專利名稱：α+β型鈦合金制部件及其制造方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及螺栓、發(fā)動機氣門、連桿(Connection rod)等的α+β型鈦合金制部件及其制造方法。
背景技術(shù)：
鈦合金由于密度為鋼的約60%、重量輕，且比強度(=抗拉強度/密度)高，因此被應(yīng)用于要求輕量化的螺栓、發(fā)動機氣門、連桿所代表的機械部件。 作為這些機械部件所應(yīng)用的代表性的α+β型鈦合金，有Ti-6質(zhì)量％A1_4質(zhì)量％V(以下稱為「Ti-6Al-4V」)、Ti-3質(zhì)量％Α1-2·5質(zhì)量％V (以下稱為「Ti-3A1_2. 5V」)。這些機械部件的形狀是具有縱軸的大致棒狀(除了連桿的大端部和小端部以外)，由于沿縱軸方向施加力，因此特別是要求縱軸方向的剛性。作為機械部件為了提高剛性，增大該部分的截面積即可。但是，如果單單增大截面積，則機械部件的質(zhì)量增加。為了不使機械部件的質(zhì)量增加而提高剛性，需要提高坯料本身的楊氏模量。鈦的楊氏模量(室溫)是88 113GPa (900(Tll500kgf/mm2)，為鋼鐵材料的約二分之一、較小，因此其需求特別強。另外，除了上述的機械部件以外，一般在兩輪和四輪車或者自行車等的機械部件的用途中優(yōu)選楊氏模量高的金屬材料。鈦具有由密排六方晶(以下記為hep)構(gòu)成的α相和由體心立方晶(以下記為bcc)構(gòu)成的β相。楊氏模量，α相為IlOGPa左右，β相為90GPa左右，α相高約20%左右。因此，在如上述那樣要求剛性的螺栓、連桿、和發(fā)動機氣門等中可使用α相為主的α + β型鈦合金。作為用于提高鈦合金的楊氏模量的方法，例如，有通過向鈦合金中添加B (硼)，使楊氏模量高的金屬硼化物分散來進(jìn)行高剛性化的方法(例如，專利文獻(xiàn)I)。此外，有將楊氏模量高的SiC纖維和/或碳纖維、與鈦合金進(jìn)行復(fù)合化的方法(復(fù)合材料)。在鈦合金制的螺栓、發(fā)動機氣門和連桿的制造中，全都使用由熱加工制造成的圓棒(棒線)作為還料。螺栓是將圓棒坯料在熱態(tài)或冷態(tài)下鍛造和/或滾壓成形、或者切削加工來制造的。在發(fā)動機氣門的制造方法中，有加熱圓棒坯料的一部分成形出傘部的鐓鍛法、和在熱態(tài)下擠壓圓棒還料的熱擠壓法。連桿是將圓棒還料熱鍛來制造的。如上述那樣,鈦合金制的機械部件的制造主要是使用鈦合金制圓棒作為還料的制造。已知鈦α相的hep在楊氏模量上具有晶體取向各向異性，成為坯料的圓棒的縱向的晶體取向?qū)钍夏Ａ坑绊懞艽?。在作為由熱軋制成的高強度鈦合金制冷鍛用還料的圓柱形(圓棒)中，hep的c軸與圓柱形的圓周方向或者徑向一致的晶體取向集積。另外，在圓柱形的T截面測定的來自hep底面的(0002)面的X射線衍射強度極低,可知hep的c軸沒有集積在圓柱形的縱向(專利文獻(xiàn)2)?，F(xiàn)有技術(shù)文獻(xiàn)專利文獻(xiàn)I :日本專利第2663802號公報專利文獻(xiàn)2 :日本特開2008-208413號公報

發(fā)明內(nèi)容
在專利文獻(xiàn)I中公開的鈦合金，室溫拉伸的強度約為100(Tl300MPa，伸長率約為 3 14%，其楊氏模量約為140 160GPa，較高。但是，在合金中分散著的硬質(zhì)的硼化鈦由于延韌性低，因此有時成為疲勞斷裂的起點。另外，螺栓和連桿等在加工成最終成品的階段，實施切削加工的情況較多。由于硼化鈦等的金屬硼化物是硬質(zhì)的，因此加工時對切削刀的刀尖的負(fù)荷高，有時使切削效率(機械加工效率)降低。另外，在使用添加有B的鈦合金作為再熔化原料的情況下，由于B濃度變高、對機械特性產(chǎn)生影響，因此難以作為其他一般的鈦合金的原料有效利用，從再循環(huán)的觀點來看不優(yōu)選。SiC纖維和碳纖維等與鈦合金的復(fù)合材料，在為了再循環(huán)而分離鈦和纖維的工序中花費成本。這樣，復(fù)合材料化在再循環(huán)性上存在課題。在現(xiàn)有的螺栓、發(fā)動機氣門和連桿的制造方法中，使用通過熱軋或熱鍛制造出的圓棒作為螺栓、發(fā)動機氣門和連桿的加工用坯料。該情況下，圓棒的縱向成為最終成品的長軸方向。S卩，為了提高最終制品的長軸方向的楊氏模量，成為坯料的圓棒的縱向需要處于楊氏模量高的狀態(tài)。因此，需要使鈦的楊氏模量高的晶體取向優(yōu)先地發(fā)達(dá)。但是，在通過熱軋或熱鍛制造的α+β型鈦合金制圓棒中，縱向的楊氏模量為IlOGPa左右，以hep的c軸與圓柱形(圓棒)的圓周方向或者徑向一致的晶體為主的織構(gòu)發(fā)達(dá)，鈦的α相的楊氏模量高的晶體取向未必發(fā)達(dá)。