JPH02258903A - クラッド金属管の製造方法 - Google Patents
クラッド金属管の製造方法Info
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- JPH02258903A JPH02258903A JP1127534A JP12753489A JPH02258903A JP H02258903 A JPH02258903 A JP H02258903A JP 1127534 A JP1127534 A JP 1127534A JP 12753489 A JP12753489 A JP 12753489A JP H02258903 A JPH02258903 A JP H02258903A
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Landscapes
- Powder Metallurgy (AREA)
- Extrusion Of Metal (AREA)
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】
(産業上の利用分野り
この発明は、熱間押出法によってクラッド金属管を製造
する方法であって、組み合わせる2種の金属(合金)の
変形抵抗差が大きく、熱間加工が困難な場合でも、表面
疵その他の欠陥のない健全なりラッド管を製造するため
の方法に関する。
する方法であって、組み合わせる2種の金属(合金)の
変形抵抗差が大きく、熱間加工が困難な場合でも、表面
疵その他の欠陥のない健全なりラッド管を製造するため
の方法に関する。
(従来の技術)
異なった性質を持つ2種以にの金属(ここでは純金属と
合金とを総称して金属という)を組み合わせて両方の長
所を生かすクラツド材は、すでに多方面で実用化されて
いる。用いられる金属の種類およびそれらの組合せは多
様であるが、最も生産量の多いのは、−JiJ (母N
)を炭素鋼や低合金鋼とし、これに耐食性の優れたステ
ンレス鋼やチタンなどを張り合わせたクラツド板である
。
合金とを総称して金属という)を組み合わせて両方の長
所を生かすクラツド材は、すでに多方面で実用化されて
いる。用いられる金属の種類およびそれらの組合せは多
様であるが、最も生産量の多いのは、−JiJ (母N
)を炭素鋼や低合金鋼とし、これに耐食性の優れたステ
ンレス鋼やチタンなどを張り合わせたクラツド板である
。
板材だけでなく、管としてもクラッド製品は種々製造さ
れている。継目無しのクラツド管の製造方法としては、
熱間押出法(例えば、ユジンセジュルネ法)が最も一般
的である。その製造工程は、概略第1図に示すようなも
のである。
れている。継目無しのクラツド管の製造方法としては、
熱間押出法(例えば、ユジンセジュルネ法)が最も一般
的である。その製造工程は、概略第1図に示すようなも
のである。
即ち、まず異種の金属の素管l、2を組み合わせたビレ
ット3を準備し、これを適当な温度に加熱して押出加工
するのである。ここで問題になるのは、製造コストと製
品クラツド管の品質である。
ット3を準備し、これを適当な温度に加熱して押出加工
するのである。ここで問題になるのは、製造コストと製
品クラツド管の品質である。
例えば、高強度とともに優れた耐食性を要求される油送
管などの用途に、安価で強度の高い炭素鋼または低合金
鋼を母材層とし、耐食性に優れたニッケル基合金をクラ
フト層としたクラツド管が有望であるが、これを従来の
熱間押出法で製造しようとすれば、第1図の素管1を炭
素@(または低合金鋼)、素管2をニッケル基合金とし
て組み立てた複合ビレット3を準備することになる0通
常、中空円筒状の素管の作製は、溶解−鋳造一鍛造成形
一機械加工(孔明け)という工程を経てそれぞれ作製さ
れ、これらを嵌合して複合ビレットとする。この複合と
レットは、加熱炉または/および誘導加熱装置で所定温
度に加熱されて熱間押出されるのであるが、そのときの
大きな問題点は下記のとおりである。
管などの用途に、安価で強度の高い炭素鋼または低合金
鋼を母材層とし、耐食性に優れたニッケル基合金をクラ
フト層としたクラツド管が有望であるが、これを従来の
熱間押出法で製造しようとすれば、第1図の素管1を炭
素@(または低合金鋼)、素管2をニッケル基合金とし
て組み立てた複合ビレット3を準備することになる0通
常、中空円筒状の素管の作製は、溶解−鋳造一鍛造成形
一機械加工(孔明け)という工程を経てそれぞれ作製さ
れ、これらを嵌合して複合ビレットとする。この複合と
レットは、加熱炉または/および誘導加熱装置で所定温
度に加熱されて熱間押出されるのであるが、そのときの
大きな問題点は下記のとおりである。
1) 製品表面品質上の問題
これは、2種の金属のうち、特にクラッド層となる難加
工性の金N層(炭素鋼とニッケル基合金の組合せの場合
にはニッケル基金金層ンの肉厚の変動とその表面におけ
る疵や割れの発生である。
工性の金N層(炭素鋼とニッケル基合金の組合せの場合
にはニッケル基金金層ンの肉厚の変動とその表面におけ
る疵や割れの発生である。
2) 接合強度上の問題
母材層とクラッド層の間の接合が完全でなく、接合強度
が弱い0層間に剥離が生じるとそこに水素が侵入し、そ
の内圧によって剥離部が拡大し管の膨れや強度低下を来
たす。
が弱い0層間に剥離が生じるとそこに水素が侵入し、そ
の内圧によって剥離部が拡大し管の膨れや強度低下を来
たす。
3) 製造コスト上の問題
複合ビレットを作製するまでの工数が多く、且つ材料歩
留りが低いため、製品に到るまでの製造コストが嵩む、
炭素鋼や低合金鋼のように比較的安価なものは、素管製
作時の歩留りが最終製品のコストに及ぼす影響も小さい
が、ニッケル基合金のように原材料費の高いものでは、
素管製作時の材料歩留りは製品コストに大きく影響する
。しかもニッケル基合金などは鍛造や機械加工も難しく
、素管を作るまでの鍛造、機械加工にも手間がかかる。
留りが低いため、製品に到るまでの製造コストが嵩む、
炭素鋼や低合金鋼のように比較的安価なものは、素管製
作時の歩留りが最終製品のコストに及ぼす影響も小さい
が、ニッケル基合金のように原材料費の高いものでは、
素管製作時の材料歩留りは製品コストに大きく影響する
。しかもニッケル基合金などは鍛造や機械加工も難しく
、素管を作るまでの鍛造、機械加工にも手間がかかる。
上記の2)および3)の問題点に対する、一つの解決策
は、素管の材料として粉末を使用することである0例え
ば、母材の炭素鋼や低合金鋼としては溶製材を使用し、
クラッド層となる合金の材料として粉末を用いることが
考えられ、下記の明細書等に幾つかの提案がなされてい
る。
は、素管の材料として粉末を使用することである0例え
ば、母材の炭素鋼や低合金鋼としては溶製材を使用し、
クラッド層となる合金の材料として粉末を用いることが
考えられ、下記の明細書等に幾つかの提案がなされてい
る。
■米国特許第3.753.704号明細書■米国特許第
4.01.6,008号明細書(特公昭60−3716
2号公報) ■特開昭61−190006号公報 ■特開昭61−190007号公報 これらはいずれも、まず第2図に示すような複合ビレッ
トを準備し、これを加熱して熱間押出法によって製管す
る方法である。
4.01.6,008号明細書(特公昭60−3716
2号公報) ■特開昭61−190006号公報 ■特開昭61−190007号公報 これらはいずれも、まず第2図に示すような複合ビレッ
トを準備し、これを加熱して熱間押出法によって製管す
る方法である。
第2図に示す複合ビレットは、炭素鋼等からなる中空円
筒体(母材素管)lと、薄肉金属管(カプセルとも呼ば
れる)5と、中空円筒体1と薄肉金属管5との間に充填
された粉末充填層4とがらなり、上端と下端はそれぞれ
端板6−1および6−2で密封されている。
筒体(母材素管)lと、薄肉金属管(カプセルとも呼ば
れる)5と、中空円筒体1と薄肉金属管5との間に充填
された粉末充填層4とがらなり、上端と下端はそれぞれ
端板6−1および6−2で密封されている。
組み立てられた複合ビレットは、必要に応じて冷間静水
圧加圧等で粉末充填層4の充填密度を高めた後、所定温
度に加熱され、熱間押出加工されてクラツド管となる。
圧加圧等で粉末充填層4の充填密度を高めた後、所定温
度に加熱され、熱間押出加工されてクラツド管となる。
すなわち、熱間押出にともなう加熱と圧縮および剪断変
形により粉末充填層4は固化し、中空円筒体1が加工成
形された母材層の内周面に合金層としてクラッドされる
。端板6−1および6−2並びに薄肉金属管5は熱間押
出の後に酸洗などの方法で除去される。
形により粉末充填層4は固化し、中空円筒体1が加工成
形された母材層の内周面に合金層としてクラッドされる
。端板6−1および6−2並びに薄肉金属管5は熱間押
出の後に酸洗などの方法で除去される。
上記のように、複合ビレットを構成する中空円筒体(素
管)lは、最終製品のクラツド管の一方の構成材料(母
材層)となるものであり、通常、炭素鋼、低合金鋼のよ
うな比較的安価で熱間加工性のよい材料である。これは
、通常の溶製、鍛造、機械加工等の工程で所定形状に作
製される。一方、粉末充填層4は、第2図の例では上記
の母材層の内面のクラッド層となるものであり、特に優
れた耐食性などの機能を備えた合金の粉末である。この
ような合金の代表的なものは、ニッケル基合金であるが
、このような合金の粉末を使用すれば、使用した原材料
(粉末)は、そのほぼ100%が製品になり、経済的に
極めて有利である。
管)lは、最終製品のクラツド管の一方の構成材料(母
材層)となるものであり、通常、炭素鋼、低合金鋼のよ
うな比較的安価で熱間加工性のよい材料である。これは
、通常の溶製、鍛造、機械加工等の工程で所定形状に作
製される。一方、粉末充填層4は、第2図の例では上記
の母材層の内面のクラッド層となるものであり、特に優
れた耐食性などの機能を備えた合金の粉末である。この
ような合金の代表的なものは、ニッケル基合金であるが
、このような合金の粉末を使用すれば、使用した原材料
(粉末)は、そのほぼ100%が製品になり、経済的に
極めて有利である。
第2図はクラッド層が管の内面にくる場合のビレットで
あるが、管の使用目的によってはクラッド層を管の外面
に設けることもあり、その場合は、カプセル5を母材素
管1の外側に配置し、それらの空隙に粉末充填層4を置
いた複合ビレットを用いる。なお、この明細書では、薄
肉金属管(カプセル)に充填された中空円筒状の粉末充
填層も、溶製材から機械加工によって作製された素管と
同じく、複合ビレットを構成する「素管Jと呼ぶことと
する。
あるが、管の使用目的によってはクラッド層を管の外面
に設けることもあり、その場合は、カプセル5を母材素
管1の外側に配置し、それらの空隙に粉末充填層4を置
いた複合ビレットを用いる。なお、この明細書では、薄
肉金属管(カプセル)に充填された中空円筒状の粉末充
