JPWO2018117226A1 - 熱間鍛造材の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 金型の耐用寿命の点で有利な、Ｎｉ基超耐熱合金を金型に用い、且つ、潤滑剤に酸化腐食を助長する化学反応がほとんど生じないガラス系潤滑剤を用いた大気中での熱間鍛造材の製造方法を提供することである。【解決手段】 ガラス系潤滑剤が表面の一部または全部に被覆された熱間鍛造用素材を下型上に載置し、前記熱間鍛造用素材を前記下型と上型とにより押圧することにより、熱間鍛造材とする熱間鍛造材の製造方法において、前記下型と上型の何れかまたは両方がＮｉ基超耐熱合金製であり、前記熱間鍛造用素材と接触する前記金型の表面にはアルカリ金属酸化物の含有量の合計量が、質量％で、０〜１０．０％であるＳｉＯ２を主成分とするガラス系潤滑剤で被覆されている熱間鍛造材の製造方法。

Description

本発明は、ガラス系潤滑剤を用いた熱間鍛造材の製造方法に関する。

耐熱合金からなる製品の鍛造において、鍛造素材は加工性の向上のため所定の温度に加熱される。耐熱合金は高温でも高い強度を有するため、その鍛造に用いる熱間鍛造用金型には高い機械的強度が必要とされる。また、熱間鍛造用金型の温度が鍛造素材に比べて低い場合、抜熱により鍛造素材の加工性が低下するため、例えばＡｌｌｏｙ７１８やＴｉ合金等の難加工性材からなる製品の鍛造は、鍛造素材と同じかもしくはそれに近い高温の熱間鍛造用金型を用いて行われる。従って、前記熱間鍛造用金型は、高温で高い機械的強度を有したものでなければならない。この要求を満たす熱間鍛造用金型として、大気中での金型温度１０００℃以上の熱間鍛造に使用できるＮｉ基超耐熱合金が提案されている（例えば、特許文献１〜３参照）。
また、熱間鍛造では鍛造素材と金型が高温且つ高い応力負荷状態で接触するため、成形荷重の低減及び金型と鍛造素材の拡散結合による焼き付き防止のため潤滑剤ないしは離型剤が用いられる。大気中での金型温度１０００℃以上の熱間鍛造では、グラファイト系の潤滑剤ないしは窒化硼素系の離型剤を用いた熱間鍛造方法が提案されている（特許文献４）。
なお、本発明で言う熱間鍛造とは、熱間鍛造用金型の温度を鍛造素材の温度まで近づけるホットダイ鍛造と鍛造素材と同じ温度にする恒温鍛造を含むものである。

特開昭６２−５０４２９号公報 特公昭６３−２１７３７号公報 米国特許第４７４０３５４号明細書 特開平６−２５４６４８号公報

特許文献４によれば、１１００℃程度の高温のＮｉ基超耐熱合金を金型に用い、且つ、ガラス系潤滑剤を用いた大気中での熱間鍛造は、ガラスと金型の間に酸化腐食を助長する化学反応を生じるため耐用寿命の点で不利である。そのため、特許文献４は、前記熱間鍛造に適用可能な潤滑剤ないしは離型剤の候補として化学反応のほとんど生じないグラファイト系潤滑剤と窒化硼素系離型剤を挙げている。この発明は金型の耐用寿命の点で有利であるが、成形荷重低減の点からはガラス系潤滑剤を潤滑剤兼離型剤として用いた熱間鍛造方法が望ましい。例えば、大型の熱間鍛造材を得るにはガラス系潤滑剤を用いる方が鍛造荷重低減や形状不良の防止の観点からは有利である。しかしながら、ガラス系潤滑剤を用いることが可能で、且つ、酸化腐食を防止または低減可能な提案は見当たらないのが現実である。
本発明の目的は、金型の耐用寿命の点で有利なＮｉ基超耐熱合金を金型に用いるとともに、鍛造荷重低減のためにガラス系潤滑剤を用い、且つ、大気中での熱間鍛造においても潤滑剤に酸化腐食を助長する化学反応がほとんど生じない熱間鍛造材の製造方法を提供することである。

