KR20140005827A

KR20140005827A - 내부 연소 엔진의 배기 밸브용 배기 밸브 스핀들

Info

Publication number: KR20140005827A
Application number: KR1020130079106A
Authority: KR
Inventors: 우페 빌레트
Original assignee: 맨 디젤 앤드 터보 필리얼 아프 맨 디젤 앤드 터보 에스이 티스크랜드
Priority date: 2012-07-06
Filing date: 2013-07-05
Publication date: 2014-01-15
Also published as: EP2682571B1; EP2682571A1; CN103527281B; US20150337694A1; JP2016027255A; RU2555918C2; US20140008562A1; US9714724B2; RU2013130999A; JP5859492B2; CN103527281A; KR101562914B1; DK177487B1; US9464730B2; JP2014088610A

Abstract

내부 연소 엔진에 있는 배기 밸브용 배기 밸브 스핀들은 샤프트 및, 샤프트의 하부 단부에 있는 밸브 디스크를 가지며, 상기 밸브 디스크는 그것의 상부 표면에 시트 영역을 가진다. 시트 영역은, 적어도 34.0 내지 44.0 % 의 Cr, 적어도 2.8 내지 6.1 % 의 범위에 있는 총량을 가진 Nb 및 Ta, 0.3 내지 2.0 % 의 Ti, 많아야 0.2 % 의 Al, 많아야 0.04 % 의 B, 많아야 0.8 % 의 Fe, 많아야 0.04 % 의 C, 많아야 0.4 % 의 Si 및, 나머지 Ni 를 포함하는 시트 재료로 제작되고, 여기에서 Ti + Nb + 0.5 × Ta 의 양은 3.4 내지 6.6 % 의 범위에 있고, 만약 Ti 의 양이 1.5 % 보다 크다면, Nb + 0.5×Ta 의 양은 3.0 % 보다 작다.

Description

내부 연소 엔진의 배기 밸브용 배기 밸브 스핀들{An exhaust valve spindle for an exhaust valve in an internal combustion engine}

본 발명은 내부 연소 엔진의 배기 밸브용 배기 밸브 스핀들에 관한 것으로서, 상기 배기 밸브 스핀들은 샤프트 및 샤프트의 하부 단부에 있는 밸브 디스크를 가지고, 상기 밸브 디스크는 그것의 상부 표면에 시트 영역을 가지며, 밸브 디스크는 베이스 재료로 만들어지고, 시트 영역은 베이스 재료와 상이한 시트 재료로 만들어진다.

유럽 특허 출원 EP-A-0 521 821 은 Nimonic 80A 또는 Nimonic 81 로 만들어지는 밸브를 개시하는데, 이것에는 Inconel 625 또는 Inconel 671의 층이 시트 영역에 제공되어 시트에 Nimonic 베이스의 동체보다 높은 내부식성을 부여한다. 상기 공보가 합금 Inconel 671 에 대하여 기술한 바에 따르면 이것은 오직 용접되어야만 하는데 반해, 합금 Inconel 625 에 대해서는 용접 이후에 그것이 수지상 카바이드 구조(dendritic carbide structure)를 포함하고 따라서 내부식성을 향상시키기 위하여 구조체의 카바이드 분포를 균질화시키도록 시트 영역이 열간 처리되어야만 한다. Inconel 합금 625 는 최대 0.10% 의 C, 최대 0.5 % 의 Si, 최대 5 % 의 Fe, 최 대 0.5 % 의 Mn, 21 % 의 Cr, 최대 0.4 % 의 Ti, 최대 0.4 % 의 Al, 최대 1.0% 의 Co, 9 % 의 Mo, 3.6 % 의 Nb + Ta 및 나머지 Ni 의 조성을 가지는 것으로 기술되어 있다. Inconel 합금 671 은 0.04 내지 0.05 % 의 C, 47 내지 49 % 의 Cr, 0.3 내지 0.40 % 의 Ti 및 나머지의 Ni 의 조성을 가지는 것으로 기술되어 있다. 유럽 출원 EP-A-0 521 821 은 약 48 % 의 Cr 을 가지는 Inconel 671 이 21 % 의 Cr 을 가지는 Inconel 625 의 내부식성과 같은 내부식성을 제공하지 않는다는 점을 기술하고 있다. Nimonic 및 Inconel 은 스페셜 메탈 인코포레이티드(Special Metals Inc.) 의 전용 상표들이다.

런던의 인스티튜트 오프 마린 엔지니어(Institute of Marine Engineers)에 의해 1990 년에 간행된 '중유 작동을 위한 디젤 엔진 연소 챔버 재료'의 문헌은 전체 산업으로부터 얻어진 경험을 집적하였으며 131-143 페이지상의 결과의 장에서 결론을 내렸다. 베이스 재료와 상이한 시트 재료를 가지는 밸브에 대하여, 상기 문헌에서는 시트 재료를 하드페이싱(hardfacing)으로 호칭한다. 모든 테스트 동안에 탁월한 하드페이싱은, 16 % 의 Cr, 4.5 % 의 Si, 4.5 % 의 Fe, 3.5 % 의 B, 0.5 % 의 C 및 나머지 Ni 의 Deloro 합금 60; 26 % 의 Cr, 4 % 의 Si, 3.3 % 의 B, 1.0 % 의 Fe, 0.95 % 의 C 및 나머지의 Ni Colmonoy 8; 및, 35 % 의 Cr, 12 % 의 Co, 10% 의 Ni, 5 % 의 Si, 2.0% 의 C 및 나머지 Fe 의 Tristelle TS2 이었다. 143 페이지의 결론에 따르면, 크로마이징(chromising)은 배기 밸브들을 위한 니켈 베이스의 합금에 부식 방어(corrosion protection)의 측면에서 현저한 향상을 부여하지 않는다. 배기 밸브에 있는 시트 재료의 필요 조건을 가지는 합금을 선택하는 것은 매우 곤란하며, 특히 엔진에서 연소되는 연료가 바나듐(vanadium) 및 황(sulphur)을 포함할 때 그러하다.

국제 출원 공개 WO 96/18747 은 용접된 하드페이싱 합금을 가진 배기 밸브 스핀들을 개시하는데, 이것은 40 내지 51 % 의 Cr, 0 내지 0.1 % 의 C, 1.0% 미만의 Si, 0 내지 5.0 % 의 Mn, 1.0% 미만의 Mo, 0.05 내지 0.5 % 의 B, 0 내지 1.0% 의 Al, 0 내지 1.5 % 의 Ti, 0 내지 0.2 % 의 Zr, 0.5 내지 3.0 % 의 Nb, 많아야 5.0 %의 집합적 함량을 가진 Co 및 Fe, 많아야 0.2 % 의 O, 많아야 0.3 % 의 N 및 나머지 Ni 로 분석된다. 용접 이후에 550 HV20 의 높은 경도가 550℃ 를 초과하는 온도에서의 열처리에 의해 시트 재료에 부여될 수 있다. 일반적으로 가정되는 바로서, 크로뮴 및 니켈을 포함하는 고온 내부식성 합금은 550℃ 내지 850℃ 범위의 온도에서 에이징 경화(age-harden)되고, 결과적으로 합금은 더욱 경화되고 더욱 취성을 가지게 된다. 높은 함량의 Cr 을 가지는 용접 하드페이싱(welded-on hardfacing)을 제작하려는 시도는 용접 과정에서의 응고 및 냉각중에 전개되는 열간 크랙(hot crack)들에 의해 통상적으로 손상되었으며, 그러나 국제 출원 공개 WO 96/18747 은 합금에서의 적어도 0.05 % 의 B 의 함량(바람직스럽게는 적어도 0.2 % 의 보론)이 열간 크랙을 감소시키거나 사라지게 한다는 점을 기술하고 있다. 더욱이, 용접에서의 침전 경화를 억제하기 위하여 Ti 의 함량은 0.1 % 아래로 유지되어야 하고 Al 의 함량은 0.1 % 아래로 유지되어야 한다. 국제 출원 공개 WO 96/18747 은 3 개의 특정한 합금들을 개시하고, 이들 모두는 48 % 보다 많은 Cr 및 0.1 % 의 B 를 가지며, 이들 합금들에서 침전 경화 메카니즘은 느리게 작용함으로써 합금이 밸브상으로의 용접에서 실질적으로 경화되지 않지만, 차후의 열처리 동안에 경화된다.

