<Desc/Clms Page number 1>
Nickel-Chrom-Kobaltlegierung und Verfahren zu ihrer
Wärmebehandlung
EMI1.1
<Desc/Clms Page number 2>
Verunreinigungen und Desoxydationsrückstände soll 2% nicht übersteigen. Der Gehalt an Verunreinigun- gen soll so niedrig gehalten werden, als dies praktisch möglich ist ; insbesondere ist es wünschenswert, den Siliziumgehalt unter 0, 3% zu halten.
Zur Erzielung einer entsprechenden Dehnbarkeit ist etwas Kohlenstoff notwendig, der jedoch sorg- fältig überwacht werden muss. Wenn er zu niedrig ist, ist die Legierung nicht verarbeitbar ; es sollen da- her mindestens 0, 03% und vorzugsweise mindestens 0, 040/0 Kohlenstoff vorhanden sein. Da mit steigen- dem Kohlenstoffgehalt die Schlag- und Zugfestigkeit sinkt, soll aus diesem Grunde der Kohlenstoffgehalt nicht höher als 0, 09% sein.
Einerseits fällt bei Chromgehalten unter 14% der Widerstand der Legierungen gegenüber der Oxyda- tion und dem Angriff der Verbrennungsprodukte des Turbinenkraftstoffes. Anderseits neigt eine Erhöhung des Chromgehaltes dazu, die Warmverarbeitbarkeit der Legierung zu vermindern. Der Chromgehalt darf daher nicht grösser sein als 22%. Kobalt hat einen günstigen Einfluss auf den Kriechwiderstand und verbes- sert auch die Warmverarbeitbarkeit. es kann gewöhnlich in Mengen von 10 bis 20% vorhanden sein. Molybdän hat einen günstigen Einfluss sowohl auf die Bruch-und Kriechdehnbarkeit und ist zur Vermeidung der Kerbempfindlichkeit sehr erwünscht.
Anderseits führen übermässige Zugaben von Molybdän zu einer erhöhten Kriechgeschwindigkeit und einer. verminderten Bearbeitbarkeit, so dass dessen Gehalt daher nicht über 10% und vorzugsweise nicht über 8% betragen soll. Das Molybdän kann teilweise oder ganz durch gleiche Atomprozente Wolfram bis zu einem maximalen Wolframgehalt von 10 Gew.-% ersetzt werden.
Jeder der Gehalte an Titan, Aluminium und Niob ist sehr wichtig. Um die erwünschte Höhe der Festigkeitseigenschaften zu erhalten, ist ein Gesamtgehalt von Titan und Aluminium von mindestens 2, 5% erforderlich. Während jedoch eine Erhöhung dieses Gesamtgehaltes zu Legierungen noch höherer Festigkeit führt, vermindert sich dementsprechend die Dehnbarkeit der Legierungen. Aluminium hat einen besonders schädlichen Einfluss auf die Dehnbarkeit und darf daher davon nicht mehr als 0, 8% anwesend sein.
Andern Fällen entsprechend wird in Gegenwart von viel Eisen eine niedrige Dehnbarkeit erhalten ; wenn der Eisengehalt über 10% beträgt, darf der Aluminiumgehalt vorzugsweise 0, 5% nicht übersteigen. Eine Erhöhung des Titangehaltes führt zu einem Absinken der Schlagfestigkeit der Legierungen bei Raumtem peratur, weshalb der Titangehalt 3, 5% nicht übersteigen darf.
Innerhalb des oben angegebenen Bereiches führt die gemeinsame Gegenwart von Titan und Niob zu einer bemerkenswerten Vereinigung von Festigkeit und Dehnbarkeit, während ausserhalb dieses Bereiches ein merklicher Abfall einer oder beider dieser Eigenschaften eintritt. 1m Hinblick auf den Eisengehalt führen übermässige Gehalte an Niob ebenfalls zu einer beachtlichen Versprödung der Legierung.
Die besten Eigenschaften werden erhalten, wenn Eisen abwesend oder nur als Verunreinigung, vorzugsweise in 5% nicht übersteigenden Mengen, anwesend ist und der Niobgehalt an der oberen Grenze des angegebenen Bereiches gelegen ist. Wenn der Eisengehalt erhöht wird, muss der Niobgehalt erniedrigt werden ; es ist ein wesentlicher Vorteil der Erfindung, dass die Gehalte dieser beiden Elemente so in Beziehung stehen, dass sie innerhalb des Feldes ABCDE der Zeichnung gelegen sind. Ein Ersatz des Nickels durch Eisen macht die Legierungen billiger, vermindert aber auch einigermassen ihre Zug- und Schlagfestigkeit bei hohen Temperaturen. Die eisenhaltigen Legierungen sind jedoch geeignet, wenn die Betriebsbedingungen nicht so aussergewöhnlich schwer sind.
Das im Handel verfügbare Niob ist gewöhnlich mit Tantal verunreinigt, das im wesentlichen hinsichtlich seines Einflusses dem Niob gleichwertig ist ; das Niob kann ganz oder teilweise durch eine entsprechende Gewichtsmenge Tantal bis zu einem Maximalgehalt an Tantal von 3% ersetzt werden.
