JPS5837159A - マルテンサイト系耐熱鋼 - Google Patents
マルテンサイト系耐熱鋼Info
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- JPS5837159A JPS5837159A JP56132798A JP13279881A JPS5837159A JP S5837159 A JPS5837159 A JP S5837159A JP 56132798 A JP56132798 A JP 56132798A JP 13279881 A JP13279881 A JP 13279881A JP S5837159 A JPS5837159 A JP S5837159A
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Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/22—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with molybdenum or tungsten
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明はマルテンサイト系耐熱鋼に係り、特にタービン
ブレード等に好適な高温強度の高いマルテンサイト系耐
熱鋼に関する。
ブレード等に好適な高温強度の高いマルテンサイト系耐
熱鋼に関する。
現在の蒸気タービンは蒸気烏度最犬５６６Ｃ。
蒸気圧力最大２４６ ａｔｇ、であり、ブレード材とシ
テはクルジプル４２２鋼（１２Ｃｒ−ＩＭＯ−ＩＷ鋼及
び１１Ｃｒ−ＩＭＯ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋼が用いらレテイる
。
テはクルジプル４２２鋼（１２Ｃｒ−ＩＭＯ−ＩＷ鋼及
び１１Ｃｒ−ＩＭＯ−Ｖ−Ｎｂ−Ｎ鋼が用いらレテイる
。
しかし最近、石油２石炭などの化石燃料のコストが上昇
を続けており、これら化石燃料を用いている火力プラン
トの発電効率向上が重要になっている。発電効率を上げ
るためには蒸気タービンの蒸気温度又は圧力を上げる必
要がある。これら高効率タービン用材料としては、前述
のタービン用材料として用いられているものではクリー
プ破断強度が不足で、これよりも高強度の材料が必要で
ある。
を続けており、これら化石燃料を用いている火力プラン
トの発電効率向上が重要になっている。発電効率を上げ
るためには蒸気タービンの蒸気温度又は圧力を上げる必
要がある。これら高効率タービン用材料としては、前述
のタービン用材料として用いられているものではクリー
プ破断強度が不足で、これよりも高強度の材料が必要で
ある。
このような高温における高強度材として種々のものが提
案されており（例えば特公昭４０−４１３７゜特公昭５
Ｏ−５６４４）、それなりの効果を奏してはいるが、５
５０ｔＺ’以上の高温においてはクリープ破断強度が不
足するようになる。
案されており（例えば特公昭４０−４１３７゜特公昭５
Ｏ−５６４４）、それなりの効果を奏してはいるが、５
５０ｔＺ’以上の高温においてはクリープ破断強度が不
足するようになる。
またクリープ破断強度の点からは、Ｎｉ基合金及びＣｏ
基合金が優れているが、これらは加工性が悪く減衰率も
低いとともに、コスト高である。
基合金が優れているが、これらは加工性が悪く減衰率も
低いとともに、コスト高である。
本発明の目的はこのような従来技術の問題点を解消し、
５５０〜６００ｔＺ”の高温においても強度が高く、特
にクリープ破断強度に優れたマルテンサイト系耐熱鋼を
提供するにある。
５５０〜６００ｔＺ”の高温においても強度が高く、特
にクリープ破断強度に優れたマルテンサイト系耐熱鋼を
提供するにある。
