JPH01247576A - 熱処理した化学蒸着基板及びその熱処理方法 - Google Patents
熱処理した化学蒸着基板及びその熱処理方法Info
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
（産業上の利用分野）
本発明は耐浸食性と耐摩耗性の優れた高硬度微細粒状の
表面被覆層を持つ化学蒸着製品に関し、特に上記の化学
蒸着製品の熱処理法の改良に関するものである。
表面被覆層を持つ化学蒸着製品に関し、特に上記の化学
蒸着製品の熱処理法の改良に関するものである。
（従来の技術）
一般に種々の機械部品や切断器具等には高硬度物質がそ
の被覆として広く使用されている。このような被覆は耐
浸食性、耐摩耗性を有しているので、これを被覆した物
品は浸食や摩耗に対する寿命を高めることが出来る。こ
のような高硬度物質はときには被覆支持材なしでそれ自
体独立の製品としても使用することが出来る。
の被覆として広く使用されている。このような被覆は耐
浸食性、耐摩耗性を有しているので、これを被覆した物
品は浸食や摩耗に対する寿命を高めることが出来る。こ
のような高硬度物質はときには被覆支持材なしでそれ自
体独立の製品としても使用することが出来る。
このような耐浸食性、耐摩耗性を持った高硬度被覆物品
やその独立物品を得るためには化学蒸着法が用いられる
。
やその独立物品を得るためには化学蒸着法が用いられる
。
一般的に化学蒸着（ＣＶＤ）法においては、被覆すべき
基板を適宜の反応室内で加熱しておき、次いでガス状反
応混合物を反応室内に導入し、これを基板表面において
反応させることにより所望の被覆物の凝集付着層を形成
させるのであるが、この際に、ガス状反応混合物の種類
やＣＶＤの条件を種種変化させることによって、種々異
なる蒸着被覆製品を得ることが出来る。
基板を適宜の反応室内で加熱しておき、次いでガス状反
応混合物を反応室内に導入し、これを基板表面において
反応させることにより所望の被覆物の凝集付着層を形成
させるのであるが、この際に、ガス状反応混合物の種類
やＣＶＤの条件を種種変化させることによって、種々異
なる蒸着被覆製品を得ることが出来る。
発明者は１９８７年９月３日出願の米国特許出願（出願
番号９２８０９号）において、ＣＶＤ法によって非常に
硬くて微細なタングステン−炭素合金層が得られること
について述べた。
番号９２８０９号）において、ＣＶＤ法によって非常に
硬くて微細なタングステン−炭素合金層が得られること
について述べた。
上記米国出願の発明に記載された合金は主として純粋な
タングステン相とＷ２Ｃ１又はＷ３Ｃ１又はこれらの混
合物の内の１種以上からなる炭化物相との混合物によっ
て構成されている。また、合金層は極めて微細な等軸晶
によって構成されていて、柱状晶は存在しない。またさ
らに合金層の蒸着は３００〜６５０℃と比較的低温の温
度範囲で行なわれるために基板の機械的性質の低下や、
基板と被覆層との熱膨張差に基づく剥離等の種々の問題
も起らない。
タングステン相とＷ２Ｃ１又はＷ３Ｃ１又はこれらの混
合物の内の１種以上からなる炭化物相との混合物によっ
て構成されている。また、合金層は極めて微細な等軸晶
によって構成されていて、柱状晶は存在しない。またさ
らに合金層の蒸着は３００〜６５０℃と比較的低温の温
度範囲で行なわれるために基板の機械的性質の低下や、
基板と被覆層との熱膨張差に基づく剥離等の種々の問題
も起らない。
しかしながら、上記の出願に基づくタングステン−炭素
合金は、成る種の基板に蒸着したときに被覆層の全面に
亘って微細な亀裂を生ずることが判かった。このような
亀裂は多くの基板において種々の浸食条件、摩耗条件に
おいて基板の耐食性や耐摩耗性の低下を招くので好まし
くない。
合金は、成る種の基板に蒸着したときに被覆層の全面に
亘って微細な亀裂を生ずることが判かった。このような
亀裂は多くの基板において種々の浸食条件、摩耗条件に
おいて基板の耐食性や耐摩耗性の低下を招くので好まし
くない。
発明者は更に１９８８年２月８日付けの米国特許出願に
おいて、タングステン−炭素合金蒸着被覆層の中間被覆
層として純タングステンを蒸着させることによって、耐
浸食性及び耐摩耗性を一層向上させた複合被覆製品を得
る方法について提案した。
おいて、タングステン−炭素合金蒸着被覆層の中間被覆
層として純タングステンを蒸着させることによって、耐
浸食性及び耐摩耗性を一層向上させた複合被覆製品を得
る方法について提案した。
上記の方法によって得られた被覆層は表層部がＷ２Ｃ、
又はＷ３Ｃ１又はこれらの混合物のうちの１種以上から
なるタングステン炭化物相とタングステン相とからなる
タングステン−炭素合金層によって構成されている。ま
た中間層を構成する純タングステン層は複合被覆物に亀
裂を発生しないようにその厚さを調整する。
又はＷ３Ｃ１又はこれらの混合物のうちの１種以上から
なるタングステン炭化物相とタングステン相とからなる
タングステン−炭素合金層によって構成されている。ま
た中間層を構成する純タングステン層は複合被覆物に亀
裂を発生しないようにその厚さを調整する。
タングステン−炭素合金表面層に対する純タングステン
中間層の厚さ比率は表面層の構成によって異なるが、−
膜内には０．３以上にする。しかして耐食性、耐摩耗性
の見地から最も好ましい比率範囲は表面層がタングステ
ンとＷ２Ｃとの混合物の場合は０．３５以上、またＷ３
Ｃとの混合物の場合は０．６０以上、まなＷ２Ｃ及びＷ
３Ｃとの混合物の場合は０．３５以上であった。
中間層の厚さ比率は表面層の構成によって異なるが、−
膜内には０．３以上にする。しかして耐食性、耐摩耗性
の見地から最も好ましい比率範囲は表面層がタングステ
ンとＷ２Ｃとの混合物の場合は０．３５以上、またＷ３
Ｃとの混合物の場合は０．６０以上、まなＷ２Ｃ及びＷ
３Ｃとの混合物の場合は０．３５以上であった。
また一般に種々の物質において熱処理を施すことによっ
てその物性を改善し得ることが知られており、熱処理に
よる被覆層の緻密化による耐浸食性及び耐摩耗性の改善
が予期される。
てその物性を改善し得ることが知られており、熱処理に
よる被覆層の緻密化による耐浸食性及び耐摩耗性の改善
が予期される。
蒸着物における熱処理については例えば、ジー・ヒツキ
ー等による「−殻物質及び超微粒物質の腐食」（「固体
薄膜」、１１８．３２１〜３３３頁、１９８４年）にお
いて詳細に報告されており、この報告Ｃ１Ｗ−ＷＣの熱
化学蒸着についてのものであるが、このなかで蒸着層は
５００〜６００℃の温度で熱処理を施したときに、著し
い微細亀裂を生ずること、相変化を起こし試料の５回折
り曲げ後の試験において耐浸食性が低下していることな
どが述べられており（同上ｒＣ）ｌ ５００ Ｌ−核生
成のコントロールされた化学蒸着法によって蒸着された
新トＣ合金被覆材料の評価」デイ・ジー・パート及びア
ール・エイ・ホルツ参照〉必ずしも好結果が得られてい
ない。また上記したような高温の熱処理を施した場合に
は相変化や微細亀裂の発生の問題の外に、基板機械的性
質の低下等の問題を惹起することなども予想される。
ー等による「−殻物質及び超微粒物質の腐食」（「固体
薄膜」、１１８．３２１〜３３３頁、１９８４年）にお
いて詳細に報告されており、この報告Ｃ１Ｗ−ＷＣの熱
化学蒸着についてのものであるが、このなかで蒸着層は
５００〜６００℃の温度で熱処理を施したときに、著し
い微細亀裂を生ずること、相変化を起こし試料の５回折
り曲げ後の試験において耐浸食性が低下していることな
どが述べられており（同上ｒＣ）ｌ ５００ Ｌ−核生
成のコントロールされた化学蒸着法によって蒸着された
新トＣ合金被覆材料の評価」デイ・ジー・パート及びア
ール・エイ・ホルツ参照〉必ずしも好結果が得られてい
ない。また上記したような高温の熱処理を施した場合に
は相変化や微細亀裂の発生の問題の外に、基板機械的性
質の低下等の問題を惹起することなども予想される。
（発明が解決すべき課題）
上記したようにタングステン−炭素合金の蒸着基板の熱
処理による耐浸食性、耐摩耗性の改善については未だ種
々解決すべき問題点が存在しており、本発明はこれらの
問題点を解決し、基板の機械的性質を損なうことなしに
、耐浸食性や耐摩耗性の優れた高硬度の化学蒸着被覆基
板を得るための改良熱処理法及びこれによって得られた
被覆基板製品を提供することを目的とするものである。
処理による耐浸食性、耐摩耗性の改善については未だ種
々解決すべき問題点が存在しており、本発明はこれらの
問題点を解決し、基板の機械的性質を損なうことなしに
、耐浸食性や耐摩耗性の優れた高硬度の化学蒸着被覆基
板を得るための改良熱処理法及びこれによって得られた
被覆基板製品を提供することを目的とするものである。
（課題を解決するための手段）
即ち、本発明は表面被覆が化学蒸着されたタングステン
−炭素合金であるような被覆基板を特定の熱処理するこ
とを主眼とするものであり、熱処理は不活性雰囲気下で
被覆基板をほぼ蒸着温度かそれよりやや高い温度範囲に
加熱することによって行なう。このような熱処理温度は
被覆基板における表面被覆層の耐浸食性や耐摩耗性は十
分に改善さｈるが、基板の機械的性質が低下したり、基
板に好ましくない金属間化合物が生成しないような温度
である。得られた製品は、微細粒状で柱状晶がなく、層
状で均一な顕微鏡組織を有し、且つ亀裂のない表面被覆
層を有するし、その被覆は勿論熱処理を施さないものに
比べて耐浸食性や耐摩耗性において遥かに優れたもので
ある。
−炭素合金であるような被覆基板を特定の熱処理するこ
とを主眼とするものであり、熱処理は不活性雰囲気下で
被覆基板をほぼ蒸着温度かそれよりやや高い温度範囲に
加熱することによって行なう。このような熱処理温度は
被覆基板における表面被覆層の耐浸食性や耐摩耗性は十
分に改善さｈるが、基板の機械的性質が低下したり、基
板に好ましくない金属間化合物が生成しないような温度
である。得られた製品は、微細粒状で柱状晶がなく、層
状で均一な顕微鏡組織を有し、且つ亀裂のない表面被覆
層を有するし、その被覆は勿論熱処理を施さないものに
比べて耐浸食性や耐摩耗性において遥かに優れたもので
ある。
（作用〉
次に本発明及びその作用について詳述する。
本発明において硬く微細粒状で柱状晶のないタングステ
ン−炭素合金を基板上に生成するためには蒸着物が純タ
ングステン相とＷ２Ｃ１又はＷ３Ｃ１又はこれらの混合
物とよりなるタングステン炭化物相との混合相が蒸着物
中に形成するような特別な方法が採られる。なお、ここ
ではこれらのタングステン−炭素合金又はこれによる被
覆層を簡単化するために「タングステン／′タングステ
ン炭化物」と称する。そしてこれを行なうために化学蒸
着反応器を用いて反応器内に反応用の特殊なガス混合物
を導入した。この反応器内において、タングステン／′
タングステン炭化物の被覆は大気圧以下乃至はぼ大気圧
、即ち約１トール乃至約１０００トールで約３００〜６
５０℃の温度において蒸着して得られた。しかしてこの
被覆層はタングステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃのいずれ
かの相との２相により形成される。またタングステン相
とＷ２Ｃ相とＷ３Ｃ相との３相を形成することもある。
ン−炭素合金を基板上に生成するためには蒸着物が純タ
ングステン相とＷ２Ｃ１又はＷ３Ｃ１又はこれらの混合
物とよりなるタングステン炭化物相との混合相が蒸着物
中に形成するような特別な方法が採られる。なお、ここ
ではこれらのタングステン−炭素合金又はこれによる被
覆層を簡単化するために「タングステン／′タングステ
ン炭化物」と称する。そしてこれを行なうために化学蒸
着反応器を用いて反応器内に反応用の特殊なガス混合物
を導入した。この反応器内において、タングステン／′
タングステン炭化物の被覆は大気圧以下乃至はぼ大気圧
、即ち約１トール乃至約１０００トールで約３００〜６
５０℃の温度において蒸着して得られた。しかしてこの
被覆層はタングステン相とＷ２Ｃ、又はＷ３Ｃのいずれ
かの相との２相により形成される。またタングステン相
とＷ２Ｃ相とＷ３Ｃ相との３相を形成することもある。
タングステン／タングステン炭化物被覆層におけるタン
グステン、Ｗ２Ｃ及びＷ３Ｃの相対的な比率は最終製品
に対する要求特性によって定められる。
グステン、Ｗ２Ｃ及びＷ３Ｃの相対的な比率は最終製品
に対する要求特性によって定められる。
しかして、このような希望の比率調整を有するタングス
テン／タングステン炭化物被覆を得るためには叶６のよ
うなハロゲン化タングステン、アルゴンのような不活性
ガス、水素及びジメチルエーテル（ＤＭＥ ）のような
炭化水素を含む酸素の流れの利用が適用される。その際
反応温度、導入ガス中のＷ／Ｃ分子比、蒸着反応時のＷ
Ｆ６に対する水素比等をコントロールすることによって
希望する化学組成を有するタングステン／タングステン
炭化物被覆の被覆層が得られるのである。
テン／タングステン炭化物被覆を得るためには叶６のよ
うなハロゲン化タングステン、アルゴンのような不活性
ガス、水素及びジメチルエーテル（ＤＭＥ ）のような
炭化水素を含む酸素の流れの利用が適用される。その際
反応温度、導入ガス中のＷ／Ｃ分子比、蒸着反応時のＷ
Ｆ６に対する水素比等をコントロールすることによって
