JP7157994B2 - 超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法、及び、超高温高圧キャビテーションの発生装置 - Google Patents

Description

本発明は、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法、及び、超高温高圧キャビテーションの発生装置に関する。

従来の表面処理技術には、窒化や浸炭、レーザー焼入れ、高周波焼入れ、ショットピーニング、ウォータージェットピーニング等があるが、これらの技術は表面の機械的強度の向上を主目的としている。しかしながら、一長一短あり、例えば、き裂の発生を抑制する圧縮残留応力が表面に付与されない、処理前後の寸法変化が大きい、硬化層が薄い、内部に脆化層を形成する、ボイドやき裂が生じる、耐食性や耐酸化性が低い等の欠点を有しており、これらの欠点をバランス良く補う表面処理技術の開発が求められている。

機械構造用合金鋼（低合金鋼、ＳＣＭ４３５、ＳＣＭ４４０、ＳＮＣＭ４３０、ＳＮＣＭ６３０等）は非常に多くの産業用機材や装置に用いられ、産業の発展には欠かすことのできない鋼材となっている。しかしながら、この鋼材の使用環境は年々過酷となっており、疲労強度や耐食性、高温強度、耐熱性、耐酸化性等の更なる向上が求められている。この問題を解決するための表面処理技術の開発とその実用化が期待されている。
また低合金鋼は、炭素鋼を主成分とし、数質量％以下、多くの場合１質量％以下のＮｉ、Ｃｒ、Ｍｏの複数の合金元素を組み合わせた鋼材である。炭素鋼に比べてやや高価であるが、耐食性が高くなっている。その種類としては、耐熱鋼、低温用鋼、耐候性鋼、高張力鋼であり、様々な用途に使用されている。低合金鋼は、優れた機械的性質および良好な溶接性を有することが要求されるが、耐食性を改善するのに有効な添加元素は機械的特性や溶接性に有害である。その結果、添加量には限界があり、耐食性をさらに向上させることができないという問題がある。

機械構造用合金鋼の表面改質分野では、古くからショットピーニングによる圧縮残留応力の付与と表面の機械的強度向上の研究開発が盛んに行われてきた。現在では、ばね、歯車、コンティングロッド、クランクシャフトといった自動車部品から、ジェットエンジン、翼、ランディングギアなどの航空機関連、化学プラントの圧力容器など、さまざまな工業製品に利用されている。また近年、圧縮残留応力の付与技術として、ウォータージェットピーニングを用いて金属の表面を改質する研究も行われている（特許文献１参照）。

また、炭素鋼を表面改質する方法として、機械的及び電気化学的キャビテーションを発生させる方法が知られている（特許文献２参照）。この方法では、水中に浸漬させた噴射ノズルからウォータージェットを噴射させると共に、ウォータージェットの噴射に伴い生じる流動キャビテーションに対して超音波を照射して、機能的作用と電気化学的作用との両方を有するキャビテーションを発生させる。

特開２００６－２５５８６５号公報 国際公開第２０１６／１３６６５６号公報

しかし、特許文献１に記載されている従来の表面改質技術では、内部に脆化層を形成し、ボイドやき裂が生じるという問題があった。また、表面硬化層直下に靭性層が無く、疲労強度と耐食性が低いため、高強度・高耐食性ピーニング技術の開発が熱望されている。

また、特許文献２に記載されている従来の機械的及び電気化学的キャビテーションを発生させる方法においては、温度、圧力は気泡限界まで達しておらず、更なる気泡サイズの増加、更なる気泡温度と圧力の増加が求められる。

本発明は、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法、及び、超高温高圧キャビテーションの発生装置を提供することを目的とする。

請求項１に記載の発明は、水中に浸漬させた噴射ノズルからウォータージェットを噴射させると共に、前記ウォータージェットの噴射に伴い流動キャビテーションを発生させ、発生した前記流動キャビテーションに旋回流を与えることにより前記流動キャビテーションにおける気泡半径を膨張させるとともに気泡数を増加させて、前記膨張させた気泡半径の大きい流動キャビテーションの流速が所定の移動速度以下になる位置に超音波を照射して、前記超音波の照射で膨張・収縮を繰り返すことにより生ずる、高温反応場を含んだ前記流動キャビテーションの前記高温反応場を前記噴射ノズルから離間した位置に分布させる、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法である。

請求項２に記載の発明は、請求項１において、前記噴射ノズルの軸心から外れた前記流動キャビテーションの位置に向けて、前記噴射ノズルに付加された付加ノズルから水流を与えるか、もしくは噴射ノズルの出口部の低圧化で付加ノズルの周囲水が流入することにより、前記旋回流を前記流動キャビテーションに対して与えることを特徴とする。

請求項３に記載の発明は、請求項２において、前記旋回流を、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径し前記噴射ノズルに付加された前記付加ノズルにより、前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径させることにより、前記噴射ノズルの軸心の位置における前記ウォータージェットの圧力を低下させることを特徴とする。

請求項４に記載の発明は、請求項３において、前記拡径する付加ノズルは、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成されることを特徴とする。

請求項５に記載の発明は、請求項２において、前記噴射ノズルのノズル径はφ０．１～２．０ｍｍであり、前記流動キャビテーションの移動速度は５ｍ／ｓ以下であり、前記付加ノズルの流入孔は１個または２個であり、前記噴射ノズルには１ＭＰａ以上７０ＭＰａ以下の圧力で、０．１Ｌ／ｍｉｎ～１００Ｌ／ｍｉｎの流量で高圧水が供給されることを特徴とする。

請求項６に記載の発明は、請求項１において、前記超音波の周波数は２０ｋＨｚ以上３３ｋＨｚ以下であり、前記超音波を発生させる超音波発信器の出力は１５０～２０００Ｗであることを特徴とする。

請求項７に記載の発明は、請求項１～請求項６のいずれかにおいて、前記超音波を照射する超音波照射素子から前記ウォータージェットまでの距離は、前記超音波の５波長以下であることを特徴とする。

請求項８に記載の発明は、請求項１～請求項７のいずれかにおいて、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットを被衝突物に衝突させることによって前記被衝突物の周辺に生じる２次噴流の流動キャビテーションに対して、前記超音波を照射することにより、高温反応場を含んだ前記流動キャビテーションの前記高温反応場を、前記被衝突物の周辺に発生させることを特徴とする。

請求項９に記載の発明は、請求項１～請求項８のいずれかに記載の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法により発生した超高温高圧キャビテーションを、物質に衝突させて、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法である。

請求項１０に記載の発明は、請求項９において、前記物質は、Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｎｉ－Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｔｉ合金、Ｎｉ基合金のうちから選択された少なくとも１つにより構成され、前記Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｎｉ－Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｔｉ合金、Ｎｉ基合金は、２ｍｍ以上の厚さを有することを特徴とする。

請求項１１に記載の発明は、請求項９において、前記物質の表面において、表面の表面電位が高く、表面直下にボイドやき裂がなく、靭性の高い層を形成させることを特徴とする。

請求項１２に記載の発明は、水中に浸漬されウォータージェットを噴射する噴射ノズルと、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットにおける前記噴射ノズルの下流側に付加され、前記ウォータージェットの噴射に伴い生じる流動キャビテーションの旋回流により低圧化させる付加ノズルと、前記ウォータージェットの噴射に伴い生じる流動キャビテーションに対して、前記流動キャビテーションが膨張可能な、前記流動キャビテーションの流速が所定の移動速度以下になる位置に超音波を照射して、前記超音波の照射で膨張・収縮を繰り返すことにより生ずる、高温反応場を含んだ前記流動キャビテーションの前記高温反応場を前記噴射ノズルから離間した位置に分布させる超音波振動子と、を備える、超高温高圧キャビテーションの発生装置である。

請求項１３に記載の発明は、請求項１２において、前記付加ノズルは、前記噴射ノズルの軸心から外れた前記流動キャビテーションの位置に向けて水流を与えることにより、旋回流を前記流動キャビテーションに対して与えることを特徴とする。

請求項１４に記載の発明は、請求項１３において、前記付加ノズルは、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成され、前記流動キャビテーションを前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径させることにより、前記噴射ノズルの軸心の位置における前記ウォータージェットの圧力を低下させることを特徴とする。

請求項１５に記載の発明は、請求項１４において、前記拡径するノズルは、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成されることを特徴とする。

