(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
工具基材と、
前記工具基材の表面に形成された肉盛層と、を有し、
前記肉盛層は、金属粒、前記金属粒と異なる材質の金属粒、及び結合材から形成され、当該複数種の金属粒は前記肉盛層に溶接後も金属粒として残存していることを特徴とする高温加工用工具。
【請求項２】
前記金属粒は、金属タングステンまたはその合金からなる１種以上の金属粒であり、
前記金属粒と異なる材質の金属粒は、モリブデン、タンタル、ニオブおよびそれらの合金からなる金属粒のうち１種以上の金属粒であり、
前記肉盛層は、前記金属粒全てを合算した存在密度が体積％に換算して５５％以上８０％以下であり、かつ、前記金属粒の粒度はいずれも５０μｍ〜２００μｍであることを特徴とする請求項１に記載の高温加工用工具。
【請求項３】
前記肉盛層は、工具基材の表面に形成された厚みが１ｍｍ以上であることを特徴とする請求項１または２に記載の高温加工用工具。
【請求項４】
前記結合材は、コバルトまたはニッケル基の耐熱合金であることを特徴とする請求項１または２に記載の高温加工用工具。
【請求項５】
前記工具基材と前記肉盛層との間に１ｍｍ以上の厚みの中間層を有し、前記中間層は、前記肉盛層で用いた結合材と同一の結合材で形成されていることを特徴とする請求項１から４のいずれかに記載の高温加工用工具。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は熱間加工に用いる高温加工用工具に関し、特に、ステンレス継目無鋼管の熱間穿孔圧延で用いられる穿孔プラグのような、工具の冷却や潤滑剤の適用が困難で、かつ工具面圧が高く加工時間も長いといった過酷な加工条件下でも使用可能な高温加工用工具に関する。
【背景技術】
【０００２】
高温加工プロセスで用いられる工具には、摩耗、変形、凝着という、工具寿命や製品品質に悪影響をおよぼす問題因子がある。この問題を解決するために従来、工具の冷却方法や潤滑剤、高温強度に優れる工具材質等の新技術が数多く開発されてきた。しかしそれら技術を駆使しても、未だ満足な工具寿命が得られていない高温加工プロセスがある。継目無鋼管の熱間穿孔圧延による穿孔プロセスである。
【０００３】
図１は、継目無鋼管の代表的なマンネスマンマンドレルミル法による製造工程を示すもので、以下のようである。ロータリファーネス等の加熱炉１０１で高温に加熱（１０００℃以上）された丸ビレットである被圧延材１０２をピアサー１０３で穿孔し、中空素管とされた被圧延材１０２は、マンドレルミル１０４で圧延され、再熱炉で再加熱された後、ストレッチレデューサ１０５で仕上がり寸法とされ、冷却床で冷却された後、矯正機１０６で曲がり修正して熱間圧延工程が終了し、検査等を経て継目無鋼管が完成する。
【０００４】
穿孔プロセスは、一般的には１，０００℃以上に加熱された丸棒状の鉄鋼素材の中心に、ピアサー１０３を構成する砲弾形状の工具（以下、穿孔プラグ１３２という）を素材軸線方向に押し当てて穴を穿つことにより、管状の中間素材を得るものである。
【０００５】
図２は、バレル形状ロールを用いた穿孔工程を示す模式図である。バレル形状ロール１３１は、互いに傾斜しており、被圧延材１０２は螺旋状に外径を圧下されることによって圧延方向、すなわち図２に示す矢印方向へと駆動される。穿孔プラグ１３２は、図１、２からわかるように穿孔圧延の原理上、圧延中は常に被圧延材１０２の内部に位置する。同時に、穿孔プラグ１３２の表面は常に高温の被圧延材１０２と当接ないし至近距離に位置するため、大きな熱負荷が加わっている。
【０００６】