希望する化学組成を有するタングステン／タングステン
炭化物被覆の被覆層が得られるのである。
上°記の製造法の詳細については発明者が１９８７年９
月３日付けで出願した米国特許出願明細書（出願番号９
２８０９号〉中に詳述した。
月３日付けで出願した米国特許出願明細書（出願番号９
２８０９号〉中に詳述した。
表面蒸着層に更に良好な耐浸食性、耐摩耗性を与えると
ともに亀裂発生の防止或は減少を計るためにはタングス
テンの中間層を生成するようにする。タングステンの中
間層はぼ６のようなハロゲン化タングステンやアルゴン
のような不活性ガスと水素との混合ガスを使用し、大気
圧以下乃至はぼ大気圧、即ち１トール乃至１０００トー
ルの圧力範囲下で、３００〜６５０℃の温度にて化学蒸
着を行なうことによって得られる。
ともに亀裂発生の防止或は減少を計るためにはタングス
テンの中間層を生成するようにする。タングステンの中
間層はぼ６のようなハロゲン化タングステンやアルゴン
のような不活性ガスと水素との混合ガスを使用し、大気
圧以下乃至はぼ大気圧、即ち１トール乃至１０００トー
ルの圧力範囲下で、３００〜６５０℃の温度にて化学蒸
着を行なうことによって得られる。
タングステンの中間層は被覆層全体の中で十分な厚さを
占めることにより微細亀裂の生成を防止又は減少させ、
また被覆全体の耐浸食、耐摩耗性の改善に寄与する。
占めることにより微細亀裂の生成を防止又は減少させ、
また被覆全体の耐浸食、耐摩耗性の改善に寄与する。
タングステン中間層及びタングステン／タングステン炭
化物被覆層の厚さの選択の詳細については、発明者の１
９８８年２月８日付けの米国出願（ドケット番号７２０
−Ｐ−ＵＳＯ３７７、ｉ）明細書中に記載されている。
化物被覆層の厚さの選択の詳細については、発明者の１
９８８年２月８日付けの米国出願（ドケット番号７２０
−Ｐ−ＵＳＯ３７７、ｉ）明細書中に記載されている。
本発明による被覆層は鋳鉄、炭素鋼、ステンレス・ステ
ィール、高速度鋼のような多くの鉄及び鉄合金、銅、ニ
ッケル、プラチナ、ロジューム、チタン、アルミニウム
、金、銀、ニオブ、モリブデン、コバルト、タングステ
ン、レニウム、銅合金、インコーネルやモネルの如きニ
ッケル合金、Ｔｉ／’ＡＮ／Ｖ 、 Ｔｉ／Ａｆｆｉ／
Ｓｎ、Ｔｉ／Ａｊ！／Ｎｏ／Ｖ 、Ｔｉ／／Ｖ！／’Ｖ
／’Ｃｒ、 Ｔｉ／ＡＨ／Ｓｎ／’ｌｒ／′ＭＯ，Ｔ
ｉ／Ｎｏ／Ｖ ／Ｆｃ／’Ａｊ！、Ｔｉ／’／Ｖ／’Ｖ
／’ｓｎ、Ｔｉ／’Ａｊ！／’Ｖ ／’Ｃｒ／’
Ｈｏ／’Ｚｒの如きチタン合金のような多くの非鉄金属
及びその合金並びに黒鉛、結合炭化物のような炭化物、
炭化珪素、窒化珪素、アルミナの如きセラミックス等の
非金属材料の基板上に蒸着することが出来る。
ィール、高速度鋼のような多くの鉄及び鉄合金、銅、ニ
ッケル、プラチナ、ロジューム、チタン、アルミニウム
、金、銀、ニオブ、モリブデン、コバルト、タングステ
ン、レニウム、銅合金、インコーネルやモネルの如きニ
ッケル合金、Ｔｉ／’ＡＮ／Ｖ 、 Ｔｉ／Ａｆｆｉ／
Ｓｎ、Ｔｉ／Ａｊ！／Ｎｏ／Ｖ 、Ｔｉ／／Ｖ！／’Ｖ
／’Ｃｒ、 Ｔｉ／ＡＨ／Ｓｎ／’ｌｒ／′ＭＯ，Ｔ
ｉ／Ｎｏ／Ｖ ／Ｆｃ／’Ａｊ！、Ｔｉ／’／Ｖ／’Ｖ
／’ｓｎ、Ｔｉ／’Ａｊ！／’Ｖ ／’Ｃｒ／’
Ｈｏ／’Ｚｒの如きチタン合金のような多くの非鉄金属
及びその合金並びに黒鉛、結合炭化物のような炭化物、
炭化珪素、窒化珪素、アルミナの如きセラミックス等の
非金属材料の基板上に蒸着することが出来る。
本発明の被覆を鋳鉄、炭素鋼、ステンレス・スティール
、ニッケル及びモネ・ルメタルのような反応性の基板物
質上に施す場合には予め基板上にニッケル、コバルト、
銅、金、銀、プラチナ、バラレニウム、イリジュウムの
ような責な金属を電気化学的手法、無電解による手法、
スパッタリング等の物理的蒸着による手法などを利用し
て予備被覆しておくことが望ましい。またチタン及びチ
タン合金基板とする場合にも責な金属を同様にして基板
上に予備被覆しておくのがよい。この場合、基板上に初
めに責な金属の薄層を無電解法によって被覆し、更にそ
の上に池の責な金属の薄層を電気化学的手法又は物理的
蒸着手法にて被着させることが望ましい。またこの際に
洗浄後、責な金属を被覆した基板に熱処理を施すことが
好ましい。
、ニッケル及びモネ・ルメタルのような反応性の基板物
質上に施す場合には予め基板上にニッケル、コバルト、
銅、金、銀、プラチナ、バラレニウム、イリジュウムの
ような責な金属を電気化学的手法、無電解による手法、
スパッタリング等の物理的蒸着による手法などを利用し
て予備被覆しておくことが望ましい。またチタン及びチ
タン合金基板とする場合にも責な金属を同様にして基板
上に予備被覆しておくのがよい。この場合、基板上に初
めに責な金属の薄層を無電解法によって被覆し、更にそ
の上に池の責な金属の薄層を電気化学的手法又は物理的
蒸着手法にて被着させることが望ましい。またこの際に
洗浄後、責な金属を被覆した基板に熱処理を施すことが
好ましい。
タングステン中間層に関する詳細については、発明者の
１９８７年１２月３１日付は米国特許出願（出願番号１
３９８９１号）明細書において述べである。
１９８７年１２月３１日付は米国特許出願（出願番号１
３９８９１号）明細書において述べである。
チタン又はチタン合金基板上に本発明の化学蒸着を施す
場合基板の機械的性質の低下を抑えるためには蒸着温度
を５２５℃以下にすることが望ましい。
場合基板の機械的性質の低下を抑えるためには蒸着温度
を５２５℃以下にすることが望ましい。
銅、ニッケル、コバルト、プラチナ、金、銀、ロジュウ
ム、ニオブ、モリブデン、レニウム、タングステン、黒
鉛、炭化物、セラミックス等不活性な物質に本発明の被
覆を施す場合には責な金属による予備被覆の必要はない
。
ム、ニオブ、モリブデン、レニウム、タングステン、黒
鉛、炭化物、セラミックス等不活性な物質に本発明の被
覆を施す場合には責な金属による予備被覆の必要はない
。
本発明における被覆物を支持材なしの独立物品として得
るには基板材としての銅、ニッケル、コバルト、金、銀
、モリブデン、レニウム、黒鉛を用いて一旦その上に蒸
着を行ない、研磨及び化学又は電気化学的エツチングを
施すことによって、基板材を除去すればよい。
るには基板材としての銅、ニッケル、コバルト、金、銀
、モリブデン、レニウム、黒鉛を用いて一旦その上に蒸
着を行ない、研磨及び化学又は電気化学的エツチングを
施すことによって、基板材を除去すればよい。
タングステン／′タングステン炭化物表面層は微細粒状
で層状のミクロ組織を示しており、蒸着のままの状態で
は層の厚さの外側的２５％は不均一である。この不均一
層の存在は基板に耐浸食性や耐摩耗性に対する品質が不
均一な部分を生ずるので好ましくない。しかして、本発
明においては蒸着が比較的低温で行なわれるために、基
板の機械的性質の低下は抑えられ、また同時に蒸着物と
基板の熱膨張係数の違いに基づく蒸着物の亀裂も防止又
は減少させることが出来る。
で層状のミクロ組織を示しており、蒸着のままの状態で
は層の厚さの外側的２５％は不均一である。この不均一
層の存在は基板に耐浸食性や耐摩耗性に対する品質が不
均一な部分を生ずるので好ましくない。しかして、本発
明においては蒸着が比較的低温で行なわれるために、基
板の機械的性質の低下は抑えられ、また同時に蒸着物と
基板の熱膨張係数の違いに基づく蒸着物の亀裂も防止又
は減少させることが出来る。
本発明においては、被覆基板を基板構成物質によって選
択された熱処理温度において熱処理を行なう。この熱処
理を施すことによって、表面被覆層における不均一性は
解消され、耐浸食性及び耐摩耗性が改善される。
択された熱処理温度において熱処理を行なう。この熱処
理を施すことによって、表面被覆層における不均一性は
解消され、耐浸食性及び耐摩耗性が改善される。
熱処理温度は蒸着温度またはこれに近い温度でなされる
。熱処理温度を蒸着温度以上あまり高い温度とすること
は望ましくない。即ち蒸着が５００℃以上、例えば５２
５℃でなされたとすれば、熱処理温度は５２５℃以下に
抑えなければならない。上記のように熱処理温度を低く
することによって次に示すような多くの利点が得られる
。
。熱処理温度を蒸着温度以上あまり高い温度とすること
は望ましくない。即ち蒸着が５００℃以上、例えば５２
５℃でなされたとすれば、熱処理温度は５２５℃以下に
抑えなければならない。上記のように熱処理温度を低く
することによって次に示すような多くの利点が得られる
。
先ず第１に基板の機械的性質の低下が抑えられる。何故
ならばこの程度の温度では基板の引っ張り強度や曲げ強
度にはさしなる変化が起こらないからである。
ならばこの程度の温度では基板の引っ張り強度や曲げ強
度にはさしなる変化が起こらないからである。
第２に、例えば保護被覆層の内層の境界を横切。
る物質の拡散による金属間化合物の生成が抑えられるこ
とである。
とである。
また第３に被覆層と基板との熱膨張係数の差に基づく被
覆の応力割れを防止又は減少し得ることである。
覆の応力割れを防止又は減少し得ることである。
熱処理は水素、アルゴン、ヘリウム、窒素、又はこれら
のガスの２種以上の混合ガス、或は真空の如き不活性雰
囲気下で行なう。熱処理時間は表面被覆に耐浸食性及び
耐摩耗性が十分付与されるような範囲に選ばれる。
のガスの２種以上の混合ガス、或は真空の如き不活性雰
囲気下で行なう。熱処理時間は表面被覆に耐浸食性及び
耐摩耗性が十分付与されるような範囲に選ばれる。
適当な時間範囲内であれば、時間が長い程大きい改善が
得られる。そしてこの時間は使用される製品におけるデ
ザインや製造コストによって定められる。また熱処理時
間は特に限定されたものではないが、極端に長い場合に
は基板の機械的性質を低下させたり好ましからざる脆硬
な金属間化合物を生成したりするので避けなければなら
ない。
得られる。そしてこの時間は使用される製品におけるデ
ザインや製造コストによって定められる。また熱処理時
間は特に限定されたものではないが、極端に長い場合に
は基板の機械的性質を低下させたり好ましからざる脆硬
な金属間化合物を生成したりするので避けなければなら
ない。
し力化ながら、熱処理時間は最低１時間は必要である。
・
得られた製品は実質的に亀裂のない均一な層状のミクロ
組織を持ったタングステン／′タングステン炭化物によ
る表面層を有している。
組織を持ったタングステン／′タングステン炭化物によ
る表面層を有している。
第１Ａ図は熱処理前の蒸着層の顕微鏡写真を示したもの
である。これによれば、蒸着層は亀裂を生じてはいない
が、タングステン／′タングステン炭化物層の上部２５
％はやや不均一な組織になっている。そして第２Ａ図に
見られるようにこの不均一組織は熱処理を施すことによ
って取り除くことが出来る。
である。これによれば、蒸着層は亀裂を生じてはいない
が、タングステン／′タングステン炭化物層の上部２５
％はやや不均一な組織になっている。そして第２Ａ図に
見られるようにこの不均一組織は熱処理を施すことによ
って取り除くことが出来る。
また以下に示す実施例データからは本発明によって熱処
理を施したものは、施さないものに比べて遥かに耐浸食
性、耐摩耗性において優れていることが判かる。
理を施したものは、施さないものに比べて遥かに耐浸食
性、耐摩耗性において優れていることが判かる。
（実施例）
以下に示す実施例においては、鉄合金を代表してＡ）ｌ
−３５０析出硬化ステンレス・スティールを、また非鉄
合金を代表してＴｉ／’６ＡＲ／’４Ｖ構造用合金を基
板として使用しな。Ａ）ｌ−３５０ステンレス・スティ
ール試料はＣＶＤ法における腐食性加熱ガスの侵食から
保護するために表面に２〜５μｍの保護ニッケル層を電
気めっきした。Ｔ ｉ ７６ Ａｊ！／’ ４ Ｖ試料
についても同様に２〜５μｍの保護ニッケル層をその表
面に施した。耐侵食性試験は小型サンドブラストを用い
て被覆試料及び非被覆試料の両者について行なった。
−３５０析出硬化ステンレス・スティールを、また非鉄
合金を代表してＴｉ／’６ＡＲ／’４Ｖ構造用合金を基
板として使用しな。Ａ）ｌ−３５０ステンレス・スティ
ール試料はＣＶＤ法における腐食性加熱ガスの侵食から
保護するために表面に２〜５μｍの保護ニッケル層を電
気めっきした。Ｔ ｉ ７６ Ａｊ！／’ ４ Ｖ試料
についても同様に２〜５μｍの保護ニッケル層をその表
面に施した。耐侵食性試験は小型サンドブラストを用い
て被覆試料及び非被覆試料の両者について行なった。
試験条件は第１表に総括して示す。浸食物質としてはア
ルミナ微粉を使用し、砂浸食の場合よりも苛酷な浸食環
境として促進試験を行なった。
ルミナ微粉を使用し、砂浸食の場合よりも苛酷な浸食環
境として促進試験を行なった。
非被覆試料の浸食率は２分間の浸食試験を施して試料上
に生じたピットの深さを測定し定めな。
に生じたピットの深さを測定し定めな。
被覆試料の耐浸食性は浸食物質が試料におけるタングス
テン／′タングステン炭化物表面層を貫通するに要した
時間を測定して定めた。
テン／′タングステン炭化物表面層を貫通するに要した
時間を測定して定めた。
タングステン／タングステン炭化物層における浸食物質
の貫通は浸食ピットの中心部の色調変化によって容易に