在使用鈦的金屬粉末燒結(jié)的材料中，鈦的α相和β相的晶體取向，不會特定的取向成為支配性的，大致為無序。其結(jié)果，楊氏模量在哪個方向都為平均的大小，難以提高特定的取向的楊氏模量。在粉末冶金中，可以通過添加B，形成硼化鈦等的楊氏模量高的物質(zhì)來平均性地提高楊氏模量，但如上述那樣，添加B等的復(fù)合材料化在再循環(huán)性上存在課題。本發(fā)明是鑒于上述的狀況完成的，其課題是提供一種不使用復(fù)合材料，與以往的來自圓棒坯料的成品相比，成品軸向的楊氏模量(剛性)高的兩輪·四輪車或自行車用的α+β型鈦合金部件的制造方法以及α+β型鈦合金制的螺栓、發(fā)動機氣門、連桿的制造方法。此外，其課題是提供一種成品軸向的楊氏模量(剛性)高的α +β型鈦合金制的螺栓、發(fā)動機氣門和連桿。
本發(fā)明者們對提高螺栓、發(fā)動機氣門和連桿等α+β型鈦合金制部件的長軸方向的楊氏模量的制造方法專心研討。其結(jié)果發(fā)現(xiàn)通過將α+β型鈦合金在β相成為單相的溫度區(qū)域進(jìn)行加熱后沿一個方向熱軋而成的板，以與熱軋方向和厚度方向兩者垂直的方向(以下，也稱為「橫向」)成為在完成部件中要求高剛性的方向的方式進(jìn)行加工，由此與以往的由圓棒坯料加工出的α+β型鈦合金制部件相比，軸向的楊氏模量變高。更具體地講，發(fā)現(xiàn)在制造螺栓、發(fā)動機氣門和連桿的情況下，通過以板的橫向成為螺栓、發(fā)動機氣門和連桿的軸向的方式進(jìn)行加工，由此與以往的由圓棒坯料加工的螺栓、發(fā)動機氣門和連桿相比，軸向的楊氏模量變高。已知由上述的制造方法得到的螺栓、發(fā)動機氣門和連桿等的α+β型鈦合金制部件，在與縱軸方向垂直的截面測定的來自鈦α相(hep)的各晶面的X射線衍射強度，不 同于以往的由圓棒坯料加工成的部件，來自(0002)面的X射線衍射強度，為來自(10-10)面和(10-11)面的X衍射強度之和以上。本發(fā)明是基于上述的見解、以及基于發(fā)現(xiàn)了可以利用更廉價的組成得到穩(wěn)定的材質(zhì)特性的適合于本發(fā)明的制造方法的α+β型鈦合金的組成而完成的。本發(fā)明的要旨如以下。(I) 一種α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，將α+β型鈦合金加熱至β相單相區(qū)，接著，沿一個方向?qū)嵤彳埿纬蔀殁伜辖鸢?，其后，以與熱軋方向和厚度方向兩者垂直的方向成為在完成部件中被要求高剛性的方向的方式加工上述鈦合金板。(2)根據(jù)上述(I)所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，上述完成部件是螺栓，上述被要求高剛性的方向是螺栓的軸向。(3)根據(jù)上述(I)所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，上述完成部件是發(fā)動機氣門，上述被要求高剛性的方向是發(fā)動機氣門的軸向。(4)根據(jù)上述(I)所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，上述完成部件是連桿，上述被要求高剛性的方向是連桿的軸向。(5)根據(jù)上述(4)所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，上述鈦合金板的加工是從垂直于與上述熱軋方向一致的方向的截面?zhèn)冗M(jìn)行壓縮的鍛造加工。(6)上述(I) (5)的任一項中記載的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，上述α + β型鈦合金，以質(zhì)量％計，含有O. 5 5. 5%的Al，含有合計為O. 04 O. 35%的O和N，還含有合計為O. 5^2. 5%的Fe、Cr和Ni之中的I種或2種以上，并且，下述(I)式的值為-2. (Γ5. 3，其余量包含Ti和不可避免的雜質(zhì)，[Al] +10 [O] +10 [N] - [Mo] -2. 5 [Fe] -I. 25 [Cr] -I. 25 [Ni] · · · (I)式在此，[Al]、[O]、[N]、[Mo]、[Fe]、[Cr]、[Ni]分別是Al、O、N、Mo、Fe、Cr、Ni 的濃
度(質(zhì)量％)。(7)上述(6)所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，上述α+β型鈦合金還含有I. 0 3. 5%的Mo。(8)—種α+β型鈦合金制部件，其特征在于，在α+β型鈦合金制部件中，在與其縱軸方向垂直的截面測定的來自鈦α相的(0002)面的X射線衍射強度I (0002)、來自(10-10)面的X射線衍射強度I (10-10)、來自(10-11)面的X射線衍射強度I (10-11)滿足I (0002) /[I (10-10) +I (10-11)]彡 I。
