JPH09143650A - 面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材の製造方法 - Google Patents
面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材の製造方法Info
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- JPH09143650A JPH09143650A JP7295544A JP29554495A JPH09143650A JP H09143650 A JPH09143650 A JP H09143650A JP 7295544 A JP7295544 A JP 7295544A JP 29554495 A JP29554495 A JP 29554495A JP H09143650 A JPH09143650 A JP H09143650A
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- C22F1/00—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working
- C22F1/16—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working of other metals or alloys based thereon
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 クロス比を制御することにより、面内異方性
の小さいα＋β型チタン合金材を製造する。 【解決手段】 熱間圧延の最終圧延方向を圧延のＬ方向
とした場合に、式：ＣＲ total ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（Ｃ
Ｒ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 、〔但し、ＣＲtota l ：圧
延のクロス比、ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃
以上の範囲内におけるクロス比、ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５
０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内におけるクロス
比、ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス
比、Ｔβ：α＋β型チタン合金のβ変態点温度〕で示さ
れる圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜２．０
の範囲内になるように熱間圧延をする 【効果】 強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα
＋β型チタン合金を効率よく製造することができる。
の小さいα＋β型チタン合金材を製造する。 【解決手段】 熱間圧延の最終圧延方向を圧延のＬ方向
とした場合に、式：ＣＲ total ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（Ｃ
Ｒ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 、〔但し、ＣＲtota l ：圧
延のクロス比、ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃
以上の範囲内におけるクロス比、ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５
０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内におけるクロス
比、ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス
比、Ｔβ：α＋β型チタン合金のβ変態点温度〕で示さ
れる圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜２．０
の範囲内になるように熱間圧延をする 【効果】 強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα
＋β型チタン合金を効率よく製造することができる。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、α＋β型チタン
合金材の製造方法に関し、特に、強度の面内異方性の小
さいα＋β型チタン合金材の製造方法に関するものであ
る。
合金材の製造方法に関し、特に、強度の面内異方性の小
さいα＋β型チタン合金材の製造方法に関するものであ
る。
【０００２】
【従来の技術】従来、α＋β型チタン合金材は、α＋β
型チタン合金インゴットを分塊鍛造または分塊圧延した
後、熱間圧延機によって所定の形状に圧延することによ
って製造される。この際、加工性の観点より、熱間圧延
に適した温度領域が存在するので、大断面インゴットま
たは粗片から圧延する場合、または、肉厚の薄い材料に
圧延する（以下、「薄物圧延」という）場合には、イン
ゴットまたは粗片を１回加熱した後圧延して製品とする
工程（以下、「１ヒート圧延」という）では、所望の製
品を製造することが困難であり、そのため、再加熱をし
て圧延をする多ヒート圧延をしなければならない。ま
た、薄物圧延の場合には、α＋β型チタン合金粗片を炭
素鋼によって少なくともその上下２面を被覆し熱間圧延
をする、所謂パック圧延も行われている。
型チタン合金インゴットを分塊鍛造または分塊圧延した
後、熱間圧延機によって所定の形状に圧延することによ
って製造される。この際、加工性の観点より、熱間圧延
に適した温度領域が存在するので、大断面インゴットま
たは粗片から圧延する場合、または、肉厚の薄い材料に
圧延する（以下、「薄物圧延」という）場合には、イン
ゴットまたは粗片を１回加熱した後圧延して製品とする
工程（以下、「１ヒート圧延」という）では、所望の製
品を製造することが困難であり、そのため、再加熱をし
て圧延をする多ヒート圧延をしなければならない。ま
た、薄物圧延の場合には、α＋β型チタン合金粗片を炭
素鋼によって少なくともその上下２面を被覆し熱間圧延
をする、所謂パック圧延も行われている。
【０００３】一般に、チタン材を製造すると、α＋β型
チタン合金材に限らず、α型チタン合金材および純チタ
ン材においても圧延時に集合組織が形成される結果、製
品に強度の面内異方性が発生する。この対策として、圧
延時にクロス比を制御することによって、強度の面内異
方性を制御する方法がある。
チタン合金材に限らず、α型チタン合金材および純チタ
ン材においても圧延時に集合組織が形成される結果、製
品に強度の面内異方性が発生する。この対策として、圧
延時にクロス比を制御することによって、強度の面内異
