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碧威-航太1-a5dm

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歡迎來到Bewise Inc.的世界,首先恭喜您來到這接受新的資訊讓產業更有競爭力,我們是提供專業刀具製造商,應對客戶高品質的刀具需求,我們可以協助客戶滿足您對產業的不同要求,我們有能力達到非常卓越的客戶需求品質,這是現有相關技術無法比擬的,我們成功的滿足了各行各業的要求,包括:精密HSS DIN切削刀具協助客戶設計刀具流程DIN or JIS 鎢鋼切削刀具設計NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 航太切削刀具,NAS航太刀具設計超高硬度的切削刀具醫療配件刀具設計複合式再研磨機PCD地板專用企口鑽石組合刀具粉末造粒成型機主機版專用頂級電桿PCD V-Cut捨棄式圓鋸片組粉末成型機主機版專用頂級電汽車業刀具設計電子產業鑽石刀具木工產業鑽石刀具銑刀與切斷複合再研磨機銑刀與鑽頭複合再研磨機銑刀與螺絲攻複合再研磨機等等。我們的產品涵蓋了從民生刀具到工業級的刀具設計;從微細刀具到大型刀具;從小型生產到大型量產;全自動整合;我們的技術可提供您連續生產的效能,我們整體的服務及卓越的技術,恭迎您親自體驗!!

BW Bewise Inc. Willy Chen willy@tool-tool.com bw@tool-tool.com www.tool-tool.comskype:willy_chen_bw mobile:0937-618-190 Head &Administration Office No.13,Shiang Shang 2nd St., West Chiu Taichung,Taiwan 40356 http://www.tool-tool.com/ FAX:+886 4 2471 4839 N.Branch 5F,No.460,Fu Shin North Rd.,Taipei,Taiwan S.Branch No.24,Sec.1,Chia Pu East Rd.,Taipao City,Chiayi Hsien,Taiwan

Welcome to BWtool world! We are an experienced tool maker specialized in cutting tools. We focus on what you need and endeavor to research the best cutter to satisfy users demand. Our customers involve wide range of industries, like mold & die, aerospace, electronic, machinery, etc. We are professional expert in cutting field. We would like to solve every problem from you. Please feel free to contact us, its our pleasure to serve for you. BW product including: cutting toolaerospace tool .HSS  DIN Cutting toolCarbide end millsCarbide cutting toolNAS Cutting toolNAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 Cutting Tools,Carbide end milldisc milling cutter,Aerospace cutting toolhss drillФрезерыCarbide drillHigh speed steelCompound SharpenerMilling cutterINDUCTORS FOR PCDCVDD(Chemical Vapor Deposition Diamond )’PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride) Core drillTapered end millsCVD Diamond Tools Inserts’PCD Edge-Beveling Cutter(Golden FingerPCD V-CutterPCD Wood toolsPCD Cutting toolsPCD Circular Saw BladePVDD End Millsdiamond tool. INDUCTORS FOR PCD . POWDER FORMING MACHINE Single Crystal Diamond Metric end millsMiniature end millsСпециальные режущие инструменты Пустотелое сверло Pilot reamerFraisesFresas con mango PCD (Polycrystalline diamond) ‘FresePOWDER FORMING MACHINEElectronics cutterStep drillMetal cutting sawDouble margin drillGun barrelAngle milling cutterCarbide burrsCarbide tipped cutterChamfering toolIC card engraving cutterSide cutterStaple CutterPCD diamond cutter specialized in grooving floorsV-Cut PCD Circular Diamond Tipped Saw Blade with Indexable Insert PCD Diamond Tool Saw Blade with Indexable InsertNAS toolDIN or JIS toolSpecial toolMetal slitting sawsShell end millsSide and face milling cuttersSide chip clearance sawsLong end millsend mill grinderdrill grindersharpenerStub roughing end millsDovetail milling cuttersCarbide slot drillsCarbide torus cuttersAngel carbide end millsCarbide torus cuttersCarbide ball-nosed slot drillsMould cutterTool manufacturer.

Bewise Inc. www.tool-tool.com

ようこそBewise Inc.の世界へお越し下さいませ、先ず御目出度たいのは新たな

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弊社は専門なエンドミルの製造メーカーで、客先に色んな分野のニーズ

豊富なパリエーションを満足させ、特にハイテク品質要求にサポート致します。

弊社は各領域に供給できる内容は:

(1)精密HSSエンドミルのR&D

(2)Carbide Cutting tools設計

(3)鎢鋼エンドミル設計

(4)航空エンドミル設計

(5)超高硬度エンドミル

(6)ダイヤモンドエンドミル

(7)医療用品エンドミル設計

(8)自動車部品&材料加工向けエンドミル設計

弊社の製品の供給調達機能は:

(1)生活産業~ハイテク工業までのエンドミル設計

(2)ミクロエンドミル~大型エンドミル供給

(3)小Lot生産~大量発注対応供給

(4)オートメーション整備調達

(5)スポット対応~流れ生産対応

弊社の全般供給体制及び技術自慢の総合専門製造メーカーに貴方のご体験を御待ちしております。

Bewise Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z) talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır. Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.

BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт  www.tool-tool.com  для получения большей информации.

BWis specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for mould & die, aero space and electronic industry. Our main products include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please visit our web  www.tool-tool.com  for more info.

 

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碧威信封-背面~1

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一、選擇題: (99題)

( )1. 超光製用之刀具係一種磨石,加工時該磨石即作微小之: (A) 拋光 (B) 砂磨 (C) 進刀 (D) 震動 以進行磨光工作。

( )2. 遊艇外殼、公園座椅常使用何種方式成形? (A) 補強成型 (B) 吹製成型 (C) 發泡成型 (D) 滾延成型 以增加強度。

( )3. 塑膠吹製成形模製法主要是利用熱塑性塑膠,無法製得? (A) 中空之塑膠長管 (B) 裝汽水飲料之寶特瓶 (C) 洗髮精之塑膠瓶 (D) 塑膠中空容器。

( )4. 作為包裝材料襯墊用的泡棉,其最適宜的成形法為 (A) 射出成形 (B) 發泡成形 (C) 吹製成形 (D) 壓延成形。

( )5. 補強成形目的在增加塑膠的 (A) 耐熱性 (B) 韌性 (C) 延展性 (D) 強度。

( )6. 何者為塑膠加工最常用、應用最廣的模塑成型法? (A) 鑄造法 (B) 射出成形法 (C) 壓縮成形法 (D) 發泡成形法。

( )7. 市售塑膠洗臉盆,用何種加工方法製成? (A) 壓縮模法 (B) 射出成形法 (C) 擠製(押出)成形法 (D) 吹製成形法。

( )8. 一般積體電路IC外形之成型的主要原料為 (A) 環氧樹脂 (B) GRS塑膠 (C) 合成橡膠 (D) 聚乙烯。

( )9. 下列敘述何者有誤? (A) 聚乙烯:簡稱「PE」 (B) 氟碳塑膠:簡稱「PC」 (C) 纖維玻璃係指酚醛樹脂 (D) 縮醛塑膠簡稱PA。

( )10.噴砂之敘述何者有誤? (A) 工件表面產生壓應力 (B) 可增進工件疲勞強度 (C) 可消除產品毛邊、銹皮 (D) 可大量切削工件。

( )11.電積成形加工法乃: (A) 價格較低 (B) 生產率高 (C) 金屬純度較差 (D) 可製極薄之金屬件。

( )12.縮醛塑膠簡稱: (A) PS (B) PF (C) PE (D) PA。

( )13.多孔性塑膠成品常以何種方法成形? (A) 補強成形 (B) 擠製成形 (C) 滾壓成形 (D) 發泡成形。

( )14.電積成型法加工一般厚度均在多少mm以下? (A) 5 (B) 10 (C) 15 (D) 20。

( )15.工件厚度薄,精度高,內部形狀複雜,且需光滑面無法以心型或一般加工製之產品(如鋼筆套)宜用何種方法製造? (A) 放電加工法 (B) 電化磨削法 (C) 高熱加工法 (D) 電積成型法。

( )16.下列之塑膠加工法中,那一種無法做出中空的工作 (A) 滾壓成形法 (B) 浸沾鑄造法 (C) 吹製成形法 (D) 瀝鑄法。

( )17.塑膠帆布是以何種方法製成? (A) 滾壓成形 (B) 吹製成形 (C) 擠製成形 (D) 壓縮成形。

( )18.模具成本最低的塑膠成形方法是 (A) 模塑成形法 (B) 加熱成形法 (C) 鑄造成形法 (D) 補強成形法。

( )19.“白鐵皮”為金屬塗層成品之一,其採用下列何種方法製造? (A) 浸鋅處理 (B) 浸錫處理 (C) 浸銀處理 (D) 浸鋁處理。

( )20.下列四個製造程序可製成平面最精密? (A) 鋸削→鉋削→磨削→研磨 (B) 鉋削→磨削→超光製→銑削 (C) 鉋削→銑削→磨削→搪磨 (D) 鉋削→銑磨→滾磨→輪磨。

( )21.市面上寶特瓶,及各種清潔劑之塑膠容器,係以何種加工方法做出來的 (A) 滾壓成形 (B) 射出成形 (C) 押出成形 (D) 吹製成形。

( )22.膠合安全玻璃是何種方法製造 (A) 鑄造成形 (B) 疊層成形 (C) 發泡成形 (D) 滾壓成形。

( )23.下列對於電鍍之敘述何者有誤? (A) 馬口鐵是鍍錫 (B) 白鐵皮是鍍鋅 (C) 鍍鉻可增耐磨、耐蝕 (D) 鍍鉛適於餐具上。

( )24.無論是金屬、玻璃、塑膠、橡膠皆可加工,其工件並可增疲勞強度之加工方式是 (A) 滾磨 (B) 拋光 (C) 擦光 (D) 超光製。

( )25.下列對塑膠製品之敘述何者有誤? (A) 重量輕、電氣絕緣性佳 (B) 能吸收振動及隔音 (C) 低溫時有脆化現象 (D) 強度硬度高,耐高溫。

( )26.家庭中常用的塑膠垃圾袋,其材質是 (A) PVC (B) PE (C) PS (D) ABS。

( )27.下列何者是熱硬性塑膠材料 (A) 尼龍 (B) 丙烯樹脂 (C) 乙烯樹脂 (D) 酚醛樹脂。

( )28.搪磨用於何種形狀之表面精光? (A) 外圓 (B) 孔徑 (C) 平面 (D) 不規則形狀。

( )29.塑膠中PE是指: (A) 聚氯乙烯 (B) 聚苯乙烯 (C) 聚乙烯 (D) 聚丙烯。

( )30.市售電冰箱門使用之塑膠密封壓條,其最適宜的製造方法為 (A) 吹製成形法 (B) 發泡成形法 (C) 擠製成形法 (D) 滾壓成形法。

( )31.下列何種內孔加工,可獲得最好的孔周面品質? (A) 搪孔 (B) 鏇孔 (C) 鉸孔 (D) 搪磨。

( )32.下列何種加工方式可得到最細的表面粗糙度? (A) 銑削 (B) 車削 (C) 搪磨 (D) 研光。

( )33.適宜塑膠膜或薄塑膠片如雨衣、膠帶等之製法為 (A) 滾延成形 (B) 模塑成形 (C) 擠製成形 (D) 吹製成形。

( )34.將粒狀塑膠原料加熱至150~180℃後放入模內高壓成形後冷卻硬化之方法稱為 (A) 加熱成形 (B) 模塑成形 (C) 補強成形 (D) 鑄造成形。

( )35.下列何種塑膠材料具有最佳的耐彎曲疲勞特性,常用來做與瓶身一體成形的瓶蓋 (A) PE (B) PVC (C) PP (D) PA。

( )36.模塑成形的製品其成本 (A) 低廉 (B) 昂貴 (C) 普通 (D) 適情形而定。

( )37.電積成形的特色,下列敘述何者有誤? (A) 尺寸精確,表面光平 (B) 可製內外複雜形狀 (C) 生產速度快、費用低 (D) 限於製極薄或分層的金屬機件。

( )38.將熱固性塑膠加入玻璃纖維補強而製成之纖維強化塑膠,俗稱塑鋼,一般簡稱 (A) PVC (B) PE (C) PS (D) FRP。

( )39.將金屬積聚於導電,並且可取出的模型或母體上,經加工後所得金屬製品的本身,此種方法謂之 (A) 金屬噴焊法 (B) 電積成形法 (C) 電解還原法 (D) 殼模法。

( )40.研磨用於何種形狀之表面精光? (A) 外圓 (B) 孔俓 (C) 平面 (D) 不規則形狀。

( )41.纖維玻璃係指 (A) 聚碳塑膠 (B) 聚脂樹脂 (C) 聚醯胺塑膠 (D) 環氧樹脂。

( )42.利用射出柱塞將熔融狀態之塑膠材料擠入成形模內,可高速操作大量生產者為 (A) 射出成型 (B) 擠製成型 (C) 吹製成型 法。

( )43.塑膠射出成型直接射出法中,下列敘述何者正確? (A) 使用原料為單體 (B) 加入漏斗中原料為液態 (C) 金屬模體內通以高溫之水 (D) 使用熱塑性原料最為恰當。

( )44.何種塑膠特別適於輪胎之製造 (A) GR-S (B) PE (C) PA (D) PVC。

( )45.將工件面與磨面相接觸,然後使兩面相對運動並時常做新接觸,兩面之間加入磨料細粉、水、油、油脂等使發生摩擦,以增進尺寸精度,此種方法稱為 (A) 搪磨 (B) 研磨 (C) 超光製 (D) 拋光。

( )46.常用於鋁門窗或門框安裝時,縫隙之填充修補粘結劑,用於防雨水滲透者為 (A) 矽氧樹脂 (B) clip_image002喃樹脂 (C) 聚乙烯 (D) 聚丙烯。

( )47.下列何者不屬於熱塑性塑膠 (A) 壓克力 (B) 氟碳塑膠 (C) 尿素塑膠 (D) 尼龍。

( )48.塑膠材料中雨衣及水管類材質如聚氯乙烯塑膠管,一般稱為 (A) PE (B) PS (C) PVC (D) ABS。

( )49.塑鋼可用何種方法製得 (A) 加熱成形 (B) 補強成形 (C) 鑄造成形 (D) 發泡成形。

( )50.下列何種鑄造成形法,無法塑製中空製品? (A) 浸沾鑄造 (B) 瀝鑄法 (C) 迴轉鑄造 (D) 簡單鑄造法。

( )51.紡織品原料尼龍學名 (A) 聚醯胺塑膠 (B) 氟碳塑膠 (C) 纖維素塑膠 (D) 聚氯乙烯。

( )52.保麗龍餐具的塑膠原料是 (A) 聚苯乙烯 (B) 聚乙烯 (C) 尼龍 (D) 聚丙烯。

( )53.超音波研磨器係利用何種原理來驅動油石藉以研磨工件表面? (A) 高頻率振動 (B) 高頻率音波 (C) 強力光束 (D) 高溫度。

( )54.PVC塑膠水管利用那一種方法成形? (A) 吹製成形 (B) 滾壓成形 (C) 射出成形 (D) 擠製成形。

( )55.下列何種塑膠成形法,最適合於使用熱硬性塑膠材料 (A) 射出成形 (B) 擠製成形 (C) 壓縮模成形 (D) 吹製成形。

( )56.經滾筒磨光之工件,可增加 (A) 抗拉強度 (B) 抗壓強度 (C) 韌性 (D) 疲勞強度。

( )57.各種研磨加工法中最精確的加工方式,用於塊規精密儀器的加工者為 (A) 搪磨 (B) 擦光 (C) 拋光 (D) 超光製。

( )58.電漿焰噴佈之表面塗層法適合噴佈 (A) 低熔點金屬 (B) 鐵金屬 (C) 高熔點金屬 (D) 皮革材料。

( )59.下列何種製品不是以FRP製成? (A) 船體 (B) 洗衣機外殼 (C) 板座椅 (D) 泡棉。

( )60.電鍍是使用 (A) 交流電且被鍍件置於兩電極之間 (B) 交流電且被鍍件置槽底 (C) 直流電且被鍍件置於陽極 (D) 直流電且被鍍件置於陰極。

( )61.下列四個製程系列中那一個所製出之孔最精密? (A) 鑽孔、搪孔(Bouing)、鉸孔 (B) 鑽孔、內孔磨削、搪光(Honing) (C) 鑽孔、搪孔、拉孔 (D) 鑽孔、搪孔、布輪拋光。

( )62.金屬線噴敷法的加熱火焰為燃燒 (A) 汽油 (B) 液化石油氣 (C) 天然瓦斯氣 (D) 氧乙炔氣。

( )63.模塑成形的製品其成本低廉,下列何種方法不屬於模塑成型法? (A) 射出成型 (B) 擠製成型 (C) 滾壓成型 (D) 澆鑄成型。

( )64.研磨(軟磨)的功能,下列那一項不對? (A) 產生真正平面 (B) 提高粗糙度品質 (C) 大量磨除多餘材料 (D) 達精密尺寸。

( )65.下列何種塑膠成形法,最適合於長管製造: (A) 壓縮成形法 (B) 射出成形法 (C) 擠製成形法 (D) 傳遞成形法。

( )66.凡是塑膠受熱後能重覆塑製者叫 (A) 熱硬化性塑膠 (B) 熱軟化性塑膠 (C) 熱塑性塑膠 (D) 熱脆性塑膠。

( )67.一般金屬在電鍍之前後,需先需何種處理,以保電鍍層之均勻細微 (A) 搪光 (B) 擦光 (C) 滾磨 (D) 研磨。

( )68.最簡單常用之熱硬性塑膠成形法為 (A) 壓縮模成形 (B) 擠製成形(C) 吹製成形 (D) 發泡成形。

( )69.欲除去鑄件之砂皮或鍛件之銹皮,宜選用 (A) 研磨 (B) 搪磨 (C) 超級精磨 (D) 滾筒磨光。

( )70.下列敘述電積成形何者有誤 (A) 原理與電鍍法相同 (B) 用純金屬桿作陽極 (C) 可製得內、外複雜的特厚工件 (D) 導電的模型作為陰極。

( )71.下列塑膠何者最硬? (A) 酚醛樹脂 (B) 縮醛樹脂 (C) 氨基樹脂 (D) 矽氧樹脂。

( )72.熱硬性塑膠的特性為 (A) 受熱即軟化 (B) 可多次重複塑製 (C) 冷卻即永久硬化 (D) 可作二次加熱成型。

( )73.管袋式包裝用塑膠袋以何種方法製程? (A) 滾壓成形 (B) 吹製成形 (C) 吹管擠製成形 (D) 擠製成形。

( )74.欲使工件表面耐磨應該電鍍 (A) 鉻 (B) 銅 (C) 鋅 (D) 鎳。

( )75.市售之塑膠籃子,以下列何者方式製成? (A) 壓縮模成形 (B) 射出成形 (C) 擠製成形 (D) 吹製成形。

( )76.下列有關超光製之敘述,何項不正確? (A) 工具為油石 (B) 油石寬約工件直徑之2/3 (C) 油石約與工件等長 (D) 工件作往復直線振動。

( )77.是宜製實心棒、管、板、薄膜之連續產品,可採用何種方法製得 (A) 擠製成形 (B) 滾延成形 (C) 吹製成形 (D) 射出成形。

( )78.電木製品的主料,除填充料外,還有 (A) 硬橡膠 (B) 聚乙烯 (C) 聚苯乙烯 (D) 酚醛樹脂。

( )79.重疊數件加熱加壓而成裝飾板之成形法為 (A) 射出成形 (B) 積層成形 (C) 擠出成形 (D) 滾延成形。

( )80.熱塑性塑膠材料中,簡稱為PVC的是 (A) 聚氯乙烯 (B) 聚苯乙烯 (C) 聚乙烯 (D) 聚二氯乙烯。

( )81.收音機、電視機外殼之製造可採用 (A) 傳遞模製法 (B) 吹製成形法 (C) 壓縮模形法 (D) 射出成形法。

( )82.相對於金屬而言,有關塑膠一般性質之敘述,下列何者錯誤? (A) 對電的絕緣性良好 (B) 對油濕之耐蝕性強 (C) 比重小、尺寸安定性低 (D) 硬度高、展性佳。

( )83.搪磨(honing)一內孔時,其搪磨頭需作: (A) 上下往復之螺旋運動 (B) 在固定位置迴轉 (C) 居定不動 (D) 上下往復直線運動。

( )84.塑件表面最光滑的塑製法是 (A) 模塑成形法 (B) 發泡成形法 (C) 擠製成形法 (D) 鑄造成形法。

( )85.拋光輪的材料,主要是 (A) 細砂布 (B) 細砂輪 (C) 棉布 (D) 金剛砂輪。

( )86.騎乘機車須戴安全帽,安全帽是使用何種方法製作? (A) 鑄造成型法 (B) 疊層成形法 (C) 補強成型法 (D) 滾壓成型法。

( )87.何種塑膠具有隔熱、隔音、防震、絕緣等功效 (A) 塑膠泡棉 (B) 塑鋼 (C) 壓克力 (D) 合成橡膠。

( )88.利用吹入空氣壓迫軟化之塑膠板貼住模壁而成形的方法稱: (A) 真空成型 (B) 吹製成型 (C) 滾延成型 (D) 射出成型。

( )89.下列敘述何者有誤? (A) 聚丙烯:簡稱「PP」 (B) 聚苯乙烯:簡稱「PS」 (C) 酚醛樹脂為熱塑性塑膠 (D) clip_image002[1]喃樹脂為熱固性塑膠。

( )90.下列何者不是塑膠之特性? (A) 為高分子聚合物 (B) 強度高 (C) 具絕緣性 (D) 易於著色。

( )91.下列何者不是電積造形的優點? (A) 生產速度快 (B) 可作出極薄的工件 (C) 表面光平 (D) 可作出層狀金屬製品。

( )92.家庭用之食品包裝的材料如保鮮膜、常用的塑膠垃圾袋、塑膠帶,其材質是 (A) PVC (B) PE (C) PS (D) ABS。

( )93.何種塑膠屬熱硬性? (A) 壓克力塑膠 (B) 纖維素塑膠 (C) 聚氯乙烯塑膠 (D) 環氧塑膠。

( )94.壓克力板可用何種方法製得 (A) 簡單鑄造 (B) 浸沾鑄造 (C) 發泡成形 (D) 滾軋成形。

( )95.鋼鐵防銹處理採用鍍層方法時,以何種方法最佳? (A) 鍍銅 (B) 鍍鉻 (C) 鍍銀 (D) 鍍鋅。

( )96.水管類材質為 (A) PE (B) PC (C) PVC (D) PE。

( )97.下列何種製法可得中空的塑膠製品 (A) 模塑法 (B) 噴敷法 (C) 瀝鑄法 (D) 真空成形。

( )98.工業用安全為了能耐高溫及電氣絕緣,可採用何種塑膠 (A) 縮醛塑膠 (B) 氟碳塑膠 (C) 聚乙烯 (D) 尺龍。

( )99.家庭常用的聚乙烯塑膠袋,簡稱為 (A) PE (B) PVC (C) FRP (D) UP。


2.答案卷:
一、選擇題: (99題)

1.(D) 2.(A) 3.(A) 4.(B) 5.(D) 6.(B) 7.(B) 8.(A) 9.(C) 10.(D)

11.(D) 12.(D) 13.(D) 14.(B) 15.(D) 16.(A) 17.(A) 18.(B) 19.(A) 20.(A)

21.(D) 22.(B) 23.(D) 24.(A) 25.(D) 26.(B) 27.(D) 28.(B) 29.(C) 30.(C)

31.(D) 32.(D) 33.(A) 34.(B) 35.(A) 36.(A) 37.(C) 38.(D) 39.(B) 40.(C)

41.(B) 42.(A) 43.(D) 44.(A) 45.(B) 46.(A) 47.(C) 48.(C) 49.(B) 50.(D)

51.(A) 52.(A) 53.(A) 54.(D) 55.(C) 56.(D) 57.(D) 58.(C) 59.(D) 60.(D)

61.(B) 62.(D) 63.(D) 64.(C) 65.(C) 66.(C) 67.(B) 68.(A) 69.(D) 70.(C)

71.(A) 72.(C) 73.(C) 74.(A) 75.(B) 76.(D) 77.(A) 78.(D) 79.(B) 80.(A)

81.(C) 82.(D) 83.(A) 84.(D) 85.(C) 86.(C) 87.(A) 88.(B) 89.(C) 90.(B)

91.(A) 92.(B) 93.(D) 94.(A) 95.(D) 96.(C) 97.(C) 98.(B) 99.(A)

 

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SiC粒子分散Al鋳造合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響
Effect of Forging on Mechanical Properties of SiC Particle Dispersed
Aluminum Casting Alloy Composites
山本 匡昭* 上田 泰** 桜井 市蔵***
Masaaki Yamamoto, Yasushi Ueda, Ichizo Sakurai
 SiC粒子分散Al合金複合材料の鍛造実験を行った。供試材は、9.0wt%Si-0.55wt%Mg-Al合金中に20vol%のSiC粒子
を含有させた複合材料鋳物から作製した。この鋳物材料に据込率および据込圧力をかえて鍛造を行った後、溶体化処理
および時効処理(T6,T71)の熱処理を施し材料強度を測定した。その結果、鋳造材に較べT6処理したものは引張強さに、
T71処理したものには伸びに顕著な効果が見られた。特に伸びは大きく改善され、組織観察の結果から初晶Alデンドラ
イトを取り囲む共晶セルが鍛造時の変形によって壊れ、隣り合う初晶デンドライト同士が連結し伸びの向上に寄与した
と推察される。
 A forging test of SiC particle dispersed Al casting alloy composites has been performed.The sample material for the test was
made of 9.0wt%-0.55wt%Mg-Al alloy containing 20 vol% SiC particle. This casting composite was forged with different
upsetting ratios and upsetting pressure and then was solution treated and subsequently aged(T6 or T71),and the material
strength of these samples was measured. As a result, the sample that treated by T6 process showed remarkable enhancement in
the tensile strength and another sample treated by T71 process improved the elongation, both compared to those of the cast.
Especially, the elongation has been improved significantly. It is guessed, from the result of observation of the microstructure,
that the eutectic cell surrounding the primary phase (α) was broken by the deformation during the forging and that theαwhich
were adjacent to one another were connected and the structure thus formed contributes to the improvement of the elongation.
論文・報告
SiC粒子分散Al合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響

開発室 素形材技術センター
開発室 ABプロジェクト
開発室 素形材技術センター兼ABプロジェクト
*
**
***
24





鍛造前寸法
φ108.4×t70.0
φ125.2×t52.5
φ132.8×t46.7
φ136.5×t44.2
φ140.0×t42.0(非鍛造材)
鍛造後寸法
φ140.0×t42.0
素材№
表1 供試材の寸法
Table 1 Sample size 単位㎜
 鍛造用素材は、9.0wt%Si-0.55wt%Mg-Al合金中に
20vol%SiCを含有したSiC粒子分散アルミニウム合金を
電気抵抗式るつぼ炉で溶解し、下型に金型、上型に砂型
を配した鋳型に鋳造した。鋳造後、表1に示す4種類(A
~D)の寸法に機械加工し鍛造用の供試材とした。供試
材の寸法は、鍛造後寸法(金型寸法)をφ140.0×
t42.0(㎜)一定とし、これを基準として据込率が5、10、
20、40%となる寸法とした。また、比較材として非鍛
造材も作製した。
2.2 鍛造条件および熱処理条件
 鍛造実験には、600t油圧鍛造プレス(KURIMOTO製
HED-600)を使用した。鍛造用素材を電気抵抗式加熱炉
内で773K×0.9ks加熱保持した後、鋳造時の金型冷却
面を下にして鍛造金型に配置し表2に示す条件で鍛造を
行った。据込圧力は、10、20、40MPaの3水準で加圧
保持時間を5s一定とし、据込率(鍛造前素材肉厚に対
1. はじめに
 近年、アルミニウム合金中に硬質のセラミックス粒子
を分散強化した種々のアルミニウム合金複合材料1)~3)が
開発されている。これら複合材料は、従来のアルミニウ
ム合金にくらべ比強度,比剛性が高く、耐摩耗性や高温
特性に優れていることから航空機をはじめ自動車や鉄道
の軽量化部材として注目され、一部適用されている4)、5)。
当社では、鉄道用ブレーキディスクへの応用が図られ実
用化が期待されている。
 複合材料の成形法の中で鋳造法は最も安価で合理的な
方法であるが、セラミックス粒子などを溶湯中に分散さ
せると従来のアルミニウム溶湯に比べ粘性が高くなり鋳
造性を悪化させると同時に鋳造欠陥(ミクロポロシティ)
を助長するため材料強度の低下が予想される。
 そこで本研究は、アルミニウム合金中に20vol%の
SiC粒子を含有した複合材料鋳物を鍛造する6)ことによっ
て組織の緻密化を図り材料の機械的性質をどの程度向上
させることができるか実験すると同時に、熱処理条件を
変えてそれらの効果との関係について検討を行った。
2. 実験方法
2.1 供試材の作製
論文・報告
クリモト技報 No.41 (1999.9)
25
40(A)
20(B)
10(C)
 5(D)
 0(E)
据込圧力(MPa)
0
-
E(1~3)
10(L)
AL(1、2、3)1)
BL(1、2、3)
CL(1、2、3)
DL(1、2、3)
-
20(M)
AM(1、2、3)
BM(1、2、3)
CM(1、2、3)
DM(1、2、3)
40(H)
AH(1、2、3)
BH(1、2、3)
CH(1、2、3)
DH(1、2、3)
据込率
(%)
表2 鍛造条件
Table 2 Forging conditions
1)記号説明:
  例)AL(1、2、3)→据込率40%(A)、据込圧力10MPa(L)を3個作製
   (1、2、3)の内1:As forged材、2:溶体化+T71処理材、3:溶体化+T6処理材
表3 引張試験結果
Table 3  Result of tensile test
40(A)
20(B)
10(C)
 5(D)
 0(E)
熱処理

