JPH01286969A - Nozzle for welding use - Google Patents
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Abstract
Description
【発明の詳細な説明】
（１）発明の目的
［産業上の利用分野］
本発明は、溶接用ノズルに関し、特にノズル孔部がホウ
化チタンセラミックス焼結体によって形成されかつノズ
ル基部がホウ化チタンセラミックス焼結体の熱膨張係数
に近い熱膨張係数を有する素材で形成されてなる溶接用
ノズル、ならびにノズル孔部本体の内同面に対しホウ化
チタンセラミックス焼結体によって形成された保護層が
配置されかつノズル孔部本体およびノズル基部かホウ化
チタンセラミックス焼結体の熱膨張係数に近い熱膨張係
数を有する素材で形成されてなる溶接用ノズルに関する
ものである。Detailed Description of the Invention (1) Object of the Invention [Field of Industrial Application] The present invention relates to a welding nozzle, in particular, the nozzle hole is formed of a titanium boride ceramic sintered body, and the nozzle base is made of a boride ceramic sintered body. A welding nozzle made of a material with a thermal expansion coefficient close to that of the titanium ceramic sintered body, and a protective layer formed of the titanium boride ceramic sintered body on the same inner surface of the nozzle hole body. The present invention relates to a welding nozzle in which the nozzle hole main body and the nozzle base are made of a material having a thermal expansion coefficient close to that of the titanium boride ceramic sintered body.
［従来の技術］
従来この種の溶接用ノズルとしては、窒化珪素５ｉ３Ｎ
ｎあるいは炭化珪素ＳｉＣなどを焼結して形成されたノ
ズル孔部な金属製のノズル基部に接合してなるものが提
案されていた。[Prior art] Conventionally, this type of welding nozzle was made using silicon nitride 5i3N.
It has been proposed that the nozzle hole is formed by sintering n or silicon carbide (SiC) and is joined to a metal nozzle base.
［解決すべき問題点］
しかしなから従来の溶接用ノズルては、ノズル基部を形
成する金属に比し窒化珪素Ｓｉ３Ｎ４あるいは炭化珪素
ＳｉＣのビッカース硬度および熱膨張係数が小さかった
ので、溶接ガスの加熱に伴なって高温となったとき、ノ
ズル基部を形成する金属との間に熱歪が生じ易く、長寿
命とできない欠点があった。[Problems to be solved] However, in conventional welding nozzles, the Vickers hardness and coefficient of thermal expansion of silicon nitride (Si3N4) or silicon carbide (SiC) are smaller than those of the metal forming the nozzle base, so it is difficult to heat the welding gas. When the temperature rises due to this, thermal distortion tends to occur between the nozzle and the metal forming the base, which has the drawback of not providing a long service life.
そこで本発明は、この欠点を解決すべく、ノズル孔部を
ホウ化チタンセラミックス焼結体によって形成しかつホ
ウ化チタンセラミックス焼結体の熱膨張係数に近い熱膨
張係数を有する素材によつてノズル基部を形成すること
により溶接ガスの加熱時にノズル孔部とノズル基部との
間に発生される熱歪を抑制し除去してなる溶接用ノズル
、ならびにノズル基部に対して結合されたノズル孔部本
体の内周面に対しホウ化チタンセラミックス焼結体によ
って形成された保護層を配置しかつホウ化チタンセラミ
ックス焼結体の熱膨張係数に近い熱膨張係数を有する素
材によってノズル孔部本体およびノズル基部を形成する
ことにより溶接ガスの加熱時にノズル孔部本体と保護層
との間に発生される熱歪ならびにノズル孔部本体とノズ
ル基部との間に発生される熱歪を抑制し除去してなる溶
接用ノズルを提供せんとするものである。Therefore, in order to solve this drawback, the present invention forms the nozzle hole with a titanium boride ceramic sintered body and uses a material having a coefficient of thermal expansion close to that of the titanium boride ceramic sintered body. A welding nozzle that suppresses and eliminates thermal strain generated between the nozzle hole and the nozzle base when welding gas is heated by forming a base, and a nozzle hole main body connected to the nozzle base. A protective layer formed of a titanium boride ceramic sintered body is disposed on the inner peripheral surface of the nozzle hole body and the nozzle base using a material having a thermal expansion coefficient close to that of the titanium boride ceramic sintered body. By forming the welding gas, the thermal strain generated between the nozzle hole body and the protective layer as well as the thermal strain generated between the nozzle hole body and the nozzle base during heating of the welding gas can be suppressed and eliminated. The purpose of the present invention is to provide a welding nozzle.
（２）発明の構成 ［問題点の解決手段］ 本発明により提供される問題点の解決手段は。(2) Structure of the invention [Means for solving problems] The solution to the problem provided by the present invention is as follows.
「溶接ガスの供給管先端部に対して装着されるノズル基
部と、前記ノズル基部に対し結合されており前記溶接ガ
スを加熱し放出するためのノズル孔部とを懺えてなる溶
接用ノズルにおいて。A welding nozzle comprising a nozzle base attached to the tip of a welding gas supply pipe, and a nozzle hole connected to the nozzle base for heating and discharging the welding gas.
（ａ）前記ノズル孔部が、７ａ移金属から選ばれた少な
くとも１種の金属の
ホウ化物と炭化チタンとの混合固
溶したマトリックス層かホフ化チ
タン粒子の間に配置されかつ５％
以下の気孔率を有したホウ化チタ
ンセラミックス焼結体によって形
成されており、かつ
（ｂ）前記ノズル基部か、ホウ化チタンの熱膨張係数に
近い熱膨張係数を
有する素材で形成され
てなることを特徴とする溶接用ノズル」である。(a) The nozzle hole portion is disposed between a matrix layer in which a boride of at least one metal selected from 7a transfer metals and titanium carbide are mixed solidly dissolved, or between titanium fluoride particles, and It is formed of a titanium boride ceramic sintered body having porosity, and (b) the nozzle base is formed of a material having a coefficient of thermal expansion close to that of titanium boride. This is a welding nozzle.
また本発明により提供される問題点の他の解決手段は、
「溶接ガスの供給管先端部に対して装着されるノズル基
部と、前記ノズル基部に対し結合されており前記溶接ガ
スを加熱し放出するためのノズル孔部とを憐えてなる溶
接用ノズルにおいて。Another solution to the problem provided by the present invention is as follows: ``a nozzle base attached to the tip of a welding gas supply pipe; In a welding nozzle that has a nozzle hole for welding.
（ａ）前記ノズル孔部が、前記ノズル基部に対して結合
されたノズル孔部
本体と、遷移金属から選ばれた少
なくとも１種の金属のホウ化物と
炭化チタンとの混合固溶したマト
リックス層がホウ化チタン粒子の
間に配置されかつ５％以下の気孔
率を有したホウ化チタンセラミツ
クス焼結体によって形成されかつ
前記ノズル孔部本体の内周面に対
して配置された保護層とによって
形成されており、かつ
（ｂ）前記ノズル孔部本体葛よびノズル基部が、前記ホ
ウ化チタンセラ
ミックス焼結体の熱膨張係数に近
い熱膨張係数を有する素材で形成
され
てなることを特徴とする溶接用ノズル」である。(a) The nozzle hole has a nozzle hole main body coupled to the nozzle base, and a matrix layer containing a mixed solid solution of at least one metal boride selected from transition metals and titanium carbide. a protective layer formed of a titanium boride ceramic sintered body disposed between titanium boride particles and having a porosity of 5% or less, and disposed against the inner circumferential surface of the nozzle hole main body; and (b) the nozzle hole main body and the nozzle base are made of a material having a coefficient of thermal expansion close to that of the titanium boride ceramic sintered body. Nozzle for
［作用］
本発明にかかる溶接用ノズルは、Ｂ移金属から選ばれた
少なくとも１種の金属のホウ化物と炭化チタンとの混合
固溶したマトリックス層がホウ化チタン粒子の間に配置
され、かつ５％以下の気孔率を有したホウ化チタンセラ
ミックス焼結体によってノズル孔部が形成され、かつノ
ズル基部が前記ホウ化チタンセラミックス焼結体の熱膨
張係数に近い熱膨張係数を有する素材で形成されている
ので、ノズル基部の熱膨張係数とノズル孔部の熱ｍ張係
数とを溶接ガスの加熱時にあっても接近せしめる作用を
なし、ひいては溶接ガスの加熱時にノズル基部とノズル
孔部との間に発生される熱歪を十分に抑制する作用をな
し、結果的に長寿命化を達成する作用をなす。[Function] The welding nozzle according to the present invention has a matrix layer in which a mixed solid solution of a boride of at least one metal selected from B transfer metals and titanium carbide is arranged between titanium boride particles, and The nozzle hole is formed of a titanium boride ceramic sintered body having a porosity of 5% or less, and the nozzle base is formed of a material having a coefficient of thermal expansion close to that of the titanium boride ceramic sintered body. As a result, the thermal expansion coefficient of the nozzle base and the thermal tensile coefficient of the nozzle hole are made to be close to each other even when the welding gas is heated. It has the effect of sufficiently suppressing the thermal strain generated during the process, and as a result, has the effect of achieving a longer service life.
