(57)【要約】【課題】単結晶ダイヤモンドバイドによりタングステンを主成分とした基金型を切削加工する場合に、ダイヤモンド工具の先端の摩耗を防ぎ、基金型に鏡面を形成することができる加工方法及び表面に鏡面を有する成形金型を提供することを目的とする。  さらに、非球面、フライアイ形状や溝形状の光学ガラス素子であっても成形することができる鏡面性状及び形状精度が優れた成形金型を提供することを目的とする。【解決手段】ガラスモールド法で熱間成形してガラス光学素子を製造するために用いる成形金型の加工方法であって、タングステンを主成分とする基金型（２）を、工具（１）として単結晶ダイヤモンドバイドを用いた楕円振動切削法その他の少なくとも1方向の振動を伴う振動切削法により、前記ガラスの成形面を形成する成形金型の加工方法とした。【選択図】  図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ガラスモールド法で熱間成形してガラス光学素子を製造するために用いる成形金型の加工方法であって、タングステンを主成分とする基金型を、工具として単結晶ダイヤモンドバイドを用いた楕円振動切削法その他の少なくとも1方向の振動を伴う振動切削法により、前記ガラス光学素子の成形面を形成することを特徴とする成形金型の加工方法。
【請求項２】
ガラスモールド法で熱間成形してガラス光学素子を製造するために用いる成形金型であって、前記ガラス光学素子の成形面は、請求項１に記載の成形金型の加工方法により形成され、かつ、タングステンを主成分とする材料からなることを特徴とする成形金型。
【請求項３】
ガラスモールド法で熱間成形してガラス光学素子を製造するために用いる成形金型であって、前記ガラス光学素子の成形面は、タングステンを主成分とする材料からなり、かつ、最大表面粗さが５０ｎｍ以下であることを特徴とする成形金型。
【請求項４】
前記ガラス光学素子の成形面は、Ｎｉを０．２〜１．５質量％、Ｙ2Ｏ3を０．１〜１質量％含有し、かつ、残部をＷとする材料からなることを特徴とする請求項３に記載の成形金型。
【請求項５】
前記ガラス光学素子の成形面は、Ｎｉを０．２〜１．５質量％、Ｙ2Ｏ3を０．１〜１質量％、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｒｅの少なくとも１種を０．５〜４質量％含有し、かつ、残部をＷとする材料からなることを特徴とする請求項３に記載の成形金型。
【請求項６】
前記ガラス光学素子の成形面は、さらにＶＣを０．０５〜０．５質量％含有する材料からなることを特徴とする請求項４又は５に記載の成形金型。
【請求項７】
前記ガラス光学素子の成形面は、さらに少なくともＣｏ及びＦｅのいずれか一方を０．０１〜０．５質量％含有する材料からなることを特徴とする請求項４ないし請求項６のいずれか１項に記載の成形金型。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高精度の光学ガラス素子をガラスモールド法で熱間成形するために用いる成形金型の加工方法およびそれにより加工された成形金型に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
光学ガラス素子をガラスモールド法で熱間成形する部材としては、例えば特許文献１に示すＳｉＣやＣｏを含有しない超硬合金が知られていた。
ところが、ＳｉＣやＣｏを含有しない超硬合金は、成形金型として繰り返し熱間成形を行った場合には、高温でガラスとの反応性に富むために、被成形材料であるガラスが成形金型に付着するという問題があった。
また、ＳｉＣやＣｏを含有しない超硬合金は、切削加工することにより鏡面を得ることができなかった。さらに、硬度が高くなるため、非球面、フライアイ形状や溝形状等の所望の形状に切削加工することが非常に困難であった。
【０００３】
このため本発明者らは、前者の問題を解決すべく、特許文献２に示すように、タングステンを主成分とした基金型の材料を提案している。タングステンを主成分とした基金型は、高温においてもガラスとの反応性が極めて低いため、繰り返し熱間成形を行った場合にも、被成形材料であるガラスが付着することはない。さらに、ガラスを熱間成形する成形金型の表面において、成形金型に要求される粒成長しないとの要件も満たす。
