JPH01316436A - 耐キャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料 - Google Patents
耐キャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料Info
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- JPH01316436A JPH01316436A JP1035768A JP3576889A JPH01316436A JP H01316436 A JPH01316436 A JP H01316436A JP 1035768 A JP1035768 A JP 1035768A JP 3576889 A JP3576889 A JP 3576889A JP H01316436 A JPH01316436 A JP H01316436A
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- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C32/00—Non-ferrous alloys containing at least 5% by weight but less than 50% by weight of oxides, carbides, borides, nitrides, silicides or other metal compounds, e.g. oxynitrides, sulfides, whether added as such or formed in situ
- C22C32/0047—Non-ferrous alloys containing at least 5% by weight but less than 50% by weight of oxides, carbides, borides, nitrides, silicides or other metal compounds, e.g. oxynitrides, sulfides, whether added as such or formed in situ with carbides, nitrides, borides or silicides as the main non-metallic constituents
- C22C32/0052—Non-ferrous alloys containing at least 5% by weight but less than 50% by weight of oxides, carbides, borides, nitrides, silicides or other metal compounds, e.g. oxynitrides, sulfides, whether added as such or formed in situ with carbides, nitrides, borides or silicides as the main non-metallic constituents only carbides
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C19/00—Alloys based on nickel or cobalt
- C22C19/07—Alloys based on nickel or cobalt based on cobalt
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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、水車部品やポンプ部品等の材料として有用な
耐キャビテーション性および耐土砂摩耗性にすぐれた金
属−セラミック複合材料に関する。
耐キャビテーション性および耐土砂摩耗性にすぐれた金
属−セラミック複合材料に関する。
揚水発電所における落水により運転する水車や揚水を目
的とするポンプ、あるいは水車とポンプを兼ねたポンプ
水車等は、長期の使用により、キャビテーション壊食や
土砂摩耗浸食をうける。
的とするポンプ、あるいは水車とポンプを兼ねたポンプ
水車等は、長期の使用により、キャビテーション壊食や
土砂摩耗浸食をうける。
キャビテーション壊食は、水の流れの中の速度変化に伴
う圧力変化によって生じるキャビティ（気泡）の発生と
その崩壊の繰返しにより部材が破壊される現象であり、
土砂摩耗浸食は、水中の土砂が水と共に部材表面に繰返
し衝突・接触することにより部材に摩耗が生じる現象で
ある。
う圧力変化によって生じるキャビティ（気泡）の発生と
その崩壊の繰返しにより部材が破壊される現象であり、
