JP7223121B2 - 鍛造チタン合金による高強度のファスナ素材及びその製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、概して、非鉄冶金学の分野に関し、換言すると、航空機のファスナ製造用の所定の機械的特性を有するチタン合金材料に関する。

航空機工学は、現代のハイテク機械製造における最も複雑な分野の１つであり、ある種の特殊性を有している。その設計、開発、及び生産における特異性は、機体構造内の部品を様々な材料で作製するために膨大な数の異なる製造プロセスを含むことによって、もたらされている。輸送体としての航空機は、飛行の安全性と信頼性を実現するとともに、特定の性能要件を満たさなければならない。いかなる航空機においても、品質と効率が重要な特色である。航空機設計は、ファスナで連結されるアセンブリ及びモジュールの組み合わせである。現代の本体幅の広い旅客機では、ファスナの数は、数十万にも及ぶ。飛行の安全性は、構造体ファスナの品質及び性能に依存する。これが、ファスナの製造に特殊な手法が必要な理由である。

最大の飛行性能と耐久性を実現するため、ボルト、ねじ、スタッド、リベット、及びナットは、専用の材料で製造される。機体構造に用いるファスナの材料は、アセンブリの用途及び動作条件に基づいて選択される。従来、ファスナの製造には、温度変化及び衝撃応力に対して耐性がある材料が用いられている。チタン合金は、ファスナの製造において重要な役割を果たす。他の種類のファスナに比べたチタンファスナの利点のうち最も重要な点は、高い耐食性と共に高い比強度と高温での安定性を有することである。このような特徴により、航空機設計においてチタンファスナが使用される機会は多い。

ファスナ用の競争力のある高寿命材料を開発し製造することは、特に重要であり、市場経済環境に深く関連している。ファスナの大量且つ大規模な生産において、生産量を向上させ且つコストを最低限に抑えつつ高品質のファスナ素材を実現することに、特に注目する必要がある。

重量で以下の成分からなるα－β型チタン合金に対して、熱間圧延、溶体化処理、及び、時効処理を行うことを含む、チタン合金ファスナの製造方法が知られている。
３．９～４．５％のアルミニウム
２．２～３．０％のバナジウム
１．２～１．８％の鉄
０．２４～０．３％の酸素
最大で０．０８％の炭素
最大で０．０５％の窒素
最大で０．３％の他の元素（トータルで）
ここで、他の元素は、実際には、其々が０．００５％未満の濃度のホウ素、イットリウム、あるいは、其々が０．１％以下の濃度のスズ、ジルコニウム、モリブデン、クロム、ニッケル、ケイ素、銅、ニオブ、タンタル、マンガン、コバルトの少なくともいずれかであり、残部はチタン及び固有の不純物であり、α－β相域におけるチタン合金の熱間圧延により素材を作製し、作製された素材を１２００°Ｆ（６４８．９℃）～１４００°Ｆ（７６０℃）で１～２時間焼なましし、空気冷却し、規定の製品サイズに機械加工し、１５００°Ｆ（８１５．６℃）～１７００°Ｆ（９２６．７℃）の温度で０．５～２時間溶体化処理を行い、少なくとも空気中の冷却と同等の速度で冷却し、８００°Ｆ（４２６．７℃）～１０００°Ｆ（５３７．８℃）で４～１６時間時効処理し、空気冷却を行う。（特許番号２５８１３３２、ＩＰＣ Ｃ２２Ｃ １４／００、Ｃ２２Ｆ １／１８ ２０１６年４月２０日公開を参照）

この既知の方法を用いることにより、１９０ｋｓｉ（１３１０ＭＰａ）を超える引っ張り強度を有するとともに、１２０ｋｓｉ（８２７ＭＰａ）を超える二面せん断強度を達成するファスナ及びファスナ素材を生産することができる。しかしながら、これらの機械的特性は、溶液状態での熱処理及びその後の人工的な時効処理（ＳＴＡ）状態でのみ達成できるものであり、これによれば、塑性がある程度低下するが最大強度が達成される。ただし、これらのファスナ及びファスナ素材のＳＴＡ状態における１６０ｋｓｉ（１１０３ＭＰａ）を超える強度は、厚さが２．５インチ～３インチ（６３．５ｍｍ～７６．２ｍｍ）までの場合にのみ達成可能である。また、ＳＴＡ処理によって、ファスナ素材の内部残留応力が増大するため、長いファスナではまっすぐにする必要が生じる。設計値を超える内部残留応力があると、生産中又は動作中に部品の形状又は寸法にひずみが生じる。また、部品材料内の残留応力は、部品に作用する動作応力を増大させ、これによって部品の耐用年数が減少したり、構造体の早期不良が発生したりする可能性があるため、ある種の脅威となりうる。