発明者らは、鋭意研究を重ねた結果、Ｃ，Ｎｂ。
Ｎｉ及びＮを含有する１ １Ｃｒ系耐熱鋼にδフェライ
トを析出させない程度の適量のＭＯ及びＷを添加すると
クリープ強度が高められることを見出した。
トを析出させない程度の適量のＭＯ及びＷを添加すると
クリープ強度が高められることを見出した。
本発明はこのような知見に基づいてなされたものであり
、Ｃｒ９〜１２％、Ｖｏ、１〜０．３％。
、Ｃｒ９〜１２％、Ｖｏ、１〜０．３％。
Ｎ ｂ ０．０２〜０．２５％、ｃｏ、ｉ〜０．２％、
ＮＯ，０３〜０．１％、第１図の点Ａ（ＭＯｏ、７％
、Ｗｌ、１％）、Ｂ（ＭＯｌ、２％、Ｗｌ、１％）、Ｃ
（ＭＯｌ、６％、Ｗｏ、３３％）、Ｄ（ＭＯｏ、７％、
ＷＯ１３３％）で囲まれる範囲内にあるＭＯ及びｗ、ｓ
ｔｏ、ｔ％以下、Ｍｎ１％以下、Ｎ１１％以下残部がＦ
ｅからなる高温強度の高いマルテンサイト系耐熱鋼であ
る。なお％はすべて重量％である。
ＮＯ，０３〜０．１％、第１図の点Ａ（ＭＯｏ、７％
、Ｗｌ、１％）、Ｂ（ＭＯｌ、２％、Ｗｌ、１％）、Ｃ
（ＭＯｌ、６％、Ｗｏ、３３％）、Ｄ（ＭＯｏ、７％、
ＷＯ１３３％）で囲まれる範囲内にあるＭＯ及びｗ、ｓ
ｔｏ、ｔ％以下、Ｍｎ１％以下、Ｎ１１％以下残部がＦ
ｅからなる高温強度の高いマルテンサイト系耐熱鋼であ
る。なお％はすべて重量％である。
本発明において、Ｃは引張強さを得るために必要な元素
であるが、その量が多くなると高温にさらされた場合に
組織が不安定になりクリープ破断強度を低下させるので
０．１〜０．２％に決定された。
であるが、その量が多くなると高温にさらされた場合に
組織が不安定になりクリープ破断強度を低下させるので
０．１〜０．２％に決定された。
Ｎｂは高温強度を高めるのに非常に効果的な元素である
が、あまり多量に添加するとＮｂ炭化物の析出があまり
にも多くなシマトリックスのＣ濃度を減少させてかえっ
て強度が低下する。１１Ｃｒ系鋼にＭＯ，Ｗ、Ｖ及びＮ
が複合添加されている場合には、タービンブレードのよ
うに小型部材では焼入冷却速度が大きくなるところから
Ｎｂは０．０７〜０．２５％とするのが好ましい。一方
ロータシャフトの如き大型部材においては焼入冷却速度
が小さいところからＮｂは０．０２〜０．１５％の、範
囲で高いクリープ破断強度が得られる。
が、あまり多量に添加するとＮｂ炭化物の析出があまり
にも多くなシマトリックスのＣ濃度を減少させてかえっ
て強度が低下する。１１Ｃｒ系鋼にＭＯ，Ｗ、Ｖ及びＮ
が複合添加されている場合には、タービンブレードのよ
うに小型部材では焼入冷却速度が大きくなるところから
Ｎｂは０．０７〜０．２５％とするのが好ましい。一方
ロータシャフトの如き大型部材においては焼入冷却速度
が小さいところからＮｂは０．０２〜０．１５％の、範
囲で高いクリープ破断強度が得られる。
Ｎはクリープ破断強度の改善及びδフェライトの生成防
止に効果があるが、０．１％以上になると著しく靭性を
低下させることが確認された。
止に効果があるが、０．１％以上になると著しく靭性を
低下させることが確認された。
Ｃｒは高温強度を改善するが、９％より少ないと高部高
圧蒸気に対する耐食性が十分でなく、多すぎるとδフェ
ライトを生成する原因になるので９〜１２％に決定され
た。
圧蒸気に対する耐食性が十分でなく、多すぎるとδフェ
ライトを生成する原因になるので９〜１２％に決定され
た。
Ｎｉは靭性を高め、かつδフエライト生成を防止するの
に非常に有効な元素であるが、多量の添加はクリープ破
断強度を低下させてしまうので１％以下にした。
に非常に有効な元素であるが、多量の添加はクリープ破
断強度を低下させてしまうので１％以下にした。
Ｍｎは脱酸剤として添加するものであり、少量の添加で
十分効果は達成される。多量の添加は高温強度低下の原
因になるので１％以下とした。
十分効果は達成される。多量の添加は高温強度低下の原
