JP6177317B2 - 良好な加工性、クリープ強度及び耐食性を有するニッケル−クロム合金 - Google Patents
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Description
本発明は、良好な高温耐食性、良好な耐クリープ性及び改善された加工性を有するニッケル−クロム合金に関する。
異なるニッケル含有量、クロム含有量及びアルミニウム含有量を有するニッケル合金は、ずっと以前から築炉(Ofenbau)及び化学工業並びに石油化学工業において用いられている。この使用のために、浸炭雰囲気中でも高温耐食性に優れており、かつ耐熱性／耐クリープ性が優れている必要がある。
第１表に示した合金の高温耐食性はクロム含有量の増大とともに上昇することが大体認められる。これらすべての合金は、酸化クロム層（Ｃｒ2Ｏ3）を、その下にある多少とも閉じたＡｌ2Ｏ3層とともに形成する。例えばＹ又はＣｅといった酸素と親和力の強い元素の添加量が少ない場合、耐酸化性は改善される。クロム含有量は、適用領域で用いられる過程で、保護層形成のためにゆっくりと消費される。それゆえ比較的高いクロム含有量によって材料の寿命が高められる。なぜなら、保護層を形成するクロム元素の比較的高い含有量は、Ｃｒ含有量が許容限界を下回り、かつ例えば鉄含有及びニッケル含有の酸化物であるＣｒ2Ｏ3とは異なる酸化物が形成する時点を引き延ばすからである。高温耐食性の更なる上昇は、必要な場合には、アルミニウム及びケイ素の添加によって行われることができる。ある一定の最小含有量から、これらの元素は閉じた層を酸化クロム層の下に形成し、そうしてクロムの消費を減らす。
浸炭雰囲気（ＣＯ、Ｈ2、ＣＨ4、ＣＯ2、Ｈ2Ｏの混合物）の場合、炭素が材料中に浸透することがあり、その結果、内部に炭化物が形成する可能性がある。これらはノッチ付き衝撃強さの損失を招く。それに融点も非常に低い値に（３５０℃まで）下がることがあり、かつマトリックス中でのクロム欠乏により転位プロセスが生じる可能性がある。
浸炭に対する高い安定性は、炭素に対する溶解度が低く、かつ炭素の拡散速度が低い材料によって得られる。それゆえニッケル合金は一般に鉄基合金より浸炭に対して安定性である。なぜなら、ニッケル中の炭素拡散も炭素溶解度も、鉄中での場合より低いからである。クロム含有量が高まると、酸化クロム保護層の形成によって、ガス中での酸素分圧がこの酸化クロム保護層の形成のために十分ではない場合を別として、耐浸炭性がより高まることになる。酸素分圧が非常に低い場合、酸化ケイ素より成る層若しくはさらに安定な酸化アルミニウムの層を形成する材料を用いることが可能であり、これら２つの層は、明らかにより少ない酸素含有量であっても酸化物保護層を形成することができる。
炭素活量が１を上回る場合、ニッケル基合金、鉄基合金又はコバルト基合金において、いわゆる“メタルダスティング”が生じる可能性がある。過飽和のガスとの接触において、合金は大量の炭素を取り込む可能性がある。炭素が過飽和した合金中で起こる分解プロセスは、材料破断をもたらす。その際、合金は分解して、金属粒子、グラファイト、炭化物及び／又は酸化物より成る混合物になる。この種の材料破断は５００℃〜７５０℃の温度範囲で生じる。
メタルダスティングが生じる典型的な前提条件は、強浸炭性のＣＯ、Ｈ2又はＣＨ4ガスの混合物であり、例えばこれらはアンモニア合成、メタノールプラント、冶金プロセスにおいて、或いはまた硬化炉(Haertereioefen)においても生じる。
メタルダスティングに対する安定性は、合金のニッケル含有量の増大とともに上昇する傾向にある（Ｇｒａｂｋｅ，Ｈ．Ｊ．，Ｋｒａｊａｋ，Ｒ．，Ｍｕｅｌｌｅｒ−Ｌｏｒｅｎｚ，Ｅ．Ｍ．Ｓｔｒａｕｓｓ，Ｓ．：Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ４７（１９９６），第４９５頁）が、しかしながら、ニッケル合金はまた、メタルダスティングに対して一般的には抵抗性がない。
メタルダスティング条件下での耐食性に対してはっきりと影響を及ぼすのは、クロム含有量及びアルミニウム含有量である（図１を参照されたい）。低いクロム含有量を有するニッケル合金（例えば合金Ａｌｌｏｙ ６００、第１表を参照されたい）は、メタルダスティング条件下で比較的高い腐食度を示す。明らかにより抵抗性があるのは、クロム含有量２５％及びアルミニウム含有量２．３％を有するニッケル合金Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ０６０２５）並びにクロム含有量３０％を有するＡｌｌｏｙ ６９０（Ｎ０６６９０）（Ｈｅｒｍｓｅ，Ｃ．Ｇ．Ｍ．ａｎｄ ｖａｎ Ｗｏｒｔｅｌ，Ｊ．Ｃ．：Ｍｅｔａｌ Ｄｕｓｔｉｎｇ：ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ａｌｌｏｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ ａｎｄ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｒａｔｅ．Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ４４（２００９），第１８２頁〜第１８５頁）である。メタルダスティングに対する抵抗力はＣｒ＋Ａｌの総計とともに上昇する。
所定の温度での耐熱性若しくはクリープ強度は、とりわけ高い炭素含有量によって改善されるが、或いはクロム、アルミニウム、ケイ素、モリブデン及びタングステンといった混晶硬化元素の高い含有量も耐熱性を改善する。５００℃〜９００℃の範囲では、アルミニウム、チタン及び／又はニオブの添加により、すなわちγ’相及び／又はγ''相の析出によって強度が改善されうる。
先行技術に従った例を、第１表に列記している。
合金、例えばＡｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ０６０２５）、Ａｌｌｏｙ ６９３（Ｎ０６６９３）又はＡｌｌｏｙ ６０３（Ｎ０６６０３）は、１．８％超の高いアルミニウム含有量に基づき、Ａｌｌｏｙ ６００（Ｎ０６６００）又はＡｌｌｏｙ ６０１（Ｎ０６６０１）と比較してそれらの際立った耐食性が知られている。Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ０６０２５）、Ａｌｌｏｙ ６９３（Ｎ０６６９３）、Ａｌｌｏｙ ６０３（Ｎ０６６０３）及びＡｌｌｏｙ ６９０（Ｎ０６６９０）は、それらの高いクロム含有量及び／又はアルミニウム含有量に基づき、際立った耐浸炭性若しくは耐メタルダスティング性を示す。同時に、Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ０６０２５）、Ａｌｌｏｙ ６９３（Ｎ０６６９３）又はＡｌｌｏｙ ６０３（Ｎ０６６０３）といった合金は、高い炭素含有量若しくはアルミニウム含有量に基づき、メタルダスティングが生じる温度範囲内で際立った耐熱性若しくはクリープ強度を示す。Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ６０２５）及びＡｌｌｏｙ ６０３（Ｎ０６６０３）は、１０００℃を上回る温度ですら、依然として際立った耐熱性若しくはクリープ強度を有する。しかしながら、例えば高いアルミニウム含有量によって加工性は損なわれ、その際、アルミニウム含有量が高ければ高いほど、それだけ一層強く損なわれる（Ａｌｌｏｙ ６９３−Ｎ０６６９３）。同じことが、低融点金属間相をニッケルと形成するケイ素に大いに当てはまる。Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ０６０２５）又はＡｌｌｏｙ ６０３（Ｎ０６６０３）では、特に一次炭化物の高い割合によって冷間成形性は制限されている。