土砂摩耗浸食は、水中の土砂が水と共に部材表面に繰返
し衝突・接触することにより部材に摩耗が生じる現象で
ある。
キャビテーション壊食と土砂摩耗浸食とが特に問題とな
る水車部品について、第２図に示すフランシス水車を例
に挙げて説明すると、（１）はケーシング、（３）は羽
根、（５）はランナであり、圧力水はケーシング（１）
からガイド弁（２）を介してランナの羽根（３）の入口
側（４）から羽根（３）に流入し、水車ランチ（５）に
水動力を加えて仕事を伝達したのち、羽根（３）の出口
側（６）から流出する。第３図は、ランナ（５）近傍の
断面であり、そのＰ矢視図およびＱ矢視図をそれぞれ第
４図および第５図に示す、（７）は羽根（３）の入口側
（６）において圧力水が直接当る正圧面、（８）は羽根
（３）の正圧面と反対側の負圧面であり、キャビテーシ
ョン壊食が生じ易い個所は図中斜線で示したＡ領域、す
なわちランナの羽根（３）の負圧面（８）側におけるラ
ンナバンド０ωの付根部である。この例における水車部
品の土砂摩耗浸食が生じ易い個所も、キャビテーション
壊食が生じ易い上記領域Ａとほぼ同じである。
る水車部品について、第２図に示すフランシス水車を例
に挙げて説明すると、（１）はケーシング、（３）は羽
根、（５）はランナであり、圧力水はケーシング（１）
からガイド弁（２）を介してランナの羽根（３）の入口
側（４）から羽根（３）に流入し、水車ランチ（５）に
水動力を加えて仕事を伝達したのち、羽根（３）の出口
側（６）から流出する。第３図は、ランナ（５）近傍の
断面であり、そのＰ矢視図およびＱ矢視図をそれぞれ第
４図および第５図に示す、（７）は羽根（３）の入口側
（６）において圧力水が直接当る正圧面、（８）は羽根
（３）の正圧面と反対側の負圧面であり、キャビテーシ
ョン壊食が生じ易い個所は図中斜線で示したＡ領域、す
なわちランナの羽根（３）の負圧面（８）側におけるラ
ンナバンド０ωの付根部である。この例における水車部
品の土砂摩耗浸食が生じ易い個所も、キャビテーション
壊食が生じ易い上記領域Ａとほぼ同じである。
水車ランチはキャビテーション壊食や土砂摩耗浸食をう
けると初期の効率を維持できなくなり、その寿命は壊食
・浸食によって大きく左右されるので、水車ランナは、
できるだけ壊食・浸食に対する抵抗性にすぐれたもので
あることを要する。
けると初期の効率を維持できなくなり、その寿命は壊食
・浸食によって大きく左右されるので、水車ランナは、
できるだけ壊食・浸食に対する抵抗性にすぐれたもので
あることを要する。
水車ランナの壊食に最も大きな関係をもつのは、その材
質および羽根の形状であることが知られているが、羽根
の形状は、所定の設計効率との関係もあるので、壊食防
止の観点だけから一方的に形状変更を加えることはでき
ない。このため、壊食防止は材質の面から検討されるの
が一般であり、従来より耐キヤビテーシヨン壊食性と耐
土砂摩耗浸食性の点から、１３Ｃｒ−３，８Ｎｉ系鋳＠
（Ａ６ＮＭ）に代表されるステンレス鋳鋼が広く使用さ
れている。
質および羽根の形状であることが知られているが、羽根
の形状は、所定の設計効率との関係もあるので、壊食防
止の観点だけから一方的に形状変更を加えることはでき
ない。このため、壊食防止は材質の面から検討されるの
が一般であり、従来より耐キヤビテーシヨン壊食性と耐
土砂摩耗浸食性の点から、１３Ｃｒ−３，８Ｎｉ系鋳＠
（Ａ６ＮＭ）に代表されるステンレス鋳鋼が広く使用さ
れている。
しかしながら、ステンレス鋳鋼品は、水車部品やポンプ
部品等の材料として、他材料に比しすぐれているけれど
も、その耐キヤビテーシヨン壊食性、耐土砂摩耗浸食性
は必ずしも十分ではなく、水車ランナでは、数年の使用
により水車効率が著しく低下してしまうものも少くない
。
部品等の材料として、他材料に比しすぐれているけれど
も、その耐キヤビテーシヨン壊食性、耐土砂摩耗浸食性
は必ずしも十分ではなく、水車ランナでは、数年の使用
により水車効率が著しく低下してしまうものも少くない
。
本発明は上記に鑑み、水車部品やポンプ部品等の耐キャ
ビチーシロン壊食性および耐土砂摩耗浸食性を改善する
ための新規材料を提供するものである。
ビチーシロン壊食性および耐土砂摩耗浸食性を改善する
ための新規材料を提供するものである。
〔課題を解決するための手段および作用〕本発明の耐キ
ャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料は、金属基地と
、該金属基地中に分散相として混在するセラミック粒子
とからなる複合組織を有する金属−セラミック複合材料
であって、前記金属基地は、Ｃｏ ：４０〜６５％、Ｃ
ｒ：１０〜４０％、Ｗ７２〜１５％、 Ｎ ｉ ： ２
〜２０％、Ｆｅ：４．５％以下、および不可避不純物か
らなるコバルト基合金であり、 前記セラミック粒子は炭化物系セラミ・ンク粒子であっ
