(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量比でＣｒ：７．０〜９．５％、Ａｌ：２．５〜５．５％、Ｗ：８．０〜１３．０％、Ｍｏ：１．０〜５．０％（ただし、Ｗ＋２Ｍｏは１４〜１９の範囲）、Ｎｂ：０．５〜３．５％、Ｃ：０．０２〜０．２％、Ｂ：０．０５〜０．３５％、Ｍｇ：０．０２％以下（但し０％は含まない）、Ｚｒ：０．１％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下を含有し、かつ２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）は０．２０〜０．５５、かつ（Ｗ＋２Ｍｏ）／Ｎｂは１〜１０を満足し、残部はＮｉおよび不可避不純物からなることを特徴とするＮｉ基超耐熱鋳造合金。
【請求項２】
質量比でＣｒ：７．０〜９．５％、Ａｌ：２．５〜５．５％、Ｗ：８．０〜１３．０％、Ｍｏ：１．０〜５．０％（ただし、Ｗ＋２Ｍｏは１４〜１９の範囲）、Ｎｂ：０．５〜３．５％、Ｃ：０．０２〜０．２％、Ｂ：０．０５〜０．３５％、Ｍｇ：０．０２％以下（但し０％は含まない）、Ｔｉ：３．０％以下、Ｚｒ：０．１％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下を含有し、かつ２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）は０．２０〜０．５５、かつ（Ｗ＋２Ｍｏ）／（Ｎｂ＋２Ｔｉ）が１〜１０を満足し、残部はＮｉおよび不可避不純物からなることを特徴とするＮｉ基超耐熱鋳造合金。
【請求項３】
請求項１または２に記載のＮｉ基超耐熱鋳造合金からなることを特徴とするＮｉ基超耐熱合金製タービンホイール。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は自動車用のターボチャージャーを構成する部品であるタービンホイール等に適した高強度Ｎｉ基超耐熱合金およびＮｉ基超耐熱合金製タービンホイールに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ターボチャージャーは排出ガスのエネルギーを利用してエンジンの出力性能を向上させるための自動車部品であり、これを搭載することにより未搭載の場合に比べ中速域から高速域にかけて圧倒的な高加速度を得ることができる。このターボチャージャーを構成する部品のタービンホイールはターボチャージャーに送られた排出ガスのエネルギーにより１０万rpm以上の高速回転をして、その回転軸と同軸上に結合されたコンプレッサーを駆動させる働きをするものである。
【０００３】
タービンホイールは約１０００℃にもなる排出ガスに晒されながら高速回転をするため、その材料には優れた耐熱性を有していることが必要不可欠であり、代表的なものとしてはＡｌｌｏｙ７１３Ｃ、Ｍａｒ−Ｍ２４７などのＮｉ基超耐熱合金が知られている。
Ａｌｌｏｙ７１３Ｃはタービンホイール材料の中では比較的安価で、汎用として広く使用されており、またＭａｒ−Ｍ２４７はコスト的にはＡｌｌｏｙ７１３Ｃの数倍と高価な材料ではあるが、特にクリープ破断強度に優れているためラリー用などの特殊な車両に使用されている。また近年では軽量化による効率向上を目的としたＴｉ−Ａｌ基合金などの材料も注目されている。
【０００４】
また近年では希薄な混合気を効率良く燃焼させることで燃費の向上を図ることを目的としたエンジンのリーンバーン（希薄燃焼）化が進められており、リーンバーンエンジンは最近では一般車にも搭載されるようになり、今後更に普及していく傾向にある。
しかしリーンバーン化することにより、排気温度は通常のエンジンよりも更に上昇し、タービンホイールは更に過酷な環境で使用されることになる。
【０００５】
