(57)【要約】【課題】研削比と研削能率との両立が可能なメタルボンド砥石を提供する。【解決手段】砥粒と、コバルトと、フッ素金雲母と、結合材と、を含むメタルボンド砥石であって、フッ素金雲母の平均粒径を砥粒の平均粒径で除した値が、０．２２〜０．３２である。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
砥粒と、コバルトと、フッ素金雲母と、結合材と、を含むメタルボンド砥石であって、
前記フッ素金雲母の平均粒径を前記砥粒の平均粒径で除した値が、０．２２〜０．３２であることを特徴とするメタルボンド砥石。
【請求項２】
前記砥粒の平均粒径が６９μｍ以上９２μｍ以下であって、前記砥粒の体積％と前記フッ素金雲母の体積％の和が２０％以下であることを特徴とする請求項１に記載のメタルボンド砥石。
【請求項３】
前記砥粒の集中度が２０以上３０以下であることを特徴とする請求項２に記載のメタルボンド砥石。
【請求項４】
前記フッ素金雲母の体積％を前記コバルトの体積％で除した値が、０．１４〜０．２３であることを特徴とする請求項３に記載のメタルボンド砥石。
【請求項５】
砥粒と、コバルト、フッ素金雲母、及び結合材と、を含むメタルボンド砥石であって、
前記砥粒の平均粒径が略９２μｍ、
前記フッ素金雲母の平均粒径が略２９μｍ、
前記砥粒の体積％と前記フッ素金雲母の体積％の和が２０％以下、且つ、
前記フッ素金雲母の体積％を前記コバルトの体積％で除した値が、０．１４〜０．２３であることを特徴とするメタルボンド砥石。
【請求項６】
砥粒と、耐摩耗性を向上させる強度フィラーと、チップポケットを生成する機能性フィラーと、結合材と、を含むメタルボンド砥石であって、
前記機能性フィラーの平均粒径を前記砥粒の平均粒径で除した値が、０．２２〜０．３２であることを特徴とするメタルボンド砥石。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、砥粒と、コバルトと、フッ素金雲母と、結合材と、を含むメタルボンド砥石に関する。
【０００２】
近年、あらゆる分野において環境に対する取り組みがなされている。車両においても、燃費向上は取り組むべき重大な事項である。燃費向上対策の一つに、シリンダとピストンとの間の摩擦軽減がある。この摩擦軽減は、燃費向上だけでなく、運動性能の向上にも繋がる。
【０００３】
シリンダとピストンとの間の摩擦軽減を実現するには、プラトーホーニング工法が有効であることが分かっている。図１０はプラトーホーニング加工が施されたシリンダの断面を拡大した模式図であり、プラトーホーニング加工が施されたシリンダ１００の表面には、無数のプラトー（丘）１０１と、隣り合うプラトー１０１、１０１の間に形成される谷１０２とが形成される。プラトー１０１の頂面１０３は面粗さを小さくして摩耗を低減させ、谷１０２に溜めたオイルで頂面１０３とピストンとの間の潤滑を維持する。この結果、摺動性と潤滑性を両立させることができる。
【０００４】
このプラトーホーニング加工に適した砥石として、メタルボンド砥石が提案されている。ところで、砥石性能を評価する指標として、研削比と研削能率がある。研削比は、被削材の研削量を砥石の摩耗量で除したもので、寿命と称されることもある。また、研削能率は、被削材の研削量をその加工時間で除したもので、切れ味と称されることもある。一般的に、研削比と研削能率はトレードオフの関係にある。研削比を向上させるには摩耗しにくいボンドを選定しなければならない。一方、研削能率を向上させるには砥粒の突出量を多くし、一粒の研削量を増やさなければならない。研削比と研削能率を両立させるため、ボンドにフッ素金雲母及びコバルトを配合したものが知られている。このフッ素金雲母は研削加工時の切粉により破砕され、砥石近傍に窪み、いわゆるチップポケットを生成する。チップポケットは切粉の排出を促し、チップポケットにより安定した加工が可能になる。コバルトは耐摩耗性を向上させる。
