JPH0938349A - 電気かみそり用の刃組み合わせ体 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 高い表面硬度を有する材料で作成された外刃
と内刃とでなる電気かみそり用の刃組み合わせ体を提供
することである。 【解決手段】 外刃と複数の内刃とを含む電気かみそり
用刃組み合わせ体において，外刃と内刃の各々は，Ｆｅ
−Ｃｒ系ステンレス鋼の基材と基材の表面に設けられた
硬質相とでなる鉄基合金で作成される。基材はビッカー
ス硬度で４００あるいはそれ以上の硬度を有し、硬質層
はビッカース硬度で７００あるいはそれ以上の硬度を有
する。硬質層の厚さは２〜１５μｍである。硬質層はＦ
ｅ−Ａｌ拡散層であることが好ましく，拡散層は拡散層
の全体積に対して少なくとも９０体積％のＡｌとＦｅと
の金属間化合物を含み，拡散層の表面から少なくとも２
μｍ深さ内のＡｌ含有量が，前記少なくとも２μｍ深さ
までの拡散層の領域の総重量に対して３５〜６５重量％
である点により特徴づけられる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、電気かみそり用の
刃組み合わせ体，より具体的には高い表面硬度を有する
材料で作成された外刃と内刃のセットに関するものであ
る。

【０００２】

【従来の技術】従来において，マルテンサイトステンレ
ス鋼や析出硬化型ステンレス鋼が歯車や軸受けなどの摺
動部材や切削工具に使用されている。これらの鋼は優れ
た靱性と耐衝撃性を備えているものの，寿命の長い摺動
部材や切削工具を提供するにあたっては表面硬度や耐摩
耗性の点で必ずしも十分とは言えない。また，それらの
ステンレス鋼を切削工具の刃を作成するために研磨する
際，刃先部で刃かえり（ばり）が発生するという問題も
挙げることができる。図９に示すように，刃物１の上面
２と側面４の間に定義される刃先角θが小さくなるにつ
れて，バリの発生は増加する傾向がある。したがって，
研磨工程後にばりを除去するための工程が必要となるの
であるが，このばりの除去工程においてはしばしば刃先
に欠けなどの損傷がもたらされるので，シャープエッジ
の形成を困難にしている。

【０００３】この問題点を改善するために，優れた耐摩
耗性と硬度を有するアルミナやジルコニア等のセラミッ
ク材を使用することが提案されている。しかしながら，
セラミック材の破壊靱性は鋼部材のそれに比べ著しく劣
っていることや，摺動部材や切削工具の種々の形状にセ
ラミック材を加工する際の困難性から鋼部材の場合とは
別の問題点が生じる。

【０００４】このように，従来の鋼部材やセラミック部
材では表面硬度や耐摩耗性に優れ，且シャープエッジを
有する電気かみそり用の外刃と内刃の組み合わせ体を提
供することが困難であった。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】従って本発明は、表面
硬度や耐摩耗性に優れ，且シャープエッジを有する電気
かみそり用の外刃と内刃の組み合わせ体を提供すること
を課題とするものである。

【０００６】

【課題を解決するための手段】本発明にかかる電気かみ
そり用の刃組み合わせ体は，上記問題点を改善および解
決することが可能な鉄基合金で作成された外刃と複数の
内刃とで構成されている。すなわち，外刃と内刃の各々
はＦｅ−Ｃｒ系ステンレス鋼の基材と基材の表面に設け
られた硬質相でなる鉄基合金で作成されていて，ステン
レス鋼はビッカース硬度で４００あるいはそれ以上の硬
度を有し、硬質層はビッカース硬度で７００あるいはそ
れ以上の硬度を有する。硬質層の厚さは２〜１５μｍで
ある。外刃は毛を導入する複数の開口を有し、開口の周
りに第１の研削接触面、硬質層で形成される第１の切断
エッジ、及び第１研削接触面に隣接する側面が形成さ
れ、第１の研削接触面とこれに隣接する前記側面との間
で定義される第１切断エッジの刃先角度が３５〜９０°
の範囲に設定されている。一方，内刃の各々は、第２の
研削接触面、前記硬質層で形成される第２の切断エッ
ジ、及び第２研削接触面に隣接する側面を有し、第２の
研削接触面とこれに隣接する前記側面との間で定義され
る第２切断エッジの刃先角度が３５〜９０°の範囲に設
定されている。内刃は支持体に装着されて駆動されるこ
とで第１と第２の研削接触面同士が摺動係合し，それに
より第１と第２の切断エッジの間で毛が切断されるので
ある。

【０００７】本発明においては，上記鉄基合金を外刃と
内刃に研磨する工程において，刃先での刃カエリ（バ
リ）の発生を防ぎながら，シャープエッジを形成するこ
とができる。特に，小さな刃先角（３５°）のシャープ
エッジを形成する場合においても，刃先にバリの発生が
ほとんど観られないことは特筆に値する。結果的に，本
発明の刃組み合わせ体を使用している電気かみそりは，
良好な髭剃り特性，例えば，短縮された髭剃り時間と小
さな切削抵抗，を提供できるのである。

【０００８】したがって，本発明の第１の目的は，Ｆｅ
−Ｃｒ系ステンレス鋼の基材と基材の表面に設けられた
硬質相でなる鉄基合金で作成された外刃と複数の内刃と
でなる電気かみそり用刃組み合わせ体を提供することで
ある。本発明にあたっては，基材として，７３〜８９．
９重量％の鉄，１０〜１９重量％のクロム，０．１〜
１．２重量％の炭素，および３重量％以下のニッケルを
含むＦｅ−Ｃｒ系ステンレス鋼，あるいは６９〜８１．
５重量％の鉄，１２〜１８重量％のクロム，６〜８．５
重量％のニッケル，およびアルミニウムとチタンの少な
くとも一方を０．５〜２重量％含むＦｅ−Ｃｒ系ステン
レス鋼を使用することが好ましい。

