TW201812037A - 易削性銅合金及易削性銅合金的製造方法(一) - Google Patents
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Abstract
本發明提供一種易削性銅合金，其含有超過77.0% 且小於81.0%的Cu、超過3.4%且小於4.1%的Si、0.07%~0.28%的Sn、0.06%~0.14%的P以及超過0.02%且小於0.25%的Pb，且剩餘部分包括Zn及不可避免的雜質，組成滿足以下關係：1.0
f0=100×Sn/(Cu+Si+0.5×Pb+0.5×P-75.5)
3.7、78.5
f1=Cu+0.8×Si-8.5×Sn+P+0.5×Pb
83.0、61.8
f2=Cu-4.2×Si-0.5×Sn-2×P
63.7，構成相的面積率(%)滿足以下關係：36
κ
72、0
γ
2.0、0
β
0.5、0
μ
2.0、96.5
f3=α+κ、99.4
f4=α+κ+γ+μ、0
f5=γ+μ
3.0、38
f6=κ+6×γ1/2+0.5×μ
Description
本發明係關於一種具備優異之耐蝕性、優異之衝擊特性、高強度、高溫強度並且大幅減少鉛的含量之易削性銅合金及易削性銅合金的製造方法。尤其關於一種使用於水龍頭、閥、接頭等在人和動物每日攝取之飲用水中使用之器具以及在各種惡劣環境中使用之閥、接頭、閥等電氣/汽車/機械/工業用配管之易削性銅合金及易削性銅合金的製造方法。
本申請基於2016年8月15日於日本申請之日本專利申請2016-159238號主張優先權，其內容援用於此。
一直以來，包括飲用水的器具類在內，作為使用於閥、接頭、閥等電氣/汽車/機械/工業用配管之銅合金，一般使用含有56~65mass%的Cu及1~4mass%的Pb且剩餘部分設為Zn之Cu-Zn-Pb合金(所謂的易削黃銅)或含有80~88mass%的Cu、2~8mass%的Sn及2~8mass%的Pb且剩餘部分設為Zn之Cu-Sn-Zn-Pb合金(所謂的青銅：砲 銅)。
然而，近年來Pb對人體和環境的影響變得另人擔憂，各國對Pb的限制運動越發活躍。例如，在美國加利福尼亞州自2010年1月起、又在全美自2014年1月起，關於將飲用水器具等中所含之Pb含量設為0.25mass%以下之限制已生效。又，據了解，關於Pb向飲用水類浸出之浸出量，在將來會限制到5massppm左右。在美國以外的國家，其限制運動亦快速發展，從而要求開發出應對Pb含量的限制之銅合金材料。
又，在其他產業領域、汽車、機械和電氣/電子設備領域中，例如在歐洲的ELV限制、RoHS限制中易削性銅合金的Pb含量例外地達到4mass%，但與飲用水領域相同地，正在積極討論包括消除例外情況在內之有關Pb含量的限制增強。
該種易削性銅合金的Pb限制增強動向中提倡的是具有切削性功能且含有Bi及Se之銅合金、或在Cu和Zn的合金中藉由增加β相來提高切削性且含有高濃度的Zn之銅合金等，來代替Pb。
例如，專利文獻1中提出，如果僅含有Bi來代替Pb則耐蝕性不充分，為了減少β相而使β相孤立，將熱擠壓後的熱擠壓棒緩冷卻至成為180℃進而實施熱處理。
又，專利文獻2中，藉由向Cu-Zn-Bi合金中添加0.7~2.5mass%的Sn來析出Cu-Zn-Sn合金的γ相，從而改善耐蝕性。
然而，如專利文獻1所示，含有Bi來代替Pb之合金在耐蝕性方面存在問題。而且，Bi具有包括可能與Pb相同地對人體有害、由於是稀有金屬而在資源上存在問題、會使銅合金材料變脆之問題等在內的許多問題。此外，如專利文獻1、2中所提出的那樣，即使藉由熱擠壓後的緩冷卻或熱處理來使β相孤立從而提高了耐蝕性，終究無法實現在惡劣環境下的耐蝕性的改善。
又，如專利文獻2所示，即使Cu-Zn-Sn合金的γ相析出，與α相相比，該γ相本來就缺乏耐蝕性，從而終究無法實現在惡劣環境下的耐蝕性的改善。又，在Cu-Zn-Sn合金中，含有Sn之γ相的切削性功能差到需要與具有切削性功能之Bi一同進行添加。
另一方面，對於含有高濃度的Zn之銅合金，與Pb相比，β相的切削性功能較差，因此不僅終究無法代替含有Pb之易削性銅合金，而且因包含許多β相而耐蝕性尤其耐脫鋅腐蝕性、耐應力腐蝕破裂性非常差。又，該等銅合金由於在高溫(例如150℃)下的強度低，因此例如在烈日下且靠近發動機室的高溫下使用之汽車組件、在高溫/高 壓下使用之配管等中無法應對薄壁化、輕量化。
此外，Bi使銅合金變脆，若包含許多β相則延展性降低，因此含有Bi之銅合金或包含許多β相之銅合金不適合作為汽車、機械、電氣用組件以及包括閥在內之飲用水器具材料。再者，對於Cu-Zn合金中含有Sn且包含γ相之黃銅，亦無法改善應力腐蝕破裂，在高溫下的強度低，衝擊特性差，因此不適合使用於該等用途中。
另一方面，作為易削性銅合金，例如專利文獻3~9中提出含有Si來代替Pb之Cu-Zn-Si合金。
專利文獻3、4中，係藉由主要具有γ相優異之切削性功能，從而藉由不含有Pb或者含有少量Pb來實現優異之切削性者。藉由含有0.3mass%以上的Sn，增加並促進具有切削性功能之γ相的形成，從而改善切削性。又，專利文獻3、4中，藉由形成許多γ相來提高耐蝕性。
又，專利文獻5中，設為藉由含有0.02mass%以下的極少量的Pb，並且主要規定γ相、κ相的總計含有面積，從而得到優異之易削性者。此處，Sn作用於形成和增加γ相，從而改善耐沖蝕腐蝕性。
此外，專利文獻6、7中提出Cu-Zn-Si合金的鑄件產品，為了實現鑄件晶粒的微細化，在P存在下含有極微量的Zr，並且重視P/Zr的比率等。
又，專利文獻8中提出在Cu-Zn-Si合金中含有Fe之銅合金。
此外，專利文獻9中提出在Cu-Zn-Si合金中含有Sn、Fe、Co、Ni、Mn之銅合金。
此處，如專利文獻10和非專利文獻1中所記載，已知在上述Cu-Zn-Si合金中，即使將組成限制於Cu濃度為60mass%以上，Zn濃度為30mass%以下，Si濃度為10mass%以下，除了基地(matrix)α相以外，亦存在β相、γ相、δ相、ε相、ζ相、η相、κ相、μ相、χ相這10種金屬相，根據情況亦存在包含α’、β’、γ’之13種金屬相。此外，根據經驗眾所周知的是，若增加添加元素，則金相組織變得更加複雜，可能會出現新的相和金屬間化合物，又，由平衡狀態圖得到之合金與實際生產之合金中，在所存在之金屬相的構成中會產生較大偏差。此外，眾所周知該等相的組成亦依銅合金的Cu、Zn、Si等的濃度和加工熱歷程(thermal history)而發生變化。
但是，γ相雖然具有優異之切削性能，但由於Si濃度高且硬而脆，若包含許多γ相，則會在惡劣環境下的耐蝕性、衝擊特性、高溫強度等中產生問題。因此，對於包含大量γ相之Cu-Zn-Si合金，亦與含有Bi之銅合金或包含許多β相之銅合金相同地在其使用上受到限制。
再者，專利文獻3~7中所記載之Cu-Zn-Si合金在基於ISO-6509之脫鋅腐蝕試驗中顯示比較良好的結果。然而，在基於ISO-6509之脫鋅腐蝕試驗中，為了判定在一般水質中的耐脫鋅腐蝕性的良好與否，使用與實際水質完全不同之氯化銅試劑，僅僅以24小時這一短時間進行了評價。亦即，使用與實際環境不同之試劑以短時間進行評價，因此未能充分評價惡劣環境下的耐蝕性。
又，專利文獻8中提出在Cu-Zn-Si合金中含有Fe之情況。但是，Fe和Si形成比γ相硬而脆之Fe-Si的金屬間化合物。該金屬間化合物存在如下等問題：在切削加工時縮短切削工具的壽命，在研磨時形成硬點而產生外觀上的不良情況。又，將添加元素之Si作為金屬間化合物而進行消耗，從而導致合金的性能下降。
此外，專利文獻9中，雖然在Cu-Zn-Si合金中添加了Sn和Fe、Co、Mn，但Fe、Co、Mn均與Si進行化合而生成硬而脆之金屬間化合物。因此，與專利文獻8相同地在切削和研磨時產生問題。此外，依專利文獻9，藉由含有Sn、Mn而形成β相，但β相引起嚴重的脫鋅腐蝕，從而提高應力腐蝕破裂的感受性。
【專利文獻1】：日本特開2008-214760號公報
【專利文獻2】：國際公開第2008/081947號
【專利文獻3】：日本特開2000-119775號公報
【專利文獻4】：日本特開2000-119774號公報
【專利文獻5】：國際公開第2007/034571號
【專利文獻6】：國際公開第2006/016442號
【專利文獻7】：國際公開第2006/016624號
【專利文獻8】：日本特表2016-511792號公報
【專利文獻9】：日本特開2004-263301號公報
【專利文獻10】：美國專利第4,055,445號說明書
【非專利文獻1】：美馬源次郎、長谷川正治：銅及黃銅技術研究期刊，2(1963)，P.62~77
本發明係為了解決這樣的現有技術問題而完成者，其課題為提供一種在惡劣環境下的耐蝕性、衝擊特性、高溫強度優異之易削性銅合金及易削性銅合金的製造方法。再者，本說明書中，除非另有說明，耐蝕性係指耐脫鋅腐蝕性、耐應力腐蝕破裂性這兩者。
為了解決該種課題來實現前述目的，本發明的第1態樣之易削性銅合金的特徵為，含有超過77.0mass%且小 於81.0mass%的Cu(銅)、超過3.4mass%且小於4.1mass%的Si(矽)、0.07mass%以上且0.28mass%以下的Sn(錫)、0.06mass%以上且0.14mass%以下的P(磷)以及超過0.02mass%且小於0.25mass%的Pb(鉛)，且剩餘部分包括Zn(鋅)及不可避免的雜質，當將Cu的含量設為[Cu]mass%、將Si的含量設為[Si]mass%、將Sn的含量設為[Sn]mass%、將P的含量設為[P]mass%、將Pb的含量設為[Pb]mass%時，具有如下關係：1.0f0=100×[Sn]/([Cu]+[Si]+0.5×[Pb]+0.5×[P]-75.5)3.7、78.5f1=[Cu]+0.8×[Si]-8.5×[Sn]+[P]+0.5×[Pb]83.0、61.8f2=[Cu]-4.2×[Si]-0.5×[Sn]-2×[P]63.7，並且，在金相組織的構成相中，當將α相的面積率設為(α)%、將β相的面積率設為(β)%、將γ相的面積率設為(γ)%、將κ相的面積率設為(κ)%、將μ相的面積率設為(μ)%時，具有如下關係：36(κ)72、0(γ)2.0、0(β)0.5、0(μ)2.0、96.5f3=(α)+(κ)、 99.4f4=(α)+(κ)+(γ)+(μ)、0f5=(γ)+(μ)3.0、38f6=(κ)+6×(γ)1/2+0.5×(μ)80，並且，γ相的長邊的長度為50μm以下，μ相的長邊的長度為25μm以下。
本發明的第2態樣之易削性銅合金的特徵為，在本發明的第1態樣的易削性銅合金中，還含有選自超過0.02mass%且小於0.08mass%的Sb(銻)、超過0.02mass%且小於0.08mass%的As(砷)、超過0.02mass%且小於0.30mass%的Bi(鉍)之1種或2種以上。
本發明的第3態樣之易削性銅合金的特徵為，含有77.5mass%以上且80.0mass%以下的Cu、3.45mass%以上且3.95mass%以下的Si、0.08mass%以上且0.25mass%以下的Sn、0.06mass%以上且0.13mass%以下的P以及0.022mass%以上且0.20mass%以下的Pb，且剩餘部分包括Zn及不可避免的雜質，當將Cu的含量設為[Cu]mass%、將Si的含量設為[Si]mass%、將Sn的含量設為[Sn]mass%、將P的含量設為[P]mass%、將Pb的含量設為[Pb]mass%時，具有如下關係：1.1f0=100×[Sn]/([Cu]+[Si]+0.5×[Pb]+0.5×[P]-75.5)3.4、 78.8f1=[Cu]+0.8×[Si]-8.5×[Sn]+[P]+0.5×[Pb]81.7、62.0f2=[Cu]-4.2×[Si]-0.5×[Sn]-2×[P]63.5，並且，在金相組織的構成相中，當將α相的面積率設為(α)%、將β相的面積率設為(β)%、將γ相的面積率設為(γ)%、將κ相的面積率設為(κ)%、將μ相的面積率設為(μ)%時，具有如下關係：40(κ)67、0(γ)1.5、0(β)0.5、0(μ)1.0、97.5f3=(α)+(κ)、99.6f4=(α)+(κ)+(γ)+(μ)、0f5=(γ)+(μ)2.0、42f6=(κ)+6×(γ)1/2+0.5×(μ)72，並且，γ相的長邊的長度為40μm以下，μ相的長邊的長度為15μm以下。
本發明的第4態樣之易削性銅合金的特徵為，在本發明的第3態樣的易削性銅合金中還含有選自超過0.02mass%且小於0.07mass%的Sb、超過0.02mass%且小於0.07mass%的As、超過0.02mass%且小於0.20mass%的Bi之1種或2種以上。
本發明的第5態樣之易削性銅合金的特徵為，在本發明的第1~4態樣中任一態樣的易削性銅合金中，作為前述不可避免的雜質之Fe(鐵)、Mn(錳)、Co(鈷)及Cr(鉻)的總量小於0.08mass%。
本發明的第6態樣之易削性銅合金的特徵為，在本發明的第1~5態樣中任一態樣的易削性銅合金中，κ相中所含之Sn的量為0.08mass%以上且0.45mass%以下，κ相中所含之P的量為0.07mass%以上且0.22mass%以下。
本發明的第7態樣之易削性銅合金特徵為，在本發明的第1~6態樣中任一態樣的易削性銅合金中，該易削性銅合金為熱加工材料，夏比衝擊試驗(Charpy impact test)值為12J/cm2以上，抗拉強度為560N/mm2以上，並且在負載有相當於室溫下的0.2%保證應力(proof stress)之荷載之狀態下，於150℃保持100小時之後的潛變應變為0.4%以下。再者，夏比衝擊試驗值為U形凹口形狀下的值。
本發明的第8態樣之易削性銅合金的特徵為，在本發明的第1~7態樣中任一態樣的易削性銅合金中，使用於自來水管用器具、工業用配管構件及與液體接觸之器具中。
本發明的第9態樣之易削性銅合金的製造方法係本發明的第1~8態樣中任一態樣的易削性銅合金的製造方法，該方法的特徵為，包括熱加工製程，進行熱加工時 的材料溫度為600℃以上且740℃以下，並且以在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度成為2.5℃/分鐘以上且500℃/分鐘以下之方式進行冷卻。
本發明的第10態樣之易削性銅合金的製造方法係本發明的第1~8態樣中任一態樣的易削性銅合金的製造方法，該方法的特徵為，具有：冷加工製程和熱加工製程中的任意一者或兩者；以及，在前述冷加工製程或前述熱加工製程之後實施之低溫退火製程；在前述低溫退火製程中，當將材料溫度設為240℃以上且350℃以下的範圍、將加熱時間設為10分鐘以上且300分鐘以下的範圍、將材料溫度設為T℃、將加熱時間設為t分鐘時，設為150(T-220)×(t)1/2 1200的條件。
