JP7160694B2 - 流体接触部材及び流体接触部材の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、流体接触部材及び流体接触部材の製造方法に関する。

発電設備等で使用される弁は、弁座等の摺動部位を備える。弁座は、実運転中に発生する衝撃への高い耐久性を有することが好ましい。例えば、弁座は、高流速、キャビテーション、液滴等の衝撃に対して高い耐久性を有することが好ましい。また、安定した設備運転の観点から、弁座は高温環境下における高い耐食性を有することも好ましい。

弁は、例えば、炭素鋼、ステンレス等の母材に対し、硬材質な溶着金属の肉盛により製造される。具体的には例えば、耐食性及び耐摩耗性に優れたコバルト基合金、ニッケル基合金、鉄基合金等の溶着金属を高温で溶融し、弁箱、弁体等の母材に対してアーク溶接、プラズマ溶接法等によって肉盛を行うことで製造される。

しかし、溶着金属を高温溶融により肉盛した場合、溶着金属の肉盛を行った弁座の金属組織は、鋳造により製造した金属材料の金属組織と同様な組織形態を呈する。そのため、溶融状態から固体状態への冷却時にデンドライト（基地部）が晶出する。また、デンドライトの間隙（デンドライト間隙）には、共晶炭化物、共晶ホウ化物等の化合物相が形成される。そして、デンドライト間隙に晶出した化合物相の耐久性及び耐摩耗性は、デンドライトの耐久性及び耐摩耗性よりも劣る。従って、デンドライト間隙に晶出した化合物相の特性上、溶着金属への流体接触による化合物相での選択的腐食、及びエロージョン等により生じる溶着金属表面での腐食進行が進行し易い。このため、頻繁な点検補修作業が行われ、メンテナンス作業の手間が大きい。

そこで、化合物相での選択的腐食、及び溶着金属表面での腐食進行抑制のものとしては、特許文献１に記載の技術が知られている。特許文献１には、鋳造組織基地部と共晶炭化物とを有する合金中の前記共晶炭化物を複数の粒状又は複数の球状に集合形成して、前記共晶炭化物を非連続分布とした耐食耐摩耗合金が記載されている（請求項１参照）。この耐食耐摩耗合金により、共晶炭化物部分の腐食損傷に伴う全体の耐食耐摩耗性能の劣化が少なくなると記載されている（段落００４４参照）。

特開２０００－２７３５７３号公報

本発明が解決しようとする課題は、特に耐食性を従来よりもさらに向上させた流体接触部材及び流体接触部材の製造方法を提供することである。

本発明は、流体と接触する流体接触部を備え、前記流体接触部は、デンドライトを有するコバルト基合金相と、前記デンドライトの間隙に形成されるとともに炭化クロムを含む化合物相とを有し、前記流体接触部は、炭素を０．９質量％以上、クロムを２６質量％以上３２質量％以下、タングステンを０質量％以上６質量％以下、ニッケルを０質量％以上１質量％以下、鉄を０質量％以上１質量％以下、モリブデンを０質量％以上１質量％以下、及び、残部としてコバルト、及び不可避的不純物からなり、前記デンドライトを構成する１つの１次アームから延びる複数の２次アームのうち、隣接する前記２次アームの平均間隔が５μｍ以下になっていることを特徴とする、流体接触部材に関する。その他の解決手段は発明を実施するための形態において後記する。

本発明によれば、特に耐食性を従来よりもさらに流体接触部材及び流体接触部材の製造方法を提供できる。

実施例の流体接触部を構成する金属組織の断面光学顕微鏡写真である。 図１の拡大図である。 図１の拡大図であり、図２よりもさらに倍率の高い写真である。 図１の拡大図であって図２よりもさらに倍率の高い写真であるとともに、図１において図３とは異なる部分を拡大する写真である。 実施例の流体接触部の金属組織でのデンドライトにおける２次アームを示す斜視図である。 実施例の流体接触部の金属組織でのデンドライトにおける２次アームを示す断面図である。 ガスアセチレン溶接により形成した流体接触部（比較例）の金属組織の断面光学顕微鏡写真である。 ＴＩＧ溶接により形成した流体接触部（比較例）の金属組織の断面光学顕微鏡写真である。 比較例の流体接触部の金属組織でのデンドライトにおける２次アームを示す斜視図である。 比較例の流体接触部の金属組織でのデンドライトにおける２次アームを示す断面図である。 実施例の流体接触部材としての弁体及び弁座を備える弁の断面図である。 図９のＦ部拡大図である。 実施例に係る流体接触部材の製造方法を示すフローチャートである。 流体接触部材の製造装置を示す図である。 流体接触部材の別の製造装置を示す図である。 実施例１で使用した製造装置を示す図である。 実施例１での造形パスを示す図である。 実施例１での造形パスを示す図である。 実施例２で使用した別の製造装置を示す図である。 実施例２での流体接触部が形成された母材の斜視図である。 図１７ＡにおけるＧ部拡大図である。

以下、本発明を実施するための形態を、図面を参照しながら説明する。ただし、本発明は以下の例に何ら制限されず、本発明の要旨を損なわない範囲で任意に変形して実施できる。また、各実施形態は任意に組み合わせて実施できる。また、同じ装置及び系統については同じ符号を付すものとし、重複する説明は省略する。

本発明に係る流体接触部材１０は、流体と接触する流体接触部１を備える。流体接触部材１０は、具体的には例えば、弁２０（図９等参照）における弁体８３及び弁座８６（いずれも図９等参照）に相当する。即ち、流体接触部１０は、弁体８３及び弁座８６のうちの少なくとも一方を含む。また、流体接触部１は、例えば弁体８３及び弁座８６における接触部８４，８７（いずれも図９等参照）に相当する。流体接触部１は、例えば、流体接触部材１０を構成する母材（例えば図９等に示す弁座本体部８５及び弁体本体部８８）の表面に形成される。

図１は、実施例の流体接触部１を構成する金属組織の断面光学顕微鏡写真である。流体接触部１は、デンドライトを有するコバルト基合金相２と、デンドライト間隙に形成されるとともに炭化クロムを含む化合物相３とを有する。図１において白くなっている部分がコバルト基合金相２である。また、図１において黒くなっている部分が化合物相３である。なお、デンドライトとは、枝分かれした樹枝状の結晶をいう。

流体接触部１の金属組織は、細かな目を有する網目状に構成される。具体的には、流体接触部１は、上下左右斜め方向に筋状に延在するコバルト基合金相２の隙間に、微細な化合物相３を散点的に有する。従って、化合物相３は、コバルト基合金相２のデンドライト間隙に不連続的に形成される。化合物相３がデンドライト間隙に不連続的に形成されることで、流体との接触部分に位置する化合物相３で浸食が生じた場合でも、浸食が進行し難くなる。これにより、浸食の進行に起因する金属組織での空隙の増大が抑制され、コバルト基合金相２の脱落を抑制できる。

