JP3894635B2 - 浸炭部材とその製造方法並びに浸炭処理システム - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、浸炭部材とその製造方法並びに浸炭処理システム関し、より詳しくは鋼に対する浸炭，浸炭浸窒の効率化を図る方法およびこの浸炭、浸炭浸窒方法によって鋼表面に微細なセメンタイトおよび微細なセメンタイトと微細な窒化物を均一にかつ高分率で分散析出させる方法とさらに、このセメンタイトおよび窒化物の分散を図る浸炭、浸炭浸窒方法を用いた鋼製の転動部品等の浸炭部材とその製造方法並びに浸炭処理システムに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来、一般的な浸炭方法として、浸炭温度に昇温後にまず、Ａｃｍ以下の炭素ポテンシャルの浸炭雰囲気で浸炭する工程と同じ温度で炭素ポテンシャルを０．７〜０．９重量％に雰囲気を調整し先に拡散浸透させた炭素をさらに深く拡散させる工程を実施した後に、約８５０℃に降温した後に焼き入れるか、または先の拡散工程後に一旦冷却させたものを再度約８５０℃で加熱した後に焼き入れる（再加熱焼き入れ）ことが実施されている。
【０００３】
特に近年では、鋼に対する浸炭、浸炭浸窒の生産性を高める方法として、ＲＸガスをキャリヤーガスとし、ブタンガスなどをエンリッチガスとして利用したＲＸガス浸炭を９５０〜１０００℃の高温度で実施する高温浸炭方法か試みられている。さらに、炭化水素ガスを減圧下で分解させた還元雰囲気中で浸炭・拡散する真空浸炭方法やＮ２ガス中に炭化水素ガスを混合させて加熱分解させた雰囲気中で浸炭・拡散させる浸炭方法を高温度で実施する方法が知られている。また、ＲＸガス浸炭方法やＮ２ベース浸炭方法では大量生産性を得るために連続浸炭炉を用いて実施していることが多い。また、上述の浸炭方法においては浸炭処理後の浸炭層表面炭素濃度は０．７〜０．９重量％の共析成分ねらいであり、浸炭層表面部に炭化物が析出していないことが一般的である。
【０００４】
また、特別な浸炭方法としては、２度以上の浸炭サイクルを繰り返して、少なくともその内の１サイクル以上がＡｃｍ炭素濃度以上の炭素ポテンシャル雰囲気下で浸炭されることによって、鋼表面層中に炭化物を分散させる高炭素浸炭方法がある。これは、鋼の転動強度を高める浸炭方法として開示されている技術であり、例えばＲＸガス浸炭方法を用いた実施例としては、特公昭６２−２４４９９号公報に開示されているように９３０〜９８０℃の温度範囲において共析炭素濃度〜Ａｃｍ以下の炭素ポテンシャルで６〜１２ｈｒ予備浸炭した後に、一旦空冷あるいは焼き入れし、次いで７５０〜９５０℃の再浸炭温度まで２０℃／ｍｉｎ以下の昇温速度で再加熱した後に９００℃で６ｈｒ，使用鋼材のＡｃｍ以上の炭素ポテンシャルで、表面炭素濃度が１．８５重量％となるように浸炭を実施することによって、セメンタイトを浸炭表面層０．１ｍｍにおいて３０体積％以上析出させている。また、上述の浸炭技術と合わせて、３０体積％以上のセメンタイトを析出させた鋼が優れた転動寿命を示すことについても報告されている。また、これらのセメンタイトを分散させる高炭素浸炭用鋼としては例えば特開平６−１７２２５号公報に開示されているように０．５重量％以上のＣｒ添加が必要要件となっていることが多い。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
従来のＲＸガス浸炭法における問題点は、ＣＯ−ＣＯ２ガスをベースにした浸炭反応であることから、浸炭後の鋼表面層において粒界酸化層や不完全焼き入れ層の発生を防止することができず、例えば歯車においては歯元曲げ強度が劣化したり、歯車の歯面強度が劣化したりするのが避けられず、特に、近年においては、歯車減速機のコンパクト化や伝達動力の高負荷化が必要とされる場合においては浸炭雰囲気下における酸化反応を防止する浸炭方法が必要とされている。
【０００６】
また、一般的には、浸炭雰囲気中のＣＯ２をコントロールしながら表面炭素濃度を精度制御する浸炭処理は、高温浸炭条件でのＣＯ２による炭素ポテンシャル制御が非常に困難であることから、通常９００〜９５０℃において処理され、一般的に長時間の処理が避けられない問題がある。特に大型の歯車に対しては２日以上の時間を必要とすることが多く、その処理費用が非常に高価になることは良く知られている。さらに、長時間の浸炭処理によっては粒界酸化層や不完全焼き入れ層がより深くなり、歯車によっては歯面部の研削が避けられず、歯車製造コストのさらなるアップに繋がる問題がある。
【０００７】
上述のＲＸガスによる普通浸炭を高温度において実施する場合には、例えば１０００℃での浸炭期の炭素ポテンシャル（浸炭雰囲気ガスの浸炭能力を示すもので、純鉄を浸炭したときに平衡する炭素濃度（重量％）で表すものである）１．５±０．１をコントロールするにはＣＯ２濃度を約０．０３５〜０．０４５％の範囲で制御し、かつ拡散期での表面炭素濃度（浸炭された部材表面の炭素濃度を示すもの）を０．８±０．１重量％に調節するにはＣＯ２を０．１±０．０２％の範囲に調整する必要があり、１１００℃での浸炭による表面炭素濃度を１．５±０．１重量％にコントロールするには、ＣＯ２濃度を０．０１５〜０．０２０％に制御し、表面炭素濃度を０．８±０．１重量％に調節するにはＣＯ２を０．０３５〜０．０５％の範囲に調整する必要があるなど、炭素ポテンシャルの制御牲に多くの問題がある。
【０００８】
上述のＲＸガス浸炭方法の問題点とされる浸炭処理の長時間化と粒界酸化などの表面異常層の発生を防止する対策として、約１０ｔｏｒｒ以下の炭化水素ガス雰囲気中で浸炭する真空浸炭方法やＮ２ベース浸炭方法が検討されている。しかし、例えば真空浸炭法においては炉内のＣＨ４ガス濃度を測定，コントロールしても炭素ポテンシャルの指標として使用することができずに、浸炭時には理論量のＣＨ４濃度の数倍〜数十倍以上の添加が必要になり、実質的な炭素ポテンシャルの制御ができず、時には浸炭表面層に浸炭時にセメンタイトが粒界に粗大化して析出するようなことが防止できない問題がある。また、これらの防止策として、浸炭途中で浸炭ガスの供給を止めて所定時間の拡散処理を実施するなどの、内藤武志の参考書にもあるように、必要浸炭深さや使用鋼種に応じて、多く操業条件はノウハウに頼らざるを得ないことなどを考えた場合には、品質的な安定性や設備上のメンテナンス費用や真空トラブルの防止が困難な問題がある。また、浸炭処理後の冷却によって板状の初析セメンタイトの析出を防止するために表面炭素量を０．７〜０．９重量％に調整する場合には、一般的に浸炭時間の２〜３倍の時間を拡散時間に費すことが必要となり、特に大型の歯車類のように深い浸炭深さを必要とする部品にとっては生産性を低める大きな要因となり、問題である。
【０００９】
さらに、真空浸炭法では炭化水素ガスの分解によるスーティングの問題が発生しやすくなることや大量の部品を対象とするときには１０ｔｏｒｒ程度の真空下での浸炭では部品に浸炭ムラが発生し易いため、より高濃度の炭化水素ガスを必要としてよりスーティングの発生が問題となる。また、堆積されるスーティングは、連続真空浸炭処理化に対する装置的な困難性をあたえることに起因する多くの問題がある。
【００１０】
また、上述のような粒界酸化性を防止する観点から、酸化性ガスを極力抑制したＮ２ベース浸炭方法が各種検討されているが、浸炭時の炭素ポテンシャルがＲＸガス浸炭法と同じＣＯ２ガス濃度の制御によることから制御性に同じ問題がある。
【００１１】
また上述のＲＸガス浸炭方法やＮ２ベース浸炭方法の生産性を高めるために連続浸炭炉を使用した場合が多いが、この場合は同じ浸炭条件で浸炭可能な多量の部品が存在している場合に効率的であるが、近年の多品種少量部品群への対応には逆に非効率的な浸炭手段となることが問題である。また、仮に真空浸炭方法において連続化を図った場合においても、上述の連続浸炭炉での多品種少量品に対する生産性と同じ問題点があることになる。
【００１２】
さらに上述のいずれの高温浸炭方法においても、その浸炭処理中の鋼のオーステナイト結晶粒の顕著な粗大化は共通の問題であり、例えば歯車材に適用された場合には、歯元曲げ強度が顕著に劣化することが予測されるため、オーステナイト結晶粒の微細化処理が必要となり、高温浸炭方法を適用するときの問題点となっている。なお、前記オーステナイト結晶粒は、焼入れ処理によってマルテンサイト組織化するが、界面活性剤を添加した腐食方法によってオーステナイト結晶粒を検出できることから、通常オーステナイト鋼の結晶粒と区別するために旧オーステナイト結晶粒と呼ぶ。
【００１３】
次に、浸炭による転動歯面強度を向上させる手段として、上述のように浸炭によるセメンタイトを３０体積％以上に分散させる技術が開発されている。前述の特公昭６２−２４４９９号公報に記載されているように分散析出させるセメンタイト平均粒径を微細に制御しない場合においては、分散させた粗大セメンタイトが歯元曲げ応力の応力集中を助長して、結果的に歯車の歯元曲げ強度を劣化させることが非常に大きな問題となっている。特に、９５０℃以下の温度においてＡｃｍ濃度以上の炭素ポテンシャルを維持しながら浸炭して炭化物を析出させる上述の公開技術においては、最表面部でのセメンタイトが極度に粗大化し易いことや粒界に炭化物が析出したり、炭化物が粒界において凝集するため、極度の曲げ強度を劣化させるにとどまらず、面圧強度に対しても悪い影響を与えることが問題となっている。特に高速回転する歯車ほど面圧強度の劣化が顕著に現れることは問題である。
【００１４】
また、上述の内藤武志の参考書に在るように浸炭表面層に炭化物（セメンタイト）を分散析出させる方法として、真空浸炭の浸炭サイクルを何回か繰り返す方法が挙げられているが、この場合においても同様に粒界にセメンタイトが優先的に析出し、かつそれらのセメンタイトが凝集して粗大なセメンタイトになるため曲げ強度が顕著に劣化することが問題である。
【００１５】
これらの析出するセメンタイトを微細化するためにＣｒ等の合金元素を多量に添加することや再浸炭温度を低めることが考えられているが、前者においては先の高温浸炭時にセメンタイトが析出することや悪戯に鋼を高価なものを使用することになる点で問題となり、また、後者の方法では再浸炭時間が必要以上に極めて長時間化し、コスト的に高価になる問題がある。
【００１６】
本発明は以上の問題点に鑑みて、鋼表面層にセメンタイト粒子を均一に、かつ疲労強度に影響をほとんど与えないほどに細かく分散させるとともに旧オーステナイト結晶粒の微細化を同時に可能とする方法を高温浸炭方法とその浸炭方法に適用される鋼種成分を規定することによって実現するものである。
【００１７】
さらに本発明では、上記高温浸炭方法と再浸炭方法に改善を加えることによって、より微細なセメンタイトを効率よく分散させるとともに生産性良く実施するための浸炭処理システムを提案するものである。
【００１８】
【課題を解決するための手段および作用・効果】
本発明の主旨である、浸炭層にセメンタイト粒子を微細に分散する手段としては、高温浸炭によって浸炭時における粗大セメンタイトの析出を防止しつつ、１．２〜２．０重量％にまで迅速に表面炭素濃度を高めて、かつ所定深さにまで炭素を浸透させ、再加熱処理によってこれら浸炭層に微細セメンタイトを多量に析出させるとともに、これら微細セメンタイト粒子を利用して旧オーステナイト結晶粒を微細化することによって転動疲労強度と曲げ疲労強度を改善するものである。さらにまた、再加熱時において、セメンタイトを粗大化させない浸炭、浸炭浸窒および／または浸窒処理を実施させることによって、さらに、セメンタイト、窒化物および／または炭窒化物を微細に析出させることと高体積濃度の残留オーステナイトを生成させることによって転動疲労強度をより高めるものである。
【００１９】
上記本発明の主旨に沿ってまず、セメンタイトの析出を伴わない高温浸炭方法と使用鋼材の関係について記載する。
【００２０】
上述のようにセメンタイトの析出を伴わずに、高温度ＲＸガス浸炭法で、高炭素ポテンシャル条件での浸炭が非常に困難な理由が、ＣＯ２ガス濃度の難制御性と高温になるほどに浸炭能がより強力になることに起因していることは先述の通りである。本発明における第１要素が、浸炭層の表面炭素量を１．２重量％以上でセメンタイトが析出しない最大の炭素固溶度以下の範囲内に浸炭することにあるので、浸炭時の表面炭素活量がほぼ１になるような条件での高温浸炭方法について検討した。その結果、プロパン、メタンなどの炭化水素ガスの熱分解雰囲気において炭素が僅かに炉気内に析出している条件で浸炭した場合には、炭素鋼表面はほぼ炭素活量が１の状態で浸炭されることと、Ｃｒ等の炭化物形成元素を含む肌焼き鋼においても、特にＡｌの添加量を調整することによってセメンタイトが表面に析出しないことが明らかになり、本発明では、主に浸炭肌焼き鋼に使用される各種合金元素量が配合されている各種鋼を用いて、上記のスーティング状態での高温浸炭（９８０〜１１００℃）を実施して、セメンタイトの表面析出状況を調査し、ほぼ炭素活量が１の雰囲気下で浸炭した場合にセメンタイトの析出しない鋼中の成分条件を下記のように求めた。特に上述のようにＡｌの添加の影響は０．０５重量％以上において認められるが、なお、好ましくは０．１重量％Ａｌ以上として、かつ各種合金元素の添加作用の総和Ｐａｒが１．５以下となるように調整されるのが望ましい。
１．９≧−５．６〔Ｓｉ重量％〕−７．２〔Ａｌ重量％〕＋１．１〔Ｍｎ重量％〕＋２．１〔Ｃｒ重量％〕−０．９〔Ｎｉ重量％〕＋１．１〔Ｍｏ重量％〕＋０．６〔Ｗ重量％〕＋４．３〔Ｖ重量％〕＝Ｐａｒ
【００２１】
この関係式に基づくとき、炭素との結びつきの強いＣｒを３．０重量％添加した場合においても０．６重量％のＡｌを添加することによって高温浸炭時においてもセメンタイトの析出が防止できることが推定され、後の微細セメンタイトの析出に有効なＣｒの多量添加を可能にしている。
【００２２】
なお、炭化物形成元素のないＮｉ，Ａｌ，Ｓｉの高濃度な添加はとりわけセメンタイト析出の防止に寄与することも確認されたことから、鋼材成分的にもコスト的に許容し得る範囲で添加することが好ましく、とりわけＮｉは５重量％以下、Ａｌは２重量％以下の範囲において添加するのが好ましい。なお、後述のようにセメンタイトを浸炭表面に多量に析出させた再加熱状態では、焼き入れ性を高める機能をもつＣｒ，Ｍｏ，Ｖ等の炭化物形成元素類はセメンタイトに濃縮し、母相がオーステナイト中のそれら合金元素濃度が低下して焼き入れ性が劣化するため、セメンタイトから吐き出され、母相オーステナイトに濃縮するＮｉ，ＡｌＳｉの積極的な利用は母相の焼き入れ牲を確保する意味からも好ましい。特に、Ａｌは高温浸炭時のセメンタイ卜析出防止効果や焼き入れ性改善の点から最も効果的な機能を発揮するので、本発明では０．０５重量％以上のＡｌ添加を好ましいこととした。また、Ａｌが高温浸炭後のガス冷却過程でのマルテンサイト変態を抑制しながら、靱性の高いベイナイト組織を優先的に析出させるとともに、冷却によるセメンタイトの析出を顕著に防止する作用が０．２重量％以上で観察され、特に０．３５重量％以上で顕著となるので、ガスによる急冷で、例えば歯車の歯先コーナー部の変形や焼き割れ危険性を特に危惧する場合にはＡｌ添加量を０．３５重量％以上に調整しておくことが好ましい。
【００２３】
さらに、Ａｌの添加は高温浸炭後に冷却して、再加熱して浸炭浸窒するときにＡｌが雰囲気から浸透する窒素と鋼表面中において窒化物を強力に形成することによって、先の炭素活量に対するＡｌの作用が顕著に低減して、その結果としてＣｒの微細セメンタイト析出促進効果が高まる効果も期待できる。
【００２４】
また、Ｖは上述の関係式からも理解されるように、Ｃｒよりも顕著なセメンタイト微細化効果を発揮するが、鋼中の炭素との結びつきが強すぎて炭化物を形成するため、従来の浸炭温度範囲では、多くのＶを添加してもセメンタイトの微細化に効果的に作用する量が約０．２重量％程度であったが、高温浸炭法を採用することによって有効Ｖ濃度を０．６重量％まで高めることが可能となり、浸炭後の冷却、再加熱、再浸炭、浸炭浸窒時での微細セメンタイトの析出にさらにＶを有効に作用させることができた。
【００２５】
本発明で高温浸炭法を採用することの目的は、短時間で浸炭層の炭素濃度を１．２重量％以上でセメンタイトの析出を伴わない炭素濃度にまで最大に固溶させることと浸炭深さを深くすることにある。ほぼ炭素活量が１となる雰囲気下で、０．２重量％の炭素を含有する鋼を使って、例えば１０４０℃×１ｈｒの高温浸炭では、最大固溶炭素濃度が１．７重量％になり、０．２重量％の炭素を含有する鋼での０．４重量％炭素濃度深さ位置までの距離（浸炭深さ）を比較した場合には、通常の浸炭条件９３０℃×１ｈｒでの浸炭深さ（約０．５ｍｍ）と較べて２．３倍の深さに達しており、さらに、前述の意味合いの１．２重量％炭素濃度の表面からの位置を比較した場合には、９３０℃×１ｈｒではほぼ０ｍｍであるのに対して１０４０℃×１ｈｒでは０．４〜０．５ｍｍに達していることがわかる。
【００２６】
