(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、３．５％以上６．５％未満のＡｌ、０．６％以上３．１％未満のＦｅを含有し、且つ、４．０％未満のＣｒ、７．０％未満のＶ、５．０％未満のＭｏの内、１種類以上の元素をＭｏ当量＝［％Ｍｏ］＋２．９×［％Ｆｅ］＋０．６７×［％Ｖ］＋１．１×［％Ｎｉ］＋１．６×［％Ｃｒ］＋１．６×［％Ｍｎ］＋０．２８×［％Ｎｂ］−［％Ａｌ］からなる式において、Ｍｏ当量が２．０％以上８．０％未満となるように含有し、且つ、不純物としてＳｉが０．１％未満、Ｃが０．０１％未満に抑制され、残部Ｔｉ及び不可避的不純物からなるα＋β型チタン合金であって、ミクロ組織のβ相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の平均Ｍｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であり、当該Ｍｏ当量範囲にあるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率が５５％以上、９９％未満であり、ヤング率が７５ＧＰａ未満であることを特徴とするα＋β型チタン合金。
【請求項２】
前記Ｆｅの一部を、０．２５％未満のＭｎ、０．１５％未満のＮｉの１種類以上に代替したことを特徴とする、請求項１に記載のα＋β型チタン合金。
【請求項３】
溶体化処理後に冷間加工を施されてなることを特徴とする請求項１及び２の何れか１項に記載のα＋β型チタン合金。
【請求項４】
β変態点−１００℃を超えβ変態点未満の温度から水冷以上の冷却速度で冷却する溶体化熱処理を施した後、冷間加工を施すことを特徴とする、請求項１〜３の何れか１項に記載のα＋β型チタン合金の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、自動車または二輪車のサスペンションスプリング、エンジンバルブスプリングなどの自動車・二輪車用部品材料や眼鏡のフレーム材として適した、低ヤング率を有するα＋β型チタン合金部材およびその製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
チタンの常温におけるヤング率は、α相が主である工業用純チタン、α型チタン合金、α相とβ相からなるα＋β型チタン合金では、約１００〜１２０ＧＰａ、β相が主であるβ型チタン合金では約７０〜９０ＧＰａである。但し、β型チタン合金でもα＋β二相域で時効熱処理しα相を析出させた場合には、上記のα型チタン合金やα＋β型チタン合金と同様にヤング率は１００〜１２０ＧＰａに増加する。また、チタンはその合金部材毎に望まれるヤング率が異なることから、軽量化や耐食性などを目的にチタンが使用される部材毎に望まれるヤング率に合ったチタン合金が選択される。
【０００３】
一般に、自動車または二輪車のサスペンションスプリング、エンジンバルブスプリング等では、その機能として、該スプリングに一定荷重が加えられた際のスプリング全体の伸縮量（変位量）を一定量確保するために、該スプリングの巻き数を調整する。この場合、材料が低ヤング率であるほど、巻き数が少なくて済み、スプリング全体の軽量化が可能である。チタン合金等は、鉄鋼材料に比べ、比重が６割以下程度と小さいだけでなく、ヤング率が５〜６割程度であるがゆえに、巻き数を大幅に減らし、スプリング全体として軽量化に寄与する特長がある。また、サスペンションスプリング、エンジンバルブスプリングだけでなく、軽量化及び柔軟性が求められる部品等、例えば眼鏡のフレーム材、眼鏡のつる材としても、適している。
【０００４】
一般に、チタン材料において低ヤング率が望まれる場合、β型チタン合金が使用される。代表的なβ型チタン合金として、Ｔｉ−１５Ｖ−３Ｃｒ−３Ｓｎ−３Ａｌ、Ｔｉ−２２Ｖ−４Ａｌ、Ｔｉ−１５Ｍｏ−５Ｚｒ−３Ａｌ、Ｔｉ−１０Ｖ−２Ｆｅ−３Ａｌ、Ｔｉ−３Ａｌ−８Ｖ−６Ｃｒ−４Ｍｏ−４Ｚｒ、特許文献１のＴｉ−１．５Ａｌ−４．５Ｆｅ−６．８Ｍｏ、特許文献２のＴｉ−１５Ｍｏ−３Ａｌなどがある。さらに、ヤング率が低いチタン合金として、特許文献３に１０〜３５質量％Ｚｒと８〜１４質量％Ｃｒを含有したものが、特許文献４に１３〜２８原子％Ｎｂ、０．１〜１０原子％Ｓｎを含有したものが、特許文献５に３０〜６０質量％のＶａ族（バナジウム族）を含有したものが、特許文献６に０．３〜３質量％のＯ、ＮまたはＣの一種以上、１．８％以下のＡｌを含み、Ｍｏ当量＝Ｍｏ＋０．６７×Ｖ＋０．４４×Ｗ＋０．２８×Ｎｂ＋０．２２×Ｔａ＋２．９×Ｆｅ＋１．６×Ｃｒ＋１．１×Ｎｉ＋１．４×Ｃｏ＋０．７７×Ｃｕ−ＡｌからなるＭｏ当量が３以上１１以下含有したものが記載されている。
【０００５】
