JPH11335803A - ｎｅａｒβ型チタン合金コイルの製法 - Google Patents
ｎｅａｒβ型チタン合金コイルの製法Info
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- JPH11335803A JPH11335803A JP10144558A JP14455898A JPH11335803A JP H11335803 A JPH11335803 A JP H11335803A JP 10144558 A JP10144558 A JP 10144558A JP 14455898 A JP14455898 A JP 14455898A JP H11335803 A JPH11335803 A JP H11335803A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 チタン合金の中でも比較的加工性の良好なも
のとされているｎｅａｒβ型Ｔｉ合金を対象とし、加工
条件を工夫することによって、コイル圧延による連続圧
延技術を確立すること。 【解決手段】 ｎｅａｒβ型チタン合金板を、下記式
［１］を満たす温度（Ｔ）で焼鈍してからコイル圧延す
る。このときのコイル圧延条件としては、張力を５〜40
kgf/mm2 、圧延率を２０％以上に設定するのがよく、ま
たα＋β域での焼鈍工程を挟んでコイル圧延を複数回行
なえば、任意の総圧下率でコイル圧延を行なうことがで
き、薄板でも容易に得ることができる。 （β変態点-270℃）≦Ｔ≦（β変態点 -50℃）……
［１］
のとされているｎｅａｒβ型Ｔｉ合金を対象とし、加工
条件を工夫することによって、コイル圧延による連続圧
延技術を確立すること。 【解決手段】 ｎｅａｒβ型チタン合金板を、下記式
［１］を満たす温度（Ｔ）で焼鈍してからコイル圧延す
る。このときのコイル圧延条件としては、張力を５〜40
kgf/mm2 、圧延率を２０％以上に設定するのがよく、ま
たα＋β域での焼鈍工程を挟んでコイル圧延を複数回行
なえば、任意の総圧下率でコイル圧延を行なうことがで
き、薄板でも容易に得ることができる。 （β変態点-270℃）≦Ｔ≦（β変態点 -50℃）……
［１］
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、チタン合金、特に
ｎｅａｒβ型チタン合金を対象とするチタン合金コイル
の製法に関するものである。
ｎｅａｒβ型チタン合金を対象とするチタン合金コイル
の製法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】チタン合金は、軽量で且つ強度、靱性、
耐食性に優れたものであることから、近年、航空宇宙産
業や化学工業分野を始めとする様々の分野で広く使用さ
れている。しかしながらチタン合金は元々加工が難しい
材料であり、それゆえ成形加工のためのコストが他の材
料に比較して著しく高くつくという大きな欠点がある。
例えば代表的なα＋β型チタン合金であるＴｉ−６Ａｌ
−４Ｖ合金は、難加工材であって冷間加工性が極めて悪
く、コイル圧延による薄板の製造は実質に不可能とされ
ている。
耐食性に優れたものであることから、近年、航空宇宙産
業や化学工業分野を始めとする様々の分野で広く使用さ
れている。しかしながらチタン合金は元々加工が難しい
材料であり、それゆえ成形加工のためのコストが他の材
料に比較して著しく高くつくという大きな欠点がある。
例えば代表的なα＋β型チタン合金であるＴｉ−６Ａｌ
−４Ｖ合金は、難加工材であって冷間加工性が極めて悪
く、コイル圧延による薄板の製造は実質に不可能とされ
ている。
【０００３】そこでＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金を板状に加
工する際には、該合金が熱間加工性を有していることを
利用し、通常はパック圧延と呼ばれる手法を採用して板
状に加工する方法が採用されている。即ちパック圧延と
は、熱間圧延によって得たＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金板を
層状に重ね合わせて軟鋼製の箱に入れ、所定の温度より
下がらない様に保温しつつ熱間圧延により薄板状に加工
する方法である。
工する際には、該合金が熱間加工性を有していることを
利用し、通常はパック圧延と呼ばれる手法を採用して板
状に加工する方法が採用されている。即ちパック圧延と
は、熱間圧延によって得たＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金板を
層状に重ね合わせて軟鋼製の箱に入れ、所定の温度より
下がらない様に保温しつつ熱間圧延により薄板状に加工
する方法である。
【０００４】ところがこの方法では、パックを製造する
ための軟鋼カバーやパック溶接が必要になる他、チタン
合金板同士の拡散接合を阻止するための離型剤の塗布が
必要になるなど、冷間圧延に比べて作業が極めて煩雑で
多大な費用を要する上に、熱間圧延に適した温度域が限
られているため加工上の制約も多い。
ための軟鋼カバーやパック溶接が必要になる他、チタン
合金板同士の拡散接合を阻止するための離型剤の塗布が