上述のようにほぼ炭素活量が１となる雰囲気下で高温浸炭を実施するに当たって、浸炭雰囲気を減圧して行う真空浸炭方法や不活性なＮ２ガスをベースにして浸炭性のプロパンやメタンガスを添加して微量のスーティングを起こさせた条件をベースとして浸炭することが望ましい。例えば、減圧下で行う真空浸炭（減圧浸炭）では下記の式（１）、（２）に示すような分解によって発生するラジカルな炭素で浸炭されると考えられるため、減圧下ではル・シャトリエの法則に従ってより強力な浸炭性が高まると同時により高温側での浸炭温度を採用することによって、プロパン、メタンなどの炭化水素ガスの遅い分解反応が減圧条件で顕著に高まり、微量の炭化水素ガスによっても浸炭できることから浸炭時のガスコストを低減できることが理解できる。
Ｆｅ＋Ｃ３Ｈ８＝Ｆｅ−Ｃ＋４Ｈ２・・・（１）
Ｆｅ＋ＣＨ４＝Ｆｅ−Ｃ＋２Ｈ２ ・・・（２）
【００２７】
ところで、上式に従って、減圧下での水素ガス分圧とプロパンもしくはメタンガス分圧を管理して例えば水素ガス濃度を制御することによって炭素活量が管理されることが、特開昭５２−６６８３８号公報に開示されているが、先述の内藤武志の参考書にあるように実質的にはかなりの減圧下（例えば１０−１ｔｏｒｒ程度）での分解反応でない限り、制御のための反応応答性が得られず、メタン平衡圧の数倍以上のメタン添加が必要となることが知られている。
【００２８】
また、現実的には１０ｔｏｒｒ以下の減圧下においては真空浸炭の操業上に問題を与えるようなスーティングの発生が無いことを考え合わせるとメタン、水素ガスの分圧測定による炭素活量の制御は実質的に有効性が発揮されない。なお、１０ｔｏｒｒの真空浸炭においても、ガス濃度の希薄性から浸炭部品の均一な浸炭性を保証することが困難な場合には、Ｎ２等の不活性なガスを添加して雰囲気圧力を５０ｔｏｒｒ以上に上げることによって顕著に改善できることは良く知られている。なお、本発明ではこれら減圧下での浸炭における浸炭実験を繰り返して確認した結果、炭素活量が１を越える浸炭雰囲気になった場合には、実質的には浸炭反応に先行するようにスーティングが発生し、炭素活量が１を越えて浸炭する能力が非常に少なく、かつ先述のように鋼材成分を調整することによって高温浸炭時の粗大セメンタイト粒子の析出が防止できることがわかった。従って、本発明では実質的なスーティング現象をコントロールすることによって炭素活量がほぼ１になるように制御できる浸炭方法を利用することが好ましい。ただし、これらの高温浸炭を連続的に長時間実施する場合には、長期間に累積されるスーティング炭素の問題を解決しておくことが好ましく、本発明では浸炭室での浸炭操業間においてＣＯ２ガス類の弱酸化性ガスを添加することによって除去できるような浸炭システムを組むことによって解決した。
【００２９】
なお、上述のような高温浸炭時のスーティング現象を積極的にコントロールするには、１）析出する炭素を迅速に酸化除去する、２）炭素が析出し難くするためのガス組成をコントロールする等の各手段が考えられるが、例えば、式（３）〜（５）の関係から下記のように検討した。
ＣＯ２＋Ｃ＝２ＣＯ ・・・（３）
ＣＨ４＋ＣＯ２＝２ＣＯ＋２Ｈ２・・・（４）
ＣＨ４＋Ｃ＝Ｃ＋２Ｈ２ ・・・（５）
【００３０】
１）スーティングを起こしている炭化水素ガスの分解ガス中にＣＯ２ガスをパルス的に添加することによって一番迅速に式（４）が起こり、スーティング発生源のメタンガスを極めて還元性の高いＣＯ＋Ｈ２ガスに変換するとともに、続いて既に発生している炭素を式（３）によってＣＯガスに変換させることが有効であり、式（５）に示したメタンからの炭素の析出速度を遥かに上回る速度でスーティングを除去、抑制できるようにすることが好ましい。特に既に発生している炭素をメタンからの析出速度以上の速さで除去するには、浸炭温度を少なくとも９８０℃以上に設定しておくことが必要であることがわかる（図１参照）。
【００３１】
２）また、浸炭時のガスコストを考えた場合には、以上の議論から、式（３）のブルドア反応を減圧下で行わせることをベースとして式（４）で示されるメタンとＣＯ２の急激な酸化反応を利用してスーティングの少ない条件で上述の浸炭を実施することが極めて有効であり、かつ浸炭後の粒界酸化層の発現を抑えることができる。なお、例えば２４％ＣＯ−２９％Ｈ２−４７％Ｎ２からなるＲＸガスの２５０ｔｏｒｒにおける１０００℃でのブルドア平衝で炭素活量が１の時に存在するＣＯ２は約４０ｐｐｍであり、ほぼ粒界酸化性に対する危険性の無い状態にあり、さらに浸炭性の均一性が確保できる５０ｔｏｒｒにまで減圧した状態ではさらに安全になることがわかる。さらに、この状態に炭化水素ガスを極微量添加することによって過度のスーティングの発生を上記式（４）の反応性から抑制して、炭素活量をほぼ１に制御することが可能であることがわかる。なお、浸炭ガスとしてＲＸガスの代わりにメタノール等のアルコール類やアセテート類を使用した場合にも同じく使用できることがわかる。また、浸炭ガスとしてメタン、プロパンに限らずブタン、アセチレン等の他の炭化水素ガスを利用することも可能である。
【００３２】
３）さらになお、炉内における加熱ヒーター部は常に炉内温度より高温状態にあり、浸炭ガス中のＣＨ４などの炭化水素ガスとの直接的な接触によりヒーター部において炭素が析出しやすくなり、４）またＣＯ２等の弱酸化性ガスの添加によるヒーター部の消耗が大きくなりやすい等の設備的トラブルを発生させ易いことが問題となる。
【００３３】
また本発明においては、浸炭加熱室のヒーターを例えば、図２に示すように改造することによって、例えば不慮の事故による炉内への炭素の析出が発生した場合や長期間の使用によって炭素が累積された場合においても、ＣＯ２による析出炭素の酸化除去が容易に実施することができるし、浸炭サイクル終了後に次の熱処理部品を搬入する間に例えばＣＯ２によるスーティング除去処理が実施できるような構造にした。なお、ヒーター保護管内にはＮ２ガス等の不活性ガスを流せる構造とすること、保護管の一端は少なくとも固定することが無いようにすることが必要であり、両端を固定した場合には熱サイクルによる熱応力による破損が免れない欠点があるためである。
【００３４】
なお、上述の浸炭ガス雰囲気のガスセンサーとしては質量分析計を使用することが好ましい。この理由は質量分析内の真空度が１０−７ｔｏｒｒオーダーであり、減圧下の炉内ガスを直接的に質量分析計内に導入することが極めて簡単であることおよび、図３に示した０．２ｔｏｒｒのプロパンを１０００℃で分解させたときのガス分析結果からわかるように、水素（２）、メタン（１６）、Ｈ２Ｏ（１８）、炭素（１２）等が極めて明確に独立して検出できることにあり、これらの結果と図１の関係からこれらのガス濃度を管理することによってスーティングを防止しながら、炭素活量がほぼ１の状態で浸炭することが可能になることがわかる。
【００３５】
さらに、上述の高温浸炭中の表面炭素濃度を１．２〜２．０重量％の範囲内で調整する場合の手段としては、高温浸炭温度を調整することが最も簡便的であるが、生産性を考慮した場合にはさらに、１）高温浸炭後に浸炭雰囲気をカットして浸炭時間の１／２時間以内の拡散時間を設定して高温炭素濃度を調整して炭素活量を理想的な１から少なくとも０．８相当に制御すること、２）高温浸炭後に浸炭雰囲気中に前述のＣＯ２等の弱酸化性ガスを導入してスーティング調整する段階を組み入れることによって最表面層が非常に迅速に脱炭されること等の最表面での炭素濃度を低減する方法を講じることができる。さらに、３）高温浸炭後に浸炭雰囲気をカットもしくは調整する上述１）、２）の方法を高温浸炭温度で行うことはより効果的であり、例えば５０℃以内の温度範囲において昇温させることで十分にその効果を発揮する。
【００３６】
次に高温浸炭したときのオーステナイト結晶粒径について説明する。
一般的に９５０℃以上の高温度で加熱した場合には、オーステナイト結晶粒が顕著に粗大化することが知られており、通常Ｎｂの微量添加による粗大化防止が図られている。しかし、１０００℃を越えた加熱状態にある場合には粗大化防止効果が極めて少なくなり、例えばＳＮＣＭ４２０Ｈ−０．０５Ｎｂ処理鋼を１０４０℃×３ｈｒの浸炭処理後の結晶粒半径は４０〜５０μｍレベルに顕著に粗大化し、Ｎｂ添加のない鋼では７０〜１００μｍに粗大化しており、先述のような強度的な観点から結晶粒の微細化が必要となるが、一旦粗大化した鋼においては微細化が困難である。
【００３７】
本発明では後述のように、再加熱焼き入れによって浸炭層の結晶粒を顕著に微細化することによって高温浸炭による強度劣化を防止するとともに強度改善を積極的に果たすために、再加熱温度において１μｍ以下でかつ３体積％以上のセメンタイトを均一に分散析出させる炭素濃度（１．２重量％）の表面からの位置が例えば歯車においては（歯車モジュール×０．０５）以上の深さにあり、再加熱・焼き入れによって旧オーステナイト結晶粒がＡＳＴＭ結晶粒度９以上に微細化されていることを特徴とした。例えば丸棒での曲げ応力下では、丸棒半径の約１５％深さ位置に相当するまでを微細結晶粒化することに相当するが、これは表面にかかる最大応力の１５％低減距離を微細強化していることを意味している。また、本方法に従うとＮｂ添加などの高価な合金元素の添加を必ずしも必要としないことから高価な鋼材の必要性がないことにも寄与できる。
【００３８】
また、以上のような高温浸炭法は、従来の真空浸炭法やＲＸ浸炭法、およびＮ２ベース浸炭法で実施される拡散処理を実質的に必要としていないことに相当し、一般の拡散処理が浸炭期時間の２倍以上に実施されていることを考慮する場合に、本発明で使用する浸炭法は顕著に生産性を高める結果を持っており、後述の品質改善だけでなく、浸炭コストの低減に対しても顕著に責献していることがわかる。
【００３９】
なお、浸炭操業において実質的な浸炭時間が短縮化される場合には、浸炭温度までの昇温に必要とする時間が長くなり、生産性を遅らせることが問題となるが、本発明では、浸炭工程の前段階となる予加熱室を浸炭室と分離して設けて、予加熱が中性ガス雰囲気もしくは真空雰囲気下で独立した温度条件で操業できるようにして、浸炭部と連動させて浸炭操業効率を高めると同時に余加熱室、浸炭室と独立したガス冷却室を設け、高温浸炭後に熱処理部品を冷却室に移送してガス冷却する一連の工程が不活性なガスもしくは真空中で実施できるシステムとして生産性を高めた。ガス冷却室には熱交換機を備え、かつガス室が１０気圧にまで加圧できる構造であることが望ましいが、実質的にはガス冷却時の冷却ガス圧力は冷却ファンを備えることによって５００ｔｏｒｒ〜２気圧の範囲にあることが設備コスト的な関係から好ましい。
【００４０】
次に、本発明では、高温浸炭後の表面炭素濃度が１．２〜２．０重量％に高められていることから、放冷途中においては浸炭層の粒界に板状セメンタイトが多量に析出するため、これらのセメンタイト析出を防止するため、高温浸炭工程における浸炭終了後に浸炭雰囲気をカットした状態で５０℃以下の温度範囲において昇温した後に上述の冷却室に移送し、不活性がスや非酸化性ガスなどによるガス急冷を実施するのが好ましい。
【００４１】
また、次工程における再加熱浸炭、浸炭浸窒処理における熱処理部品の表面清浄度を確保するためには、冷却用のガスとしては、不活性なＮ２，Ａｒ，Ｈｅ，Ｈ２等の１種または２種以上のガスを使用することが望ましい。
【００４２】
また、上述のようなガス冷却を行うのは、浸炭層の炭素濃度が従来の浸炭表面炭素濃度に較べて非常に高いことから、焼き入れ油を用いた場合には焼き割れの危険性が大きくなることにより、少なくとも上記の浸炭部品の芯部組織が１００％マルテンサイトであることを避けて、好ましくはベイナイトが主体となるように調整されることが多くなるため、冷却能をコントロールし易くするためである。
【００４３】
また、ガス急冷後の鋼浸炭層の粒界に板状，針状セメンタイトが析出する場合には、高温浸炭時に析出する粗大なセメンタイトでない限り、後工程の再加熱処理時にほぼ粒状化することができるが、前述のＡｌの積極的な添加や上述の冷却開始温度の調整、ガス冷却能の調整等によって粒界の板状セメンタイトの析出を防止することが好ましい。さらに、浸炭層がパーライトになる場合には、再加熱時において、Ａ１点温度を挟んだ熱サイクルを加えることによりほぼ粒状化を図ることができるが、粒状化に必要な時間が長時間に及ぶことから、できれば鋼の成分調整によって主体組織がベイナイトおよび／またはマルテンサイトからなるように組織化を図ることが望ましい。
【００４４】
次に、転動強度を改善するために、浸炭層にセメンタイトを析出させる高炭素浸炭法について説明する。
【００４５】
類似の高炭素浸炭法が特公昭６２−２４４９９号公報に開示されていることは前述の通りであり、この公報中の実施例においては９３０〜９８０℃での予備浸炭後に一旦室温近くに冷却して後、Ａｒ１〜９５０℃に２０℃／ｍｉｎ以下の昇温速度で再加熱した後に、使用鋼材のＡｃｍ濃度以上の炭素ポテンシャルを維持させながら再浸炭して表面から０．４ｍｍ深さにセメンタイトを３０体積％以上に分散析出させる方法が開示されている。また、その実施例では、組織写真にもあるように最表面部のセメンタイトが極度に粗大化するとともにセメンタイトが凝集して長く繋がった形状になることが示されている。また、このような粗大化やセメンタイトの極度の凝集は前述のようにセメンタイトによる応力集中が原因となって極度の強度劣化を示すことが明らかであり、この点に関しては言及されておらず、例えばよりコンパクトで高強度な歯車を製造する際には歯面圧強度を高めても歯元曲げ強度を劣化させることに繋がり目的を達成することができない。また、上述のように予備浸炭後に、Ａｃｍ濃度以上の炭素ポテンシャルを維持させながら再浸炭によってセメンタイトをより多く析出させるときの、最表面近傍部でのセメンタイトの粗大化メカニズムを図４を使って検討すると、Ｃｒ等の炭化物形成元素をＸＭ含有する鋼をセメンタイトの析出を伴わずに表面炭素濃度がＰ１Ｘｃとなる炭素ポテンシャルで高温浸炭し、一旦冷却後、再浸炭温度に到達した時点での既にセメンタイトが分散している表面組織のオーステナイト中の表面炭素濃度０Ｘｃと炭素ポテンシャルＰ２Ｘｃで再浸炭するときに平衝するオーステナイト中の表面炭素濃ＳＸｃの炭素濃度差ΔＸｃが小さいために、再浸炭によって表面から浸透拡散する炭素量が非常に少なくなり、かつ、浸透拡散した炭素のほとんどが表面層に先に分散するセメンタイトに吸収される傾向が顕著になり、結果としては、分散析出するセメンタイトの粒子径ｄθがΔＸｃに反比例して粗大化することがわかる。従って先述の開示技術に従う限りにおいては、原理的にセメンタイト粒子の粗大化が避けられない問題であることがわかる。なお、析出するセメンタイトを微細化するには例えば７６０℃で再浸炭するのが良いことが写真比較において推測されるが、現実的な再浸炭処理としては非常に長時間の処理となり、かなりの処理コストが必要となる問題や例えば一般的なＲＸガス浸炭法では、実質的な浸炭反応が起こらないことが危惧される。
【００４６】
なお、図５に示すような従来高炭素浸炭技術で浸炭して（図５（ｂ）の浸炭サイクル）、浸炭層に析出させたセメンタイトが粗大化したり、セメンタイトの多量析出によるセメンタイト間の凝集体が顕著になる場合には、早期の歯面損傷を起こす危険が大きいことが示唆され、特に、高速回転で使用する歯車においてはその危険性が大きくなることが容易に推定される。
【００４７】
そこで本発明では、分散させるセメンタイトをより確実に微細化させるために、前述のように高温浸炭によって表面浸炭層を炭素濃度で１．２重量％〜２．０重量％に高め、ガス冷却して前述のようにベイナイト、マルテンサイトを主体とする組織にしたものを一旦Ａ１点温度以下の状態で加熱して、十分に微細なセメンタイト（平均粒径が０．５μｍ以下）を均一に分散させた後に、
１）Ａ１点温度〜９００℃に再加熱した後に焼き入れることによって、平均粒径１μｍ以下のセメンタイトを３体積％以上の深さ位置が、歯車モジュール×０．０５（最表面に働く曲げ応力が１５％減じる深さ位置）の深さ以上に分散析出させ、結晶粒度をＡＳＴＭ９番以上に微細化させるとともに表面浸炭層深さ０．０５ｍｍ以上において平均粒径１μｍ以下のセメンタイトを５〜２０体積％分散させて転動強度を高めるとともに曲げ疲労強度の改善を図った。
２）上述１）のように結晶粒を微細化する条件と５〜２０体積％の微細なセメンタイト粒子を分散させた組織に、再加熱処理温度での使用鋼材のＡｃｍ濃度を越えない炭素ポテンシャルで浸炭浸窒または浸窒することによって２０〜７０体積％の残留オーステナイトを生成させ、靱性改善を図るとともに、転動中の応力によって残留オーステナイトから生成されるマルテンサイトを分散セメンタイトにより微細化することによって転動強度を高めた。
３）上述２）のような再浸炭浸窒または再浸窒によって、２０〜７０体積％の残留オーステナイトを生成させるとともに、浸透拡散する窒素とＡｌを反応させて、Ａｌを主体とする平均粒径約０．２μｍ以下の窒化物をさらに１５体積％まで分散析出させて転動強度を高めた。
【００４８】
さらに、上述１）２）３）に加えて微細なセメンタイ卜粒子の体積％を増大させる浸炭手段としては、先述のセメンタイトの粗大化メカニズムを参考にして、