填層も、溶製材から機械加工によって作製された素管と
同じく、複合ビレットを構成する「素管Jと呼ぶことと
する。
上記のように、一方の素管の材料として粉末を使用すれ
ば、溶製材同士の複合ビレットを使用した場合に較べて
、界面の接合強度も高くなる。それは、押出加工の際に
、粉末が相手(溶製材)の表面に食い込むことによって
溶製材の表面に薄く形成されている酸化被膜を押し破り
、同時に金属粉末の表面酸化被膜も分断され、それぞれ
に新生面が生しるため溶製材同士では得られない強固で
信幀性の高い接合が得られるからである。
ば、溶製材同士の複合ビレットを使用した場合に較べて
、界面の接合強度も高くなる。それは、押出加工の際に
、粉末が相手(溶製材)の表面に食い込むことによって
溶製材の表面に薄く形成されている酸化被膜を押し破り
、同時に金属粉末の表面酸化被膜も分断され、それぞれ
に新生面が生しるため溶製材同士では得られない強固で
信幀性の高い接合が得られるからである。
一方の素管が粉末充填層からなる複合ビレットを使用す
る熱間押出製管法は、炭素鋼とステンレス鋼のクラツド
管の製造などに一部で実用化されている。しかしながら
、先に述べた1)の問題点は未だ解決されていない0例
えば、炭素鋼を母材層とし、A11oy 825あるい
はAl1oy 625等のニッケル基合金をクラッド層
とする管を熱間押出法で製造した場合、特にクラッド層
側に大きな肉厚変動が生じ、甚だしい場合は竹節状の割
れが生じることである。
る熱間押出製管法は、炭素鋼とステンレス鋼のクラツド
管の製造などに一部で実用化されている。しかしながら
、先に述べた1)の問題点は未だ解決されていない0例
えば、炭素鋼を母材層とし、A11oy 825あるい
はAl1oy 625等のニッケル基合金をクラッド層
とする管を熱間押出法で製造した場合、特にクラッド層
側に大きな肉厚変動が生じ、甚だしい場合は竹節状の割
れが生じることである。
第15図は、上記の竹節状割れが発生したクラツド管の
一例を示す断面模式図である。母材層17は変形抵抗の
小さい炭素鋼で、クラッド層(この場合、管内面側)1
8は変形抵抗の大きいニッケル基合金である0図示のと
おり、母材層にも肉厚の変動があるが、変形抵抗の大き
いクラッド層の肉厚変動は著しく、部分的にはクラッド
層が完全に欠落してしまったところがある。このような
部分19は、竹の節のように管の長手方向に一定のピッ
チで現れるので、これを竹節状割れと呼ぶ、このような
欠陥は製品の手入れ(補修)では修復できないものであ
り、製品歩留りを大きく低下させる。
一例を示す断面模式図である。母材層17は変形抵抗の
小さい炭素鋼で、クラッド層(この場合、管内面側)1
8は変形抵抗の大きいニッケル基合金である0図示のと
おり、母材層にも肉厚の変動があるが、変形抵抗の大き
いクラッド層の肉厚変動は著しく、部分的にはクラッド
層が完全に欠落してしまったところがある。このような
部分19は、竹の節のように管の長手方向に一定のピッ
チで現れるので、これを竹節状割れと呼ぶ、このような
欠陥は製品の手入れ(補修)では修復できないものであ
り、製品歩留りを大きく低下させる。
上記の竹節状割れは、ニッケル基合金の変形抵抗が大き
く熱間加工性の悪いことが一因であり、従って加工温度
を高めれば、変形抵抗が小さくなり、竹節状割れを少な
くすることができると考えられる。しかし、ビレットの
加熱温度がニッケル基合金の固相線温度を超えると、金
属間化合物等が結晶粒界に凝集し、或いは一部に液相が
生じ、製管不良と製品品質の悪化を招くから、むやみに
加熱温度を高めることはできない、のみならず単にビレ
ット加熱温度を高めるだけでは竹節状割れは完全には防
止できず、徒に加熱エネルギーの浪賢を招くだけである
。
く熱間加工性の悪いことが一因であり、従って加工温度
を高めれば、変形抵抗が小さくなり、竹節状割れを少な
くすることができると考えられる。しかし、ビレットの
加熱温度がニッケル基合金の固相線温度を超えると、金
属間化合物等が結晶粒界に凝集し、或いは一部に液相が
生じ、製管不良と製品品質の悪化を招くから、むやみに
加熱温度を高めることはできない、のみならず単にビレ
ット加熱温度を高めるだけでは竹節状割れは完全には防
止できず、徒に加熱エネルギーの浪賢を招くだけである
。
管表面に発生する疵や削れは、その手入れに多大の工数
を要する。特に内面の疵や割れは手入れが困難であり、
割れが発生した管は手入れをしても商品にならないこと
が多い。
を要する。特に内面の疵や割れは手入れが困難であり、
割れが発生した管は手入れをしても商品にならないこと
が多い。
(発明が解決しようとする課題)
本発明のi!!!題の一つは、複合ビレットを用いて2
種の異なった金属からなるクラツド管を製造するに当た
り、その複合ビレットが溶製材から作られた素管の組合
せであっても、また少なくとも一方の素管が粉末を素材
として構成されたものであっても、いずれにしても、前
記の肉厚変動が少なく竹節状の割れの発生がない表面品
質に優れたクラツド管を製造する方法を提供することに
ある。
種の異なった金属からなるクラツド管を製造するに当た
り、その複合ビレットが溶製材から作られた素管の組合
せであっても、また少なくとも一方の素管が粉末を素材
として構成されたものであっても、いずれにしても、前
記の肉厚変動が少なく竹節状の割れの発生がない表面品
質に優れたクラツド管を製造する方法を提供することに
ある。
本発明のもう一つの課題は、複合ビレットを構成する素
管のうち、少なくとも一方がニジケル基合金のような変
形抵抗の大きい合金の粉末光MANからなる複合ビレッ
トを用い、M記のような欠陥のないクラツド管を製造す
る方法を提供することにある。
管のうち、少なくとも一方がニジケル基合金のような変
形抵抗の大きい合金の粉末光MANからなる複合ビレッ
トを用い、M記のような欠陥のないクラツド管を製造す
る方法を提供することにある。
(課題を解決するための手段)
本発明者らは、多数の試験と実生産の経験から、クラッ
ド層に発生する肉厚変動と竹節状割れの発生原因は、単
にクラツド管の一方の層になる金属の変形抵抗の大きさ
だけにあるのではなく、クラッド層になる2種の金属の
加工時点での変形抵抗の差が大きな原因であることを知
った。
ド層に発生する肉厚変動と竹節状割れの発生原因は、単
にクラツド管の一方の層になる金属の変形抵抗の大きさ
だけにあるのではなく、クラッド層になる2種の金属の
加工時点での変形抵抗の差が大きな原因であることを知
った。
従来、クラツド管製造用の複合ビレット(第1図に3で
示すもの)は、単一材料のビレットと同様に全体が均一
温度になるように加熱されている。
示すもの)は、単一材料のビレットと同様に全体が均一
温度になるように加熱されている。
後に詳しく説明する第8図に示すように、同じ加工温度
であっても変形抵抗は金g!4(合金)のfil rN
によって大きく異なる0例えば、炭素鋼とA11oy6
25の1000°Cでの変形抵抗を比べれば、後者のそ
れは前者の約4倍になる。このような2種の合金を組み
合わせた複合ビレットを均−1度に加熱して押出加工を
行うと竹節状割れの発生が避けられない。
であっても変形抵抗は金g!4(合金)のfil rN
によって大きく異なる0例えば、炭素鋼とA11oy6
25の1000°Cでの変形抵抗を比べれば、後者のそ
れは前者の約4倍になる。このような2種の合金を組み
合わせた複合ビレットを均−1度に加熱して押出加工を
行うと竹節状割れの発生が避けられない。
そこで、本発明者は、複合ビレットを構成する素管の温
度を変えて加工することに着目し、多数の金属の組合せ
による試験を実施した結果、変形抵抗の大きい方の素管
を他方よりも高い温度にして押出加工を行うことによっ
て、クラッド層の肉厚変動を軽減し、竹節状割れを始め
とするクラッド層の欠陥を軽減できることを確認した。
度を変えて加工することに着目し、多数の金属の組合せ
による試験を実施した結果、変形抵抗の大きい方の素管
を他方よりも高い温度にして押出加工を行うことによっ
て、クラッド層の肉厚変動を軽減し、竹節状割れを始め
とするクラッド層の欠陥を軽減できることを確認した。
更に、このように温度差を付けて加工するに際し、加工
変形部での画素材の変形抵抗の比を2.5以下にするこ
とによって致命的な竹節状割れの発生は実質的に皆無に
することができることを知った。
変形部での画素材の変形抵抗の比を2.5以下にするこ
とによって致命的な竹節状割れの発生は実質的に皆無に
することができることを知った。
このような知見に基づく本発明は下記のクラッド金属管
の製造方法をその要旨とする。
の製造方法をその要旨とする。
r変形抵抗の異なる二種類の金属からなるクラッド金属
管の製造方法であって、これら二種類の金属の素管、即
ち中空円筒体、を同心円伏に配置した複合ビレットを作
製し、その複合ビレットの変形抵抗の大きい方の素管を
他方よりも高い温度にして熱間押出加工することを特徴
とするクラ・ンド金属管の製造方法」 本発明において、「金属」と称するものには、純金属お
よび合金だけでなく、金属間化合物または金属炭化物、
金属窒化物等を主体とする材料をも含む。
管の製造方法であって、これら二種類の金属の素管、即
ち中空円筒体、を同心円伏に配置した複合ビレットを作
製し、その複合ビレットの変形抵抗の大きい方の素管を
他方よりも高い温度にして熱間押出加工することを特徴
とするクラ・ンド金属管の製造方法」 本発明において、「金属」と称するものには、純金属お
よび合金だけでなく、金属間化合物または金属炭化物、
金属窒化物等を主体とする材料をも含む。
上記の本発明方法において使用する複合ビレットとは、
次の3種の組合せビレットである。
次の3種の組合せビレットである。
■ 素管がいずれも溶製材から機械加工によって作製さ
れたもの。
れたもの。
■ 素管の一方が溶製材製であり、他方が金属粉末充填
層から成るもの。
層から成るもの。
■ 素管のいずれもが粉末充填層から成るもの。
■のビレットは、第1図に3で示したものであり、素管
1および2はそれぞれの金属の溶製材を鍛造および機械
加工して中空円筒状に成形し、これらを嵌合して作製す
る。
1および2はそれぞれの金属の溶製材を鍛造および機械
加工して中空円筒状に成形し、これらを嵌合して作製す
る。
■のビレットは、第2図に示したように、一方(この場
合は外側の母材素管1)が溶製材から作製されたもので
、他方(この場合内側4)が粉末充填層から成るもので
ある0通常は、溶製材が炭素鋼または低合金鋼で、粉末
充填層がニッケル基合金などの高価で難加工の材料であ
る。タラッド管の用途によっては、外層と内層とを逆に
することもある。
合は外側の母材素管1)が溶製材から作製されたもので
、他方(この場合内側4)が粉末充填層から成るもので
ある0通常は、溶製材が炭素鋼または低合金鋼で、粉末
充填層がニッケル基合金などの高価で難加工の材料であ
