JPH07140094A - 残留オーステナイト体積率の定量方法 - Google Patents
残留オーステナイト体積率の定量方法Info
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- JPH07140094A JPH07140094A JP5286372A JP28637293A JPH07140094A JP H07140094 A JPH07140094 A JP H07140094A JP 5286372 A JP5286372 A JP 5286372A JP 28637293 A JP28637293 A JP 28637293A JP H07140094 A JPH07140094 A JP H07140094A
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Abstract
(57)【要約】
【構成】 合金鋼中に含まれる結晶相ごとの化学組成Ｃ
M を分析し、化学組成ＣM を用いて計算した平均デバイ
特性温度Θαバー、Θγバー及び平均原子量Ａαバー、
Ａγバーと、格子面間隔ｄ(hkl) とにより温度因子ｅｘ
ｐ（−２Ｍ(hkl) ）を求めるとともに、化学組成ＣM を
用いて計算した平均原子散乱因子ｆ(hkl) と、格子面間
隔ｄ(hkl) とにより結晶構造因子Ｆ(hkl) を求める残留
オーステナイト体積率の定量方法。 【効果】 温度因子ｅｘｐ（−２Ｍ(hkl) ）と結晶構造
因子Ｆ(hkl) とをより正確に求めることができ、したが
って合金鋼中の残留オーステナイト体積率Ｖγをより正
確に求めることができ、合金鋼の品質向上を図ることが
できる。
M を分析し、化学組成ＣM を用いて計算した平均デバイ
特性温度Θαバー、Θγバー及び平均原子量Ａαバー、
Ａγバーと、格子面間隔ｄ(hkl) とにより温度因子ｅｘ
ｐ（−２Ｍ(hkl) ）を求めるとともに、化学組成ＣM を
用いて計算した平均原子散乱因子ｆ(hkl) と、格子面間
隔ｄ(hkl) とにより結晶構造因子Ｆ(hkl) を求める残留
オーステナイト体積率の定量方法。 【効果】 温度因子ｅｘｐ（−２Ｍ(hkl) ）と結晶構造
因子Ｆ(hkl) とをより正確に求めることができ、したが
って合金鋼中の残留オーステナイト体積率Ｖγをより正
確に求めることができ、合金鋼の品質向上を図ることが
できる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は残留オーステナイト体積
率の定量方法に関し、より詳細には、例えば低合金鋼、
Ｃｒ鋼、Ｎｉ鋼、ステンレス鋼等の合金鋼中における残
留オーステナイト体積率の定量方法に関する。
率の定量方法に関し、より詳細には、例えば低合金鋼、
Ｃｒ鋼、Ｎｉ鋼、ステンレス鋼等の合金鋼中における残
留オーステナイト体積率の定量方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】低合金鋼、Ｃｒ鋼、Ｎｉ鋼、ステンレス
鋼等の合金鋼中に含まれる残留オーステナイトは、前記
各種合金鋼の材料強度、硬度等の特性に影響を及ぼすた
め、これの正確な体積率の定量方法が求められている。
鋼等の合金鋼中に含まれる残留オーステナイトは、前記
各種合金鋼の材料強度、硬度等の特性に影響を及ぼすた
め、これの正確な体積率の定量方法が求められている。
【０００３】残留オーステナイト体積率の定量方法につ
いては、回折Ｘ線ピークの強度比による方法が一般的に
広く用いられている[B.D.Cullity: 新版Ｘ線回折要論
(アグネ社、1982)、p.377 〜 p.385 ]。
いては、回折Ｘ線ピークの強度比による方法が一般的に
広く用いられている[B.D.Cullity: 新版Ｘ線回折要論
(アグネ社、1982)、p.377 〜 p.385 ]。
【０００４】この方法では、回折Ｘ線ピークの積分強度
Ｉ(hkl) 、物質の種類に依存する定数Ｒ(hkl) 、結晶構
造因子Ｆ(hkl) 、ローレンツ偏光因子Ｌ(hkl) がそれぞ
れ下記の数１、数２、数３、数４で求められる。
Ｉ(hkl) 、物質の種類に依存する定数Ｒ(hkl) 、結晶構
造因子Ｆ(hkl) 、ローレンツ偏光因子Ｌ(hkl) がそれぞ
れ下記の数１、数２、数３、数４で求められる。
【０００５】
【数１】
【０００６】
【数２】
【０００７】
【数３】
【０００８】
【数４】
【０００９】また試料中にオーステナイト相（以下、数
