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　以下の解説は、大学、大学院時代の師である元東北大学教授横堀武夫先生から学んだ知識です。更に詳細な内容については下記の参考文献を参照してください。
　(1) 横堀武夫,「材料強度学」、技報堂(1955).
　(2) 横堀武夫,「材料強度学」、岩波書店(1974).

2.1
　金属の変形　荷重－伸び曲線

　引張試験（tensile test）では、試験片を時間的に一定な割合(例えば，10mm/min)で引き伸ばし，伸びとその伸びを試験片に引き起こすのに必要な荷重(材料の抵抗力)を試験片が破断するまで連続的に測定し，記録します。このようにして得られるのが荷重ー伸び曲線です。図2.1に引張試験機の概要を示します。図 2.2には低炭素鋼（炭素0.18%程度と鉄の合金，構造用鋼）の荷重ー伸び曲線を示します。
　ＯからＡ’までは直線であり，荷重と伸びはフックの法則に従い，比例します。たいていの材料は，伸びが小さい場合はフックの法則に従う部分を有します。Ａ’は直線の限界点で比例限度(proportional limit)です。Ａ’からＡまでは曲線となりますが、Ａ点の荷重値より小さい値から除荷した場合は、もとの長さにもどります。Ａ’点とＡ点の位置はほとんど差がなく、計測器の精度に影響されます。Ａ点に達すると荷重は急激に減少し，Ｃまでは，荷重の多少の増減はあるが，ほぼ一定の大きさの荷重（ほぼ同じ大きさの抵抗力のもとで）で伸びだけが進行する現象を示します。

図2.1　引張試験機

　 このＡーＣの現象を降伏（yielding）と言い、低炭素鋼の特徴です。Ａ点を上降伏点（upper　yield　point），比較的平らな部分の中で一番荷重の低いＢ点を下降伏点（lower　yield　point）と言う。Ａ点はすべり(slip) の開始点であり，試験片のR部の細い部分から，すべりが発生し，その結果，Ｃ点にいたるまで帯状の筋（リューダース帯、すべり線の集合体）が試験片全体に広がることを示しています(図2.4)。一般に形状が変化する部分では、応力集中(後に解説)のため、形状が一様な箇所より応力が高くなるので，すべりはここから発生し，すべりの方向はほぼ最大せん断応力方向（荷重軸方向とは45ﾟをなす）です。低炭素鋼は多結晶であるので、実際の現象は図よりも複雑です。
　OAは弾性変形で力を取り除くと元の長さに戻る変形をしており、A点以降は塑性変形で力を取り除いても元の長さに戻らず，永久のびが残る変形です。ほとんどの材料は，変形が小さいうちは，弾性変形，大きくなると塑性変形を示します。ガラス，セラミックスなどは弾性変形のみで，比較的もろい材料です。

図2.2(a)　引張試験で得られる炭素鋼の荷重－伸び曲線

2.2
　応力－ひずみ曲線

　荷重－伸び曲線を、荷重を変形前の試験片の断面積で割り、応力で表し、伸びを試験片へ移行部の長さで割り、ひずみに変換して書き直したもの応力－ひずみ曲線といいます。
　この図から、材料の強さに関する情報が得られ、材料の種類によって曲線の形状が異なります。

図2.2(b)　低炭素鋼の応力－ひずみ曲線

図2.3　材料によって異なる応力－ひずみ曲線の形状

　塑性変形の現象は工業製品に応用されています。降伏以後の変形は負荷徐荷後、永久伸びが残るわけですから、鍛造，圧延，線引きなどの加工，変形させる塑性加工や変形させることで材料の強さが向上するひずみ硬化、時効硬化を材料の強化としてりようしています。

2.3
　変形機構としてのすべりと双晶

　金属の変形の仕方はすべり(slip)と双晶(twin)以外にありません。この現象について述べます。
2.3.1 すべり(slip)による変形
　　カードが崩れるように，ずれることによって変形することをすべりと言います。この現象については後に詳しく述べますが、結晶のすべり面とすべり方向は決まっていて、他の面上や方向にはすべることができません。表１に示します。

図2.4　すべり変形の模式図

2.3.2 双晶(twin)による変形
　ある面を境にして，結晶格子が対称にずれる変形で図2.5に示します。双晶面と双晶方向も金属により決まっていて、これを表2.1に示します。波線の矢印のように原子が移動し、双晶面に対して、原子の並び方が対象になるように変形します。

図2.5　双晶(twin)による 変形

表2.1　双晶が生ずる結晶面

2.4
格子欠陥 　点状欠陥
　結晶は原子が規則正しく並んでいると述べましたが、実用金属では並び方に乱れが多くあるのが一般的です。格子点の位置の原子が抜けたり(格子欠陥)、余分に入ったり(格子間原子)して乱れた箇所を点状欠陥といいます。アルミなどは1cm³ に室温では約8×10¹⁰個あると言われ、点欠陥は温度の上昇と共に増加します。

　図2.6　点状欠陥

2.5
転位とその性質の概説

2.5.1　刃状転位 edge dislocation
　Taylerと Orowanが1934年に転位の理論を提案し，その後，転位の存在も電子顕微鏡などにより確認され，金属の変形や挙動の説明が飛躍的に発展しました。
　図2.7のように、原子面が途中から抜けている面状欠陥を刃状転位(edge dislocation) と言います。不完全な原子面が刃物の刃のように見えるからです。破線より上では原子面が余計に詰まった状態で、圧縮状態であり、破線より下では原子面が抜けた状態で引張状態になっています。原子の乱れは、転位の中心で大きく、中心から離れるに従い、乱れは小さくなり、正常な本来の原子間隔に近づき、中心から5～6原子間隔で乱れはなくなると言われている。転位は図の場合は正の転位で記号⊥で表し，破線の下側に余分な原子面が入った転位を負の転位，記号┯で表します。また，転位の中心を結んだ線を転位線(図2.7(b)のAB)と言います。図2.7(a)の矢印の方向にせん断力が作用した場合は，破線の面上を転位は移動することになりますが，この面がすべりが可能である面(表2.1)であることが必要です。金属によって決まっているすべり面以外では後に述べるように移動できません。　

　図2.7 刃状転位

2.5.2 らせん転位 screw dislocation
　転位のもう一つ基本的なものにらせん転位があります。図2.8のようにABの線を中心に，1回転すると1原子面だけらせん階段のようにずれることからこの名前が付いています。ABが転位線で，左巻と右巻があります。図のように力が働いたとき移動方向は矢印に示すとおりで，力の方向は転位線と平行で，移動方向は垂直となります。

(a)