図２は、図１の拡大図である。コバルト基合金相２は、幹（図示しない）と、幹から側方に延在する１次アーム４と、１次アーム４から側方に延在する２次アーム５とを備える。幹、１次アーム４及び２次アーム５は、いずれもデンドライトを構成する。デンドライトを構成する１つの１次アーム４からは、複数の２次アーム５が延びる。２次アーム５の中心線Ｌ１（破線）は、２次アーム５の先端から１次アーム４の中心線Ｌ２に向かう垂線を表す。そして、図２において破線で示す２次アーム５の中心線Ｌ２同士の間隔、即ち、隣接する２次アーム５の平均間隔は詳細は後記するが５μｍ以下になっており、具体的には図２の例では２．７μｍになっている。

図３は、図１の拡大図であり、図２よりもさらに倍率の高い写真である。図３には、コバルト基合金相２の間隙に形成される化合物相３のうち、特に、隣接する２次アーム５の間隙に形成される化合物相３が示されている。上記のように、化合物相３は、コバルト基合金相２のデンドライト間隙に不連続的に形成される。具体的には、図３に示すように、隣接する２次アーム５の間には、ある程度の大きさを有する扁平形状の化合物相３が存在するのではなく、コバルト基合金相２が化合物相３に食い込んだような形状の化合物相３が形成される。また、化合物相３は、コバルト基合金相２によって微細な大きさに区切られている。

特に、隣接する２次アーム５の平均間隔が５μｍ以下であることで、化合物相３が微細になる。これにより、微細な化合物相３を不連続的に配置でき、浸食が仮に進行したとしても、浸食の進行に起因する金属組織での空隙の過度の増大を抑制できる。この結果、浸食が進行しても金属組織の強度への影響が生じにくく、コバルト基合金相２の脱落を抑制できる。

図４は、図１の拡大図であって図２よりもさらに倍率の高い写真であるとともに、図１において図３とは異なる部分を拡大する写真である。図４には、コバルト基合金相２の間隙に形成される化合物相３のうち、特に、対向する２次アーム５の間隙に形成される化合物相３が示されている。図４においても、２次アーム５の間隙に微細な化合物相３が不連続的に形成されている。ただし、本明細書でいう不連続的とは、図４のＡ部に示すように化合物相３の一部が繋がっているが、それぞれの化合物相３が概ね不連続のようになっているものを含む概念とする。

図５Ａは、実施例の流体接触部の金属組織でのデンドライトにおける２次アーム５を示す斜視図である。１つの１次アーム４の側方に延びる複数の２次アーム５は、図５Ａにおいて紙面上下方向に伸びるほか、紙面前後方向にも延びる。そこで、本明細書において２次アーム５の間隔λとは、１つの２次アーム５の中心線Ｌ１、及び当該１つの２次アーム５の起点となる１次アームの中心線Ｌ２を含む断面視において、隣接する２次アーム５同士の間隔λを表す。

図５Ｂは、実施例の流体接触部の金属組織でのデンドライトにおける２次アームを示す断面図である。図５Ｂに示す断面図は、１つの２次アーム５の中心線Ｌ１、及び当該１つの２次アーム５の起点となる１次アーム４の中心線Ｌ２を含むものである。この断面図において、隣接する２次アーム５同士の間隔λ１、λ２・・・λｎである。ここで、本明細書におけるデンドライトにおける２次アーム５の平均間隔の定義を説明する。

隣接する２次アーム５同士の間隔λ１、λ２・・・λｎにおいて、ｎは例えば１０以上１５以下の整数とする。従って、まず、任意の１つの断面において、隣接する１０～１５本の２次アーム５が選択される。そして、選択された２次アーム５同士の間隔λを測定し、算術平均により平均値が測定される。これらの作業を、異なる断面において合計３回繰り返し、３回の断面視での間隔の平均値を算出することで、２次アーム５の平均間隔が算出される。

このようにして算出した２次アーム５の平均間隔は５μｍ以下である。２次アーム５の平均間隔を５μｍ以下にすることで、隣接する２次アーム５の間に形成される化合物相３を微細にできる。これにより、化合物相３に流体が接触し難くなり、化合物相３の腐食を抑制できる。また、仮に化合物相３の腐食が進行しても、流体接触部１の例えば耐食性に影響を及ぼすようなダメージ、具体的には例えばエロージョン損傷等によるコバルト基合金相２の脱落を抑制できる。この結果、流体接触部１において、特に耐食性を向上できる。

２次アーム５の平均間隔は３μｍ以下であることが好ましい。２次アーム５の平均間隔を３μｍ以下にすることで、隣接する２次アーム５の間に形成される化合物相３をさらに微細にできる。これにより、化合物相３に流体がより接触し難くなり、化合物相３の腐食をより十分に抑制できる。また、仮に化合物相３の腐食が進行しても、流体接触部１の例えば耐食性に影響を及ぼすようなダメージ、具体的には例えばエロージョン損傷等によるコバルト基合金相２の脱落をより十分に抑制できる。この結果、流体接触部１において、特に耐食性を十分に向上できる。

２次アーム５の平均間隔は特に制限されないが、通常は例えば１μｍ以上である。

上記の図１～図５に示す金属組織を構成する組成は、コバルト、クロム及び炭素を含む組成であれば、特に制限されない。コバルト、クロム及び炭素を含む組成であれば、原子同士の結合のし易さにより、コバルト基合金相２と、炭化クロムを含む化合物相３とを有する流体接触部１が得られる。

流体接触部１を構成する金属組織において、炭素の含有量は０．９質量％以上５質量％以下（好ましくは３質量％以下）が好ましい。クロムの含有量は２６質量％以上３２質量％以下が好ましい。タングステンの含有量としては０質量％以上６質量％以下が好ましい。ニッケルの含有量は０質量％以上１質量％以下が好ましい。鉄の含有量は０質量％以上１質量％以下が好ましい。モリブデンの含有量は０質量％以上１質量％以下が好ましい。従って、流体接触部１は、炭素を０．９質量％以上、クロムを２６質量％以上３２質量％以下、タングステンを０質量％以上６質量％以下、ニッケルを０質量％以上１質量％以下、鉄を０質量％以上１質量％以下、モリブデンを０質量％以上１質量％以下、及び、残部としてコバルト、及び不可避的不純物を含むものであることが好ましい。

