技術資料＞ 8%Cr ダイス鋼における溶解－鍛造プロセスのザク圧着一貫評価手法

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技術資料
Technical Data

8%Crダイス鋼における溶解－鍛造プロセスのザク圧着一貫評価手法
千羽克征＊，中川純一＊，鷲見芳紀＊

Integrated Prediction Method of Porosity Closure in Melting andForging Processes for 8%Cr Die Steel
Katsumasa CHIBA, Junichi NAKAGAWA and Yoshinori SUMI
Synopsis
The solidification of special steels often results in the generation of porosities due to shrinkage in the liquid phase. The aimof this study was to develop a method for predicting the closure of these porosities during the casting and forging processes.
Laboratory-scale experiments were conducted to evaluate the formation and closure behavior of porosities in steel ingots. Initially,small ingots containing fine porosities were produced using a modified Sato-mold. A hot forging test was conducted to investigate
the conditions necessary for porosity closure. Subsequently, casting and forging simulations were conducted to replicate theexperiment, in order to calculate the porosity generation index (Niyama criterion) and the porosity closure index (Q-value). The
study was focused on identifying conditions under which porosities are closed.

1．緒言価した例 1）や，実鋼塊を用いた熱間鍛造試験によって圧着挙動を評価した例 2）がある．一方，特殊鋼におけるザ特殊鋼の製造プロセスでは，しばしば鋳造中におけるク生成挙動は液相粘性や固液幅によって異なるため，多溶鋼の凝固収縮によって空隙状の欠陥（以下，ザクとい様な鋼種におけるザクの生成と圧着挙動を簡便に評価すう）が鋼塊内に生成される．ザクの残留は製品特性へ影る手法の確立が望まれる．以上の背景から，辻らはラボ響をおよぼすため，後の鍛造・圧延工程で完全に圧着さスケールの試験において，凝固欠陥を意図的にサンプルれる必要がある．圧着のために導入できる鍛錬量は，最内に導入する佐藤鋳型 3） の技術を応用し，小型の S45C

終製品形状や鋼塊寸法によって制限されるため，鋳込み凝固サンプルを用いた熱間鍛伸試験を行うことで，ザク条件や鋳型形状といった鋳造工程設計も加味し，ザク圧圧着条件を評価する技術を考案した 4）．上記試験は小型着に必要な鍛造条件を評価することが望ましい．

インゴット内のある高さにおいて急激に冷却し，凝固組従来のザク圧着評価手法として，サンプル内に人工欠織のブリッジングを誘起させ，液相供給から切り離され陥を導入し，圧縮試験をすることで欠陥の圧着挙動を評た領域を意図的に作り出すことで，粗大なザク欠陥を生2024年 4月 17日 受付＊大同特殊鋼㈱技術開発研究所（Corporate Research & Development Center, Daido Steel Co., Ltd.）

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成させている．しかし，小型インゴットであることから

Tundish

冷却速度が非常に速く，凝固組織やザク形状が実機と異なることが予想される．実機鋼塊ではしばしば低速凝固

Sprue

下で緩やかにブリッジングが生じることにより，微細なSteel pipe

ザクが形成されるが，その生成と圧着挙動を工程一貫で着目した調査はほとんどない．そこで本研究では，まず佐藤鋳型を改良し，断熱性耐火物の鋳型内で緩やかにブリッジングを誘起させ，実機を想定した微細なザクを有Sleeve (hot-top)

270

Porous refractory: A

Mullite chill ring: Bするインゴットを作製した．次に，分塊鍛造を想定した

Porous refractory: A
Porous refractory: A
Mullite base plate

熱間鍛伸試験に供することで，ザクの閉塞におよぼす鍛伸条件の影響を調査した．その後，試験条件を再現するように鋳造シミュレーションと鍛造シミュレーションを350組み合わせ，実験結果と照合することで，ザクの生成とFig. 1. Schematic of modified Sato-mold.

閉塞挙動を工程一貫して評価する手法を提案する．

2．実験方法1

インゴットの作製方法

□58

2.

Hot -top

200

Table 1 に鋳造試験に用いた 8%Cr ダイス鋼の組成を示す．8%Cr ダイス鋼は SKD11 をベースとし，耐摩耗性と靭性の向上を図った合金工具鋼である．当研究所でBottom

はマクロ偏析やザク生成挙動調査のためのモデル合金として着目してきた 5）．Fig. 1 に本試験の下注ぎ鋳造実験TopFig. 2. Exterior photo of an ingot.

