JP2859102B2 - 準安定βチタン系合金 - Google Patents
準安定βチタン系合金Info
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- JP2859102B2 JP2859102B2 JP5209971A JP20997193A JP2859102B2 JP 2859102 B2 JP2859102 B2 JP 2859102B2 JP 5209971 A JP5209971 A JP 5209971A JP 20997193 A JP20997193 A JP 20997193A JP 2859102 B2 JP2859102 B2 JP 2859102B2
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- alloy
- moeq
- metastable
- titanium
- ductility
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-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C14/00—Alloys based on titanium
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Vehicle Body Suspensions (AREA)
- Springs (AREA)
- Ceramic Products (AREA)
- Carbon And Carbon Compounds (AREA)
- Battery Electrode And Active Subsutance (AREA)
- Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
- Cell Electrode Carriers And Collectors (AREA)
- Printing Plates And Materials Therefor (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明はチタン−鉄−モリブデン
−アルミニウムの準安定なβ−チタン系合金に関するも
のである。
−アルミニウムの準安定なβ−チタン系合金に関するも
のである。
【０００２】
【従来の技術】自動車工業において、自動車両の製造に
普通の成分より軽い重量の成分を使用することは有利で
ある。増加された燃料効率をもつ自動車両を作る全見地
から、これは望ましいことである。最終的に、高強度チ
タン系合金から、自動車両スプリング、特に自動車コイ
ルスプリングを作る事は有利であると認められている。
更に、これに関し、約１８０ksi の引張り強度に熱処理
できる高強度準安定β−チタン系合金が、この目的によ
く適し、鋼から作られた当価で、普通の自動車コイルス
プリングに較べ、約５２％の重量節約及び約２２％の容
量減少を達成するであろう。
普通の成分より軽い重量の成分を使用することは有利で
ある。増加された燃料効率をもつ自動車両を作る全見地
から、これは望ましいことである。最終的に、高強度チ
タン系合金から、自動車両スプリング、特に自動車コイ
ルスプリングを作る事は有利であると認められている。
更に、これに関し、約１８０ksi の引張り強度に熱処理
できる高強度準安定β−チタン系合金が、この目的によ
く適し、鋼から作られた当価で、普通の自動車コイルス
プリングに較べ、約５２％の重量節約及び約２２％の容
量減少を達成するであろう。
【０００３】これらチタン合金の性質は、自動車への使
用によく適合しているけれども、鋼に比し、コストは手
がでない程高い。従って低コスト合金の含量で、自動車
コイルスプリングのような自動車成分の製造における使
用に、強度と延性の望まれた組合せをもつチタン合金が
要求されている。
用によく適合しているけれども、鋼に比し、コストは手
がでない程高い。従って低コスト合金の含量で、自動車
コイルスプリングのような自動車成分の製造における使
用に、強度と延性の望まれた組合せをもつチタン合金が
要求されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】従って、本発明の第１
の目的は、低コストで、強度と延性の良好な組合せをも
つ準安定なβチタン系合金を提供することである。発明
の更に別の目的は、比較的低コスト合金元素から作られ
えるこれらの特性をもつチタン合金を提供することであ
る。発明により、準安定βチタン系合金は、１６より大
きいMoEq.(以下に定義されたモリブデン当量）をもつ合