また、航空機用のチタン合金及びファスナの製造方法が知られている。当該方法では、少なくとも５０％のチタンスクラップを含むチタン合金を生成し、チタン合金を焼なましする。ここで、チタン合金は、重量で、５．５０～６．７５％のアルミニウム、３．５０～４．５０％のバナジウム、０．２５～０．５０％の酸素、及び、０．４０～０．８０％の鉄によって構成されている。そして、航空機用のチタン合金ファスナを製造する。（特許番号２６１８０１６、ＩＰＣ Ｃ２２Ｃ １４／００、Ｃ２２Ｆ １／１８ ２０１７年２月５日公開を参照）－以下、プロトタイプ。

このプロトタイプを用いることにより、１インチ（２５．４ｍｍ）以下のファスナ厚みでは、焼なまし後の金属において、１６０ｋｓｉ（１１０３ＭＰａ）までの引っ張り強度及び９５ｋｓｉ（６５５ＭＰａ）までの二面せん断強度を達成することができる。しかしながら、より厚みの大きいファスナでは、最大引っ張り強度が１５０ｋｓｉ（１０３４Ｍｐａ）まで低下し、二面せん断強度が９０ｋｓｉ（６２１ＭＰａ）まで低下している。

本発明の目的は、高いレベルの機械的特性を有するとともに製造コストを最小限に抑えた、直径が最大４インチ（１０１．６ｍｍ）のファスナ素材を生産することである。

本発明の技術的効果として、焼なましが施された状態において高いレベルの塑性特性を維持しつつ、生産能力と高い極限引っ張り強度及び二面せん断強度とが効果的に釣り合う化学組成を有するチタン合金ファスナ素材を生産することができる。

このような技術的効果は、重量で、５．５～６．５％のＡｌ、３．０～４．５％のＶ、１．０～２．０％のＭｏ、０．３～１．５％のＦｅ、０．３～１．５％のＣｒ、０．０５～０．５％のＺｒ、０．２～０．３％のＯ、最大で０．０５％のＮ、最大で０．０８％のＣ、最大で０．２５％のＳｉ、残部チタンチタン及び不可避不純物を含有し、以下の式で規定される構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑの値が７．５～９．０、構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑの値が６．０～８．５である鍛造チタン合金のファスナ素材の製造方法を用いることにより達成される。
［Ａｌ］ｅｑ＝［Ａｌ］＋［Ｏ］×ｌ０＋［Ｚｒ］／６
［Ｍｏ］ｅｑ＝［Ｍｏ］＋［Ｖ］／１．５＋［Ｃｒ］×ｌ．２５＋［Ｆｅ］×２．５

ファスナ素材は、直径が８ｍｍ～３１．７５ｍｍ（０．３１５インチ～１．２５インチ）で、焼なまし状態における最小引っ張り強度が１６５ｋｓｉ（１１３８ＭＰａ）、最小二面せん断強度が１００ｋｓｉ（６８９ＭＰａ）の円形圧延バーの形態に作製される。ファスナ素材は、直径が３２ｍｍ～１０１．６ｍｍ（１．２５インチ～４インチ）にわたり、焼なまし状態における最小引っ張り強度が１６０ｋｓｉ（１１０３ＭＰａ）、最小二面せん断強度が９５ｋｓｉ（６５５ＭＰａ）の円形圧延バーの形態に作製することもできる。また、ファスナ素材は、線引加工(drawing)によって直径が最大で１０ｍｍ（０．３９４インチ）とされ、焼なまし状態における最小引っ張り強度が１６８ｋｓｉ（１１５８ＭＰａ）、最小二面せん断強度が１０３ｋｓｉ（７１０ＭＰａ）の丸線ワイヤの形態に作製することもできる。