圧延所要時間は一般的に５秒から十数秒と長い。例えば圧延ロールや鍛造金型の場合、被圧延材と連続的に当接する時間は、長くとも２〜３秒程度である。穿孔プラグは他の加工プロセスに比べて格段に長い時間、大きな熱負荷に加え、被圧延材の加工反力にも耐えなければならない。
【０００７】
被圧延材の加工反力が大きいと、穿孔プラグ表面に加わる面圧が高くなるので、トライボロジーでいうところの凝着摩耗やアブレシブ摩耗が生じやすい条件となる。つまり、工具損傷が激しくなり、工具寿命が短くなる。
【０００８】
近年では、耐食性に優れたステンレス鋼に代表される高クロム合金鋼の需要増大にともない、その生産量も拡大している。高クロム合金鋼の熱間変形抵抗値は、炭素鋼や低クロム合金鋼のそれに比べ、一般的に３〜５割ほど高い。本発明者らの実生産ラインにおける経験によれば、ステンレス継目無鋼管製造時の穿孔プラグの耐用度は、炭素鋼や低クロム合金の場合のそれに比べて１／１００以下となることもある。穿孔プラグの耐用度の例を示すと、ステンレス継目無鋼管製造時の穿孔プラグの耐用度は十数回、最も劣悪な条件化では２〜３回の穿孔圧延後には穿孔プラグ表面が激しく損傷し、新品との交換を余儀なくされる。頻繁な穿孔プラグ交換は製品の製造能率を大きく下げ、穿孔プラグ表面の損傷は製品の内面品質に悪影響をおよぼす。ステンレス継目無鋼管は市場で高い競争力を有する高級品種であり、継目無鋼管製造各社が強力な穿孔プラグの開発を数多く行ってきた所以である。
【０００９】
従来、穿孔プラグについては、鋼製の穿孔プラグ表面に断熱性と潤滑性を確保するための酸化スケールを設けた穿孔プラグ（以下、従来型穿孔プラグという）や、高温強度に優れる材質が長年にわたって研究・開発されてきた歴史がある。近年では、サーメット材等による表面改質を施した事例も見られる。しかし、酸化スケールだけでは十分な損傷防止効果が得られておらず、前述したように数回から十数回の使用で新品に交換せざるを得ないのが実情である。
【００１０】
高温強度に優れる材質としては、ニッケル基やコバルト基の耐熱超合金による穿孔プラグも一部では用いられている。しかし特に近年では、それら耐熱超合金の原料価格が数倍〜数十倍にまで高騰しており、価格性能比において、鋼製の穿孔プラグに比べて遥かに見劣りする結果となっている。
【００１１】
また、サーメットの強化機構と１０００℃を超える高温域での使用を考えた場合、強化粒子の強度は室温ではなく高温域において求められる。そこで強化粒子としてタングステン、モリブデン等の高融点金属を用いたＰＴＡ（Ｐｌａｓｍａ  Ｔｒａｎｓｆｅｒｒｅｄ  Ａｒｃ）肉盛層が開示されている（特許文献１）。
【特許文献１】特開２００１−１１８２号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１２】
しかし、特許文献１に開示されたＰＴＡ肉盛層は、純タングステン（Ｗ）と、１以上のＷ以外の成分より構成されるバインダ材とが、全成分のうちＷを最大重量成分となるような配合比とされ、バインダ材は、タングステン粒子を均質に結合するためのもので、コバルト基合金（ステライト等）、ニッケル基合金（ハステロイ等）、またはステンレス等により構成されている。
【００１３】
しかし、金属タングステンは比重が大きいので、ＰＴＡ溶接中に重力の影響により、その分布が偏ってしまい、金属タングステン粒の分布が局部的に低くなっている箇所で延性破壊が発生し、穿孔圧延で穿孔プラグ頭部が激しく焼付き、ＰＴＡ肉盛層が損傷するという問題がある。
【００１４】
従って、本発明は、上述した全ての問題点を解決するために、すなわち１０００℃を越えるような高温域の加工に供しても耐焼付き性と耐摩耗性に優れ、かつ熱亀裂感受性が低く、切削加工も可能な表層を有する高温加工用の工具を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１５】
