(57)【要約】【課題】  溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッド用の、溶接熱影響部の耐久性が高く、且つ熱処理によって材質特性の調整が容易にできるチタン合金と、それを用いたチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法を提供するものである。【解決手段】  本発明のゴルフクラブヘッド用チタン合金は、質量％で、Ｆｅを０．８％以上２．１％未満、Ａｌを４．６％以上５．５％未満、ＯとＮから計算される酸素等量を０．０６％以上０．２５％以下とすることを特徴とし、チタン合金の寿命を高めることができる。また、本発明のチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法は、前記チタン合金を用いて、狙いのヤング率に応じて８００〜９７５℃の範囲から加熱温度を選び、空冷、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによりヤング率を調整したものを用いることを特徴とする。【選択図】  図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなることを特徴とする溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金。
Ｏｅｑ＝［Ｏ］＋２．７７［Ｎ］    …（１）式
ここで、［Ｏ］は酸素濃度（％）、［Ｎ］は窒素濃度（％）である。
【請求項２】
質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、（２）式に従って選択した加熱温度Ｔ（８００〜９７５℃）から空冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Ｅを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Ｏｅｑ＝［Ｏ］＋２．７７［Ｎ］    …（１）式
ここで、［Ｏ］は酸素濃度（％）、［Ｎ］は窒素濃度（％）である。
Ｅ＝−０．０４９Ｔ＋１６４．８    …（２）式
ここで、Ｅはヤング率（ＧＰａ）、Ｔは加熱温度（℃）である。
【請求項３】
質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、（３）式に従って選択した加熱温度Ｔ（８００〜９７５℃）から、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Ｅを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Ｏｅｑ＝［Ｏ］＋２．７７［Ｎ］    …（１）式
ここで、［Ｏ］は酸素濃度（％）、［Ｎ］は窒素濃度（％）である。
Ｅ＝−０．１０７Ｔ＋２１２．１    …（３）式
ここで、Ｅはヤング率（ＧＰａ）、Ｔは加熱温度（℃）である。
【請求項４】
質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、熱処理１にて加熱温度域８５０〜９７５℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理２にて４５０〜５６０℃で３〜５時間加熱したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Ｏｅｑ＝［Ｏ］＋２．７７［Ｎ］    …（１）式
ここで、［Ｏ］は酸素濃度（％）、［Ｎ］は窒素濃度（％）である。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金およびチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