また、当該技術的効果は、直径が８～１０１．６ｍｍ（０．３１５インチ～４．０インチ）の円形圧延バーの形態に作製されるファスナ素材の製造方法を用いることによっても達成され、当該方法では、重量で、５．５～６．５％のＡｌ、３．０～４．５％のＶ、１．０～２．０％のＭｏ、０．３～１．５％のＦｅ、０．３～１．５％のＣｒ、０．０５～０．５％のＺｒ、０．２～０．３％のＯ、最大で０．０５％のＮ、最大で０．０８％のＣ、最大で０．２５％のＳｉ、残部チタンチタン及び不可避不純物によって構成されるとともに、以下の式で規定される構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑの値が７．５～９．０、構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑの値が６．０～８．５であるチタン合金インゴットを溶融し、
［Ａｌ］ｅｑ＝［Ａｌ］＋［Ｏ］×ｌ０＋［Ｚｒ］／６
［Ｍｏ］ｅｑ＝［Ｍｏ］＋［Ｖ］／１．５＋［Ｃｒ］×ｌ．２５＋［Ｆｅ］×２．５
前記インゴットを、β相域及び／又はα－β相域の温度で鍛造ビレットに変化させ、鍛造ビレットを機械加工し、β相域及び／又はα－β相域の温度で熱間圧延することにより、円形素材を作製し、次に、５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で圧延素材を少なくとも０．５時間焼なましする。また、線引加工によって最大１０ｍｍ（０．３９４インチ）の丸線ワイヤの形態に作製されるファスナ素材の製造方法では、重量で、５．５～６．５％のＡｌ、３．０～４．５％のＶ、１．０～２．０％のＭｏ、０．３～１．５％のＦｅ、０．３～１．５％のＣｒ、０．０５～０．５％のＺｒ、０．２～０．３％のＯ、最大で０．０５％のＮ、最大で０．０８％のＣ、最大で０．２５％のＳｉ、残部チタンチタン及び不可避不純物によって構成されるとともに、以下の式で規定される構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑの値が７．５～９．０、構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑの値が６．０～８．５であるチタン合金インゴットを溶融し、
［Ａｌ］ｅｑ＝［Ａｌ］＋［Ｏ］×ｌ０＋［Ｚｒ］／６
［Ｍｏ］ｅｑ＝［Ｍｏ］＋［Ｖ］／１．５＋［Ｃｒ］×ｌ．２５＋［Ｆｅ］×２．５
前記インゴットを、β相域及び／又はα－β相域の温度で鍛造ビレットに変化させ、鍛造ビレットを機械加工し、β相域及び／又はα－β相域の加熱温度で熱間圧延することにより、直径６．５ｍｍ～１２ｍｍ（０．２５６インチ～０．４７２インチ）の円形素材を作製し、次に、５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で圧延素材を少なくとも０．５時間焼なましした後に、線引加工を行ってワイヤを作製し、５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で少なくとも０．５時間ワイヤを焼なましする。

提示のファスナ素材は、優れた加工性と構造的特性とを示すが、これは、高品質のファスナ素材が生産できるように、チタン合金の合金元素及びそれらの割合の最適な選択を行うとともに、熱機械処理のパラメータを最適化することによって実現される。

ファスナ素材は、α安定剤、中性強化剤、及び、β安定剤を含むα－β型チタン合金からなる。

α安定剤のグループは、アルミニウム及び酸素などの元素で形成される。チタン合金にα安定剤を導入することにより、チタン固溶体の範囲が拡大し、密度が低下し、合金の弾性率が向上する。アルミニウムは、合金の強度対重量比を高めるとともにチタンの強度及び高温挙動を向上させる最も効率の良い強化材料である。合金中のアルミニウム濃度が５．５％未満であると、必要な強度が得られない一方で、濃度が６．５％を超えると、ＢＴＴが大幅に上がるとともに、望ましくない塑性低下が起こる。酸素は、チタン同素変態（titanium allotropic transformation）の温度を上昇させる。酸素が０．２％～０．３％の範囲で存在すると、塑性が低下することなく強度が向上する。また、合金中の窒素の濃度が０．０５％以下であり且つ炭素の濃度が０．０８％以下である場合、室温での塑性の低下に大きな影響は無い。

ファスナ素材組成における中性強化剤は、ジルコニウムを含む。ジルコニウムは、αチタンとともに広範囲の固溶体を形成し、且つ同様の融点及び密度を有し、耐食性を向上させる。０．０５％～０．５％の範囲の濃度で含まれるジルコニウムは、α相の強度向上による強度増大を促進するとともに、より肉厚の断面を有する素材を冷却した際の準安定状態（metastable state）の維持に効果的である。