(b)
　 図2.8らせん転位

2.5.3 混合転位
　らせん転位と刃状転位の混じり合った中間的な転位に混合転位があります。現実に存在する転位の形状です。

　図2.9 混合転位

2.5.4　転位密度ρ　dislocation density
　実用金属には多くの転位が含まれています。転位の量を表す方法として，1cm³の結晶存在する転位線の長さの総計で表す転位密度ρ(cm/cm³)があります。cm/cm³は1/cm²となるので，この表現は，結晶1cm² を貫く転位の個数と言うことになります。ひずみや転位を取り除くのに，再結晶現象を利用し，再結晶温度以上で一定の時間保持する焼鈍あるいは焼きなましという熱処理があります。よく焼きなました金属でさえも転位密度は10⁶～10⁸ cm/cm³ 程度あります。塑性加工した材料では 10¹⁰～10¹² cm/cm³ 程度で， 1cm³当たり地球を２５周するほどの長さの転位線に相当します。また，加工することにより転位は増えることを示しています。
　よく焼きなました金属では，転位線の間隔は1～10μm程度であり，3000～5000原子に１個の転位が存在することになります。
2.5.5　結晶のすべり面とすべり方向
　金属の結晶はせん断応力τにより図2.10のように変形し，限界を超えると原子の結合が切れ，ある面(破線)を境にしてずれが生じます。この現象をすべり(slip)といい，破線をすべり面と言います。

　図2.10　結晶のせん断変形

　金属によって，すべり方向とすべりの結晶面が決まっています。この面以外ではすべることはできません。原子が最も多く詰まっている面がすべり面となります。

表2.2　結晶のすべり方向とすべり面

図2.11　すべり面とすべり方向

面心立方格子の場合、 (111)面に６個の原子，密に詰まって，隣の原子との距離小→移動の際、小さいエネルギーですみます。

2.5.6　転位などの欠陥がない、理想結晶のすべり変形
　図2.12に転位などの欠陥が全くない場合のせん断応力τが作用し，破線を境界とする原子の結合が全部切れ，1原子間距離だけ移動した場合を考えます。　

図2.12 欠陥，転位がないときのすべり変形

　上下面の原子の結合が同時にいっぺんに切れ，隣の原子の位置に入り再び原子同士は強固に結合します。原子の数は天文学的な数字で、結合を切るためのエネルギーは大きく，莫大なエネルギーが必要となります。
2.5.7 刃状転位が存在する箇所にせん断力が作用する場合
　図2.13で，転位の芯の近傍の原子A, Bの状態に着目しますと，破線より上方の原子は原子面が余計に入ったため，格子間隔が通常より狭くなっているので原子Aは元の格子間隔に戻ろうと矢印の力が働いています。一方，破線より下方の原子は，通常より格子間隔は引き伸ばされており，同様に元の格子間隔に戻ろうと原子Bには矢印の方向に力が作用している。このような状態にあるところにせん断応力が作用すると原子Aと原子Bの結合は切れやすく，しかも小さなせん断応力で切れる。結果的に，図2.14のようになり，転位が1格子間隔だけ右に移動したことになります。

　図2.13　転位が存在する場合のせん断変形

　 (a)移動前　　　　　　　　　　　　　(b) 移動後　　　
図2.14 転位が１原子間距離だけ移動

　転位の周りの応力（力）の分布状態から、かなり小さい力あるいは，エネルギーで移動できる。１原子間距離の移動を順次繰り返し，転位が結晶の端まで移動して抜ける．結果的に結晶全体が１原子間距離のすべりが生ずる．

　図2.15　転位の移動

2.5.8 転位が小さな力で容易に結晶の端から端まで移動できるのと似たようなこと
　　　-----　アナロジィ
　転位がどうして小さな力で移動できるのか，解釈しにくいこともあり，いろいろな例を持ち出して説明されている。図2.16の絨毯の例では，重い絨毯の端を両手で持って引っ張り，距離Sだけ移動するのはかなりの力が必要(転位のない結晶のすべりに相当)ですが端をSだけ押してしわを作り，このしわを押して他端まで押してゆくと最終的に絨毯全体が距離Sだけ移動したことになる。絨毯を引っ張って移動させるよりも遙かに楽に移動できる。このしわが転位に相当する。

　図2.16　絨毯の移動の場合

2.5.9 エネルギー論的説明 転位は何故小さな応力で移動できるのか
　図は水素原子が近づいたときの場合であるが，原子1の電子と原子2の陽子，原子2の電子と原子1の陽子の間に働く引力，原子1の電子と原子2の電子，原子1の陽子と原子2の陽子の間に生ずる反発力。引力と反発力が釣り合って０となり，この時の原子間距離で安定する。ポテンシャルエネルギーは最小となる。

　図2.17

　結晶の格子間隔も同様であり，転位がない場合は図のようにエネルギーの谷間にあり，この状態の原子を全部移動するためには，各々がエネルギーの山を超える必要がある。転位が存在する場合は，図のように，力学的考察から転位の原子面はエネルギーが高く，どちらに移動しても良い状態にあり，少しの力で移動する。

　図2.18 エネルギー論的説明

2.6 欠陥のある材料と全くない理想的な材料の場合の強さの比較
･理論的せん断強さ
　原子の結合が切れる時に必要な単位面積当たりの力τ、xが大きくなるとやがて切れる。
･せん断強さの実測値
　現実に使用されている材料のすべり始めるときの強さ。xが大きくなるとやがて切れる

　　図2.19 せん断変形

表2.3　臨界せん断強さＡと･実測値Ｂの比較

◆欠陥のない材料の 1/7500～ 1/1900の強さ
　　 「 転位のような欠陥の存在がすべり強度を大幅に減少させる」
　Taylerと Orowanが1934年，欠陥のない材料と実用材との強さの大幅な相違の説明のための理論として転位のモデルを提案し，その後，実験的に透過型電子顕微鏡により転位が観察された。以来、金属に関するいろいろな現象は，ほぼ転位で説明できるようになりました。図2.19においてABが転位線で，電子顕微鏡では　転位の中心がゆがんでいるため、転位線の近傍が黒い線となって観察される。

　図2.19　ABは転位線

2.7 転位の主な性質
(1). 転位の周辺に応力場ができる
　　原子の配列の乱れが周辺に影響を及ぼし，ひずみ、応力が生じている。格子の乱れは，5～6原子の範囲である。
(2).同符号同士は反発，異符号同士は引き合い，合体して消滅

　図2.20 正(＋)の転移と負(－)の転位

(3). 小さな力でも転位は増殖して莫大な量の転位が次々発生
●フランクリードの機構
　すべりの量は観察の結果，800～1000個の転位が通過した量に相当するので、転位が増殖する仕組みが、フランクとリードによって提案された。

　 図2.21 すべり変形の大きさ

■転位の増殖機構
(a).転位線ＡＢはすべり面上，その他の転位線はすべり面以外で、移動不可。Ａ,Ｂで固定されている。
(b),(c).そのため、せん断応力を受けるとAB部の転位は輪のように変形。さらに大きく なり、
(d).左巻，右巻のらせん転位が出会うと消滅し、
(e).独立したループが生成される。
(f).この過程が繰り返えされ、ループが次々生成され、多重ループとなる
　　ＡＢ：フランクリード源と言う。多数の転位が発生する源。

図2.22　転位の増殖機構

転位のループがSi単結晶の場合に透過型電子顕微鏡により観察され、この機構が認められた。

　図2.23 転位ループとすべり面状の転位 　　図2.24 障害物による転位の集積

2.8
転位の集積

　大量に発生した転位は，結晶境界，転位などの障害物により動きを止められ集積する。
この箇所に，局部的に大きな力が集中し，材料の強さを減少させる。低温脆性破壊などにおいては、図2.24の割れ(Crack)が破壊の起点となりうる。結晶粒径が大きいと、集積する長さ(範囲)が大きくなり、集積する転位も多くなり、結果として応力集中が大となり、強度を低下させる(降伏応力、破壊応力の結晶粒大きさの依存性)。