1
2
3
1
2
3
1
2
3
1
2
3
1
2
3
据込圧力(MPa)
0
-
-
-
-
*181.5(1.2)
*240.7(1.0)
*281.3(0.1)
10(L)
*177.3(1.2)
*236.3(1.5)
*305.3(0.3)
*175.3(1.6)
*230.7(1.4)
*331.0(0.4)
*197.3(1.6)
*236.0(0.9)
*308.0(0.3)
*214.3(1.1)
*251.0(1.0)
*294.0(0.2)
-
20(M)
*210.7(2.3)
*239.0(2.1)
*348.7(0.7)
*201.7(2.1)
*240.3(1.9)
*351.0(0.5)
*211.7(1.1)
*236.7(1.5)
*345.7(0.4)
*184.0(1.0)
*229.0(0.8)
*336.0(0.4)
40(H)
*215.7(2.4)
*241.0(2.9)
*342.7(0.7)
*206.0(1.0)
*239.7(1.6)
*350.0(0.4)
*255.0(1.4)
*240.0(1.7)
*347.7(0.3)
*222.7(1.3)
*236.3(0.9)
*347.0(0.4)
据込率
(%)
*表中の数字は、引張強さ(N/㎟)、( )内は伸び(%)を示す。
ロ組織観察は、熱処理を施していない鍛造試料AH1(据
込率40%、据込圧力40MPa)およびDH1(据込率5%、
据込圧力40MPa)と鍛造をしていないE1(非鍛造材)
の3試料について観察を行った。マクロ腐食は、フッ酸
-塩酸-硝酸水溶液(15%HF-45%HCl-15%HNO2-
25%H2O)に約60s浸責後、十分に水洗し観察用の試料
とした。マクロ組織観察後、上記3試料を同図に示す上部、
中心部、下部の位置から試験片を切り出し光学顕微鏡を
用いてミクロ組織観察を行った。
3. 実験結果
3.1 引張試験結果
 引張試験結果を表3および図3~図5に示す。図3~
図5は鍛造後に施した熱処理ごとに分類したもので図3
は非熱処理材、図4はT71処理材、図5はT6処理材を
示す。
3.1.1 引張強さに及ぼす据込率および据込圧力の影響
 引張強さに及ぼす据込率の影響は、非熱処理材(図3)
については一定の傾向を示さないが、T71処理材(図4)
では、据込率に対し引張強さはほぼ一定であった。しかし、
T6処理材(図5)では据込率を40%まで増加させると若
干強度の低下が見られた。据込圧力の影響は、非熱処理
材ではばらつきが多く一定の傾向を示さない。一方、強
度重視のT6処理材は、据込圧力の増加に伴い引張強さ
は大きくなり、圧力が20MPaで最高値に達した。また、
延性重視のT71熱処理材では、引張強さに大きな変化は
見られなかった。
する鍛造後素材肉厚の減少率)を5、10、20、40%の4
水準に変化させた。各条件で3個ずつ鍛造試料を作製し、
1つは鍛造のまま、残り2つについては一方が溶体化処
理後、T71時効処理(以下、T71処理材と略す)を、他方
には溶体化処理後、T6時効処理(以下、T6処理材と
略す)の熱処理を行った。
2.3 引張試験
 引張試験には、油圧サーボ式アムスラー型万能試験機
を用い、鍛造条件および熱処理の条件を変えて作製した
試料から図1に示す部位でJIS4号試験片を3本採取し
引張試験を行った。試験後、3本の平均を引張強さおよ
び伸びの値として評価を行った。
図1 引張試験片採取位置 
Fig.1 Location of tensile test specimen
2.4 マクロおよびミクロ組織観察
 マクロおよびミクロ組織観察位置を図2に示す。マク
図2 マクロおよびミクロ組織観察位置
Fig.2 Observational location of macro and micro structure
論文・報告
SiC粒子分散Al合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響
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図3 各鍛造条件における引張強さおよび伸びの関係 
Fig.3 Relationship between each forging conditions and tensile
strength, elongation of specimens without heat treatment
図4 各鍛造条件における引張強さおよび伸びの関係(T71処理材) 
Fig.4 Relationship between each forging conditions and
tensile strength, elongation of T71 specimens

図5 各鍛造条件における引張強さおよび伸びの関係(T6処理材)
Fig.5 Relationship between each forging conditions and
tensile strength, elongation of T6 specimens

図6 マクロ組織観察結果
Fig.6 Result of observation of macrostructure

3.1.2 伸びに及ぼす据込率および据込圧力の影響 
 伸びに及ぼす据込率の影響は、As forged材(図3)
では、一定の傾向が見られなかった。一方、T71,T6
処理材(図4、図5)ともに据込率を高くすると伸びは
向上することがわかった。特に延性重視の熱処理を施し
たT71熱処理材でその傾向は著しくなった。据込圧力の
影響は、As forgedでは一定の傾向が見られないが、
T71、T6処理材は共に据込圧力を高くすると伸びが向
上した。したがって、据込率および据込圧力を高くする
と鋳造材に較べ伸びを向上させることができた。
3.2 マクロ組織観察結果
 マクロ組織観察結果を図6(a)~(c)に示す。据込率
40%、据込圧力40MPaのAH1試料は、鍛造特有の鍛流
論文・報告
クリモト技報 No.41 (1999.9)
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図7 ミクロ組織観察結果(No.AH1:据込率40%、据込圧力40MPa) 
Fig.7 Result of observation of microstructure
(No.AH1:Upsetting ratio 40%,Upsetting pressure 40MPa)

図8 ミクロ組織観察結果(No.DH1:据込率5%、据込圧力40MPa)
Fig.8 Result of observation of microstructure
(No.DH1:Upsetting ratio 5%,Upsetting pressure 40MPa)

DH1の試料では、明瞭な鍛流線が確認できなかった。
 また、鍛造をしていない鋳造材のE1を観察すると上
部砂型面の組織が粗く、下部金型面に近づくにつれて組
織が細かくなる傾斜組織になっていた。
線が縞状に観察された。試料断面の上部中心付近には半
円状のデッドゾーンが観察され、その外側を沿うように
鍛流線が観察された。この観察結果から上部は鍛造によ
る塑性流動が無く下部およびサイド部が流動し大きく展
伸されたと思われる。一方、据込率,据込圧力の低い
論文・報告
SiC粒子分散Al合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響
28
図9 ミクロ組織観察結果(No.E1:非鍛造材) 
Fig.9 Result of observation of microstructure
(No.E1,Specimen without forging)

図10 ミクロ組織模式図
Fig.10 Schematic diagram of microstructure
られた模式図(図8)によって説明する。素材鋳造後の凝
固組織は、デンドライトAおよびBの周囲にSiC粒子と
共晶Siが押しやられるように凝集する。これら隣り合う
デンドライトA,Bは、鍛造による圧力を受け延性のあ
る初晶デンドライトが横方向に展伸されると同時に、そ
の周囲を取り囲むSiC粒子と共晶Siの境界を破り初晶デ
ンドライトA,Bが相互に連結し粗大化する。この結果、
横方向に引張試験を行うと、延性のある連続した初晶デ
ンドライトが破断されずに伸びるため、伸びを増大させ
るが、強度にはあまり寄与しないと考えられる。一方、
強度を重視したT6処理材では、据込率よりも据込圧力
の効果が大きく、据込圧力を上げると引張強さは向上する。
一般的に鋳造組織には初晶デンドライト間の共晶セル内
にミクロポロシティがあり、これが鍛造圧力によって低
減する。引張強さが向上した理由は、ミクロポロシティ
3.3 ミクロ組織観察結果
 ミクロ組織観察結果を図7~図9に示す。据込率,据
込圧力の高いAH1(図7)では、試料中心から下部にかけ
て初晶デンドライトの形態が鍛造によって横楕円状に変
形していた。この変形によって隣り合うデンドライト同
志が連結し、同時にSiC粒子および共晶Siは、それに押
しやられ層状に並んだ様相を呈していた。一方、据込率、
据込圧力の低いDH1(図8)では、断面の上部、中心部お
よび下部にはそれほどの変化は観察されずE1(非鍛造材)
(図9)の素材に近い組織形態をしていた。
4. 考察
 本研究では、SiC粒子分散アルミニウム合金複合材料
に鍛造プロセスおよび熱処理を施すことによって延性重
視の材料には伸びに、強度重視の材料には引張強さに効
果が見られた。
 非熱処理材では、据込圧力,据込率の変化に対して引
張強さや伸びに明確な影響が見られなかった。一方、熱
処理材でははっきりとした傾向が得られた。これは、非
熱処理材が鍛造時に溶体化処理温度に近い温度まで被熱
を受け、その後、常温まで放冷する間に一部時効が進行し、
それらの熱履歴が一定でなかったために材料強度にばら
つきを生じたと思われる。
 熱処理材の内、延性を重視したT71処理材では、引張
強さは鋳造材とほぼ同等であったが、伸びは据込圧力,
据込率を増加させることによって鋳造材に較べ大幅に大
きくなっている。この特性についてミクロ組織観察で得
論文・報告
クリモト技報 No.41 (1999.9)
29
に起因する切り欠き欠陥の減少が主要因と思われる。据
込圧力20MPaと40MPaはほぼ同等の強度まで上昇して
おり、20MPaの最大値351N/㎟は、ミクロポロシティ
による切り欠き欠陥の影響が無くなった時の強度である
と思われる。
 また、据込率が40%になると、引張強さが少し減少し
ているが、この原因と伸びが著しく増加している現象と
は裏腹の関係にあり、上記模式図で説明されているように、
横方向に組織の粗大化を生じた結果であると推察する。
5. まとめ
 本研究において鋳造で得られたSiC粒子分散Al合金複
合材料に鍛造プロセスを実施した結果、以下の事が明ら
かになった。
1)強度重視のT6処理材では、引張強さおよび伸びと
もに向上し、引張強さは据込率20%据込圧力20MPaの時、
最大25%高くなった。伸びは据込率、据込圧力ともに高
くするほど大きくなった。
2)延性重視のT71処理材では、伸びが改善された。据
込圧力より据込率の影響が大きく、据込率40%、据込圧
力40MPaの時、伸びは倍以上となった。しかし、引張
強さへの影響は見られなかった。
3)非熱処理材は引張強さ伸びともにばらつきが大きく
なった。鍛造時の熱履歴のばらつきが原因と思われる。
4)ミクロ組織観察の結果、初晶デンドライトは鍛造時
の変形によって共晶セルを破り、隣り合うデンドライト
同士が連結することで伸びの上昇に寄与したものと推察
される。
謝辞
 本研究に協力いただいた㈱栗本鐵工所 機械事業部 
鍛圧機グループならびに開発室 ABプロジェクトの方々
に深謝する。
参考文献
1)熊井、胡、石倉、肥後、布村:SiC粒子強化鋳造ア
ルミニウム合金複合材料の引張特性に及ぼす凝固組織
の影響、軽金属、Vol.44、No.4(1994)、pp.222-228
2)河部、押田、小林、戸田:溶湯撹拌法によるナノサ
イズSiC粒子のアルミニウム合金への複合化、軽金属、
Vol.49、No.4(1999)、pp.149-154
3)深浦、砂田、横山 塚口:SiC粒子強化Al複合材料
の硬さと摩耗特性、「粉体および粉末冶金」Vol.44、
No.2、pp.198-201
4)菅沼 克昭:コストパフォーマンスに優れた鋳造に
よる金属セラミックスの複合材料、マテリアルインテ
グレーション、Vol.12 、No.1(1999)、pp.23-31
5)大久保、渋江:粒子分散アルミニウム基複合材料の
製造とその利用、住友金属技報、Vol.35、No.3、
No.4(1994)、pp.184-198
6)姚、小林、戸田、堀:鋳造鍛造アルミニウム合金鋳
物の破壊靭性に及ぼすミクロ組織の影響、軽金属、
Vol.47、No.11、pp.613-619
執筆者
山本 匡昭
Masaaki Yamamoto
平成9年入社
新材料の研究・開発に従事
上田 泰
Yasushi Ueda
昭和62年入社
金属材料技術部,鋳物技術部を経て
現在アルミ複合材の生産技術に従事
桜井 市蔵
Ichizo Sakurai
昭和41年入社
鉄管生産技術,新素材研究開発を経て
現在アルミ複合材の研究開発に従事

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第五章 結論
本研究探討了碳鋼SK 5 和低合金鋼63CRM 兩種不同剪刀的複合處
理,分別在低溫施以氮化處理,並在相同輝光離子轟擊條件下施以硬膜被
覆,進一步分析微觀結構變化及機械性質,並分別測試剪刀的剪切性能,
所得結果如下:
1. SK 5 及63CRM 有相似的氮化趨勢,固定氮流量在70%,氮化20 小時,
皆可得 ε-Fe2-3N 及γ´-Fe4N 雙相氮化層。氮化溫度越高則氮化速率越快,
形成較厚的化合物層,以獲得較高的表面硬度。
2. 經不同溫度的氮化處理,再被覆氮化鈦硬膜;兩種剪刀的複合鍍層硬度
都可提升至1050Hv,SK 5 在350℃及400℃氮化處理時,基材硬度明顯
的下降,乃是受回火軟化效應的影響;但63CRM 則較不受回火軟化的
影響。
3. TiN 無論被覆在任何氮化組織之上或不同轟擊溫度之基材,其鍍層皆以
TiN(111)為優選方位,顯現出鍍層之結構並未受複合處理條件不同而改
變。
4. 經由離子氮化結合TiN 硬膜被覆之複合處理,其複合鍍層的附著性和硬
度均高於單層TiN 鍍層,尤其附著性可達刮痕臨界荷重之上限100N;刻
意壓低TiN 被覆溫度的結果,本實驗並無黑層影響附著性的問題。
5. 本實驗採70%高氮流量的低溫氮化再於300℃的低溫被覆陶瓷硬膜TiN
的複合處理,應用在剪切刀具上,經過剪切測試結果,SK 5 以PN350 +
TiN;63CRM 以PN350 + TiN 及PN400 + TiN 的剪刀最為優異,其性能
優於傳統的高週波硬化或鍍硬鉻的處理方式及基材直接被覆硬膜的剪
刀。
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys(91 學年度)
128
6. 複合處理剪刀是預氮化層提供給硬膜更大的負荷承載力;相對的基材效
應降低下來,反應出複合鍍層的本質硬度,而使硬膜在剪切過程中能忍
受較大的摩擦剪應力,減緩刃片早期崩刃、變形及斷裂。研究結果顯現
複合處理在剪切刀具方面的可行性獲得證實。
7. 實驗中採用低溫複合處理,為了避開回火軟化的問題,使被覆硬膜的厚
度較淺,若能加深硬膜的厚度的話,應有更加成的效果。

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第四章 實驗結果與討論
實驗結果與討論分為兩部份,分別針對碳工具鋼及低合金鋼刀片,施
以離子氮化後被覆陶瓷硬膜的複合處理方法,探討其微觀組織結構與機械
性質。文中所述之氮化或不同複合處理下之條件若以編號表示的話,請參
考第三章實驗方法與步驟之表3-3 實驗參數。
4-1 碳工具鋼剪切刀具之複合處理
4-1-1 複合處理於碳工具鋼剪刀微觀組織的探討
1. 氮化對微結構之影響
一般的氣體氮化,氮化溫度在500~550℃範圍內所形成的化合物層,是
以ε−Fe2-3N(氮濃度:9~11%)為主體,再加上γ´-Fe4N(氮濃度:約6 %)所組
成,稱為ε層。此化合物層硬而脆,在提高耐蝕性上有效。另一方面,這種
厚化合物層相當脆,容易在使用中剝離或龜裂,對承受衝擊或高負荷材料
而言,並不恰當。離子氮化的最大特徵:改變氣體組成成份即可控制表面
的氮濃度,即使在相同的氮化溫度下,亦可改變化合物層的相組成。故離
子氮化可藉由參數控制,促使氮化之工件表面不形成化合物層,而僅生成
擴散層,達到氮化之目的,然而基於材質的不同,對氮化的效果也不盡相
同。本研究中將首先探討碳工具鋼SK5 刀片於固定氮化溫度而在不同氮氣
流量下,離子氮化後之相結構,由X 光繞射圖形中可觀察到在固定氮化時
間為4 小時,隨著氮氣流量的增加,γ´-Fe4N 相的繞射強度逐漸減弱,而
ε−Fe3N 相的繞射強度隨之增強,氮流量在70%時表層存在的相結構為
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys(91 學年度)
70
ε−Fe3N + γ´-Fe4N 雙相化合物層,如圖4-1。此時鋼材硬度值亦隨之增加,
如圖4-2 所示。基於此種原因,而更進一步將氮氣流量比例固定在70%,
只改變氮化時間,隨著氮化時間由4、8、12、16 和20 小時的遞增,可從
圖4-3 的X 光繞射圖中發現,表層主要生成γ´-Fe4N 及小部份的ε−Fe3N 化
合物層,且γ´-Fe4N 相的強度亦隨氮化時間延長而增強,結果發現鋼材表面
硬度值也跟著增加,如圖4-4。綜合XRD 分析結果與從硬度的變化上可知,
在高氮氣流量及較長的氮化時間上,提供了一層較厚的化合物層,大幅提
升鋼材的表面硬度。
由上述的實驗結果,引導我們將離子氮化處理採以固定氮流量70%,
為了使基材不因處理溫度而造成回火軟化的大前體下,選擇以較低的氮化
溫度300℃、350℃和400℃,氮化時間20 小時加以處理。氮化後結果由
XRD 圖4-5 可以獲知,氮化溫度愈高則氮化速率愈快,氮化層的繞射強度
也愈明顯,在PN300 可觀察出表面尚有α-Fe 和化合物層出現,表示化合物
層初步生長,而在PN400 時γ'-Fe、ε-Fe 強度最強,代表其化合物層最厚,
如圖4-3。接著,將上述各溫度處理的氮化試片,進行TiN 硬膜被覆,如圖
4-6 為SK5 在不同氮化溫度被覆TiN 之XRD。複合鍍層繞射結果顯示,如
圖4-6(c)及圖4-6(e)可明顯看出TiN 鍍層皆具TiN(111)優選方位,因鍍層較
薄的關係,圖4-6(a)、圖4-6(b)及圖4-6(d)在XRD 繞射分析上的強度較不明
顯,但可推測無論被覆在任何氮化組織或不同轟擊溫度之基材上,TiN 鍍層
皆具TiN(111)優選方位。
由微結構的分析進而探討比較在三種不同氮化溫度下,何種氮化條件
對TiN 硬膜的負荷承載力能提供最好的支撐效果,以此複合處理的方式改
善刀具基材硬度不足或在長時間使用後刀鋒銳利度降低等問題,藉以提升
剪切刀具的剪切性能與延長使用壽命。
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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30 40 50 60 70 80

Intensity
(a)
(b)
(d)
(e)
(f)
(c)
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
圖4-1. SK 5 (a)原材 (b)10% (c)20% (d)30% (e)50%及(f)70%氮流量之離子
氮化,固定其氮化時間4 小時,試片表面之XRD 繞射圖。
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圖4-2. SK 5 在不同氮氣流量下,氮化4 小時後之鋼材硬度曲線。
0 20 40 60 80
N2 Flow rate (%)
400
500
600
700
800
Surface hardness (Hv 0.1)
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30 40 50 60 70 80

Intensity
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
圖4-3. SK5 在氮氣流量比為70%,改變其氮化時間(a)0 小時 (b)4 小時 (c)8
小時 (d)12 小時 (e)16 小時及(f)20 小時後,試片表面之XRD繞射圖。
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0 4 8 12 16 20
Nitriding time (h)
400
600
800
1000
1200
Surfance hardness (Hv 0.1)
圖4-4. SK 5 在氮氣流量比為70%,改變不同氮化時間後的硬度曲線。
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30 40 50 60 70 80

Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101) (111)
(a)
(b)
(c)
(d)
(002)
圖4-5. SK5 在氮氣流量比為70%,不同的氮化溫度(a)原材 (b)300℃ (c)350
℃及(d)400℃之XRD 繞射圖。
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30 40 50 60 70 80

Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
TiN
(110)
(220)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
(111)
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
圖4-6. SK5 不同氮化溫度處理後被覆TiN 之XRD 繞射圖,(a)原材 (b)原材
+ TiN (c)PN300 + TiN (d)PN350 + TiN 及(e)PN400 + TiN。
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2. 複合鍍膜微觀組織分析
試片在被覆氮化鈦後之截面元素分佈如圖4-7 至4-9 所示,圖中顯示經
不同離子氮化溫度所得之SK 5 高碳鋼,溫度越高時,其氮原子擴散愈深。
在SEM 及配合OM 的微觀觀察可量測出表層的TiN 硬膜約1.3 μm,接著
觀察氮化層,明顯看出PN400 的化合物層最深約7 至8 μm,PN350 化合物
約4 至6 μm,而PN300 化合物層才開始在形成,約為2 至4 μm,並從圖
4-3 XRD 圖對照出表面還尚存少量固溶氮的α-Fe。
從金相之截面組織觀察,最表層為TiN 層呈金黃色;發現氮化表面的
化合物層ε-Fe2-3N + γ´-Fe4N,隨著溫度的升高而增加,表層的化合物層不易
被浸蝕(Etching),在金相顯微鏡下觀察到一層明顯的白色層,通稱為〝白層〞
(White layer) 【42】,如圖4-10 及圖11 所示。然而將高碳鋼予以氮化處理
時,因除了碳以外不含其它合金元素,所以擴散層內僅會生成針狀或粒狀
的γ´- Fe4N。但是因基材是經調質處理後的回火麻田散體或稱之為回火吐粒
散體(Temper troostite),其經3% Nital 化學浸蝕後,金相組織顏色較深而較
難辨別,基材是否造成回火軟化現象。
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圖4-7. SK 5 經300℃離子氮化後被覆TiN,(a)(b)為不同倍率之SEM 截面形
態,(c)(d)及(e)分別為Fe、Ti 及N 之截面元素分佈。
(a)
(c)
(e)
(b)
(d)
6μm 2μm
Ti
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圖4-8. SK 5 經350℃離子氮化後被覆TiN,(a)(b)為不同倍率之SEM 截面形
態,(c)(d)及(e)分別為Fe、Ti 及N 之截面元素分佈。
(a)
(d)
(e)
(c)
(e)
6μm 2μm
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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圖4-9. SK 5 經400℃離子氮化後被覆TiN,(a)(b)為不同倍率之SEM 截面形
態,(c)(d)及(e)分別為Fe、Ti 及N 之截面元素分佈。
(a)
(c)
(e)
(b)
(d)
6μm 2μm
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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(a) (b)
(c) (d)
圖4-10. SK 5 經離子氮化後被覆TiN,(a)原材 + TiN (b)PN300 + TiN
(c)PN350 + TiN 及(d)PN400 + TiN 之刀柄橫截面顯微組織圖。
20μm
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(a) (b)
(c) (d)
圖4-11. SK 5 經離子氮化後被覆TiN,(a)Blank + TiN (b)PN300 + TiN
(c)PN350 + TiN 及(d)PN400 + TiN 之刃口截面顯微組織圖。
20μm
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4-1-2 複合處理於碳工具鋼的機械性質探討
1. 複合處理後的硬度量測
圖4-12 為SK5 高碳工具鋼刀片經不同離子氮化溫度被覆氮化鈦後,以
不同荷重所測量的表面硬度。可知無論使用何種荷重,表面硬度隨著氮化
溫度的提高而直線上升,因使用不同的荷重去量測,而出現不同的表面硬
度。由於離子氮化處理後,可對TiN 硬膜提供更有力的支撐作用,故表面
硬度從基材硬度450 Hv,依氮化溫度的昇高而依次提高,PN400 + TiN 可達
1100 Hv,使其硬度得到加成效果。此一現象係因不同的氮化層厚度所造
成,較高的氮化溫度可獲得較厚的氮化層,已驗證於4-1-1 節,因而提供較
大的荷重承載;相對的基材效應降低下來,反應出複合鍍層的本質硬度。
碳工具鋼刀片,在複合處理上,回火軟化為應用上最大夢靨。本研究
試圖採以較低的氮化溫度300℃、350℃、400℃;再於低溫300℃被覆硬膜
加以處理,以得知其表面硬度與硬化深度之關係,結果如圖4-13 所示。圖
中可見氮化溫度愈高其截面硬度依次降低。高碳工具鋼使用在刀具方面,
其最大的缺點在於其對回火軟化的抵抗性低,因此心部硬度必然受到氮化
昇溫的影響而軟化。由刃口截面硬度分佈可知,PN300 + TiN 的刀片較不受
回火軟化的影響;而PN350 + TiN 及PN400 + TiN 刀片基材皆有受熱軟化跡
象,尤其是PN400 + TiN 刀片其回火軟化現象最嚴重。三種氮化溫度分別
使基材心部硬度降至451 Hv、390 Hv 及350 Hv。
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0
400
800
1200
1600
Surface hardness (Hv)
50 gf-20sec
100 gf-20sec
300 gf-20sec
Blank PN300 PN350 PN400
+TiN +TiN +TiN +TiN
圖4-12. SK5 高碳鋼經不同離子氮化溫度及被覆TiN 後,以不同荷重所測量
的表面硬度比較圖。圖中背景水平線為Blank 的硬度值。
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0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Case depth (mm)
0
100
200
300
400
500
600
700
Cross-section hardness (Hv 0.2)
PN300+TiN
PN350+TiN
PN400+TiN
圖4-13. SK 5 不同氮化溫度對於截面硬度之影響(氮化氣氛:N2/H2=70%)。
2. 鍍膜的附著力
鍍膜與基材間的界面附著性是鍍層最為重要的性能之一。對鍍層材料
來說,其薄膜與基材之間的附著性決定著鍍層的成效。由於刮痕試驗法測
定的臨界載荷和基材界面剪切強度和附著力有物理關係,故一般直接用臨
界荷重表徵鍍層與基材的附著力。圖4-14 是刮痕荷重超過臨界荷重之後,
鍍膜所呈現的五種常見的破裂模式【51】。圖4-14(a)為剝裂(Spalling
failure);圖4-14(b)為翹曲破裂(Buckling failure);圖4-14(c)為碎片破裂
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(Chipping failure);圖4-14(d)為密合破裂(Conformal cracking);圖4-14(e)為
拉伸破裂(Tensile cracking)。其附著性之高低分別由圖4-14(a)至圖4-14(e)
依次遞增。其中圖4-14(a)到圖4-14(c)的破裂發生在界面附著破裂(Adhesive
failure),而圖4-14(d)及圖4-14(e)的破裂發生在鍍膜本身內聚破裂(Cohesive
failure)【52】。
圖4-15 為Blank + TiN 的刮痕照片及刮痕末端線掃描成份分析。由圖
4-15(a)刮痕低倍率形貌及圖4-15(b)刮痕末端的高倍率SEM 形貌中,可以
發現,刮痕底部的溝槽非常的平滑,刮痕軌跡邊緣的鍍膜破裂模式,如圖
4-14(c)呈碎片破裂,鍍膜是以Adhesive failure 的型式破裂。為確認鍍層是
否被刮除,利用線掃描對刮痕末端做元素的線掃描成份分析,結果由圖
4-15(c)所示,刮痕寬度內成份主要為鐵,Ti 及N 等元素已消失,即刮痕內
不再有鍍層的存在;這說明整個薄膜已被刮破。圖4-16 為PN300 + TiN 的
刮痕照片及刮痕末端線掃描成份分析。第4-16 圖(a)及(b)為低溫300℃的離
子氮化再被覆氮化鈦的試片,因離子氮化使得鍍膜稍具支撐力,促成附著
力提昇,當刮痕荷重達到100N,刮痕軌跡邊緣的鍍膜幾乎沒有剝落,由圖
4-16 圖(c)的刮痕末端線掃描成份分析的證據也支持了這個事實,破壞模式
呈現如圖4-14(d)所示的密合破裂。圖4-17 為PN350 + TiN 的刮痕照片及刮
痕末端線掃描成份分析。其刮痕破壞模是也是呈現Conformal cracking 模
式。圖4-18 為PN400 + TiN 的刮痕照片及刮痕末端線掃描成份分析;因離
子氮化溫度較高使得鍍膜更具支撐力,使附著力提昇,當刮痕荷重達到
100N,刮痕軌跡邊緣的鍍膜幾乎沒有剝落,即時在刮痕末端處,刮痕內依
然有鈦的存在,表示鍍膜完全沒有脫落,其刮痕破壞模呈現明顯的
Conformal cracking 模式。
鍍膜附著性測試結果顯示:Blank + TiN 的試片,由於僅被覆單一的層
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薄硬膜而基材硬度較低,無法承受刮針所施加的外力,所以刮針達臨界荷
重之後,鍍膜破裂模式呈Chipping failure,此乃內聚力小於附著力的表徵。
鍍膜附著性受預氮化層表面的硬度影響很大,硬度越高,附著性越好。在
複合鍍層中之PN300 + TiN、PN350 + TiN 及PN400 + TiN,因有離子氮化
中介層對TiN 鍍層的有力支撐,使表面硬度提高,其附著性較好,呈現
conformal cracking,此乃內聚力大於附著力的表徵,所以線掃描成份分析
的證據也支持了這個事實,雖然氮化溫度越高,基材會有受熱軟化現象,
但其表面因複合鍍層的效應使表面硬度提高,塑性變形抗力增強,鍍層的
彎曲程度減弱,使鍍層在更高的載荷下才破裂剝離,大大的提昇附著性,
本實驗之複合處理鍍層皆達臨界載荷(Lc)100N 以上。
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圖4-14. 刮痕試驗之刮針荷重超過臨界荷重後,鍍膜所呈現的五種常見的破
裂模式【51】。
spallation
faiture
scratch track
spalled coating
previous
failures
buckling
failure
buckling
failure
(a) spalling failure
(b) buckling failure
previous failures
embedded by cracking chipping
embedded coating
bending causes
conformal cracking
tensile failure
σcompressive
σtensile
spallation
or bucking
(c) chipping failure
(d) conformal cracking
(e) tensile cracking
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圖 4-15. SK5 Blank + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b) 刮
痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-16. SK5 PN300 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-17. SK5 PN350 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-18. SK5 PN400 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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4-1-3 複合處理應用在光纜線之剪切效能
經個別剪切100、300 及600 刀後觀測其刃口磨損形態來加以評比,圖
4-19(a)為一般的製程是高週波表面硬化 + 鍍硬鉻之剪刀,在鍍硬鉻後刃口
都經研磨後再組裝,刃口較鋒利,剪切100 刀後,刃口明顯的磨損,可知
表層的硬鉻在剪切受力時附著性不好而剝落,僅存高週波硬化層在支撐著
刃口的受力,而出現的磨損形態,再經300 及600 刀後觀測其刃口磨損狀
況依次嚴重,在剪切600 刀後,可見刃口下方有硬鉻脫落的痕跡。圖4-19(b)
為Blank + TiN 的組裝剪刀,因TiN 直接被覆在基材上,無氮化層支撐,在
剪切100 次後刃口就有明顯崩塌,隨著剪切次數的增加,更見嚴重。
圖4-20(a)為複合處理之PN300 + TiN 刃口因離子氮化溫度低,造成氮
化層不夠厚,在表面硬度不足下,氮化鈦受剪切作用力刃口也迅速磨損現
象,剪切100 刀後的情形較上兩種剪刀的磨損量少,隨著剪切次數的增加,
也逐漸造成磨損。圖4-20(b)為PN350 + TiN 的組裝剪刀為本實驗中,剪切
時刃口的磨損量最少,剪切光纜線時表層氮化鈦受到磨損而無變形,因有
氮化層的支撐,剪切多刀後刃口還保持原有的銳利型態。圖4-21 為PN400 +
TiN 的組裝剪刀,雖然氮化層厚度較深且硬度較高,但心部因回火軟化效應
使其心部硬度下降,剪切300 刀後磨損情形也漸次增加。但其剪切結果刃
口磨損狀況優於IH + Cr、Blank + TiN 及PN300 + TiN 的組裝剪刀。綜合剪
切後效能顯示:基材直接被覆單一硬膜的剪切效果最差;其次是複合處理
剪刀PN300 + TiN,因氮化溫度較低會使氮化層不夠厚,剪切時應力直接穿
透至基材,剪切時基材幾乎承受所有的應力,造成應力變形,剪切效能不
彰;再來是IH + Cr,高週波表面硬化層給予表層硬鉻的有力支撐作用,硬
鉻磨損崩落後尚有高週波硬化層,因此磨損較Blank + TiN 及PN300 + TiN
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的剪刀少;PN400 + TiN,雖其處理溫度較高會造成基材的回火軟化,但因
有較高的複合表面硬度,故刃口磨損少。PN350 + TiN,複合處理後基材雖
然有稍許的回火軟化現象(心部硬度400 Hv),但其可獲得高的複合表面硬度
(1043 Hv),因此在本實驗中獲得最佳的剪切效果。以上可以顯現複合處理
在剪切刀具方面的可行性獲得證實。然而,本實驗在被覆硬膜處理時,為
了控制溫度在氮化溫度下限,使基材不受溫度影響的條件下施之,故氮化
鈦層厚度僅1~1.5 μm,剪切效果尚嫌不足,假若能再將TiN 厚度增加,則
其效果應會有加成效果。
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IH + Cr
0 刀
100 刀
300 刀
Blank+TiN 600 刀
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-19. SK5 刃口剪切破損形態(a)IH + Cr 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀、
(b)Blank + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀。
(a)
(b)
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PN300 + TiN (a)
PN350 + TiN (b)
0 刀
300 刀
0 刀
100 刀
600 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-20. SK5 刃口剪切破損形態(a)PN300 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及
600 刀、(b)PN350 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀。
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PN400+TiN
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-21. SK5 刃口PN400 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀後之剪切
破損形態。
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4-2 低合金工具鋼剪切刀具之複合處理
4-2-1 氮化層與複合層微觀組織的探討
圖4-22 為63CRM 刀片於固定氮化時間而在不同氮氣流量下及添加甲
烷氣體離子氮化後之X 光繞射圖形。本實驗首先將氮化溫度固定在400℃,
氮化時間4 小時,然後分別使用30%、50%、70%氮氣流量及75%N2 +
CH415%氣體等條件施以氮化處理,試圖找尋適當的相結構。由圖4-22(b)
中可知30%氮氣流量時會出現α 擴散層;圖4-22(c)顯示50%時會隨著氮氣
流量的增加,γ´-Fe4N 相的繞射強度隨之增強及出現少量ε−Fe3N 相;70%時
ε−Fe3N 相增強而γ´-Fe4N 減弱;若添加15% CH4 時,會促進ε−Fe3N 相的生
成,能有抑制γ´-Fe4N 相之形成【42】。圖中可見在表面形成ε−Fe3N 之鐵氮
化合物增強和少量γ´-Fe4N 結構。依據李世欽等人【53】對AISI 4140 鋼種
進行離子氮化處理後,隨著氮流量的增大,化合物層中ε相的量逐漸增多,
表面硬度也增高,厚度亦增大,但對擴散層厚度無大影響。氮流量70 %,
500℃,1.8 Torr 時可得最大值750 Hv;化合物層厚度8 μm 最大;氮化最大
深度0.6 mm。山田俊宏與河野顯臣【54】也對氮流量對化合物層的變化做
出參考值。如表4-1。然其使用的氮化溫度皆較高。
本實驗採高碳低合金工具鋼刀片,在複合處理技術上,為了避免基材
在處理時造成回火軟化的效應,依上述所得出的最佳參數,選高氮氣流量
(70 %)及較長的氮化時間(20 小時),取低於基材回火軟化溫度之300℃、350
℃及400℃施以離子氮化。其XRD 繞射圖如圖4-23 所示,結果顯示,溫度
愈高者氮化速率愈快,相的強度也愈明顯,在PN300 可觀察出表面尚有α-Fe
和化合物層出現,表示化合物層初步生長,而在PN400 時ε−Fe3N 強度最強,
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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代表其化合物層最厚。接著,在上述之氮化條件下,進行TiN 硬膜被覆,
進而探討在三種不同氮化溫度下,何種氮化條件對TiN 硬膜的負荷承載力
能提供最好的支撐效果,以此複合處理的方式改善刀具表面硬度不足或在
使用後耐磨性差,使刀鋒銳利度降低等問題,來提升剪切刀具的使用壽命。
本研究利用陰極電弧沉積法在不同氮化溫度之基材上沉積氮化鈦鍍
層,觀察其XRD 圖形,如圖4-24 得知不同溫度預氮化後再被覆硬膜皆出
現微弱的TiN(111)繞射峰,因鍍層厚度較薄故強度較弱,但可知所有的試
件表面都具有相同之TiN(111)優選方位。當硬膜的被覆的昇溫或離子轟擊
前處理時在不影響氮化組織下,高溫氮化組織獲得之化合物層硬度最高,
理論上能對表面荷重做出最大的支撐。但因ε−Fe3N 的介穩特性,容易受到
硬膜被覆的昇溫或離子轟擊前處理而發生脫氮,從而降低附著力【15】。本
實驗過程中,曾在氮化的化合物層表面上進行離子轟擊被覆氮化鈦時,因
轟擊溫度過高使化合物層發生脫氮現象,如圖4-25。使附著性降低,表層
硬膜脫落。故在此採用與SK 5 同樣的低溫被覆硬膜。
表4-1. ε−Fe2-3N 及γ´-Fe4N 隨氮化時採用的氮/氫比例改變的變化【54】。
試片編號 A B C D E
N2/H2 100/0 95/5 50/50 25/75 20/80
ε−Fe2-3N 83 72 55 40 0
γ´-Fe4N 17 28 45 60 100
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100
30 40 50 60 70 80