高温での諸特性を改善したＮｉ基超耐熱合金鋳物の開発例として、特公昭５７−１５６５４号では従来合金に希土類元素のうちのＣｅ、ＬａおよびＮｄからなる群の１種または２種以上を０．００１〜０．０３０質量％含有させることによって、航空機用ジェットエンジンや発電用ガスタービン鋳物の高温延性の向上を図ることができる旨を開示している。また、特公昭５１−１０５７４号では耐衝撃性および延性に優れたガスタービン用タービン翼用Ｎｉ基合金を開示している。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
Ａｌｌｏｙ７１３Ｃ製のタービンホイールは、通常の一般車用エンジンに搭載するには十分なクリープ破断強度を有している。しかし、前述したリーンバーンエンジンは排気温度が通常のエンジンより更に上昇するため、Ａｌｌｏｙ７１３Ｃではその過酷な環境に耐えることができなくなる。
また、Ｍａｒ−Ｍ２４７や特公昭５７−１５６５４号、特公昭５１−１０５７４号に開示される合金は希土類元素やＣｏ、Ｔａ、Ｈｆ等の高価な合金元素を含有しており、材料コストはＡｌｌｏｙ７１３Ｃの数倍にもなる。更にＭａｒ−Ｍ２４７は鋳造後の凝固収縮によって鋳物内部に引巣が発生し易いので、ＨＩＰ処理等を施して引け巣を消去する必要があるため、Ａｌｌｏｙ７１３Ｃと比較すると非常に高価である。このためこれらの合金では生産コストが上昇してしまい、一般車用リーンバーンエンジンには不向きである。
【０００７】
上述の問題点を解消するために、Ａｌｌｏｙ７１３Ｃ以上のクリープ破断強度を有し、安価な耐熱性合金材料として、特開平１１−１３１１６２号が提案されているが、耐久性の面で上述のＭａｒ−Ｍ２４７や特公昭５７−１５６５４号、特公昭５１−１０５７４号に開示される合金に劣ることから、やはりリーンバーンエンジンへの適用には問題がある。
本発明の目的は、高温での機械特性、特に伸びを改善することで優れた耐久性を有するＮｉ基超耐熱鋳造合金およびＮｉ基超耐熱鋳造合金製タービンホイールを提供することである。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
本発明者はかかる問題を解決するため、Ｍａｒ−Ｍ２４７に代表されるクリープ破断強度に特に優れた合金からＣｏ、Ｔａ、Ｈｆなどの高価な元素を取り除き、材料単価を低減させることを考えた。しかし、Ｃｏ、Ｔａにはクリープ破断強度を向上させる効果が大きいので、これらを単に除去しただけではクリープ破断強度が大きく低下する。
【０００９】
そのため、本発明者は合金のクリープ破断強度特性を左右するＮｉ３Ａｌを基本とするγ’相への各合金元素の固溶量およびγ相（母相）とγ’相の格子定数の差を調整するために種々の合金元素と、その適正添加量について鋭意検討した結果、Ｃｏ、Ｔａ、Ｈｆ等の高価な元素を添加しなくても、Ｗ、ＭｏおよびＴｉ、Ｎｂ等の元素の添加量を調整することでＡｌｌｏｙ７１３Ｃを上回る優れたクリープ破断強度を有し、さらに、ＢおよびＭｇの添加量を調整することで、特開平１１−１３１１６２号に開示される合金以上の耐久性が得られることを見出し、本発明を完成するに至った。
その基本的な考え方は以下の通りである。
【００１０】
まず、Ａｌｌｏｙ７１３Ｃ等の合金はＮｉ３Ａｌを基本とする金属間化合物γ’相の析出によって強化される。γ’相中にはＡｌ以外にＴｉ、Ｎｂ、あるいはＷ，Ｍｏ等が固溶することで更に強度が向上するが、過度に添加すると異相が析出し却って強度を低下させる。またγ’相は高温で長時間加熱中に粗大化してゆくが、その挙動は母相（γ相）と析出強化相（γ’相）の格子定数の差に影響される。
以上のことを考慮して本発明者は、γ’相への固溶量およびγ相、γ’相の格子定数の差を調整することによりＣｏ、Ｔａ、Ｈｆ等の高価な合金元素を含まない合金でＡｌｌｏｙ７１３Ｃを上回るクリープ破断強度を得ることができた。
【００１１】