本明細書に開示するとともに市販の合金に広く用いられているβ安定剤のグループは、同形β安定剤（isomorphous beta stabilizers）及び共析β安定剤（eutectoid beta stabilizers）からなる。

ファスナ素材の化学組成は、バナジウム及びモリブデンなどの同形β安定剤からなる。３．０％～４．５％の濃度のバナジウムは、β相を確実に安定化させる、すなわち、α相におけるα２超格子（alpha2 superstructure）の生成を抑制するとともに、強度と塑性特性の双方の向上に寄与する。１．０％～２．０％の濃度のモリブデンは、α相に完全に溶解することができ、これによって塑性特性を低下させることなく高いレベルの強度特性をもたらす。モリブデン濃度が２．０％を超えると、合金の比重が増大するとともに、合金の強度対重量比及び塑性特性が低下する。

ファスナ素材の化学組成は、共析β安定剤（Ｃｒ、Ｆｅ、Ｓｉ）によっても、もたらされる。

０．３％～１．５％の鉄を加えることにより、β相の体積分率が増大するとともに、合金の熱間加工の際のひずみ抵抗が低減し、熱間加工に起因する欠陥を防止するのに役立つ。鉄の濃度が１．５％を超えると、合金の溶融及び凝固の際にβフレック（beta flecks）の形成を伴う偏析プロセスが起こり、これは、構造及び機械特性の不均一ならびに耐食性の低下に繋がる。

クロムは、チタン合金を強化するとともに強力なβ安定剤として作用することができるため、クロム濃度は、０．３％～１．５％の範囲に設定されている。ただし、クロムとの合金化がこの設定上限を超えると、長時間の等温暴露（isothermal exposures）により脆性の金属間化合物が形成されるとともに、インゴットの溶解の際に化学的不均一が生じる可能性が高い。

ケイ素の濃度は、最大０．２５％まで許容される。これは、当該限度内のケイ素であれば、α相に完全に溶解して、α固溶体を強化するとともに、合金内に少量のβ相を形成するからである。また、合金にケイ素を加えることで、高温安定性が増す。ケイ素の濃度が上記の限度を超えると、ケイ化物が形成され、これは、クリープ強度の低下及び材料の割れにつながる。

本開示の発明は、α安定剤及び中性強化剤との合金化によるチタン合金の強化と、β安定剤の追加によるチタン合金の強化の効果とを、別々に実現できる可能性に基づいている。この可能性は、以下の事項、すなわち、アルミニウムと同等の元素は、主に溶体強化によってチタン合金を強化する一方、β安定剤は、主に、より強力なβ相の量を増やすことによってチタン合金を強化するということにより、説明できる。従って、ファスナ素材の強度特性を安定させるために、各合金元素の限界濃度を設定した。また、このために、各元素の割合を請求の範囲に記載されたファスナ素材の組成の範囲内に調節するためのメカニズムを定義した。

ファスナ素材の作製に用いる合金について、経済的、強度的、及び処理的な基準から、構造的なアルミニウム当量（［Ａｌ］ｅｑ）及びモリブデン当量（［Ｍｏ］ｅｑ）を計算した。

構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑは、７．５～９．０の範囲に設定される。この限界値を設定したのは、［Ａｌ］ｅｑの値が７．５未満であると、機械的特性を所望の安定性で実現することができず、［Ａｌ］ｅｑの値が９．０を超えると、固溶体強化の度合いが増し、これにより塑性挙動が低下して、熱間加工の際に割れが発生する条件が整うためである。

構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑは、６．０～８．５の範囲とし、これによれば、必要な量のβ相の安定化及び熱暴露による相変化を実現して、高いレベルの合金の強度特性を達成することができる。

本明細書に開示の［Ａｌ］ｅｑ及び［Ｍｏ］ｅｑは、構造的及び処理的特徴に関する顧客の要望を確実に満たす高品質のファスナ素材を実現するように設定及び制御されるとともに製造プロセスを効率的に管理する基準カテゴリー（baseline categories）である。本明細書に開示の原理によれば、高価な化学元素の不足部分を、指定のものと均等の強度範囲及び合金組成内の入手可能でより安価な当量の合金元素によって補うことができ、これには、スクラップにある程度の量が含まれている合金元素が含まれる。同時に、ファスナ素材の高い構造的特性及び動作特性を安定的に維持しつつ、合金のコストを３０％低減することができる。

