JPH0663104B2 - 熱処理した化学蒸着基板及びその熱処理方法 - Google Patents
熱処理した化学蒸着基板及びその熱処理方法Info
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Description
【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は耐浸食性と耐摩耗性の優れた高硬度微細粒状の
表面被覆層を持つ化学蒸着製品に関し、特に上記の化学
蒸着製品の熱処理法の改良に関するものである。
表面被覆層を持つ化学蒸着製品に関し、特に上記の化学
蒸着製品の熱処理法の改良に関するものである。
（従来の技術） 一般に種々の機械部品や切断器具等には高硬度物質がそ
の被覆として広く使用されている。このような被覆は耐
浸食性、耐摩耗性を有しているので、これを被覆した物
品は浸食や摩耗に対する寿命を高めることが出来る。こ
のような高硬度物質はときには被覆支持材なしでそれ自
体独立の製品としても使用することが出来る。
の被覆として広く使用されている。このような被覆は耐
浸食性、耐摩耗性を有しているので、これを被覆した物
品は浸食や摩耗に対する寿命を高めることが出来る。こ
のような高硬度物質はときには被覆支持材なしでそれ自
体独立の製品としても使用することが出来る。
このような耐浸食性、耐摩耗性を持った高硬度被覆物品
やその独立物品を得るためには化学蒸着法が用いられ
る。
やその独立物品を得るためには化学蒸着法が用いられ
る。
一般的に化学蒸着（CVD）法においては、被覆すべき基
板を適宜の反応室内で加熱しておき、次いでガス状反応
混合物を反応室内に導入し、これを基板表面において反
応させることにより所望の被覆物の凝集付着層を形成さ
せるのであるが、この際に、ガス状反応混合物の種類や
CVDの条件を種種変化させることによって、種々異なる
蒸着被覆製品を得ることが出来る。
板を適宜の反応室内で加熱しておき、次いでガス状反応
混合物を反応室内に導入し、これを基板表面において反
応させることにより所望の被覆物の凝集付着層を形成さ
せるのであるが、この際に、ガス状反応混合物の種類や
CVDの条件を種種変化させることによって、種々異なる
蒸着被覆製品を得ることが出来る。
発明者は1987年９月３日出願の米国特許出願（出願番号
92809号）において、CVD法によって非常に硬くて微細な
タングステン−炭素合金層が得られることについて述べ
た。
92809号）において、CVD法によって非常に硬くて微細な
タングステン−炭素合金層が得られることについて述べ
た。
上記米国出願の発明に記載された合金は主として純粋な
タングステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃ、又はこれらの混
合物の内の１種以上からなる炭化物相との混合物によっ
て構成されている。また、合金層は極めて微細な等軸晶
によって構成されていて、柱状晶は存在しない。またさ
らに合金層の蒸着は300〜650℃と比較的低温の温度範囲
で行なわれるために基板の機械的性質の低下や、基板と
被覆層との熱膨張差に基づく剥離等の種々の問題も起ら
ない。
タングステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃ、又はこれらの混
合物の内の１種以上からなる炭化物相との混合物によっ
て構成されている。また、合金層は極めて微細な等軸晶
によって構成されていて、柱状晶は存在しない。またさ
らに合金層の蒸着は300〜650℃と比較的低温の温度範囲
で行なわれるために基板の機械的性質の低下や、基板と
被覆層との熱膨張差に基づく剥離等の種々の問題も起ら
ない。
しかしながら、上記の出願に基づくタングステン−炭素
合金は、或る種の基板に蒸着したときに被覆層の全面に
亘って微細な亀裂を生ずることが判かった。このような
亀裂は多くの基板において種々の浸食条件、摩耗条件に
おいて基板の耐食性や耐摩耗性の低下を招くので好まし
くない。
合金は、或る種の基板に蒸着したときに被覆層の全面に
亘って微細な亀裂を生ずることが判かった。このような
亀裂は多くの基板において種々の浸食条件、摩耗条件に
おいて基板の耐食性や耐摩耗性の低下を招くので好まし
くない。
発明者は更に1988年２月８日付けの米国特許出願におい
て、タングステン−炭素合金蒸着被覆層の中間被覆層と
して純タングステンを蒸着させることによって、耐浸食
性及び耐摩耗性を一層向上させた複合被覆製品を得る方
法について提案した。
て、タングステン−炭素合金蒸着被覆層の中間被覆層と
して純タングステンを蒸着させることによって、耐浸食
性及び耐摩耗性を一層向上させた複合被覆製品を得る方
法について提案した。
上記の方法によって得られた被覆層は表層部がＷ２Ｃ、
又はＷ３Ｃ、又はこれらの混合物のうちの１種以上から
なるタングステン炭化物相とタングステン相とからなる
タングステン−炭素合金層によって構成されている。ま
た中間層を構成する純タングステン層は複合被覆物に亀
裂を発生しないようにその厚さを調整する。
又はＷ３Ｃ、又はこれらの混合物のうちの１種以上から
なるタングステン炭化物相とタングステン相とからなる
タングステン−炭素合金層によって構成されている。ま
た中間層を構成する純タングステン層は複合被覆物に亀
裂を発生しないようにその厚さを調整する。
タングステン．炭素合金表面層に対する純タングステン
中間層の厚さ比率は表面層の構成によって異なるが、一
般的には0.3以上にする。しかして耐食性、耐摩耗性の
見地から最も好ましい比率範囲は表面層がタングステン
とＷ２Ｃとの混合物の場合は0.35以上、またＷ３Ｃとの
混合物の場合は0.60以上、またＷ２Ｃ及びＷ３Ｃとの混
合物の場合は0.35以上であった。
中間層の厚さ比率は表面層の構成によって異なるが、一
般的には0.3以上にする。しかして耐食性、耐摩耗性の
見地から最も好ましい比率範囲は表面層がタングステン
とＷ２Ｃとの混合物の場合は0.35以上、またＷ３Ｃとの
混合物の場合は0.60以上、またＷ２Ｃ及びＷ３Ｃとの混
合物の場合は0.35以上であった。
また一般に種々の物質において熱処理を施すことによっ
てその物性を改善し得ることが知られており、熱処理に
よる被覆層の緻密化による耐浸食性及び耐摩耗性の改善
が予期される。
てその物性を改善し得ることが知られており、熱処理に
よる被覆層の緻密化による耐浸食性及び耐摩耗性の改善
が予期される。
蒸着物における熱処理については例えば、ジー・ヒッキ
ー等による「一般物質及び超微粒物質の腐食」（『固体
薄膜』、118、321〜333頁、1984年）において詳細に報
告されており、この報告はＷ−WCの熱化学蒸着について
のものであるが、このなかで蒸着層は500〜600℃の温度
で熱処理を施したときに、著しい微細亀裂を生ずるこ
と、相変化を起こし試料の５回折り曲げ後の試験におい
て耐浸食性が低下していることなどが述べられており
（同上「CM500L−核生成のコントロールされた化学蒸着
法によって蒸着された新Ｗ−Ｃ合金被覆材料の評価」デ
ィ・ジー・バート及びアール・エイ・ホルツ参照）必ず
しも好結果が得られていない。また上記したような高温
の熱処理を施した場合には相変化や微細亀裂の発生の問
題の外に、基板機械的性質の低下等の問題を惹起するこ
となども予想される。
ー等による「一般物質及び超微粒物質の腐食」（『固体
薄膜』、118、321〜333頁、1984年）において詳細に報
告されており、この報告はＷ−WCの熱化学蒸着について
のものであるが、このなかで蒸着層は500〜600℃の温度
で熱処理を施したときに、著しい微細亀裂を生ずるこ
と、相変化を起こし試料の５回折り曲げ後の試験におい
て耐浸食性が低下していることなどが述べられており
（同上「CM500L−核生成のコントロールされた化学蒸着
法によって蒸着された新Ｗ−Ｃ合金被覆材料の評価」デ
ィ・ジー・バート及びアール・エイ・ホルツ参照）必ず
しも好結果が得られていない。また上記したような高温
の熱処理を施した場合には相変化や微細亀裂の発生の問
題の外に、基板機械的性質の低下等の問題を惹起するこ
となども予想される。
（発明が解決すべき課題） 上記したようにタングステン−炭素合金の蒸着基板の熱
処理による耐浸食性、耐摩耗性の改善については未だ種
々解決すべき問題点が存在しており、本発明はこれらの
問題点を解決し、基板の機械的性質を損なうことなし
に、耐浸食性や耐摩耗性の優れた高硬度の化学蒸着被覆
基板を得るための改良熱処理法及びこれによって得られ
た被覆基板製品を提供することを目的とするものであ
る。
処理による耐浸食性、耐摩耗性の改善については未だ種
々解決すべき問題点が存在しており、本発明はこれらの
問題点を解決し、基板の機械的性質を損なうことなし
に、耐浸食性や耐摩耗性の優れた高硬度の化学蒸着被覆
基板を得るための改良熱処理法及びこれによって得られ
た被覆基板製品を提供することを目的とするものであ
る。
（課題を解決するための手段） 即ち、本発明は表面被覆が化学蒸着されたタングステン
−炭素合金であるような被覆基板を特定の熱処理するこ
とを主眼とするものであり、熱処理は不活性雰囲気下で
被覆基板をほぼ蒸着温度かそれよりやや高い温度範囲に
加熱することによって行なう。このような熱処理温度は
被覆基板における表面被覆層の耐浸食性や耐摩耗性は十
分に改善されるが、基板の機械的性質が低下したり、基
板に好ましくない金属間化合物が生成しないような温度
である。得られた製品は、微細粒状で柱状晶がなく、層
状で均一な顕微鏡組織を有し、且つ亀裂のない表面被覆
層を有するし、その被覆は勿論熱処理を施さないものに
比べて耐浸食性や耐摩耗性において遥かに優れたもので
ある。
−炭素合金であるような被覆基板を特定の熱処理するこ
とを主眼とするものであり、熱処理は不活性雰囲気下で
被覆基板をほぼ蒸着温度かそれよりやや高い温度範囲に
加熱することによって行なう。このような熱処理温度は
被覆基板における表面被覆層の耐浸食性や耐摩耗性は十
分に改善されるが、基板の機械的性質が低下したり、基
板に好ましくない金属間化合物が生成しないような温度
である。得られた製品は、微細粒状で柱状晶がなく、層
状で均一な顕微鏡組織を有し、且つ亀裂のない表面被覆
層を有するし、その被覆は勿論熱処理を施さないものに
比べて耐浸食性や耐摩耗性において遥かに優れたもので
ある。
（作 用） 次に本発明及びその作用について詳述する。
本発明において硬く微細粒状で柱状晶のないタングステ
ン−炭素合金を基板上に生成するためには蒸着物が純タ
ングステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃ、又はこれらの混合
物とよりなるタングステン炭化物相との混合相が蒸着物
中に形成するような特別な方法が採られる。なお、ここ
ではこれらのタングステン−炭素合金又はこれによる被
覆層を簡単化するために「タングステン／タングステン
炭化物」と称する。そしてこれを行なうために化学蒸着
反応器を用いて反応器内に反応用の特殊なガス混合物を
導入した。この反応器内において、タングステン／タン
グステン炭化物の被覆は大気圧以下乃至ほぼ大気圧、即
ち約１トール乃至約1000トールで約300〜650℃の温度に
おいて蒸着して得られた。しかしてこの被覆層はタング
ステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃのいずれかの相との２相
により形成される。またタングステン相とＷ２Ｃ相とＷ
３Ｃ相との３相を形成することもある。タングステン／
タングステン炭化物被覆層におけるタングステン、Ｗ２
Ｃ及びＷ３Ｃの相対的な比率は最終製品に対する要求特
性によって定められる。
ン−炭素合金を基板上に生成するためには蒸着物が純タ
ングステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃ、又はこれらの混合
物とよりなるタングステン炭化物相との混合相が蒸着物
中に形成するような特別な方法が採られる。なお、ここ
ではこれらのタングステン−炭素合金又はこれによる被
覆層を簡単化するために「タングステン／タングステン
炭化物」と称する。そしてこれを行なうために化学蒸着
反応器を用いて反応器内に反応用の特殊なガス混合物を
導入した。この反応器内において、タングステン／タン
グステン炭化物の被覆は大気圧以下乃至ほぼ大気圧、即
ち約１トール乃至約1000トールで約300〜650℃の温度に
おいて蒸着して得られた。しかしてこの被覆層はタング
ステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃのいずれかの相との２相
により形成される。またタングステン相とＷ２Ｃ相とＷ
３Ｃ相との３相を形成することもある。タングステン／
タングステン炭化物被覆層におけるタングステン、Ｗ２
Ｃ及びＷ３Ｃの相対的な比率は最終製品に対する要求特
性によって定められる。
しかして、このような希望の比率調整を有するタングス
テン／タングステン炭化物被覆を得るためにはWF６のよ
うなハロゲン化タングステン、アルゴンのような不活性
ガス、水素及びジメチルエーテル（DME）のような炭化
水素を含む酸素の流れの利用が適用される。その際反応
温度、導入ガス中のＷ／Ｃ分子比、蒸着反応時のWF６に
対する水素比等をコントロールすることによって希望す
る化学組成を有するタングステン／タングステン炭化物
合金の被覆層が得られるのである。
テン／タングステン炭化物被覆を得るためにはWF６のよ
うなハロゲン化タングステン、アルゴンのような不活性