依本發明的態樣，規定了極力減少切削性功能優異但耐蝕性、衝擊特性、高溫強度差之γ相，且還盡可能減少對切削性有效之μ相之金相組織，並且規定用於得到該金相組織之組成、製造方法。因此，依本發明的態樣，能夠提供一種在惡劣環境下具備耐蝕性、高抗拉強度且高溫強度優異之易削性銅合金及易削性銅合金的製造方法。
圖1係實施例1中的易削性銅合金的組織觀察照片。
圖2中，(a)係實施例2中的試驗No.T601的在惡劣的水環境下使用8年之後的截面的金屬顯微照片，(b)係試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗1之後的截面的金屬顯微照片，(c)係試驗No.T01的脫鋅腐蝕試驗1之後的截面的金屬顯微照片。
以下，對本發明的實施形態之易削性銅合金及易削性銅合金的製造方法進行說明。
本實施形態之易削性銅合金係作為水龍頭、閥、接頭等在人和動物每日攝取之飲用水中使用之器具、閥、接頭、閥等電氣/汽車/機械/工業用配管構件、與液體接觸之器具、組件而使用者。
此處，在本說明書中，如[Zn]這種帶有括弧之元素記號設為表示該元素的含量(mass%)者。
而且，本實施形態中，利用該含量的表示方法如下規定複數個組成關係式。
組成關係式f0=100×[Sn]/([Cu]+[Si]+0.5×[Pb]+0.5×[P]-75.5)
組成關係式f1=[Cu]+0.8×[Si]-8.5×[Sn]+[P]+0.5×[Pb]
組成關係式f2=[Cu]-4.2×[Si]-0.5×[Sn]-2×[P]
此外，本實施形態中，在金相組織的構成相中設為 如下者，亦即，用(α)%表示α相的面積率，用(β)%表示β相的面積率，用(γ)%表示γ相的面積率，用(κ)%表示κ相的面積率，用(μ)%表示μ相的面積率。再者，金相組織的構成相係指α相、γ相、κ相等，並且不含有金屬間化合物、析出物、非金屬夾雜物等。又，存在於α相內之κ相包含於α相的面積率中。所有構成相的面積率之和設為100%。
而且，本實施形態中，如下規定複數個組織關係式。
組織關係式f3=(α)+(κ)
組織關係式f4=(α)+(κ)+(γ)+(μ)
組織關係式f5=(γ)+(μ)
組織關係式f6=(κ)+6×(γ)1/2+0.5×(μ)
本發明的第1實施形態之易削性銅合金含有超過77.0mass%且小於81.0mass%的Cu、超過3.4mass%且小於4.1mass%的Si、0.07mass%以上且0.28mass%以下的Sn、0.06mass%以上且0.14mass%以下的P以及超過0.02mass%且小於0.25mass%的Pb，且剩餘部分包括Zn及不可避免的雜質。組成關係式f0設在1.0f03.7的範圍內，組成關係式f1設在78.5f183.0的範圍內，組成關係式f2設在61.8f263.7的範圍內。κ相的面積率設在36(κ)72的範圍內，γ相的面積率設在0(γ)2.0的範圍內，β相 的面積率設在0(β)0.5的範圍內，μ相的面積率設在0(μ)2.0的範圍內。組織關係式f3設為f396.5，組織關係式f4設為f499.4，組織關係式f5設在0f53.0的範圍內，組織關係式f6設在38f680的範圍內。γ相的長邊的長度設為50μm以下，μ相的長邊的長度設為25μm以下。
本發明的第2實施形態之易削性銅合金含有77.5mass%以上且80.0mass%以下的Cu、3.45mass%以上且3.95mass%以下的Si、0.08mass%以上且0.25mass%以下的Sn、0.06mass%以上且0.13mass%以下的P以及0.022mass%以上且0.20mass%以下的Pb，且剩餘部分包括Zn及不可避免的雜質。組成關係式f0設在1.1f03.4的範圍內，組成關係式f1設在78.8f181.7的範圍內，組成關係式f2設在62.0f263.5的範圍內。κ相的面積率設在40(κ)67的範圍內，γ相的面積率設在0(γ)1.5的範圍內，β相的面積率設為0(β)0.5，μ相的面積率設在0(μ)1.0的範圍內。組織關係式f3設為f397.5，組織關係式f4設為f499.6，組織關係式f5設在0f52.0的範圍內，組織關係式f6設在42f672的範圍內。γ相的長邊的長度設為40μm以下，μ相的長邊的長度設為15μm以下。
又，本發明的第1實施形態之易削性銅合金中，可以還含有選自超過0.02mass%且小於0.08mass%的Sb、超 過0.02mass%且小於0.08mass%的As、超過0.02mass%且小於0.30mass%的Bi之1種或2種以上。
又，本發明的第2實施形態之易削性銅合金中，可以還含有選自超過0.02mass%且小於0.07mass%的Sb、超過0.02mass%且小於0.07mass%的As、超過0.02mass%且小於0.20mass%的Bi之1種或2種以上。
此外，本發明的第1、2實施形態之易削性銅合金中，κ相中所含之Sn的量為0.08mass%以上且0.45mass%以下，且κ相中所含之P的量為0.07mass%以上且0.22mass%以下為較佳。
又，本發明的第1、2實施形態之易削性銅合金為熱加工材料，熱加工材料的夏比衝擊試驗值為12J/cm2以上，抗拉強度為560N/mm2以上，並且在負載有室溫下的0.2%保證應力(相當於0.2%保證應力之荷載)之狀態下將銅合金於150℃保持100小時之後的潛變應變為0.4%以下為較佳。
以下，對如上述那樣規定成分組成、組成關係式f0、f1、f2、金相組織、組織關係式f3、f4、f5、f6以及機械特性之理由進行說明。
<成分組成>
(Cu)
Cu為本實施形態的合金的主要元素，為了克服本發明的課題，需要至少含有超過77.0mass%之量的Cu。Cu含量為77.0mass%以下時，雖然依Si、Zn、Sn的含量而不同，但γ相所佔之比例超過2%，耐脫鋅腐蝕性、耐應力腐蝕破裂性、衝擊特性及高溫強度差。在某些情況下，有時亦會出現β相。因此，Cu含量的下限超過77.0mass%，較佳為77.5mass%以上，更佳為77.8mass%以上。
另一方面，Cu含量為81.0%以上時，由於大量使用昂貴的銅而成本提高。進而不僅上述效果飽和，而且亦擔心κ相所佔之比例變得過多。又，容易析出Cu濃度高的μ相，或在某些情況下容易析出ζ相、χ相。其結果，雖然依金相組織的要件而不同，但可能導致切削性、衝擊特性、熱加工性變差，反而會導致耐脫鋅腐蝕性下降。因此，Cu含量的上限小於81.0mass%，較佳為80.0mass%以下，更佳為79.5mass%以下，進一步較佳為79.0mass%以下，最佳為78.8mass%以下。
(Si)
Si係為了得到本實施形態的合金的許多優異之特性而所需之元素。Si提高本實施形態的合金的切削性、耐蝕性、強度及高溫強度。關於切削性，在α相的情況下，即使含有Si亦幾乎不會改善切削性。但是，由於藉由含有Si而 形成之γ相、κ相、μ相、β相，或根據情況而含有之ζ相、χ相等比α相更硬的相，即使不含有大量的Pb，亦能夠具有優異之切削性。然而，隨著作為該等硬質的金屬相之γ相、κ相、μ相、β相、ζ相及χ相增加，會產生衝擊特性下降的問題、惡劣環境下的耐蝕性下降的問題，以及在可以承受於高溫尤其在實際使用中的高溫下長期使用之高溫潛變特性上產生問題。因此，需要將該等γ相、κ相、μ相、β相規定在適當的範圍內。又，Si具有在熔解、鑄造時大幅抑制Zn的蒸發之效果，隨著增加Si含量，能夠減小比重。
為了解決該等金相組織的問題並滿足所有各種特性，雖然依Cu、Zn、Sn等的含量而不同，但Si需要含有超過3.4mass%。Si含量的下限較佳為3.45mass%以上，更佳為3.5mass%以上，進一步較佳為3.55mass%以上。表面上，為了減少Si濃度高的γ相和μ相所佔之比例，認為應降低Si含量。但是，深入研究了與其他元素的摻合比例之結果，需要如上述那樣規定Si含量的下限。又，藉由含有超過3.4mass%的Si，能夠設為γ相所佔之比例減少，γ相被分割而γ相的長邊縮短，且對各種特性的影響輕微者。
另一方面，若Si含量過多，則κ相過度增加，出現β相。進一步根據情況而出現Si濃度高的δ相、ε相、η相、 γ相、μ相、ζ相、χ相，從而耐蝕性、延展性、衝擊特性變差。因此，Si含量的上限小於4.1mass%，較佳為3.95mass%以下，更佳為3.9mass%以下，進一步較佳為3.87mass%以下。
(Zn)
Zn與Cu、Si一同為本實施形態的合金的主要構成元素，係為了提高切削性、耐蝕性、強度、鑄造性所需之元素。再者，Zn雖然作為剩餘部分而存在，但如果執意要記載，Zn含量的上限小於19.5mass%，較佳為小於19mass%，進一步較佳為18.5mass%以下。另一方面，Zn含量的下限超過15.0mass%，較佳為16.0mass%以上。
(Sn)
Sn大幅提高尤其在惡劣環境下的耐脫鋅腐蝕性，並提高耐應力腐蝕破裂性。包括複數個金屬相(構成相)之銅合金中，各金屬相的耐蝕性存在優劣，即使最終成為α相和κ相這2相，亦會從耐蝕性差的相開始腐蝕而腐蝕進展。Sn提高耐蝕性最優異之α相的耐蝕性，並且還同時改善耐蝕性第二優異之κ相的耐蝕性。就Sn而言，與分佈於α相之量相比，分佈於κ相之量約為1.5倍。亦即分佈於κ相之Sn量為分佈於α相之Sn量的約1.5倍。Sn量增加多少，κ相的耐蝕性隨之進一步提高。隨著Sn含量的增加，α相 與κ相的耐蝕性的優劣幾乎消失，或者至少減小α相與κ相的耐蝕性之差，從而大幅提高作為合金的耐蝕性。
然而，含有Sn會促進γ相的形成。γ相具有優異之切削性能，但會使合金的耐蝕性、延展性、衝擊特性及高溫強度變差。與α相相比，Sn多分佈於γ相中約15倍。亦即分佈於γ相之Sn量為分佈於α相之Sn量的約15倍。與不含Sn之γ相相比，在耐蝕性略有改善之程度下，含有Sn之γ相有所不足。這樣，儘管κ相、α相的耐蝕性提高，但在Cu-Zn-Si合金中含有Sn會促進γ相的形成。又，Sn大多分佈於γ相。因此，如果不將Cu、Si、P、Pb這些必要元素設為更加嚴格且適當的摻合比率並且設為適當的金相組織狀態，則含有Sn將只能略微提高κ相、α相的耐蝕性，反而因γ相的增大而導致合金的耐蝕性、延展性、衝擊特性、高溫特性降低。亦即，含有Sn會促進γ相的生成，且大量的Sn分佈於γ相。其結果，認為Sn在κ相的分佈有限，但藉由將用於抑制γ相的生成之必要元素設為適當的摻合比例，而且設為適當的金相組織狀態，會提高耐脫鋅腐蝕性、耐應力腐蝕破裂性、衝擊特性、高溫特性。再者，含有Sn具有抑制μ相的析出之作用。
又，κ相含有Sn會提高κ相的切削性。其效果隨著與P一同含有Sn而增加。
藉由控制包括後述之關係式在內的金相組織，能夠製成各種特性優異之銅合金。為了發揮該種效果，需要將Sn的含量的下限設為0.07mass%以上，較佳為0.08mass%以上，更佳為0.10mass%以上或超過0.10mass%。
另一方面，若Sn含量超過0.28mass%，則γ相所佔之比例增加，因此Sn含量的上限為0.28mass%以下，較佳為0.25mass%以下。
(Pb)
含有Pb會提高銅合金的切削性。約0.003mass%的Pb固熔於基地中，超過該量之Pb作為直徑1μm左右的Pb粒子而存在。Pb即使是微量亦對切削性有效，尤其超過0.02mass%時開始發揮顯著的效果。本實施形態的合金中，由於將切削性能優異之γ相抑制為2.0%以下，因此少量的Pb代替γ相。
因此，Pb的含量的下限超過0.02mass%，較佳為0.022mass%以上，進一步較佳為0.025mass%以上。尤其在由鑽頭進行之深鑽切削(例如鑽頭直徑的5倍長度的鑽頭切削)時，以及與切削性相關之金相組織的關係式f6的值小於42時，Pb的含量係0.022mass%以上或0.025mass%以上為較佳。
另一方面，Pb對人體有害，且影響衝擊特性及高溫強 度。因此，Pb含量的上限小於0.25mass%，較佳為0.20mass%以下，更佳為0.15mass%以下，最佳為0.10mass%以下。
(P)
P與Sn相同地大幅提高尤其在惡劣環境下的耐脫鋅腐蝕性、耐應力腐蝕破裂性。
P與Sn相同地，與分佈於α相之量相比，分佈於κ相之量約為2倍。亦即，分佈於κ相之P量為分佈於α相之P量的約2倍。又，P對提高α相的耐蝕性之效果顯著，但單獨添加P時提高κ相的耐蝕性之效果較小。但是，P藉由與Sn共存，能夠提高κ相的耐蝕性。再者，P幾乎不改善γ相的耐蝕性。又，在κ相中含有P會略微提高κ相的切削性。藉由一同添加Sn和P，κ相的切削性更有效地得以提高。
為了發揮該等效果，P含量的下限為0.06mass%以上，較佳為0.065mass%以上，更佳為0.07mass%以上。
另一方面，即使含有超過0.14mass%的P，不僅耐蝕性的效果飽和，而且容易形成P和Si的化合物，從而衝擊特性及延展性亦會變差，亦對切削性產生不良影響。因此，P含量的上限為0.14mass%以下，較佳為0.13mass%以下，更佳為0.12mass%以下。
(Sb、As、Bi)
Sb、As均與P、Sn相同地進一步提高尤其在惡劣環境下的耐脫鋅腐蝕性、耐應力腐蝕破裂性。
為了藉由含有Sb來提高耐蝕性，需要含有超過0.02mass%的Sb，含有0.03mass%以上的量的Sb為較佳。另一方面，即使含有0.08mass%以上的Sb，耐蝕性提高之效果亦會飽和，γ相反而增加，因此Sb的含量小於0.08mass%，較佳為小於0.07mass%。
又，為了藉由含有As來提高耐蝕性，需要含有超過0.02mass%的As，含有0.03mass%以上的量的As為較佳。另一方面，即使含有0.08mass%以上的As，耐蝕性提高之效果亦會飽和，因此As的含量小於0.08mass%，小於0.07mass%為較佳。
藉由單獨含有Sb來提高α相的耐蝕性。Sb係熔點比Sn高之低熔點金屬，顯示與Sn類似的行跡，與α相相比，大多分佈於γ相、κ相。Sb藉由與Sn一同添加而具有改善κ相的耐蝕性之效果。然而，無論在單獨含有Sb時還是在與Sn和P一同含有Sb時，不僅幾乎不具有改善γ相的耐蝕性之效果，而且含有過量的Sb可能會導致γ相增加。
在Sn、P、Sb、As中，As增強α相的耐蝕性。即使κ相被腐蝕，由於α相的耐蝕性得到提高，因此As發揮阻止在連鎖反應中發生之α相的腐蝕之作用。然而，無論在單 獨含有As時還是在與Sn、P、Sb一同含有As時，提高κ相、γ相的耐蝕性之效果均較小。
再者，當一同含有Sb、As時，即使Sb、As的總計含量超過0.10mass%，耐蝕性提高之效果亦會飽和，從而延展性、衝擊特性降低。因此，Sb和As的總量設為0.10mass%以下為較佳。再者，Sb與Sn相同地具有改善κ相的耐蝕性之效果。因此，若[Sn]+0.7×[Sb]的量超過0.10mass%，則作為合金的耐蝕性進一步提高。