【０００４】
一方、後者の問題は、工具として、硬度が最も高く、輪郭精度の高い単結晶ダイヤモンドを用いることにより解決することが可能となる。
【０００５】
ところが、単結晶ダイヤモンドは、タングステンに対して著しく反応性を有する。それ故、単結晶ダイヤモンドバイドによりタングステンを主成分とした基金型を切削加工した場合には、単結晶ダイヤモンドバイドの先端の摩耗が激しく、基金型を必要充分な鏡面に加工することが困難であるという問題があった。
【０００６】
【特許文献１】特開昭５２−４５６１３号公報
【特許文献２】特開２００３−２３９０３４号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
このため本発明は、単結晶ダイヤモンドバイドによりタングステンを主成分とした基金型を切削加工する場合に、ダイヤモンド工具の先端の摩耗を防ぎ、基金型に鏡面を形成することができる加工方法及び表面に鏡面を有する成形金型を提供することを目的とする。
さらに、非球面、フライアイ形状や溝形状の光学ガラス素子であっても成形することができる鏡面性状及び形状精度が優れた成形金型を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
請求項１に記載の発明は、ガラスモールド法で熱間成形してガラス光学素子を製造するために用いる成形金型の加工方法であって、タングステンを主成分とする基金型を、工具として単結晶ダイヤモンドバイドを用いた楕円振動切削法その他の少なくとも１方向の振動を伴う振動切削法により、前記ガラス光学素子の成形面を形成することを特徴とする成形金型の加工方法である。
【０００９】
請求項２に記載の発明は、ガラスモールド法で熱間成形してガラス光学素子を製造するために用いる成形金型であって、前記ガラス光学素子の成形面が、請求項１に記載の成形金型の加工方法により形成され、かつ、タングステンを主成分とする材料からなることを特徴とする成形金型である。
【００１０】
請求項３に記載の発明は、ガラスモールド法で熱間成形してガラス光学素子を製造するために用いる成形金型であって、前記ガラス光学素子の成形面が、タングステンを主成分とする材料からなり、かつ、最大表面粗さが５０ｎｍ以下であることを特徴とする成形金型である。
【００１１】
請求項４に記載の発明は、請求項３に記載の成形金型において、前記ガラス光学素子の成形面が、Ｎｉを０．２〜１．５質量％、Ｙ2Ｏ3を０．１〜１質量％含有し、かつ、残部をＷとする材料からなる。
【００１２】
請求項５に記載の発明は、請求項３に記載の成形金型において、前記ガラス光学素子の成形面が、Ｎｉを０．２〜１．５質量％、Ｙ2Ｏ3を０．１〜１質量％、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｎｂ、Ｒｅの少なくとも１種（以下、「Ｍ」とする。）を０．５〜４質量％含有し、かつ、残部をＷとする材料からなる。
【００１３】
請求項６に記載の発明は、請求項４又は５に記載の成形金型において、前記ガラス光学素子の成形面が、さらにＶＣを０．０５〜０．５質量％含有する材料からなる。
【００１４】
請求項７に記載の発明は、請求項４ないし請求項６のいずれか１項に記載の成形金型において、前記ガラス光学素子の成形面が、さらに少なくともＣｏ及びＦｅのいずれか一方（以下、「Ｃｏ／Ｆｅ」とする。）を０．０１〜０．５質量％含有する材料からなる。
【発明の効果】
【００１５】
上述の請求項１に記載の発明によれば、楕円振動切削法その他の少なくとも1方向の振動を伴う振動切削法を用いている結果、タングステンを主成分とした基金型をダイヤモンド工具により加工すると、切削熱の低減、切り込みの微少化及び切削力の低下等の効果をもたらすことができる。このため切削熱を原因とするダイヤモンド工具先端の摩耗を防止でき、所望の鏡面及び形状精度を有する光学ガラス素子製造用の成形金型を得ることができる。
