JPS6289587A - クラツド鋼の製造方法 - Google Patents
クラツド鋼の製造方法Info
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- JPS6289587A JPS6289587A JP22890985A JP22890985A JPS6289587A JP S6289587 A JPS6289587 A JP S6289587A JP 22890985 A JP22890985 A JP 22890985A JP 22890985 A JP22890985 A JP 22890985A JP S6289587 A JPS6289587 A JP S6289587A
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- Japan
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- rolling
- base material
- welding
- joint
- gap
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- Pending
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
この発明はクラッド鋼の製造に関し、合せ坂と基材との
圧延接合部に形成される金属間化合物の生成を抑制する
とともに、接合面に存在する非金属介在物を減少させる
ことによって良好な接合部特性を有するクラッド鋼の製
造方法を提供するものである。
圧延接合部に形成される金属間化合物の生成を抑制する
とともに、接合面に存在する非金属介在物を減少させる
ことによって良好な接合部特性を有するクラッド鋼の製
造方法を提供するものである。
２枚以上の金属板を積層接合させたクラッド金属板は、
耐食性、耐摩耗性または耐熱性に優れ、かつ高強度を有
する安価な構造用材料として広い分野で使用されている
。クラッド金属板を製造する方法として、爆着法、肉感
法、圧延法等があるが、大面積のものを高能率かつ安価
に製造できる点から圧延法が最も一般的に用いられてい
る。
耐食性、耐摩耗性または耐熱性に優れ、かつ高強度を有
する安価な構造用材料として広い分野で使用されている
。クラッド金属板を製造する方法として、爆着法、肉感
法、圧延法等があるが、大面積のものを高能率かつ安価
に製造できる点から圧延法が最も一般的に用いられてい
る。
この方法は合せ材および基材の接合する面を清浄にして
積層した後、熱間または温間で圧延し合せ材と基材を冶
金的に接合させる方法であり、現在ステンレス鋼（合せ
材）と炭素鋼低合金鋼及び高合金鋼（基材）の組合せを
初めとする種々のクラッド金属板の製造方法として幅広
く活用されている。
積層した後、熱間または温間で圧延し合せ材と基材を冶
金的に接合させる方法であり、現在ステンレス鋼（合せ
材）と炭素鋼低合金鋼及び高合金鋼（基材）の組合せを
初めとする種々のクラッド金属板の製造方法として幅広
く活用されている。
しかしながら、Ｔ１を合せ材とするＴｉクラッド鋼の製
造においては、圧延法では下記に示す問題があり、良好
な接合部特性を得ることはこれまで極めて困難視されて
いた。
造においては、圧延法では下記に示す問題があり、良好
な接合部特性を得ることはこれまで極めて困難視されて
いた。
すなわち％Ｔ１と鋼を重ねて積層し、所定の温度で均一
加熱後熱間または温間で圧延接合した場合、 Ｔｉ 、
Ｆ、の相互拡散によって接合境界面に脆弱なＴｉ−Ｆ
ｅ金属間化合物が生成し、これが接合面のせん断強さを
著しく低下せしめる原因になっている。
加熱後熱間または温間で圧延接合した場合、 Ｔｉ 、
Ｆ、の相互拡散によって接合境界面に脆弱なＴｉ−Ｆ
ｅ金属間化合物が生成し、これが接合面のせん断強さを
著しく低下せしめる原因になっている。
金属間化合物の生成を防止する方法として、上記Ｔｉと
