JP2005272884A - ガス窒化方法 - Google Patents

Abstract

【課題】腐食性ガスを使用することなく鋼部材表面における化合物の生成を抑制し、もって鋼部材の疲労強度を、腐食などの弊害を発生させることなく安定して高めることができるガス窒化方法を提供する。
【解決手段】ＮＨ₃およびＮ₂を含む窒化性ガス中で所定の窒化温度Ｔに所定の時間（Ｓ２）保持して、鋼部材の表面に窒化層を形成するガス窒化方法において、窒化温度Ｔまでの昇温過程Ｓ１と均熱過程Ｓ２の初期段階とに窒化炉内に外部からＨ₂を導入し、該Ｈ₂によって鋼部材表面における窒化反応を抑えて、鋼部材の最表面における窒素化合物の生成を抑える。一方、Ｈ₂の導入は短時間で停止して、その後の均熱過程で鋼部材の内部へ窒素を十分に拡散させ、所望の厚さの窒化層を確保する。
【選択図】図１

Description

本発明は、ガス窒化方法に係り、特にマルエージング鋼の疲労強度の向上に効果的なガス窒化方法に関する。

マルエージング鋼は、高い強度と靭性とを有することから、強靭性を必要とする各種部材に多用されており、例えば、無段変速機（ＣＶＴ）に用いられる金属ベルトにも、専らこのマルエージング鋼が使用されている。前記ＣＶＴ用の金属ベルトのように、高荷重下で繰返し曲げを受けて高い疲労強度が要求されるものでは、最終的にガス窒化処理を行って表面に圧縮残留応力を付与するようにしている。

ところで、一般的なガス窒化方法は、アンモニアおよび窒素を含む窒化性ガス中で所定温度（４５０〜５５０℃）に加熱保持するようにしている。しかし、このように一般的なガス窒化方法によれば、最表面にＦｅ₃Ｎ、Ｆｅ₄Ｎ等の窒素化合物が生成するため、表面の切欠感受性が高まり、疲労強度がかえって低下するようになる。そこで従来は、例えば、特許文献１に記載されるように、窒化開始初期のアンモニア（ＮＨ₃）濃度を低くし、その後、徐々にＮＨ₃濃度を上昇させることにより前記窒素化合物の生成を抑制し、または特許文献２に記載されるように、窒化雰囲気中に有機系塩化物（塩化メチレン）を添加するとともに、処理温度をマルエージング鋼の時効析出温度以下（４５０℃）に設定し、前記窒素化合物を生成させないようにしていた。
特開２００３−３２８１０９号公報 特開２００２−１７３７６０号公報

しかしながら、上記特許文献１に記載される方法では、連続炉を用いる連続処理において、窒化開始初期のＮＨ₃濃度を低くして、その後、徐々にＮＨ₃濃度を上昇させることはきわめて困難で、この処理を行うにはバッチ炉によるバッチ処理に限定される、という問題があった。

また、上記特許文献２に記載されるように有機系塩化物を添加する方法によれば、有機塩化物の分解により腐食性の塩化水素が生じるため、鋼部材の表面の腐食が進む、という新たな問題が生じることとなっていた。

本発明は、上記した従来の問題点に鑑みてなされたもので、その課題とするところは、連続炉による処理が可能で、しかも腐食性ガスを使用することなく鋼部材の表面における窒素化合物の生成を抑制でき、もって鋼部材の疲労強度を、腐食などの弊害を発生させることなく安定して高めることができる、生産性に優れたガス窒化方法を提供することにある。

上記課題を解決するため、本発明は、アンモニアおよび窒素を含む窒化性ガス中で熱処理して鋼部材の表面に窒化層を形成するガス窒化方法において、前記熱処理の初期過程で前記窒化性ガス中に外部から水素を添加することを特徴とする。このように行うガス窒化方法においては、窒化性ガス中に添加された水素が窒化反応を抑制する作用をなし、これにより鋼部材の表面における窒素化合物の生成が抑制される。この場合、窒素化合物が生成しないように水素を導入し続けると、鋼部材の内部への窒素の拡散に時間を要して、いたずらに処理時間が延びるので、前記したように熱処理の初期過程だけ水素を導入する。この際、前記初期過程は昇温過程を含むようにしてもよく、この場合は、より短時間で窒化処理を終了させることができる。

本発明において、上記鋼部材の材質並びに種類は任意であるが、材質としてマルエージング鋼を選択し、かつ種類として無段変速機の金属ベルトを選択した場合は、高い強度と靭性とに加えて高い疲労強度が得られるようになる。

