WO2014013963A1 - 穿孔プラグ - Google Patents

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plug
perforated
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plug body
spray coating
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篤志 野坂
日高　康善
東田　泰斗
龍太郎 尾形
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新日鐵住金株式会社
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    • C23C4/131—Wire arc spraying
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    • C23C4/00—Coating by spraying the coating material in the molten state, e.g. by flame, plasma or electric discharge
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    • C21D2251/00—Treating composite or clad material

Definitions

  • the present invention relates to a plug, and more particularly to a plug (hereinafter referred to as a piercing plug) used in a piercing machine for piercing and rolling a billet.
  • a plug hereinafter referred to as a piercing plug
  • This application claims priority based on Japanese Patent Application No. 2012-177946 filed in Japan on August 10, 2012 and Japanese Patent Application No. 2012-161405 filed on July 20, 2012 in Japan These contents are incorporated herein by reference.
  • the drilling machine is used for the production of seamless steel pipes by the Mannesmann method.
  • the drilling machine includes a pair of inclined rolls and a drilling plug.
  • the perforated plug is disposed on a pass line between a pair of inclined rolls.
  • a piercing machine pushes a billet into a plug while rotating the billet in a circumferential direction by an inclined roll, and pierces and rolls the billet to produce a hollow shell.
  • the piercing machine pierces and rolls a billet heated to a high temperature. Therefore, the perforated plug into which the billet is pushed is exposed to a high temperature and receives a high pressure. Therefore, the perforated plug is likely to be melted and seized.
  • an oxide scale is formed on the surface of the base material of the perforated plug.
  • the oxide scale blocks the heat from the billet and suppresses the occurrence of melting damage.
  • the oxide scale further suppresses the occurrence of seizure.
  • the oxide scale is worn every time the billet is pierced and rolled.
  • the oxide scale disappears, the base material temperature of the perforated plug increases, and the perforated plug melts.
  • the base materials of the perforated plugs disclosed in Patent Documents 1 to 3 are all Fe-based alloys, and an oxide scale is formed on the surface of the base material.
  • the degree of deformation or erosion of the base metal due to contact with the billet during piercing and rolling is large, it cannot be reused as a piercing plug for manufacturing a hollow shell of the same size. That is, the number of times the perforated plug is used decreases.
  • the inventor of the present application diligently verified whether or not a Ni—Cr base alloy having superior high-temperature strength, deformation resistance, and thermal shock resistance than the Fe base alloy can be used as a base material for the perforated plug.
  • a Ni—Cr base alloy having superior high-temperature strength, deformation resistance, and thermal shock resistance than the Fe base alloy can be used as a base material for the perforated plug.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and an object thereof is to provide a long-life perforated plug excellent in deformation resistance of a base material (plug body) and adhesion of a thermal spray coating.
  • a perforated plug according to an aspect of the present invention includes: a plug body; a Ni—Cr layer formed on a surface of the plug body; and a thermal spray coating formed on the surface of the Ni—Cr layer.
  • the plug body is, by mass%, 20-30% Cr; 30-55% Ni; 0.005-0.5% C; 0.1-1.0% Si; 0.2 to 1.5% of Mn; and at least one of Mo and W satisfying the following conditional expression (A): and the balance including Fe and impurities. 1.5% ⁇ Mo + 0.5W ⁇ 8.5% (A)
  • the perforated plug according to the above (1) may be heat-treated at 850 to 1150 ° C. after the Ni—Cr layer and the thermal spray coating are formed on the plug body.
  • the sprayed coating may contain iron and iron oxide.
  • the thermal spray coating may be formed by arc thermal spraying of a steel wire.
  • the thickness of the Ni—Cr layer may be 50 to 100 ⁇ m.
  • FIG. 3 is an enlarged view of the vicinity of the surface of the perforated plug shown in FIG. 2. It is the top view and side view of a test piece used for a shear strength measurement test.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing a configuration of a general drilling machine 30.
  • the drilling plug PP is attached to the tip of the cored bar 34 and is disposed on the pass line PL between the pair of inclined rolls 32, 32.
  • the billet 36 is pushed into the piercing plug PP. Therefore, the perforated plug PP is exposed to a high temperature and receives a high pressure. As a result, the perforated plug PP may be deformed or melted due to contact with the billet or the like.
  • the plug body of the conventional perforated plug PP is usually made of an Fe-based alloy.
  • an oxide scale is easily formed on the surface of the plug body.
  • the oxide scale enhances seizure resistance, blocks heat from the billet 36, and suppresses melting damage to some extent.
  • the plug body is made of an Fe-based alloy, it may be greatly deformed due to contact with the billet 36 or may be melted to change its shape.
  • the tip of the perforated plug PP is in strong contact with the billet 36, the shape change due to melting damage and deformation due to external force at the time of contact tend to increase.
  • the perforated plug according to the present embodiment includes a plug body made of a Ni—Cr base alloy having a chemical composition to be described later, instead of an Fe base alloy, in order to suppress deformation of the plug body as a base material.
  • Ni—Cr base alloys have high high-temperature strength, deformation resistance, and thermal shock resistance. Therefore, even if the perforated plug of this embodiment contacts the billet 36, it is difficult to be deformed and hardly melted.
  • the Ni—Cr base alloy has a high Cr content, and therefore it is difficult to form an oxide scale on the surface. If a hot-working tool made of a Ni-Cr-based alloy is used for other applications (eg, guide shoes) other than drilled plugs, even if it is difficult to form an oxide scale, lubricant is supplied to the surface. By doing so, the occurrence of image sticking can be suppressed.
  • the perforated plug it is difficult for the perforated plug to supply a lubricant to the surface of the perforated plug during piercing and rolling. This is because the perforated plug is pushed into the billet as shown in FIG. For this reason, if the Ni—Cr base alloy plug body is used as a perforated plug as it is, seizure may occur.
  • the perforated plug of this embodiment includes a Ni—Cr layer formed on the surface of the plug body and a sprayed coating formed on the surface of the Ni—Cr layer. Since the sprayed coating has seizure resistance, the occurrence of seizure can be suppressed even in the case of a Ni—Cr based alloy perforated plug.
  • the Ni—Cr layer functions as an adhesive layer between the plug body and the spray coating, and improves the adhesion of the spray coating to the plug body. For this reason, the shear strength of the sprayed coating on the plug body is increased, and peeling of the sprayed coating is suppressed. As a result, a long-life perforated plug excellent in the deformation resistance of the base material (plug body) and the adhesion of the thermal spray coating can be obtained.
  • the perforated plug of this embodiment includes a plug body, a Ni—Cr layer, and a sprayed coating.
  • the Ni—Cr layer is formed on the surface of the plug body.
  • the thermal spray coating is formed on the surface of the Ni—Cr layer.
