JP6822238B2 - Low thermal expansion alloy - Google Patents
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Description
本発明は、合金に関し、さらに詳しくは、低熱膨張合金に関する。 The present invention relates to alloys, and more particularly to low thermal expansion alloys.
低熱膨張合金として、インバー（商標）合金が知られている。インバー合金は、自発体積磁歪（インバー効果）により、室温〜３００℃の範囲において、低い熱膨張係数を有する。そのため、熱の影響を受けても寸法が変化しにくい。インバー合金は、工作機械や精密測定機器等、高い寸法精度が求められる装置の部材に利用される。 Invar (trademark) alloy is known as a low thermal expansion alloy. The Invar alloy has a low coefficient of thermal expansion in the range of room temperature to 300 ° C. due to spontaneous volume magnetostriction (Invar effect). Therefore, the dimensions are unlikely to change even under the influence of heat. Invar alloys are used as members of equipment that requires high dimensional accuracy, such as machine tools and precision measuring equipment.
しかしながら、インバー合金は熱膨張係数が小さい反面、ヤング率が低く、熱間加工性が低い。たとえば、インバー合金のヤング率は１４０ＧＰａ程度であり、一般的な鋼の２／３程度と低い。したがって、剛性が求められる部材にインバー合金を使用しにくい。加えて、インバー合金の熱間加工性の改善が求められている。 However, while the Invar alloy has a small coefficient of thermal expansion, it has a low Young's modulus and low hot workability. For example, the Young's modulus of Invar alloy is about 140 GPa, which is as low as about 2/3 of that of general steel. Therefore, it is difficult to use Invar alloy for members that require rigidity. In addition, improvement of hot workability of Invar alloy is required.
特開２０１５−１７８６７２号公報（特許文献１）は、インバー合金のヤング率を高める技術を提案する。特開２００２−２５６３９５号公報（特許文献２）は、インバー合金の捻回特性を高める技術を提案する。特開平０５−１７１３５７号公報（特許文献３）はインバー合金の熱間加工性を高める技術を提案する。 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2015-178672 (Patent Document 1) proposes a technique for increasing the Young's modulus of an Invar alloy. Japanese Unexamined Patent Publication No. 2002-256395 (Patent Document 2) proposes a technique for enhancing the twisting property of an Invar alloy. Japanese Unexamined Patent Publication No. 05-171357 (Patent Document 3) proposes a technique for improving the hot workability of an Invar alloy.
特許文献１に記載された低熱膨張合金は、質量％で、Ｃ：０．２〜２．０％、Ｓｉ：０．０５〜１．０％、Ｍｎ：０．０５〜２．０％、Ａｌ：０．０１〜０．１４％、Ｖ：０．８〜１０．０％、Ｎｉ：３０．０〜４０．０％、Ｃｏ：０〜１０．０％、及び、Ｎｂ及びＴｉの少なくとも１種：０〜４．０％を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、３０．０≦Ｎｉ＋Ｃｏ≦４０．０を満たす化学組成を有する。低熱膨張合金は、Ｖ、Ｎｂ及びＴｉのいずれかを含む特定炭化物を、体積分率で２．５〜１２．５％含有する。これにより、低い熱膨張係数及び高いヤング率を有する合金が得られる、と特許文献１には記載されている。 The low thermal expansion alloy described in Patent Document 1 has C: 0.2 to 2.0%, Si: 0.05 to 1.0%, Mn: 0.05 to 2.0%, Al in mass%. : 0.01 to 0.14%, V: 0.8 to 10.0%, Ni: 30.0 to 40.0%, Co: 0 to 10.0%, and at least one of Nb and Ti. : Contains 0-4.0%, the balance is composed of Fe and impurities, and has a chemical composition satisfying 30.0 ≦ Ni + Co ≦ 40.0. The low thermal expansion alloy contains a specific carbide containing any of V, Nb and Ti in a volume fraction of 2.5 to 12.5%. It is described in Patent Document 1 that an alloy having a low coefficient of thermal expansion and a high Young's modulus can be obtained as a result.
特許文献２に記載された低熱膨張合金は、質量％で、Ｃ：０．１〜０．４％、Ｖ：０．５超〜３．０％、及び、Ｎｉ：２５〜５０％を含有し、２≦Ｖ／Ｃ≦９を満たし、残部はＦｅ及び不純物からなる。これにより、高い引張強さ、優れた捻回特性及び低い熱膨張特性を有する低熱膨張合金が得られる、と特許文献２には記載されている。 The low thermal expansion alloy described in Patent Document 2 contains C: 0.1 to 0.4%, V: more than 0.5 to 3.0%, and Ni: 25 to 50% in mass%. , 2 ≦ V / C ≦ 9, and the balance consists of Fe and impurities. It is described in Patent Document 2 that a low thermal expansion alloy having high tensile strength, excellent torsional characteristics and low thermal expansion characteristics can be obtained as a result.
特許文献３に記載された低熱膨張合金は、Ｃ：０．００３〜０．０２ｗｔ％、Ｓｉ：０．０１〜２．０ｗｔ％、Ｎ：０．０１ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０１〜３．０ｗｔ％、Ｎｉ：３０〜５０ｗｔ％、Ｃｒ：０．０１〜１．０ｗｔ％、Ｎｂ：１．０〜３．０ｗｔ％、Ｂ：０．０００５〜０．０１０ｗｔ％及びＳ：０．０１ｗｔ％以下を含有する。低熱膨張合金はさらに、Ｂ＜１５×１０-3（１−０．３２Ｎｂ）の関係を満足してＢ及びＮｂを含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる。これにより、鍛造割れや熱間圧延時の耳割れ現象を抑制し、かつ、低い熱膨張係数及び高い硬度を有する合金が得られる、と特許文献３には記載されている。 The low thermal expansion alloy described in Patent Document 3 has C: 0.003 to 0.02 wt%, Si: 0.01 to 2.0 wt%, N: 0.01 wt% or less, Mn: 0.01-3. 0 wt%, Ni: 30 to 50 wt%, Cr: 0.01 to 1.0 wt%, Nb: 1.0 to 3.0 wt%, B: 0.0005 to 0.010 wt% and S: 0.01 wt% or less Contains. The low thermal expansion alloy further contains B and Nb satisfying the relationship of B <15 × 10 -3 (1 to 0.32 Nb), and the balance is composed of Fe and impurities. Patent Document 3 describes that this makes it possible to obtain an alloy having a low coefficient of thermal expansion and a high hardness while suppressing the phenomenon of forging cracks and ear cracks during hot rolling.