金で、Ti−Fe−Mo−Alを包含している。特に、MoEq. は
１6.５より大で、好ましくは１6.５〜２１、又は２0.５
であり、更に好ましくは約１6.５である。合金は、望ま
しくは室温引張りテストで最少４０％の断面積減少（％
ＲＡ）を示す。重量％で、合金の好ましい組成限定は、
Fe４〜５％、Mo４〜７％、Al１〜２％、O20.２５％まで
及び残りTiである。
の目的は、低コストで、強度と延性の良好な組合せをも
つ準安定なβチタン系合金を提供することである。発明
の更に別の目的は、比較的低コスト合金元素から作られ
えるこれらの特性をもつチタン合金を提供することであ
る。発明により、準安定βチタン系合金は、１６より大
きいMoEq.(以下に定義されたモリブデン当量）をもつ合
金で、Ti−Fe−Mo−Alを包含している。特に、MoEq. は
１6.５より大で、好ましくは１6.５〜２１、又は２0.５
であり、更に好ましくは約１6.５である。合金は、望ま
しくは室温引張りテストで最少４０％の断面積減少（％
ＲＡ）を示す。重量％で、合金の好ましい組成限定は、
Fe４〜５％、Mo４〜７％、Al１〜２％、O20.２５％まで
及び残りTiである。
【０００５】
【課題を解決するための手段及び作用】チタンの普通の
準安定β合金の比較的高いコストは、バナジウム、モリ
ブデン及びニオブのようなβ−安定化元素の高コストに
依存している。これら元素の合金への添加は、代表的に
β安定化元素のマスター合金の使用によりアルミニウム
でなされる。それ故、低コストマスター合金を使用する
ように、このタイプの低コスト合金を作ることは有利で
ある。鉄は既知のβ安定化剤であり、比較的低コストで
あるけれども、普通に使用されるとき、熔融の間に望ま
しくない偏析を生じ、熱処理応答を、それ故合金の延性
を、かえって劣化する。
準安定β合金の比較的高いコストは、バナジウム、モリ
ブデン及びニオブのようなβ−安定化元素の高コストに
依存している。これら元素の合金への添加は、代表的に
β安定化元素のマスター合金の使用によりアルミニウム
でなされる。それ故、低コストマスター合金を使用する
ように、このタイプの低コスト合金を作ることは有利で
ある。鉄は既知のβ安定化剤であり、比較的低コストで
あるけれども、普通に使用されるとき、熔融の間に望ま
しくない偏析を生じ、熱処理応答を、それ故合金の延性
を、かえって劣化する。
【０００６】表１に示された選択された既知のβ安定剤
は、これら示された元素の夫々へのβ安定化ポテンシャ
ルに関して、確認されている。これはモリブデン当量
（MoEq.)として定義されている。MoEq. の使用により、
表１に示されたように、モリブデンに関してβ安定化元
素の夫々のβ安定化ポテンシャルの比較のための基本線
を与えるため、モリブデンが使用されている。普通の基
本としてβ安定化をMoEq. で試験することにより、チタ
ンの種々の準安定β合金を比較することが可能である。
は、これら示された元素の夫々へのβ安定化ポテンシャ
ルに関して、確認されている。これはモリブデン当量
（MoEq.)として定義されている。MoEq. の使用により、
表１に示されたように、モリブデンに関してβ安定化元
素の夫々のβ安定化ポテンシャルの比較のための基本線
を与えるため、モリブデンが使用されている。普通の基
本としてβ安定化をMoEq. で試験することにより、チタ
ンの種々の準安定β合金を比較することが可能である。
【０００７】
【表１】
【０００８】表２は、以下の式１において表１に示され
たβ安定化元素を示しているＡ、Ｂ─とチタンの普通の
準安定β合金の比較を提供している。この式に関し、α
−安定剤アルミニウムがモリブデンに関して−1.０の値
に振り分けられ、錫及びジルコニウムはα及びβ安定化
の見地から中性と考えられ、それ故、式に含まれていな
いことは注意さるべきである。
たβ安定化元素を示しているＡ、Ｂ─とチタンの普通の
準安定β合金の比較を提供している。この式に関し、α
−安定剤アルミニウムがモリブデンに関して−1.０の値
に振り分けられ、錫及びジルコニウムはα及びβ安定化
の見地から中性と考えられ、それ故、式に含まれていな
いことは注意さるべきである。
【０００９】
【表２】
【００１０】（式１） 合金MoEq. ＝（重量・％Ａ）(MoEq.Ａ）＋（重量・％
Ｂ）(MoEq.Ｂ）＋・・・−１（重量・％Al）
Ｂ）(MoEq.Ｂ）＋・・・−１（重量・％Al）
【００１１】従って、本出願の明細書における発明の定
義及び請求項の目的のため、MoEq.がこの式により決定
される。
義及び請求項の目的のため、MoEq.がこの式により決定
される。
【００１２】表２に示された初めの５つの合金は、β変