本発明によれば、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法、及び、超高温高圧キャビテーションの発生装置を提供することができる。

本発明による実施形態１の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法を示す概略図である。 本発明による実施形態１の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法で用いられる付加ノズルを示す平面概略図である。 本発明による実施形態２の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法を示す概略図である。 本発明による実施形態２の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法で用いられる付加ノズルを示す平面概略図である。 本発明による実施形態３の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法を示す概略図である。 本発明による実施形態４の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法を示す概略図である。 本発明による実施形態１～４の噴射ノズルの出口部圧力と低圧水流入口内の管内流量の関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１～４の噴射ノズルの出口部圧力と低圧水流入口内の管内流速の関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１及び実施形態４における付加ノズルの中心からの距離と旋回中心圧力との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１及び実施形態４における付加ノズルの中心からの距離とキャビテーション数との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１～４における気泡半径と気泡の周囲圧力との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１～４における異なる気泡半径と気泡の周囲圧力との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１～４における音圧と時間との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１～４における気泡半径と時間との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１～４における気泡圧力と時間との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１～４における気泡温度と時間との関係を示すグラフである。 ＷＪＣが施工された被加工物の表面を示す電子顕微鏡写真である。 本発明による実施形態１によるＵＴＰＣが施工された被加工物の表面を示す電子顕微鏡写真である。 ＷＪＣが施工された被加工物の表面近傍を示す光学顕微鏡写真である。 本発明による実施形態１によるＵＴＰＣが施工された被加工物の表面近傍を示す光学顕微鏡写真である。 ＷＪＣが施工された被加工物の表面からの距離と硬度との関係を示すグラフである。 本発明による実施形態１によるＵＴＰＣが施工された被加工物の表面からの距離と硬度との関係を示すグラフである。 １０分間のＷＪＣ施行による試料表面のＳＥＭ組織を示す写真である。 １０分間のＷＪＣ施行による試料側面におけるＳＥＭ組織を示す写真である。 １０分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料表面におけるＳＥＭ組織を示す写真である。 本発明による実施形態１の２分間ＵＴＰＣ施行による試料表面近傍の側面ＳＥＭ組織を示す写真である。 本発明による実施形態１の１０分間ＵＴＰＣ施行による試料表面近傍の側面ＳＥＭ組織を示す写真である。 本発明による実施形態１の２分間ＵＴＰＣ施行による試料の０．５ｍｍ～１ｍｍ側面部のＳＥＭ組織を示す写真である。 本発明による実施形態１の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法の変形例を示す概略図である。

以下、本発明に係る、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、超高温高圧キャビテーションの発生装置の実施形態について説明する。まず、実施形態１について説明する。

（実施形態１）
図１は、本発明による実施形態１の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法を示す概略図である。図２は、本発明による実施形態１の超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）を発生させる方法で用いられる付加ノズルを示す平面概略図である。

図１に示すように、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法を実施するための超高温高圧キャビテーションの発生装置１は、リアクター１０と、噴射ノズル２０と、超音波照射素子３０とを有している。リアクター１０には、水道水Ｗ１が貯留されている。

噴射ノズル２０は、高圧水供給源（図示せず）に接続されている。噴射ノズル２０の吐出口は、リアクター１０に貯留されている水道水Ｗ１に浸漬されている。高圧水供給源（図示せず）から供給される高圧水Ｗ２は、吐出口からリアクター１０に貯留されている水道水Ｗ１へ、０．１Ｌ／ｍｉｎ～１００Ｌ／ｍｉｎの流量で、高圧のウォータージェットとして噴射される。高圧水Ｗ２の圧力は、１ＭＰａ以上７０ＭＰａ以下である。

高圧水Ｗ２の圧力が１ＭＰａ未満では、適度に高圧のウォータージェットを得ることができず、超高温高圧キャビテーションの核が発生しにくく、超高温高圧キャビテーションを適度に得ることができないからである。また高圧水Ｗ２の圧力が７０ＭＰａを超えると、ウォータージェットの圧力が高すぎて、超高温高圧キャビテーションを適度に得ることができないからである。特に、３ＭＰａ以上であれば、超高温高圧キャビテーションを容易に発生させるためのウォータージェットを噴射可能である。ここで、「超高温高圧キャビテーション」とは、Ｃｒ－Ｍｏ鋼に対して圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させることが可能なキャビテーションを意味する。

噴射ノズル２０は、オリフィス部２１と、混合室２２と、ホーン部２３とを有している。オリフィス部２１は、円筒形状を有している。オリフィス部２１の上流側の端部は、高圧水供給源（図示せず）に連通している。オリフィス部２１には、高圧水供給源（図示せず）から供給される高圧水Ｗ２が流入する。

混合室２２の上流側の端部は、オリフィス部２１の下流側の端部に接続されている。混合室２２は、オリフィス部２１よりも僅かに拡径している。混合室２２には、オリフィス部２１から高圧水Ｗ２が流入する

ホーン部２３の上流側の端部は、混合室２２の下流側の端部に接続されている。ホーン部２３は、ホーン部２３の先端（ホーン部２３の下流側の端部により構成される混合室２２の吐出口）に向かって、テーパ状に拡径する。従って、噴射ノズル２０は、ホーンノズルにより構成されている。ホーン部２３の先端の最大直径は０．１ｍｍ以上２ｍｍ以下であり、本実施形態では、０．８ｍｍである。ホーン部２３の先端の最大直径が０．１ｍｍ未満では、サイズの大きいウォータージェットキャビテーションを発生させることができないためである。また、ホーン部２３の先端の最大直径が２ｍｍを超えると、出口部の流速が下がり、崩壊圧力の高いウォータージェットキャビテーションが得られないためである。以上のような構成を有する噴射ノズル２０は、リアクター１０に貯留された水道水Ｗ１の中で、ウォータージェットを噴射し、これに伴い、水道水Ｗ１の中で流動キャビテーションを発生させる。

噴射ノズル２０から噴射されるウォータージェットにおける噴射ノズル２０の下流側には、付加ノズル５０が付加されている。具体的には、ホーン部２３には、付加ノズル５０が固定されている。付加ノズル５０は、鉛直方向に軸心が指向する円筒形状を有している。付加ノズル５０の上端部５１は閉塞されており、付加ノズル５０の上端部５１の中央部にホーン部２３が固定されている。付加ノズル５０の下端部５２は、開口しており、付加ノズル５０の下端部の開口は、周縁部が付加ノズル５０の中心へ延びて開口径が縮径する開口縮径部５３を有している。付加ノズル５０の各部の寸法については、例えば以下のとおりである。軸方向における高さＨは８０ｍｍ、内径Ｄ１は６４ｍｍである。また、開口縮径部５３により、開口径は、例えば、５２ｍｍに形成されている。開口縮径部５３を有していることにより、付加ノズル５０内の旋回流は安定し、付加ノズル５０内の低圧化された圧力の変動が抑制される。

また、付加ノズル５０部の側面には、円筒状の低圧水流入口５５が形成されており、低圧水流入口５５は、リアクター１０に浸漬されており、噴射ノズル２０の出口部の近傍の高い動圧（流速が大きいため）により静圧が低下（低圧化）するため、低圧水流入口５５からリアクター１０内における付加ノズル５０部の周囲水が低圧水Ｗ３として流入する。低圧水流入口５５の内径Ｄ２は、例えば２０ｍｍであり、上下方向におけるホーン部２３の下端部から低圧水流入口５５の中心までの距離は、例えば０ｍｍとし、一致させる。

円筒状の低圧水流入口５５の軸心ｌ２（図２参照）は、水平方向に平行な位置関係を有しており、図２に示す平面視で、付加ノズル５０の中央部のホーン部２３の中央ｏ１を通る位置関係を有しておらず、低圧水流入口５５の中央部ｏ２と、付加ノズル５０の中央部のホーン部２３の中央ｏ１と、を結ぶ仮想線ｌ１に対して、図２に示すように、７度の角度ａ１でずれた位置関係を有している。これにより、低圧水流入口５５を通して付加ノズル５０の内部に流入した低圧水Ｗ３によって旋回流（循環）が生じるように構成されている。

