β型チタン合金の引張変形特性とプレス加工性をつなぐ塑性変形メカニズムの解明
鈴鹿工業高等専門学校 材料工学科
准教授 万谷 義和（平成 25 年度一般研究開発助成 AF-2013017）
キーワード：β型チタン合金，局所変形，加工誘起ω変態，引張試験，打抜き加工，絞り加工

１．研究の目的と背景
チタン合金の β 相は BCC 構造であり，HCP 構造の α 相

２．実験方法
2.1 供試材料と比較してすべり系が多いことから，塑性加工性が良いと実験に用いた汎用 β 型チタン合金は、Ti-22V-4Al 合金

される．しかし β 型チタン合金の分類中でも，β 相安定度(Ti224)，Ti-15V-3Cr-3Al-3Sn 合金(Ti153)である．比較のたによって引張り変形特性が大きく異なる 1-3）．β 安定型元め，CP チタン JIS1 種(CPTi)も評価に用いた．また，特に素の少ない場合には低い応力で降伏して加工硬化しながβ 相安定化度の違いに伴う引張変形特性の変化を調べる

ら良好な破断伸びを示す．β 安定化元素量が増えると弾性ために，Ti-(35，40，50)mass%Nb 合金も用いて比較検討域から引張り強さまでほぼ直線的に到達し，局所的な変形した．

により前者より大幅に少ない破断伸びを示すが，一般的に引張試験片の熱処理条件は，石英管に真空封入し，950℃良好な加工性を示すと評価されているのは，破断伸びの少（一部の試験片は 750℃）で 1 時間加熱保持後，石英管をない後者の β 型チタン合金の方である．前者の β 型チタン氷水中で破砕することによって溶体化焼入れを行った．プ合金では降伏後に加工誘起マルテンサイト変態 4)や変形レス加工用の試験片は加熱保持後，真空にした石英管中に5)双晶 の形成により良好な破断伸びを示すが，後者では光入れたまま氷水中に入れて冷却した．熱処理後は表面の酸学顕微鏡で明瞭に観察される集中すべり変形により局所化膜を研磨紙で取り除き，各種試験に用いた．

変形を生じ，低い破断伸びにとどまる．この現象には，マルテンサイト相ではなく，加工誘起ω変態 6，7)が関係して2.2 引張試験いると考えている．チタン合金のω相は時効析出により生引張試験片は厚さ 0.8mm，幅 3mm，平行部 12mm の形

じた場合，脆化の原因とされている 8)が，加工誘起的に形状に切り出し，上記熱処理を行った．標点間距離は 10mm

成された場合，変形を促進するように働くという塑性変形とし，引張試験はクロスヘッド速度 0.5mm/min で行った．

メカニズムが生じていると予測している 6)．鉄鋼材料におまた，負荷除荷サイクル引張試験による弾塑性変形挙動のける TRIP 鋼などのように，変形に伴う相変態が，塑性変解析およびクロスヘッド速度をパラメータとした引張試

形特性に多大な影響を与えている報告もあり，チタン合金験も行い，変形に伴う相変態挙動について検討を行った．

においても加工誘起変態が塑性加工，さらにはプレス加工にも大きく影響を及ぼしていると考えられる．

2.3 打抜き加工

引張り破断伸びは少なくても，部分的な圧縮加工を与え打抜き加工試験片は板厚 1mm とし，表面に薄く潤滑油るプレス加工では，この局所変形性が効果的に影響し，せを塗布して打抜き加工を行った．クリアランス（Cl）はダ

ん断加工による良好な切り口面の形成や負荷部分のみのイ内径を 6.30mm に固定し，パンチ直径を 6.25mm から集中変形に寄与すると考えられる．この β 型チタン合金の6.00mm に変化させ，2.5%から 15%の値に設定して打抜き引張変形性とプレス加工性をつなぐ塑性変形メカニズム加工を行った．加工速度は 0.5mm/min として荷重－ストを加工誘起変態の観点からアプローチすることにより，βローク線図を描いた後に，試験片はエポキシ樹脂に埋め込型チタン合金の新たな組織設計指針が構築され，さらに高み，切断後の断面を研磨して鏡面に仕上げた．これらの試いプレス加工性をもつ β 型チタン合金の開発が可能にな

