金属管（カプセル）に充填された中空円筒状の粉末充
填層も、溶製材から機械加工によって作製された素管と
同じく、複合ビレットを構成する「素管」と呼ぶことと
する。

上記のように、一方の素管の材料として粉末を使用すれ
ば、溶製材同士の複合ビレットを使用した場合に較べ
て、界面の接合強度も高くなる。それは、押出加工の際
に、粉末が相手（溶製材）の表面に食い込むことによっ
て溶製材の表面に薄く形成されている酸化被膜を押し破
り、同時に金属粉末の表面酸化被膜も分断され、それぞ
れに新生面が生じるため溶製材同士では得られない強固
で信頼性の高い接合が得られるからである。

一方の素管が粉末充填層からなる複合ビレットを使用す
る熱間押出製管法は、炭素鋼とステンレス鋼のクラッド
管の製造などに一部で実用化されている。しかしなが
ら、先に述べた１）の問題点は未だ解決されていない。
例えば、炭素鋼を母材層とし、Alloy825あるいはAlloy6
25等のニッケル基合金をクラッド層とする管を熱間押出
法で製造した場合、特にクラッド層側に大きな肉厚変動
が生じ、甚だしい場合は竹節状の割れが生じることであ
る。

第15図は、上記の竹節状割れが発生したクラッド管の一
例を示す断面模式図である。母材層17は変形抵抗の小さ
い炭素鋼で、クラッド層（この場合、管内面側）18は変
形抵抗の大きいニッケル基合金である。図示のとおり、
母材層にも肉厚の変動があるが、変形抵抗の大きいクラ
ッド層の肉厚変動は著しく、部分的にはクラッド層が完
全に欠落してしまったところがある。このような部分19
は、竹の節のように管の長手方向に一定のピッチで現れ
るので、これを竹節状割れと呼ぶ。このような欠陥は製
品の手入れ（補修）では修復できないものであり、製品
歩留りを大きく低下させる。

上記の竹節状割れは、ニッケル基合金の変形抵抗が大き
く熱間加工性の悪いことが一因であり、従って加工温度
を高めれば、変形抵抗が小さくなり、竹節状割れを少な
くすることができると考えられる。しかし、ビレットの
加熱温度がニッケル基合金の固相線温度を超えると、金
属間化合物等が結晶粒界に凝集し、或いは一部に液相が
生じ、製管不良と製品品質の悪化を招くから、むやみに
加熱温度を高めることはできない。のみならず単にビレ
ット加熱温度を高めるだけでは竹節状割れは完全には防
止できず、徒に加熱エネルギーの浪費を招くだけであ
る。

管表面に発生する疵や割れは、その手入れに多大の工数
を要する。特に内面の疵や割れは手入れが困難であり、
割れが発生した管は手入れをしても商品にならないこと
が多い。

（発明が解決しようとする課題）本発明の課題の一つは、複合ビレットを用いて２種の異
なった金属からなるクラッド管を製造するに当たり、そ
の複合ビレットが溶製材から作られた素管の組合せであ
っても、また少なくとも一方の素管が粉末を素材として
構成されたものであっても、いずれにしても、前記の肉
厚変動が少なく竹節状の割れの発生がない表面品質に優
れたクラッド管を製造する方法を提供することにある。

本発明のもう一つの課題は、複合ビレットを構成する素
管のうち、少なくとも一方がニッケル基合金のような変
形抵抗の大きい合金の粉末充填層からなる複合ビレット
を用い、前記のような欠陥のないクラッド管を製造する
方法を提供することにある。

（課題を解決するための手段）本発明者らは、多数の試験と実生産の経験から、クラッ
ド層に発生する肉厚変動と竹節状割れの発生原因は、単
にクラッド管の一方の層になる金属の変形抵抗の大きさ
だけにあるのではなく、クラッド層になる２種の金属の
加工時点での変形抵抗の差が大きな原因であることを知
った。

従来、クラッド管製造用の複合ビレット（第１図に３で
示すもの）は、単一材料のビレットと同様に全体が均一
温度になるように加熱されている。後に詳しく説明する
第８図に示すように、同じ加工温度であっても変形抵抗
は金属（合金）の種類によって大きく異なる。例えば、
炭素鋼とAlloy625の1000℃での変形抵抗を比べれば、後
者のそれは前者の約４倍になる。このような２種の合金
を組み合わせた複合ビレットを均一温度に加熱して押出
加工を行うと竹節状割れの発生が避けられない。

そこで、本発明者は、複合ビレットを構成する素管の温
度を変えて加工することに着目し、多数の金属の組合せ
による試験を実施した結果、変形抵抗の大きい方の素管
を他方よりも高い温度にして押出加工を行うことによっ
て、クラッド層の肉厚変動を軽減し、竹節状割れを始め
とするクラッド層の欠陥を軽減できることを確認した。
更に、このように温度差を付けて加工するに際し、加工
変形部での両素材の変形抵抗の比を2.5以下にすること
によって致命的な竹節状割れの発生は実質的に皆無にす
ることができることを知った。

このような知見に基づく本発明は下記のクラッド金属管
の製造方法をその要旨とする。

『変形抵抗の異なる二種類の金属からなるクラッド金属
管の製造方法であって、これら二種類の金属の素管、即
ち中空円筒体、を同心円状に配置した複合ビレットを作
製した後、その複合ビレットの変形抵抗の大きい方の素
管を他方より高い温度に加熱して熱間押出加工すること
を特徴とするクラッド金属管の製造方法』本発明において、「金属」と称するものには、純金属お
よび合金だけでなく、金属間化合物または金属炭化物、
金属窒化物等を主体とする材料も含む。但し、後述する
複合ビレットを構成する素管のいずれもが溶製材から機
械加工によって作製される場合には、純ジルコニウムお
よびジルコニウム基合金の組み合わせを除く。