本発明者は、熱間鍛造素材表面に被覆されたガラス系潤滑剤によるＮｉ基超耐熱合金製の金型に対する酸化腐食を助長する化学反応を検討し、溶融ガラスの表面から硼酸アルカリ塩などのアルカリ金属成分を含んだ揮発性物質が揮発し素材と反応することにより前記化学反応が生じることを見出し本発明に到達した。
すなわち本発明は、ガラス系潤滑剤が表面の一部または全部に被覆された熱間鍛造用素材を下型上に載置し、前記熱間鍛造用素材を前記下型と上型とにより押圧することにより、熱間鍛造材とする熱間鍛造材の製造方法において、前記下型と上型の何れかまたは両方がＮｉ基超耐熱合金製であり、前記熱間鍛造用素材と接触する前記Ｎｉ基超耐熱合金製の金型の表面はＳｉＯ_２を主成分とするガラス系潤滑剤で被覆されており、前記ガラス系潤滑剤はアルカリ金属酸化物の含有量の合計量が、質量％で、０〜１０．０％である熱間鍛造材の製造方法である。
前記Ｎｉ基超耐熱合金の好ましい組成は、質量％で、Ｗ：７．０〜１２．０％、Ｍｏ：４．０〜１１．０％、Ａｌ：５．０〜７．５％、選択元素として、Ｃｒ：７．５％以下、Ｔａ：７．０％以下、Ｈｆ、Ｚｒ、Ｌａ、ＹおよびＭｇの群から選ばれる１種または２種以上を０．５％以下、残部がＮｉ及び不可避的不純物の組成を有する熱間鍛造材の製造方法である。

本発明によれば、金型の耐用寿命の点で有利な、Ｎｉ基超耐熱合金を金型に用い、且つ、潤滑剤に酸化腐食を助長する化学反応がほとんど生じないガラス系潤滑剤を用いた、大気中での熱間鍛造を行うことができる。

ガラス系潤滑剤による高温腐食の様子を示した外観写真である。 ガラス系潤滑剤のガラス中に含まれるアルカリ金属酸化物の含有量の合計値と高温腐食による腐食物の生成にともなう質量増加の関係を示した図である。 ガラス系潤滑剤による金型材の腐食深さの評価方法を示した図である。

以下に、本発明を詳しく説明する。なお、熱間鍛造用素材に被覆するガラス系潤滑剤を「ガラス系潤滑剤Ａ」とし、下型や上型の金型側に被覆するガラス系潤滑剤を「ガラス系潤滑剤Ｂ」として記す。
先ず、熱間鍛造用素材（荒地）を準備する。本発明では熱間鍛造用素材表面の一部または全部にガラス系潤滑剤Ａで被覆してあるものを対象とする。ガラス系潤滑剤Ａで被覆する必要のある材質としては、Ｎｉを主成分とするＮｉ基超耐熱合金やＴｉ合金等の難加工性材料が代表的である。そしてその大きさも連続してプレス加工ができるような小型のものではなく、主に数千トンから数万トン規模の鍛造荷重を必要とする大型の鍛造品とするものである。
前述の熱間鍛造用素材を熱間鍛造温度に加熱し、マニピュレータ等を用いて下型上に載置して前記下型と上型とにより押圧することにより、熱間鍛造材とする。なお、前述したように本発明で用いる熱間鍛造用素材は、難加工性材料であるため、熱間鍛造に用いる金型は、後述する理由によりＮｉ基超耐熱合金製の金型とする。前記の金型は上型または下型の何れかまたは両方に用いる。もし、何れか一方に用いるとすると、熱間鍛造用素材を載置する下型が良く、好ましくは上型と下型の両方にＮｉ基超耐熱合金製の金型を用いると良い。
また、用いる金型としては、熱間鍛造用素材を成形する作業面に型彫り面が形成され、タービンブレードやディスク形状に成形するものに本発明を用いるのが好ましい。これは、型彫り面を具備する金型に酸化腐食が生じると、型彫り面形状が徐々に損なわれていくことになる。これを防止するのに本発明を適用するのが効果的であるからである。