て、複合組織中に占める割合は５〜６０重量％であるこ
とを特徴としている。
ャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料は、金属基地と
、該金属基地中に分散相として混在するセラミック粒子
とからなる複合組織を有する金属−セラミック複合材料
であって、前記金属基地は、Ｃｏ ：４０〜６５％、Ｃ
ｒ：１０〜４０％、Ｗ７２〜１５％、 Ｎ ｉ ： ２
〜２０％、Ｆｅ：４．５％以下、および不可避不純物か
らなるコバルト基合金であり、 前記セラミック粒子は炭化物系セラミ・ンク粒子であっ
て、複合組織中に占める割合は５〜６０重量％であるこ
とを特徴としている。
本発明の複合材料は、所望により、その複合組織におけ
る分散相粒子を炭化クロム粒子とし、下記（１３式： ％式％） 〔式中の各元素記号はコバルト基合金における当該元素
の含有量（％）を、ＣＲＣは複合組織に占める炭化クロ
ムセラミック粒子の割合（％）を表す〕 で算出されるＳ値が７．５〜１２．５であるごとき成分
組成を以て構成される。
る分散相粒子を炭化クロム粒子とし、下記（１３式： ％式％） 〔式中の各元素記号はコバルト基合金における当該元素
の含有量（％）を、ＣＲＣは複合組織に占める炭化クロ
ムセラミック粒子の割合（％）を表す〕 で算出されるＳ値が７．５〜１２．５であるごとき成分
組成を以て構成される。
以下、本発明について詳しく説明する。
水車部品等に生じるキャビテーション壊食は、キャビテ
ィが崩壊する際の衝撃圧の繰返しによる衝撃疲労の１種
であるから、部品材料の強度・靭性および加工硬化能の
向上により、その耐キャビテーション性の強化が可能と
なる。また、同種の材料では、硬度の高いもの程、すぐ
れた耐キャビテーション性を示す。本発明は、基材金属
の材質の選択、およびセラミック粒子との複合組織化に
よって、キャビテーション壊食に対する抵抗性を強化し
、併せて土砂摩耗浸食に対する抵抗性を向上させている
。すなわち、本発明の複合材料における基地金属である
前記コバルト基合金は、耐キヤビテーシヨン性能の点で
良好な強度、靭性および加工硬化能を備えている金属材
料であり、炭化物系セラミック粒子もまた強度が高く、
極めて硬質の粒子であるので、基地金属中に分散して基
地の強度および硬度を大きく高め、かつその粒子の分散
強化機構により転位の移動を効果的に阻止し、結果とし
て従来の金属材料では得られない卓抜した耐キヤビテー
シヨン壊食性をもたらす。また、基地中のセラミック粒
子の分散効果によって高硬度が与えられる結果、土砂摩
耗浸食に対しても従来の金属材料を太き（凌ぐすぐれた
抵抗性が確保されるのである。
ィが崩壊する際の衝撃圧の繰返しによる衝撃疲労の１種
であるから、部品材料の強度・靭性および加工硬化能の
向上により、その耐キャビテーション性の強化が可能と
なる。また、同種の材料では、硬度の高いもの程、すぐ
れた耐キャビテーション性を示す。本発明は、基材金属
の材質の選択、およびセラミック粒子との複合組織化に
よって、キャビテーション壊食に対する抵抗性を強化し
、併せて土砂摩耗浸食に対する抵抗性を向上させている
。すなわち、本発明の複合材料における基地金属である
前記コバルト基合金は、耐キヤビテーシヨン性能の点で
良好な強度、靭性および加工硬化能を備えている金属材
料であり、炭化物系セラミック粒子もまた強度が高く、
極めて硬質の粒子であるので、基地金属中に分散して基
地の強度および硬度を大きく高め、かつその粒子の分散
強化機構により転位の移動を効果的に阻止し、結果とし
て従来の金属材料では得られない卓抜した耐キヤビテー
シヨン壊食性をもたらす。また、基地中のセラミック粒
子の分散効果によって高硬度が与えられる結果、土砂摩
耗浸食に対しても従来の金属材料を太き（凌ぐすぐれた
抵抗性が確保されるのである。
本発明の複合材料における基地金属であるコバルト基合
金の成分限定理由は次のとおりである。
金の成分限定理由は次のとおりである。
Ｃｏ ： ４０〜６５％
Ｃｏは基地金属の基本成分である。Ｇｏは強度および耐
食性の確保に欠かせぬ元素であり、オーステナイト地の
安定化にも強力な作用を有する。
食性の確保に欠かせぬ元素であり、オーステナイト地の
安定化にも強力な作用を有する。
また、耐キヤビテーシヨン壊食性の向上に奏効する。こ
れらの特性を確保するために、少なくとも４０％以上で
あることを要する。
れらの特性を確保するために、少なくとも４０％以上で
あることを要する。
Ｃｒ ：１０〜４０％
Ｃｒは耐食性、殊に耐粒界腐食性の向上に大きな効果を
示し、耐応力腐食割れ性の改善に奏効する。また、組織
の安定化、強度向上効果を有する。
示し、耐応力腐食割れ性の改善に奏効する。また、組織
の安定化、強度向上効果を有する。
ただし、Ｃｒは強力なフェライト生成元素であるので、
オーステナイト地確保のためには、オーステナイト生成