因になるので１％以下とした。
Ｓｉも脱酸剤として添加してしたものであるが、Ｃ真空
脱酸法などの製鋼技術によればＳｉ脱酸は不必要である
。またＳｌを低くすることによりδフェライトの析出防
止及び焼もどし脆化防止効果があり、０．４％以下とし
た。
脱酸法などの製鋼技術によればＳｉ脱酸は不必要である
。またＳｌを低くすることによりδフェライトの析出防
止及び焼もどし脆化防止効果があり、０．４％以下とし
た。
上記の成分範囲の１１Ｃｒ系鋼においては、ＭＯ及びＷ
が低いとクリープ破断強度が低く、多すぎるとδフェラ
イトが生成し、かつクリープ強度も低くなる。ＭＯ及び
Ｗの適正添加量は第１図のＡ、Ｂ、Ｃ，Ｄで囲まれた範
囲内にあることが実験的に確認された。特に第１図の点
Ｅ（ＭＯｏ、９％、Ｗｏ、９％）、Ｆ（ＭＯｌ、３％、
Ｗｏ、９％）、Ｃ，Ｇ（ＭＯｌ、１％、Ｗｏ、３３％）
で囲まれた範囲においては一層クリープ破断強度が高く
好ましい。
が低いとクリープ破断強度が低く、多すぎるとδフェラ
イトが生成し、かつクリープ強度も低くなる。ＭＯ及び
Ｗの適正添加量は第１図のＡ、Ｂ、Ｃ，Ｄで囲まれた範
囲内にあることが実験的に確認された。特に第１図の点
Ｅ（ＭＯｏ、９％、Ｗｏ、９％）、Ｆ（ＭＯｌ、３％、
Ｗｏ、９％）、Ｃ，Ｇ（ＭＯｌ、１％、Ｗｏ、３３％）
で囲まれた範囲においては一層クリープ破断強度が高く
好ましい。
以下、本発明の実施例について説明する。
実施例１
真空アーク溶解炉を用いて２００φ×８００ｔの鋼塊を
作製し３５Ｘ１１５Ｘ７に鍛伸した。第１表にこれらの
代表的試料の化学組成を示す。
作製し３５Ｘ１１５Ｘ７に鍛伸した。第１表にこれらの
代表的試料の化学組成を示す。
Ａ１はクルジｂ゛ル４２２相当材、扁２はＨ４６相当材
、Ａ３は従来の１２Ｃｒロータ相当材であり、夫々本発
明材との比較のために溶製したものである。Ａ、５，７
．１０及び１４は本発明の実施例に係るものである。
、Ａ３は従来の１２Ｃｒロータ相当材であり、夫々本発
明材との比較のために溶製したものである。Ａ、５，７
．１０及び１４は本発明の実施例に係るものである。
なお、漸１は１０５０Ｕで油焼入れ後、６３０Ｃ炉冷の
焼もどし処理を行った。それ以外の試料は１１００ｔ：
’油焼入れ後、６５０Ｃ炉冷の焼もどし処理を行った。
焼もどし処理を行った。それ以外の試料は１１００ｔ：
’油焼入れ後、６５０Ｃ炉冷の焼もどし処理を行った。
第１表には、各試料についての引張強さ、伸び及び絞り
についての測定結果を示した。
についての測定結果を示した。
第２図に１１ Ｃｒ−ＭＯ−Ｗ−０，２Ｖ−０，１Ｎ
ｂ−０，０５Ｎ鋼のＭＯ及びＷ含有量と６００Ｃクリ一
プ破断強度の合・否及びδフエライト有無の関係を示す
。
ｂ−０，０５Ｎ鋼のＭＯ及びＷ含有量と６００Ｃクリ一
プ破断強度の合・否及びδフエライト有無の関係を示す
。
第２図よりＷ及びＭＯ含有量が少ない場合にはり ゛リ
ープ破断強度が低く、Ｗ及びＭＯ含有量が多すぎるとδ
フェライトが生成しクリープ破断強度も低く、高クリー
プ破断強度と均一な全マルテンサイト組織を有するＷと
ＭＯの範囲はＡＢＣＤの範囲内に入ることが明らかであ
る。さらに高クリープ破断強度の範囲はＥ、Ｆ、Ｃ，Ｇ
の範囲内にあシ、ＷとＭＯはこの範囲内にあることが好
ましい。
ープ破断強度が低く、Ｗ及びＭＯ含有量が多すぎるとδ
フェライトが生成しクリープ破断強度も低く、高クリー
プ破断強度と均一な全マルテンサイト組織を有するＷと
ＭＯの範囲はＡＢＣＤの範囲内に入ることが明らかであ
る。さらに高クリープ破断強度の範囲はＥ、Ｆ、Ｃ，Ｇ
の範囲内にあシ、ＷとＭＯはこの範囲内にあることが好
ましい。
なおりリープ破断強度は、６００Ｃ，１０’ ｈクリー
プ破断強度σＲが、σＲ≧１５ ｋｇ／ａｍ２のものを
合格とし、σＲ＜ １５ ｋｇ／ｗ＋”と判定した。
プ破断強度σＲが、σＲ≧１５ ｋｇ／ａｍ２のものを