(9)根據(jù)上述(8)所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，上述α+β型鈦合金制部件是螺栓。
(10)根據(jù)上述(8)所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，上述α+β型鈦合金制部件是發(fā)動機氣丨I。(11)根據(jù)上述(8)所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，上述α+β型鈦合金制部件是連桿。(12)根據(jù)上述(8廣(11)所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，上述α+β型鈦合金，以質(zhì)量％計，含有O. 5^5. 5%的Al，含有合計為O. 04、. 35%的O和N，還含有合計為O. 5 2. 5%的Fe、Cr和Ni之中的I種或2種以上，并且，上述(I)式的值為-2. 0 5· 3，其余量包含Ti和不可避免的雜質(zhì)。(13)根據(jù)上述(12)所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，上述α+β型鈦合金還含有I. 0 3. 5%的Mo。在此，所謂α+β型鈦合金，是在室溫下由α相和β相這兩相構(gòu)成，具有同時地添加有作為α相穩(wěn)定化元素的Α1、0、Ν等和作為β相穩(wěn)定化元素的Fe、Cr、Ni、V、Mo等的成分組成的鈦合金。α+β型鈦合金的代表例是Ti-6A1-4V (JIS的60種)、Τ -3Α1-2. 5V(JIS 的 61 種)。所謂β相單相區(qū)，是在該溫度以上的高的溫度下鈦成為β相單相的溫度區(qū)域。Ti-6A1-4V的β相單相區(qū)、Ti-3Al-2. 5V的β相單相區(qū)，雖然根據(jù)組成而有一些差異，但分別是約990°C以上、約935°C以上的溫度區(qū)域。所謂一個方向的熱軋，不是向90°交叉(cross)的方向進(jìn)行熱軋(交叉軋制)，而是利用串聯(lián)軋機(tandem mill)、逆轉(zhuǎn)軋機(reversing mill)、斯特克爾軋機(Steckel mill)等，單單沿一個方向?qū)嵤┸堉频臒彳?。也包含在軋制后再次加熱，進(jìn)而實施多次的單一方向的熱軋的情況。作為α+β型鈦合金的不可避免的雜質(zhì)的例子，有O. 08質(zhì)量％以下的C、0. 0150
質(zhì)量％以下的H等。根據(jù)本發(fā)明，不使用復(fù)合材料，可以制造與以往的來自圓棒坯料的成品相比，成品軸向的楊氏模量(剛性)高的兩輪和四輪車用或者自行車用的α+β型鈦合金制部件、α+β型鈦合金制的螺栓、連桿和發(fā)動機氣門。


圖I是表示沿一個方向熱軋了的α + β型鈦合金板和最終部件的方向的關(guān)系的圖。圖2是表示在加工后的部件中被要求高剛性的長軸方向的圖，Ca)是螺栓、(b)是發(fā)動機氣門、(C)是連桿。圖3是表示在鍛造連桿時，沿一個方向熱軋了的α+β型鈦合金板和鍛造時進(jìn)行壓縮的方向的關(guān)系的圖。圖4是表示由本發(fā)明制造的鈦合金制部件的在與長軸方向垂直的截面測定的來自鈦α相的各晶面的X射線衍射強度的大小關(guān)系、和I (0002)/[I (10-10)+1 (10-11)]的值的圖。
圖5是表示采用現(xiàn)有技術(shù)制造的鈦合金制部件的在與縱軸方向垂直的截面測定的來自鈦α相的各晶面的X射線衍射強度的大小關(guān)系、和I(0002)/[I( 10-10)+1( 10-11)]的值的圖。
具體實施例方式在α+β型鈦合金制部件作為兩輪和四輪車用或者自行車用的α+β型鈦合金制部件使用的情況、鈦合金制部件具有細(xì)長形狀的情況下，被要求細(xì)長形狀的縱向的高剛性的情況較多。在此，所謂細(xì)長形狀，意指縱向長度比橫向的寬度和厚度方向的厚度都大。在鈦合金制部件是螺栓、發(fā)動機氣門、連桿、軸類(凸輪軸、曲軸、驅(qū)動軸等)、臂類(搖臂、上臂、下臂等)、踏板類(兩輪車的制動器踏板和齒輪踏板)、或者兩輪車的框部件的任一種的情況下，完成部件的被要求高剛性的方向是各部件的長軸方向。