Bi進一步提高銅合金的切削性。為此，需要含有超過0.02mass%的Bi，含有0.025mass%以上為較佳。另一方面，雖然Bi對人體的有害性尚不確定，但從對衝擊特性、高溫強度的影響考慮，Bi的含量的上限設為小於0.30mass%，較佳設為小於0.20mass%，更佳設為0.15mass%以下，進一步較佳設為0.10mass%以下。
(不可避免的雜質)
作為本實施形態中的不可避免的雜質，例如可舉出Al(鋁)、Ni(鎳)、Mg(鎂)、Se(硒)、Te(碲)、Fe(鐵)、Co(鈷)、Ca(鈣)、Zr(鋯)、Cr(鉻)、Ti(鈦)、In(銦)、W(鎢)、Mo(鉬)、B(硼)、Ag(銀)及稀土類元素等。
一直以來，易削性銅合金以回收之銅合金為主原料，而非以電解銅、電解鋅等優質原料為主。在該領域的下一 製程(下游製程、加工製程)中，對大部分構件、組件實施切削加工，相對材料100以40~80的比例產生大量廢棄之銅合金。例如可舉出切屑、切邊、毛邊、橫流道(runner)及包含製造上不良之產品等。該等廢棄之銅合金成為主原料。若切削的切屑等的分離不充分，則從其他易削性銅合金混入Pb、Fe、Se、Te、Sn、P、Sb、As、Bi、Ca、Al、Zr、Ni及稀土類元素。又，切削切屑中含有從工具混入之Fe、W、Co、Mo等。由於廢料含有電鍍之產品，因此混入Ni、Cr。純銅系廢料中混入Mg、Fe、Cr、Ti、Co、In、Ni。從資源的再利用方面以及成本問題考慮，在至少不對特性產生不良影響的範圍內，含有該等元素之切屑等廢料在一定限度內被用作原料。根據經驗，Ni大多從廢料等中混入，Ni的量被允許到小於0.06mass%，小於0.05mass%為較佳。Fe、Mn、Co、Cr等與Si形成金屬間化合物，在某些情況下與P形成金屬間化合物，從而影響切削性。因此，Fe、Mn、Co、Cr各自的量小於0.05mass%為較佳，小於0.04mass%為更佳。Fe、Mn、Co、Cr的總量亦設為小於0.08mass%為較佳。該總量更佳為小於0.07mass%，進一步較佳為小於0.06mass%。作為其他元素之Al、Mg、Se、Te、Ca、Zr、Ti、In、W、Mo、B、Ag及稀土類元素各自的量小於0.02mass%為較佳，小於0.01mass%為進一步較佳。
再者，稀土類元素的量為Sc、Y、La、Ce、Pr、Nd、Pm、Sm、Eu、Gd、Tb、Dy、Ho、Er、Tm、Tb及Lu中的1種以上的總量。
(組成關係式f0)
組成關係式f0、f1、f2為表示組成與金相組織之間的關係之公式，即使各元素在本實施形態中規定之範圍內，如果不滿足該等組成關係式f0、f1、f2，則亦無法一定滿足本實施形態設為目標之各種特性。其中，當超過本實施形態中規定之成分濃度範圍時，基本上無法適用上述組成關係式。
組成關係式f0影響構成金相組織之相。求出P、Pb各自的含量乘以0.5的係數而得之值與作為去除Zn、Sn之主要成分之Cu、Si的含量之總計。從該總計減去係數75.5。Sn的含量相對於該計算值的比率(百分率)為組成關係式f0。
為了發揮Sn的效果，至少大致去除Zn、Sn之主要成分(Cu和Si)的含量的總計超過75.5mass%之濃度為討論的對象。分母的數字表示有效作用於Sn之去除Zn、Sn之主要成分的含量。
Sn的含量相對於上述分母值的比率(百分率)為組成關係式f0，該分母值從大致去除Zn、Sn之主要成分的總 含量減去75.5而得。若該組成關係式f0小於1.0，則表示對耐蝕性有效的Sn並未充分含有於κ相中，亦即，耐蝕性的提高不充分。又，依據其他成分，切削性亦成為問題。另一方面，若組成關係式f0超過3.7，則表示雖然κ相中含有所需量的Sn，但γ相的形成更佔優勢，在耐蝕性、衝擊特性等上存在問題。因此，組成關係式f0為1.0以上且3.7以下。該組成關係式f0的下限係1.1以上為較佳，1.2以上為進一步較佳。組成關係式f0的上限係3.4以下為較佳，3.0以下為進一步較佳。再者，關於作為選擇元素之As、Sb、Bi及另外規定之不可避免的雜質，綜合考慮它們的含量，幾乎不影響組成關係式f0，因此在組成關係式f0中並未規定。
(組成關係式f1)
組成關係式f1為表示組成與金相組織之間的關係之公式，即使各元素的量在上述規定之範圍內，如果不滿足該組成關係式f1，則無法滿足本實施形態設為目標之各種特性。組成關係式f1中，Sn被賦予較大係數-8.5。若組成關係式f1小於78.5，則γ相增加，又，所存在之γ相的形狀變長，耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差。因此，組成關係式f1的下限為78.5以上，較佳為78.8以上，更佳為79.2以上。隨著組成關係式f1成為更佳的範圍，γ相的面積率 減小，即使存在γ相，γ相亦有被分割之傾向，耐蝕性、衝擊特性、延展性、常溫下的強度、高溫特性進一步提高。
另一方面，組成關係式f1的上限主要影響κ相所佔之比例，若組成關係式f1大於83.0，則κ相所佔之比例變得過多。又，μ相變得容易析出。若κ相和μ相過多，則切削性反而下降，衝擊特性、延展性、高溫特性、熱加工性及耐蝕性變差。因此，組成關係式f1的上限為83.0以下，較佳為81.7以下，更佳為81.0以下。
這樣，藉由將組成關係式f1規定在上述範圍內，可得到特性優異之銅合金。再者，關於作為選擇元素之As、Sb、Bi及另外規定之不可避免的雜質，綜合考慮它們的含量，幾乎不影響組成關係式f1，因此在組成關係式f1中並未規定。
(組成關係式f2)
組成關係式f2為表示組成與加工性、各種特性、金相組織之間的關係之公式。若組成關係式f2小於61.8，則金相組織中的γ相所佔之比例增加，包括β相在內容易出現其他金屬相，又容易殘留，從而耐蝕性、衝擊特性、冷加工性、高溫下的潛變特性變差。又，在熱鍛造時晶粒變得粗大，且容易產生破裂。因此，組成關係式f2的下限為61.8以上，較佳為62.0以上，更佳為62.2以上。
另一方面，若組成關係式f2超過63.7，則熱變形阻力增大，熱變形能力下降，熱擠出材料和熱鍛造品可能會產生表面破裂。雖然亦與熱加工率和擠出比有關，但例如進行約630℃的熱擠壓、熱鍛造(均為剛進行熱加工後的材料溫度)之熱加工很困難。又，容易出現與熱加工方向平行的方向的長度超過300μm，且寬度超過100μm這樣的粗大的α相，切削性下降，α相和存在於κ相的邊界之γ相的長邊的長度變長，強度亦降低。又，凝固溫度的範圍亦即(液相線溫度-固相線溫度)會超過50℃，鑄造時的縮孔(shrinkage cavities)變得顯著，無法得到無疵鑄件(sound casting)。因此，組成關係式f2的上限為63.7以下，較佳為63.5以下，更佳為63.4以下。
這樣，藉由將組成關係式f2規定在上述範圍內，能夠在工業上以良好的產率製造特性優異之銅合金。再者，關於作為選擇元素之As、Sb、Bi及另外規定之不可避免的雜質，綜合考慮它們的含量，幾乎不影響組成關係式f2，因此組成關係式f2中並未規定。
(與專利文獻的比較)
此處，將上述專利文獻3~9中所記載之Cu-Zn-Si合金與本實施形態的合金的組成進行比較之結果示於表1。
本實施形態與專利文獻3中，Pb及作為選擇元素之Sn 的含量不同。本實施形態與專利文獻4中，作為選擇元素之Sn的含量不同。本實施形態與專利文獻5中，Pb的含量不同。本實施形態與專利文獻6、7中，在是否含有Zr方面不同。本實施形態與專利文獻8中，Cu的含量不同，且在是否含有Fe方面亦不同。本實施形態與專利文獻9中，在是否含有Pb方面不同，且在是否含有Fe、Ni、Mn方面亦不同。
如上所述，本實施形態的合金與專利文獻3~9中所記載之Cu-Zn-Si合金中，組成範圍不同。
<金相組織>
Cu-Zn-Si合金存在10種以上的相，會產生複雜的相變，僅由組成範圍、元素的關係式，未必一定可以得到目標特性。最終藉由指定並確定存在於金相組織中之金屬相的種類及其範圍，能夠得到目標特性。
在由複數個金屬相構成之Cu-Zn-Si合金的情況下，各.相的耐蝕性並不相同而存在優劣。腐蝕從耐蝕性最差的相亦即最容易腐蝕的相，或者從耐蝕性差的相和與該相相鄰的相之間的邊界開始進展。在包括Cu、Zn、Si這3種元素之Cu-Zn-Si合金的情況下，例如若將α相、α’相、β(包括β’)相、κ相、γ(包括γ’)相、μ相的耐蝕性進行比較，則耐蝕性的順序從優異相起依次為α相>α’相>κ相>μ相γ相>β相。κ相與μ相之間的耐蝕性之差尤其大。
此處，各相的組成的數值依據合金的組成及各相的佔有面積率而變動，可以說如下。
各相的Si濃度從濃度由高到低的順序依次為μ相>γ相>κ相>α相>α’相β相。μ相、γ相及κ相中的Si濃度比合金的Si濃度高。又，μ相的Si濃度為α相的Si濃度的約2.5~約3倍，γ相的Si濃度為α相的Si濃度的約2~約2.5倍。
各相的Cu濃度從濃度由高到底的順序依次為μ相>κ 相α相>α’相γ相>β相。μ相中的Cu濃度比合金的Cu濃度高。
專利文獻3~6所示之Cu-Zn-Si合金中，切削性功能最優異之γ相主要與α’相共存，或者存在於與κ相、α相之間的邊界中。γ相在對於銅合金而言惡劣的水質下或環境下，選擇性地成為腐蝕的產生源(腐蝕的起點)而腐蝕進展。當然，如果存在β相，則在γ相腐蝕之前β相開始腐蝕。當μ相與γ相共存時，μ相的腐蝕比γ相略遲或幾乎同時開始。例如當α相、κ相、γ相、μ相共存時，若γ相和μ相選擇性地進行脫鋅腐蝕，則被腐蝕之γ相和μ相藉由脫鋅現象而成為富含Cu之腐蝕生成物，該腐蝕生成物使κ相或相鄰之α’相腐蝕，從而腐蝕連鎖反應性地進展。
再者，包括日本在內世界各地的飲用水的水質多種多樣，並且其水質逐渐成為銅合金容易腐蝕的水質。例如雖然具有上限，但由於對人體的安全性問題而用於消毒目的之殘留氯的濃度增加，作為自來水管用器具之銅合金成為容易腐蝕的環境。如還包含前述汽車組件、機械組件、工業用配管之構件的使用環境那樣，關於夾雜許多溶液之使用環境下的耐蝕性，亦可以說與飲用水相同。
另一方面，即使控制γ相或γ相、μ相、β相的量，亦即大幅減少或消除該等各相的存在比例，由α相、α’相、 κ相這3相構成之Cu-Zn-Si合金的耐蝕性亦非萬無一失。依腐蝕環境，耐蝕性比α相差的κ相可能被選擇性地腐蝕，需要提高κ相的耐蝕性。進而，若κ相被腐蝕，則被腐蝕之κ相成為富含Cu之腐蝕生成物而使α相腐蝕，因此亦需要提高α相的耐蝕性。
又，由於γ相是硬而脆的相，因此在對銅合金構件施加較大負載時，微觀上成為應力集中源。因此，γ相增加應力腐蝕破裂感受性，降低衝擊特性，進而藉由高溫潛變現象來降低高溫強度(高溫潛變強度)。μ相主要存在於α相的晶粒邊界、α相、κ相的相邊界，因此與γ相相同地成為微觀應力集中源。藉由成為應力集中源或晶界滑移現象，μ相增加應力腐蝕破裂感受性，降低衝擊特性，且降低高溫強度。在某些情況下，μ相的存在使該等各種特性變差的程度在γ相以上。
然而，若為了改善耐蝕性和前述各種特性而大幅減少或消除γ相或γ相與μ相的存在比例，則僅藉由含有少量的Pb和α相、α’相、κ相這3相，可能無法得到令人滿意的切削性。因此，為了以含有少量的Pb且具有優異之切削性為前提而改善惡劣的使用環境下的耐蝕性、延展性、衝擊特性、強度及高溫強度，需要如下規定金相組織的構成相(金屬相、結晶相)。
再者，以下，各相所佔之比例(存在比例)的單位為面積率(面積%)。
(γ相)
γ相為最有助於Cu-Zn-Si合金的切削性之相，但為了使惡劣環境下的耐蝕性、強度、高溫特性、衝擊特性成為優異者，不得不限制γ相。此外，為了使耐蝕性成為優異者，需要含有Sn，但含有Sn會進一步增加γ相。為了同時滿足該等矛盾之現象亦即切削性和耐蝕性，限定了Sn的含量、組成關係式f0、f1、f2、後述組織關係式及製造製程。
(β相及其他相)
為了藉由獲得良好的耐蝕性而得到高延展性、衝擊特性、強度、高溫強度，金相組織中所佔之β相、γ相、μ相及ζ相等其他相的比例尤為重要。
β相所佔之比例至少需要設為0%以上且0.5%以下，係0.1%以下為較佳，最佳為不存在β相。
除α相、κ相、β相、γ相、μ相以外的ζ相等其他相所佔之比例，較佳為0.3%以下，更佳為0.1%以下。最佳為不存在ζ相等其他相。
首先，為了得到優異之耐蝕性，需要將γ相所佔之比例設為0%以上且2.0%以下，並且將γ相的長邊的長度 設為50μm以下。
γ相的長邊的長度藉由以下方法來測定。例如利用500倍或1000倍的金屬顯微照片，在1個視場中測定γ相的長邊的最大長度。如後述，該操作例如在5個視場等複數個任意視場中進行。計算在各視場中得到之γ相的長邊的最大長度的平均值，並作為γ相的長邊的長度。因此，γ相的長邊的長度亦可以說是γ相的長邊的最大長度。
γ相所佔之比例係1.5%以下為較佳，設為1.0%以下為進一步較佳，0.5%以下為最佳。雖然依Pb的含量和κ相的量而不同，但例如當Pb的含量為0.04mass%以下，或κ相所佔之比例為40%以下時，以0.1%以上且0.5%以下的量存在之γ相對耐蝕性等各種特性的影響更小，從而能夠提高切削性。
由於γ相的長邊的長度影響耐蝕性，因此γ相的長邊的長度較佳為40μm以下，進一步較佳為30μm以下，最佳為20μm以下。
γ相的量越多，γ相越容易選擇性地被腐蝕。又，γ相連續得越長，越容易與之相應地選擇性地被腐蝕，腐蝕向深度方向的進展越快。又，被腐蝕之部分越多，越影響存在於被腐蝕之γ相的周圍之α’相及κ相、α相的耐蝕性。
γ相所佔之比例及γ相的長邊的長度與Cu、Sn、Si 的含量及組成關係式f0、f1、f2具有很大關連。再者，關於耐蝕性，若總體綜合考慮組成、對耐蝕性的影響度、切削性及其他特性，則γ相係0.1%以上且0.5%以下為佳。即使存在少量γ相，對耐蝕性等的影響亦較小，總體上γ相所佔之比例係0.1~0.5%為最佳。
又，若γ相變得越多，則延展性、衝擊特性、高溫強度、耐應力腐蝕破裂性變得越差，因此γ相需要為2.0%以下，較佳為1.5%以下，更佳為1.0%以下，最佳為0.5%以下。存在於金相組織中之γ相在負載有高應力時成為應力集中源。又，結合γ相的結晶結構為BCC的情況，高溫強度降低，且衝擊特性、耐應力腐蝕破裂性降低。
γ相的形狀不僅影響耐蝕性，還影響各種特性。長邊的長度較長之γ相主要存在於α相與κ相的邊界，因此延展性降低，衝擊特性變差。又，容易成為應力集中源，且助長相邊界的滑移，因此容易發生因高溫潛變引起之變形，容易產生應力腐蝕破裂。
(μ相)
由於μ相影響耐蝕性以及延展性、衝擊特性、高溫特性，因此至少需要將μ相所佔之比例設為0%以上且2.0%以下。μ相所佔之比例較佳為1.0%以下，更佳為0.3%以下，不存在μ相為最佳。μ相主要存在於晶粒邊界、相邊界。 因此，在惡劣環境下，μ相在μ相所存在之晶粒邊界產生晶界腐蝕。又，若施加衝擊作用，則容易產生以存在於晶界之硬質μ相為起點之裂痕。又，例如在用於汽車的發動機轉動之閥或在高溫高壓氣閥中使用銅合金時，若於150℃的高溫下長時間進行保持，則晶界容易產生滑移、潛變。因此，需要限制μ相的量，同時將主要存在於晶粒邊界之μ相的長邊的長度設為25μm以下。μ相的長邊的長度較佳為15μm以下，更佳為5μm以下，進一步較佳為4μm以下，最佳為2μm以下。