質温度以上からの急冷で、１００％β構造を保持するこ
とが知られている。一方１０／２／３として示された第
６の合金は、時には急冷で部分的にマルテンサイトにか
わる。従って、上記式１により、一般に9.５以上の合金
MoEq. 値は、β変質温度以上からの急冷で完全にβ構造
を保持すると期待されるであろう。実質的に完全にβ構
造に急冷されたとき、これらの合金は、その状態におい
て高度に延性であると知られている。かくして、たやす
く普通の冷間引抜き法により棒又は棒材に作られ、その
後普通の冷間巻線によりスプリングに作られるであろ
う。
質温度以上からの急冷で、１００％β構造を保持するこ
とが知られている。一方１０／２／３として示された第
６の合金は、時には急冷で部分的にマルテンサイトにか
わる。従って、上記式１により、一般に9.５以上の合金
MoEq. 値は、β変質温度以上からの急冷で完全にβ構造
を保持すると期待されるであろう。実質的に完全にβ構
造に急冷されたとき、これらの合金は、その状態におい
て高度に延性であると知られている。かくして、たやす
く普通の冷間引抜き法により棒又は棒材に作られ、その
後普通の冷間巻線によりスプリングに作られるであろ
う。
【００１３】比較的低コストのβ安定剤元素の使用を通
じて、前記の自動車スプリング使用にコスト的に効果的
である合金を提供するため、モリブデン及び鉄のマスタ
ー合金、代表的に６０％Mo４０％Fe、が表３に示された
合金の製造に使用された。
じて、前記の自動車スプリング使用にコスト的に効果的
である合金を提供するため、モリブデン及び鉄のマスタ
ー合金、代表的に６０％Mo４０％Fe、が表３に示された
合金の製造に使用された。
【００１４】
【表３】
【００１５】このマスター合金は、低コストMo添加を許
す利点を与え、代表的に、この目的に使用されたMo−Al
マスター合金に伴われた大量のAl添加を避けている。こ
れまで、モリブデン及び鉄のマスター合金は、第１に鋼
製造において、使用を発見した。アルミニウム及びモリ
ブデンマスター合金に対して含まれたモリブデンのポン
ドあたり１3.５０〜１4.５０ドルであるのに比し、この
マスター合金は、代表的に含まれたモリブデンのポンド
あたり3.５５〜4.１５ドルのコストである。このタイプ
のチタン系合金に意味のある鉄添加の使用から生じる前
記に論じられた偏析の問題は、モリブデン鉄マスター合
金の使用により減ぜられる。モリブデンが、鉄に反対の
方向に偏析し、鉄偏析に対し意味のある程度に補償する
からである。
す利点を与え、代表的に、この目的に使用されたMo−Al
マスター合金に伴われた大量のAl添加を避けている。こ
れまで、モリブデン及び鉄のマスター合金は、第１に鋼
製造において、使用を発見した。アルミニウム及びモリ
ブデンマスター合金に対して含まれたモリブデンのポン
ドあたり１3.５０〜１4.５０ドルであるのに比し、この
マスター合金は、代表的に含まれたモリブデンのポンド
あたり3.５５〜4.１５ドルのコストである。このタイプ
のチタン系合金に意味のある鉄添加の使用から生じる前
記に論じられた偏析の問題は、モリブデン鉄マスター合
金の使用により減ぜられる。モリブデンが、鉄に反対の
方向に偏析し、鉄偏析に対し意味のある程度に補償する
からである。
【００１６】表３に示された合金は、標準ダブルバキュ
ームアークレメルティング（doublevacuum arc remelti
ng)（ＶＡＲ）加工法により、３０−ポンドヒート（pou
ndheats)として製造された。各々の合金の６インチ直径
インゴットが、断面積1.２５インチ平方に熱間鍛造さ
れ、最終的に、公称0.５０インチ直径に熱間圧延され
た。それから、熱処理の関数として引張りテストのた
め、まるい棒が断片に切断された。
ームアークレメルティング（doublevacuum arc remelti
ng)（ＶＡＲ）加工法により、３０−ポンドヒート（pou
ndheats)として製造された。各々の合金の６インチ直径
インゴットが、断面積1.２５インチ平方に熱間鍛造さ
れ、最終的に、公称0.５０インチ直径に熱間圧延され
た。それから、熱処理の関数として引張りテストのた
め、まるい棒が断片に切断された。
【００１７】表４は、表３の各々の合金の引張り性を示
している。これらの合金は表４に記された２つの方法に
より均一相処理された。特に、ＳＴ（１）として示され
た方法で、材料は、各々特定合金のβ変質温度を５０°
F こえる温度で均一相処理された。ＳＴ（２）として示
された方法で、材料は、各々の合金の夫々のβ変質温度
より５０°F 下で均一相処理された。これら両法で、均
一相処理は、望まれた温度で１０分加熱され、その後0.
