微粒子ピーニングによってマイクロ・ナノ鍛造効果を表面に付与したしゅう動機械要素の開発
香川大学 工学部 知能機械システム工学科
教授 大上祐司（平成 20 年度一般研究開発助成 AF-2008006）
キーワード：微粒子ピーニング，浸炭鋼，しゅう動機械要素，表面疲労，はく離，潤滑状態，ワイブル分布
１．研究の目的と背景炭したままの試験片 As-C に投射材粒子径 50m（AM50）

歯車や軸受などのしゅう動接触する機械要素には，しゅと 100m(AM100)を利用して FPP 加工した．さらに，As-C

う動表面の疲労強度の向上が求められる．図１に示すようについては，ホワイトアルミナ系の砥石を使用して，表面に，高強度を必要とする歯車や軸受などのしゅう動機械要

の浸炭異常層を除去するために表面から深さ 50m まで平素の製造工程では，はだ焼き鋼に代表される構造用鋼を切

面研削を施した．図 3 に試験前の試験面の初期粗さと表面削の後，表面強度向上のために浸炭が施される．その際に凹凸分布を示す．FPP 試験片の表面粗さは研削試験片とほ形成される浸炭異常層の除去と精度確保のために研削にぼ同等であったが，表面はディンプル状を呈していた．まよる仕上加工が行われている．しかし，研削加工では目的

た，（b）の浸炭したままの試験片 As-C では，粒界酸化にの寸法精度と表面粗さの精度等級が厳密になるにつれて起因する微細なき裂（矢印）も観察できた．しかし，FPP

工程に要する時間が飛躍的に増す．そこで，粒子径が試験片では，その微細なき裂は観察されなかった．

100m 以 下 の 投 射 材 を 用 い た 微 粒 子 ピ ー ニ ン グ (Fine

表面の転がり疲労寿命を調べるために，図 4 に示すスラParticle Shot-Peening：FPP)による加工では短時間に加工す

スト軸受転がり疲労試験機を用いた．試験片に接触させるることが可能であるので，仕上加工の FPP による代替運

SUJ 2 の鋼球の数は 3 個で，荷重 6.39kN (651kgf)を負荷し用が可能かどうかを表面疲労強さの観点から考察するこた．したがって，ヘルツの最大接触応力 1) pmax は 6.15 GPaとは重要である．そのために，浸炭硬化鋼に微粒子ピーニとなる．疲労試験は，鋼球を 1700rpm で回転させ，室温ングを施し，表面強さを統計的に評価した．さらに，FPPで実施した．疲労試験中に試験表面がはく離して試験機のの影響についても調べた．これらの結果を基に，高強度し
60

25

ゅう動機械要素開発のための設計指針を示す．

S9.525による微細表面形状をモデル化し，潤滑状態に及ぼす FPP

２．試験片と実験方法
転がり疲労寿命を調べるために用いた試験片は，図 22mmに示すように SCM420H 鋼に浸炭硬化を施して製作した．

Disk

浸炭条件は，浸炭時間：3h，浸炭温度：1193K，焼入温度：
1073K，焼戻し：453K/3h である．FPP の投射は，表 1 に示す大きさの微粒子を直圧式の投射装置で，加圧：0.3MPa，

図2

投射角度：90°，被投射物回転速度：20rpm で行った．浸Material

Machining

Heat treatment

Grinding

Normal particle
500 - 800m

Fine particle
50 - 100m

図1

New process
Fine particle
shot-peening

FPP

高強度しゅう動機械要素開発目的

Ball

Material
C
Si Mn
P
S
Ni
Cr Mo Cu FeSCM420H 0.21 0.25 0.84 0.02 0.03 0.03 1.00 0.15 0.02 Bal.
SUJ2 1.00 0.25 0.30 0.02 0.01 1.40
Bal.
(wt%)

投射時間：20s，投射量：13.5kg/min，投射距離：100mm，Conventional process

5

試験片形状と材料成分表1

Specimen
Material
Pre-machining
Heat treatment
Surface finishing
FPB
Material
particleSizemHardness HV
Surface hardness
HV
SurfaceRymroughnessRam

試験片の性状As-C--------619
5.8
0.49

GC
AM50
AM100
SCM420H
Grinding
Carburizing
Grinding*
FPB--Amorphous alloy--50
100--900-950
783
855
929
2.5
2.6
3.8
0.21
0.33
0.42

*Specimen GC was ground up to 50m from the surface after carburizing.