必要になるなど、冷間圧延に比べて作業が極めて煩雑で
多大な費用を要する上に、熱間圧延に適した温度域が限
られているため加工上の制約も多い。
【０００５】これに対し特開平３−２７４２３８号公報
や同２−１６６３５０号公報には、Ｔｉ母材中のＡｌ，
ＶおよびＭｏの含有量を規定し、且つＦｅ，Ｎｉ，Ｃ
ｏ，Ｃｒから選ばれる少なくとも１種の合金元素を適量
含有させることによって、上記Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金
並みの強度を有すると共に、冷間加工が可能で安価に製
造することのできるｎｅａｒβ型チタン合金が開示され
ている。
や同２−１６６３５０号公報には、Ｔｉ母材中のＡｌ，
ＶおよびＭｏの含有量を規定し、且つＦｅ，Ｎｉ，Ｃ
ｏ，Ｃｒから選ばれる少なくとも１種の合金元素を適量
含有させることによって、上記Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金
並みの強度を有すると共に、冷間加工が可能で安価に製
造することのできるｎｅａｒβ型チタン合金が開示され
ている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】冷間加工を駆使して薄
板を生産性良く安価に製造するには、連続生産の可能な
コイル圧延が有効である。一般にコイル圧延は、圧延荷
重を軽減するため圧延方向の前後に張力を付与しながら
実施されるが、ｎｅａｒβ型チタン合金に関する限り張
力を伴ったコイル圧延法は現在のところ実用化されてい
ない。
板を生産性良く安価に製造するには、連続生産の可能な
コイル圧延が有効である。一般にコイル圧延は、圧延荷
重を軽減するため圧延方向の前後に張力を付与しながら
実施されるが、ｎｅａｒβ型チタン合金に関する限り張
力を伴ったコイル圧延法は現在のところ実用化されてい
ない。
【０００７】その理由は、上記の様に従来のチタン合金
は難加工材であって冷間加工が困難であり、張力を付加
した連続圧延によるコイル化に耐えないと考えられてい
たからと思われる。また前記公開公報には、合金元素の
種類や含有率を厳密に規定することにより冷間圧延を可
能にした旨の記述はあるが、連続生産の可能なコイル圧
延にまでは言及されておらず、依然としてバッチ圧延の
域を出ていない。
は難加工材であって冷間加工が困難であり、張力を付加
した連続圧延によるコイル化に耐えないと考えられてい
たからと思われる。また前記公開公報には、合金元素の
種類や含有率を厳密に規定することにより冷間圧延を可
能にした旨の記述はあるが、連続生産の可能なコイル圧
延にまでは言及されておらず、依然としてバッチ圧延の
域を出ていない。
【０００８】本発明はこの様な事情に着目してなされた
ものであって、その目的は、チタン合金の中でも比較的
加工性の良好なものとされているｎｅａｒβ型チタン合
金を対象とし、加工条件を工夫することによって、コイ
ル圧延による連続圧延技術を確立することにある。
ものであって、その目的は、チタン合金の中でも比較的
加工性の良好なものとされているｎｅａｒβ型チタン合
金を対象とし、加工条件を工夫することによって、コイ
ル圧延による連続圧延技術を確立することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】上記課題を解決すること
のできた本発明にかかるｎｅａｒβ型チタン合金コイル
の製法とは、チタン合金板を、下記式［１］を満たす温
度（Ｔ）で焼鈍してからコイル圧延するところに要旨が
ある。 （β変態点-270℃）≦Ｔ≦（β変態点 -50℃）……［１］
のできた本発明にかかるｎｅａｒβ型チタン合金コイル
の製法とは、チタン合金板を、下記式［１］を満たす温
度（Ｔ）で焼鈍してからコイル圧延するところに要旨が
ある。 （β変態点-270℃）≦Ｔ≦（β変態点 -50℃）……［１］
【００１０】上記コイル圧延を行なうに当たっては、圧
延時の張力を５〜40kgf/mm2 の範囲に調節すると共に、
２０％以上の圧延率でコイル圧延するのがよく、又この
コイル圧延を、α＋β域での焼鈍工程を挟んで複数回行
なえば、総圧下率を必要に応じて高めることができ、薄
板であっても容易に得ることが可能となる。
延時の張力を５〜40kgf/mm2 の範囲に調節すると共に、
２０％以上の圧延率でコイル圧延するのがよく、又この
コイル圧延を、α＋β域での焼鈍工程を挟んで複数回行
なえば、総圧下率を必要に応じて高めることができ、薄
板であっても容易に得ることが可能となる。
【００１１】尚、本発明の適用対象となるｎｅａｒβ型
チタン合金の基準としては、下記式［２］で求められる
β安定化度が４〜１１であるものが挙げられる。 β安定化度＝Mo% + 0.67×V% + 1.25×Cr% + 1.25×Ni% + 1.7×Mn% + 1.7×Co% + 2.5×Fe% ……［２］
チタン合金の基準としては、下記式［２］で求められる
β安定化度が４〜１１であるものが挙げられる。 β安定化度＝Mo% + 0.67×V% + 1.25×Cr% + 1.25×Ni% + 1.7×Mn% + 1.7×Co% + 2.5×Fe% ……［２］
【００１２】
【発明の実施の形態】本発明では、上記の様に適正温度
