JPS624855A

JPS624855A - ステンレス鋼鋳造合金およびその製造方法

Info

Publication number: JPS624855A
Application number: JP60229768A
Authority: JP
Inventors: ラルフ　エー・メンデルソン
Original assignee: Garrett Corp
Current assignee: Garrett Corp
Priority date: 1985-06-26
Filing date: 1985-10-15
Publication date: 1987-01-10
Anticipated expiration: 2009-09-14
Also published as: ES556779A0; DE3665488D1; EP0207697A1; EP0207697B1; ATE46194T1; JPH0672294B2; ES8707569A1; BR8505304A

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。

Description

【発明の詳細な説明】Ｃ産業上の利用分野）本発明はステンレス鋼鋳造合金およびその製造方法に関
する。

本発明によるステンレス鋼鋳造合金は例えばタービンハ
ウジング、ターボチャーシャツ）ウジング、排気マニホ
ルド、燃焼室等の材料として有用であシ、最高２０００
°Ｆ（約１０９３℃）の動作範囲内で良好な耐腐蝕性お
よび室温・高温特性を有する。

（従来の技術）一般に自動車や航空機のターボチャーシャツ・ウジング
は最高的２０００°Ｆ（約１０９３℃）の高作動温度を
受は且極めて高速で回転するタービン羽根車を、破壊を
来たすことなく確実に収納可能に構成する必要がある。

例えばトラックのディーゼルエンジンのターボチャージ
ャにおいては、温度は１３００〜１４００’？　（約７
０４〜７６０００）に達するので、ハウジングの金属温
度が１２００〜１３００°Ｆ（約６４９〜７０４°ａ−
）　　となる。一方自動車のターボチャージャにおいて
は作動温度は最高１７５０〜２０００゜Ｆ（約９５４〜
１０９３℃）ｔで達するので、ターボチャージャのガス
導入部すなわち舌部がタービン排気ガス温度と大きな差
のない温度となシ且熱が急速に発散されないような断熱
構成がとられているから、ターボチャージャハウジング
の舌部における金属温度が１５５０〜１９５０°ＩＦ（
約８４３〜１０６５℃）に達する。従って相対的に高価
なステンレス鋼鋳造合金を用いないと、排気ガスが初期
にターボチャージャと接触するガス導入部のような金属
部分に熱分解を生ずる危惧がある。

従来、タービンハウジング等にはインターナショナルニ
ッケルカンパニの開発し九Ｎｉ　Ｒｅ５ｉｓｔあるいは
約３０俤のクロム、２０％のニッケル、残りが実質的に
鉄であるクロム・ニッケル・鉄のステンレス鋼合金、Ｈ
Ｋ３０のよう−な市販され延性に富む高ニツケル鋳造合
金が用いられている。

またクロム約２６〜３０％ｔｐよびニッケル４〜７チを
含む市販のｌｌＩＤ系合金も提案されているが、デユー
プレックス組織となっておｉ）、ＨＤ合金のニッケル含
有量が比較的低いためＨＤ合金にシグマ相が生成し極め
てもろくなシ、高温で使用された場合、特に熱サイクル
を受けるとき熱分解が生じていた。一方このようなＨＤ
系合金の欠点はニッケル約１８〜２２％を含むと共に全
ての組成をオーステナイト相であるＨＫ系ステンレス鋼
合金の如くニッケル含有量の高いステンレス鋼鋳造合金
を採用することによシ解決しておシ、ＨＫ系ステンレス
鋼合金はクリープ強さの点では最強のステンＮ１が２−
１０％、Ｃ！が０．２５〜０．４５　％、Ｍｎが０．０
１〜２．５％およびＮが０．３５〜０．５５％のステン
レス鋼錬造合金が提案されておシ、この場合市販の２１
−４ステンレス鋼合金の炭素およびマンガンの含有量を
減らすことによシ高温での強度、耐硫化性および耐酸化
性が得られる。

（発明が解決しようとする問題点）しかしながら、ターボチャージャハウジング忙要求され
る高温特性条件を満足し得るようなこれら合金は総じて
相当に高価になり、又ニッケルの含有量が高Ｂため鋳造
による製造が煩雑になる問題があった。

