WO2013147154A1 - 熱間鍛造用金型 - Google Patents

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hot forging
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hot
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昇平 佐々木
佐藤　光司
松本　英樹
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日立金属株式会社
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Definitions

  • the demand for hot stamping and forging products for medium and large aircrafts has increased greatly.
  • the turbine disk of an aircraft jet engine is made of nickel alloy or titanium alloy, and is concentric and has a diameter exceeding 1 meter.
  • the deformation load during hot stamping forging requires a very large pressing force exceeding 150MN.
  • hot forging dies that are optimal for hot forging of large forgings with high deformation resistance and concentric shapes such as turbine disks for aircraft jet engines and gas turbine disks for power generation, It was manufactured by cutting out from an extremely large material block.
  • the present invention has been made in view of the above-described problems. That is, the present invention is a hot forging die for hot forging a material to be forged, wherein the die is fixed by concentrically combining a plurality of ring-shaped die pieces, The axial direction of the ring-shaped mold piece is the pressing direction when forging the to-be-forged material, and a die engraved surface is formed on the portion of the mold that contacts the to-be-forged material, and a built-up layer of a nickel-based super heat-resistant alloy This is a hot forging die in which is formed.
  • the present invention is also a hot forging die in which a step portion is formed on an inner peripheral surface or an outer peripheral surface of the ring-shaped mold piece.
  • the ring-shaped mold piece has one end surface in the axial direction on the mold engraving surface side, and the inner peripheral surface or the outer peripheral surface of the ring-shaped mold piece extends from the other end surface in the axial direction to the one end surface.
  • This is a hot forging die in which a circumferential surface whose diameter decreases toward the surface is formed.
  • the plurality of ring-shaped mold pieces are hot forging molds fixed by shrink fitting.
  • the hot forging die of the present invention By using the hot forging die of the present invention, it becomes possible to produce a die with a high yield, and the hot die forging die of a large aircraft jet engine disk or a gas turbine disk for power generation, which has been difficult to manufacture conventionally. It becomes possible to apply to a mold, and it becomes possible to manufacture a large-sized die-forged product of low cost and high quality together with a long mold life.
  • An important feature of the present invention is that a plurality of mold pieces are concentrically fitted to form an integral hot forging mold.
  • the cylindrical mold piece 3 is used as a center when assembled, and the outer peripheral ring-shaped mold piece 2 is combined and fixed so as to fit concentrically around the periphery.
  • the die 1 for hot forging is integrated.
  • This configuration is used, for example, when manufacturing a disk-shaped hot forging material.
  • the ring-shaped mold piece 8 is used as a center when assembled, and the outer peripheral ring-shaped mold piece 2 is combined and fixed so as to fit concentrically around the periphery.
  • it can be integrated into the hot forging die 1.
  • each mold piece in the hot forging die of the present invention, build-up welding is possible for each die piece, and therefore the time required for build-up welding can be shortened.
  • the cylindrical mold piece which comprises center part for example, it is easy to process the prepared cylindrical mold piece raw material by cutting. is there.
  • a ring-shaped mold piece or an outer peripheral ring-shaped mold piece a ring-shaped mold piece material or an outer peripheral ring-shaped mold piece material by hollow forging (core metal forging) using a core metal or ring mill rolling. It is easy to manufacture and process the material into a desired dimension by cutting.
  • a mold engraving surface is formed in the axial direction of the mold.
  • the axial direction means the height (depth) direction of the die piece.
  • the axial direction of the ring-shaped mold piece is the pressing direction when forging the forged material, and a hot forging material is formed by forming a die-sculpted surface at a portion in contact with the forged material of the mold. To a desired shape.
  • the build-up layer of the nickel-based superalloy is the hottest part in direct contact with a high-temperature workpiece.
  • an alloy containing Ta or an alloy equivalent to Udimet 520 (Udimet is registered by Special Metals) Trademark), Udimet 720 equivalent alloy, Waspaloy equivalent alloy (Waspalo is a registered trademark of United Technologies), Alloy 718 equivalent alloy, etc.
  • a hot forging die having a significantly longer life can be obtained even when used for hot stamping forging.
  • alloy tool steel for one or more of the above-described cylindrical mold pieces, ring-shaped mold pieces, and outer peripheral ring-shaped mold pieces.
  • the reason why each mold piece is made of alloy tool steel is to ensure the rigidity of the mold.
  • the alloy tool steel materials referred to in the present invention may be those specified by JIS-G4404, for example.
  • thermal expansion characteristics for example, shrink fitting may be difficult, so if another material is selected, a material with approximate thermal expansion characteristics may be selected.
  • a material with approximate thermal expansion characteristics may be selected.
  • the ring-shaped mold piece 2 and the cylindrical mold piece 3 are preferably provided with a stepped portion 9 that receives a load due to forging at a fitting position.