図１に示すように、付加ノズル５０の下端部の開口は、被衝突物、物質としての被加工物４１に対向している。被加工物４１は、図１における上下方向において２ｍｍ以上の厚さを有する、平坦な板状又は湾曲した板状の、Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｎｉ－Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｔｉ合金、Ｎｉ基合金のうちから選択された少なくとも１つにより構成されている。付加ノズル５０の下端部の開口から鉛直下方へ噴射されるウォータージェットは、被加工物４１の上面に対して噴出され衝突する。これより、被加工物４１の上側の周辺に２次噴流が発生し、ウォータージェットによる水の流動速度が弱められて、後述のように流動キャビテーションの流速が所定の移動速度である５ｍ／ｓ以下とされ、圧力が低下させられる。

超音波照射素子３０は、駆動制御装置（図示せず）に電気的に接続されており、付加ノズル５０の下端部の開口から鉛直下方へ噴射されて、流動速度が弱められ、動圧が低下させられたウォータージェットに対して、水平の方向から超音波Ｕ１を照射する。超音波照射素子３０は、駆動制御装置からの出力により、リアクター１０に貯留された水道水Ｗ１の中で、超音波Ｕ１を照射する。照射される超音波Ｕ１の周波数は、２０ｋＨｚ以上３３ｋＨｚ以下である。

照射される超音波Ｕ１の周波数が２０ｋＨｚ未満では、周波数が低すぎて、超音波Ｕ１の効果を得ることができないからである。照射される超音波Ｕ１の周波数が１００ｋＨｚを超えると、周波数が高すぎて、超音波Ｕ１の効果を得ることができず、また、３３ｋＨｚを超えると、気泡半径を等温膨張・断熱圧縮させやすい共鳴半径から離れてしまい、気泡半径を等温膨張・断熱圧縮させにくくなるからである。より好ましくは、２８ｋＨｚ近辺である。

また、照射される超音波Ｕ１の超音波出力定格値は、１５０Ｗ以上２０００Ｗ以下である。照射される超音波Ｕ１の超音波出力定格値が１５０Ｗ未満では、超音波Ｕ１の出力が弱すぎて、キャビテーションの核の膨張・収縮による圧壊を十分に行うことができないからである。照射される超音波Ｕ１の超音波出力定格値が２０００Ｗを超えると、超音波Ｕ１の出力が強い割には、効果的なキャビテーションの核の膨張と、収縮による圧壊とを行うことができず、出力を大きくする意味がないためである。

即ち、気泡振動（キャビテーションの核への振動）の共振周波数を与える半径を、共鳴半径と呼ぶが、音圧（超音波出力）が大きいと、共鳴半径以上では、キャビテーションの核はあまり膨張せず、レイリー収縮（断熱圧縮）を生じさせない。一方、音圧をＢｌａｋｅ閾値とする（等温膨張に必要な音圧とする）気泡半径以下でも、気泡の膨張は小さくなる。これらのことから、一般にレイリー収縮を起こすような活性な気泡の平衡半径は、Ｂｌａｋｅ閾値と共鳴半径の間にあるためである。

超音波照射素子３０は、リアクター１０に貯留された水道水Ｗ１において、噴射ノズル２０が噴射するウォータージェットから、超音波照射素子３０から照射される超音波Ｕ１の５波長分の距離以下の距離で離れた位置に配置される。具体的には、照射される超音波Ｕ１の周波数が２８ｋＨｚの場合には、噴射ノズル２０が噴射するウォータージェットから約５４ｍｍ以下で離れた位置に配置される。超音波照射素子３０から照射される超音波Ｕ１の５波長分の距離を超えると、超音波Ｕ１の強度が低下し、超高温高圧キャビテーションの核が膨張している状態から収縮する状態に移らずに、超高温高圧キャビテーションによる物質の表面改質の効果を十分に得ることができないからである。

また、超音波照射素子３０は、噴射ノズル２０から離間した位置であって、流動キャビテーションが膨張可能な、流動キャビテーションの流速が所定の移動速度以下になる位置にある流動キャビテーションに対して、超音波Ｕ１を照射する。これにより、高温反応場を含んだ流動キャビテーションの高温反応場を噴射ノズル２０から離間した位置であって、被衝突物である被加工物４１の周辺に分布させる。ここで所定の移動速度が、５ｍ／ｓであることは、前述の特許文献２（国際公開第２０１６／１３６６５６号公報）に記載されている通りである。前述のように、流動速度が弱められ、圧力が低下させられたウォータージェットに対して、超音波照射素子３０による超音波Ｕ１の照射が行われることにより、超高温高圧キャビテーションが発生する。

以上の構成を有する装置１が用いられて、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法は、以下のとおり実施される。
噴射ノズル２０は、リアクター１０に貯留されている水道水Ｗ１に浸漬された状態で、高圧水Ｗ２を水道水Ｗ１に対して噴射することによるウォータージェットを噴射する。これにより、ウォータージェット噴流の周囲において循環渦が発生する。循環渦においては渦内部が低圧化される。ウォータージェットの温度における飽和蒸気圧に達すると、流動キャビテーションが発生するが、循環渦により形成される低圧化により、発生する流動キャビテーションの数が増加する。

また、噴射ノズル近傍の静圧の低下により低圧水流入口５５から周囲水が低圧水Ｗ３として流入する。もしくは、低圧水供給源から低圧水流入口５５を通して付加ノズル５０の内部に低圧水Ｗ３が流入する。これにより、付加ノズル５０の内部に旋回流（循環）が発生し、循環中心が低圧化する。これによりウォータージェットにおける気泡は膨張する。

このとき、超音波照射素子３０は、ウォータージェットの噴射に伴い生じる流動キャビテーションに対して超音波Ｕ１を照射している。これにより、流動キャビテーションにおいて圧力の高低が繰り返し生ずる。このため、核の発生と、核の拡散及び膨張と、核の圧壊と、核の発生と、が繰り返し行われる。そして、この繰り返しの中で、核の拡散及び膨張と、核の発生と、が一致することにより、特許文献２に記載されている従来のＵＴＰＣよりも高温高圧の気泡が生成される。

超高温高圧キャビテーションは、圧壊し始めると、物質としての被加工物４１に近づく。そして、体積減少を起こし、物質の表面に突き刺さるような高速ジェット（マイクロジェット）を生成する。この超高温高圧キャビテーションによる高速ジェット（マイクロジェット）は、被加工物４１に衝突する。これにより、被加工物４１の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる、マイクロジェットによる表面改質が施される。

このように、流動キャビテーションを超音波Ｕ１により膨張・収縮させることにより生ずる、高温反応場を含んだ流動キャビテーションの高温反応場は、前述のように、超音波照射素子３０は、ウォータージェットの噴射に対して超音波Ｕ１を照射しているため、ウォータージェットの噴出方向における噴射ノズル２０の先方に分布する。

（実施形態２）
次に、本発明の実施形態２に係る超高温高圧キャビテーションを発生させる方法について説明する。実施形態２では、付加ノズル５０Ａに低圧水流入口が２つ形成されている点において、実施形態１とは異なる。これ以外の点については、実施形態１と同一であるため、同一の部材については、同一の符号を付すこととし、説明を省略する。図３は、本発明による実施形態２の超高温高圧キャビテーションＵＴＰＣを発生させる方法を示す概略図である。図４は、本発明による実施形態２の超高温高圧キャビテーションＵＴＰＣを発生させる方法で用いられる付加ノズルを示す平面概略図である。

図３に示すように、付加ノズル５０Ａの側面には、付加ノズル５０Ａの周方向において半周した位置に、第２低圧水流入口５６が形成されている。第２低圧水流入口５６は、低圧水流入口５５と同一の形状を有し、上下方向において同一の位置にある。円筒状の第２低圧水流入口５６の軸心ｌ３（図４参照）は、水平方向に平行な位置関係を有しており、図４に示す平面視で、付加ノズル５０Ａの中央部のホーン部２３の中央ｏ１を通る位置関係を有しておらず、第２低圧水流入口５６の中央部ｏ３と、付加ノズル５０Ａの中央部のホーン部２３の中央ｏ１と、を結ぶ仮想線ｌ１に対して、図４に示すように、７度の角度ａ２でずれた位置関係を有している。この角度ａ２は、従来の旋回ノズルの角度を参考としたものであり、１５度以下であることが好ましい。角度ａ２が１５度よりも大きいと、旋回流（循環）が付加ノズル５０Ａの内部で続けて生じにくくなるためであり、付加ノズル５０Ａの内部の低圧化が起こりにくいためである。
そして、ホーン部２３の下端部から第２低圧水流入口５６の上端部までの距離についても、例えば２５ｍｍであり、低圧水流入口５５と同様である。