【０００９】また，本発明にあたっては，硬質層がＦｅ
−Ａｌ拡散層であることが特に好ましい。この拡散層
は，拡散層の全体積に対して少なくとも９０体積％のＡ
ｌとＦｅとの金属間化合物を含み，拡散層の表面から少
なくとも２μｍ深さ内のＡｌ含有量が，前記少なくとも
２μｍ深さまでの拡散層の領域の総重量に対して３５〜
６５重量％であることよってに特徴づけられる。この場
合，拡散層は，基材の金属元素，例えば，ＦｅおよびＣ
ｒ，と基材上に設けられたアルミニウム層のＡｌとの間
での相互拡散を起させるための熱処理を介して形成され
るので，拡散層と基材との間に優れた密着性を提供する
ことが可能である。

【００１０】

【発明の実施の形態】以下、本発明の実施の形態を説明
する。図１〜３に示すように、本発明に係る電気かみそ
り用の刃組み合わせ体は、電気かみそりの切断ヘッド
（図示せず）に支持される外刃１０と、支持体３０に装
着される複数の内刃２０とで構成されている。支持体３
０は切断ヘッド内で駆動され，それにより内刃が外刃と
の間で毛切断係合を生じるように移動する。図示の外刃
は多数の開口１１を有する薄板であり、開口のまわりは
薄板を打ち抜いて形成されることで下方に屈曲するリム
１２となっている。リム１２の下端面には研削により形
成される第１の切断エッジ１４を有する第１研削接触面
１３が定義される。内刃２０の各々の上端には第２研削
接触面２３が形成され、その両端縁に第２の切断エッジ
２４が設けられている。内刃２０は互いに並行関係で支
持体３０へ装着され、第２研削接触面が外刃の第１研削
接触面へ摺動係合するように駆動されて、開口１１に捕
捉された毛を第１切断エッジ１４と第２切断エッジ２４
とで切断するようになっている。

【００１１】リム１２の下端の第１の研削接触面１３に
開口１１の回りに設けられた第１切断エッジは３５〜９
０°の鋭角な刃先角（α）を有する。内刃２０上端のす
ぐ下の両側面にはつかし２１が形成されている。第２の
研削接触面の両側縁に沿って設けられた第２の切断エッ
ジ２４は３５〜９０°の鋭角の刃先角（β）を有する。
全ての内刃２０は外刃１０の輪郭に合致するように同時
に研削される。図４に示すように、支持体３０を回転砥
石４０に向けて移動させることで支持体に装着された内
刃の上端を研削する。

【００１２】外刃１０及び内刃２０は，それぞれＦｅ−
Ｃｒ系ステンレス鋼の基材１５、２５とこの基材の両面
の硬質層１６、２６とからなる鉄基合金で形成される。
硬質層は，２から１５μｍの厚みを有し，ビッカース硬
度で７００あるいはそれ以上の硬度を示す。硬質層は，
外刃や内刃の第１及び第２の研削接触面の研削時や電気
かみそりの長時間使用での切断エッジのだれやカエリ
（バリ）を防ぎ、長期に亘って良好な切断性能を維持す
るのに重要である。基材は、ビッカース硬度で４００あ
るいはそれ以上の硬度を有する。例えば，７３〜８９．
９重量％の鉄，１０〜１９重量％のクロム，０．１〜
１．２重量％の炭素，および３重量％以下のニッケルを
含むＦｅ−Ｃｒ系ステンレス鋼，あるいは６９〜８１．
５重量％の鉄，１２〜１８重量％のクロム，６〜８．５
重量％のニッケル，およびアルミニウムとチタンの少な
くとも一方を０．５〜２重量％含むＦｅ−Ｃｒ系ステン
レス鋼を基材として使用することが好ましい。

【００１３】本発明の刃組み合わせ体は、いろいろなタ
イプの電気かみそりに適用でき、例えば、内刃が往復駆
動される往復駆動式、内刃が軸のまわりに回転する回転
駆動式のものに適用できる。本発明においては，硬質層
がＦｅ−Ａｌ拡散層で形成されていることが特に好まし
いとされている。このＦｅ−Ａｌ拡散層は，拡散層の全
体積に対して少なくとも９０体積％のＡｌとＦｅとの金
属間化合物を含み，拡散層の表面から少なくとも２μｍ
深さ内のＡｌ含有量が，前記少なくとも２μｍ深さまで
の拡散層の領域の総重量に対して３５〜６５重量％であ
る点に特徴がある。Ａｌ含有量が３５重量％以下である
時，拡散層の表面に高い硬度と優れた耐摩耗性を付与す
るのに十分でない。一方，Ａｌ含有量が６５重量％以上
である時，硬度の低い純アルミニウムあるいはＦｅ−Ａ
ｌ固溶体が好ましくない量で拡散層に形成されてしま
う。

【００１４】図５は，およそ１０μｍの厚みを有する拡
散層の外表面から深さ方向におけるＡｌ，ＦｅおよびＣ
ｒ含有量を示している。これらのＡｌ，ＦｅおよびＣｒ
の含有量は，Ｘ線マイクロアナリシスによって質量分析
された値である。図５中，Ａｌ含有量を示す曲線は，拡
散層の表面からおよそ２μｍ深さ内のＡｌ含有量がその
２μｍ深さまでの拡散層の総重量に対して４５〜６０重
量％であることを示している。６０重量％のＡｌ含有量
は約７６原子％に匹敵するので，拡散層の表面にはＡｌ
₃ Ｆｅが形成されていると推測される。