ただし、タングステンの含有量は３質量％以上６質量％以下であることが好ましい。タングステンの含有量がこの範囲であることで、流体接触部１の硬度を高めることができ、例えば耐摩耗性をさらに向上できる。

流体接触部１を構成する金属組織に含まれる金属としては、例えばステライト（登録商標）等が挙げられる。

図６は、ガスアセチレン溶接により形成した流体接触部（比較例）の金属組織の断面光学顕微鏡写真である。図６に示す流体接触部１１を構成する金属と、上記の図１に示す流体接触部１０を構成する金属とは同じ組成である。流体接触部１１は、上記の流体接触部１と同様に、デンドライトを有するコバルト基合金相２１と、デンドライト間隙に形成されるとともに炭化クロムを含む化合物相３１とを有する。図６において白くなっている部分がコバルト基合金相２１である。また、図１において黒くなっている部分が化合物相３１である。ガスアセチレン溶接により形成した金属組織では、図示はしないが、５μｍ以下の間隔になる２次アームも一部確認された。しかし、上記の方法により算出された２次アームの平均間隔は５μｍを大きく超えており、具体的には１７μｍ以上であった。

図７は、ＴＩＧ溶接により形成した流体接触部１１１（比較例）の金属組織の断面光学顕微鏡写真である。コバルト基合金相２１は、幹（図示しない）と、幹から側方に延在する１次アーム４１と、１次アーム４１から側方に延在する２次アーム５１とを備える。破線及び一点鎖線でそれぞれ示す中心線Ｌ１，Ｌ２は、それぞれ、２次アーム５１及び１次アーム４１の中心線を表す。図７に示す光学顕微鏡写真と、上記の図２に示す光学顕微鏡写真とは、同じ倍率を示す。図７に示す比較例での２次アーム５１の間隔は、上記図２に示す実施例での２次アーム５の間隔よりも広くなっている。具体的には、図７に示す流体接触部１１１では、５μｍ以下の間隔（中心線Ｌ１同士の間隔）になる２次アーム５１も一部確認された。しかし、図７に示す流体接触部１１１では、上記の図６に示す金属組織と同様に、２次アーム５１の平均間隔は５μｍを超えていた。具体的には、図７に示す例では、２次アーム５の平均間隔は９．９５μｍ以上であった。

図８Ａは、比較例の流体接触部１１１の金属組織でのデンドライトにおける２次アーム５１を示す斜視図である。１次アーム４１の側方に延びる２次アーム５１は、上記の流体接触部１と同様に（図５Ａ参照）、図８Ａにおいて紙面上下方向に伸びるほか、紙面前後方向にも延びる。

図８Ｂは、比較例の流体接触部１１１の金属組織でのデンドライトにおける２次アーム５１を示す断面図である。図８Ｂに示す断面図は、上記の図５Ｂに示す断面図と同様に、１つの２次アーム５１の中心線Ｌ１、及び当該１つの２次アーム５１の起点となる１次アーム４１の中心線Ｌ２を含むものである。

中心線Ｌ１同士の間隔をλ１、λ２・・・λｎとすると、λ１～λｎで示される中心線Ｌ１同士の間隔、即ち２次アーム５１の間隔は、いずれも、上記の図２等に示す流体接触部１０での間隔よりも長くなっている。具体的には、図８Ｂ示す比較例では、２次アーム５１の平均間隔は５μｍを超えている。このため、２次アーム５１の間に形成される化合物相３１（図７参照）も大きくなり、化合物相３の浸食が発生すると、浸食進行により流体接触部１１の機械的影響が大きくなる。これにより、エロージョン損傷等によるコバルト基合金相２１の脱落が生じ易くなり、耐食性が低下する。

図９は、実施例の流体接触部材１０としての弁体８３及び弁座８６を備える弁２０の断面図である。流体接触部材１０は、例えば原子力設備用の流体接触部材１０を含む。例えば、弁２０及びそれに備えられる弁体８３及び弁座８６は、例えば原子力設備での配管、ダクト等に備えられる例えば仕切り弁及びその構成部材として使用可能である。当該配管には、気体（空気等）、液体（水等）、気液混合流体等の流体が流れる。弁２０には流体が流れることから、弁２０は特に耐食性に優れることが好ましい。従って、特に耐食性に優れる流体接触部１（図１等参照）を備える流体接触部材１０は、例えば弁体８３及び弁座８６として好適である。

弁２０は、弁棒８１と、弁箱８２と、弁体８３と、弁座８６とを備える。弁箱８２には、弁棒８１及び弁体８３が収容される。弁棒８１は弁体８３に接続される。弁体８３は、弁棒８１との接続側とは反対側に向かって窄まる円錐台形状を有する。弁座８６は、流体が流れる断面円形状の流路９０を囲うような円形状平板（即ち円環状）に形成される。弁座８６は例えば溶接、嵌め込み等により弁箱８２に固定される。

図１０は、図９のＦ部拡大図である。弁体８３（流体接触部材１０）は、弁体８３が最下端に位置したときに弁座８６と接触（圧接）する位置に形成された接触部８７と、接触部８７が表面に形成された弁体本体部８８とを備える。接触部８７（流体接触部１）は、例えば弁体本体部８８を母材とする肉盛（例えば積層造形）により弁体本体部８８に形成される。

また、弁箱８２に固定された弁座８６（流体接触部材１０）は、上記弁体８３が最下端に位置したときに弁体８３の接触部８７と接触（圧接）する位置に形成された接触部８４と、接触部８４が表面に形成された弁座本体部８５とを備える。接触部８４（流体接触部１）は、例えば弁座本体部８５を母材とする肉盛（積層造形）により弁座本体部８５に形成される。

弁棒８１及び弁体８３は、シリンダ等の駆動装置（図示しない）により上下方向に移動可能である。弁棒８１及び弁体８３の下方への移動の際、弁体８３の接触部８７が弁座８６の接触部８４に摺動しながら、弁棒８１及び弁体８３が下方に移動する。そして、弁体８３の最下端への移動により弁体８３が流路９０を閉塞し、流路９０での流体流れが遮断される。

弁体８３のうちの接触部８７は、上記の図１等を参照しながら説明した金属組織を有する。また、弁座８６のうちの接触部８４も、上記の図１等を参照しながら説明した金属組織を有する。そのため接触部８４，８７では連続的な腐食が生じにくく、特に耐食性に優れる。そのため、弁２０の開閉により接触部８４，８７同士の摺動が繰り返されても、エロージョン損傷が抑制される。これにより、化合物相３に流体が接触し難くなり、化合物相３の腐食を抑制できる。また、仮に化合物相３の腐食が進行しても、流体接触部１の例えば耐食性に影響を及ぼすようなダメージ、具体的には例えばエロージョン損傷等によるコバルト基合金相２の脱落を抑制できる。この結果、流体接触部１において、特に耐食性を向上できる。

