JPS6179742A - 耐熱合金 - Google Patents
耐熱合金Info
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- JPS6179742A JPS6179742A JP19947884A JP19947884A JPS6179742A JP S6179742 A JPS6179742 A JP S6179742A JP 19947884 A JP19947884 A JP 19947884A JP 19947884 A JP19947884 A JP 19947884A JP S6179742 A JPS6179742 A JP S6179742A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は、高温強度と経済性にすぐれた析出硬化型のＮ
ｉ 基耐熱合金に関する。
ｉ 基耐熱合金に関する。
ガスタービンやジェットエンジンのタービン動翼、或い
は静翼などの高温部品には ｒｌ相（Ｎｉ３（Ａｌ、
Ｔｉ月の金属間化合物を時効析出させ次析出硬化型Ｎｉ
基耐熱合金が使用される場合が多い。これらの析出
硬化型Ｎｉ 基耐熱合金の中、高温強度のすぐれた合金
には、Ｃｏが含有されている。特に、現在実用されてい
る鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金で、８７１℃にお
ける１０３ｈのクリープ破断強さが８０ ＭＰａ以上の
高温強度を有するものは、第１図に示すように、例外な
（Ｃｏ 量が１０チ以上含有されている。
は静翼などの高温部品には ｒｌ相（Ｎｉ３（Ａｌ、
Ｔｉ月の金属間化合物を時効析出させ次析出硬化型Ｎｉ
基耐熱合金が使用される場合が多い。これらの析出
硬化型Ｎｉ 基耐熱合金の中、高温強度のすぐれた合金
には、Ｃｏが含有されている。特に、現在実用されてい
る鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金で、８７１℃にお
ける１０３ｈのクリープ破断強さが８０ ＭＰａ以上の
高温強度を有するものは、第１図に示すように、例外な
（Ｃｏ 量が１０チ以上含有されている。
しかし、ｃｏ は高価な元素であｊ）、Ｃｏ 含有量
の低い鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金が開発できれ
ば、コスト的に有利になる。また、現在実用されている
鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金で、８７１℃におけ
る１０３ｈのクリープ破断強さが８０ ＭＰａ以上の高
温強度を有するものは、Ｆｅ が含有されていない。
の低い鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金が開発できれ
ば、コスト的に有利になる。また、現在実用されている
鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金で、８７１℃におけ
る１０３ｈのクリープ破断強さが８０ ＭＰａ以上の高
温強度を有するものは、Ｆｅ が含有されていない。
Ｆｅ−は安価な元素であ、９、ａｉ の一部をＦｅ
で置換できれば、安価な鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐
熱合金を開発できることになる。
で置換できれば、安価な鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐
熱合金を開発できることになる。
陸上ガスタービンは、今後、大容量高効率化が図られる
傾向にある。そのためには、高温部品も大型鍛造品にな
り、又、高効率化のため、燃焼器出口ガス温度も高くな
シ、高温部品のメタル温度も高くなシ、高温強度も高い
ものが要求される。そのためには、安価な、しかも、高
温強度のすぐれ九鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金
が必要になる。そこで、高価な元素であるＣｏ量を低減
させ、ま九、基質となるＮｉ の一部を安価な元素で
ちるＦｅ で置換させれば、コスト的に有利な鍛造用
析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金を開発できることになる
。
傾向にある。そのためには、高温部品も大型鍛造品にな