式、図、表では単にγまたはガンマと記す）と、フェラ
イト相（以下、数式、図、表では単にαまたはアルファ
と記す）またはマルテンサイト相（以下、フェライト
相、マルテンサイト相を総称してフェライト相と記す）
とが混在する場合、オーステナイト相の体積率（Ｖγ）
とフェライト相の体積率（１−Ｖγ）との関係は下記の
数５で表わせる。
式、図、表では単にγまたはガンマと記す）と、フェラ
イト相（以下、数式、図、表では単にαまたはアルファ
と記す）またはマルテンサイト相（以下、フェライト
相、マルテンサイト相を総称してフェライト相と記す）
とが混在する場合、オーステナイト相の体積率（Ｖγ）
とフェライト相の体積率（１−Ｖγ）との関係は下記の
数５で表わせる。
【００１０】
【数５】
【００１１】したがってオーステナイト相における回折
Ｘ線ピークの積分強度Ｉγ(hkl) と、フェライト相にお
ける回折Ｘ線ピークの積分強度Ｉα(hkl) とをＸ線回折
により実測する一方、オーステナイト相とフェライト相
との理論回折Ｘ線ピーク強度比Ｒγ(hkl) ／Ｒα(hkl)
を計算により求めることにより、オーステナイト相の体
積率Ｖγが求められる。
Ｘ線ピークの積分強度Ｉγ(hkl) と、フェライト相にお
ける回折Ｘ線ピークの積分強度Ｉα(hkl) とをＸ線回折
により実測する一方、オーステナイト相とフェライト相
との理論回折Ｘ線ピーク強度比Ｒγ(hkl) ／Ｒα(hkl)
を計算により求めることにより、オーステナイト相の体
積率Ｖγが求められる。
【００１２】
【発明が解決しようとする課題】従来製鋼工程におい
て、合金鋼中に形成されたオーステナイト相がフェライ
ト相に変化（変態）するのは、主として圧延加工による
滑り変形等に起因していると考えられていた。また化学
成分の前記変態に及ぼす影響は炭素が比較的大きいが、
小さい質量の炭素の場合、Ｘ線回折における強度変化が
表われ難いという問題があった。
て、合金鋼中に形成されたオーステナイト相がフェライ
ト相に変化（変態）するのは、主として圧延加工による
滑り変形等に起因していると考えられていた。また化学
成分の前記変態に及ぼす影響は炭素が比較的大きいが、
小さい質量の炭素の場合、Ｘ線回折における強度変化が
表われ難いという問題があった。
【００１３】これらの理由により、上記した従来の残留
オーステナイト体積率の定量方法においては、理論回折
Ｘ線ピーク強度比（Ｒγ(hkl) ／Ｒα(hkl) ）を計算す
る際、オーステナイト相及びフェライト相の化学成分の
因子を計算から除外しているという課題があり、したが
ってこれらの化学成分の影響を考慮した残留オーステナ
イト体積率の定量方法がシステム的に確立されていない
という課題があった。このため、鋼材中の残留オーステ
ナイト体積率を正確に求めるのが難しいという課題があ
った。
オーステナイト体積率の定量方法においては、理論回折
Ｘ線ピーク強度比（Ｒγ(hkl) ／Ｒα(hkl) ）を計算す
る際、オーステナイト相及びフェライト相の化学成分の
因子を計算から除外しているという課題があり、したが
ってこれらの化学成分の影響を考慮した残留オーステナ
イト体積率の定量方法がシステム的に確立されていない
という課題があった。このため、鋼材中の残留オーステ
ナイト体積率を正確に求めるのが難しいという課題があ
った。
【００１４】本発明はこのような課題に鑑みなされたも
のであり、オーステナイト相及びフェライト相の化学成
分を考慮することができ、合金鋼中における残留オース
テナイトを正確、かつシステム的に求めることができる
残留オーステナイト体積率の定量方法を提供することを
目的としている。
のであり、オーステナイト相及びフェライト相の化学成
分を考慮することができ、合金鋼中における残留オース
テナイトを正確、かつシステム的に求めることができる
残留オーステナイト体積率の定量方法を提供することを
目的としている。
【００１５】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に本発明に係る残留オーステナイト体積率の定量方法
は、回折Ｘ線ピークのランダム化した実測強度比と、格
子面間隔、ローレンツ偏光因子、単位格子体積、格子面
の多重度、温度因子及び結晶構造因子を用いて計算する
理論強度比とから、合金鋼中のオーステナイト体積率を
求める残留オーステナイト体積率の定量方法において、
前記合金鋼中に含まれる結晶相ごとの化学組成を分析
し、該化学組成を用いて計算した平均デバイ特性温度及
び平均原子量と、前記格子面間隔とにより前記温度因子