주조 부재들의 경우에, 특히 중유 연료 연소 생성물로부터의 바나듐 및 황을 포함하는 환경에서 우수한 고온 내부식성을 달성하도록, 50 % 의 Cr 및 50 % 의 Ni 의 합금을 이용하거나 또는 IN657 유형의 합금을 이용하는 것이 알려져 있으며, 상기 IN657 합금은 48 내지 52 % 의 Cr, 1.4 내지 1.7 % 의 Nb, 많아야 0.1 % 의 C, 많아야 0.16 % 의 Ti, 많아야 0.2% 의 C+N, 많아야 0.5 % 의 Si, 많아야 1.0 % 의 Fe, 많아야 0.3 % 의 Mg 및 나머지 Ni 를 가진다. 주조 이후에, 합금은 니켈 농후의 γ 상(phase) 및 크로뮴 농후의 α-상을 포함하고, 여기에서 합금의 정확한 분석에 따라서 양쪽의 상들이 제 1 수지상 구조(dendrite structure)를 구성할 수 있다. 이러한 합금들은 600℃ 를 초과하는 작동 온도에서 에이징 경화된다는 점이 알려져 있다. 주조 이후에 합금이 냉각될 때, 합금은 그것의 평형 상태에서 응고되지 않는다. 차후에 합금이 작동 온도에 있을 때, 과도하게 나타나는 상 비율(phase proportion)의 변화에 의해 과소하게 나타나는 상 비율의 침전이 발생되며, 이것은 실내 온도에서 4 % 보다 적은 전성(ductiliy)을 특성으로 하는 취화(embrittlement)를 일으킨다.

배기 밸브 스핀들에는 연소 챔버를 향하는 하부 표면상에 내부식 합금이 제공될 수 있다. 이러한 하부 표면은 밸브 시트에 작용하는 영향과 같은 기계적인 작용을 받는 것과는 멀지만, 내부식성이 높을 필요가 있다. 국제 출원 공개 97/47862 는 일반적으로 38 내지 75 % 의 Cr, 0 내지 3.0 % 의 Nb 및 나머지 Ni 를 포함하는 합금을 기술하며, 여기에서는 재료가 400 시간 보다 오랜 동안 550 내지 850℃ 의 범위내의 온도로 가열된 이후에 내부식 합금이 대략 20℃에서 측정된 310 HV 보다 적은 경도를 가진다. 설명된 특정의 예는 46 % 의 Cr, 0.4 % 의 Ti, 0.05 % 의 C 및 나머지 Ni를 포함하는 합금이다.

시장에서는 스테인레스 스틸의 밸브 베이스 재료에 Inconel 718 의 용접 하드페이싱을 제공하는 것이 알려져 있으며, 여기에서 하드페이싱은 시트 재료에 소망의 기계적 특성을 제공하기 위하여 롤링되고 열처리된다. Inconel 718 에서 Fe 의 함량은 강도 증가용 입자들의 느린 침전을 위하여 필요하다. 이러한 느린 침전은 Inconel 718 에 대하여 특유한 것으로 간주되고 특히 터빈 산업에서 슈퍼합금(superalloy)들중에 특별한 장점을 상기 합금에 제공하였다. Inconel 718 은 19 % 의 Cr, 5.2 % 의 Nb, 0.9 % 의 Ti, 52.5 % 의 Ni, 3 % 의 Mo, 0.5 % 의 Al 및 나머지 Fe 의 조성을 가진다. 이러한 유형의 밸브는 Inconel 718 이, 강도 및 전성을 포함하는, 밸브 시트 영역을 위해 필요한 우수한 기계적 특성을 가진다는 장점을 포함한다. 불행하게도, 이러한 유형의 밸브는 Nimonic 80A 의 내부식성에 필적하거나 또는 그보다 우수한 고온에서의 내부식성을 가지지 않는다. Nimonic 80A 는 용접될 수 없으며, 결과적으로 스테인레스 스틸과 같은 베이스 재료상에 하드페이싱으로서 제공될 수 없으므로 전체 밸브 디스크를 Nimonic 80A 로부터 만들 필요가 있다. Nimonic 80A 는 19 % 의 Cr, 2.4 % 의 Ti, 0.2 % 의 Fe, 1.7 % 의 Al 및 나머지 Ni 의 조성을 가진다. 니켈에 기초한 베이스 재료 대신에 철에 기초한 베이스 재료를 이용하는 것이 물론 유리하다.

본 발명의 목적은 합금 Nimonic 80A 보다 우수하거나 또는 그에 필적하는 고온의 내부식성과 결합된 우수한 기계적 특성을 시트 영역이 획득하도록, 디스크의 베이스 재료와 상이한 시트 재료의 시트 영역을 가지는 배기 밸브 스핀들을 향상시키는 것이다.

이와 관련하여, 본 발명의 상기 언급된 배기 밸브 스핀들은, 시트 재료가 니켈 베이스 합금(nickel-based alloy)이고, 통상적인 불순물 및 탈산성 성분(deoxidizing component)들의 불가피한 잔여의 양을 제외시키고 중량 백분율로 표시된 상기 합금은, 적어도 34.0 내지 44.0 % 의 Cr, 적어도 2.8 내지 6.1 % 의 범위의 집합적 양을 가진 Nb 및 Ta, 0.3 내지 2.0 % 의 Ti, 많아야 0.2 % 의 Al, 많아야 0.04 % 의 B, 많아야 0.8 % 의 Fe, 많아야 0.04 % 의 C, 많아야 0.4 % 의 Si 및, 나머지 Ni 를 포함하고, Ti+Nb+0.5 × Ta 는 3.4 내지 6.6 % 의 범위에 있고, 만약 Ti 의 양이 1.5 % 보다 크다면, Nb+0.5×Ta 의 양은 3.0 % 보다 작은 것을 특징으로 한다.

그러한 조성의 니켈 베이스 슈퍼합금은, 합금이 오직 낮은 함량의 Fe 를 가지거나 또는 Fe 를 가지지 않음에도 불구하고, γ"(Ni₃Nb) 입자들이 체심 정방형으로 느리게 침전하는 것과 관련된 강도 증가 열처리를 이용할 수 있는 것으로 예상치 않게 드러났으며, Cr 의 함량이 매우 높고 체심 입방형의 통상적으로 관찰되는 α-Cr 상의 크고 응집성인 수지상 구조의 형성을 통상적으로 포함하는데도 불구하고, 니켈 베이스의 슈퍼합금에서 Cr 의 함량이 22 % 보다 많게 현저하게 높을 때 종종 상(phase)이 용이하고 신속하게 형성되는 것을 보인다.

Nb 및 Ta 는 소망의 침전에서 유사한 효과들을 가지는 것으로 간주되지만, Ta 의 원자량은 Nb 의 원자량의 거의 2 배이며, 그 때문에 중량 백분율로 Nb 의 양을 Ta의 절반의 양에 더한 것은 본 발명에 관련된 숫자이다. 시장 상황에 기인하여, 그리고 Nb 및 Ta 의 유사한 효과에 기인하여, Ta 를 합금에서 배제시키고 대신 Nb 를 이용할 수 있다.