観察出来る。なおこの色調変化による結果判定は同一試
料のピット断面を顕微鏡試験によって行なりな結果と一
致することが確認されている。。
の貫通は浸食ピットの中心部の色調変化によって容易に
観察出来る。なおこの色調変化による結果判定は同一試
料のピット断面を顕微鏡試験によって行なりな結果と一
致することが確認されている。。
浸食率はタングステン／タングステン炭化物層貫通に要
する時間をミル基準で算出した。
する時間をミル基準で算出した。
第 １ 表
掘■
ノズル径 、 ０．０１８インチ
対峙距離 ：０．６インチ
浸食物質 ： アルミナ微粉
（平均粒径：５０μｍ）
供給圧力 ： ３２ｐｓｉｇ
浸食物質の供給速度：１．６グラム／′分浸食試験基準
； 貫通時間 実施例１ 被覆を施さないへＭ−３５０ステンレス・スティール及
びＴｉ／６Ａｊ！／’４Ｖ試料についてアルミナによっ
て２分間（１２０秒）浸食し、窪みの深さを測定して浸
食率を算出した。浸食率はＡ）Ｉ−３５０及びＴｉ／′
６Ａｆｌ／′４ｖニツイテ夫々６０及ヒ５０秒／′ミル
テあった。
； 貫通時間 実施例１ 被覆を施さないへＭ−３５０ステンレス・スティール及
びＴｉ／６Ａｊ！／’４Ｖ試料についてアルミナによっ
て２分間（１２０秒）浸食し、窪みの深さを測定して浸
食率を算出した。浸食率はＡ）Ｉ−３５０及びＴｉ／′
６Ａｆｌ／′４ｖニツイテ夫々６０及ヒ５０秒／′ミル
テあった。
実施例２
２段被覆処理により硬質被覆を施した複数個のへ１４−
３５０ 及びＴｉ／６Ａｆ／４Ｖ試料（０，０４０イン
チｘ０．７５インチ×２インチ）を蒸着装置として内部
にガスシール反応器を有する誘導加熱黒鉛炉を使用して
炉内に挿入し、試料を４６０℃に加熱しておき、２５０
ｃｃ７分のＷＦ６．２５００／’分の水素、６０００
ＣＣ２／′分のアルゴンによる混合ガスを炉内に２０分
間通ずることによってタングステン被覆を施した。
３５０ 及びＴｉ／６Ａｆ／４Ｖ試料（０，０４０イン
チｘ０．７５インチ×２インチ）を蒸着装置として内部
にガスシール反応器を有する誘導加熱黒鉛炉を使用して
炉内に挿入し、試料を４６０℃に加熱しておき、２５０
ｃｃ７分のＷＦ６．２５００／’分の水素、６０００
ＣＣ２／′分のアルゴンによる混合ガスを炉内に２０分
間通ずることによってタングステン被覆を施した。
次にこの試料に３００ ＣＣ７分の叶６．３０００／分
の水素、２４００ＣＣ／’分のアルゴン、９０ＣＣ／’
分のジメチルエーテル（Ｄ）ＩＥ ）を通ずることによ
って、試料表面層にタングステン／タングステン炭化物
被覆層を形成した。タングステン被覆層及びタングステ
ン／′タングステン炭化物被覆層形成の間を通して炉内
の全圧力を４０トールに維持した。（第２表参照） 試料に９０分間タングステン／′タングステン炭化物被
覆を施した後、直ちに計８とＤ）ＩＥの供給を停止し、
誘導加熱を止めて試料を冷却した。
の水素、２４００ＣＣ／’分のアルゴン、９０ＣＣ／’
分のジメチルエーテル（Ｄ）ＩＥ ）を通ずることによ
って、試料表面層にタングステン／タングステン炭化物
被覆層を形成した。タングステン被覆層及びタングステ
ン／′タングステン炭化物被覆層形成の間を通して炉内
の全圧力を４０トールに維持した。（第２表参照） 試料に９０分間タングステン／′タングステン炭化物被
覆を施した後、直ちに計８とＤ）ＩＥの供給を停止し、
誘導加熱を止めて試料を冷却した。
この際４０トールの炉内圧力は冷却終了まで保持シタ。
得うレタＡ）ｌ −３５０及ヒＴ ｉ ／ ６ Ａ！／
４ Ｖ試料には第２表に示したように何れも１０μｍ
までの厚さのタングステン中間層と１２μｍまでの厚さ
のタングステン／′タングステン炭化物表面層が被覆さ
れていた。
４ Ｖ試料には第２表に示したように何れも１０μｍ
までの厚さのタングステン中間層と１２μｍまでの厚さ
のタングステン／′タングステン炭化物表面層が被覆さ
れていた。
第１Ａ図及び第１Ｂ図に見られるようにタングステン中
間層はよく知られているような柱状晶を示し、一方タン
グステン／′タングステン炭化物表面層は微細層状のミ
クロ組織を示していた。
間層はよく知られているような柱状晶を示し、一方タン
グステン／′タングステン炭化物表面層は微細層状のミ
クロ組織を示していた。
また両試料ともにエツチング後の被覆層のミクロ組織を
観察したところ表面層を形成するタングステン／タング
ステン炭化物層の上４分の１は不均一な組織を示してい
た。
観察したところ表面層を形成するタングステン／タング
ステン炭化物層の上４分の１は不均一な組織を示してい
た。
また被覆層は２０μインチの表面仕上げ面を有しており
、第１Ｃ図及び第１Ｄ図において見られるように亀裂は
存在しない。
、第１Ｃ図及び第１Ｄ図において見られるように亀裂は
存在しない。
また第３表に示したようにＸ線回折の結果は、タングス
テン／′タングステン炭化物表面層はＷとＷ２Ｃとの混
合相により構成されていることが判かる。
テン／′タングステン炭化物表面層はＷとＷ２Ｃとの混
合相により構成されていることが判かる。
Ａｌ４−３５０及びＴｉ／６／Ｖ／’４Ｖ両試料におけ
るタングステン／′タングステン炭化物表面層の浸食率
は夫々２７９及び２８２秒／′ミルであった。（第３表
参照） 第３表の浸食データは本浸食試験が再現性あることを示
している。耐浸食性データのバラツキは平均値に対して
±４％である。被覆試料の耐浸食性は非被覆試料のそれ
のほぼ５倍になっている。
るタングステン／′タングステン炭化物表面層の浸食率
は夫々２７９及び２８２秒／′ミルであった。（第３表
参照） 第３表の浸食データは本浸食試験が再現性あることを示
している。耐浸食性データのバラツキは平均値に対して
±４％である。被覆試料の耐浸食性は非被覆試料のそれ
のほぼ５倍になっている。
また同じく第３表によればタングステン／′タングステ
ン炭化物表面層のヴイッカース硬度は２３００である。
ン炭化物表面層のヴイッカース硬度は２３００である。
第 ２ 表
実施例番号 実施例１ 実施例
２実験番号 ２０９ ２０７基
板 Ａ）ｌ−３５０Ｔｉ／６Ａｆ／ｄＶ
Ａ）ｌ−３５０Ｔｉ／’ＧＡｊ！温度’Ｃ４８０４６
０ 圧力 ｌ・−ル ／１０
、ｉｏＷ 被覆条件 Ｈ２ＳＣＣ）ｌ ２５００
２５００Ａｒ ＳＣＣＭ （３０
００６０００ＷＦ８ＳＣＣＨ２５０２５０ 時間 分 ２０
Ｗ／讐Ｃ被覆条件 １１゜ ＳＣＣＭ ３０００
３０００Ａｒ ＳＣＣＭ ２４
００ ２４００ＷＦＢ ５ＣＣＨ３０
０３００ ＤＤＥ ５ＣＣ）＋ ９０
９０時間５ＣＣ）ｌ ９０
９０熱処理（蒸着装置〉 時間 分 ６０
被覆厚さ メ１ｍ 臀 １０．１ ９．９ １１
．７ １１゜Ｗ／ＷＣ１２，０１２，０１３，２１
３゜４０９一 実施例３ 実施例４ ｊ′４Ｖ Ａ）ｌ−３５０Ｔｉ／６Ａｆ／ｄＶ
ＡＨ−３５０Ｔｉ／６Ａｊ７／４Ｖ４６０
４［１）０ ６ｏｏｏ （３０００３１０，５１０
，５８，５８，１ ２１３，３１３，３１０，５１０，５ 第 ３ 表 被覆層組成 −＋Ｗ２ＣＷ＋Ｗ２被覆層
硬度ｋｇ／−２２９’ｂｌＯ１２２８１＋７６ ２３
９５秒／ミＩし ２７９＋５ ２８
２＋ １１ ３１１３ 実施例４
実施例５／６Ａｊ／’ｄＶ ＡＭ−３５０Ｔ
ｉ／６／Ｖ／’４Ｖ Ａ）！−３５０Ｔｉ／６Ａｊ！
／４ＶＣｗ＋ｗ２ｃ Ｗ＋Ｗ２Ｃ１６４
１８６１８Ｇ １．１４ １５８実施例３ 実施例２記載のタングステン、タングステン／′タング
ステン炭化物り相被覆実験と同様のＣｖＯ実験を行なっ
た。試料及び反応条件は実施例２の場合とほぼ同様であ
る。（第２表参照） 試料に９０分のタングステン／タングステン炭化物表面
層 停止したが、水素とアルゴンの供給を継続し、また誘導
加熱の電力を止めずにそのまま試料に蒸着装置内で４６
０℃、６０分の熱処理を施した。（以後蒸着装置内での
熱処理と他の熱処理炉での熱処理とを特に区別する必要
あるときは前者を「内部熱処理」後者を「外部熱処理」
という） ６０分後誘導加熱を止め試料を冷却した。炉の圧力４０
トールは熱処理及び冷却の間を通してそのまま維持した
。
２実験番号 ２０９ ２０７基
板 Ａ）ｌ−３５０Ｔｉ／６Ａｆ／ｄＶ
Ａ）ｌ−３５０Ｔｉ／’ＧＡｊ！温度’Ｃ４８０４６
０ 圧力 ｌ・−ル ／１０
、ｉｏＷ 被覆条件 Ｈ２ＳＣＣ）ｌ ２５００
２５００Ａｒ ＳＣＣＭ （３０
００６０００ＷＦ８ＳＣＣＨ２５０２５０ 時間 分 ２０
Ｗ／讐Ｃ被覆条件 １１゜ ＳＣＣＭ ３０００
３０００Ａｒ ＳＣＣＭ ２４
００ ２４００ＷＦＢ ５ＣＣＨ３０
０３００ ＤＤＥ ５ＣＣ）＋ ９０
９０時間５ＣＣ）ｌ ９０
９０熱処理（蒸着装置〉 時間 分 ６０
被覆厚さ メ１ｍ 臀 １０．１ ９．９ １１
．７ １１゜Ｗ／ＷＣ１２，０１２，０１３，２１
３゜４０９一 実施例３ 実施例４ ｊ′４Ｖ Ａ）ｌ−３５０Ｔｉ／６Ａｆ／ｄＶ
ＡＨ−３５０Ｔｉ／６Ａｊ７／４Ｖ４６０
４［１）０ ６ｏｏｏ （３０００３１０，５１０
，５８，５８，１ ２１３，３１３，３１０，５１０，５ 第 ３ 表 被覆層組成 −＋Ｗ２ＣＷ＋Ｗ２被覆層
硬度ｋｇ／−２２９’ｂｌＯ１２２８１＋７６ ２３
９５秒／ミＩし ２７９＋５ ２８
２＋ １１ ３１１３ 実施例４
実施例５／６Ａｊ／’ｄＶ ＡＭ−３５０Ｔ
ｉ／６／Ｖ／’４Ｖ Ａ）！−３５０Ｔｉ／６Ａｊ！
／４ＶＣｗ＋ｗ２ｃ Ｗ＋Ｗ２Ｃ１６４
１８６１８Ｇ １．１４ １５８実施例３ 実施例２記載のタングステン、タングステン／′タング
ステン炭化物り相被覆実験と同様のＣｖＯ実験を行なっ
た。試料及び反応条件は実施例２の場合とほぼ同様であ
る。（第２表参照） 試料に９０分のタングステン／タングステン炭化物表面
層 停止したが、水素とアルゴンの供給を継続し、また誘導
加熱の電力を止めずにそのまま試料に蒸着装置内で４６
０℃、６０分の熱処理を施した。（以後蒸着装置内での
熱処理と他の熱処理炉での熱処理とを特に区別する必要
あるときは前者を「内部熱処理」後者を「外部熱処理」
という） ６０分後誘導加熱を止め試料を冷却した。炉の圧力４０
トールは熱処理及び冷却の間を通してそのまま維持した
。
その結果第２表に示したようにＡＭ−３５０及びゴ１ｙ
’ ６ Ａｊ！／ ４ Ｖ試料ともに１１．５μｍまで
のタングステン中間層と１３．２ノｔｍのタングステン
／′タングステン炭化物表面層が被覆された。
’ ６ Ａｊ！／ ４ Ｖ試料ともに１１．５μｍまで
のタングステン中間層と１３．２ノｔｍのタングステン
／′タングステン炭化物表面層が被覆された。
実施例２と同様にタングステン中間層は柱状晶を、また
タングステン／′タングステン炭化物表面層は微細層状
のミクロ組織を有していた。
タングステン／′タングステン炭化物表面層は微細層状
のミクロ組織を有していた。
しかしながら第２Ａ図及び第２Ｂ図より明らかなように
６０分の内部熱処理によってタングステン／タングステ
ン炭化物表面層の上部４分の１の部分の不均一性は完全
に解消されていた。
６０分の内部熱処理によってタングステン／タングステ
ン炭化物表面層の上部４分の１の部分の不均一性は完全
に解消されていた。
タングステン／タングステン炭化物表面層は２０μイン
チまでの表面仕上げが得られまた亀裂は皆無であった。
チまでの表面仕上げが得られまた亀裂は皆無であった。
このことは蒸着温度と同温度で被覆試料の内部熱処理を
行なった場合においては試料の表面仕上げ性も低下せず
また亀裂発生の恐れもないことが判かる。
行なった場合においては試料の表面仕上げ性も低下せず
また亀裂発生の恐れもないことが判かる。
また、Ｘ線回折の結果によればタングステン／′タング
ステン炭化物表面層は熱処理の前後において変りなく見
及びＷ２Ｃ相の混合物であることを示した。（第３表参
照） また、第３表に示したように、被覆層の表面硬度は熱処
理前後において測定可能な変化は認られない。また更に
第３表に見られるようにＡＭ−３５０及びＴ ｉ ／’
６ Ａβ／′４ｖのタングステン／′タングステン炭
化物表面層の浸食率は夫々３１１及び３１５秒／′ミル
であった。浸食試験データはＡＭ−３５０及びＴｉ／’
６ Ａｊ！／ ４ Ｖ試料の耐浸食性の夫々について
、１４及び１２％増加していることを示している。（第
４表参照） 千訳８ 銚坤 なお、この１２から１４％の耐浸食性の増加は実施例２
の記述によれば、耐浸食性試験条件によって４％以上の
バラツキが認められる。
ステン炭化物表面層は熱処理の前後において変りなく見
及びＷ２Ｃ相の混合物であることを示した。（第３表参
照） また、第３表に示したように、被覆層の表面硬度は熱処
理前後において測定可能な変化は認られない。また更に
第３表に見られるようにＡＭ−３５０及びＴ ｉ ／’
６ Ａβ／′４ｖのタングステン／′タングステン炭
化物表面層の浸食率は夫々３１１及び３１５秒／′ミル
であった。浸食試験データはＡＭ−３５０及びＴｉ／’
６ Ａｊ！／ ４ Ｖ試料の耐浸食性の夫々について
、１４及び１２％増加していることを示している。（第
４表参照） 千訳８ 銚坤 なお、この１２から１４％の耐浸食性の増加は実施例２
の記述によれば、耐浸食性試験条件によって４％以上の
バラツキが認められる。
本実施例の結果から、蒸着温度での硬贋被覆試料の熱処
理は被覆層のミクロ組織を改善するばかりでなく、被覆
層の硬度を低下させずして耐浸食性を改善し得ることが
判かる。
理は被覆層のミクロ組織を改善するばかりでなく、被覆