  • the step portion 9 it is possible to receive the load during hot forging at the step, and more reliably prevent the mold pieces from shifting. Therefore, for example, when the respective mold pieces are combined by shrink fitting, which will be described later, it is effective to prevent a portion joined by shrink fitting from coming off.
  • the surrounding surface where a diameter becomes small toward an end surface from the other end surface of an axial direction is formed in the inner peripheral surface or outer peripheral surface of the said ring-shaped metal mold
  • Al 0.5-2% Al is an important element for binding to Ni to precipitate a stable ⁇ ′ phase and giving high temperature strength during hot forging.
  • the ⁇ Ti + Ta (+ Nb) ⁇ / Al ratio in the ⁇ 'phase is increased to increase the lattice constant of the ⁇ ' phase, It is necessary to increase lattice strain due to precipitation. Therefore, in order to obtain the above-described effect, the lower limit of Al is 0.5%.
  • the upper limit of Al is made 2%.
  • a preferable lower limit of Al is 1.0%, and a preferable upper limit of Al is 1.6%.
  • a ring-shaped mold piece material having a diameter of 620 mm, an inner diameter of 300 mm, and a height of 180 mm was produced.
  • the produced ring-shaped mold piece material was tempered to a hardness of 45 HRC by quenching and tempering.
  • the axial direction is the pressing direction when forging the material to be forged, and the die engraved surface shown in FIG. 3 was formed by cutting on the portion of the mold piece that contacts the material to be forged.
  • the build-up layer 4 of two types of nickel-base superalloys was formed on the above-mentioned mold carved surface.
  • the build-up layer is formed by depositing the intermediate layer 5 shown in Table 1 on the contact surface (working surface) side with the workpiece of the intermediate layer 5 and having the composition shown in Table 2 A base superalloy layer was formed.
  • Overlay welding was PTA (Plasma Transfer Arc), and Ar gas was used to prevent oxidation during welding.