また、β安定化元素であるＶ、Ｍｏ、Ｎｂの含有量が少なくてすむα＋β型チタン合金においてもβ型チタン合金並みの低ヤング率を発現させる合金がある。特許文献７に、４．４〜５．５質量％Ａｌ、１．４〜２．１質量％Ｆｅ、１．５〜４．５質量％Ｍｏを含有し、不純物としてＳｉが０．１％未満、Ｃが０．０１％未満に抑制された高強度α＋β型チタン合金ではあって、熱間圧延した線材を８１０℃以上９４０℃以下の温度から水冷することによって、ヤング率が７５ＧＰａ以上１００ＧＰａ未満であるα＋β型チタン合金の製造方法が記載されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特許第２８５９１０２号公報
【特許文献２】特開２００４−１８３０５８号公報
【特許文献３】特開２００４−３５３０３９号公報
【特許文献４】特開２００５−１１３２２７号公報
【特許文献５】特許第３３７５０８３号公報
【特許文献６】特開２００４−１６２１７１号公報
【特許文献７】特開２００７−３１４８３４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
β型チタン合金に代表される低ヤング率を有するＴｉ−１５Ｖ−３Ｃｒ−３Ｓｎ−３Ａｌ、Ｔｉ−２２Ｖ−４Ａｌ、Ｔｉ−１５Ｍｏ−５Ｚｒ−３Ａｌ、Ｔｉ−１０Ｖ−２Ｆｅ−３Ａｌ、Ｔｉ−１５Ｍｏ−３Ａｌ（特許文献１参照）は、いずれもＶに代表されるＶａ族やＭｏといった比較的高価な添加元素を１０％以上も含有しており、そのため、価格や密度が高めな傾向がある。
【０００８】
また、Ｍｏの添加量を比較的低減した準安定β型チタン合金であるＴｉ−１．５Ａｌ−４．５Ｆｅ−６．８Ｍｏ（特許文献２参照）では、Ｍｏ当量が１６％以上と高く、β相が非常に安定である。一般に、低ヤング率は不安定なβ相もしくはα''マルテンサイト相において発現することが知られており、本合金のヤング率は一般的なβ型チタン合金と同等であると考えられる。
【０００９】
また、１０〜３５質量％Ｚｒと８〜１４質量％Ｃｒを含有したもの（特許文献３参照）、１３〜２８原子％Ｎｂ、０．１〜１０原子％Ｓｎを含有したもの（特許文献４参照）、３０〜６０質量％のＶａ族（バナジウム族）を含有したもの（特許文献５参照）は、何れも低ヤング率を得られる。しかしながら、Ｖに代表されるＶａ族やＭｏといった比較的高価な添加元素を１０％以上も含有しており、且つ密度が高い元素を多量に含有しているためチタン合金そのものの密度が高くなっている。即ち、重量密度が高くなるために、チタン合金の本来の軽量性の利点が失われる懸念がある。
【００１０】
また、０．３〜３質量％のＯ、ＮまたはＣの一種以上を含有し、且つ、１．８％以下のＡｌを含み、Ｍｏ当量＝Ｍｏ＋０．６７×Ｖ＋０．４４×Ｗ＋０．２８×Ｎｂ＋０．２２×Ｔａ＋２．９×Ｆｅ＋１．６×Ｃｒ＋１．１×Ｎｉ＋１．４×Ｃｏ＋０．７７×Ｃｕ−ＡｌからなるＭｏ当量が３以上１１以下含有したもの（特許文献６参照）は、侵入型元素であるＯ、ＮまたはＣを０．３％以上も含んでいることから、加工性の低下が懸念される。また、α安定化元素であるＯは同じα安定化元素であるＡｌに比べ凝固偏析しやすいため、大型インゴットを製造時に、材質のバラツキが懸念される。
【００１１】
一方、α＋β型チタン合金ではＶ、Ｍｏ、Ｎｂの添加量が少なく、これらは、合金組成から推測するとβ型チタン合金よりは廉価であると考えられる。４．４〜５．５質量％Ａｌ、１．４〜２．１質量％Ｆｅ、１．５〜４．５質量％Ｍｏを含有し、不純物としてＳｉが０．１％未満、Ｃが０．０１％未満に抑制された高強度α＋β型チタン合金では、８５０℃以上９４０℃以下の温度から水冷するものは（特許文献７参照）、ヤング率が７５ＧＰａ以上１００ＧＰａ未満と、α＋β型チタン合金としては低ヤング率が得られる。しかしながら、これは一般的なβ型チタン合金とほぼ同程度である。
【００１２】
そこで本発明は、比較的安価な合金組成からなるα＋β型チタン合金を用いて、低ヤング率β型チタン合金に匹敵する、７５ＧＰａ未満のヤング率、さらに好ましくは７０ＧＰａ未満のヤング率を有するα＋β型チタン合金部材及びその製造方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
上記課題を解決するために本発明の要旨は、以下の通りである。
（１）質量％で、３．５％以上６．５％未満のＡｌ、０．６％以上３．１％未満のＦｅを含有し、且つ、４．０％未満のＣｒ、７．０％未満のＶ、５．０％未満のＭｏの内、１種類以上の元素をＭｏ当量＝［％Ｍｏ］＋２．９×［％Ｆｅ］＋０．６７×［％Ｖ］＋１．１×［％Ｎｉ］＋１．６×［％Ｃｒ］＋１．６×［％Ｍｎ］＋０．２８×［％Ｎｂ］−［％Ａｌ］からなる式において、Ｍｏ当量が２．０％以上８．０％未満となるように含有し、且つ、不純物としてＳｉが０．１％未満、Ｃが０．０１％未満に抑制され、残部Ｔｉ及び不可避的不純物からなるα＋β型チタン合金であって、ミクロ組織のβ相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の平均Ｍｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であり、当該Ｍｏ当量範囲にあるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率が５５％以上、９９％未満であり、ヤング率が７５ＧＰａ未満であることを特徴とするα＋β型チタン合金。
