JP2005220388A - 溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金およびチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】 溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッド用の、溶接熱影響部の耐久性が高く、且つ熱処理によって材質特性の調整が容易にできるチタン合金と、それを用いたチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法を提供するものである。
【解決手段】 本発明のゴルフクラブヘッド用チタン合金は、質量%で、Feを0.8%以上2.1%未満、Alを4.6%以上5.5%未満、OとNから計算される酸素等量を0.06%以上0.25%以下とすることを特徴とし、チタン合金の寿命を高めることができる。また、本発明のチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法は、前記チタン合金を用いて、狙いのヤング率に応じて800〜975℃の範囲から加熱温度を選び、空冷、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによりヤング率を調整したものを用いることを特徴とする。
【選択図】 図1
【解決手段】 本発明のゴルフクラブヘッド用チタン合金は、質量%で、Feを0.8%以上2.1%未満、Alを4.6%以上5.5%未満、OとNから計算される酸素等量を0.06%以上0.25%以下とすることを特徴とし、チタン合金の寿命を高めることができる。また、本発明のチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法は、前記チタン合金を用いて、狙いのヤング率に応じて800〜975℃の範囲から加熱温度を選び、空冷、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによりヤング率を調整したものを用いることを特徴とする。
【選択図】 図1
Description
本発明は、溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金およびチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法に関する。
チタン製ゴルフクラブヘッドに使用されているチタン合金は、α+β型ではTi−6Al−4V、Ti−4.5Al−3V−2Mo−2Fe、β型ではTi−15V−3Cr−3Sn−3Al、Ti−15Mo−3Zr−3Alなどがある。これらのチタン合金にはVやMoなどの比較的高価な金属元素が使用されており、結果的に価格が高くなる。これに対して、VやMoをFeで置換したAl−Fe系チタン合金として、Ti−5Al−2.5Fe(非特許文献1を参照。)、Ti−6.4Al−1.2Fe(非特許文献2を参照。)、Ti−5Al−2Fe(特許文献1を参照。)、Ti−5Al−1Fe(特許文献2を参照。)の4種類が開発されてきた。当然ながら、ゴルフクラブにおいても安価な素材が好まれるが、これら4種類のチタン合金はゴルフクラブヘッド用に開発されたものではない。
一方でゴルフクラブを設計する側からは、設計の自由度が増すことからヤング率や強度などの材質特性を広範囲で調整できることが望まれている。これに対して、チタン中のB(ボロン)添加量によってホウ化チタンの晶出量や析出量を変化させてヤング率を調整したゴルフクラブヘッドがある(特許文献3を参照。)。
「Titanium Science and Technology」、1984年、Deutsche Gesellshaft fur Metallkunde E.V.発行、p.1335
「Advanced Materials & Processes」、1993年、p.43
特開平07−062474号公報
特開平07−070676号公報
特開平10−155942号公報
チタン製ゴルフクラブヘッドには、フェース、クライン、ソールなどの各パーツを溶接して構成されたものがある。パーツが鋳造品でない場合、例えば一般的な展伸材では溶接前は微細な結晶粒を有しているが、溶接によって溶接部とその熱影響部(以降、溶接による熱影響部を単に「熱影響部」と記述する。)は溶融しβ変態点を超えるため結晶粒が粗大化する。また、溶接部は溶融した金属によってその厚みが熱影響部よりも厚くなっている。熱影響部は結晶粒の粗大化によって溶接前の素材に比べて疲労特性が低くなっており、加えて溶接部が厚くなっているため隣接した熱影響部にゴルフボールを打った際の応力が集中しやすい。そのため、ゴルフボールを打つことによって応力負荷が繰り返えされて、熱影響部に欠陥が生じる場合がある。特に、ゴルフクラブヘッドの軽量化を狙い厚みを薄くするためには、熱影響部の耐久性つまり疲労特性はさらに重要になる。したがって、上述の4種類のAl−Fe系チタン合金に比べて熱影響部の耐久性を高めること、あるいはその耐久性をAl、Feやその他の元素を最適化することによってより良くすることは、ゴルフクラブヘッドの厚みを薄くすることを可能にすることから、軽量化や設計自由度の観点で当該用途に適している。