チタン製ゴルフクラブヘッドに使用されているチタン合金は、α＋β型ではＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ、Ｔｉ−４．５Ａｌ−３Ｖ−２Ｍｏ−２Ｆｅ、β型ではＴｉ−１５Ｖ−３Ｃｒ−３Ｓｎ−３Ａｌ、Ｔｉ−１５Ｍｏ−３Ｚｒ−３Ａｌなどがある。これらのチタン合金にはＶやＭｏなどの比較的高価な金属元素が使用されており、結果的に価格が高くなる。これに対して、ＶやＭｏをＦｅで置換したＡｌ−Ｆｅ系チタン合金として、Ｔｉ−５Ａｌ−２．５Ｆｅ（非特許文献１を参照。）、Ｔｉ−６．４Ａｌ−１．２Ｆｅ（非特許文献２を参照。）、Ｔｉ−５Ａｌ−２Ｆｅ（特許文献１を参照。）、Ｔｉ−５Ａｌ−１Ｆｅ（特許文献２を参照。）の４種類が開発されてきた。当然ながら、ゴルフクラブにおいても安価な素材が好まれるが、これら４種類のチタン合金はゴルフクラブヘッド用に開発されたものではない。
【０００３】
一方でゴルフクラブを設計する側からは、設計の自由度が増すことからヤング率や強度などの材質特性を広範囲で調整できることが望まれている。これに対して、チタン中のＢ（ボロン）添加量によってホウ化チタンの晶出量や析出量を変化させてヤング率を調整したゴルフクラブヘッドがある（特許文献３を参照。）。
【０００４】
【非特許文献１】「Titanium Science and Technology」、１９８４年、Deutsche Gesellshaft fur Metallkunde E.V.発行、ｐ．１３３５
【非特許文献２】「Advanced Materials & Processes」、１９９３年、ｐ．４３
【特許文献１】特開平０７−０６２４７４号公報
【特許文献２】特開平０７−０７０６７６号公報
【特許文献３】特開平１０−１５５９４２号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
チタン製ゴルフクラブヘッドには、フェース、クライン、ソールなどの各パーツを溶接して構成されたものがある。パーツが鋳造品でない場合、例えば一般的な展伸材では溶接前は微細な結晶粒を有しているが、溶接によって溶接部とその熱影響部（以降、溶接による熱影響部を単に「熱影響部」と記述する。）は溶融しβ変態点を超えるため結晶粒が粗大化する。また、溶接部は溶融した金属によってその厚みが熱影響部よりも厚くなっている。熱影響部は結晶粒の粗大化によって溶接前の素材に比べて疲労特性が低くなっており、加えて溶接部が厚くなっているため隣接した熱影響部にゴルフボールを打った際の応力が集中しやすい。そのため、ゴルフボールを打つことによって応力負荷が繰り返えされて、熱影響部に欠陥が生じる場合がある。特に、ゴルフクラブヘッドの軽量化を狙い厚みを薄くするためには、熱影響部の耐久性つまり疲労特性はさらに重要になる。したがって、上述の４種類のＡｌ−Ｆｅ系チタン合金に比べて熱影響部の耐久性を高めること、あるいはその耐久性をＡｌ、Ｆｅやその他の元素を最適化することによってより良くすることは、ゴルフクラブヘッドの厚みを薄くすることを可能にすることから、軽量化や設計自由度の観点で当該用途に適している。
【０００６】
材質特性を広範囲に調整する方法として、特許文献３はホウ化チタンの晶出量や析出量によってヤング率を調整するものであるが、そのためにはＢ添加量を調整する必要があり狙いのヤング率に応じて組成をその都度変える必要がある。これに対して、チタンの成分組成を変えることなく、例えば、熱処理によって材質特性が調整できれば非常に簡便であり、ゴルフクラブヘッドの特性を容易に調整することが可能になる。
【０００７】
以上のことから、本発明は、比較的安価な添加元素を活用し、従来のＡｌ−Ｆｅ系チタン合金よりも、熱影響部の耐久性が高く、且つ熱処理によって材質特性の調整が容易にできるゴルフクラブヘッド用のチタン合金、並びに熱処理によって材質特性を調整した本発明のチタン合金を用いたチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法を提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