  • the plug body is 20% to 30% Cr, 30% to 55% Ni, 0.005% to 0.5% C, 0.1% to 1.0% Si, and 0.1% by mass. 2 to 1.5% of Mn and at least one of Mo and W satisfying the following conditional expression (A) are contained, with the balance being Fe and impurities. 1.5% ⁇ Mo + 0.5W ⁇ 8.5% (A)
  • the plug body having such a chemical composition has high high-temperature strength and high deformation resistance and thermal shock resistance, melting damage and deformation are suppressed. Furthermore, since the thermal spray coating has seizure resistance, seizure hardly occurs. Further, since the thermal spray coating shields heat from the billet, the plug body is not easily deformed by the heat from the billet. The thermal spray coating is further excellent in wear resistance. Therefore, in the perforated plug according to the embodiment of the present invention, the number of times that can be used as a perforated plug for manufacturing a hollow shell of the same size increases.
  • the thermal spray coating contains iron and iron oxide. In this case, the wear resistance of the thermal spray coating is improved.
  • the thermal spray coating containing iron and iron oxide is preferably formed by arc spraying a steel wire. In this case, the manufacturing cost of the thermal spray coating can be suppressed.
  • the Ni—Cr layer functions as an adhesive layer between the plug body and the spray coating, and improves the adhesion of the spray coating to the plug body. For this reason, the shear strength of the sprayed coating on the plug body is increased, and peeling of the sprayed coating is suppressed.
  • the perforated plug of this embodiment is heat-treated after the Ni—Cr layer and the thermal spray coating are formed on the plug body.
  • Ni in the Ni—Cr layer diffuses into the sprayed coating. Thereby, the adhesiveness of the thermal spray coating is further increased and it becomes difficult to peel off.
  • FIG. 2 is a vertical cross-sectional view (a cross-sectional view of a surface including the central axis of the perforated plug 10) of the perforated plug 10 of the present embodiment.
  • the drilling plug 10 is used for a drilling machine (piercer).
  • the perforated plug 10 includes a plug body 11 and a protective film 12.
  • the transverse shape of the plug body 11 is circular, and the outer diameter increases toward the rear end.
  • the plug main body 11 includes a rolling part and a reeling part as well as a known perforated plug.
  • Such a plug body 11 is made of a Ni—Cr based alloy as described above. More specifically, the plug body 11 is 20% to 30% Cr, 30% to 55% Ni, 0.005% to 0.5% C, and 0.1% to 1.0% by mass. % Of Si, 0.2 to 1.5% of Mn, and at least one of Mo and W satisfying the following conditional expression (A) are contained, and the balance contains Fe and impurities. All of these Cr, Ni, Mo and W increase the high temperature strength.
  • each element will be described. 1.5% ⁇ Mo + 0.5W ⁇ 8.5% (A)
  • the Cr content increases the high temperature strength of the alloy. If the Cr content is too small, the above effect cannot be obtained effectively. On the other hand, if the Cr content is too large, the plug body 11 may become brittle. Therefore, the Cr content is 20 to 30%. A preferred lower limit of the Cr content is 25%. The upper limit with preferable Cr content is 30%.
  • Ni increases the deformation resistance of the alloy and increases the strength of the alloy. Ni further enhances the toughness and thermal shock resistance of the alloy. If the Ni content is too small, the above effect cannot be obtained effectively. On the other hand, if there is too much Ni content, the said effect will be saturated and manufacturing cost will become high. Therefore, the Ni content is 30 to 55%. A preferable lower limit of the Ni content is 35%. The upper limit with preferable Ni content is 50%.
  • Both Mo and W increase the high temperature strength of the alloy. If the content of at least one of Mo and W satisfies the conditional expression (A), the above effect can be obtained effectively.
  • a preferable upper limit of the Mo content is 7.0%, and a preferable upper limit of the W content is 3.0%.
  • C increases the high temperature strength of the alloy.
  • the C content is less than 0.005%, sufficient high-temperature strength cannot be obtained.
  • the C content exceeds 0.5%, the surface of the plug body 11 is likely to be burned. Therefore, the C content is 0.005% to 0.5%.
  • a preferable range of the C content is 0.01% to 0.3%.
  • Si has a deoxidizing action and is effective in raising the AC1 transformation point and densifying the oxide scale formed on the surface of the plug body 11.
  • Si promotes the formation of fairite (Fe 2 SiO 4 )
  • the high-temperature deformability of the oxide scale is increased, which is effective for improving the adhesion.
  • the Si content is less than 0.1%, the above effect cannot be obtained.
  • the Si content exceeds 1.0%, a large amount of fairlite is generated, not only the melting point of the oxide scale is lowered, but also the toughness of the base material (plug body 11) is lowered. Accordingly, the Si content is 0.1% to 1.0%.
  • a preferable range of the Si content is 0.1% to 0.6%.
  • a more preferable range of the Si content is 0.01% to 0.5%.
  • Mn stabilizes austenite at high temperatures. That is, Mn suppresses the formation of delta ferrite and suppresses toughness reduction. The effect is obtained when the Mn content is 0.2% or more. On the other hand, when the content of Mn exceeds 1.5%, the hardness becomes too high, and after the perforation, a burning crack is likely to occur. Therefore, the Mn content is 0.2% to 1.5%.
  • the plug body 11 contains the above elements, and contains Fe and impurities as the balance.
  • the impurities include those contained in raw materials such as ores and scraps, and those mixed in during the manufacturing process.
  • P and S are mentioned as impurities. The smaller the contents of P and S, the better.
  • the toughness of the plug body 11 decreases, so the upper limit is made 0.01%.
  • the chemical composition of the plug body 11 may further contain other alloy elements (for example, Al, Ti, B, Ca, REM, Nb, etc.) as optional elements.
  • the chemical composition of the plug body 11 is 20-30% Cr, 30-55% Ni, 0.005-0.5% C, 0.1-1.0% Si, It suffices to contain 0.2 to 1.5% of Mn and at least one of Mo and W satisfying the conditional expression (A).
  • the plug body 11 may contain soluble aluminum (Sol—Al) as an optional element.
  • Soluble aluminum is an element having a deoxidizing action and needs to be 0.005% or more.
  • the content of soluble aluminum exceeds 0.05%, the toughness of the plug body 11 is lowered. Therefore, the content of soluble aluminum is 0.005% to 0.05%.
  • the plug body 11 may contain at least one of Ti, Nb, V, Zr, and B as an optional element. These elements have an effect of refining and are effective for improving the toughness of the plug body 11.
  • the total content of these elements is preferably 0.05% or more. On the other hand, when the total content of these elements exceeds 0.5%, an embrittled layer appears and the strength of the plug body 11 decreases. Therefore, the total content of these elements is preferably 0.05 to 0.5%.
  • FIG. 3 is an enlarged view of a portion near the surface of the perforated plug 10 in FIG.
  • the protective coating 12 includes a Ni—Cr layer 121 and a thermal spray coating 122.
  • the protective film 12 suppresses seizure and melting damage of the perforated plug 10.
  • Ni-Cr layer 121 The Ni—Cr layer 121 is formed on the surface of the plug body 11.