上記の本発明方法において使用する複合ビレットとは、
次の３種の組合せビレットである。

素管がいずれも溶製材から機械加工によって作製さ
れたもの。

素管の一方が溶製材製であり、他方が金属粉末充填
層から成るもの。

素管のいずれもが粉末充填層から成るもの。

のビレットは、第１図に３で示したものであり、素管
１および２はそれぞれの金属の溶製材を鍛造および機械
加工して中空円筒状に成形し、これらを嵌合して作製す
る。

のビレットは、第２図に示したように、一方（この場
合は外側の母材素管１）が溶製材から作製されたもの
で、他方（この場合内側４）が粉末充填層から成るもの
である。通常は、溶製材が炭素鋼または低合金鋼で、粉
末充填層がニッケル基合金などの高価で難加工の材料で
ある。クラッド管の用途によっては、外層と内層とを逆
にすることもある。

のビレットは、第３図に示すように、内外層とも金属
粉末充填層であり、その境目は隔壁８で仕切られてい
る。このような粉末充填層は、内外周を覆う薄肉金属製
のカプセル5-1、5-2を使用し、かつその内部に隔壁８と
なる薄肉金属管を配置してそれぞれの粉末を充填するこ
とによって作製される。（なお、第３図の例では、後述
する目的で、内周側のカプセルの内側に断熱被覆層９を
設けている。）上記からまでの複合ビレットのうちで、最も実惑用
価値の高いのは、のビレットである。即ち、例えば、
油送管用の継目無管などでは、強度を担う炭素鋼または
低合金鋼を母材層とし、耐食性を担うニッケル基合金な
どを内側のクラッド層とした管が望まれるが、この場
合、安価な母材層の素管は溶製材料から機械加工して作
製し、高価なクラッド層となる素管を粉末充填層とする
のが最も合理的である。なお、排熱回収ボイラ管などで
は、管の外側が強い腐食環境にさらされるので、外側に
ニッケル基合金などのクラッド層をもつクラッド管が必
要とされる。この場合は、複合ビレットの構成は第２図
とは異なり、外側に粉末充填層を置いたものとなる。

以下、主に、第２図に示すような、内側にニッケル基合
金のような粉末の充填層を有する複合ビレットを使用す
る場合を例にして、本発明を説明する。

本発明方法の特徴は、複合ビレットを構成する２種類の
素管に温度差をつけて押出加工を行うことにある。具体
的には、変形抵抗が大きい方の素管を他方よりも高い温
度にして加工し、加工変形の際の変形抵抗の差をできる
だけ小さくするのである。特に、変形抵抗に大きな差が
ある２種の金属を用いる場合には、押出加工時の変形部
における両素材の変形抵抗の比が2.5以下、望ましくは
2.3以下になるように温度差をつけるのがよい。

第４図は、複合ビレットを用いて製管する場合の熱間押
出装置のダイス部分の加工変形状態を示す略断面図であ
る。コンテナー10に装入されたビレット３は図示のよう
にマンドレル11とダイス12との間で加工されて所定肉厚
の管13となって出て行くのであるが、押出定常変形時に
は押出変形域を図示のように３つの領域に分割して考え
ることができる。領域Ｉは、据込まれたビレットが変形
することなくダイス入口に向かって移動する領域、領域
IIは、ダイス入口に近づいたビレットの部分がダイスに
よって、主に剪断による塑性変形を受けながらダイス出
口に至る塑性流動領域、そして領域IIIは、変形が完了
し、製品（クラッド継目無管）となってダイスから離れ
ていく領域である。

ビレットの変形抵抗が最も問題になるのは、領域IIであ
る。クラッド管を製造する場合、ビレットを構成する２
種の金属素管のこの領域IIにおける変形抵抗の差が大き
いと、変形抵抗が大きい方の金属の層厚（肉厚）が周期
的に変動し、表面に前述の竹節状の割れが多発するので
ある。本発明において、「押出加工の変形部」というの
はこの領域IIのことである。なお、ビレットを構成する
素管の一部または全部が粉末であっても、領域Ｉでの据
込み加工によって領域IIに到るまでには充分に緻密化し
ているから、領域IIでの変形の挙動は溶製材と同じと考
えてもよい。従って、以下の変形抵抗に関する説明は、
溶製材製の素管だけからなる複合ビレットおよび少なく
とも一方の素管が粉末充填層である複合ビレットのいず
れにも当てはまる。

次に、変形抵抗について説明する。

変形抵抗に関与する因子は、塑性歪量、歪速度および加
工温度である。

第５図は、塑性歪量を説明する図である。

一般に歪量は、第５図に示すように変形前の試験片14の
長さをl₀、変形後の試験片14′の長さをｌとすれば、次
式のように表される。

ビレットから管を製造する場合は、同じようにビレット
の長さをl₀、製品管の長さをｌ、押出比をγとすると歪
量は次式で示される。

通常の熱間押出による金属管の製造では、押出比γは４
〜30の範囲が多く、従って製管時の歪量εは1.4〜3.4の
範囲が多い。

次に重要なのは歪速度（）である。歪速度とは単位時
間あたりの変形歪量であり、押出速度ｖ（mm/sec）、ビ
レット長さl₀（mm）として次式で表される。

通常の熱間押出による金属管の製造では、l₀は500〜120
0mm、ｖは100〜400mm/secの範囲が多いから、通常は
＝0.1〜3sec^-1程度である。

加工温度、即ち材料の変形時の温度は、高い程一般に変
形抵抗は小さくなる。加工温度は第４図の領域IIの温度
である。実際の製管作業において領域IIの温度を測定す
るのは困難であるが、コンテナー入口におけるビレット
の温度から、領域IIの温度を推定することは容易であ
る。通常、コンテナーおよびマンドレルは300℃程度に
予熱して使用するのであるが、ビレットがこれらに接触
して抜熱されることを考慮して、加工変形部に到るまで
におよそ50℃の温度降下があるものと見てよい。