【０００５】
特許文献１に記載のメタルボンド砥石によれば、フッ素金雲母の体積％をコバルトの体積％で除した値を０．１４〜０．２３とすることで、所定の研削能率及び所定の研削比が得られ、砥石の寿命をのばすことができると共に研削工程の短縮化を図ることができることが開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開２０１２−７６１６７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
しかしながら、特許文献１に記載のメタルボンド砥石においても、研削比と研削能率との両立という点で改善の余地があった。特に、砥粒等の粒径については何ら触れられていない。
【０００８】
本発明は、研削比と研削能率との両立が可能なメタルボンド砥石を提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者らは、研削比と研削能率とを両立するためには、砥粒の突出量とチップポケットとの関係を明確化する必要があることを見出し、本発明に至った。
砥石で被削材をより多く研削するには、砥粒一粒における突出量が大きいほど有利である。一方で、砥粒は金属ではないためメタルボンドとの結合はなく埋め込まれて保持されている必要がある。
【００１０】
本発明者らは、先ず、これらの関係から砥粒の理想的な突出比率及び露出比率を求めた。
図１は、砥粒一粒における理想的な砥粒断面を示す模式図である。なお、突出比率Ｐとは、砥石表面からの砥粒５０の突出量Ｌ１を砥粒５０の直径Ｄで除した値、即ち、突出量Ｌ１／砥粒直径Ｄである。露出比率Ｑとは、砥粒５０の突出量Ｌ１とチップポケット５１分に対応する砥粒長さＬ２の和を砥粒直径Ｄで除した値、即ち、（突出量Ｌ１＋チップポケット分長さＬ２）／砥粒直径Ｄである。
【００１１】
先ず、砥粒５０がボンド内で保持されるためには、露出比率Ｑは５０％未満である必要と考えた。また、被削材に食い込む量が切粉となるが、その切粉をチップポケットにより効果的に排出するためには、食い込み量と同等以上のチップポケット５１が必要と考えた。食い込み量と突出量がほぼ同程度とした場合、計算上、突出比率Ｐは２２％程度となる。
【００１２】
そこで、砥粒５０とフッ素金雲母５２の粒径について検討した。検討に当たって、ボンド摩耗量Ｌ３はフッ素金雲母５２の直径の１／２とした。
砥粒５０とフッ素金雲母５２の直径を同程度とした場合（粒径比１００％）、図２（ａ）に示すように、研削加工に伴うボンド摩耗で最表面近傍のフッ素金雲母５２が切粉により破砕、脱落すると砥粒５０も脱落してしまい、５０％の露出比率Ｑを達成することはできない。
【００１３】
フッ素金雲母５２の直径を砥粒５０の直径の５０％とした場合（粒径比５０％）、研削加工に伴うボンド摩耗により最表面近傍のフッ素金雲母５２が破砕、脱落すると、理想状態が得られ、さらに研削加工に伴うボンド摩耗が進むと、フッ素金雲母５２の破砕、脱落と共に砥粒５０も脱落する。
【００１４】
フッ素金雲母５２の直径を砥粒５０の直径の２５％とした場合（粒径比２５％）、研削加工に伴うボンド摩耗により最表面近傍のフッ素金雲母５２が破砕、脱落し、さらに研削加工に伴うボンド摩耗が進み次の最表面近傍のフッ素金雲母５２の破砕、脱落と共に理想状態が得られる。これらの関係から、フッ素金雲母５２の適切な粒径は、砥粒５０の直径に対し２５％程度が好ましいと想定した。
【００１５】
この想定について検証するため、４種類の砥石（サンプル１〜４）を製作し、研削比、研削能率、及び研削比と研削能率を掛け合わせた相対値を求めた。砥石の組成は、表１に示すように、砥粒、コバルト、フッ素金雲母、ボンド（青銅系金属）である。砥粒は、平均粒径、集中度（配合量）共に同一とした。フッ素金雲母は、粒径の異なる４種類を用意し砥粒粒径比９７％、４２％、１７％、４％とし、コバルトに対する体積比（以下、フィラー率とも呼ぶ。）を８０％で同一とした。配合量は二次元モデルを想定し、砥粒周長に対し各々の個数を算出し体積換算したものである。コバルトも、粒径を同一とした。配合量は二次元モデルを想定し、砥粒とフッ素金雲母を差し引いた個数を算出し体積換算したものである。ボンドも、粒径を同一とした。配合量は、全体の体積に対し、砥粒、フッ素金雲母、コバルトの充填率を計算し残量を充てた。