を求めるとともに、前記化学成分を用いて計算した平均
原子散乱因子と、前記格子面間隔とにより前記結晶構造
因子を求めることを特徴としている。
に本発明に係る残留オーステナイト体積率の定量方法
は、回折Ｘ線ピークのランダム化した実測強度比と、格
子面間隔、ローレンツ偏光因子、単位格子体積、格子面
の多重度、温度因子及び結晶構造因子を用いて計算する
理論強度比とから、合金鋼中のオーステナイト体積率を
求める残留オーステナイト体積率の定量方法において、
前記合金鋼中に含まれる結晶相ごとの化学組成を分析
し、該化学組成を用いて計算した平均デバイ特性温度及
び平均原子量と、前記格子面間隔とにより前記温度因子
を求めるとともに、前記化学成分を用いて計算した平均
原子散乱因子と、前記格子面間隔とにより前記結晶構造
因子を求めることを特徴としている。
【００１６】
【作用】上記数３に示した原子散乱因子ｆ(hkl) は原子
１個あたりのＸ線の散乱能であるため、Ｆｅ原子の結晶
にＣｒ、Ｎｉ等の複数の原子が置換型でランダムに侵入
しているオーステナイト相やフェライト相等の場合、原
子Ｍの原子比をＣM 、原子散乱因子をｆM とすると、平
均原子散乱因子ｆ(hkl) バーは下記の数６のように表わ
されることとなる。
１個あたりのＸ線の散乱能であるため、Ｆｅ原子の結晶
にＣｒ、Ｎｉ等の複数の原子が置換型でランダムに侵入
しているオーステナイト相やフェライト相等の場合、原
子Ｍの原子比をＣM 、原子散乱因子をｆM とすると、平
均原子散乱因子ｆ(hkl) バーは下記の数６のように表わ
されることとなる。
【００１７】
【数６】
【００１８】この原子散乱因子ｆM はＸ線の波長λとブ
ラッグ角θとの関数であり、標準的なデータを用い、２
次回帰により求めると、下記の数７に示すようにＦｅ、
Ｃｒ、Ｎｉ原子の原子散乱因子ｆM は格子面間隔ｄの関
数として表わされることとなる。したがってオーステナ
イト相、フェライト相の化学組成と格子面間隔ｄとが定
まれば、数７により平均原子散乱因子ｆ(hkl) バーが求
められ、数６により結晶構造因子Ｆ(hkl) が求められる
こととなる。
ラッグ角θとの関数であり、標準的なデータを用い、２
次回帰により求めると、下記の数７に示すようにＦｅ、
Ｃｒ、Ｎｉ原子の原子散乱因子ｆM は格子面間隔ｄの関
数として表わされることとなる。したがってオーステナ
イト相、フェライト相の化学組成と格子面間隔ｄとが定
まれば、数７により平均原子散乱因子ｆ(hkl) バーが求
められ、数６により結晶構造因子Ｆ(hkl) が求められる
こととなる。
【００１９】
【数７】
【００２０】また立方晶の場合、温度因子Ｍ(hkl) はデ
バイの近似式により下記の数８に示すように表わされる
ことが知られている。
バイの近似式により下記の数８に示すように表わされる
ことが知られている。
【００２１】
【数８】
【００２２】また原子Ｍのデバイ特性温度Θについては
下記の表１に示すJames のデータが知られている。
下記の表１に示すJames のデータが知られている。
【００２３】
【表１】
【００２４】またΦ（ｙ）についてはｙの関数としての
データ値があるが[B.D.Cullity: 新版Ｘ線回折要論（ア
グネ社、1982)、p.486]、Ｆｅ、Ｃｒ、Ｎｉの場合は表１
から明らかなように、ｙは１．３から１．７程度の間を
考慮しておけばよいため１次回帰でも十分であり、Φ
（ｙ）は下記の数９に示したように表わされることとな
る。したがってｙを代入することにより、温度因子Ｍ
(hkl) を求めるためのΦ（ｙ）が求められることとな
る。
データ値があるが[B.D.Cullity: 新版Ｘ線回折要論（ア
グネ社、1982)、p.486]、Ｆｅ、Ｃｒ、Ｎｉの場合は表１
から明らかなように、ｙは１．３から１．７程度の間を
考慮しておけばよいため１次回帰でも十分であり、Φ
（ｙ）は下記の数９に示したように表わされることとな
る。したがってｙを代入することにより、温度因子Ｍ
(hkl) を求めるためのΦ（ｙ）が求められることとな
る。
【００２５】
【数９】
【００２６】また原子Ｍのデバイ特性温度をΘM 、原子
Ｍの原子比をＣM とすると、平均デバイ特性温度Θバー
は下記の数１０に示したように表わせることとなり、ま
た原子Ｍの原子量をＡM とすると、平均原子量Ａバーは
下記の数１１に示したように表わせることとなる。
Ｍの原子比をＣM とすると、平均デバイ特性温度Θバー
は下記の数１０に示したように表わせることとなり、ま