また本発明にかかる他の溶接用ノズルは、遷移金属から
選ばれた少なくとも１種の金属のホウ化物と炭化チタン
との混合固溶したマトリックス層がホウ化チタン粒子の
間に配置されかつ５％以下の気孔率を有したホウ化チタ
ンセラミックス焼結体によって形成された保護層がノズ
ル孔部本体の内周面に対して配置され、かつノズル孔部
本体およびノズル基部が前記ホウ化チタンセラミックス
焼結体の熱膨張係数に近い熱膨張係数を有する素材で形
成されているので、保護層の熱膨張係数とノズル孔部本
体およびノズル基部の熱膨張係数とを溶接ガスの加熱時
にあつても接近せしめる作用をなし、ひいては溶接ガス
の加熱時に保護層とノズル孔部本体との間に発生される
熱歪ならびにノズル基部とノズル孔部本体との間に発生
される熱歪を十分に抑制する作用をなし、結果的に長寿
命化を達成する作用をなす。Further, in another welding nozzle according to the present invention, a matrix layer in which a solid solution of at least one metal boride selected from transition metals and titanium carbide is disposed between titanium boride particles and has a 5% A protective layer formed of a titanium boride ceramic sintered body having the following porosity is disposed on the inner peripheral surface of the nozzle hole body, and the nozzle hole body and nozzle base are made of the titanium boride ceramic sintered body. Since it is made of a material with a thermal expansion coefficient close to that of the body, the thermal expansion coefficient of the protective layer and that of the nozzle hole body and nozzle base can be kept close to each other even when the welding gas is heated. In addition, it has the effect of sufficiently suppressing the thermal strain generated between the protective layer and the nozzle hole body when the welding gas is heated, as well as the thermal strain generated between the nozzle base and the nozzle hole body. As a result, it has the effect of achieving a longer life.
［実施例］
次に本発明について、添付図面を参照しつつ具体的に説
明する。[Example] Next, the present invention will be specifically described with reference to the accompanying drawings.
第１図は、本発明にかかる溶接用ノズルの一実施例を示
す部分断面図であって、ノズル孔部１１がホウ化チタン
セラミックス焼結体で形成されているのに対し、ノズル
基部１２が金属によって形成されている。FIG. 1 is a partial sectional view showing one embodiment of a welding nozzle according to the present invention, in which the nozzle hole 11 is formed of a titanium boride ceramic sintered body, while the nozzle base 12 is formed of a titanium boride ceramic sintered body. It is made of metal.
第２図は、第１図実施例のノズル孔部を示す拡大断面図
である。FIG. 2 is an enlarged sectional view showing the nozzle hole of the embodiment shown in FIG.
第３図は、第１図実施例の研磨処理したノズル孔部表面
の組織を示す光学顕微鏡写真てあって、実施例５の場合
を示している。FIG. 3 is an optical microscope photograph showing the structure of the polished nozzle hole surface of the embodiment shown in FIG. 1, and shows the case of Example 5.
第４図は、第１図実施例のノズル孔部破断面の組織を示
す走査型電子顕微鏡写真であって、実施例５の場合を示
している。FIG. 4 is a scanning electron micrograph showing the structure of the fractured surface of the nozzle hole in the example shown in FIG. 1, and shows the case of Example 5.
第５図は、第１図実施例のエツチング処理したノズル孔
部表面の組織を示す光学顕微鏡写真でありて、実施例５
の場合を示している。FIG. 5 is an optical microscope photograph showing the structure of the etched nozzle hole surface of the example of FIG.
The case is shown below.
第６図は、第１図実施例のエツチング処理したノズル孔
部表面の組織を示す走査型電子顕微鏡写真であつて、実
施例５の場合を示している。FIG. 6 is a scanning electron micrograph showing the structure of the etched nozzle hole surface of the embodiment shown in FIG. 1, and shows the case of Example 5.
第７図は、第１図実施例のノズル孔部について実行した
Ｘ線回折分析の結果を示すグラフ図であって、実施例５
の場合を示しており、横軸にＸ線の回折角度がとられか
つ縦軸にＸ線の回折強度がとられている。FIG. 7 is a graph showing the results of X-ray diffraction analysis performed on the nozzle hole of the example in FIG.
The horizontal axis represents the X-ray diffraction angle, and the vertical axis represents the X-ray diffraction intensity.
第８図は、比較例１として示した溶接用ノズルのノズル
孔部破断面の組織を示す走査型電子１ＩｉＷｋ鏡写真で
ある。FIG. 8 is a scanning electron 1IiWk mirror photograph showing the structure of the fractured surface of the nozzle hole of the welding nozzle shown as Comparative Example 1.
第９図は、本発明にかかる溶接用ノズルの他の実施例を
示す部分断面図であって、ノズル孔部本体１１Ａの内周
面に対しホウ化チタンセラミックス焼結体で形成された
保護層１１Ｂが配置されており、ノズル孔部本体１１＾
およびノズル基部１２が金属によって形成されている。FIG. 9 is a partial sectional view showing another embodiment of the welding nozzle according to the present invention, in which a protective layer is formed of a titanium boride ceramic sintered body on the inner peripheral surface of the nozzle hole main body 11A. 11B is arranged, and the nozzle hole main body 11^
And the nozzle base 12 is formed of metal.
まず本発明にかかる溶接用ノズルの一実施例について、
その構成および作用を詳細に説明する。First, regarding one embodiment of the welding nozzle according to the present invention,
Its structure and operation will be explained in detail.
利は１本発明の溶接用ノズルで、ホウ化チタンセラミッ
クス焼結体によって形成されたノズル孔部１１と、前記
ホウ化チタンセラミックス焼結体の熱膨張係数ρ、と近
いすなわちあまり差がない熱膨張係数ρ２を有する適宜
の金ｍ（たとえば黄銅など）などの素材によって形成さ
れており内周面に適宜の装着手段たとえばネジ部１２Ａ
が形成されかつ一端部でノズル孔部１１に対して結合さ
れたノズル基部１２とを包有している。ノズル孔部１１
を形成するホウ化チタンセラミックス焼結体の熱膨張係
数ρ１とノズル基部！２を形成する素材の熱膨張係数ρ
２との比は１／４≦ρ、ｌρ２≦４であれば。One advantage is that in the welding nozzle of the present invention, the nozzle hole 11 formed of the titanium boride ceramic sintered body has a thermal expansion coefficient ρ close to that of the titanium boride ceramic sintered body, that is, there is no significant difference. It is made of a suitable material such as gold (for example, brass) having an expansion coefficient ρ2, and has a suitable mounting means such as a threaded portion 12A on its inner circumferential surface.
is formed and includes a nozzle base 12 connected at one end to a nozzle bore 11. Nozzle hole 11
Thermal expansion coefficient ρ1 of the titanium boride ceramic sintered body forming the nozzle base! The thermal expansion coefficient ρ of the material forming 2
If the ratio with 2 is 1/4≦ρ, lρ2≦4.
好ましい。preferable.
ノズル基部１２は、使用に際して溶接ガスの供給管（図
示せず）先端部に装着され、その供給管を介して供給さ
れた溶接ガスがノズル孔部１１の内部で加熱され先端部
開口から溶接部に向けて放出される。In use, the nozzle base 12 is attached to the tip of a welding gas supply pipe (not shown), and the welding gas supplied through the supply pipe is heated inside the nozzle hole 11 and flows from the opening of the tip to the welding part. released towards.
このときノズル孔部１１は、遷移金属から選ばれた少な
くとも１種の金属のホウ化物と炭化チタンとの混合固溶
したマトリックス層がホウ化チタン粒子の間に配置され
かつ５％以下の気孔率を有したホウ化チタンセラミック
ス焼結体によって形成されてなるので、溶接ガスによっ
てノズル孔部１１か腐食されることがない、またノズル
孔部１１およびノズル基部１２があまり差のない熱膨張
係数を有しているので、溶接ガスの加熱に伴なってノズ
ル孔部１１とノズル基部１２どの間に大きな熱歪が発生
されることがなく、ひいてはノズル孔部１１およびノズ
ル基部１２の結合部に破損を生じることもない。At this time, the nozzle hole 11 has a matrix layer in which a solid solution of at least one metal boride selected from transition metals and titanium carbide is disposed between the titanium boride particles and has a porosity of 5% or less. Since it is made of a titanium boride ceramic sintered body having a As a result, large thermal strain is not generated between the nozzle hole 11 and the nozzle base 12 due to heating of the welding gas, and as a result, damage to the joint between the nozzle hole 11 and the nozzle base 12 is prevented. It does not occur.
溶接用ノズル赳は、ノズル孔部ｌｌの組織内に、ホウ化
チタンＴｉ８２粒子２０と、ホウ化チタンＴｉ１２粒子
２０を結合するための網目状の結合層３０とを包有して
いる。The welding nozzle includes a mesh-like bonding layer 30 for bonding titanium boride Ti82 particles 20 and titanium boride Ti12 particles 20 in the structure of the nozzle hole 11.
ホウ化チタンＴｉ８．粒子２０は、平均粒径が０．５〜
ＩＯ＃Ｌｍでかつ最大粒径が１２ｇｍであり、特に平均
粒径が０．５〜３ルｍでかつ最大粒径が６ｇｍであれば
好ましい、ここでホウ化チタンＴｉＢ＊粒子２０の平均
粒径を０．５〜１０ｇｍとする根拠は、（ｉ）平均粒径
が０．５ＪＬｍ未満となれば、ホウ化チタンＴｉ８ｇ粒
子２０の表面酸化が顕著化し、かつホウ化チタンＴｉｅ
、粒子２０間の凝集が顕著となって、本発明にがかるホ
ウ化チタンセラミックス焼結体すなわち溶接用ノズル艮
のノズル孔部ｌｌの焼結を著しく阻害することとなり、
また（ｉｉ）平均粒径が１０４ｍを超えれば、焼結の駆
動力が小さくなって、本発明にかかる溶接用ノズル刊の
ノズル孔部１１を緻密化せしめることが困難化し、ホウ
化チタンＴｉ８．粒子２０に既存の亀裂が拡大され本発
明にかかる溶接用ノズル耗のノズル孔部１１の強度など
を低下せしめることにある。加えてホウ化チタンＴｉ８
２粒子２０の最大粒径か１２ルｍとされている根拠は、
最大粒径か１２ｐｍを超えれば１本発明にかかる溶接用
ノズル圧のノズル孔部１１中に粗大粒子として存在す。Titanium boride Ti8. The particles 20 have an average particle size of 0.5 to
IO#Lm and a maximum particle size of 12 gm, especially an average particle size of 0.5 to 3 m and a maximum particle size of 6 gm, where the average particle size of titanium boride TiB* particles 20 The basis for setting it to 0.5 to 10 gm is that (i) if the average particle size is less than 0.5 JLm, surface oxidation of the titanium boride Ti8g particles 20 will become significant;
, the aggregation between the particles 20 becomes remarkable, and the sintering of the titanium boride ceramic sintered body, that is, the nozzle hole 11 of the welding nozzle according to the present invention, is significantly inhibited.