ガス、水素及びジメチルエーテル（DME）のような炭化
水素を含む酸素の流れの利用が適用される。その際反応
温度、導入ガス中のＷ／Ｃ分子比、蒸着反応時のWF６に
対する水素比等をコントロールすることによって希望す
る化学組成を有するタングステン／タングステン炭化物
合金の被覆層が得られるのである。
上記の製造法の詳細については発明者が1987年９月３日
付けで出願した米国特許出願明細書（出願番号92809
号）中に詳述した。
付けで出願した米国特許出願明細書（出願番号92809
号）中に詳述した。
表面蒸着層に更に良好な耐浸食性、耐摩耗性を与えると
ともに亀裂発生の防止或は減少を計るためにはタングス
テンの中間層を生成するようにする。タングステンの中
間層はWF６のようなハロゲン化タングステンやアルゴン
のような不活性ガスと水素との混合ガスを使用し、大気
圧以下乃至ほぼ大気圧、即ち１トール乃至1000トールの
圧力範囲下で、300〜650℃の温度にて化学蒸着を行なう
ことによって得られる。
ともに亀裂発生の防止或は減少を計るためにはタングス
テンの中間層を生成するようにする。タングステンの中
間層はWF６のようなハロゲン化タングステンやアルゴン
のような不活性ガスと水素との混合ガスを使用し、大気
圧以下乃至ほぼ大気圧、即ち１トール乃至1000トールの
圧力範囲下で、300〜650℃の温度にて化学蒸着を行なう
ことによって得られる。
タングステンの中間層は被覆層全体の中で十分な厚さを
占めることにより微細亀裂の生成を防止又は減少させ、
また被覆全体の耐浸食、耐摩耗性の改善に寄与する。
占めることにより微細亀裂の生成を防止又は減少させ、
また被覆全体の耐浸食、耐摩耗性の改善に寄与する。
タングステン中間層及びタングステン／タングステン炭
化物表面層の厚さの選択の詳細については、発明者の19
88年２月８日付けの米国出願（ドケット番号720−Ｐ−U
SO 3774）明細書中に記載されている。
化物表面層の厚さの選択の詳細については、発明者の19
88年２月８日付けの米国出願（ドケット番号720−Ｐ−U
SO 3774）明細書中に記載されている。
本発明による被覆層は鋳鉄、炭素鋼、ステンレス・ステ
ィール、高速度鋼のような多くの鉄及び鉄合金、銅、ニ
ッケル、プラチナ、ロジューム、チタン、アルミニウ
ム、金、銀、ニオブ、モリブデン、コバルト、タングス
テン、レニウム、銅合金、インコーネルやモネルの如き
ニッケル合金、Ti／Al／Ｖ、Ti／Al／Sn、Ti／Al／Mo／
Ｖ、Ti／Al／Ｖ／Cr、Ti／Al／Sn／Zr／Mo、Ti／Mo／Ｖ
／Fe／Al、Ti／Al／Ｖ／Sn、Ti／Al／Ｖ／Cr／Mo／Zrの
如きチタン合金のような多くの非鉄金属及びその合金並
びに黒鉛、結合炭化物のような炭化物、炭化珪素、窒化
珪素、アルミナの如きセラミックス等の非金属材料の基
板上に蒸着することが出来る。
ィール、高速度鋼のような多くの鉄及び鉄合金、銅、ニ
ッケル、プラチナ、ロジューム、チタン、アルミニウ
ム、金、銀、ニオブ、モリブデン、コバルト、タングス
テン、レニウム、銅合金、インコーネルやモネルの如き
ニッケル合金、Ti／Al／Ｖ、Ti／Al／Sn、Ti／Al／Mo／
Ｖ、Ti／Al／Ｖ／Cr、Ti／Al／Sn／Zr／Mo、Ti／Mo／Ｖ
／Fe／Al、Ti／Al／Ｖ／Sn、Ti／Al／Ｖ／Cr／Mo／Zrの
如きチタン合金のような多くの非鉄金属及びその合金並
びに黒鉛、結合炭化物のような炭化物、炭化珪素、窒化
珪素、アルミナの如きセラミックス等の非金属材料の基
板上に蒸着することが出来る。
本発明の被覆を鋳鉄、炭素鋼、ステンレス・スティー
ル、ニッケル及びモネルメタルのような反応性の基板物
質上に施す場合には予め基板上にニッケル、コバルト、
銅、金、銀、プラチナ、パラジュウム、イリジュウムの
ような貴な金属を電気化学的手法、無電解による手法、
スパッタリング等の物理的蒸着による手法などを利用し
て予備被覆しておくことが望ましい。またチタン及びチ
タン合金基板とする場合にも貴な金属を同様にして基板
上に予備被覆しておくのがよい。この場合、基板上に初
めに貴な金属の薄層を無電解法によって被覆し、更にそ
の上に他の貴な金属の薄層を電気化学的的手法又は物理
的蒸着手法にて被覆させることが望ましい。またこの際
に洗浄後、貴な金属を被覆した基板に熱処理を施すこと
が好ましい。
ル、ニッケル及びモネルメタルのような反応性の基板物
質上に施す場合には予め基板上にニッケル、コバルト、
銅、金、銀、プラチナ、パラジュウム、イリジュウムの
ような貴な金属を電気化学的手法、無電解による手法、
スパッタリング等の物理的蒸着による手法などを利用し
て予備被覆しておくことが望ましい。またチタン及びチ
タン合金基板とする場合にも貴な金属を同様にして基板
上に予備被覆しておくのがよい。この場合、基板上に初
めに貴な金属の薄層を無電解法によって被覆し、更にそ
の上に他の貴な金属の薄層を電気化学的的手法又は物理
的蒸着手法にて被覆させることが望ましい。またこの際
に洗浄後、貴な金属を被覆した基板に熱処理を施すこと
が好ましい。
タングステン中間層に関する詳細については、発明者の
1987年12月31日付け米国特許出願（出願番号139891号）
明細書において述べてある。
1987年12月31日付け米国特許出願（出願番号139891号）
明細書において述べてある。
チタン又はチタン合金基板上に本発明の化学蒸着を施す
場合基板の機械的性質の低下を抑えるためには蒸着温度
を525℃以下にすることが望ましい。
場合基板の機械的性質の低下を抑えるためには蒸着温度
を525℃以下にすることが望ましい。
銅、ニッケル、コバルト、プラチナ、金、銀、ロジュウ
ム、ニオブ、モリブデン、レニウム、タングステン、黒
鉛、炭化物、セラミックス等不活性な物質に本発明の被
覆を施す場合には貴な金属による予備被覆の必要はな
い。
ム、ニオブ、モリブデン、レニウム、タングステン、黒
鉛、炭化物、セラミックス等不活性な物質に本発明の被
覆を施す場合には貴な金属による予備被覆の必要はな
い。
本発明における被覆物を支持材なしの独立物品として得
るには基板材としての銅、ニッケル、コバルト、金、
銀、モリブデン、レニウム、黒鉛を用いて一旦その上に
蒸着を行ない、研磨及び化学又は電気化学的エッチング
を施すことによって、基板材を除去すればよい。
るには基板材としての銅、ニッケル、コバルト、金、
銀、モリブデン、レニウム、黒鉛を用いて一旦その上に
蒸着を行ない、研磨及び化学又は電気化学的エッチング
を施すことによって、基板材を除去すればよい。
タングステン／タングステン炭化物表面層は微細粒状で
層状のミクロ組織を示しており、蒸着のままの状態では
層の厚さの外側約25％は不均一である。この不均一層の
存在は基板に耐浸食性や耐摩耗性に対する品質が不均一
な部分を生ずるので好ましくない。しかして、本発明に
おいては蒸着が比較的低温で行なわれるために、基板の
機械的性質の低下は抑えられ、また同時に蒸着物と基板
の熱膨張係数の違いに基づく蒸着物の亀裂も防止又は減
少させることが出来る。
層状のミクロ組織を示しており、蒸着のままの状態では
層の厚さの外側約25％は不均一である。この不均一層の
存在は基板に耐浸食性や耐摩耗性に対する品質が不均一
な部分を生ずるので好ましくない。しかして、本発明に
おいては蒸着が比較的低温で行なわれるために、基板の
機械的性質の低下は抑えられ、また同時に蒸着物と基板
の熱膨張係数の違いに基づく蒸着物の亀裂も防止又は減
少させることが出来る。
本発明においては、被覆基板を基板構成物質によって選
択された熱処理温度において熱処理を行なう。この熱処
理を施すことによって、表面被覆層における不均一性は
解消され、耐浸食性及び耐摩耗性が改善される。
択された熱処理温度において熱処理を行なう。この熱処
理を施すことによって、表面被覆層における不均一性は
解消され、耐浸食性及び耐摩耗性が改善される。
熱処理温度は蒸着温度またはこれに近い温度でなされ
る。熱処理温度を蒸着温度以上あまり高い温度とするこ
とは望ましくない。即ち蒸着が500℃以上、例えば525℃
でなされたとすれば、熱処理温度は525℃以下に抑えな
ければならない。上記のように熱処理温度を低くするこ
とによって次に示すような多くの利点が得られる。
る。熱処理温度を蒸着温度以上あまり高い温度とするこ
とは望ましくない。即ち蒸着が500℃以上、例えば525℃
でなされたとすれば、熱処理温度は525℃以下に抑えな
ければならない。上記のように熱処理温度を低くするこ
とによって次に示すような多くの利点が得られる。
先ず第１に基板の機械的性質の低下が抑えられる。何故
ならばこの程度の温度では基板の引っ張り強度や曲げ強
度にはさしたる変化が起こらないからである。
ならばこの程度の温度では基板の引っ張り強度や曲げ強
度にはさしたる変化が起こらないからである。
第２に、例えば保護被覆層の内層の境界を横切る物質の
拡散による金属間化合物の生成が抑えられることであ
る。
拡散による金属間化合物の生成が抑えられることであ
る。
また第３に被覆層と基板との熱膨張係数の差に基づく被
覆の応力割れを防止又は減少し得ることである。
覆の応力割れを防止又は減少し得ることである。
熱処理は水素、アルゴン、ヘリウム、窒素、又はこれら
のガスの２種以上の混合ガス、或は真空の如き不活性雰
囲気下で行なう。熱処理時間は表面被覆に耐浸食性及び
耐摩耗性が十分付与されるような範囲に選ばれる。
のガスの２種以上の混合ガス、或は真空の如き不活性雰
囲気下で行なう。熱処理時間は表面被覆に耐浸食性及び
耐摩耗性が十分付与されるような範囲に選ばれる。
適当な時間範囲内であれば、時間が長い程大きい改善が
得られる。そしてこの時間は使用される製品におけるデ
ザインや製造コストによって定められる。また熱処理時
間は特に限定されたものではないが、極端に長い場合に
は基板の機械的性質を低下させたり好ましからざる脆硬
な金属間化合物を生成したりするので避けなければなら
ない。
得られる。そしてこの時間は使用される製品におけるデ
ザインや製造コストによって定められる。また熱処理時
間は特に限定されたものではないが、極端に長い場合に
は基板の機械的性質を低下させたり好ましからざる脆硬
な金属間化合物を生成したりするので避けなければなら
ない。
しかしながら、熱処理時間は最低１時間は必要である。
得られた製品は実質的に亀裂のない均一な層状のミクロ
組織を持ったタングステン／タングステン炭化物による
表面層を有している。
組織を持ったタングステン／タングステン炭化物による
表面層を有している。
第1A図は熱処理前の蒸着層の顕微鏡写真を示したもので
ある。これによれば、蒸着層は亀裂を生じてはいない
が、タングステン／タングステン炭化物層の上部25％は
やや不均一な組織になっている。そして第2A図に見られ
るようにこの不均一組織は熱処理を施すことによって取
り除くことが出来る。
ある。これによれば、蒸着層は亀裂を生じてはいない
が、タングステン／タングステン炭化物層の上部25％は
やや不均一な組織になっている。そして第2A図に見られ
るようにこの不均一組織は熱処理を施すことによって取
り除くことが出来る。
また以下に示す実施例データからは本発明によって熱処
理を施したものは、施さないものに比べて遥かに耐浸食
性、耐摩耗性において優れていることが判かる。
理を施したものは、施さないものに比べて遥かに耐浸食
性、耐摩耗性において優れていることが判かる。
（実施例） 以下に示す実施例においては、鉄合金を代表してAM−35
0析出硬化ステンレス・スティールを、また非鉄合金を
代表してTi／6Al／4V構造用合金を基板として使用し
た。AM−350ステンレス・スティール試料はCVD法におけ
る腐食性加熱ガスの侵食から保護するために表面に２〜
５μｍの保護ニッケル層を電気めっきした。Ti／6Al／4
V試料についても同様に２〜５μｍの保護ニッケル層を
その表面に施した。耐浸食性試験は小型サンドブラスト
を用いて被覆試料及び非被覆試料の両者について行なっ
た。
0析出硬化ステンレス・スティールを、また非鉄合金を
代表してTi／6Al／4V構造用合金を基板として使用し
た。AM−350ステンレス・スティール試料はCVD法におけ
る腐食性加熱ガスの侵食から保護するために表面に２〜
５μｍの保護ニッケル層を電気めっきした。Ti／6Al／4
V試料についても同様に２〜５μｍの保護ニッケル層を
その表面に施した。耐浸食性試験は小型サンドブラスト
を用いて被覆試料及び非被覆試料の両者について行なっ
た。
試験条件は第１表に総括して示す。浸食物質としてはア
ルミナ微粉を使用し、砂浸食の場合よりも苛酷な浸食環
境として促進試験を行なった。
ルミナ微粉を使用し、砂浸食の場合よりも苛酷な浸食環
境として促進試験を行なった。
非被覆試料の浸食率は２分間の浸食試験を施して試料上
に生じたピットの深さを測定し定めた。
に生じたピットの深さを測定し定めた。
被覆試料の耐浸食性は浸食物質が試料におけるタングス
テン／タングステン炭化物表面層を貫通するに要した時
間を測定して定めた。
テン／タングステン炭化物表面層を貫通するに要した時
間を測定して定めた。
タングステン／タングステン炭化物層における浸食物質
の貫通は浸食ピットの中心部の色調変化によって容易に
観察出来る。なおこの色調変化による結果判定は同一試
料のピット断面を顕微鏡試験によって行なった結果と一
致することが確認されている。
の貫通は浸食ピットの中心部の色調変化によって容易に
観察出来る。なおこの色調変化による結果判定は同一試
料のピット断面を顕微鏡試験によって行なった結果と一
致することが確認されている。
浸食率はタングステン／タングステン炭化物層貫通に要
