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技術資料
Technical Data

S45C小型鋳造鋼塊を用いた熱間鍛造時のザク圧着挙動
辻知輝＊1，杉野敦＊1，岡島琢磨＊2

Evaluation of Internal Void Closure Behavior in Hot Forging Using an
S45C Small Ingot
Tomoki TSUJI, Atsushi SUGINO and Takuma OKAJIMA
Synopsis
Steel ingots have internal voids caused by solidification shrinkage during ingot casting. It is very important to determine
the manufacturing conditions under which the voids are completely closed by hot forging or hot rolling process. However, theconventional void closure evaluation method has a problem of inhibition of void closure by the oxide film. So, the purpose of thisstudy was to manufacture a small ingot with internal voids and to evaluate the void closure conditions in hot forging. As a result,the voids closed as the hot forging reduction rate increased. In addition, from the results of the micro-tensile test, it was found thatthe tensile strength is increased by reheating and hot holding after closing the void. This suggests that reheating and hot holding
time after hot forging is effective for complete closure of the voids.

1．緒言部を起点として破断することがあり 2），真の圧着である
完全に拡散接合できる実機を模擬したザク圧着試験とし特殊鋼の製造プロセスは，主に連続鋳造やインゴットては課題が残っていた．一方で，非常に大型な実機インから分塊鍛造や分塊圧延を通じて鍛延，棒鋼，線材製品ゴットを用いた実証試験により，ザク閉塞予測の検討がとなる．インゴットには，造塊時の凝固収縮で生成した行われた研究事例 3） があり，その製品のザク圧着条件内部空孔（以下，ザクという）が存在する．ザクは後工の明確化には非常に有効であった．しかしながら，多品程の熱間鍛造や熱間圧延にて完全に圧着される必要が種な特殊鋼製品へ活用するための，多数の大型試験の実あり，その製造条件を見極めることは非常に重要であ施には限界があり，より簡便な検証方法が望まれた．

る．ザクの圧着評価手法として，従来の研究では，人工そこで本研究では，鋳型を工夫し意図的にザク生成位欠陥を施した試験片の鍛造試験と併せてそれを再現した置を制御した小型インゴットを作製し，熱間加工時のザFE（Finite Element）解析を行う，ザク圧着条件の定量ク圧着条件を評価することを目的とした．本報告では炭1）的な検証の事例が挙げられる ．しかし，人工欠陥を施

素鋼 S45C 材を用いて小型インゴットのザク生成状態のした金属試験片でのザク圧着評価では，実機インゴット確認，その後の分塊鍛造をイメージした熱間鍛伸と FEのザク表面と異なり，ごく薄い酸化被膜の存在が避けら解析により，その鍛伸条件がザク閉塞および圧着におよれず，見かけ上ザクが閉塞しても，引張試験時に元ザクぼす影響を調査した．

2021年 4月 5日 受付＊ 1 大同特殊鋼㈱技術開発研究所（Corporate Research & Development Center, Daido Steel Co., Ltd.）＊ 2 大同特殊鋼㈱技術開発研究所，工博（Dr. Eng., Corporate Research & Development Center, Daido Steel Co., Ltd.）

電気製鋼 第 92 巻第 1 号 2021 年46

インゴット時の CT（Computed Tomography）画像と切断

2．実験方法2.

1した縦断面写真を示す．インゴット内部には Top から 2 段目，3 段目にあたる位置に最大径 φ15.4 mm，長さ 107 mm

インゴットの作製の紡錘形のザクが生成していることが確認された．CT

インゴットは，鋳型寸法の変更と下注ぎ鋳造法へ改良

画像と縦断面写真を比較し，CT 画像でザク形状を把握した佐藤鋳型 4）を使用し鋳造にて直径 100 mm × 350 mmできることが確認されたため，熱間鍛伸後のザク残留位（押湯を除く）を作製した．Table 1 に作製したインゴッ置を非破壊で特定することが可能である．Fig. 4 に熱間ト外観写真をそれぞれ示す．鋳型は，リング状の耐火物断面のザク寸法測定結果を示す．ザク寸法は，インゴッ（ムライト）を積み重ね，上から 2 段目のみ冷却速度の速トに対し円周方向へ 45 °刻みに 4 方向（①，②，③，トの化学組成，Fig. 1 に鋳型の概略図，Fig. 2 にインゴッ