金属間化合物を生成しない元素であるＭｏ −Ｎｂ ％
■等の薄板又は箔をインサート材として合せ材と基材
との間にインサートする方法が提案されている。
金属間化合物を生成しない元素であるＭｏ −Ｎｂ ％
■等の薄板又は箔をインサート材として合せ材と基材
との間にインサートする方法が提案されている。
しかし、この方法ではインサート材が非常に高価なため
製造コストを著しく上昇せしめること、およびこれらイ
ンサート材の延性が甚だ不足し圧延時にインサート材が
破損する等の問題があり、実用化までには至っていない
。
製造コストを著しく上昇せしめること、およびこれらイ
ンサート材の延性が甚だ不足し圧延時にインサート材が
破損する等の問題があり、実用化までには至っていない
。
また、ＴｉおよびＦｅの相互拡散を防止するためクラッ
ド素材（合せ材と基材を重ね合せたもの）の加熱温度お
よび圧延温度を低くする方法も試みられているが、この
場合ｌこは接合界面における冶金的結合が不足し、十分
な接合強さを得ることができない。逆に、冶金的結合力
を高めるため、加熱・圧延温度を上昇せしめると、前述
のＴＩ −Ｆｅの金属間化合物の生成が促進され接合部
は極めて脆弱化する。
ド素材（合せ材と基材を重ね合せたもの）の加熱温度お
よび圧延温度を低くする方法も試みられているが、この
場合ｌこは接合界面における冶金的結合が不足し、十分
な接合強さを得ることができない。逆に、冶金的結合力
を高めるため、加熱・圧延温度を上昇せしめると、前述
のＴＩ −Ｆｅの金属間化合物の生成が促進され接合部
は極めて脆弱化する。
以上の如く、現行の圧延法によるＴｉクラッド□鋼の製
造には解決を要すべき難問が存在し。
造には解決を要すべき難問が存在し。
製造方法が確立されるまでに至っていない。
一方、圧延法に替り爆着法を用いれば１合せ材と基材は
冶金的にではなく機械的に接合されるため、Ｔｉ −Ｆ
、金属間化合物は生成されず、比較的良好な接合部特性
が得られる。
冶金的にではなく機械的に接合されるため、Ｔｉ −Ｆ
、金属間化合物は生成されず、比較的良好な接合部特性
が得られる。
しかしながら、爆着法は大面積の接合が困難であり、か
つ爆薬を用いるため作業場所が限定される等の制約があ
り汎用的利用が難しい。
つ爆薬を用いるため作業場所が限定される等の制約があ
り汎用的利用が難しい。
この他、Ｔ１以外にもＺｒ、Ｔａ％Ｎｂ及びこれらを含
む各合金の如く基材との間で金属間化金物が形成されな
い場合であっても酸素や窒素との親和が大きい活性な金
属を合せ材として用いる場合には合せ材と基材の接合面
間に−存在する大気が圧部接合するに当って極めて障害
となる。接合面に形成される酸・窒素化物が接合性を著
しく妨げるためである。従って、良好な圧延接合部を得
るには接合面間の大気を排除することが重要になる。従
来の製造法ではクラッド素材を組立てて密閉溶接した後
に組立素材内部の排気を行っているが。
む各合金の如く基材との間で金属間化金物が形成されな
い場合であっても酸素や窒素との親和が大きい活性な金
属を合せ材として用いる場合には合せ材と基材の接合面
間に−存在する大気が圧部接合するに当って極めて障害
となる。接合面に形成される酸・窒素化物が接合性を著
しく妨げるためである。従って、良好な圧延接合部を得
るには接合面間の大気を排除することが重要になる。従
来の製造法ではクラッド素材を組立てて密閉溶接した後
に組立素材内部の排気を行っているが。
合せ材と基材はほぼ密着しているため合せ材−基材の接
合面間に存在する大気を完全に排気することは極めて困
難であり、このことも接合性を妨げる要因になっている
。
合面間に存在する大気を完全に排気することは極めて困
難であり、このことも接合性を妨げる要因になっている
。
本発明は上記問題点を解消し、良好な圧延接合部をする
クラッド鋼の製造を可能ならしめるものである。
クラッド鋼の製造を可能ならしめるものである。
本発明は第１図に示すように、酸素や窒素との親和力の
大きい金属（例えばＺｒ、Ｔａ、Ｎｂ及びこれらを含む