(ii) If the average grain size exceeds 104 m, the driving force for sintering becomes small, making it difficult to densify the nozzle hole 11 of the welding nozzle according to the present invention, and titanium boride Ti8. Existing cracks in the particles 20 are enlarged and the strength of the nozzle hole 11 of the welding nozzle worn out according to the present invention is reduced. In addition, titanium boride Ti8
The reason why the maximum particle size of 2 particles 20 is 12 m is as follows.
If the maximum particle size exceeds 12 pm, the particles exist as coarse particles in the nozzle hole 11 of the welding nozzle pressure according to the present invention.
ることとなり、本発明にかかる溶接用ノズル圧のノズル
孔部１１の高密度化ないし高強度化などを阻害すること
にある。This prevents the welding nozzle pressure from increasing the density or strength of the nozzle hole 11 according to the present invention.
ホウ化チタンＴｉ８ｇ粒子２０の粒界近傍には、ホウ化
チタンＴｉＢ、と後述の金属Ｍのホウ化物すなわちホウ
化金属ＭＢ、ＭＢ、あるいはＭ、Ｂなどとの混合固溶相
からなる粒界相２１が形成されている。これによりホウ
化チタンＴｉ８ｇ粒子２０と結合層３０との間の結合力
が、十分の大きさとされており、結果的に本発明にかか
る溶接用ノズル■のノズル孔部１１の強度などを確保し
ている。In the vicinity of the grain boundaries of the titanium boride Ti8g particles 20, there is a grain boundary phase consisting of a mixed solid solution phase of titanium boride TiB and a boride of the metal M described later, that is, a boride metal MB, MB, or M, B, etc. 21 is formed. As a result, the bonding force between the titanium boride Ti8g particles 20 and the bonding layer 30 is sufficiently large, and as a result, the strength of the nozzle hole 11 of the welding nozzle (2) according to the present invention is ensured. ing.
結合層３０は、クロムＣｒ、ニッケルＮｉ、モリブデン
恥などの遷移金属から選ばれた少なくとも１種の金属Ｍ
（以下、同様）とホウ化チタンＴｉＢｇと炭素Ｃとの間
の
ｔｉＢ、＋ ２Ｍ ＋Ｃ→２１１Ｂ ＋ ＴｉＣある
いは
Ｔｉｎｇ＋誠 十Ｃ→ ｌｌ［ｌ、 −１−ＴｉＣある
いは
ＴｉＢ、＋ ６Ｍ＋Ｃ→２１１Ｊ ＋ ＴｉＣなどの反
応によりて生成されたホウ化金属すなわち金属Ｍのホウ
化物闘、ｉｌＢ＊あるいはＭ、Ｂなどと炭化チタンＴｉ
Ｃとが混合固溶したマトリックス層であって、空孔が十
分に除去されている。これによりホウ化チタンＴｉ８．
粒子２０間の結合力が、十分の大きさとされており、ま
た溶接用ノズル圧の気孔率（すなわち空孔体積を全体積
で除した値）が５％以下となっているので、結果的に本
発明にかかる溶接用ノズル圧のノズル孔部１１の密度お
よび強度などが確保されている。ここで結合層すなわち
マトリックス層３０がら空孔が実質的に除去されている
根拠は、金属Ｍのホウ化物すなわちホウ化金属ＭＢ１Ｍ
Ｂｇあるいはｌｌ、ＩＢなどの粒径と炭化チタンＴｉＣ
の粒径とがほぼ一致しており、互いに均質に混合固溶し
ていることにある。The bonding layer 30 is made of at least one metal M selected from transition metals such as chromium Cr, nickel Ni, and molybdenum.
(the same applies hereinafter), tiB between titanium boride TiBg and carbon C, + 2M +C → 211B + TiC or Ting + SeijuC → ll [l, -1-TiC or TiB, + 6M + C → 211J + TiC, etc. Metal boride produced by the reaction of metal M, ilB* or M, B, etc. and titanium carbide Ti
This is a matrix layer in which C is mixed and dissolved in solid solution, and pores are sufficiently removed. This results in titanium boride Ti8.
The bonding force between the particles 20 is said to be sufficiently large, and the porosity of the welding nozzle pressure (that is, the value obtained by dividing the pore volume by the total volume) is 5% or less, so as a result, The density and strength of the nozzle hole 11 of the welding nozzle pressure according to the present invention are ensured. Here, the reason why the pores are substantially removed from the bonding layer, that is, the matrix layer 30 is that the boride of the metal M, that is, the metal boride MB1M
Particle size of Bg, ll, IB etc. and titanium carbide TiC
The particle diameters of the two particles are almost the same, and they are homogeneously mixed and dissolved in solid solution.
更に本発明にかかる溶接用ノズルの一実施例について、
その製造要望を説明する。Furthermore, regarding one embodiment of the welding nozzle according to the present invention,
The manufacturing requirements will be explained.
第１工程において、ホウ化チタンＴｉｅ、粉末と金属Ｍ
粉末および炭素Ｃ粉末とを適宜の配合比で互いに配合す
ることにより、セラミックス配合物を作成する。In the first step, titanium boride Tie, powder and metal M
A ceramic compound is created by blending the powder and the carbon C powder with each other at an appropriate blending ratio.
すなわち（ｉ）平均粒径が０．５〜１０ｇｍｃ好ましく
は０．５〜：ｌ ＩＬｍ）で最大粒径が１２ｇｍ （好
ましくは６ｇｍ）であり純度が９９重量％以上のホウ化
チタンＴｉＢｇと、 （ｉｉ）平均粒径が１〜５鉢ｍ（
好ましくは１〜３７ｉｍ）で最大粒径が１２Ｂｍ（好ま
しくは６ルｍ）の金属Ｍと、（ｉｉｉ）比表面積が５０
〜１５０重”／ｇ（好ましくは８０〜１５０が／ｇ）で
純度か９９．９重量％以上であり平均粒径がｌＯ〜１０
１００ｎ好ましくは１０〜５０ｎｍ）で最大粒径が１５
０ｎｍ（好ましくは１０１００ｎの炭素（たとえばカー
ボンブラックなど）Ｃとを、互いに配合し、セラミック
ス配合物を作成する。セラミックス配合物においては、
金１１Ｍおよび炭素Ｃの混合物０．１〜８９．０重量％
（特に２．５〜２５．０重量％であれば好ましい）に対
しホウ化チタンＴｉｎ２が１１．０〜９９．９重量％（
特に７５．０〜９７．５重量％であれば好ましい）だけ
配合されている。また金属Ｍと炭素Ｃとの配合比は１重
量比で７：０．１〜１０（特に７：０．２〜５であれば
好ましい）である。That is, (i) titanium boride TiBg having an average particle size of 0.5 to 10 gmc, preferably 0.5 to 1 ILm), a maximum particle size of 12 gm (preferably 6 gm), and a purity of 99% by weight or more; ii) The average particle size is 1 to 5 m (
(preferably 1-37 im) and a maximum grain size of 12 Bm (preferably 6 μm); and (iii) a specific surface area of 50 Bm.
-150 weight/g (preferably 80-150 weight/g), purity is 99.9% by weight or more, and average particle size is lO~10
100 nm (preferably 10-50 nm) with a maximum particle size of 15
0nm (preferably 10100n) of carbon (e.g. carbon black) are blended with each other to create a ceramic blend.In the ceramic blend,
Mixture of gold 11M and carbon C 0.1-89.0% by weight
(particularly preferably 2.5 to 25.0% by weight), titanium boride Tin2 is 11.0 to 99.9% by weight (preferably 2.5 to 25.0% by weight)
In particular, 75.0 to 97.5% by weight is preferred). Moreover, the compounding ratio of metal M and carbon C is 7:0.1 to 10 (particularly preferably 7:0.2 to 5) in terms of weight ratio.
ここでホウ化チタンＴｉＢ、の純度が９９重量％以上と
されている根拠は、焼結時に不純物が悪影響を及ぼすこ
とを回避することにある。The reason why the purity of titanium boride TiB is 99% by weight or more is to avoid impurities from having an adverse effect during sintering.
金属Ｍの平均粒径が１〜５ＪＬｍとされている根拠は、
（ｉ）平均粒径がｌｐｍ未満となれば、金属Ｍ粒子の表
面酸化が顕著化し、かつ金属Ｍ粒子間の凝集もしくは金
属Ｍ粒子とホウ化チタンＴｉｎ、粒子あるいは炭素Ｃ粒
子との間の凝集が顕著となって１本発明にかかる溶接用
ノズル圧のノズル孔部１１の焼結を著しく阻害すること
となり、また（ｉｉ）平均粒径が５ｇｍを超えれば、本
発明にかかる溶接用ノズル圧のノズル孔部１１のマトリ
ックス層３０あるいはホウ化チタンＴｉ８ｇ粒子２０の
粒界近傍に形成された粒界相２１中に粗大粒子となって
存在し、本発明にかかる溶接用ノズル艮のノズル孔部１
１の強度などを低下せしめることとなることにある。The basis for the average particle size of metal M being 1 to 5 JLm is
(i) If the average particle size is less than lpm, the surface oxidation of the metal M particles becomes noticeable, and the aggregation between the metal M particles or the aggregation between the metal M particles and the titanium boride Tin, particles, or carbon C particles occurs. (ii) If the average grain size exceeds 5 gm, the welding nozzle pressure according to the present invention will be The nozzle hole of the welding nozzle according to the present invention exists as coarse particles in the matrix layer 30 of the nozzle hole 11 or in the grain boundary phase 21 formed near the grain boundaries of the titanium boride Ti8g particles 20. 1
This results in a decrease in the strength etc. of 1.