元素（Ｃｏ、Ｍｎ等）との量的なバランスを考慮すべき
であり、また多量の添加は靭性の急激な低下を招く。こ
れらの点から、１０〜４０％とする。
オーステナイト地確保のためには、オーステナイト生成
元素（Ｃｏ、Ｍｎ等）との量的なバランスを考慮すべき
であり、また多量の添加は靭性の急激な低下を招く。こ
れらの点から、１０〜４０％とする。
Ｗ：２〜１５％
Ｗは強度向上に著効を示し、土砂摩耗に対する抵抗性の
強化と耐キヤビテーシヨン壊食性の強化に奏効する。こ
のためには少なくとも２％の添加を必要とするが、多量
に添加すると靭性が低下し、また溶接性も悪くなるので
１５％を上限とする。
強化と耐キヤビテーシヨン壊食性の強化に奏効する。こ
のためには少なくとも２％の添加を必要とするが、多量
に添加すると靭性が低下し、また溶接性も悪くなるので
１５％を上限とする。
Ｎｉ：２〜２０％
Ｎｉは基地金属の靭性を高め、耐キヤビテーシヨン壊食
性の向上に寄与する。また、溶接性を改善し、溶接割れ
の防止に奏効する。この効果を得るだめには２％以上の
添加を必要とするが、多量に加えると、基地金属の硬度
低下により、却ってキャビテーション壊食や土砂摩耗浸
食に対する抵抗性か低下するので、２０％を上限とする
。
性の向上に寄与する。また、溶接性を改善し、溶接割れ
の防止に奏効する。この効果を得るだめには２％以上の
添加を必要とするが、多量に加えると、基地金属の硬度
低下により、却ってキャビテーション壊食や土砂摩耗浸
食に対する抵抗性か低下するので、２０％を上限とする
。
Ｆｅ：４．５％以下
Ｆｅは、コバルト合金に不可避的に付随する通常の不純
分である。その量が４．５％をこえると、耐食性が著し
く損なわれるので、４．５％を上限とする。
分である。その量が４．５％をこえると、耐食性が著し
く損なわれるので、４．５％を上限とする。
基地金属は上記Ｃｏ、Ｃｒ、Ｗ、Ｎｉ、Ｆｅを必須元素
とするＣｏ基合金であるが、所望により、Ｃｏの一部が
０．５〜５％のＡｆｆｉ、０．５〜２％のＮｂ、０．５
〜２％のＴｉ、０．５〜２％のＣ１１等の１種もしくは
２種以上の元素を以て置換されたものであってもよい。
とするＣｏ基合金であるが、所望により、Ｃｏの一部が
０．５〜５％のＡｆｆｉ、０．５〜２％のＮｂ、０．５
〜２％のＴｉ、０．５〜２％のＣ１１等の１種もしくは
２種以上の元素を以て置換されたものであってもよい。
なお、基地金属は、Ｃ，Ｓ ｉ、Ｍｎ、Ｐ、Ｓ等の混在
が許容される。例えば、Ｃは１．５％以下（溶接性を高
めるためには、少ない程良い）、Ｓｉは１．５％以下、
Ｍｎは１．５％以下、Ｐは０．３％以下、Ｓは０．３％
以下混入しても本発明の趣旨が１員なわれることはない
。
が許容される。例えば、Ｃは１．５％以下（溶接性を高
めるためには、少ない程良い）、Ｓｉは１．５％以下、
Ｍｎは１．５％以下、Ｐは０．３％以下、Ｓは０．３％
以下混入しても本発明の趣旨が１員なわれることはない
。
上記Ｃｏ基合金と複合されるセラミック粒子として炭化
物系を使用することとしたのは、前記のように炭化物系
粒子は極めて硬質で高耐摩耗性を有しているとともに、
基地金属との濡れ性もよく、その界面の結合が強固です
ぐれた分散強化作用を有しているからである。その炭化
物系セラミックの好ましい例として、炭化クロム（Ｃｒ
３Ｃｚ、Ｃｒｔｃ３＋ｃｒ４Ｃ等）、 炭化タングステ
ン（ＷＣ）。
物系を使用することとしたのは、前記のように炭化物系
粒子は極めて硬質で高耐摩耗性を有しているとともに、
基地金属との濡れ性もよく、その界面の結合が強固です
ぐれた分散強化作用を有しているからである。その炭化
物系セラミックの好ましい例として、炭化クロム（Ｃｒ
３Ｃｚ、Ｃｒｔｃ３＋ｃｒ４Ｃ等）、 炭化タングステ
ン（ＷＣ）。
炭化珪素（Ｓ ｉ Ｃ）等が挙げられる。殊に炭化クロ
ムセラミックは好適である。セラミック粒子の粒径は特
に限定されないけれども、複合組織の均一性、および転
位阻止効果等の点から、０．１〜１０μｍの範囲が適当
である。
ムセラミックは好適である。セラミック粒子の粒径は特
に限定されないけれども、複合組織の均一性、および転
位阻止効果等の点から、０．１〜１０μｍの範囲が適当
である。
複合組織におけるセラミック粒子の混在量（重量％）〔
セラミック粒子／（基地金属＋セラミック粒子）Ｘ１０
０）は、５〜６０重量％とする。このセラミック粒子の
混在量は、耐キヤビテーシヨン壊食性および耐土砂摩耗
浸食性との総合評価にもとづいて決定されたものであり
、５重量％を下限値とするのは、それより少いと、耐キ
ヤビテーシヨン壊食性および耐土砂摩耗浸食性を十分に
確保し難いからであり、他方６０重量％を上限とするの
は、それを越えると、複合材料の靭性の劣化により、却
って耐キヤビテーシヨン壊食性の低下をみるから゛であ
る。
セラミック粒子／（基地金属＋セラミック粒子）Ｘ１０
０）は、５〜６０重量％とする。このセラミック粒子の