る。タラッド管の用途によっては、外層と内層とを逆に
することもある。
■のビレットは、第3図に示すように、内外層とも金属
粉末充填層であり、その境目は隔壁8で仕切られている
。このような粉末充填層は、内外周を覆う薄肉金属製の
カプセル5−1.5−2を使用し、かつその内部に隔壁
8となる薄肉金属管を配置してそれぞれの粉末を充填す
ることによって作製される。(なお、第3図の例では、
後述する目的で、内周側のカプセルの内側に断熱被覆管
9を設けている。) 上記■から■までの複合ビレットのうちで、最も実用価
値の高いのは、■のビレットである。即ち、例えば、油
送管用の継目無管などでは、強度を担う炭素鋼または低
合金鋼を母材層とし、耐食性を担うニッケル基合金など
を内側のクラッド層とした管が望まれるが、この場合、
安価な母材層の素管は溶製材料から機械加工して作製し
、高価なりラッド層となる素管を粉末充填層とするのが
最も合理的である。なお、UL熱回収ボイラ管などでは
、管の外側が強い腐食環境にさらされるので、外側にニ
ッケル基合金などのクラッド層をもつクラツド管が必要
とされる。この場合は、複合ビレットの構成は第2図と
は異なり、外側に粉末充填層を置いたものとなる。
粉末充填層であり、その境目は隔壁8で仕切られている
。このような粉末充填層は、内外周を覆う薄肉金属製の
カプセル5−1.5−2を使用し、かつその内部に隔壁
8となる薄肉金属管を配置してそれぞれの粉末を充填す
ることによって作製される。(なお、第3図の例では、
後述する目的で、内周側のカプセルの内側に断熱被覆管
9を設けている。) 上記■から■までの複合ビレットのうちで、最も実用価
値の高いのは、■のビレットである。即ち、例えば、油
送管用の継目無管などでは、強度を担う炭素鋼または低
合金鋼を母材層とし、耐食性を担うニッケル基合金など
を内側のクラッド層とした管が望まれるが、この場合、
安価な母材層の素管は溶製材料から機械加工して作製し
、高価なりラッド層となる素管を粉末充填層とするのが
最も合理的である。なお、UL熱回収ボイラ管などでは
、管の外側が強い腐食環境にさらされるので、外側にニ
ッケル基合金などのクラッド層をもつクラツド管が必要
とされる。この場合は、複合ビレットの構成は第2図と
は異なり、外側に粉末充填層を置いたものとなる。
以下、主に、第2図に示すような、内側にニッケル基台
金のような粉末の充填層を有する複合ビレットを使用す
る場合を例にして、本発明を説明する。
金のような粉末の充填層を有する複合ビレットを使用す
る場合を例にして、本発明を説明する。
本発明方法の特徴は、複合ビレットを構成する2種類の
素管に温度差をつけて押出加工を行うことにある。具体
的には、変形抵抗が大きい方の素管を他方よりも高い温
度にして加工し、加工変形の際の変形抵抗の差をできる
だけ小さくするのである。特に、変形抵抗に大きな差が
ある2種の金属を用いる場合には、押出加工時の変形部
における画素材の変形抵抗の比が2.5以下、望ましく
は2.3以下になるように温度差をつけるのがよい。
素管に温度差をつけて押出加工を行うことにある。具体
的には、変形抵抗が大きい方の素管を他方よりも高い温
度にして加工し、加工変形の際の変形抵抗の差をできる
だけ小さくするのである。特に、変形抵抗に大きな差が
ある2種の金属を用いる場合には、押出加工時の変形部
における画素材の変形抵抗の比が2.5以下、望ましく
は2.3以下になるように温度差をつけるのがよい。
第4図は、複合ビレットを用いて製管する場合の熱間押
出装置のダイス部分の加工変形状態を示す略断面図であ
る。コンテナー10に装入されたビレット3は図示のよ
うにマンドレル11とダイス12との間で加工されて所
定肉厚の管13となって出て行くのであるが、押出定常
変形時には押出変形域を図示のように3つの領域に分割
して考えることができる。領域1ば、据込まれたビレッ
トが変形することなくダイス入口に向かって移動する領
域、領域■は、ダイス人口に近づいたビレットの部分が
ダイスによって、主に剪断による塑性変形を受けながら
ダイス出口に至る塑性流動領域、そして領域■は、変形
が完了し、製品(クラッド継目無管)となってダイスか
ら離れていく領域である。
出装置のダイス部分の加工変形状態を示す略断面図であ
る。コンテナー10に装入されたビレット3は図示のよ
うにマンドレル11とダイス12との間で加工されて所
定肉厚の管13となって出て行くのであるが、押出定常
変形時には押出変形域を図示のように3つの領域に分割
して考えることができる。領域1ば、据込まれたビレッ
トが変形することなくダイス入口に向かって移動する領
域、領域■は、ダイス人口に近づいたビレットの部分が
ダイスによって、主に剪断による塑性変形を受けながら
ダイス出口に至る塑性流動領域、そして領域■は、変形
が完了し、製品(クラッド継目無管)となってダイスか
ら離れていく領域である。
ビレットの変形抵抗が最も問題になるのは、領域■であ
る。クラツド管を製造する場合、ビレットを構成する2
種の金属素管のこの領域Hにおける変形抵抗の差が大き
いと、変形抵抗が大きい方の金属の層厚(肉厚)が周期
的に変動し、表面に前述の竹節状の割れが多発するので
ある8本発明において、「押出加工の変形部」というの
はこの領域Hのことである。なお、ビレットを構成する
素管の一部または全部が粉末であっても、領域Iでの据
込み加工によって領域Hに到るまでには充分に緻密化し
ているから、領域■での変形の挙動は溶製材と同じと考
えてよい。従って、以下の変形抵抗に関する説明は、溶
製材製の素管だけからなる複合ビレットおよび少なくと
も一方の素管が粉末充填層である複合ビレットのいずれ
にも当てはまる。
る。クラツド管を製造する場合、ビレットを構成する2
種の金属素管のこの領域Hにおける変形抵抗の差が大き
いと、変形抵抗が大きい方の金属の層厚(肉厚)が周期
的に変動し、表面に前述の竹節状の割れが多発するので
ある8本発明において、「押出加工の変形部」というの
はこの領域Hのことである。なお、ビレットを構成する
素管の一部または全部が粉末であっても、領域Iでの据
込み加工によって領域Hに到るまでには充分に緻密化し
ているから、領域■での変形の挙動は溶製材と同じと考
えてよい。従って、以下の変形抵抗に関する説明は、溶
製材製の素管だけからなる複合ビレットおよび少なくと
も一方の素管が粉末充填層である複合ビレットのいずれ
にも当てはまる。
次に、変形抵抗について説明する。
変形抵抗に関与する因子は、塑性歪量、歪速度および加
工温度である。
工温度である。
第5図は、塑性歪量を説明する図である。
−iに歪量は、第5図に示すように変形前の試験片14
の長さを111、変形後の試験片14′の長さをlとす
れば、次式のように表される。
の長さを111、変形後の試験片14′の長さをlとす
れば、次式のように表される。
ε
ε=Iln
ビレットから管を製造する場合は、同しようにビレット
の長さを20、製品管の長さをP、押出比をTとすると
歪量は次式で示される。
の長さを20、製品管の長さをP、押出比をTとすると
歪量は次式で示される。
ε= i n = l n yro
通常の熱間押出による金属管の製造では、押出比Tは4
〜30の範囲が多く、従って製管時の歪量εは1.4〜
3.4の範囲が多い。
〜30の範囲が多く、従って製管時の歪量εは1.4〜
3.4の範囲が多い。
次に重要なのは歪速度(めである、歪速度とは単位時間
あたりの変形歪量であり、押出速度V(mm/5ee)
、ビレット長さno(+am)として次式で表される。
あたりの変形歪量であり、押出速度V(mm/5ee)
、ビレット長さno(+am)として次式で表される。
1@/v l・
通常の熱間押出による金属管の製造では、ioは500
〜1200mm、■は100〜400mm/secの範
囲が多いから、通常はニー o、i〜3sec−’程度
である。
〜1200mm、■は100〜400mm/secの範
囲が多いから、通常はニー o、i〜3sec−’程度
である。
加工温度、即ち材料の変形時の温度は、高い程一般に変
形抵抗は小さくなる。加工温度は第4図の領域■の温度
である。実際の製管作業において領域Hの温度を測定す
るのは困難であるが、コンテナー人口におけるビレット
の温度から、領域Hの温度を推定することは容易である
0通常、コンテナーおよびマンドレルは300”C程度
に予熱して使用するのであるが、ビレットがこれらに接
触して抜熱されることを考慮して、加工変形部に到るま
でにおよそ50℃の温度降下があるものと見てよい 変形抵抗の測定は次のようにして行う。
形抵抗は小さくなる。加工温度は第4図の領域■の温度
である。実際の製管作業において領域Hの温度を測定す
るのは困難であるが、コンテナー人口におけるビレット
の温度から、領域Hの温度を推定することは容易である
0通常、コンテナーおよびマンドレルは300”C程度
に予熱して使用するのであるが、ビレットがこれらに接
触して抜熱されることを考慮して、加工変形部に到るま
でにおよそ50℃の温度降下があるものと見てよい 変形抵抗の測定は次のようにして行う。
第6図に示すような試験装置により、一定温度で圧11
試験を行い、その時の変位、荷重を測定する。第6図に
おいて、14が試験片、15は誘導加熱用のコイル、1
6はプレスである。第7図は、このような試験によって
得られる応力−歪曲線である。
試験を行い、その時の変位、荷重を測定する。第6図に
おいて、14が試験片、15は誘導加熱用のコイル、1
6はプレスである。第7図は、このような試験によって
得られる応力−歪曲線である。
測定にあたっては、各温度において所定の歪速度で歪量
1.0までの圧縮試験を行い、応力×歪の総面積を歪で
除した平均変形抵抗を変形抵抗とする。なお、歪速度に
ついては歪量1.0に至るまでの所要時間から求めるこ
ととする。
1.0までの圧縮試験を行い、応力×歪の総面積を歪で
除した平均変形抵抗を変形抵抗とする。なお、歪速度に
ついては歪量1.0に至るまでの所要時間から求めるこ
ととする。
第8図は、第1表に示す化学組成の炭素鋼(JISST
KM 19相当材)、ステンレス鋼(JIS、5IJS
−304)、ニッケル基合金(^1loy 825、A
l1oy 625 、C276)、およびコバルト基合
金(ステライト#1)について、上記の方法によって求
めた変形抵抗と加工温度との関係を示す図である。
KM 19相当材)、ステンレス鋼(JIS、5IJS
−304)、ニッケル基合金(^1loy 825、A
l1oy 625 、C276)、およびコバルト基合
金(ステライト#1)について、上記の方法によって求
めた変形抵抗と加工温度との関係を示す図である。
第8図に示すとおり、ニッケル基合金やコバルト合金の
変形抵抗は炭素鋼やステンレス鋼に較べて格段に大きく
、本質的に熱間加工性が悪い6例えば、熱間押出の際の
変形部の加工温度(第4図に示す領域nにおける材料温
度)を1100”Cとすると、炭素鋼の変形抵抗は9.