合格とし、σＲ＜ １５ ｋｇ／ｗ＋”と判定した。
また組織はδフェライトの無いものは合格、存在するも
のは不合格と判定した。しかして図中○。
のは不合格と判定した。しかして図中○。
△、、Ｘなる信号は夫々、
０：クリープ破断強度、組織ともに合格、Δ：クリープ
破断強度合格しかし組織は不合格、：クリープ破断強度
不合格、組織は合格、×：クリープ破断強度、組織とも
に不合格、を表わす。
破断強度合格しかし組織は不合格、：クリープ破断強度
不合格、組織は合格、×：クリープ破断強度、組織とも
に不合格、を表わす。
また、ＷとＭＯ量が第２図のＡ、Ｂ、Ｃ，Ｄの範囲内で
もＳ−ｉ量が０．４０％よりも多い場合にはδフェライ
トが生成することが認められた。さらにδフェライトを
含む試料は疲労強度が低く、δフェライトはこの点に関
して有害であることも認められた。
もＳ−ｉ量が０．４０％よりも多い場合にはδフェライ
トが生成することが認められた。さらにδフェライトを
含む試料は疲労強度が低く、δフェライトはこの点に関
して有害であることも認められた。
また１ １ Ｃｒ−１，３Ｍ０−０．２Ｗ−０，２Ｖ−
０，０５Ｎ鋼のＮｂ含有量を変化させた試料についてり
ＩＪ−ブ破断強度を比較したところＮ ｂ ０．０７〜
０．２５％で高い強度が得られることが認められた。０
．０５％ではやや強度が低下した。
０，０５Ｎ鋼のＮｂ含有量を変化させた試料についてり
ＩＪ−ブ破断強度を比較したところＮ ｂ ０．０７〜
０．２５％で高い強度が得られることが認められた。０
．０５％ではやや強度が低下した。
第３図は現用タービン材クルジプル４２２鋼及びＨ４６
鋼と本発明鋼（蔦７）のクリープ破断試験結果をラルソ
ンーミラー法でまとめたものである。即チラルソンーミ
ラーのパラメータＰを、次式 ％式％ ｔ；時間（ｈ） で算出し横軸にプロットし、これに対応する応力を縦軸
にプロットしたものである。第３図より本発明材の６０
Ｏｒ、１０’ｈクリ一プ破断強度は１５、７ Ｋｇ／
ｍｍ２で従来材に比し著しく高く、蒸気温度６００Ｃま
での高効率タービン用ブレード材として好適であること
が認められる。
鋼と本発明鋼（蔦７）のクリープ破断試験結果をラルソ
ンーミラー法でまとめたものである。即チラルソンーミ
ラーのパラメータＰを、次式 ％式％ ｔ；時間（ｈ） で算出し横軸にプロットし、これに対応する応力を縦軸
にプロットしたものである。第３図より本発明材の６０
Ｏｒ、１０’ｈクリ一プ破断強度は１５、７ Ｋｇ／
ｍｍ２で従来材に比し著しく高く、蒸気温度６００Ｃま
での高効率タービン用ブレード材として好適であること
が認められる。
また高温部材が長時間使用中に脆化する（衝撃値低下）
ことは一般に知られており、脆化は破壊寿命を短かくす
る。そこで５５０Ｃで３０００時間加熱後、衝撃試験を
行なった結果、本発明材は現用材に比べ著しく脆化し難
いことが確認された。
ことは一般に知られており、脆化は破壊寿命を短かくす
る。そこで５５０Ｃで３０００時間加熱後、衝撃試験を
行なった結果、本発明材は現用材に比べ著しく脆化し難
いことが確認された。
実施例２
第１表に示すＡ１４の組成の試料に、大形ロータ中心孔
相当の熱処理を施した。その条件を次に示す。
相当の熱処理を施した。その条件を次に示す。
焼入れ：１０５０ｔ：” １００Ｃ／ｈ冷却焼もどし
： ５７０ＣＸ１５ｈＡＣ ６６５Ｃｘ３０ｈＦ、Ｃ 第４図はこの試料のクリープ破断試験結果をラルソンー
ミラー代でまとめたものである。比較のため従来材（Ａ
３，１２ｃｒロータ材相当）についての試験結果も併せ
て示す。第４図より、本発明材（Ｊｆ６．１４）は従来
材（Ａ３）よシも著しくクリープ破断強度が高いことが
認められる。また高クリープ破断強度（６０’ＯＣ，１
０５ｈ強度二１１ Ｋｇ／ｍｍ２以上）と均一なマルテ