方法の模式図を示す．真空溶解炉内で原料を約 30 kg 溶

2. 2 鍛造試験片の作製方法とザク分布調査解した後，タンディッシュに注湯することで改良佐藤鋳インゴット内のザク分布を調査するため，1 本はサン型内へと鋳造した．鋳型は断熱性の高い多孔質耐火物 A

プル中心軸を通るように垂直方向に縦断後，マクロ観察れている．A，B 両耐火物の熱伝導率はカタログ値でそみを導入するために全側面 2 mm のフライス加工を施しと，優先冷却部に相当するムライト耐火物 B で構成されぞれ 0.09 W/(m･k) および 4.2 W/(m･k) であり，断熱性耐火物部では緩やかに凝固が進行する一方で，ムライト耐火物部ではやや優先的に凝固される．これにより，低速凝固下で緩やかにデンドライトのブリッジングが生を実施した．残りの 4 本は後の鍛造試験で均一にひずた．その後，底面から 150 mm の高さで切断後，持ち手の SUS 支持棒を溶接することで，Fig. 3 に示す鍛造試験片へと加工した．また，鍛造前には水浸超音波探傷試
験を行うことで，非破壊で内部のザク分布を調査した．

じ，ブリッジング直下への液相供給が遮断され，ザクがSUS support rod (540 L)

Bottom形成されることを狙っている．液相線・固相線温度は商用の熱力学計算ソフト Thermo-calcTM により計算し，鋳Weld zone

込温度は液相線温度から 220 K 高い温度を狙い鋳造しインゴットは計 5 本，下注ぎ鋳造によって作製した．1本は縦断面のマクロ観察によりインゴット内に発生するザクの分布調査に用い，残り 4 本は圧下率を変化させた

Forging test piece(□54× 150 L)

Fig. 3. Exterior photo of a forging sample.

た．Fig. 2 にインゴットの外観を示す．インゴットは本体部（□ 58 mm × 200 mm）と押し湯部で構成される．

Top2.

3

熱間鍛伸試験

熱間鍛造は大同特殊鋼㈱保有の 500 t 油圧プレス機を用いて行った．Fig. 4 に試験の模式図を示す．試験片

熱間鍛伸試験で使用した．

を鍛造前にマッフル炉によって 1130 ℃まで加熱し，そTable 1. Chemical composition of 8%Cr-die steel (mass%).の後鍛造試験機へと搬入した．試験中の抜熱を防ぐた

C

Si

MnCrMoVFe

1.00.90.48.0

1.80.2Bal.

め，金型と試験片を加熱炉内で 1000 ℃に加熱し，アイソサーマル鍛造を実施した．Table 2 に鍛造条件を示す．

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熱間鍛造試験はインゴット Bottom から Top にかけて一意味している．

40，50，70 % の 4 水準とすることで，内部に導入するた め， 商 用 の FE（Finite Element） 解 析 ソ フ ト ウ ェ ア

方向，一軸圧縮によって行われ，狙いの圧下量を 30，ひずみ量を制御した．

次に，熱間鍛伸試験によるザク閉塞挙動を再現する
FORGE® を用いた計算を実施した．この時インゴットにTable 2. Hot forging conditions.

は内部にザクを有さない中実モデルを採用し，空隙閉鎖

TargetForgedActualSample
Feed rate
reduction thickness reduction
No.
[mm]rate [%][mm]rate [%]で，σm は静水圧応力，σeq は相当応力，εeq は相当ひずみ，パラメータ Q 値 7）を，式（2）を用いて算出した．ここεf は鍛造後の相当ひずみである．

1303633.3

152403240.7

17.5

（2）
ま た， こ の と き 式（1） で 求 め た イ ン ゴ ッ ト 内 の3502651.9204701866.725

Niyama 指数分布を，鍛造によるメタルフローに追従して再分布する取扱いとした．これにより，Q 値，再分布された Niyama 指数および実際のザク残留位置を照合し，Forging direction

鋳造から鍛造工程まで一貫でザク圧着挙動を評価した．

Anvil

10 mm Anvil

Ingot

3．結果および考察

HolderIngot
BottomIngot

FeedTopAnvil

Fig. 4. Schematic of hot forging test.

2.

4

Furnaceatmosphere3.