本発明に係るガス窒化方法によれば、腐食性ガスを使用することなく鋼部材の表面における窒素化合物の生成を抑制することができるので、鋼部材の疲労強度を、腐食などの弊害を発生させることなく安定して高めることができ、鋼部材の性能向上に大きく寄与するものとなる。また、連続炉により連続処理することが可能になるので、生産性の向上に寄与する。さらに、このガス窒化方法をマルエージング鋼からなる鋼部材、特にＣＶＴ用金属ベルトに適用した場合は、高い強度と靭性とに加えて高い疲労強度が得られるので、耐久性が著しく向上する。

以下、本発明を実施するための最良の形態を説明する。

本実施形態は、ＣＶＴ用マルエージング鋼製金属ベルトを対象にガス窒化処理を施すもので、窒化対象である金属ベルトには、予め溶体化処理と時効処理とが施されている。マルエージング鋼は、一般的に重量％で、１７〜１９％Ｎｉ、７〜１３％Ｃｏ、３.５〜４.５％Ｍｏ、０.３〜１.０％Ｔｉ、０.０５〜０.１５％Ａｌ、０.０３％以下Ｃを含む組成となっており、その標準の溶体化温度は８００〜８５０℃、その標準の時効温度は４５０〜５５０℃となっている。一方、ＣＶＴ用金属ベルトは、周長が異なる複数枚（例えば、９枚）の無端フープを重ね合せたものを一組として用いられるようになっており、その製造工程は、無端フープ製造→溶体化処理→周長調整→時効処理→ガス窒化処理の順序となっている。

本実施形態において、上記したガス窒化処理は、図１に示す熱処理パターンに従って行われる。一般的なガス窒化処理は、前記したようにアンモニア（ＮＨ₃）と窒素（Ｎ₂）とを所定の比率で含む窒化性ガス中で熱処理を行うが、ここでは、前記窒化性ガスに対して水素（Ｈ₂）を外部から添加する。熱サイクルは、常温から設定温度（窒化温度）Ｔまで温度を上昇させる昇温過程Ｓ１および窒化温度Ｔに一定時間保持する均熱過程Ｓ２を含む加熱過程Ｓと、前記窒化温度Ｔから常温まで降温させる冷却過程Ｃとからなっており、この熱サイクル中、前記ＮＨ₃とＮ₂とが連続に処理炉内に導入される。これに対し、Ｈ₂は、前記加熱過程Ｓ中の昇温過程Ｓ１と均熱過程Ｓ２の初期段階とを含む限られた時間ｔだけ、処理炉内に導入される。

上記のように行うガス窒化処理においては、マルエージング鋼からなる金属ベルト（鋼部材）の表面でＮＨ₃がＮ₂とＨ₂とに分解し、該表面で窒化反応が起こる。このとき、窒化反応が激しいと、鋼部材の最表面に前記した窒素化合物層（Ｆｅ₃Ｎ層、Ｆｅ₄Ｎ層等）が生成するが、本実施形態においては、ＮＨ₃とＮ₂とを含む窒化性ガス中にＨ₂が添加されているので、このＨ₂によって前記窒化反応が抑制される。この結果、鋼部材の最表面には窒素化合物がほとんど生成されず、窒化層の全体はほぼ窒素の拡散層によって構成される。しかも、処理炉内へのＨ₂の導入は、昇温過程Ｓ１と均熱過程Ｓ２の初期段階とを含む短時間となっているので、その後の均熱過程Ｓ２では、窒素が鋼部材の内部に十分に拡散し、これにより窒化層の厚さ（深さ）も十分となる。すなわち、金属ベルトの表面には、窒素化合物がほとんど存在しない、十分なる深さを有する窒化層が形成され、結果としてこれにより疲労強度に優れた金属ベルトが得られるようになる。

ここで、上記ＮＨ₃とＮ₂との混合比率は任意であり、通常選択される混合比率である５：９５〜６０：４０（容積比）の範囲内で適宜の比率を選択することができる。また、窒化温度Ｔは、マルエージング鋼の時効温度（４５０〜５５０℃）よりも低い温度を選択する。これは、鋼部材表面での激しい窒化反応を抑えて、窒素化合物の生成を抑えるためであるが、窒化温度が低過ぎる場合は、窒化反応が沈静化して窒素の拡散も不十分となるので、低くても４２０℃程度に抑えるのが望ましい。一方、Ｈ₂の導入量は、ＮＨ₃＋Ｎ₂の導入量の３〜７％程度とするのが望ましい。これは、Ｈ₂の導入量が少なすぎると前記窒化反応の抑制に効果がなく、逆にＨ₂の導入量が多すぎると窒化反応が沈静化して窒素の拡散が不十分となるためである。また、このＨ₂の導入時間Ｔは、上記した昇温過程Ｓ１と均熱過程Ｓ２の初期段階とを含む短時間とするのが望ましいが、昇温過程に比較的長い時間を設定する場合は、昇温時間だけＨ₂を導入してもよい。