しかしながら、特許文献１〜特許文献３に記載された技術を用いても、インバー合金の低い熱膨張係数、高いヤング率及び優れた熱間加工性が得られない場合がある。 However, even if the techniques described in Patent Documents 1 to 3 are used, it may not be possible to obtain a low coefficient of thermal expansion, a high Young's modulus, and excellent hot workability of the Invar alloy.
本発明の目的は、低い熱膨張係数、高いヤング率及び優れた熱間加工性を有する低熱膨張合金を提供することである。 An object of the present invention is to provide a low thermal expansion alloy having a low coefficient of thermal expansion, a high Young's modulus and excellent hot workability.
本実施形態による低熱膨張合金は、質量％で、Ｃ：０．６〜１．８％、Ｍｎ：０．０５〜２．０％、Ｖ：２．４〜１０．０％、Ｂ：０．００２０％以上かつ式（１）で定義されるＦ１％以下、Ｎｉ：３０．０〜４０．０％、Ｓｉ：０．５％以下及びＡｌ：０．１％以下からなる群から選択される１種以上、Ｃｏ：０〜１０．０％、及びＣｒ：０〜３．０％を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、式（２）を満たす化学組成を有する。低熱膨張合金のバナジウム炭化物の体積分率、炭素含有量、バナジウム含有量及びクロム含有量は式（３）を満たす。
Ｆ１＝（４−（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ））×０．００４３７５ （１）
３０．０≦Ｎｉ＋Ｃｏ≦４０．０ （２）
８．５≦バナジウム炭化物の体積分率（％）＋１．８×（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ） （３）
ここで、式（１）〜式（３）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
The low thermal expansion alloy according to the present embodiment has C: 0.6 to 1.8%, Mn: 0.05 to 2.0%, V: 2.4 to 10.0%, B: 0. Selected from the group consisting of 0020% or more and F1% or less defined by the formula (1), Ni: 30.0 to 40.0%, Si: 0.5% or less, and Al: 0.1% or less 1 It contains more than seeds, Co: 0 to 10.0%, and Cr: 0 to 3.0%, and the balance is composed of Fe and impurities, and has a chemical composition satisfying the formula (2). The volume fraction, carbon content, vanadium content and chromium content of vanadium carbide of the low thermal expansion alloy satisfy the formula (3).
F1 = (4- (V-50.94 / 12.01 × C + Cr)) × 0.004375 (1)
30.0 ≤ Ni + Co ≤ 40.0 (2)
8.5 ≤ Volume fraction of vanadium carbide (%) + 1.8 × (V-50.94 / 12.01 × C + Cr) (3)
Here, the content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formulas (1) to (3).
本実施形態による低熱膨張合金は、低い熱膨張係数、高いヤング率及び優れた熱間加工性を有する。 The low thermal expansion alloy according to this embodiment has a low coefficient of thermal expansion, a high Young's modulus, and excellent hot workability.
本発明者らは、低熱膨張合金の熱膨張係数、ヤング率及び熱間加工性について調査及び検討を行った。その結果、本発明者らは、次の知見を得た。 The present inventors have investigated and investigated the coefficient of thermal expansion, Young's modulus, and hot workability of low thermal expansion alloys. As a result, the present inventors obtained the following findings.
Ｎｉは、合金の自発体積磁歪を高め、その結果、合金の熱膨張係数を下げる。Ｎｉ含有量が３０〜４０質量％であれば、合金の熱膨張係数が低くなる。ＣｏはＮｉを代替可能である。したがって、化学組成が式（２）を満たせば、合金の熱膨張係数が低くなる。
３０．０≦Ｎｉ＋Ｃｏ≦４０．０ （２）
式（２）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ni increases the spontaneous volume magnetostriction of the alloy and, as a result, lowers the coefficient of thermal expansion of the alloy. When the Ni content is 30 to 40% by mass, the coefficient of thermal expansion of the alloy is low. Co can replace Ni. Therefore, if the chemical composition satisfies the formula (2), the coefficient of thermal expansion of the alloy becomes low.
30.0 ≤ Ni + Co ≤ 40.0 (2)
The content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formula (2).
合金のヤング率を高めるためには、周期表４〜６族の元素（以下、特定元素と称する）を利用することが有効である。特定元素を析出物と複合化させることで合金のヤング率を高めることができる。しかしながら、この場合、析出物が熱膨張することにより、合金の熱膨張係数が増大する。 In order to increase the Young's modulus of the alloy, it is effective to use the elements of Groups 4 to 6 of the Periodic Table (hereinafter referred to as specific elements). The Young's modulus of the alloy can be increased by combining the specific element with the precipitate. However, in this case, the coefficient of thermal expansion of the alloy increases due to the thermal expansion of the precipitate.
したがって、熱膨張係数が低く、かつ、ヤング率の高い化合物を分散させる方法により合金のヤング率を高める。 Therefore, the Young's modulus of the alloy is increased by a method of dispersing a compound having a low coefficient of thermal expansion and a high Young's modulus.
バナジウム炭化物は、熱膨張係数が低く、かつ、ヤング率が高い。さらに、バナジウム炭化物は、溶解した合金が凝固する過程で容易に晶出する。バナジウム炭化物はさらに、他の特定元素の炭化物と比較して、低温で晶出する。そのため、バナジウム炭化物は、合金中に分散しやすく、合金の熱間加工性及び機械的特性の低下を招きにくい。したがって、合金のヤング率を高める化合物として、バナジウム炭化物を利用する。 Vanadium carbide has a low coefficient of thermal expansion and a high Young's modulus. In addition, vanadium carbides are easily crystallized in the process of solidification of the melted alloy. Vanadium carbides also crystallize at lower temperatures compared to carbides of other specific elements. Therefore, the vanadium carbide is easily dispersed in the alloy, and the hot workability and mechanical properties of the alloy are less likely to be deteriorated. Therefore, vanadium carbide is used as a compound that increases the Young's modulus of the alloy.
さらに、バナジウム及びクロムが合金中に固溶することによっても、合金のヤング率が高まる。したがって、合金中にバナジウム炭化物を分散させ、さらに、合金中にバナジウム及びクロムを固溶させる。これにより、合金のヤング率をさらに高める。具体的には、バナジウム炭化物の体積分率、炭素含有量、バナジウム含有量及びクロム含有量が式（３）を満たせば、合金のヤング率が高まる。
８．５≦バナジウム炭化物の体積分率（％）＋１．８×（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ） （３）
式（３）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Furthermore, the Young's modulus of the alloy is also increased by the solid solution of vanadium and chromium in the alloy. Therefore, vanadium carbide is dispersed in the alloy, and vanadium and chromium are dissolved in the alloy. This further increases the Young's modulus of the alloy. Specifically, if the volume fraction, carbon content, vanadium content, and chromium content of the vanadium carbide satisfy the formula (3), the Young's modulus of the alloy is increased.