層の硬度を低下させずして耐浸食性を改善し得ることが
判かる。
実施例４
実施例２に記載のタングステン及びタングステン／′タ
ングステン炭化物の２相被覆実験と同様のＣＶＤ実験を
行なった。本実験に使用した試料及びＣＶＯ反応条件は
実施例２のときとほぼ同様である。
ングステン炭化物の２相被覆実験と同様のＣＶＤ実験を
行なった。本実験に使用した試料及びＣＶＯ反応条件は
実施例２のときとほぼ同様である。
（第２表参照）
試料に９０分のタングステン／′タングステン炭素被覆
処理を施した後、直ちに叶６及びＤ）ＩＥの供給を停止
したが、水素及びアルゴンの供給を継続し、また誘導加
熱用電力を止めずにその場で試料に、１６０℃、１２０
分の熱処理を行なった。
処理を施した後、直ちに叶６及びＤ）ＩＥの供給を停止
したが、水素及びアルゴンの供給を継続し、また誘導加
熱用電力を止めずにその場で試料に、１６０℃、１２０
分の熱処理を行なった。
１２０分の熱処理後、誘導加熱を止め、試料を冷却した
。炉の圧力４０トールは熱処理及び冷却終了までの間を
通してそのまま維持した。
。炉の圧力４０トールは熱処理及び冷却終了までの間を
通してそのまま維持した。
その結果、第２表に示したようにＡＨ−３５０及びＴｉ
／’６Ａｌ／４Ｖの両試料ともに１０．５．ｔｚ ｍま
でのタングステン中間層と１３．３μｍのタングステン
／タングステン炭化物表面層が被覆された。
／’６Ａｌ／４Ｖの両試料ともに１０．５．ｔｚ ｍま
でのタングステン中間層と１３．３μｍのタングステン
／タングステン炭化物表面層が被覆された。
また、第３Ａ図及び第３Ｂ図に示したようにタングステ
ン中間層は柱状晶を、タングステン／′タングステン炭
化物表面層は微細層状のミクロ組織を有していた。しか
しながら、１２０分の熱処理によってタングステン／′
タングステン炭化物表面層の上４分の１の部分の不均一
性は完全に解消されていた。（第３Ａ図並びに第３Ｂ図
と第１Ａ図並びに第１Ｂ図とを比較参照） タングステン／タングステン炭化物表面層は２０μイン
チまでの表面仕上げが得られるしまた亀裂の存在も無い
。このことは被覆処理後同場所において蒸着温度と同温
度にて被覆試料の内部熱処理を施した場合においては被
覆層の表面仕上げ性を低下させることなく、また亀裂発
生の恐れもないことが判かる。
ン中間層は柱状晶を、タングステン／′タングステン炭
化物表面層は微細層状のミクロ組織を有していた。しか
しながら、１２０分の熱処理によってタングステン／′
タングステン炭化物表面層の上４分の１の部分の不均一
性は完全に解消されていた。（第３Ａ図並びに第３Ｂ図
と第１Ａ図並びに第１Ｂ図とを比較参照） タングステン／タングステン炭化物表面層は２０μイン
チまでの表面仕上げが得られるしまた亀裂の存在も無い
。このことは被覆処理後同場所において蒸着温度と同温
度にて被覆試料の内部熱処理を施した場合においては被
覆層の表面仕上げ性を低下させることなく、また亀裂発
生の恐れもないことが判かる。
また、Ｘ線回折の結果はタングステン／′タングステン
炭化物表面層の組成は熱処理の前後において変りなく、
４及びＷ２Ｃ相の混合物からなるものであることを示し
な。（第３表参照） マタ、Ａｌ４−３５０ 及ヒゴ！／’６Ａｆ／’４Ｖ両
試料におけるタングステン／′タングステン炭化物表面
層の浸食率は夫々３５５及び３５４秒／′ミルであり、
（第３表参照）このデータからｌ！ｌＮ−３５０及びＴ
ｉ、／’６Ａｊ／′４ｖ両試料における耐浸食性は夫々
的２７％及び２６％改善されていることが判かる。（第
４表参照）以上本実施例の結果から、蒸着温度での硬質
被覆試料の熱処理は被覆層のミクロ組織を改善するばか
りでなく、被覆層の硬度を低下することなく耐浸食性を
改善することが出来ることが判かる。
炭化物表面層の組成は熱処理の前後において変りなく、
４及びＷ２Ｃ相の混合物からなるものであることを示し
な。（第３表参照） マタ、Ａｌ４−３５０ 及ヒゴ！／’６Ａｆ／’４Ｖ両
試料におけるタングステン／′タングステン炭化物表面
層の浸食率は夫々３５５及び３５４秒／′ミルであり、
（第３表参照）このデータからｌ！ｌＮ−３５０及びＴ
ｉ、／’６Ａｊ／′４ｖ両試料における耐浸食性は夫々
的２７％及び２６％改善されていることが判かる。（第
４表参照）以上本実施例の結果から、蒸着温度での硬質
被覆試料の熱処理は被覆層のミクロ組織を改善するばか
りでなく、被覆層の硬度を低下することなく耐浸食性を
改善することが出来ることが判かる。
実施例５
実施例２に記載のタングステン及びタングステン／′タ
ングステン炭化物の２層被覆実験と同様のＣＶ［）実験
を行なった。本実験に使用した試料及びＣＶＤ反応条件
は実施例２の場合とほぼ同様である。
ングステン炭化物の２層被覆実験と同様のＣＶ［）実験
を行なった。本実験に使用した試料及びＣＶＤ反応条件
は実施例２の場合とほぼ同様である。
（第２表参照）
試料に９０分のタングステン／タングステン炭化物被覆
処理を施した後、直ちに畦６及びＤ）ＩＥの供給を停止
したが、水素とアルゴンの供給は継続し、また誘導加熱
の電力を止めずにそのままで試料に４６０℃、４８０分
の熱処理を施した。
処理を施した後、直ちに畦６及びＤ）ＩＥの供給を停止
したが、水素とアルゴンの供給は継続し、また誘導加熱
の電力を止めずにそのままで試料に４６０℃、４８０分
の熱処理を施した。
４８０分の熱処理後、誘導加熱を止め試料を冷却した。
炉の全圧４０トールは熱処理及び冷却の間を通してその
まま維持した。
まま維持した。
その結果、第２表に示したようにＡ）ｌ−３５０及びＴ
ｉ ／’ ６ Ａβ／４Ｖの両試料ともに８．５μｍ
までのタングステン中間層と１０．５μｍのタングステ
ン／′タングステン炭化物表面層が被覆された。
ｉ ／’ ６ Ａβ／４Ｖの両試料ともに８．５μｍ
までのタングステン中間層と１０．５μｍのタングステ
ン／′タングステン炭化物表面層が被覆された。
タングステン中間層は柱状晶を、またタングステン／′
タングステン炭化物は微細層状組織であった。被覆層は
均一なエツチング状況を示し、またタングステン／′タ
ングステン炭化物表面層には亀裂が無く、且つ約２０イ
ンチの表面仕上げ面を有していた。
タングステン炭化物は微細層状組織であった。被覆層は
均一なエツチング状況を示し、またタングステン／′タ
ングステン炭化物表面層には亀裂が無く、且つ約２０イ
ンチの表面仕上げ面を有していた。
上記の事実は蒸着温度での熱処理は処理時間を長くして
も被覆層に亀裂を生ずることがないことを示している。
も被覆層に亀裂を生ずることがないことを示している。
Ｘ線回折の結果によれば表面被覆層は琴とＷ２Ｃの２相
の混合物より形成されており（第３表参照）、熱処理前
後で変化は無い。
の混合物より形成されており（第３表参照）、熱処理前
後で変化は無い。
表面被覆層の硬度は熱処理を施さないものに比べてやや
低いが（第３表参照）、その数値は測定値の標準幅差内
であって、実質上変らない。
低いが（第３表参照）、その数値は測定値の標準幅差内
であって、実質上変らない。
Ａ）１−３５０及びＴｉ／’６Ａｆｆｉ／’４Ｖ両試料
の耐浸食性は夫々３４８及び３８２秒／′ミルであって
（第３表参照〉、このデータから耐浸食性は夫々２５％
及び３５％改善されていることが判かる。（第４表参照
）以上本実施例の結果から被覆処理後における蒸着温度
での硬質被覆層の熱処理は、処理時間を長くしても被覆
層の顕微鏡組織の改善及び耐浸食性の向上に対する効果
に変りがないことが判かる。
の耐浸食性は夫々３４８及び３８２秒／′ミルであって
（第３表参照〉、このデータから耐浸食性は夫々２５％
及び３５％改善されていることが判かる。（第４表参照
）以上本実施例の結果から被覆処理後における蒸着温度
での硬質被覆層の熱処理は、処理時間を長くしても被覆
層の顕微鏡組織の改善及び耐浸食性の向上に対する効果
に変りがないことが判かる。
実施例６
実施例２と同様ノＡｌ４−３５０ 及びＴｉ／６Ａｊ！
／’４Ｖ試料のタングステン、タングステン／′タング
ステン炭化物２層被覆処理を行なった後、他の雰囲気調
整炉を用いて試料の熱処理を行なった。
／’４Ｖ試料のタングステン、タングステン／′タング
ステン炭化物２層被覆処理を行なった後、他の雰囲気調
整炉を用いて試料の熱処理を行なった。
熱処理を施す前に炉の排気を行ない次いで数回のアルゴ
ンガスによるパージを行なって、空気を完全に除去した
。炉内に５％水素と９５％アルゴンの混合ガスを流して
おいて、試料を蒸着温度より１５℃高い４７５℃に加熱
し、炉内圧力を大気圧より若干高めにして、６０分間の
熱処理を行なった。６０分間の熱処理を終了した後試料
を冷却した。
ンガスによるパージを行なって、空気を完全に除去した
。炉内に５％水素と９５％アルゴンの混合ガスを流して
おいて、試料を蒸着温度より１５℃高い４７５℃に加熱
し、炉内圧力を大気圧より若干高めにして、６０分間の
熱処理を行なった。６０分間の熱処理を終了した後試料
を冷却した。
第４Ａ図及び第４Ｂ図に示したように試料エツチングの
結果は、僅か６０分間の熱処理にも拘らず調整雰囲気炉
において熱処理を施した試料のタングステン／タングス
テン炭化物被覆処理ンクロ組織は熱処理を施さなかった
ものに比べて極めて均一性が高いことが判かる。
結果は、僅か６０分間の熱処理にも拘らず調整雰囲気炉
において熱処理を施した試料のタングステン／タングス
テン炭化物被覆処理ンクロ組織は熱処理を施さなかった
ものに比べて極めて均一性が高いことが判かる。
また試料表面層には完全に亀裂が見られず、このことは
熱処理温度が蒸着温度より１５℃高い４７５℃であって
も、亀裂が発生しないことを示している。被覆の表面仕
上げは２０μインチであった。
熱処理温度が蒸着温度より１５℃高い４７５℃であって
も、亀裂が発生しないことを示している。被覆の表面仕
上げは２０μインチであった。
試料のＸ線回折結果によれば、被覆層の組成は熱処理の
前後において何等変りがなく、またタングステン２／タ
ングステン炭化物表面被覆層の硬度も熱処理によって変
化しなかった。
前後において何等変りがなく、またタングステン２／タ
ングステン炭化物表面被覆層の硬度も熱処理によって変
化しなかった。
しかしながら、耐浸食性の改善度はＡ）ｌ−３５０、Ｔ
ｉ ７’ ６ Ａｌ／’ ４ Ｖともに６％程度であ
って、（第５表参照）外部熱処理を施したものは、内部
熱処理をしたものに比べて、同じ６０分の熱処理であっ
ても改善の度合が低いことが判かる。（実施例３及び実
施例６と比較参照） 第 ５ 表 ３ ＧＯ０ ８Ｇｏ Ｇ。
ｉ ７’ ６ Ａｌ／’ ４ Ｖともに６％程度であ
って、（第５表参照）外部熱処理を施したものは、内部
熱処理をしたものに比べて、同じ６０分の熱処理であっ
ても改善の度合が低いことが判かる。（実施例３及び実
施例６と比較参照） 第 ５ 表 ３ ＧＯ０ ８Ｇｏ Ｇ。
９ Ｇｏ １４１１０
２９８ ３０４ Ｇ、８ ７．８
３１５ ３２９ １２．９ １６．７
３１２ ３１２ 不変 不変外部
熱処理試料と内部熱処理試料の耐浸食性の改善度の違い
は蒸着装置熱処理においては真空を維持しなから熱処理
が行なわれたのに対し、外部熱処理ては大気圧を使用し
たことによるものと思われる。
３１５ ３２９ １２．９ １６．７
３１２ ３１２ 不変 不変外部
熱処理試料と内部熱処理試料の耐浸食性の改善度の違い
は蒸着装置熱処理においては真空を維持しなから熱処理
が行なわれたのに対し、外部熱処理ては大気圧を使用し
たことによるものと思われる。
しかしながら 本実施例の結果から、硬貨被覆試料の熱
処理温度を蒸着温度より若干高くしても被覆層のミクロ
組織は改善され、また被覆層の硬度を低下さすことなく
耐浸食性の向上を計ることが出来ることが判かる。
処理温度を蒸着温度より若干高くしても被覆層のミクロ
組織は改善され、また被覆層の硬度を低下さすことなく
耐浸食性の向上を計ることが出来ることが判かる。
実施例７
実施例２によルＡＨ−３５０及ヒゴｉ ／ ６．ＩＶ／
’４ Ｖ蒸着試料について実施例６と同様の雰囲気調整
炉による熱処理を施しな。熱処理条件は熱処理時間を６
０分から１４４０分に変えた以外は実施例６と同様にし
た。
’４ Ｖ蒸着試料について実施例６と同様の雰囲気調整
炉による熱処理を施しな。熱処理条件は熱処理時間を６
０分から１４４０分に変えた以外は実施例６と同様にし
た。
この結果１４４０分の長時間熱処理にも拘らず試料の被
覆層エツチング断面は均一なミクロ組織を示しく第５Ａ
図及び第５Ｂ図参照）、被覆層の組成及び硬度にも変り
がなかった。し７かしなから耐浸食性は１３％以上と大
幅に改善された。（第５表参照） ＡＭ−３５０における１４４０分間外部熱処理後の被覆
試料の耐浸食性改善度は同試料の蒸着装置での６０分間
の内部熱処理試料の改善度に近い。このデータは外部熱
処理の場合は内部熱処理の場合に比べて長時間の熱処理
が必要であることを示している。
覆層エツチング断面は均一なミクロ組織を示しく第５Ａ
図及び第５Ｂ図参照）、被覆層の組成及び硬度にも変り
がなかった。し７かしなから耐浸食性は１３％以上と大
幅に改善された。（第５表参照） ＡＭ−３５０における１４４０分間外部熱処理後の被覆
試料の耐浸食性改善度は同試料の蒸着装置での６０分間
の内部熱処理試料の改善度に近い。このデータは外部熱