材質特性を広範囲に調整する方法として、特許文献3はホウ化チタンの晶出量や析出量によってヤング率を調整するものであるが、そのためにはB添加量を調整する必要があり狙いのヤング率に応じて組成をその都度変える必要がある。これに対して、チタンの成分組成を変えることなく、例えば、熱処理によって材質特性が調整できれば非常に簡便であり、ゴルフクラブヘッドの特性を容易に調整することが可能になる。
以上のことから、本発明は、比較的安価な添加元素を活用し、従来のAl−Fe系チタン合金よりも、熱影響部の耐久性が高く、且つ熱処理によって材質特性の調整が容易にできるゴルフクラブヘッド用のチタン合金、並びに熱処理によって材質特性を調整した本発明のチタン合金を用いたチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法を提供するものである。
上記課題を解決するための本発明の要旨は、以下のとおりである。
(1) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなることを特徴とする溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金。
(2) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、(2)式に従って選択した加熱温度T(800〜975℃)から空冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Eを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
(3) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、(3)式に従って選択した加熱温度T(800〜975℃)から、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Eを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
(4) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、熱処理1にて加熱温度域850〜975℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理2にて450〜560℃で3〜5時間加熱したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Oeq=[O]+2.77[N] …(1)式
E=−0.049T+164.8 …(2)式
E=−0.107T+212.1 …(3)式
ここで、(1)式の[O]は酸素濃度(%)、[N]は窒素濃度(%)である。(2)式と(3)式のEはヤング率(GPa)、Tは加熱温度(℃)である。
(1) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなることを特徴とする溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金。
(2) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、(2)式に従って選択した加熱温度T(800〜975℃)から空冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Eを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
(3) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、(3)式に従って選択した加熱温度T(800〜975℃)から、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Eを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
(4) 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、熱処理1にて加熱温度域850〜975℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理2にて450〜560℃で3〜5時間加熱したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Oeq=[O]+2.77[N] …(1)式