8.5 ≤ Volume fraction of vanadium carbide (%) + 1.8 × (V-50.94 / 12.01 × C + Cr) (3)
The content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formula (3).
本実施形態ではさらに、ボロン（Ｂ）を固溶させることにより合金の熱間加工性を向上させる。しかしながら、ボロンは、バナジウムやクロムと親和性が高く、ホウ化物を形成しやすい。ボロンがバナジウムやクロムとホウ化物を形成すれば、合金の熱間加工性が低下する。 In the present embodiment, the hot workability of the alloy is further improved by solid-solving boron (B). However, boron has a high affinity for vanadium and chromium and easily forms boride. If boron forms a boride with vanadium or chromium, the hot workability of the alloy is reduced.
そこで、ボロン含有量、固溶バナジウム量及びクロム含有量の関係を調整して、ホウ化物の形成を抑制する。具体的には、ボロン含有量の上限が式（１）で定義されるＦ１％以下であれば、ホウ化物の形成が抑制される。この場合、合金の熱間加工性が向上する。
Ｆ１＝（４−（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ））×０．００４３７５ （１）
ここで、式（１）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Therefore, the relationship between the boron content, the solid solution vanadium content and the chromium content is adjusted to suppress the formation of boride. Specifically, when the upper limit of the boron content is F1% or less defined by the formula (1), the formation of boride is suppressed. In this case, the hot workability of the alloy is improved.
F1 = (4- (V-50.94 / 12.01 × C + Cr)) × 0.004375 (1)
Here, the content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formula (1).
図１は、後述する実施例の試験結果をプロットした図である。図１の横軸は合金のボロン含有量であり、縦軸は（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ）である。図１中、「○」印は、絞り値が５０％以上であったことを示す。図１中、「●」印は、絞り値が５０％未満であったことを示す。図１中、傾斜した破線は式：Ｆ１＝（４−（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ））×０．００４３７５を表す。ここで、上記式の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。 FIG. 1 is a plot of test results of Examples described later. The horizontal axis of FIG. 1 is the boron content of the alloy, and the vertical axis is (V-50.94 / 12.01 × C + Cr). In FIG. 1, the “◯” mark indicates that the aperture value was 50% or more. In FIG. 1, a “●” mark indicates that the aperture value was less than 50%. In FIG. 1, the sloping broken line represents the formula: F1 = (4- (V-50.94 / 12.01 × C + Cr)) × 0.004375. Here, the content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the above formula.
図１を参照して、合金のボロン含有量及び（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ）が適切に調整されることにより、合金の熱間加工性が向上する。具体的には、ボロン含有量が０．００２０％以上であり、かつ、Ｆ１％以下である場合（図１中の破線領域内である場合）、合金の熱間加工性が向上する。 With reference to FIG. 1, the boron content and (V-50.94 / 12.01 × C + Cr) of the alloy are appropriately adjusted to improve the hot workability of the alloy. Specifically, when the boron content is 0.0020% or more and F1% or less (when it is within the broken line region in FIG. 1), the hot workability of the alloy is improved.
以上の知見に基づいて完成した本実施形態による低熱膨張合金は、質量％で、Ｃ：０．６〜１．８％、Ｍｎ：０．０５〜２．０％、Ｖ：２．４〜１０．０％、Ｂ：０．００２０％以上かつ式（１）で定義されるＦ１％以下、Ｎｉ：３０．０〜４０．０％、Ｓｉ：０．５％以下及びＡｌ：０．１％以下からなる群から選択される１種以上、Ｃｏ：０〜１０．０％、及び、Ｃｒ：０〜３．０％、を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、式（２）を満たす化学組成を有する。低熱膨張合金のバナジウム炭化物の体積分率、炭素含有量、バナジウム含有量及びクロム含有量は式（３）を満たす。
Ｆ１＝（４−（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ））×０．００４３７５ （１）
３０．０≦Ｎｉ＋Ｃｏ≦４０．０ （２）
８．５≦バナジウム炭化物の体積分率（％）＋１．８×（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ） （３）
ここで、式（１）〜式（３）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
The low thermal expansion alloy according to the present embodiment completed based on the above findings has a mass% of C: 0.6 to 1.8%, Mn: 0.05 to 2.0%, and V: 2.4 to 10%. 0.0%, B: 0.0020% or more and F1% or less defined in the formula (1), Ni: 30.0 to 40.0%, Si: 0.5% or less, and Al: 0.1% or less. A chemistry that contains one or more selected from the group consisting of Co: 0 to 10.0% and Cr: 0 to 3.0%, the balance of which is Fe and impurities, and satisfies the formula (2). Has a composition. The volume fraction, carbon content, vanadium content and chromium content of vanadium carbide of the low thermal expansion alloy satisfy the formula (3).
F1 = (4- (V-50.94 / 12.01 × C + Cr)) × 0.004375 (1)
30.0 ≤ Ni + Co ≤ 40.0 (2)
8.5 ≤ Volume fraction of vanadium carbide (%) + 1.8 × (V-50.94 / 12.01 × C + Cr) (3)
Here, the content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formulas (1) to (3).
上記低熱膨張合金の化学組成は、Ｃｏ：０．１〜１０．０％を含有してもよい。 The chemical composition of the low thermal expansion alloy may contain Co: 0.1 to 10.0%.
上記低熱膨張合金の化学組成は、Ｃｒ：１．０〜３．０％を含有してもよい。 The chemical composition of the low thermal expansion alloy may contain Cr: 1.0 to 3.0%.
以下、本実施形態の低熱膨張合金について詳しく説明する。 Hereinafter, the low thermal expansion alloy of this embodiment will be described in detail.
［化学組成］
本実施形態の低熱膨張合金は、次の化学組成を有する。化学組成について「％」は、特に断りが無い限り質量％を意味する。
[Chemical composition]
The low thermal expansion alloy of this embodiment has the following chemical composition. Regarding the chemical composition, "%" means mass% unless otherwise specified.