－ 46 －

2μm

2μm

200μm

ChamberMortor (1700rpm)
Lubricating oil
Retainer (Polyamide )(Turbine oil #68)
Steel ball (SUJ2)
φ 3/8inch
Vibration

200μm

As-C

8.7μm

GC

3.0μm

MortorsensorChamber
Race (#51305)
Test specimen
Loading (φ 60，t 5)

Weight

2μm

200μm

200μm

4.5μm

0μm

100μm

AM100

図 4 スラスト軸受転がり試験機

4.1μm

100μm

Cumulative probability F(N) %AM50

Lever forloading

0μm

100μm

0μm

(a) 試験片の粗さと表面形状
μm
6

As-C

100μm

0

(b) 浸炭したままの試験片表面（矢印：粒界酸化き裂）

As–C Nm=1.15x1077
GC
Nm=1.07x10
AM50 Nm=1.54x1077
AM100Nm=1.66x10

99.9
99
90
50

1
0
–1
–2
–3
–4
–5
pmax=6.15GPa –6

10
5
1
0.5

lnln{1/(1–F(N)}

0μm

2μm

100μm

0.1
6
7
7
3x10
3x10
10
Number of cycles to failure N

図 3 試験片表面粗さと表面凹凸分布

図 5 疲労寿命のワイブル分布

振動が大きくなると，試験機の振動センサが振動増加を感

表 2 疲労寿命のノンパラメトリック検定結果知して，試験機が自動停止するように設定されている．そAs-Cの試験機の停止時の総回転数を疲労寿命とした．また，潤

GC

AM50

AM100

52.20%

3.80%

11.00%

11.00%

15.00%

滑油にはタービン油＃60 を用いた．疲労試験は室温で実As-C施し，試験中の潤滑油温度は 333K – 343 K の範囲であっGC

52.20%

た．

AM50

3.80%

11.00%

AM100

11.00%

15.00%

52.20%
52.20%

３．試験片と実験方法転がり疲労試験
３・１

ワイブル分布とノンパラメトリック検定による寿疲労試験の標本は短時間で多数を得ることができなかったので，少標本数による検定が可能なノンパラメトリッ

命評価
図 5 にヘルツの最大接触応力 1) pmax = 6.15 GPa での疲労
寿命 N の 3 母数ワイブル分布を示す．ワイブル分布の確率密度関数 f(N)は式(1)に示すとおりである．

f (N ) =⎛ ( N − γ )α ⎞α⎟⎟
( N − γ ) α −1 exp⎜⎜ −ββ⎝⎠

疲労寿命を比較した．ウィルコクソン検定は 2 つの母集団分布の形が等しい場合に，「仮説：母集団の中央値は等しい」ことを検定できる．表 2 にウィルコクソン検定結果を(1)

示す． As-C と AM50 は有意水準 5%以下で母集団に差がここでα：形状パラメータ，β：尺度パラメータ，γ：位置パラメータである．研削試験片 GC の寿命は他の加工法よりも，ばらついている．原因としては，浸炭したままの試
験片表面から 50μm の深さまでの研削仕上げでは，浸炭異常層 ( 粒界酸化層 ) の除去が完全に行えていない可能性が考えられる．FPP 試験片 AM50 と AM100 は，浸炭硬化したままの As-C 試験片よりも累積確率 F(N) が高くなるほど疲労寿命は長くなり，平均寿命も長かった．また，AM50，

AM100 ともに研削試験片 GC よりも寿命のばらつきが少なかった．

ク検定の一つである ウィルコクソン検定 2) を利用してあるといえた．有意水準 11%になると，As-C と AM100の間も母集団に差があるといえた．しかし， AM50 とAM100 および As-C と GC の間は母集団に差がなかった．
すなわち，微粒子ピーニングでは，明らかに寿命が向上することが，統計的に判明した．
３・２