域で熱処理を施すことによってチタン合金に高延性を付
与してからコイル圧延を行なうところに特徴を有するも
のであり、該熱処理条件がコイル圧延を実現可能にする
上で極めて重要な要件となる。
域で熱処理を施すことによってチタン合金に高延性を付
与してからコイル圧延を行なうところに特徴を有するも
のであり、該熱処理条件がコイル圧延を実現可能にする
上で極めて重要な要件となる。
【００１３】即ち、チタン合金の機械的特性を左右する
ミクロ組織の基準となるのは図１に示す様な状態図（縦
軸は温度、横軸はβ安定化元素量を表わす）であり、チ
タン合金中のβ安定化元素含有率が多くなるにつれてβ
変態点は放物線状に降下してくる。従って、チタン合金
を加熱処理するに当たっては、加熱温度を各チタン合金
のβ変態点よりも高くするか低く抑えるかによって金属
組織は著しく変わってくる。
ミクロ組織の基準となるのは図１に示す様な状態図（縦
軸は温度、横軸はβ安定化元素量を表わす）であり、チ
タン合金中のβ安定化元素含有率が多くなるにつれてβ
変態点は放物線状に降下してくる。従って、チタン合金
を加熱処理するに当たっては、加熱温度を各チタン合金
のβ変態点よりも高くするか低く抑えるかによって金属
組織は著しく変わってくる。
【００１４】本発明者らは、チタン合金のβ変態点と熱
処理温度による金属組織の変化をうまく活用し、適正な
熱処理条件を設定すればチタン合金についても冷間圧延
の可能な金属組織が得られるのではないかと考え、様々
の角度から研究を進めてきた。その結果、チタン合金板
に対し下記式［１］を満たす温度（Ｔ）で焼鈍すれば、
金属組織を初析α相＋準安定β相からなる高延性の組織
にすることができ、 （β変態点-270℃）≦Ｔ≦（β変態点 -50℃）……［１］ それによりコイル圧延が可能になることが分かった。
処理温度による金属組織の変化をうまく活用し、適正な
熱処理条件を設定すればチタン合金についても冷間圧延
の可能な金属組織が得られるのではないかと考え、様々
の角度から研究を進めてきた。その結果、チタン合金板
に対し下記式［１］を満たす温度（Ｔ）で焼鈍すれば、
金属組織を初析α相＋準安定β相からなる高延性の組織
にすることができ、 （β変態点-270℃）≦Ｔ≦（β変態点 -50℃）……［１］ それによりコイル圧延が可能になることが分かった。
【００１５】なおコイル圧延の対象となるＴｉ合金のβ
変態点は、例えば「METALLURGICALTRANSACTIONS A, VOLU
ME 10A, JANUARY 1979, P.132-134」などに記載されてい
る如く、チタン合金中に含まれる合金元素量から求めら
れるβ変態点の算出式として周知の、たとえば下記式
［３］式によって求めることができ、 β変態点＝872 + 23.4×Al% - 7.7×Mo% - 12.4×V% - 14.3×Cr% - 8.4×Fe% ……［３］ 以下、該β変態点を基準とする上記焼鈍温度条件の設定
理由を、図２の状態図に基づいて明らかにする。
変態点は、例えば「METALLURGICALTRANSACTIONS A, VOLU
ME 10A, JANUARY 1979, P.132-134」などに記載されてい
る如く、チタン合金中に含まれる合金元素量から求めら
れるβ変態点の算出式として周知の、たとえば下記式
［３］式によって求めることができ、 β変態点＝872 + 23.4×Al% - 7.7×Mo% - 12.4×V% - 14.3×Cr% - 8.4×Fe% ……［３］ 以下、該β変態点を基準とする上記焼鈍温度条件の設定
理由を、図２の状態図に基づいて明らかにする。
【００１６】この図において、ｎｅａｒβ型チタン合金
Ａを焼鈍する場合について本発明者らが確認したところ
によると、該チタン合金のβ変態点に対して焼鈍温度
（Ｔ）を（β変態点−２７０℃）〜（β変態点−５０
℃）の温度範囲に設定すると、得られる金属組織は初析
α相＋準安定β相からなる極めて高延性の組織となり、
冷間圧延にも十分に耐える優れた加工性を有するものに
なることが確認された。これに対し焼鈍温度（Ｔ）が
（β変態点−２７０℃）に満たない低温域では、合金組
織はβマトリックス内にα相が微細析出した時効硬化組
織となり、延性が乏しくなって加工性が極端に悪くな
り、逆に焼鈍温度（Ｔ）が（β変態点−５０℃）超β変
態点までの温度域では、焼鈍後に冷却した後の金属組織
中に低延性のマルテンサイト（α' ）と斜方晶マルテン
サイト（α''）が生成し、やはり良好な加工性が得られ
なくなる。更にβ変態点以上の温度で焼鈍を行なうと、
β粒の粗大化が起こって冷間加工性が低下するので好ま
しくない。
Ａを焼鈍する場合について本発明者らが確認したところ
によると、該チタン合金のβ変態点に対して焼鈍温度
（Ｔ）を（β変態点−２７０℃）〜（β変態点−５０
℃）の温度範囲に設定すると、得られる金属組織は初析
α相＋準安定β相からなる極めて高延性の組織となり、
冷間圧延にも十分に耐える優れた加工性を有するものに
なることが確認された。これに対し焼鈍温度（Ｔ）が
（β変態点−２７０℃）に満たない低温域では、合金組
織はβマトリックス内にα相が微細析出した時効硬化組
織となり、延性が乏しくなって加工性が極端に悪くな
り、逆に焼鈍温度（Ｔ）が（β変態点−５０℃）超β変