새로운 연구에 따르면 B 는 고온 크랙킹(hot cracking)을 증가시키는 경향성의 방향으로 Inconel 781 유형의 슈퍼합금에 영향을 미치고, 합금에서의 B 의 함량은 0.04 % 또는 그 미만에서 유지되어야 하고, 바람직스럽게는 0.01% 보다 적은 B 의 함량이 유지된다. ("INFLUENCE OF B AND ZR ON MICROSTRUCTURE AND MECHANICAL PROPERTIES OF ALLOY 718" (T. Fedorova 외) 7th International Symposium on Superalloy 718 and Derivatives, TMS (The Minerals, Metals & Materials Society), 2010.

Fe 의 양은 높은 고온 내부식성을 달성하기 위하여 많아야 8 % 로 제한된다. Al 은 γ' 유형의 니켈과 함께 경도를 증가시키는 2 종 금속 성분(intermetallic compound)을 형성할 수 있으며, 이는 급속하게 형성되며 따라서 소망스럽지 않다. 따라서 Al 의 양은 많아야 0.2 % 에 제한되고, 바람직스럽게는 Al 의 양이 많아야 0.05 % 로 제한된다.

Si 의 양은 경도를 증가시키는 규화물의 소망스럽지 않은 양의 침전을 억제하고 또한 재료의 기본 구조에서 니켈-농후 γ상에 대한 용체 강화 효과(solution-strengthening effect)를 제한하기 위하여 많아야 0.4 % 로 제한된다.

카바이드 성분들의 침전에 반하여 높은 안전성을 달성하도록 C 함량이 가능한한 낮아야 하지만, C 는 많은 금속들에서 통상적인 불순물이기 때문에, 경제적인 이유로 C 의 함량을 많아야 0.04 % 로 제한하는 것이 적절할 수 있다.

체심 정방형으로의 γ"(Ni₃Nb) 입자들의 소망스러운 침전은 합금내의 Nb, Ti 및 Cr 의 함량에 달려있지만, 거동이 어떻게 되는지 현재로서는 명확하지 않다. 실험에서 시사된 바로는 적어도 많은 양의 Ti 와 결합되었을 때 2.8 % 의 Nb 및 Ta 의 총량이 소망의 효과를 위해 충분할 수 있다. 6.1 % 보다 많은 Nb 및 Ta 의 총량은 너무 빠른 침전을 야기하는 것으로 보인다. 2.0% 보다 많은 Ti 의 양은 침전을 가속화시키고 소망의 γ" 아닌 다른 유형의 침전을 포함하는 것으로 가정된다. 실험에서 더 시사된 바에 따르면, 만약 Ti 의 양이 1.5 % 보다 크다면, Nb + 0.5 × Ta 의 양이 3.0 % 보다 작을 필요가 있거나, 또는 그렇지 않으면 침전이 너무 빠르게 발생되는 것으로 보인다. 또한 Ti + Nb + 0.5 × Ta 의 양이 소망되는 느린 침전을 위하여 3.4 내지 6.6 % 범위이어야만 하는 방식으로 상호 작용해야할 것 같다.

합금 Inconel 718 의 시트 재료와 비교하여, Cr 의 함량은 거의 2 배이며 이것은 높은 온도에서 내부식성의 현저한 증가를 포함한다. 엔진이 작동할 때 배기 밸브는 상승 온도로 가열되고, 배기 개스내의 화학적 성분으로부터의 부식의 심각성은 온도와 함께 강하게 증가된다. 시트 재료의 기계적 특성들은, 엔진의 실린더 섹션에 장착된 밸브 하우징상의 정지 상태 밸브 시트와 가동 배기 밸브 스핀들상의 폐쇄 밸브 시트 표면들 사이에 연소 잔류 입자들이 포착될 것이기 때문에 본질적으로 중요하다. 최대 연소 압력은 배기 밸브 스핀들의 전체 하부측 영역에 작용하고, 밸브의 하부측의 영역보다 훨씬 작은 영역을 가지는 밸브 시트 영역을 통해 정지 상태 밸브 하우징 부분으로 전달되므로, 밸브 시트 표면들이 강한 힘으로 서로에 근접하기 때문에 기계적인 특성들도 중요하다.

따라서 시트 재료의 기계적 특성들에 더 많은 초점이 맞춰졌던 것은 당연하다. 그러나, 배기 밸브의 내구성에 대하여 고온의 내부식성을 고려하는 것도 중요하다. 연소 잔류 입자가 실제로 폐쇄 밸브 시트 표면들 사이에 포착될 때, 그것은 표면을 변형시킬 것이다. 이러한 변형의 일부가 소성적이면 연소 개스의 가스 누출(blow-by)의 위험성이 존재한다. 이것은 밸브 시트 표면들을 가로질러 채널을 통하여 유동하는 고온 연소 개스를 포함하고, 연소 개스는 고온이기 때문에 가스 누출은 채널을 둘러싸는 시트 재료의 현저한 가열을 일으킬 것이며, 상승된 온도는 증가된 부식의 침습을 일으킬 것이다. 시트 재료가 그러한 부식의 침습을 견딜 수 있는 것이 매우 소망스럽다. Inconel 718 과 비교하여, 시트 재료내의 Cr 함량의 현저한 증가 및 Fe 함량의 감소는 고온 내부식성의 상당한 증가를 포함한다. 동시에 시트 재료는 매우 높은 기계적 강도를 달성하였으며, 매우 중요하게는 강화 메카니즘에 의해 강도를 달성하게 되었는데, 상기 강화 메카니즘은 초기에는 다소 지연되지만 열처리 동안에 시트 재료에서 보다 신속하게 획득된다.

일 실시예에서, 시트 재료의 합금에 있는 Nb 및 Ta 의 총량은 3.2 내지 6.1 % 범위이다. 3.2 % 의 하한은 소망의 기계적 특성들이 달성될 수 있는 것을 보장하며, 6.1 % 의 상한은 시트 재료를 베이스 재료에 적용할 때 기계적 과정들에 대하여 몇가지 기회를 가질 수 있는 점에 비추어 유리한 것으로 간주된다.

다른 실시예에서 시트 재료의 합금에 있는 Nb, Ta 및 Ti 의 총량은 4.1 내지 6.6 % 의 범위에 있다. 실험에 나타난 바에 따르면, 만약 4.1 % 의 하한값이 획득되지 않는다면 시트 재료는 최상의 기계적 특성들을 가지지 않을 수 있으며, 만약 6.6 % 보다 더 높은 값으로 능가되면 강도의 증가는 너무 급속하게 발생되는 것 같다.

HIP 과정에 적절한 것으로 간주되는 실시예에서, 시트 재료의 합금은 적어도 39 내지 41 % 의 Cr, 3.2 내지 3.8 % 의 Nb, 0.3 내지 0.7 % 의 Ti, 많아야 0.02 % 의 Al, 많아야 0.005 % 의 B, 많아야 0.5 % 의 Co, 많아야 0.2 % 의 Cu, 많아야 0.5 % 의 Fe, 많아야 0.5 % 의 Mn, 많아야 0.5 % 의 Mo, 많아야 0.01 % 의 P, 많아야 0.02 의 Zr, 많아야 0.02 % 의 C, 많아야 0.2 % 의 Si, 많아야 0.02 % 의 O, 많아야 0.05 % 의 N 및 나머지 Ni 를 포함한다.

바람직스럽게는 합금이 많아야 0.05 % 의 Al 을 포함한다. 일반적으로 시트 재료의 합금이 바람직스럽게는 많아야 0.02 % 의 Al, 많아야 0.005 % 의 B, 많아야 0.5 % 의 Co, 많아야 0.2 % 의 Cu, 많아야 0.5 % 의 Fe, 많아야 0.5 % 의 Mn, 많아야 0.5 % 의 Mo, 많아야 0.01 % 의 P, 많아야 0.02 의 Zr, 많아야 0.02 % 의 C, 많아야 0.2% 의 Si, 많아야 0.02 % 의 O, 많아야 0.05 % 의 N 및 나머지 Ni 를 포함한다.