た原子Ｍの原子量をＡM とすると、平均原子量Ａバーは
下記の数１１に示したように表わせることとなる。
【００２７】
【数１０】
【００２８】
【数１１】
【００２９】したがってオーステナイト相、フェライト
相の化学組成と格子面間隔ｄとが定まれば、数１０、数
１１と表１に示した原子Ｍのデバイ特性温度ΘM 、原子
量ＡM 、ｙとにより平均デバイ特性温度Θバー、平均原
子量Ａバーが求められ、これらを数８のデバイ特性温度
Θ、原子量Ａに代入することにより、温度因子Ｍ(khl)
が求められることとなる。
相の化学組成と格子面間隔ｄとが定まれば、数１０、数
１１と表１に示した原子Ｍのデバイ特性温度ΘM 、原子
量ＡM 、ｙとにより平均デバイ特性温度Θバー、平均原
子量Ａバーが求められ、これらを数８のデバイ特性温度
Θ、原子量Ａに代入することにより、温度因子Ｍ(khl)
が求められることとなる。
【００３０】本発明に係る残留オーステナイト体積率の
定量方法によれば、合金鋼中に含まれる結晶相ごとの化
学組成を分析し、該化学組成を用いて計算した平均デバ
イ特性温度及び平均原子量と、格子面間隔とにより温度
因子を求めるとともに、前記化学組成を用いて計算した
平均原子散乱因子と、前記格子面間隔とにより結晶構造
因子を求めるので、前記温度因子と前記結晶構造因子と
をより正確に求め得ることととなり、したがって前記合
金鋼中の残留オーステナイト体積率をより正確に求め得
ることとなり、前記合金鋼の品質向上を図り得ることと
なる。
定量方法によれば、合金鋼中に含まれる結晶相ごとの化
学組成を分析し、該化学組成を用いて計算した平均デバ
イ特性温度及び平均原子量と、格子面間隔とにより温度
因子を求めるとともに、前記化学組成を用いて計算した
平均原子散乱因子と、前記格子面間隔とにより結晶構造
因子を求めるので、前記温度因子と前記結晶構造因子と
をより正確に求め得ることととなり、したがって前記合
金鋼中の残留オーステナイト体積率をより正確に求め得
ることとなり、前記合金鋼の品質向上を図り得ることと
なる。
【００３１】
【実施例及び比較例】以下、本発明に係る残留オーステ
ナイト体積率の定量方法の実施例を図面に基づいて説明
する。図１は本発明に係る残留オーステナイト体積率の
定量方法の実施例を概略的に示したフローチャートであ
り、ステップ（以下、Ｓと記す）１からＳ７までと、Ｓ
１６からＳ１８までとは従来の場合と同様であり、Ｓ８
からＳ１５までが本発明に係る特徴部分となっている。
ナイト体積率の定量方法の実施例を図面に基づいて説明
する。図１は本発明に係る残留オーステナイト体積率の
定量方法の実施例を概略的に示したフローチャートであ
り、ステップ（以下、Ｓと記す）１からＳ７までと、Ｓ
１６からＳ１８までとは従来の場合と同様であり、Ｓ８
からＳ１５までが本発明に係る特徴部分となっている。
【００３２】残留オーステナイト体積率を定量する場
合、まず供試鋼のＸ線回折を行い、オーステナイト相、
フェライト相の回折Ｘ線ピークの積分強度Ｉ(hkl) と回
折角とを測定する（Ｓ１）。次に各格子面のブラッグ角
θ(hkl) を求め（Ｓ２）、このブラッグ角θ(hkl) を用
い、上記の数４によりローレンツ偏光因子Ｌ(hkl) を計
算する（Ｓ３）。またＳ１で測定した回折Ｘ線ピークの
回折角から格子定数ａアルファ、ａベータ を計算し（Ｓ
４）、この格子定数ａアルファ、ａベータ を用い、各格子面
間隔ｄ(hkl) を計算する（Ｓ５）。またＳ４で求めた格
子定数ａアルファ、ａベータを用い、単位格子の体積ｖアルファ、
ｖガンマ を計算する（Ｓ６）。さらに格子面の多重度ｊ
(hkl) を標準データから選択する（Ｓ７）。
合、まず供試鋼のＸ線回折を行い、オーステナイト相、
フェライト相の回折Ｘ線ピークの積分強度Ｉ(hkl) と回
折角とを測定する（Ｓ１）。次に各格子面のブラッグ角
θ(hkl) を求め（Ｓ２）、このブラッグ角θ(hkl) を用
い、上記の数４によりローレンツ偏光因子Ｌ(hkl) を計
算する（Ｓ３）。またＳ１で測定した回折Ｘ線ピークの
回折角から格子定数ａアルファ、ａベータ を計算し（Ｓ
４）、この格子定数ａアルファ、ａベータ を用い、各格子面
間隔ｄ(hkl) を計算する（Ｓ５）。またＳ４で求めた格
子定数ａアルファ、ａベータを用い、単位格子の体積ｖアルファ、
ｖガンマ を計算する（Ｓ６）。さらに格子面の多重度ｊ
(hkl) を標準データから選択する（Ｓ７）。
【００３３】一方、Ｘ線マイクロアナライザーや分析電
子顕微鏡等の微小分析方法により、供試鋼中のオーステ