４）上述１）２）３）のように結晶粒を微細化する条件に加えて、再加熱の浸炭または浸炭浸窒雰囲気を使用鋼材のＡｃｍ濃度を越える炭素ポテンシャルと越えない共析炭素濃度の炭素ポテンシャルを周期的に与えて過剰浸炭させることによって浸炭層最表面近傍におけるセメンタイトの粗大化を防止して、平均粒径が３μｍ以下の微細なセメンタイトを１５〜３５体積％およびＡｌ窒化物を０〜１５体積％範囲内になるように分散させ、かつ前述の残留オーステナイトを生成させることによって転動強度を高めるとともに曲げ疲労強度の劣化を防止した。
【００４９】
なお、上述の１）、２）、３）、４）ではＡ１点温度以上に加熱する前にＡ１点温度以下で一旦加熱保持を実施しているが、この目的はフェライト中にまずセメンタイトを微細で均一で多量に（〜３０体積％）分散させ、かつセメンタイト中にＣｒ，Ｍｎ，Ｍｏ，Ｖ等の元素を迅速に極度に濃縮させてセメンタイトをより安定化させた状態にした後に再加熱温度に昇温することによってセメンタイトをより微細な状態に保持させることを目的としているので、例えば６００℃〜Ａ１温度間を５℃／ｍｉｎ以下の緩やかな昇温速度で加熱することによっても同じ目的を達成できると考えることができる。さらに、４）のようにＡ１点温度から９００℃の範囲で再浸炭によるセメンタイトの析出を図る場合には、通常の炭素ポテンシャル調整に加えて、アンモニアを連続的に添加または間欠的に添加させることによる浸炭浸窒雰囲気下で、窒素を多量に拡散浸透させながら、炭素ポテンシャルをより高炭素条件に高めたり、炭素ポテンシャルを変動させる方法が、さらなるセメンタイトを析出もしくは成長させるときの粗大化抑制効果を発現させるものである。
【００５０】
なお、上述１）の再加熱後に焼き入れる方法では、加熱方法が脱炭作用の無い雰囲気下で実施されることが好ましい。また、上述４）の再浸炭によるさらなるセメンタイトの微細析出が浸炭雰囲気にアンモニアを添加した浸炭浸窒条件で特に有効であることは上述の通りであるが、さらに、上述の理由でＮｉ，Ｓｉ，Ａｌを多く添加した鋼を使用する場合や、Ｃｒ，Ｖ添加量を多くする場合には、微細なセメンタイトを析出させるだけでなく、例えばＡｌの添加による０．２μｍ以下の窒化物が微細に析出することによって、転動強度の改善に極めて効果的な作用を示す。この作用は先の微細なセメンタイトを分散させる高炭素浸炭方法に、浸炭浸窒による更なる微細セメンタイトおよび／または極微細窒化物の分散析出の効果を合わせることによって極めて優れた転動強度を得ることができるとともに、表面層に窒素の固溶による焼き入れ性の改善効果や焼き入れマルテンサイト組織の顕著な微細化、複雑形状化、残留オーステナイト形成および残留オーステナイトの加工処理による圧縮残留応力の効果がさらに転動強度、曲げ強度の改善に有効に利用できる特徴が付加できる。
【００５１】
なお、鋼中の合金元素の高温浸炭に対する役割については前述の通りである。以下においては再加熱焼き入れ時と高炭素浸炭時のセメンタイトの微細化に対する合金元素の影響を検討する。
【００５２】
Ｃｒ：
鋼中のＣｒは、セメンタイトの微細化に顕著な役割を果たし、特にフェライト中に分散するセメンタイトに対しては他の合金元素に較べて最もセメンタイト中に濃縮する傾向が強く、セメンタイトを効果的に微細化するとともにセメンタイト粒の成長を抑制する作用を示す。さらに、オーステナイト中に分散するセメンタイトに対してもＶについでセメンタイト中への濃縮化傾向が強く、上述と同じセメンタイトに対する効果を示す。なお、セメンタイトの微細化効果の観点からすると０．３重量％以上の添加が好ましい。また、再加熱温度において浸炭浸窒および浸窒処理を施す場合において、Ｃｒが母相中に１．５重量％以上含まれているとＣｒ窒化物が粒界に析出しやすくなるため、上述の条件においてはＣｒを減量するか、０．２重量％以上のＡｌとＶの１種以上との複合添加によって防止することが必要である。また、３．５重量％を越えて添加した場合には、表面層にＣｒ７Ｃ３炭化物が析出するようになるが、最表面層においては粗大セメンタイトが析出するため、転動強度や例えば曲げ疲労強度の点で好ましくない。この粗大セメンタイトの析出を防止するためには、通常浸炭時の炭素ポテンシャルを抑制する必要があるが、本発明では、前述のＰａｒの関係式において最も効果的にセメンタイトの析出を抑制するＳｉとＡｌを次の近似式の関係に従って共存させることにより制御が可能である。
５．６×〔Ｓｉ重量％〕＋７．２×〔Ａｌ重量％〕≧２．１×〔Ｃｒ重量％〕
上述の関係から、（Ｓｉ＋Ａｌ）重量％の下限値は１重量％であることがわかる。また、上限値は、後述のＳｉ，Ａｌ添加量の上限値を考慮して２．５重量％が好ましい。
【００５３】
Ｖ：
Ｃｒと同様のことはＶにおいても認められ、例えばフェライト／セメンタイト間の濃縮傾向はＣｒ，Ｍｎについで大きくセメンタイト中のＶ濃度はフェライト中のＶ濃度の約１０倍に濃縮化され、また、オーステナイト／セメンタイト間の濃縮傾向ではＣｒよりも極めて顕著であり、Ｃｒの２倍程度の濃縮傾向を示し、セメンタイトの微細化、均一分散性に顕著な効果がある。ただし、ＶはＶＣ特殊炭化物を形成しやすく、高温浸炭中において析出しやすくなるため、セメンタイトの微細化に作用させる添加量が制限される。本発明では従来浸炭よりも高温で浸炭させることによって有効Ｖ添加量を多くすることができているが、ＶＣの固溶度積に関する従来の結果から類推して０．７重量％以下に抑えておくことが好ましい。なお、再加熱温度での浸炭浸窒もしくは浸窒を実施した場合には、Ｖは浸透してくる窒素とも反応して、より微細な平均粒径０．３μｍ以下の炭窒化物Ｖ（ＣＮ）を分散析出させる役割を持つことからより顕著なセメンタイト微細化効果と同時に炭窒化物析出効果による転動強度の顕著な改善が可能となる。なお、上述の効果から考えて、添加量はセメンタイトの微細化に効果を発現し始める０．１重量％以上が望ましい。
【００５４】
Ｍｏ，Ｍｎ，Ｎｂ，Ｔｉ，Ｗ：
Ｃｒ、Ｖ以外にも上記の炭化物安定化元素に対しても考慮されなければならないが、Ｔｉ，Ｍｏ，Ｎｂ，Ｗ等はセメンタイトの安定性に対してさほどの影響が無いので、通常の機械構造用肌焼き鋼としての使用範囲に限定しても良いと考えられる。また、高温浸炭時の結晶粒粗大化防止の観点からＮｂ，Ｔｉを通常の範囲で添加することは問題とならない。
【００５５】
Ａｌ，Ｎｉ，Ｓｉ
多量のセメンタイトを分散析出させた状態においては、上述のＣｒ，Ｍｎ，Ｍｏ，Ｖ等の合金元素がセメンタイトに濃縮し、オーステナイト母相中の合金元素が希薄になることによって、オーステナイトの焼き入れ性が顕著に低下するようになるため、セメンタイトよりもオーステナイト中に濃縮するＮｉ，Ａｌ，Ｓｉの１種以上を０．１重量％以上添加することが望ましい。また、これらの添加量の上限はＮｉはコスト的な観点から５重量％とすることが望ましく、またＡｌ，Ｓｉは製造上の介在物量の観点から２重量％以下とした。さらに前述のようにＡｌは再加熱温度での浸炭浸窒および／または浸窒処理によって、浸透する窒素と反応して平均粒径０．２μｍ以下の微細なＡｌＮ窒化物を多量に析出し、転動強度をさらに高める作用がある。
【００５６】
なお、再加熱温度での浸炭浸窒または浸窒処理によって浸透拡散させた表面の窒素（濃度）は、表面層の焼き入れ性を顕著に高めるとともに残留オーステナイトの生成量を増す役割を果たし、前述の残留オーステナイト量を安定して確保するためには、０．２重量％以上が必要であり、より好ましい４０〜６０体積％の残留オーステナイトを得るには、０．４重量％以上が必要と考えられる。
さらに、Ａｌなどの窒化物ＡｌＮを析出させる合金元素を含む場合には合金元素に見合ったＮの濃化が表面層において観察されるため、窒素濃度の上限値は母相に固溶する窒素濃度（０．２〜０．８重量％）と窒化物によって固定された窒素濃度から規定されるべきものであるが、実質的窒化物形成元素であるＡｌの最大添加濃度から推定して、ほぼ表面窒素濃度は０．４〜２．０重量％が好ましい。
【００５７】
本発明では、実質的にはＡ１点以下の温度においてできるだけ細かな平均粒径０．２μｍ以下のセメンタイトを多量に（〜３０体積％）析出させたのちに、Ａ１点温度以上の再加熱浸炭温度に加熱するときにおいてもセメンタイトが容易にオーステナイト中にとけ込むことを防止して、平衝状態でのセメンタイトの存在量３〜７体積％を実質的に上回るように分散させることによって結晶粒度を１２以上に細かくするようにして、顕著な細粒浸炭層を形成させたことを特徴としており、歯面強度、曲げ疲労強度の改善を意図させることを特徴とした。さらに、再加熱浸炭工程４において、先に析出されたセメンタイト粒が微細であるほど再浸炭で析出させるセメンタイトの核数を増大させることに繋がるようにして、９００℃以下の浸炭、浸炭浸窒によってさらに増大させ、平均粒径が３μｍ以下で、１０〜３５体積％に析出させ、結晶粒度が１２以上に粗大化することの無いようにしながら、セメンタイト分散による面圧強度の改善を図ったことを特徴としている。なお、再加熱浸炭温度が９００℃以上に高くなる場合においては析出するセメンタイト粒子サイズが３μｍを越えたりセメンタイトの凝集性が高くなる結果、上述の切り欠き効果による強度低下が問題になるので９００℃以下にした。さらになお、工程４に於けるＡ１温度以下でのセメンタイト微細化処理を実施しない場合においては再浸炭後のセメンタイト粒サイズが大きくなり、３μｍ以下の細粒セメンタイトを実現するには８００℃以下での高炭素浸炭処理が必要になることがわかり、先の公開技術（特公昭６２−２４４９９号公報）の実施例からの結果と良く対応することがわかった。
【００５８】
先の結晶粒微細化作用を実現するための必要深さは前述の通りであるが、セメンタイトが分散した再浸炭層深さや浸炭浸窒および浸窒によって窒化物が分散した浸窒層深さは、転動面のヘルツ面圧計算から求まる最大せん断応力深さ位置を考慮して通常の産業機械用歯車サイズの範囲では０．０５〜０．５ｍｍの範囲にあれば十分と考えられる。このことは高炭素浸炭に限らず、浸炭浸窒および／または浸窒によって析出する微細な窒化物層深さについても当てはまることである。
【００５９】
特に、球状セメンタイトを１０〜３５体積％を分散させた後に焼き入れ処理を施すに当たって、Ｃｒ，Ｍｏ，Ｖ，Ｍｎなどの合金元素がセメンタイト中に高濃度に濃縮し、母相オーステナイトの焼き入れ性が顕著に低下するようになることからセメンタイト中に濃縮しないＮｉ，Ａｌ，Ｓｉの１種以上を０．２重量％以上添加することが望ましい。また、これらの添加量の上限はＮｉはコスト的な観点から５重量％とすることが望ましく、また、Ａｌは製造上の介在物量の観点から２重量％以下とした。
【００６０】
本発明においては、工程４での浸炭および浸炭浸窒によって炭化物、炭窒化物および窒化物を細かく分散析出させることが重要であるが、上述の浸炭、浸炭浸窒処理後にそれらの雰囲気をカットして５０℃以下の温度範囲において昇温した後に焼き入れることは先の工程２と同じ作用を有することから好ましいことと考え、さらに、それらの雰囲気を真空状態にして、先の雰囲気から鋼中に固溶している水素ガス成分を脱水素処理することも後の遅れ破壊性低減に有効に作用することが明らかであり、特に面圧強度の改善に好ましく作用すると考えられる。
【００６１】
【実施例】
次に、本発明の具体的な実施例について、図面を参照しつつ説明する。
【００６２】
１）試験片の準備
本実施例に用いた供試鋼の組成を表１に示し、本発明鋼を○印で示した。供試鋼中の炭素濃度は歯車などの肌焼き鋼の例としてよく使用される約０．２重量％範囲とした。さらに市販のＳＣＭ４２０Ｈ（Ｎｏ．３），ＳＮＣＭ２２０Ｈ（Ｎｏ．４），ＳＮＣＭ４２０Ｈ（Ｎｏ．５）をも使用した。
試験片形状は図６〜図８にそれぞれ示した炭素分析用丸棒片，回転曲げ疲労試験片，ローラピッチング試験片を用いて実施した。なお、ローラピッチング試験片用の大ローラ片にはＳＵＪ２を焼き入れ焼き戻し、硬度をＨｒＣ６４に調整して使用した。
【００６３】
【表１】
【００６４】
２）浸炭および浸炭浸窒の実験
本実験に使用した浸炭用熱処理炉の概略（内部構造）を図９に示した。加熱時真空度としては０．１ｔｏｒｒまでに達することができ、最高使用加熱温度としては１２５０℃まで可能である。冷却は別室において、Ｎ２による２気圧の加圧冷却が可能なようにしてある。浸炭室の炉気分析は、サンプル導入管を挿入して直接的に質量分析計によって実施した。なお、質量分析計へのガスの導入は質量分析計の測定真空度を２×１０−７ｔｏｒｒに減圧することによって実施した。
【００６５】
（２−１）スーティングの発生状況確認
炭化水素ガスとしてプロパンとメタンガスを使用して、１０４０℃×１ｈｒにおける雰囲気圧力とスーティング状況を試験片（Ｎｏ．３を使用）上への炭素の析出状況と質量分析計による炭素の計測から調査した結果を図１０にまとめて示した。プロパンガスを使用した場合には１０ｔｏｒｒ以上において明確なスーティングが認められ、メタンガスを利用した場合には２５ｔｏｒｒ以上において認められた。何れの場合においても希薄なガス雰囲気であり、通常の実験規模での浸炭には浸炭が問題なく実施できる範囲である。図６に示した炭素分析試験片の穴部の浸炭深さを比較した場合にはメタンガス２０ｔｏｒｒよりもプロパンガス１０ｔｏｒｒの方が極めて薄いことから、メタンガス２０ｔｏｒｒにプロパンガス５ｔｏｒｒの混合ガスの使用の方が良い結果が得られた。しかし、多量の部品量を扱う生産時においては、従来から知られているように浸炭の不均一性の発生しやすい状況にあり、また、浸炭ガス濃度の均一性を確保するために流量を大きくするなどの問題があると考えられる。特に、浸炭時のガスの攪拌が効果的に作用する２００ｔｏｒｒ以上に高めることができるとこれらの問題が解決すると考えられたので、プロパン２０ｔｏｒｒにＮ２ガスを添加して５０〜２００ｔｏｒｒの範囲でＮ２ガスによる圧力変動を行わせて、炉気攪拌した条件で１０４０℃×１ｈｒの浸炭処理を実施した結果、上述穴部での浸炭性が顕著に改善されていることが確認できた。
【００６６】
同様の観点からプロパン２００ｔｏｒｒとしてＣＯ２ガスによるスーティングコントロールを実施しながら約２５０ｔｏｒｒ近傍での浸炭においても上述穴部浸炭性の確保が可能であることを確認した。
【００６７】
さらに、プロパンを約２０〜５０ｔｏｒｒの範囲で添加しながらＲＸガスで１００〜２００ｔｏｒｒに圧力変動させ、かつＣＯ２でスーティングコントロールして浸炭した場合においても効率の良い浸炭が可能であることが確認できた。このことは例えばＲＸガスの代わりにメタノールおよび／またはメタノール＋Ｎ２の混合気体を用いることができることは明らかである。
【００６８】
次にプロパンガスを浸炭ガスとして使用した場合のスーティングコントロールができるプロパンガスの最大使用限界を、１０４０℃×１ｈｒの浸炭熱処理サイクルで、Ｎｏ．３の浸炭試験片を使って、約３５０ｔｏｒｒ以上においてスーティングが多くなりすぎてコントロールし難くなり、試験片中に５μｍ以下の粒界酸化層が部分的に発生し始めた。コントロール性はＣＯ２ガスの供給方法によって改善することができると考えられるが、現実には２５０ｔｏｒｒ以上に浸炭ガス量を高めることの生産的な利点や浸炭の均一性に対する利点があまりないと考えられる。従って、プロパンを浸炭ガスとして使用する際には、従来の浸炭報告と考え合わせると１〜２５０ｔｏｒｒが好ましいと考えられる。さらに好ましくはＮ２ガスによって１０〜５０ｔｏｒｒに相当する浸炭ガスを希釈しながら、かつＮ２ガスの流量を変更させながら炉気を攪拌して、実施することがコスト的にも最も適していると考えられる。
【００６９】
上述の実施例ではスーティングコントロールにＣＯ２ガスを使用しているが、図１に示したＣＨ４，ＣＯ，ＣＯ２，Ｃ，Ｈ２Ｏ，Ｈ２，ＮＨ３間のガス反応定数の関係を用いて検討すると、Ｈ２Ｏについても浸炭ガス雰囲気に過剰に含まれるＣＨ４に対する急速な分解反応性を示すことが明らかである。また同図から、約９８０℃以上の温度において、一旦析出した雰囲気中の炭素に対しても、メタンから析出する炭素量よりも多くＣＯに変換できることが明らかであり、浸炭室内の炭素の析出を防止することができる。
【００７０】
また、浸炭加熱室のヒーターを図２に示すように改造することによって、例えば不慮の事故による炉内への炭素の析出が発生しても析出炭素の酸化除去を容易に実施することができるが、この点に関しても本発明範囲である。なお、ヒーター保護管内にはＮ２ガスを流せる構造とすること、保護管の一端は少なくとも固定することが無いようにすることが必要であり、両端を固定した場合には熱サイクルによる熱応力による破損が免れない欠点を防ぐためである。
【００７１】
（２−２）浸炭時の炭素濃度分布実験
プロパンガスを浸炭ガス（５０ｔｏｒｒ）としてさらに、Ｎ２ガスを加えて２００ｔｏｒｒに雰囲気を調整して、図１１に示した熱処理サイクルとしたときの炭素濃度分布を図１２，図１３，図１４に示した。
【００７２】
図１２はＮｏ．１〜１３の浸炭条件１０４０℃×１ｈｒでＣＯ２によるスーティングコントロールを実施しない場合の結果を示したものである。また、図中の破線は表面炭素濃度がＦｅに対する黒鉛の固溶度に等しいと仮定したときの計算される炭素濃度分布を示したものである。また、表面組織観察による粗大セメンタイトの析出有無を表２にまとめて示したが、明らかに、Ｐａｒの値が１．９以上の鋼材に認められることがわかった。