具体的には、ある合金元素Ｘのγ’相中の濃度（mol％）をγ’（Ｘ）、元素Ｘが単独で単純γ’相（Ｎｉ３Ａｌ）へ固溶した場合の固溶限（mol％）をＬ（Ｘ）としたとき、数式（１）で定義される固溶率ＳＩ（Ｘ）において、ＳＩ（Ｃｒ）、ＳＩ（Ｗ）、ＳＩ（Ｍｏ）、ＳＩ（Ｎｂ）、ＳＩ（Ｔｉ）、ＳＩ（Ｔａ）の合計（以下、この合計を固溶指数と称する）が、Ｍａｒ−Ｍ２４７のような高強度材は１．２〜１．３５であることが判明したので、Ｃｏ、Ｔａ、Ｈｆ等を含まないＮｉ基超耐熱合金において固溶指数がこの範囲になるように合金成分を調節することによってクリープ破断強度を向上させることができることを見出した。
ＳＩ（Ｘ）＝γ’（Ｘ）／Ｌ（Ｘ）・・・・・（１）
ただし、Ｌ（Ｃｒ）＝１０、Ｌ（Ｗ）＝５、Ｌ（Ｍｏ）＝５、Ｌ（Ｎｂ）＝８、Ｌ（Ｔｉ）＝１５、Ｌ（Ｔａ）＝８である。
【００１２】
更に、数式（２）で定義される合金の格子定数ミスマッチ率ＬＭ（％）の絶対値が小さいほどγ’相とγ相の整合性が高まり、γ’相の粗大化が防げるため、高温強度が向上する傾向にあることは一般的に知られている。また、高温でＮｉ基超耐熱合金に応力が発生すると、γ’相が波状に変形したラフト組織が生じ、この組織が細長い波状であるほどクリープ破断強度を高めるには有効であるが、ＬＭ（％）が若干マイナス側の場合には、細長く良好なラフト組織が得られ易いことも知られている。本発明者はＣｏ、Ｔａ、Ｈｆ等を含まず、かつ固溶指数が１．２〜１．３５を満足するＮｉ基超耐熱合金において、ＬＭ（％）が−０．２〜０．１２の範囲になるように合金成分を調整することによって、目標であるＡｌｌｏｙ７１３Ｃ以上のクリープ破断強度が得られることを知見した。
【００１３】
ＬＭ（％）＝（Ａ（γ’）−Ａ（γ））／（（Ａ（γ’）＋Ａ（γ））／２）・・・・（２）
ただし、Ａ（γ’）、Ａ（γ）はそれぞれγ’相およびγ相の格子定数を表しており、ある合金元素Ｘのγ’相中の濃度をγ’（Ｘ）（mol％）、γ相中の濃度をγ（Ｘ）（mol％）としたとき、数式（３）および数式（４）より算出したものを示す。
Ａ（γ’）＝３．５２０８＋０．００１２γ’（Ｃｒ）＋０．００１８５γ’（Ａｌ）＋０．００４１２γ’（Ｗ）＋０．００４３５γ’（Ｍｏ）＋０．００６４５γ’（Ｎｂ）＋０．００３４γ’（Ｔｉ）・・・・・（３）
Ａ（γ）＝３．５２４＋０．００１２γ（Ｃｒ）＋０．００１８５γ（Ａｌ）＋０．００４１２γ（Ｗ）＋０．００４３５γ（Ｍｏ）＋０．００６４５γ（Ｎｂ）＋０．００３４γ（Ｔｉ）・・・・・（４）
【００１４】
上記のように固溶指数、γ相、γ’相の格子定数ミスマッチ率を計算するにはγ相、γ’相の組成を知ることが必要である。これは計算あるいはγ相、γ’相の分析により得ることができ、本発明者は計算による方法を用いた。しかしながらその計算式は複雑であるので、ここで示すことは困難であり、また分析による方法も若干の誤差がつきまとうことは避けられない。そのため、ここでは固溶指数の制限、および格子定数ミスマッチ率の制限を本合金において具体的な成分組成での限定に置き換えた。
【００１５】
即ち、固溶指数が１．２〜１．３５で且つＬＭ（％）が−０．２〜０．１２である条件を具現化するための好適なＮｉ基超耐熱合金の化学組成は、重量比でＣｒ：７．０〜９．５％、Ａｌ：２．５〜５．５％、Ｗ：８．０〜１３．０％、Ｍｏ：１．０〜５．０％（ただし、Ｗ＋２Ｍｏは１４〜１９の範囲）、Ｎｂ：０．５〜３．５％、Ｃ：０．０２〜０．２％、
Ｚｒ：０．１％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下を含有し、かつ２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）が０．２０〜０．５５、かつ（Ｗ＋２Ｍｏ）／Ｎｂが１〜１０を満足し、残部はＮｉおよび不可避不純物からなる成分であるか、または必要であれば重量比でＴｉを３．０％以下を含有させることができ、この場合重量比で計算したＷ＋２Ｍｏが１４〜１９、且つ２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）が０．２０〜０．５５、且つ（Ｗ＋２Ｍｏ）／（Ｎｂ＋２Ｔｉ）が１〜１０を満足する合金も上記の条件を具現化することができる。さらに、このような基本組成の合金のもとで、耐久特性を増すために、ＢおよびＭｇを調整し実験的に、高温延びを向上させる最適な添加量を求め成分範囲とした。