ＵＳ６６２３８６９Ｂ１は、Ｃ：０．２％以下、Ｓｉ：０．０１〜４％、Ｍｎ：０．０５％〜２．０％、Ｐ：０．０４％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ｃｒ：１０％〜３５％、Ｎｉ：３０％〜７８％、Ａｌ：０．００５〜４．５％、Ｎ：０．００５〜０．２％と、Ｃｕ元素：０．０１５〜３％若しくはＣｏ元素：０．０１５％〜３％の少なくとも１種と、残部の鉄とで１００％と成る金属材料を開示している。その際、４０Ｓｉ＋Ｎｉ＋５Ａｌ＋４０Ｎ＋１０（Ｃｕ＋Ｃｏ）の値は５０を下回らず、ここで、元素記号は、相応する元素の含有量を意味している。この材料は、メタルダスティングが生じる可能性のある環境で顕著な耐食性を有し、それゆえ、炉管、管系、熱交換器管、とりわけ石油精製工場又は石油化学プラントにおいて使用されることができ、かつプラントの寿命及び安全性を著しく改善することができる。
ＥＰ０５４９２８６は、Ｎｉ：５５〜６５％、Ｃｒ：１９〜２５％、Ａｌ：１〜４．５％、Ｙ：０．０４５〜０．３％、Ｔｉ：０．１５〜１％、Ｃ：０．００５〜０．５％、Ｓｉ：０．１〜１．５％、Ｍｎ：０〜１％及びＭｇ、Ｃａ及びＣｅを含む群の元素の少なくとも１種の総計：少なくとも０．００５％、Ｍｇ＋Ｃａの総計：０．５％未満、Ｃｅ：１％未満、Ｂ：０．０００１〜０．１％、Ｚｒ：０〜０．５％、Ｎ：０．０００１〜０．２％、Ｃｏ：０〜１０％、Ｃｕ：０〜０．５％、Ｍｏ：０〜０．５％、Ｎｂ：０〜０．３％、Ｖ：０〜０．１％、Ｗ：０〜０．１％、残部の鉄及び不純物を含有する高温安定性Ｎｉ−Ｃｒ合金を開示している。
本発明が基礎とする課題は、Ａｌｌｏｙ ６９０の耐メタルダスティング性を上回り、そうして際立った耐メタルダスティング性を保証し、同時に一方で、
− 良好な相安定性、
− 良好な加工性及び
− Ａｌｌｏｙ ６０１若しくはＡｌｌｏｙ ６９０と類似した、空気中で良好な耐食性
を有するニッケル−クロム合金を考案することである。
− 良好な相安定性、
− 良好な加工性及び
− Ａｌｌｏｙ ６０１若しくはＡｌｌｏｙ ６９０と類似した、空気中で良好な耐食性
を有するニッケル−クロム合金を考案することである。
さらに、この合金が付加的に
− 良好な耐熱性／クリープ強度
を有していることが望ましい。
− 良好な耐熱性／クリープ強度
を有していることが望ましい。
この課題は、（質量％で）クロム：２９〜３７％、アルミニウム：０．００１〜１．８％、鉄：０．１０〜７．０％、ケイ素：０．００１〜０．５０％、マンガン：０．００５〜２．０％、チタン：０．００〜１．００％及び／又はニオブ：０．００〜１．１０％、マグネシウム及び／又はカルシウム：それぞれ０．０００２〜０．０５％、炭素：０．００５〜０．１２％、窒素：０．００１〜０．０５０％、リン：０．００１〜０．０３０％、酸素：０．０００１〜０．０２０％、硫黄：最大０．０１０％、モリブデン：最大２．０％、タングステン：最大２．０％、残部のニッケル及び不可避的な不純物(uebliche verfahrensbedingte Verunreinigungen)を有し、ここで、以下の関係が満たされていなければならない：
Ｃｒ＋Ａｌ＞３０ （２ａ）
かつＦｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である、ニッケル−クロム合金によって解決される。
Ｃｒ＋Ａｌ＞３０ （２ａ）
かつＦｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である、ニッケル−クロム合金によって解決される。
本発明の対象の好ましい発展形態は、関連する従属請求項から読み取ることができる。
クロム元素の分布範囲は２９から３７％の間にあり、ここで、有利な範囲は、以下の通りに調節されていてよい：
− ３０〜３７％
− ３１〜３７％
− ３１〜３６％
− ３２〜３５％
− ３２〜３６％
− ３２％超え３７％以下。
− ３０〜３７％
− ３１〜３７％
− ３１〜３６％
− ３２〜３５％
− ３２〜３６％
− ３２％超え３７％以下。
アルミニウム含有量は０．００１から１．８％の間にあり、その際、ここでも、合金の使用領域に応じて、有利なアルミニウム含有量は、以下の通りに調節されていてよい：
− ０．００１〜１．４％
− ０．００１〜１．３％
− ０．００１％以上１．０％未満
− ０．００１〜０．６０％
− ０．０１〜０．６０％
− ０．１０〜０．６０％
− ０．２０〜０．６０％。
− ０．００１〜１．４％
− ０．００１〜１．３％
− ０．００１％以上１．０％未満
− ０．００１〜０．６０％
− ０．０１〜０．６０％
− ０．１０〜０．６０％
− ０．２０〜０．６０％。
鉄含有量は０．１から７．０％の間にあり、その際、適用領域に依存して、定義された含有量を、以下の分布範囲内で調節することができる：
− ０．１〜４．０％
− ０．１〜３．０％
− ０．１％以上２．５％未満
− ０．１〜２．０％
− ０．１〜１．０％。
− ０．１〜４．０％
− ０．１〜３．０％
− ０．１％以上２．５％未満
− ０．１〜２．０％
− ０．１〜１．０％。
ケイ素含有量は０．００１から０．５０％の間にある。有利には、Ｓｉは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．００１〜０．２０％
− ０．００１％以上０．１０％未満
− ０．００１％以上０．０５％未満
− ０．０１％以上０．２０％未満。
− ０．００１〜０．２０％
− ０．００１％以上０．１０％未満
− ０．００１％以上０．０５％未満
− ０．０１％以上０．２０％未満。
同じことが、０．００５〜２．０％で合金中に含まれていてよいマンガン元素に当てはまる。選択的に、以下の分布範囲も可能である：
− ０．００５〜０．５０％
− ０．００５〜０．２０％
− ０．００５〜０．１０％
− ０．００５％以上０．０５％未満
− ０．０１％以上０．２０％未満。
− ０．００５〜０．５０％
− ０．００５〜０．２０％
− ０．００５〜０．１０％
− ０．００５％以上０．０５％未満
− ０．０１％以上０．２０％未満。
チタン含有量は０．００から１．０％の間にある。有利には、Ｔｉは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．００１％以上１．００％未満
− ０．００１〜０．６０％
− ０．００１〜０．５０％
− ０．０１〜０．５０％
− ０．１０〜０．５０％
− ０．１０〜０．４０％。
− ０．００１％以上１．００％未満
− ０．００１〜０．６０％
− ０．００１〜０．５０％
− ０．０１〜０．５０％
− ０．１０〜０．５０％
− ０．１０〜０．４０％。
Ｎｂ含有量は０．００から１．１％の間にある。有利には、Ｎｂは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．００１〜１．０％
− ０．００１％以上０．７０％未満
− ０．００１％以上０．５０％未満
− ０．００１〜０．３０％
− ０．０１〜０．３０％
− ０．１０〜１．１０％
− ０．２０〜０．８０％
− ０．２０〜０．５０％
− ０．２５〜０．４５％。
− ０．００１〜１．０％
− ０．００１％以上０．７０％未満
− ０．００１％以上０．５０％未満
− ０．００１〜０．３０％
− ０．０１〜０．３０％
− ０．１０〜１．１０％
− ０．２０〜０．８０％
− ０．２０〜０．５０％
− ０．２５〜０．４５％。
マグネシウム及び／又はカルシウムも、０．０００２〜０．０５％の含有量で含有されている。有利には、これらの元素はそれぞれ以下の通り合金中で調節することができる：
− ０．０００２〜０．０３％
− ０．０００２〜０．０２％
− ０．０００５〜０．０２％。
− ０．００１〜０．０２％。
− ０．０００２〜０．０３％
− ０．０００２〜０．０２％
− ０．０００５〜０．０２％。
− ０．００１〜０．０２％。
合金は、０．００５〜０．１２％の炭素を含有する。有利には、これは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．０１〜０．１２％
− ０．０２〜０．１２％
− ０．０３〜０．１２％
− ０．０５〜０．１２％
− ０．０５〜０．１０％