【００７３】
【表２】
【００７４】
また、図１３は上述の条件に対してＣＯ２をプロパンガスの１／５以下の範囲において常時微量添加しながらスーティングコントロールを実施した場合の炭素濃度分布を示したものであり、また同図中の破線は上述と同様の計算炭素濃度分布を示したものである。図１５（ａ）は図１３の条件で浸炭した後でＮ２ガス冷却したＮｏ．３試験片の表面浸炭層に析出した粗大化セメンタイトと粒界セメンタイト相（セメンタイトは白く光るもの）を示したものである。また、図１５（ｂ）は図１５（ａ）と同じ条件で処理したＡｌを添加したＮｏ．１０試験片の表面浸炭層の組織写真を示したものであり、上述のＮｏ．３と異なりセメンタイトの析出がなく、かつ冷却後の組織がマルテンサイトだけでなくベイナイトを多量に含んだ特徴的な組織になっていることがわかる。粗大セメンタイトの有無は表２に示した。
【００７５】
さらに、図１４は図１２と同じ条件で、浸炭温度を９３０℃，９８０℃および１０４０℃で各１ｈｒ浸炭したときのＮｏ．３試験片についての炭素濃度分布を示したものである。
【００７６】
図１２と図１３から、まず共通していることは浸炭後の炭素濃度分布が計算値と極めて良い一致を見ることから、従来のＲＸガス浸炭法に較べて界面反応律速的な浸炭遅れの要因が無く、特に、図１３のスーティング防止のためにＣＯ２を微量添加することによる浸炭遅れがないだけでなく、微量のＣＯ２ガスの添加によってスーティング制御した場合の方が、図１５（ａ）に示したように図１２の条件でスーティングの防止を実施しない場合に較べてＳＣＭ４２０Ｈ（Ｎｏ．３）の浸炭試験片においても粒界セメンタイトの析出が認められた。このことの原因として、より分圧の小さいＣＯ−ＣＯ２ガス反応が図１２のＣＨ４のメタン分解反応よりも、高温浸炭条件においてより活発となり、ＣＨ４だけでの直接浸炭反応よりもより強力になることを示唆している。なお、ＣＯ２ガスを流しすぎる場合においては表面層を脱炭することは明らかであるので、特に雰囲気ガス中のＣＨ４，Ｈ２，Ｈ２Ｏガス濃度を監視しながら、添加ＣＯ２量を制御することが必要であり、かつパルス的に制御することが好ましいと考えられる。
【００７７】
また、一般的にＣｒ添加量の大きいＮｏ．６，Ｎｏ．８，Ｎｏ．１２においては顕著なセメンタイトの析出が認められるが、Ａｌを複合添加させたＮｏ．２，Ｎｏ．７，Ｎｏ．９，Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１１，Ｎｏ．１３においてセメンタイトの析出が効果的に防止されていることがわかる。
【００７８】
なお、図１５（ａ）に示したＮｏ．３試験片の浸炭最表面部のように粗大化、凝集したセメンタイトが存在する場合には、この状態で次の工程４の再加熱浸炭、浸炭浸窒焼き入れを実施した場合においても、図５のようなセメンタイトの粗大，凝集組織が得られることは明らかである。また、本実施例では図１２の高温浸炭後のガス冷却前に浸炭ガスを止めて、真空中で３０℃（１０７０℃）昇温させて、２０分間（浸炭時間の１／３）保持した後に冷却することによって、これら粗大セメンタイトの析出を防止しておくことができることを確認した。さらに、図１２の高温浸炭後のガス冷却前にプロパンガスの１／３流量のＣＯ２ガスを１５分間流して短時間脱炭させることによって粗大セメンタイトの析出を防止できることを確認した。なおこの理由は、高温浸炭時にセメンタイトが析出する場合には、図１５（ａ）に示されているように最表面層近傍に限定されて析出されやすく、これが先の図４でのセメンタイトの析出メカニズムで粗大セメンタイトが析出していることを意味しているためであり、非常にわずかな脱炭処理を高温浸炭後に付加することによってコスト的にも大きな負担にならない範囲で、効率的に粗大セメンタイトが除去できることを確認した。また、この最表面の脱炭層の形成は後の工程４での再浸炭，浸炭浸窒による微細セメンタイトの析出にはΔＸｃを大きくする効果として作用するので好都合であり、転動強度の強化の観点からも問題のないことが推定できる。ただし、この脱炭法はＣｒ等の添加量が多くなり、前述のＰａｒが２．５以上に大きくなると粗大セメンタイトの析出範囲が深くなることと表面炭素濃度が高くなりすぎることから脱炭処理時間が長くなり、かつ粒界酸化層がより顕著になるため、Ｐａｒが１．９以下の成分の鋼に適用することが好ましい。
【００７９】
図１４に示すように、浸炭温度を９３０℃，９８０℃および１０４０℃として各１時間浸炭した時の表面炭素濃度はほぼハンセンの状態図に記載されている鉄に対する黒鉛の固溶度に相当していることが明らかであり、スーティングコントロールを行わない場合の浸炭時の炭素活量がほぼ１に、９３０℃以上の温度領域においてコントロールされていることがわかった。また、上述の高温浸炭時にセメンタイトを析出しない鋼として表２の結果を解析することによって、下記に示した成分関係を維持させることによって防止できることを明らかにした。
【００８０】
（２−３）工程４における浸炭層の結晶粒の微細化に関する確認
図１６に本実施例で行った熱処理サイクルを示した。試験片Ｎｏ．５，ＳＮＣＭ４２０Ｈと０．５重量％Ｖ添加鋼（Ｎｏ．７）を使って、高温浸炭雰囲気は２０〜５０ｔｏｒｒのプロパンガスにＮ２を添加して約２５０ｔｏｒｒに管理しながら、浸炭することを基本として浸炭温度１０４０℃×３ｈｒで処理した後にＮ２ガス冷却（６５０ｔｏｒｒ）後、６５０℃×１ｈｒ加熱し、その後再浸炭温度８００℃，９００℃，９５０℃×２ｈｒＮ２中加熱した後に油焼き入れしたものの浸炭層の旧オーステナイト結晶粒の粒径、セメンタイト粒径、セメンタイト体積分率との関係を調べた結果を表３と図１７，図１８に示した。Ｖを０．５重量％添加したＮｏ．７では、Ｎｏ．５に較べて、セメンタイトおよび旧オーステナイト結晶粒が一段と微細化されていることが明らかである。また、図１８からは旧オーステナイト結晶粒径と（セメンタイト粒径／セメンタイト分率）の間にほぼ直線的な関係が存在し、ＡＳＴＭ結晶粒番号９（オーステナイト粒径約１４μｍ）に相当するセメンタイト粒径／セメンタイト分率の条件が明らかであり、セメンタイト粒径を１μｍに制御した場合には約２．２体積％のセメンタイト量を必要とすることがわかり、さらに焼き入れ温度を８５０℃と仮定したときには、炭素濃度が約１．２重量％になる位置において近似的に上述の結晶粒微細化条件を満足することが理解できる。
【００８２】
【表３】
【００８３】
さらに、図１６の熱処理サイクルにおいて６５０℃×１ｈｒの工程を無くし、９００℃に直接過熱したＮｏ．５の結果を図１７に併せて示したが、セメンタイトの粗大化が起こることがわかる。
【００８４】
（２−４）再加熱・浸炭浸窒処理による組織変化
（２−３）と同じ高温浸炭、ガス冷却したＮｏ．７，Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１１を８５０℃において２ｈｒ、炭素ポテンシャル１．０の条件でアンモニアを導入して浸炭浸窒処理を施した。析出するＡｌ窒化物は平均粒径０．１μｍ程度の微細なものであり、かつ表面浸炭浸窒層での窒素濃度をＥＰＭＡで分析した結果は、Ａｌ添加量の増大に従って、ほぼ全量のＡｌが窒化物として析出していることと、母相中に固溶する窒素濃度が約０．６重量％であることを示しており、窒化物量は最大のＮｏ．１１で約７体積％である。また、このときのセメンタイト分散量は約１０体積％であった。
【００８５】
（２−５）再加熱・高炭素浸炭浸窒処理による組織変化
（２−３）と同じ高温浸炭、ガス冷却したＮｏ．１，Ｎｏ．３，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１３を９００℃において２ｈｒ、アンモニアガスを流さない状態で炭素ポテンシャル０．９の条件を固定して、アンモニアガスを間欠的に流すことによって表面炭素濃度を最大で２．０重量％になるように調整しながら処理した。図１９にはＮｏ．１のセメンタイトの分散状況を示したが、明らかに浸炭層中でのセメンタイトの粗大化が認められないことがわかる。また、図２０には析出するセメンタイトの粒子径や再浸炭温度の関係を示した。また、比較のためにＮｏ．３試料をアンモニアガスを流さないで、表面炭素濃度２．０重量％の条件を維持させながら高炭素浸炭した時の組織も図２１に示した。さらに、Ｃｒ，Ｖを高濃度で添加したＮｏ．７，Ｎｏ．１３の浸炭組織を図２２，図２３に示した。
【００８６】
（３）転動面圧強度の調査
図８に示したローラピッチング試験片を用いて、小ロ一ラの回転数を１０００ｒｐｍ、滑り率４０％、油温６０℃の条件で転動面圧疲労強度の確認を行った。準備した試験片は、（２−５）の条件で熱処理を行ったＮｏ．１，Ｎｏ．３，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１３と上述のアンモニアを流さないで高炭素浸炭したＮｏ．３（図２１，図２２中のＫＡＰ）と（２−４）の条件で熱処理を行ったＮｏ．１，Ｎｏ．５，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１５および（２−３）の条件で熱処理を行ったＮｏ．１，Ｎｏ．５，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１５である。結果は図２４に示した通りである。図中の破線は表面炭素濃度を０．８重量％に調整した従来の通常浸炭を施したＳＣＭ４２０Ｈ材料の転動面圧のほぼＢ１０寿命を示したものである。この結果からまず、従来のセメンタイト粒が粗大化している高炭素浸炭品に較べてセメンタイトを微細化した水準品はすべて顕著な転動強度の改善が確認されるとともに、分散析出セメンタイトに対する残留オーステナイトの改善効果も確認できる。特にＡｌを添加し、浸炭浸窒を行った（２−４）の熱処理水準品においても顕著な効果が確認できる。また、Ｃｒを高濃度に添加したＮｏ．１５においても、Ｃｒ７Ｃ３とＡｌＮの分散析出効果が確認できる。
【００８７】
（４）回転曲げ疲労強度の調査
図７に示した小野式回転曲げ疲労試験片を使用して回転曲げ疲労強度の確認を行った。準備した試験片は、（３）に記載した試験片水準から選んで実施した。結果は図２５に示した通りである。従来のセメンタイト粒が粗大化している高炭素浸炭品Ｎｏ．３の疲労強度が、表面炭素濃度を０．８重量％に調整した従来の通常浸炭を施したＳＣＭ４２０Ｈ材料の疲労強度（図中の破線）に較べて顕著に強度低下を示している。これに対して、セメンタイトを微細化して、かつ結晶粒を微細化した水準は強度劣化することが無く、例えば上述のＮｏ．７（２−５）やＮｏ．１３（２−５）についても結晶粒微細化の効果が疲労強度改善効果を生んでいることがわかる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 図１は、各種ガスの分解，合成平衡定数を示すグラフである。
【図２】 図２は、浸炭加熱室のヒータを示す断面図である。
【図３】 図３は、１０００℃でのプロパンの熱分解の質量分析結果を示すグラフである。
【図４】 図４は、再浸炭によるセメンタイト析出の機構説明図である。
【図５】 図５（ａ）は、従来の高炭素浸炭によって得られる浸炭層の金属組織を示す顕微鏡写真、図５（ｂ）は高炭素浸炭サイクルを示す図である。
【図６】 図６は、炭素分析用試験片の形状を示す図である。
【図７】 図７は、回転曲げ疲労試験片の形状を示す図である。
【図８】 図８は、ローラピッチング試験用試験片の形状を示す図である。
【図９】 図９は、浸炭炉の概略構造図である。
【図１０】 図１０は、メタン，プロパンのスーティング状況を示す図である。
【図１１】 図１１は、浸炭熱処理サイクル例を示す図である。
【図１２】 図１２は、図１１に示した浸炭熱処理サイクルを行った場合の炭素濃度分布を示すグラフである。
【図１３】 図１３は、図１１に示した浸炭熱処理サイクルを行った場合の炭素濃度分布を示すグラフである。
【図１４】 図１４は、図１１に示した浸炭熱処理サイクルを行ったときのＮｏ．３試験片の炭素濃度分布を示すグラフである。
【図１５】 図１５（ａ），（ｂ）は、それぞれ図１３の条件で浸炭したときのＮｏ．３，Ｎｏ．１０試験片の表面浸炭層の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図１６】 図１６は、本実施例で行った熱処理サイクルを示す図である。
【図１７】 図１７は、浸炭層のセメンタイト粒径と再浸炭温度との関係を示すグラフである。
【図１８】 図１８は、旧オーステナイト粒径とセメンタイト粒径／セメンタイト分率との関係を示すグラフである。
【図１９】 図１９は、アンモニアの間欠添加による高炭素浸炭組織の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図２０】 図２０は、浸炭層表面でのセメンタイト粒径と再浸炭温度との関係を示すグラフである。
【図２１】 図２１は、従来の高炭素浸炭法による歯車の歯面損傷例の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図２２】 図２２は、Ｃｒ，Ｖを高濃度で添加したＮｏ．７の浸炭組織の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図２３】 図２３は、Ｃｒ，Ｖを高濃度で添加したＮｏ．１３の浸炭組織の金属組織を示
す顕微鏡写真である。
【図２４】 図２４は、転動面圧強度の試験結果を示すグラフである。
【図２５】 図２５は、回転曲げ疲労強度の試験結果を示すグラフである。
【発明の属する技術分野】
本発明は、浸炭部材とその製造方法並びに浸炭処理システム関し、より詳しくは鋼に対する浸炭，浸炭浸窒の効率化を図る方法およびこの浸炭、浸炭浸窒方法によって鋼表面に微細なセメンタイトおよび微細なセメンタイトと微細な窒化物を均一にかつ高分率で分散析出させる方法とさらに、このセメンタイトおよび窒化物の分散を図る浸炭、浸炭浸窒方法を用いた鋼製の転動部品等の浸炭部材とその製造方法並びに浸炭処理システムに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来、一般的な浸炭方法として、浸炭温度に昇温後にまず、Ａｃｍ以下の炭素ポテンシャルの浸炭雰囲気で浸炭する工程と同じ温度で炭素ポテンシャルを０．７〜０．９重量％に雰囲気を調整し先に拡散浸透させた炭素をさらに深く拡散させる工程を実施した後に、約８５０℃に降温した後に焼き入れるか、または先の拡散工程後に一旦冷却させたものを再度約８５０℃で加熱した後に焼き入れる（再加熱焼き入れ）ことが実施されている。
【０００３】
特に近年では、鋼に対する浸炭、浸炭浸窒の生産性を高める方法として、ＲＸガスをキャリヤーガスとし、ブタンガスなどをエンリッチガスとして利用したＲＸガス浸炭を９５０〜１０００℃の高温度で実施する高温浸炭方法か試みられている。さらに、炭化水素ガスを減圧下で分解させた還元雰囲気中で浸炭・拡散する真空浸炭方法やＮ２ガス中に炭化水素ガスを混合させて加熱分解させた雰囲気中で浸炭・拡散させる浸炭方法を高温度で実施する方法が知られている。また、ＲＸガス浸炭方法やＮ２ベース浸炭方法では大量生産性を得るために連続浸炭炉を用いて実施していることが多い。また、上述の浸炭方法においては浸炭処理後の浸炭層表面炭素濃度は０．７〜０．９重量％の共析成分ねらいであり、浸炭層表面部に炭化物が析出していないことが一般的である。
【０００４】
また、特別な浸炭方法としては、２度以上の浸炭サイクルを繰り返して、少なくともその内の１サイクル以上がＡｃｍ炭素濃度以上の炭素ポテンシャル雰囲気下で浸炭されることによって、鋼表面層中に炭化物を分散させる高炭素浸炭方法がある。これは、鋼の転動強度を高める浸炭方法として開示されている技術であり、例えばＲＸガス浸炭方法を用いた実施例としては、特公昭６２−２４４９９号公報に開示されているように９３０〜９８０℃の温度範囲において共析炭素濃度〜Ａｃｍ以下の炭素ポテンシャルで６〜１２ｈｒ予備浸炭した後に、一旦空冷あるいは焼き入れし、次いで７５０〜９５０℃の再浸炭温度まで２０℃／ｍｉｎ以下の昇温速度で再加熱した後に９００℃で６ｈｒ，使用鋼材のＡｃｍ以上の炭素ポテンシャルで、表面炭素濃度が１．８５重量％となるように浸炭を実施することによって、セメンタイトを浸炭表面層０．１ｍｍにおいて３０体積％以上析出させている。また、上述の浸炭技術と合わせて、３０体積％以上のセメンタイトを析出させた鋼が優れた転動寿命を示すことについても報告されている。また、これらのセメンタイトを分散させる高炭素浸炭用鋼としては例えば特開平６−１７２２５号公報に開示されているように０．５重量％以上のＣｒ添加が必要要件となっていることが多い。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
従来のＲＸガス浸炭法における問題点は、ＣＯ−ＣＯ２ガスをベースにした浸炭反応であることから、浸炭後の鋼表面層において粒界酸化層や不完全焼き入れ層の発生を防止することができず、例えば歯車においては歯元曲げ強度が劣化したり、歯車の歯面強度が劣化したりするのが避けられず、特に、近年においては、歯車減速機のコンパクト化や伝達動力の高負荷化が必要とされる場合においては浸炭雰囲気下における酸化反応を防止する浸炭方法が必要とされている。