方性を制御する方法がある。
【０００４】例えば、特開昭６３−１３０７５３号公報
は、純チタンの熱間加工に関して、分塊圧延工程で厚さ
ｔ0 の粗片を９７０℃以下のβ相域に加熱後、圧下率３
０％以上の圧延を行ない、厚さｔ1 の冷片にし、次い
で、熱間圧延工程でこの冷片をβ変態点以下の温度に再
加熱した後、最終圧延方向が分塊圧延時の圧延方向と直
角になるように厚さｔ2 に圧延し、且つ、このときの圧
延クロス比（ｔ1 ／ｔ2：ｔ0 ／ｔ1 ）が０．５〜３．
０の範囲内で圧延し、冷却後、焼鈍する方法（以下、
「先行技術」という）を開示している。また、一般に、
α＋β型チタン合金材においても、クロス圧延による強
度の面内異方性の制御が行われている。
は、純チタンの熱間加工に関して、分塊圧延工程で厚さ
ｔ0 の粗片を９７０℃以下のβ相域に加熱後、圧下率３
０％以上の圧延を行ない、厚さｔ1 の冷片にし、次い
で、熱間圧延工程でこの冷片をβ変態点以下の温度に再
加熱した後、最終圧延方向が分塊圧延時の圧延方向と直
角になるように厚さｔ2 に圧延し、且つ、このときの圧
延クロス比（ｔ1 ／ｔ2：ｔ0 ／ｔ1 ）が０．５〜３．
０の範囲内で圧延し、冷却後、焼鈍する方法（以下、
「先行技術」という）を開示している。また、一般に、
α＋β型チタン合金材においても、クロス圧延による強
度の面内異方性の制御が行われている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、α＋β
型チタン合金材の熱間圧延においては、同一化学成分で
あっても、熱間圧延時の温度域の相違により圧延材のα
相およびβ相の体積分率が異なるので、その強度の面内
異方性に対する圧下率の影響の程度も、材料が圧下を受
ける温度域の相違により異なる。このため、α＋β型チ
タン合金材の熱間圧延においては、先行技術および常用
されている技術におけるように、熱間圧延前後の板厚の
みから求められるクロス比によって、製品の強度の面内
異方性を制御するという方法では不十分である。
型チタン合金材の熱間圧延においては、同一化学成分で
あっても、熱間圧延時の温度域の相違により圧延材のα
相およびβ相の体積分率が異なるので、その強度の面内
異方性に対する圧下率の影響の程度も、材料が圧下を受
ける温度域の相違により異なる。このため、α＋β型チ
タン合金材の熱間圧延においては、先行技術および常用
されている技術におけるように、熱間圧延前後の板厚の
みから求められるクロス比によって、製品の強度の面内
異方性を制御するという方法では不十分である。
【０００６】従って、この発明の目的は、上述した問題
を解決することにより、熱間圧延における新しいクロス
比を導入して、面内異方性が小さく等方性に優れたα＋
β型チタン合金材を製造する方法を提供することにあ
る。
を解決することにより、熱間圧延における新しいクロス
比を導入して、面内異方性が小さく等方性に優れたα＋
β型チタン合金材を製造する方法を提供することにあ
る。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明者等は、上述した
問題を解決すべく鋭意研究を重ねた結果、下記知見を得
た。即ち、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα
＋β型チタン合金材の効率的な製造方法について詳細な
検討を重ねた結果、強度の面内異方性の発生は、α相の
集合組織の形成によるものであることを見い出した。し
かしながら、α＋β型チタン合金においては、圧延時の
温度域の相違によって圧延材のα相およびβ相の体積分
率が異なるので、圧延材の強度の面内異方性に及ぼすク
ロス比の影響の程度も加工を受ける温度域に依存して決
まる。また、再加熱後も前段階での圧延において発生し
た面内異方性は残存する。このため、α＋β型チタン合
金においては、従来のように、材料が加工を受ける際の
α相の体積分率の影響を考慮に入れず、単に圧延前後の
板厚から求められたクロス比により強度の面内異方性を
調整するという方法では、十分な制御をすることはでき
ない。そこで、本発明者等は、強度の面内異方性に及ぼ
す影響度が、材料が熱間加工を受ける温度域に応じて異
なることに着眼し、上記温度域を適正な区域に分け、こ
の区域毎に、強度の面内異方性に及ぼす影響度を定量的
に把握することによって、本発明を完成するに至ったも
のである。
問題を解決すべく鋭意研究を重ねた結果、下記知見を得
た。即ち、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα
＋β型チタン合金材の効率的な製造方法について詳細な
検討を重ねた結果、強度の面内異方性の発生は、α相の
集合組織の形成によるものであることを見い出した。し
かしながら、α＋β型チタン合金においては、圧延時の
温度域の相違によって圧延材のα相およびβ相の体積分
率が異なるので、圧延材の強度の面内異方性に及ぼすク
ロス比の影響の程度も加工を受ける温度域に依存して決
まる。また、再加熱後も前段階での圧延において発生し
た面内異方性は残存する。このため、α＋β型チタン合
金においては、従来のように、材料が加工を受ける際の
α相の体積分率の影響を考慮に入れず、単に圧延前後の
板厚から求められたクロス比により強度の面内異方性を
調整するという方法では、十分な制御をすることはでき
ない。そこで、本発明者等は、強度の面内異方性に及ぼ
す影響度が、材料が熱間加工を受ける温度域に応じて異
なることに着眼し、上記温度域を適正な区域に分け、こ
の区域毎に、強度の面内異方性に及ぼす影響度を定量的
に把握することによって、本発明を完成するに至ったも
のである。
【０００８】この発明は、上述した知見に基づいてなさ
れたものであって、この発明の面内異方性の小さいα＋
β型チタン合金材の製造方法は、熱間加工によるα＋β
型チタン合金材の製造方法において、熱間圧延の最終圧
延方向を圧延のＬ方向とした場合に、下記（１）式： ＣＲtotal ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 ------（１） 但し、ＣＲtotal ：圧延のクロス比、 ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲
内におけるクロス比、 ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以
上の範囲内におけるクロス比、 ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス
比、 Ｔβ ：α＋β型チタン合金のβ変態点温度 で示される圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜
２．０の範囲内になるように熱間圧延をすることに特徴
を有するものである。
れたものであって、この発明の面内異方性の小さいα＋
β型チタン合金材の製造方法は、熱間加工によるα＋β
型チタン合金材の製造方法において、熱間圧延の最終圧