［１］本発明は、上記目的を達成するため、工具基材と、前記工具基材の表面に形成された肉盛層と、を有し、前記肉盛層は、金属粒、前記金属粒と異なる材質の金属粒、及び結合材から形成され、当該複数種の金属粒は前記肉盛層に溶接後も金属粒として残存していることを特徴とする高温加工用工具を提供する。
［２］前記金属粒は、金属タングステンまたはその合金からなる１種以上の金属粒であり、前記金属粒と異なる材質の金属粒は、モリブデン、タンタル、ニオブおよびそれらの合金からなる金属粒のうち１種以上の金属粒であり、前記肉盛層は、前記金属粒全てを合算した存在密度が体積％に換算して５５％以上８０％以下であり、かつ、前記金属粒の粒度はいずれも５０μｍ〜２００μｍであることを特徴とする上記［１］に記載の高温加工用工具であってもよい。
［３］また、前記肉盛層は、工具基材の表面に形成された厚みが１ｍｍ以上であることを特徴とする上記［１］または［２］に記載の高温加工用工具であってもよい。
［４］また、前記結合材は、コバルトまたはニッケル基の耐熱合金であることを特徴とする上記［１］または［２］に記載の高温加工用工具であってもよい。
［５］また、前記工具基材と前記肉盛層との間に１ｍｍ以上の厚みの中間層を有し、前記中間層は、前記肉盛層で用いた結合材と同一の結合材で形成されていることを特徴とする上記［１］から［４］のいずれかに記載の高温加工用工具であってもよい。
【発明の効果】
【００１６】
本発明によれば、１０００℃を越えるような高温域の加工に供しても耐焼付き性と耐摩耗性に優れ、かつ熱亀裂感受性が低く、切削加工も可能な表層を有する高温加工用の工具を提供することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１７】
（本発明の第１の実施の形態に係る高温加工用工具）
図３は、高温加工用工具の構成を示す断面図である。本発明に係る高温加工用工具である穿孔プラグ１３２は、工具基材１３３と、工具基材１３３の表面に形成された肉盛層１３４とを有して構成され、肉盛層１３４は、金属粒およびこの金属粒と異なる材質の金属粒を含む結合材から形成されている。
【００１８】
金属粒は、金属タングステンまたはその合金からなる金属粒のうち１種以上で構成される。一方、異なる材質の金属粒は、モリブデン、タンタル、ニオブおよびそれらの合金からなる金属粒のうち１種以上で構成される。これら金属粒は、結合材により工具基材１３３の表層に溶接または溶射により肉盛層１３４として所定の厚さ（例えば、１〜３ｍｍ）に形成される。例えば、タングステン粒とモリブデン粒とを含有させて肉盛層１３４を構成する場合、タングステン粒とモリブデン粒の比は、１５：１〜１：１の範囲であることが好ましく、これら金属粒を全て合算した存在密度は、体積％に換算して５５％以上８０％以下、好ましくは６０％以上８０％以下であり、かつ、これら金属粒の粒度は、いずれも５０μｍ〜２００μｍに設定されている。
【００１９】
肉盛層１３４は、図３では、工具基材１３３の外周面全体に、均一厚さで形成されているが、工具基材１３３の外周面の一部に形成されていてもよく、また、厚さは均一でなく所定の厚さで分布した構成とされていてもよい。肉盛層１３４は、穿孔圧延実験機等の試験結果またはシミュレーション等に基づいて、形成範囲および肉盛層厚さを適宜変更し、必要な部分に必要な厚さで形成することができる。
【００２０】
結合材は、コバルト（Ｃｏ）またはニッケル（Ｎｉ）基の合金を使用することができるが、特にこれらに限定するものではない。Ｎｉ基の合金として、ハステロイＣ（ハステロイ（ＨＡＳＴＥＬＬＯＹ(R)）はおもにニッケル基の耐熱・耐食合金の登録商標）が挙げられる。