特に、弁２０は、例えば原子力設備での配管等に使用できる。このため、コバルト基合金のデンドライトの脱落抑制により、弁２０を構成するコバルト基合金相２に含まれる例えばコバルトが意図せず放射性同位体に変化することを抑制できる。

また、流体接触部材１０は、上記の仕切り弁以外にも、弁箱及び弁体を備え、両者が摺動する面にそれぞれ弁座を有する他の弁にも適用できる。さらには、流体接触部材１０は、弁２０以外にも、流体と接触する流体接触部１を備えるものであれば適用できる。

即ち、上記のように、摺動により摩耗し易いのは勿論のこと、例えば配管の内壁など、長期的な流体との接触により、特段の摺動が無くても摩耗の恐れがある。また、例えば配管の内壁についていえば、メンテナンス等により内壁にメンテナンス治具が接触することで、配管内壁が損傷する恐れもある。しかし、例えば配管（流体接触部材１０）の内壁に流体接触部１を形成することで、配管内壁の特に耐食性を向上できる。これにより、流体との接触による摩耗抑制は勿論のこと、メンテナンス治具等により意図しない損傷を抑制して、保守性能に優れた流体接触部材１０を製造できる。

図１１は、実施例に係る流体接触部材の製造方法（以下、本発明の製造方法という）を示すフローチャートである。本発明の製造方法は、セッティング工程Ｓ１と、施工軌跡設定工程Ｓ２と、予熱工程Ｓ３と、原料供給工程Ｓ４と、溶融工程Ｓ５と、冷却工程Ｓ７と、温度監視工程Ｓ６と、熱処理工程Ｓ８と、仕上げ加工工程Ｓ９と、検査工程Ｓ１０とを含む。本発明の製造方法について、図１２をさらに参照しながら説明する。

図１２は、流体接触部材１０の製造装置１００を示す図である。製造装置１００は、原料１０８の溶融により流体接触部１（例えば接触部８４，８７）を備える流体接触部材１０（例えば弁体８３及び弁座８６）を製造するための装置である。本発明の製造方法での原料１０８の溶融は、炭素鋼、ステンレス等の母材１０１に対し、原料１０８を含む粉末を用いた付加製造技術によって行う。付加製造技術を用いた溶融により、所望の形状を有する流体接触部材１０を製造し易くできる。

ここでいう付加製造技術は、国際標準化機構による用語定義（ＩＳＯ５２９００）では３Ｄモデルデータから部材を製造するために材料を結合するプロセスと定義され、以下の７つのカテゴリーに分類されている。即ち、Binder jetting（結合剤噴射）、Directed Energy Deposition（指向性エネルギ堆積）、Materials Extrusion（材料押出）、Material jetting(材料噴射)，Powder Bed Fusion(粉末床溶融結合)、Sheet Lamination(シート積層)、Vat Photo-Polymerization(液槽光重合)に分類されている。

付加製造技術は指向性エネルギ堆積法及び粉末床溶融結合法を含み、どの技術が使用されてもよい。ただし、三次元形状の部品上への造形が容易で、造形効率が良い（造形速度が速い）という観点からは、指向性エネルギ堆積法が好ましい。そこで、以下の説明においては、一例として指向性エネルギ堆積装置（例えばレーザ光照射装置）による積層造形を挙げる。

まず、母材１０１が製造装置１００の施工台（図示しない）にセッティングされる（セッティング工程）。なお、母材１０１は、例えば上記の弁座本体部８５及び弁体本体部８８に相当する。次に、レーザ光照射の位置決めにより、母材１０１への施工軌跡が設定される（施工軌跡設定工程Ｓ２）。そして、図示しない予熱装置により母材１０１の予熱が行われる（予熱工程Ｓ３）。予熱は、後記する溶融工程Ｓ５での溶融温度と同程度の温度に加熱することができ、例えば２００℃以上７００℃以下にできる。予熱後、母材１０１上への原料１０８の供給が開始される（原料供給工程Ｓ４）。原料１０８としては、上記の流体接触部１を構成する金属材料（コバルト、クロム及び炭素を含む）の粉末が用いられる。

母材１０１上では、供給された原料の溶融が行われる（溶融工程Ｓ５）。即ち、溶融工程Ｓ５は、コバルト、クロム及び炭素を含む原料の母材への供給位置の移動を行いながら母材上での原料の溶融を行う工程である。原料１０８の溶融により、母材１０１上に形成された流体接触部１が得られる。

図１２に示す方法では、内ノズル１０５及び外ノズル１０６を備える二重構造のノズル１１５が使用される。内ノズル１０５及び外ノズル１０６は、母材１０１に向かって窄まるように形成される。また、内ノズル１０５及び外ノズル１０６は、母材１０１上の原料１０８に照射されるレーザ光１０７を中心とした同心円状に配置される。レーザ光１０７は母材１０１の表面に所定のレーザ照射径が形成されるように照射される。また、レーザ光１０７を照射するためのレーザヘッド（図示しない）とノズル１１５とは一体に構成される。そして、ノズル１１５は、所定のレーザ照射径となる位置に配置される。

内ノズル１０５の内側には、太実線矢印で示すように、母材１０１に向かってシールドガス（例えばアルゴン）が流れる。内ノズル１０５と外ノズル１０６との間には、細線で示すように粉末状の原料１０８が流れる。また、内ノズル１０５と外ノズル１０６との間には、太い破線矢印で示すように、母材１０１に向かって粉末供給ガス（例えばアルゴン）が流れる。従って、粉末供給ガスの流れにより、原料１０８が母材１０１に吹き付けられる。

ただし、図１２に示す例では、粉末状の原料１０８を内ノズル１０５と外ノズル１０６との間であって、同心円の全周囲に流すようにしたが、粉末状の原料１０８を、前記同心円の周囲の一部（一カ所のみでの２カ所以上でもよい）から流すようにしてもよい。また、原料１０８は、母材１０１上に敷き詰められるようにしてもよい。

母材１０１に吹き付けられた原料１０８は、レーザ光１０７のエネルギにより溶融する。そして、原料１０８を溶融しながら、ノズル１１５が母材１０１の上面に沿った方向（例えば図１０では白抜き矢印方向）に移動される。即ち、原料１０８の母材１０１への供給位置の移動を行いながら母材１０１上での原料１０８の溶融を行う溶融工程が行われる。ここでいう供給位置とは、ノズル１１５の母材１０１に沿った位置である。ノズル１１５の移動により、ノズル１１５と一体構成されたレーザヘッドも移動する。このため、レーザ光１０７による溶融金属へのエネルギ供給が停止され、溶融金属が凝固する。溶融金属の凝固により、流体接触部１を備える流体接触部材１０が製造される。