混在量は、耐キヤビテーシヨン壊食性および耐土砂摩耗
浸食性との総合評価にもとづいて決定されたものであり
、５重量％を下限値とするのは、それより少いと、耐キ
ヤビテーシヨン壊食性および耐土砂摩耗浸食性を十分に
確保し難いからであり、他方６０重量％を上限とするの
は、それを越えると、複合材料の靭性の劣化により、却
って耐キヤビテーシヨン壊食性の低下をみるから゛であ
る。
本発明の複合材料は、所望により、耐キャビテーション
性の−そうの向上を目的として上記ＣＯ基合金組成およ
び炭化物系セラミック粒子配合割合の規定に加えて、炭
化物系セラミック粒子を炭化クロム粒子とし、かつ前記
〔１３式で示されるＳ値が７．５〜１２．５となるごと
き成分構成が与えられる。
性の−そうの向上を目的として上記ＣＯ基合金組成およ
び炭化物系セラミック粒子配合割合の規定に加えて、炭
化物系セラミック粒子を炭化クロム粒子とし、かつ前記
〔１３式で示されるＳ値が７．５〜１２．５となるごと
き成分構成が与えられる。
このＳ値は、基地金属（Ｇｏ基合金）と炭化クロム粒子
の界面における拡散反応によるＮｉ、Ｃｏ。
の界面における拡散反応によるＮｉ、Ｃｏ。
Ｃｒの炭化クロム粒子への固溶量と、それらの元素の固
溶に消費された炭化クロム量の和を表している。この界
面の拡散反応に伴い基地金属と分散相である炭化クロム
粒子の結合力が強化されるだけでなく、炭化クロム粒子
の肥大化によりマトリックスの拘束が増強され、それに
伴って生じる歪みと、実使用時の加工硬化とによりマト
リックスの強度が大きく高められ、結果として耐キヤビ
テーシヨン壊食性の−そうの向上をみる。前記〔１３式
のＳ値は、上記拡散反応による界面の結合力の増加と歪
みによる強度の向上を示す指標であり、そのＳ値は基地
金属であるＣＯ基合金の成分組成と炭化クロム粒子の配
合割合に依存する。そのＳ値を７．５以上とするのは上
記拡散反応による効果を十分ならしめるためである。し
かし、その値があまり大きくなると材料の疲労強度の減
少傾向と、キャビティの崩壊圧の繰返しによる疲労被害
としてのキャビティ壊食によって、上記拡散反応効果が
少なくなるので、１２．５を上限とするのが適当である
。より好ましくは７．５〜１１である。第１図は、後記
実施例におけるキャビテーション壊食試験により得られ
たキャビテーション壊食量（■／１５Ｈｒ）とＳ値との
関係を示している。図から両者間に明瞭な相関関係があ
り、Ｓ値が７．５〜１２．５、より好ましくは７．５〜
１１となるようにＣＯ基合金組成と炭化クロムセラミッ
ク粒子量を調整することによりキャビテーション壊食に
対してより高度の抵抗性が確保されることがわかる。
溶に消費された炭化クロム量の和を表している。この界
面の拡散反応に伴い基地金属と分散相である炭化クロム
粒子の結合力が強化されるだけでなく、炭化クロム粒子
の肥大化によりマトリックスの拘束が増強され、それに
伴って生じる歪みと、実使用時の加工硬化とによりマト
リックスの強度が大きく高められ、結果として耐キヤビ
テーシヨン壊食性の−そうの向上をみる。前記〔１３式
のＳ値は、上記拡散反応による界面の結合力の増加と歪
みによる強度の向上を示す指標であり、そのＳ値は基地
金属であるＣＯ基合金の成分組成と炭化クロム粒子の配
合割合に依存する。そのＳ値を７．５以上とするのは上
記拡散反応による効果を十分ならしめるためである。し
かし、その値があまり大きくなると材料の疲労強度の減
少傾向と、キャビティの崩壊圧の繰返しによる疲労被害
としてのキャビティ壊食によって、上記拡散反応効果が
少なくなるので、１２．５を上限とするのが適当である
。より好ましくは７．５〜１１である。第１図は、後記
実施例におけるキャビテーション壊食試験により得られ
たキャビテーション壊食量（■／１５Ｈｒ）とＳ値との
関係を示している。図から両者間に明瞭な相関関係があ
り、Ｓ値が７．５〜１２．５、より好ましくは７．５〜
１１となるようにＣＯ基合金組成と炭化クロムセラミッ
ク粒子量を調整することによりキャビテーション壊食に
対してより高度の抵抗性が確保されることがわかる。
本発明の複合材料は、鋳造法、焼結法、または溶接法等
により水車部品、ポンプ部品等に適用することができる
。鋳造法にる場合は、基地金属の溶湯にセラミック粉末
を添加混合し、均一な固液混合物として目的とする部品
を鋳遺すことができ、また焼結法を使用する場合は、基
地金属の粉末とセラミック粉末の均一な粉末混合物を焼
結材料とし、加圧成形井よび焼結工程を経て目的とする
部材を得ることができる。また、溶接法による場合は、
基地金属の粉末とセラミック粉末との粉末混合物を溶接
材料とし、例えばタングステン不活性ガスアーク溶接（
ＴＩＧ溶接）やプラズマ粉体溶接（ＦＡＴ溶接）法等に
より、部材表面に複合組織を有する肉盛層を形成するこ
とができる。溶接法による場合は、部材表面の要所に選