【００２１】
工具基材１３３は、熱間工具鋼等の工具鋼を使用することができるが、特にこれらに限定するものではなく、例えば、耐熱鋳鋼、ニッケル基の合金鋼等も使用できる。
【００２２】
（本発明の第１の実施の形態の効果）
本発明の第１の実施の形態によれば、以下のような効果を有する。
（１）肉盛層１３４は、金属粒およびこの金属粒と異なる材質の金属粒を含む結合材から形成されている。金属粒として使用する、例えば、金属タングステンは比重が大きいので、ＰＴＡ溶接中に重力の影響により、その分布が偏って、金属タングステン粒の分布が局部的に低くなっている箇所で延性破壊が発生し、穿孔圧延で穿孔プラグ頭部が激しく焼付き、ＰＴＡ肉盛層が損傷するという問題が従来は生じていた。しかし、本発明の第１の実施の形態では、新たに、金属粒（金属タングステン粒）と異なる材質の金属粒（金属モリブデン粒）を加えているので、ＰＴＡ肉盛層内で金属粒が均一に分布し易くなり、特に、延性破壊、焼付き、肉盛層の損傷、熱亀裂等の発生を効果的に抑制できる。
（２）金属粒として、タングステン、モリブデン、タンタル、ニオブまたはその合金を用いているので、それらの金属粒の溶融点が高く、溶接後も金属粒として残存し、かつ高温での強度が高いので、強化粒子として有効に作用する。
（３）金属粒を全てを合算した存在密度は、体積％に換算して５５％以上、好ましくは６０％以上に設定されているので、肉盛層１３４の耐摩耗・耐溶損性に優れると共に、８０％以下に設定されているので、溶接性が著しく劣化して溶接施工が困難となることがなく、溶接性が良好である。
（４）すべての金属粒の粒度を５０μｍ〜２００μｍに規定しているので、溶接後も金属粒として残存しやすい。また、２００μｍより大きくなると、溶接時の作業性に著しい問題が生じ溶接が困難となるが、２００μｍ以下に規定しているので、溶接性も良好である。
【００２３】
（本発明の第２の実施の形態に係る高温加工用工具）
図４は、本発明の第２の実施の形態に係る高温加工用工具の構成を示す断面図である。本発明に係る高温加工用工具である穿孔プラグ１３２は、工具基材１３３と、工具基材１３３の表面に形成された中間層１３５、この中間層１３５の表面に形成された肉盛層１３４とを有して構成され、肉盛層１３４は、金属粒およびこの金属粒と異なる材質の金属粒を含む結合材から形成されている。また、中間層１３５は、結合材と同一材質で構成されている。
【００２４】
結合材は、コバルト（Ｃｏ）またはニッケル（Ｎｉ）基の合金を使用することができるが、特にこれらに限定するものではない。Ｎｉ基の合金として、ハステロイＣ（ハステロイ（ＨＡＳＴＥＬＬＯＹ(R)）はおもにニッケル基の耐熱・耐食合金の登録商標）が挙げられる。その他の構成は、第１の実施の形態と同様である。
【００２５】
（本発明の第２の実施の形態の効果）
本発明の第２の実施の形態によれば、第１の実施の形態の効果に加え、次のような効果を有する。すなわち、工具基材１３３と肉盛層１３４との熱収縮率に違いがある場合に、工具基材１３３と肉盛層１３４との間に中間層１３５が存在するので、工具基材１３３と肉盛層１３４の熱収縮の差が緩和されることで、熱亀裂を大幅に抑制することができる。
【００２６】
例えば、工具基材１３３として耐熱鋳鋼、肉盛層１３４を構成する結合材がニッケル基の合金（ハステロイＣ）の場合は、熱収縮の差が大きいので、同一の結合材を中間層１３５として溶接し、この表層に肉盛層１３４を溶接することで熱亀裂を大幅に抑制することができる。尚、中間層１３５は、結合材と同一材料のものが好ましいが、これに限定されず、工具基材１３３と肉盛層１３４との間の熱収縮の差を緩和できるものであれば使用できる。