【００１６】
また請求項２に記載の発明によれば、前記ガラスの成形面は、タングステンを主成分とするため、被成形材料であるガラスの構成酸化物が成形金型と反応し、付着することはない。また、請求項１に記載の成形金型の加工方法により形成されること、及びタングステンによる粒成長が生じないことの相乗効果により、繰り返し高精度の光学ガラス素子を成形することができる。
【００１７】
請求項３に記載の発明によれば、前記ガラスの成形面は、最大表面粗さが５０ｎｍ以下であるため、その金型精度の転写により、高精度のガラス素子を成形することができる。また、タングステン合金の組成の安定性により粒成長が生じないこと及び最大表面粗さが５０ｎｍ以下であることの相乗効果により、繰り返し超高精度のガラス素子を成形することができる。
【００１８】
請求項４に記載の発明によれば、Ｎｉを０．２〜１．５質量％、Ｙ2Ｏ3を０．１〜１質量％で含有し、かつ、残部をＷとするため、ガラス成形面の硬度及び強度を向上させることができる。このため、成形金型が微粒組織及び耐久性を有し、成形される光学ガラス素子の形状精度を維持することができる。
【００１９】
請求項５に記載の発明によれば、Ｍを０．５〜４質量％含有するため、Ｗに固溶されて、Ｗより硬度が高いＷ−Ｍ合金相の作用により、ガラスの成形面の耐摩耗性を向上させることができる。このため、成形金型により成形される光学ガラス素子の形状精度を維持することができる。
【００２０】
請求項６に記載の発明によれば、ＶＣを０．０５〜０．５質量％含有するため、焼結時にＹ2Ｏ3と共存すると、Ｎｉ相又はＮｉとＣｏ／Ｆｅとの合金（以下、「Ｎｉ−Ｃｏ／Ｆｅ」とする。）相に固溶して、Ｗ相またはＷ−Ｍ合金相の成長粗大化を抑制し、Ｗ相又はＷ−Ｍ合金層の最大粒径を抑制できる。このため、成形金型により成形される超高精度の光学ガラス素子の形状精度を維持することができる。
【００２１】
請求項７に記載の発明によれば、Ｃｏ／Ｆｅを０．０１〜０．５質量％含有するため、Ｎｉと合金を形成して、Ｗ相またはＷ−Ｍ合金相の境界部の強度を向上させ、ガラスの成形面の強度向上に寄与する。このため、耐用期間の長い成形金型を提供することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２２】
次に、本発明に係る成形金型の一実施形態を説明する。
【００２３】
本実施形態における成形金型は、少なくとも被成形材料であるガラス光学素子を成形する面（以下、「ガラス成形面」とする。）が、タングステンを主成分とする下記第１組成又は第２組成の焼結材料からなる基金型を後述の楕円振動切削法その他の少なくとも1方向の振動を伴う振動切削法により加工して得られるため、第１組成又は第２組成の材料からなる。
【００２４】
第１組成
・Ｎｉ：０．２〜１．５質量％
・Ｙ2Ｏ3：０．１〜１質量％
・さらに必要に応じて（ａ）及び／又は（ｂ）
（ａ）ＶＣ：０．０５〜０．５質量％
（ｂ）Ｃｏ及びＦｅのうち少なくとも一方（以下、「Ｃｏ／Ｆｅ」とする）
：０．０１〜０．５質量％
・Ｗ：残部
【００２５】
第２組成
・さらにＭｏ、Ｃｒ、Ｎｂ及びＲｅのうち少なくとも１種を０．５〜４質量％
配合すること以外は、第１組成と同様の組成とする。
【００２６】
ガラス成形面は、好ましくは、最大表面粗さを５０ｎｍ以下とする。最大表面粗さが５０ｎｍ以下であれば、転写成形されたガラス素子が超高精度のガラス素子となるためである。なお、最大表面粗さの測定方法は、ＪＩＳ  Ｂ０６０１：６０１に準拠する。
【００２７】
上記のように、ガラス成形面は、タングステンを主成分とする材料からなるため、ガラスモールド法において高温にて熱間成形する場合に、ガラスが成形金型と反応することによる付着は起き難く、離型性に富む。
さらに、タングステンを主成分とする金型は、高い高温強度及び硬度を有するため、繰り返し成形しても、破損する恐れがない。また、タングステンが粒成長しないため、成形金型の鏡面性状及び形状精度が維持される。このため、繰り返し成形されるガラス素子の形状精度が維持され、成形金型の耐用期間が長い。
【００２８】