【０００６】
また、一般的には、浸炭雰囲気中のＣＯ２をコントロールしながら表面炭素濃度を精度制御する浸炭処理は、高温浸炭条件でのＣＯ２による炭素ポテンシャル制御が非常に困難であることから、通常９００〜９５０℃において処理され、一般的に長時間の処理が避けられない問題がある。特に大型の歯車に対しては２日以上の時間を必要とすることが多く、その処理費用が非常に高価になることは良く知られている。さらに、長時間の浸炭処理によっては粒界酸化層や不完全焼き入れ層がより深くなり、歯車によっては歯面部の研削が避けられず、歯車製造コストのさらなるアップに繋がる問題がある。
【０００７】
上述のＲＸガスによる普通浸炭を高温度において実施する場合には、例えば１０００℃での浸炭期の炭素ポテンシャル（浸炭雰囲気ガスの浸炭能力を示すもので、純鉄を浸炭したときに平衡する炭素濃度（重量％）で表すものである）１．５±０．１をコントロールするにはＣＯ２濃度を約０．０３５〜０．０４５％の範囲で制御し、かつ拡散期での表面炭素濃度（浸炭された部材表面の炭素濃度を示すもの）を０．８±０．１重量％に調節するにはＣＯ２を０．１±０．０２％の範囲に調整する必要があり、１１００℃での浸炭による表面炭素濃度を１．５±０．１重量％にコントロールするには、ＣＯ２濃度を０．０１５〜０．０２０％に制御し、表面炭素濃度を０．８±０．１重量％に調節するにはＣＯ２を０．０３５〜０．０５％の範囲に調整する必要があるなど、炭素ポテンシャルの制御牲に多くの問題がある。
【０００８】
上述のＲＸガス浸炭方法の問題点とされる浸炭処理の長時間化と粒界酸化などの表面異常層の発生を防止する対策として、約１０ｔｏｒｒ以下の炭化水素ガス雰囲気中で浸炭する真空浸炭方法やＮ２ベース浸炭方法が検討されている。しかし、例えば真空浸炭法においては炉内のＣＨ４ガス濃度を測定，コントロールしても炭素ポテンシャルの指標として使用することができずに、浸炭時には理論量のＣＨ４濃度の数倍〜数十倍以上の添加が必要になり、実質的な炭素ポテンシャルの制御ができず、時には浸炭表面層に浸炭時にセメンタイトが粒界に粗大化して析出するようなことが防止できない問題がある。また、これらの防止策として、浸炭途中で浸炭ガスの供給を止めて所定時間の拡散処理を実施するなどの、内藤武志の参考書にもあるように、必要浸炭深さや使用鋼種に応じて、多く操業条件はノウハウに頼らざるを得ないことなどを考えた場合には、品質的な安定性や設備上のメンテナンス費用や真空トラブルの防止が困難な問題がある。また、浸炭処理後の冷却によって板状の初析セメンタイトの析出を防止するために表面炭素量を０．７〜０．９重量％に調整する場合には、一般的に浸炭時間の２〜３倍の時間を拡散時間に費すことが必要となり、特に大型の歯車類のように深い浸炭深さを必要とする部品にとっては生産性を低める大きな要因となり、問題である。
【０００９】
さらに、真空浸炭法では炭化水素ガスの分解によるスーティングの問題が発生しやすくなることや大量の部品を対象とするときには１０ｔｏｒｒ程度の真空下での浸炭では部品に浸炭ムラが発生し易いため、より高濃度の炭化水素ガスを必要としてよりスーティングの発生が問題となる。また、堆積されるスーティングは、連続真空浸炭処理化に対する装置的な困難性をあたえることに起因する多くの問題がある。
【００１０】
また、上述のような粒界酸化性を防止する観点から、酸化性ガスを極力抑制したＮ２ベース浸炭方法が各種検討されているが、浸炭時の炭素ポテンシャルがＲＸガス浸炭法と同じＣＯ２ガス濃度の制御によることから制御性に同じ問題がある。
【００１１】
また上述のＲＸガス浸炭方法やＮ２ベース浸炭方法の生産性を高めるために連続浸炭炉を使用した場合が多いが、この場合は同じ浸炭条件で浸炭可能な多量の部品が存在している場合に効率的であるが、近年の多品種少量部品群への対応には逆に非効率的な浸炭手段となることが問題である。また、仮に真空浸炭方法において連続化を図った場合においても、上述の連続浸炭炉での多品種少量品に対する生産性と同じ問題点があることになる。
【００１２】
さらに上述のいずれの高温浸炭方法においても、その浸炭処理中の鋼のオーステナイト結晶粒の顕著な粗大化は共通の問題であり、例えば歯車材に適用された場合には、歯元曲げ強度が顕著に劣化することが予測されるため、オーステナイト結晶粒の微細化処理が必要となり、高温浸炭方法を適用するときの問題点となっている。なお、前記オーステナイト結晶粒は、焼入れ処理によってマルテンサイト組織化するが、界面活性剤を添加した腐食方法によってオーステナイト結晶粒を検出できることから、通常オーステナイト鋼の結晶粒と区別するために旧オーステナイト結晶粒と呼ぶ。
【００１３】
次に、浸炭による転動歯面強度を向上させる手段として、上述のように浸炭によるセメンタイトを３０体積％以上に分散させる技術が開発されている。前述の特公昭６２−２４４９９号公報に記載されているように分散析出させるセメンタイト平均粒径を微細に制御しない場合においては、分散させた粗大セメンタイトが歯元曲げ応力の応力集中を助長して、結果的に歯車の歯元曲げ強度を劣化させることが非常に大きな問題となっている。特に、９５０℃以下の温度においてＡｃｍ濃度以上の炭素ポテンシャルを維持しながら浸炭して炭化物を析出させる上述の公開技術においては、最表面部でのセメンタイトが極度に粗大化し易いことや粒界に炭化物が析出したり、炭化物が粒界において凝集するため、極度の曲げ強度を劣化させるにとどまらず、面圧強度に対しても悪い影響を与えることが問題となっている。特に高速回転する歯車ほど面圧強度の劣化が顕著に現れることは問題である。
【００１４】
また、上述の内藤武志の参考書に在るように浸炭表面層に炭化物（セメンタイト）を分散析出させる方法として、真空浸炭の浸炭サイクルを何回か繰り返す方法が挙げられているが、この場合においても同様に粒界にセメンタイトが優先的に析出し、かつそれらのセメンタイトが凝集して粗大なセメンタイトになるため曲げ強度が顕著に劣化することが問題である。
【００１５】
これらの析出するセメンタイトを微細化するためにＣｒ等の合金元素を多量に添加することや再浸炭温度を低めることが考えられているが、前者においては先の高温浸炭時にセメンタイトが析出することや悪戯に鋼を高価なものを使用することになる点で問題となり、また、後者の方法では再浸炭時間が必要以上に極めて長時間化し、コスト的に高価になる問題がある。
【００１６】
本発明は以上の問題点に鑑みて、鋼表面層にセメンタイト粒子を均一に、かつ疲労強度に影響をほとんど与えないほどに細かく分散させるとともに旧オーステナイト結晶粒の微細化を同時に可能とする方法を高温浸炭方法とその浸炭方法に適用される鋼種成分を規定することによって実現するものである。
【００１７】
さらに本発明では、上記高温浸炭方法と再浸炭方法に改善を加えることによって、より微細なセメンタイトを効率よく分散させるとともに生産性良く実施するための浸炭処理システムを提案するものである。
【００１８】
【課題を解決するための手段および作用・効果】
本発明の主旨である、浸炭層にセメンタイト粒子を微細に分散する手段としては、高温浸炭によって浸炭時における粗大セメンタイトの析出を防止しつつ、１．２〜２．０重量％にまで迅速に表面炭素濃度を高めて、かつ所定深さにまで炭素を浸透させ、再加熱処理によってこれら浸炭層に微細セメンタイトを多量に析出させるとともに、これら微細セメンタイト粒子を利用して旧オーステナイト結晶粒を微細化することによって転動疲労強度と曲げ疲労強度を改善するものである。さらにまた、再加熱時において、セメンタイトを粗大化させない浸炭、浸炭浸窒および／または浸窒処理を実施させることによって、さらに、セメンタイト、窒化物および／または炭窒化物を微細に析出させることと高体積濃度の残留オーステナイトを生成させることによって転動疲労強度をより高めるものである。
【００１９】
上記本発明の主旨に沿ってまず、セメンタイトの析出を伴わない高温浸炭方法と使用鋼材の関係について記載する。
【００２０】
上述のようにセメンタイトの析出を伴わずに、高温度ＲＸガス浸炭法で、高炭素ポテンシャル条件での浸炭が非常に困難な理由が、ＣＯ２ガス濃度の難制御性と高温になるほどに浸炭能がより強力になることに起因していることは先述の通りである。本発明における第１要素が、浸炭層の表面炭素量を１．２重量％以上でセメンタイトが析出しない最大の炭素固溶度以下の範囲内に浸炭することにあるので、浸炭時の表面炭素活量がほぼ１になるような条件での高温浸炭方法について検討した。その結果、プロパン、メタンなどの炭化水素ガスの熱分解雰囲気において炭素が僅かに炉気内に析出している条件で浸炭した場合には、炭素鋼表面はほぼ炭素活量が１の状態で浸炭されることと、Ｃｒ等の炭化物形成元素を含む肌焼き鋼においても、特にＡｌの添加量を調整することによってセメンタイトが表面に析出しないことが明らかになり、本発明では、主に浸炭肌焼き鋼に使用される各種合金元素量が配合されている各種鋼を用いて、上記のスーティング状態での高温浸炭（９８０〜１１００℃）を実施して、セメンタイトの表面析出状況を調査し、ほぼ炭素活量が１の雰囲気下で浸炭した場合にセメンタイトの析出しない鋼中の成分条件を下記のように求めた。特に上述のようにＡｌの添加の影響は０．０５重量％以上において認められるが、なお、好ましくは０．１重量％Ａｌ以上として、かつ各種合金元素の添加作用の総和Ｐａｒが１．５以下となるように調整されるのが望ましい。
１．９≧−５．６〔Ｓｉ重量％〕−７．２〔Ａｌ重量％〕＋１．１〔Ｍｎ重量％〕＋２．１〔Ｃｒ重量％〕−０．９〔Ｎｉ重量％〕＋１．１〔Ｍｏ重量％〕＋０．６〔Ｗ重量％〕＋４．３〔Ｖ重量％〕＝Ｐａｒ
【００２１】
この関係式に基づくとき、炭素との結びつきの強いＣｒを３．０重量％添加した場合においても０．６重量％のＡｌを添加することによって高温浸炭時においてもセメンタイトの析出が防止できることが推定され、後の微細セメンタイトの析出に有効なＣｒの多量添加を可能にしている。
【００２２】
なお、炭化物形成元素のないＮｉ，Ａｌ，Ｓｉの高濃度な添加はとりわけセメンタイト析出の防止に寄与することも確認されたことから、鋼材成分的にもコスト的に許容し得る範囲で添加することが好ましく、とりわけＮｉは５重量％以下、Ａｌは２重量％以下の範囲において添加するのが好ましい。なお、後述のようにセメンタイトを浸炭表面に多量に析出させた再加熱状態では、焼き入れ性を高める機能をもつＣｒ，Ｍｏ，Ｖ等の炭化物形成元素類はセメンタイトに濃縮し、母相がオーステナイト中のそれら合金元素濃度が低下して焼き入れ性が劣化するため、セメンタイトから吐き出され、母相オーステナイトに濃縮するＮｉ，ＡｌＳｉの積極的な利用は母相の焼き入れ牲を確保する意味からも好ましい。特に、Ａｌは高温浸炭時のセメンタイ卜析出防止効果や焼き入れ性改善の点から最も効果的な機能を発揮するので、本発明では０．０５重量％以上のＡｌ添加を好ましいこととした。また、Ａｌが高温浸炭後のガス冷却過程でのマルテンサイト変態を抑制しながら、靱性の高いベイナイト組織を優先的に析出させるとともに、冷却によるセメンタイトの析出を顕著に防止する作用が０．２重量％以上で観察され、特に０．３５重量％以上で顕著となるので、ガスによる急冷で、例えば歯車の歯先コーナー部の変形や焼き割れ危険性を特に危惧する場合にはＡｌ添加量を０．３５重量％以上に調整しておくことが好ましい。
【００２３】
さらに、Ａｌの添加は高温浸炭後に冷却して、再加熱して浸炭浸窒するときにＡｌが雰囲気から浸透する窒素と鋼表面中において窒化物を強力に形成することによって、先の炭素活量に対するＡｌの作用が顕著に低減して、その結果としてＣｒの微細セメンタイト析出促進効果が高まる効果も期待できる。
【００２４】
また、Ｖは上述の関係式からも理解されるように、Ｃｒよりも顕著なセメンタイト微細化効果を発揮するが、鋼中の炭素との結びつきが強すぎて炭化物を形成するため、従来の浸炭温度範囲では、多くのＶを添加してもセメンタイトの微細化に効果的に作用する量が約０．２重量％程度であったが、高温浸炭法を採用することによって有効Ｖ濃度を０．６重量％まで高めることが可能となり、浸炭後の冷却、再加熱、再浸炭、浸炭浸窒時での微細セメンタイトの析出にさらにＶを有効に作用させることができた。
【００２５】
本発明で高温浸炭法を採用することの目的は、短時間で浸炭層の炭素濃度を１．２重量％以上でセメンタイトの析出を伴わない炭素濃度にまで最大に固溶させることと浸炭深さを深くすることにある。ほぼ炭素活量が１となる雰囲気下で、０．２重量％の炭素を含有する鋼を使って、例えば１０４０℃×１ｈｒの高温浸炭では、最大固溶炭素濃度が１．７重量％になり、０．２重量％の炭素を含有する鋼での０．４重量％炭素濃度深さ位置までの距離（浸炭深さ）を比較した場合には、通常の浸炭条件９３０℃×１ｈｒでの浸炭深さ（約０．５ｍｍ）と較べて２．３倍の深さに達しており、さらに、前述の意味合いの１．２重量％炭素濃度の表面からの位置を比較した場合には、９３０℃×１ｈｒではほぼ０ｍｍであるのに対して１０４０℃×１ｈｒでは０．４〜０．５ｍｍに達していることがわかる。
【００２６】
上述のようにほぼ炭素活量が１となる雰囲気下で高温浸炭を実施するに当たって、浸炭雰囲気を減圧して行う真空浸炭方法や不活性なＮ２ガスをベースにして浸炭性のプロパンやメタンガスを添加して微量のスーティングを起こさせた条件をベースとして浸炭することが望ましい。例えば、減圧下で行う真空浸炭（減圧浸炭）では下記の式（１）、（２）に示すような分解によって発生するラジカルな炭素で浸炭されると考えられるため、減圧下ではル・シャトリエの法則に従ってより強力な浸炭性が高まると同時により高温側での浸炭温度を採用することによって、プロパン、メタンなどの炭化水素ガスの遅い分解反応が減圧条件で顕著に高まり、微量の炭化水素ガスによっても浸炭できることから浸炭時のガスコストを低減できることが理解できる。
Ｆｅ＋Ｃ３Ｈ８＝Ｆｅ−Ｃ＋４Ｈ２・・・（１）
Ｆｅ＋ＣＨ４＝Ｆｅ−Ｃ＋２Ｈ２ ・・・（２）
【００２７】
ところで、上式に従って、減圧下での水素ガス分圧とプロパンもしくはメタンガス分圧を管理して例えば水素ガス濃度を制御することによって炭素活量が管理されることが、特開昭５２−６６８３８号公報に開示されているが、先述の内藤武志の参考書にあるように実質的にはかなりの減圧下（例えば１０−１ｔｏｒｒ程度）での分解反応でない限り、制御のための反応応答性が得られず、メタン平衡圧の数倍以上のメタン添加が必要となることが知られている。
【００２８】
また、現実的には１０ｔｏｒｒ以下の減圧下においては真空浸炭の操業上に問題を与えるようなスーティングの発生が無いことを考え合わせるとメタン、水素ガスの分圧測定による炭素活量の制御は実質的に有効性が発揮されない。なお、１０ｔｏｒｒの真空浸炭においても、ガス濃度の希薄性から浸炭部品の均一な浸炭性を保証することが困難な場合には、Ｎ２等の不活性なガスを添加して雰囲気圧力を５０ｔｏｒｒ以上に上げることによって顕著に改善できることは良く知られている。なお、本発明ではこれら減圧下での浸炭における浸炭実験を繰り返して確認した結果、炭素活量が１を越える浸炭雰囲気になった場合には、実質的には浸炭反応に先行するようにスーティングが発生し、炭素活量が１を越えて浸炭する能力が非常に少なく、かつ先述のように鋼材成分を調整することによって高温浸炭時の粗大セメンタイト粒子の析出が防止できることがわかった。従って、本発明では実質的なスーティング現象をコントロールすることによって炭素活量がほぼ１になるように制御できる浸炭方法を利用することが好ましい。ただし、これらの高温浸炭を連続的に長時間実施する場合には、長期間に累積されるスーティング炭素の問題を解決しておくことが好ましく、本発明では浸炭室での浸炭操業間においてＣＯ２ガス類の弱酸化性ガスを添加することによって除去できるような浸炭システムを組むことによって解決した。
【００２９】
なお、上述のような高温浸炭時のスーティング現象を積極的にコントロールするには、１）析出する炭素を迅速に酸化除去する、２）炭素が析出し難くするためのガス組成をコントロールする等の各手段が考えられるが、例えば、式（３）〜（５）の関係から下記のように検討した。
ＣＯ２＋Ｃ＝２ＣＯ ・・・（３）
ＣＨ４＋ＣＯ２＝２ＣＯ＋２Ｈ２・・・（４）
ＣＨ４＋Ｃ＝Ｃ＋２Ｈ２ ・・・（５）
【００３０】
１）スーティングを起こしている炭化水素ガスの分解ガス中にＣＯ２ガスをパルス的に添加することによって一番迅速に式（４）が起こり、スーティング発生源のメタンガスを極めて還元性の高いＣＯ＋Ｈ２ガスに変換するとともに、続いて既に発生している炭素を式（３）によってＣＯガスに変換させることが有効であり、式（５）に示したメタンからの炭素の析出速度を遥かに上回る速度でスーティングを除去、抑制できるようにすることが好ましい。特に既に発生している炭素をメタンからの析出速度以上の速さで除去するには、浸炭温度を少なくとも９８０℃以上に設定しておくことが必要であることがわかる（図１参照）。