Ｃ：０．６〜１．８％
炭素（Ｃ）は、バナジウム（Ｖ）と結合してバナジウム炭化物を形成する。バナジウム炭化物のヤング率は高い。さらに、バナジウム炭化物の熱膨張係数は低く、オーステナイトの半分程度である。したがって、バナジウム炭化物は、合金の熱膨張率の上昇を抑えつつ、ヤング率を高める。Ｃ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｃ含有量が高すぎれば、Ｃが母相であるオーステナイト相中に固溶する。Ｃが母相に固溶すれば、熱膨張係数が増大する。したがって、Ｃ含有量は０．６〜１．８％である。Ｃ含有量の下限は、好ましくは０．７％であり、より好ましくは０．７５％であり、さらに好ましくは０．８％である。Ｃ含有量の上限は、好ましくは１．５％であり、より好ましくは１．４％であり、さらに好ましくは１．３％である。
C: 0.6 to 1.8%
Carbon (C) combines with vanadium (V) to form vanadium carbide. The Young's modulus of vanadium carbide is high. Furthermore, the coefficient of thermal expansion of vanadium carbide is low, about half that of austenite. Therefore, vanadium carbide increases Young's modulus while suppressing an increase in the coefficient of thermal expansion of the alloy. If the C content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the C content is too high, C will dissolve in the austenite phase, which is the parent phase. If C dissolves in the matrix, the coefficient of thermal expansion increases. Therefore, the C content is 0.6 to 1.8%. The lower limit of the C content is preferably 0.7%, more preferably 0.75%, and even more preferably 0.8%. The upper limit of the C content is preferably 1.5%, more preferably 1.4%, and even more preferably 1.3%.
Ｍｎ：０．０５〜２．０％
マンガン（Ｍｎ）は不純物である硫黄（Ｓ）と結合し、合金の熱間加工性を改善する。Ｍｎ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、合金の自発体積磁歪が減少する。その結果、合金の熱膨張係数が高まる。したがって、Ｍｎ含有量は０．０５〜２．０％である。Ｍｎ含有量の下限は、好ましくは０．０５％よりも高く、より好ましくは０．０８％であり、さらに好ましくは０．１５％である。Ｍｎ含有量の上限は、好ましくは２．０％未満であり、より好ましくは１．０％である。
Mn: 0.05 to 2.0%
Manganese (Mn) combines with the impurity sulfur (S) to improve the hot workability of the alloy. If the Mn content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the Mn content is too high, the spontaneous volume magnetostriction of the alloy decreases. As a result, the coefficient of thermal expansion of the alloy increases. Therefore, the Mn content is 0.05 to 2.0%. The lower limit of the Mn content is preferably higher than 0.05%, more preferably 0.08%, and even more preferably 0.15%. The upper limit of the Mn content is preferably less than 2.0%, more preferably 1.0%.
Ｖ：２．４〜１０．０％
バナジウム（Ｖ）は炭素（Ｃ）と結合してバナジウム炭化物として合金中に晶出する。これにより、合金の熱膨張係数の増加を抑えつつ、合金のヤング率を高めることができる。また、Ｖが合金中に固溶することによっても、合金のヤング率が高まる。Ｖ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｖ含有量が高すぎれば、Ｖが母相に過剰に固溶して、合金の熱膨張係数が増大する。Ｖ含有量が高すぎればさらに、バナジウム炭化物が粗大化し、合金の熱間加工性が低下する。したがって、Ｖ含有量は２．４〜１０．０％である。Ｖ含有量の下限は、好ましくは２．８％であり、より好ましくは３．０％であり、さらに好ましくは３．２％である。Ｖ含有量の上限は、好ましくは１０．０％未満であり、より好ましくは８．０％であり、さらに好ましくは６．０％である。
V: 2.4 to 10.0%
Vanadium (V) combines with carbon (C) and crystallizes in the alloy as vanadium carbide. As a result, the Young's modulus of the alloy can be increased while suppressing the increase in the coefficient of thermal expansion of the alloy. Further, the Young's modulus of the alloy is also increased by the solid solution of V in the alloy. If the V content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the V content is too high, V is excessively dissolved in the matrix phase and the coefficient of thermal expansion of the alloy increases. If the V content is too high, the vanadium carbides are further coarsened, and the hot workability of the alloy is lowered. Therefore, the V content is 2.4 to 10.0%. The lower limit of the V content is preferably 2.8%, more preferably 3.0%, and even more preferably 3.2%. The upper limit of the V content is preferably less than 10.0%, more preferably 8.0%, and even more preferably 6.0%.
Ｂ：０．００２０％以上かつ式（１）で定義されるＦ１％以下
Ｆ１＝（４−（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ））×０．００４３７５ （１）
式（１）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
ボロン（Ｂ）は合金中に固溶して合金の熱間加工性を向上する。Ｂ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。Ｂ含有量が０．００２０％以上であれば、上記効果が得られる。
B: 0.0020% or more and F1% or less defined by the formula (1) F1 = (4- (V-50.94 / 12.01 × C + Cr)) × 0.004375 (1)
The content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formula (1).
Boron (B) dissolves in the alloy to improve the hot workability of the alloy. If the B content is too low, this effect cannot be obtained. When the B content is 0.0020% or more, the above effect can be obtained.
上述のとおり、Ｂは合金中に固溶して合金の熱間加工性を向上する。しかしながら、ＢはＶ及びＣｒとの親和性が高いため、Ｂ含有量が高すぎれば、ＢがＶ及びＣｒと結合してホウ化物を形成する。ＢがＶ及びＣｒとホウ化物を形成すれば、合金の熱間加工性が低下する。そこで、Ｂ含有量、固溶Ｖ量及びＣｒ含有量の関係を調整することで、ホウ化物の形成を抑制する。これにより、合金の熱間加工性を向上させる。 As described above, B dissolves in the alloy to improve the hot workability of the alloy. However, since B has a high affinity for V and Cr, if the B content is too high, B will combine with V and Cr to form a boride. If B forms a boride with V and Cr, the hot workability of the alloy is lowered. Therefore, the formation of boride is suppressed by adjusting the relationship between the B content, the solid solution V content and the Cr content. This improves the hot workability of the alloy.