さらにまた、Ｗ相（第２組成の場合には、Ｗ−Ｍ相）が相互に焼結結合し、ガラスレンズの成形温度において高いミクロ組織及び熱安定性を有して、微細なＮｉ相又はＮｉ−Ｃｏ／Ｆｅ相と、Ｙ2Ｏ3相とがＷ相（第２組成の場合には、Ｗ−Ｍ相）の境界部に分散分布する。これらの合金相がＷ相（第２組成の場合には、Ｗ−Ｍ相）の結合に寄与することにより、基金型の強度が向上する。
【００２９】
Ｎｉは、Ｗ相またはＷ−Ｍ合金相の境界部に分散分布するＮｉ相又はＮｉ−Ｃｏ／Ｆｅ相として存在し、強度を向上させる。
前述のように、Ｎｉを０．２〜１．５質量％とするのは、Ｎｉが０．２質量％未満の場合に、焼結性及びＮｉ相又はＮｉ−Ｃｏ／Ｆｅ相の分布割合が不十分となると、基金型の強度が低下する傾向にある。逆にＮｉが１．５質量％を超えた場合には、基金型の硬度が低下するだけでなく、最大粒径が５μｍを超えたＮｉ相又はＮｉ−Ｃｏ／Ｆｅ相が分布し、ガラス成形面が摩耗する原因となるためである。
【００３０】
Ｙ2Ｏ3は、焼結時のＷ相またはＷ−Ｍ合金相の成長粗大化を抑制し、これらの最大粒径を３０μｍ以下とする。これにより硬度及び強度を向上させる。
前述のように、Ｙ2Ｏ3を０．１〜１質量％とするのは、Ｙ2Ｏ3が０．１質量％未満の場合には上記作用が充分に得られず、逆に１質量％を超えた場合にはＷ相またはＷ−Ｍ合金相の境界部のＹ2Ｏ3が凝縮し易くなり、強度低下の原因となるためである。
【００３１】
さらに、強度が著しく低下することを防ぐために、Ｙ2Ｏ3の粉末の粒度を調整して、Ｗ相又はＷ−Ｍ合金相の境界に分散するＹ2Ｏ3相の最大粒径が５μｍを超えないようにすることが好ましい。
【００３２】
さらにまた、第２組成の場合には、Ｍを０．５〜４質量％配合して、Ｗに固溶させ、Ｗより硬度が高いＷ−Ｍ合金相の作用により、基金型の耐摩耗性を向上させる。
ここでＭの配合割合を０．５〜４質量％としたのは、０．５質量％未満の場合には上述の硬度向上作用を得ることができず、逆に４質量％を超える場合にはＭが遊離Ｍ相としてＷ−Ｍ合金相の粒界に析出し、強度低下を招くためである。
【００３３】
必要に応じてＶＣを配合するのは、焼結時にＮｉ相又はＮｉ−Ｃｏ／Ｆｅ相に固溶して、Ｗ相またはＷ−Ｍ合金相の成長粗大化を抑制し、Ｗ相の最大粒径を３０μｍ、Ｗ−Ｍ合金層の最大粒径を１５μｍ以下とするためである。
前述のようにＶＣを０．０５〜０．５質量％とするのは、ＶＣが０．０５質量％未満の場合に上記作用が充分に得られず、逆に０．５質量％を超えた場合にはＷ相またはＷ−Ｍ合金相の境界部に分散分布して強度低下の原因となるためである。
【００３４】
必要に応じてＣｏ／Ｆｅを配合するのは、Ｎｉと合金を形成して、Ｎｉ−Ｃｏ／Ｆｅ相となり、Ｗ相またはＷ−Ｍ合金相の境界部の強度を向上させ、基金型の材料の強度向上に寄与するためである。
前述のように、Ｃｏ／Ｆｅを（Ｃｏ及びＦｅを配合する場合には、合計して）０．０１〜０．５質量％とするのは、Ｃｏ／Ｆｅが０．０１質量％未満の場合には上記作用が充分に得られず、逆に０．５質量％を超えた場合にはガラス成形面が摩耗する原因となるためである。
【００３５】
以上のように、タングステンを主成分とする基金型を後述の振動切削法により加工して、鏡面を有する成形金型としたため、繰り返し高精度のガラス素子を成形することができる。また、タングステンを主成分とする材料からなり、最大表面粗さが５０ｎｍ以下である成形金型としたため、繰り返し超高精度のガラス素子を成形することができる。
【００３６】
以下、本発明に係る楕円振動切削法その他の少なくとも1方向の振動を伴う振動切削法を用いた成形金型の加工方法の一実施形態を説明する。
【００３７】
［楕円振動切削法］
先ず、楕円振動切削法を用いた成型金型の加工方法の一実施形態について、図１及び図２を用いて説明する。
楕円振動切削法では、図１に示すように、工具１を切削方向（ｘ方向）と切り込み方向（ｚ方向）とに単振動させ、これらを合成させてｘｚ面内で発生する楕円振動により、上述の基金型２の切削加工を行う。
【００３８】
さらにｙ方向への振動を加え、ｘ方向及びｙ方向に各々任意の振幅と位相差とを与えた振動を発生させることにより、ｘｙｚ空間内において楕円振動切削を行ってもよい。
