JPS5951389B2 - 平形クラツドブスパ−の製造法 - Google Patents
平形クラツドブスパ−の製造法Info
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- JPS5951389B2 JPS5951389B2 JP4093477A JP4093477A JPS5951389B2 JP S5951389 B2 JPS5951389 B2 JP S5951389B2 JP 4093477 A JP4093477 A JP 4093477A JP 4093477 A JP4093477 A JP 4093477A JP S5951389 B2 JPS5951389 B2 JP S5951389B2
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- hot
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- clad
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Description
【発明の詳細な説明】
この発明は、耐食性金属材料で被覆された平形クラツド
ブスバーの製造法に関するものである。
ブスバーの製造法に関するものである。
従来、メッキ処理装置、アルマイト処理装置、およびソ
ーダやマンガンなどの電解装置に使用されるブスバーに
おいて、その基幹部には、アルミニウム（Ａｌ）や銅（
Ｃｕ）などの導電性金属からなる部材の上下面にチタン
（Ｔｉ）やジルコニウム（Ｚｒ）などの耐食性金属を爆
発圧着し、その側面には前記耐食性金属を溶接したもの
が使用され、また電流容量の小さい末端部には、これら
両金属からなる複合引抜材が使用されている。しかしな
がら、前記基幹部用クラツドブスバーの製造に際しては
、上記のように爆発圧着や側面溶接を必要とするために
工程が複雑となる上、高価となる欠点があり、また末端
部用クラツドブスバーにおいては、引抜工程時の潤滑に
問題があるほか、接合強度がほとんど得られていないた
めに接触抵抗値が高くなつて発熱が大きく電流効率も低
いという問題がある。また、上記のＴｉやＺｒなどの耐
食性被覆金属とＡｌやＣｕなどの導電性コア金属とから
なるクラツドブスバーを熱間圧延により製造することも
試みられたが、前記耐食性金属は酸化されやす〜く、し
かもこれら耐食性金属の酸化物はアルミナ（Ａｌ酸化物
）のように脆くないためにその破壊が容易ではなく、さ
らにコア金属としてＣｕを使用した場合には、延性に富
んだＣｕの酸化物が生成し、このＣｕ酸化物は熱間圧延
時に潤滑材として作用するようになることなどから、そ
の接合が強固なクラツドブスバーを熱間圧延によつて製
造することはほとんど不可能である。
ーダやマンガンなどの電解装置に使用されるブスバーに
おいて、その基幹部には、アルミニウム（Ａｌ）や銅（
Ｃｕ）などの導電性金属からなる部材の上下面にチタン
（Ｔｉ）やジルコニウム（Ｚｒ）などの耐食性金属を爆
発圧着し、その側面には前記耐食性金属を溶接したもの
が使用され、また電流容量の小さい末端部には、これら
両金属からなる複合引抜材が使用されている。しかしな
がら、前記基幹部用クラツドブスバーの製造に際しては
、上記のように爆発圧着や側面溶接を必要とするために
工程が複雑となる上、高価となる欠点があり、また末端
部用クラツドブスバーにおいては、引抜工程時の潤滑に
問題があるほか、接合強度がほとんど得られていないた
めに接触抵抗値が高くなつて発熱が大きく電流効率も低
いという問題がある。また、上記のＴｉやＺｒなどの耐
食性被覆金属とＡｌやＣｕなどの導電性コア金属とから
なるクラツドブスバーを熱間圧延により製造することも
試みられたが、前記耐食性金属は酸化されやす〜く、し
かもこれら耐食性金属の酸化物はアルミナ（Ａｌ酸化物
）のように脆くないためにその破壊が容易ではなく、さ
らにコア金属としてＣｕを使用した場合には、延性に富
んだＣｕの酸化物が生成し、このＣｕ酸化物は熱間圧延
時に潤滑材として作用するようになることなどから、そ
の接合が強固なクラツドブスバーを熱間圧延によつて製
造することはほとんど不可能である。
このようなことから上記のクラツドブスバーを冷間圧接
によつて製造することも考えられたが、ＴｉやＺｒなど
の耐食性被覆金属においては、スプリングバックが大き