  • the ring-shaped mold piece was finished into a shrink-fit shape.
  • the shrinkage allowance was 1.5 mm.
  • Shrink fitting was performed at 400 ° C. Then, each mold piece was assembled, and finally the work surface was engraved to obtain a hot forging die. In conventional hot forging dies, it is difficult to mechanically weld the deep part of the die-sculpted surface, etc.
  • a hard-to-work material Alloy 718 equivalent material was hot forged into a disk shape.
  • Each hot forging was 10 shots.
  • a common fixing jig 6 was used by providing a flange 7. Thereby, the outer peripheral ring-shaped mold piece was more securely fixed, and the material cost and processing cost of the mold were reduced.
  • Forging conditions were a forging material heating temperature of 1000 ° C., a mold heating temperature of 300 ° C., and a pressing speed of 20 mm / sec. When the hot forging die was investigated after hot forging, no defects such as cracks were found.

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Abstract

　大型の鍛造材であっても所望の形状を得ることができる、安価な熱間鍛造用金型を提供する。　被鍛造材を熱間型打鍛造するための熱間鍛造用金型であって、前記熱間鍛造用金型は複数個のリング状金型片が互いに同心円状に組み合わされて固定されており、前記リング状金型片の軸方向が被鍛造材を鍛造する際の押圧方向となり、前記熱間鍛造用金型の被鍛造材と接する部分には型彫面が形成されるとともにニッケル基超耐熱合金の肉盛層が形成されている熱間鍛造用金型。

Description

熱間鍛造用金型
　本発明は熱間鍛造用金型に関するものである。
　近年、中・大型航空機用熱間型打鍛造製品の需要が大きく伸びている。これらの中・大型航空機用熱間型打鍛造製品のうち、例えば、航空ジェットエンジンのタービンディスクは、ニッケル合金やチタン合金製であり、同心円状で直径１メートルを超える大きさがある。これらの大型鍛造品を製造するには、熱間型打鍛造中の変形荷重は１５０ＭＮを超える非常に大きな加圧力を必要とする。
　例えば、航空ジェットエンジンのタービンディスクや、発電用ガスタービンディスクのような同心円状の形状を有する高い変形抵抗の大型鍛造品の熱間鍛造に最適な熱間鍛造用金型の製作において、従来は一体型で非常に大きな素材ブロックからの削りだしによって製作がなされていた。これにより、金型に使用される素材のブロックは５トンを超える重量となり、溶解重量としては１０トンを超える大型の鋼塊重量にて製造可能であることが要求されていた。また、多くの素材が金型の型彫り中にスクラップとなり、生産性が悪いという課題があった。
　上記の問題に対して、複数の金型片を組み立てて大型の金型を作製する提案がなされている。例えば、特開２００９－６６６６１号公報（特許文献１）には、放射状のパターンで配置された複数の金型片を組み立てて一体化する方法が開示されている。
特開２００９－６６６６１号公報
　上述の特許文献１に記載の方法は、被鍛造材を加工する際に、変形させる被鍛造材の半径方向の動きに一致して順応するように複数の金型片が半径方向に自由に移動するものである。即ち、被鍛造材を金型で変形させる鍛造サイクルに際して、被鍛造材の半径方向外側への肉流れを、金型片が半径方向外側へ同時に移動することによって自動的に補助し、その結果鍛造時の被鍛造材の半径方向の成長を、金型片との摩擦で阻害することなく促進することによって、鍛造品の亀裂発生率を低減するものである。
　そのため、熱間鍛造を終了した鍛造材は、金型片に接触している部分のみが鍛造され、移動した金型片の隙間に被鍛造材が侵入してしまい、その部分の形状は所望のものとすることが困難となる。