【００１６】
即ち本発明は、質量比でＣｒ：７．０〜９．５％、Ａｌ：２．５〜５．５％、Ｗ：８．０〜１３．０％、Ｍｏ：１．０〜５．０％（ただし、Ｗ＋２Ｍｏは１４〜１９の範囲）、Ｎｂ：０．５〜３．５％、Ｃ：０．０２〜０．２％、Ｂ：０．０５〜０．３５％、Ｍｇ：０．０２％以下、Ｚｒ：０．１％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下を含有し、かつ２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）は０．２０〜０．５５、かつ（Ｗ＋２Ｍｏ）／Ｎｂは１〜１０を満足し、残部はＮｉおよび不可避不純物からなるＮｉ基超耐熱鋳造合金である。
【００１７】
また本発明は、質量比でＣｒ：７．０〜９．５％、Ａｌ：２．５〜５．５％、Ｗ：８．０〜１３．０％、Ｍｏ：１．０〜５．０％（ただし、Ｗ＋２Ｍｏは１４〜１９の範囲）、Ｎｂ：０．５〜３．５％、Ｃ：０．０２〜０．２％、Ｂ：０．０５〜０．３５％、Ｍｇ：０．０２％以下、Ｔｉ：３．０％以下、Ｚｒ：０．１％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下を含有し、かつ２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）は０．２０〜０．５５、かつ（Ｗ＋２Ｍｏ）／（Ｎｂ＋２Ｔｉ）が１〜１０を満足し、残部はＮｉおよび不可避不純物からなるＮｉ基超耐熱鋳造合金である。
【００２０】
また本発明は、上述のＮｉ基超耐熱鋳造合金からなるＮｉ基超耐熱合金製タービンホイールである。
【００２１】
【発明の実施の形態】
以下に上記の条件を具現化するための本発明のＮｉ基超耐熱合金の各元素の限定理由を述べる。
Ｃｒは、高温加熱中に合金の表面に密着性の高い酸化皮膜を形成し、耐酸化性を高める。タービンホイール用としての耐酸化性を保証するために質量比で最低７．０％は必要であるが、９．５％を越えると組織が不安定となり、硬くて脆いσ相などの有害相を生成し、クリープ破断強度と常温延性の低下を招くので、Ｃｒ量は質量比で７．０〜９．５％の範囲とする。
【００２２】
γ’相はＮｉ３Ａｌを主体とする金属間化合物であり、それ自身の高温強度が大きく、金属間化合物の中では延性が大きいため、多くの超耐熱合金の強化に用いられているが、Ａｌは安定なγ’相を析出させて所望のクリープ破断強度を得るために不可欠な元素であり、質量比で最低２．５％を必要とする。ただし５．５％を超えてあまり多量に添加しすぎると、粗大な共晶γ’相を生じて逆にクリープ破断強度は低下するためＡｌ量は質量比で２．５〜５．５％の範囲とする。
【００２３】
Ｗはγ相およびγ’相に固溶して両相を強化し、クリープ破断強度を著しく高める効果を持つ元素であり、この効果を得るために質量比で最低８．０％は必要である。しかしながら１３．０％を越えて含有するとσ相などの有害相の析出を生じるために、常温延性の低下を招き、また、耐酸化性、酸化皮膜の密着性の低下を招くので、Ｗ量は質量比で８．０〜１３．０％の範囲とする。
【００２４】
Ｍｏは一部γ’相にも固溶するが、主としてγ相に固溶して高温強度を上昇させる作用がある。このためＭｏは質量比で最低１．０％必要であるが、過度の添加はσ相などの有害相の析出を生じて、常温延性の低下を招くため、上限は５．０％とする。ここでＷとＭｏは同族元素であり類似の作用を有するので、合金の強度ならびに組織安定性を高めるためには、原子量を加味した両元素の合計量、すなわち質量比で計算したＷ＋２Ｍｏの値を制限する必要がある。Ｗ＋２Ｍｏが１４より少ないとクリープ破断強度が十分得られず、また１９より多いとσ相等の有害相の析出を生じる。従ってＷ＋２Ｍｏの値は１４〜１９に制限する必要があり、好ましくは１５〜１８である。
【００２５】