験片に対して，切り口面に沿って平行に，押込み荷重ると期待できる．

0.1kgf と 0.02kgf の 2 通りの条件でビッカース硬さ試験行

そこで本研究では，汎用 β 型チタン合金の引張変形特性った．今回押込み荷重 0.02kgf で硬さ試験を行ったのは，と打抜き特性や絞り加工性を調べるとともに，Nb 量によ圧子痕の大きさを小さくし，より切り口近傍の硬さ分布をり β 相安定化度を調整した Ti-Nb 二元合金を用い，β 安定得るためである．測定間隔は，押込み荷重 0.1kgf の条件で化度の差に伴う引張変形特性を調べ，β 型チタン合金の加は 0.1mm 間隔，0.02kgf の条件においては 0.03mm（30μm）

工誘起変態について系統的に評価する．これらの結果から，間隔に設定し，硬さ分布図を得た．

引張変形特性と打抜き加工性をつなぐ局所変形について考察することを目的とする．

2.4 絞り加工

800

絞り加工試験片は初期板厚 0.5mm，直径 D=10mm とし，表面に薄く潤滑油を塗布して絞り加工を行った．加工速度
多段絞り加工は，先端が R1 のパンチとダイを用い，チタ400ン合金の深絞り加工の報告例 9)に倣って，絞り比は 1.6 か図１に，チタンおよび各 β 型チタン合金の応力－ひずみ線図を示す．上段は CPTi，Ti224 および Ti153 の線図を示

Stress, σ / MPa

ら 1.2 の間に設定した．

3.1 各種引張試験によるβ型チタン合金の変形挙動(b)Ti153

600は 0.5mm/min とし，4 段までの荷重－変位線図を描いた．

３．実験結果および考察(a) Ti224

しており，CPTi は降伏後に加工硬化を示して良好な破断

20000800

1230(c) Ti35Nb

123(d) Ti40Nb

600400伸びを示すのに対して，Ti224 および Ti153 は最大応力まで早く到達して公称応力がひずみの増加に伴い徐々に減200少する特徴を示す．一方，下段は Ti-Nb 合金の線図で，Nb 量が増えるほど，β 安定化度が高くなる傾向にある．

0加工誘起 α”マルテンサイトが形成される Ti35Nb では低い0降伏応力で加工硬化して良好な破断伸びを示すのに対し，12301Strain, ε (％)

23Ti40Nb では汎用 β 型チタン合金と同様な，最大応力まで早く到達する曲線形状になった．さらに β 相安定化度の高より最大応力値に到達する前の 500MPa を越えたあたり800になっていることが分かる．また，塑性変形後にサイクル

600

Ti224

Ti153Stress, σ / MPa400下する減少を繰り返すことが分かった．これは最大応力値達してから応力が集中的なすべり変形により低下していると考えることもできる．Ti35Nb(c)では，400MPa を超え

00204060600たあたりで降伏し，β 相から加工誘起 α”マルテンサイトの形成と除荷に伴う回復により，ひずみヒステリシスが生じ

Ti40Nbる．一方，Ti40Nb(d)は，弾性域の 400MPa から 600MPaの間でひずみヒステリシスを生じ，塑性変形後のサイクル

400

Ti35Nb

Ti50Nb200

図１を繰り返すと，最大応力値に到達した後に公称応力値が降に至るまでに加工誘起的に加工硬化を示し，最大応力値にCPTi2000β型チタン合金の負荷除荷サイクル引張試験
結果

い Ti50Nb では，降伏応力が低くなった．

800

図２でもわずかなひずみヒステリシスを繰り返した．この変化は，加工誘起マルテンサイトあるいは ω 相の形成と回復に伴う変化と考えられる．Ti40Nb の応力－ひずみ線図は02040Strain, ε (％)