　本発明の目的は、大型の鍛造材であっても所望の形状を得ることができる、安価な熱間鍛造用金型を提供することである。
　本発明は上述した課題に鑑みてなされたものである。
　すなわち本発明は、被鍛造材を熱間鍛造するための熱間鍛造用金型であって、前記金型は複数個のリング状金型片が同心状に組み合わされて固定されており、前記リング状金型片の軸方向が被鍛造材を鍛造する際の押圧方向となり、前記金型の被鍛造材と接する部分には型彫面が形成されるとともにニッケル基超耐熱合金の肉盛層が形成されている熱間鍛造用金型である。
　また本発明は、前記前記リング状金型片の内周面または外周面には、段差部が形成されている熱間鍛造用金型である。
　更に本発明は、前記リング状金型片は軸方向の一端面が型彫面側となり、前記リング状金型片の内周面または外周面には、軸方向の他端面から前記一端面に向かって径が小さくなる周面が形成されている熱間鍛造用金型である。
　好ましくは、前記複数個のリング状金型片は焼嵌めにより固定されている熱間鍛造用金型である。
　更に好ましくは、前記肉盛層の組成が、質量％で、Ｂ：０．０２％以下、Ｃ：０．０１～０．１５％、Ｍｇ：０．０１％以下、Ａｌ：０．５～２％、Ｓｉ：１％以下、Ｍｎ：１％以下、Ｔｉ：１．５～３％、Ｃｒ：１５～２２％、Ｃｏ：５～１５％、Ｍｏ：３～６％、Ｗ：３～６％、Ｎｂ：４％以下、Ｔａ：１～７％、且つ、Ｔａ単独またはＴａ＋２Ｎｂの合計で１～７％を含み、残部はＮｉ及び不純物でなる熱間鍛造用金型である。
　本発明の熱間鍛造用金型を用いれば、歩留りの高い金型製造が可能となり、従来製作が困難であった大型の航空ジェットエンジンディスクや、発電用ガスタービンディスクの熱間型打鍛造金型に適用することが可能となり、高い金型寿命と合わせて、安価で高品質の大型型打鍛造製品の製造が可能となる。
本発明に係る熱間鍛造用金型の中心軸を含む平面で切断した断面を示す図である。 本発明に係る熱間鍛造用金型の部分断面を含む斜視図である。 本発明に係る別の熱間鍛造用金型の中心軸を含む平面で切断した断面を示す図である。 本発明に係る別の熱間鍛造用金型の部分断面を含む斜視図である。 本発明に係る別の熱間鍛造用金型の中心軸を含む平面で切断した断面を示す図である。 本発明の好ましい組成を有する肉盛層の断面顕微鏡写真である。 本発明の肉盛層の断面顕微鏡写真である。
　本発明の重要な特徴は、複数個の金型片を同心円状に嵌合わせて一体の熱間鍛造用金型とした構造としたことである。
　例えば、図１及び図２に示すように、円柱状金型片３を組み立てた時の中心とし、その周囲に外周部リング状金型片２を同心円状に嵌め合わせるように組み合わされて固定されることで一体化して熱間鍛造用金型１とする。この構成は、例えば、ディスク状の熱間鍛造材を製造する場合に用いられる。
　また、例えば図３及び図４に示すように、リング状金型片８を組み立てた時の中心とし、その周囲に外周部リング状金型片２を同心円状に嵌め合わせるように組み合わされて固定されることで一体化して熱間鍛造用金型１とすることもできる。この構成は、例えば、リング状の熱間鍛造材を製造する場合に用いられる。
　何れの構成も、被加工材の大きさに応じて、幾つかの外周部リング状金型片を同心円状に嵌め合わせることにより、熱間鍛造用金型の直径を大きくすることができる。しかも、金型片同士が拘束し合うため、強度的には一体物の金型に匹敵する。また、複数個の金型片を嵌め合うことで、従来の一体型で非常に大きな素材ブロックからの削りだしによる金型の作製と比較して、金型作製時の削りだし工数を削減でき、生産性も向上させることができる。その結果、例えば、特許文献１のように被鍛造材が部分的に鍛造が不十分となることもなく、所望の形状を得ることが可能となる。また、本発明の熱間鍛造用金型では、金型片ごとに肉盛溶接が可能なため、肉盛溶接に要する時間の短縮が可能である。
　なお、本発明で規定する各金型片を製造するには、例えば、中心部を構成する円柱状金型片の場合は、用意した円柱状金型片素材を切削によって加工するのが簡便である。また、リング状金型片や外周部リング状金型片の場合は、芯金を用いた中空鍛造（芯金鍛造）、リングミル圧延によりリング状金型片素材や外周部リング状金型片素材を製造して、その素材を切削加工によって所望の寸法に加工するのが簡便である。
　更に本発明では、金型の軸方向に型彫面が形成される。軸方向とは、例えば図１に示す熱間鍛造用金型の場合では、金型片の高さ（深さ）方向を言う。本発明では、前記リング状金型片の軸方向が被鍛造材を鍛造する際の押圧方向となり、前記金型の被鍛造材と接する部分に型彫面を形成することにより、熱間鍛造材を所望の形状とする。
　さらに本発明では、被加工材との直接接触する部位に、ニッケル基超耐熱合金の肉盛層を設けることが必要である。ニッケル基超耐熱合金の肉盛層を設けることで、被加工材との接触面の熱間強度を向上させることができる。