または、ｚ軸をｘ軸を中心にｙ軸矢印側（図１中手前側）にΘだけ傾けた軸（ａ軸とする）とｘ軸とを通る平面（ｘａ面とする）内で、同様に傾斜型の楕円振動を行ってもよい。これにより、工具１を、ｘｚ面、ｘａ面及びｘｙｚ空間内において楕円振動させ、前述の基金型２の切削により、鏡面を有する成形金型を加工する。
【００３９】
この楕円振動切削法を、上述のタングステンを主成分とする基金型に対して単結晶ダイヤモンドバイトにより切削加工する方法に適用することにより、基金型に対する単結晶ダイヤモンドバイトの接触時間、接触面積が減少すると同時に切り込みの微少化と切削抵抗の低減を図る。これによりダイヤモンド工具刃先の摩耗や基金型の脆性破壊、塑性変形及び加工変質が防止され、工具１により成形金型として所望の鏡面性状及び形状精度を有する成形金型を形成する。
【００４０】
工具１は、図２に示すように、その先端部分に単結晶ダイヤモンドによる刃１１を備える。この単結晶ダイヤモンドの刃１１の刃先は、その開き角が５°以上であれば、楕円振動切削法において工具刃先の転写性が飛躍的に向上したため加工形状に合わせて任意の形状のものが用いられる。この開き角が５°未満となる工具を用いた場合には、主切れ刃の底面の幅がその上部の幅と同程度となり、振動方向と工具の形状とにずれが生じた際、工具刃先が楕円振動において上昇する瞬間に、そのすくい面以外の面と基金型とが干渉するため、摩耗または損耗しやすくなる。
【００４１】
また工具１は、すくい角が、好ましくは−３０°〜２０°（０°を含む）となるように、基金型２に接触させる。すくい角が−３０°未満となる場合には、せん断角が極小となって切削抵抗が増加することにより鏡面性状及び形状精度が悪化しやすくなる。また、すくい角が２０°を超えた場合には、工具刃先の強度が低下しチッピングを発生しやすくなる。
【００４２】
さらに工具１は、逃げ角が、好ましくは５．０°以上とし、さらに好ましくは１４．０°〜１６．０°となるように基金型２に接触させる。
逃げ角が５．０°未満の場合には、工具刃先の基金型への進入角度が逃げ角よりも大きくなりやすく、振動の一周期ごとに工具刃先を基金型に対して切り込む際、その逃げ面が基金型と接触して、工具刃先の摩耗及び損耗が発生しやすくなる。この工具刃先の摩耗及び損耗の発生を防止すべく、進入角度を小さくするために切削速度を遅くすると、加工能率が低下する。例えば切削方向と切り込み方向との振動振幅を６μｍp-pとして２０ｋＨｚの真円による楕円振動切削を行う場合、切削速度を０．６７ｍ／ｍｉｎ以上の条件とすると、工具刃先の進入角度が５．０°以上となる。これは通常の研削やダイヤモンド旋削などと比較すると大幅に加工能率が悪い。
【００４３】
さらに、逃げ角を１４．０°以上とすると、切削速度の上限が２ｍ／ｍｉｎ程度まであがり、加工能率が高い。
逆に、逃げ角が１６．０°を超えた場合には、工具刃先の強度が劣化しチッピングを発生しやすくなる。
【００４４】
ｘｚ面内で楕円振動して切削加工を行う場合には、ｘ軸及びｚ軸を主軸とする楕円軌道に沿って工具１の刃先が動くが、ｘａ面内で楕円振動して切削加工を行う場合には、ｘｚ面をｘ軸を中心にｙ軸矢印側（図１中手前側）にΘだけ傾けた平面内において、任意の楕円軌道で工具１の刃先が動く。
【００４５】
ｘａ面内で切削加工を行う場合には、振動軌跡がｙ軸側に傾斜することにより、ｚ軸方向すなわち切り込み方向の振動振幅が小さくなるため楕円振動によって基金型加工面に形成される振動マークが小さくなり、ｘｚ平面内で楕円振動する切削より鏡面性状及び形状精度が得られる。
【００４６】
その反面、工具１の刃先が、ｚ軸方向のみならず切削方向と水平であるｘ軸やｙ軸方向に移動するため、若干切削抵抗が減少する効果はあるものの、切りくずを引き上げる効果が小さくなるため、基金型に対する切削抵抗は大きくなる。このため、工具１の刃先の摩耗の抑制効果についても若干低下する。
【００４７】
さらに傾斜角Θを９０°としてｘｙ面内において楕円振動切削した場合には、工具１の刃先は常に被削材と接触することになり工具刃先の摩耗が大きくなるため、望ましくない。