以下，對于本發(fā)明的各要素詳細(xì)地說明。首先，對于在向螺栓、發(fā)動機氣門和連桿等加工的坯料中，提高成為長軸方向的方向的楊氏模量的方法進(jìn)行說明。<制造方法>已知鈦的楊氏模量，α相比β相高，α相因hep的晶體取向在楊氏模量上存在各向異性，hep的c軸方向更高。因此,通過使α相hep的c軸在規(guī)定的方向較強地取向，可以提高長軸方向的楊氏模量。在將α+β型鈦合金加熱至β相為單相的溫度區(qū)域后，在一個方向上熱軋成板形狀時，在與熱軋方向和厚度方向這兩者垂直的方向、也就是熱軋的橫向上使α相hep的c軸較強地取向，該方向的楊氏模量提高到125GPa以上。在向板的一個方向的熱軋時沒有加熱到β相單相的溫度區(qū)域的情況下，也就是加熱到了作為低溫側(cè)的α+β雙相區(qū)的情況下，橫向和軋制方向的楊氏模量至高為120GPa左右。另外，在將鋼坯在低溫的α+β雙相區(qū)或β相單相的高溫區(qū)域加熱，熱軋成圓棒的情況下，其縱向的楊氏模量都為104 118GPa左右，基本上不能夠提高楊氏模量。圖I表示本發(fā)明的沿一個方向熱軋了的α +β型鈦合金板和最終部件的方向的關(guān)系O另外，圖2的(a)、(b)、(C)分別表示螺栓、發(fā)動機氣門、連桿的模式圖和被要求高剛性的長軸方向。從以上來看，在本發(fā)明的兩輪和四輪車用或者自行車用的α+β型鈦合金制部件的制造方法中，在加工將α+β型鈦合金加熱至β相單相區(qū)后沿一個方向熱軋得到的鈦合金板時，如圖I所示，將熱軋的橫向作為在完成部件中被要求高剛性的方向。另外，在本發(fā)明的螺栓、發(fā)動機氣門和連桿的各自的制造方法中，加工將α+β型鈦合金加熱至β相單相區(qū)后沿一個方向熱軋得到的鈦合金板時，將熱軋的橫向(參照圖I)作為各自的部件的長軸方向(參照圖2)進(jìn)行加工。成為坯料的沿一個方向熱軋成的鈦合金板，橫向的楊氏模量高(125GPa以上)，因此使用該板制造的兩輪和四輪車或者自行車用的部件、以及螺栓、發(fā)動機氣門和連桿，其長軸方向的楊氏模量(剛性)變高。從螺栓、發(fā)動機氣門、連桿的形狀來看，成為加工用坯料的在加熱至β相單相區(qū)后沿一個方向熱軋了的α + β型鈦合金板，厚度優(yōu)選為5mm以上,進(jìn)一步優(yōu)選為IOmm以上。板厚的下限由制造的汽車部件的形狀確定。從減小板的在切斷工序中的負(fù)荷的觀點出發(fā)，板厚的上限優(yōu)選為70mm以下。加熱至β相單相區(qū)后沿一個方向熱軋時，優(yōu)選在β相單相區(qū)開始熱軋(在β相 單相區(qū)沿一個方向熱軋)，其后，也可以與熱軋的進(jìn)行相伴，在溫度低的α+β雙相區(qū)進(jìn)行熱車L。為了盡量抑制加熱時的氧化，優(yōu)選的加熱溫度是從成為β相單相的溫度(β相變點)+10 +100°C。熱軋后，根據(jù)需要，在α+β雙相區(qū)實施退火。退火溫度從除去應(yīng)變促進(jìn)再結(jié)晶出發(fā)優(yōu)選為65(T850°C。在熱軋后熱鍛鈦合金板成形為部件的情況下，熱鍛時的加熱工序根據(jù)加熱溫度帶來與退火同等的作用。所謂一個方向的熱軋，不是在90°交叉的方向進(jìn)行熱軋(交叉軋制)，而是單單沿一個方向延伸的熱軋。再者，鑒于使用的熱軋機的能力等，也可以在實施一次軋制后再次加熱鈦合金，進(jìn)而實施多次的一個方向的熱軋。熱軋機的種類不需要特別限定。從容易抑制被軋制材料的溫度降低的觀點出發(fā)，優(yōu)選使用串聯(lián)軋機、逆轉(zhuǎn)軋機、它們串聯(lián)而成的熱軋磨機、或者斯特克爾軋機。連桿，最一般的是將坯料鍛造加工進(jìn)行制造，為了降低鍛造加工時的對模具的負(fù)荷，要求鍛造載荷低、以及鍛造后的形狀精度高。將加熱至β相單相區(qū)后沿一個方向熱軋出的α+β型鈦合金板，以其熱軋方向的橫向作為連桿的軸向，鍛造加工成連桿時，與從熱軋板的上下面?zhèn)?厚度方向)壓縮的情況相比，如圖3所示，在從垂直于與熱軋方向一致的方向的截面?zhèn)?Τ截面?zhèn)?壓縮的情況下，鍛造載荷降低約10%左右，鍛造后的形狀精度變高，因此鍛造后的角R部的形狀變得更尖銳。認(rèn)為這是由于除了 α相hep的C軸的方向沿板橫向取向的主要的晶體取向以外，混雜了接近于板的厚度方向的晶體取向，因此從T截面?zhèn)葔嚎s時，混雜取向的α相hep容易滑移變形。從這樣的觀點出發(fā)，在本發(fā)明的連桿的制造方法中，優(yōu)選將α+β型鈦合金加熱至β相單相區(qū)后沿一個方向熱軋形成為鈦合金板后，將鈦合金板的熱軋方向的橫向作為連桿的軸向鍛造加工連桿時，從鈦合金板的T截面?zhèn)冗M(jìn)行壓縮。此時，鍛造加工需要在比β相變點低的溫度下實施，為了將鍛造載荷抑制為較低，優(yōu)選在20(T850°C的溫度區(qū)域?qū)嵤╁懺旒庸?。在將?β型鈦合金板的楊氏模量高的熱軋的橫向作為在部件中被要求高剛性的方向的情況下，如果將該板進(jìn)行切削加工，則可維持原來的高楊氏模量。此外，在鍛造等的賦予塑性變形的情況下，長軸方向的高楊氏模量也維持高的狀態(tài)。認(rèn)為這是因為在鍛造時，無論從熱軋板的上下面?zhèn)?厚度方向)或者T截面?zhèn)鹊哪囊粋?cè)進(jìn)行壓縮，該壓縮方向都與板的橫向正交，與α相hep的c軸的方向在板的橫向取向的晶體的容易滑移方向一致，因此可以基本上C軸的方向不變化地變形，其結(jié)果，在鍛造加工后，α相hep的c軸的在板橫向上的集積程度基本不降低地被維持，可維持楊氏模量高的狀態(tài)。