本実施形態において、ガス窒化処理を行う窒化炉の形態は任意であり、バッチ炉であっても、連続炉であってもよい。バッチ炉で処理を行う場合は、前記図１に示した熱処理パターンが得られるように炉内温度および炉内雰囲気を制御すればよい。また、連続炉で処理する場合は、炉内温度および炉内雰囲気に加え、被処理材である金属ベルトの搬送速度を制御して、図１に示した熱処理パターンが得られるようにする。

図２は、連続炉でガス窒化処理を行う場合の一つの実施形態を示したものである。同図において、１は、内部に搬送コンベヤ２が敷設された炉本体であり、炉本体１の中間部は、複数の中間扉３Ａ〜３Ｃにより予熱室４と、均熱室５と冷却室６とに仕切られ、また、炉本体１の前・後端部には真空パージ用の前室７と後室８とが設けられている。本実施形態において、予熱室４にはＮＨ₃、Ｎ₂およびＨ₂が導入され、均熱室５にはＮＨ₃およびＮ₂が導入されるようになっている。また、予熱室４内のガスと均熱室５内のガスとがあまり混じり合わないように、ここでは、予熱室４と均熱室５とを仕切る中間扉３Ｂを二枚で構成し、予熱室４および均熱室５内で対向流となるようにガスを流して、前記二枚の中間扉３Ｂの戸袋からガスを外部へ排気する構造としている。このような連続炉でガス窒化処理を行うには、予め予熱室４内にＮＨ₃、Ｎ₂およびＨ₂を所定の比率となるように導入するとともに、均熱室５内にＮＨ₃およびＮ₂を所定の比率となるように導入し、かつ予熱室４内と均熱室５内とを所定の温度に保持する。そして、前記中間扉３Ａ〜３Ｃを順次開閉させながら搬送コンベヤ２により被処理物である金属ベルトを所定の速度で炉本体１内を移動させる。すると、金属ベルトは、図１に示す熱処理パターンで加熱されると同時にガス雰囲気に曝され、これにより金属ベルトの表面には窒素化合物のほとんど存在しない窒化層が形成される。

重量％で、１８％Ｎｉ、８％Ｃｏ、５％Ｍｏ、０.５％Ｔｉ、０.１％Ａｌ、０.０１％Ｃからなるマルエージング鋼製の金属ベルトを対象に、バッチ炉により、Ｈ₂を導入しない条件で図１に示す熱処理パターンに従ってガス窒化処理を行った。窒化条件は、ＮＨ₃とＮ₂との混合比率を容積比で１対１とし、また昇温過程Ｓ１の時間（昇温時間）は５分、均熱過程Ｓ２の時間（窒化時間）は１０分と６０分との２通りとし、さらに窒化温度Ｔは４３０℃とした。そして、処理後、金属ベルトの表面（表層部）の窒素濃度をグロー放電発光分析法により分析し、板厚方向の窒素濃度分布を求めた。結果を図３に示す。なお、図３中、縦軸は、発光強度のレベルで代替させた窒素濃度を表わしている。

図３に示す結果より、窒化時間１０分で処理した金属ベルトおよび窒化時間６０分で処理した金属ベルト共に、最表面の窒素濃度が著しく高くなっている。これは、最表面に窒素化合物が存在することを現わしており、別途Ｘ線回折分析によっても窒素化合物の存在を確認した。この図３に示す結果は、窒素化合物が窒化処理の初期段階で生成されることを意味しており、したがって、窒素化合物の生成を抑えるには、この窒化処理の初期段階が重要であることが明らかである。一方、板厚方向における窒素濃度は、窒化時間によって差が認められ、窒化時間が短いほど窒化層（窒素の拡散層）の厚さが薄くなっている。所望の疲労強度を確保するには、同図に理想線として示すように、最表面の窒素濃度が低く（最表面に窒素化合物が存在せず）、かつ窒素の拡散層が十分深くまで形成されていることが必要であるが、図３に示す結果は、単に窒化時間を変更するだけではこの目的を達成できないことを現わしている。