Intensity
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
圖4-22. 63CRM (a)原材 (b)30% N2 (c)50% N2 (d)70% N2 及(e) 75%N2 + 15%
CH4 氮流量之離子氮化,固定氮化時間4 小時,試片表面的XRD
繞射圖。
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101
30 40 50 60 70 80

Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(002)
(100)
(b)
(c)
(d)
(a)
圖4-23. 63CRM 在氮氣流量比為70%,固定氮化時間20 小時,經不同的氮
化溫度(a)原材 (b)300℃ (c)350℃及(d)400℃後之XRD 繞射圖。
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102
30 40 50 60 70 80

Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
TiN
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
(111)
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
圖4-24. 不同氮化溫度後被覆TiN,(a)原材 (b)原材 + TiN (c)PN300 + TiN
(d)PN350 + TiN 及(e)PN400 + TiN 之XRD 繞射圖。
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103
(a) (b)
圖4-25. (a)(b)63CRM 刀片離子轟擊所造成之表層脫氮組織。
TiN
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104
圖4-26 及圖4-27 分別為63CRM 低合金鋼的刃口及刀柄處截面金相氮
化組織。在300℃、350℃及400℃溫度氮化處理後被覆氮化鈦硬膜層,刃
口位置所被覆TiN 層很薄約1.0~1.2 μm,因此在之金相截面組織很難觀察
到,但氮化表面的化合物層ε-Fe2-3N + γ´-Fe4N 則很明顯,隨著溫度的升高
而顯著增加,PN300 的化合物層約1~3 μm;PN350 的化合物層約6.0 μm;
PN400 的化合物層約10 μm。表層的化合物層不易被浸蝕(Etching),在金相
顯微鏡下觀察到的白層,在刃口處氮化效果較明顯呈網狀分佈,刀柄處則
無此現象,另擴散層因經調質處理後的回火麻田散體或稱之為回火吐粒散
體(Temper troostite)組織,其金相顏色較深而較難辨別擴散境界層。由OM
就可清楚觀測出,隨著氮化溫度的升高則化合物層厚度增加的趨勢,因而
能提供硬膜層有較佳的負荷承載力。也可由4-2-2 節所示之表面及截面硬度
得到應證。
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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105
圖4-26. 63CRM 經離子氮化後被覆TiN,(a)(b)PN300 + TiN (c)(d)PN350 +
TiN 及(e)(f)PN400 + TiN 刃口之橫截面金相組織。
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
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106
(e)
(c) (d)
(f)
(b)
圖4-27. 63CRM 經離子氮化後被覆TiN,(a)(b)PN300 + TiN (c)(d)PN350 +
TiN 及(e)(f)PN400 + TiN 之刀柄橫截面金相組織。
(a)
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107
4-2-2 複合處理於低合金工具鋼的機械性質探討
1.硬度測試
63CRM 低合金鋼基材經不同離子氮化溫度及被覆TiN 硬膜後之表面硬
度值於圖4-28,圖中可發現Blank + TiN 所測得的表面硬度與基材相差不
多,表面硬度並沒有提升,其原因為TiN 較薄當壓痕器壓入時,直接壓穿
鍍層到基材上,此時測得的硬度並不是鍍層本身的硬度,而是基材硬度。
而經複合處理得的試片,無論使用何種荷重,表面硬度隨著氮化溫度的提
高而直線上升趨勢,處理前基材調質硬度為400~450Hv,複合鍍層硬度
PN300 + TiN 為700Hv(0.05);PN350 + TiN 為945 Hv(0.05);PN400 + TiN 可達
1047 Hv(0.05)。複合處理主導表面硬度的因素有二;其一是氮化組織,其二
是被覆TiN 硬膜的基材溫度。由於前者的作用,只要擁有較厚的化合物層
ε−Fe3N 氮化組織,而呈現最高的硬度值,其原因不難了解,係因氮化組織
中最硬的ε−Fe3N 起了荷重承載(Load carrying)作用,防止壓痕器刺穿所致。
由表面硬度測試結果顯示,複合處理的表面硬度均高於TiN 鍍層;離
子氮化所形成的硬氮化層可提供氮化鈦硬膜受應力作用時有較大的支撐作
用,相對的基材效應降低下來,反應出複合鍍層的本質硬度,達到強化效
果。另外,經過離子氮化和硬膜被覆TiN 的複合處理,可形成一個合理的
硬度梯度分佈。由低合金鋼63CRM 的截面硬度分佈,如圖4-29 所示。單
層TiN 硬度雖高,但鍍層薄,硬度梯度太陡,而離子氮化處理雖可出現深
達0.25~0.30 mm 的硬化層,最外層硬度雖不高;而經由複合處理正好彌補
了兩者的不足,複合處理既有一個高的表面硬度達到1050 Hv0.05,又有一個
深的過渡層強化層,並於沉積過程中Ti 與N 的作用及向內進一步擴散,導
致過渡層的硬度比單一的離子氮化層硬度高,從而提高了複合鍍層的承載
能力和抗磨損能力。本實驗所使用之63CRM 低合金的截面硬度分佈,可發
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108
現其心部硬度不受複合處理溫度的影響,此結果與SK5 碳鋼試片心部的軟
化程度不同,由實驗結果可明確得知,低合金鋼63CRM 的回火軟化抵抗性
優於碳鋼SK5。
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0
400
800
1200
1600
Surface hardness (Hv)
50 gf-20sec
100 gf-20sec
300 gf-20sec
Blank PN300 PN350 PN400
+TiN +TiN +TiN +TiN
圖4-28. 63CRM,經不同離子氮化溫度及被覆TiN 後,以不同荷重所測量的
表面硬度比較圖。圖中水平線為Blank 的硬度值。
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0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Case depth (mm)
0
100
200
300
400
500
600
700
Cross-section hardness (Hv 0.2)
PN300+TiN
PN350+TiN
PN400+TiN
圖4-29. 63CRM 不同氮化溫度對截面硬度之影響(氮化氣氛:N2/H2=70%)
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111
2.刮痕試驗
低合金鋼63CRM 刀片,在不同氮化溫度結構上被覆氮化鈦硬膜的複合
處理,為了探討膜/基界面的附著性而施以刮痕試驗。圖4-30 為Blank + TiN
試片的刮痕試驗結果的綜合分析圖,第4-30 圖(a)是刮痕低倍率型貌,因倍
率較低難以判定鍍膜是否剝落及崩裂,特將刮痕末端放大,其SEM 刮痕軌
跡如圖4-30(b),可見刮痕底部呈現光滑弧狀痕跡,而鍍層外圍有剝裂現象,
因刮針移動時軌跡內鍍層與基材受壓縮應力而產生變形,末端因基材較軟
刮入較深將鍍膜刮除,刮痕邊緣鍍層產生剝落,屬於如圖4-14 破壞模式中
的Chipping failure,其發生在界面附著破裂模式。此可由4-30 圖(c)刮痕末
端的線掃描元素分佈圖中,得知刮痕內部已無鈦、氮元素,即刮痕溝槽中
完全沒有鍍層剩餘,代表鍍層完全失效而獲得證實,代表此試片其TiN 鍍
層附著性低。經複合處理的試片其刮痕試驗結果,如圖4-31 為PN300 + TiN
試片,由圖4-31(a)的低倍率觀察整個刮痕型態,仍然保持一完美之刮針形
狀,鍍膜幾乎沒有剝落。更進一步,將末端的SEM 刮痕軌跡倍率再放大,
如圖4-31(b)。刮針超過臨界荷重之後,刮痕軌跡邊緣的鍍膜確實沒有剝落,
破裂模式呈Conformal cracking。為確認鍍層是否殘存在刮痕內,利用EDS
分析,線掃描氮、鈦和鐵元素的成份分佈,如圖4-31(c),結果發現刮痕底
部的成份主要還有Ti 及N 元素,這說明了整個氮化鈦硬膜並沒有被刮破,
此試片刮痕荷重的臨界載荷值達100N,鍍層仍未剝落,因此有較佳的附著
性。繼續觀察複合處理後刮痕試驗的狀況,如圖4-32 為PN350 + TiN 試片
及圖4-33 為PN400 + TiN 的試片,其結果顯示和PN300 + TiN 試片相同,
由末端表面刮痕底部的SEM 形貌可知刮痕溝槽底部有些皺折痕跡,破裂是
發生在鍍膜本身的Cohesive failure。
以上分析結果表明;低合金鋼63CRM 的各種實驗試片,經刮痕試驗的
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112
結果與碳鋼SK5 有相似的趨勢。鍍膜的附著性受預氮化層表面硬度的影響
很大,硬度越高附著性越好。在基材上直接被覆單一硬膜,由於表面硬度
較低,使其附著性較差,為Adhesion 的破裂模式;在300℃、350℃及400
℃的氮化溫度下再被覆氮化鈦,由於其複合鍍層的硬度較高,其附著性較
好,為Cohesion 的破裂模式。
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圖 4-30. 63CRM 原材 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-31. 63CRM PN300 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-32. 63CRM PN350 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-33. 63CRM PN400 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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4-2-3 複合處理應用在鐵皮剪之剪切性能探討
目前最常使用的鐵皮剪有碳工具鋼、合金工具鋼、高速鋼等材質。本
實驗採用63CRM 鋼材為高碳低鉻鉬合金鋼,其一般的常規處理是刀片經淬
火回火之調質處理後,刃口部施以高週波表面硬化處理,再低溫回火使刃
口硬度達到62HRC(約750Hv),硬化層深度約3~5mm,使刀片能承受剪切
之應力,避免刀片發生早期崩刃、變形、斷裂。然而刃口部的高週波硬化
處理,因電參數的不穩定性使刃口常過熱或不足,會造成刃口部的組織不
均勻性,從而影響品質的穩定性。本實驗基於此種緣故而試圖以複合處理
方式來加以改善,經離子氮化後再施以硬膜被覆的複合處理,其表面硬度
皆高於高週波硬化硬度,如圖4-28,且又有高的附著性。
剪刀的剪切試驗,最能顯現其真正的綜合剪切性能,一般常規的檢測
方法是用手動剪切鐵板後,再剪棉紗布及紙章,檢查刃口有無損傷及剪切
時剪刀的銳利度做為檢測基準。本實驗為了得到更確切的剪切效能,使用
剪力測試機上進行剪切測試,如圖3-14 所示。並依次施以剪切鋼板100 刀、
300 刀和600 刀,將分別將剪切後的刃口形態及施力負載數據加以分析探
討。圖4-34(a)為IH 刀片經剪100 刀、300 刀和600 刀後的刃口形態。圖中
可清楚的看見其刃口在剪切100 刀時,刃口就有損傷,而在300 刀時刃口
嚴重磨損,600 刀時更加大量磨損。圖4-34(b)為Blank + TiN 刀片經剪100
刀、300 刀和600 刀後的刃口形態;照片中可獲知其刃口在剪切100 刀時,
刃口同IH 刀片損傷一樣,剪300 刀及600 刃口損傷也嚴重,但沒有IH 刃
口那麼嚴重。對於複合處理剪刀的剪切效果,隨著氮化處理溫度的提高而
顯著的提升,由刃口的磨損情況也越來越少的趨勢。PN300 + TiN 剪切後刃
口及PN350 + TiN 剪切後刃口,如圖4-35 所示;而PN400 + TiN 剪切後刃
口如圖4-36 所示。由剪切試驗結果也獲得,複合鍍層不僅硬度較高,附著
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性好,而且其剪切性能也較好的趨勢。
剪切後的受力負載曲線圖,如圖4-37、圖4-38、圖4-39 和圖4-40 所示。
剪切圖中縱軸是負載;橫軸為剪切長度,剛開始剪切試驗時,因力矩較近
受力較小,隨著剪切長度的增加,其施力的力距越增加,荷重也會逐漸增
大,而出現圖中之曲線圖,因此,剪切的曲線越平緩且最後位置受力負載
越輕,表示其越省力越好剪切。剪力試驗結果的受力負載數據,如表4-2
所示。由表中可知剪切前受力負載較高,隨著剪切次數的增加,受力負載
越少,其數據也因氮化溫度的升高而明顯下降的趨勢。實驗結果獲得剪切
效果順序是PN400 + TiN>PN350 + TiN>PN300 + TiN>Blank + TiN>IH。
至於同一剪刀刃口經剪切後,如表4-2 所示,隨剪切次數增加而降低剪力的
原因與刃口磨耗後,刃口越尖銳越鋒利有關。
綜合上述的剪切測試結果可以得之,複合處理應用在鐵皮剪方面,確
實有其優越性而獲得應證。
表4-2. 63CRM 不同處理條件,其剪切後的剪力負荷
試 樣
次數
IH Blank +
TiN
PN300 +
TiN
PN350 +
TiN
PN400 +
TiN
剪切前
(N) 405.0 393.8 372.4 380.9 351.0
剪切100 刀
(N) 377.3 375.1 362.6 349.7 363.9
剪切300 刀
(N) 359.9 357.7 339.4 325.6 318.1
剪切600 刀
(N) 328.7 305.1 272.2 268.2 250.8
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Cutting times
0
100
200
300
400
500
Load (N)
IH
Blank + TiN
PN300 + TiN
PN350 + TiN
PN400 + TiN
0 times 100 times 300 times 600 times
圖4-34. 63CRM 不同處理條件,其剪切後的剪力負荷。
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(a) IH
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
(b) Blank + TiN
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-35. 63CRM 刃口剪切破損型態(a)IH 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀、
(b)Blank + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀
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(a) PN300 + TiN
0 刀
100 刀
300 刀
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
(b) PN350 + TiN 600 刀
圖4-36. 63CRM 刃口剪切破損型態(a)PN300 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀
及600 刀、(b)PN350 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀。
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0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
PN400 + TiN
圖4-37. 63CRM 刃口剪切破損型態PN400 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及
600 刀。
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123
4
5
3
2 1
3. PN300+TiN
5. PN400+TiN
4. PN350+TiN
2. Blank+TiN
1. IH
Load (N)
001 2 3 4 5 6 7 8 910
500
400
300
200
100
Cutting distance (cm)
圖4-38. 63CRM 各種不同處理條件下,剪切試驗前的剪力測試曲線。
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4
3
2
5 1
500
400
Load (N)
300
200
100
0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
4. PN350+TiN
5. PN400+TiN
3. PN300+TiN
2. Blank+TiN
1. IH
Cutting distance (cm)
圖4-39. 63CRM 在各種不同處理條件下,剪切100 刀後的剪力測試曲線。
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125
5
4
3
1 2
500
400
Load (N)
300
200
100
0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
4. PN350+TiN
5. PN400+TiN
3. PN300+TiN
2. Blank+TiN
1. IH
Cutting distance (cm)
圖4-40. 63CRM 在各種不同處理條件下,剪切300 刀後的剪力測試曲線。
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5
4
3
2
1
500
400
Load (N)
300
200
100
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
4. PN350+TiN
5. PN400+TiN
3. PN300+TiN
2. Blank+TiN
1. IH
Cutting diatance (cm)
圖4-41. 63CRM 在各種不同處理條件下,剪切600 刀後的剪力測試曲線。

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第三章 實驗方法及步驟
3-1 實驗設計與流程
本實驗之剪切刀片基材採用高碳鋼工具鋼(SK5)與高碳鉻鉬低合金鋼
(63CRM),經調質處理後,分成兩組,在固定氮化溫度、壓力下,藉由調
整氮氣、氫氣及甲烷的流量,試圖在試片上分別形成α-Fe 的純擴散層、
γ´-Fe4N 或ε-Fe2-3N 三種單相氮化層,然後再選取適合的氮化組織。爾後,
在陰極電弧離子放電被覆設備中進行TiN 硬膜被覆,並調整基材偏壓,以
獲得相同被覆溫度的條件下進行實驗。以微硬度計量測其表面及截面硬度
分佈;以刮痕試驗法量測其鍍膜與基材的附著性;以X 光繞射法測定其結
構;以OM 及SEM 觀察刃口表面與截面形態,並利用SEM 之附屬EDS
進行刮痕表層元素分佈分析。以刀具剪切壽命儀檢測剪切後的剪力負載狀
況。並探討不同氮化層被覆陶瓷硬膜後對刀具使用壽命的影響。實驗方法
與流程如圖3-1 所示。
本研究方法及進行步驟的細節說明如下。一般而言,硬膜被覆溫度越
高越好,以便獲得足夠的附著性,但被覆高碳鉻鉬合金鋼及碳工具鋼時,
因材料對回火軟化抵抗性低,故儘量將處理溫度控制在400℃以下,以免長
時間的氮化處理及硬膜被覆時造成基材軟化,故離子氮化採用低溫長時間
的方式進行;然較低溫下較難以讓硬膜與預氮化層相互擴散,二者之間並
無真正的冶金接合(Metallurgical bonding),因此通常在被覆程序之前先進行
兩道手續以便更確保鍍膜的附著性。其一是輝光放電離子轟擊(Glow
discharge ion bombardment),這道手續的作用在於清除工件表面污染和氧化
層以及藉助離子轟擊的動量轉換將基材加熱至被覆溫度。其二是預鍍一層
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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50
純金屬,以被覆氮化鈦硬膜為例則是預鍍一層極薄的純鈦,這層純鈦與基
材和氮化鈦鍍膜之間的相容性極佳,有助於提升鍍膜與基材的結合力。
藉由固定壓力及氮氣及氫氣的流量下、分別控制氮化溫度在300℃、350℃
及400℃。在刀片進行離子氮化預處理,經氮化強化後再使用電弧離子被覆
設備進行TiN硬膜被覆。
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圖3-1. 實驗方法與進行步驟流程
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52
3-2 試片規格與前處理
本實驗所使用的高碳工具鋼JIS SK 5 (AISI W1 80C)刀片如圖3-2 所
示,是由日崟公司提供。SK5 刀片所組成的剪切刀具稱之“Kevlar 鋸齒快
利剪”,專門剪切受力較輕,而難剪切的材料,例如:Kevlar 纖維或光纜
線;另高碳鉻鉬低合金鋼63CRM (中鋼公司所開發之特殊合金鋼材)刀片如
圖3-3 所示,是由皇盈公司提供。63CRM 刀片所組成的剪切刀具稱之為“輕
巧省力鐵皮剪”專門剪切各種薄鋼板,其剪切受力的負載較大,本實驗選
取各具特色而有代表性的兩種刀片做作為基材。驗證複合處理方式是否能
應用在這些特殊的剪切刀具上。試片之化學成分如表3-1、3-2 所示。
SK5 為最普通而廉價的碳工具鋼。一般業界的加工製程如下:刀片是以鋼
板衝壓成型,滾平整型,經熱處理調質處理(淬火後高溫回火)使刀片基
材硬度成為45~50HRC,刃口再施以高週波表面硬化,刃口研磨,最後鍍
硬鉻及組裝。製程如圖3-2。而本實驗是以基材經離子氮化及被覆TiN 硬膜
之複合處理。
63CRM 刀片試樣的加工過程是熱鍛、衝壓成鍛胚後,粗胚為求外觀及
達到安全使用標準,加以震動研磨處理,粗胚件經軟化退火處理以便鉆孔
加工,為了使刀片具有強韌性而施以調質處理(淬火+高溫回火),使刀片基
材硬度成為40~45 HRC,然後再施以高週波刃口表面硬化,最後研磨切刀
背及水刀面,刃口處切齒,組裝。製程如圖3-3。本實驗刀片基材是選用調
質處理完成的狀態,以確保在一定硬度的前提下,具有較高的塑性和韌性。
探討離子氮化後再被覆硬膜的複合處理方式來提高刀具的性能與壽命之可
行性。
本研究所採用刀片的處理狀況其編號表示於表3-3。
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(a) (b)
圖3-2. SK5 (a)刀片基材(b)組裝完成之剪刀
(a) (b)
圖3-3. 63CRM (a)刀片基材(b)組裝完成之剪刀
圖3-4. 組裝完成的各式鐵皮剪刀
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表3-1 SK5 刀片之化學組成(重量百分比wt.%)。
元素 C Si Mn P(max) S(max) Fe
wt% 0.8-0.93 0.2-0.35 0.6-0.9 0.04 0.04 Balance
表3-2 63CRM 刀片之化學組成(重量百分比wt.%)。
元素 C Si Mn Cr Mo P、S Fe
wt% 0.6-0.65 0.2-0.35 0.7-0.9 0.15-0.3 0.25-0.35 0.04 Balance
表3-3 本研究所採用的刀片編號表
試片編號 刀片進行之處理步驟簡述
Blank 刀片基材經調質處理(淬火回火)
IH 高週波表面硬化
IH + Cr 高週波表面硬化 + 鍍硬鉻
PN300 300℃離子氮化
PN350 350℃離子氮化
PN400 400℃離子氮化
Blank + TiN 基材 + TiN被覆
PN300 + TiN 300℃離子氮化 + TiN被覆
PN300 + TiN 350℃離子氮化 + TiN被覆
PN300 + TiN 400℃離子氮化 + TiN被覆
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圖3-5. SK5 剪切刀具一般的製作流程
圖3-6. 63CRM 剪切刀具一般的製作流程
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本實驗基材所使用的刀片,試片先以脫脂劑進行鹼洗去除表面油質
後,洗淨烘乾再以弱鹽酸進行酸洗,清洗烘乾後置入氮化爐內,預備進行
離子氮化處理。
3-3 離子氮化
本實驗使用離子氮化法來進行試片的預氮化表面改質處理,實驗設備
與一般鋼材之離子氮化系統大致相同。探討氮化的壓力、溫度、時間與氮
氣的流量對SK5 及63CRM 刀片的影響。
氮化設備為本實驗室自行組裝之系統如圖3-7 所示,可分為四大部份
分述如下:
A. 電漿電源供應系統:分別使用直流與脈衝電源供應器,最大輸出功率
分別為2000 V、1.5 A 及5000 W。
B. 真空系統:採用迴轉式真空幫浦抽氣,配合派藍尼式真空計的使用以
控制真空度。
C. 供氣系統:離子氮化過程中通入的氣氛為氮氣、氫氣與甲烷,氣體由
高壓鋼瓶出來後(出口壓力控制在2 Kg/cm2),先通過質量流量控制
器,最後分三路進入真空艙中。
D. 溫度控制系統:由於電漿的特性與高溫的效應,使得離子氮化製程利
用熱偶溫度計作為溫控裝置時,需要較繁雜的配備設計,因而採紅外
線溫度計(Pyrometer)(DAIDO Star Thermo DS-06CF),調整emissivity
為0.8,以人工的方式透過真空艙前方的石英玻璃(Quartz)視窗,進
行溫度的監視,溫度變化由電漿電源供應器的輸出功率決定之。
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圖3-7. 本研究所採用之離子氮化爐。
離子氮化進行的步驟略述如下:
A. 將研磨並拋光完成的剪切刀片試片放入丙酮中,置於超音波清洗機
上,進行 3~5分鐘的清洗,以除去試片表面的污物與油漬。
B. 將試片放到圖3-7所示之試片座上,關上真空艙門,抽真空至幫浦的
背壓。
C. 通入氣體,調整氮氣、氫氣與甲烷的流量至設定值,並且使壓力計指
針位在1 atm。
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D. 調整Bellow Valve的大小,控制幫浦的排氣量,使真空艙中的總壓力
保持在2.0 Torr。
E. 開直流脈衝電源供應器開關,慢慢升高電壓使艙內產生電漿,並控制
在所需的氮化溫度上。
F. 氮化處理完了後,緩慢調降電壓值並關閉氮氣。
G. 持續通入氫氣,使試片在氫氣保護下爐冷至室溫。
H. 關閉氫氣及真空幫浦,取出試片。
3-3-1 刀片的離子氮化處理
(1)探討氮流量的效應
在固定氮化溫度、壓力下,調整氮氣、氫氣的流量10%、20%、30%、
50%、70%,將SK5 及63CRM 鋼材予以預氮化分別形成不同的氮化組織,
表3-4 為不同氮氫流量下之氮化參數。離子氮化時,固定總壓力為10 Torr,
氮化時間4 小時及氣體總流量40 sccm,改變輸入功率,藉此將溫度控制
在400℃。
(2)探討氮化時間的效應
將氮氣流量比例固定在70%,只改變氮化時間,隨著氮化時間由4 小
時、8 小時、12 小時、16 小時、20 小時的遞增,溫度控制在400℃探討其
氮化效率。表3-5 為不同離子氮化時間之實驗參數。
(3)探討氮化溫度的效應
更進一步,將氮氣流量比例固定在70%,氮化時間20 小時,只改變
氮化溫度,隨著氮化溫度由300 ℃、350℃、400℃遞增(並以PN300、PN350、
PN400 表示),探討其氮化速度。表3-6 為不同離子氮化溫度之實驗參數 ,
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爾後,進行TiN 硬膜被覆。
表3-4. SK5 不同氮流量之離子氮化實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(%)
總壓力
(Torr)
基材溫度
(℃)
氮化時間
(h)
28 12 70 10 400 4
20 20 50 10 400 4
12 28 30 10 400 4
8 32 20 10 400 4
4 36 10 10 400 4
表3-5. SK5 不同離子氮化時間之實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(%)
總壓力
(Torr)
基材溫度
(℃)
氮化時間(h)
28 12 70 10 400 4、8、12、16、20
表3-6. SK5 不同離子氮化溫度之實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(%)
總壓力
(Torr)
氮化溫度(℃)
氮化時間
(h)
28 12 70 10 300、350、400 20
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從SK5 所建立之經驗直接平移至63CRM,直接評估氮化溫度之影
響,表3-7 為氮化之參數。離子氮化時,固定總壓力為10 Torr,氮化時
間為20 h 及氣體總流量40 sccm,並改變輸入功率,藉此將氮化溫度控制
在300℃、350℃、400℃
表3-7. 63CRM 不同離子氮化溫度之實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(%)
總壓力
(Torr)
氮化溫度(℃)
氮化時間
(h)
28 12 70 10 300、350、400 20
3-4 TiN 硬膜被覆
氮化完成後,首先裝填工件到圖3-8所示之陰極電弧放電被覆設備
中,圖3-8為本研究陰極電弧放電被覆設備實景,進行離子轟擊,藉此可
清除試片表面污染和氧化層及藉動能轉換將基材加熱至被覆溫度,隨後進
行硬膜TiN之披覆。硬膜被覆時,藉著調整基材偏壓控制離子轟擊的程度,
使之獲得硬膜被覆之基材溫度。
TiN硬膜被覆步驟可分為被覆前輝光離子轟擊、靶離子轟擊與硬膜TiN
被覆三步驟,分述如下各小節:
3-4-1 被覆前輝光離子轟擊
1. 將試片放入陰極電弧放電被覆設備內,抽真空至2×10-4 Torr後,通入55
sccm之氬氣,並將總壓力控制在1.5×10-2 Torr。
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2. 開啟基材偏壓之電源供應器,調高電壓產生Ar離子進行表面離子轟擊,
隨後調整基材偏壓使離子轟擊基材溫度固定在300℃,如表3-8所示,轟
擊5分鐘後關閉電源。
3-4-2 靶離子轟擊
實驗參數如表3-9調整基材偏壓至400 V並啟動陰極電弧,同時間可以
吸引來自Ti靶的Ti離子,藉以轟擊加熱基材。此一步驟中,基材溫度係由基
材偏壓值決定,基材溫度固定在300℃。待靶離子轟擊40 s後,隨即進入被
覆TiN硬膜。
表3-8. 輝光離子轟擊之實驗參數。
Ar 流量
(sccm)
基材偏壓值
(-V)
總壓力
(Torr)
基材溫度
(℃)
轟擊時間
(min)
55 500 1.5×10-2 300 5
表3-9. 靶離子轟擊之實驗參數。
總壓力
(Torr)
靶電壓
(-V)
靶電流
(A)
基材偏壓值
(-V)
基材溫度
(℃)
轟擊時間
(s)
6×10-3 22 70 400 300 40
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圖3-8. 陰極電弧放電離子被覆設備示意圖
圖3-9. 本研究室陰極電弧放電離子被覆設備實景
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3-4-3 被覆TiN 硬膜
1. 採用表3-10所示之被覆參數通入氮氣進行被覆,基材溫度固定在300℃。
2. 施鍍完成之試片依圖3-1所示進行分析與測試。
表3-10. 硬膜被覆使用之參數。
N2流量
(sccm)
總壓力
(Torr)
靶電壓
(V)
靶電流
(A)
基材偏壓
(-V)
基材溫度
(℃)
被覆時間
(s)
90 4.5×10-3 25 70 -100 300 1180
3-5 測試與分析
關於表層性質的探討從表層組織結構鑑定和機械性質量測兩方面進行
探討,茲分述如下:
3-5-1 氮化層與TiN 硬膜層之表層組織結構鑑定
為便於觀察氮化層與TiN 硬膜層的橫截面,實驗所得之試片,先以鑽
石切割機取適當大小尺寸後,以標準金相製備程序,經鑲埋、研磨、拋光
後,使用3﹪Nital 作為腐蝕液進行腐蝕。適當腐蝕後的氮化層橫截面使用
OLYMPUS BH2-UMA 型光學顯微鏡及SEM 檢視氮化層與TiN 硬膜層的微
觀形態與其厚度。
另外再以SEM 附屬之EDS,進行刮痕試片之表層之Fe、Ti、 N、及
C 等元素分佈分析。
晶體結構鑑定是以SHIMADZU XD-D1 型X光繞射儀對試片表面進行
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繞射分析,掃瞄角度從2θ=30 度至2θ=80 度,並比較不同施工條件及未
進行任何處理的試片(Blank),確認表面是否獲得正確之相組成。
3-5-2 機械性質量測
機械性質量測分為硬度量測及鍍膜附著性量測茲分述如下:
(1)硬度量測
以微小硬度計(Hv Microhardness Tester)量測氮化層與TiN 硬膜層的
表面硬度(荷重50、100 及200 g)與截面硬度(荷重200 g),以評估製程參
數對表面硬度與硬化深度(Case-Depth)的影響。
(2)鍍膜附著性量測
以QUAD 型刮痕試驗機(Scratch tester)量取鍍膜附著性,由鍍膜起始
破裂的最小荷重(臨界荷重:Lc)決定出鍍膜的附著力,刮針荷重最大
值設定為3.0 Kg,移動速率為0.015 cm/s,終止載荷100 N。圖3-10 為其
示意圖,並輔以SEM 或OM 觀察刮痕軌跡,據此定量鍍膜附著強度。
刮痕方向
L:外加荷重
Lc:臨界荷重
L<Lc
L>Lc
薄膜
基材
F
圖3-10. 刮痕試驗示意圖
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(3)剪刀剪切特性測試
SK5 刀片經複合處理後,直接將刀片組裝成剪刀,刃口未再加以研磨,
刀片一片有鋸齒狀;另一片是平面形。如圖3-11 示。剪切材料選用最難剪
切之光纜線,其中心柱是硬度很高之石英光纖,外表有塑膠材料保護,外
層是Kevlar,這層是最難剪斷的一層,最外表用塑膠材料保護。剪切材料
是使用國內華新麗華公司所生產之光纜線(Walsin Lihwa Optical Fiber
Cable),型號為SM332,線徑為3.0mm。剪切方式是採用定點手動剪切,
每次剪斷長度約3mm,連續剪切100 刀後分析其刃口磨損狀態,及是否還
能剪切,若無法剪斷光纜線,則停止剪切試驗,觀測記錄其刃口形態,以
評比其剪切壽命。若能剪斷光纜線,則繼續再剪300 刀及600 刀,以綜合
評比其剪切性能。以此測試複合處理能否應用在光纜線剪切刀具上。
圖3-11. 刀片所組裝之鋸齒快力剪外觀圖
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63CRM 刀片經複合處理後,直接將刀片組裝成剪刀,其刃口形態如圖
3-12。實際剪切情形,如圖3-13 示。剪刀剪力試驗機圖3-14 示。測試剪
切材料採用熱軋鍍鋅鋼板,板厚1.2mm。其測試流程及方法是將本研究刀
具組裝完成後在施力測試機台中並以夾具夾緊,先空載測試調整剪切長度
(92mm)後再將鋼板放置平台上如圖所示位置,起初施加荷重(380 N max)於
刀具上進行剪切測試,先全長剪切3 刀,並記錄最大施力負載p1;然後在
剪力試驗機上連續剪切100 刀、300 刀、600 刀,不必記錄;將剪切100 刀、
300 刀、600 刀後再回到剪力試驗機上剪切3 刀,並記錄最大施力負載P2,
試驗要求剪切衰減值不得超過10%( P2-P1)。因此剪力試驗機的功能主要
是測試剪力在經過剪切多少刀後之施力負載表現。以剪切後刃口的磨損形
態及其剪力負載表現,來綜合評估其剪切性能。以此測試複合處理在鐵皮
剪刀具的剪切性能。
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圖3-12. 63CRM 剪刀的刃口形態
圖3-13. 實際剪刀剪切情形
剪切鋼板
鐵皮剪實際剪切情況
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圖3-14. 剪刀剪力試驗機