4kg4/+u+” 、5IJS 304の変形抵抗は
14.0 kgf/am”であるから、その比は約1.
5である。一方、ニッケル基合金のAl1oy625の
1100°Cでの変形抵抗は27.5 kgf/mm”
であるから、炭素鋼とA11oy 625との変形抵抗
の比は約2.9となる。炭素鋼とステンレス鋼のクラシ
ト管の製造が支障なくできて、炭素鋼とニッケル基合金
とのクラシト管の製造では前記のようなりラッド層の割
れが発生するのは、上記のような変形抵抗比の相違が主
因である。即ち、炭素w4(母材)に対するクラツド材
にニッケル基合金)の変形抵抗の比が大きいと、押出加
工時の材料の流動性が大幅に異なることになる。その結
果、変形抵抗の小さい材料の優先的流動現象と、変形抵
抗の大きい材料の強制的流動現象とが交互に生じ、クラ
ッド層の肉厚の周期的変動を伴いながら押し出されてい
くことになる。これがニッケル基合金本来の変形抵抗の
大きさと相俟って、ついにはグランドNにニッケル基合
金層)に竹節状割れを発生させるのである。
変形抵抗は炭素鋼やステンレス鋼に較べて格段に大きく
、本質的に熱間加工性が悪い6例えば、熱間押出の際の
変形部の加工温度(第4図に示す領域nにおける材料温
度)を1100”Cとすると、炭素鋼の変形抵抗は9.
4kg4/+u+” 、5IJS 304の変形抵抗は
14.0 kgf/am”であるから、その比は約1.
5である。一方、ニッケル基合金のAl1oy625の
1100°Cでの変形抵抗は27.5 kgf/mm”
であるから、炭素鋼とA11oy 625との変形抵抗
の比は約2.9となる。炭素鋼とステンレス鋼のクラシ
ト管の製造が支障なくできて、炭素鋼とニッケル基合金
とのクラシト管の製造では前記のようなりラッド層の割
れが発生するのは、上記のような変形抵抗比の相違が主
因である。即ち、炭素w4(母材)に対するクラツド材
にニッケル基合金)の変形抵抗の比が大きいと、押出加
工時の材料の流動性が大幅に異なることになる。その結
果、変形抵抗の小さい材料の優先的流動現象と、変形抵
抗の大きい材料の強制的流動現象とが交互に生じ、クラ
ッド層の肉厚の周期的変動を伴いながら押し出されてい
くことになる。これがニッケル基合金本来の変形抵抗の
大きさと相俟って、ついにはグランドNにニッケル基合
金層)に竹節状割れを発生させるのである。
本発明者は、上記のような肉厚変動と竹節状割れ発生の
原因を突きとめるともに、割れが発生しない限界条件を
求める試験を行った。
原因を突きとめるともに、割れが発生しない限界条件を
求める試験を行った。
第9図は、試験に用いた複合ビレットの縦断面図である
。すなわち、母材層となる炭素鋼(第1表に示した組成
のJrS、STKM 19相当材)の溶製材製の素管1
の内側に軟鋼型の薄肉金属管(カプセル)5を同心に配
し、素管1とカプセル5の下端を端板6−2で固定する
。素管1とカプセル5との間の輪状の間隙にニッケル基
合金(第1表の組成の^l1oy 625)の粉末4を
充填し、素管lとカプセル5の上端を端板6−1で密封
して多層構造の複合ビレットを製作する。なお、9は断
熱被覆管で、ニッケル基合金粉末層4を高温に保つ目的
で使用している。
。すなわち、母材層となる炭素鋼(第1表に示した組成
のJrS、STKM 19相当材)の溶製材製の素管1
の内側に軟鋼型の薄肉金属管(カプセル)5を同心に配
し、素管1とカプセル5の下端を端板6−2で固定する
。素管1とカプセル5との間の輪状の間隙にニッケル基
合金(第1表の組成の^l1oy 625)の粉末4を
充填し、素管lとカプセル5の上端を端板6−1で密封
して多層構造の複合ビレットを製作する。なお、9は断
熱被覆管で、ニッケル基合金粉末層4を高温に保つ目的
で使用している。
上記のような複合ビレットを下記の条件で加熱し、熱間
押出を行った。
押出を行った。
■ ビレット全体を均一加熱。即ち、母材素管と粉末充
填層の加工温度は同一 ■ 粉末充填層4を、母材素管lよりも高温に加熱して
、前者の加工温度を後者のそれより50℃高くする。
填層の加工温度は同一 ■ 粉末充填層4を、母材素管lよりも高温に加熱して
、前者の加工温度を後者のそれより50℃高くする。
■ ■と同じく粉末充填層4を母材素管1よりも高温に
加熱してその加工温度を母材素管1の加工温度よりも1
00°C高くする。
加熱してその加工温度を母材素管1の加工温度よりも1
00°C高くする。
なお、粉末充填層と母材素管とに温度差を持たせる場合
には、高温のビレット内側から低温の外側に向かって温
度勾配が生じるが、ここでの温度差は粉末充填層の厚み
中心温度と、母材素管の厚み中心温度の差である。また
、加工温度というのは、第4図に示したダイス直前での
温度、即ち加工変形部(領域■)での温度である。これ
は、温度計を埋め込んだビレットを加熱してコンテナー
に装入する直前の各部の温度を測定し、更に、コンテナ
ーおよびマンドレル(いずれも300°Cに予熱)の抜
熱による温度降下を算出してこれを差し引くことによっ
て求めた。前記のとおりこの温度降下は約50°Cであ
る。
には、高温のビレット内側から低温の外側に向かって温
度勾配が生じるが、ここでの温度差は粉末充填層の厚み
中心温度と、母材素管の厚み中心温度の差である。また
、加工温度というのは、第4図に示したダイス直前での
温度、即ち加工変形部(領域■)での温度である。これ
は、温度計を埋め込んだビレットを加熱してコンテナー
に装入する直前の各部の温度を測定し、更に、コンテナ
ーおよびマンドレル(いずれも300°Cに予熱)の抜
熱による温度降下を算出してこれを差し引くことによっ
て求めた。前記のとおりこの温度降下は約50°Cであ
る。
第2表は、上記の試験における母材素管と粉末充填層の
加工温度から、それぞれの組合せの変形抵抗比(母材素
管の変形抵抗を1とした場合の粉末充填層の変形抵抗値
)を示すものである。
加工温度から、それぞれの組合せの変形抵抗比(母材素
管の変形抵抗を1とした場合の粉末充填層の変形抵抗値
)を示すものである。
(以下、余白)
第2表 (変形抵抗比)
第2表中、*印を付したのは、竹節状割れの発生なく押
出製管ができたものを示す。
出製管ができたものを示す。
第1O図は、上記の試験製管における竹節状割れの有無
を、粉末充填層の温度、母材素管と粉末充填層の加工温
度の差、および母材素管の変形抵抗に対する粉末充填層
の変形抵抗の比との関係で示したものであり、図中の○
は、肉厚変動が殆どなく、割れが皆無、Δは肉厚変動と
割れが僅かにあるが手入れによって補修できる程度、・
は補修不能の割れ発生、をそれぞれ表す。
を、粉末充填層の温度、母材素管と粉末充填層の加工温
度の差、および母材素管の変形抵抗に対する粉末充填層
の変形抵抗の比との関係で示したものであり、図中の○
は、肉厚変動が殆どなく、割れが皆無、Δは肉厚変動と
割れが僅かにあるが手入れによって補修できる程度、・
は補修不能の割れ発生、をそれぞれ表す。
母材素管と粉末充填層の加工温度に差がない場合、すな
わち均一加熱を受けた場合(第10図の■の線)は、加
工温度が約1100″C1約1200’cのいずれの場
合もニッケル基合金層(クラッド層)に竹節状割れが生
じた。加工温度が約1200°Cということはビレット
加熱温度は1250℃に達し、ニッケル基合金の固相線
温度まで加熱されたことになり、変形抵抗比の影響より
も一部液相が生じたことによる延性低下が原因でニッケ
ル基合金層に割れが生じたものと考えられる。なお、こ
の時のむ)未充填層の変形抵抗は、第2表に示すように
母材素管の2.3倍である。これに対し、粉末充填層の
加工温度を母材素管より50°C高くした場合(第10
図の■の線)は、粉末充填層の加工温度が約i、oso
°C(母材素管の加工温度は約1000°C)では竹節
状割れが生じたが、母材素管の加工温度を約1150°
Cとした場合は竹筒状割れのない安定製管が行われた。
わち均一加熱を受けた場合(第10図の■の線)は、加
工温度が約1100″C1約1200’cのいずれの場
合もニッケル基合金層(クラッド層)に竹節状割れが生
じた。加工温度が約1200°Cということはビレット
加熱温度は1250℃に達し、ニッケル基合金の固相線
温度まで加熱されたことになり、変形抵抗比の影響より
も一部液相が生じたことによる延性低下が原因でニッケ
ル基合金層に割れが生じたものと考えられる。なお、こ
の時のむ)未充填層の変形抵抗は、第2表に示すように
母材素管の2.3倍である。これに対し、粉末充填層の
加工温度を母材素管より50°C高くした場合(第10
図の■の線)は、粉末充填層の加工温度が約i、oso
°C(母材素管の加工温度は約1000°C)では竹節
状割れが生じたが、母材素管の加工温度を約1150°
Cとした場合は竹筒状割れのない安定製管が行われた。
粉末充填層の温度が約1050°Cの時に竹節状割れが
生じたのは、粉末充填層の変形抵抗が母材素管の変形抵
抗の約3倍に達しているためである。ニッケル基合金層
の加工温度が約1150’cであれば、その変形抵抗は
第8図から約21.7kgf/mm” テア/)、一方
これより50℃低い1100℃での炭素鋼の変形抵抗は
、同じく第8図から約9.4 kgf/mm”であるか
ら、押出加工の際の変形抵抗比は約2.3まで低下して
いる。これが竹節状割れの発生しない理由である。
生じたのは、粉末充填層の変形抵抗が母材素管の変形抵
抗の約3倍に達しているためである。ニッケル基合金層
の加工温度が約1150’cであれば、その変形抵抗は
第8図から約21.7kgf/mm” テア/)、一方
これより50℃低い1100℃での炭素鋼の変形抵抗は
、同じく第8図から約9.4 kgf/mm”であるか
ら、押出加工の際の変形抵抗比は約2.3まで低下して
いる。これが竹節状割れの発生しない理由である。
粉末充填層の温度を母材素管の温度より100°C高く
した場合(第6図の■の線)は、粉末充填層の加工温度
が約1100℃の場合も約1150°Cの場合も竹節状
削れは防止された。この時の母材素管に対する粉末充填
層の変形抵抗比は、それぞれ約2.3.2.1である。
した場合(第6図の■の線)は、粉末充填層の加工温度
が約1100℃の場合も約1150°Cの場合も竹節状
削れは防止された。この時の母材素管に対する粉末充填
層の変形抵抗比は、それぞれ約2.3.2.1である。
第10図中、Δで示したのは、クラッド層には肉厚変動
と多少の欠陥(微細割れ)が発生したが、補修手入れに
よって製品にできる程度のものである。この場合の変形
抵抗比は、2.3〜2.5であった。
と多少の欠陥(微細割れ)が発生したが、補修手入れに
よって製品にできる程度のものである。この場合の変形
抵抗比は、2.3〜2.5であった。
上記のような試験を、組み合わせる金属の種類(母材素
管と粉末充填層の材料)を変えて繰り返し実施した結果
、金属の種類を問わず、また金属が溶製材であるか粉末