E=−0.049T+164.8 …(2)式
E=−0.107T+212.1 …(3)式
ここで、(1)式の[O]は酸素濃度(%)、[N]は窒素濃度(%)である。(2)式と(3)式のEはヤング率(GPa)、Tは加熱温度(℃)である。
なお、不純物とは、精練、溶解、展伸、熱処理、酸洗などの工程で除去できない、あるいはこれらの工程で混入する少量の元素のことであり、0.1%以下のC、0.015%以下のHなどがこれに相当する。
本発明によって、比較的安価で、従来のAl−Fe系チタン合金よりも熱影響部の耐久性が高く且つ熱処理によって材質特性の調整が容易にできるゴルフクラブヘッドに適したチタン合金を提供することができる。また、熱処理によって材質特性を調整した本発明のチタン合金を用いることによって、チタン製ゴルフクラブヘッドの軽量化や設計自由度を増す効果がもたらされる。
本発明者らは、チタン合金の熱影響部の耐久性(疲労特性)と、熱処理による材質特性の調整が容易であるか否かの2点に関して、比較的安価な元素であるAl、FeおよびO、Nの影響について、鋭意研究を重ねた結果、Al、FeおよびO、Nの添加量が増すにつれて強度は増すものの、ある特定の添加量を超えると熱影響部の曲げ疲労寿命が低下してしまうこと、一方、添加量が少なくなると強度が低下して熱影響部の曲げ疲労寿命が低くなること、更に、Al、Feの添加量によって種々熱処理によるヤング率の変化幅が小さくなることを見出した。また、ゴルフクラブヘッドを製造する際して、本発明のチタン合金を用いてヤング率や引張強度を調整する熱処理方法を見出した。その詳細は以下の通りである。
まず、熱影響部の曲げ疲労寿命に及ぼすAl、Feの添加量の影響について説明する。Al、Feの添加量を種々変えた、幅50mm、厚み2.5mmの板を、TIG溶接した後、TIG溶接の表側のみを#600で研磨し、幅20mmに切削加工して、ゴルフクラブヘッドの溶接部を模擬した試験片を準備した。さらに、これらのAl、Feの添加量を種々変えた試験片について、曲げ疲労試験を実施した。なお、曲げ疲労試験は、4点曲げの内側固定治具(50mm間隔)の中心に熱影響部がくるように設置して、TIG溶接の表側(#600研磨した表面)が深さ5mm凹むように治具を1Hzで振幅させた。ここで、TIG溶接に用いた板は、鋳塊を熱間鍛造して矩形にしたスラブを900℃に加熱して厚み3mmに熱間圧延した後、850℃で1時間の焼鈍を行い空冷し、次いでショットブラストと酸洗で脱スケールした後に板両表面を研磨して厚みを2.5mmに調整したものである。また、これらの板のOは0.12〜0.15%、Nは0.005〜0.010%で、(1)式の酸素等量Oeqは0.139〜0.178%の範囲であった。
その結果、最長の寿命回数が2010回であったことから、そこから寿命が10%減じた1809回を基準に設定すると、Alが4.6%以上5.5%未満、且つFeが0.8%以上2.1%未満では寿命は1810回以上であった。これに対して、この範囲からAlあるいはFeの濃度が外れた場合には1809回を下まわった。Al、Feともにチタンの強度を増す作用があるといえる。Al、Feの濃度が質量%で各々4.6%、0.8%よりも低い場合には強度が低下して曲げ疲労の寿命が低下したものと考えられる。一方、Al、Feの濃度が各々5.5%以上、2.1%以上と高い場合、溶接部では溶融したチタン合金が凝固する際にAlとFeが偏析し易くなるため、熱影響部において溶融部との境界にAlがより多く濃化した部分が生じる。このAlが濃化した部分では応力に対して平滑な局所的すべりを誘発することに加えて熱影響によって金属組織が粗大化したこともあり、疲労き裂が発生しやすくなる。そのため疲労寿命が低下したものと考えられる。
次に、熱影響部の曲げ疲労寿命に及ぼすO、Nの影響について説明する。OとNはともにα相を安定化させる元素(α安定化元素)であり、同様に固溶強化作用があることから、その固溶強化能を(1)式の酸素等量Oeqとして整理することができる。Alが5.1〜5.3%、Feが1.7〜2.0%とほぼ一定にしてOとNの添加量のみを種々変え、上述と同じ手順で熱影響部の曲げ疲労試験を実施した。その結果、Oeqで整理すると、Oeqが0.06%以上0.25%以下の範囲では寿命が1810回以上であったが、この範囲を外れると1809回を下まわった。Oeqが0.06%未満の場合には、強度が低下して曲げ疲労寿命が低下したものと考えられる。一方で0.25%を超えた場合には、上述のAl濃化部の平滑な局所すべりをOやNが助長する作用があること、強度の増加に反して延性が低下するため割れ感受性が低下し疲労き裂が伝播し易くなったことが、その理由として考えられる。