  • the Ni—Cr layer 121 is made of a Ni—Cr alloy.
  • the Ni—Cr alloy contains, by mass%, 20 to 50% Cr and 50 to 80% Ni with the balance being impurities.
  • the Ni—Cr layer 121 enhances the adhesion of the thermal spray coating 122 to the plug body 11. By forming the Ni—Cr layer 121 between the thermal spray coating 122 and the plug main body 11, the thermal spray coating 122 becomes difficult to peel from the plug main body 11, and the shear strength of the thermal spray coating 122 increases.
  • the Ni—Cr layer 121 is not easily oxidized. Therefore, the interface between the Ni—Cr layer 121 and the thermal spray coating 122 is not easily oxidized, and the thermal spray coating 122 is difficult to peel off.
  • a preferred thickness of the Ni—Cr layer 121 is 50 to 100 ⁇ m.
  • the Ni—Cr layer 121 is formed by thermal spraying, for example. Thermal spraying is, for example, arc spraying, plasma spraying, flame spraying, high-speed flame spraying, or the like.
  • the Ni—Cr layer 121 is formed on the surface of the plug body 11 after performing a shot blasting process on the surface of the plug body 11. In this case, the adhesion of the Ni—Cr layer 121 to the plug body 11 is further improved.
  • the thermal spray coating 122 is formed on the surface of the Ni—Cr layer 121.
  • the chemical composition of the thermal spray coating 122 is not particularly limited.
  • the thermal spray coating 122 is made of iron (Fe) and iron oxide (for example, Fe 3 O 4 , FeO, etc.).
  • the thermal spray coating 122 is formed by, for example, arc spraying a steel wire.
  • the thermal spray coating 122 having such a composition can be formed in a shorter time than the formation of an oxide scale by heat treatment, and further has excellent heat shielding properties and seizure resistance.
  • the thermal spray coating 122 may further include an oxide other than iron oxide (for example, tungsten oxide).
  • the volume ratio of iron oxide in the thermal spray coating 122 made of iron and iron oxide is 55 to 80%. More preferably, the volume ratio of iron oxide in the sprayed coating 122 is higher on the surface layer side than on the plug body 11 side. In this case, the proportion of iron oxide in the sprayed coating 122 is 40% or less at the boundary with the plug body 11 and 55 to 80% at the surface layer.
  • the distance from the thermal spray nozzle of the arc thermal spraying device to the plug body 11 may be changed.
  • the perforated plug 10 uses the Ni—Cr layer 121 as the undercoat layer of the thermal spray coating 122.
  • the shear strength of the thermal spray coating 122 on the plug body 11 is higher than when the thermal spray coating 122 is directly formed on the surface of the plug body 11. Therefore, during piercing and rolling, even if the piercing plug 10 collides with or comes into contact with the billet, the sprayed coating 122 is unlikely to peel off from the plug body 11.
  • the perforated plug 10 is heat treated.
  • the heat treatment is performed by the following method, for example.
  • the perforated plug 10 is inserted into a heat treatment furnace.
  • a preferred heat treatment temperature is 850 to 1150 ° C., and a preferred heat treatment time is 30 to 120 minutes.
  • the atmosphere of the heat treatment furnace is preferably an inert gas atmosphere.
  • Ni in the Ni—Cr layer 121 diffuses into the sprayed coating 122.
  • the shear strength of the thermal spray coating 122 is further increased, and the thermal spray coating 122 becomes more difficult to peel off.
  • the chemical composition of the plug bodies of Examples 1 and 2 was within the scope of the present invention.
  • the plug bodies of Comparative Examples 1 and 2 were Fe-based alloys, and their chemical compositions were low in Ni content and Cr content, and were outside the scope of the present invention.
  • a protective coating (Ni—Cr layer and thermal spray coating) was formed on the surface of each plug body to manufacture a perforated plug.
  • the thermal spray coating was made of iron and iron oxide, and was formed by arc spraying a steel wire under the same manufacturing conditions.
  • the content (volume%) of the iron oxide in the thermal spray coating in each perforated plug was 20% at the boundary with the plug body and 70% at the surface layer.
  • the thickness of the sprayed coating was 1200 ⁇ m at the tip and 400 ⁇ m at the other portions.
  • Billets were pierced and rolled using these pierced plugs.
  • the billet was 13Cr steel and had a diameter of 191 mm and a length of 2200 mm.
  • the billet temperature at the start of piercing and rolling was about 1200 ° C.
  • the axial length of the pierced plug was measured. The deformation amount of the axial length of the piercing plug was determined by subtracting the axial length of the piercing plug after piercing and rolling from the axial length of the piercing plug before piercing and rolling.
  • Test results The test results are also shown in Table 1.
  • the perforated plugs according to Examples 1 and 2 had a smaller deformation rate than the perforated plugs according to Comparative Examples 1 and 2. That is, the perforated plugs according to Examples 1 and 2 have higher deformation resistance than the perforated plugs according to Comparative Examples 1 and 2, and the number of times the perforated plug can be used as a perforated plug for manufacturing a hollow shell of the same size is reduced. I was able to confirm that it increased.
  • test number 1 a sprayed coating made of iron and iron oxide was directly formed on the surface of the plug body.
  • a Ni—Cr layer was formed as a base layer on the surface of the plug body, and a sprayed coating having the same composition as that of Test No. 1 was further formed on the surface of the Ni—Cr layer.
  • the Ni—Cr layer of test number 2 was a nickel alloy (NiCrAlY).
  • the Ni—Cr layers of test numbers 3, 4 and 6 contained 50 mass% Ni and 50 mass% Cr.
  • an Al layer was formed as an underlayer on the surface of the plug body, and a sprayed coating having the same composition as test number 1 was formed on the surface of the Al layer.
  • each perforated plug having test numbers 1 to 6
  • those having a base layer were formed by arc spraying.
  • the film thickness of the base layer of each test number was as shown in Table 2.
  • the sprayed coating of each perforated plug was formed by arc spraying a steel wire.
  • the arc spraying conditions for each test number were the same.
  • the film thickness of each thermal spray coating was as shown in Table 2, and all were set to 500 ⁇ m together with the underlayer.
  • test No. 4 heat treatment was performed after the thermal spray coating was formed. Specifically, the perforated plug was placed in a heat treatment furnace in an Ar atmosphere, held at 1000 ° C. for 60 minutes, and then cooled in the furnace. For the perforated plugs having test numbers other than test number 4, heat treatment was not performed.
  • the material of the plug body of the perforated plug of each test number had a chemical composition corresponding to JIS standard SKD61.
  • test piece of each test number described above was 50 mm ⁇ 20 mm ⁇ 10 mm.
  • the material of the test piece was the same as that of the plug body.
  • the same protective film as the perforated plug having the same test number was formed on the surface of 50 mm ⁇ 20 mm (hereinafter referred to as a main surface) of each test piece.