本發(fā)明的效果只要是α+β型鈦合金則哪種合金都可以得到。例如，利用作為α+β型鈦合金的代表例的Ti-6A1-4V、Ti_3Al_2· 5V可得到本發(fā)明的效果。另一方面，在兩輪和四輪車用或者自行車用的結(jié)構(gòu)部件、具體地講是螺栓、發(fā)動機氣門、連桿中，希望以更廉價的組成得到穩(wěn)定的材質(zhì)特性。因此，本發(fā)明的α+β型鈦合金的優(yōu)選的成分組成如下。以下，「％」意指「質(zhì)量％」。< α+β型鈦合金的成分組成I >本發(fā)明的α+β型鈦合金的成分組成1，含有O. 5 5. 5%的Al，含有合計為O. 04 O. 35%的O和N,還含有合計為O. 5 2. 5%的Fe、Cr和Ni之中的包含F(xiàn)e的I種或2種以上，并且，下述(I)式的值為-2. O 5. 3，[Al] +10 [O] +10 [N] - [Mo] -2. 5 [Fe] -I. 25 [Cr] -I. 25 [Ni] · · · (I)式在此，[Al]、[O]、[N]、[Mo]、[Fe]、[Cr]、[Ni]分別是Al、O、N、Mo、Fe、Cr、Ni 的濃
度(質(zhì)量％)。通過設(shè)為這樣的組成，即使不添加作為高價的β相穩(wěn)定化元素的V，也可以將熱軋板的橫向的楊氏模量提高到130GPa以上。上述成分組成I的α+β型鈦合金，即使在相同的熱軋條件下，也可以得到比Ti-6A1-4V和Ti-3Al-2. 5V高的楊氏模量。認(rèn)為這是因為與V的添加相比，通過Fe、Cr、Ni的添加，α相hep的c軸方向的楊氏模量變高、熱軋時c軸容易在橫向上取向、或者β相的楊氏模量變高等的原因。Al :0. 5 5. 5% Al是使與鈦的β相相比楊氏模量高的α相穩(wěn)定化的兀素，如果Al的含量低于0.5%，則變得不能夠通過熱軋容易地提高橫向的楊氏模量。如果Al的含量大于5.5%，則有時熱變形阻力增加，熱軋時產(chǎn)生邊裂等的裂紋。因此，Al的含量設(shè)為O. 5 5. 5%。O 和 N 的合計0. 04 O. 35% 如果O和N的含量合計超過O. 35%，則與Al等的元素帶來的固溶強化相輔相成，材料硬質(zhì)化，開孔、車床等的切削加工性降低，生產(chǎn)率降低。為了使O和N的含量按合計計降低到低于O. 04%,需要提高使用的原料的純度，制造成本變高。因此，O和N的含量設(shè)為合計O. 04、. 35%。再者，即使在O和N都未主動地添加的情況下，通常在不可避免的雜質(zhì)的水平下也滿足該濃度范圍。O和N，與Al同樣地是使α相穩(wěn)定化的元素，但不像Al那樣使熱加工性大大降低，可以將α相穩(wěn)定化、提高楊氏模量。從楊氏模量和可切削性的觀點出發(fā)，O和N的含量的合計優(yōu)選為O. 12、. 30%。通過將O和N的濃度設(shè)在該優(yōu)選的范圍，變得可以使用某種程度地含有O和N的比較廉價的原料，因此在成本方面變得有利。Fe、Cr 和 Ni 的合計0. 5 2. 5%這些元素與V同樣是β相穩(wěn)定化元素，與V相比較廉價。但是，F(xiàn)e、Cr、Ni都是在凝固時容易向液相側(cè)(錠的中心)偏析的元素。如果這些元素的含量的合計超過2. 5%,則有時因凝固偏析對機械特性的均勻性造成影響。因此，F(xiàn)e、Cr、Ni的含量的合計設(shè)為2. 5%以下。
如上述那樣，在較多地存在β相的溫度區(qū)域，沿一個方向熱軋時，橫向的楊氏模量變高。在加熱到β相為單相的溫度區(qū)域后實施一個方向的熱軋時，被軋材料的溫度隨著軋制的進(jìn)行逐漸降低，在α+β雙相區(qū)也被實施熱軋。如果作為β相穩(wěn)定化元素的Fe、Cr、Ni的合計濃度超過O. 5%，則在熱軋中的α+β雙相區(qū)中較多地存在β相的溫度區(qū)域變寬，更加提高楊氏模量，因此有利。認(rèn)為本發(fā)明的要點是沿一個方向熱軋β相，從被熱軋了的β相(bcc)相變出的α相(hep)在橫向賦予高的楊氏模量。為了得到更高的楊氏模量，優(yōu)選將楊氏模量低的β相的比率抑制為較低，因此Fe、Cr、Ni的含量的合計優(yōu)選為I. 7%以下。再者，在Fe、Cr、Ni之中，F(xiàn)e的β穩(wěn)定化能力最高，并且Fe也最廉價，因此優(yōu)選添加Fe或者包括Fe的兩種以上。