加えて、TIG溶接前の板あるいはTIG溶接後の試験片を、900℃に加熱して、空冷、油冷、水冷したままのもの、および更に500℃で4時間加熱したものを、上述同様の曲げ疲労試験を実施した。その結果、TIG溶接の前・後どちらで熱処理を施した場合においても曲げ疲労寿命に及ぼすAl、V、O、Nの影響は上述の場合と同様であった。
以上のことから、熱影響部の疲労特性の観点より、請求項1に記載の本発明では溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッド用のチタン合金として、質量%で、Feを0.8以上2.1未満、Alを4.6以上5.5未満、(1)式の酸素等量Oeqを0.06以上0.25以下とした。
請求項1に記載の本発明のチタン合金を用いた熱処理によるヤング率の調整について説明する。図1に熱間圧延後に850℃1時間焼鈍した、Alが5.1%、Feが1.1%、Oが0.15%、Nが0.006%(Oeqが0.164%)のチタン合金板を用いて、種々温度に加熱した後、空冷、油冷、水冷した場合のヤング率の変化を示す。ここで、ヤング率は、板をJIS Z 2201の13B号試験片(厚み2.5mm)に加工してJIS Z 2241に準拠した条件で引っ張り、得られた応力−歪み曲線の弾性変形域(比例域)の傾きから求めた。
図1より、いずれの冷却方法でも800〜975℃の温度域でヤング率は直線的に変化しており、その変化幅は、油冷と水冷が同等で約20GPa、空冷がその半分程度で約10GPaある。また、油冷と水冷はほぼ同一のヤング率の変化である。図1より、加熱温度によって、空冷の場合には点線((2)式)、油冷と水冷の場合には実線((3)式)に従ってヤング率Eを調整することができる。一方、800℃未満の低温側ではヤング率はほとんど変化しない。これは、α相とβ相が二相となる温度域から冷却する温度を変えることによって、ヤング率の低いβ相とヤング率の高いα相の体積率が変わるためと考えられる。また、加熱温度が975℃を超えるとβ相に変態して結晶粒が粗大化し、耐久性(疲労特性)が低下する場合があることから、加熱温度は975℃以下にする必要がある。
また、請求項1に記載の本発明の成分範囲を外れて、β相を安定化させるFeの濃度が0.8%未満、あるいはα相を安定化させるAlが5.5%以上になると、ヤング率が低いβ相の安定度が低下するため高温から冷却した際に残留するβ相の絶対量が少なくなる。その結果、800℃から空冷した場合と975℃から空冷した場合のヤング率の変化幅がおおよそ5GPa未満に縮減してしまう。つまり、800〜975℃内で熱処理温度を変えることによるヤング率の調整幅が小さくなる。
したがって、ヤング率Eは、請求項2に記載の本発明では、請求項1に記載の本発明のチタン合金を用いて、(2)式に従って選択した温度T(800〜975℃)から空冷相当で冷却することによって、また、請求項3に記載の本発明では、(3)式に従って選択した温度T(800〜975℃)から油冷または水冷相当で冷却することによって、調整することができる。ここで、800〜975℃に加熱する保持時間は、材料の均熱が確保されれば特に制限する必要はないが、大気中で熱処理する場合にはスケールが発生することから、スケールを抑制する意味で10〜60分程度が好ましい。
次に、請求項1に記載の本発明のチタン合金を用いた熱処理による引張強度の調整について説明する。図2に、熱間圧延後に850℃1時間焼鈍した、Alが5.1%、Feが1.1%、Oが0.15%、Nが0.006%(Oeqが0.164%)のチタン合金板を用いて、熱処理1にて種々の温度(750〜975℃)に加熱した後、空冷、油冷、水冷したままの引張強度と、これらを更に熱処理2にて500℃、4時間加熱し空冷した後の引張強度の変化を示す。なお、熱処理は、熱処理1、熱処理2の順に実施した。ここで、引張試験は、板をJIS Z 2201の13B号試験片(厚み2.5mm)に加工してJIS Z 2241に準拠した条件で実施した。
図2より、熱処理1で加熱温度850〜975℃から水冷または油冷した場合には、熱処理1のままに比べて、熱処理2(500℃、4時間加熱)によって引張強度が約100MPa(95〜103)も増加するが、熱処理1の加熱温度が850℃未満の場合には引張強度の増分が60MPa未満と小さくなる。また、熱処理1で850〜975℃からの冷却が空冷の場合には、熱処理2を実施しても引張強度の増分は40MPa以下と小さい。また、熱処理1で850〜975℃から油冷または水冷した場合、熱処理2の加熱温度と時間が450〜560℃、3〜5時間の範囲内の場合には引張強度は熱処理1のままのものに対して約100MPa増加する。しかし、熱処理2がこの範囲から外れて、450℃未満または560℃超、3時間未満または5時間超になると、増分が小さくなり60MPaに満たない場合がある。これは、熱処理1にて850〜975℃から冷却された際に残留したβ相中に、熱処理2(450〜560℃、3〜5時間)によってα相が析出することによる析出強化であると考えられる。なお、熱処理2で450〜560℃、3〜5時間の加熱を加えた場合、そのヤング率は125GPa前後であった。