Geringe Zugaben von Bor und Zirkon haben einen merklich günstigen Einfluss auf die Dehnbarkeit der Legierung bei Temperaturen von 6000C und darüber ; beide Elemente müssen anwesend sein. Wenn der Gehalt jedoch erhöht wird, fällt der Schmelzpunkt der Legierungen, und wenn mehr als 0, 01% Bor oder 0, 1% Zirkon anwesend ist, verschlechtert sich die Warmverarbeitbarkeit der Legierung beträchtlich.
Bevorzugte Zusammensetzungen von eisenfreien und eisenhaltigen Legierungen sind die folgenden :
<Desc/Clms Page number 3>
EMI3.1
<tb>
<tb> Eisenfreie <SEP> Legierungen <SEP> Eisenhaltige <SEP> Legierungen
<tb> C <SEP> 0, <SEP> 04-0, <SEP> 09% <SEP> 0, <SEP> 04-0, <SEP> 09% <SEP>
<tb> Cr <SEP> 18-22% <SEP> 14-16% <SEP>
<tb> Co <SEP> 13-15% <SEP> 13-15% <SEP>
<tb> Mo <SEP> 4-6, <SEP> 5% <SEP> 4-6, <SEP> 5% <SEP>
<tb> Nb <SEP> 4, <SEP> 5-5% <SEP> 2-2, <SEP> 5% <SEP>
<tb> Ti <SEP> 2, <SEP> 25-2, <SEP> 75% <SEP> 2, <SEP> 75-3, <SEP> 25% <SEP>
<tb> Al <SEP> 0, <SEP> 3-0, <SEP> 8% <SEP> bis <SEP> zu <SEP> 0, <SEP> 35% <SEP>
<tb> Fe <SEP> 0-1% <SEP> 18-22% <SEP>
<tb> B <SEP> 0, <SEP> 001-0,01% <SEP> 0,001-0,01%
<tb> Zr <SEP> 0, <SEP> 01 <SEP> -0, <SEP> 1% <SEP> 0, <SEP> 01 <SEP> -0,
<SEP> 1% <SEP>
<tb> Ni <SEP> Rest <SEP> Rest
<tb>
EMI3.2
<Desc/Clms Page number 4>
Zahlentafel I Zusammensetzung in Gel.-%
EMI4.1
<tb>
<tb> Legierung <SEP> Nr. <SEP> C <SEP> cr <SEP> Co <SEP> Mo <SEP> Ti <SEP> Al <SEP> Nb <SEP> Fe <SEP> B <SEP> Zr <SEP> Mn <SEP> Si <SEP> Ni
<tb> 1 <SEP> 0,06 <SEP> 18,7 <SEP> 14,25 <SEP> 3,95 <SEP> 2,65 <SEP> 0,73 <SEP> 4,5 <SEP> < 0,2 <SEP> 0,005 <SEP> 0,09 <SEP> < 0. <SEP> 05 <SEP> < 0. <SEP> 2 <SEP> Rest
<tb> 2 <SEP> 0,08 <SEP> 20, <SEP> 4 <SEP> 14, <SEP> 4 <SEP> 3,75 <SEP> 2, <SEP> 62 <SEP> 0,52 <SEP> 4,75 <SEP> < 0,2 <SEP> 0,004 <SEP> 0,06 <SEP> < 0,05 <SEP> 0, <SEP> 13 <SEP> Rest
<tb> 3 <SEP> 0, <SEP> 09 <SEP> 13,9 <SEP> 13,5 <SEP> 4,1 <SEP> 3,1 <SEP> 0,1 <SEP> 2,4 <SEP> 20,3 <SEP> 0,005 <SEP> 0, <SEP> 03 <SEP> < 0.
<SEP> 05 <SEP> < 0, <SEP> 2 <SEP> Rest
<tb> 4 <SEP> 0.06 <SEP> 15.9 <SEP> 13.8 <SEP> 4,5 <SEP> 2,76 <SEP> 0,27 <SEP> 2,36 <SEP> 19,7 <SEP> 0,003 <SEP> 0,02 <SEP> 0.07 <SEP> 0,13 <SEP> Rest
<tb>
Zahlentafel II
EMI4.2
<tb>
<tb> Versuchsbedingungen <SEP> Kriechverhalten
<tb> Legierung <SEP> Nr.
<tb>
1 <SEP> 2 <SEP> 3 <SEP> 4
<tb> 70,9kg/mm2 <SEP> bei <SEP> 575 C <SEP> Keine <SEP> Dehnung <SEP> 0,05% <SEP> Dehnung <SEP> Keine <SEP> Dehnung <SEP> 0, <SEP> 05% <SEP> Dehnung
<tb> nach <SEP> 338 <SEP> h <SEP> nach <SEP> 197 <SEP> h <SEP> (+) <SEP> nach <SEP> 230 <SEP> h <SEP> nach <SEP> 275 <SEP> h
<tb> 67,7 <SEP> kg/mm2 <SEP> bei <SEP> 6000C <SEP> Keine <SEP> Dehnung--nach <SEP> 150 <SEP> h
<tb> 50, <SEP> 4kg/mm2 <SEP> bei <SEP> 650 C <SEP> - <SEP> - <SEP> 0,04%Dehnung
<tb> nach <SEP> 170 <SEP> h
<tb> 63,0 <SEP> kg/mm2 <SEP> bei <SEP> 6500C <SEP> Bruch <SEP> nach <SEP> Bruch <SEP> nach-Bruch <SEP> nach
<tb> 750 <SEP> h <SEP> 1556 <SEP> h <SEP> (+) <SEP> 1063 <SEP> h
<tb> Bruchdehnung <SEP> Bruchdehnung
<tb> 5, <SEP> 9% <SEP> 3,1%
<tb> 50,4kg/mm2 <SEP> bei <SEP> 700 C <SEP> Bruch <SEP> nach <SEP> - <SEP> - <SEP> -
<tb> 95 <SEP> h.