５インチ直径引張り標本の水急冷を含んだ。急冷後、標
本は機械加工され、室温でテストされた。表４に示され
た各値は、２テストの平均を示している。
している。これらの合金は表４に記された２つの方法に
より均一相処理された。特に、ＳＴ（１）として示され
た方法で、材料は、各々特定合金のβ変質温度を５０°
F こえる温度で均一相処理された。ＳＴ（２）として示
された方法で、材料は、各々の合金の夫々のβ変質温度
より５０°F 下で均一相処理された。これら両法で、均
一相処理は、望まれた温度で１０分加熱され、その後0.
５インチ直径引張り標本の水急冷を含んだ。急冷後、標
本は機械加工され、室温でテストされた。表４に示され
た各値は、２テストの平均を示している。
【００１８】
【表４】
【００１９】表４におけるデータは、図１の延性プロッ
トを作るのに使用された。図１で、延性はＲＡ％として
示されている。表４からのデータ及び図１は、MoEq. が
１４〜１５の範囲にあるとき、いずれの均一相処理方法
により処理された合金も厳しい延性低下を示している。
然しながら、この低下は、β変質以下の均一相処理に対
するより、β変質以上の均一相処理に更に厳しいことが
注意されるべきである。自動車スプリングの製造に代表
的に使用された冷間引抜き及びスプリング巻線操作のた
め、ＲＡ最少４０％の延性が望まれ、それは、発明の前
記限定内のMoEq. を要求している。
トを作るのに使用された。図１で、延性はＲＡ％として
示されている。表４からのデータ及び図１は、MoEq. が
１４〜１５の範囲にあるとき、いずれの均一相処理方法
により処理された合金も厳しい延性低下を示している。
然しながら、この低下は、β変質以下の均一相処理に対
するより、β変質以上の均一相処理に更に厳しいことが
注意されるべきである。自動車スプリングの製造に代表
的に使用された冷間引抜き及びスプリング巻線操作のた
め、ＲＡ最少４０％の延性が望まれ、それは、発明の前
記限定内のMoEq. を要求している。
【００２０】均一相処理温度から空気冷却が行われた表
３の合金で、可能な強度／延性の組合せを論証するた
め、以下の時効サイクルが、β−５０°F 均一相処理後
の各合金の1/2 インチ棒に適用された：９００°F ／２
４時間；１０００°F ／８時間；１１００°F ／８時間
及び１２００°F ／８時間。結果は表５，表６に示され
ている。
３の合金で、可能な強度／延性の組合せを論証するた
め、以下の時効サイクルが、β−５０°F 均一相処理後
の各合金の1/2 インチ棒に適用された：９００°F ／２
４時間；１０００°F ／８時間；１１００°F ／８時間
及び１２００°F ／８時間。結果は表５，表６に示され
ている。
【００２１】
【表５】
【００２２】
【表６】
【００２３】表５，表６におけるデータは、直線回帰分
析により解析されえ、式２をえる。
析により解析されえ、式２をえる。
【００２４】（式２） ％ＲＡ＝ｃ（ＵＴＳ）＋ｂ
【００２５】式２で、ｃ及びｂは定数で、ＵＴＳは、最
終の引張り強度に等しい。各合金に、この特性方程式を
作ることで、いかなるＵＴＳ水準でも予期された“計
算”延性を決定することが可能である。
終の引張り強度に等しい。各合金に、この特性方程式を
作ることで、いかなるＵＴＳ水準でも予期された“計
算”延性を決定することが可能である。
【００２６】表７は、各合金の２００ksi 引張り強度水
準でのそのような計算された延性を提供している。図２
は、表７のデータのプロットである。図２のカーブか
ら、均一相処理材料のための図１における延性カーブの
場合におけるように、約１4.５〜１5.５のMoEq．範囲内
で延性低下が示されていることがみられるであろう。図
１に示された均一相処理サンプルとは逆に、MoEq．が１
6.５を越すとき、延性に僅かな減少があるにもかかわら
ず、それらは約２0.５までの受入れられる延性値であ
る。図１及び２に示されたデータは、発明によるMoEq．
の範囲の批判を論証している。
準でのそのような計算された延性を提供している。図２
は、表７のデータのプロットである。図２のカーブか
ら、均一相処理材料のための図１における延性カーブの
場合におけるように、約１4.５〜１5.５のMoEq．範囲内