(I)式的值-2.0 5.3 :為了提高橫向的楊氏模量，沿一個方向熱軋的β相和楊氏模量高的Ct相的平衡變得重要。作為β相和α相的平衡的指標(biāo)，使用(I)式。(I)式是將α相穩(wěn)定化元素(Al、O、N)的各濃度設(shè)為Al當(dāng)量(=[Al] +10 [O] +10 [N] )、β 相穩(wěn)定化元素(Fe、Cr、Ni)的各濃度設(shè)為 Mo 當(dāng)量([Mo] +2. 5 [Fe] +1.25[Cr]+l. 25 [Ni])，分別進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化和合計，從Al當(dāng)量減去Mo當(dāng)量的式子。為了在熱軋時使β相存在、得到所希望的特性(橫向的高楊氏模量)，F(xiàn)e、Cr、Ni的合計濃度至少需要O. 5%，并且，需要將該(I)式的值設(shè)為-2. O 5. 3的范圍。如果(I)式的值過低，則楊氏模量低的β相的比率變得過高，得不到高的楊氏模量，如果(I)式的值為-2. O以上則可以得到充分高的楊氏模量。另一方面，如果(I)式的值大于5. 3，則在所熱軋的高溫的α+β雙相區(qū)β相的存在比率降低，不能充分地得到提高橫向的楊氏模量的效果。為了提高楊氏模量，優(yōu)選(I)式的值為O. 5以上。再者，在不主動地添加Mo的組成中，有時也不可避免地包含O. 002%左右的Mo。但是，這是可以忽視的量，因此可以作為Mo = O使用(I)式。< α+β型鈦合金的充分組成2 >接著，對于本發(fā)明的α+β型鈦合金的成分組成2進(jìn)行說明。成分組成2是為了更加緩和凝固偏析的影響使熔化操作更加容易，進(jìn)一步添加與Fe、Cr和Ni相反傾向地偏析的作為β相穩(wěn)定化元素的Mo，指向高強度化的發(fā)明。Fe、Cr 和 Ni :0· 5 2. 5% :根據(jù)與成分組成I同樣的理由，含有合計為O. 5^2. 5%的Fe、Cr、Ni之中的至少包含F(xiàn)e的I種或2種以上。Mo 1. 0^3. 5% Fe、Cr、Ni和Mo都是β相穩(wěn)定化元素。在凝固時，在Fe、Cr和Ni的濃度高的部位，Mo濃度變低，相反地，在Fe、Cr和Ni的濃度低的部位，Mo濃度變高。S卩，可以通過Mo的添加，使α相和β相的平衡((I)式的值的分布)在鈦合金內(nèi)更加均質(zhì)。此時，與作為Fe、Cr和Ni的合計濃度的下限的O. 5%的范圍呼應(yīng)的、適當(dāng)?shù)腗o濃度為I. 0%，因此以其作為Mo添加量的下限。另外，與作為Fe、Cr和Ni的合計濃度的上限的2. 5%呼應(yīng)的適當(dāng)?shù)腗o濃度為3. 5%，因此以其作為Mo添加量的上限。Al :2. 5 5. 5% 為了得到超過Ti-3A1_2. 5V的抗拉強度的900MPa以上的抗拉強度，Al濃度設(shè)為
2.5 5. 5%的范圍。優(yōu)選為作為與Ti-6A1-4V同等及其以上的強度特性可得到980MPa以上的抗拉強度的4. 0^5. 5%。 此外，由于與成分組成I同樣的理由，0和N的含量的合計設(shè)為0. 04、. 35%, (I)式的值設(shè)為-2.0 5. 3的范圍。即使在0和N全都不主動地添加的情況下，通常也以不可避免的雜質(zhì)的水平滿足該濃度范圍。由于與成分組成I同樣的理由，優(yōu)選的范圍是0和N的含量的合計為0. 12 0. 30%, (I)式的值為 0. 5 5. 3。<部件成品的晶體取向>由采用本發(fā)明的制造方法制造的a+P型鈦合金構(gòu)成的螺栓、連桿和發(fā)動機氣門，由于成為坯料的沿一個方向熱軋了的a+P型鈦合金板的橫向的楊氏模量高(125GPa以上，優(yōu)選為130GPa以上)，以及使該鈦合金板的橫向和部件的長軸方向一致，因此部件的長軸方向的楊氏模量(剛性)變高。另外，由本發(fā)明的制造方法制造的兩輪和四輪車或自行車用的a+P型鈦合金部件，由于使成為坯料的沿一個方向熱軋了的a+0型鈦合金板的橫向與完成部件中被要求高剛性的方向一致，因此完成部件的被要求高剛性的方向的楊氏模量(剛性)也變高。圖4表示在本發(fā)明的A、B、C和D中，在與縱軸方向(被要求高剛性的方向)垂直的截面(圖2的虛線位置的截面)測定的、來自鈦a相的各晶面的X射線衍射強度的大小關(guān)系。一并在圖中的標(biāo)記的旁邊表示下述(2)式的值。I (0002) /[I (10-10) +I (10-11) ] ⑵式成品A、B、C和D全都是來自hep的(0002)面的X射線衍射強度I (0002)強，t匕來自hep的(10-10)面和(10-11)面的X射線衍射強度之和(I (10-10)+1 (10-11))大，即 I (0002)/[I (10-10) +I (10-11)]彡 I。成品A、B、C和 D 的(2)式的值分別為 I. 2,1. 1、4.0、3.3。鈦a相hep的(0002)面是c軸的垂面，通過將來自(0002)面的X射線衍射強度和來自其他晶面的X射線衍射強度比較，可以定量地比較楊氏模量高的a相hep的c軸的集積程度。