上記課題を解決するための本発明の要旨は、以下のとおりである。
（１）  質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなることを特徴とする溶接部を有するゴルフクラブヘッド用チタン合金。
（２）  質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、（２）式に従って選択した加熱温度Ｔ（８００〜９７５℃）から空冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Ｅを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
（３）  質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、（３）式に従って選択した加熱温度Ｔ（８００〜９７５℃）から、油冷または水冷相当の冷却速度で冷却することによってヤング率Ｅを調整したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
（４）  質量％で、０．８％以上２．１％未満のＦｅ、４．６％以上５．５％未満のＡｌ、（１）式の酸素等量Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下、残部チタンおよび不純物からなるチタン合金を、熱処理１にて加熱温度域８５０〜９７５℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理２にて４５０〜５６０℃で３〜５時間加熱したものを用いることを特徴とする溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッドの製造方法。
Ｏｅｑ＝［Ｏ］＋２．７７［Ｎ］    …（１）式
Ｅ＝−０．０４９Ｔ＋１６４．８    …（２）式
Ｅ＝−０．１０７Ｔ＋２１２．１    …（３）式
ここで、（１）式の［Ｏ］は酸素濃度（％）、［Ｎ］は窒素濃度（％）である。（２）式と（３）式のＥはヤング率（ＧＰａ）、Ｔは加熱温度（℃）である。
【０００９】
なお、不純物とは、精練、溶解、展伸、熱処理、酸洗などの工程で除去できない、あるいはこれらの工程で混入する少量の元素のことであり、０．１％以下のＣ、０．０１５％以下のＨなどがこれに相当する。
【発明の効果】
【００１０】
本発明によって、比較的安価で、従来のＡｌ−Ｆｅ系チタン合金よりも熱影響部の耐久性が高く且つ熱処理によって材質特性の調整が容易にできるゴルフクラブヘッドに適したチタン合金を提供することができる。また、熱処理によって材質特性を調整した本発明のチタン合金を用いることによって、チタン製ゴルフクラブヘッドの軽量化や設計自由度を増す効果がもたらされる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１１】
本発明者らは、チタン合金の熱影響部の耐久性（疲労特性）と、熱処理による材質特性の調整が容易であるか否かの２点に関して、比較的安価な元素であるＡｌ、ＦｅおよびＯ、Ｎの影響について、鋭意研究を重ねた結果、Ａｌ、ＦｅおよびＯ、Ｎの添加量が増すにつれて強度は増すものの、ある特定の添加量を超えると熱影響部の曲げ疲労寿命が低下してしまうこと、一方、添加量が少なくなると強度が低下して熱影響部の曲げ疲労寿命が低くなること、更に、Ａｌ、Ｆｅの添加量によって種々熱処理によるヤング率の変化幅が小さくなることを見出した。また、ゴルフクラブヘッドを製造する際して、本発明のチタン合金を用いてヤング率や引張強度を調整する熱処理方法を見出した。その詳細は以下の通りである。
【００１２】