択的に肉盛層を形成することができるので、水車部品等
にあっては、第３図〜第５図に示したように、キャビテ
ーション壊食や土砂摩耗浸食の生じ易い部分（Ａ ’ｐ
Ｍ域）だけを肉盛層で被覆することとすれば、設計上お
よび価格上、最も効率よく部材の保護と耐久性の向上を
図ることができる。溶接法により形成される肉盛層は、
溶接入熱により部材表面に十分に融着し接合強度が高い
ので、剥離の問題もなく、長期に亘って保護層として機
能する。なお、溶接法等を適用する場合の原料粉末混合
物は、ハンドリング性や得られる複合組織の均−性等の
点から、適当な粒径に造粒された造粒粉（例えば、φ１
００〜２００μｍ）として使用するとよい。
により水車部品、ポンプ部品等に適用することができる
。鋳造法にる場合は、基地金属の溶湯にセラミック粉末
を添加混合し、均一な固液混合物として目的とする部品
を鋳遺すことができ、また焼結法を使用する場合は、基
地金属の粉末とセラミック粉末の均一な粉末混合物を焼
結材料とし、加圧成形井よび焼結工程を経て目的とする
部材を得ることができる。また、溶接法による場合は、
基地金属の粉末とセラミック粉末との粉末混合物を溶接
材料とし、例えばタングステン不活性ガスアーク溶接（
ＴＩＧ溶接）やプラズマ粉体溶接（ＦＡＴ溶接）法等に
より、部材表面に複合組織を有する肉盛層を形成するこ
とができる。溶接法による場合は、部材表面の要所に選
択的に肉盛層を形成することができるので、水車部品等
にあっては、第３図〜第５図に示したように、キャビテ
ーション壊食や土砂摩耗浸食の生じ易い部分（Ａ ’ｐ
Ｍ域）だけを肉盛層で被覆することとすれば、設計上お
よび価格上、最も効率よく部材の保護と耐久性の向上を
図ることができる。溶接法により形成される肉盛層は、
溶接入熱により部材表面に十分に融着し接合強度が高い
ので、剥離の問題もなく、長期に亘って保護層として機
能する。なお、溶接法等を適用する場合の原料粉末混合
物は、ハンドリング性や得られる複合組織の均−性等の
点から、適当な粒径に造粒された造粒粉（例えば、φ１
００〜２００μｍ）として使用するとよい。
金属粉末と炭化物系セラミック（ＣｒｚＣｚ）粒子とか
らなる粉末混合物、または金属単体粉末を溶接肉盛材と
し、ＴＩＧ溶接法により、１３Ｃｒ −３，８Ｎｉ系鋳
鋼板材（１０” Ｘ ２００ＬＸ ５０’＋ ｍｍ ）
の板面に層厚３〜４醜の肉盛層を形成して供試材を得た
。各供試材から試片を切り出し、キャビテーション壊食
試験、土砂摩耗試験およびシャルピー衝撃試験を行った
。第１表に、供試材組成とそれぞれの試験結果を示す。
らなる粉末混合物、または金属単体粉末を溶接肉盛材と
し、ＴＩＧ溶接法により、１３Ｃｒ −３，８Ｎｉ系鋳
鋼板材（１０” Ｘ ２００ＬＸ ５０’＋ ｍｍ ）
の板面に層厚３〜４醜の肉盛層を形成して供試材を得た
。各供試材から試片を切り出し、キャビテーション壊食
試験、土砂摩耗試験およびシャルピー衝撃試験を行った
。第１表に、供試材組成とそれぞれの試験結果を示す。
表中、Ｎα１〜１０は発明例、Ｎｏ、１０１〜１０８は
比較例である。比較例ｋ１０１〜１０８のうち、Ｎα１
０１は、従来の水車ランナ材料として汎用されている１
３Ｃｒ −３，８Ｎ ｉ鋳鋼（Ａ６ＮＭ）の鋳造材、Ｎ
α１０２は、補修用溶接肉盛材として使用されているＳ
ＵＳ ３０９相当材、Ｎｉ１・１０３は本発明における
基地金属であるＣｏ基合金単体材、Ｎα１０４とＮα１
０５はＣｏ基合金とセラミック粒子との複合材であるが
、セラミック粒子の配合量に過不足がある例、Ｎｏ、１
０６〜Ｎ（Ｌ１０８は、Ｃｏ基合金とセラミック粒子と
の複合材であってセラミック粒子の配合割合に過不足は
ないがＣｏ基合金組成が本発明の規定からはずれている
例である。
比較例である。比較例ｋ１０１〜１０８のうち、Ｎα１
０１は、従来の水車ランナ材料として汎用されている１
３Ｃｒ −３，８Ｎ ｉ鋳鋼（Ａ６ＮＭ）の鋳造材、Ｎ
α１０２は、補修用溶接肉盛材として使用されているＳ
ＵＳ ３０９相当材、Ｎｉ１・１０３は本発明における
基地金属であるＣｏ基合金単体材、Ｎα１０４とＮα１
０５はＣｏ基合金とセラミック粒子との複合材であるが
、セラミック粒子の配合量に過不足がある例、Ｎｏ、１
０６〜Ｎ（Ｌ１０８は、Ｃｏ基合金とセラミック粒子と
の複合材であってセラミック粒子の配合割合に過不足は
ないがＣｏ基合金組成が本発明の規定からはずれている
例である。
（Ｉ）キャビテーション壊食試験
振動式壊食試験法により、下記条件で試片の壊食減量（
■／１５Ｈｒ）を測定する。
■／１５Ｈｒ）を測定する。
周波数：１９．０ＫＨｚ、環境：水中（２２±１°Ｃ）
、最大変位振幅二３０μｍ、時間：１５Ｈｒ（ＩＩ）土
砂摩耗試験 第６図参照。容器（内径：φ２２０） （ａ ）の側面
に試片（ＴＰ）を固定し、容器内の土砂混入酸水溶液（
ｐＨ４，土砂６６重量％）（ｂ）を翼（ｃ）の高速回転
（１７００ｒｐｍ）により撹拌して高速流を形成し、５