ンサイト組織を有する蒸気温度６００Ｃまでの高効率タ
ービンロータとして好適なＷとＭＯの範囲は第１図の点
Ａ、Ｂ、Ｃ，Ｄで囲まれる範囲内、好ましくはＥ。
： ５７０ＣＸ１５ｈＡＣ ６６５Ｃｘ３０ｈＦ、Ｃ 第４図はこの試料のクリープ破断試験結果をラルソンー
ミラー代でまとめたものである。比較のため従来材（Ａ
３，１２ｃｒロータ材相当）についての試験結果も併せ
て示す。第４図より、本発明材（Ｊｆ６．１４）は従来
材（Ａ３）よシも著しくクリープ破断強度が高いことが
認められる。また高クリープ破断強度（６０’ＯＣ，１
０５ｈ強度二１１ Ｋｇ／ｍｍ２以上）と均一なマルテ
ンサイト組織を有する蒸気温度６００Ｃまでの高効率タ
ービンロータとして好適なＷとＭＯの範囲は第１図の点
Ａ、Ｂ、Ｃ，Ｄで囲まれる範囲内、好ましくはＥ。
Ｆ、Ｃ，Ｇで四重れる範囲内であることが確認された。
また１ １ Ｃｒ−１，３Ｍ０−０．３Ｗ−０，２Ｖ−
０，０５Ｎ鋼のＮｂ含有量を変化させた試料についてり
ＩＪ−プ破断強さを測定したところ、Ｎ ｂ ０．０５
−０．１０ ・％で高い強度が得られた。また０、
２１％ではやや強度が低下した。
０，０５Ｎ鋼のＮｂ含有量を変化させた試料についてり
ＩＪ−プ破断強さを測定したところ、Ｎ ｂ ０．０５
−０．１０ ・％で高い強度が得られた。また０、
２１％ではやや強度が低下した。
ロータシャフト材としては、クリープ破断強度が高いだ
けでなく、引張強さ及び衝撃値の高いことも重要である
。本発明材（試料Ａ １４ ）について調べた結果、６
００Ｃ，１０’ｈ クリープ破断強度：Ａ２．ｓＫｇ／
閣２．引張強さ： ９３． ＯＫｇ／簡２及びＶノツチ
シャルピー衝撃値：１．５Ｋｇ−ｍであり、ロータシャ
フト材としてすぐれた機械的性質を示し、組織もδフェ
ライトが認められず均一な焼もどしマルテンサイトであ
ることが確認された。
けでなく、引張強さ及び衝撃値の高いことも重要である
。本発明材（試料Ａ １４ ）について調べた結果、６
００Ｃ，１０’ｈ クリープ破断強度：Ａ２．ｓＫｇ／
閣２．引張強さ： ９３． ＯＫｇ／簡２及びＶノツチ
シャルピー衝撃値：１．５Ｋｇ−ｍであり、ロータシャ
フト材としてすぐれた機械的性質を示し、組織もδフェ
ライトが認められず均一な焼もどしマルテンサイトであ
ることが確認された。
以上詳述した通り、本発明に係るマルテンサイト系耐熱
鋼は高温強度が著しく高く、特にクリープ破断強度が高
く蒸気温度６００Ｃまでの高効率ターピン用ブレード及
びロータ材として好適である。
鋼は高温強度が著しく高く、特にクリープ破断強度が高
く蒸気温度６００Ｃまでの高効率ターピン用ブレード及
びロータ材として好適である。
第１図は本発明に係る鋼のＷ及びＭＯの組成範囲を示す
図、第２図は実施例に係る鋼の強度及び組織の試験結果
を示す図、第３図及び第４図は実施例及び比較例に係る
鋼のクリープ破断試験結果名１回 Ｍｅ （仏ジ ８２０ Ｍｅ （％）
図、第２図は実施例に係る鋼の強度及び組織の試験結果
を示す図、第３図及び第４図は実施例及び比較例に係る
鋼のクリープ破断試験結果名１回 Ｍｅ （仏ジ ８２０ Ｍｅ （％）
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、Ｃｒ９〜１２％、Ｖｏ、１〜０．３％、ＮｂＯ，０
２〜０．２５％、Ｃ０，１〜０．２％、Ｎｏ、０３〜０
．１％。 第１図の点Ａ、Ｂ、Ｃ，Ｄで囲まれる範囲内にあるＭＯ
及びｗ、ｓｉｏ、４％以下、Ｍｎ１％以下。 Ｎ１１％以下残部ｐｅからなる高幅強度の高いマルテン
サイト系耐熱鋼。 ２、均一な焼もどしマルテンサイト組織である特許請求
の範囲第１項記載のマルテンサイト系耐熱鋼。 ３、 Ｎｂの含有率は０．０７〜０．２５％である特許
請求の範囲第１項又はｉ２項記載のマルテンサイト系耐
熱鋼。 ４、タービンブレード用の特許請求の範囲第１項ないし