各合金）又は酸素や窒素との親和力が大きく且つ下記基
材（２）との間で金属間化合物を形成しやすい金ｆｉ（
ＴＬ等）で構成された合せ材（１）と、炭素鋼、低合金
鋼及び高合金鋼からなる基材（２）を間隙Ｈを設けて積
層し、その間＠Ｈ内部の排気及び密閉溶接を行なった後
、熱間又は温間圧延を行ないクラッド鋼を製造すること
とするものである。
大きい金属（例えばＺｒ、Ｔａ、Ｎｂ及びこれらを含む
各合金）又は酸素や窒素との親和力が大きく且つ下記基
材（２）との間で金属間化合物を形成しやすい金ｆｉ（
ＴＬ等）で構成された合せ材（１）と、炭素鋼、低合金
鋼及び高合金鋼からなる基材（２）を間隙Ｈを設けて積
層し、その間＠Ｈ内部の排気及び密閉溶接を行なった後
、熱間又は温間圧延を行ないクラッド鋼を製造すること
とするものである。
この間隙Ｈはクラッド素材加熱温度における合せ材およ
び基材（２）の熱膨張を考慮して、クラッド素材加熱中
に合せ材と基材（２）が接触しない程度に設定する必要
がある。従って、必要間隙幅は合せ材（１）や基材（２
）の種類およびクラッド素材厚によっても異なり、熱膨
張率が大なる材料程およびクラッド素材厚が大なる程大
きな間隙を必要とする。
び基材（２）の熱膨張を考慮して、クラッド素材加熱中
に合せ材と基材（２）が接触しない程度に設定する必要
がある。従って、必要間隙幅は合せ材（１）や基材（２
）の種類およびクラッド素材厚によっても異なり、熱膨
張率が大なる材料程およびクラッド素材厚が大なる程大
きな間隙を必要とする。
尚、Ｔｉを合せ材（１］としこれと基材（２）間に設け
る適度な間隙Ｈについて調べたところ、間″１！１８
ｍｂを超えると十分なＴｉ−基材の圧延接合強度を得る
には大きな圧下比を要すること、逆に間隙０．１■未涜
では排気抵抗が大きくなり間隙に存在する大気の完全排
気に長時間を要することがわかった。従って０．１〜８
．０簡の範囲内で間隙を設けるのが望ましい。又、上述
したＺｒ、Ｔａ、Ｎｂ等を合せ材（１）とした場合、こ
れと基材（２）との間ＩＪＨについても同様な理由から
０．１〜８．０ｓｍ＋の範囲内で間隙を設けると良好な
圧延接合部が得られる。
る適度な間隙Ｈについて調べたところ、間″１！１８
ｍｂを超えると十分なＴｉ−基材の圧延接合強度を得る
には大きな圧下比を要すること、逆に間隙０．１■未涜
では排気抵抗が大きくなり間隙に存在する大気の完全排
気に長時間を要することがわかった。従って０．１〜８
．０簡の範囲内で間隙を設けるのが望ましい。又、上述
したＺｒ、Ｔａ、Ｎｂ等を合せ材（１）とした場合、こ
れと基材（２）との間ＩＪＨについても同様な理由から
０．１〜８．０ｓｍ＋の範囲内で間隙を設けると良好な
圧延接合部が得られる。
又、上記排気及び密閉溶接は、間隙Ｈを設けて積層した
合せ材（１）と基材（２）の四周を密閉溶接した後、上
記間隙Ｈ及び組立部材内部の空間・空隙に存在する大気
を真空ポンプを用いて排除せしめたり１合せ材（１）と
基材（２）を間ＩＩＨを設けて積層し、クラッド素材を
仮組みした後、真空室内において電子ビーム溶接により
四周を密閉溶接する（電子ビーム溶接によって密閉溶接
を行なう際真空引きする）ようにしても良い。
合せ材（１）と基材（２）の四周を密閉溶接した後、上
記間隙Ｈ及び組立部材内部の空間・空隙に存在する大気
を真空ポンプを用いて排除せしめたり１合せ材（１）と
基材（２）を間ＩＩＨを設けて積層し、クラッド素材を
仮組みした後、真空室内において電子ビーム溶接により
四周を密閉溶接する（電子ビーム溶接によって密閉溶接
を行なう際真空引きする）ようにしても良い。
尚、電子ビーム溶接によってクラッド素材の組立密閉溶
接を行うに当っては、電子ビーム溶接真空室の真空度は
電子が散乱しない程度に維持する必要があり、通常５Ｘ
］ＯＴｏｒｒ以下の圧力に設定される。この雰囲気圧下
に置かｎた仮組み状態のクラッド素材の内部空間に存在
する大気は真空引きされるため、クラッド素材円部空間
の圧力は真空室圧力に近い程度まで低下する。このため