する時間をミル基準で算出した。
する時間をミル基準で算出した。
第１表 浸食試験条件 ノズル径:0.018インチ 対峙距離:0.6インチ 浸食物質：アルミナ微粉 （平均粒径:50μｍ） 供給圧力:32psig 浸食物質の供給速度:1.6グラム／分 浸食試験基準：貫通時間 実施例１ 被覆を施さないAM−350ステンレス・スティール及びTi
／6Al／4V試料についてアルミナによって２分間（120
秒）浸食し、窪みの深さを測定して浸食率を算出した。
浸食率はAM−350及びTi／6Al／4Vについて夫々60及び50
秒／ミルであった。
／6Al／4V試料についてアルミナによって２分間（120
秒）浸食し、窪みの深さを測定して浸食率を算出した。
浸食率はAM−350及びTi／6Al／4Vについて夫々60及び50
秒／ミルであった。
実施例２ ２段被覆処理により硬質被覆を施した複数個のAM−350
及びTi／6Al／4V試料（0.040インチ×0.75インチ×２イ
ンチ）を蒸着装置として内部にガスシール反応器を有す
る誘導加熱黒鉛炉を使用して炉内に挿入し、試料を460
℃に加熱しておき、250cc／分のWF６、2500／分の水
素、6000cc／分のアルゴンによる混合ガスを炉内に20分
間通ずることによってタングステン被覆を施した。
及びTi／6Al／4V試料（0.040インチ×0.75インチ×２イ
ンチ）を蒸着装置として内部にガスシール反応器を有す
る誘導加熱黒鉛炉を使用して炉内に挿入し、試料を460
℃に加熱しておき、250cc／分のWF６、2500／分の水
素、6000cc／分のアルゴンによる混合ガスを炉内に20分
間通ずることによってタングステン被覆を施した。
次にこの試料に300cc／分のWF６、3000／分の水素、240
0cc／分のアルゴン、90cc／分のジメチルエーテル（DM
F）を通ずることによって、試料表面層にタングステン
／タングステン炭化物被覆層を形成した。タングステン
被覆層及びタングステン／タングステン炭化物被覆層形
成の間を通して炉内の全圧力を40トールに維持した。
（第２表参照） 試料に90分間タングステン／タングステン炭化物被覆を
施した後、直ちにWF６とDMEの供給を停止し、誘導加熱
を止めて試料を冷却した。
0cc／分のアルゴン、90cc／分のジメチルエーテル（DM
F）を通ずることによって、試料表面層にタングステン
／タングステン炭化物被覆層を形成した。タングステン
被覆層及びタングステン／タングステン炭化物被覆層形
成の間を通して炉内の全圧力を40トールに維持した。
（第２表参照） 試料に90分間タングステン／タングステン炭化物被覆を
施した後、直ちにWF６とDMEの供給を停止し、誘導加熱
を止めて試料を冷却した。
この際40トールの炉内圧力は冷却終了まで保持した。得
られたAM−350及びTi／6Al／4V試料には第２表に示した
ように何れも10μｍまでの厚さのタングステン中間層と
12μｍまでの厚さのタングステン／タングステン炭化物
表面層が被覆されていた。
られたAM−350及びTi／6Al／4V試料には第２表に示した
ように何れも10μｍまでの厚さのタングステン中間層と
12μｍまでの厚さのタングステン／タングステン炭化物
表面層が被覆されていた。
第1A図及び第1B図に見られるようにタングステン中間層
はよく知られているような柱状晶を示し、一方タングス
テン／タングステン炭化物表面層は微細層状のミクロ組
織を示していた。
はよく知られているような柱状晶を示し、一方タングス
テン／タングステン炭化物表面層は微細層状のミクロ組
織を示していた。
また両試料ともにエッチング後の被覆層のミクロ組織を
観察したところ表面層を形成するタングステン／タング
ステン炭化物層の上４分の１は不均一な組織を示してい
た。
観察したところ表面層を形成するタングステン／タング
ステン炭化物層の上４分の１は不均一な組織を示してい
た。
また被覆層は20μインチの表面仕上げ面を有しており、
第1C図及び第1D図において見られるように亀裂は存在し
ない。
第1C図及び第1D図において見られるように亀裂は存在し
ない。
また第３表に示したようにＸ線回折の結果は、タングス
テン／タングステン炭化物表面層はＷとＷ２Ｃとの混合
相により構成されていることが判かる。
テン／タングステン炭化物表面層はＷとＷ２Ｃとの混合
相により構成されていることが判かる。
AM−350及びTi／6Al／4V両試料におけるタングステン／
タングステン炭化物表面層の浸食率は夫々279及び282秒
／ミルであった。（第３表参照） 第３表の浸食データは本浸食試験が再現性あることを示
している。耐浸食性データのバラツキは平均値に対して
±４％である。被覆試料の耐浸食性は非被覆試料のそれ
のほぼ５倍になっている。
タングステン炭化物表面層の浸食率は夫々279及び282秒
／ミルであった。（第３表参照） 第３表の浸食データは本浸食試験が再現性あることを示
している。耐浸食性データのバラツキは平均値に対して
±４％である。被覆試料の耐浸食性は非被覆試料のそれ
のほぼ５倍になっている。
また同じく第３表によればタングステン／タングステン
炭化物表面層のヴィッカース硬度は2300である。
炭化物表面層のヴィッカース硬度は2300である。
実施例３ 実施例２記載のタングステン、タングステン／タングス
テン炭化物２相被覆実験と同様のCVD実験を行なった。
試料及び反応条件は実施例２の場合とほぼ同様である。
（第２表参照） 試料に90分のタングステン／タングステン炭化物被覆を
施した後、直ちにWF６及びDMEの供給を停止したが、水
素とアルゴンの供給を継続し、また誘導加熱の電力を止
めずにそのまま試料に蒸着装置内で460℃、60分の熱処
理を施した。（以後蒸着装置内での熱処理と他の熱処理
炉での熱処理とを特に区別する必要あるときは前者を
「内部熱処理」後者を「外部熱処理」という） 60分後誘導加熱を止め試料を冷却した。炉の圧力40トー
ルは熱処理及び冷却の間を通してそのまま維持した。
テン炭化物２相被覆実験と同様のCVD実験を行なった。
試料及び反応条件は実施例２の場合とほぼ同様である。
（第２表参照） 試料に90分のタングステン／タングステン炭化物被覆を
施した後、直ちにWF６及びDMEの供給を停止したが、水
素とアルゴンの供給を継続し、また誘導加熱の電力を止
めずにそのまま試料に蒸着装置内で460℃、60分の熱処
理を施した。（以後蒸着装置内での熱処理と他の熱処理
炉での熱処理とを特に区別する必要あるときは前者を
「内部熱処理」後者を「外部熱処理」という） 60分後誘導加熱を止め試料を冷却した。炉の圧力40トー
ルは熱処理及び冷却の間を通してそのまま維持した。
その結果第２表に示したようにAM−350及びTi／6Al／4V
試料ともに11.5μｍまでのタングステン中間層と13.2μ
ｍのタングステン／タングステン炭化物表面層が被覆さ
れた。
試料ともに11.5μｍまでのタングステン中間層と13.2μ
ｍのタングステン／タングステン炭化物表面層が被覆さ
れた。
実施例２と同様にタングステン中間層は柱状晶を、また
タングステン／タングステン炭化物表面層は微細層状の
ミクロ組織を有していた。
タングステン／タングステン炭化物表面層は微細層状の
ミクロ組織を有していた。
しかしながら第2A図及び第2B図より明らかなように60分
の内部熱処理によってタングステン／タングステン炭化
物表面層の上部４分の１の部分の不均一性は完全に解消
されていた。
の内部熱処理によってタングステン／タングステン炭化
物表面層の上部４分の１の部分の不均一性は完全に解消
されていた。
タングステン／タングステン炭化物被覆層は20μインチ
までの表面仕上げが得られまた亀裂は皆無であった。
までの表面仕上げが得られまた亀裂は皆無であった。
このことは蒸着温度と同温度で被覆試料の内部熱処理を
行なった場合においては試料の表面仕上げ性も低下せず
また亀裂発生の恐れもないことが判かる。
行なった場合においては試料の表面仕上げ性も低下せず
また亀裂発生の恐れもないことが判かる。
また、Ｘ線回折の結果によればタングステン／タングス
テン炭化物表面層は熱処理の前後において変りなくＷ及
びＷ２Ｃ相の混合物であることを示した。（第３表参
照） また、第３表に示したように、被覆層の表面硬度は熱処
理前後において測定可能な変化は認められない。また更
に第３表に見られるようにAM−350及びTi／6Al／4Vのタ
ングステン／タングステン炭化物表面層の浸食率は夫々
317及び315秒／ミルであった。浸食率試験データはAM−
350及びTi／6Al／4V試料の耐浸食性の夫々について、14
及び12％増加していることを示している。（第４表参
照） なお、この12から14％の耐浸食性の増加は実施例２の記
述によれば、耐浸食性試験条件によって４％以上のバラ
ツキが認められる。
テン炭化物表面層は熱処理の前後において変りなくＷ及
びＷ２Ｃ相の混合物であることを示した。（第３表参
照） また、第３表に示したように、被覆層の表面硬度は熱処
理前後において測定可能な変化は認められない。また更
に第３表に見られるようにAM−350及びTi／6Al／4Vのタ
ングステン／タングステン炭化物表面層の浸食率は夫々
317及び315秒／ミルであった。浸食率試験データはAM−
350及びTi／6Al／4V試料の耐浸食性の夫々について、14
及び12％増加していることを示している。（第４表参
照） なお、この12から14％の耐浸食性の増加は実施例２の記
述によれば、耐浸食性試験条件によって４％以上のバラ
ツキが認められる。
本実施例の結果から、蒸着温度での高質被覆試料の熱処
理は被覆層のミクロ組織を改善するばかりでなく、被覆
層の硬度を低下させずして耐浸食性を改善し得ることが
判かる。
理は被覆層のミクロ組織を改善するばかりでなく、被覆
層の硬度を低下させずして耐浸食性を改善し得ることが
判かる。
実施例４ 実施例２に記載のタングステン及びタングステン／タン
グステン炭化物の２相被覆実験と同様のCVD実験を行な
った。本実験に使用した試料及びCVD反応条件は実施例
２のときとほぼ同様である。（第２表参照） 試料に90分のタングステン／タングステン炭素被覆処理
を施した後、直ちにWF６及びDMEの供給を停止したが、
水素及びアルゴンの供給を継続し、また誘導加熱用電力
を止めずにその場で試料に460℃、120分の熱処理を行な
った。
グステン炭化物の２相被覆実験と同様のCVD実験を行な
った。本実験に使用した試料及びCVD反応条件は実施例
２のときとほぼ同様である。（第２表参照） 試料に90分のタングステン／タングステン炭素被覆処理
を施した後、直ちにWF６及びDMEの供給を停止したが、
水素及びアルゴンの供給を継続し、また誘導加熱用電力
を止めずにその場で試料に460℃、120分の熱処理を行な
った。
120分の熱処理後、誘導加熱を止め、試料を冷却した。
炉の圧力40トールは熱処理及び冷却終了までの間を通し
てそのまま維持した。
炉の圧力40トールは熱処理及び冷却終了までの間を通し
てそのまま維持した。
その結果、第２表に示したようにAM−350及びTi／6Al／
4Vの両試料ともに10.5μｍまでのタングステン中間層と
13.3μｍのタングステン／タングステン炭化物表面層が
被覆された。
4Vの両試料ともに10.5μｍまでのタングステン中間層と
13.3μｍのタングステン／タングステン炭化物表面層が
被覆された。
また、第3A図及び第3B図に示したようにタングステン中
間層は柱状晶を、タングステン／タングステン炭化物表
面層は微細層状のミクロ組織を有していた。しかしなが
ら、120分の熱処理によってタングステン／タングステ
ン炭化物表面層の上４分の１の部分の不均一性は完全に
解消されていた。（第3A図並びに第3B図と第1A図並びに
第1B図とを比較参照） タングステン／タングステン炭化物被覆層は20μインチ
までの表面仕上げが得られるしまた亀裂の存在も無い。
このことは被覆処理後同場所において蒸着温度と同温度
にて被覆試料の内部熱処理を施した場合においては被覆
層の表面仕上げ性を低下させることなく、また亀裂発生
の恐れもないことが判かる。
間層は柱状晶を、タングステン／タングステン炭化物表
面層は微細層状のミクロ組織を有していた。しかしなが
ら、120分の熱処理によってタングステン／タングステ
ン炭化物表面層の上４分の１の部分の不均一性は完全に
解消されていた。（第3A図並びに第3B図と第1A図並びに
第1B図とを比較参照） タングステン／タングステン炭化物被覆層は20μインチ
までの表面仕上げが得られるしまた亀裂の存在も無い。
このことは被覆処理後同場所において蒸着温度と同温度
にて被覆試料の内部熱処理を施した場合においては被覆
層の表面仕上げ性を低下させることなく、また亀裂発生
の恐れもないことが判かる。
また、Ｘ線回折の結果はタングステン／タングステン炭
化物表面層の組成は熱処理の前後において変りなく、Ｗ
及びＷ２Ｃ相の混合物からなるものであることを示し
た。（第３表参照） また、AM−350及びTi／6Al／4V両試料におけるタングス
テン／タングステン炭化物表面層の浸食率は夫々355及
び354秒／ミルであり、（第３表参照）このデータからA
M−350及びTi／6Al／4V両試料における耐浸食性は夫々
約27％及び26％改善されていることが判かる。（第４表
参照） 以上本実施例の結果から、蒸着温度での硬質被覆試料の
熱処理は被覆層のミクロ組織を改善するばかりでなく、
被覆層の硬度を低下することなく耐浸食性を改善するこ
とが出来ることが判かる。
化物表面層の組成は熱処理の前後において変りなく、Ｗ
及びＷ２Ｃ相の混合物からなるものであることを示し
