JPH0759339B2 - 内燃機関用のポペット排気弁及びその製造方法 - Google Patents

内燃機関用のポペット排気弁及びその製造方法

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JPH0759339B2
JPH0759339B2 JP4205139A JP20513992A JPH0759339B2 JP H0759339 B2 JPH0759339 B2 JP H0759339B2 JP 4205139 A JP4205139 A JP 4205139A JP 20513992 A JP20513992 A JP 20513992A JP H0759339 B2 JPH0759339 B2 JP H0759339B2
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Description

【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は内燃機関用のポペット排
気弁に関し、より詳細には、冷間及び温間ヘッディング
プロセス、及び上述の如きポペット排気弁を製造するた
めの改善されたオーステナイト系ステンレス鋼合金に関
する。
【０００２】
【従来の技術】本件出願は、「排気弁を製造するための
プロセス（Process for Making Exhaust Valves）」と
題して１９９１年７月３１日に出願された米国特許出願
第７３８，３４９号の一部継続出願に基づくものであ
る。
【０００３】内燃力利用設備、自動車用エンジン及びト
ラック用エンジンに用いられるポペット排気弁の製造は
多段階プロセスにより行われる。所定の直径を有する棒
材が準備される。この棒材はステンレス鋼合金である。
所望の長さを有するブランクを棒材から切断する。次
に、例えば押し出し加工により、このブランクの一端部
を除きその長さに亙って直径を減少させる。次に、押し
出し加工されなかったブランクの頭側の端部をコイニン
グすなわち圧印加工しその断面積を大きくする。次にブ
ランクを熱処理し、最終的な弁の寸法まで機械加工す
る。
【０００４】内燃力利用設備、自動車用エンジン及びト
ラック用エンジンに用いられる大部分のポペット排気弁
は熱間鍛造される。押し出し加工及びコイニング（圧印
加工）を含む成形（形削り）段階は、通常約１，０９３
°Ｃ（２，０００°Ｆ）乃至約１，２０４°Ｃ（２，２
００°Ｆ）の温度範囲で実行される。熱間鍛造を必要と
していた理由は、エンジンの弁に用いられるブランクの
寸法が比較的大きく、また排気弁においては高温作動特
性が望ましいためである。ブランクの寸法が大きいとい
うことは、鍛造段階において、より多量の金属をより長
い距離に亙って移動させなければ成らないことを意味す
る。これは、高い鍛造温度を用いることを必要とする。
良好な高温作動特性が要求されることにより、熱間鍛造
によってのみ成形することのできる組成物を用いること
が必要とされてきた。
【０００５】大部分の熱間鍛造された弁は、例えば炭素
及び窒素等の格子間元素を高い重量割合で含む、オース
テナイト系のクロム、マンガン、ニッケル・ステンレス
鋼合金から形成される。下の表１は、大半の内燃機関用
のポペット排気弁を製造するために用いられる２つの合
金を挙げている。
【０００６】
【表１】 表 １ 熱間鍛造されるオーステナイト系の排気弁材料 元 素 ２１−４Ｎ ２１−２Ｎ クロム ２０−２２ １９．２５−２１．５ ニッケル ３．２５−４．５ １．５−２．７５ マンガン ８−１０ ７．００−９．５０ 炭素 ０．４７５−０．５７５ ０．５０−０．６０ 窒素 ０．３８−０．５０ ０．２９−０．４０ ケイ素 最大０．２５ 最大０．２５ 硫黄 最大０．０６ 最大０．０６ リン 最大０．０５ 最大０．０５ これら合金の高い格子間元素含有率（Ｃ＋Ｎ）は、室温
以下の温度から約８７１°Ｃ（１，６００°Ｆ）までの
弁の使用範囲にわたって、高い強度及びひずみに対する
耐性を与える。これは使用される弁の性能特性に関して
は優れたものであるが、弁の製造者が用いることのでき
る製造工程の選択の幅を制限する。
【０００７】一例を挙げると、例えば室温等の低い温度
で、上述の材料から弁を経済的に製造しようとしてもう
まくいかなかった。部品が適正に形成されず、また工具
の寿命は許容できるものではない。上述の部品を製造す
るために、熱間加工工具を利用した機械的なクランク及
びネジプレス装置が用いられる。生産量は、１分間当た
り約１４乃至２０個である。この生産量は低い。
【０００８】当該技術の現状における他の欠点は、工具
の寿命が短く、部品が変形し、原材料を多く必要とし、
更に、弁を真っすぐにして弁から過剰の材料を削ること
に伴う追加のコストを必要とすることである。
【０００９】幾つかの実用的な排気弁を製造するために
用いられる他の製造プロセスは、冷間ヘッダ成形による
ものである。冷間成形プロセスは通常の熱間成形とは異
なるものである。このプロセスにおいては、所定の直径
を有するコイル素材が焼きなましされかつ被覆された状
態で準備される。所望の長さを有するブランクがコイル
素材から切断される。ブランクの一端部をスタンピング
（型打ち加工）し、円錐形状の減少部すなわちテーパを
形成する。この段階は「ノージング（ｎｏｓｉｎｇ）」
と呼ばれる。次に、ブランクのテーパを付された端部の
直径をその長さに亙って例えば押し出し加工により減少
させる。次に、上記ノーズ端の反対側の端部であるブラ
ンクのヘッド端を膨径し、予備的なヘッドを形成する。
予備的なヘッドは、弁の最終的なヘッドの断面積よりも
小さな断面積を有している。次に予備的なヘッドを圧印
し、その断面積を大きくする。次に弁を機械加工してそ
の最終的な寸法にする。
【００１０】冷間ヘッダ成形プロセスは、熱間鍛造プロ
セスに比較して多くの利点をもたらす。このプロセス
は、例えば１分間当たり６０−１００の部品を製造する
かなり高い生産速度と、より直線的でより最終的な（ne
t）形状の部品をもたらす。また、冷間成形加工は弁を
硬化させる。これは、弁特に弁ステムに、改善された耐
摩耗性及び強度を与える。
【００１１】冷間ヘッディングの欠点は、わずかの種類
の材料だけが弁の形態にうまく処理することができ、ま
たこれら弁の寸法が極めて制限されることである。下の
表２は、冷間ヘッディングにより排気弁を製造するため
に現在まで用いられて来たあるステンレス鋼合金の組成
を示している。
【００１２】