合せ材（１）及び基材（２３接合面間の酸・窒素分圧は
接合に何ら問題ない程度まで減少する。この状態におい
て、電子ビーム溶接で溶接する。
接を行うに当っては、電子ビーム溶接真空室の真空度は
電子が散乱しない程度に維持する必要があり、通常５Ｘ
］ＯＴｏｒｒ以下の圧力に設定される。この雰囲気圧下
に置かｎた仮組み状態のクラッド素材の内部空間に存在
する大気は真空引きされるため、クラッド素材円部空間
の圧力は真空室圧力に近い程度まで低下する。このため
合せ材（１）及び基材（２３接合面間の酸・窒素分圧は
接合に何ら問題ない程度まで減少する。この状態におい
て、電子ビーム溶接で溶接する。
前述の如く、クラッド鋼の展進においては合せ材（１）
−基材（２３ｍ合部におけるＴｉ等とＦｅ原子の相互拡
散による脆弱なＴｉ−Ｆｅ等の金属間化合物の生成抑制
およびＴｉ等の表面の酸・窒化抑制が良好な圧延接合部
を得る重要な鍵になる。
−基材（２３ｍ合部におけるＴｉ等とＦｅ原子の相互拡
散による脆弱なＴｉ−Ｆｅ等の金属間化合物の生成抑制
およびＴｉ等の表面の酸・窒化抑制が良好な圧延接合部
を得る重要な鍵になる。
Ｔ１等とＦｅの相互拡散はクラッド素材の加熱時および
圧延時に行わＫＬる。加熱温度は圧延温度よりも高く、
かつ加熱温度での保持時間は圧延温度よりも著しく長い
ので、Ｔｉ −Ｆ、等の金属間化合物は加熱時により多
く生成すると考えられる。従ってクラッド素材加熱時の
Ｔｉ等とｐ６の相互拡散を抑えることがクラッド鋼の圧
延接合性向上につながるといえる。
圧延時に行わＫＬる。加熱温度は圧延温度よりも高く、
かつ加熱温度での保持時間は圧延温度よりも著しく長い
ので、Ｔｉ −Ｆ、等の金属間化合物は加熱時により多
く生成すると考えられる。従ってクラッド素材加熱時の
Ｔｉ等とｐ６の相互拡散を抑えることがクラッド鋼の圧
延接合性向上につながるといえる。
本発明はクラッド素材加熱時の合せ材（１）−基材（２
）間での原子の相互拡散を抑えるために合せ材（１）と
基材（２Ｊの接合面間に間隙Ｈを設けることとし、同時
にその接合面に酸・窒化物が生成するのを防止するため
、この間Ｉ！ＪＨを通して接合面間に存在する大気を排
気できるようにするものである。
）間での原子の相互拡散を抑えるために合せ材（１）と
基材（２Ｊの接合面間に間隙Ｈを設けることとし、同時
にその接合面に酸・窒化物が生成するのを防止するため
、この間Ｉ！ＪＨを通して接合面間に存在する大気を排
気できるようにするものである。
本発明によっても圧延時においてはで１等とＦｅ原子の
相互拡散を防止することはできないが、圧延時間はクラ
ッド素材の加熱時間に比べ著しく短いため圧延時におけ
るＴｉ−Ｆｅ等の金属間化合物の生成量は著しく少なく
なる。
相互拡散を防止することはできないが、圧延時間はクラ
ッド素材の加熱時間に比べ著しく短いため圧延時におけ
るＴｉ−Ｆｅ等の金属間化合物の生成量は著しく少なく
なる。
逆に合せ材（１）と基材（２）の接合力を高めるために
は冶金的結合も必要であり、接合部が脆弱にならない程
度にＴ１等とＦｅを相互拡散させた方が接合部の特性が
向上する。本発明ではこの冶金的結合は圧延時に達成さ
れるため適度な量のＴｉ −Ｆｅ等の金属化合物が生成
し良好な接合部特性が得られを。
は冶金的結合も必要であり、接合部が脆弱にならない程
度にＴ１等とＦｅを相互拡散させた方が接合部の特性が
向上する。本発明ではこの冶金的結合は圧延時に達成さ
れるため適度な量のＴｉ −Ｆｅ等の金属化合物が生成
し良好な接合部特性が得られを。
以下実施例によって本発明の詳細な説明する・
〈実施例 １．＞
基 材：５Ｍ４１鋼 ８０ｔＸ８００ｔＸ４００ｗ合せ
材：純Ｔｉ ２０ｔ Ｘ ６００ｔＸ ３００ｗ
犠牲材：５Ｍ４１鋼 ３０ｔ Ｘ ８００ｔＸ４０１ｈ
ｖ上記素材を第２図に示す如く組立てた。即ち、基材（
イ）およびチタン板（ト）そｎぞれの接合すべき面を洗
浄した後、ｌ■の間隙を設けて接合面を突合わせた・こ
の後スペーサ材（ト）を基材■上に、次いで犠牲材（４