ナイト相、フェライト相の化学組成ＣM を分析する（Ｓ
８）。次にＳ８で得られた化学組成ＣM と、Ｓ５で求め
た格子面間隔ｄ(hkl) と、上記表１に示した原子Ｍのデ
バイ特性温度Θとを用い、上記の数１０により平均デバ
イ特性温度Θバーを計算し（Ｓ９）、Ｓ８で得られた化
学組成ＣM と上記表１に示した原子Ｍの原子量ＡM とを
用い、上記の数１１により平均原子量Ａバーを計算する
（Ｓ１０）。次にＳ９で求めた平均デバイ特性温度Θバ
ーと、Ｓ１０で求めた平均原子量Ａバーとを上記の数８
のデバイ特性温度Θ、原子量Ａに代入するとともに、Ｓ
５で求めた格子面間隔ｄ(hkl) を用い、上記の数８によ
り温度因子ｅｘｐ（−２Ｍ(hkl) ）を計算する（Ｓ１
１）。またＳ８で得られた化学組成ＣM とＳ５で求めた
格子面間隔ｄ(hkl) とを用い、上記の数７により平均原
子散乱因子ｆ(hkl) バーを計算し（Ｓ１２）、Ｓ１２で
求めた平均原子散乱因子ｆ(hkl) バーを用い、上記の数
６により結晶構造因子Ｆ(hkl) を計算する（Ｓ１３）。
子顕微鏡等の微小分析方法により、供試鋼中のオーステ
ナイト相、フェライト相の化学組成ＣM を分析する（Ｓ
８）。次にＳ８で得られた化学組成ＣM と、Ｓ５で求め
た格子面間隔ｄ(hkl) と、上記表１に示した原子Ｍのデ
バイ特性温度Θとを用い、上記の数１０により平均デバ
イ特性温度Θバーを計算し（Ｓ９）、Ｓ８で得られた化
学組成ＣM と上記表１に示した原子Ｍの原子量ＡM とを
用い、上記の数１１により平均原子量Ａバーを計算する
（Ｓ１０）。次にＳ９で求めた平均デバイ特性温度Θバ
ーと、Ｓ１０で求めた平均原子量Ａバーとを上記の数８
のデバイ特性温度Θ、原子量Ａに代入するとともに、Ｓ
５で求めた格子面間隔ｄ(hkl) を用い、上記の数８によ
り温度因子ｅｘｐ（−２Ｍ(hkl) ）を計算する（Ｓ１
１）。またＳ８で得られた化学組成ＣM とＳ５で求めた
格子面間隔ｄ(hkl) とを用い、上記の数７により平均原
子散乱因子ｆ(hkl) バーを計算し（Ｓ１２）、Ｓ１２で
求めた平均原子散乱因子ｆ(hkl) バーを用い、上記の数
６により結晶構造因子Ｆ(hkl) を計算する（Ｓ１３）。
【００３４】次にＳ３で求めたローレンツ偏光因子Ｌ
(hkl) 、Ｓ６で求めた各格子面間隔ｄ(hkl) 、Ｓ７で選
んだ格子面の多重度ｊ(hkl) 、Ｓ１１で求めた温度因子
ｅｘｐ（−２Ｍ(hkl) ）及びＳ１３で求めた結晶構造因
子Ｆ(hkl) を用い、上記の数２、数３により物質の種類
に依存する定数Ｒ(hkl) を計算する（Ｓ１４）。次にこ
の定数Ｒ(hkl) を用い、オーステナイト相、フェライト
相における回折Ｘ線ピーク強度比Ｘ(hkl) を計算し（Ｓ
１５）、この回折Ｘ線ピーク強度比Ｘ(hkl) とＳ１で実
測した回折Ｘ線ピーク強度Ｉ(hkl) とを用い、強度平均
法によりランダム化し、フェライト相の（１１０）面と
オーステナイト相の（１１１）面との回折Ｘ線ピーク強
度比Ｉγ(111) ／Ｉα(110) を計算する（Ｓ１６）。一
方、Ｓ１４で得られた定数Ｒ(hkl) より理論回折Ｘ線強
度比Ｒγ(111) ／Ｒα(110) を計算し（Ｓ１７）、上記
の数５を変形した下記の数１２にＳ１６で得られた回折
Ｘ線ピーク強度比Ｉγ(111) ／Ｉα(110) と、Ｓ１７で
得られた理論回折Ｘ線強度比Ｒγ(111) ／Ｒα(110) と
を代入することにより、供試鋼中の残留オーステナイト
体積率Ｖγが求められ（Ｓ１８）、処理が終了する。
(hkl) 、Ｓ６で求めた各格子面間隔ｄ(hkl) 、Ｓ７で選
んだ格子面の多重度ｊ(hkl) 、Ｓ１１で求めた温度因子
ｅｘｐ（−２Ｍ(hkl) ）及びＳ１３で求めた結晶構造因
子Ｆ(hkl) を用い、上記の数２、数３により物質の種類
に依存する定数Ｒ(hkl) を計算する（Ｓ１４）。次にこ
の定数Ｒ(hkl) を用い、オーステナイト相、フェライト
相における回折Ｘ線ピーク強度比Ｘ(hkl) を計算し（Ｓ
１５）、この回折Ｘ線ピーク強度比Ｘ(hkl) とＳ１で実
測した回折Ｘ線ピーク強度Ｉ(hkl) とを用い、強度平均
法によりランダム化し、フェライト相の（１１０）面と
オーステナイト相の（１１１）面との回折Ｘ線ピーク強
度比Ｉγ(111) ／Ｉα(110) を計算する（Ｓ１６）。一
方、Ｓ１４で得られた定数Ｒ(hkl) より理論回折Ｘ線強
度比Ｒγ(111) ／Ｒα(110) を計算し（Ｓ１７）、上記
の数５を変形した下記の数１２にＳ１６で得られた回折