充填層であるかを問わず、変形抵抗の大きい素管を他方
よりも高い温度にして押出加工を行えば、クラッド層の
肉厚変動と竹節状割れの発生が軽減できることが確認さ
れた。
管と粉末充填層の材料)を変えて繰り返し実施した結果
、金属の種類を問わず、また金属が溶製材であるか粉末
充填層であるかを問わず、変形抵抗の大きい素管を他方
よりも高い温度にして押出加工を行えば、クラッド層の
肉厚変動と竹節状割れの発生が軽減できることが確認さ
れた。
このときの温度差は、複合ビレットの画素管のうちの変
形抵抗の大きいほうが、他方よりも50℃以上高い温度
になるようにするのが望ましい、aみ合わせる金属の種
類にもよるが、50℃以上の温度差を設ければ、殆どの
場合に竹節状割れのないクラツド管が製造できる。
形抵抗の大きいほうが、他方よりも50℃以上高い温度
になるようにするのが望ましい、aみ合わせる金属の種
類にもよるが、50℃以上の温度差を設ければ、殆どの
場合に竹節状割れのないクラツド管が製造できる。
温度差をつけるもう一つの基準は、画素材の加工変形部
における変形抵抗の比を2.5以下、望ましくは2.3
以下になるようにすることである。
における変形抵抗の比を2.5以下、望ましくは2.3
以下になるようにすることである。
第2表および第10図に示したとおり、両者の変形抵抗
比が2.5以下であれば、竹節状割れの発生は殆ど防止
でき、欠陥が出ても軽微であり、2.3以下であれば竹
Jiff 4ffiの割れを皆無にすることができる。
比が2.5以下であれば、竹節状割れの発生は殆ど防止
でき、欠陥が出ても軽微であり、2.3以下であれば竹
Jiff 4ffiの割れを皆無にすることができる。
変形抵抗比を2.3以下にすれば、竹節状割れの発生が
完全に防止できるだけでなく、第15図に示したような
母材層およびクラッド層の肉厚変動も極めて小さくする
ことができる。
完全に防止できるだけでなく、第15図に示したような
母材層およびクラッド層の肉厚変動も極めて小さくする
ことができる。
第8図に示したように、−aに製管温度が上がるほど変
形抵抗の差は小さくなる傾向にある。そこで、複合ビレ
ット全体の加熱温度を高くしてやれば、ニッケル基合金
やコバルト基合金でも変形抵抗は急激に小さくなるから
、炭素鋼に対する変形抵抗比は小さくなる。しかし、ビ
レットの加熱温度を上げ過ぎると、融点の低い金属の固
相線を超えて液相が現われ、前記のような障害が出る。
形抵抗の差は小さくなる傾向にある。そこで、複合ビレ
ット全体の加熱温度を高くしてやれば、ニッケル基合金
やコバルト基合金でも変形抵抗は急激に小さくなるから
、炭素鋼に対する変形抵抗比は小さくなる。しかし、ビ
レットの加熱温度を上げ過ぎると、融点の低い金属の固
相線を超えて液相が現われ、前記のような障害が出る。
また、加熱温度を高くすることは、エネルギーコストの
上昇、ビレットのスケールロスの増加、製品クラッド管
の材質悪化、押出ダイスの1貝偏増大などの弊害もある
。
上昇、ビレットのスケールロスの増加、製品クラッド管
の材質悪化、押出ダイスの1貝偏増大などの弊害もある
。
従って、工業的に望ましいのは、変形抵抗の小さい方の
素管を製管可能な範囲でできるだけ低温にし、変形抵抗
の大きい方の素管の温度をそれより高温にすることであ
る。再び第8図に帰って、仮に炭素鋼を1100°C5
^11oy625を1150°Cにすれば、それぞれの
変形抵抗ハ21.7kgf/mm”、9.4 kgf/
mm”となり、変形抵抗比は2.3となる。このような
条件を組立ビレットにおいて実現させればよい、このよ
うに、炭素鋼または低合金鋼とニッケル合金との組合せ
の場合は、ニッケル基合金素材層の肉厚方向中央部温度
を、炭素鋼または低合金鋼の素材(素管)の肉厚方向中
央部温度よりおおむね50°C以上高くすることによっ
て変形抵抗比を2.3以下に抑えることができる。
素管を製管可能な範囲でできるだけ低温にし、変形抵抗
の大きい方の素管の温度をそれより高温にすることであ
る。再び第8図に帰って、仮に炭素鋼を1100°C5
^11oy625を1150°Cにすれば、それぞれの
変形抵抗ハ21.7kgf/mm”、9.4 kgf/
mm”となり、変形抵抗比は2.3となる。このような
条件を組立ビレットにおいて実現させればよい、このよ
うに、炭素鋼または低合金鋼とニッケル合金との組合せ
の場合は、ニッケル基合金素材層の肉厚方向中央部温度
を、炭素鋼または低合金鋼の素材(素管)の肉厚方向中
央部温度よりおおむね50°C以上高くすることによっ
て変形抵抗比を2.3以下に抑えることができる。
熱間押出の加工温度での変形抵抗の比が、元々2.5以
下、或いは2.3以下である2種の金属を素材とする場
合でも、前記の温度差を設けることは意義がある。即ち
、製品クラツド管の特性は製管温度が低い程(金属学的
&[l織が好ましいものになって)良くなる。従って、
仮に同一加工温度にしても変形抵抗比が2.3以下であ
るような素材の組合わせでも、温度差をつけて製管すれ
ば従来よりも低温での製管が可能になり、製品品質の向
上と、前記の加熱エネルギーの節減などの実際的な利益
が得られる。
下、或いは2.3以下である2種の金属を素材とする場
合でも、前記の温度差を設けることは意義がある。即ち
、製品クラツド管の特性は製管温度が低い程(金属学的
&[l織が好ましいものになって)良くなる。従って、
仮に同一加工温度にしても変形抵抗比が2.3以下であ
るような素材の組合わせでも、温度差をつけて製管すれ
ば従来よりも低温での製管が可能になり、製品品質の向
上と、前記の加熱エネルギーの節減などの実際的な利益
が得られる。
さらに、画素材に温度差をつけて変形抵抗の差をできる
だけ小さくしてやれば、製品管の肉厚変動を小さくでき
る0例えば、第8図に示すA11oy825と炭素鋼の
1100°Cにおける変形抵抗比は2.3以下であるか
ら、同一温度で加工しても竹節状割れは発生しない、し
かし、この場合でも、A11oy825の方を高めに加
熱してその変形抵抗を炭素鋼のそれに近づけてやれば、
肉厚変動の殆どない優れた品質のクラツド管が製造でき
る。
だけ小さくしてやれば、製品管の肉厚変動を小さくでき
る0例えば、第8図に示すA11oy825と炭素鋼の
1100°Cにおける変形抵抗比は2.3以下であるか
ら、同一温度で加工しても竹節状割れは発生しない、し
かし、この場合でも、A11oy825の方を高めに加
熱してその変形抵抗を炭素鋼のそれに近づけてやれば、
肉厚変動の殆どない優れた品質のクラツド管が製造でき
る。
本発明の方法は、複合ビレットを二種類の金属の溶製材
の素管を組み合わせて作製し、これを加熱して熱間押出
する製管法にも適用できる。例えば、炭素鋼と、ニッケ
ル基合金、コバルト基合金、チタンまたはチタン合金、
金属間化合物や金属炭化物、窒化物などを主成分とする
複合材料などの炭素鋼に較べて変形抵抗の大きい金属か
ら、第1図に示したような素管1と2を作製して、これ
らを組み合わせた複合ビレット3とし、熱間押出の際に
変形抵抗が大きい方の素管を高温にして製管する。それ
によって、変形抵抗が大きい方(通常、クラッド層にな
る)に発生する肉厚変動と竹節状割れの発生を抑制する
ことができる。
の素管を組み合わせて作製し、これを加熱して熱間押出
する製管法にも適用できる。例えば、炭素鋼と、ニッケ
ル基合金、コバルト基合金、チタンまたはチタン合金、
金属間化合物や金属炭化物、窒化物などを主成分とする
複合材料などの炭素鋼に較べて変形抵抗の大きい金属か
ら、第1図に示したような素管1と2を作製して、これ
らを組み合わせた複合ビレット3とし、熱間押出の際に
変形抵抗が大きい方の素管を高温にして製管する。それ
によって、変形抵抗が大きい方(通常、クラッド層にな
る)に発生する肉厚変動と竹節状割れの発生を抑制する
ことができる。
複合ビレットの画素材(素管)に温度差を与える具体的
な方法は、例えば次のようなものである。
な方法は、例えば次のようなものである。
(a) 高周波誘導加熱の隙に周波数と昇温速度とを
調節して、変形抵抗の大きい金属の層を他方より高温に
加熱する。
調節して、変形抵抗の大きい金属の層を他方より高温に
加熱する。
(b) ガス加熱炉においてガスバーナーの方向調節
により変形抵抗の大きい金属の層を他方より高温に加熱
する。
により変形抵抗の大きい金属の層を他方より高温に加熱
する。
(C1高周波誘導加熱炉、ガス燃焼加熱炉、電気炉等で
複合ビレットを均一加熱した後、押出加工に到るまでの
間に変形抵抗の小さい方の素管が他方よりも低温になる
ように冷却する0例えば、水、不活性ガス、空気等の冷
却媒体で変形抵抗の小さい金属の層を冷却する。
複合ビレットを均一加熱した後、押出加工に到るまでの
間に変形抵抗の小さい方の素管が他方よりも低温になる
ように冷却する0例えば、水、不活性ガス、空気等の冷
却媒体で変形抵抗の小さい金属の層を冷却する。
上記(a)〜(C)の効果を補うために、第3図および
第9図に示したような断熱被覆管9を使用してもよい、
これらの複合ビレットを加熱して押出加工する場合に、
ビレット内面が低温のマンドレルに接触すると冷却され
る。従って、粉末充填層4側を母材素管1側より高温に
加熱しておいても、加工変形部では温度差が無くなって
しまうことがある。断熱被覆管は、それを防止するのに
を効であり、且つまた粉末充填層自体の表面温度の低下
による欠陥発生防止の効果もある。粉末充填層が複合ビ
レットの外側にある場合には、断熱被覆管もその外側に
おくことはいうまでもない。
第9図に示したような断熱被覆管9を使用してもよい、
これらの複合ビレットを加熱して押出加工する場合に、
ビレット内面が低温のマンドレルに接触すると冷却され
る。従って、粉末充填層4側を母材素管1側より高温に
加熱しておいても、加工変形部では温度差が無くなって
しまうことがある。断熱被覆管は、それを防止するのに
を効であり、且つまた粉末充填層自体の表面温度の低下
による欠陥発生防止の効果もある。粉末充填層が複合ビ
レットの外側にある場合には、断熱被覆管もその外側に
おくことはいうまでもない。
なお、断熱被覆管は、本願出願人の提案した特願昭63
−331600号の明細書に記載したような二層以上の
金属(例えば低炭素鋼)の薄板で構成し、その界面に熱
伝達係数の小さい物質を介在させたものを使用するのが
よい。
−331600号の明細書に記載したような二層以上の
金属(例えば低炭素鋼)の薄板で構成し、その界面に熱
伝達係数の小さい物質を介在させたものを使用するのが
よい。
上記のように、複合ビレットの各層に温度差を与えるに
あたっては、各層の肉厚方向中央部に穴を明け、ここに
熱電対を挿入して試験的な加熱を繰り返し、加熱温度と
押出加工時の加工温度との相関関係をビレットサイズ毎
に予め把渥しておけば、実際の製管作業の際には、加熱
温度の制御だけで加工温度の調整を行うことができる。
あたっては、各層の肉厚方向中央部に穴を明け、ここに