金ＥＬＭの最大粒径が１２ｐｍとされている根拠は、最
大粒径が１２１Ｌｍを超えれば、金属Ｍ粒子に既存の亀
裂が拡大され、本発明にかかる溶接用ノズル赳のノズル
孔部１１の強度などを低下せしめることにある。The reason why the maximum particle size of the gold ELM is 12pm is that if the maximum particle size exceeds 121Lm, existing cracks in the metal M particles will be enlarged, which will reduce the strength of the nozzle hole 11 of the welding nozzle according to the present invention. The aim is to reduce the
また炭素Ｃの平均粒径がｌＯ〜１１００ｎとされている
根拠は、（ｉ）平均粒径がｌＯｎｍ未満となれば、炭素
Ｃ粒子の表面酸化が顕著化し、かつ炭素Ｃ粒子間の凝集
が顕著となって、本発明にかかる溶接用ノズル刊のノズ
ル孔部１１の焼結を著しく阻害することとなり、また（
ｉｉ）平均粒径が１１００ｎを超えれば、マトリックス
層３０中に粗大粒子として存在することとなって、本発
明にかかる溶接用ノズル亘のノズル孔部１１の強度など
を低下せしめることにある。炭素Ｃの最大粒径が１５（
Ｉｎｍとされている根拠は、最大粒径が１５０ｎｍを超
えれば、炭素Ｃ粒子に既存の亀裂あるいはホウ化チタン
ＴｉＢ、との間の反応によって生じた炭化チタンＴｉＣ
粒子に既存の亀裂が拡大され１本発明にかかる溶接用ノ
ズル赳のノズル孔部１１の強度などを低下せしめること
にある。The reason why the average particle size of carbon C is set to be 10 to 1100 nm is that (i) If the average particle size is less than 10 nm, surface oxidation of carbon C particles becomes noticeable, and aggregation between carbon C particles becomes noticeable. As a result, sintering of the nozzle hole 11 of the welding nozzle according to the present invention is significantly inhibited, and (
ii) If the average particle size exceeds 1100 nm, the particles will exist as coarse particles in the matrix layer 30, which will reduce the strength of the nozzle hole 11 across the welding nozzle according to the present invention. The maximum particle size of carbon C is 15 (
The reason for Inm is that if the maximum particle size exceeds 150 nm, it is likely that titanium carbide (TiC) is formed due to existing cracks in carbon C particles or reaction between titanium boride (TiB).
Existing cracks in the particles are enlarged and the strength of the nozzle hole 11 of the welding nozzle according to the present invention is reduced.
更に炭素Ｃの比表面積が５０〜１５０ｍ”／ｇとされて
いる根拠は、（ｉ）比表面積が５０ｍ”／ｇ未満となれ
ば、炭素Ｃ粒子が大き過ぎることとなってホウ化チタン
Ｔｉ８．どの間の反応が短時間で進行できないこととな
り、また（ｉｉ）比表面積が１５０■２／ ｇを超えれ
ば、炭素Ｃ粒子が互いに凝集することとなってホウ化チ
タンＴｉＢ、および金ＪｉＭとの混合ができなくなるこ
とにある。Furthermore, the reason why the specific surface area of carbon C is set to be 50 to 150 m''/g is as follows: (i) If the specific surface area is less than 50 m''/g, the carbon C particles are too large and the titanium boride Ti8. (ii) If the specific surface area exceeds 150 2/g, the carbon C particles will aggregate with each other, causing the interaction between titanium boride TiB and gold JiM to occur. This is due to the inability to mix.
第２工程において、セラミックス配合物を、適宜の混合
機によって均質に混合し、セラミックス混合物を作成す
る。In the second step, the ceramic mixture is homogeneously mixed using an appropriate mixer to create a ceramic mixture.
第３工程において、セラミックス混合物を、バインダ（
たとえばポリビニルアルコール）とともに適宜の金型に
収容したのち、適宜の圧力（たとえば１００〜８００ｋ
ｇ／ｃｍ”の圧力）を印加して一軸加圧し、セラミック
ス圧粉体を作成する。In the third step, the ceramic mixture is mixed with a binder (
For example, polyvinyl alcohol) is placed in an appropriate mold, and then the pressure is applied to an appropriate level (for example, 100 to 800 k).
A pressure of "g/cm" is applied and uniaxial pressure is applied to create a ceramic green compact.
第４工程において、セラミックス圧粉体を、適宜の圧力
（たとえば８００〜３５００ｋｇ／ａｍ”の圧力）を印
加してＣＩＰ処理すなわち常温静水圧圧縮成形処理を施
し、セラミックス成形体とする。In the fourth step, the ceramic green compact is subjected to CIP treatment, that is, room temperature isostatic compression molding treatment, by applying an appropriate pressure (for example, a pressure of 800 to 3500 kg/am'') to form a ceramic compact.
第５工程において、セラミックス成形体を、真空雰囲気
（１０−’Ｔｏｒｒ以下の気圧であることが好ましい）
、アルゴン雰囲気あるいは水素ガス雰囲気などの非酸化
性雰囲気（すなわち中性ないし還元性の雰囲気）中にお
いて無加圧状態もしくは加圧状１（１００〜５００ｋｇ
／ｃｍ２の圧力な印加）て１５００〜２０００℃（好ま
しくは１６００〜１８００℃）の温度により適宜の時間
をかけて焼結し、セラミックス焼結体とする。ここで非
酸化性雰囲気とされる根拠は、チタンＴｉ、ホウ素Ｂ、
金ｍＭもしくは炭素Ｃが酸化されないようにすることに
ある。In the fifth step, the ceramic molded body is placed in a vacuum atmosphere (preferably at an atmospheric pressure of 10-'Torr or less).
, in a non-oxidizing atmosphere (i.e., a neutral or reducing atmosphere) such as an argon atmosphere or a hydrogen gas atmosphere, in an unpressurized state or a pressurized state 1 (100 to 500 kg).
/cm2 pressure) and sintered at a temperature of 1,500 to 2,000°C (preferably 1,600 to 1,800°C) for an appropriate time to obtain a ceramic sintered body. The reason for the non-oxidizing atmosphere here is that titanium, boron B,
The purpose is to prevent gold mM or carbon C from being oxidized.
第６エ程に３いて、セラミックス焼結体を仕上加工、す
なわち主としてノズル孔部１１の内面を所望の精度で研
磨処理し、溶接用ノズル赳のノズル孔部１１とする。In the sixth step, the ceramic sintered body is finished, that is, the inner surface of the nozzle hole 11 is mainly polished to a desired precision to form the nozzle hole 11 of the welding nozzle.
第７エ程において、ノズル孔部１１の熱膨張係数に近い
熱膨張係数を有する金属（たとえば黄銅）などを素材と
してノズル基部１２を形成する。In the seventh step, the nozzle base 12 is formed using a material such as a metal (for example, brass) having a coefficient of thermal expansion close to that of the nozzle hole 11 .
第８工程において、ノズル基部１２に対しノズル孔部１
１を適宜の接着剤（たとえば無機系接着剤など）を用い
て結合し、溶接用ノズル赳とする。In the eighth step, the nozzle hole 1 is attached to the nozzle base 12.
1 are bonded together using a suitable adhesive (for example, an inorganic adhesive) to form a welding nozzle.
以上により、本発明にかかる溶接用ノズル氏か製造され
る。Through the above steps, the welding nozzle according to the present invention is manufactured.
加えて本発明にかかる溶接用ノズルの一実施例について
、−層の理解を図るために、具体的な数−値などを挙げ
て説明する。In addition, an embodiment of the welding nozzle according to the present invention will be described using specific numerical values in order to facilitate understanding of the layers.
工衷ム烈１ニュ上
平均粒径がｌｐｍであるクロムＣｒと、比表面積が１３
５■１１７ ｇで純度が９ｇ重量％であるカーボンブラ
ックＣとの混合比を変えて作成した混合物２．５重量％
に対し、平均粒径が３ｇｍでかつ最大粒径が６ｐｍであ
り純度が９９重量％であるホウ化チタンＴｉＢｚを９７
．５重量％だけ配合して作成したセラミックス配合物１
００部を、プラスチック容器中にウレタンボールおよび
３００部のエチレンアルコールとともに収容せしめ、２
４時間かけて湿式混合し、これによりセラミックス混合
物を作成した。Chromium Cr having an average particle size of lpm and a specific surface area of 13
5 ■ 2.5% by weight of a mixture created by changing the mixing ratio with carbon black C, which weighs 117 g and has a purity of 9g% by weight.
On the other hand, titanium boride TiBz with an average particle size of 3 gm, a maximum particle size of 6 pm, and a purity of 99% by weight was
．． Ceramic compound 1 created by blending only 5% by weight
00 parts were placed in a plastic container together with urethane balls and 300 parts of ethylene alcohol, and 2
Wet mixing was carried out for 4 hours, thereby creating a ceramic mixture.
セラミックス混合物は、６０℃の温度に１０時間保持し
て十分に乾燥した。そののちセラミックス混合物１００
部は、バインダとしてのポリビニルアルコール２部とと
もに適宜の金型に収容し、３００ｋｇ／ｃ■２の圧力を
印加して一軸加圧することにより、セラミックス圧粉体
とした。The ceramic mixture was kept at a temperature of 60° C. for 10 hours to sufficiently dry it. Then ceramic mixture 100
The sample was placed in a suitable mold together with 2 parts of polyvinyl alcohol as a binder, and uniaxially pressed under a pressure of 300 kg/cm<2> to obtain a ceramic green compact.
セラミックス圧粉体は、 ３０００ｋｇ／ｃ■２の圧力
を印加してＣＩＰ処理すなわち常温静水圧圧縮成形処理
を施すことにより、セラミックス成形体とした。The ceramic green compact was made into a ceramic molded body by applying a pressure of 3000 kg/cm2 and subjecting it to CIP treatment, that is, room temperature isostatic compression molding treatment.
セラミックス成形体は、無加圧状態のアルゴン雰囲気中
において１５℃／分の昇温速度で１９００”Ｃの温度ま
で加熱し、かつ１９００℃の温度に１時間にわたり維持
することにより、セラミックス焼結体とした。The ceramic molded body is heated to a temperature of 1900"C at a heating rate of 15°C/min in an argon atmosphere without pressure, and is maintained at a temperature of 1900"C for 1 hour to form a sintered ceramic body. And so.