在與成品的長軸方向垂直的截面中，I (0002)/[I (10-10)+1 (10-11)]彡I的本發(fā)明的特征，意指在成品的長軸方向hep的c軸強烈地集積。另一方面，在以利用熱軋制造的圓棒作為坯料的情況下，由于熱軋的軋制方向與圓棒的縱向一致，因此圓棒的縱向的楊氏模量成為10ril7GPa的較低的值。將由該圓棒加工出的成品E、F、G和H的、來自與縱軸方向垂直的截面的各晶面的X射線衍射強度示于圖5。成品E、F、G和H，來自hep的(0002)面的X射線衍射強度I (0002)弱，比來自hep 的(10-10)面和(10-11)面的 X 衍射強度之和(I (10-10)+1 (10-11))小，I (0002)/[I (10-10)+1 (10-11) ]< 0. 2，與本發(fā)明的特征完全不同。將成品E、F、G和H的(2)式的值示于圖中的標(biāo)記的旁邊。圖4、圖5示出的X射線衍射強度的測定，首先利用機械加工切取與螺栓、發(fā)動機氣門、連桿的縱軸方向垂直的截面(圖2的虛線位置的截面)，其后，使用Cu管球，測定來自該截面的X射線衍射。(2)式的值，c軸的集積變得更強時楊氏模量提高，因此優(yōu)選為1.2以上，更優(yōu)選為
3.0以上。此外，通過將本發(fā)明的a + 0型鈦合金的成分組成設(shè)為上述成分組成I或成分組成2的范圍，hep的c軸在板橫向的集積提高，與其相伴，板橫向的楊氏模量變得更高實施例I對于本發(fā)明的a+P型鈦合金制部件及其制造方法，使用以下的實施例更加詳細(xì)地說明。作為加工用坯料，將表I所示的5種a+0型鈦合金制錠在100(Tll5(rC下加熱，進(jìn)行熱鍛，制作熱軋用的鋼還(直徑為100mm)、或者板還(厚度為150mm),其后，在表2(AriO)和表3 (Bf 35)所示的各種條件下熱軋，制成圓棒或板。此外，對熱軋后的圓棒和板，在表2和表3所不的條件下實施退火。再者,一部分是無退火的狀態(tài)。表2示出的坯料是與以往同樣地向圓棒在熱態(tài)下進(jìn)行了孔型軋制的加工用坯料，表3示出的坯料是向板進(jìn)行了熱軋的加工用坯料。向使用了厚度為150mm的板坯的板的熱軋，表3所示的壓下率為60 90%，熱軋后的厚度為6(Tl5mm。表3中的下劃線表示從本發(fā)明的范圍脫離。在表4及其以后也是同樣的。在表I 中，用 Cr :0. 03% 以下、Ni :0. 03% 以下、Mo :0. 002% 以下、N :0. 07% 以下、和
「_」表示的組成表示沒有主動地添加這些元素，為不可避免的雜質(zhì)的水平。在表6、表8中也是同樣的。再者，不可避免地含有的Fe的濃度為0. 03 0. 07%左右。使用表2和表3的加工用坯料，制作切削加工出的圓棒、和對其滾壓成形了螺紋牙的工件、實施了僅利用平板從上下壓縮的熱鍛的工件、和利用模擬了連桿的模具熱鍛出的工件，將它們的長軸方向的楊氏模量和在與長軸方向垂直的截面測定的(2)式的值不于表4和表5。此外,表4和表5也表不來自加工用還料的規(guī)取方向(與長軸方向平行的加工用還料的方向)、切削加工出的圓棒的抗拉強度。制成模擬發(fā)動機氣門的軸部的切削加工出的圓棒原樣、模擬了螺栓的螺紋牙滾壓成形品、和使用模擬了連桿的模具的熱鍛造品。再者，在切削加工出的圓棒原樣和對其滾壓成形了螺紋牙后，抗拉強度、楊氏模量、(2)式的值基本上沒有變化，因此作為「圓棒和螺紋牙滾壓成形后」記載了一個值。螺紋牙的滾壓成形在冷態(tài)下實施。
利用平板從上下壓縮的熱鍛，在700°C的加熱溫度下進(jìn)行擠壓直到圓棒的直徑或板的厚度減少50%的位置。使用模擬了連桿的模具的熱鍛，為了容易進(jìn)行金屬流動，加熱到稍高的800°C，板從其厚度方向、圓棒從其徑向擠壓。此外，在表5所示的實施例中，利用平板從上下壓縮的熱鍛，實施從板的厚度方向擠壓的情況(簡記T)和從板的縱向擠壓的情況(簡記L)的兩者，比較熱鍛時的最大載荷的大小關(guān)系?？估瓘姸龋庸こ善叫胁繛橹睆?. 25mm且長度為32mm的拉伸試件，在室溫實施拉伸試驗進(jìn)行測定。楊氏模量，切取寬度為10mm、厚度為I. 5mm、長度為60mm的試件進(jìn)行加工，在室溫
下使用自由保持式楊氏模量測定裝置采用共振法測定。(2)式的值，利用機械加工切取與長軸方向垂直的截面，使用Cu管球在該截面實 施X射線衍射，使用來自鈦a相hep的(0002)面、(10-10)面、(10_11)面的X射線衍射峰的相對強度進(jìn)行計算。
權(quán)利要求
1.一種α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，將α+β型鈦合金加熱至β相單相區(qū)，接著，沿一個方向?qū)嵤彳埿纬蔀殁伜辖鸢?，其后，以與熱軋方向和厚度方向兩者垂直的方向成為在完成部件中被要求高剛性的方向的方式加工所述鈦合金板。