（２）更に、前記Ｆｅの一部を、０．２５％未満のＭｎ、０．１５％未満のＮｉを１種類以上に代替したことを特徴とする、上記（１）に記載のα＋β型チタン合金。
（３）溶体化処理後に冷間加工を施されてなることを特徴とする上記（１）ないし（２）の何れか１項に記載のα＋β型チタン合金。
（４）β変態点−１００℃を超えβ変態点未満の温度から水冷以上の冷却速度で冷却する溶体化熱処理を施した後、冷間加工を施すことを特徴とする、上記（１）〜（３）の何れか１項に記載のα＋β型チタン合金の製造方法。
【発明の効果】
【００１４】
本発明によって、比較的安価な合金組成からなるα＋β型チタン合金を用いて、低ヤング率β型チタン合金に匹敵する、７５ＧＰａ未満のヤング率を有するα＋β型チタン合金部材を提供できるため、産業上の効果は計り知れない。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】初析α相粒を説明する光学顕微鏡観察写真を示す図であり、（ａ）は９００℃から水冷した試料に１０％の冷間加工を施したもの、（ｂ）はβ相ないしマルテンサイトをより識別しやすくするために（ａ）の試料を５５０℃４時間のデコレーション熱処理したものである。ここで、初析α相とは、溶体化のための有るα＋β二相域での熱処理時に析出したα相である。熱処理後に水冷で冷却することで溶体化処理を終了するが、その時に観察されるα相は、熱処理時に析出したα相、即ち初析α相である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
本発明者らは、低ヤング率β型チタン合金に匹敵する、７５ＧＰａ未満のヤング率を有するα＋β型チタン合金部材とその製造方法について、鋭意研究を重ねた。その結果、β型チタン合金に比べ高価な添加元素を少なくすることが出来るα＋β型チタン合金において、各元素の含有量をある所定内とし、かつ、溶体化熱処理により得られるβ相もしくはマルテンサイト相内の合金元素量やミクロ組織を所定内に制御することにより低いヤング率を得られることを見出した。
【００１７】
以下に、本発明について詳しく説明する。％は、特に断らない限り質量％を意味する。
【００１８】
本発明の材料指標について説明する。チタン合金において、α＋β型チタン合金は低ヤング率を発現するβ型チタン合金に比べ、ヤング率は高くなる。その一方で、β相を安定化させるβ共析型β安定化元素であるＦｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｎ、全率固溶型β安定化元素であるＶ、Ｍｏ等の置換型固溶元素の添加量を低減できるため、β型チタン合金に比べ安価に製造することができる。そこで本発明では、β型チタン合金に比べ比較的安価に製造可能なα＋β型チタン合金において、ヤング率をβ型低ヤング率チタン合金に匹敵する７５ＧＰａ未満とした。さらに好ましくは、７０ＧＰａ未満を指標とした。
【００１９】
［Ａｌの添加量］
Ａｌはα安定化元素であり、固溶強化によって強度を高める作用がある。さらに、Ａｌはβ相内のω相の生成を抑制することによりヤング率の上昇を抑制することから３．５％以上とした。しかしながら、添加量を多くすると、β安定化元素の添加量を多くする必要があること、さらに、高温、室温での延性低下を避けるため、上限を６．５％未満とした。
【００２０】
［Ｆｅの含有量］
Ｆｅは比較的安価なβ安定化元素であり、さらに固溶強化により強度を高める作用がある。比較的高価なβ安定化元素の添加量を低減し、コスト上昇を抑制するため下限を０．６％とした。しかしながら、添加量が多くなり過ぎると、凝固時に偏析しやすいため数百ｋｇ以上の大型インゴットでは偏析が顕著になることから、上限を３．１％とした。
【００２１】
［Ｃｒ，Ｖ，Ｍｏの含有量］
ヤング率を低くするためには、ヤング率の低い不安定なβ相やマルテンサイト相を室温でより多く残存させる必要がある。上述したようにＦｅのみでβ相やマルテンサイト相を室温で安定させようとすると、Ｆｅの添加量が必要以上に多くなり、偏析の問題がある。Ｃｒ、Ｖ、Ｍｏは上記のようにβ安定化元素であり、添加することによりＦｅと同様、β相を室温まで多量に残存させることができる。そこで、本発明ではこれらの元素を一種類以上含有することとした。Ｃｒは比較的β安定化能が高い元素であり、添加量をより少なくすることができる。さらに強度の上昇と加工性向上の両方の効果も有する。しかしながら、Ｃｒは凝固時に偏析しやすいため、添加の上限を４．０％とした。これに対しＶは偏析を生じににくく、製造しやすい特徴を有する。しかしながら、Ｖは原料として高価であるため添加量を多くするとコストが高くなるという問題があるため、上限を７．０％とした。また、ＭｏもＦｅと同様にβ安定化元素であり、β相を室温で安定させる効果があり、且つ、Ｍｏは凝固時にＦｅと逆偏析を示すため、溶解時に材料を均質化しやすくなる。しかし、Ｍｏは比較的高価な元素であるため、添加量が多くなるとコストが高くなってしまう。さらに、Ｍｏを多量に添加すると凝固時の偏析が顕著となることから、上限を５．０％とした。