０）をチタン板Ｑ［１１こ配した。なお、犠牲材（４０
）と接するチタン板αｑの全面番こハクリ材Ｏｄ、２０
ｓ ）を塗布した。仮組み後、アーク溶接によって基材
（７）とスペーサ材■および犠牲材（４０）とスペーサ
材（至）を密閉溶接した。この後、予じめ設けた排気チ
ューブ（５０）を通して真空ポンプによってチタン板α
１に基材■の接合面間に存在する大気を排気した。以上
の手順で密閉溶接された積層材を９００℃で加熱した後
（加熱時間、２０分）、圧下比６で圧延した。圧延終了
温度は７７０℃である（圧延時間３分）。
材：純Ｔｉ ２０ｔ Ｘ ６００ｔＸ ３００ｗ
犠牲材：５Ｍ４１鋼 ３０ｔ Ｘ ８００ｔＸ４０１ｈ
ｖ上記素材を第２図に示す如く組立てた。即ち、基材（
イ）およびチタン板（ト）そｎぞれの接合すべき面を洗
浄した後、ｌ■の間隙を設けて接合面を突合わせた・こ
の後スペーサ材（ト）を基材■上に、次いで犠牲材（４
０）をチタン板Ｑ［１１こ配した。なお、犠牲材（４０
）と接するチタン板αｑの全面番こハクリ材Ｏｄ、２０
ｓ ）を塗布した。仮組み後、アーク溶接によって基材
（７）とスペーサ材■および犠牲材（４０）とスペーサ
材（至）を密閉溶接した。この後、予じめ設けた排気チ
ューブ（５０）を通して真空ポンプによってチタン板α
１に基材■の接合面間に存在する大気を排気した。以上
の手順で密閉溶接された積層材を９００℃で加熱した後
（加熱時間、２０分）、圧下比６で圧延した。圧延終了
温度は７７０℃である（圧延時間３分）。
圧延後、接合面全面にわたって超音波試験を実施したが
、欠陥エコーは全く検出されなかった。圧延後の材料ｉ
ζついて圧延材の両端および中央部から各３ケせん断試
験片を取り出しせん断強度を調べたが、２４〜３ｏＫｇ
ｔ／−の値が得られＪＩＳ Ｇ３６０３で規定されてい
るせん断強度（≧１４Ｋｐｆ／ｗＩ）を十分に上回る良
好な結果が得られた。また、表、裏詔よび側曲げ試験も
実施したが。
、欠陥エコーは全く検出されなかった。圧延後の材料ｉ
ζついて圧延材の両端および中央部から各３ケせん断試
験片を取り出しせん断強度を調べたが、２４〜３ｏＫｇ
ｔ／−の値が得られＪＩＳ Ｇ３６０３で規定されてい
るせん断強度（≧１４Ｋｐｆ／ｗＩ）を十分に上回る良
好な結果が得られた。また、表、裏詔よび側曲げ試験も
実施したが。
接合部のハクリは全く認められなかった。
〈実施例 ２．〉
基材■、チタン板（Ｌ（Ｉおよび犠牲材（４０）それぞ
れの材種、寸法、並びに密閉溶接の平原等は実施例１と
同様である。異なる点はチタン板ＱＱと基材■の接合面
の間隔を２．０ ｍ 。
れの材種、寸法、並びに密閉溶接の平原等は実施例１と
同様である。異なる点はチタン板ＱＱと基材■の接合面
の間隔を２．０ ｍ 。
均一加熱温度を９５０℃に上げた点である。
圧延後、接合部全面にわたって超音波試験を実施したが
、欠陥エコーは全く検出されなかった。圧延接合部のせ
ん断強度は２５〜２ｓｈｔ／ｒｌであり十分良好な値が
得られたＯ 尚、チタン板αｑと基材−の接合ｍ１間隔をＯ■にした
場合には、均一加熱中のＴｉ −Ｆｅ金属間化合物の生
成が著しく、かつ接合面間の微小隙間に存在する大気の
完全排気が難しく多少の大気が残留する。このため接合
部のせん断強度は平均約１２に９ｆ／−まで低下した。
、欠陥エコーは全く検出されなかった。圧延接合部のせ
ん断強度は２５〜２ｓｈｔ／ｒｌであり十分良好な値が
得られたＯ 尚、チタン板αｑと基材−の接合ｍ１間隔をＯ■にした
場合には、均一加熱中のＴｉ −Ｆｅ金属間化合物の生
成が著しく、かつ接合面間の微小隙間に存在する大気の
完全排気が難しく多少の大気が残留する。このため接合
部のせん断強度は平均約１２に９ｆ／−まで低下した。
また、チタン板ＱＯと基材−の接合面間に１． Ｏｗｍ
の間隙を設けた場合でも排気が不十分であればせん断強
度が低下し。
の間隙を設けた場合でも排気が不十分であればせん断強
度が低下し。
接合面間雰囲気圧が１００ Ｔｏｒｒ以上の場合には７
Ｋｆｆ／−のせん断強度しか得られなかった。