セラミックス焼結体は、仕上加工すなわち主としてノズ
ル孔部１１の内面を所望の精度まで研磨処理し、溶接用
ノズル基のノズル孔部１１とした。The ceramic sintered body was finished, that is, the inner surface of the nozzle hole 11 was mainly polished to a desired precision to form the nozzle hole 11 of the welding nozzle base.
これに対しノズル孔部１１の熱膨張係数に近い熱膨張係
数を有する黄銅を素材としてノズル基部１２を形成した
。In contrast, the nozzle base 12 was made of brass having a coefficient of thermal expansion close to that of the nozzle hole 11.
ノズル孔部１１とノズル基部１２とは、適宜の接着剤（
ここでは無機系接着剤）を用いて互いに結合し、溶接用
ノズル基を作成した。The nozzle hole 11 and the nozzle base 12 are bonded together using an appropriate adhesive (
Here, they were bonded together using an inorganic adhesive to create a welding nozzle base.
溶接用ノズル基の全長は６５１１鵬とされており、ノズ
ル孔部１１の先端部の開口が直径１５＋ａｍとされ、か
つその肉厚が０．２５腸層とされてし）た。The total length of the welding nozzle base was 6,511 mm, the opening at the tip of the nozzle hole 11 had a diameter of 15+ am, and the wall thickness was 0.25 mm).
溶接用ノズル基のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 of welding nozzle base
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
溶接用ノズル基は、そのノズル基部１２に対し溶接ガス
の供給管を装着し、溶接ガスとして二酸化炭素Ｃ０２ガ
スを供給し、ノズル孔部１１で９５０℃まで加熱して溶
接に供した。この状態で連続使用したところ溶接用ノズ
ル基は、６０日間使用できた（第１表の“耐用寿命”参
照）。A welding gas supply pipe was attached to the nozzle base 12 of the welding nozzle base, carbon dioxide CO2 gas was supplied as the welding gas, and the nozzle hole 11 was heated to 950° C. for welding. When used continuously in this state, the welding nozzle base could be used for 60 days (see "Service life" in Table 1).
工よＡ医旦二月上
クロムＣｒとカーボンブラックＣとの混合物Ｓ、Ｏ重量
％に対し、ホウ化チタンＴｉＢ＊を９５．０ｆｆｉｉ％
だけ配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復
した。95.0ffii% of titanium boride TiB* to the mixture S, O of chromium Cr and carbon black C, 95.0ffii% by weight.
Examples 1-7 were each repeated, except that only
溶接用ノズル基のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 of welding nozzle base
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル基の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりであった。The service life of the welding nozzle base was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工火應煎ｊ二μ上
クロムＣ「とカーボンブラックＣとの混合物７．５重量
％に対し、ホウ化チタンＴｉＢ２を９２，５重量％だけ
配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復した
。Examples 1 to 7 were prepared, respectively, except that 92.5% by weight of titanium boride TiB2 was blended with 7.5% by weight of the mixture of chromium C and carbon black C. repeated.
溶接用ノズル基は、たとえば実施例１８の場合（以下同
様）について研磨処理したノズル孔部１１の表面を光学
顕微鏡で写真観察したところ、第３図に示すとおりであ
った。すなわちホウ化チタン粒子２０の周囲に結合層３
０が散点状に配置されており、また結合層３０が空孔を
有さず緻密であることが判明した。The welding nozzle base was as shown in FIG. 3, for example, when the surface of the polished nozzle hole 11 in Example 18 (the same applies hereinafter) was photographed and observed with an optical microscope. That is, the bonding layer 3 is formed around the titanium boride particles 20.
It was found that the bonding layer 30 had no pores and was dense.
溶接用ノズル」は、ノズル孔部１１を適度の力によって
破断し、その破断面を走査型電子顕微鏡て写真観察した
ところ、第４図に示すとおりであった。すなわちホウ化
チタンＴ１８□粒子２０において粒内破壊が生じており
、ホウ化チタンＴｉ８ｇ粒子２０が結合層３０によって
強固に結合されていることが判明した。結合層３０は、
Ｘ線回折分析およびＥＰＭＡ分析により、ホウ化チタン
Ｔｉｌ！とクロムＣ「とカーボンブラックＣとの間の反
応
Ｔｉｅ、＋２Ｃｒ ＋Ｃ−＊ ２ＣｒＢ ＋ Ｔｉ（：
によって生じたホウ化クロムＣｒＢおよび炭化チタンＴ
ｉＣの混合固溶したマトリックス層（第５図〜第１１図
参照）であることが判明した。The nozzle hole 11 of the "welding nozzle" was broken with a moderate force, and the broken surface was photographed and observed using a scanning electron microscope, as shown in FIG. 4. That is, it was found that intragranular fracture occurred in the titanium boride T18□ particles 20, and the titanium boride Ti8g particles 20 were firmly bonded by the bonding layer 30. The bonding layer 30 is
X-ray diffraction analysis and EPMA analysis revealed that titanium boride Til! The reaction between chromium C' and carbon black CTie, +2Cr +C-*2CrB + Ti(:
Chromium boride CrB and titanium carbide T produced by
It turned out to be a matrix layer (see FIGS. 5 to 11) in which iC was mixed and solidly dissolved.
溶接用ノズル艮は、ノズル孔部１１を６０℃に加温され
た王水に３分間浸漬することによってその外表面をエツ
チング処理したのち、光学顕微鏡によって写真観察した
ところ、第５図に示すとおりであった。すなわちエツチ
ング処理によりホウ化チタンＴｉ８．粒子２０の結合層
３０が脱落して生じたホウ化チタンＴｉＢｓ粒子２０の
径を測定することにより、ホウ化チタンＴｉ８．粒子２
０の平均粒径が２〜４ＪＬｍに止まっていることか判明
した。＆言すればホウ化チタンＴｉＢｓ粒子２０は、当
初に比しほとんど成長していないことが判明した。これ
はクロムＣｒおよびカーボンブラックＣが、焼結に際し
ＴｉＢ、＋２Ｃｒ ＋ｃ →２ＣｒＢ ＋ ＴｉＣの反
応を生じており、ホウ化チタンＴｉ８．粒子２０の成長
が抑制されているためである。またホウ化チタンＴｉｎ
５粒子２０の粒界近傍には、Ｘ線回折分析およびＥＰＭ
八分へにより、ホウ化チタンＴｊ８□とホウ化クロムＣ
ｒＢとの混合固溶相からなる粒界相２１が形成されてい
ることも判明した（第７図〜第１１図参照）。The outer surface of the welding nozzle was etched by immersing the nozzle hole 11 in aqua regia heated to 60°C for 3 minutes, and then photographed with an optical microscope, as shown in Figure 5. Met. That is, titanium boride Ti8. By measuring the diameter of the titanium boride TiBs particles 20 produced when the bonding layer 30 of the particles 20 falls off, titanium boride Ti8. particle 2
It was found that the average particle diameter of 0 was limited to 2 to 4 JLm. &In other words, it was found that the titanium boride TiBs particles 20 had hardly grown compared to the initial state. This is because chromium Cr and carbon black C undergo a reaction of TiB, +2Cr +c → 2CrB + TiC during sintering, and titanium boride Ti8. This is because the growth of the particles 20 is suppressed. Also, titanium boride Tin
5 near the grain boundary of grain 20, X-ray diffraction analysis and EPM
By 8 minutes, titanium boride Tj8□ and chromium boride C
It was also found that a grain boundary phase 21 consisting of a mixed solid solution phase with rB was formed (see FIGS. 7 to 11).
溶接用ノズル赳のノズル孔部Ｉｆおよびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したことろ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Nozzle hole If and nozzle base 12 of welding nozzle
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル艮の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりであった。The service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工１崖五μ二〃Ｌ
クロムＣ「とカーボンブラックＣとの混合物１Ｏ００重
量％に対し、ホウ化チタンＴｉＢ２を９０．０重量％だ
け配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復し
た。Each of Examples 1 to 7 was repeated, except that 90.0% by weight of titanium boride TiB2 was blended with 1000% by weight of the mixture of chromium C and carbon black C. .
溶接用ノズル赳のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 of welding nozzle
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル厘の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりてあった。Further, the service life of the welding nozzle nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工Ｘム墓幻二至上
クロムＣ「とカーボンブラックＣとの混合物１２．５重
量％に対し、ホウ化チタンＴｉＢ＊を８７．５重量％だ
け配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復し
た。Each of Examples 1 to 7 was modified except that 87.5% by weight of titanium boride TiB* was blended with 12.5% by weight of the mixture of Chromium C and Carbon Black C. repeated.
溶接用ノズル」のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 of the welding nozzle
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル」の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりであった。Further, the service life of the "welding nozzle" was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工衷惠糎」二ｙ上
クロムＣｒとカーボンブラックＣとの混合物１５．０重
量％に対し、ホウ化チタンＴｉｅ、を８５．０重量％だ
け配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復し
た。Examples 1 to 7 were prepared, respectively, except that 85.0% by weight of titanium boride was added to 15.0% by weight of the mixture of chromium Cr and carbon black C. repeated.
溶接用ノズル赳のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりてあった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 of welding nozzle
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル耗の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and the results were as shown in Table 1.
±Ｘ惠桝Ｖ二Ｖニ
クロムＣ「とカーボンブラックＣとの混合物１７．５重
量％に対し、ホウ化チタンＴｉＢ、を８２．５重量％だ
け配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復し
た。Each of Examples 1 to 7 was the same as that of Examples 1 to 7, except that 82.5% by weight of titanium boride TiB was blended with 17.5% by weight of the mixture of ± repeated.
溶接用ノズル耗のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Welding nozzle worn out nozzle hole 11 and nozzle base 12
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル赳の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりでありだ。Further, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and the results were as shown in Table 1.