【００１６】
【表１】
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【００１７】
サンプル１〜４の研削比、研削能率、及び研削比と研削能率を掛け合わせた相対値について表２に示すとともに図３にグラフで示す。研削比、研削能率、及び研削比と研削能率を掛け合わせた相対値は、市販品の砥石（以下、従来砥石とも呼ぶ。）の研削比及び研削能率を１００％として示した（以降についても同様。）。この従来砥石を成分分析したところダイヤモンド砥粒：４．８体積％、コバルト：４５．２体積％、ボンド（Ｃｕ−Ｓｎ−Ａｇ）：４６．０体積％、その他：４．０％であった。また、この従来の砥石の研削比は３０６４、研削能率は８３ｍｍ３／ｓｅｃであった。
【００１８】
【表２】
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【００１９】
図３から、研削比と研削能率を掛け合わせた相対値は、粒径比が１０％〜８０％であれば、従来の砥石に対し改善したことがわかる。さらに粒径比が２２〜３２％であれば、相対値が飽和して直線状になり、従来砥石の相対値に対し１３５％以上の値を示した。
【００２０】
以上より、研削比と研削能率との両立には突出量とチップポケットの関係から導かれる砥粒とフッ素金雲母の粒径比が重要であり、フッ素金雲母の砥粒に対する粒径比が２２〜３２％、即ち０．２２〜０．３２とすることで、従来の砥石に対し顕著に改善効果が得られることが分かった。なお、粒径比の２２〜３２％は、砥粒の脱落をモデル化した図２から得られた想定値、２５％に近い値となった。
【００２１】
本発明は、これらの知見から以下の発明を提供するものである。
請求項１に係る発明は、砥粒と、コバルトと、フッ素金雲母と、結合材と、を含むメタルボンド砥石であって、
前記フッ素金雲母の平均粒径を前記砥粒の平均粒径で除した値が、０．２２〜０．３２であることを特徴とする。
【００２２】
請求項２に係る発明は、請求項１に記載の構成に加えて、
前記砥粒の平均粒径が６９μｍ以上９２μｍ以下であって、前記砥粒の体積％と前記フッ素金雲母の体積％の和が２０％以下であることを特徴とする。
【００２３】
請求項３に係る発明は、請求項２に記載の構成に加えて、
前記砥粒の集中度が２０以上３０以下であることを特徴とする。
【００２４】
請求項４に係る発明は、請求項３に記載の構成に加えて、
前記フッ素金雲母の体積％を前記コバルトの体積％で除した値が、０．１４〜０．２３であることを特徴とする。
【００２５】
請求項５に係る発明は、砥粒と、コバルト、フッ素金雲母、及び結合材と、を含むメタルボンド砥石であって、
前記砥粒の平均粒径が略９２μｍ、
前記フッ素金雲母の平均粒径が略２９μｍ、
前記砥粒の体積％と前記フッ素金雲母の体積％の和が２０％以下、且つ、
前記フッ素金雲母の体積％を前記コバルトの体積％で除した値が、０．１４〜０．２３であることを特徴とする。
【００２６】
請求項６に係る発明は、砥粒と、耐摩耗性を向上させる強度フィラーと、チップポケットを生成する機能性フィラーと、結合材と、を含むメタルボンド砥石であって、
前記機能性フィラーの平均粒径を前記砥粒の平均粒径で除した値が、０．２２〜０．３２であることを特徴とする。
【発明の効果】
【００２７】
本発明のメタルボンド砥石では、従来砥石に対し研削比と研削能率を掛け合わせた相対値を向上させることができ、研削比と研削能率との両立を実現することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２８】