− ０．０１〜０．１２％
− ０．０２〜０．１２％
− ０．０３〜０．１２％
− ０．０５〜０．１２％
− ０．０５〜０．１０％
このことは、０．００１から０．０５％の間の含有量で含有されている窒素元素に同じように当てはまる。有利な含有量は以下の通り定められていてよい：
− ０．００３〜０．０４％。
− ０．００３〜０．０４％。
さらに合金は、リンを０．００１から０．０３０％の間の含有量で含有する。有利な含有量は以下の通り定められていてよい：
− ０．００１〜０．０２０％。
− ０．００１〜０．０２０％。
さらに合金は、酸素を０．０００１から０．０２０％の間の含有量で、特に０．０００１〜０．０１０％で含有する。
硫黄元素は、以下の通り合金中で定められていてよい：
− 最大０．０１０％。
− 最大０．０１０％。
モリブデン及びタングステンは、合金中に単独で又は組み合わせて、それぞれ最大２．０％の含有量で含有されている。有利な含有量は、以下の通り定められていてよい：
− Ｍｏ：最大１．０％
− Ｗ：最大１．０％
− Ｍｏ：最大０．５０％未満
− Ｗ：最大０．５０％未満
− Ｍｏ：最大０．０５％未満
− Ｗ：最大０．０５％未満。
− Ｍｏ：最大１．０％
− Ｗ：最大１．０％
− Ｍｏ：最大０．５０％未満
− Ｗ：最大０．５０％未満
− Ｍｏ：最大０．０５％未満
− Ｗ：最大０．０５％未満。
メタルダスティングに対する十分な安定性が付与されるように、ＣｒとＡｌとの間で以下の関係が満たされていなければならない：
Ｃｒ＋Ａｌ＞３０ ２ａ）、ここで、Ｃｒ及びＡｌは、その元素の質量％での濃度である。
Ｃｒ＋Ａｌ＞３０ ２ａ）、ここで、Ｃｒ及びＡｌは、その元素の質量％での濃度である。
有利な範囲は、
Ｃｒ＋Ａｌ≧３１ （２ｂ）
により調節することができる。
Ｃｒ＋Ａｌ≧３１ （２ｂ）
により調節することができる。
そのうえまた、十分な相安定性が付与されるように、以下の関係が満たされていなければならない：
Ｆｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
Ｆｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
有利な範囲は、
Ｆｐ≦３８．４ （３ｂ）
Ｆｐ≦３６．６ （３ｃ）
により調節することができる。
Ｆｐ≦３８．４ （３ｂ）
Ｆｐ≦３６．６ （３ｃ）
により調節することができる。
選択的に、合金中でイットリウム元素は０．０１〜０．２０％の含有量で調節することができる。有利には、Ｙは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．０１〜０．１５％
− ０．０１〜０．１０％
− ０．０１〜０．０８％
− ０．０１〜０．０５％
− ０．０１％以上０．０４５％未満。
− ０．０１〜０．１５％
− ０．０１〜０．１０％
− ０．０１〜０．０８％
− ０．０１〜０．０５％
− ０．０１％以上０．０４５％未満。
選択的に、合金中でランタン元素は０．００１〜０．２０％の含有量で調節することができる。有利には、Ｌａは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．００１〜０．１５％
− ０．００１〜０．１０％
− ０．００１〜０．０８％
− ０．００１〜０．０５％
− ０．０１％〜０．０５％。
− ０．００１〜０．１５％
− ０．００１〜０．１０％
− ０．００１〜０．０８％
− ０．００１〜０．０５％
− ０．０１％〜０．０５％。
選択的に、合金中でセリウム元素は０．００１〜０．２０％の含有量で調節することができる。有利には、Ｃｅは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．００１〜０．１５％
− ０．００１〜０．１０％
− ０．００１〜０．０８％
− ０．００１〜０．０５％
− ０．０１％〜０．０５％。
− ０．００１〜０．１５％
− ０．００１〜０．１０％
− ０．００１〜０．０８％
− ０．００１〜０．０５％
− ０．０１％〜０．０５％。
選択的に、Ｃｅ及びＬａを同時に添加した場合、セリウム混合金属も使用することができ、０．００１〜０．２０％の含有量で使用することができる。有利には、セリウム混合金属は合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．００１〜０．１５％
− ０．００１〜０．１０％
− ０．００１〜０．０８％
− ０．００１〜０．０５％
− ０．０１％〜０．０５％。
− ０．００１〜０．１５％
− ０．００１〜０．１０％
− ０．００１〜０．０８％
− ０．００１〜０．０５％
− ０．０１％〜０．０５％。
必要な場合には、合金にジルコニウムも加えてよい。ジルコニウム含有量は、０．０１から０．２０％の間にある。有利には、Ｚｒは合金中で以下の通りの分布範囲内で調節することができる：
− ０．０１〜０．１５％
− ０．０１％以上０．１０％未満
− ０．０１〜０．０７％
− ０．０１〜０．０５％。
− ０．０１〜０．１５％
− ０．０１％以上０．１０％未満
− ０．０１〜０．０７％
− ０．０１〜０．０５％。
選択的に、ジルコニウムは完全に又は部分的に、
− ハフニウム：０．００１〜０．２０％
で代用することもできる。
− ハフニウム：０．００１〜０．２０％
で代用することもできる。
選択的に、合金中には０．００１〜０．６０％のタンタルも含有されていてよい。
選択的に、ホウ素元素が以下の通り合金中に含有されていてよい：
− ０．０００１〜０．００８％。
− ０．０００１〜０．００８％。
ホウ素の有利な含有量は、以下の通り定められていてよい：
− ０．０００５〜０．００８％
− ０．０００５〜０．００４％。
− ０．０００５〜０．００８％
− ０．０００５〜０．００４％。
さらに、合金は０．００から５．０％の間のコバルトを含有してよく、これは、そのうえさらに以下の通りに制限することができる：
− ０．０１〜５．０％
− ０．０１〜２．０％
− ０．１〜２．０％
− ０．０１〜０．５％。
− ０．０１〜５．０％
− ０．０１〜２．０％
− ０．１〜２．０％
− ０．０１〜０．５％。
さらに、合金中には、必要な場合には、最大０．５％のＣｕが含有されていてよい。
銅の含有量は、そのうえまた以下の通りに制限することができる：
最大０．０５％未満
最大０．０１５％未満。
最大０．０５％未満
最大０．０１５％未満。
Ｃｕが合金中に含有されている場合、式４ａに以下の通りＣｕの項が補われなければならない：
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．４７７*Ｃｕ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｃｕ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．４７７*Ｃｕ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｃｕ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
さらに、合金中には、必要な場合には、最大０．５％のバナジウムが含有されていてよい。
最終的に、不純物についてさらに元素の鉛、亜鉛及びスズが以下の通りの含有量で定められていてよい：
Ｐｂ：最大０．００２％
Ｚｎ：最大０．００２％
Ｓｎ：最大０．００２％。
Ｐｂ：最大０．００２％
Ｚｎ：最大０．００２％
Ｓｎ：最大０．００２％。
さらに、選択的に、とりわけ良好な加工性を保証する以下の関係が満たされていなければならない：
Ｆａ≦６０ （５ａ）、式中、
Ｆａ＝Ｃｒ＋６．１５*Ｎｂ＋２０．４*Ｔｉ＋２０１*Ｃ （６ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
Ｆａ≦６０ （５ａ）、式中、
Ｆａ＝Ｃｒ＋６．１５*Ｎｂ＋２０．４*Ｔｉ＋２０１*Ｃ （６ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