工Ｘ急鍔朋二」上
クロムＣ「とカーボンブラックＣとの混合物２０．０重
量％に対し、ホウ化チタンＴｉｅ、を８０．０重量％だ
け配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復し
た。Examples 1 to 7, respectively, except that 80.0% by weight of titanium boride Tie was blended with 20.0% by weight of the mixture of chromium C and carbon black C. was repeated.
溶接用ノズル耗のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Welding nozzle worn out nozzle hole 11 and nozzle base 12
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル赳の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりであった。Further, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工Ｘ凰鍔Σ二ｙ上
クロムＣｒとカーボンブラックＣとの混合物２２．５重
量％に対し、ホウ化チタンＴｉｅ、を７７．５重量％だ
け配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復し
た。Each of Examples 1 to 7 was modified except that 77.5% by weight of titanium boride Tie was blended with 22.5% by weight of the mixture of chromium Cr and carbon black C. repeated.
溶接用ノズル赳のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 of welding nozzle
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル」の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、ｔｉＳ１表に示すとおりてあっ
た。Further, the service life of the "welding nozzle" was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in the tiS1 table.
工Ｘ施ガ」２四上
クロムＣｒとカーボンブラックＣとの混合物２５．０重
量％に対し、ホウ化チタンＴｉＢｚを７５．０重量％だ
け配合したことを除き、それぞれ実施例１〜７を反復し
た。Examples 1 to 7 were repeated, respectively, except that 75.0% by weight of titanium boride TiBz was blended with 25.0% by weight of the mixture of chromium Cr and carbon black C. did.
溶接用ノズル圧のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数３よび熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 for welding nozzle pressure
The Vickers hardness, bending strength, porosity, thermal expansion coefficient 3, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズル圧の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第１表に示すとおりでありた。Further, the service life of the welding nozzle pressure was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and the results were as shown in Table 1.
工丈鼻医ｎ二ｙ上
クロムＣｒとカーボンブラックＣとの混合物７．５重量
％に対し、ホウ化チタンＴｉＢ２を９２．５重量％だけ
配合し、かつ焼結温度を１５００℃としたことな除き、
それぞれ実施例１〜７を反復した。92.5% by weight of titanium boride TiB2 was blended with 7.5% by weight of a mixture of chromium Cr and carbon black C, and the sintering temperature was 1500°C. Except,
Examples 1-7 were repeated, respectively.
溶接用ノズル■のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係ａｊ５よび熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２
表に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 of welding nozzle ■
When we measured the Vickers hardness, bending strength, porosity, thermal expansion coefficient aj5, and thermal conductivity, we found that the second
It was as shown in the table.
また溶接用ノズル圧の耐用寿命は、実施例１〜７と同様
にして測定したところ、第２表に示すとＳりであった。Further, the service life of the welding nozzle pressure was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and as shown in Table 2, it was S.
工夫族±μ二μ工
焼結温度を１６００℃としたことを除き、それぞれ実施
例７１〜７７を反復した。Examples 71-77 were each repeated, except that the sintering temperature was 1600°C.
溶接用ノズル圧のノズル孔部ｌｌおよびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表
に示すとおりであった。Welding nozzle pressure nozzle hole ll and nozzle base 12
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 2.
また溶接用ノズル圧の耐用寿命は、実施例７１〜７７と
同様にして測定したところ、第２表に示すとおりであっ
た。Moreover, the service life of the welding nozzle pressure was measured in the same manner as in Examples 71 to 77, and was as shown in Table 2.
（実施例８５〜９１）
焼結温度を１７００℃としたことを除き、それぞれ実施
例７１〜７７を反復した。Examples 85-91 Examples 71-77 were repeated, respectively, except that the sintering temperature was 1700°C.
溶接用ノズル圧のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 for welding nozzle pressure
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 2.
また溶接用ノズル圧の耐用寿命は、実施例１５〜２１と
同様にして測定したところ、第２表に示すとおりであっ
た。Moreover, the service life of the welding nozzle pressure was measured in the same manner as in Examples 15 to 21, and was as shown in Table 2.
工Ｘム舛Ｓ二月上
焼結温度を１８００℃としたことを除き、それぞれ実施
例７１〜７７を反復した。Examples 71-77 were each repeated, except that the sintering temperature was 1800°C.
溶接用ノズル圧のノズル孔部１１およびノズル基部１２
について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張
係ａおよび熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表
に示すとおりであった。Nozzle hole 11 and nozzle base 12 for welding nozzle pressure
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion a, and thermal conductivity were measured, and the results were as shown in Table 2.
また溶接用ノズル圧の耐用寿命は、実施例７１〜７７と
同様にして測定したところ、第２表に示すとおりであっ
た。Moreover, the service life of the welding nozzle pressure was measured in the same manner as in Examples 71 to 77, and was as shown in Table 2.
工叉ムカ月二月り上
焼結温度を１９００℃としたことを除き、それぞれ実施
例７１〜７７を反復した。換言すれば、それぞれ実施例
１５〜２１を反復した。Examples 71-77 were each repeated, except that the sintering temperature was 1900°C. In other words, Examples 15-21 were each repeated.
溶接用ノズル圧のノズル孔部１１ｊ５よびノズル基部１
２について、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨
張係数および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２
表に示すとおりであった。Welding nozzle pressure nozzle hole 11j5 and nozzle base 1
2, we measured the Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity.
It was as shown in the table.
また溶接用ノズル圧の耐用寿命は、実施例７１〜７７と
同様にして測定したところ、第２表に示すとおりであっ
た。Moreover, the service life of the welding nozzle pressure was measured in the same manner as in Examples 71 to 77, and was as shown in Table 2.
工止蚊勇ユ上
セラミックス配合物からクロムＣｒおよびカーボンブラ
ックＣを除去したことを除き、実施例１〜７を反復した
。Examples 1-7 were repeated except that chromium Cr and carbon black C were removed from the anti-mosquito ceramic formulation.
すなわち平均粒径か３＃Ｌｍで最大粒径が６４ｍであり
純度が９９重量％のホウ化チタンＴｉ１２１００Ｍ１を
、バインダとしてのポリビニルアルコール２部とともに
適宜の金型に収容し、 ３００ｋｇ／Ｃｓ２の圧力を印
加して一輌加圧することにより、セラミックス圧粉体を
作成した。That is, titanium boride Ti12100M1 with an average particle size of 3#Lm and a maximum particle size of 64m and a purity of 99% by weight was placed in an appropriate mold along with 2 parts of polyvinyl alcohol as a binder, and a pressure of 300kg/Cs2 was applied. A ceramic green compact was created by applying pressure in one machine.
セラミックス圧粉体は、 ３００ｋｇ／ｃ鵬２の圧力を
印加してＣＩＰ処理すなわち常温静水圧圧縮成形処理を
施すことにより、セラミックス成形体とした。The ceramic green compact was made into a ceramic molded body by applying a pressure of 300 kg/cm2 and subjecting it to CIP treatment, that is, room temperature isostatic compression molding treatment.
セラミックス成形体は、無加圧状態のアルゴン雰囲気中
において１５℃／分の昇温速度で１９００℃の温度まで
加熱し、かつ１９００℃の温度に１時間にわたり維持す
ることにより、セラミックス焼結体とした。The ceramic molded body is heated to a temperature of 1900°C at a heating rate of 15°C/min in an unpressurized argon atmosphere and maintained at a temperature of 1900°C for 1 hour to form a ceramic sintered body. did.
セラミックス焼結体は、仕上加工すなわち主としてノズ
ル孔部の内面を所望の精度まで研磨処理し、溶接用ノズ
ルのノズル孔部とした。The ceramic sintered body was finished, that is, the inner surface of the nozzle hole was mainly polished to a desired precision, and was used as the nozzle hole of a welding nozzle.
これに対しノズル孔部の熱膨張係数に近い熱膨張係数を
有する黄銅を素材としてノズル基部を形成した。On the other hand, the nozzle base was made of brass having a coefficient of thermal expansion close to that of the nozzle hole.
ノズル孔部とノズル基部とは、適宜の接着剤を用いて互
いに結合し、溶接用ノズルを作成した。The nozzle hole and the nozzle base were bonded to each other using an appropriate adhesive to create a welding nozzle.
溶接用ノズルは、ノズル孔部を適度の力によって破断し
、その破断面を走査型電子ＴＩＡＷｋ鏡で写真観察した
ところ第１２図に示すとおりであった。すなわちホウ化
チタンＴｉＢｚ粒子の粒界破壊が支配的に生じており、
ホウ化チタンＴｉｅ、粒子間の結合があまり強固でない
ことが判明した。The nozzle hole of the welding nozzle was broken with a moderate force, and the broken surface was photographed and observed with a scanning electronic TIAWk mirror, as shown in FIG. 12. In other words, grain boundary fracture of titanium boride TiBz particles occurs predominantly,
It was found that the bond between particles of titanium boride Tie was not very strong.
加えて溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部につ
いて、ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数
および熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示
すとおりであった。In addition, the Vickers hardness, flexural strength, porosity, thermal expansion coefficient, and thermal conductivity of the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle were measured, and the results were as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工止艶珂ｌよ
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例１〜７を反復した。Examples 1-7 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
エル艶±ｌエ
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例８〜１４を反復した。Examples 8-14 were repeated with the exception that carbon black C was removed from the El Gloss±l Eceramics formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりてあった。Further, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
」ぶＷ
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例１５〜２１を反復した。Examples 15-21 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれＷＩＪ１表に示す
とおりであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table WIJ1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
エル蚊鍔互よ
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例２２〜２８を反復した。Examples 22-28 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
エル艶珂互上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例２９〜３５を反復した。Examples 29-35 were repeated with the exception that carbon black C was removed from the Elenka Gakujo ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りてあった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
エル艶賀ユ上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例３６〜４２を反復し溶接用ノズルの
ノズル孔部およびノズル基部について、ビラカース硬度
、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および熱伝導率を測定
したところ、それぞれ第１表に示すとおりであった。Examples 36 to 42 were repeated, except that carbon black C was removed from the Elu Tsuga Yu upper ceramic composition, and the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle were evaluated for Viracase hardness, flexural strength, porosity, and heat When the expansion coefficient and thermal conductivity were measured, they were as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工止笠輿旦上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例４３〜４９を反復した。Examples 43-49 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
（比較例９）
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例５０〜５６を反復した。Comparative Example 9 Examples 50-56 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工止艶鼠旦上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例５７〜６３を反復した。Examples 57-63 were repeated, except that carbon black C was removed from the polished ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りてあワた。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工止奴湾月上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例６４〜７０を反復した。Examples 64-70 were repeated, except that carbon black C was removed from the Kodouwan Moonshine Ceramics formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第１表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 1.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第１表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 1.