【表２】表 ２ 冷間ヘッディング可能なオーステナイト系の排気弁材料 元 素 ３０２ＨＱ クロム １７−１９ ニッケル ８−１０ 銅 ３−４ マンガン 最大２ ケイ素 最大１ 炭素 最大０．０８ 硫黄 ０．０３ リン ０．０４５ 表２の合金の特徴は、格子間元素である炭素及び窒素の
存在量が小さいことである。炭素は低い最大値に特定さ
れ、また窒素は、表面における空気との接触により自然
に吸収される値に限定される。その結果、３０２ＨＱ合
金は容易に冷間成形することができる。しかしながら、
高い成形性を有する３０２ＨＱ合金であっても、押し出
し加工及びコイニングひずみは厳密に制限される。真ひ
ずみに関しては、押し出し加工は約１のひずみに制限さ
れる。この値よりも大きな場合には、工具の寿命は急激
に低下する。表２の合金をコイニング際の真ひずみの限
度は約１．８である。この値よりも高い場合には、部品
の品質は低下する。例えば、ヘッドの分離を生ずること
がある。
【００１３】従って、この合金は、比較的小さな寸法の
ポペット弁を有する低出力エンジン等の小負荷の用途に
のみ適する。この合金はまた、大部分の内燃機関用ポペ
ット排気弁に必要とされる熱的な安定性及び高温特性に
欠ける。
【００１４】
【発明が解決しようとする課題及び課題を解決するため
の手段】本発明は、内燃機関用のポペット排気弁を製造
するための改善された方法を提供するものであり、該方
法は、１３−２５重量％のクロム、４−１６重量％のニ
ッケル、０．２５−８重量％のマンガン、０．５−７重
量％の銅、０．４５重量％よりも少ない格子間元素（但
し、０．０４−０．３重量％の炭素を含む）及びモリブ
デン、ニオブ、バナジウム、タングステンおよびタンタ
ルからなる群から選択された１−５重量％の耐火性金属
を含む焼きなましされた加工硬化可能なステンレス鋼の
コイル又は棒材を準備する段階と、前記コイル又は棒材
を、室温から約５３８℃（１，０００°Ｆ）までの範囲
の温度で且つ約０．８よりも大きな真ひずみで、ポペッ
ト弁の予備成形体の形状に押出し加工して前記コイル又
は棒材を加工硬化する段階と、前記予備成形体のヘッド
を室温から約１，２０４℃（２，２００°Ｆ）までの範
囲の温度に維持しながら、前記予備成形体を１．４−２
の真ひずみで最終的に予備機械加工された形状になるよ
うにヘッディングする段階とを含み、押し出し加工のパ
ラメータは上記ポペット弁にＲｃ＝２５よりも大きなス
テム硬度を与えるものである。
【００１５】一実施例においては、本発明のオーステナ
イト系ステンレス鋼合金は重量基準で、１３％−２１％
のクロム、８％−１４％のニッケル、０．５％−８％の
マンガン、２％−５．５％の銅、０．０８％−０．４５
％の炭素及び窒素（炭素及び窒素の総量）、１％−３％
のモリブデン、０．２５％−２．５％のニオブ、各々最
大１．５％のバナジウム、タングステン及びタンタル、
並びに最大２．５％のアルミニウムを含み、上記バナジ
ウム、モリブデン、ニオブ、タングステン及びタンタル
の全量は重量基準で１％−５％である。
【００１６】他の実施例においては、本発明のオーステ
ナイト系ステンレス鋼合金は以下の成分から成る。
【００１７】成 分 重量％ クロム １４−１８％ ニッケル ９−１４％ マンガン １−３％ 銅 ２−４％ モリブデン ３−５％ 炭素 ０．０５−０．２％ 窒素 ０．０４−０．２％ 鉄 残量 格子間元素の総含有量は、０．０９％乃至０．４％の範
囲である。
【００１８】コイル又は棒材を約０．８あるいはそれ以
上の真ひずみで押し出し加工し、次に、約１．４−２の
真ひずみでヘッディングするのが好ましい。
【００１９】好ましいコイル又は棒材は、固溶体処理さ
れ（solution treatment）且つ水焼入れ（water quench
ing）されたものである。
【００２０】本発明の一実施例においては、弁はコイニ
ング及び機械加工の後に窒化処理される。
【００２１】本発明の上述の及び他の特徴は、図面を参
照しながら本発明に関する以下の記載を考慮することに
より、当業者には明らかとなろう。
【００２２】
【実施例】以下の記載においては、特に断らない限り、
総ての百分率すなわちパーセントは重量パーセントで表
し、温度は摂氏で表すと共にその対応する華氏温度を括
弧書で付記する。以下の説明において挙げる組成物にお
いて、総和が１００に満たない場合には、その残量は基
本的には鉄であると理解する。
【００２３】以下の記載に使用する用語の定義は以下の
通りである。
【００２４】硬 度：この値は、硬さ試験のロックウエ
ル（Ｒｃ）法を用いて得られる。
【００２５】真応力：真応力は、キロポンド（１ポンド
の千倍）で表した荷重を、応力測定の際の平方インチで
表した瞬間面積（ｓｉ）で除した値である（従って、そ
の値を１．４４で除することにより、メートル系工学単
位のｋｇ／ｍｍ2に換算することができる）。
【００２６】真ひずみ：真ひずみは、初期面積を瞬間面
積で除した値の対数値である。
【００２７】真ひずみを真応力に対してプロットする
と、部品を圧縮あるいは引っ張り成形するために必要な
荷重の正確な測定値が得られる。
【００２８】クリープ破断：排気弁用合金の性能は、そ
のクリープ破断、すなわち一定の応力及び昇温状態にお
ける時変的な変形に関係する。この特性は、クリープ破
断試験を用いて測定される。約３．２ｍｍ（０．１２５
インチ）の直径、約２８．４ｍｍ（１．１２インチ）の
公称長さ、及び約１２．７ｍｍ（０．５インチ）の標点
距離を有する試験片を空気中で試験温度まで加熱する。
次に所定の荷重を加え、その荷重における伸び率を時間
の関数として測定する。
【００２９】熱回復性：この試験は、長時間高温に露呈
した後の材料の硬度保持性を表す。この試験は２つの方
法により行うことができる。
【００３０】一方の方法においては、約１２．７ｍｍ
（約０．５インチ）の長さを有する円筒形の試験片を空
気中で試験温度まで加熱する。種々の時間間隔におい
て、試験片を炉から取り出し、空冷し、室温でその硬度
を測定する。その結果を、特定の試験温度について、硬
度対時間としてプロットする。この試験は、下の例１乃
至例５において用いた。
【００３１】他方の方法においては、勾配型の炉を用い
て試験を行い、試験片がその一端部における約７８８°
Ｃ（１，４５０°Ｆ）の温度から他端部における約６２
１°Ｃ（１，１５０°Ｆ）の温度まで、その長さに沿っ
て段階的に変化する温度を有するように、上記炉の中で
円筒形の試験片を空気中で加熱する。試験片を５００時
間にわたって加熱し、次に室温まで冷却する。次に試験
片の長さに沿う別個の温度勾配点において、試験片の硬
度を測定する。この試験は下の例６において用いた。
【００３２】本発明の方法は、所定の直径及び組成を有