有利な範囲は、
Ｆａ≦５４ （５ｂ）
により調節することができる。
Ｆａ≦５４ （５ｂ）
により調節することができる。
さらに、とりわけ良好な耐熱性若しくはクリープ強度を表す以下の関係が満たされていなければならない：
Ｆｋ≧４０ （７ａ）、式中、
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ （８ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
Ｆｋ≧４０ （７ａ）、式中、
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ （８ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
有利な範囲は、
Ｆｋ≧４５ （７ｂ）
Ｆｋ≧４９ （７ｃ）
により調節することができる。
Ｆｋ≧４５ （７ｂ）
Ｆｋ≧４９ （７ｃ）
により調節することができる。
ホウ素が合金中に含有されている場合、式６ａに以下の通りホウ素の項が補われなければならない：
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ＋２２４５*Ｂ （８ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｃ及びＢは、その元素の質量％での濃度である。
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ＋２２４５*Ｂ （８ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｃ及びＢは、その元素の質量％での濃度である。
本発明による合金は、有利には開放的に溶融し、それに続けてＶＯＤ又はＶＬＦ装置中での処理に供する。しかし、真空中での溶融及び注出も可能である。その後、合金はブロックで又は連続鋳造物として注ぎ出す。場合により、ブロックは次いで９００℃から１２７０℃の間の温度で０．１時間〜７０時間、焼なましする。さらに、合金を付加的にＥＳＵ及び／又はＶＡＲで再溶融することが可能である。その後、合金を所望の半製品形にもたらす。そのために、場合により９００℃から１２７０℃の間の温度で０．１時間〜７０時間、焼なましを行い、その後、場合により９００℃から１２７０℃の間で０．０５時間〜７０時間の中間焼なましにより、熱加工する。材料の表面は、場合により（何度も）その合間に及び／又は清浄の最後に化学的及び／又は機械的に除去してよい。熱間成形の最後に、場合により冷間成形を９８％までの変形度で、場合により７００℃から１２５０℃の間で０．１分〜７０時間の中間焼なましにより、場合により保護ガス、例えばアルゴン又は水素下で行って所望の半製品形にし、それに続けて空気中での冷却を、変化幅の大きい焼なまし雰囲気又は水浴中で行ってよい。その後、固溶化焼なましを、７００℃〜１２５０℃の温度で０．１分〜７０時間、場合により保護ガス、例えばアルゴン又は水素下で行って、それに続けて空気中での冷却を、変化幅の大きい焼なまし雰囲気又は水浴中で行う。場合により、その合間に及び／又は最後の焼なまし後に金属表面の化学的及び／又は機械的な清浄を行ってよい。
本発明による合金から、製品形である帯材、板材、棒材、線材、長シーム溶接管及びシームレス管を適切に作製することができ、かつ使用することができる。
これらの製品形は５μｍ〜６００μｍの平均粒径で作製される。有利な粒径範囲は２０μｍから２００μｍの間にある。
本発明による合金は、有利には浸炭条件が存在する領域において、例えば石油化学工業における構成部材、特に管において用いられる。そのうえまた、これは築炉にも適している。
実施した試験：
平衡で生じる相の様々な合金変種を、Ｔｈｅｒｍｏｔｅｃｈ社のソフトウェアＪＭａｔＰｒｏを用いて計算した。計算のためのデータベースとして、Ｔｈｅｒｍｏｔｅｃｈ社のニッケル基合金のデータバンクＴＴＮＩ７を使用した。
平衡で生じる相の様々な合金変種を、Ｔｈｅｒｍｏｔｅｃｈ社のソフトウェアＪＭａｔＰｒｏを用いて計算した。計算のためのデータベースとして、Ｔｈｅｒｍｏｔｅｃｈ社のニッケル基合金のデータバンクＴＴＮＩ７を使用した。
成形性を、ＤＩＮ ＥＮ ＩＳＯ ６８９２−１に従った引張試験において室温で測定する。その際、耐力Ｒp0.2、引張強度Ｒm及び破断までの伸び率Ａを測定する。伸び率Ａは、破断された試験片について、初めの測定距離ＬOの伸長部分から測定する：
Ａ＝（ＬU−ＬO）／ＬO１００％＝ΔＬ／ＬO１００％
式中、ＬU＝破断後の測定長である。
Ａ＝（ＬU−ＬO）／ＬO１００％＝ΔＬ／ＬO１００％
式中、ＬU＝破断後の測定長である。
測定長に応じて、破断伸び率に係数を付す：
例えば、Ａ5については、測定長ＬO＝５・ｄOであり、式中、ｄO＝丸棒試験片の開始直径である。
例えば、Ａ5については、測定長ＬO＝５・ｄOであり、式中、ｄO＝丸棒試験片の開始直径である。
試験は、測定範囲内で６ｍｍの直径を有する丸棒試験片及び３０ｍｍの測定長ＬOで実施した。試験片採取は半製品の成形方向に対して横向きに行った。成形速度は、Ｒp0.2の場合に１０ＭＰａ／ｓであり、かつＲmの場合に６．７・１０-3１／ｓ（４０％／分）であった。
室温での引張試験における伸び率Ａのパラメーターは、変形性の基準としてとらえることができる。適切に変形可能な材料は、少なくとも５０％の伸び率を有するべきである。
耐熱性は、ＤＩＮ ＥＮ ＩＳＯ ６８９２−２に従った高温引張試験において測定する。その際、耐力Ｒp0.2、引張強度Ｒm及び破断までの伸び率Ａを、室温での引張試験（ＤＩＮ ＥＮ ＩＳＯ ６８９２−１）と同じように測定する。
試験は、測定範囲内で６ｍｍの直径を有する丸棒試験片及び３０ｍｍの開始測定長ＬOで実施した。試験片採取は半製品の成形方向に対して横向きに行った。成形速度は、Ｒp0.2の場合に８．３３・１０-5１／ｓ（０．５％／分）であり、かつＲmの場合に
８．３３・１０-4１／ｓ（５％／分）であった。
８．３３・１０-4１／ｓ（５％／分）であった。
試験片を室温で引張試験機に取り付け、かつ引張力による負荷をかけずに所望の温度に加熱した。試験温度に達したら、試験片を温度補償のために、負荷をかけずに１時間（６００℃）若しくは２時間（７００℃〜１１００℃）維持する。その後、所望のひずみ速度が遵守されるように試験片に引張力による負荷をかけ、そして試験を開始する。
材料のクリープ強度は、耐熱性の増大とともに改善する。それゆえ、耐熱性は、様々な材料のクリープ強度の評価のためにも利用される。
比較的高い温度での耐食性は、空気中１０００℃での酸化試験において測定し、その際、試験は９６時間毎に中断し、かつ酸化による試験片の質量変化を測定した。試験片は試験に際してセラミック坩堝に入れ、そうすることで、場合により剥離する酸化物を受けとめ、そして剥離した酸化物の質量は、酸化物を収容している坩堝の秤量によって測定することが可能である。剥離した酸化物の質量及び試験片の質量変化の合計は、そのつどの試験片の総質量変化である。比質量変化は、試験片の表面を基準とした質量変化である。以下で、ｍNettoは比正味質量変化、ｍBruttoは比総質量変化、ｍSpallは剥離した酸化物の比質量変化を表す。試験は、約５ｍｍの厚みを有する試験片について実施した。各バッチに関して３つの試験片をエージングし、記載した値はこれら３つの試験片の平均値である。
特性の説明
本発明による合金は、際立った耐メタルダスティング性に加えて、同時に以下の特性：
・ 良好な相安定性
・ 良好な加工性及び
・ Ａｌｌｏｙ ６０１若しくはＡｌｌｏｙ ６９０と類似した、空気中で良好な耐食性
を有する。
本発明による合金は、際立った耐メタルダスティング性に加えて、同時に以下の特性：
・ 良好な相安定性
・ 良好な加工性及び
・ Ａｌｌｏｙ ６０１若しくはＡｌｌｏｙ ６９０と類似した、空気中で良好な耐食性
を有する。
さらに、
− 良好な耐熱性／クリープ強度
が望ましい。
− 良好な耐熱性／クリープ強度
が望ましい。
相安定性