μ相的長邊的長度可藉由與γ相的長邊的長度的測定方法相同的方法來測定。亦即，依據μ相的大小，例如使用500倍或1000倍的金屬顯微照片或2000倍或5000倍的二次電子像照片(電子顯微照片)，在1個視場中測定μ相的長邊的最大長度。該操作在例如5個視場等複數個任意視場中進行。計算在各視場中得到之μ相的長邊的最大長度的平均值，並作為μ相的長邊的長度。因此，μ相的長邊的長度亦可以說是μ相的長邊的最大長度。
(κ相)
在近年來的高速切削條件下，包括切削阻力、切屑排出性在內的材料的切削性能很重要。但是，在將具有最優異之切削性功能之γ相所佔之比例限制在2.0%以下之狀態 下，為了具備特別優異之切削性，需要將κ相所佔之比例至少設為36%以上。該κ相係指含有Sn且切削性得到提高之κ相。κ相所佔之比例較佳為40%以上，進一步較佳為42%以上。又，若κ相所佔之比例適當，則耐蝕性、高溫特性變得良好。
另一方面，若比α相硬的κ相過多，則切削性反而變差，冷加工性、延展性、衝擊特性、熱加工性亦變差。亦即，存在κ相所佔之比例的上限，需要適量的α相。切削性能自身較差，但適量的軟質α相起到緩衝材料的作用，亦提高切削性能。同樣地，亦改善冷加工性、延展性、衝擊特性及熱加工性。因此，κ相所佔之比例為72%以下。κ相比α相硬，因此藉由設為α相與κ相的混合組織來實現高強度化。然而，僅藉由硬度無法獲得高抗拉強度。抗拉強度藉由硬度與延展性之間的平衡來確定。若κ相所佔之比例超過75%，則硬度增加，但變得缺乏延展性，抗拉強度飽和而降低。κ相所佔之比例較佳為67%以下，更佳為62%以下。另一方面，若κ相所佔之比例(κ相率)小於36%，則抗拉強度有時會降低。因此，κ相所佔之比例為36%以上，較佳為40%以上。
再者，是否出現粗大的α相與關係式f0、f2相關。詳細而言，若f2的值超過63.7，則容易出現粗大的α相。若 f0的值小於1.0，則容易出現粗大的α相。隨著粗大的α相的出現，抗拉強度降低，切削性變差。
(組織關係式f3、f4、f5、f6)
又，為了得到優異之耐蝕性、衝擊特性及高溫強度，需要α相、κ相所佔之比例的總計(組織關係式f3=(α)+(κ))為96.5%以上。f3的值較佳為97.5%以上，最佳為98%以上。同樣地，α相、κ相、γ相、μ相所佔之比例的總計(組織關係f4=(α)+(κ)+(γ)+(μ))為99.4%以上，較佳為99.6%以上。
此外，需要γ相、μ相所佔之總計的比例(f5=(γ)+(μ))為3.0%以下。f5的值較佳為2.0%以下，更佳為1.5%以下，最佳為1.0%以下。
此處，在金相組織的關係式f3~f6中，以α相、β相、γ相、δ相、ε相、ζ相、η相、κ相、μ相、χ相這10種金屬相為對象，金屬間化合物、Pb粒子、氧化物、非金屬夾雜物、未熔解物質等不作為對象。又，需要摻加藉由Si及不可避免地混入之元素(例如Fe、Co、Mn、P)形成之金屬間化合物的量。考慮對切削性和各種特性的影響，Fe、Co、Mn、P與Si的金屬間化合物的量以面積率計，設為0.5%以下為較佳，該金屬間化合物的面積率更佳為0.3%以下。
(組織關係式f6)
本實施形態的合金中，在Cu-Zn-Si合金中儘管將Pb的含量保持在最小限度，切削性亦良好，而且尤其需要滿足所有優異之耐蝕性、衝擊特性及高溫強度。然而，切削性與優異之耐蝕性、衝擊特性係矛盾之特性。
從金相組織方面考慮，包含越多的切削性能最優異之γ相，切削性越佳，但從耐蝕性、衝擊特性及其他特性方面考慮，不得不減少γ相。得知了當γ相所佔之比例為2.0%以下時，為了得到良好的切削性，需要依實驗結果將上述組織關係式f6的值設在適當的範圍內。
γ相的切削性能最優異，但尤其當γ相為少量時，亦即γ相的面積率為2.0%以下時，將比κ相所佔之比例((κ))高6倍之係數提供給γ相所佔之比例((γ)(%))的平方根的值。為了得到良好的切削性能，需要組織關係式f6為38以上。f6的值較佳為42以上，進一步較佳為45以上。當組織關係式f6的值為38~42時，為了得到優異之切削性能，Pb的含量係0.022mass%以上或者κ相中所含之Sn的量係0.11mass%以上為較佳。
另一方面，若組織關係式f6超過80，則κ相變得過多，切削性再度變差，並且衝擊特性亦變差。因此，需要組織關係式f6為80以下。f6的值較佳為72以下，進一步較佳 為67以下。
(κ相中所含之Sn、P的量)
為了提高κ相的耐蝕性，於合金中含有0.07mass%以上且0.28mass%以下的量的Sn，並且含有0.06mass%以上且0.14mass%以下的量的P為較佳。
本實施形態的合金中，Sn的含量為0.07~0.28mass%時，且將分佈於α相之Sn量設為1時，Sn以於κ相中約1.5、於γ相中約15、於μ相中約2的比例被分佈。例如，在本實施形態的合金的情況下，在含有0.2mass%的Sn之Cu-Zn-Si合金中α相所佔之比例為50%、κ相所佔之比例為49%、γ相所佔之比例為1%時，α相中的Sn濃度約為0.14mass%，κ相中的Sn濃度約為0.21mass%，γ相中的Sn濃度約為2.1mass%。再者，若γ相的面積率大，則γ相中耗費之(消耗之)Sn的量增加，分佈於κ相、α相之Sn的量減少。因此，若γ相的量減少，則如後述那樣Sn有效地利用於耐蝕性、切削性中。
另一方面，將分佈於α相之P量設為1時，P以於κ相中約2、於γ相中約3、於μ相中約3的比例被分佈。例如，在本實施形態的合金的情況下，在含有0.1mass%的P之Cu-Zn-Si合金中α相所佔之比例為50%、κ相所佔之比例為49%、γ相所佔之比例為1%時，α相中的P濃度約為 0.06mass%，κ相中的P濃度約為0.13mass%，γ相中的P濃度約為0.18mass%。
Sn、P這兩者提高α相、κ相的耐蝕性，但與α相中所含之Sn、P的量相比，κ相中所含之Sn、P的量分別約1.5倍、約2倍。亦即，κ相中所含之Sn量為α相中所含之Sn量的約1.5倍，κ相中所含之P量為α相中所含之P量的約2倍。因此，κ相的耐蝕性的提高程度優於α相的耐蝕性的提高程度。其結果，κ相的耐蝕性接近α相的耐蝕性。再者，藉由一同添加Sn和P，尤其可提高κ相的耐蝕性，但包括含量的不同在內，Sn對耐蝕性的貢獻度大於P。
當Sn的含量小於0.07mass%時，κ相的耐蝕性、耐脫鋅腐蝕性比α相的耐蝕性、耐脫鋅腐蝕性差，因此在惡劣的水質下，κ相有時會選擇性地被腐蝕。Sn在κ相中的較多分佈會提高耐蝕性比α相差之κ相的耐蝕性，使含有一定濃度以上的Sn之κ相的耐蝕性接近α相的耐蝕性。同時，在κ相中含有Sn時具有提高κ相的切削性功能之效果。為此，κ相中的Sn濃度較佳為0.08mass%以上，更佳為0.09mass%以上，進一步較佳為0.11mass%以上。藉由增加κ相中的Sn濃度，提高κ相的切削性功能。
另一方面，Sn大多分佈於γ相，但即使在γ相中 含有大量的Sn，亦主要由於γ相的結晶結構為BCC結構之理由，因而γ相的耐蝕性幾乎不會提高。不僅如此，若γ相所佔之比例較多，則分佈於κ相之Sn的量減少，因此κ相的耐蝕性不會提高。若κ相中分佈有大量的Sn，則κ相的切削性能提高，從而能夠補償γ相的切削性的損失量。於κ相中含有規定量以上的Sn之結果，認為κ相自身的切削性功能、切屑的分割性能得到提高。其中，若κ相中的Sn濃度超過0.45mass%，則合金的切削性提高，但κ相的延展性開始受損。因此，κ相中的Sn濃度的上限較佳為0.45mass%以下，更佳為0.40mass%以下，進一步較佳為0.36mass%以下。
與Sn相同地，若P大多分佈於κ相，則耐蝕性提高並且有助於提高κ相的切削性。其中，當含有過量的P時，耗費在形成Si的金屬間化合物中而使特性變差，或者過量的P的固熔使衝擊特性和延展性受損。κ相中的P濃度的下限值較佳為0.07mass%以上，更佳為0.08mass%以上。κ相中的P濃度的上限較佳為0.22mass%以下，更佳為0.2mass%以下。
<特性>
(常溫強度及高溫強度)
作為包括飲用水的閥、器具、汽車在內的各種領域中 所需的強度，適用於壓力容器之裂斷應力(breaking stress)之抗拉強度視為重要。又，例如在靠近汽車的發動機室之環境下使用之閥或高溫/高壓閥，於最高150℃的溫度環境下使用，但此時當然會要求在施加有應力和荷載時難以變形。
為此，作為熱加工材料之熱擠出材料及熱鍛材料係常溫下的抗拉強度為560N/mm2以上之高強度材料為較佳。常溫下的抗拉強度更佳為570N/mm2以上，進一步較佳為585N/mm2以上。實質上，熱鍛材料一般不實施冷加工。另一方面，熱加工材料被冷拉伸、拉線而強度提高。本實施形態的合金中，冷加工率為15%以下時，冷加工率每上升1%，抗拉強度上升約12N/mm2。相反，冷加工率每減少1%，衝擊特性減少約4%。例如，當對抗拉強度為590N/mm2、衝擊值為20J/cm2的熱擠出材料實施冷加工率5%的冷拉伸來製作冷加工材料時，冷加工材料的抗拉強度約為650N/mm2，衝擊值約成為16J/cm2。若冷加工率不同，則抗拉強度、衝擊值不能唯一確定。
關於作為強度的尺度之抗拉強度和表示韌性之衝擊特性，例如當(抗拉強度)×(1+0.12×(衝擊強度)1/2)為830以上時，可以說是具備高強度和韌性/延展性之銅合金。
而且，關於高溫強度(高溫潛變強度)，在負載有相當 於室溫的0.2%保證應力之應力之狀態下將合金於150℃曝露100小時之後的潛變應變，係0.4%以下為較佳。該潛變應變更佳為0.3%以下，進一步較佳為0.2%以下。該情況下，即使曝露於高溫亦難以變形，高溫強度優異。
另外，在Cu為60mass%、Pb為3mass%且剩餘部分包括Zn及不可避免的雜質之含Pb之易削黃銅的情況下，熱擠出材料、熱鍛造品在常溫下的抗拉強度為360N/mm2~400N/mm2。又，即使在負載有相當於室溫的0.2%保證應力之應力之狀態下，將合金於150℃曝露100小時之後，潛變應變亦約為4~5%。因此，與現有的含有Pb之易削黃銅相比，本實施形態的合金的抗拉強度、耐熱性為較高水準。亦即，本實施形態的合金在室溫下具備高強度，即使附加該高強度而長時間曝露於高溫下亦幾乎不變形，因此能夠利用高強度來實現薄壁化/輕量化。尤其在高壓閥等鍛造材料的情況下無法實施冷加工，因此藉由利用高強度來實現高性能、薄壁化及輕量化。
本實施形態的合金的高溫特性對於擠出材料、實施了冷加工之材料亦大致相同。亦即，藉由實施冷加工，0.2%保證應力提高，但即使在施加了相當於較高的0.2%保證應力之荷載之狀態下，將合金於150℃曝露100小時之後的潛變應變亦為0.4%以下且具備高耐熱性。高溫特性主要影 響β相、γ相、μ相的面積率，面積率越高，該高溫特性變得越差。又，存在於α相的晶粒邊界和相邊界之μ相、γ相的長邊的長度越長越，，該高溫特性變得越差。
(耐衝擊性)
通常，在材料具有高強度時變脆。在切削時切屑的分割性優異之材料被認為具有某種脆性。衝擊特性與切削性和強度在某些方面是矛盾之特性。
然而，當銅合金使用於閥、接頭、閥等飲用水器具、汽車組件、機械組件、工業用配管等各種構件時，銅合金不僅需要為高強度，還需要一定程度的耐衝擊之特性。具體而言，用U形凹口試片進行夏比衝擊試驗時，夏比衝擊試驗值較佳為12J/cm2以上，更佳為15J/cm2以上。本實施形態的合金係關於切削性優異之合金，即使考慮到用途，亦不需要夏比衝擊試驗值超過50J/cm2。相反，若夏比衝擊試驗值超過50J/cm2，則韌性增加，亦即如材料的黏性增加，切削阻力增大，切屑變得容易連接等切削性變差。因此，夏比衝擊試驗值較佳為50J/cm2以下。
本實施形態的合金的衝擊特性亦與金相組織有密切的關係，γ相使衝擊特性變差。又，若μ相存在於α相的晶粒邊界、α相、κ相、γ相的相邊界，則晶粒邊界及相邊界變脆而衝擊特性變差。
研究結果得到，若在晶粒邊界、相邊界存在長邊的長度超過25μm之μ相，則衝擊特性尤其變差。因此，所存在之μ相的長邊的長度為25μm以下，較佳為15μm以下，更佳為5μm以下，進一步較佳為4μm以下，最佳為2μm以下。又，同時與α相和κ相相比，存在於晶粒邊界之μ相在惡劣環境下容易被腐蝕而產生晶界腐蝕，並且使高溫特性變差。當然，γ相的長邊的長度越長，衝擊特性越低。
再者，在μ相的情況下，若其佔有比例減小，則在500倍或1000倍左右倍率的金屬顯微鏡中變得難以確認。當μ相的長度為5μm以下時，若用倍率為2000倍或5000倍的電子顯微鏡進行觀察，則有時能夠在晶粒邊界、相邊界觀察μ相。
<製造製程>
接著，對本發明的第1、2實施形態之易削性銅合金的製造方法進行說明。
本實施形態的合金的金相組織不僅在組成中發生變化，而且在製造製程中亦發生變化。不僅受到熱擠壓、熱鍛造的熱加工溫度的影響，而且熱加工後的冷卻過程中的平均冷卻速度亦會帶來影響。進行深入研究之結果得知，在熱加工後的冷卻過程中，金相組織受到在470℃至380℃的溫度區域的冷卻速度的較大影響。又，得知金相組織還 受到加工製程後的低溫退火製程的溫度、加熱時間的較大影響。
(熔解鑄造)
熔解在比本實施形態的合金的熔點(液相線溫度)高約100℃~約300℃的溫度亦即約950℃~約1200℃進行。鑄造在比熔點高約50℃~約200℃的溫度亦即約900℃~約1100℃進行。澆鑄於規定的鑄模中，並藉由氣冷、緩冷卻、水冷等幾種冷卻方式來進行冷卻。而且，凝固後，構成相發生各種變化。
(熱加工)
作為熱加工，可舉出熱擠壓、熱鍛造。
關於熱擠壓，雖然依設備能力而不同，但在實際進行熱加工時的材料溫度、具體而言剛通過擠出模後的溫度(熱加工溫度)為600~740℃之條件下實施熱擠壓為較佳。若在超過740℃之溫度進行熱加工，則在塑性加工時形成許多β相，有時β相會殘留，γ相亦有較多殘留，從而對冷卻後的構成相產生不良影響。具體而言，與在740℃以下的溫度進行熱加工時相比，γ相增加或β相殘留。在某些情況下會發生熱加工破裂。再者，熱加工溫度係690℃以下為較佳，係645℃以下為更佳。熱加工溫度對γ相的生成、殘留有較大影響。
而且，進行冷卻時，將在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度設為2.5℃/分鐘以上且500℃/分鐘以下。在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度較佳為4℃/分鐘以上，更佳為8℃/分鐘以上。藉此，防止μ相增加。
又，當熱加工溫度較低時，熱下的變形阻力增大。從變形能力方面考慮，熱加工溫度的下限較佳為600℃以上，更佳為605℃以上。當擠出比為50以下時或熱鍛造成比較簡單的形狀時，能夠於600℃以上實施熱加工。若考慮裕度，熱加工溫度的下限較佳為605℃。雖然依設備能力而不同，但從金相組織的構成相的觀點考慮，熱加工溫度儘可能低為較佳。