た。（第３表参照） また、AM−350及びTi／6Al／4V両試料におけるタングス
テン／タングステン炭化物表面層の浸食率は夫々355及
び354秒／ミルであり、（第３表参照）このデータからA
M−350及びTi／6Al／4V両試料における耐浸食性は夫々
約27％及び26％改善されていることが判かる。（第４表
参照） 以上本実施例の結果から、蒸着温度での硬質被覆試料の
熱処理は被覆層のミクロ組織を改善するばかりでなく、
被覆層の硬度を低下することなく耐浸食性を改善するこ
とが出来ることが判かる。
実施例５ 実施例２に記載のタングステン及びタングステン／タン
グステン炭化物の２層被覆実験と同様のCVD実験を行な
った。本実験に使用した試料及びCVD反応条件は実施例
２の場合とほぼ同様である。（第２表参照） 試料に90分のタングステン／タングステン炭化物被覆処
理を施した後、直ちにWF６及びDMEの供給を停止した
が、水素とアルゴンの供給は継続し、また誘導加熱の電
力を止めずにそのままで試料に460℃、480分の熱処理を
施した。
グステン炭化物の２層被覆実験と同様のCVD実験を行な
った。本実験に使用した試料及びCVD反応条件は実施例
２の場合とほぼ同様である。（第２表参照） 試料に90分のタングステン／タングステン炭化物被覆処
理を施した後、直ちにWF６及びDMEの供給を停止した
が、水素とアルゴンの供給は継続し、また誘導加熱の電
力を止めずにそのままで試料に460℃、480分の熱処理を
施した。
480分の熱処理後、誘導加熱を止め試料を冷却した。炉
の全圧40トールは熱処理及び冷却の間を通してそのまま
維持した。
の全圧40トールは熱処理及び冷却の間を通してそのまま
維持した。
その結果、第２表に示したようにAM−350及びTi／6Al／
4Vの両試料ともに8.5μｍまでのタングステン中間層と1
0.5μｍのタングステン／タングステン炭化物表面層が
被覆された。
4Vの両試料ともに8.5μｍまでのタングステン中間層と1
0.5μｍのタングステン／タングステン炭化物表面層が
被覆された。
タングステン中間層は柱状晶を、またタングステン／タ
ングステン炭化物は微細層状組織であった。被覆層は均
一なエッチング状況を示し、またタングステン／タング
ステン炭化物表面層には亀裂が無く、且つ約20インチの
表面仕上げ面を有していた。
ングステン炭化物は微細層状組織であった。被覆層は均
一なエッチング状況を示し、またタングステン／タング
ステン炭化物表面層には亀裂が無く、且つ約20インチの
表面仕上げ面を有していた。
上記の事実は蒸着温度での熱処理は処理時間を長くして
も被覆層に亀裂を生ずることがないことを示している。
も被覆層に亀裂を生ずることがないことを示している。
Ｘ線回折の結果によれば表面被覆層はＷをＷ２Ｃの２相
の混合物より形成されており（第３表参照）、熱処理前
後で変化は無い。
の混合物より形成されており（第３表参照）、熱処理前
後で変化は無い。
表面被覆層の硬度は熱処理を施さないものに比べてやや
低いが（第３表参照）、その数値は測定値の標準偏差内
であって、実質上変らない。
低いが（第３表参照）、その数値は測定値の標準偏差内
であって、実質上変らない。
AM−350及びTi／6Al／4V両試料の耐浸食性は夫々348及
び382秒／ミルであって、（第３表参照）、このデータ
から耐浸食性は夫々約25％及び35％改善されていること
が判かる。（第４表参照） 以上本実施例の結果から被覆処理後における蒸着温度で
の硬質被覆層の熱処理は、処理時間を長くしても被覆層
の顕微鏡組織の改善及び耐浸食性の向上に対する効果に
変りがないことが判かる。
び382秒／ミルであって、（第３表参照）、このデータ
から耐浸食性は夫々約25％及び35％改善されていること
が判かる。（第４表参照） 以上本実施例の結果から被覆処理後における蒸着温度で
の硬質被覆層の熱処理は、処理時間を長くしても被覆層
の顕微鏡組織の改善及び耐浸食性の向上に対する効果に
変りがないことが判かる。
実施例６ 実施例２と同様のAM−350及びTi／6Al／4V試料のタング
ステン、タングステン／タングステン炭化物２層被覆処
理を行なった後、他の雰囲気調整炉を用いて試料の熱処
理を行なった。
ステン、タングステン／タングステン炭化物２層被覆処
理を行なった後、他の雰囲気調整炉を用いて試料の熱処
理を行なった。
熱処理を施す前に炉の排気を行ない次いで数回のアルゴ
ンガスによるパージを行なって、空気を完全に除去し
た。炉内に５％水素と95％アルゴンの混合ガスを流して
おいて、試料を蒸着温度より15℃高い475℃に加熱し、
炉内圧力を大気圧より若干高めにして、60分間の熱処理
を行なった。60分間の熱処理を終了した後試料を冷却し
た。
ンガスによるパージを行なって、空気を完全に除去し
た。炉内に５％水素と95％アルゴンの混合ガスを流して
おいて、試料を蒸着温度より15℃高い475℃に加熱し、
炉内圧力を大気圧より若干高めにして、60分間の熱処理
を行なった。60分間の熱処理を終了した後試料を冷却し
た。
第4A図及び第4B図に示したように試料エッチングの結果
は、僅か60分間の熱処理にも拘らず調整雰囲気炉におい
て熱処理を施した試料のタングステン／タングステン炭
化物被覆層のミクロ組織は熱処理を施さなかったものに
比べて極めて均一性が高いことが判かる。
は、僅か60分間の熱処理にも拘らず調整雰囲気炉におい
て熱処理を施した試料のタングステン／タングステン炭
化物被覆層のミクロ組織は熱処理を施さなかったものに
比べて極めて均一性が高いことが判かる。
また試料表面層には完全に亀裂が見られず、このことは
熱処理温度が蒸着温度より15℃高い475℃であっても、
亀裂が発生しないことを示している。被覆の表面仕上げ
は20μインチであった。
熱処理温度が蒸着温度より15℃高い475℃であっても、
亀裂が発生しないことを示している。被覆の表面仕上げ
は20μインチであった。
試料のＸ線回折結果によれば、被覆層の組成は熱処理の
前後において何等変りがなく、またタングステン／タン
グステン炭化物表面被覆層の硬度も熱処理によって変化
しなかった。
前後において何等変りがなく、またタングステン／タン
グステン炭化物表面被覆層の硬度も熱処理によって変化
しなかった。
しかしながら、耐浸食性の改善度はAM−350、Ti／6Al／
4Vともに６％程度であって、（第５表参照）外部熱処理
を施したものは、内部熱処理をしたものに比べて、同じ
60分の熱処理であっても改善の度合が低いことが判か
る。（実施例３及び実施例６と比較参照） 外部熱処理試料と内部熱処理試料の耐浸食性の改善度の
違いは蒸着装置熱処理においては真空を維持しながら熱
処理が行なわれたのに対し、外部熱処理では大気圧を使
用したことによるものと思われる。
4Vともに６％程度であって、（第５表参照）外部熱処理
を施したものは、内部熱処理をしたものに比べて、同じ
60分の熱処理であっても改善の度合が低いことが判か
る。（実施例３及び実施例６と比較参照） 外部熱処理試料と内部熱処理試料の耐浸食性の改善度の
違いは蒸着装置熱処理においては真空を維持しながら熱
処理が行なわれたのに対し、外部熱処理では大気圧を使
用したことによるものと思われる。
しかしながら、本実施例の結果から、硬質被覆試料の熱
処理温度を蒸着温度より若干高くしても被覆層のミクロ
組織は改善され、また被覆層の硬度を低下さすことなく
耐浸食性の向上を計ることが出来ることが判かる。
処理温度を蒸着温度より若干高くしても被覆層のミクロ
組織は改善され、また被覆層の硬度を低下さすことなく
耐浸食性の向上を計ることが出来ることが判かる。
実施例７ 実施例２によるAM−350及びTi／6Al／4V蒸着試料につい
て実施例６と同様の雰囲気調整炉による熱処理を施し
た。熱処理条件は熱処理時間を60分から1440分に変えた
以外は実施例６と同様にした。
て実施例６と同様の雰囲気調整炉による熱処理を施し
た。熱処理条件は熱処理時間を60分から1440分に変えた
以外は実施例６と同様にした。
この結果1440分の長時間熱処理にも拘らず試料の被覆層
エッチング断面は均一なミクロ組織を示し（第5A図及び
第5B図参照）、被覆層の組成及び硬度にも変りがなかっ
た。しかしながら耐浸食性は13％以上と大幅に改善され
た。（第５表参照） AM−350における1440分間外部熱処理後の被覆試料の耐
浸食性改善度は同試料の蒸着装置での60分間の内部熱処
理試料の改善度に近い。このデータは外部熱処理の場合
は内部熱処理の場合に比べて長時間の熱処理が必要であ
ることを示している。この熱処理必要時間の差は前述し
たように内部熱処理は真空中で行なわれるのに対して、
外部熱処理は大気圧中で行なわれることに基づくためで
あると推定される。
エッチング断面は均一なミクロ組織を示し（第5A図及び
第5B図参照）、被覆層の組成及び硬度にも変りがなかっ
た。しかしながら耐浸食性は13％以上と大幅に改善され
た。（第５表参照） AM−350における1440分間外部熱処理後の被覆試料の耐
浸食性改善度は同試料の蒸着装置での60分間の内部熱処
理試料の改善度に近い。このデータは外部熱処理の場合
は内部熱処理の場合に比べて長時間の熱処理が必要であ
ることを示している。この熱処理必要時間の差は前述し
たように内部熱処理は真空中で行なわれるのに対して、
外部熱処理は大気圧中で行なわれることに基づくためで
あると推定される。
被覆層には亀裂は無く、このことから蒸着温度より若干
高い温度での長時間の外部熱処理は何等亀裂発生の原因
とはならないことを示している。
高い温度での長時間の外部熱処理は何等亀裂発生の原因
とはならないことを示している。
被覆層の表面上がりは20μインチであった。
実施例８及び９ 実施例３によるAM−350及びTi／6Al／4Vのタングステ
ン、タングステン炭化物２層被覆処理試料を、処理時間
以外は実施例６に示したと同様の条件として雰囲気調整
炉において60分間及び1440分間の熱処理を施した。なお
この外部熱処理を施すに際してはこれに先立って試料を
予め蒸着装置において60分の内部熱処理を行ない、タン
グステン／タングステン炭化物表面被覆層の稠密化を計
ったものを使用した。
ン、タングステン炭化物２層被覆処理試料を、処理時間
以外は実施例６に示したと同様の条件として雰囲気調整
炉において60分間及び1440分間の熱処理を施した。なお
この外部熱処理を施すに際してはこれに先立って試料を
予め蒸着装置において60分の内部熱処理を行ない、タン
グステン／タングステン炭化物表面被覆層の稠密化を計
ったものを使用した。
60分間の熱処理試料、1440分間の熱処理試料ともに外部
熱処理に基づくタングステン／タングステン炭化物被覆
層のミクロ組織の変化は起こらず、また被覆層の組成、
硬度及び耐浸食性にも大きな変化はなかった。
熱処理に基づくタングステン／タングステン炭化物被覆
層のミクロ組織の変化は起こらず、また被覆層の組成、
硬度及び耐浸食性にも大きな変化はなかった。
本実施例の結果から既に蒸着装置内で60分間の内部熱処
理を施した試料を、更に蒸着温度より若干高い温度にお
いて外部熱処理に施しても被覆層の諸特性に特別顕著な
影響を与えることが無いことが判かる。
理を施した試料を、更に蒸着温度より若干高い温度にお
いて外部熱処理に施しても被覆層の諸特性に特別顕著な
影響を与えることが無いことが判かる。
実施例10 実施例４によりタングステン、タングステン／タングス
テン炭化物２重被覆を施したAM−350及びTi／6Al／4V試
料を実施例９と同様にして雰囲気調整炉中で1440分間の
熱処理を施した。
テン炭化物２重被覆を施したAM−350及びTi／6Al／4V試
料を実施例９と同様にして雰囲気調整炉中で1440分間の
熱処理を施した。
熱処理の諸条件は熱処理時間を除いては実施例６と同様
である。この1440分間の外部熱処理を施すに際して、試
料に予め蒸着装置内での120分間の内部熱処理を施し、
タングステン／タングステン炭化物層の稠密化を計っ
た。
である。この1440分間の外部熱処理を施すに際して、試
料に予め蒸着装置内での120分間の内部熱処理を施し、
タングステン／タングステン炭化物層の稠密化を計っ
た。
これら1440分間の外部熱処理によって試料のタングステ
ン／タングステン炭化物層被覆層のミクロ組織、組成、
硬度及び耐浸食性に何等重要な変化を生じなかった。ま
た上記475℃の熱処理によっては試料に亀裂を生ずるこ
とは無かった。
ン／タングステン炭化物層被覆層のミクロ組織、組成、
硬度及び耐浸食性に何等重要な変化を生じなかった。ま
た上記475℃の熱処理によっては試料に亀裂を生ずるこ
とは無かった。
本実施例の結果、既に蒸着装置内で120分間の内部熱処
理を施した試料を、更に蒸着温度よりも若干高い温度に
外部熱処理を施しても、被覆層の諸特性に特別顕著な影
響を与えることが無いことが判かる。
理を施した試料を、更に蒸着温度よりも若干高い温度に
外部熱処理を施しても、被覆層の諸特性に特別顕著な影
響を与えることが無いことが判かる。
実施例１〜10の総括 タングステン／タングステン炭化物被覆層のミクロ組織
の均一性、耐浸食性及び耐摩耗性は蒸着温度とほぼ同様
な温度によって試料を熱処理することにより顕著に改善
される。エッチング断面の観察結果によれば熱処理は被
覆の上層部分のミクロ組織に最も大きな影響を与える。
の均一性、耐浸食性及び耐摩耗性は蒸着温度とほぼ同様
な温度によって試料を熱処理することにより顕著に改善
される。エッチング断面の観察結果によれば熱処理は被
覆の上層部分のミクロ組織に最も大きな影響を与える。
したがって、熱処理はタングステン、タングステン炭化
物層の上層部分の耐浸食性、耐摩耗性に大きな影響を与