流体接触部１は、例えば、２度以上のレーザ光１０７の照射による積層構造での造形（積層造形）により製造される。積層造形により製造する場合、上記溶融工程Ｓ５では、パス間温度を２００℃以上７００℃以下の状態で積層造形が行われる。従って、１パス施工後、温度監視工程Ｓ６において母材１０１の温度監視が行われ、パス間温度管理が行われる。パス間温度をこの範囲に制御することで、積層造形中、炭素に起因する流体接触部１の割れを抑制できる。

パス間温度の制御は、例えば母材１０１の予熱により行うことができる。母材１０１の予熱は図示しない加熱装置により行うことができる。加熱装置としては、ヒータ、バーナ等の直接加熱装置のほか、高周波誘導加熱装置（例えば高周波加熱コイル）等が挙げられ、製造装置の周辺環境を適宜考慮して選択すればよい。

ただし、積層造形の際、パス間温度の制御に代えて、又は、パス間温度の制御とともに、母材１０１の温度制御を行うようにしてもよい。即ち、上記溶融工程は、母材１０１の温度及びパス間温度のうちの少なくとも一方の温度を２００℃以上７００℃以下の状態で積層造形を行うようにしてもよい。母材１０１の温度をこの範囲に制御することで、積層造形中、炭素に起因する流体接触部１の割れを抑制できる。

レーザ光１０７の照射条件（例えばレーザ出力）、及び、ノズル１１５及びレーザ光１０７の走査速度（移動速度）は特に制限されない。ただし、本発明では、溶融工程Ｓ５での原料１０８の溶融は、移動の距離あたり原料１０８への入熱量をＱ（ｋＪ／ｃｍ）、移動の距離あたりの母材１０１への原料１０８の供給量（ｇ／ｃｍ）をＷ（ｋＪ／ｇ）とすると、Ｑ≦１２ｋＪ／ｃｍ、かつ、２ｋＪ／ｇ≦Ｑ／Ｗ≦６０ｋＪ／ｇになるように行う。

ここでいう「移動の距離あたり」とは、母材１０１に対するノズル１１５及びレーザ光１０７の移動距離をいう。従って、入熱量Ｑは、図１２に示す例では、レーザ光１０７の出力（レーザ出力。単位はｋＷ）を、ノズル１１５及びレーザ光１０７の走査速度（ｃｍ／秒）で除することで得られる値である。

入熱量Ｑは、上記のように１２ｋＪ／ｃｍであるが、好ましくは１０ｋＪ／ｃｍ以下、より好ましくは７ｋJ／ｃｍ以下、特に好ましくは５ｋＪ／ｃｍ以下である。入熱量が小さいほど十分に冷えるまでの時間を短くでき、炭化物等の化合物相３が析出する温度域での化合物相３の析出を抑制できる。一方で、入熱量Ｑの下限は、例えば１ｋＪ／ｃｍ以上、好ましくは３ｋＪ／ｃｍ以上である。入熱量Ｑがこれらの数値以上であることで、原料１０８の溶融を十分に行うことができる。

また、Ｑ／Ｗの値（以下、Ｑｐという）は、上記のように２ｋＪ／ｇ以上６０ｋＪ／ｇであるが、その下限値として、好ましくは５ｋＪ／ｇ以上、また、その上限値として、好ましくは４０ｋＪ／ｇ以下である。Ｑｐがこの範囲にあることで、所望の組織形態を得ながら、施工効率（造形効率）が良好な施工が可能になる。

入熱量Ｑ及びＱｐを上記範囲にすることで、製造される流体接触部１の金属組織において、デンドライトにおける２次アーム５の平均間隔を５μｍ以下にできる。即ち、デンドライトの２次アーム５の間隔において化合物相３を小さい微細組織で形成できる。これにより、共晶炭化物等の化合物相３をより微細分散できる。また、入熱量Ｑ及びＱｐの上記範囲の中でも、入熱量Ｑを大きく、かつ、Ｑｐは小さくすることが好ましい。このようにすることで、１パスでの造形体積を大きくでき、流体接触部１の体積を大きくする場合に少ない積層回数で流体接触部１を製造できる。

また、積層造形の際、入熱量Ｑ及びＱｐを同じにして造形を繰り返してもよく、少なくとも一部を変えて造形を繰り返してもよい。入熱量Ｑ及びＱｐを異なる条件にすることで、デンドライトの２次アーム５の間隔が異なる傾斜組織を形成できる。これにより、流体に接触する面については例えば入熱量Ｑを小さくかつＱｐを大きくして特に耐食性に優れつつ、その面以外では造形効率の良い条件で製造することで、製造効率を高めることができる。

以上の製造装置１００によれば、コバルト基合金相２でのデンドライトにおける２次アーム５の平均間隔を５μｍ以下にできる。これにより、特に耐食性に優れた流体接触部１を備える流体接触部材１０を製造できる。

図１１に戻って、冷却工程Ｓ７は、溶融工程Ｓ５での施工が全て終わった後に、母材１０１から外部への放熱速度が自然冷却速度よりも遅い速度での冷却を行う工程である。冷却は、母材１０１の温度が例えば室温（２５℃）程度になるまで行うことができる。自然冷却速度よりも遅い速度での冷却を行う冷却工程Ｓ７により、冷却中、流体接触部１の割れを抑制できる。

自然冷却速度よりも遅い速度での冷却は、例えば流体接触部材１０の雰囲気温度を制御するほか、母材１０１から外部への放熱を抑制するための放熱抑制部材を母材１０１に接触させて行うことができる。放熱抑制部材の接触による冷却を行うことで、流体接触部１の大きさによらず、簡便な方法で冷却することができる。放熱抑制部材は例えば断熱材、保温材等である。接触の形態としては、例えば、放熱抑制部材を母材１０１に巻くようにすることができる。

上記の溶融工程Ｓ５において、母材１０１の温度及びパス間温度のうちの少なくとも一方の温度を制御した場合には、制御に使用した加熱装置（例えば後記のリボンヒータ４４０）を用いた冷却速度制御を行ってもよい。具体的には例えば、加熱装置は通常加熱を促進するために保温材を備える。そこで、このような保温材を備える加熱装置を母材１０１に接触させることで上記温度を制御した場合、当該保温材を接触させたままで冷却を行うことで、母材１０１の冷却速度を自然冷却速度以下にできる。