従って、低圧水流入口５５の中央部ｏ２と第２低圧水流入口５６の中央部ｏ３とを結ぶ仮想線ｌ１は、付加ノズル５０Ａの中央部のホーン部２３の中央ｏ１を通過しているが、低圧水流入口５５の軸心ｌ２と第２低圧水流入口５６の軸心ｌ３とは、一致する位置関係を有しておらず、平行の位置関係を有している。低圧水流入口５５と、第２低圧水流入口５６とを通して付加ノズル５０Ａの内部に流入した低圧水Ｗ３、低圧水Ｗ４によって、ウォータージェットの周囲に流入する周囲水が増加し、第１実施形態で生じた旋回流（循環）よりも循環中心が更に低圧化され、気泡の大型化を図ることが可能になる。

（実施形態３）
次に、本発明に係る超高温高圧キャビテーションを発生させる方法について説明する。実施形態３では、付加ノズル５０Ｂが載頭円錐形状を有している点において、実施形態１とは異なる。これ以外の点については、実施形態１と同一であるため、同一の部材については、同一の符号を付すこととし、説明を省略する。図５は、本発明による実施形態３の超高温高圧キャビテーションＵＴＰＣを発生させる方法を示す概略図である。

図５に示すように、付加ノズル５０Ｂは、噴射ノズル２０から噴射されるウォータージェットの上流側から下流側へ向かって、即ち、下方向へ進むにつれて、徐々に拡径する載頭円錐形状のテーパ型ノズルにより構成されている。図５に示すように、付加ノズル５０Ｂの軸心を通る断面視における、付加ノズル５０Ｂの軸心に平行な仮想線ｌ４に対する付加ノズル５０Ｂの側面の傾斜角度ａ３は、例えば７度である。この傾斜角度ａ３は、従来の単一気泡を膨張させる基本ノズルであるベンチュ－リノズルの角度を参考にしたものである。付加ノズル５０Ｂの上端部５１Ｂの内径は、第１実施形態における付加ノズル５０の上端部５１の内径と同一である。平面視における、付加ノズル５０Ｂと、ホーン部２３と、低圧水流入口５５との位置関係は、実施形態１の平面視における、付加ノズル５０と、ホーン部２３と、低圧水流入口５５との位置関係と同様である。

この構成により、流動キャビテーションがウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径し、循環半径が徐々に増加し循環中心の圧力が低下するので、気泡の更なる大型化と高温高圧化を達成することが可能になる。前述の傾斜角度ａ３が１５度以上になると、旋回流（循環）が付加ノズル５０Ｂの内部で続けて生じにくくなり、低圧化が起こりにくい。

（実施形態４）
次に、本発明に係る超高温高圧キャビテーションを発生させる方法について説明する。実施形態４では、付加ノズル５０Ｃに低圧水流入口が２つ形成されている点において、実施形態３とは異なる。これ以外の点については、実施形態３と同一であるため、同一の部材については、同一の符号を付すこととし、説明を省略する。
図６は、本発明による実施形態４の超高温高圧キャビテーションＵＴＰＣを発生させる方法を示す概略図である。

図６に示すように、付加ノズル５０Ｃの側面には、付加ノズル５０Ｃの周方向において半周した位置に、第２低圧水流入口５６が形成されている。第２低圧水流入口５６は、低圧水流入口５５と同一の形状を有している。平面視における、付加ノズル５０Ｃと、ホーン部２３と、低圧水流入口５５と、第２低圧水流入口５６との位置関係は、実施形態２の平面視における、付加ノズル５０Ａと、ホーン部２３と、低圧水流入口５５と、第２低圧水流入口５６との位置関係と同一である。

従って、低圧水流入口５５と、第２低圧水流入口５６とを通して付加ノズル５０Ｃの内部に流入した低圧水Ｗ３、低圧水Ｗ４によって、ウォータージェットの周囲に流入する周囲水が増加し、更に、循環半径が徐々に増加し循環中心の圧力が低下するので、第３実施形態で生じた旋回流（循環）よりも循環中心が更に低圧化され、気泡の更なる大型化と更なる気泡数の増加、高温高圧化を達成することが可能になる。

次に、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、超高温高圧キャビテーションの発生装置１における、付加ノズル５０の内部の旋回流によるキャビテーションの発生数の増加と、気泡膨張に必要な圧力について説明する。
付加ノズル５０の内部の圧力Ｐｎが負圧になれば、下記の（１）式により低圧水流入口５５における流速ｖｉが求まる。ここで、低圧水流入口５５の圧力Ｐｉは大気圧とする。しかしながら、実際には管入口損失と管摩擦圧損を考慮する必要がある。圧損は、下記の（２）式で表され、管の入口損失係数ζｉｎを０．５とし、管摩擦係数λを０．０３として、実際の低圧水流入口５５内の管内流速ｕは（３）式で、流量Ｑは（４）式で示される。ここで、実施形態２、実施形態４のような低圧水流入口５５、第２低圧水流入口５６による旋回流（二個孔旋回流）の流速は、実施形態１、実施形態３のような低圧水流入口５５による旋回流（一個孔旋回流）の流量の２倍と仮定し、旋回流の最大半径は付加ノズルの内径６４ｍｍの半分のφ３２ｍｍとした。

ここで、入口損失係数ζｉｎ：０．５
管摩擦係数λ：０．０３
管内径ｄ：２０ｍｍ
とする。

噴射ノズル２０の出口部であるホーン部２３の圧力Ｐｎと低圧水流入口５５内の管内流速ｕの関係、及び、噴射ノズル２０の出口部であるホーン部２３の圧力Ｐｎと低圧水流入口５５内の管内流量Ｑの関係は、図７、図８に示すとおりである。
噴射ノズル２０のホーン部２３近傍の圧力Ｐｎは、－３６．５ｋＰａ（圧力計により計測した結果（ゲージ圧））の旋回ストレートノズル（実施形態１のように低圧水流入口５５が１個の場合）では、流量が６．８３×１０^－３ｍ^４／ｓ、流速が２．１７ｍ／ｓとなる。噴射ノズル２０のホーン部２３の圧力Ｐｎが、－４７．５ｋＰａ（圧力計により計測した結果（ゲージ圧））の旋回テーパノズル（実施形態４のように低圧水流入口５５、５６が２個の場合）では、流量が７．７９×１０^－４ｍ^３／ｓ、流速が２．４８ｍ／ｓとなる。

付加ノズル５０（旋回ノズル）内に流入した渦流れは、（５）式に定義される循環として取り扱うことができる。流入孔から７°の角度で流入した周囲水は，噴射ノズル２０の出口部近傍から旋回ノズルの内壁に沿って旋回流が発生する。旋回流発生により，噴射ノズル２０の出口部から噴流方向に相当する旋回中心圧力は前記の測定圧力よりさらに減少する。ここで、旋回流の最大半径は付加ノズルの内径６４ｍｍの半分のφ３２ｍｍとした。

ここで循環：Γとし、気泡核のｒ_ｃ＝０とし、付加ノズル５０の中心での圧力：ｐ_ｍとし、付加ノズル５０内圧力：ｐ_ｎとし、循環半径：ｒとする。渦の中の任意の圧力ｐは（６）式で与えられる。

しかしながら、実際の渦ではその中心までこの状態を続けることができず、渦の強さに応じた核の部分を形成する。核の内部では循環の値は一定でなく、半径位置ｒｃによって、（７）式のように変化する。

付加ノズル５０における流れを考慮し、核の半径ｒ_ｌを低圧水流入口５５の位置から求まる旋回半径と定めた。循環Γは流入速度が大きい程増加し、旋回中心（核中心）圧力
ｐ_ｍは、（８）式に示すようにノズル出口部であるホーン部２３の圧力Ｐｎよりも更に低圧化される。

ここで旋回半径（核半径）は付加ノズルの内径６４ｍｍの半分のφ３２ｍｍとした。噴射ノズル２０の先端部であるホーン部２３からの距離に伴う旋回中心圧力は、噴射ノズル２０のみでは旋回流が発生しないので定義されないが、１個孔旋回ストレートノズル（実施形態１、実施形態３）、２個孔テーパノズル（実施形態２、実施形態４）の順に負圧が増加すると考えられる（図９）。