Ｎｂはγ’相に固溶し、γ’相を固溶強化して高温強度向上に役立つ。そのためにはＮｂは質量比で０．５％以上の添加を必要とするが、３．５％を越えると組織を不安定化させ、合金の延性および靭性が低下する。よってＮｂ量は質量比で０．５〜３．５％とする。
【００２６】
ＴｉはＮｂと同様γ’相に固溶し、γ’相を固溶強化してクリープ破断強度の向上に役立つので必要に応じて添加する。しかしながら３．０％を越える過度の添加はγ’相を不安定化して、高温長時間使用後の強度の低下を招き、また延性をも阻害するので、Ｔｉを添加する場合は質量比で３．０％以下とする。
【００２７】
合金の格子定数ミスマッチ率（ＬＭ％）は主にＷ、Ｍｏ、Ｔｉ、Ｎｂ等の元素により影響を受けるので、これらの元素のバランスを調整する必要がある。先ず、主としてγ相に固溶する元素であるＷ、Ｍｏと、主としてγ’相に固溶する元素であるＴｉ、Ｎｂの割合を原子量を加味した値として（Ｗ＋２Ｍｏ）／（Ｎｂ＋２Ｔｉ）で表わすと、この値が１以下ではＬＭ％が大きすぎ、１０以上ではＬＭ％が小さすぎるため、Ｔｉを添加する場合は（Ｗ＋２Ｍｏ）／（Ｎｂ＋２Ｔｉ）の値を１〜１０に制限し、Ｔｉ無添加の場合は（Ｗ＋２Ｍｏ）／Ｎｂの値を１〜１０に制限する必要がある。
【００２８】
次にＷとＭｏは主としてγ相に固溶し類似の作用を有するが、γ相、γ’相に固溶する割合が異なっている。そのため格子定数ミスマッチ率を更に厳密に制限するためには２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）の値も制限する必要がある。この値が０．２０より小さいと格子定数ミスマッチ率が大きくなりすぎ、０．５５より大きいと格子定数ミスマッチ率が小さくなりすぎる。従って２Ｍｏ／（Ｗ＋２Ｍｏ）の値を０．２０〜０．５５に制限する必要がある。
【００２９】
Ｃは炭化物を形成し、特に結晶粒界、樹枝状晶境界に析出して粒界や樹枝状晶境界を強化し、高温強度の向上に寄与するため質量比で０．０２％以上必要であるが、０．２％を越えて添加すると延性を阻害する恐れがあるため、Ｃ量は質量比で０．０２〜０．２％の範囲とする。
Ｚｒは結晶粒界強化作用により高温強度の向上に寄与するが、０．１％を越えて添加すると延性を阻害する恐れがあるため、Ｚｒ量は質量比で０．１％以下の範囲とする。
【００３０】
Ｂは質量比で０．０１％以上添加すると結晶粒界強化作用により高温強度の向上に寄与し、さらに本発明合金の成分系においては質量比で０．０５以上添加することにより特に８００℃以上の高温域での延性が向上することが実験の結果判明したが、０．３５％以上添加するとかえって高温強度が低下する。
また、Ｍｇは炭化物を微細化し、延性の向上に寄与するが、質量比で０．００４％以上添加することでその効果は顕著になる。しかしながら、０．０２％を超えて添加すると粒界に低融点化合物を形成して粒界強度を低下させる。なお、本発明において高温延性と強度を併せ持つ為には、Ｂ量が０．０５〜０．３５質量％の場合はＢが高温延性向上に寄与するため、必須で添加する元素であるＭｇは０．００４質量％未満の添加でも延性を向上させる効果を得ることができる。
【００３１】
Ｓｉ、Ｍｎは共に脱酸剤として添加されるが、Ｓｉを１．０％を超えて添加すると延性の低下を招き、Ｍｎは１．０％を超えて添加すると高温強度の低下を招くので、共に質量比で１．０％以下とする。なお、以下の元素は不純物として下記の範囲内（質量比）で本発明合金に含まれてもよい。
Ｐ≦０．０４％、Ｓ≦０．０３％、Ｃｕ≦０．３０％、Ｖ≦０．３％、Ｔａ≦０．５％、Ｃａ≦０．０２％、Ｃｏ≦２％、Ｆｅ≦３％、Ｈｆ≦０．２％
【００３２】
タービンホイールが必要とするクリープ破断強度を得る為には固溶指数は１．２〜１．３５の範囲が望ましく、本発明合金の成分範囲はこの値を満足することができる。
以上に説明する本発明合金からなるタービンホイールはクリープ破断強度および高温延性に優れており、リーンバーンエンジンにも耐用できる耐久性も備えることができる。
【００３３】
【実施例】