【００４８】
この切削方向（ｘ方向）及びその垂直方向（ａ方向）のうち、垂直方向（ａ方向）の振幅が、鏡面性状及び形状精度に寄与する。この垂直方向（ａ方向）への振幅は、好ましくは０．１μｍ〜２０μｍ、さらに好ましくは０．１μｍ〜１０μｍとする。０．１μｍ未満の場合には切削抵抗などの外乱要素の影響でその振動振幅が変動した際に、工具刃先が逆回転しやすくなる。この工具刃先の逆回転が発生すると、ダイヤモンドがへき開して大規模なチッピングを生じやすくなる。また、２０μｍを超えた場合には、運動軌跡の転写により形成される振動マークが大きくなり、最大粗さ５０ｎｍ以下の良好な鏡面性状及び形状精度が得にくくなるためである。
【００４９】
一方、切削方向への振幅は、好ましくは０．５μｍ〜１００μｍ、さらに好ましくは１μｍ〜４０μｍとする。０．５μｍ未満の場合には、その振動速度を大きくとることが困難であるため、良好な楕円振動切削を行うためには切削速度を小さくしなければならなくなり、加工能率が著しく低下してしまう。また、１００μｍを超えた場合には、工具刃先の基金型との接触時間が大きくなり工具刃先の拡散摩耗が発生しやすくなるためである。
【００５０】
さらに、切削方向（ｘ方向）への移動速度である切削速度は、好ましくは３０ｍｍ／ｍｉｎ〜５０００ｍｍ／ｍｉｎ、さらに好ましくは５０ｍｍ／ｍｉｎ〜２０００ｍｍ／ｍｉｎとする。
切削速度が３０ｍｍ／ｍｉｎ未満の場合には、加工の進行が遅くなり、能率が悪い。さらに工具刃先の熱変形など外乱要素の悪影響も顕著に基金型加工面の鏡面性状及び形状精度に現れやすくなる。一方、５０００ｍｍ／ｍｉｎを超えた場合には、前述の工具刃先の進入角度が大きくなりやすく、かつ基金型加工面に形成される振動マークが大きくなり良好な鏡面性状及び形状精度が得にくくなるためである。
【００５１】
さらにまた、速度比（振動速度／切削速度）は、好ましくは１０．０以上、さらに好ましくは２５〜１００とする。速度比が１０．０未満の場合には振動速度に対して切削速度が早いため、前述のように工具刃先の進入角度が大きくなりやすく、かつ基金型加工面に形成される振動マークが大きくなり良好な鏡面や形状精度が得にくくなる。特に速度比が２５以上の場合には、基金型加工面に形成される振動マークの高さを５０ｎｍ以下、すなわち最大表面粗さを５０ｎｍ以下にし易い。他方、速度比が１００を超えると加工の進行が遅くなるため望ましくない。
【００５２】
このように工具１を切削方向及び切り込み方向に作動させた後に、切削方向及び切り込み方向と反対方向へ後退させるにより、楕円振動が実現され、これにより基金型２が切削される。そして、切削油が切削により形成された隙間に入ることで、工具１の先端１１を冷却する。これにより、ダイヤモンド工具１の先端の摩耗が防止される。
【００５３】
このような切削方向及び切り込み方向やその反対方向への動きを、一周期ごとに位相差を設けて繰り返すことにより、基金型２を切削して、鏡面を有する成形金型を成形する。
このときの位相差は、７０°〜１１０°であることが好ましい。位相差が７０°未満の場合には、前述の工具の進入角度が大きくなりやすく、位相差が１１０°を超える場合には、切りくずを引き上げている時間が短くなり切削抵抗が大きくなりやすい。また、位相差が９０°からずれるとともに基金型加工面に形成される振動マークが大きくなりやすく鏡面性状及び形状精度を得にくくなるため望ましくない。
【００５４】
また振動周波数は、１８ＫＨｚ以上であることが好ましい。振動周波数が１８ＫＨｚ未満の場合には、振動速度を大きくすることができないために、加工能率が劣化する。また工具と基金型との接触時間が大きくなり、工具摩耗が生じやすくなる。
【００５５】
［少なくとも1方向の振動を伴う振動切削法］
本発明の成形金型の加工方法においては、上述の楕円振動切削方法以外であっても、工具刃先をｘｙｚ３次元空間内の任意の方向に振動させながら切削を行う少なくとも１方向の振動を伴う振動切削法であれば足りる。一般的には切削方向すなわちｘ軸方向に振動を行う切削方向振動切削、送り方向すなわちｙ軸方向に振動を行う送り方向振動切削および、切り込み方向すなわちｚ軸方向に振動を行う切り込み方向振動切削の３つの方法があり、これらの振動切削法を用いて工具１を任意の直線方向に振動させて加工を行う。