態点までの温度域では、焼鈍後に冷却した後の金属組織
中に低延性のマルテンサイト（α' ）と斜方晶マルテン
サイト（α''）が生成し、やはり良好な加工性が得られ
なくなる。更にβ変態点以上の温度で焼鈍を行なうと、
β粒の粗大化が起こって冷間加工性が低下するので好ま
しくない。
【００１７】本発明の第一の特徴点は、上記の知見を活
かし、チタン合金を（β変態点−２７０℃）〜（β変態
点−５０℃）の温度範囲で焼鈍することによって初析α
相＋準安定β相からなる高延性の組織とし、コイル圧延
を可能にしたところにあり、該温度域での焼鈍に要する
時間は特に制限されないが、被処理チタン合金板全体を
該組織に調整するには、好ましくは３分以上、より好ま
しくは１時間程度以上にすべきである。
かし、チタン合金を（β変態点−２７０℃）〜（β変態
点−５０℃）の温度範囲で焼鈍することによって初析α
相＋準安定β相からなる高延性の組織とし、コイル圧延
を可能にしたところにあり、該温度域での焼鈍に要する
時間は特に制限されないが、被処理チタン合金板全体を
該組織に調整するには、好ましくは３分以上、より好ま
しくは１時間程度以上にすべきである。
【００１８】尚本発明が適用されるチタン合金は、上記
の様に適正温度域で初析α相＋準安定β相を形成し得る
ｎｅａｒβ型チタン合金であり、中でも本発明の特徴が
最も有効に発揮されるのは、３．５〜５．５質量％のＡ
ｌを含み、且つＭｏ、Ｃｒ、Ｖ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｃ
ｏ等のβ安定化元素を１種以上含み、下記式［２］によ
って求められるβ安定化度が４〜１１で定義されるｎｅ
ａｒβ型のチタン合金である。 β安定化度＝Mo% + 0.67×V% + 1.25×Cr% + 1.25×Ni% + 1.7×Mn% + 1.7×Co% + 2.5×Fe% ……［２］
の様に適正温度域で初析α相＋準安定β相を形成し得る
ｎｅａｒβ型チタン合金であり、中でも本発明の特徴が
最も有効に発揮されるのは、３．５〜５．５質量％のＡ
ｌを含み、且つＭｏ、Ｃｒ、Ｖ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｃ
ｏ等のβ安定化元素を１種以上含み、下記式［２］によ
って求められるβ安定化度が４〜１１で定義されるｎｅ
ａｒβ型のチタン合金である。 β安定化度＝Mo% + 0.67×V% + 1.25×Cr% + 1.25×Ni% + 1.7×Mn% + 1.7×Co% + 2.5×Fe% ……［２］
【００１９】上記の様なｎｅａｒβ型チタン合金を使用
し、且つ適正な焼鈍を行なった後に行なわれるコイル圧
延の条件は特に制限されないが、特に好ましい条件は、
張力が５〜40kgf/mm2 、圧下率が２０％以上である。
し、且つ適正な焼鈍を行なった後に行なわれるコイル圧
延の条件は特に制限されないが、特に好ましい条件は、
張力が５〜40kgf/mm2 、圧下率が２０％以上である。
【００２０】即ちコイル圧延においては、圧延効率を高
めるため被圧延材に対し圧延の前後方向に張力が付与さ
れるが、ｎｅａｒβ型のチタン合金をコイル圧延する際
には、圧延張力を適正範囲内にコントロールすることが
有効となる。ここでいう圧延張力とは、圧延中の張力を
チタン合金板の断面積で割った値であり、圧延ロールの
前・後方に設置されたコイルの巻取りリールによって発
生させる。つまり圧延張力を変えると、圧延中および圧
延後のコイルの巻取り張力も呼応して変化させることが
できるのである。
めるため被圧延材に対し圧延の前後方向に張力が付与さ
れるが、ｎｅａｒβ型のチタン合金をコイル圧延する際
には、圧延張力を適正範囲内にコントロールすることが
有効となる。ここでいう圧延張力とは、圧延中の張力を
チタン合金板の断面積で割った値であり、圧延ロールの
前・後方に設置されたコイルの巻取りリールによって発
生させる。つまり圧延張力を変えると、圧延中および圧
延後のコイルの巻取り張力も呼応して変化させることが
できるのである。
【００２１】そしてｎｅａｒβ型チタン合金は、純チタ
ンよりも強度が高い上にヤング率が低くスプリングバッ
クを起こし易いため、圧延張力が低いとコイルが巻緩み
を起こし易く、生産効率を阻害するばかりでなく、巻緩
みによって板の層間で擦り傷が発生し易くなり、製品歩
留も低下する傾向が生じてくる。この様なところから、
圧延張力は５ｋｇｆ／ｍｍ2 以上、より好ましくは１０
ｋｇｆ／ｍｍ2 以上とするのがよい。
ンよりも強度が高い上にヤング率が低くスプリングバッ
クを起こし易いため、圧延張力が低いとコイルが巻緩み
を起こし易く、生産効率を阻害するばかりでなく、巻緩
みによって板の層間で擦り傷が発生し易くなり、製品歩
留も低下する傾向が生じてくる。この様なところから、
圧延張力は５ｋｇｆ／ｍｍ2 以上、より好ましくは１０
ｋｇｆ／ｍｍ2 以上とするのがよい。
【００２２】一方ｎｅａｒβ型チタン合金は、純チタン
よりも高強度であり、等軸組織を有するものでは特に破
壊抵抗値が低くて亀裂伝播を起こし易く、圧延中に発生
した小さなエッヂ割れを起点に、コイル破断を起こす恐
れがある。従って、エッヂ割れの発生および進展を助長
しない様、圧延張力は４０ｋｇｆ／ｍｍ2 以下、より好