延方向を圧延のＬ方向とした場合に、下記（１）式： ＣＲtotal ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 ------（１） 但し、ＣＲtotal ：圧延のクロス比、 ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲
内におけるクロス比、 ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以
上の範囲内におけるクロス比、 ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス
比、 Ｔβ ：α＋β型チタン合金のβ変態点温度 で示される圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜
２．０の範囲内になるように熱間圧延をすることに特徴
を有するものである。
【０００９】
【発明の実施の形態】次に、この発明を説明するにあた
り、圧延におけるクロス比の定義について説明する。
り、圧延におけるクロス比の定義について説明する。
【００１０】この発明において、クロス比の一般形を次
のように定義した。 最終圧延方向をＬ方向とすること、および、 例えば、Ｃ方向での圧延において厚さＡ0 からＡ1 に
圧下され、次いでＬ方向での圧延において厚さＡ1 から
Ａ2 に圧下された場合のクロス比は、 クロス比＝（Ｌ方向圧延での圧下率）／（Ｃ方向圧延での圧下率） ＝（Ａ1 ／Ａ2 ）／（Ａ0 ／Ａ1 ） ---------------- （２） と定義する。（２）式を変形して、 クロス比＝（Ａ1 ／Ａ0 ）×（Ａ1 ／Ａ2 ） --------------- （３） が得られる。上記（３）式をクロス比の一般形と定義す
る。
のように定義した。 最終圧延方向をＬ方向とすること、および、 例えば、Ｃ方向での圧延において厚さＡ0 からＡ1 に
圧下され、次いでＬ方向での圧延において厚さＡ1 から
Ａ2 に圧下された場合のクロス比は、 クロス比＝（Ｌ方向圧延での圧下率）／（Ｃ方向圧延での圧下率） ＝（Ａ1 ／Ａ2 ）／（Ａ0 ／Ａ1 ） ---------------- （２） と定義する。（２）式を変形して、 クロス比＝（Ａ1 ／Ａ0 ）×（Ａ1 ／Ａ2 ） --------------- （３） が得られる。上記（３）式をクロス比の一般形と定義す
る。
【００１１】次に、図面を参照しながらこの発明を説明
する。表１は、この発明の第１の実施態様を示すために
熱間圧延のパススケジュール、圧延方向、圧延温度域お
よびクロス比を説明するものである。
する。表１は、この発明の第１の実施態様を示すために
熱間圧延のパススケジュール、圧延方向、圧延温度域お
よびクロス比を説明するものである。
【００１２】
【表１】
【００１３】第１実施態様は、下記の通りである。α＋
β型チタン合金のインゴットをＴβ−２０℃で均熱後、
粗圧延として温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲
内で、厚さｔ0 からｔ1 まで圧下し、次いで、温度Ｔβ
−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚さｔ
1 からｔ2まで圧下し、ここで当該圧延中の材料（以
下、「粗圧延材」という）の向きを９０度回転させて圧
延を再開し、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−
１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ2 からｔ3 まで圧下
し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ3 からｔ4
まで圧下して粗圧延を終了する。
β型チタン合金のインゴットをＴβ−２０℃で均熱後、
粗圧延として温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲
内で、厚さｔ0 からｔ1 まで圧下し、次いで、温度Ｔβ
−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚さｔ
1 からｔ2まで圧下し、ここで当該圧延中の材料（以
下、「粗圧延材」という）の向きを９０度回転させて圧
延を再開し、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−
１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ2 からｔ3 まで圧下
し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ3 からｔ4
まで圧下して粗圧延を終了する。
【００１４】このようにして粗圧延で得られた粗圧延材
をＴβ−２０℃に再加熱した後、仕上圧延をする。仕上
圧延として、厚さｔ4 の粗圧延材を粗圧延の最終圧延方
向と同じ方向に、温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の
範囲内で、厚さｔ4 からｔ5まで圧下し、次いで、温度
Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚
さｔ5 からｔ6 まで圧下し、ここで粗圧延材を圧延方向
を９０度回転させて、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未
満、Ｔβ−１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ6からｔ
7 まで圧下し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ
7 からｔ8 まで圧下して仕上圧延を終了し、厚さｔ8 の
α＋β型チタン合金の熱延板を得る。
をＴβ−２０℃に再加熱した後、仕上圧延をする。仕上
圧延として、厚さｔ4 の粗圧延材を粗圧延の最終圧延方
向と同じ方向に、温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の
範囲内で、厚さｔ4 からｔ5まで圧下し、次いで、温度
Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲内で、厚
さｔ5 からｔ6 まで圧下し、ここで粗圧延材を圧延方向
を９０度回転させて、引き続き、温度Ｔβ−５０℃未
満、Ｔβ−１５０℃の以上の範囲内で、厚さｔ6からｔ
7 まで圧下し、更に、温度Ｔβ−１５０℃未満で厚さｔ
7 からｔ8 まで圧下して仕上圧延を終了し、厚さｔ8 の
α＋β型チタン合金の熱延板を得る。
【００１５】上述した圧延方法において、粗圧延および
仕上圧延における各圧下温度域におけるクロス比は、次