疲労試験後の表面性状

図 6 に試験後の試験表面の様相を示す．試験後の表面には，摩耗痕が観察できる．そこで摩耗痕の計測を触針式粗さ計で行って，図 7 に示すパラメータを求めた．試験片に関わらず圧痕幅 wd と最大摩耗深さ wz は，それぞれ 1.2mmと 10μm 程度であることから，摩耗に及ぼす浸炭表面の仕－ 47 －

Wear trace

Residual stress (r)r MPa

Failed surface

800m
AM50 N=1.90x107
pmax=6.15GPa
図6

1mm

1mm

–600
–800

(r)r

*

*
*

*
pmax=6.15GPa(r)r : Radial(r)c : Circumferential
0200

疲労試験前後の残留応力変化

されている．x, y, z 方向はそれぞれ，球の運動方向，その運動方向と垂直な方向，そして潤滑油膜厚方向の座標を示

t h2

す． u は球の速度，P は法線荷重，η は潤滑油の粘度であ

As–C
GC

30
p =6.15GPa
20 max100

る．接触中の油膜圧力と油膜厚さを式(2)に示すレイノル

AM50
AM100

ズ方程式を利用して計算した．

  h 3 p    h 3 p  u h v h

 

0

x  12 x  y  12 y  2 x 2 y(2)

ここで，p は油膜圧力，h は油膜厚さである．解析条件は

1000
500 Hertzian contact dia. = 813m
0
6
7
7
3x10
3x10
10
Number of cycles to failure N
図7

–400

部弾性体とで構成される．球と平板の間には潤滑油が満た

wd m

wz m

wz=h+t

(r)c

–200

図8

wd
h1

AM50 * : After test
AM100

Residual stress (r)c MPa

疲労試験後の表面損傷と摩耗

h=(h1+h2)/2

0

As–C
Grind

–1000
–1000–800 –600 –400 –200

10m

GC N=8.42x106
pmax=6.15GPa

10m

800m

200

表 3 に示すとおりである．疲労試験では，直径 9.525mm（3/8 inch）を有する SUJ 2 鋼製球が SCM415 鋼製平板上を公転しており，その際の球の公転回転速度は 3.47 m/sであった．また，球 1 個当たりに負荷した法線荷重は 2.13
kN であったので，運転条件はそれらの値の前後を含めて疲労試験後の摩耗形状計算した．また，潤滑油温度には室温 313K を適用し，鋼上加工法の影響はなかったといえる．図 8 に試験前と摩耗

球は粗さを無視した完全な球とした．モデル 1 は粗さを無痕の表面残留応力の変化を示す．試験前では FPP 試験片視した平板のモデル，モデル 2 は平板のしゅう動面に球の表面は高い圧縮残留応力であったが，試験後では圧縮残留転動による摩耗痕がついたモデルである．数値計算の妥当応力が減少している．それとは対照的に，GC や As-C 試性を確かめるために，モデル 1 とモデル 2 は，Hamrock ら験片では，試験後の圧縮残留応力が FPP 試験片 AM50 との最小油膜厚さ hmin 3)と比較するために作成した．Hamrock

AM100 のそれと同等となっている．したがって，疲労試

らの式と本解析での hmin の値は概ね同じであった．モデル

験中の圧縮残留応力変化の違い，すなわち繰返し接触にお3 およびモデル 4 は，それぞれ図 3 に示す微粒子ピーニン

ける材料の残留応力形成は試験荷重に依存し，疲労過程のグ仕上げ面(AM100)と研削仕上げ面(GC)をモデル化した違いを引き起こしている可能性があるといえる．

もので，表面凹凸差を 1m とした．モデル 4 においては，球の進行方向に対して溝が形成されている方向の違いにより分類した．モデル 4 では，球の進行方向が溝方向に平４. 微細凹凸表面が潤滑状態に及ぼす影響
潤滑されてしゅう動する機械要素の寿命に及ぼす重要