Ｆ１は固溶Ｖ量とＣｒ含有量の和の指標である。バナジウム炭化物は主にＶ及びＣで形成されるため、（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ）は固溶Ｖ量とＣｒ含有量の質量％の和を表す。Ｆ１中の５０．９４はＶの原子量、１２．０１はＣの原子量である。Ｂ含有量がＦ１％以下であれば、Ｂ含有量、固溶Ｖ量及びＣｒ含有量が適切に調整され、ホウ化物の形成が抑制されるため、合金の熱間加工性が向上する。したがって、Ｂ含有量は０．００２０％以上かつＦ１％以下である。Ｂ含有量の下限は、好ましくは０．００３０％であり、より好ましくは０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００５０％である。 F1 is an index of the sum of the solid solution V amount and the Cr content. Since vanadium carbide is mainly formed of V and C, (V-50.94 / 12.01 × C + Cr) represents the sum of the solid solution V content and the mass% of the Cr content. 50.94 in F1 is the atomic weight of V, and 12.01 is the atomic weight of C. When the B content is F1% or less, the B content, the solid solution V content and the Cr content are appropriately adjusted, and the formation of boride is suppressed, so that the hot workability of the alloy is improved. Therefore, the B content is 0.0020% or more and F1% or less. The lower limit of the B content is preferably 0.0030%, more preferably 0.0040%, and even more preferably 0.0050%.
Ｎｉ：３０．０〜４０．０％
ニッケル（Ｎｉ）は、合金の自発体積磁歪を高め、その結果、合金の熱膨張係数を下げる。Ｎｉ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｎｉ含有量が高すぎれば、合金の熱膨張係数がかえって増大する。したがって、Ｎｉ含有量は３０．０〜４０．０％である。Ｎｉ含有量の下限は、好ましくは３０．０％よりも高く、より好ましくは３２．０％であり、さらに好ましくは３３．０％である。Ｎｉ含有量の上限は、好ましくは４０．０％未満であり、より好ましくは３８．０％であり、さらに好ましくは３５．０％である。
Ni: 30.0-40.0%
Nickel (Ni) increases the spontaneous volume magnetostriction of the alloy and, as a result, lowers the coefficient of thermal expansion of the alloy. If the Ni content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the Ni content is too high, the coefficient of thermal expansion of the alloy will rather increase. Therefore, the Ni content is 30.0 to 40.0%. The lower limit of the Ni content is preferably higher than 30.0%, more preferably 32.0%, and even more preferably 33.0%. The upper limit of the Ni content is preferably less than 40.0%, more preferably 38.0%, and even more preferably 35.0%.
低熱膨張合金はさらに、Ｓｉ及びＡｌからなる群から選択される１種以上を含有する。 The low thermal expansion alloy further contains one or more selected from the group consisting of Si and Al.
Ｓｉ：０．５％以下
シリコン（Ｓｉ）は合金を脱酸する。しかしながら、Ｓｉ含有量が高すぎれば、合金の自発体積磁歪が減少し、合金の熱膨張係数が高まる。したがって、Ｓｉ含有量は０．５％以下である。Ｓｉ含有量の好ましい下限は０．０１％である。Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．３％であり、より好ましくは０．２％である。
Si: 0.5% or less Silicon (Si) deoxidizes the alloy. However, if the Si content is too high, the spontaneous volume magnetostriction of the alloy decreases and the coefficient of thermal expansion of the alloy increases. Therefore, the Si content is 0.5% or less. The preferable lower limit of the Si content is 0.01%. The preferred upper limit of the Si content is 0.3%, more preferably 0.2%.
Ａｌ：０．１％以下
アルミニウム（Ａｌ）は合金を脱酸する。しかしながら、Ａｌ含有量が高すぎれば、合金の自発体積磁歪が減少する。その結果、合金の熱膨張係数が高まる。したがって、Ａｌ含有量は０．１％以下である。Ａｌ含有量の下限は、好ましくは０．０１％であり、より好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０３％である。Ａｌ含有量の上限は、好ましくは０．１％未満であり、より好ましくは０．０５％である。本実施形態において、Ａｌ含有量とは、全Ａｌの含有量である。
Al: 0.1% or less Aluminum (Al) deoxidizes the alloy. However, if the Al content is too high, the spontaneous volume magnetostriction of the alloy will decrease. As a result, the coefficient of thermal expansion of the alloy increases. Therefore, the Al content is 0.1% or less. The lower limit of the Al content is preferably 0.01%, more preferably 0.02%, and even more preferably 0.03%. The upper limit of the Al content is preferably less than 0.1%, more preferably 0.05%. In the present embodiment, the Al content is the total Al content.
本実施形態の低熱膨張合金の残部はＦｅ及び不純物である。ここで、不純物とは、合金を工業的に製造する際に、原料としての鉱石、スクラップ、または製造環境などから混入されるものであって、本実施形態の低熱膨張合金に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。不純物はたとえば、燐（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）等である。 The rest of the low thermal expansion alloy of this embodiment is Fe and impurities. Here, the impurities are those that are mixed in from ore, scrap, or the manufacturing environment as a raw material when the alloy is industrially manufactured, and are in a range that does not adversely affect the low thermal expansion alloy of the present embodiment. Means what is allowed in. Impurities are, for example, phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O) and the like.
本実施形態の低熱膨張合金はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃｏを含有してもよい。 The low thermal expansion alloy of the present embodiment may further contain Co instead of a part of Fe.
Ｃｏ：０〜１０．０％
コバルト（Ｃｏ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。含有された場合、Ｃｏは合金の熱膨張係数を低下する。しかしながら、Ｃｏ含有量が高すぎれば、熱膨張係数がかえって増大する。したがって、Ｃｏ含有量は０〜１０．０％である。Ｃｏ含有量の下限は、好ましくは０．１％であり、より好ましくは２．０％であり、さらに好ましくは４．０％である。Ｃｏ含有量の上限は、好ましくは１０．０％未満であり、より好ましくは８．０％であり、さらに好ましくは６．０％である。
Co: 0 to 10.0%
Cobalt (Co) is an optional element and may not be contained. When contained, Co reduces the coefficient of thermal expansion of the alloy. However, if the Co content is too high, the coefficient of thermal expansion will rather increase. Therefore, the Co content is 0 to 10.0%. The lower limit of the Co content is preferably 0.1%, more preferably 2.0%, and even more preferably 4.0%. The upper limit of the Co content is preferably less than 10.0%, more preferably 8.0%, and even more preferably 6.0%.
本実施形態の低熱膨張合金はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃｒを含有してもよい。 The low thermal expansion alloy of the present embodiment may further contain Cr instead of a part of Fe.