Ｋｆｆ／−のせん断強度しか得られなかった。
く実施例 ３．〉
基材： ５Ｍ４１鋼８０ｔＸ８００ｔＸ４００ｗ合せ材
：純Ｔｉ ２０ｔＸ６００ＬＸ３００ｗ儀牲材：
５Ｍ４ｉ鋼 ３０ｔ Ｘ ８００ｔＸ ４００ｗ上記
素材を第３図に示す如く組立てた。即ち、基材■および
チタン板（６）それぞれの接合すべき面を洗浄した後、
１ｍの間隙を設けて接合面を突合わせた。この後スペー
サ材（７）を基材翰上に１次いで犠牲材（４０）をチタ
ン板αｑ上に配した。なお、犠牲材（４０）と接するチ
タン板（７）の全面にハクリ材（ｈｔ２Ｏｎ）を塗布し
た。仮組み後、仮組みされたクラッド素材を溶接真空室
内に入れ、２ Ｘ １０−３Ｔｏｒｒ の圧力まで真空
室内を排気した。その後、加速電圧１５０ ＫＶ％ビー
ム電流９０νｎＡ。
：純Ｔｉ ２０ｔＸ６００ＬＸ３００ｗ儀牲材：
５Ｍ４ｉ鋼 ３０ｔ Ｘ ８００ｔＸ ４００ｗ上記
素材を第３図に示す如く組立てた。即ち、基材■および
チタン板（６）それぞれの接合すべき面を洗浄した後、
１ｍの間隙を設けて接合面を突合わせた。この後スペー
サ材（７）を基材翰上に１次いで犠牲材（４０）をチタ
ン板αｑ上に配した。なお、犠牲材（４０）と接するチ
タン板（７）の全面にハクリ材（ｈｔ２Ｏｎ）を塗布し
た。仮組み後、仮組みされたクラッド素材を溶接真空室
内に入れ、２ Ｘ １０−３Ｔｏｒｒ の圧力まで真空
室内を排気した。その後、加速電圧１５０ ＫＶ％ビー
ム電流９０νｎＡ。
溶接速度３０４ｍ ｉ ｎの溶接条件で、基材−とスペ
ーサ材（７）および（Ａ竹材（４０）とスペーサ材−を
密閉溶接した。
ーサ材（７）および（Ａ竹材（４０）とスペーサ材−を
密閉溶接した。
尚、組立材内部の大気はこの場合スペーサ材翰と犠牲材
（４０）との間に設けた１、の間１！１１ （５１）を
通して十分に排気されるが、この間隙を有する溶接継手
を電子ビーム溶接すると溶鋼不足に起因する空洞欠陥が
溶接金属内部に発生する。このためスペーサ材■と犠牲
材（４０）を溶接する時は、フイラワイヤを連続的に供
給して溶接した。フイラワイヤはＭ Ｉ Ｇ溶接用ワイ
ヤを使用した。ワイヤ径は１．６■、供給速度は４．５
７に／ｍｉｎである。
（４０）との間に設けた１、の間１！１１ （５１）を
通して十分に排気されるが、この間隙を有する溶接継手
を電子ビーム溶接すると溶鋼不足に起因する空洞欠陥が
溶接金属内部に発生する。このためスペーサ材■と犠牲
材（４０）を溶接する時は、フイラワイヤを連続的に供
給して溶接した。フイラワイヤはＭ Ｉ Ｇ溶接用ワイ
ヤを使用した。ワイヤ径は１．６■、供給速度は４．５
７に／ｍｉｎである。
以上の手順で密閉溶接された積層材を９００℃で加熱し
た後（加熱時間 １２０分）、圧下比６で圧延した。圧
延終了温度は７７０℃である（圧延時間３分）。
た後（加熱時間 １２０分）、圧下比６で圧延した。圧
延終了温度は７７０℃である（圧延時間３分）。
圧延後接合面全面にわたって超音波試験を実施したが、
欠陥エコーは全く検出されなかった。圧延後の材料につ
いて圧延材の両端および中央部から各３ケせん断試験片
を取り出しせん断強度を調べたが、２４〜３０初ｆ／−
の値が得られＪＩＳＧ３６０３ で規定されているせん
断強度（≧１４〜ｆ／−）を十分に上回る良好な結果が
得られた。また。
欠陥エコーは全く検出されなかった。圧延後の材料につ
いて圧延材の両端および中央部から各３ケせん断試験片
を取り出しせん断強度を調べたが、２４〜３０初ｆ／−
の値が得られＪＩＳＧ３６０３ で規定されているせん
断強度（≧１４〜ｆ／−）を十分に上回る良好な結果が
得られた。また。
表、裏および側曲げ試験も実施したが、接合部のハクリ
は全く認められなかった◎尚、チタン板αＱと基材■接
合面間隔を０■にした場合には、均−加熱中のＴｉ−Ｆ
ｅ金属間化合物の生成が着しく、かつ接合面間の微小隙
間に存在する大気の完全排気が難しく、多少の大気が残
留する。このため接合部のせん断強度は１１〜１８〜ｆ