  • a thermal spray coating made of Fe and Fe oxide having a film thickness of 500 ⁇ m was directly formed on the main surface of the test piece of Test No. 1.
  • test pieces of test numbers 2 to 4 and 6 On the main surfaces of the test pieces of test numbers 2 to 4 and 6, a Ni—Cr layer having a chemical composition and film thickness shown in Table 2 and a thermal spray coating made of Fe and Fe oxide were formed, and the films were combined. The thickness was set to 500 ⁇ m. On the main surface of the test piece of test number 5, an Al layer and a thermal spray coating composed of Fe and Fe oxide were formed, and the total thickness was 500 ⁇ m. The test piece of test number 4 was subjected to heat treatment under the same conditions as the drilled plug of test number 4.
  • Shear strength test Using the test piece of each test number, the shear strength of the protective coating (Ni—Cr layer and thermal spray coating) was measured by the following method.
  • each test piece (sprayed coating for test number 1; undercoat and sprayed coating for test numbers 2 to 6) is cut and removed, and a portion of the protective coating is removed as shown in FIG. Left on.
  • the numerical value in FIG. 4 shows a dimension (mm).
  • a shear strength test in accordance with JIS G0601 (2002) 5.4 was performed using the test piece in which a part of the protective film was left, and the shear strength (kgf / mm 2 ) was obtained.
  • the round billet was pierced and rolled using the piercing plug of each test number. Each time one round billet was pierced and rolled, the surface of the pierced plug was visually observed to confirm whether the thermal spray coating was peeled off. When peeling of the sprayed coating was confirmed after the n-th (n is a natural number) piercing and rolling, the number of passes that can be pierced and rolled (hereinafter simply referred to as the number of passes) of the pierced plug was defined as n-1.
  • test numbers 2 to 4 and 6 were higher than those of test numbers 1 and 4. Furthermore, the pass ratio was higher than 1. This is presumably because a Ni—Cr layer was formed as the underlayer and the sprayed coating was difficult to peel off.
  • test Nos. 3 and 4 were the same, in Test No. 4, heat treatment was performed. As a result, the shear strength and pass ratio of test number 4 were higher than test number 3.
  • test number 5 was lower than that of test numbers 1 to 4 and 6, and the pass ratio was also low. This is probably because the Al layer as the undercoat layer decreased the adhesion of the sprayed coating.

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Abstract

　本発明の穿孔プラグは、プラグ本体と；前記プラグ本体の表面に形成されたＮｉ－Ｃｒ層と；前記Ｎｉ－Ｃｒ層の表面に形成された溶射皮膜と；を備え、前記プラグ本体は、質量％で、２０～３０％のＣｒと；３０～５５％のＮｉと；０．００５～０．５％のＣと；０．１～１．０％のＳｉと；０．２～１．５％のＭｎと；下記条件式（Ａ）を満たすＭｏ及びＷの少なくとも１種と； を含有し、残部としてＦｅ及び不純物を含む。　１．５％≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦８．５％　…（Ａ）

Description

穿孔プラグ
　本発明は、プラグに関し、さらに詳しくは、ビレットを穿孔圧延する穿孔機に用いられるプラグ（以下、穿孔プラグと称する）に関する。