まず、熱影響部の曲げ疲労寿命に及ぼすＡｌ、Ｆｅの添加量の影響について説明する。Ａｌ、Ｆｅの添加量を種々変えた、幅５０ｍｍ、厚み２．５ｍｍの板を、ＴＩＧ溶接した後、ＴＩＧ溶接の表側のみを＃６００で研磨し、幅２０ｍｍに切削加工して、ゴルフクラブヘッドの溶接部を模擬した試験片を準備した。さらに、これらのＡｌ、Ｆｅの添加量を種々変えた試験片について、曲げ疲労試験を実施した。なお、曲げ疲労試験は、４点曲げの内側固定治具（５０ｍｍ間隔）の中心に熱影響部がくるように設置して、ＴＩＧ溶接の表側（＃６００研磨した表面）が深さ５ｍｍ凹むように治具を１Ｈｚで振幅させた。ここで、ＴＩＧ溶接に用いた板は、鋳塊を熱間鍛造して矩形にしたスラブを９００℃に加熱して厚み３ｍｍに熱間圧延した後、８５０℃で１時間の焼鈍を行い空冷し、次いでショットブラストと酸洗で脱スケールした後に板両表面を研磨して厚みを２．５ｍｍに調整したものである。また、これらの板のＯは０．１２〜０．１５％、Ｎは０．００５〜０．０１０％で、（１）式の酸素等量Ｏｅｑは０．１３９〜０．１７８％の範囲であった。
【００１３】
その結果、最長の寿命回数が２０１０回であったことから、そこから寿命が１０％減じた１８０９回を基準に設定すると、Ａｌが４．６％以上５．５％未満、且つＦｅが０．８％以上２．１％未満では寿命は１８１０回以上であった。これに対して、この範囲からＡｌあるいはＦｅの濃度が外れた場合には１８０９回を下まわった。Ａｌ、Ｆｅともにチタンの強度を増す作用があるといえる。Ａｌ、Ｆｅの濃度が質量％で各々４．６％、０．８％よりも低い場合には強度が低下して曲げ疲労の寿命が低下したものと考えられる。一方、Ａｌ、Ｆｅの濃度が各々５．５％以上、２．１％以上と高い場合、溶接部では溶融したチタン合金が凝固する際にＡｌとＦｅが偏析し易くなるため、熱影響部において溶融部との境界にＡｌがより多く濃化した部分が生じる。このＡｌが濃化した部分では応力に対して平滑な局所的すべりを誘発することに加えて熱影響によって金属組織が粗大化したこともあり、疲労き裂が発生しやすくなる。そのため疲労寿命が低下したものと考えられる。
【００１４】
次に、熱影響部の曲げ疲労寿命に及ぼすＯ、Ｎの影響について説明する。ＯとＮはともにα相を安定化させる元素（α安定化元素）であり、同様に固溶強化作用があることから、その固溶強化能を（１）式の酸素等量Ｏｅｑとして整理することができる。Ａｌが５．１〜５．３％、Ｆｅが１．７〜２．０％とほぼ一定にしてＯとＮの添加量のみを種々変え、上述と同じ手順で熱影響部の曲げ疲労試験を実施した。その結果、Ｏｅｑで整理すると、Ｏｅｑが０．０６％以上０．２５％以下の範囲では寿命が１８１０回以上であったが、この範囲を外れると１８０９回を下まわった。Ｏｅｑが０．０６％未満の場合には、強度が低下して曲げ疲労寿命が低下したものと考えられる。一方で０．２５％を超えた場合には、上述のＡｌ濃化部の平滑な局所すべりをＯやＮが助長する作用があること、強度の増加に反して延性が低下するため割れ感受性が低下し疲労き裂が伝播し易くなったことが、その理由として考えられる。
【００１５】
加えて、ＴＩＧ溶接前の板あるいはＴＩＧ溶接後の試験片を、９００℃に加熱して、空冷、油冷、水冷したままのもの、および更に５００℃で４時間加熱したものを、上述同様の曲げ疲労試験を実施した。その結果、ＴＩＧ溶接の前・後どちらで熱処理を施した場合においても曲げ疲労寿命に及ぼすＡｌ、Ｖ、Ｏ、Ｎの影響は上述の場合と同様であった。
【００１６】
以上のことから、熱影響部の疲労特性の観点より、請求項１に記載の本発明では溶接部を有するチタン製ゴルフクラブヘッド用のチタン合金として、質量％で、Ｆｅを０．８以上２．１未満、Ａｌを４．６以上５．５未満、（１）式の酸素等量Ｏｅｑを０．０６以上０．２５以下とした。
【００１７】
請求項１に記載の本発明のチタン合金を用いた熱処理によるヤング率の調整について説明する。図１に熱間圧延後に８５０℃１時間焼鈍した、Ａｌが５．１％、Ｆｅが１．１％、Ｏが０．１５％、Ｎが０．００６％（Ｏｅｑが０．１６４％）のチタン合金板を用いて、種々温度に加熱した後、空冷、油冷、水冷した場合のヤング率の変化を示す。ここで、ヤング率は、板をＪＩＳ  Ｚ  ２２０１の１３Ｂ号試験片（厚み２．５ｍｍ）に加工してＪＩＳ  Ｚ  ２２４１に準拠した条件で引っ張り、得られた応力−歪み曲線の弾性変形域（比例域）の傾きから求めた。