えるのである。以下にこのような被覆の構造や特性に対
する効果に付いての考察を示す。
物層の上層部分の耐浸食性、耐摩耗性に大きな影響を与
えるのである。以下にこのような被覆の構造や特性に対
する効果に付いての考察を示す。
（１）熱処理は焼結機構に基づく被覆の稠密化を生ず
る。
る。
（２）熱処理蒸着反応に際して副生する全ての揮発性物
質を除去する。
質を除去する。
（３）熱処理は平衡相の結晶化を促進する。
以上によって作用機構の如何に拘らず、本発明の熱処理
は被覆に優れた耐浸食性をあたえるのである。
は被覆に優れた耐浸食性をあたえるのである。
熱処理温度の影響 実施例11 前記実施例１〜10において蒸着後の熱処理がタングステ
ン／タングステン炭化物層の表面被覆層の耐浸食性及び
耐摩耗性を改善するために必要であることが立証された
ので、次に蒸着温度（460℃）よりも高い温度での熱処
理の影響を評価するために１連の実験を行なった。
ン／タングステン炭化物層の表面被覆層の耐浸食性及び
耐摩耗性を改善するために必要であることが立証された
ので、次に蒸着温度（460℃）よりも高い温度での熱処
理の影響を評価するために１連の実験を行なった。
AM−350及びTi／6Al／4Vの試料にタングステンとタング
ステン／タングステン炭化物層を被覆した。AM−350とT
i／6Al／4Vとは夫々別々に被覆操作を行なったが、これ
ら二つの被覆層の蒸着条件は実質的に同一とした。
ステン／タングステン炭化物層を被覆した。AM−350とT
i／6Al／4Vとは夫々別々に被覆操作を行なったが、これ
ら二つの被覆層の蒸着条件は実質的に同一とした。
タングステンの蒸着は460℃の温度で、250cc／分のW
F６、2500cc／分のＨ２、6000cc／分のArを用い、40ト
ールの圧力下で約20分間行なった。タングステン／タン
グステン炭化物の蒸着は460℃の温度で、300cc／分のWF
６、3000cc／分のＨ２、1800cc／分のAr、90cc／分のジ
メチルエーテル（DME）を用い40トールの圧力下で約65
分間行なった。この実施例においてタングステン／タン
グステン炭化物層の蒸着のために用いたWF６／DME比は
実施例２〜５と同様であったが、アルゴンの流量と反応
時間は実施例２〜５のときよりも低かった。アルゴン流
量が低い場合にはタングステン／タングステン炭化物を
被覆する段階でＨ２、WF６、DMEの分圧が高くなり被覆
量が増大した。被覆終了後直ちにWF６とDMEの供給を止
めたが、Ｈ２とArは引続き流し、次いで試料を圧力40ト
ールのＨ２／Ar雰囲気下で460℃、60分の熱処理を施し
た。
F６、2500cc／分のＨ２、6000cc／分のArを用い、40ト
ールの圧力下で約20分間行なった。タングステン／タン
グステン炭化物の蒸着は460℃の温度で、300cc／分のWF
６、3000cc／分のＨ２、1800cc／分のAr、90cc／分のジ
メチルエーテル（DME）を用い40トールの圧力下で約65
分間行なった。この実施例においてタングステン／タン
グステン炭化物層の蒸着のために用いたWF６／DME比は
実施例２〜５と同様であったが、アルゴンの流量と反応
時間は実施例２〜５のときよりも低かった。アルゴン流
量が低い場合にはタングステン／タングステン炭化物を
被覆する段階でＨ２、WF６、DMEの分圧が高くなり被覆
量が増大した。被覆終了後直ちにWF６とDMEの供給を止
めたが、Ｈ２とArは引続き流し、次いで試料を圧力40ト
ールのＨ２／Ar雰囲気下で460℃、60分の熱処理を施し
た。
両試料ともに約10μｍの厚さの亀裂のないタングステン
／タングステン炭化物表面層で被覆されていて、被覆層
は均一なミクロ組織を有していた。これらの被覆層の微
小硬度と浸食試験における貫通時間を第６表に示す。こ
れらの値を一連の実験におけるベース値とした。この実
施例に示された浸食率は実施例２〜５に見られた値と若
干異なっているが、これはタングステン／タングステン
炭化物の蒸着量の差に基づくものであると思われる。AM
−350、Ti／6Al／4V両試料ともに被覆層の厚さ、硬度、
タングステン／タングステン炭化物層の組成（Ｗ＋Ｗ２
Ｃ）等は実質的に変りはなかった。
／タングステン炭化物表面層で被覆されていて、被覆層
は均一なミクロ組織を有していた。これらの被覆層の微
小硬度と浸食試験における貫通時間を第６表に示す。こ
れらの値を一連の実験におけるベース値とした。この実
施例に示された浸食率は実施例２〜５に見られた値と若
干異なっているが、これはタングステン／タングステン
炭化物の蒸着量の差に基づくものであると思われる。AM
−350、Ti／6Al／4V両試料ともに被覆層の厚さ、硬度、
タングステン／タングステン炭化物層の組成（Ｗ＋Ｗ２
Ｃ）等は実質的に変りはなかった。
実施例12 実施例11記載のAM−350及びTi／6Al／4Vの被覆試料を、
やや大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中にお
いて95％アルゴンと５％水素との混合ガスを用いて蒸着
温度よりやゝ低い450℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度と浸食試験における貫通時
間を第６表に示したが、これらの値は実施例11のものと
ほぼ同一の値を示している。しかして耐浸食性は若干改
良されている。
やや大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中にお
いて95％アルゴンと５％水素との混合ガスを用いて蒸着
温度よりやゝ低い450℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度と浸食試験における貫通時
間を第６表に示したが、これらの値は実施例11のものと
ほぼ同一の値を示している。しかして耐浸食性は若干改
良されている。
本実施例によれば、予め蒸着装置において60分間の熱処
理を行なった被覆試料に蒸着温度よりやや低い450℃の
温度で外部熱処理を行なった場合においても被覆層をや
や改良することが出来ることが判かった。またこの場合
の被覆層のミクロ組織は実施例11のものと本質的に変り
なく、また亀裂の発生もなかった。
理を行なった被覆試料に蒸着温度よりやや低い450℃の
温度で外部熱処理を行なった場合においても被覆層をや
や改良することが出来ることが判かった。またこの場合
の被覆層のミクロ組織は実施例11のものと本質的に変り
なく、また亀裂の発生もなかった。
実施例13 実施例11記載のAM−350及びTi／6Al／4Vの被覆試料をや
ゝ大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中におい
て95％アルゴンと５％水素との混合ガスを用いて蒸着温
度より相当に高い500℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度及び浸食試験における貫通
時間を第６表に示した。これらの試料は実施例11のもの
に比べて浸食率は高いが、微小硬度は殆ど変わらない。
またミクロ組織も実施例11のものと変りがない。（第6A
図、第6B図参照） しかしながら、第6C図及び第6D図より判かるようにこの
実施例によるものはタングステン／タングステン炭化物
層被覆層中に亀裂の発生が見られる。これらの亀裂はこ
の部分で被覆層に浸食が起る原因となり、これによって
基板が浸食物に曝される。（第６表に示した貫通時間の
値は被覆層の亀裂発生のない部分のものである。） 亀裂の発生は基板と被覆層の熱膨張係数の違いに基づく
ものと思われる。このような亀裂はタングステン／タン
グステン炭化物被覆層の保護被覆としての機能を低下さ
せるので好ましくない。
ゝ大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中におい
て95％アルゴンと５％水素との混合ガスを用いて蒸着温
度より相当に高い500℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度及び浸食試験における貫通
時間を第６表に示した。これらの試料は実施例11のもの
に比べて浸食率は高いが、微小硬度は殆ど変わらない。
またミクロ組織も実施例11のものと変りがない。（第6A
図、第6B図参照） しかしながら、第6C図及び第6D図より判かるようにこの
実施例によるものはタングステン／タングステン炭化物
層被覆層中に亀裂の発生が見られる。これらの亀裂はこ
の部分で被覆層に浸食が起る原因となり、これによって
基板が浸食物に曝される。（第６表に示した貫通時間の
値は被覆層の亀裂発生のない部分のものである。） 亀裂の発生は基板と被覆層の熱膨張係数の違いに基づく
ものと思われる。このような亀裂はタングステン／タン
グステン炭化物被覆層の保護被覆としての機能を低下さ
せるので好ましくない。
したがって、被覆層の亀裂の発生をなくするためには、
被覆層の熱処理温度を蒸着温度より著しく高くすること
は避けねばならない。
被覆層の熱処理温度を蒸着温度より著しく高くすること
は避けねばならない。
実施例14 実施例11記載のAM−350及びTi／6Al／4Vの被覆試料をや
ゝ大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中におい
て95％アルゴンと５％水素との混合ガスを使用して蒸着
温度よりかなり高い550℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度及び浸食試験における貫通
時間を第６表に示した。AM−350試料は微小硬度及び耐
浸食性ともに実施例11に示した基準値よりも高い。また
Ti／6Al／4V試料の亀裂のない領域におけるこれらの値
は基準値よりも極めて高い値を示している。また両試料
ともに熱処理によって、被覆層中に亀裂を生じていた。
また、第7A図及び第7B図に見られるように両試料におけ
る被覆層のミクロ組織は550℃の熱処理では変化はなか
った。しかし基板に施してある無電解ニッケル層と基板
との間にTi−Ni金属間化合物と思われる金属間化合物の
生成が見られた。（第7B図参照） 被覆層に生成した亀裂はタングステン／タングステン炭
化物層の保護被覆層としての機能を低下させるので蒸着
温度よりかなり高い550℃の温度での熱処理は好ましく
ない。
ゝ大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中におい
て95％アルゴンと５％水素との混合ガスを使用して蒸着
温度よりかなり高い550℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度及び浸食試験における貫通
時間を第６表に示した。AM−350試料は微小硬度及び耐
浸食性ともに実施例11に示した基準値よりも高い。また
Ti／6Al／4V試料の亀裂のない領域におけるこれらの値
は基準値よりも極めて高い値を示している。また両試料
ともに熱処理によって、被覆層中に亀裂を生じていた。
また、第7A図及び第7B図に見られるように両試料におけ
る被覆層のミクロ組織は550℃の熱処理では変化はなか
った。しかし基板に施してある無電解ニッケル層と基板
との間にTi−Ni金属間化合物と思われる金属間化合物の
生成が見られた。（第7B図参照） 被覆層に生成した亀裂はタングステン／タングステン炭
化物層の保護被覆層としての機能を低下させるので蒸着
温度よりかなり高い550℃の温度での熱処理は好ましく
ない。
実施例15 実施例11記載のAM−350及びTi／6Al／4Vの被覆試料をや
ゝ大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中におい
て95％アルゴンと５％水素との混合ガスを使用して蒸着
温度より遥かに高い600℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度及び浸食試験における貫通
時間を第６表に示した。AM−350試料は微小硬度及び耐
浸食性は基準値よりも高い。またTi／6Al／4V試料にお
けるこれらの値は基準値よりも遥かに高く、550℃の試
料よりも一段と高い値を示している。またこの温度の熱
処理では被覆層における亀裂は第8A図、第8B図に見られ
るように一層幅広く生成した。しかし、本実施例におい
ては第8C図及び第8D図に示されるように被覆層のミクロ
組織には高温熱処理の影響は見られないが、Ti−Ni金属
間化合物層は550℃の場合よりも一層厚く形成されてい
る。（第8D図参照）実施例14及び本実施例において高温
の熱処理によって生成したTi−Ni金属間化合物層は極め
て脆い性質を持っているのでこの層の生成は好ましくな
い。この脆い層のニッケルの付着層とTi／6Al／4V上の
硬質被覆に対する影響によって、耐浸食試験に際してタ
ングステン／タングステン炭化物が浸食されるとこの脆
いTi−Ni化合物層付近から亀裂を生ずる。第９図に見ら
れるようにこの亀裂は明らかにTi−Ni化合物に沿って拡
大する傾向を有し、被覆層の下を穿ってこれを破壊する
原因となる。実際にTi／6Al／4V試料においては、亀裂
のない領域では貫通時間は高い値を示すが、一旦被覆層
が浸食されると金属間化合物の存在は被覆層の著しい破
壊の原因となる。即ち被覆層中の亀裂によってこの部分
に局部的な浸が起り、Ti−Ni化合物を浸食物質に曝す結
果、被覆層の化合物に沿う部分が急速に破壊され、欠陥
発生原因となる。即ち本実施例によって蒸着温度より著
しく高い温度で被覆層の熱処理を行なうことは好ましく
ないことが更に確認された。