　本願は、２０１２年０８月１０日に、日本に出願された特願２０１２－１７７９４６号と、２０１２年０７月２０日に、日本に出願された特願２０１２－１６１０４５号とに基づき優先権を主張し、これらの内容をここに援用する。

　穿孔機は、マンネスマン法による継目無鋼管の製造に利用される。穿孔機は、一対の傾斜ロールと穿孔プラグとを備える。穿孔プラグは、一対の傾斜ロールの間のパスライン上に配置される。穿孔機は、傾斜ロールによりビレットを周方向に回転させながらプラグに押し込み、ビレットを穿孔圧延して中空素管を製造する。
穿孔機は、高温に加熱されたビレットを穿孔圧延する。そのため、ビレットが押し込まれる穿孔プラグは、高温に晒されるとともに、高い圧力を受ける。したがって、穿孔プラグには、溶損や焼付が発生し易い。
一般に、穿孔プラグの母材表面には、酸化スケールが形成される。酸化スケールは、ビレットからの熱を遮断して溶損の発生を抑制する。酸化スケールは、さらに、焼付の発生を抑制する。
しかしながら、酸化スケールは、ビレットを穿孔圧延する度に摩耗する。酸化スケールがなくなると、穿孔プラグの母材温度が上昇し、穿孔プラグが溶損する。
穿孔プラグの使用回数を向上するために、穿孔プラグの母材表面に酸化スケールを形成するだけでなく、母材の成分組成を調整することが提案されている（例えば、下記特許文献１～３参照）。
日本国特開平４－７４８４８号公報 日本国特開平４－２７０００３号公報 日本国特公昭６４－７１４７号公報
特許文献１～３に開示された穿孔プラグの母材は、何れも、Ｆｅ基合金であり、その母材表面には、酸化スケールが形成される。しかしながら、穿孔圧延時のビレットとの接触等による母材の変形又は溶損の度合いが大きいと、同一サイズの中空素管を製造するための穿孔プラグとして、再利用できなくなる。つまり、穿孔プラグの使用回数が低くなる。
一方、近年では、穿孔プラグの母材表面に、酸化スケールに替えて、鋼線材のアーク溶射によって溶射皮膜を形成する技術が確立されている（例えば、国際公開第２００９／０５７４７１号参照）。上記のように、穿孔プラグの母材表面に酸化スケールを形成する場合、酸化しやすいＦｅ基合金で母材が構成される必要がある。しかしながら、近年の溶射技術の確立によって、穿孔プラグの母材表面に酸化スケールを形成する必要がなくなったため、母材組成の設計自由度が大幅に向上した。
そこで、本願発明者は、Ｆｅ基合金よりも、高温強度、変形抵抗及び耐熱衝撃性に優れたＮｉ－Ｃｒ基合金が穿孔プラグの母材として利用可能か否かを鋭意検証した。その結果、穿孔圧延による母材の変形は大幅に抑制されるが、母材表面に形成された溶射皮膜が剥がれ易くなり、溶損や焼付きの進行によって穿孔プラグの寿命が短くなることが判明した。
本発明は、上記の事情に鑑みてなされたものであり、母材（プラグ本体）の耐変形性及び溶射皮膜の密着性に優れた長寿命の穿孔プラグを提供することを目的とする。
本発明は、上記課題を解決して係る目的を達成するために以下の手段を採用する。すなわち、
（１）本発明の一態様に係る穿孔プラグは、プラグ本体と；前記プラグ本体の表面に形成されたＮｉ－Ｃｒ層と；前記Ｎｉ－Ｃｒ層の表面に形成された溶射皮膜と；を備え、前記プラグ本体は、質量％で、２０～３０％のＣｒと；３０～５５％のＮｉと；０．００５～０．５％のＣと；０．１～１．０％のＳｉと；０．２～１．５％のＭｎと；下記条件式（Ａ）を満たすＭｏ及びＷの少なくとも１種と； を含有し、残部としてＦｅ及び不純物を含む。
　　　　　　１．５％≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦８．５％　　…（Ａ）
（２）上記（１）に記載の穿孔プラグは、前記プラグ本体に前記Ｎｉ－Ｃｒ層及び前記溶射皮膜が形成された後、８５０～１１５０℃で熱処理されたものであっても良い。
（３）上記（１）または（２）に記載の穿孔プラグにおいて、前記溶射皮膜が、鉄と、鉄酸化物とを含有していても良い。
（４）上記（１）～（３）のいずれか一つに記載の穿孔プラグにおいて、前記溶射皮膜が、鋼線材のアーク溶射によって形成されていても良い。
（５）上記（１）～（４）のいずれか一つに記載の穿孔プラグにおいて、前記Ｎｉ－Ｃｒ層の厚さが、５０～１００μｍであっても良い。
上記の態様によれば、母材（プラグ本体）の耐変形性及び溶射皮膜の密着性に優れた長寿命の穿孔プラグを提供することが可能となる。
一般的な穿孔機の構成を示す模式図である。 本発明の一実施形態に係る穿孔プラグの縦断面図である。 図２に示す穿孔プラグの表面近傍の拡大図である。 せん断強さ測定試験に用いられる試験片の平面図及び側面図である。
以下、本発明の一実施形態に係る穿孔プラグについて、図面を参照しながら説明する。図中同一又は相当部分には、同一符号を付して、その説明は繰り返さない。
図１は、一般的な穿孔機３０の構成を示す模式図である。穿孔機３０において、穿孔プラグＰＰは、芯金３４の先端に取り付けられ、一対の傾斜ロール３２、３２の間のパスラインＰＬ上に配置される。穿孔圧延時、ビレット３６は、穿孔プラグＰＰに押し込まれる。そのため、穿孔プラグＰＰは、高温に晒されるとともに、高い圧力を受ける。その結果、穿孔プラグＰＰは、ビレットとの接触等により、母材であるプラグ本体が変形したり、溶損したりする場合がある。
上述のように、従来の穿孔プラグＰＰのプラグ本体は、通常、Ｆｅ基合金からなる。この場合、プラグ本体の表面に酸化スケールが容易に形成される。酸化スケールは、耐焼付き性を高め、且つ、ビレット３６からの熱を遮断し、溶損をある程度抑制する。しかしながら、プラグ本体がＦｅ基合金からなる場合、ビレット３６との接触により、大きく変形したり、溶損して形状が変化したりする場合がある。特に穿孔プラグＰＰの先端部は、ビレット３６と強く接触するため、溶損による形状変化や、接触時の外力による変形が大きくなりやすい。
そこで、本実施形態の穿孔プラグは、母材であるプラグ本体の変形量を抑えるために、Ｆｅ基合金ではなく、後述の化学組成を有するＮｉ－Ｃｒ基合金で構成されたプラグ本体を備える。Ｎｉ－Ｃｒ基合金は、高い高温強度、変形抵抗及び耐熱衝撃性を有する。そのため、本実施形態の穿孔プラグがビレット３６と接触しても変形しにくく、溶損しにくい。
しかしながら、Ｎｉ－Ｃｒ基合金は、Ｃｒ含有量が高いために、表面に酸化スケールを形成し難い。仮に、Ｎｉ－Ｃｒ基合金からなる熱間加工工具を、穿孔プラグ以外の他の用途（例えば、ガイドシュー）に利用するのであれば、酸化スケールが形成し難くても、潤滑剤を表面に供給することにより、焼き付きの発生を抑制できる。
しかしながら、穿孔プラグは、穿孔圧延中に穿孔プラグの表面に潤滑剤を供給し難い。なぜなら、図１に示すとおり、穿孔プラグはビレット内に押し込まれるからである。そのため、Ｎｉ－Ｃｒ基合金のプラグ本体をそのまま穿孔プラグに利用すれば、焼き付きが発生する可能性がある。