ここで、流体力学において、キャビテーションの解析に用いられる無次元数として、キャビテーション数（Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｎｕｍｂｅｒ）が用いられる。キャビテーション数Ｃａは、液体の圧力と蒸気圧の差を無次元化したもので定義され、（９）式で表される。

ここで、
ｐ_ｍ：絶対圧力
ｐ_ｖ：蒸気圧（２０℃）
１／２ρｖｎ^２：代表圧力（動圧）
ρ：流体の密度
ｖｎ：流れの代表速度（旋回中心流速）
である。

キャビテーション発生点でＣａ＝１であり、Ｃａ＜１ならばこの配管系においてキャビテーションが発生する。キャビテーション数が小さいほど、より具体的には、－１＜Ｃａ＜１であれば、キャビテーションが起こりやすい。そのため、以下のことが言える。即ち、流れの代表速度が速いほど、キャビテーションが起こりやすくなる。また、一般に、温度が高いと蒸気圧は上がるため、キャビテーションが起こりやすくなる。即ち、付加ノズル５０のない場合に対して付加ノズル５０がある場合の方が、キャビテーション数が大きくなる。

噴射ノズル２０からの自由噴流の広がりからノズル出口であるホーン部２３からの流速を推定し、キャビテーション数を求めると図１０が得られる。
図１０より、付加ノズル５０が無い場合と比べて、１孔旋回ストレートノズル（実施形態１）、更には２孔旋回テーパノズル（実施形態２）の方が、キャビテーション数が大きくなり、キャビテーション気泡が多く発生しやすくなることが分かる。その結果、付加ノズル５０から流出し超音波照射されるウォータージェット気泡数が増加し、より多くの高温高圧キャビテーションが生成される。

気泡壁近傍での液体圧力ｐＢは（１０）式で表される。図１１に示すように、初期気泡半径Ｒ０＝１０μｍの場合、気泡の周囲圧力（液体圧力）は最小値－０．０１５ｂａｒ以下になれば、気泡は大きく膨張できる。図９に示すように、付加ノズル５０の中心で大きな負圧になり、噴射ノズル２０からのキャビテーションは膨張しやすいと考えられる。

ここで、ｐ_ｖ：水蒸気圧、
ｐ_０：雰囲気圧、
σ：表面張力、
Ｒ_０：平衡半径、
Ｒ：気泡半径、
κ：比熱比（１～１．４）
とする。

ここで、気泡内に蒸気とともにガスが含まれていると考える。この場合、水中に溶けているガスの気泡内への拡散は、一応小さいものとして省略し、気泡内のガス量は一定とする。従って、気泡内のガスの圧力と体積の積は一定と考えると、（１０）式の第二項を
ｐ_ｇ（ｐ_ｇ０×Ｒ^３＝Ｋ、Ｋは定数）
と置き換えることが可能になり、（１１）式が得られる。

（１１）式を用いて、各種半径における気泡近傍の液体を求めると、図１２に示すように気泡半径が大きくなるに従って、低い負圧で気泡は膨張可能になる。

ウォータージェットキャビテーション（以下、「ＷＪＣ」と言う）のクラウドは多気泡状態であるが、気泡壁の液体圧力が負圧下で激しい膨張を始める気泡半径に達すると急速に膨張する。付加ノズル５０内の１つのウォータージェット気泡は発生・成長・崩壊を繰り返し、新たな気泡を生成する過程の中で、容易に膨張する。気泡の成長段階において、付加ノズル５０内の高い負圧により、多くのキャビテーション気泡が膨張の機会を与えられる。また、図１２に示すように、気泡半径が大きいほど膨張に必要な負圧は小さくなる。キャビテーション気泡の多くが膨張し、その結果、付加ノズル５０から流出し、超音波照射される気泡サイズが増加し、超高温高圧キャビテーションが生成される。

次に、Ｒａｙｌｅｉｇｈ－Ｐｌｅｓｓｅｔ方程式を用いて、従来の超音波キャビテーション（気泡半径：４μｍ）と、特許文献２（国際公開第２０１６／１３６６５６号公報）に記載の従来の機能性キャビテーション（気泡半径：１００μｍ）と、本実施形態の超高温高圧キャビテーション（気泡半径：３００μｍ）と、にそれぞれ超音波を照射し、等温膨張・断熱圧縮させた場合の温度と圧力を図１３～図１６に示す。

図１４に示すように、気泡半径は、従来の超音波キャビテーションでは５０μｍまでしか膨張しない。これに対して、特許文献２（国際公開第２０１６／１３６６５６号公報）に記載の従来の機能性キャビテーションでは２３０μｍまで膨張し、本発明の超高温高圧キャビテーションでは３００μｍ以上まで膨張する。

また、図１５に示すように、気泡圧力は、従来の超音波キャビテーションでは１０ＭＰａまでしか高温化されず、特許文献２（国際公開第２０１６／１３６６５６号公報）に記載の従来の機能性キャビテーションでは１×１０^５ＭＰａまで高温化されるが、本発明の超高温高圧キャビテーションでは５×１０^６ＭＰａまで高温化される。

図１６に示すように、従来の超音波キャビテーションでは、３９００Ｋまでしか高温化されない。一方、従来の機能性キャビテーションでは１×１０^８Ｋまで高温化され、本実施形態の超高温高圧キャビテーションでは１×１０^１０Ｋまで高温化される。しかしながら、実際には収縮最終段階では、水蒸気の熱分解に伴う化学反応熱と熱伝導により、気泡内温度の上昇は抑制されるが、計算式上での定性的比較として取り扱う。従来のソノルミネッセンスの計測データでは、気泡温度は最高でも１０万度が限度であるとされており、本計算ではこの温度に達していると考えられる。

次に、本実施形態（実施形態１）による超高温高圧キャビテーションの発生装置により実施される、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法を用いる、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法の効果を確かめる試験を行った。

試験においては、表１に示す化学組成の機械構造用材料のＣｒ－Ｍｏ鋼（ＳＣＭ４３５）を試料として用いた。

超高温高圧キャビテーションを発生させる際の条件は、以下のとおりである。
（超高温高圧キャビテーション発生条件）
高圧水供給源から噴射ノズル２０へ供給される高圧水の圧力 ： ３５ＭＰａ
高圧水の流量（ポンプ定格） ： １５Ｌ／分
超音波Ｕ１の照射及びウォータージェットの噴射時間 ： ２分又は１０分
ホーン部２３における流量 ： ６．９Ｌ／分
ホーン部２３の断面積から求まるホーン部２３から吐出されるウォータージェットの流速 ： ２２９ｍ／ｓ
超音波Ｕ１の周波数 ： ２８ｋＨｚ
超音波出力定格値 ： ２２５Ｗ
ウォータージェットから超音波照射素子３０までの距離 ： ５４ｍｍ

表面電位の測定領域は１００μｍ×１００μｍであり、線分析で３本線を引いた値を平均した。また残留応力はＲｉｇａｋｕ製のＭＳＦ－３Ｍを用いて、３０ｋＶ－１０ｍＡにて発生したＣｒ－Ｋα線で（２１１）格子面間ひずみをそれぞれ半価幅法およびピークトップ法で求めた。ビッカース硬さ試験は、室温にて荷重０．２ｋｇｆ、負荷時間１０ｓの条件で行った。各点の硬さは１０回の測定値の中で最小値と最大値を除去して、残りの８回を平均した値を採用した。組織観察には光学顕微鏡（ＯＭ）と株式会社日立製作所製走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ、Ｓ－４８００）を使用した。ＳＥＭ観察用の試料は５ｖｏｌ％ナイタール溶液で腐食した後、組織観察した。

実施形態１の装置によって、本発明の方法を施工（実施）した試験結果は、図１７Ａ、図１７Ｂの写真に示すとおりである。これらの写真は、実施形態１の方法の実施後（施工後）、数ヵ月経過した状態を示す。施工前にピーニングされている位置を特定するため、試料表面に油性マジックを塗布した。