ましくは３５ｋｇｆ／ｍｍ2 以下に抑えることが望まし
い。
よりも高強度であり、等軸組織を有するものでは特に破
壊抵抗値が低くて亀裂伝播を起こし易く、圧延中に発生
した小さなエッヂ割れを起点に、コイル破断を起こす恐
れがある。従って、エッヂ割れの発生および進展を助長
しない様、圧延張力は４０ｋｇｆ／ｍｍ2 以下、より好
ましくは３５ｋｇｆ／ｍｍ2 以下に抑えることが望まし
い。
【００２３】次に、圧延率（圧下率）は２０％程度以
上、より好ましくは３０％程度以上に設定することが望
ましい。しかして２０％未満の圧延率では、生産性向上
に不利であるばかりでなく、圧延後に実施する焼鈍工程
で等軸化させるために必要十分な加工歪みを付与できな
くなる。等軸化させないと、強度・延性バランスの低下
を招くので材料特性上好ましくない。圧延率の上限は、
個々の合金の特性差により多少異なるが、加工硬化によ
る変形抵抗の増大やエッヂ割れの進展などを防止する意
味から、８０％程度以下、より好ましくは７０％程度以
下に抑えるのがよい。
上、より好ましくは３０％程度以上に設定することが望
ましい。しかして２０％未満の圧延率では、生産性向上
に不利であるばかりでなく、圧延後に実施する焼鈍工程
で等軸化させるために必要十分な加工歪みを付与できな
くなる。等軸化させないと、強度・延性バランスの低下
を招くので材料特性上好ましくない。圧延率の上限は、
個々の合金の特性差により多少異なるが、加工硬化によ
る変形抵抗の増大やエッヂ割れの進展などを防止する意
味から、８０％程度以下、より好ましくは７０％程度以
下に抑えるのがよい。
【００２４】上記コイル圧延では、加工率によっては焼
鈍後一回のコイル圧延で目標厚さまで圧延を行なうこと
も可能であるが、一回当たりの圧延率を過度に高めると
加工硬化による変形抵抗の増大やエッヂ割れの進展など
の問題が生じてくるので、通常は圧延工程で複数回の焼
鈍工程を挟んで段階的にコイル圧延が行なわれる。また
強度・延性バランスを高めるには、ｎｅａｒβ型チタン
合金を微細等軸化させることが効果的であるが、微細等
軸化を効率よく実現するには、一度に大きな圧延率で圧
延してから焼鈍するよりも、前述した好適条件下の圧延
工程を、α＋β域での焼鈍工程を挟んで複数回行なう方
が好ましい。
鈍後一回のコイル圧延で目標厚さまで圧延を行なうこと
も可能であるが、一回当たりの圧延率を過度に高めると
加工硬化による変形抵抗の増大やエッヂ割れの進展など
の問題が生じてくるので、通常は圧延工程で複数回の焼
鈍工程を挟んで段階的にコイル圧延が行なわれる。また
強度・延性バランスを高めるには、ｎｅａｒβ型チタン
合金を微細等軸化させることが効果的であるが、微細等
軸化を効率よく実現するには、一度に大きな圧延率で圧
延してから焼鈍するよりも、前述した好適条件下の圧延
工程を、α＋β域での焼鈍工程を挟んで複数回行なう方
が好ましい。
【００２５】かくして本発明によれば、ｎｅａｒβ型チ
タン合金のβ変態点を基準にして適正な温度で焼鈍を行
ない、金属組織を初析α相＋準安定β相組織とすること
によって延性を著しく高めることができ、ｎｅａｒβ型
合金では実質的に不可能とされていたコイル圧延を可能
とし、コイル状のチタン合金薄板を高い生産性の下で効
率よく製造し得ることになった。
タン合金のβ変態点を基準にして適正な温度で焼鈍を行
ない、金属組織を初析α相＋準安定β相組織とすること
によって延性を著しく高めることができ、ｎｅａｒβ型
合金では実質的に不可能とされていたコイル圧延を可能
とし、コイル状のチタン合金薄板を高い生産性の下で効
率よく製造し得ることになった。
【００２６】
【実施例】以下、実施例を挙げて本発明の構成と作用効
果をより具体的に説明するが、本発明はもとより下記実
施例によって制限を受けるものではなく、前・後記の趣
旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施すること
も可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に
包含される。
果をより具体的に説明するが、本発明はもとより下記実
施例によって制限を受けるものではなく、前・後記の趣
旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施すること
も可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に
包含される。
【００２７】実施例 表１に示した成分組成のチタン合金を真空アーク溶解法
によって溶製してから直径１００ｍｍの鋳塊( 直径１０
０ｍｍ）を製造し、次にβ温度域（１０００〜１０５０
℃) で厚さ１５ｍｍの板に分塊圧延した後、β温度域
（１０００〜１０５０℃）で３０分間保持してから空冷
する。次いでβ変態点以下のα＋β温度域（８５０℃）
で熱間圧延し、厚さ５．７ｍｍの熱延板を製造した。そ
の後、再びα＋β温度域（６３０〜８９０℃）で５分間
焼鈍した後、ショットブラスト処理および酸洗を行なっ
て表面の酸化層を除去し、これをコイル冷延素材とし
た。コイル冷延は、１パス当たり圧下量０．２ｍｍと
し、圧延中に圧延方向に張力を付与して所定の圧延率ま