本発明における熱間鍛造用金型の材質について説明する。Ｎｉ基超耐熱合金やＴｉ合金等の難加工性材からなる製品の熱間鍛造において、高温に加熱して用いられる金型はその温度で高い機械的強度を有したものでなければならない。そのため、Ｎｉ基超耐熱合金、ファインセラミックス、Ｍｏ基合金が金型材の候補として挙げられる。しかし、ファインセラミックスの使用には高額な金型コストによる製造コスト増加の問題が有り、Ｍｏ基合金の使用にも不活性雰囲気での鍛造が必須であることから同様に製造コスト増加の問題が有る。従って、前記金型材には、金型コストが安価であり、加えて、比較的優れた耐酸化性と高温強度を有するため大気中且つ高温での使用が可能であるＮｉ基超耐熱合金が好適である。なお、本発明で述べるＮｉ基超耐熱合金とは、必須成分として質量％で５０％以上のＮｉを含有し、更に、例えばＡｌ、Ｗ、Ｍｏ、Ｃｒ等の添加元素を目的に応じた種類と量で含有するオーステナイト系の耐熱合金のことである。また、前記金型を用いて熱間鍛造される鍛造素材には、例えば、円柱状のＮｉ基超耐熱合金が挙げられるが、本発明では鍛造素材の形状と材質に制限はない。

Ｎｉ基超耐熱合金の中でも、下記で説明する合金組成を有するＮｉ基超耐熱合金は高温圧縮強度が優れており、大気中で恒温鍛造やホットダイ鍛造等の熱間鍛造用金型材として好ましい。その一方で、以下の組成を有するＮｉ基超耐熱合金は、酸化腐食が著しく、更に後述するガラス系潤滑剤Ｂで被覆する。なお、以下で説明する組成の単位は全て質量％である。
＜Ｗ：７．０〜１２．０％＞
Ｗは、オーステナイトマトリックスに固溶するとともに、析出強化相であるＮｉ_３Ａｌを基本型とするガンマプライム相にも固溶して合金の高温強度を高める。一方、Ｗは、耐酸化性を低下させる作用も有し、且つ、１２．０％を超えて添加すると割れが発生し易くなる。高温強度を高め、耐酸化性の低下を抑制し、且つ、割れの発生をより抑制する観点から、本発明におけるＮｉ基超耐熱合金中のＷの含有量は７．０〜１２．０％とする。Ｗの効果をより確実に得るための好ましい下限は１０．０％であり、更に好ましくは１０．３％である。Ｗの好ましい上限は１１．０％であり、更に好ましくは１０．７％である。
＜Ｍｏ：４．０〜１１．０％＞
Ｍｏは、オーステナイトマトリックスに固溶するとともに、析出強化相であるＮｉ_３Ａｌを基本型とするガンマプライム相にも固溶して合金の高温強度を高める。一方、Ｍｏは、耐酸化性を低下させる作用を有する。高温強度を高め、且つ、耐酸化性の低下をより抑制する観点から、本発明におけるＮｉ基超耐熱合金中のＭｏの含有量は４．０〜１１．０％とする。Ｍｏの効果をより確実に得るための好ましい下限は７．０％であり、更に好ましくは９．０％であり、更に好ましくは９．８％である。また、好ましいＭｏの上限は１０．５％であり、更に好ましくは、１０．２％である。
＜Ａｌ：５．０〜７．５％＞
Ａｌは、Ｎｉと結合してＮｉ_３Ａｌからなるガンマプライム相を析出し、合金の高温強度を高め、合金の表面にアルミナの被膜を生成し、合金に耐酸化性を付与する作用がある。一方、Ａｌの含有量が多過ぎると、共晶ガンマプライム相を過度に生成し、合金の高温強度を低める作用もある。耐酸化性及び高温強度を高める観点から、本発明におけるＮｉ基超耐熱合金中のＡｌの含有量は５．０〜７．５質量％とする。Ａｌの効果をより確実に得るための好ましい下限は５．５％であり、更に好ましくは５．８％であり、更に好ましくは６．０％であり、より好ましくは６．１％である。また、好ましいＡｌの上限は６．８％であり、更に好ましくは６．５％であり、より好ましくは６．４％である。