<SEP> Bruchdehnung <SEP> 21%
<tb>
(+) = Vergütet durch 24 h bei 6500C.
EMI4.3
<tb>
<tb>
Dehnungsverhalten <SEP> bei <SEP> 200C
<tb> Legierung <SEP> Nr.
<tb>
1 <SEP> 2 <SEP> 3 <SEP> 4 <SEP>
<tb> 0, <SEP> 1% <SEP> Dehngrenze <SEP> in <SEP> kg/mm2 <SEP> - <SEP> 94,0 <SEP> - <SEP> 83,0
<tb> Zugfestigkeit <SEP> in <SEP> kg/mm2 <SEP> - <SEP> 123,0 <SEP> - <SEP> 124,0
<tb> Bruchdehnung <SEP> in <SEP> % <SEP> - <SEP> 9 <SEP> - <SEP> 25
<tb> Dehnungsverhalten <SEP> bei <SEP> 600 C
<tb> Legierung <SEP> Nr.
<tb>
1 <SEP> 2 <SEP> 3 <SEP> 4 <SEP>
<tb> 0,1% <SEP> Dehngrenze <SEP> in <SEP> kg/mm2 <SEP> 90, <SEP> 0 <SEP> 83, <SEP> 0 <SEP> 79, <SEP> 0 <SEP> 76, <SEP> 0 <SEP>
<tb> Zugfestigkeit <SEP> in <SEP> kg/mm2 <SEP> 134,0 <SEP> 120,0 <SEP> 101,0 <SEP> 102,0
<tb> Dehnung <SEP> in <SEP> % <SEP> 16 <SEP> 15 <SEP> 14 <SEP> 17
<tb>
<Desc/Clms Page number 5>
Die Eigenschaften weiterer Beispiele der Legierungen Nr. 2 und 4, welche in der Nähe des Randes der Käse abgeschnitten wurden, waren ähnlich jenen, wie sie in der Zahlentafel II angegeben sind ; ausgenommen, dass die Bruchdehnungen etwas grösser waren.
Die folgenden drei Zahlentafeln zeigen den Einfluss der Änderung der Gehalte an Titan, Aluminium und Niob in einigen eisenfreien und eisenhaltigen Legierungen auf die Festigkeitseigenschaften, wie sie mit dem Hounsfield-Tensometer bei 6000C bestimmt wurden. Die angegebenen Zusammensetzungen sind die errechneten, ausgenommen dort, wo sie anders ermittelt wurden. Alle Proben wurden entweder bei 1000 C durch 1 h lösungsgeglüht, luftabgekühlt und bei 7000C durch 16 h (Wärmebehandlung A) vergütet oder bei 10500C durch 1 h lösungsgeglüht, luftabgekühlt und bei 7000C durch 16 h (Wärmebehandlung B) vergütet.
Zahlentafel III a) Einfluss der Änderung des Titangehaltes in einer eisenfreien Legierung.
Grundzusammensetzung der Legierung : 0, 05% C, 20% Cr, 14% Co,
5%Mo, 0,4%Al5%Nb.0%Fe,0,003%B,0,03%Zr,RestNi.
Von geschmiedeten Stangen abgeschnittene Proben.
Wärmebehandlung B.
EMI5.1
<tb>
<tb>
Legierung <SEP> Nr. <SEP> Ti <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Dehngrenze <SEP> Zugfestigkeit <SEP> Dehnung
<tb> (%) <SEP> (kg/mm2) <SEP> kg/mm2) <SEP> (%)
<tb> 5 <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 88 <SEP> 113 <SEP> 8
<tb> 6 <SEP> 2, <SEP> 25 <SEP> 88 <SEP> 135 <SEP> 16
<tb> 7 <SEP> 2, <SEP> 5 <SEP> 88 <SEP> 123 <SEP> 12
<tb> 8 <SEP> 2, <SEP> 75 <SEP> 94 <SEP> 142 <SEP> 12
<tb> 9 <SEP> 3, <SEP> 0 <SEP> 104 <SEP> 139 <SEP> 5
<tb> 10 <SEP> 3, <SEP> 25 <SEP> 120 <SEP> 148 <SEP> 8
<tb>
b) Einfluss der Änderung des Titangehaltes in einer eisenhaltigen Legierung.
Grundzusammensetzung der Legierung : 0, 05% C, 15% Cr, 14% Co, 5% Mo, bis 0, 3% Al, 2% Nb. 201o Fe, 0, 003% B, 0, 03% Zr, Rest Ni.
Von Pressstangen abgeschnittene Proben.