　ニッケル基超耐熱合金の肉盛層は、高温の被加工材と直接接触する部位で最も高温となるが、例えば、後述するＴａを含有する合金や、Ｕｄｉｍｅｔ５２０相当合金（ＵｄｉｍｅｔはＳｐｅｃｉａｌ　Ｍｅｔａｌｓ社の登録商標）、Ｕｄｉｍｅｔ７２０相当合金、Ｗａｓｐａｌｏｙ相当合金（ＷａｓｐａｌｏｙはＵｎｉｔｅｄ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓ社の登録商標）、Ａｌｌｏｙ７１８相当合金、等の組成を有する合金を選定することにより、航空ジェットエンジンディスクや大型発電用ガスタービンディスクの熱間型打鍛造に用いても大幅に長寿命の熱間鍛造金型が得られる。
　上述した円柱状金型片、リング状金型片、外周部リング状金型片の各金型片の１種または２種以上に合金工具鋼を用いるのが好ましい。本発明において、各金型片を合金工具鋼としたのは金型の剛性を確保するためである。本発明で言う合金工具鋼鋼材とは、例えば、ＪＩＳ－Ｇ４４０４で規定されるものであれば良い。中でも熱間での使用に好適なものが好ましく、典型的な成分範囲を示すと、質量％で、Ｃ：０．２５～０．５％、Ｎ：０を超えて０．０３％以下、Ｓｉ：０を超えて１．２％以下、Ｍｎ：０を超えて０．９％以下、Ａｌ：０～０．５％、Ｐ：０～０．０３％、Ｓ：０～０．０１％、Ｖ：０～２．１％、Ｃｒ：０．８～５．５％、Ｎｉ：０～４．３％、Ｃｕ：０～０．３％、Ｍｏ：０～３．０％、Ｗ：０～９．５％、Ｃｏ：０～４．５％を含み、残部はＦｅ及び不純物でなる合金であればよい。
　より好ましくは、質量％で、Ｃ：０．３５～０．４２％、Ｎ：０を超えて０．０３％以下、Ｓｉ：０．３～１．２％、Ｍｎ：０．３～０．７％、Ａｌ：０を超えて０．０２５％以下、Ｐ：０～０．０３％、Ｓ：０～０．０１％、Ｖ：０．５０～１．１０％、Ｃｒ：４．８０～５．５０％、Ｎｉ：０を超えて０．２５％以下、Ｃｕ：０を超えて０．１５％以下、Ｍｏ：１．２～２．７％、残部はＦｅ及び不純物でなる合金を用いるとよい。
　なお、各金型片の材質はそれぞれの金型片を別な材質で構成しても良い。但し、熱膨張特性に差異が生じると、例えば、焼嵌めが困難になる場合があることから、別な材質を選択するのであれば、熱膨張特性が近似したものを選択すると良い。熱膨張特性や、機械的特性などを考慮すると、同一素材で全ての金型片（円柱状金型片、リング状金型片、外周部リング状金型片）を形成するのが好ましい。
　また、リング状金型片２、及び円柱状金型片３は図５に示すように、嵌め合う箇所に鍛造による荷重を受ける段差部９を設けておくとよい。段差部９を設けることで、熱間鍛造時の荷重を段差で受けることができるとともに各金型片がずれるのをより確実に防止することができる。そのため、例えば、後述する焼嵌めにより各金型片を組み合わせたときに、焼嵌めにより接合した箇所がはずれてしまうのを防止するのに効果的である。
　また、本発明では、図１や図３に示すように、前記リング状金型片の内周面または外周面に、軸方向の他端面から一端面に向かって径が小さくなる周面を形成しても良い。例えば、上型に本発明の熱間鍛造用金型を用いようとすると、各金型片の落下を確実に防止しようとすると、例えば、図１や図３に示すように、被鍛造材と接触する面側（作業面）の反対側の面側から、順次、径が小さくなるようにしておけば、各金型片の落下を確実に防止することが可能となる。なお、各金型片を嵌め合わせによる組合せで、固定する方法としては、例えば、単に嵌め合わせるものの他、焼嵌め、冷し嵌め等の方法を用いることができる。なかでも焼嵌めは金型片同士の嵌め合いが容易であるため、好ましい。
　次にニッケル基超耐熱合金である最表面の肉盛層の組成について説明する。
　本発明で規定する肉盛層の合金組成は、本願出願人の提案による特開平２－９７６３４号公報で記した合金を肉盛用として適正に調整した範囲のものである。なお、化学組成は特に記載のない限り質量％として記す。
　Ｂ：０．０２％以下
　Ｂは粒界強化作用により、高温の強度と延性を高めるのに有効であるため、Ｂは必要に応じて添加することができる。しかし、過剰なＢ添加は硼化物を形成する。硼化物は、溶接時に硼化物の局部溶解が生じ高温割れの原因となるため、Ｂの上限を０．０２％以下とする。Ｂの効果を得る好ましい含有量は０．００１～０．０１５％である。
　Ｃ：０．０１～０．１５％
　ＣはＣｒを主体として粒界にＭ２３Ｃ６型の炭化物を不連続に析出し、粒界を強化させる作用をもつため、Ｃの下限を０．０１％とする。しかし、０．１５％を越える過剰のＣは一次炭化物の生成量を増加させ、靭延性を低下させるため、Ｃの上限を０．１５％とする。
　Ｍｇ：０．０１％以下
　Ｍｇは不純物のＯ（酸素）またはＳをＭｇＯやＭｇＳの形で安定化させ、粒界脆化や熱影響部（Ｈｅａｔ－Ａｆｆｅｃｔｅｄ－Ｚｏｎｅ）のクラックを抑制する。そのため、Ｍｇは必要に応じて添加することができる。しかし、過剰なＭｇはＭｇ系介在物を増加させて強度を低下させる場合があるため、Ｍｇの上限を０．０１％以下とする。