考慮可實測的測定位置，熱加工溫度設為以下的溫度。在熱擠壓情況下，測定進行熱擠壓後約3秒後的擠出材料的溫度，並將鑄錠(小坯(billet))擠出約50%至擠出結束為止的擠出材料的平均溫度定義為熱加工溫度(熱擠壓溫度)。熱擠壓在實際使用生產上重要的是，是否能夠擠出到最後，擠出之後半部分的材料溫度很重要。在熱鍛造情況下，將可實測的剛進行鍛造後約3秒後的鍛造品的溫度定義為熱加工溫度(熱鍛溫度)。在金相組織方面，剛承受較大的塑性變形後的溫度對相構成有較大影響，是重要的。
熱加工溫度有時設為小坯的表面溫度，但由於表面與 內部的溫度差、小坯加熱後至擠出之前的時間依設備的配置和操作狀況而發生變化，因此本實施形態中不予採用。
含有1~4mass%的量的Pb之黃銅合金佔銅合金擠出材料的絕大部分，在該黃銅合金的情況下，除了擠出直徑大者、例如直徑約超過38mm者以外，通常在熱擠壓後捲繞成線圈。擠出的鑄錠(小坯)被擠出裝置奪去熱量從而溫度降低。擠出材料藉由與捲繞裝置接觸而被奪去熱量，從而溫度進一步降低。從最初擠出的鑄錠溫度，或從擠出材料的溫度，以比較快的平均冷卻速度發生約50℃~100℃的溫度下降。之後，捲繞之線圈藉由保溫效果，雖然依線圈的重量等而不同，但以約2℃/分鐘的比較慢的平均冷卻速度在470℃至380℃的溫度區域進行冷卻。當材料溫度達到約300℃時，其之後的平均冷卻速度進一步變慢，因此有時會考慮到處理而進行水冷。在含有Pb之黃銅合金的情況下，以約600~800℃進行熱擠壓，但剛擠出後的金相組織中存在大量的富有熱加工性之β相。若擠出後的平均冷卻速度快，則冷卻後的金相組織中殘留大量的β相，從而耐蝕性、延展性、衝擊特性、高溫特性變差。為了避免該種情況，以利用了擠出線圈的保溫效果等之比較慢的平均冷卻速度進行冷卻，藉此使β相變為α相，從而成為富含α相之金相組織。如前述，剛擠出後，擠出材料的平均冷 卻速度比較快，因此藉由減緩之後的冷卻而成為富含α相之金相組織。尤其為了得到耐蝕性和延展性，往往會故意減緩平均冷卻速度。再者，專利文獻1中雖然沒有關於平均冷卻速度的記載，但揭示了以減少β相並使β相孤立之目的進行緩冷卻，直至擠出材料的溫度成為180℃以下。
相對於此，本實施形態中，如果以緩慢的平均冷卻速度進行冷卻，則與現有合金不同，α相、κ相的量減少，μ相增加。詳細而言，若在470℃至370℃的溫度區域的平均冷卻速度較慢，則以α相的晶粒邊界、α相與κ相的相邊界為中心而生成μ相並生長。因此，α相的減少量增加。
(熱鍛造)
熱鍛造原材料主要使用熱擠出材料，但亦可以使用連續鑄造棒。與熱擠壓相比，熱鍛造中加工成複雜的形狀，因此鍛造前的原材料的溫度較高。但是，成為鍛造品的主要部位之施加有大塑性加工之熱鍛材料的溫度亦即自鍛造後約3秒後的材料溫度與擠出材料相同地從600℃達到740℃。而且，在熱鍛造後進行冷卻時，將在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度設為2.5℃/分鐘以上且500℃/分鐘以下。在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度，較佳為4℃/分鐘或5℃/分鐘以上，更佳為8℃/分鐘以上。藉此，防止μ相增加。
再者，熱鍛造原材料為熱擠壓棒，只要是預先具有較少的γ相之金相組織，則即使熱鍛溫度高，其金相組織亦得以維持。
此外，在進行冷卻時，將鍛造材料的溫度在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度設為0.1℃/分鐘以上且2.5℃/分鐘以下為較佳。這樣，在該溫度域內，以更慢的平均冷卻速度進行冷卻為較佳。藉此，減少γ相的量，縮短γ相的長邊的長度，從而能夠提高耐蝕性、衝擊特性及高溫特性。從經濟性考慮，將在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度的下限值設為0.1℃/分鐘以上，若平均冷卻速度超過2.5℃/分鐘，則γ相的量的減少變得不充分。更佳的條件係將在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度設為1.5℃/分鐘以下，繼而加快在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度而設為4℃/分鐘以上或5℃/分鐘以上。
關於本實施形態的合金的金相組織，在製造製程中重要的是，在熱加工後的冷卻過程中在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度。若平均冷卻速度慢於2.5℃/分鐘，則μ相所佔之比例增大。μ相主要以晶粒邊界、相邊界為中心而形成。在惡劣環境下，μ相比α相、κ相的耐蝕性差，因此成為μ相的選擇腐蝕和晶界腐蝕的原因。又，μ相與γ相相同地成為應力集中源，或成為晶界滑移的原因，從而 降低衝擊特性和高溫強度。較佳係在熱加工後的冷卻中，在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度為2.5℃/分鐘以上，較佳為4℃/分鐘以上，更佳為8℃/分鐘以上，進一步較佳為12℃/分鐘以上，最佳為15℃/分鐘以上。在熱加工後，材料溫度從580℃以上的高溫急冷時，例如，若以超過500℃/分鐘的平均冷卻速度進行冷卻，則殘留較多的β相、γ相。因此，需要將在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度設為500℃/分鐘以下。該溫度區域的平均冷卻速度較佳為300℃/分鐘以下，更佳為200℃/分鐘以下。
若用2000倍或5000倍的電子顯微鏡觀察金相組織，則是否存在μ相的邊界的平均冷卻速度在470℃至380℃的溫度區域中約為8℃/分鐘。尤其對前述各種特性影響較大之臨界的平均冷卻速度在470℃至380℃的溫度區域中為2.5℃/分鐘或4℃/分鐘。
亦即，若在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度慢於8℃/分鐘，則在晶界析出之μ相的長邊的長度約超過1μm，隨著平均冷卻速度減緩而進一步生長。而且，若平均冷卻速度約慢於4℃/分鐘，則μ相的長邊的長度約超過4μm或5μm，有時會影響到耐蝕性、衝擊特性及高溫特性。若平均冷卻速度約慢於2.5℃/分鐘，則μ相的長邊的長度約超過10或15μm，在某些情況下會約超過25μm。若 μ相的長邊的長度約達到10μm，則用1000倍的金屬顯微鏡能夠使μ相區別於晶粒邊界，從而能夠進行觀察。另一方面，平均冷卻速度的上限雖然依熱加工溫度等而不同，但如果平均冷卻速度過快，則在高溫下形成之構成相直接維持到常溫，κ相增加，影響耐蝕性、衝擊特性之β相、γ相增加。因此，主要自580℃以上的溫度區域的平均冷卻速度很重要，但需要將在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度設為500℃/分鐘以下，該平均冷卻速度較佳為300℃/分鐘以下。
(冷加工製程)
為了提高尺寸精度，或為了使擠出之線圈成為直線，亦可以對熱擠出材料實施冷加工。詳細而言，針對熱擠出材料或熱處理材料，以約2%~約20%(較佳約為2%~約15%，更佳約為2%~約10%)的加工率實施冷拉伸，然後進行矯正(複合(combined)拉伸、矯正)。或者，針對熱擠出材料或熱處理材料，以約2%~約20%(較佳約為2%~約15%，更佳約為2%~約10%)的加工率實施冷拉線加工。再者，冷加工率大致為0%，但有時僅藉由矯正設備來提高棒材的線性度。
(低溫退火)
在棒材、鍛造品中，為了去除殘餘應力和矯正棒材， 有時會在再結晶溫度以下的溫度對棒材、鍛造品進行低溫退火。作為該低溫退火的條件，將材料溫度設為240℃以上且350℃以下，將加熱時間設為10分鐘至300分鐘為較佳。進而當將低溫退火的溫度(材料溫度)設為T(℃)、將加熱時間設為t(分鐘)時，在滿足150(T-220)×(t)1/2 1200的關係之條件下實施低溫退火為較佳。再者，此處設為從比達到規定的溫度T(℃)之溫度低10℃之溫度(T-10)開始，對加熱時間t(分鐘)進行計數(測量)者。
當低溫退火的溫度低於240℃時，殘餘應力的去除不夠充分，並且不會充分進行矯正。當低溫退火的溫度超過350℃時，以晶粒邊界、相邊界為中心形成μ相。若低溫退火的時間小於10分鐘，則殘餘應力的去除不夠充分。若低溫退火的時間超過300分鐘則μ相增大。隨著提高低溫退火的溫度或增加時間，μ相增大，從而耐蝕性、衝擊特性及高溫強度降低。然而，藉由實施低溫退火無法避免μ相的析出，如何去除殘餘應力並且將μ相的析出限制在最小限度成為關鍵。
再者，(T-220)×(t)1/2的值的下限為150，較佳為180以上，更佳為200以上。又，(T-220)×(t)1/2的值的上限為1200，較佳為1100以下，更佳為1000以下。
藉由該種製造方法來製造本發明的第1、2實施形 態之易削性銅合金。熱加工製程和低溫退火製程中的任一製程滿足上述條件即可，亦可以利用上述條件實施熱加工製程和低溫退火製程這兩者。
依設為如上構成之本發明的第1、第2實施形態之易削性合金，如上述那樣規定了合金組成、組成關係式、金相組織、組織關係式，因此在惡劣環境下的耐蝕性、衝擊特性及高溫強度優異。又，即使Pb的含量少，亦能夠得到優異之切削性。
以上，對本發明的實施形態進行了說明，但本發明並不限定於此，在不脫離其發明的技術要求之範圍內可適當進行變更。
以下示出為了確認本發明的效果而進行之確認實驗的結果。再者，以下的實施例係用於說明本發明的效果者，實施例中所記載之構成要件、製程、條件並非限定本發明的技術範圍者。
(實施例1)
<實際操作實驗>
利用在實際操作中使用之低頻熔爐及半連續鑄造機實施了銅合金的原型試驗。表2中示出合金組成。再者，由於使用了實際操作設備，因此在表2所示之合金中亦對雜 質進行了測定。又，製造製程設為表5~表7所示之條件。
(製程No.A1~A6、AH1~AH5)
利用實際操作之低頻熔爐及半連續鑄造機製造了直徑240mm的小坯。原料使用了依照實際操作者。將小坯切斷成800mm的長度並進行了加熱。進行熱擠壓而設為直徑25.5mm的圓棒狀並捲繞成線圈(擠出材料)。在小坯的約50%熱擠出之部位至最後擠出之部位，使用輻射溫度計進行了溫度的測定。從擠壓機捲繞到線圈大約需要3秒鐘的時間，測定該時點上的材料溫度，從而求出了從擠出中間至最終的平均擠壓溫度。將平均擠壓溫度設為熱加工溫度(熱擠壓溫度)。再者，使用了Daido Steel Co.,Ltd.製造的DS-06DF型輻射溫度計。
確認到該擠出材料的溫度的平均值為表5所示之溫度的±5℃(在(表5所示之溫度)-5℃~(表5所示之溫度)+5℃的範圍內)。
在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度及在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度，藉由調整冷卻風扇及保持捲繞線圈材料的溫度等來調整為表5所示之條件。
對所得之直徑25.5mm的圓棒實施冷加工率約為5%的冷拉伸，然後進行矯正而使直徑成為25mm(複合拉伸、矯 正)。
再者，以下表中，用“○”表示進行了複合拉伸、矯正的情況，用“-”表示未進行的情況。
(製程No.B1~B3、BH1~BH3)
將在製程No.A1中得到之棒材切斷成3m的長度。繼而，在截面為H形狀且底面的平坦度優異之(每1m彎曲0.1mm以下)模板上排列，並以矯正目的進行了低溫退火。利用表5所示之條件來進行了低溫退火。
再者，表中的條件式的值為下述式的值。
(條件式)=(T-220)×(t)1/2
T：溫度(材料溫度)(℃)、t：加熱時間(分鐘)
(製程No.C1~C2、CH1)
利用實際操作之低頻熔爐及半連續鑄造機製造了直徑240mm的鑄錠(小坯)。原料使用了依照實際操作者。將小坯切斷成500mm的長度並進行了加熱。而且，進行熱擠壓而設為直徑50mm的圓棒狀擠出材料。該擠出材料以直棒形狀在擠出台被擠出。該熱擠壓藉由表5所示之3個條件中任一條件的擠壓溫度來進行。使用輻射溫度計測定了溫度。從利用擠壓機擠出之時點起約3秒後進行了溫度的測定。測定小坯被擠出約50%至擠出結束為止的擠出材料的溫度，從而求出了從擠出中間至最終的平均擠壓溫度。將 平均擠壓溫度設為熱加工溫度(熱擠壓溫度)。
確認到該擠出材料的溫度的平均值為表5所示之溫度的±5℃(在(表5所示之溫度)-5℃~(表5所示之溫度)+5℃的範圍內)。
擠出後，在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度為25℃/分鐘，在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度為15℃/分鐘(擠出材料)。
(製程No.D1~D8、DH1~DH2、熱鍛造)
將在製程No.C1~C2、CH1中得到之直徑50mm的圓棒切斷成200mm的長度。橫向放置該圓棒，使用熱鍛壓能力150噸的壓機鍛造成厚度成為16mm。剛熱鍛造成規定的厚度之後約經過3秒後，使用輻射溫度計進行了溫度的測定。
確認到熱鍛溫度(熱加工溫度)為表6所示之溫度±5℃的範圍(在(表6所示之溫度)-5℃~(表6所示之溫度)+5℃的範圍內)。熱鍛造藉由將鍛造溫度設為恆定，並改變在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度和在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度來實施。再者，製程No.D7中，為了在熱鍛造後去除殘餘應力，利用表6所示之條件實施了低溫退火。
(製程No.No.G)
進行熱擠壓，得到了對邊距離17.8mm的六角形形棒。該六角形形棒與製程No.C1相同地在擠出台被擠出。繼而，進行拉伸/矯正，從而成為對邊距離17mm的六角形形棒。如表7所示，擠壓溫度為640℃，在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度為20℃/分鐘，在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度為25℃/分鐘。
<實驗室實驗>
使用實驗室設備實施了銅合金的原型試驗。表3及表4中示出合金組成。再者，剩餘部分為Zn及不可避免的雜質。表2所示之組成的銅合金亦用於實驗室實驗中。又，製造製程設為表8及表9所示之條件。
(製程No.E1、E2)
在實驗室以規定的成分比熔解了原料，將熔液澆鑄於直徑100mm、長度180mm的金屬模中，實施切削加工直至直徑成為95mm，從而製作出小坯。將該小坯進行加熱，並擠出成直徑25mm及直徑40mm的圓棒。使用輻射溫度計測定了從擠出開始時點起約3秒後的材料的溫度。測定小坯被擠出約50%至擠出結束為止的擠出材料的溫度，從而求出了從擠出中間至最終的平均擠壓溫度。如表8所示，在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度為25℃/分鐘或20℃/分鐘。在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速 度為20℃/分鐘或15℃/分鐘。繼而，對擠出材料進行了矯正。