EMI5.2
<tb>
<tb>
Legierung <SEP> Nr. <SEP> Wärme-Ti <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Dehngrenze <SEP> Zugfestigkeit <SEP> Dehnung <SEP> Kerbschlagbehandlung <SEP> (%) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (%) <SEP> festigkeit
<tb> (kgm)
<tb> 11 <SEP> A <SEP> 1, <SEP> 5 <SEP> 53 <SEP> 87 <SEP> 25
<tb> 12 <SEP> A <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 63 <SEP> 96 <SEP> 21
<tb> 13 <SEP> A <SEP> 2, <SEP> 5 <SEP> 72 <SEP> 107 <SEP> 17 <SEP> - <SEP>
<tb> 14 <SEP> B <SEP> 3, <SEP> 0 <SEP> 79 <SEP> 113 <SEP> 19 <SEP> 5, <SEP> 53 <SEP>
<tb> 15 <SEP> B <SEP> 3, <SEP> 25 <SEP> 82 <SEP> 117 <SEP> 17 <SEP> 3, <SEP> 9 <SEP>
<tb> 16 <SEP> B <SEP> 3, <SEP> 5 <SEP> 77 <SEP> 113 <SEP> 13 <SEP> 3, <SEP> 1 <SEP>
<tb>
Alle Legierungen in Zahlentafel III, ausgenommen Nr. 5, 11 und 12, sind erfindungsgemäss zusammengesetzt.
In Nr. 5, 11 und 12 beträgt der Gesamtgehalt an Titan und Aluminium weniger als 2, 50/0 ; ein merkbares Absinken der Zugfestigkeit wurde beobachtet. Die Ergebnisse in der letzten Spalte zeigen, wie die Schlagfestigkeit mit steigendem Titangehalt abnimmt.
<Desc/Clms Page number 6>
Zahlentafel IV Einfluss der Änderung des Aluminiumgehaltes in einer eisenfreien Legierung.
Grundzusammensetzung der Legierung : 0, 05% C, 20% Cr, 14% Co, 4% Mo, 2,5%Ti, 4,5%Nb,0%Fe,0,003%B.0,03%Zr,RestNi.
Von Pressstangen abgeschnittene Proben.
EMI6.1
<tb>
<tb>
Legierung <SEP> Nr. <SEP> Wärme-AI <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Dehngrenze <SEP> Zugfestigkeit <SEP> Dehnung
<tb> behandlung <SEP> (%) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (%)
<tb> 17 <SEP> A <SEP> 0, <SEP> 2'72 <SEP> 113 <SEP> 12
<tb> 1 <SEP> B <SEP> 0, <SEP> 73 <SEP> 90 <SEP> 134 <SEP> 16
<tb> 18 <SEP> A <SEP> 1, <SEP> 2 <SEP> 82 <SEP> 117 <SEP> 4
<tb> 18 <SEP> B <SEP> 1. <SEP> 2 <SEP> 79 <SEP> 88 <SEP> 1
<tb>
= Analysenwerte.
Der Abfall in der Dehnbarkeit der Legierung Nr. 18, in welcher der Aluminiumgehalt zu hoch ist, im Vergleich zu den erfindungsgemässen Legierungen Nr. 17 und 1 ist sehr bemerkenswert.
Zahlentafel V a) Einfluss der Änderung des Niobgehaltes in einer eisenfreien Legierung.
Grundzusammensetzung der Legierung : 0. 05% C, 20% Cr, 14% Co,
EMI6.2
Von Pressstangen abgeschnittene Proben.
Wärmebehandlung B.
EMI6.3
<tb>
<tb> Legierung <SEP> Nr. <SEP> Nb <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Dehngrenze <SEP> Zugfestigkeit <SEP> Dehnung
<tb> (lu) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (0/0)
<tb> 19 <SEP> 2, <SEP> 3 <SEP> 72 <SEP> 110 <SEP> 23
<tb> 1 <SEP> 4, <SEP> 5 <SEP> 90 <SEP> 134 <SEP> 16
<tb> 20 <SEP> 6, <SEP> 3 <SEP> 98 <SEP> 120 <SEP> 2
<tb>
= Analysenwerte. b) Einfluss der Änderung des Niobgehaltes in einer eisenhaltigen Legierung.
EMI6.4
Von Pressstangen abgeschnittene Proben.
Wärmebehandlung B.
EMI6.5
<tb>
<tb> Legierung <SEP> Nr. <SEP> Nb <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Dehngrenze <SEP> Zugfestigkeit <SEP> Dehnung <SEP> Kerbschlag-
<tb> (%) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (%) <SEP> festigkeit
<tb> (kgm)
<tb> 21 <SEP> 1, <SEP> 5 <SEP> 77 <SEP> 104 <SEP> 19
<tb> 22 <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 79 <SEP> 113 <SEP> 19 <SEP> 5, <SEP> 53 <SEP>
<tb> 23 <SEP> 2, <SEP> 5 <SEP> 88 <SEP> 131 <SEP> 11 <SEP> 2, <SEP> 8 <SEP>
<tb> 24 <SEP> 3, <SEP> 0 <SEP> 85 <SEP> 118 <SEP> 10 <SEP> 2. <SEP> 0 <SEP>
<tb> 25 <SEP> 3, <SEP> 5 <SEP> 94 <SEP> 123 <SEP> 10
<tb>
<Desc/Clms Page number 7>
Die Abnahme der Bruchdehnung und der Schlagfestigkeit zeigt, wie die Legierungen verspröden, wenn der Niobgehalt zu hoch ist.
Die Legierungen Nr. 22-24 sind erfindungsgemäss zusammengesetzt, während die Legierungen Nr. 21 und 25 dies nicht sind.
Die Ergebnisse in Zahlentafel VI zeigen das Erfordernis eines gewissen Kohlenstoffgehaltes in den Le- gierungen, um diese schmiedbar zu machen, sowie die Tendenz des Abfalles der Dehngrenze und der Zugfestigkeit, wenn der Kohlenstoffgehalt zunimmt. Die Legierung Ni. 26 enthält zu wenig Kohlenstoff und die Legierung Nr. 30 zu viel. Die andern sind erfindungsgemäss.