で圧延し、圧延終了後、板エッヂの割れ深さを測定し
た。その後α＋β域で焼鈍してから、断面組織観察を行
なった。結果を表２に示す。
によって溶製してから直径１００ｍｍの鋳塊( 直径１０
０ｍｍ）を製造し、次にβ温度域（１０００〜１０５０
℃) で厚さ１５ｍｍの板に分塊圧延した後、β温度域
（１０００〜１０５０℃）で３０分間保持してから空冷
する。次いでβ変態点以下のα＋β温度域（８５０℃）
で熱間圧延し、厚さ５．７ｍｍの熱延板を製造した。そ
の後、再びα＋β温度域（６３０〜８９０℃）で５分間
焼鈍した後、ショットブラスト処理および酸洗を行なっ
て表面の酸化層を除去し、これをコイル冷延素材とし
た。コイル冷延は、１パス当たり圧下量０．２ｍｍと
し、圧延中に圧延方向に張力を付与して所定の圧延率ま
で圧延し、圧延終了後、板エッヂの割れ深さを測定し
た。その後α＋β域で焼鈍してから、断面組織観察を行
なった。結果を表２に示す。
【００２８】また、一度の圧延で所定厚さまで圧延して
から焼鈍を行なったものと、圧延のの途中で中間焼鈍を
挟んで都合３回圧延して所定厚さまで圧延してから焼鈍
を行なったものについて、断面組織の違いを観察し、表
３に示す結果を得た。
から焼鈍を行なったものと、圧延のの途中で中間焼鈍を
挟んで都合３回圧延して所定厚さまで圧延してから焼鈍
を行なったものについて、断面組織の違いを観察し、表
３に示す結果を得た。
【００２９】
【表１】
【００３０】
【表２】
【００３１】
【表３】
【００３２】表１〜３より次の様に考えることができ
る。 実験Ｎｏ．１〜８：本発明の規定要件を全て満たす実施
例であり、焼鈍後の組織は均一な等軸状でエッジ割れが
少なく、コイル圧延の実用化に十分適合できる。
る。 実験Ｎｏ．１〜８：本発明の規定要件を全て満たす実施
例であり、焼鈍後の組織は均一な等軸状でエッジ割れが
少なく、コイル圧延の実用化に十分適合できる。
【００３３】実験Ｎｏ．９，１０：圧延前に行なわれる
焼鈍の温度が規定範囲を外れる比較例であり、圧延目標
である５０％に至るまでにエッジ割れが生じるため圧延
率を４０％または３０％で止めたが、それでもかなり大
きなエッジ割れが見られ、コイル圧延の実用化は難し
い。
焼鈍の温度が規定範囲を外れる比較例であり、圧延目標
である５０％に至るまでにエッジ割れが生じるため圧延
率を４０％または３０％で止めたが、それでもかなり大
きなエッジ割れが見られ、コイル圧延の実用化は難し
い。
【００３４】実験Ｎｏ．１１：圧延時の張力を４５％に
まで高めた参考例であり、張力が高過ぎるためエッジ割
れを起こし易くなる。
まで高めた参考例であり、張力が高過ぎるためエッジ割
れを起こし易くなる。
【００３５】実験Ｎｏ．１２：コイル圧延時の圧延率を
低めに設定した参考例であり、大きなエッジ割れを生じ
ることなくコイル圧延を行なうことができるが、焼鈍後
の組織が一部不等軸状となり、強度・伸びバランスが悪
くなる。
低めに設定した参考例であり、大きなエッジ割れを生じ
ることなくコイル圧延を行なうことができるが、焼鈍後
の組織が一部不等軸状となり、強度・伸びバランスが悪
くなる。
【００３６】実験Ｎｏ．１３：コイル圧延時の圧延率を
８５％にまで高めた参考例であり、圧延率過剰により大
きなエッジ割れが観察される。
８５％にまで高めた参考例であり、圧延率過剰により大
きなエッジ割れが観察される。
【００３７】実験Ｎｏ．１４：１回当たりの圧延率を４
０％とし、途中α＋β域での焼鈍を２回挟んで合計３回
のコイル圧延を行なった結果を示したもので、最終焼鈍
後の組織は微細な等軸状であり、エッジ割れなどが見ら
れず強度・延性バランスの良好なコイルが得られる。
０％とし、途中α＋β域での焼鈍を２回挟んで合計３回
のコイル圧延を行なった結果を示したもので、最終焼鈍
後の組織は微細な等軸状であり、エッジ割れなどが見ら
れず強度・延性バランスの良好なコイルが得られる。
【００３８】実験Ｎｏ．１５：途中焼鈍を行なうことな
く一回のコイル圧延で上記実験Ｎｏ．１４とほぼ同等の
圧延を行なった例であり、焼鈍後の組織が一部不等軸状
となり、強度・伸びバランスがやや悪くなる。
く一回のコイル圧延で上記実験Ｎｏ．１４とほぼ同等の
圧延を行なった例であり、焼鈍後の組織が一部不等軸状
となり、強度・伸びバランスがやや悪くなる。
【００３９】
【発明の効果】本発明は以上の様に構成されており、好
ましくはｎｅａｒβ型チタン合金を対象とし、該チタン
合金のβ変態点を基準にして所定温度範囲内で焼鈍を行
なうことにより、高延性の初析α相＋準安定β相組織と
することができ、それによりコイル圧延によってチタン
合金薄板を生産性よく製造し得ることになった。
ましくはｎｅａｒβ型チタン合金を対象とし、該チタン
合金のβ変態点を基準にして所定温度範囲内で焼鈍を行
なうことにより、高延性の初析α相＋準安定β相組織と
することができ、それによりコイル圧延によってチタン
合金薄板を生産性よく製造し得ることになった。
【００４０】特に本発明は、β安定化度が４〜１１のｎ
ｅａｒβ型合金を使用し、コイル圧延時に付加する張力
と圧延率を適正に制御し、更には中間焼鈍を挟んで段階
的にコイル圧延を行なうことによって、任意の厚さのチ
タン合金コイルを高生産性の下で効率よく製造できる。