(製程No.F1)
將在製程No.E2中得到之直徑40mm的圓棒(銅合金棒)切斷成200mm的長度。橫向放置該圓棒，使用熱鍛壓能力150噸的壓機鍛造成厚度成為16mm。剛熱鍛造成規定的厚度之後約經過3秒後，使用輻射溫度計進行了溫度的測定。確認到熱鍛溫度為表9所示之溫度±5℃的範圍(在(表9所示之溫度)-5℃~(表9所示之溫度)+5℃的範圍內)。將在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度設為20℃/分鐘。將在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度設為20℃/分鐘。
(製程No.F2)
針對直徑40mm的連續鑄造棒，以與製程No.F1相同的條件實施了熱鍛造。
關於上述試驗材料，藉由以下步驟，對金相組織觀察、耐蝕性(脫鋅腐蝕試驗/浸漬試驗)、切削性進行了評價。
(金相組織的觀察)
藉由以下方法觀察了金相組織，並藉由圖像解析測定了α相、κ相、β相、γ相、μ相的面積率(%)。再者，α’相、β’相、γ’相設為分別包含於α相、β相、γ相中。
與各試驗材料的棒材、鍛造品與的長邊方向平行地，或與金相組織的流動方向平行地進行切斷。繼而，對表面進行研磨(鏡面拋光，mirror face polishing)，並用過氧化氫與氨水的混合液進行了蝕刻。蝕刻時使用了將3vol%的過氧化氫水3mL與14vol%的氨水22mL進行混合而得之水溶液。於約15℃~約25℃的室溫下，將金屬的研磨面浸漬於該水溶液中約2秒~約5秒。
使用金屬顯微鏡，主要以500倍的倍率觀察了金相組織，並且依金相組織的狀況而以1000倍觀察了金相組織。使用5個視場或10個視場的顯微照片，藉由圖像處理軟體“WinROOF2013”將金相組織進行二值化，從而求出了各相的面積率。詳細而言，關於各相，求出5個視場或10個視場的面積率的平均值，並將平均值設為各相的相比率。而且，將所有構成相的面積率的總計設為100%。
藉由以下方法測定了γ相、μ相的長邊的長度。使用500倍或1000倍的金屬顯微照片，在1個視場中測定了γ相的長邊的最大長度。在任意的5個視場中進行該操作，計算所得之γ相的長邊最大長度的平均值，並設為γ相的長邊的長度。同樣地，依據μ相的大小，使用500倍或1000倍的金屬顯微照片，或使用2000倍或5000倍的二次電子像照片(電子顯微照片)，在1個視場中測定了μ相的長邊的最大長度。在任意的5個視場中進行該操作，計算所得之μ相的長邊最大長度的平均值，並設為μ相的長邊的長度。
具體而言，使用打印出約70mm×約90mm尺寸之照片進行了評價。在500倍倍率的情況下，觀察視場的尺寸為276μm×220μm。
當相的識別困難時，藉由FE-SEM-EBSP(電子背散射繞射圖像(Electron Back Scattering Diffracton Pattern))法，以500倍或2000倍的倍率對相進行了指定。
又，在改變平均冷卻速度之實施例中，為了確認主要在晶粒邊界析出之μ相的有無，使用JEOL Ltd.製造的JSM-7000F來拍攝二次電子像，並以2000倍或5000倍的倍率確認了金相組織。當能夠用2000倍或5000倍的二次電子像確認μ相，但不能用500倍或1000倍的金屬顯微照 片確認μ相時，未計算面積率。亦即，被2000倍或5000倍的二次電子像觀察到但未能在500倍或1000倍的金屬顯微照片中確認之μ相並未包含在μ相的面積率中。這是因為，無法用金屬顯微鏡確認的μ相主要係長邊的長度約為5μm以下、寬度約為0.5μm以下，因此對面積率之影響較小。再者，當未能以500倍或1000倍確認μ相，但以更高的倍率測定出μ相的長邊的長度時，在表中的測定結果中μ相的面積率雖然為0%，但仍記載有μ相的長邊的長度。
(μ相的觀察)
使用JEOL Ltd.製造的場致發射形型電子顯微鏡“JSM-7000F”進行了μ相的觀察。在加速電壓15kV、電流值(設定值)15的條件下，以2000倍或5000倍的倍率進行了觀察。
關於μ相，若在熱擠壓後在470℃~380℃的溫度區域以8℃/分鐘以下的平均冷卻速度進行冷卻，則確認到μ相的存在。圖1表示試驗No.T05(合金No.S01/製程No.A5)的5000倍的二次電子像的一例。在α相的晶粒邊界確認到有μ相析出(白灰色細長的相)。關於μ相的長邊的長度，在任意5個視場中肉眼進行判斷，並藉由上述方法來測定。
(κ相中所含之Sn量、P量)
使用X射線微分析器測定了κ相中所含之Sn量、P量。 測定時使用JEOL Ltd.製造的“JXA-8200”，在加速電壓20kV、電流值3.0×10-8A的條件下進行。
關於試驗No.T01(合金No.S01/製程No.A1)、試驗No.T17(合金No.S01/製程No.BH3)、試驗No.T437(合金No.S123/製程No.E1)，使用X射線微分析器對各相的Sn、Cu、Si、P的濃度進行定量分析之結果示於表10~表12。
關於μ相，測定了在視場內短邊的長度較大的部分。
由上述測定結果得到如下見解。
1)藉由合金組成而分佈於各相之濃度略有不同。
2)Sn在κ相中的分佈為α相的約1.5倍。
3)γ相的Sn濃度為α相的Sn濃度的約15倍。
4)與α相的Si濃度相比，κ相、γ相、μ相的Si濃度 分別約為1.6倍、約2.1倍、約2.8倍。
5)μ相的Cu濃度高於α相、κ相、γ相。
6)若γ相的比例增加，則α相、κ相的Sn濃度必然減少。具體而言，雖然係相同的Sn含量，但與γ相率約為3.7%的情況相比，在γ相率約為1%的情況下，α相、κ相的Sn濃度多約20%(1.2倍)。進而預測為若γ相率增加則α相、κ相的Sn濃度減少。
7)P在κ相中的分佈為α相的約2倍。
8)γ相的P濃度為α相的P濃度的約3倍。
(機械特性)
(抗拉強度)
將各試驗材料加工成JIS Z 2241的10號試片，從而進行了抗拉強度的測定。如果熱擠出材料或熱鍛材料的抗拉強度為560N/mm2以上(較佳為570N/mm2以上，更佳為585N/mm2以上)，則在易削性銅合金中亦為最高水準，能夠實現在各領域中使用之構件的薄壁化/輕量化。
再者，抗拉試片的完工面粗糙度影響伸長率和抗拉強度。因此，以抗拉試片的標點間任意位置的每基準長度4mm的表面粗糙度滿足下述條件之方式製作出抗拉試片。又，所使用之試驗機為SHIMADZU CORPORATION製造的萬能試驗機(AG-X)。
(抗拉試片的表面粗糙度的條件)
在抗拉試片的標點間的任意位置的每基準長度4mm的截面曲線中，Z軸的最大值與最小值之差為2μm以下。截面曲線係指，將截止值λs的低通濾波器適用於測定截面曲線而得之曲線。
(高溫潛變)
根據各試片製作出JIS Z 2271的直徑10mm之帶法蘭的試片。測定了在將相當於室溫的0.2%保證應力之荷載施加於試片之狀態下，於150℃經過100小時後的潛變應變。以常溫下的標點間的伸長率施加相當於0.2%的塑性變形之荷載，如果在施加了該荷載之狀態下將試片於150℃保持100小時之後的潛變應變為0.4%以下，則為良好。如果該潛變應變為0.3%以下，則為銅合金中的最高水準，例如，能夠在高溫下使用之閥、靠近發動機室的汽車組件中，用作可靠性高的材料。
(衝擊特性)
在衝擊試驗中，從擠壓棒材、鍛造材料及其替代材料、鑄造材料、連續鑄造棒材中選取了依照JIS Z 2242之U形凹口試片(凹口深度2mm、凹口底部半徑1mm)。用半徑2mm的衝擊刃進行夏比衝擊試驗，並測定了衝擊值。
再者，作為參考亦可使用V凹口形狀的試片，用V凹 口試片和U形凹口試片進行時的衝擊值的關係大致如下。
(V凹口衝擊值)=0.8×(U形凹口衝擊值)-3
(切削性)
作為切削性的評價，如下對使用了車床之切削試驗進行了評價。
對直徑50mm、40mm或25mm的熱擠壓棒材、直徑25mm的冷拉伸材料實施切削加工而製作出直徑18mm之試驗材料。對鍛造材料實施切削加工而製作出直徑14.5mm之試驗材料。將尖頭直鋒刀具(point nose straight tool)，尤其將不帶斷屑槽之碳化鎢刀具安裝在車床上。使用該車床，於乾式條件下，並在前刀角-6度、刀尖半徑0.4mm、切削速度150m/分鐘、切削深度1.0mm、進給速度0.11mm/rev的條件下，在直徑18mm或14.5mm的試驗材料的圓周上進行了切割。
從包括安裝於工具之3個部分之測力計(MIHODENKI CO.,LTD.製造，AST式工具測力計AST-TL1003)發出之信號轉換為電氣電壓信號(electrical voltage signal)，並記錄在記錄器中。接著，該等信號被轉換為切削阻力(N)。因此，藉由測定切削阻力尤其是在切削時顯示最高值之主分力，對合金的切削性進行了評價。
同時選取切屑，並藉由切屑形狀對切削性進行了評價。 在實際使用的切割中成為最大問題的是，切屑纏上工具或切屑的體積較大。因此，將只產生切屑形狀為1卷以下的切屑的情況評價為“○”(good(良好))。將產生切屑形狀超過1卷且3卷為止的切屑的情況評價為“△”(fair(尚可))。將產生切屑形狀超過3卷之切屑的情況評價為“×”(poor(不良))。這樣，進行了3個階段的評價。
切削阻力還依賴於材料的強度，例如剪斷應力、抗拉強度和0.2%保證應力，具有強度越高的材料切削阻力越高之傾向。如果與含有1~4%的Pb之易削黃銅棒的切削阻力相比，切削阻力高出約10%至約20%的程度，則在實際使用上被充分容許。本實施形態中，以130N為界(邊界值)來對切削阻力進行了評價。詳細而言，若切削阻力小於130N，則評價為切削性優異(評價：○)。若切削阻力為130N以上且小於145N，則將切削性評價為“尚可(△)”。若切削阻力為145N以上，則將切削性評價為“不良(×)”。另外，對58mass%Cu-42mass%Zn合金實施製程No.F1來製作試樣並進行了評價的結果，切削阻力為185N。
(熱加工試驗)
將直徑50mm或直徑25.5mm的棒材藉由切割而使其成為直徑15mm，並切斷成長度25mm來製作出試驗材料。首先，將試驗材料於720℃或635℃保持了10分鐘。材料溫 度在720℃和635℃這兩個條件中的任一條件±3℃(720℃時為717~723℃的範圍，635℃時為632~638℃的範圍)下保持了10分鐘。繼而，縱向放置試驗材料，並使用以10噸的熱壓縮能力併設有電爐之Amsler試驗機，在應變速度0.04/秒、加工率80%下進行高溫壓縮，從而使厚度成為5mm。
作為試驗材料，使用了A製程材料、C製程材料、E製程材料。又，將在製程No.F2中用作熱鍛造原材料之連續鑄造棒稱為“F2製程品”，並用作試驗材料。例如，在試驗No.T34(製程No.F2)中，對用作熱鍛造原材料之連續鑄造棒的熱加工性進行了評價，而非最終產品。
關於熱加工性的評價，當使用10倍倍率的放大鏡觀察到0.2mm以上開口之破裂時，判斷為產生破裂。將在720℃、635℃這兩個條件下均未產生破裂的情況評價為“○”(good)。將在720℃產生了破裂但在635℃未產生破裂的情況評價為“△”(fair)。將在720℃未產生破裂但在635℃產生了破裂的情況評價為“▲”(fair)。將在720℃、635℃這兩個條件下均產生破裂的情況評價為“×”(poor)。
在720℃、635℃這兩個條件下均未產生破裂時，關於實際使用上的熱擠壓及熱鍛造，就實施方面而言，即使發生一些材料溫度下降，又，即使金屬模或鑄模與材料雖是 瞬時但有接觸且材料的溫度下降，只要在適當的溫度實施則沒有問題。當在720℃和635℃中的任一溫度產生破裂時，雖然受到實際使用上的限制，但只要以更窄的溫度範圍進行管理，則判斷為可以實施熱加工。當在720℃和635℃這兩種溫度均產生破裂時，判斷為實際使用上存在問題。
(脫鋅腐蝕試驗1、2)
當試驗材料為擠出材料時，以使試驗材料的曝露試樣表面與擠出方向垂直之方式，將試驗材料植入酚醛樹脂材料中。當試驗材料為鑄件材料(鑄造棒)時，以使試驗材料的曝露試樣表面與鑄件材料的長邊方向垂直之方式，將試驗材料植入酚醛樹脂材料中。當試驗材料為鍛造材料時，以使試驗材料的曝露試樣表面與鍛造的流動方向垂直之方式植入酚醛樹脂材料中。
將試樣表面藉由金鋼砂紙至1200號為止進行研磨，繼而，在純水中進行超音波清洗並用鼓風機進行乾燥。之後，將各試樣浸漬於所準備之浸漬液中。
試驗結束後，以使曝露表面與擠出方向、長邊方向或鍛造的流動方向保持垂直之方式，將試樣再次植入到酚醛樹脂材料中。接著，以使腐蝕部的截面作為最長的切斷部而獲得之方式切斷試樣。接著對試樣進行了研磨。
使用金屬顯微鏡，以500倍的倍率在顯微鏡的10個視場(任意的10個視場)中對腐蝕深度進行了觀察。最深的腐蝕點被記錄為最大脫鋅腐蝕深度。
在脫鋅腐蝕試驗1中，作為浸漬液，準備了以下試驗液1，並實施了上述操作。在脫鋅腐蝕試驗2中，作為浸漬液，準備了以下試驗液2，並實施了上述操作。
試驗液1為用於假設投入過量的作為氧化劑之消毒劑且pH低的惡劣的腐蝕環境，進而在該腐蝕環境下進行加速試驗之溶液。若使用該溶液，則推測加速試驗將成為該惡劣的腐蝕環境下的約75~100倍。若最大腐蝕深度為100μm以下，則耐蝕性良好。尤其在要求優異之耐蝕性時，推測最大腐蝕深度較佳為70μm以下，進一步較佳為50μm以下即可。
試驗液2為用於假設氯化物離子濃度高、pH低且硬度低的惡劣的腐蝕環境，進而在該腐蝕環境下進行加速試驗之溶液。若使用該溶液，則推測加速試驗將成為在該惡劣的腐蝕環境下的約30~50倍。若最大腐蝕深度為50μm以下，則耐蝕性良好。尤其在要求優異之耐蝕性時，推測最大腐蝕深度較佳為35μm以下，進一步較佳為25μm以下即可。本實施例中，基於該等推測值來進行了評價。
脫鋅腐蝕試驗1中，作為試驗液1，使用了次氯酸 水(濃度30ppm、pH=6.8、水溫40℃)。藉由以下方法對試驗液1進行了調整。向蒸餾水40L中投入市售之次氯酸鈉(NaClO)，並以使藉由碘滴定法產生之殘留氯濃度成為30mg/L之方式進行了調整。殘留氯隨著時間而分解並減少，因此藉由伏安法時常測定殘留氯濃度，同時藉由電磁泵對次氯酸鈉的投入量進行了電子控制。為了將pH降低至6.8，一邊對二氧化碳進行流量調整一邊進行投入。利用溫度控制器對水溫進行調整以使其成為40℃。這樣，將殘留氯濃度、pH、水溫保持恆定，並且在試驗液1中將試樣保持了兩個月。繼而從水溶液中取出試樣，並測定了其脫鋅腐蝕深度的最大值(最大脫鋅腐蝕深度)。