処理の場合は内部熱処理の場合に比べて長時間の熱処理
が必要であることを示している。
この熱処理必要時間の差は前述したように内部熱処理は
真空中で行なわれるのに対して、外部熱処理は大気圧中
で行なわれることに基づくためであると推定される。
真空中で行なわれるのに対して、外部熱処理は大気圧中
で行なわれることに基づくためであると推定される。
被覆層には亀裂は無く、このことから蒸着温度より若干
高い温度での長時間の外部熱処理は同等亀裂発生の原因
とはならないことを示している。
高い温度での長時間の外部熱処理は同等亀裂発生の原因
とはならないことを示している。
被覆層の表面上がりは２０μインチであった。
実施例８及び９
．９例３ニヨルＡＭ−３５０及ヒＴｉ／６／Ｖ／４Ｖ
（７）タングステン、タングステン炭化物２層被覆処理
試料を、処理時間以外は実施例６に示しなと同様の条件
として雰囲気調整炉において６０分間及び１４４０分間
の熱処理を施した。なおこの外部熱処理を施すに際して
はこれに先立って試料を予め蒸着装置において６０分の
内部熱処理を行ない、タングステン／タングステン炭化
物表面被覆層の稠密化を計ったものを使用しな。
（７）タングステン、タングステン炭化物２層被覆処理
試料を、処理時間以外は実施例６に示しなと同様の条件
として雰囲気調整炉において６０分間及び１４４０分間
の熱処理を施した。なおこの外部熱処理を施すに際して
はこれに先立って試料を予め蒸着装置において６０分の
内部熱処理を行ない、タングステン／タングステン炭化
物表面被覆層の稠密化を計ったものを使用しな。
６０分間の熱処理試料、１４４０分間の熱処理試料とも
に外部熱処理に基づくタングステン／′タングステン炭
化物被覆層のミクロ組織の変化は起こらず、また被覆層
の組成、硬度及び耐浸食性にも大きな変化はなかった。
に外部熱処理に基づくタングステン／′タングステン炭
化物被覆層のミクロ組織の変化は起こらず、また被覆層
の組成、硬度及び耐浸食性にも大きな変化はなかった。
本実施例の結果から既に蒸着装置内で６０分間の内部熱
処理を施した試料を、更に蒸着温度より若干高い温度に
おいて外部熱処理を施しても被覆層の緒特性に特別顕著
な影響を与えることが無いことが判かる。
処理を施した試料を、更に蒸着温度より若干高い温度に
おいて外部熱処理を施しても被覆層の緒特性に特別顕著
な影響を与えることが無いことが判かる。
実施例１０
実施例４によりタングステン、タングステン／タングス
テン炭化物表面被覆層 びＴ！／’６Ａｆ！／’４ ｖ試料を実施例９と同様に
して雰囲気調整炉中で１４４０分間の熱処理を施した。
テン炭化物表面被覆層 びＴ！／’６Ａｆ！／’４ ｖ試料を実施例９と同様に
して雰囲気調整炉中で１４４０分間の熱処理を施した。
熱処理の諸条件は熱処理時間を除いては実施例６と同様
である。この１４４０分間の外部熱処理を施すに際して
、試料に予め蒸着装置内での１２０分間の内部熱処理を
施し、タングステン／′タングステン炭化物層の稠密化
を計った。
である。この１４４０分間の外部熱処理を施すに際して
、試料に予め蒸着装置内での１２０分間の内部熱処理を
施し、タングステン／′タングステン炭化物層の稠密化
を計った。
これら１４４０分間の外部熱処理によって試料のタング
ステン／′タングステン炭化物被覆層のミクロ組織、組
成、硬度及び耐浸食性に同等重要な変化を生じなかった
。また上記４７５°Ｃの熱処理によっては試料に亀裂を
生ずることは無かった。
ステン／′タングステン炭化物被覆層のミクロ組織、組
成、硬度及び耐浸食性に同等重要な変化を生じなかった
。また上記４７５°Ｃの熱処理によっては試料に亀裂を
生ずることは無かった。
本実施例の結果、既に蒸着装置内で１２０分間の内部熱
処理を施した試料を、更に蒸着温度よりも若干高い温度
に外部熱処理を施しても、被覆層の緒特性に特別顕著な
影響を与えることが無いことが判かる。
処理を施した試料を、更に蒸着温度よりも若干高い温度
に外部熱処理を施しても、被覆層の緒特性に特別顕著な
影響を与えることが無いことが判かる。
実施例１〜１０の総括
タングステン／′タングステン炭化物被覆層のミクロ組
織のＥり一性、耐浸食性及び耐摩耗性は蒸着温度とほぼ
同様な温度によって試料を熱処理することにより顕著に
改善される。エツチング断面の観察結果によｉ−ｔば熱
処理は被覆の上層部分のミクロ組織に最も大きな影響を
与える。
織のＥり一性、耐浸食性及び耐摩耗性は蒸着温度とほぼ
同様な温度によって試料を熱処理することにより顕著に
改善される。エツチング断面の観察結果によｉ−ｔば熱
処理は被覆の上層部分のミクロ組織に最も大きな影響を
与える。
したがって、熱処理はタングステン、タングステン炭化
物層の上層部分の耐浸食性、耐摩耗性に大きな影響を与
えるのである。以下にこのような被覆の構造や特性に対
する効果に付いての考察を示す。
物層の上層部分の耐浸食性、耐摩耗性に大きな影響を与
えるのである。以下にこのような被覆の構造や特性に対
する効果に付いての考察を示す。
（１）熱処理は焼結機構に基づく被覆の稠密化を生ずる
。
。
（２）熱処理蒸着反応に際して副生ずる全ての揮発性物
買を除去する。
買を除去する。
（３）熱処理は平衡相の結晶化を促進する。
以上によって作用機構の如何に拘らず、本発明の熱処理
は被覆に優れた耐浸食性をあたえるのである。
は被覆に優れた耐浸食性をあたえるのである。
熟処凰温度り巌饗
実施例１１
前記実施例１〜１０において蒸着後の熱処理かタングス
テン／′タングステン炭化物の表面被覆層の耐浸食性及
び耐摩耗性を改善するために必要であることが立証され
なので、次に蒸着温度（４６０℃）よりも高い温度での
熱処理の影響を評価するために１運の実験を行なった。
テン／′タングステン炭化物の表面被覆層の耐浸食性及
び耐摩耗性を改善するために必要であることが立証され
なので、次に蒸着温度（４６０℃）よりも高い温度での
熱処理の影響を評価するために１運の実験を行なった。
ＡＭ−３５０及びＴｉ／６ＡＮ／’４Ｖの試料にタング
ステンとタングステン／′タングステン炭化物を被覆シ
タ。ＡＭ−３５０、！：Ｔｉ／６Ａｊ！／４Ｖとは夫々
別々に被覆操作を行なったが、これら二つの被覆層の蒸
着条件は実質的に同一とした。
ステンとタングステン／′タングステン炭化物を被覆シ
タ。ＡＭ−３５０、！：Ｔｉ／６Ａｊ！／４Ｖとは夫々
別々に被覆操作を行なったが、これら二つの被覆層の蒸
着条件は実質的に同一とした。
タングステンの蒸着は４６０℃の温度で、２５０ ｃｃ
／′分のＷＦＢ 、２５００ＣＣ／’分のＨ２，６００
０ＣＣ／’分の酊を用い、４０トールの圧力下で約２０
分間行なった。タングステン／′タングステン炭化物の
蒸着は、４６０℃の温度で、３００ ＣＣ／’分のＷＦ
Ｂ、３０００ＣＣ／分のＨ２，１８００ＣＣ／′分のＡ
ｒ、９０ｃｃ／分のジメチルエーテル（ＤＹＥ ）を用
い４０トールの圧力下で約６５分間行なった。この実施
例においてタングステン／タングステン炭化物の蒸着の
ために用いた鼾６／Ｄ）ＩＥ比は実施例２〜５と同様で
あったが、アルゴンの流量と反応時間は実施例２〜５の
ときよりも低かった。
／′分のＷＦＢ 、２５００ＣＣ／’分のＨ２，６００
０ＣＣ／’分の酊を用い、４０トールの圧力下で約２０
分間行なった。タングステン／′タングステン炭化物の
蒸着は、４６０℃の温度で、３００ ＣＣ／’分のＷＦ
Ｂ、３０００ＣＣ／分のＨ２，１８００ＣＣ／′分のＡ
ｒ、９０ｃｃ／分のジメチルエーテル（ＤＹＥ ）を用
い４０トールの圧力下で約６５分間行なった。この実施
例においてタングステン／タングステン炭化物の蒸着の
ために用いた鼾６／Ｄ）ＩＥ比は実施例２〜５と同様で
あったが、アルゴンの流量と反応時間は実施例２〜５の
ときよりも低かった。
アルゴン流量が低い場合にはタングステン／′タングス
テン炭化物を被覆する段階でＨ，２、ＷＦＢ 、 ＤＭ
Ｅの分圧が高くなり被覆量が増大した。被覆終了後直ち
に肝６とＤＨＥの供給を止めたが、［１２とＡｒは引続
き流し、次いで試料を圧力４０１・−ルのＨ２／Ａｒ雰
囲気下で４６０℃、６０分の熱処理を施した。
テン炭化物を被覆する段階でＨ，２、ＷＦＢ 、 ＤＭ
Ｅの分圧が高くなり被覆量が増大した。被覆終了後直ち
に肝６とＤＨＥの供給を止めたが、［１２とＡｒは引続
き流し、次いで試料を圧力４０１・−ルのＨ２／Ａｒ雰
囲気下で４６０℃、６０分の熱処理を施した。
両試料ともに約１０１Ｊ、ｍの厚さの亀裂のないタング
ステン／′タングステン炭化物表面層で被覆されていて
、被覆層は均一なミクロ組織を有していた。
ステン／′タングステン炭化物表面層で被覆されていて
、被覆層は均一なミクロ組織を有していた。
これらの被覆層の微小硬度と浸食試験における貫通時間
を第６表に示す。これらの値を一連の実験におけるベー
ス値とした。この実施例に示された浸食率は実施例２〜
５に見られた値と若干異なっているが、これはタングス
テン／′タングステン炭化物の蒸着量の差に基づくもの
であると思われる。
を第６表に示す。これらの値を一連の実験におけるベー
ス値とした。この実施例に示された浸食率は実施例２〜
５に見られた値と若干異なっているが、これはタングス
テン／′タングステン炭化物の蒸着量の差に基づくもの
であると思われる。
ＡＨ−３５０、Ｔｉ／６／Ｖ／’４Ｖ両試料ともに被覆
層の厚さ、硬度、タングステン／タングステン炭化物層
の組成（Ｗ＋Ｗ、２Ｃ）等は実質的に変りはなかっな。
層の厚さ、硬度、タングステン／タングステン炭化物層
の組成（Ｗ＋Ｗ、２Ｃ）等は実質的に変りはなかっな。
実施例１２
実施例１１記載ノＡＭ−３５０及びＴｉ／６Ａｆ／’４
Ｖ ｃ７）被覆試料を、やや大気圧より高い圧力に保持
した雰囲気調整炉中において９５％アルゴンと５％水素
との混合ガスを用いて蒸着温度よりや・低い４５０゛Ｃ
で１２時間の外部熱処理を施した。これらの試料の微小
硬度と浸食試験における貫通時間を第６表に示したが、
これらの値は実施例１１のものとほぼ同一′の値を示し
ている。しかして耐浸食性は若干改良されている。
Ｖ ｃ７）被覆試料を、やや大気圧より高い圧力に保持
した雰囲気調整炉中において９５％アルゴンと５％水素
との混合ガスを用いて蒸着温度よりや・低い４５０゛Ｃ
で１２時間の外部熱処理を施した。これらの試料の微小
硬度と浸食試験における貫通時間を第６表に示したが、
これらの値は実施例１１のものとほぼ同一′の値を示し
ている。しかして耐浸食性は若干改良されている。
本実施例によれば、予め蒸着装置において６０分間の熱
処理を行なった被覆試料に蒸着温度よりやや低い、１１
５０’ｃの温度で外部熱処理を行なった場合においても
被覆層をやや改良することが出来ることが判かった。ま
なこの場合の被覆層のミクロ組織は実施例１１のものと
本質的に変りなく、また亀裂の発生もなかった。
処理を行なった被覆試料に蒸着温度よりやや低い、１１
５０’ｃの温度で外部熱処理を行なった場合においても
被覆層をやや改良することが出来ることが判かった。ま
なこの場合の被覆層のミクロ組織は実施例１１のものと
本質的に変りなく、また亀裂の発生もなかった。
実施例１３
実施例１１記載のＡＨ−３５０及びＴｉ／６Ａｆ！／’
４Ｖの被覆試料をや１大気圧より高い圧力に保持しな雰
囲気調整炉中において９５％アルゴンと５％水素との混
合ガスを用いて蒸着温度より相当に高い５００℃で１２
時間の外部熱処理を施した。これらの試料の微小硬度及
び浸食試験における貫通時間を第６表に示した。これら
の試料は実施例１１のものに比べて浸食率は高いが、微
小硬度は殆ど変わらない。
４Ｖの被覆試料をや１大気圧より高い圧力に保持しな雰
囲気調整炉中において９５％アルゴンと５％水素との混
合ガスを用いて蒸着温度より相当に高い５００℃で１２
時間の外部熱処理を施した。これらの試料の微小硬度及
び浸食試験における貫通時間を第６表に示した。これら
の試料は実施例１１のものに比べて浸食率は高いが、微
小硬度は殆ど変わらない。
またミクロ組織も実施例１１のものと変りがない。
（第６Ａ図、第６Ｂ図参照）
しかしながら、第６Ｃ図及び第６Ｄ図より判かるように
この実施例によるものはタングステン／′タングステン
炭化物被覆層中に亀裂の発生が見られる。これらの亀裂
はこの部分で被覆層に浸食が起る原因となり、これによ
って基板が浸食物に曝される。（第６表に示した貫通時
間の値は被覆層の亀裂発生のない部分のものである。）
亀裂の発生は基板と被覆層の熱膨張係数の違いに基づく
ものと思われる。このような亀裂はタングステン／′タ
ングステン炭化物被覆層の保護被覆としての機能を低下
させるので好ましくない。
この実施例によるものはタングステン／′タングステン
炭化物被覆層中に亀裂の発生が見られる。これらの亀裂
はこの部分で被覆層に浸食が起る原因となり、これによ
って基板が浸食物に曝される。（第６表に示した貫通時
間の値は被覆層の亀裂発生のない部分のものである。）
亀裂の発生は基板と被覆層の熱膨張係数の違いに基づく
ものと思われる。このような亀裂はタングステン／′タ
ングステン炭化物被覆層の保護被覆としての機能を低下
させるので好ましくない。
したがって、被覆層の亀裂の発生をなくするためには、
被覆層の熱処理温度を蒸着温度より著しく高くすること
は避けねばならない。
被覆層の熱処理温度を蒸着温度より著しく高くすること
は避けねばならない。