【００３１】
２）また、浸炭時のガスコストを考えた場合には、以上の議論から、式（３）のブルドア反応を減圧下で行わせることをベースとして式（４）で示されるメタンとＣＯ２の急激な酸化反応を利用してスーティングの少ない条件で上述の浸炭を実施することが極めて有効であり、かつ浸炭後の粒界酸化層の発現を抑えることができる。なお、例えば２４％ＣＯ−２９％Ｈ２−４７％Ｎ２からなるＲＸガスの２５０ｔｏｒｒにおける１０００℃でのブルドア平衝で炭素活量が１の時に存在するＣＯ２は約４０ｐｐｍであり、ほぼ粒界酸化性に対する危険性の無い状態にあり、さらに浸炭性の均一性が確保できる５０ｔｏｒｒにまで減圧した状態ではさらに安全になることがわかる。さらに、この状態に炭化水素ガスを極微量添加することによって過度のスーティングの発生を上記式（４）の反応性から抑制して、炭素活量をほぼ１に制御することが可能であることがわかる。なお、浸炭ガスとしてＲＸガスの代わりにメタノール等のアルコール類やアセテート類を使用した場合にも同じく使用できることがわかる。また、浸炭ガスとしてメタン、プロパンに限らずブタン、アセチレン等の他の炭化水素ガスを利用することも可能である。
【００３２】
３）さらになお、炉内における加熱ヒーター部は常に炉内温度より高温状態にあり、浸炭ガス中のＣＨ４などの炭化水素ガスとの直接的な接触によりヒーター部において炭素が析出しやすくなり、４）またＣＯ２等の弱酸化性ガスの添加によるヒーター部の消耗が大きくなりやすい等の設備的トラブルを発生させ易いことが問題となる。
【００３３】
また本発明においては、浸炭加熱室のヒーターを例えば、図２に示すように改造することによって、例えば不慮の事故による炉内への炭素の析出が発生した場合や長期間の使用によって炭素が累積された場合においても、ＣＯ２による析出炭素の酸化除去が容易に実施することができるし、浸炭サイクル終了後に次の熱処理部品を搬入する間に例えばＣＯ２によるスーティング除去処理が実施できるような構造にした。なお、ヒーター保護管内にはＮ２ガス等の不活性ガスを流せる構造とすること、保護管の一端は少なくとも固定することが無いようにすることが必要であり、両端を固定した場合には熱サイクルによる熱応力による破損が免れない欠点があるためである。
【００３４】
なお、上述の浸炭ガス雰囲気のガスセンサーとしては質量分析計を使用することが好ましい。この理由は質量分析内の真空度が１０−７ｔｏｒｒオーダーであり、減圧下の炉内ガスを直接的に質量分析計内に導入することが極めて簡単であることおよび、図３に示した０．２ｔｏｒｒのプロパンを１０００℃で分解させたときのガス分析結果からわかるように、水素（２）、メタン（１６）、Ｈ２Ｏ（１８）、炭素（１２）等が極めて明確に独立して検出できることにあり、これらの結果と図１の関係からこれらのガス濃度を管理することによってスーティングを防止しながら、炭素活量がほぼ１の状態で浸炭することが可能になることがわかる。
【００３５】
さらに、上述の高温浸炭中の表面炭素濃度を１．２〜２．０重量％の範囲内で調整する場合の手段としては、高温浸炭温度を調整することが最も簡便的であるが、生産性を考慮した場合にはさらに、１）高温浸炭後に浸炭雰囲気をカットして浸炭時間の１／２時間以内の拡散時間を設定して高温炭素濃度を調整して炭素活量を理想的な１から少なくとも０．８相当に制御すること、２）高温浸炭後に浸炭雰囲気中に前述のＣＯ２等の弱酸化性ガスを導入してスーティング調整する段階を組み入れることによって最表面層が非常に迅速に脱炭されること等の最表面での炭素濃度を低減する方法を講じることができる。さらに、３）高温浸炭後に浸炭雰囲気をカットもしくは調整する上述１）、２）の方法を高温浸炭温度で行うことはより効果的であり、例えば５０℃以内の温度範囲において昇温させることで十分にその効果を発揮する。
【００３６】
次に高温浸炭したときのオーステナイト結晶粒径について説明する。
一般的に９５０℃以上の高温度で加熱した場合には、オーステナイト結晶粒が顕著に粗大化することが知られており、通常Ｎｂの微量添加による粗大化防止が図られている。しかし、１０００℃を越えた加熱状態にある場合には粗大化防止効果が極めて少なくなり、例えばＳＮＣＭ４２０Ｈ−０．０５Ｎｂ処理鋼を１０４０℃×３ｈｒの浸炭処理後の結晶粒半径は４０〜５０μｍレベルに顕著に粗大化し、Ｎｂ添加のない鋼では７０〜１００μｍに粗大化しており、先述のような強度的な観点から結晶粒の微細化が必要となるが、一旦粗大化した鋼においては微細化が困難である。
【００３７】
本発明では後述のように、再加熱焼き入れによって浸炭層の結晶粒を顕著に微細化することによって高温浸炭による強度劣化を防止するとともに強度改善を積極的に果たすために、再加熱温度において１μｍ以下でかつ３体積％以上のセメンタイトを均一に分散析出させる炭素濃度（１．２重量％）の表面からの位置が例えば歯車においては（歯車モジュール×０．０５）以上の深さにあり、再加熱・焼き入れによって旧オーステナイト結晶粒がＡＳＴＭ結晶粒度９以上に微細化されていることを特徴とした。例えば丸棒での曲げ応力下では、丸棒半径の約１５％深さ位置に相当するまでを微細結晶粒化することに相当するが、これは表面にかかる最大応力の１５％低減距離を微細強化していることを意味している。また、本方法に従うとＮｂ添加などの高価な合金元素の添加を必ずしも必要としないことから高価な鋼材の必要性がないことにも寄与できる。
【００３８】
また、以上のような高温浸炭法は、従来の真空浸炭法やＲＸ浸炭法、およびＮ２ベース浸炭法で実施される拡散処理を実質的に必要としていないことに相当し、一般の拡散処理が浸炭期時間の２倍以上に実施されていることを考慮する場合に、本発明で使用する浸炭法は顕著に生産性を高める結果を持っており、後述の品質改善だけでなく、浸炭コストの低減に対しても顕著に責献していることがわかる。
【００３９】
なお、浸炭操業において実質的な浸炭時間が短縮化される場合には、浸炭温度までの昇温に必要とする時間が長くなり、生産性を遅らせることが問題となるが、本発明では、浸炭工程の前段階となる予加熱室を浸炭室と分離して設けて、予加熱が中性ガス雰囲気もしくは真空雰囲気下で独立した温度条件で操業できるようにして、浸炭部と連動させて浸炭操業効率を高めると同時に余加熱室、浸炭室と独立したガス冷却室を設け、高温浸炭後に熱処理部品を冷却室に移送してガス冷却する一連の工程が不活性なガスもしくは真空中で実施できるシステムとして生産性を高めた。ガス冷却室には熱交換機を備え、かつガス室が１０気圧にまで加圧できる構造であることが望ましいが、実質的にはガス冷却時の冷却ガス圧力は冷却ファンを備えることによって５００ｔｏｒｒ〜２気圧の範囲にあることが設備コスト的な関係から好ましい。
【００４０】
次に、本発明では、高温浸炭後の表面炭素濃度が１．２〜２．０重量％に高められていることから、放冷途中においては浸炭層の粒界に板状セメンタイトが多量に析出するため、これらのセメンタイト析出を防止するため、高温浸炭工程における浸炭終了後に浸炭雰囲気をカットした状態で５０℃以下の温度範囲において昇温した後に上述の冷却室に移送し、不活性がスや非酸化性ガスなどによるガス急冷を実施するのが好ましい。
【００４１】
また、次工程における再加熱浸炭、浸炭浸窒処理における熱処理部品の表面清浄度を確保するためには、冷却用のガスとしては、不活性なＮ２，Ａｒ，Ｈｅ，Ｈ２等の１種または２種以上のガスを使用することが望ましい。
【００４２】
また、上述のようなガス冷却を行うのは、浸炭層の炭素濃度が従来の浸炭表面炭素濃度に較べて非常に高いことから、焼き入れ油を用いた場合には焼き割れの危険性が大きくなることにより、少なくとも上記の浸炭部品の芯部組織が１００％マルテンサイトであることを避けて、好ましくはベイナイトが主体となるように調整されることが多くなるため、冷却能をコントロールし易くするためである。
【００４３】
また、ガス急冷後の鋼浸炭層の粒界に板状，針状セメンタイトが析出する場合には、高温浸炭時に析出する粗大なセメンタイトでない限り、後工程の再加熱処理時にほぼ粒状化することができるが、前述のＡｌの積極的な添加や上述の冷却開始温度の調整、ガス冷却能の調整等によって粒界の板状セメンタイトの析出を防止することが好ましい。さらに、浸炭層がパーライトになる場合には、再加熱時において、Ａ１点温度を挟んだ熱サイクルを加えることによりほぼ粒状化を図ることができるが、粒状化に必要な時間が長時間に及ぶことから、できれば鋼の成分調整によって主体組織がベイナイトおよび／またはマルテンサイトからなるように組織化を図ることが望ましい。
【００４４】
次に、転動強度を改善するために、浸炭層にセメンタイトを析出させる高炭素浸炭法について説明する。
【００４５】
類似の高炭素浸炭法が特公昭６２−２４４９９号公報に開示されていることは前述の通りであり、この公報中の実施例においては９３０〜９８０℃での予備浸炭後に一旦室温近くに冷却して後、Ａｒ１〜９５０℃に２０℃／ｍｉｎ以下の昇温速度で再加熱した後に、使用鋼材のＡｃｍ濃度以上の炭素ポテンシャルを維持させながら再浸炭して表面から０．４ｍｍ深さにセメンタイトを３０体積％以上に分散析出させる方法が開示されている。また、その実施例では、組織写真にもあるように最表面部のセメンタイトが極度に粗大化するとともにセメンタイトが凝集して長く繋がった形状になることが示されている。また、このような粗大化やセメンタイトの極度の凝集は前述のようにセメンタイトによる応力集中が原因となって極度の強度劣化を示すことが明らかであり、この点に関しては言及されておらず、例えばよりコンパクトで高強度な歯車を製造する際には歯面圧強度を高めても歯元曲げ強度を劣化させることに繋がり目的を達成することができない。また、上述のように予備浸炭後に、Ａｃｍ濃度以上の炭素ポテンシャルを維持させながら再浸炭によってセメンタイトをより多く析出させるときの、最表面近傍部でのセメンタイトの粗大化メカニズムを図４を使って検討すると、Ｃｒ等の炭化物形成元素をＸＭ含有する鋼をセメンタイトの析出を伴わずに表面炭素濃度がＰ１Ｘｃとなる炭素ポテンシャルで高温浸炭し、一旦冷却後、再浸炭温度に到達した時点での既にセメンタイトが分散している表面組織のオーステナイト中の表面炭素濃度０Ｘｃと炭素ポテンシャルＰ２Ｘｃで再浸炭するときに平衝するオーステナイト中の表面炭素濃ＳＸｃの炭素濃度差ΔＸｃが小さいために、再浸炭によって表面から浸透拡散する炭素量が非常に少なくなり、かつ、浸透拡散した炭素のほとんどが表面層に先に分散するセメンタイトに吸収される傾向が顕著になり、結果としては、分散析出するセメンタイトの粒子径ｄθがΔＸｃに反比例して粗大化することがわかる。従って先述の開示技術に従う限りにおいては、原理的にセメンタイト粒子の粗大化が避けられない問題であることがわかる。なお、析出するセメンタイトを微細化するには例えば７６０℃で再浸炭するのが良いことが写真比較において推測されるが、現実的な再浸炭処理としては非常に長時間の処理となり、かなりの処理コストが必要となる問題や例えば一般的なＲＸガス浸炭法では、実質的な浸炭反応が起こらないことが危惧される。
【００４６】
なお、図５に示すような従来高炭素浸炭技術で浸炭して（図５（ｂ）の浸炭サイクル）、浸炭層に析出させたセメンタイトが粗大化したり、セメンタイトの多量析出によるセメンタイト間の凝集体が顕著になる場合には、早期の歯面損傷を起こす危険が大きいことが示唆され、特に、高速回転で使用する歯車においてはその危険性が大きくなることが容易に推定される。
【００４７】
そこで本発明では、分散させるセメンタイトをより確実に微細化させるために、前述のように高温浸炭によって表面浸炭層を炭素濃度で１．２重量％〜２．０重量％に高め、ガス冷却して前述のようにベイナイト、マルテンサイトを主体とする組織にしたものを一旦Ａ１点温度以下の状態で加熱して、十分に微細なセメンタイト（平均粒径が０．５μｍ以下）を均一に分散させた後に、
１）Ａ１点温度〜９００℃に再加熱した後に焼き入れることによって、平均粒径１μｍ以下のセメンタイトを３体積％以上の深さ位置が、歯車モジュール×０．０５（最表面に働く曲げ応力が１５％減じる深さ位置）の深さ以上に分散析出させ、結晶粒度をＡＳＴＭ９番以上に微細化させるとともに表面浸炭層深さ０．０５ｍｍ以上において平均粒径１μｍ以下のセメンタイトを５〜２０体積％分散させて転動強度を高めるとともに曲げ疲労強度の改善を図った。
２）上述１）のように結晶粒を微細化する条件と５〜２０体積％の微細なセメンタイト粒子を分散させた組織に、再加熱処理温度での使用鋼材のＡｃｍ濃度を越えない炭素ポテンシャルで浸炭浸窒または浸窒することによって２０〜７０体積％の残留オーステナイトを生成させ、靱性改善を図るとともに、転動中の応力によって残留オーステナイトから生成されるマルテンサイトを分散セメンタイトにより微細化することによって転動強度を高めた。
３）上述２）のような再浸炭浸窒または再浸窒によって、２０〜７０体積％の残留オーステナイトを生成させるとともに、浸透拡散する窒素とＡｌを反応させて、Ａｌを主体とする平均粒径約０．２μｍ以下の窒化物をさらに１５体積％まで分散析出させて転動強度を高めた。
【００４８】
さらに、上述１）２）３）に加えて微細なセメンタイ卜粒子の体積％を増大させる浸炭手段としては、先述のセメンタイトの粗大化メカニズムを参考にして、
４）上述１）２）３）のように結晶粒を微細化する条件に加えて、再加熱の浸炭または浸炭浸窒雰囲気を使用鋼材のＡｃｍ濃度を越える炭素ポテンシャルと越えない共析炭素濃度の炭素ポテンシャルを周期的に与えて過剰浸炭させることによって浸炭層最表面近傍におけるセメンタイトの粗大化を防止して、平均粒径が３μｍ以下の微細なセメンタイトを１５〜３５体積％およびＡｌ窒化物を０〜１５体積％範囲内になるように分散させ、かつ前述の残留オーステナイトを生成させることによって転動強度を高めるとともに曲げ疲労強度の劣化を防止した。
【００４９】
なお、上述の１）、２）、３）、４）ではＡ１点温度以上に加熱する前にＡ１点温度以下で一旦加熱保持を実施しているが、この目的はフェライト中にまずセメンタイトを微細で均一で多量に（〜３０体積％）分散させ、かつセメンタイト中にＣｒ，Ｍｎ，Ｍｏ，Ｖ等の元素を迅速に極度に濃縮させてセメンタイトをより安定化させた状態にした後に再加熱温度に昇温することによってセメンタイトをより微細な状態に保持させることを目的としているので、例えば６００℃〜Ａ１温度間を５℃／ｍｉｎ以下の緩やかな昇温速度で加熱することによっても同じ目的を達成できると考えることができる。さらに、４）のようにＡ１点温度から９００℃の範囲で再浸炭によるセメンタイトの析出を図る場合には、通常の炭素ポテンシャル調整に加えて、アンモニアを連続的に添加または間欠的に添加させることによる浸炭浸窒雰囲気下で、窒素を多量に拡散浸透させながら、炭素ポテンシャルをより高炭素条件に高めたり、炭素ポテンシャルを変動させる方法が、さらなるセメンタイトを析出もしくは成長させるときの粗大化抑制効果を発現させるものである。
【００５０】
なお、上述１）の再加熱後に焼き入れる方法では、加熱方法が脱炭作用の無い雰囲気下で実施されることが好ましい。また、上述４）の再浸炭によるさらなるセメンタイトの微細析出が浸炭雰囲気にアンモニアを添加した浸炭浸窒条件で特に有効であることは上述の通りであるが、さらに、上述の理由でＮｉ，Ｓｉ，Ａｌを多く添加した鋼を使用する場合や、Ｃｒ，Ｖ添加量を多くする場合には、微細なセメンタイトを析出させるだけでなく、例えばＡｌの添加による０．２μｍ以下の窒化物が微細に析出することによって、転動強度の改善に極めて効果的な作用を示す。この作用は先の微細なセメンタイトを分散させる高炭素浸炭方法に、浸炭浸窒による更なる微細セメンタイトおよび／または極微細窒化物の分散析出の効果を合わせることによって極めて優れた転動強度を得ることができるとともに、表面層に窒素の固溶による焼き入れ性の改善効果や焼き入れマルテンサイト組織の顕著な微細化、複雑形状化、残留オーステナイト形成および残留オーステナイトの加工処理による圧縮残留応力の効果がさらに転動強度、曲げ強度の改善に有効に利用できる特徴が付加できる。
【００５１】
なお、鋼中の合金元素の高温浸炭に対する役割については前述の通りである。以下においては再加熱焼き入れ時と高炭素浸炭時のセメンタイトの微細化に対する合金元素の影響を検討する。
【００５２】
Ｃｒ：
鋼中のＣｒは、セメンタイトの微細化に顕著な役割を果たし、特にフェライト中に分散するセメンタイトに対しては他の合金元素に較べて最もセメンタイト中に濃縮する傾向が強く、セメンタイトを効果的に微細化するとともにセメンタイト粒の成長を抑制する作用を示す。さらに、オーステナイト中に分散するセメンタイトに対してもＶについでセメンタイト中への濃縮化傾向が強く、上述と同じセメンタイトに対する効果を示す。なお、セメンタイトの微細化効果の観点からすると０．３重量％以上の添加が好ましい。また、再加熱温度において浸炭浸窒および浸窒処理を施す場合において、Ｃｒが母相中に１．５重量％以上含まれているとＣｒ窒化物が粒界に析出しやすくなるため、上述の条件においてはＣｒを減量するか、０．２重量％以上のＡｌとＶの１種以上との複合添加によって防止することが必要である。また、３．５重量％を越えて添加した場合には、表面層にＣｒ７Ｃ３炭化物が析出するようになるが、最表面層においては粗大セメンタイトが析出するため、転動強度や例えば曲げ疲労強度の点で好ましくない。この粗大セメンタイトの析出を防止するためには、通常浸炭時の炭素ポテンシャルを抑制する必要があるが、本発明では、前述のＰａｒの関係式において最も効果的にセメンタイトの析出を抑制するＳｉとＡｌを次の近似式の関係に従って共存させることにより制御が可能である。