で延性低下が示されていることがみられるであろう。図
１に示された均一相処理サンプルとは逆に、MoEq．が１
6.５を越すとき、延性に僅かな減少があるにもかかわら
ず、それらは約２0.５までの受入れられる延性値であ
る。図１及び２に示されたデータは、発明によるMoEq．
の範囲の批判を論証している。
【００２７】
【表７】
【００２８】発明により、比較的低コストチタン合金の
組合せで、自動車コイルスプリングの製造に望まれた性
質を与えることが可能であることがわかるであろう。特
に、均一相処理条件において、合金はスプリング製造に
付随する製造操作に必要な延性を提供する。その後合金
は時効化され、マルテンサイト、αまたは共析分解生成
物への変態の度合に達し、この使用に望まれた増加した
強度を与える。
組合せで、自動車コイルスプリングの製造に望まれた性
質を与えることが可能であることがわかるであろう。特
に、均一相処理条件において、合金はスプリング製造に
付随する製造操作に必要な延性を提供する。その後合金
は時効化され、マルテンサイト、αまたは共析分解生成
物への変態の度合に達し、この使用に望まれた増加した
強度を与える。
【図１】均一相処理状態における合金サンプルのＲＡ％
として、MoEq．の延性への関係を示しているグラフ図で
ある。
として、MoEq．の延性への関係を示しているグラフ図で
ある。
【図２】均一相処理及び時効化状態における合金サンプ
ルと延性との関係を示しているグラフ図である。
ルと延性との関係を示しているグラフ図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 オーストリア国特許272677（ＡＴ, Ｂ) (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) C22C 14/00
Claims (18)
- 【請求項１】 重量％で、Ｆｅ及びＭｏが各々少なくと
も４％、Ａｌが１〜２％まででありＴｉ−Ｆｅ−Ｍｏ−
Ａｌのみよりなり、１６より大きいＭｏＥｑ．をもつ準
安定β−チタン系合金。 - 【請求項２】 １６．５より大きいＭｏＥｑ．をもつ請
求項１の合金。 - 【請求項３】 １６．５から２１のＭｏＥｑ．をもつ請
求項１の合金。 - 【請求項４】 １６．５から２０．５のＭｏＥｑ．をも
つ請求項１の合金。 - 【請求項５】 １６．５のＭｏＥｑ．をもつ請求項１の
合金。 - 【請求項６】 均一相処理状態において、４０％の最少
ＲＡ％を示す請求項１の合金。 - 【請求項７】 重量％で、Ｆｅ４〜５％、Ｍｏ４〜７
％、Ａｌ１〜２％、Ｏ 2 ０．２５％まで及び残りＴｉ及
び付随的不純物のみよりなる準安定β−チタン系合金。 - 【請求項８】 １６以上のＭｏＥｑ．をもつ請求項７の
合金。 - 【請求項９】 １６．５以上のＭｏＥｑ．をもつ請求項
７の合金。 - 【請求項１０】 １６．５から２１のＭｏＥｑ．をもつ
請求項７の合金。 - 【請求項１１】 １６．５から２０．５のＭｏＥｑ．を
もつ請求項７の合金。 - 【請求項１２】 １６．５のＭｏＥｑ．をもつ請求項７
の合金。 - 【請求項１３】 重量％で、Ｆｅ４〜５％、Ｍｏ４〜７
％、Ａｌ１〜２％、Ｏ 2 ０．２５％まで及び残りＴｉの
みよりなり、均一相処理状態で４０％の最少ＲＡ％を示
す準安定β−チタン系合金。 - 【請求項１４】 １６以上のＭｏＥｑ．をもつ請求項１
３の合金。 - 【請求項１５】 １６．５以上のＭｏＥｑ．をもつ請求
項１３の合金。 - 【請求項１６】 １６．５から２１のＭｏＥｑ．をもつ
請求項１３の合金。 - 【請求項１７】 １６．５から２０．５のＭｏＥｑ．を
もつ請求項１３の合金。 - 【請求項１８】 １６．５のＭｏＥｑ．をもつ請求項１
３の合金。
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US07/986,086 US5294267A (en) | 1992-12-04 | 1992-12-04 | Metastable beta titanium-base alloy |