工止艶Ａμ上
セラミックス配合物からクロムＣｒおよびカーボンブラ
ックＣを除去したことを除き、実施例７１〜７７を反復
した。Examples 71-77 were repeated, except that chromium Cr and carbon black C were removed from the finished polish Aμ ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係ａおよび
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion a, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
エル較廻月よ
セラミックス配合物からクロムＣｒおよびカーボンブラ
ックＣを除去したことを除き、実施例７８〜８４を反復
した。Examples 78-84 were repeated except that chromium Cr and carbon black C were removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
（比較例１４）
セラミックス配合物からクロムＣｒおよびカーボンブラ
ックＣを除去したことを除き、実施例８５〜９１を反復
した。Comparative Example 14 Examples 85-91 were repeated except that chromium Cr and carbon black C were removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
エル較カ」上
セラミックス配合物からクロムＣｒおよびカーボンブラ
ックＣを除去したことを除き、実施例９２〜９８を反復
した。Examples 92-98 were repeated except that chromium Cr and carbon black C were removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりてあった。Further, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
（比較例１６）
セラミックス配合物からクロムＣ「およびカーボンブラ
ックＣを除去したことを除き、実施例９２〜９８を反復
した。Comparative Example 16 Examples 92-98 were repeated except that chromium C'' and carbon black C were removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, flexural strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
（比較例１７）
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例７１〜７７を反復した。Comparative Example 17 Examples 71-77 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数Ｓよび
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion S, and thermal conductivity were measured and found to be as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
四ル帆桝」エ
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例７８〜８４を反復した。Examples 78-84 were repeated, except that carbon black C was removed from the "Shirubomasu" eceramics formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
ユ止艶璽す上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例８５〜９１を反復した。Examples 85-91 were repeated except that carbon black C was removed from the deglaze ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
」ル艶景μ上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例９２〜９８を反復した。Examples 92-98 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
１止艶カｎ上
セラミックス配合物からカーボンブラックＣを除去した
ことを除き、実施例９９〜１０５を反復した。Examples 99-105 were repeated except that carbon black C was removed from the ceramic formulation.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第２表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 2.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第２表に示すとおりであった。Moreover, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 2.
コ止艶±μ上
セラミックス配合物が窒化珪素５ｊＪ４とされたことを
除き、上記の比較例１が反復された。Comparative Example 1 above was repeated except that the anti-glaze ±μ ceramic formulation was silicon nitride 5jJ4.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第３表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 3.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第３表に示すとおりであった。Further, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 3.
ユよ較思ｎ上
セラミックス配合物が炭化珪素ＳｉＣとされたことを除
き、上記の比較例１が反復された。Comparative Example 1 above was repeated, except that the ceramic formulation was silicon carbide, SiC.
溶接用ノズルのノズル孔部およびノズル基部について、
ビッカース硬度、抗折強度、気孔率、熱膨張係数および
熱伝導率を測定したところ、それぞれ第３表に示すとお
りであった。Regarding the nozzle hole and nozzle base of the welding nozzle,
The Vickers hardness, bending strength, porosity, coefficient of thermal expansion, and thermal conductivity were measured and were as shown in Table 3.
また溶接用ノズルの耐用寿命は、実施例１〜７と同様に
して測定したところ、第３表に示すとおりであった。Further, the service life of the welding nozzle was measured in the same manner as in Examples 1 to 7, and was as shown in Table 3.
上述した実施例１−１０５および比較例１〜２３を比較
すれば明らかなように１本発明によれば、ノズル孔部を
クロムのホウ化物と炭化チタンとの混合固溶したマトリ
ックス層がホウ化チタン粒子の間に配置されかつ５％以
下の気孔率を有したホウ化チタンセラミックス焼結体に
よって形成し、ノズル基部をそのホウ化チタンセラミッ
クス焼結体の熱膨張係数に近い熱膨張係数を有する素材
で形成することにより、溶接ガスの加熱に伴なうノズル
孔部とノズル基部との間の熱歪を十分に抑制でき、ひい
てはノズル孔部およびノズル基部の結合部に破損を生じ
ることを回避でき、結果的その耐用寿命を大幅に拡張で
きる。As is clear from a comparison of the above-mentioned Examples 1-105 and Comparative Examples 1-23, according to the present invention, the nozzle hole is formed by a matrix layer containing a mixed solid solution of chromium boride and titanium carbide. Formed by a titanium boride ceramic sintered body disposed between titanium particles and having a porosity of 5% or less, and the nozzle base has a thermal expansion coefficient close to that of the titanium boride ceramic sintered body. By forming the nozzle with a material, it is possible to sufficiently suppress thermal distortion between the nozzle hole and the nozzle base due to heating of the welding gas, thereby avoiding damage to the joint between the nozzle hole and the nozzle base. As a result, its useful life can be greatly extended.
次いで本発明にかかる溶接用ノズルの他の実施例につい
て、その構成および作用を詳細に説明する。Next, the structure and operation of other embodiments of the welding nozzle according to the present invention will be described in detail.
第１３図より明らかなように、この実施例では、第１図
ないし第１１図に示した実施例とは異なり、ノズル孔部
１１を、ノズル基部１２と同一の素材によって形成され
かつノズル基部１２に対して溶接などにより適宜に結合
され一体化されたノズル孔部本体＋１Ａと、上述したホ
ウ化チタンセラミックス焼結体によって形成されかつ前
記ノズル孔部本体＋１Ａの内周面に対して配置された保
護層１１Ｂとによって形成している。保護層１１Ｂは、
焼結により形成したのちノズル孔部本体１１Ａの内周面
に対して配置してもよく、またノズル孔部本体１１Ａの
内周面に対して上述のセラミックス混合物を塗布などに
よって配置したのち焼結して形成されてもよい。As is clear from FIG. 13, in this embodiment, unlike the embodiments shown in FIGS. 1 to 11, the nozzle hole 11 is formed of the same material as the nozzle base 12, and A nozzle hole main body +1A is suitably joined and integrated by welding or the like to the nozzle hole main body +1A, and a nozzle hole main body +1A is formed of the above-mentioned titanium boride ceramic sintered body and is arranged on the inner circumferential surface of the nozzle hole main body +1A. It is formed by the protective layer 11B. The protective layer 11B is
The ceramic mixture may be formed by sintering and then placed on the inner circumferential surface of the nozzle hole main body 11A, or the above-mentioned ceramic mixture may be placed on the inner circumferential surface of the nozzle hole main body 11A by coating or the like and then sintered. It may be formed as follows.
その他の具体的な作用効果などは、上述した実施例に３
いて詳述したセラミックス配合物の組成範囲ならびに焼
結条件が満足され、ホウ化チタンセラミックス焼結体が
５％以下の気孔率とされている限り、上述した実施例と
同様に達成されることが確認されているが、説明を簡潔
とするために、ここではその詳細な説明を省略する。Other specific effects, etc., can be found in the above-mentioned Example 3.
As long as the composition range of the ceramic compound and the sintering conditions detailed in the above are satisfied, and the titanium boride ceramic sintered body has a porosity of 5% or less, it can be achieved in the same manner as in the above embodiment. Although this has been confirmed, detailed explanation thereof will be omitted here for brevity.
（３）発明の効果
上述より明らかなように本発明にかかる溶接用ノズルは
、溶接ガスの供給管先端部に対して装着されるノズル基
部と、前記ノズル基部に対し結合されており前記溶接ガ
スを加熱し放出するためのノズル孔部とを備えてなる溶
接用ノズルであって、特に
（ａ）前記ノズル孔部が、遷移金属から選ばれた少なく
とも１種の金属のホウ化物
と炭化チタンとの混合固溶したマト
リックス層かホウ化チタン粒子の間に
配置され、かつ５％以下の気孔率を有
したホウ化チタンセラミックス焼結体
によって形成されてΣす、かつ
（ｂ）前記ノズル基部が、前記ホウ化チタンセラミック
ス焼結体の熱膨張係数に近
い熱膨張係数を有する素材で形成され
てなるので。(3) Effects of the Invention As is clear from the above, the welding nozzle according to the present invention has a nozzle base that is attached to the tip of the welding gas supply pipe, and a nozzle base that is connected to the nozzle base so that the welding gas A welding nozzle comprising: a nozzle hole for heating and emitting titanium carbide; is formed of a titanium boride ceramic sintered body having a porosity of 5% or less, and (b) the nozzle base is disposed between the titanium boride particles. , because it is formed of a material having a coefficient of thermal expansion close to that of the titanium boride ceramic sintered body.
（ｉ）溶接ガスの加熱時にあっても。(i) Even when heating the welding gas.
ノズル基部の熱膨張係数とノズ
ル孔部の熱膨張係数とを接近せ
しめることがてきる効果
を有し、ひいては
（ｉ ｉ）溶接ガスの加熱時にノズル基部とノズル孔部
との間に生じる熱
歪を十分に抑關できる効果
を有し、結果的に
（ｉｉｉ）長耐用寿命化できる効果
を有する。It has the effect of bringing the coefficient of thermal expansion of the nozzle base closer to that of the nozzle hole, and as a result, (ii) thermal strain that occurs between the nozzle base and the nozzle hole when heating the welding gas is reduced. This has the effect of sufficiently suppressing the above, and as a result has the effect of (iii) extending the service life.