【００２２】
［添加元素の総含有量］
ヤング率を低くするためには、上述したようにヤング率の低い不安定なβ相もしくはマルテンサイト相を室温で多く残存させる必要がある。一般にチタンでは室温でのβ相の安定化指標として下記式に記載されるＭｏ当量が用いられる。上記の不安定なβ相やマルテンサイト相を室温で多く残存させるためには、Ｍｏ当量を２．０％以上にする必要があることから、これを下限とした。一方、Ｍｏ当量が８．０％以上となると、β変態点以上、つまりβ単相から冷却を施してもβ相が室温まで残留するほど安定化してしまうため、後述するα＋β二相域での熱処理ではβ相がさらに安定となってしまい、低ヤング率を発現しなくなることから８％未満を上限とした。また、チタン合金に含まれるＭｏ当量が３．５％〜８．０％であるとともに、後述するように、冷間加工前の溶体化熱処理温度が本発明の好適範囲であるとき、チタン合金のミクロ組織のβ相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満となることが分かった。
Ｍｏ当量＝［％Ｍｏ］＋２．９×［％Ｆｅ］＋０．６７×［％Ｖ］＋１．１×［％Ｎｉ］＋１．６×［％Ｃｒ］＋１．６×［％Ｍｎ］＋０．２８×［％Ｎｂ］−［％Ａｌ］
【００２３】
［ＳｉとＣの含有量］
不純物元素として、ＳｉとＣは多量に含有すると、室温延性、冷間加工性、熱間加工性を低下させてしまう場合があり、Ｓｉは０．１％未満、Ｃは０．０１％未満であれば、問題ないレベルであることを見出し、各々の上限とした。なお、Ｓｉ、Ｃは不可避的不純物として含有が避けられないことから、実質的な含有量の下限値は、通常、Ｓｉで０．００５％以上、Ｃで０．０００５％以上である。
【００２４】
［Ｎｉ，Ｍｎの含有量］
本発明においては必要に応じて、Ｆｅの一部を、０．１５％未満のＮｉ、０．２５％未満のＭｎの１種または２種で代替する。これは、Ｆｅの一部をＦｅと同様の働きをする安価な元素で置換するものである。
【００２５】
ここで、Ｎｉ、Ｍｎの添加量の上限をそれぞれ、０．１５％未満、０．２５％未満としたのは、これらの元素は、上記上限を超えて添加すると、平衡相である金属間化合物（Ｔｉ2Ｎｉ、ＴｉＭｎ）が生成し、疲労強度、および室温延性が劣化するからである。なお、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｆｅの総量は、０．６％以上、３．１％未満とする必要がある。これは、０．６％未満であると、後述する冷間加工後のミクロ組織を得るためには、同じβ安定化元素である上述のＣｒ，Ｖ，Ｍｏの添加量を多くする必要がありコスト上昇を招くこと、３．１％以上とすると、大型インゴット製造時の偏析が顕著となるためである。
【００２６】
［不可避的不純物］
代表的な不純物として、Ｏ，Ｎ，Ｈが上げられる。ＪＩＳ  Ｈ  ４６００の６０種（Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ）同様に、各々、Ｏは０．２％以下、Ｎが０．０５％以下、Ｈは０．０１５％を上限とすることが好ましい。さらに、室温延性や冷間加工性をよりよくするために、Ｏは０．１５％以下、Ｎは０．０２％以下、Ｈは０．０１％以下とすることがより好ましい。
【００２７】
［ミクロ組織］
チタン合金においてヤング率はその組織に大きく影響を受け、β相やマルテンサイト相の面積率等ミクロ組織によって大きく変化する。例えば、特許文献７に記載されているように本特許成分内であっても７５０℃で１時間の焼鈍した場合には、β相やマルテンサイト相の面積率が約２０％となりヤング率は約１１５ＧＰａと通常のα＋β型チタン合金と変わらない値となる。低ヤング率を得るには、上記のＭｏ当量が３．８５％以上１０．００％以下であるβ相、そのようなβ相から溶体化処理後の水冷や加工誘起変態によって生じるマルテンサイト相、或いは、熱弾性マルテンサイト的な性質を有する双晶界面が必要となることが分かった。ミクロ組織において、上記Ｍｏ当量範囲内となるβ相もしくはマルテンサイト相の合計の面積率が５５％以上であれば、最終製品のチタン合金として７５ＧＰａ未満の低ヤング率が得られることから、面積率５５％を下限とした。一方で、β相もしくはマルテンサイト相単相にすると、熱処理時にβ相が非常に粗大化してしまい、疲労特性や延性を著しく低下させることから、上限を９９％とした。なお、上記範囲のＭｏ当量であるβ相やマルテンサイト相以外の結晶としては、上記範囲のＭｏ当量から外れるβ相やマルテンサイト相、α相及び不可避的不純物相が観察される。不可避的不純物相とは、例えば微細なω相などが挙げられる。
【００２８】
［ミクロ組織の測定方法］