５．６×〔Ｓｉ重量％〕＋７．２×〔Ａｌ重量％〕≧２．１×〔Ｃｒ重量％〕
上述の関係から、（Ｓｉ＋Ａｌ）重量％の下限値は１重量％であることがわかる。また、上限値は、後述のＳｉ，Ａｌ添加量の上限値を考慮して２．５重量％が好ましい。
【００５３】
Ｖ：
Ｃｒと同様のことはＶにおいても認められ、例えばフェライト／セメンタイト間の濃縮傾向はＣｒ，Ｍｎについで大きくセメンタイト中のＶ濃度はフェライト中のＶ濃度の約１０倍に濃縮化され、また、オーステナイト／セメンタイト間の濃縮傾向ではＣｒよりも極めて顕著であり、Ｃｒの２倍程度の濃縮傾向を示し、セメンタイトの微細化、均一分散性に顕著な効果がある。ただし、ＶはＶＣ特殊炭化物を形成しやすく、高温浸炭中において析出しやすくなるため、セメンタイトの微細化に作用させる添加量が制限される。本発明では従来浸炭よりも高温で浸炭させることによって有効Ｖ添加量を多くすることができているが、ＶＣの固溶度積に関する従来の結果から類推して０．７重量％以下に抑えておくことが好ましい。なお、再加熱温度での浸炭浸窒もしくは浸窒を実施した場合には、Ｖは浸透してくる窒素とも反応して、より微細な平均粒径０．３μｍ以下の炭窒化物Ｖ（ＣＮ）を分散析出させる役割を持つことからより顕著なセメンタイト微細化効果と同時に炭窒化物析出効果による転動強度の顕著な改善が可能となる。なお、上述の効果から考えて、添加量はセメンタイトの微細化に効果を発現し始める０．１重量％以上が望ましい。
【００５４】
Ｍｏ，Ｍｎ，Ｎｂ，Ｔｉ，Ｗ：
Ｃｒ、Ｖ以外にも上記の炭化物安定化元素に対しても考慮されなければならないが、Ｔｉ，Ｍｏ，Ｎｂ，Ｗ等はセメンタイトの安定性に対してさほどの影響が無いので、通常の機械構造用肌焼き鋼としての使用範囲に限定しても良いと考えられる。また、高温浸炭時の結晶粒粗大化防止の観点からＮｂ，Ｔｉを通常の範囲で添加することは問題とならない。
【００５５】
Ａｌ，Ｎｉ，Ｓｉ
多量のセメンタイトを分散析出させた状態においては、上述のＣｒ，Ｍｎ，Ｍｏ，Ｖ等の合金元素がセメンタイトに濃縮し、オーステナイト母相中の合金元素が希薄になることによって、オーステナイトの焼き入れ性が顕著に低下するようになるため、セメンタイトよりもオーステナイト中に濃縮するＮｉ，Ａｌ，Ｓｉの１種以上を０．１重量％以上添加することが望ましい。また、これらの添加量の上限はＮｉはコスト的な観点から５重量％とすることが望ましく、またＡｌ，Ｓｉは製造上の介在物量の観点から２重量％以下とした。さらに前述のようにＡｌは再加熱温度での浸炭浸窒および／または浸窒処理によって、浸透する窒素と反応して平均粒径０．２μｍ以下の微細なＡｌＮ窒化物を多量に析出し、転動強度をさらに高める作用がある。
【００５６】
なお、再加熱温度での浸炭浸窒または浸窒処理によって浸透拡散させた表面の窒素（濃度）は、表面層の焼き入れ性を顕著に高めるとともに残留オーステナイトの生成量を増す役割を果たし、前述の残留オーステナイト量を安定して確保するためには、０．２重量％以上が必要であり、より好ましい４０〜６０体積％の残留オーステナイトを得るには、０．４重量％以上が必要と考えられる。
さらに、Ａｌなどの窒化物ＡｌＮを析出させる合金元素を含む場合には合金元素に見合ったＮの濃化が表面層において観察されるため、窒素濃度の上限値は母相に固溶する窒素濃度（０．２〜０．８重量％）と窒化物によって固定された窒素濃度から規定されるべきものであるが、実質的窒化物形成元素であるＡｌの最大添加濃度から推定して、ほぼ表面窒素濃度は０．４〜２．０重量％が好ましい。
【００５７】
本発明では、実質的にはＡ１点以下の温度においてできるだけ細かな平均粒径０．２μｍ以下のセメンタイトを多量に（〜３０体積％）析出させたのちに、Ａ１点温度以上の再加熱浸炭温度に加熱するときにおいてもセメンタイトが容易にオーステナイト中にとけ込むことを防止して、平衝状態でのセメンタイトの存在量３〜７体積％を実質的に上回るように分散させることによって結晶粒度を１２以上に細かくするようにして、顕著な細粒浸炭層を形成させたことを特徴としており、歯面強度、曲げ疲労強度の改善を意図させることを特徴とした。さらに、再加熱浸炭工程４において、先に析出されたセメンタイト粒が微細であるほど再浸炭で析出させるセメンタイトの核数を増大させることに繋がるようにして、９００℃以下の浸炭、浸炭浸窒によってさらに増大させ、平均粒径が３μｍ以下で、１０〜３５体積％に析出させ、結晶粒度が１２以上に粗大化することの無いようにしながら、セメンタイト分散による面圧強度の改善を図ったことを特徴としている。なお、再加熱浸炭温度が９００℃以上に高くなる場合においては析出するセメンタイト粒子サイズが３μｍを越えたりセメンタイトの凝集性が高くなる結果、上述の切り欠き効果による強度低下が問題になるので９００℃以下にした。さらになお、工程４に於けるＡ１温度以下でのセメンタイト微細化処理を実施しない場合においては再浸炭後のセメンタイト粒サイズが大きくなり、３μｍ以下の細粒セメンタイトを実現するには８００℃以下での高炭素浸炭処理が必要になることがわかり、先の公開技術（特公昭６２−２４４９９号公報）の実施例からの結果と良く対応することがわかった。
【００５８】
先の結晶粒微細化作用を実現するための必要深さは前述の通りであるが、セメンタイトが分散した再浸炭層深さや浸炭浸窒および浸窒によって窒化物が分散した浸窒層深さは、転動面のヘルツ面圧計算から求まる最大せん断応力深さ位置を考慮して通常の産業機械用歯車サイズの範囲では０．０５〜０．５ｍｍの範囲にあれば十分と考えられる。このことは高炭素浸炭に限らず、浸炭浸窒および／または浸窒によって析出する微細な窒化物層深さについても当てはまることである。
【００５９】
特に、球状セメンタイトを１０〜３５体積％を分散させた後に焼き入れ処理を施すに当たって、Ｃｒ，Ｍｏ，Ｖ，Ｍｎなどの合金元素がセメンタイト中に高濃度に濃縮し、母相オーステナイトの焼き入れ性が顕著に低下するようになることからセメンタイト中に濃縮しないＮｉ，Ａｌ，Ｓｉの１種以上を０．２重量％以上添加することが望ましい。また、これらの添加量の上限はＮｉはコスト的な観点から５重量％とすることが望ましく、また、Ａｌは製造上の介在物量の観点から２重量％以下とした。
【００６０】
本発明においては、工程４での浸炭および浸炭浸窒によって炭化物、炭窒化物および窒化物を細かく分散析出させることが重要であるが、上述の浸炭、浸炭浸窒処理後にそれらの雰囲気をカットして５０℃以下の温度範囲において昇温した後に焼き入れることは先の工程２と同じ作用を有することから好ましいことと考え、さらに、それらの雰囲気を真空状態にして、先の雰囲気から鋼中に固溶している水素ガス成分を脱水素処理することも後の遅れ破壊性低減に有効に作用することが明らかであり、特に面圧強度の改善に好ましく作用すると考えられる。
【００６１】
【実施例】
次に、本発明の具体的な実施例について、図面を参照しつつ説明する。
【００６２】
１）試験片の準備
本実施例に用いた供試鋼の組成を表１に示し、本発明鋼を○印で示した。供試鋼中の炭素濃度は歯車などの肌焼き鋼の例としてよく使用される約０．２重量％範囲とした。さらに市販のＳＣＭ４２０Ｈ（Ｎｏ．３），ＳＮＣＭ２２０Ｈ（Ｎｏ．４），ＳＮＣＭ４２０Ｈ（Ｎｏ．５）をも使用した。
試験片形状は図６〜図８にそれぞれ示した炭素分析用丸棒片，回転曲げ疲労試験片，ローラピッチング試験片を用いて実施した。なお、ローラピッチング試験片用の大ローラ片にはＳＵＪ２を焼き入れ焼き戻し、硬度をＨｒＣ６４に調整して使用した。
【００６３】
【表１】
【００６４】
２）浸炭および浸炭浸窒の実験
本実験に使用した浸炭用熱処理炉の概略（内部構造）を図９に示した。加熱時真空度としては０．１ｔｏｒｒまでに達することができ、最高使用加熱温度としては１２５０℃まで可能である。冷却は別室において、Ｎ２による２気圧の加圧冷却が可能なようにしてある。浸炭室の炉気分析は、サンプル導入管を挿入して直接的に質量分析計によって実施した。なお、質量分析計へのガスの導入は質量分析計の測定真空度を２×１０−７ｔｏｒｒに減圧することによって実施した。
【００６５】
（２−１）スーティングの発生状況確認
炭化水素ガスとしてプロパンとメタンガスを使用して、１０４０℃×１ｈｒにおける雰囲気圧力とスーティング状況を試験片（Ｎｏ．３を使用）上への炭素の析出状況と質量分析計による炭素の計測から調査した結果を図１０にまとめて示した。プロパンガスを使用した場合には１０ｔｏｒｒ以上において明確なスーティングが認められ、メタンガスを利用した場合には２５ｔｏｒｒ以上において認められた。何れの場合においても希薄なガス雰囲気であり、通常の実験規模での浸炭には浸炭が問題なく実施できる範囲である。図６に示した炭素分析試験片の穴部の浸炭深さを比較した場合にはメタンガス２０ｔｏｒｒよりもプロパンガス１０ｔｏｒｒの方が極めて薄いことから、メタンガス２０ｔｏｒｒにプロパンガス５ｔｏｒｒの混合ガスの使用の方が良い結果が得られた。しかし、多量の部品量を扱う生産時においては、従来から知られているように浸炭の不均一性の発生しやすい状況にあり、また、浸炭ガス濃度の均一性を確保するために流量を大きくするなどの問題があると考えられる。特に、浸炭時のガスの攪拌が効果的に作用する２００ｔｏｒｒ以上に高めることができるとこれらの問題が解決すると考えられたので、プロパン２０ｔｏｒｒにＮ２ガスを添加して５０〜２００ｔｏｒｒの範囲でＮ２ガスによる圧力変動を行わせて、炉気攪拌した条件で１０４０℃×１ｈｒの浸炭処理を実施した結果、上述穴部での浸炭性が顕著に改善されていることが確認できた。
【００６６】
同様の観点からプロパン２００ｔｏｒｒとしてＣＯ２ガスによるスーティングコントロールを実施しながら約２５０ｔｏｒｒ近傍での浸炭においても上述穴部浸炭性の確保が可能であることを確認した。
【００６７】
さらに、プロパンを約２０〜５０ｔｏｒｒの範囲で添加しながらＲＸガスで１００〜２００ｔｏｒｒに圧力変動させ、かつＣＯ２でスーティングコントロールして浸炭した場合においても効率の良い浸炭が可能であることが確認できた。このことは例えばＲＸガスの代わりにメタノールおよび／またはメタノール＋Ｎ２の混合気体を用いることができることは明らかである。
【００６８】
次にプロパンガスを浸炭ガスとして使用した場合のスーティングコントロールができるプロパンガスの最大使用限界を、１０４０℃×１ｈｒの浸炭熱処理サイクルで、Ｎｏ．３の浸炭試験片を使って、約３５０ｔｏｒｒ以上においてスーティングが多くなりすぎてコントロールし難くなり、試験片中に５μｍ以下の粒界酸化層が部分的に発生し始めた。コントロール性はＣＯ２ガスの供給方法によって改善することができると考えられるが、現実には２５０ｔｏｒｒ以上に浸炭ガス量を高めることの生産的な利点や浸炭の均一性に対する利点があまりないと考えられる。従って、プロパンを浸炭ガスとして使用する際には、従来の浸炭報告と考え合わせると１〜２５０ｔｏｒｒが好ましいと考えられる。さらに好ましくはＮ２ガスによって１０〜５０ｔｏｒｒに相当する浸炭ガスを希釈しながら、かつＮ２ガスの流量を変更させながら炉気を攪拌して、実施することがコスト的にも最も適していると考えられる。
【００６９】
上述の実施例ではスーティングコントロールにＣＯ２ガスを使用しているが、図１に示したＣＨ４，ＣＯ，ＣＯ２，Ｃ，Ｈ２Ｏ，Ｈ２，ＮＨ３間のガス反応定数の関係を用いて検討すると、Ｈ２Ｏについても浸炭ガス雰囲気に過剰に含まれるＣＨ４に対する急速な分解反応性を示すことが明らかである。また同図から、約９８０℃以上の温度において、一旦析出した雰囲気中の炭素に対しても、メタンから析出する炭素量よりも多くＣＯに変換できることが明らかであり、浸炭室内の炭素の析出を防止することができる。
【００７０】
また、浸炭加熱室のヒーターを図２に示すように改造することによって、例えば不慮の事故による炉内への炭素の析出が発生しても析出炭素の酸化除去を容易に実施することができるが、この点に関しても本発明範囲である。なお、ヒーター保護管内にはＮ２ガスを流せる構造とすること、保護管の一端は少なくとも固定することが無いようにすることが必要であり、両端を固定した場合には熱サイクルによる熱応力による破損が免れない欠点を防ぐためである。
【００７１】
（２−２）浸炭時の炭素濃度分布実験
プロパンガスを浸炭ガス（５０ｔｏｒｒ）としてさらに、Ｎ２ガスを加えて２００ｔｏｒｒに雰囲気を調整して、図１１に示した熱処理サイクルとしたときの炭素濃度分布を図１２，図１３，図１４に示した。
【００７２】
図１２はＮｏ．１〜１３の浸炭条件１０４０℃×１ｈｒでＣＯ２によるスーティングコントロールを実施しない場合の結果を示したものである。また、図中の破線は表面炭素濃度がＦｅに対する黒鉛の固溶度に等しいと仮定したときの計算される炭素濃度分布を示したものである。また、表面組織観察による粗大セメンタイトの析出有無を表２にまとめて示したが、明らかに、Ｐａｒの値が１．９以上の鋼材に認められることがわかった。
【００７３】
【表２】
【００７４】
また、図１３は上述の条件に対してＣＯ２をプロパンガスの１／５以下の範囲において常時微量添加しながらスーティングコントロールを実施した場合の炭素濃度分布を示したものであり、また同図中の破線は上述と同様の計算炭素濃度分布を示したものである。図１５（ａ）は図１３の条件で浸炭した後でＮ２ガス冷却したＮｏ．３試験片の表面浸炭層に析出した粗大化セメンタイトと粒界セメンタイト相（セメンタイトは白く光るもの）を示したものである。また、図１５（ｂ）は図１５（ａ）と同じ条件で処理したＡｌを添加したＮｏ．１０試験片の表面浸炭層の組織写真を示したものであり、上述のＮｏ．３と異なりセメンタイトの析出がなく、かつ冷却後の組織がマルテンサイトだけでなくベイナイトを多量に含んだ特徴的な組織になっていることがわかる。粗大セメンタイトの有無は表２に示した。
【００７５】
さらに、図１４は図１２と同じ条件で、浸炭温度を９３０℃，９８０℃および１０４０℃で各１ｈｒ浸炭したときのＮｏ．３試験片についての炭素濃度分布を示したものである。
【００７６】
図１２と図１３から、まず共通していることは浸炭後の炭素濃度分布が計算値と極めて良い一致を見ることから、従来のＲＸガス浸炭法に較べて界面反応律速的な浸炭遅れの要因が無く、特に、図１３のスーティング防止のためにＣＯ２を微量添加することによる浸炭遅れがないだけでなく、微量のＣＯ２ガスの添加によってスーティング制御した場合の方が、図１５（ａ）に示したように図１２の条件でスーティングの防止を実施しない場合に較べてＳＣＭ４２０Ｈ（Ｎｏ．３）の浸炭試験片においても粒界セメンタイトの析出が認められた。このことの原因として、より分圧の小さいＣＯ−ＣＯ２ガス反応が図１２のＣＨ４のメタン分解反応よりも、高温浸炭条件においてより活発となり、ＣＨ４だけでの直接浸炭反応よりもより強力になることを示唆している。なお、ＣＯ２ガスを流しすぎる場合においては表面層を脱炭することは明らかであるので、特に雰囲気ガス中のＣＨ４，Ｈ２，Ｈ２Ｏガス濃度を監視しながら、添加ＣＯ２量を制御することが必要であり、かつパルス的に制御することが好ましいと考えられる。
【００７７】
また、一般的にＣｒ添加量の大きいＮｏ．６，Ｎｏ．８，Ｎｏ．１２においては顕著なセメンタイトの析出が認められるが、Ａｌを複合添加させたＮｏ．２，Ｎｏ．７，Ｎｏ．９，Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１１，Ｎｏ．１３においてセメンタイトの析出が効果的に防止されていることがわかる。
【００７８】
なお、図１５（ａ）に示したＮｏ．３試験片の浸炭最表面部のように粗大化、凝集したセメンタイトが存在する場合には、この状態で次の工程４の再加熱浸炭、浸炭浸窒焼き入れを実施した場合においても、図５のようなセメンタイトの粗大，凝集組織が得られることは明らかである。また、本実施例では図１２の高温浸炭後のガス冷却前に浸炭ガスを止めて、真空中で３０℃（１０７０℃）昇温させて、２０分間（浸炭時間の１／３）保持した後に冷却することによって、これら粗大セメンタイトの析出を防止しておくことができることを確認した。さらに、図１２の高温浸炭後のガス冷却前にプロパンガスの１／３流量のＣＯ２ガスを１５分間流して短時間脱炭させることによって粗大セメンタイトの析出を防止できることを確認した。なおこの理由は、高温浸炭時にセメンタイトが析出する場合には、図１５（ａ）に示されているように最表面層近傍に限定されて析出されやすく、これが先の図４でのセメンタイトの析出メカニズムで粗大セメンタイトが析出していることを意味しているためであり、非常にわずかな脱炭処理を高温浸炭後に付加することによってコスト的にも大きな負担にならない範囲で、効率的に粗大セメンタイトが除去できることを確認した。また、この最表面の脱炭層の形成は後の工程４での再浸炭，浸炭浸窒による微細セメンタイトの析出にはΔＸｃを大きくする効果として作用するので好都合であり、転動強度の強化の観点からも問題のないことが推定できる。ただし、この脱炭法はＣｒ等の添加量が多くなり、前述のＰａｒが２．５以上に大きくなると粗大セメンタイトの析出範囲が深くなることと表面炭素濃度が高くなりすぎることから脱炭処理時間が長くなり、かつ粒界酸化層がより顕著になるため、Ｐａｒが１．９以下の成分の鋼に適用することが好ましい。