上述した元素以外に、本発明では選択的に次の元素を含有することができる。なお、選択元素の下限は０％である。
＜Ｃｒ：７．５％以下＞
上述したＮｉ基超耐熱合金は、Ｃｒを含有することができる。Ｃｒは、合金の耐食性を向上させ、また、合金表面もしくは内部におけるアルミナの連続層の形成を促進し合金の耐酸化性を向上させる作用を有する。一方、Ｃｒの含有量が多すぎると、ＴＣＰ（Ｔｏｐｏｌｏｇｉｃａｌｌｙ Ｃｌｏｓｅ Ｐａｃｋｅｄ）相等の有害相を析出しやすくする作用もある。ＷないしはＭｏの含有量を低下させることでＣｒの含有量が多い場合でもＴＣＰ相等の有害相の析出を抑制することができるが、固溶強化元素であるＷないしはＭｏの含有量を低下させると合金の高温強度が低下するため、これらの元素の含有量を過度に低下させることは好ましくない。耐食性及び耐酸化性を高め、且つ、ＷないしはＭｏの含有量を過度に低下させることなく有害相の析出を抑制する観点から、本発明におけるＣｒの添加量の上限は７．５％とする。Ｃｒの効果を十分に発揮するには１．０％以上含有するのがよい。
＜Ｔａ：７．０％以下＞
上述したＮｉ基超耐熱合金は、Ｔａを含有することができる。Ｔａは、Ｎｉ_３Ａｌからなるガンマプライム相にＡｌサイトを置換する形で固溶して合金の高温強度を高める。更に、合金表面に形成された酸化物皮膜の密着性を高め、合金の耐酸化性を向上させる作用を有する。一方、Ｔａの含有量が多すぎると、ＴＣＰ相等の有害相を析出しやすくする作用もある。耐酸化性及び高温強度を高め、且つ、有害相の析出を抑制する観点から、本発明におけるＴａの含有量の上限は７．０％とする。Ｔａの効果を十分に発揮するには３．０％以上含有するのがよい。
＜Ｈｆ、Ｚｒ、Ｌａ、Ｙ及びＭｇの群から選ばれる１種又は２種以上を０．５％以下＞
上述したＮｉ基超耐熱合金は、Ｈｆ、Ｚｒ、Ｌａ、ＹおよびＭｇから選択される１種または２種以上の元素を含有することができる。これらの元素は、合金表面に形成された酸化物皮膜の密着性を高め、合金の耐酸化性を向上させる作用を有する。一方、これらの元素の添加量が多すぎると、Ｎｉ等との金属間化合物を過度に生成し、合金の延性を低める作用もある。耐酸化性を高め、且つ、延性の低下を抑制する観点から、本発明におけるこれらの元素の含有量の合計値の上限は０．５％とする。Ｈｆ、Ｚｒ、Ｌａ、Ｙの添加の効果を十分に発揮するには０．１％以上含有するのがよい。Ｍｇについては、０．０００１％以上含有するとよいが、Ｍｇ添加の効果を確実に発揮するには、０．００２０％以上が好ましい。