実施例１と同じ成分のマルエージング鋼製の金属ベルトを対象に、バッチ炉により図１に示す熱処理パターンに従ってガス窒化処理を行った。窒化条件は、ＮＨ₃とＮ₂との混合比率、窒化温度Ｔ、昇温時間Ｓ１共に実施例１と同じ条件とし、窒化時間Ｓ２は６０分とした。一方、Ｈ₂の導入量は、ＮＨ₃＋Ｎ₂の導入量の２.１％、３.８％、７.５％の３通りとした。そして、処理後、実施例１と同様に金属ベルトの表面（表層部）の窒素濃度をグロー放電発光分析法により分析し、厚さ方向の窒素濃度分布を求めた。結果を図４に示す。なお、図４中、縦軸は、図３と同様に発光強度のレベルで代替させた窒素濃度を表わしている。

図４に示す結果より、Ｈ₂の導入量が多くなるほど、最表面の窒素濃度が低くなり、かつ窒化深さが浅くなる傾向にある。より詳しくは、Ｈ₂の導入量が２.１％のものでは、最表面における窒素濃度が著しく高くなっており、窒素化合物が生成されていることが明らかである。一方、Ｈ₂の導入量が７.５％のものでは、最表面側の窒素濃度が著しく低くなっていることに加え、窒化深さも浅くなっており、このものでは、所望の疲労強度を確保することが困難である。これに対し、Ｈ₂の導入量が３.８のものは、Ｈ₂の導入量が２.１％のものに比べて表面側の窒素濃度が低くなる一方で、Ｈ₂の導入量が７.５％のものに比べて窒化深さが深くなっており、図３に示した理想線に近い窒素濃度分布となっている。したがって、所望の疲労強度を確保するには、Ｈ₂の導入量を適当な範囲に制御することが必要である。

実施例１と同じ成分のマルエージング鋼製の金属ベルトを対象に、バッチ炉により、Ｈ₂を導入する条件とＨ₂を導入しない条件で図１に示す熱処理パターンに従ってガス窒化処理を行った。また、窒化条件は、ＮＨ₃とＮ₂との混合比率、窒化温度Ｔ、昇温時間Ｓ１、窒化時間Ｓ２共に実施例２と同じ条件とした。また、Ｈ₂についてはその導入量をＮＨ₃＋Ｎ₂の導入量の５％として、Ａ：図１に示すようにＨ₂の導入時間ｔを昇温過程Ｓ１を含めた１０分とした場合、Ｂ：Ｈ₂を全く導入しない場合、Ｃ：Ｈ₂を昇温過程Ｓ１と均熱過程Ｓ２とを含む全加熱過程Ｓを通じて導入し続けた場合、の３通りとした。そして、処理後、実施例１と同様に金属ベルトの表面（表層部）の窒素濃度をグロー放電発光分析法により分析し、板厚方向の窒素濃度分布を求めた。結果を図５に示す。なお、図５中、縦軸は、図３、図４と同様に発光強度のレベルで代替させた窒素濃度を表わしている。

図５に示す結果より、昇温過程Ｓ１を含めた１０分間だけＨ₂を導入したもの（Ａ）は、最表面の窒素濃度が低く（最表面に窒素化合物が存在せず）、かつ窒素の拡散層が十分深くまで形成されており、前記図３に示した理想線に近い窒素濃度分布となっている。これに対し、Ｈ₂を全く導入しないもの（Ｂ）は、最表面における窒素濃度が著しく高くなっており、窒素化合物が生成されていることは明らかである。また、窒化処理中、Ｈ₂を導入し続けたもの（Ｃ）は、最表面側の窒素濃度が著しく低いことに加え、窒化深さも浅くなっており、このものでは、所望の疲労強度を確保することが困難である、といえる。

本発明に係るガス窒化処理における熱処理パターンを示すタームチャートである。 本ガス窒化処理を行うための連続炉の一つの実施形態を示す模式図である。 本発明の実施例１で得られた結果を示したもので、窒素濃度分布に及ぼす窒化時間の影響を示すグラフである。 本発明の実施例２で得られた結果を示したもので、窒素濃度分布に及ぼす水素の導入量の影響を示すグラフである。 本発明の実施例３で得られた結果を示したもので、窒素濃度分布に及ぼす水素導入の影響を示すグラフである。

符号の説明

１ 連続炉の炉本体
２ 搬送コンベヤ
４ 予熱室
５ 均熱室

Claims (4)

1. アンモニアおよび窒素を含む窒化性ガス中で熱処理して鋼部材の表面に窒化層を形成するガス窒化方法において、前記熱処理の初期過程で前記窒化性ガス中に外部から水素を添加することを特徴とするガス窒化方法。
2. 熱処理の初期過程が、昇温過程を含むことを特徴とする請求項１に記載のガス窒化方法。
3. 鋼部材が、マルエージング鋼からなることを特徴とする請求項１または２に記載のガス窒化方法。
4. 鋼部材が、無段変速機の金属ベルトであることを特徴とする請求項３に記載のガス窒化方法。
   
   

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