するコイル又は棒材を準備する第１の段階を含む。コイ
ル又は棒材は、支配的にはオーステナイト相であり、固
溶化熱処理及び水焼入れされるのが好ましい。コイル又
は棒材の特定の直径は、以下に述べる周知の手順によっ
て選択され、コイル又は棒材の組成、及び弁ステム及び
弁ヘッドの望ましい最終的な直径等を考慮して行われ
る。所定の直径のコイル又は棒材を選定することは、本
発明の一部ではない。
【００３３】本発明の組成物は一般に、１３−２５重量
％のクロム、４−１６重量％のニッケル、０．２５−８
重量％のマンガン、及び０．５−７重量％の銅を含む。
格子間元素である炭素及び窒素は、炭素及び窒素を合わ
せた量として約０．４５重量％未満の量だけ存在する。
硫黄も格子間元素である。硫黄は極微量すなわち痕跡量
以上には存在せず、従って本明細書においては炭素及び
窒素だけを格子間元素と称する。本発明の組成物はま
た、モリブデン、バナジウム、ニオブ、タングステン及
びタンタルから成る群から選択される耐火性金属も１−
５重量％含む。
【００３４】クロム、ニッケル及びマンガンは、オース
テナイト系のステンレス鋼組織を得るための重要な元素
である。硬度並びに耐酸化性及び耐食性を得るためには
少なくとも１３％のクロムが必要である。クロムの含有
率が２５％よりも高い場合には、最終的な弁を成形する
ことが困難であると共に、高温クリープに対する耐性が
不十分となる。
【００３５】耐酸化性及び耐食性を得るためには少なく
とも４％のニッケルも必要である。本発明の組成物は少
なくとも８％のニッケルを含むのが好ましい。しかしな
がら、より高い含有量のマンガン及び格子間元素を含む
場合には、８％よりも低い割合のニッケルを用いること
ができる。ニッケルは高価な成分であり、ポペット弁に
おけるニッケルの実際的な上限は１６％である。本発明
の組成物におけるニッケルの含有率は約１４％よりも低
いのが好ましい。
【００３６】少なくとも０．２５％のマンガンが通常存
在する。マンガンの含有率が８％よりも高い場合には、
最終的な弁は高温酸化に対する耐性を失う。マンガンの
好ましい下限値は０．５％である。
【００３７】加工性及び相（オーステナイト）の安定性
のために、本発明の組成物においては銅は重要な成分で
ある。銅の含有率は少なくとも０．５％であるのが好ま
しい。銅の含有率が７％よりも高くなると、銅の析出、
高温酸化、及び銅の孔食等の悪影響が生ずる。また銅は
重い材料であり、銅の含有率を高くし過ぎると最終的な
弁の重量を大きくするので好ましくない。
【００３８】格子間元素は、炭素、窒素及び硫黄であ
る。痕跡量よりも高い含有率の硫黄を存在させるべきで
はない。高温強度及び耐変形性のためには、少量の炭素
が望ましい。少なくとも０．０４％の炭素を存在させる
べきである。炭素の含有率が０．３％よりも高ければ、
成形特性は悪影響を受ける。炭素含有率の好ましい上限
は０．３％である。炭素含有率の上限は０．２％である
のがより好ましい。
【００３９】高温強度及び耐変形性のためには幾分かの
窒素も望ましい。少なくとも約０．０４％の窒素を存在
させるべきである。好ましい上限は０．４％である。
【００４０】本発明の組成物には少なくとも０．０９％
の格子間元素である炭素及び窒素が存在するのが好まし
い。少なくとも０．０９％の格子間元素が良好な高温特
性をもたらすことが判明した。すなわち、下の例６にお
いて示されるように、少なくとも０．０９％の格子間元
素を有するように形成された部品は、高温におけるクリ
ープに対する耐性を改善し、またより高温における硬度
保持性を改善した。特定の理論で裏付けられるものでは
ないが、その含有率の合計が０．０９％あるいはそれ以
上である炭素及び窒素の存在が、冷間加工及びその後の
時効硬化（エージング）により達成される相構造を安定
化するものと考えられる。これは、高温で使用する際の
再結晶プロセスを阻止し、再結晶の前に好ましい析出反
応を生じさせる。
【００４１】コイル又は棒材が固溶体化処理及び水焼入
れされていることが重要である。固溶体化処理は周知の
操作であって、この操作により、炭素は、固溶体から追
い出されるのではなく、結晶格子の中に捕捉された状態
となる。コイル又は棒材が固溶体化処理された場合に
は、炭素及び窒素の含有率は、例えば最大０．４％であ
る低い値から増加することができ、組成物の加工性には
何等影響を与えない。
【００４２】本発明の組成物は、モリブデン、バナジウ
ム、ニオブ、タングステン及びタンタルから成る群から
選択される１種又はそれ以上の耐火性元素を１％乃至５
％含む。高温硬度保持性を得るためには、少なくとも１
％の１種又はそれ以上の耐火性元素が必要である。耐火
性元素が５％よりも多くなると相の安定性に悪影響を与
える。本発明の組成物は、一実施例においては０−３％
のモリブデンを、また他の実施例においては３−５％の
モリブデンを含む。この組成物はまた、０−２．５％の
ニオブと、各々０−１．５％のバナジウム、タングステ
ン及びタンタルを含むことができる。上述の一実施例に
おいては、組成物は、１−３％のモリブデン、０．２５
−２．５％のニオブ、並びに各々最大１．５％のバナジ
ウム、タングステン及びタンタルを含むのが好ましい。
上述の他の実施例においては、モリブデンを３−５％用
いた場合には、上述のいずれの耐火元素をモリブデンと
どのような割合で組み合わせてもそれ以上の効果は得ら
れないことが判明した。
【００４３】本発明の組成物はまた、最大１％のケイ素
等の追加の元素を含むことができる。
【００４４】上記一実施例においては、本発明のオース
テナイト系のステンレス鋼合金は重量基準で、１３−２
１％のクローム、８−１４％のニッケル、０．５−８％
のマンガン、２−５．５％の銅、合計０．０８−０．４
５％の炭素および窒素、１−３％のモリブデン、０．２
５−２．５％のニオブ、各々最大１．５％のバナジウ
ム、タングステン及びタンタル、並びに最大２．５％の
アルミニウムを含み、バナジウム、モリブデン、ニオ
ブ、タングステン及びタンタルの全量は重量基準で１−
５％であるのが好ましい。
【００４５】上述の他の実施例においては、本発明の組
成物は、１４−１８％のクローム、９−１４％のニッケ
ル、１−３％のマンガン、２−４％の銅、３−５％のモ
リブデン、０．０５−０．２％の炭素、０．０４−０．
２％の窒素を含み、その残量は鉄である。この実施例に
おいては、格子間元素（炭素及び窒素）の全含有率は
０．０９％乃至０．４％の範囲である。
【００４６】所定の直径及び組成を有するコイル又は棒
材を準備する段階の次に、コイル又は棒材を切断して素
材の形態にする。素材の長さは、必要とされる弁のサイ