60

チタンおよびβ型チタン合金の応力－ひずみ線図

汎用 β 型チタン合金に近かったため，汎用 β 型チタン合金の弾性域以降の硬化にも加工誘起 ω 変態などが関係していることを示唆していると考えられる．
引張変形速度の影響を調べた結果が図 3 である．変形中に加工誘起変態が生じる場合，変形速度が速い方が顕著に

上記のような β 型チタン合金の変形特性は，均一伸び部分の生じにくい局所変形に起因している．これらと加工誘起変態の関係を検討するため，負荷除荷サイクル引張試験を行った．図２に，ひずみ 3％までの結果を示す．これらの試験片は，750℃から溶体化焼入れをしたものを用いた．
Ti224(a)および Ti153(b)の初期の弾性限は，これらの線図現れやすいと考えられる．加工誘起 α”マルテンサイト変態が生じる Ti35Nb(a)では，クロスヘッド速度を 5mm/minに速くすると変態を生じやすくなって降伏後の応力値が低くなり，0.05mm/min に遅くすると，β 相の塑性変形の割合が増加して降伏点と降伏後の応力値が増加した．一方，
Ti40Nb(b)および Ti224(c)では，5mm/min に速くすると最大応力値が増加するとともにその後の応力値の低下が顕Stress, σ / MPa

800
600は増加し，その後減少傾向に入るが，300MPa あたりから一定値に入って塑性変形が始まった．塑性変形後の再負荷時（ ，◇）でも，400MPa を超えると一定値に入った後に塑性変形が始まった．Ti40Nb では，初期負荷時（ ）では減少傾向から塑性変形が開始したが，塑性変形後の再負400荷時（ ，◇）では 400MPa を超えると減少傾向が低下しω 相が β 母相中に存在すると，た後に塑性変形が始まった．

200(a)(b)Ti35Nb Ti40Nb00
図３Ti224 では，初期負荷時( )に 100MPa あたりまで弾性勾配

Tensile testing speed(mm/min)
50.50.05

4 02(c)Ti224

4 02Strain, ε (％)

24

構造的にヤング率および強度が増加する．そのため，これらの弾性勾配の減少傾向から一定値あるいは減少傾向の低下が生じる部分において，加工誘起 ω 変態が生じて，ヤング率および強度上昇が生じていると考えられる．
3.2 打抜き加工と変形特性

β型チタン合金の弾塑性変形挙動に及ぼす変形速度の影響

前項のような引張特性を持つチタンおよびβ型チタン合金の打抜き特性を調べた．11，12）図５に CPTi，Ti224，Ti153 のクリアランス 15%，2.5%の打抜き加工における荷著になり，0.05mm/min に遅くすると，最大応力後の応力重－ストローク線図を示す．CPTi では，だれの形成から値の低下割合が減少し，Ti40Nb では加工硬化も生じて βせん断面の形成にかけて加工硬化してせん断を完了した．

相本来の塑性変形挙動に近づいたと考えられる．これらのせん断荷重は 2.5%の方が大きく，せん断完了までのパン結果から考えると，図 2 で現れたひずみヒステリシスも，チストローク比は 15%の方が大きかった．
どちらのパンチ

加工誘起 α”マルテンサイト変態よりも，加工誘起 ω 変態

ストローク比でも，せん断荷重に到達後，早い段階でせんが関係していると考えられる．

断が完了した．
一方，
Ti224 と Ti153 ではせん断荷重が 2.5%弾性域での変化をより詳しく検討するため，除荷負荷サの方が大きい傾向は同様であるが，15%ではせん断荷重にイクル試験から弾性域から塑性域に入る付近までの傾き到達して早い段階でせん断か完了するのに対し，2.5%ではの変化を調べた 10）．図４に，Ti224(a)および Ti40Nb(b)のせん断荷重に到達するのが早く，その後も徐々に荷重が低結果を示す．左図の応力－ひずみ線図において各記号で表下してせん断が完了した．結果として，せん断に要するパした部分の弾性勾配変化を，同一記号で右図に示している．