圧延バーの形態のファスナ素材用の処理工程を示すフローチャートである。 ワイヤの形態のファスナ素材用の処理工程を示すフローチャートである。 熱処理したバー素材（直径１２．７ｍｍ）の倍率２００倍による微細構造 を示す図（顕微鏡写真）である。 熱処理したバー素材（直径１０１．６ｍｍ）の倍率２００倍による微細構 造を示す図（顕微鏡写真）である。 焼なまし後の直径５．１８ｍｍのワイヤの倍率８００倍による微細構造を 示す図（顕微鏡写真）である。

提示するファスナ素材の製造方法の要点は、次のとおりである。

ファスナ素材は、真空のアーク炉内で溶融されたインゴットであって、以下の化学的組成、すなわち、５．５～６．５％のＡｌ、３．０～４．５％のＶ、１．０～２．０％のＭｏ、０．３～１．５％のＦｅ、０．３～１．５％のＣｒ、０．０５～０．５％のＺｒ、０．２～０．３％のＯ、最大で０．０５％のＮ、最大で０．０８％のＣ、最大で０．２５％のＳｉ、残部チタンチタン及び不可避不純物を含有し、以下の式によって規定される構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑの値が７．５～９．５、構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑの値が６．０～８．５であるインゴットから生産される。
［Ａｌ］ｅｑ＝［Ａｌ］＋［０］×１０＋［Ｚｒ］／６
［Ｍｏ］ｅｑ＝［Ｍｏ］＋［Ｖ］／１．５＋［Ｃｒ］×ｌ．２５＋［Ｆｅ］×２．５

さらに、当該インゴットを、β相域及び／又はα－β相域の温度で鍛造素材（ビレット）に変化させる。これにより、鋳放し状態の構造（as-cast structure）を除去して、後の圧延のための金属構造を形成する、すなわち、等軸のマクロ結晶粒（equiaxed macrograin）を有するビレットを作製することができる。ガスリッチ層及び熱間加工に起因する表面欠陥を完全に除去するために、鍛造素材を機械加工する。そして、機械加工ビレットに対し、β相域及び／又はα－β相域の加熱温度で、熱間圧延を行う。次に圧延ビレットを５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で少なくとも０．５時間焼なましし、室温まで冷却して、より平衡な構造を得るとともに内部応力を低減する。圧延ビレットを機械加工することにより、スケール及びガスリッチ層を除去する。圧延バーの形態のファスナ素材用の処理フローチャートを、図１に示す。

図２は、ワイヤの形態のファスナ素材用の処理フローチャートを示している。ワイヤの製造方法は、圧延バーの形態のファスナ素材の製造方法と同様に、インゴットの真空アーク溶融、鍛造素材（ビレット）の形成、β相域及び／又はα－β相域の金属加熱温度における機械加工ビレットの圧延を含む。圧延を行うことにより、直径６．５ｍｍ～１２ｍｍ（０．２５６インチ～０．４７２インチ）の圧延素材を作製し、次にこれをコイルにする。内部応力を除去するために、コイルを５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で焼なましし、次に、室温まで冷却する。

スケール及びガスリッチ層を除去するために、圧延ファスナ素材のコイルに対して化学処理または機械加工を行う。その後、圧延素材に対し線引加工を行って、直径が最大で１０ｍｍ（０．３９４インチ）のワイヤを作製する。

内部応力を除去して構造的平衡を高めるとともに塑性特性を向上させるため、得られたワイヤを５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で焼なましし、その後、空気冷却する。焼なましされたワイヤを化学処理又は機械加工することによりファスナのサイズにする。

実験例１．
本発明の産業上の利用可能性を調べるため、表１に示す化学組成のインゴットを溶融した。βトランサス温度（beta transus temperature）は、９９８°Ｃ（１８２８°Ｆ）であった。

当該インゴットを、β相域及びα－β相域の温度で鍛造ビレットに変化させた。ビレットを、最終圧延作業温度である９１５°Ｃ（１６７９°Ｆ）ので圧延し、直径１２．７ｍｍ（０．５インチ）のファスナ素材を作製した。圧延ファスナ素材を、６００°Ｃ（１１１２°Ｆ）で６０分間焼なましし、室温まで空気冷却した。その後、機械的試験及び構造検査を行った。熱処理後の直径１２．７ｍｍ（０．５インチ）のファスナ素材の機械的試験の結果を表２に示し、熱処理素材の倍率２００倍による微細構造を図３に示す。