2.9
欠陥のない結晶(理想固体)の強さの計算

■２つの原子間に働くポテンシャルエネルギーＵと力Ｆ
　図2.17で説明のように，２つの原子間に働くポテンシャルエネルギーＵと力Ｆは量子力学や化学の分野等で次のように求められている。図2.25は２つの原子間に働く相互作用力Ｆについて示した。引力と斥力が釣り合うところ(合力F=0)が原子間隔となる。外力を加えて原子を引き離すためには、合力Fに逆らって外力を作用させる必要があり、最大値を超える(図の理論的強さ)と結合は切れることになる。この部分の曲線をSin関数で近似して理論的強さを計算する。

図2.25 ２つの原子間に働く相互ポテンシャルエネルギーと相互作用力

■引張の場合
　２つの原子をｘだけ引き離すのに要する応力σは次式で近似され、最大値σ_cを越えたとき、原子間の結合が切れ、破壊が生ずる
　　　　　　σ＝σ_csin(2πx/λ)
　　　　　　　　　　　　σ_c:理論的引張強さ λ:格子間距離
　近似式として次のように求められている。
　　　　　　　　σ_c≒　E/10 　　　　　　　　　E:ヤング係数

　図2.26 引張の場合

■せん断の場合
　　外応力τが大きくなり、 最大値τ_ｃを越えたとき原子は隣の位置に移動．１原子間距離のすべりが生ずる。
　　　　　τ＝τ_ｃsin(2πx/λ)
　近似式として次のように求められている。
　　　　　τ_ｃ≒G/2π
　　　　　　　　　τ_ｃ:理論的せん断強さ、　G :剛性率，横弾性係数

　図2.27 せん断の場合

■理論計算値と実測値の大幅な相違
　せん断強さτ_ｃの実測値は，理論値の1/100～1/1,000になっている。この差は何から生ずるか？　理論計算では，結晶格子は理想的に完全な状態，格子欠陥などの欠陥がないことで話を進めてきた。実際は，格子欠陥，空孔や介在物による欠陥が多く含まれ，それらによる応力集中効果によって外荷重は小さくとも，材料の内部では大きな応力が生じ，σ_ｃ，τ_ｃを軽く越えると言うことが起こるからである。種々の欠陥の中で，特に結晶格子の面状の欠陥である『転位（dislocation）』が材料の強度に大きな影響を及ぼす。

表2.4　引張強さの理論値σ_cと実測値σ_aの比較

表2.5　 せん断強さの理論値τ_cと実測値τ_aの比較

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1.1
いろいろな材料

　私達のまわりには，生活に必要な道具，家庭電化製品，自動車，建物などいろいろなものがあり，科学技術の進歩のお陰で生活を便利で豊かなものにしています。これらはいろいろな材料を加工することによって作られています。材料の研究は基礎的な研究分野ですが，新材料の開発は技術革新をもたらします。例えば，半導体材料の開発により，コンピュータが驚異的な速度で進歩し，インターネットの普及，IT革新を等もたらしています。新材料の研究開発は，機械工学，電気工学，土木工学，建築工学等の工学をはじめ，その他のすべての学問分野におよんでいます。材料は，金属，半導体，セラミックス，金属間化合物，アモルファス，高分子材料，ガラス材料，コンクリート，複合材料などの人工材料が一般的ですが，最近は，自然界にある生物から取り出した材料も盛んに使われるようになりました。
　また，使う立場から，大きく分けますと構造材料と機能性材料に分けることができます。構造材料は、機械の部品や構造物の部材等に使用される材料で、力や重量(荷重)が作用するところ使われる材料です。機能性材料はその材料が有する機能が重要で、半導体材料や光触媒等が代表的なものです。
　材料には，物理的，化学的，電気的などのいろいろな性質がありますが，材料の強さを考えろ場合は，力が加わったとき，どの程度変形し，どの程度の力に耐えるかなどの，材料に力が作用したときに示す性質，機械的性質，力学的性質が主として関係します。物理的，化学的などの観点から材料を考える場合と異なるのは，作用する力と部材や部品の形状・寸法が必ず関わってくることです。機能性材料の場合は機能と組織の大きさ、物理的、化学的性質が重要になってきます。

1.2
金属材料

　工業的に最も多く使われている材料が金属材料です。この点から古代より重要な材料となっています。材料の強さという領域では，学問的にも理論的にも最もその挙動が解析されている材料です。以下、このような観点から金属材料を中心として解説を進めていきます。

1.3
材料の強さ

　機械の部品や構造物の部材が荷重に長期間耐え，その形を保って，壊れることなく安全にその機能を発揮するためには適切な材料とそれらの形状と寸法を与える必要があります。そのために、材料力学では使用する材料の強さを考慮したうえで，作用する力と部品や部材の形状・寸法との関係を明らかにします。また，材料力学では，材料の強さとして，変形が大きいと機械の精度などが保たれない場合は降伏応力を，多少変形が許される場合は引張強さを材料の強さとして採用します。いずれも、実験室での引張試験で得られる値です。
　例えば，引張荷重Pが作用する安全な丸棒の直径dの寸法を決めるときの安全なための条件は次式であたえられます。

材料内部に生ずる最大応力σ_max 　≦ 許容応力σ_a

この設計計算の際に用いる応力の値を許容応力σ_ａ（allowable stress）または使用応力σ_ｗ（working stress），ｎは安全係数あるいは安全率（safty factor ,factor of safty）です。

直径dは上式から計算することができます。
　「はじめての材料力学」の付録にも書いたように、実際に稼働する機械や装置の設計の際には，使用される環境条件下で強度として何を採用するか考慮すべき点は多くあります。例えば，原子炉の１次冷却水と２次冷却水の間で熱交換を行うステンレス製の細管は、つねに脈流する高圧すなわち荷重が繰り返し作用すします。また、高温状態、腐食条件下で使用され、さらに放射線の影響を受けながら稼働していることになります。すなわち、材料が繰返しの荷重を受け、低温，高温あるいは腐食環境下で使用され、さらに放射線につねにさらされています。
　金属の結晶の物理的または機械的性質は、低温、高温、腐食環境、放射線環境では変化するのが普通であり、さらに，これらの複合条件下で使用される場合には，材料はその性質を，室温の通常の場合と異なり，一般に，強度を低下させる方に変化します。また、後に解説するように、材料には必ず欠陥が入ってきます。降伏応力より低い繰り返しの荷重が作用して生ずる破壊、"金属疲労"はこのような欠陥等から微視き裂が成長して破壊が生じます。従って、設計技術者はこれらの現象を考慮した上で設計することが必要になってきます。このような複雑な条件下においては，材料の強さとして，降伏応力と引張強さを採用することは，安全性に問題が生じます。設計の立場から，このような複雑な条件を把握し，対応する使用材料の”適切な強度”を選択するためには、あらゆる環境下における材料の性質の変化を理解する必要があります。
　材料の物理的性質、化学的性質の研究は、物理学や化学および物性学の分野であり、結晶の構造などは金属学の分野であり、機械的性質の研究は、材料力学、構造力学の分野が関係してきます。また、性質の変化は、原子の程度の大きさ（微視的）の視点から、目に見える寸法の大きさ（巨視的）の幅広い視点からの研究が必要となります。このように、いろいろな学問を有機的に結びつけ、より信頼性のある強度や機能性を求めるために生まれた学問が材料科学(Materials Science)です。
　材料科学は、工学、理学はもちろん、医学の分野にまで必要とされている材料に関する総合学問です。多くの材料のうち、金属材料がもっとも多く使用されている材料であり学問も進んでいますので、金属を例に、金属の機械的性質（力が加わったときに示す性質）を解釈するのに必要な基本的知識から解説します。