熱電対を挿入して試験的な加熱を繰り返し、加熱温度と
押出加工時の加工温度との相関関係をビレットサイズ毎
に予め把渥しておけば、実際の製管作業の際には、加熱
温度の制御だけで加工温度の調整を行うことができる。
なお、複合ビレットの画素材の温度差を50°C以上に
するのが望ましいことは前述のとおりであるが、この温
度差は、加熱工程での温度差、ビレットを押出製管機の
コンテナーに装入する直前の温度差、前記の加工変形部
での温度差、のいずれで管理してもよい、理想的なのは
加工変形部の温度差を管理することであるが、実操業上
、それは困難である0例えばコンテナー人口での画素管
の温度差を50°C以上としておけば、加工変形部でも
概ねこの温度差が保たれる。加熱の絶対温度は、金属の
種類ど、加工変形部に到るまでの冷却を考慮して定める
べきであることはいうまでもない0例えば、ニッケル基
合金の場合は1000〜1250°Cの範囲とし、これ
と組み合わせる例えば炭素鋼の加熱温度をこれよりも5
0°C低い温度にする。
するのが望ましいことは前述のとおりであるが、この温
度差は、加熱工程での温度差、ビレットを押出製管機の
コンテナーに装入する直前の温度差、前記の加工変形部
での温度差、のいずれで管理してもよい、理想的なのは
加工変形部の温度差を管理することであるが、実操業上
、それは困難である0例えばコンテナー人口での画素管
の温度差を50°C以上としておけば、加工変形部でも
概ねこの温度差が保たれる。加熱の絶対温度は、金属の
種類ど、加工変形部に到るまでの冷却を考慮して定める
べきであることはいうまでもない0例えば、ニッケル基
合金の場合は1000〜1250°Cの範囲とし、これ
と組み合わせる例えば炭素鋼の加熱温度をこれよりも5
0°C低い温度にする。
本発明方法は、クラッド層になる金属の少なくとも一方
の素材として金属粉末を用いる製管法に適用する場合に
一層実益が大きい、そして、この場合は、加熱する前の
複合ビレットに冷間静水圧加圧(CIP)を施して、粉
末充填層を高密度化しておくことが望ましい。
の素材として金属粉末を用いる製管法に適用する場合に
一層実益が大きい、そして、この場合は、加熱する前の
複合ビレットに冷間静水圧加圧(CIP)を施して、粉
末充填層を高密度化しておくことが望ましい。
通常、母材素管とカプセルとの間の空隙に金属粉末を充
填した場合、振動を加えながら充填する方法を採っても
充填層の見掛は密度は、真密度の高々70%程度である
。これをそのまま熱間押出加工すると、製品になるまで
の粉末層の圧縮代が大きいため、クラッド層の偏肉が生
じやすい。特にわずかでも粉末層に温度の不均一がある
場合には偏肉が助長される。また、粉末層の圧縮代が大
きいと加工を受けたときにカプセルの薄肉金属管が座屈
してm疵の発止を招き、竹lIr5状割れの起点になる
。
填した場合、振動を加えながら充填する方法を採っても
充填層の見掛は密度は、真密度の高々70%程度である
。これをそのまま熱間押出加工すると、製品になるまで
の粉末層の圧縮代が大きいため、クラッド層の偏肉が生
じやすい。特にわずかでも粉末層に温度の不均一がある
場合には偏肉が助長される。また、粉末層の圧縮代が大
きいと加工を受けたときにカプセルの薄肉金属管が座屈
してm疵の発止を招き、竹lIr5状割れの起点になる
。
冷間静水圧加工を施せば、粉末充填層の見掛は密度を真
密度の80%程度まで上げることができる。
密度の80%程度まで上げることができる。
それによって、粉末層の密度が低い場合に発生する上記
の欠陥が防止でき、製品歩留りが向上し、また製品設計
とビレット設計が容易になる。
の欠陥が防止でき、製品歩留りが向上し、また製品設計
とビレット設計が容易になる。
冷間静水圧加工を施すもう一つの利点は、粉末層の高密
度化によって、誘導加熱の効率が上がることである。空
孔の多い粉末層は電気抵抗が大きい上に熱電導性が悪く
、誘導加熱の際の投入電力に対する発熱量が小さくなる
。しかし、高密度化によってこれらの弊害が除かれ、特
に高温加熱が必要なお)末層の加熱に誘導加熱を利用す
る際に、エネルギー効率の改善と加熱時間短縮による生
産性の向上が得られる。
度化によって、誘導加熱の効率が上がることである。空
孔の多い粉末層は電気抵抗が大きい上に熱電導性が悪く
、誘導加熱の際の投入電力に対する発熱量が小さくなる
。しかし、高密度化によってこれらの弊害が除かれ、特
に高温加熱が必要なお)末層の加熱に誘導加熱を利用す
る際に、エネルギー効率の改善と加熱時間短縮による生
産性の向上が得られる。
複合ビレットは、第3図に記載したような異種金属が共
に粉末であるものとしてもよい。このように、一方また
は両方の素材として使用する金属粉末としては、ガスア
トマイズ法によって製造したものが望ましい、ガスアト
マイズ粉末は本質的に球形であり、充填密度を高くする
ことができる。
に粉末であるものとしてもよい。このように、一方また
は両方の素材として使用する金属粉末としては、ガスア
トマイズ法によって製造したものが望ましい、ガスアト
マイズ粉末は本質的に球形であり、充填密度を高くする
ことができる。
製品の材質を特に重視する場合には、酸素をはじめとす
るガス成分の含有量が少ない粉末を選ぶのがよい。
るガス成分の含有量が少ない粉末を選ぶのがよい。
先に述べたとおり、炭素鋼または低合金鋼の母材層とニ
ッケル基合金のクラッド層とからなる継目無管は、高耐
食性油送管、ボイラ管1.化学プラント用管などに広い
用途が期待されている。以下、このようなりラッド管を
製造する場合を例として、本発明方法をさらに詳しく説
明する。
ッケル基合金のクラッド層とからなる継目無管は、高耐
食性油送管、ボイラ管1.化学プラント用管などに広い
用途が期待されている。以下、このようなりラッド管を
製造する場合を例として、本発明方法をさらに詳しく説
明する。
(A)第11図に示すように、外径208+am、内径
150amの0.08%C−0,35%5i−1,5%
Mn −Feの炭素鋼溶製材製の中空円筒状素管(母材
素管)1の内側に内径77.31!I11、肉厚311
Ilの0.004%C低炭素鋼製の薄肉金属管(カプセ
ル)5を同心に配し、母材素管1とカプセル5の下端を
JIS−5541相当材の端板6−2で固定した。なお
、カプセル5は、後述する冷間静水圧加圧による収縮代
を見込んで内側にやや張り出した形状にした。
150amの0.08%C−0,35%5i−1,5%
Mn −Feの炭素鋼溶製材製の中空円筒状素管(母材
素管)1の内側に内径77.31!I11、肉厚311
Ilの0.004%C低炭素鋼製の薄肉金属管(カプセ
ル)5を同心に配し、母材素管1とカプセル5の下端を
JIS−5541相当材の端板6−2で固定した。なお
、カプセル5は、後述する冷間静水圧加圧による収縮代
を見込んで内側にやや張り出した形状にした。
母材素管1とカプセル5との間の輪状の間隙に粒径25
0 /7 II以下の21%Cr−8%Mo−3,4%
Nb−62%Ni−4%FeのA11oy 625のア
ルゴンガスアトマイズ粉末を充填し、母材素管lとカプ
セル5の上端に端板6−1を取付け、10− ’Tor
rまで真空引きしたのち溶接して封止した。その後、外
表面を薄く酸化させ断熱層として厚み11m1lの5S
41製薄肉の断熱被覆管9をカプセル5の内側に取付け
て複合ビレットとした。この時の粉末充填密度(真密度
に対する百分率、以下同じ)は73%であったが、より
高密度化するために5000気圧で2分保持する冷間静
水圧加圧処理を行った。この加圧後のビレットの重量と
体積から求めた粉末充填層の密度は82%であった。
0 /7 II以下の21%Cr−8%Mo−3,4%
Nb−62%Ni−4%FeのA11oy 625のア
ルゴンガスアトマイズ粉末を充填し、母材素管lとカプ
セル5の上端に端板6−1を取付け、10− ’Tor
rまで真空引きしたのち溶接して封止した。その後、外
表面を薄く酸化させ断熱層として厚み11m1lの5S
41製薄肉の断熱被覆管9をカプセル5の内側に取付け
て複合ビレットとした。この時の粉末充填密度(真密度
に対する百分率、以下同じ)は73%であったが、より
高密度化するために5000気圧で2分保持する冷間静
水圧加圧処理を行った。この加圧後のビレットの重量と
体積から求めた粉末充填層の密度は82%であった。
上記の複合ビレットを、1000°Cのガス燃焼加熱炉
中で約1時間半保持して加熱し、さらに誘導コイルによ
り周波数をItしてビレット外側の母材素管の肉厚中心
温度を1170”CXA11oy 625粉末充填層温
度を1230°Cとなるように加熱して、押出比11、
押出速度110+w+w/seeで押出加工を行い、外
径100III11、内径79mm、クラッド厚3.4
mmのクラツド管とした。
中で約1時間半保持して加熱し、さらに誘導コイルによ
り周波数をItしてビレット外側の母材素管の肉厚中心
温度を1170”CXA11oy 625粉末充填層温
度を1230°Cとなるように加熱して、押出比11、
押出速度110+w+w/seeで押出加工を行い、外
径100III11、内径79mm、クラッド厚3.4
mmのクラツド管とした。
製管時の加工変形部の推定温度は母材素管の肉厚中心が
1120°C5粉末充填層の肉厚中心が1180°Cで
変形抵抗比は第8図から約2.2となる。!!!遺した
クラツド管を酸洗してカプセルを除去し、内外面をマク
ロ的ならびにミクロ的に観察し、さらに超音波検査によ
ってクラッド層の肉厚変動を調査した。その結果、割れ
などの表面欠陥は見られず、肉厚変動も平均肉厚に対し
て10%以内(±5%以内)であった。
1120°C5粉末充填層の肉厚中心が1180°Cで
変形抵抗比は第8図から約2.2となる。!!!遺した
クラツド管を酸洗してカプセルを除去し、内外面をマク
ロ的ならびにミクロ的に観察し、さらに超音波検査によ
ってクラッド層の肉厚変動を調査した。その結果、割れ
などの表面欠陥は見られず、肉厚変動も平均肉厚に対し
て10%以内(±5%以内)であった。
(B)上記と同じ複合ビレットを、母材素管の肉厚中心
温度が1125°Cで、粉末充填層肉厚中心温度が11
75°Cになるように加熱して熱間押出を行った。
温度が1125°Cで、粉末充填層肉厚中心温度が11
75°Cになるように加熱して熱間押出を行った。
この場合の加工変形部における温度は、それぞれ107
5°C,1125°Cと推定され、母材素管に対する粉
末充填層の変形抵抗比は第8図から見て約2.4である
。この場合、クラッド層には肉厚変動と多少の微細割れ
があったが、この程度の欠陥は切削および研削による手
入れで修復可能であった。
5°C,1125°Cと推定され、母材素管に対する粉
末充填層の変形抵抗比は第8図から見て約2.4である
。この場合、クラッド層には肉厚変動と多少の微細割れ
があったが、この程度の欠陥は切削および研削による手
入れで修復可能であった。