表１に示したＮｏ．１は比較合金で、特開平１１−１３１１６２号に記載してある代表的な合金で、Ｎｏ．４からＮｏ．１０は本発明合金、Ｎｏ．１１については従来型比較合金のＡｌｌｏｙ７１３Ｃである。
また、表２に示したＮｏ．１２からＮｏ．１７はＢ量を本発明範囲である質量比で０．２％に固定し、その他の元素については、Ｃｒ、Ａｌ，Ｔｉ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ｍｇ等の合金元素を変化させた本発明合金である。さらに、これらの合金についてクリープラプチャー試験を実施し、その特性を比較した。なお、表１中に示す−印は無添加（０％）である。
【００３４】
【表１】
0004811841.tif 000002
【００３５】
【表２】
0004811841.tif 000003
【００３６】
先ずＮｏ．１〜Ｎｏ．１１について各合金を真空炉内で溶解し、同炉内に設置したロストワックス用セラミック鋳型に鋳造して、φ１２mm×８２mmの棒材を作製した。次に鋳造ままの棒材を平行部がφ５．０mmおよびφ６．４mmのクリープラプチャー試験用試験片に機械加工した後、φ５．０mmの試験片は７２０℃雰囲気中で負荷応力７００ＭＰａおよび８２０℃雰囲気中で負荷応力５００MPa、φ６．４mmの試験片は１０００℃雰囲気中で負荷応力１８０MPaの３条件でクリープラプチャー試験を行ない、破断寿命、伸びについて測定した。
【００３７】
【表３】
0004811841.tif 000004
【００３８】
今回の発明の目標として、リーンバーンエンジンに対応できるタービンホイールを提供するには、タービンホイールを構成する材料の７２０℃−７００ＭＰａにおける破断寿命が１００ｈｒ以上、８２０℃−５００ＭＰａにおける破断寿命が５０ｈｒ以上、１０００℃−１８０ＭＰａにおける破断寿命が１０ｈｒ以上であり、７２０℃における破断伸びが３．０％以上、８２０℃おける破断伸びが４．０％以上を必要とする。
表３に示すように、本発明合金および比較合金は破断寿命において従来合金を大きく上回っており、本発明合金の伸びは比較合金を上回っていることが顕著に表れている。またこの場合、Ｍｇ添加により７２０℃における伸びが、Ｂの添加により８２０℃以上の温度域における伸びが特に向上していることが判る。
【００３９】
また、本発明合金および比較合金は何れも固溶指数が望ましい範囲である１．２〜１．３５の範囲に入っており、目標の破断寿命が得られているが、従来合金は固溶指数が１．１１であり、破断寿命が得られない結果となった。
次に、Ｎｏ．１２〜Ｎｏ．１７について前述のＮｏ．１〜Ｎｏ．１１と同様の条件でクリープラプチャー試験を行ない、その伸びについて表４に示す。
【００４０】
【表４】
0004811841.tif 000005
【００４１】
表４から、Ｂを質量比で０．２％にすることで、その合金の伸びはＣｒ、Ａｌ，Ｔｉ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ｍｇ等の元素を変化させても比較合金以上の値を示しており、破断寿命についても目標値を満足する結果となった。
【００４２】
以上の通り、本発明合金はクリープラプチャー特性において破断寿命、破断伸びともに目標値を満足しており、本発明材料で成形されたタービンホイールはリーンバーンエンジンの使用環境に耐え得る材料であることが判る。
なお、上述の通り、本発明合金は過酷な環境下で用いられるリーンバーンエンジンにも適用可能であるため、当然ことながら一般的なターボチャージャーを構成する部品のタービンホイールに用いても十分な耐久性が得られることは言うまでもない。
【００４３】
【発明の効果】
本発明合金は、Ｃｏ、Ｔａ、Ｈｆなど高価な合金元素を含まないため、材料単価は従来のＡｌｌｏｙ７１３Ｃ並みの安価であるが、固溶指数およびＬＭ％を調整することによってそのクリープ破断特性をＡｌｌｏｙ７１３Ｃ以上に向上させ、更にＢまたはＭｇの添加でその延性を向上させ更にタービンホイールとしての耐久性を向上させることができ、リーンバーンエンジンにも適用が可能となる。