変形抵抗の測定は次のようにして行う。

第６図に示すような試験装置により、一定温度で圧縮試
験を行い、その時の変位、荷重を測定する。第６図にお
いて、14が試験片、15は誘導加熱用のコイル、16はプレ
スである。第７図は、このような試験によって得られる
応力−歪曲線である。

測定にあたっては、各温度において所定の歪速度で歪量
1.0までの圧縮試験を行い、応力×歪の総面積を歪で除
した平均変形抵抗を変形抵抗とする。なお、歪速度につ
いては歪量1.0に至るまでの所要時間から求めることと
する。

第８図は、第１表に示す化学組成の炭素鋼（JIS STKM 1
9相当材）、ステンレス鋼（JIS.SUS-304）、ニッケル基
合金（Alloy 825、Alloy 625、C276）、およびコバルト
基合金（ステライト＃１）について、上記の方法によっ
て求めた変形抵抗と加工温度との関係を示す図である。

第８図に示すとおり、ニッケル基合金やコバルト合金の
変形抵抗は炭素鋼やステンレス鋼に較べて格段に大き
く、本質的に熱間加工性が悪い。例えば、熱間押出の際
の変形部の加工温度（第４図に示す領域IIにおける材料
温度）を1100℃とすると、炭素鋼の変形抵抗は9.4kgf/m
m²、SUS 304の変形抵抗は14.0kgf/mm²であるから、その
比は約1.5である。一方、ニッケル基合金のAlloy 625の
1100℃での変形抵抗は27.5kgf/mm²であるから、炭素鋼
とAlloy 625との変形抵抗の比は約2.9となる。炭素鋼と
ステンレス鋼のクラッド管の製造が支障なくできて、炭
素鋼とニッケル基合金とのクラッド管の製造では前記の
ようなクラッド層の割れが発生するのは、上記のような
変形抵抗比の相違が主因である。即ち、炭素鋼（母材）
に対するクラッド材（ニッケル基合金）の変形抵抗の比
が大きいと、押出加工時の材料の流動性が大幅に異なる
ことになる。その結果、変形抵抗の小さい材料の優先的
流動現象と、変形抵抗の大きい材料の強制的流動現象と
が交互に生じ、クラッド層の肉厚の周期的変動を伴いな
がら押し出されていくことになる。これがニッケル基合
金本来の変形抵抗の大きさと相俟って、ついにはクラッ
ド層（ニッケル基合金層）に竹節状割れを発生させるの
である。

本発明者は、上記のような肉厚変動と竹節状割れ発生の
原因を突きとめるともに、割れが発生しない限界条件を
求める試験を行った。

第９図は、試験に用いた複合ビレットの縦断面図であ
る。すなわち、母材層となる炭素鋼（第１表に示した組
成のJIS.STKM 19相当材）の溶製材製の素管１の内側に
軟鋼製の薄肉金属管（カプセル）５を同心に配し、素管
１とカプセル５の下端を端板6-2で固定する。素管１と
カプセル５との間の輪状の間隙にニッケル基合金（第１
表の組成のAlloy 625）の粉末４を充填し、素管１とカ
プセル５の上端を端板6-1で密封して多層構造の複合ビ
レットを製作する。なお、９は断熱被覆管で、ニッケル
基合金粉末層４を高温に保つ目的で使用している。

上記のような複合ビレットを下記の条件で加熱し、熱間
押出を行った。

ビレット全体を均一加熱。即ち、母材素管と粉末充
填層の加工温度は同一。

粉末充填層４を、母材素管１よりも高温に加熱し
て、前者の加工温度を後者のそれより50℃高くする。

と同じく粉末充填層４を母材素管１よりも高温に
加熱してその加工温度を母材素管１の加工温度よりも10
0℃高くする。

なお、粉末充填層と母材素管とに温度差を持たせる場合
には、高温のビレット内側から低温の外側に向かって温
度勾配が生じるが、ここでの温度差は粉末充填層の厚み
中心温度と、母材素管の厚み中心温度の差である。ま
た、加工温度というのは、第４図に示したダイス直前で
の温度、即ち加工変形部（領域II）での温度である。こ
れは、温度計を埋め込んだビレットを加熱してコンテナ
ーに装入する直前の各部の温度を測定し、更に、コンテ
ナーおよびマンドレル（いずれも300℃に予熱）の抜熱
による温度降下を算出してこれを差し引くことによって
求めた。前記のとおりこの温度降下は約50℃である。

第２表は、上記の試験における母材素管と粉末充填層の
加工温度から、それぞれの組合せの変形抵抗比（母材素
管の変形抵抗を１とした場合の粉末充填層の変形抵抗
値）を示すものである。