鍛伸加工に使用した 4 つのインゴットのザク最大径部横い鉄リング（チル部）を使用することで，チル部下への④）から撮影した CT 画像を元に，CT 画像上のザク寸溶湯の供給を抑し意図的にインゴット内部にザクを生成法を計測した．ザク寸法は全体的に見ると多少ばらつきさせた．インゴットは，押湯側が鋳型頂部（以下，Top とがあるが，撮影方向①に関しては寸法ばらつきが小さいいう），押湯反対側が底部（以下，Bot という）である．

（≦± 0.6 mm）インゴットであることが確認された．こTable 1. Main chemical composition of S45C ingot (wt%).
CSi

Mn

0.45

0.250.75

PSOT-N0.019 0.0060 0.0023 0.0095の結果から，ザク寸法差が小さい方向①のザクに対し圧下を行い熱間鍛伸条件の比較を実施することにした．

Computed tomography image

15.0

TundishSprue

φ100347

Steel pipe

15.4

Cross section photography

SleeveMullite ring
450

107

SS400 (Chill ring)
Mullite ring
Mullite ring
Mullite base plate

Fig. 1. Schematic drawing of modified Sato mold andFig. 3. Internal void shape of S45C ingot.
30 % reduction

45 % reduction

60 % reduction

60 % reduction and reheat

Bot
φ100Top350
Fig. 2. Exterior photo of S45C ingot.

2

ザク形状調査放射線透過試験装置による透過撮影およびインゴットの縦断面切断にて初期のザク形状を調査した．Fig. 3 にVoid radius (mm)bottom pouring casting.

2.

102

1086420-2-10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10-4-6-8-10
Void radius (mm)Fig. 4. Comparison of internal void shapes before hotcogging test.

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2.

3

熱間鍛伸加工2.

Table 2 に熱間鍛伸条件，Fig. 5 に熱間鍛伸の概略図

47

空隙閉鎖パラメータQ 値の算出

5

熱間鍛伸時のザク閉塞挙動を再現するため FE 解析ソをそれぞれ示す．初期加熱温度はすべて 1200 ℃均熱とフトウェア FORGE を用いた再現計算を実施した．解析した．熱間鍛伸はインゴット厚み方向に対して常に一方に使用したインゴットとザク形状は，透過撮影により得向への圧下とし，インゴット Bot から Top にかけて一定られた形状から作成し熱間鍛伸時のザク形状変化を追跡の圧下量で数回圧下した．この熱間鍛伸条件は，ザク閉した．一方，空隙閉鎖パラメータ Q 値 5）の算出には，式塞への影響度を明確にするため，事前に FE 解析を用い（1）からザクを有さない中実モデルを用いて計算した．

ザク径が最も大きいザク中央部が未閉塞，閉塞，完全に（1）て φ16.8 mm × 80.9 mm 紡錘形のザクを有するモデルで閉塞させる圧下率の条件を算出して決定した．さらに高温保持によるザク閉塞部の拡散接合の因子を評価するた
め熱間鍛伸後に 1200 ℃で 4 時間保持する再加熱条件を加えた．

ここで，σ m は静水圧応力，σ eq は相当応力，ε eq は相当ひずみ，ε f は鍛造後の相当ひずみである．

2.

Table 2. Experimental condition of hot cogging test.
No.

Reduction

Reheat

130 %

None

245 %

None

360 %

None

460 %

鍛伸時の圧下方向に閉塞させたザクの圧着検証として，Fig. 6 のように元ザク部から Fig. 7 に示す微小引較材としてザク無し部から切り出した試験片についても引張試験を行った．引張試験は室温下でひずみ速度
1.1 × 10-2 /s にて実施した．
Feed
direction

Reduction

Reduction
direction

Bot PassTensile test piece

Ingot
Ingot

Feed

Fig. 6. Position of micro-tensile specimens of S45C ingot
after cogging test.
1±0.04

Fig. 5. Schematic drawing of hot cogging test.

元ザク部の観察3.4

φ4

Closed void

No voidAnvil

2.

BotTopAnvil

Ingot

Top

微小引張試験

張試験片を切り出し引張試験 6） を行った．また，比1200 ℃×4 hAnvil6

観察用サンプルの切り出しは，ザクが存在したイン
1±0.04

ゴット Top から 2 段目，3 段目の位置で，閉塞したザク5（以下，元ザク部という）が最大に広がっていると FE

7.4

解析と CT 画像から事前に予想された位置とした．試験11

条件 1 のようにザクが明確に残存したサンプルは，ザク15.4が見かけ上閉塞している位置から切り出した．切り出し

Fig. 7. Geometry of micro-tensile specimen.