したがって、請求項4に記載の本発明では、請求項1に記載の本発明のチタン合金を用いて、熱処理1にて温度域850〜975℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理2にて450〜560℃で3〜5時間加熱することによって、熱処理1のままに比べて引張強度を約100MPa増加することができる。ここで、850〜975℃に加熱する保持時間は、材料の均熱が確保されれば特に制限する必要はないが、大気中で熱処理する場合にはスケールが発生することから、スケールを抑制する意味で10〜60分程度が好ましい。
したがって、請求項4に記載の本発明では、請求項1に記載の本発明のチタン合金を用いて、熱処理1にて温度域850〜975℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理2にて450〜560℃で3〜5時間加熱することによって、熱処理1のままに比べて引張強度を約100MPa増加することができる。ここで、850〜975℃に加熱する保持時間は、材料の均熱が確保されれば特に制限する必要はないが、大気中で熱処理する場合にはスケールが発生することから、スケールを抑制する意味で10〜60分程度が好ましい。
請求項2ないし請求項4に記載の本発明の冷却方法については、空冷、油冷、水冷によって冷却速度を調整することとしているが、具体的な各々の冷却速度は、概ね1、10、100〜300℃/秒程度のものである。なお、空冷、油冷、水冷以外の冷却方法、例えば吹き付ける空気の圧力や流量の調整、冷却媒体の粘度や温度の調整等によって、冷却速度を空冷、油冷、水冷相当に調整しても、請求項2ないし請求項4に記載の本発明の効果が得られることは言うまでもない。
請求項1に記載の本発明を、以下の実施例を用いて更に詳細に説明する。
表1に、チタン合金のAl、Fe、O、N濃度、酸素等量Oeq、TIG溶接前後の熱処理履歴、熱影響部の曲げ疲労寿命を示す。AlとFeの濃度、Oeq(O,N)が請求項1に記載の本発明の範囲内にある実施例のNo.1−3、1−4、1−5、1−11、1−12、1−17、1−18、1−19、1−20、1−21(表1の備考参照)では、熱影響部の曲げ疲労寿命が1820〜2010回で1809回(最長回数2010回の10%減)を上回っている。
一方、本発明の範囲からAlまたはFeあるいは両者の濃度が外れている比較例のNo.1−1、1−2、1−6、1−7、1−8、1−9、1−10、1−13、1−14、1−15(表1の備考参照)、Oeq(O,N)が外れている比較例のNo.1−16、1−22(表1の備考参照)では、1709〜1801回と実施例に比べて、寿命が短いことがわかる。
請求項1に記載の本発明の他の実施例を、以下に説明する。
表2に、TIG溶接前後の熱処理条件を種々変えた場合の熱影響部の曲げ疲労寿命を示す。本発明の範囲内にある同一の成分系にて、TIG溶接前の熱処理条件を変えた実施例のNo.2−1、2−2、2−3、2−4、2−5、2−6(表2の備考参照)、およびTIG溶接後の熱処理条件を変えた実施例のNo.2−7、2−8、2−9、2−10、2−11、2−12(表2の備考参照)では、熱影響部の曲げ疲労寿命が1990〜2010回の範囲で大きく減少していない。TIG溶接前後の熱処理条件を種々変えても本発明の効果が得られることがわかる。
一方、本発明の範囲から成分が外れている比較例のNo.2−13、2−14、2−15、2−16、2−17、2−18(表2の備考参照)では、TIG溶接前後の熱処理条件を変えても、熱影響部の曲げ疲労寿命が1698〜1763回と短い。
請求項2に記載の本発明ないし請求項3に記載の本発明の実施例を、以下に説明する。
表3に、チタン合金のAl、Fe、O、N濃度、酸素等量Oeq、熱処理条件、(2)式または(3)式から計算したヤング率と実測値を示す。但し、表3に示している熱処理は、熱間圧延後に850℃、1時間、焼鈍して空冷した後のものである。表3のNo.3−1〜3−13(表3の備考参照)は、本発明の範囲内にある同一成分であって熱処理条件が異なるものである。
請求項2に記載の本発明の加熱温度Tの範囲800〜975℃で空冷した実施例のNo.3−10、3−11、3−12、3−13(表3の備考参照)では、そのヤング率をみると(2)式から計算される値と実測値の差が小さく、加熱温度Tを変えることによって116〜126GPaの範囲で調整されている。また、請求項3に記載の本発明の加熱温度Tの範囲800〜975℃で油冷した実施例のNo.3−7、3−8、水冷した実施例のNo.3−2、3−3、3−4、3−5(表3の備考参照)でも、そのヤング率をみると(3)式から計算される値と実測値の差が小さく、加熱温度Tを変えることによってヤング率が106〜126GPaの範囲で調整されている。