Ｔｉ及び／又はＮｂが添加されたニッケル−クロム−アルミニウム−鉄系では、合金含有量に応じて、脆弱である様々なＴＣＰ相、例えばラーベス相、シグマ相又はμ相並びに脆弱なη相又はε相も形成することがある（例えばＲａｌｆ Ｂｕｅｒｇｅｌ，Ｈａｎｄｂｕｃｈ ｄｅｒ Ｈｏｃｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｗｅｒｋｓｔｏｆｆｔｅｃｈｎｉｋ，３．Ａｕｆｌａｇｅ，Ｖｉｅｗｅｇ Ｖｅｒｌａｇ，Ｗｉｅｓｂａｄｅｎ，２００６，第３７０頁〜第３７４頁を参照されたい）。温度に依存した、例えばＮ０６６９０のバッチ１１１３８９（第２表の典型的な組成を参照されたい）の平衡相割合の算出により、７２０℃より下で（Ｔs BCC）α−クロム（図２中のＢＣＣ相）の高い量割合における形成が計算により示される。しかし、この相は、分析上ベース材料とは非常に異なっているという点で生じにくい。ただし、この相の形成温度（Ｔs BCC）が非常に高い場合、これは、例えばＥ．Ｓｌｅｖｏｌｄｅｎ，Ｊ．Ｚ．Ａｌｂｅｒｔｓｅｎ．Ｕ．Ｆｉｎｋ，“Ｔｊｅｌｄｂｅｒｇｏｄｄｅｎ Ｍｅｔｈａｎｏｌ Ｐｌａｎｔ；Ｍｅｔａｌ Ｄｕｓｔｉｎｇ Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓ，Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ／２０１１，ｐａｐｅｒ ｎｏ．１１１４４（Ｈｏｕｓｔｏｎ，ＴＸ：ＮＡＣＥ ２０１１），第１５頁”に、Ａｌｌｏｙ ６９３（ＵＮＳ ０６６９３）の変種について記載されているように十二分に生じる可能性がある。この相は脆弱であり、そして材料の不所望な脆弱化につながる。
Ｔｉ及び／又はＮｂが添加されたニッケル−クロム−アルミニウム−鉄系では、合金含有量に応じて、脆弱である様々なＴＣＰ相、例えばラーベス相、シグマ相又はμ相並びに脆弱なη相又はε相も形成することがある（例えばＲａｌｆ Ｂｕｅｒｇｅｌ，Ｈａｎｄｂｕｃｈ ｄｅｒ Ｈｏｃｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｗｅｒｋｓｔｏｆｆｔｅｃｈｎｉｋ，３．Ａｕｆｌａｇｅ，Ｖｉｅｗｅｇ Ｖｅｒｌａｇ，Ｗｉｅｓｂａｄｅｎ，２００６，第３７０頁〜第３７４頁を参照されたい）。温度に依存した、例えばＮ０６６９０のバッチ１１１３８９（第２表の典型的な組成を参照されたい）の平衡相割合の算出により、７２０℃より下で（Ｔs BCC）α−クロム（図２中のＢＣＣ相）の高い量割合における形成が計算により示される。しかし、この相は、分析上ベース材料とは非常に異なっているという点で生じにくい。ただし、この相の形成温度（Ｔs BCC）が非常に高い場合、これは、例えばＥ．Ｓｌｅｖｏｌｄｅｎ，Ｊ．Ｚ．Ａｌｂｅｒｔｓｅｎ．Ｕ．Ｆｉｎｋ，“Ｔｊｅｌｄｂｅｒｇｏｄｄｅｎ Ｍｅｔｈａｎｏｌ Ｐｌａｎｔ；Ｍｅｔａｌ Ｄｕｓｔｉｎｇ Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓ，Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ／２０１１，ｐａｐｅｒ ｎｏ．１１１４４（Ｈｏｕｓｔｏｎ，ＴＸ：ＮＡＣＥ ２０１１），第１５頁”に、Ａｌｌｏｙ ６９３（ＵＮＳ ０６６９３）の変種について記載されているように十二分に生じる可能性がある。この相は脆弱であり、そして材料の不所望な脆弱化につながる。
図３及び図４は、Ａｌｌｏｙ ６９３の変種（ＵＳ４，８８２，１２５の表１）である、第２表からのＡｌｌｏｙ ３若しくはＡｌｌｏｙ １０の相図を示す。Ａｌｌｏｙ ３は、１０７９℃の形成温度Ｔs BCCを、Ａｌｌｏｙ １０は９３９℃の形成温度Ｔs BCCを有する。Ｅ．Ｓｌｅｖｏｌｄｅｎ，Ｊ．Ｚ．Ａｌｂｅｒｔｓｅｎ．Ｕ．Ｆｉｎｋ，“Ｔｊｅｌｄｂｅｒｇｏｄｄｅｎ Ｍｅｔｈａｎｏｌ Ｐｌａｎｔ；Ｍｅｔａｌ Ｄｕｓｔｉｎｇ Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓ，Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ／２０１１，ｐａｐｅｒ ｎｏ．１１１４４（Ｈｏｕｓｔｏｎ，ＴＸ：ＮＡＣＥ ２０１１），第１５頁”には、α−クロム（ＢＣＣ）が生じる合金の正確な分析は記載されていない。しかし、第２表中でＡｌｌｏｙ ６９３について挙げた例のもと、とても高い形成温度Ｔs BCCを計算上有する（例えばＡｌｌｏｙ １０）分析において、α−クロム（ＢＣＣ相）が形成しうることが仮定される。（低減された形成温度Ｔs BCCによる）修正された分析では、Ｅ．Ｓｌｅｖｏｌｄｅｎ，Ｊ．Ｚ．Ａｌｂｅｒｔｓｅｎ．Ｕ．Ｆｉｎｋ，“Ｔｊｅｌｄｂｅｒｇｏｄｄｅｎ Ｍｅｔｈａｎｏｌ Ｐｌａｎｔ；Ｍｅｔａｌ Ｄｕｓｔｉｎｇ Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓ，Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ／２０１１，ｐａｐｅｒ ｎｏ．１１１４４（Ｈｏｕｓｔｏｎ，ＴＸ：ＮＡＣＥ ２０１１），第１５頁”において、そこではα−クロムは僅かに表面付近でのみ観察されていた。かかる脆弱な相が生じることを回避するために、本発明による合金の場合、形成温度Ｔs BCCは９３９℃以下であること−（ＵＳ４，８８２，１２５の表１からの）第２表中のＡｌｌｏｙ ６９３の例における最も低い形成温度Ｔs BCC−が望ましい。
このケースに該当するのは、以下の式を満たしている場合である：
Ｆｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ａｌ、Ｆｅ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。先行技術に従った合金を付記した第２表は、Ａｌｌｏｙ ８、Ａｌｌｏｙ ３及びＡｌｌｏｙ ２のＦｐが３９．９を上回り、かつＡｌｌｏｙ １０のＦｐがちょうど３９．９であることを示す。Ｔs BCCが９３９℃未満の他のすべての合金については、Ｆｐ≦３９．９である。
Ｆｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ａｌ、Ｆｅ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。先行技術に従った合金を付記した第２表は、Ａｌｌｏｙ ８、Ａｌｌｏｙ ３及びＡｌｌｏｙ ２のＦｐが３９．９を上回り、かつＡｌｌｏｙ １０のＦｐがちょうど３９．９であることを示す。Ｔs BCCが９３９℃未満の他のすべての合金については、Ｆｐ≦３９．９である。
加工性
例示的に、ここでは加工性を成形性として取り扱う。
例示的に、ここでは加工性を成形性として取り扱う。
合金は、高い耐熱性若しくは耐クリープ性を有するように種々のメカニズムによって硬化されることができる。そのため、他の元素の添加が、元素に応じて、多少なりとも強度を大いに高めることになる（混晶硬化）。ずっと効果的であるのは、微細な粒子又は析出（粒子硬化）によって強度を高めることである。これは、例えば、Ａｌ及び更に別の元素、例えばＴｉをニッケル合金に添加した場合に形成するγ’相によってか、又は炭素をクロム含有ニッケル合金に添加したことによって形成する炭化物によって行うことができる（例えばＲａｌｆ Ｂｕｅｒｇｅｌ，Ｈａｎｄｂｕｃｈ ｄｅｒ Ｈｏｃｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｗｅｒｋｓｔｏｆｆｔｅｃｈｎｉｋ，３．Ａｕｆｌａｇｅ，Ｖｉｅｗｅｇ Ｖｅｒｌａｇ，Ｗｉｅｓｂａｄｅｎ，２００６，第３５８頁〜第３６９頁を参照されたい）。
γ’相を形成する元素の含有量若しくは炭素含有量を高めると、たしかに耐熱性が高められるが、しかし、変形性は、固溶化焼なましされた状態ですらますます損なわれる。
非常に良好に成形可能な材料のために、室温での引張試験における伸び率Ａ５が、５０％以上、少なくともしかし４５％以上であることが求められる。