2.根據(jù)權(quán)利要求I所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，所述完成部件是螺栓，所述被要求高剛性的方向是螺栓的軸向。
3.根據(jù)權(quán)利要求I所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，所述完成部件是發(fā)動機氣門，所述被要求高剛性的方向是發(fā)動機氣門的軸向。
4.根據(jù)權(quán)利要求I所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，所述完成部件是連桿，所述被要求高剛性的方向是連桿的軸向。
5.根據(jù)權(quán)利要求4所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，所述鈦合金板的加工是從垂直于與所述熱軋方向一致的方向的截面?zhèn)冗M(jìn)行壓縮的鍛造加工。
6.權(quán)利要求I 5的任一項中記載的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，所述α+β型鈦合金，以質(zhì)量％計，含有O. 5^5. 5%的Al，含有合計為O. 04、. 35%的O和N，還含有合計為O. 5 2. 5%的Fe、Cr和Ni之中的I種或2種以上，并且，下述(I)式的值為-2. 0 5. 3，其余量包含Ti和不可避免的雜質(zhì)， [Al] +10 [O] +10 [N] - [Mo] -2. 5 [Fe] -I. 25 [Cr] -I. 25 [Ni] · · .(I)式 在此，[Al]、[O]、[N]、[Mo]、[Fe]、[Cr]、[Ni]分別是 Al、O、N、Mo、Fe、Cr、Ni 的濃度(質(zhì)量％χ
7.權(quán)利要求6所述的α+β型鈦合金制部件的制造方法，其特征在于，所述α+β型鈦合金還含有I. 0 3. 5%的Mo。
8.一種α+β型鈦合金制部件，其特征在于，在α+β型鈦合金制部件中，在與其縱軸方向垂直的截面測定的來自鈦α相的(0002)面的X射線衍射強度I (0002)、來自(10-10)面的X射線衍射強度I (10-10)、來自(10-11)面的X射線衍射強度I (10-11)滿足I (0002)/[I (10-10) +I (10-11)]彡 I。
9.根據(jù)權(quán)利要求8所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，所述α+β型鈦合金制部件是螺栓。
10.根據(jù)權(quán)利要求8所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，所述α+β型鈦合金制部件是發(fā)動機氣丨 。
11.根據(jù)權(quán)利要求8所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，所述α+β型鈦合金制部件是連桿。
12.根據(jù)權(quán)利要求8 11的任一項所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，所述α+β型鈦合金以質(zhì)量％計，含有O. 5 5. 5%的Al，含有合計為O. 04、. 35%的O和N，還含有合計為O. 5 2. 5%的Fe、Cr和Ni之中的I種或2種以上，并且，所述(I)式的值為-2. 0 5· 3，其余量包含Ti和不可避免的雜質(zhì)。
13.根據(jù)權(quán)利要求12所述的α+β型鈦合金制部件，其特征在于，所述α+β型鈦合金還含有I. 0 3· 5%的Mo。
全文摘要
本發(fā)明涉及成品軸向的楊氏模量(剛性)高的兩輪車和四輪車用或者自行車用的α+β型鈦合金制部件的制造方法、和α+β型鈦合金制的螺栓、發(fā)動機氣門、連桿及其制造方法。使用將α+β型鈦合金加熱至β相為單相的溫度區(qū)域后沿一個方向熱軋出的板，將與其熱軋方向和厚度方向這兩者垂直的方向(橫向)作為在完成部件中被要求高剛性的方向即螺栓、發(fā)動機氣門、連桿的軸向，加工該板，在與部件的縱軸方向垂直的截面測定的來自鈦α相的(0002)面、(10-10)面、(10-11)面的X射線衍射強度I(0002)、I(10-10)、I(10-11)滿足I(0002)/[I(10-10)+I(10-11)]≥1。
文檔編號C22F1/18GK102639743SQ20108005467
公開日2012年8月15日 申請日期2010年12月2日 優(yōu)先權(quán)日2009年12月2日
發(fā)明者國枝知德, 川上哲, 正木基身, 高橋一浩 申請人:新日本制鐵株式會社