ゝ大気圧より高い圧力に保持した雰囲気調整炉中におい
て95％アルゴンと５％水素との混合ガスを使用して蒸着
温度より遥かに高い600℃で12時間の外部熱処理を施し
た。これらの試料の微小硬度及び浸食試験における貫通
時間を第６表に示した。AM−350試料は微小硬度及び耐
浸食性は基準値よりも高い。またTi／6Al／4V試料にお
けるこれらの値は基準値よりも遥かに高く、550℃の試
料よりも一段と高い値を示している。またこの温度の熱
処理では被覆層における亀裂は第8A図、第8B図に見られ
るように一層幅広く生成した。しかし、本実施例におい
ては第8C図及び第8D図に示されるように被覆層のミクロ
組織には高温熱処理の影響は見られないが、Ti−Ni金属
間化合物層は550℃の場合よりも一層厚く形成されてい
る。（第8D図参照）実施例14及び本実施例において高温
の熱処理によって生成したTi−Ni金属間化合物層は極め
て脆い性質を持っているのでこの層の生成は好ましくな
い。この脆い層のニッケルの付着層とTi／6Al／4V上の
硬質被覆に対する影響によって、耐浸食試験に際してタ
ングステン／タングステン炭化物が浸食されるとこの脆
いTi−Ni化合物層付近から亀裂を生ずる。第９図に見ら
れるようにこの亀裂は明らかにTi−Ni化合物に沿って拡
大する傾向を有し、被覆層の下を穿ってこれを破壊する
原因となる。実際にTi／6Al／4V試料においては、亀裂
のない領域では貫通時間は高い値を示すが、一旦被覆層
が浸食されると金属間化合物の存在は被覆層の著しい破
壊の原因となる。即ち被覆層中の亀裂によってこの部分
に局部的な浸が起り、Ti−Ni化合物を浸食物質に曝す結
果、被覆層の化合物に沿う部分が急速に破壊され、欠陥
発生原因となる。即ち本実施例によって蒸着温度より著
しく高い温度で被覆層の熱処理を行なうことは好ましく
ないことが更に確認された。
実施例16 次に述べる実施例16及び実施例17は蒸着温度より高い温
度での熱処理の影響を見るために更に行なわれた実験結
果を示すものである。
度での熱処理の影響を見るために更に行なわれた実験結
果を示すものである。
AM−350及びTi／6Al／4Vにタングステンとタングステン
／タングステン炭化物を被覆した。
／タングステン炭化物を被覆した。
タングステンの蒸着は455℃の温度で、150cc／分のW
F６、1500cc／分のＨ２、8000cc／分のArを40トールの
圧力下で約20分間通ずることによって行なった。タング
ステン／タングステン炭化物の蒸着は455℃の温度で300
cc／分のWF６、3000cc／分のＨ２、2400cc／分のAr、95
cc／分のジメチルエーテル（DME）を40トールの圧力下
で約85分通ずることによって行なった。
F６、1500cc／分のＨ２、8000cc／分のArを40トールの
圧力下で約20分間通ずることによって行なった。タング
ステン／タングステン炭化物の蒸着は455℃の温度で300
cc／分のWF６、3000cc／分のＨ２、2400cc／分のAr、95
cc／分のジメチルエーテル（DME）を40トールの圧力下
で約85分通ずることによって行なった。
被覆終了後直ちにWF６、Ｈ２、DMEの供給を止めたがAr
は引き続き流し、誘導炉の電力を止めて炉の圧力は保持
したまま試料を冷却した。
は引き続き流し、誘導炉の電力を止めて炉の圧力は保持
したまま試料を冷却した。
なお本実施例では試料の熱処理は行なわない。
第７表のようにAM−350及びTi／6Al／4V両試料は13μｍ
までの厚さのタングステン／タングステン炭化物表面層
と９μｍまでのタングステン中間層によって被覆され
た。ミクロ組織はタングステン層は周知のように柱状晶
をなしており、一方タングステン／タングステン炭化物
層は第1A図に示したものと同様微細層状組織であり、ま
たタングステン／タングステン炭化物表面層の上部４分
の１は不均一なミクロ組織を有していた。
までの厚さのタングステン／タングステン炭化物表面層
と９μｍまでのタングステン中間層によって被覆され
た。ミクロ組織はタングステン層は周知のように柱状晶
をなしており、一方タングステン／タングステン炭化物
層は第1A図に示したものと同様微細層状組織であり、ま
たタングステン／タングステン炭化物表面層の上部４分
の１は不均一なミクロ組織を有していた。
被覆層の組成はＷとＷ２Ｃ両相の混合組織よりなり、亀
裂は無かった。表面層のヴィッカース硬度は第７表に示
すように約2200であった。
裂は無かった。表面層のヴィッカース硬度は第７表に示
すように約2200であった。
本実施例においては蒸着温度は実施例11の場合よりも若
干低い温度であったが先の実施例と同様な亀裂の無い被
覆層を形成することが出来た。
干低い温度であったが先の実施例と同様な亀裂の無い被
覆層を形成することが出来た。
但しタングステン／タングステン炭化物の被覆量は蒸着
温度やDME供給量等の違いから先の実施例のものとは異
なっている。
温度やDME供給量等の違いから先の実施例のものとは異
なっている。
また、第７表の如く被覆層の耐浸食性データも実施例12
のものとは異なっている。この相違はこれらの実施例に
おける蒸着温度とDMEの圧力差によるものと思われる。
のものとは異なっている。この相違はこれらの実施例に
おける蒸着温度とDMEの圧力差によるものと思われる。
実施例17 実施例16記載のAM−350及びTi／6Al／4Vの被覆試料を蒸
着温度より20℃高い475℃で約40トールの全圧力で保持
してアルゴンを流した真空炉中で３時間の外部熱処理を
施し、終了後試料を冷却した。実施例16において見られ
た被覆層における組織不均一部分は真空炉中での熱処理
によって消滅した。被覆層には全く亀裂を生じておら
ず、このことは真空炉中で20℃程度蒸着装温度より高い
温度で外部熱処理しても被覆中に亀裂を発生することは
無いことを示している。
着温度より20℃高い475℃で約40トールの全圧力で保持
してアルゴンを流した真空炉中で３時間の外部熱処理を
施し、終了後試料を冷却した。実施例16において見られ
た被覆層における組織不均一部分は真空炉中での熱処理
によって消滅した。被覆層には全く亀裂を生じておら
ず、このことは真空炉中で20℃程度蒸着装温度より高い
温度で外部熱処理しても被覆中に亀裂を発生することは
無いことを示している。
Ｘ線回折の結果は熱処理後の被覆層の組成に変化は無い
ことを示した。また、AM−350及びTi／6Al／4Vともにタ
ングステン／タングステン炭化物表面層の硬度は熱処理
前後で変化はなかったが、耐浸食性は熱処理により10％
以上改善された。（第７表参照） 本実施例によると、真空中で蒸着温度より若干高い温度
で熱処理を施すと被覆層のミクロ組織を改善するばかり
でなく、硬度を低下させずに耐浸食性を改善することが
出来ることが判かる。
ことを示した。また、AM−350及びTi／6Al／4Vともにタ
ングステン／タングステン炭化物表面層の硬度は熱処理
前後で変化はなかったが、耐浸食性は熱処理により10％
以上改善された。（第７表参照） 本実施例によると、真空中で蒸着温度より若干高い温度
で熱処理を施すと被覆層のミクロ組織を改善するばかり
でなく、硬度を低下させずに耐浸食性を改善することが
出来ることが判かる。
実施例11〜17の総括 合金に被覆処理や熱処理を施すに際しての最高温度は被
覆層の有する特性よりも寧ろ合金固有の特性に依存して
定まる。AM−350ステンレススティール及びTi／6Al／4V
合金の場合は500℃以上の熱処理で基板強度の低下を招
く。この状況を第８表に両合金試料について被覆処理を
施さずに熱処理のみを400℃、500℃、550℃、600℃の４
段階の温度で12時間施したときの試料の降伏強度の測定
結果により示した。
覆層の有する特性よりも寧ろ合金固有の特性に依存して
定まる。AM−350ステンレススティール及びTi／6Al／4V
合金の場合は500℃以上の熱処理で基板強度の低下を招
く。この状況を第８表に両合金試料について被覆処理を
施さずに熱処理のみを400℃、500℃、550℃、600℃の４
段階の温度で12時間施したときの試料の降伏強度の測定
結果により示した。
第８表によれば、AM−350はTi／6Al／4Vよりも高温度に
なるにつれて大きい強度定低下を示している。なお、降
伏強度は平板試料を0.2％オフセット歪基準の曲げ降伏
強度より求めた。
なるにつれて大きい強度定低下を示している。なお、降
伏強度は平板試料を0.2％オフセット歪基準の曲げ降伏
強度より求めた。
この方法によるときは、曲げによる歪は均質でないとこ
ろから、降伏強度の値は引張りにより測定された値上り
よりも大きい。しかしながら、これらの値は蒸着温度若
しくは熱処理温度の変化による降伏強度の変化をよく表
わしている。
ろから、降伏強度の値は引張りにより測定された値上り
よりも大きい。しかしながら、これらの値は蒸着温度若
しくは熱処理温度の変化による降伏強度の変化をよく表
わしている。
従ってこれらの実施例に用いられた合金の強度低下を来
さないための蒸着温度は熱処理温度と同様に約500℃を
最高限度とすることが必要であることが判かった。勿論
これら以外の合金についても、予め合金温度と機械的性
質との関係を調べておくことによってその合金に特有な
最高処理温度を決定することが出来る。
さないための蒸着温度は熱処理温度と同様に約500℃を
最高限度とすることが必要であることが判かった。勿論
これら以外の合金についても、予め合金温度と機械的性
質との関係を調べておくことによってその合金に特有な
最高処理温度を決定することが出来る。
また、被覆層を全面にわたって均一な耐浸食性と耐摩耗
性を得られるようにするためには、被覆層に実質的な亀
裂が発生しないようにすることが大きなポイントであ
る。このことは亀裂部分において試料が著しく耐食され
る傾向を有することからも明白である。AM−350及びTi
／6Al／4Vに関して云えばこれらの合金における表面被
覆層は熱処理温度が500℃以下であったときのみ亀裂の
発生がなかった。基板合金がこれ以外の場合には当然の
ことながら異なる値となるであろう。
性を得られるようにするためには、被覆層に実質的な亀
裂が発生しないようにすることが大きなポイントであ
る。このことは亀裂部分において試料が著しく耐食され
る傾向を有することからも明白である。AM−350及びTi
／6Al／4Vに関して云えばこれらの合金における表面被
覆層は熱処理温度が500℃以下であったときのみ亀裂の
発生がなかった。基板合金がこれ以外の場合には当然の
ことながら異なる値となるであろう。
しかし、何れにしても熱処理温度が蒸着温度を超えない
温度とすることによってほぼ確実に亀裂の無い被覆層を
得ることが出来るのである。
温度とすることによってほぼ確実に亀裂の無い被覆層を
得ることが出来るのである。
また、550℃、600℃というような蒸着温度より遥かに高
い温度で熱処理を施すことは基板に脆い金属間化合物が
生成することからも好ましくない。
い温度で熱処理を施すことは基板に脆い金属間化合物が
生成することからも好ましくない。
（発明の効果） 以上述べたように本発明による蒸着後の熱処理は蒸着に
よるタングステン／タングステン炭化物被覆層における
ミクロ組織の不均一性を改善し、その耐浸食性及び耐摩
耗性を向上し得るものである。優れた耐浸食性、耐摩耗
性と均一なミクロ組織を有する被覆基板を得るためには
蒸着温度とほぼ同一の温度で比較的長時間の熱処理を施
すことが望ましい。熱処理は蒸着直後でも、蒸着後或る
程度の時間をおいてから行なっても良い。蒸着温度より
高温で熱処理を行なっても被覆層の硬度の低下を招くこ
となく優れた耐浸食性と耐摩耗性を付与することが出来
るが、一方基板の機械的性質の低下や被覆層の亀裂発生
や脆硬な金属間化合物の生成を招く恐れがあるので、熱
処理はなるべく蒸着温度を超えない温度で或る時間（少
なくとも１時間程度）行なうことが効果的である。
よるタングステン／タングステン炭化物被覆層における
ミクロ組織の不均一性を改善し、その耐浸食性及び耐摩
耗性を向上し得るものである。優れた耐浸食性、耐摩耗
性と均一なミクロ組織を有する被覆基板を得るためには
蒸着温度とほぼ同一の温度で比較的長時間の熱処理を施
すことが望ましい。熱処理は蒸着直後でも、蒸着後或る
程度の時間をおいてから行なっても良い。蒸着温度より
高温で熱処理を行なっても被覆層の硬度の低下を招くこ
となく優れた耐浸食性と耐摩耗性を付与することが出来
るが、一方基板の機械的性質の低下や被覆層の亀裂発生
や脆硬な金属間化合物の生成を招く恐れがあるので、熱
処理はなるべく蒸着温度を超えない温度で或る時間（少
なくとも１時間程度）行なうことが効果的である。
第1A図はAM−350ステンレス・スティール基板に本発明
により施した被覆層の熱処理を施さない蒸着のままのエ
ッチング断面であり、タングステン／タングステン炭化
物層の上部４分の１の部分は不均一なミクロ組織である
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第1B図
はTi／6Al／4V基板に本発明により施した被覆層の熱処
理を施さない蒸着のままのエッチング断面であり、タン
グステン／タングステン炭化物層の上部４分の１の部分
は不均一なミクロ組織であることを示すものである2000
倍顕微鏡のＸ線写真、第1C図は本発明により施したAM−
350ステンレス・スティール上の被覆であり、被覆に亀
裂発生がないことを示すものである1000倍顕微鏡のＸ線
写真、第1D図は本発明により施したTi／6Al／4V上の被
覆であり、被覆に亀裂発生がないことを示すものである