【００１５】この拡散層の外表面から深さ方向における
ビッカース硬度の変化が図６に示されている。硬度は２
ｇ重の荷重の下で測定された。図６の結果より，拡散層
の外表面からおよそ６μｍの深さの範囲にわたって約１
１４０の高い硬度が安定に得られていることがわかる。
拡散層のこの範囲は，実質的に図５に示された３５〜６
０重量％のＡｌ含有量の範囲に対応している。硬度は，
この高硬度領域からおよそ１０μｍの深さに向かって徐
々に減少していき，最終的に基材硬度のおよそ５００に
到達している。

【００１６】拡散層の構成は，Ｘ線回折により同定する
ことが可能である。例えば，上記拡散層のＸ線回折プロ
ファイルは，Ｃｕｋα線を使用し，加速電圧および電流
を４０ｋＶ，２００ｍＡとして，通常の２θ−θゴニオ
メ−タを有するＸ線回折装置を使用して得ることができ
る。Ｘ線は拡散層の表面に照射されるものとする。この
ようにして得られたＸ線プロファイルは，拡散層がＦｅ
とＡｌとの複数の金属間化合物を含むことを示唆してい
る。

【００１７】本発明の拡散層は，拡散層の全体積に対し
て少なくとも９０体積％のＡｌ−Ｆｅ金属間化合物を含
んでいる。金属間化合物の体積含有率（Ｖ：体積％）は
以下の式により求めることができる： Ｖ（体積％）＝１００×Ｓ１／（Ｓ１＋Ｓ２） ここに，Ｓ１はＸ線回折プロファイル上に同定されるす
べてのＡｌ−Ｆｅ金属間化合物のピーク面積の合計であ
り，Ｓ２は同Ｘ線プロファイル上で同定される前記Ａｌ
−Ｆｅ金属間化合物以外の純アルミニウムおよび／ある
いはＦｅがＡｌに固溶することにより形成されるＡｌ合
金のピーク面積の合計である。この体積含有率が９０体
積％以下である場合，拡散層中に純アルミニウムおよび
／あるいは硬度の低いＡｌ合金が残留するため，拡散層
の硬度が低下してしまう。

【００１８】拡散層の表面付近のＡｌ含有量が６５重量
％以上である時，純アルミニウムの幾つかのピークが同
定されるようになるだろう。また，酸化アルミニウム
（アルミナ）のピークは，本発明の拡散層のＸ線プロフ
ァイル上には観測されない。さらに，図５に示されるよ
うに，拡散層は少量のＣｒを含んでいる。しかしなが
ら，仮に少量のＡｌとＣｒとの金属間化合物が拡散層中
に形成されたとしても，拡散層の硬度は低下されないの
で特に問題にはならない。

【００１９】基材にＦｅ−Ｃｒ−Ｎｉ系ステンレス鋼を
使用する場合，Ｃｒ, Ａｌ及びＴｉからなる群から選択
される少なくとも一つの元素の窒化物粒子を含む硬質層
が形成されてもよい。この場合，これらの窒化物粒子は
基材の表面に分散されている。一方，基材にＦｅ−Ｃｒ
−Ｃ系ステンレス鋼を使用する場合は，Ｃｒの窒化物粒
子を含む硬質層が形成されても良い。この窒化物粒子は
基材の表面に分散されている。これらの窒化物粒子を含
有する硬質層は，例えば，イオン窒化法により形成され
るだろう。

【００２０】

【実施例】以下、本発明を実施例によって詳述する。 （実施例１） （外刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系［Ｆｅ−１４Ｃｒ−１．１Ｍ
ｏ−０．７Ｃ（重量％）］ステンレス鋼からなる厚さ
０．０２５ｍｍのステンレス鋼シートが外刃の基材とし
て使用された。このシートの両面に溶融メッキにより厚
さ０．００５ｍｍのアルミニウム層を形成して、０．０
３５ｍｍの鍍金シートを得た。この鍍金シートを従来の
方法で加工して，下方に屈曲するリム１２で囲まれる開
口１１のパターンを形成し、９７５℃で１５秒間加熱
し、次いで空冷することにより５μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬
質層を基材の両面に形成すると共に、基材に焼き入れ硬
化を施した。この結果得られたＦｅ−Ａｌ硬質層１６
は，ビッカース硬度で１１００の硬度を有している。一
方，焼き入れ硬化された基材はビッカース硬度で５００
の硬度を有している。次に１２００メッシュのＢＮ含有
砥石を使用してこのように処理されたシートのリム下端
面の研削を行なった。この砥石の回転速度は，毎分５０
０回転である。シートは毎秒１０ｃｍの速度で回転砥石
に向けて送られ，各リムの下端が研削されると共に、開
口周縁に刃先角度（α）が６０°の切断エッジが形成さ
れた。この研削の後、外刃がシートから切り出され，所
定の形状に形作られた後、適宜のホルダーに装着され
た。 （内刃）内刃の基材としてＦｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス
鋼［Ｆｅ−１４Ｃｒ−１．１Ｍｏ−０．７Ｃ（重量
％）］からなる厚さ０．２５ｍｍのステンレス鋼シート
が使用され、このシートの両面に０．０１５ｍｍ厚のア
ルミニウム箔を積層した後圧延してアルミニウム箔がシ
ートに密着した０．２ｍｍ厚のクラッドシートを得た。
内刃２０はこのクラッドシートから切り出されて，所定
の形状のつかし２１がその両面に成形された。ついで、
内刃２０を１０００℃で３０秒間加熱した後、空冷する
ことにより１０μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬質層を基材の両面
に形成すると共に基材に焼き入れ硬化を施した。この結
果得られたＦｅ−Ａｌ硬質層２６は，ビッカース硬度で
１１００の硬度を有している。一方，焼き入れ硬化され
た基材２５はビッカース硬度で５００の硬度を有してい
る。このようにして得られた内刃は一部を支持体３０に
一体成形されてこれに固定支持される。次いで、内刃を
立てた状態で支持体が送りテーブルに保持されて毎秒１
０ｃｍの速度で毎分５００回転で回転する砥石４０に送
られて内刃の上端を研削する。砥石としては５００メッ
シュのＢＮの含有されたものが使用された。この研削に
より、刃先角度（β）が６０°の切断エッジを有する研
削接触面が内刃に形成された。図７（ａ）および図７
（ｂ）には，このようにして作成された内刃の外観が示
されている。図７（ｂ）において，参照番号３１と３２
はそれぞれ研削接触面と内刃の切断エッジを示してい
る。参照番号３３はＦｅ−Ａｌ硬質層を示している。こ
れらの図から明らかなように、内刃の切断エッジには実
質的なカエリ（バリ）が観られない。