また上述の米国特許における錬造合金は全てオーステナ
イト相であシ、特に低熱膨張特性を得れなかった。

しかして本発明の一目的は最高１９５０°Ｆ（約１０６
５℃）までの作動温度において耐熱分解性および室温強
さが優れ、クリープ強さが高く且耐破断性に富むと共に
安価なステンレス鋼鋳造合金を提供することにある。

また本発明の他の目的は優れた鋳造特性を示す低コスト
のステンレス鋼鋳造合金を提供することにある。

本発明の更に他の目的は高温で使用可能なステンレス鋼
製品を安価に且効果的に鋳造する方法を提供することに
ある。

（問題点を解決するだめの手段）本発明によれば上記の目的はステンレス鋼鋳造合金が、
フェライトが実質的に２０〜８０％、残部がオーステナ
イトの金属組織学上の２相を有し、１５００九１９５０
°Ｆ（約８１５へ１０６５℃）の使用温度と室温との間
における熱サイクルの被熱時の耐熱分解性に優り、溶液
処理を受けて耐酸化腐蝕性に優り、室温における引張強
さが少なくとも７５，０００ｐｓｉで伸び率が少なくと
も実質的に７％であり、実質的にシグマ相が存在せず、
クロムが実質的に２７〜３１重量％、ニッケルが４〜６
重量％、窒素が０．２〜０．５重量％、炭素が０．２〜
０．４　ｉ！％、コルンビュームが０．５〜１．５１１
：ｔ％、マンガンとモリブデンからなる群から選択され
た硫化生成物が最高１．０重量％、硫黄が０．２〜０．
４重量％、残部が鉄でなることにより達成される。

（作用）本発明によれば、デユーブレックスステンレス鋼合金、
即ちフェライト組織とオーステナイト組織の両方を有す
る２相合金を得ることができ、自動率のターボチャージ
ャハウジング、ガソリンエンジンの排気マニホルド、鋳
造炉や燃焼室のような高温度を受ける、鋳造部品として
使用され得、オーステナイト相の高温特性とフェライト
相の低熱膨張特性とをかね備える作用を得れる。

（実施例）本発明においてステンレス鋼鋳造製品、特にタービンハ
ウジングに好適に使用されるステンレス鋼鋳造合金は比
較的ニッケル含有量の低いＨ系ステンレス鋼材で形成さ
れ、ニッケルが窒素と結合して、フェライト相が２０〜
８０チ、好ましくは４０〜６０％にされ、残部がオース
テナイト相のフェライト・オーステナイトの二相構造に
改質され、耐熱性が改善される。この合金のミクロ構造
内に存在するフェライトの量は合金の化学的成分、二次
加工技術および採用する熱処理法によシ決定される。フ
ェライト相は鋳造合金の高温特性に寄与しないものと考
えられる。

溶液処理を行なわない場合、本発明のステンレス鋼鋳造
製品は極めてもろく、溶液処理を施す必要がある。この
とき熱処理前に鋳造鋼がもろさく脆弱性）を持つことを
利用して本発明の鋼鋳造法の生産性を高め得る。即ち鋳
造鋼の湯口を機械、加工によらず、単に折り取りによシ
除去し得る。溶液処理は２０００〜２２００°Ｆ（約１
０９３〜１２０４’（：りで１〜４時間実行し、次いで
空気により冷却することが好ましい。この溶液処理後に
、合金は最大２４時間、１４００〜１６００°Ｆ（約７
６０へ８７１℃）で強化処理を行うことが望ましいが、
この合金製品は使用中通常この範囲の温度を受けること
になるので合金製品のテスト使用時においてその使用当
初にこの強化処理を行ない得ることが理解されよう。

本発明のステンレス鋼鋳造製品は主として固溶体強化母
材内に分散された炭化物により強化される。生成された
２種類の炭化物、すなわちＭＣとＭ２３Ｃ６の内のＭＯ
炭化物（Ｍは実質的にＣ，）　Ｉ／ｉ溶液処理によシ比
較的影響を受けないので、溶液処理後強化成分として残
る。一方もろいＭ２３Ｃｆｌ成分（Ｍは実質的にＯｒ）
は溶液処理時に球状化（ａｐｈｅｒ−０１ｄ１ｚｅ　）
又は一部溶解される。この溶解された炭化物は通常低温
で沈澱して合金の強度が向上される。即ち溶液処理によ
’）　Ｍｉｓ　Ｏｓ炭化物が再分布、すなわち球状化又
は溶解され、球状化又は小滴化されたＭ２ＲＣＢ炭化物
は元の角状の態様の場合よシ延性が高められる。