行なモデルには X，垂直なモデルには Y をそれぞれモデ

因子の一つとして，潤滑油膜厚さが挙げられる．潤滑状態

ル名の後に付記した．また，モデル 3，モデル 4Y，モデを解析するために，図 9 に示す 4 種類の計算モデルで表現

ル 4X をそれぞれ接触位置の違いにより A，B の記号をモした．モデル 1 から 4 は，それぞれ，平滑な面，疲労試験

デル名の後に付記した．球の中心が平板表面の凹部にある後の摩耗面，微粒子ピーニングや研削加工した試験片の微場合を A，凸部にある場合を B として表記している．

細凹凸形状である．モデルは，球の上部弾性体と平板の下－ 48 －

図 10 は，P=2128N, u=3.47 m/s の条件における油膜圧力が及ぼす影響を考察するために，モデル 1，4YA，4YB，

分布と油膜厚さ分布を示す．モデル 1 では，ほぼ同心円上

4XA，4XB を比較する．球の中心が平板表面の凹部にあるに圧力が分布し，モデル 3A と 4YA では，平板表面の微細モデル 4YA と 4XA における油膜厚さはモデル 1 より厚い

凹凸の位置に対応して圧力が変動している．油膜厚さと油が，モデル 4YB と 4XB における油膜厚さはモデル 1 より

膜圧力分布は，図に示す x 軸に沿って評価した．法線荷薄くなった．モデル 4YA と 4YB における油膜圧力はモデ重 P = 2128 N，球の公転速度 u = 3.47 m/s におけるモデル

ル 1 の分布を中心に溝の凹凸に伴って変動し，最大値はモ

1，3，4 の x 軸上の油膜厚さ分布と油膜圧力分布の解析結

デル 4YB の方が高くなった．モデル 4XA と 4XB の油膜

果をそれぞれ図 11(a)と(b)に示す．ディンプル形状が及ぼ圧力分布はモデル 1 の分布に沿っていて，モデル 4XA です影響を考察すると，球の中心が平板表面の凹部にあるモデル 3A における油膜厚さはモデル 1 に比較して厚いが，モデル 3B における油膜厚さはモデル 1 よりも薄くなった．
油膜圧力は，モデル 3A，3B ではディンプルの凹凸を有するため，モデル 1 の圧力分布を中心として変動していた．
圧力の最大値については，モデル 3B は 3A より高くなるが，いずれもモデル 1 の最大値と比較すると高い．溝形状

表3

Density
Viscosity*
Kinematic viscosity*
Viscosity-pressure coefficie
Material
Young's modulus
Poisson's ratio
Contact condition Velocity






Normal loadP

Lubricant

u

3
881.1
kg/m
Pa・s 5.884x10-2
2-6
m /s 66.78x10-81/Pa
1.0x10
GPa
206
0.3
m/s
1.0 - 6.0
532,1064,N
2128,3192

潤滑油膜厚さと圧力分布計算結果

潤滑油膜計算のための表面モデル

0.5
0.4

0.4
0.3
0.2
0.1
0.3

Model 1Model 3A
Model 4YA

0.35

0.4

P=2128N
u=3471mm/s

0.3
0.2
0.1

y=0mm

0
–0.5

0

Model 4XA
Model 3B
Model 4YB
Model 4XB

0.45
Pressure MPa

Model 1Model 3A
Model 4YA
Model 4XA
Model 3B
Model 4YB
Model 4XB

Filmthickness mE* At 313K

図 10
図9

潤滑油膜解析条件

(a)

1000
0
0.35

0.45

4000
2000

P=2128N
u=3471mm/s
y=0mm
0
x mm
(b)

潤滑状態計算結果（(a) 油膜厚さ分布，(b) 油膜圧力分布）－ 49 －

0.4

6000

0
–0.5

0.5

x mm
図 11

8000

2000

0.5

10

10

図 12

pmax = 6.15 GPa
3

2

1

P

As−C
CL3−3
CL3−10
CL6−3
CL6−10
CH3
CH3G
CH6
CH6G

I

Rz

II
II

m III

Surface

Direction of crack
propagation

Kfc

da
m
 C K 
dNRz  a  area

Rq

I

1

III
Kth

5

Oil film thicknesshminu

log da/dN

Assessment parameter for rolling−1/2
contact fatigue life /K) m

10

Iの領域：き裂発生の主要因，と6

N  f k ,  ,  r , Hv, T , , R,  

log KN : Fatigue lifek : Material strength : Applied stressr : Residual stress

7

10
10
10
Number of cycles to failure N m

Hv : Hardness
T : Temperature
 : Film thickness ratio
R : Roughness

Lubricant pressure pL ≒ Contact pressure pmax > Residual stress r

破壊力学パラメータと疲労寿命の関係(a) しゅう動疲労き裂の進展はモデル 1 より低く，モデル 4XB ではモデル 1 より高くなった．x 方向の油膜厚さや油膜圧力の分布から，モデル