Ｘ線ピーク強度比Ｉγ(111) ／Ｉα(110) と、Ｓ１７で
得られた理論回折Ｘ線強度比Ｒγ(111) ／Ｒα(110) と
を代入することにより、供試鋼中の残留オーステナイト
体積率Ｖγが求められ（Ｓ１８）、処理が終了する。
【００３５】
【数１２】
【００３６】以下、このような方法により、合金鋼中に
おける残留オーステナイトの体積率を定量した結果につ
いて説明する。供試鋼としては下記の表２、表３に示し
た９％ニッケル鋼、ＳＵＳ３０４ステンレス鋼を用いて
おり、適当な熱処理及び圧延加工を施すことにより、こ
れらの供試鋼中にオーステナイト相とフェライト相とが
混在しているものを選んだ。なお比較例として、同一の
供試鋼を用い、従来の結晶中の化学組成を考慮しない方
法により残留オーステナイト相の体積率を求めた。
おける残留オーステナイトの体積率を定量した結果につ
いて説明する。供試鋼としては下記の表２、表３に示し
た９％ニッケル鋼、ＳＵＳ３０４ステンレス鋼を用いて
おり、適当な熱処理及び圧延加工を施すことにより、こ
れらの供試鋼中にオーステナイト相とフェライト相とが
混在しているものを選んだ。なお比較例として、同一の
供試鋼を用い、従来の結晶中の化学組成を考慮しない方
法により残留オーステナイト相の体積率を求めた。
【００３７】
【表２】
【００３８】
【表３】
【００３９】これらの供試鋼中のオーステナイト相、フ
ェライト相はいずれも略５００Å程度の幅を有する帯形
状であったため、試料を電解研磨により薄膜に形成し、
分析電子顕微鏡を用いて化学分析を行なった。分析結果
を下記の表５に示す。なお、１ｗｔ％未満の原子は理論
回折Ｘ線強度比Ｒγ(hkl) ／Ｒα(hkl) に大きい影響を
与えないため、計算から除外した。
ェライト相はいずれも略５００Å程度の幅を有する帯形
状であったため、試料を電解研磨により薄膜に形成し、
分析電子顕微鏡を用いて化学分析を行なった。分析結果
を下記の表５に示す。なお、１ｗｔ％未満の原子は理論
回折Ｘ線強度比Ｒγ(hkl) ／Ｒα(hkl) に大きい影響を
与えないため、計算から除外した。
【００４０】また試料にＸ線回折を施し、フェライト相
に関しては結晶面（１１０）、（２００）、（２１
１）、（２２０）、（４００）、（３３１）の６本、ま
たオーステナイ相に関しては結晶面（１１１）、（２０
０）、（２２０）、（３１１）、（２２２）、（４０
０）、（３１１）の７本の各回折Ｘ線ピークの積分強度
Ｉ(hkl) を実測した。この積分強度Ｉ(hkl) と、Ｓ９か
らＳ１４に至る手順で得られた定数Ｒ(hkl) とを用い、
計算により求めた各結晶相における強度比Ｘ(hkl) を下
記の表４（計算値欄）に示す。
に関しては結晶面（１１０）、（２００）、（２１
１）、（２２０）、（４００）、（３３１）の６本、ま
たオーステナイ相に関しては結晶面（１１１）、（２０
０）、（２２０）、（３１１）、（２２２）、（４０
０）、（３１１）の７本の各回折Ｘ線ピークの積分強度
Ｉ(hkl) を実測した。この積分強度Ｉ(hkl) と、Ｓ９か
らＳ１４に至る手順で得られた定数Ｒ(hkl) とを用い、
計算により求めた各結晶相における強度比Ｘ(hkl) を下
記の表４（計算値欄）に示す。
【００４１】
【表４】
【００４２】このようにして求めた回折Ｘ線ピーク強度
比Ｉγ(111) ／Ｉα(110) 、理論回折Ｘ線強度比Ｒγ
(111) ／Ｒα(110) 及び残留オーステナイト体積率Ｖγ
を下記の表５に示す。９％ニッケル鋼中の残留オーステ
ナイト体積率Ｖγは、実施例の方法による場合の１２．
０％に比べ、比較例の方法による場合は０．３％高くな
っており、またＳＵＳ３０４ステンレス鋼中の残留オー
ステナイト体積率Ｖγは、実施例の方法による場合の７
１．５％に比べ、比較例の方法による場合は１．６％高
くなっている。
比Ｉγ(111) ／Ｉα(110) 、理論回折Ｘ線強度比Ｒγ
(111) ／Ｒα(110) 及び残留オーステナイト体積率Ｖγ
を下記の表５に示す。９％ニッケル鋼中の残留オーステ
ナイト体積率Ｖγは、実施例の方法による場合の１２．
０％に比べ、比較例の方法による場合は０．３％高くな
っており、またＳＵＳ３０４ステンレス鋼中の残留オー
ステナイト体積率Ｖγは、実施例の方法による場合の７
１．５％に比べ、比較例の方法による場合は１．６％高
くなっている。
【００４３】
【表５】
【００４４】表５から明らかなように、オーステナイト
相とフェライト相との化学組成はかなり異なっており、
物質の種類に依存する定数Ｒ(hkl) として結晶中の原子