り、又、高効率化のため、燃焼器出口ガス温度も高くな
シ、高温部品のメタル温度も高くなシ、高温強度も高い
ものが要求される。そのためには、安価な、しかも、高
温強度のすぐれ九鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金
が必要になる。そこで、高価な元素であるＣｏ量を低減
させ、ま九、基質となるＮｉ の一部を安価な元素で
ちるＦｅ で置換させれば、コスト的に有利な鍛造用
析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金を開発できることになる
。
本発明は、上記の要望を満たすべくなされたものである
。
。
本発明は、重量％Ｃ１（！：（ＬＯＯｌ 〜（Ｌｉ２チ
、Ｃｒ：６〜２８％、ｃｏ：９％以下、Ｍｏ： １２チ
以下、Ｗ：６％以下、ｃｂ： ｓチ以下、Ａｌ： ６チ
以下、Ｔｉ：６％以下、Ｆｅ＝２〜２０％、Ｂ：Ｑ、０
５％以下、ｚｒ：α．０５％以下、Ｎｉ：残９、その他
、Ｓ 、 Ｆ 、 Ｅｌｉ、 Ｍｎ、 Ｃｕ、 Ａｇ
など避けられない不純物元素からなる組成を有し、Ｃ
ｒ＝（２３ −Ｚ ５ Ｘ Ａｌ）＋５及び−６２，８
２１＋１５２２ｘＣｒ＋（Ｌ７４６ｘＣｏ−＋１．９８
７ｘＭ。
、Ｃｒ：６〜２８％、ｃｏ：９％以下、Ｍｏ： １２チ
以下、Ｗ：６％以下、ｃｂ： ｓチ以下、Ａｌ： ６チ
以下、Ｔｉ：６％以下、Ｆｅ＝２〜２０％、Ｂ：Ｑ、０
５％以下、ｚｒ：α．０５％以下、Ｎｉ：残９、その他
、Ｓ 、 Ｆ 、 Ｅｌｉ、 Ｍｎ、 Ｃｕ、 Ａｇ
など避けられない不純物元素からなる組成を有し、Ｃ
ｒ＝（２３ −Ｚ ５ Ｘ Ａｌ）＋５及び−６２，８
２１＋１５２２ｘＣｒ＋（Ｌ７４６ｘＣｏ−＋１．９８
７ｘＭ。
＋＆８２２×Ｗ＋７．８７２ｘＣｂ＋２０．８４８×Ｔ
ｉ＋２１．４１１ ｘＡｌ≧８０なる条件を満足する高
温強度と経済性にすぐれた析出硬化型Ｎｉ基耐熱合金に
関する。
ｉ＋２１．４１１ ｘＡｌ≧８０なる条件を満足する高
温強度と経済性にすぐれた析出硬化型Ｎｉ基耐熱合金に
関する。
また、本発明は、重量％で、Ｃ：ＣＬＯＯ１〜α１５％
、Ｃｒ： ６〜２８％、Ｃｏ： ９％以下、Ｍｏ：１２
％以下、Ｗ：５％以下、ｃｂ： ｓ％以下、Ａｌ：６％
以下、Ｔｉ：６％以下、Ｆｓ：２〜２０％、Ｂ：０．０
５％以下、Ｚｒ：０．５％以下、Ｎｉ：残り、更に、Ｏ
ａ： （１１％以下、Ｍｇ： ０．１％以下、Ｙ：０．
１．０５％以下、及び希土類元素０．１５％以下の中、
１種又は２種以上を含有し、その他、Ｓ、Ｐ、Ｓｉ。
、Ｃｒ： ６〜２８％、Ｃｏ： ９％以下、Ｍｏ：１２
％以下、Ｗ：５％以下、ｃｂ： ｓ％以下、Ａｌ：６％
以下、Ｔｉ：６％以下、Ｆｓ：２〜２０％、Ｂ：０．０
５％以下、Ｚｒ：０．５％以下、Ｎｉ：残り、更に、Ｏ
ａ： （１１％以下、Ｍｇ： ０．１％以下、Ｙ：０．
１．０５％以下、及び希土類元素０．１５％以下の中、
１種又は２種以上を含有し、その他、Ｓ、Ｐ、Ｓｉ。
Ｍｎ、 Ｃｕ、 Ａｇ など避けられない不純物元素
からなる組成を有し、Ｃｒ＝（２３−２．３×Ａｌ）＋
５及び−６２，８２１＋２．５２２ＸＣｒ＋Ｑ、７４６
Ｘ（！ｏ−１４９８７ＸＭＯ＋＆８２２×Ｗ＋ ７．
８ ７ ２ Ｘ Ｃｂ＋２０．８４８×Ｔｉ＋２１
．４１１ ｘＡｌ≧８ｏなる条件を満足する高温強度と
経済性にすぐれた析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金に関、
する。
からなる組成を有し、Ｃｒ＝（２３−２．３×Ａｌ）＋
５及び−６２，８２１＋２．５２２ＸＣｒ＋Ｑ、７４６
Ｘ（！ｏ−１４９８７ＸＭＯ＋＆８２２×Ｗ＋ ７．
８ ７ ２ Ｘ Ｃｂ＋２０．８４８×Ｔｉ＋２１
．４１１ ｘＡｌ≧８ｏなる条件を満足する高温強度と
経済性にすぐれた析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金に関、
する。
すなわち、本発明の耐熱合金は、Ｃｏ量が９−以下、Ｆ
ｅ 量が２〜２０チであることを特徴とし、８７１℃
における１０３ｈのクリープ破断強さくσＲと略称、単
位ＭＰａ） は、次の（１）式で示され、この値が８
０ ＭＰａ以上を有する高温強度と経済性にすぐれた鍛
造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金である。
ｅ 量が２〜２０チであることを特徴とし、８７１℃
における１０３ｈのクリープ破断強さくσＲと略称、単
位ＭＰａ） は、次の（１）式で示され、この値が８