【図１】砥粒一粒における理想的な砥粒断面を示す模式図である。
【図２】砥粒のフッ素金雲母の粒径比の違いによる研削時の脱粒をモデル化したものであり、（ａ）は粒径比１００％、（ｂ）は粒径比５０％、（ｃ）は粒径比２５％の模式図である。
【図３】砥粒のフッ素金雲母の粒径比と相対値との関係を示すグラフである。
【図４】砥粒の食い込み面積を説明する図である。
【図５】砥粒とフッ素金雲母の量（非金属率）と気孔率の関係を示すグラフである。
【図６】砥粒の集中度と相対値との関係を示すグラフである。
【図７】コバルトに対するフッ素金雲母の量（フィラー率）と相対値との関係を示すグラフである。
【図８】本発明の砥石表面をレーザー顕微鏡で観察した写真を示す図である。
【図９】ホットプレスの断面図である。
【図１０】プラトーホーニング加工が施されたシリンダの断面を拡大した模式図である。
【発明を実施するための形態】
【００２９】
以下、本発明の一実施形態のメタルボンド砥石について説明する。
本発明のメタルボンド砥石は、砥粒と、耐摩耗性を向上させる強度フィラーと、チップポケットを生成する機能性フィラーと、結合材と、を含み、機能性フィラーの平均粒径を砥粒の平均粒径で除した値が、０．２２〜０．３２を満たすメタルボンド砥石である。機能性フィラーの砥粒に対する粒径比を０．２２〜０．３２に設定することで、上記したように砥粒を理想的な露出比率及び突出比率で存在させる確立を上げることができ、これにより研削比と研削能率との両立を実現することができる。機能性フィラーとしてはフッ素金雲母が好ましく、強度フィラーとしてはコバルトが好ましい。
【００３０】
本発明者らは、更なる研削比と研削能率との両立を実現するため、以下に示す＜１．砥粒の大径化＞、＜２．気孔率の抑制＞、＜３．砥粒量の適正化＞、＜４．フッ素金雲母配合量の適正化＞を試みた。
【００３１】
＜１．砥粒の大径化＞
被削材をより多く研削するには、上記したように、砥粒一粒における突出量が大きいほど有利である。突出比率を上げる以外に砥粒を大径化することが考えられる。したがって、平均粒径６９μｍ（粒度♯２３０）、９２μｍ（粒度♯１７０）、及び１１７μｍ（粒度♯１２０）の３種類の砥粒について検討した。
【００３２】
図４に示すように砥粒５０を球（図１と同様）とみなし、表面積を投影面積Ｓに近似した。
投影面積Ｓは、弓形形状の面積Ｓ１から三角形状の面積Ｓ２を差し引いた値であり、以下の式で求められる。
Ｓ＝πｒ２・２θ／２π−１／２・（ｒｓｉｎθ）・（２ｒｃｏｓθ）
＝ｒ２（θ−ｓｉｎθ・ｃｏｓθ）
【００３３】
投影面積Ｓが被削材に食い込む食い込み面積と考え、平均粒径６９μｍ（粒度♯２３０）に対する食い込み面積比（％）を算出した。結果を表３に示す。表３から明らかなように、平均粒径の大きな砥粒を使用することで、被削材に対する食い込み面積を大きくすることができる。
【００３４】
【表３】
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【００３５】
＜２．気孔率の抑制＞
気孔率が大きければ、その分、研削に伴う摩耗により研削比は小さくなる。また、フッ素金雲母がチップポケットを形成するため気孔によるチップポケットの形成は不要である。そのため、気孔は少ない方が好ましく、気孔率は好ましくは３％以下であり、さらに好ましくは２％以下である。そこで、平均粒径９２μｍ（粒度♯１７０）の砥粒、及び平均粒径１１７μｍ（粒度♯１２０）の砥粒を用いて、集中度及びフッ素金雲母の量を変えて、表４に示す８種類の砥石（サンプル５〜１２）を用意し、気孔率を測定した。
【００３６】
【表４】
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【００３７】