実験例２．
直径１０１．６ｍｍ（４インチ）のファスナ素材を形成するため、表３に示す化学組成のインゴットを溶融した。金属組成学的手法（metallographic method）により求めた合金のβトランサス温度（ＢＴＴ）は、９９８°Ｃ（１８１０°Ｆ）であった。

当該インゴットを、β相域及びα－β相域の温度で鍛造ビレットに変化させた。ビレットを、９１８°Ｃ（１６８５°Ｆ）で圧延し、直径１０１．６ｍｍ（４インチ）のファスナ素材を作製した。直径１０１．６ｍｍ（４インチ）且つ長さ１０１．６ｍｍ（４インチ）の圧延ファスナ素材の試験片を、６００°Ｃ（１１１２°Ｆ）で６０分間焼なましした。その後、長手方向における機械的試験及び構造検査を行った。熱処理後の直径１０１．６ｍｍ（４インチ）のファスナ素材の機械的試験の結果を表４に示し、ファスナ素材の倍率２００倍による微細構造を図４に示す。

実験例３．
直径５．１８ｍｍ（０．２０４インチ）のワイヤの形態のファスナ素材を形成するため、表５に示す化学組成のインゴットを溶融した。金属組成学的手法により求めた合金のβトランサス温度（ＢＴＴ）は、９８８°Ｃ（１８１０°Ｆ）であった。

当該インゴットを、β相域及びα－β相域の温度で鍛造ビレットに変化させた。ビレットを、９１８°Ｃ（１６８５°Ｆ）の温度で圧延し、直径１０１．６ｍｍ（４インチ）のファスナ素材を作製した。直径１０１．６ｍｍ（４インチ）の圧延素材を、直径７．９２ｍｍ（０．３１２インチ）の素材に圧延し、α－β相域における熱間加工を終了した。直径７．９２ｍｍ（０．３１２インチ）の圧延素材を、真空炉内で脱気した後、数段階にわたって線引加工し、直径６．０７ｍｍ（０．２３９インチ）のワイヤを形成した。当該ワイヤを、以下の条件、すなわち、７０５°Ｃ（１３００°Ｆ）までの加熱、１時間の浸漬、及び空気冷却により、焼なましした。ワイヤの研削及び研磨の後に、ブラスティング（blasting）及び酸洗い（pickling）を行った。その後、ワイヤに潤滑油を塗布し、直径５．１８ｍｍ（０．２０４インチ）のサイズにした。焼なまし後の直径５．１８ｍｍ（０．２０４インチ）のワイヤの機械的試験の結果を表６に示す。ワイヤの倍率８００倍による微細構造を、図５に示す。

このように、請求項に係る発明によれば、厚みが最大で１０１．６ｍｍ（４インチ）のファスナ素材の生産が可能となるとともに、ワイヤの形態の素材を付加製造に使用することも可能となり、このような素材は、高いレベルの塑性特性を維持しつつ、高いレベルの強度特性及び二面せん断強度を有するものである。

Claims (12)