熱処理工程Ｓ８は、溶融工程Ｓ５後、２００℃以上７００℃以下の温度で熱処理を行う工程である。製造された流体接触部１では、コバルト基合金相２でのデンドライト間隙に形成される化合物相３の耐食性及び耐摩耗性は、コバルト基合金相２でのデンドライト間隙の耐食性及び耐摩耗性よりも低い。特に、積層造形により残留応力が残り易くなり、低い耐食性及び耐摩耗性に起因する性能低下が生じ易くなる。そこで、熱処理工程Ｓ８により、残留応力の緩和が行われる。残留応力の緩和により、流体接触部材１０の使用中における割れ発生の可能性を抑制できる。

熱処理工程Ｓ８による残留応力緩和後、例えば摺り合わせ等の仕上げ加工が行われる（仕上げ加工工程Ｓ９）。そして、流体接触部１の欠陥が無いことを例えば非破壊検査で確認し（検査工程Ｓ１０）、流体接触部材１０が得られる。

本発明の製造方法によれば、コバルト基合金相２でのデンドライトにおける２次アーム５の平均間隔を５μｍ以下にできる。これにより、特に耐食性に優れた流体接触部１を備える流体接触部材１０を製造できる。

図１３は、流体接触部材１０の別の製造装置２００を示す図である。上記の製造装置１００では、溶融工程Ｓ５における溶融は、原料１０８を含む粉末を用いた付加製造技術により行った。しかし、製造装置２００では、溶融工程Ｓ５における溶融は、原料１０８を含む線材を用いた付加製造技術によって行うようにしている。なお、原料１０８は、粉末状のものと線材との双方を含む原料１０８を用いてもよい。即ち、溶融は、原料１０８を含む粉末及び原料１０８を含む線材のうちの少なくとも一方の原料を用いた付加製造技術によって行うことができる。

製造装置２００は、母材１０１に向かって窄まる形状を有するシールドノズル１２５を備える。シールドノズル１２５は、レーザ光１０７の同心円状に配置される。シールドノズル１２５の内部には、シールドガス（例えばアルゴン）が母材１０１に向かって流れる。

また、製造装置２００は、原料１０８を含む線材を、レーザ光１０７により形成されたレーザ照射径内に供給するための原料供給ノズル１２６を備える。原料供給ノズル１２６を介した原料１０８を含む線材の供給により、母材１０１状に流体接触部１が形成される。なお、原料供給ノズル１２６からは、原料１０８を含む線材に代えて、又は原料１０８を含む線材とともに粉末の原料１０８が供給されるようにしてもよい。

以上の製造装置２００によれば、コバルト基合金相２でのデンドライトにおける２次アーム５の平均間隔を５μｍ以下にできる。これにより、特に耐食性に優れた流体接触部１を備える流体接触部材１０を製造できる。

以下、実施例を挙げて本発明をさらに具体的に説明する。流体接触部材を作製し、耐食性を含む性能を評価した。

＜実施例１＞
はじめに、実施例１として、上記の弁体８３（図９等参照）を模した流体接触部材１０を図１４に示す製造装置３００を用いて作製し、作製した流体接触部材１０の性能評価を行った。

図１４は、実施例１で使用した製造装置３００を示す図である。施工対象となる母材１０１を高周波加熱コイル３４０上に配置した。母材１０１は直径２００ｍｍ、厚さ８０ｍｍの円柱状であり、炭素鋼により構成されたものを用いた。そして、上記の製造装置１００（図１２参照）を用い、母材１０１の上でリング状の流体接触部１を積層造形した。流体接触部１の積層造形により、流体接触部１を備える流体接触部材１０が製造された。

製造装置１００への原料１０８（粉末）の供給は、アルゴンガスとともに、粉末供給機３６０からホース３６１を通じて行った。流体接触部１を形成するための原料１０８の組成としては、炭素を１．０９質量％、クロムを２９．０質量％、タングステンを４．４２質量％、ニッケルを０．９８質量％、鉄を０．４６質量％、モリブデンを０．１８質量％、及び、残部としてコバルト、及び不可避的不純物を含むようにした。

製造装置１００から照射されるレーザ光１０７（図１２参照）は、レーザ発振器３３０から、プロセスファイバ３３１を通じて、製造装置１００のレーザヘッド（図示しない）に導光した。導光したレーザ光１０７は、製造装置１００のコリメーションレンズ及び集光レンズ（いずれも図示しない）を介して、母材１０１表面の原料１０８に照射した。

ノズル１１５、及びレーザ光１０７を照射するためのレーザヘッドは、３軸のＮＣ加工機に取り付けられ、座標及び走査速度を制御した。パス間温度は放射温度計で母材１０１の温度を測定しながらフィードバックし、高周波電源３４１による出力を制御した。パス管温度は３００℃～３５０℃に管理した。レーザ光１０７の照射条件として、上記入熱量Ｑが３．６ｋＪ／ｃｍ、上記Ｑｐ（＝Ｑ／Ｗ）が１０．０ｋＪ／ｇになるようにレーザ光出力及び走査速度を制御した。

積層造形は、図１５Ａ及び図１５Ｂに示す造形パスにより行った。造形パスについて図１５Ａ及び図１５Ｂを参照して説明する。

図１５Ａは、実施例１での造形パスを示す図である。Ｘ軸及びＹ軸からなる直交座標系において、Ｘ軸の負方向を起点として、原点を中心に３６０°反時計回りに円形に連続してレーザ光１０７を照射した。レーザ光１０７の照射は、径方向に等間隔で８カ所行った。Ｘ軸の負方向に照射したレーザ光１０７は、レーザヘッド（図示しない）の移動により、円形に行った。具体的には、Ｘ軸の負方向を起点とするレーザ光１０７の照射は、Ｙ軸の負方向、Ｘ軸の正方向、Ｙ軸の正方向を横切って、再度Ｘ軸の負方向上の起点に至る。

図１５Ｂは、実施例１での造形パスを示す図である。上記の図１５Ａにおいて、レーザ光１０７の照射位置が再度Ｘ軸の負方向に至ると、いったんレーザ光１０７の照射が停止される。そして、レーザ光１０７を照射するためのレーザヘッド（図示しない）がＸ軸の正方向に移動した後、Ｘ軸の正方向を起点としたレーザ光１０７の照射が開始される。レーザ光１０７の照射方向は、上記の図１５Ａとは同様に、原点を中心に３６０°反時計回りに円形に連続してレーザ光１０７を照射した。レーザ光１０７の照射は、上記図１５Ａでの照射位置をなぞるように、径方向に等間隔で８カ所行った。