ズに依存する。次に素材の一端部をスタンピング（型打
ち加工）し、円錐形状のノーズ部分すなわちテーパ部を
形成する。冷間頭付けにより弁を製造するには周知の段
階があり、それについて説明する必要はない。
【００４７】次に弁素材の直径を例えば押し出し加工に
より縮小させる。押し出し加工は、ノーズ端から素材の
反対側の端部すなわちヘッド端に向かって実行される。
素材は押し出し加工されるか、あるいはヘッド端付近ま
でその直径が減少される。
【００４８】本発明においては、直径の減少は、室温か
ら約５３８°Ｃ（１，０００°Ｆ）までの範囲の温度で
実行される。約１０７°Ｃ（約２２５°Ｆ）から約２６
０°Ｃ（約５００°Ｆ）の範囲の温度で減少を行うのが
好ましい。減少量は、必要とされる最終的な直径に依存
する。一般に、減少量、コイル素材の特定の組成、押し
出し加工を行う温度、及びステムの加工硬度は総て、以
下に記載する周知の手順から選定される相互依存パラメ
ータである。一般に、例えば利用設備用のエンジン弁に
用いられる小さなエンジン弁の製造には低い温度が使用
され、より大きな自動車用あるいは他のヘビーデューテ
ィ型のエンジン弁の製造にはより高い押し出し温度が使
用される。
【００４９】本発明の重要な観点は、冷間あるいは温間
加工の利益を得るために、すなわち加工硬度を得るため
に、ある温度で押し出し加工を実行すること、及び寸法
の減少量である。加工温度及び寸法減少量は、少なくと
も約Ｒｃ＝２５のステム硬度を得るように選定するのが
好ましい。
【００５０】押し出し加工による寸法減少量の測定値
は、部品が受ける真ひずみである。押し出し加工は、約
１０７°Ｃ（約２２５°Ｆ）から約２６０°Ｃ（約５０
０°Ｆ）の範囲の温度において、約０．８あるいはそれ
以上の真ひずみで実行するのが好ましい。
【００５１】寸法の減少の後に、素材に頭付けを行いヘ
ッドの直径を増大させる。これは、２段階のプロセスに
より実行することができ、このプロセスにおいては、素
材のヘッドを予備的なヘッド形状までアプセットさせ、
次にコイニング加工してより大きな直径にする。コイニ
ング段階は、室温で又は最大約１，２０４°Ｃ（約２，
２００°Ｆ）の高い温度で実行することができる。より
低いコイニング温度は、より小さな利用設備用のエンジ
ン弁を形成するために使用される。より高いコイニング
温度は、より大きな自動車用のあるいはヘビーデューテ
ィ型のエンジン弁に用いられる。アプセット及びコイニ
ング段階は、押し出し加工あるいは寸法減少段階と同一
の温度で実行することができる。そうではなく、アプセ
ット及びコイニング段階は、押し出し加工あるいは寸法
減少段階で用いられる温度よりも高い温度で実行するこ
とができる。これは、部品をそれ以上アプセット及びコ
イニングする前に、最大約１，２０４°Ｃ（２，２００
°Ｆ）の温度で、例えば誘導加熱により、ヘッドだけを
加熱することによって実行される。
【００５２】アプセット及びコイニング段階は、通常の
アプセット及びコイニング装置において実行される。ア
プセット及びコイニング段階は、少なくとも約９３°Ｃ
（約２００°Ｆ）の温度で実行するのが好ましい。ヘッ
ドを形成するだけの段階であろうと、あるいは一連の段
階の一部であろうと、コイニングは、１．４乃至２．０
の範囲の真ひずみ例えば約１．８の真ひずみで実行する
のが好ましい。
【００５３】以下の各例は本発明を示すものである。
【００５４】例 １ この例の目的は、本発明の各組成物が容易に冷間加工さ
れ、且つ各組成物が冷間あるいは温間成形の間に加工硬
化することを示すことである。
【００５５】以下においてＲ6及びＡ3と特定する下の表
３の組成物から成る複数のスラグを準備した。上の表２
の組成物３０２ＨＱを含むスラグも準備した。使用した
特定の３０２ＨＱ組成物も表３に示す。
【００５６】
【表３】 表 ３ Ｒ6 Ａ3 ３０２ＨＱ 成 分 重量％ 重量％ 重量％ クロム １３ １５．３ １７．４ ニッケル １０．５ １３．０ ９．５３ マンガン １ １．３３ １．４８ モリブデン ２．１ ３．９７ −−− 窒素 ０．０９ ０．０４５ −−− 炭素 ０．０４ ０．０６５ ０．０２ 銅 ２．７ ３．５８ ３．７３ ケイ素 ０．２６ −−− ０．２０ ニオブ ０．７ −−− −−− スラグの直径は約７．６ｍｍ（０．３インチ）であっ
た。スラグを、約１．０の真ひずみまで圧縮した。引っ
張り機械において約２．５４ｍｍ／分（０．１インチ／
分）の公称ひずみ速度でスラグ（直径約７．６ｍｍ
（０．３インチ）、長さ約１５．２ｍｍ（０．６イン
チ））を圧縮することにより成形を行った。
【００５７】Ｒ6に対しては、室温、約２０４°Ｃ（約
４００°Ｆ）、約３１５°Ｃ（約６００°Ｆ）、及び約
５３８°Ｃ（約１，０００°Ｆ）の４つの温度におい
て、また、Ａ3に対しては、室温、約２０４°Ｃ（４０
０°Ｆ）、及び約３１５°Ｃ（６００°Ｆ）の３つの温
度において、成形を行った。３０２ＨＱのサンプルを室
温で成形した。これらサンプルは、異なった真応力及び
真ひずみにおいて成形された。真応力を真ひずみに対し
てプロットした。
【００５８】図１は得られたデータのグラフである。
【００５９】図１において、各曲線には、材料及び圧縮
を実行した温度（°Ｆ）を付してある。「ＲＴ」は、成
形が室温で行われたことを示している。
【００６０】図１のグラフは、本発明の組成物が３０２
ＨＱステンレス鋼と同等に圧縮し、１よりも大きなひず
みが約１５０ＫＳＩよりも小さな合理的な応力値で容易
に得られたことを示している。３０２ＨＱステンレス
は、通常の冷間頭付け可能な鋼であることを思い出され
たい。これは、３０２ＨＱ鋼は、ヘッドの分離及び工具
の摩耗等の悪影響を生ずる事なく、通常室温で成形する
ことができることを意味する。図１を参照すると、３０
２ＨＱ鋼は室温において、約１の真ひずみに達するため
に約１３５ＫＳＩの真応力を必要としていた。
【００６１】これと比較すると、本発明の組成物Ｒ6は
室温において、約１４３ＫＳＩの真応力において約１の
真ひずみを達成している。Ａ3は、約１４１ＫＳＩの真
応力において１．０の真ひずみを達成している。
【００６２】本発明の合金の成形応力を室温における３
０２ＨＱの応力値まで減少させるために、より高い温度
の成形を研究した。
【００６３】成形温度を約２０４°Ｃ（４００°Ｆ）ま
で増加させると、本発明の組成物Ｒ6は、１．０の真ひ
ずみを得るために１２０ＫＳＩの真応力しか必要としな
かった。組成物Ａ3は、１．０の真ひずみを得るために
１２４ＫＳＩの真応力しか必要としなかった。これら２
つの値はいずれも、３０２ＨＱを室温で成形するために