そこで、本実施形態の穿孔プラグは、プラグ本体の表面に形成されたＮｉ－Ｃｒ層と、このＮｉ－Ｃｒ層の表面に形成された溶射皮膜とを備える。溶射皮膜は耐焼付き性を有するため、Ｎｉ－Ｃｒ基合金の穿孔プラグであっても、焼き付きの発生を抑制できる。
この場合、Ｎｉ－Ｃｒ層が、プラグ本体と溶射皮膜との間の接着層として機能し、溶射皮膜のプラグ本体への密着性を高める。そのため、溶射皮膜のプラグ本体に対するせん断強さが高まり、溶射皮膜の剥離が抑制される。その結果、母材（プラグ本体）の耐変形性及び溶射皮膜の密着性に優れた長寿命の穿孔プラグが得られる。
以上の技術思想に基づく本実施形態の穿孔プラグは、以下のとおりである。
本実施形態の穿孔プラグは、プラグ本体と、Ｎｉ－Ｃｒ層と、溶射皮膜とを備える。Ｎｉ－Ｃｒ層は、プラグ本体の表面に形成されている。溶射皮膜は、Ｎｉ－Ｃｒ層の表面に形成されている。プラグ本体は、質量％で、２０～３０％のＣｒと、３０～５５％のＮｉと、０．００５～０．５％のＣと、０．１～１．０％のＳｉと、０．２～１．５％のＭｎと、下記条件式（Ａ）を満たすＭｏ及びＷの少なくとも１種とを含有し、残部がＦｅ及び不純物である。
　　　　　　１．５％≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦８．５％　　…（Ａ）
このような化学組成を有するプラグ本体は、高い高温強度を有するとともに、高い変形抵抗及び耐熱衝撃性を有するため、溶損や変形が抑制される。さらに、溶射皮膜は、耐焼付き性を有するため、焼き付きが発生しにくい。溶射皮膜はさらに、ビレットからの熱を遮断するので、プラグ本体がビレットからの熱により変形し難くなる。溶射皮膜はさらに、耐摩耗性に優れている。そのため、本発明の実施の形態による穿孔プラグでは、同一サイズの中空素管を製造するための穿孔プラグとして使用可能な回数が増える。
また、ビレットを穿孔することにより、溶射皮膜がプラグ本体から剥離しても、溶射皮膜を再び形成すれば、同一サイズの中空素管を製造可能な穿孔プラグを得ることができる。なぜなら、プラグ本体が、上述のとおり、変形し難く、溶損し難いからである。そのため、穿孔プラグの使用回数が向上する。
好ましくは、溶射皮膜は、鉄と、鉄酸化物とを含有する。この場合、溶射皮膜の耐摩耗性が向上する。
鉄と鉄酸化物とを含有する溶射皮膜は、好ましくは、鋼線材をアーク溶射して形成される。この場合、溶射皮膜の製造コストを抑えることができる。
また、Ｎｉ－Ｃｒ層が、プラグ本体と溶射皮膜との間の接着層として機能し、溶射皮膜のプラグ本体への密着性を高める。そのため、溶射皮膜のプラグ本体に対するせん断強さが高まり、溶射皮膜の剥離が抑制される。
好ましくは、本実施形態の穿孔プラグは、プラグ本体にＮｉ－Ｃｒ層及び溶射皮膜が形成された後、熱処理される。
この場合、Ｎｉ－Ｃｒ層中のＮｉが溶射皮膜中に拡散する。これにより、溶射皮膜の密着性はさらに高まり、剥離しにくくなる。
以下、本実施形態による穿孔プラグの詳細を説明する。
［穿孔プラグの全体構成］
図２は、本実施形態の穿孔プラグ１０の縦断面図（穿孔プラグ１０の中心軸を含む面での断面図）である。図２を参照して、穿孔プラグ１０は、穿孔機（ピアサ）に利用される。穿孔プラグ１０は、プラグ本体１１と、保護皮膜１２とを備える。
［プラグ本体］
プラグ本体１１の横断形状は円形状であり、その外径は後端に向かって大きくなる。プラグ本体１１は、周知の穿孔プラグと同じく、圧延部とリーリング部とを備える。このようなプラグ本体１１は、上述のとおり、Ｎｉ－Ｃｒ基合金からなる。より具体的には、プラグ本体１１は、質量％で、２０～３０％のＣｒと、３０～５５％のＮｉと、０．００５～０．５％のＣと、０．１～１．０％のＳｉと、０．２～１．５％のＭｎと、下記条件式（Ａ）を満たすＭｏ及びＷの少なくとも１種とを含有し、残部としてＦｅ及び不純物を含む。これらＣｒ、Ｎｉ、Ｍｏ及びＷは、何れも、高温強度を高める。以下、各元素について説明する。
　　　　　　１．５％≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦８．５％　　…（Ａ）
Ｃｒは、合金の高温強度を高める。Ｃｒ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｃｒ含有量が多すぎれば、プラグ本体１１が脆化する場合がある。したがって、Ｃｒ含有量は、２０～３０％である。Ｃｒ含有量の好ましい下限は、２５％である。Ｃｒ含有量の好ましい上限は、３０％である。
Ｎｉは、合金の変形抵抗を高め、合金の強度を高める。Ｎｉはさらに、合金の靱性及び耐熱衝撃性を高める。Ｎｉ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｎｉ含有量が多すぎれば、上記効果が飽和し、製造コストが高くなる。したがって、Ｎｉ含有量は、３０～５５％である。Ｎｉ含有量の好ましい下限は、３５％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は、５０％である。
Ｍｏ及びＷは、何れも、合金の高温強度を高める。Ｍｏ及びＷの少なくとも１種の含有量が条件式（Ａ）を満たせば、上記効果が有効に得られる。Ｍｏ含有量の好ましい上限は７．０％であり、Ｗ含有量の好ましい上限は３．０％である。
Ｃは、合金の高温強度を高める。Ｃの含有量が０．００５％未満の場合、十分な高温強度が得られない。一方、Ｃの含有量が０．５％を越える場合、プラグ本体１１の表面に焼き割れが生じやすくなる。従って、Ｃの含有量は、０．００５％～０．５％である。Ｃの含有量の好ましい範囲は、０．０１％～０．３％である。
Ｓｉは、脱酸作用を有し、ＡＣ１変態点の上昇、及びプラグ本体１１の表面に形成される酸化スケールの緻密化に有効である。また、Ｓｉは、フェアライト（Ｆｅ２ＳｉＯ４）の生成を促進させるので、酸化スケールの高温変形能が増大し、密着性の向上に有効である。しかしながら、Ｓｉの含有量が０．１％未満の場合、上記の効果が得られない。一方、Ｓｉの含有量が１．０％を越える場合、フェアライトが多量に生成され、酸化スケールの融点が低下するだけでなく、母材（プラグ本体１１）の靱性も低下する。従って、Ｓｉの含有量は、０．１％～１．０％である。Ｓｉの含有量の好ましい範囲は、０．１％～０．６％である。Ｓｉの含有量のより好ましい範囲は、０．０１％～０．５％である。
Ｍｎは、高温でのオーステナイトを安定化させる。つまり、Ｍｎは、デルタフェライトの生成を抑制して靱性低下を抑制する。その効果は、Ｍｎの含有量が０．２％以上で得られる。一方、Ｍｎの含有量が１．５％を越える場合、硬度が高くなりすぎ、穿孔後に焼き割れが生じやすくなる。従って、Ｍｎの含有量は０．２％～１．５％である。