たサンプルは樹脂埋めし，埋め込んだ観察面を鏡面に仕上げ，硝酸 5 % ナイタール水溶液にて腐食後，光学顕微

3．実験結果および考察鏡にてミクロ観察した．また，ザク圧着状態の確認のため元ザク部の EBSD（Electron BackScattered Diffraction）
測定，EPMA（Electron Probe Micro Analyzer）分析を実施した．

3.

1

ザクの変形挙動

Fig. 8 に熱間鍛伸後のインゴット縦断面マクロ写真を

電気製鋼 第 92 巻第 1 号 2021 年

48示す．圧下率 30 % ではインゴット時にザク径が最大となった周辺で厚さ 2 mm ×長さ 26 mm のザクが残存したザクは 1 方向圧下での閉塞にて比較的短時間で見かけ上圧着するものと考えられる．ていることが確認された．圧下率 45 % 以上では見かけBotside

上，ザクの閉塞が確認された．圧下率 30 % 材鍛造後のザクのサイズは，鍛造前の最大 φ16 × 100 mm と比べてかなり縮小しており，熱間鍛伸による圧下にてインゴッ
ト Top 側および Bot 側から順に閉塞が進行したものと考えられる．
Top

30 %
reduction

Bot
Void
20 mm

Feed
direction

Reduction
direction

45 %reduction
20 mm

60 %
reduction
60 %reductionand reheat

20 mm

after cogging test.

2TopsideTest
Before etchingconditionsAfter etching

30 %reduction
100 μm

100 μm

100 μm

100 μm

100 μm

100 μm

100 μm

100 μmVoid45 %reduction

20 mm

Fig. 8. Longitudinal section photographs of S45C ingot

3.

Widthdirection
Reduction
Formervoiddirection

ザクの圧着状態

Fig. 9 に各熱間鍛伸条件で鍛造した後の元ザク部の横60 %reduction
60 %reduction
andreheatFig. 9. Photography near void of S45C ingot after
cogging test.

断面ミクロ写真を示す．圧下率 30 % では，元ザク部に厚さ約 0.07 mm のザクが残存していることが確認された．また，Fig. 8 ではザクが閉塞しているように観察された圧下率 45 % 材でも，ザクが完全に閉塞しておらず，厚さ約 0.03 mm のザクが残存していることが確認されClosed void Unclosed void
Width
direction

IQ map

た．幅方向に元ザク部を観察すると，元ザクの境界が観察できる箇所と境界が消失している箇所が観察された．
60 % 圧下条件では，完全にザクが閉塞し，元ザク境界も消失していることが確認された．再加熱による圧着状

Reduction
direction
111

IPF map

況の差は特に観察されなかった．
Fig. 10 と Fig. 11 に圧下率 30 % 材横断面の元ザク部の EBSD 測定結果および EPMA 分析結果を示す．ザク

001

101
Fig. 10. EBSD analysis near void.

が未閉塞の圧下率 30 % 材においても，元ザク境界が観察されず，元ザク境界を跨ぐようにして結晶粒が存在していることが観察された．また，EPMA 分析結果からは元ザク部境界を境に目立った成分の不均質さは観察されなかった．以上の結果から，ザク閉塞部では，拡散接合が進行していると考えられ，鋳造インゴットに生成し20 μm

3.

3

空隙閉塞パラメータQ 値の算出結果

Fig. 12 に FE 解析により算出された Q 値の横断面のコンター図と軸心部の Q 値を示す．Q 値はザク径が最も技術資料＞ S45C 小型鋳造鋼塊を用いた熱間鍛造時のザク圧着挙動大きいザク中央部の位置の値を示す．軸心部の Q 値は，熱間鍛伸の圧下率上昇に伴い増加しており従来どおりの結果が得られた．今回調査したインゴット外径とザク径の評価では，圧下率 60 % にて完全にザク閉塞が観察されたため，ザク閉塞に要する Q 値の閾値は 0.30< ザク閉塞の閾値≦ 0.55 に存在すると考えられる．

3.