いために、この冷間圧接によつてもその製造はきわめて
困難である。
によつて製造することも考えられたが、ＴｉやＺｒなど
の耐食性被覆金属においては、スプリングバックが大き
いために、この冷間圧接によつてもその製造はきわめて
困難である。
そこでスプリングバックの小さくなる温度域での加工、
すなわち、温間加工による接合も考えられたが、この温
度域でもコア金属と被覆金属には酸化反応が″起るため
に上記の熱間圧延の場合と同様に前記両金属の圧着を十
分に行なうことができない。さらに上記冷間圧接および
温間圧接のいずれの場合においても、コア金属と被覆金
属の変形抵抗レベルが相互に大巾に異なることや、前記
両金属の圧着、には大きな加工度を必要とすることなど
もクラツドブスバーの製造上の大きな問題点となつてい
る。本発明者等は、上述のような観点から、爆発圧着並
の接合強度と、著しく低い接触抵抗を有し、しかも電流
効率の高い、耐食性被覆金属と導電性コア金属とで構成
されたクラツドブスバ一を簡単にして安価に製造すべく
、特に耐食性被覆金属と導電性コア金属との熱間圧着時
における酸化防止に着目し研究を行つた結果、（ａ）外
径Ｄに対する肉厚ｔの比ｔ／Ｄをそれぞれ０．０１，０
．０２、および０．０５とした耐食性被覆金属としての
Ｔｉ管内に導電性コア金属としてのＣＵＩ棒を挿入充填
し、これらを種々の減面率で鍛造加工し、鍛造後のクラ
ツド材のスプリングバツク後に残留する歪量を測定した
ところ第１図に示される結果を示し、図示されるように
ｔ／Ｄおよび減面率が大きくなればなるほどスプリン，
グバツク後に残留する歪量は大きくなり、この傾向はｔ
／Ｄ：０．０２以上、減面率：１０％以上で顕著に現わ
れること。
すなわち、温間加工による接合も考えられたが、この温
度域でもコア金属と被覆金属には酸化反応が″起るため
に上記の熱間圧延の場合と同様に前記両金属の圧着を十
分に行なうことができない。さらに上記冷間圧接および
温間圧接のいずれの場合においても、コア金属と被覆金
属の変形抵抗レベルが相互に大巾に異なることや、前記
両金属の圧着、には大きな加工度を必要とすることなど
もクラツドブスバーの製造上の大きな問題点となつてい
る。本発明者等は、上述のような観点から、爆発圧着並
の接合強度と、著しく低い接触抵抗を有し、しかも電流
効率の高い、耐食性被覆金属と導電性コア金属とで構成
されたクラツドブスバ一を簡単にして安価に製造すべく
、特に耐食性被覆金属と導電性コア金属との熱間圧着時
における酸化防止に着目し研究を行つた結果、（ａ）外
径Ｄに対する肉厚ｔの比ｔ／Ｄをそれぞれ０．０１，０
．０２、および０．０５とした耐食性被覆金属としての
Ｔｉ管内に導電性コア金属としてのＣＵＩ棒を挿入充填
し、これらを種々の減面率で鍛造加工し、鍛造後のクラ
ツド材のスプリングバツク後に残留する歪量を測定した
ところ第１図に示される結果を示し、図示されるように
ｔ／Ｄおよび減面率が大きくなればなるほどスプリン，
グバツク後に残留する歪量は大きくなり、この傾向はｔ
／Ｄ：０．０２以上、減面率：１０％以上で顕著に現わ
れること。
（ｂ）上記鍛造後のクラツド材を加熱すると、Ｔｉの熱
膨張係数が８．４０×１０゜／℃，Ｃｕのそれが．１６
．６×１０’／℃であることから、前記鍛造クラツド材
が酸化開始温度に加熱されるまでに、その接合界面の間
隙がＯとなり、酸化がその端面から接合界面内に進行す
ることはなく、したがつて前記接合界面の酸化が完全に
防止される限一界のｔ／Ｄおよび加工度があること。
膨張係数が８．４０×１０゜／℃，Ｃｕのそれが．１６
．６×１０’／℃であることから、前記鍛造クラツド材
が酸化開始温度に加熱されるまでに、その接合界面の間
隙がＯとなり、酸化がその端面から接合界面内に進行す
ることはなく、したがつて前記接合界面の酸化が完全に
防止される限一界のｔ／Ｄおよび加工度があること。
このことは他の耐食性被覆金属および導電性コア金属に
おいても全く同様であり、特に耐食性被覆金属のｔ／Ｄ
が大きくなればなるほど大きな張力が発生することにな
るので、前記接合界面の酸化こ防止はより完全になるこ
と。（ｃ）スプリングバツクの大きいＴｉやＺｒなどの
耐食性被覆金属は潤滑性が悪く、これらに引抜加工を施
すと“かじり”や“焼付”などの表面欠陥を起しやすく
、これらの欠陥が圧着不良の原？因となることから、前
記欠陥発生のきわめて少ないスエージ鍛造やタツプ鍛造
などの鍛造加工を採用するのがよいこと。