第２表中、＊印を付したのは、竹節状割れの発生なく押
出製管ができたものを示す。

第10図は、上記の試験製管における竹節状割れの有無
を、粉末充填層の温度、母材素管と粉末充填層の加工温
度の差、および母材素管の変形抵抗に対する粉末充填層
の変形抵抗の比との関係で示したものであり、図中の〇
は、肉厚変動が殆どなく、割れが皆無、△は肉厚変動と
割れが僅かにあるが手入れによって補修できる程度、●
は補修不能の割れ発生、をそれぞれ示す。

母材素管と粉末充填層の加工温度に差がない場合、すな
わち均一加熱を受けた場合（第10図のの線）は、加工
温度が約1100℃、約1200℃のいずれの場合もニッケル基
合金層（クラッド層）に竹節状割れが生じた。加工温度
が約1200℃ということはビレット加熱温度は1250℃に達
し、ニッケル基合金の固相線温度まで加熱されたことに
なり、変形抵抗比の影響よりも一部液相が生じたことに
よる延性低下が原因でニッケル基合金層に割れが生じた
ものと考えられる。なお、この時の粉末充填層の変形抵
抗は、第２表に示すように母材素管の2.3倍である。こ
れに対し、粉末充填層の加工温度を母材素管より50℃高
くした場合（第10図のの線）は、粉末充填層の加工温
度が約1050℃（母材素管の加工温度は約1000℃）では竹
節状割れが生じたが、母材素管の加工温度を約1150℃と
した場合は竹節状割れのない安定製管が行われた。粉末
充填層の温度が約1050℃の時に竹節状割れが生じたの
は、粉末充填層の変形抵抗が母材素管の変形抵抗の約３
倍に達しているためである。ニッケル基合金層の加工温
度が約1150℃であれば、その変形抵抗は第８図から約2
1.7kgf/mm²であり、一方これより50℃低い1100℃での炭
素鋼の変形抵抗は、同じく第８図から約9.4kgf/mm²であ
るから、押出加工の際の変形抵抗比は約2.3まで低下し
ている。これが竹節状割れの発生しない理由である。

粉末充填層の温度を母材素管の温度より100℃高くした
場合（第６図のの線）は、粉末充填層の加工温度が約
1100℃の場合も約1150℃の場合も竹節状割れは防止され
た。この時の母材素管に対する粉末充填層の変形抵抗比
は、それぞれ約2.3、2.1である。

第10図中、△で示したのは、クラッド層には肉厚変動と
多少の欠陥（微細割れ）が発生したが、補修手入れによ
って製品にできる程度のものである。この場合の変形抵
抗比は、2.3〜2.5であった。

上記のような試験を、組み合わせる金属の種類（母材素
管と粉末充填層の材料）を変えて繰り返し実施した結
果、金属の種類を問わず、また金属が溶製材であるか粉
末充填層であるかを問わず、変形抵抗の大きい素管を他
方よりも高い温度にして押出加工を行えば、クラッド層
の肉厚変動と竹節状割れの発生が軽減できることが確認
された。

このときの温度差は、複合ビレットの両素管のうちの変
形抵抗の大きいほうが、他方よりも50℃以上高い温度に
なるようにするのが望ましい。組み合わせる金属の種類
にもよるが、50℃以上の温度差を設ければ、殆どの場合
に竹節状割れのないクラッド管が製造できる。

温度差をつけるもう一つの基準は、両素材の加工変形部
における変形抵抗の比を2.5以下、望ましくは2.3以下に
なるようにすることである。

第２表および第10図に示したとおり、両者の変形抵抗比
が2.5以下であれば、竹節状割れの発生は殆ど防止で
き、欠陥が出ても軽微であり、2.3以下であれば竹節状
の割れを皆無にすることができる。変形抵抗比を2.3以
下にすれば、竹節状割れの発生が完全に防止できるだけ
でなく、第15図に示したような母材層およびクラッド層
の肉厚変動も極めて小さくすることができる。

第８図に示したように、一般に製管温度が上がるほど変
形抵抗の差は小さくなる傾向にある。そこで、複合ビレ
ット全体の加熱温度を高くしてやれば、ニッケル基合金
やコバルト基合金でも変形抵抗は急激に小さくなるか
ら、炭素鋼に対する変形抵抗比は小さくなる。しかし、
ビレットの加熱温度を上げ過ぎると、融点の低い金属の
固相線を超えて液相が現われ、前記のような障害が出
る。また、加熱温度を高くすることは、エネルギーコス
トの上昇、ビレットのスケールロスの増加、製品クラッ
ド管の材質悪化、押出ダイスの損傷増大などの弊害もあ
る。

従って、工業的に望ましいのは、変形抵抗の小さい方の
素管を製管可能な範囲でできるだけ低温にし、変形抵抗
の大きい方の素管の温度をそれより高温にすることであ
る。再び第８図に帰って、仮に炭素鋼を1100℃、Alloy6
25を1150℃にすれば、それぞれの変形抵抗は21.7kgf/mm
²、9.4kgf/mm²となり、変形抵抗比は2.3となる。このよ
うな条件を組立ビレットにおいて実現させればよい。こ
のように、炭素鋼または低合金鋼とニッケル合金との組
合せの場合は、ニッケル基合金素材層の肉厚方向中央部
温度を、炭素鋼または低合金鋼の素材（素管）の肉厚方
向中央部温度よりおおむね50℃以上高くすることによっ
て変形抵抗比を2.3以下に抑えることができる。