機械加工性を高めるため、硫黄が本発明のステンレス鋼
鋳造合金に０．２〜０．４％添加され、マンガン又はモ
リブデンと結合されて、ＭｎＢ又はＭｏＢとなる。又鋳
造合金の流動性を高めるよう作用するシリコンが通常市
販の鋼内には最高２チ含まれチオ、？、一方２．５〜１
．５　％のコルンビュームにオビウム）が強度を増すた
めに添加される。コルンビュームは極めて安定したＭＯ
炭化物を生成する。

本発明によるステンレス鋼合金における他の特徴は鋳造
工程にある。すなわち、延性ねずみ鉄を鋳造する際に通
常採用されるような低摩の鋳造法を効果的に採用する。

主として鋼鋳造は約３１００’ｌＦ（約１７００℃）３
の高温で、一方鉄鋳造は約２６００〜２９００°Ｆ（約
１４２７〜１５９３℃）で注型されるから、鋼鋳造法は
鉄鋳造法よシコスト高となる。

本発明においてはステンレス鋼は約２８５０°Ｆ（約１
５６６℃）のタップ温度（ステンレス鋼の湯がとシベに
移されるときの温度）で鋳造できることが判明している
。また気孔率を低下させるため湯口を増やす場合、鋼鋳
造に通常採用される構成を本発明の合金の鋳造に採用で
き、鋳造製品の品質を顕著に向上できる。本発明によシ
鋳造される合金製品は独特の化学的成分およびミクロ構
造を有すると共に、溶液処理時に一部溶解されるもろい
炭化物成分”ｔｓ’ｓが存在するため、湯口を折り取シ
除去できる。即ち注型連続状態でこの炭化物成分が存在
するので、通常オーステナイト型鋼鋳造に採用されるよ
うなコスト高の機械加工作業による湯口除去法に因るこ
となく、単なる折夛取シによル湯口を除去できる。

実験例本発明による表１に示す各種のＤＭＳ　０１６合金を用
いて鋳造しタービンハウジングを作成し、これらのター
ビンハウジングの特性を試験した。この結果を表Ｈに示
す。また表ＩにはＤＭＳＯ１６合金に近いＨｅ　、　Ｈ
ＤおよびＨＥ系合金も併記しである。

注型温度は１２本のとシベを約２７３３〜２７７００Ｆ
（約１５００〜１５２１℃）にした。湯材は本発明によ
るＤＭＳＯ１６合金の所望の化学特性に近い市販の混合
物を用いた。

第１図には０．１６％のＮで改質され、約１０％のオー
ステナイトを含むＤＭ８０１６合金のミクロ構造が４０
０倍に拡大して示される。図中の明るい部分はオーステ
ナイト相、暗い部分はフェライト相である。また第２図
〜第４図には夫々異なった合金のミクロ構造（Ｎが夫々
０．２０　、０．３２および０．３５チ）が示されてお
シ、夫々オーステナイトが約２０％。

４０〜５０％および５０〜５５％含まれる。

表　　　　　　　　　ＩＯ１，５−２，３０，５（最大）、２−．６Ｃｊｒ　　
　　　　　１．６−２，２　　２６−３０　　　　２４
−２８Ｎｉ　　　　　　　　　３４−３８　　　　　４
−７　　　　　　　１８−２２Ｍｎ　　　　　　０．７
（最大）１．５（最大）　　　２．０（最大）ｓ１４．
ｓ　−５，３２，０（最大）　　　２．０（最大）ＭＯ
ｏ、ｓ　（最大）　　　ｏ、ｓ（最大）ＳＯ，０６（最
大）　　０．０１（最大）　　０．０４（最大）ｃｂ　
　　　　　　　　　　　−−− Ｎ　　　　　　　　　　　、０２　　　　　　　　　　
、Ｑ２　　　　　　　　　　　−Ｆｅ　　　　　残り　
　　　残部　　　　　残シフエライト％　　　　　−−
★ オーステナイト係　　−−− ★　基本的には１０％よシ低いフェライト含有量のオー
ステナイト軸　顕微鏡写真での線切片推定法（１ｉｎｅ
　１ｎｔｅｒｃｅｐｔ　θθｔ　ｉｍ。