のようになる。粗圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ0/ｔ1)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ4/ｔ3)1.0 仕上圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ5/ｔ4)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ7/ｔ8)1.0 である。従って、第１実施態様におけるクロス比（ＣＲ
total ）は、下記（４）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝〔粗圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ×〔仕上圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ＝[(ｔ0/ｔ1)0.6 ×｛( ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 ｝×( ｔ4/ｔ3)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（４） （４）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。
仕上圧延における各圧下温度域におけるクロス比は、次
のようになる。粗圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ0/ｔ1)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ4/ｔ3)1.0 仕上圧延におけるクロス比は、 （ＣＲ1 ）0.6 ＝（ｔ5/ｔ4)0.6 （ＣＲ2 ）0.8 ＝（ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 （ＣＲ3 ）1.0 ＝（ｔ7/ｔ8)1.0 である。従って、第１実施態様におけるクロス比（ＣＲ
total ）は、下記（４）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝〔粗圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ×〔仕上圧延における（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 〕 ＝[(ｔ0/ｔ1)0.6 ×｛( ｔ1/ｔ2)0.8 ×( ｔ3/ｔ2)0.8 ｝×( ｔ4/ｔ3)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（４） （４）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。
【００１６】第２実施態様は、下記の通りである。第１
実施態様において、下記点のみを変更したものである。
即ち、第１実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧
延方向を粗圧延での最終圧延方向と同じ方向にしたが、
第２実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧延方向
を粗圧延での最終圧延方向に対して直角方向にしたもの
である。
実施態様において、下記点のみを変更したものである。
即ち、第１実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧
延方向を粗圧延での最終圧延方向と同じ方向にしたが、
第２実施態様では、仕上圧延での圧延開始時の圧延方向
を粗圧延での最終圧延方向に対して直角方向にしたもの
である。
【００１７】従って、第２実施態様におけるクロス比
（ＣＲtotal ）は、下記（５）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝[(ｔ1/ｔ0)0.6 ×｛( ｔ2/ｔ1)0.8 ×( ｔ2/ｔ3)0.8 ｝×( ｔ3/ｔ4)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（５） （５）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。
（ＣＲtotal ）は、下記（５）式で表わされる。 ＣＲtotal ＝[(ｔ1/ｔ0)0.6 ×｛( ｔ2/ｔ1)0.8 ×( ｔ2/ｔ3)0.8 ｝×( ｔ3/ｔ4)1.0] ×[(ｔ5/ｔ4)0.6 ×｛( ｔ6/ｔ5)0.8 ×( ｔ6/ｔ7)0.8 ｝×( ｔ7/ｔ8)1.0] ------------（５） （５）式で算出されるクロス比（ＣＲtotal ）の値が、
０．５〜２．０の範囲内に入るように、圧延におけるパ
ススケジュールを調整する。
【００１８】上述した実施態様では、熱間加工方式をす
べて熱間圧延としたが、熱間鍛造を一部または全部に取
り入れた製造工程においても、圧下率を熱間圧延におけ
るＬ方向およびＣ方向に準じて算定し、本発明に適用す
ることにより本発明と同じ作用効果が得られる。
べて熱間圧延としたが、熱間鍛造を一部または全部に取
り入れた製造工程においても、圧下率を熱間圧延におけ
るＬ方向およびＣ方向に準じて算定し、本発明に適用す
ることにより本発明と同じ作用効果が得られる。
【００１９】次に、α＋β型チタン合金が熱間加工を受
ける温度域を、 温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内 温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲
内および、 温度Ｔβ−１５０℃未満 の３つに区分し、この区域毎にクロス比を求める理由を
説明する。
ける温度域を、 温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲内 温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以上の範囲
内および、 温度Ｔβ−１５０℃未満 の３つに区分し、この区域毎にクロス比を求める理由を
説明する。
【００２０】図１は、α＋β型チタン合金材の面内異方
性に及ぼす、この発明で導入した（１）式で定義された
圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフであ
る。同図において、供試合金材は、Ｔｉ−４．５Ａｌ−
３Ｖ−２Ｍｏ−２Ｆｅ、および、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖで
あり、面内異方特性としては、上記供試合金材の引張試
験で得られた、０．２％Ｃ方向耐力に対する０．２％Ｌ
方向耐力の比率（ＹＳ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ））を用いた。
性に及ぼす、この発明で導入した（１）式で定義された
圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフであ
る。同図において、供試合金材は、Ｔｉ−４．５Ａｌ−