必要とされる応力よりも低い。
【００６４】本発明の組成物Ｒ6及びＡ3はまた、図１に
示すように約３１５°Ｃ（６００°Ｆ）及び約５３８°
Ｃ（１，０００°Ｆ）において容易に成形可能であっ
た。
【００６５】下の表４は、この表に示す真ひずみまで成
形されたＲ6及びＡ3試験片について得た硬度の測定値Ｒ
ｃの例を示す。
【００６６】
【表４】 表 ４ Ｒ6 Ａ3 アプセット温度 ひずみ Ｒｃ硬度 ひずみ Ｒｃ硬度 室温 １．９ ２９ １ ３１．５ 204°C(400°F) １．４ ２５．５ １．５ ３６ 315°C(600°F) ０．７ ２４．５ １ ２５ 538°C(1,000°F) １．７ ２６ −−− −−− これらの硬度値は、室温よりも高いアプセット温度で得
たものであるが、３０２ＨＱの室温成形により得ること
のできるものと同程度に良好である。
【００６７】熱間鍛造により成形可能な弁材料、例えば
表１の２１−２Ｎ材料について行った試験においては、
約３１５°Ｃ（６００°Ｆ）において約１の真ひずみ減
少を得るためには約３００ＫＳＩという高い真応力の値
を必要とした。生産性及び合理的な工具寿命のために
は、この材料を約１，０９３°Ｃ（約２，０００°Ｆ）
まで加熱し１よりも大きな真ひずみを得る必要があろ
う。室温においては、２１−２Ｎ材料で得ることのでき
る最大ひずみは約０．６である。
【００６８】例 ２ この例においては、例１の組成物Ｒ6及びＡ3を有する部
品を準備した。これら部品の最初の直径は約１１．０ｍ
ｍ（０．４３７インチ）であった。これら部品をステム
の直径が約６．５ｍｍ（０．２５５インチ）になるまで
押し出し加工し、１．０７７の真ひずみを得た。押し出
し加工は約２０４°Ｃ（４００°Ｆ）で行った。押し出
し成形体を次に、約６．２ｍｍ（０．２４４インチ）の
最終直径まで機械加工した。機械加工した成形体の硬度
は、Ｒ6については２８Ｒｃで、Ａ3については３３Ｒｃ
であった。この例は、押し出し加工し次に機械加工した
本発明により形成された部品が良好な硬度を有すること
を示している。
【００６９】例 ３ 組成物Ｒ6及びＡ3を有し、例２の手順に従って形成され
た押し出し加工された部品のヘッド端を約２１．６ｍｍ
（約０．８５０インチ）のヘッド直径までアプセット
し、次に約２５．４ｍｍ（約１．０インチ）のヘッド直
径までコイニングを行った。ヘッディング及びコイニン
グの段階は、押し出し加工の温度と同様の温度すなわち
約１７７°Ｃ（約３５０°Ｆ）乃至約２３２°Ｃ（約４
５０°Ｆ）の温度で行った。次に成形段階の後に、ヘッ
ド及びステム部分の両方が最終的な直径になるように弁
部片を機械加工した。例１の組成物３０２ＨＱを有する
同様の弁部片も成形した。
【００７０】次に、弁部片からの試験片を上述の試験に
供し、熱回復性を調べた。試験片は弁ステムから取っ
た。試験片は各々約１２．７ｍｍ（約０．５インチ）の
長さを有していた。試験片を、約７０４°Ｃ（１，３０
０°Ｆ）の炉において空気雰囲気中で種々の時間にわた
って加熱した。次に試験片を炉から取り出し、硬度（Ｒ
ｃ）測定のために空冷した。
【００７１】図２は、３０２ＨＱ、Ｒ6及びＡ3組成物に
関する比較データを含んでいる。図２に示すように、本
発明に従って成形された弁部片の熱回復性すなわち硬度
保持性は、３０２ＨＱ鋼を用いて成形した弁部片の熱回
復性すなわち硬度保持性よりもかなり良好である。３０
２ＨＱ鋼の硬度保持性は、１００時間において１５Ｒｃ
よりも低い値まで低下した。これに比較して、組成物Ａ
3は、約７０４°Ｃ（１，３００°Ｆ）において５００
時間までＲｃ＝３０よりも高い硬度を維持した。組成物
Ｒ6は、約７０４°Ｃ（１，３００°Ｆ）において約３
００時間まで良好な硬度を維持した。
【００７２】例 ４ 組成物Ｒ6及びＡ3を有する本発明の弁部片を例２の手順
に従って準備した。弁部片を、約７６０°Ｃ（１，４０
０°Ｆ）及び約１，０５５ｋｇ／ｃｍ2（１５，０００
ｐｓｉ）において、破断するまで試験してクリープ破断
を調べた。これは、弁部片を試験するための上述の標準
的な促進試験である。その結果を図３に示す。３０２Ｈ
Ｑ弁部片に関する比較データも得られており、そのデー
タは図３にプロットされている。この材料の組成は例１
に示されている。３０２ＨＱ鋼は通常の冷間ヘッディン
グ可能な材料であることを思い出すであろう。試験片は
弁のステムから取った。試験片は約２８．４ｍｍ（１．
１２インチ）の公称長さを有しており、約３．２ｍｍ
（０．１２５インチ）の直径まで機械加工された。試験
片には、約７６０°Ｃ（１，４００°Ｆ）で約１，０５
５ｋｇ／ｃｍ2（１５，０００ｐｓｉ）の一定の引っ張
り荷重を、破断するまでの種々の時間にわたって加え
た。図３は、本発明の弁部片が、同一の試験に供した３
０２ＨＱ弁部片よりも、伸びがかなり小さく、クリープ
破断に対してかなり良好な抵抗性を有することを示して
いる。３０２ＨＱ弁部片は、１０時間よりも短い時間で
約１５％の伸びを生じた。弁部片Ｒ6は、約２０時間ま
でほとんど伸び率を示さなかった。弁部片Ａ3は、約１
００時間までより小さな伸びを示した。
【００７３】例 ５ 本発明の機械加工された弁を窒化処理して耐摩耗性の面
を成長させた。冷間加工された面は、約５７１°Ｃ
（１，０６０°Ｆ）で６０分の塩浴内窒化処理におい
て、約０．０２５ｍｍ（０．００１インチ）の厚みを有
する深く硬い複合層の形成を容易にする。これに比較し
て、表１の通常の合金は、同一条件の下での窒化処理の
後に、僅か約０．０１ｍｍ（０．０００４インチ）の厚
みの窒化層を有するだけである。
【００７４】例 ６ この例は、本発明の組成物が、３−５％のモリブデンと
組み合わせて０．０９−０．４％の範囲の格子間元素
（炭素プラス窒素）を含むことの重要性を示している。
本発明の組成物は、０．０５−０．２重量％の炭素と、
０．０４−０．２重量％の窒素とを含むのが好ましい。
本発明の組成物はまた、以下の追加の成分を含むのが好
ましい。
【００７５】 成 分 重量％ クローム １４−１８％ ニッケル ９−１４％ マンガン １−３％ 銅 ２−４％ 鉄 残量 下の表５の組成を有するコイル素材を、約１１．０ｍｍ
（０．４３７インチ）の直径を有するスラグに切断し
た。各スラグは、２１−２Ｎ組成物を除き、スラグを約
１１７７°Ｃ（２，１５０°Ｆ）で１時間加熱すること
により溶液焼入れされ、次に水焼入れされた。２１−２
Ｎスラグを約１，２０４°Ｃ（２，２００°Ｆ）で熱間
押し出し加工し、次に約７６０°Ｃ（１，４００°Ｆ）
で１０時間時効処理を行った。
【００７６】