図1 どの程度の尺度で材料を観察あるいは研究するか

1.4
原子の構造と金属結合

　すべての原子は，正の電荷を持つ陽子と電荷を持たない中性子から構成される原子核とその周りを回る負の電荷を持つ電子から成り立っています。陽子の＋電荷と電子の－電荷が釣り合っています。原子核を中心に一定の規則性のある決められた軌道上を電子は回っていて，軌道は電子殻と呼ばれ，原子核を中心として幾つかの段階に分かれており，それぞれの殻に存在できる電子の数は決まっています。周期律表の０族の原子が，それぞれの殻に配置できる電子の最大数であり，安定な配置です。これらの原子は，電子が軌道上にいっぱいの状態で，他の原子と電子のやりとりはなく，結合したりしません。安定していない原子は，一番外側の電子(最外殻電子)を出したり，他から取り込んだりして，安定な状態，０族と同じ電子数になろうとします。
　原子の結合は，NaClのように，Na+，Cl-　の２つのイオンの静電気的な力で結合するイオン結合，２つの原子の最外殻電子が両原子のみ共通な電子軌道を動き，お互いに共有することで安定な最外殻電子数になり強固に結びつく共有結合があります。金属の場合は，外側の電子が、各原子から飛び出し，それらが互いに手を取り合って原子を結びつけている金属結合です。２原子間だけでなく，原子全体に共有されるのが特徴で自由に電子が結晶中を動き回るのでこの電子を自由電子と言います。金属らしい性質はこの自由電子のために生まれます。例えば，光が当たって粒子が金属内に入り込もうとしても自由電子にはじかれるために金属光沢を持ちます。熱や電気を通しやすい性質もこの自由電子によるものです。

1.5
金属と結晶構造

　金属の結晶は規則正しく３次元的に原子が整列し、金属結合をしています。結合の仕方から金属は、強いという性質が生まれます。

図1.1金属の結晶構造

　 鉄(Fe)原子の大きさは，2.52オングストローム(Å，１オングストロームは１億分の１センチ)，隣接する原子との間隔も同じ値であるので，鉄の上に長さ1cmの線を引いたとき，線上には約4000万個の原子が存在することになります。従って，1cm³の立方体の中には天文学的な数の原子が含まれ，規則正しく並んでいます。その中の少数の原子の並び方を知ることができれば，その金属の全体の配列を論じることができます。
　最も基本となる配列を基本単位格子と言います。特徴を表す最小単位の構造，単位胞(unit cell)を考えます。図1.2のように直方体の各隅に原子が配置し，立方格子の場合はa = b = c です。

図1.2　unit cell

次に，代表的な３つの結晶構造について述べます。

■
体心立方格子 Body Centered Cubic Lattice, B.C.C

　体心立方格子(Body Centered Cubic Lattice．略して，B.C.C)の単位胞は，図1.3のように，立方体の各隅とその中心に原子が1個配置し，９原子で構成されています。立方体の１辺の長さを格子定数と言いますが，長さa = 2.78Åです。原子は，実際には各原子球が接触し合う状態で模式図を図1.3(b)に示します。原子は，-273℃でほとんど静止していますが，温度が高くなるにつれて，(a)で示した位置を中心として振動し，室温では振動しています。このため，温度が上昇すると熱膨張を生じます。密度は0.68で，室温の純鉄α-Fe, W, Cr, Moが代表的金属で，比較的変形しにくい金属です

(a)
(b)

図1.3 体心立方格子

■
面心立方格子 Face Centered Cubic Lattice, F.C.C

　面心立方格子(Face Centered Cubic Lattice,略して F.C.C)の単位胞は，図1.4のように，立方体の各隅と各面の中心に１つの原子が配置し，14個の原子で構成されています。密度は0.74で，Au, Ag, Cu, Pt, Al, Ni, γ-Fe(高温の鉄)等が代表的な金属です。変形しやすく箔に加工できる金属です。

図1.4 面心立方格子

■
稠密六方格子 Hexagonal Closed-Packed Lattice, H.C.P

　稠密六方格子(Hexagonal Closed-Packed Lattice, 略してH.C.P)の単位胞は，図1.5のように原子が並んでいます。密度は0.74で、面心立方格子の場合と等しく、性質も似かよっているが、面心立方格子より変形しにくい金属です。。代表的な金属は、Mg, Zn, α－Zr等である。

図1.5 稠密六方格子

1.6
　結晶面および結晶方向の表示法

　原子が並んでいる面，原子面は1つの結晶内で多数の異なった面が考えられる。原子面上での原子の密度や原子間の距離など異なるため，原子面あるいは結晶面によって性質が異なる。実際に，それぞれの結晶面と結晶方向における物理的性質,電気的性質，力学的性質等が異なる。例えば力が作用したとき，変形のため原子が移動しやすい面や方向が存在する。金属の結晶の性質を論ずる場合，結晶面や結晶方向を表示することが必要になってくる。

■
面ABCの決め方

　A，B，Cにある原子を含む結晶面ABCを考える。図1.6のように単位胞のX,Y,Z軸方向の単位長さ(格子間隔)を，それぞれ，a，b，cとする。OA，OB，OCは，格子間隔の整数倍の長さとなるので
　　　　　 OA=α･a , OB=β･b , OC=γ･c　
　α，β，γは，＋，－の整数で，例えばＸの正方向＋ ，負方向－とする。

図1.6　結晶面ABC

このα，β，γの逆数の比をとり，次式に示すように，整数化し，簡単な整数比h：k：lで表す。

( h k l ) を面ＡＢＣの面指数，ミラーの指数と名付ける。

【例題１】　図1.7の斜線の面，立方格子の場合
　立方格子の単位胞の場合 a=b=c であり，y軸とz軸に平行であり，無限遠で軸と交わると考え，β= ∞ ,γ=∞とおく。
　　　　　OA=1･a , OB= ∞･b , OC=∞･c
α=1,β= ∞ ,γ=∞を定義式に代入して
　　(1/α):(1/β):(1/γ)=(1/1):(1/ ∞ ):(1/ ∞ )=1:0:0
　　　∴ (h k l)=(100)

図1.7
図1.8
図1.9

【例題２】　図1.8の斜線の面
　単位胞の場合 a=b=c、OA=1･a , OB=1･b, OC=∞･c(z軸に平行)， α=1,β=1,γ=∞
　(1/α):(1/β):(1/γ)=(1/1):(1/1):(1/ ∞ )=1:1:0　 ∴ (h k l)=(110)

【例題３】　図1.9の斜線の面
　　単位胞の場合 a=b=c、OA=1･a , OB=1･b, OC=1･c， α=1,β=1,γ=1
　　(1/α):(1/β):(1/γ)=(1/1):(1/1):(1/ 1 )=1:1:1
　　　　∴(h k l)=(111)

■
結晶学的に性質が等しい等価な面表し方

(100),(001), (010)は，結晶学的に性質が等しい
　　　　　　　　↓
　　　　　　等価な面
　　３つの等価な面を指すとき　{100}　と書く

　結晶内の方向は，図1.11に示すように，結晶軸の原点を通る考えて，その直線上の任意の一点の座標で示す。図の場合，座標(ua,vb,wc) のとき，方向は[uvw]で示す。

図1.11

　本来、材料力学の初歩的な知識も解説する必要がありますが、この部分は「はじめての材料力学」で解説していますので、これをご覧下さい。

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（３）鎢鋼エンド・ミル設計

（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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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.