本発明におけるＮｉ基超耐熱合金は、基本的に、必須成分であるＡｌ、Ｗ、Ｍｏと、必要に応じて上記選択元素を含有し、さらに不可避的不純物を除く残部がＮｉで構成される。本発明におけるＮｉ基超耐熱合金においてＮｉはガンマ相を構成する主要元素であるとともに、Ａｌ、Ｍｏ、Ｗとともにガンマプライム相を構成する。
本発明におけるＮｉ基超耐熱合金は、不可避的不純物として、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ以外の成分を含むことができる。

次に、本発明でＮｉ基超耐熱合金製の金型の表面に用いるガラス系潤滑剤Ｂについて説明する。高温でも高い強度を有する耐熱合金からなる製品の熱間鍛造では、鍛造に必要な鍛造荷重（成形荷重）が高く、鍛造荷重の低減のため潤滑剤が使用される。加えて、１０００℃以上の高温のＮｉ基超耐熱合金製の金型を用いた熱間鍛造では、鍛造素材と金型の焼き付きが生じやすいため、潤滑剤は離型剤としての機能を兼ね備えていることが望ましい。従って、金型の表面に用いるガラス系潤滑剤Ｂには、グラファイト系に比べ低いせん断摩擦係数を与え成形荷重低減効果が高く、且つ、離型剤としての機能を有するガラス系潤滑剤が好適である。なお、ここで述べるガラス系潤滑剤とは、ガラスを微粉化した粉末であるガラスフリット単体もしくはガラスフリットと水などの分散剤の混合物を言う。
このガラス系潤滑剤Ｂに含まれるガラスは、耐熱性に優れるＳｉＯ_２を主成分とする酸化物からなるガラスであることが好ましい。ここで主成分とは、質量％で最も含有量の高い酸化物のことである。ガラス系潤滑剤Ｂによる潤滑性はガラスの粘度に依存し、粘度を通して潤滑性を調整することができる。そのため、本発明で用いるＳｉＯ_２を主成分とした酸化物ガラスには、適切な粘度への調整に加え化学的な安定性の向上等を兼ねて、Ｂ_２Ｏ_３、Ａｌ_２Ｏ_３や、Ｎａ_２Ｏ等のアルカリ金属酸化物、ＣａＯ等のアルカリ土類金属酸化物などを目的に応じた種類と量を添加できる。ＳｉＯ_２以外の酸化物の添加量が多すぎると耐熱性の低下や結晶化が生じるため、添加量の合計値は５０％以下であることが好ましい。また、本発明では、後述する理由により、これらＳｉＯ_２以外の酸化物のうちアルカリ金属酸化物の含有量の合計量を１０．０％以下とする。なお、本発明で規定するこの１０．０％以下とは、ガラス系潤滑剤に含まれるガラス単体の合計量を１００％とした場合の質量％である。なお、ガラス系潤滑剤Ａの組成については特に限定しない。

本発明者は、ガラス系潤滑剤よる酸化腐食を助長する化学反応を検討し、金型耐用寿命の点からアルカリ金属酸化物の含有量の合計量を制限する必要が有るという以下の結論に到達した。ガラスにアルカリ金属酸化物が含まれている場合、熱せられて溶融したガラスの表面からガラスに含まれるアルカリ金属成分が硼酸アルカリ塩やアルカリ金属単体等として蒸発する。蒸発したこれらの物質は、金型の表面で酸化腐食を助長する非常に激しい反応を起こす。この反応により、溶融したガラスと金型と大気からなる三相界面から見て大気側の金型表面において腐食物の生成に伴う金型の損耗が生じる。また、溶融したガラスと金型間の二相界面でもガラス中のアルカリ金属成分による金型表面の浸食が生じるが、この反応は比較的穏やかであり、金型耐用寿命の点からは問題とならない。すなわち、鍛造後の金型表面で部分的なガラスの潤滑膜切れによる前記三相界面の形成のおそれがあり、且つ、連続して素材を鍛造するために金型表面が大気中において１０００℃以上の高温に長時間さらされる熱間鍛造では、ガラス中のアルカリ金属成分に起因する金型の損耗に伴う金型耐用寿命の低下が重要な問題となる。また、高温強度が高く金型温度１０００℃以上の熱間鍛造に使用できるＮｉ基超耐熱合金を金型に用いた場合は、この合金のＣｒ含有量が比較的低いため、前述した問題が極めて重要となる。そのため、ガラスのアルカリ金属酸化物の含有量は低い方が好ましく、耐用寿命の点から本発明における含有量は０〜１０．０％とする。金型の損耗抑制の効果をより確実に得るための好ましい含有量の上限は７．０％であり、更に好ましくは３．０％であり、より好ましくは１．０％である。