プラグ本体１１は、上記の元素を含有すると共に、残部としてＦｅ及び不純物を含有する。不純物としては、鉱石やスクラップ等の原材料に含まれているもの、或いは製造過程で混入するもの等が挙げられる。例えば、不純物として、Ｐ及びＳが挙げられる。これらＰ及びＳの含有量は小さいほど良い。一方、Ｐ及びＳの含有量が、それぞれ０．０１％を越えるとプラグ本体１１の靱性が低下するので、その上限を０．０１％とする。
プラグ本体１１の化学組成はさらに、他の合金元素（例えば、ＡｌやＴｉ、Ｂ、Ｃａ、ＲＥＭ、Ｎｂ等）を任意元素として含有してもよい。要するに、プラグ本体１１の化学組成は、２０～３０％のＣｒと、３０～５５％のＮｉと、０．００５～０．５％のＣと、０．１～１．０％のＳｉと、０．２～１．５％のＭｎと、条件式（Ａ）を満たすＭｏ及びＷの少なくとも１種とを含有していればよい。
プラグ本体１１は、任意元素として可溶性アルミニウム（Ｓｏｌ－Ａｌ）を含有していても良い。可溶性アルミニウムは、脱酸作用を有する元素であり、０．００５％以上必要である。一方、可溶性アルミニウムの含有量が０．０５％を越えるとプラグ本体１１の靱性が低下する。従って、可溶性アルミニウムの含有量は、０．００５％～０．０５％である。
また、プラグ本体１１は、任意元素としてＴｉ、Ｎｂ、Ｖ、Ｚｒ及びＢの少なくとも１種を含有していても良い。これらの元素は、細粒化作用を有し、プラグ本体１１の靱性向上に有効な元素である。これら元素の総含有量が、０．０５％以上であることが好ましい。一方、これら元素の総含有量が０．５％を越える場合、脆化層が現れてプラグ本体１１の強度が低下する。従って、これら元素の総含有量は、０．０５～０．５％であることが好ましい。
図３は、図２中の穿孔プラグ１０の表面近傍部分の拡大図である。図３を参照して、保護皮膜１２は、Ｎｉ－Ｃｒ層１２１と、溶射皮膜１２２とを備える。保護皮膜１２は、穿孔プラグ１０の焼付き及び溶損を抑制する。
［Ｎｉ－Ｃｒ層１２１］
Ｎｉ－Ｃｒ層１２１は、プラグ本体１１の表面上に形成されている。Ｎｉ－Ｃｒ層１２１は、Ｎｉ－Ｃｒ合金からなる。好ましくは、Ｎｉ－Ｃｒ合金は、質量％で、２０～５０％のＣｒと、５０～８０％のＮｉとを含有し、残部として不純物を含む。
Ｎｉ－Ｃｒ層１２１は、溶射皮膜１２２のプラグ本体１１に対する密着性を高める。Ｎｉ－Ｃｒ層１２１が、溶射皮膜１２２とプラグ本体１１との間に形成されることにより、溶射皮膜１２２がプラグ本体１１から剥離しにくくなり、溶射皮膜１２２のせん断強さが高まる。
Ｎｉ－Ｃｒ層１２１はさらに、酸化しにくい。したがって、Ｎｉ－Ｃｒ層１２１の溶射皮膜１２２との界面は酸化しにくく、溶射皮膜１２２は剥離しにくい。
Ｎｉ－Ｃｒ層１２１の好ましい厚さは、５０～１００μｍである。Ｎｉ－Ｃｒ層１２１はたとえば、溶射により形成される。溶射はたとえば、アーク溶射、プラズマ溶射、フレーム溶射、或いは高速フレーム溶射等である。
好ましくは、Ｎｉ－Ｃｒ層１２１は、プラグ本体１１の表面に対してショットブラスト処理を実施した後、プラグ本体１１の表面上に形成される。この場合、Ｎｉ－Ｃｒ層１２１のプラグ本体１１に対する密着力がさらに向上する。
［溶射皮膜１２２］
溶射皮膜１２２は、Ｎｉ－Ｃｒ層１２１の表面上に形成されている。溶射皮膜１２２の化学組成は特に限定されない。好ましくは、溶射皮膜１２２は、鉄（Ｆｅ）及び鉄酸化物（たとえば、Ｆｅ３Ｏ４、ＦｅＯ等）からなる。この場合、溶射皮膜１２２はたとえば、鋼線材をアーク溶射することで形成される。このような組成の溶射皮膜１２２は、熱処理による酸化スケールの形成と比較して短時間で形成でき、さらに、優れた遮熱性及び耐焼付き性を有する。
溶射皮膜１２２はさらに、鉄酸化物以外の他の酸化物（たとえば、タングステン酸化物等）を含んでもよい。
好ましくは、鉄及び鉄酸化物からなる溶射皮膜１２２中の鉄酸化物の体積率は、５５～８０％である。さらに好ましくは、溶射皮膜１２２中の鉄酸化物の体積率は、プラグ本体１１側よりも表層側の方が高い。この場合、溶射被膜１２２において鉄酸化物が占める割合は、プラグ本体１１との境界部で４０％以下であり、表層部で５５～８０％である。溶射皮膜１２２において鉄酸化物が占める割合を変化させるには、たとえば、アーク溶射装置の溶射ノズルからプラグ本体１１までの距離（溶射距離）を変化させればよい。
本実施の形態による穿孔プラグ１０は、上述のとおり、Ｎｉ－Ｃｒ層１２１を溶射皮膜１２２の下地層として利用する。この場合、溶射皮膜１２２のプラグ本体１１に対するせん断強さは、溶射皮膜１２２が直接プラグ本体１１の表面に形成された場合よりも高くなる。そのため、穿孔圧延時において、穿孔プラグ１０がビレットと衝突したり、接触したりしても、溶射皮膜１２２がプラグ本体１１から剥離しにくい。
好ましくは、穿孔プラグ１０は熱処理される。熱処理はたとえば、次の方法で実施する。プラグ本体１１にＮｉ－Ｃｒ層１２１及び溶射皮膜１２２を形成した後、その穿孔プラグ１０を熱処理炉に装入する。好ましい熱処理温度は８５０～１１５０℃であり、好ましい熱処理時間は３０～１２０分である。熱処理炉の雰囲気は、不活性ガス雰囲気が好ましい。この場合、Ｎｉ－Ｃｒ層１２１内のＮｉが溶射皮膜１２２内に拡散する。その結果、溶射皮膜１２２のせん断強さがさらに高まり、溶射皮膜１２２がさらに剥離しにくくなる。
以上のように、本実施形態によれば、母材（プラグ本体１１）の耐変形性及び溶射皮膜１２２の密着性に優れた長寿命の穿孔プラグ１０を提供することが可能となる。
まず、プラグ本体の化学組成が互いに異なる複数の穿孔プラグを準備し、穿孔圧延後の各穿孔プラグの変形率を調査した。
［試験方法］
表１に示す化学組成を有するプラグ本体を準備した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
実施例１、２のプラグ本体の化学組成は、本発明の範囲内であった。一方、比較例１、２のプラグ本体はＦｅ基合金であり、その化学組成は、Ｎｉ含有量、Ｃｒ含有量が低く、本発明の範囲外であった。
各プラグ本体の表面に保護皮膜（Ｎｉ－Ｃｒ層及び溶射皮膜）を形成し、穿孔プラグを製造した。溶射皮膜は、鉄と鉄酸化物からなり、鋼線材を同じ製造条件でアーク溶射することにより形成した。各穿孔プラグにおける溶射皮膜中の鉄酸化物の含有率（体積％）は、何れも、プラグ本体との境界部で２０％、表層部で７０％であった。溶射皮膜の厚さは、何れも、先端が１２００μｍであり、それ以外の部分が４００μｍであった。
これらの穿孔プラグを用いて、ビレットを穿孔圧延した。ビレットは、１３Ｃｒ鋼であり、直径は１９１ｍｍ、長さは２２００ｍｍであった。穿孔圧延開始時のビレットの温度は、約１２００℃であった。ビレットを穿孔圧延した後、穿孔プラグの軸方向長さを測定した。穿孔圧延前の穿孔プラグの軸方向長さから穿孔圧延後の穿孔プラグの軸方向長さを減ずることにより、穿孔プラグの軸方向長さの変形量を求めた。他の穿孔プラグ（実施例１、２に係る穿孔プラグ及び比較例２に係る穿孔プラグ）の変形量を、比較例１に係る穿孔プラグの変形量で除することにより、穿孔プラグの軸方向長さの変形率を求めた。