０ ＭＰａ以上を有する高温強度と経済性にすぐれた鍛
造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱合金である。
σＲ（単位ＭＰａ）＝−６２，８２１＋２．５２２ＸＣ
ｒ＋０．７４６ＸＣ。
ｒ＋０．７４６ＸＣ。
＋１９８７×Ｍｏ＋３＋、８２２×Ｗ＋７．８７２ｘＣ
！ｂ＋２０．８４８×Ｔｉ＋２．１．４１１ｘＡｌ・・
・（１）式 （化学組成は重量パーセント） （り式は、従来から広く公表されている文献等のデータ
を用い、鍛造用Ｎｉ 基耐熱合金（３８種類）、鍛造
用Ｃｏ基耐熱合金（２糎類）及び鍛造用Ｆｅ 基耐熱合
金（１種類）について、化学組成（Ｃｒ 、 Ｎｉ 、
Ｃｏ 、 Ｍｏ 、 Ｗ 、 Ｃｂ、 Ａｌ。
！ｂ＋２０．８４８×Ｔｉ＋２．１．４１１ｘＡｌ・・
・（１）式 （化学組成は重量パーセント） （り式は、従来から広く公表されている文献等のデータ
を用い、鍛造用Ｎｉ 基耐熱合金（３８種類）、鍛造
用Ｃｏ基耐熱合金（２糎類）及び鍛造用Ｆｅ 基耐熱合
金（１種類）について、化学組成（Ｃｒ 、 Ｎｉ 、
Ｃｏ 、 Ｍｏ 、 Ｗ 、 Ｃｂ、 Ａｌ。
Ｔｉ 、 Ｆｅ ）を独立変数に、８７１℃Ｘ１０３ｈ
りリーブ破断強さく単位、ＭＰａ ）を従属変数にとっ
て、重回帰分析を行なうことによシ得られたもので、重
相関係数０．９５５３、寄与率０．９１２６、Ｆ値４
ｙ、 ｙ １ ｉ ４で、高度に有意な重回帰式である
。
りリーブ破断強さく単位、ＭＰａ ）を従属変数にとっ
て、重回帰分析を行なうことによシ得られたもので、重
相関係数０．９５５３、寄与率０．９１２６、Ｆ値４
ｙ、 ｙ １ ｉ ４で、高度に有意な重回帰式である
。
このような重回帰式は、従来から公表されておらず、本
発明によシ初めて得られたもので、化学組成よ、９．８
７１℃における１０３ｈクリープ破断強さを予測できる
極めて有効なものである。
発明によシ初めて得られたもので、化学組成よ、９．８
７１℃における１０３ｈクリープ破断強さを予測できる
極めて有効なものである。
なお、（１）式では、Ｆｅ が独立変数として入って
いない。これは、当初Ｆｅ 及びＮｉ も独立変数に
入れて重回帰分析を行なったが、Ｆｅ 及びＮｉの８７
１℃における１ ０３ｈクリープ破断強さに及ぼす寄与
率は極めて低かったため、Ｆｅ 及びＮｉ を独立変
数として採用することを棄却したものである。ｉた、重
回帰分析に用いた前述の各種耐熱合金のデータにおいて
、化学組成に、Ｆｅ は最大４８チ含まれている。この
ように、Ｆｅ は、高温強度（ここでは、８７１℃に
おける１０３ｈクリープ破断強さで代表している）に大
きな影響を及ぼしておらず、Ｎｉ の一部をＦｅで置
換してもよいことが、本発明による重回帰分析で初めて
定量的に明らかとなった。
いない。これは、当初Ｆｅ 及びＮｉ も独立変数に
入れて重回帰分析を行なったが、Ｆｅ 及びＮｉの８７
１℃における１ ０３ｈクリープ破断強さに及ぼす寄与
率は極めて低かったため、Ｆｅ 及びＮｉ を独立変
数として採用することを棄却したものである。ｉた、重
回帰分析に用いた前述の各種耐熱合金のデータにおいて
、化学組成に、Ｆｅ は最大４８チ含まれている。この
ように、Ｆｅ は、高温強度（ここでは、８７１℃に
おける１０３ｈクリープ破断強さで代表している）に大
きな影響を及ぼしておらず、Ｎｉ の一部をＦｅで置
換してもよいことが、本発明による重回帰分析で初めて
定量的に明らかとなった。
また、（１）式の重回帰式から明らかなように、Ｃｏの
偏回帰係数は１７４６４Ｇであシ、他の合金組成の中量
も小さく、ｃｏ 量を低減させても、高温強度はほと
んど低下しないことが、本発明による重回帰分析で明確
になった。
偏回帰係数は１７４６４Ｇであシ、他の合金組成の中量
も小さく、ｃｏ 量を低減させても、高温強度はほと
んど低下しないことが、本発明による重回帰分析で明確
になった。
ガスタービンやジェットエンジンの回転体ニ使用される
高温部品では、遠心力が作用するため、比重の小さい方
が好ましく、また、一般に、耐熱合金のコストは重量当
りの価格で評価されるため、比重の小さい方が好ましい
。そこで、従来から広く公表されている文献等のデータ
を用いて、鍛造用Ｎｉ 基耐熱合金（４２種類）、鍛造
用Ｃｏ基耐熱合金（３種類）及び鍛造用Ｆｅ基耐熱合金
（７種類）について、化学組成（Ｃｒ。
高温部品では、遠心力が作用するため、比重の小さい方
が好ましく、また、一般に、耐熱合金のコストは重量当