Ｃｒ：０〜３．０％
クロム（Ｃｒ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。含有された場合、Ｃｒは合金中に固溶して、合金のヤング率を高める。しかしながら、Ｃｒの含有量が高すぎれば、過剰に多く固溶したＣｒにより熱膨張係数が増大する。したがって、Ｃｒ含有量は０〜３．０％である。Ｃｒ含有量の下限は、好ましくは１．０％であり、より好ましくは１．５％である。Ｃｒ含有量の上限は、好ましくは２．５％であり、より好ましくは２．０％である。
Cr: 0-3.0%
Chromium (Cr) is an optional element and may not be contained. When contained, Cr dissolves in the alloy to increase Young's modulus of the alloy. However, if the Cr content is too high, the coefficient of thermal expansion increases due to the excessively large amount of solid-dissolved Cr. Therefore, the Cr content is 0 to 3.0%. The lower limit of the Cr content is preferably 1.0%, more preferably 1.5%. The upper limit of the Cr content is preferably 2.5%, more preferably 2.0%.
［式（２）について］
上記化学組成はさらに、式（２）を満たす。
３０．０≦Ｎｉ＋Ｃｏ≦４０．０ （２）
式（２）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
[About equation (2)]
The chemical composition further satisfies the formula (2).
30.0 ≤ Ni + Co ≤ 40.0 (2)
The content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formula (2).
Ｆ２＝Ｎｉ＋Ｃｏと定義する。Ｆ２は、合金中のＮｉ及びＣｏの合計含有量である。上述のとおり、合金のＮｉ含有量が３０．０〜４０．０％であれば、合金の熱膨張係数が低くなる。ＣｏはＮｉと同様の作用を有する。したがって、Ｆ２が式（２）を満たせば、合金の熱膨張係数が低下する。Ｆ２が低すぎれば、又は、Ｆ２が高すぎれば、熱膨張係数が高くなる。したがって、Ｆ２は３０．０〜４０．０である。Ｆ２の下限は、好ましくは３２．０であり、さらに好ましくは３３．０である。Ｆ２の上限は、好ましくは３８．０である。 It is defined as F2 = Ni + Co. F2 is the total content of Ni and Co in the alloy. As described above, when the Ni content of the alloy is 30.0 to 40.0%, the coefficient of thermal expansion of the alloy is low. Co has the same effect as Ni. Therefore, if F2 satisfies the equation (2), the coefficient of thermal expansion of the alloy decreases. If F2 is too low, or if F2 is too high, the coefficient of thermal expansion will be high. Therefore, F2 is 30.0 to 40.0. The lower limit of F2 is preferably 32.0, more preferably 33.0. The upper limit of F2 is preferably 38.0.
［式（３）について］
上記化学組成及びバナジウム炭化物の体積分率は、式（３）を満たす。
８．５≦バナジウム炭化物の体積分率（％）＋１．８×（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ） （３）
ここで、式（３）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
[About equation (3)]
The chemical composition and the volume fraction of vanadium carbide satisfy the formula (3).
8.5 ≤ Volume fraction of vanadium carbide (%) + 1.8 × (V-50.94 / 12.01 × C + Cr) (3)
Here, the content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formula (3).
本実施形態では、合金中にバナジウム炭化物を分散させることで、合金のヤング率を高める。本実施形態ではさらに、合金中に固溶したバナジウム及びクロムにより、合金のヤング率をさらに高める。式（３）中、「Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ」は固溶バナジウム量及びクロム含有量の和を表す。バナジウム炭化物の体積分率、固溶バナジウム量及びクロム含有量が式（３）を満たせば、合金のヤング率が高まる。 In this embodiment, vanadium carbide is dispersed in the alloy to increase the Young's modulus of the alloy. In the present embodiment, vanadium and chromium solid-solved in the alloy further increase the Young's modulus of the alloy. In the formula (3), "V-50.94 / 12.01 × C + Cr" represents the sum of the amount of solid solution vanadium and the content of chromium. If the volume fraction of vanadium carbide, the amount of solid solution vanadium, and the chromium content satisfy the formula (3), the Young's modulus of the alloy is increased.
バナジウム炭化物の体積分率は次の方法で測定する。１０％ＡＡ系電解液（１０％アセチルアセトン‐１％テトラメチルアンモニウムクロライド‐メタノール電解液）を用いて試験材を電解する。電解時の電流は２０ｍＡ／ｃｍ2とする。電解液を２００ｎｍのフィルターでろ過して残渣の質量を測定する。電解前の試験材の質量と電解後の試験材の質量から電解量を求める。残渣が全てバナジウム炭化物であると仮定し、電解量と残渣の質量とから、バナジウム炭化物のモル分率を算出する。次に、求めたモル分率を用い、マトリクスの格子定数と、バナジウム炭化物の格子定数に基づいて、バナジウム炭化物の体積分率（体積％）を算出する。マトリクスの格子定数は、非特許文献１のインバー合金の３．５９Åを、特定炭化物の格子定数は、非特許文献２のＶＣの４．１７Åを用いる。上記方法では、長径が２００ｎｍ未満のバナジウム炭化物は残渣には含まれない。しかしながら、長径が２００ｎｍ未満のバナジウム炭化物は顕著に少ないため、無視できる。 The volume fraction of vanadium carbide is measured by the following method. The test material is electrolyzed using a 10% AA-based electrolyte (10% acetylacetone-1% tetramethylammonium chloride-methanol electrolyte). The current during electrolysis is 20 mA / cm 2 . The electrolyte is filtered through a 200 nm filter and the mass of the residue is measured. The amount of electrolysis is obtained from the mass of the test material before electrolysis and the mass of the test material after electrolysis. Assuming that all the residues are vanadium carbides, the mole fraction of vanadium carbides is calculated from the amount of electrolysis and the mass of the residue. Next, the volume fraction (volume%) of vanadium carbide is calculated based on the lattice constant of the matrix and the lattice constant of vanadium carbide using the obtained mole fraction. The lattice constant of the matrix is 3.59 Å of the Invar alloy of Non-Patent Document 1, and the lattice constant of the specific carbide is 4.17 Å of VC of Non-Patent Document 2. In the above method, vanadium carbide having a major axis of less than 200 nm is not included in the residue. However, vanadium carbides with a major axis of less than 200 nm are remarkably small and can be ignored.