おいても全く同様であり、特に耐食性被覆金属のｔ／Ｄ
が大きくなればなるほど大きな張力が発生することにな
るので、前記接合界面の酸化こ防止はより完全になるこ
と。（ｃ）スプリングバツクの大きいＴｉやＺｒなどの
耐食性被覆金属は潤滑性が悪く、これらに引抜加工を施
すと“かじり”や“焼付”などの表面欠陥を起しやすく
、これらの欠陥が圧着不良の原？因となることから、前
記欠陥発生のきわめて少ないスエージ鍛造やタツプ鍛造
などの鍛造加工を採用するのがよいこと。
（ｄ）上記鍛造クラツド材に熱間圧延を施すことによつ
て得られたクラツド材において、その接合４．界面に生
成する拡散層およびスプリングバック後に残留する歪量
は前記熱間平圧延クラツド材の特性に大きな影響を与え
ること。
て得られたクラツド材において、その接合４．界面に生
成する拡散層およびスプリングバック後に残留する歪量
は前記熱間平圧延クラツド材の特性に大きな影響を与え
ること。
すなわち、いま例えば耐食性被覆金属としてｔ／Ｄ：０
．０５を有するＴｉ管を、また導電性コア金属としてＣ
ｕ棒を使用し、ついでこれに減面率：２０％のスエージ
鍛造を施すことによつて得られた鍛造クラツド材に、板
厚減少率：６０％の熱間平圧延を施すに際して、前記熱
間平圧延温度を種々変化させて行つた場合の熱間平圧延
クラツド材の剪断強度と前記熱間平圧延温度との関係を
調べたところ第２図に示される結果を示した。図示され
るように前記熱間平圧延温度が５５０℃以上になるとそ
の剪断強度は急激に上昇し、これは５５０℃以上の温度
ではスプリングバツクによる接合界面の剥離が生じなく
なることを示し、一方同温度が７００℃を越えると再び
その剪断強度が低下するようになることが示されている
が、これは７００℃を越えた高温になると接合界面に過
大な拡散層が生成することに原因するものである。同様
なことは、耐食性被覆金属としてＺｒを、導電性コア金
属としてＡｌを適用した場合にも現われており、この場
合は熱間平圧延温度が３００〜５００℃の範囲で高い剪
断強度を示している。ｅ）熱間平圧延クラツド材の特性
は熱間平圧延における板厚減少率に影響されること。
．０５を有するＴｉ管を、また導電性コア金属としてＣ
ｕ棒を使用し、ついでこれに減面率：２０％のスエージ
鍛造を施すことによつて得られた鍛造クラツド材に、板
厚減少率：６０％の熱間平圧延を施すに際して、前記熱
間平圧延温度を種々変化させて行つた場合の熱間平圧延
クラツド材の剪断強度と前記熱間平圧延温度との関係を
調べたところ第２図に示される結果を示した。図示され
るように前記熱間平圧延温度が５５０℃以上になるとそ
の剪断強度は急激に上昇し、これは５５０℃以上の温度
ではスプリングバツクによる接合界面の剥離が生じなく
なることを示し、一方同温度が７００℃を越えると再び
その剪断強度が低下するようになることが示されている
が、これは７００℃を越えた高温になると接合界面に過
大な拡散層が生成することに原因するものである。同様
なことは、耐食性被覆金属としてＺｒを、導電性コア金
属としてＡｌを適用した場合にも現われており、この場
合は熱間平圧延温度が３００〜５００℃の範囲で高い剪
断強度を示している。ｅ）熱間平圧延クラツド材の特性
は熱間平圧延における板厚減少率に影響されること。
いま例えば上記（ｄ）項に示される鍛造クラツド材に対
して熱間平圧廷温度を６５０℃と一定にし、板厚減少率
を種々変化させて熱間平圧延を施した場合の熱間平圧延
クラツド材の剪断強度と板厚減少率との関係を調べたと
ころ、第３図に示される結果を示したのであつて、図示
されるように板厚減少率が５０％以上になると熱間平圧
延クラツド材の剪断強度が急激に上昇することが明らか
である。ｒ）上記（ｄ）項に示される熱間平圧延クラツ
ド材における接合界面の拡散層厚さが前記熱間平圧延ク
ラツド材の剪断強度並びにその全接触抵抗に影響を及ぽ
すことは、以下に示される結果よりも明らかであること
。
して熱間平圧廷温度を６５０℃と一定にし、板厚減少率
を種々変化させて熱間平圧延を施した場合の熱間平圧延
クラツド材の剪断強度と板厚減少率との関係を調べたと
ころ、第３図に示される結果を示したのであつて、図示
されるように板厚減少率が５０％以上になると熱間平圧
延クラツド材の剪断強度が急激に上昇することが明らか
である。ｒ）上記（ｄ）項に示される熱間平圧延クラツ
ド材における接合界面の拡散層厚さが前記熱間平圧延ク