りの価格で評価されるため、比重の小さい方が好ましい
。そこで、従来から広く公表されている文献等のデータ
を用いて、鍛造用Ｎｉ 基耐熱合金（４２種類）、鍛造
用Ｃｏ基耐熱合金（３種類）及び鍛造用Ｆｅ基耐熱合金
（７種類）について、化学組成（Ｃｒ。
Ｎｉ 、 Ｃｏ 、 Ｍｏ 、 Ｗ 、 Ｃ！ｂ 、
Ａｌ 、 Ｔｉ 、 Ｆｅ）を独立変数に１比重（常温
における比重、Ｐと略称、単位ｙ／ｃｄ ）を従属変数
にとって、重回帰分析を行なうことにより、次の（２）
式で示される重回帰式が得られた。
Ａｌ 、 Ｔｉ 、 Ｆｅ）を独立変数に１比重（常温
における比重、Ｐと略称、単位ｙ／ｃｄ ）を従属変数
にとって、重回帰分析を行なうことにより、次の（２）
式で示される重回帰式が得られた。
Ｐ（単位、Ｐ／ａｄ） ＝ ７．８５０５−０．ＯＱ
９１ ＸＣｒ＋０．００９５ｘＮｉ＋Ｑ、００９３ｘＣ
ｏ＋０．０２３８ＸＭＱ＋α０６２１×Ｗ−０．０２９
９×Ｔｉ−０，１１２５ｘＡｌ ・・・（２）この重
回帰分析では、重相関係数［１９８５８、寄与率０．９
７１ ？、Ｆ値２１７．０１８１で、高度に有意な重回
帰式である。このような重回帰式を用いて、化学組成よ
シ比重を予測する方法は、従来から検討されておらず、
本発明にょシ初めて定量的に予測する回帰式を明確にし
念もので、本重回式は極めて有効である。
９１ ＸＣｒ＋０．００９５ｘＮｉ＋Ｑ、００９３ｘＣ
ｏ＋０．０２３８ＸＭＱ＋α０６２１×Ｗ−０．０２９
９×Ｔｉ−０，１１２５ｘＡｌ ・・・（２）この重
回帰分析では、重相関係数［１９８５８、寄与率０．９
７１ ？、Ｆ値２１７．０１８１で、高度に有意な重回
帰式である。このような重回帰式を用いて、化学組成よ
シ比重を予測する方法は、従来から検討されておらず、
本発明にょシ初めて定量的に予測する回帰式を明確にし
念もので、本重回式は極めて有効である。
（２）式では、Ｆｅ 及びＣｂ は独立変数に入っ
ていない。これは、当初、Ｆｅ 及びｃｂ を独立
変数に入れて重回帰分析を行なったが、Ｆｅ 及びＣｂ
の比重に及ぼす寄与率は極めて低かったので、Ｆｅ
及びｃｂ を独立変数として採用することを棄却
して重回帰分析を行ない（２）式を得たものである。
ていない。これは、当初、Ｆｅ 及びｃｂ を独立
変数に入れて重回帰分析を行なったが、Ｆｅ 及びＣｂ
の比重に及ぼす寄与率は極めて低かったので、Ｆｅ
及びｃｂ を独立変数として採用することを棄却
して重回帰分析を行ない（２）式を得たものである。
（２）式から明らかなように１Ｎｉ 及びＣｏ の
偏回滞係数は、各々＋α００９５及び＋α００９３であ
シ、Ｎｉ 及びＣｏ ｆｉ比重を大きくする元素であ
る。従って、ｃｏ を低減させ、又、Ｎｉ の一部
をＦｅ で置換してＮｉ 量を低減させると、比重が
小さくなり、回転体として使用する高温部品材料として
有利でアシ、又、コスト的にも有利になることが、本発
明による重回帰分析によシ定量的に明確になった。
偏回滞係数は、各々＋α００９５及び＋α００９３であ
シ、Ｎｉ 及びＣｏ ｆｉ比重を大きくする元素であ
る。従って、ｃｏ を低減させ、又、Ｎｉ の一部
をＦｅ で置換してＮｉ 量を低減させると、比重が
小さくなり、回転体として使用する高温部品材料として
有利でアシ、又、コスト的にも有利になることが、本発
明による重回帰分析によシ定量的に明確になった。
次に、本発明の合金の各成分の量の限定理由を述べる。
つぎに、本発明の合金において、化学組成範囲を上記の
通シに限定した理由を説明する。
通シに限定した理由を説明する。
（１）Ｏ
Ｃは、合金の溶解における脱酸剤として作用し、そのた
め、合金中に残存する下限量としてα００１チを要する
。しかし、α１．０５％ ′を越えて残存した場合、
基質の固溶強化元素であるＭＯ及びＷと炭化物を過剰に
形成し、結果として高温強度を損い、また、析出硬化元
素であるＴｉ やｃｂ と炭化物を過剰に形成し、
結果として、高温強度と延性を低下させるので、その添
加量は、０．００１〜０．１．０５％とする。
め、合金中に残存する下限量としてα００１チを要する
。しかし、α１．０５％ ′を越えて残存した場合、
基質の固溶強化元素であるＭＯ及びＷと炭化物を過剰に
形成し、結果として高温強度を損い、また、析出硬化元
素であるＴｉ やｃｂ と炭化物を過剰に形成し、
結果として、高温強度と延性を低下させるので、その添
加量は、０．００１〜０．１．０５％とする。
（２） Ｃｒ
Ｃｒ には、高温において、強固な酸化被膜を形成し
、高温腐食性や耐酸化性を向上させる作用がある、その