ｅａｒβ型合金を使用し、コイル圧延時に付加する張力
と圧延率を適正に制御し、更には中間焼鈍を挟んで段階
的にコイル圧延を行なうことによって、任意の厚さのチ
タン合金コイルを高生産性の下で効率よく製造できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】Ｔｉ合金の状態図を示す略図である。
【図２】本発明のコイル圧延法を、状態図を参照しつつ
説明するための図である。
説明するための図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｃ２２Ｆ 1/00 ６８６ Ｃ２２Ｆ 1/00 ６８６Ｚ ６９１ ６９１Ｂ ６９４ ６９４Ａ
Claims (3)
- 【請求項１】 チタン合金板を、下記式［１］を満たす
温度（Ｔ）で焼鈍してからコイル圧延することを特徴と
するｎｅａｒβ型チタン合金コイルの製法。 （β変態点-270℃）≦Ｔ≦（β変態点 -50℃）……［１］ - 【請求項２】 ５〜40kgf/mm2 の張力をかけつつ、２０
％以上の圧延率でコイル圧延する請求項１に記載の製
法。 - 【請求項３】 コイル圧延を、α＋β域での焼鈍工程を
挟んで複数回行なう請求項１または２に記載の製法。
Priority Applications (8)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14455898A JP3297010B2 (ja) | 1998-05-26 | 1998-05-26 | ｎｅａｒβ型チタン合金コイルの製法 |
| DE69933513T DE69933513T2 (de) | 1998-05-26 | 1999-05-25 | Titanlegierung und Verfahren zu deren Herstellung |
| EP99110153A EP0969109B1 (en) | 1998-05-26 | 1999-05-25 | Titanium alloy and process for production |
| CA002272730A CA2272730C (en) | 1998-05-26 | 1999-05-25 | .alpha. + .beta. type titanium alloy, a titanium alloy strip, coil-rolling process of titanium alloy, and process for producing a cold-rolled titanium alloy strip |
| US09/317,897 US6228189B1 (en) | 1998-05-26 | 1999-05-25 | α+β type titanium alloy, a titanium alloy strip, coil-rolling process of titanium alloy, and process for producing a cold-rolled titanium alloy strip |
| US09/727,580 US20010041148A1 (en) | 1998-05-26 | 2000-12-04 | Alpha + beta type titanium alloy, process for producing titanium alloy, process for coil rolling, and process for producing cold-rolled coil of titanium alloy |
| US10/057,899 USRE38316E1 (en) | 1998-05-26 | 2002-01-29 | α+β type titanium alloy, a titanium alloy strip, coil-rolling process of titanium alloy, and process for producing a cold-rolled titanium alloy strip |
| US10/243,793 US6726784B2 (en) | 1998-05-26 | 2002-09-16 | α+β type titanium alloy, process for producing titanium alloy, process for coil rolling, and process for producing cold-rolled coil of titanium alloy |
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14455898A JP3297010B2 (ja) | 1998-05-26 | 1998-05-26 | ｎｅａｒβ型チタン合金コイルの製法 |
| CA002272730A CA2272730C (en) | 1998-05-26 | 1999-05-25 | .alpha. + .beta. type titanium alloy, a titanium alloy strip, coil-rolling process of titanium alloy, and process for producing a cold-rolled titanium alloy strip |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11335803A true JPH11335803A (ja) | 1999-12-07 |