施工後に油性マジックの剥離状況を観察すると、剥離部の直径は、（国際公開第２０１６／１３６６５６号公報）に記載の従来の機能性キャビテーション（ＷＪＣ）による施工でΦ４０．８ｍｍ、実施形態１による超高温高圧キャビテーション（ＵＴＰＣ）による施工でΦ４２．２ｍｍとなり、超音波照射によりインク剥離範囲が拡大するとともにピーニング分布も影響を受けた。またこれらの施工後、大気中に数ヵ月放置すると、ＷＪＣ施工による試料の表面には錆が発生したが、実施形態１によるＵＴＰＣ施工による試料の表面には、ほとんど錆が発生しなかった。これは、実施形態１によるＵＴＰＣ施工後に、試料表面に緻密な酸化被膜が形成され、錆の発生を予防止したためであると考えられる。実施形態１によるＵＴＰＣ施工ではウォータージェットで生じる気泡に超音波を照射することで、気泡内部が高温・高圧に達すると考えられる。また、実施形態１によるＵＴＰＣ施工をしたＳＣＭ４３５において、表面に酸化被膜が形成された原因は、施工面が加熱されたことにより、酸化被膜が形成されたためであると考えられる。

また、実施形態１の装置によって、本発明の方法を実施した、各施工部側面の表面近傍のＯＭ組織は、図１８Ａ、図１８Ｂの写真に示すとおりである。

各施工後の表面から深さ方向における粒径は大きく変化していないが、ＵＴＰＣ施工部は異常に錆が発生した。この錆はフェライト（色が薄い部分）上に存在しておらず、主にパーライト上（色が濃い部分）で観察され、表面から約１ｍｍの深さまで錆が著しく発生した。このことより選択酸化が試料内で生じていると考えられる。選択酸化は合金中の金属元素のうちで、より酸化されやすい元素が選択的に試料内を拡散して表面で酸素（０_２）と結合して発生する。この試料で選択酸化される元素はＣｒであると思われる。鋼材中のＣｒはＵＴＰＣ施行中、還元雰囲気である表面に移動したことにより、表面直下でＣｒが欠乏し、錆が発生しやすくなったと考えられる。

各施工した試料表面の耐食性を評価するために表面電位を測定した結果は、表２示すとおりである。

超音波やＷＪＣによる施工表面は受け入れ材より表面電位が低下したことが分かる。また表面電位に相当する仕事関数は表面粗さが大きいと減少すると考えられる。一方、最も表面電位が高かったＵＴＰＣ施工後の試料表面は、表面が加熱されたことにより、表面欠陥がＷＪＣ施工より減少したことも表面電位が増加した一因であると思われる。ＵＴＰＣ施工における耐食性の向上は酸化被膜の形成だけでなく、表面欠陥の減少も関与していると判断できる。

各施行による試料の残留応力を測定した結果は、表３に示すとおりである。施工後の残留応力測定では、表面に錆がない状態で各施工面の研削方向から測定した。施工による残留応力値を高めるために、試験片表面にはあらかじめ強研削を施して高い引張残留応力を付与した。この引張応力の付与は、付与しない場合と比較して、シェイクダウン効果により施工後、圧縮残留応力が増加すると考えられる。

未施工材では研削方向に引張残留応力が付与され、研削垂直方向に圧縮残留応力が付与されていることを確認した。引張残留応力により、各種施工条件での圧縮残留応力が向上した。圧縮残留応力は、表面がキャビテーション崩壊圧力により圧縮されて横方向に押し延ばされる塑性変形が周囲から弾性拘束されることによって発生する。ＷＪＣ施工では施工時間の増加と共に減少したが、実施形態１による施工（ＵＴＰＣ）では逆に増加した。

各種施工部の表面（酸化膜およびピーニング痕を除去した表面）から厚さ方向への硬さ変化は図１９Ａ、図１９Ｂに示すとおりである。
表面近傍の硬さは、未施工部で２４６Ｈｖであった。深さ方向の硬さ分布については、未施工部ではほとんど変化が見られなかった。未施工部では、引張残留応力付与のために行った表面への強平面研削の影響をあまり受けていないと考えられる。ＷＪＣ施工部の表面近傍の硬さ測定において、２分間施行した施工材では２７２Ｈｖ、１０分間施行した施工材では３０３Ｈｖの硬度が得られた。

表層部から深さ方向へ０．５ｍｍまで離れると、硬さが低下したことから、圧縮応力場は表面から約０．５ｍｍ深さ方向まで達すると考えられる。実施形態１によるＵＴＰＣ施工をした施工部の表面近傍では、図１９Ｂに示すように、深さ２分間施行した施工材で２７６Ｈｖ、１０分間施行した施工材では２９２Ｈｖが得られた。２分間施行した施工材では表層部から深さ０．５ｍｍから硬さの低下が見られたが、１０分間施行した施工材では、約１ｍｍの深さから硬さの低下が認められた。以上のように、ＵＴＰＣ施工はＷＪＣ施工より表面硬化層が厚くなることが分かった。

１０分間のＷＪＣ施行により圧縮残留応力が減少した原因をＳＥＭ観察し調査したものは、表３に示すとおりである。

未施工の試料（未施工材）ではパーライトとフェライトが観察されるだけの組織であった。２分間のＷＪＣ施行による施工表面では、ピーニングされた表面が観察され、パーライト内部の層状（ラメラ）組織は折れ曲がってキンクバンドが形成されており、冷間圧延された組織によく類似していることが分かる。側面ではフェライトおよびパーライトが接触する粒界にボイドが形成されやすいことが確認できる。

１０分間のＷＪＣ施行による試料表面のＳＥＭ組織は、図２０に示すとおりである。１０分間のＷＪＣ施行による試料表面においては、図２０に示すように、２分間のＷＪＣ施行による試料表面と同様に、パーライト内のラメラ組織が著しく変形した。さらに一部では、セメンタイトが突出しているものや消失しているものが観察された。

１０分間のＷＪＣ施行による試料側面におけるＳＥＭ組織は、図２１に示すとおりである。図２１においては、表面から０．５～１ｍｍの深さの部分（以下、「０．５ｍｍ～１ｍｍ側面部」と言う）を示している。図２１に示すように、０．５ｍｍ～１ｍｍ側面部には、大きなき裂が観察された。他の箇所においても２分間のＷＪＣ施行の場合と同様に、フェライトおよびパーライトが接触する粒界にボイドが形成されていた。このき裂は恐らく、フェライトとパーライトが接触する粒界から発生したと考えられる。

１０分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料表面におけるＳＥＭ組織は、図２２に示すとおりである。
１０分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料表面では、ＷＪＣ施工表面と同様に、パーライト内部には著しい変形が観察された。また、２分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料側面と同様なパーライト組織が確認されたが、更にラメラ組織の黒い領域に相当するフェライトが溶融している様子が観察された。この現象は、２分間の実施形態１の施行による試料表面で観察されず、１０分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料表面のパーライト組織全体に認められた。これはパーライトが長時間のＵＴＰＣ処理中に高温化されたためであると考えられる。

実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料表面近傍の側面組織は、図２３Ａ、図２３Ｂに示すとおりである。破線はＵＴＰＣ施工表面を表している。ＳＥＭ観察中には、ＵＴＰＣ施工部の表面近傍の側面は、ＷＪＣ施工部より錆やすく、組織観察するのが困難であった。図２３Ｂに示すように、１０分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料は、図２３Ａに示す２分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料よりも、パーライト内のラメラ組織の間隔が狭く、細かく分断された組織が観察された。表面近傍の硬さ測定において、１０分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料の硬さが増加したのは、施工時間の増加に伴い、パーライト内のラメラ間隔が狭くなったためと考えられる。またＷＪＣ施工した試料においても同様なことが言える。

２分間の実施形態１のＵＴＰＣ施行による試料の０．５ｍｍ～１ｍｍ側面部のＳＥＭ組織は、図２４に示すとおりである。この組織周囲のパーライトはラメラ組織が分断されており、このラメラ組織内に粒状のものが観察された。この粒状組織は、靱性を高める粒状セメンタイト（球状セメンタイト）であると考えられる。

パーライトをＡ１点（７２７℃）直下の温度に加熱すると、層状のセメンタイトが壊れ、徐々にセメンタイトの球状化が起こる。しかし、この反応はゆっくりと進行するため、単なる加熱処理により完全なセメンタイトの球状化を得ることは困難である。ところが、パーライトを冷間加工した後、焼なましするとセメンタイトの球状化は著しく促進される。つまり、ＵＴＰＣ施工後、図２４で観察されたセメンタイトの球状化は、表面が塑性変形を受けた影響と、表面から深さ方向にまで温度が伝わり、焼なましされたこととにより形成されたと考えられる。