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第二章 文獻回顧
2-1 表面工程的特點
表面工程是通過表面被覆、表面改質或多種表面工程技術複合處理,
改變固體金屬與非金屬表面的形態、化學成分、組織結構和應力狀態等,
以獲得所需表面性能的系統工程。其含義很廣,它概括了表面處理、表面
加工、表面鍍層、表面改質以及薄膜技術等內容。其最大的優勢是能夠以
多種方法製備出優於基材性能的表面功能薄膜,賦予零件耐高溫、防腐蝕、
耐磨損、抗疲勞、防輻射等性能。這層表面材料與製作零件的整體材料相
比;厚度薄,體積小,但卻承擔著工件表面的主要功能。
二十一世紀機械製造業的進一步發展很可能主要受制於表面工程技術
的發展。為了獲得高生產率,高效率和低能源消耗,要求機械在更嚴苛的
條件下工作,就需要機械構件表面具有多種綜合性能。為此必須進一步挖
掘複合表面工程的應用潛力,以滿足高性能表面的新要求。在表面工程的
領域,關於不同底材上鍍層和處理技術的優化和標準化、多層膜的摩擦接
觸力學求解、殘留應力的控制與優化、多層膜的設計與技術指南、鍍層化
學效應和機制、高溫自潤鍍層、鈦和鋁等輕合金的預強化與複合表面工程
技術、陶瓷材料表面工程技術、奈米尺度多層膜及複合膜技術等方面的研
究必將進一步深入和完善,以滿足不同領域對構件表面性能越來越苛刻的
要求。
當前的表面工程發展非常迅速。多種表面工程技術的複合,能夠形成
新的鍍層體系,並建立表面工程新領域。單一表面處理技術往往有一定的
侷限性,而無法滿足嚴苛工作要求,於是出現了結合兩種或兩種以上之表
面處理技術,被稱做複合表面技術或複合處理,透過這一種技術整合,希
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys(91 學年度)
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望獲得 "1+1>2" 的突出效果。目前,複合表面處理技術的研究和應用已
取得重大進展,世界各國正積極的研究發展新型特殊的複合表面處理技
術,以達到最佳的優化效果。
2-1-1 複合處理技術的發展
複合處理的特點就是採用2 種或2 種以上表面處理技術以獲得任何單
一技術不能達到的具有良好綜合性能的複合表面。例如普通鋼直接被覆氮
化鈦有腐蝕方面的問題,預先被覆一道無電鍍鎳做為中間層,就可以大幅
提高工件的耐蝕性。這些經多次的表面處理就是廣義的複合處理。最狹意
的也最代表性的複合處理則是工具鋼先進行離子氮化(Ion nitriding)之後再
進行硬膜被覆。這兩道製程有較高的相容性(Compatibility),同樣高度依賴
真空設備和電漿輔助 (Plasma assistance),因此讓製程簡化不少。也成為研
究人員或設備製造廠家嘗試複合處理的試金石。
複合處理這個名詞大約從1990 年開始出現在表面處理的領域,但早在
1980 年代初期,William 等人【3】在鋼材上濺射沉積TiC 時就發現,在沉
積最初幾分鐘引入少量的氮氣,可以提高鍍膜與基材結合強度,於是複合
處理這個概念便開始盟芽。在1990 年代初,Korhonen 和Sirvio【4】首先
在一個離子被覆系統(Ion plating system)中完成離子氮化的可行性研究。並
在後繼研究中將離子氮化和離子被覆結合在一起來進行複合處理,從而改
善工具表面抗疲勞性及抗磨性,結果在模具鋼上獲得了具有優良結合強度
的TiN 薄膜【5,6】。之後的十年(1983-1993)之間是複合處理的成核期。主要
研究議題在於找尋頂層和底層的相容性問題之所在。直到1993 年
Dingremont 等人揭開這道謎題之後【7】,複合處理技術的專用設備開發與
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應用領域的拓展開始快步如飛,研究至今,已經有不少實用化的設備和處
理技術先後被開發出來,如兩階段複合處理與單一階段 (Single stage) 複合
處理 (或又稱作連續式複合處理,Continuous duplex treatment) 設備已經上
市,運用於冷、熱間模具、切削刀具的複合處理技術已臻成熟階段。將氮
化及硬膜被覆結合,基本上,幾種熟悉的電漿輔助硬膜製程皆有人嘗試,
包括電漿輔助物理氣相沉積法PAPVD 和電漿輔助化學氣相沉積法PACVD
也都有成功的應用。
2-1-2 複合處理的分類及應用
由於複合處理是整合兩種或以上之現有製程,以獲得單一處理所不能
達到之綜合性能複合表面,按照兩種不同處理間的相互作用及對表面層性
能的貢獻,可以進一步的將複合處理分為兩類:第一類為兩種不同技術互
相補充缺點及不足之處,其最後之性能為兩種處理所共同作用之結果。第
二類為一技術有補充及增強另一技術之效應,前者為預處理或前處理,而
最後表面層之性質取決於後者之表面處理技術。採用複合處理的主要目的
在於能透過對基材進行強化處理,以提高對鍍膜的承載能力,從而防止在
負荷下基材產生塑性變形而導致鍍膜脫落失去其作用。或在複合處理後,
獲得更高性能的複合改質層以增進工件運用價值。
Kessler 等人【8】提出一個陣列以便容納諸多的複合處理技術。首先依
據德國DIN 8580 工業規範中對單一製程的定義如表2-1。接著又提出一個
A+B 的概念,如表2-2 所示。將表2-2 的觀念套入DIN 8580 規範的各種製
程,產生表2-3 所示之5× 5 陣列。如是表2-3 中製程A 的欄位和製程B 的列
位可以是表1 中的主製程、次製程或實例製程。例如表2-3 製程A 中的欄
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表2-1.依據德國DIN 8581 工業規範中對單一製程的定義【8】。
主製程(Main section) 次製程(Subsection) 實例(Processes)
1
一次成型
(Primary shaping)
多種,無法依一列舉
(Several)
鑄造(Casting)
2 加工(Forming) 多種,無法依一列舉 擠製(Drawing)
3 切削(Cutting) 多種,無法依一列舉 研磨(Grinding)
4 接合(Joining) 多種,無法依一列舉 銲接(Welding)
5.1 氣相沉積法
(From the gas phase)
CVD、PVD、
PACVD
5.2 液相沉積法
(From the liquid phase)
高溫熔射
5.3 溶液離子法
(From the ionized phase)
電鍍或化學鍍
5
表面被覆
(Coating)
5.4 固相反應技術
(From the solid phase)
6.1 粒向調整
(Rearranging particles)
熱處理、淬火硬化、
表面硬化
6.2 粒子移除
(Removing particles)
6 機械處理(珠擊、噴砂)
材料改質
(Changing
properties)
6.3 粒子導入
(Introducing particles)
熱化學處理如滲碳、
氮化、硼化、離子佈植
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位除了「表面被覆」之外,其餘全是實例製程。Kessler 並且將現階段的複
合處理技術發展情形用┼或○填入各種排列組合之陣列中,因此表2-3 會受
時間影響而使┼或○號有所變動。
依此類推,再將製程A 的欄位和製程B 中的列位填入若干表2-1 所列
的實例製程可得幾種目前較受注意的複合處理技術,分別說明如下:
1. 熱化學處理 + 表面被覆:再將這兩類實例製程進行排列組合,如表2-4
所示。表中氮化(PN)結合PVD 是發展最成熟的複合處理技術,也已
成功用於許多場合,因此該欄位出現┼┼┼。此外低壓滲碳結合CVD
技術也皆有實用化的報導,故得┼┼。至於氮化結合PAPVD 技術則因
PAPVD 僅是PVD 的一部份,故得┼┼。
2. 表面被覆 + 熱處理:這兩類製程進行排列組合,如表2-5 所示。表中
CVD 結合全硬化(淬火回火)早已商業化,優點是價格低廉,缺點是工件
變形量大,但是硬化的基材使得CVD 鍍膜有良好的支撐,故得┼┼┼。
另外CVD TiN 加上感應硬化也是一個不錯的選擇故得┼┼。表面被覆層
再經適當的熱處理,使鍍層金屬原子向基材擴散,不僅增強鍍層與基材
的結合度,同時也能改變表面鍍層本身的成份,防止鍍層剝落並獲得較
高的強韌性,可提高表面耐磨、耐蝕能力。例如:在鋼基材上表面電鍍
20μm 的Cu-Sn 合金,然後在氮氣保護下進行熱擴散處理。鋼鐵表面覆
蓋了一層高耐磨性和高抗咬合能力的青銅鍍層。另外如渦輪機葉片是採
用白金電鍍再施予擴散退火處理,使白金層和鎳基超合金之間形成抗氧
化性極佳的PtNi 介金屬層,作為介層(Bond coat)之用。鋁合金表面鍍
20μm~30μm 厚的In 和Cu,或先後鍍鋅、銅和銦,然後加熱至150℃進
行熱擴散處理,該表層具有良好的耐磨性和高抗咬合性【9】。利用各種
處理技術先在工件表面上形成所要求的含有合金元素的各種鍍層,然後
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表2-2. Kessler 等人提出的陣列概念【8】。
單一製程B
製程B1 製程B2
製程A1 複合處理A1+B1 複合處理A1+B2
單一製程A
製程A2 複合處理A2+B1 複合處理A2+B2
表2-3. 依德國DIN 8580 工業規範的單一製程排列組合的複合處理可能應
用【8】。
製程B 材料改質
製程A 粒向調整 粒子導入
熱處理 機械處理熱化學處理離子佈植
表面被覆
熱處理 ○ ┼ ┼ ○ ┼
機械處理 ○ ○ ┼ ○ ┼
熱化學處理 ┼┼ ┼ ┼┼ ┼ ┼┼┼
離子佈植 ○ ○ ┼ ○ ○
表面被覆 ┼┼┼ ┼ ┼┼ ┼ ┼
┼的數量代表應用可能性的高低程度,○代表有待驗證。
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表2-4. 熱化學處理 + 表面被覆的複合處理【8】。
製程B
製程A
化學氣相沉積
(CVD)
物理氣相沉積
(PVD)
電漿化學氣相
沉積(PAPVD)
高溫熔射
電鍍或
化學鍍
滲碳 ┼┼ ○ ○ ○ ○
氮化 ┼ ┼┼┼ ┼┼ ○ ○
硼化 ○ ○ ○ ○ ○
┼的數量代表應用可能性的高低程度,○代表有待驗證。
表2-5. 表面被覆 + 熱處理的複合處理【8】。
製程B
製程A
全硬化
表面硬化
退火或高溫對偶擴散
CVD ┼┼┼ ┼┼ ○
PVD ┼ ┼ ○
PAPVD ┼ ┼ ○
高溫熔射 ○ ○ ┼
電鍍或化學鍍 ○ ○ ┼
┼的數量代表應用可能性的高低程度,○代表有待驗證。
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用雷射、電子束、電弧或其它加熱方法使其快速熔化,形成一個符合要
求的表面改質層,這也算是複合處理概念的延伸。
3. 熱化學處理 + 熱處理:此種複合強化處理在工業上的應用實例較多,
如:滲碳氮化與高週波感應加熱表面淬火的複合強化;滲碳與高週波感
應加熱表面硬化;氧化處理與氮化複合處理;雷射與氮化複合處理;析
出硬化型鋁合金 AlMgSi0.5(AA6060)。鋁合金氮化層擴散係數極低,將
氮化溫度提高有助於氮化速率,卻使析出物肥大失去強度,故可先進行
離子氮化再進行固溶及時效處理。德國很早就將Ni-SiC 複合鍍層用於鋁
質汽缸的製造。目前實際上難以對鋁合金進行離子氮化處理。須儘快開
發射頻氮化、離子植入和離子輔助氮化等預強化技術的研究,以早日開
發實用的鋁合金複合表面技術。
4. 鈦合金熱化學處理 + 多層膜CVD (MT-CVD):如果直接使用氯化物施
鍍TiN 或TiCN 鍍膜在鈦金屬表面是不可能辦到的,因為鈦活性太大無
法讓四氯化鈦析出,故先對鈦或鈦合金(TiAl6V4)進行氮化再被覆TiN
或TiCN 成為可行之道。
對於鈦合金最早提出的方案如的EBA (Electron beam surface
alloying),對於表面承載能力的提升有限,僅能用於中度承載的範圍內,當
DLC/TiC/TiCN/TiN/Ti/OD 被開發之後,其承載能力大大提升到前所未有的
階段,如圖2-1 所示。近年來,Bell 等人【10】對鈦合金表面工程摩擦系
統研究,取得了顯著成績,開發成功的OD(Oxygen diffusion treatment)將金
屬鈦表面硬度提高到大於700 Hv0.05 以上深達80 μm。繼而TiC/TiCN/TiN/Ti
漸進式介層提供應力和硬度緩衝,最表層的DLC 則發揮極低的摩擦係數和
提供優異的滑動磨耗抵抗性。歸納上述,從單層熱化學處理加硬膜被覆之
類型的複合處理就能將鈦金屬材料推廣到如此廣大的應用範圍,足見複合
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處理偌大的潛在市場。
100
80
60
40
20
0
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Maximum Hertzian contact pressure (MPa)
Sliding-rolling ratio (%)
Untreated
EB-Alloy
Duplex treatment
EB-Alloy/PN
Towards
Duplex treatment
OD/DLC
PVD-TiN
Plasma
nitriding
CAMS
GEARS
BEARINGS
圖2-1. 利用複合處理技術可將鈦合金表面承載力提升到前所未有的狀況
【10】。
從技術上說,二種或多種表面技術的結合是沒有限制的,但實際上複
合表面工程不是每種表面技術的簡單混合,由於複合處理的結果組成了一
個典型的多層複合體系,複合體系的最終性能主要取決於二種不同處理技
術的綜合效應,其中二種處理間的協同效應對改善複合體系的性能有利,
因此,選擇複合處理技術時,必須仔細考慮不同處理技術在冶金學、力學、
物理和化學等方面的相互作用,嚴防第二種處理技術損害第一種處理技術
所達成的優良性質,正因為如此,目前僅有為數不多的複合處理技術顯示
出優異的性能和潛在的應用前景,而複合表面工程技術本身仍處在剛開始
起步之階段,甚至處理之選擇搭配階段,在許多方面還缺乏的理論和規範
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及其後如何在工業需求與成本考量之間取得平衡就有待時間驗證了。
在鍍層與基材體系中,採用複合表面工程技術於工具的目的在於:強
化基材表面以提高基材對鍍層(薄膜)的支撐能力,從而使鍍層固有的潛力得
以發揮,但鍍層本身的性能並未改善,因此如何改善鍍層本身的性能,以
進一步提高複合處理表面力學和磨耗性能就成為人們面臨的新課題。而促
進了二元鍍層、多層和超晶格鍍層的研究。多層鍍膜能滿足多種性能要求,
這是因為其具有以下優點:
1. 可獲得各個不同材料單層特性的綜合性能。
2. 與基材更牢固地附著。
3. 多層鍍層中多個平行於基材表面的界面有效地抑制裂紋的產生和擴展,
從而提高鍍層的硬度和韌性,並獲得適當的硬度/韌性比和殘留應力。
4. 可獲得高緻密度的厚鍍層(>10μm),滿足切削刀具、磨粒磨損和沖蝕磨
損等的使用要求。
5. 多層膜具有“應力阻擋”作用,可降低表面與次表面的最大應力,從而
具有較高的承載能力。
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2-2 複合處理在切削及剪切刀具之可能應用
2-2-1 刀具的發展與鍍膜技術
機械加工的發展趨勢總是高效率、高精度、高柔性和強化環境意識。
在機械加工領域,切削(車、絞、鋸、銑、鉋、磨、鑽、螺絲攻及沖壓等)
加工是應用最廣泛的加工方法。刀具材料的進步極大地推動著切削加工技
術的發展。從碳工具鋼、高速鋼刀具、硬質合金刀具、陶瓷刀具到鑽石和
氮化硼刀具,刀具材料的每一次革新幾乎都給切削加工業帶來一次革命。
由於材料的性能不斷提高,輕質強韌性材料的使用不斷增加,也使加工難
度日益增大,隨著工具機製造業的發展,使機械加工能力獲得極大的提升,
並不斷向高速、高效率加工發展,進而對刀具提出更高的要求,在這些因
素的影響下,切削刀具也在高速發展,其中硬質合金鍍層材料在刀具的發
展中一直處於主導地位,在今後的發展中仍具有相當大的潛力。硬質合金
鍍層材料已發展幾十種,在鍍層的化學穩定性、熱硬性及與基材的附著性
方面已取得了新的突破。新型硬質合金、金屬陶瓷與陶瓷材料製作的刀具
問世;鑽石、氮化硼(CBN)或氮化碳(C3N4)等超硬刀具材料的高速發展為廣
泛採用新型硬韌材料和新型加工技術,提供了廣闊的應用前景。
近年來,為了提高鍍層與基材的附著強度,發展了多層鍍層技術。由
於刀具鍍層與基材的膨脹係數不同,切削中可能導致鍍層剝落,因此多層
鍍層的特點是可防止表面的顯微裂紋的延伸,提高鍍層附著度,延長刀具
壽命。
眾所周知,刀具表面鍍膜對提高刀具壽命是非常有效的。鍍膜不僅提
高刀具的表面硬度、增強其耐磨性,而且還可以減少刀具表面摩擦係數、
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增加潤滑能力、提高產品品質及生產效率。影響刀具鍍膜的因素很多,能
有效的控制這些參數,就能獲得滿意的鍍層。
刀具耐磨技術發展很快,目前80%以上都是採鍍膜保護刀具。廣泛應
用的是在硬質合金和高速鋼基材上被覆不同的氮化物、氧化物和硼化物
等,其中氧化鋁(Al2O3)、碳氮化鈦(TiCN)、氮化鋁鈦(TiAlN)和碳氮化鋁鈦
(TiAlCN)等,有優異的高溫性能。從單鍍層發展到多鍍層,鍍層技術有CVD
法和PVD 法【11】。PVD 主要用於高速鋼刀具,CVD 和PVD 法均可用於
硬質合金刀具鍍層。PVD 的硬質合金刀具有較好抗破損性能,適於斷續切
削,但耐磨性不如CVD 法的硬質合金刀具。鍍膜刀具隨鍍層物質不同,其
性能也有差別, 鍍層硬質合金刀具具有高的硬度和耐磨耗性
(2100~4200HV)、高的耐熱性(1000~1200℃)、高的抗黏著性能,高的化學穩
定性和摩擦係數低的優良性質等。影響刀具鍍膜品質的因素很多【12】,主
要有:
1. 基材溫度:以電弧離子鍍為例在基材沉積薄膜之際,鍍膜也同時滲透到
基材層,在一定時間內,溫度升高滲透層也隨之增加。基材溫度升高,
鍍層硬度是呈上升趨勢。提高基材溫度可使氣體脫附,揮發物易清除,
增強擴散和增高激活能,加速化學反應等。例如高速鋼刀具在300~550
℃回火溫度範圍內,回火溫度越高,鍍膜品質越好,刀具的使用壽命也
就越長。
2. 鍍膜層組成:鍍膜層組成結構與刀具壽命以及被加工材料的關係很大。
例如CVD 鑽石薄膜或類鑽石薄膜是一種超硬的多功能材料,具有高硬
度、高導熱率、低摩擦系數、低膨脹系數、高化學穩定性等優點,用於
切削鋁材是極佳的選擇,但如果使用於切削鋼材,由於碳對鐵的親合力
作用特別是在高溫下鑽石能與鐵發生化學反應因此它不宜切削鐵及其合
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金工件。
3. 鍍膜層厚度:刀具的類別不同,所需的膜厚也不同。例如對連續切削的
刀具如ASP30 車刀,隨膜厚的增厚耐磨性提高;不連續的切削的刀具如
42CrMo4V 滾刀,隨膜厚的增厚耐磨性提高,但當增厚到一定時,膜層增
厚耐磨性反而下降【12】。但膜厚使成本增加。因此有效地控制這些參數
就能獲得滿意的鍍膜層。CVD 鑽石鍍層刀具通常採用韌性好、強度高的
硬質合金刀片作基材,鍍層厚度一般在20μm 以下。
4.鍍層的附著性:在鍍膜附著性方面,為了更好地提高鑽石薄膜與硬質合
金刀片之間的結合強度,值得進一步研究的刀片表面預處理新方法有
【13】:硬質合金刀片表面化學酸蝕脫鈷後化學鍍Ni-P 中介層、奈米碳化
鎢中介層、奈米鑽石中介層和強還原性熱離子蝕刻備製中介層。
目前,各國的較具規模刀具公司及相關的研究機構幾乎都在進行各種
新型刀具材料的研發。發展的趨勢如下:
(1) 開發高性能的刀具材料。
(2) 開發精密和超精密加工刀具。
(3) 開發多功能刀具。
(4) 開發適應性超強的柔性化刀具。
(5) 開發高硬刀材的複雜刀具和高速切削刀具。
(6) 開發環保型刀具。
(7) 開發高剛性連接系統、模組化工具系統以及刀具監控與診斷系統。
一般工具鋼的研發大多著重在切削刀具或冷、熱間模具鋼為主流。但
近年來硬膜被覆技術的快速發展及工具鋼的經濟觀點,則使工具鋼表面被
覆硬膜成為另一種選擇。隨著金屬工業的蓬勃發展,各種不同的金屬板材、
線材被大量的運用於各種行業中。因此高性能的剪切刀具因應而生。但迄
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今對剪切刀具的研究也極少,對剪切特性的研究也非常有限。本研究著重
在一般廉價的碳鋼與低合金鋼刀片當基材,因此種材料有回火軟化的問題
存在,如何應用複合處理的表面改質技術,採用低溫(300℃~400℃)離子氮
化和陰極電弧離子被覆陶磁硬膜的處理方式,以達到優良的剪切特性為目
標而進行研究。但首先要對剪切刀具的特性要有所了解,茲分述如下:
2-2-2 金屬剪切刀具
金屬剪切主要是指利用手動、電動、氣動、油壓或沖壓設備和相應的
工(模)具對金屬板材、棒(線)材等鋼材進行分離加工的一種生產技術。其應
用十分廣泛。溫彤等人【14】研究金屬在剪切過程中變形規律,在理論和
實踐上都有重大意義。從理論上來講,切斷金屬的剪切過程可分為剛性工
具的彈性壓入、工件的塑性變形、工件的微裂痕產生、裂紋擴展合併直到
最終失穩斷裂等幾個階段。研究剪切過程的變形規律在理論上十分複雜
的。它涉及彈性力學、塑性力學、金屬物理和破損與斷裂、計算方法等多
理論的內容,且是材料、幾何以及邊界條件多重非線性問題。在實際上,
設計和使用剪切機構均需要對剪切過程的施力能有明確的認識;剪切過程
兩刀片間的點接觸上,壓強很高,當壓強超過材料的降伏強度時,發生塑
性變形。接觸點貼緊,滑動時產生剪切,剪切材料會使剪切刀片磨損,刀
面被劃傷;刃口受接觸疲勞或小能量沖擊崩刃;上下刀片間刃面發生黏著
磨損,若刃口硬度高則降伏強度和剪切強度也高,可減輕剪切粘著磨損。
刃口品質的好壞,對整體的品質影響很大,而刃口形狀和尺寸精度受剪切
過程許多因素影響。因此,研究金屬剪切過程的機理與力學規律除了具有
理論價值外,在實踐上對正確設計和使用設備,合理制定剪切刀具規範,
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提高剪切效率和品質,降低生產成本仍至環保等各方面均有重要意義。
2-3 複合處理在剪切刀具的優勢
本研究就以金屬加工業常用之鐵皮剪刀及光纜線剪刀為對象,以此再
延伸至其它刀具。試圖突迫傳統採用高週波表面硬化的熱處理方法,利用
複合處理的方式來強化剪切刀具。首先採用工業上應用最廣、最成熟的離
子氮化處理,此處理可以透過調整作業參數(電壓、電流、爐內氣壓、溫
度、時間、和氣體組成等),可獲得純擴散層、單相(γ´或ε相)化合物層
等,可進行低溫離子氮化。其關鍵技術是如何根據其特點,結合實驗數據,
選取合理的作業參數,獲得所需的最佳氮化層,以充分提高離子氮化效能
與成本之比。刀具離子氮化後再被覆陶瓷硬膜TiN。一般刀具刃口採用高週
波表面硬化後再施以低溫回火處理使刃口硬度達到62 HRC 左右(約800
Hv )。假若被覆陶瓷硬膜TiN 的話,硬度則高達2000 Hv 。顯然,陶瓷硬
膜有機會應用在剪切刀具上,提高其剪切性能。試行施鍍TiN 於刃口上,
初步結果顯示;TiN 可以成功的施鍍於刃口上,該層TiN 與基材之間有高
度的附著性。然因為施鍍溫度450℃高於刃口的回火溫度,會使刀刃的硬度
下降。換言之,雖然TiN 的硬度極高,若基材硬度太軟。則在進行剪切之
際,基材將無法提供足夠的承載力(Load-carrying capacity),致使鍍膜崩潰。
故擬採用複合處理的方式來改善此一缺點。亦即刀片經淬火回火調質處理
後,直接進行離子氮化處理後再進行TiN 被覆。利用離子氮化層作為中介
層,成為基材與高硬度TiN 之間的界面橋樑。如此一來TiN 硬膜即可發揮
其本質的高硬度,達到剪切的效果。本研究所用之高碳鉻鉬低合金合金
(63CRM)及高碳工具鋼(SK5),皆屬於低溫回火材料,以確保其刃口硬度,
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若處理溫度較高時,同樣都會發生回火軟化現象,仍不容忽視的。故研發
複合處理的重點將著重在低溫離子氮化及低溫被覆硬膜方向發展。相信,
可以大幅提升此類剪切刀具的壽命了。目前業界所採用的方法也屬複合處
理,只是搭配方式不同而已,其使用熱處理淬火回火調質處理後,再高週
波表面硬化,若需要耐蝕性則再加一道電鍍硬鉻或無電鍍鎳。本研究期望
能利用離子氮化 + 氮化鈦硬膜被覆複合處理來提升剪切刀具的壽命,唯必
須實驗證實此一構想。
2-3-1 離子化成熱處理
二十世紀初,人們發現鋼鐵在氨氣中加熱能提高表面硬度和耐腐蝕
性,發明了氣體氮化技術。於三十年代初,德國Berghous 和美國Egan,先
後提出在低壓容器內利用輝光放電(Glow discharge)把N2(或NH3)氣體離子
化,而使氮原子擴散滲透到材料表層進行滲氮法,並取得了專利權。50 年
代,出現了氰化物和氰酸鹽混合鹽浴中通入空氣的鹽浴軟氮化法。為解決
氣體氮化生產周期長、滲層脆性大,以及鹽浴軟氮化的氰鹽毒害問題,60~70
年代工業生產中相繼出現了離子氮化法及氣體滲碳氮化法。德國在1967 年
將離子氮化法實現了工業化應用。
廣泛的離子化成處理應包括離子化學熱處理、離子鍍(PVD、PCVD)
和離子植入等。離子熱處理可針對不同材質及所須性能加以處理,以提高
鋼件耐磨、抗疲勞、耐蝕等重要途徑,它是利用電漿的產生和增強作用來
實現的一種現代化熱處理方法。與一般的化學熱處理來相比,具有品質優、
效率高、省能源、潔淨無公害、柔性好及易自動化等特點,是發展最快、
工業應用最廣的離子化熱處理。
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2-3-2 電漿的概念
電漿是一種物質的能量較高的聚集狀態,被稱為物質第四態,且由離
子、電子和中子粒子(原子或分子)所組成的集合體。電漿整體呈中性,但含
有相當數量的電子和離子,表現出特殊的電磁學等性能。如電漿中有帶電
粒子的熱運動和擴散,也有電場作用下的遷移,利用粒子熱運動、電子碰
撞、電磁波能量法以及高能粒子等方法可獲得電漿,但在低溫產生電漿的
主要方法是利用氣體放電。
離子轟擊陰極表面時將發生一系列物理、化學現象,包括中性原子或
分子從陰極表面分離出來的陰極濺射現象,陰極濺射出來的離子與靠近陰
極表面電漿中活性原子結合的產物吸附在陰極表面的凝附現象、陰極二次
電子的發射現象以及局部區域原子擴散和離子植入等現象。
2-3-3 離子氮化法的原理
離子氮化是在低壓真空133~1330 Pa(1~10 Torr)的含氮氣氛中進行的。
氮化時向低壓真空室內輸入氨氣或氮、氫混合氣體,以工件為陰極,爐壁
為陽極,以直流或脈衝高壓引起輝光放電。放電時氮和氫被離子化,氮和
氫的正離子以高速向工件表面轟擊,離子的高動能轉變為熱能,使工件加
熱到所需要溫度。同時,由於工件表面局部加熱作用和離子轟擊的濺射作
用造成晶格缺陷,使表面形成微量的差排層,有利於氮的擴散,改變了氮
原子在表層的吸收和擴散機製。此外離子轟擊的濺射作用也使工件表面淨
化,濺射出來的鐵原子與原子態的氮化合成FeN,沉積在工件的表面。由
於受熱和離子轟擊,FeN 又轉變為鐵氮化合物(Fe2-3N、Fe4N)和α-Fe(N),
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所放出的氮一部份擴散到工件的內部形成氮化層,另一部分返回放電氣體
參與反應。因此,離子氮化存在著“濺射和沉積”兩過程。濺射過程隨爐
內氣壓而變化,氣壓低時濺射嚴重,氣壓高時反之。通過調整輝光放電電
壓、電流密度、極間距離、氣體壓力、溫度、時間等參數,可以有效地控
制濺射和真空吸附沉積這兩個基本物理過程。
當氣體輝光放電時,兩極間的電壓與電流關係如圖2-2 所示。鐵離子氮
化機構如圖2-3(a)、(b)、(c)、(d)及圖2-4(a)、(b)、(c)、(d)所示。而離子氮
化的工作區間為在輝光放電之電壓-電流特性曲線中的區域稱非正常輝光放
電區間(Abnormal glow discharge),在此區間內陰極表面單位面積的一次電
子的釋放增加,使得電流與電壓呈一線性關係,並遵守歐姆定律,若在此
區域內欲再將電流增加,則需提高電壓值,此區域是屬於電子密度很大之
區域,而此時陰極離子放電亮光將包圍陰極全部。利用此區域輝光放電之
製程除了離子氮化(Ion nitriding)外,尚還包括離子轟擊(Ion bombardment)、
離子被覆(Ion plating)及電漿輔助化學氣相沉積法等,均在此區域內進行。
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圖2-2. 輝光放電之電壓-電流特性曲線。
1250
1000
750
500
250
0
10-12 10-10 10-8 10-6 10-4 10-2 10 0 10 2
電流(A)