３Ｖ−２Ｍｏ−２Ｆｅ、および、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖで
あり、面内異方特性としては、上記供試合金材の引張試
験で得られた、０．２％Ｃ方向耐力に対する０．２％Ｌ
方向耐力の比率（ＹＳ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ））を用いた。
【００２１】図１から明らかなように、ＣＲtotal とＹ
Ｓ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）との間には強い相関関係があり、
熱間圧延のパススケジュールにおいて、ＣＲtotal を調
整することによりα＋β型チタン合金材の強度の面内異
方性を制御することができることがわかる。従って、α
＋β型チタン合金が熱間加工を受ける温度域を、上述し
た３つに区分することが有効である。
Ｓ（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）との間には強い相関関係があり、
熱間圧延のパススケジュールにおいて、ＣＲtotal を調
整することによりα＋β型チタン合金材の強度の面内異
方性を制御することができることがわかる。従って、α
＋β型チタン合金が熱間加工を受ける温度域を、上述し
た３つに区分することが有効である。
【００２２】一方、α＋β型チタン合金材の、０．２％
Ｌ方向耐力と０．２％Ｃ方向耐力との差の絶対値が２０
％を超えると、材料加工の際に異方性に起因する変形の
不均一が発生し易くなるので望ましくない。即ち、ＹＳ
（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）の値を、０．８０〜１．２０の範囲
内になるようにＣＲtotal の値を制御する必要がある。
従って、図１により、圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の
値を０．５〜２．０の範囲内に限定すべきである。
Ｌ方向耐力と０．２％Ｃ方向耐力との差の絶対値が２０
％を超えると、材料加工の際に異方性に起因する変形の
不均一が発生し易くなるので望ましくない。即ち、ＹＳ
（Ｌ）／ＹＳ（Ｃ）の値を、０．８０〜１．２０の範囲
内になるようにＣＲtotal の値を制御する必要がある。
従って、図１により、圧延のクロス比（ＣＲtotal ）の
値を０．５〜２．０の範囲内に限定すべきである。
【００２３】
【実施例】次に、この発明のα＋β型チタン合金材の製
造方法を実施例により、更に詳細に説明する。 〔実施例１〕α＋β型チタン合金として、Ｔｉ−４．５
％Ａｌ−３％Ｖ−２％Ｍｏ−２％Ｆｅ合金を用いて、本
発明の範囲内の本発明法、および、本発明の範囲外の比
較法により、熱間圧延し、冷却後、７２０℃で１時間の
焼鈍を施した。このチタン合金のβ変態点Ｔβは９００
℃である。従って、圧延温度域の３区分は、９００℃
未満、８５０℃以上、８５０℃未満、７５０℃以上、
７５０℃未満である。表２〜７に、本発明法および比
較法のパススケジュールを示す。Ｎo.Ａ１〜Ａ６および
Ａ９〜Ａ１２Ａが本発明法であり、Ｎo.Ａ７、Ａ８およ
びＡ１３が比較法である。各パススケジュールには、粗
圧延および仕上圧延の区別、圧延温度域の区分、並び
に、Ｌ方向およびＣ方向の圧延方向区別を示し、圧延方
向の切り替えをしたものにおいてはその時期を記入し
た。
造方法を実施例により、更に詳細に説明する。 〔実施例１〕α＋β型チタン合金として、Ｔｉ−４．５
％Ａｌ−３％Ｖ−２％Ｍｏ−２％Ｆｅ合金を用いて、本
発明の範囲内の本発明法、および、本発明の範囲外の比
較法により、熱間圧延し、冷却後、７２０℃で１時間の
焼鈍を施した。このチタン合金のβ変態点Ｔβは９００
℃である。従って、圧延温度域の３区分は、９００℃
未満、８５０℃以上、８５０℃未満、７５０℃以上、
７５０℃未満である。表２〜７に、本発明法および比
較法のパススケジュールを示す。Ｎo.Ａ１〜Ａ６および
Ａ９〜Ａ１２Ａが本発明法であり、Ｎo.Ａ７、Ａ８およ
びＡ１３が比較法である。各パススケジュールには、粗
圧延および仕上圧延の区別、圧延温度域の区分、並び
に、Ｌ方向およびＣ方向の圧延方向区別を示し、圧延方
向の切り替えをしたものにおいてはその時期を記入し
た。
【００２４】
【表２】
【００２５】
【表３】
【００２６】
【表４】
【００２７】
【表５】
【００２８】
【表６】
【００２９】
【表７】
【００３０】Ｎo.Ａ１〜３、５、６、８〜１０および１
３においては、粗圧延での最終圧延方向と仕上圧延での
最初の圧延方向とは同じである。Ｎo.Ａ４においては、
粗圧延および仕上圧延において、圧延中に圧延方向の切
り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延との圧延方向を直
角にした。Ｎo.Ａ７においては、粗圧延および仕上圧延
において、圧延中に圧延方向の切り替えを行なわず、粗
圧延と仕上圧延との圧延方向を同じにした。Ｎo.Ａ１１
および１２においては、１ヒート圧延であり、途中一回
圧延方向を切り替えた。
３においては、粗圧延での最終圧延方向と仕上圧延での
最初の圧延方向とは同じである。Ｎo.Ａ４においては、
粗圧延および仕上圧延において、圧延中に圧延方向の切
り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延との圧延方向を直
角にした。Ｎo.Ａ７においては、粗圧延および仕上圧延
において、圧延中に圧延方向の切り替えを行なわず、粗
圧延と仕上圧延との圧延方向を同じにした。Ｎo.Ａ１１
および１２においては、１ヒート圧延であり、途中一回
圧延方向を切り替えた。
【００３１】上記本発明法および比較法における、この
発明で導入した（１）式で表わされるクロス比を算定
し、また、得られたα＋β型チタン合金の圧延材より引
張試験片を採取し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％
耐力およびＬ方向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の
０．２％耐力に対するＬ方向の０．２％耐力の比率を求
め、それぞれの値を表８に示した。なお、表８の結果を
前述した図１に示した。
発明で導入した（１）式で表わされるクロス比を算定
し、また、得られたα＋β型チタン合金の圧延材より引
張試験片を採取し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％
耐力およびＬ方向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の
０．２％耐力に対するＬ方向の０．２％耐力の比率を求
め、それぞれの値を表８に示した。なお、表８の結果を
前述した図１に示した。
【００３２】
【表８】
【００３３】〔実施例２〕α＋β型チタン合金として、
Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ合金を用いて、本発明の範囲内
の本発明法（Ｎo.Ａ１３）および本発明の範囲外の比較