ンチストローク比は，2.5%の方が大きく，CPTi とは異なる結果となった．この結果により，β 型チタン合金におい800てせん断力で加工硬化することが明らかである．また，低(a) Ti224
600

1815200

Blanking load, F/ kNStress, σ / MPa400

Ti153 2.5%
Ti153 15%

1200800

1234 60708090(b) Ti40Nb

600400963CPTi 2.5%
CPTi 15%20000.000123Strain, ε (％)
図４

Ti224 2.5%
Ti224 15%

4 4050607080

Elasticincline,E/GPa

β型チタン合金の負荷除荷サイクル引張試験
結果から算出した弾性勾配の変化

図５0.20.40.60.8

Punch stroke ratio /(s/t0)

β型チタン合金の打抜き加工時の荷重－ストローク線図

クリアランスによるクラックのすれ違いも一部は含まれる ω 相の加工誘起構造変化と集中すべりの発生メカニズていると考えられるが，クリアランスが低いほどパンチスムについては，これまでに変形前後の TEM 組織観察の結トローク比が高くなる傾向があり，低クリアランスの方が果から示唆している 6)．この背景を踏まえて，本実験結果

局所的に集中した変形が生じるためにパンチストロークの局所領域の硬さ変化は，加工誘起 ω 変態による硬化と比が大きくなっていることが分かった．このようなせん断すべり変形による ω> β 逆変態による軟化の可能性を示唆

加工による荷重－ストローク線図に，局所変形が顕著な βしていると考えられる．

型チタン合金のプレス加工性の特徴が現れていると考えられる．
図６に CPTi，Ti224 の押込み荷重 0.1kgf におけるビッカ(a) Ti224 Cl:15%(b) Ti224 Cl:2.5%

ース硬さ分布図を示す．せん断加工前の硬さは，CPTi が1.0mm

140HV0.1，Ti224 が 250HV0.1 である．CPTi では，クリア
ランス 15%(a)のせん断切り口面全体に硬化領域が生じ，最大 218HV0.1 を示した．2.5%(b)でも領域は狭まっている
ものの，最大 212HV0.1 を示した．一方，Ti224 ではクリ0.1mm

アランス 15%(c)ではせん断切り口面のごく狭い領域で最大 300HV0.1 を示したが，2.5%(d)ではせん断面の一部領域でのみ，硬化した程度だった．特に，β 型チタン合金では図６の測定範囲では硬化が分かりにくかったため，さらに

図７

小さい荷重でよりせん断切り口面に近い部分の硬さ分布

β型チタン合金の切り口面の微小荷重によるビッカース硬さ測定結果を測定した．図７に，Ti224 の押込み荷重 0.02kgf におけるビッカース硬さ分布を示す．この図は切り口からおよそ0.1mm 程度の範囲の硬さ分布となっている．クリアランス
15%では，せん断切り口面全体にわたって 330HV0.02 を超える領域が形成されており，硬化していることが明らかである．一方，2.5%(b)でも，特にせん断面と破断面の境界部分で高い硬さを示していることが分かる．その中で一部，白く示された軟化部分も観察された．Ti-20Mo 合金におけ3.3 絞り加工と変形特性
図８に CPTi，Ti224，Ti153 の 1 段目の絞り加工による荷重－変位線図を示す．Ti224 と Ti153 は，ほぼ一致した形状となっている．CPTi と β 型チタン合金の絞り加工の最大荷重比は，引張試験で調べた引張強さの比から考えると，相関性がある．曲線の形状を比較すると，CPTi では変位 2mm 付近の矢印で示した勾配が緩やかなのに対し，β型チタン合金の矢印部分の勾配は，急激な増加と減少を示(a) CPTi Cl:15%(b) CPTi Cl:2.5%していることが分かった．この現象についても，局所変形を生じる β 型チタン合金の特徴であると考えられる．1 段(c) Ti224 Cl:15%1.0mm(d) Ti224 Cl:2.5%