【００２７】
（実施例）
本発明の第１の実施の形態に示した構成の高温加工用工具として、金属粒を、金属タングステン、および金属モリブデンとして構成とした。金属タングステンは比重が大きいので、ＰＴＡ溶接中に重力の影響により、その分布が偏ってしまうが、新たに金属モリブデン粒を加えれば、ＰＴＡ肉盛層内で金属タングステン粒と金属モリブデン粒が均一に分布することを見出した。そこで、強化粒子として金属タングステン粒と金属モリブデン粒、結合材としてハステロイＣを用いたＰＴＡ肉盛層を有する穿孔プラグ１３２を試作し、被圧延材１０２を１３％クロム鋼として熱間穿孔圧延実験を行った。
【００２８】
図５は、金属タングステン粒と金属モリブデン粒とハステロイＣからなるＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグの、穿孔圧延実験機にて１３％クロム鋼を用いて実験した場合の、（ａ）実験前、（ｂ）９回圧延後の外観写真である。９回の穿孔圧延後においても穿孔プラグ１３２の表面に焼付きや損傷はなく、熱亀裂も認められなかった。
【００２９】
（比較例１）
図６は、強化粒子としてＮｂＣ粒を、結合材として高速度工具鋼を用いたＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグ１３２の、（ａ）実験前、（ｂ）１回圧延後の外観写真である。ＮｂＣが高硬度であるため、ＰＴＡ溶接後に旋盤加工を適用できず、グラインダ加工のみによって整形したため肉盛溶接後の形状がうまく整わなかった。実験の結果、わずか１回の穿孔圧延でＰＴＡ肉盛層が破壊された。破壊面付近のＰＴＡ肉盛層を詳細に調べると、まだ破壊に至っていないＰＴＡ肉盛層において、既に破壊したＮｂＣ粒が幾つか観察された。よって、高硬度で破壊靭性値が劣る窒化物や炭化物系の強化粒子を含むサーメット層は、穿孔プラグには不適である。
【００３０】
（比較例２）
図７は、金属タングステン粒とハステロイＣからなるＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグの、穿孔圧延実験機にて１３％クロム鋼を用いて実験した場合の、（ａ）実験前、（ｂ）１回圧延後の外観写真である。
【００３１】
すなわち、この比較例では、金属粒として金属タングステン粒のみが使用されている。ハステロイＣを穿孔プラグ１３２の工具基材１３３とし、ＰＴＡ肉盛層には強化粒子として金属タングステン粒、結合材としてハステロイＣを用いたＰＴＡ肉盛層を有する穿孔プラグを試作し、熱間穿孔圧延実験を行った。
【００３２】
結果は、図７に示されるように、わずか１回の穿孔圧延で穿孔プラグ頭部が激しく焼付き、ＰＴＡ肉盛層が損傷した。損傷部を詳細に調べると、破壊形態が延性破壊であったことから、熱亀裂による損傷ではないことが判った。更に、この破壊の起点が、金属タングステン粒の分布が局部的に低くなっている箇所であることも判明した。
【００３３】
（全金属粒を合算した存在密度（体積％）の検討）
次に、経済的な面を考慮し、強化粒子の量、すなわち肉盛材料において金属タングステン粒と金属モリブデン粒の合計が占める割合を、体積％で４０、６０、８０％の３条件とした穿孔プラグを試作し、次式により得られる無次元穿孔プラグ長さＬｉを用いて穿孔プラグの性能評価を行った。
Ｌｉ  ＝  ｌｉ  ／  ｌｏ
【００３４】
ここで、Ｌｉはｉ回目の穿孔後の無次元穿孔プラグ長さ、ｌｉはｉ回目の穿孔後のプラグ長さの測定値、ｌｏは実験前のプラグ長さの測定値である。
【００３５】