1

インゴット内のザク分布

Fig. 5 にインゴット内におけるザクの分布調査結果を示す．(a)，(b) はそれぞれインゴット縦断面におけるマクロ観察，浸透探傷結果である．冷し金直下の部分におザク圧着挙動調査

いて微細なザクが多数形成されていることが分かる．一鍛造後の各サンプルを，中心軸を通るように長手方向方，(c) は鍛造前の複数サンプルに対して水浸超音波探に縦断し，断面のマクロ観察と浸透探傷試験を行うこと傷試験を行った結果である．白色の部分は超音波の反射で，圧下率ごとのザク圧着挙動を評価した．また，縦断源であり，マクロ写真と浸透探傷結果よりザク部と判断面においてザク近傍箇所の観察用サンプルを切り出し，した．複数の浸透探傷結果において，同じような形状の樹脂埋め後，観察面を鏡面に仕上げ，ナイタール水溶液反射源が確認されていることから，鍛造前のザク形状はで腐食後 , 光学顕微鏡にてミクロ観察を実施した．

おおむね同程度に制御できていることを確認した．

2. 5 シミュレーションによるザクリスク評価

(a)

(b)

ザクの生成・圧着条件の評価は，凝固シミュレーショ(c)ンと鍛造シミュレーションを連成することで実施した．
まず，ザクの生成挙動評価のため，商用の鋳造シミュ
レーションソフトウェア THERCAST® を使用し，本鋳造試験の再現計算を行った．得られた凝固中の温度プロファイルから，凝固過程におけるザクの生成指数の 1 つである Niyama 指数6）

Porosities

Porositiesを，式（1）を用いて求めた．ここで，G[K/mm] は凝固中の温度勾配，R[K/s] は冷却速

20 mm度である．

Fig. 5. Porosity distribution in an ingot.
（1）

なお Niyama指数が小さいほど，凝固中デンドライト樹間の圧力低下が大きく，ザク欠陥が生成しやすいことを

3.

220 mm

20 mm

ザク圧着挙動の評価

Fig. 6 に鍛造後の，各圧下率における縦断面の観察結果を示す．圧下率 0 %（鋳造まま材）は比較として

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マクロ写真を，圧下率 30 ～ 70 % 材については浸透探傷結果を示している．試験片内に残留したザクはおよ3. 3 Niyama指数によるザク分布の評価

そ Top-Bottom 方向に二分して点在する傾向が見られた．

Fig. 8 に 鋳 造 シ ミ ュ レ ー シ ョ ン で 求 め た Niyama 指

これは鋳込まま時のザク形状がくびれを持ったような形数の等高線図と，マクロ写真を比較した結果を示す．

状をしており，くびれ部が優先的に圧着したためと考え

Niyama 指数が小さいほどザク生成リスクが大きいことられる．また，圧下率が大きくになるにつれ，浸透探傷で検出されるザク領域が小さくなる傾向が確認され，圧下率 70 % では Top，Bottom 部ともに目視では残留ザクが観察されなかった．
Fig. 7 に各鍛造条件におけるザク部近傍のミクロ観察結果を示す．ミクロ写真から，いずれの圧下率における断面においても，デンドライト組織の残存が確認されを示しており，本試験ではおよそ Niyama 指数が 2.50～ 1. 67 以下の領域でザクが形成されていることが確認された．このザク形成の Niyama 指数閾値は，過去の8%Cr ダイス鋼で調査された報告値 8）（1.6 ～ 2.9）とおおむね一致している．
Macrostructuralobservation

Simulated[た．画像処理によって，各観察視野内におけるザク部のNy・ /mm]
0.50

0.63

面積率が低くなる傾向が確認された．

0.71

Reduction
rate (%)

Longitudinal section photographs

Bottom

10 mm

1.00
1.25

10 mm

TopBottom

30Top0(As cast)

0.83

Forging sample section

Porosity

Feed direction

Porosity

Reduction
direction

1.67
2.50

10 mm

4020 mm

10 mm

50Porosity
No porosities were observed.

70

reduction rate.

5.00

Fig. 8. Contour diagram of Ny.

10 mm

Fig. 6. Longitudinal section photographs at each

Higher porosity generation risk

0.56

面積率を測定したところ，圧下率が増えるほどザク部の3.

4鍛造後のザク分布の評価

次に鍛造後インゴット内の実測したザク分布と，シミュレーションにより計算した Q 値，および鍛造により再分配された Niyama 指数の分布との比較を行った．圧下率 50 %Reduction rate = 30 %40 %の水準を例に，その比較プロセスを Fig. 9 に示す．(a) は縦断面の浸透探傷結果であり，Top 側と Bottom 側にザクの残留部が確認される．(b)，(c) はそれぞれ鍛造後の Q 値のコンター図と，再分配された Niyama 指数のコンター2 mm図である．(d) はインゴット中心軸における，Bottom か2 mm