Drawing load, F/ kN

8CPTi
Ti224
Ti153

64201.0mm

01234Displacement / mm
図６

チタンおよびβ型チタン合金の打抜き加工による切り口面の硬さ変化

図８

チタンおよびβ型チタン合金の絞り加工による荷重－変位線図目の絞り加工後の，試験片外観写真を図９に示す．形状は同様に加工できているが，CPTi が比較的滑らかな表面になっているのに対し，Ti224 と Ti153 は表面のあれが観察される．β 型チタン合金のプレス加工には，局所変形や加工誘起変態が関係するため，絞り比や潤滑条件などにも注

2) 福井彰一，大宝雄蔵，鈴木昭弘：電気製鋼，57(1986)，
303-317.
3) 万谷義和：ケミカルエンジニヤリング，60(2015)，
116-120.
4) H.Y. Kim， T. Sasaki， K. Okutu， J.I. Kim， T. Inamura，
H. Hosoda and S. Miyazaki: Acta Mater. 54 (2006) 423-433.

意が必要と考えられる．

5) 万谷義和，竹元嘉利，飛田守孝，榊原精：日本金属学会誌，68(2004)，106-109.

CPTi

Ti224

Ti153

6) 万谷義和，竹元嘉利，飛田守孝，榊原精，高山和義，
保田英洋：日本金属学会誌，64(2000)，934-939.
7) Q. Li， M. Niinomi， J. Hieda， M. Nakai and K. Cho: Acta
Biomater.， 9 (2013)，8027-8035.
8) 木村啓造：日本金属学会会報，16(1977)，829-834.
9) 原田泰典，古川陽介，村尾卓児，森謙一郎，土田紀之，
深浦健三：塑性と加工，47(2006)，851-854.

図９

チタンおよびβ型チタン合金の絞り加工後の形状

10) 万谷義和，竹元嘉利：日本金属学会第 157 回秋期講演
大会講演概要集，(2015)，J27.
11) 恒川弥佑，万谷義和：平成 26 年度塑性加工春季講演
会 講演論文集，(2014)，173-174.
12) 恒川弥佑，万谷義和：平成 27 年度塑性加工春季講演

４．結言
本研究ではチタンおよび各種 β 型チタン合金の引張変形特性から局所変形と加工誘起変態の相関関係を検討し，打抜き特性や絞り加工性との相関関係について検討した．
その結果をもとに，Ti40Nb および汎用 β 型チタン合金の弾塑性変形挙動からは，加工誘起 ω 変態の発生を示唆した．また，せん断加工による荷重－ストローク線図および硬さの変化から，局所領域での硬さの増加と集中的な変形が生じていることが分かった．絞り加工の結果からは，荷重－変位線図の変化より，初期絞り工程での荷重の急激な増加と減少が生じており，局所的な加工硬化が生じていることも分かった．本実験結果からは β 型チタン合金の加工誘起 ω 変態と局所変形の発生についてのメカニズムを示
唆し，β型チタン合金の局所変形とプレス加工性の相関について現象を考察することができた．しかしながら，メカニズム解明については，さらなる実験と検討が必要である．
これを解明していくことにより，加工誘起変態を利用した高加工性チタン合金の開発につながることが期待できる．

謝辞

本研究は，公益財団法人天田財団による一般研究開発助成（AF-2013017）の助成を受けて実施したものです．
ここに記して，厚く感謝いたします．また，本研究の実験の一部を遂行した，恒川弥佑氏をはじめとする研究室学生諸氏に感謝いたします．

参考文献
1) 飛田守孝，助台栄一：オメガ変態，日本金属学会会報，
26 (1987)，887-992.

会 講演論文集，(2015)，71-72.