熱間押出の加工温度での変形抵抗の比が、元々2.5以
下、或いは2.3以下である２種の金属を素材とする場合
でも、前記の温度差を設けることは意義がある。即ち、
製品クラッド管の特性は製管温度が低い程（金属学的組
織が好ましいものになって）良くなる。従って、仮に同
一加工温度にしても変形抵抗比が2.3以下であるような
素材の組合わせでも、温度差をつけて製管すれば従来よ
りも低温での製管が可能になり、製品品質の向上と、前
記の加熱エネルギーの節減などの実際的に利益が得られ
る。

さらに、両素材に温度差をつけて変形抵抗の差をできる
だけ小さくしてやれば、製品管の肉厚変動を小さくでき
る。例えば、第８図に示すAlloy825と炭素鋼の1100℃に
おける変形抵抗比は2.3以下であるから、同一温度で加
工しても竹節状割れは発生しない。しかし、この場合で
も、Alloy825の方を高めに加熱してその変形抵抗を炭素
鋼のそれに近づけてやれば、肉厚変動の殆どない優れた
品質のクラッド管が製造できる。

本発明の方法は、複合ビレットを二種類の金属の溶製材
の素管を組み合わせて作製し、これを加熱して熱間押出
する製管法にも適用できる。例えば、炭素鋼と、ニッケ
ル基合金、コバルト基合金、チタンまたはチタン合金、
金属間化合物や金属炭化物、窒化物などを主成分とする
複合材料などの炭素鋼に較べて変形抵抗の大きい金属か
ら、第１図に示したような素管１と２を作製して、これ
らを組み合わせた複合ビレット３とし、熱間押出の際に
変形抵抗が大きい方の素管を高温にして製管する。それ
によって、変形抵抗が大きい方（通常、クラッド層にな
る）に発生する肉厚変動と竹節状割れの発生を抑制する
ことができる。

複合ビレットの両素材（素管）に温度差を与える具体的
な方法は、例えば次のようなものである。

（ａ）高周波誘導加熱の際に周波数と昇温速度とを調
節して、変形抵抗の大きい金属の層を他方より高温に加
熱する。

（ｂ）ガス加熱炉においてガスバーナーの方向調節に
より変形抵抗の大きい金属の層を他方より高温に加熱す
る。

（ｃ）高周波誘導加熱炉、ガス燃焼加熱炉、電気炉等
で複合ビレットを均一加熱した後、押出加工に到るまで
の間に変形抵抗の小さい方の素管が他方よりも低温にな
るように冷却する。例えば、水、不活性ガス、空気等の
冷却媒体で変形抵抗の小さい金属の層を冷却する。

上記（ａ）〜（ｃ）の効果を補うために、第３図および
第９図に示したような断熱被覆管９を使用してもよい。
これらの複合ビレットを加熱して押出加工する場合に、
ビレット内面が低温のマンドレルに接触すると冷却され
る。従って、粉末充填層４側を母材素管１側より高温に
加熱しておいても、加工変形部では温度差が無くなって
しまうことがある。断熱被覆管は、それを防止するのに
有効であり、且つまた粉末充填層自体の表面温度の低下
による欠陥発生防止の効果もある。粉末充填層が複合ビ
レットの外側にある場合には、断熱被覆管もその外側に
おくことはいうまでもない。

なお、断熱被覆管は、本願出願人の提案した特願昭63−
334600号の明細書に記載したような二層以上の金属（例
えば低炭素鋼）の薄板で構成し、その界面に熱伝達係数
の小さい物質を介在させたものを使用するのがよい。

上記のように、複合ビレットの各層に温度差を与えるに
あたっては、各層の肉厚方向中央部に穴を明け、ここに
熱電対を挿入して試験的な加熱を繰り返し、加熱温度と
押出加工時の加工温度との相関関係をビレットサイズ毎
に予め把握しておけば、実際の製管作業の際には、加熱
温度の制御だけで加工温度の調整を行うことができる。

なお、複合ビレットの両素材の温度差を50℃以上にする
のが望ましいことは前述のとおりであるが、この温度差
は、加熱工程での温度差、ビレットを押出製管機のコン
テナーに装入する直前の温度差、前記の加工変形部での
温度差、のいずれで管理してもよい。理想的なのは加工
変形部の温度差を管理することであるが、実操業上、そ
れは困難である。例えばコンテナー入口での両素管の温
度差を50℃以上としておけば、加工変形部でも概ねこの
温度差が保たれる。加熱の絶対温度は、金属の種類と、
加工変形部に到るまでの冷却を考慮して定めるべきであ
ることはいうまでもない。例えば、ニッケル基合金の場
合は1000〜1250℃の範囲とし、これと組み合わせる例え
ば炭素鋼の加熱温度をこれよりも50℃低い温度にする。

本発明方法は、クラッド層になる金属の少なくとも一方
の素材として金属粉末を用いる製管法に適用する場合に
一層実益が大きい。そして、この場合は、加熱する前の
複合ビレットに冷間静水圧加圧（CIP）を施して、粉末
充填層を高密度化しておくことが望ましい。

通常、母材素管とカプセルとの間の空隙に金属粉末を充
填した場合、振動を加えながら充填する方法を採っても
充填層の見掛け密度は、真密度の高々70％程度である。
これをそのまま熱間押出加工すると、製品になるまでの
粉末層の圧縮代が大きいため、クラッド層の偏肉が生じ
やすい。特にわずかでも粉末層に温度の不均一がある場
合には偏肉が助長される。また、粉末層の圧縮代が大き
いと加工を受けたときにカプセルの薄肉金属管が座屈し
て皺疵の発生を招き、竹節状割れの起点になる。