활용성이 적은 재료가 사용되는 것을 최소화시키는 것과 관련하여, 밸브 디스크의 베이스 재료는 스테인레스 스틸인 것이 바람직스럽다. 스테인레스 스틸은 용이하게 이용될 수 있으며 필요하다면 쉽게 처분될 수 있다.

배기 밸브의 실시예에서 에이징된 조건의 시트 재료는 다음의 주된 기계적 특성들을 가진다: 적어도 980 MPa 의 항복 강도, 적어도 1200 MPa 의 최대 인장 강도(ultimate tensile strength) 및 적어도 19 % 의 파괴 연신율을 가진다. 이러한 기계적 특성들은 종래 기술에 따른 배기 밸브의 특성들과 같은 수준이거나 그보다 더 우수하다. 이러한 기계적 특성들은 고온 내부식성과 동시에 얻어진다.

본 발명에 따른 배기 밸브가 유리하게는 크로스헤드 유형의 유니플로우 소기 2 행정 내부 연소 엔진에 있는 밸브이다. 이러한 유형의 엔진들은 통상적으로 매우 낮은 등급의 연료(중유)를 태우며, 이러한 종류의 연료는 종종 연료에 많은 양의 바나듐 및 황을 포함하고, 따라서 배기 밸브에 강한 부식의 부담을 포함한다.

본 발명의 다른 측면에서, 본 발명은 내부 연소 엔진에 있는 배기 밸브용 배기 밸브 스핀들의 제조 방법을 포함하는데, 상기 배기 밸브 스핀들은 샤프트 및, 샤프트의 하부 단부에 있는 밸브 디스크를 가지고, 밸브 디스크는 상부 표면에 시트 영역을 가지며,

(a) 베이스 재료의 밸브 디스크를 제공하는 단계로서, 상기 밸브 디스크는 상부 표면에 있는 고리형 요부를 가지고 형상화되고, 상기 요부는 밸브 디스크의 상부 표면 아래에서 일정 거리로 연장되는, 밸브 디스크 제공 단계,

(b) 제 1 항에 따른 니켈 베이스 합금의 밸브 시트 재료를 요부 안에 제공하는 단계로서, 상기 밸브 시트 재료는 베이스 재료와 상이한, 밸브 시트 재료 제공 단계,

(c) 밸브 시트 재료에서 냉간 변형을 수행하는 단계로서, 바람직스럽게는 시트 재료의 외측 표면을 롤링함으로써 냉간 변형을 수행하는 단계 및,

(d) 밸브 디스크가 열처리를 받게 하여 적어도 γ"(Ni₃Nb) 입자들이 체심 정방형(body-centered-tetragonal configuration)으로 침전하는 것에 의해 경화를 일으키는 단계를 포함한다.

예상치 않게 판명된 바로서, 높은 함량의 Cr 및 매우 낮은 함량의 Fe 및 Al 을 가진 청구항 제 1 항의 니켈 베이스의 합금은 γ"(Ni₃Nb) 입자를 체심 정방형으로 침전시킬 수 있다. 이러한 유형의 침전은 γ' 침전의 면심 입방 침전(face-centered cubic precipitation)과 매우 상이하고 니켈 베이스 합금 구조에서의 다른 유형의 침전과 매우 상이하다. Nb 는 합금의 결정 그래인(crystal grain)에 있는 면심 입방 격자 구조에서 Nb 의 확산 속도가 느리기 때문에, γ" (Ni₃Nb) 입자들이 체심 정방형으로 침전하는 것은 시간이 걸린다. 일부 예에서, 침전에 필요한 시간은 현저한 침전이 시트 재료에서 아직 발생하지 않는 짧은 시간에 단계(b)를 수행하도록 이용될 수 있으며, 시트 재료는 그 어떤 중간의 용체화 처리 없이 롤링에 의해 냉간 변형될 수 있다.

일 실시예에서 밸브 시트 재료에 대한 단계(b)는 HIP 과정(Hot Isostatic Pressurising)을 포함한다. HIP 과정은 다공성(porosities)이 완전히 없는 밸브 시트 재료를 제공한다.

대안의 실시예에서 밸브 시트 재료에 대한 단계(b)는 레이저 용접 과정을 포함하며, 여기에서 입자화된 합금 재료는 요부로 공급되어 재료의 응집된 덩어리로 용접된다.

만약 단계(b)에서 제공된 밸브 시트 재료가 너무 높은 수준의 침전을 가진다면, 단계(b)와 단계(c) 사이에서 용체화 열처리의 중간 단계를 수행하는 것이 유리할 수 있다.

단계(d)에서의 열처리는 수일과 같은 긴 시간이 걸릴 수 있지만, 바람직스럽게는 단계(d)의 열처리가 길어야 24 시간의 지속 기간을 가지고, 이것은 하루 한번의 배치 처리(batch processing)를 허용하며, 보다 바람직스럽게는, 단계(d)의 열처리는 길어야 9 시간의 지속 기간을 가짐으로써 하나의 밸브 헤드 또는 한 세트의 밸브 헤드들이 보다 효율적으로 처리될 수 있다.

아래에서 본 발명은 첨부된 개략적인 도면을 참조하여 보다 상세하게 설명되고 예시될 것이다.

도 1 은 유니플로우 소기 내부 연소 엔진에 있는 실린더를 도시하며, 여기에서 본 발명에 따른 배기 밸브 스핀들은 실린더의 상부에 장착된다.
도 2 는 도 1 의 배기 밸브 스핀들을 폐쇄 상태로 도시한다.
도 3 내지 도 6 은 밸브 시트 재료가 밸브 디스크로 어떻게 제공되는지를 나타낸다.
도 7 은 1 시간 동안 1100℃ 에서 용체화 처리되고 물로 퀀칭된 이후에 700 ℃ 에 노출되었을 때, 예 3 에 따른 합금의 경도를 나타낸다.

배기 밸브 스핀들(1)은 도 1 에서 개방 위치에 도시되어 있으며, 흡입 공기가 터보차저(2)로부터 소기 공기 냉각기(scavenge air cooler, 4) 및 물분무 포획부(water mist catcher, 5)를 통해 소기 공기 수용부(scavenge air receiver, 3)로 공급될 수 있게 한다. 흡입 및 소기 공기는 소기 공기 수용부로부터 실린더(6)의 하단부에 있는 소기 공기 포트들의 열(row)을 통해 검은 화살표로 표시된 와류의 움직임으로 실린더를 통해 위로 유동하여 실린더의 상부 부분을 향하며, 동시에 개방된 밸브를 통해 배기 개스 수용부(7) 안으로 고온 연소 개스를 누른다. 배기 밸브의 밸브 시트들을 지나는 고온 연소 개스의 유동은 빠른 개스 속도에서 발생될 수 있고, 특히 밸브가 개폐될 때 발생될 수 있다.