【表５】 表 ５ − 合金組成重量％ 302HQ 316 A3A A3M B2 21-2N Ｃｒ 17.3 16.81 15.63 15.49 16.11 21.4 Ｎｉ 9.57 12.85 10.65 13.32 9.08 2.5 Ｍｎ 1.24 1.87 1.66 1.00 2.55 8.2 Ｍｏ 0.23 2.02 3.84 4.08 3.04 --- Ｃｕ 3.13 0.4 3.73 3.39 3.28 --- Ｃ 0.03 0.07 0.10 0.08 0.10 0.55 Ｎ 0.06 0.077 0.13 0.045 0.18 0.03 TI(注) 0.09 0.147 0.23 0.125 0.28 0.85 （注）ＴＩ：全格子間元素 各スラグは約５１．７ｍｍ（２．０３５インチ）の長さ
を有していた。約１５．９ｍｍ（５／８インチ）のヘッ
ダ（オハイオ州ティフィンのナショナル・マシナリ・コ
ーポレーション）を用いて、約１の真ひずみまで各スラ
グを押し出し加工した。この成形は約２０４°Ｃ（４０
０°Ｆ）で行った。
【００７７】押し出し加工の後に、本発明のスラグＡ３
Ａ、Ａ３Ｍ及びＢ２から成る予備成形体を同様に約２０
４°Ｃ（４００°Ｆ）及び１．６の真ひずみで加熱し、
ポペット弁の形状を与えた。加熱段階においてはヘッド
の割れは何等観察されなかった。
【００７８】予成形押出体をクリープ抵抗性及び硬度保
持性に関して試験した。クリープ抵抗性は、上に説明し
たクリープ破断試験を用いて決定した。試験片を約３．
２ｍｍ（０．１２５インチ）の直径まで機械加工し、約
２８．４ｍｍ（１．１２インチ）の公称長さに切断し
た。標点距離は約１２．７ｍｍ（０．５インチ）であっ
た。試験片を約７６０°Ｃ（１，４００°Ｆ）まで加熱
した。１５ＫＳＩの荷重をあるサンプルに加え、２０Ｋ
ＳＩの荷重を他のサンプルに加えた。クリープ試験の結
果を図４に示す。
【００７９】硬度保持性は、上述の勾配型の炉の中にお
ける熱回復性試験を用いて決定された。約７６．２ｍｍ
（約３インチ）の長さを有する円筒形の試験片を空気中
で加熱し、試験片の長さに沿ってその一端部における約
７８８°Ｃ（１，４５０°Ｆ）から他端部における約６
２１°Ｃ（１，１５０°Ｆ）までの範囲で温度を変化さ
せた。実際の温度勾配は約２５．４ｍｍ（１．０イン
チ）当たり約２６．７°Ｃ（８０°Ｆ）であった。上述
の温度勾配を用いて各試験片を５００時間にわたって加
熱し、この時間間隔の後に、試験片を炉から取り出し、
冷却し、異なった温度勾配点で硬度を測定した。その結
果を図５に硬度（Ｒｃ）対温度（°Ｆ）の関係でプロッ
トしてある。
【００８０】上記表５において、本発明に従って形成さ
れたサンプルにはＡ３Ａ、Ａ３Ｍ及びＢ２の標識を付し
てある。表５はまた、他の３つのサンプルすなわち３０
２ＨＱ、３１６及び２１−２Ｎの組成も示している。２
１−２Ｎ鋼は通常排気弁材料として使用され、上に説明
してあることを思い出されたい。２１−２Ｎ鋼は、約
０．８５という高い格子間成分（炭素プラス窒素）の含
有率を有している。高い格子間成分含有率は、鋼に高い
強度及び耐変形性を与える。これは周知のことである。
ポペット弁に使用する際の２１−２Ｎ鋼の問題点は上述
のように、その材料はうまく冷間加工あるいは低温加工
することができないことである。
【００８１】３０２ＨＱ鋼は容易に冷間成形される。し
かしながら、上述のように、３０２ＨＱ鋼は熱的な安定
性及び高温特性に欠け、大部分の内燃機関用のポペット
排気弁に使用するには不適当である。
【００８２】３１６鋼は商業的に入手可能なオーステナ
イト系のステンレス鋼である。この鋼は、アメリカ金属
学会（Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｓｏｃｉｅｔｙ ｆｏｒ Ｍ
ｅｔａｌｓ）のメタルズ・ハンドブック（Ｍｅｔａｌｓ
Ｈａｎｄｂｏｏｋ）第８版の第４０９頁に挙げられて
いる。この材料が、内燃機関用のポペット排気弁の製造
に用いられたりあるいはそのような用途を提案されたこ
とは今まで決してないと考えられている。
【００８３】上の表５を参照すると、３０２ＨＱ及び２
１−２Ｎのサンプルの格子間成分含有率は、本発明の好
ましい範囲に含まれていない。３０２ＨＱ鋼の炭素含有
率は０．０３％であり、本発明の好ましい下限である
０．０５％よりも低い。２１−２Ｎ鋼の炭素含有率は
０．５５％であり、本発明の好ましい上限である０．２
％よりも高い。
【００８４】３０２ＨＱ、３１６あるいは２１−２Ｎの
いずれのサンプルも、３−５％の範囲内のモリブデン含
有率を有していない。
【００８５】図４は、それぞれのサンプルをどのように
クリープ抵抗性に関して比較するかを示す。上述のよう
に図４においては、ある試験（破線で示す）を１５ＫＳ
Ｉであるサンプルに関して行い、また他の試験（実線で
示す）を２０ＫＳＩで他のサンプルに関して行った。約
７６０°Ｃ（１，４００°Ｆ）において、より大きな強
度を有するサンプルにはより高い応力を用いた。
【００８６】予期したように、サンプル３０２ＨＱ（破
線で示す）は、僅か１５ＫＳＩを与えた時に高い伸び率
を示し、比較的短時間で破断した。
【００８７】また予期したように、１５ＫＳＩを与えた
サンプル２１−２Ｎ（これも破線で示す）は、かなり小
さな伸び率を示し、１０2時間（１００時間）を越えて
も低い伸び率を維持した。サンプル３１６（破線で示
す）も１５ＫＳＩでかなり小さな伸び率を示し、この伸
び率は、３０２ＨＱ鋼よりもかなり良好であるが、２１
−２Ｎ鋼ほどには良好ではなかった。
【００８８】２１−２Ｎ鋼（実線で示す）に関して２０
ＫＳＩにおけるデータも得ている。約７６０°Ｃ（１，
４００°Ｆ）におけるこの高い応力において、伸び率は
かなり大きい。そうではあっても、このサンプルは予期
したように良好な特性を示し、１０1時間（１０時間）
をかなり越える時間に亙って殆ど伸びを示さない。
【００８９】予期しなかった結果は、本発明のサンプル
Ａ３Ａ及びＢ２に関して２０ＫＳＩで行った結果（実線
で示す）である。２１−２Ｎ鋼に比較して炭素及び窒素
の含有率がかなり低いにも拘わらず、これらのサンプル
は２１−２Ｎ鋼よりもかなり良好な特性を示し、より大
きな応力である２０ＫＳＩにおける２１−２Ｎ鋼よりも
かなり長い時間にわたって低い伸び率を維持する。
【００９０】図５の曲線は、本発明の組成物により達成
される改善された高温の結果を確実に証明するものであ
る。図５を参照すると、サンプルＡ３Ａ、Ａ３Ｍ及びＢ
２は、約６４９°Ｃ（１，２００°Ｆ）乃至約７６０°
Ｃ（１，４００°Ｆ）の範囲の温度に露呈した時に、サ
ンプル３０２ＨＱよりも良好な硬度保持性を一貫して示