(C)比較例として冷間静水圧加圧まで(A)と全く同
し条件で作製した複合ビレットを、1000°Cで1時
間半保持してから誘導加熱により母材素管および粉末充
填層を1200℃の均一温度に加熱したものを同じ押出
条件で製管した。この場合、加工変形部でのビレットの
温度は全体が約1150°Cと推定され、第8図からみ
て画素管の変形抵抗比は約2.8である。このビレット
の押出加工時には大きな押出力の変動があり、製品検査
の結果、甚だしいクラッド層の肉厚変動があり、約30
01ピツチで手入れ不能な竹節状割れの発生が見られた
。
し条件で作製した複合ビレットを、1000°Cで1時
間半保持してから誘導加熱により母材素管および粉末充
填層を1200℃の均一温度に加熱したものを同じ押出
条件で製管した。この場合、加工変形部でのビレットの
温度は全体が約1150°Cと推定され、第8図からみ
て画素管の変形抵抗比は約2.8である。このビレット
の押出加工時には大きな押出力の変動があり、製品検査
の結果、甚だしいクラッド層の肉厚変動があり、約30
01ピツチで手入れ不能な竹節状割れの発生が見られた
。
〔実施例2〕
(A)第12図に示すように外径143mm、内径62
m+wの0.45%Cの炭素鋼の溶製材製母材素管1の
外側に外径177mm、肉厚411111の0.004
%C低炭素鋼製カプセル5を同心に配し、母材素管1と
カプセル5の下端を5S41相当材の端板6−2で固定
した。この場合は、カプセル5を前と同じ理由で外側に
やや張り出した形状にした。
m+wの0.45%Cの炭素鋼の溶製材製母材素管1の
外側に外径177mm、肉厚411111の0.004
%C低炭素鋼製カプセル5を同心に配し、母材素管1と
カプセル5の下端を5S41相当材の端板6−2で固定
した。この場合は、カプセル5を前と同じ理由で外側に
やや張り出した形状にした。
母材素管1とカプセル5の間の間隙に粒径1259m以
下の31%Cr−4%W−1.1%C−1%Si −5
6%Coのステライト#6の窒素ガスアトマイズ粉末を
充填し、母材素管1とカプセル5の上端に端板6−1を
取付け、実施例1と同じく真空引きして脱気し溶接封止
した。その後、内側表面に窒化ホウ素粉末を塗布した厚
み1ma+の5S41製薄肉の断熱被覆管9をカプセル
5の外側に取付けて複合ビレットとした。この時の粉末
充填密度は68%であったが、これを高密度化するため
5000気圧2分保持の冷間静水圧加圧処理をして密度
79%とした。
下の31%Cr−4%W−1.1%C−1%Si −5
6%Coのステライト#6の窒素ガスアトマイズ粉末を
充填し、母材素管1とカプセル5の上端に端板6−1を
取付け、実施例1と同じく真空引きして脱気し溶接封止
した。その後、内側表面に窒化ホウ素粉末を塗布した厚
み1ma+の5S41製薄肉の断熱被覆管9をカプセル
5の外側に取付けて複合ビレットとした。この時の粉末
充填密度は68%であったが、これを高密度化するため
5000気圧2分保持の冷間静水圧加圧処理をして密度
79%とした。
次いでこのビレットを1170℃のガス燃焼加熱炉中で
約2時間保持した後、母材素管と粉末層の間に温度差を
つけるために製管直前にビレット内面に高圧水を12秒
間噴きつけた。この複合ビレットを押出比9.1、押出
速度125 taTa/secで押出加工し、外径81
1I11、内径59an、クラッド厚2.1mmのクラ
フト管とした。
約2時間保持した後、母材素管と粉末層の間に温度差を
つけるために製管直前にビレット内面に高圧水を12秒
間噴きつけた。この複合ビレットを押出比9.1、押出
速度125 taTa/secで押出加工し、外径81
1I11、内径59an、クラッド厚2.1mmのクラ
フト管とした。
製管時の加工変形部の推定温度を、別に行ったビレット
の実測実験結果から求めたところ、炭素鋼(母材素管)
の肉厚中心が1030℃1粉末充填層肉厚中心が112
0°Cで変形抵抗比は約2.2となっており、欠陥のな
い良好な継目無管が製造できた。
の実測実験結果から求めたところ、炭素鋼(母材素管)
の肉厚中心が1030℃1粉末充填層肉厚中心が112
0°Cで変形抵抗比は約2.2となっており、欠陥のな
い良好な継目無管が製造できた。
(B)比較例として冷間静水圧加圧まで(^)と同じ条
件で複合ビレットを作製し、1150°Cでガス燃焼加
熱炉で加熱してそのまま、即ち、均一温度で押出加工を
行った。その製品では外側のクラッド層に一定のピッチ
で竹筒状割れが発生していた。なお、この時の変形抵抗
比は約2,9であった。
件で複合ビレットを作製し、1150°Cでガス燃焼加
熱炉で加熱してそのまま、即ち、均一温度で押出加工を
行った。その製品では外側のクラッド層に一定のピッチ
で竹筒状割れが発生していた。なお、この時の変形抵抗
比は約2,9であった。
〔実施例3〕
第13図に示すように、外径250mm、内径1251
111の0.1%C−2,2%Cr−0,9%Moの低
合金′@溶製材製の母材素管1−1の内側に外径124
mm、内径105+*11の15%C「−5%Fe−1
6%Mo−4%W−58%NiのC276の溶製材製の
中空円筒状素材(クラッド素管)■−2を配し、両端に
JIS−SO5304の端板6−1と6−2を固定して
、母材素管1−1とクラッド素管1−2との間隙を10
−’Torrまで真空引きして脱気し溶接封止した0次
いで、外表面を薄く酸化させ断熱層とした厚み4■Iの
5IIS 304製薄肉の断熱被覆管9をクラッド素管
1−2の内側に取付けて複合ビレットとした。
111の0.1%C−2,2%Cr−0,9%Moの低
合金′@溶製材製の母材素管1−1の内側に外径124
mm、内径105+*11の15%C「−5%Fe−1
6%Mo−4%W−58%NiのC276の溶製材製の
中空円筒状素材(クラッド素管)■−2を配し、両端に
JIS−SO5304の端板6−1と6−2を固定して
、母材素管1−1とクラッド素管1−2との間隙を10
−’Torrまで真空引きして脱気し溶接封止した0次
いで、外表面を薄く酸化させ断熱層とした厚み4■Iの
5IIS 304製薄肉の断熱被覆管9をクラッド素管
1−2の内側に取付けて複合ビレットとした。
このビレ、ットを、1100℃のガス燃焼加熱炉中で約
1時間半保持して加熱し、さらに誘導コイルにより周波
数を調整してビレット外側の母材素管の肉厚中心温度を
1180℃、クラッド素管の肉厚中心温度を1230°
Cとなるように加熱し、更に外面を約15sec間強制
水冷してから、押出比7.3、押出速度110+wm/
secで押出し、外径128mm、内径941I11、
クラッド厚3.4 mmのクラツド管とした。
1時間半保持して加熱し、さらに誘導コイルにより周波
数を調整してビレット外側の母材素管の肉厚中心温度を
1180℃、クラッド素管の肉厚中心温度を1230°
Cとなるように加熱し、更に外面を約15sec間強制
水冷してから、押出比7.3、押出速度110+wm/
secで押出し、外径128mm、内径941I11、
クラッド厚3.4 mmのクラツド管とした。
製管時の加工変形部の推定温度は母材素管の肉厚中心が
1050”Cであり、クラッド素管の肉厚中心は、厚肉
のSOS 304製断熱被覆管9の保温効果により約1
190°Cであった。この場合の変形抵抗比は約2.3
となっており、得られたクラツド管の内外面を実施例1
と同様°にして観察した結果、割れその他の欠陥のない
ものであった。
1050”Cであり、クラッド素管の肉厚中心は、厚肉
のSOS 304製断熱被覆管9の保温効果により約1
190°Cであった。この場合の変形抵抗比は約2.3
となっており、得られたクラツド管の内外面を実施例1
と同様°にして観察した結果、割れその他の欠陥のない
ものであった。
〔実施例4〕
(A)第14図に示すように、外径218nua、肉厚
1.61の5S41製の外側カプセル5−1 と外径1
43Il1m、肉厚lll1+1の0.004%C低炭
素鋼製円筒隔壁8と内径68a+m、肉厚3+i1の0
.004%C低炭素鋼製内側カプセル5−2を同心に配
し、それぞれを5S41製の端板6−2で固定した。内
、外のカプセルはそれぞれ内側および外側にやや張り出
した形状とした。
1.61の5S41製の外側カプセル5−1 と外径1
43Il1m、肉厚lll1+1の0.004%C低炭
素鋼製円筒隔壁8と内径68a+m、肉厚3+i1の0
.004%C低炭素鋼製内側カプセル5−2を同心に配
し、それぞれを5S41製の端板6−2で固定した。内
、外のカプセルはそれぞれ内側および外側にやや張り出
した形状とした。
外側カプセル5−1 と隔壁8の間の輪状間隙には粒径
100 p aa以下の0.08%C−0,3%5i−
1,5%Mn−Feの炭素鋼水アトマイズ粉末4−1を
充填し、内側カプセル5−2と隔壁8の間の輪状間隙に
は粒径250 u va以下の21%Cr−8%Mo−
3,4%Nb −62%Ni−4%FeのA11ay
625のアルゴンガスアトマイズ粉末4−2を充填し、
各円筒5−1.5−2.8の他端部を5S41製の端板
6−1で固定し、10−’Torrで真空引きして脱気
したのち溶接封止した。この時の各粉末層の密度は炭素
鋼粉末側が65%、A11oy 625朽)側が74%
であった。これに5000気圧2分間保持の冷間静水圧
加圧処理を施して密度をそれぞれ78%と82%まで高
めた。
100 p aa以下の0.08%C−0,3%5i−
1,5%Mn−Feの炭素鋼水アトマイズ粉末4−1を
充填し、内側カプセル5−2と隔壁8の間の輪状間隙に
は粒径250 u va以下の21%Cr−8%Mo−
3,4%Nb −62%Ni−4%FeのA11ay
625のアルゴンガスアトマイズ粉末4−2を充填し、
各円筒5−1.5−2.8の他端部を5S41製の端板
6−1で固定し、10−’Torrで真空引きして脱気
したのち溶接封止した。この時の各粉末層の密度は炭素
鋼粉末側が65%、A11oy 625朽)側が74%
であった。これに5000気圧2分間保持の冷間静水圧
加圧処理を施して密度をそれぞれ78%と82%まで高
めた。
こうして得られた複合ビレットを、1000°Cのガス
燃焼炉中で約2時間保持して加熱し、さらに誘導コイル
により周波数を調整してビレット外側炭素鋼粉末層の肉
厚中心温度を1170℃,A11oシロ25粉末層の肉
厚中心温度を1230℃となるように加熱して、押出比
11、押出速度115mm/secで押出し、外径97
mm、内径75IIIN、クラッド厚9+uwのクラツ
ド管とした。
燃焼炉中で約2時間保持して加熱し、さらに誘導コイル
により周波数を調整してビレット外側炭素鋼粉末層の肉
厚中心温度を1170℃,A11oシロ25粉末層の肉
厚中心温度を1230℃となるように加熱して、押出比
11、押出速度115mm/secで押出し、外径97
mm、内径75IIIN、クラッド厚9+uwのクラツ
ド管とした。
製管時の加工変形部の推定温度は炭素鋼粉末層の肉厚中