배기 밸브 스핀들(1)은 배기 밸브 하우징(8)에 장착되는데, 배기 밸브 하우징은 도 2 에 도시된 바와 같이 실린더의 상부에서 실린더 덮개(9)에 고정된다. 배기 밸브의 폐쇄 위치에서, 밸브 디스크(11)의 상부측에 있는 시트 영역(seat area, 10)은 정지 상태 부분(12)의 대응 밸브 시트에 맞닿는데, 이것은 밸브 하우징의 저부 부재로 호칭된다. 시트 영역(10)은 고리형이고 밸브 디스크의 둥근 외측 단부 부분의 다음에 위치된다. 정지 상태 부분(12)은 냉각 보어(cooling bore, 13)를 통해 순환하는 물에 의해 냉각된다. 배기 밸브 스핀들은 샤프트(14)를 가지며, 상기 샤프트는 밸브 디스크로부터 상방향으로 배기 밸브를 가로질러 연장되고 배기 밸브 하우징(8)에 있는 안내 보어를 통해 배기 밸브 액튜에이터(16)로 상방향으로 계속된다. 공압 스프링의 피스톤(17)은 샤프트의 외측에 장착된다. 스핀들의 상부에 있는 유압 액튜에이터 피스톤(18)은 스핀들을 하방향 움직임으로 활성화시킬 수 있고, 공압 스프링은 반대 방향으로 작용하여 유압 액튜에이터 안의 압력이 경감될 때 배기 밸브를 폐쇄시킨다. 도시된 실시예는 출원인 상표의 ME, MC 또는 ME-GI 유형들중 하나의 엔진에 있는 배기 밸브이다. 배기 밸브 스핀들은 공지된 방식으로 기계적으로 작동될 수 있고, 기계적인 복원 스프링이 이용될 수도 있다. 배기 채널에 있는 스템(stem)의 부분에는 스템으로부터 반경 방향 밖으로 연장된 경사 핀(oblique fin)들이 제공된다. 이들 핀들은 배기 개스가 밖으로 유동할 때 배기 밸브 스핀들이 원주 방향으로 어느 정도 회전하게 한다. 밸브 디스크의 하부 표면에는 일 실시예에서 고온 내부식 물질(hot corrosion resistant material, 미도시)의 층이 제공된다.

배기 밸브 스핀들은 4 행정 내부 연소 기관을 위한 것일 수 있거나, 또는 2 행정 엔진을 위한 것일 수 있으며, 바람직스럽게는 대형의 2 행정 내부 연소 엔진을 위한 것일 수 있으며, 이것은 실린더 직경이 250 내지 1100 mm 의 범위일 수 있다. 밸브가 2 행정 엔진일 때, 실린더 보어에 따라서, 배기 밸브 디스크(11)의 외측 직경은 100 mm 내지 600 mm 범위이다. 배기 밸브 스핀들을 이용하는 내부 연소 엔진은 MAN Diesel & Turbo 의 MC, ME 또는 GI 의 유형과 같은 것일 수 있고, 배르트실라(Wartsila)의 RTA-flex 의 RTA 유형과 같은 것일 수 있고, 미스비시의 것일 수 있다.

다음은 배기 밸브가 어떻게 만들어지는지 예시한 것이다. 처음에 베이스 재료의 밸브 디스크가 제공된다. 밸브 디스크는 통상적으로 단조되며, 상부 표면에 고리형 요부(20)를 가지고, 상기 요부는 밸브 디스크의 상부 표면 아래에서 일정 거리 연장된다(도 3). 이러한 거리는 고리형 밸브 시트의 반경 방향 위치에서 밸브 디스크의 수직 두께의 15 내지 50 % 의 범위에 있다. 대형 배기 밸브들에 대하여, 그 거리는 통상적으로 6 mm 내지 40 mm 의 범위에 있으며, 예를 들어 6 내지 30 mm 의 범위이다. 베이스 재료는 통상적으로 스테인레스 스틸이며, 예를 들어, 0.25 % 의 C, 1.4 % 의 Si, 1.3 % 의 Mn, 20 % 의 Cr, 9 % 의 Ni, 3 % 의 W 및, 나머지의 Fe 를 가지는 합금과 같은 것이다. 다른 스테인레스 스틸이 이용될 수 있으며, 이들은 배기 밸브의 기술 분야에서 공지된 것이다. 또한 Nimonic 80A 와 같은 슈퍼합금이 베이스 재료로서 이용될 수 있다. 밸브 디스크는 스템을 가진 단일 부재로 만들어질 수 있지만, 스템의 최하부 부분만을 가진 밸브 디스크를 만들고, 다음에 밸브 디스크가 열처리된 후에 스템의 주 부분을 장착시킬 수 있다. 그러한 장착은 예를 들어 용접 또는 마찰 용접에 의해 수행될 수 있다.

밸브 시트 재료(21)는 도 4 에 도시된 바와 같이 요부 안에 제공된다. 이것은 몇가지 방식으로 이루어질 수 있다. 바람직스럽게는, 밸브 시트 재료가 분말 야금술, 예를 들어, HIP 또는 레이저 용접 또는 냉간 스프레이(cold spraying)에 의해 제공된다. 소위 냉간 스프레이 과정에 의해 이루어졌을 때, 노즐로 예열되고 압축된 불활성 개스를 도입함으로써 고온의 개스 제트가 발생된다. 1 내지 50 마이크론 범위의 크기인 분말 입자들이 흐름(stream)으로 도입되고 그에 의해 초음속으로 가속됨으로써, 이미 침착된 분말 입자들 또는 밸브 디스크에 있는 요부를 형성하는 베이스 재료와 같은 적절한 기재들상에 분말 입자들이 접합될 수 있고 증착될 수 있다. 다른 열 스프레이 과정들에 대조적으로, 분말 입자들은 냉간 스프레이 과정중에 어떤 시점에서도 용융되지 않는다. 냉간 스프레이(Cold Spray)를 위한 통상적인 과정 파라미터들은: 30 내지 50 바아 범위의 개스 압력; 500 내지 1000℃ 범위의 개스 예열 온도; 50 내지 150 g/min 범위의 분말 유동; 600 내지 2000 m/sec 범위의 분말 속도이다. 또한 레이저로 지원되는 냉간 스프레이 과정의 형태인 냉간 스프레이 과정의 변형도 적용될 수 있다. 분말의 증착 위치 앞에서 기재(substrate)를 연속적으로 예열시킴으로써, 그 과정은 프로세스 파라미터들의 낮은 범위에서도 높은 증착 품질이 가능하도록 최적화될 수 있다. 냉간 스프레이 이후에는 용체화 처리(solution heat treatment)가 뒤따르는데, 예를 들어 1 시간 동안 1100℃ 로 이루어지며, 이는 밸브 시트 재료의 구조에서 성분들의 확산을 통해 완전한 야금학적 바인딩(binding)을 달성하기 위한 것이다.

미립자 물질은 당해 기술 분야에 공지된 몇가지 상이한 방식으로 달성될 수 있다. 미립자 물질은 예를 들어 불활성 대기를 가진 챔버 안으로 소망의 조성을 가진 용융 합금의 액체 제트를 분무함으로써 제조되었고, 그에 의하여 재료는 퀀칭(quenching)되고 매우 미세한 수지상 구조(dendritic structure)를 가진 미립자로서 응고된다. 미립자 재료는 분말로서 호칭될 수도 있다.

시트 재료가 HIP 과정에 의해 형성될 때, 스틸, 합금 스틸 또는 니켈 합금과 같은 베이스 재료의 밸브 디스크는 시트 재료를 위한 요부를 포함하는 소망의 형상으로 통상적인 방식으로 제조된다. 다음에 미립자 또는 분말의 형태인 소망의 시트 재료는 요부 안으로 채워지고 공지된 HIP 과정에 의해 베이스 동체상에 적용된다 (HIP 는 Hot Isostatic Pressure 의 약자이다). 요부 안으로 분말이 채워진 밸브 디스크는 다음에 몰드 안에 배치되고 폐쇄된 HIP 챔버 안에 배치되며, 진공이 인가되어 소망스럽지 않은 개스를 추출한다. 대안으로서, 분말이 요부 안으로 채워진 밸브 디스크는 캡슐 안에 배치되고 캡슐은 차후에 진공으로 되어 소망스럽지 않은 개스를 추출하며, 다음에 밀봉되어 HIP 챔버에 배치된다. 다음에 HIP 과정이 시작되며, 여기에서 미립자 재료는 950 내지 1200℃ 범위의 온도로 가열되고, 예를 들어 700 내지 1200 바아(bar)의 고압이 아르곤 개스에 의해 가해진다. 이러한 조건에서, 개시 분말(starting powder)은 소성이 되고, 실질적으로 용융되지 않으면서 응집되고 밀집된 재료로 통합된다. 다음에 밸브 디스크가 제거되고, 만약 소망된다면 용체화 어닐링(solution annealing)에 노출될 수 있으며, 예를 들어 1150℃ 의 온도에서 1 시간 동안 노출될 수 있고, 이후에 염 욕조(salt bath)에서 중간 온도(통상적으로 535℃)로 퀀칭되고 다음에 실내 온도로 공기 냉각되거나, 또는 개스 안에서 실내 온도로 퀀칭(quenching) 된다.