法（Ｎo.Ａ１４）によりα＋β型チタン合金材を熱間圧
延し、冷却後、７２０℃で１時間の焼鈍を施した。この
チタン合金のβ変態点Ｔβは１０００℃である。従っ
て、圧延温度域の３区分は、１０００℃未満、９５０
℃以上、９５０℃未満、８５０℃以上、８５０℃未
満である。表９に、本発明法のパススケジュールを示
す。Ｎo.Ａ１４が本発明法であり、Ｎo.Ａ１５が比較法
である。各パススケジュールには、粗圧延および仕上圧
延の区別、圧延温度域の区分、並びに、Ｌ方向およびＣ
方向の圧延方向区別を示し、圧延方向の切り替えをした
ものにおいてはその時期を記入した。
Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ合金を用いて、本発明の範囲内
の本発明法（Ｎo.Ａ１３）および本発明の範囲外の比較
法（Ｎo.Ａ１４）によりα＋β型チタン合金材を熱間圧
延し、冷却後、７２０℃で１時間の焼鈍を施した。この
チタン合金のβ変態点Ｔβは１０００℃である。従っ
て、圧延温度域の３区分は、１０００℃未満、９５０
℃以上、９５０℃未満、８５０℃以上、８５０℃未
満である。表９に、本発明法のパススケジュールを示
す。Ｎo.Ａ１４が本発明法であり、Ｎo.Ａ１５が比較法
である。各パススケジュールには、粗圧延および仕上圧
延の区別、圧延温度域の区分、並びに、Ｌ方向およびＣ
方向の圧延方向区別を示し、圧延方向の切り替えをした
ものにおいてはその時期を記入した。
【００３４】
【表９】
【００３５】Ｎo.Ａ１４においては、粗圧延での最終圧
延方向と仕上圧延での最初の圧延方向とは同じである。
Ｎo.Ａ１５においては、粗圧延および仕上圧延におい
て、圧延方向の切り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延
との圧延方向を同じにした。
延方向と仕上圧延での最初の圧延方向とは同じである。
Ｎo.Ａ１５においては、粗圧延および仕上圧延におい
て、圧延方向の切り替えを行なわず、粗圧延と仕上圧延
との圧延方向を同じにした。
【００３６】上記本発明法における、この発明で導入し
た（１）式で表わされるクロス比を算定し、また、得ら
れたα＋β型チタン合金の圧延材より引張試験片を採取
し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％耐力およびＬ方
向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の０．２％耐力に対
するＬ方向の０．２％耐力の比率を求め、それぞれの値
を表１０に示した。なお、表１０の結果を前述した図１
に示した。
た（１）式で表わされるクロス比を算定し、また、得ら
れたα＋β型チタン合金の圧延材より引張試験片を採取
し、引張試験を行ってＣ方向の０．２％耐力およびＬ方
向の０．２％耐力を測定し、Ｃ方向の０．２％耐力に対
するＬ方向の０．２％耐力の比率を求め、それぞれの値
を表１０に示した。なお、表１０の結果を前述した図１
に示した。
【００３７】
【表１０】
【００３８】図１から明らかなように、前記（１）式に
より算出されるクロス比（ＣＲtota l ）の値が０．５〜
２．０の範囲内にある本発明法１から１２ではいずれ
も、Ｃ方向０．２％耐力に対するＬ方向０．２％耐力の
比率が、０．８〜１．２の範囲内にあり、面内異方性が
小さく等方性に優れたα＋β型チタン合金材が得られた
ことがわかる。
より算出されるクロス比（ＣＲtota l ）の値が０．５〜
２．０の範囲内にある本発明法１から１２ではいずれ
も、Ｃ方向０．２％耐力に対するＬ方向０．２％耐力の
比率が、０．８〜１．２の範囲内にあり、面内異方性が
小さく等方性に優れたα＋β型チタン合金材が得られた
ことがわかる。
【００３９】これに対して、上記クロス比（Ｃ
Ｒtotal ）の値が０．５未満、または、２．０超えであ
る本発明の範囲外の比較法においては、Ｃ方向０．２％
耐力に対するＬ方向０．２％耐力の比率が、０．８未
満、または１．２を超えており、面内異方性の大きいα
＋β型チタン合金材が得られたことがわかる。
Ｒtotal ）の値が０．５未満、または、２．０超えであ
る本発明の範囲外の比較法においては、Ｃ方向０．２％
耐力に対するＬ方向０．２％耐力の比率が、０．８未
満、または１．２を超えており、面内異方性の大きいα
＋β型チタン合金材が得られたことがわかる。
【００４０】
【発明の効果】この発明は、以上のように構成したの
で、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα＋β型
チタン合金を効率よく製造する方法を提供することがで
き、工業上有用な効果がもたらされる。
で、強度の面内異方性が小さく等方性に優れたα＋β型
チタン合金を効率よく製造する方法を提供することがで
き、工業上有用な効果がもたらされる。
【図１】α＋β型チタン合金材の面内異方性に及ぼす、
この発明で導入した（１）式で表わされる圧延のクロス
比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフである。
この発明で導入した（１）式で表わされる圧延のクロス
比（ＣＲtotal ）の影響を示すグラフである。
Claims (1)
- 【請求項１】 熱間圧延によるα＋β型チタン合金材の
製造方法において、熱間圧延の最終圧延方向を圧延のＬ
方向とした場合に、下記（１）式： ＣＲtotal ＝（ＣＲ1 ）0.6 ×（ＣＲ2 ）0.8 ×（ＣＲ3 ）1.0 ------（１） 但し、ＣＲtotal ：圧延のクロス比、 ＣＲ1 ：温度Ｔβ℃未満、Ｔβ−５０℃以上の範囲
内におけるクロス比、 ＣＲ2 ：温度Ｔβ−５０℃未満、Ｔβ−１５０℃以
上の範囲内におけるクロス比、 ＣＲ3 ：温度Ｔβ−１５０℃未満におけるクロス
比、 Ｔβ ：α＋β型チタン合金のβ変態点温度 で示される圧延のクロス比（ＣＲtotal ）を、０．５〜
２．０の範囲内になるように前記熱間圧延をすることを
特徴とする、面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材
の製造方法。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29554495A JP3445991B2 (ja) | 1995-11-14 | 1995-11-14 | 面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材の製造方法 |
| US08/747,636 US5718779A (en) | 1995-11-14 | 1996-11-13 | Method for manufacturing A + β type titanium alloy plate having small anisotropy |
| DE69608073T DE69608073T2 (de) | 1995-11-14 | 1996-11-14 | Verfahren zur Herstellung eines Grobbleches aus alpha-beta-Titanlegierung mit niedriger Anisotropie |