／ｗＩ？まで低下した＠ 以上の如く１本発明を適用することにより従来困難視さ
れていた圧延法によるＴｉクラッド鋼の製造を容易かつ
安定に行わしめることができる。
は全く認められなかった◎尚、チタン板αＱと基材■接
合面間隔を０■にした場合には、均−加熱中のＴｉ−Ｆ
ｅ金属間化合物の生成が着しく、かつ接合面間の微小隙
間に存在する大気の完全排気が難しく、多少の大気が残
留する。このため接合部のせん断強度は１１〜１８〜ｆ
／ｗＩ？まで低下した＠ 以上の如く１本発明を適用することにより従来困難視さ
れていた圧延法によるＴｉクラッド鋼の製造を容易かつ
安定に行わしめることができる。
尚上記実施例で合せ材がチタン、基材が炭素鋼の組合せ
の場合であるが、本発明は合せ材と基材との間で金属間
化合物が形成される合せ材、基材のいかなる組合せのク
ラッド金属板の製造においても極めて有効に利用でき本
発明の適用されるところである。加えて。
の場合であるが、本発明は合せ材と基材との間で金属間
化合物が形成される合せ材、基材のいかなる組合せのク
ラッド金属板の製造においても極めて有効に利用でき本
発明の適用されるところである。加えて。
合せ材、基材間で金属間化合物が形成されない場合でも
酸素、窒素との親和力の大きい・Ｚｒ。
酸素、窒素との親和力の大きい・Ｚｒ。
Ｔａ、Ｎｂ等の活性金属を合せ材とし、炭素鋼。
低合金鋼及び高合金鋼を基材とするクラッド金属板の製
造にも極めて有効に利用でき、同様に本発明の適用され
るところである。
造にも極めて有効に利用でき、同様に本発明の適用され
るところである。
更に１本実施例では犠牲付方式でクラッド素材を組み立
てたが、第４図（ａ）に示すオープンサンド方式、同図
中）に示すサンドイッチ方式においても当然ながら本発
明は同様な効果が得られることは言うに及ばない。
てたが、第４図（ａ）に示すオープンサンド方式、同図
中）に示すサンドイッチ方式においても当然ながら本発
明は同様な効果が得られることは言うに及ばない。
以上説明したように本発明のクラッド鋼製造方法によれ
ば、基材と合せ材の間に間隙を設け、その間隙中の大気
を排気して密閉溶接した後、熱間又は温間圧延すること
にしたため、加熱中の基材と合せ材の接触が絶たれ、従
って加熱中は雨間で金属間化合物が形成されることがな
く、父上記間隙を通して接合面間に存在する大気を容重
に排気でき、接合面に酸・窒化物等の接合性を妨げる物
質を形成することがないという優れた効果を有しており
、そのため良好な圧延接合部を有するクラッド鋼を製造
することができる。
ば、基材と合せ材の間に間隙を設け、その間隙中の大気
を排気して密閉溶接した後、熱間又は温間圧延すること
にしたため、加熱中の基材と合せ材の接触が絶たれ、従
って加熱中は雨間で金属間化合物が形成されることがな
く、父上記間隙を通して接合面間に存在する大気を容重
に排気でき、接合面に酸・窒化物等の接合性を妨げる物
質を形成することがないという優れた効果を有しており
、そのため良好な圧延接合部を有するクラッド鋼を製造
することができる。
第１図は本発明法を実施する場合のクラッド素材の仮り
組み状態を示す説明図、第２図は犠牲材方法による本発
明法を実施する場合のクラッド素材仮り組み状態を示す
正断面図、第３図は他の一例を示す正断面図、第４図（
ａ）はオープンサンド方式による本発明の実施方法を示
す説明図、同図（ｂ）はサンドイッチ方式による本発明
の実施方法を示す説明図である。 図中（１）は合せ材、０１はチタン板、（２）（ホ）は
基材、（１）はスペーサ材、（４０）は犠牲材％ （５
０）は排気チューブを各示す。
組み状態を示す説明図、第２図は犠牲材方法による本発
明法を実施する場合のクラッド素材仮り組み状態を示す
正断面図、第３図は他の一例を示す正断面図、第４図（
ａ）はオープンサンド方式による本発明の実施方法を示
す説明図、同図（ｂ）はサンドイッチ方式による本発明
の実施方法を示す説明図である。 図中（１）は合せ材、０１はチタン板、（２）（ホ）は
基材、（１）はスペーサ材、（４０）は犠牲材％ （５