［試験結果］
試験結果を、表１に併せて示す。実施例１、２に係る穿孔プラグは、比較例１、２に係る穿孔プラグよりも、変形率が小さかった。つまり、実施例１、２に係る穿孔プラグは、比較例１、２に係る穿孔プラグよりも、耐変形性が高く、同一サイズの中空素管を製造するための穿孔プラグとして使用可能な回数が増えるのを確認できた。
次に、表２に示すとおり、種々の保護皮膜を有する複数の穿孔プラグ及びせん断強さ試験用の試験片を製造した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
[穿孔プラグ]
表２を参照して、試験番号１では、プラグ本体の表面上に鉄及び鉄酸化物からなる溶射皮膜が直接形成された。試験番号２～４及び６では、プラグ本体の表面上にＮｉ－Ｃｒ層が下地層として形成され、Ｎｉ－Ｃｒ層の表面上に試験番号１と同じ組成の溶射皮膜がさらに形成された。試験番号２のＮｉ－Ｃｒ層はニクラリ合金（ＮｉＣｒＡｌＹ）であった。試験番号３、４及び６のＮｉ－Ｃｒ層は、５０質量％のＮｉと５０質量％のＣｒとを含有した。
試験番号５の穿孔プラグでは、プラグ本体の表面上にＡｌ層が下地層として形成され、Ａｌ層の表面上に試験番号１と同じ組成の溶射皮膜が形成された。
試験番号１～６の穿孔プラグのうち、下地層を有するものについては、アーク溶射により下地層を形成した。各試験番号の下地層の膜厚は、表２に記載のとおりであった。各穿孔プラグの溶射皮膜は、鋼線材をアーク溶射することにより形成した。各試験番号のアーク溶射の条件はいずれも同じであった。各溶射皮膜の膜厚は、表２に示すとおりで、いずれも下地層と合わせて５００μｍとなるようにした。
試験番号４については、溶射皮膜を形成した後、熱処理を実施した。具体的には、穿孔プラグをＡｒ雰囲気の熱処理炉に入れ、１０００℃で６０分保持し、その後、炉冷した。試験番号４以外の他の試験番号の穿孔プラグについては、熱処理を実施しなかった。
なお、各試験番号の穿孔プラグのプラグ本体の素材はいずれもＪＩＳ規格のＳＫＤ６１に相当する化学組成であった。
[せん断強さ測定用試験片]
上述の各試験番号の試験片の形状は、５０ｍｍ×２０ｍｍ×１０ｍｍであった。試験片の素材は、プラグ本体と同じであった。各試験片の５０ｍｍ×２０ｍｍの表面（以下、主面という）に対して、同じ試験番号の穿孔プラグと同じ保護皮膜を形成した。具体的には、試験番号１の試験片の主面上には、表２に示すとおり、膜厚５００μｍのＦｅ及びＦｅ酸化物からなる溶射皮膜を直接形成した。試験番号２～４及び６の試験片の主面上には、表２に示す化学組成及び膜厚のＮｉ－Ｃｒ層と、Ｆｅ及びＦｅ酸化物からなる溶射皮膜とを形成し、合わせて膜厚５００μｍとなるようにした。試験番号５の試験片の主面上には、Ａｌ層とＦｅ及びＦｅ酸化物からなる溶射皮膜とを形成し、合わせて膜厚５００μｍとなるようにした。試験番号４の試験片に対しては、試験番号４の穿孔プラグと同じ条件で熱処理を実施した。
［せん断強さ測定試験］
各試験番号の試験片を用いて、保護皮膜（Ｎｉ－Ｃｒ層及び溶射皮膜）のせん断強さを次の方法で測定した。
各試験片の主面上の保護皮膜（試験番号１では溶射皮膜、試験番号２～６では下地膜及び溶射皮膜）を切削して除去し、図４に示すとおり保護皮膜の一部を主面上に残した。図４中の数値は、寸法（ｍｍ）を示す。
保護皮膜の一部が残された試験片を用いて、ＪＩＳ　Ｇ０６０１（２００２）５．４に準拠したせん断強さ試験を実施し、せん断強さ（ｋｇｆ／ｍｍ２）を求めた。
［穿孔圧延試験］
各試験番号の穿孔プラグを用いて、複数の丸ビレットを穿孔圧延し、皮膜の密着力を評価した。具体的には、ＪＩＳ規格に規定されたＳＵＳ３０４に相当する化学組成を有する複数の丸ビレット（外径７０ｍｍ、長さ７００ｍｍ）を準備した。
各試験番号の穿孔プラグを用いて、丸ビレットを穿孔圧延した。丸ビレットを１本穿孔圧延するごとに、穿孔プラグの表面を目視観察し、溶射皮膜の剥離の有無を確認した。ｎ本目（ｎは自然数）の穿孔圧延後に溶射皮膜の剥離が確認された場合、その穿孔プラグの穿孔圧延可能なパス数（以下、単にパス数という）をｎ－１と定義した。
各試験番号の穿孔プラグに対して、パス数を求めた。そして、次の式に基づいて、各試験番号のパス比率Ｒを求めた。
Ｒ＝対応の試験番号のパス数／試験番号１のパス数
［試験結果］
表２に試験結果を示す。
試験番号２～４及び６のせん断強さは、試験番号１及び４よりも高かった。さらに、パス比率は１よりも高かった。下地層としてＮｉ－Ｃｒ層が形成され、溶射皮膜が剥離し難かったためと考えられる。
試験番号３及び４の下地層及び溶射皮膜の素材は同じであったものの、試験番号４では熱処理を実施した。その結果、試験番号４のせん断強さ及びパス比率は、試験番号３よりも高かった。
一方、試験番号５のせん断強さは、試験番号１～４及び６よりも低く、パス比率も低かった。下地層としてのＡｌ層が溶射皮膜の密着性を低下したためと考えられる。
以上、本発明の実施の形態を説明したが、上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。よって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変形して実施することが可能である。
１０　穿孔プラグ
１１　プラグ本体
１２　保護皮膜
１２１　Ｎｉ－Ｃｒ層
１２２　溶射皮膜

Claims (5)

  1. 　プラグ本体と；
    　前記プラグ本体の表面に形成されたＮｉ－Ｃｒ層と；
    前記Ｎｉ－Ｃｒ層の表面に形成された溶射皮膜と；
    を備え、
    前記プラグ本体は、質量％で、
    ２０～３０％のＣｒと；
    ３０～５５％のＮｉと；
    ０．００５～０．５％のＣと；
    ０．１～１．０％のＳｉと；
    ０．２～１．５％のＭｎと；
    下記条件式（Ａ）を満たすＭｏ及びＷの少なくとも１種と； 
    を含有し、
    残部としてＦｅ及び不純物を含む、
    ことを特徴とする穿孔プラグ。
    　　　　　　１．５％≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦８．５％　　…（Ａ）
  2. 前記プラグ本体に前記Ｎｉ－Ｃｒ層及び前記溶射皮膜が形成された後、８５０～１１５０℃で熱処理されたことを特徴とする請求項１に記載の穿孔プラグ。
  3. 前記溶射皮膜は、鉄と、鉄酸化物とを含有することを特徴とする請求項１または２に記載の穿孔プラグ。
  4. 前記溶射皮膜は、鋼線材のアーク溶射によって形成されていることを特徴とする請求項１～３のいずれか一項に記載の穿孔プラグ。
  5. 前記Ｎｉ－Ｃｒ層の厚さが、５０～１００μｍであることを特徴とする請求項１～４のいずれか一項に記載の穿孔プラグ。
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