特にこれは、炭化物間に形成する元素のＣｒ、Ｎｂ、Ｔｉ及びＣが以下の関係を満たしている場合に得られる：
Ｆａ≦６０ （５ａ）、式中、
Ｆａ＝Ｃｒ＋６．１５*Ｎｂ＋２０．４*Ｔｉ＋２０１*Ｃ （６ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｔｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
Ｆａ≦６０ （５ａ）、式中、
Ｆａ＝Ｃｒ＋６．１５*Ｎｂ＋２０．４*Ｔｉ＋２０１*Ｃ （６ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｔｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。
耐熱性／クリープ強度
クロム含有量は、本発明による合金の場合、２９％以上、有利には３０％以上若しくは３１％以上に設けられている。このように高いクロム含有量の場合であっても相安定性を保証するために、アルミニウム含有量は、１．８％以下で、有利には１．４％以下で、どちらかと言えば下方の範囲で選択されている。しかし、アルミニウム含有量は（混晶硬化によってやγ’硬化によっても）実質的に引張強度若しくはクリープ強度に寄与するため、耐熱性若しくはクリープ強度を適えるものとして耐熱性及びクリープ強度のはるかに高い値が当然の事ながら望ましいにも関わらず、Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡの含有量ではなく、Ａｌｌｏｙ ６０１の含有量を選び取ることになる。
クロム含有量は、本発明による合金の場合、２９％以上、有利には３０％以上若しくは３１％以上に設けられている。このように高いクロム含有量の場合であっても相安定性を保証するために、アルミニウム含有量は、１．８％以下で、有利には１．４％以下で、どちらかと言えば下方の範囲で選択されている。しかし、アルミニウム含有量は（混晶硬化によってやγ’硬化によっても）実質的に引張強度若しくはクリープ強度に寄与するため、耐熱性若しくはクリープ強度を適えるものとして耐熱性及びクリープ強度のはるかに高い値が当然の事ながら望ましいにも関わらず、Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡの含有量ではなく、Ａｌｌｏｙ ６０１の含有量を選び取ることになる。
耐力若しくは引張強度が比較的高い温度でも少なくともＡｌｌｏｙ ６０１若しくはＡｌｌｏｙ ６９０の値の範囲にあることを目的としていた（第４表を参照されたい）。４つの以下の関係のうち少なくとも３つを満たしている必要がある：
６００℃：耐力Ｒp0.2＞１４０ＭＰＡ；引張強度Ｒm＞４５０ＭＰＡ （７ａ，７ｂ）
８００℃：耐力Ｒp0.2＞１３０ＭＰＡ；引張強度Ｒm＞１３５ＭＰＡ （７ｃ，７ｄ）
６００℃：耐力Ｒp0.2＞１４０ＭＰＡ；引張強度Ｒm＞４５０ＭＰＡ （７ａ，７ｂ）
８００℃：耐力Ｒp0.2＞１３０ＭＰＡ；引張強度Ｒm＞１３５ＭＰＡ （７ｃ，７ｄ）
特にこれは、主に硬化させる元素間の以下の関係が満たされている場合に得られる：
Ｆｋ≧４０ （７ａ）、式中、
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ＋２２４５*Ｂ （８ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｃ及びＢは、その元素の質量％での濃度である。
Ｆｋ≧４０ （７ａ）、式中、
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ＋２２４５*Ｂ （８ｂ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｃ及びＢは、その元素の質量％での濃度である。
耐食性：
良好な酸化クロム形成剤の耐酸化性は十分である。それゆえ本発明による合金は、Ａｌｌｏｙ ６９０若しくはＡｌｌｏｙ ６０１と類似した、空気中で良好な耐食性を有することになる。
良好な酸化クロム形成剤の耐酸化性は十分である。それゆえ本発明による合金は、Ａｌｌｏｙ ６９０若しくはＡｌｌｏｙ ６０１と類似した、空気中で良好な耐食性を有することになる。
例：
製造：
第３ａ表及び第３ｂ表は、実験室規模で溶融したバッチを、比較のために用いた大規模工業的に溶融したＡｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ０６０２５）、Ａｌｌｏｙ ６９０（Ｎ０６６９０）、Ａｌｌｏｙ ６０１（Ｎ０６６０１）の先行技術に従ったいくつかのバッチと一緒に分析したことを示す。先行技術に従ったバッチにはＴの印しを付け、本発明によるバッチにはＥの印しを付ける。実験室規模を特徴とするバッチにはＬの印しを付け、大規模工業的に溶融したバッチにはＧの印しを付ける。
製造：
第３ａ表及び第３ｂ表は、実験室規模で溶融したバッチを、比較のために用いた大規模工業的に溶融したＡｌｌｏｙ ６０２ ＣＡ（Ｎ０６０２５）、Ａｌｌｏｙ ６９０（Ｎ０６６９０）、Ａｌｌｏｙ ６０１（Ｎ０６６０１）の先行技術に従ったいくつかのバッチと一緒に分析したことを示す。先行技術に従ったバッチにはＴの印しを付け、本発明によるバッチにはＥの印しを付ける。実験室規模を特徴とするバッチにはＬの印しを付け、大規模工業的に溶融したバッチにはＧの印しを付ける。
第３ａ表及び第３ｂ表における実験室規模で真空下に溶融した合金のブロックを、９００℃から１２７０℃の間で８時間、焼なましし、そして熱間圧延及び９００℃から１２７０℃の間で０．１〜１時間の更なる中間焼なましにより、１３ｍｍ若しくは６ｍｍの最終厚みに熱間圧延した。このようにして作製した板材を、９００℃から１２７０℃の間で１時間、固溶化焼なましした。これらの板材から測定に必要な試験片を製造した。
大規模工業的に溶融した合金の場合、大規模工業的な作製から、運転により作製した適切な厚みを有する板材より型を抜き出した。この型から測定に必要な試験片を製造した。
すべての合金変種は、典型的には６５から３１０μｍの間の粒径を有していた。
第３ａ表及び第３ｂ表におけるバッチ例について、以下の特性を比較する：
− 耐メタルダスティング性
− 相安定性
− 室温での引張試験に基づく成形性
− 高温引張試験による耐熱性／耐クリープ性
− 酸化試験による耐食性。
− 耐メタルダスティング性
− 相安定性
− 室温での引張試験に基づく成形性
− 高温引張試験による耐熱性／耐クリープ性
− 酸化試験による耐食性。
実験室規模でバッチ２２９４〜２３１４及び２５００５３〜２５０１５０を溶融した。本発明によりＥの印しを付けたバッチは、式（２ａ）をＣｒ＋Ａｌ＞３０で満たしており、そのためＡｌｌｏｙ ６９０よりメタルダスティングに対して抵抗性がある。バッチ２２９８、２２９９、２３０３、２３０４、２３０５、２３０８、２３１４、２５００６３、２６００６５、２５００６６、２５００６７、２５００６８、２５００７９、２５０１３９、２５０１４０及び２５０１４１は、式（２ｂ）Ａｌ＋Ｃｒ≧３１を満たす。そのため、これらは耐メタルダスティング性がとりわけ優れている。
第２表中の先行技術に従う選択された合金及びすべての実験室用バッチ（表第３ａ表及び第３ｂ表）の相図を計算し、そして形成温度Ｔs BCCを第２表及び第３ａ表中に記入した。第２表若しくは第３ａ表及び第３ｂ表中の組成の式４ａに従ったＦｐ値も計算した。Ｆｐは、形成温度Ｔs BCCが高ければ高いほど、それだけ一層高い。Ａｌｌｏｙ １０より高い形成温度Ｔs BCCを有するＡｌｌｏｙ ６９３（Ｎ０６６９３）のすべての例は、Ｆｐ＞３９．９を有する。つまり、Ｆｐ≦３９．９（式３ａ）の要件は、合金における十分な相安定性を得るための適切な基準である。第３ａ表及び第３ｂ表中のすべての実験室用バッチ（記号Ｌ）はＦｐ≦３９．９の基準を満たす。
第４表中には、室温（ＲＴ）及び６００℃での耐力Ｒp0.2、引張強度Ｒm及び伸び率Ａ5、さらに８００℃での引張強度Ｒmを記入している。そのうえ、Ｆａ及びＦｋの値を記入している。