［製造方法］
上述の低熱膨張合金の製造方法の一例は次のとおりである。上記化学組成を有する溶鋼を製造する。溶鋼を用いて造塊法によりインゴットを製造する。製造されたインゴットに対して、熱間加工を実施して合金を製造する。熱間加工はたとえば、熱間鍛造である。熱間鍛造温度はたとえば、８５０〜１１５０℃である。溶解された合金を鋳造してそのまま合金材としてもよい。熱間鍛造後又は鋳造後の合金に対して、溶体化処理等の熱処理を実施してもよい。熱処理を施しても、バナジウム炭化物の体積分率はほとんど変化しない。本実施形態の低熱膨張合金では、炭素（Ｃ）は炭化物として晶出する。
[Production method]
An example of the above-mentioned method for producing a low thermal expansion alloy is as follows. A molten steel having the above chemical composition is produced. Ingots are manufactured by the ingot method using molten steel. The manufactured ingot is hot-worked to produce an alloy. Hot working is, for example, hot forging. The hot forging temperature is, for example, 850 to 1150 ° C. The melted alloy may be cast and used as it is as an alloy material. The alloy after hot forging or casting may be subjected to heat treatment such as solution treatment. The volume fraction of vanadium carbide hardly changes even after heat treatment. In the low thermal expansion alloy of this embodiment, carbon (C) crystallizes as a carbide.
以上の工程により、本実施形態の低熱膨張合金を製造できる。 By the above steps, the low thermal expansion alloy of the present embodiment can be produced.
表１に示す化学組成の供試材を準備した。 Test materials having the chemical compositions shown in Table 1 were prepared.
各供試材を真空中で誘導溶解し、３０ｋｇ、直径１００ｍｍのインゴットを製造した。製造されたインゴットを１２００℃に加熱した後、８５０〜１１５０℃で熱間鍛造し、厚さ１６ｍｍの板材とした。 Each test material was induced and melted in vacuum to produce an ingot weighing 30 kg and having a diameter of 100 mm. The produced ingot was heated to 1200 ° C. and then hot forged at 850 to 1150 ° C. to obtain a plate material having a thickness of 16 mm.
［バナジウム炭化物の体積分率の測定試験］
上記板材から長さ５０ｍｍ、幅１０ｍｍ、厚さ１０ｍｍの試験片を作製した。上述の方法により、バナジウム炭化物の体積分率（％）を測定した。結果を表２に示す。
[Measurement test of volume fraction of vanadium carbide]
A test piece having a length of 50 mm, a width of 10 mm, and a thickness of 10 mm was prepared from the above plate material. The volume fraction (%) of vanadium carbide was measured by the method described above. The results are shown in Table 2.
［熱膨張係数測定試験］
上記板材から直径３ｍｍ、長さ１５ｍｍの試験片を作製した。試験片を用いて、熱膨張係数を求めた。具体的には、水平示差検出方式の測定装置を用いて、５℃／ｍｉｎの速度で昇温し、３０〜１００℃の平均熱膨張係数を求めた。結果を表２に示す。
[Coefficient of thermal expansion measurement test]
A test piece having a diameter of 3 mm and a length of 15 mm was prepared from the above plate material. The coefficient of thermal expansion was determined using the test piece. Specifically, the temperature was raised at a rate of 5 ° C./min using a horizontal difference detection type measuring device, and the average coefficient of thermal expansion of 30 to 100 ° C. was obtained. The results are shown in Table 2.
［ヤング率測定試験］
上記板材から長さ６０ｍｍ、幅１０ｍｍ、厚さ１．５ｍｍの試験片を作製した。試験片を用いてヤング率を求めた。具体的には、横共振法の測定装置を用いて、ヤング率を求めた。結果を表２に示す。
[Young's modulus measurement test]
A test piece having a length of 60 mm, a width of 10 mm, and a thickness of 1.5 mm was prepared from the above plate material. Young's modulus was determined using a test piece. Specifically, Young's modulus was determined using a measuring device of the lateral resonance method. The results are shown in Table 2.
［熱間引張試験］
インゴットから試験片を切り出し、試験片に対して、グリーブル試験機による定ひずみ速度熱間引張試験を実施した。具体的には、上記インゴットから、インゴットの柱状晶成長方向に対し、試験片の軸が垂直になるよう、平行部の直径が６ｍｍ、平行部の長さが６５ｍｍの引張試験片を採取した。真空下で、試験片を１１００℃で３分間保持した後、１分間で１０００℃まで冷却し、その温度で１０／ｓのひずみ速度で引張って破断し、絞り値を求めた。結果を表２に示す。
[Hot tensile test]
A test piece was cut out from the ingot, and the test piece was subjected to a constant strain rate hot tensile test using a greeble tester. Specifically, a tensile test piece having a parallel portion diameter of 6 mm and a parallel portion length of 65 mm was collected from the ingot so that the axis of the test piece was perpendicular to the columnar crystal growth direction of the ingot. After holding the test piece at 1100 ° C. for 3 minutes under vacuum, the test piece was cooled to 1000 ° C. in 1 minute, pulled at a strain rate of 10 / s at that temperature to break, and the drawing value was determined. The results are shown in Table 2.
［試験結果］
表１及び表２を参照して、試験番号１〜試験番号８、試験番号２４及び試験番号２７〜試験番号３０の合金の化学組成は適切であり、式（２）及び式（３）を満たした。そのため、これらの試験番号の合金の熱膨張係数は４×１０-6／℃以下であり、ヤング率は１６０ＧＰａ以上であり、絞り値は５０％以上であった。
[Test results]
With reference to Tables 1 and 2, the chemical compositions of the alloys of test numbers 1 to 8, test number 24 and test numbers 27 to 30 are appropriate and satisfy formulas (2) and (3). It was. Therefore, the coefficient of thermal expansion of the alloys of these test numbers was 4 × 10 -6 / ° C. or less, the Young's modulus was 160 GPa or more, and the drawing value was 50% or more.
一方、試験番号９及び試験番号１０の合金は式（３）を満たさなかった。そのため、試験番号９及び試験番号１０の合金のヤング率は１６０ＧＰａ未満であった。 On the other hand, the alloys of Test No. 9 and Test No. 10 did not satisfy the formula (3). Therefore, the Young's modulus of the alloys of Test No. 9 and Test No. 10 was less than 160 GPa.
試験番号１１の合金では、Ｂ含有量がＦ１を超え、かつ、式（３）を満たさなかった。そのため、試験番号１１の合金のヤング率は１６０ＧＰａ未満であり、絞り値は５０％未満であった。 In the alloy of test number 11, the B content exceeded F1 and did not satisfy the formula (3). Therefore, the Young's modulus of the alloy of Test No. 11 was less than 160 GPa, and the drawing value was less than 50%.
試験番号１２〜試験番号１５の合金では、Ｂ含有量がＦ１を超えた。そのため、試験番号１２〜試験番号１５の合金の絞り値は５０％未満であった。 In the alloys of test numbers 12 to 15, the B content exceeded F1. Therefore, the drawing values of the alloys of test numbers 12 to 15 were less than 50%.