【００２１】硬質層の外表面でのＸ線回折を介して得ら
れたＸ線回折プロファイルを用いて，硬質層中のＡｌ−
Ｆｅ金属間化合物の体積率（Ｖ：体積％）を次式により
求めた： Ｖ（体積％）＝１００×Ｓ１／（Ｓ１＋Ｓ２） ここに，Ｓ１はＸ線回折プロファイル上に同定されるす
べてのＡｌ−Ｆｅ金属間化合物のピーク面積の合計であ
り，Ｓ２は同Ｘ線プロファイル上で同定される前記Ａｌ
−Ｆｅ金属間化合物以外の純アルミニウムおよび／ある
いはＦｅが主にＡｌに固溶することにより形成されるＡ
ｌ合金のピーク面積の合計である。結果を表１に示す。

【００２２】さらに，硬質層の外表面からおよそ２μｍ
の深さ内に含まれるＡｌ含有量がＸ線マイクロアナリシ
ス法により決定された。ここに，重量％は拡散層のおよ
そ２μｍ深さの領域の総重量に基づくものである。結果
を表１に示す。実施例１と同様の分析および測定が以下
に示す実施例と比較例に対しても実施された。

【００２３】（実施例２）切断エッジの刃先角度（α）
が３５°であることを除いては実施例１と同一の材料を
使用して同一の方法によって実施例２の外刃が作成され
た。尚，切断エッジにはせいぜい１μ程度のバリしか発
生しなかった。内刃は、実施例１と同一の材料で同一の
方法によって作成された。

【００２４】（実施例３）切断エッジの刃先角度（α）
が９０°であることを除いては実施例１と同一の材料を
使用して同一の方法によって実施例３の外刃が作成され
た。尚，切断エッジには実質的なバリの発生が認められ
なかった。内刃は、実施例１と同一の材料で同一の方法
によって作成された。

【００２５】（実施例４）外刃は、実施例１と同一の材
料で同一の方法によって作成された。切断エッジの刃先
角度（β）が５０°であることを除いては実施例１と同
一の材料を使用して同一の方法によって実施例４の内刃
が作成された。尚，切断エッジには実質的なバリの発生
が認められなかった。

【００２６】（実施例５）外刃は、実施例１と同一の材
料で同一の方法によって作成された。切断エッジの刃先
角度（β）が９０°であることを除いては実施例１と同
一の材料を使用して同一の方法によって実施例５の内刃
が作成された。尚，切断エッジには実質的なバリの発生
が認められなかった。

【００２７】（実施例６）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。 （内刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１４Ｃ
ｒ−１．１Ｍｏ−０．７Ｃ（重量％）］の０．２０ｍｍ
厚のステンレス鋼シートが基材として使用された。この
シートの両面に０．０２ｍｍ厚のアルミニウム箔を積層
した後圧延して，アルミニウム箔がシートに密着した
０．２ｍｍ厚のクラッドシートを得た。内刃２０はこの
クラッドシートから切り出されて，所定の形状のつかし
２１がその両面に成形された。ついで、内刃２０を１０
００℃で３０秒間加熱した後、空冷することにより１５
μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬質層を基材の両面に形成すると共
に基材に焼き入れ硬化を施した。この結果得られたＦｅ
−Ａｌ硬質層２６は，ビッカース硬度で１１００の硬度
を有している。一方，焼き入れ硬化された基材はビッカ
ース硬度で５００の硬度を有している。このようにして
得られた内刃を実施例１と同一の方法で研削して６０°
の刃先角度（β）を有する切断エッジを形成した。この
切断エッジには実質的なカエリが認められなかった。