IIの領域：き裂を進展させるのは，pLと

4XA と 4XB の間の変動は，モデル 4YA と 4YB の間の変

Contact pressure pmaxlog da/dN動に比較して小さい．モデル 3 とモデル 4 を比較すると，油膜厚さが最も厚くなるのは球の中心が平板表面の凹部にあるモデル 3A で，最も油膜厚さが薄くなるのは，球の中心が平板表面の凸部にあるモデル 3B とモデル 4YB であIII

表面のほうが研削加工表面よりも，潤滑油膜厚さを厚くす1Kthlog KpL   ,  r

Lubricant pressure pL> pmaxInternal stress Residual stress r

Crack tip(b) 第２領域におけるき裂近傍に作用する応力と油膜圧力
I 疲労き裂発生影響因子
log da/dNる効果があるといえる．

５．高強度しゅう動機械要素開発設計指針

I

Kfc
m III

1
Kth

ぞれの試験片の粗さが応力拡大係数に比例するとして導

II

da
m
 C K 
dN

破壊力学の観点から，疲労寿命を考察するために，それlog K

いた応力拡大係数K / Rz の逆比と膜厚比 •潤滑油膜圧力•表面粗さ＋表面組織（粒界酸化層）•潤滑状態•表面残留応力•表面硬さ•表面粗さ＋表面組織（粒界酸化層）•潤滑状態
II 疲労き裂進展影響因子の積を疲労寿命評価パラメータとして新しく提案した．図•き裂内の潤滑油膜圧力 ＞＞ 内部残留応力, 内部硬さ

12 は，粒子径 600 m の粒子径の投射材によりショットピ(c) しゅう動機械要素の疲労強度に及ぼす影響因子

ーニングされた浸炭鋼の疲労試験結果を基に，そのパラメ

図 13ータと統計的に求めた平均疲労寿命 Nm の関係を示す 4)．
膜厚比 は次式で与えられる．
hmin
Rq1  Rq 2

SurfaceLubricantm III

る．油膜圧力の最大値に関しては，モデル 3 とモデル 4では大差がなかった．したがって，微粒子ピーニング加工

Kfc

da
m
 C K 
dN

高強度しゅう動機械要素開発設計指針

離などに至る第Ⅲ領域に分けられる．また，しゅう動疲労

寿命は(a)に示すように，材料自身の強度，硬さ，残留応
力，粗さ，潤滑状態などの多くの因子によって決まる．今

ここで，Rz は最大高さ，Rq は二乗平均平方根粗さ，添え回の実験結果の図 5 と図 12 から，それら多くの影響因子

字 1,2 は試験片を表す．( / K)が大きくなるほど寿命の内，表面粗さ（初期き裂長さ），膜厚比そして初期表面が増していることがわかる．ショットした CH3 と CH6 試

圧縮残留応力が重要因子であることがわかる．また，(b)験片表面を表面粗さを小さくするために表面研磨(表面から 30m と 70m 研磨)した CH3G と CH6G では，格段に寿命が増加している．

に示す第Ⅱ領域では，き裂近傍に作用する油膜圧力 pL（pmax=6.15GPa に近い値）がショットにより生じた内部圧
縮残留応力（最高で約-2GPa）よりも高いために，き裂進

そこで，しゅう動機械要素の表面疲労強度を増加させる

展に対して内部残留応力は寿命にはあまり影響を及ぼさ設計指針を，破壊力学の観点から考察する．図 13 に疲労ないと考えられる．したがって，ショットピーニングを利き裂の評価として用いられるき裂進展速度 da / dN と応用した高強度しゅう動機械要素開発設計指針として，小さ力拡大係数範囲 K の関係を示す．疲労き裂は，き裂がい粒子径の投射材を用いて表面粗さを小さくし，高い表面発生する第Ⅰ領域，き裂が進展する第Ⅱ領域，き裂がはく