また本発明にかかる他の溶接用ノズルは、溶接ガスの供
給管先端部に対して装着されるノズル基部と、前記ノズ
ル基部に対し結合されており前記溶接ガスを加熱し放出
するためのノズル孔部とを備えてなる溶接用ノズルであ
って、特に（ａ）前記ノズル孔部か、前記ノズル基部に
対して結合されたノズル孔部本体と。Another welding nozzle according to the present invention includes a nozzle base attached to the tip of a welding gas supply pipe, and a nozzle hole connected to the nozzle base for heating and discharging the welding gas. Particularly, (a) a nozzle hole main body coupled to the nozzle hole or the nozzle base.
遷移金属から選ばれた少なくとも１種
の金属のホウ化物と炭化チタンとの混
合固溶したマトリックス層がホウ化チ
タン粒子の間に配置されかつ５％以下
の気孔率を有したホウ化チタンセラ
ミックス焼結体によって形成されかつ
前記ノズル孔部本体の内周面に対して
配置された保護層とによって形成され
ており、かつ
（ｂ）前記ノズル孔部本体およびノズル基部か、前記ホ
ウ化チタンセラミックス焼
結体の熱膨張係数に近い熱膨張係数を
有する素材で形成され
てなるので、
（ｉ）溶接ガスの加熱時にあっても、
ノズル孔部本体およびノズル基
部の熱膨張係数とノズル孔部本
体内周面に配置された保Ｎ層の
熱膨張係数とを接近せしめるこ
とができる効果
を有し、ひいては
（ｉｉ）溶接ガスの加熱時に、ノズル孔部本体との間に
生じる熱歪なら
びにノズル基部とノズル孔部本
体との間に発生される熱歪を十
分に抑制できる効果
を有し、結果的に
（ｉｉｉ）長耐用寿命化できる効果
を有する。A fired titanium boride ceramic in which a matrix layer containing a solid solution of at least one metal boride selected from transition metals and titanium carbide is arranged between titanium boride particles and has a porosity of 5% or less. (b) the nozzle hole body and the nozzle base are formed of a protective layer formed of a solid body and disposed on the inner circumferential surface of the nozzle hole body; Since it is made of a material with a coefficient of thermal expansion close to that of the body, (i) Even when the welding gas is heated, the coefficient of thermal expansion of the nozzle hole body and the nozzle base differs from that of the nozzle hole body. This has the effect of bringing the coefficient of thermal expansion of the N-holding layer disposed on the circumferential surface close to that of the N-holding layer disposed on the circumferential surface, and as a result, (ii) thermal strain that occurs between the nozzle hole body and the nozzle base when the welding gas is heated. This has the effect of sufficiently suppressing the thermal strain generated between the nozzle hole body and the nozzle hole body, resulting in (iii) the effect of extending the service life.
第１図は本発明にかかる溶接用ノズルの一実施例を示す
断面図、第２図は第１図実施例のノズル孔部な示す拡大
断面図、第３図は第１図実施例の研磨処理したノズル孔
部表面の組織を示す光学顕微鏡写真、第４図は第１図実
施例のノズル孔部破断面の組織を示す走査型電子ｍ＊鏡
写真、第５図は第１図実施例のエツチング処理したノズ
ル孔部表面の組織を示す光学顕微鏡写真、第６図は第１
図実施例のエツチング処理したノズル孔部表面の組織を
示す走査型電子顕微鏡写真、第７図は第１図実施例のＸ
線回折分析の結果を示すグラフ図、第８図は比較例１と
して示した溶接用ノズルのノズル孔部破断面の組織を示
す走査型電子顕微鏡写真、第９図は本発明にかかる溶接
用ノズルの他の実施例を示す断面図である。
■・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・溶接用ノ
ズル１１・・・・・・・・・・・・・・・・・・ノズル
孔部１１Ａ・・・・・・・・・・・・・・ノズル孔部本
体１１Ｂ・・・・・・・・・・・・・・保護層１２・・
・・・・・・・・・・・・・・・・ノズル基部２０・・
・・・・・・・・・・・・・・・・・・ホウ化チタン粒
子２１・・・・・・・・・・・・・・・・・・粒界相３
０・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・マトリッ
クス層特許出願人 株式会社 ニス・ティー・ケー・セ
ラミックス研究所（外１名）
代理人 弁理士 工 藤 隆 夫第１図
第２図
第３図
第４図
第５図
第６図
第７図
第１２図
第８図
Ａ′
第９図
□チッソ
一一一一一クロム
第１０図
（Ｃ）
一子グン １０訓
一一一一クロム
○７０
μへ−へ 〜ノ
Ｘヤ嬉咳（々８逓）
第１３図
１゜FIG. 1 is a sectional view showing one embodiment of the welding nozzle according to the present invention, FIG. 2 is an enlarged sectional view showing the nozzle hole of the embodiment in FIG. 1, and FIG. 3 is a polished embodiment of the embodiment in FIG. An optical microscope photograph showing the structure of the treated nozzle hole surface, FIG. 4 is a scanning electron m* mirror photograph showing the structure of the fractured surface of the nozzle hole of the example shown in FIG. 1, and FIG. 5 is an example of the example shown in FIG. Figure 6 is an optical micrograph showing the structure of the etched nozzle hole surface.
Figure 7 is a scanning electron micrograph showing the structure of the surface of the etched nozzle hole in the example shown in Figure 1.
A graph showing the results of line diffraction analysis, FIG. 8 is a scanning electron micrograph showing the structure of the fractured surface of the nozzle hole of the welding nozzle shown as Comparative Example 1, and FIG. 9 is a welding nozzle according to the present invention. FIG. 3 is a sectional view showing another embodiment of the invention. ■・・・・・・・・・・・・・・・・・・Welding nozzle 11・・・・・・・・・・・・・・・・・・Nozzle hole 11A... ......Nozzle hole body 11B...Protective layer 12...
・・・・・・・・・・・・・・・Nozzle base 20...
・・・・・・・・・・・・・・・・・・Titanium boride particles 21・・・・・・・・・・・・・・・Grain boundary phase 3
0・・・・・・・・・・・・・・・・・・Matrix layer patent applicant Niss TK Ceramics Research Institute Co., Ltd. (1 other person) Agent Patent attorney Takao Kudo Figure 1 Figure 2 Figure 3 Figure 4 Figure 5 Figure 6 Figure 7 Figure 12 Figure 8 Figure A' Figure 9 □ Chisso 11111 Chrome Figure 10 (C) Ichigo Gun 10 Kun 1 1 1 Chrome ○ 70 μ to - to ~ノ
Claims (3)
ル基部と、前記ノズル基部に対し結合されており前記溶
接ガスを加熱し放出するためのノズル孔部とを備えてな
る溶接用ノズルにおいて、 （ａ）前記ノズル孔部が、遷移金属から選ばれた少なく
とも１種の金属のホウ化物 と炭化チタンとの混合固溶したマト リックス層がホウ化チタン粒子の間に 配置されかつ５％以下の気孔率を有し たホウ化チタンセラミックス焼結体に よって形成されており、かつ （ｂ）前記ノズル基部が、前記ホウ化チタンセラミック
ス焼結体の熱膨張係数に 近い熱膨張係数を有する素材で形成され てなることを特徴とする溶接用ノズル。(1) A welding nozzle comprising a nozzle base that is attached to the tip of a welding gas supply pipe, and a nozzle hole that is connected to the nozzle base and that heats and discharges the welding gas. (a) The nozzle hole has a matrix layer in which a solid solution of at least one metal boride selected from transition metals and titanium carbide is disposed between the titanium boride particles, and the proportion of the matrix layer is 5% or less. (b) the nozzle base is formed of a material having a coefficient of thermal expansion close to that of the titanium boride ceramic sintered body; A welding nozzle characterized by:
ル基部と、前記ノズル基部に対し結合されており前記溶
接ガスを加熱し放出するためのノズル孔部とを備えてな
る溶接用ノズルにおいて、 （ａ）前記ノズル孔部が、前記ノズル基部に対して結合
されたノズル孔部本体と、 遷移金属から選ばれた少なくとも１種 の金属のホウ化物と炭化チタンとの混 合固溶したマトリックス層がホウ化チ タン粒子の間に配置されかつ５％以下 の気孔率を有したホウ化チタンセラ ミックス焼結体によって形成されかつ 前記ノズル孔部本体の内周面に対して 配置された保護層とによって形成され ており、かつ （ｂ）前記ノズル孔部本体およびノズル基部が、前記ホ
ウ化チタンセラミックス焼 結体の熱膨張係数に近い熱膨張係数を 有する素材で形成され てなることを特徴とする溶接用ノズル。(2) A welding nozzle comprising a nozzle base that is attached to the tip of a welding gas supply pipe, and a nozzle hole that is connected to the nozzle base and that heats and discharges the welding gas. (a) the nozzle hole body is bonded to the nozzle base; and a matrix in which a boride of at least one metal selected from transition metals and titanium carbide are mixed in solid solution. a protective layer disposed between titanium boride particles and formed of a titanium boride ceramic sintered body having a porosity of 5% or less, and disposed against the inner circumferential surface of the nozzle hole main body; and (b) the nozzle hole main body and the nozzle base are formed of a material having a coefficient of thermal expansion close to that of the titanium boride ceramic sintered body. Welding nozzle.
されてなることを特徴とする特許請求の範囲第（２）項
記載の溶接用ノズル。(3) The welding nozzle according to claim (2), wherein the nozzle hole main body and the nozzle base are integrally formed.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63113322A JPH0679980B2 (en) | 1988-05-10 | 1988-05-10 | Welding nozzle |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63113322A JPH0679980B2 (en) | 1988-05-10 | 1988-05-10 | Welding nozzle |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01286969A true JPH01286969A (en) | 1989-11-17 |
| JPH0679980B2 JPH0679980B2 (en) | 1994-10-12 |
Family
ID=14609294
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63113322A Expired - Lifetime JPH0679980B2 (en) | 1988-05-10 | 1988-05-10 | Welding nozzle |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0679980B2 (en) |
-
1988
- 1988-05-10 JP JP63113322A patent/JPH0679980B2/en not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0679980B2 (en) | 1994-10-12 |
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