| EP96402436A EP0774531B1 (en) | 1995-11-14 | 1996-11-14 | Method for manufacturing alpha + beta type titanium alloy plate having small anisotropy |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29554495A JP3445991B2 (ja) | 1995-11-14 | 1995-11-14 | 面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09143650A true JPH09143650A (ja) | 1997-06-03 |
| JP3445991B2 JP3445991B2 (ja) | 2003-09-16 |
Family
ID=17822027
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP29554495A Expired - Fee Related JP3445991B2 (ja) | 1995-11-14 | 1995-11-14 | 面内異方性の小さいα＋β型チタン合金材の製造方法 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5718779A (ja) |
| EP (1) | EP0774531B1 (ja) |
| JP (1) | JP3445991B2 (ja) |
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Cited By (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2013518181A (ja) * | 2010-01-22 | 2013-05-20 | エイティーアイ・プロパティーズ・インコーポレーテッド | 高強度チタンの生産 |
| JP2016517471A (ja) * | 2013-03-15 | 2016-06-16 | エイティーアイ・プロパティーズ・インコーポレーテッド | アルファ−ベータチタン合金の熱機械処理 |
| US9523137B2 (en) | 2004-05-21 | 2016-12-20 | Ati Properties Llc | Metastable β-titanium alloys and methods of processing the same by direct aging |
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| US9624567B2 (en) | 2010-09-15 | 2017-04-18 | Ati Properties Llc | Methods for processing titanium alloys |
| US9765420B2 (en) | 2010-07-19 | 2017-09-19 | Ati Properties Llc | Processing of α/β titanium alloys |
| US9796005B2 (en) | 2003-05-09 | 2017-10-24 | Ati Properties Llc | Processing of titanium-aluminum-vanadium alloys and products made thereby |
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| US10513755B2 (en) | 2010-09-23 | 2019-12-24 | Ati Properties Llc | High strength alpha/beta titanium alloy fasteners and fastener stock |
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Families Citing this family (13)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US20040168751A1 (en) * | 2002-06-27 | 2004-09-02 | Wu Ming H. | Beta titanium compositions and methods of manufacture thereof |
| JP2005530929A (ja) * | 2002-06-27 | 2005-10-13 | メムリー コーポレーション | βチタン化合物とその製造法 |
| US20040261912A1 (en) * | 2003-06-27 | 2004-12-30 | Wu Ming H. | Method for manufacturing superelastic beta titanium articles and the articles derived therefrom |
| RU2324762C2 (ru) * | 2006-07-20 | 2008-05-20 | ОАО "Корпорация ВСМПО-АВИСМА" | Способ изготовления плит из двухфазных титановых сплавов |
| RU2378410C1 (ru) * | 2008-10-01 | 2010-01-10 | Открытое акционерное общество "Корпорация ВСПМО-АВИСМА" | Способ изготовления плит из двухфазных титановых сплавов |
| EP2721187B1 (en) | 2011-06-17 | 2017-02-22 | Titanium Metals Corporation | Method for the manufacture of alpha-beta ti-al-v-mo-fe alloy sheets |
| CN102357528B (zh) * | 2011-10-19 | 2014-01-08 | 西部钛业有限责任公司 | 一种钛合金宽幅厚板的在线轧制校平方法 |
| RU2569611C1 (ru) * | 2014-06-06 | 2015-11-27 | Публичное Акционерное Общество "Корпорация Всмпо-Ависма" | Способ изготовления плит из высоколегированного титанового сплава |
| CN113600616B (zh) * | 2021-08-09 | 2023-05-30 | 成都先进金属材料产业技术研究院股份有限公司 | 提高两相钛合金抗高速冲击性能的热加工方法 |