【００１８】
図１より、いずれの冷却方法でも８００〜９７５℃の温度域でヤング率は直線的に変化しており、その変化幅は、油冷と水冷が同等で約２０ＧＰａ、空冷がその半分程度で約１０ＧＰａある。また、油冷と水冷はほぼ同一のヤング率の変化である。図１より、加熱温度によって、空冷の場合には点線（（２）式）、油冷と水冷の場合には実線（（３）式）に従ってヤング率Ｅを調整することができる。一方、８００℃未満の低温側ではヤング率はほとんど変化しない。これは、α相とβ相が二相となる温度域から冷却する温度を変えることによって、ヤング率の低いβ相とヤング率の高いα相の体積率が変わるためと考えられる。また、加熱温度が９７５℃を超えるとβ相に変態して結晶粒が粗大化し、耐久性（疲労特性）が低下する場合があることから、加熱温度は９７５℃以下にする必要がある。
【００１９】
また、請求項１に記載の本発明の成分範囲を外れて、β相を安定化させるＦｅの濃度が０．８％未満、あるいはα相を安定化させるＡｌが５．５％以上になると、ヤング率が低いβ相の安定度が低下するため高温から冷却した際に残留するβ相の絶対量が少なくなる。その結果、８００℃から空冷した場合と９７５℃から空冷した場合のヤング率の変化幅がおおよそ５ＧＰａ未満に縮減してしまう。つまり、８００〜９７５℃内で熱処理温度を変えることによるヤング率の調整幅が小さくなる。
【００２０】
したがって、ヤング率Ｅは、請求項２に記載の本発明では、請求項１に記載の本発明のチタン合金を用いて、（２）式に従って選択した温度Ｔ（８００〜９７５℃）から空冷相当で冷却することによって、また、請求項３に記載の本発明では、（３）式に従って選択した温度Ｔ（８００〜９７５℃）から油冷または水冷相当で冷却することによって、調整することができる。ここで、８００〜９７５℃に加熱する保持時間は、材料の均熱が確保されれば特に制限する必要はないが、大気中で熱処理する場合にはスケールが発生することから、スケールを抑制する意味で１０〜６０分程度が好ましい。
【００２１】
次に、請求項１に記載の本発明のチタン合金を用いた熱処理による引張強度の調整について説明する。図２に、熱間圧延後に８５０℃１時間焼鈍した、Ａｌが５．１％、Ｆｅが１．１％、Ｏが０．１５％、Ｎが０．００６％（Ｏｅｑが０．１６４％）のチタン合金板を用いて、熱処理１にて種々の温度（７５０〜９７５℃）に加熱した後、空冷、油冷、水冷したままの引張強度と、これらを更に熱処理２にて５００℃、４時間加熱し空冷した後の引張強度の変化を示す。なお、熱処理は、熱処理１、熱処理２の順に実施した。ここで、引張試験は、板をＪＩＳ  Ｚ  ２２０１の１３Ｂ号試験片（厚み２．５ｍｍ）に加工してＪＩＳ  Ｚ  ２２４１に準拠した条件で実施した。
【００２２】
図２より、熱処理１で加熱温度８５０〜９７５℃から水冷または油冷した場合には、熱処理１のままに比べて、熱処理２（５００℃、４時間加熱）によって引張強度が約１００ＭＰａ（９５〜１０３）も増加するが、熱処理１の加熱温度が８５０℃未満の場合には引張強度の増分が６０ＭＰａ未満と小さくなる。また、熱処理１で８５０〜９７５℃からの冷却が空冷の場合には、熱処理２を実施しても引張強度の増分は４０ＭＰａ以下と小さい。また、熱処理１で８５０〜９７５℃から油冷または水冷した場合、熱処理２の加熱温度と時間が４５０〜５６０℃、３〜５時間の範囲内の場合には引張強度は熱処理１のままのものに対して約１００ＭＰａ増加する。しかし、熱処理２がこの範囲から外れて、４５０℃未満または５６０℃超、３時間未満または５時間超になると、増分が小さくなり６０ＭＰａに満たない場合がある。これは、熱処理１にて８５０〜９７５℃から冷却された際に残留したβ相中に、熱処理２（４５０〜５６０℃、３〜５時間）によってα相が析出することによる析出強化であると考えられる。なお、熱処理２で４５０〜５６０℃、３〜５時間の加熱を加えた場合、そのヤング率は１２５ＧＰａ前後であった。