　Ａｌ：０．５～２％
　ＡｌはＮｉと結合して安定なγ’相を析出させ、熱間鍛造中の高温強度を与えるための重要な元素である。また、本発明で規定する合金組成の場合、高温強度の向上のためにγ’相中の｛Ｔｉ＋Ｔａ（＋Ｎｂ）｝／Ａｌ比を高くしてγ’相の格子定数を大きくし、γ’の析出による格子歪を高める必要がある。そのため、前述の効果を得るためにＡｌの下限を０．５％とする。一方、Ａｌの過度の添加は溶接性を阻害するため、Ａｌの上限を２％とする。好ましいＡｌの下限は１．０％であり、好ましいＡｌの上限は１．６％である。
　Ｓｉ：１％以下
　Ｓｉは脱酸元素として添加するため、０％を超える含有量は少なからず残存する。Ｓｉが１％を超えると有害相の析出や高温強度が低下するため、Ｓｉの上限は１％とする。好ましくは０．５％以下の範囲である。
　Ｍｎ：１％以下
　ＭｎもＳｉと同様に脱酸元素として添加するため、０％を超える含有量は少なからず残存する。Ｍｎが１％を超えると有害相の析出や高温強度が低下するため、Ｍｎの上限は１％とする。好ましくは０．５％以下の範囲である。
　Ｔｉ：１．５～３％
　ＴｉはＡｌと同様、Ｎｉと結合してγ’相を析出させ、高温強度を高める作用をもつため、Ｔｉの下限を１．５％とする。一方、３％を越える多量のＴｉは、溶接性を阻害するだけでなく、後述するＴａのγ’相中への固溶度を減少させ、また、η相（Ｎｉ３Ｔｉ）が析出して強度を低下させるので、Ｔｉの上限は３．０％とする。好ましいＴｉの下限は２．１％であり、好ましいＴｉの上限は２．７％である。
　Ｃｒ：１５～２２％
　Ｃｒは合金の基地中に置換型原子として固溶し、強度、弾性限および硬さを高める。また耐摩耗性を向上させる効果があるため、Ｃｒの下限を１５％とする。一方、Ｃｒが２２％を越えると組織が不安定となり、Ｍｏ、Ｗとともに脆化相であるσ相を生成しやすくなるので、Ｃｒの上限を２２％とする。好ましいＣｒの下限は１７％であり、好ましいＣｒの上限は１９％である。
　Ｃｏ：５～１５％
　Ｃｏは高温域でのγ’の固溶量を増加させて溶接性を改善させるため、Ｃｏの下限を５％とする。一方、Ｃｏが多量となるとラーベス相などの有害相の析出を生じ易くなるため、Ｃｏの上限を１５％とする。好ましいＣｏの下限は８％であり、好ましいＣｏの上限は１２％である。
　ＷとＭｏは初期の強度を高める重要な元素である。
　Ｍｏ：３～６％
　Ｍｏはオーステナイト相に固溶して、基地を強化し、高温強度を向上させるのに有効な元素であり、Ｍｏの下限は３％とする。一方、ＭｏはＣｒと同様、組織を不安定にするためＭｏの上限は６％とする。好ましいＭｏの下限は４％であり、好ましいＭｏの上限は５％である。
　Ｗ：３～６％
　Ｗはマトリックスの固溶化元素として、前述するＭｏと同様、引張強度を向上させるのに有効な元素であるため、Ｗの下限は３％とする。一方、Ｗが６％を越えると、Ｍｏと同様、組織の安定性に悪影響を及ぼすため、Ｗの上限は６％とする。さらに好ましいＷの下限４％であり、好ましいＷの上限は５％である。
　本発明で規定する好ましい肉盛層の組成では、２０～４５％のγ’相となるように調整して、鍛造中の温度で時効効果を発現させるものである。そのため、前述のＡｌ、Ｔｉの他、Ｔａは重要な元素の一つである。なお、Ｔａの一部をＮｂで置換することができる。
　Ｔａ：１～７％
　Ｔａは、前述するＴｉと同様、Ｎｉ３ＡｌのＡｌ側に固溶してγ’の格子定数を大きくし、引張強度を向上させる。上記の効果を得るために、Ｔａの下限を１％とする。一方、Ｔａが７％を越えるとδ相（Ｎｉ３Ｔａ）の析出を生じて延性を劣化させるため、Ｔａの上限を７％とする。さらに好ましくは３～５％である。
　Ｎｂ：４％以下
　ＮｂはＴａと同族の元素であり、Ｔａの一部をＮｂで置換できる。しかし、Ｎｂの原子量はＴａの約１／２であることから、Ｎｂを添加する場合はＴａ＋２Ｎｂとする。また、Ｎｂは高温強度を向上させ、前述するＴａと同様の効果を及ぼすが、高温強度を向上させる効果はＴａに及ばないため、ＮｂについてはＴａと共に複合添加する。ＮｂとＴａを複合添加した場合でも、Ｔａ＋２Ｎｂで１～７％の範囲とする。
　残部のＮｉはオーステナイト基地とＮｉ３（Ａｌ，Ｔｉ，Ｔａ）または、Ｎｉ３（Ａｌ，Ｔｉ，Ｔａ，Ｎｂ）なるγ’析出強化相を構成する基本元素である。
　本発明で規定する好ましい肉盛層の合金においては、不純物として、通常、Ｆｅ，Ｐ，Ｓ，Ｃａ，Ｚｒ等の混入が考えられるが、以下に示す含有量であれば、特性上特に問題はないので、本発明合金中に含まれてもよい。
　Ｆｅ≦３％、Ｐ≦０．０３％、Ｓ≦０．０３％、Ｃａ≦０．０２％、Ｚｒ≦０．０１％