冷間静水圧加圧を施せば、粉末充填層の見掛け密度を真
密度の80％程度まで上げることができる。それによっ
て、粉末層の密度が低い場合に発生する上記の欠陥が防
止でき、製品歩留りが向上し、また製品設計とビレット
設計が容易になる。

冷間静水圧加圧を施すもう一つの利点は、粉末層の高密
度化によって、誘導加熱の効率が上がることである。空
孔の多い粉末層は電気抵抗が大きい上に熱電導性が悪
く、誘導加熱の際に投入電力に対する発熱量が小さくな
る。しかし、高密度化によってこれらの弊害が除かれ、
特に高温加熱が必要な粉末層の加熱に誘導加熱を利用す
る際に、エネルギー効率の改善と加熱時間短縮による生
産性の向上が得られる。

複合ビレットは、第３図に記載したような異種金属が共
に粉末であるものとしてもよい。このように、一方また
は両方の素材として使用する金属粉末としては、ガスア
トマイズ法によって製造したものが望ましい。ガスアト
マイズ粉末は本質的に球形であり、充填密度を高くする
ことができる。製品の材質を重視する場合には、酸素を
はじめとするガス成分の含有量が少ない粉末を選ぶのが
よい。

先に述べたとおり、炭素鋼または低合金鋼の母材層とニ
ッケル基合金のクラッド層とからなる継目無管は、高耐
食性油送管、ボイラ管、化学プラント用管などに広い用
途が期待されている。以下、このようなクラッド管を製
造する場合を例として、本発明方法をさらに詳しく説明
する。

〔実施例１〕（Ａ）第11図に示すように、外径208mm、内径150mmの0.
08％Ｃ−0.35％Si−1.5％Mn−Feの炭素鋼溶製材製の中
空円筒状素管（母材素管）１の内側に内径77.3mmの0.00
4％Ｃ低炭素鋼製の薄肉金属管（カプセル）５を同心に
配し、母材素管１とカプセル５の下端をJIS-SS41相当材
の端板66-2で固定した。なお、カプセル５は、後述する
冷間静水圧加圧による収縮代を見込んで内側にやや張り
出した形状にした。

母材素管１とカプセル５との間の輪状の間隙に粒径250
μｍ以下の21％Cr−８％Mo−3.4％Nb−62％Ni−４％Fe
のAlloy 625のアルゴンガスアトマイズ粉末を充填し、
母材素管１とカプセル５の上端に端板6-1を取付け、10
^-3Torrまで真空引きしたのち溶接して封止した。その
後、外表面を薄く酸化させ断熱層として厚み1mmのSS41
製薄肉の断熱被覆層９をカプセル５の内側に取付けて複
合ビレットとした。この時の粉末充填密度（真密度に対
する百分率、以下同じ）は73％であったが、より高密度
化するために5000気圧で２分保持する冷間静水圧加圧処
理を行った。この加圧後のビレットの重量と体積から求
めた粉末充填層の密度は82％であった。

上記の複合ビレットを、1000℃のガス燃焼加熱炉中で約
１時間保持して加熱し、さらに誘導コイルにより周波数
を調整してビレット外側の母材素管の肉厚中心温度を11
70℃、Alloy 625粉末充填層温度を1230℃となるように
加熱して、押出比11、押出速度110mm/secで押出加工を
行い、外径100mm、内径79mm、クラッド厚3.4mmのクラッ
ド管とした。

製管時の加工変形部の推定温度は母材素管の肉厚中心が
1120℃、粉末充填層の肉厚中心が1180℃で変形抵抗比は
第８図から約2.2となる。製造したクラッド管を酸洗し
てカプセルを除去し、内外面をマクロ的ならびにミクロ
的に観察し、さらに超音波検査によってクラッド層の肉
厚変動を調査した。その結果、割れなどの表面欠陥は見
られず、肉厚変動も平均肉厚に対して10％以内（±５％
以内）であった。

（Ｂ）上記と同じ複合ビレットを、母材素管の肉厚中心
温度が1125℃で、粉末充填層肉厚中心温度が1175℃にな
るように加熱して熱間押出を行った。この場合の加工変
形部における温度は、それぞれ1075℃、1125℃と推定さ
れ、母材素管に対する粉末充填層の変形抵抗比は第８図
から見て約2.4である。この場合、クラッド層には肉厚
変動と多少の微細割れがあったが、この程度の欠陥は切
削および研削による手入れで修復可能であった。

（Ｃ）比較例として冷間静水圧加圧まで（Ａ）と全く同
じ条件で作製した複合ビレットを、1000℃で１時間半保
持してから誘導加熱により母材素管および粉末充填層を
1200℃の均一温度に加熱したものを同じ押出条件で製管
した。この場合、加工変形部でのビレットの温度は全体
が約1150℃と推定され、第８図からみて両素管の変形抵
抗比は約2.8である。このビレットの押出加工時には大
きな押出力の変動があり、製品検査の結果、甚だしいク
ラッド層の肉厚変動があり、約300mmピッチで手入れ不
能な竹節状割れの発生が見られた。

〔実施例２〕（Ａ）第12図に示すように外径143mm、内径62mmの0.45
％の炭素鋼の溶製材製母材素管１の外側に外径177mm、
肉厚4mmの0.004％Ｃ低炭素鋼製カプセル５を同心に配
し、母材素管１とカプセル５の下端をSS41相当材の端板
6-2で固定した。この場合は、カプセル５を前と同じ理
由で外側にやや張り出した形状にした。