＊＊＊　Ｍｇが０．０３５〜０．０９チ、１−．２　　
　　　　　Ｑ、１９　　　　　　　．１６　　　　　　
　．２４２８−３２　　　　　　２９．６５　　　　　
　２８．３９　　　　　３０．９４４、−８　　　　　
　　５．４７　　　　　　　５．２１　　　　　　５，
３３１．０（最大）　　　０．６７　　　　．４９　　
　　．６５２．０（最大）　　　１．７２　　　　１．
４９　　　　．９００．１（最大）　　　０．１（最大
）　　、１２　　　　．３４−−　　　　　　　　．１
４　　　　　　　．２８−　　　　　　　　　　　−　
　　　　　　　　−　　　　　　　　．８７−　　　　
　　　　　０．２　　　　　　　　．３５　　　　　　
　．３２残シ　　　　残り　　　　残部　　　残多−５
０★★　　　　　　４０★★　　　　　　４５★★ｈｔ
ｉｏｎ　）に近似タービンハウジングには、ハウジング内に回転る羽根車
が確実に収納され保持されて、ターボハウジングが破断
を来たさないことが要求され。収納テストにおいては、
所定の合金で作られタービンハウジング内に、所定のテ
スト条件にい、羽根車の回転速度を上昇せしめて羽根車
を断させたときも確実に収納可能か否かを調べる。

−ボチャージャのメーカは通常例えば自動車（７１７ン
）エンジン、ディーゼルエンジンおよび空機用エンジン
のターボチャージャに対しこの納テストを多数回行なう
。自動車エンジンおよディーゼルエンジン用のターボチ
ャージャに対るテストは通常相対的に強度のある同一の
羽根を用いて行なうが、航空機用エンジンのターホヤ−
ジャに対するテストは意図的に機械的に弱羽根車を用い
て収納テストを遂行する。本発明よる合金、すなわちＤ
ＭＳ０１６２　に対し収納テスを行なった。シャフト並
びに羽根車は簡単に破ニするような航空機用の標準試験
要綱に従い、バ部に１つの軸方向に延びる穴を且背ディ
スクに３つの穴をあけ・・ブ部が３片に破裂するよう設
けた。タービンのガス導入部温度はタービンの入口７ラ
ンジで１７５０°Ｆ（約９５４℃）に゛なるように調整
し、且この温度で１０分間、速度９７，５００ｒｐｍで
定常に回転した。次にターボチャージャを、弱化せしめ
た羽根車が破断するまで急加速し、約１５９、ＯＯＯｒ
ｐｍ　で破断させた。この状態でも破壊された羽根車が
ハウジング内に確実に収容され保持されることが判明し
た。このテスト結果から、本発明による合金ＤＭＳＯ１
６２で作成したターボチャージャハウジングが、現在航
空機のターボチャージャハウジングに採用されているオ
ーステナイト合金であるＨＫ３０＋Ｏｂに対するものと
同一の収納テストに合格するものであることが判明した
。

更に第５図に示す周知の型式の航空機用のタービンハウ
ジングαＯを本発明による合金ＤＭＳＯ１６２で鋳造し
１、ガス導入部温度１７５０°Ｆ（約９５４℃）で６０
０時間のガス放置サイクルの耐久テストを行なった。こ
のテス、・後のタービンハウジングを検査した結果、舌
部（１２１並びに渦巻き部（ガス通過）面の頂部α４の
いずれにも亀裂が発見されなかった。

これＫよシ合金ＤＭＥＩＯ１６２で鋳造され九ノ・ウジ
ングの耐熱分解性も優れていることが判明した。

１５００°Ｆ（約８１６’（りで酸化テストも行なった
が、１００時間経過後０．０３％の重量損だけであつ九
。

１７００°Ｆ（約９２７℃）で硫化テストも行なったが
、１時間で約０．４％の重量損だけであった。

本発明の合金は３００−１０００”Ｃの範囲に亘シ、ｌ
ｓ、ｅ　Ｘ　１　ｏ−’／’ｃ　（１０，Ｉ　Ｘ　１０
−’／°Ｆ）の線膨張率を示した。この線膨張率はＨＫ
３０ステンレス鋼と実質的に同一である。