実施例１４
実施例１１記載（７）ＡＭ−３５０７ＪｔＵゴｉ／’６
ＡＩｌ／’４Ｖ （７）被覆試料をや５大気圧より高い
圧力に保持した雰囲気調整炉中において９５％アルゴン
と５％水素との混合ガスを使用して蒸着温度よりかなり
高い５５０℃で１２時間の外部熱処理を施した。これら
の試料の微小硬度及び浸食試験における貫通時間を第６
表に示した。Ａ）！−３５０試料は微小硬度及び耐浸食
性ともに実施例１１に示した基準値よりも高い。
ＡＩｌ／’４Ｖ （７）被覆試料をや５大気圧より高い
圧力に保持した雰囲気調整炉中において９５％アルゴン
と５％水素との混合ガスを使用して蒸着温度よりかなり
高い５５０℃で１２時間の外部熱処理を施した。これら
の試料の微小硬度及び浸食試験における貫通時間を第６
表に示した。Ａ）！−３５０試料は微小硬度及び耐浸食
性ともに実施例１１に示した基準値よりも高い。
またＴｉ／’６Ａｆ！／′４Ｖ試料の亀裂のない領域に
おけるこれらの値は基準値よりも極めて高い値を示して
いる。また両試料ともに熱処理によって、被覆層中に亀
裂を生じていた。また、第７Ａ図及び第７Ｂ図に見られ
るように両試料における被覆層のミクロ組織は５５０℃
の熱処理では変化はなかった。
おけるこれらの値は基準値よりも極めて高い値を示して
いる。また両試料ともに熱処理によって、被覆層中に亀
裂を生じていた。また、第７Ａ図及び第７Ｂ図に見られ
るように両試料における被覆層のミクロ組織は５５０℃
の熱処理では変化はなかった。
しかし基板に施しである無電解ニッケル層と基板との間
にＴｉ−Ｎｉ金属間化合物と思われる金属間化合物の生
成が見られた。（第７Ｂ図参照〉被覆層に生成した亀裂
はタングステン／′タングステン炭化物層の保護被覆層
としての機能を低下させるので蒸着温度よりかなり高い
５５０℃の温度での熱処理は好ましくない。
にＴｉ−Ｎｉ金属間化合物と思われる金属間化合物の生
成が見られた。（第７Ｂ図参照〉被覆層に生成した亀裂
はタングステン／′タングステン炭化物層の保護被覆層
としての機能を低下させるので蒸着温度よりかなり高い
５５０℃の温度での熱処理は好ましくない。
実施例１５
？Ｊｆｆ１例１１記載）ＡＭ−３５０及びＴｉ／６Ａ１
／’４Ｖ （７）被覆試料をや５大気圧より高い圧力に
保持した雰囲気調整炉中において９５％アルゴンと５％
水素との混合ガスを使用して蒸着温度より遥かに高い６
００℃で１２時間の外部熱処理を施した。これらの試料
の微小硬度及び浸食試験における貫通時間を第６表に示
した。ＡＭ−３５０試料の微小硬度及び耐浸食性は基準
値よりも高い。まなＴｉ／′６Ａ１２／’４Ｖ試料にお
けるこれらの値は基準値よりも遥かに高く、５５０’Ｃ
の試料よりも一段と高い値を示している。またこの温度
の熱処理では被覆層における亀裂は第８Ａ図、第８Ｂ図
に見られるように一層幅広く生成した。しかし、本実施
例においては第８Ｃ図及び第８Ｄ図に示されるように被
覆層のミクロ組織には高温熱処理の影響は見られないが
、Ｔｉ−Ｎｉ金属間化合物層は５５０℃の場合よりも一
層厚く形成されている。（第８Ｄ図参照）実施例１４及
び本実施例において高温の熱処理によって生成したＴｉ
−Ｎｉ金属間化合物層は極めて脆い性質を持っているの
でこの層の生成は好ましくない。この脆い層のニッケル
の付着層とＴｉ／６Ａ１／’４Ｖ上の硬質被覆に対する
影響によって、耐浸食試験に際してタングステン／′タ
ングステン炭化物が浸食されるとこの脆いＴｉ−Ｎｉ化
合物層付近から亀裂を生ずる。第９図に見らｈるように
この亀裂は明らかにＴ ｉ −Ｎ ｉ化合物に沿って拡
大する傾向を有し、被覆層の下を穿ってこれを破壊する
原因となる。実際にＴｉ／’６／Ｖ／’４Ｖ試料におい
ては、亀裂のない領域では貫通時間は高い値を示すが、
−旦被覆層が浸食されると金属間化合物の存在は被覆層
の著しい破壊の原因となる。即ち被覆層中の亀裂によっ
てこの部分に局部的な浸が起り、Ｔｉ−Ｎｉ化合物を浸
食物言に曝す結果、被覆層の化合物に沿う部分が急速に
破壊され、欠陥発生原因となる。即ち本実施例によって
蒸着温度より著しく高い温度で被覆層の熱処理を行なう
ことは好ましくないことが更に確認された。
／’４Ｖ （７）被覆試料をや５大気圧より高い圧力に
保持した雰囲気調整炉中において９５％アルゴンと５％
水素との混合ガスを使用して蒸着温度より遥かに高い６
００℃で１２時間の外部熱処理を施した。これらの試料
の微小硬度及び浸食試験における貫通時間を第６表に示
した。ＡＭ−３５０試料の微小硬度及び耐浸食性は基準
値よりも高い。まなＴｉ／′６Ａ１２／’４Ｖ試料にお
けるこれらの値は基準値よりも遥かに高く、５５０’Ｃ
の試料よりも一段と高い値を示している。またこの温度
の熱処理では被覆層における亀裂は第８Ａ図、第８Ｂ図
に見られるように一層幅広く生成した。しかし、本実施
例においては第８Ｃ図及び第８Ｄ図に示されるように被
覆層のミクロ組織には高温熱処理の影響は見られないが
、Ｔｉ−Ｎｉ金属間化合物層は５５０℃の場合よりも一
層厚く形成されている。（第８Ｄ図参照）実施例１４及
び本実施例において高温の熱処理によって生成したＴｉ
−Ｎｉ金属間化合物層は極めて脆い性質を持っているの
でこの層の生成は好ましくない。この脆い層のニッケル
の付着層とＴｉ／６Ａ１／’４Ｖ上の硬質被覆に対する
影響によって、耐浸食試験に際してタングステン／′タ
ングステン炭化物が浸食されるとこの脆いＴｉ−Ｎｉ化
合物層付近から亀裂を生ずる。第９図に見らｈるように
この亀裂は明らかにＴ ｉ −Ｎ ｉ化合物に沿って拡
大する傾向を有し、被覆層の下を穿ってこれを破壊する
原因となる。実際にＴｉ／’６／Ｖ／’４Ｖ試料におい
ては、亀裂のない領域では貫通時間は高い値を示すが、
−旦被覆層が浸食されると金属間化合物の存在は被覆層
の著しい破壊の原因となる。即ち被覆層中の亀裂によっ
てこの部分に局部的な浸が起り、Ｔｉ−Ｎｉ化合物を浸
食物言に曝す結果、被覆層の化合物に沿う部分が急速に
破壊され、欠陥発生原因となる。即ち本実施例によって
蒸着温度より著しく高い温度で被覆層の熱処理を行なう
ことは好ましくないことが更に確認された。
実施例１６
次に述べる実施例１６及び実施例１１は蒸着温度より高
い温度での熱処理の影響を見るなめに更に行なわれた実
験結果を示すものである。
い温度での熱処理の影響を見るなめに更に行なわれた実
験結果を示すものである。
ＡＭ−３５０及びＴｉ／’６ｆｉｆｌ／’４Ｖ ニ９’
ｉグステントタングスン／′タングステン炭化物を被覆
した。
ｉグステントタングスン／′タングステン炭化物を被覆
した。
タングステンの蒸着は４５５℃の温度で、１５０ ｃｃ
／′分のＷＦ、 、１５００ＣＣ／’分のト１□、８０
００ＣＣ／’分のＡｒを４０トールの圧力下で約２０分
間通ずることによって行なった。タングステン／′タン
グステン炭化物の蒸着は４５５°Ｃの温度で３００ Ｃ
Ｃ７分のＷＦ６．３０００ｃｃ／′分のＨ２，２４００
ｃｃ／分のＡｒ、９５ＣＣ／’分のジメチルエーテル（
ＤＹＥ）を４０）−−ルの圧力下で約８５分通ずること
によって行なった。
／′分のＷＦ、 、１５００ＣＣ／’分のト１□、８０
００ＣＣ／’分のＡｒを４０トールの圧力下で約２０分
間通ずることによって行なった。タングステン／′タン
グステン炭化物の蒸着は４５５°Ｃの温度で３００ Ｃ
Ｃ７分のＷＦ６．３０００ｃｃ／′分のＨ２，２４００
ｃｃ／分のＡｒ、９５ＣＣ／’分のジメチルエーテル（
ＤＹＥ）を４０）−−ルの圧力下で約８５分通ずること
によって行なった。
被覆終了後直ちにＷＦ６、Ｈ２、Ｄ）ＩＥの供給を止め
たがＡｒは引き続き流し、誘導炉の電力を止めて炉の圧
力は保持したまま試料を冷却した。
たがＡｒは引き続き流し、誘導炉の電力を止めて炉の圧
力は保持したまま試料を冷却した。
なお本実施例では試料の熱処理は行なわない。
第７表のようニＡＭ−３５０及びＴｉ／６ＡＪ７／’４
Ｖ 両試料は１３μｍまでの厚さのタングステン／′タ
ングステン炭化物表面層と９μｍまでのタングステン中
間層によって被覆された。ミクロ組織はタングステン層
は周知のように柱状晶をなしており、−方タングステン
／′タングステン炭化物層は第１Ａ図に示したものと同
様微細層状組織であり、またタングステン／′タングス
テン炭化物表面層の上部４分の１は不均一なミクロ組織
を有していた。
Ｖ 両試料は１３μｍまでの厚さのタングステン／′タ
ングステン炭化物表面層と９μｍまでのタングステン中
間層によって被覆された。ミクロ組織はタングステン層
は周知のように柱状晶をなしており、−方タングステン
／′タングステン炭化物層は第１Ａ図に示したものと同
様微細層状組織であり、またタングステン／′タングス
テン炭化物表面層の上部４分の１は不均一なミクロ組織
を有していた。
被覆層の組成は−とＷ２Ｃ両相の混合組織よりなり、亀
裂は無かった。表面層のヴイッカース硬度は第７表に示
すように約２２００であった。
裂は無かった。表面層のヴイッカース硬度は第７表に示
すように約２２００であった。
本実施例においては蒸着温度は実施例１１の場合よりも
若干低い温度であったが先の実施例と同様な亀裂の無い
被覆層を形成することが出来た。
若干低い温度であったが先の実施例と同様な亀裂の無い
被覆層を形成することが出来た。
但しタングステン／′タングステン炭化物の被覆量は蒸
着温度やＤ）ＩＥ供給量等の違いから先の実施例のもの
とは異なっている。
着温度やＤ）ＩＥ供給量等の違いから先の実施例のもの
とは異なっている。
また、第７表の如く被覆層の耐浸食性データも実施例１
２のものとは異なっている。この相違はこｈらの実施例
における蒸着温度とＤＭＥの圧力差によるものと思われ
る。
２のものとは異なっている。この相違はこｈらの実施例
における蒸着温度とＤＭＥの圧力差によるものと思われ
る。
実施例１１
実施例１６記載（７１）ＡＭ−３５０及Ｕゴｉ ｙ′６
Ａｊ！／’４ Ｖ （７）被覆試料を蒸着温度より２
０℃高い４７５℃で約４０トールの全圧力で保持してア
ルゴンを流した真空炉中で３時間の外部熱処理を施し、
終了後試料を冷却した。実施例１６において見られた被
覆層における組繊不均一部分は真空炉中での熱処理によ
って消滅した。被覆層には全く亀裂を生じておらず、こ
のことは真空炉中で２０℃程度蒸着温度より高い温度で
外部熱処理しても被覆中に亀裂を発生することは無いこ
とを示している。
Ａｊ！／’４ Ｖ （７）被覆試料を蒸着温度より２
０℃高い４７５℃で約４０トールの全圧力で保持してア
ルゴンを流した真空炉中で３時間の外部熱処理を施し、
終了後試料を冷却した。実施例１６において見られた被
覆層における組繊不均一部分は真空炉中での熱処理によ
って消滅した。被覆層には全く亀裂を生じておらず、こ
のことは真空炉中で２０℃程度蒸着温度より高い温度で
外部熱処理しても被覆中に亀裂を発生することは無いこ
とを示している。
Ｘ線回折の結果は熱処理後の被覆層の組成に変化は無い
ことを示した。また、Ａ）ｌ−３５０及びＴｉ７’６Ａ
β／′４ｖともにタングステン／タングステン炭化物表
面層の硬度は熱処理前後で変化はなかったが、耐浸食性
は熱処理により１０％以上改善された。
ことを示した。また、Ａ）ｌ−３５０及びＴｉ７’６Ａ
β／′４ｖともにタングステン／タングステン炭化物表
面層の硬度は熱処理前後で変化はなかったが、耐浸食性
は熱処理により１０％以上改善された。
（第７表参照）
本実施例によると、真空中で蒸着温度より若干高い温度
で熱処理を施すと被覆層のミクロ組織を改善するばかり
でなく、硬度を低下させずに耐浸食性を改善することが
出来ることが判かる。
で熱処理を施すと被覆層のミクロ組織を改善するばかり
でなく、硬度を低下させずに耐浸食性を改善することが
出来ることが判かる。
実施伍月ユｙり総語
合金に被覆処理や熱処理を施すに際しての最高温度は被
覆層の有する特性よりも寧ろ合金固有の特性に依存して
定まる。ＡＨ−３５０ステンレスステイー４４びＴｉ／
’６Ａ！／’４Ｖ合金の場合ハ５００℃以上の熱処理で
基板強度の低下を招く。この状況を第８表に両合金試料
について被覆処理を施さずに熱処理のみを、１１００℃
、５００℃、５５０℃、６００℃の４段階の温度で１２
時時間上たときの試料の降伏強度の測定結果により示し
た。
覆層の有する特性よりも寧ろ合金固有の特性に依存して
定まる。ＡＨ−３５０ステンレスステイー４４びＴｉ／
’６Ａ！／’４Ｖ合金の場合ハ５００℃以上の熱処理で
基板強度の低下を招く。この状況を第８表に両合金試料
について被覆処理を施さずに熱処理のみを、１１００℃
、５００℃、５５０℃、６００℃の４段階の温度で１２
時時間上たときの試料の降伏強度の測定結果により示し
た。
第 ８ 表
ＡＭ−３５０４５０１２１１４
Ａ）Ｉ−３５０５００１２１１６
ＡＭ−３５０１３００１２１４１
Ｔｉ／６Ａｆｆｉ／４Ｖ ６００ １２ １１１第８
表によれば、ＡＭ−３５０はＴｉ／６Ａｆ／４Ｖよりも
高温度になるにつれて大きい強度定低下を示している。
表によれば、ＡＭ−３５０はＴｉ／６Ａｆ／４Ｖよりも
高温度になるにつれて大きい強度定低下を示している。
なお、降伏強度は平板試料を０．２％オフセット歪基準
の曲げ降伏強度より求めた。
の曲げ降伏強度より求めた。
この方法によるときは、曲げによる歪は均質でないとこ
ろから、降伏強度の値は引張りにより測定された値より