Ｍの原子比ＣM を無視できないことが分かる。また表
２、表３と表５とを比較すると明らかなように、供試鋼
中のＣｒ、Ｍｎ等はオーステナイト相やフェライト相以
外の炭化物、硫化物等の析出物に含まれており、供試鋼
の平均的な化学成分から求めた定数Ｒ(hkl) を用いた場
合、精度の高い残留オーステナイトの体積率Ｖγが得ら
れ難いことが分かる。また従来の方法による場合、残留
オーステナイトの体積率Ｖγは高めに求められる傾向が
あり、高合金鋼ほどその傾向が強いことが分かる。
相とフェライト相との化学組成はかなり異なっており、
物質の種類に依存する定数Ｒ(hkl) として結晶中の原子
Ｍの原子比ＣM を無視できないことが分かる。また表
２、表３と表５とを比較すると明らかなように、供試鋼
中のＣｒ、Ｍｎ等はオーステナイト相やフェライト相以
外の炭化物、硫化物等の析出物に含まれており、供試鋼
の平均的な化学成分から求めた定数Ｒ(hkl) を用いた場
合、精度の高い残留オーステナイトの体積率Ｖγが得ら
れ難いことが分かる。また従来の方法による場合、残留
オーステナイトの体積率Ｖγは高めに求められる傾向が
あり、高合金鋼ほどその傾向が強いことが分かる。
【００４５】これらの説明から明らかなように、実施例
に係る残留オーステナイト体積率の定量方法では、温度
因子ｅｘｐ（−Ｍ(hkl) ）と結晶構造因子Ｆ(hkl) とを
より正確に求めることができ、残留オーステナイト体積
率Ｖγをより正確に求めることができるとともに、平均
デバイ温度Θαバー、Θγバー、平均原子量Ａαバー、
Ａγバー、原子散乱因子ｆ(hkl) バーをシステム的に簡
単に求めることができ、したがって合金鋼の品質向上を
図ることができる。
に係る残留オーステナイト体積率の定量方法では、温度
因子ｅｘｐ（−Ｍ(hkl) ）と結晶構造因子Ｆ(hkl) とを
より正確に求めることができ、残留オーステナイト体積
率Ｖγをより正確に求めることができるとともに、平均
デバイ温度Θαバー、Θγバー、平均原子量Ａαバー、
Ａγバー、原子散乱因子ｆ(hkl) バーをシステム的に簡
単に求めることができ、したがって合金鋼の品質向上を
図ることができる。
【００４６】なお別の実施例では、強度平均法に用いら
れる各結晶相のピークの相対強度ととして、表４のデー
タ値欄に示した標準データを使用してもよい。
れる各結晶相のピークの相対強度ととして、表４のデー
タ値欄に示した標準データを使用してもよい。
【００４７】また別の実施例では、合金鋼中の結晶相が
１μｍ以上の粗大粒の場合、Ｘ線マイクロアナライザを
用いて結晶の化学組成を分析することが可能である。
１μｍ以上の粗大粒の場合、Ｘ線マイクロアナライザを
用いて結晶の化学組成を分析することが可能である。
【００４８】
【発明の効果】以上詳述したように本発明に係る残留オ
ーステナイト体積率の定量方法にあっては、合金鋼中に
含まれる結晶相ごとの化学組成を分析し、該化学組成を
用いて計算した平均デバイ特性温度及び平均原子量と、
格子面間隔とにより温度因子を求めるとともに、前記化
学組成を用いて計算した平均原子散乱因子と、前記格子
面間隔とにより結晶構造因子を求めるので、前記温度因
子と前記結晶構造因子とをより正確に求めることがで
き、したがって前記合金鋼中の残留オーステナイト体積
率をより正確に求めることができ、前記合金鋼の品質向
上を図ることができる。
ーステナイト体積率の定量方法にあっては、合金鋼中に
含まれる結晶相ごとの化学組成を分析し、該化学組成を
用いて計算した平均デバイ特性温度及び平均原子量と、
格子面間隔とにより温度因子を求めるとともに、前記化
学組成を用いて計算した平均原子散乱因子と、前記格子
面間隔とにより結晶構造因子を求めるので、前記温度因
子と前記結晶構造因子とをより正確に求めることがで
き、したがって前記合金鋼中の残留オーステナイト体積
率をより正確に求めることができ、前記合金鋼の品質向
上を図ることができる。
【図１】本発明に係る残留オーステナイト体積率の定量
方法の実施例を概略的に示したフローチャートである。
方法の実施例を概略的に示したフローチャートである。
Claims (1)
- 【請求項１】 回折Ｘ線ピークのランダム化した実測強
度比と、格子面間隔、ローレンツ偏光因子、単位格子体
積、格子面の多重度、温度因子及び結晶構造因子を用い
て計算する理論強度比とから、合金鋼中のオーステナイ
ト体積率を求める残留オーステナイト体積率の定量方法
において、前記合金鋼中に含まれる結晶相ごとの化学組