第５図に示すタービンノ・ウジングの素子有限熱応力モ
デルを標準のＮ１Ｒｅｅｉｓｔ　　材料（Ｄ−り８）と
本発明による合金で夫々鋳造して比較した。この結果を
表■に示す。これによシ表菖からも明らかなように、Ｄ
ＭＳＯ１６２の方が応力が大きく疲れ寿命も長いことが
判明した。この場合舌部α２の温度が、１５２Ｑ’？　
（約８２７℃）であるとき廃棄する湯口部μｓ内の温度
は１４８００Ｆ　（約８０４℃）であった。これらの結
果は限られたクリープ（材料試駿忙荷重を加えた結果生
じる歪であって、耐荷重時間に依存する歪を指す試験デ
ータに基づいてはいるが、本発明によればクリープ試験
データも顕著に改善、された。即ち表１１［Ｋ示すクリ
ープ試験データから明らかなようＫ、本発明による合金
ＤＭＳＯ１６２の耐久性が犬であることが判明した。

素子有限応力分析を、疲れ亀裂が生ずることが予期され
る２つの臨界面、即ち舌部α２および湯口部（至）に対
し行なった。これによ、９　ＤＭ８０１６２はＤ５Ｓ（
ＭｉＲｅｅｉｅｔ　）　Ｋ比し、高温における強度が高
く且弾性率も高くなる反面、熱膨張率が僅かに低くなる
ことが判明した。従って本発明による合金は高い熱応力
を持つことが理解されよう。

異なる量の窒素（Ｎ）を含むＤＭＳＯ１６のサンプルを
５個作成し機械的テストを行なった。このテスト結果を
表■に示す。満足する延性を得るに必要な伸び率は最小
約７チであり、表■のデータから最小的０．２０％の窒
素ｆＮ）が必要であることが理解されよう。戎■からも
明らかなように、窒素成分が、０．２０チ以上のＤＭＳ
０１６合金の鋳造サンプルには脆弱なシグマ相が実質的
に含まれていないことが判明した。窒素（Ｎ）の最大溶
解度は約０．６％であり、窒素ｆＮ）が０．５チのとき
もろい窒素化合物が現われ延性が低下する。

家　　！　　マ　　Ｃロ　　ロ　　Ｏ〜　　〜　　膿　
　哨〜Ｉ　　　−−−−ヘ　　ヘ　　ｃＱ　　　の　　
の　　のス　；　；　≦　；　≦　≦　≦　；　≦　≦
上述したテストおよび模擬環境あるいは実環境にさらし
たタービンハウジングについて、本発明のＤＭＳｏ　１
６合金はよるものはＤ５ＳＮｉＲｅｓｉｓｔに比べ鋳造
性、機械加工性および使用特性のいずれも少なくとも同
等以上であり、多岐に亘ってＨＫ３０ステンレス鋼ない
しは高価な・・イニッケル材の特性に近く、所定の条件
を満足するものと考え得よう。

本発明は上述した実施例に限定されるものではなく、特
許請求の範囲の技術的思想に含まれる設計変更を包有す
ることは理解されよう。

（発明の効果）上述のように構成された本発明によれば、低ニッケルの
デユーブレックスステンレス鋼に窒素全適量添加するこ
とによシ、耐熱分解性を向上でき、高ニツケルステンレ
ス鋼を得る従来の構成ニ比へ合金が効果的に改良され得
、且オーステナイトステンレス鋼と実質的に同一の強度
特性、耐腐蝕性およびクリープ特性が得ることができる
。また特にニッケルではなく窒素を添加することによシ
、合金の耐熱分解性、即ち強度を高くする反面、熱膨張
を小さくし得、機能的にＨＥ外、ステンレス鋼合金と等
価な合金を大巾に低摩に提供できる等の効果を実現する
。