含有量は、最低６％以上でなければ、所望の効果が得ら
れない。一方、Ｃｒ量は、高い方が上記の効果は向上す
るが、Ｃｒ 量をあまり多くすると、金属組織的に不安
定となり、延性が低下するので、６％以上２８％以下と
する。
、高温腐食性や耐酸化性を向上させる作用がある、その
含有量は、最低６％以上でなければ、所望の効果が得ら
れない。一方、Ｃｒ量は、高い方が上記の効果は向上す
るが、Ｃｒ 量をあまり多くすると、金属組織的に不安
定となり、延性が低下するので、６％以上２８％以下と
する。
また、従来公表されている文献等のデータを用いて、８
７１℃における１０３ｈクリープ破断強さが８０ ＭＰ
ａ以上の鍛造用及び鋳造用のＮｉ 基耐熱合金について
、ｈｔ ｉｔとＣｒ 量との相関を図示すると、第２図
のようＫなり、Ｃｒ＝（２３−λ３ Ａｌ）±５ の相関式が成立する。従来がら実用化されているＮｉ
基耐熱合金のＣｒ とＡｌ の相関は、すべてこの
範囲内にあシ、これよシ除外される４のは１つも存在し
ない。このことは、従来から公表されておらず、本発明
により初め 。
７１℃における１０３ｈクリープ破断強さが８０ ＭＰ
ａ以上の鍛造用及び鋳造用のＮｉ 基耐熱合金について
、ｈｔ ｉｔとＣｒ 量との相関を図示すると、第２図
のようＫなり、Ｃｒ＝（２３−λ３ Ａｌ）±５ の相関式が成立する。従来がら実用化されているＮｉ
基耐熱合金のＣｒ とＡｌ の相関は、すべてこの
範囲内にあシ、これよシ除外される４のは１つも存在し
ない。このことは、従来から公表されておらず、本発明
により初め 。
て明らかにしたもので、実用合金では、ｃｒとＡＬ を
この範囲内に納めなければならないことを示している。
この範囲内に納めなければならないことを示している。
（３） ｃ。
耐熱合金では、高温におけるヤング率が高い方が好まし
い場合が多い。Ｃｏ は、ｌ（１基耐熱合金の高温ヤ
ング率を高めるのに有効な元素である また、耐熱合金
では、高温における平均熱膨張係が小さい方が望ましり
、ｃ。
い場合が多い。Ｃｏ は、ｌ（１基耐熱合金の高温ヤ
ング率を高めるのに有効な元素である また、耐熱合金
では、高温における平均熱膨張係が小さい方が望ましり
、ｃ。
は、Ｎｉ 基耐熱合金の平均熱膨張係数を小さくするの
に有効な元素である。これらの効果から、Ｃｏ ｔを多
く添加することが望ましいが、Ｃｏは、コスト的に高い
元素であり、多量の添加はコスト的に不利にな力、又、
（２）式からも明らかなようＩｃ１Ｃｏ を多くする
と、比重も高くなるので好ましくない。そこで、その添
加量を、９％以下とする。っ （４） Ｍ。
に有効な元素である。これらの効果から、Ｃｏ ｔを多
く添加することが望ましいが、Ｃｏは、コスト的に高い
元素であり、多量の添加はコスト的に不利にな力、又、
（２）式からも明らかなようＩｃ１Ｃｏ を多くする
と、比重も高くなるので好ましくない。そこで、その添
加量を、９％以下とする。っ （４） Ｍ。
ＭＯは、基質中に固溶して基質を固溶強化するの″に有
効な元素であり、（１）式からも明らかなように、高温
強度を向上させる。′また、耐熱合金では、熱膨張係数
の小さい方が望ましいが、ＭＯは、平均熱膨張係数を小
さくせるのに有効な元素であり、多く添加するのが望ま
しい、Ｊ一方、ＭＯを多量に添加すると、金、慎組織′
５！：不安定にし、又、（２）式からも明らかなように
、比重も高くなるので、多量の添加は好寸しくない。そ
こで、ＭＯの添加量は、１２％以下とする。
効な元素であり、（１）式からも明らかなように、高温
強度を向上させる。′また、耐熱合金では、熱膨張係数
の小さい方が望ましいが、ＭＯは、平均熱膨張係数を小
さくせるのに有効な元素であり、多く添加するのが望ま
しい、Ｊ一方、ＭＯを多量に添加すると、金、慎組織′
５！：不安定にし、又、（２）式からも明らかなように
、比重も高くなるので、多量の添加は好寸しくない。そ
こで、ＭＯの添加量は、１２％以下とする。
（５）Ｗ
Ｗは、ＭＯと同様に、固溶強化の作用があり、高温強度
の向上に有効である。しかし、Ｗは’、（２）式からも
明らかなように、比重を著しく大きくするので、多量の
添加は好ましくない。そこで、専の添加量は、６裂以下
とする。
の向上に有効である。しかし、Ｗは’、（２）式からも
明らかなように、比重を著しく大きくするので、多量の
添加は好ましくない。そこで、専の添加量は、６裂以下
とする。
（６） ｃｂ
ｃｂ は、Ａｌ やＴｉ と同様に、γ′相（Ｎｉ３
（Ａｌ、 Ｔｉ 、 Ｃｂ） ）を形成し、このγ′相