一方、図２２に示す試料表面においては、表３で示す２分間の施工よりも１０分間の施工の方が、圧縮残留応力が高いことから、塑性変形中の弾性拘束と施工中の表面温度の上昇により、セメンタイトが球形になる過渡現象が観察されている。更に施工時間を延ばすと、試料表面においていずれはセメンタイトが球状になると考えられる。しかしながら、現時点までの試験結果より、ＵＴＰＣ施工は施工中に０．５ｍｍ～１ｍｍ側面部にまで温度が達したとする試験例は現在のところ、本実施形態のみである。ＵＴＰＣ施工ではＷＪＣ施工後の内部に見られたボイドやき裂は観察されなかった。表面の高温化により、加工硬化で得られた転位が消失し、内部ひずみが無くなったことで内部にはボイドやき裂が生じなかったと考えられる。

上述した実施形態１～実施形態４の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、超高温高圧キャビテーションの発生装置によれば、以下のような効果を奏する。
本実施形態１～実施形態４の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、超高温高圧キャビテーションの発生装置では、水中に浸漬させた噴射ノズル２０からウォータージェットを噴射させると共に、ウォータージェットの噴射に伴い流動キャビテーションを発生させ、発生した流動キャビテーションに旋回流を与えることにより流動キャビテーションにおける気泡半径を膨張させ、膨張させた気泡半径の大きい流動キャビテーションの流速が所定の移動速度以下になる位置に超音波を照射して、超音波の照射で膨張・収縮を繰り返すことにより生ずる、高温反応場を含んだ流動キャビテーションの高温反応場を噴射ノズル２０から離間した位置に分布させる。

上記構成により、超音波Ｕ１の照射により、流動キャビテーションの核の拡散・膨張の後に核が収縮し圧壊する際に、体積減少を起こして、Ｃｒ－Ｍｏ鋼等の被加工物４１の固体表面に突き刺さるような高速ジェットを発生させて、被加工物４１の表面改質を促進させることができる。この際、キャビテーション気泡を大型化するとともに、気泡数を増加させて気泡温度と圧力を極限まで高めることが可能であるため、被加工物４１の最表面に、従来にない高い圧縮残留応力を付与できる。また、被加工物４１の最表面に硬化層を形成し、その直下に高靭性層を形成できる。また、被加工物４１の表面硬化層直下におけるき裂発生を防止することができる。

また、本実施形態１～本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、超高温高圧キャビテーションの発生装置では、噴射ノズル２０の軸心から外れた流動キャビテーションの位置に向けて、噴射ノズル２０に付加された付加ノズル５０、５０Ａ、５０Ｂ、５０Ｃから水流を与えることにより、旋回流を流動キャビテーションに対して与える。

上記構成により、噴射ノズル２０から高圧水を噴射する際に、付加ノズル５０、５０Ａ、５０Ｂ、５０Ｃの出口部である下端部の開口の動圧が非常に大きくなり、逆に静圧が下がる。このため、低圧水流入口５５、第２低圧水流入口５６から低圧水Ｗ３、Ｗ４である周囲水が流入する。その結果、付加ノズル５０、５０Ａ、５０Ｂ、５０Ｃ内に旋回流（循環）が発生し、循環中心が低圧化する。これにより気泡は膨張し、膨張したウォータージェット気泡に超音波を照射すると、特許文献１（国際公開第２０１６／１３６６５６号公報）に記載の従来のＭＦＣよりも高温高圧の気泡が生成され、高温高圧のマイクロジェットにより、被加工物４１の表面をマイクロ鍛造することができる。

また、本実施形態３、本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法では、旋回流を、噴射ノズル２０から噴射されるウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径し噴射ノズル２０の付加された付加ノズル５０により、ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径させることにより、噴射ノズル２０の軸心の位置におけるウォータージェットの圧力を低下させる。この構成により、拡径する付加ノズル５０、５０Ａ、５０Ｂ、５０Ｃにより、循環半径が増加し循環中心の圧力が低下するので、気泡の更なる大型化と高温高圧化を達成することができる。

また、本実施形態３、本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法では、拡径する付加ノズル５０Ｂ、５０Ｃは、噴射ノズル２０から噴射されるウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成される。この構成により、付加ノズル５０Ｂ、５０Ｃのテーパにより、循環半径が徐々に増加し、循環中心の圧力が徐々に低下するので、より気泡を大型化でき、更に高温高圧化を達成することができる。

また、本実施形態１～本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法では、噴射ノズル２０のノズル径はφ０．１～２．０ｍｍであり、流動キャビテーションの移動速度は５ｍ／ｓ以下であり、付加ノズル５０の流入孔は１個または２個であり、噴射ノズル２０には１ＭＰａ以上７０ＭＰａ以下の圧力で、０．１Ｌ／ｍｉｎ～１００Ｌ／ｍｉｎの流量で高圧水が供給される。

上記構成により、効率良くキャビテーション気泡を大型化するとともに、気泡数を増加させて気泡温度と圧力を極限まで高めることが可能となる。特に、付加ノズル５０、５０Ａ、５０Ｂ、５０Ｃの低圧水流入口５５、第２低圧水流入口５６が計２個設けられていることにより、低圧水流入口５５が１個の場合と比較して、流入する周囲水が増加し、循環中心がさらに低圧化されて、気泡の大型化を図ることが可能になる。

また、本実施形態１～本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法では、超音波の周波数は２０ｋＨｚ以上３３ｋＨｚ以下であり、超音波を発生させる超音波発信器の出力は１５０～２０００Ｗである。

上記構成により、ウォータージェットキャビテーションのサイズである３００μｍ以上の気泡の共振周波数と同様の周波数の超音波Ｕ１を、強い出力で流動キャビテーションに対して照射することができる。この結果、キャビテーションの核を容易に膨張させることが可能になる。これにより、超音波Ｕ１の周波数帯域のうちのいずれかの周波数を用いて、機械的及び電気化学的キャビテーションＭＦＣを発生させる方法を実施することができる。

また、本実施形態１～本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法では、超音波を照射する超音波照射素子３０からウォータージェットまでの距離は、超音波の５波長以下である。この構成により、超音波Ｕ１を十分な強度でウォータージェットに対して照射することができる。この結果、超高温高圧キャビテーションを効果的に発生させることができる。

また、本実施形態１～本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法では、噴射ノズル２０から噴射されるウォータージェットを被衝突物としての被加工物４１に衝突させることによって被加工物４１の周辺に生じる２次噴流の流動キャビテーションに対して、超音波を照射することにより、高温反応場を含んだ流動キャビテーションの高温反応場を、被加工物４１の周辺に発生させる。この構成により、ウォータージェットの圧力を適度に抑えることができ、この結果、超高温高圧キャビテーションを高効率で発生させることができる。

また、本実施形態１～本実施形態４の物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法では、本実施形態１～本実施形態４の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法により発生した超高温高圧キャビテーションを、物質としての被加工物４１に衝突させる。この構成により、被加工物４１の表面に、従来にない高い圧縮残留応力を付与できる。また、被加工物４１の最表面に硬化層を形成し、その直下に高靭性層を形成できる。また、被加工物４１の表面硬化層直下におけるボイドやき裂発生を防止することができ、靭性の高い層を形成させることができる。また、表面の表面電位を高くすることが可能となり、錆の発生を抑えることが可能となり、耐食性を高めることができる。

また、本実施形態１～本実施形態４の物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法では、被加工物４１としての物質は、Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｎｉ－Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｔｉ合金、Ｎｉ基合金のうちから選択された少なくとも１つにより構成される。Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｎｉ－Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｔｉ合金、Ｎｉ基合金は、２ｍｍ以上の厚さを有する。この構成により、被加工物４１の表層部から深さ２ｍｍ以内の部分において、硬化層を形成することが可能である。

本発明に係る超高温高圧キャビテーションを発生させる方法、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法、及び、超高温高圧キャビテーションの発生装置は、上述した実施形態１～４の内容に限定されることなく、以下に示すような種々の変形や変更が可能である。