(v)

























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圖2-3. 鐵系金屬離子氮化機構示意圖(一)。(a)電位在兩極之間的分佈情
形;(b)輝光的分佈情形;(c)電漿中的活性物種與基材之間的交互作
用;(d)FeN 的吸附與分解【15】
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圖2-4 鐵系金屬離子氮化機構示意圖(二) 【15】
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2-3-4 離子氮化法之特徵
一般而言,離子氮化處理後所形成的氮化層包含有所謂的化合物層及
擴散層,化合物層在外而擴散層在內。就鐵系金屬的離子氮化而言,其所
成的化合物層包含數種不同化合比(stoichiometry)的氮化鐵,是屬於硬且脆
的組織,若短時間的氮化處理通常氮化層出現的化合物為Fe4N 及Fe2-3N。
Fe4N(γ´相)約含6 ﹪N,在680℃以上即分解。Fe2-3N(ε相)為在6~11﹪N 的
廣大範圍存在之相,此組織具有硬脆的特性。化合物層的相組成主要是由
氮化的方法或條件所決定。離子氮化處理後的表面硬度,較不受氮化前之
熱處理條件或氮化時氣體混合比之影響,倒不如說是由氮化溫度或鋼種所
決定比較貼切。至於擴散層內的氮化生成物則是由鋼中所含的合金元素所
左右,也就是說化合物層內的氮化生成物,是鐵氮化合物為主體,與鋼種
無關,而擴散層內的氮化生成物,是合金元素與氮反應所生成的氮化物。
離子氮化與其他氮化法比較時,有下列優點:
1. 無公害問題:與氣體或液體氮化不同,離子氮化不必靠化學反應來供給
初生態的N,所以不需要NaCN 或者NH3,而要用N2 氣體就可以氮化
也不排出污水,因此無公害問題。
2. 氮化速率高:由於離子轟擊活化了工件表面,但離子的形成和富集在工
件表面的時間快,並形成較高的氮勢,加上可控制溫度條件以利於氮的
擴散等,使離子氮化的速度較一般氣體氮化快3~5 倍。
3. 熱效率高,節約能源:離子氮化依靠離子轟擊來加熱工件,因此不需要
外加熱源,故其電力消耗僅為普通氮化法的1/2~1/5。
4. 適用多種材質:離子轟擊工件表面的濺射作用(Sputtering)具清潔表面的
功用,亦能清除工件表面的鈍化膜,達到去鈍化作用,有助於氮的擴散
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【16】,因此不銹鋼及鈦等活性金屬及其合金,可以不需酸洗前處理而
直接進行氮化。
5. 處理後的工件變形量小:就碳鋼的離子氮化為例,氮化處理溫度與其他
表面硬化法不同,約在500~600℃的低溫處理,由於在相圖中的α-Fe
區間處理,故處理後也不因氮化而發生尺寸變化,工件亦不必顧慮因晶
粒成長而脆化,且具有沃斯田體型的性質,耐蝕性及耐熱性亦頗為良好
等優點。
6. 除了單一的表面改質外,離子氮化亦允許直接在氮化後以物理氣相沉積
法(PVD)【17-18】或化學氣相沉積法(CVD)【19-20】被覆另一層鍍膜,
能使基材具有多層鍍膜(Multilayer)的複合特性【21】。
相反的亦有下述的問題點:
1. 處理物須置於(-)極,治具方面須加以注意。
2. 處理工件的正確溫度較難以量測。
3. 形狀複雜工件均勻氮化不易,狹小溝部、微細孔內面等,很難得到均勻
的氮化處理面,須另加輔助電極(+極)等方法加以克服。
4. 很難做到像水冷或油冷方式的急速冷卻。
2-3-5 離子氮化的應用
自60 年代離子氮化技術在工業獲得廣泛應用以來,由於氮化速度快、
無污染、節約能源等優點,可說是工業上應用最廣、最成熟的離子熱處理
技術。由此而衍生出離子滲碳、離子滲碳氮化、離子滲金屬等新技術、新
設備也得到迅速發展和推廣。對於離子氮化可通過調整作業參數,獲得純
擴散層、單相(γ´或ε)化合物等,可進行低溫(400~500℃)離子氮化,
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以及對沃斯田體型不銹鋼無需預處理便可以進行離子氮化。目前,此技術
的進展是:(1)擴大應用範圍,如工具、模具、鈦合金、鋁合金、粉末冶
金以及不鏽鋼(沃斯田體、麻田散體等)離子氮化的開發應用;(2)重點
開發離子氮化與其它處理的複合處理,如離子氮化與PVD 或PCVD 複合處
理,離子氮化與氧化複合處理,離子氮化與雷射複合處理等。
2-3-6 離子鍍膜( Ion plating))
離子鍍膜(Ion plating)製程構想是在1963 年由美國Mattox【22】首先提
出。離子鍍膜是在真空條件下,利用氣體放電使氣體或被蒸發物質部分離
子化,在氣體離子或被蒸發物質離子轟擊作用的同時把蒸發物或反應物沉
積在基底上。它兼具蒸鍍的沉積速度快和濺射離子轟擊清潔表面的特點,
特別具有膜層附著力強、繞鍍性好、可鍍材料廣泛等優點,因此這一技術
獲得了迅速的發展。
離子鍍膜的基本過程包括鍍料蒸發、離化、離子加速、離子轟擊工件
表面、離子或原子之間的反應、離子的中和、成膜等過程,而且這些過程
是在真空、氣體放電的條件下完成的。一般情況下,離子鍍設備由真空室、
蒸發源(或氣源、濺射源等)、高壓電源、離化裝置、放置工件的陰極等部份
組成。不同類型的離子鍍方法採用不同的真空度;鍍料氣化採用不同的加
熱蒸發方式;蒸發氣體及反應氣體採用不同的電離及激發方式。一般常用
的離子鍍有【23】:氣體放電電漿離子鍍、射頻放電離子鍍、中空陰極放電
離子鍍(Hollow cathode discharge plasma ion plating,HCD)、多弧離子鍍(陰
極電弧離子鍍)等。
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2-3-7 電弧離子鍍膜原理
電弧離子鍍膜製程使用陰極電弧(Cathodic arc)將欲鍍的材料原子,從靶
源蒸發出來,並經由靶源前方的高密度電漿區,將蒸發出來未解離的中性
原子解離,經由加於基材上負偏壓的引導,使這些離子衝往基材上沉積,
圖2-5 為靶材離子和原子釋放、解離示意圖【22】。陰極電弧於靶材上蝕刻
一個1~20μm 的坑洞,此坑洞稱為陰極弧點(cathode arc spot)。陰極弧點射
出的物質有離子、原子、電子和微粒(microdroplets),此統稱為電漿流。陰
極弧光所產生的離子電流約佔弧光電流的8~20 %,離子被加速後所擁有的
能量約在10~100 eV。具有此能量的離子除了沉積於基材外,並會伴隨著輕
微的濺射,此現象對於鍍膜性質影響有正面的效果。陰極電弧需於電弧電
流達到臨界電流以上才能穩定,否則便易熄弧。臨界電流大小與陰極靶材
的材料及弧光電壓有關,一般低熔點材料有較小的臨界電流,如Ti 為80
A(22 V),鎢金屬則為須350~400 A(26.8 V) 【24】。當電弧電流加大時,陰
極弧點數將隨之增加。陰極弧點實際上是一團高溫、高壓、體積小、緊挨
陰極表面、迅速而隨機運動的高密度電漿。通常在系統中還設置磁場,使
電漿加速運動,增加陰極發射原子和離子的數量,提高束流的密度和定向
性,減少微粒的含量,因而提高沉積速率、膜層品質以及附著性能。如果
在艙體內通入反應氣體,則能生成膜層緻密均勻及附著性能優良的化合物
膜層。多弧離子鍍可設置多個弧源為了獲得好的繞鍍性,可獨自控制各個
弧源。除了單元素金屬鍍膜以外,這種設備可用作多層結構膜、合金膜、
化合物膜。
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圖2-5 為靶材離子和原子釋放、解離示意圖。【22】
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2-3-8 電弧離子鍍膜製程的特點【22、25】
電弧離子鍍膜有下述幾點特點:
1. 從陰極直接產生電漿,不用熔池,弧源可任意方位、多源佈置。
2. 設備結構簡單,不需要工作氣體,也不需要輔助的離子化手段,弧源既
是陰極材料的蒸發源,又是離子源;而在進行反應性沉積時僅有反應氣
體存在。
3. 離化率高,一般可達60%~80%,沉積速率高。
4. 入射離子能量高,沉積膜的品質和附著性能好。
5. 採用低電壓電源工作,較為安全。
對於薄膜品質以及製程控制而言,上述特性造就了以下幾個優點:
1. 處理溫度低、鍍膜品質優良。
2. 可被覆與被處理材種類完全無關的化合物。
3. 在廣範圍的鍍膜條件下也可以得到化學計量反應鍍膜。
4. 高的薄膜附著性和密度。
5. 無公害且無爆炸的危險性。
電弧離子鍍膜的應用面廣,實用性強,特別在高速鋼刀具和不銹鋼板
表面上被覆TiN 膜層等方面發展最為迅速。
2-4 複合處理所需面對及克服的問題點
2-4-1 複合處理的界面與附著力
近十多年來,物理氣相沉積技術發展十分迅速,無論在理論還是應用
研究上都取得了豐碩的成果,尤其在PVD 薄膜的附著力方面,有深入的研
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究。目前的工作不再侷限於研究薄膜材料本身的組織結構性能和生長機
理,已經展開了廣泛的實際應用研究。附著力已成為預測和衡量薄膜材料
使用效果的重要指標之一,與薄膜的性能具有同等的重要性。
PVD - TiN 鍍層是應用最廣泛的一種表面強化技術【26】。與CVD 技
術相比,PVD 的沉積溫度低,可鍍的基材種類多,適用性廣,但附著力一
般不如CVD 的好,由於TiN 鍍層具有高硬度、高附著強度、低摩擦係數、
高抗磨損特性,已廣泛應用於各領域。謝等人【27】初步歸納出:在PVD
過程中,膜/基附著力與基材表面活性密切相關;薄膜與基材之間也可以化
學吸附形式結合;形成界面化合物;也可借助離子轟擊作用結合良好的擴
散過渡層;膜/基界面間不匹配將使附著力下降,可通過設置中介層的方式
加以解決。
目前通過多元鍍層、多層鍍層設計、複合鍍層來提高TiN 鍍層在工、
模具上的性能。在抗磨抗蝕鍍層的應用中,鍍層工、模具或零件的性能受
到基材力學性能的限制。Dingremant 等人認為一般的PVD 鍍層無法解決的
磨損問題【28】主要是以下原因:(1)使用中載荷超過基材鋼的降伏強度;
(2)當材料滿足了力學性質,卻不能滿足腐蝕要求;(3)在使用中存在磨粒超
過幾微米的立體磨粒磨損;(4)當基材鋼的心部強韌性適合,但疲勞強度卻
不足。尤其是熱磨損、熱疲勞劇烈的熱作模具鋼和承受載荷高、磨損嚴重
的結構件,常因基材太軟不能給TiN 硬膜以支撐及鍍層與基材的匹配性不
好,致使鍍層難以發揮作用。PVD 硬膜與一般金屬材料如普通鋼的相容性
在發展時受到一些挑戰及限制,以氮化鈦而言,被覆在普通鋼上有以下幾
點相容性的問題【29】:
1. 氮化鈦本身極為耐蝕,但其本身的開放性孔洞 (Through-thickness pin
hole) 誘發賈凡尼腐蝕,加速基材流失。
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2. 硬膜經常累積大量內應力,無法鍍厚 (約<10 μm)。
3. 基板的負荷承載力,亦即基材與硬膜之間的巨大硬度差異,在使用上鍍
膜容易崩潰。
因此複合處理應運而生,即在鍍層與基材之間增加一個中介層
(interlayer),達到合理的硬度、組織成份、結合力匹配,以充分發揮TiN 鍍
層的潛力。為進一步提高鍍層與基材的結合力,滿足特定的使用條件,人
們研究了不同底層的TiN 鍍層的性能。目前已發表並有效果的複合鍍層有
Ti + TiN 的複合【30】,化學鍍Ni-P + TiN 的複合【31】,氮化層 + TiN 的複
合【32】,以及以TiN 為中介層的複合鍍層。其中離子氮化 + PVD TiN 複合
處理尤為注目。
1. Ti 與TiN 的複合鍍層:眾所周知,TiN 鍍層與基材間的結合力是鍍層的
一個重要性能。中介層由於化學和力學的作用而對附著性有利。Pan 等
人【33】利用中空陰極放電法(HCD)在AISI D2 鋼上沉積TiN,發現
TiN/Ti 複合鍍層在刮痕試驗中,其臨界負荷高於TiN 單層,從SEM 觀
察發現,TiN/Ti 之間沒有清晰的界面,而且隨著基材的溫度上升,將導
致界面擴散層加深,故結合力上升。另外Pan 等人也發現Ti 中間層的引
入並沒有引起TiN 鍍層硬度值的劇烈變化,鍍層的硬度主要與N/Ti 比和
TiN 鍍層的孔隙率有關。其後的研究也發現,0.2 μm 的Ti 中介層能降低
其腐蝕速度。
2. 無電鍍Ni-P 與TiN 的複合鍍層:Chen 等人【34】在低碳鋼上以無電鍍
Ni-P 做中介層,然後用磁控濺射法沉積TiN 鍍層,發現這種複合鍍層
TiN/Ni3P/Fe 使表面硬度和附著強度提高。He 和Hom【35】也曾在SKD11
模具鋼上進行相同的無電鍍Ni-P 和CAP TiN 的複合處理。Ni-P 中間層對
耐磨性的貢獻在於提供了一個適中硬度的中間層以給頂層TiN 承載支
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撐,從而明顯提高TiN 鍍層的耐磨性。胡樹兵等人【36】在AISI M2 及
H21 鋼材上,研究四種複合鍍層:PN + TiN、Ni-P + TiN、Ni-W + TiN 和
Co-W + TiN,結果表明,四種TiN 複合鍍層的結合力和硬度均明顯高於
TiN 單層,其中以Ni-W 過渡層對結合力提高幅度最大,對TiN 鍍層極有
力的支撐作用。如表2-6、2-7、2-8 所示。
表2-6. TiN 單層和複合鍍層的硬度值(Hv0.1)【36】
基材硬度 離子氮化
硬度
TiN
單層硬度
TiN
複合硬度
鍍層
表面硬度
AISI D5 660 900 1018 1236 1500
AISI M2 860 950 1378 1465 1700
表2-7. TiN 複合鍍層的硬度值【36】
表面層 基材硬度
(Hv0.05)
鍍層硬度
(Hv0.05)
鍍層厚度
(μm)
AISI H11 TiN 470 2100 3.45
PN/TiN 1150 2500 3.55
AISI M2 TiN 940 2370 3.4
PN/TiN 1450 2700 3.45

基 性


基 性

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表2-8 各種複合鍍層的臨界載荷Lc(N)及表面硬度(Hv0.1)【36】
TiN IN+TiN Ni-W+TiN Co-W+TiN Ni-P+TiN
Lc 40 56 58 50 48
AISI D5
Hv 1018 1236 1650 1200 1324
Lc 45 63 60 66 67
AISI M2
Hv 1300 1565 1680 1350 1650
3. 氮化和TiN 複合處理
氮化和TiN 複合鍍層中,對基材施以氮化之方式有傳統氣體氮化、離
子氮化、離子植入等,其中以離子氮化的研究最多。一般認為離子氮化能
提高鋼構件的疲勞、磨損和腐蝕能力。Bader 等人【37】對低合金鋼31CrMo9
進行氣體預氮化處理,隨後中空陰級輝光放電(HCD)沉積TiN 或Cr2N 鍍層,
這種預處理使得低合金鋼沉積硬PVD 鍍層成為可能;而且明顯提高了鍍層
對化學力和機械力的抵抗。0.3~0.5mm 的氮化層對硬膜產生相當大的支撐作
用,此種複合鍍層試樣在一定條件下達到了滾動軸承鋼100Cr6 相同的疲勞
極限。合金鋼離子氮化(PN)後再經PVD-TiN 複合處理不僅可大幅度地提
高其耐磨耗性,而且可明顯的提高其承載能力和抗疲勞能力。圖2-6 所示複
合處理與單一處理技術在改善En40B 鋼的抗磨性能的效果【38】。可以看
出,複合處理可En40B 鋼的磨損體積損失降低近40 倍。

基 層

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圖2-6. 不同表面處理技術對En40B 鋼抗磨耗性能的影響【38】。
Stappen【39】提出,為了獲得PN 與TiN 界面的良好結合力,使用AISI
304,冷作模具鋼Cr12MoV 和高速鋼ASP23 進行兩種處理,第一種是PN +
Ti(200nm) + TiN,第二種是PN + 中介層 + TiN。實驗發現,若離子氮化後
直接沉積Ti - TiN 鍍層,則鍍層的結合力均很差。其主要的原因是界面組織
在熱循環作用下的分解有關。因此在離子氮化後,沉積TiN 之前對氮化試
樣進行一次熱循環處理,將有可能改善結合力。Quaeyhaegens 等人【40】
對上述三種鋼進行中介層處理:PN 後在真空中溫度降到150℃,隨後電漿
加熱和濺射20 分,發現經過過渡處理的鍍層其結合力都有所提高,其關鍵
是經離子轟擊處理消除或減少了表層的化合物層僅存擴散層。Sun 和Bell
【41】和Dingremount 等人【7】還對低合金構造用鋼,施以離子氮化和TiN
複合鍍層出現的“黑層”(Black layer)見圖2-7(a)現象進行了研究,黑層
的硬度相當低,僅400~500HV,其氮含量也低,它的實質是肥粒體(Ferrite)。
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黑層的形成是因為被覆氮化鈦過程中氮化層外層的氮化物Fe4N、Fe2-3N 中
的氮向外擴散,從而轉變為肥粒體,這就是所謂的“脫氮”(Superficial
decomposition of the iron nitride layer)。這也是造成硬膜與氮化層之間相容性
不佳主要原因,因為黑層出現會降低複合鍍層的承載和耐磨能力。但是當
TiN 被覆在經移除化合物層的氮化層表面或稱白氮化製程所得到的純固溶
層上時,由圖2-7(b)觀察到並無黑層的產生。Quaeyhaegens 等人【42】則認
為普通氣體氮化層其表面所形成的化合物層,最外層為ε-Fe2-3N 之化合物,
內部鄰接γ´-Fe4N,再往內即為擴散層。當工件表面形成不均勻的混合化合
物層,在化合物層內產生三微微視應力,因ε-Fe2-3N 及γ´-Fe4N 的體積成長
速度不同,而造成化合物層間之高壓縮應力。而且不同結構之界面鍵結非
常微弱,若受到微小外力作用時,容易引起微細之裂痕,而逐漸演變為大
裂痕及至於整個化合物層的剝落。而欲避免此微視應力則必須使表面不生
成ε + γ´相共存,亦即使表面生成單相ε 或γ´或儘可能減少化合物層之厚
度。圖2-8 為TiN 被覆在固溶層以及γ´化合物的截面金相。
不過Quaeyhaegens 的說法立刻在1999 年被否決,Podgornik 等人【43】
由控制氮化條件,分別在AISI 4140 低合金鋼上得出固溶層以及4-5 μm 的γ´
化合物層,再被覆TiN 及TiAlN,見圖2-9,文中未說明被覆硬膜的溫度。
相信是低於氮化溫度,由圖2-9(b)截面金相箭號所指化合物層可看出稍有分
解的現象,但並未生成連續的黑層。無論如何首度證實無論是TiN 或
TiAlN,被覆在γ´化合物層上的複合處理,其鍍膜附著性和耐磨性均高於被
覆在固溶層表面的情況,化合物層在此被CrN 穩定下來。造成迴異於低合
金鋼的結果。
進一步的研究發現可採取一定的措施進行消除黑層:(1)在離子氮化中
避免形成氮化物層或在鍍TiN 前磨去氮化物層;(2)提高鋼中Cr 的含量,由
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於Cr 和N 生成CrN 比Fe4N 和Fe2-3N 穩定得多,在500℃條件下不會分解;
(3)採取適當措施,如控制氣氛含氮量或使試樣表面形成氧化阻擋層,阻止
氮的擴散。以上可知,氮化層脫氮是相容性的最大罪魁禍首,無論氮化層
為何種組織,皆需避免硬膜被覆時,因高溫、離子轟擊或鈦打底層誘發氮
化層脫氮。不過究竟是何種氮化組織最有利於整體特性如附著性及後續的
耐磨或抗蝕則至最近仍有爭議。因為不同溫度量測方法、不同的被覆製程
以及不同的基材皆有可能產生不同的結果【41、44】。本研究室於於九十一
年度國科會計畫『複合處理之相容性研究』,現階段成果當中發現高速鋼的
複合處理其預氮化層的類型(α-Fe(N)、γ´-Fe4N 或ε-Fe2-3N)並非主導硬膜
層的因素,黑層的產生也非主導因素,而是基材的回火軟化造成附著性的
降低,如圖2-10 及2-11 所示。在這項研究中,有幸的另一項發現就是如果
在相對低溫(以SKH51 為例:450℃,以SKH2 為例:500℃)下,複合處
理高速鋼確實可將TiN硬膜與基材的附著性大大提升到前所未有的程度(大
於商業化刮痕測試機的操作上限100N)【45】。
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圖2-7. 離子被覆TiN(被覆溫度約500℃)在(a)化合物層及(b)純擴散層的
截面金相【41】。
圖2-8. 35NCD16 鋼材經過(a)460℃加熱並15 min 氬離子轟擊之後的γ´氮
化層及(b) ε 氮化層的截面金相【7】。
圖2-9. TiN 被覆在(a)固溶層以及(b) 4-5 μm均勻厚度的γ´化合物層的截面金
相【43】。
Black layer
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38
400 450 500 550 600
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Bombarding temperature ℃
Critical load Lc (N)
M(N1) : Fe(N) prenitrided
M(N2) : γ'-Fe4N prenitrided
M(N3) : ε−Fe2-3N prenitrided
圖2-10. 經Fe(N)、γ´-Fe4N 或ε-Fe2-3N 預氮化處理之SKH 51 高速鋼,在不
同溫度下被覆氮化鈦後之附著性(刮痕臨界荷重值)。圖中背景水
平線為TiN(450℃)被覆在原材的附著性【45】。
400 450 500 550 600
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Bombarding temperature ℃
Critical load Lc (N)
T(N1) : Fe(N) prenitrided
T(N2) : γ'-Fe4N prenitrided
T(N3) : ε−Fe2-3N prenitrided
圖2-11. 經Fe(N)、γ´-Fe4N 或ε-Fe2-3N 預氮化處理之SKH 2 高速鋼,在不同
溫度下被覆氮化鈦後之附著性(刮痕臨界荷重值)。圖中背景水平
線為TiN(450℃)被覆在原材的附著性【45】。
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39
2-4-2 離子氮化對硬膜鍍層力學性能的影響
鋼材氮化後,在其表層形成化合物層和擴散層,提高了工件表面硬度。
氮化後之工件較未氮化者,更適合作為硬質鍍膜的基材。這是因為氮化提
供基材較高的負荷承載能力,且提高鍍膜的塑性變形抵抗能力,同時由於
鍍膜與基材形成了一個較平緩的硬度梯度區,負荷時,從鍍膜傳到基材的
連續性應力分佈較平緩。未氮化基材則因鍍膜與基材間的機械性質相差較
大,彈性模數的不同使應力呈非連續分佈,在界面處形成應力集中之情況,
若負荷超過基材之降伏強度,基材開始產生大量塑性變形,為協調鍍膜與
基材應變一致,其對硬膜產生很大的約束力,當其超過硬膜與基材之結合
強度時,導致鍍膜剝離。另外,氮化時所形成的多種氮化物、氮碳化物具
有與鍍膜相似的晶體結構與相近的晶格常數,使得隨後沉積的硬膜和基材
間的結構匹配性優於未氮化的基材,沉積的硬膜甚至可在這些化合物上異
質成核生長,而減少鍍膜界面間的應變能,提高鍍膜與基材間之結合強度。
見表2-9 所示。
表2-9. 碳、氮化物之晶格類型及晶格常數。
化合物種類 TiN W2N CrN Cr2
N VN Fe4
N Fe2
N M6C VC0.8
晶格類型 fcc fcc fcc hcp fcc fcc 斜方 fcc fcc
晶格常數 4.24 4.19 4.14 - 4.09 3.80 - 11.00 4.16
PN + TiN 複合鍍層有利於提高材料的疲勞和塑性變形的抵抗力。鍍膜
的抗疲勞和抗塑性變形能力與基材有關,數微米的硬質鍍膜本身無法增加
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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40
工件的抗疲勞與抗塑性變形能力(即較軟的基材無法承受非常高的負荷)。被
覆TiN 到軟的基材上,鍍膜易剝落分離,而經過中間層預處理後的鋼材則
適合沉積TiN 硬膜,如圖2-12 所示【46】。在受力過程中,鍍膜與基材應
力是連續的(圖2-12 (c)),但由於TiN 與基材的彈性模數不同,導致界面處
有一應力不連續區(圖2-12(d))。增加中間層後這種應力的不連續程度得到
緩和,並形成梯度分佈(圖2-12(e)),從而增加了承載能力,提高了抗塑性變
形能力。
圖2-12. TiN 被覆不同基材上之硬度、應力及應變分佈圖。【46】
(c) TiN應變分佈(d) TiN應力分佈TiN+Interlayer應力分佈
Substrate
Distance
Interlayer
Substrate
δ(應變) σ(應力) σ(應力)
TiN
TiN + Interlayer
Interlayer
TiN
Substrate
TiN 硬度分佈
Substrate
(a)
Substrate
TiN
Distance
Substrate
(b)
TiN
TiN
F
HV
硬度分佈
Interlayer
TiN
F
TiN
(e)
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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離子氮化結合氮化鈦硬膜被覆之複合處理後,離子氮化層可以增加疲
勞抵抗性及提高抗塑性變形之能力,其主要取決於兩個因素,一是提高了
表面硬度和強度;二是在表面引入了殘留壓縮應力。其疲勞強度抵抗性隨
氮化層厚度的增加而變大。而複合處理後之表面硬度比被覆單一氮化鈦
高,複合處理後硬度的增加是由於基材在離子氮化後表面的硬化,從而對
鍍膜起了強有力的支撐作用。這樣之複合處理也會使鍍膜的結合力大大增
加【6,41,49】。而PN + TiN 複合處理結合力上升的原因為:
1. 離子氮化過程中離子濺射效應,使基材表面產生凹凸不平,增加了TiN
與基材間的機械鉗合作用,有利於提高鍍膜與基材之結合力。
2. 離子氮化處理除去了基材表面的氧化物,使結合力提高。
3. Fe、N、Cr 及Ti 在擴散層內之化合物的形成,提高基材硬度,因此降低
界面的應力梯度,也造成界面間冶金結合力提高。
4. 由於中間層硬化的效應,TiN 裂紋的擴展只有在基材界面上才能進行,
延長了裂紋移動路徑,因此增加TiN 結合力。
5. 由於離子轟擊作用,TiN 的沉積減少了離子化合物層中ε-Fe2-3N 相的含
量,增加γ´-Fe4N 相的含量,界面元素的擴散反應有利於鍍層與基材的結
合力提高。
綜合而言,由基材、離子氮化及硬膜被覆三者對複合處理工件所帶來
的綜合效益,如圖2-13。
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Good
wear resistance,
corrosion resistance
Ceramic coating
Composite
Desired
tribological,
fatigue,
corrosion
High properties
fatigue strength,
load bearing capacity
Low alloy steel
High
strength
toughness
Plasma nitriding
圖2-13. 由基材、離子氮化及硬膜被覆三者對複合處理工件所帶來的綜合效
益。
為表徵複合氮化鋼/TiN 鍍層在低碳鋼上的耐磨性,Sun 和Bell【41】採
用純滑動磨擦試驗測定複合鍍層的耐磨性,結果表明在En40B 氮化鋼試樣
表面層施以離子氮化、被覆TiN、和離子氮化 + TiN 複合處理,後者具有
最好的磨擦性能和承載能力。此正是鍍層TiN 和氮化增強基材之間的組合
效應提高了低碳鋼的耐磨性和承載能力。
通過複合處理可以提高承載能力,繼而提高複合鍍層的硬度和耐磨耗
性,但一味追求提高離子氮化基材的硬度和複合鍍層的硬度,反而出現相
反的效果。Huang 等人【47】研究了M2 高速鋼離子氮化 + TiN 鍍層表面
微結構與性能之關係。採用改變氮化時N2 /(N2 + H2)流量,從而導致複合
鍍層微結構與性能的變化。當N2 /(N2 + H2)比增加,基材Fe(110)繞射
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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峰向小角度移動,峰加寬,表明N 原子固溶造成鐵的晶格畸變,且N2 /(N2
+ H2)比增加,擴散層增厚,M2 表面硬度增加,基材磨損減少,但在PN+TiN
鍍層中N2 /(N2 + H2)比增加,儘管增加鍍層硬度,但複合鍍層磨損也增加,
這是因為N2 /(N2 + H2)比增加後,內應力也增加,使PN + TiN 之間的結
合力下降,可見TiN 與氮化擴散層間的結合力對耐磨性起主導作用。
由上可知,結合力提高不僅提高TiN 硬膜的承載能力,也顯著提高了
抗磨耗能力。Rudenja 等人【48】認為,離子氮化雖提高了不銹鋼 AISI 304
之耐磨耗特性,但也加劇了它的腐蝕速度。離子氮化和 TiN 複合處理由於
消除了鍍膜中孔洞和缺陷在結構的底部產生的局部腐蝕,因而提高了AISI
304 之抗腐蝕能力。Gredic 等人【49】,對AISI M2 模具鋼等進行氮化
-PVD(TiN)處理,刮痕試驗結果證明,TiN 被覆在高速鋼、離子氮化高速鋼
或低壓離子氮化高速鋼上時,複合處理具有良好的硬膜與基材結合強度。
他們還發現,氮化後不同之基材改變了TiN 硬膜的優選方向,低壓氮化的
基材由原來的TiN(111)方向變為TiN(220),而增加硬膜成長速率及附著性。
2-4-3 刀具複合處理的問題和應用
“工欲善其事,必先利其器”這句中國名言已成為國內外的共識,良好
的刀具才能創造良好的效率。有效之刀、工具材料,須具備三種基本性能
【50】,即冷硬性、熱硬性及韌性,分別說明如下:(1)冷硬性:刀、工具材
料冷硬越高,耐磨效能越大。(2)熱硬性:意謂材料在溫度升高時,仍能保
持高硬度。(3)韌性:刀、工具做間歇性切削時或切削韌性合金鋼時,產生
很高的正向及剪切應力。因此刀具材料必須具備足夠的韌性,才不會有斷
裂或微剝(Micro chipping)的現象產生。
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機械加工技術伴隨著材料應用場合的條件日益嚴苛,金屬材料應用
之硬度、強度,耐熱性也日益提高,對於直接加工高硬度材料來縮短產
品開發時程及降低成本,尤其一些較難加工材料之直接加工的需求也日
益殷切。一般傳統刀工具之製造已逐漸無法滿足新世代的加工技術,不
僅是刀工具的設計、加工及刀工具的材質變化、刀工具的熱處理及刀工
具的表面處理都面臨了極大的挑戰。其中以表面處理所扮演的角色更是
佔有舉足輕重的地位。表面處理技術可以決定刀工具之使用壽命。一般
經過表面處理的刀工具都可將使用壽命提高三倍至數十倍。在一般傳統
刀工具生產製程裡,表面處理並不會對製造程序產生太大的影響,但對
於刀工具壽命確是十分正面的。
有關刀工具表面處理的技術也隨著時間的推演,相關技術如真空技
術及機械技術的進步,CVD、PVD 以及結合離子氮化 + CVD 或離子氮
化+PVD 之所謂複合被覆法(Duplex coating 或Duplex treatment)相繼被應
用到刀具的領域之中,茲將這些現況略作陳述,從而說明為何本研究擬
採用複合被覆法應用在一件特殊的剪切刀具產品上,並進行臨場測試的
重要意義。
複合處裡的相容性是一個綜合性的問題,包括頂層和底層之間的附著
性、底層和基材之間的相容性、單一批次複合處理的可行性。前兩者是在
初期發展過程中遭遇的最大難題,後者則緊跟其後在商業化設備發展過程
中遭遇的問題。
在複合處理的發展初期,以氮化後被覆陶瓷硬膜為例,到底預氮化最
表層該生成γ´-Fe4N、ε-Fe2-3N 還是僅有α-Fe 的擴散層好呢?這個問題看似
簡單其實複雜,也困擾了表面工程界達10 年之久。追查這個線索的過程十
分有趣,也十分辛苦。因為這牽涉硬膜與氮化層之間相容性的問題,與各
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45
製程之間彼此妥協的問題。
先看各製程間的問題:
1. 工具鋼調質後的硬度約Hv 500-600,超過550℃以上的環境溫度會造成
基材極劇軟化。
2. 工具鋼氮化視使用需求而可在表面分別生成α-Fe 的擴散層、γ´-Fe4N 以
及ε-Fe2-3N,硬度介於Hv 700-1200 之間。氮化層約在700℃以上,視鋼
種而定,容易造成脫氮。
3. 硬膜被覆溫度約介於500-600℃之間,一般而言處理溫度越高越好,以便
獲得足夠的附著性,但被覆工具鋼時必須低於工具鋼軟化溫度。由於被
覆溫度不足以發生擴散, 硬膜與基材之間並無真正的冶金接合
(Metallurgical bonding),因此通常在被覆程序之前先進行兩道手續以便更
確保鍍膜的附著性。其一是輝光放電離子轟擊(Glow discharge ion
bombardment),這道手續的作用在於清除工件表面污染和氧化層以及藉
助離子轟擊的動量轉換將基材加熱至被覆溫度。其二是預鍍一層純金
屬,以被覆氮化鈦硬膜為例則是預鍍一層極薄的純鈦,這層純鈦與基材
和氮化鈦鍍膜之間的相容性極佳,有助於提升鍍膜與基材的結合力。對
於PAPVD 而言,預鍍這一層純鈦是輕而易舉的事。只要在通入反應氣
體之前啟動蒸發源即可。
兩製程之間的相容性:在工業生產過程中,裝填一爐的時間往往足以
讓工件表面產生變化。這樣的問題在複合處理的金屬工件製作流程中就更
加複雜化,以氮化加PAPVD 硬膜被覆而言,工件如果分別在兩個獨立的爐
體中進行,則在兩道製程之間工件的表面狀態就可能再遭到污染。因此,
發展一種清洗→氮化→硬膜被覆三道手續同時在爐內完成的技術就成為發
展複合處理的重要議題。經研究結果顯示,氮化結合PVD 或氮化結合
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PACVD 連續式複合處理(單一階段處理)的方式是可行的,其可省略離子轟
擊步驟,使硬膜之覆著性大為提升。而技術上和經濟上的效益包括:一個
爐體可同時處理離子氮化和各種硬膜被覆、氮化與硬膜被覆製程之間不需
破真空、氮化與硬膜被覆製程之間不需再增加額外處理手續、一次加熱即
可。而在現今商業應用上,連續式複合處理已被使用。
而氮化結合PVD 或氮化結合PACVD 之連續處理優缺點敘述如下:
a. 工作壓力範圍差異:離子氮化約10-500 Pa 而PAPVD 則約0.01-1 Pa ,
但是PACVD 的工作壓力與離子氮化極為接近,非常適合同爐處理。
b. PACVD 的繞鍍性優於PAPVD 前者約後者的5 倍,深寬比約1:5,接近
離子氮化的特性。有時PAPVD 製程必須旋轉。
c. 處理時間差異:離子氮化處理時間約6-20 小時,而PAPVD 則約1-2 小
時,而PACVD 欲與PAPVD 達到相同之被覆厚度則需要一較長之時間。
d. 處理單價差異極高:PVD 的處理單價約為離子氮化的10-100 倍。從經濟
角度而言,PAPVD 爐用來處理離子氮化就不經濟,除非複合處理的效果
遠高於PAPVD 約10-100 倍。
e. 需要複雜的陰極設計:氮化所需時間較久,因此必須有一優良之硬膜陰
極被覆靶材設計,避免陰極受氮化效應影響。
不論是使用PAPVD 或PACVD 導入複合處理的領域,都有其本身所獨
特具有之優缺點,因此隨著工件的需求,在工業界實際應用時,都有極佳
之配對及選擇。
由於中介層和硬質薄膜之間極佳附著性,平緩的硬度梯度分佈,良好
的結構匹配性,使複合性能如抗疲勞、耐磨耗、抗塑性變形、抗腐蝕能力
等有顯著改善,擴大TiN 硬膜在工業上的應用。工業上應用複合處理是今
後發展趨勢之一。但從目前TiN 複合處理現狀看來,尚有很大的發展潛力,
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47
有必要再加以研究探討:
1. 應用對象不斷擴展,處理時基材溫度進一步降低,開發各種新型鍍層、
複合鍍層、多層鍍層。
2. 開發更多新的中介層,強化TiN 與中介層的複合處理體系,以適應不同
的應用需求。
3. 研究複合處理優異性能的機制,建立複合處理相容性的理論模型,探索
更適合的應用體系。
4. 開發對複合處理的高溫性能如高溫磨耗、熱疲勞性、高溫氧化特性的研
究,填補這方面所欠缺之知識,而充分發揮TiN 複合處理的優勢,擴寬
TiN 複合處理的應用領域。
硬質鍍膜層材料具有高硬度、低摩擦係數、耐磨、耐蝕性等優點,但
膜層脆性大,難以獲得較厚的膜層,需要硬度、強度高的基材予以支撐,
才能發揮硬質化合物膜層作用,所以這類鍍膜材料多用於硬質合金及高速
鋼表面,對一般合金工具鋼則難以應用。這主要原因【27】為膜/基結合不
牢,基材與膜層材料性質懸殊太大,對膜支撐不足,使用中脫落現象,非
但不能發揮膜層作用,甚至加重對基材的磨損。
從工業生產的應用價值來看,若能將硬質層應用到一般構造用鋼上,
使膜層高硬度、良好的耐磨性與基材良好的韌性結合,將會帶來巨大的經
濟效益。但迄今對剪切刀具的研究也極少,對剪切特性的研究也非常有限,
應用在低溫回火材料的碳鋼及合金工具鋼上更是少之又少,因此本研究選
用SK5 及63CRM 作基材,經採低溫300℃~400℃間離子氮化與低溫PVD
(<400℃)沉積TiN 硬膜的複合處理方式進行研究,通過滲氮作中介層使
硬度、化學成份等梯度變化,緩解膜基界面的巨大差異,從而提高膜基間
的附著力。期盼提昇剪切效率與增長刀具壽命為原動力。將原來需要高合
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48
金材料的場合,由於選用複合處理技術,可以用低成本材料替代,而達到
同等甚至更高的使用效果,最終實現節省能源、節省材料及提高效率的目
的。