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气体分子平均自由程

一个分子与其它分子相继两次碰撞之间，经过的直线路程。对个别分子而言，自由程时长时短，但大量分子的自由程具有确定的统计规律。大量分子自由程的平均值称为平均自由程

气体分子在相继两次碰撞之间通过的路径的平均值。采用刚球分子模型，利用麦克斯韦分布，得出平均自由程为

式中d是分子刚球的直径；n是分子数密度。把理想气体状态方程p＝nkT代入，得

d － 分子有效直径
P － 分子所处空间的压强
T － 分子所处环境的温度
K － 波尔兹曼常数

玻尔兹曼常数 k (1.380662±0.000044)×10-23J·K-1

表明 与气体绝对温度T成正比，与压强p成反比。 与平均速率 ，平均碰撞频率 的关系是 在常温常压下， 的数量级分别是10^-8米、10²米／秒、10¹⁰秒^-1。上述概念、公式、数据的建立和得出，标志着对气体分子热运动及分子间碰撞的确切描述和定量认识，为气体动理论特别是气体输运现象微观理论的建立奠定了基础。

在常温下，气体分子的平均速率极高，但气体分子的扩散速率较之分子的平均速率却小得多。由于常温常压下分子数密度极大，气体分子在运动过程中必然与其他分子作频繁的碰撞。

分子两次相邻碰撞之间自由通过的路程叫做分子的自由程。单位时间内一个分子与其他分子碰撞的次数称为分子的碰撞频率。分子的自由程有长有短，碰撞频率有大有小，是随机变化的。但是大量分子无规则热运动的结果，使分子的自由程与碰撞频率服从一定的统计规律。

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矩形磁控溅射靶是大面积磁控溅射镀膜设备的关键部件，我开发的矩形磁控溅射靶主要结构材料采用高级不锈钢和铝合金，在保证靶体结构强度同时降低了靶重量；磁场源根据用户要求可以选择采用钐钴永磁和钕铁硼永磁材料，标准配置使用性能更稳定的钐钴永磁；通过磁场设计，满足客户对不同磁场强度的要求，增强水平磁场面积和均匀性，提高靶材利用率；冷却方式可以选择间接或直接冷却；安装方面小型矩形磁控溅射靶采用法兰连接，大型矩形磁控溅射靶采用真空室吊装。

矩形磁控溅靶主要应用在大型在线连镀设备上，特备适合大面积镀制低辐射玻璃（Low-E）、导电玻璃（ITO）、汽车风挡玻璃以及减反射（AR）镀层等先进膜系的镀制。

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圆形磁控溅射靶 圆形磁控溅射靶直径范围为：50～250mm；靶结构材料选取适合高真空的优质不锈钢和铜合金材料；磁场源采用稳定性最高的稀土钐钴永磁材料；磁场采用模块化排布并进行优化设计，有效地提高靶材利用率和设备稳定性；冷却水循环量为1L/min，能有效的保证设备的冷却效果；根据不同设备可以配置不同角度的安装头；采用Φ20不锈钢导管，复合法兰进行安装，适用于高真空高纯度镀膜。另外其他特殊性能可根据客户需要进行设计。

圆形磁控溅射靶应用领域：直径50～150mm靶主要应用于大专院校与科研院所研究性磁控溅射镀膜设备使用；直径150mm以上靶为生产型磁控溅射镀膜设备采用

此种靶利用率达到30%左右,要求降温好,适用小型真空磁控溅射镀膜机,靶材尺寸,厚度,材料.纯度,也有一定要求.

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刀、捨棄式圓鋸片組、主機版專用頂級電桿’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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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.

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１． 試験目的

ステンレス鋼および純チタン材を難削材加工用エンドミルと一般加工用ハイスエンドミルを用いて、側面切削を実施し、切削特性を評価した。

２． 試験方法

２．１ 試験装置

（１）工作機械

立形マシニングセンター ＶＭＣ５３０Ⅱ（エンシュウ㈱製）

（２）切削抵抗測定

キスラー動力計　９２５７Ｂ（日本キスラー㈱製）

（３）工具摩耗測定

工具顕微鏡　ＴＵＭ－２２０ＥＨ（㈱トプコン製）

（４）表面粗さ測定

表面粗さ・輪郭形状測定器　ＳＥＦ－３０Ｄ（㈱小坂研究所製）

（５）硬度測定

ハードネステスタ　ＤＴＲ－ＦＡ３００（松沢精機㈱製）

２．２ 工具

（１）TiAlNコーテッド超硬

　　　寸法　φ８×１９×７５mm　（刃径×刃長×全長）

（２）TiAlNコーテッド粉末ハイス

　　寸法 φ８×２０×７５mm　（刃径×刃長×全長）

２．３ 被削材

（１）ＳＵＳ４３０（納入状態　焼なまし）

（２）ＳＵＳ４１０（納入状態　焼なまし）

（３）純チタン（納入状態　焼なまし，　２種　熱間加工）

２．４ 測定項目

（１）工具摩耗幅（各切刃の工具先端より、３～４mm辺りを測定し、４個所の平均値を摩耗幅とした。）

（２）切削抵抗値

（３）試験後の表面あらさ

（４）被削材の硬度

２．５ 試験加工条件

番 被　削　材 工　　具 回 転 数 送　り Ａｄ 共　 通

号 種　 類 （ｒｐｍ）（mm） Ｒｄ(mm) 条　 件

① ＳＵＳ４３０ TiAlNコー ２３９０ ４８０ １２

テッド超硬 ０．８ 乾式切削

② ＳＵＳ４３０ TiAlNｺｰﾃｯﾄﾞ １０９５ ３１０ １２

粉末ハイス ０．８ ダウンカット

③ ＳＵＳ４１０ TiAlNコー　 ２３９０ ４８０ １２

テッド超硬 ０．８ 工具突き出し

④ ＳＵＳ４１０ TiAlNｺｰﾃｯﾄﾞ １０９５ ３１０ １２ 量＝３５mm

粉末ハイス ０．８

⑤ 　純チタン TiAlNコー １５９０ ２９０ １２

テッド超硬 ０．４

⑥ 純チタン TiAlNｺｰﾃｯﾄﾞ ４７０ １１７ １２

粉末ハイス ０．８

⑦ 純チタン TiAlNｺｰﾃｯﾄﾞ ４７０ １１７ １２

粉末ハイス ０．４

※Ａｄ＝軸方向切り込み深さ　　Ｒｄ＝半径方向切り込み深さ

２．６ 試験終了基準

（１）逃げ面摩耗幅：０．１mm

（２）切 削 距 離 ：５ｍ

３． 試験結果

３．１ 工具摩耗幅

（１）ステンレス鋼ＳＵＳ４３０材の加工試験の結果（図１参照）では、工具のTiAlNコーテッド超硬、TiAlNコーテッド粉末ハイス共に、切削距離５ｍの加工終了時点でも逃げ面摩耗幅は0.1mm以下であった。取り分け、TiAlNコーテッド超硬の摩耗幅は、20.7μmと極めて小さく、乾式でも加工に使用できることが判明した。