図８は、金属タングステン粒と金属モリブデン粒とハステロイＣからなるＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグを、穿孔圧延実験機にて１３％クロム鋼を用いて実験した場合において、金属粒が肉盛素材に占める体積％と無次元穿孔プラグ長さの関係を示す図である。
【００３６】
この結果から、強化粒子の体積％が５５％、好ましくは６０％以上であれば、従来型穿孔プラグに比べ、約５倍の耐摩耗性を示した。一方、当該体積％が４０％の場合は、従来型穿孔プラグより耐摩耗性に劣る結果となった。よってＰＴＡ肉盛層を有する穿孔プラグでは、強化粒子の体積％をおよそ５５％以上、好ましくは６０％以上とすれば、耐摩耗性向上の効果が得られることが判明した。
【００３７】
（実生産ラインにおける熱間穿孔圧延実験の結果）
最後に、実生産ラインにおいて熱間穿孔圧延実験を行った。実験条件は、穿孔プラグの寸法を直径１３４ｍｍで長さが３００ｍｍ、ＰＴＡ肉盛層の厚さは３ｍｍとした。最終的に６回の実生産ラインにおける熱間穿孔圧延実験を通して、前述してきた全ての問題を解決できることを確認した。すなわち、熱間継目無管製造ラインのマンネスマン穿孔機にて、本発明による穿孔プラグ１３２を用い、１２００℃の１３％クロム鋼を延伸比２．２４、穿孔圧延時間１１秒の圧延設定にて圧延した。その結果、本発明による穿孔プラグは従来型穿孔プラグの１０倍以上の耐用度、具体的には従来型プラグで４回の耐用度であったところを４０回の穿孔圧延に耐え、更に継続して使用可能な表面状態であることを確認した。
【図面の簡単な説明】
【００３８】
【図１】図１は、マンネスマン型穿孔機の全体工程図である。
【図２】図２は、バレル形状ロールを用いた穿孔工程を示す模式図である。
【図３】図３は、高温加工用工具の構成を示す断面図である。
【図４】図４は、高温加工用工具の構成を示す断面図である。
【図５】図５は、金属タングステン粒と金属モリブデン粒とハステロイＣからなるＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグの、穿孔圧延実験機にて１３％クロム鋼を用いて実験した場合の、（ａ）実験前、（ｂ）９回圧延後の外観写真である。
【図６】図６は、ＮｂＣと高速度工具鋼からなるＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグの、穿孔圧延実験機にて１３％クロム鋼を用いて実験した場合の、（ａ）実験前、（ｂ）１回圧延後の外観写真である。
【図７】図７は、金属タングステン粒とハステロイＣからなるＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグの、穿孔圧延実験機にて１３％クロム鋼を用いて実験した場合の、（ａ）実験前、（ｂ）１回圧延後の外観写真である。
【図８】図８は、金属タングステン粒と金属モリブデン粒とハステロイＣからなるＰＴＡ肉盛層を施した穿孔プラグを、穿孔圧延実験機にて１３％クロム鋼を用いて実験した場合において、金属粒が肉盛素材に占める体積％と無次元穿孔プラグ長さの関係を示す図である。
【符号の説明】
【００３９】
１０１  加熱炉
１０２  被圧延材
１０３  ピアサー
１０４  マンドレルミル
１０５  ストレッチレデューサ
１０６  矯正機
１３１  バレル形状ロール
１３２  穿孔プラグ
１３３  工具基材
１３４  肉盛層
１３５  中間層
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図８】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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