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第一章 前言
由於刀具破壞的問題多集中於表面的磨損,藉著表面工程提昇材料的
表面高硬度、耐磨、耐蝕、耐熱、抗粘著和低摩擦性能。成為節省材料成
本與延長使用壽命的最佳選擇,最早在60 年代末,由瑞典Sandvik 公司用
化學氣相沉積(CVD)被覆硬質合金刀片問世以來,鍍膜技術對硬質合金刀具
的發展起了很大的促進作用。80 年代初,TiN 物理氣相沉積(PVD)被覆高速
鋼刀具的出現,被譽為高速鋼刀具的革命性變革。十幾年來,鍍膜技術已
經在加工刀具提高性能中得到極為廣泛的應用。成為目前機械加工業提高
工具壽命、切削效率、降低加工成本及加工自動化的有效途徑。
當前表面工程發展非常迅速,Subramanian 和Strafford 等【1】根據鍍
層的發展歷程把鍍層技術分為單一鍍層、複合鍍層和多層及多組鍍層等三
代。複合處理的目的是綜合多種處理之特性彌補改善單一製程技術之不
足。其功能在於 : (1) 透過對底材進行強化預處理以提高底材對鍍層的支撐
能力,防止在給定負載下由於底材的塑性變形而導致鍍層的過早失效;(2)
利用多種鍍層或處理技術複合產生協同效應,進而在表面上獲得更高性能
的複合改質層【2】。
從工業的應用的價值來看。若能將硬質膜層應用到一般構造用普通鋼
或低合金鋼,使膜層高硬度、良好的耐磨性與基材良好的韌性相結合,將
帶來巨大的經濟效益。長期以來,對於切削刀具方面及塑性成型加工的研
究很多,但對於金屬剪切方面的實際研究極少。故本研究著重對一般的碳
工具鋼(SK5)及高碳鉻鉬低合金鋼(63CRM)等低回火溫度材料的剪切刀具,
通過離子氮化後被覆硬膜的複合處理(Duplex treatment 或作Duplex coating)
複合處理在剪切刀具上的應用研究
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技術,在離子氮化時控制適當的氮化條件,使表面生成代表性的γ´相以及ε
相,並在不同輝光離子轟擊條件下改變基材溫度施以硬膜被覆,測試與評
估複合處理刀具的剪切效果,確認出何種條件下所獲得複合處理層之機械
性質能符合最佳的剪切條件。藉由複合處理技術以低成本材料來替代高價
的高合金鋼,期能實現節能、節材及提高效率的目的,增大社會經濟效益。

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BW Bewise Inc. Willy Chen willy@tool-tool.com bw@tool-tool.com www.tool-tool.comskype:willy_chen_bw mobile:0937-618-190 Head &Administration Office No.13,Shiang Shang 2nd St., West Chiu Taichung,Taiwan 40356 http://www.tool-tool.com/ FAX:+886 4 2471 4839 N.Branch 5F,No.460,Fu Shin North Rd.,Taipei,Taiwan S.Branch No.24,Sec.1,Chia Pu East Rd.,Taipao City,Chiayi Hsien,Taiwan

Welcome to BWtool world! We are an experienced tool maker specialized in cutting tools. We focus on what you need and endeavor to research the best cutter to satisfy users demand. Our customers involve wide range of industries, like mold & die, aerospace, electronic, machinery, etc. We are professional expert in cutting field. We would like to solve every problem from you. Please feel free to contact us, its our pleasure to serve for you. BW product including: cutting toolaerospace tool .HSS  DIN Cutting toolCarbide end millsCarbide cutting toolNAS Cutting toolNAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 Cutting Tools,Carbide end milldisc milling cutter,Aerospace cutting toolhss drillФрезерыCarbide drillHigh speed steelCompound SharpenerMilling cutterINDUCTORS FOR PCDCVDD(Chemical Vapor Deposition Diamond )’PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride) Core drillTapered end millsCVD Diamond Tools Inserts’PCD Edge-Beveling Cutter(Golden FingerPCD V-CutterPCD Wood toolsPCD Cutting toolsPCD Circular Saw BladePVDD End Millsdiamond tool. INDUCTORS FOR PCD . POWDER FORMING MACHINE Single Crystal Diamond Metric end millsMiniature end millsСпециальные режущие инструменты Пустотелое сверло Pilot reamerFraisesFresas con mango PCD (Polycrystalline diamond) ‘FresePOWDER FORMING MACHINEElectronics cutterStep drillMetal cutting sawDouble margin drillGun barrelAngle milling cutterCarbide burrsCarbide tipped cutterChamfering toolIC card engraving cutterSide cutterStaple CutterPCD diamond cutter specialized in grooving floorsV-Cut PCD Circular Diamond Tipped Saw Blade with Indexable Insert PCD Diamond Tool Saw Blade with Indexable InsertNAS toolDIN or JIS toolSpecial toolMetal slitting sawsShell end millsSide and face milling cuttersSide chip clearance sawsLong end millsend mill grinderdrill grindersharpenerStub roughing end millsDovetail milling cuttersCarbide slot drillsCarbide torus cuttersAngel carbide end millsCarbide torus cuttersCarbide ball-nosed slot drillsMould cutterTool manufacturer.

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ようこそBewise Inc.の世界へお越し下さいませ、先ず御目出度たいのは新たな

情報を受け取って頂き、もっと各産業に競争力プラス展開。

弊社は専門なエンドミルの製造メーカーで、客先に色んな分野のニーズ

豊富なパリエーションを満足させ、特にハイテク品質要求にサポート致します。

弊社は各領域に供給できる内容は:

(1)精密HSSエンドミルのR&D

(2)Carbide Cutting tools設計

(3)鎢鋼エンドミル設計

(4)航空エンドミル設計

(5)超高硬度エンドミル

(6)ダイヤモンドエンドミル

(7)医療用品エンドミル設計

(8)自動車部品&材料加工向けエンドミル設計

弊社の製品の供給調達機能は:

(1)生活産業~ハイテク工業までのエンドミル設計

(2)ミクロエンドミル~大型エンドミル供給

(3)小Lot生産~大量発注対応供給

(4)オートメーション整備調達

(5)スポット対応~流れ生産対応

弊社の全般供給体制及び技術自慢の総合専門製造メーカーに貴方のご体験を御待ちしております。

Bewise Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z) talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır. Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.

BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт  www.tool-tool.com  для получения большей информации.

BWis specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for mould & die, aero space and electronic industry. Our main products include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please visit our web  www.tool-tool.com  for more info.

 

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碧威-廣告稿

中文摘要
各式各樣的結合表面改質及陶瓷硬膜複合處理技術以強化加工刀具表
面耐磨性已十分廣泛。然其應用在剪切刀具的實例及探討仍相當缺乏。因
此本研究應用離子氮化與氮化鈦硬膜複合處理技術於一般常用SK5 碳工具
鋼與63CRM 鉻鉬低合金鋼剪刀表面,評估其氮化層結構對表層硬膜之相容
性,及硬膜被覆時使用不同轟擊條件所造成之基材昇溫效應,對刀具複合
處理之剪切性質有何影響,同時評估其取代高週波硬化加鍍硬鉻現行製程
之可能性。
研究中採用脈衝電源離子氮化刀具後,再以陰極電弧放電離子被覆技
術在預氮化刀具表面沉積氮化鈦鍍膜;以微硬度計量測其表面及截面硬度
分佈;以刮痕試驗法量測其鍍膜附著性,並利用SEM 及其之附屬EDS 進
行刮痕表層元素分佈分析;以X 光繞射法測定其結構;分別以刀具剪力測
試機檢測63CRM 剪刀的鐵皮剪剪切響應及人工測試SK5 剪刀之光纜剪切
響應;以OM 及SEM 觀察剪切後的破壞形態。
綜合微結構分析結果與刀片表面硬度的變化可知,適當控制離子氮化
過程中所用的氮流量,可使表層生成不同的化合物層及擴散層,高氮氣流
量及較長的氮化時間上,提供了一層較厚的化合物層,以提升刀片的表面
硬度。實驗以固定的氮流量70%的氮化條件下氮化20 小時可得ε-Fe3N 及
γ´-Fe4N 双相共存結構,以獲得較高的表面硬度,TiN 鍍膜在低轟擊溫度所
得複合處理之刀片上具有較高的附著性。隨著轟擊溫度的昇高至400℃以
上,會導致基材的回火軟化促使TiN 的附著性降低。XRD 繞射結果顯示,
無論被覆在任何氮化組織或不同轟擊溫度之基材上,TiN 鍍層皆具TiN(111)
優選方位。顯現出鍍層之結構並未受複合處理條件不同而改變。
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys(91 學年度)
II
剪切測試顯示,63CRM 其剪切結果是基材直接被覆TiN 硬膜其刃口損
傷最嚴重,單一鍍層與基材間的硬度梯度陡峭,無法顯現承載能力和抗磨
能力。依次是高週波表面硬化加鍍硬鉻之複合處理。300℃、350℃、以及
400℃離子氮化再被覆陶瓷硬膜TiN 之剪切刀具最長之剪切壽命。而SK5
光纜剪刀剪切結果,以不發生回火軟化的350℃離子氮化再被覆陶瓷硬膜
TiN 的剪刀表現最為出色。由此可以驗證出低溫複合處理後之剪刀較一般常
規之高週波表面硬化有較佳的耐磨耗性,使剪切效能提高。此乃預氮化層
提供給硬膜更大的負荷承載力而使硬膜在剪切過程中能忍受較大的摩擦剪
應力減緩刃片早期崩刃、變形及斷裂。研究結果顯現複合處理在剪切刀具
方面的可行性獲得證實。
關鍵詞 : 複合處理、碳工具鋼、鉻鉬低合金鋼、鐵皮剪、光纖纜線剪、離
子氮化、氮化鈦陶瓷鍍膜

 

Abstract
Duplex treatments combine with alloy surface modifications and ceramic
hard coatings are well developed and successfully improve the wear-resistance
of metal forming and machining tools. Among those, such as physical vapor
deposited hard coatings / plasma nitriding are widely employed on cutting and
die-casting tools to extend their service life. Little is known on shears and
scissors. The purpose of this research is to evaluate the possibility of applying
plasma nitriding-cathodic arc plasma ion plated TiN hard coating duplex
treatment on SK5 carbon steel scissor blades and 63CRM alloy steel scissor
blades,which are used to shear fibre optics cables and iron sheet, respectively.
The compatibility of TiN coatings to various nitriding layers with different
phases, which are influenced by substrate temperature during ion bombarding
period of coating process are investigated. The service life of treated scissors
was also tested, and compared with currently used scissors treated by induction
hardening / hard chromium plating for possible alternative.
In this study, pulsed DC power was used in plasma nitriding process and
cathodic arc plasma ion plating technique was used to deposit TiN coating on
the nitrided specimens. The surface and cross-section hardness of specimens
are measured by micro Vickers indentation test. Scratch test was used to
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys(91 學年度)
IV
determine adhesion strength of TiN coatings. Surface structure of the treated
specimens was characterized by X-ray diffractometer. The performance of
scissors were evaluated and recorded. The failure mode on shear blades was
observed by optical microscope and scanning electron microscope.
Experimental results show that structure of the nitriding layer can be
manipulated by appropriately adjusting the nitrogen flow ratio during nitriding
process. Higher nitrogen flow and longer nitriding time provides thicker
compound layer and thus higher surface hardness of specimen. Ion
bombarding at lower temperature prior to TiN coating exhibits higher adhesion
strength, which would be decreased over 400℃. (111) preferred orientation
of TiN is obserred, regardless of microstructure of nitriding layer and deposition
temperature.
Performance test of the shear blades result show that without nitriding, TiN
coated 63CRM and SK5 scissors were damaged most seriously due to the
tremendous hardness difference of coating and substrate. TiN coating
could not bear such high shear stress during service. The duplex-treated shear
blades prenitrided at temperature 300, 350, and 400℃ all exhibit higher shearing
life than currently used scissors with induction hardening / hard chromium
plating. However higher nitrding temperature provides higher service life.
This demonstrate the possibility of applying plasma nitriding / PVD hard
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys(91 學年度)
V
coating duplex treatment on shearing tools.
Keywords : Duplex treatment, Carbon steel, Cr-Mo low alloy steel, shears ,
Fibre optics cables scissors , Ion nitriding, TiN ceramic hard coating

 

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碧威-隕石1-a5dm

(1) 機械構造用鋼のJIS規格  機械構造用鋼としては、機械構造用炭素鋼、機械構造用合金鋼および焼入性を保証した構造用鋼がJISで規定されている。鋼種別のJIS記号は1.2に示すように、炭素含有量および添加されている合金元素の種類や量によって英字および数字の組み合わせで構成されている。
  最近では、国際規格(ISO)との整合性を図るために、鉄鋼材料全般にわたってJIS規格の再確認または改正が活発に行われている。機械構造用炭素鋼は 2000年に再確認されており、H鋼や機械構造用合金鋼は2003年に改正されている。  機械構造用鋼に関する大きな改正点は、1.1に 示すように、機械構造用合金鋼の鋼種別に規定されていたJIS G 4102~JIS G 4106(1979)が統合廃止されてJIS G 4053(2003)に置き換えられていることである。しかも、SCM425が追加されて38種類から39種類になり、一部の鋼種については、ISO規格 と整合するようにCr量とMo量の化学成分規制値も一部変更になっている。
H鋼については、SCM524Hが追加されて23種類から24種類になり、しかも一部の鋼種についてはMn量の化学成分規制値が一部変更になっている。
1.2 機械構造用鋼におけるJIS記号の構成 1.1 機械構造用鋼におけるJIS規格の確認または改正状況

鋼種

JIS(1979)

確認または改正

備 考

機械構造用炭素鋼

S--C

G 4051

G 4051
(2000確認)

とくに変更なし

焼入性を保障した構造用鋼材(H鋼)

G 4052

G 4052
(2003改正)

一部Mn量変更

機械構造用合金鋼

SNC

G 4102

G 4053
(2003改正)

一部についてCr量,
Mo量変更

SNCM

G 4103

SCr

G 4104

SCM

G 4105

SMn,SMnC

G 4106

アルミニウムクロムモリブデン鋼

SACM

G 4202

G 4202
(1994確認)

とくに変更なし

(2) 機械構造用炭素鋼  機械構造用炭素鋼とは、炭素(C)を0.10~0.60%含有するもので、一般にはSC材と呼ばれており、SとCの間に数字が表示されている。この数字 は規定されているC量の代表値(中間値またはその近似値)を示しており、例えばS45Cの炭素量は0.42~0.48%である。このC量は平衡状態(完全 焼なまし)のときの硬さの目安になるものであり、一般にはC量が多いほど高い硬さが得られる。この理由は鋼中では炭素は鉄と化合して硬質の炭化物(セメン タイト:Fe3C)を形成するためである。
(3) 機械構造用合金鋼  機械構造用合金鋼とは、0.12~0.50%の炭素のほかに1.2に示すような種々の合金元素を適量添加したものである。これら合金元素の添加は鋼の性質に多大な影響を及ぼすため、使用する際には炭素量とその合金元素の種類や量が選定目安になる。
①高い硬さが必要なときはC量の多い鋼種を選ぶ
②高い引張強さが必要なときはC量が多く、CrやMoを含有する鋼種を選ぶ
③高いじん性が必要なときはC量が少なく、NiやMnを含有する鋼種を選ぶ
④高い引張強さと高いじん性の両方が必要なときはCr、MoおよびNiすべてを含有する鋼種を選ぶ
⑤大型部品で内部強度まで必要なときはMn、Cr、Moなどを多量含有する鋼種を選ぶ
  例えば、要求される引張強さが800MPa以下の小型部品であればS45C程度でも良いが、800~1000MPaが必要であればSCM435や SCM440を、1000MPa以上が必要であればSNCM439を使用するほうがじん性まで加味した場合には有利である。しかし、いずれの場合も焼入れ 焼戻しとの組み合わせによってはじめて性能が発揮されるのである。ただし、MoやNiを含有する鋼種の利用は材料コストが高騰するため、過剰品質にならな いように考慮し、要求に応じた最適鋼種の選定と熱処理をうまく組み合わせなければならない。 1.2 機械構造用合金鋼に添加されている合金元素の種類と量

鋼種

合金元素の種類と添加量(%)

名称

記号

Mn

Cr

Ni

Mo

クロム鋼

SCr

0.60~0.85

0.90~1.20

-

-

クロムモリブデン鋼

SCM

0.30~1.00

0.90~1.50

-

0.15~0.45

ニッケルクロム鋼

SNC

0.35~0.80

0.20~1.00

1.00~3.50

-

ニッケルクロムモリブデン鋼

SNCM

0.30~1.20

0.40~3.50

0.40~4.50

0.15~0.70

マンガン鋼

SMn

1.20~1.65

-

-

-

マンガンクロム鋼

SMnC

1.20~1.65

0.35~0.70

-

-

(4) 焼入性を保証した構造用鋼   焼入性を保証した構造用鋼とは、化学成分はあまり重視しないで、焼入れした際の表面硬さだけでなく、内部への硬さの推移まで保証したものである。主な用途 は肉厚の大型部品である。鋼種記号は、機械構造用合金鋼の記号の末尾にH(焼入性:Hardenability)を付けて表すため、通称H鋼とも呼ばれて いる。
  例えば、1.3はSCM435Hの表面から内部への硬さ推移曲線を示したものであり、上限と下限が規定 されている。なお、この硬さ推移曲線はJIS G 0561の鋼の焼入性試験方法(一端焼入方法)によるものである。H鋼はこの硬さ推移曲線を重視しているため、図中に示したように、SCM435Hの化学 成分のうちC、Mn、CrおよびMoの規制値はSCM435に比べて範囲が広い。

 

C

Mn

Cr

Mo

SCM435

0.33
~0.38

0.60
~0.90

0.90
~1.20

0.15
~0.30

SCM435H

0.32
~0.39

0.55
~0.95

0.85
~1.25

0.15
~0.35

 

図1.3

SCM435Hの硬さ推移曲線および
SCM435との成分規制値の比較

3.硬さと機械的性質の関係   機械部品の機械的性質を決定する主因は硬さであり、その値から機械的性質を推定することができる。そのため、機械部品の設計図面では必ず硬さを指定してお り、その指定された硬さを得るべく熱処理が実施されるのである。機械的性質とは、強さとじん性のことで、前者は引張強さ、ねじり強さ、曲げ強さなど、後者 は伸び、絞り、衝撃強さ、たわみ量などで比較されている。この強さとじん性は逆の傾向を示すことが多く、同一材料であれば強さの大きいものはじん性は小さ いのが普通である。
 鋼種や熱処理条件にはあまり関係なく、硬さと引張強さとの間には1.4(近似的硬さ換算表から作図)に示すような近似的関係があるため、硬さを測定すれば引張強さを推定することができる。ただし、この図は0.6mass%以下の炭素を含有する鋼の焼なまし材や調質材に適用されるもので、高い硬さが要求される工具鋼には適用できない。
 例えば、もっとも軟質な実用鋼は100HV位の硬さであるから、1-4から明らかなように、その引張強さは300N/mm2程度であることが分かる。また、要求される引張強さが1000 N/mm2であれば、材料選定や熱処理によって300HV位の硬さにすればよい。
1.5はS48CおよびSCM435について、730~850℃から焼入れ後、200~650℃で2時間焼戻しを行い、引張試験およびねじり試験を行った試験結果である。ただし、このときの引張試験およびねじり試験片としては、表面と中心部が同一硬さになるように1.6に示すような平行部の直径は12mmのものを用いた。なお、焼入加熱は窒素ガス雰囲気中で行い、加熱時間は20分とした。また、焼入冷却は硬さの均一化を図るため、S48Cは水冷、SCM435は油冷とした。
  材質や熱処理条件に関係なくすべての値をプロットしたところ、硬さと機械的性質はほぼ直線関係を示すことが確認された。しかも、引張強さ、降伏点、せん断 強さ、伸びおよび絞りすべての値について硬さによって推定できるといえる。ただし、A1変態点とA3変態点の中間の温度から焼入れしたとき(図中の白抜 き記号)の焼入組織はマルテンサイト+フェライトの二層組織であり、A3変態点以上の温度から焼入れしたもの(図中の黒記号)は均一なマルテンサイトを呈 していたものである。

clip_image003
1.4 硬さと引張強さの近似的関係

 

図1.5

S48CおよびSCM435の硬さと
機械的性質の関係

 

図1.6

引張試験およびねじり試験片

 しかし、硬さは同じであっても衝撃値は熱処理条件だけでなく、合金元素の種類や量、結晶粒度などにも大きな影響を受けるため、硬さのみによる推定は不可能である。
1.はS48CとSCM435の焼入れ焼戻し後の硬さと衝撃値の関係を示したものである。このときの試験片はJIS Z 2202の4号試験片を用い、シャルピー衝撃試験によって測定した結果である。なお、このときの熱処理条件は1.5の 試験片と同様である。SCM435については、フェライトが残存しているもの(760℃から焼入れ)と通常の焼入条件のもの(850℃から焼入れ)も比較 したが、前者のほうが若干高い値が得られている程度であり、両者間には明確な優位差は認められなかった。ただし、鋼種間には大きな差が認められ、しかもそ の差は硬さが低いものほど大きくなる傾向を呈している。以上のことから。強靭性が要求されるのであればこの両者間ではSCM435を選定すべきであること が分かる。