が基質中に均一に分散析出し、析出硬化作用を及ぼし、
高温強度を向上させる。しかし、ｃｂは１］多量に添加
すると、常温及び６５０℃における延性（引張破断伸び
）を低下させ、又、加工性も低下させる、そこで、その
添加量は、五〇チ以下とする。
（Ａｌ、 Ｔｉ 、 Ｃｂ） ）を形成し、このγ′相
が基質中に均一に分散析出し、析出硬化作用を及ぼし、
高温強度を向上させる。しかし、ｃｂは１］多量に添加
すると、常温及び６５０℃における延性（引張破断伸び
）を低下させ、又、加工性も低下させる、そこで、その
添加量は、五〇チ以下とする。
（７） Ａｌ及びＴｉ
Ａｌ 及びＴｉ は、Ｎｉ３（Ａｌ、 Ｔｉ ）なる
金属間化合物であるｒ′相を形成して、Ｎｉ 基耐熱
合金に析出硬化を与える重要な元素であシ、（１）式か
らも明らかなように、他の元素よシも、高温強度の向上
に有効である。また、Ａｌ 及びＴｉ は、（２）式
からも明らかなように、比重を小さくするので、遠心力
の作用する高温部材に添加することは有効である。しか
し、Ａｌ及びＴｉ は、常温及び高温における延性（
引張破断伸び）を著しく低下させ、加工性も低下させる
。更に、一般に、耐熱合金では、熱伝導率の大きい方が
望ましいが、Ａｌ 及びＴｉは、熱伝導率を小さくする
作用がある。従って、Ａｌ及びＴｉ の添加量は、各
々６優以下とする。
金属間化合物であるｒ′相を形成して、Ｎｉ 基耐熱
合金に析出硬化を与える重要な元素であシ、（１）式か
らも明らかなように、他の元素よシも、高温強度の向上
に有効である。また、Ａｌ 及びＴｉ は、（２）式
からも明らかなように、比重を小さくするので、遠心力
の作用する高温部材に添加することは有効である。しか
し、Ａｌ及びＴｉ は、常温及び高温における延性（
引張破断伸び）を著しく低下させ、加工性も低下させる
。更に、一般に、耐熱合金では、熱伝導率の大きい方が
望ましいが、Ａｌ 及びＴｉは、熱伝導率を小さくする
作用がある。従って、Ａｌ及びＴｉ の添加量は、各
々６優以下とする。
（８） Ｆｅ
Ｆｅ はあまり多量に添加すると、金属組織が不安定
になり、高温で長時間使用すると、延性（引張破断伸び
）を低下させる。しかし、１１Ｆｅ は、（１）式か
ら明らかなように、高温強度にも大きな影響を及ぼさず
、また、（２）式から明らかなように１比重にも大きな
影響を及ぼさない。そこで、基質となるＮｉ の一部
をＦｅで置換して、コスト低減を図ることができるが、
上記のように１あまシ多量に添加すると、金属組織が不
安定になるので、その上限を２０チ以下とする。又、２
％未満では、そのメリットはない。
になり、高温で長時間使用すると、延性（引張破断伸び
）を低下させる。しかし、１１Ｆｅ は、（１）式か
ら明らかなように、高温強度にも大きな影響を及ぼさず
、また、（２）式から明らかなように１比重にも大きな
影響を及ぼさない。そこで、基質となるＮｉ の一部
をＦｅで置換して、コスト低減を図ることができるが、
上記のように１あまシ多量に添加すると、金属組織が不
安定になるので、その上限を２０チ以下とする。又、２
％未満では、そのメリットはない。
（９）Ｂ
Ｂは、結晶粒界を強化して、高温強度や延性の向上に有
効であるが、多量になると、溶接性や高温加工性を害す
るので、その添加量は、０．０５％以下に制限する必要
がある。
効であるが、多量になると、溶接性や高温加工性を害す
るので、その添加量は、０．０５％以下に制限する必要
がある。
（１０） Ｚｒ
Ｚｒ は、脱酸剤として溶湯中の酸素を除去し、又、延
性の向上に有効であるが、多量になると、溶接性や高温
加工性を有するので、その添加量は、（１５％以下に制
限する必要がある。
性の向上に有効であるが、多量になると、溶接性や高温
加工性を有するので、その添加量は、（１５％以下に制
限する必要がある。
（１１） Ｙ 、 Ｍｇ 、 Ｏａ及び希土類元素Ｙ
ｒ Ｍｇ ｒ Ｃａ ｅ並びｌｃ Ｌａ 、 Ｃｅなど
の希土類元素の添加は、熱間加工性を一段と向上させる
作用がある。従って、厳しい条件で熱間加工が行なわれ
る場合には、必要に応じて、添加されるが、Ｃａ：α１
チ、Ｍｇ： ＣＬ １ ％、Ｙ：α１．０５％、及び希
土類元素１１５％を越えて添加させても熱間加工性は改
善されず、逆に低下現象が現われることがある。そこで
、Ｃａ：０．１％以下、Ｍｇ：α１％以下、Ｙ：１１５
％以下、及び希土類元素［１１５％以下とする。
ｒ Ｍｇ ｒ Ｃａ ｅ並びｌｃ Ｌａ 、 Ｃｅなど
の希土類元素の添加は、熱間加工性を一段と向上させる