した。例えば、約７０４°Ｃ（１，３００°Ｆ）の温度
に５００時間露呈された冷間加工された３０２ＨＱ材料
は５の硬度（Ｒｃ）を有している。本発明のサンプル
は、上記露呈条件において、３１あるいはそれ以上の冷
間加工硬度（Ｒｃ）を維持した。本発明のサンプルはま
た、サンプル３１６に比較して十分に良好な硬度維持性
を示した。
【００９１】これは、他の効果の中でも特に、現在２１
−２Ｎ鋼によって達成されている使用温度での本発明の
組成物の使用を可能とし、また本発明の弁を使用するこ
とのできるエンジンのタイプを増やすことができる。
【００９２】硬化可能なステンレス鋼は、使用の際に約
６４９°Ｃ（１，２００°Ｆ）よりも高い温度に露呈さ
れると、回復すなわち再結晶化プロセスを生ずる。この
析出は、粒内的あるいは粒界的なものである。粒界析出
は、結晶粒界における金属間相の析出であり、これはし
ばしばステンレス鋼に脆性を生ずる原因となる。
【００９３】上述のように炭素及び窒素の格子間元素の
存在は、復元すなわち再結晶化プロセスを遅延させる。
少なくとも０．０４％の炭素及び０．０５％の窒素から
成る全格子間元素の含有率が０．０９％を越えると、そ
の遅延は、金属間相の析出が冷間加工された構造内で開
始するに十分な程度に長くなる。
【００９４】３−５％のモリブデンを使用した場合に
は、金属間相のある成分はＦｅ2Ｍｏである。この化合
物Ｆｅ2Ｍｏは、本発明の組成物から形成された部品
に、改善されたクリープ抵抗性及び硬度保持性を与え
る。また、結晶粒界内でＦｅ2Ｍｏが粒内的に十分析出
した場合には、回復すなわち再結晶化速度に対する析出
速度が更に増大することが判明した。これは、より多く
の析出が、再結晶化したオーステナイト粒すなわちグレ
ーンの結晶粒界ではなく、すべり線、転位部すなわちデ
ィスローケーション及び双晶に形成することを可能にす
る。Ｆｅ2Ｍｏの効果的な量を用いると、粒内析出は、
既存の転位構造を安定にし、析出物の結晶粒粗大化が生
ずるまで、再結晶化プロセスを遅延させる。
【００９５】析出物の分布をそのように変えることによ
って、ステンレス鋼の金属間相に往々にして伴う脆性の
問題を低下させる。
【００９６】他のどのような元素あるいは元素の組み合
わせも、回復すなわち再結晶化プロセスを遅延させまた
金属間相の粒内析出を生じさせる上述の有益な効果を持
たないことが判明した。
【００９７】格子間元素（炭素及び窒素）の含有率を
０．４％よりも低い値に維持することにより、本発明の
合金を冷間あるいは温間成形する前に溶液焼入れした場
合でも、冷間成形が可能である。
【００９８】本発明の上の説明から、当業者は、改善、
変形及び変更を思いつくであろう。特許請求の範囲は、
当業界の技術の範囲内のそのような改善、変形及び変更
を包含することを意図している。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明による組成を有するように成形された部
品を、表２の組成３０２ＨＱを有するように成形された
部品と比較して示す、真ひずみに対して真応力をプロッ
トしたグラフである。
【図２】本発明に従って成形された部品の熱的な安定性
を表２の組成物３０２ＨＱを有する成形された部品の熱
的な安定性と比較するグラフである。
【図３】本発明に従って成形された部品を表２の組成３
０２ＨＱを有するように成形された部品と比較して約７
６０°Ｃ（１，４００°Ｆ）におけるクリープ抵抗を示
すグラフである。
【図４】本発明の好ましい実施例に従って形成された部
品を制御組成と比較して約７６０°Ｃ（１，４００°
Ｆ）におけるクリープ抵抗を示すグラフであって、少な
くとも０．０９％の炭素及び窒素含有量、並びに３％乃
至５％のモリブデン含有量を合金が有する特性の重要性
を示している。
【図５】本発明の好ましい実施例に従って形成された部
品を制御組成と比較する、硬度保持性対温度のグラフで
あり、少なくとも０．０９％の炭素及び窒素含有量、並
びに３％乃至５％のモリブデン含有量を合金が有する特
性の重要性を示している。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｃ２２Ｃ 38/48 (72)発明者 モーアン・クルップ アメリカ合衆国オハイオ州44143，リッチ モンド・ハイツ，スティーヴンソン・スト リート 5184 (72)発明者 ヴィクター・レヴィン アメリカ合衆国オハイオ州44121，サウ ス・ユークリッド，ドーシュ・ロード 1183 (56)参考文献 特開 平１−99740（ＪＰ，Ａ)

Claims (21)

    【特許請求の範囲】
  1. 【請求項１】 内燃機関用の加工硬化されたポペット排
    気弁を製造するための方法において、 （ａ）１３−２５重量％のクロム、４−１６重量％のニ
    ッケル、０．２５−８重量％のマンガン、０．５−７重
    量％の銅、０．４５重量％よりも少ない格子間元素（但
    し、０．０４−０．３重量％の炭素を含む）及びモリブ
    デン、ニオブ、バナジウム、タングステンおよびタンタ
    ルからなる群から選択された１−５重量％の耐火性金属
    を含む焼きなましされた加工硬化可能なステンレス鋼の
    コイル又は棒材を準備する段階と、 （ｂ）前記コイル又は棒材を、室温から約５３８℃
    （１，０００°Ｆ）までの範囲の温度で且つ約０．８よ
    りも大きな真ひずみで、ポペット弁の予備成形体の形状
    に押出し加工して前記コイル又は棒材を加工硬化する段
    階と、 （ｃ）前記予備成形体のヘッドを室温から約１，２０４
    ℃（２，２００°Ｆ）までの範囲の温度に維持しなが
    ら、前記予備成形体を１．４−２の真ひずみで最終的に
    予備機械加工された形状になるようにヘッディングする
    段階とを含み、 （ｄ）前記加工硬化されたポペット弁は約２５よりも大
    きなステム硬度（Ｒｃ）を有することを特徴とするポペ
    ット排気弁の製造方法。
  2. 【請求項２】 請求項１のポペット排気弁の製造方法に
    おいて、前記押し出し加工及びヘッディングは、１分間
    当たり６０乃至１００ストロークの速度でまた約１０７
    °Ｃ（約２２５°Ｆ）よりも高い温度で実行されること
    を特徴とするポペット排気弁の製造方法。
  3. 【請求項３】 請求項２のポペット排気弁の製造方法に
    おいて、前記押し出し加工及びヘッディングは、約１０
    ７°Ｃ（約２２５°Ｆ）から約２６０°Ｃ（約５００°
    Ｆ）までの範囲の同一の温度で実行されることを特徴と