| JP3297010B2 JP3297010B2 (ja) | 2002-07-02 |
Family
ID=32094399
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14455898A Expired - Lifetime JP3297010B2 (ja) | 1998-05-26 | 1998-05-26 | ｎｅａｒβ型チタン合金コイルの製法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3297010B2 (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US6726784B2 (en) | 1998-05-26 | 2004-04-27 | Hideto Oyama | α+β type titanium alloy, process for producing titanium alloy, process for coil rolling, and process for producing cold-rolled coil of titanium alloy |
| WO2012044204A1 (ru) * | 2010-09-27 | 2012-04-05 | Открытое Акционерное Общество "Корпорация Всмпо-Ависма" | СПОСОБ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ДЕФОРМИРОВАННЫХ ИЗДЕЛИЙ ИЗ ПСЕВДО-β-ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ |
| CN112517633A (zh) * | 2020-11-17 | 2021-03-19 | 中国航发北京航空材料研究院 | 一种低成本钛合金短流程轧制工艺 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| RU2484176C2 (ru) * | 2011-08-24 | 2013-06-10 | Открытое Акционерное Общество "Корпорация Всмпо-Ависма" | Способ изготовления тонких листов из псевдо-бета-титановых сплавов |
-
1998
- 1998-05-26 JP JP14455898A patent/JP3297010B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US6726784B2 (en) | 1998-05-26 | 2004-04-27 | Hideto Oyama | α+β type titanium alloy, process for producing titanium alloy, process for coil rolling, and process for producing cold-rolled coil of titanium alloy |
| WO2012044204A1 (ru) * | 2010-09-27 | 2012-04-05 | Открытое Акционерное Общество "Корпорация Всмпо-Ависма" | СПОСОБ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ДЕФОРМИРОВАННЫХ ИЗДЕЛИЙ ИЗ ПСЕВДО-β-ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ |
| CN103237915A (zh) * | 2010-09-27 | 2013-08-07 | 威森波-阿维斯玛股份公司 | 近β钛合金的锻造制品的制备方法 |
| US9297059B2 (en) | 2010-09-27 | 2016-03-29 | Public Stock Company, “VSMPO-AVISMA Corporation” | Method for the manufacture of wrought articles of near-beta titanium alloys |
| CN112517633A (zh) * | 2020-11-17 | 2021-03-19 | 中国航发北京航空材料研究院 | 一种低成本钛合金短流程轧制工艺 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3297010B2 (ja) | 2002-07-02 |
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