も大きい。しかしながら、これらの値は蒸着温度若しく
は熱処理温度の変化による降伏強度の変化をよく表わし
ている。
ろから、降伏強度の値は引張りにより測定された値より
も大きい。しかしながら、これらの値は蒸着温度若しく
は熱処理温度の変化による降伏強度の変化をよく表わし
ている。
従ってこれらの実施例に用いちれた合金の強度低下を来
さないための蒸着温度は熱処理温度と同様に約５００℃
を最高限度とすることが４Ｖ要であることが判かった。
さないための蒸着温度は熱処理温度と同様に約５００℃
を最高限度とすることが４Ｖ要であることが判かった。
勿論これら以外の合金についても、予め合金温度と機械
的性質との関係を調べておくことによってその合金に特
有な最高処理温度を決定することが出来る。
的性質との関係を調べておくことによってその合金に特
有な最高処理温度を決定することが出来る。
また、被覆層を全面にわたって均一な耐浸食性と耐摩耗
性を得られるようにするためには、被覆層に実質的に亀
裂が発生しないようにすることが大きなポイントである
。このことは亀裂部分において試料が著しく浸食される
傾向を有することからも明白である。ＡＭ−３５０及び
Ｔｉ／６Ａｆ！／４Ｖに関して云えばこれらの合金にお
ける表面被覆層は熱処理温度が５００℃以下であったと
きのみ亀裂の発生がなかった。基板合金がこれ以外の場
合には当然のことながら異なる値となるであろう。
性を得られるようにするためには、被覆層に実質的に亀
裂が発生しないようにすることが大きなポイントである
。このことは亀裂部分において試料が著しく浸食される
傾向を有することからも明白である。ＡＭ−３５０及び
Ｔｉ／６Ａｆ！／４Ｖに関して云えばこれらの合金にお
ける表面被覆層は熱処理温度が５００℃以下であったと
きのみ亀裂の発生がなかった。基板合金がこれ以外の場
合には当然のことながら異なる値となるであろう。
しかし、何れにしても熱処理温度が蒸着温度を超えない
温度とすることによってほぼ確実に亀裂の無い被覆層を
得ることが出来るのである。
温度とすることによってほぼ確実に亀裂の無い被覆層を
得ることが出来るのである。
また、５５０℃、６００°Ｃというような蒸着温度より
遥かに高い温度で熱処理を施すことは基板に穐い金属間
化合物が生成することからも好ましくない。
遥かに高い温度で熱処理を施すことは基板に穐い金属間
化合物が生成することからも好ましくない。
（発明の効果）
以上述べたように本発明による蒸着後の熱処理は蒸着に
よるタングステン／′タングステン炭化物被覆層におけ
るミクロ組織の不均一性を改善し、その耐浸食性及び耐
摩耗性を向上し得るものである。優れ７′、−耐浸食性
、耐摩耗性と均一なミクロ組織を有する被覆基板を得る
ためには蒸着温度とはぼ同一の温度で比較的長時間の熱
処理を施すことが望ましい。熱処理は蒸着直後でも、蒸
着後酸る程度の時間をおいてから行なっても良い。蒸着
温度より高温で熱処理を行なっても被覆層の硬度の低下
を招くことなく優れた耐浸食性と耐摩耗性を付与するこ
とが出来るが、一方基板の機械的性買の低下や被覆層の
亀裂発生や脆硬な金属間化合物の生成を招く恐れがある
ので、熱処理はなるべく蒸着温度を超えない温度で成る
時間（少なくとも１時間程度）行なうことが効果的であ
る。
よるタングステン／′タングステン炭化物被覆層におけ
るミクロ組織の不均一性を改善し、その耐浸食性及び耐
摩耗性を向上し得るものである。優れ７′、−耐浸食性
、耐摩耗性と均一なミクロ組織を有する被覆基板を得る
ためには蒸着温度とはぼ同一の温度で比較的長時間の熱
処理を施すことが望ましい。熱処理は蒸着直後でも、蒸
着後酸る程度の時間をおいてから行なっても良い。蒸着
温度より高温で熱処理を行なっても被覆層の硬度の低下
を招くことなく優れた耐浸食性と耐摩耗性を付与するこ
とが出来るが、一方基板の機械的性買の低下や被覆層の
亀裂発生や脆硬な金属間化合物の生成を招く恐れがある
ので、熱処理はなるべく蒸着温度を超えない温度で成る
時間（少なくとも１時間程度）行なうことが効果的であ
る。
第１Ａ図はＡ）ｌ−３５０ステンレス・スティール基板
に本発明により施した被覆層の熱処理を施さない蒸着の
ままのエツチング断面であり、タングステン／′タング
ステン炭化物層の上部４分の１の部分は不均一なミクロ
組織であることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第１Ｂ図はＴｉ７’６Ａβ／′４ｖ基板に本発
明により施した被覆層の熱処理を施さない蒸着のままの
エツチング断面であり、タングステン／′タングステン
炭化物層の上部４分の１の部分は不均一なミクロ組織で
あることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写真
、第１Ｃ図は本発明により施しなＡ）ｌ−３５０ステン
レス・スティール上の被覆であり、被覆に亀裂発生がな
いことを示すものである１０００倍顕微鏡のＸ線写真、
第１Ｄ図は本発明により施したＴｉ／６Ａ１／４Ｖ上の
被覆であり、被覆に亀裂発生がないことを示すものであ
る１０００倍顕微鏡のＸ線写真、第２Ａ図は本発明によ
って被覆処理を施し７’、−Ａ）ｌ−３５０ステンレス
・スティール基板を蒸着装置において６０分間の熱処理
を施した場合の被覆層のエツチング断面であり、不均一
なミクロ組織部分が消滅していることを示すものである
２０００倍顕微鏡のＸ線写真、第２Ｂ図は本発明によっ
て被覆処理を施したＴｉ／’６／Ｖ／４Ｖ基板を蒸着装
置において６０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエ
ツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅し
ていることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写
真、第３Ａ図は本発明によって被覆処理を施したＡＭ−
３５０ステンレス・スティール基板を蒸着装置において
１２０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツチング
断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅しているこ
とを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写真、第３
Ｂ図は本発明によって被覆処理を施しなＴｉ／６Ａβ／
′４ｖ基板を蒸着装置において１２０分間の熱処理を施
した場合の被覆層のエツチング断面であり、不均一ミク
ロ組織部分が消滅していることを示すものである２００
０倍顕微鏡のＸ線写真、第４Ａ図は本発明によって被覆
処理を施したＡＭ−３５０ステンレス・スティール基板
を外部加熱装置において６０分間の熱処理を施した場合
の被覆層のエツチング断面であり、不均一ミクロ組織部
分かかなり消滅していることを示すものである２ｏｏｏ
倍顕微鏡のと線写真、第４Ｂ図は本発明によって被覆処
理を施したＴｉ／′６Ａ１／’４Ｖ基板を外部加熱装置
において６０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツ
チング断面であり、不均一なミクロ組織部分がかなり消
滅していることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第５Ａ図は本発明によって被覆処理を施しなＡ
）ｌ−３５０ステンレス・スティール基板を外部加熱装
置において１４４０分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消
滅していることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第５Ｂ図は本発明によって被覆処理を施したＴ
ｉ ７’ ６ Ａβ／′４ｖ基板を外部加熱装置にお
いて１４４０分間の熱処理を施した場合の被覆層エツチ
ング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅してい
ることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写真、
第６Ａ図は本発明によって被覆処理を施したＡ）ｌ−３
５０ステンレス・スティール基板を蒸着装置において６
０分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において５
００℃、７２０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエ
ツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅し
ていることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写
真、第６Ｂ図は本発明によって被覆処理を施したＴｉ／
６Ａｊ！／４Ｖ基板を蒸着装置において６０分間の熱処
理を施したのち、外部加熱装置において５００℃、７２
０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツチング断面
であり、不均一なミクロ組織部分が消滅していることを
示すものである２０００賠顕微鏡のＸ線写真、第６Ｃ図
は本発明によって被覆処理を施したへトド３５０ステン
レス、スティール基板を蒸着装置において６０分間の熱
処理を施したのち、外部加熱装置において５００℃、７
２０分間の熱処理を施した場合の被覆であり、被覆には
亀裂が生じていることを示すものである１０００倍顕微
鏡のＸ線写真、第６Ｄ図は本発明によって被覆処理を施
したＴｉ／’６Ａｊ！／’４Ｖ基板を蒸着装置において
６０分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において
５００℃、７２０分間の熱処理を施した場合の被覆であ
って、被覆には亀裂が生じていることを示すものである
１０００倍顕微鏡のＸ線写真、第７Ａ図は本発明によっ
て被覆処理を施したＡＭ−３５０ステンレス・スティー
ル基板を蒸着装置において６０分間の熱処理を施したの
ち、外部加熱装置において５５０℃、７２０分間の熱処
理を施した場合の被覆層のエツチング断面であり、不均
一なミクロ組織部分が解消していることを示すものであ
る２０００倍顕微鏡のＸ線写真、第７Ｂ図は本発明によ
って被覆処理を施したＴｉ／６Ａｊ！／′４Ｖ基板を蒸
着装置において６０分間の熱処理を施したのち、外部加
熱装置において５５０℃、７２０分間の熱処理を施した
場合の被覆層のエツチング断面であり、不均一なミクロ
組織部分が消滅しているが、チタン−ニッケル金属間化
合物が生成していることを示すものである２０００倍顕
微鏡のＸ線写真、第８Ａ図は本発明によって被覆処理を
施したＡ）ｉ−３５０ステンレス・スティール基板を蒸
着装置において６０分間の熱処理を施したのち、外部加
熱装置において６００℃、７２０分間の熱処理を施した
場合の被覆であり、被覆に亀裂を生じていることを示す
ものであるｉｏｏ。 倍顕微鏡のＸ線写真、第８Ｂ図は本発明によって被覆処
理を施したＴ ｉ ７’ ６ Ａｊ！／’ ４ Ｖ基板
を蒸着装置において６０分間の熱処理を施したのち、外
部加熱装置において６００℃、７２０分間の熱処理を施
した場合の被覆であり、被覆に亀裂を生じていることを
示すものであるｉ ｏｏｏ倍顕微鏡のＸ線写真、第８Ｃ
図は本発明によって被覆処理を施したＡ）ｌ−３５０ス
テンレス・スティール基板を蒸着装置において６０分間
の熱処理を施したのち、外部加熱装置において６００’
Ｃ１１２０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツチ
ング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅してい
ることを示すものである２０００賠ｍ微鏡のＸ線写真、
第８Ｄ図は本発明によって被覆処理を施したＴ ｉ ／
’ ６ Ａｆｆｉ／′４ Ｖ基板を蒸着装置におい一〇
６０分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において
６００’Ｃ１１２０分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分は消
滅しているものの、チタン−ニッケル金属間化合物が生
成していることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第９図は本発明によって被覆処理を施しなＴｉ
／′６Ａβ／′４ｖ基板を蒸着装置において６０分間の
熱処理を施したのち、外部加熱装置において６００℃、
７２０分間の熱処理を施した場合の被覆層であり、浸食
試験によって皮膜層が破壊されていることを示すもので
ある５００倍顕微鏡のＸ線写真である。 ｒｉｃ、１ｃ ＦＩＧ、１０ ＦｉＧ、６Ｃ ＦＩＧ、６Ｄ ＦＩＧ、８４ ＦＲＹ、 ８１１
に本発明により施した被覆層の熱処理を施さない蒸着の
ままのエツチング断面であり、タングステン／′タング
ステン炭化物層の上部４分の１の部分は不均一なミクロ