다음 단계에서 시트 재료는 냉간 변형된다. 이것은 단조 또는 해머 작업에 의한 전통적인 방식으로 이루어질 수 있지만, 대형 밸브들에 대해서는 롤링(rolling)이 바람직스럽다. 도 5 는 롤링 공구(22)의 외측 단부 영역이 시트 재료의 외측 표면을 향하여 움직이는 것을 도시한다. 고리형 밸브 시트의 전체 영역과 비교하여, 롤링 공구는 외측 표면상의 작은 영역과 접촉하며, 따라서 냉간 변형을 수행하는데 필요한 힘은 단조를 위하여 필요한 힘보다 상당히 작다. 다른 한편으로 롤링은 단조보다 시간 소비가 많다. 특정의 밸브에 대한 냉간 변형의 정도는 예를 들어 4 내지 60 % 의 범위로 변화될 수 있다. 도 6 은 냉간 변형 이후의 밸브 디스크를 도시한다.

밸브 시트 재료는 요부(20)에 배치된 분말상의 단조에 의하여 제공될 수도 있으며, 이는 국제 출원 공개 WO 2011/050815 에 설명된 단조와 같은 것이다.

밸브 디스크는 이후에 열처리를 받아서 체심 정방형으로의 γ"(Ni₃Nb) 입자들의 침전에 의해 경화되며, 이후에 밸브 디스크는 그것의 가장 큰 직경에서 소망의 둥근 외측 가장자리 및 소망의 치수들로 기계 가공된다. 또한 처음에 기계 가공을 하고, 이후에 체심 정방형(body-centered tetragonal configuration)으로 γ"(Ni₃Nb) 입자들의 침전에 의해 경화되도록 수행될 수도 있다.

이제 상이한 합금들에 대한 예가 주어질 것이다.

예1

테스트 표본들은 본 발명에 따라서 7 개의 합금으로 만들어지고 비교 목적을 위하여 9 개의 합금들이 만들어졌다. 주 합금 요소들인 Cr, Nb, Ta, Ti 및 Ni 는 표준화된 측정을 이용하여, EDX, 에너지 분산 X 레이 분광술에 의해 판단되었다. 합금 요소들에 대하여 측정되고 표준화된 값들은 다음의 표 1 에 나타냈으며, 여기에서 9, 11, 12, 13, 14, 21 및 22 로 표시된 합금들은 본 발명에 따른 것이다. 각각의 시험 표본들은 강철 기재(substrate)상으로 레이저 용접되었으며, 테스트 표본들은 1100℃ 에서 1 시간 동안 용체화 처리되었고 이후에 퀀칭되었다. 다음에 테스트 표본들중 하나의 세트가 700℃ 에서 열처리되었고, 같은 시험 표본들중 다른 세트는 800℃ 에서 열처리되었고, 개별적인 테스트 표본의 경도가 0 시간, 1 시간, 3 시간, 9 시간 및 81 시간 이후에 HV10 에 의해 측정되었다. 합금 No. 9 는 매우 느린 경도의 증가를 나타내었는데, 700℃ 에서 9 시간 이후에 약 70 HV10 의 증가만을 나타냈으며, 그러나 81 시간 이후에는 약 230 HV10 의 증가를 나타내었다. 따라서 합금은 소망되는 느린 침전을 나타내지만, 실제의 사용을 위해서는 너무 느리다. 합금 No. 6-7 및 15-20 은 모두 1 시간 이내에 급속한 경도 증가를 나타내며, 따라서 침전 경화 메카니즘은 소망의 γ" 유형의 충분한 범위로 이루어지지 않지만, 주로 γ' 또는 다른 유형(전통적인 유형)으로 이루어진다. 합금 No. 10 는 81 시간 이후에 약 310 HV10 의 경도를 달성하며, 따라서 밸브 시트 재료에서 소망의 기계적 강도를 낳을 수 없다.

합금 No.	Cr	Nb	Ta	Ti	나머지	결과
6	41	7.2	2.1	2.9	Ni	1h, 700:HV10>400
7	42	6.5	2.0	1.9	Ni	1h, 700:HV10>400
9	41	2.6	0.6	0.8	Ni	매우 느린 증가
10	41	2.1	0.6	0.4	Ni	불충분한 증가
11	41	2.3	3.5	0.6	Ni	느린 증가
12	41	2.3	3.2	0.5	Ni	느린 증가
13	41	2.3	0.7	1.9	Ni	느린 증가
14	42	2.0	0.8	1.6	Ni	느린 증가
15	41	2.2	3.6	2.1	Ni	1h, 700:HV10>400
16	42	2.2	2.2	1.8	Ni	1h, 700:HV10>400
17	42	4.9	0.8	1.8	Ni	1h, 700:HV10>400
18	42	4.2	0.8	1.8	Ni	1h, 700:HV10>400
19	42	5.1	2.8	0.5	Ni	1h, 700:HV10>400
20	42	4.8	3.0	0.4	Ni	1h, 700:HV10>400
21	42	4.7	0.9	0.6	Ni	느린 증가
22	41	5.1	0.5	0.6	Ni	느린 증가

예 2

예 1 에서의 본 발명에 따른 테스트 표본들과 유사한 테스트 표본들이, 표준화(normalization) 없이, EDX, 에너지 분산 X-레이 분광술에 의해 분석되었다. 각각의 합금 성분에 대하여 검출된 신호들은, 테스트 표본에서 성분의 실제 함량을 판단하기 위하여, 성분의 표준화된 탐침(probe)으로부터의 신호에 비교되었다. 측정된 값들은 다음의 표 2 에 나타내었다. 테스트 표본들의 처리는 예 1 에 설명되어 있다. 합금 No. 9-1 은 경도의 매우 느린 증가를 나타내었다. 합금 Nos. 13-1 및 14-1 은 700℃ 에서의 처음 3 시간 동안에 경도 증가를 나타내지만, 약 360 HV10 의 레벨에서 평탄화되었다. 합금 Nos. 11-1, 12-1, 21-1 및 22-1 은 700 ℃ 에서 몇 시간에 걸쳐 점진적인 경도 증가를 나타내어 약 450 HV10 의 레벨에 도달한다. 측정치들은 합금 14-1 에서 너무 높은 Fe 를 나타내며, 이것은 용접 과정 동안에 강철 기재로부터의 Fe 의 소망스럽지 않은 혼합에 의해 야기된 것으로 믿어진다.

합금 No.	Cr	Nb	Ta	Ti	Fe	나머지	결과
9-1	36.5	2.1	0.4	0.8	0.1	Ni	매우 느린 성장
11-1	38.4	2.1	1.8	0.6	0.1	Ni	느린 성장
12-1	38.6	1.8	2.8	0.5	0.4	Ni	느린 성장
13-1	39.0	1.8	0.4	1.7	0.1	Ni	느린 성장
14-1	38.7	1.6	0.4	1.6	1.1	Ni	느린 성장
21-1	38.9	3.5	0.6	0.5	0.3	Ni	느린 성장
22-1	37.4	3.0	0.6	0.4	0.2	Ni	느린 성장

예 3

5 개의 테스트 표본들이 만들어졌으며, 이들은 표 3 에서 나타난 조성을 가진다. 합금들은 위에서 설명된 바와 같이 분말로 세분화되었으며, 외측 직경이 20 mm 이고 길이가 400 mm 의 치수를 가진 봉들이 위에서 설명된 바와 같이 강철 316 캡슐들에서 HIP 방법에 의해 만들어졌다. 직경이 20 mm 이고 두께가 10 mm 의 디스크 형상 표본들은 봉(rod)으로부터 절단되고 1100℃ 에서 공기중에 1 시간 동안 용체화 처리되었으며, 이후에 물로 퀀칭되었다. 표본들은 HIP 방법에 의해 통합된 분말로 만들어졌으므로, 소망스럽지 않은 함량의 Fe 에서의 혼합이 전혀 없거나 거의 없었다. 합금 성분들은 OES, 광학 방출 분광술(Optic Emission Spectroscopy)에 의해서 분석되었으며, 이것은 EDX 측정 방법 보다 정확하다.