チタン合金中のβ相もしくはマルテンサイト相の測定方法について説明する。β相もしくはマルテンサイト相は、断面の埋め込み研磨試料を硝フッ酸水溶液でエッチングした光学顕微鏡写真で容易に判別でき、更には約５００〜５５０℃で４時間程度熱処理（デコレーション熱処理）を施した後に観察すると、より鮮明に識別できる。図１に光学顕微鏡観察写真の例を示す。図１（ａ）は、本発明の請求項１の例として９３０℃から水冷した試料に１０％の冷間加工を施したもの、（ｂ）はβ相ないしマルテンサイトをより識別しやすくするために（ａ）の試料を５５０℃４時間のデコレーション熱処理したものである。なお、図１ではエッチングに硝酸濃度が約１２％、フッ酸濃度が約１．５％の硝フッ酸水溶液を用いている。図１（ａ）にて実線矢印で示した粒径約５μｍの黒くなっている延伸した結晶粒が加工により延伸したβ相である。さらに、針状に観察される結晶粒がマルテンサイト相である。また、図１（ｂ）に示すようにデコレーション熱処理を施すと、β相ないしマルテンサイト相内に微細なα相が析出し、熱処理前にβ相ないしマルテンサイト相であった場所が黒くなり、より鮮明に区別することが出来る。これらの写真から画像解析装置を用いて、観察測定視野におけるβ相ないしマルテンサイト相が占有する総面積率を計測し、その値をβ相ないしマルテンサイト相の合計の面積率とした。
【００２９】
［β相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の測定方法］
β相もしくはマルテンサイト相とα相は、それぞれ濃化しやすい元素が異なることから、光学顕微鏡やＳＥＭの観察で容易に判別することが出来る。そのため、組織観察によりβ相もしくはマルテンサイト相と判別された結晶粒をＥＤＸ（Energy Dispersive X-ray Spectrometory）分析することによりβ相もしくはマルテンサイト相の含有元素量を容易に測定可能である。また、ＥＰＭＡ（Electron Probe Micro Analyzer）を用いれば、より広範囲におけるβ相もしくはマルテンサイト相の含有元素量を測定することが出来る。
【００３０】
β相もしくはマルテンサイト相においては、その成分は、ばらつきの範囲内でほぼ一定であるため、１０点での合金成分を測定してその平均値をβ相もしくはマルテンサイト相における平均Ｍｏ当量とした。
【００３１】
更に、Ｍｏ当量は、前記のように、以下の式で表される。
［％Ｍｏ］＋２．９×［％Ｆｅ］＋０．６７×［％Ｖ］＋１．１×［％Ｎｉ］＋１．６×［％Ｃｒ］＋１．６×［％Ｍｎ］＋０．２８×［％Ｎｂ］−［％Ａｌ］
【００３２】
各々の組成の、α相、β相及びマルテンサイト相への分配係数は異なる。また、Ａｌにおいては、Ｍｏ当量に対しては、負で寄与している。即ち、各成分の分配によっては、負のＭｏ当量もありえる。例えば、Ａｌが分配しやすいα相においては、負のＭｏ当量を持つ場合がある。そのような場合も含めて、合金全体に含まれるＭｏ当量は、一定に保たれるのである。
【００３３】
［β相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の平均Ｍｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率の測定方法］
上記［β相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の測定方法］で測定したβ相もしくはマルテンサイト相における平均Ｍｏ当量が３．８５％以上１０．００％未満である場合、β相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の平均Ｍｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率は、前記［ミクロ組織の測定方法］で測定したβ相ないしマルテンサイト相の合計の面積率の値とする。一方、上記［β相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の測定方法］で測定したβ相もしくはマルテンサイト相における平均Ｍｏ当量が３．８５％未満又は１０．００％以上である場合、β相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の平均Ｍｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率は、ゼロとする。
【００３４】
［β相もしくはマルテンサイト相内の合金元素］
上述のとおり、チタン合金において、低ヤング率発現にはβ相もしくはマルテンサイト相に含まれる合金成分が大きく影響する。すなわちＭｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であり、当該Ｍｏ当量範囲にあるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率が５５％以上であることが必要とされる。ここではその理由について説明する。
【００３５】