（２）ステンレス鋼ＳＵＳ４１０材の加工試験（図２参照）では、TiAlNコーテッド超硬工具の場合、試験終了時点（切削距離５ｍ）で摩耗幅１９.１μm、TiAlNコーテッド粉末ハイス工具では５１μmと小さく、共に加工に使用することが可能なことが分かった。

（３）ステンレス鋼ＳＵＳ４３０材（フェライト系）とＳＵＳ４１０材（マルテンサイト系）の摩耗量の顕著な違いは、試験結果からは出ていない。（本来なら、マルテンサイト系の方が、工具摩耗量は大きくなるはず。）

このことは素材が共に焼なまし処理のため、硬度差（３．４被削材の硬度参照）もなく、同じ様な組織に成っていることに因るものと、判断できる。

　（４）純チタン材の加工に関して言えば、両工具共、使用に適していない。両工具共３パス（0.3ｍ）加工で、直ぐに逃げ面摩耗幅が0.1mm以上に達した。

当然に予想された結果であり、水溶性の切削液を加工点に大量に注ぎながら、加工することが不可欠である。このことが、この試験結果（図２参照）からも実証された。

３．２ 切削抵抗値

（１）TiAlNコーテッド超硬工具を用いて、ＳＵＳ４３０材およびＳＵＳ４１０材を加工した時、いずれの場合も５０パス加工時の切削抵抗値の方が、１パス加工時の抵抗値より、小さな値（図３、４参照）を示した。

これは工具摩耗が、まだ比較的小さい（２０μm前後）中で、工具形状の均一性（購入状態に比べて）による摩擦係数の低下、および加工時のすくい面の温度上昇による摩擦力低減等が影響したものと推察される。

（２）TiAlNコーテッド超硬工具での加工では、水平分力より、垂直分力の抵抗の方が大きい。しかし、TiAlNコーテッド粉末ハイス工具では逆に水平分力の方が、垂直分力より大きいと言う工具の違い（材種、すくい角、逃げ角等）による切削抵抗の形態の違いが出ている。（図３、４参照）

（３）工具のTiAlNコーテッド粉末ハイスでのＳＵＳ４３０材とＳＵＳ４１０材の加工性を比較すると、ＳＵＳ４１０材の加工時の方が、切削抵抗、逃げ面摩耗幅（切削距離５mの時）共に小さい。

従って、ＳＵＳ４３０材より、ＳＵＳ４１０材の加工に適していると言える。

３．３ 試験後の表面あらさ

（１）TiAlNコーテッド超硬工具を用いて、ＳＵＳ４３０材を加工した時、最大高さのあらさ表示で、Ｒｙ２．９～５．１μm（切削距離５m）であった。また、ＳＵＳ４１０材の加工ではＲｙ１．３～４．０μm （同、５m）と共に、昔の仕上げ記号（三角記号）の▽▽▽（３山）の上仕上げに相当した。

（２）TiAlNコーテッド粉末ハイス工具を用いてのＳＵＳ４１０材の加工では、Ｒｙ2.7～6.0μm（同、5m）で、同じく▽▽▽の上仕上げであつた。

しかし、ＳＵＳ４３０材の加工ではＲｙ6.5～12.8μm（同、5m）と少し大きく、仕上げ記号の▽▽（２山）の中仕上げ程度であった。

３．４ 被削材の硬度

（１）ＳＵＳ４３０材

実測値　82.2～83.1ＨＲＢ　（ＪＩＳ規格　88ＨＲＢ以下）

（２）ＳＵＳ４１０材

実測値　81.5～83.6ＨＲＢ　（ＪＩＳ規格　93ＨＲＢ以下）

（３）純チタン材

実測値　77.4～79.1ＨＲＢ（ＪＩＳ規格110ＨＢ以上(62HRB以上)）

ＳＵＳ４３０材とＳＵＳ４１０材は、同程度の硬度であった。

４． まとめ

（１）工具のTiAlNコーテッド超硬は、乾式切削でもステンレス鋼のＳＵＳ４３０材、ＳＵＳ４１０材の加工に使用することが、十分可能であることが分かった。

（２）工具のTiAlNコーテッド粉末ハイスは、ステンレス鋼のＳＵＳ４１０材の乾式切削に使用可能であるが、ＳＵＳ４３０材の乾式切削に使用するには、多少難しい面がある。

（３）工具のTiAlNコーテッド超硬、TiAlNコーテッド粉末ハイス共に純チタン材の乾式での切削には、使用できない。両工具を用いて加工する場合には、水溶性の切削液を加工点に大量に注ぎながら、加工する必要がある。