８種類の砥石（サンプル５〜１２）を横軸に非金属率（砥粒とフッ素金雲母の含有率の和）（％）を縦軸に気孔率（％）をとったグラフを図５に示す。
図５から明らかなように、平均粒径が小さいほど気孔率が小さくなることが分かる。また、砥粒とフッ素金雲母の含有率の和である非金属率が小さいほど気孔率が小さくなることが分かる。図５から、気孔率を３％以下とするためには平均粒径９２μｍ（粒度♯１７０）以下の砥粒を用いる必要があり、気孔率を２％以下とするためには平均粒径９２μｍ（粒度♯１７０）以下の砥粒を用いて、さらに非金属率を２０％以下とする必要がある。
【００３８】
＜３．砥粒量の適正化＞
＜２．気孔率の抑制＞で気孔率２％以下を達成した、平均粒径９２μｍ（粒度♯１７０）以下の砥粒、及び、非金属率を２０％以下の条件で、集中度を変えて、表５に示す４種類の砥石（サンプル１３〜１６）を用意し、研削比、研削能率、及び研削比と研削能率を掛け合わせた相対値を測定した。
【００３９】
【表５】
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【００４０】
サンプル１３〜１６の研削比、研削能率、及び研削比と研削能率を掛け合わせた相対値について図６にグラフで示す。
図６から、研削比と研削能率を掛け合わせた相対値は、集中度が２０〜３０であれば、従来砥石の相対値に対し３００％以上の値を示した。また、相対値は、集中度が２５であれば、従来砥石の相対値に対し約３５０％の値を示した。
【００４１】
＜４．フッ素金雲母配合量の適正化＞
＜３．砥粒量の適正化＞で従来砥石の相対値に対し３５０％以上の相対値を達成した、サンプル１５の砥石に基づいて、フッ素金雲母とコバルトの体積比（フィラー率）を変えて、表６に示す５種類の砥石（サンプル１７〜２１）を用意し、研削比、研削能率、及び研削比と研削能率を掛け合わせた相対値を測定した。
【００４２】
【表６】
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【００４３】
サンプル１７〜２１の研削比、研削能率、及び研削比と研削能率を掛け合わせた相対値について図７にグラフで示す。
【００４４】
図７から、研削比と研削能率を掛け合わせた相対値は、フッ素金雲母の体積をコバルトの体積で除した体積比（フィラー率）が１４〜２３％であれば、従来砥石の相対値に対し３４０％以上の値を示した。また、相対値は、フィラー率が約２０％であれば、研削比及び研削能率共に従来砥石の研削比及び研削能率に対し約２００％（２倍）となり、相対値は約４００％（４倍）となった。
【００４５】
図８はサンプル１８の砥石表面をレーザー顕微鏡で観察した写真を示す図である。
図中、黒く見えるところはチップポケットであり、チップポケットの中に見える砥粒についてはハッチングで示した。
図８から、砥粒の存在するチップポケットが多く見られ、脱粒により砥粒が存在しないチップポケット（いわゆる、目こぼれ）はそれほど観察されなかった。図８の写真から突出比率Ｐ及び露出比率Ｑを算出したところ、突出比率Ｐは２０％、露出比率Ｑは４９％であり、想定した理想的な突出比率Ｐ及び露出比率Ｑに極めて近い値となった。
【００４６】
図９は、本発明のメタルボンド砥石を製造可能なホットプレスの断面図である。
ホットプレス１０は、水冷ジャケット１１を備え、内圧が０．９８ＭＰａ（Ｇ）まで耐える炉殻１２と、この炉殻１２の底から上向きに挿入された下部パンチ１３と、この下部パンチ１３に載せられる円筒状のダイ１４と、炉殻１２のトップから下向きに挿入され、ダイ１４に挿入される上部パンチ１５と、ダイ１４の周囲に配置される黒鉛ヒータ１６と、この黒鉛ヒータ１６を囲う断熱室１７とからなる焼結炉（耐加圧型ホットプレス）である。
【００４７】
下部パンチ１３の下部はシリンダ１８に挿入され、このシリンダ１８へ油圧ポンプ１９から圧油が送られると下部パンチ１３は上昇する。油圧は圧力検出手段２１で検出する。