低ヤング率を実現するためのβ相、マルテンサイト相、及び双晶界面は、溶体化処理及びそれに引き続いて施される冷間加工によって導入することができる。しかしながら、β相やマルテンサイト相が多量に存在しても、上記Ｍｏ当量内にないβ相ないしマルテンサイト相であった場合、冷間加工を施しても、低ヤング率を得るために必要な、これらの組織が導入されず、７５ＧＰａ未満の低ヤング率を得ることは出来ない。
【００３６】
また、低ヤング率を得るためには、さらに、β相もしくはマルテンサイト相を室温で不安定な状態にする必要があることが一般的に知られている。β相もしくはマルテンサイト相の室温における安定度は相内に含まれる元素、特にβ安定化元素の含有量により決まる。β安定化元素の量が少なくなるとマルテンサイト相が、多くなり過ぎるとβ相が安定になってしまい、後述する本発明の溶体化熱処理範囲や、冷間での加工を施しても低ヤング率が得られない。本発明ではβ相もしくはマルテンサイト相内の合金元素量を、前述のとおりＭｏ当量において特定の範囲内に調整することで低ヤング率が得られることを見出した。また、このようなβ相が冷間加工によってマルテンサイト相に加工誘起変態しても、含有されるＭｏ当量は変化しないことを確認した。即ち、冷間加工の前後で、β相もしくはマルテンサイト相に含有されるＭｏ当量は変化しない。従って、最終製品のβ相もしくはマルテンサイト相に含有されるＭｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であれば、冷間加工前のβ相もしくはマルテンサイト相に含有されるＭｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であることになるから、その後の冷間加工によって低ヤング率を実現することができるのである。
【００３７】
また上述のとおり、本発明のα＋β型チタン合金は溶体化処理後に冷間加工を施されてなる。
【００３８】
［β相もしくはマルテンサイト相のＭｏ当量の指標］
α＋β型チタン合金では、α＋βの２相高温域から水冷以上の速度で冷却することによりβ相を残留させる、もしくはα''マルテンサイト相やα’マルテンサイト相を生成することができる。しかしながら、上述の結晶内のＭｏ当量が低くなるとマルテンサイト相が安定化してしまい低ヤング率が得られない。マルテンサイト相を安定にしないためにはＭｏ当量の下限を３．８５％以上とする必要があることから、前述のとおりこれを下限とした。好ましくは、４．００％以上である。一方、β相内のＭｏ当量を１０．００％以上にすると、β相が安定に成り過ぎてしまいヤング率が上昇することから、本発明では前述のとおり１０．００％を上限とした。β相を不安定にすることで低ヤング率が得られることから、好ましくは９．００％未満である。また、本発明になるチタン合金に含まれるＭｏ当量が、前述のように３．５％〜８．０％であるとき、本発明になる製造方法を適用して製造すれば、本発明になるチタン合金のミクロ組織のβ相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満となることが分かった。
【００３９】
［チタン合金の製造方法］
［溶体化熱処理：温度］
本発明のチタン合金は、上記チタン合金の組成を含有した上で、溶体化熱処理工程において、β変態点−１００℃以上、β変態点未満の温度から水冷以上の冷却速度で冷却することとした。本発明では、上記のようにβ相もしくはマルテンサイト相内の含有元素量およびその範囲内にあるそれらの相の面積率を規定している。本発明合金においてβ変態点−１００℃未満の温度で熱処理すると、第１に本成分範囲内ではβ相内のＭｏ当量が１０．００％以上となってしまい、第２にβ相もしくはマルテンサイト相の面積率が５５％未満となる。前記第１の結果により、本発明のＭｏ当量範囲にあるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率はゼロになる。これら第１、第２の事象の結果として、例え後述の冷間加工を施してもヤング率が７５ＧＰａ以上となり高くなることから、溶体化熱処理温度の下限をβ変態点−１００℃以上とした。好ましくは、β変態点−８０℃以上である。一方、β変態点を超える温度で熱処理を行うと、第１に上述したように金属組織が粗大化して疲労特性と延性を悪化させることがあり、第２にβ相内のＭｏ当量が３．８５％未満となる場合があり、第３にβ相もしくはマルテンサイト相の面積率が９０％以上となる。前記第２の結果により、本発明のＭｏ当量範囲にあるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率はゼロになる場合がある。さらに、前記Ｍｏ当量が本発明範囲内にあるβ相もしくはマルテンサイト相ができたとしても、それらのうちの１相あるいは２相の合計の面積率が９９％をこえてしまう懸念がある。そのため、本発明では熱処理温度の上限をβ変態点未満とした。
【００４０】
なお、熱処理時間は、被熱処理材の均熱が保たれればよく、被熱処理材の形状や炉の熱容量によっては１分程度の短時間でも構わない。
【００４１】