在脫鋅腐蝕試驗2中，作為試驗液2，使用了表13所示之成分的試驗水。向蒸餾水中投入市售之藥劑而對試驗液2進行了調整。假設腐蝕性高的自來水管，並投入了氯化物離子80mg/L、硫酸根離子40mg/L及硝酸根離子30mg/L。鹼度及硬度以日本一般的自來水管為基準分別調整為30mg/L、60mg/L。為了將pH降低至6.3，一邊對二氧化碳進行流量調整一邊進行投入，為了使溶氧濃度飽和，時常投入了氧氣。水溫與室溫相同，於25℃進行。這樣，將pH、水溫保持恆定並將溶氧濃度設為飽和狀態，並且在試驗液2中將試樣保持了三個月。繼而，從水溶液中取出 試樣，並測定了其脫鋅腐蝕深度的最大值(最大脫鋅腐蝕深度)。
(脫鋅腐蝕試驗3：ISO6509脫鋅腐蝕試驗)
本試驗作為脫鋅腐蝕試驗方法而被諸多國家所採用，在JIS標準中亦以JIS H 3250規定。
與脫鋅腐蝕試驗1、2相同地將試驗材料植入了酚醛樹脂材料中。將試樣表面藉由金鋼砂紙至1200號為止進行研磨，繼而，在純水中進行超音波清洗並進行了乾燥。
將各試樣浸漬於1.0%的氯化銅二水和鹽(CuCl2．2H2O)的水溶液(12.7g/L)中，在75℃的溫度條件下保持了24小時。之後，從水溶液中取出試樣。
以使曝露表面與擠出方向、長邊方向或鍛造的流動方向保持垂直之方式，將試樣再次植入到酚醛樹脂材料中。接著，以使腐蝕部的截面作為最長的切斷部而獲得之方式切斷試樣。接著對試樣進行了研磨。
使用金屬顯微鏡，以100倍~500倍的倍率在顯微鏡的10個視場中對腐蝕深度進行了觀察。最深的腐蝕點被記錄為最大脫鋅腐蝕深度。
再者，當進行ISO 6509的試驗時，若最大腐蝕深度為200μm以下，則成為在實際使用上對耐蝕性沒有問題的水準。尤其在要求優異之耐蝕性時，設為最大腐蝕深度較佳為100μm以下，進一步較佳為50μm以下。
本試驗中，將最大腐蝕深度超過200μm的情況評價為 “×”(poor)。將最大腐蝕深度超過50μm且200μm以下的情況評價為“△”(fair)。將最大腐蝕深度為50μm以下的情況嚴格地評價為“○”(good)。本實施形態為了假設惡劣的腐蝕環境而採用了嚴格的評價基準。
(應力腐蝕破裂試驗)
為了判斷是否能承受惡劣的應力腐蝕破裂環境，藉由以下步驟實施了應力腐蝕破裂試驗。
作為試驗液，依據ASTM-B858中所規定之方法，使用了設為最惡劣環境之pH10.3的溶液。被控制在25℃之條件下，在該溶液中將試樣曝露了24小時及96小時。再者，在ASTM-B858中曝露時間設為24小時，但本實施形態的合金要求更高的可靠性，因此還實施了96小時。
試驗後，用稀硫酸洗滌試片，用25倍的放大鏡對端面進行觀察，並判斷在端面是否產生破裂。將在96小時內未產生破裂者設為耐應力腐蝕破裂性優異而評價為“○”(good)。將在96小時內產生了破裂但在24小時內未產生破裂者設為耐應力腐蝕破裂性良好而評價為“△”(fair)。該△評價中，在要求更高的可靠性時存在問題。將在24小時內破裂者設為惡劣環境下的耐應力腐蝕破裂性差而評價為“×”(poor)。
作為試片，將在製程G中製造之相對邊為17mm的 六角形試驗棒(試驗No.T31、T70、T110)，藉由切割進行R1/4的管用錐度螺紋加工，從而製作出六角形螺母和六角形螺栓。將鎖緊扭矩設為50Nm而將六角形螺母鎖緊於六角形螺栓。將六角形螺母鎖緊於該六角形螺栓者用作試片，從而進行了上述應力腐蝕破裂試驗。
本實施形態的合金中，關於耐應力腐蝕破裂性係要求高可靠性之銅合金的定位，因此對於鎖緊扭矩，亦負載相當於JISB 8607(冷凍裝置用喇叭口型和針焊型配件(flare type and brazing type fittings for refrigerants))中規定之扭矩：16±2Nm(14~18Nm)的3倍之扭矩而進行試驗。亦即，係將作為應力腐蝕破裂的因素之腐蝕環境、負載應力及時間，在非常嚴格之條件下實施和評價者。
將評價結果示於表14~表37。
試驗No.T01~T34、T40~T73、T80~T113為實際操作的實驗中的結果。試驗No.T201~T233、T301~T315為實驗室的實驗中的相當於實施例的結果。試驗No.T401~I446、T501~T514為實驗室的實驗中的相當於比較例的結果。
表中的製程No.中記載之“*1”、“*2”、“*3”表示係以下事項。
*1)在擠出材料的表面產生粗糙缺陷(魚鱗狀的破裂)， 未能進入下一製程(實驗)。
*2)在擠出材料的表面產生了粗糙缺陷，但將其去除而進入了下一實驗。
*3)熱鍛造時產生了側面破裂，但實施了去除破裂部分之局部評價。
以上實驗結果總結如下。
1)能夠確認藉由滿足本實施形態的組成，並滿足組成關係式f0、f1、f2、金相組織的要件及組織關係式f3、f4、f5、f6，從而藉由含有少量的Pb而得到良好的切削性，並得到具備良好的熱加工性、惡劣的環境下的優異之耐蝕性、耐應力腐蝕破裂性，且帶有高強度、良好的衝擊特性及高溫特性之熱擠出材料、熱鍛材料(對合金No.S12~S30、S51~S58、S105中的任一者實施了製程No.A1~A6、B1~B3、C1、C2、D1~D7、E1、E2、F1、F2、G中的任一個之例子)。
2)能夠確認含有Sb、As進一步提高了惡劣的條件下的耐蝕性(合金No.S51~S58)。
3)能夠確認藉由含有Bi，切削阻力進一步降低(合金No.S52、S55)。
4)若Cu含量少，則γ相增加，切削性良好，但耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差。相反，若Cu含量多，則切削性及熱加工性變差。又，衝擊特性亦變差(合金No.S107、S109、S120、S125、S131、S132、S134、S135)。若Cu含量為77.5mass%以上且80.0mass%以下，則特性進一步改善。
5)若Sn含量大於0.28mass%，則γ相的面積率將大於2.0%，切削性良好，但耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變 差(合金S103、S104、S126、S127、S131、S135)。另一方面，若Sn含量小於0.07mass%，則惡劣的環境下的脫鋅腐蝕深度大(合金No.S110、S115、S117、S133、S134)。若Sn含量為0.08mass%以上且0.25mass%以下，則特性進一步改善。
6)若P含量多，則衝擊特性變差。又，切削阻力略高(合金No.S101)。另一方面，若P含量少，則惡劣的環境下的脫鋅腐蝕深度大(合金No.S102、S110、S116、S133、S138)。
7)能夠確認即使含有可藉由實際操作進行之程度的不可避免的雜質，亦不會較大影響各種特性(合金No.S01、S02、S03)。認為若含有係本實施形態的組成範圍外或者係邊界值的組成，但超過不可避免的雜質的限度之Fe，則形成Fe與Si的金屬間化合物、或Fe與P的金屬間化合物。其結果，有效作用之Si濃度或P濃度減少，耐蝕性變差，與金屬間化合物的形成相互作用而切削性能略降低(合金No.S136、S137、S138)。
8)若組成關係式f0的值低，則在惡劣的環境下的脫鋅腐蝕深度大，切削阻力略高(合金No.S11、S110、S115、S117、S133、S134)。若組成關係式f0的值高，則γ相增加，耐脫鋅腐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差(合金No.S103、 S104、S106~S108、S112、S122、S123、S126、S127、S131、S132、S135)。
9)若組成關係式f1的值低，則γ相增加，切削性良好，但耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差(合金No.S103、S104、S107~S109、S112、S122、S123、S125~S127、S131、S132、S134、S135、S137、S138)。若組成關係式f1的值高，則κ相增加，切削性、熱加工性、衝擊特性變差(合金No.S121)。
10)若組成關係式f2的值低，則γ相增加，在某些情況下會出現β相，切削性良好，但高溫側的熱加工性、耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差(合金No.S106、S107、S119、S129、S132、S134)。若組成關係式f2的值高，則熱加工性變差，在熱擠壓中產生問題。又，切削性、衝擊特性變差(合金No.S114、S118、S122、S128)。
11)在金相組織中，若γ相的面積率大於2.0%或γ相的長邊的長度大於50μm，則切削性良好，但耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差。尤其若γ相多，則在惡劣的環境下的脫鋅腐蝕試驗中發生了γ相的選擇腐蝕(試驗No.T20、T405~T410、T413~T418、T422、T431、T432、T435~T439、T441~T444、T501~T504、T506~T514)。
若μ相的面積率大於2%，則耐蝕性、衝擊特性、高溫 特性變差。在惡劣的環境下的脫鋅腐蝕試驗中發生了晶界腐蝕和μ相的選擇腐蝕(試驗No.T48、T49、T55、T68、T89、T96、T421、T434)。
若β相的面積率大於0.5%，則耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差(試驗No.T08、T47、T416、T431、T432、T503、T504、T506)。
若κ相的面積率大於72%，則切削性、衝擊特性、熱加工性變差(試驗No.T433、T434)。另一方面，若κ相的面積率小於36%，則切削性差(試驗No.T417、T424、T435、T440、T509、T511、T513、T514)。
12)若組織關係式f5為3.0%以下，則耐蝕性、衝擊特性、高溫特性有所改善(合金No.S01、S02、S03、S14、S103)。
若組織關係式f5=(γ)+(μ)超過3%或f3=(α)+(κ)小於96.5%，則耐蝕性、衝擊特性、高溫特性變差(試驗No.T10、T16、T17、T48、T49、T55、T68、T89、T405、T407~T410、T416、T418、T421、T422、T431、T432、T435、T442~T444、T446、T501~T504、T506~T508、T511~T514)。
若組織關係式f6=(κ)+6×(γ)1/2+0.5×(μ)大於80或小於38，則切削性差(試驗No.T424、T433、T435、T511 ~T513、T514)。
即使在f6的值小於38的情況下，只要γ相的面積率為2.0%以上，則切削阻力低，且切屑的形狀亦較多為良好者(合金No.S103、S104、S106~S109等)。
13)若κ相中所含之Sn量低於0.08mass%，則在惡劣的環境下的脫鋅腐蝕深度大，發生了κ相的腐蝕。又，切削阻力亦略高(合金No.S105、S110、S115等、試驗No.T411、T412、T419、T420、T425、T429、T503~T506、T513、T514)。
在γ相的比例高時，κ相中所含之Sn的量變得小於合金中所含之Sn的量(合金No.S221、S104、S122、S123)。能夠確認耐應力腐蝕破裂性優異(試驗No.T31、T70、T110)。
即使γ相的面積率約為0.1%~約1.0%，亦能夠藉由使κ相的面積率為36%以上、含有0.022%~0.20%以下的Pb及使κ相中的Sn濃度為0.08mass%以上，來確保良好的切削性，並能夠具備良好的耐蝕性、高溫特性及高強度(合金No.S01、S16、S29)。
14)若κ相中所含之P量低於0.07mass%，則惡劣的環境下的脫鋅腐蝕深度增大，發生了κ相的腐蝕。(合金No.S102、S110、S116等，試驗No.T403、T404、T419、T420、T427、T428、T505)。
15)只要滿足全部組成的要件、金相組織的要件，則抗拉強度為560N/mm2以上，在負載有相當於室溫下的0.2%保證應力之荷載之狀態下，於150℃保持100小時之後的潛變應變為0.4%以下。再者，大部分滿足全部組成的要件、金相組織的要件之合金的抗拉強度為570N/mm2以上，於150℃保持100小時之後的潛變應變為0.3%以下，具備優異之強度和高溫特性。
只要滿足全部組成的要件、金相組織的要件，則U形凹口的夏比衝擊試驗值為12J/cm2以上。其中，若以顯微鏡的倍率觀察不到的μ相的長邊的長度變長，則衝擊特性、高溫特性變差(合金No.S01，製程No.A5、D5、試驗No.T09、T10、T16、T17、T48、T49、T55、T68、T88、T89)。
16)在使用了量產設備之材料和在實驗室製成之材料的評價中，得到了大致相同的結果(合金No.S01、S02，製程No.C1、C2、E1、F1)。
17)關於製造條件，若藉由以下條件進行各製程，則能夠確認可得到分別具備惡劣的環境下的優異之耐蝕性、耐應力腐蝕破裂性，並帶有良好的衝擊特性、高溫特性之熱擠出材料、熱鍛材料(合金No.S01、製程No.A1~A6、D1~D8)。
(條件)在熱加工溫度為600℃以上且740℃以下進行 熱加工，並且在熱加工後，在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度為2.5℃/分鐘以上且500℃/分鐘以下的範圍內進行冷卻。較佳為在熱加工溫度為600℃以上且690℃以下進行熱加工，並且在熱加工後，在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度為4℃/分鐘以上且300℃/分鐘以下的範圍內進行冷卻。更佳為在熱加工溫度為605℃以上且645℃以下進行熱加工，並且在熱加工後，在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度為8℃/分鐘以上且200℃/分鐘以下的範圍內進行冷卻。
熱擠壓溫度低的一方的γ相所佔之比例少，γ相的長邊的長度短，耐蝕性、衝擊特性、抗拉強度、高溫特性良好(製程No.A1、製程No.A3)。
熱加工後，在470℃至380℃的溫度區域的冷卻速度快的一方的μ相所佔之比例少，μ相的長邊的長度短，耐蝕性、衝擊特性、抗拉強度、高溫特性良好(製程No.A1、製程No.A6)。
熱擠壓溫度低的擠出材料一方的熱鍛造後的γ相所佔之比例少，γ相的長邊的長度短(製程No.D1、製程No.D8)。
熱鍛造後，若在575℃至510℃的溫度區域的平均冷卻速度為1.5℃/分鐘，則熱鍛造後的γ相所佔之比例少，γ相的長邊的長度短(製程No.D3)。
即使作為熱鍛造原材料而使用連續鑄造棒，亦得到良好的各種特性(製程No.F2)。
18)當冷加工後或熱加工後藉由以下條件進行低溫退火時，能夠確認可得到具備在惡劣的環境下的優異之耐蝕性，並帶有良好的衝擊特性、高溫特性之冷加工材料、熱加工材料(合金No.S01、製程No.B1~B3)。