1. 重量で、５．５～６．５％のＡｌ、３．０～４．５％のＶ、１．０～２．０％のＭｏ、０．３～１．５％のＦｅ、０．３～１．５％のＣｒ、０．０５～０．５％のＺｒ、０．２～０．３％のＯ、最大で０．０５％のＮ、最大で０．０８％のＣ、最大で０．２５％のＳｉ、残部チタン及び不可避不純物からなり、以下の式で規定される構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑの値が７．５～９．５、構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑの値が６．０～８．５であることを特徴とする鍛造チタン合金によって形成される高強度ファスナ素材。
   ［Ａｌ］ｅｑ＝［Ａｌ］＋［０］×１０＋［Ｚｒ］／６
   ［Ｍｏ］ｅｑ＝［Ｍｏ］＋［Ｖ］／１．５＋［Ｃｒ］×ｌ．２５＋［Ｆｅ］ｘ２．５．
2. 直径が８ｍｍ～３１．７５ｍｍ（０．３１５インチ～１．２５インチ）の円形の圧延バーの形態に形成された、請求項１に記載のファスナ素材。
3. 直径が３１．７５ｍｍ～１０１．６３ｍｍ（１．２５インチ～４．０インチ）の円形の圧延バーの形態に形成された、請求項１に記載のファスナ素材。
4. 直径が最大で１０ｍｍ（０．３９４インチ）の丸線ワイヤの形態に形成された、請求項１に記載のファスナ素材。
5. 焼なまし状態にした場合の極限引っ張り強度が最小で１６５ｋｓｉ（１１３８ＭＰａ）である、請求項２に記載のファスナ素材。
6. 焼なまし状態にした場合の二面せん断強度が最小で１００ｋｓｉ（６８９ＭＰａ）である、請求項２に記載のファスナ素材。
7. 焼なまし状態にした場合の極限引っ張り強度が最小で１６０ｋｓｉ（１１０３ＭＰａ）である、請求項３に記載のファスナ素材。
8. 焼なまし状態にした場合の二面せん断強度が最小で９５ｋｓｉ（６５５ＭＰａ）である、請求項３に記載のファスナ素材。
9. 焼なまし状態にした場合の極限引っ張り強度が最小で１６８ｋｓｉ（１１５８ＭＰａ）である、請求項４に記載のファスナ素材。
10. 焼なまし状態にした場合の二面せん断強度が最小で１０３ｋｓｉ（７１０ＭＰａ）である、請求項４に記載のファスナ素材。
11. 請求項１、２、３、５、６、７、８の何れかに記載のファスナ素材の製造方法であって、重量で、５．５～６．５％のＡｌ、３．０～４．５％のＶ、１．０～２．０％のＭｏ、０．３～１．５％のＦｅ、０．３～１．５％のＣｒ、０．０５～０．５％のＺｒ、０．２～０．３％のＯ、最大で０．０５％のＮ、最大で０．０８％のＣ、最大で０．２５％のＳｉ、残部チタン及び不可避不純物からなり、以下の式で規定される構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑの値が７．５～９．０、構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑの値が６．０～８．５であることを特徴とするチタン合金インゴットを溶融し、
    ［Ａｌ］ｅｑ＝［Ａｌ］＋［Ｏ］×ｌ０＋［Ｚｒ］／６
    ［Ｍｏ］ｅｑ＝［Ｍｏ］＋［Ｖ］／１．５＋［Ｃｒ］×ｌ．２５＋［Ｆｅ］×２．５
    前記インゴットを、β相域及び／又はα－β相域の温度で鍛造ビレットに変化させ、鍛造ビレットを機械加工し、β相域及び／又はα－β相域の温度で熱間圧延することにより、圧延素材を作製し、次に、圧延素材を５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で少なくとも０．５時間焼なましする、方法。
12. 請求項１、４、９、１０の何れかに記載のファスナ素材の製造方法であって、重量で、５．５～６．５％のＡｌ、３．０～４．５％のＶ、１．０～２．０％のＭｏ、０．３～１．５％のＦｅ、０．３～１．５％のＣｒ、０．０５～０．５％のＺｒ、０．２～０．３％のＯ、最大で０．０５％のＮ、最大で０．０８％のＣ、最大で０．２５％のＳｉ、残部チタン及び不可避不純物からなり、以下の式で規定される構造的なアルミニウム当量［Ａｌ］ｅｑの値が７．５～９．０、構造的なモリブデン当量［Ｍｏ］ｅｑの値が６．０～８．５であることを特徴とするチタン合金インゴットを溶融し、
    ［Ａｌ］ｅｑ＝［Ａｌ］＋［Ｏ］×ｌ０＋［Ｚｒ］／６
    ［Ｍｏ］ｅｑ＝［Ｍｏ］＋［Ｖ］／１．５＋［Ｃｒ］×ｌ．２５＋［Ｆｅ］×２．５
    前記インゴットを、β相域及び／又はα－β相域の温度で鍛造ビレットに変化させ、鍛造ビレットを機械加工し、β相域及び／又はα－β相域の温度で熱間圧延することにより、直径６．５ｍｍ～１２ｍｍ（０．２５６インチ～０．４７２インチ）の圧延素材を作製し、次に、圧延素材を５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で少なくとも０．５時間焼なましした後に、線引加工を行うことにより、最大で直径１０ｍｍ（０．３９４インチ）のワイヤを作製し、次に、５５０°Ｃ～７０５°Ｃ（１０２２°Ｆ～１３００°Ｆ）の温度で少なくとも０．５時間焼なましする、方法。

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