 

図1.7

S48CおよびSCM435の硬さと
シャルピー衝撃値の関係

4.JISによる機械的性質の比較  前項では試験片による機械試験結果を基に硬さと機械的性質の関係を述べたが、ここではJISにて解説されている機械的性質付表から材料選定について考えてみる。1.3に各種機械構造用鋼のJIS規格(1979)の解説付表による焼入れ焼戻し後の硬さおよび機械的性質を示す。
 炭素鋼において、硬さ、引張強さおよび降伏点は炭素量が多いものほど高い値が得られる。また、炭素量が少ないものほど伸び、絞りおよび衝撃値は高い値が得られ、じん性の点では有利であることが分かる。
  さらに、炭素鋼と合金鋼との間には歴然とした機械的性質の差が認められる。炭素鋼の降伏点は引張強さに対して70~75%程度の値であるが、合金鋼の降 伏点は80~90%にも達しており、強度的には合金鋼のほうが圧倒的に有利であることが分かる。また、硬さは炭素鋼と同程度もしくはそれ以上の値であって も、合金鋼のほうが衝撃値や絞りは高い値を呈しており、じん性に関しても有利であることが分かる。
 また、合金鋼における合金元素の種類も機械的 性質に影響を及ぼしていることが分かる。SCM440とSNCM439は高張力鋼として強靭性が要求される機械構造用部品によく用いられている。この二種 類の鋼種は炭素量は同程度であるが、含有する合金元素の種類が異なっている。しかも、ほぼ同一条件の焼入れ 焼戻しを施した場合、1.3か ら明らかなように、得られる硬さと引張強さも同程度である。しかし、降伏点、伸びおよび衝撃値はSNCM439のほうが高い値が得られており、強靭性の点 ではSCM440よりもかなり有利であることが分かる。これは合金元素としてのNiの効果であり、強度とともにじん性も重視するのであれば、 SNCM439は最適鋼種といえるのである。 1.3 焼入れ焼戻しした各種機械構造用鋼の機械的性質

鋼種

焼入れ

焼戻し

引張強さ
(MPa)

降伏点
(MPa)

伸び
(%)

絞り
(%)

衝撃値
(J/c㎡)

硬さ
(HB)

温度
(℃)

冷却

温度
(℃)

冷却

S35C

840
~890

水冷

550
~650


569以上

392以上

22以上

55以上

98以上

167
~235

S45C

820
~870

686以上

490以上

17以上

45以上

78以上

201
~269

S55C

800
~850

785以上

588以上

14以上

35以上

59以上

229
~285

SMn443

830
~880

油冷

急冷

785以上

637以上

17以上

45以上

78以上

229
~302

SMnC443

932以上

785以上

13以上

40以上

49以上

269
~321

SCr440

520
~620

932以上

785以上

13以上

45以上

59以上

269
~331

SCM440

530
~630

981以上

834以上

12以上

45以上

59以上

285
~352

SNCM439

820
~870

580
~680

981以上

883以上

16以上

45以上

69以上

293
~352

SNC631

820
~880

550
~650

834以上

686以上

18以上

50以上

118以上

248
~302

*直径25mmの試験片を焼入れ焼戻ししたもので、引張試験(4号試験片)および
 シャルピー衝撃試験(3号試験片)によるものである。

5.結晶粒度と諸特性との関係   鉄鋼材料は結晶の集合体であり、この結晶同士の境界面は結晶粒界と呼ばれ、それに囲まれたものが結晶粒である。この結晶粒の大きさを結晶粒度といい、この 大きさが鉄鋼材料の諸特性を大きく左右する。熱処理は加熱と冷却の組み合わせであり、このときの加熱条件や冷却条件が結晶粒度に多大な影響を及ぼす。例え ば、焼なましや焼入れ時の加熱温度が必要以上に高かったり、加熱時間が長かったりすると、結晶粒は粗大化して脆くなってしまう。
 鉄鋼材料の結晶 粒にはフェライト結晶粒とオーステナイト結晶粒があり、これらの結晶粒度試験方法がそれぞれJIS G 0552およびJIS G 0551に規定されている。これらのJIS規格では、結晶粒度(G)と断面積1mm2当たりの結晶粒の数(m)との関係式はm=8×2Gが成り立つとして いる。
 このJIS規格のフェライト結晶粒度試験方法は、炭素含有量0.25%以下の鋼を適用範囲としており、オーステナイト温度までは昇温して いないときの焼なまし状態の結晶粒度を判定する。また、オーステナイト結晶粒度試験方法は、オーステナイト化温度以上の熱処理(焼入れ、焼ならし、浸炭焼 入れなど)また はオーステナイト系ステンレス鋼などの固溶化熱処理を行ったときの結晶粒度を判定するもので、粒度番号が5以上の鋼を細粒鋼、5未満の鋼を粗粒鋼としてい る。
1.4に 結晶粒度と諸特性の関係を示す。一部の特性を除いて細粒鋼のほうが良好な特性を持っており、とくに衝撃値などじん性に関しては絶対的に有利である。この結 晶粒の粗大化にともなうじん性の低下は、深絞り加工など塑性加工を行う際にはとくに注意すべき問題である。すなわち、中間焼なましにおいて過剰焼なまし (加熱温度が正規温度よりも高温)を施したため、十分に軟化しているにもかかわらず塑性加工によって亀裂を生じる例もある。また、すべての鋼において硬さ が同一であっても焼入温度が高くなるほど衝撃値が低下することは、結晶粒の粗大化も一因になっているのである。
さらに、大形機械部品の焼入温度は 小物部品の場合よりも若干高めにしたほうが十分な焼入硬さを得るためには有利であるが、これは結晶粒が大きくなると焼入性が向上することが起因しているの である。また、アルミキルド鋼は焼入硬化しにくいといわれるが、これは結晶粒微細化元素であるアルミニウムが結晶粒の成 長を抑制するためである。 表1.4 結晶粒度と諸特性の関係

焼なまし状態

焼入れまたは焼入れ焼戻し状態

性質

細粒鋼のほうが
(粗粒鋼よりも)

性質

細粒鋼のほうが
(粗粒鋼よりも)

被削性

あまり良くない

最高焼入硬さ

無関係

常温加工性

良好

焼入性

あまり良くない

加工仕上面

良好

焼入変形

生じにくい

引張強さ

やや低い

焼割れ

生じにくい

降伏点

やや低い

研削割れ

生じにくい

伸び

大きい

残留オーステナイト

少ない

絞り

大きい

内部応力

小さい

衝撃値

大きい

衝撃抵抗

大きい

6.機械構造用鋼の焼入れ焼戻し (1) 焼入条件の選定   機械構造用鋼の持っている最高の特性を発揮させるためには、理想的には焼入れによって完全なマルテンサイト組織にすることである。機械構造用鋼はすべてが 亜共析鋼であるので、適正焼入温度はA3変態点よりも30~50℃高い温度であり、鋼種が決まれば自ずと焼入温度も推測がつく。考え方としては処理物が大 物の場合は高めの温度を選定するとよい。なぜならば、大物は焼入れ冷却のときの冷却速度が遅くなるため焼きが入り難くなるが、高めの温度で加熱すると焼入 性が向上するため、焼きの入りやすさの点で有利になるからである。また、焼入れ冷却の際に水のような冷却能の大きい冷却剤を使用する場合は低めの温度を選 定し、冷却能の小さい冷却剤を使用する場合には高めの温度を選定するとよい。
例えば、S45CのA3変態点は780℃位であるから、焼入温度範囲は820~870℃が理想である。1.8に各温度から焼入れしたときのS45C(直径25mm、高さ15mm)の顕微鏡組織写真を示すように、この焼入温度範囲から焼入れした場合にのみ正常なマルテンサイト組織が得られている。以下に1.8を用いて各温度から焼入れした際の金属組織と特性を説明する。なお、この内容については同寸法の他の機械構造用鋼でもほぼ同様の結果が得られる。また、処理物の大きさが異なると、鋼種間の質量効果も異なることを考慮しなければならない。

clip_image007
1.8 種の温度から焼入れしたS45Cの顕微鏡組織

①A1変態点とA3変態点の中間の温度(750℃)から焼入れしたとき
金 属組織はマルテンサイトとフェライト(写真では白色部)の混合組織であり、十分な焼入硬さは得られない。平衡状態図からも明らかなように、この温度にお ける加熱状態ではオーステナイトとフェライトの混合組織を呈している。この状態から急冷するとオーステナイトはマルテンサイトに変態して硬化するが、フェ ライトはそのまま室温まで維持されてしまう。
②適正温度(850℃)から焼入れしたとき
この温度で加熱すると完全なオーステナイト組織に なるため、急冷によって正常なマルテンサイト組織が得られている。しかし、この温度から焼入れしても冷却速度が遅くなる(室温の油による冷却)とマルテン サイトのほかに微細パーライト(写真では黒色部)も観察される。微細パーライトとは、冷却過程でセメンタ イトが析出したもので、一種の不完全焼入れ部であり、焼入硬さの低下や硬さむらの原因になる。
③適正温度よりも100℃高め(950℃)から焼入れしたとき
こ の温度で加熱すると完全なオーステナイト組織になっているが、加熱温度が高すぎるため、急冷によって粗大化したマルテンサイト組織が得られている。このマ ルテンサイトはラスマルテン(板状マルテンサイト)と称されるもので、焼入硬さは最も高いが機械的性質は脆く、焼割れも生じやすいため、この温度は S45Cの焼入条件としては不適当である。
以上の内容は直径25mm、高さ15mmという非常に小さい試験片のときにいえることである。すなわち、試料の質量が増加すると冷却速度が遅くなるため、焼入性の悪い材料は1.8のような焼入温度に依存した理想的な金属組織を得るのは困難である。とくに炭素鋼であるS45Cなどは直径が25mmであっても高さが増加すると、水冷を行っても中心部は理想的には硬化しない。 一例として1.9に 直径25mm、高さ50mmのS45Cについて、種々の冷却剤を用いて焼入れしたときの表面および中心部の硬さを示す。水冷を行っても中心部の硬さは表面 よりも大幅に低い値になっており、さらに冷却剤がソルト(SQ)や油(OQ)のときは表面硬さも低い値になっている。比較のために同一寸法のSCM435 についても同様の試験を行ったところ、すべての冷却剤に対して中心部まで硬化しており、S45Cよりは大幅に焼入性が優れていることが確認された。また、 本図においては冷却剤の冷却能の違いも明確に現れており、水、ソルト、油の順に冷却能が優れているといえる。

 

図1.9

の冷却剤を用いて
焼入れしたときの
表面および中心部の硬さ

(2) 焼戻条件の選定

  機械構造用鋼は、焼入れ後の焼戻しによって機械的性質を調整して用いられている。多くの機械構造用部品にはじん性が要求されるため、機械構造用鋼の焼戻し は500~650℃の高温で行われるのが普通である。しかし、高い引張強さを要求される場合には、それよりも低い温度で焼戻しを施すこともある。1.10は 850℃から焼入れ後、種々の温度で2時間焼戻ししたSCM435について引張試験を行った結果である。焼戻温度が高いほど硬さと引張強さおよび降伏点は 低下するが、伸びおよび絞りは高くなり、じん性が向上することが分かる。なお、他の機械構造用鋼もすべて同様の傾向を呈する。
1.11に 850℃から焼入れ後550℃で焼戻ししたSCM440の顕微鏡組織を示す。この顕微鏡組織に関しても他の機械構造用鋼も同様であり、顕微鏡組織では鋼種 を判別することはできない。このときの金属組織は通称ソルバイトと呼ばれており、走査型電子顕微鏡像からも明らかなように、フェライト生地の中に多量のセ メンタイト(微細粒子)が析出している。このソルバイトはじん性に富んでおり、機械構造用鋼の標準的な調質組織である。
 また、350℃位の温度 で焼戻したときの金属組織は通称トルースタイトと呼ばれており、フェライトと微細なセメンタイトの混合体である。機械構造用鋼は この温度で焼戻しされる例はほとんどないが、ソルバイトよりも硬く、酸にエッチングされやすいので、金属組織を現出する際には低濃度のエッチング液を用い るほうがよい。

 

図1.10

SCM435の焼戻温度と機械的
性質の関係(焼入温度:850℃)



1.11 850℃から焼入れ後、550℃で焼戻したSCM440の顕微鏡組織


7.まとめ

  以上述べたように、機械構造用鋼には炭素鋼と合金鋼があり、引張強さに関しては所定の硬さを得るべく熱処理を実施すればほとんど問題は生じない。しかし、 衝撃値に関しては合金元素の影響が大きいため鋼種の選定が最重要である。また、質量が大きい部品の場合は、設計する際には質量効果を十分に念頭に入れ、使 用する材質と強度計算におけるパラメータを決定しなければならない。JIS規格でも、強度等の数値を規格から除外する傾向にあるが、その点を懸念している からである。

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解決済みの質問

合金の熱処理について

合金の熱処理について
溶体化処理を行ったAg7%Cu合金を時効硬化させたとき、
1;最大硬さはなぜ、低温で加熱したほうがより硬くなるのですか?
2;最大硬さになる時間が、高温で加熱したほうがより短いことと、反応速度とは、どう関係するのでしょうか?
硬化することがどういう現象なのかうまく理解できません。

投稿日時 - 2002-02-10 11:46:41

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QNo.215178

majoruma

暇なときに回答ください

質問者が選んだベストアンサー

なんだか「状態図と関連付けて論ぜよ」という文章が浮かんでくるようですが・・・
それはともかくこのサイトに限らず、条件や背景などは最初に示せるだけ示した方がいいですね。答えた後から「実は○○なので、△△の観点から教えてください」ではきりがありませんので。(必要に応じ新しい質問を立てて下さい)
低 温での時効と高温での時効の違いですが、少し調べてみました。結論から言うと私の推測で合っていました。相対的に高温で時効を行うと析出は確かに速くなる ものの、析出した第二相同士の粒成長も進むために後で却って硬度が低下します。この現象は「過時効」と呼ばれるようです。
銅合金では参考となる事 例が少ないかもしれませんので、その場合はアルミニウム合金で調べて類推すると良いと思います。アルミニウム合金の時効は前述のジュラルミンを始めとして 細かく研究されているようですので。例えば参考文献の[1]には、Al-4 mass%Cu合金の、処理温度をパラメータとした時効硬化曲線が出ており、ご質問とまったく同様の挙動を示しています。(高温で時効硬化処理すると早く 最大硬度に達するがほどなく過時効に至る、低温で時効硬化処理すると最高硬度に達するのは遅いが、最高硬度は高くなりその状態を長く保つ)
状態図は「ある温度・組成で最終的に安定な相は何か」ということを教えてくれます。しかし反応速度に関する情報は与えてくれません。
「ど んな組織が現れるか」の情報はある程度与えてくれます。ある組成から温度を下げていったときに最初に現れる相は何か、析出する相の組成はどのように変化し ていくか、などです。ただしその場合でも、結晶粒の絶対的な大きさについては分かりません。また粒成長速度についての情報も得られません。状態図と絡める なら、おそらく以下のようなことが訊かれているのでしょう。
一般に固溶限界は温度によって変化します。Cu-Agの状態図が手元にないので確たる ことは申し上げられませんが、温度が高いほど多くのAgが固溶するはずです。時効処理では溶体化処理直後のAgの分率と(温度の関数としての)固溶限界と の差が析出してくるわけです。majorumaさんの手元のCu-Ag状態図では固溶限界はどのくらいになっていますか?
最初のご質問の「7%」 がmass%なのかmol%なのかで話は多少変わってきますが、いずれにしても高温で時効処理をするほど(時効処理中の)析出量は少なくなります。またそ の間の粒成長も速く進みます。その後で室温に放置すると残りの分(室温での固溶限界との差)がまた析出してきますが、その場合は先の時効処理中に析出した 第二相を核として析出します。すなわち「粗大な第二相が少なく分布した組織」になるはずです。
低温での時効処理はこの逆で、時効処理中に析出する Agの量が多く、粒成長の核はより多く分布することになり、かつ粒成長の速度は小さいですから、処理後の室温放置で「小さい第二相が多く分布した組織」に なるものと推測されます。それらの組織の違いが硬度にどのように影響するかは前回回答した通りです。
これ以上の詳しいことは、ぜひご自分で「状態 図の基礎」「金属材料と組織」「金属材料の熱処理」のような本を探して読んでみてください。繰り返しになりますが、私は専門でないので間違えている部分が あるかも知れませんし、また専門外の私でも調べればこの程度のことは分かるわけですから、ね。頑張ってください。

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棱体成形车刀加工圆锥面工件时的形状误差分析

   用棱体成形车刀加工圆锥面工件时,是否因车刀有前角就必然会产生双曲线误差,目前存在两种不同的观点。第一种观点认为,由于车刀有前角,切削刃为直线 型,加工结果必然产生形状误差;第二种观点则认为,只要采取相应的工艺措施,便不会产生上述形状误差。本文就这两种观点作一分析比较。

  1.棱体成形车刀加工圆锥面工件时产生的形状误差

   第一种观点认为,回转体成形工件的廓形(包括廓形的宽度和深度)按规定应在通过其轴线的平面内测量,而成形车刀的截形按规定应在与后刀面垂直的NN剖面 (法面)内测量。因此,只有当刀具的前角γf和后角αf都等于0°时,成形车刀的截形与工件的廓形才可能完全相符,但后角αf=0°的刀具是无法工作的。 当棱体成形车刀的前角γf>0°、后角αf>0°时,由图1a可知,该刀具上的截形深度P将小于工件上相应的廓形深度ap。因此,在设计棱体成形车刀时必 须对刀具截形进行修正计算。

图1 成形车刀加工锥体时产生形状误差的分析

  如图1b所示,棱体成形车刀由于有前角γf,使前刀面MM不通过工件轴线,即锥面部分的切削刃不在工件的轴向剖面内。平面MM与工件圆锥表面的交线呈 一外凸的双曲线形状。因此,若要切出正确的工件形状(即圆锥面表面),必须使MM平面内的切削刃形状与相应的外凸双曲线形状完全一致,即为一内凹的双曲 线。但实际上为了简化刀具的设计与制造,常将该剖面中的切削刃形状作成直线,这就必然在工件上多切除一部分材料,从而产生形状误差,即双曲线误差。

  2.棱体成形车刀加工圆锥面工件时可以避免产生形状误差

  第二种观点认为,用棱体成形车刀加工圆锥面工件时,如选用下述方法则可避免产生形状误差。

  (1)锥体母线吻合法

  由于在设计和制造棱体成形车刀时,刀具截形宽 度与工件廓形宽度是相等的(在一些特殊情况下,允许车刀截形宽度大于工件廓形宽度),因此只要在安装刀具时,使刀具的切削刃与工件回转轴线在同一水平面 内,使切削刃与工件锥体母线相吻合,加工出的工件便不会产生双曲线误差,而是标准的圆锥面。在图1b中,只要将车刀以基点1为轴心稍加扭转,便可使切削刃和工件锥体母线12相吻合,并保持相应的前、后角,其结果如图2a所示(此时刀具的切削刃为)。在此条件下加工工件,便不会产生表面形状误差。

  (2)径向正装等前角、等后角加工法

   在用砂轮修磨棱体成形车刀时,使磨出的切削刃与刀体法面NN平行,并使后刀面与砂轮表面垂线的角度为(γf+αf)(见图2b)。在加工工件时,如图 2c所示,使刀具的切削刃与工件回转轴线处于同一水平面内,并与工件锥体母线吻合,同时使刀具后角为αf。不难看出,刀具切削刃上各点的前、后角都是相等 的,由于切削刃与工件锥体母线吻合,因此不会产生表面形状误差。

图2 成形车刀加工锥体时避免产生形状误差的分析

  3.分析与结论

  (1)根据第二种观点,棱体成形车刀加工圆锥面工件的工艺技术比较简单,不存在复杂的理论问题,只要按照图2所示方法修磨和安装刀具,在车刀有前角的情况下也可避免产生形状误差。因此可不必对刀具截形进行复杂的修正计算。

   (2)虽然第一种观点在理论推导上是正确的,但这种观点对前角γf的认识值得商榷。首先,该观点认为“只有当刀具的前角γf和后角αf都等于0°时,成 形车刀截形与工件廓形才可能完全相符”,这一论断缺乏实际意义。第一,由于在加工单向圆锥面工件(或圆锥面与圆柱面构成的双组合面工件)时,允许车刀的切 削刃宽度等于或大于工件廓形宽度,因此只要使车刀的切削刃与工件锥体母线相吻合即可,而不必要求两者完全相符;第二,图2a和图2c已证明车刀的截形(实 际上即切削刃)与工件廓形是否相符与刀具的前、后角无关。此外,该观点认为“棱体成形车刀由于有前角γf,使前刀面MM不通过工件轴线,……从而产生了加 工误差”,即认为前角是造成加工误差的前提。而第二种观点却得出了完全相反的结论,这是因为按第一种观点,刀具前角γf的取向是按通常加工圆柱形回转工件 时确定前角的方法来确定的,即所选前角γf的大小被规定在垂直于工件回转轴线的平面内,而加工锥体工件时套用此方法来确定前角的取向并不恰当,这将导致车 刀设计理论的复杂化,从而使车刀的制造工艺不合理,最终导致产生加工形状误差。

  在加工圆锥表面工件时,棱体成形车刀合理的前角取向应规定在垂直于与工件回转轴线在同一水平面内并靠近车刀一侧的锥体母线的平面内(见图2d),第二种观点符合这一原则。

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弊社の製品の供給調達機能は:

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弊社の全般供給体制及び技術自慢の総合専門製造メーカーに貴方のご体験を御待ちしております。

Bewise Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z) talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır. Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.

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碧威-龍捲風-a5dm

1.材料記号には様々な種類があります。ここでは代表的なものを取り上げたいと思います。

  SWRCH(冷間圧造用炭素鋼線材) ・・・ 製鋼メーカーで作る線の元材料です。                   
       ↓ 

  SWCH(冷間圧造用炭素鋼線) ・・・ 伸線メーカーで作るねじの材料です。冷間圧造、鍛造 、圧出などの方法で
                         ボルト、ナットを製作します。 

材料別の記号と説明

記  号
名     称

説               明

SNC**

機械構造用合金鋼
(ニッケルクロム鋼鋼材)

高炭素鋼にニッケル、クロムを添加して焼き入れ性をよくした合金鋼。熱処理(調質)をして、高強度を出すことが出来ます。

SNCM**

機械構造用合金鋼
(ニッケルクロムモリブデン
鋼鋼材)

高炭素鋼にニッケル、クロム、モリブデンを添加して焼き入れ性をよくした合金鋼。熱処理(調質)をして、高強度を出すことが出来ます。

SCM**

機械構造用合金鋼
(クロムモリブデン鋼鋼材)

高炭素鋼にクロム、モリブデンを添加して焼き入れ性をよくした合金鋼。熱処理(調質)をして、高強度を出すことが出来ます。

SNB**

高温用合金鋼ボルト材

高炭素鋼にニッケル、クロム、モリブデンなどを添加して焼き入れ性をよくした合金鋼。熱処理(調質)をして、高強度を出すことが出来ます。

SWRM

軟鋼線材

炭素含量0.22% 以下の低炭素鋼で、各種鉄線、釘、リベット、割ピンなどの製造に使用される。

SWRH

硬鋼線材

高炭素鋼製品で、高強度維持と伸線加工性を確保する。バネ座金などに使用されます。

S**C

機械構造用炭素鋼

炭素を多く含む鋼。S**Cの「**」は0.**炭素を含むということを表す。焼き入れ性がよい。

SPCC

冷間圧延鋼

曲げ加工及び、簡単な絞り加工に適す鋼材。平座金などの生産に使用する。

SUM

硫黄快削鋼

鋼材一般的に「快削鋼」と呼ばれる。硫黄を多く含むことによって被削性を向上させた低炭素鋼。切削は良好だが曲げ加工には向かない。

SS**

一般構造用圧延鋼材

リンと硫黄の上限が0.05%と決められている低炭素鋼。溶接曲げ加工に向いている。代表鋼はSS400。

SUS**

ステンレス鋼

耐食性に優れた鋼です。家庭用品から工業製品まで幅広く利用されます。

SUS**L

低炭素ステンレス鋼

炭素の量を低することで柔らかくした鋼です。「L」はローカーボンを表す。

材料記号の意味

  S S ー 400 B D      

       S・・・材質名称。材料名(英語)の頭文字。「S」はスチール(Steel)   

       S・・・規格品と製品名の略号。「S」は構造用(Structure)の頭文字。一般構造用圧延材の意味。   
       400・・・最低引張り強さを表す。「400」は引張り強さ400N/nm2以上の意味。   

       B・・・材料の形態。「B」はBarの頭文字で棒状の意味   

       D・・・製造方法。「D」はDrawnの頭文字で引抜き材又は磨き材の意味。  

  C ー 3604 B D   

       C・・・材料記号。伸鋼品関係ではアメリカ規格にならって「C」の記号を用いる。   

       3604・・・4桁の数字は合金成分の系統を表す。「3604」は快削鋼銅を示す。   

       B・・・材料の形態。「B」はBarの頭文字で棒状の意味   

       D・・・製造方法。「D」はDrawnの頭文字で引抜き材又は磨き材の意味。    

※非金属では硬さを表すのに軟質は「O」・硬質は「H」、その中間は「1/4H」・「1/2 H」などで表す。

2.強度区分(力の単位は1平方ミリメートルあたりです。)

   **T・・・「**」は最小引張り荷重を表します。         

   「8T」・・・80㎏まで切れない。     

   「7T」・・・70㎏まで切れない。     

   「4T」・・・40㎏まで切れない。     

   「11T」・・・110㎏まで切れない。   

   **.*・・・小数点の左の数字と右の数字がそれぞれボルトの強さを表します。左の数字は**㎏まで切れな
          いという強さを表し、右の数字は、左の数字の*割までは伸びても元に戻るということを表します。 

   「10.9」・・・100㎏まで切れずに90㎏まで元に戻る。     

   「8.8」・・・80㎏まで切れずに64㎏まで元に戻る。     

   「4.6」・・・40㎏まで切れずに24㎏まで元に戻る。      

※JIS規格では「3.6、4.6、4.8、5.6、5.8、6.8、8.8、9.8、10.9、12.9」の10種類が定められ
      ています。

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インコネル718の乾式旋削加工


                       香川県産業技術センター  佃  昭


要  旨


 
代表的なニッケル基超耐熱合金であるインコネル718を被削材として取り上げ、乾式旋削加工試験を実施し、ニッケル基超耐熱合金の乾式旋削加工時の最適加
工条件(工具材種、切削速度等)の検討を行った。その結果、検討を行った工具材種の中では、TiCコーティング、超硬K10が比較的良い性能を示した。ま
た、切削速度については30m/min程度が適当であることがわかった。


1 .緒  言


 超耐熱合金は、タービンブ
レード等の耐熱性、耐食性等を必要とする高温用部品として広く使用されているが、機械加工に際してはその優れた高温特性のため困難を伴うことが多く、代表
的な難削材とされている。この超耐熱合金の種類は非常に多いが、主要成分により区分するとニッケル基、コバルト基、鉄基の3種類に大別され、このうちニッ
ケル基が最も多く使用されている。今回、供試材として用いたインコネル718は、このうちニッケル基に属する最も一般的な合金である。この被削材を用い、
ニッケル基超耐熱合金を旋


削加工する際の工具材種、切削速度等の最適加工条件を求めることを目的に、旋削試験を行った。


2.実験方法


 
実験は、昌運カズヌーブ旋盤(HB575)を使用し、外周長手旋削にて実施した。供試材は、中実円柱状のインコネル718(¢75×220mm、
HB=450)を用いた。実験に使用した工具は、超硬合金(K10、M20、P20)、コーティング(Al203、TiN、TiC)、サーメット
(TiN、TiC)、セラミックス(白セラ、黒セラ、サイアロン)、FRC(SiCウィスカ添加アルミナセラミックス2種類)の合計13種類である。


 切削条件を表1に示す。切削速度は、工具材種の検討時には30m/minとし、切削速度の検討時には20~90m/minとした。評価項目は、工具摩耗量および摩耗形態である。


3.実験結果および考察


3.1 最適工具材種


 インコネル718の旋削加工に最適な工具材種を検討するために、各種工具により旋削試験を行った。


 
図1に各種工具の工具摩耗量を示す。図から、コーティングおよび超硬工具は比較的工具摩耗量が少なく、特にTiCコーティング、K10が工具摩耗量が少な
いことがわかる。これに対し、セラミックス工具は工具摩耗量が多く、図には示さなかったが、黒セラにおいては実験開始直後に割損を生じたため、試験を中止
した。他のセラミックス工具においても工具摩耗量は多く、ほとんど実用に供し得ない結果となった。FRC工具は、メーカの異なる二種類で試験を行った。
メーカの別により性能が大きく異なるが性能の良い方でもK10と同程度であり、価格が高価であることを考慮すれば、実用的ではないと考えられる。またサー
メット工具については、TiNサーメットの場合はP20とほぼ同程度の工具摩耗量であるが、TiCサーメットの場合は工具の切れ刃先端に塑性変形が生じ、
実用に供し得ない結果となった。


 図2に実験後の代表的な工具摩耗顕微鏡写真を示す。図から、全般的に切れ刃の横逃げ境界部付近に凝着
が発生しており、特にセラミックス工具の場合に凝着量が多いことが観察される。また、セラミックスおよびFRC工具の場合、顕著な境界摩耗が発生している
ことが観察される。なお、TiCサーメットの工具摩耗は、切れ刃の塑性変形に起因していると考えられる。


 これらのことから、インコネ
ル718の切削時には工具切れ刃に凝着が発生し、この凝着物が脱落するときに工具切れ刃が同時に脱落し、摩耗として進行するものと考えられる。また、条件
によって発生する境界摩耗は、切れ刃の劣化により材料表面が加工硬化したために発生するものと考えられる。したがって工具材種としては、インコネルとの親
和性が低く、靭性の高いものが適していると考えられ、親和性の低いTiCコーティングや、靭性の高いK10が良い性能を示したものと考えられる。なお、
TiCサーメットの場合に発生した切れ刃の塑性変形は、TiCサーメットの物理特性、すなわち常温では高硬度であるが、高温硬度が低いことに起因している
と考えられる。


3.2 切削速度の影響


3.1で比較的性能の良かったK10、TiCコーティングおよび標準的なP20を用いて、切削速度が工具摩耗量に及ぼす影響について検討した。


 
図3に切削速度と逃げ面摩耗量の関係を示す。図から、各工具とも切削速度が30m/minまでは、逃げ面摩耗量はほぼ一定であるが、30m/min以上に
なると、切削速度の増加とともに逃げ面摩耗量も増加していることがわかる。また、その増加率はP20が最も大きく、P20においては30m/min以上の
切削速度では、ほとんど実用に供し得ないものと考えられる。


 図4に、TiCコーティング、K10、P20についての工具寿命曲線を示
す。寿命判定基準は、逃げ面摩耗幅VB=0.2mmである。図から、TiCコーティング>K10>P20の順で工具寿命が長いことがわかる。Taylor
によると、工具寿命曲線は一般に次の実験式により表される1)。


VTn=C                 (1)


 
ここで、V:切削速度(m/min)、T:工具寿命時間(min)、n、C:定数である。図4におけるnおよびCを求めると、①TiCコーティン
グ:n=0.42、C=105 ②K10:n=0.32、C=74.1 ③P20:n=0.28、C=49.8である。nは工具寿命曲線の傾きを表すもの
であるが、nの値からP20>K10>TiCコーティングの順で 工具寿命は切削速度に対して敏感であることがわかる。また、Cの値は工具寿命時間を1分
とした場合の切削速度を表すものであるが、Cの値から、TiCコーティング>K10>P20の順で切削性能が良いことがわかる。この値は、炭素鋼の
1/10以下であり、インコネルは難削性の高い材料であることがわかる。