1000倍顕微鏡のＸ線写真、第2A図は本発明によって被覆
処理を施したAM−350ステンレス・スティール基板を蒸
着装置において60分間の熱処理を施した場合の被覆層の
エッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅
していることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写
真、第2B図は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al
／4V基板を蒸着装置において60分間の熱処理を施した場
合の被覆層のエッチング断面であり、不均一なミクロ組
織部分が消滅していることを示すものである2000倍顕微
鏡のＸ線写真、第3A図は本発明によって被覆処理を施し
たAM−350ステンレス・スティール基板を蒸着装置にお
いて120分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチン
グ断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅している
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第3B図
は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を
蒸着装置において120分間の熱処理を施した場合の被覆
層のエッチング断面であり、不均一ミクロ組織部分が消
滅していることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写
真、第4A図は本発明によって被覆処理を施したAM−350
ステンレス・スティール基板を外部加熱装置において60
分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチング断面で
あり、不均一ミクロ組織部分がかなり消滅していること
を示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第4B図は本
発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を外部
加熱装置において60分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分がか
なり消滅していることを示すものである2000倍顕微鏡の
Ｘ線写真、第5A図は本発明によって被覆処理を施したAM
−350ステンレス・スティール基板を外部加熱装置にお
いて1440分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチン
グ断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅している
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第5B図
は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を
外部加熱装置において1440分間の熱処理を施した場合の
被覆層エッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分
が消滅していることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ
線写真、第6A図は本発明によって被覆処理を施したAM−
350ステンレス・スティール基板を蒸着装置において60
分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において500
℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチン
グ断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅している
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第6B図
は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を
蒸着装置において60分間の熱処理を施したのち、外部加
熱装置において500℃、720分間の熱処理を施した場合の
被覆層のエッチング断面であり、不均一なミクロ組織部
分が消滅していることを示すものである2000倍顕微鏡の
Ｘ線写真、第6C図は本発明によって被覆処理を施したAM
−350ステンレス・スティール基板を蒸着装置において6
0分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において500
℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆であり、被覆
には亀裂が生じていることを示すものである1000倍顕微
鏡のＸ線写真、第6D図は本発明によって被覆処理を施し
たTi／6Al／4V基板を蒸着装置において60分間の熱処理
を施したのち、外部加熱装置において500℃、720分間の
熱処理を施した場合の被覆であって、被覆には亀裂が生
じていることを示すものである1000倍顕微鏡のＸ線写
真、第7A図は本発明によって被覆処理を施したAM−350
ステンレス・スティール基板を蒸着装置において60分間
の熱処理を施したのち、外部加熱装置において500℃、7
20分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチング断面
であり、不均一なミクロ組織部分が解消していることを
示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第7B図は本発
明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を蒸着装
置において60分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置
において550℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消
滅しているが、チタン−ニッケル金属間化合物が生成し
ていることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、
第8A図は本発明によって被覆処理を施したAM−350ステ
ンレス・スティール基板を蒸着装置において60分間の熱
処理を施したのち、外部加熱装置において600℃、720分
間の熱処理を施した場合の被覆であり、被覆に亀裂を生
じていることを示すものである1000倍顕微鏡のＸ線写
真、第8B図は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al
／4V基板を蒸着装置において60分間の熱処理を施したの
ち、外部加熱装置において600℃、720分間の熱処理を施
した場合の被覆であり、被覆に亀裂を生じていることを
示すものである1000倍顕微鏡のＸ線写真、第8C図は本発
明によって被覆処理を施したAM−350ステンレス・ステ
ィール基板を蒸着装置において60分間の熱処理を施した
のち、外部加熱装置において600℃、720分間の熱処理を
施した場合の被覆層のエッチング断面であり、不均一な
ミクロ組織部分が消滅していることを示すものである20
00倍顕微鏡のＸ線写真、第8D図は本発明によって被覆処
理を施したTi／6Al／4V基板を蒸着装置において60分間
の熱処理を施したのち、外部加熱装置において600℃、7
20分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチング断面
であり、不均一なミクロ組織部分は消滅しているもの
の、チタン−ニッケル金属間化合物が生成していること
を示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第９図は本
発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を蒸着
装置において60分間の熱処理を施したのち、外部加熱装
置において600℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆
層であり、浸食試験よって皮膜層が破壊されていること
を示すものである500倍顕微鏡のＸ線写真である。
により施した被覆層の熱処理を施さない蒸着のままのエ
ッチング断面であり、タングステン／タングステン炭化
物層の上部４分の１の部分は不均一なミクロ組織である
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第1B図
はTi／6Al／4V基板に本発明により施した被覆層の熱処
理を施さない蒸着のままのエッチング断面であり、タン
グステン／タングステン炭化物層の上部４分の１の部分
は不均一なミクロ組織であることを示すものである2000
倍顕微鏡のＸ線写真、第1C図は本発明により施したAM−
350ステンレス・スティール上の被覆であり、被覆に亀
裂発生がないことを示すものである1000倍顕微鏡のＸ線
写真、第1D図は本発明により施したTi／6Al／4V上の被
覆であり、被覆に亀裂発生がないことを示すものである
1000倍顕微鏡のＸ線写真、第2A図は本発明によって被覆
処理を施したAM−350ステンレス・スティール基板を蒸
着装置において60分間の熱処理を施した場合の被覆層の
エッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅
していることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写
真、第2B図は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al
／4V基板を蒸着装置において60分間の熱処理を施した場
合の被覆層のエッチング断面であり、不均一なミクロ組
織部分が消滅していることを示すものである2000倍顕微
鏡のＸ線写真、第3A図は本発明によって被覆処理を施し
たAM−350ステンレス・スティール基板を蒸着装置にお
いて120分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチン
グ断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅している
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第3B図
は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を
蒸着装置において120分間の熱処理を施した場合の被覆
層のエッチング断面であり、不均一ミクロ組織部分が消
滅していることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写
真、第4A図は本発明によって被覆処理を施したAM−350
ステンレス・スティール基板を外部加熱装置において60
分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチング断面で
あり、不均一ミクロ組織部分がかなり消滅していること
を示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第4B図は本
発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を外部
加熱装置において60分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分がか
なり消滅していることを示すものである2000倍顕微鏡の
Ｘ線写真、第5A図は本発明によって被覆処理を施したAM
−350ステンレス・スティール基板を外部加熱装置にお
いて1440分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチン
グ断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅している
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第5B図
は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を
外部加熱装置において1440分間の熱処理を施した場合の
被覆層エッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分
が消滅していることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ
線写真、第6A図は本発明によって被覆処理を施したAM−
350ステンレス・スティール基板を蒸着装置において60
分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において500
℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチン
グ断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅している
ことを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第6B図