　また、不純物元素のうち、特に制限すべき元素にＯ（酸素）がある。酸素については０．０５０％以下とするのが好ましい。これはＯが肉盛用金属粉末を肉盛溶接時に酸化させる有害元素であるためである。本発明では、活性なＴｉやＡｌを含むため、Ｏはできる限り低い方が良く、その上限を０．０５０％以下とする。Ｏを低減するには、肉盛用金属粉末製造時に不活性ガス雰囲気中で製造するのが好ましい。なお、Ｏの下限については特に限定しないが、現実的には０．００５％が限界である。
　また、本発明では、例えば、図１や図２に示す熱間鍛造用金型１のように円柱状金型片３或いは外周部リング状金型片２と、析出強化型耐熱合金でなる肉盛層４との間に、固溶強化型耐熱合金でなる中間層５をさらに具備することができる。
　中間層として固溶強化型耐熱合金を具備することにより、合金工具鋼からなる金型片と肉盛層からなる析出強化型耐熱合金との溶接性を向上させ、金型片と肉盛層との間に発生する応力をより確実に緩和させることができ、熱間鍛造用金型の寿命をより一層向上することができる。中間層は、単層でも良いし、二以上の成分の異なる固溶強化型耐熱合金を積層して用いても良い。
　なお、本発明で言う固溶強化型耐熱合金とは、例えば、ＪＩＳ－Ｇ４９０１やＧ４９０２に示される組成を有する合金のうち、合金元素を固溶させて基地（マトリックス）を強化することが可能な組成を有する合金や、ＡＳＴＭ－Ａ４９４に記される合金で有ればよい。
　典型的な成分範囲を示すと、質量％で、Ｃ：０．１５％以下、Ｃｒ：１５～３０％、Ｃｏ：０～３％、Ｍｏ：０～３０％、Ｗ：０～１０％、Ｎｂ：０～４％、Ｔａ：０～４％、Ｔｉ：０～１％、Ａｌ：０～２％、Ｆｅ：０～２０％、Ｍｎ：０～４％を含み、残部はＮｉ及び不純物でなる合金である。
　上述した組成のニッケル基超耐熱合金を金型の作業面に積層させるには、溶接肉盛などの公知の技術を採用することができる。
　肉盛の方法には、例えば、上記合金をワイヤに加工して肉盛する方法と、金属粉末を用いる方法とがあり、何れの方法を用いてもよい。但し、上記のＴａを含有する合金は、凝固速度が遅いと偏析しやすいこと、更には、ワイヤまでの加工が必要なことを考慮すると、粉末を用いて肉盛するのがよい。
　上述した本発明の熱間鍛造用金型は、以下の方法で製造することができる。
　例えば、円柱状金型片は、素材となる熱間鍛造材を用いて、材質に応じた熱処理を行って強度と靭性を付与して円柱状金型片素材とする。
　また、リング状金型片や外周部リング状金型片は、芯金を用いた中空鍛造やリング圧延を行う。その後、材質に応じた熱処理を行って強度と靭性を付与し、リング状金型片素材や外周部リング状金型片素材とする。なお、リング状金型片素材や外周部リング状金型片素材の製造時において、芯金鍛造で製造するか、或いは、リング圧延で製造するかは寸法に応じて適宜選択すると良い。
　その後、円柱状金型片素材、リング状金型片素材、外周部リング状金型片素材を切削加工にて、型彫面形成を含む粗加工を行い、所望の寸法に整える。その後、ニッケル基超耐熱合金の肉盛層を形成する。本発明では、金型片毎に肉盛層を形成することができるため、複雑な型彫り面全体に肉盛をしやすいという利点もある。
　そして、円柱状金型片は外径部、リング状金型片や外周部リング状金型片は外径及び内径部を切削加工にて仕上加工を行い、各金型片を組み立てて、最後に作業面に型彫加工を行い、熱間鍛造用金型とすることができる。
　また、最外周側に用いる外周部リング状金型片２については、外周部リング状金型片の側面に鍔部７を設けても良い。鍔部７を設けることで、共通の固定冶具６を用いて、外周部リング状金型片をより確実に固定することができるため、金型の素材費及び加工費を削減することができる。また、本発明の熱間鍛造用金型を上型に用いた場合、鍔部７によって金型片の落下をより確実に防止することができる。
　また、本発明の熱間鍛造用金型では、外周部リング状金型片の個数や寸法を変化させることで、大型の熱間鍛造用金型とすることができる。
　そのため、従来では数トンもの大型の素材から削りだしによって製作がなされていた熱間鍛造用金型を歩留りよく製造することが可能となる。
　また、本発明の熱間鍛造用金型では、被加工素材の熱間変形抵抗が３００ＭＰａ以上、被加工材と接触する金型の表面温度が５００℃以上、及び、圧縮軸荷重が１５０ＭＮ以上といった、従来では一体成型が困難であった大型熱間型打鍛造用金型とすることができる。
　なお、本発明でいう熱間鍛造は、熱間プレス、恒温鍛造やホットダイ等も熱間鍛造に含むものとする。
　円柱状金型３及び外周部リング状金型片２用の素材として、合金工具鋼のＪＩＳ－ＳＫＤ６１相当合金を用意した。今回製造した熱間鍛造用金型１はディスクを製造するものであるため、図３及び図４に示す構造とした。