ラツド材の剪断強度並びにその全接触抵抗に影響を及ぽ
すことは、以下に示される結果よりも明らかであること
。
すなわち、例えば上記（ｄ）項に示されると同一の鍛造
クラツド材に板厚減少率６０％の熱間平圧延を施すに際
して、熱間平圧延温度を種々に変化させることによつて
、その接合界面に形成される拡散層厚みを変化させた場
合の剪断強度と仝接触抵抗を測定したところ第４図に示
される結果を示したのであつて、図示されるように拡散
層厚さが大きくなればなるほど剪断強度は漸次低下する
ようになると共に全接触抵抗は増大するようになり、こ
のことは高い剪断強度並びに低い全接触抵抗を確保する
ためには接合界面に過大な拡散層が生成しない温度域で
の熱間平圧延の必要性を示している。なお、第４図に示
される全接触抵抗値１６５〜１０゜Ω・帥・のオーダー
は、清浄な金属面相互に負荷した場合に得られる値に相
当するきわめて低い値である。（ｇ）鍛造加工の際に変
形抵抗レベルの大きな違いの結果起る耐食性被覆金属管
内面の表面粗さの増大は、次工程の熱間平圧延時（ごさ
らに拡大して接合界面に機械的かみ合いを生じ、その接
合強度は爆発圧着によつて接合したクラツド材のもつ接
合強度と同等のものとなること。
クラツド材に板厚減少率６０％の熱間平圧延を施すに際
して、熱間平圧延温度を種々に変化させることによつて
、その接合界面に形成される拡散層厚みを変化させた場
合の剪断強度と仝接触抵抗を測定したところ第４図に示
される結果を示したのであつて、図示されるように拡散
層厚さが大きくなればなるほど剪断強度は漸次低下する
ようになると共に全接触抵抗は増大するようになり、こ
のことは高い剪断強度並びに低い全接触抵抗を確保する
ためには接合界面に過大な拡散層が生成しない温度域で
の熱間平圧延の必要性を示している。なお、第４図に示
される全接触抵抗値１６５〜１０゜Ω・帥・のオーダー
は、清浄な金属面相互に負荷した場合に得られる値に相
当するきわめて低い値である。（ｇ）鍛造加工の際に変
形抵抗レベルの大きな違いの結果起る耐食性被覆金属管
内面の表面粗さの増大は、次工程の熱間平圧延時（ごさ
らに拡大して接合界面に機械的かみ合いを生じ、その接
合強度は爆発圧着によつて接合したクラツド材のもつ接
合強度と同等のものとなること。
以上（ａ）〜（ｇ）項に示される知見を得たのであつて
、この発明は上記知見にもとづいてなされたものである
。
、この発明は上記知見にもとづいてなされたものである
。
ついで、この発明を実施例により説明する。
耐食性被覆金属として外径（Ｄ）１１４ｍｍ、内径１０
６ｍｍ、肉厚（ｔ）４ｍｍの寸法（ｔ／Ｄ：０．０３５
）をもつたＴｉ管を使用し、これに導電性コア金属とし
で外径１０２ｍｍをもつたＣｕ棒をそれぞれ酸洗して挿
入充填した後、スエージ鍛造により３１％の減面率を与
えて直径９５ｍｍの断面形状をもつた鍛造クラツド材を
成形した。ついで前記鍛造クラツド材を温度６５０℃に
加熱した状態で板厚減少率７５％の熱間平圧延を施して
巾１１８ｍｍ×厚さ２４ｍｍの熱間平圧延クラツド材を
成形した。この結果得られた前記熱間平圧延クラツド材
は１１．２ｋｇ／Ｍｉｔのきわめて高い剪断強度をもつ
と共に、その接合界面の全接触抵抗値も８×１０６Ω・
国・を示し、その接合が完全に行なわれていることが明
らかである。上述のように、この発明によれば、接触抵
抗が著しく低い、したがつて高い電流効率を確保できる
と共に発熱による焼付などの危険がない、爆発圧着成形
並の高い強度をもつた平形クラツドブスバ一をコスト安
く、簡単に製造することができ、しかも耐食性金属で被
覆されているのでメツキ処理装置、アルマイト処理装置
、および電解装置などの腐食性雰囲気中で長期に亘る使
用が可能となるばかりでなく、その形状が平形であるた
めにアルマイト治具などの取付けや支柱部品の溶接も容
易に行えるので装置設計をコンパクトにできるなど工業
上有用な効果がもたらされるのである。
６ｍｍ、肉厚（ｔ）４ｍｍの寸法（ｔ／Ｄ：０．０３５
）をもつたＴｉ管を使用し、これに導電性コア金属とし
で外径１０２ｍｍをもつたＣｕ棒をそれぞれ酸洗して挿
入充填した後、スエージ鍛造により３１％の減面率を与
えて直径９５ｍｍの断面形状をもつた鍛造クラツド材を
成形した。ついで前記鍛造クラツド材を温度６５０℃に
加熱した状態で板厚減少率７５％の熱間平圧延を施して
巾１１８ｍｍ×厚さ２４ｍｍの熱間平圧延クラツド材を
成形した。この結果得られた前記熱間平圧延クラツド材