は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を
蒸着装置において60分間の熱処理を施したのち、外部加
熱装置において500℃、720分間の熱処理を施した場合の
被覆層のエッチング断面であり、不均一なミクロ組織部
分が消滅していることを示すものである2000倍顕微鏡の
Ｘ線写真、第6C図は本発明によって被覆処理を施したAM
−350ステンレス・スティール基板を蒸着装置において6
0分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において500
℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆であり、被覆
には亀裂が生じていることを示すものである1000倍顕微
鏡のＸ線写真、第6D図は本発明によって被覆処理を施し
たTi／6Al／4V基板を蒸着装置において60分間の熱処理
を施したのち、外部加熱装置において500℃、720分間の
熱処理を施した場合の被覆であって、被覆には亀裂が生
じていることを示すものである1000倍顕微鏡のＸ線写
真、第7A図は本発明によって被覆処理を施したAM−350
ステンレス・スティール基板を蒸着装置において60分間
の熱処理を施したのち、外部加熱装置において500℃、7
20分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチング断面
であり、不均一なミクロ組織部分が解消していることを
示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第7B図は本発
明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を蒸着装
置において60分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置
において550℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエッチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消
滅しているが、チタン−ニッケル金属間化合物が生成し
ていることを示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、
第8A図は本発明によって被覆処理を施したAM−350ステ
ンレス・スティール基板を蒸着装置において60分間の熱
処理を施したのち、外部加熱装置において600℃、720分
間の熱処理を施した場合の被覆であり、被覆に亀裂を生
じていることを示すものである1000倍顕微鏡のＸ線写
真、第8B図は本発明によって被覆処理を施したTi／6Al
／4V基板を蒸着装置において60分間の熱処理を施したの
ち、外部加熱装置において600℃、720分間の熱処理を施
した場合の被覆であり、被覆に亀裂を生じていることを
示すものである1000倍顕微鏡のＸ線写真、第8C図は本発
明によって被覆処理を施したAM−350ステンレス・ステ
ィール基板を蒸着装置において60分間の熱処理を施した
のち、外部加熱装置において600℃、720分間の熱処理を
施した場合の被覆層のエッチング断面であり、不均一な
ミクロ組織部分が消滅していることを示すものである20
00倍顕微鏡のＸ線写真、第8D図は本発明によって被覆処
理を施したTi／6Al／4V基板を蒸着装置において60分間
の熱処理を施したのち、外部加熱装置において600℃、7
20分間の熱処理を施した場合の被覆層のエッチング断面
であり、不均一なミクロ組織部分は消滅しているもの
の、チタン−ニッケル金属間化合物が生成していること
を示すものである2000倍顕微鏡のＸ線写真、第９図は本
発明によって被覆処理を施したTi／6Al／4V基板を蒸着
装置において60分間の熱処理を施したのち、外部加熱装
置において600℃、720分間の熱処理を施した場合の被覆
層であり、浸食試験よって皮膜層が破壊されていること
を示すものである500倍顕微鏡のＸ線写真である。
フロントページの続き (72)発明者 ポール．ニゲル．ダイヤー アメリカ合衆国．18103．ペンシルバニア 州．アレンタウン．プリーザント．アベニ ュー．3920
Claims (23)
- 【請求項１】Ｗ２Ｃ、又はＷ３Ｃ、又はこれらの混合物
からなるタングステン炭化物とタングステンの混合物を
化学蒸着させた表面被覆層を有する化学蒸着基板を熱処
理するに際し、該基板を不活性雰囲気下で、蒸着温度乃
至は蒸着温度より若干高い温度において、表面被覆層の
耐浸食性と耐摩耗性は十分に改善されるが基板の機械的
性質が低下せず、また好ましからざる金属間化合物が生
成しないような熱処理時間で加熱することを特徴とする
化学蒸着基板の熱処理方法。 - 【請求項２】熱処理時間は１時間以内である請求項１記
載の化学蒸着基板の熱処理方法。 - 【請求項３】熱処理雰囲気は大気圧又は大気圧以下であ
る請求項１記載の化学蒸着基板の熱処理方法。 - 【請求項４】熱処理雰囲気は水素、アルゴン、ヘリウ
ム、窒素又はこれらのガスの２種以上の混合ガスである
請求項１記載の化学蒸着基板の熱処理方法。 - 【請求項５】基板上にタングステンによる中間層を蒸着
させた後表面被覆層を蒸着させる請求項１記載の化学蒸
着基板の熱処理方法。 - 【請求項６】蒸着したタングステン中間層は亀裂のない
ものである請求項５記載の化学蒸着基板の熱処理方法。 - 【請求項７】基板上にニッケルによる中間層を蒸着させ
た後タングステン中間層を蒸着させる請求項５記載の化
学蒸着基板の熱処理方法。 - 【請求項８】基板は鉄又は非鉄金属である請求項１記載
の化学蒸着基板の熱処理方法。 - 【請求項９】基板上にＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃ、又はこれら
の混合物からなるタングステン炭化物とタングステンの
混合物を化学蒸着し、且つ熱処理した表面被覆層を有
し、該表面被覆層は実質的に均一で亀裂の無いミクロ組
織を有していて熱処理をしないものよりも優れた耐浸食
性と耐摩耗性を有するものである化学蒸着基板。 - 【請求項１０】表面被覆層と基板との間にタングステン
による中間層を有する請求項９記載の化学蒸着基板。 - 【請求項１１】タングステン中間層と基板との間に、更
にニッケルによる中間層を有する請求項10記載の化学蒸
着基板。 - 【請求項１２】基板上にＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃ、又はこれ
らの混合物からなるタングステン炭化物とタングステン
の混合物を化学蒸着して表面被覆層を形成した後、該基
板を不活性雰囲気下で蒸着温度乃至は蒸着温度より若干
高い温度において、表面被覆層の耐浸食性及び耐摩耗性
は十分に改善されるが基板の機械的性質が低下せず、ま
た好ましからざる金属間化合物を生成しないような加熱
時間で熱処理を行なうことを特徴とする基板の耐浸食性
及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項１３】熱処理時間は１時間以下である請求項12
記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項１４】熱処理雰囲気は大気圧又は大気圧以下で
ある請求項12記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善
法。 - 【請求項１５】熱処理雰囲気は水素、アルゴン、ヘリウ
ム、窒素又はこれらのガスの２種以上の混合ガスである
請求項12記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項１６】表面被覆層が蒸着する前に基板上に更に
タングステンよりなる中間層が蒸着される請求項12記載
の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項１７】タングステンの中間蒸着層は亀裂がない
ものである請求項16記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性
の改善法。 - 【請求項１８】タングステンの中間層が蒸着する前基板
上にニッケルが蒸着する請求項16記載の基板の耐浸食性
及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項１９】基板は鉄又は非鉄金属である請求項12記
載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項２０】基板はステンレススティールである請求
項12記載の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項２１】基板を約500℃の温度において熱処理す
る請求項20記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善
法。 - 【請求項２２】基板はチタン合金である請求項12記載の
基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 - 【請求項２３】基板を約500℃以下の温度において熱処
理する請求項22記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改
善法。
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US157550 | 1988-02-17 | ||
| US07/157,550 US4873152A (en) | 1988-02-17 | 1988-02-17 | Heat treated chemically vapor deposited products |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01247576A JPH01247576A (ja) | 1989-10-03 |
| JPH0663104B2 true JPH0663104B2 (ja) | 1994-08-17 |
Family
ID=22564220
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1038151A Expired - Lifetime JPH0663104B2 (ja) | 1988-02-17 | 1989-02-17 | 熱処理した化学蒸着基板及びその熱処理方法 |
Country Status (7)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4873152A (ja) |
| EP (1) | EP0329085A1 (ja) |
| JP (1) | JPH0663104B2 (ja) |
| KR (1) | KR920003150B1 (ja) |
| AU (1) | AU601895B2 (ja) |
| DK (1) | DK71589A (ja) |
| IL (1) | IL89264A (ja) |
Families Citing this family (9)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4874642A (en) * | 1987-09-03 | 1989-10-17 | Air Products And Chemicals, Inc. | Method for depositing a hard, fine-grained, non-columnar alloy of tungsten and carbon on a substrate |
| US4855188A (en) * | 1988-02-08 | 1989-08-08 | Air Products And Chemicals, Inc. | Highly erosive and abrasive wear resistant composite coating system |
| US5262202A (en) * | 1988-02-17 | 1993-11-16 | Air Products And Chemicals, Inc. | Heat treated chemically vapor deposited products and treatment method |
| FR2638781B1 (fr) * | 1988-11-09 | 1990-12-21 | Snecma | Depot electrophoretique anti-usure du type metalloceramique consolide par nickelage electrolytique |
| US5620573A (en) * | 1995-04-28 | 1997-04-15 | Lucent Technologies Inc. | Reduced stress tungsten deposition |
| WO2002044437A2 (en) | 2000-11-02 | 2002-06-06 | Composite Tool Company, Inc. | High strength alloys and methods for making same |
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