| US07/986,086 | 1992-12-04 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07292429A JPH07292429A (ja) | 1995-11-07 |
| JP2859102B2 true JP2859102B2 (ja) | 1999-02-17 |
Family
ID=25532064
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5209971A Expired - Lifetime JP2859102B2 (ja) | 1992-12-04 | 1993-08-03 | 準安定βチタン系合金 |
Country Status (6)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5294267A (ja) |
| EP (1) | EP0600579B1 (ja) |
| JP (1) | JP2859102B2 (ja) |
| AT (1) | ATE165627T1 (ja) |
| DE (1) | DE69318263T2 (ja) |
| ES (1) | ES2115726T3 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2008050892A1 (fr) | 2006-10-26 | 2008-05-02 | Nippon Steel Corporation | Alliage de titane bêta |
| JP2010216011A (ja) * | 2009-02-19 | 2010-09-30 | Nippon Steel Corp | 低ヤング率を有する準安定β型チタン合金およびその製造方法 |
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| RU2215056C2 (ru) * | 2001-12-26 | 2003-10-27 | Открытое акционерное общество "АВИСМА титано-магниевый комбинат" | Сплав на основе магния и способ его получения |
| JP2005530929A (ja) * | 2002-06-27 | 2005-10-13 | メムリー コーポレーション | βチタン化合物とその製造法 |
| US20040261912A1 (en) * | 2003-06-27 | 2004-12-30 | Wu Ming H. | Method for manufacturing superelastic beta titanium articles and the articles derived therefrom |
| JP4257581B2 (ja) | 2002-09-20 | 2009-04-22 | 株式会社豊田中央研究所 | チタン合金およびその製造方法 |
| DE10329899B8 (de) * | 2003-07-03 | 2005-05-19 | Deutsche Titan Gmbh | Beta-Titanlegierung, Verfahren zur Herstellung eines Warmwalzproduktes aus einer solchen Legierung und deren Verwendungen |
| RU2425164C1 (ru) | 2010-01-20 | 2011-07-27 | Открытое Акционерное Общество "Корпорация Всмпо-Ависма" | Вторичный титановый сплав и способ его изготовления |
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| KR101418775B1 (ko) * | 2012-05-30 | 2014-07-21 | 한국기계연구원 | 저탄성 고강도 베타형 타이타늄 합금 |
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