Porosity ratio = 16.3 %10.3 %

50 %70 %らの位置に対応する Q 値，Niyama 指数の値をそれぞれプロットした 2 軸グラフである．なお，持ち手近くのBottom 部で Q 値が著しく大きい値を示している部分は，鍛造開始 1 打目の箇所である．2 打目以降の Q 値はおよそ距離によらず 0.3 ～ 0.4 程度であることが確認できる．
一方，Niyama 指数分布は鋳込みまま時の情報を引き継2 mm

いでいるため，Bottom と Top 部に極小値を有する分布2 mm

6.8 %0%Fig. 7. Microstructural photographs of porosities.となり，この Niyama 指数の極小値をもつ箇所が，シミュレーション上においてザク残留リスクが最も高い位

技術資料＞ 8%Cr ダイス鋼における溶解－鍛造プロセスのザク圧着一貫評価手法置であると考えられる．Fig. 10 は実測のザク残留位置と，シミュレーション上においてザク残留リスクの高い位置を圧下率ごとにプロットしたグラフである．Bottom部のザク位置に関してはシミュレーションによる予想位

3.

543

ザク圧着条件の整理

Fig. 11 に Niyama 指数と Q 値を考慮したザク閉塞条件を整理したグラフを示す．圧下率ごとに，サンプル置と実測位置とよく一致した一方，Top 部のザク位置に中心軸の各点について，Niyama 指数と Q 値の対応をプ関しては，圧下率によらず実測位置と予測位置で乖離がロットしている．なお，浸透探傷試験結果と照合し，ザあった．これは，本試験が Bottom から Top にかけて一方クが残留している点を×，ザクが見られない点を〇とし向に鍛造しているため，鍛造後期ではシミュレーションて整理している．この結果より，もともと鋳造まま時のと実測の乖離が蓄積され，ズレが大きくなっているもの状態でザク生成リスクが高い領域，つまり Niyama 指数と考えられる．よって今回，ザク閉塞条件の評価に用いる範囲は，シミュレーションと実態の整合性が確認できた，インゴット最 Bottom から 1/2Top までの範囲とした．

が必要であり，Niyama 指数が高い領域ではより低い Q値でザクが圧着される可能性が示唆された．得られたプロットから圧着のための条件の定量化を試みた．鋳造・(a) Penetrant test results of longitudinal section

Bottom porosity (actual)が低い領域ではザクの圧着のためには，より高い Q 値

Top porosity (actual)

鍛造工程通しておよそ式（3）を満たすことでザクの圧着が促進される可能性が示唆された．
（3）(b) Contour diagram of Q-value(c) Contour diagram of redistributed Ny

1.0

Niyama criterionHigh porosity risk
(predicted)

High porosity risk
(predicted)

050

Q-value

100150Distance from bottom [mm]

200

2.0
1.8
1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

Q-value [-]

5.0
4.5
4.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

Q-value [ - ]NyNy[ [(K・･s)/mm]/mm](d) Distribution of Ny and Q-value at ingot center*Underlined numbers are reduction rate.

0.8

70 %

0.6

No porosity
50 %

0.4

40 %

0.2

N y×Q =0.2

Fig. 9. Evaluation process of residual porosity.

Actual distance from bottom [mm]2000.0*Underlined numbers are reduction rate.

30 %Residual porosity
0.00.5

1.0

1.5

0%
2.0

2.5

Ny[Ny√(K[ ・s)/mm]
・ /mm]

Fig. 11. Residual porosity prediction considering both160

Niyama parameter and Q-value.

4.

120

細なザクを多数内包するインゴットを作製し，圧下率を変えた熱間鍛伸試験へ供することでザク閉塞条件を調Bottom
404080120査した．また，試験を再現するように鋳造・鍛造連成
160200Predicted distance from bottom [mm]Fig. 10. Relationship between actual and predicted porosity
location.

言

8%Cr ダイス鋼を改良佐藤鋳型へ注湯することで，微Top

80

結シミュレーションを行い，ザク生成指標（Niyama 指数）とザク閉塞パラメータ（Q 値）を算出し，実験結果と照合することでザクの圧着条件を評価した結果，以下の結電気製鋼 第 95 巻第 1 号 2024 年

44論を得た．
・鍛造試験後に確認されたザクの領域は，圧下率を上げるにつれ小さくなる傾向が見られた．特に圧下率 70 %の水準では，浸透探傷試験においてザクの残留が確認されなかった．
・Niyama指数が低い領域で生成したザクは，圧着のためにより高い Q 値が必要であり，Niyama指数が高い領域

では，より低い Q 値で圧着する可能性が示唆された．特に本試験系では Ny × Q 値≧ 0.2を満たすことで，ザクの残留リスクを抑制できる可能性が示唆された．
（文献）

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千羽克征

中川純一

鷲見芳紀