また、以上を総合すると、チタン合金中の含有成分が本発明範囲内であり、溶体化熱処理工程においてβ変態点−１００℃以上、β変態点未満の温度から水冷以上の冷却速度で冷却することにより、ミクロ組織のβ相もしくはマルテンサイト相内の合金成分の平均Ｍｏ当量が３．８５％以上、１０．００％未満であり、当該Ｍｏ当量範囲にあるβ相もしくはマルテンサイト相の１相ないし２相の合計の面積率が５５％以上、９９％未満であるα＋β型チタン合金とすることができる。
【００４２】
［溶体化熱処理：冷却速度］
本発明では、上記温度で熱処理後、冷却速度は水冷以上としている。冷却速度が空冷となると冷却中にβ相粒内に微細なα相が析出するなどし、β相ないしマルテンサイト相の面積率は大きく減少する。また、β安定化元素がβ相へ拡散するため、β相内のＭｏ当量が上昇する。さらにβ相の面積率が低くなるため、ヤング率は非常に高くなる。一方、水冷以上の冷却速で冷却すると、β相やマルテンサイト相内粒内にα相が析出せず、不安定な残留β相もしくはマルテンサイト相を室温で多量に残存させることができ、７５ＧＰａ未満のヤング率を得られることから、冷却速度を水冷以上とした。
【００４３】
ここで行われる溶体化処理は、低ヤング率を発現させるため不安定なβ相を生成させ、さらに、引き続き行われる冷間加工によって加工誘起マルテンサイト相を生成させるため、もしくは、熱弾性マルテンサイト的な特徴を有する双晶界面等を導入させることが主な目的である。
【００４４】
［冷間加工］
本発明では、溶体化処理後に冷間加工を施すことにより、７５ＧＰａ未満の低ヤング率を得られることを特徴としている。これは、上述のように、不安定なβ相の加工誘起マルテンサイト変態やβ相もしくはマルテンサイト相内に熱弾性マルテンサイト的な特徴を有する双晶界面が導入されることにより、ヤング率が低くなるためである。本発明の合金成分においても、上述のβ相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量を本発明の範囲内にすることで、溶体化処理後の冷間加工により、７５ＧＰａ未満のヤング率を得ることが出来る。さらに好ましくは７０ＧＰａ未満のヤング率である。なお、冷間加工については、例えば、伸線加工において０．５％以上の加工率（伸線加工の場合は加工前後の断面積の差を加工前の面積で割った割合）の冷間加工が施されるだけでも、ヤング率の低下に寄与するものである。即ち、溶体化処理後の本試料のヤング率と、更に冷間加工を施したもののヤング率を比較すると後者の方が５ＧＰａ〜２０ＧＰａ低下することを確認した。このように、不安定β相を冷間加工によってマルテンサイト相に変態させることでヤング率を低くすることが本発明の技術的特徴の一つである。例えば、特許文献３においては、Ｚｒ，Ｃｒを含有したチタン合金を溶体化処理して、低弾性率、即ち低ヤング率を得ているが、その後に冷間加工を施すことによって弾性率、即ちヤング率は保ったまま強度を高くする技術が開示されている。これは、Ｃｒを多量に含んでいるため、β相が安定になっており、冷間加工を施しても低ヤング率を示さなかったと推定できる。
【００４５】
上記冷間加工としては、伸線加工以外にも、例えば、スウェージング加工、引抜加工、押出加工、圧延加工、プレス、曲げ、転造などを例示することができる。
【実施例】
【００４６】
表１に示す成分のチタン合金を真空アーク溶解（ＶＡＲ：Vacuum Arc Remelting）法によりチタン合金インゴットを作製し、これらを熱間鍛造および熱間圧延により製造した丸棒を素材とした。
【００４７】
表１に記載の成分を有し、熱間鍛造および熱間圧延した丸棒を本発明範囲の温度で１時間加熱して溶体化処理した後水冷した。水冷前の加熱温度が、表１に記載のＴβ（β変態点）−１００℃を超えβ変態点未満の温度であれば本発明範囲内である。熱処理後の冷間加工については、丸棒を約３〜２０％の加工率で伸線を施した。冷間加工前のβ相ないしマルテンサイト相内のＭｏ当量、冷間加工後の、β相ないしマルテンサイト相内のＭｏ当量、β相とマルテンサイト相の合計面積率、本発明Ｍｏ当量範囲にあるβ相とマルテンサイト相の合計の面積率及び冷間加工後のヤング率を表２に示す。尚、β相ないしマルテンサイト相内のＭｏ当量は冷間加工の前後で不変であった。以下に、各々の測定条件と試験条件を説明する。β相ないしマルテンサイト相の面積率については、冷間加工前後の試験片の断面の埋め込み研磨試料を硝フッ酸水溶液（硝酸濃度が約１２％、フッ酸濃度が約１．５％）を用いて室温でエッチングした後に観察し、画像解析により測定した。ヤング率はＡＳＴＭ  Ｅ８Ｍサブサイズ（平行部の直径６．２５ｍｍ、長さ２５ｍｍ）用いて、歪ゲージを張り付けて測定したデータを用いて測定した。なお、ヤング率は耐力の半分までの応力までを直線近似し測定した。
【００４８】
表２のＮｏ．Ａ−１〜Ａ−１２は、本発明合金成分系からなり、熱処理温度、冷却速度とも本発明範囲内である。一方、表２のＮｏ．Ａ−１３および１４は熱処理温度、冷却速度とも本発明範囲内であるが、成分系が異なっている。表１および表２において、本発明範囲から外れる数値にはアンダーラインを付している。