０時間後の試片の摩耗減量を測定する。表中、「土砂摩
耗試験」は、従来の水車ランナ材である１３Ｃｒ−３，
８Ｎｉ鋳鋼（Ｎα１０１）の摩耗減量を１とする試験片
の摩耗減量比をあられしている。
、最大変位振幅二３０μｍ、時間：１５Ｈｒ（ＩＩ）土
砂摩耗試験 第６図参照。容器（内径：φ２２０） （ａ ）の側面
に試片（ＴＰ）を固定し、容器内の土砂混入酸水溶液（
ｐＨ４，土砂６６重量％）（ｂ）を翼（ｃ）の高速回転
（１７００ｒｐｍ）により撹拌して高速流を形成し、５
０時間後の試片の摩耗減量を測定する。表中、「土砂摩
耗試験」は、従来の水車ランナ材である１３Ｃｒ−３，
８Ｎｉ鋳鋼（Ｎα１０１）の摩耗減量を１とする試験片
の摩耗減量比をあられしている。
（ＩＩ［）シャルピー衝撃試験
試験片としてＩＯＸ ８ Ｘ５０（ｍｕ）のブロック
（但し、無ノツチ）を使用し、ＪＩＳ Ｂ ７７２２に
規定のシャルピー衝撃試験機により行って、衝撃値（ｋ
ｇ−ｍ／ｃ＋ｆｌ）を求めた。
（但し、無ノツチ）を使用し、ＪＩＳ Ｂ ７７２２に
規定のシャルピー衝撃試験機により行って、衝撃値（ｋ
ｇ−ｍ／ｃ＋ｆｌ）を求めた。
第１表に各供試材の試験結果を示す。第１図は供試材Ｎ
α１〜１０（発明例）について得られたキャビテーショ
ン壊食ｉｔ（■／１５Ｈｒ）とＳ値との関係を示してい
る。
α１〜１０（発明例）について得られたキャビテーショ
ン壊食ｉｔ（■／１５Ｈｒ）とＳ値との関係を示してい
る。
上記試験結果から明らかなように、発明例は、従来材で
あるＮａ１０１（１３Ｃｒ −３，８Ｎ ｉ鋳鋼）に比
し、キャビテーション壊食量が著しく少なく、また土砂
摩耗量も大幅に減少し、耐キヤビテーシヨン壊食性およ
び耐土砂摩耗性のいずれにもすぐれている。なお、比較
例Ｎα１０２（ＳＯ５３０９相当材）、阻１０３（Ｃｏ
基合金単体材）およびＮａ１０４（セラミック粒子不足
）は、耐キヤビテーシヨン壊食性、耐土砂摩耗性ともに
低く、Ｎα１０５（セラミック粒子過剰）は耐土砂摩耗
にすぐれているものの、耐キヤビテーシヨン壊食性に劣
る。またＮｏ、１０６〜１０８は適量のセラミック粒子
を含んでいるので、耐土砂摩耗性は良好であるけれども
、基地金属組成が適切でないため、耐キヤビテーシヨン
壊食性に劣っている。
あるＮａ１０１（１３Ｃｒ −３，８Ｎ ｉ鋳鋼）に比
し、キャビテーション壊食量が著しく少なく、また土砂
摩耗量も大幅に減少し、耐キヤビテーシヨン壊食性およ
び耐土砂摩耗性のいずれにもすぐれている。なお、比較
例Ｎα１０２（ＳＯ５３０９相当材）、阻１０３（Ｃｏ
基合金単体材）およびＮａ１０４（セラミック粒子不足
）は、耐キヤビテーシヨン壊食性、耐土砂摩耗性ともに
低く、Ｎα１０５（セラミック粒子過剰）は耐土砂摩耗
にすぐれているものの、耐キヤビテーシヨン壊食性に劣
る。またＮｏ、１０６〜１０８は適量のセラミック粒子
を含んでいるので、耐土砂摩耗性は良好であるけれども
、基地金属組成が適切でないため、耐キヤビテーシヨン
壊食性に劣っている。
本発明の複合材料は、耐キヤビテーシヨン壊食性および
耐土砂摩耗浸食性にすぐれているので、例えば水車部品
やポンプ部品に適用することにより、これらの部品のキ
ャビテーション壊食や土砂摩耗浸食を効果的に抑制し、
長期に亘る安定した使用を可能にする。
耐土砂摩耗浸食性にすぐれているので、例えば水車部品
やポンプ部品に適用することにより、これらの部品のキ
ャビテーション壊食や土砂摩耗浸食を効果的に抑制し、
長期に亘る安定した使用を可能にする。
第１図は複合材料のＳ値と耐キヤビテーシヨン壊食量の
関係を示すグラフ、第２図は水車の要部断面図、第３図
は水車の壊食全生部説明図、第４図は第３図のＰ矢視図
、第５図は第３図のＱ矢視図、第６図は土砂摩耗試験要
領説明図である。 １：ケーシング、２ニガイド弁、３：羽根、５：水車ラ
ンチ。
関係を示すグラフ、第２図は水車の要部断面図、第３図
は水車の壊食全生部説明図、第４図は第３図のＰ矢視図
、第５図は第３図のＱ矢視図、第６図は土砂摩耗試験要
領説明図である。 １：ケーシング、２ニガイド弁、３：羽根、５：水車ラ
ンチ。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、金属基地と、該金属基地中に分散相として混在する
セラミック粒子とからなる複合組織を有し、前記金属基
地は、Ｃｏ：４０〜６５％、Ｃｒ：１０〜４０％、Ｗ：
２〜１５％、Ｎｉ：２〜２０％、Ｆｅ：４．５％以下、
および不可避不純物からなるコバルト基合金であり、前
記セラミック粒子は、炭化物系セラミック粒子であって
、複合組織に占める割合は５〜６０重量％であることを
特徴とする耐キャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料
。 ２、請求項１において、炭化物系セラミック粒子は炭化