圧縮残留応力と表面硬度を付与するショットピーニング－ 50 －

10μm
イオン化原子 +中性原子・分子の放出⇒スパッタリング+ －反射ehν 気体の
中性
＋イオン
放出・分解
粒子の
逆戻り

スパッタリング（エッチング）•原子・分子レベルの除去加工•不活性ガス⇒除去加工(イオンビーム加工)•反応性ガス⇒除去加工＋成膜(リアクティブイオン加工:RIE)

加工物

Before test

拡散
格子原子

図 16

結晶変化
イオン注入
•成膜
•表面改質

図 14

3 hourイオンシャワー加工結果（加速電圧 1000V, Ar+）

しても微細な加工に利用可能であるという結果を得ることができた．

イオン加工の原理

Ar gas７．結言

Filament
Anode

本研究で得られた結果を要約すると以下のようになる．
(1) ワイブル分布およびノンパラメトリック検定によって，転がり疲労寿命を統計的に解析した結果，FPP 試験片PlasmaGridsの疲労寿命は，浸炭したままの試験片 As-C あるいは研削

MagnetWork
piece

試験片 GC よりも長寿命であることがわかった．

Ion beam (Ar+)(2) 疲労試験前後の試験片表面性状の観察から，FPP 試験

Tilting片の寿命が，GC や As-C よりも長い理由として，FPP に

Rotating

よる浸炭異常層の除去，材料表面の硬さの増加，さらには圧縮残留応力の増加が影響したと考えられる．

Vacuum pump

図 15(3) 油膜厚さの形成に関しては，FPP によって創製されるイオンシャワー加工機の概略

ディンプル形状の凹凸は有利であることがわかった．油膜法が最適であるといえる．

圧力に関しては，ディンプル形状および研削形状のモデル

６．イオンシャワー加工による微細表面形成の試み
ショットピーニング加工では，ディンプル状の微細凹凸面が形成されていた．そのディンプル微細表面は，潤滑性能の向上に有効であるという結論を得た．そこで，更なる微細表面形成方法を探求するために，イオン化された原子の衝突により，金属を加工できるイオンシャワー加工機を用いて，微細表面形成のための基礎実験を行った．図 14
はイオン加工の原理であり，加速したイオンを金属表面に衝突させることで，原子レベルの微細加工が可能である．

では，平板に比べ高くなっていた．
(4) ショットピーニングを利用した高強度しゅう動機械
要素開発設計指針として，小さい投射材を用いて表面粗さを小さくし，高い表面圧縮残留応力と表面硬度を付与する
ショットピーニング法が最適であるといえる．
最後に，微粒子ピーニング加工は新東工業（株）のご厚意によるものである．また，本研究は天田金属加工機械技術振興財団の助成を受けて行った．ここに，記して謝意を表す．

図 15 は加工に用いた装置の概略である．不活性ガスの Arを利用してイオン化した Ar+ を照射できる．また，試験

参考文献

片取り付け部は，イオン入射に対して試験片の角度を調整

1) 社団法人トライボロジー学会：トライボロジーハンド

でき，回転させることも可能である．対象とした材料は焼ブック，養賢堂（2001）．

入れした SK5 鋼板で，イオン入射角を 60 度に固定し，加速電圧を 1000V としてイオン照射加工を 3 時間実施した．
SEM による表面観察結果を図 16 に示す．加工前の鋼板表

2) 杉山高一,牛沢堅二：パソコンによる統計解析，朝日書店（1984）．
3) B. J. Hamrock & D. Dowson, Ball Bearing Lubrication,

面にマイクロビッカース硬度計により初期の四角すい形(1981), John Wiley & Sons.

状の圧痕を加工しているが，鋼板初期表面の粗さが大きい

4) 大上祐司，松本拓也，前田啓博，小林祐次，後和大輔：ため，いびつな形状である．しかし，加工後には圧痕の形

ショットピーニング投射材硬度が浸炭硬化鋼の転がり疲状が鮮明になり，表面が非常に滑らかになっていることが労寿命に及ぼす統計的評価，日本機械学会 2011 年度年次

観察できた．イオン加工は，初期形状を工夫すると鋼に対大会，発表予定．

－ 51 －