組織であることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第１Ｂ図はＴｉ７’６Ａβ／′４ｖ基板に本発
明により施した被覆層の熱処理を施さない蒸着のままの
エツチング断面であり、タングステン／′タングステン
炭化物層の上部４分の１の部分は不均一なミクロ組織で
あることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写真
、第１Ｃ図は本発明により施しなＡ）ｌ−３５０ステン
レス・スティール上の被覆であり、被覆に亀裂発生がな
いことを示すものである１０００倍顕微鏡のＸ線写真、
第１Ｄ図は本発明により施したＴｉ／６Ａ１／４Ｖ上の
被覆であり、被覆に亀裂発生がないことを示すものであ
る１０００倍顕微鏡のＸ線写真、第２Ａ図は本発明によ
って被覆処理を施し７’、−Ａ）ｌ−３５０ステンレス
・スティール基板を蒸着装置において６０分間の熱処理
を施した場合の被覆層のエツチング断面であり、不均一
なミクロ組織部分が消滅していることを示すものである
２０００倍顕微鏡のＸ線写真、第２Ｂ図は本発明によっ
て被覆処理を施したＴｉ／’６／Ｖ／４Ｖ基板を蒸着装
置において６０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエ
ツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅し
ていることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写
真、第３Ａ図は本発明によって被覆処理を施したＡＭ−
３５０ステンレス・スティール基板を蒸着装置において
１２０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツチング
断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅しているこ
とを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写真、第３
Ｂ図は本発明によって被覆処理を施しなＴｉ／６Ａβ／
′４ｖ基板を蒸着装置において１２０分間の熱処理を施
した場合の被覆層のエツチング断面であり、不均一ミク
ロ組織部分が消滅していることを示すものである２００
０倍顕微鏡のＸ線写真、第４Ａ図は本発明によって被覆
処理を施したＡＭ−３５０ステンレス・スティール基板
を外部加熱装置において６０分間の熱処理を施した場合
の被覆層のエツチング断面であり、不均一ミクロ組織部
分かかなり消滅していることを示すものである２ｏｏｏ
倍顕微鏡のと線写真、第４Ｂ図は本発明によって被覆処
理を施したＴｉ／′６Ａ１／’４Ｖ基板を外部加熱装置
において６０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツ
チング断面であり、不均一なミクロ組織部分がかなり消
滅していることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第５Ａ図は本発明によって被覆処理を施しなＡ
）ｌ−３５０ステンレス・スティール基板を外部加熱装
置において１４４０分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消
滅していることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第５Ｂ図は本発明によって被覆処理を施したＴ
ｉ ７’ ６ Ａβ／′４ｖ基板を外部加熱装置にお
いて１４４０分間の熱処理を施した場合の被覆層エツチ
ング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅してい
ることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写真、
第６Ａ図は本発明によって被覆処理を施したＡ）ｌ−３
５０ステンレス・スティール基板を蒸着装置において６
０分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において５
００℃、７２０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエ
ツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅し
ていることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ線写
真、第６Ｂ図は本発明によって被覆処理を施したＴｉ／
６Ａｊ！／４Ｖ基板を蒸着装置において６０分間の熱処
理を施したのち、外部加熱装置において５００℃、７２
０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツチング断面
であり、不均一なミクロ組織部分が消滅していることを
示すものである２０００賠顕微鏡のＸ線写真、第６Ｃ図
は本発明によって被覆処理を施したへトド３５０ステン
レス、スティール基板を蒸着装置において６０分間の熱
処理を施したのち、外部加熱装置において５００℃、７
２０分間の熱処理を施した場合の被覆であり、被覆には
亀裂が生じていることを示すものである１０００倍顕微
鏡のＸ線写真、第６Ｄ図は本発明によって被覆処理を施
したＴｉ／’６Ａｊ！／’４Ｖ基板を蒸着装置において
６０分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において
５００℃、７２０分間の熱処理を施した場合の被覆であ
って、被覆には亀裂が生じていることを示すものである
１０００倍顕微鏡のＸ線写真、第７Ａ図は本発明によっ
て被覆処理を施したＡＭ−３５０ステンレス・スティー
ル基板を蒸着装置において６０分間の熱処理を施したの
ち、外部加熱装置において５５０℃、７２０分間の熱処
理を施した場合の被覆層のエツチング断面であり、不均
一なミクロ組織部分が解消していることを示すものであ
る２０００倍顕微鏡のＸ線写真、第７Ｂ図は本発明によ
って被覆処理を施したＴｉ／６Ａｊ！／′４Ｖ基板を蒸
着装置において６０分間の熱処理を施したのち、外部加
熱装置において５５０℃、７２０分間の熱処理を施した
場合の被覆層のエツチング断面であり、不均一なミクロ
組織部分が消滅しているが、チタン−ニッケル金属間化
合物が生成していることを示すものである２０００倍顕
微鏡のＸ線写真、第８Ａ図は本発明によって被覆処理を
施したＡ）ｉ−３５０ステンレス・スティール基板を蒸
着装置において６０分間の熱処理を施したのち、外部加
熱装置において６００℃、７２０分間の熱処理を施した
場合の被覆であり、被覆に亀裂を生じていることを示す
ものであるｉｏｏ。 倍顕微鏡のＸ線写真、第８Ｂ図は本発明によって被覆処
理を施したＴ ｉ ７’ ６ Ａｊ！／’ ４ Ｖ基板
を蒸着装置において６０分間の熱処理を施したのち、外
部加熱装置において６００℃、７２０分間の熱処理を施
した場合の被覆であり、被覆に亀裂を生じていることを
示すものであるｉ ｏｏｏ倍顕微鏡のＸ線写真、第８Ｃ
図は本発明によって被覆処理を施したＡ）ｌ−３５０ス
テンレス・スティール基板を蒸着装置において６０分間
の熱処理を施したのち、外部加熱装置において６００’
Ｃ１１２０分間の熱処理を施した場合の被覆層のエツチ
ング断面であり、不均一なミクロ組織部分が消滅してい
ることを示すものである２０００賠ｍ微鏡のＸ線写真、
第８Ｄ図は本発明によって被覆処理を施したＴ ｉ ／
’ ６ Ａｆｆｉ／′４ Ｖ基板を蒸着装置におい一〇
６０分間の熱処理を施したのち、外部加熱装置において
６００’Ｃ１１２０分間の熱処理を施した場合の被覆層
のエツチング断面であり、不均一なミクロ組織部分は消
滅しているものの、チタン−ニッケル金属間化合物が生
成していることを示すものである２０００倍顕微鏡のＸ
線写真、第９図は本発明によって被覆処理を施しなＴｉ
／′６Ａβ／′４ｖ基板を蒸着装置において６０分間の
熱処理を施したのち、外部加熱装置において６００℃、
７２０分間の熱処理を施した場合の被覆層であり、浸食
試験によって皮膜層が破壊されていることを示すもので
ある５００倍顕微鏡のＸ線写真である。 ｒｉｃ、１ｃ ＦＩＧ、１０ ＦｉＧ、６Ｃ ＦＩＧ、６Ｄ ＦＩＧ、８４ ＦＲＹ、 ８１１
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 （１）Ｗ＿２Ｃ、又はＷ＿３Ｃ、又はこれらの混合物か
らなるタングステン炭化物とタングステンの混合物を化
学蒸着させた表面被覆層を有する化学蒸着基板を熱処理
するに際し、該基板を不活性雰囲気下で、蒸着温度乃至
は蒸着温度より若干高い温度において、表面被覆層の耐
浸食性と耐摩耗性は十分に改善されるが基板の機械的性
質が低下せず、また好ましからざる金属間化合物が生成
しないような熱処理時間で加熱することを特徴とする化
学蒸着基板の熱処理方法。 （２）熱処理時間は１時間以内である請求項１記載の化
学蒸着基板の熱処理方法。 （３）熱処理雰囲気は大気圧又は大気圧以下である請求
項１記載の化学蒸着基板の熱処理方法。 （４）熱処理雰囲気は水素、アルゴン、ヘリウム、窒素
又はこれらのガスの２種以上の混合ガスである請求項１
記載の化学蒸着基板の熱処理方法。 （５）基板上にタングステンによる中間層を蒸着させた
後表面被覆層を蒸着させる請求項１記載の化学蒸着基板
の熱処理方法。 （６）蒸着したタングステン中間層は亀裂のないもので
ある請求項５記載の化学蒸着基板の熱処理方法。 （７）基板上にニッケルによる中間層を蒸着させた後タ
ングステン中間層を蒸着させる請求項５記載の化学蒸着
基板の熱処理方法。 （８）基板は鉄又は非鉄金属である請求項１記載の化学
蒸着基板の熱処理方法。 （９）基板上にＷ＿２Ｃ、又はＷ＿３Ｃ、又はこれらの
混合物からなるタングステン炭化物とタングステンの混
合物を化学蒸着し、且つ熱処理した表面被覆層を有し、
該表面被覆層は実質的に均一で亀裂の無いミクロ組織を
有していて熱処理をしないものよりも優れた耐浸食性と
耐摩耗性を有するものである化学蒸着基板。 （１０）表面被覆層と基板との間にタングステンによる
中間層を有する請求項９記載の化学蒸着基板。 （１１）タングステン中間層と基板との間に、更にニッ
ケルによる中間層を有する請求項１０記載の化学蒸着基
板。 （１２）基板上にＷ＿２Ｃ、又はＷ＿３Ｃ、又はこれら
の混合物からなるタングステン炭化物とタングステンの
混合物を化学蒸着して表面被覆層を形成した後、該基板
を不活性雰囲気下で蒸着温度乃至は蒸着温度より若干高
い温度において、表面被覆層の耐浸食性及び耐摩耗性は
十分に改善されるが基板の機械的性質が低下せず、また
好ましからざる金属間化合物を生成しないような加熱時
間で熱処理を行なうことを特徴とする基板の耐浸食性及
び耐摩耗性の改善法。 （１３）熱処理時間は１時間以下である請求項１２記載
の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （１４）熱処理雰囲気は大気圧又は大気圧以下である請
求項１２記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （１５）熱処理雰囲気は水素、アルゴン、ヘリウム、窒
素又はこれらのガスの２種以上の混合ガスである請求項
１２記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （１６）表面被覆層が蒸着する前に基板上に更にタング
ステンよりなる中間層が蒸着される請求項１２記載の基
板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （１１）タングステンの中間蒸着層は亀裂がないもので
ある請求項１６記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改
善法。 （１８）タングステンの中間層が蒸着する前基板上にニ
ッケルが蒸着する請求項１６記載の基板の耐浸食性及び
耐摩耗性の改善法。 （１９）基板は鉄又は非鉄金属である請求項１２記載の
基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （２０）基板はステンレススティールである請求項１２
記載の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （２１）基板を約５００℃の温度において熱処理する請
求項２０記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （２２）基板はチタン合金である請求項１２記載の基板
の耐浸食性及び耐摩耗性の改善法。 （２３）基板を約５００℃以下の温度において熱処理す
る請求項２２記載の基板の耐浸食性及び耐摩耗性の改善
法。
Applications Claiming Priority (2)
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-
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