449

微小引張試験結果と試験片破面

Fig. 13 に各熱間鍛伸条件で鍛伸後の元ザク部とザク無し部の微小引張試験結果を示す．熱間鍛伸ままの元ザク部引張結果は，ザク無し部と比べ引張強度および伸びが低い結果となった．一方で，圧下率 60 % で熱間鍛伸後，再加熱保持したものはザク無し部と同等の引張特性Cが得られた．これは，再加熱保持した結果元ザク境界で拡散接合が進行し圧着したものと考えられる．
Fig. 14 に圧下率 45 % 材の引張後破面写真，Fig. 15に圧下率 60 % 再加熱材の元ザク部とザク無し部の引張後破面写真をそれぞれ示す．熱間鍛伸後，再加熱しな

VoidWidth
direction

Mn

かったものの破面は，圧下率 45 % 材に見られるように，延性破面のみならず，脆性破面と未閉塞面が混在した破面形態が観察された．引張試験結果における熱間鍛伸まま材の引張特性低下は，未閉塞面，脆性破面の存在によるものと考えられる．圧下率 60 % 再加熱材ではザク無し部と同等の全面延性破面であり，加熱保持による拡散接合の進行が示唆された．再加熱無しでは，見かけ上は圧着していても，拡散接合完了しておらず途中で破断したと考えられる．

Reduction
direction
Fig. 11. EPMA image of distributions of C and Mn nearvoid.

Fig. 16 に引張試験片破面観察から得られた各破面形態の面積率を示す．各種破面の面積率は，画像解析ソフト WinROOF2013 を使用し計測した．熱間鍛伸時の圧下率上昇に伴い，未閉塞面は減少し延性破面と脆性破面は増加する傾向となった．この結果から，加圧だけでは接合がまだ不十分な未閉塞面や脆性破面は加熱保持によりQ value

拡散接合が進行した可能性がある．以上の結果より，鋳造インゴット中のザクの完全な圧着には，ザク閉塞後に高温保持することが有効と思われる .
800
700

0.80
Closed0.55

Q value

0.60
Unclosed～
Closed
0.30

0.40
0.20

Unclosed0.160.00

30600
500
400
300
60 % reduction and reheat_No void
30 % reduction
45 % reduction
60 % reduction
60 % reduction and reheat

20010045Reduction (%)

60Fig. 12. Relationship between reduction ratio and Qvalue.

Nominal stress (MPa)30 % reduction 60 % reduction (+reheat)

00

0.1

0.2

0.3

0.4

Nominal strain

Fig. 13. Tensile properties of micro-tensile specimen.

50

電気製鋼 第 92 巻第 1 号 2021 年

45 % reduction

Unclosed surface

Brittle fracture surface

Ductile fracture surface

100%Area ratio

80%
60%
40%
20%0%30 %45 %60 %Test condition

60 % and 30 %_Noreheatvoid

Fig. 16. Comparison of area ratio of tensile fracture surface.

4.

結言

S45C 小型鋳造鋼塊を用いた熱間鍛伸条件がザク閉塞および圧着におよぼす影響調査として以下の結果を得た．
・熱間鍛伸後インゴットの元ザク部でのミクロ観察により，圧下率 45 %以下の鍛伸条件でザクは完全に閉塞

Fig. 14. SEM image of tensile fracture surface of 45 %reduction condition.
(a) 60 % reduction and reheat

しきらず，圧下率 60 %以上ではザクが完全に閉塞することが確認された．その空隙閉鎖パラメータQ 値は0.55であった．

・微小引張試験結果から，鋳造で生成したザクは閉塞後の加熱保持によりザク無し部と同等の引張特性となった．
・微小引張試験片の破面観察結果から，熱間鍛伸の圧下率上昇に伴い，未閉塞面は減少，脆性破面と延性破面は増加し，ザク閉塞後の加熱保持により全面延性破面となった．
・加圧だけでは接合がまだ不十分な未閉塞面や脆性破面は加熱保持により拡散接合が進行した可能性があり，鋳造インゴット中のザクの完全な圧着には，ザク閉塞後に高温保持することが有効と思われる．
（文献）1）毛利健吾，有馬猛，福谷理明，松田健次：Journal of(b) 60 % reduction and reheat_No void

the JSTP，59（2018），149．

2）大橋修，雀部謙：溶接学会論文集，6（1988），98．

3）毛利健吾，有馬猛，福谷理明，松田健次：Journal of
the JSTP，61（2020），40．

4）鷲見芳紀，成田駿介，山下正和：日本鉄鋼協会第180回秋季講演会，（2020），499．
5）荒木重臣，津田充，松下富春，佐藤隆夫，落敏行：
塑性加工春季講演会，（1986），383．
6）沓掛あすか，吉田佳典，児嶋彬，岡島琢磨：塑性と加工，61（2020），15．

Fig. 15. SEM images of fracture surface of 60 %reduction and reheat condition.
辻知輝

杉野敦

岡島琢磨