(條件)在240℃以上且350℃以下的溫度加熱10分鐘至300分鐘，並將加熱溫度設為T℃、將加熱時間設為t分鐘時，滿足150(T-220)×(t)1/2 1200。
19)當對合金No.S01~S03實施了製程No.AH5時，由於變形阻力高而未能擠出至最後，因此中止了之後的評價。
又，在製程No.BH1中，矯正不充分且低溫退火不適當，產生了品質上的問題。
20)在合金No.S111中，於擠出表面產生了粗糙缺陷，因此雖然進行了耐蝕性的評價，但中止了其他評價。
在合金No.S114、S120、S128中，於擠出表面產生了粗糙缺陷，但去除該缺陷而實施了之後的評價。
在合金No.S119中，熱鍛造時產生了側面破裂。因此，去除破裂部分而實施了之後的評價。
關於脫鋅腐蝕試驗3(ISO6509脫鋅腐蝕試驗)的評價 結果，若含有3%以上的β相或10%以上的γ相，則為不合格(poor)，但含有3~5%的γ相之合金為合格(fair或good)。本實施形態中所採用之腐蝕環境(脫鋅腐蝕試驗1、2)係基於假設了惡劣環境者。脫鋅腐蝕試驗3(ISO6509脫鋅腐蝕試驗)為假設了一般的腐蝕環境之試驗，很難判斷或判定在惡劣的腐蝕環境下的脫鋅腐蝕性。
依以上情況，如本實施形態的合金那樣，各添加元素的含量和各組成關係式、金相組織、各組織關係式在適當的範圍內之本實施形態的合金係熱加工性(熱擠壓、熱鍛造)優異，且耐蝕性、切削性亦良好。又，為了在本實施形態的合金中獲得優異之特性，能夠藉由將熱擠壓及熱鍛造中的製造條件設為適當範圍來實現。
(實施例2)
關於本實施形態的比較例之合金，得到了在惡劣的水環境下使用了8年之銅合金Cu-Zn-Si合金鑄件(試驗No.T601/合金No.S201)。再者，並沒有所使用之環境的水質等詳細資料。藉由與實施例1相同的方法進行了試驗No.T601的組成、金相組織的分析。又，使用金屬顯微鏡對截面的腐蝕狀態進行了觀察。詳細而言，以使曝露表面與長邊方向保持垂直之方式，將試樣植入酚醛樹脂材料中。接著，以使腐蝕部的截面作為最長的切斷部而獲得之方式 切斷了試樣。接著對試樣進行了研磨。使用金屬顯微鏡對截面進行了觀察。又測定了最大腐蝕深度。
接著，在與試驗No.T601相同的組成及製作條件下製作出類似的合金鑄件(試驗No.T602/合金No.S202)。對於類似的合金鑄件(試驗No.T602)，進行了實施例1中記載的組成、金相組織的分析、機械特性等的評價(測定)及脫鋅腐蝕試驗1~3。而且，對試驗No.T601的基於實際的水環境之腐蝕狀態與試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗1~3的基於加速試驗之腐蝕狀態進行比較，驗證脫鋅腐蝕試驗1~3的加速試驗的有效性。
又，對實施例1中記載的本實施形態的合金(試驗No.T01/合金No.S01/製程No.A1)的脫鋅腐蝕試驗1的評價結果(腐蝕狀態)與試驗No.T601的腐蝕狀態和試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗1的評價結果(腐蝕狀態)進行比較，考察了試驗No.T01的耐蝕性。
藉由以下方法製作出試驗No.T602。
以成為與試驗No.T601(合金No.S201)大致相同組成之方式熔解原料，於澆鑄溫度1000℃澆鑄於內徑φ40mm的鑄模中，從而製作出鑄件。之後，關於鑄件，在575℃~510℃的溫度區域以約20℃/分鐘的平均冷卻速度進行冷卻，繼而，在470℃至380℃的溫度區域以約15℃/分鐘的 平均冷卻速度進行冷卻。藉由上述，製作出試驗No.T602的試樣。
組成、金相組織的分析方法、機械特性等的測定方法及脫鋅腐蝕試驗1~3的方法如實施例1中所記載。
將所得之結果示於表38~表40及圖2。
在惡劣的水環境下使用了8年之銅合金鑄件(試驗No.T601)中，至少Sn、P的含量在本實施形態的範圍之外。
圖2(a)表示試驗No.T601的截面的金屬顯微照片。
試驗No.T601中，在惡劣的水環境下使用了8年，因該使用環境而產生之腐蝕的最大腐蝕深度為138μm。
在腐蝕部的表面，與α相、κ相無關地產生了脫鋅腐蝕(自表面起平均約100μm的深度)。
在α相、κ相被腐蝕之腐蝕部分中，隨著朝向內部而存在無疵α相。
α相、κ相的腐蝕深度具有凹凸而非恆定，大致從其邊界部朝向內部，腐蝕僅產生於γ相(從α相、κ相被腐蝕之邊界部分朝向內部約40μm的深度：局部產生之僅γ相上的腐蝕)。
圖2(b)表示試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗1之後的截面的金屬顯微照片。
最大腐蝕深度為146μm。
在腐蝕部的表面，與α相、κ相無關地產生了脫鋅腐蝕(自表面起平均約100μm的深度)。
其中，隨著朝向內部而存在無疵α相。
α相、κ相的腐蝕深度具有凹凸而非恆定，大致從其邊界部朝向內部，腐蝕僅產生於γ相(從α相、κ相被腐蝕之邊界部分，只有局部產生之γ相的腐蝕長度約為45μm)。
得知圖2(a)的在8年間由於惡劣的水環境產生之腐蝕與圖2(b)的藉由脫鋅腐蝕試驗1產生之腐蝕為大致相同的腐蝕形態。又，Sn、P的量不滿足本實施形態的範圍，因此在水與試驗液接觸之部分，α相和κ相這兩者腐蝕，在腐蝕部的末端，γ相在各處選擇性腐蝕。再者，κ相中的Sn及P的濃度低。
試驗No.T601的最大腐蝕深度略淺於試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗1中的最大腐蝕深度。但是，試驗No.T601的最大腐蝕深度略深於試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗2中的最大腐蝕深度。由實際的水環境引起之腐蝕的程度受到水質的影響，但脫鋅腐蝕試驗1、2的結果與由實際的水環境引起之腐蝕結果在腐蝕形態和腐蝕深度這兩者中大致一致。因此，得知脫鋅腐蝕試驗1、2的條件係有效，在脫鋅腐蝕試驗1、2中，得到與由實際的水環境引起之腐蝕結果大致相同的評價結果。
又，腐蝕試驗方法1、2的加速試驗的加速率與由實際惡劣的水環境引起之腐蝕大致一致，認為該情況基於腐蝕試驗方法1、2係假設了惡劣環境者。
試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗3(ISO6509脫鋅腐蝕試驗)的結果為“○”(good)。因此，脫鋅腐蝕試驗3的結果與由實際的水環境引起之腐蝕結果不一致。
脫鋅腐蝕試驗1的試驗時間為兩個月，約為75~100倍的加速試驗。脫鋅腐蝕試驗2的試驗時間為三個月，約為30~50倍的加速試驗。相對於此，脫鋅腐蝕試驗3(ISO6509脫鋅腐蝕試驗)的試驗時間為24小時，約為1000倍以上的加速試驗。
如脫鋅腐蝕試驗1、2，認為藉由使用更接近實際的水環境之試驗液進行兩、三個月的長時間的試驗，從而得到與由實際的水環境引起之腐蝕結果大致相同的評價結果。
尤其，在試驗No.T601的在8年間由惡劣的水環境引起之腐蝕結果和試驗No.T602的脫鋅腐蝕試驗1、2的腐蝕結果中，γ相與表面的α相、κ相的腐蝕一同被腐蝕。但是，在脫鋅腐蝕試驗3(ISO6509脫鋅腐蝕試驗)的腐蝕結果中，γ相幾乎未腐蝕。因此，認為在脫鋅腐蝕試驗3(ISO6509脫鋅腐蝕試驗)中，無法適當地評價與表面的α相、κ相的腐蝕一同進行的γ相的腐蝕，並且與由實際的水環境引起之腐蝕結果不一致。
圖2(c)表示試驗No.T01(合金No.S01/製程No.A1)的脫鋅腐蝕試驗1之後的截面的金屬顯微照片。
在表面附近，露出於表面之γ相和κ相的約60%被腐蝕。但是，剩餘的κ相和α相無疵(未腐蝕)。腐蝕深度最大亦約為20μm。進而隨著朝向內部，以約20μm的深度產生了γ相的選擇性腐蝕。認為γ相的長邊的長度係確定腐蝕深度之很大因素之一。
與圖2(a)、(b)的試驗No.T601、T602相比，在圖2(c)的本實施形態的試驗No.T01中得知表面附近的α相及κ相的腐蝕大幅得到抑制。推測該情況延緩了腐蝕的進行。依腐蝕形態的觀察結果，作為表面附近的α相及κ相的腐蝕大幅得到抑制之主要因素，認為藉由使κ相含有Sn而提高了κ相的耐蝕性。
本發明的易削性銅合金的熱加工性(熱擠壓性及熱鍛造性)優異，且耐蝕性、切削性優異。因此，本發明的易削性銅合金係適合於水龍頭、閥、接頭等在人和動物每日攝取之飲用水中使用之器具、閥、接頭、閥等電氣/汽車/機械/工業用配管構件、與液體接觸之器具、組件中。
具體而言，能夠適當地適用為飲用水、排水、工業用水所流動之水龍頭配件、混合式水龍頭配件、排水配件、水龍頭本體、供熱水機組件、熱水器(Eco Cute)組件、軟管配件、噴水器、水表、活栓、消防栓、軟管接頭、供 排水旋塞(cock)、泵、集流管(header)、減壓閥、閥座、閘閥、閥、閥桿、管套節(union)、法蘭、分水旋塞(corporation cock)、水龍頭閥、球閥、各種閥、配管接頭的構成材料等，例如以彎管、插座、平筒(cheese)、彎頭、連接器、配接器、T形管、接頭(joint)等名稱使用者。
又，能夠適當地適用於作為汽車組件使用之電磁閥、控制閥、各種閥、散熱器組件、油冷卻器組件、氣缸，作為機械用構件之配管接頭、閥、閥、閥桿、熱交換器組件、供排水旋塞、氣缸、泵，作為工業用配管構件之配管接頭、閥、閥、閥桿等中。
Claims (10)
- 一種易削性銅合金，其特徵為，含有超過77.0mass%且小於81.0mass%的Cu、超過3.4mass%且小於4.1mass%的Si、0.07mass%以上且0.28mass%以下的Sn、0.06mass%以上且0.14mass%以下的P以及超過0.02mass%且小於0.25mass%的Pb，且剩餘部分包括Zn及不可避免的雜質，當將Cu的含量設為[Cu]mass%、將Si的含量設為[Si]mass%、將Sn的含量設為[Sn]mass%、將P的含量設為[P]mass%、將Pb的含量設為[Pb]mass%時，具有如下關係：1.0 f0=100×[Sn]/([Cu]+[Si]+0.5×[Pb]+0.5×[P]-75.5) 3.7、78.5 f1=[Cu]+0.8×[Si]-8.5×[Sn]+[P]+0.5×[Pb] 83.0、61.8 f2=[Cu]-4.2×[Si]-0.5×[Sn]-2×[P] 63.7，並且，在金相組織的構成相中，當將α相的面積率設為(α)%、將β相的面積率設為(β)%、將γ相的面積率設為(γ)%、將κ相的面積率設為(κ)%、將μ相的面積率設為(μ)%時，具有如下關係：36 (κ) 72、0 (γ) 2.0、0 (β) 0.5、0 (μ) 2.0、 96.5 f3=(α)+(κ)、99.4 f4=(α)+(κ)+(γ)+(μ)、0 f5=(γ)+(μ) 3.0、38 f6=(κ)+6×(γ) 1/2+0.5×(μ) 80，並且，γ相的長邊的長度為50μm以下，μ相的長邊的長度為25μm以下。
- 如請求項1所述之易削性銅合金，其還含有選自超過0.02mass%且小於0.08mass%的Sb、超過0.02mass%且小於0.08mass%的As、超過0.02mass%且小於0.30mass%的Bi之1種或2種以上。
- 一種易削性銅合金，其特徵為，含有77.5mass%以上且80.0mass%以下的Cu、3.45mass%以上且3.95mass%以下的Si、0.08mass%以上且0.25mass%以下的Sn、0.06mass%以上且0.13mass%以下的P以及0.022mass%以上且0.20mass%以下的Pb，且剩餘部分包括Zn及不可避免的雜質，當將Cu的含量設為[Cu]mass%、將Si的含量設為[Si]mass%、將Sn的含量設為[Sn]mass%、將P的含量設為[P]mass%、將Pb的含量設為[Pb]mass%時，具有如下關係：1.1 f0=100×[Sn]/([Cu]+[Si]+0.5×[Pb]+0.5×[P]-75.5) 3.4、78.8 f1=[Cu]+0.8×[Si]-8.5×[Sn]+[P]+0.5×[Pb] 81.7、 62.0 f2=[Cu]-4.2×[Si]-0.5×[Sn]-2×[P] 63.5，並且，在金相組織的構成相中，當將α相的面積率設為(α)%、將β相的面積率設為(β)%、將γ相的面積率設為(γ)%、將κ相的面積率設為(κ)%、將μ相的面積率設為(μ)%時，具有如下關係：40 (κ) 67、0 (γ) 1.5、0 (β) 0.5、0 (μ) 1.0、97.5 f3=(α)+(κ)、99.6 f4=(α)+(κ)+(γ)+(μ)、0 f5=(γ)+(μ) 2.0、42 f6=(κ)+6×(γ) 1/2+0.5×(μ) 72，並且，γ相的長邊的長度為40μm以下，μ相的長邊的長度為15μm以下。
- 如請求項3所述之易削性銅合金，其還含有選自超過0.02mass%且小於0.07mass%的Sb、超過0.02mass%且小於0.07mass%的As、超過0.02mass%且小於0.20mass%的Bi之1種或2種以上。
- 如請求項1至4中任一項所述之易削性銅合金，其中，作為前述不可避免的雜質之Fe、Mn、Co及Cr的總量小於0.08mass%。
- 如請求項1至5中任一項所述之易削性銅合金，其中，κ相中所含之Sn的量為0.08mass%以上且0.45mass%以下，κ相中所含之P的量為0.07mass%以上且0.22mass%以下。
- 如請求項1至6中任一項所述之易削性銅合金，其為熱加工材料，夏比衝擊試驗值為12J/cm 2以上，抗拉強度為560N/mm 2以上，並且在負載有相當於室溫下的0.2%保證應力之荷載之狀態下，於150℃保持100小時之後的潛變應變為0.4%以下。
- 如請求項1至7中任一項所述之易削性銅合金，其使用於自來水管用器具、工業用配管構件及與液體接觸之器具中。
- 一種易削性銅合金的製造方法，其為請求項1至8中任一項所述之易削性銅合金的製造方法，其特徵為，包括熱加工製程，進行熱加工時的材料溫度為600℃以上且740℃以下，並且以在470℃至380℃的溫度區域的平均冷卻速度為2.5℃/分鐘以上且500℃/分鐘以下之方式進行冷卻。
- 一種易削性銅合金的製造方法，其為請求項1至8中任一項所述之易削性銅合金的製造方法，其特徵為，具有：冷加工製程和熱加工製程中的任意一者或兩者；以 及，在前述冷加工製程或前述熱加工製程之後實施之低溫退火製程；在前述低溫退火製程中，當將材料溫度設為240℃以上且350℃以下的範圍、將加熱時間設為10分鐘以上且300分鐘以下的範圍、將材料溫度設為T℃、將加熱時間設為t分鐘時，設為150 (T-220)×(t) 1/2 1200的條件。
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