　前述の素材を用いて熱間鍛造にてパンケーキを作製した。次に、前記パンケーキの中央をポンチにて孔をあけ、芯金鍛造を行うことで、直径１５６０ｍｍ、内径１０４０ｍｍ、高さ１８０ｍｍのリング状金型片素材と、直径１０５０ｍｍ、内径６１０ｍｍ、高さ１８０ｍｍのリング状金型片素材と、直径６２０ｍｍ、内径３００ｍｍ、高さ１８０ｍｍのリング状金型片素材を作製した。作製したリング状金型片素材を焼入れ・焼き戻しにより硬度４５ＨＲＣに調質を行った。軸方向が被鍛造材を鍛造する際の押圧方向となり、金型片の被鍛造材と接する部分には、図３に示す型彫面を切削加工にて形成した。
　次に前述の型彫り面に２種類のニッケル基超耐熱合金の肉盛層４を形成した。肉盛層の形成は表１に示した中間層５を肉盛溶接した後、前記の中間層５の被加工材との接触面（作業面）側に、表２に示した組成を有するニッケル基超耐熱合金層を形成した。
　肉盛溶接はＰＴＡ（Ｐｒａｓｍａ　Ｔｒａｎｓｆｅｒｒｄ　Ａｒｃ）とし、溶接時の酸化を防止するためにＡｒガスを用いた。肉盛溶接後、リング状金型片を焼嵌め形状に仕上の切削加工を行った。焼嵌め代は１．５ｍｍとした。焼嵌めは４００℃にて実施した。そして、各金型片を組み立てて、最後に作業面に型彫加工を行い、熱間鍛造用金型とした。
　従来の一体物の熱間鍛造用金型では、型彫り面の深部などを機械的に肉盛溶接することが困難なところ、本発明の熱間鍛造用金型では、金型片ごとに肉盛溶接が可能なため、肉盛溶接に要する時間を５５％短縮できた。また、従来の一体物の熱間鍛造用金型では、素材から削りだしする必要があり、歩留まりがおおよそ７４％であることろ、本発明の熱間鍛造用金型では、歩留まりがおおよそ８０％であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　次に、前述の２種類の肉盛層を形成した熱間鍛造用金型を用いて、難加工性材のＡｌｌｏｙ７１８相当材をディスク状に熱間鍛造した。熱間鍛造はそれぞれ１０ショットとした。なお、今回の熱間鍛造金型には、鍔部７を設けて共通の固定冶具６を用いた。これにより、外周部リング状金型片をより確実に固定し、金型の素材費及び加工費を削減した。
　鍛造条件は被鍛造材加熱温度を１０００℃、金型加熱温度を３００℃とし、加圧速度を２０ｍｍ／ｓｅｃとした。熱間鍛造後に熱間鍛造用金型を調査したところ、割れ等の不良は全く確認されなかった。
　次に、肉盛溶接した作業面から断面観察用試験片を採取し、肉盛合金Ａと肉盛合金Ｂとのへたりを観察した。その結果を図６（肉盛合金Ａ）及び図７（肉盛合金Ｂ）を示す。図７には僅かに凹凸が確認され、へたりはじめているのが確認されたのに対し、図６で示す肉盛合金Ａでは凹凸は確認されず、高い強度となっていることが確認された。
　以上、説明する本発明の熱間鍛造用金型では、外周部リング状金型片の個数や寸法を変化させることで、大型の熱間鍛造用金型とすることができる。
　そのため、従来では数トンもの大型の素材から削りだしによって製作がなされていた熱間鍛造用金型を歩留りよく製造することが可能となる。
　また、本発明の熱間鍛造用金型では、被加工素材の熱間変形抵抗が３００ＭＰａ以上、被加工材と接触する金型の表面温度が５００℃以上、及び、圧縮軸荷重が１５０ＭＮ以上といった、従来では一体成型が困難であった大型熱間型打鍛造用金型とすることができる。
　１　熱間鍛造用金型
　２　外周部リング状金型片
　３　円柱状金型片
　４　肉盛層
　５　中間層
　６　固定治具
　７　鍔部
　８　リング状金型片
　９　段差部

Claims (5)

  1. 　被鍛造材を熱間型打鍛造するための熱間鍛造用金型であって、前記熱間鍛造用金型は複数個のリング状金型片が互いに同心円状に組み合わされて固定されており、前記リング状金型片の軸方向が被鍛造材を鍛造する際の押圧方向となり、前記熱間鍛造用金型の被鍛造材と接する部分には型彫面が形成されるとともにニッケル基超耐熱合金の肉盛層が形成されていることを特徴とする熱間鍛造用金型。
  2. 　前記前記リング状金型片の内周面または外周面には、段差部が形成されていることを特徴とする請求項１に記載の熱間鍛造用金型。
  3. 　前記リング状金型片は軸方向の一端面が型彫面側となり、前記リング状金型片の内周面または外周面には、軸方向の他端面から前記一端面に向かって径が小さくなる周面が形成されていることを特徴とする請求項１または２に記載の熱間鍛造用金型。
  4. 　前記複数個のリング状金型片は焼嵌めにより固定されていることを特徴とする請求項１乃至３の何れかに記載の熱間鍛造用金型。
  5. 　肉盛層の組成が、質量％で、Ｂ：０．０２％以下、Ｃ：０．０１～０．１５％、Ｍｇ：０．０１％以下、Ａｌ：０．５～２％、Ｓｉ：１％以下、Ｍｎ：１％以下、Ｔｉ：１．５～３％、Ｃｒ：１５～２２％、Ｃｏ：５～１５％、Ｍｏ：３～６％、Ｗ：３～６％、Ｎｂ：４％以下、Ｔａ：１～７％、且つ、Ｔａ単独またはＴａ＋２Ｎｂの合計で１～７％を含み、残部はＮｉ及び不純物でなることを特徴とする請求項１乃至４の何れかに記載の熱間鍛造用金型。
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