	Cr	Nb	Ti	Al	B	Co	Cu
Ni40Cr5Nb	39.3	5.0	0.5	<0.02	<0.005	<0.005	0.01
Ni35Cr4Nb	34.4	3.8	0.5	<0.02	<0.005	<0.005	0.06
Ni45Cr4Nb	44.8	4.1	0.5	0.01	<0.005	<0.005	0.01
Ni45Cr6Nb	44.5	6.0	0.5	0.02	<0.005	<0.005	<0.005
Ni35Cr6Nb	35.2	6.0	0.5	0.01	<0.005	0.007	0.06
	Fe	Mn	Mo	P	Si	Zr	C
Ni40Cr5Nb	0.03	<0.005	<0.005	<0.005	0.05	<0.005	0.014
Ni35Cr4Nb	0.03	<0.005	<0.005	<0.005	0.03	<0.005	0.011
Ni45Cr4Nb	0.03	<0.005	<0.005	<0.005	0.05	<0.005	0.013
Ni45Cr6Nb	0.04	<0.005	<0.005	<0.005	0.04	<0.005	0.013
Ni35Cr6Nb	0.01	<0.005	<0.01	0.01	0.04	<0.005	0.005
	S	O	N	Ni
Ni40Cr5Nb	0.001	0.032	0.001	나머지
Ni35Cr4Nb	0.001	0.027	0.002	나머지
Ni45Cr4Nb	0.001	0.032	0.001	나머지
Ni45Cr6Nb	0.001	0.025	0.001	나머지
Ni35Cr6Nb	0.001	0.019	0.001	나머지

에이징(aging)은 공기중에서 700℃ 로 최대 9 시간 동안 수행되었으며, 이후에 물로 퀀칭되었다. 경도는 그릿(grit) 220 및 800 SiC 페이퍼를 가지고 습식 그라인딩(wet grinding)함으로써 준비된 샘플들에서 HV10 으로 측정되었다. 인장 시험은 완전히 에이징된(9 시간) 상태의 모든 합금들에서, 그리고 용체화 처리 상태인 Ni35Cr4Nb, Ni35Cr6Nb 및 Ni40Cr5Nb 상에서 수행되었다. 마이크로구조가 백스캐터(backscatter) SEM 으로 조사되었으며, α-Cr 의 영역 함량의 정량화는 각각의 샘플에 대하여 0.083 mm² 의 전체 표면적에서 ImagePro Plus 를 이용하여 수행되었다.

경도 측정으로부터의 결과는 도 7 에 도시되어 있는데, 여기에서 용체화 처리 상태는 0 시간으로서 나타나 있다. 모든 합금들은 1 시간 이후에 약 100 HV10 의 증가를 나타내었다. 이후에, Ni45Cr6Nb 는 가장 낮은 비율의 경화를 나타내었다. 3 시간 동안의 에이징 이후에는 오버에이징(overaging)의 경향조차도 관찰되었다. 나머지 4 개 합금들의 경도는 최대 9 시간 계속 증가된다.

합금들의 항복 강도(YS) 및 최대 인장 강도(ultimate tensile strength, UTS)는 아래의 표 4 에 나타나 있다. 데이터에서 나타난 바에 따르면, 에이징은 항복 강도를 2 배 이상으로 만들고 인장 강도를 향상시키는 반면에, 연신율은 현저하게 감소되었다. 에이징된 조건에서 연신율(elongation;EI)은 Ni35Cr4Nb 에 대하여 19 % 의 수준으로 높았다.

용체화 처리 에이징
합금	YS(MPa)	UTS(Mpa)	EI(%)	YS(Mpa)	UTS (Mpa)	EI(%)
Ni35Cr4Nb	436	840	52.5	913	1175	19.1
Ni35Cr6Nb	443	874	49	1210	1382	6.1
Ni40Cr5Nb	646	1059	24.2	1305	1444	3.2
Ni45Cr4Nb	-	-	-	1274	1416	4.6
Ni45Cr6Nb	-	-	-	1425	1502	1.3

양쪽의 Ni35Cr 합금들에 대하여, 그레인 경계(grain boundary)들을 따라서 α-Cr 의 오직 제한된 성장만이 발생된다. 4 wt % 보다 많은 Nb 를 가진 합금들에 대하여, 에이징은 Cr 영역들로부터 성장하는 미세한 α-γ라멜라 구조(lamellar structure)의 외관을 야기한다. Ni35Cr6Nb 의 경우에, 라멜라는 그레인 경계로부터 성장한다. 35 wt% 보다 많은 Cr 을 포함하는 합금들에 대하여, 그레인 경계는 10㎛ 백스캐터 전자 현미경 사진상에서 관찰되지 않는다. 그럼에도 불구하고 α-Cr 영역들의 2 중 모드 크기 분포(bimodal size distribution)는 큰 입자들이 그레인 경계들에서 성장되는 반면에, 작은 입자들은 그레인 내부에서 성장되었다는 점을 시사한다. 1 시간 동안의 에이징 이후에 α-Cr 함량은 초기에 증가된다. 이러한 초기 증가 이후에, α-Cr 부분의 약간의 증가가 모든 샘플들에 대하여 관찰된다.

시트 재료에 대하여 전성(dutility)은 단계(c)에서의 냉간 변형 이전에 매우 높은 것이 소망스럽다. 상기의 예(1,2,3)에 기초하여, 시트 재료를 위한 합금이 바람직스럽게는, 39 내지 41 % 의 Cr, 3.2 내지 3.8 % 의 Nb, 0.4 내지 0.6 % 의 Ti, 많아야 0.02 % 의 Al, 많아야 0.005% 의 B, 많아야 0.5% 의 Co, 많아야 0.2 % 의 Cu, 많아야 0.5 % 의 Fe, 많아야 0.5 % 의 Mn, 많아야 0.5 % 의 Mo, 많아야 0.01 % 의 P, 많아야 0.02 의 Zr, 많아야 0.02 % 의 C, 많아야 0.2 % Si, 많아야 0.02 % 의 O, 많아야 0.05 % 의 N 및, 나머지의 Ni 를 포함하는 조성을 가질 수 있다.

예 4

위에 기재된 조성을 가지는 합금의 표본은 예 2 의 표면과 같은 방식으로 제조되었다. 직경이 20 mm 이고 두께가 10 mm 의 치수를 가진 디스크 형상 표본들은 HIP 에 의해 제조된 봉으로부터 절단되었으며, 표본들은 1 시간 동안 공기중에서 1100℃ 로 용체화 처리되었으며, 이후에 물로 퀀칭되었다. 침전 열처리(에이징)는 공기중에서 700℃ 로 최대 9 시간 동안 수행되었고 이후에 물로 퀀칭되었다. 경도 HV10 가 측정되었고, 기계적인 강도 시험이 수행되었다 (인장 강도 시험). 결과적인 항복 강도(YS)는 HIP 처리 조건에서 평균적으로 563 MPa 로 측정되었고, 결과적인 항복 강도는 용체화 처리 조건에서 평균적으로 533 MPa 로 측정되었고, 결과적인 항복 강도(YS)는 침전 경화 이후에 평균적으로 990 Mpa 로 측정되었다. 최대 인장 강도(UTS)는 HIP 처리된 조건에서 평균적으로 972 MPa 로 측정되었고, 최대 인장 강도(UTS)는 용체화 처리 조건에서 평균적으로 939 MPa 로 측정되었고, 최대 인장 강도(UTS)는 침전 경화 이후에 평균적으로 1227 MPa 로 측정되었다. 연신율은 HIP 처리된 조건에서 평균적으로 39.3 % 로 측정되었고, 연신율은 용체화 처리 조건에서 평균적으로 40.4 % 로 측정되었고, 연신율은 침전 경화 이후에 평균적으로 20.5 % 로 측정되었다. 따라서 합금은 냉간 변형에 매우 적절하며 밸브 시트 재료로서의 이용에 적절하다.