心が1120℃1八l1oy 625粉末層の肉厚中心
温度が1180°Cで変形抵抗比は約2.2となってい
た。製造されたクラツド管の内外面を実施例1と同様に
して観察した結果、欠陥の発生は見られなかった。
心が1120℃1八l1oy 625粉末層の肉厚中心
温度が1180°Cで変形抵抗比は約2.2となってい
た。製造されたクラツド管の内外面を実施例1と同様に
して観察した結果、欠陥の発生は見られなかった。
(B)外側カプセルの外径のみ208+mにして、他の
条件は(^)と同じにし、冷間静水圧加圧をしないで作
製した複合ビレットを、同じ加熱温度、同じ押出条件で
加工し、同寸法のクラツド管を得た。
条件は(^)と同じにし、冷間静水圧加圧をしないで作
製した複合ビレットを、同じ加熱温度、同じ押出条件で
加工し、同寸法のクラツド管を得た。
そのクラッド層の肉厚測定と内外面の観察を行ったとこ
ろ、クラッド層肉厚のバラツキは概ね平均肉厚の5%以
内(±2.5%以内)であったが、管の端部には大きな
皺疵があって、この部分を切り捨てたため製管歩留りは
95%であった。ただし、竹筒状割れは皆無であった。
ろ、クラッド層肉厚のバラツキは概ね平均肉厚の5%以
内(±2.5%以内)であったが、管の端部には大きな
皺疵があって、この部分を切り捨てたため製管歩留りは
95%であった。ただし、竹筒状割れは皆無であった。
なお、この冷間静水圧加圧を行わないビレットの加熱は
、熱伝導性の悪さから全体の温度上昇に時間がかかるだ
けでなくビレット外側が内側に比べて温度が高くなる傾
向を示す、従って、前記の冷間静水圧加圧処理をしたも
のに較べて投入電力を小さくして約1.5倍の時間をか
けて加熱した。
、熱伝導性の悪さから全体の温度上昇に時間がかかるだ
けでなくビレット外側が内側に比べて温度が高くなる傾
向を示す、従って、前記の冷間静水圧加圧処理をしたも
のに較べて投入電力を小さくして約1.5倍の時間をか
けて加熱した。
(発明の効果)
本発明は、変形抵抗に差のある2種類の金属を組み合わ
せたクラツド管を製造するに当たって、変形抵抗の大き
い難加工性金属の層の肉厚の変動を軽減し、表面に発生
する竹節状の割れを防止して表面品質のよいクラツド管
を製造する方法を提供するものである。
せたクラツド管を製造するに当たって、変形抵抗の大き
い難加工性金属の層の肉厚の変動を軽減し、表面に発生
する竹節状の割れを防止して表面品質のよいクラツド管
を製造する方法を提供するものである。
本発明の方法は、クラッド層としてニッケル基やコバル
ト基のような高価で且つ加工性に劣る合金を使用する場
合にを効であり、特に、これらの合金の素材として粉末
を使用する場合に、製造コストの低減などの利点が大き
い。
ト基のような高価で且つ加工性に劣る合金を使用する場
合にを効であり、特に、これらの合金の素材として粉末
を使用する場合に、製造コストの低減などの利点が大き
い。
第1図は、熱間押出法によるクラツド管製造の工程略図
である。 第2図および第3図は、一方または両方の素材(素管)
として金属粉末を使用する場合の複合ビレットの縦断面
図である。 第4図は、押出加工におけるビレットの加工変形状態を
模式的に示す概略断面図である。 第5図は、塑性変形量を説明する図である。 第6図は、熱間での変形抵抗の測定方法を説明する略図
である。 第7図は、変形抵抗を算出するための応カー歪曲線の例
を示す図である。 第8図は、各種の合金の加工温度と変形抵抗との関係を
示す図である。 第9図は、試験に用いた複合ビレットの縦断面図である
。 第1θ図は、母材層とクラッド素材層(粉末充填層)の
変形抵抗比と、クラッド素材層の加工温度が竹筒状割れ
の発生に及ぼす影響を調べた試験結果を示す図である。 第11図、第12図、第13図および第14図は、実施
例で使用した各種の複合ビレットを示す縦断面図である
。 第15図は、肉厚変動と竹節状割れを説明するクラッド
金属管の長手方向の一部断面図である。
である。 第2図および第3図は、一方または両方の素材(素管)
として金属粉末を使用する場合の複合ビレットの縦断面
図である。 第4図は、押出加工におけるビレットの加工変形状態を
模式的に示す概略断面図である。 第5図は、塑性変形量を説明する図である。 第6図は、熱間での変形抵抗の測定方法を説明する略図
である。 第7図は、変形抵抗を算出するための応カー歪曲線の例
を示す図である。 第8図は、各種の合金の加工温度と変形抵抗との関係を
示す図である。 第9図は、試験に用いた複合ビレットの縦断面図である
。 第1θ図は、母材層とクラッド素材層(粉末充填層)の
変形抵抗比と、クラッド素材層の加工温度が竹筒状割れ
の発生に及ぼす影響を調べた試験結果を示す図である。 第11図、第12図、第13図および第14図は、実施
例で使用した各種の複合ビレットを示す縦断面図である
。 第15図は、肉厚変動と竹節状割れを説明するクラッド
金属管の長手方向の一部断面図である。
Claims (10)
- (1)変形抵抗の異なる二種類の金属からなるクラッド
金属管の製造方法であって、これら二種類の金属の素管
を同心円状に配置した複合ビレットを作製し、その複合
ビレットの変形抵抗の大きい方の素管を他方よりも高い
温度にして熱間押出加工することを特徴とするクラッド
金属管の製造方法。 - (2)複合ビレットを加熱するに際して、変形抵抗の大
きい方の素管を他方よりも50℃以上高い温度に加熱す
ることを特徴とする請求項(1)のクラッド金属管の製
造方法。 - (3)複合ビレットを均一に加熱した後、押出加工まで
の間に変形抵抗の小さい方の素管が他方よりも50℃以
上低い温度になるように冷却することを特徴とする請求
項(1)のクラッド金属管の製造方法。 - (4)複合ビレットの押出加工の変形部における画素管
の変形抵抗の比が2.5以下となるように画素管の温度
差を調整することを特徴とする請求項(1)から(3)
までのいずれかのクラッド金属管の製造方法。 - (5)複合ビレットを構成する素管が、いずれも溶製材
から機械加工によって作製されたものである請求項(1
)から(4)までのいずれかのクラッド金属管の製造方
法。 - (6)複合ビレットを構成する画素管が、いずれも粉末
充填層から成るものである請求項(1)から(4)まで
のいずれかのクラッド金属管の製造方法。 - (7)変形抵抗が小さい方の素管が溶製材から機械加工
によって作製されたものであり、変形抵抗の大きい方の
素管は、上記変形抵抗が小さい方の素管の内周または外
周に配置された粉末充填層から成る請求項(1)から(
4)までのいずれかのクラッド金属管の製造方法。 - (8)複合ビレットを予め冷間静水圧加圧して粉末充填
層の密度を上げてから加熱し熱間押出する請求項(6)
または(7)のいずれかのクラッド金属管の製造方法。 - (9)変形抵抗が小さい方の素管の材料が炭素鋼または
低合金鋼であり、変形抵抗の大きい方の素管の材料がニ
ッケル基合金である請求項(1)から(8)までのいず
れかのクラッド金属管の製造方法。 - (10)請求項(1)から(9)までのいずれかの方法
で製造された表面欠陥の少ないクラッド金属管。
Priority Applications (5)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
CA002003295A CA2003295C (en) | 1988-12-09 | 1989-11-17 | Process for manufacturing clad metal tubing |
KR1019890017982A KR960006613B1 (ko) | 1988-12-09 | 1989-12-05 | 클래드 금속관의 제조방법 |
US07/448,010 US5056209A (en) | 1988-12-09 | 1989-12-08 | Process for manufacturing clad metal tubing |
EP89312840A EP0372999B1 (en) | 1988-12-09 | 1989-12-08 | Process for manufacturing clad metal tubing |
DE68916383T DE68916383T2 (de) | 1988-12-09 | 1989-12-08 | Verfahren zur Herstellung eines plattierten Metallrohres. |
Applications Claiming Priority (2)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP63-312338 | 1988-12-09 | ||
JP31233888 | 1988-12-09 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH02258903A true JPH02258903A (ja) | 1990-10-19 |
JPH0733526B2 JPH0733526B2 (ja) | 1995-04-12 |
Family
ID=18028039
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP1127534A Expired - Lifetime JPH0733526B2 (ja) | 1988-12-09 | 1989-05-19 | クラッド金属管の製造方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH0733526B2 (ja) |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US5374402A (en) * | 1992-04-27 | 1994-12-20 | Usui Kokusai Sangyo Kaisha, Ltd. | Metal-made honeycomb carrier body |
JP2011518952A (ja) * | 2008-04-24 | 2011-06-30 | ボディコート・アイエムティー,インコーポレイテッド | 少なくとも1つの層に制御された多孔率を有する複合材プリフォームならびに製造および使用方法 |
CN113182373A (zh) * | 2021-05-18 | 2021-07-30 | 山西太钢不锈钢股份有限公司 | 一种镍基合金无缝钢管的挤压方法 |
Families Citing this family (2)
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JPH0733526B2 (ja) | 1995-04-12 |
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