試験番号１６〜試験番号２０の合金は、Ｂ含有量が０．００２０％未満であった。そのため、試験番号１６〜試験番号２０の合金の絞り値は５０％未満であった。 The alloys of test numbers 16 to 20 had a B content of less than 0.0020%. Therefore, the drawing values of the alloys of test numbers 16 to 20 were less than 50%.
試験番号２１の合金では、Ｂ含有量がＦ１を超えた。そのため、試験番号２１の合金では、絞り値が５０％未満であった。 In the alloy of test number 21, the B content exceeded F1. Therefore, in the alloy of test number 21, the drawing value was less than 50%.
試験番号２２の合金では、Ｃ含有量が１．９０％と高く、Ｖ含有量が１０．５０％と高かった。そのため、試験番号２２の合金では、熱膨張係数が４．０×１０-6／℃を超え、絞り値が５０％未満であった。 In the alloy of Test No. 22, the C content was as high as 1.90% and the V content was as high as 10.50%. Therefore, in the alloy of test number 22, the coefficient of thermal expansion exceeded 4.0 × 10 -6 / ° C. and the drawing value was less than 50%.
試験番号２３の合金では、Ｃ含有量が０．２０％と低く、Ｖ含有量が０．９０％と低かった。そのため、試験番号２３の合金では、ヤング率が１６０ＧＰａ未満であった。 In the alloy of Test No. 23, the C content was as low as 0.20% and the V content was as low as 0.90%. Therefore, in the alloy of test number 23, Young's modulus was less than 160 GPa.
試験番号２５の合金では、Ｎｉ含有量が低く、式（２）を満たさなかった。そのため、試験番号２５の合金では、熱膨張係数が４．０×１０-6／℃を超えた。 The alloy of test number 25 had a low Ni content and did not satisfy the formula (2). Therefore, in the alloy of test number 25, the coefficient of thermal expansion exceeded 4.0 × 10 -6 / ° C.
試験番号２６の合金では、Ｎｉ含有量が高く、式（２）を満たさなかった。そのため、試験番号２６の合金では、熱膨張係数が４．０×１０-6／℃を超えた。 The alloy of test number 26 had a high Ni content and did not satisfy the formula (2). Therefore, in the alloy of test number 26, the coefficient of thermal expansion exceeded 4.0 × 10 -6 / ° C.
試験番号３１の合金では、Ｃｒ含有量が高く、Ｂ含有量がＦ１を超えた。そのため、熱膨張係数が４．０×１０-6／℃を超え、絞り値が５０％未満であった。 In the alloy of Test No. 31, the Cr content was high and the B content exceeded F1. Therefore, the coefficient of thermal expansion exceeded 4.0 × 10 -6 / ° C., and the aperture value was less than 50%.
試験番号３２の合金では、Ｃｒ含有量は適切であったが、Ｂ含有量がＦ１を超えた。そのため、絞り値が５０％未満であった。 In the alloy of test number 32, the Cr content was appropriate, but the B content exceeded F1. Therefore, the aperture value was less than 50%.
試験番号３３の合金では、Ｎｉ含有量及びＣｏ含有量は適切であったが、式（２）を満たさなかった。そのため、試験番号３３の合金では、熱膨張係数が４．０×１０-6／℃を超えた。 In the alloy of Test No. 33, the Ni content and the Co content were appropriate, but the formula (2) was not satisfied. Therefore, in the alloy of test number 33, the coefficient of thermal expansion exceeded 4.0 × 10 -6 / ° C.
以上、本発明の実施の形態を説明した。しかしながら、上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。したがって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変更して実施することができる。 The embodiments of the present invention have been described above. However, the embodiments described above are merely examples for carrying out the present invention. Therefore, the present invention is not limited to the above-described embodiment, and the above-described embodiment can be appropriately modified and implemented without departing from the spirit of the present invention.
Claims (3)
Ｃ：０．６〜１．８％、
Ｍｎ：０．０５〜２．０％、
Ｖ：２．４〜１０．０％、
Ｂ：０．００２０％以上かつ式（１）で定義されるＦ１％以下、
Ｎｉ：３０．０〜４０．０％、
Ｓｉ：０．５％以下及びＡｌ：０．１％以下からなる群から選択される１種以上、
Ｃｏ：０〜１０．０％、及び、
Ｃｒ：０〜３．０％、
を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、式（２）を満たす化学組成を有し、
バナジウム炭化物の体積分率、炭素含有量、バナジウム含有量及びクロム含有量が式（３）を満たし、
熱膨張係数は４×１０ −６ ／℃以下であり、ヤング率は１６０ＧＰａ以上であり、かつ、絞り値は５０％以上である、低熱膨張合金。
Ｆ１＝（４−（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ））×０．００４３７５ （１）
３０．０≦Ｎｉ＋Ｃｏ≦４０．０ （２）
８．５≦バナジウム炭化物の体積分率（％）＋１．８×（Ｖ−５０．９４／１２．０１×Ｃ＋Ｃｒ） （３）
ここで、式（１）〜式（３）の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。 By mass%
C: 0.6 to 1.8%,
Mn: 0.05-2.0%,
V: 2.4 to 10.0%,
B: 0.0020% or more and F1% or less defined by the formula (1),
Ni: 30.0-40.0%,
One or more selected from the group consisting of Si: 0.5% or less and Al: 0.1% or less,
Co: 0 to 10.0%, and
Cr: 0-3.0%,
The balance is composed of Fe and impurities, and has a chemical composition satisfying the formula (2).
Volume fraction of vanadium carbide, carbon content, vanadium content and chromium content meets the equation (3),
A low thermal expansion alloy having a coefficient of thermal expansion of 4 × 10 -6 / ° C. or less, a Young's modulus of 160 GPa or more, and a drawing value of 50% or more .
F1 = (4- (V-50.94 / 12.01 × C + Cr)) × 0.004375 (1)
30.0 ≤ Ni + Co ≤ 40.0 (2)
8.5 ≤ Volume fraction of vanadium carbide (%) + 1.8 × (V-50.94 / 12.01 × C + Cr) (3)
Here, the content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol of the formulas (1) to (3).
前記化学組成は、Ｃｏ：０．１〜１０．０％を含有する、低熱膨張合金。 The low thermal expansion alloy according to claim 1.
The chemical composition is a low thermal expansion alloy containing Co: 0.1 to 10.0%.
前記化学組成は、Ｃｒ：１．０〜３．０％を含有する、低熱膨張合金。
The low thermal expansion alloy according to claim 1 or 2.
The chemical composition is a low thermal expansion alloy containing Cr: 1.0 to 3.0%.
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