Zahlentafel VI
Einfluss der Änderung des Kohlenstoffgehaltes in einer eisenfreien Legierung.
Grundzusammensetzung der Legierung: 20% Cr, 14% Co, 6% Mo, 2,25%Ti, 0, 6% Al, 0% Fe, 4, 5% Nb, 0, 003% B, 0, 05% Zr.
Von geschmiedeten Stangen abgeschnittene Proben.
Wärmebehandlung B.
EMI7.1
<tb>
<tb>
Legierung <SEP> Nr. <SEP> C <SEP> 0, <SEP> 10/0 <SEP> Dehngrenze <SEP> Zugfestigkeit <SEP> Dehnung
<tb> () <SEP> (kg/mm2) <SEP> (kg/mm2) <SEP> (%)
<tb> 26 <SEP> 0, <SEP> 02 <SEP> nicht <SEP> schmiedbar
<tb> 27 <SEP> 0, <SEP> 04 <SEP> 94 <SEP> 140 <SEP> 12
<tb> 28 <SEP> 0, <SEP> 06 <SEP> 98 <SEP> 137 <SEP> 17
<tb> 29 <SEP> 0, <SEP> 08 <SEP> 83 <SEP> 118 <SEP> 18
<tb> 30 <SEP> 0, <SEP> 10 <SEP> 79 <SEP> 117 <SEP> 18
<tb>
PATENTANSPRÜCHE :
1.
Nickel-Chrom-Kobaltlegierung, dadurch gekennzeichnet, dass sie 0, 03-0, 09% Kohlenstoff, 14 bis 22% Chrom. 10 - 20% Kobalt, 3 - 10% Molybdän, 2 - 3,5% Titan, bis 0,8% Aluminium, wobei die
Summe der Titan- und Aluminiumgehalte grösser als 2, 5% ist, 2-5, 25% Niob, bis 25% Eisen, wobei die Gehalte an Eisen und Niob einander so zugeordnet sind, dass sie innerhalb des Feldes ABCDE der Zeichnung liegen, 0, 001-0, 01% Bor und 0, 01-0, lao Zirkon, Rest Nickel, enthält.
<Desc / Clms Page number 1>
Nickel-Chromium-Cobalt Alloy and Process for Their
Heat treatment
EMI1.1
<Desc / Clms Page number 2>
Impurities and deoxidation residues should not exceed 2%. The content of impurities should be kept as low as is practically possible; in particular, it is desirable to keep the silicon content below 0.3%.
Some carbon is necessary to achieve adequate ductility, but this must be carefully monitored. If it is too low, the alloy is not workable; therefore at least 0.03% and preferably at least 0.040/0 carbon should be present. Since the impact strength and tensile strength decrease with increasing carbon content, the carbon content should not be higher than 0.09% for this reason.
On the one hand, if the chromium content is below 14%, the resistance of the alloys to oxidation and attack by the combustion products of the turbine fuel falls. On the other hand, an increase in the chromium content tends to reduce the hot workability of the alloy. The chromium content must therefore not be greater than 22%. Cobalt has a favorable influence on creep resistance and also improves hot workability. it can usually be present in amounts of 10 to 20%. Molybdenum has a favorable influence on both the fracture and creep ductility and is very desirable in order to avoid notch sensitivity.
On the other hand, excessive additions of molybdenum lead to an increased creep speed and a. reduced machinability, so that its content should therefore not be more than 10% and preferably not more than 8%. The molybdenum can be partially or completely replaced by the same atomic percent of tungsten up to a maximum tungsten content of 10% by weight.
Each of the contents of titanium, aluminum and niobium is very important. In order to obtain the desired level of strength properties, a total content of titanium and aluminum of at least 2.5% is required. However, while an increase in this total content leads to alloys with even higher strength, the ductility of the alloys is correspondingly reduced. Aluminum has a particularly damaging influence on ductility and therefore no more than 0.8% of it must be present.
In other cases, in the presence of much iron, a low ductility is obtained; if the iron content is over 10%, the aluminum content must preferably not exceed 0.5%. An increase in the titanium content leads to a decrease in the impact strength of the alloys at room temperature, which is why the titanium content must not exceed 3.5%.
Within the range given above, the joint presence of titanium and niobium leads to a remarkable combination of strength and ductility, while outside this range there is a noticeable decrease in one or both of these properties. With regard to the iron content, excessive levels of niobium also lead to considerable embrittlement of the alloy.
The best properties are obtained when iron is absent or only present as an impurity, preferably in amounts not exceeding 5%, and the niobium content is at the upper limit of the specified range. If the iron content is increased, the niobium content must be decreased; it is a major advantage of the invention that the contents of these two elements are related to be within the ABCDE field of the drawing. Replacing nickel with iron makes the alloys cheaper, but also reduces their tensile and impact strength to some extent at high temperatures. However, the ferrous alloys are suitable if the operating conditions are not so exceptionally severe.
The commercially available niobium is usually contaminated with tantalum, which is essentially equivalent to niobium in terms of its influence; the niobium can be replaced in whole or in part by a corresponding amount by weight of tantalum up to a maximum tantalum content of 3%.