    するポペット排気弁の製造方法。
  4. 【請求項４】 請求項３のポペット排気弁の製造方法に
    おいて、前記コイル又は棒材は重量基準で、１３−２１
    ％のクロム、８−１４％のニッケル、０．５−８％のマ
    ンガン、２−５．５％の銅、合計０．０８−０．４５％
    の炭素および窒素、１−３％のモリブデン、０．２５−
    ２．５％のニオブ、最大１．５％のバナジウム、最大
    １．５％のタンタル、最大１．５％のタングステン、及
    び最大２．５％のアルミニウムを含み、バナジウム、モ
    リブデン、ニオブ、タングステン及びタンタルの総和が
    １−５％の範囲にあり、残りの成分が本質的に鉄である
    ことを特徴とするポペット排気弁の製造方法。
  5. 【請求項５】 請求項４のポペット排気弁の製造方法に
    おいて、前記コイル又は棒材の炭素に窒素を加えた全格
    子間元素の含有率が０．０９％又はそれよりも高いこと
    を特徴とするポペット排気弁の製造方法。
  6. 【請求項６】 請求項５のポペット排気弁の製造方法に
    おいて、前記コイル又は棒材は、押し出し加工される前
    に固溶体化処理及び水焼入れされることを特徴とするポ
    ペット排気弁の製造方法。
  7. 【請求項７】 請求項１のポペット排気弁の製造方法に
    おいて、前記コイル又は棒材の炭素に窒素を加えた全格
    子間元素の含有率が０．０９％又はそれよりも高いこと
    を特徴とするポペット排気弁の製造方法。
  8. 【請求項８】 請求項１のポペット排気弁の製造方法に
    おいて、前記コイル又は棒材は、押し出し加工される前
    に固溶体化処理及び水焼入れされることを特徴とするポ
    ペット排気弁の製造方法。
  9. 【請求項９】 請求項１の方法において、予備成形体を
    機械加工する段階と、該機械加工の次に前記予備成形体
    を窒化処理する段階とを含むことを特徴とするポペット
    排気弁の製造方法。
  10. 【請求項１０】 請求項１の方法により製造された加工
    硬化されたポペット排気弁。
  11. 【請求項１１】 請求項１０のポペット排気弁におい
    て、約１，０５５ｋｇ／ｃｍ2（１５，０００ｐｓｉ）
    の張力の下で炉の中で約７６０°Ｃ（１，４００°Ｆ）
    で１０時間加熱した後に、約５％よりも小さな伸びに等
    しいクリープ抵抗性を有することを特徴とするポペット
    排気弁。
  12. 【請求項１２】 請求項１０のポペット排気弁におい
    て、約７０４°Ｃ（１，３００°Ｆ）の炉の中で少なく
    とも３００時間加熱しかつ室温まで冷却した後に、Ｒｃ
    ＝２５あるいはそれ以上の硬度保持性を有することを特
    徴とするポペット排気弁。
  13. 【請求項１３】 請求項１のポペット排気弁の製造方法
    において、前記焼きなましされたステンレス鋼のコイル
    又は棒材は、重量基準で０．０４−０．２％の炭素を含
    むことを特徴とするポペット排気弁の製造方法。
  14. 【請求項１４】 請求項１３のポペット排気弁の製造方
    法において、前記焼きなましされたステンレス鋼のコイ
    ル又は棒材は重量基準で、１３−２１％のクロム、８−
    １４％のニッケル、０．５−８％のマンガン、２−５．
    ５％の銅、合計０．０８−０．４５％の炭素および窒
    素、１−３％のモリブデン、及び０．２５−２．５％ニ
    オブを含むことを特徴とするポペット排気弁の製造方
    法。
  15. 【請求項１５】 内燃機関用の加工硬化されたポペット
    排気弁を製造するための方法において、 （ａ） １４−１８重量％のクロム、９−１４重量％の
    ニッケル、１−３重量％のマンガン、２−４重量％の
    銅、０．０９−０．４重量％の格子間元素、及び３−５
    重量％のモリブデンを含み、前記格子間元素が組成中
    ０．０５−０．２重量％の炭素及び組成中０．０４−
    ０．２重量％の窒素から成る焼きなましされた加工硬化
    可能なステンレス鋼のコイル又は棒材を準備する段階
    と、 （ｂ） 前記ステンレス鋼のコイル又は棒材を固溶体化
    処理しかつ水焼入れする段階と、 （ｃ） 前記コイル又は棒材を、該コイル又は棒材を加
    工硬化するのに有効な条件下で、室温から約５３８°Ｃ
    （１，０００°Ｆ）の範囲のある温度でポペット弁の予
    備成形体の形状に押し出し加工する段階と、 （ｄ）前記予備成形体のヘッドを室温から約１，２０４
    °Ｃ（２，２００°Ｆ）までの範囲のある温度に維持し
    ながら、前記予備成形体を最終的に予備機械加工された
    形状になるようにヘッディングする段階とを含み、 （ｅ） 前記加工硬化されたポペット弁は約３１よりも
    大きなステムの硬度（Ｒｃ）を有することを特徴とする
    ポペット排気弁の製造方法。
  16. 【請求項１６】 請求項１５のポペット排気弁の製造方
    法において、前記押し出し加工は、約０．８よりも大き
    な真ひずみにおいて実行され、前記ヘッディングは、約
    １．４−２の真ひずみで実行されることを特徴とするポ
    ペット排気弁の製造方法。
  17. 【請求項１７】 請求項１６のポペット排気弁の製造方
    法において、前記押し出し加工及びヘッディングは、１
    分間当たり６０乃至１００ストロークの速度でかつ約１
    ０７°Ｃ（約２２５°Ｆ）よりも高い温度で実行される
    ことを特徴とするポペット排気弁の製造方法。
  18. 【請求項１８】 請求項１７のポペット排気弁の製造方
    法において、前記押し出し加工及びヘッディングは、約
    １０７°Ｃ（約２２５°Ｆ）から約２６０°Ｃ（約５０
    ０°Ｆ）の範囲の同一の温度で実行されることを特徴と
    するポペット排気弁の製造方法。
  19. 【請求項１９】 請求項１５の方法により製造される加
    工硬化されたポペット排気弁。
  20. 【請求項２０】 請求項１６の方法により製造される加
    工硬化されたポペット排気弁。
  21. 【請求項２１】 請求項２０のポペット排気弁におい
    て、約７０４°Ｃ（１，３００°Ｆ）の炉の中で少なく
    とも５００時間加熱されかつ室温まで冷却された後に、
    Ｒｃ＝３１あるいはそれ以上の硬度保持性を有すること
    を特徴とするポペット排気弁。
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