母材素管１とカプセル５の間の間隙に粒径125μｍ以下
の31％Cr−４％Ｗ−1.1％Ｃ−１％Si−56％Coのステラ
イト＃６の窒素ガスアトマイズ粉末を充填し、母材素管
１とカプセル５の上端に端板6-1を取付け、実施例１と
同じく真空引きして脱気し溶接封止した。その後、内側
表面に窒化ホウ素粉末を塗布した厚み1mmのSS41製薄肉
の断熱被覆管９をカプセル５の外側に取付けて複合ビレ
ットとした。この時の粉末充填密度は68％であったが、
これを高密度化するため5000気圧２分保持の冷間静水圧
加圧処理をして密度79％とした。

次いでこのビレットを1170℃のガス燃焼加熱炉中で約２
時間保持した後、母材素管と粉末層の間に温度差をつけ
るために製管直前にビレット内面に高圧水を12秒間噴き
つけた。この複合ビレットを押出比9.1、押出速度125mm
/secで押出加工し、外径81mm、内径59mm、クラッド厚2.
1mmのクラッド管とした。

製管時の加工変形部の推定温度を、別に行ったビレット
の実測実験結果から求めたところ、炭素鋼（母材素管）
の肉厚中心が1030℃、粉末充填層肉厚中心が1120℃で変
形抵抗比は約2.2となっており、欠陥のない良好な継目
無管が製造できた。

（Ｂ）比較例として冷間静水圧加圧まで（Ａ）と同じ条
件で複合ビレットを作製し、1150℃でガス燃焼加熱炉で
加熱してそのまま、即ち、均一温度で押出加工を行っ
た。その製品では外側のクラッド層に一定のピッチで竹
節状割れが発生していた。なお、この時の変形抵抗比は
約2.9であった。

〔実施例３〕第13図に示すように、外径250mm、内径125mmの0.1％Ｃ
−2.2％Cr−0.9％Moの低合金鋼溶製材の母材素管1-1の
内側に外径124mm、内径105mmの15％Cr−５％Fe−16％Mo
−４％Ｗ−58％NiのC276の溶製材製の中空円筒状素材
（クラッド素管）1-2を配し、両端にJIS-SUS 304の端板
6-1と6-2を固定して、母材素管1-1とクラッド素管1-2と
の間隙を10^-3Torrまで真空引きして脱気し溶接封止し
た。次いで、外表面を薄く酸化させ断熱層とした厚み4m
mのSUS 304製薄肉の断熱被覆管９をクラッド素管1-2の
内側に取付けて複合ビレットとした。

このビレットを、1100℃のガス燃焼加熱炉中で約１時間
半保持して加熱し、さらに誘導コイルにより周波数を調
整してビレット外側の母材素管の肉厚中心温度を1180
℃、クラッド素管の肉厚中心温度を1230℃となるように
加熱し、更に外面を約15sec間強制水冷してから、押出
比7.3、押出速度110mm/secで押出し、外径128mm、内径9
4mm、クラッド厚3.4mmのクラッド管とした。

製管時の加工変形部の推定温度は母材素管の肉厚中心が
1050℃であり、クラッド素管の肉厚中心は、厚肉のSUS
304製断熱被覆管９の保温効果により約1190℃であっ
た。この場合の変形抵抗比は約2.3となっており、得ら
れたクラッド管の内外面を実施例１と同様にして観察し
た結果、割れその他の欠陥のないものであった。

〔実施例４〕（Ａ）第14図に示すように、外径218mm、肉厚1.6mmのSS
41製の外側カプセル5-1と外径143mm、肉厚1mmの0.004％
Ｃ低炭素鋼製円筒隔壁８と内径68mm、肉厚3mmの0.004％
Ｃ低炭素鋼製内側カプセル5-2を同心に配し、それぞれ
をSS41製の端板6-2で固定した。内、外のカプセルはそ
れぞれ内側および外側にやや張り出した形状とした。

外側カプセル5-1と隔壁８の間の輪状間隙には粒径100μ
ｍ以下の0.08％Ｃ−0.3％Si−1.5％Mn−Feの炭素鋼水ア
トマイズ粉末4-1を充填し、内側カプセル5-2と隔壁８の
間の輪状間隙には粒径250μｍ以下の21％Cr−８％Mo−
3.4％Nb−62％Ni−４％FeのAlloy 625のアルゴンガスア
トマイズ粉末4-2を充填し、各円筒5-1、5-2、８の他端
部をSS41製の端板6-1で固定し、10^-3Torrで真空引きし
て脱気したのち溶接封止した。この時の各粉末層の密度
は炭素鋼粉末側が65％、Alloy 625粉側が74％であっ
た。これに5000気圧２分間保持の冷間静水圧加圧処理を
施して密度をそれぞれ78％と82％まで高めた。

こうして得られた複合ビレットを、1000℃のガス燃焼炉
中で約２時間保持して加熱し、さらに誘導コイルにより
周波数を調整してビレット外側炭素鋼粉末層の肉厚中心
温度を1170℃、Alloy 625粉末層の肉厚中心温度を1230
℃となるように加熱して、押出比11、押出速度115mm/se
cで押出し、外径97mm、内径75mm、クラッド厚9mmのクラ
ッド管とした。

製管時の加工変形部の推定温度は炭素鋼粉末層の肉厚中
心が1120℃、Alloy 625粉末層の肉厚中心温度が1180℃
で変形抵抗比は約2.2となっていた。製造されたクラッ
ド管の内外面を実施例１と同様にして観察した結果、欠
陥の発生は見られなかった。