Small additions of boron and zirconium have a noticeably beneficial effect on the ductility of the alloy at temperatures of 6000C and above; both elements must be present. However, if the content is increased, the melting point of the alloys falls, and if more than 0.01% boron or 0.1% zircon is present, the hot workability of the alloy deteriorates considerably.
Preferred compositions of ferrous and ferrous alloys are as follows:
<Desc / Clms Page number 3>
EMI3.1
<tb>
<tb> Iron-free <SEP> alloys <SEP> Ferrous <SEP> alloys
<tb> C <SEP> 0, <SEP> 04-0, <SEP> 09% <SEP> 0, <SEP> 04-0, <SEP> 09% <SEP>
<tb> Cr <SEP> 18-22% <SEP> 14-16% <SEP>
<tb> Co <SEP> 13-15% <SEP> 13-15% <SEP>
<tb> Mo <SEP> 4-6, <SEP> 5% <SEP> 4-6, <SEP> 5% <SEP>
<tb> Nb <SEP> 4, <SEP> 5-5% <SEP> 2-2, <SEP> 5% <SEP>
<tb> Ti <SEP> 2, <SEP> 25-2, <SEP> 75% <SEP> 2, <SEP> 75-3, <SEP> 25% <SEP>
<tb> Al <SEP> 0, <SEP> 3-0, <SEP> 8% <SEP> to <SEP> to <SEP> 0, <SEP> 35% <SEP>
<tb> Fe <SEP> 0-1% <SEP> 18-22% <SEP>
<tb> B <SEP> 0, <SEP> 001-0.01% <SEP> 0.001-0.01%
<tb> Zr <SEP> 0, <SEP> 01 <SEP> -0, <SEP> 1% <SEP> 0, <SEP> 01 <SEP> -0,
<SEP> 1% <SEP>
<tb> Ni <SEP> remainder <SEP> remainder
<tb>
EMI3.2
<Desc / Clms Page number 4>
Table of figures I Composition in gel%
EMI4.1
<tb>
<tb> Alloy <SEP> No. <SEP> C <SEP> cr <SEP> Co <SEP> Mo <SEP> Ti <SEP> Al <SEP> Nb <SEP> Fe <SEP> B <SEP> Zr < SEP> Mn <SEP> Si <SEP> Ni
<tb> 1 <SEP> 0.06 <SEP> 18.7 <SEP> 14.25 <SEP> 3.95 <SEP> 2.65 <SEP> 0.73 <SEP> 4.5 <SEP> < 0.2 <SEP> 0.005 <SEP> 0.09 <SEP> <0. <SEP> 05 <SEP> <0. <SEP> 2 <SEP> remainder
<tb> 2 <SEP> 0.08 <SEP> 20, <SEP> 4 <SEP> 14, <SEP> 4 <SEP> 3.75 <SEP> 2, <SEP> 62 <SEP> 0.52 < SEP> 4.75 <SEP> <0.2 <SEP> 0.004 <SEP> 0.06 <SEP> <0.05 <SEP> 0, <SEP> 13 <SEP> remainder
<tb> 3 <SEP> 0, <SEP> 09 <SEP> 13.9 <SEP> 13.5 <SEP> 4.1 <SEP> 3.1 <SEP> 0.1 <SEP> 2.4 < SEP> 20.3 <SEP> 0.005 <SEP> 0, <SEP> 03 <SEP> <0.
<SEP> 05 <SEP> <0, <SEP> 2 <SEP> remainder
<tb> 4 <SEP> 0.06 <SEP> 15.9 <SEP> 13.8 <SEP> 4.5 <SEP> 2.76 <SEP> 0.27 <SEP> 2.36 <SEP> 19.7 <SEP> 0.003 <SEP> 0.02 <SEP> 0.07 <SEP> 0.13 <SEP> remainder
<tb>
Number table II
EMI4.2
<tb>
<tb> Test conditions <SEP> creep behavior
<tb> alloy <SEP> no.
<tb>
1 <SEP> 2 <SEP> 3 <SEP> 4
<tb> 70.9kg / mm2 <SEP> at <SEP> 575 C <SEP> no <SEP> elongation <SEP> 0.05% <SEP> elongation <SEP> no <SEP> elongation <SEP> 0, < SEP> 05% <SEP> elongation
<tb> after <SEP> 338 <SEP> h <SEP> after <SEP> 197 <SEP> h <SEP> (+) <SEP> after <SEP> 230 <SEP> h <SEP> after <SEP> 275 <SEP> h
<tb> 67.7 <SEP> kg / mm2 <SEP> at <SEP> 6000C <SEP> No <SEP> elongation - after <SEP> 150 <SEP> h
<tb> 50, <SEP> 4kg / mm2 <SEP> at <SEP> 650 C <SEP> - <SEP> - <SEP> 0.04% elongation
<tb> after <SEP> 170 <SEP> h
<tb> 63.0 <SEP> kg / mm2 <SEP> at <SEP> 6500C <SEP> break <SEP> after <SEP> break <SEP> after-break <SEP> after
<tb> 750 <SEP> h <SEP> 1556 <SEP> h <SEP> (+) <SEP> 1063 <SEP> h
<tb> Elongation at break <SEP> Elongation at break
<tb> 5, <SEP> 9% <SEP> 3.1%
<tb> 50.4kg / mm2 <SEP> at <SEP> 700 C <SEP> breakage <SEP> after <SEP> - <SEP> - <SEP> -
<tb> 95 <SEP> h.