第３項のいずれか１項に記載のマルテンサイト系耐熱鋼
。 ５、ＭＯとＷの含有率は第１図の点Ｅ、Ｆ、Ｃ。 Ｇで囲まれた範囲内である特許請求の範囲第１項ないし
第４項のいずれか１項に記載のマルテンサイト系耐熱鋼
。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56132798A JPS5837159A (ja) | 1981-08-26 | 1981-08-26 | マルテンサイト系耐熱鋼 |
| DE8282107559T DE3276826D1 (en) | 1981-08-26 | 1982-08-18 | Martensitic heat-resistant steel |
| EP82107559A EP0073021B1 (en) | 1981-08-26 | 1982-08-18 | Martensitic heat-resistant steel |
| US06/411,802 US4414024A (en) | 1981-08-26 | 1982-08-26 | Martensitic heat-resistant steel |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56132798A JPS5837159A (ja) | 1981-08-26 | 1981-08-26 | マルテンサイト系耐熱鋼 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5837159A true JPS5837159A (ja) | 1983-03-04 |
Family
ID=15089807
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56132798A Pending JPS5837159A (ja) | 1981-08-26 | 1981-08-26 | マルテンサイト系耐熱鋼 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4414024A (ja) |
| EP (1) | EP0073021B1 (ja) |
| JP (1) | JPS5837159A (ja) |
| DE (1) | DE3276826D1 (ja) |
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-
1981
- 1981-08-26 JP JP56132798A patent/JPS5837159A/ja active Pending
-
1982
- 1982-08-18 EP EP82107559A patent/EP0073021B1/en not_active Expired
- 1982-08-18 DE DE8282107559T patent/DE3276826D1/de not_active Expired
- 1982-08-26 US US06/411,802 patent/US4414024A/en not_active Expired - Fee Related
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Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| DE3276826D1 (en) | 1987-08-27 |
| EP0073021B1 (en) | 1987-07-22 |
| US4414024A (en) | 1983-11-08 |
| EP0073021A1 (en) | 1983-03-02 |
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