【００２８】（実施例７）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。 （内刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１４Ｃ
ｒ−１．１Ｍｏ−０．７Ｃ（重量％）］の０．１９６ｍ
ｍ厚のステンレス鋼シートが基材として使用された。こ
のシートの両面に真空蒸着により０．００２ｍｍ厚のア
ルミニウム層を形成して０．２ｍｍ厚のＡｌ蒸着シート
を得た。内刃２０はこのクラッドシートから切り出され
て，所定の形状のつかし２１がその両面に成形された。
ついで、内刃２０を９５０℃で３０秒間加熱した後、空
冷することにより２μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬質層を基材の
両面に形成すると共に基材に焼き入れ硬化を施した。こ
の結果得られたＦｅ−Ａｌ硬質層２６は，ビッカース硬
度で１１００の硬度を有している。一方，焼き入れ硬化
された基材はビッカース硬度で５００の硬度を有してい
る。このようにして得られた内刃を実施例１と同一の方
法で研削して６０°の刃先角度（β）を有する切断エッ
ジを形成した。この切断エッジには実質的なカエリが認
められなかった。

【００２９】（実施例８）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。内刃は，実施例
１で得られた０．２ｍｍ厚のＡｌクラッドシートから切
り出された。所定の形状のつかし２１が内刃の両面に成
形された。ついで、内刃２０を９００℃で６０秒間加熱
した後、空冷することにより１０μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬
質層を基材の両面に形成すると共に基材に焼き入れ硬化
を施した。この結果得られたＦｅ−Ａｌ硬質層２６は，
ビッカース硬度で１１００の硬度を有している。一方，
焼き入れ硬化された基材はビッカース硬度で４００の硬
度を有している。このようにして得られた内刃を実施例
１と同一の方法で研削して６０°の刃先角度（β）を有
する切断エッジを形成した。この切断エッジには実質的
なカエリが認められなかった。

【００３０】（実施例９）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。内刃は，実施例
１で得られた０．２ｍｍ厚のＡｌクラッドシートから切
り出された。所定の形状のつかし２１が内刃の両面に成
形された。ついで、内刃２０を１０００℃で６０秒間加
熱した後、空冷することにより１０μｍ厚のＦｅ−Ａｌ
硬質層を基材の両面に形成すると共に基材に焼き入れ硬
化を施した。この結果得られたＦｅ−Ａｌ硬質層２６
は，ビッカース硬度で７００の硬度を有している。一
方，焼き入れ硬化された基材はビッカース硬度で５００
の硬度を有している。このようにして得られた内刃を実
施例１と同一の方法で研削して６０°の刃先角度（β）
を有する切断エッジを形成した。この切断エッジには実
質的なカエリが認められなかった。

【００３１】（実施例１０）外刃は、実施例１と同一の
材料から同一の方法によって作成された。内刃は，Ｆｅ
−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１８Ｃｒ−１．５Ｍ
ｏ−０．７Ｃ（重量％）］の０．２ｍｍ厚のステンレス
鋼シートから切り出された。所定の形状のつかし２１が
内刃の両面に成形された。ついで、不活性雰囲気中で１
０５０℃で９０秒間加熱した後に空冷することにより基
材に焼き入れ硬化を施した。その後、内刃はイオン窒化
炉内に配置され，４５０℃で３時間かけてイオン窒化が
施され，クロムの窒化物粒子が分散された３μｍ厚の硬
質層を基材表面に得た。この結果得られた硬質層２６
は，ビッカース硬度で８００の硬度を有している。一
方，焼き入れ硬化された基材はビッカース硬度で４００
の硬度を有している。このようにして得られた内刃を実
施例１と同一の方法で研削して６０°の刃先角度（β）
を有する切断エッジを形成した。この切断エッジには２
μ程度のカエリしか認められなかった。

【００３２】（実施例１１）外刃は、実施例１と同一の
材料から同一の方法によって作成された。内刃は，Ｆｅ
−Ｃｒ−Ｎｉ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１７Ｃｒ−７Ｎｉ
−１．２Ａｌ（重量％）］の０．２ｍｍ厚のステンレス
鋼シートから切り出された。所定の形状のつかし２１が
内刃の両面に成形された。ついで、内刃はイオン窒化炉
内に配置され，５７０℃で３時間かけてイオン窒化が施
され，窒化クロムと窒化アルミニウムの粒子が分散され
た６μｍ厚の硬質層を基材表面に得た。この結果得られ
た硬質層２６は，ビッカース硬度で９００の硬度を有し
ている。一方，焼き入れ硬化された基材はビッカース硬
度で５００の硬度を有している。このようにして得られ
た内刃を実施例１と同一の方法で研削して６０°の刃先
角度（β）を有する切断エッジを形成した。この切断エ
ッジには１μ程度のカエリしか認められなかった。

【００３３】（実施例１２）外刃は、実施例１と同一の
材料から同一の方法によって作成された。内刃は，Ｆｅ
−Ｃｒ−Ｎｉ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１３Ｃｒ−６．５
Ｎｉ−０．７Ａｌ−０．５Ｔｉ（重量％）］の０．２ｍ
ｍ厚のステンレス鋼シートから切り出された。所定の形
状のつかし２１が内刃の両面に成形された。ついで、内
刃はイオン窒化炉内に配置され５２０℃で３時間かけて
イオン窒化が施され，クロム，アルミニウム，およびチ
タンそれぞれの窒化物粒子が分散された５μｍ厚の硬質
層を基材表面に得た。この結果得られた硬質層２６は，
ビッカース硬度で１０００の硬度を有している。一方，
焼き入れ硬化された基材はビッカース硬度で５００の硬
度を有している。このようにして得られた内刃を実施例
１と同一の方法で研削して６０°の刃先角度（β）を有
する切断エッジを形成した。この切断エッジには１μ程
度のカエリしか認められなかった。