| CN113714286B (zh) * | 2021-08-31 | 2022-07-05 | 西北有色金属研究院 | 一种ta15钛合金薄带材的制备方法 |
| CN113957368B (zh) * | 2021-09-29 | 2022-04-15 | 四川大学 | 一种纳米晶钛膜的制备方法 |
| CN114101329B (zh) * | 2021-11-26 | 2024-04-05 | 中色科技股份有限公司 | 一种单块式tc4钛合金板材连续冷轧生产方法 |
| CN120485564B (zh) * | 2025-07-15 | 2025-09-16 | 湖南湘投金天钛金属股份有限公司 | 一种高冲击韧性tc4eli合金板材及其制备方法 |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4581077A (en) * | 1984-04-27 | 1986-04-08 | Nippon Mining Co., Ltd. | Method of manufacturing rolled titanium alloy sheets |
| JPS63130753A (ja) * | 1986-11-19 | 1988-06-02 | Nippon Steel Corp | ０．２％耐力の異方性の少ない純チタン板の製造方法 |
| US4830683A (en) * | 1987-03-27 | 1989-05-16 | Mre Corporation | Apparatus for forming variable strength materials through rapid deformation and methods for use therein |
| JPS63270449A (ja) * | 1987-04-28 | 1988-11-08 | Nippon Steel Corp | 異方性の小さい良延性チタン板の製造方法 |
-
1995
- 1995-11-14 JP JP29554495A patent/JP3445991B2/ja not_active Expired - Fee Related
-
1996
- 1996-11-13 US US08/747,636 patent/US5718779A/en not_active Expired - Lifetime
- 1996-11-14 EP EP96402436A patent/EP0774531B1/en not_active Expired - Lifetime
- 1996-11-14 DE DE69608073T patent/DE69608073T2/de not_active Expired - Lifetime
Cited By (26)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US9796005B2 (en) | 2003-05-09 | 2017-10-24 | Ati Properties Llc | Processing of titanium-aluminum-vanadium alloys and products made thereby |
| US9523137B2 (en) | 2004-05-21 | 2016-12-20 | Ati Properties Llc | Metastable β-titanium alloys and methods of processing the same by direct aging |
| JP2013518181A (ja) * | 2010-01-22 | 2013-05-20 | エイティーアイ・プロパティーズ・インコーポレーテッド | 高強度チタンの生産 |
| US10053758B2 (en) | 2010-01-22 | 2018-08-21 | Ati Properties Llc | Production of high strength titanium |
| US10144999B2 (en) | 2010-07-19 | 2018-12-04 | Ati Properties Llc | Processing of alpha/beta titanium alloys |
| US9765420B2 (en) | 2010-07-19 | 2017-09-19 | Ati Properties Llc | Processing of α/β titanium alloys |
| US9624567B2 (en) | 2010-09-15 | 2017-04-18 | Ati Properties Llc | Methods for processing titanium alloys |
| US10435775B2 (en) | 2010-09-15 | 2019-10-08 | Ati Properties Llc | Processing routes for titanium and titanium alloys |
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| US9616480B2 (en) | 2011-06-01 | 2017-04-11 | Ati Properties Llc | Thermo-mechanical processing of nickel-base alloys |
| US10287655B2 (en) | 2011-06-01 | 2019-05-14 | Ati Properties Llc | Nickel-base alloy and articles |
| US10570469B2 (en) | 2013-02-26 | 2020-02-25 | Ati Properties Llc | Methods for processing alloys |
| US9869003B2 (en) | 2013-02-26 | 2018-01-16 | Ati Properties Llc | Methods for processing alloys |
| US10337093B2 (en) | 2013-03-11 | 2019-07-02 | Ati Properties Llc | Non-magnetic alloy forgings |
| JP2016517471A (ja) * | 2013-03-15 | 2016-06-16 | エイティーアイ・プロパティーズ・インコーポレーテッド | アルファ−ベータチタン合金の熱機械処理 |
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| US9777361B2 (en) | 2013-03-15 | 2017-10-03 | Ati Properties Llc | Thermomechanical processing of alpha-beta titanium alloys |
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