<SEP> Elongation at break <SEP> 21%
<tb>
(+) = Compensated for 24 hours at 6500C.
EMI4.3
<tb>
<tb>
Expansion behavior <SEP> at <SEP> 200C
<tb> alloy <SEP> no.
<tb>
1 <SEP> 2 <SEP> 3 <SEP> 4 <SEP>
<tb> 0, <SEP> 1% <SEP> Yield strength <SEP> in <SEP> kg / mm2 <SEP> - <SEP> 94.0 <SEP> - <SEP> 83.0
<tb> Tensile strength <SEP> in <SEP> kg / mm2 <SEP> - <SEP> 123.0 <SEP> - <SEP> 124.0
<tb> Elongation at break <SEP> in <SEP>% <SEP> - <SEP> 9 <SEP> - <SEP> 25
<tb> Expansion behavior <SEP> at <SEP> 600 C
<tb> alloy <SEP> no.
<tb>
1 <SEP> 2 <SEP> 3 <SEP> 4 <SEP>
<tb> 0.1% <SEP> Yield strength <SEP> in <SEP> kg / mm2 <SEP> 90, <SEP> 0 <SEP> 83, <SEP> 0 <SEP> 79, <SEP> 0 <SEP > 76, <SEP> 0 <SEP>
<tb> Tensile strength <SEP> in <SEP> kg / mm2 <SEP> 134.0 <SEP> 120.0 <SEP> 101.0 <SEP> 102.0
<tb> Elongation <SEP> in <SEP>% <SEP> 16 <SEP> 15 <SEP> 14 <SEP> 17
<tb>
<Desc / Clms Page number 5>
The properties of other examples of alloys Nos. 2 and 4, which were cut near the edge of the cheeses, were similar to those given in Table II; except that the elongations at break were somewhat greater.
The following three tables show the influence of the change in the contents of titanium, aluminum and niobium in some iron-free and iron-containing alloys on the strength properties, as determined with the Hounsfield tensometer at 6000C. The specified compositions are those calculated, except where they were determined otherwise. All samples were either solution heat treated for 1 h at 1000 C, air-cooled and tempered at 7000 C for 16 h (heat treatment A) or solution heat treated for 1 h at 10500C, air-cooled and tempered at 7000 C for 16 h (heat treatment B).
Table III a) Influence of the change in the titanium content in an iron-free alloy.
Basic alloy composition: 0.05% C, 20% Cr, 14% Co,
5% Mo, 0.4% Al, 5% Nb. 0% Fe, 0.003% B, 0.03% Zr, remainder Ni.
Samples cut from forged bars.
Heat treatment B.
EMI5.1
<tb>
<tb>
Alloy <SEP> No. <SEP> Ti <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> proof stress <SEP> tensile strength <SEP> elongation
<tb> (%) <SEP> (kg / mm2) <SEP> kg / mm2) <SEP> (%)
<tb> 5 <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 88 <SEP> 113 <SEP> 8
<tb> 6 <SEP> 2, <SEP> 25 <SEP> 88 <SEP> 135 <SEP> 16
<tb> 7 <SEP> 2, <SEP> 5 <SEP> 88 <SEP> 123 <SEP> 12
<tb> 8 <SEP> 2, <SEP> 75 <SEP> 94 <SEP> 142 <SEP> 12
<tb> 9 <SEP> 3, <SEP> 0 <SEP> 104 <SEP> 139 <SEP> 5
<tb> 10 <SEP> 3, <SEP> 25 <SEP> 120 <SEP> 148 <SEP> 8
<tb>
b) Influence of the change in the titanium content in a ferrous alloy.
Basic composition of the alloy: 0.05% C, 15% Cr, 14% Co, 5% Mo, up to 0.3% Al, 2% Nb. 201o Fe, 0.003% B, 0.03% Zr, balance Ni.
Samples cut from press bars.
EMI5.2
<tb>
<tb>
Alloy <SEP> No. <SEP> Heat-Ti <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Yield strength <SEP> Tensile strength <SEP> Elongation <SEP> Impact treatment <SEP> (%) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (%) <SEP> strength
<tb> (kgm)
<tb> 11 <SEP> A <SEP> 1, <SEP> 5 <SEP> 53 <SEP> 87 <SEP> 25
<tb> 12 <SEP> A <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 63 <SEP> 96 <SEP> 21
<tb> 13 <SEP> A <SEP> 2, <SEP> 5 <SEP> 72 <SEP> 107 <SEP> 17 <SEP> - <SEP>
<tb> 14 <SEP> B <SEP> 3, <SEP> 0 <SEP> 79 <SEP> 113 <SEP> 19 <SEP> 5, <SEP> 53 <SEP>
<tb> 15 <SEP> B <SEP> 3, <SEP> 25 <SEP> 82 <SEP> 117 <SEP> 17 <SEP> 3, <SEP> 9 <SEP>
<tb> 16 <SEP> B <SEP> 3, <SEP> 5 <SEP> 77 <SEP> 113 <SEP> 13 <SEP> 3, <SEP> 1 <SEP>
<tb>
All alloys in Table III, with the exception of No. 5, 11 and 12, are composed according to the invention.
In Nos. 5, 11 and 12 the total titanium and aluminum content is less than 2.50/0; a noticeable decrease in tensile strength was observed. The results in the last column show how the impact strength decreases with increasing titanium content.
<Desc / Clms Page number 6>
Table IV Influence of the change in the aluminum content in an iron-free alloy.