先行技術のＡｌｌｏｙ ６０２ ＣＡに従った合金のバッチ例１５６８１７及び１６０４８３は、第４表中で、良好な成形性の要件を下回る、室温で３６％若しくは４２％の比較的小さい伸び率Ａ5を有する。Ｆａは６０を超え、そのため、良好な成形性の特徴を示す範囲より上である。本発明によるすべての合金は５０％を超える伸び率を有する。そのためこれらは要件を満たす。本発明によるすべての合金のＦａは６０未満である。そのためこれらは良好な成形性の範囲にある。伸び率は、Ｆａが比較的小さい場合にはとりわけ高い。
第４表中の先行技術のＡｌｌｏｙ ６０１に従った合金のバッチ例１５６６５８は、６００℃若しくは８００℃での耐力及び引張強度が達するべき範囲の一例である。これは、７ａ〜７ｄの相関関係によって表される。Ｆｋの値は４０を超える。合金２の２２９８、２２９９、２３０３、２３０４、２３０５、２３０８、２３１４、２５００６０、２５００６３、２６００６５、２５００６６、２５００６７、２５００６８、２５００７９、２５０１３９、２５０１４０、２５０１４１、２５０１４３及び２５０１５０は、７ａ〜７ｄの相関関係の少なくとも３つが満たされている要件を満たしている。これらの合金の場合、Ｆｋも４０より大きい。実験室用バッチの２２９５、２３０３、２５００５３、２５００５４及び２５００５７は、７ａ〜７ｄの４つの相関関係のうち３つ未満が満たされている例である。このときＦｋも４５未満である。
第５表は、９６時間の１１サイクル後、つまり、計１０５６時間後の空気中１１００℃での酸化試験による比質量変化を示す。第５表中に示しているのは、１０５６時間後の比総質量変化、比正味質量変化及び剥離した酸化物の比質量変化である。先行技術のＡｌｌｏｙ ６０１及びＡｌｌｏｙ ６９０に従った合金は、Ａｌｌｏｙ ６０２ ＣＡより明らかに高い総質量変化を示していた。これは、Ａｌｌｏｙ ６０１及びＡｌｌｏｙ ６９０が酸化アルミニウム層より素早く成長する酸化クロム層を形成し、一方でＡｌｌｏｙ ６０２ ＣＡが酸化クロム層の下で少なくとも部分的に閉じた酸化アルミニウム層を有することに起因している。これは酸化物層の成長を著しく低下させ、そのため比質量増大も低下させる。本発明による合金は、Ａｌｌｏｙ ６９０若しくはＡｌｌｏｙ ６０１と同じように空気中での耐食性を有することになる。すなわち、総質量変化は６０ｇ／ｍ2を下回るべきである。これは、第５表中のすべての実験室用バッチ、つまり、本発明によるバッチにも該当する。
それゆえ、本発明による合金“Ｅ”に求められる限界値は、以下の通り詳細に説明することができる。
Ｃｒ含有量が低すぎると、Ｃｒ濃度は腐食性雰囲気中での合金の使用時に非常に素早く許容限界より下に下がるため、閉じた酸化クロム層がもはや形成されえなくなる。それゆえ２９％のＣｒがクロムの下限値である。Ｃｒ含有量が高すぎると、合金の相安定性は悪化する。それゆえ３７％のＣｒが上限値として見なされる。
０．００１％のある一定のアルミニウム最小含有量が、合金の製造効率に不可欠である。Ａｌ含有量が高すぎると、特にクロム含有量が非常に高い場合に、合金の加工性及び相安定性が損なわれる。それゆえ１．８％のＡｌ含有量が上限値を成す。
合金のコストは、鉄含有量が減少するにつれて上昇する。０．１％を下回ると、特別な出発材料が用いられなければならないためコストは過大に上昇する。それゆえ、０．１％のＦｅがコストの理由から下限値として見なされる。
鉄含有量が高まるにつれて、相安定性（脆弱な相の形成）は、特にクロム含有量が高い場合に低下する。それゆえ、７％のＦｅが本発明による合金の相安定性を保証するのに上限値として意義を持つ。
Ｓｉは、合金の製造に際して必要とされる。それゆえ０．００１％の最小含有量が必要である。高すぎる含有量はまた、特にクロム含有量が高い場合に、加工性及び相安定性を損ねる。それゆえＳｉ含有量は０．５０％に制限されている。
加工性を改善するために０．００５％のＭｎ最小含有量が必要である。マンガンは２．０％に制限される。なぜなら、この元素は耐酸化性を低下させるからである。
チタンは高温安定性を上昇させる。１．０％から酸化挙動が強く悪化することがあり、それゆえ１．０％が最大値である。
ニオブもチタンと同じように高温安定性を上昇させる。比較的高い含有量はコストを非常に強く高める。それゆえ上限値は１．１％に規定される。
非常に低いＭｇ含有量及び／又はＣａ含有量でも、硫黄の結合除去によって加工が改善され、それによって低融点ＮｉＳ共晶の発生が回避される。それゆえ、Ｍｇ及びＣａについてはそれぞれ０．０００２％の最小含有量が必要である。含有量が高すぎると、加工性を再びはっきりと悪化させる金属間Ｎｉ−Ｍｇ相若しくはＮｉ−Ｃａ相が発生する可能性がある。それゆえ、Ｍｇ含有量及び／又はＣａ含有量は最大０．０５％に制限される。
良好な耐クリープ性のために０．００５％のＣ最小含有量が必要である。Ｃは、最大０．１２％に制限される。なぜなら、この元素は、この含有量から一次炭化物の過度の形成によって加工性を低下させるからである。
０．００１％のＮ最小含有量が必要であり、それによって材料の加工性が改善される。Ｎは、最大０．０５％に制限される。なぜなら、この元素は、粗大な炭窒化物の形成によって加工性を低下させるからである。
酸素含有量は、合金の製造効率を保証するために０．０２０％以下でなければならない。酸素含有量が低すぎるとコストが高まる。それゆえ酸素含有量は０．０００１％以上である。
リンの含有量は０．０３０％以下であるべきである。なぜなら、この界面活性元素は耐酸化性を損ねるからである。Ｐ含有量が低すぎるとコストが高まる。それゆえＰ含有量は０．００１％以上である。
硫黄の含有量は可能な限り低く調節されるべきである。なぜなら、この界面活性元素は耐酸化性を損ねるからである。それゆえＳは最大０．０１０％に規定される。
モリブデンは最大２．０％に制限される。なぜなら、この元素は耐酸化性を低下させるからである。
タングステンは最大２．０％に制限される。なぜなら、この元素も耐酸化性を同様に低下させるからである。
メタルダスティングに対する十分な安定性が付与されるように、ＣｒとＡｌとの間で以下の関係が満たされていなければならない：
Ｃｒ＋Ａｌ＞３０ （２ａ）、ここで、Ｃｒ及びＡｌは、その元素の質量％での濃度である。
この場合に限って、酸化物形成元素の含有量はＡｌｌｏｙ ６９０より良好な耐メタルダスティング性を保証するために十分高い。
Ｃｒ＋Ａｌ＞３０ （２ａ）、ここで、Ｃｒ及びＡｌは、その元素の質量％での濃度である。
この場合に限って、酸化物形成元素の含有量はＡｌｌｏｙ ６９０より良好な耐メタルダスティング性を保証するために十分高い。
そのうえまた、十分な相安定性が付与されるように、以下の関係が満たされていなければならない：
Ｆｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。Ｆｐの極限値及び更に別の元素を含ませることができることは、先行する本文中で詳細に説明した。
Ｆｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。Ｆｐの極限値及び更に別の元素を含ませることができることは、先行する本文中で詳細に説明した。
必要な場合には、酸素親和性元素の添加により耐酸化性をさらに改善することができる。これは、当該元素を酸化物層内に一緒に組み入れ、かつそこで粒界部において酸素の拡散経路を遮断することで行われる。
０．０１％のＹ最小含有量が、耐酸化性を上昇させるＹの効果を得るために必要である。上限値はコストの理由から０．２０％に設けられる。
０．００１％のＬａ最小含有量が、耐酸化性を上昇させるＬａの効果を得るために必要である。上限値はコストの理由から０．２０％に設けられる。
０．００１％のＣｅ最小含有量が、耐酸化性を上昇させるＣｅの効果を得るために必要である。上限値はコストの理由から０．２０％に設けられる。
０．００１％のＣｅｒ混合金属(Cer-Mischmetall)が、耐酸化性を上昇させるＣｅｒ混合金属の効果を得るために必要である。上限値はコストの理由から０．２０％に設けられる。