０）は排気チューブを各示す。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 酸素、窒素との親和力の大きい金属、又 は酸素、窒素との親和力が大きく且つ基材 との間で金属間化合物を形成しやすい金属 を合せ材として用いるクラッド鋼の製造方 法において、前記基材と合せ材の間に間隙 を設けて積層せしめ、その間隙内部の排気 及び密閉溶接を行なつた後、熱間又は温間 圧延を行なうことを特徴とするクラッド鋼 の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22890985A JPS6289587A (ja) | 1985-10-16 | 1985-10-16 | クラツド鋼の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22890985A JPS6289587A (ja) | 1985-10-16 | 1985-10-16 | クラツド鋼の製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6289587A true JPS6289587A (ja) | 1987-04-24 |
Family
ID=16883751
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP22890985A Pending JPS6289587A (ja) | 1985-10-16 | 1985-10-16 | クラツド鋼の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6289587A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH04305384A (ja) * | 1991-04-01 | 1992-10-28 | Sumitomo Metal Ind Ltd | クラッド鋼材製造用複合スラブの製造方法 |
| WO2020175573A1 (ja) * | 2019-02-27 | 2020-09-03 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 組立スラブおよびその製造方法ならびにクラッド鋼材の製造方法 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60203378A (ja) * | 1984-03-29 | 1985-10-14 | Nippon Stainless Steel Co Ltd | チタンクラツドステンレス鋼材の製造方法 |
-
1985
- 1985-10-16 JP JP22890985A patent/JPS6289587A/ja active Pending
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60203378A (ja) * | 1984-03-29 | 1985-10-14 | Nippon Stainless Steel Co Ltd | チタンクラツドステンレス鋼材の製造方法 |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH04305384A (ja) * | 1991-04-01 | 1992-10-28 | Sumitomo Metal Ind Ltd | クラッド鋼材製造用複合スラブの製造方法 |
| WO2020175573A1 (ja) * | 2019-02-27 | 2020-09-03 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 組立スラブおよびその製造方法ならびにクラッド鋼材の製造方法 |
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