【００５６】
このうち送り方向および切り込み方向の振動切削は、基金型加工面の表面粗さが大きくなりやすく、工具摩耗やチッピングが発生しやすいため成形金型として所望の鏡面性状及び形状精度が得にくくなるため望ましくない。
【００５７】
他方、切削方向の振動切削においては、振動方向がｘ軸に対して０．１°〜８°程度切り込み方向（ｚ軸マイナス方向）に傾斜することが望ましい。０．１°未満の場合には、工具１の刃先が切削していない瞬間にも基金型に接触しやすく、たとえば完全に切削方向と振動方向が一致する場合には常時工具刃先が基金型と接触することになる。次いで、振動切削が終了し、工具を切削方向と逆の方向に移動させる際に、工具の刃先にせん断力が働き、へき開破壊を生じやすくなる。逆に、８°を超えると、基金型加工面に形成される振動マークにより鏡面性状及び形状精度が得にくくなるため望ましくない。
【００５８】
以上のように、上述の切削法を用いて、前述のタングステンを主成分とした基金型材料を単結晶ダイヤモンドバイドによって切削加工することにより、ガラス光学素子用の成形金型として所望の鏡面及び形状を形成することができる。
特に上述の数値範囲の条件うち切削速度及び速度比が鏡面性状及び形状精度に与える影響が大きい。このため、これらの条件を満たすことにより、厚みが薄く、形状精度を保ち形成し難い非球面の光学ガラス素子を成形するための金型であっても、容易に加工することができる。
【００５９】
このように、前述の第１組成または第２組成の焼結材料を有する基金型を、上述の切削法により切削加工することの相乗効果によって、成形金型の鏡面性状、形状精度を著しく向上させ、繰り返し超高精度の光学ガラス素子を成形することができる。
【実施例】
【００６０】
タングステンを主成分とする基金型を以下のようにして得た。
【００６１】
Ｎｉ源として、純度９９．６％のＮｉ（ＮＯ3）2６Ｈ2Ｏ粉末をＮｉ換算で０．５質量％、Ｃｏ源として、純度９９．６％の硝酸コバルト水和物粉末をＣｏ換算で０．２質量％、Ｆｅ源として、純度９９．６％の硝酸鉄水和物粉末をＦｅ換算で０．１質量％配合し、混合原料粉末とした。
【００６２】
この混合原料粉末を、アセトンや純水等の溶媒中に完全に溶解させた後、平均粒径２．５μｍのＷ粉末に配合して、スラリーを得た。
【００６３】
このスラリーを混合機で混練させた後、乾燥させて、混合原料粉末で表面が被覆されたＷ粉末を得た。その後、水素雰囲気中において温度８００°にし、１時間加熱処理することにより、表面の混合原料粉末が熱分解した。これにより、表面がＮｉとＣｏ／Ｆｅとにより被覆された被覆Ｗ粉末を得た。
【００６４】
この被覆Ｗ粉末に、５μｍ以上の粒径が存在しないように、篩い分けた平均粒径１μｍのＹ2Ｏ3を０．５質量％、平均粒径１μｍのＶＣ粉末を０．２質量％配合した。
【００６５】
次いで、通常の条件で湿式混合し、乾燥し、１５０ＭＰａの静水圧でプレス成形して直径５０ｍｍ×高さ４０ｍｍの圧粉体とした。この圧粉体を、予備焼結として、水素雰囲気中において焼結温度９００°で５時間焼結させた後、本焼結として、水素雰囲気中において焼結温度１，４７０°で２時間焼結させ、基金型を得た。
【００６６】
この基金型を以下の条件でヘール加工による溝又は平面切削加工を行い、工具の摩耗量、基金型加工面の表面状態及び表面粗さを調べた。なお、工具には、刃先の円形状が半径０．９８ｍｍ、開き角が５５°（ただしウィンドアングルは９０°）、すくいが角０°、逃げ角が１５°である単結晶ダイヤモンドを用い、切削の切り込みは５μｍ、平面切削における送りは１０μｍ、切削油は白灯油とした。
【００６７】
［実施例］
実施例１〜１０は、表１に示す条件で上述の楕円振動切削法により溝加工を行い、実施例１１〜１４は、表１に示す条件で上述の切削方向振動切削により溝加工を行った。また、実施例１５〜１８は、表１に示す条件で楕円振動切削法又は切削方向振動切削法により平面加工を行った。