前述したガラス系潤滑剤Ｂは、例えば、金型表面へのスプレー、刷毛塗りにより、熱間鍛造用素材と接触する金型の表面に供給される。このうち、潤滑膜の厚さの制御の点からスプレーによる塗布が塗布方法として最も好ましい。
塗布によるガラス系潤滑剤Ｂの厚さは、鍛造中における連続的な潤滑膜の形成のため１００μｍ以上が好ましい。１００μｍ未満では潤滑膜が部分的に破損し、熱間鍛造用素材と金型の直接接触による潤滑性の悪化に加え、金型の摩耗や焼き付きが生じやすくなるおそれがある。一方、ガラス系潤滑剤Ｂの厚さを過度に厚くしても効果が飽和したり、複雑な形状の型彫り面を有する金型を用いた鍛造の場合、ガラスの型彫り面への堆積による鍛造品の寸法公差外れが生じるおそれがある。そのため、潤滑膜の厚さは５００μｍ以下であることが好ましい。

（実施例１）
以下の実施例で本発明をさらに詳しく説明する。真空溶解にて表１に示すＮｉ基超耐熱合金のインゴットを製造した。単位は質量％である。なお、下記インゴットに含有されているＰ、Ｓ、Ｎ、Ｏはそれぞれ０．００３％以下であり、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｏ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｆｅはそれぞれ０．０３％以下である。Ｎｏ．ＢにはＨｆ、Ｚｒ、Ｌａ、Ｙ及びＭｇの群から選ばれる元素としてＭｇを選択し、その含有量は０．０００１％であった。
表１に示す組成を有するこれらの合金は表２に示すような優れた高温圧縮強度の特性を有するものであり、熱間鍛造用金型として十分な特性を有するものである。なお、高温圧縮強度（圧縮耐力）は１１００℃で行ったものである。

上記のＮｏ．Ａのインゴットからの割り出しと加工により直径１５ｍｍ、高さ５ｍｍの円柱状の試験片を作製した。試験片は全面が１０００番相当の研磨面を有し、試験片の底面の一方に直径８．５ｍｍ、深さ１ｍｍの窪み部を形成した。この窪み部に、ガラス系潤滑剤を構成するガラス粉末として、表３に示す各組成のガラス粉末を約５０ｍｇいれてＮｏ．１〜３、１１、１２の試験片を作製した。なお、表３に示すガラス組成は室温で乾燥させたガラス系潤滑剤の粉末を発光分析法で定量分析して得た結果に基づくものであり、右端に、参考のためこれらのガラス中に含まれるアルカリ金属酸化物であるＮａ_２ＯとＫ_２Ｏの含有量の合計値を示している。この試験片を用い、窪み部を上とした状態で大気中で加熱することにより、ガラス系潤滑剤による酸化腐食を助長する化学反応の評価を行った。この試験は、上記Ｎｉ基超耐熱合金を熱間鍛造用の金型として用いる時に金型表面に部分的に溶融ガラスが残存した状態を模擬したものである。