一方、加熱温度が750℃と請求項2に記載の本発明または請求項3に記載の本発明の加熱温度Tの範囲から外れている比較例のNo.3−1、3−6、3−9(表3の備考参照)では、本発明の加熱温度下限800℃の場合(各々No.3−2、3−7、3−10に対応)と比較すると、ヤング率の変化量は小さく、(2)式または(3)式から計算した値からの差も大きくなっている。つまり、800℃未満の加熱温度域ではヤング率の調整幅が狭いことがわかる。
また、本発明の範囲よりも、Al濃度が高い比較例のNo.3−14、3−15と、Fe濃度が低い比較例のNo.3−16、3−17(表3の備考参照)では、加熱温度を800℃と975℃と大きく変化させてもヤング率は2〜4GPaしか変化せず、ほとんど調整できないことがわかる。
請求項4に記載の本発明の実施例を、以下に説明する。
表4に、チタン合金のAl、Fe、O、N濃度、酸素等量Oeq、熱処理1、熱処理2、熱処理1のままの引張強度、熱処理2の後の引張強度、熱処理2による引張強度の増分を示す。なお、熱処理は、熱処理1、熱処理2の順で実施した。表4は、各々異なる成分を用いた、No.4−1〜4−14のグループと、No.4−15〜4−17のグループからなり、いずれの成分も本発明の範囲内であり、各グループ内で熱処理1や熱処理2の条件が異なる。
熱処理1、熱処理2の条件が本発明の範囲内にある実施例のNo.4−2、4−3、4−4、4−6、4−9、4−10、4−11、4−15、4−16(表4の備考参照)では、引張強度の増分が95〜103MPaと約100MPaである。
これに対して、本発明の範囲から熱処理1の条件が外れている比較例のNo.4−1、4−5、4−7、4−17と、熱処理2の条件が外れている比較例のNo.4−8、4−12、4−13、4−14(表4の備考参照)では、引張強度の増分が15〜54MPaと上記実施例に比べて小さいことがわかる。
なお、以上の実施例1〜4に示した、板および曲げ疲労試験片の準備方法、熱影響部の曲げ試験方法、ヤング率の測定方法、引張試験方法は、上記の「発明を実施するための最良の形態」の項で説明したものと同一である。
Claims (4)
- 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなることを特徴とする溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金。
Oeq=[O]+2.77[N] …(1)式
ここで、[O]は酸素濃度(%)、[N]は窒素濃度(%)である。 - 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、(2)式に従って選択した加熱温度T(800〜975℃)から空冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Eを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Oeq=[O]+2.77[N] …(1)式
ここで、[O]は酸素濃度(%)、[N]は窒素濃度(%)である。
E=−0.049T+164.8 …(2)式
ここで、Eはヤング率(GPa)、Tは加熱温度(℃)である。 - 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、(3)式に従って選択した加熱温度T(800〜975℃)から、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Eを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Oeq=[O]+2.77[N] …(1)式
ここで、[O]は酸素濃度(%)、[N]は窒素濃度(%)である。
E=−0.107T+212.1 …(3)式
ここで、Eはヤング率(GPa)、Tは加熱温度(℃)である。 - 質量%で、0.8%以上2.1%未満のFe、4.6%以上5.5%未満のAl、(1)式の酸素等量Oeqが0.06%以上0.25%以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、熱処理1にて加熱温度域850〜975℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理2にて450〜560℃で3〜5時間加熱したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Oeq=[O]+2.77[N] …(1)式
ここで、[O]は酸素濃度(%)、[N]は窒素濃度(%)である。
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