【００３４】（比較例１） （外刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系［Ｆｅ−１４Ｃｒ−１．１Ｍ
ｏ−０．７Ｃ（重量％）］ステンレス鋼からなる厚さ
０．０３６ｍｍのステンレス鋼シートが基材として使用
された。このシートを従来の方法で加工して下方に屈曲
するリム１２で囲まれる開口１１のパターンを形成し
た。その後，１０５０℃で６０秒間加熱し、次いで空冷
することにより基材に焼き入れ硬化を施した。この結
果，基材の硬度はビッカース硬度で６５０であることが
確認された。このシートは実施例１と同様な方法で処理
されてリムの下端に研削接触面を形成すると共に各開口
の周縁に６０°の刃先角度を有する切断エッジを形成し
た。この切断エッジには５０μｍものカエリ（バリ）が
認めら得た。このカエリを取り除いた後、実施例１と同
様に、外刃がシートから切り出され，所定の形状に形作
られた後、適宜のホルダーに装着された。

【００３５】（内刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス鋼
［Ｆｅ−１４Ｃｒ−１．１Ｍｏ−０．７Ｃ（重量％）］
の０．２ｍｍ厚のステンレス鋼シートが基材として使用
された。内刃２０はこのシートから切り出されて，所定
の形状のつかし２１がその両面に成形された。ついで、
内刃２０を１０５０℃で６０秒間加熱した後、空冷する
ことにより基材に焼き入れ硬化を施した。この結果，基
材の硬度はビッカース硬度で６００であることが確認さ
れた。このようにして得られた内刃を実施例１と同一の
方法で研削して６０°の刃先角度（β）を有する切断エ
ッジを形成した。図８（ａ）および図８（ｂ）に示すよ
うに，このようにして作成した内刃にはおよそ５０μｍ
もの刃カエリ（バリ）が認めらた。図８（ｂ）におい
て，参照番号３５と３６はそれぞれ研削接触面と内刃の
切断エッジを示している。参照番号３７は切断エッジに
観察された刃カエリ（バリ）を示している。

【００３６】（比較例２）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。 （内刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１４Ｃ
ｒ−１．１Ｍｏ−０．７Ｃ（重量％）］の０．３５ｍｍ
厚のステンレス鋼シートが基材として使用された。この
シートの両面に０．０１５ｍｍ厚のアルミニウム箔を積
層した後圧延して，アルミニウム箔がシートに密着した
０．３ｍｍ厚のクラッドシートを得た。内刃２０はこの
クラッドシートから切り出されて，所定の形状のつかし
２１がその両面に成形された。ついで、内刃２０を１０
００℃で３０秒間加熱した後、空冷することにより１０
μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬質層を基材の両面に形成すると共
に基材に焼き入れ硬化を施した。この結果得られたＦｅ
−Ａｌ硬質層２６は，ビッカース硬度で１１００の硬度
を有している。一方，焼き入れ硬化された基材はビッカ
ース硬度で５００の硬度を有している。このようにして
得られた内刃を実施例１と同一の方法で研削して３０°
の刃先角度（β）を有する切断エッジを形成した。この
切断エッジには実質的なカエリが認められなかった。

【００３７】（比較例３）外刃は、実施例１と同一の材
料で同一の方法によって作成された。切断エッジの刃先
角度（β）が１００°であることを除いては実施例１と
同一の材料を使用して同一の方法によって比較例３の内
刃が作成された。尚，切断エッジには実質的なバリの発
生が認められなかった。

【００３８】（比較例４）切断エッジの刃先角度（α）
が３０°であることを除いては実施例１と同一の材料を
使用して同一の方法によって比較例４の外刃が作成され
た。尚，切断エッジにはせいぜい１μ程度のバリしか発
生しなかった。内刃は、実施例１と同一の材料で同一の
方法によって作成された。

【００３９】（比較例５）切断エッジの刃先角度（α）
が１００°であることを除いては実施例１と同一の材料
を使用して同一の方法によって比較例５の外刃が作成さ
れた。尚，切断エッジには実質的なバリが認められなか
った。内刃は、実施例１と同一の材料で同一の方法によ
って作成された。

【００４０】（比較例６）外刃は、実施例１と同一の材
料で同一の方法によって作成された。 （内刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１４Ｃ
ｒ−１．１Ｍｏ−０．７Ｃ（重量％）］の０．１９７ｍ
ｍ厚のステンレス鋼シートが基材として使用された。こ
のシートの両面に０．００１５ｍｍ厚のアルミニウム箔
を積層した後圧延して，アルミニウム箔がシートに密着
した０．２ｍｍ厚のクラッドシートを得た。内刃２０は
このクラッドシートから切り出されて，所定の形状のつ
かし２１がその両面に成形された。ついで、内刃２０を
９５０℃で３０秒間加熱した後、空冷することにより
１．５μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬質層を基材の両面に形成す
ると共に基材に焼き入れ硬化を施した。この結果得られ
たＦｅ−Ａｌ硬質層２６は，ビッカース硬度で１１００
の硬度を有している。一方，焼き入れ硬化された基材は
ビッカース硬度で５００の硬度を有している。このよう
にして得られた内刃を実施例１と同一の方法で研削して
６０°の刃先角度（β）を有する切断エッジを形成し
た。この切断エッジにはおよそ２０μｍの刃カエリ（バ
リ）が認められた。