そして、図１５Ａ及び図１５Ｂに示す造形パスを１セットとして、合計で８セット繰り返すことで積層造形を行い、リング状の流体接触部１を備える流体接触部材１０を作製した。

流体接触部材１０の製造後、室温まで冷却した後、６５０℃で２時間の熱処理を行うことで、上記の熱処理工程Ｓ８を行った。熱処理工程Ｓ８の後、再度室温まで自然冷却を行った。

また、比較例１として、実施例１と同じ原料１０８を用い、アセチレンを用いたガス溶接を用いて流体接触部材を作製した。さらに、比較例２として、実施例１と同じ原料１０８を用い、ＴＩＧ溶接により流体接触部材を作製した。なお、比較例１及び２では、入熱量及びＱｐのいずれも、上記「本発明の製造方法」の説明において記載した数値範囲から外れるものである。

形成した実施例１、比較例１及び比較例２の流体接触部の外観を目視及び光学顕微鏡により観察したところ、実施例１では、ピンホール、ボイド等の欠陥は認められなかった。また、実施例１の流体接触部１について超音波探傷試験による内部欠陥検査を行ったところ、欠陥の指示は確認されなかった。一方で、比較例１及び２の流体接触部について、実施例１と同様にして超音波探傷試験を行ったところ、粗大な化合物相の影響によりエコーが乱れ、超音波探傷が不可能であった。

形成した実施例１、比較例１及び比較例２の流体接触部の断面組織を光学顕微鏡により観察した。光学顕微鏡により観察した実施例１の断面が上記の図１～図４、比較例１の断面が上記の図６であり、比較例２の断面が上記の図７である。実施例１では、２次アーム５の平均間隔は２．７μｍであった。一方で、比較例１では、２次アーム５の平均間隔は非常に大きく、１７μｍ以上であった。さらに、比較的入熱量が小さいＴＩＧ溶接により作製した比較例２でも、２次アーム５の平均間隔は９．９５μｍ以上であった。従って、本発明の製造方法に係る実施例１によれば、コバルト基合金相２でのデンドライトの２次アーム５の平均間隔を５μｍ以下にすることができた。

また、形成した実施例１、比較例１及び比較例２の流体接触部のそれぞれについて、ＪＩＳ Ｚ ２２４４：２００９に基づいてビッカース硬さを測定した。測定は、作製した流体接触部材を用い、母材上に形成された流体接触部について行った。この結果、実施例１ではビッカース硬さは５１０ＨＶであった。一方で、比較例１ではビッカース硬さは４２５ＨＶ、比較例２ではビッカース硬さは４３５ＨＶであった。従って、デンドライトの２次アーム５の平均間隔が５μｍ以下の本発明によれば、比較例１及び２よりもビッカース硬さを向上できた。従って、本発明によれば、耐摩耗性に優れた流体接触部材を製造することができる。

さらに、形成した実施例１、比較例１及び比較例２の流体接触部のそれぞれについて、ＪＩＳ Ｚ ２２４２：２００５に基づくシャルピー衝撃試験（ノッチあり）を行った。測定は、作製した流体接触部材を用い、母材上に形成された流体接触部について行った。シャルピー衝撃試験は室温（２５℃）で３回ずつ行った。この結果、実施例１では３回の平均値として１１．５Ｊ／ｃｍであった。一方で、比較例１及び比較例２では３．６Ｊ／ｃｍであった。

また、ノッチ無しの試験片を用いたこと以外は同様にしてシャルピー衝撃試験を行った。この結果、実施例１では３回の平均値として６０Ｊ／ｃｍであった。一方で、比較例１では１１．８Ｊ／ｃｍであった。また、比較例２での試験は行っていないが、ノッチありの試験において比較例１と比較例２とが同じ結果であったことから、ノッチ無しの試験片を用いた場合であっても、比較例１の結果（１１．８Ｊ／ｃｍ）と同程度になると考えられる。

従って、コバルト基合金相２でのデンドライトの２次アーム５の平均間隔が５μｍ以下の本発明によれば、比較例１及び２よりもシャルピー衝撃強度を向上できた。従って、本発明によれば、耐衝撃性に優れた流体接触部材を製造することができる。特に、ノッチありの実施例１と、ノッチ無しの比較例１とはほぼ同じ数値であったことから、仮に流体接触部１の表面に傷がついて衝撃性が低下した場合であっても、傷が無い従来品と少なくとも同程度の耐衝撃性を備えることができる。

そして、作製した実施例１、比較例１及び比較例２の流体接触部材のそれぞれについて、耐食性を評価した。即ち、それぞれの流体接触部材を２８８℃の高温水に１５００時間浸し、腐食試験を行った。１５００時間経過後の各流体接触部材を高温水から取り出し、各金属組織の断面を光学顕微鏡により観察した。

観察の結果、実施例１の流体接触部における最大浸食深さは約５μｍであった。一方で、比較例１の流体接触部における最大浸食深さは約６０μｍ、比較例２の流体接触部における最大浸食深さは約２５μｍであった。従って、コバルト基合金相２でのデンドライトの２次アーム５の平均間隔が５μｍ以下の本発明によれば、比較例１及び２よりも最大浸食深さを低減できた。従って、本発明によれば、耐食性に優れた流体接触部材１０を製造することができる。

また、作製した実施例１、比較例１及び比較例２の流体接触部のそれぞれについて一部を採取して、それぞれの縮小破壊靭性試験片を作製した。作製したそれぞれの縮小破壊靭性試験片を用いて、ＪＩＳ Ｇ ０５６４：１９９９に基づく破壊靭性試験を行った。試験の結果、実施例１でのＫ_１Ｃは４１．５ＭＰａ・ｍ^１／２であった。一方で、比較例１でのＫ_１Ｃは１１ＭＰａ・ｍ^１／２であった。また、比較例２での試験は行っていないが、ビッカース硬さ、シャルピー衝撃試験において比較例１と比較例２とは同じような結果が得られたことから、比較例２の破壊靭性は比較例１と同程度であると考えられる。従って、コバルト基合金相２でのデンドライトの２次アーム５の平均間隔が５μｍ以下の本発明によれば、比較例１及び２よりも破壊靭性を向上できた。従って、本発明によれば、大きな負荷が加わった場合でも破壊し難くなり、信頼性に優れた流体接触部材１０を製造することができる。

＜実施例１のまとめ＞
以上のように、実施例１では、耐食性を含む様々な性能に優れた流体接触部材１０を製造できた。従って、２次アーム５の平均間隔を５μｍ以下にすることで、特に耐食性に優れた流体接触部１を備える流体接触部材１０を製造できた。