したがって、請求項４に記載の本発明では、請求項１に記載の本発明のチタン合金を用いて、熱処理１にて温度域８５０〜９７５℃から油冷または水冷相当の冷却速度で冷却した後、次いで熱処理２にて４５０〜５６０℃で３〜５時間加熱することによって、熱処理１のままに比べて引張強度を約１００ＭＰａ増加することができる。ここで、８５０〜９７５℃に加熱する保持時間は、材料の均熱が確保されれば特に制限する必要はないが、大気中で熱処理する場合にはスケールが発生することから、スケールを抑制する意味で１０〜６０分程度が好ましい。
【００２３】
請求項２ないし請求項４に記載の本発明の冷却方法については、空冷、油冷、水冷によって冷却速度を調整することとしているが、具体的な各々の冷却速度は、概ね１、１０、１００〜３００℃／秒程度のものである。なお、空冷、油冷、水冷以外の冷却方法、例えば吹き付ける空気の圧力や流量の調整、冷却媒体の粘度や温度の調整等によって、冷却速度を空冷、油冷、水冷相当に調整しても、請求項２ないし請求項４に記載の本発明の効果が得られることは言うまでもない。
【実施例１】
【００２４】
請求項１に記載の本発明を、以下の実施例を用いて更に詳細に説明する。
【００２５】
【表１】
2005220388.tif 000003
【００２６】
表１に、チタン合金のＡｌ、Ｆｅ、Ｏ、Ｎ濃度、酸素等量Ｏｅｑ、ＴＩＧ溶接前後の熱処理履歴、熱影響部の曲げ疲労寿命を示す。ＡｌとＦｅの濃度、Ｏｅｑ（Ｏ，Ｎ）が請求項１に記載の本発明の範囲内にある実施例のＮｏ．１−３、１−４、１−５、１−１１、１−１２、１−１７、１−１８、１−１９、１−２０、１−２１（表１の備考参照）では、熱影響部の曲げ疲労寿命が１８２０〜２０１０回で１８０９回（最長回数２０１０回の１０％減）を上回っている。
【００２７】
一方、本発明の範囲からＡｌまたはＦｅあるいは両者の濃度が外れている比較例のＮｏ．１−１、１−２、１−６、１−７、１−８、１−９、１−１０、１−１３、１−１４、１−１５（表１の備考参照）、Ｏｅｑ（Ｏ，Ｎ）が外れている比較例のＮｏ．１−１６、１−２２（表１の備考参照）では、１７０９〜１８０１回と実施例に比べて、寿命が短いことがわかる。
【実施例２】
【００２８】
請求項１に記載の本発明の他の実施例を、以下に説明する。
【００２９】
【表２】
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【００３０】
表２に、ＴＩＧ溶接前後の熱処理条件を種々変えた場合の熱影響部の曲げ疲労寿命を示す。本発明の範囲内にある同一の成分系にて、ＴＩＧ溶接前の熱処理条件を変えた実施例のＮｏ．２−１、２−２、２−３、２−４、２−５、２−６（表２の備考参照）、およびＴＩＧ溶接後の熱処理条件を変えた実施例のＮｏ．２−７、２−８、２−９、２−１０、２−１１、２−１２（表２の備考参照）では、熱影響部の曲げ疲労寿命が１９９０〜２０１０回の範囲で大きく減少していない。ＴＩＧ溶接前後の熱処理条件を種々変えても本発明の効果が得られることがわかる。
【００３１】
一方、本発明の範囲から成分が外れている比較例のＮｏ．２−１３、２−１４、２−１５、２−１６、２−１７、２−１８（表２の備考参照）では、ＴＩＧ溶接前後の熱処理条件を変えても、熱影響部の曲げ疲労寿命が１６９８〜１７６３回と短い。
【実施例３】
【００３２】
請求項２に記載の本発明ないし請求項３に記載の本発明の実施例を、以下に説明する。
【００３３】
【表３】
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【００３４】