本発明例のＮｏ．１〜３及び比較例のＮｏ．１１及び１２の試験片を用いて、試験片をＳｉＯ_２とＡｌ_２Ｏ_３からなるセラミックス製のるつぼの中に入れた状態で１１００℃に加熱された炉に投入し、１１００℃にて３時間保持した後炉から取り出し、スケールのるつぼ外への剥離を防ぐため取り出し直後にるつぼに同材質の蓋を被せた状態で空冷させる加熱試験を行った。
また、各試験片に対し、加熱試験直前と加熱試験直後に、るつぼの中に試験片が入った状態でるつぼごと質量測定を行った。加熱試験直後に測定した質量から試験直前に測定した質量を引くことで、試験前後における試験片の質量変化を算出した。この質量変化の値が大きいほど、ガラス系潤滑剤による化学反応が激しく、金型材の損耗量（酸化腐食による反応量）が大きいということである。質量変化は以下の様に計算した。質量変化の単位はｍｇである。
質量変化＝試験後質量−試験前質量

図１（ａ）に加熱試験後の蓋を外したるつぼの上から撮影した本発明例Ｎｏ．１の試験片の外観、（ｂ）に本発明例Ｎｏ．２の外観、（ｃ）に本発明例Ｎｏ．３の外観、（ｄ）に比較例Ｎｏ．１１の外観、（ｅ）に比較例Ｎｏ．１２の外観の写真を示す。
アルカリ金属酸化物の含有量の多い比較例Ｎｏ．１１及び１２では、試験片の窪み部の周辺から試験片の側面にかけ、ガラスからのアルカリ金属単体もしくはアルカリ金属成分を含んだ硼酸アルカリ塩等の蒸発による非常に激しい化学反応が生じている。一方、含有量の比較的少ない本発明例Ｎｏ．２及び３では、前記化学反応が試験片の窪み部の周辺（溶融したガラスと試験片素材と大気からなる三相界面付近）のみで生じている。更に、アルカリ金属酸化物をほとんど含有しない本発明例Ｎｏ．１では、窪み部の周辺で酸化に伴う細かなスケールの剥離が生じているが、前記化学反応は窪み部の周辺でも生じていない。
表４に前記方法にて算出した各試験片の質量変化を示す。また、図２に本発明例Ｎｏ．１〜３と比較例Ｎｏ．１１及び１２における、ガラス中に含まれるアルカリ金属酸化物であるＮａ_２ＯとＫ_２Ｏの含有量の合計量と質量変化の関係を示す。なお、同じ条件にて加熱したガラス粉末を入れていない同形状の試験片の酸化による質量変化は約６．４ｍｇである。
表４及び図２より、アルカリ金属酸化物の含有量の多い比較例Ｎｏ．１１及び１２では前記化学反応による金型材の損耗量が大きい一方、本発明のＮｏ．２及び３では損耗が小さく、更に、本発明例Ｎｏ．１の質量変化は酸化による値とほぼ同じであり、本発明例Ｎｏ．１では前記化学反応による金型材の損耗がほぼ生じていないことが分かる。

（実施例２）
次に、表１のＮｏ．Ａ及びＮｏ．Ｂのインゴットからの割り出しと加工により幅１０ｍｍ、長さ２０ｍｍ、高さ５ｍｍの直方体状の試験片を作製した。試験片は、全面が１０００番相当の研磨面を有するものである。この試験片の２０ｍｍ×１０ｍｍ面の片面の半分の中心付近に、表３で示したＮｏ．２の組成のガラス粉末を有するスラリー状のガラス系潤滑剤の厚さが約５００μｍとなるように約２０ｍｇ塗布した試験片を作製した。作製した試験片のインゴットとガラス系潤滑剤の組み合わせを表５に示す。