例えば、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法に用いられる装置の構成は、上述の実施形態の装置の構成に限定されない。例えば、本実施形態では、付加ノズル５０を用いたりテーパ型ノズルを用いたりして、流動キャビテーションに旋回流を与えたが、このような手段により旋回流を与えることに限定されない。また、例えば、実施形態３、実施形態４では、付加ノズル５０Ｂ、５０Ｃは、噴射ノズル２０から噴射されるウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成されていたが、テーパ型に限定されない。例えば、噴射ノズル２０から噴射されるウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するノズルにより構成されていてもよい。

また、本実施形態においては、低圧水流入口５５（第２低圧水流入口５６）は１つ又は２つ形成されていたが、この数に限定されない。但し、低圧水流入口の数が増え過ぎると、入口損失と管摩擦係数が増加し、流速と流量が減少すると考えられる。また、旋回ノズル内壁の流入孔部が旋回流れを乱すことが考えられる。その結果、旋回流速と旋回による低圧化が減少する。従って、低圧水流入口５５（第２低圧水流入口５６）は１つ又は２つ形成されていることが好ましい。

また、低圧水流入口５５や第２低圧水流入口５６から流入する低圧水Ｗ３、Ｗ４は、図８等に示すように、２ｍ／ｓ程度の流速であったが、この流速に限定されない。流速が速い方が、（５）式より循環Γが大きくなり、旋回中心がより低圧化される。しかしながら、流速が１０ｍ／ｓ以上になると、乱流になり、安定な旋回流でなくなるため、流速は、１０ｍ／ｓ未満において大きい値であることが好ましい。

また、噴射ノズル２０は、ホーンノズルにより構成されていたが、これに限定されない。例えば、他の形状を有するノズルにより構成されてもよい。また、例えば、超音波照射素子３０は、鉛直下方へ噴射されるウォータージェットに対して、水平の方向からウォータージェットに対して超音波Ｕ１を照射したが、この構成に限定されない。例えば、超音波Ｕ１は、ウォータージェットに対して平行に近い方向から照射してもよい。また、本実施形態では、水道水Ｗ１が用いられたが、これに限定されない。例えば、水中の次亜塩素酸ナトリウム等の不純物元素との反応を防止する必要がある場合には、水道水に代えて、超純水や純水を用いてもよい。
また、被加工物４１は、平坦な板状又は湾曲した板状のステンレス鋼により構成されたが、これに限定されない。

また、第１実施形態～第４実施形態の構成に代えて、図２５に示すように、低圧水Ｗ３を供給する低圧水供給源（図示せず）が接続されており、低圧水供給源から低圧水流入口５５を通して付加ノズル５０の内部に低圧水Ｗ３が流入する構成としてもよい。

本発明は、流動キャビテーションの高温反応場を利用する分野において利用可能であり、例えば、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる分野等において、広く応用可能である。

１、１Ａ、１Ｂ、１Ｃ 超高温高圧キャビテーションの発生装置
２０ 噴射ノズル
３０ 超音波照射素子
４１ 被加工物
５０、５０Ａ、５０Ｂ、５０Ｃ 付加ノズル
５５ 低圧水流入口
５６ 第２低圧水流入口
ＵＴＰＣ超高温高圧キャビテーション
Ｕ１ 超音波
ＷＪＣ ウォータージェットキャビテーション
Ｗ１ 水道水
Ｗ２ 高圧水
Ｗ３ 低圧水
Ｗ３ 低圧水

Claims (15)

1. 水中に浸漬させた噴射ノズルからウォータージェットを噴射させると共に、前記ウォータージェットの噴射に伴い流動キャビテーションを発生させ、発生した前記流動キャビテーションに、水中の前記噴射ノズルの中心軸上で直進する高速の水の噴流である直進水噴流を含まない旋回流を与えることにより前記流動キャビテーションにおける気泡半径を膨張させるとともに気泡数を増加させて、前記膨張させた気泡半径の大きい流動キャビテーションの流速が所定の移動速度以下になる位置に超音波を照射して、前記超音波の照射で膨張・収縮を繰り返すことにより生ずる、高温反応場を含んだ前記流動キャビテーションの前記高温反応場を前記噴射ノズルから離間した位置に分布させる、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
2. 前記噴射ノズルの軸心から外れた前記流動キャビテーションの位置に向けて、前記噴射ノズルに付加された付加ノズルから水流を与えるか、もしくは前記噴射ノズルの出口部の低圧化で前記付加ノズルの周囲水が流入することにより、前記旋回流を前記流動キャビテーションに対して与える、請求項１に記載の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
3. 前記旋回流を、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径し前記噴射ノズルに付加された前記付加ノズルにより、前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径させることにより、前記噴射ノズルの軸心の位置における前記ウォータージェットの圧力を低下させる、請求項２に記載の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
4. 前記拡径する付加ノズルは、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成される、請求項３に記載の超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
5. 前記噴射ノズルのノズル径はφ０．１～２．０ｍｍであり、前記流動キャビテーションの移動速度は５ｍ／ｓ以下であり、前記付加ノズルの流入孔は１個または２個であり、前記噴射ノズルには１ＭＰａ以上７０ＭＰａ以下の圧力で、０．１Ｌ／ｍｉｎ～１００Ｌ／ｍｉｎの流量で高圧水が供給される、請求項２に記載の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
6. 前記超音波の周波数は２０ｋＨｚ以上３３ｋＨｚ以下であり、前記超音波を発生させる超音波発信器の出力は１５０～２０００Ｗである請求項１に記載の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
7. 前記超音波を照射する超音波照射素子から前記ウォータージェットまでの距離は、前記超音波の５波長以下である請求項１～請求項６のいずれかに記載の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
8. 前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットを被衝突物に衝突させることによって前記被衝突物の周辺に生じる２次噴流の流動キャビテーションに対して、前記超音波を照射することにより、高温反応場を含んだ前記流動キャビテーションの前記高温反応場を、前記被衝突物の周辺に発生させる請求項１～請求項７のいずれかに記載の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法。
9. 請求項１～請求項８のいずれかに記載の、超高温高圧キャビテーションを発生させる方法により発生した超高温高圧キャビテーションを、物質に衝突させて、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法。
10. 前記物質は、Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｎｉ－Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｔｉ合金、Ｎｉ基合金のうちから選択された少なくとも１つにより構成され、
    前記Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｎｉ－Ｃｒ－Ｍｏ鋼、Ｔｉ合金、Ｎｉ基合金は、２ｍｍ以上の厚さを有する、請求項９に記載の、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法。
11. 前記物質の表面において、表面の表面電位が高く、表面直下にボイドやき裂がなく、靭性の高い層を形成させる、請求項９に記載の、物質の表面に圧縮残留応力を付与するとともに、表面の幾何学的形状、機械的特性および耐食性を変化させる方法。
12. 水中に浸漬されウォータージェットを噴射する噴射ノズルと、
    前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットにおける前記噴射ノズルの下流側に付加され、前記ウォータージェットの噴射に伴い生じる流動キャビテーションを、水中の前記噴射ノズルの中心軸上で直進する高速の水の噴流である直進水噴流を含まない旋回流により低圧化させる付加ノズルと、
    前記ウォータージェットの噴射に伴い生じる流動キャビテーションに対して、前記流動キャビテーションが膨張可能な、前記流動キャビテーションの流速が所定の移動速度以下になる位置に超音波を照射して、前記超音波の照射で膨張・収縮を繰り返すことにより生ずる、高温反応場を含んだ前記流動キャビテーションの前記高温反応場を前記噴射ノズルから離間した位置に分布させる超音波振動子と、を備える、超高温高圧キャビテーションの発生装置。
13. 前記付加ノズルは、前記噴射ノズルの軸心から外れた前記流動キャビテーションの位置に向けて水流を与えることにより、旋回流を前記流動キャビテーションに対して与える、請求項１２に記載の超高温高圧キャビテーションの発生装置。
14. 前記付加ノズルは、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成され、前記流動キャビテーションを前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径させることにより、前記噴射ノズルの軸心の位置における前記ウォータージェットの圧力を低下させる、請求項１２又は請求項１３に記載の超高温高圧キャビテーションの発生装置。
15. 前記拡径するノズルは、前記噴射ノズルから噴射される前記ウォータージェットの上流側から下流側へ向かって拡径するテーパ型ノズルにより構成される、請求項１４に記載の超高温高圧キャビテーションの発生装置。
    

Images