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奥村　望岩瀬厚司
Nozomu OKUMURA Atsushi IWASE
Vacuum Carburizing is vacuum process in which the carburizing gas is under a pressure of about
48kPa(360Torr) absolute. Usually Methane or Propane is used as the carburizing gas. This time, we
examined the effect of Acetylene gas for high carbon potential carburizing and the carburizing
homogeneity of a narrow hole inside. As the result, especially, higher carburizing homogeneity of a
narrow hole inside was given using Acetylene gas. This presumed to be what is depended on direct
reaction between iron and Acetylene due to absorption on to iron surface. Moreover, reduction of the
sooting which was the conventional subject was attained by the vacuum carburizing using Acetylene.
Key Words：Vacuum Carburizing, Acetylene gas, High carbon potential, Carburizing homogeneity
1 . はじめに
真空浸炭法は，従来から浸炭処理の量産法として広
く実施されているガス浸炭法と比較して，多くの優れ
た特徴を有している．生産面においては，真空断熱に
よる高温処理化によって，処理時間の短縮化が図れる
こと，品質面においては，粒界酸化が少ないこと，細
穴内面の浸炭性が良好なこと，さらに環境面において
は，二酸化炭素の発生がなく，断続運転が可能で省エ
ネルギーが図れること，等である．
しかしながら，真空浸炭法は，特殊な用途以外には
それ程普及していない．これには一般に広く展開され
ているガス浸炭法にとって替わるだけの優位性が十分
に発揮されていないこと，すなわちいまだ解決すべき
課題が存在することを示している．真空浸炭法におけ
る課題の一つに，煤の発生という問題がある．これは
浸炭ガスとして炉内に直接炭化水素系ガスを供給する
ため，熱分解によって発生した多量の煤のメインテナ
ンスが必要となり，操業面，コスト面でマイナス因子
となっている．
本報告は煤発生低減化を狙い，C 2 H2（アセチレン）
ガスを用いた真空浸炭法による高濃度浸炭，細穴内面
の浸炭性とC 2 H2ガスによる浸炭反応につき考察を加
える．
2 . 真空浸炭法の特徴
真空浸炭炉の開発は，米国で行われた1）．そのきっ
かけは処理時間の短縮化を狙い，処理温度の高温化の
試みが各社で実施され，ガス浸炭炉では炉構造，処理
法を含め限界があることが明らかとなり，真空熱処理
炉が浸炭に利用できないかと研究されたのが始まりで
ある．
米国における初期の真空浸炭法では，浸炭ガスとし
てCH（4 メタン）ガスを用い，処理温度1040℃，処理
圧力も数kPa～20kPa（数10～150Torr）の条件下で実
施されていた．その後，1974 年ころから日本での設
備製造，販売が開始され現在に至っている．
真空浸炭法の主な特徴をまとめると以下のようであ
る．
（1）高温短時間処理が可能
（2）変成炉が不要
（3）雰囲気管理が容易
（4）粒界酸化がほとんどない
（5）高濃度浸炭が容易
（6）細穴内面浸炭性が良好
（7）間欠運転が可能
2.1 処理条件
2.1.1 浸炭温度
浸炭温度は高温処理による処理時間の短縮を目的と
する場合，950℃～1040℃の範囲で一般的には行われ
るが，細穴内面浸炭とか浸炭窒化を実施する場合には，
950℃以下で行うこともある．高温浸炭を実施する場
合，浸炭温度の上昇につれて浸炭むらが発生しやすく
＊（社）日本熱処理技術会の了解を得て，協会誌　第38巻4
号（1998.8）より一部加筆して転載
論文
－88－
なるので浸炭条件の細部検討が必要となる．
2.1.2 処理時間
所用の浸炭深さを得るための処理時間は，浸炭時
間＋拡散時間で表される．高温で長時間処理する場合
には結晶粒の粗大化が生ずるため拡散終了後，Ａ1 変
態点以下までガス冷却して，再度加熱後焼入れする．
結晶粒の粗大化が生じない条件では，A 1 変態点以下
までの冷却は不必要で，拡散終了後焼入温度まで炉冷
して焼入れする．後者の場合は浸炭温度と焼入温度の
差が大きく，炉冷時間が無視できない場合，拡散処理
終了後も炉冷時，焼入れ保持の間，炭素の拡散を生ず
るので，拡散時間の補正が必要である．
2.1.3 浸炭深さ，表面炭素濃度
浸炭深さ，表面炭素濃度はHarrisの実験式2）を用い
て求めることが可能である．
Harrisの実験式
（1）
t ＝tc＋tD （2）
tc ＝t（ ）2 （3）
D ：浸炭深さ
K ：温度定数
t ：全浸炭時間
t Ｃ ：浸炭時間
t Ｄ ：拡散時間
C 1：拡散後の表面炭素濃度
C 2：浸炭後の表面炭素濃度
C 0：素地の炭素濃度
C1 C0
C2 C0
D＝K√t
操業中の管理としては，浸炭時間，拡散時間の設定
により，浸炭深さ，表面炭素濃度を調整していること
から上記（1）（2）（3）式を用いてチャートの作成例を次
に示す．
1）結晶の微細化処理を行わない場合（パターンⅠ）
T 1 ：浸炭温度
T 2 ：焼入れ温度
t（1 ＝t Ｃ＋t Ｄ）：全浸炭時間
t 2 ：焼入れ保持時間
t ｍ：T 1 からT 2 までの降温時間
K 1 ：T 1 における温度定数
K 2 ：T 2 における温度定数
K ｍ：T 1 からT 2 まで降温時の温度定数平均値
とすると各ステップでの浸炭深さは次のようになる．
温度T 1 における浸炭，拡散終了時の浸炭深さD 1 は，
（4）
さらに，温度T 1 から温度T 2 まで降温したときの浸炭
深さD 1 ＋ｍは，
（5）
さらに，焼入温度T 2 にて保持終了後の浸炭深さDtotal
は，
（6）
で示される．以上の関係より浸炭温度1040 ℃，焼入
条件850℃×15 分，1040℃から850℃までの降温時間
が30 分の場合の浸炭深さ，表面炭素濃度を求めたも
のがFig.1である．
2）結晶の微細化処理を行う場合（パターンⅡ）
この場合は炭素の拡散を補正する必要がないため，
D1
Km （�� ）��
Fig. 1 Relation between diffusion time and
carburizing time for PatternⅠ
Fig. 2 Relation between diffusion time and
carburizing time for PatternⅡ
デンソーテクニカルレビュー　Vol.５　No.１　2000
－89－
Harris の実験式から単純に求められる．Fig.2 は浸炭
温度1040℃の場合のチャート例である．
今回は，浸炭ガスとしてC 2 H2ガスを用いた場合の
高濃度浸炭と細穴内面浸炭技術について報告する．
2.2 高濃度浸炭
高濃度浸炭とは，材料表面近傍の炭素濃度を高め，
炭化物を析出させる処理である．高濃度浸炭により硬
さの向上が図れるため，耐摩耗性，耐焼付性の改善に
効果が期待される．高濃度浸炭の方法については，い
くつかの提案がなされている3）が，真空浸炭技術を用
いれば比較的容易に達成できる．
高濃度浸炭においては，炭化物の析出状態を制御す
ることが重要であり，粒界に網状析出すればかえって
強度低下の原因となる．また炭素濃度が高くなれば，
残留オーステナイトも発生しやすくなり，注意を要す
る．炭化物の大きさ・形状・分布に注意して，条件設
定することが必要である．
浸炭ガスとしてC 2 H2ガスを用い高濃度浸炭した組
織をFig.3 に示す．処理パターンをFig.4 に示すが，
Acm 濃度近くまで浸炭後，ガス冷却によりAr1 以下ま
で急冷し，再度加熱浸炭，冷却を繰り返した．加熱冷
却を繰り返すことにより，炭化物は粒界に網状に析出
することなく，微細化されほぼ均一に析出した状態と
なっている．表面硬さは，通常の浸炭に比較し，ビッ