【００４９】
【表１】
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【００５０】
【表２】
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【００５１】
表１、２より、請求項１に記載の合金成分範囲である実施例のＮｏ．Ａ−１〜Ａ−１０は、β相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量が本発明範囲内にあり、且つ、β相とマルテンサイト相の合計面積率が５５％以上となっている。そのため、冷間加工後のヤング率も７５ＧＰａ未満と十分に低い値を示している。
【００５２】
また、表１、２より、請求項２に記載の合金成分範囲である実施例Ｎｏ．Ａ−１１〜Ａ−１２は、β相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量が本発明範囲内にあり、且つ、β相とマルテンサイト相の合計面積率が５５％以上となっている。そのため、冷間加工後のヤング率も７５ＧＰａ未満と十分に低い値を示している。
【００５３】
一方で、表１、２より、比較例のＮｏ．Ａ−１３はＣｒ，Ｖ及びＭｏがいずれも添加されていない。そのため、本発明範囲内の温度で熱処理後、水冷すると、β相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量は本発明範囲内となっても、β相とマルテンサイト相の合計面積率が４９％と小さくなり、冷間加工後のヤング率も８０ＧＰａと高い。
【００５４】
また、表１、２より、比較例のＮｏ．Ａ−１４はＡｌの添加元素量が本発明範囲から外れている。そのため、本発明範囲内の温度で熱処理、水冷すると、β相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量及び合計の面積率が本発明範囲内となっても、ヤング率も約９０ＧＰａと高い。
【００５５】
また、表３に、本発明の合金成分である表１のＮｏ．１およびＮｏ．５を用いて、種々の温度から水冷した後、冷間加工として約３〜２０％の加工率で伸線を施した場合を示す。水冷前の加熱温度が、表１に記載のＴβ（β変態点）−１００℃を超えβ変態点未満の温度であれば本発明範囲内である。表３のＮｏ．Ａ−１６〜１８は表１のＮｏ．１の合金成分であり、熱処理温度、冷却速度とも本発明範囲内である。一方、表３のＮｏ．Ａ−１５およびＡ−１９は同じく表１のＮｏ．１の合金成分であるが、熱処理温度がそれぞれ８００℃および１０００℃となって本発明範囲から外れている。また、表３のＮｏ．Ａ−２１およびＡ−２２は表１のＮｏ．５の合金成分であり、熱処理温度、冷却速度ともの本発明範囲内である。一方、表３のＡ−２０は表１のＮｏ．５の合金成分であるが、熱処理温度が８００℃と低くなっている。なお、表３において、本発明範囲から外れる数値にはアンダーラインを付している。
【００５６】
【表３】
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【００５７】
表３より、β変態点−１００℃以上、β変態点未満の温度で熱処理後、水冷している実施例のＮｏ．Ａ−１６〜Ａ−１８、Ａ−２１および２２は、β相ないしマルテンサイト相内のＭｏ当量が本発明の範囲内にあり、且つ、当該Ｍｏ当量範囲にあるβ相とマルテンサイト相の合計の面積率が５５％以上となっており、冷間加工後のヤング率はいずれも７５ＧＰａ未満と十分に低い値を示している。
【００５８】
一方で、表３の比較例のＮｏ．Ａ−１５およびＡ−２０は、熱処理温度が８００℃と低く、β相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量は１０．００％以上と高い。また、本発明Ｍｏ当量範囲にあるβ相とマルテンサイト相の合計の面積率はゼロであり、冷間加工後のヤング率が９０ＧＰａ以上と高い。
【００５９】
また、表３の比較例のＮｏ．Ａ−１９は熱処理温度がβ変態点以上である１０００℃と非常に高くなっておいる。そのため、β相もしくはマルテンサイト相内のＭｏ当量が３．８４と低く、また本発明Ｍｏ当量範囲にあるβ相とマルテンサイト相の合計の面積率はゼロであり、また、冷間加工後のヤング率も９３ＧＰａと非常に高い。
【産業上の利用可能性】
【００６０】
本発明のα＋β型チタン合金は、従来の低ヤング率が得られるβ型チタン合金に比較して、高価な添加元素であるＶ、Ｍｏ等の添加元素量が少なく、且つ、非常に低いヤング率を有していることから、自動車または二輪車のサスペンションスプリング、エンジンバルブスプリングなどの自動車または二輪車用部品材料や眼鏡のフレーム材として利用することに適しており、これら部品材の軽量化に寄与する。
【図１】
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