Basic composition of the alloy: 0.05% C, 20% Cr, 14% Co, 4% Mo, 2.5% Ti, 4.5% Nb, 0% Fe, 0.003% B, 0.03% Zr, balance Ni.
Samples cut from press bars.
EMI6.1
<tb>
<tb>
Alloy <SEP> No. <SEP> Heat-AI <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Yield strength <SEP> Tensile strength <SEP> Elongation
<tb> treatment <SEP> (%) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (%)
<tb> 17 <SEP> A <SEP> 0, <SEP> 2'72 <SEP> 113 <SEP> 12
<tb> 1 <SEP> B <SEP> 0, <SEP> 73 <SEP> 90 <SEP> 134 <SEP> 16
<tb> 18 <SEP> A <SEP> 1, <SEP> 2 <SEP> 82 <SEP> 117 <SEP> 4
<tb> 18 <SEP> B <SEP> 1. <SEP> 2 <SEP> 79 <SEP> 88 <SEP> 1
<tb>
= Analysis values.
The drop in ductility of alloy No. 18, in which the aluminum content is too high, compared to alloys No. 17 and 1 according to the invention is very remarkable.
Table of figures V a) Influence of the change in the niobium content in an iron-free alloy.
Basic composition of the alloy: 0.05% C, 20% Cr, 14% Co,
EMI6.2
Samples cut from press bars.
Heat treatment B.
EMI6.3
<tb>
<tb> Alloy <SEP> No. <SEP> Nb <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Yield strength <SEP> Tensile strength <SEP> Elongation
<tb> (lu) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (0/0)
<tb> 19 <SEP> 2, <SEP> 3 <SEP> 72 <SEP> 110 <SEP> 23
<tb> 1 <SEP> 4, <SEP> 5 <SEP> 90 <SEP> 134 <SEP> 16
<tb> 20 <SEP> 6, <SEP> 3 <SEP> 98 <SEP> 120 <SEP> 2
<tb>
= Analysis values. b) Influence of the change in the niobium content in an iron-containing alloy.
EMI6.4
Samples cut from press bars.
Heat treatment B.
EMI6.5
<tb>
<tb> Alloy <SEP> No. <SEP> Nb <SEP> 0, <SEP> 1% <SEP> Yield strength <SEP> Tensile strength <SEP> Elongation <SEP> Impact
<tb> (%) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (%) <SEP> strength
<tb> (kgm)
<tb> 21 <SEP> 1, <SEP> 5 <SEP> 77 <SEP> 104 <SEP> 19
<tb> 22 <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 79 <SEP> 113 <SEP> 19 <SEP> 5, <SEP> 53 <SEP>
<tb> 23 <SEP> 2, <SEP> 5 <SEP> 88 <SEP> 131 <SEP> 11 <SEP> 2, <SEP> 8 <SEP>
<tb> 24 <SEP> 3, <SEP> 0 <SEP> 85 <SEP> 118 <SEP> 10 <SEP> 2nd <SEP> 0 <SEP>
<tb> 25 <SEP> 3, <SEP> 5 <SEP> 94 <SEP> 123 <SEP> 10
<tb>
<Desc / Clms Page number 7>
The decrease in elongation at break and impact strength shows how the alloys become brittle if the niobium content is too high.
The alloys No. 22-24 are composed according to the invention, while the alloys No. 21 and 25 are not.
The results in Table VI show the need for a certain carbon content in the alloys in order to make them malleable, and the tendency for the yield strength and tensile strength to decrease as the carbon content increases. The alloy Ni. 26 contains too little carbon and alloy No. 30 too much. The others are according to the invention.
Number table VI
Influence of the change in carbon content in an iron-free alloy.
Basic composition of the alloy: 20% Cr, 14% Co, 6% Mo, 2.25% Ti, 0.6% Al, 0% Fe, 4.5% Nb, 0.003% B, 0.05% Zr.
Samples cut from forged bars.
Heat treatment B.
EMI7.1
<tb>
<tb>
Alloy <SEP> No. <SEP> C <SEP> 0, <SEP> 10/0 <SEP> yield strength <SEP> tensile strength <SEP> elongation
<tb> () <SEP> (kg / mm2) <SEP> (kg / mm2) <SEP> (%)
<tb> 26 <SEP> 0, <SEP> 02 <SEP> not <SEP> forgeable
<tb> 27 <SEP> 0, <SEP> 04 <SEP> 94 <SEP> 140 <SEP> 12
<tb> 28 <SEP> 0, <SEP> 06 <SEP> 98 <SEP> 137 <SEP> 17
<tb> 29 <SEP> 0, <SEP> 08 <SEP> 83 <SEP> 118 <SEP> 18
<tb> 30 <SEP> 0, <SEP> 10 <SEP> 79 <SEP> 117 <SEP> 18
<tb>
PATENT CLAIMS:
1.
Nickel-chromium-cobalt alloy, characterized in that it is 0.03-0.09% carbon, 14-22% chromium. 10 - 20% cobalt, 3 - 10% molybdenum, 2 - 3.5% titanium, up to 0.8% aluminum, whereby the
The sum of the titanium and aluminum contents is greater than 2.5%, 2-5, 25% niobium, up to 25% iron, whereby the iron and niobium contents are assigned to one another in such a way that they are within the ABCDE field of the drawing, 0 , 001-0.01% boron and 0.01-0, lao zircon, the remainder nickel.