は１１．２ｋｇ／Ｍｉｔのきわめて高い剪断強度をもつ
と共に、その接合界面の全接触抵抗値も８×１０６Ω・
国・を示し、その接合が完全に行なわれていることが明
らかである。上述のように、この発明によれば、接触抵
抗が著しく低い、したがつて高い電流効率を確保できる
と共に発熱による焼付などの危険がない、爆発圧着成形
並の高い強度をもつた平形クラツドブスバ一をコスト安
く、簡単に製造することができ、しかも耐食性金属で被
覆されているのでメツキ処理装置、アルマイト処理装置
、および電解装置などの腐食性雰囲気中で長期に亘る使
用が可能となるばかりでなく、その形状が平形であるた
めにアルマイト治具などの取付けや支柱部品の溶接も容
易に行えるので装置設計をコンパクトにできるなど工業
上有用な効果がもたらされるのである。
第１図はｔ／Ｄ比に関し鍛造クラツド材の減面率とスプ
リングバツク後に残留する歪量との関係を示したグラフ
、第２図は熱間平圧延クラツド材の剪断強度と熱間平圧
延温度との関係を示したグラフ、第３図は熱間平圧延ク
ラツド材の剪断強度と板厚減少率との関係を示したグラ
フ、第４図は熱間平圧延クラツド材の剪断強度および全
接触抵抗と接合界面の拡散層厚さとの関係を示したグラ
フである。
リングバツク後に残留する歪量との関係を示したグラフ
、第２図は熱間平圧延クラツド材の剪断強度と熱間平圧
延温度との関係を示したグラフ、第３図は熱間平圧延ク
ラツド材の剪断強度と板厚減少率との関係を示したグラ
フ、第４図は熱間平圧延クラツド材の剪断強度および全
接触抵抗と接合界面の拡散層厚さとの関係を示したグラ
フである。
Claims (1)
- １ 外径Ｄに対する肉厚ｔの比（ｔ／Ｄ）が０．０２以
上をもつた耐食性被覆金属管内に、コア材として導電性
金属棒を充填した後、鍛造加工により１０％以上の減面
率を与え、ついで拡散層が過大に生成せず、かつスプリ
ングバックにより剥離が生じない温度域において、板厚
減少率５０％以上の熱間平圧延を施すことを特徴とする
平形クラツドブスバーの製造法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4093477A JPS5951389B2 (ja) | 1977-04-12 | 1977-04-12 | 平形クラツドブスパ−の製造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4093477A JPS5951389B2 (ja) | 1977-04-12 | 1977-04-12 | 平形クラツドブスパ−の製造法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS53126173A JPS53126173A (en) | 1978-11-04 |
| JPS5951389B2 true JPS5951389B2 (ja) | 1984-12-13 |
Family
ID=12594323
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4093477A Expired JPS5951389B2 (ja) | 1977-04-12 | 1977-04-12 | 平形クラツドブスパ−の製造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5951389B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS55144345A (en) * | 1979-04-26 | 1980-11-11 | Kiyoteru Takayasu | Production of composite material |
| JP4646369B2 (ja) * | 2000-08-31 | 2011-03-09 | 株式会社クボタ | 耐食性に優れた銅ブスバーおよびその製造方法 |
-
1977
- 1977-04-12 JP JP4093477A patent/JPS5951389B2/ja not_active Expired
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS53126173A (en) | 1978-11-04 |
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