成を分析し、該化学組成を用いて計算した平均デバイ特
性温度及び平均原子量と、前記格子面間隔とにより前記
温度因子を求めるとともに、前記化学組成を用いて計算
した平均原子散乱因子と、前記格子面間隔とにより前記
結晶構造因子を求めることを特徴とする残留オーステナ
イト体積率の定量方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5286372A JPH07140094A (ja) | 1993-11-16 | 1993-11-16 | 残留オーステナイト体積率の定量方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5286372A JPH07140094A (ja) | 1993-11-16 | 1993-11-16 | 残留オーステナイト体積率の定量方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07140094A true JPH07140094A (ja) | 1995-06-02 |
Family
ID=17703544
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5286372A Pending JPH07140094A (ja) | 1993-11-16 | 1993-11-16 | 残留オーステナイト体積率の定量方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH07140094A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005227251A (ja) * | 2004-02-13 | 2005-08-25 | Japan Synchrotron Radiation Research Inst | 構造因子テンソル要素決定法及びそのためのｘ線回折装置利用法 |
| JP2006137647A (ja) * | 2004-11-15 | 2006-06-01 | Japan Atomic Energy Agency | 誘電体磁器の評価方法 |
| JP2010117365A (ja) * | 2010-02-10 | 2010-05-27 | Japan Synchrotron Radiation Research Inst | 構造因子テンソル要素決定法及びそのためのｘ線回折装置利用法 |
| JP2017134085A (ja) * | 2010-06-13 | 2017-08-03 | 株式会社明治 | 固形乳の溶解性と強度の判定方法及び固形乳の製造方法 |
-
1993
- 1993-11-16 JP JP5286372A patent/JPH07140094A/ja active Pending
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005227251A (ja) * | 2004-02-13 | 2005-08-25 | Japan Synchrotron Radiation Research Inst | 構造因子テンソル要素決定法及びそのためのｘ線回折装置利用法 |
| JP4578832B2 (ja) * | 2004-02-13 | 2010-11-10 | 財団法人高輝度光科学研究センター | 構造因子テンソル要素決定法及びそのためのｘ線回折装置利用法 |
| JP2006137647A (ja) * | 2004-11-15 | 2006-06-01 | Japan Atomic Energy Agency | 誘電体磁器の評価方法 |
| JP4701364B2 (ja) * | 2004-11-15 | 2011-06-15 | 独立行政法人 日本原子力研究開発機構 | 誘電体磁器の評価方法 |
| JP2010117365A (ja) * | 2010-02-10 | 2010-05-27 | Japan Synchrotron Radiation Research Inst | 構造因子テンソル要素決定法及びそのためのｘ線回折装置利用法 |
| JP2017134085A (ja) * | 2010-06-13 | 2017-08-03 | 株式会社明治 | 固形乳の溶解性と強度の判定方法及び固形乳の製造方法 |
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