【００４１】（比較例７）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。 （内刃）Ｆｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス鋼［Ｆｅ−１４Ｃ
ｒ−１．１Ｍｏ−０．７Ｃ（重量％）］の０．２ｍｍ厚
のステンレス鋼シートが基材として使用された。このシ
ートの両面に０．０２２ｍｍ厚のアルミニウム箔を積層
した後圧延して，アルミニウム箔がシートに密着した
０．２ｍｍ厚のクラッドシートを得た。内刃２０はこの
クラッドシートから切り出されて，所定の形状のつかし
２１がその両面に成形された。ついで、内刃２０を１０
００℃で３０秒間加熱した後、空冷することにより１７
μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬質層を基材の両面に形成すると共
に基材に焼き入れ硬化を施した。この結果得られたＦｅ
−Ａｌ硬質層２６は，ビッカース硬度で１１００の硬度
を有している。一方，焼き入れ硬化された基材はビッカ
ース硬度で５００の硬度を有している。このようにして
得られた内刃を実施例１と同一の方法で研削して６０°
の刃先角度（β）を有する切断エッジを形成した。この
切断エッジには実質的なカエリが認められなかった。

【００４２】（比較例８）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。内刃は，実施例
１で得られた０．２ｍｍ厚のＡｌクラッドシートから切
り出された。所定の形状のつかし２１が内刃の両面に成
形された。ついで、内刃２０を８５０℃で６０秒間加熱
した後、空冷することにより１０μｍ厚のＦｅ−Ａｌ硬
質層を基材の両面に形成すると共に基材に焼き入れ硬化
を施した。この結果得られたＦｅ−Ａｌ硬質層２６は，
ビッカース硬度で１１００の硬度を有している。一方，
焼き入れ硬化された基材はビッカース硬度で３５０の硬
度を有している。このようにして得られた内刃を実施例
１と同一の方法で研削して６０°の刃先角度（β）を有
する切断エッジを形成した。この切断エッジには実質的
なカエリが認められなかった。

【００４３】（比較例９）外刃は、実施例１と同一の材
料から同一の方法によって作成された。内刃は，実施例
１で得られた０．２ｍｍ厚のＡｌクラッドシートから切
り出された。所定の形状のつかし２１が内刃の両面に成
形された。ついで、内刃２０を１０００℃で１２０秒間
加熱した後、空冷することにより１０μｍ厚のＦｅ−Ａ
ｌ硬質層を基材の両面に形成すると共に基材に焼き入れ
硬化を施した。この結果得られたＦｅ−Ａｌ硬質層２６
は，ビッカース硬度で６５０の硬度を有している。一
方，焼き入れ硬化された基材はビッカース硬度で５００
の硬度を有している。このようにして得られた内刃を実
施例１と同一の方法で研削して６０°の刃先角度（β）
を有する切断エッジを形成した。この切断エッジにはお
よそ２０μｍの刃カエリ（バリ）が認められた。

【００４４】実施例１〜１２および比較例２〜９におい
て，硬質層の厚さ（μｍ）および表面硬度（Ｈｖ），硬
質層の外表面からおよそ２μｍの深さ内におけるＡｌ含
有量（重量％），硬質層の全体積に対するＡｌ−Ｆｅ金
属間化合物の体積率(vol％），および基材のビッカース
硬度（Ｈｖ）が表１に示されている。尚，実施例１０〜
１２においては，Ａｌ−Ｆｅ金属間化合物が硬質層に形
成れていないので，Ａｌ含有量および体積比は決定され
なかった。さらに，比較例１の外刃と内刃には硬質層が
形成されていないので，基材の硬度のみが表１に示され
ている。さらに，比較例６においては，硬質層の厚みが
非常に薄い（＝１．５μｍ）ため内刃のＡｌ含有量およ
び体積比を求めることができなかった。

【００４５】実施例１〜１２及び比較例１〜９で得られ
た刃組み合わせ体を、カエリ（バリ）の量、切断エッジ
における欠け発生の有無、切断エッジの摩耗量、切削抵
抗、及び髭剃り時間に関して評価を行なった。結果を表
２に示す。ここに，切断抵抗とは外刃の開口を通るよう
に固定された０．１２８ｍｍ径のアクリル線を毎秒０．
５ｍで駆動する内刃で切断するのに要する負荷であり、
髭剃り時間とは同一人において１日伸ばした髭を剃るの
必要な時間である。髭剃り時間を測定するために使用さ
れた電気かみそりは，内刃の振動ストロークが２．５ｍ
ｍであり，外刃に対する内刃の振動数は毎分９０００回
である。

【００４６】表２の結果から刃組み合わせ体が良好かど
うかを判定するための評価基準を以下に示す。すなわ
ち，これらの評価において刃組み合わせ体が以下の４つ
の条件[1］〜[4］すべてを満たす時，その刃組み合わせ
体は良好な髭剃り特性を提供する上で好ましいと判断す
ることができる。 [1］切削抵抗が１２０ｇ以下である。 [2］髭剃り時間は１８０秒以内である。 [3］刃先摩耗が小さい。 [4］刃先での欠けの発生がない。 さらに，表２の結果より，バリの発生が髭剃り時間およ
び切削抵抗を増加させる原因になっていることが理解で
きるだろう。

【００４７】このように，本発明の鉄基合金で作成され
た刃組み合わせ体は上記４つの条件すべてを満たすの
で，優れた髭剃り特性を有する電気かみそりを提供する
ために好んで使用されるだろう。

【００４８】

【表１】

【００４９】

【表２】

【００５０】

【発明の効果】上記のようにビッカース硬度が４００あ
るいはそれ以上のＦｅ−Ｃｒ系ステンレス鋼基材と，基
材の表面に設けられた２〜１５μｍの厚みを有しビッカ
ース硬度が７００あるいはそれ以上の硬質層とでなる鉄
基合金を使用することにより，３５〜９０°の刃先角度
で刃先での刃カエリ（バリ）や欠けのほとんどないシャ
ープエッジを有する電気かみそり用外刃と内刃を提供す
ることができる。また，その結果として本発明の外刃と
内刃を使用している電気かみそりは，良好な髭剃り特
性，特に，短縮された髭剃り時間と小さな切削抵抗，を
提供できるのである。