항복 강도, 최대 인장 강도 및 연신율의 기계적인 시험은 "The Structure and Properties of Materials", 제 3 권, Mechanical Behaviour, John Wiley & Sons에 설명된 바와 같이 그리고 산업 표준에 따른 기계적 시험에 의해 측정되었다.

2. 터보차저 3. 소기 공기 수용부
4. 공기 냉각기 6. 실린더

Claims

내부 연소 엔진에 있는 배기 밸브용 배기 밸브 스핀들로서, 상기 배기 밸브 스핀들은 샤프트 및, 샤프트의 하부 단부에 있는 밸브 디스크를 가지고, 상기 밸브 디스크는 상부 표면에 시트 영역(seat area)을 가지며, 밸브 디스크는 베이스 재료(base material)로 제작되고, 시트 영역은 베이스 재료와 상이한 시트 재료(seat material)로 제작되며,
시트 재료는 니켈 베이스 합금(nickel-based alloy)이고, 상기 합금은 통상적인 불순물 및 탈산성 성분들(deoxidizing components)의 불가피한 잔여량을 제외시키고 중량 백분율로 적어도 34.0 내지 44.0 % 의 Cr, 적어도 2.8 내지 6.1 % 의 범위의 총량(aggregate amount)을 가진 Nb 및 Ta, 0.3 내지 2.0 % 의 Ti, 많아야 0.2 % 의 Al, 많아야 0.04 % 의 B, 많아야 0.8 % 의 Fe, 많아야 0.04 % 의 C, 많아야 0.4 % 의 Si 및, 나머지의 Ni 를 포함하고,
Ti + Nb + 0.5 × Ta 의 양은 3.4 내지 6.6 % 의 범위에 있고,
만약 Ti 의 양이 1.5 % 보다 크다면, Nb + 0.5×Ta 의 양은 3.0 % 보다 작은 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항에 있어서,
시트 재료의 합금에 있는 Nb 및 Ta 의 총량은 3.2 내지 6.1 % 범위에 있는 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항에 있어서,
시트 재료의 합금에 있는 Nb, Ta 및 Ti 의 총량은 4.1 내지 6.6 % 의 범위에 있는 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항에 있어서,
시트 재료의 합금은 적어도 39 내지 41 % 의 Cr, 3.2 내지 3.8 % 의 Nb, 0.3 내지 0.7 % 의 Ti, 많아야 0.02 % 의 Al, 많아야 0.005 % 의 B, 많아야 0.5 % 의 Co, 많아야 0.2 % 의 Cu, 많아야 0.5 % 의 Fe, 많아야 0.5 % 의 Mn, 많아야 0.5 % 의 Mo, 많아야 0.01 % 의 P, 많아야 0.02 % 의 Zr, 많아야 0.02 % 의 C, 많아야 0.2 % 의 Si, 많아야 0.02 % 의 O, 많아야 0.05 % 의 N 및, 나머지의 Ni 를 포함하는 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항에 있어서,
시트 재료의 합금은 많아야 0.05 % 의 Al 을 포함하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항에 있어서,
시트 재료의 합금은, 많아야 0.02 % 의 Al, 많아야 0.005 % 의 B, 많아야 0.5 % 의 Co, 많아야 0.2 % 의 Cu, 많아야 0.5 % 의 Fe, 많아야 0.5 % 의 Mn, 많아야 0.5 % 의 Mo, 많아야 0.01 % 의 P, 많아야 0.02 % 의 Zr, 많아야 0.02 % 의 C, 많아야 0.2% 의 Si, 많아야 0.02% 의 O, 많아야 0.05 % 의 N 및, 나머지 Ni 를 포함하는 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항 내지 제 6 항의 어느 한 항에 있어서,
밸브 디스크의 베이스 재료는 스테인레스 스틸인 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항 내지 제 6 항의 어느 한 항에 있어서,
에이징된 조건에서의 시트 재료는 주요 기계적 특성으로서 적어도 980 MPa 의 항복 강도, 적어도 1200 MPa 의 최대 인장 강도 및, 적어도 19 % 의 연신율(elongation)을 가지는 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
제 1 항 내지 제 6 항의 어느 한 항에 있어서,
배기 밸브는 크로스헤드(crosshead) 유형의 유니플로우 소기 2 행정 내부 연소 엔진(uniflow scavenging two-stroke internal combustion engine)에 있는 밸브인 것을 특징으로 하는, 배기 밸브 스핀들.
내부 연소 엔진에 있는 배기 밸브용 배기 밸브 스핀들의 제조 방법으로서,
상기 배기 밸브 스핀들은 샤프트 및 샤프트의 하부 단부에 있는 밸브 디스크를 가지고, 밸브 디스크는 상부 표면에 시트 영역을 가지고, 상기 배기 밸브 스핀들의 제조 방법은,
(a) 베이스 재료의 밸브 디스크를 제공하는 단계로서, 상기 밸브 디스크는 상부 표면에 있는 고리형 요부를 가지고 형상화되고, 상기 요부는 밸브 디스크의 상부 표면 아래에서 일정 거리로 연장되는, 밸브 디스크 제공 단계,
(b) 제 1 항에 따른 니켈 베이스 합금의 밸브 시트 재료를 요부 안에 제공하는 단계로서, 상기 밸브 시트 재료는 베이스 재료와 상이한, 밸브 시트 재료 제공 단계,
(c) 밸브 시트 재료에서 냉간 변형을 수행하는 단계 및,
(d) 밸브 디스크가 열처리를 받게 하여 γ"(Ni₃Nb) 입자들이 체심 정방형(body-centered-tetragonal configuration)으로 침전하는 것에 의해 경화를 일으키는 단계를 포함하는, 배기 밸브 스핀들의 제조 방법.
제 10 항에 있어서,
밸브 시트 재료에 대한 단계(b)는 분말 야금 과정을 포함하는, 배기 밸브 스핀들의 제조 방법.
제 10 항에 있어서,
밸브 시트 재료에 대한 단계(b)는 HIP (Hot Isostatic Pressuring) 과정을 포함하는, 배기 밸브 스핀들의 제조 방법.
제 10 항에 있어서,
밸브 시트 재료에 대한 단계(b)는 레이저 용접 과정을 포함하는, 배기 밸브 스핀들의 제조 방법.
제 10 항 내지 제 13 항의 어느 한 항에 있어서,
단계(b)와 단계(c) 사이에 용체화 처리(solution heat treatment)의 중간 단계가 수행되는, 배기 밸브 스핀들의 제조 방법.
제 10 항 내지 제 13 항의 어느 한 항에 있어서,
단계(d)의 열처리는 길어야 9 시간의 지속 기간을 가지는, 배기 밸브 스핀들의 제조 방법.
제 10 항 내지 13 항의 어느 한 항에 있어서,
단계(c)에서 시트 재료는 시트 재료의 외측 표면을 롤링(rolling)함으로써 냉간 변형되는, 배기 밸브 스핀들의 제조 방법.