作用がある。従って、厳しい条件で熱間加工が行なわれ
る場合には、必要に応じて、添加されるが、Ｃａ：α１
チ、Ｍｇ： ＣＬ １ ％、Ｙ：α１．０５％、及び希
土類元素１１５％を越えて添加させても熱間加工性は改
善されず、逆に低下現象が現われることがある。そこで
、Ｃａ：０．１％以下、Ｍｇ：α１％以下、Ｙ：１１５
％以下、及び希土類元素［１１５％以下とする。
高価な元素であるＣｏ 量を低減させ、基質となるＮ
ｉ の一部を安価な元素であるＦｅ で置換するこ
とＫより、高温強度と経済性にすぐれた鍛造用析出硬化
型Ｎｉ 基耐熱合金を提供することができる。
ｉ の一部を安価な元素であるＦｅ で置換するこ
とＫより、高温強度と経済性にすぐれた鍛造用析出硬化
型Ｎｉ 基耐熱合金を提供することができる。
以下に、実施例を示す。
〔実施例〕
高周波真空溶解部を用い、それぞれ第１表に示す化学組
成をもった溶湯を調製し、直径約８０価、高さ約２００
箭の寸法のインゴット（鋳塊）Ｋ鋳造し、熱間鍛造によ
シ、約４５幅×４５厚で長さ約５００ｔｍｍ の角棒
材製作した。この熱間鍛造加工において、本発明の合金
Ｄ〜合金にの熱間鍛造加工性は、比較合金Ａと比較合金
Ｂとの中間にあシ、熱間鍛造加工は特に問題がないこと
が明らかとなった。
成をもった溶湯を調製し、直径約８０価、高さ約２００
箭の寸法のインゴット（鋳塊）Ｋ鋳造し、熱間鍛造によ
シ、約４５幅×４５厚で長さ約５００ｔｍｍ の角棒
材製作した。この熱間鍛造加工において、本発明の合金
Ｄ〜合金にの熱間鍛造加工性は、比較合金Ａと比較合金
Ｂとの中間にあシ、熱間鍛造加工は特に問題がないこと
が明らかとなった。
この化学組成をもつ棒材（合金Ａ−Ｋ）に、第２表に示
す熱処理を施した後、８７１℃における１０３ｈのクリ
ープ破断強さを求め、その結果を第１表に併記した。
す熱処理を施した後、８７１℃における１０３ｈのクリ
ープ破断強さを求め、その結果を第１表に併記した。
第１表から明らかなように、本発明合金は、Ｃｏ 含
有量が少なく、Ｆｅ 含有量が多いにもかかわらず、
高温クリープ破断強度が、比較合金Ｂ又はＣと同程度以
上であシ、低コストの鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱
合金として、実用に供し得るものであった。
有量が少なく、Ｆｅ 含有量が多いにもかかわらず、
高温クリープ破断強度が、比較合金Ｂ又はＣと同程度以
上であシ、低コストの鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基耐熱
合金として、実用に供し得るものであった。
第１図は、鍛造用析出硬化ｆｉＮｉ 基耐熱合金のＣ
ｏ ｔと８７１℃における１０３ｈクリープ破断強さ
との関係を示す。第２図は、鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基
耐熱合金（８７１℃における１ ０３ｈｒクリープ破断
強さ８０ ＭＰａ以上のもの）のＡｌ量とｃｒ ｔの関
係を示す。 復代理人 内 １） 明 復代理人 萩 原 亮 − 第１図
ｏ ｔと８７１℃における１０３ｈクリープ破断強さ
との関係を示す。第２図は、鍛造用析出硬化型Ｎｉ 基
耐熱合金（８７１℃における１ ０３ｈｒクリープ破断
強さ８０ ＭＰａ以上のもの）のＡｌ量とｃｒ ｔの関
係を示す。 復代理人 内 １） 明 復代理人 萩 原 亮 − 第１図
Claims (2)
- （１）重量％で、Ｃ：０．００１〜０．１５％、Ｃｒ：
６〜２８％、Ｃｏ：９％以下、Ｍｏ：１２％以下、Ｗ：
６％以下、Ｃｄ：３％以下、Ａｌ：６％以下、Ｔｉ：６
％以下、Ｆｅ：２〜２０％、Ｂ：０．０５％以下、Ｚｒ
：０．５％以下、Ｎｉ：残り、その他、Ｓ、Ｐ、Ｓｉ、
Ｍｎ、Ｃｕ、Ａｇなど避けられない不純物元素からなる
組成を有し、Ｃｒ＝（２３−２．３×Ａｌ）±５及び−
６２．８２１＋２．５２２×Ｃｒ＋０．７４６×Ｃｏ＋
３．９８７×Ｍｏ＋３．８２２×Ｗ＋７．８７２×Ｃｂ
＋２０．８４８×Ｔｉ＋２１．４１１×Ａｌ≧８０なる
条件を満足する高温強度と経済性にすぐれた析出硬化型
Ｎｉ基耐熱合金。 - （２）重量％で、Ｃ：０．００１〜０．１５％、Ｃｒ：
６〜２８％、Ｃｏ：９％以下、Ｍｏ：１２％以下、Ｗ：
６％以下、Ｃｂ：３％以下、Ａｌ：６％以下、Ｔｉ：６
％以下、Ｆｅ：２〜２０％、Ｂ：０．０５％以下、Ｚｒ
：０．５％以下、Ｎｉ：残り、更に、Ｃａ：０．１％以
下、Ｍｇ：０．１％以下、Ｙ：０．１５％以下、及び希