（Ｂ）外側カプセルの外径のみ208mmにして、他の条件
は（Ａ）と同じにし、冷間静水圧加圧をしないで作製し
た複合ビレットを、同じ加熱温度、同じ押出条件で加工
し、同寸法のクラッド管を得た。そのクラッド層の肉厚
測定と内外面の観察を行ったところ、クラッド層肉厚の
バラツキは概ね平均肉厚の５％以内（±2.5％以内）で
あったが、管の端部には大きな皺疵があって、この部分
を切り捨てたため製管歩留りは95％であった。ただし、
竹節状割れは皆無であった。

なお、この冷間静水圧加圧を行わないビレットの加熱
は、熱伝導性の悪さから全体の温度上昇に時間がかかる
だけでなくビレット外側が内側に比べて温度が高くなる
傾向を示す。従って、前記の冷間静水圧加圧処理をした
ものに較べて投入電力を小さくして約1.5倍の時間をか
けて加熱した。

（発明の効果）本発明は、変形抵抗に差のある２種類の金属を組み合わ
せたクラッド管を製造するに当たって、変形抵抗の大き
い難加工性金属の層の肉厚の変動を軽減して、表面に発
生する竹節状の割れを防止して表面品質のよいクラッド
管を製造する方法を提供するものである。

本発明の方法は、クラッド層としてニッケル基やコバル
ト基のような高価で且つ加工性に劣る合金を使用する場
合に有効であり、特に、これらの合金の素材として粉末
を使用する場合に、製造コストの低減などの利点が大き
い。

【図面の簡単な説明】

第１図は、熱間押出法によるクラッド管製造の工程略図
である。第２図および第３図は、一方または両方の素材（素管）
として金属粉末を使用する場合の複合ビレットの縦断面
図である。第４図は、押出加工におけるビレットの加工変形状態を
模式的に示す概略断面図である。第５図は、塑性変形量を説明する図である。第６図は、熱間での変形抵抗の測定方法を説明する略図
である。第７図は、変形抵抗を算出するための応力−歪曲線の例
を示す図である。第８図は、各種の合金の加工温度と変形抵抗との関係を
示す図である。第９図は、試験に用いた複合ビレットの縦断面図であ
る。第10図は、母材層とクラッド素材層（粉末充填層）の変
形抵抗比と、クラッド素材層の加工温度が竹節状割れの
発生に及ぼす影響を調べた試験結果を示す図である。第11図、第12図、第13図および第14図は、実施例で使用
した各種の複合ビレットを示す縦断面図である。第15図は、肉厚変動と竹節状割れを説明するクラッド金
属管の長手方向の一部断面図である。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者菊地諄一大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住友金属工業株式会社内 (72)発明者福田匡大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住友金属工業株式会社内 (72)発明者平石信茂大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住友金属工業株式会社内 (56)参考文献特開昭63−2514（ＪＰ，Ａ) 特開平１−241322（ＪＰ，Ａ) 特開平２−270948（ＪＰ，Ａ)

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】変形抵抗の異なる二種類の金属（ジルコニ
ウム基合金と純ジルコニウムの組み合わせを除く）から
なるクラッド金属管の製造方法であって、これら二種類
の金属の素管をいずれも溶製材から機械加工によって作
製されたものとし、これらの素管を同心円状に配置した
複合ビレットを作製した後、その複合ビレットの変形抵
抗の大きい方の素管を他方より高い温度に加熱して熱間
押出加工することを特徴とするクラッド金属管の製造方
法。
【請求項２】変形抵抗の異なる二種類の金属からなるク
ラッド金属管の製造方法であって、これら二種類の金属
の素管をいずれも粉末充填層からなるものとし、これら
の素管を同心円状に配置した複合ビレットを作製した
後、その複合ビレットの変形抵抗の大きい方の素管を他
方よりも高い温度に加熱して熱間押出加工することを特
徴とするクラッド金属管の製造方法。
【請求項３】変形抵抗の異なる二種類の金属からなるク
ラッド金属管の製造方法であって、これら二種類の金属
の素管のうち変形抵抗の小さい方の素管は溶製材から機
械加工によって作製され、変形抵抗の大きい方の素管
は、上記変形抵抗が小さい方の素管の内周または外周に
配置された粉末充填層からなるものとし、これらの素管
を同心円状に配置した複合ビレットを作製した後、その
複合ビレットの変形抵抗の大きい方の素管を他方よりも
高い温度に加熱して熱間押出加工することを特徴とする
クラッド金属管の製造方法。
【請求項４】複合ビレットを予め冷間静水圧加圧して粉
末充填層の密度を上げてから加熱し熱間押出する請求項
（２）または（３）のいずれかのクラッド金属管の製造
方法。
【請求項５】複合ビレットを加熱するに際して、変形抵
抗の大きい方の素管を他方よりも50℃以上高い温度に加
熱することを特徴とする請求項（１）から（４）までの
いずれかのクラッド金属管の製造方法。
【請求項６】複合ビレットを均一に加熱した後、押出加
工までの間に変形抵抗の小さい方の素管げが他方よりも
50℃以上低い温度になるように冷却することを特徴とす
る請求項（１）から（４）までのいずれかのクラッド金
属管の製造方法。
【請求項７】複合ビレットの押出加工の変形部における
両素管の変形抵抗の比が2.5以下となるように両素管の
温度差を調整することを特徴とする請求項（１）から
（６）までのいずれかのクラッド金属管の製造方法。
【請求項８】変形抵抗が小さい方の素管の材料が炭素鋼
または低合金鋼であり、変形抵抗の大きい方の素管の材
料がニッケル基合金である請求項（１）から（７）まで
のいずれかのクラッド金属管の製造方法。