必要な場合には、合金はＺｒも含有してよい。０．０１％のＺｒ最小含有量が、高温安定性及び耐酸化性を上昇させるＺｒの効果を得るために必要である。上限値はコストの理由からＺｒ０．２０％に設けられる。
Ｚｒは、必要な場合には、完全に又は部分的にＨｆで代用してよい。なぜなら、この元素も、Ｚｒと同じように、高温安定性及び耐酸化性を上昇させるからである。代用は、０．００１％の含有量から可能である。上限値はコストの理由からＨｆ０．２０％に設けられる。
必要な場合には、合金はタンタルも含有してよい。なぜなら、タンタルも高温安定性を上昇させるからである。比較的高い含有量は、コストを非常に強く高める。それゆえ上限値は０．６０％に規定される。効果を得るために０．００１％の最小含有量が必要である。
必要な場合には、合金にホウ素を添加してよい。なぜなら、ホウ素は耐クリープ性を改善するからである。それゆえ少なくとも０．０００１％の含有量が存在しているべきである。同時に、この界面活性元素は耐酸化性を悪化させる。それゆえホウ素は最大０．００８％に規定される。
コバルトは、合金中で５．０％まで含有されていてよい。より高い含有量は、耐酸化性を著しく低下させる。
銅は、最大０．５％に制限される。なぜなら、この元素は耐酸化性を低下させるからである。
バナジウムは、最大０．５％に制限される。なぜなら、この元素は耐酸化性を低下させるからである。
Ｐｂは、最大０．００２％に制限される。なぜなら、この元素は耐酸化性を低下させるからである。同じことが、Ｚｎ及びＳｎに当てはまる。
さらに、とりわけ良好な加工性を表す、炭化物形成元素であるＣｒ、Ｔｉ及びＣの以下の関係が選択的に満たされていなければならない：
Ｆａ≦６０ （５ａ）、式中、
Ｆａ＝Ｃｒ＋６．１５*Ｎｂ＋２０．４*Ｔｉ＋２０１*Ｃ （６ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｔｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。Ｆａの極限値及び更に別の元素を含ませることができることは、先行する本文中で詳細に説明した。
Ｆａ≦６０ （５ａ）、式中、
Ｆａ＝Ｃｒ＋６．１５*Ｎｂ＋２０．４*Ｔｉ＋２０１*Ｃ （６ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｔｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。Ｆａの極限値及び更に別の元素を含ませることができることは、先行する本文中で詳細に説明した。
さらに、とりわけ良好な耐熱性若しくはクリープ強度を表す、強度を上昇させる元素に関しての以下の関係が満たされていてよい：
Ｆｋ≧４０ （７ａ）、式中、
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ （８ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。Ｆａの極限値及び更に別の元素を含ませることができることは、先行する本文中で詳細に説明した。
Ｆｋ≧４０ （７ａ）、式中、
Ｆｋ＝Ｃｒ＋１９*Ｔｉ＋３４．３*Ｎｂ＋１０．２*Ａｌ＋１２．５*Ｓｉ＋９８*Ｃ （８ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｓｉ及びＣは、その元素の質量％での濃度である。Ｆａの極限値及び更に別の元素を含ませることができることは、先行する本文中で詳細に説明した。
Claims (24)
- （質量％で）クロム：２９〜３５％、アルミニウム：０．００１〜１．８％、鉄：０．１０〜７．０％、ケイ素：０．００１〜０．５０％、マンガン：０．００５〜２．０％、チタン：０．００〜１．００％及び／又はニオブ：０．００〜１．１０％、マグネシウム及び／又はカルシウム：それぞれ０．０００２〜０．０５％、炭素：０．００５〜０．１２％、窒素：０．００１〜０．０５０％、リン：０．００１〜０．０３０％、酸素：０．０００１〜０．０２０％、硫黄：最大０．０１０％、モリブデン：最大２．０％、タングステン：最大２．０％、残部のニッケル及び不可避的な不純物を有し、ここで、以下の関係が満たされていなければならない：
Ｃｒ＋Ａｌ＞３０ （２ａ）
かつＦｐ≦３９．９ （３ａ）、式中、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｃ、Ｗ及びＭｏは、その元素の質量％での濃度である、耐メタルダスティング性を有するニッケル−クロム合金。 - ３０〜３５％のクロム含有量を有する、請求項１記載の合金。
- ３２％超え３５％以下のクロム含有量を有する、請求項１又は２記載の合金。
- ０．００１〜１．４％のアルミニウム含有量を有する、請求項１から３までのいずれか１項記載の合金。
- ０．１〜４．０％の鉄含有量を有する、請求項１から４までのいずれか１項記載の合金。
- ０．００１〜０．２％のケイ素含有量を有する、請求項１から５までのいずれか１項記載の合金。
- ０．００５〜０．５０％のマンガン含有量を有する、請求項１から６までのいずれか１項記載の合金。
- ０．００１〜０．６０％のチタン含有量を有する、請求項１から７までのいずれか１項記載の合金。
- ０．００〜１．０％のニオブの含有量を有する、請求項１から８までのいずれか１項記載の合金。
- ０．０１〜０．１２％の炭素含有量を有する、請求項１から９までのいずれか１項記載の合金。
- 選択的にイットリウムを０．０１〜０．２０％の含有量で含有する、請求項１から１０までのいずれか１項記載の合金。
- 選択的にランタンを０．００１〜０．２０％の含有量で含有する、請求項１から１１までのいずれか１項記載の合金。
- 選択的にセリウムを０．００１〜０．２０％の含有量で含有する、請求項１から１２までのいずれか１項記載の合金。
- ０．００１〜０．２０％のセリウムミッシュメタルの含有量を有する、請求項１から１２までのいずれか１項記載の合金。
- さらに選択的に０．００〜５．０％のコバルトを含有する、請求項１から１４までのいずれか１項記載の合金。
- さらに必要な場合には最大０．５％の銅を含有し、ここで、前記式４ａにＣｕの項が補われ、
Ｆｐ＝Ｃｒ＋０．２７２*Ｆｅ＋２．３６*Ａｌ＋２．２２*Ｓｉ＋２．４８*Ｔｉ＋１．２６*Ｎｂ＋０．４７７*Ｃｕ＋０．３７４*Ｍｏ＋０．５３８*Ｗ−１１．８*Ｃ （４ｂ）であり、
かつＣｒ、Ｆｅ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｃｕ、Ｗ及びＭｏは、その元素の質量％での濃度である、請求項１から１５までのいずれか１項記載の合金。 - さらに選択的に最大０．５％のバナジウムを含有する、請求項１から１６までのいずれか１項記載の合金。
- 前記不純物が、Ｐｂ：最大０．００２％、Ｚｎ：最大０．００２％、Ｓｎ：最大０．００２％の含有量で調節されている、請求項１から１７までのいずれか１項記載の合金。
- 以下の式：
Ｆａ≦６０ （５ａ）、式中、
Ｆａ＝Ｃｒ＋６．１５*Ｎｂ＋２０．４*Ｔｉ＋２０１*Ｃ （６ａ）であり、ここで、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｎｂ及びＣは、その元素の質量％での濃度である、
を満たしており、そのためとりわけ良好な加工性が得られる、請求項１から１８までのいずれか１項記載の合金。 - 帯材、板材、線材、棒材、長シーム溶接管及びシームレス管としての、請求項１から１９までのいずれか１項記載の合金の使用。
- シームレス管を製造するための、請求項１から１９までのいずれか１項記載の合金の使用。
- 強浸炭性雰囲気中での、請求項１から１９までのいずれか１項記載の合金の使用。
- 石油化学工業における構成部材としての、請求項１から１９までのいずれか１項記載の合金の使用。
- 築炉における、請求項１から１９までのいずれか１項記載の合金の使用。
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