振動条件としては、楕円振動切削法における傾斜角Θを４０°、位相差を９０°とし、また切削方向振動切削法においては振動方向がｘ軸に対して０．１°〜８°の範囲で切り込み方向（ｚ軸マイナス方向）に傾くように、切り込み方向の振動成分を付与した。振動周波数は、楕円振動切削法及び切削方向振動切削法とも、２０ｋＨｚとした。
なお、表１中の垂直方向とは、楕円振動切削法においてはａ軸方向に対する振動振幅（μｍ）を意味し、切削方向振動切削法においては切り込み方向（ｚ軸マイナス方向）に対する振動振幅（μｍ）を意味する。
【００６８】
［比較例］
比較例１〜５は、表１に示す条件で工具刃先に振動を伴わない通常の溝加工および平面加工を行った。
【００６９】
【表１】
2006176365.tif 000003
【００７０】
実施例１〜１８及び比較例１〜５の加工後における表面を、ＳＥＭ写真で撮影し、表面状態を調べて、表２に記した。なお、表２における◎は、基金型加工面に脆性破壊や塑性変形による顕著な欠陥が無い状態、○は、前述の欠陥が若干混じるものの良好な形状精度及び鏡面性状が得られている状態、×は、脆性破壊や塑性変形が激しい状態を意味する。また、倍率を３０００倍として、実施例４のＳＥＭ写真を図３に、比較例２のＳＥＭ写真を図４に示した。
さらに、実施例１５〜１８及び比較例５の切削加工面における平均表面粗さＲａ及び最大表面粗さＲｙを、ＪＩＳＢ０６０１：０１に従い計測して、表２に記した。
さらにまた、実施例１〜１７及び比較例１〜３において工具として用いたダイヤモンドの刃先の摩耗量（μｍ）を計測し、表２に記した。
【００７１】
【表２】
2006176365.tif 000004
【００７２】
［評価］
表２からわかるように、実施例１〜１４の溝加工においては、ダイヤモンドバイド刃先の摩耗が観察されず、切削加工面がＳＥＭ写真による評価から鏡面を有することがわかる。また、実施例１５〜１８の平面加工においては、ダイヤモンドバイド刃先の摩耗量が０．２μｍ以下と少なく、切削加工面の平均粗さが９ｎｍＲａ以下、最大表面粗さが６０ｎｍＲｙ以下であり、凹凸が少ないことがわかる。特に、楕円振動切削によるものは、平均表面粗さが７ｎｍＲａ以下、最大表面粗さが５０ｎｍＲｙ以下であり、ＳＥＭ写真による評価から非常に優れた鏡面性状を有することがわかる。
【００７３】
これに対して比較例１〜４の溝加工においては、ワーク材がダイヤモンドバイト刃先に擬着しており、切削加工面がＳＥＭ写真による評価から凹凸及びむしれを有することがわかる。また、実施例５の平面加工面においては、ダイヤモンドバイド刃先の摩耗量が１７μｍと多く、切削加工面の表面粗さが２９ｎｍＲａ、最大表面粗さが１９２ｎｍＲｙと非常に粗く、高精度のガラス素子を成形するのに適さないことがわかる。
【００７４】
実施例１９では、上記基金型を表３に示す条件で楕円振動法による切削加工を行い、球面レンズ成形型を作製し、基金型加工面の鏡面性状及び形状精度を調べた。その結果、得られた加工面は、平均面粗度が７．９ｎｍＲａ、最大面粗度が４５ｎｍＲｙであった。また、ＰＶ値による形状精度が０．２７μｍであり、いずれも光学成形金型として充分良好な鏡面性状と形状精度であった。
【００７５】
【表３】
2006176365.tif 000005
【図面の簡単な説明】
【００７６】
【図１】本発明の一実施形態として示した切削加工方法の断面模式図である。
【図２】図１における工具１の全体説明図である。
【図３】楕円振動切削法により溝加工を行った実施例４の基金型加工面のＳＥＭ写真である。
【図４】通常の切削により溝加工を行った比較例２の基金型加工面のＳＥＭ写真である。
【符号の説明】
【００７７】
１・・・工具
２・・・基金型
１１・・・刃
【図１】
2006176365.tif 000006
【図２】
2006176365.tif 000007
【図３】
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【図４】
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