クロム粒子であって、下式： Ｓ＝（１＋ＣＲＣ／１００）（１２Ｎｉ＋１２Ｃｏ＋８
Ｆｅ）／１００〔式中の各元素記号は、コバルト基合金
における当該元素の含有量（％）を、ＣＲＣは複合組織
に占める炭化クロム粒子の割合（％）を表す〕 で算出されるＳ値が７．５〜１２．５であることを特徴
とする耐キャビテーション・耐土砂摩耗性複合材料。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1035768A JP2571432B2 (ja) | 1988-03-18 | 1989-02-15 | 耐キャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63-67006 | 1988-03-18 | ||
| JP6700688 | 1988-03-18 | ||
| JP1035768A JP2571432B2 (ja) | 1988-03-18 | 1989-02-15 | 耐キャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01316436A true JPH01316436A (ja) | 1989-12-21 |
| JP2571432B2 JP2571432B2 (ja) | 1997-01-16 |
Family
ID=26374769
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1035768A Expired - Lifetime JP2571432B2 (ja) | 1988-03-18 | 1989-02-15 | 耐キャビテーション・耐土砂摩耗用複合材料 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2571432B2 (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN111334745A (zh) * | 2020-03-11 | 2020-06-26 | 扬州大学 | 一种抗穴蚀的钛镍钴涂层及其制备方法 |
| WO2022041255A1 (zh) * | 2020-08-30 | 2022-03-03 | 中南大学 | 采用微米陶瓷颗粒制备纳米相增强镍基高温合金的方法 |
| WO2024198242A1 (zh) * | 2023-03-29 | 2024-10-03 | 中国长江电力股份有限公司 | 抗空蚀的激光熔覆材料及其在水电站过流部件表面修复中的应用 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60238096A (ja) * | 1984-05-09 | 1985-11-26 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | ノズルプロペラ |
-
1989
- 1989-02-15 JP JP1035768A patent/JP2571432B2/ja not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60238096A (ja) * | 1984-05-09 | 1985-11-26 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | ノズルプロペラ |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN111334745A (zh) * | 2020-03-11 | 2020-06-26 | 扬州大学 | 一种抗穴蚀的钛镍钴涂层及其制备方法 |
| WO2022041255A1 (zh) * | 2020-08-30 | 2022-03-03 | 中南大学 | 采用微米陶瓷颗粒制备纳米相增强镍基高温合金的方法 |
| US12497672B2 (en) | 2020-08-30 | 2025-12-16 | Central South University | Method for preparing nano-phase reinforced nickel-based high-temperature alloy using micron ceramic particles |
| WO2024198242A1 (zh) * | 2023-03-29 | 2024-10-03 | 中国长江电力股份有限公司 | 抗空蚀的激光熔覆材料及其在水电站过流部件表面修复中的应用 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2571432B2 (ja) | 1997-01-16 |
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