【図面の簡単な説明】

第１図乃至第４図は夫々０．１６％、　０．２０チ、　
０．３２チおよび０．３５％の窒素（Ｎ）　ｆｔ含んだ
本発明によるＤＭＳＯＩ６で鋳造されたタービンハウジ
ングからのサンプルのミクロ組織’ｉ　４００倍に拡大
して示す図、第５図はテスト用のタービンノ１ウジング
モデルの斜視図である。１０・・・タービンハウジング、１２・・・舌部、１４
・・・頂部、１６・・・湯口部

Claims

【特許請求の範囲】

（１）フェライトが実質的に２０〜８０％、残りがオー
ステナイトの金属組織学上の２相を有し、１５００〜１
９５０°Ｆ（約８１５〜１０６５℃）の使用温度と室温
との間における熱サイクルの被熱時の耐熱分解性に優り
、溶液処理を受けて耐酸化腐蝕性に優り、室温における
引張強さが少なくとも７５，０００ｐｓｉで伸び率が少
なくとも実質的に７％であり、実質的にシグマ相が存在
せず、クロムが実質的に２７〜３１重量％、ニッケルが
４〜６重量％、窒素が０．２〜０．５重量％、炭素が０
．２〜０．４重量％、コルンビュームが０．５〜１．５
重量％、マンガンとモリブデンからなる群から選択され
た硫化生成物が最高１．０重量％、硫黄が０．２〜０．
４重量％、残りが鉄でなるステンレス鋼鋳造合金。
（２）窒素含有量が０．３〜０．４重量％である特許請
求の範囲第１項記載のステンレス鋼鋳造合金。
（３）４０〜６０％のフェライト相、残りがオーステナ
イト相の２相組織である特許請求の範囲第１項記載のス
テンレス鋼鋳造合金。
（４）実質的にクロムが３１重量％、ニッケルが５重量
％、炭素が０．２４重量％、マンガンが０．６５重量％
、シリコンが１重量％、モリブデンが０．３５重量％、
硫黄が０．３重量％、コルンビュームが０．９重量％、
窒素が０．３２重量％、残りが鉄である特許請求の範囲
第１項記載のステンレス鋼鋳造合金。
（５）溶液処理が実質的に２０００〜２２００°Ｆ（約
１０９３〜１２０４℃）で１〜４時間行なつて作成され
た特許請求の範囲第１項記載のステンレス鋼鋳造合金。
（６）溶液処理後、空気で冷却され、最高２４時間、１
４００〜１６００°Ｆ（約７６０〜８７１℃）で強化熱
処理が行なわれて作成された特許請求の範囲第５項記載
のステンレス鋼鋳造合金。
（７）鋼混合物を溶融して、クロムが実質的に２７〜３
１重量％、ニッケルが４〜６重量％、炭素が０．２〜０
．４重量％、マンガンが０．５〜１．０重量％、モリブ
デンが最大１．０重量％、シリコンが１〜２重量％、コ
ルンビュームが０．５〜１．５重量％、窒素が０．３〜
０．４重量％、燐が最大０．０３重量％、硫黄が０．２
〜０．４重量％、銅が最大０．５０重量％、アルミニウ
ムが最大０．２０重量％の合金湯を作成する工程と、合
金湯を所定の時間実質的に約２８５０〜２９００°Ｆ（
約１５６６〜１５９３℃）の温度まで加熱して合金を均
質化する工程と、実質的に２８５０°Ｆ（約１５６６℃
）のタップ温度で多孔度を最小にする湯口状の型に注入
する工程と、鋳造された合金を１〜４時間以上の間実質
的に約２０００乃至２２００°Ｆ（約１０９３〜１２０
４℃）で溶液処理し、Ｍ＿２＿３Ｃ＿６炭化物を再分散
させる工程とを包有してなる、フェライト相が実質的に
２０〜８０％、残りがオーステナイト相の２相組織のス
テンレス鋼鋳造合金の製造方法。
（８）鋳造合金を室温まで冷却した後、溶液処理前に湯
口を折り取つて除去する工程を包有してなる特許請求の
範囲第７項記載の製造方法。
（９）溶液処理された後、鋳造合金を空気で冷却してな
る特許請求の範囲第７項記載の製造方法。
（１０）溶液処理後鋳造合金を実質的に１４００〜１６
００°Ｆ（約７６０〜８７１℃）で、最高２４時間の間
強化処理してなる特許請求の範囲第７項記載の製造法。