【００５１】また，本発明にあたっては，硬質層がＦｅ
−Ａｌ拡散層であることが特に好ましい。この拡散層
は，拡散層の全体積に対して少なくとも９０体積％のＡ
ｌとＦｅとの金属間化合物を含み，拡散層の表面から少
なくとも２μｍ深さ内のＡｌ含有量が，前記少なくとも
２μｍ深さまでの拡散層の領域の総重量に対して３５〜
６５重量％である点に特徴づけられる。この場合，拡散
層は，基材の金属元素，例えば，ＦｅおよびＣｒ，と基
材上に設けられたアルミニウム層のＡｌとの間での相互
拡散を起させるための熱処理を介して形成されるので，
拡散層と基材との間に優れた密着性を提供することが可
能である。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の歯組み合わせ体の外刃と内刃の毛切断
係合を示す断面図である。

【図２】外刃の一部の斜視図である。

【図３】支持体上に積載された内刃の斜視図である。

【図４】支持体上の内刃の研磨方法を示す図である。

【図５】本発明の鉄基合金のＦｅ−Ａｌ拡散層の外表面
から深さ方向におけるＡｌ，ＣｒおよびＦｅ含有量の変
化を示すグラフである。

【図６】拡散層の外表面から深さ方向におけるビッカー
ス硬度の変化を示すグラフである。

【図７】（ａ）は，実施例１の内刃のＳＥＭ写真であ
り，（ｂ）は，図７（ａ）の説明図である。

【図８】（ａ）は，比較例１の内刃のＳＥＭ写真であ
り，（ｂ）は，図８（ａ）の説明図である。

【図９】切刃での刃カエリ（バリ）の発生を示す説明図
である。

【符号の説明】

１０ 外刃 １１ 開口 １２ リム １３ 研削接触面 １４ 切断エッジ １５ 基材 １６ 硬質層 α 刃先角度 ２０ 内刃 ２１ つかし ２３ 研削接触面 ２４ 切断エッジ ２５ 基材 ２６ 硬質層 ３０ 支持体 ４０ 砥石 β 刃先角度

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 藤本 真司 大阪府門真市大字門真1048番地松下電工株 式会社内

Claims (6)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 外刃と複数の内刃とでなる電気かみそり
   用の刃組み合わせ体において，外刃と内刃の各々はＦｅ
   −Ｃｒ系ステンレス鋼の基材と基材の表面に設けられた
   硬質相でなる鉄基合金で作成されている，前記ステンレ
   ス鋼はビッカース硬度で４００あるいはそれ以上の硬度
   を有し、前記硬質層はビッカース硬度で７００あるいは
   それ以上の硬度を有する、前記硬質層の厚さは２〜１５
   μｍである；前記外刃は毛を導入する複数の開口を有
   し、前記開口の周りに第１の研削接触面、前記硬質層で
   形成される第１の切断エッジ、及び第１研削接触面に隣
   接する側面が形成され、第１の研削接触面とこれに隣接
   する前記側面との間で定義される第１切断エッジの刃先
   角度は３５〜９０°である；前記内刃は、第２の研削接
   触面、前記硬質層で形成される第２の切断エッジ、及び
   第２研削接触面に隣接する側面を有し、第２の研削接触
   面とこれに隣接する前記側面との間で定義される第２切
   断エッジの刃先角度は３５〜９０°である；前記内刃は
   支持体に装着されて駆動されることで第１と第２の研削
   接触面同士が摺動係合して第１と第２の切断エッジとの
   間で毛を切断する。
2. 【請求項２】 前記基材が７３〜８９．９重量％の鉄，
   １０〜１９重量％のクロム，０．１〜１．２重量％の炭
   素，および３重量％以下のニッケルを含むことを特徴と
   する請求項１に記載の刃組み合わせ体。
3. 【請求項３】 前記基材が６９〜８１．５重量％の鉄，
   １２〜１８重量％のクロム，６〜８．５重量％のニッケ
   ル，およびアルミニウムとチタンの少なくとも一方を
   ０．５〜２重量％含むことを特徴とする請求項１に記載
   の刃組み合わせ体。
4. 【請求項４】 前記硬質層はＦｅ−Ａｌ拡散層である，
   前記拡散層は拡散層の全体積に対して少なくとも９０体
   積％のＡｌとＦｅとの金属間化合物を含み，拡散層の表
   面から少なくとも２μｍ深さ内のＡｌ含有量が，前記少
   なくとも２μｍ深さまでの拡散層の領域の総重量に対し
   て３５〜６５重量％であることを特徴とする請求項１及
   至３に記載の刃組み合わせ体。
5. 【請求項５】 前記基材がＦｅ−Ｃｒ−Ｎｉ系ステンレ
   ス鋼であり，上記硬質層がＣｒ, Ａｌ及びＴｉからなる
   群から選択される少なくとも一つの元素の窒化物粒子を
   含み、この窒化物粒子は前記基材の表面に分散されてい
   ることを特徴とする請求項１に記載の刃組み合わせ体。
6. 【請求項６】 前記基材がＦｅ−Ｃｒ−Ｃ系ステンレス
   鋼であり，上記硬質層がＣｒの窒化物粒子を含み、この
   窒化物粒子は前記基材の表面に分散されていることを特
   徴とする請求項１に記載の刃組み合わせ体。