水冷ジャケット１１へは、水ポンプ２２で給水される。この水はチラー２３に排出され、温度調節がなされた後、水ポンプ２２に戻される。
【００４８】
黒鉛ヒータ１６は炉温制御部２５で制御される。すなわち、炉温検出手段２６で検出した温度が設定値より低い場合には、黒鉛ヒータ１６への給電量を増加し、温度が設定値より高い場合には、黒鉛ヒータ１６への給電量を減少させることにより、昇温速度の制御を含む炉温制御が可能となる。
【００４９】
また、炉殻１２には、炉内の圧力を検出する炉圧検出手段２７及び排気・加圧兼用の管２８が設けられ、この管２８に真空ポンプやエジェクターなどの排気手段２９及び不活性ガス供給源３１が接続されている。不活性ガスは、アルゴンガスや窒素ガスが入手容易である。ただし、排気手段２９と不活性ガス供給源３１とは同時に使用されることはない。
【００５０】
また、炉圧検出手段２７は減圧用と加圧用とは別々に設けることが望ましいが、ここでは便宜的に共用とした。
【００５１】
このようなホットプレス１０を用いて、砥粒と、コバルトと、フッ素金雲母と、結合材と、からなる素材に、プレス圧を付与しながら、焼成処理して焼成品を得る。そして、加熱を停止し、該焼成品を急冷することでメタルボンド砥石を製造することができる。上記したサンプル１〜２１はホットプレス１０を用いて以下の条件で製造した。
【００５２】
○素材充填：サンプル１〜２１の素材を、それぞれダイ１４に充填した。なお、ダイ１４の最大径は２００ｍｍである。
○排気：炉内の空気を排除するために、排気手段２９により、炉内を２０Ｐａ（ａ）又はそれ以下の圧力に減圧する。これで、酸素は殆ど除去される。
【００５３】
○不活性ガス充填：不活性ガス供給源３１からアルゴンガスを炉内へ吹き込み、炉圧を所定の圧力に維持する。
○プレス：パンチ１３、１５により、素材に１５ＭＰａのプレス圧を付与する。
【００５４】
○加熱及び昇温速度：大気温度（２５℃）から焼結温度（７４０℃）まで、１２．５℃／分の昇温速度で加熱する。７４０℃で一定時間保持することにより、焼結処理がなされる。
【００５５】
○加熱停止及び降温速度：黒鉛ヒータ１６を止める。これで、炉内及び素材の温度は下がる。降温の際には、炉内のアルゴンガスの圧力が約０．９２ＭＰａ（Ｇ）に維持されるように、炉圧検出手段２７で圧力を監視して排気手段２９、及び不活性ガス供給源３１を制御する。結果、１８．０℃／分の降温速度になった。
上記した各サンプルの研削比と研削能率は、下記の条件でホーニング粗加工を施した際の値である。
【００５６】
○ホーニング粗加工条件：
ホーニングヘッドに取付けた砥石の数：３枚
砥石の拡張圧力：１．０ＭＰａ
ホーニングヘッドの回転数：毎分７００回転
ホーニングヘッドの振動数：３．８Ｈｚ
【００５７】
尚、本発明は、前述した各実施形態及びその変形例に限定されるものではなく、適宜、変形、改良、等が可能である。
例えば、上記実施形態では、チップポケットを生成する機能性フィラーとしてフッ素金雲母を例示し、耐摩耗性を向上させる強度フィラーとしてコバルトを例示したが、これに限られるものではなく同様の機能を有するものであれば代替可能である。例えば、機能性フィラーとして、Ｋ４ケイ素雲母、二硫化タングステン、二硫化モリブデン、三酸化モリブデン、グラファイトを使用してもよい。フッ素金雲母は粗砥石として好ましく、二硫化タングステンは仕上砥石として好ましい。
【符号の説明】
【００５８】
５０    砥粒
５２    フッ素金雲母
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図９】
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【図１０】
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【図８】
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