土類元素０．１５％以下の中、１種又は２種以上を含有
し、その他、Ｓ、Ｐ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ａｇなど避け
られない不純物元素からなる組成を有し、Ｃｒ＝（２３
−２．３×Ａｌ）±５及び−６２．８２１＋２．５２２
×Ｃｒ＋０．７４６×Ｃｏ＋３．９８７×Ｍｏ＋３．８
２２×Ｗ＋７．８７２×Ｃｂ＋２０．８４８×Ｔｉ＋２
１．４１１×Ａｌ≧８０なる条件を満足する高温強度と
経済性にすぐれた析出硬化型Ｎｉ基耐熱合金。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19947884A JPS6179742A (ja) | 1984-09-26 | 1984-09-26 | 耐熱合金 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19947884A JPS6179742A (ja) | 1984-09-26 | 1984-09-26 | 耐熱合金 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6179742A true JPS6179742A (ja) | 1986-04-23 |
Family
ID=16408467
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP19947884A Pending JPS6179742A (ja) | 1984-09-26 | 1984-09-26 | 耐熱合金 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6179742A (ja) |
Cited By (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0320433A (ja) * | 1989-03-09 | 1991-01-29 | Vdm Nickel Technol Ag | 高い酸化抵抗性および高い耐熱性を有する熱間加工性のあるオーステナイトのニッケル―クロム―鉄合金 |
| US5130089A (en) * | 1988-12-29 | 1992-07-14 | General Electric Company | Fatigue crack resistant nickel base superalloy |
| US5130087A (en) * | 1989-01-03 | 1992-07-14 | General Electric Company | Fatigue crack resistant nickel base superalloys |
| JPH04272154A (ja) * | 1989-12-15 | 1992-09-28 | Inco Alloys Internatl Inc | 耐酸化性低膨張合金 |
| US5980821A (en) * | 1991-04-11 | 1999-11-09 | Krupp-Vdm Gmbh | Austenitic nickel-chromium-iron alloy |
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| JP2015129341A (ja) * | 2013-07-12 | 2015-07-16 | 大同特殊鋼株式会社 | 高温強度に優れた熱間鍛造可能なＮｉ基超合金 |
| JP2016006217A (ja) * | 2014-05-28 | 2016-01-14 | 大同特殊鋼株式会社 | 消耗電極の製造方法 |
| CN112281099A (zh) * | 2020-10-13 | 2021-01-29 | 江苏联捷冶金设备有限公司 | 钨钴合金沉没辊及其制备方法 |
| JP2021038467A (ja) * | 2016-10-12 | 2021-03-11 | シーアールエス ホールディングス, インコーポレイテッドCrs Holdings, Incorporated | 高温耐性、耐傷性を有する超合金、その合金から作られた製品、及びその合金の製造方法 |
-
1984
- 1984-09-26 JP JP19947884A patent/JPS6179742A/ja active Pending
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