4.結  言


 ニッケル基超耐熱合金であるインコネル718の乾式旋削加工特性を検討した結果、次の知見を得た。


(1)今回の試験条件の範囲内では、インコネル718の最適旋削加工条件は、①工具材種:TiCコーティング、K10、②切削速度:約30m/minである。


(2)インコネル718の工具損傷の特徴は、横切れ刃への凝着である。


参考文献


1)F.W.Taylor:On the Art of Metal Cutting,Trans.ASME,Vol.28(1906)


表1 切削条件










切削速度


切込み


送  り


切削距離


工具諸元


切削液



Ⅴ=20―90m/min


d=1.0 mm


f=0.1mm/rev


L=120m


(-5,-6,5,6,15,15,0.8)


clip_image001乾式





























clip_image002



clip_image003

clip_image005

図1 各種工具の工具摩耗量


clip_image007 clip_image009 clip_image011


  (a)K10     (b)P20   (c)TiCサーメット
















1.0mm




clip_image012 clip_image014 clip_image016 clip_image018

(d)TiCコーティング      (e)白セラ          (f)FRC B


図2 工具摩耗顕微鏡写真
















TiC コーティング


















K10


















P20




clip_image020

図3 切削速度と逃げ面摩耗量の関係











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TaiwanTrade2

インコネル718の湿式旋削加工

                       香川県産業技術センター  佃  昭

要  旨

  前報1)では、代表的なニッケル基超耐熱合金であるインコネル718の乾式旋削加工試験を行い、最適工具材種および最適切削速度等の検討を行った。本報で は、同材料の湿式旋削加工を実施し、切削油剤(水溶性)の切削性に及ばす影響について検討を行った。その結果、湿式切削は乾式切削に比較して、若干切削性 が劣ることがわかった。また、湿式のときの切削性は、切削油剤の濃度により変化することがわかった。

1.緒  言

 前 報において、代表的なニッケル基超耐熱合金であるインコネル718の乾式旋削加工試験を行い、最適工具材種および最適切削速度等の検討を行った。その結 果、工具材種としてはTiCコーティングおよび超硬K10が適しており、切削速度としては30m/min程度が適当であることがわかった。本報では、水溶 性切削油剤を用いてインコネル718の湿式旋削加工試験を行い、切削油剤が同材料の切削性に及ぼす影響について検討を行った。

2.実験方法

  実験は、昌達カズヌーブ旋盤(HB575)を使用し、外周長手旋削にて実施した。供試材は、中実円柱状のインコネル718(¢75×180mm、 HV=450)を用いた。ただし、前報の乾式試験に用いた供試材とはロットが異なる。実験に使用した工具は、超硬合金(K10、M20、P20)、コー ティング超硬(Al203、TiN、TiC)、サーメット(TiN、TiC)、セラミックス(白セラ、黒セラ)の合計10種類である。

  切削条件を表1に示す。切削油剤は、硫黄系極圧添加剤を多量に含む難削材加工用の、エマルジョンタイプ水溶性切削油剤(W-1種)を用いた。切削油剤の希 釈倍率は5倍および10倍で、工具のすくい面側から1L/minの流量で切削点に向けて注液した。切削速度は、工具材種の検討時には30m/min一定と し、切削速度の検討時には20~90m/minとした。評価項目は、工具摩耗量および工具摩耗形態である。

3.実験結果および考察

3.1 最適工具材種および切削油剤の温度の影響

  インコネル718の湿式旋削加工に最適な工具材種を検討するために、各種工具を用いて湿式旋削加工を行った。水溶性切削油剤の濃度が切削性に及ぼす影響も あわせて検討を行うため、希釈倍率は10倍および5倍の二種類にて実験を行った。なお、切削油剤メーカの推奨倍率は10~30倍である。 

 図1に、切削油剤の希釈倍率が10倍の場合の各種工具の工具摩耗量を示す。また、図2に切削油剤の希釈倍率が5倍の場合の各種工具の工具摩耗量を示す。

  まず、図1から、湿式旋削加工時の各種工具の工具摩耗特性について述べる。全般的に湿式旋削時の工具摩耗特性は、乾式旋削加工時とほぼ同様な傾向を示して いる。すなわち、コーティング系統の工具が比較的工具摩耗量が少なく、特に、TiCコーティングが良い性能を示した。また超硬工具の中では、K10が比較 的工具摩耗量が少なかった。これらに対し、セラミックス系統およびTiCサーメットは、工具摩耗量が多く、乾式切削時と同様、実用に供し得ない結果となっ た。とくに、白セラは試験途中で欠損が生じた。また、黒セラは大幅な境界摩耗が発生し、TiCサーメットは刃先に塑性変形が生じた。

  次に図1、2から、切削油剤の濃度が工具摩耗に及ぼす影響について述べる。全般的に切削油剤の濃度が高くなると、若干ではあるが切削性が改善される傾向が みられる。すなわち、白セラやTiCサーメットは、切削油剤の布釈倍率10倍時には、欠損や塑性変形が生じ切削不能であったが、奇釈倍率5倍時において は、工具摩耗が多いものの切削可能であった。また、超硬K10、Al203コーティング、TiNサーメット等において、工具摩耗量が減少していることがわ かる。このことから、切削油剤に求められる性質の一つとして、潤滑性が必要であると考えられる。

 図3に、切削油剤の希釈倍率が10倍 の時の代表的な工具の工具摩耗顕微鏡写真を示す。図から、いずれの工具の場合も、すくい面境界部に乾式切削時には観察されなかった境界摩耗が発生している のが観察される。また切れ刃には、工具材種により大小はあるものの、切れ刃に凝着が発生していることが観察される。

3.2 工具寿命曲線

  湿式加工の場合の、切削速度が工具摩耗に及ぼす影響を検討するため、3.1で比較的性能の良かった超硬K10および標準的な超硬P20を用いて、工具寿命 曲線を作成した。図4に切削油剤の希釈倍率が10倍の場合の工具寿命曲線を示す。寿命判定基準は、逃げ面摩耗幅VB=0.2mmである。なお、乾式加工の 場合と比較するため、K10においては乾式加工でも試験を行った。図から、湿式加工時においても、標準的な超硬P20よりもK10の方が実験を実施した切 削速度域全般にわたって工具寿命が長いことがわかる。また、超硬K10において切削油剤の有無による工具寿命を比較すると、若干ではあるが、乾式の方が湿 式の場合より寿命が長いことがわかる。

 湿式切削が乾式切削に対して優位性を示さなかった理由は、まず第一に凝着が考えられる。湿式切 削の場合、図3に示したように刃先に凝着が生じる。これは、切削油剤による冷却作用のため、乾式切削時に比較して多量に発生したものと思われ この凝着が 剥離、脱落する際に、工具を摩耗、欠損させたものと考えられる。また第二の理由としては、加工硬化が考えられる。湿式加工の場合、図3に示したように、工 具のすくい面境界部に顕著な境界摩耗が発生しており、切削油剤の冷却作用のため、供試材および切屑の加工硬化の度合いが、乾式切削時に比較してより大きく なったものと考えられる。

4.結  言

 ニッケル基超耐熱合金であるインコネル718の湿式旋削加工特性を検討した結果、次の知見を得た。

(1) 湿式加工時の最適工具材種は、乾式加工時と同様で、TiCコーティング、超硬K10である。

(2) 湿式加工は、乾式加工より若干切削性が劣る。

(3) 切削油剤の希釈倍率は、高濃度の方が良い。

(参考文献)

1)

表1 切削条件

切削速度

切込み

送  り

切削距離

工具諸元

切削液

Ⅴ=20-90m/min

d=1.0 mm

f=0.1mm/rev

L=120m

( ‐5,‐6,5,6,15,15,0.8)

水溶性(エマルジョン),1L/min

希釈倍率×5,×10倍

clip_image001clip_image002clip_image003clip_image005

図1 各種工具の工具摩耗量(切削油剤希釈倍率10倍)

clip_image003[1]clip_image007

図2 各種工具の工具摩耗量(切削油剤希釈倍率5倍)

clip_image009 clip_image011 clip_image013

(a)K10 (b)P20          (c)TiCサーメット

1.0mm

clip_image014clip_image016 clip_image018 clip_image020

(d)TiCコーティング      (e)白セラ           (f)黒セラ

図3 工具摩耗顕微鏡写真








1000




clip_image023



100


clip_image025

図4 工具寿命曲線

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(4)航空エンドミル設計

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(6)ダイヤモンドエンドミル

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弊社の製品の供給調達機能は:

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Bewise Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z) talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır. Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.

BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт  www.tool-tool.com  для получения большей информации.

BWis specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for mould & die, aero space and electronic industry. Our main products include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please visit our web  www.tool-tool.com  for more info.

 

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インコネル718の乾式旋削加工

                       香川県産業技術センター  佃  昭

要  旨

  代表的なニッケル基超耐熱合金であるインコネル718を被削材として取り上げ、乾式旋削加工試験を実施し、ニッケル基超耐熱合金の乾式旋削加工時の最適加 工条件(工具材種、切削速度等)の検討を行った。その結果、検討を行った工具材種の中では、TiCコーティング、超硬K10が比較的良い性能を示した。ま た、切削速度については30m/min程度が適当であることがわかった。

1 .緒  言

 超耐熱合金は、タービンブ レード等の耐熱性、耐食性等を必要とする高温用部品として広く使用されているが、機械加工に際してはその優れた高温特性のため困難を伴うことが多く、代表 的な難削材とされている。この超耐熱合金の種類は非常に多いが、主要成分により区分するとニッケル基、コバルト基、鉄基の3種類に大別され、このうちニッ ケル基が最も多く使用されている。今回、供試材として用いたインコネル718は、このうちニッケル基に属する最も一般的な合金である。この被削材を用い、 ニッケル基超耐熱合金を旋

削加工する際の工具材種、切削速度等の最適加工条件を求めることを目的に、旋削試験を行った。

2.実験方法

  実験は、昌運カズヌーブ旋盤(HB575)を使用し、外周長手旋削にて実施した。供試材は、中実円柱状のインコネル718(¢75×220mm、 HB=450)を用いた。実験に使用した工具は、超硬合金(K10、M20、P20)、コーティング(Al203、TiN、TiC)、サーメット (TiN、TiC)、セラミックス(白セラ、黒セラ、サイアロン)、FRC(SiCウィスカ添加アルミナセラミックス2種類)の合計13種類である。

 切削条件を表1に示す。切削速度は、工具材種の検討時には30m/minとし、切削速度の検討時には20~90m/minとした。評価項目は、工具摩耗量および摩耗形態である。

3.実験結果および考察

3.1 最適工具材種

 インコネル718の旋削加工に最適な工具材種を検討するために、各種工具により旋削試験を行った。

  図1に各種工具の工具摩耗量を示す。図から、コーティングおよび超硬工具は比較的工具摩耗量が少なく、特にTiCコーティング、K10が工具摩耗量が少な いことがわかる。これに対し、セラミックス工具は工具摩耗量が多く、図には示さなかったが、黒セラにおいては実験開始直後に割損を生じたため、試験を中止 した。他のセラミックス工具においても工具摩耗量は多く、ほとんど実用に供し得ない結果となった。FRC工具は、メーカの異なる二種類で試験を行った。 メーカの別により性能が大きく異なるが性能の良い方でもK10と同程度であり、価格が高価であることを考慮すれば、実用的ではないと考えられる。またサー メット工具については、TiNサーメットの場合はP20とほぼ同程度の工具摩耗量であるが、TiCサーメットの場合は工具の切れ刃先端に塑性変形が生じ、 実用に供し得ない結果となった。

 図2に実験後の代表的な工具摩耗顕微鏡写真を示す。図から、全般的に切れ刃の横逃げ境界部付近に凝着 が発生しており、特にセラミックス工具の場合に凝着量が多いことが観察される。また、セラミックスおよびFRC工具の場合、顕著な境界摩耗が発生している ことが観察される。なお、TiCサーメットの工具摩耗は、切れ刃の塑性変形に起因していると考えられる。

 これらのことから、インコネ ル718の切削時には工具切れ刃に凝着が発生し、この凝着物が脱落するときに工具切れ刃が同時に脱落し、摩耗として進行するものと考えられる。また、条件 によって発生する境界摩耗は、切れ刃の劣化により材料表面が加工硬化したために発生するものと考えられる。したがって工具材種としては、インコネルとの親 和性が低く、靭性の高いものが適していると考えられ、親和性の低いTiCコーティングや、靭性の高いK10が良い性能を示したものと考えられる。なお、 TiCサーメットの場合に発生した切れ刃の塑性変形は、TiCサーメットの物理特性、すなわち常温では高硬度であるが、高温硬度が低いことに起因している と考えられる。

3.2 切削速度の影響

3.1で比較的性能の良かったK10、TiCコーティングおよび標準的なP20を用いて、切削速度が工具摩耗量に及ぼす影響について検討した。

  図3に切削速度と逃げ面摩耗量の関係を示す。図から、各工具とも切削速度が30m/minまでは、逃げ面摩耗量はほぼ一定であるが、30m/min以上に なると、切削速度の増加とともに逃げ面摩耗量も増加していることがわかる。また、その増加率はP20が最も大きく、P20においては30m/min以上の 切削速度では、ほとんど実用に供し得ないものと考えられる。

 図4に、TiCコーティング、K10、P20についての工具寿命曲線を示 す。寿命判定基準は、逃げ面摩耗幅VB=0.2mmである。図から、TiCコーティング>K10>P20の順で工具寿命が長いことがわかる。Taylor によると、工具寿命曲線は一般に次の実験式により表される1)。

VTn=C                 (1)

  ここで、V:切削速度(m/min)、T:工具寿命時間(min)、n、C:定数である。図4におけるnおよびCを求めると、①TiCコーティン グ:n=0.42、C=105 ②K10:n=0.32、C=74.1 ③P20:n=0.28、C=49.8である。nは工具寿命曲線の傾きを表すもの であるが、nの値からP20>K10>TiCコーティングの順で 工具寿命は切削速度に対して敏感であることがわかる。また、Cの値は工具寿命時間を1分 とした場合の切削速度を表すものであるが、Cの値から、TiCコーティング>K10>P20の順で切削性能が良いことがわかる。この値は、炭素鋼の 1/10以下であり、インコネルは難削性の高い材料であることがわかる。

4.結  言

 ニッケル基超耐熱合金であるインコネル718の乾式旋削加工特性を検討した結果、次の知見を得た。

(1)今回の試験条件の範囲内では、インコネル718の最適旋削加工条件は、①工具材種:TiCコーティング、K10、②切削速度:約30m/minである。

(2)インコネル718の工具損傷の特徴は、横切れ刃への凝着である。

参考文献

1)F.W.Taylor:On the Art of Metal Cutting,Trans.ASME,Vol.28(1906)

表1 切削条件

切削速度

切込み

送  り

切削距離

工具諸元

切削液

Ⅴ=20―90m/min

d=1.0 mm

f=0.1mm/rev

L=120m

(-5,-6,5,6,15,15,0.8)

clip_image001乾式






clip_image002



clip_image003
clip_image005

図1 各種工具の工具摩耗量

clip_image007 clip_image009 clip_image011

  (a)K10     (b)P20   (c)TiCサーメット

1.0mm

clip_image012 clip_image014 clip_image016 clip_image018

(d)TiCコーティング      (e)白セラ          (f)FRC B

図2 工具摩耗顕微鏡写真

TiC コーティング

K10

P20

clip_image020

図3 切削速度と逃げ面摩耗量の関係



clip_image021clip_image022
clip_image024

図4 工具寿命曲線

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Bewise Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z) talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır. Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.

BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт  www.tool-tool.com  для получения большей информации.

BWis specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for mould & die, aero space and electronic industry. Our main products include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please visit our web  www.tool-tool.com  for more info.

 

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インコネル718のワイヤ放電加工

                      徳島県立工業技術センター  野上輝夫

要旨

 インコネル718をワイヤ放電加工し、放電加工条件と加工速度及び加工面粗さとの関係を調べた。S55C材料も同条件で加工し、比較した結果、インコネル718はS55C材料より大きな加工速度で加工でき、放電加工特性に優れた材料であることが分かった。

1.緒言

  耐熱合金インコネル718は機械加工が最も困難な材料の一つとして位置づけられている。一方、ワイヤ放電加工は加工速度は高くないものの無人で行える高精 度切断加工法であり、導電性を有する材料であれば何でも加工できることから、金型産業のみならず、精密機械部品の加工に広く使用されている。そこで、イン コネル718の切削加工の代用として、ワイヤ放電加工の積極利用を図ることを目的として、本研究を行った。

 

2.実験方法

 加工材料として板厚5mmのインコネル718及びS55Cを用い、全ての実験を浸漬加工で行った。使用した電極ワイヤはΦ0.2mmの黄銅ワイヤで、引張り強さ90kgf/mm2以上の仕様のものである。

 実験の評価項目として、切断面の表面粗さと加工速度を取り上げた。加工速度については、装置に付属の速度表示メータからその平均値を読み取った。

  インコネル718に関する放電加工データは見当たらないため、予備実験において、大きな加工速度の得られる安定加工条件をメーカー提供のデータ表から選択 し、主要放電条件を変化させて実験した。なお、S55Cの加工条件については、データ比較が目的なのでインコネル718と同じにした。

3.実験結果

  ワイヤ放電加工性は装置のハード及びソフトに依存される部分が多く、これらはメーカーがノウハウとして公開していない。加工条件にしても、デジタルノッチ で決定するものが大部分で、客観的な数値条件として表現できない。従って、本実験において得られたデータも、同種の機械装置にしか応用できないものであ る。ここでは、インコネル718及びS55Cのワイヤ放電加工し、加工速度や切断面粗さなどに及ぼす各加工条件の影響について検討した。

3.1 加工速度

  図1~3にインコネル718及びS55Cをワイヤ放電加工機により切断加工した場合の、加工セッティング(Ip)、平均加工電圧(VG)及び休止時間 (OFF)と加工速度及び切断面粗さの関係を示す。図1より、この条件で安定加工できる条件範囲はIpノッチが5から7までの範囲であり、Ipの増大とと もに加工速度が増大する傾向が得られた。Ipノッチを8以上に設定した場合、休止時間を大きくすれば安定加工の領域も存在するが、加工速度は低下する。イ ンコネル718をS55Cと比較した場合、いずれの条件においても、インコネル718の方が加工速度を大きくでき、Ipに対する加工速度の変化割合が大き い材料であると言える。

 図2より、両材料ともVGを小さくすれば加工速度が大きくなる傾向が見られる。一般的には、加工電圧が大きく なれば単位放電当たりの加工物の除去量は大きくなると考えられ、加工速度は大きくなると思われるが、この場合には逆の結果となっている。この理由は、平均 加工電圧を小さくすれば、そのことによって他の電気条件が変化して、単位放電量が増加することによる。この条件で、VGを35Vよりさらに小さくした場合 には、加工が不安定になり、50Vより高くした場合、加工は可能であるが、加工速度はさらに低下する現象が見られた。インコネル718はS55Cより加工 速度が大きく、VGが小さくなるとともにその差が大きくなることが分かった。

 図3より、休止時間割合が大きくなれば、単位時間当たり の放電時間が少なくなるので、加工速度は小さくなる。OFFノッチが12より大きくなっても、安定加工領域は存在するが、加工速度の低下割合は、さらに大 きくなることが予想される。この条件では、7~8ノッチあたりに加工速度のピーク値が存在する。

3.2 切断面粗さ

 加工速度を可能な限り大きく維持して、切断面粗さを小さくできることが理想であるが、一般には切断加工速度と切断面粗さは相反する関係にあると言われている。ここでは、インコネル718のワイヤ放電加工における切断面粗さの大きさと傾向を把握するための実験を行った。

  一般的には、Ipが小さい場合には放電アークの小さい加工となり、切断面の表面粗さは小さくなると考えられる。図1において、S55Cの場合は、Ipノッ チを大きくすれば切断面の表面粗さが大きくなる傾向が認められるが、インコネル718の場合には、Ipの小さいところで逆に切断面粗さが大きな値になり、 異なる傾向を示した。全般に、切断面粗さは、インコネル718の方がS55Cより大きな値をとることが分かる。

 図2からは、平均加工電圧VGが大きくなれば、切断面粗さもやや大きな値になる傾向が見られるが、加工速度の場合のように明らかな傾向にあるとは言えない。

図3からは、休止時間と切断面粗さの間に明確な傾向は見られなかった。

図1~図3より、インコネル718の切断面粗さはS55Cより大きな値をとる材料であると言える。

4.結言

1) インコネル718のワイヤ放電加工特性の傾向は基本的にはS55Cと同じである。すなわち、大きな加工速度は、Ipが大きく、VGが小さく、OFFノッチ が小さい条件で得られる。切断面粗さについては、加工速度の小さくなる条件(弱い電気条件)にしても、必ずしも小さくなるとは限らず、適当な組み合わせの 条件が存在することが分かった。

2)インコネル718はS55Cに比べて、加工速度は速く、切断面粗さはやや大きいが、ワイヤ放電加工特性に優れた材料であると言える。

3)板厚5mmのインコネル718のファーストカットにおいて、加工速度を重視した場合、最大約15mm/minの加工速度の得られる条件が存在する。S55Cにおけるそれは約14mm/minであった。

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図1 加工セッティング(Ip)と加工速度及び切断面粗さの関係

平均加工電圧(VG):50V,休止時間(OFF)ノッチ:10

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図2 平均加工電圧(VG)と加工速度及び切断面粗さの関係

加工セッティング(Ip)ノッチ:7,休止時間(OFF)ノッチ:12

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図3 休止時間(OFF)と加工速度及び切断面租さの関係

加工セッティング(Ip)ノッチ:7,平均加工電圧(VG):50V

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歡迎來到Bewise Inc.的世界,首先恭喜您來到這接受新的資訊讓產業更有競爭力,我們是提供專業刀具製造商,應對客戶高品質的刀具需求,我們可以協助客戶滿足您對產業的不同要求,我們有能力達到非常卓越的客戶需求品質,這是現有相關技術無法比擬的,我們成功的滿足了各行各業的要求,包括:精密HSS DIN切削刀具協助客戶設計刀具流程DIN or JIS 鎢鋼切削刀具設計NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 航太切削刀具,NAS航太刀具設計超高硬度的切削刀具醫療配件刀具設計複合式再研磨機PCD地板專用企口鑽石組合刀具粉末造粒成型機主機版專用頂級電桿PCD V-Cut捨棄式圓鋸片組粉末成型機主機版專用頂級電汽車業刀具設計電子產業鑽石刀具木工產業鑽石刀具銑刀與切斷複合再研磨機銑刀與鑽頭複合再研磨機銑刀與螺絲攻複合再研磨機等等。我們的產品涵蓋了從民生刀具到工業級的刀具設計;從微細刀具到大型刀具;從小型生產到大型量產;全自動整合;我們的技術可提供您連續生產的效能,我們整體的服務及卓越的技術,恭迎您親自體驗!!

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Welcome to BWtool world! We are an experienced tool maker specialized in cutting tools. We focus on what you need and endeavor to research the best cutter to satisfy users demand. Our customers involve wide range of industries, like mold & die, aerospace, electronic, machinery, etc. We are professional expert in cutting field. We would like to solve every problem from you. Please feel free to contact us, its our pleasure to serve for you. BW product including: cutting toolaerospace tool .HSS  DIN Cutting toolCarbide end millsCarbide cutting toolNAS Cutting toolNAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 Cutting Tools,Carbide end milldisc milling cutter,Aerospace cutting toolhss drillФрезерыCarbide drillHigh speed steelCompound SharpenerMilling cutterINDUCTORS FOR PCDCVDD(Chemical Vapor Deposition Diamond )’PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride) Core drillTapered end millsCVD Diamond Tools Inserts’PCD Edge-Beveling Cutter(Golden FingerPCD V-CutterPCD Wood toolsPCD Cutting toolsPCD Circular Saw BladePVDD End Millsdiamond tool. INDUCTORS FOR PCD . POWDER FORMING MACHINE Single Crystal Diamond Metric end millsMiniature end millsСпециальные режущие инструменты Пустотелое сверло Pilot reamerFraisesFresas con mango PCD (Polycrystalline diamond) ‘FresePOWDER FORMING MACHINEElectronics cutterStep drillMetal cutting sawDouble margin drillGun barrelAngle milling cutterCarbide burrsCarbide tipped cutterChamfering toolIC card engraving cutterSide cutterStaple CutterPCD diamond cutter specialized in grooving floorsV-Cut PCD Circular Diamond Tipped Saw Blade with Indexable Insert PCD Diamond Tool Saw Blade with Indexable InsertNAS toolDIN or JIS toolSpecial toolMetal slitting sawsShell end millsSide and face milling cuttersSide chip clearance sawsLong end millsend mill grinderdrill grindersharpenerStub roughing end millsDovetail milling cuttersCarbide slot drillsCarbide torus cuttersAngel carbide end millsCarbide torus cuttersCarbide ball-nosed slot drillsMould cutterTool manufacturer.

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弊社は専門なエンドミルの製造メーカーで、客先に色んな分野のニーズ

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弊社は各領域に供給できる内容は:

(1)精密HSSエンドミルのR&D

(2)Carbide Cutting tools設計

(3)鎢鋼エンドミル設計

(4)航空エンドミル設計

(5)超高硬度エンドミル

(6)ダイヤモンドエンドミル

(7)医療用品エンドミル設計

(8)自動車部品&材料加工向けエンドミル設計

弊社の製品の供給調達機能は:

(1)生活産業~ハイテク工業までのエンドミル設計

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インコネル713Cの旋削加工

                      徳島県立工業技術センター  野上輝夫

要旨

  難削材料として位置づけられている超耐熱合金インコネル713Cの旋削加工実験を行った。材種の異なる切削工具による実験の結果、インコネル713Cの旋 削加工に最適な工具はSiCウィスカー強化型のセラミック工具で、切削速度が250~350m/minの高速切削領域で最長の工具寿命が得られた。また、 切削油剤の使用は工具寿命の延長のみならず、加工面の表面粗さを小さくする上でも有効であることが分かった。

1 緒言

超 耐熱合金は、航空・宇宙関連産業において多く使用されている材料で、高価でもあり、一般産業界にはあまり普及していない。従って、加工データも多くないの が現状である。そこで、ここでは最も一般的な機械加工である旋削加工を取り上げ、インコネル713Cを旋削する場合の適正な工具材種及び切削条件につい て、工具寿命の面から検討する。

2 実験方法

 被削材インコネル713C(鋳放し)を(‐5,‐6,5,6,15,15,0.8)の刃先諸元を有する4種類の工具材種(超硬、コーティング超硬、セラミック、CBN)の工具を用い、切

込 み及び送りをそれぞれ0.5mm及び0.1mm/revと一定にし、切削速度を30~400m/minの範囲で変化させて、乾式と湿式(不水溶性の JIS1種5号を使用)で外丸旋削加工実験を行い、工具摩耗の進行状況を追跡した。超硬はK10種、コーティング超硬はTiCN系、セラミックはアルミナ とSiCウィスカーが主成分、CBNは耐熱温度の高い結合剤を使用したものである。工具寿命は逃げ面摩耗幅0.5mmに到達した時をもって工具寿命と判定 して、寿命曲線を作成した。加工面粗さは、各条件とも実験初期の工具刃先摩耗の小さい段階で測定した。

3 実験結果

3.1 工具摩耗

 図1にⅤ-T曲線を、図2にⅤ-L曲線を示す。乾式切削の場合を白抜きで、湿式の場合を黒の塗りつぶしのマークで示している。

・ 超硬K10の寿命曲線は乾式と湿式とはほぼ同一線上にあり、切削速度の低速側への移行とともに下方に曲がる。

・ コーティング超硬は切削速度90m/min以上と以下とで、勾配の異なる寿命曲線となる。

・ セラミックで乾式切削した場合、250m/min付近から寿命曲線は折れ曲がり、100m/min以下の切削速度範囲では境界摩耗が異常に発達することが 観察された。また、湿式切削の場合は、100m/min以下及び300m/min以上の速度域では切削速度が高くなると寿命が短くなる通常の現象を示す が、その中間の速度域では逆の傾向の寿命曲線を示している。この理由は工具の損傷機構の違いによるものと考えられる。すなわち、摩耗状況のマクロ観察か ら、低速側では脆性破壊(欠損)による摩耗が、高速側では熱的損傷(摩耗)が全体の工具摩耗を支配しているものと考えられる。

・ CBNは湿式切削のみ行ったが、300m/min以下の切削速度で寿命曲線は右上がりとなっており、工具の性質から判断して、セラミックと類似の傾向の寿命曲線を示すものと想定される。

・ 湿式切削における工具寿命は乾式切削の場合より概して長い。コーティング超硬は全速度域で、セラミックは高速域で明らかに長くなる傾向が見られ、切削油剤使用の効果が認められた。

・ Ⅴ-L曲線から、湿式切削における寿命切削距離の長い切削速度は超硬K10では50~100m/min、コーティング超硬では80~110m/min、セラミックでは300~350m/min付近であり、乾式切削の場合もほぼ同じである。

・ 寿命切削距離の最も長かった工具はセラミックで、CBN、コーティング超硬、超硬K10の順に短くなり、その切削速度域は同じ順で低速側に移行する。

3.2 加工面の表面租さ

 湿式切削の場合の加工面の表面粗さを図3に示す。

・ コーティング超硬とセラミックが30m/minの切削速度で大きな表面粗さ値を示したが、各工具とも、切削速度による表面粗さの差はほとんどなく、3~5/μmRmaxの範囲にある。一般鋼の通常切削に比べて非常に良好な値を示した。

・ 乾式切削の場合、いずれの工具も切削初期段階の加工面粗さは湿式の場合より少し大きい程度であるが、工具摩耗の進展とともに切りくずの多く付着する現象が見られ、表面品位の面から現実的な切削加工は不可能であると考える。

3.3 工具損傷状態の観察

 工具損傷の状況を光学顕微鏡で観察した結果を以下にまとめる。

・ 超硬K10では、低速切削域で幅の広い境界摩耗が発達し、高速切削域で刃先Rのコーナー部全体に大きな摩耗を生じ、他の工具に比べて、被削材の凝着が最も激しい様子が観察された。

・ コーティング超硬は超硬K10とほぼ類似の摩耗形態であった。

・ セラミックは、低速切削域において境界摩耗が細長く発達し、剥離破壊によって欠損に至っている様子が伺われ、高速切削域では底辺の大きな漏斗形の摩耗痕を生じている様子が観察された。

4 結言

 切込み0.5mm、送り0.1mmの中仕上げ切削領域におけるインコネル713Cの旋削加工実験を行った結果、つぎのことが分かった。

1)インコネル713Cの旋削加工に最も適している工具はSiCウィスカー強化のアルミナ系セラミックで、250~350m/minの切削速度域で良好な結果を示す。

2)切削油剤の使用は工具寿命に延長に有効であるばかりでなく、加工面品位の面を考慮する場合には湿式切削とすべきである。

3)切りくずの工具への溶着が著しいにも拘わらず、湿式切削における加工面粗さは非常に小さい。このことは工具摩耗が進行した状態でも言えることである。

4)起硬及びコーティング超硬とセラミック及びCBNとは摩耗形態が異なっており、インコネル713Cの切削において後者は低速摩耗が顕著に現れる。



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セラミック(乾式)



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50



30



20



図1 工具寿命(∨―T)曲線

切削条件 d:0.5mm,f:0.1mm/rev

刃先諸元:-5,-6,5,6,15,15,0.8 寿命基準 VB:0.5mm

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超硬K10(湿式)

)

コーティング超硬(乾式)


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20


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図2 工具寿命(∨―L)曲線

切削条件 d:0.5mm,f:0.1mm/rev

刃先諸元:-5,-6,5,6,15,15,0.8  寿命基準 VB:0.5mm






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図3 切削速度と表面粗さの関係

切削条件 d:0.5mm,f:0.1mm/rev,湿式

刃先諸元:-5,-6,5,6,15,15,0.8

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