カース硬度で100～200程度の増加が認められた．
高濃度浸炭については，前述した効果が期待される
が，炭素濃度，炭化物の析出状態と特性についてこの
定量的把握が十分になされていないと思われるため，
材料面・処理技術面を含め今後の検討が必要と思われ
る．
Fig. 3 Structure of high carbon potential carburizing
2.3 細穴内面浸炭
真空浸炭法における細穴内面の浸炭性については，
既に筆者は浸炭ガスとしてC 3 H（8 プロパン）+N（2 窒素）
混合ガスを用いその均一性を報告している4）．
C 3 H8＋N 2 ガスを用いた場合，炉内を一定圧力にて処
理するより，パルス的に炉内圧力を変動させる方式の
方が細穴内外の浸炭均一性が良好であった．N 2 ガス
の添加は，煤発生の低減化を狙ったものであり，パル
ス的な圧力変動は，ガスの撹拌効果を狙ったものであ
る．
Fig.5はC 2 H2ガスを浸炭ガスとして，前回4）と同様
のサンプル（φ5×55）を用い真空浸炭処理を実施した
結果を示す．処理条件は，浸炭温度900℃，焼入温度
850 ℃，処理圧力130Pa（1.0 Torr）の定圧処理である．
C 2 H2 ガスを用いた場合，パルス方式を用いることな
く，極低圧力で細穴内面の均一性が得られる結果を示
した．真空浸炭法における浸炭ガスとしては，従来
CH 4 ガスおよびC 3 H8 ガスが使用されているが，極低
圧下においては，炉内ガス撹拌が不十分となり浸炭む
らが発生しやすい．
Fig. 4 Treatment pattern of high carbon
potential carburizing
論文
3 . C2 H2ガスの浸炭メカニズムについて
真空浸炭におけるC2 H2 ガスの浸炭メカニズムを考
察するため，浸炭ガスとして飽和炭化水素である
C3 H8 ガス，不飽和炭化水素で二重結合を有するC2 H4
（エチレン）ガス，三重結合を有するC2 H2 ガスの3 種
類を選び，浸炭時，未浸炭時のガス分解挙動を計測し
た．
3.1 実験方法
Fig.6は四重極質量分析計の概略図であり，ガス分
析の計測条件を以下に示す．
真空チャンバ内圧力
：ガス導入時圧力13Pa（0.1Torr）
：導入後圧力　　130Pa（1.0Torr）
温度：930℃
真空チャンバ容積：0.5m3
Fig. 5 Carburizing homogeneity of a narrow hole
inside by using acetylene
3.2 ガスの分解挙動
Fig.7，Fig.8，Fig.9は加熱温度930℃におけるチャ
ンバ内に鋼を入れない場合のC 3 H8 ガス，C 2 H4 ガス，
C 2 H2 ガスの熱分解挙動を示したものである．C 3 H8 ガ
スにおいては，時間の経過に伴いC 3 H8 が減少し，H 2
の増加，C 2 H4 ，CHｎ（微量で分離できなかったため，
n として表記：n = 1 ～4）の生成が認められる2 ．
C2 H4 ガスにおいては，C2 H4 の減少に伴い，C3 H8
と同様，H 2 の増加，CHn の生成が認められる．C2 H4
の分解速度はC3 H8 に比較して速い．C 2 H2 ガスにおい
ては，C3 H8 ，C2 H4 ガスと異なる挙動を示す．C2 H2 の
急激な分解に伴い，H 2 ，C2 H4 の増加およびCHn の生
成が認められる．すなわちC3 H8 ガスでは，C3 H8 →
C2 H4 → CHn と高級炭化水素から低級炭化水素へと分
解が進むと考えられる．同様にC2 H4 ガスでもC2 H4 →
CHn へと移行する．C2 H2 ガスにおいては，C2 H2 →
C2 H4 ，C2 H2 → CHn，またはC2 H2 → C2 H4 → CHn に移
行するものと思われる．
Fig.10，Fig.11，Fig.12はチャンバ内に鋼を入れた
場合のC3 H8 ガス，C2 H4 ガス，C2 H2 ガスの浸炭時の
分解挙動を示す．C3 H8 ガス，C2 H4 ガスの挙動は，熱
分解挙動と類似しているが，分解速度の増加と，CHn
の発生が減少していることが異なる．このことはそれ
ぞれ鋼の触媒作用およびCHn が浸炭により消費されて
いるためと考えられる．C2 H2 ガスの場合は熱分解挙
動と大きく異なり，急激なC2 H2 の減少，H 2 の増加が
認められ，C2 H4 ，CHn 成分は検出されない．
これらの結果より，C3 H8 ガス，C2 H4 ガスにおける
浸炭は，CHn 成分が主体であり，C2 H2 ガスにおいて
は，鋼表面への吸着によるC 2 H2 ガス直接の反応，す
なわちC2 H2 → 2 C[Fe]+H 2 の反応に従うものと推測さ
れる．さらにC2 H2 は三重結合を持つ不飽和炭化水素
で化学反応性に富み，金属あるいは金属化合物との反
応により，金属の誘導体である金属アセチリドを生じ
る．従って，鋼との反応によりセメンタイト（Fe 3 C）
等の化合物が生成しやすいことも考えられる．
Fig. 6 Quadrupole mass spectrometer
デンソーテクニカルレビュー　Vol.５　No.１　2000
Fig. 7 Thermal resolution behavior of propane
Fig. 8 Thermal resolution behavior of ethylene
Fig. 9 Thermal resolution behavior of acetylene
Fig. 10 Carburizing resolution behavior of propane
Fig. 11 Carburizing resolution behavior of ethylene
Fig. 12 Carburizing resolution behavior of acetylene
論文
Fig.13 はC 2 H2 ガスを用い，930℃×30分の浸炭後
拡散をしないで放冷処理を行った場合のセメンタイト
析出状態を示したものである．またFig.14はC 3 H8 ガ
スを用い930℃×30分の浸炭後拡散をしないで放冷処
理を行った組織である．
C 3 H8 ガスでは粒界に沿ってセメンタイトの析出が
観測されるが，C 2 H2 では表面に多量のセメンタイト
が形成されている．930℃×60秒の処理によっても最
表面にセメンタイトが観察された報告もなされている5）．
以上のことから真空浸炭の浸炭ガスとしてC 2 H2 ガス
の効果は吸着による細穴内面の浸炭性への寄与，鋼と
の直接反応による高濃度浸炭あるいは炭化物の生成と
思われるが，これらについては，今後さらに詳細な検
討を要す．
4 . おわりに
C 2 H2 ガスを用いた真空浸炭法においての高濃度浸
炭，細穴内面の浸炭性および浸炭ガスの分解挙動につ
き報告したが，これまでの真空浸炭のイメージ，すな
わち多量の煤発生については，大きな成果が得られた．
さらに極低圧下において均一な浸炭が可能であること
もこれまでの飽和炭化水素系ガスでは得られなかった
結果である．
浸炭メカニズムについては，さらに詳細な研究を必
要とするが，C 2 H2 ガスの鋼に対しての吸着現象が大
きな意味を持っていると考えられる．しかしながら
C 2 H2 ガス使用については課題が無いわけではない．
それは鋼との直接反応が原因と思われるセメンタイト
生成のしやすさである．この点に関しては，浸炭・拡
散の比などの検討を加え最適化を図る必要がある．ま
たC 2 H2 ガスは従来から使用されている飽和炭化水素
系ガスと特性が異なるので，取扱いに対しては異なっ
た注意が必要である．
謝　辞
本研究の遂行にあたり，実験装置等の便宜を図って
頂いた（株）日本ヘイズ殿に感謝の意を表します．
Fig. 13 Carburized structure using acetylene
Fig. 14 Carburized structure using propane
デンソーテクニカルレビュー　Vol.５　No.１　2000
＜著　者＞
＜参考文献＞
1） H.W.Western：Metal Prog., 102,Oct., 101（1972）.
2） F.H.Harris：Metal Prog., 44, 265（1943）; 45,683（1944）.
3） O.E.Cullen：Patent, NO.610, 554, Canadian（1974）.
4） 奥村　望：熱処理, 24, 5 , p.280（1984）.
5） 杉山道生：熱処理, 37, 3 , p.158（1997）.

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