＜実施例２＞
熱処理工程Ｓ８の有無による残留応力緩和効果について、図１６に示す製造装置４００を用いて実施例２の流体接触部材１０を製造して評価した。

図１６は、実施例２で使用した製造装置４００を示す図である。製造装置４００は上記の高周波加熱コイル３４０及び高周波電源３４１（いずれも図１４参照）を備えない代わりに、母材１０１の側面を覆うリボンヒータ４４０と、リボンヒータ４４０用の電源４４１とを備える。リボンヒータ４４０は母材１０１の全周を覆うように配置される。パス間温度は、図示しない熱電対で母材１０１の温度を測定しながらフィードバックし、電源４４１の出力を制御した。パス間温度は上記の実施例１と同じにした。そして、上記の実施例１と同様にして溶融工程Ｓ５及び熱処理工程Ｓ８を行い、流体接触部１を備えるリング状の流体接触部材１０を作製した。

図１７Ａは、実施例２での流体接触部１が形成された母材１０１の斜視図である。熱処理工程Ｓ８後の流体接触部１に対し、周方向に等間隔で８つのひずみゲージ７０を張り付けた。ひずみゲージ７０により、流体接触部１の引張残留応力を測定した。ひずみゲージ７０について図１７Ｂを参照しながら説明する。

図１７Ｂは、図１７ＡにおけるＧ部拡大図である。ひずみゲージ７０は３軸ロゼット解析可能なものであり、第１軸と、第１軸に垂直な方向に延びる第２軸と、第１軸に対して４５°の角度を有する第３軸とにより構成される３方向のひずみ（抵抗変化）を測定可能なものである。

引張残留応力は、８つのひずみゲージ７０を用いた切断解放によって測定した。この結果、流体接触部１の径方向及び周方向のいずれにおいても、残留応力は２００ＭＰａ以下であった。一方で、熱処理工程Ｓ８を行わないこと以外は実施例２と同様にして作製した流体接触部材１０での流体接触部１の残留応力は、径方向及び周方向のいずれにおいても、引張残留応力は約７５０ＭＰａ～８００ＭＰａであった。従って、熱処理工程Ｓ８により引張残留応力を大幅に低減できた。

１ 流体接触部
１０ 流体接触部材
１００ 製造装置
１０１ 母材
１０５ 内ノズル
１０６ 外ノズル
１０７ レーザ光
１０８ 原料
１１１ 流体接触部
１１５ ノズル
１２５ シールドノズル
１２６ 原料供給ノズル
２ コバルト基合金相
２０ 弁
２００ 製造装置
２１ コバルト基合金相
３ 化合物相
３００ 製造装置
３３０ レーザ発振器
３３１ プロセスファイバ
３４０ 高周波加熱コイル
３４１ 高周波電源
３６０ 粉末供給機
３６１ ホース
４ １次アーム
４００ 製造装置
４４０ リボンヒータ
４４１ 電源
５ ２次アーム
７０ ひずみゲージ
８１ 弁棒
８２ 弁箱
８３ 弁体（流体接触部材）
８４ 接触部（流体接触部）
８５ 弁座本体部（母材）
８６ 弁座（流体接触部材）
８７ 接触部（流体接触部）
８８ 弁体本体部（母材）
Ｌ１ 中心線
Ｌ２ 中心線

Claims (12)

1. 流体と接触する流体接触部を備え、
   前記流体接触部は、デンドライトを有するコバルト基合金相と、前記デンドライトの間隙に形成されるとともに炭化クロムを含む化合物相とを有し、
   前記流体接触部は、
   炭素を０．９質量％以上、
   クロムを２６質量％以上３２質量％以下、
   タングステンを０質量％以上６質量％以下、
   ニッケルを０質量％以上１質量％以下、
   鉄を０質量％以上１質量％以下、
   モリブデンを０質量％以上１質量％以下、及び、
   残部としてコバルト、及び不可避的不純物からなり、
   前記デンドライトを構成する１つの１次アームから延びる複数の２次アームのうち、隣接する前記２次アームの平均間隔が５μｍ以下になっている
   ことを特徴とする、流体接触部材。
2. 前記平均間隔は３μｍ以下である
   ことを特徴とする、請求項１に記載の流体接触部材。
3. 前記化合物相は前記デンドライトの間隙に不連続的に形成される
   ことを特徴とする、請求項１又は２に記載の流体接触部材。
4. 前記流体接触部は、３質量％以上６質量％以下の割合でタングステンを含む
   ことを特徴とする、請求項１～３の何れか１項に記載の流体接触部材。
5. 原子力設備用の流体接触部材を含む
   ことを特徴とする、請求項１～４の何れか１項に記載の流体接触部材。
6. 弁体及び弁座のうちの少なくとも一方を含む
   ことを特徴とする、請求項１～５の何れか１項に記載の流体接触部材。
7. 請求項１～６の何れか１項に記載の流体接触部材を製造する方法であって、
   コバルト、クロム及び炭素を含む原料の母材への供給位置の移動を行いながら前記母材上での前記原料の溶融を行う溶融工程を含み、
   前記溶融工程における前記溶融は、前記移動の距離あたり前記原料への入熱量をＱ（ｋＪ／ｃｍ）、前記移動の距離あたりの前記母材への前記原料の供給量（ｇ／ｃｍ）をＷ（ｋＪ／ｇ）とすると、
   Ｑ≦１２ｋＪ／ｃｍ、かつ、
   ２ｋＪ／ｇ≦Ｑ／Ｗ≦６０ｋＪ／ｇ
   になるように行う
   ことを特徴とする、流体接触部材の製造方法。
8. 前記溶融工程における溶融は、前記原料を含む粉末及び前記原料を含む線材のうちの少なくとも一方の原料を用いた付加製造技術によって行う
   ことを特徴とする、請求項７に記載の流体接触部材の製造方法。
9. 前記溶融工程は、前記母材の温度及びパス間温度のうちの少なくとも一方の温度を２００℃以上７００℃以下の状態で積層造形を行う
   ことを特徴とする、請求項７又は８に記載の流体接触部材の製造方法。
10. 前記溶融工程後、前記母材から外部への放熱速度が自然冷却速度よりも遅い速度での冷却を行う冷却工程を含む
    ことを特徴とする、請求項７～９の何れか１項に記載の流体接触部材の製造方法。
11. 前記冷却工程における冷却は、前記母材から外部への放熱を抑制するための放熱抑制部材を前記母材に接触させて行う
    ことを特徴とする、請求項１０に記載の流体接触部材の製造方法。
12. 前記溶融工程後、２００℃以上７００℃以下の温度で熱処理を行う熱処理工程を含む
    ことを特徴とする、請求項７～１１の何れか１項に記載の流体接触部材の製造方法。

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