前述したガラス系潤滑剤を約２０ｍｇ塗布した試験片を用いて、ガラス系潤滑剤を塗布した面を上とした状態で大気中で加熱し、加熱後に試験片を幅５ｍｍ、長さ２０ｍｍ、高さ５ｍｍとなるように切断し、切断面が観察面となるように熱間埋め込みと研磨を行い、研磨した切断面を観察することで、ガラス系潤滑剤による腐食深さの評価を行った。
試験片の加熱は、試験片をそのまま１１００℃に加熱された炉に投入し、１１００℃にて１時間保持した後炉から取り出すことで行った。この試験は、上記Ｎｉ基超耐熱合金を熱間鍛造用の金型として用いるとき、金型表面に部分的に残存した溶融ガラスによる実際の腐食深さを評価するものである。なお、ガラス系潤滑剤に含まれる水などの分散剤は加熱中に蒸発するため、分散剤による腐食深さへの影響はない。
腐食深さの評価は、三相界面付近における最大腐食深さの測定により行った。試料の底面から塗布したガラス系潤滑剤がのっていた領域における、腐食・酸化の影響を受けていない合金の部分の高さの代表値をＬａ、三相界面付近の腐食域における同様の高さの内最小の値をＬｂとして、最大腐食深さΔLを以下のように計算した。図３に、加熱前後の試験片の外観と最大腐食深さの測定方法の例を示す。
最大腐食深さΔＬ＝Ｌａ−Ｌｂ

表６に、前記方法にて算出した各試験片の最大腐食深さを示す。また、図４に表５の結果を図示する。ガラス系潤滑剤２を使用した本発明例Ｎｏ．４及び５では、選択元素であるＣｒとＴａを含有しているＮｏ．５の方が最大腐食深さが小さいことがわかる。このことから、Ｎｏ．Ａの組成を有するインゴットよりもＮｏ．２の組成を有するインゴットのほうが耐食性が高く、Ｎｏ．２のインゴットを金型材として使用した方が腐食深さがより小さくなることが分る。

以上の結果から、本発明によれば、金型の耐用寿命の点で有利な、Ｎｉ基超耐熱合金を金型に用い、且つ、潤滑剤に酸化腐食を助長する化学反応がほとんど生じないガラス系潤滑剤を用いた、大気中での熱間鍛造を行うことができる。

表６に、前記方法にて算出した各試験片の最大腐食深さを示す。ガラス系潤滑剤２を使用した本発明例Ｎｏ．４及び５では、選択元素であるＣｒとＴａを含有しているＮｏ．５の方が最大腐食深さが小さいことがわかる。このことから、Ｎｏ．Ａの組成を有するインゴットよりもＮｏ．Ｂの組成を有するインゴットのほうが耐食性が高く、Ｎｏ．Ｂのインゴットを金型材として使用した方が腐食深さがより小さくなることが分る。

Claims (2)

1. ガラス系潤滑剤が表面の一部または全部に被覆された熱間鍛造用素材を下型上に載置し、前記熱間鍛造用素材を前記下型と上型とにより押圧することにより、熱間鍛造材とする熱間鍛造材の製造方法において、
   前記下型と上型の何れかまたは両方がＮｉ基超耐熱合金製の金型であり、前記熱間鍛造用素材と接触する前記Ｎｉ基超耐熱合金製の金型の表面はＳｉＯ_２を主成分とするガラス系潤滑剤で被覆されており、前記ガラス系潤滑剤はアルカリ金属酸化物の含有量の合計量が、質量％で、０〜１０．０％であることを特徴とする熱間鍛造材の製造方法。
2. 前記Ｎｉ基超耐熱合金が、質量％で、Ｗ：７．０〜１２．０％、Ｍｏ：４．０〜１１．０％、Ａｌ：５．０〜７．５％、選択元素として、Ｃｒ：７．５％以下、Ｔａ：７．０％以下、Ｈｆ、Ｚｒ、Ｌａ、ＹおよびＭｇの群から選ばれる１種または２種以上：０．５％以下、残部はＮｉ及び不可避的不純物の組成を有することを特徴とする請求項１に記載の熱間鍛造材の製造方法。
   
   

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