表３に、チタン合金のＡｌ、Ｆｅ、Ｏ、Ｎ濃度、酸素等量Ｏｅｑ、熱処理条件、（２）式または（３）式から計算したヤング率と実測値を示す。但し、表３に示している熱処理は、熱間圧延後に８５０℃、１時間、焼鈍して空冷した後のものである。表３のＮｏ．３−１〜３−１３（表３の備考参照）は、本発明の範囲内にある同一成分であって熱処理条件が異なるものである。
【００３５】
請求項２に記載の本発明の加熱温度Ｔの範囲８００〜９７５℃で空冷した実施例のＮｏ．３−１０、３−１１、３−１２、３−１３（表３の備考参照）では、そのヤング率をみると（２）式から計算される値と実測値の差が小さく、加熱温度Ｔを変えることによって１１６〜１２６ＧＰａの範囲で調整されている。また、請求項３に記載の本発明の加熱温度Ｔの範囲８００〜９７５℃で油冷した実施例のＮｏ．３−７、３−８、水冷した実施例のＮｏ．３−２、３−３、３−４、３−５（表３の備考参照）でも、そのヤング率をみると（３）式から計算される値と実測値の差が小さく、加熱温度Ｔを変えることによってヤング率が１０６〜１２６ＧＰａの範囲で調整されている。
【００３６】
一方、加熱温度が７５０℃と請求項２に記載の本発明または請求項３に記載の本発明の加熱温度Ｔの範囲から外れている比較例のＮｏ．３−１、３−６、３−９（表３の備考参照）では、本発明の加熱温度下限８００℃の場合（各々Ｎｏ．３−２、３−７、３−１０に対応）と比較すると、ヤング率の変化量は小さく、（２）式または（３）式から計算した値からの差も大きくなっている。つまり、８００℃未満の加熱温度域ではヤング率の調整幅が狭いことがわかる。
【００３７】
また、本発明の範囲よりも、Ａｌ濃度が高い比較例のＮｏ．３−１４、３−１５と、Ｆｅ濃度が低い比較例のＮｏ．３−１６、３−１７（表３の備考参照）では、加熱温度を８００℃と９７５℃と大きく変化させてもヤング率は２〜４ＧＰａしか変化せず、ほとんど調整できないことがわかる。
【実施例４】
【００３８】
請求項４に記載の本発明の実施例を、以下に説明する。
【００３９】
【表４】
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【００４０】
表４に、チタン合金のＡｌ、Ｆｅ、Ｏ、Ｎ濃度、酸素等量Ｏｅｑ、熱処理１、熱処理２、熱処理１のままの引張強度、熱処理２の後の引張強度、熱処理２による引張強度の増分を示す。なお、熱処理は、熱処理１、熱処理２の順で実施した。表４は、各々異なる成分を用いた、Ｎｏ．４−１〜４−１４のグループと、Ｎｏ．４−１５〜４−１７のグループからなり、いずれの成分も本発明の範囲内であり、各グループ内で熱処理１や熱処理２の条件が異なる。
【００４１】
熱処理１、熱処理２の条件が本発明の範囲内にある実施例のＮｏ．４−２、４−３、４−４、４−６、４−９、４−１０、４−１１、４−１５、４−１６（表４の備考参照）では、引張強度の増分が９５〜１０３ＭＰａと約１００ＭＰａである。
【００４２】
これに対して、本発明の範囲から熱処理１の条件が外れている比較例のＮｏ．４−１、４−５、４−７、４−１７と、熱処理２の条件が外れている比較例のＮｏ．４−８、４−１２、４−１３、４−１４（表４の備考参照）では、引張強度の増分が１５〜５４ＭＰａと上記実施例に比べて小さいことがわかる。
【００４３】
なお、以上の実施例１〜４に示した、板および曲げ疲労試験片の準備方法、熱影響部の曲げ試験方法、ヤング率の測定方法、引張試験方法は、上記の「発明を実施するための最良の形態」の項で説明したものと同一である。
【図面の簡単な説明】
【００４４】
【図１】本発明のチタン合金を加熱した後、空冷、油冷、水冷した場合の加熱温度とヤング率の関係を示す図である。
【図２】本発明のチタン合金を、熱処理１にて加熱した後、空冷、油冷、水冷したままの引張強度と、これらを更に熱処理２にて５００℃、４時間加熱して空冷した後の引張強度を示す図である。
【図１】
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【図２】
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