【００７９】
図１４に示すように、浸炭温度を９３０℃，９８０℃および１０４０℃として各１時間浸炭した時の表面炭素濃度はほぼハンセンの状態図に記載されている鉄に対する黒鉛の固溶度に相当していることが明らかであり、スーティングコントロールを行わない場合の浸炭時の炭素活量がほぼ１に、９３０℃以上の温度領域においてコントロールされていることがわかった。また、上述の高温浸炭時にセメンタイトを析出しない鋼として表２の結果を解析することによって、下記に示した成分関係を維持させることによって防止できることを明らかにした。
【００８０】
（２−３）工程４における浸炭層の結晶粒の微細化に関する確認
図１６に本実施例で行った熱処理サイクルを示した。試験片Ｎｏ．５，ＳＮＣＭ４２０Ｈと０．５重量％Ｖ添加鋼（Ｎｏ．７）を使って、高温浸炭雰囲気は２０〜５０ｔｏｒｒのプロパンガスにＮ２を添加して約２５０ｔｏｒｒに管理しながら、浸炭することを基本として浸炭温度１０４０℃×３ｈｒで処理した後にＮ２ガス冷却（６５０ｔｏｒｒ）後、６５０℃×１ｈｒ加熱し、その後再浸炭温度８００℃，９００℃，９５０℃×２ｈｒＮ２中加熱した後に油焼き入れしたものの浸炭層の旧オーステナイト結晶粒の粒径、セメンタイト粒径、セメンタイト体積分率との関係を調べた結果を表３と図１７，図１８に示した。Ｖを０．５重量％添加したＮｏ．７では、Ｎｏ．５に較べて、セメンタイトおよび旧オーステナイト結晶粒が一段と微細化されていることが明らかである。また、図１８からは旧オーステナイト結晶粒径と（セメンタイト粒径／セメンタイト分率）の間にほぼ直線的な関係が存在し、ＡＳＴＭ結晶粒番号９（オーステナイト粒径約１４μｍ）に相当するセメンタイト粒径／セメンタイト分率の条件が明らかであり、セメンタイト粒径を１μｍに制御した場合には約２．２体積％のセメンタイト量を必要とすることがわかり、さらに焼き入れ温度を８５０℃と仮定したときには、炭素濃度が約１．２重量％になる位置において近似的に上述の結晶粒微細化条件を満足することが理解できる。
【００８２】
【表３】
【００８３】
さらに、図１６の熱処理サイクルにおいて６５０℃×１ｈｒの工程を無くし、９００℃に直接過熱したＮｏ．５の結果を図１７に併せて示したが、セメンタイトの粗大化が起こることがわかる。
【００８４】
（２−４）再加熱・浸炭浸窒処理による組織変化
（２−３）と同じ高温浸炭、ガス冷却したＮｏ．７，Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１１を８５０℃において２ｈｒ、炭素ポテンシャル１．０の条件でアンモニアを導入して浸炭浸窒処理を施した。析出するＡｌ窒化物は平均粒径０．１μｍ程度の微細なものであり、かつ表面浸炭浸窒層での窒素濃度をＥＰＭＡで分析した結果は、Ａｌ添加量の増大に従って、ほぼ全量のＡｌが窒化物として析出していることと、母相中に固溶する窒素濃度が約０．６重量％であることを示しており、窒化物量は最大のＮｏ．１１で約７体積％である。また、このときのセメンタイト分散量は約１０体積％であった。
【００８５】
（２−５）再加熱・高炭素浸炭浸窒処理による組織変化
（２−３）と同じ高温浸炭、ガス冷却したＮｏ．１，Ｎｏ．３，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１３を９００℃において２ｈｒ、アンモニアガスを流さない状態で炭素ポテンシャル０．９の条件を固定して、アンモニアガスを間欠的に流すことによって表面炭素濃度を最大で２．０重量％になるように調整しながら処理した。図１９にはＮｏ．１のセメンタイトの分散状況を示したが、明らかに浸炭層中でのセメンタイトの粗大化が認められないことがわかる。また、図２０には析出するセメンタイトの粒子径や再浸炭温度の関係を示した。また、比較のためにＮｏ．３試料をアンモニアガスを流さないで、表面炭素濃度２．０重量％の条件を維持させながら高炭素浸炭した時の組織も図２１に示した。さらに、Ｃｒ，Ｖを高濃度で添加したＮｏ．７，Ｎｏ．１３の浸炭組織を図２２，図２３に示した。
【００８６】
（３）転動面圧強度の調査
図８に示したローラピッチング試験片を用いて、小ロ一ラの回転数を１０００ｒｐｍ、滑り率４０％、油温６０℃の条件で転動面圧疲労強度の確認を行った。準備した試験片は、（２−５）の条件で熱処理を行ったＮｏ．１，Ｎｏ．３，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１３と上述のアンモニアを流さないで高炭素浸炭したＮｏ．３（図２１，図２２中のＫＡＰ）と（２−４）の条件で熱処理を行ったＮｏ．１，Ｎｏ．５，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１５および（２−３）の条件で熱処理を行ったＮｏ．１，Ｎｏ．５，Ｎｏ．７，Ｎｏ．１５である。結果は図２４に示した通りである。図中の破線は表面炭素濃度を０．８重量％に調整した従来の通常浸炭を施したＳＣＭ４２０Ｈ材料の転動面圧のほぼＢ１０寿命を示したものである。この結果からまず、従来のセメンタイト粒が粗大化している高炭素浸炭品に較べてセメンタイトを微細化した水準品はすべて顕著な転動強度の改善が確認されるとともに、分散析出セメンタイトに対する残留オーステナイトの改善効果も確認できる。特にＡｌを添加し、浸炭浸窒を行った（２−４）の熱処理水準品においても顕著な効果が確認できる。また、Ｃｒを高濃度に添加したＮｏ．１５においても、Ｃｒ７Ｃ３とＡｌＮの分散析出効果が確認できる。
【００８７】
（４）回転曲げ疲労強度の調査
図７に示した小野式回転曲げ疲労試験片を使用して回転曲げ疲労強度の確認を行った。準備した試験片は、（３）に記載した試験片水準から選んで実施した。結果は図２５に示した通りである。従来のセメンタイト粒が粗大化している高炭素浸炭品Ｎｏ．３の疲労強度が、表面炭素濃度を０．８重量％に調整した従来の通常浸炭を施したＳＣＭ４２０Ｈ材料の疲労強度（図中の破線）に較べて顕著に強度低下を示している。これに対して、セメンタイトを微細化して、かつ結晶粒を微細化した水準は強度劣化することが無く、例えば上述のＮｏ．７（２−５）やＮｏ．１３（２−５）についても結晶粒微細化の効果が疲労強度改善効果を生んでいることがわかる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 図１は、各種ガスの分解，合成平衡定数を示すグラフである。
【図２】 図２は、浸炭加熱室のヒータを示す断面図である。
【図３】 図３は、１０００℃でのプロパンの熱分解の質量分析結果を示すグラフである。
【図４】 図４は、再浸炭によるセメンタイト析出の機構説明図である。
【図５】 図５（ａ）は、従来の高炭素浸炭によって得られる浸炭層の金属組織を示す顕微鏡写真、図５（ｂ）は高炭素浸炭サイクルを示す図である。
【図６】 図６は、炭素分析用試験片の形状を示す図である。
【図７】 図７は、回転曲げ疲労試験片の形状を示す図である。
【図８】 図８は、ローラピッチング試験用試験片の形状を示す図である。
【図９】 図９は、浸炭炉の概略構造図である。
【図１０】 図１０は、メタン，プロパンのスーティング状況を示す図である。
【図１１】 図１１は、浸炭熱処理サイクル例を示す図である。
【図１２】 図１２は、図１１に示した浸炭熱処理サイクルを行った場合の炭素濃度分布を示すグラフである。
【図１３】 図１３は、図１１に示した浸炭熱処理サイクルを行った場合の炭素濃度分布を示すグラフである。
【図１４】 図１４は、図１１に示した浸炭熱処理サイクルを行ったときのＮｏ．３試験片の炭素濃度分布を示すグラフである。
【図１５】 図１５（ａ），（ｂ）は、それぞれ図１３の条件で浸炭したときのＮｏ．３，Ｎｏ．１０試験片の表面浸炭層の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図１６】 図１６は、本実施例で行った熱処理サイクルを示す図である。
【図１７】 図１７は、浸炭層のセメンタイト粒径と再浸炭温度との関係を示すグラフである。
【図１８】 図１８は、旧オーステナイト粒径とセメンタイト粒径／セメンタイト分率との関係を示すグラフである。
【図１９】 図１９は、アンモニアの間欠添加による高炭素浸炭組織の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図２０】 図２０は、浸炭層表面でのセメンタイト粒径と再浸炭温度との関係を示すグラフである。
【図２１】 図２１は、従来の高炭素浸炭法による歯車の歯面損傷例の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図２２】 図２２は、Ｃｒ，Ｖを高濃度で添加したＮｏ．７の浸炭組織の金属組織を示す顕微鏡写真である。
【図２３】 図２３は、Ｃｒ，Ｖを高濃度で添加したＮｏ．１３の浸炭組織の金属組織を示
す顕微鏡写真である。
【図２４】 図２４は、転動面圧強度の試験結果を示すグラフである。
【図２５】 図２５は、回転曲げ疲労強度の試験結果を示すグラフである。
Claims (15)
- 主に浸炭肌焼き鋼に使用される各種合金元素が配合される鋼であって、
少なくとも０．２≦〔Ａｌ重量％〕≦２．０の範囲のＡｌと、０．３≦〔Ｃｒ重量％〕≦３．５の範囲のＣｒと、０．１≦〔Ｖ重量％〕≦０．７の範囲のＶを含有し、かつ１．９≧−５．６〔Ｓｉ重量％〕−７．２〔Ａｌ重量％〕＋１．１〔Ｍｎ重量％〕＋２．１〔Ｃｒ重量％〕−０．９〔Ｎｉ重量％〕＋１．１〔Ｍｏ重量％〕＋０．６〔Ｗ重量％〕＋４．３〔Ｖ重量％〕および１．０≦〔（Ｓｉ＋Ａｌ）重量％〕≦２．５の条件を満足する鋼中成分を有する鋼を用い、
炭素ポテンシャルが１．２重量％以上の条件で浸炭した後にＡ１点温度以下の温度域に冷却し、再加熱処理を施すことによって、浸炭層中に平均粒径が１μｍ以下の微細セメンタイトが５〜２０体積％の範囲において分散析出され、かつ分散析出させたセメンタイトによって浸炭層中の旧オーステナイト結晶粒がＡＳＴＭ９以上に微細化されている
ことを特徴とする浸炭部材。 - 前記再加熱時に浸炭浸窒または浸窒処理を付加することによって、前記微細セメンタイトに加えて、平均粒径が０．２μｍ以下の少なくともＡｌＮを含む微細窒化物および／または微細な炭窒化物の１種以上を分散析出させるとともに、２０〜７０体積％の残留オーステナイトを生成させることを特徴とする請求項１に記載の浸炭部材。
- 前記再加熱時に炭素ポテンシャルを使用鋼材のＡｃｍ濃度を超える炭素ポテンシャルと超えない共析炭素濃度の炭素ポテンシャルと間で変動させながら浸炭浸窒または浸炭処理を付加することによって、予め浸炭層に析出している微細セメンタイトを核として、平均粒径が３μｍ以下のセメンタイトを１５〜３５体積％分散させたことを特徴とする請求項２に記載の浸炭部材。
- 前記炭素ポテンシャルを使用鋼材のＡｃｍ濃度を超える炭素ポテンシャルと超えない共析炭素濃度の炭素ポテンシャルと間で変動させる調整がアンモニア添加量の調整によってなされることを特徴とする請求項３に記載の浸炭部材。
- 前記セメンタイトを析出させないで、表面炭素濃度を１．２〜２．０重量％に調整する浸炭温度が９８０℃以上であることを特徴とする請求項１〜４のうちのいずれかに記載の浸炭部材。
- 歯車に用いられる浸炭部材であって、前記浸炭層における旧オーステナイト結晶粒の微細化を図る際に、浸炭層において１．２重量％になる深さ位置が歯車のモジュールＭの０．０５倍ｍｍ位置以上であり、この範囲内において旧オーステナイト結晶粒がＡＳＴＭ９以上に微細化されている
ことを特徴とする請求項１〜５のうちのいずれかに記載の浸炭部材。 - 請求項１〜６のうちのいずれかに記載の浸炭部材の製造方法であって、
（ａ）Ａ１点温度以上に一旦予備加熱する第１工程、
（ｂ）炭素ポテンシャルが１．２〜２．０重量％の範囲の雰囲気下において、９８０℃以上で高温浸炭処理する第２工程、
（ｃ）一旦Ａ１点温度以下にガス冷却媒体を用いて急速冷却する第３工程および
（ｄ）Ａ１点温度以下の温度において１８〜３０体積％の微細なセメンタイト粒子を分散させた後に、Ａ１点温度以上９００℃までの温度範囲に再加熱し、この再加熱時に炭素ポテンシャルを使用鋼材のＡｃｍ濃度を超える炭素ポテンシャルと超えない共析炭素濃度の炭素ポテンシャルと間で変動させながら浸炭浸窒または浸炭処理を付加することによって、旧オーステナイト結晶粒の微細化をはかり、焼き入れ後に、マルテンサイト組織を主体とする浸炭層中に平均粒径が３μｍ以下のセメンタイトを１５〜３５体積％分散させる第４工程
よりなることを特徴とする浸炭部材の製造方法。 - 前記第４工程においては、Ａ１点温度以下の温度において一旦ほぼ均熱化させることおよび／または６００℃〜Ａ１点温度範囲を５℃／ｍｉｎ以下の昇温速度で加熱することによって、浸炭層に析出させたセメンタイト中にＣｒ，Ｍｎ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ等の合金元素を濃縮させることによってセメンタイトを微細化させ、更にオーステナイト状態に加熱された状態においてセメンタイトの再固溶速度を遅滞させ、凝集、成長を防止することを特徴とする請求項７に記載の浸炭部材の製造方法。
- 前記第３工程のガス冷却は、Ｎ２，Ａｒ，Ｈｅ等の不活性ガスもしくはＨ２の１種以上ガスを用いて、少なくとも浸炭、浸炭浸窒層の冷却後の組織がマルテンサイト，ベイナイトおよび／またはパーライト組織の１種以上であるようにガス急冷させる
ことを特徴とする請求項７または８に記載の浸炭部材の製造方法。 - 前記第４工程において、浸炭、浸炭浸窒後に炉内雰囲気をＮ２，Ａｒ等の不活性ガスおよび／または真空雰囲気下に変更し、加熱することによって脱水素処理を加えることを特徴とする請求項７〜９のうちのいずれかに記載の浸炭部材の製造方法。
- 前記第２工程の高温浸炭における浸炭雰囲気を形成させる手段として、１種以上の炭化水素ガスの分解ガス分圧が２００ｔｏｒｒ以下で浸炭処理することおよび／またはＮ２，Ａｒ，Ｈｅガス等の不活性ガスを添加，混合して、２５０ｔｏｒｒ以下の減圧下で浸炭処理するとともに、荷姿，サンプル形状による浸炭不均一性を低減させるために、不活性ガスであるＮ２，Ａｒ，Ｈｅ等を炉内に間欠的に導入して、炉内圧力を変動させることによって炉内ガスの攪拌を行いなから、浸炭温度を９８０℃以上に高めることによって炭化水素ガスの熱分解性を高め、わずかなスーティングの発生を制御することによって、炭素活量がほぼ１に近い条件で浸炭することを特徴とする請求項７〜１０のうちのいずれかに記載の浸炭部材の製造方法。
- 高温浸炭雰囲気中のガス分解反応によって炭素が析出する量的な制御を、炭化水素ガスおよび／またはアンモニアガスの量的制御によって行うことおよび／またはＣＯ２ ガス，アルコール類を間欠的に添加調整することによって行うことを特徴とする請求項１１に記載の浸炭部材の製造方法。
- 前記高温浸炭操業中において、荷姿，サンプル形状による不均一性を低減させるために、不活性ガスであるＮ２，Ａｒ，Ｈｅ等を炉内に間欠的に導入して、炉内圧力を変動させることによって炉内ガスの攪拌を行うことを特徴とする請求項１１または１２に記載の浸炭部材の製造方法。
- 質量分析装置を用いて、炉内のＣＨ４，Ｃ２Ｈ６，Ｃ３Ｈ８，Ｈ２，Ｈ２Ｏ，ＮＨ３，Ｃ，ＣＯ２等のガス組成を計測しながら高温減圧浸炭時のスーティングの発生を抑制することができる高温浸炭室と、この高温浸炭室での浸炭工程の前段階として前記高温浸炭室と独立して設けられ、真空および／または不活性ガス，中性ガス雰囲気下で前記高温浸炭室と独立した条件で操業できる予熱室と、前記高温浸炭室と連動させて浸炭操業効率を高めるとともに前記予熱室および前記高温浸炭室と独立して設けられ、高温浸炭後に熱処理部材を冷却してガス冷却する一連の工程が不活性ガス，中性ガスもしくは真空中で実施できるガス冷却室と、前記ガス冷却室による冷却後に真空，不活性ガス，中性ガス，浸炭浸窒，浸窒のいずれかの雰囲気下における再加熱処理ができる加熱室と、この再加熱処理後に油焼き入れ処理ができる焼き入れ槽とを備えることを特徴とする浸炭処理システム。
- 前記高温浸炭によって高温浸炭室に累積されるスーティング炭素を、浸炭操業を中断することなく、浸炭操業間においてＣＯ２ガスやＣＯ２ガスを含むガスによって酸化除去することを特徴とする請求項１４に記載の浸炭処理システム。
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